鼓泡和鼓泡-攪拌SBR好氧污泥顆?；芎姆治?/h1>
2021-08-09 02:13:46范文雯袁林江馬遠征西安航空學院能源與建筑學院陜西西安70077西安建筑科技大學環(huán)境與市政工程學院陜西省環(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70055
中國環(huán)境科學 2021年7期
范文雯,袁林江,馬遠征,黃 浩 (.西安航空學院能源與建筑學院,陜西 西安 70077；.西安建筑科技大學環(huán)境與市政工程學院,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 70055)
與傳統(tǒng)的活性污泥相比,好氧顆粒污泥結構密實,表面光滑,具有沉降性能良好,污染物去除效果好等優(yōu)點,在廢水處理領域有明顯優(yōu)勢[1].已報道的絕大部分好氧顆粒污泥,培養(yǎng)于高徑比較高(H/D>5)的圓柱形鼓泡反應器中[2-5].較高的高徑比提供了較長的運動軌跡和較高的剪切速率,有利于污泥之間的相互碰撞,為好氧污泥顆?；峁┝擞辛l件[6-8].低高徑比中,由于反應器內水力剪切力較小、污泥的運動路徑也較短,不利于好氧顆粒污泥的形成.目前,關于低高徑比反應器好氧顆粒污泥的培養(yǎng),多采用厭氧-好氧、預曝氣-厭氧-好氧交替的方式進行,但運行條件復雜,好氧污泥顆?；瘯r間也較長[10-14].低高徑比反應器中加入橫向機械攪拌,有利于好氧顆粒污泥的形成,縮短污泥顆?；臅r間[15].然而,高高徑比和低高徑比反應器,在好氧污泥顆?；^程中,污泥的特性產生差異的原因、水力剪切速率之間的關系、能耗差異等問題,仍缺乏研究和分析[15-17].
流體動力學模型(CFD)是一種預測流體運動、傳熱、傳質、反應和其他相關現(xiàn)象的方法,通過求解數(shù)學方程來描述質量、動量、能量和物質平衡的過程[18-19].本文分別在高高徑比的鼓泡 SBR和低高徑比的鼓泡-攪拌 SBR反應器中培養(yǎng)好氧顆粒污泥,考察好氧污泥顆?；^程中,污泥粒徑、分形維數(shù)、微生物特性的變化.根據成熟好氧顆粒污泥的特性,建立 CFD 模型,對鼓泡和鼓泡-攪拌反應器中好氧顆粒污泥形成前后的能耗進行對比分析,從水力學角度分析2個反應器污泥特性出現(xiàn)差異的原因.
1 材料與方法
1.1 接種污泥及進水水質
實驗接種污泥取自陜西西安市第四污泥處理廠(缺氧/厭氧/好氧)的好氧池末端污泥.實驗用水采用人工配水,以無水乙酸鈉為碳源1200mg/L,氯化銨為氮源 200mg/L,磷酸二氫鉀為磷源 60mg/L,MgSO4·7H2O100mg/L, CaCl260mg/L,并添加微量元素 0.5mL/L.微量元素(g/L),分別為: EDTA10g/L,KI0.18g/L, FeSO4·7H2O1.54g/L, H3BO300.15g/L,CoCl2·6H2O 0.15g/L, CuSO4·5H2O 0.03g/L,ZnSO4·7H2O0.12g/L,MnCl2·4H2O0.12g/L,Na2MoO4·2 H2O 0.06g/L.
1.2 實驗裝置及運行參數(shù)
實驗裝置如圖1(A、B)所示,2個反應器材質為有機玻璃.系統(tǒng)采用恒流泵從底部進水,曝氣量由氣體轉子流量計控制,通過砂芯曝氣頭和空氣泵由反應器底部供氣.反應器內的 pH值為 7.0±0.2.反應器體積交換率 50%.反應系統(tǒng)的整個運行過程利用時間控制器進行自動控制,系統(tǒng)溫度為室溫,在22～25℃ 變化.曝氣量分別設為:鼓泡反應器 200L/h(表觀氣速(SGV)=2.0cm/s);鼓泡攪拌反應器 800L/h(SGV=1.05cm/s),攪拌槳轉速 N=300r/min.反應器尺寸及運行參數(shù)如表1所示.
圖1 實驗裝置示意Fig.1 Schematic diagram of the SBR
表1 反應器尺寸及運行條件Table 1 The dimension and operation condition of reactor
1.3 分析指標及測定方法
污泥容積指數(shù)SVI和污泥懸浮固體濃度MLSS采用體積質量法和重量法[20].好氧顆粒污泥沉降速度的測定采用靜水沉降法[21].采用激光粒度儀(LS230/SVM, Beckman, USA)測定好氧污泥顆?；^程中的均值粒徑及粒徑分布,污泥粒徑測定范圍0～2000μm.好氧污泥顆粒化過程中,污泥形態(tài)的變化由電子顯微鏡(Nikon ECLIPSE 50i, Japan)(尼康)和數(shù)碼相機圖像采集兩部分組成.污泥的密實度及規(guī)則程度通過其分形維數(shù)定量表征.采用掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope, SEM, JSM-6510LV)(日本電子)對顆粒污泥微觀結構進行觀察分析.借助電子顯微鏡及其圖像處理功能對單個絮狀污泥和顆粒污泥的投影面積A、周長P和特征長度Lmax進行測量,污泥測量的個數(shù)大于1000[16].流體的表觀黏度(μ)與流體所受的剪切應力和剪切速率相關.對于牛頓流體而言,流體單位面積上的剪切應力(τ)與剪切速率(γ)呈線性關系,即 τ=μγ;對于擬塑性流體而言,流體所受的剪切應力與剪切速率呈非線性關系,可表示為 τ=Kγn[22].流體在運動過程中所受的剪切速率和剪切應力將發(fā)生變化,為了精準估算不同條件下各流體的表觀粘度,利用 LVDV-Ⅱ+Pro型旋轉粘度儀(美國博勒飛)測定不同剪切速率條件下(12.2,14.7,24.5,36.7,61.2,73.4,122s-1)的剪切應力,并按牛頓流體和非牛頓流體分別計算擬合相應條件下流體的表觀粘度.
1.4 數(shù)值模擬
1.4.1 物理模型 三維模型的建立與實際反應器尺寸相同.反應器尺寸如表 1所示.曝氣頭位于反應器底部,反應器A中,高3.0cm、直徑2.0cm.反應器B中,高4cm、直徑3cm,攪拌槳尺寸與鼓泡-攪拌槳反應器保持一致(圖2).
圖2 三維模型示意Fig.2 Three-dimensional computational domain
1.4.2 控制方程 建立三維瞬時 Eulerian-Eulerian模型,模擬不同好氧顆粒污泥條件下,反應器A和B內氣-液-污泥三相流變化.模型中反應器A和B各相的連續(xù)方程、動量方程、曳力方程、升力方程、湍流耗散模型、邊界滑移模型、湍流封閉方程與Fan等[23-24]的模型建立過程一致.
1.4.3 氣泡直徑分布 反應器內空氣入口的氣泡直徑計算方法,采用群體平衡模型(PBM)中的多尺寸組(MUSIC)模型進行計算,計算過程與范文雯等[25]一致.
鼓泡反應器(A)中,將0～16mm的氣泡分為15組,每組的氣泡分別為:0.509, 0.951, 1.299, 1.775, 2.425,3.313, 4.525, 5.349, 6.063, 8.000, 10.556, 11.536,12.125, 13.928, 15.758mm.入口的氣泡直徑為5.91mm,取第 9組氣泡作為入口的氣泡直徑進行計算[23].
鼓泡-攪拌反應器(B)中,將檢測到的0～20mm的氣泡分成18組,每組平均直徑分別為:0.3096, 0.5223,0.689, 0.909, 1.200, 1.583, 2.089, 2.756, 3.637, 4.800,6.333, 7.980, 9.854, 11.028, 14.551, 16.018, 17.945,19.200mm.進口的氣泡直徑為5.91mm,選取第11組氣泡6.333mm作為入口的氣泡直徑[24].
1.4.4 運行條件 液相和氣相均為 25℃時水和空氣的物理特性.污泥的體積分數(shù)設為 30%,污泥粒徑、密度、粘度根據實驗確定.曝氣量和攪拌槳轉速與實驗條件相同.
1.4.5 初始及邊界條件 采用 GAMBIT 2.3.16前處理軟件建立三維模型,生成非結構四面體網格.采用 FLUENT14.5Eulerian瞬時計算模型,壓力-速度耦合采用Phase Coupled SIMPLE算法.計算時間60s,殘差曲線在<10-4時收斂.模型計算初始,反應器內的液相和氣相停滯,氣含率為 0.速度進口設在曝氣頭表面,出口位于反應器頂端.
邊界條件:對液相和污泥邊界,壁面為無滑移邊界;對氣相邊界,壁面為滑移邊界.
1.4.6 網格和時間步長 網格的大小和時間步長與模型的精確性和計算時長有關.網格和時間步長的獨立性通過反應器內的體積平均氣含率驗證.不同條件下,網格的大小和時間步長的獨立性驗證結果如表2和表 3所示.鼓泡反應器,網格的大小分別為2(Mesh 1), 3(Mesh 2), 4(Mesh 3)和5mm(Mesh 4),時間步長分別為0.01, 0.05, 0.10, 0.20, 1.00s.當網格數(shù)量大于522608和時間步長小于0.10s時,模型計算的體積平均氣含率與網格和時間步長的大小無關.根據CPU的計算時間,選取網格2603055和時間步長 0.10s對模型進行計算.鼓泡-攪拌反應器,根據不同的網格大小將網格劃為 4類,且分別采用普通網格和滑移網格,研究攪拌槳類型對模型計算結果的影響.滑移網格為高90mm、直徑104mm的圓柱,時間步長分別為0.05, 0.10, 0.50, 1.00s.與普通網格相比較,采用滑移網格模型的計算結果更精確,也更符合實驗的檢測結果,時間步長選取0.10s.
表2 鼓泡和鼓泡-攪拌反應器網格無關性驗證Table 2 The independence of the mesh in bubble SBR and bubble-stirring SBR
表3 鼓泡和鼓泡-攪拌反應器時間步長敏感性分析Table 3 The sensitivity of time step in bubble SBR and bubble-stirring SBR
2 結果與討論
2.1 好氧顆粒污泥的培養(yǎng)及性能
2.1.1 污泥形態(tài)及分形維數(shù)變化 鼓泡反應器和鼓泡-攪拌反應器好氧污泥顆?；^程中,污泥形態(tài)的變化和分形維數(shù)的變化如圖3和圖4所示.基于分形理論[26],D2表示污泥的密實程度,其值越接近于 2,表明污泥結構越密實.鼓泡和鼓泡-攪拌反應器接種污泥相同,均為棕色活性污泥絮體,結構松散,形狀不規(guī)則,并有少量絲狀菌存在(圖 3a、3b),D2=1.65.隨著時間的延長,鼓泡和鼓泡-攪拌反應器內均出現(xiàn)了結構密實、表面光滑、邊界清晰的好氧顆粒污泥.相比較而言,鼓泡反應器中形成的好氧顆粒污泥以桿菌為主,而鼓泡-攪拌反應器中絲狀菌不僅分布在好氧顆粒污泥表面,且纏繞貫穿于整個顆粒污泥中,好氧顆粒污泥內部主要由絲狀菌和桿菌構成.2個反應器中形成的好氧顆粒污泥內部均存在孔隙.密實度D2在2個反應器中均是先增加后減小,25d達到逐漸穩(wěn)定狀態(tài),鼓泡反應器中,密實度最終維持在D2=1.80±0.02,鼓泡-攪拌反應器中維持在 D2=1.75±0.02.相比較而言,鼓泡反應器中形成的好氧顆粒污泥更加密實.
圖3 顆?；^程中污泥形態(tài)變化Fig.3 Pictures of sludge during the granulation
圖4 顆粒化過程中污泥分形維數(shù)變化Fig.4 Variation of fractal dimension during the granulation
2.1.2 污泥沉降性能及 MLSS變化 污泥容積指數(shù) SVI是表征污泥沉降性能的直觀指標.好氧污泥顆?；^程中,鼓泡反應器 SVI先降低再升高,最后趨于穩(wěn)定.鼓泡-攪拌反應器SVI先增加后減小,最終趨于穩(wěn)定狀態(tài)(圖5).鼓泡反應器中,污泥SVI降低是因為接種污泥活性較低,含有大量無機物質,此時污泥的沉降性能較好.隨后,污泥在強剪切力的作用下,活性快速升高,但沉降性能變差,當有初始顆粒形成后,污泥的沉降性能增加.鼓泡-攪拌反應器中,由于反應器高徑比較低,盡管存在橫向攪拌的剪切力,但反應器內仍形成了大量絲狀菌,使 SVI增加至大于200mL/g.隨著反應器的運行,絲狀菌逐漸在橫向攪拌的作用下纏繞在污泥表面,初始顆粒形成后,污泥的沉降性能提高.25d后,鼓泡反應器SVI 36.33mL/g,鼓泡-攪拌反應器內的 SVI 41.33mL/g,均處于好氧顆粒污泥SVI在20～100mL/g的范圍[27-29].
圖5 顆?；^程中SVI和MLSS變化Fig.5 Variation of SVI and MLSS during the granulation
好氧污泥顆粒化過程中,2個反應器內的MLSS均先因反應器內水力選擇壓作用而降低,此后隨著好氧顆粒污泥的形成,反應器內的 MLSS逐漸增加,并逐漸趨于穩(wěn)定.鼓泡反應器中的MLSS由初始的4000mg/L,運行 9d后達到最低值 1532mg/L,然后逐漸上升,23d時達到 4498mg/L,此后基本維持在4500mg/L左右.而鼓泡-攪拌反應器中,MLSS由初始的4000mg/L,運行7d后達到最低值827mg/L,然后逐漸上升,15d時達到 2233mg/L,此后基本維持在3300mg/L左右.鼓泡-攪拌反應器中的MLSS減小速率大于鼓泡反應器,這與高徑比較低的反應器中形成絲狀菌有關.但隨著好氧污泥顆?；?絲狀菌纏繞在顆粒表面和內部,污泥的 MLSS逐漸上升,但其值仍小于鼓泡反應器中的MLSS.
2.1.3 污泥粒徑變化 污泥粒徑是表征污泥顆?；闹匾獏?shù)之一,由均值粒徑隨運行時間的變化可知(圖 6),鼓泡和鼓泡攪拌反應器內的污泥均值粒徑隨運行時間逐漸增加.鼓泡反應器內污泥的均值粒徑在 35d時為 0.604mm,平均沉降速度為(24±5.8)m/h.鼓泡-攪拌反應器,35d時污泥的最大粒徑可達 1.123mm,污泥的平均沉降速度為(19.6±5.1)m/h,大于傳統(tǒng)活性污泥6.12～15.12m/h的沉降速度[30].然而與鼓泡反應器形成的好氧顆粒污泥相比,當顆粒的均值粒徑相接近時,鼓泡-攪拌反應器中好氧顆粒的沉降速率較低[31],這與污泥的密實度有關.
圖6 顆粒污泥均值粒徑Fig.6 Profile of mean diameter of the granular sludge
2.2 能耗分析
CFD模型預測結果表明,反應器內形成大小不一的小尺度螺旋上升旋渦可成功培養(yǎng)好氧顆粒污泥[21].根據鼓泡反應器和鼓泡-攪拌反應器水力模型的結果可知,2個反應器中的水力特性不同[23-24],而根據好氧顆粒污泥的實驗結果可知,2種反應器內形成好氧顆粒污泥的特性不同(表 4).建立 CFD模型,對鼓泡和鼓泡-攪拌反應器中好氧顆粒污泥形成前后的能耗進行對比分析,并從水力學角度分析 2個反應器污泥特性出現(xiàn)差異的原因.
表4 SBR中絮體污泥和35d時好氧顆粒污泥的特性Table 4 The characteristics of convenient activated sludge and aerobic granular sludge at 35d in SBR
模型預測的湍動能(TKE)和水力剪切速率(duz/dx)在不同反應器中的軸向分布(X/D,X表示為反應器的軸向方向,D則為反應器的直徑)如圖 7和圖8所示.好氧顆粒污泥培養(yǎng)初期,鼓泡-攪拌反應器內的湍動能遠大于鼓泡反應器,約為 100倍左右(圖7a、b).好氧顆粒污泥形成前后,鼓泡-攪拌反應器內的湍動能大小幾乎不變,只是最大湍動能的位置由攪拌槳上部轉變?yōu)閿嚢铇虏?而鼓泡反應器內,隨著好氧顆粒污泥的形成,反應器中上部位置的湍動能明顯增加,且湍動能的大小大于鼓泡-攪拌反應器.反應器內湍動能的大小與電機的功率成正比,相比較而言,鼓泡-攪拌反應器因攪拌槳的加入,電機輸入的功率較大,因此好氧污泥培養(yǎng)初期獲得的湍動能較大.好氧顆粒形成之后,由于 2個反應器內污泥的性質以及流體環(huán)境的不同,湍動能發(fā)生變化,鼓泡反應器相對節(jié)約能量.
圖7 模型預測的湍動能沿反應器軸向的分布Fig.7 The radial distribution of time-average TKE
反應器中的湍動能還與水力剪切速率的大小成正比,由圖8可知,反應器內的污泥為絮體污泥時,鼓泡-攪拌反應器內的剪切速率略大于鼓泡反應器,但因攪拌槳的作用,其軸向變化相對穩(wěn)定,且剪切的方向單一.而鼓泡反應器內,剪切速率的方向不斷發(fā)生變化,說明污泥在鼓泡反應器內受到的剪切效果更好.好氧顆粒污泥形成后,剪切速率在鼓泡反應器內有明顯的增加,但過大的剪切速率并不利于好氧顆粒污泥的穩(wěn)定,因此,好氧顆粒污泥形成后,可將鼓泡反應器內的表觀氣速適當減小,一方面有利于好氧顆粒污泥的穩(wěn)定,另一方面可降低反應器內的能耗.鼓泡-攪拌反應器中,盡管攪拌槳的水平旋轉為反應器在橫向增加了驅動力,并為小尺度旋渦的形成做出了貢獻,既而增加了反應器中水力剪切力的大小,但水力剪切的方向單一,使污泥表面受到的剪切效率降低.再者,由于鼓泡-攪拌反應器的高徑比較低,流體和污泥在軸向的相互作用與高徑比較高的反應器相比,轉瞬即至,從而影響了污泥的性能.因此,在低高徑比的反應器中,更好的發(fā)展軸向的流態(tài)可能有益于性能良好、結構密實光滑的好氧顆粒污泥形成.而 CFD模擬如何提高低高徑比反應器中流體和微生物聚集體的相互作用,是今后研究的重點.相比較而言,鼓泡反應器不僅有利于性能良好、結構密實光滑的好氧顆粒污泥形成,而且相對節(jié)約能耗.
圖8 模型預測的剪切速率沿反應器軸向的分布Fig.8 The radial distribution of time-average duz/dx
3 結論
3.1 鼓泡反應器中,在高徑比 120/6,表觀氣速2.0cm/s條件下形成了表觀光滑、結構密實的好氧顆粒污泥,均值粒徑 0.604mm,平均沉降速度為(24±5.8)m/h, SVI為36.33mL/g, MLSS維持在4500mg/L左右.
3.2 高徑比1.2的鼓泡-攪拌反應器中,在攪拌速度300r/min、表觀氣速1.05cm/s的條件下,成功培養(yǎng)以絲狀菌為骨架的好氧顆粒污泥.均值粒徑可達1.123mm,污泥的平均沉降速度為(19.6±5.1)m/h, SVI為41.33mL/g, MLSS維持在3300mg/L左右.
3.3 CFD 模型表明,好氧顆粒污泥培養(yǎng)初期, 鼓泡-攪拌反應器因攪拌槳的加入,其獲得的湍動能遠大于鼓泡反應器,約為100倍左右.好氧顆粒形成之后,由于2個反應器內污泥的性質以及流體環(huán)境的不同,湍動能發(fā)生變化,鼓泡反應器中上部位置的湍動能明顯增加,且湍動能的大小大于鼓泡-攪拌反應器.鼓泡反應器相對節(jié)約能量.
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表1 反應器尺寸及運行條件Table 1 The dimension and operation condition of reactor
1.3 分析指標及測定方法
污泥容積指數(shù)SVI和污泥懸浮固體濃度MLSS采用體積質量法和重量法[20].好氧顆粒污泥沉降速度的測定采用靜水沉降法[21].采用激光粒度儀(LS230/SVM, Beckman, USA)測定好氧污泥顆?；^程中的均值粒徑及粒徑分布,污泥粒徑測定范圍0～2000μm.好氧污泥顆粒化過程中,污泥形態(tài)的變化由電子顯微鏡(Nikon ECLIPSE 50i, Japan)(尼康)和數(shù)碼相機圖像采集兩部分組成.污泥的密實度及規(guī)則程度通過其分形維數(shù)定量表征.采用掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope, SEM, JSM-6510LV)(日本電子)對顆粒污泥微觀結構進行觀察分析.借助電子顯微鏡及其圖像處理功能對單個絮狀污泥和顆粒污泥的投影面積A、周長P和特征長度Lmax進行測量,污泥測量的個數(shù)大于1000[16].流體的表觀黏度(μ)與流體所受的剪切應力和剪切速率相關.對于牛頓流體而言,流體單位面積上的剪切應力(τ)與剪切速率(γ)呈線性關系,即 τ=μγ;對于擬塑性流體而言,流體所受的剪切應力與剪切速率呈非線性關系,可表示為 τ=Kγn[22].流體在運動過程中所受的剪切速率和剪切應力將發(fā)生變化,為了精準估算不同條件下各流體的表觀粘度,利用 LVDV-Ⅱ+Pro型旋轉粘度儀(美國博勒飛)測定不同剪切速率條件下(12.2,14.7,24.5,36.7,61.2,73.4,122s-1)的剪切應力,并按牛頓流體和非牛頓流體分別計算擬合相應條件下流體的表觀粘度.
1.4 數(shù)值模擬
1.4.1 物理模型 三維模型的建立與實際反應器尺寸相同.反應器尺寸如表 1所示.曝氣頭位于反應器底部,反應器A中,高3.0cm、直徑2.0cm.反應器B中,高4cm、直徑3cm,攪拌槳尺寸與鼓泡-攪拌槳反應器保持一致(圖2).
圖2 三維模型示意Fig.2 Three-dimensional computational domain
1.4.2 控制方程 建立三維瞬時 Eulerian-Eulerian模型,模擬不同好氧顆粒污泥條件下,反應器A和B內氣-液-污泥三相流變化.模型中反應器A和B各相的連續(xù)方程、動量方程、曳力方程、升力方程、湍流耗散模型、邊界滑移模型、湍流封閉方程與Fan等[23-24]的模型建立過程一致.
1.4.3 氣泡直徑分布 反應器內空氣入口的氣泡直徑計算方法,采用群體平衡模型(PBM)中的多尺寸組(MUSIC)模型進行計算,計算過程與范文雯等[25]一致.
鼓泡反應器(A)中,將0～16mm的氣泡分為15組,每組的氣泡分別為:0.509, 0.951, 1.299, 1.775, 2.425,3.313, 4.525, 5.349, 6.063, 8.000, 10.556, 11.536,12.125, 13.928, 15.758mm.入口的氣泡直徑為5.91mm,取第 9組氣泡作為入口的氣泡直徑進行計算[23].
鼓泡-攪拌反應器(B)中,將檢測到的0～20mm的氣泡分成18組,每組平均直徑分別為:0.3096, 0.5223,0.689, 0.909, 1.200, 1.583, 2.089, 2.756, 3.637, 4.800,6.333, 7.980, 9.854, 11.028, 14.551, 16.018, 17.945,19.200mm.進口的氣泡直徑為5.91mm,選取第11組氣泡6.333mm作為入口的氣泡直徑[24].
1.4.4 運行條件 液相和氣相均為 25℃時水和空氣的物理特性.污泥的體積分數(shù)設為 30%,污泥粒徑、密度、粘度根據實驗確定.曝氣量和攪拌槳轉速與實驗條件相同.
1.4.5 初始及邊界條件 采用 GAMBIT 2.3.16前處理軟件建立三維模型,生成非結構四面體網格.采用 FLUENT14.5Eulerian瞬時計算模型,壓力-速度耦合采用Phase Coupled SIMPLE算法.計算時間60s,殘差曲線在<10-4時收斂.模型計算初始,反應器內的液相和氣相停滯,氣含率為 0.速度進口設在曝氣頭表面,出口位于反應器頂端.
邊界條件:對液相和污泥邊界,壁面為無滑移邊界;對氣相邊界,壁面為滑移邊界.
1.4.6 網格和時間步長 網格的大小和時間步長與模型的精確性和計算時長有關.網格和時間步長的獨立性通過反應器內的體積平均氣含率驗證.不同條件下,網格的大小和時間步長的獨立性驗證結果如表2和表 3所示.鼓泡反應器,網格的大小分別為2(Mesh 1), 3(Mesh 2), 4(Mesh 3)和5mm(Mesh 4),時間步長分別為0.01, 0.05, 0.10, 0.20, 1.00s.當網格數(shù)量大于522608和時間步長小于0.10s時,模型計算的體積平均氣含率與網格和時間步長的大小無關.根據CPU的計算時間,選取網格2603055和時間步長 0.10s對模型進行計算.鼓泡-攪拌反應器,根據不同的網格大小將網格劃為 4類,且分別采用普通網格和滑移網格,研究攪拌槳類型對模型計算結果的影響.滑移網格為高90mm、直徑104mm的圓柱,時間步長分別為0.05, 0.10, 0.50, 1.00s.與普通網格相比較,采用滑移網格模型的計算結果更精確,也更符合實驗的檢測結果,時間步長選取0.10s.
表2 鼓泡和鼓泡-攪拌反應器網格無關性驗證Table 2 The independence of the mesh in bubble SBR and bubble-stirring SBR
表3 鼓泡和鼓泡-攪拌反應器時間步長敏感性分析Table 3 The sensitivity of time step in bubble SBR and bubble-stirring SBR
2 結果與討論
2.1 好氧顆粒污泥的培養(yǎng)及性能
2.1.1 污泥形態(tài)及分形維數(shù)變化 鼓泡反應器和鼓泡-攪拌反應器好氧污泥顆?；^程中,污泥形態(tài)的變化和分形維數(shù)的變化如圖3和圖4所示.基于分形理論[26],D2表示污泥的密實程度,其值越接近于 2,表明污泥結構越密實.鼓泡和鼓泡-攪拌反應器接種污泥相同,均為棕色活性污泥絮體,結構松散,形狀不規(guī)則,并有少量絲狀菌存在(圖 3a、3b),D2=1.65.隨著時間的延長,鼓泡和鼓泡-攪拌反應器內均出現(xiàn)了結構密實、表面光滑、邊界清晰的好氧顆粒污泥.相比較而言,鼓泡反應器中形成的好氧顆粒污泥以桿菌為主,而鼓泡-攪拌反應器中絲狀菌不僅分布在好氧顆粒污泥表面,且纏繞貫穿于整個顆粒污泥中,好氧顆粒污泥內部主要由絲狀菌和桿菌構成.2個反應器中形成的好氧顆粒污泥內部均存在孔隙.密實度D2在2個反應器中均是先增加后減小,25d達到逐漸穩(wěn)定狀態(tài),鼓泡反應器中,密實度最終維持在D2=1.80±0.02,鼓泡-攪拌反應器中維持在 D2=1.75±0.02.相比較而言,鼓泡反應器中形成的好氧顆粒污泥更加密實.
圖3 顆?；^程中污泥形態(tài)變化Fig.3 Pictures of sludge during the granulation
圖4 顆粒化過程中污泥分形維數(shù)變化Fig.4 Variation of fractal dimension during the granulation
2.1.2 污泥沉降性能及 MLSS變化 污泥容積指數(shù) SVI是表征污泥沉降性能的直觀指標.好氧污泥顆?；^程中,鼓泡反應器 SVI先降低再升高,最后趨于穩(wěn)定.鼓泡-攪拌反應器SVI先增加后減小,最終趨于穩(wěn)定狀態(tài)(圖5).鼓泡反應器中,污泥SVI降低是因為接種污泥活性較低,含有大量無機物質,此時污泥的沉降性能較好.隨后,污泥在強剪切力的作用下,活性快速升高,但沉降性能變差,當有初始顆粒形成后,污泥的沉降性能增加.鼓泡-攪拌反應器中,由于反應器高徑比較低,盡管存在橫向攪拌的剪切力,但反應器內仍形成了大量絲狀菌,使 SVI增加至大于200mL/g.隨著反應器的運行,絲狀菌逐漸在橫向攪拌的作用下纏繞在污泥表面,初始顆粒形成后,污泥的沉降性能提高.25d后,鼓泡反應器SVI 36.33mL/g,鼓泡-攪拌反應器內的 SVI 41.33mL/g,均處于好氧顆粒污泥SVI在20～100mL/g的范圍[27-29].
圖5 顆?；^程中SVI和MLSS變化Fig.5 Variation of SVI and MLSS during the granulation
好氧污泥顆粒化過程中,2個反應器內的MLSS均先因反應器內水力選擇壓作用而降低,此后隨著好氧顆粒污泥的形成,反應器內的 MLSS逐漸增加,并逐漸趨于穩(wěn)定.鼓泡反應器中的MLSS由初始的4000mg/L,運行 9d后達到最低值 1532mg/L,然后逐漸上升,23d時達到 4498mg/L,此后基本維持在4500mg/L左右.而鼓泡-攪拌反應器中,MLSS由初始的4000mg/L,運行7d后達到最低值827mg/L,然后逐漸上升,15d時達到 2233mg/L,此后基本維持在3300mg/L左右.鼓泡-攪拌反應器中的MLSS減小速率大于鼓泡反應器,這與高徑比較低的反應器中形成絲狀菌有關.但隨著好氧污泥顆?；?絲狀菌纏繞在顆粒表面和內部,污泥的 MLSS逐漸上升,但其值仍小于鼓泡反應器中的MLSS.
2.1.3 污泥粒徑變化 污泥粒徑是表征污泥顆?；闹匾獏?shù)之一,由均值粒徑隨運行時間的變化可知(圖 6),鼓泡和鼓泡攪拌反應器內的污泥均值粒徑隨運行時間逐漸增加.鼓泡反應器內污泥的均值粒徑在 35d時為 0.604mm,平均沉降速度為(24±5.8)m/h.鼓泡-攪拌反應器,35d時污泥的最大粒徑可達 1.123mm,污泥的平均沉降速度為(19.6±5.1)m/h,大于傳統(tǒng)活性污泥6.12～15.12m/h的沉降速度[30].然而與鼓泡反應器形成的好氧顆粒污泥相比,當顆粒的均值粒徑相接近時,鼓泡-攪拌反應器中好氧顆粒的沉降速率較低[31],這與污泥的密實度有關.
圖6 顆粒污泥均值粒徑Fig.6 Profile of mean diameter of the granular sludge
2.2 能耗分析
CFD模型預測結果表明,反應器內形成大小不一的小尺度螺旋上升旋渦可成功培養(yǎng)好氧顆粒污泥[21].根據鼓泡反應器和鼓泡-攪拌反應器水力模型的結果可知,2個反應器中的水力特性不同[23-24],而根據好氧顆粒污泥的實驗結果可知,2種反應器內形成好氧顆粒污泥的特性不同(表 4).建立 CFD模型,對鼓泡和鼓泡-攪拌反應器中好氧顆粒污泥形成前后的能耗進行對比分析,并從水力學角度分析 2個反應器污泥特性出現(xiàn)差異的原因.
表4 SBR中絮體污泥和35d時好氧顆粒污泥的特性Table 4 The characteristics of convenient activated sludge and aerobic granular sludge at 35d in SBR
模型預測的湍動能(TKE)和水力剪切速率(duz/dx)在不同反應器中的軸向分布(X/D,X表示為反應器的軸向方向,D則為反應器的直徑)如圖 7和圖8所示.好氧顆粒污泥培養(yǎng)初期,鼓泡-攪拌反應器內的湍動能遠大于鼓泡反應器,約為 100倍左右(圖7a、b).好氧顆粒污泥形成前后,鼓泡-攪拌反應器內的湍動能大小幾乎不變,只是最大湍動能的位置由攪拌槳上部轉變?yōu)閿嚢铇虏?而鼓泡反應器內,隨著好氧顆粒污泥的形成,反應器中上部位置的湍動能明顯增加,且湍動能的大小大于鼓泡-攪拌反應器.反應器內湍動能的大小與電機的功率成正比,相比較而言,鼓泡-攪拌反應器因攪拌槳的加入,電機輸入的功率較大,因此好氧污泥培養(yǎng)初期獲得的湍動能較大.好氧顆粒形成之后,由于 2個反應器內污泥的性質以及流體環(huán)境的不同,湍動能發(fā)生變化,鼓泡反應器相對節(jié)約能量.
圖7 模型預測的湍動能沿反應器軸向的分布Fig.7 The radial distribution of time-average TKE
反應器中的湍動能還與水力剪切速率的大小成正比,由圖8可知,反應器內的污泥為絮體污泥時,鼓泡-攪拌反應器內的剪切速率略大于鼓泡反應器,但因攪拌槳的作用,其軸向變化相對穩(wěn)定,且剪切的方向單一.而鼓泡反應器內,剪切速率的方向不斷發(fā)生變化,說明污泥在鼓泡反應器內受到的剪切效果更好.好氧顆粒污泥形成后,剪切速率在鼓泡反應器內有明顯的增加,但過大的剪切速率并不利于好氧顆粒污泥的穩(wěn)定,因此,好氧顆粒污泥形成后,可將鼓泡反應器內的表觀氣速適當減小,一方面有利于好氧顆粒污泥的穩(wěn)定,另一方面可降低反應器內的能耗.鼓泡-攪拌反應器中,盡管攪拌槳的水平旋轉為反應器在橫向增加了驅動力,并為小尺度旋渦的形成做出了貢獻,既而增加了反應器中水力剪切力的大小,但水力剪切的方向單一,使污泥表面受到的剪切效率降低.再者,由于鼓泡-攪拌反應器的高徑比較低,流體和污泥在軸向的相互作用與高徑比較高的反應器相比,轉瞬即至,從而影響了污泥的性能.因此,在低高徑比的反應器中,更好的發(fā)展軸向的流態(tài)可能有益于性能良好、結構密實光滑的好氧顆粒污泥形成.而 CFD模擬如何提高低高徑比反應器中流體和微生物聚集體的相互作用,是今后研究的重點.相比較而言,鼓泡反應器不僅有利于性能良好、結構密實光滑的好氧顆粒污泥形成,而且相對節(jié)約能耗.
圖8 模型預測的剪切速率沿反應器軸向的分布Fig.8 The radial distribution of time-average duz/dx
3 結論
3.1 鼓泡反應器中,在高徑比 120/6,表觀氣速2.0cm/s條件下形成了表觀光滑、結構密實的好氧顆粒污泥,均值粒徑 0.604mm,平均沉降速度為(24±5.8)m/h, SVI為36.33mL/g, MLSS維持在4500mg/L左右.
3.2 高徑比1.2的鼓泡-攪拌反應器中,在攪拌速度300r/min、表觀氣速1.05cm/s的條件下,成功培養(yǎng)以絲狀菌為骨架的好氧顆粒污泥.均值粒徑可達1.123mm,污泥的平均沉降速度為(19.6±5.1)m/h, SVI為41.33mL/g, MLSS維持在3300mg/L左右.
3.3 CFD 模型表明,好氧顆粒污泥培養(yǎng)初期, 鼓泡-攪拌反應器因攪拌槳的加入,其獲得的湍動能遠大于鼓泡反應器,約為100倍左右.好氧顆粒形成之后,由于2個反應器內污泥的性質以及流體環(huán)境的不同,湍動能發(fā)生變化,鼓泡反應器中上部位置的湍動能明顯增加,且湍動能的大小大于鼓泡-攪拌反應器.鼓泡反應器相對節(jié)約能量.
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