3种内筒溢流型溶气罐结构改进设计方案的溶气性能对比分析

张怡青; 陈家庆; 丁国栋; 蔡小垒; 关顺

doi:10.12030/j.cjee.202102138

3种内筒溢流型溶气罐结构改进设计方案的溶气性能对比分析

1.
北京石油化工学院环境工程系, 北京 102617
2.
深水油气管线关键技术与装备北京市重点实验室, 北京 102617

作者简介: 张怡青(1994—)，女，硕士研究生。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：1786511509@qq.com

通讯作者: 陈家庆(1970—)，男，博士，教授。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：jiaqing@bipt.edu.cn;

基金项目:
北京市教育委员会-北京市自然科学基金委员会联合资助项目暨北京市教育委员会科技计划重点项目(KZ202010017026)；国家自然科学基金企业创新发展联合基金重点支持项目(U20B2030)
中图分类号: X523

Comparison and analysis of dissolved gas performance of three improved design schemes of internal cylinder overflow type dissolved gas tank

1.
Department of Environmental Engineering, Beijing Institute of Petrochemical Technology, Beijing 102617, China
2.
Beijing Key Laboratory of Pipeline Critical Technology and Equipment for Deepwater Oil & Gas Development, Beijing 102617, China

Corresponding author: CHEN Jiaqing, jiaqing@bipt.edu.cn ;

摘要: 溶气罐是溶气释放式微气泡发生系统的关键设备，其中内筒溢流型溶气罐具有结构简单、成泡粒径小等优点。提出了3种内筒溢流型溶气罐的结构改进设计方案，并对其在不同操作参数下的溶气性能进行了对比分析。为克服通过测量释气量间接表征溶气量所带来的系统误差，建立了在线带压测量溶解氧的方法，并以空气在水中溶解量的变化率(即溶气效率)来直接表征溶气罐的溶气性能。结果表明：溶气效率随气液比和溶气压力的增大而增加，随液位比的升高而减小；在相同气液比、液位比及溶气压力下，气液切向进口加螺旋导叶片型溶气罐的溶气效率最高。采用响应曲面法对溶气性能相对最佳的内筒溢流型溶气罐的操作参数进行优化，预测最高溶气效率为72.43%时的最佳操作参数为：气液比为0.25，液位比为0.36，溶气压力为0.26 MPa。所得回归模型预测值与实测值的相对误差为0.87%，表明该模型可较好地分析和预测溶气罐的溶气性能。
- 溶气罐 /
- 微气泡发生器 /
- 溶解氧 /
- 气液两相流 /
- 响应曲面法
Abstract: Dissolution tank is the key part of the pressure dissolution type microbubble generator. The dissolution tank with vertical inner cylinder has the advantages of simple structure and ability to generate small bubbles. Here, three modified dissolution tanks were proposed based on the classical structure of vertical inner cylinder and the air dissolving performance was compared under different operation conditions. To eliminate the experimental error caused by indirect measurement, the dissolved air concentration was directly measured under pressure by an on-line oxygen content measurement system. The air dissolving performance is then directly indicated by the change of air dissolved concentration. The result showed that the air dissolving efficiency increased with gas-liquid ratio and dissolution pressure, and decreased with liquid level in a tank. With the same operational parameters, the modified dissolution tank with gas-liquid tangential inlet and spiral guide vane exhibited the best air dissolution performance. The operation parameters of the best-performing modified dissolution tank were optimized by the response surface method, and the optimal operating parameters are obtained as follows: gas-liquid ratio was 0.25, liquid level ratio was 0.36, and dissolved gas pressure was 0.26 MPa. The relative error between the predicted value of the regression model and the experimental data was about 0.87%, indicating that the model can be used in further analysis and prediction of the air dissolution performance.
- air dissolved tank /
- microbubble generator /
- dissolved oxygen /
- gas-liquid phase flow /
- response surface method (RSM)

有机废水具有色度高、毒性强和难处理等特点，可导致严重的环境污染问题^[1-4]。在有机废水的处理技术中，高级氧化技术(AOPs)能够产生强氧化性羟基自由基∙OH(E⁰=2.80 V vs. SHE)^[5]，可有效降解和矿化各种有机污染物，因而备受青睐^[6]。其中，电芬顿技术凭借其环境清洁、避免H₂O₂药剂投加以及易于实现自动化控制等优点，在AOPs中脱颖而出，被广泛研究^[7-8]。

电芬顿过程主要包含2个阶段：H₂O₂的产生和活化阶段^[8]。H₂O₂的产生主要利用O₂的2电子还原反应^[9](式(1))；而H₂O₂活化则是依靠Fe²⁺、Fe₂O₃等芬顿/类芬顿催化剂，激发生成∙OH ^[7,10](式(2)~式(3))。在均相芬顿系统中添加适量的Fe²⁺离子时，由于Fe²⁺激发H₂O₂速率远大于H₂O₂产生速率，使得氧还原反应是电芬顿过程的限速步骤^[6]。因此，提高O₂的2电子还原产H₂O₂性能成为电芬顿降解有机污染物的关键。

${\text{O}}_{\text{2}}+\text{2}{\text{H}}^{\text+}+\text{2}{\text{e}}^-\longrightarrow {\text{}\text{H}}_{\text{2}}{\text{O}}_{\text{2}}$

$(1)$

${\text{H}}_{\text{2}}{\text{O}}_{\text{2}}+\text{F}{\text{e}}^{\text{2+}} \longrightarrow \cdot {\rm{OH}}+\text{F}{\text{e}}^{\text{3+}}+\text{}{\text{OH}}^-$

$(2)$

${\text{H}}_{\text{2}}{\text{O}}_{\text{2}}+{\rm{Fe}}({\text{Ⅱ}}) \longrightarrow \cdot{\rm{OH}} + {\rm{Fe}}({\text{Ⅲ}})+{\text{OH}}^-$

$(3)$

在电芬顿系统中，产H₂O₂电极普遍用碳材料制备而成，包括炭黑、活性炭、碳纳米管和石墨烯等，这些碳材料具有成本低、导电性好和催化活性高等优点，被广泛用作氧还原反应中的催化剂^[11-12]。在2电子氧还原过程中，阴极氧还原性能受限于常温常压下水中极低的饱和溶解氧(DO)浓度(8.1~8.5 mg·L⁻¹)^[13]和缓慢的氧气传质过程(2.70×10⁻⁵ m·s⁻¹) ^[14]。为此，除了常规曝气外，单一浸润性阴极^[11,15-16]亦被广泛研究，借助气/液/固三相界面，极大地改善了氧气传质过程，提高了电极产H₂O₂性能。其中，疏水性阴极普遍由碳材料和粘结剂聚四氟乙烯(PTFE)制得，当粘结剂更换成聚偏氟乙烯(PVDF)和N, N−二甲基乙酰胺(DMA)混合物时可制得亲水性阴极。

以三相界面为基础，本课题组制备了非对称湿润性的半亲半疏阴极^[17]，有效解决了氧气的传质限制，同时也极大地提高了氧气利用率(37.4%)，远高于传统曝气式产H₂O₂系统(<1%)^{[11, 18]}。而在曝气式电芬顿工艺降解有机污染物过程中，仍然存在着氧气传质限制和低效利用的问题^[19]，因此，我们尝试将半亲半疏阴极引入电芬顿系统，并探究该系统对有机污染物的去除效果。本研究分别制备了亲水阴极、疏水阴极和半亲半疏阴极，用于均相电芬顿系统中降解有机污染物。首先对3种电极分别进行了结构表征和电化学性能测试，进而探究了阴极浸润性对目标污染物罗丹明B去除效果的影响，并考察了阴极电势和曝气速率对半亲半疏阴极去除罗丹明B性能的影响。

1. 材料与方法

1.1 实验材料与仪器

实验材料：无水硫酸钠购于北京化工厂，N, N-二甲基乙酰胺(DMA)、罗丹明B和草酸钛钾均购于国药集团化学试剂有限公司，以上试剂均为分析级纯。炭黑(>99.9%)购于Alfa Aesar Corporation，聚四氟乙烯(PTFE)溶液(质量分数为60%)购于Sigma-Aldrich Corporation，聚偏氟乙烯(PVDF)(相对分子质量为275 000) 购于Sigma-Aldrich Corporation，石墨毡(3 mm厚)购于安徽天富环保科技材料有限公司。

实验仪器：马弗炉(SX-G07103，天津中环电炉股份有限公司)，扫描电子显微镜(JSM7001，电子株式会社，日本)，总有机碳分析仪(TOC-L，岛津，日本)，紫外可见光分光光度计(UV-6850，Jenway，英国)，溶解氧测定仪(NEOFOX-GT，海洋光学公司，美国)，接触角测试仪(OCA20，dataphysics，德国)，电化学工作站(VMP3，Biologic，法国)。

1.2 阴极材料的制备

1)半亲半疏阴极的制备由2部分组成，分别为三维石墨毡基底的疏水化处理和亲水性催化剂层的涂覆。三维石墨毡基底的疏水化处理方法：先将亲水性的原始石墨毡(3 cm×3 cm)浸渍在6% PTFE溶液中，然后放入350 ℃的马弗炉中进行热处理(升温速率10 ℃·min⁻¹，维持10 min)，最后在炉中冷却至室温，得到疏水性的石墨毡。亲水性催化剂层的涂覆方法：炭黑在600°C下煅烧得到氧化炭黑。称取100 mg氧化炭黑，加入1.25 mL 8% PVDF/DMA溶液均匀混合，再均匀涂布在疏水石墨毡的一侧。将涂有催化剂的一面在水中浸泡30 min来除去DMA溶剂。然后取出电极，自然晾干过夜，即得到半亲半疏阴极。

2)亲水阴极的制备步骤。称取100 mg氧化炭黑，加入1.25 mL 8% PVDF/DMA溶液均匀混合，再均匀涂覆在原始石墨毡(3 cm×3 cm)的一面。将涂有催化剂的一面在水中浸泡30 min。取出，自然晾干过夜，即可得到亲水阴极。

3)疏水阴极的制备步骤。第一步与半亲半疏阴极制备方法相同，是三维石墨毡基底的疏水化处理。第二步是疏水性催化剂层的涂覆与疏水化处理：称取100 mg氧化炭黑，加入1.25 mL 8% PTFE溶液均匀混合，再均匀地涂覆在疏水石墨毡的一面；然后将其放入350 ℃的马弗炉中热处理(升温速率为10 ℃·min⁻¹，维持10 min)，最后在炉中冷却至室温，即可得到疏水阴极。

1.3 阴极材料的分析与表征

利用扫描电子显微镜(SEM)和接触角测试仪分别对阴极样品微观形貌和液体接触角进行测试。在三电极电化学测试装置中，利用线性扫描伏安法(LSV)和双电层电容(EDLC)来表征阴极的电化学性能。电解质为200 mL 的0.1 mol·L⁻¹ Na₂SO₄中性溶液，不同浸润性阴极作为工作电极，铂(Pt)电极作为对电极，Ag/AgCl电极作为参比电极。阴极水平放置在Pt电极下方，催化剂层朝向Pt电极，电极间距约为2.0 cm。从阴极底部纯氧曝气，曝气速率为6 mL·min⁻¹，搅拌转速为300 r·min⁻¹。

1.4 罗丹明B降解实验

罗丹明B去除性能测试均在含有0.1 mol·L⁻¹ Na₂SO₄、1 mmol·L⁻¹ FeSO₄和10 mg·L⁻¹罗丹明B的200 mL溶液中进行，初始pH为7.05。其他参数与上面电化学性能测试参数相同，实验装置如图1所示。利用草酸钛钾法测定H₂O₂的浓度，使用紫外可见分光光度计在400 nm处进行测定；根据554 nm处的吸光度计算罗丹明B浓度。

图 1 实验装置示意图

Figure 1. Schematic diagram of experimental setup

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 结果与讨论

2.1 半亲半疏阴极的结构表征

利用SEM对原始和疏水化处理后的石墨毡进行了表征。如图2(a)所示，原始石墨毡由众多的细小碳纤维交互错杂组成，在碳纤维之间存在着大量空间，石墨毡一旦浸入水中，亲水性使得其内部的碳纤维之间充满液体，因而不利于气体的存储。石墨毡经过疏水化处理后，如图2(b)所示，碳纤维表面被疏水的PTFE薄膜包裹，可阻止水体的浸入，同时三维空间依然充足，有利于O₂储存和运输。以上结果表明，疏水性的石墨毡基底被成功制备。

图 2 原始石墨毡和疏水化处理后的石墨毡的SEM表征结果

Figure 2. SEM images of graphite felt before and after hydrophobic treatment

下载: 全尺寸图片幻灯片

由表1中接触角测试结果可见，原始石墨毡和疏水化处理后石墨毡的接触角分别为76.3°和116.4°，表明原始石墨毡是亲水性的，经过处理后变成疏水性石墨毡。而半亲半疏阴极中催化剂层的接触角为72.7°，具有较好的亲水性，有利于氧还原活性位点的充分暴露。此外，亲水催化剂层与电解质溶液充分接触，有利于电还原过程中离子的传递^[20]。

表 1 不同浸润性阴极的液体接触角

Table 1. Liquid contact angle of different wettability cathodes

阴极名称	阴极组成	液体接触角/(°)
半亲半疏阴极	疏水气体储存层	116.4
半亲半疏阴极	亲水催化剂层	72.7
亲水阴极	原始石墨毡基底	76.3
亲水阴极	亲水催化剂层	81.4
疏水阴极	疏水气体储存层	118.2
疏水阴极	疏水催化剂层	136.7

| Show Table

DownLoad: CSV

2.2 阴极的电化学表征

为了比较亲水阴极、疏水阴极和半亲半疏阴极的氧还原活性，进行了线性伏安法扫描测试。由图3可以看出，亲水阴极和半亲半疏阴极的起峰电位均为−0.15 V，远大于疏水阴极的−0.25 V。亲水阴极和半亲半疏阴极较正的起峰电位得益于亲水催化剂层活性位点的充分暴露。此外，亲水阴极在−0.37 V电位附近存在1个氧还原峰。在−0.2~−1.0 V内，3种阴极的电流均随还原电势的升高而增加。相比之下，半亲半疏阴极的电流增加速度最快(电流为−6.8~−232 mA)，氧还原性能最佳；亲水阴极的电流增加速度最为缓慢(电流为−6.9~−38.5 mA)，氧还原活性最差。导致上述结果的原因是，亲水阴极受限于溶液中低DO浓度和缓慢的氧气传质过程；而疏水气体储存层充足的O₂供应，从而使得疏水阴极的电流增加速度快于亲水阴极，但疏水阴极缺少活性位点，以至于氧还原活性次于半亲半疏阴极。因此，半亲半疏阴极优秀的氧还原性能归因于亲水催化剂层大量活性位点的充分暴露以及疏水气体储存层中充足的O₂供应。

图 3 3种不同浸润性阴极的线性扫描伏安曲线

Figure 3. Linear sweep voltammetry curves of different wettability cathodes

下载: 全尺寸图片幻灯片

大量研究^[21-22]表明，双电层电容可以用于估算电化学活性面积，因此，对3种不同浸润性阴极进行了双电层电容测试，结果如图4所示。根据循环伏安测试结果，利用0.3 V时的电流与扫描速度作图，并进行线性拟合，其斜率即为双电层电容，结果如图4(d)所示。结果表明：半亲半疏阴极的双电层电容约为18.0 mF，小于亲水阴极的56.7 mF，大于疏水阴极的2.18 mF。因此，相比于疏水阴极，亲水阴极和半亲半疏阴极拥有更大的电化学活性面积，这主要得益于电极中的亲水部分可以与电解质充分接触。催化剂的亲水性可以暴露出大量的氧还原活性位点，导致较大的电化学活性面积。

图 4 3种阴极在0.2~0.4 V内的不同扫速下的循环伏安曲线和在0.3 V时的双电层电容

Figure 4. Cyclic voltammetry curves of three cathodes at 0.2~0.4 V under different sweep speeds and their electric double-layer capacitance at 0.3 V

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.3 阴极浸润性对罗丹明B去除的影响

由于阴极催化剂为氧化炭黑，具有一定的吸附性能，故在不通电条件下，进行了3种阴极对罗丹明B的纯吸附研究，结果如图5所示。在反应32 min时，3种阴极对罗丹明B吸附去除效果都很差，去除率仅为10%，表明浸润性的差异对阴极吸附能力几乎无影响。因此，在本研究中，电芬顿氧化降解有机污染物效果主要受阴极自身的氧还原性能影响。

图 5 不同浸润性阴极的罗丹明B去除效果

Figure 5. Removal performance of Rhodamine B by different wettability cathodes

下载: 全尺寸图片幻灯片

阴极浸润性对自身的氧还原能力和电化学活性面积有很大的影响，从而影响有机污染物的降解性能。故在电压为−0.4 V和曝气速率为6 mL·min^‒1的条件下，对3种不同浸润性阴极去除罗丹明B的效果进行了研究。如图5所示，在32 min时，半亲半疏阴极系统中罗丹明B的剩余质量浓度最低，为(1.1±0.1) mg·L⁻¹。因此，半亲半疏阴极拥有最佳的罗丹明B效果，去除率高达89.4%，远高于疏水阴极的40.3%和亲水阴极的11.2%。亲水阴极对罗丹明B去除率较低缘于电极只能利用溶液中的DO进行2电子还原反应，H₂O₂产量很低(图6)，导致电芬顿反应生成的∙OH量较少。而疏水阴极凭借其良好的O₂储存能力，对罗丹明B的去除效果优于亲水阴极。但疏水阴极催化剂层的疏水性导致电化学活性面积极低，使得罗丹明B去除率远低于半亲半疏阴极。因此，与亲水阴极和疏水阴极相比，半亲半疏阴极凭借疏水层充足的O₂供应和亲水催化剂层较高的电化学活性面积，具有最强的污染物去除能力。

图 6 不同浸润性阴极在32 min时生成的H₂O₂质量浓度

Figure 6. Concentration of H₂O₂ production by different wettability cathodes at 32 min

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.4 阴极电势对罗丹明B去除的影响

为优化半亲半疏阴极的有机污染物去除性能，对不同阴极电势下的罗丹明B去除率进行了研究(曝气速率为6 mL·min⁻¹)。由图7(a)可见：罗丹明B去除率达到90%所需的时间由−0.4 V的32 min降到−0.8 V的4 min，最后降到−1.0 V的2 min。这表明随着阴极还原电势的增加，2电子还原反应速率加快，产H₂O₂能力增强(图8)，从而提高罗丹明B的去除率。

图 7 半亲半疏阴极在不同电势下的罗丹明B去除效果和降解动力学的线性拟合

Figure 7. Removal performance and kinetics linear fitting of Rhodamine B degradation by Janus cathode at different potentials

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 32 min内不同电压下的半亲半疏阴极产生H₂O₂质量浓度

Figure 8. Concentration of H₂O₂ production by Janus cathode at different potentials within 32 min

下载: 全尺寸图片幻灯片

进一步对降解过程的动力学过程进行分析拟合，如图7(b)所示，可决系数R²均大于0.9，表明罗丹明B的降解过程近似符合伪一级动力学；随着阴极还原电势的增加，罗丹明B降解的反应速率常数也在不断增加，由−0.4 V的0.187 min^–1逐渐增加到−1.0 V的0.762 min⁻¹。因此，伴随阴极还原电势的增加，半亲半疏阴极对有机污染去除速率也随之增加。

2.5 曝气速率对罗丹明B去除的影响

在电芬顿系统中，曝气是影响有机污染去除的重要因素之一^[23]。为了研究曝气对半亲半疏阴极去除有机污染的影响，对不同曝气速率下罗丹明B的去除效果进行了测试(电压恒为−0.4 V)，结果如图9所示。在反应32 min时，半亲半疏阴极在无曝气情况下对罗丹明B仍有16.2%的去除率，表明疏水石墨毡内部本身存有的空气以及水中DO被用来参与电芬顿反应；当增加曝气速率到0.25 mL·min⁻¹时，罗丹明B的去除效果依旧很差，剩余罗丹明B的质量浓度为(7.7±0.1) mg·L⁻¹，去除率为23.1%。导致此结果的原因是：疏水气体储存层O₂在6 min左右时被耗尽，气膜消失，孔隙被电解质溶液充满，半亲半疏阴极变成亲水阴极，电极只能利用溶液中DO进行反应，导致较差的罗丹明B去除效果；继续增加曝气速率到0.5 mL·min⁻¹时，疏水层的气膜刚好维持，罗丹明B去除率迅速升高到77.7%，剩余(2.2±0.1) mg·L⁻¹；再继续增加曝气速率，罗丹明B去除效果也随着增强，罗丹明B去除率由1 mL·min⁻¹的83.2%上升到6 mL·min⁻¹的89.4%。

图 9 半亲半疏阴极在不同曝气速率下的罗丹明B去除效果

Figure 9. Removal performance of Rhodamine B by Janus cathode at different aeration rates

下载: 全尺寸图片幻灯片

以上研究结果表明，当曝气速率超过6 mL·min⁻¹后，罗丹明B去除率增加不明显；当曝气速率为60 mL·min⁻¹时，罗丹明B去除率为90.1%，略高于6 mL·min⁻¹下的89.4%，所以，6 mL·min⁻¹的曝气速率为罗丹明B最佳曝气速率，再升高速率反而会浪费更多的O₂。罗丹明B去除效果变化主要缘于曝气速率对半亲半疏阴极产H₂O₂性能的影响(图10)。在电芬顿系统中，激发H₂O₂速率远大于H₂O₂产生速率，所以O₂生成H₂O₂的性能会影响激发H₂O₂生成·OH，进而影响罗丹明B的降解。因此，当曝气速率在6 mL·min⁻¹以下时，半亲半疏阴极对罗丹明B的去除率随着曝气速率的增加而显著增加。但当曝气速率超过6 mL·min⁻¹时，曝气速率的增加对罗丹明B的去除效果贡献很小，可以忽略。

图 10 32 min内，不同曝气速率下的半亲半疏阴极产生H₂O₂质量浓度

Figure 10. Concentration of H₂O₂ production by Janus cathode at different aeration rates within 32 min

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.6 电极稳定性

稳定性和循环利用性对电极本身实际应用非常重要。因此，在电压为−0.4 V和曝气速率为6 mL·min⁻¹的条件下，对半亲半疏阴极进行了5次循环降解罗丹明B的测试。如图11所示，半亲半疏阴极在5次循环实验中，对罗丹明B去除率可以很好地维持在96%附近；并且在平行实验中误差小、电极稳定性高。因此，半亲半疏水阴极具有优异的稳定性和循环利用性，可以很好地应用于有机污染废水的实际处理中。

图 11 半亲半疏阴极的稳定性和循环利用性

Figure 11. Stability and recycling ability of Janus cathode

下载: 全尺寸图片幻灯片

3. 结论

1)亲水阴极只能利用DO进行2电子还原，缺乏O₂储存能力，传质效果差；疏水阴极催化剂层电化学活性面积低；相比之下，半亲半疏阴极凭借疏水基底的良好O₂储存能力和亲水催化剂层的较大电化学活性面积，具有优良的有机污染去除效果。

2)与单一浸润性阴极相比，半亲半疏阴极对有机污染物有很强的去除能力。在电压为−0.4 V和曝气速率为6 mL·min⁻¹的条件下，半亲半疏阴极的罗丹明B去除率为89.4%，远高于亲水阴极的11.2%和疏水阴极的40.3%。

3)当电压在−0.4 ~−1.0 V内，阴极还原电势的增加可以增强半亲半疏阴极的有机污染去除能力，并且降解罗丹明B过程为一级反应动力学。

4)曝气在电芬顿去除罗丹明B过程中发挥着重要作用：当曝气速率低于6 mL·min⁻¹时，曝气速率的增加会显著提高罗丹明B的去除效果；但当曝气速率大于6 mL·min⁻¹后，曝气速率的增加对罗丹明B的去除贡献较小。

图 1 不同设计方案内筒溢流型溶气罐的结构示意图

Figure 1. Schematic diagram of the dissolution tank with vertical inner cylinder

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 内筒溢流型溶气罐溶气性能测试表征系统的流程

Figure 2. Scheme of the experimental flow for determining the air dissolving performance of the dissolution tank with vertical inner cylinder

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 溶解氧在线测量装置

Figure 3. The on-line dissolved oxygen measuring device

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 不同温度下空气在水中理论溶解量的拟合曲线

Figure 4. Fitting curve of theoretical solubility of air in water at different temperatures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 不同结构下溶气量对比曲线图

Figure 5. Curve s of dissolved air volume in different structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 不同结构下气液比对溶气罐溶气效率的影响

Figure 6. Effect of gas-liquid volume ratio on air-dissolving efficiency of the dissolution tank s with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 不同结构下液位比对溶气罐溶气效率的影响情况

Figure 7. Effect of liquid level ratio on air dissolving efficiency of the dissolution tanks with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 不同结构下溶气压力对溶气罐溶气效率的影响

Figure 8. Effect of dissolution pressure on air dissolving efficiency of the dissolution tanks with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 不同溶气罐结构下的气相溶解过程

Figure 9. Gas dissolution process in the dissolution tanks with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 不同溶气罐结构下的气泡状态

Figure 10. Bubble formation in the dissolution tank with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 不同溶气罐结构下的激光衰减率

Figure 11. Laser attenuation rate in the dissolution tanks with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 不同溶气罐结构下的气泡粒径分布情况

Figure 12. Bubble size distribution in the dissolution tanks with different structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 Box-Behnken溶气实验设计组合及结果

Table 1. Design parameters and results of Box-Behnken gas dissolving experiment

实验编号	气液比/%	液位比/%	溶气压/MPa	溶气效率/%
1	20.50	50.00	0.21	49.59
2	35.00	36.00	0.21	59.23
3	35.00	50.00	0.16	43.49
4	20.50	36.00	0.16	43.11
5	20.50	36.00	0.26	67.02
6	20.50	50.00	0.21	49.59
7	35.00	64.00	0.21	44.55
8	6.00	50.00	0.26	52.84
9	20.50	64.00	0.26	48.50
10	20.50	50.00	0.21	49.59
11	6.00	36.00	0.21	49.28
12	20.50	64.00	0.16	31.44
13	6.00	64.00	0.21	34.52
14	20.50	50.00	0.21	49.59
15	35.00	50.00	0.26	65.51
16	6.00	50.00	0.16	34.88
17	20.50	50.00	0.21	49.591 1

下载: 导出CSV

表 2 响应值Y的方差分析

Table 2. Analysis of variance of response value Y

因素	平方和	自由度	F值	P值
整体模型	1 513.89	9	2 901.34	< 0.000 1
${X}_{1}$	212.73	1	3 669.23	< 0.000 1
${X}_{2}$	444.25	1	7 662.62	< 0.000 1
${X}_{3}$	819.37	1	14 132.72	< 0.000 1
${X}_{1}{X}_{2}$	$0.001 5$	1	0.027	0.874 9
${X}_{1}{X}_{3}$	4.10	1	70.76	< 0.000 1
${X}_{2}{X}_{3}$	11.73	1	202.31	< 0.000 1
${{X}_{1}}^{2}$	1.12	1	19.35	0.003 2
${{X}_{2}}^{2}$	20.02	1	345.30	< 0.000 1
${{X}_{3}}^{2}$	0.047	1	0.81	0.398 5

因素	平方和	自由度	F值	P值
整体模型	1 513.89	9	2 901.34	< 0.000 1
${X}_{1}$	212.73	1	3 669.23	< 0.000 1
${X}_{2}$	444.25	1	7 662.62	< 0.000 1
${X}_{3}$	819.37	1	14 132.72	< 0.000 1
${X}_{1}{X}_{2}$	$0.001 5$	1	0.027	0.874 9
${X}_{1}{X}_{3}$	4.10	1	70.76	< 0.000 1
${X}_{2}{X}_{3}$	11.73	1	202.31	< 0.000 1
${{X}_{1}}^{2}$	1.12	1	19.35	0.003 2
${{X}_{2}}^{2}$	20.02	1	345.30	< 0.000 1
${{X}_{3}}^{2}$	0.047	1	0.81	0.398 5

下载: 导出CSV

[1]	芦嵩林, 张其殿, 刘淑杰, 等. 加压溶气气浮技术应用现状及展望[J]. 广东化工, 2014, 41(13): 162-163. doi: 10.3969/j.issn.1007-1865.2014.13.081
[2]	张云鹏, 谢洪勇. 一种加压溶气式微泡发生器的设计[J]. 中国粉体技术, 2019, 25(3): 19-24.
[3]	ZHANG W H, ZHANG J, ZHAO B, et al. Microbubble size distribution measurement in a DAF system[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2015, 54(18): 5179-5183.
[4]	张金朝. 溶气气浮过程中气泡性质参数的测量研究[D]. 天津: 天津科技大学, 2016.
[5]	王晨. 溶气气浮微气泡生成的影响因素实验研究[D]. 青岛: 中国石油大学(华东), 2017.
[6]	BRATBY J, MARAIS G V R. Saturator performance in dissolved-air (pressure) flotation[J]. Water Research, 1975, 9(11): 929-936. doi: 10.1016/0043-1354(75)90120-7
[7]	ULRICH D, WEISSENBERG H G, NEUMANN S. Practical dissolved-air flotation experience[J]. International Journal of Environment and Pollution, 2007, 30(2): 254-272.
[8]	HOSOKAWA S, TANAKA K, TOMIYAMA A, et al. Measurement of micro bubbles generated by a pressurized dissolution method[J]. Journal of Physics: Conference Series, 2009, 147(1): 1742-6596.
[9]	HOSODA S, ABE S, HOSOKAWA S, et al. Mass transfer from a bubble in a vertical pipe[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2014, 69: 215-222. doi: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.10.031
[10]	MAEDA Y, HOSOKAWA S, BABA Y, et al. Generation mechanism of micro-bubbles in a pressurized dissolution method[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2015, 60: 201-207. doi: 10.1016/j.expthermflusci.2014.09.010
[11]	陈福泰, 王红宇, 王东升, 等. 压力溶气气浮工艺中溶气效率测定方法述评[J]. 环境污染治理技术与设备, 2004, 5(4): 1-3.
[12]	王文海, 任雪. 溶释气效率测定及计算方法浅析[J]. 北京建筑工程学院学报, 2008, 24(3): 20-22.
[13]	李友凤. 撞击流微混合器的结构、性能及其在沉淀过程中的应用研究[D]. 长沙: 中南大学, 2012.
[14]	赵步超. 一种用于油田水处理的新型溶气设备的研究[J]. 环境工程, 2014, 32(1): 60-63.
[15]	CONWAY R A, NELSON R F, YOUNG B A. High-solubility gas flotation[J]. Journal of Water Pollution Control Facility, 1981, 53(7): 1198-1205.
[16]	LEINING K V, WALL D J. Available air measurements applied to flotation thicker evaluations[J]. Deeds and Data Water Pollution Control Facility, 1974, 11: 3-7.
[17]	HENRY J G, GEHR R. Dissolved air flotation for primary and secondary clarification[C]//Sewage Collection and Treatment Report, Project Sponsored by Canada Mortage & Housing Corporation and Environment, Canada, 1981: 187.
[18]	许萧. 旋转湍流强化液体中气泡及溶解性气体分离的机理[D]. 上海: 华东理工大学, 2018.
[19]	胡斌, 陈翼孙. 探讨释气机理研制新型溶气释放器[J]. 建筑技术通讯(给水排水), 1984(1): 3-7.
[20]	陈家庆. 环保设备原理与设计[M]. 3版. 北京: 中国石化出版社, 2019.
[21]	张义科. 平流式加压溶气气浮除油技术实验研究[D]. 青岛: 中国石油大学(华东), 2017.
[22]	WANG L K, SHAMMAS N K, SELKE W A, et al. Flotation Technology[M]. Springer, 2010.
[23]	张海阳. 基于射流流场的微藻混凝共聚气浮采收基础研究[D]. 徐州: 中国矿业大学, 2013.
[24]	温利利. 旋喷加压溶气气浮净水控制系统设计与研究[D]. 徐州: 江苏师范大学, 2014.
[25]	韩健. 单组份气体溶气法气泡的生成机理和试验研究[D]. 西安: 西安石油大学, 2014.
[26]	张东锋, 何利民, 王鑫, 等. 多相流泵溶气气浮处理含油污水的实验研究[J]. 油气田地面工程, 2010, 29(4): 28-30. doi: 10.3969/j.issn.1006-6896.2010.04.013
[27]	李焱. 混凝-压力溶气气浮技术处理ABS树脂废水研究[D]. 北京: 中国矿业大学(北京), 2016.
[28]	王培艳. 平流型加压溶气气浮水处理的研究[D]. 郑州: 郑州大学, 2013.
[29]	FUJIWARA A, TAKAGI S, WATANABE K, et al. Experimental study on the new micro-bubble generator and its application to water purification system[J]. Fluids Engineering Division Summer Meeting, 2003, 36975: 469-473.
[30]	常建闯. DAF溶气释放反应系统的开发研究[D]. 邯郸: 河北工程大学, 2010.
[31]	苏楷然. 密闭气浮装置中气泡分布及污水除油性能实验研究[D]. 青岛: 中国石油大学(华东), 2016.
[32]	刘钊. 溶气法生成气泡的规律和试验研究[D]. 西安: 西安石油大学, 2013.
[33]	祁步春, 蔡改贫, 肖洪力, 等. 基于响应曲面法的Knelson选矿机主要操作参数优化[J]. 矿业研究与开发, 2016, 36(11): 109-114.

点击查看大图

图( 12) 表( 2)

计量

文章访问数: 4250
HTML全文浏览数: 4250
PDF下载数: 60
施引文献: 0

1. 材料与方法
1.1 实验材料与仪器
1.2 阴极材料的制备
1.3 阴极材料的分析与表征
1.4 罗丹明B降解实验
2. 结果与讨论
2.1 半亲半疏阴极的结构表征
2.2 阴极的电化学表征
2.3 阴极浸润性对罗丹明B去除的影响
2.4 阴极电势对罗丹明B去除的影响
2.5 曝气速率对罗丹明B去除的影响
2.6 电极稳定性
3. 结论

全文HTML

溶气释放式微气泡发生系统可应用于气浮净水、曝气增氧、黑臭水体治理等污染控制工程中。该系统主要由溶气和释气两部分设备组成。其中，溶气设备用于在加压条件下促进空气溶解，进而产生饱和溶气水；释气设备用于使饱和溶气水减压释气并生成微气泡^[1-3]。饱和溶气是高效释气的前提，也是生成高质量微气泡的基础^[4-5]。早期的溶气设备为空罐结构，溶气效率较低，后来逐渐出现了纵隔板式、花板式、横隔板式、填料式、涡轮式等结构。BRATBY等^[6]对比了散气式、泵吸式、填料式3种溶气系统的性能，发现填料式的溶气效率优于其他2类。鉴于填料式溶气设备存在填料易被堵塞、水力停留时间长、罐体体积大等不足，德国拜耳公司研发了采用内筒溢流结构的立式高效溶气罐，并利用喷嘴自上而下地向非满流内筒中喷射液体，以此来增强气液混合效果^[7]。

HOSOKAWA等^[8-10]提出了内筒结构更为简单的内筒溢流型溶气罐设计方案，但仅对成泡特性进行了定性分析，尚未开展溶气性能的研究。溶气效率是评价溶气释放式微气泡发生器性能的重要指标，常见测量方法可分为间接法和直接法^[11-14]。间接法是以测量减压条件下实际释放的气体量来间接表征溶气效率，其中BRATBY等^[6]提出的基于气体流量计的连续测定法和CONWAY等^[15]提出的液体置换法最具代表性^[6,15]。直接法是指在压力状态下测定水中溶气量，能直接反映溶气罐的溶气性能，但因测定难度较大，故相关研究较少。LEINING等^[16]为研究气浮工艺的溶气效率，通过取样袋取样的方法测得了溶气罐出水中的溶解氧，但该方法忽略了溶气罐的出水在罐中为带压状态，直接取样会造成气体减压释放，测量值不准确。HENRY等^[17]假定溶解氧的饱和度百分比等同于空气饱和度百分比，通过测量溶气罐出水的溶解氧来确定水中的空气溶解度。

本研究在提出3种内筒溢流型立式溶气罐改进结构的设计方案基础上，结合自主建立的溶解氧在线测量方法，以溶气量的变化率(即溶气效率)表征溶气罐的溶气性能，并对不同结构溶气罐的溶气效率进行对比分析，以期为新型高效的溶气设备的设计研发提供参考。

3种内筒溢流型溶气罐结构改进设计方案的溶气性能对比分析

作者简介: 张怡青(1994—)，女，硕士研究生。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：1786511509@qq.com

通讯作者: 陈家庆(1970—)，男，博士，教授。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：jiaqing@bipt.edu.cn;

Comparison and analysis of dissolved gas performance of three improved design schemes of internal cylinder overflow type dissolved gas tank

Corresponding author: CHEN Jiaqing, jiaqing@bipt.edu.cn ;

1. 材料与方法

1.1 实验材料与仪器

1.2 阴极材料的制备

1.3 阴极材料的分析与表征

1.4 罗丹明B降解实验

2. 结果与讨论

2.1 半亲半疏阴极的结构表征

2.2 阴极的电化学表征

2.3 阴极浸润性对罗丹明B去除的影响

2.4 阴极电势对罗丹明B去除的影响

2.5 曝气速率对罗丹明B去除的影响

2.6 电极稳定性

3. 结论

计量

出版历程

3种内筒溢流型溶气罐结构改进设计方案的溶气性能对比分析

通讯作者: 陈家庆(1970—)，男，博士，教授。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：jiaqing@bipt.edu.cn;

作者简介: 张怡青(1994—)，女，硕士研究生。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：1786511509@qq.com 1. 北京石油化工学院环境工程系, 北京 102617 2. 深水油气管线关键技术与装备北京市重点实验室, 北京 102617

English Abstract

Comparison and analysis of dissolved gas performance of three improved design schemes of internal cylinder overflow type dissolved gas tank

Corresponding author: CHEN Jiaqing, jiaqing@bipt.edu.cn ;

全文HTML

1.1. 内筒溢流型溶气罐的结构设计

1.2. 溶气性能测试表征系统

1.3. 溶气效率的表征方法

2.1. 操作参数对溶气效率的影响

2.1.1. 不同结构下气液比对溶气效率的影响

2.1.2. 不同结构下液位比对溶气效率的影响

2.1.3. 不同结构下溶气压力对溶气效率的影响

2.1.4. 不同结构下的成泡特性

2.2. 基于响应曲面法的操作参数优选

目录

全文HTML

1.1. 内筒溢流型溶气罐的结构设计

1.2. 溶气性能测试表征系统

1.3. 溶气效率的表征方法

2.1. 操作参数对溶气效率的影响

2.1.1. 不同结构下气液比对溶气效率的影响

2.1.2. 不同结构下液位比对溶气效率的影响

2.1.3. 不同结构下溶气压力对溶气效率的影响

2.1.4. 不同结构下的成泡特性

2.2. 基于响应曲面法的操作参数优选

作者简介: 张怡青(1994—)，女，硕士研究生。研究方向：多相流高效分离技术与设备。E-mail：1786511509@qq.com
1. 北京石油化工学院环境工程系, 北京 102617

2. 深水油气管线关键技术与装备北京市重点实验室, 北京 102617