陳 燚，笪躍武，袁 君，沈 浩，倪文琦，王曉云

(無錫市水務集團有限公司，江蘇無錫 214031)

1 概況

當前，絕大多數凈水廠按照規(guī)范標準手冊與業(yè)主需求進行設計與建設，在一定程度上保證了凈水廠各工藝環(huán)節(jié)的合理科學性。然而，水廠的設計先于實際運行，在水廠投產后的實際運行中，不可避免存在一些同原有設計預期認知存有偏差的地方，如設計大多從水質達標角度考慮，未進一步從水廠運營情況、精細管理、節(jié)能降耗等角度分析，后評估已建項目較少。本文以錫東水廠為例，其二期設計結合一期實際運行進行了部分改進，為更深入進行水廠精細化管理工作，在錫東一、二期經歷長時間的探索與優(yōu)化運行后，通過后評估比較錫東水廠一、二期理論設計和實際運行的差異，并對其進行原因分析，結合現狀提出建議，促進水廠優(yōu)化管理，保障優(yōu)質出水的基礎上節(jié)能降耗，以期為后續(xù)水廠新擴建提供設計與工程經驗。

錫東水廠一期于2005年6月建成，形成30萬t/d的生產能力。隨著《生活飲用水衛(wèi)生標準》(GB 5749—2006)的出臺，為進一步優(yōu)化出水，保障水質安全穩(wěn)定，錫東水廠于2011年5月新增深度處理工藝(臭氧-活性炭)。為適應城市發(fā)展，該水廠于2012年7月進行二期擴建工程，并結合一期的實際運行進行了部分改進，如圖1所示，包括礬的混合方式、平流沉淀池的導流墻和指型槽，砂濾池的進水方式和尾水濃縮池的池型等。同時，一、二期均增加了預處理工藝——預臭氧-曝氣氧化，形成了60萬t/d的生產能力。錫東水廠以太湖為原水，具有有機物濃度高、藻類代謝產物多的特點，CODMn質量濃度為2.02～6.88 mg/L，通過預臭氧-曝氣氧化-沉淀-砂濾-后臭氧-生物活性炭工藝后，出水CODMn質量濃度為0.78～1.48 mg/L，且二期出水CODMn均值比一期約低2.93%(圖2)。原水渾濁度受藻類等影響波動較大，出水渾濁度為0.09～0.13 NTU，二期出水渾濁度均值比一期略低。

圖1 錫東水廠工藝一二期不同之處Fig.1 Differences of the First and Second Phase Project of Xidong WTP

圖2 一、二期出水水質 (a)CODMn；(b)渾濁度Fig.2 Finished Water Quality of the First and Second Phase Project (a) CODMn; (b) Turbidity

2 工藝分析

2.1 混合方式

錫東水廠一期和二期均采用平流式沉淀池，一期采用管式靜態(tài)混合和五級攪拌(速度依次減小)絮凝。實際運行中，管式靜態(tài)混合器維護管理方便，無需外加動力設備，建廠以來未對其進行維修，但其最主要的缺點是水頭損失較大[1]。實測流量為11 000 m3/h時，水頭損失為0.9 m[2]。2012年擴建加了一期和二期的預處理工藝，在調試期間，由于管式靜態(tài)混合器水頭損失大，為了讓一期曝氣氧化池的水順利流入沉淀池，一期曝氣氧化池設置的出水堰板為6.3 m，高于二期的5.8 m[2]。管式靜態(tài)混合器的另一缺點是運行水量變化影響混合效果，由于其相鄰兩節(jié)中反向的螺旋葉片使水流成對分流，同時產生漩渦反向旋轉，使水和礬不斷激烈摻混擴散[1]，流量越小混合效果越差。按設計流量選擇DN1400的管式靜態(tài)混合器，在實際運行中，處理水量往往小于設計流量，且季節(jié)變化也影響處理水量，此外，受太湖水質波動的影響，水廠會相應增產和減產。流量的大幅度變化不利于礬與水在管式靜態(tài)混合器里充分混合。

二期采用機械攪拌混合和五級攪拌絮凝。考慮到機械攪拌混合水頭損失小，混合效果基本不受水流變化影響，故設計采用4臺型號為15XRD-20的快速混合槳式攪拌機。該攪拌機的設備購置費與管式混合器相差不大，但機械混合池的土建工程造價高于管式混合器，且需耗動能，該攪拌機功率為15 kW，二期共4臺，一年的用電量約為52萬kW·h。攪拌機維護管理較復雜，需定期維護，出現事故時須停機檢修。錫東二期機械混合剛投運時混凝效果不好，水質難以做“清”，且一、二期加礬量相差較大，2013年和2014年的5月—10月，加礬量相差5.7～22.0 mg/L(圖3)。推測是溫度升高時硫酸鋁水解反應速度增長較快，槳式攪拌機的轉速未能根據溫度、渾濁度等智能調節(jié)讓其加快混合擴散[3]，在高溫時，硫酸鋁可能會出現先水解后混合的現象，大大減弱了混凝劑的作用，導致礬耗增加。故水廠停用機械攪拌，并進行了多項生產性試驗，如調整水量、前移和后移加礬點、測試生物氧化池出水堰口不同跌落度、調節(jié)混合攪拌速度等。試驗發(fā)現進水閥門開啟約1/3時，水流湍急形成紊流，與礬混合效果較好，一、二期礬耗差異逐漸減小。近2年(2018年和2019年)的一、二期礬耗差異小于3 mg/L，除個別原水水質波動影響外，二期礬耗基本大于一期。由圖3可知，夏季礬耗普遍大于冬季，但易受水源水質波動影響出現冬季礬耗較高的情況，如氨氮變化、臺風、藻類等。2019年12月，礬耗達到最大值，經排查發(fā)現原水水質受某一污染因子影響，原水氨氮均值高于0.2 mg/L，峰值為0.5 mg/L，混凝效果不佳，礬耗增加。

圖3 一期和二期礬耗情況 (a)2013年;(b)2014年;(c)2018年;(d)2019年Fig.3 Dosage of Alum of the First and Second Phase Project (a)2013;(b)2014;(c)2018;(d)2019

綜上，管式混合器水頭損失大、運行簡單，機械攪拌需根據流量、溫度、渾濁度等自動調節(jié)。如何更好地實現機械混合效果有待進一步研究。

2.2 沉淀池導流墻

一期和二期平流沉淀池參數如表1所示，根據《給水排水設計手冊:城鎮(zhèn)給水》[1]，沉淀池每格寬度或導流墻間距一般為3～8 m，最大為15 m，二期設導流墻以減少水力半徑。水力半徑和弗勞德數成反比，一期和二期沉淀池的弗勞德數均為1×10-5～1×10-4，弗勞德數小于1說明作用在水流上的重力起主要作用，流動為緩流。水力半徑與雷諾數成正比，一期雷諾數大于二期，雷諾數大意味著慣性力對流場的影響大于黏滯力，流速的微小變化容易發(fā)展、增強，形成不規(guī)則的紊流流場，說明一期沉淀池里水的流動狀態(tài)更紊亂，不利于礬花下沉，從而減弱混凝效果。

表1 一期和二期沉淀池參數Tab.1 Horizontal Flow Sedimentation Tank Parameter of the First and Second Phase Project

綜上，二期的導流墻改善了水力條件，形成有利于沉淀池的穩(wěn)定流動，進而提高了沉淀池的處理效果[4]。但實際運行中，如圖4所示，水生植物會依附導流墻生長，需人工定期處理，且采用虹吸式排泥車走動時，部分泥會堆積在墻根，較難清理。

圖4 水生植物依附導流墻情況Fig.4 Attachment of Aquatic Plants to Diversion Walls

2.3 沉淀池指型槽

一期沉淀池出水指型槽屬“短寬型”，二期指型槽屬“細長型”， 單位堰寬負荷可由式(1)得出。由表2可知，二期具有較小的單位堰寬負荷，意味著較小的出水流速。魏文禮等[5]對平流沉淀池固液兩相流水力特性進行數值模擬，發(fā)現在出水口附近減小流速能減少已沉降的絮體被擾動的可能。許暢[6]對各沉淀池寬度方向的中心截面進行流速監(jiān)測，發(fā)現指型槽長度越長，出水口流速增加越緩慢，能減少對沉淀池尾部微小絮體的裹挾，從而保證沉淀池的集水效果。

表2 一期和二期沉淀池指型槽參數Tab.2 Finger Sink Parameter of the First and Second Phase Project of Horizontal Flow Sedimentation Tank

q=Q/(2nL+B)

(1)

其中：q——單位堰寬負荷，m3/(m·d)；

L——指型槽長，m；

Q——沉淀池處理水量，m3/d；

B——沉淀池池寬，m；

n——指型槽個數，個。

如圖5所示，沉淀池二期出水渾濁度均值為0.79 NTU，略低于一期渾濁度(0.84 NTU)。但指型槽太長意味著有效沉淀區(qū)長度的減少，池內懸浮顆粒還未完全沉降就溢流進入出水槽內，影響最終出水水質。所以，應合理地選擇相應參數，以達到最佳的處理效果。

綜上，后期平流沉淀池擴建應結合實際情況，根據水量水質及構筑物自身特點，考慮在一定的單位堰寬負荷[120～300 m3/(m·d)]情況下適量增加指型槽長度。

2.4 砂濾池進水方式

如圖6所示，一期砂濾池從中間進水，向兩側配水，配水較為均勻，而二期砂濾池從頭部進水，向尾部配水，水流動過程中損失了部分動能，水體漂浮雜質集中進入尾部濾池，導致其進水渾濁度較高。如圖7所示，二期尾部池子1號和2號的渾濁度高于其他池子，其過濾阻力增加。為保證配水效果，建議采用中間進水，向兩側配水的方式。

圖6 一期和二期砂濾池進水示意圖Fig.6 Inflow of the First and Second Phase Project of Sand Filters

圖7 一期和二期砂濾池池面渾濁度Fig.7 Surface Turbidity of the First and Second Phase Project of Sand Filters

2.5 尾水濃縮池

如表3所示，一期設計1座平流式濃縮池，分3格，上清液從池尾溢流出水。每格安裝1套刮泥機系統(tǒng)，將底部污泥刮到集泥槽，并配污泥提升泵房1座，安裝6臺排泥泵，集泥槽達到一定泥量后由排泥泵打入平衡池。實際運行中，因刮泥機行程長，連桿強度不能達到正常運行要求，刮泥機多次出現連桿焊接處斷裂故障，導致濃縮池不能正常排泥。另外，底部刮板間隙過小，中心軸稍有偏移就會導致刮板交錯。因該濃縮池故障頻發(fā)，維修前放空、清淤工作費時費力，故停用該池，僅作為備用池使用。

表3 一期和二期濃縮池參數Tab.3 Sludge Thickener Parameters of the First and Second Phase Project of Horizontal Flow Sedimentation Tank

二期設計4座輻流式濃縮池，廢水自池中心進水管進入，并在進水管外設置導流筒改變出水流向，防止中心進水徑向流速高而影響沉淀效果，上清液從池周溢流出水。如圖8所示，實際運行中該輻流式濃縮池近30 d上清液出水渾濁度相較于以太湖為水源的其他水廠平流式濃縮池稍低，推測中進周出對水體的攪動力小，有利于污泥沉降。二期采用回轉式刮泥機，豎向柵條隨刮泥機旋臂一起旋轉，破壞污泥間架橋現象，幫助排出夾在污泥中的間隙水和氣體，促進濃縮[1]?；剞D式刮泥機故障率較低，但實際運行中也會出現傳動鏈條松脫、集電環(huán)故障、電機過載等導致的異常停滯。刮泥機將沉至池底的污泥刮至池中心的污泥斗，依靠重力排至平衡池，但重力排泥需要濃縮池與平衡池之間存在足夠的壓差，且排出的污泥含固率不易穩(wěn)定控制。

圖8 輻流式及平流式濃縮池出水渾濁度Fig.8 Treated Water Turbidity of Radial Sludge Thickener and Horizontal Sludge Thickener

綜上，從占地面積、運行效果及故障維修考慮，建議采用輻流式濃縮池，配套回轉式刮泥機及排泥泵房。

3 結論

結合錫東水廠一、二期長時間的運行效果，通過后評估分析并總結了不同混凝方式、沉淀池水力條件及其出水方式、砂濾進水方式以及尾水濃縮效果，提出如下建議。

(1)為優(yōu)化沉淀出水，平流沉淀池的出水堰在一定的單位堰寬負荷范圍內適量增加指型槽長度，以降低出水渾濁度。

(2)為保證砂濾池配水效果，建議進水管從砂濾池中間進水，向兩側配水，均勻配水有助于統(tǒng)一管理各濾池的反沖洗強度及洗池周期等。

(3)輻流式濃縮池相較于平流式濃縮池占地面積小、運行效果好、故障維修率低，建議配套排泥泵房以保障排泥的穩(wěn)定性，有利于后續(xù)板框壓濾機的處理效果。

(4)太湖原水具有有機物濃度高、藻類及代謝產物多、季節(jié)性波動大的特點。水廠宜根據流量、溫度、水質等實現機械混合的自動調節(jié)，如何智能化實現機械混合效果有待進一步研究。平流沉淀池增設導流墻，改善水流條件利于沉淀，同時，應關注墻上附著生長的水生植物和墻根堆積的積泥，相應的運營管理方式有待進一步完善。