長江原水聚集常數(shù)和破碎常數(shù)探究

路曉建

(河海大學(xué)環(huán)境學(xué)院，江蘇南京，210098)

混凝是通過水體中顆粒間的碰撞而形成大的絮體的多個過程，主要包括混合和絮凝：混合是通過劇烈攪拌使混凝劑擴散遷移至顆粒周圍使顆粒脫穩(wěn)，形成初始顆粒的過程；而絮凝是通過攪拌使得初始顆粒之間碰撞凝聚，逐漸形成較大絮體的過程。列維奇(levich)等根據(jù)紊流理論建立了紊流顆粒聚集動力學(xué)，但是絮凝過程中不止發(fā)生顆粒聚集、還有絮體破碎的過程。歐格曼和考夫曼絮凝方程建立了顆粒絮凝去除率與反應(yīng)工況之間的關(guān)系，其中的聚集系數(shù)ka及破碎系數(shù)kb反映了絮凝時顆粒聚集和絮體破碎的速率。

國外針對傳統(tǒng)金屬鹽混凝劑的聚集常數(shù)和破碎常數(shù)進(jìn)行了大量的研究，但是缺乏對聚合物絮凝劑的研究，而且研究比較側(cè)重于對高嶺土水樣的絮凝反應(yīng)規(guī)律。所以本研究以南京某水廠長江水源水作為研究對象，進(jìn)行杯罐試驗，研究長江原水的最優(yōu)沉淀時間，并考察聚集常數(shù)和破碎常數(shù)的變化規(guī)律，分析他們的變化原因和機理，為歐格曼和考夫曼絮凝模型應(yīng)用于機械式絮凝池奠定基礎(chǔ)。

1 紊流絮凝動力學(xué)

絮凝的過程中，水體處于紊流狀態(tài)，而紊流中的分散顆粒的無規(guī)律運動與氣體分子的布朗運動類似，這種無規(guī)律運動可以通過紊流擴散常數(shù)進(jìn)行描述；但是流體中的紊動由許多大小不等的渦旋所形成。在絮凝過程中，大尺度的渦旋主要起輸運顆粒的作用，影響不了顆粒之間的碰撞，而且絮體并不是無限制的聚集增大?？紤]到絮體破碎，考夫曼(Kaufman)等針對機械絮凝池中絮體成長和破碎現(xiàn)象，于1970年提出紊流狀態(tài)下絮體成長破碎的方程，即歐格曼和考夫曼絮凝模型，如式(1)。

式中，n0為原水顆粒濃度；n1為反應(yīng)后水中顆粒濃度；ka為顆粒聚集常數(shù)；kb為絮體破碎常數(shù)(s)；G為速度梯度(s-1)；T為絮凝時間(s)。

此式適用于完全混合反應(yīng)器(CSTR)下，式(1)中kaGT反映了絮體的成長效率，kbG2T反映絮體的破碎情況，kaGT置于公式分子處，表明隨著絮凝時G、T值的增加，濁度去除率也隨之變大；同時因為分母處存在著G2和時間T，說明濁度去除率不會隨著G的增加而一直增加，會達(dá)到一個臨界點，所以ka、kb綜合反映了機械絮凝的同向絮凝效果。

Johannes使用高嶺土自配水樣和硫酸鋁進(jìn)行絮凝，研究了常數(shù)在不同沉淀時間和初始濁度下的變化規(guī)律，他發(fā)現(xiàn)反應(yīng)后最佳沉淀時間為30min；J.haarhoff發(fā)現(xiàn)對于富營養(yǎng)化水樣，最佳沉淀時間需要60min及以上。故本文考察在長江原水在不同濁度、不同反應(yīng)后沉淀時間下聚集常數(shù)ka和破碎常數(shù)kb的變化規(guī)律，得到杯罐實驗下長江原水反應(yīng)后最優(yōu)沉淀時間。

2 常數(shù)的實驗研究

2.1 水樣與儀器

水樣采用某水廠進(jìn)廠水和高嶺土自配水，水廠水源水來自長江水。根據(jù)該水廠2012年的原水濁度圖發(fā)現(xiàn)，100、200NTU左右的水樣在全年出現(xiàn)頻次相對較高為0.6、0.26；同時300、450NTU在夏季有較大的分布，出現(xiàn)頻次為0.1、0.04。故選取濁度為100、200、300和450NTU的水樣模擬水廠全年的水質(zhì)變化。為了得到性質(zhì)較為均一的長江原水，使用進(jìn)廠水沉淀24h得到的泥水和江水混合配制上述濁度水樣；同時也采用高嶺土配制上述對應(yīng)濁度的水樣，以研究不同類型原水下絮凝和破碎常數(shù)的規(guī)律。

混凝劑采用水廠使用的某公司生產(chǎn)的聚合氯化鋁(PAC)，氧化鋁有效質(zhì)量分?jǐn)?shù)為11.75%，投量為25mg/L。混凝采用ZR4-6智能型六聯(lián)攪拌機，濁度檢測使用HACH2100N型臺式濁度儀。

2.2 實驗參數(shù)的確定

因為常數(shù)ka、kb可以有效地反應(yīng)實際絮凝反應(yīng)情況，所以燒杯實驗的參數(shù)需契合實際絮凝池運行工況[5]。參照折板絮凝池規(guī)范可知絮凝時間為12-20min，所以此處絮凝實驗中攪拌時間宜在0-20min范圍內(nèi)。又因為折板絮凝池的前、中、后段的G值是逐漸減小的，所以攪拌速度選取為40，60，100，140，160 (r/min)，其中較低的攪拌速度40，60，100(r/min)絮凝池的整體平均工況契合，較大的攪拌速度140，160(r/min)可反應(yīng)絮凝池局部的G值過大的情況。具體燒杯實驗參數(shù)見下表1。

表1 混凝時各獨立試驗G、T一覽表

絮凝時將1L水樣置于六聯(lián)攪拌儀上，快速攪拌的瞬間投加25mg的聚合氯化鋁混凝劑?？焖贁嚢杷俣取r間分別取500r·min-1、30s；依次進(jìn)行表1中每個T值和G值下的混凝試驗，沉淀過后在液面下3cm處取上清液檢測。此處長江原水和高嶺土自配原水均為配制而成，所以不同濁度下的水樣較為均一，故它們的顆粒濃度與濁度有一定的相關(guān)性，可直接檢測濁度來代替顆粒濃度。自配原水反應(yīng)后沉淀時間參考Haarhoff的高嶺土配水實驗設(shè)定為30min；長江原水反應(yīng)后沉淀時間需要實驗確定，故絮凝過后沉淀15、20、45、60min時吸取水樣檢測濁度。將各時間下的濁度數(shù)據(jù)處理成余濁比的形式，使用Matlab工具箱中的Surface Fitting功能使用方程(1)對輸入的余濁度比和G、T數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，計算得到ka和kb值。

3 結(jié)果與分析

由圖1中可以看出，隨著沉淀時間的延長ka總體在增加、kb在逐漸減小，但是在沉淀達(dá)到30min后ka和kb數(shù)值大體上均變得穩(wěn)定。這是因為反應(yīng)后水沉淀15min時上清液中還存在一些未沉降的絮體，導(dǎo)致測出的濁度比較大，致使計算出的ka偏小、kb偏大。在沉淀時間達(dá)到30min、45min和60min時，上清液中的大部分礬花已經(jīng)沉淀于底部，濁度變化程度相對較小。所以長江原水絮凝反應(yīng)后沉淀時間應(yīng)設(shè)為30min。

將圖1中30min的數(shù)據(jù)作為此水樣的有效數(shù)據(jù)，從圖中可看出隨著原水濁度的增加，ka逐漸增大、kb逐漸減小，這表明原水濁度越大顆粒聚集能力越強、形成的絮體的破碎程度較低。這是因為原水濁度越大，絮凝初始時刻下顆粒碰撞結(jié)合的絕對量越大，絮凝后期形成的絮體相對更為致密不易為剪切力破壞。同時可發(fā)現(xiàn)：長江原水的ka處于4*10-3～6*10-3、kb處于5*10-7～1*10-6，200、300、450NTU原水的ka相比較100NTU原水ka的增加量為8.06%、17.57%、42.47%；kb相對減少了5.96%、18.13%、21.18%。可看出450NTU長江原水的ka增加的程度較大，這表明大濁度原水的顆粒聚集能力更大；而450NTU下的破碎常數(shù)kb減小量相對并不明顯。

國外研究者研究認(rèn)為，對于高嶺土配水，以硫酸鋁做混凝劑時，在數(shù)量級上，ka=10-4.3，kb=10-7。長江原水與PAC的聚集常數(shù)ka相對高嶺土和硫酸鋁大一個數(shù)量級，說明PAC與長江原水膠體顆粒的反應(yīng)更劇烈更迅速。長江原水中膠體顆粒的粒徑為納米級，相比較微米級的高嶺土更小，絮凝時碰撞結(jié)合率更高、形成的絮體相對較為密實。此處兩者的破碎常數(shù)kb處于同一數(shù)量級，說明聚合物聚合氯化鋁(PAC)形成的絮體較硫酸鋁易破碎。這是因為聚合物形成絮體鍵長較為長，鍵能較小，破碎較為容易。

4 結(jié)論

歐格曼和考夫曼絮凝模型可以反應(yīng)實際絮凝過程中的規(guī)律，其中表征絮凝過程中發(fā)生的顆粒聚集和絮體破碎的常數(shù)ka和kb與原水水質(zhì)相關(guān)。對于長江原水在完全混合反應(yīng)器(CSTR)下進(jìn)行的絮凝，反應(yīng)后沉淀時間應(yīng)設(shè)為30min；聚集常數(shù)ka和破碎常數(shù)kb隨原水濁度的增加而變大和減?。辉谑褂镁酆下然X(PAC)作為絮凝劑時，ka處于10-3數(shù)量級，Kb處于10-7數(shù)量級；聚合氯化鋁的破碎常數(shù)kb比硫酸鋁要高。

圖1 各原水聚集常數(shù)和破碎常數(shù)隨沉淀時間變化情況

[1]武道吉,絮凝動力學(xué)模型研究[J].山東建筑工程學(xué)院學(xué)報,1999,14(4):48-51.

[2]S.Corrsin.Progress Report on Some Turbulent Diffusion Research.Advances in Geophysics,1959,Volume6,Pages 161-164

[3]Argaman Y.Turbulence in orthokinetic flocculation.PhDthesis,the University of California,USA,1968

[4]Agraman Y,Kaufman W J.Turbulence and flocculation[J].J Sanit Eng Div ASCE ,1970 ,96(SA2):2232229.

[5]J.Liu,M.Crapper,G.L.McConnachie,An accurate approach to the design of channel hydraulic flocculators,Water Research,Volume 38,Issue 4,February 2004,Pages 875-886,ISSN 0043-1354

[6]Haarhoff J,Van Beek CJ,Van Wyk HJ.Practical Application of the Argaman-Kaufman Flocculation model.Proceedings of the 1996 Biennial conference of theWater Institute of Southern Africa,Port Elizabeth,South Africa,1996