射流式增氧机创新设计及试验研究

孙新城，陈建能，李鹏鹏

(1.浙江工业职业技术学院，浙江 绍兴 312000；2.浙江理工大学 机械与自动控制学院，杭州 310018)



射流式增氧机创新设计及试验研究

孙新城1，陈建能2，李鹏鹏2

(1.浙江工业职业技术学院，浙江 绍兴 312000；2.浙江理工大学 机械与自动控制学院，杭州 310018)

为进一步提升射流式增氧机的动力效率和实践效果，创新设计了新型射流增氧机。为研究在一定工况下该新型增氧机射流器各结构参数与理论动力效率的关系，确定设计指标为理论增氧动力效率Ep，选取与该指标相关的影响因素确定该因素的取值范围进行正交试验。结果表明：各结构参数对增氧动力效率Ep影响程度为喉管-喷嘴面积比影响程度最大，其它4个因素影响相对较小。综合试验结果来看：其参数影响程度的主次顺序也非常明显；研究获取最佳参数组合为m=2.56、n=11.56、k=4、α=40°和β=40°；喉管-喷嘴面积比与吸气室-喷嘴面积比之间交互作用较显著，其显著性程度低于两者各自作用的水平，高于喉管长径比、分流锥头锥角、喉管-支管夹角的独立作用水平。

射流式增氧机；三支管射流器；理论动力效率；正交试验

0 引言

中国水产养殖已逐步向高密度、集约化方向发展，水产养殖总产量逐年上升，这与水产养殖业逐步实现机械化，特别是射流增氧机的广泛使用是密不可分的[1-2]。强大的搅动混合能力、高效的氧传递效率是射流增氧技术的突出优点[3]。但是，现有射流增氧设备氧转移效率低、动力消耗大[2,4,5]，限制射流增氧机广泛使用。射流器是射流增氧机的核心部件，其结构及参数直接影响了增氧效果。较多文献[4,6,7,8-13]对射流器增氧性能进行了分析研究：吴世海对影响射流自吸式增氧机吸气量和增氧效率的部件进行筛选试验，但未对一些无因次量进行分析[4]；庞云芝、李秀金研究了喉管-喷嘴面积比对动力效率的影响，但未对相关参数进行全面试验研究[6]；尚海涛等设计的自吸式空心环流射流曝气器，通过在喷嘴处放置一空心管实现内外吸气是该设计的最大特点，同时进行正交试验研究了部分重要结构参数对理论动力效率的影响[12]；周建来、邱白晶等对双侧吸气射流增氧机进行正交试验，得到了一组最优参数，极大提高了理论动力效率[12-13]。

本文提出一种新型的自吸式三支管射流增氧机，主要性能指标是动力效率Ep，通过选取对该性能指标影响比较大的结构参数进行正交试验验证，得出该新型射流增氧机在动力效率和增氧效果上都有显著提高，达到了设计要求。

1 自吸式三支管射流增氧机创新设计

1.1 自吸式三支管射流器

图1中的自吸式三支管射流器为本文首次提出，已经申报发明专利(专利申请号：ZL201310031061.X)[14]，其结构和参数如图1所示。

1.螺纹连接套筒 2.吸气管 3.吸气室 4.喷嘴 5. 喉管(混合管) 6. 分流锥头 7.支管 8.扩散管

工作时，水泵通过吸水管吸入曝气池中的工作水，在进入射流器前被加压从射流器喷嘴中喷出；利用流体与气体的粘滞作用，含氧气体通过与射流器中心轴线吸气管被吸入射流器，与增氧水一起进入喉管；在喉管末端，携带着大量空气的高速射流在分流锥头切割分流作用下形成3股液气射流分别进入3个支管，从而减少了吸入空气的聚并现象并提高空气利用效率；3股液气混合射流充满支管并从扩散管中辐射状高速射入水体，充满支管的液气混合射流高速喷出时又对喉管内液气两相流产生抽吸作用，从而吸入更多气体并使两相混合均匀。射入水体的3股液气混合射流在水体中辐射状搅动扩散，造成强烈紊动及旋流，可快速增加水体溶氧，同时可耕水、活水，保证水体增氧均匀、搅动充分。自吸式三支管射流器各结构参数如表1所示。

表1 自吸式三支管射流器结构参数表

1.2 自吸式三支管射流增氧机

图2所示为自吸式三支管射流增氧机试验系统。由图2中可以看出：曝气池中的水在水泵的作用下，经过吸水管、管道式浮子流量计进入调节阀，压力表用来测量排水的水压；在吸收了氧气后，通过射流器、三支管重新排放到曝气池中，实现增加水体溶氧的作业流程。曝气水池中的工作水通过上述流程进行循环增氧，直到水池中的工作水氧含量达到饱和为止。

1.吸水管 2.管道式浮子流量计 3.水泵 4.调节阀 5.压力表 6.自吸式三支管射流器 7.便携式溶氧仪 8.曝气水池 9.排水阀

根据上述工作原理及示意图，设计制作了自吸式三支管射流器增氧机的试验样机，如图3所示。

图3 自吸式三支管射流增氧机试验系统

2 试验方法及步骤

2.1 试验时间、地点

试验于2013年5月利用浙江理工大学浙江有害生物控制省级高新技术研究开发中心内曝气水池进行。

2.2 试验方法

自吸式三支管射流增氧机的测试是根据国家城镇建设行业标准[曝气器清水充氧性能测定(CJ/T 3015.2-1993)][15]进行测试的，应用非稳态静态间歇启动的方法。测试时，首先通过向曝气池中投加还原剂亚硫酸钠和催化剂氯化钴使水体中氧浓度降至零；随后开启增氧机进行增氧曝气，同步记录水体中氧浓度与曝气时间；当氧浓度达到试验温度条件下的饱和浓度Cs时停止增氧曝气，最后对记录的各项数值进行科学处理获取相关性能指标值。

2.3 试验步骤及仪器

1)在试验曝气水池中注入自来水至所需深度1.1m，将氧浓度传感器置于池中心0.55m水深处，用氧浓度传感器检测曝气池内水体的氧浓度C并记录。试验用曝气水池大小为1.25m ×1.25m ×1.20m，(试验时射流器3个出水口于水深0.6m处倾斜向下，实际曝气深度达可达到1m以上，可满足鱼塘对增氧深度需求)；试验用溶氧仪为贝尔分析仪器(大连)有限公司生产的BDO-821便携式溶解氧测试仪。

2)试验时，随时检测水体温度并记录。该温度数据来源于集成在氧浓度传感器上的水温传感器。

3)测算消氧剂的消耗量。其在静态启动试验时，亚硫酸钠测算公式为

G=8·C·V·S

(1)

式中 G—亚硫酸钠投加量(g)；

C—水中初始溶解氧浓度(mg/L)；

V—曝气池内水的体积(m3)；

8—比例系数；

S—脱氧安全系数，根据药剂纯度的不同通常取1.2～1.5，本试验取1.35。

4)为了能够更好地溶解由池顶撒入曝气池中的氯化钴和亚硫酸钠，必须进行均匀搅拌。

5) 检测曝气水池内氧浓度降至0后，开启水泵，通过阀门调节保持工作水流量为3.4m3/h(此时测得压力为0.04MPa)。工作水的流量由管道式浮子流量计(型号为LFS32)测定。

6) 采用标准压力表(1.5级)跟踪测量射流器喷嘴前压力并记录。

7) 观察到曝气水池表面有气泡冒出时，每间隔1min测量记录1次氧浓度值Ct，当曝气水池中氧浓度达到试验温度条件下的饱和值Cs时停止测量记录。

3 数据处理方法

3.1 氧总转移系数KLa

双膜理论得到的氧转移速率公式为[15,17]

(2)

积分得到

(3)

Cs—液体中饱和溶解氧浓度(mg/L)；

C1、C2—分别为经过时间t1、t2时，工作液中的 氧浓度(mg/L)；

KLa—氧总转移系数(h-1)。

采用一元线性回归法对试验记录的氧浓度Ct与时间t的对应值进行求解，有

KLa(T)=

(4)

引入温度修正系数K=1.02420-T(T为试验条件下水温)，通过式(5)进行温度转换，从而消除水温对试验结果的影响。

KLa(20)=KLa(T)×K

(5)

式中 KLa(T)—试验水温条件下测得的温度；

KLa(20)—20℃条件下的温度。

通过舍去Ct小于20%Cs的初始数据来求解KLa(T)，从而消除剩余脱氧剂对试验结果的影响；为减小试验误差，再舍去Ct大于80%Cs的数据。

3.2 射流增氧机充氧能力OC

充氧能力指单位时间射流器向曝气池充入的氧气量(kgO2/h)。则有

OC=KLa(20)×Cs(20)×V×10-3(kgO2/h)

(6)

式中 V—试验曝气池的水容积(m3)。

Cs(20)—压强101.32kPa, 水温20℃时清水中的饱和溶解氧浓度，Cs(20)=9.17mg/L。

3.3 射流增氧机理论动力效率Ep

(7)

其中，N为充氧时的理论功率，对于射流曝气器有

(8)

式中 H—水泵扬程(m)，H=102×P+H1；

P—压力表读数(MPa)；

H1—水面到压力表中心的距离(m)；

Q—通过射流器的工作水流量(m3/h)；

γ—水的容重(kg/m3)。

4 正交试验设计

4.1 正交试验指标、因素及水平的确定

4.1.1 正交试验考察指标的确定

正交试验选取射流增氧机最重要的性能参数理论动力效率Ep作为考察指标。

4.1.2 试验因素的确定

充分考虑射流增氧机的一般工况及现有工作条件，确定射流增氧机在实测流量Q=3.4m3/h、压力P=0.04MPa的工况下进行试验。为优化试验工况下的最优结构参数，本文对结构有了较大改进的自吸式三支管射流增氧机进行试验验证，从而分析各结构参数对增氧性能的影响程度。在前期试验基础上选取5个重要结构参数作为影响因素，有关参数定义如下：

1) 喉管-喷嘴面积比m为

(9)

式中 d1—喷嘴直径(mm)；

d2—喉管直径(mm)。

试验过程中保持喷嘴截面积不变以保证每组试验均在同样的工况(即流量和工作压力恒定不变)下进行；通过改变喉管截面积来实现喉管-喷嘴面积比m这一结构参数的变化。

2) 吸气室-喷嘴面积比n为

(10)

式中 d3—吸气室直径(mm)。

试验中通过改变吸气室截面积来实现喉管-喷嘴面积比结构参数的变化。

3) 喉管长径比k为

(11)

式中 l1—喉管段长度(mm)。

4) 喉管-支管夹角α。喉管与支管夹角α是指喉管中心轴线与支管中心轴线间的夹角。

5) 分流锥头锥角β。分流锥头锥角β是指喉管末端圆锥形的分流锥头，主要用来分割喉管末端的气液两相流。

4.1.3 试验参数的确定

由于该自吸式三支管射流增氧机采用结构变化较大新型三支管结构，因此传统文献的研究成果不能作为唯一的选取依据。试验发现：增氧效果较好时的喉管-喷嘴截面积比m和长径比k值与常规单一扩散管射流器差异较大，故对喉管-喷嘴截面积比m、喉管长径比k分别进行了单一变量试验，分别得到了喉管-喷嘴截面积比m与理论动力效率Ep的关系曲线及喉管长径比k与理论动力效率Ep的关系曲线，如图4和图5所示。

图4 理论动力效率Ep与喉管-喷嘴面积比m关系曲线图

图5 理论动力效率Ep与喉管长径比k关系曲线图

喉管-喷嘴面积比m对射流器性能的影响存在最佳值，过大或过小都会使射流器整体性能下降[16]。结合现有工作条件、喉管-喷嘴截面积比m与理论动力效率Ep的关系曲线，各试验参数选取如表2所示。

表2 试验参数表

4.2 试验方案

为全面了解各结构参数对增氧动力效率的影响及其交互作用，设计进行两次试验：第1次试验选取正交表L27(313)进行试验，同时考虑几个重要因素的交互作用,表头设计如表3所示；第2次试验采用第一次试验分析得出的最优参数组合进行试验。

表3 正交试验表头设计

5 正交试验结果分析

5.1 各结构参数对增氧动力效率Ep的影响

根据试验实测数据，经计算得表4的各影响因素不同水平时的平均动力效率和表5的各因素及部分交互作用极差。

1) 喉管-喷嘴面积比m。由试验数据分析结果可知：喉管-喷嘴面积比m对射流器动力效率的影响程度处于第1位，影响程度高度显著，特别是与射流流过喉管时产生的摩擦损失关系密切。面积比过小造成摩擦损失较大，进一步引起抽吸空气和气液混合作用减弱；面积比过大时混合损失较大。由表4得出：动力效率与喉管-喷嘴面积比的关系是先增大后减小，在直径比为1.6时，喉管-喷嘴面积比m的最优值为2.56。

2) 吸气室-喷嘴面积比n。吸气室-喷嘴面积比n对射流器动力效率Ep的影响程度处于第2位，影响程度高度显著。由试验数据分析结果可知：动力效率Ep随着面积比n的增大逐渐增大。这是因为吸气室截面积过小，吸入空气进入喉管过程中摩擦损失过大，截面积过大不能有效形成负压，降低了增氧机的抽气能力。本文中在直径比为3.4时，吸气室-喷嘴面积比n的最优值为n=11.56。

3) 喉管长径比k。喉管长径比k对射流器动力效率Ep的影响程度处于第3位，影响程度较显著。由于普通射流器的喉管长径比与射流破碎长度存在一定差距，导致喉管中工作流体与扩散管中流体产生梯度流速，从而造成较大的碰撞损失和混合损失；而较短喉管则使射流在通过喉管时产生较小的摩擦损失[18]。对正交试验结果进行分析可知：动力效率Ep随着长径比k的增大而减小的程度初期较小，随后逐渐变大，说明k在小范围内变化就可以产生较好的效果，综合考虑并结合m、k因素搭配表，确定最优因素水平k=4。本试验最优喉管长径比为k=4。

4) 分流锥头锥角β。分流锥头锥角β对射流器动力效率Ep的影响程度处于第4位。分析试验数据结果可知：锥角β与两相流被分流锥头分流切割时产生的撞击损失成正比，而与理论动力效率Ep成反比关系，根据试验结果确定分流锥头锥角最优值β=40°。

表4 各影响因素不同水平时的平均动力效率

Table 4 Average value of oxygen-transfer efficiency under various factor values

指标m1．442．564n47．2911．56k246α/(°)304050β/(°)806040E-p0．981．741．591．51．071．751．531．51．291．381．51．431．331．471．51

5) 喉管-支管夹角α。支管-喉管夹角α对射流器理论动力效率Ep的影响程度处于第5位。分析试验数据可得：由于夹角α变大，增氧覆盖面积与两相流改变流动方向的撞击损失之间存在正比例关系，而夹角α增大时，动力效率Ep有先增大后减小的趋势；增氧覆盖面积与夹角α同样存在正比例关系。基于以上分析，两相流改变流动方向的撞击损失也与角α存在正比例关系，综合分析确定夹角α最优值α=40°。

5.2 最优参数组合的确定及其试验

计算分析表5中的极差可知，综合试验所取各因素水平范围，得出各个因素对理论动力效率Ep的影响程度的顺序为从上到下影响强度一次减弱，如图6所示。

表5 正交试验各因素及部分交互作用极差

综合考虑结合因素搭配表确定各结构参数及其最优组合k2、α2、k3、m2、n3。

综上所述，在选取的3个水平的试验中，最优参数组合为：m=2.56，n=11.56，k=4，α=40°，β=40°。采用上述最优参数组合，试验测得该射流增氧机理论动力效率Ep=2.34kgO2/(kW·h)，该理论动力效率值比一般射流增氧机Ep=1.09～1.72kgO2/(kW·h)的动力效率有明显提高[4,6,9]。

图6 各结构参数对理论动力效率影响程度顺序

6 结论

1)该新型自吸式三支管射流增氧机，具有较高的增氧动力效率，最佳结构参数是：m=2.56，n=11.56，k=4，α=40°。

2)该新型自吸式三支管射流增氧机各个结构因素对增氧动力效率Ep的影响程度顺序为：喉管-喷嘴面积比m和吸气室-喷嘴面积比n影响程度最高，喉管长径比k和分流锥头锥角β影响程度次之，喉管-支管夹角α影响程度相对较小。

3)喉管-喷嘴面积比m、吸气室-喷嘴面积比n之间存在较显著的交互作用，该显著性程度处于于两者各自作用水平和其它3个因素k、β、α独立作用水平之间；喉管-喷嘴面积比m、喉管长径比k之间存在交互作用，其交互作用水平与分流锥头锥角β接近。

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Innovative Design and Experimental Research on Self-suction Jet Aerator

Sun Xincheng1, Chen Jianneng2, Li Pengpeng2

(1.Zhejiang Industry Polytechnic College,Shaoxing 312000，China; 2. College of Mechanical Engineering and Automation, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018，China)

To further enhance the jet aerator power efficiency and the effectiveness of the practice, the innovative design of the new type of jet aerator; to study under certain conditions the novel jet aerator device the structure parameters and the theory of dynamic efficiency, determine the index design theory of oxygen transfer efficiency, selection and the index related influencing factors determine the range of the factors were studied by orthogonal test. The results showed that the degree of the structure parameters influence on the aerodynamic efficiency of the oxygen venturi nozzle area than the degree of influence, the other four factors influence is relatively small, comprehensive test results, the impact of the parameters of the primary and secondary order is very obvious; research to obtain optimal parameter set as,,, and; venturi nozzle area ratio and suction chamber and nozzle area ratio between interaction is significant and the significant level below the level of their role, higher than the throat length to diameter ratio, split the angle of cone, throat - branch angle independent action level.

jet aerator； aerator with triple branch pipes； theoretical oxygen-transfer efficiency； orthogonal experiment

2016-03-11

国家自然科学基金项目(51275481)

孙新城(1979-)，男，山东潍坊人，讲师，博士研究生，(E-mail)sunmeng862@163.com。

S969.32+1

A

1003-188X(2017)01-0052-006