王秀蘅¹ 孫衛(wèi)東² 劉俊新³ 李玉華¹（1 哈爾濱工業(yè)大學(xué)市政與環(huán)境工程學(xué)院） （2 中國市政工程華北設(shè)計研究院）（3 中國科學(xué)院生態(tài)環(huán)境研究中心）

　　氧化溝由于其構(gòu)造簡單和運行管理簡便已發(fā)展成為污水生物處理的主要方法之一。為了適應(yīng)防止水體富營養(yǎng)化的要求，經(jīng)過適當(dāng)?shù)恼{(diào)整和改造，氧化溝在去除污水中有機污染物的同時，還可完成生物脫氮和除磷^[1～3]。因此，氧化溝被各國廣泛采用。在我國，氧化溝的研究和應(yīng)用也日益增多。一體化氧化溝（Integrated Oxidation Ditch，略作ICOD）是將沉淀池與氧化溝合建，無單獨的污泥回流系統(tǒng)，基建投資和運行費用均較低，并在一定程度上彌補了傳統(tǒng)氧化溝占地大的缺點。由于污泥回流及時，減少了污泥膨脹的可能。
　　氧化溝內(nèi)水深多在2m以內(nèi)，目前也有達到3～4.6m深的。為了避免污泥沉積到溝底，溝內(nèi)混合液的循環(huán)流速應(yīng)大于0.3 m/s，通常為0.3～0.5m/s^[4]。這就使得溝內(nèi)循環(huán)的混合液具有較高的動能。由于受氧化溝結(jié)構(gòu)和運行方式的限制，氧化溝合建的沉淀池應(yīng)滿足：
　?。?）沉淀池與氧化溝的容積比盡可能??；
　?。?）削減進入沉淀區(qū)的混合液的能量，以保證高效沉淀。目前應(yīng)用較多的有BMTS式和船式^[5，6]。斜板沉淀池由于池深淺，占地少，固液分離效果好，已在常規(guī)污水處理中廣泛應(yīng)用。1995年，在丹麥進行了將斜板沉淀池置于一體化氧化溝內(nèi)的生產(chǎn)性試驗^[7]。由于一體化氧化溝的結(jié)構(gòu)和流體力學(xué)特性，普通斜板沉淀池需要在結(jié)構(gòu)方面加以改造才能在氧化溝內(nèi)發(fā)揮作用，特別是沉淀池進口處對混合液的消能作用。

1　原理與試驗裝置

1.1　基本原理
　　污水中懸浮物沉淀過程一般被分為四種類型：自由沉淀、絮凝沉淀、成層沉淀和壓縮。在二次沉淀池中，自由沉淀過程比較短促，很快就過渡到絮凝沉淀和集團沉淀。
　　自由沉淀的球形固體顆粒的沉淀規(guī)律符合Stokes定律。其沉速等于^[8]

　　 　　　　　　　　　(1)
　　式中：u_s— 自由沉淀顆粒沉速(m/s)；
　　　　　ρ_s—顆粒密度(kg/m³)；
　　　　　ρ— 液體密度(kg/m³)；
　　　　　u — 液體流速(m/s)；
　　　　　d — 顆粒粒徑(m)；
　　　　　μ— 流體動力粘性系數(shù)(N.s/m²)。

　　活性污泥絮凝沉淀速度與污泥的體積濃度有關(guān)^[9]：

　　u_h=u_j(1-C_v)^m　　　　　　(2)
　　式中：C_v — 污泥體積濃度。
　　　　　n — 污泥參數(shù)常量。

　　Vesilind得出絮凝沉淀公式如下^[10]：

　　μ_h=μ_s·e^-n·MLSS　　　　　　　　(3)
　　式中：μ_h———絮凝沉淀速度（m/s）。
　　　　　　MLSS——污泥濃度（kg/m³）；
　　　　　　n———污泥參數(shù)常量。

　　對于集團沉淀，其沉淀初期，泥水之間有清晰的界面，絮凝體結(jié)成整體共同下沉，沉速固定不變，僅與初始濃度C有關(guān)，[u=f(c)] ，對于污泥濃度為2000mg/l左右的生活污水，u≤0.5mm/s。
　　Dick等人得出的集團沉淀速度與固體濃度之間的關(guān)系可用下式表示^[11]：

　　μ＝gC^-h　　　　　　(4)
　　式中g(shù)、h為經(jīng)驗常數(shù)。

　　斜板沉淀池使用水平傾角為α的斜板將面積為A₁的沉淀池分為n層， 則水流的總沉降面積為：

　　A=nA₁·cosα 　　　　　　(5)

　　從理論上計算其過水能力提高了ncosα倍。同時，在普通沉淀池中加設(shè)斜板能夠：縮短顆粒沉降深度；改善水流狀態(tài)（增大濕周，減小水力半徑，從而既降低水流的雷諾數(shù)Re，又提高弗魯?shù)聰?shù)Fr），為顆粒沉降創(chuàng)造了最佳條件。這樣就能夠達到提高沉淀效率，減小池容的目的。
1.2試驗裝置
　　試驗裝置如圖1所示。氧化溝主體和斜板沉淀池模型均用有機玻璃制作。污水由高位水箱經(jīng)轉(zhuǎn)子流量計流入氧化溝中，并迅速與溝內(nèi)原有混合液混合。經(jīng)多次循環(huán)處理后，與進水等量的混合液在沉淀池內(nèi)固液分離，經(jīng)出水堰排出。
　　由于試驗?zāi)Ｐ洼^小，沒有適當(dāng)規(guī)格的曝氣轉(zhuǎn)刷可以安裝，所以在氧化溝的一端轉(zhuǎn)彎處設(shè)一臺攪拌機推動混合液在溝內(nèi)循環(huán)流動，攪拌漿的形式類似于曝氣轉(zhuǎn)椎，在平面圓盤上固定6片漿板。攪拌機的轉(zhuǎn)速在100～250轉(zhuǎn)/分鐘之間調(diào)節(jié)。鑒于攪拌機的供氧能力有限，在進水口前設(shè)置一充氧泵。氧化溝模型長0.8m，設(shè)有沉淀池的廊道寬0.1m，另一廊道寬0.07m，有效水深0.3m，有效容積41L。
　　試驗中采用斜板沉淀池作為溝內(nèi)合建的沉淀池。其迎水面制成坡形，防止溝內(nèi)混合液在沉淀池前由于截面突縮出現(xiàn)旋渦流。在斜板底部設(shè)置雙層穿孔板作為過渡區(qū)，以消耗混合液上升時挾帶的動能。沉淀池出水堰口為鋸齒型，保證出水均勻和各個斜板間布水均勻，負(fù)荷相等。沉淀池底部長0.20m，寬0.05m ，距溝底0.05m，側(cè)面廊道寬為0.05m。沉淀池容積占氧化溝總?cè)莘e的6.13%。
1.3試驗條件
　　試驗共歷時9個月，污水取自哈爾濱市馬家溝河，水質(zhì)情況如表1所示，為典型的城市污水。處理水量0.6～7.8L/h，溫度基本隨季節(jié)而變，為10～27℃。污泥濃度MLSS2～2.8g/l，MLVSS 1.4～1.9g/l。水質(zhì)與污泥指標(biāo)采用標(biāo)準(zhǔn)方法檢測。

表1 馬家溝污水水質(zhì)表 項目 單位 濃度 pH 6.0～7.2 SS mg/l 60～160 COD_cr mg/l 258.9～407.5 BOD₅ mg/l 100.3～144.8 NH₃-N mg/l 18.2～30.5 TKN mg/l 23.8～41.2 TP mg/l 4.5～8.6

2 斜板沉淀池內(nèi)流動狀態(tài)與固液分離效果

　　斜板沉淀池內(nèi)的流動狀態(tài)如圖2所示，共分為4個區(qū)：主流區(qū)、過渡區(qū)、斜板區(qū)、清水區(qū)。

2.1 主流區(qū)
　　主流區(qū)即位于沉淀池底部的氧化溝混合液的流動區(qū)，它的主要作用是傳輸待分離的混合液進入沉淀池，沉淀后的污泥又從此處進入氧化溝中隨混合液繼續(xù)循環(huán)。為防止氧化溝內(nèi)混合液中污泥沉積，本試驗氧化溝內(nèi)混合液平均流速為0.35m/s。設(shè)有沉淀池的廊道的過水?dāng)嗝婷娣e為0.03m²；在沉淀池處，由于沉淀池占據(jù)一定的斷面，因此過水?dāng)嗝婷娣e減小至0.0175m²。根據(jù)物料平衡原理，沉淀池底部主流區(qū)內(nèi)混合液的平均流速為0.6m/s。此時水流除水平流速外，還有上、下、左、右的脈動分速，且伴有小的渦流體，屬紊流狀態(tài)，在一定程度可使密度不同的水流較好的混合。為使顆粒的沉淀，在進入沉淀池斜板區(qū)之前必須降低雷諾數(shù)以利于顆粒的沉降。
2.2 過渡區(qū)
　　位于斜板下部的雙層穿孔板的作用是消能和調(diào)整流態(tài)，稱為過渡區(qū)。當(dāng)混合液通過過渡區(qū)時，由于穿孔板的阻力和孔徑的放大，向上的流速降低和水流本身旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的渦流使混合液的能量迅速降低。斜板沉淀池作為二沉池的表面負(fù)荷一般為4～6 m³/m^2.h^[11]，相應(yīng)的斜板區(qū)內(nèi)水流上升速度也為1.11～1.67mm/s。過渡區(qū)消能作用可以用主流區(qū)和斜板區(qū)的動能比值表示：

　　E_主流／E_斜板=［0.60m/s］²／［1.11mm/s］²=2.9×10⁵　　　　　　(6)

　　由上式可知，過渡區(qū)將混合液的能量衰減了5個數(shù)量級。
　　當(dāng)拆除過渡區(qū)雙層穿孔板時，進入斜板區(qū)的混合液具有的較大的動能，致使污泥嚴(yán)重上翻，固液分離效果極差，出水中SS可達300mg/L。
　　過渡區(qū)的作用還包括均勻進水和作為污泥回流的通道，起著雙向傳輸?shù)淖饔谩Ｓ捎谶M水不均勻會使部分斜板負(fù)荷高而其它斜板負(fù)荷低，造成局部積泥，出水SS升高。沉淀池底部主流區(qū)內(nèi)混合液的平均流速為0.6m/s，是獨立設(shè)置的斜板沉淀池底部過渡區(qū)水流速度10～25mm/s的20～50倍，因此雙層穿孔板對保證配水均勻是必不可少的。
2.3　斜板區(qū)
　　斜板區(qū)是污泥與水分離的實際區(qū)域，即工作區(qū)，在這里，污泥絮凝體形成并在重力作用下沉降到斜板上，澄清后的污水進入清水區(qū)。在過渡區(qū)形成的污泥顆粒絮凝體在不斷上升的水流帶動下進入斜板沉淀區(qū)，在斜板上與重力平衡時形成一動態(tài)污泥懸浮層，不斷上涌的混合液中污泥顆粒將被捕獲和過濾。懸浮污泥層的厚度是變化的，當(dāng)厚度達到一定程度時，重力足以抵抗摩擦力，污泥層就會下沉到氧化溝中，進入主流區(qū)。此后，從斜板上下滑的污泥層又會逐漸積累，再滑落至氧化溝內(nèi)，周而復(fù)始。相對于過渡區(qū)對上升水流的阻力而言，懸浮污泥層的動態(tài)變化對整個污泥沉降過程沒有什么太大的影響，試驗結(jié)果也證明了這一點。從理論上講，沉淀池的出水效率在很大程度上由混合液的上升流速和污泥沉速決定，只有當(dāng)污泥沉速大于上升流速時，沉淀才能發(fā)生。但由于動態(tài)污泥懸浮層的存在，水中的顆粒有充分的機會和活性污泥懸浮層的顆粒碰撞凝聚，其沉速遠遠大于同條件下的靜態(tài)沉速，從而可以提高上升水流速度或產(chǎn)水量。
　　斜板間的污水流動狀態(tài)理論上應(yīng)為層流，其雷諾數(shù)Re為15。實際上，從圖2可以看出，斜板之間的流動狀態(tài)并不是完全的層流，從過渡區(qū)上升的旋渦流還需要一段時間和距離才能擴散和穩(wěn)定。因此只能說斜板區(qū)的中上部水流處于層流狀態(tài)。過渡區(qū)上升旋渦流對斜板的沖擊影響與混合液的能量及分布的均勻性有關(guān)。
　　混合液通過懸浮污泥層類似于絮凝沉淀過程。由公式（2）可知，混合液的上升流速與污泥的體積濃度有關(guān)。上升流速越大，體積濃度越小，懸浮污泥層厚度相應(yīng)增大。當(dāng)上升流速接近于自由沉速時，體積濃度接近于零，懸浮污泥層消失。反之，當(dāng)上升流速越小，懸浮層體積濃度越大。
　　因此，表面負(fù)荷越大，上升流速越大，過渡區(qū)上升旋渦流對斜板的沖擊影響與混合液的能量也越大，斜板底端紊流區(qū)長度增加，懸浮污泥層厚度相應(yīng)增大。當(dāng)達到某極限值時，出水SS猛增，斜板頂部污泥開始上翻，此極限即是斜板沉淀池的污泥穿透臨界點。
　　混合液沖擊能量和表面負(fù)荷與出水SS的關(guān)系，如圖3和圖4所示，圖3為表面負(fù)荷率與出水SS的關(guān)系曲線，圖4為固體通量與出水SS的關(guān)系曲線。由圖可知，隨著表面負(fù)荷率和固體通量增加，出水SS也逐漸增大。在表面負(fù)荷率小于0.5m³/m^2.h，固體通量小于1.0kg/m^2.h時，水力停留時間大于30min，出水中的SS值始終在38mg/L以下。而當(dāng)表面負(fù)荷率和固體通量超過以上值時，出水中的SS值猛增至69mg/L和98mg/L，因此在本試驗條件下，將水力停留時間小于30min作為該斜板沉淀池的污泥穿透臨界點。
　　從理論上計算，與普通平流式沉淀池相比，該斜板沉淀池的沉淀效率應(yīng)為：

　　nA₁·cosα/A=0.090×cos60°/(0.06×0.2)=3.8倍
　　式中：n —斜板片數(shù)。
　　　　　A₁—單片斜板面積。
　　　　　A—沉淀池面積。

　　活性污泥法二次沉淀池設(shè)計表面負(fù)荷率為1.0－1.5m³/m^2.h，按上式計算則本試驗的斜板沉淀池的表面負(fù)荷應(yīng)為3.8－5.7m³/m^2.h，遠大于試驗數(shù)據(jù)。然而本試驗的模型較小，受邊界條件影響較大，斜板沉淀池有效水深僅為0.25m，為普通沉淀池的1/8-1/10，因而污泥沉降效果不十分理想。在實際應(yīng)用中，沉淀池的深度遠大于本試驗?zāi)Ｐ偷纳疃?，因此表面?fù)荷率可進一步提高。Anderson^[7]用于生產(chǎn)性試驗的蘭美拉分離器的表面負(fù)荷率高達6.5m³/m^2.h，固體通量為32kg/m^2.h，為普通沉淀池的5-7倍，出水SS值始終小于20mg/L。
2.4 清水區(qū)
　　清水區(qū)能夠分隔沉淀工作區(qū)與出水堰，使斜板區(qū)的沉降過程不受出水水流影響。鋸齒形溢流堰比普通水平堰更易加工也更易保證出水均勻。

3　影響沉淀效果的因素分析

3.1 斜板傾斜角度對出水水質(zhì)的影響
　　試驗中改變沉淀池的斜板傾斜角度，利用出水的SS值來判斷出較佳的斜板傾斜角度。表2為傾斜角與出水中SS的關(guān)系。由試驗數(shù)據(jù)可知，斜板65°和70°傾角時，出水水質(zhì)較好。

表2 斜板傾斜角與出水中SS的關(guān)系 斜板傾角 55° 60° 65° 70° 75° 出水SS（mg/L） 40 38 34 23 37

　　沉淀池的固液分離過程包括污泥顆粒在斜板區(qū)的沉降和絮凝體沿斜板的下滑回落到氧化溝中。在斜板區(qū)污泥顆粒受到的作用力有：自身重力、混合液的沖擊力、斜板的彈力和摩擦力。污泥顆粒在斜板區(qū)沉降過程決定于混合液沿垂直向上方向的沖擊力和污泥顆粒的重力之差。因此斜板傾角較大時，沖擊力較大，不利于顆粒沉淀。絮凝體沿斜板的下滑過程則是自身重力、混合液的沖擊力沿斜板方向的分力和摩擦力的共同作用結(jié)果。污泥絮體的粘性比顆粒狀泥沙及其絮凝體大，加之斜板區(qū)的污泥濃度高，因此斜板傾角較小時，其自身重力沿斜板方向的分量不足以抵消其它力沿該方向的合力，不能向下滑動。
3.2 沉淀池的位置與外形
　　在氧化溝內(nèi)由于受到彎道的影響，在溝直流段兩端及溝的內(nèi)外側(cè)和溝中間的混合液流速都是不均勻的，在不改變氧化溝的進水量及沉淀池的表面負(fù)荷的前提下，將沉淀池置于氧化溝的直流段的中后段外側(cè)污泥沉淀效果最好。
　　氧化溝在設(shè)置沉淀池后，該段過水?dāng)嗝娴牧鲃訝顟B(tài)發(fā)生了變化，在沉淀池的底部前端混合液的流動發(fā)生了突縮變化，在沉淀池的后端，混合液的流動發(fā)生了突擴的變化。因此，在沉淀池的前后混合液的流動紊動程度較大，屬于紊流。由于在沉淀池的底部混合液的過流斷面變小，流速變大，如果過流斷面過小，則此處混合液的流動成為急流。當(dāng)急流不能維持在臨界水深以下，則混合液在流過沉淀池的底部后，便以水躍的形式向超過臨界水深的緩過流進行突變，將產(chǎn)生水躍。此外，由于水頭損失與速度有關(guān)，急流的速度大于緩流的速度，因此底坡不足以克服急流的磨擦損失時，急流也將以水躍的形式轉(zhuǎn)變?yōu)榫徚鳌?br> 　　因此，為了減小突縮和突放形成溝內(nèi)旋渦區(qū)和影響污泥沉降，本試驗將沉淀池的迎水面擋板制成船頭型，縮小沉淀池的外寬，使氧化溝內(nèi)的混合液能同時從沉淀池的底部和側(cè)面流動。另外，在生產(chǎn)應(yīng)用中，將氧化溝的橫斷面在沉淀區(qū)一段加寬或加深也是一種可取方案。
　　在實際應(yīng)用氧化溝的結(jié)構(gòu)通常根據(jù)場地、曝氣設(shè)備等條件來確定。對于氧化溝內(nèi)合建的沉淀池而言，其長寬在氧化溝限定的范圍內(nèi)。由于在氧化溝內(nèi)由于受到彎道的影響，在溝直流段兩端及溝的內(nèi)、外側(cè)及溝中間的混合液的流速都是不均勻的，因此沉淀池的長與寬是決定沉淀池下部的壓力分布是否均勻的主要因素之一。在不改變氧化溝的進水量及沉淀池的表面負(fù)荷的前提下，在試驗中對沉淀區(qū)長寬比L/B對出水SS值的影響進行了考察，結(jié)果如圖5所示。
　　從圖中可以看出，在本試驗條件下，當(dāng)1.5≤L/B≤4.0時，沉淀池的沉淀效果較好，而當(dāng)L/B>4.0或L/B<1.0時，沉淀效果較差。最佳長寬比為2～2.5。

3.3 污泥濃度與污泥齡
　　由公式(5)可知，污泥的沉速隨懸浮固體濃度MLSS的增加而減小，因此，在相同SVI條件下，相同的表面負(fù)荷率，MLSS越高，出水SS越高。為了維持一定的出水水質(zhì)，隨著MLSS的增加，應(yīng)降低表面負(fù)荷率。
　　污泥齡是決定污泥沉降性能的重要因素，污泥齡過短，細(xì)菌處于對數(shù)增長期，能量較高，不易沉降。而污泥齡過長，污泥容易微細(xì)化，因此應(yīng)根據(jù)試驗選擇合適的污泥齡。本試驗的污泥齡控制在10－30d。

4　結(jié)論

　　從以上斜板沉淀池在一體化氧化溝中的固液分離效果和內(nèi)部混合液的流動狀態(tài)試驗，可以得出以下結(jié)論：
　?。?）與氧化溝合建的斜板沉淀池效率比一般二沉池高，水力停留時間大于30min，出水SS值小于38mg/l。
　?。?）斜板下部設(shè)有特殊的過渡區(qū)，具有良好的消能和調(diào)整流態(tài)的作用，可使斜板沉淀區(qū)的流態(tài)快速從紊流轉(zhuǎn)變?yōu)閷恿鳎_到最佳沉淀效果，沉降過程不受溝內(nèi)主流的影響。
　?。?）斜板間的固液分離過程是自由沉淀、絮凝沉淀、污泥懸浮層的過濾和捕獲以及污泥層的下滑過程的共同作用。
　?。?）影響沉淀效果的因素有斜板傾斜角度，沉淀池的位置與外形，污泥濃度與污泥齡。

參考文獻

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