管内曝気による液膜方式の気体溶解装置の DO改善性能

土木学会論文集B Vol . 66 No. 3, 235-247, 2010. 7
管内曝気に よ る 液膜方式の気体溶解装置の
DO改善性能に 関する 実験的検討
大木 協1・ 馬 駿2・ 羽田野 袈裟義3・ 朝位 孝二4・ 中野 陽一5・
藤里 哲彦6・ 福本 裕輝7・ 原田 利男8
1学生会員
山口大学大学院 理工学研究科（ 〒755-8611 山口県宇部市常盤台2-16-1）
E-mail: [email protected]
2非会員 新光産業( 株) 開発部（ 〒759-0207 山口県宇部市大字際波1440）
E-mail: [email protected]
3フ ェ ロ ー会員 山口大学大学院 理工学研究科（ 〒755-8611 山口県宇部市常盤台2-16-1）
4正会員 山口大学大学院 理工学研究科（ 〒755-8611 山口県宇部市常盤台2-16-1）
5正会員 宇部工業高等専門学校 物質工学科（ 〒755-8555 山口県宇部市常盤台2-12-1）
6非会員 ( 有) バブ ルタ ン ク （ 〒755-0808 山口県宇部市西平原4-10-30）
7非会員 ( 株) 日本港湾コ ン サルタ ン ト （ 〒141-0031 東京都品川区西五反田8-3-6 TK 五反田ビ ル）
8非会員 宇部工業高等専門学校 技術室（ 〒755-8555 山口県宇部市常盤台2-12-1）
湖沼や海域の水質改善， 特に DO 改善を 目的と し て 著者ら が開発中の液膜式気体溶解技術の概要を 述べ，
そ の DO 改善性能に 関する 室内実験の結果を 検討する ． 本方式は， 処理対象水を 気泡液膜の構成要素に し
て 液相中の気体濃度の勾配を 大き く する こ と に よ り 気体溶解を 効率的に 行う ． ま た 管内の浅い部分で曝気
し て エ ア リ フ ト 効果を 利用し て 深部の水の DO 改善を 行う た め稼働に 必要なエ ネルギーが小さ い． 室内実
験の結果から 装置内に ハニ カ ムを 装着する こ と の影響を 評価し た ． ま た ， 酸素溶解能力およ びエ ネルギー
効率の最適条件に つ いて 調べ， 管内径に 対し て 最適の空気流量がある こ と ， h型管の水平部の水面から の
高さ を 抑え る 方が有利である こ と ， エ ネルギー効率は空気流量が小さ いほど 有利である こ と など を 明ら か
にし た．
Key Words : water quality, DO improvement, bubble cluster, energy saving, oxygen dissolution flux,
energy efficiency
1. はじ めに
エネルギー効率と 気液接触面積の両面から 見て， こ れら
の技術にもまだ改善の余地があるよう に思われる． その
近年， 湖沼や河川或いは内湾の水質の悪化が大きな問
よう な状況で， 著者ら 11), 12)のグループは現地で少量のエ
題と なっ ている． こ れは主と し て水域の富栄養化と 貧酸
ネルギーを用いて低コ スト で稼働するこ と ができる溶存
素化の形で顕在化し ている． 貧酸素化は水中の溶存酸素
酸素改善方法と し て， 管内曝気による液膜式の気体溶解
(DO)が著し く 低下し た状態で， 貧酸素化により ， 底泥か
ら の重金属や栄養塩の溶出の問題1)∼3)が指摘さ れ， そ の
改善策と し て様々な方法で曝気が試みら れてきた． し か
し ながら ， 従来の曝気の方法には効率やコ スト ， 維持管
理の面で更に改善の余地があるよう に思われる．
従来行われてきた曝気の主要な技術と し て深層曝気が
挙げら れる 4)∼6)． こ の技術は， 気泡を水中に放出し て気
泡と 水と の接触により 酸素溶解を達成し よう と するもの
であるが， その特性上， 装置の主要部分が水面下深く に
あるため， 維持管理が困難である． また， 圧力容器内で
ノ ズル噴射など により 強制さ れた気液二相流を作り ， 酸
素溶解を図る技術7)∼10)が提案さ れている． し かし ながら
技術を開発中である． なお， 本提案の技術はよく 用いら
235
れている微細気泡と は異なり ， 処理対象水をいっ たんの
気泡集合体の構成要素にするこ と により ， 効果的な酸素
溶解を目指すものである．
本研究では， 著者ら が開発中のh型気体溶解装置の稼
働の概要を述べ， 次いでそ の DO増加性能に関する 実験
結果から ， 装置内に設置さ れているハニカ ムが処理水流
量およびDO増加量に与える 影響について評価する ． そ
し て， 酸素溶解能力およびエネルギー効率の最適条件に
ついて検討する．
土木学会論文集B Vol . 66 No. 3, 235-247, 2010. 7
20
H L = 40(mm) , H A = 230(mm) , Qg = 30(L /mi n)
表-2 Re と f の値
HU
(mm)
Qw (L /min )
15
20
10
50
ハニ カ ム無し
d =8(mm)
5
d =13(mm)
80
d =20(mm)
0
20
50
H U (mm)
80
110
110
ハ
パラ メ ータ
ニ
d =20(mm)
無し
カ
ム
d =13(mm)
d =8(mm)
Re
21,010
8,340
5,106
3,218
f
0.0266
0.0342
0.0407
0.0199
Re
18,570
7,392
4,654
2,865
f
0.0272
0.0361
0.0416
0.0223
Re
16,475
6,718
4,230
2,594
f
0.0279
0.0375
0.0424
0.0247
Re
14,850
6,152
3,908
2,389
f
0.0285
0.0386
0.0164
0.0268
図-7 HU と Qw の関係
表-3 hf(cm)と Qw(L/min)の値
と セルサイ ズd (ハニカ ム無し の場合は管内径D)を用い，
HU
(mm)
レ イ ノ ルズ数Reおよ びこ れに対する摩擦損失係数 f を
Moody図16)よ り 算定し た． 表-2はそ の結果を 示す． こ の
気液二相流の動粘性係数 の値は明ら かではないが， こ
こ で は 清水の 値( =0.01(cm2/s)) を 用い た ． 表よ り ，
d=13(mm)の場合に f が大きいが， こ れは乱流遷移のReよ
り 少し 大きいReであるこ と による． 次に， 表-3は表-2の
数値を用いて得た摩擦損失水頭hfと 処理水流量Qwの実験
値を示す． 表より ， ハニカ ムが有る場合に限定すると ，
dによる Qwの相違はdによる hf の相違と 対応するこ と がわ
かる． すなわち， セルサイ ズ dが小さ いと 摩擦損失水頭
hfが大きく なり 処理水流量Qwは小さ く なる． また， ハニ
カ ムが有る 方が Qwが大きく なる 条件， すなわち HUが高
い80(mm)， 110(mm)の条件ではd >20(mm)の範囲に最適な
セルサイ ズdが存在し ているこ と が示唆さ れる．
なお， ハニカ ムの互いに隣接するセル内の流れはセル
下端を介し て干渉する． 実験時の目視により ， 連続し て
気泡が上昇し ているセルの隣のセル内では気泡が上昇し
ない， もし く は下降する現象が確認さ れたが， こ の現象
も 見かけの摩擦損失と し て表れる． なお， 図-7 にみら
れる傾向は他の条件においても同様に認めら れた．
b) DO 増加量： 換算 DO
同一条件で曝気処理を行なっ ても処理対象水の DO 濃
度が違えば DO 増加量が異なる． し たがっ て， 処理対象
水の DO 濃度によら ず曝気処理の DO 増加の能力を示す
指標が必要と なる． 馬 17)はこ の指標と し て換算 DO を
提案し た． 本研究でも換算 DO を用いて評価する．
こ こ で換算 DO の考え方を示す． 曝気装置内に清水
を満たし ， こ れに酸素消費物質がない条件で曝気を行う
と ， DO 濃度は次第に上昇する． 曝気理論によると ， こ
のと きの DO 濃度 の上昇過程は， 飽和 DO 濃度を DOs，
総括酸素移動容量係数を KLa と し て次式で与えら れる 18)．
dDO
(3)
= K L a(DOs DO )
dt
KLa を一定と し て式(3)を t = t1∼t2 で積分すると ，
DO s DO1
(4)
ln
= K L a(t 2 t1 )
DO s DO 2
239
20
50
80
110
ハ
パラ メ ータ
無し
ニ
カ
ム
d =20(mm)
d =13(mm)
d =8(mm)
h f (cm)
0.120
0.181
0.228
0.207
Q w (L /min)
19.5
19.1
16.3
17.4
0.232
h f (cm)
0.107
0.186
0.256
Q w (L /min)
13.7
13.5
12.2
12.2
h f (cm)
0.096
0.190
0.269
0.256
Q w (L /min)
h f (cm)
Q w (L /min)
8.8
9.6
8.3
8.2
0.087
0.192
0.137
0.278
5.0
6.2
5.4
5.2
こ こ で， DO1と DO2 はそれぞれ時刻 t1と t2 における DO
濃度である． こ れより 次式が得ら れる．
DO2 DO1
= 1 exp{ K L a(t 2 t1 )}
DOs DO1
(5)
こ の 式か ら ， KLa と 時間差(t2 −t1) が 一定で あ れば，
(DO 2 DO 1 )(DO s DO 1 )が一定と なる． (t2−t1)は DO 改
善プロ セスの時間に対応するから ， DO 改善のための機
器を同一の出力で定常運転する場合， (t2−t1)は一定と 考
えてよい． し たがっ て， 処理前の DO 濃度(DO1)が異な
る 2 つの試料水 A， B に同一条件で DO 改善処理を行う
場合， (DO 2 DO 1 )(DO s DO 1 )が同一と なる ． すなわ
ち， 2 つの試料水 A， B に適用すると ，
DO2 A DO1 A DO2 B DO1B
=
DOs DO1 A
DOs DO1B
(6)
式(6)の分子(DO 2 A DO1 A )およ び (DO 2 B DO1B )はそ れぞ
れ試料水 A および B の DO 濃度増分であり ， それぞれ
DOA および DOB と 考えればよい．
こ こ で， 試料水 A と し て処理前の DO 濃度がゼロ の水
を考え， 試料水 B と し て処理前の DO 濃度がゼロ でない
任意の値の試料水を考える． そ し て， 試料水 A に対す
る量と し て式(6)の分子を
DO0 と おき， 任意の初期 DO
値を持つ試料水 B に対する量を示す添字 B を省いて示
すと ， 式(6)は次のよう に書き換えら れる．
DO0
DO
(7)
=
DO s
DO s DO1
こ れより 次式を得る．
DOs DO1
(8)
DO =
DO0
DOs
100
8
80
6
換算 DO (mg /L )
FD O (mg/min )
土木学会論文集B Vol . 66 No. 3, 235-247, 2010. 7
60
40
4
2
0
H A =320(mm)
20
0
H A =230(mm)
2
Qg =40(L/min)
Qg =30(L/min)
Qg =20(L/min)
Qg =10(L/min)
4
H A =140(mm)
0
50
H U (mm)
100
150
50
14
16
18
H U =20(mm) , H A =140(mm)
(a) Qg=40(L/min)
H U =20(mm) , H A =230(mm)
100
H U =20(mm) , H A =320(mm)
40
H U =50(mm) , H A =140(mm)
H U =50(mm) , H A =230(mm)
80
H U =50(mm) , H A =320(mm)
Q w (L /mi n)
F DO (mg/mi n)
8 10 12
H A/H U (-)
図-14 HA/HU と 換算 DO の関係
0
60
30
20
40
10
H A =320(mm)
20
H A =230(mm)
H A =140(mm)
0
0
50
0
H U (mm)
100
0
150
10
20
30
40
Q g (L /min)
図-15 Qg と Qw の関係
(b) Qg=30(L/min)
100
100
80
80
60
FD O (mg/mi n)
FD O (mg/min )
6
40
H A =320(mm)
20
60
40
H U =20(mm) , H A =140(mm)
H U =20(mm) , H A =230(mm)
H A =230(mm)
H A =140(mm)
0
0
50
H U =20(mm) , H A =320(mm)
20
H U (mm)
100
H U =50(mm) , H A =140(mm)
H U =50(mm) , H A =230(mm)
150
H U =50(mm) , H A =320(mm)
0
(c) Qg=20(L/min)
0
100
10
20
Q g (L/min)
30
40
図-16 Qgと FDOの関係
F D O (mg/mi n)
80
e) 処理水流量 Qw および換算酸素溶解能力 FDO と 空気流
量 Qg の関係
図-15 および図-16 はそれぞれ空気流量 Qgと 処理水流
量 Qw の関係および空気流量 Qg と 換算酸素溶解能力 FDO
の関係を水平管内底高さ HU と エアスト ーン深度 HA の組
み合わせごと に示し たグラ フ の一例である． こ れら の図
より ， 処理水流量 Qw と 換算酸素溶解能力 FDO は空気流
量 Qg=10∼20(L/min)の範囲では Qgの増加と 共に増大する
が， 空気流量 Qg=20∼40(L/min)の範囲では Qg が増加し て
もほぼ一定， もし く は緩やかに減少し ており ， その値は
水平管内底高さ HU が低いほど， エアスト ーン深度 HAが
60
40
H A =320(mm)
20
H A =230(mm)
H A =140(mm)
0
0
50
H U (mm)
100
150
(d) Qg=10(L/min)
図-13 HU と FDO の関係
242
土木学会論文集B Vol . 66 No. 3, 235-247, 2010. 7
深いほど 大き いこ と がわかる ． すなわち ， 処理水流量
Qw と 換算酸素溶解能力 FDO は空気流量 Qg=20(L/min)の時
に最大値を示し ， その数値は前述のパラ メ ータ HA/HU が
大きいほど大きい． なお， こ の傾向は他の水平管内底高
さ HU の条件においても同様に認めら れた．
f) 流動状態と の関係
処理水流量 Qw と 空気流量 Qgの関係について e)で述べ
たが， その傾向には管内を流れる気液二相流の流動状態
が関与し ていると 思われる．
柘植・ 海野 19)によると ， 常圧下での標準型気泡塔内の
気液二相流の流動状態は図-17 に 示すよ う に 塔径が
10(cm)以下の場合には， 空気流量の増加と と もに， ほぼ
均一な径の気泡が合体や分裂をおこ さ ず， ほぼ一様に分
布し て塔内を上昇する均一気泡流動域から 塔径程度の大
きさ の気泡(スラ グ )が塔内を上昇するスラ グ流動域に変
化する． そし て， 塔径が 15(cm)以上の場合には， 均一気
泡流動域から 空気流量の増加と と もに気泡の合体や分裂
が頻繁に起こ り ， その結果生成する大気泡が塔中心部を
上昇し ， 塔径規模の循環流が生成する不均一気泡流動域
へと 変化すると し ている ． なお， 原著では気泡の「 合
一・ 分裂」 と 表記し ているがこ こ では表現を少し 変えて
いる． また， 図に示すよう に均一気泡流動域から スラ グ
流動域および不均一気泡流動域に変化する途中の流動状
態を遷移流動と し ている． つまり ， 気泡の流動状態は塔
径， すなわち管内径 D と 空気流量 Qg によっ て決まる．
そこ で， 本実験と 照合し て検討する． 本実験では管内径
D=5(cm)である から ， 図-17 によ る と 管内の気液二相流
の流動状態は， 空気流量 Qg の増加にと もない均一気泡
流動， 遷移流動， スラ グ流動へと 変化する． 図-17 のガ
ス空塔速度 UG はホッ ト ワイ ヤーを用いて計測し ている
が， 本実験では空気流量 Qg=10， 20， 30， 40(L/min)の場
合のそれぞれの流動状態を， 管内のエアスト ーンから 水
面までの間において目視によっ て判別し た． その結果，
空気流量 Qg=10∼20(L/min)では均一気泡流動， 空気流量
Qg=20∼40(L/min)では遷移流動である こ と が確認さ れた．
遷移流動では， 小気泡群に交じ っ てスラ グほど ではない
が大きな気泡が時折上昇する様子が確認さ れた． こ の結
果および図-15 と 図-16 より ， 処理水流量 Qw と 換算酸素
溶解能力 FDO は， 流動状態が均一気泡流動の範囲(Qg=10
∼20(L/min))では空気流量 Qg の増加と 共に増大するが，
遷移流動の範囲(Qg=20∼40(L/min))では空気流量 Qg が増
加し ても増大し ないこ と が確認さ れる． すなわち， 処理
水流量 Qw と 換算酸素溶解能力 FDO は管内の気液二相流
の流動状態に影響さ れる． なお， こ の傾向は他の水平管
内底高さ HU の条件においても認めら れた．
以上， a)∼f)よ り ， 本実験の範囲における 換算酸素溶
解能力 FDO と 諸量の関係， 高い能力で稼働する条件は次
のと おり である．
243
図-17 標準型気泡塔内の流動状態19)
1． 高能力の範囲ではハニカ ムは不必要である．
2． 換算酸素溶解能力 FDO は処理水流量 Qw に大きく 影響
さ れ， 換算 DO の影響は小さ い．
3． エアスト ーン深度 HA が深く 水平管内底高さ HU が低
いほど 酸素溶解能力が高い． 本実験の範囲では，
HA=320(mm)， HU =20(mm)の場合に最大の酸素溶解能
力 FDO を示し た．
4． 均一気泡流動と し て最大の処理水流量Qwを生じ さ せ
る空気流量Qg=20(L/min)の場合に最大の酸素溶解能力
FDOを示す．
(3) エネルギー効率(対仕事率換算酸素溶解能力) : RDO
エネルギー効率の評価は， 単位仕事率当たり の換算酸
素溶解能力(mg/min/W)を用いて行う ． なお， こ こ でのエ
ネルギー効率は(mg/min/W)で評価し ているが， J=W× s の
関係から こ れは投入し たエネルギー当たり の酸素溶解量
(例えば(mgO2/J))を単位時間で評価し たこ と になる． こ こ
ではこ れを 対仕事率換算酸素溶解能力 RDO と 呼び， 式
(10)のよう に表現さ れる．
F
(10)
RDO = DO
P
こ こ で， P は仕事率であり ， 水の単位重量 w， エアスト
ーン深度 HA， 空気流量 Qg を用いて P=wHAQgで評価する．
本節では， エネルギー効率 RDO が高い稼働条件について
検討する． なお， 第 4 章(2)節において， 換算酸素溶解
能力 FDO が高い範囲ではハニカ ムは不必要であるこ と が
確認さ れたため， 本節ではハニカ ム無し の条件で検討を
行う ． 図-18 は水平管内底高さ HU と エネルギー効率 RDO
の関係を， 種々の空気流量 Qg についてエアスト ーン 深
度 HA ごと に示し たグラ フ である． 図より ， 水平管内底
高さ HU が低いほどエネルギー効率 RDO が高いこ と がわ
かる． そし て， 水平管内底高さ HU が約 50(mm)以下の範
囲ではエアスト ーン深度 HA が浅いほど エネルギー効率
が高く ， HU が約 50(mm)以上の範囲では HAが深いほどエ
ネルギー効率 RDO が高いこ と がわかる． こ のよう に， 高
いエネルギー効率 RDO を示すエアスト ーン深度 HA の大
小関係が水平管内底高さ HU が約 50(mm)を境に逆転し て
いる事情について検討する． 前述のよう に， エネルギー
土木学会論文集B Vol . 66 No. 3, 235-247, 2010. 7
200
200
Q g =40(L /min)
H A =320(mm)
Q g =30(L /min)
H A =230(mm)
Q g =20(L /min)
150
H A =140(mm)
R D O (mg/min /W )
R DO (mg/min /W )
150
100
Q g =10(L /min)
100
50
50
0
0
0
0
50
H U (mm)
100
150
50
100
H U (mm)
(a) HA=320(mm)
200
(a) Qg=40(L/min)
Q g =40(L /min)
Q g =30(L /min)
200
H A =320(mm)
R DO (mg/mi n/W )
R D O (mg/min /W )
150
Q g =20(L /min)
150
H A =230(mm)
H A =140(mm)
100
50
Q g =10(L /min)
100
50
0
0
0
50
H U (mm)
100
100
H U (mm)
200
150
150
Q g =20(L /min)
150
R DO (mg/mi n/W )
200
H A =320(mm)
H A =230(mm)
150
Q g =40(L /min)
Q g =30(L /min)
(b) Qg=30(L/min)
RD O (mg/mi n/W)
50
(b) HA=230(mm)
0
H A =140(mm)
Q g =10(L /min)
100
50
100
0
0
50
50
100
H U (mm)
150
(c) HA=140(mm)
図-19 HU と RDO の関係[空気流量Qg別]
0
0
50
H U (mm)
100
150
効率 RDO は式(10)のよう に表現さ れるが， 図-18 のグラ フ
(c) Qg=20(L/min)
の場合， 凡例の系列ごと にエアスト ーン 深度 HA， 空気
200
流量 Qg は一定であるから 式(10)の右辺の分母の仕事率 P
H A =320(mm)
150
RD O (mg/mi n/W )
150
H A =230(mm)
も凡例の系列ごと に一定である． し たがっ て， エネルギ
H A =140(mm)
ー効率 RDO が示す傾向は分子の換算酸素溶解能力 FDO の
傾向と 対応する． また， 前掲の図-13 より ， 換算酸素溶
解能力 FDO は全体的には水平管内底高さ HU の増加と と
100
もに減少するが， HU が約 50(mm)以下でエアスト ーン深
度 HA が深い条件ではほぼ一定と なる傾向がある． こ の
50
ため， 図-18のプロ ッ ト の傾向が水平管内底高さ HU = 50
∼80(mm)を境に変わっ ている．
0
0
50
H U (mm)
100
図-19 は水平管内底高さ HU と エネルギー効率 RDO の関
150
係を空気流量 Qg ごと に示し たグラ フ である． 図より ，
(d) Qg=10(L/min)
水平管内底高さ HU が低いほど， そし て， 空気流量 Qgが
図-18 HUと RDOの関係[エアスト ーン深度HA別]
少ないほど エネルギー効率 RDO が高いこ と がわかる．
244
土木学会論文集B Vol . 66 No. 3, 235-247, 2010. 7
10.0
次に， エ アスト ーン 深度HAの効果を示す． 図-20は，
空気流量Qg=20(L/min)の場合の換算 DO， 処理水流量Qw，
換算酸素溶解能力FDO， エネルギー効率RDOをエアスト ー
5.0
2.5
H U =20(mm)
H U =80(mm)
H U =140(mm)
0.0
100
150
200
H U =50(mm)
H U =110(mm)
250
300
350
H A (mm)
(a) HAと 換算 DOの関係
40
H U =20(mm)
H U =80(mm)
H U =140(mm)
30
Q w (L /mi n )
HU=140(mm) の 条件で は， エ ア ス ト ー ン 深度HA=120，
230(mm)の場合には処理対象水がh型管を越流せず処理不
能であっ たため， HA=320(mm)の場合のみプ ロ ッ ト し て
いる ． 図よ り ， 水平管内底高さ HUが20(mm)， 50(mm)と
低い場合はエ ア スト ーン 深度HAが増大する につれて換
算 DOは減少し ， 処理水流量Qwが増加する が， HAによ
る 換算 DOの相対的変化に比べて Qwの変化が大き いた
め， 換算酸素溶解能力FDOはHAと 共に増大するこ と がわ
かる． エネルギー効率RDOの変化は換算酸素溶解能力FDO
の相対的変化が仕事率(式(2))の相対的変化より 小さ いこ
と を 反映し ， エ ア スト ーン 深度HAの増加と 共に減少す
る 傾向が認めら れる ． 水平管内底高さ HUが80(mm)以上
の条件では， 換算 DO， 処理水流量Qw， 換算酸素溶解
能力FDOのエアスト ーン 深度HAによる変化は上記と 同様
であるが， 換算酸素溶解能力FDOの相対変化と 必要仕事
率の相対変化の大小関係が上記と 逆になり ， その場合は
エ ネルギー効率RDOがエアスト ーン 深度HAと 共に増大す
る．
以上より ， 本提案の装置におけるエネルギー効率 RDO
が高い稼働条件は次のと おり である．
1． 水平管内底高さ HU が低く ， 空気流量 Qg が小さ い．
2． エアスト ーン深度 HA が浅い． ただし ， 水平管内底高
さ HU が約 80(mm)以上の範囲ではエアスト ーン深度
HA が深いほどエネルギー効率が高い．
H U =50(mm)
H U =110(mm)
20
10
0
100
150
200
250
300
350
H A (mm)
(b) HAと Qwの関係
100
75
FD O (m g/m i n)
ン 深度HAに対し て示し ている ． なお， 水平管内底高さ
換算 DO (mg/L )
7.5
5. 結語
50
H U =20(mm)
H U =50(mm)
25
H U =80(mm)
H U =110(mm)
以上， 著者ら が開発中の管内曝気による液膜式気体溶
H U =140(mm)
0
100
解技術を利用し た h 型気体溶解装置の稼働の概要を述べ，
150
200
250
300
350
H A (mm)
その酸素溶解性能に関する実験の結果を報告すると と も
(c) HAと FDOの関係
に， その性状に関する検討を行なっ た． 本研究で得ら れ
200
H U =20(mm)
H U =80(mm)
H U =140(mm)
た主要な知見は以下のよう である．
245
150
RD O ( mg/mi n/W )
1． ハニカ ムが処理水流量 Qw および換算 DO に与える
影響について考察し た． ハニ カ ムの有無による換算
DO の違いは， ハニ カ ムの有無によ る 処理水流量
Qw の違いにより 決まる ． すなわち， 処理水流量 Qw
が小さ いほど換算 DO は大きく なる． 水平管内底高
さ HU が高い条件では， 処理水流量 Qw はハニカ ムが
有る方が摩擦損失が小さ いため大きく ， 換算 DO は
小さ い． また， 水平管内底高さ HU が低い条件では，
処理水流量 Qw はハニカ ムが無い方が摩擦損失が小さ
いため大きく ， 換算 DO は小さ い． なお， 第 4 章
(1)節 a)で述べたよう に， 実験時の目視により ， 連続
H U =50(mm)
H U =110(mm)
100
50
0
100
150
200
250
300
350
H A (mm)
(d) HAと RDOの関係
図-20 HAによる諸量の変化[Qg=20(L/min)]
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し て気泡が上昇し ている セルの隣のセル内では気泡
が上昇し ない， もし く は下降する現象が確認さ れた．
2． 換算 DO と 処理水流量 Qw の積で定義さ れる換算酸
素溶解能力 FDO と 諸量の関係を考察し た． その結果，
高能力の範囲ではハニカ ムは不必要で， 換算酸素溶
解能力 FDO は処理水流量 Qw に大きく 影響さ れ， 換算
DO の影響は小さ い． エアスト ーン 深度 HA が深く
水平管内底高さ HU が低いほど換算酸素溶解能力 FDO
が高く ， 均一気泡流動と し て最大の処理水流量 Qw を
発生さ せる こ と ができ る 空気流量 Qg=20(L/min)の場
合に最大の換算酸素溶解能力 FDO を示すこ と など が
わかっ た．
3． 式(10)で定義さ れる酸素溶解のエネルギー効率が高い
稼働条件について検討し た． そ の結果， 図-18 に示
すよ う に， 水平管内底高さ HU が低く ， エア スト ー
ン深度 HA が浅い場合にエネルギー効率が高いこ と が
わかっ た． ただし ， 酸素溶解能力 FDO の小さ い水平
管内底高さ HU が約 80(mm)以上の範囲ではエアスト
ーン深度 HA が深いほどエネルギー効率が高い． また，
図-19 に示すよう に， 空気流量 Qg が少ないほどエネ
ルギー効率が高いこ と がわかっ た．
本文中で述べたよう に， 本方式では気泡と 共に上昇し
た水はハニカ ム上端部でいっ たん気泡集合体の液膜の構
成要素と なり ， 気相・ 液相間での気体成分の交換は液相
内の気体濃度を大気圧下での飽和濃度に近づけるよう に
行われる． そし て， 酸素溶解処理すべき水を気泡集合体
の構成要素に変換するため， 気相・ 液相間の気体成分の
交換が効率的に行われる．
今後は， 酸素以外の気体を高濃度に溶解し た水の処理
に対し て基礎的実験を行う 予定である．
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(2009. 8. 26 受付)
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EV A L UA TION OF THE DO IM PROV EM ENT PERFORM A NCE OF THE
TECHNIQUE OF M A K ING THE WA TER M EM BRA NE BY A ERA TION IN A PIPE
K yo OHGI, Jun M A , K esayoshi HA DA NO, K oji A SA I, Y oichi NA K A NO,
Tetsuhiko FUJISA TO, Y uki FUK UM OTO and Toshio HA RA DA
This paper gives the results of the laboratory experiments on the DO improvement technique for the
water of natural surroundings such as lake or sea. This technique forms bubble cluster on the water
surface in a h-shaped pipe by aerating water to be treated introduced into the pipe. The bubble cluster has
high rate of gases exchange between gas and liquid phases due to the high gradient of DO concentration
in the liquid phase of water film of bubble. Evaluation of the DO improvement is done by using the
equivalent DO increment devised to eliminate the influence of the DO concentration of the water before
treatement. Performance of the device has been investigated by the quantity of oxygen dissolution flux
evaluated by the product of the equivalent DO increment and the rate of the water treatment, and the ratio
of this flux to the power required for aeration. Present experiment showed that the good condition for
oxygen dissolution is accomplished at some optimum flow rate of air for aeration, that the elevation of the
horizontal part of h-shaped pipe above the outer water surface should be as low as possible, and that the
energy efficiency becomes high as the flow rate of air is low.
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