第３３ 卷第１２ 期
２０１３ 年１２ 月
環 境 科 學 學 報
Ａｃｔａ Ｓｃｉｅｎｔｉａｅ Ｃｉｒｃｕｍｓｔａｎｔｉａｅ
Ｖｏｌ． ３３，Ｎｏ． １２
Ｄｅｃ． ， ２０１３
基金项目： 国家自然科学基金资助项目（Ｎｏ． ５１０７８０３５，２１１７７０１０）；高等学校博士学科点专项科研基金（Ｎｏ． ２０１０００１４１１０００４）；人力资源和社会
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
作者简介： 张越（１９８９—），女，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｙｕｅｓｌｉｆｅ＠ ｌｉｖｅ． ｃｎ； ∗通讯作者（责任作者），Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ＠１２６． ｃｏｍ
Ｂｉｏｇｒａｐｈｙ： ＺＨＡＮＧ Ｙｕｅ （１９８９—）， ｆｅｍａｌｅ， Ｅ⁃ｍａｉｌ： ｙｕｅｓｌｉｆｅ＠ ｌｉｖｅ． ｃｎ； ∗Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ａｕｔｈｏｒ，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ＠１２６． ｃｏｍ
张越，王毅力． ２０１３． 不同剪切條件下活性汙泥理化性質及脫水性能的響應特征［Ｊ］． 环境科学学报，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汙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，北京市水體汙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：通过实验室模拟，研究了原始活性污泥和最佳投药量下调理污泥的毛细管吸水时间、粒度、分形维数、Ｚｅｔａ 电位和上清液ＳＳ 值等参数随
剪切强度与时间的变化规律，确定了污泥的剪切敏感性和强度因子及粒径、强度等参数与速度梯度（Ｇ）值之间的关系． 结果表明，剪切导致原
始污泥和调理污泥的脱水性能变差，相应的临界剪切强度分别为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
带负电荷的新鲜表面． 原始污泥的质量分形维数受剪切作用影响不大，其粒径在一定范围内随剪切强度的增加而减小，而调理污泥絮体的质量
分形维数却随之上升，粒度随之降低． 原始污泥与调理污泥絮体的ＫＳＳ 值分别为４． ７３ × １０ －２ 、８． ３３ × １０ －２ ，稳定絮体粒径常数γ 值分别为
４． ９９ ×１０ －２ 、３５． １９ ×１０ －２ ，且前者的强度因子较高，它们均表明原始污泥的剪切稳定性更好． 剥离是原始污泥剪切破碎的主要机制，而调理污
泥在临界剪切强度以上呈现越来越明显的剪切分裂机制． 此外，污泥粒径、强度均与Ｇ 值呈现较好的指数关系．
關鍵詞：活性汙泥；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； ｒｅｃｅｉｖｅｄ ｉｎ ｒｅｖｉｓｅｄ ｆｏｒｍ １６ Ａｐｒｉｌ ２０１３； ａｃｃｅｐｔｅｄ 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 期张越等：不同剪切條件下活性汙泥理化性質及脫水性能的響應特征
１ 引言（Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ）
隨著我國汙水處理行業的高速發展，城市汙水
處理量也在不斷提高，其所産生的大量剩余汙泥越
来越成为我国污水行业面临的严峻问题． 研究预
測，“十二五”期間汙泥（含水率８０％）年産量的增
长速度可达２４６ 万ｔ·ａ－１ （张韵等，２０１０；王岚等，
２０１０）． 因此，污泥的减量化、无害化和资源化已经
成为该领域的研究热点． 目前，在大型市政污水处
理廠中，絮凝調理⁃壓力場脫水是汙泥減量的主流工
艺，也是污水处理厂中运行成本的主要贡献者． 然
而，在調理汙泥經過管道流向脫水裝置的過程中，
汙泥泵、管道、彎頭等組件會使調理汙泥受到局部
阻力的剪切． 初步研究表明（Ａｂｕ⁃Ｏｒｆ ｅｔ ａｌ． ，１９９７），
這種剪切會導致汙泥絮體的破碎，使得本來處于最
佳調理狀態的汙泥絮體表面暴露出更多的負電荷，
从而降低污泥的脱水性能． 针对这一问题，国内外
的定量研究很少． 国外一些研究者在探讨搅拌强度
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
体（ Ｄｅｎｔｅｌ ｅｔ ａｌ． ， １９９７； ２０００； Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ， ２０１１；
Öｒｍｅｃｉ ｅｔ ａｌ． ，２００９；Ｂｉｇｇｓ ｅｔ ａｌ． ，２０００），这些结果也
表明調理汙泥絮體在一定強度的剪切下會發生破
碎． 国内一些研究人员也开始在污泥脱水、运输工
艺改进等方面注意到了剪切破碎的问题． 譬如，吴
淼等（２００８）通過測試城市汙泥的流變特性和輸送
特性，探討了遠距離輸送管道中汙泥流變特性、粒
徑等相關參數的數學模型；馮骞等（２００８）研究了攪
拌型反應器中剪切對活性汙泥沈降性能的影響，指
出較高的剪切作用下，汙泥不能以絲狀菌爲骨架生
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
响應特征成了研究的热点． Ｊａｒｖｉｓ 等（２００５）综述了
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）研究认为，在硫酸铝和聚
合有机电解质作为混凝剂的高岭土－ 腐殖酸体系
中，當電中和作用爲主導時，絮體再絮凝能力較強，
前後粒徑變化不大，但增加剪切速率會導致破碎再
絮凝後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． 张忠国等（２００９）对聚合氯化铝（ＰＡＣｌ）混凝絮
體破碎和恢複情況的研究顯示，卷掃混凝和再穩區
絮體強度較大，不易破碎，且破碎後不能完全恢複；
電中和混凝區絮體強度最小，易破碎，但破碎後可
完全恢複；穩定區絮體強度較大，不易破碎且破碎
后絮体可进一步增长． 李涛等（２００６）研究了高岭土
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
数等参数与Ｇ 值的关系发现，粘结架桥作用形成的
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爲調理汙泥的相關研
究提供参考． 本文正是针对上述问题，模拟调理污
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
污泥絮体的变化规律，探讨其响應特征，确定污泥
發生剪切破碎的臨界條件，初步探討相關過程的機
制，爲汙泥調理⁃脫水工藝條件的優化提供支撐．
２ 材料与方法（Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ ｍｅｔｈｏｄｓ）
２． １ 实验材料
活性汙泥樣品采自北京市某汙水處理廠的濃
缩污泥，迅速运至实验室后在（４． ０ ± ０． ５）℃ 下保
存，考慮到汙泥樣品的不穩定性，要求所有實驗在５
ｄ 内完成． 因此，本实验共采集５ 个批次的污泥樣品
进行不同阶段的实验． 表１ 给出了这５ 个批次污泥
樣品的基本性質，可見雖然不同批次的汙泥樣品在
ＴＳＳ 和ＶＳＳ 方面均有差异，但ｐＨ 值及电导率较为
接近．
表１ 活性汙泥基本性質
Ｔａｂｌｅ １ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ ｓａｍｐｌｅｓ
樣品
编号ｐＨ 电导率
／ （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 实验方法
２． ２． １ 絮凝调理 絮凝调理实验装置采用六联搅
拌器（ＪＴＹ⁃６ 型），量取活性污泥５００ ｍＬ 于１． ５ Ｌ 烧
３２３５
环 境 科 学 学 报３３ 卷
杯中，调理过程如下：①在快速搅拌（８００ ｒ·ｍｉｎ－１ ）
的条件下迅速加入一定体积０． ５％ 的阳离子聚丙烯
酰胺溶液（ＷＤ⁃４９６０），然后继续搅拌１ ｍｉｎ；②慢速
搅拌（６２ ｒ·ｍｉｎ－１ ）５ ｍｉｎ． 测定调理后污泥的毛细吸
水时间（ＣＳＴ），取３ 次平行实验的平均值．
２． ２． ２ 剪切装置 图１ 为剪切装置示意图
（Ｍｉｋｋｅｌｓｅｎ ｅｔ ａｌ． ，２００２）． 该装置由一个２ Ｌ 的圆形
有機玻璃燒杯和可調轉速的攪拌系統組成，其中，
烧杯内壁平均布设４ 个距杯底３． ７５ ｃｍ、高７． ５ ｃｍ
的挡板，单层搅拌桨尺寸为６ ｃｍ ×３ ｃｍ（长× 宽），
距杯底３ ｃｍ． 该装置可以进行剪切响应实验和剪切
敏感性測試．
圖１ 剪切裝置示意圖
Ｆｉｇ． １ Ｓｃｈｅｍｅｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｉｎｇ
剪切实验程序：量取１． ５ Ｌ 的污泥樣品于烧杯，
调节控制器电压，设定搅拌桨转速（Ｐ ＝ １００、２００、
３００、４００、５００、６００、７００、８００、９００ ｒ·ｍｉｎ－１，对应的Ｇ
值分别为３０． ０、８４． ７、１５５． ６、２３９． ５、３３４． ８、４４０． １、
５５４． ６、６７７． ５、８０８． ５ ｓ－１ ），剪切污泥樣品一定时间
後，立即采樣進行後續測試．
剪切敏感性（ＫＳＳ）测试程序：量取１． ５ Ｌ 浓度约
为４ ｇ·Ｌ－１的污泥樣品于烧杯中，以９８０ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ
值为８００ ｓ－１）的转速进行剪切． 在第１ ｈ 内每隔１０
ｍｉｎ、第２ ｈ 内每隔２０ ｍｉｎ 取样２０ ｍＬ，２２００ ｒ·ｍｉｎ－１
下离心２ ｍｉｎ，在６５０ ｎｍ 波长下测定各离心上清液
的吸光值（ Ｍｉｋｋｅｌｓｅｎ ｅｔ ａｌ． ， ２００２； Ｓｈｅｎｇ ｅｔ ａｌ． ，
２００８；王毅力等，２００９），通過標准曲線將其轉換爲
浊度值（ＦＴＵ），再乘以１． ２ ｍｇ·Ｌ－１·ＦＴＵ－１ （转换因
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，∞ 分别为开始时、ｔ 时刻和平衡时
悬浮胶体的质量浓度（ｇ·Ｌ－１，以ＳＳ 计）；Ｄ 为有效
扩散常数（ｓ－１）；Ｎ 为整数．
２． ２． ３ 脱水性能测试 采用毛细吸水时间测定仪
（３０４Ｍ 型，Ｔｒｉｔｏｎ Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ）测定污泥樣品的毛细
吸水时间（ＣＳＴ）． 使用紫外⁃可见分光光度计（Ｔ６
型，北京普析通用有限公司）在６５０ ｎｍ 波长处测定
上清液的吸光值， 得到污泥上清液ＳＳ （ Ｄｕｒｓｕｎ，
２００７）．
２． ２． ４ 理化性质测试 各剪切条件下的污泥絮体
形貌照片采用数码相机（ＤＳＣ⁃Ｔ９ 型，Ｓｏｎｙ，日本）拍
摄． 污泥粒度由激光粒度仪（ Ｍａｓｔｅｒｓｉｚｅｒ ２０００，
Ｍａｌｖｅｒｎ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔｓ 公司，英国）进行测定，并依据文
献（Ｗｕ ｅｔ ａｌ． ，２００２）计算其质量分形维数． 上清液
中悬浮胶体的Ｚｅｔａ 电位通过Ｚｅｔａ 电位分析仪
（Ｚｅｔａｓｉｚｅｒ Ｎａｎｏ Ｚ 型，Ｍａｌｖｅｒｎ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔ，英国）进行
測定（Ｄｕｒｓｕｎ，２００７）．
根据Ｂａｃｈｅ 等（２００４）的研究，絮体强度可用如
下公式求得：
１４
πｄ２σ ＝ ２ × ρｗ ×π６ｄ３ × ３ ε３／ ４
ν１／ ４ （２）
ε ＝ ν·Ｇ２ （３）
式中， σ 为单位面积上的强度（Ｎ·ｍ－２ ），ρｗ 为水的
密度（ｋｇ·ｍ－３），ε 为能耗速率（ｍ·２ ｓ－３ ），ｖ 为运动粘
度（ｍ２·ｓ－１ ），Ｇ 为速度梯度（ｓ－１ ），ｄ 为污泥粒径
（ｍ）．
３ 结果与讨论（Ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｄｉｓｃｕｓｓｉｏｎ）
３． １ 活性污泥脱水性能的变化
通過不同投藥量（ＷＤ⁃４９６０）調理下活性汙泥
ＣＳＴ 值的变化，确定出调理的最佳投药量为２． ５
ｇ·ｋｇ－１． 图２ 为各剪切强度下原始污泥和调理污泥
的ＣＳＴ 值随时间的变化曲线． 由图２ａ 和ｂ 可见，原
始污泥在小于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ ＝ ２３９． ５ ｓ－１ ）的剪切
强度下，其ＣＳＴ 值变化不大；当剪切强度增大到７００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝５５４． ６ ｓ－１）及以上时，ＣＳＴ 值在１５ ｓ 内
迅速增加，之后随剪切时间的延长而趋于稳定． 对
于調理汙泥（圖２ｃ、ｄ），當剪切強度增加到４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１）时，ＣＳＴ 值在剪切初期（６０ ｓ
以內）無明顯變化，此後開始較大幅度的升高，在更
高的剪切强度下，调理污泥ＣＳＴ 值基本上随着剪切
時間的延長而繼續增加，但並未出現與原始汙泥類
似的稳定值． 上述变化过程表明，对于原始污泥，７００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝ ５５４． ６ ｓ－１ ）是其脱水性能变差的临界
３２３６
１２ 期张越等：不同剪切條件下活性汙泥理化性質及脫水性能的響應特征
剪切強度；而對于調理汙泥，這一臨界值卻爲４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ），由此可见，本实验中调理
汙泥更爲剪切敏感．
图２ 不同剪切强度下污泥樣品的ＣＳＴ 值随时间的变化曲线（ａ． ｂ． 原始污泥；ｃ． ｄ． 调理污泥）
Ｆｉｇ． ２ Ｃｈａｎｇｅ ｉｎ ＣＳＴ ｖａｌｕｅｓ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ （ａ． ｂ． ｒａｗ ＡＳ； ｃ． ｄ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
不同剪切强度下污泥上清液ＳＳ 值随剪切时间
的变化趋势如图３ 所示． 可见，大部分情况下，原始
污泥上清液ＳＳ 值开始随剪切时间的延长迅速升高，
并在６０ ｓ 后趋于稳定，剪切越强，ＳＳ 值升高幅度越
大． 此外，低强度、长时间的剪切并不能导致污泥上
清液中ＳＳ 的浓度高于较高强度时的平衡值． 由图
３ｂ 可见，在１００ ｒ·ｍｉｎ－１ 以上的剪切强度下，调理污
泥上清液的ＳＳ 值随剪切时间的延长开始迅速上升
而后缓慢增加． 这些结果与ＣＳＴ 值的响应趋势基本
一致． 结合ＣＳＴ 和ＳＳ 指标的变化可知，调理污泥和
原始汙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．
图３ 不同剪切强度下污泥上清液ＳＳ 值随剪切时间的变化曲线（ａ． 原始污泥；ｂ． 调理污泥）
Ｆｉｇ． ３ Ｖａｒｉａｔｉｏｎｓ ｏｆ ＳＳ ｖａｌｕｅｓ ｉｎ ｓｕｐｅｒｎａｔａｎｔ ｏｆ ＡＳ ｍａｔｒｉｘ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３２３７
环 境 科 学 学 报３３ 卷
３． ２ 剪切对污泥理化性质影响
３． ２． １ 活性污泥几何特征的变化 剪切前后污泥
絮体形貌照片如图４ 所示． 比较图４ 中原始污泥在
受到９００ ｒ·ｍｉｎ－１ 剪切前后的形貌照片，可以发现，
絮体形貌在剪切前后变化的不明显． 对于经过ＷＤ⁃
４９６０ 调理后的污泥，图４ 显示其絮体粒径增加，呈
深土黃色，並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，顔色逐漸變淺．
圖４ 活性汙泥絮體在不同剪切強度下的形貌照片
Ｆｉｇ． ４ Ｉｍａｇｅｓ ｏｆ ＡＳ ｆｌｏｃｓ／ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ
Ｐａｒｋｅｒ 等（１９７２） 研究表明， 絮体碰撞效率
（Ｒｃｏｌ）和破碎效率（Ｒｂｒ ） 共同决定絮体形成效率
（Ｒｆｌｏｃ），它們之間的關系滿足如下方程：
Ｒｆｌｏｃ ＝ αＲｃｏｌ － Ｒｂｒ （４）
式中，Ｒｃｏｌ 为污泥颗粒间的碰撞效率，α 为碰撞导致
粘附的系数． 絮体的粒径是生长和破碎共同作用的
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．
剪切强度对活性污泥粒度的影响如图５ 所示．
由圖可知，調理前後汙泥絮體的粒徑均隨著剪切強
度的增加而减小． 原始污泥颗粒（图５ａ）初始粒径约
为（７０． ３６ ± １． ７４） μｍ， 经过１００ ｒ·ｍｉｎ－１ （ Ｇ ＝
３０． ０ ｓ－１）的剪切其粒径变化不大，此后，随剪切强
度的增加絮体粒径降低的趋势逐渐增强． 调理污泥
（图５ｂ）初始粒径为（４２６． ８２ ± ７． ７８） μｍ，在低于
４００ ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ）的剪切下，絮体粒径小
幅度变小；当剪切强度达到４００ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ ＝２３９． ５
ｓ－１）时，絮体粒长在１５ ｓ 内迅速变小至（２４７． ７１ ±
０．７５） μｍ，并在６０ ｓ 后逐渐趋于稳定，且剪切强度
越高，絮体粒径越小，在９００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪切作用下
甚至达到初始粒径的１／４ 以下． 这一结果表明，４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝ ２３９． ５ ｓ－１ ）是调理污泥破碎的临界剪
切强度，这与图２ 结果一致． 对于原始污泥，尚无法
从粒径变化角度分辨出其临界剪切强度． 比较图５ａ
３２３８
１２ 期张越等：不同剪切條件下活性汙泥理化性質及脫水性能的響應特征
与ｂ 可知，即使在本研究中最大强度的剪切作用下， 调理污泥的平衡粒径依然比原始污泥高．
图５ 不同剪切强度下污泥粒度随时间的变化曲线（ａ． 原始污泥；ｂ． 调理污泥）
Ｆｉｇ． ５ Ｃｈａｎｇｅ ｉｎ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ（ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
图６ 为不同剪切强度下污泥质量分形维数随时
间的变化曲线． 如图６ａ 所示，剪切作用对原始污泥
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 范围内． 而经过絮凝调理的活性污泥絮
体密实程度降低，其质量分形维数为１． ８６ ±０． ０１（Ｇ
＝０ ｓ－１），之后絮体质量分形维数随着剪切强度的
增加而升高，即使在Ｐ ＝９００ ｒ·ｍｉｎ－１的条件下，其质
量分形维数达到２． ２ 左右，依然低于原始污泥絮体．
一般而言，質量分形維數是顆粒內部結構開放程度
的表征． 上述结果显示，ＷＤ⁃４９６０ 的调理导致絮体
的密实程度降低，内部结构更加开放． 结合图５ 的结
果可知，剪切作用破壞了調理汙泥絮體的網絡結
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汙
泥絮体大，内部开放结构仍较高． 这也说明本试验
所采用的剪切強度和時間尚無法使得調理汙泥絮
体破碎到与原始污泥一致的几何结构． 此外，对于
原始汙泥而言，剪切降低其絮體尺寸但未明顯改變
其内部结构的开放程度． 两种污泥樣品的这种差异
可能源自不同的剪切破碎模式．
图６ 不同剪切强度下污泥分形维数随时间的变化曲线（ａ． 原始污泥；ｂ． 调理污泥）
Ｆｉｇ． ６ Ｃｈａｎｇｅ ｉｎ ｆｒａｃｔａｌ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ｏｆ ＡＳ ｆｌｏｃｓ／ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３． ２． ２ 活性污泥电学性质的变化 图７ 给出了不
同剪切强度下污泥絮体的Ｚｅｔａ 电位随时间的变化
曲线． 图７ａ 显示，原始污泥离心上清液中胶体的
Ｚｅｔａ 电位为（ －７． ５３ ±０． ５４）ｍＶ，随着剪切的进行，
Ｚｅｔａ 电位总体下降，但波动较大（ － ８． ８７ ～ － １１． １７
ｍＶ 之间）． 最佳投药量下调理污泥絮体的Ｚｅｔａ 电位
为（０． ３６ ±０． ４１）ｍＶ（图７ｂ），符合Ｌｅｅ 等（２０１０）最
佳投药量下Ｚｅｔａ 电位接近０ ｍＶ 的研究结果． 在剪
切作用下，它们的Ｚｅｔａ 电位在１５ ｓ 内迅速下降到
－６． ６６ ｍＶ以下，在６０ ｓ 之前下降趋势明显，此后呈
３２３９
环 境 科 学 学 报３３ 卷
现缓慢下降趋势或趋于稳定，甚至达到－ １０． １８
ｍＶ． 此外，在较长的剪切时间下，高剪切强度会导致
Ｚｅｔａ 电位的降低幅度增大，这种现象在调理污泥絮
体中表现的更加明显． 这些结果与Ｄｅｎｔｅｌ 等（２０００）
的研究中調理汙泥絮體剪切後流動電流（ＳＣＤ）負向
偏移的結果具有一致性．
尽管如此，剪切后调理污泥的Ｚｅｔａ 电位依然低
于未受到剪切的原始污泥，结合图５ 中剪切后调理
汙泥的粒徑總是大于原始汙泥的結果可以推測，剪
切作用下調理汙泥的破碎機制涉及該絮體中原始
汙泥顆粒的橫穿破裂，導致原始汙泥顆粒內部帶負
电荷表面的暴露，引起上述Ｚｅｔａ 电位降低的结果．
图７ 不同剪切强度下污泥ｚｅｔａ 电位与剪切时间的关系（ａ． 原始污泥；ｂ． 调理污泥）
Ｆｉｇ． ７ Ｖａｒｉａｔｉｏｎｓ 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 图８ 显示了剪切敏感性测试
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． 调理污泥ＫＳＳ值高于原始污泥，扩散参数
Ｄ 也有同样趋势，这说明原始污泥剪切稳定性更好．
一般而言，顆粒破碎存在分裂和剝離兩種機制，分
裂不會産生懸浮膠體，而剝離會産生較高濃度的分
散的胶体粒子（Ｊａｒｖｉｓ ｅｔ ａｌ． ，２００５）． 由图８ 也可看
出，調理汙泥剪切後其懸浮膠體的質量濃度遠低于
原始污泥， 且数据波动较大． 此外， 图５ 中９００
ｒ·ｍｉｎ－１剪切作用下，調理汙泥的粒徑只比原始粒徑
值减小了１／４ 左右，而同样剪切强度下，调理污泥的
粒径却减小了３／４ 以上． 综合上述结果可知，原始污
泥絮體剪切破碎的機制主要爲剝離機制；對于調理
污泥，图５ 显示小于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪切强度导致污
泥粒徑比原始值下降的比例不超過１／４，這表明剝
离作用占主要地位；而当剪切强度超过４００ ｒ·ｍｉｎ－１
临界值时，絮体粒径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．
图８ 剪切后污泥体系上清液胶体粒子ｍｄ，ｔ随时间的变化（ａ． 原始污泥，ｂ． 调理污泥）
Ｆｉｇ． ８ Ｃｈａｎｇｅ ｉｎ ｍｄ，ｔ ｖａｌｕｅ ｏｆ ｃｏｌｌｏｉｄ ｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｉｎ ＡＳ ｓｕｐｅｒｎａｔａｎｔ ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｔｉｍｅ （ａ． ｒａｗ ＡＳ； ｂ． ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｅｄ ＡＳ）
３２４０
１２ 期张越等：不同剪切條件下活性汙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 ）及其它相关参数
Ｔａｂｌｅ ２ Ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ （ＫＳＳ） ａｎｄ ｏｔｈｅｒ ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｆｏｒ ＡＳ
污泥种类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
絮凝调理后污泥３． ３０ ±０． ０２ ０． ２７４７６ ±０． ０２７５３ ０． ０８３３ ０． ０１４１４ ±０． ００４７４
３． ２． ４ 强度因子 强度因子（Ｆ）是颗粒强度的最
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指破碎前絮体的稳定平均粒径（ｍ），ｄ２ 指絮
體破碎後的穩定平均粒徑（ｍ）．
不同Ｇ 值下污泥的强度因子变化见图９． 可见，
各剪切強度下原始汙泥的強度因子均高于調理汙
泥，且随Ｇ 值的增加下降幅度较小，无法判断临界
剪切强度． 但如图２ａ 所示，由原始污泥的ＣＳＴ 变化
可得到其臨界剪切強度，可見剪切作用對原始汙泥
脱水性能和粒径的影响作用有所不同． 原始污泥的
脫水性能受剪切作用的影響在臨界剪切前後差異
較大，但由于原始汙泥粒徑相對較小，在剪切強度
增大的过程中并没有发生明显的突变． 这可能是由
于原始汙泥絮體剪切破碎的機制主要爲剝離機制，
而剥离造成粒径突变的概率较小． 调理污泥的强度
因子在Ｇ 值较低时下降缓慢，当Ｇ 值增加到２３９． ５
ｓ－１（４００ ｒ·ｍｉｎ－１ ）时开始明显下降． 表明调理污泥
比原始污泥更容易破碎，且对大于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪
切强度更为敏感，这与两种污泥剪切敏感性ＫＳＳ 的
測試結果一致．
圖９ 不同速度梯度（Ｇ）下汙泥強的度因子的變化
Ｆｉｇ． ９ Ｃｈａｎｇｅｓ ｉｎ ＡＳ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｆａｃｔｏｒ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｇｒａｄｉｅｎｔ
（Ｇ） ｖａｌｕｅｓ
３． ２． ５ 污泥絮体的粒径、强度与Ｇ 值的相关性分
析 一般而言，污泥絮体的粒径会随着Ｇ 值的增加
而减小（Ｌｅｅ ｅｔ ａｌ． ， ２００１）． 污泥粒径（ｄ５０ ） 和强度
（σ）对Ｇ 值响应的线性拟合结果如图１０ 所示． 相应
的关系式分别为ｄ５０ ＝ ｅ４． ３５４ Ｇ －０． ０４９９ （原始污泥） 和
ｄ５０ ＝ ｅ７． ２２２７Ｇ －１． ３５１９（调理污泥），确定系数（Ｒ２ ）分别
为０． ９１６１ 和０． ９５６６，ｐ 值均小于０． ０１，表明ｄ５０值与
Ｇ 值的指数函数均存在很好的线性关系；上述拟合
方程指数为－ γ，其中，γ 为稳定絮体粒径常数，可以
指示絮体的强度，即γ 值越大，表明絮体越容易随
剪切强度的增加而破碎（Ｂａｃｈｅ， ２００４；Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ，
２００９）． 调理污泥的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显示的结果具有一致性． 此外，李涛等（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 值分别为０． ６１０７ 和０． ５６１８，而阳离子聚丙烯
酰胺与高岭土形成的絮体的γ 值为０． ３６７４，与本研
究的γ 值０． ３５１９ 较接近，在该高岭土体系中，阳离
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．
图１０ 污泥粒径（ ｄ５０ ） 和强度（ σ） 与速度梯度（ Ｇ） 之间的双对
數關系圖
Ｆｉｇ． １０ Ｄｏｕｂｌｅ⁃ｌｏｇａｒｉｔｈｍｉｃ ｐｌｏｔｓ ｏｆ ｆｌｏｃ ｓｉｚｅ （ｄ５０ ） ｏｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ （σ）
ｖｅｒｓｕｓ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｇｒａｄｉｅｎｔ （Ｇ）
由图１０ 可看出，相同Ｇ 值下的原始污泥强度
始終小于調理汙泥，這一結果與強度因子指示的結
３２４１
环 境 科 学 学 报３３ 卷
果相反． 通过对比这两个参数的计算公式可以发
現，強度因子與剪切前後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，这可能是导致σ 与强度因子表征结果相反的原
因． σ 与Ｇ 值也存在指数关系，拟合方程分别为σ ＝
ｅ－１． ６３８８Ｇ１． ４４５（原始污泥）和σ ＝ ｅ１． ４３１１ Ｇ１． １１０４ （调理污
泥），对应的Ｒ２分别为０． ９９９７ 和０． ９８１４．
此外，通過對調理汙泥分形維數與強度和強度
因子数据的拟合发现，σ 与分形维数ＤＦ的指数函数
存在很好的线性关系，Ｒ２ 为０． ９１９６，相应的关系式
为σ ＝ ｅ－９． ６５０７Ｄ２４． ２２３４
Ｆ ，强度因子与ＤＦ的指数函数之
间也存在很好的线性关系，Ｒ２ 为０． ９８１３，相应关系
式为Ｆ ＝ ｅ１． １４８４ ＤＦ
－０． １１５１，但原始污泥的分形维数和
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汙泥對剪切呈現出更
爲敏感的特點，原始汙泥和調理汙泥脫水性能變差
的临界剪切强度分别为７００ ｒ·ｍｉｎ－１ （Ｇ ＝ ５５４． ６
ｓ－１）和４００ ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ）． 随剪切强度的
增加，調理汙泥形成結構更爲致密的小絮體，而原
始污泥的结构变化不大． 调理污泥的剪切敏感性比
原始污泥高，相应强度因子低． 污泥粒径、强度均与
Ｇ 值之间呈现较好的指数关系．
２）剪切導致汙泥迅速暴露出更多的帶負電荷
的新鲜表面． 剥离是原始污泥剪切破碎的主要机
制，而調理汙泥的剪切破碎機制與剪切強度有關，
剪切强度低于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 时，剥离作用占主导，４００
ｒ·ｍｉｎ－１ 及以上分裂机制为主，且随剪切强度的增加
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
境科学与工程学院教授，博士生导师． 主要研究领域为：环境
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）汙染控制與修複工程、生物反應器中汙泥的分子生態
学解析等． Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ ＠ １２６． ｃｏｍ．
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