曝氣和射流的氣泡分布與綜合式泡沫分離效果研究

季明東 李建平 葉章穎 朱松明

(浙江大學生物系統工程與食品科學學院， 杭州 310058)

0 引言

2018年，中國水產品養殖總量4 991萬t，占水產品總量的77.3%[1]，其中以池塘、淺海等傳統養殖模式為主，這種養殖方式面臨著水污染、效益低和病害等問題。循環水養殖(Recirculating aquaculture system, RAS)是現代設施水產養殖的典型模式，對促進漁業轉型升級和漁業現代化具有重要意義[2-3]。RAS中糞便、殘餌和生物絮體等固體顆粒廢物的去除是水處理系統的首要環節[4]。由于水體湍流擾動和生物降解作用等，未能及時去除、粒徑較大的懸浮顆粒物會破碎成較小的細微懸浮顆粒物，簡稱細微顆粒物[5-6]。絕大多數細微顆粒物粒徑小于100 μm[7-8]，一般難以通過沉淀、微濾等方法去除。養殖循環水中細微顆粒物會逐漸積累，對系統運行、水質和養殖生物產生不利影響[8-10]。目前細微顆粒物去除效率低，不能滿足密集化養殖的需要，已成為制約RAS發展和養殖效益提高的重要瓶頸[10-11]。

泡沫分離作為一種簡單、低成本的細微顆粒物去除技術已被廣泛應用[12-13]。目前，關于泡沫分離的研究主要包括對養殖水質的改善作用以及運行參數的優化，由于缺乏相應的理論基礎，細微顆粒物去除效率通常較低[14-15]。研究表明，曝氣式、攪拌式和射流式泡沫分離產生的氣泡對不同粒徑顆粒物的去除效果有所差異[16-18]，因此氣泡特性對細微顆粒物泡沫分離具有重要影響。本文結合相關泡沫分離理論，研究水體鹽度、進氣量對曝氣和射流氣泡分布的影響，以期提高細微顆粒物的去除效率。

1 曝氣和射流的氣泡分布

1.1 試驗系統和方法

圖1為氣泡發生試驗系統。以透明有機玻璃制成泡沫分離裝置，設有進水和出水口。外徑25 mm、內徑10 mm、長30 cm的微孔納米曝氣管，固定在泡沫分離裝置的內部。曝氣管曝氣與文丘里管射流出水的高度相同，即氣泡在泡沫分離裝置內出現的高度基本一致。功率為138 W的增氧泵(ACO-008型)，產生的氣體經過調氣閥和流量計(SIARGO-MF5712型，量程為0～200 L/min)通入曝氣管。6分文丘里管的公稱直徑為25 mm，射流水泵的功率為280 W，空氣經過調氣閥和流量計(SIARGO-MF5706型，量程為0～10 L/min)被吸入文丘里管的進氣口。在泡沫分離裝置的液面O以下約15 cm處垂直設置標尺，其長度為1 cm。拍攝氣泡所用的數碼相機為索尼A7M3，搭配索尼FE90 mm F2.8微距鏡頭，6組功率為17 W的飛利浦LED燈作光源。

圖1 氣泡發生試驗系統原理圖Fig.1 Experimental system for bubble generating1.出水口 2.出水球閥 3.曝氣管 4.進水球閥 5.進水口 6.標尺 7.相機 8.文丘里管 9.射流水泵 10.曝氣增氧泵 11.支架 12.白色幕布 13.LED燈

根據實際水產養殖情況，設計了4種水體鹽度，0、15‰、20‰和25‰，通過海水晶和淡水合成，水體溫度為25℃，pH值為8.2。首先分別在曝氣管曝氣進氣量約為37.60 L/min、文丘里管射流進氣量約為3.32 L/min的條件下，依次引入4種鹽度的水體，水位達到液面O，拍攝各水體鹽度的氣泡，通過直尺測定在氣泡發生時實際液位到初始液面O的高度h(水位上升高度，單位cm)。另外在水體鹽度20‰的條件下，通過曝氣管的調氣閥分別使得曝氣進氣量約為23.05、10.50 L/min，以及通過文丘里管的調氣閥分別使得射流進氣量約為2.17、1.03 L/min，拍攝各進氣量的氣泡，同樣通過直尺測定在氣泡發生時實際液位到初始液面O的高度h。由于曝氣和射流產生的氣泡上浮，可認為泡沫分離裝置中絕大多數氣泡在曝氣管的上方，氣泡和顆粒接觸區的高度為50 cm(初始液面O與曝氣管距離)，再結合h，估算不同試驗條件下的持氣率ε(氣泡與水的體積比)。

通過ImageJ軟件完成圖像處理。打開所需處理的氣泡圖像，先將RGB圖像分割顏色通道(Split channels)轉換成8 bit圖像，設定全局閾值進行二值化，找到獨立的氣泡，再進行模糊過濾，從而能準確辨別氣泡邊界，拍攝的氣泡圖像中均有設置的標尺，從而可統計氣泡的尺寸。各試驗條件下處理的氣泡圖像均超過5幅，氣泡尺寸數據在Excel 2016中統計和處理，氣泡尺寸分布圖在OriginPro 9.1中完成，各氣泡尺寸分布的索特平均直徑(Sauter mean diameter, SMD)D32計算式為

(1)

式中Di——第i個氣泡直徑，mm

1.2 不同水體鹽度的氣泡分布

曝氣、射流在4種水體鹽度的氣泡尺寸分布分別如圖2、3所示，氣泡的SMD和持氣率如表1所示。隨著水體鹽度的增加，曝氣和射流氣泡尺寸分布的峰值直徑均降低(向左偏移)，并且氣泡的SMD減小，持氣率增大。對于同一水體鹽度，曝氣氣泡的SMD和持氣率大于射流。在水體鹽度為0時，射流氣泡的SMD為2.078 1 mm，而持氣率較小，為0.011；雖然曝氣氣泡的持氣率為0.132，但SMD較大(2.640 8 mm)，這可能是淡水RAS中泡沫分離效率低的重要原因，即由于缺少電解質，形成氣泡時表面張力低，因而氣泡尺寸大[13]。另外水體鹽度從0到25‰，射流氣泡的SMD減小和持氣率增大幅度大于曝氣，說明水體鹽度對射流氣泡分布的影響可能大于曝氣。

圖2 曝氣在不同水體鹽度的氣泡尺寸分布Fig.2 Bubble size distribution of aeration in different water salinities

圖3 射流在不同水體鹽度的氣泡尺寸分布Fig.3 Bubble size distribution of venturi jet in different water salinities

表1 不同水體鹽度的SMD和持氣率Tab.1 SMD and gas holdup of different water salinities

1.3 不同進氣量的氣泡分布

在水體鹽度20‰下，曝氣進氣量為23.05、10.50 L/min和射流進氣量為2.17、1.03 L/min形成的氣泡尺寸分布如圖4所示，氣泡的SMD和持氣率如表2所示。隨著進氣量的減少，結合圖2、3和表1可得，曝氣和射流氣泡尺寸分布的峰值直徑均降低，氣泡的SMD減小，且持氣率也減小。此外曝氣氣泡的SMD和持氣率減小幅度大于射流，說明進氣量對曝氣氣泡分布的影響可能大于射流，這是曝氣氣泡尺寸較大引起的。

圖4 曝氣和射流在不同進氣量的氣泡尺寸分布Fig.4 Bubble size distribution of aeration and venturi jet in different air inflows

表2 不同進氣量的SMD和持氣率Tab.2 SMD and gas holdup of different air inflows

2 泡沫分離理論與綜合式泡沫分離

在礦業浮選和廢水處理領域，通常將泡沫分離(氣浮)過程分為氣泡與顆粒的碰撞、黏附和脫附3個過程[19-21]。單顆粒通過單氣泡的分離效率為

E=EcEa(1-Ed)

(2)

式中E——分離效率，%

Ec——碰撞效率，%

Ea——黏附效率，%

Ed——脫附效率，%

氣泡與顆粒在氣浮區內相互靠近發生碰撞，顆粒直徑、氣泡尺寸這兩個因素表現為氣泡對顆粒的截留效應在早期碰撞機理的研究中占主導地位，而顆粒重力和慣性作用對碰撞效率的影響較小[21]。隨著微湍流理論發展，斯托克斯定律表明碰撞過程中氣泡和顆粒之間會形成液膜，流體動力學阻力增大進而會抑制碰撞效率。當前微湍流對碰撞作用還不能定量描述，但試驗證實較大的湍動能和湍流耗散率可以抑制細微顆粒物隨流線運動，從而提高碰撞效率[21-22]。

氣泡與顆粒在碰撞接觸之后，顆粒在氣泡表面滑動，其間的液膜在表面力作用下變薄，當達到臨界厚度時液膜破裂，隨后氣泡、顆粒和水體溶液形成三相接觸線并不斷擴大至氣泡顆粒絮體形成穩定的潤濕周邊。接觸時間為顆粒可在氣泡表面的滑動時間，誘導時間為液膜變薄達到臨界厚度所需時間，且僅當接觸時間大于誘導時間，才能發生有效黏附[23-24]。根據膠體穩定性理論，黏附過程中表面力主要是范德華力和靜電雙層力。由于液膜厚度極小，范德華力通常是排斥力；另外研究測得氣泡和顆粒表面常帶負電，靜電雙層力也是排斥力。因而氣泡和顆粒之間勢必還存在疏水作用力，表現為吸引力且是黏附過程的主導驅動力[23]。顆粒疏水性強，會增大疏水作用力，減小誘導時間，從而提高黏附效率。

氣泡與顆粒碰撞、黏附后形成的氣泡顆粒絮體在外力作用下會發生脫附。由于細微顆粒物脫附力較小，脫附效率較低[20,25]。另外氣泡顆粒絮體在氣浮區內上升到氣液分離界面時，會形成一定厚度的液膜所包圍的氣泡聚集體即產生泡沫，起泡性和形成泡沫的穩定性是泡沫分離效率的關鍵[26]。表面活性劑可以吸附在氣泡液膜上降低表面張力，也可以在氣液分離界面上增大水體溶液的表面粘度，從而提高起泡性和穩定性[26-27]。

總體上細微顆粒物的泡沫分離，脫附效率較低，起泡性和穩定性受表面活性劑的影響；黏附效率主要受氣泡和顆粒表面特性的影響，而顆粒表面特性也取決于表面活性成分。研究表明細微顆粒物泡沫分離效率較低的主要原因是碰撞效率低[28-29]。另外在RAS中表面活性劑一般無法控制，因而認為對于細微顆粒物泡沫分離的優化，關鍵是提高碰撞效率。試驗得出細化氣泡提高泡沫分離效率時需要較長的水力停留時間，并且細微顆粒物泡沫分離效率存在極值，這可能與表面活性劑含量有關，或者細化氣泡使得微湍流發生變化，氣泡與顆粒物的碰撞效率受到影響[18]。

調查發現當前海水RAS實際生產中的大型泡沫分離器，由于水體循環流量大，分離高度往往不夠(即高徑比小)，此時常配2臺或以上的射流水泵和文丘里管組合，但是養殖管理者會因射流功率大或效果不明顯而減少使用，這勢必影響細微顆粒物去除。水處理裝備運行能耗高無疑也是限制RAS的重要因素，而一般情況下曝氣形成氣泡的運行成本相對低于射流。在水體鹽度為15‰～25‰時，曝氣氣泡的尺寸大于射流，且曝氣進氣量較高時可獲得較大的持氣率；另外由于大尺寸氣泡內附加壓強較小，在氣液分離界面上形成泡沫后的穩定性較好[26]。據此認為可以結合曝氣和射流的優勢，以曝氣形成大尺寸氣泡，射流形成細微氣泡，同時獲得較大的持氣率。此外一般曝氣形成氣泡的湍動能較大，這可能有利于細微顆粒物與氣泡之間的碰撞效率。

在泡沫分離裝置中，同時開啟曝氣和射流形成混合氣泡。在曝氣進氣量為37.60、23.05 L/min時，氣泡尺寸大，若與射流氣泡混合時可能存在較多的氣泡合并，并且混合形成的氣泡尺寸較大，可能會不利于細微顆粒物與氣泡之間的碰撞。因而在試驗條件下，曝氣和射流協同作用的綜合式泡沫分離選擇曝氣進氣量10.50 L/min和射流進氣量3.32 L/min，形成混合氣泡的SMD為0.574 0 mm，持氣率為0.100，氣泡尺寸分布如圖5所示。

圖5 曝氣與射流混合的氣泡尺寸分布Fig.5 Bubble size distribution of mixing aeration and venturi jet

3 曝氣、射流與綜合式泡沫分離效果

3.1 試驗設計

在珍珠龍膽石斑魚的RAS中，取孔徑60 μm微濾處理后的養殖水體引入儲水桶中，經攪拌均勻后作為泡沫分離原樣。在泡沫分離裝置中分別進行曝氣式(進氣量10.50 L/min)、射流式(進氣量3.32 L/min)與綜合式(曝氣進氣量10.50 L/min和射流進氣量3.32 L/min)，共3組泡沫分離批處理試驗，水力停留時間為2 min，每組重復3次。

原樣和泡沫分離后水樣的顆粒物質量濃度按照國家標準方法(GB 17378.4—1998)測定。對于曝氣式泡沫分離，增氧泵的功率為138 W，與曝氣管組合時最大進氣量為37.60 L/min，因此認為進氣量10.50 L/min的功率為38.54 W(在實際生產中，由三相電漩渦風機等產生相同氣壓和氣量所需的功率低于該值)。射流式泡沫分離射流水泵的功率為280 W。因而對于綜合式泡沫分離，曝氣進氣量10.50 L/min和射流進氣量3.32 L/min所需的總功率為318.54 W。顆粒物去除率和單位去除率所需的能耗功率計算式為

(3)

(4)

式中η——顆粒物去除率，%

Co——原樣的顆粒物質量濃度，mg/L

Cout——泡沫分離后的顆粒物質量濃度，mg/L

φ——單位去除率能耗，W/%

P——泡沫分離的氣泡發生功率，W

原樣和泡沫分離后水樣的顆粒物粒徑分布(Particle size distribution, PSD)通過丹東百特儀器有限公司的Bettersizer3000PLUS型激光粒度儀測定。該儀器可測定水樣中顆粒物的折射率，PSD測量結果的重復性和準確性為0.5%，可測粒徑范圍是0.01～3 500 μm。將試驗測得的顆粒物粒徑體積分布范圍1～250 μm，劃分為100個呈對數增加的粒徑區間I。為分析曝氣、射流和綜合式泡沫分離的不同粒徑顆粒物去除效果，計算原樣和泡沫分離后水樣的I粒徑區間顆粒物體積分數差(顆粒物粒徑體積分布差)，計算式為

ΔVI=VI-o-VI-out

(5)

式中 ΔVI——I粒徑區間的體積分數差，%

VI-o——原樣的I粒徑區間體積分數，%

VI-out——泡沫分離后的I粒徑區間體積分數，%

3.2 顆粒物去除效果

表3為顆粒物質量濃度和去除率(包括單位去除率能耗)。圖6為原樣和泡沫分離后的顆粒物粒徑體積分布及差值。結合表3和圖6，3個處理原樣的顆粒物質量濃度之間相差較小且顆粒物粒徑體積分布相似，因而認為試驗條件下曝氣、射流和綜合式泡沫分離的原樣相似。

表3 顆粒物質量濃度和去除率Tab.3 Solids mass concentration and removal efficiency

在試驗條件下，曝氣式泡沫分離后水樣的顆粒物質量濃度較高，顆粒物去除率較小，這是由于曝氣式氣泡的SMD較大且持氣率較小。根據泡沫分離理論，由于射流式氣泡的SMD小于曝氣式且持氣率大于曝氣式，在氣泡尺寸較小、數量多時碰撞效率較高[21-22]，因而射流式泡沫分離的顆粒物去除率高于曝氣式。另外綜合式泡沫分離，雖然氣泡的SMD大于射流式而小于曝氣式，但持氣率接近于曝氣式與射流式之和，認為綜合式泡沫分離由于同時包括曝氣和射流形成氣泡，結合了曝氣式和射流式泡沫分離的優勢，因而綜合式泡沫分離后水樣的顆粒物質量濃度較低，顆粒物去除率也接近于曝氣式與射流式之和。

圖6 原樣和泡沫分離后的顆粒物粒徑體積分布及差值Fig.6 Particle size-volume distribution of original sample and fractionated water along with its distribution difference

對于曝氣式泡沫分離，粒徑小于50 μm的顆粒物體積分數差不小于0(圖6a)，此外認為曝氣對顆粒物的破碎作用較弱，因而曝氣式泡沫分離對粒徑小于50 μm的顆粒物去除較好。這與CHEN等[16]研究的(氣石)曝氣式泡沫分離結果基本一致。根據泡沫分離理論，這可能由于氣泡尺寸較大，易吸附較小粒徑細微顆粒物(重力較小)形成穩定的氣泡顆粒絮體，且這部分顆粒物表面也可能更易含有表面活性物質[26]。另外粒徑60～200 μm的顆粒物體積分數差小于0，一方面由于曝氣式泡沫分離對粒徑小于50 μm的顆粒物去除較好，另一方面可能是氣泡顆粒絮體在上升過程中破裂合并，引起了顆粒物凝聚。

對于射流式泡沫分離，粒徑2～30 μm的顆粒物體積分數差小于0(圖6b)，若顆粒物在泡沫分離前后密度均勻的情況下，結合顆粒物質量濃度，表明射流式泡沫分離會使得較大粒徑的顆粒物破碎成粒徑2～30 μm的顆粒物(由射流水泵和文丘里管射流引起)，這可能也是粒徑30～200 μm顆粒物體積分數減小的原因之一。另外，由于氣泡尺寸較小，界面能高，氣泡數量多(持氣率相對較大)可能也有利于較大粒徑顆粒物的去除。

對于綜合式泡沫分離，粒徑2～40 μm的顆粒物體積分數差小于0；比較圖6b和圖6c，綜合式泡沫分離后水樣中粒徑2～15 μm的顆粒物體積分數小于射流式，雖然本試驗條件下的射流對綜合式泡沫分離的影響較大，但是綜合式也包括了曝氣，因而提高了對粒徑2～15 μm顆粒物的去除。

總體上，曝氣式泡沫分離雖然顆粒物的單位去除率能耗較低，但是去除率也較低；而射流式泡沫分離雖然去除率相對較高，但是會對較大粒徑的顆粒物產生破碎作用(單位質量粒徑較小的細顆粒具有較大的表面積，并與養殖循環水的接觸面積大，向水中釋放可溶性廢物的效率高，且研究證實細顆粒水平與細菌活性呈線性正相關[30-32]，因而破碎產生的

細顆粒可能對系統性能和養殖生物安全生長不利)，而且單位去除率能耗也較高，導致運行成本增加。本試驗條件下的綜合式泡沫分離，顆粒物去除率較高，同時減少了射流產生的較小粒徑細微顆粒物，并且單位去除率能耗也降低。因而認為對于海水RAS實際生產在達到水體循環流量的條件下，可通過綜合式泡沫分離來提高細微顆粒物去除率，并且降低系統的運行成本。

4 結論

(1)提出了結合曝氣和射流協同作用的綜合式泡沫分離。鹽度對射流氣泡分布的影響較大，而進氣量對曝氣氣泡分布的影響較大。曝氣氣泡的SMD大于射流氣泡的SMD(除水體鹽度為0)。在試驗條件下，綜合式泡沫分離的持氣率達到0.100。

(2)曝氣式泡沫分離對粒徑小于50 μm的顆粒物去除效果較好；射流式泡沫分離對較大粒徑的顆粒物產生破碎作用，使粒徑2～30 μm的顆粒物相比于原樣增加；綜合式泡沫分離減輕了由射流產生的破碎作用，即去除了部分粒徑2～15 μm的細微顆粒物。

(3)綜合式泡沫分離的顆粒物去除率接近曝氣式與射流式去除率之和，并且節約了能耗。在海水RAS實際生產中，可通過綜合式泡沫分離器的設計應用達到降低成本、提高細微顆粒物去除率的目的。