運行參數(shù)對倒傘曝氣機曝氣性能影響試驗

王 勇，明加意，董 亮，劉厚林，劉嘉偉，汪文生

?

運行參數(shù)對倒傘曝氣機曝氣性能影響試驗

王 勇1，明加意1，董 亮1※，劉厚林1，劉嘉偉1，汪文生2

（1. 江蘇大學國家水泵及系統(tǒng)工程技術研究中心，鎮(zhèn)江 212013； 2. 南京貝特環(huán)保通用設備制造有限公司，南京 211500）

轉速、浸沒深度和液位高度對倒傘曝氣機曝氣性能的影響較大，為了研究各影響參數(shù)協(xié)同作用下倒傘曝氣機曝氣性能的變化情況，該文通過試驗研究了不同轉速、浸沒深度和液位高度對曝氣性能的影響。研究表明：在相同轉速時隨著運行時間的增加曝氣池溶解氧濃度隨之增大，但增幅逐漸降低；隨著轉速的增加，葉輪對水的做功能力增強，提高了水面的湍動強度及水面下的復氧強度，進而縮短了曝氣池達到氧飽和的時間，轉速為300 r/min達到氧飽和的時間比150 r/min縮短了約57%。轉速、浸沒深度和液位高度的改變均會極大地影響倒傘曝氣機的性能：轉速的增加能夠提升倒傘曝氣機的標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力，但對于標準動力效率的提升有一個上限值，該上限值與浸沒深度有關；倒傘曝氣機低速運行時，浸沒深度和液位高度對標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力的影響較小。液位高度的增加會加大倒傘曝氣機的標準充氧能力和標準動力效率，但是相同液位高度下，隨著轉速的增加標準動力效率增幅明顯小于標準充氧能力增幅，當液位高度為250 mm時，轉速從150增加到300 r/min，標準充氧能力值提高2.91倍而標準動力效率提高1.22倍。該研究可為倒傘曝氣機的經(jīng)濟運行提供參考。

壓力；水；葉輪；倒傘曝氣機；變轉速；標準氧總轉移系數(shù)；標準充氧能力；標準動力效率

0 引 言

倒傘曝氣機具有結構簡單、充氧能力強、動力效率高等眾多優(yōu)點，因此成為污水處理廠常用的豎軸表面曝氣設備[1-3]。其運行參數(shù)的改變通常會引起曝氣池內(nèi)氧傳質速率和倒傘曝氣機消耗功率的變化，從而影響倒傘曝氣機的曝氣性能[4-7]。

周文忠等[8]通過調(diào)節(jié)葉輪的浸沒深度和轉速，測試計算了不同工況下倒傘曝氣機的充氧量和動力效率，對比得出倒傘曝氣機的動力效率與轉速、浸沒深度都呈拋物線關系。潘哲等[9]對幾種不同型式倒傘曝氣機的充氧性能進行了試驗對比研究，分析了葉片數(shù)、安裝角及形狀對曝氣性能的影響，結果表明導流輻板是增強倒傘曝氣機曝氣性能的關鍵因素。邢普等[10-11]提出了一種按照對數(shù)螺旋線制作的弧形葉片，并根據(jù)真實流場的情況對葉片進行了優(yōu)化。王淦等[12]對C型葉片形式倒傘曝氣機的充氧性能進行了試驗對比研究，結果表明C型倒傘曝氣機存在著最高效運行點。曹瑞鈺等[13]對倒傘型曝氣機大功率下充氧性能與旋轉線速度和浸沒深度的關系進行了研究。研究表明當旋轉線速度為4.4 m/s時充氧效率最高。鄧志雄[14]對倒傘型曝氣機的葉片參數(shù)進行了研究，得出了葉片幾何參數(shù)和運行參數(shù)與氧化溝流動特性之間的關系。施慧明等[15]對3種不同的深水型曝氣機葉輪進行了模擬計算并與實驗結果對比，發(fā)現(xiàn)雙層結構形式的曝氣機的攪拌能力更強。

Fan等[16]將試驗數(shù)據(jù)與倒傘曝氣機在氧化溝中流場的模擬情況進行了對比，驗證了模擬結果的可靠性，為倒傘曝氣機實際運用提供了理論基礎。Backhurst等[17]研究了曝氣機在一系列變量情況下的充氧能力，并總結了數(shù)據(jù)的相關經(jīng)驗性。Ognean[18]定義了一個理想化的豎軸表面曝氣機，并以此為基礎建立了試驗值與理論值之間的數(shù)學關系。Moulick等[19]研究基于尺寸分析的幾何和動態(tài)變量對曝氣過程的影響，建立了各種線性尺度的最佳幾何相似度?？梢灶A測具有優(yōu)化幾何尺寸的槳葉曝氣機的曝氣性能。Deshmukh等[20]研究了3種不同葉輪形式下的氣體形式分布，并對不同類型的葉輪進行軸向速度測量。研究發(fā)現(xiàn)速度分布取決于葉輪區(qū)域內(nèi)固有的滯留氣體。Cancino等[21-22]對不同葉片結構參數(shù)的曝氣機進行了試驗研究，建立了曝氣性能指標與各設計運行參數(shù)之間的關系。Gandhi等[23]同步采集了倒傘曝氣機在不同運行工況下的壓力脈動特性及曝氣性能指標，建立了混沌特征變量與曝氣性能指標之間的關系函數(shù)，準確預測了倒傘曝氣機的氧總轉移系數(shù)La和氣含率。Rao等[24]研究發(fā)現(xiàn)在保持攪拌槽內(nèi)液體體積一定的情況下，對倒傘曝氣機適當加大功率輸入能夠得到更高的動力效率。Kumar等[25]以曝氣池內(nèi)湍動最大的葉輪附近液體域為研究對象，研究發(fā)現(xiàn)氧傳質率僅跟能量耗散率有關，并得到在幾何相似的曝氣系統(tǒng)中氧傳質速率和能量耗散速率的放大函數(shù)。

盡管國內(nèi)外學者對變參數(shù)運行下的倒傘曝氣機曝氣性能開展了諸多研究，取得了一些階段性的成果，但是對寬葉片直輻射型倒傘曝氣機的研究還鮮見報道，因此，本文制作了葉片數(shù)為6枚的寬葉片直輻射型倒傘曝氣機葉輪，系統(tǒng)地研究轉速、浸沒深度和液位高度變化對倒傘曝氣機曝氣性能影響，分析了各不同運行參數(shù)下標準氧總轉移系數(shù)、標準充氧能力和標準動力效率的變化規(guī)律，以期為倒傘曝氣機的經(jīng)濟運行提供參考。

1 試驗裝置及方案

1.1 試驗裝置

試驗裝置由圓形曝氣池、倒傘曝氣機葉輪、扭矩儀、變頻控制柜、電機、溶解氧測量儀等組成。圓形曝氣池直徑d為600 mm，內(nèi)無擋板。將變頻電機、扭矩儀和倒傘曝氣機葉輪整體固定在一個升降裝置上，通過伺服電機上下調(diào)節(jié)葉輪高度位置。試驗臺示意圖如圖1所示。

注：H表示液位高度，mm；de表示浸沒深度，mm；dc表示曝氣池直徑，mm。

1.2 試驗儀器

試驗中選用便攜式溶解氧測量儀來測定水的溫度和水中溶解氧濃度，生產(chǎn)廠家為上海雷磁，設備型號為JPB-607A型，溫度的測量范圍為0～40 ℃，基本誤差為±0.5 ℃；溶解氧濃度的測量范圍為0～20 mg/L，基本誤差為±0.3 mg/L。采用扭矩儀來測量倒傘曝氣機運行時的轉速和扭矩，生產(chǎn)廠家為北京天宇恒創(chuàng)，設備型號為CYT-302，扭矩儀額定轉矩為20 N·m，精度為0.25級。采用間歇非穩(wěn)態(tài)法[26]測定倒傘曝氣機的曝氣性能，間歇非穩(wěn)態(tài)法是指測試曝氣池的水不進不出，曝氣過程中水中溶解氧濃度隨曝氣時間變化的方法。試驗過程中需要添加藥劑來消耗掉水中的溶解氧，曝氣試驗需要用到的藥劑如表1所示。

表1 試驗藥劑

1.3 試驗方案

圓形曝氣池直徑d保持不變，在低（=200 mm）、中（=250 mm）和高（=300 mm）3個不同液位高度時，通過伺服電機調(diào)節(jié)葉輪高度，使葉輪高出液面（d=5 mm）、與液面持平（d=0 mm）和浸入液面（d=-5 mm）3個浸沒深度下，分別測量了150、180、210、240、270和300 r/min 6個轉速下的曝氣機的曝氣性能，進而研究轉速、浸沒深度和液位高度協(xié)同運作對倒傘曝氣機曝氣性能的影響。其中“液位高度”主要考慮曝氣池內(nèi)水的容量，“浸沒深度”主要考慮葉輪與曝氣池液面的相對位置。具體參數(shù)含義如圖1所示。

2 曝氣性能的評價方法

對倒傘曝氣機曝氣性能的評價指標主要有：標準氧總轉移系數(shù)La(20)、標準充氧能力SOTR和標準動力效率SAE。曝氣充氧屬氧傳質過程，根據(jù)雙膜理論[27]，空氣中的氧由氣相向液相轉移的過程中，阻力主要集中在液膜上。假定這個過程符合一級動力學反應，則水中溶解氧的變化可用式（1）表示。

式中d/d為氧轉移速率，mg/(L·min)；La為氧總轉移系數(shù)，min-1；s為試驗條件下的氧飽和濃度，mg/L；為時刻的溶解氧濃度，mg/L。

將式（1）積分，整理可得：

式中1、2表示2個不同時刻，C1為1時刻的溶解氧濃度，mg/L；C2為2時刻的溶解氧濃度，mg/L。根據(jù)《倒傘型表面曝氣機》[28]規(guī)定：舍去溶解氧小于20%s的初始數(shù)據(jù)以排除脫氧劑的影響，同時舍去溶解氧濃度大于80%s的值，以減小結果誤差。所以C1、C2應在s的20%～80%之間。

因為溫度和壓力等因素都會對氧的傳遞速率產(chǎn)生影響，因此需要對溫度和壓力進行校正，把非標準條件下的La轉換成標準條件下（20 ℃，760 mm汞柱）下的K(20)，因試驗時的大氣壓與標準大氣壓相差不大，本試驗僅進行了溫度校正，校正公式為：

La(20)=1.02420-T·La(T)（3）

式中為試驗時的水溫，℃；La(T)為試驗水溫為時的總轉移系數(shù)，min-1；1.024為測試修正系數(shù)。

倒傘曝氣機的性能指標主要由標準充氧能力SOTR和標準動力效率SAE來衡量，SOTR的計算公式為：

SOTR=s(標)·La(20)·（4）

式中SOTR為標準條件下單位時間內(nèi)轉移到水中的氧量，mg/min；為試驗時曝氣池內(nèi)水的體積，；s(標)為標準條件下氧的飽和濃度，mg/L。

標準動力效率SAE的計算公式為：

式中SAE為標準條件下一定電能耗時氧轉移到水中的含量，mg/(min·W)；為試驗時消耗的功率，W。

3 試驗結果及分析

標準充氧能力和標準動力效率是評判倒傘曝氣機曝氣能力強弱的指標。標準氧總轉移系數(shù)是最基本的參數(shù)，它不僅能直觀地反映曝氣池內(nèi)氧傳質速率，還能計算推導標準充氧能力和標準動力效率。曝氣池內(nèi)液體體積保持恒定的情況下，標準充氧能力與標準氧總轉移系數(shù)成正比，所以本文將標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力放在一起分析。

以圓形曝氣池液位高度為200 mm、葉輪與液面持平的倒傘曝氣機曝氣數(shù)據(jù)為例，選取溶解氧濃度為飽和濃度值的20%～80%作為有效數(shù)據(jù)[28]，得到不同轉速下充氧性能變化曲線，如圖2a所示。

a. 溶解氧濃度

a. Dissolved oxygen concentration

注：s為試驗條件下的氧飽和濃度, mg·L-1；t為時刻的溶解氧濃度, mg·L-1.

Note:sis the oxygen saturation concentration under test conditions, mg·L-1;tis the dissolved oxygen concentration at time, mg·L-1.

b. ln(s-t)

圖2不同轉速下充氧性能變化曲線

Fig.2 Variation curve of oxygenation performance at different rotating speeds

由圖2a可知，在同一轉速下，隨著運行時間的增加曝氣池溶解氧濃度隨之增大，但增幅逐漸降低。這是由于曝氣池中溶解氧濃度隨著曝氣過程的持續(xù)逐漸增強，根據(jù)菲克定律[29]，水中溶解氧濃度增大會減小單位面積氧與傳質方向上所含氧的濃度梯度，從而降低氧傳質速率。隨著轉速的增加，葉輪對水的做功能力增強，提高了水面的湍動強度及水面下的復氧強度，進而縮短了曝氣池到達氧飽和的時間，與150 r/min相比，轉速為300 r/min時達到氧飽和的時間縮短了約57%。

測試溫度為29 ℃時，按式（2）對實測數(shù)據(jù)進行處理，并用最小二乘法回歸分析[30]擬合得到標準氧總轉移系數(shù)，如圖2b所示。

3.1 轉速對曝氣性能的影響

倒傘曝氣機在液位高度=200 mm以及葉輪與液面持平d=0 mm情況下，標準氧總轉移系數(shù)、標準充氧能力和標準動力效率隨轉速的變化如表2所示。由表2可知，擬合曲線的擬合質量決定系數(shù)2均能達到0.99，說明所采用的回歸分析法擬合精度較高。標準氧總轉移系數(shù)與轉速正相關，隨著轉速的增加而增大，這說明轉速的增加能夠提高曝氣池內(nèi)的氧傳質速率。

表2 不同轉速下的標準氧總轉移系數(shù)、標準充氧能力和標準動力效率

Table 2 Standard oxygen mass transfer coefficient, standard oxygen transfer rate and standard aeration efficiency at differentrotating speeds

注：液位高度為200 mm。

Note: Liquid levelis 200 mm.

由表2可知，在液位高度一定的情況下，標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力隨轉速的增大近似線性增大。這主要是因為氧氣是難溶氣體，在水中的溶解度較小，氧傳質阻力幾乎全部集中在液膜，而轉速增大時液面在飛速旋轉葉輪的作用下強烈湍動破碎，葉輪附近液體的湍動強度增加，這樣就會減小液膜厚度從而有利于氧的傳遞。同時，倒傘曝氣機葉輪就像一個豎直放置的離心泵葉輪，借用泵葉輪的相關設計理論，轉速增加，泵葉輪的泵送能力增強，流經(jīng)葉輪的液體量增大，對于倒傘曝氣機來說，轉速的增加會增強葉輪的軸向提升能力，使得更多的液體流向輻板上側，從而增大水躍濺起的液體總量，擴大液體與空氣的接觸面積；此外，轉速加大會增大液體水躍形成水幕的高度和輻射半徑，進而延長液體與空氣的接觸時間。因此轉速增加會增強氧傳質能力。

理論上，攪拌器中的功率與轉速的立方成正比，從上文的分析可知標準充氧能力與轉速成正比，標準動力效率是標準充氧能力與功率的比值，應該與轉速倒數(shù)的平方成正比，其值理應隨著轉速的增大而減小。但是從表2可知，標準動力效率與轉速正相關，僅僅是增幅隨著轉速的增大而減小，這說明本文研究的倒傘曝氣機的功率并不是與轉速的立方成正比。通過高速攝影拍攝，如圖3所示，發(fā)現(xiàn)由于倒傘曝氣機運行在近水表面時，葉輪旋轉將卷吸進大量空氣，空氣起始于輻板下側葉片背面，緊貼輻板呈三角形分布，這樣會減小葉輪的功率消耗，使得功率不在與轉速成立方正比關系。

圖3 液面變形

3.2 浸沒深度對曝氣性能的影響

倒傘曝氣機在液位高度=250 mm時，標準氧總轉移系數(shù)、標準充氧能力和標準動力效率在不同浸沒深度d下隨轉速的變化如圖4所示。

由圖4a和圖4b可知，在低轉速150 r/min時，葉輪在位于液面下（d=?5 mm）、與液面持平（d=0 mm）和高出液面（d=5 mm）這3種運行工況下的標準氧充氧能力相差不大。說明在低轉速時葉輪的浸沒深度對標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力的影響較小，隨著轉速的增大，標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力均隨著浸沒深度的增加逐漸增大。這是因為倒傘曝氣機的曝氣性能主要是由液面上方的拋灑傳質和液面下方的復氧傳質兩部分決定的：在低轉速150 r/min時，從試驗現(xiàn)象上看浸沒入液面下的葉輪并未產(chǎn)生水躍，主要是通過更新液面及加強池內(nèi)液體攪動來促進氧的傳遞，液下復氧占主導；位于液面上方的葉輪，其輻板上側液體及沿輻板外壁上升的液體均能被葉片“甩出”形成水躍，由于僅有部分葉輪與液體接觸，液下復氧程度低；與液面持平葉輪的曝氣情況介于兩者之間，以上原因使葉輪在3種浸沒深度下的曝氣性能相差不大。在高轉速300 r/min時，3種浸沒深度的葉輪均能形成水躍，浸沒入液面下的葉輪對表層液體的攪動程度明顯增強，同時由于葉輪浸沒入水下，縮小了葉輪與曝氣池池底的距離，使得池內(nèi)液體流速增大，液體循環(huán)混合的作用能夠破壞水體分層，促進表層高含氣率的液體向底層流動，氣液渦旋混合界面不斷更新，最終導致標準氧總轉移系數(shù)的增幅和標準充氧能力增幅明顯大于與液面持平葉輪和位于液面上方的葉輪。

注：H=250 mm。

由圖4c可知，在180到300 r/min的轉速區(qū)間內(nèi)，葉輪在3種浸沒深度下的標準動力效率變化規(guī)律相同，浸沒深度分別為?5、0和5 mm時的標準動力效率值依次減小，而在低轉速150 r/min時，d=0 mm時標準動力效率最高，為42.885 mg/(min·W)，d=?5 mm時次之，d=5 mm時最低。這是由于葉輪浸沒在水下低速運行時，葉輪上附著的空氣較少，葉輪對液體的做功區(qū)域較大，對池內(nèi)攪拌推流作用占主導，導致功率消耗增大，而對液面上水躍強度的影響不大，使得液面下的倒傘曝氣機的標準動力效率小于與液面持平放置的倒傘曝氣機。位于液面上的葉輪雖然功率消耗小，但由于其標準充氧能力低，最終導致標準動力效率最低。同時，還可以看出，在3種浸沒深度下葉輪的標準動力效率在150到240 r/min的速度區(qū)間內(nèi)增幅較大，隨著轉速的進一步增大，標準動力效率的增幅較小，甚至在270 r/min時，浸沒入液面下的葉輪出現(xiàn)了標準動力效率下降的情況。說明通過增加轉速來提升標準動力效率有一個上限，且浸沒深度不同這個上限也不同。隨著浸沒深度的增加，標準動力效率呈現(xiàn)增長的趨勢，未出現(xiàn)文獻[8]中的標準動力效率峰值。

3.3 液位高度對曝氣性能的影響

倒傘曝氣機在浸沒深度d=0 mm情況下，標準氧總轉移系數(shù)、標準充氧能力和標準動力效率在不同液位高度下隨轉速的變化如圖5所示。

圖5 標準氧總轉移系數(shù)、標準充氧能力和標準動力效率隨液位高度與轉速的變化曲線

由圖5a和圖5b可知，液位高度的增加會降低倒傘曝氣機的標準氧總轉移系數(shù)。造成這一結果可從兩方面進行解釋：一方面，在保持轉速和浸沒深度一致的情況下，葉輪做功能力幾乎不隨液位的改變而改變，液位越高，單位體積內(nèi)液體獲得的能量越少，液體流速越慢，增加了池底缺氧液體到達水面進行強烈湍動傳質的時間，進而大幅延長曝氣時間；另一方面，曝氣池體積的增大，加大了需要曝氣充氧的液體的總量，進一步導致標準氧總轉移系數(shù)值的降低。但是標準充氧能力隨液位的增加而增大，與標準氧總轉移系數(shù)隨液位的增加而減小的規(guī)律相反，這是由于標準氧總轉移系數(shù)La(20)隨液位的增加而減小，而液位的上升，使得體積增大，標準氧充氧能力與La(20)和乘積成正比關系，液位增加過程中La(20)與乘積增加，所以呈現(xiàn)標準充氧能力隨液位的增加而增大這一規(guī)律。

由圖5c可知，標準動力效率在不同液位高度下隨轉速的變化趨勢與標準充氧能力的變化趨勢相同，均隨著液位高度的增加而增大。但是同一液位下標準動力效率隨轉速變化的增幅明顯減小，以液位高度為250 mm為例，300 r/min時的標準充氧能力值是150 r/min的2.91倍，而300 r/min時的標準動力效率值僅是150 r/min時的1.22倍，這主要是因為轉速增加，標準充氧能力增大的同時，功率也在增大，且增大的幅值大于標準充氧能力的增幅。在充氧能力滿足池內(nèi)需氧量的前提下，倒傘曝氣機低速運行能夠減小能量消耗。

4 結 論

1）在同一轉速下，隨著運行時間的增加曝氣池溶解氧濃度隨之增大，但增幅逐漸降低。曝氣池到達氧飽和的時間隨著轉速的增加而縮短，與150 r/min相比，轉速為300 r/min時達到氧飽和的時間縮短了約57%。

2）在液位高度保持恒定、浸沒深度為0 mm的情況下，倒傘曝氣機各項曝氣性能均隨著轉速的增大而提高，其中標準氧總轉移系數(shù)和標準充氧能力與轉速成正比，標準動力效率隨轉速增加而增大，但增幅隨著轉速的增大而減小。

3）浸沒深度對倒傘曝氣機曝氣性能的影響與轉速有關。在低轉速時，浸沒深度對曝氣性能的影響較小；在高轉速時，曝氣性能指標隨著浸沒深度的增加而增大。3種浸沒深度下，倒傘曝氣機標準動力效率在高轉速時的變化較小，甚至會出現(xiàn)下降。

4）相同轉速時，倒傘曝氣機的標準氧總轉移系數(shù)隨著液位高度的增加而降低，標準充氧能力和標準動力效率的變化趨勢則相反。隨著轉速的增加，相同液位下標準動力效率的增幅明顯減小，當液位高度為250 mm、浸沒深度為0 mm時，300 r/min時的標準充氧能力值是 150 r/min的2.91倍，而標準動力效率值僅是150 r/min時的1.22倍。

[1] 周文忠. 關于污水處理設備發(fā)展現(xiàn)狀與問題淺析[J]. 化工管理，2013(9)：145－146.

Zhou Wenzhong. A analysis of current situation and problems in sewage treatment equipment[J]. Chemical Enterprise Management, 2013(9): 145－146. (in Chinese with English abstract)

[2] 孫宏斌，谷成國. 污水處理設備國產(chǎn)化的現(xiàn)狀與發(fā)展[J]. 環(huán)境保護與循環(huán)經(jīng)濟，2011，31(12)：61－63.

Sun Hongbin, Gu Chengguo. Current status and development of native sewage treatment equipment[J]. Environmental Protection and Circular Economy, 2011, 31(12): 61－63. (in Chinese with English abstract)

[3] 韓志強，白振光，劉家勇. 氧化溝工藝曝氣設備的技術現(xiàn)狀[J]. 艦船防化，2007(6)：40－44.

Han Zhiqiang, Bai Zhenguang, Liu Jiayong. The development status of aerator in the oxidation ditch[J]. Chemical Defence on Ships, 2007(6): 40－44. (in Chinese with English abstract)

[4] 美國梅特卡夫公司. 廢水工程：處理、處置及回用[M]. 北京：化學工業(yè)出版社，1986.

[5] 王淦. 氧化溝污水廠關鍵設備及技術研究[D]. 北京：北京工業(yè)大學，2013.

Wang Gan. Study on the Key Equipments & Technologies In Wwtps With The Process of Oxidation Ditch[D]. Beijing: Beijing University of Technology, 2013. (in Chinese with English abstract)

[6] 穆瑞林，劉大軍. 國內(nèi)曝氣設備述評[J]. 給水排水，1992，18(6)：34－37.

Mu Ruilin, Liu Dajun. Comments on the aeration units used in China[J]. Water & Wastewater Engineering, 1992, 18(6): 34－37. (in Chinese with English abstract)

[7] 邱彬彬. 新型倒傘型曝氣機曲面葉輪優(yōu)化設計研究[D]. 南昌：南昌航空大學，2014.

Qiu Binbin. Researches on the Optimized Design of New-type Inverted Umbrella Aerator Curved Surfaces Impeller[D]. Nanchang: Nanchang University of Aeronautics, 2014. (in Chinese with English abstract)

[8] 周文忠，范奎，勾全增. 倒傘型表面曝氣機充氧特性研究[J]. 工業(yè)用水與廢水，2013，44(4)：58－60.

Zhou Wenzhong, Fan Kui, Gou Quanzeng. Study on oxygen transfer characteristics of inverted-umbrella type surface aerator[J]. Industrial Water and Wastewater, 2013, 44(4): 58－60. (in Chinese with English abstract)

[9] 潘哲，汪家權，范奎，等. 幾種倒傘型表面曝氣機的充氧性能[J]. 環(huán)境工程學報，2012，6(6)：1936－1940.

Pan Zhe, Wang Jiaquan, Fan Kui, et al. Oxygenating properties of different inverted umbrella surface aerators[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2012, 6(6): 1936－1940. (in Chinese with English abstract)

[10] 邢普，趙敬云. 倒傘型曝氣機有限元分析及優(yōu)化設計[J]. 計算機仿真，2010，27(6)：372－376.

Xing Pu, Zhao Jingyun. Finite element analysis and optimization design of inverted umbrella aerator[J]. Computer Simulation, 2010, 27(6): 372－376. (in Chinese with English abstract)

[11] 邢普，邱彬彬. 新型曲面倒傘型曝氣機推流下的氧化溝流場分析[J]. 機械設計與制造，2014(1)：53－55.

Xing Pu, Qiu Binbin. Study on flow field of oxidation ditch under a new curved umbrella aerator[J]. Mechanical Design and Manufacture, 2014(1): 53－55. (in Chinese with English abstract)

[12] 王淦，彭永臻，侯紅勛，等. C型倒傘表面曝氣機充氧性能試驗研究[J]. 華中科技大學學報：自然科學版，2013，41(9)：91－96.

Wang Gan, Peng Yongzhen, Hou Hongxun, et al. Experimental study on the performance of C-type inverted umbrella oxygenated surface aerators[J]. Huazhong University of Science and Technology: Natural Science, 2013, 41(9): 91－96. (in Chinese with English abstract)

[13] 曹瑞鈺，陳秀成，張煥文. 大功率倒傘型曝氣機性能檢測和研究[J]. 給水排水，2002，28(10)：67－70.

Cao Ruiyu, Chen Xiucheng, Zhang Huanwen. Test and meas-urement of high power inverse cone surface aerator[J]. Water & Wastewater Engineering, 2002, 28(10): 67－70. (in Chinese with English abstract)

[14] 鄧志雄. 新型倒傘型表面曝氣機推流充氧機理及試驗研究[D]. 南昌：南昌航空大學，2016.

Deng Zhixiong. New Type of the Inverted Umbrella Surface Aerator Push Flow Oxygen Filling Principle and Its Experimental Study[D]. Nanchang: Nanchang University of Aeronautics, 2016. (in Chinese with English abstract)

[15] 施慧明，劉艷臣，施漢昌，等. 深水型表面曝氣機的模擬計算與構型比較[J]. 環(huán)境工程學報，2008，2(2)：154－159.

Shi Huiming, Liu Yanchen, Shi Hanchang, et al. CFD simulation and performance comparison of surface aerator for deep aeration[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2008, 2(2): 154－159. (in Chinese with English abstract)

[16] Fan L, Xu N, Wang Z, et al. PDA experiments and CFD simulation of a lab-scale oxidation ditch with surface aerators[J]. Chemical Engineering Research & Design, 2010, 88(1): 23－33.

[17] Backhurst J R, Harker J H, Kaul S N. The performance of pilot and full-scale vertical shaft aerators[J]. Water Research, 1988, 22(10): 1239－1243.

[18] Ognean T. Relationship between oxygen mass transfer rate and power consumption by vertical shaft aerators[J]. Water Research, 1997, 31(6): 1325－1332.

[19] Moulick S, Mal B C, Bandyopadhyay S. Prediction of aeration performance of paddle wheel aerators[J]. Aquacultural Engineering, 2002, 25(4): 217－237.

[20] Deshmukh N A, Joshi J B. Surface Aerators : Power number, mass transfer coefficient, gas hold up profiles and flow patterns[J]. Chemical Engineering Research & Design, 2006, 84(11): 977－992.

[21] Cancino B, Roth P, Reu? M. Design of high efficiency surface aerators: Part I. development of new rotors for surface aerators[J]. Aquacultural Engineering, 2004, 31(1): 83－98.

[22] Thakre S B, Bhuyar L B, Deshmukh S J. Oxidation ditch process using curved blade rotor as aerator[J]. International Journal of Environmental Science and Technology, 2009, 6(1): 113－122.

[23] Gandhi A B, Joshi J B, Jayaraman V K, et al. Data-driven dynamic modeling and control of a surface aeration system[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2007, 46(25): 8607－8613.

[24] Rao A R, Kumar B. Scale-up criteria of square tank surface aerator[J]. Biotechnology and Bioengineering, 2007, 96(3): 464－470.

[25] Kumar B, Rao A R. Oxygen transfer and energy dissipation rate in surface aerator[J]. Bioresource Technology, 2009, 100(11): 2886－2888.

[26] 張宇雷，倪琦，劉晃. 基于間歇非穩(wěn)態(tài)方法的溶氧裝置增氧能力檢測[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2010，26(11)：145－150.

Zhang Yulei, Ni Qi, Liu Huang. Evaluation of oxygen transfer rate of oxygenator based on intermittent non-steady state method[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2010, 26(11): 145－150. (in Chinese with English abstract)

[27] Lewis W K, Whitman W G. Principles of gas absorption[J]. Industrial & Engineering Chemistry, 1924, 16(3): 1215－1220.

[28] 倒傘型表面曝氣機：JB/T 10670-2014[S]. 北京：中國質檢出版社，2014.

[29] Fick A. On liquid diffusion[J]. Journal of Membrane Science, 1995, 100(1): 33－38.

[30] 莊楚強，何春雄. 應用數(shù)理統(tǒng)計基礎[M]. 廣州：華南理工大學出版社，2013.

Experiment on influence of operating parameters on aeration performance in inverse umbrella aerator

Wang Yong1, Ming Jiayi1, Dong Liang1※, Liu Houlin1, Liu Jiawei1, Wang Wensheng2

(1212013;2.211500,)

The inverse umbrella aerator is widely used in the waste water treatment process because of its simple structure, large action area, high energy use efficiency and so on. Depending on the rotating speed, immersion depth and liquid level of the inverted aeration aerator have a great influence on the aeration performance. In order to study the influence of parameters on the synergistic effect of inverted aeration machine aeration performance changes, in this study, an aeration performance rig was established for investigating the influence of the rotating speed, immersion depth, and liquid level to the aeration performance of the inverse umbrella aerator. To study the effect of rotating speed, the experiment was carried out under the condition with the constant liquid level and the same level between the impeller and the liquid surface. The standard oxygen mass transfer coefficient, the standard oxygen transfer rate and the standard aeration efficiency were analyzed at the rotating speeds of 150, 180, 210, 240, 270 and 300 r/min. To study the effect of immersion depth, we kept the other two variables unchanged, and analyzed the standard oxygen transfer rate and the standard aeration efficiency at the immersion depth of 5, 0, and -5 mm. To study the effect of liquid level, we kept the other two variables unchanged, and analyzed the standard oxygen transfer rate and the standard aeration efficiency at the liquid level of 200, 250 and 300 mm. An intermittent unsteady state method was used to measure the change of dissolved oxygen concentration with time. At the beginning of each test run, the sodium sulfite was added as a deoxidizer to the tap water and the cobalt chloride was added as a catalyzer to the tap water. The inverse umbrella aerator was rotating in a lower speed until the dissolved oxygen reached into zero level and the inverse umbrella aerator was kept in a constant speed until the dissolved oxygen reached the oxygen saturation. The concentration of dissolved oxygen in the test section was measured by using a dissolved oxygen meter. The speed and the power were obtained by a torque meter. The least square regression analysis was used to deal with the aeration data in order to get the oxygen mass transfer coefficient. The oxygen mass transfer coefficient combined with the empirical coefficient can be transferred into the standard oxygen mass transfer coefficient. Through comparing the experimental data, the results showed that the standard oxygen mass transfer coefficient and the standard oxygen transfer rate were proportional to the speed. But the standard aeration efficiency had no clear relation with the speed. The dissolved oxygen concentration increased with the increase of operation time at the same speed while the increasing amplitude had the opposite trend. With the increase of the speed, the capacity of the impeller to the water was enhanced and the turbulence intensity on the surface and the re-oxygenation intensity in the bottom were increased, which resulted in the short time to reach the oxygen saturation, comparing with 150 r/min. The time needed to reach the oxygen saturation of 300 r/min was reduced by about 57%. The change in rotating speed, immersion depth and level height greatly affected the performance of the inverted aeration aerator. The increase in speed can increase the standard oxygen total transfer coefficient and standard oxygenation capacity of the inverted umbrella aerator. But the standard power efficiency of the upgrade had a ceiling, and the upper limit depended on the immersion depth. The immersion depth and liquid level had little effect on the total oxygen transfer coefficient and standard oxygenation capacity when inverted umbrella aeration machine at a low speed. Increasing the height of the liquid level increased the standard oxygenation capacity and standard power efficiency of the inverted umbrella aerator. Therefore, the study provides a certain reference for the economical operation of the inverse umbrella aerator.

pressure; water; impellers; inverse umbrella aerator; variable speed; standard oxygen mass transfer coefficient; standard oxygen transfer rate; standard aeration efficiency

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.20.009

X703.3

A

1002-6819(2017)-20-0067-07

2017-05-30

2017-08-13

江蘇省產(chǎn)學研聯(lián)合創(chuàng)新資金－前瞻性聯(lián)合研究項目（BY2016072-01）；江蘇省“六大人才高峰”高層次人才項目（GDZB-017）；江蘇高校優(yōu)勢學科建設工程資助項目PAPD（蘇政辦發(fā)2011 6號）；中國博士后科學基金資助項目（2015M581734）

王 勇，男，吉林白山人，博士，副研究員，主要從事泵現(xiàn)代設計理論與方法研究。Email：wylq@ujs.edu.cn

※通信作者：董 亮，博士，副研究員，主要研究方向為曝氣機設計與優(yōu)化。Email：dongliang@ujs.edu.cn

王 勇，明加意，董 亮，劉厚林，劉嘉偉，汪文生. 運行參數(shù)對倒傘曝氣機曝氣性能影響試驗[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2017，33(20)：67－73. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.20.009 http://www.tcsae.org

Wang Yong, Ming Jiayi, Dong Liang, Liu Houlin, Liu Jiawei, Wang Wensheng. Experiment on influence of operating parameters on aeration performance in inverse umbrella aerator[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(20): 67－73. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.20.009 http://www.tcsae.org