气浮设计（共9篇）
气浮设计 篇1
0 引言
精密气浮运动平台是精密制造装备等的核心。随着产业的发展, 对精密气浮运动平台运动精度的要求不断提高, 已挑战传统精密机构运动精度的极限。传统运动机构中接触式的运动副和刚性的结构必然造成系统的摩擦发热及振动传递, 制约了系统动力学性能的提升, 直接导致这类机构的运动精度无法突破纳米级[1,2,3]。为此, 目前最根本和有效的手段是采用非接触式气浮支承运动副取代传统摩擦接触式运动副。气浮支承是微纳制造装备中超精密运动平台的支承部件, 其动力学性能直接影响运动平台的定位精度和响应速度, 决定气浮支承动力学性能的参数主要有质量、刚度和阻尼等[4,5,6]。部分双层气浮平台要求两个平台具有严格的同步性能, 设计双层气浮支承平台动力学性能时需要考虑同步性能。本文主要研究精密运动平台中气浮支承动力学参数设计中需要考虑的问题, 即如何设计能使气浮运动平台具有良好的动力学性能。
1 气浮支承系统与双层气浮平台
气浮支承在工作过程中, 压缩空气通过节流孔流入压力腔, 然后在轴承面和大理石支承面间形成一层气膜, 该气膜使得轴承和支承面之间的运动为无接触运动。如图1所示, 上层台和下层台的支座由气浮轴承和真空预紧装置组成, 简称为气足。气浮轴承产生向上的推力, 真空预紧装置产生向下的吸力, 气浮推力和真空吸力及重力相互平衡, 气足受到干扰时将破坏这种平衡, 使气足产生振荡然后恢复至平衡位置, 其中产生振荡时的振动特性取决于气足动力学参数的设计。
双层气浮平台是微纳制造中常用的结构, 其结构形式有上下结构和左右结构, 图1所示为上下双层结构形式, 一般这种结构都对双层气浮平台的同步性能有严格要求。随着平台运动精度和运动速度的提高, 对双层气浮平台的同步运动精度要求将更为苛刻, 因此研究双层气浮平台中气浮支承的动力学性能设计原则是十分必要的。
2 气浮支承动力学参数对性能的影响
气浮支承的动力学性能设计需综合考虑多因素间的关系, 研究各参数是如何影响气浮支承性能的以及设计目的不同时应如何考虑设计的主次关系[7,8,9,10]。图2是上层平台气足的承载力W、刚度k和阻尼c随气膜厚度 (气膜间隙h) 的变化趋势曲线, 下层平台气足以及普通气浮支承也有类似的规律。为了便于分析三者的变化趋势, 对其幅值进行了归一化处理, 即
从图2中可以看出, 气足的承载力W随气膜厚度的增大而减小, 刚度k与气膜厚度呈非线性变化, 阻尼c随气膜厚度的增大而减小。在气膜间隙h较小 (1～4μm, 不同气浮支承该区域略有不同) 的区域, 气足具有较大的承载力、较大的阻尼, 刚度呈上升趋势;在气膜间隙较大 (5～14μm) 的区域, 承载力、阻尼变小, 刚度呈减小趋势。选择不同组合的承载力、刚度和阻尼, 可以使气浮平台具有不同的动力学性能。
进行气足动力学设计时需要遵循的原则是, 气足的固有频率要远离运动平台的工作频率和结构频率, 以免引起共振而降低精度。图1所示的气浮平台的工作频率为50Hz左右, 气足的固有频率一般要求大于3倍的工作频率, 即150Hz, 同时, 气足固有频率也应远离平台最小的结构频率, 本例中为600Hz左右。因此, 气足的合理固有频率范围应设计在150～600Hz之间。
3 气足动力学参数对同步特性的影响
当研究分析双层气浮平台的同步特性时, 首先需要建立气足的动力学模型, 由于运动方向摩擦力近似为零,
因此主要研究气足垂向的同步特性。将气足等效为单自由度质量-弹簧-阻尼系统, 真空预紧装置产生的吸力视为恒力, 如图3所示。同时由于上层平台和下层平台气足在正常工作过程中气膜厚度变化较小 (一般小于1μm) , 分析时认为气足刚度在平衡位置近似线性。
简化后气足系统的动力学方程式为
式中, Fair为气浮推力;Fx为真空吸力;m为气足所承载的质量;k、c分别为气浮轴承垂直方向的刚度和阻尼。
同时, 由惯性定律可得
c0=2m ῶn
式中, ῶn为系统的固有频率;ξ为系统的阻尼比;c0为系统的临界阻尼系数。
式 (2) 的通解为
式中, a1、a2为由初始条件确定的两个积分常数。
对于不同的阻尼比, 式 (3) 将会存在实特征根和复特征根, 式 (3) 的形式也将有不同, 其响应特性也随之不同。
为了保证双层气浮平台的同步性能, 应合理设计上层平台和下层平台气足的动力学参数, 使两者具有相同的动力学性能, 从而使得双层气浮平台对干扰和运动指令有相同的响应特性。
4 两种设计方案比较
由前面的分析可知, 气足阻尼c与气膜厚度h成反比, 而刚度k与气膜厚度h呈非线性变化, 因此选择不同组合的刚度和阻尼, 可以使上层平台和下层平台系统具有不同的动力学性能。在上层平台和下层平台系统的设计阶段, 应综合考虑气浮轴承刚度和阻尼等动力学参数的选择, 同时还需要选择和设计合适的气浮动力学参数, 从而提高上下层平台的同步精度。为了说明气足动力学设计不同时如何影响双层气浮平台的性能和同步特性, 下面分析两种不同的双层气浮平台动力学设计方案。
4.1 设计方案A
方案A中上层平台和下层平台的动力学参数设计方案如表1所示。
将表1中的动力学参数代入式 (2) , 可得出上下平台气足系统的固有频率:
由此可以看出, 上下平台气足系统垂直方向的固有频率fn不相等 (分别为796Hz、563Hz) , 其频率落入500～800Hz范围, 此种设计的气足固有频率接近结构件的固有频率范围。
该方案中, 由于上层平台气足和下层平台气足固有频率不同, 因此对干扰和驱动具有不同的响应特性, 图4所示为方案A中上层平台 (虚线) 和下层平台 (实线) 气足阶跃响应曲线。从图4中可以看出, 上层平台气足和下层平台气足系统在受到相同的阶跃信号激励时其响应信号的振荡周期并不相同, 在某些时刻两者分别达到最大值和最小值, 其差值达到最大。
图5所示是方案A中上下层平台气足阶跃响应信号的差值曲线。从图5中可以看出, 两系统的阶跃响应的差值在响应后一段时间内达到最大值, 响应差值的幅度约为20nm, 而上层平台和下层平台气足系统单个的阶跃响应最大值仅为14nm。以上分析说明, 双台气足系统的阶跃响应差值幅度在有些时刻大于单个气足的最大阶跃响应振荡幅度。
由以上分析可以得出, 当上下层平台气足具有不同的振动频率时, 对于相同的干扰或激励会有不同的响应特性, 在工作过程中, 两者的同步误差会出现大于单个气足的最大误差的现象。并且, 该设计方案的上下层平台气足的固有频率在500～800Hz的范围内, 比较接近结构件的频率范围, 使得在一定激励条件下, 气足会与结构发生共振。
4.2 设计方案B
该方案B中上层平台和下层平台的动力学参数设计方案如表2所示。
将表2中的参数代入式 (2) , 可得出上下平台气足系统的固有频率:
由以上结果可以看出, 上下平台气足系统垂向的固有频率相等, 都为356Hz, 因此对干扰和驱动的响应具有相似的动力学特性。图6所示是上层平台 (虚线) 和下层平台 (实线) 气足阶跃响应曲线。从图6中可以看出, 上下平台气足系统在受到相同的激励时响应的振荡周期相同, 能同时达到振动的最大值和最小值。
图7所示是上下平台气足阶跃响应信号的差值曲线。从图7中可以看出, 两系统的阶跃响应的差值在响应后一段时间内达到最大值, 响应差值的幅度约为10nm, 而两系统阶跃响应的最大幅度约为45nm, 两系统阶跃响应差值的幅度约为单个系统最大阶跃响应振荡幅值的1/5。其中, 阶跃响应差值的幅度大小与阻尼比的选择有关, 阻尼比选择不同时响应差值的幅度有所不同, 但都小于单个系统的最大振荡幅值, 当两系统的阻尼比相同时, 理想情况下的差值为零。
由以上分析可以看出, 当上下平台气足具有相同的振动频率时, 对于相同的干扰或激励会有相似的响应特性, 使得在工作过程中, 能够在气足参数设计方面使两者的同步误差达到最小。并且, 方案B的设计使上下平台气足的固有频率在100～300Hz范围内, 较好地避开了结构件的频率范围, 避免了共振现象的产生。
4.3 结果分析
由以上分析比较可知, 设计方案B较设计方案A好, 主要表现在:①气足系统产生的固有频率远离上层平台和下层平台结构件的频率段, 能较好地避开结构件的振动频率;②当阻尼系数一定时, 较小的刚度能产生较大的阻尼比, 从而使系统的响应时间缩短;③上层平台和下层平台气足具有相似的动力学特性, 能有效地减小振动时两者的相对误差, 能在一定范围内对干扰不敏感。
从以上两种设计方案可以得出, 在对要求同步特性的双层气浮平台气足进行动力学参数设计时, 根据气足承载体质量设计合适的气足刚度和阻尼系数, 使其固有频率和阻尼比接近, 这样可以使得上下平台在受到相同干扰和相同激励时的同步误差较小。
5 实验验证
为了验证以上理论分析的正确性, 设计了一套实验系统进行验证, 实验对象为两个负载质量不同的气足, 具体参数如表3所示, 两个气足系统垂向的固有频率相近, 约为170Hz。测试系统包括力锤和加速度传感器 (PCB CA-YD-106) , 信号采集与处理系统采用LMS SC310系统。同时激励两个气足系统, 并采集两者的响应信号。
图8所示为测试数据, 从图8中可以观察到, 具有相同动力学特性的气足系统在受到激励时响应的振荡周期相同, 能同时达到振动的最大值和最小值, 两者振动信号的差值小于单个气浮支承的振动最大值, 在垂向具有较好的同步响应特性, 实验结果与理论分析结果一致。
6 结论
气足动力学参数对系统的精度影响很大, 所以选择和设计气足时需综合考虑多方面因素, 包括气足承载力、刚度和阻尼参数的合理设计。当系统对同步特性有需求时, 上下层平台的动力学参数设计应使两者具有相同的动力学性能, 对干扰和指令有相同的动力学响应, 从而保证两者的同步运动精度。
参考文献
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气浮设计 篇2
采用气浮+SBR工艺处理屠宰废水.在进水CODCr为1200～1850 mg/L的条件下,经该工艺处理后出水CODCr在90mg/L以下,各项指标均达到<污水综合排放标准>(GB8978-1996)一级标准,出水还可部分回用.
作 者：张朝晖 傅国林 吕锡武 作者单位：张朝晖,吕锡武(东南大学环境工程系,南京,210096)
傅国林(冶金部地球物理勘察院,河北,保定,071051)
气浮设计 篇3
关键词：单轴气浮台,机械系统设计,测控系统设计,稳定性仿真分析
1 引言
气浮仿真实验系统(气浮台)是伴随着卫星的研发过程而发展的。现在卫星的功能结构愈加复杂,成本愈加高昂, 采用气浮台气浮轴承的压缩空气膜, 可以模拟卫星低摩擦和失重的力学工作环境。可以在地面进行充分的全物理仿真实验,包括姿态控制,轨道机动,故障诊断等等,同时还能有效控制研发成本[1,2]。气浮台的研究具有重要的意义。本文气浮台即为配合某型号卫星完成姿轨控分系统地面仿真实验所设计。
在气浮台的发展过程中,最早的是由美国陆军研制的三轴台, 随着空间技术的发展, 至今已有五自由度气浮平台,并且可以多台联合构成编队飞行仿真系统。德国、英国、荷兰、欧洲空间局及日本都建立了自己的气浮平台进行空间仿真实验[3]。我国起步较晚,但由于我国航天实施的自主化独立设计思想,使我们拥有了自己的设计理念和理论基础,形成了自己的优势。
本文将就大惯量大型单轴气浮台的机械结构和测量控制系统设计及实施方案进行详细阐述。第一部分对气浮台系统的构成进行总体介绍。第二部分进行机械系统的设计,包括系统的各个组成部分,为满足系统大惯量、低摩擦、微重力的需求,确定了系统尺寸和材料等主要指标, 并且对系统各阶共振频率下的形变进行了仿真分析。第三部分是喷气系统的设计。第四部分是气浮台电控系统设计。包括角位置测量系统, 台上和台下控制系统以及控制的软件模块介绍。第五部分是结束语。
2 系统构成
大惯量大型单轴气浮台主要包括以下部分[6]。
气浮台基座及台体, 呈立式结构, 轴线与大地铅垂, 为整个气浮平台提供稳定的支撑, 基座上安装有调平支脚, 实现基座水平的调整, 以保证测试过程的稳定可靠。
大载荷精密气浮轴承,实现主台面和大惯量装置的可靠承载, 并满足实验的精度需求。
精台面和主台面, 安装于精密气浮轴承上, 共同构成气浮台负载平面, 用于承载被测试设备。
大惯量装置, 和主台面联接, 由对称安装的高刚度框架及配重可调的组件构成。大惯量装置通过配重组件重量的调整, 实现单轴气浮台的不同惯量组合, 配合完成仿真实验。
精密测角系统,安装在气浮轴承下部,采用精密圆光栅系统作为测角元件, 以提高精度和减小干扰力矩的影响。
喷气系统, 包括高压储气瓶, 喷气管路及喷气控制系统。喷气系统接受控制计算机的指令,完成喷气动作实现输出扭矩。
测控系统, 包括台上计算机和台下计算机, 共同完成气浮台角度信息的接收、显示和处理,同时实现台上冷喷气系统的控制。
3 机械结构设计
根据技术指标要求, 对其机械结构进行分析和设计。主要包括对精台面、主台面、大惯量装置等的质量及惯量特性进行设计和优化匹配。气浮台的主体结构图1至图4所示。
3.1 气浮轴承及台面的设计
为实现大载荷及超低摩擦和扰动, 采用气浮轴承, 其特点是几乎没有摩擦, 无磨损, 无污染, 回转精度高,承载大,干扰力矩小,可在高温和低温工况下稳定工作[4,5]。
根据研发和制造各型气浮台的经验及测算, 气体静压止推轴承定为￠6 0 0 m m , 径向气体静压轴承定为￠300mm×350mm。为了保持轴承的精度,材料选用优质氮化钢, 将气体静压轴承设计成T字型, 对轴承的加工带来了很大的难度,但提高了精度稳定性,上端面加工为精台面; 精台面直径为Φ6 0 0 m m , 气浮板的厚度为80mm。气浮轴承采用经过冻干净化处理的高压气体作为润滑和支撑的介质。
主台面直径为Φ2400mm。为保证大型主台面的平面度和机构刚度, 设计中加大了气浮面的厚度, 增加其刚度, 从而减少气浮面的变形, 保证其正常工作。主台面采用铸造铝合金(ZAL114A)￠2400mm加工制造,主台面和精台面通过螺钉连接。高压气瓶和配重等安装在主台面的下方。
3.2 基座台体的设计
单轴气浮台的基座台体是整个系统的基础,因此基座台体的稳定性非常重要。根据技术指标要求和系统实际需求,基座台体采用HT200-400铸铁材料铸造加工,该型材料铸造工艺性好,结构稳定。
为保证基座台体稳定性和刚度, 上台体的壁厚30mm,下台体的壁厚50mm。因为系统载荷很大,加大壁厚和基座台体重量以使气浮台整体更稳定。
经仿真测算,基座台体的总质量为975KG。对基座的结构强度进行仿真测算,基座台体的结构形变如图5至图7所示, 可见设计能够满足系统需求。
在大单轴气浮台底座的周围安装三个水平调节支脚, 在台面上放置水平仪, 通过调整水平支脚的高度可以调整台体的水平。调整一个支脚, 可以使转台倾斜1~2°。同时在支脚的外侧设有限位机构,保证在调节支脚的过程中台体不会发生位移。
在其中的一个支脚上安装压力传感器,来调整工作台面上被测器件对气浮轴承带来的不平衡力矩
3.3 大惯量装置
在主台面的下方安装两条钢梁桁架结构的大惯量装置,双向对称,长度为7 m、间距为0.92 m -1.10 m , 桁架结构的大惯量装置与主台面底部纵贯联接,采用这种联接形式可以增强主台面的结构强度和刚度,减少因加上大负载而产生的弯曲形变。在做小惯量试验时,可随时拆卸该装置,以方便实验操作。
在大惯量装置两侧与大理石平台之间安装限位立柱, 防止大惯量装置转动角度越界与大理石平台发生碰撞。
大惯量装置钢梁采用180 mm工字钢加工而成,可以保证强度。
仿真测算大惯量装置在完全加载后的结构形变。图8表出大惯量装置加载6000 kg·m2 转动惯量时(转动部分质量为1518 kg ),变形量为3.46 mm。
图9表出转动惯量加载为10000 kg ?m2 时(转动部分质量为1805 kg ),变形量为6.06 mm。
为进一步提高大惯量装置的强度,在惯量装置的下侧增加支撑,可缩小系统变形,但会增加重量。
图10为大惯量装置(下侧增加支撑)的转动惯量加载为6000 kg ·m2 时(此时转动部分质量为1758 kg ),变形量为2.98 mm。
图11为大惯量装置(下侧增加支撑)的转动惯量加载为10000 kg ·m2 时(此时转动部分质量为2098 kg ),变形量为5.45 mm。
在大惯量装置的桁架末端安装质量块载荷, 可根据实验的需要调节载荷重量,以改变大惯量装置的整体惯量。通过分析和测算,大惯量装置的大臂长7000 mm ,间距为9 2 0 - 1 1 0 0 mm , 每侧悬臂梁末端等效载荷为392 kg。整体重量能够满足气浮轴承的承载能力。
3.4 固有频率形变仿真
为保证气浮台的刚度和稳定性,下面对转台各部件的固有频率做出仿真分析。系统的各阶振型是与各阶固有频率对应的一种固有特性。仿真分析系统各阶共振频率下的形变, 结果如图所示, 表明大型单轴气浮台的各主要部件能够满足系统要求。
基座台体前四阶振型如图12至图15所示。
台面前四阶振型如图16至图19所示。
4 冷喷气系统设计
喷气系统管路及控制系统接收台上控制计算机的指令,按照控制程序完成喷气动作,以实现对干扰力矩的控制和实验载荷姿态的控制。喷气系统连接如图20所示。
喷气系统由高压气瓶、一级调压阀、二级调压阀、电磁阀、供气管路及喷嘴、气垫(气足)等组成。为保证喷气压力和气垫压力之间无干扰, 采用推力器和气垫分别供气的形式, 通过不同的气路和减压阀来实现独立供气。
5 电控系统设计
气浮台电控系统包括台上计算机系统和台下计算机系统两部分[7]。结构如图21所示。
台上计算机系统包括工控机、无线接入点、电磁阀驱动电路和电池组等,台上计算机系统实现气浮台冷喷气系统的控制,同时通过无线接入点与台下计算机或其它控制计算机相连接,交换数据以实现扩展功能。
台下计算机系统包括工控机、无线接入点、角度圆光栅。台下计算机系统主要实现大型单轴气浮台角度信息数据的读取和显示,此外还可以通过无线接入点与台上计算机通信,以实现其它功能。
5.1 角位置测量系统设计
气浮台电控部分实现角度位置的精确测量、显示和处理。
根据气浮台的性能指标要求和系统实验需求,角度测量器件选用英国勒尼绍(RENISHAW)公司生产的角度光栅, 它的转子与气浮主轴承连接, 读数头与气浮轴套连接。它与角度编码器相比,具有抗干扰能力强、无摩擦的优点。
圆光栅输出的光电信号进入圆光栅信号细分处理电路盒, 经数据处理产生角度信息, 通过串行接口, 角度信息数据传送至台下控制计算机, 供显示和处理使用。
5.2 台上控制系统设计
台上控制系统由工控机、无线接入点、电磁阀驱动电路和电池组组成。考虑气浮台台上控制系统的需求及未来实验的需要, 选型采用U N O - 3 0 7 4。U N O 3 0 7 4支持经过标准软件验证流程的W i n d o w s X P (SP2)嵌入式版本,并带有写入保护 (EWF)和优化各项板载驱动程序。具有高达5 0 G的防冲击以及2G防震的全方位设计、4通道隔离的数字量输入、4通道隔离并带定时、计数和中断的输字量输出, 同时也支持双电源输入。
工控机内部配置M O X A多串口卡C P - 1 1 8 U , 以实现控制程序对多个串口通信设备的管理。无线接入点选用DLINK 802.11n型无线接入点,实现工控机和外围控制设备之间的数据交换和控制。电磁阀驱动器用来驱动冷气喷气系统中的6路电磁阀,采用RS232串口与工控机相连接。
5.3 台下控制系统设计
台下控制系统包括工业控制计算机、无线接入点、角度圆光栅等几部分。无线接入点实现工控机和外围控制设备之间的数据交换和控制。
为实现角度信息的实时显示,台下控制系统需要实时接收圆光栅的角度位置信息, 加以解算和处理, 并实时显示出来,供实验测试人员使用。处理过程的结构框图如图22。
以上为台下控制系统设计原理,在系统设计过程中需考虑系统元器件选型、可靠性、耐久性等因素,系统软件设计也需考虑系统鲁棒性,以及故障恢复、故障诊断等要求,以保证系统可靠运行[8,9]。
5.4 电控系统软件设计
电控部分 角度位置 信息测量 、显示和 处理等功能操作, 都是由控制系统软件来实现, 因此软件设计十分重要, 系统软件不仅要能够实现数字信号处理算法, 还应具有完善的逻辑操作功能。应该系统的操作简便, 并能够在运行前对元件进行检测, 以防止由 于源程序 隐含的缺 陷而导致 程序跑飞 。对由于干扰而产生的数据能够很好地处理, 在系统运行过程中能够始终检测系统状态, 防止出现意外导致系统受损。同时, 在系统运行过程中要对平台的角位 置数据信 息进行实 时显示。 软件流程 如图2 3所示。
根据系统工作形式要求, 设计有两种工作模式:
1) 待机模式:完成系统加电自检及初始化,进入等待状态。待机模式下, 系统处于低功耗模式, 主要器件处于休眠状态。
测试模式: 角位置测量系统工作, 采集到的角度位置信号传输到信号处理电路进行实时处理,处理结果上传到显示系统输出。
考虑本系统的较高实时性要求和界面的友好性,因此确定在Windows XP环境下采用VC6.0来编制软件。为了使软件具有较高的稳定性和可靠性,以及便于阅读和修改,对软件进行模块化设计。大型单轴气浮台控制系统的软件分为以下几个主要模块:
逻辑控制及保护模块:保证系统正确的操作顺序及故障保护, 与硬件电路完成的相应功能相辅相成, 使得系统的运行更加可靠。
系统自检模块: 包括系统的初始化和系统各组件的检测。
控制算法模块:通过精确定时,实现控制算法,完成实时控制;主要包括对台上系统电磁阀的控制等。
数据处理模块: 包括数据的采集、存储和实时显示, 绘制曲线, 主要包括台上系统各种信息的采集和显示等。
6 结束语
电凝聚气浮法净化养鱼污水研究 篇4
电凝聚气浮法净化养鱼污水研究
摘要：对电凝聚气浮法处理养鱼污水的`性能和影响因素进行了研究.通过设计的实验装置进行净化试验,探索不同工艺参数下的有机物及悬浮物去除率、杀菌率变化;开展原水pH、有机物及悬浮物浓度变化对其去除率影响研究;结果表明:电流密度为0.1～0.2A/dm2,电解30 min 时,COD去除率达56.9%～65%,SS去除率达43.1%-67.2%;电流密度为0.2 A/dm2,电解10～20 min.杀菌率高达81%-92.7%.作 者：杨菁 管崇武 宋红桥 YANG Jing GUAN Chong-we SONG Hong-qiao 作者单位：杨菁,YANG Jing(中国水产科学研究院渔业机械仪器研究所,上海,92;中国水产科学研究院渔业水体净化技术及系统研究重点开放实验室,上海,200092)管崇武,宋红桥,GUAN Chong-we,SONG Hong-qiao(中国水产科学研究院渔业水体净化技术及系统研究重点开放实验室,上海,200092)
期 刊：净水技术 ISTIC Journal：WATER PURIFICATION TECHNOLOGY 年，卷(期)：, 27(2) 分类号：X703 关键词：电凝聚气浮 养鱼污水 净化气浮设计 篇5
1 溶气气浮和涡凹气浮的工作原理及系统组成
溶气气浮产生气泡的原理是利用了空气在不同压力下在水中的溶解度,将清水或处理出水加压至( 3 ~ 5) ×105Pa,同时加入压缩空气,使空气在高压下溶解于水中,再骤然减至常压,溶解于水的空气以微小气泡形式从水中析出。其主要设备有池体、刮渣装置、加压水泵、空气压缩机、压力溶气罐、溶气释放头以及配套的混凝、絮凝池等。其核心技术是保证压力溶气罐内的气 - 水两相的压力平衡,使空气尽可能多地溶解于水中,并避免接触室内的溶气释放头堵塞。溶气气浮的系统组成见图1。
涡凹气浮产生气泡的原理是通过引入机械力的切割作用,并利用水和空气的表面张力,形成微气泡并维持其在水中稳定存在。其主要设备有池体、涡凹曝气机,刮渣装置、排渣装置、以及配套的混凝池。涡凹曝气机是产生微气泡的核心设备,其工作原理是靠高速旋转叶轮的离心力所造成的真空负压状态将空气吸入水底,然后依靠叶轮的高速旋转切割将空气打散成为微气泡而扩散于水中。涡凹气浮的系统组成见图2。
图 2 涡凹气浮系统组成图Fig. 2 Cavitation air flotation system composition
2 溶气气浮和涡凹气浮的特性分析
由于溶气气浮和涡凹气浮在气泡产生机理上有本质区别,导致其所需的配套设备、产生气泡的量和直径及浮选效果都有较大差异。
2. 1 配套设备
对于溶气气浮,考虑到释放器易堵,一般采用气浮处理出水回流作为溶气水水源,回流水量视进水水质而定,在特定操作压力下,回流水量与溶解的空气量成正比,进水悬浮物浓度越高,所需气泡量越大,回流量也需要越大。因此根据水质不同,回流比一般取10% ~ 30% ,工业废水往往取高值。且为保证足够的高压使空气溶于水,回流泵的扬程一般高达30 ~ 60 m。这导致回流泵的能耗较大,加上空压机的能耗,以电费0. 8元/度计,仅曝气系统的吨水能耗约为0. 8 ~ 1. 6元。相比之下,涡凹气浮的曝气系统很简单,只需要若干台涡凹曝气机,单台轴长2 m的曝气机处理水量约30 ~ 150 m3/ h,功率2. 2 k W,相应曝气系统吨水电耗0. 01 ~ 0. 06元,节能效果显著。相对于沉淀工艺,溶气系统的高能耗一直是制约气浮应用的主要因素,而在节能方面,涡凹气浮相比溶气气浮具有非常显著的优势,水量越大,这种优势越是明显。
涡凹气浮在进水端通过涡凹曝气机的高速剪切作用破碎空气成为微气泡,但是也带来了一个问题,即废水中已形成的絮体在该剪切力的作用下也会被破碎,影响气浮效果。为解决这一问题,涡凹气浮系统取消了絮凝装置,只保留混凝槽。絮凝剂的投加点一般设在气浮池体进水管上紧邻进水口处 ( 图2中1号加药点) ,这样在废水流经剧烈湍流的曝气头时,絮凝剂与废水充分混合,但是絮体还没有形成,在经过曝气头、水流趋于平缓以后,絮体才逐渐形成。在絮体形成过程中,还可逐渐包裹进更多的气泡,形成较为密实稳定的气固混合体。而溶气气浮的絮体主要在气浮池之前的絮凝槽内就已形成,气泡在接触室释放之后顶托絮体上浮。相比之下,涡凹气浮由于絮体内部也包裹了大量气泡,上升速度更快,且浮渣含水率更低。涡凹气浮独特的絮凝剂加药方式并非对所有的废水都有效,毕竟涡凹气浮曝气室内的水流湍流程度要高于溶气气浮的接触室,因此对于某些絮体不容易形成,或形成之后密实度较差、易破碎的废水,涡凹气浮都较难得到理想的效果。改进的方法有:1改变加药点位置,尽量避开剧烈湍流区域,如把加药点调整到备用加药点 ( 图2中2号、3号加药点) ; 2曝气机采用变频调速,稍稍调低转速减轻湍流; 3优化混凝剂和絮凝剂的种类和投加量,改善絮体形成速度、密实度及稳定性。实际应用中方法3往往是调试的关键因素,但是对药剂选择的更多依赖也限制了涡凹气浮的广泛应用。
溶气气浮易堵的释放器、复杂的回流和空气管路及控制仪表阀门、停机再开时繁琐的操作工序,既增加了系统维护的工作量,又对操作运行人员的素质及管理水平提出了较高的要求,这导致许多污水处理设施的溶气气浮设备使用率较低,甚至建成运行一段时间后就弃置不用。而涡凹气浮设备即开即用,设备少,操作维护量也小,这是涡凹气浮的另一个显著优势。
由于涡凹气浮的浮渣含固率较高 ( 一般高于3% ) ,一般需要设置螺旋输送机帮助排渣; 而溶气气浮浮渣的含固率一般低于2% ,往往直接靠重力自流排渣。当然,这也与涡凹气浮常用于浓度较高的废水上有关。
2. 2 产生的气泡性质
溶气气浮与涡凹气浮在产生气泡的原理上有本质区别。溶气气浮是利用亨利定律,即“在一定温度的密封容器内,某种气体在溶液中的浓度与液面上该气体的平衡分压成正比”,在高压下空气溶于水,在常压下释放形成微气泡,这样产生的气泡直径小 ( 约为20 ~ 100μm) ,尺寸均一,分布均匀,气泡稳定,并且受废水水质的影响很小。而涡凹气浮靠的是机械力破碎被吸入水中的空气形成气泡,气泡直径较大 ( 直径约700 ~1500μm) ,尺寸分布较广,气泡较不稳定容易合并,气泡的量及直径与废水水质关系密切。水的表面张力对涡凹气浮效果影响很大,在清水中涡凹曝气几乎难以得到令人满意的微气泡;但在成分复杂浓度较高的污水中,涡凹气浮往往能够得到不错的曝气效果。
气浮产生气泡的数量及大小需要辩证地考虑,并非越多越好,越小越好。首先,气泡在产生过程中需要克服其表面水分子层的表面张力而做功 ( 即增加体系表面自由能) ,这是一个能量消耗过程。显然,得到越小的气泡所需能耗就越大,这也是涡凹气浮能耗远低于溶气气浮的内在原因。其次,气泡越小,上升速率越慢,气浮池表面负荷越小,所需停留时间越长,占地面积越大,一般溶气气浮停留时间约30 min,而涡凹气浮仅需15 min。再者,气泡越小则絮体颗粒上浮所需粘附的微气泡个数就越多,对于重污染废水就需要通过增加回流比等措施增加气泡量,导致能耗增加; 而对于涡凹气浮来说,吸气量往往不成问题,制约效果的是气泡直径,重污染废水中的复杂成分有利于形成细小稳定的气泡,相对较大的气泡直径可以为重污染废水中的污染物提供更好的顶托力,而且分布范围较广的大大小小的气泡有效利用率更高,更能应对复杂水质。另外,当溶气气浮工艺后续紧跟着采用滤池的话,要注意微气泡由于所受浮力较小,没来得及上浮的气泡易随出水进入滤池,造成气阻。
总的来说,溶气气浮更小的气泡带来的是更好更稳定的出水水质,但是同时也存在能耗高、占地大、污水浓度高时需加大回流水量等问题。相比之下,涡凹气浮的出水效果略差,特别针对絮体较少,水质单一的处理对象时,效果不太理想,有时需要通过投加少量表面活性剂及交联剂等药剂以维持气泡的数量和稳定性。但是涡凹气浮在一些重污染废水上有很好的效果。
3 溶气气浮和涡凹气浮的适用场合
根据以上分析,溶气气浮和涡凹气浮在适用场合上有所不同。考虑到涡凹气浮在节省能耗和维护管理上具有明显的优势,建议在涡凹气浮处理效果符合要求的场合,优先考虑涡凹气浮。在某些进水浓度高,出水水质要求也高的场合,建议采用涡凹气浮与溶气气浮联用,涡凹气浮作为预处理,以降低溶气气浮的处理负荷,用溶气气浮作为进一步处理,以保证稳定优质的固液分离效果。
根据涡凹气浮在各行业废水上应用的经验,已有较多成功业绩的领域有: 1采油、炼油、化工、机械加工、车船运输、食品加工、钢铁等行业的含油废水处理[3,4,5]; 2造纸废水处理中去除SS以及造纸工艺中回收纤维素[6]; 3乳品、屠宰、海产及肉类加工、制革等行业废水,去除高浓度的油脂和蛋白质[7]; 4沉降性能差的污泥的浓缩[8,9]。以上领域涡凹气浮的处理效率一般都能达到80% 以上。此外,在某些化工、印染废水的处理上,涡凹气浮也有成功的案例,但是由于这些行业的废水根据生产工艺不同,废水种类千差万别,涡凹气浮的应用需要提前采样试验以确保工艺可行性。
溶气气浮作为应用最为普遍的气浮工艺,在许多领域都有广泛的应用,特别推荐用于: 1净水处理; 2废水的深度处理; 3成分单一、表面张力较大的废水处理; 4其他采用涡凹气浮效果不理想的场合。
4 结论及建议
( 1) 根据溶气气浮与涡凹气浮的特性分析,两者各有优缺点,在实际应用中应根据废水性质合理选用。
( 2) 在准备使用气浮工艺的场合,除了参考已有业绩,应尽可能取水样做小试试验,一方面对混凝剂和絮凝剂的种类和投加量进行优化比选; 另一方面也可通过简单的小实验预测涡凹气浮的处理效果: 取一定量的待处理废水与适量优化比选后药剂充分混合,装入一支具塞试管中,至一半高度,塞紧塞子,用力上下摇晃5 s后静置观察。若试管中有较多气泡产生且保持一定的时间,悬浮物在静置后可以形成较紧密的絮体并上浮,可考虑采用涡凹气浮。若摇晃后气泡迅速消失导致絮体下沉,或絮体破碎不易再重新聚合,则建议采用溶气气浮。
摘要：溶气气浮和涡凹气浮是废水处理中两种最常用的气浮工艺。本文深入比较分析了溶气气浮和涡凹气浮的工作原理、系统组成、气泡产生特点及优缺点等,以及由此提出了两者的适用场合。在实际应用中应根据废水性质合理选用。
关键词：溶气气浮,涡凹气浮,废水处理
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气浮—磁分离工艺处理含油废水 篇6
磁分离技术是一项新型除油技术,其原理是将少量絮凝剂、磁性颗粒与含油废水相混合,以磁性颗粒作为载体,使油吸附在磁性颗粒上,再通过磁分离装置将磁性物质及其吸附的油从水中分离,从而达到油水分离的目的[6,7]。该技术具有高效、节能、省地、磁种回收利用率高等优点,备受水处理界关注,已有一些学者将其运用于各种废水的处理,并取得了显著成效[8,9,10,11,12]。
本工作采用气浮—磁分离工艺处理某石化企业含油废水,其中气浮单元作为预处理主要用于去除分散油和部分乳化油,磁分离单元作为深度处理去除乳化油和部分溶解油。
1 实验部分
1.1 试剂、材料和仪器
磁种:Fe3O4质量分数大于98%,粒径2~12 μm。絮凝剂:聚合氯化铝(PAC),分析纯。
实验用废水取自某石化企业,油质量浓度为24.0~35.0 mg/L。
T6新世纪型紫外-可见分光光度计:北京普析通用仪器有限责任公司;JJ-4型六联数显电动搅拌器:江苏金坛市金城国胜实验仪器厂。
1.2 实验方法
在室温条件下,先分别进行气浮单元和磁分离单元的除油实验。在确定两单元操作的最佳实验条件后,在进水流量为75 L/h的条件下,进行气浮—磁分离工艺除油实验。气浮—磁分离工艺处理含油废水的工艺流程见图1。
1.3 分析方法
采用紫外分光光度法在波长为254 nm处测定废水中的油质量浓度,计算除油率。
2 结果与讨论
2.1 气浮除油实验
经过一系列的影响因素实验,得出气浮单元最佳工艺条件为:絮凝剂PAC加入量45~55 mg/L,气浮搅拌转速200~250 r/min,气浮停留时间12~18 min,溶气压力0.35~0.40 MPa,气浮回流比20%~25%。在最佳工艺条件下进行气浮实验,进水油质量浓度平均为31.2 mg/L,出水油质量浓度平均为9.1 mg/L,除油率平均为70.8%,去除了大部分分散油和部分乳化油。
2.2 磁分离除油实验
2.2.1 絮凝剂加入量对磁分离工艺除油率的影响
加入适量絮凝剂可起到破乳的作用,并且可使油质与磁种形成磁絮体,提高磁分离效率,更好地降低废水中油质量浓度。在进水油质量浓度为26.8 mg/L、磁种加入量为50 mg/L、磁场强度为35 mT、先以300 r/min的转速搅拌2 min、再以80 r/min的转速搅拌6 min的条件下,絮凝剂PAC加入量对磁分离工艺除油率的影响见图2。由图2可见:当PAC加入量为20~25 mg/L时,絮凝效果好,除油率较高;当PAC加入量大于25 mg/L时,除油率略有下降。
2.2.2 磁种加入量对磁分离工艺除油率的影响
在进水油质量浓度为31.6 mg/L、絮凝剂PAC加入量为25 mg/L、磁场强度为35 mT、先以300 r/min的转速搅拌2 min、再以80 r/min的转速搅拌6 min的条件下,磁种加入量对磁分离工艺除油率的影响见图3。由图3可见:当磁种加入量为10~100 mg/L时,随磁种加入量的增大,除油率迅速增加;当磁种加入量为100~150 mg/L时,除油率变化不大。由此可见,当磁种加入量为100 mg/L时,已基本可以把废水中可吸附的乳化油吸附完全。
2.2.3 搅拌条件对磁分离工艺除油率的影响
在进水油质量浓度为28.5 mg/L、磁种加入量为100 mg/L、絮凝剂PAC加入量为25 mg/L、磁场强度为35 mT的条件下,先快速搅拌2 min,再慢速搅拌5 min,搅拌条件对磁分离工艺除油率的影响见图4。由图4可见,当搅拌条件为先以150 r/min的转速搅拌2 min,再以50 r/min的转速搅拌5 min时,除油率可达70.5%。
2.2.4 磁场强度对磁分离工艺除油率的影响
在进水油质量浓度为31.9 mg/L、磁种加入量为100 mg/L、絮凝剂PAC加入量为25 mg/L、先以150 r/min的转速搅拌2 min、再以50 r/min的转速搅拌5 min的条件下,磁场强度对磁分离工艺除油率的影响见图5。由图5可见:当磁场强度为0~40 mT时,随磁场强度的增加,除油率显著增 加;当磁场强度大于40 mT时,除油率增加的趋势 减缓。
综上所述,在考虑节约物料和能耗的前提下,得出磁分离单元的最佳工艺条件为:絮凝剂PAC加入量25 mg/L,磁种加入量100 mg/L,磁场强度40 mT,搅拌条件为先以150 r/min的转速搅拌2 min,再以50 r/min的转速搅拌5 min。在此最佳条件下进行磁分离实验,进水油质量浓度平均为28.9 mg/L时,出水油质量浓度平均为8.2 mg/L,除油率为71.6%。
2.3 气浮—磁分离工艺除油实验
在上述分别确定的最佳气浮单元和磁分离单元的实验条件下,进行气浮—磁分离工艺除油实验,实验结果见表1。
由表1可见:当进水油质量浓度平均为29.5 mg/L时,气浮单元出水油质量浓度平均为8.5 mg/L,除油率平均为71.1%;磁分离单元出水油质量浓度平均为4.7 mg/L,除油率平均为44.1%,总除油率平均为83.8%。由此可见,采用气浮—磁分离工艺处理含油废水,除油率高,除油效果显著、稳定。经该工艺处理后,出水中所含的少量溶解油可通过高级氧化技术进一步去除,从而达到废水回用的标准。
3 结论
a)采用磁分离工艺可去除废水中的乳化油和部分溶解油。磁分离工艺的最佳实验条件为:絮凝剂PAC加入量25 mg/L,磁种加入量100 mg/L,磁场强度40 mT,搅拌条件为先以150 r/min的转速搅拌2 min,再以50 r/min的转速搅拌5 min。
b)采用气浮—磁分离工艺处理含油废水,除油率高,除油效果显著、稳定。在进水油质量浓度平均为29.5 mg/L时,气浮单元出水油质量浓度平均为8.5 mg/L,除油率平均为71.1%;磁分离单元出水油质量浓度平均为4.7 mg/L,除油率平均为44.1%;总除油率平均为83.8%。
摘要：采用气浮—磁分离工艺处理某石化企业的含油废水,重点考察了磁分离单元的工艺条件对除油率的影响。实验结果表明磁分离单元的最佳工艺条件为:絮凝剂聚合氯化铝加入量25 mg/L,磁种加入量100 mg/L,磁场强度40 mT,搅拌条件为先以150 r/min的转速搅拌2 min,再以50 r/min的转速搅拌5 min。在最佳工艺条件下进行气浮—磁分离工艺除油实验,在进水油质量浓度平均为29.5 mg/L时,气浮单元出水油质量浓度平均为8.5 mg/L,除油率平均为71.1%;磁分离单元出水油质量浓度平均为4.7 mg/L,除油率平均为44.1%;总除油率平均为83.8%。
关键词：磁分离,磁种,气浮,絮凝,除油,废水处理
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增强气浮机的除油效果 篇7
1) 含油废水对环境的污染主要表现在它可以在水面形成一层薄油膜, 妨碍空气中的氧进入水体, 使水体缺氧, 引起水中生物的死亡。油中一些低沸点芳香烃化合物对水中生物有直接毒害作用, 而多环芳香烃的存在还会导致人类癌症发病率的提高, 水中的油会使水质变坏变臭, 影响人体健康。
废水中的油品以四种状态存在, 浮油分散油乳化油溶解油, 乳化油是非常小的油滴, 粒径小于10微米, 长期静止也难以从水中分离出来, 这是由于油滴表面存在双电层或受乳化剂保护而阻碍油滴的合并, 使其长期保持稳定状态。
以焦化厂为例, 焦化废水含油量可达500~800mg/L, 经过重力除油池, 在重力作用下分离出重油、水和轻油。重力除油池出水自流到气浮净化机, 除去废水中的乳化油, 以及残留的少量油渣, 保证调节池进水含油<75mg/l。
气浮机去除的是废水中的乳化油和油渣后分别进入轻油池和油渣池, 它的去除效率直接影响生化系统的进水水质, 当去除效果低时, 导致废水COD升高, 生化系统活性污泥中毒, 影响污水处理效果。下图所示为预处理流程图
2) 以焦化厂为例, 焦化废水含油量可达500~800m g/L, 经过重力除油池, 在重力作用下分离出重油、水和轻油。重力除油池出水自流到气浮净化机, 除去废水中的乳化油, 以及残留的少量油渣, 保证调节池进水含油<75mg/l。
气浮机去除的是废水中的乳化油和油渣后分别进入轻油池和油渣池, 它的去除效率直接影响生化系统的进水水质, 当去除效果低时, 导致废水COD升高, 生化系统活性污泥中毒, 影响污水处理效果。
2 提高射流气浮机的除油效果主要有四个方面
2.1 气浮净化机释放器型号选择
气浮机原理是利用向水中通入空气, 时大量空气溶于水中, 形成溶气水, 在压力状态下, 通过释放器骤然减压快速释放, 产生微细的气泡使水中的乳化油破乳后形成浮油, 粘附在空气泡上, 形成浮渣, 到达除油目的。释放器是除油效果的关键。
据对比TV-Ⅱ释放器材质, 释放面积均适合气浮机。如图
2.2 释放器的安装
上浮微气泡在除油室内均匀分布, 可以使气泡与油珠的接触面积最大化。如图示:
将加装溶气水释放器分布管做鱼刺状, 在分布管上加装曝气头, 并分为两组, 保障了除油室内气泡的均匀分布, 同时在一组出现堵塞或无法正常运行时, 第二组仍可以保证气浮机正常运行使净化机内释放器气泡分布均匀, 增强去除乳化油效果。
2.3 废水温度和压缩空气压力
空气在废水中的溶解度随温度升高而降低, 随压力升高而增高。当压力在0.3~0.4MP时, 压力对空气溶解度的影响占主导地位, 另外随温度的升高, 废水中油类物质的黏度随之变小, 氢键的化学键力的作用变小, 有利于去除废水中的分散油和乳化油。
利用亨利定律:在一定温度下气体在液体中的溶解度和该气体的平衡分压成正比, 正比例常数 (即亨利系数) 的数值决定于温度、压力以及溶质和溶剂的性质。因此, 不同大气压和不同水温下DOf的计算公式如下:
经过对除油效果、节能及环保等方面的综合考虑, 废水温度以保持在40~60℃。
2.4 溶汽罐气水比的合理调节
射流气浮机的除油效果的好坏可根据气浮机表面现象可以得知, 当气浮机液面有成层的微小气泡溢出时效果为最好, 对气浮机溶气罐汽水比进行了测试, 如图所示
气水比越大, 单位流量内气泡数量越多, 气泡与油珠接触机会也越大, 附着气泡的油珠上浮机会也随之增加, 除油效果就会提高。但进气量过大, 会引起气水混合段无法形成均匀的溶气混合物, 导致气浮效果下降。
经过试验当气水比在3∶1左右时, 溶气罐内压力为0.38MP左右时, 气浮机液面有大量的微小气泡成层出现, 出有效果最佳。
经过一些列的调整, 气浮机的整体除油效果有个很大提高
下图为2011年4~8月, 气浮机改造过程中除油效果的对比图。
3 提高气浮机除油效果后的经济效益和环保效益
通过对气浮机的整体改造逐步完善, 增强除乳化油效果, 气浮机出水含油小于10mg/l;减轻后续工艺处理压力, 改善出水指标, 稳定污水运行, 同时可减少预处理对絮凝剂和助凝剂的投加量, 可减少日常投加量的30%, 做到节能生产。
摘要：含油废水主要来源于石油、石油化工、钢铁、焦化、煤气发生站、机械加工等工业部门。废水中油类污染物质, 含油废水的治理应首先利用隔油池, 回收浮油或重油, 处理效率为60%～80%;但是废水中的乳化油和分散油较难处理, 主要利用气浮法进行去除, 如何提高气浮机的除油效果是防治含油废水污染的关键。
关键词：含油废水,释放器,温度,压力,气水比
参考文献
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[2]朱依仁.环境污染治理技术.环境科学出版社, 2002.
气浮设计 篇8
辽宁某食品开发有限公司移地改扩建100万头生猪屠宰熟食加工项目,拟采用国际先进的生猪屠宰、精细分割、熟食加工生产线,达到欧盟及美国卫生标准,提升辽宁的肉类加工水平,为市场提供真正“绿色、安全、营养”的放心肉。按照“三同时”的要求,对生产过程中产生的污水进行处理,修建一座污水处理站,根据调研考察情况及食品开发公司提供的污水排放数据,确定污水量为2 000 m3/d。
2 工艺流程
废水通过排水管网收集后首先通过粗、细两道格栅,去除大块血块、内脏等固体废弃物,保证后续处理设备正常运行;经过格栅后废水自流到隔油沉淀调节池,在此调节水量,均衡水质,为后续处理提供稳定的废水;调节后的废水经过泵提升后,进入气浮装置,去除水中细小悬浮颗粒、浮油及非溶解性有机物等;经过预处理的废水自流进入生物接触氧化池,生物接触氧化池出水中含有脱落的生物膜以及废水中带入的无机悬浮颗粒,必须经过二次沉淀池进行泥水分离;二次沉淀池排出的清水除大肠菌群超标外,均已达到排放标准,所以清水必须经过消毒处理,本工程采用二氧化氯对出水进行消毒;消毒后出水完全达到排放要求,经排污口排放。
气浮装置及二次沉淀池排出的污泥,汇集于污泥池,由高压泵进入板框压滤机进行污泥脱水,脱水后污泥外运填埋,压滤液回流至隔油沉淀调节池。污水处理工艺流程图见图1。
3 进水水质
进水水质指标见表1。
mg/L
4 出水水质
出水水质指标见表2。
mg/L
5 主要工艺设计参数
1)格栅渠。
格栅渠内设粗格栅(栅距20 mm)、细格栅(栅距10 mm)各1台,格栅安装倾角为75°,清渣方式为自动机械除渣,电机功率为0.40 kW。
2)隔油沉淀调节池。
有效容积为850 m3,水力停留时间为10 h,池内设2台潜污水泵(一用一备),流量100 m3/h,扬程15 m,功率8 kW。
3)气浮装置。
采用1台加压溶气气浮机,设计处理水量为100 m3/h,功率为0.40 kW。
4)生物接触氧化池。
生物接触氧化池为半地下钢筋混凝土结构,有效容积为1 350 m3,水力停留时间为16 h。曝气系统采用膜片式微孔曝气器,生物填料采用组合填料。池内设4台潜水硝化液回流泵,两用两备,流量为30 m3/h,扬程为7 m,功率为1.5 kW。采用罗茨鼓风机2台,一用一备,风量为24.43 m3/min,功率为37 kW,风压为6 m。
5)二次沉淀池。
二次沉淀池为半地下钢筋混凝土结构,外形尺寸为ϕ10×4.5 m,池边有效水深为3.5 m,池内设1台中心传动刮泥机,直径为10 m,功率为0.55 kW。
6)接触消毒池。
接触消毒池为地下钢筋混凝土结构,有效容积为43.5 m3,接触时间为30 min。采用二氧化氯消毒,投加量为1 500 g/h。
7)污泥脱水。
污泥经螺杆泵(流量为20 m3/h,扬程为80 m,功率为11 kW)送进厢式压滤机,压滤机过滤面积为60 m2,功率为1.5 kW。絮凝剂采用PAC,全自动投加,投加量为30 mg/L。
6 结语
1)本工程总投资为300万元,水处理成本为0.8元/t。
2)该工艺设备简单、工程造价低、运行成本低、可操作性强、实施简单,废水处理后可完全达标排放,适合屠宰废水的治理。
参考文献
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[3]张自杰.排水工程[M].第4版.北京:中国建设工业出版社,2000.
[4]R.E.斯皮思.工业废水生物技术[M].北京:中国建设工业出版社,2001.
气浮设计 篇9
气浮工作台通过压缩空气在重物和支撑表面间形成空气薄膜,产生法向的推力支承重物,其优点主要是克服了传统工作台响应滞后大、行程短、存在摩擦等不足,可在大规模集成电路制造、微机械加工、二维精细测量上广泛应用,代表着超精密、长行程的工作台的发展方向[1,2]。
雷诺方程可以描述流体在气膜间隙内的流动,但其形式较为复杂,多数情况下只能通过数值计算来求近似解。在流体内部流场的数值计算中,常用的方法有有限差分法、有限元法、有限边界元法等[3]。运用有限差分法推导的方程可保证满足守恒定律,且可获得较高的计算效率和计算精度,是目前流动问题数值计算中广泛应用的方法。
本文基于FLUENT软件,对气浮工作台内部流体的流场进行数值计算,给出了节流器的结构参数、供气压力等因素对承载力、静态刚度的影响关系,并进行气浮工作台实验,由此得到其静态性能。实验结果和理论计算之间有着较好的一致性,从而说明数值模拟的正确性和可行性。
2 气浮工作台数学模型
气浮工作台具有的承载能力、刚度等性能与气膜间隙内的气体压力分布有很大的关系。确定压力分布的方程可由气体力学的基本方程——气体运动方程、连续性方程、气体的状态方程和能量方程导出[4,5]。
气浮工作台数学模型如图1所示,依照这个模型推导出气膜间隙内气体压力分布的方程。
如图1建立坐标系,略去气体运动方程——Navier-Stokes方程中的外力项,可以给出下列方程式:
式(1)中,u,v,w是x,y,z方向气体的速度,μ是气体的动力粘度,ρ是密度。
为了说明气浮工作台各方面的性能,需要知道其承载能力(W)以及静态刚度(K)。其中承载能力是将气膜内的压力分布进行积分得到表达式为:
气浮工作台静态刚度K=,这里采用差分法代替微分法计算,精度满足工程需要,其表达式为;
3 FLUENT软件的应用
FLUENT软件是将求解区域划分成一系列有单个节点作代表的控制体积,利用控制方程与控制体积的积分得出具有守恒特性的离散方程[6,7],方程系数物理意义明确,是目前流场和热传导问题的数值计算中应用最广泛的方法。
FLUENT和其他有限元分析软件一样,包括前处理器、求解器和后处理器,FLUENT中各模块之间的关联如图2所示。
本文采用FLUENT软件进行模拟计算,需先用GAMBIT软件进行前处理,最后进行计算结果的后处理,将结果以直观的形式输出[8,9]。FLUENT软件的使用步骤如图3所示。
4 数值仿真结果及分析
设润滑气体为常温空气,动力粘度μ=1.833×10-10kgs/cm2,绝热指数k=1.4,密度ρ=1.226×10-16kg/cm3,气体常数R=29.27 m/K,常温T=288 K,喷嘴流量系数c0=0.85。在此前提下,将对节流孔径的大小、供气压力的大小等因素对静态性能的影响关系分别进行分析。
4.1 计算承载能力
供气压力分别是0.5 MPa,0.6 MPa和0.7 MPa时,相对的节流孔直径是0.3 mm,不同气膜厚度下气浮工作台承载能力如图4。
4.2 刚度的计算
依据气浮工作台承载能力在不同的压力下的分析得知,其约为在供气压力不一样的情况下的刚度,在节流孔直径为0.3mm,供气压力分别是0.5MPa,0.6MPa和0.7MPa时,气膜厚度变化导致其刚度变化由图5表示。
从以上结果可知:
(1)相应参数不变时,气浮工作台的承载能力随供气压力变大;
(2)相应参数不变时,供气的压力越大,刚度也就越大。
5 实验分析
气浮工作台性能实验的装置主要包括搭建气浮实验平台、涡流位移的传感器以及LMS SCA-DAS数据采集前端、涡流位移的测试元、砝码、千分表以及微动台。
实验软件部分采用LMS Test.Lab 9A中的Signature Testing模块,实验方法如图6所示,设计的气浮工作台受到砝码重力的作用,气膜的间隙产生变化,此时传感器的侧头和位置测试的距离发生改变,传感器信号随之改变,这个信号经过涡流位移的测试单元之后经过信号放大,通过数据采集前端而记录下来。接下来加载砝码,就可以取得不同信号的数据,同时利用处理方法就可以获得承载能力、气膜间隙以及静刚度的关系。
理论分析曲线和实验测试结果对比分析如图7所示。
理论分析的结果与实验测试得到数据基本一致。实验过程中,气浮工作台测试系统达到了预期的效果,实验结论与仿真结果相符,证明模型建立正确,同时也说明仿真结果的正确。
6 结论
给出的理论模型适用于气浮工作台的性能研究。应用FLUENT软件对气浮工作台的三维流场模拟计算,分析了节流孔孔径的大小、气源供气压力的大小等因素对其性能的影响关系,计算结果稳定性高、一致性好。在实验平台上进行了气体实验,并将实验测试结果与数值仿真结果进行了比较,两者有较好的吻合性,说明了该数值模拟方法具有一定的可行性,也为进一步改进气浮工作台的设计、提高其性能提供了重要依据。
摘要：运用计算流体力学FLUENT软件数值模拟,分析研究影响气浮工作台静态性能有关因素,并得到相应的变化曲线。进行气体静压实验,从实验结果可知,实验与数值模拟计算的结果有着较好的一致性,证明了该方法在气体润滑领域应用的可行性,也为进一步改进气浮工作台的结构设计,提升其性能提供了良好的依据。
关键词：气浮工作台,FLUENT,实验
参考文献
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