第３３ 卷第１２ 期
２０１３ 年１２ 月
環 境 科 學 學 報
�。粒悖簦� Ｓｃｉｅｎｔｉａｅ Ｃｉｒｃｕｍｓｔａｎｔｉａｅ
Ｖｏｌ． ３３，Ｎｏ． １２
Ｄｅｃ． ， ２０１３
基金項目： 國家自然科學基金資助項目（Ｎｏ． ５１０７８０３５，２１１７７０１０）；高等學校博士學科點專項科研基金（Ｎｏ． ２０１０００１４１１０００４）；人力資源和社會
保障部留學回國人員科技活動擇優資助重點項目
Ｓｕｐｐｏｒｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｏｆ Ｃｈｉｎａ （Ｎｏ． ５１０７８０３５，２１１７７０１０）， ｔｈｅ Ｐｈ． Ｄ． Ｐｒｏｇｒａｍｓ Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ Ｍｉｎｉｓｔｒｙ ｏｆ
Ｅｄｕｃａｔｉｏｎ ｏｆ Ｃｈｉｎａ （Ｎｏ． ２０１０００１４１１０００４） ａｎｄ ｔｈｅ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｆｏｒ Ｓｅｌｅｃｔｅｄ Ｏｖｅｒｓｅａｓ Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｓｃｈｏｌａｒ， Ｍｉｎｉｓｔｒｙ ｏｆ Ｐｅｒｓｏｎｎｅｌ ｏｆ Ｃｈｉｎａ
作者簡介： 張越（１９８９—），女，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｙｕｅｓｌｉｆｅ＠ ｌｉｖｅ． ｃｎ； ∗通訊作者（責任作者），Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ＠１２６． ｃｏｍ
Ｂｉｏｇｒａｐｈｙ： ＺＨＡＮＧ Ｙｕｅ （１９８９—）， ｆｅｍａｌｅ， Ｅ⁃ｍａｉｌ： ｙｕｅｓｌｉｆｅ＠ ｌｉｖｅ． ｃｎ； ∗Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ａｕｔｈｏｒ，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ＠１２６． ｃｏｍ
張越，王毅力． ２０１３． 不同剪切條件下活性污泥理化性質及脫水性能的響應特征［Ｊ］． 環境科學學報，３３（１２）：３２３４⁃３２４３
Ｚｈａｎｇ Ｙ， Ｗａｎｇ Ｙ Ｌ． ２０１３． Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｆｅａｔｕｒｅｓ ｏｆ ｐｈｙｓｉｃｏｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｎｄ ｄｅｗａｔｅｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ （ＡＳ） ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ
ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ［Ｊ］． Ａｃｔａ Ｓｃｉｅｎｔｉａｅ Ｃｉｒｃｕｍｓｔａｎｔｉａｅ，３３（１２）：３２３４⁃３２４３
不同剪切條件下活性污泥理化性質及脫水性能的響
應特征
張越，王毅力∗
北京林業大學環境科學與工程學院，北京市水體污染源控制技術重點實驗室，北京１０００８３
收稿日期：２０１３⁃０３⁃２３ 修回日期：２０１３⁃０４⁃１６ 錄用日期：２０１３⁃０４⁃１６
摘要：通過實驗室模擬，研究了原始活性污泥和最佳投藥量下調理污泥的毛細管吸水時間、粒度、分形維數、Ｚｅｔａ 電位和上清液ＳＳ 值等參數隨
剪切強度與時間的變化規律，確定了污泥的剪切敏感性和強度因子及粒徑、強度等參數與速度梯度（Ｇ）值之間的關系． 結果表明，剪切導致原
始污泥和調理污泥的脫水性能變差，相應的臨界剪切強度分別為７００ ｒ·ｍｉｎ －１ （Ｇ ＝５５４． ６ ｓ －１ ）和４００ ｒ·ｍｉｎ －１ （Ｇ ＝２３９． ５ ｓ －１ ），并暴露出更多
帶負電荷的新鮮表面． 原始污泥的質量分形維數受剪切作用影響不大，其粒徑在一定范圍內隨剪切強度的增加而減小，而調理污泥絮體的質量
分形維數卻隨之上升，粒度隨之降低． 原始污泥與調理污泥絮體的ＫＳＳ 值分別為４． ７３ × １０ －２ 、８． ３３ × １０ －２ ，穩定絮體粒徑常數γ 值分別為
４． ９９ ×１０ －２ 、３５． １９ ×１０ －２ ，且前者的強度因子較高，它們均表明原始污泥的剪切穩定性更好． 剝離是原始污泥剪切破碎的主要機制，而調理污
泥在臨界剪切強度以上呈現越來越明顯的剪切分裂機制． 此外，污泥粒徑、強度均與Ｇ 值呈現較好的指數關系．
關鍵詞：活性污泥；理化性質；脫水性能；剪切強度；剪切穩定性
文章編號：０２５３⁃２４６８（２０１３）１２⁃３２３４⁃１０ 中圖分類號：Ｘ７０３ 文獻標識碼：Ａ
Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｆｅａｔｕｒｅｓ ｏｆ ｐｈｙｓｉｃｏｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｎｄ ｄｅｗａｔｅｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ
ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ （ＡＳ） ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ
ＺＨＡＮＧ Ｙｕｅ， ＷＡＮＧ Ｙｉｌｉ∗
Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｋｅｙ Ｌａｂ ｆｏｒ Ｓｏｕｒｃｅ Ｃｏｎｔｒｏｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ Ｗａｔｅｒ Ｐｏｌｌｕｔｉｏｎ，Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｆｏｒｅｓｔｒｙ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ
１０００８３
Ｒｅｃｅｉｖｅｄ ２３ Ｍａｒｃｈ ２０１３； �。颍澹悖澹椋觯澹� ｉｎ ｒｅｖｉｓｅｄ ｆｏｒｍ １６ Ａｐｒｉｌ ２０１３； �。幔悖悖澹穑簦澹� １６ Ａｐｒｉｌ ２０１３
Ａｂｓｔｒａｃｔ： Ｉｎ ｔｈｉｓ ｓｔｕｄｙ， ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｓ ｗｅｒｅ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｔｏ ｏｂｔａｉｎ ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｃａｐｉｌｌａｒｙ ｓｕｃｔｉｏｎ ｔｉｍｅ （ＣＳＴ）， ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ， ｆｒａｃｔａｌ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎ， ｚｅｔａ ｐｏｔｅｎｔｉａｌ
ａｎｄ ｓｕｓｐｅｎｄｉｎｇ ｓｏｌｉｄ （ＳＳ） ｉｎ ｓｕｐｅｒｎａｔａｎｔ ｏｆ ｒａｗ ａｎｄ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ （ＡＳ） ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｔｉｍｅ． Ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｓｅｎｓｉｂｉｌｉｔｙ，
ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｆａｃｔｏｒ ａｎｄ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ ｏｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ａｖｅｒａｇｅ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｇｒａｄｉｅｎｔ （Ｇ） ｗｅｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ． Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｓｈｅａｒ ｃｏｕｌｄ
ｄｅｔｅｒｉｏｒａｔｅ ｔｈｅ ｄｅｗａｔｅｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｂｏｔｈ ｒａｗ ａｎｄ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ， ａｎｄ ｃａｕｓｅ ｔｈｅ ｅｘｐｏｓｕｒｅ ｏｆ ｍｏｒｅ ｆｒｅｓｈ ｓｕｒｆａｃｅ ｗｉｔｈ ｎｅｇａｔｉｖｅ ｃｈａｒｇｅ． Ｆｏｒ ｔｈｅ ｒａｗ ａｎｄ
ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ ｓａｍｐｌｅｓ， ｔｈｅ ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗａｓ ７００ ｒ·ｍｉｎ －１ （Ｇ ＝５５４． ６ ｓ －１ ） ａｎｄ ４００ ｒ·ｍｉｎ －１ （Ｇ ＝２３９． ５ ｓ －１ ）， ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．
Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｉｍｐｏｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｒａｗ ＡＳ， ｔｈｅ ｆｒａｃｔａｌ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ｒｏｕｇｈｌｙ ｋｅｐｔ ｃｏｎｓｔａｎｔ ａｎｄ ｔｈｅ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅｓ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｓｌｉｇｈｔｌｙ． Ｆｏｒ ｔｈｅ
ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ， ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｌｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｒｉｓｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌｏｃ ｆｒａｃｔａｌ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ． Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ， ｉｎ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ
ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ （ｓｈｅａｒ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ （ＫＳＳ） ＝８． ３３ ×１０ －２ ， ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ ｅｘｐｏｎｅｎｔ （γ） ＝３５． １９ ×１０ －２ ）， ｔｈｅ ｒａｗ ＡＳ ｓｈｏｗｅｄ ａ ｇｒｅａｔｅｒ ｓｈｅａｒ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ
ｏｎ ｔｈｅ ｂａｓｉｓ ｏｆ ｉｔｓ ｌｏｗｅｒ ＫＳＳ ｏｆ ４． ７３ ×１０ －２ ， ｌｏｗｅｒ γ ｏｆ ４． ９９ ×１０ －２ ａｎｄ ｈｉｇｈｅｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｖａｌｕｅ． Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ， ｔｈｅ ｓｕｒｆａｃｅ ｅｒｏｓｉｏｎ ｗａｓ
ｔｈｅ ｍａｉｎ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｆｏｒ ｔｈｅ ｒａｗ ＡＳ， ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｆｒａｇｍｅｎｔａｔｉｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｂｅｃａｍｅ ｍｏｒｅ ａｎｄ ｍｏｒｅ ｏｂｖｉｏｕｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ ｂｅｙｏｎｄ ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｓｈｅａｒ
ｓｔｒｅｎｇｔｈ． Ｉｎ ａｄｄｉｔｉｏｎ， ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ ｇｏｏｄ ｅｘｐｏｎｅｎｔ ｃｏｒｒｅｌａｔｉｏｎｓ ｗｉｔｈ Ｇ．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ： ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ； ｐｈｙｓｉｃｏｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ； ｄｅｗａｔｅｒａｂｉｌｉｔｙ； ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ； ｓｈｅａｒ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ
１２ 期張越等：不同剪切條件下活性污泥理化性質及脫水性能的響應特征
１ 引言（Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ）
隨著我國污水處理行業的高速發展，城市污水
處理量也在不斷提高，其所產生的大量剩余污泥越
來越成為我國污水行業面臨的嚴峻問題． 研究預
測，“十二五”期間污泥（含水率８０％）年產量的增
長速度可達２４６ 萬ｔ·ａ－１ （張韻等，２０１０；王嵐等，
２０１０）． 因此，污泥的減量化、無害化和資源化已經
成為該領域的研究熱點． 目前，在大型市政污水處
理廠中，絮凝調理⁃壓力場脫水是污泥減量的主流工
藝，也是污水處理廠中運行成本的主要貢獻者． 然
而，在調理污泥經過管道流向脫水裝置的過程中，
污泥泵、管道、彎頭等組件會使調理污泥受到局部
阻力的剪切． 初步研究表明（Ａｂｕ⁃Ｏｒｆ ｅｔ ａｌ． ，１９９７），
這種剪切會導致污泥絮體的破碎，使得本來處于最
佳調理狀態的污泥絮體表面暴露出更多的負電荷，
從而降低污泥的脫水性能． 針對這一問題，國內外
的定量研究很少． 國外一些研究者在探討攪拌強度
和最佳投藥量的關系時發現，攪拌強度的增大會導
致最佳投藥量增加，形成粒徑更小、強度更高的絮
體（ Ｄｅｎｔｅｌ ｅｔ ａｌ． ， １９９７； ２０００； Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ， ２０１１；
Öｒｍｅｃｉ ｅｔ ａｌ． ，２００９；Ｂｉｇｇｓ ｅｔ ａｌ． ，２０００），這些結果也
表明調理污泥絮體在一定強度的剪切下會發生破
碎． 國內一些研究人員也開始在污泥脫水、運輸工
藝改進等方面注意到了剪切破碎的問題． 譬如，吳
淼等（２００８）通過測試城市污泥的流變特性和輸送
特性，探討了遠距離輸送管道中污泥流變特性、粒
徑等相關參數的數學模型；馮騫等（２００８）研究了攪
拌型反應器中剪切對活性污泥沉降性能的影響，指
出較高的剪切作用下，污泥不能以絲狀菌為骨架生
長，而是形成更加密實的小絮體．
近年來，水處理混凝單元的絮體結構隨剪切的
響應特征成了研究的熱點． Ｊａｒｖｉｓ 等（２００５）綜述了
絮體強度和破碎的研究進展，指出一般情況下絮體
強度隨著絮體粒徑的減小而增大，而且大量證據顯
示絮體粒徑與施加的剪切速率存在一定的經驗關
系． 俞文正等（２０１０；２０１１）研究認為，在硫酸鋁和聚
合有機電解質作為混凝劑的高嶺土－ 腐殖酸體系
中，當電中和作用為主導時，絮體再絮凝能力較強，
前后粒徑變化不大，但增加剪切速率會導致破碎再
絮凝后絮體剩余濁度和顆粒數降低；而當卷掃機理
占主導時，絮體再絮凝能力較低，破碎過程明顯不
可逆． 張忠國等（２００９）對聚合氯化鋁（ＰＡＣｌ）混凝絮
體破碎和恢復情況的研究顯示，卷掃混凝和再穩區
絮體強度較大，不易破碎，且破碎后不能完全恢復；
電中和混凝區絮體強度最小，易破碎，但破碎后可
完全恢復；穩定區絮體強度較大，不易破碎且破碎
后絮體可進一步增長． 李濤等（２００６）研究了高嶺土
體系中硫酸鋁和陽離子聚丙烯酰胺形成的絮體，通
過分析在不同混凝機理下絮體粒徑、強度、分形維
數等參數與Ｇ 值的關系發現，粘結架橋作用形成的
絮體強度最高，但分形維數相對最低；卷掃作用形
成的絮體強度最弱，但分形維數相對較高；電中和
作用形成的絮體強度和分形維數分別介于其它二
者之間．
由此可見，有關水處理中混凝單元中絮體的剪
切破碎過程的研究結果可以為調理污泥的相關研
究提供參考． 本文正是針對上述問題，模擬調理污
泥在管道運輸過程中的剪切強度，采用毛細管吸水
時間、分形維數、剪切敏感性、強度等參數定量表征
污泥絮體的變化規律，探討其響應特征，確定污泥
發生剪切破碎的臨界條件，初步探討相關過程的機
制，為污泥調理⁃脫水工藝條件的優化提供支撐．
２ 材料與方法（Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ ｍｅｔｈｏｄｓ）
２． １ 實驗材料
活性污泥樣品采自北京市某污水處理廠的濃
縮污泥，迅速運至實驗室后在（４． ０ ± ０． ５）℃ 下保
存，考慮到污泥樣品的不穩定性，要求所有實驗在５
ｄ 內完成． 因此，本實驗共采集５ 個批次的污泥樣品
進行不同階段的實驗． 表１ 給出了這５ 個批次污泥
樣品的基本性質，可見雖然不同批次的污泥樣品在
ＴＳＳ 和ＶＳＳ 方面均有差異，但ｐＨ 值及電導率較為
接近．
表１ 活性污泥基本性質
Ｔａｂｌｅ １�。茫瑁幔颍幔悖簦澹颍椋螅簦椋悖� ｏｆ ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ ｓａｍｐｌｅｓ
樣品
編號ｐＨ 電導率
／ （ｍＳ·ｃｍ －１ ）
ＴＳＳ
／ （ｇ·Ｌ －１ ）
ＶＳＳ
／ （ｇ·Ｌ －１ ）
１ ６． ９５ ±０． ０１ １． ２６ ±０． ０４ ８． ９３ ±０． １６ ６． １３ ±０． ２１
２ ７． ００ ±０． ０２ １． ２８ ±０． ０２ ７． ８５ ±０． １３ ５． ６４ ±０． ５２
３ ７． ００ ±０． ０１ １． ３１ ±０． ０４ ７． ６７ ±０． １９ ５． ３７ ±０． １４
４ ７． ０２ ±０． ０１ １． ２２ ±０． ０６ ８． ２３ ±０． ５１ ６． ３５ ±０． ２７
５ ６． ９８ ±０． ０２ １． ２９ ±０． ０３ ８． ３０ ±０． ０８ ６． ０２ ±０． ０５
２． ２ 實驗方法
２． ２． １ 絮凝調理 絮凝調理實驗裝置采用六聯攪
拌器（ＪＴＹ⁃６ 型），量取活性污泥５００ ｍＬ 于１． ５ Ｌ 燒
３２３５
環 境 科 學 學 報３３ 卷
杯中，調理過程如下：①在快速攪拌（８００ ｒ·ｍｉｎ－１ ）
的條件下迅速加入一定體積０． ５％ 的陽離子聚丙烯
酰胺溶液（ＷＤ⁃４９６０），然后繼續攪拌１ ｍｉｎ；②慢速
攪拌（６２ ｒ·ｍｉｎ－１ ）５ ｍｉｎ． 測定調理后污泥的毛細吸
水時間（ＣＳＴ），�。� 次平行實驗的平均值．
２． ２． ２ 剪切裝置 圖１ 為剪切裝置示意圖
（Ｍｉｋｋｅｌｓｅｎ ｅｔ ａｌ． ，２００２）． 該裝置由一個２ Ｌ 的圓形
有機玻璃燒杯和可調轉速的攪拌系統組成，其中，
燒杯內壁平均布設４ 個距杯底３． ７５ ｃｍ、高７． ５ ｃｍ
的擋板，單層攪拌槳尺寸為６ ｃｍ ×３ ｃｍ（長× 寬），
距杯底３ ｃｍ． 該裝置可以進行剪切響應實驗和剪切
敏感性測試．
圖１ 剪切裝置示意圖
Ｆｉｇ． １�。樱悖瑁澹恚澹簦椋� ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｉｎｇ
剪切實驗程序：量�。保� ５ Ｌ 的污泥樣品于燒杯，
調節控制器電壓，設定攪拌槳轉速（Ｐ ＝ １００、２００、
３００、４００、５００、６００、７００、８００、９００ ｒ·ｍｉｎ－１，對應的Ｇ
值分別為３０． ０、８４． ７、１５５． ６、２３９． ５、３３４． ８、４４０． １、
５５４． ６、６７７． ５、８０８． ５ ｓ－１ ），剪切污泥樣品一定時間
后，立即采樣進行后續測試．
剪切敏感性（ＫＳＳ）測試程序：量�。保� ５ Ｌ 濃度約
為４ ｇ·Ｌ－１的污泥樣品于燒杯中，以９８０ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ
值為８００ ｓ－１）的轉速進行剪切． 在第１ ｈ 內每隔１０
ｍｉｎ、第２ ｈ 內每隔２０ ｍｉｎ 取樣２０ ｍＬ，２２００ ｒ·ｍｉｎ－１
下離心２ ｍｉｎ，在６５０ ｎｍ 波長下測定各離心上清液
的吸光值（ Ｍｉｋｋｅｌｓｅｎ ｅｔ ａｌ． ， ２００２； Ｓｈｅｎｇ ｅｔ ａｌ． ，
２００８；王毅力等，２００９），通過標準曲線將其轉換為
濁度值（ＦＴＵ），再乘以１． ２ ｍｇ·Ｌ－１·ＦＴＵ－１ （轉換因
子）得出ＳＳ（ｇ·Ｌ－１ ）（Ｄｕｒｓｕｎ，２００７），然后采用公式
（１）對上述不同時間下上清液中懸浮膠體質量濃度
進行擬合．
ｍｄ，ｔ ＝ ｍｄ，¥ ＋ （ｍｄ，０ － ｍｄ，¥） ６
π２ Σ９
Ｎ ＝ １
１ Ｎ２ ｅ－Ｎ２Ｄｔ
（１）
式中，ｍｄ，０、ｍｄ，ｔ 、ｍｄ，∞ 分別為開始時、ｔ 時刻和平衡時
懸浮膠體的質量濃度（ｇ·Ｌ－１，以ＳＳ 計）；Ｄ 為有效
擴散常數（ｓ－１）；Ｎ 為整數．
２． ２． ３ 脫水性能測試 采用毛細吸水時間測定儀
（３０４Ｍ 型，Ｔｒｉｔｏｎ Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ）測定污泥樣品的毛細
吸水時間（ＣＳＴ）． 使用紫外⁃可見分光光度計（Ｔ６
型，北京普析通用有限公司）在６５０ ｎｍ 波長處測定
上清液的吸光值， 得到污泥上清液ＳＳ （ Ｄｕｒｓｕｎ，
２００７）．
２． ２． ４ 理化性質測試 各剪切條件下的污泥絮體
形貌照片采用數碼相機（ＤＳＣ⁃Ｔ９ 型，Ｓｏｎｙ，日本）拍
攝． 污泥粒度由激光粒度儀（ Ｍａｓｔｅｒｓｉｚｅｒ ２０００，
Ｍａｌｖｅｒｎ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔｓ 公司，英國）進行測定，并依據文
獻（Ｗｕ ｅｔ ａｌ． ，２００２）計算其質量分形維數． 上清液
中懸浮膠體的Ｚｅｔａ 電位通過Ｚｅｔａ 電位分析儀
（Ｚｅｔａｓｉｚｅｒ Ｎａｎｏ Ｚ 型，Ｍａｌｖｅｒｎ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔ，英國）進行
測定（Ｄｕｒｓｕｎ，２００７）．
根據Ｂａｃｈｅ 等（２００４）的研究，絮體強度可用如
下公式求得：
１４
πｄ２σ ＝ ２ × ρｗ ×π６ｄ３ × ３ ε３／ ４
ν１／ ４ （２）
ε ＝ ν·Ｇ２ （３）
式中， σ 為單位面積上的強度（Ｎ·ｍ－２ ），ρｗ 為水的
密度（ｋｇ·ｍ－３），ε 為能耗速率（ｍ·２ ｓ－３ ），ｖ 為運動粘
度（ｍ２·ｓ－１ ），Ｇ 為速度梯度（ｓ－１ ），ｄ 為污泥粒徑
（ｍ）．
３ 結果與討論（Ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｄｉｓｃｕｓｓｉｏｎ）
３． １ 活性污泥脫水性能的變化
通過不同投藥量（ＷＤ⁃４９６０）調理下活性污泥
ＣＳＴ 值的變化，確定出調理的最佳投藥量為２． ５
ｇ·ｋｇ－１． 圖２ 為各剪切強度下原始污泥和調理污泥
的ＣＳＴ 值隨時間的變化曲線． 由圖２ａ 和ｂ 可見，原
始污泥在小于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ ＝ ２３９． ５ ｓ－１ ）的剪切
強度下，其ＣＳＴ 值變化不大；當剪切強度增大到７００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝５５４． ６ ｓ－１）及以上時，ＣＳＴ 值在１５ ｓ 內
迅速增加，之后隨剪切時間的延長而趨于穩定． 對
于調理污泥（圖２ｃ、ｄ），當剪切強度增加到４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１）時，ＣＳＴ 值在剪切初期（６０ ｓ
以內）無明顯變化，此后開始較大幅度的升高，在更
高的剪切強度下，調理污泥ＣＳＴ 值基本上隨著剪切
時間的延長而繼續增加，但并未出現與原始污泥類
似的穩定值． 上述變化過程表明，對于原始污泥，７００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝ ５５４． ６ ｓ－１ ）是其脫水性能變差的臨界
３２３６
１２ 期張越等：不同剪切條件下活性污泥理化性質及脫水性能的響應特征
剪切強度；而對于調理污泥，這一臨界值卻為４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ），由此可見，本實驗中調理
污泥更為剪切敏感．
圖２ 不同剪切強度下污泥樣品的ＣＳＴ 值隨時間的變化曲線（ａ． ｂ． 原始污泥；ｃ． ｄ． 調理污泥）
Ｆｉｇ． ２�。茫瑁幔睿纾� ｉｎ ＣＳＴ ｖａｌｕｅｓ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ （ａ． ｂ． ｒａｗ ＡＳ； ｃ． ｄ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
不同剪切強度下污泥上清液ＳＳ 值隨剪切時間
的變化趨勢如圖３ 所示． 可見，大部分情況下，原始
污泥上清液ＳＳ 值開始隨剪切時間的延長迅速升高，
并在６０ ｓ 后趨于穩定，剪切越強，ＳＳ 值升高幅度越
大． 此外，低強度、長時間的剪切并不能導致污泥上
清液中ＳＳ 的濃度高于較高強度時的平衡值． 由圖
３ｂ 可見，在１００ ｒ·ｍｉｎ－１ 以上的剪切強度下，調理污
泥上清液的ＳＳ 值隨剪切時間的延長開始迅速上升
而后緩慢增加． 這些結果與ＣＳＴ 值的響應趨勢基本
一致． 結合ＣＳＴ 和ＳＳ 指標的變化可知，調理污泥和
原始污泥對剪切呈現出不同的響應，這可能由于其
剪切破碎模式不同所致．
圖３ 不同剪切強度下污泥上清液ＳＳ 值隨剪切時間的變化曲線（ａ． 原始污泥；ｂ． 調理污泥）
Ｆｉｇ． ３�。郑幔颍椋幔簦椋铮睿� ｏｆ ＳＳ ｖａｌｕｅｓ ｉｎ ｓｕｐｅｒｎａｔａｎｔ ｏｆ ＡＳ ｍａｔｒｉｘ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３２３７
環 境 科 學 學 報３３ 卷
３． ２ 剪切對污泥理化性質影響
３． ２． １ 活性污泥幾何特征的變化 剪切前后污泥
絮體形貌照片如圖４ 所示． 比較圖４ 中原始污泥在
受到９００ ｒ·ｍｉｎ－１ 剪切前后的形貌照片，可以發現，
絮體形貌在剪切前后變化的不明顯． 對于經過ＷＤ⁃
４９６０ 調理后的污泥，圖４ 顯示其絮體粒徑增加，呈
深土黃色，并具有清晰的邊界和不規則的形貌，隨
著剪切的加強，調理絮體粒徑減小，顏色逐漸變淺．
圖４ 活性污泥絮體在不同剪切強度下的形貌照片
Ｆｉｇ． ４�。桑恚幔纾澹� ｏｆ ＡＳ ｆｌｏｃｓ／ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ
�。校幔颍耄澹� 等（１９７２） 研究表明， 絮體碰撞效率
（Ｒｃｏｌ）和破碎效率（Ｒｂｒ ） 共同決定絮體形成效率
（Ｒｆｌｏｃ），它們之間的關系滿足如下方程：
Ｒｆｌｏｃ ＝ αＲｃｏｌ － Ｒｂｒ （４）
式中，Ｒｃｏｌ 為污泥顆粒間的碰撞效率，α 為碰撞導致
粘附的系數． 絮體的粒徑是生長和破碎共同作用的
結果，當剪切強度增大到某一臨界值時，絮體破碎
占主導地位，粒徑達到一個新的平衡．
剪切強度對活性污泥粒度的影響如圖５ 所示．
由圖可知，調理前后污泥絮體的粒徑均隨著剪切強
度的增加而減�。� 原始污泥顆粒（圖５ａ）初始粒徑約
為（７０． ３６ ± １． ７４） μｍ， 經過１００ ｒ·ｍｉｎ－１ （ Ｇ ＝
３０． ０ ｓ－１）的剪切其粒徑變化不大，此后，隨剪切強
度的增加絮體粒徑降低的趨勢逐漸增強． 調理污泥
（圖５ｂ）初始粒徑為（４２６． ８２ ± ７． ７８） μｍ，在低于
４００ ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ）的剪切下，絮體粒徑小
幅度變��；當剪切強度達到４００ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ ＝２３９． ５
ｓ－１）時，絮體粒長在１５ ｓ 內迅速變小至（２４７． ７１ ±
０．７５） μｍ，并在６０ ｓ 后逐漸趨于穩定，且剪切強度
越高，絮體粒徑越小，在９００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪切作用下
甚至達到初始粒徑的１／４ 以下． 這一結果表明，４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝ ２３９． ５ ｓ－１ ）是調理污泥破碎的臨界剪
切強度，這與圖２ 結果一致． 對于原始污泥，尚無法
從粒徑變化角度分辨出其臨界剪切強度． 比較圖５ａ
３２３８
１２ 期張越等：不同剪切條件下活性污泥理化性質及脫水性能的響應特征
與ｂ 可知，即使在本研究中最大強度的剪切作用下， 調理污泥的平衡粒徑依然比原始污泥高．
圖５ 不同剪切強度下污泥粒度隨時間的變化曲線（ａ． 原始污泥；ｂ． 調理污泥）
Ｆｉｇ． ５�。茫瑁幔睿纾� ｉｎ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ（ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
圖６ 為不同剪切強度下污泥質量分形維數隨時
間的變化曲線． 如圖６ａ 所示，剪切作用對原始污泥
分形維數的影響不大，各剪切強度下的分形維數均
在２． ２ ～２． ３ 范圍內． 而經過絮凝調理的活性污泥絮
體密實程度降低，其質量分形維數為１． ８６ ±０． ０１（Ｇ
＝０ ｓ－１），之后絮體質量分形維數隨著剪切強度的
增加而升高，即使在Ｐ ＝９００ ｒ·ｍｉｎ－１的條件下，其質
量分形維數達到２． ２ 左右，依然低于原始污泥絮體．
一般而言，質量分形維數是顆粒內部結構開放程度
的表征． 上述結果顯示，ＷＤ⁃４９６０ 的調理導致絮體
的密實程度降低，內部結構更加開放． 結合圖５ 的結
果可知，剪切作用破壞了調理污泥絮體的網絡結
構，使得絮體破碎，粒徑變小，但其相對密實程度卻
逐漸增加，盡管如此，由于絮體中陽離子聚丙烯酰
胺（ＣＰＡＭ）的存在及作用，導致其粒徑仍比原始污
泥絮體大，內部開放結構仍較高． 這也說明本試驗
所采用的剪切強度和時間尚無法使得調理污泥絮
體破碎到與原始污泥一致的幾何結構． 此外，對于
原始污泥而言，剪切降低其絮體尺寸但未明顯改變
其內部結構的開放程度． 兩種污泥樣品的這種差異
可能源自不同的剪切破碎模式．
圖６ 不同剪切強度下污泥分形維數隨時間的變化曲線（ａ． 原始污泥；ｂ． 調理污泥）
Ｆｉｇ． ６�。茫瑁幔睿纾� ｉｎ ｆｒａｃｔａｌ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ｏｆ ＡＳ ｆｌｏｃｓ／ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３． ２． ２ 活性污泥電學性質的變化 圖７ 給出了不
同剪切強度下污泥絮體的Ｚｅｔａ 電位隨時間的變化
曲線． 圖７ａ 顯示，原始污泥離心上清液中膠體的
Ｚｅｔａ 電位為（ －７． ５３ ±０． ５４）ｍＶ，隨著剪切的進行，
Ｚｅｔａ 電位總體下降，但波動較大（ － ８． ８７ ～ － １１． １７
ｍＶ 之間）． 最佳投藥量下調理污泥絮體的Ｚｅｔａ 電位
為（０． ３６ ±０． ４１）ｍＶ（圖７ｂ），符合Ｌｅｅ 等（２０１０）最
佳投藥量下Ｚｅｔａ 電位接近０ ｍＶ 的研究結果． 在剪
切作用下，它們的Ｚｅｔａ 電位在１５ ｓ 內迅速下降到
－６． ６６ ｍＶ以下，在６０ ｓ 之前下降趨勢明顯，此后呈
３２３９
環 境 科 學 學 報３３ 卷
現緩慢下降趨勢或趨于穩定，甚至達到－ １０． １８
ｍＶ． 此外，在較長的剪切時間下，高剪切強度會導致
Ｚｅｔａ 電位的降低幅度增大，這種現象在調理污泥絮
體中表現的更加明顯． 這些結果與Ｄｅｎｔｅｌ 等（２０００）
的研究中調理污泥絮體剪切后流動電流（ＳＣＤ）負向
偏移的結果具有一致性．
盡管如此，剪切后調理污泥的Ｚｅｔａ 電位依然低
于未受到剪切的原始污泥，結合圖５ 中剪切后調理
污泥的粒徑總是大于原始污泥的結果可以推測，剪
切作用下調理污泥的破碎機制涉及該絮體中原始
污泥顆粒的橫穿破裂，導致原始污泥顆粒內部帶負
電荷表面的暴露，引起上述Ｚｅｔａ 電位降低的結果．
圖７ 不同剪切強度下污泥ｚｅｔａ 電位與剪切時間的關系（ａ． 原始污泥；ｂ． 調理污泥）
Ｆｉｇ． ７�。郑幔颍椋幔簦椋铮睿� ｏｆ ｚｅｔａ ｐｏｔｅｎｔｉａｌ ｏｆ ＡＳ ｆｌｏｃｓ／ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３． ２． ３ 剪切敏感性 圖８ 顯示了剪切敏感性測試
過程中懸浮膠體的質量濃度隨時間的變化趨勢，以
及公式（１）的擬合曲線，相應的剪切敏感性參數如
表２ 所示． 調理污泥ＫＳＳ值高于原始污泥，擴散參數
Ｄ 也有同樣趨勢，這說明原始污泥剪切穩定性更好．
一般而言，顆粒破碎存在分裂和剝離兩種機制，分
裂不會產生懸浮膠體，而剝離會產生較高濃度的分
散的膠體粒子（Ｊａｒｖｉｓ ｅｔ ａｌ． ，２００５）． 由圖８ 也可看
出，調理污泥剪切后其懸浮膠體的質量濃度遠低于
原始污泥， 且數據波動較大． 此外， 圖５ 中９００
ｒ·ｍｉｎ－１剪切作用下，調理污泥的粒徑只比原始粒徑
值減小了１／４ 左右，而同樣剪切強度下，調理污泥的
粒徑卻減小了３／４ 以上． 綜合上述結果可知，原始污
泥絮體剪切破碎的機制主要為剝離機制；對于調理
污泥，圖５ 顯示小于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪切強度導致污
泥粒徑比原始值下降的比例不超過１／４，這表明剝
離作用占主要地位；而當剪切強度超過４００ ｒ·ｍｉｎ－１
臨界值時，絮體粒徑迅速降低到原始值的１／２ 左右，
這表明分裂機制起主要作用，隨著剪切強度的增
大，分裂機制越來越明顯．
圖８ 剪切后污泥體系上清液膠體粒子ｍｄ，ｔ隨時間的變化（ａ． 原始污泥，ｂ． 調理污泥）
Ｆｉｇ． ８�。茫瑁幔睿纾� ｉｎ ｍｄ，ｔ ｖａｌｕｅ ｏｆ ｃｏｌｌｏｉｄ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｉｎ ＡＳ ｓｕｐｅｒｎａｔａｎｔ ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｔｉｍｅ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３２４０
１２ 期張越等：不同剪切條件下活性污泥理化性質及脫水性能的響應特征
表２ 污泥的剪切敏感性（ＫＳＳ ）及其它相關參數
Ｔａｂｌｅ ２�。裕瑁� ｓｈｅａｒ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ （ＫＳＳ） ａｎｄ ｏｔｈｅｒ ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｆｏｒ ＡＳ
污泥種類ｍｄ，ｔ ／ （ｇ·Ｌ －１ ） ｍｄ ，∞ ／ （ｇ·Ｌ －１ ） ＫＳＳ Ｄ ／ ｓ －１
原始污泥３． ３０ ±０． ０２ ０． １５６１８ ±０． １２９０６ ０． ０４７３ ０． ００２１９ ±０． ００４４５
絮凝調理后污泥３． ３０ ±０． ０２ ０． ２７４７６ ±０． ０２７５３ ０． ０８３３ ０． ０１４１４ ±０． ００４７４
３． ２． ４ 強度因子 強度因子（Ｆ）是顆粒強度的最
基本評價指標之一，其值越大則顆粒越不容易剪切
破碎，不同剪切強度下的強度因子值有所差別
（Ｊａｒｖｉｓ ｅｔ ａｌ． ，２００５； Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ，２０１１），其值可以
根據公式（５）得出．
Ｆ ＝ ｄ２ ／ ｄ１ ×１００ （５）
式中，ｄ１指破碎前絮體的穩定平均粒徑（ｍ），ｄ２ 指絮
體破碎后的穩定平均粒徑（ｍ）．
不同Ｇ 值下污泥的強度因子變化見圖９． 可見，
各剪切強度下原始污泥的強度因子均高于調理污
泥，且隨Ｇ 值的增加下降幅度較小，無法判斷臨界
剪切強度． 但如圖２ａ 所示，由原始污泥的ＣＳＴ 變化
可得到其臨界剪切強度，可見剪切作用對原始污泥
脫水性能和粒徑的影響作用有所不同． 原始污泥的
脫水性能受剪切作用的影響在臨界剪切前后差異
較大，但由于原始污泥粒徑相對較小，在剪切強度
增大的過程中并沒有發生明顯的突變． 這可能是由
于原始污泥絮體剪切破碎的機制主要為剝離機制，
而剝離造成粒徑突變的概率較�。� 調理污泥的強度
因子在Ｇ 值較低時下降緩慢，當Ｇ 值增加到２３９． ５
ｓ－１（４００ ｒ·ｍｉｎ－１ ）時開始明顯下降． 表明調理污泥
比原始污泥更容易破碎，且對大于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪
切強度更為敏感，這與兩種污泥剪切敏感性ＫＳＳ 的
測試結果一致．
圖９ 不同速度梯度（Ｇ）下污泥強的度因子的變化
Ｆｉｇ． ９�。茫瑁幔睿纾澹� ｉｎ ＡＳ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｇｒａｄｉｅｎｔ
（Ｇ） ｖａｌｕｅｓ
３． ２． ５ 污泥絮體的粒徑、強度與Ｇ 值的相關性分
析 一般而言，污泥絮體的粒徑會隨著Ｇ 值的增加
而減�。ǎ蹋澹� ｅｔ ａｌ． ， ２００１）． 污泥粒徑（ｄ５０ ） 和強度
（σ）對Ｇ 值響應的線性擬合結果如圖１０ 所示． 相應
的關系式分別為ｄ５０ ＝ ｅ４． ３５４ Ｇ －０． ０４９９ （原始污泥） 和
ｄ５０ ＝ ｅ７． ２２２７Ｇ －１． ３５１９（調理污泥），確定系數（Ｒ２ ）分別
為０． ９１６１ 和０． ９５６６，ｐ 值均小于０． ０１，表明ｄ５０值與
Ｇ 值的指數函數均存在很好的線性關系；上述擬合
方程指數為－ γ，其中，γ 為穩定絮體粒徑常數，可以
指示絮體的強度，即γ 值越大，表明絮體越容易隨
剪切強度的增加而破碎（Ｂａｃｈｅ， ２００４；Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ，
２００９）． 調理污泥的γ 值高于原始污泥，表示前者更
容易在剪切強度增加時發生破碎，這與剪切敏感性
ＫＳＳ顯示的結果具有一致性． 此外，李濤等（２０１０）模
擬出的鋁鹽在吸附電中和與卷掃絮凝作用時絮體
的γ 值分別為０． ６１０７ 和０． ５６１８，而陽離子聚丙烯
酰胺與高嶺土形成的絮體的γ 值為０． ３６７４，與本研
究的γ 值０． ３５１９ 較接近，在該高嶺土體系中，陽離
子聚丙烯酰胺主要通過高分子長鏈的粘結架橋作
用進行絮凝，相應絮體的強度高于鋁鹽在吸附電中
和或卷掃絮凝作用時的絮體強度．
圖１０ 污泥粒徑（ ｄ５０ ） 和強度（ σ） 與速度梯度（ Ｇ） 之間的雙對
數關系圖
Ｆｉｇ． １０�。模铮酰猓欤�⁃ｌｏｇａｒｉｔｈｍｉｃ ｐｌｏｔｓ ｏｆ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ （ｄ５０ ） ｏｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ （σ）
ｖｅｒｓｕｓ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｇｒａｄｉｅｎｔ （Ｇ）
由圖１０ 可看出，相同Ｇ 值下的原始污泥強度
始終小于調理污泥，這一結果與強度因子指示的結
３２４１
環 境 科 學 學 報３３ 卷
果相反． 通過對比這兩個參數的計算公式可以發
現，強度因子與剪切前后絮體直徑比值的倒數成正
比，而強度則與某一剪切條件下的絮體直徑成正
比，這可能是導致σ 與強度因子表征結果相反的原
因． σ 與Ｇ 值也存在指數關系，擬合方程分別為σ ＝
ｅ－１． ６３８８Ｇ１． ４４５（原始污泥）和σ ＝ ｅ１． ４３１１ Ｇ１． １１０４ （調理污
泥），對應的Ｒ２分別為０． ９９９７ 和０． ９８１４．
此外，通過對調理污泥分形維數與強度和強度
因子數據的擬合發現，σ 與分形維數ＤＦ的指數函數
存在很好的線性關系，Ｒ２ 為０． ９１９６，相應的關系式
為σ ＝ ｅ－９． ６５０７Ｄ２４． ２２３４
Ｆ ，強度因子與ＤＦ的指數函數之
間也存在很好的線性關系，Ｒ２ 為０． ９８１３，相應關系
式為Ｆ ＝ ｅ１． １４８４ ＤＦ
－０． １１５１，但原始污泥的分形維數和
強度與強度因子間均無明顯的相關性．
４ 結論（Ｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｓ）
１）最佳投藥量下的調理污泥對剪切呈現出更
為敏感的特點，原始污泥和調理污泥脫水性能變差
的臨界剪切強度分別為７００ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ ＝ ５５４． ６
ｓ－１）和４００ ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ）． 隨剪切強度的
增加，調理污泥形成結構更為致密的小絮體，而原
始污泥的結構變化不大． 調理污泥的剪切敏感性比
原始污泥高，相應強度因子低． 污泥粒徑、強度均與
Ｇ 值之間呈現較好的指數關系．
２）剪切導致污泥迅速暴露出更多的帶負電荷
的新鮮表面． 剝離是原始污泥剪切破碎的主要機
制，而調理污泥的剪切破碎機制與剪切強度有關，
剪切強度低于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 時，剝離作用占主導，４００
ｒ·ｍｉｎ－１ 及以上分裂機制為主，且隨剪切強度的增加
越來越重要．
責任作者簡介：王毅力（１９７２—），男，博士，北京林業大學環
境科學與工程學院教授，博士生導師． 主要研究領域為：環境
顆粒物的分形特征與微界面分形反應過程、環境水質學、水
（體）污染控制與修復工程、生物反應器中污泥的分子生態
學解析等． Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ ＠ １２６． ｃｏｍ．
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