斜板沉淀池在一体化氧化沟中的应用研究

（ 1 哈尔滨工业大学市政与环境工程学院） （ 2 中国市政工程华北设计研究院）（ 3 中国科学院生态环境研究中心） 氧化沟由于其构造简单和运行管理简便已发展成为污水生物处理的主要方法之一。为了适应防止水体富营养化的要求，经过适当的调整和改造，氧化沟在去除污水中有机污染物的同时，还可完成生物脱氮和除磷 [1 ～ 3] 。因此，氧化沟被各国广泛采用。在我国，氧化沟的研究和应用也日益增多。一体化氧化沟（ Integrated Oxidation Ditch ，略作 ICOD ）是将沉淀池与氧化沟合建，无单独的污泥回流系统，基建投资和运行费用均较低，并在一定程度上弥补了传统氧化沟占地大的缺点。由于污泥回流及时，减少了污泥膨胀的可能。 氧化沟内水深多在 2m 以内，目前也有达到 3 ～ 4.6m 深的。为了避免污泥沉积到沟底，沟内混合液的循环流速应大于 0.3 m/s ，通常为 0.3 ～ 0.5m/s [4] 。这就使得沟内循环的混合液具有较高的动能。由于受氧化沟结构和运行方式的限制，氧化沟合建的沉淀池应满足： （ 1 ）沉淀池与氧化沟的容积比尽可能小； （ 2 ）削减进入沉淀区的混合液的能量，以保证高效沉淀。目前应用较多的有 BMTS 式和船式 [5 ， 6] 。斜板沉淀池由于池深浅，占地少，固液分离效果好，已在常规污水处理中广泛应用。 1995 年，在丹麦进行了将斜板沉淀池置于一体化氧化沟内的生产性试验 [7] 。由于一体化氧化沟的结构和流体力学特性，普通斜板沉淀池需要在结构方面加以改造才能在氧化沟内发挥作用，特别是沉淀池进口处对混合液的消能作用。 1 原理与试验装置 1.1 基本原理 污水中悬浮物沉淀过程一般被分为四种类型：自由沉淀、絮凝沉淀、成层沉淀和压缩。在二次沉淀池中，自由沉淀过程比较短促，很快就过渡到絮凝沉淀和集团沉淀。 自由沉淀的球形固体颗粒的沉淀规律符合 Stokes 定律。其沉速等于 [8] screen.width-333)this.width=screen.width-333 border=0> (1) 式中： u s — 自由沉淀颗粒沉速 (m/s) ； ρ s —颗粒密度 (kg/m 3 ) ； ρ— 液体密度 (kg/m 3 ) ； u — 液体流速 (m/s) ； d — 颗粒粒径 (m) ； μ— 流体动力粘性系数 (N.s/m 2 ) 。 活性污泥絮凝沉淀速度与污泥的体积浓度有关 [9] ： u h =u j (1-C v ) m (2) 式中： C v — 污泥体积浓度。 n — 污泥参数常量。 screen.width-333)this.width=screen.width-333 border=0> 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 ——污泥浓度（ kg/m 3 ）； n ———污泥参数常量。 对于集团沉淀，其沉淀初期，泥水之间有清晰的界面，絮凝体结成整体共同下沉，沉速固定不变，仅与初始浓度 C 有关， [ u=f(c) ] ，对于污泥浓度为 2000mg/l 左右的生活污水， u ≤ 0.5mm/s 。 Dick 等人得出的集团沉淀速度与固体浓度之间的关系可用下式表示 [11] ： μ＝ gC -h (4) 式中 g 、 h 为经验常数。 斜板沉淀池使用水平倾角为α的斜板将面积为 A 1 的沉淀池分为 n 层， 则水流的总沉降面积为： A=nA 1 · cos α (5) 从理论上计算其过水能力提高了 ncos α倍。同时，在普通沉淀池中加设斜板能够：缩短颗粒沉降深度；改善水流状态（增大湿周，减小水力半径，从而既降低水流的雷诺数 Re ，又提高弗鲁德数 Fr ），为颗粒沉降创造了最佳条件。这样就能够达到提高沉淀效率，减小池容的目的。 1.2 试验装置 试验装置如图 1 所示。氧化沟主体和斜板沉淀池模型均用有机玻璃制作。污水由高位水箱经转子流量计流入氧化沟中，并迅速与沟内原有混合液混合。经多次循环处理后，与进水等量的混合液在沉 淀池内固液分离，经出水堰排出。 由于试验模型较小，没有适当规格的曝气转刷可以安装，所以在氧化沟的一端转弯处设一台搅拌机推动混合液在沟内循环流动，搅拌浆的形式类似于曝气转椎，在平面圆盘上固定 6 片浆板。搅拌机的转速在 100 ～ 250 转 / 分钟之间调节。鉴于搅拌机的供氧能力有限，在进水口前设置一充氧泵。氧化沟模型长 0.8m ，设有沉淀池的廊道宽 0.1m ，另一廊道宽 0.07m ，有效水深 0.3m ，有效容积 41L 。 试验中采用斜板沉淀池作为沟内合建的沉淀池。其迎水面制成坡形，防止沟内混合液在沉淀池前由于截面突缩出现旋涡流。在斜板底部设置双层穿孔板作为过渡区，以消耗混合液上升时挟带的动能。沉淀池出水堰口为锯齿型，保证出水均匀和各个斜板间布水均匀，负荷相等。沉淀池底部长 0.20m ，宽 0.05m ，距沟底 0.05m ，侧面廊道宽为 0.05m 。沉淀池容积占氧化沟总容积的 6.13% 。 1.3 试验条件 试验共历时 9 个月，污水取自哈尔滨市马家沟河，水质情况如表 1 所示，为典型的城市污水。处理水量 0.6 ～ 7.8L/h ，温度基本随季节而变，为 10 ～ 27 ℃。污泥浓度 MLSS 2 ～ 2.8g/l ， MLVSS 1.4 ～ 1.9g/l 。水质与污泥指标采用标准方法检测。 表 1 马家沟污水水质表 项目 单位 浓度 pH 6.0 ～ 7.2 SS mg/l 60 ～ 160 COD cr mg/l 258.9 ～ 407.5 BOD 5 mg/l 100.3 ～ 144.8 NH 3 -N mg/l 18.2 ～ 30.5 TKN mg/l 23.8 ～ 41.2 TP mg/l 4.5 ～ 8.6 2 斜板沉淀池内流动状态与固液分离效果 斜板沉淀池内的流动状态如图 2 所示，共分为 4 个区：主流区、过渡区、斜板区、清水区。 screen.width-333)this.width=screen.width-333 border=0> 2.1 主流区 主流区即位于沉淀池底部的氧化沟混合液的流动区，它的主要作用是传输待分离的混合液进入沉淀池，沉淀后的污泥又从此处进入氧化沟中随混合液继续循环。为防止氧化沟内混合液中污泥沉积， 本试验氧化沟内混合液平均流速为0.35m/s。设有沉淀池的廊道的过水断面面积为0.03m2；在沉淀池处，由于沉淀池占据一定的断面，因此过水断面面积减小至0.0175 m2。根据物料平衡原理，沉淀池底部主流区内混合液的平均流速为0.6m/s。此时水流除水平流速外，还有上、下、左、右的脉动分速，且伴有小的涡流体，属紊流状态，在一定程度可使密度不同的水流较好的混合。为使颗粒的沉淀，在进入沉淀池斜板区之前必须降低雷诺数以利于颗粒的沉降。2.2 过渡区位于斜板下部的双层穿孔板的作用是消能和调整流态，称为过渡区。当混合液通过过渡区时，由于穿孔板的阻力和孔径的放大，向上的流速降低和水流本身旋转产生的涡流使混合液的能量迅速降低。斜板沉淀池作为二沉池的表面负荷一般为4～6 m3/m2.h[11]，相应的斜板区内水流上升速度也为1.11～1.67 mm/s。过渡区消能作用可以用主流区和斜板区的动能比值表示： E主流／E斜板=［0.60m/s］2／［1.11mm/s］2=2.9×105(6) 由上式可知，过渡区将混合液的能量衰减了5个数量级。当拆除过渡区双层穿孔板时，进入斜板区的混合液具有的较大的动能，致使污泥严重上翻，固液分离效果极差，出水中SS可达300mg/L。过渡区的作用还包括均匀进水和作为污泥回流的通道，起着双向传输的作用。由于进水不均匀会使部分斜板负荷高而斜板负荷低，造成局部积泥，出水SS升高。沉淀池底部主流区内混合液的平均流速为0.6m/s，是独立设置的斜板沉淀池底部过渡区水流速度10～25mm/s的20～50倍，因此双层穿孔板对保证配水均匀是必不可少的。2.3斜板区斜板区是污泥与水分离的实际区域，即工作区，在这里，污泥絮凝体形成并在重力作用下沉降到斜板上，澄清后的污水进入清水区。在过渡区形成的污泥颗粒絮凝体在不断上升的水流带动下进入斜板沉淀区，在斜板上与重力平衡时形成一动态污泥悬浮层，不断上涌的混合液中污泥颗粒将被捕获和过滤。悬浮污泥层的厚度是变化的，当厚度达到一定程度时，重力足以抵抗摩擦力，污泥层就会下沉到氧化沟中，进入主流区。此后，从斜板上下滑的污泥层又会逐渐积累，再滑落至氧化沟内，周而复始。相对于过渡区对上升水流的阻力而言，悬浮污泥层的动态变化对整个污泥沉降过程没有什么太大的影响，试验结果也证明了这一点。从理论上讲，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决定，只有当污泥沉速大于上升流速时，沉淀才能发生。但由于动态污泥悬浮层的存在，水中的颗粒有充分的机会和活性污泥悬浮层的颗粒碰撞凝聚，其沉速远远大于同条件下的静态沉速，从而可以提高上升水流速度或产水量。斜板间的污水流动状态理论上应为层流，其雷诺数Re为15。实际上，从图2可以看出，斜板之间的流动状态并不是完全的层流，从过渡区上升的旋涡流还需要一段时间和距离才能扩散和稳定。因此只能说斜板区的中上部水流处于层流状态。过渡区上升旋涡流对斜板的冲击影响与混合液的能量及分布的均匀性有关。混合液通过悬浮污泥层类似于絮凝沉淀过程。由公式（2）可知，混合液的上升流速与污泥的体积浓度有关。上升流速越大，体积浓度越小，悬浮污泥层厚度相应增大。当上升流速接近于自由沉速时，体积浓度接近于零，悬浮污泥层消失。反之，当上升流速越小，悬浮层体积浓度越大。因此，表面负荷越大，上升流速越大，过渡区上升旋涡流对斜板的冲击影响与混合液的能量也越大，斜板底端紊流区长度增加，悬浮污泥层厚度相应增大。当达到某极限值时，出水SS猛增，斜板顶部污泥开始上翻，此极限即是斜板沉淀池的污泥穿透临界点。混合液冲击能量和表面负荷与出水SS的关系，如图3和图4所示，图3为表面负荷率与出水SS的关系曲线，图4为固体通量与出水SS的关系曲线。由图可知，随着表面负荷率和固体通量增加，出水SS也逐渐增大。在表面负荷率小于0.5m3/m2.h，固体通量小于1.0kg/m2.h时，水力停留时间大于30min ，出水中的 SS 值始终在 38mg/L 以下。而当表面负荷率和固体通量超过以上值时，出水中的 SS 值猛增至 69mg/L 和 98mg/L ，因此在本试验条件下，将水力停留时间小于 30min 作为该斜板沉淀池的污泥穿透临界点。 从理论上计算，与普通平流式沉淀池相比，该斜板沉淀池的沉淀效率应为： nA 1 · cos α /A=0.090 × cos60 ° /(0.06 × 0.2)=3.8 倍 式中： n —斜板片数。 A 1 —单片斜板面积。 A —沉淀池面积。 screen.width-333)this.width=screen.width-333 border=0> screen.width-333)this.width=screen.width-333 border=0> 活性污泥法二次沉淀池设计表面负荷率为 1.0 － 1.5m 3 /m 2. h ，按上式计算则本试验的斜板沉淀池的表面负荷应为 3.8 － 5.7m 3 /m 2. h ，远大于试验数据。然而本试验的模型较小，受边界条件影响较大，斜板沉淀池有效水深仅为 0.25m ，为普通沉淀池的 1/8-1/10 ，因而污泥沉降效果不十分理想。在实际应用中，沉淀池的深度远大于本试验模型的深度，因此表面负荷率可进一步提高。 Anderson [7] 用于生产性试验的兰美拉分离器的表面负荷率高达 6.5m 3 /m 2. h ，固体通量为 32kg/m 2. h ，为普通沉淀池的 5-7 倍，出水 SS 值始终小于 20mg/L 。 2.4 清水区 清水区能够分隔沉淀工作区与出水堰，使斜板区的沉降过程不受出水水流影响。锯齿形溢流堰比普通水平堰更易加工也更易保证出水均匀。 3影响沉淀效果的因素分析 3.1 斜板倾斜角度对出水水质的影响试验中改变沉淀池的斜板倾斜角度，利用出水的SS值来判断出较佳的斜板倾斜角度。表2为倾斜角与出水中SS的关系。由试验数据可知，斜板65°和70°倾角时，出水水质较好。 表2 斜板倾斜角与出水中SS的关系 斜板倾角 55° 60° 65° 70° 75° 出水SS（mg/L） 40 38 34 23 37 沉淀池的固液分离过程包括污泥颗粒在斜板区的沉降和絮凝体沿斜板的下滑回落到氧化沟中。在斜板区污泥颗粒受到的作用力有：自身重力、混合液的冲击力、斜板的弹力和摩擦力。污泥颗粒在斜板区沉降过程决定于混合液沿垂直向上方向的冲击力和污泥颗粒的重力之差。因此斜板倾角较大时，冲击力较大，不利于颗粒沉淀。絮凝体沿斜板的下滑过程则是自身重力、混合液的冲击力沿斜板方向的分力和摩擦力的共同作用结果。污泥絮体的粘性比颗粒状泥沙及其絮凝体大，加之斜板区的污泥浓度高，因此斜板倾角较小时，其自身重力沿斜板方向的分量不足以抵消力沿该方向的合力，不能向下滑动。3.2 沉淀池的位置与外形在氧化沟内由于受到弯道的影响，在沟直流段两端及沟的内外侧和沟中间的混合液流速都是不均匀的，在不改变氧化沟的进水量及沉淀池的表面负荷的前提下，将沉淀池置于氧化沟的直流段的中后段外侧污泥沉淀效果最好。氧化沟在设置沉淀池后，该段过水断面的流动状态发生了变化，在沉淀池的底部前端混合液的流动发生了突缩变化，在沉淀池的后端，混合液的流动发生了突扩的变化。因此，在沉淀池的前后混合液的流动紊动程度较大，属于紊流。由于在沉淀池的底部混合液的过流断面变小，流速变大，如果过流断面过小，则此处混合液的流动成为急流。当急流不能维持在临界水深以下，则混合液在流过沉淀池的底部后，便以水跃的形式向超过临界水深的缓过流进行突变，将产生水跃。此外，由于水头损失与速度有关，急流的速度大于缓流的速度，因此底坡不足以克服急流的磨擦损失时，急流也将以水跃的形式转变为缓流。因此，为了减小突缩和突放形成沟内旋涡区和影响污泥沉降，本试验将沉淀池的迎水面挡板制成船头型，缩小沉淀池的外宽，使氧化沟内的混合液能同时从沉淀池的底部和侧面流动。另外，在生产应用中，将氧化沟的横断面在沉淀区一段加宽或加深也是一种可取方案。在实际应用氧化沟的结构通常根据场地、曝气设备等条件来确定。对于氧化沟内合建的沉淀池而言，其长宽在氧化沟限定的范围内。由于在氧化沟内由于受到弯道的影响，在沟直流段两端及沟的内、外侧及沟中间的混合液的流速都是不均匀的，因此沉淀池的长与宽是决定沉淀池下部的压力分布是否均匀的主要因素之一。在不改变氧化沟的进水量及沉淀池的表面负荷的前提下，在试验中对沉淀区长宽比L/B对出水SS值的影响进行了考察，结果如图5所示。从图中可以看出，在本试验条件下，当1.5≤L/B≤4.0时，沉淀池的沉淀效果较好，而当L/B>4.0或L/B<1.0时，沉淀效果较差。最佳长宽比为2～2.5。 screen.width-333)this.width=screen.width-333 border=0> 3.3 污泥浓度与污泥龄 由公式 (5) 可知，污泥的沉速随悬浮固体浓度 MLSS 的增加而减小，因此，在相同 SVI 条件下，相同的表面负荷率， MLSS 越高，出水 SS 越高。为了维持一定的出水水质，随着 MLSS 的增加，应降低表面负荷率。 污泥龄是决定污泥沉降性能的重要因素，污泥龄过短，细菌处于对数增长期，能量较高，不易沉降。而污泥龄过长，污泥容易微细化，因此应根据试验选择合适的污泥龄。本试验的污泥龄控制在 10 － 30d 。 4 结论 从以上斜板沉淀池在一体化氧化沟中的固液分离效果和内部混合液的流动状态试验，可以得出以下结论： （ 1 ）与氧化沟合建的斜板沉淀池效率比一般二沉池高，水力停留时间大于 30min ，出水 SS 值小于 38mg/l 。 （ 2 ）斜板下部设有特殊的过渡区，具有良好的消能和调整流态的作用，可使斜板沉淀区的流态快速从紊流转变为层流，达到最佳沉淀效果，沉降过程不受沟内主流的影响。 （ 3 ）斜板间的固液分离过程是自由沉淀、絮凝沉淀、污泥悬浮层的过滤和捕获以及污泥层的下滑过程的共同作用。 （ 4 ）影响沉淀效果的因素有斜板倾斜角度，沉淀池的位置与外形，污泥浓度与污泥龄。 参考文献 1 J.X. Liu, J.W. van Groenestijn, H.J. Doddema and B.Z. Wang (1996), Influence of the aeration brush on nitrogen removal in the oxidation ditch, European Water Pollution Control, 6(4), 25-30. 2 刘俊新、王宝贞、 J.W. van Groenestijn 、 H.J. Doddema (1997), 采用氧化沟从城市污水中去除氮和磷的研究 , 哈尔滨建筑大学学报 , 30(5): 36-40 3 邓荣森、谭显春、焦斌权 (2000) ，一体化氧化沟的生物除磷试验研究，给水排水， 26(1) ， 14-17 。 4 杨宝林 (1990) ，有发展前途的氧化沟技术，给水排水， 16(2) 。 5 邓荣森、刘保疆、王涛、李伟民 (1998) ，一体化氧化沟技术的发展，中国给水排水， 14(1) ， 42-44 。 6 钟鸣 (1992) ，“合建式氧化沟技术”，水和废水技术研究，严煦世 主编，中国建筑工业出版社。 7 K. Krogh Andersen (1996), Secondary sedimentation of activated sludge by a lamella separator placed in an oxidation ditch, European Water Pollution Control, 6(4), 37-44.