孫 昕,劉凌煒,段飛飛,解 岳 （西安建筑科技大學(xué)環(huán)境與市政工程學(xué)院,陜西 西安 710055）

曝氣條件對等溫層曝氣器充氧性能的影響

孫 昕*,劉凌煒,段飛飛,解 岳 （西安建筑科技大學(xué)環(huán)境與市政工程學(xué)院,陜西 西安 710055）

分析了等溫層曝氣器曝氣室內(nèi)氣泡—水接觸界面的氧傳質(zhì)過程,確定了表征氧傳質(zhì)效果的各項參數(shù),在雙膜理論基礎(chǔ)上建立了等溫層曝氣充氧動力學(xué)模型及其解析方法.應(yīng)用本模型預(yù)測了美國 Prince湖等溫層曝氣器的充氧效果.根據(jù)等溫層曝氣充氧動力學(xué)模型的預(yù)測結(jié)果,隨曝氣量的增加和氣泡直徑的減小,氧總傳質(zhì)系數(shù)和氧傳質(zhì)速率均增大；隨曝氣量和氣泡直徑的增大,曝氣效率下降.在等溫層曝氣器結(jié)構(gòu)固定的情況下,減小氣泡直徑和增加水深均有利于改善曝氣室的充氧效果,尤其是當(dāng)氣泡直徑達(dá)到 μm級別時；當(dāng)曝氣量超過一定臨界值0.06m3/s時,曝氣室的充氧效果略有削弱.根據(jù)曝氣量對氧傳質(zhì)速率、曝氣效率和單位時間內(nèi)曝氣室的充氧量的影響特性曲線,可確定等溫層曝氣器的優(yōu)化運行條件.

等溫層曝氣；溶解氧；模型；曝氣量；氣泡直徑

目前,傳統(tǒng)的水處理鏈已延伸擴(kuò)展為包括源頭和龍頭在內(nèi)的全流程處理鏈,針對微污染的水源水,采用對水源進(jìn)行原位水質(zhì)控制的綜合成本遠(yuǎn)低于在水廠內(nèi)進(jìn)行預(yù)處理、強(qiáng)化常規(guī)處理和深度處理的綜合成本,水源水質(zhì)污染控制的重要性正逐漸被水處理界認(rèn)識和重視［1-2］.

等溫層曝氣是指在不破壞水溫分層的前提下,提高等溫層水體溶解氧濃度,抑制湖庫底泥中內(nèi)源污染物的釋放,同時給水體底部冷水生物提供良好的棲息場所［3-5］.等溫層曝氣雖然是解決分層湖泊水庫內(nèi)源污染的一項有效技術(shù),各類等溫層曝氣設(shè)備也相繼問世；但經(jīng)過半個世紀(jì)的大量測試和研究,目前在富營養(yǎng)化湖庫水質(zhì)污染控制中的實際應(yīng)用并不十分成功［6-8］.究其原因,等溫層曝氣是一種復(fù)雜的氣-水兩相流運動和傳質(zhì)過程,準(zhǔn)確表征曝氣室內(nèi)氧傳質(zhì)過程和預(yù)測氧傳質(zhì)效果是該技術(shù)應(yīng)用的瓶頸所在,等溫層曝氣器充氧性能的準(zhǔn)確預(yù)測十余年來一直未有實質(zhì)性進(jìn)展,導(dǎo)致等溫層曝氣器充氧性能的理論預(yù)測與實際運行效果差異較大.等溫層曝氣器的運行能耗和成本不菲［9-10］,優(yōu)化等溫層曝氣器的運行條件對節(jié)能減排也有重要的現(xiàn)實意義.

等溫層曝氣器曝氣室內(nèi)充氧效果取決于氧的傳質(zhì)效率和空氣與水的接觸時間,這些都和曝氣量引起的表觀水流速度以及氣泡大小引起的氣-水接觸面積等直接相關(guān).但由于過去表觀水流速度的預(yù)測誤差較大,一般與實測值差別± 20%～30%［11-12］,導(dǎo)致氧傳質(zhì)效率和空氣與水的接觸時間存在較大誤差.在等溫層曝氣器外圍的等溫層水體,溶解氧濃度的改善效果還取決于循環(huán)水量和曝氣室內(nèi)的充氧效果.本文在預(yù)測曝氣室表觀水流速度的基礎(chǔ)上,首先研究了等溫層曝氣器充氧動力學(xué)模型及其求解方法,然后運用該模型分析了曝氣量和氣泡直徑對等溫層曝氣器充氧效果的影響,旨在為等溫層曝氣器的優(yōu)化設(shè)計提供參考.

1　充氧動力學(xué)模型

1.1充氧動力學(xué)模型的構(gòu)建

圖1為等溫層曝氣器示意圖.在曝氣室內(nèi),水中主要發(fā)生2種氧傳質(zhì)過程：一是氣泡在上升過程中發(fā)生的氣泡—水界面氧傳質(zhì),一是曝氣室頂部累積的殘余空氣發(fā)生空氣—水界面氧傳質(zhì).由于曝氣室頂部空氣—水界面氧傳質(zhì)效率較低,本文僅考慮氣泡—水界面這一主要的氧傳質(zhì)過程,由此在氧傳質(zhì)雙膜理論［13］基礎(chǔ)上建立等溫層曝氣充氧動力學(xué)模型.

根據(jù)雙膜氧傳質(zhì)理論,曝氣室內(nèi)水體的充氧過程可表達(dá)如下：

式中：C,C*分別為溶解氧與飽和溶解氧濃度（mg/L）,Z為縱坐標(biāo)高度（m）, KLa為氧總傳質(zhì)系數(shù)（s-1）,Ulr為曝氣室表觀水流速度（m/s）, H0為亨利常數(shù),Y0為氧組分百分比,P為氣體壓力（atm）,Lr為主空氣擴(kuò)散器距水面的高度（m）.

圖1　等溫層曝氣器結(jié)構(gòu)示意Fig.4　Schematic diagram of a hypolimnetic aerator

把方程（2）代入方程（1）積分得：

式中：Cin為曝氣室入口處溶解氧濃度（mg/L）,

由方程（3）可見,距底部Z處的水中溶解氧濃度與該處水深、水溫、表觀水流速度和氣泡性狀（氣含率、比表面積和氧傳質(zhì)系數(shù)等）有關(guān),對方程（3）進(jìn)行積分可求得不同水深處溶解氧濃度.由于不同水深處的溶解氧飽和濃度不同,為了計算準(zhǔn)確,沿曝氣室水流方向分段計算各段的 Kla,將前一段的出口溶解氧濃度 Cout作為后一段進(jìn)口濃度Cin,分段的長度取為lm.

1.2動力學(xué)模型參數(shù)的確定

1.2.1氧傳質(zhì)系數(shù) 氧總傳質(zhì)系數(shù)（KLa）、氧水膜傳質(zhì)系數(shù)（KL）、氣泡比表面積（a）可參見以下公式進(jìn)行計算［11］：

對于直徑為mm以下的小氣泡,其比表面積（a）可用下式表示［15］：

式中：Se、B0、Ga均為無量綱參數(shù),,, db為氣泡直徑（m）,νl為液體運動系數(shù)（m2/s）,DL為氧的擴(kuò)散系數(shù)（m2 /s）,εg為氣含率,Dr為曝氣室上升筒直徑（m）.

由于等溫層曝氣器曝氣室內(nèi)部流態(tài)不穩(wěn)定,氣泡在上升過程中各處尺寸及特性不一,這導(dǎo)致了單個氣泡氧傳質(zhì)模型應(yīng)用的復(fù)雜性與不確定性.在實際應(yīng)用中,盡管已有一些學(xué)者提出了特征氣泡直徑（db,mm）的計算方法,如當(dāng)量比表面直徑（又稱 Sauter-mean diameter）［12,15-16［17］；但由于曝氣室內(nèi)氣-水兩相流的復(fù)雜性和實驗條件的限制,這些公式的應(yīng)用均存在不少問題,本研究采用統(tǒng)一的平均直徑（2.6mm）［12,16］.

1.2.2表觀水流速度和氣含率 等溫層曝氣器曝氣室內(nèi)氣、液運動的驅(qū)動能量等效于曝氣室內(nèi)、外水體密度差產(chǎn)生的有效作用能量,曝氣室內(nèi)氣、水兩相流運動的總能量損失主要包括曝氣室頂部、邊壁、進(jìn)出口及氣泡尾渦產(chǎn)生的能量損失.根據(jù)驅(qū)動與損失能量的平衡關(guān)系,得到曝氣室水動力學(xué)模型如下：

式中：G為重力加速度（m/s2）,Ugr為曝氣室內(nèi)表觀氣速（m/s）,Dr、Dd、D0分別為曝氣室上升筒、下降管及曝氣器中心管直徑,m,Ld為下降筒高度（m）,Ar、Ad分別為上升筒、下降筒橫截面積,m2, KT、KW、KEn、KEx分別為曝氣室頂部、尾渦、曝氣室上升筒入口、下降筒出口處局部能量損失系數(shù),AEx為下降筒橫截面積,m2.

曝氣室內(nèi)的氣含率與表觀水流速度之間關(guān)系可表示如下［14-15］：

式中：Vb為氣液相對滑移速度（m/s）,它與氣泡半徑（rb）關(guān)系為［14］：

聯(lián)立方程（9）～（11）,運用MATLAB的真域算法,可以求解曝氣室內(nèi)表觀水流速度和氣含率［18］.

1.3充氧性能表征及曝氣條件

氧傳質(zhì)速率（OTR, g O2/s）是衡量等溫層曝氣器充氧性能的重要技術(shù)指標(biāo)之一,它表示等溫層曝氣器曝氣室水中單位時間內(nèi)被轉(zhuǎn)移的氧氣量,其計算公式如下：

曝氣效率（AE,g O2/kWh）是衡量等溫層曝氣器充氧性能的重要經(jīng)濟(jì)指標(biāo)之一,它表示等溫層曝氣器單位電耗產(chǎn)生的充氧量（g O2/kWh）,其計算公式如下：

式中：ρg為空氣密度,kg/m3,Qg為空氣流量,m3.

以美國 Prince湖的等溫層曝氣器為實際案例,該湖平均水深10m,共安裝有 10臺等溫層曝氣器,每臺等溫層曝氣器的結(jié)構(gòu)和尺寸分別如圖1和表1所示［11-12］.曝氣量分別取為0.018,0.027, 0.035,0.046,0.056,0.063m3/h.

曝氣器內(nèi)主空氣擴(kuò)散器由兩個直徑3.8cm、高 0.86m的 PVC管構(gòu)成,管壁均勻布設(shè)直徑3.2mm微孔,輔助空氣擴(kuò)散器為直徑25cm的橡膠微孔擴(kuò)散器.空氣流量、水流速度分別采用轉(zhuǎn)子流量計和旋漿流速儀測定,測點分別位于供氣管道和水深1.4m處.水溫和溶解氧濃度采用610 型YSI水質(zhì)分析儀測定.每組實驗中,各參數(shù)數(shù)據(jù)測定10次,取其平均值.

表1　等溫層曝氣器結(jié)構(gòu)尺寸（m）Table 1　structural sizes of a hypolimnetic aerator （m）

2　充氧動力學(xué)模型的驗證

結(jié)合等溫層曝氣器的實際尺寸（表1）,運用方程組（9）～（11）,首先求得曝氣室內(nèi)表觀水流速度和氣含率,然后運用方程組（2）～（8）求出氧傳質(zhì)系數(shù)和溶解氧濃度.圖2中預(yù)測值分別針對氣泡直徑 2.6,0.26，0.026mm,實測值僅針對氣泡直徑2.6mm.

圖2　曝氣室距擴(kuò)散孔不同高度處的溶解氧濃度Fig.4　Concentrations of dissolved oxygen at different heights above air diffusors in the aeration chamber

從圖2可以看出：當(dāng)氣泡直徑為2.6mm時,對于每一個曝氣量而言,水中溶解氧的濃度均隨距離擴(kuò)散孔的高度的增加而增大,采用本文所建等溫層曝氣器充氧動力學(xué)模型預(yù)測的溶解氧濃度值與實測值吻合良好,說明在準(zhǔn)確預(yù)測曝氣室內(nèi)表觀水流速度和氣含率的前提下,本文所建的充氧動力學(xué)模型具有較好的準(zhǔn)確性和適用性,可以用于準(zhǔn)確預(yù)測其他曝氣條件（如曝氣量和氣泡直徑）下曝氣室內(nèi)溶解氧濃度的垂向分布.

3　曝氣條件對充氧效果的影響

3.1氧傳質(zhì)系數(shù)

當(dāng)代的粉彩沒骨花鳥畫形式多樣，構(gòu)圖新穎，設(shè)色絢麗，不再是千篇一律的程式化表達(dá)，更加注重個性與情感的表達(dá)。在多樣化與個性化的特點之下，當(dāng)代粉彩沒骨花鳥畫延續(xù)傳統(tǒng)的隨類設(shè)色的技法之外，還學(xué)習(xí)西方繪畫的隨環(huán)境設(shè)色的表現(xiàn)手法，運用焦點透視的科學(xué)處理技法，使得顏色表現(xiàn)形體之外，更有營造空間環(huán)境的功能。在構(gòu)圖上來說，當(dāng)代粉彩沒骨花鳥畫傳承古人的構(gòu)圖模式之外，也融入了現(xiàn)代的構(gòu)圖方式，同樣也別具一格。

由圖 3可見,氣泡直徑固定時,KLa值隨曝氣量的增加而增大,且氣泡直徑越小,增幅越明顯.隨曝氣量從 0.018m3/s增加到 0.063m3/s,當(dāng)氣泡直徑分別為2.6,0.26,0.026mm時,KLa值的變化范圍分別為0.05～0.09s-1,0.10～0.15s-1和0.30～0.47s-1.主要有兩方面的原因：一是曝氣量增大時會在水膜表面產(chǎn)生較為劇烈的紊流,水膜的破壞和更新速度加快,導(dǎo)致氧的傳質(zhì)系數(shù)增大［19-20］；二是曝氣量增大時會增加單位時間內(nèi)水中的氣泡數(shù)量,進(jìn)而增大氣-水界面的總面積［21］.

圖3也說明,曝氣量固定時,KLa值隨氣泡直徑的減小而增大.主要有 4方面的綜合原因［22-24］：一是增加單位體積內(nèi)氣泡的表面積；二是降低氣-水相對滑移速度,相對延長空氣與水的接觸時間；三是減弱水膜表面的紊流,減小水膜傳質(zhì)系數(shù)；四是增加單位時間、單位水體內(nèi)的氣泡總數(shù).在本研究條件下,氣泡直徑減小,氣泡表面積的增加和氣-水接觸時間的相對延長對KLa值的增大貢獻(xiàn)大于水膜傳質(zhì)系數(shù)的減小對KLa值的減小貢獻(xiàn).

圖3　曝氣量和氣泡直徑對KLa的影響Fig.4　Effects of air flowrate and bubble diameter on KLa

3.2氧傳質(zhì)速率及曝氣效率

由圖4可見,氣泡直徑固定時,OTR值隨曝氣量的增加而增大,且氣泡直徑越小,增幅越明顯.隨曝氣量從 0.018m3/s增加到 0.063m3/s,當(dāng)氣泡直徑分別為2.6,0.26,0.026mm時,OTR值的變化范圍分別為1.58～3.19,2.49～4.51,3.58～7.15g O2/s.局部而言,其原因與曝氣量對 KLa值的影響原因相同,主要是由于水膜更新速度加快和水中氣泡密度的增加.類似于 KLa,氣泡直徑的減小主要通過氣泡表面積的增加和氣-水接觸時間的相對延長來增大OTR.

圖4　曝氣量和氣泡直徑對OTR和AE的影響Fig.4　Effects of air flowrate and bubble diameter on OTR and AE

由圖3和圖4可見,當(dāng)氣泡直徑從2.6mm減小到0.26mm時,即氣泡直徑在接近mm級別范圍變化時,等溫層曝氣器的充氧性能改善程度較??；而當(dāng)氣泡直徑從2.6mm減小到0.026mm時,即氣泡直徑在接近μm級別范圍內(nèi)變化時,等溫層曝氣器的充氧性能改善程度非常明顯.此結(jié)果也與其他水處理領(lǐng)域的相關(guān)研究結(jié)果類似［25-26］.

相對OTR而言, AE與曝氣量成反比,與氣泡直徑成正比.由于深水曝氣系統(tǒng)的能量效率一般較低（～10%）［10,27-28］,本案例水深較淺（～10m）,故取適當(dāng)高值（η=20%）.計算結(jié)果表明（圖4）,氣泡直徑固定時,AE值隨曝氣量的增加而減小,且氣泡直徑越小,減幅越明顯.隨曝氣量從 0.018m3/s增加到0.063m3/s,當(dāng)氣泡直徑分別為2.6,0.26, 0.026mm時,AE值的變化范圍分別為 141～81, 222～114,320～181g O2/kWh.對于曝氣系統(tǒng),曝氣效率一般隨曝氣量增加而降低,這與國內(nèi)外其他研究結(jié)果一致［15,29］.主要有3方面原因,一是曝氣量增加,曝氣管路中氣速增加,管路的能量損失增加,有效能量的比例減小；二是曝氣室內(nèi)的能量損失也增加,根據(jù) Burris的報道［12］,當(dāng)曝氣量從0.018m3/s增加到 0.063m3/s時,曝氣室內(nèi)總能量損失從3043Pa增加到4459Pa；三是當(dāng)曝氣量增加到一定程度時,氣泡直徑會變大,氣泡的比表面積會減小,氣-水相對滑移速度減小,氣-水相對接觸時間縮短,共同導(dǎo)致氧傳質(zhì)減弱,如圖中當(dāng)曝氣量增加到0.049m3/s以后,KLa值減小.

如果氣泡直徑極其微?。ㄈ纾?.002mm）,則空氣擴(kuò)散孔因其孔徑低于該臨界值,空氣通過時還需克服表面張力而造成的巨大額外局部能量損失［15］,導(dǎo)致AE迅速下降；否則,曝氣效率一般隨氣泡直徑的減小而提高.本研究中氣泡直徑為0.026～2.6mm,遠(yuǎn)大于臨界直徑,故氣泡直徑對AE的影響特性與KLa及OTR類似.

3.3溶解氧濃度

如圖5所示,氣泡直徑（db）對曝氣室內(nèi)溶解氧濃度的垂向分布產(chǎn)生重要影響.當(dāng)?shù)葴貙悠貧馄髌貧饬恳欢〞r,曝氣室內(nèi)相同水深處的溶解氧濃度隨氣泡直徑的減小而增大.以曝氣量0.018m3/s為例,當(dāng)氣泡直徑從2.6mm減小10倍至0.26mm 時,曝氣室頂部（距離擴(kuò)散孔 10m）的溶解氧濃度從4.25mg/L增加到4.92mg/L,增加16%；而當(dāng)氣泡直徑進(jìn)一步較小100倍至0.026mm時,曝氣室頂部的溶解氧濃度則迅速增加到6.78mg/L,增加59%.這說明減小氣泡直徑有利于提高等溫層曝氣器的曝氣充氧效果,尤其是當(dāng)氣泡直徑減小至微氣泡級別時,主要原因是氧總傳質(zhì)系數(shù)的相應(yīng)增大.

空氣擴(kuò)散孔之上的水深對曝氣室內(nèi)溶解氧濃度的垂向分布也產(chǎn)生較大影響.隨著該水深（即距離空氣擴(kuò)散孔的高度）的增加,溶解氧濃度逐漸增加,這主要是由于氣-水絕對接觸時間的延長.以曝氣量 0.018m3/s為例,在氣泡直徑為2.6mm的條件下,曝氣室內(nèi)溶解氧濃度從底部的0.32mg/L增加到頂部的4.25mg/L,增加近12倍.

相對氣泡直徑和水深而言,曝氣量對曝氣室內(nèi)溶解氧濃度的影響較小,但隨曝氣量的增加,曝氣室頂部溶解氧濃度呈現(xiàn)略有降低的趨勢.當(dāng)曝氣室底部溶解氧濃度均為0.35mg/L時,同樣可以預(yù)測不同曝氣量和氣泡直徑條件下曝氣室內(nèi)的溶解氧濃度分布.以氣泡直徑2.6mm為例,當(dāng)曝氣量為 0.018m3/s時,曝氣室頂部溶解氧濃度為4.26mg/L,當(dāng)曝氣量增加到 0.056m3/s時,曝氣室頂部溶解氧濃度下降并基本維持在3.60mg/L,而當(dāng)曝氣量進(jìn)一步增加到0.063m3/s時,曝氣室頂部溶解氧濃度繼續(xù)下降至3.34mg/L.其他氣泡直徑條件下的溶解氧結(jié)果與此類似.如果結(jié)合單位時間內(nèi)曝氣室內(nèi)被傳遞的氧的總量,則曝氣量在0.05m3/s時該值達(dá)到最大.

圖5　曝氣量對曝氣室內(nèi)溶解氧濃度分布的影響Fig.4　Effects of air flowrate on distributions of dissolved oxygen concentration in the aeration chamber

3.4充氧條件的優(yōu)化

盡管局部范圍內(nèi),曝氣量的增加有助于氧傳質(zhì),等溫層曝氣器的充氧能力會提高；但由于曝氣會在曝氣室內(nèi)產(chǎn)生氣-水兩相流的上升運動,曝氣量的增加會使曝氣室內(nèi)表觀水流速度也增加,曝氣室內(nèi)氣-水的絕對接觸時間相應(yīng)縮短,當(dāng)曝氣量增加到一定值后,曝氣的整體充氧效果可能會下降,故在實際工程應(yīng)用中應(yīng)控制等溫層曝氣器的運行條件,以使其處于最優(yōu)充氧狀態(tài).

從圖4可以看出,隨著曝氣量的增加,等溫層曝氣器的曝氣效率逐漸下降,即等溫層曝氣器的單位運行能耗逐漸增加,而等溫層曝氣器的充氧能力（即氧傳質(zhì)速率）一直隨曝氣量的增加而提高,二者隨曝氣量的曲線的交點可視為等溫層曝氣器的最優(yōu)曝氣量,由此可確定既定結(jié)構(gòu)的等溫層曝氣器的優(yōu)化運行條件.以氣泡直徑2.6mm為例,由圖4得出的最佳曝氣量約為0.04m3/s左右,而由圖5得出的最佳曝氣量也大體一致.

4　結(jié)論

4.1主要考慮等溫層曝氣器曝氣室內(nèi)氣—水界面氧傳質(zhì)過程,基于水和氣泡之間的雙膜氧傳質(zhì)模型,建立等溫層曝氣氧傳質(zhì)模型,預(yù)測了不同工況條件下曝氣室內(nèi)溶解氧濃度的垂向分布,模型預(yù)測結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合良好.

4.2根據(jù)模型預(yù)測結(jié)果,當(dāng)?shù)葴貙悠貧馄鹘Y(jié)構(gòu)尺寸一定時,隨著曝氣量的增加和氣泡直徑的減小,氧總傳質(zhì)系數(shù)和氧傳質(zhì)速率均增大,等溫層曝氣器的充氧能力提高；隨著曝氣量和氣泡直徑的增大,等溫層曝氣器的曝氣效率下降,其單位運行能耗增加.

4.3曝氣室頂部溶解氧濃度隨氣泡直徑的減小和空氣擴(kuò)散孔之上水深的增加而增大,而當(dāng)曝氣量增加到一定程度后,該濃度反而略有減小；根據(jù)氧傳質(zhì)速率和曝氣效率與曝氣量的關(guān)系曲線,結(jié)合單位時間內(nèi)曝氣室內(nèi)被傳遞的氧的總量,可確定等溫層曝氣器的優(yōu)化運行條件.

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Effects of aeration conditions on the oxygenation performance of a hypolimnetic aerator.

SUN Xin*, LIU Ling-wei, DUAN Fei-fei, XIE Yue （School of Environmental and Municipal Engineering, Xi'an University of Architecture and Technology, Xi'an 710055, China）.

China Environmental Science, 2015,35（9）：2690～2697

Oxygen transfer process from the air bubbles to the water was mainly analyzed in the aeration chamber of a hypolimnetic aerator, parameters characterizing the effectiveness of oxygen transfer were properly determined,a dynamical model of oxygen transfer for hypolimnetic aeration was developed based on the double-layer theory. The effectiveness of oxygenation was well predicted using the developed dynamical model of oxygen transfer for hypolimnetic aeration. Based on the predicted results using the dynamical model of oxygen transfer, when the air flowrate increased or the bubble diameter decreased, the oxygen transfer coefficient and the oxygen transfer rate increased. When the air flowrate and bubble diameter increased, the aeration efficiency decreased. Under fixed configuration conditions of a hypolimnetic aerator, decreasing the bubble diameter and increasing the water depth above the air diffusors would be helpful to improve the effectiveness of oxygenation in the aeration chamber of a hypolimnetic aerator, especially when the bubble diameter was of micrometer level. When the air flowrate increased to a critical value of 0.06m3/s, the effectiveness of oxygenation in the aeration chamber would become weaker. Judged from the influencing characteristic curves of air flowrate on the oxygen transfer rate, aeration efficiency and oxygen input of the aeration chamber per unit time, the optimized operational conditions of a hypolimnetic aerator can be determined.

hypolimnetic aeration；dissolved oxygen；model；air flowrate；bubble diameter

X524

A

1000-6923（2015）09-2690-08

2015-01-05

國家自然科學(xué)基金面上項目（51178379）；教育部高等學(xué)校博士點專項科研基金（20106120120012）；陜西省科技統(tǒng)籌創(chuàng)新工程計劃項 目 （2015KTCL-03-15）；國家 科技 支撐 計劃 課題（2012BAC04B02）；人力資源和社會保障部留學(xué)人員科研擇優(yōu)資助項目（DB03153）

*責(zé)任作者, 教授, xinsunn@gmail.com

孫 昕（1971-）,男,安徽桐城人,教授,博士,主要從事水質(zhì)污染控制與模擬研究.發(fā)表論文30余篇.