曲新月,范文雯,袁林江,張瑞環(huán),魏 萍

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水平攪拌下低高徑比SBR中好氧活性污泥的顆粒化

曲新月,范文雯,袁林江*,張瑞環(huán),魏 萍

(西安建筑科技大學,陜西省環(huán)境工程重點實驗室,教育部西北水資源環(huán)境與生態(tài)重點實驗室,陜西 西安 710055)

在設有水平機械攪拌、高徑比(/)為1.2的圓柱形鼓風曝氣SBR中,考察了活性污泥的顆粒化情況,對成熟顆粒污泥表面所受水力剪切速率進行了定量研究,分析了水平攪拌在顆?；^程中的作用.結果表明:有水平攪拌存在下污泥逐漸顆粒化,形成了均值粒徑為1.12mm的好氧顆粒污泥,污泥沉降速度為21.41m/h;計算結果表明污泥表面所受的平均剪切速率為27.25s-1,剪切應力為3.38×10-2N/m2;污泥表面所受平均剪切速率與機械攪拌速率和表觀氣速均呈正相關關系;實驗條件下機械攪拌對剪切速率的貢獻要遠大于表觀氣速的貢獻,前者指數(shù)約為后者的37.48倍.研究認為水平攪拌在反應器中形成的具有足夠剪切強度的旋渦二次流是促使低高徑比反應器好氧污泥顆?；年P鍵水力條件.

好氧顆粒污泥；低高徑比；水平機械攪拌；水力剪切

好氧顆粒污泥形狀規(guī)則、結構密實、沉降性好、抗沖擊負荷能力強[1-2],在廢水生物處理中具有明顯的應用優(yōu)勢[3].但目前對顆粒污泥的形成及控制理論研究,仍不完善.

已報道[4-7]的好氧顆粒污泥相關研究中,污泥顆?；喟l(fā)生于高徑比(/)大于5的鼓泡反應器.與其他構型的反應器相比,較大的提供了較高的水力剪切力、較長的循環(huán)途徑及較高的污泥碰撞頻率,使微生物絮體更易于形成形狀規(guī)則的顆粒污泥[4,8-10].但在工程應用上,大/有造價高、運行管理困難等限制[7]./減小后,水力剪切力較弱、循環(huán)途徑較短,相對不利于顆粒形成,近年來的研究多集中在純氧曝氣或厭氧/好氧交替的反應器中.Caluwé等[11]采用/=1.29的SBR以預曝氣-厭氧-好氧的運行方式歷時30d成功培養(yǎng)好氧顆粒污泥;吳昌永等[12]采用/=2.67的SBR以厭氧-好氧的運行方式歷時35d成功培養(yǎng)好氧顆粒污泥;隗啟源[13]在/=2的方形SBR中在純好氧條件下40d形成好氧顆粒污泥.以上研究雖實現(xiàn)了污泥顆?；?但運行條件復雜.高景峰等[14]、李浩等[15]、Awang等[7,16]分別在/=1,2.7和4.4的純好氧SBR中成功培養(yǎng)好氧顆粒污泥,顆粒化時間較長.

關于機械攪拌在污泥顆?；械淖饔?易誠等[17]通過在大/的SBR反應器中加入機械攪拌,縮短了形成顆粒的時間;Zhong等[18]在/=13的SBR中培養(yǎng)反硝化顆粒污泥時,認為攪拌條件下顆粒形成更快、穩(wěn)定性更好;李冬等[19]在/>10的SBR中進行CANON污泥顆?；瘜嶒灂r,發(fā)現(xiàn)機械攪拌有利于提高粒徑增長速率及脫氮性能.以上研究意味著機械攪拌的引入可能有助于加速污泥顆粒化進程.但目前對低/反應器中水平機械攪拌對污泥顆?；淖饔玫降兹绾?尚無定論,對攪拌條件下污泥顆?；兴芗羟辛Φ拇笮∫踩狈ο鄳亩糠椒?難以分析判斷.

本文采用低高徑比(/=1.2)SBR反應器,利用機械攪拌在縱向曝氣的基礎上產(chǎn)生水平旋流,研究了好氧污泥的顆粒化情況,解析水平機械攪拌在顆粒形成中的作用,以期對低高徑比反應器好氧顆粒的培養(yǎng)提供理論依據(jù).

1 材料與方法

1.1 實驗裝置及運行方式

反應器采用有機玻璃制成(圖1) ,內(nèi)徑=16.5cm,有效高度=20.0cm,/接近1.2,有效容積4.28L.容積交換率50%.底部采用曝氣泵曝氣,玻璃轉子流量計控制曝氣量,表觀氣速1.17cm/s.另設有旋槳式攪拌器,轉速為325r/min.攪拌槳長8.4cm,高7.2cm,厚1.0mm.

圖1 SBR反應器示意

1.進水;2.潛水泵;3.攪拌機;4.時控開關;5.蠕動泵;6.出水;7.曝氣泵;8.氣體流量計

反應器在室溫20~25℃下運行,由時控開關控制,每天8個周期,每周期180min,其中進水1min,曝氣加攪拌166min,沉淀3min,出水10min.

1.2 接種污泥和實驗用水

接種污泥為西安市第四污水處理廠二沉池回流污泥.采用人工配制的模擬廢水,碳源為無水乙酸鈉1200mg/L,氮源為氯化銨,進水氨氮54mg/L,磷源為磷酸二氫鉀,進水總磷12mg/L,MgSO4·7H2O 80mg/L,CaCl2100mg/L,微量元素0.3mg/L.進水pH約為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 分析指標及測定方法

混合液懸浮固體濃度MLSS、混合液揮發(fā)性懸浮固體濃度MLVSS、污泥沉降比SV、溶解氧DO測定參考標準方法[20],MLSS、MLVSS為重量法,SV5、SV30為靜置沉降法;顆粒污泥均值粒徑采用激光粒度分布儀(LS230/SVM, BECKMAN, USA)測定;污泥形態(tài)采用光學顯微鏡(Nikon ECLIPSE 50i, Japan)觀察,并通過圖像處理軟件得到污泥的特征參數(shù)面積(μm2)、特征長度max(μm)和周長(μm),計算分形維數(shù)pf和2:

使用電極法(HANNA H19142便攜式溶解氧儀)測DO,并通過以下公式計算La:

式中:La為氧的體積傳質系數(shù)(s-1);s為該條件下飽和溶解氧濃度(mg/L) ;為時刻的溶解氧濃度(mg/L) .將(3)式積分得:

1.4 平均剪切速率及剪切解吸附速率的計算

采用Ostwald de Vaele模型表示非牛頓流體的流變特性:

式中:為剪切應力(mPa);為剪切速率(s-1);為黏度系數(shù);為流變特性指數(shù).

使用孔徑為0.30,0.45,0.70,0.90mm的標準篩,濕篩分處理得不同粒徑范圍的顆粒污泥,3000r/min離心5min后,用緩沖液稀釋至相同濃度,使用DV-Ⅱ+P型旋轉黏度儀(BROOKFIELD,USA)測定表觀黏度,并在5,10,20,30,50,60,100r/min時測量剪切速率及相應的剪切應力,根據(jù)公式(5)擬合求得流變特性系數(shù).

采用與本次實驗相同規(guī)格的反應器(=16.5cm,=20.0cm,約為1.2)和攪拌槳(長8.4cm,高7.2cm,厚1.0mm) .在20℃,攪拌轉速=100,200,300,400, 500r/min,表觀氣速G=0.37,0.65,0.91,1.17cm/s共20種條件下測量La,結合污泥流變特性系數(shù),計算平均剪切速率和剪切解吸附速率.

2 結果與討論

2.1 好氧顆粒污泥培養(yǎng)過程及性能研究

2.1.1 污泥形態(tài)及分形維數(shù)變化 圖2為顆?；^程中污泥形態(tài)變化.圖3為分形維數(shù)的變化情況,基于分形理論[21]中特征參數(shù)關系求得,其中pf值越接近于1表明顆粒表面越光滑、形狀越規(guī)則,2值越接近于2表明顆粒越密實.由圖3可知,隨著污泥顆粒化,pf逐漸減小趨于穩(wěn)定,2逐漸增大趨于穩(wěn)定.接種污泥為棕色活性污泥絮體,含有少量絲狀菌和原生動物,形狀不規(guī)則,結構松散(圖2a),pf= 1.445,2=1.699;第20d觀察到有近似橢圓形、細小密實的初步顆粒污泥(圖2b),pf=1.195,2= 1.907;成熟顆粒污泥出現(xiàn)在第30d(圖2c),污泥輪廓清晰、表面光滑、結構密實,pf=1.150,2=1.920;相比接種污泥,初步顆粒和成熟顆粒形狀更規(guī)則,密實度更好.成熟顆粒污泥內(nèi)部以桿狀菌為主,還有少量的絲狀菌.同時能觀察到存在一定的孔穴(圖2d).

圖2 顆?；^程中的污泥形態(tài)變化

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

圖3 顆?；^程中污泥分形維數(shù)變化

2.1.2 污泥濃度及沉降性的變化 反應器啟動時MLSS約5000mg/L,污泥接種初期,沉降性較差的污泥和強剪切作用下產(chǎn)生的絮體由于沉淀時間較短被大量淘汰,MLSS降低到827mg/L;隨著顆粒形成,污泥沉降性能變好,濃度逐漸增長,最終穩(wěn)定在3300mg/L左右(圖4) .

顆?；^程中污泥容積指數(shù)SVI呈先增長再下降最終穩(wěn)定的趨勢(圖5).接種污泥沉降速度11.27m/h,SVI為115.78mL/g,無機雜質含量較高, MLVSS/MLSS僅為64%;接種初期污泥的生物量迅速增長,沉降性變差,SVI急劇上升到217.65mL/g, MLVSS/MLSS達到70%以上;隨著顆粒形成,污泥沉降性變好并趨于穩(wěn)定.成熟顆粒SVI為41.96mL/g,沉降速度為21.41m/h,MLVSS/MLSS穩(wěn)定在80%以上,最高達到85%,遠高于絮體污泥(圖4).SV30/SV5可以用來表征絮體污泥化程度,Long等[22]指出成熟顆粒污泥SV30和SV5相差不超過5%.本研究中成熟顆粒污泥SV30/SV5最終穩(wěn)定在0.95以上,與Long等的研究結果相符(圖5).

圖4 顆?；^程中的污泥濃度

圖5 顆粒化過程中污泥容積指數(shù)變化

2.1.3 污泥粒徑變化 污泥粒徑是表征顆?；闆r最直觀的指標.采用Logistic模型模擬顆?；^程中粒徑增長速率[23]:

式中:為反應器運行時間(d);為污泥均值粒徑(mm);max是曲線的漸近線(mm);0為滯后時間(d);為污泥粒徑的比增長速率(d-1) .

顆?；^程中=0.17d-1,Logistic模型計算值與實驗結果高度吻合(2=0.996).接種污泥均值粒徑約為0.06mm,在基質和水力剪切的作用下粒徑快速增長,至初步顆粒形成時均值粒徑為0.61mm,這一階段=0.22d-1;此后增長趨于緩慢,最終成熟顆粒污泥均值粒徑為1.12mm,第二階段=0.12d-1(圖6).粒徑增長速度逐漸減小,與Su等[23]的研究結果相同.

圖6 顆粒污泥均值粒徑變化及Logistic擬合

2.2 水力剪切力計算

影響污泥顆?；囊蛩乇姸?其中水力剪切力被認為是影響好氧顆粒污泥形成的重要因素,直接關系到顆粒污泥的粒徑、形態(tài)結構等理化特性[4,24].牛頓流體的剪切速率一般通過下式計算:

粘塑性流體按方程(5)所示:

非牛頓流體的表觀黏度表示為:

根據(jù)Cerri[25]和Campesi等[26]對非牛頓流體平均剪切速率的計算方法,對本次實驗所采用的曝氣攪拌相結合的剪切形式進行優(yōu)化,選用La為特征參數(shù)計算顆粒污泥表面所受的平均剪切速率.牛頓流體表示為:

Kawase等[27]研究發(fā)現(xiàn),非牛頓流體La僅與有關:

將式(11)代入(10),得到式(12),平均剪切速率表示為:

式中:、、、、、、、均為常數(shù).

選用純度99.5%的甘油為牛頓流體研究對象,測得4.232mPa·s￡￡4.335mPa·s,當100r/min￡￡500r/ min, 0.003924m/s￡G￡0.01177m/s時, 0.0037s-1￡La￡0.00635s-1.擬合結果具有很高的相關性:

選用第35d成熟顆粒污泥,當100r/min￡￡500r/min, 0.003924m/s￡G￡0.01177m/s時,3.69￡￡5.54, 0.74￡￡0.75時,0.00355s-1￡La￡0.00746s-1.

無論牛頓流體和非牛頓流體,La與和G正相關,與()負相關.實驗測得數(shù)據(jù)與計算結果高度吻合,誤差均在10%以內(nèi)(圖7) .

圖7 KLa實驗數(shù)據(jù)與計算結果對比

通過式(13)、式(14)計算得作用在好氧顆粒污泥表面的平均剪切速率為:

可見顆粒污泥表面所受平均剪切速率與攪拌轉速、表觀氣速、顆粒污泥流變特性相關,隨著和G增大,av均呈增大趨勢.經(jīng)計算,的指數(shù)約為G指數(shù)的37.48倍(1.087÷0.029≈37.48).說明對于同一流體,機械攪拌對剪切速率的貢獻大于表觀氣速.經(jīng)式(15)計算,成熟顆粒表面所受平均剪切速率av=27.25s-1,所受剪切應力為3.38×10-2N/m2.

2.3 水平機械攪拌在顆粒化中的作用分析

2.3.1 旋渦二次流流態(tài)分析 好氧顆粒污泥是在一定的水力剪切下自凝聚成形的微生物聚集體,是污泥絮體之間相互黏附、富集的結果[8].污泥絮體間接觸碰撞的頻率越高,相互附著的幾率越大.而顆?；^程中污泥相互碰撞的頻率取決于反應器中的流態(tài)分布,足夠的循環(huán)路程和適當?shù)呐鲎踩∠?更利于污泥之間發(fā)生有效碰撞相互附著[28].

目前研究[4-7]中,好氧顆粒污泥多形成于/大于5的鼓泡反應器,顆粒形成所需的水力剪切力由底部曝氣提供.此類反應器中流態(tài)的分布與表觀上升氣流速度的大小密不可分,底部曝氣使反應器中形成了對稱且有序上升的渦流.足夠大的/能夠增大渦流循環(huán)的路程,從而提高反應器中污泥相互碰撞的頻率,促進好氧顆粒形成[4,8-10].圖8為不同低/反應器中的流態(tài)示意(本課題組反應器流態(tài)模擬結果) .本次實驗中反應器/較小,接近1.2,僅曝氣條件下污泥循環(huán)路程較短,反應器中心流體向上運動,靠近壁面處流體向下運動,在軸向截面形成一對以軸線為中心的縱向的對稱環(huán)流(圖8a) .且由于反應器橫截面積較大,相比之下曝氣頭所能涉及的范圍有限,系統(tǒng)中不僅反應器底部左(右)下角位置易出現(xiàn)死區(qū),而且流體易于向各個方向隨機運動,流態(tài)相對復雜.此時,污泥絮體碰撞取向和循環(huán)路徑隨之改變,流體運動具有一定隨機性,并不利于污泥絮體之間有效碰撞.

二次流是指一定的主流速度下,在一定幾何邊界條件下作曲線運動的黏性流體所產(chǎn)生的一種有規(guī)律的伴隨運動[29-30].從流態(tài)來看,水平機械攪拌使流體發(fā)生旋轉,橫向剪切與曝氣提供的縱向剪切相結合,在原本縱向環(huán)流的基礎上使流體產(chǎn)生了橫向運動,攪拌槳附近產(chǎn)生尺度較小的旋渦,形成旋渦二次流,反應器中同時維持多個小循環(huán)流場(圖8b,c).而流體發(fā)生旋轉是好氧顆粒污泥形成的關鍵,小尺度旋渦又是好氧顆粒污泥穩(wěn)定的必要條件.由圖8可知,水平機械攪拌的加入增大了反應器中的污泥循環(huán)路程,能夠為污泥提供更多有效碰撞,促進污泥顆?；?另一方面,水平機械攪拌也使相同曝氣條件下反應器中的水力剪切速率增大,根據(jù)公式(17)和(18),流場中旋渦尺度大小與水力剪切速率負相關,較大的水力剪切速率使圖8b,c中旋渦尺度減小,污泥之間更容易相互碰撞,這也說明了二次流對好氧污泥顆?；拇龠M作用.

圖8 反應器流態(tài)示意

a.鼓泡反應器;b.帶有水平機械攪拌的鼓泡反應器;c.帶有水平機械攪拌的鼓泡反應器(大尺寸攪拌槳)

圖9 對比實驗中各項參數(shù)及污泥形態(tài)

a.均值粒徑;b.分形維數(shù);c.MLSS及SVI;d.污泥絮體(100×)

為了證實水平機械攪拌產(chǎn)生的旋渦二次流對好氧顆粒污泥形成的促進作用,作者另外以相同的條件啟動和運行了除未設機械攪拌外與本文相同的反應器培養(yǎng)好氧顆粒污泥.系統(tǒng)運行22d后,污泥嚴重膨脹,系統(tǒng)崩潰.直到實驗結束反應器中未見顆粒污泥形成.圖9為實驗過程中污泥均值粒徑、分形維數(shù)和沉降性的變化情況及顯微鏡下觀察到的污泥形態(tài).盡管均值粒徑(圖9a)達到了顆粒污泥的大小,且各項指標變化趨勢與文中實驗相似(圖9b,c),但污泥在形態(tài)上更傾向于較大的絮體結構(圖9d),此時污泥SVI=141.26mL/g,pf=1.279,2=1.805.而有機械攪拌的反應器中最終形成的顆粒污泥SVI=41.96mL/g,pf=1.150,2=1.920.可見其沉降性、形狀規(guī)則程度和結構密實度不如具有機械攪拌的反應器形成的顆粒污泥,沒有機械攪拌的反應器中污泥理化特性與有攪拌時差距較大,且未能成功顆粒化.對比實驗結果表明,旋渦二次流對好氧污泥的顆?；哂写龠M作用.此外,易誠等[17]通過在大的SBR反應器中加入機械攪拌,縮短了形成好氧顆粒污泥的時間;湛含輝等[28]采用具有特定二次流流場的SSBR(secondary-sequencing batch reactor)反應器培養(yǎng)好氧顆粒污泥,發(fā)現(xiàn)啟動時間有較大程度地縮短.也都說明水平機械攪拌產(chǎn)生的旋渦二次流能夠使污泥絮體間有效碰撞幾率增大,有助于好氧顆粒污泥的形成.

然而,水平機械攪拌的加入只是對顆?；鸬酱龠M作用,好氧顆粒污泥能否形成還與攪拌轉速和攪拌槳尺寸有關.陳冉妮[31]曾在/=4的SBR中,=250r/min,G=0.20cm/s的全好氧條件下嘗試培養(yǎng)好氧顆粒污泥失敗.而本研究中,加入機械攪拌后,卻形成性能良好的好氧顆粒.分析其原因,一方面,本次實驗的G較大,接近1.20cm/s,Tay等[8]研究表明G大于1.20cm/s時能夠形成好氧顆粒;另一方面,較大的攪拌槳尺寸和攪拌轉速增大了水力剪切作用,形成的旋渦尺度更小且數(shù)量更多,幾乎布滿了整個反應器空間(圖8c).污泥循環(huán)的路程更大、路徑更規(guī)則,相互碰撞的頻率更大,有效碰撞更多.較大的攪拌槳尺寸和攪拌轉速使反應器內(nèi)流態(tài)被進一步優(yōu)化,整個反應器空間內(nèi)污泥無時無刻不在發(fā)生接觸碰撞.但過大的水力剪切力會導致污泥破碎,如何選擇合適的表觀氣速、攪拌轉速和攪拌槳尺寸,使水力剪切力在合適的范圍內(nèi),值得進一步研究.

綜上所述,在水平機械攪拌低/的SBR反應器中,特定的旋渦二次流是形成好氧顆粒的關鍵因素,而適當?shù)谋碛^氣速、攪拌轉速結合攪拌槳尺寸,可對旋渦流態(tài)的發(fā)展起到積極作用.

2.3.2 旋渦尺度與實驗結果驗證 水平機械攪拌產(chǎn)生的水力剪切力在促進好氧污泥顆?；耐瑫r,也會導致污泥表面部分微生物的脫落,對顆粒致密有重要作用.采用Ren等[32]的方法計算由剪切力造成的顆粒污泥表面微生物脫落速率(剪切解吸附速率):

式中:為均值粒徑(mm);s為污泥混合液固相的密度(kg/m3).由公式(16)可知,s主要與s、和有關.與和av正相關,本次實驗中、G固定不變、不同粒徑的、變化并不明顯,所以av變化不大.顆粒形成過程中,粒徑增長,污泥濃度增長,固相密度和表觀黏度[33-34]隨之增長.因此,顆粒化過程中剪切解吸附速率呈上升趨勢.

反應器啟動初期,水中游離微生物由于沉淀時間較短隨出水淘汰.污泥絮體在進水有機負荷和水力剪切的共同作用下不斷生長.隨著顆粒形成,剪切解吸附速率逐漸增大,較強的剪切力將顆粒表面快速生長但不穩(wěn)定的菌膠團剝離,使得污泥的生長方向更偏向于顆粒內(nèi)部,由此污泥逐漸呈現(xiàn)出表面光滑、形狀規(guī)則、結構密實的顆粒形態(tài).

顆粒表面所受剪切力是由旋渦流在顆粒表面的能量耗散引起,當3<<12時,顆粒處于耗散范圍內(nèi),剪切力與旋渦尺度大小有關[1].李永林等[35]關于氣升流速變化對SBR污泥顆粒化的作用及機理的研究表明,在僅由曝氣提供剪切力的氣提式上向流反應器中,氣升流速大小與粒徑分布的關系符合旋渦尺度的變化,當有顆粒出現(xiàn)后,粒徑分布主要集中在旋渦尺度的3至12倍的耗散范圍之間.

污泥混合液在系統(tǒng)中屬于湍流,基于Kolmogoroff各向同性湍流理論[36],最小旋渦尺度(μm)由下式計算:

計算成熟顆粒表面所受平均剪切速率、旋渦尺度及耗散范圍,涉及參數(shù)及計算結果如表1.

由表1可知,本次實驗所采用的剪切條件下,旋渦尺度為215.21μm,耗散范圍為645.63~2582.51μm,成熟顆粒粒徑為1123.48μm,在耗散范圍內(nèi),說明顆粒表面所受剪切力主要來自旋渦流的能量耗散,再次證明水平機械攪拌使反應器中形成的旋渦二次流是促使低/反應器好氧污泥顆?；年P鍵因素.

表1 平均剪切速率、剪切解吸附速率、旋渦尺度涉及的參數(shù)、取值及計算結果

3 結論

3.1 低高徑比SBR中,在曝氣和水平機械攪拌提供水力剪切力的條件下,活性污泥可以成功實現(xiàn)顆粒化.成熟顆粒污泥的均值粒徑1.12mm,SVI為41.96mL/g.

3.2 顆粒污泥表面所受平均剪切速率與攪拌轉速、表觀氣速、流變特性系數(shù)()正相關,機械攪拌對剪切速率的貢獻遠大于表觀氣速.成熟顆粒污泥表面所受的平均剪切速率為27.25s-1,剪切應力為3.38×10-2N/m2.

3.3 在低高徑比SBR反應器中,水平機械攪拌形成的旋渦二次流加大了污泥循環(huán)路程,提升了污泥之間相互碰撞的頻率,是形成好氧顆粒的關鍵條件.

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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,黑龍江大慶人,西安建筑科技大學碩士研究生,主要研究方向為城市污水生物處理理論與技術.

2018-02-05

國家自然科學基金資助項目(50878180)

* 責任作者, 教授, yuanlinjiang@xauat.edu.cn