姚元波，楊慧霞，王云云，劉彩紅，梁珈珈

(貴州大學土木工程學院，貴州 貴陽 550025)

1 概述

在自然環(huán)鏡中，高壩泄流[1- 3]、植物光合作用產(chǎn)氧過剩[4]和水體溫度劇增[5- 6]等方式均可能使水中總溶解氣體(Total Dissolved Gas，簡稱“TDG”)過飽和，這可能直接導致魚類和水中生物患有“氣泡病”(Gas Bubble Disease，簡稱“GBD”)甚至死亡[7- 11]。過飽和TDG的釋放屬于氣泡界面?zhèn)髻|(zhì)和水氣自由界面?zhèn)髻|(zhì)的過程，其釋放速率主要受到紊動強度、溫度、氣泡尺寸及其濃度等方式的影響[12- 15]。這些問題引起眾多的學者關注，提出了一些減緩措施。馮鏡潔等[16- 18]將阻水介質(zhì)(沙子)放入過飽和水體中，實驗結果表明阻水介質(zhì)促進過飽和TDG釋放具有明顯的效果，以及獲得了過飽和TDG釋放系數(shù)與含沙量的關系。黃雅楠等[19]將吸附性物質(zhì)(活性炭)加入過飽和水體中，其對過飽和TDG的釋放促進顯著，且表面積大的物質(zhì)效果更加明顯。為了降低過飽和TDG的生成，這些學者以實際壩體為例，以在溢洪道設置導流板、優(yōu)化泄水的方式和調(diào)節(jié)梯級水庫等方式[20- 23]，以及用虹吸管裝置和填料柱來降低養(yǎng)殖池中的過飽和TDG濃度[24- 25]。

曝氣方式對溶解氧(DO)和過飽和TDG的釋放具有明顯效果。黃膺翰等[26]和歐洋銘等[27]用針孔曝氣方式分別對溶解氧(DO)和過飽和TDG進行實驗，獲得2種氣體的釋放系數(shù)(釋放速率)與曝氣條件的關系。程香菊等[28]采用微孔曝氣的方式進行曝氣增氧，發(fā)現(xiàn)了氧傳質(zhì)與微孔條件的關系，以及對三峽工程流域進行過飽和氣體分析，總結出過飽和原因和因素[29- 31]。李爾等[32- 33]對微孔曝氣最優(yōu)氣泡群的理論進行總結，獲得了氧傳質(zhì)速率與氣泡尺寸和曝氣性能的規(guī)律性變化。Politano M.等對實際壩體流域(Wanapum Dam)進行各向異性兩相流模型分析，獲得了該模型可預測出水的含量、氣體體積分數(shù)、氣泡尺寸和TDG濃度[34]，模擬值與實際測量值相吻合。同時，氣液傳質(zhì)受到2個(壩體結構設施和河流域)主要因素的影響，對實際的壩體流域進行數(shù)值模擬[35- 36]，總結出了可在溢洪道處設置導流板來降低過飽和TDG濃度[37- 38]。

紊動因素會加速水中過飽和TDG和復氧的釋放。李然等[12- 13]在紊動誘發(fā)實驗中，提出了紊動水體復氧模型和得到了紊動水體表面?zhèn)髻|(zhì)系數(shù)與水流速和紊動動能的關系式。蔣亮等[39- 40]總結出過飽和濃度概念、影響因素，通過少量的攪拌實驗獲得了釋放時間與轉動次數(shù)的關系圖。馮鏡潔等[41- 42]發(fā)現(xiàn)在攪拌實驗的條件下，具有一定紊動強度含沙量的過飽和TDG的釋放速率比清水的要快，得出含沙量和紊動強度對過飽和TDG的釋放具有促進作用。

綜上所述，緩解過飽和TDG的方法有降低其濃度的生成和加快其釋放速率，但缺乏單獨紊動因素與過飽和TDG釋放系數(shù)的關系。本文在紊動條件下，探索過飽和TDG釋放系數(shù)(釋放速率)與紊動因素的關系表達式。

2 實驗設備及步驟

實驗設備：如圖1所示，過飽和TDG生成裝置參考了李然等[43]進行改裝設計。

圖1 實驗草圖及裝置

實驗裝置：攪拌器組合300～1200r/min；測量儀器TGP0～600%；水箱尺寸D=400mm,H=1500mm；空壓機最大排量90L/min；水溫20.1℃～20.3℃。

實驗步驟:實驗過程中，水泵抽水，空氣壓縮機輸入氣體，一起進入高壓釜，形成過飽和水，將其放入圓柱形水箱中。當水深達到預定深度時，調(diào)動攪拌器的轉速，TGP開始連續(xù)測量水中的過飽和TDG濃度，當濃度達到100%左右時停止記錄。紊動實驗條件見表1，共有12組實驗。

表1 紊動實驗條件

3 實驗結果分析及線性擬合

3.1 實驗結果分析

過飽和水體有0.4m(A)、0.5m(B)和0.6m(D)的水深和在轉速為300、600、900、1200r/min條件下的實驗工況，a、b和c是攪拌4min內(nèi)TDG濃度變化，如圖2所示。過飽和TDG初始濃度約為140%，該濃度G0>100%，屬于過飽和狀態(tài)，經(jīng)過一定的轉速，最終達到平衡狀態(tài)[44]。其中，在相同的水深中，隨著轉速和溫度的增大，過飽和TDG釋放所需要的時間逐漸減少；以及在相同的轉速下，隨著水深的增大，其釋放所需要的時間反而增大。但釋放時間在4min內(nèi)時，a、b和c的過飽和TDG濃度出現(xiàn)了先增加后減少的現(xiàn)象，以及隨著水深和轉速的增大，過飽和TDG濃度的峰值不斷地在增大，再逐漸地減少。原因分析認為:①強烈的紊動會使圓形水箱中的過飽和TDG混合均勻，導致其在短時間內(nèi)有所增高，達到一定的峰值[45]；②過飽和TDG的釋放屬于水-氣泡界面?zhèn)髻|(zhì)過程，隨著水深的增大會由水中氣泡引起水體產(chǎn)生的單位湍流強度減弱，以及圓形水箱中的氣泡群密度不斷地增多，致使系統(tǒng)內(nèi)的氣液傳質(zhì)面積增量減弱，從而減弱了過飽和TDG在水-氣泡界面上的傳質(zhì)作用[46- 48]；③隨著轉速的增大不僅能增強水體的湍流強度，而且致使攪拌葉片切割氣泡的速率加快，從而加強了過飽和TDG在水-氣泡界面的傳質(zhì)作用，有利于過飽和TDG釋放[49- 50]；④溫度的增長利于溶解性氣體的揮發(fā)，促進氣態(tài)膜的傳質(zhì)過程和提高膜的脫氣性能[15,51]。

圖2 實驗工況

3.2 過飽和TDG釋放系數(shù)線性擬合

為進一步分析紊動對過飽和TDG釋放的作用效果，引入一階動力學方程，過飽和TDG飽和度隨時間的變化關系為[52]式(1)，其擬合如圖3所示，其結果見表2。

(1)

式中，G—TDG飽和度，%；Geq—TDG的平衡飽和度(通常為100%)；KTDG—釋放系數(shù)(釋放速率)，h-1;t—釋放時間，h。

表2所示，過飽和TDG釋放系數(shù)KTDG隨著轉速和的增大而增大，但其隨著水深的增加反而減少。KTDG的誤差值范圍3.48×10-5～0.02184，其相關系數(shù)均在0.988。因此，過飽和TDG釋放系數(shù)線性擬合出來的數(shù)值具有實際意義。同時，當轉速從300r·min-1增至1200r·min-1時，KTDG的平均增量為49.60；當水深從4m增至6m時，KTDG的平均減少量為1.1684；當溫度從22.9℃增至28.6℃時，KTDG的平均增量為5.5122。因此表明，轉速和溫度對過飽和TDG釋放具有促進作用，水深對其起到抑制作用，以及對過飽和TDG釋放系數(shù)的影響大小為KTDG，n>KTDG，T>KTDG，H。

圖3 實驗工況線性擬合

表2 過飽和TDG釋放系數(shù)線性擬合

4 過飽和TDG釋放系數(shù)綜合影響分析

4.1 KTDG，n與轉速的關系

根據(jù)曝氣對復氧傳質(zhì)影響的相關研究結果，復氧傳質(zhì)系數(shù)與曝氣之間的關系不呈線性增加[28]。由此將表2中水深和釋放系數(shù)的值帶入ORIGIN作圖(如圖4所示)，以及SPSS軟件中的多元非線性回歸分析，獲得兩者的關系表達式。

圖4 KTDG，n與轉速的關系

(2)

式中，KTDG，n—過飽和TDG釋放系數(shù)，h-1；n—轉速，r/min。

4.2 KTDG，n與溫度的關系

將表2中的溫度和釋放系數(shù)的值帶入ORIGIN作圖(如圖5所示)，以及SPSS軟件中的多元非線性回歸分析，獲得兩者的關系表達式。

圖5 KTDG，n與溫度關系

KTDG，T=1.281(T/28.6)(11.384)

(3)

式中，KTDG，T—過飽和TDG釋放系數(shù)，h-1；T—溫度，℃。

4.3 KTDG，H與水深的關系

將表2中的水深和釋放系數(shù)的值帶入ORIGIN作圖(如圖6所示)，以及SPSS軟件中的多元非線性回歸分析，獲得兩者的關系表達式。

圖6 與水深的關系

(4)

式中，KTDG，H—過飽和TDG釋放系數(shù)，h-1；H—水深，m。

4.4 KTDG，H與轉速、溫度和水深的關系

在紊動實驗過程中，過飽和TDG釋放系數(shù)主要受到轉速、溫度和水深的影響，借鑒前者的釋放系數(shù)綜合影響分析[26- 27]，故其關系表達式為：

(5)

式中，KTDG—過飽和TDG釋放系數(shù)，h-1；n—轉速，r/min；T—溫度，℃；H—水深，m；n0、T0、H0—初始值；α，β1，β2，β3—參數(shù)值。

將表2中的值帶入SPSS軟件中的多元非線性回歸分析，獲得初始值n0=1200r·min-1，T0=28.6℃，H0=0.4m和參數(shù)α=1.720，β1=2.053，β2=-1.105，β3=2.712。

則式(5)進一步地表示為：

(6)

4.5 過飽和TDG釋放系數(shù)實驗值和計算值的誤差

借鑒前者[53]使用均方根方差(7)和絕對平均誤差(8)進行誤差分析。

(7)

(8)

則式(2)、(3)、(4)和(5)的實驗值和計算值表示如圖7所示。從圖中可知，其誤差范圍平均在10%以內(nèi)。由此表明過飽和TDG釋放系數(shù)與轉速、溫度和水深的定量關系是能反映紊動對過飽和TDG釋放作用效應，在實際環(huán)境應用工程中具有較強的適用性。

圖7 誤差

5 未飽和TDG轉為飽和TDG

將0.4、0.5、0.6m的未飽和水分別在轉速為300、600、900、1200r/min下進行實驗，如圖8所示。

圖8 未飽和TDG轉飽和TDG

圖8顯示在不同水深和轉速下，當時間在4min內(nèi)時，未飽和TDG逐漸上升至飽和狀態(tài)，停止轉動后，濃度值逐漸下降，從而看出此過程未受到轉速、溫度和水深的較大影響。原因為：在紊動條件下，圓形水箱中過飽和水體產(chǎn)生紊動使水體表面出現(xiàn)一定大小的漩渦，引起水面變形，產(chǎn)生許多的氣泡群，以及攪拌葉片將直徑較大的氣泡切碎成小氣泡。同時，在旋轉過程中，攪拌葉片將空中的氣體卷入水體中[29,54]。由此，在紊動的實驗中，存在空中的氣體被卷吸入到水體中，但所引起的作用效果較弱。

6 結論

通過在不同紊動的條件下開展實驗，結果表明紊動能促進過飽和TDG的釋放，以及隨著轉速和溫度的增大，過飽和TDG釋放所需時間反而減小，但隨著水深的增大，其釋放所需時間也隨著增大，并獲得了過飽和TDG釋放系數(shù)(釋放速率)分別與轉速、溫度和水深的關系表達式，其誤差均在10%以內(nèi)，對實際環(huán)境應用工程中具有較強的適用性。同時，在紊動的實驗過程中，伴有空氣中的氣體被卷入水體中，致使未飽和TDG轉為飽和TDG。

該研究為探索減緩過飽和TDG不利影響提供科學依據(jù)和指導借鑒，驗證了紊動是減緩過飽和TDG的方法。但攪拌葉片的面積大小、粗糙程度和轉動模式等條件對過飽和TDG影響有待進一步研究。