曲新月,范文雯,袁林江,张瑞环,魏 萍



水平搅拌下低高径比SBR中好氧活性污泥的颗粒化

曲新月,范文雯,袁林江*,张瑞环,魏 萍

(西安建筑科技大学,陕西省环境工程重点实验室,教育部西北水资源环境与生态重点实验室,陕西 西安 710055)

在设有水平机械搅拌、高径比(/)为1.2的圆柱形鼓风曝气SBR中,考察了活性污泥的颗粒化情况,对成熟颗粒污泥表面所受水力剪切速率进行了定量研究,分析了水平搅拌在颗粒化过程中的作用.结果表明:有水平搅拌存在下污泥逐渐颗粒化,形成了均值粒径为1.12mm的好氧颗粒污泥,污泥沉降速度为21.41m/h;计算结果表明污泥表面所受的平均剪切速率为27.25s-1,剪切应力为3.38×10-2N/m2;污泥表面所受平均剪切速率与机械搅拌速率和表观气速均呈正相关关系;实验条件下机械搅拌对剪切速率的贡献要远大于表观气速的贡献,前者指数约为后者的37.48倍.研究认为水平搅拌在反应器中形成的具有足够剪切强度的旋涡二次流是促使低高径比反应器好氧污泥颗粒化的关键水力条件.

好氧颗粒污泥；低高径比；水平机械搅拌；水力剪切

好氧颗粒污泥形状规则、结构密实、沉降性好、抗冲击负荷能力强[1-2],在废水生物处理中具有明显的应用优势[3].但目前对颗粒污泥的形成及控制理论研究,仍不完善.

已报道[4-7]的好氧颗粒污泥相关研究中,污泥颗粒化多发生于高径比(/)大于5的鼓泡反应器.与其他构型的反应器相比,较大的提供了较高的水力剪切力、较长的循环途径及较高的污泥碰撞频率,使微生物絮体更易于形成形状规则的颗粒污泥[4,8-10].但在工程应用上,大/有造价高、运行管理困难等限制[7]./减小后,水力剪切力较弱、循环途径较短,相对不利于颗粒形成,近年来的研究多集中在纯氧曝气或厌氧/好氧交替的反应器中.Caluwé等[11]采用/=1.29的SBR以预曝气-厌氧-好氧的运行方式历时30d成功培养好氧颗粒污泥;吴昌永等[12]采用/=2.67的SBR以厌氧-好氧的运行方式历时35d成功培养好氧颗粒污泥;隗启源[13]在/=2的方形SBR中在纯好氧条件下40d形成好氧颗粒污泥.以上研究虽实现了污泥颗粒化,但运行条件复杂.高景峰等[14]、李浩等[15]、Awang等[7,16]分别在/=1,2.7和4.4的纯好氧SBR中成功培养好氧颗粒污泥,颗粒化时间较长.

关于机械搅拌在污泥颗粒化中的作用,易诚等[17]通过在大/的SBR反应器中加入机械搅拌,缩短了形成颗粒的时间;Zhong等[18]在/=13的SBR中培养反硝化颗粒污泥时,认为搅拌条件下颗粒形成更快、稳定性更好;李冬等[19]在/>10的SBR中进行CANON污泥颗粒化实验时,发现机械搅拌有利于提高粒径增长速率及脱氮性能.以上研究意味着机械搅拌的引入可能有助于加速污泥颗粒化进程.但目前对低/反应器中水平机械搅拌对污泥颗粒化的作用到底如何,尚无定论,对搅拌条件下污泥颗粒化中所受剪切力的大小也缺乏相应的定量方法,难以分析判断.

本文采用低高径比(/=1.2)SBR反应器,利用机械搅拌在纵向曝气的基础上产生水平旋流,研究了好氧污泥的颗粒化情况,解析水平机械搅拌在颗粒形成中的作用,以期对低高径比反应器好氧颗粒的培养提供理论依据.

1 材料与方法

1.1 实验装置及运行方式

反应器采用有机玻璃制成(图1) ,内径=16.5cm,有效高度=20.0cm,/接近1.2,有效容积4.28L.容积交换率50%.底部采用曝气泵曝气,玻璃转子流量计控制曝气量,表观气速1.17cm/s.另设有旋桨式搅拌器,转速为325r/min.搅拌桨长8.4cm,高7.2cm,厚1.0mm.

图1 SBR反应器示意

1.进水;2.潜水泵;3.搅拌机;4.时控开关;5.蠕动泵;6.出水;7.曝气泵;8.气体流量计

反应器在室温20~25℃下运行,由时控开关控制,每天8个周期,每周期180min,其中进水1min,曝气加搅拌166min,沉淀3min,出水10min.

1.2 接种污泥和实验用水

接种污泥为西安市第四污水处理厂二沉池回流污泥.采用人工配制的模拟废水,碳源为无水乙酸钠1200mg/L,氮源为氯化铵,进水氨氮54mg/L,磷源为磷酸二氢钾,进水总磷12mg/L,MgSO4·7H2O 80mg/L,CaCl2100mg/L,微量元素0.3mg/L.进水pH约为7.0.微量元素配方(g/L):EDTA 10.00, FeCl3·6H2O 1.50, H3BO30.15, CuSO4·5H2O 0.03, KI 0.18, MnCl2·H2O 0.12, NaMoO4·2H2O 0.06, ZnSO4·7H2O 0.12, CoCl2·6H2O 0.15.

1.3 分析指标及测定方法

混合液悬浮固体浓度MLSS、混合液挥发性悬浮固体浓度MLVSS、污泥沉降比SV、溶解氧DO测定参考标准方法[20],MLSS、MLVSS为重量法,SV5、SV30为静置沉降法;颗粒污泥均值粒径采用激光粒度分布仪(LS230/SVM, BECKMAN, USA)测定;污泥形态采用光学显微镜(Nikon ECLIPSE 50i, Japan)观察,并通过图像处理软件得到污泥的特征参数面积(μm2)、特征长度max(μm)和周长(μm),计算分形维数pf和2:

使用电极法(HANNA H19142便携式溶解氧仪)测DO,并通过以下公式计算La:

式中:La为氧的体积传质系数(s-1);s为该条件下饱和溶解氧浓度(mg/L) ;为时刻的溶解氧浓度(mg/L) .将(3)式积分得:

1.4 平均剪切速率及剪切解吸附速率的计算

采用Ostwald de Vaele模型表示非牛顿流体的流变特性:

式中:为剪切应力(mPa);为剪切速率(s-1);为黏度系数;为流变特性指数.

使用孔径为0.30,0.45,0.70,0.90mm的标准筛,湿筛分处理得不同粒径范围的颗粒污泥,3000r/min离心5min后,用缓冲液稀释至相同浓度,使用DV-Ⅱ+P型旋转黏度仪(BROOKFIELD,USA)测定表观黏度,并在5,10,20,30,50,60,100r/min时测量剪切速率及相应的剪切应力,根据公式(5)拟合求得流变特性系数.

采用与本次实验相同规格的反应器(=16.5cm,=20.0cm,约为1.2)和搅拌桨(长8.4cm,高7.2cm,厚1.0mm) .在20℃,搅拌转速=100,200,300,400, 500r/min,表观气速G=0.37,0.65,0.91,1.17cm/s共20种条件下测量La,结合污泥流变特性系数,计算平均剪切速率和剪切解吸附速率.

2 结果与讨论

2.1 好氧颗粒污泥培养过程及性能研究

2.1.1 污泥形态及分形维数变化 图2为颗粒化过程中污泥形态变化.图3为分形维数的变化情况,基于分形理论[21]中特征参数关系求得,其中pf值越接近于1表明颗粒表面越光滑、形状越规则,2值越接近于2表明颗粒越密实.由图3可知,随着污泥颗粒化,pf逐渐减小趋于稳定,2逐渐增大趋于稳定.接种污泥为棕色活性污泥絮体,含有少量丝状菌和原生动物,形状不规则,结构松散(图2a),pf= 1.445,2=1.699;第20d观察到有近似椭圆形、细小密实的初步颗粒污泥(图2b),pf=1.195,2= 1.907;成熟颗粒污泥出现在第30d(图2c),污泥轮廓清晰、表面光滑、结构密实,pf=1.150,2=1.920;相比接种污泥,初步颗粒和成熟颗粒形状更规则,密实度更好.成熟颗粒污泥内部以杆状菌为主,还有少量的丝状菌.同时能观察到存在一定的孔穴(图2d).

图2 颗粒化过程中的污泥形态变化

a.接种污泥(100×); b.第20d(100×); c.第30d(100×); d.第30dSEM(10000×)

图3 颗粒化过程中污泥分形维数变化

2.1.2 污泥浓度及沉降性的变化 反应器启动时MLSS约5000mg/L,污泥接种初期,沉降性较差的污泥和强剪切作用下产生的絮体由于沉淀时间较短被大量淘汰,MLSS降低到827mg/L;随着颗粒形成,污泥沉降性能变好,浓度逐渐增长,最终稳定在3300mg/L左右(图4) .

颗粒化过程中污泥容积指数SVI呈先增长再下降最终稳定的趋势(图5).接种污泥沉降速度11.27m/h,SVI为115.78mL/g,无机杂质含量较高, MLVSS/MLSS仅为64%;接种初期污泥的生物量迅速增长,沉降性变差,SVI急剧上升到217.65mL/g, MLVSS/MLSS达到70%以上;随着颗粒形成,污泥沉降性变好并趋于稳定.成熟颗粒SVI为41.96mL/g,沉降速度为21.41m/h,MLVSS/MLSS稳定在80%以上,最高达到85%,远高于絮体污泥(图4).SV30/SV5可以用来表征絮体污泥化程度,Long等[22]指出成熟颗粒污泥SV30和SV5相差不超过5%.本研究中成熟颗粒污泥SV30/SV5最终稳定在0.95以上,与Long等的研究结果相符(图5).

图4 颗粒化过程中的污泥浓度

图5 颗粒化过程中污泥容积指数变化

2.1.3 污泥粒径变化 污泥粒径是表征颗粒化情况最直观的指标.采用Logistic模型模拟颗粒化过程中粒径增长速率[23]:

式中:为反应器运行时间(d);为污泥均值粒径(mm);max是曲线的渐近线(mm);0为滞后时间(d);为污泥粒径的比增长速率(d-1) .

颗粒化过程中=0.17d-1,Logistic模型计算值与实验结果高度吻合(2=0.996).接种污泥均值粒径约为0.06mm,在基质和水力剪切的作用下粒径快速增长,至初步颗粒形成时均值粒径为0.61mm,这一阶段=0.22d-1;此后增长趋于缓慢,最终成熟颗粒污泥均值粒径为1.12mm,第二阶段=0.12d-1(图6).粒径增长速度逐渐减小,与Su等[23]的研究结果相同.

图6 颗粒污泥均值粒径变化及Logistic拟合

2.2 水力剪切力计算

影响污泥颗粒化的因素众多,其中水力剪切力被认为是影响好氧颗粒污泥形成的重要因素,直接关系到颗粒污泥的粒径、形态结构等理化特性[4,24].牛顿流体的剪切速率一般通过下式计算:

粘塑性流体按方程(5)所示:

非牛顿流体的表观黏度表示为:

根据Cerri[25]和Campesi等[26]对非牛顿流体平均剪切速率的计算方法,对本次实验所采用的曝气搅拌相结合的剪切形式进行优化,选用La为特征参数计算颗粒污泥表面所受的平均剪切速率.牛顿流体表示为:

Kawase等[27]研究发现,非牛顿流体La仅与有关:

将式(11)代入(10),得到式(12),平均剪切速率表示为:

式中:、、、、、、、均为常数.

选用纯度99.5%的甘油为牛顿流体研究对象,测得4.232mPa·s££4.335mPa·s,当100r/min££500r/ min, 0.003924m/s£G£0.01177m/s时, 0.0037s-1£La£0.00635s-1.拟合结果具有很高的相关性:

选用第35d成熟颗粒污泥,当100r/min££500r/min, 0.003924m/s£G£0.01177m/s时,3.69££5.54, 0.74££0.75时,0.00355s-1£La£0.00746s-1.

无论牛顿流体和非牛顿流体,La与和G正相关,与()负相关.实验测得数据与计算结果高度吻合,误差均在10%以内(图7) .

图7 KLa实验数据与计算结果对比

通过式(13)、式(14)计算得作用在好氧颗粒污泥表面的平均剪切速率为:

可见颗粒污泥表面所受平均剪切速率与搅拌转速、表观气速、颗粒污泥流变特性相关,随着和G增大,av均呈增大趋势.经计算,的指数约为G指数的37.48倍(1.087÷0.029≈37.48).说明对于同一流体,机械搅拌对剪切速率的贡献大于表观气速.经式(15)计算,成熟颗粒表面所受平均剪切速率av=27.25s-1,所受剪切应力为3.38×10-2N/m2.

2.3 水平机械搅拌在颗粒化中的作用分析

2.3.1 旋涡二次流流态分析 好氧颗粒污泥是在一定的水力剪切下自凝聚成形的微生物聚集体,是污泥絮体之间相互黏附、富集的结果[8].污泥絮体间接触碰撞的频率越高,相互附着的几率越大.而颗粒化过程中污泥相互碰撞的频率取决于反应器中的流态分布,足够的循环路程和适当的碰撞取向,更利于污泥之间发生有效碰撞相互附着[28].

目前研究[4-7]中,好氧颗粒污泥多形成于/大于5的鼓泡反应器,颗粒形成所需的水力剪切力由底部曝气提供.此类反应器中流态的分布与表观上升气流速度的大小密不可分,底部曝气使反应器中形成了对称且有序上升的涡流.足够大的/能够增大涡流循环的路程,从而提高反应器中污泥相互碰撞的频率,促进好氧颗粒形成[4,8-10].图8为不同低/反应器中的流态示意(本课题组反应器流态模拟结果) .本次实验中反应器/较小,接近1.2,仅曝气条件下污泥循环路程较短,反应器中心流体向上运动,靠近壁面处流体向下运动,在轴向截面形成一对以轴线为中心的纵向的对称环流(图8a) .且由于反应器横截面积较大,相比之下曝气头所能涉及的范围有限,系统中不仅反应器底部左(右)下角位置易出现死区,而且流体易于向各个方向随机运动,流态相对复杂.此时,污泥絮体碰撞取向和循环路径随之改变,流体运动具有一定随机性,并不利于污泥絮体之间有效碰撞.

二次流是指一定的主流速度下,在一定几何边界条件下作曲线运动的黏性流体所产生的一种有规律的伴随运动[29-30].从流态来看,水平机械搅拌使流体发生旋转,横向剪切与曝气提供的纵向剪切相结合,在原本纵向环流的基础上使流体产生了横向运动,搅拌桨附近产生尺度较小的旋涡,形成旋涡二次流,反应器中同时维持多个小循环流场(图8b,c).而流体发生旋转是好氧颗粒污泥形成的关键,小尺度旋涡又是好氧颗粒污泥稳定的必要条件.由图8可知,水平机械搅拌的加入增大了反应器中的污泥循环路程,能够为污泥提供更多有效碰撞,促进污泥颗粒化.另一方面,水平机械搅拌也使相同曝气条件下反应器中的水力剪切速率增大,根据公式(17)和(18),流场中旋涡尺度大小与水力剪切速率负相关,较大的水力剪切速率使图8b,c中旋涡尺度减小,污泥之间更容易相互碰撞,这也说明了二次流对好氧污泥颗粒化的促进作用.

图8 反应器流态示意

a.鼓泡反应器;b.带有水平机械搅拌的鼓泡反应器;c.带有水平机械搅拌的鼓泡反应器(大尺寸搅拌桨)

图9 对比实验中各项参数及污泥形态

a.均值粒径;b.分形维数;c.MLSS及SVI;d.污泥絮体(100×)

为了证实水平机械搅拌产生的旋涡二次流对好氧颗粒污泥形成的促进作用,作者另外以相同的条件启动和运行了除未设机械搅拌外与本文相同的反应器培养好氧颗粒污泥.系统运行22d后,污泥严重膨胀,系统崩溃.直到实验结束反应器中未见颗粒污泥形成.图9为实验过程中污泥均值粒径、分形维数和沉降性的变化情况及显微镜下观察到的污泥形态.尽管均值粒径(图9a)达到了颗粒污泥的大小,且各项指标变化趋势与文中实验相似(图9b,c),但污泥在形态上更倾向于较大的絮体结构(图9d),此时污泥SVI=141.26mL/g,pf=1.279,2=1.805.而有机械搅拌的反应器中最终形成的颗粒污泥SVI=41.96mL/g,pf=1.150,2=1.920.可见其沉降性、形状规则程度和结构密实度不如具有机械搅拌的反应器形成的颗粒污泥,没有机械搅拌的反应器中污泥理化特性与有搅拌时差距较大,且未能成功颗粒化.对比实验结果表明,旋涡二次流对好氧污泥的颗粒化具有促进作用.此外,易诚等[17]通过在大的SBR反应器中加入机械搅拌,缩短了形成好氧颗粒污泥的时间;湛含辉等[28]采用具有特定二次流流场的SSBR(secondary-sequencing batch reactor)反应器培养好氧颗粒污泥,发现启动时间有较大程度地缩短.也都说明水平机械搅拌产生的旋涡二次流能够使污泥絮体间有效碰撞几率增大,有助于好氧颗粒污泥的形成.

然而,水平机械搅拌的加入只是对颗粒化起到促进作用,好氧颗粒污泥能否形成还与搅拌转速和搅拌桨尺寸有关.陈冉妮[31]曾在/=4的SBR中,=250r/min,G=0.20cm/s的全好氧条件下尝试培养好氧颗粒污泥失败.而本研究中,加入机械搅拌后,却形成性能良好的好氧颗粒.分析其原因,一方面,本次实验的G较大,接近1.20cm/s,Tay等[8]研究表明G大于1.20cm/s时能够形成好氧颗粒;另一方面,较大的搅拌桨尺寸和搅拌转速增大了水力剪切作用,形成的旋涡尺度更小且数量更多,几乎布满了整个反应器空间(图8c).污泥循环的路程更大、路径更规则,相互碰撞的频率更大,有效碰撞更多.较大的搅拌桨尺寸和搅拌转速使反应器内流态被进一步优化,整个反应器空间内污泥无时无刻不在发生接触碰撞.但过大的水力剪切力会导致污泥破碎,如何选择合适的表观气速、搅拌转速和搅拌桨尺寸,使水力剪切力在合适的范围内,值得进一步研究.

综上所述,在水平机械搅拌低/的SBR反应器中,特定的旋涡二次流是形成好氧颗粒的关键因素,而适当的表观气速、搅拌转速结合搅拌桨尺寸,可对旋涡流态的发展起到积极作用.

2.3.2 旋涡尺度与实验结果验证 水平机械搅拌产生的水力剪切力在促进好氧污泥颗粒化的同时,也会导致污泥表面部分微生物的脱落,对颗粒致密有重要作用.采用Ren等[32]的方法计算由剪切力造成的颗粒污泥表面微生物脱落速率(剪切解吸附速率):

式中:为均值粒径(mm);s为污泥混合液固相的密度(kg/m3).由公式(16)可知,s主要与s、和有关.与和av正相关,本次实验中、G固定不变、不同粒径的、变化并不明显,所以av变化不大.颗粒形成过程中,粒径增长,污泥浓度增长,固相密度和表观黏度[33-34]随之增长.因此,颗粒化过程中剪切解吸附速率呈上升趋势.

反应器启动初期,水中游离微生物由于沉淀时间较短随出水淘汰.污泥絮体在进水有机负荷和水力剪切的共同作用下不断生长.随着颗粒形成,剪切解吸附速率逐渐增大,较强的剪切力将颗粒表面快速生长但不稳定的菌胶团剥离,使得污泥的生长方向更偏向于颗粒内部,由此污泥逐渐呈现出表面光滑、形状规则、结构密实的颗粒形态.

颗粒表面所受剪切力是由旋涡流在颗粒表面的能量耗散引起,当3<<12时,颗粒处于耗散范围内,剪切力与旋涡尺度大小有关[1].李永林等[35]关于气升流速变化对SBR污泥颗粒化的作用及机理的研究表明,在仅由曝气提供剪切力的气提式上向流反应器中,气升流速大小与粒径分布的关系符合旋涡尺度的变化,当有颗粒出现后,粒径分布主要集中在旋涡尺度的3至12倍的耗散范围之间.

污泥混合液在系统中属于湍流,基于Kolmogoroff各向同性湍流理论[36],最小旋涡尺度(μm)由下式计算:

计算成熟颗粒表面所受平均剪切速率、旋涡尺度及耗散范围,涉及参数及计算结果如表1.

由表1可知,本次实验所采用的剪切条件下,旋涡尺度为215.21μm,耗散范围为645.63~2582.51μm,成熟颗粒粒径为1123.48μm,在耗散范围内,说明颗粒表面所受剪切力主要来自旋涡流的能量耗散,再次证明水平机械搅拌使反应器中形成的旋涡二次流是促使低/反应器好氧污泥颗粒化的关键因素.

表1 平均剪切速率、剪切解吸附速率、旋涡尺度涉及的参数、取值及计算结果

3 结论

3.1 低高径比SBR中,在曝气和水平机械搅拌提供水力剪切力的条件下,活性污泥可以成功实现颗粒化.成熟颗粒污泥的均值粒径1.12mm,SVI为41.96mL/g.

3.2 颗粒污泥表面所受平均剪切速率与搅拌转速、表观气速、流变特性系数()正相关,机械搅拌对剪切速率的贡献远大于表观气速.成熟颗粒污泥表面所受的平均剪切速率为27.25s-1,剪切应力为3.38×10-2N/m2.

3.3 在低高径比SBR反应器中,水平机械搅拌形成的旋涡二次流加大了污泥循环路程,提升了污泥之间相互碰撞的频率,是形成好氧颗粒的关键条件.

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Aerobic sludge granulation under horizontal mechanical agitation in a SBR with lower ratio of height to diameter.

QU Xin-yue, FAN Wen-wen, YUAN Lin-jiang*, ZHANG Rui-huan, WEI Ping

(Key Laboratory of Environmental Engineering, Shaanxi Province, Key Laboratory of Northwest Water Resources, Environment and Ecology, Ministry of Education, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China)., 2018,38(9)：3358~3366

Aerobic sludge granulation was investigated in a horizontal mechanical stirred and aerated SBR with lower ratio of height to diameter (/) of 1.2. The average shear rate that granules suffered was calculated and the effect of horizontal agitation on the granulation process was discussed. The results show, the aerobic sludge was granulated in the reactor with a mean diameter of 1.12mm and settling velocity of 21.41m/h finally. The average shear rate of granules was calculated out as 27.25s-1, and the shear force 3.38×10-2N/m2. The average shear rate acted on the surface of the granules positively related to mechanical agitation speed and superficial gas upflow velocity, of which the mechanical agitation speed contributed more to the shear rate, about 37.48times of that the superficial gas upflow velocity did. It was considered that the eddy secondary flow pattern with appropriate shear force caused by transverse rotation of stirrer was essential to aerobic sludge granulation in the reactor with lower ratio of height to diameter.

aerobic granular sludge；low ratio of height to diameter；horizontal mechanical stirring；hydrodynamic shear

X703

A

1000-6923(2018)09-3358-09

曲新月(1993-),女,黑龙江大庆人,西安建筑科技大学硕士研究生,主要研究方向为城市污水生物处理理论与技术.

2018-02-05

国家自然科学基金资助项目(50878180)

* 责任作者, 教授, yuanlinjiang@xauat.edu.cn