高湘[1]2004年在《黄河高浊度水沉淀规律研究》文中研究表明论文研究了高浊度水的自絮凝现象及规律。首次利用染色法测定了西安黄土颗粒的表面积，表明粘土颗粒具有巨大的比表面积。利用透射电镜、扫描电镜观测了泥沙的颗粒形状、泥沙絮体形态。测定了一些有机高分子絮凝剂的分子量。分析了浑液面形成规律。研究了等速段的临界浓度、临界颗粒表面积；分析计算了絮团密度ρ_α、泥沙絮团当量直径d_α。讨论了大小沉降柱的对沉降的影响。研究了压缩段的浓缩规律，首次提出Roberts系数的具体经验公式，并验证了Roberts公式在沉降过程中可靠性。建立了一定沉速下，泥沙固体颗粒表面覆盖率θ与泥沙颗粒表面积S间的函数关系式；较系统地完成了高浊度水絮凝参数的研究。研究了高浊度水沉淀池排泥的再浓缩规律。在浓缩池高度的计算方面，提出了Roberts公式的半理论公式，为高浊度水的沉淀与浓缩工艺确定了较新、较可靠的计算式。
贾亚军[2]2003年在《黄河泥沙的自然沉淀特性及机理研究》文中提出本文通过对高浊度水的理论分析及试验研究，讨论了稳定泥沙的组成随浓度的变化规律；浑液面的形成规律；将高浊度水的自然沉降过程可以分为干扰沉降阶段、絮网沉降阶段、超絮网沉降阶段、固结压缩阶段；在干扰沉降阶段的絮体大小、密度及结构模型；在各个沉降阶段的沉降规律。通过加药沉淀的数据分析，讨论了界面沉速在加药量不变，浓度增加的情况下，沉速随浓度的增加以指数递减的规律；阳离子高分子絮凝剂的起动剂量及其与颗粒比表面积的关系。Kynch法和Coe-Clevenger法的比较，何种方法更适合浓缩池的设计。
田亚斌[3]2006年在《兰州连城铝业净水厂高浊度水处理系统优化》文中提出我国是多沙河流较多的国家之一,年平均输沙量在1000万吨以上的河流有42条,年最大输沙量超过1000万吨的有60条。直接入海泥沙总量年平均为19.4亿吨,其中黄河占59%,长江占25%,海河及其它河流占16%。黄河是世界罕有的多沙河流。 目前,国内对高浊度微污染水处理主要是采用传统工艺。即混凝→沉淀→过滤→消毒工艺流程。该工艺流程具有投资省、运行稳定、维护管理简便等优点,但由于受其净化功能的限制,对水中有机物的去除能力较低,尤其是对水中可溶性低分子有机物的去除效果更差。因此,如何通过对高浊度水处理工艺和运行方式的优化,提高传统水处理工艺生产能力、保障安全供水,已成为给水处理界需解决的重要问题。 高浊度水处理系统优化,主要从给水处理系统的工艺优化、给水处理系统的运行优化等方面入手,通过模型试验和生产性试验,验证工艺优化方案的可行性,找出存在的问题并进行改进,最后制定出于之配套的工艺运行方法和运行参数。 本文以连城铝业净水厂生产实践为基础,针对大通河夏季洪水季节水厂进水浊度偏高时出水水质恶化的实际情况,在广泛了解国内外高浊度水处理经验的基础上,以理论分析为指导,通过大量的实验提出改进现有水处理工艺和优化生产各环节的运营管理的方案。其目的是为解决该水厂高浊度水处理问题和实现水厂全面优化运行提供理论依据。 我国是高浊度河流较多的国家,高浊度地表水是我国水资源的主要组成部分。国内很多水厂都存在处理高浊度水的问题。由于水土流失面积的不断扩大,使一些河流含沙量增高、水污染加剧,高浊度洪水出现的频率增加、时间延长,给一些水厂的运行造成影响,特别是一些中、小型水厂,受到工艺规模、场地和资金等条件的限制而难以改建和扩建。以致影响了正常的生产。连城铝业净水厂在传统高浊度水处理工艺中具有很强的代表性,对其现有工艺进行优化,不仅可以解决连城铝厂供水问题,为企业节能、降耗、增效做出贡献,而且其强化高浊度水处理研究的经验可供同类型水厂借鉴。因此,本课题的研究具有一定的实用价值。
杨康[4]2013年在《高浊水中泥沙吸附规律及处理技术研究》文中研究指明本文以混合、絮凝、沉淀为研究对象，考察高效混凝沉淀系统对高浊度水的处理效果，找到了高效混凝沉淀工艺的最佳运行参数，并对运行成本进行了分析。本研究先通过烧杯静态试验，确定PAC投加量、G值和絮凝时间等参数及高浊水特性分析，在室烧杯静态试验的基础上，通过进行模型装置的静态试验，进一步确定G值和絮凝时间等参数。最后，通过单因素试验判断絮凝池和水力絮凝池絮体的沉降效果和沉降速度、沉淀池出水口水样的浊度，确定混凝工艺的最佳运行条件。通过试验发现，在进水量一定的情况下，药剂PAC和PAM投加量、混凝工艺的G值、搅拌速度对絮体的形成过程影响较大，而水力絮凝区、污泥回流等条件对絮体的沉降性能影响较大，导流筒位置对混凝沉淀工艺影响不明显。经不断调试，最终确定当高浊水浓度在200mg/L时，在进水量为1.5m3/h的情况下，PAC投加量40mg/L，PAM投加量为0.5mg/L；絮凝池中导流筒应位于絮凝池正中间，搅拌速度为160r/min，水力停留时间12.2min；水力絮凝池宽度为5cm，水流上升速度为1.39m/s；斜板沉淀池过水面为12-14cm，斜板区水流速度为20m/h时，整个混凝沉淀工艺达到最佳运行效果。此时，絮凝池出水静置10min后，上清液浊度度达到7.0NTU，水力絮凝池出水静置10min后，上清液浊度可以达到6.2NTU；另外，有污泥回流的情况下，出水沉降性能要优于无污泥回流。
赵荣[5]2011年在《常规处理工艺对突发性高浊度原水的适应性研究》文中指出高浊度水处理是江河取水利用的重要内容之一,在我国黄河、长江流域有着巨大的实际应用价值。本文以西南地区突发的高浊度原水为研究对象,在阐述高浊度原水爆发的成因和其特性的基础上,针对典型水厂现有的常规处理工艺存在的问题,结合水厂实际运行参数和设计规范的有关规定,开展常规工艺对处理高浊水的适应性实验研究。主要内容包括高浊度原水成因、原水特性、处理方式等对高浊度原水处理效果的影响和现有工艺条件下应对高浊水污染的优化及应急措施。检测及实验结果表明:1)西南地区突发的高浊度原水是由于强降雨对山体强烈的冲刷作用而形成的,河水浊度呈现明显的“峰值”特征,河水悬浮泥沙粒径分布有别于以往的“多砂高浊度水”。2)针对西南地区突发的高浊度水,使用PAC与PAM的联合投加,采取单级絮凝,投加次序为先PAC后PAM,其间隔时间为60～90s的投加方式对该高浊度原水的浊度变化具有很好的适应性,在10000NTU～30000NTU(6g/L～18g/L)浊度水平上PAC投加量为150～250mg/L,PAM投加量为0.3~0.6mg/L可取得较好的处理效果。3)基于多砂高浊水处理的常规处理工艺可以有效地处理浊度30000NTU以内的高浊水。投药方式和投药量是影响处理效果的主要因素,随着投药量的增加,沉降速度加快。处理系统不受排泥能力限制下的产水率为76.7%～68.7%。4)影响该水厂处理效果的主要因素是现有各处理单元的贮泥能力、沉淀池的上升流速和过高浊度下原水对药剂的敏感性。现有系统所能处理的极限浊度为30000NTU,此时最大处理水量为正常生产的86.7%,实际产水率为79.2%。
马智[6]2011年在《岷江流域高浊度水絮凝沉降特性研究》文中研究指明我国高浊水河流较多,上世纪就开始了对高浊度水处理的研究。其中针对黄河水的研究比较系统和充分,在实践中也取得了比较好的处理效果。本文参考前人的研究方法,针对岷江流域由于地震引发的高浊水次生灾害,对岷江地区高浊水絮凝和沉降特性进行研究。通过室内试验,对不同含沙量的投药顺序,投药间隔时间和投药量,以及絮体沉降特性做了系统分析。并做了从理论上探讨了处理突发性高浊水的可行性,系统分析了突发高浊水处理各个环节所面临的问题。本文主要内容和实验结果:(1)分析岷江高浊水特性及形成原因,发现岷江高浊水形成原因主要是因为2008年5.12地震后,岷江上游山体垮塌,在突发大暴雨的情况下雨水冲刷泥沙进入岷江而形成,具有突发性的特点。而岷江高浊水含沙的颗粒级配和矿物组成与黄河和长江有很大不同。(2)通过试验确定不同含沙量的高浊水的PAC和PAM的投药顺序,投药时间及投药量,并通过沉降试验确定不同投药量下处理絮体的沉降性能。其实验结果如下:①岷江流域高浊度水与含沙量之间存在线性关系C = 0.0005T + 0.4705。②有关投药顺序的实验结果:当原水浊度在10000~30000NTU之间变化时,先PAC后PAM的投加方式的处理效果优于先PAM后PAC的投加方式,表现为沉降速度较快,静沉10min后上清液余浊较小。③有关投药间隔时间:原水浊度在10000~25000NTU之间变化时,先投PAC后投PAM,时间间隔在60s~120s处理效果最优。一般取最优间隔时间为60s~90s。④投药量:在先投PAC后投PAM,时间间隔60s的情况下随原水浊度逐渐升高(10000NTU~25000NTU),最优混凝效果要求的混凝药剂投加量相应增加。在不同浊度水平10000NTU~25000NTU范围内,最佳投药量为:PAC 100-250mg/L,PAM确定为0.3~0.8mg/L。⑤PAC投量对界面沉速的影响较小,而PAM投药量存在投量临界,即PAM起动剂量。在PAM起动剂量下,沉降性能最好且最总污泥体积较小。且起动剂量与含沙量之间满足关系式:y = 0.2386e0.0921x。PAC对絮体沉降性能影响小于PAM,但PAC投量的增大会引起最终压缩污泥量的增加。⑥日处理量10×104m~3/d的水厂在处理岷江流域高浊度水时,理论上需要满足沉淀池水平面积875.5m2,压缩深度2m。最大排泥浓度为126 kg/m~3,排泥周期为1h。成都第六水厂需要减少进水量进行,方可满足处理需求
李冬梅[7]2004年在《黄河泥沙架桥絮凝体的分形特性研究》文中研究说明以黄河高浊度水为代表的高浓度悬浊液的沉降基本属于干扰沉降现象。 传统的干扰沉降理论与公式未能说明静水与动水絮凝过程各个参数对絮体形态及其结构的影响,不能定量与真实地反映干扰沉降时的实际情况。论文运用分形数学理论把絮体的静止结构与其生长、破碎等动态过程结合起来,对黄河高浊度水的沉降规律、投加高分子絮凝剂后的絮体分形特性、生长模式及絮体构造动态演变过程作深入的研究。从而更准确地定量描述与解释絮凝过程,预测絮凝结果,有效控制整个絮凝过程的各个变量,达到最佳絮凝效果。 本文主要研究黄河泥沙与阳离子高分子聚合物絮凝形成的絮凝体的分形特性以及水力流动特性对絮凝体分形特性的影响;探讨剪切絮凝条件下高分子絮凝剂的架桥絮凝机理与絮凝体分形结构的动态演变过程;通过相同絮凝条件下高岭土颗粒及标准粒子与高分子絮凝剂的架桥絮凝实验,进一步分析探讨了黄河高浊度水架桥絮凝体的分形特性与高分子絮凝剂的吸附性能与分形行为。 泥沙絮凝体结构具有广泛意义上的自相似性。在快速与陧速搅拌阶段,絮凝体的生长机制分别以DLCA模式和RLCA模式为主。利用密度-密度相关函数基于计盒维数中的网格法理论计算不同絮凝条件下絮凝体的分维D2=1.4±0.1～1.9±0.1;利用沉降实验数据由絮凝体干质量与当量球体粒径的函数关系求出不同絮凝条件下形成的絮凝体的分维D3=1.7±0.1～2.2±0.1。 本文采用沉降技术及图像分析技术分析探讨了泥沙架桥絮凝体的分形特性,并得到表征絮凝体分形特性的各个参数(如絮凝体粒径、孔隙率、有效密度、沉速、强度等)与分数维D_3存在某种相关关系。 (1) 粒径分布: 絮凝体粒径分布曲线形状类似广义的正态分布。粒径分布扩展范围可用参数“分维D”表述。D>2时,峰值的粒径扩展范围相对要窄。当分维D降低时,粒径分布范围扩宽。从沉降数据得到粒径分布与分维的函数关系为:
谭万春[8]2004年在《黄河泥沙絮凝形态学研究——絮体生长的计算机模拟与絮体模型》文中研究表明本文以高分子絮凝黄河泥沙为研究对象，应用分形理论和计算机模拟技术，从形态学角度对这一过程进行了研究，研究内容包括高分子絮凝剂投药量公式和自动投药控制模型、二维空间内颗粒凝聚过程的计算机模拟、黄河泥沙絮体形态学以及高分子絮凝黄河泥沙的生长动力学和絮体结构模型。 应用透光率脉动检测技术和光散射颗粒粒度分析仪(PDA)，通过理论分析，将PDA的输出信号之一——平均透光强度(对应于DC值)作为原水的特性表征参数，DC值可以同时反映颗粒浓度和比表面积因素的影响，试验结果证明，DC值与单位体积水中泥沙颗粒总表面积S_P之间具有很好的幂函数关系：DC=cS_P~d，式中c、d为经验系数，进而得到了以DC值为参数的高分子絮凝剂投药量公式：D=f(DC)=e(DC)~f，式中：e、f为经验系数，平均相关系数达0.981，利用所建立的公式，建立了前馈——后馈联合控制的在线自动投药模型。 本文应用计算机模拟技术，在二维空间内采用单体凝聚和集团——集团凝聚两种模型对颗粒凝聚过程进行了模拟，得到了多种形态的絮体，并对絮体进行了形态分析，通过改变粘附概率、粘附位置、颗粒数量、颗粒浓度、扩散系数和运动路径等模拟参数，我们考察了絮体分形维数、密度和孔隙率随模拟条件变化的影响规律，得到了形成特定形态絮体的控制参数。 在对黄河泥沙絮体形态的研究中，试验中利用显微摄像技术对絮体进行了观察，并通过图像分析得到了絮体的形态参数，考察了搅拌时间、搅拌速度、高分子投药量、投药浓度及原水泥沙浓度等试验参数对絮体分形维数的影响，得到了絮体分形维数随各个参数的变化规律。 最后，本文还对絮凝动力学和絮体结构进行了研究，在前人研究的基础上，针对高分子絮凝黄河泥沙，对絮凝过程作了一些符合试验条件的假设，建立了颗粒碰撞频率表达式，应用了颗粒数量平衡方程，从而建立了絮凝过程的动力学生长模型，模型计算结果与试验数据对比表明，二者趋势一致，在没有使用经验参数的情况下基本上能够描述黄河泥沙絮凝过程中絮体数量和尺寸分布的变化过程；对絮体结构的研究中，应用扫描电子显微镜和透射电子显微镜对絮体进行了观察，将絮体分为絮粒、絮团和絮网叁个不同的生长阶段，通过假设颗粒结合位置符西安建筑科技大学博士学位论文合正四面体，建立了絮体结构模型，计算得到的模型絮体分形维数基本与试验中的实际絮体相符，在一定程度上能够反映高分子絮凝黄河泥沙生成的絮体结构。
戴之荷, 方, 聂建校, 戴艳, 张勇[9]2000年在《黄河高浊度水混凝沉淀试验的研究》文中提出介绍了高浊度水混凝沉淀时HPAM(水解聚丙烯酰胺 )一次投加、HPAM分步投加、PAC +HPAM联合投加的试验。结果表明 :PAC +HPAM联合投加与HPAM一次投加相比 ,处理后水的浊度可降低 1 15～ 9 2 7倍 ,有利于去除水中的有机物。并且在沉淀后浊度大致相等时 ,HPAM用量可减少 4 0 %～ 6 0 % ,有利于降低饮用水中单体丙烯酰胺含量和其它有机物 ,保证饮用水水质
许兵[10]2003年在《黄河高浊度水絮凝机理探索》文中认为本文根据絮凝理论，通过试验，分析得出高分子絮凝剂投量对絮凝效果的影响。指出，絮凝剂分子量越大，絮凝效果越好；絮凝剂的离子度越大，絮凝的效果好。絮凝时，当沉速一定时，投药量y与浑液面自然沉速x存在幂函数关系：y=ax~b；在泥沙进行絮凝时，絮凝剂投量存在起动剂量D_1，其表达式为D_1=a(S_oC_w)~b，在絮凝中，投药量理论上具有最佳值y，此值与浑液面自然沉速u的关系为：y=au~b；表面覆盖率与表面积有线性关系，θ=aS+b，絮凝的效果和表面覆盖率有关，a=θ(1-θ)。并用表面覆盖率解释了上述关系。本文还对高浊度水的再絮凝现象进行了描述，简述了分形理论在絮凝中的应用。 本文将透光率脉动检测絮体技术应用于高浊度水絮凝中，通过对R值的比较得出絮凝效果的好坏；和静沉的结果进行比较；指出通过R值以及絮凝指数的比较，得出了无机絮凝剂和有机絮凝剂共同使用的效果情况，以及先后投加顺序。并解释了有机絮凝剂和无机絮凝剂的不同絮凝机理。本文亦论述了透光脉动技术在实际生产中的应用。 本文还对高浊度水动水试验中浑液面一定时，不同深度的泥沙浓度进行了描述，并将实测结果和计算结果进行比较。
参考文献：
[1]. 黄河高浊度水沉淀规律研究[D]. 高湘. 西安建筑科技大学. 2004
[2]. 黄河泥沙的自然沉淀特性及机理研究[D]. 贾亚军. 西安建筑科技大学. 2003
[3]. 兰州连城铝业净水厂高浊度水处理系统优化[D]. 田亚斌. 兰州理工大学. 2006
[4]. 高浊水中泥沙吸附规律及处理技术研究[D]. 杨康. 重庆交通大学. 2013
[5]. 常规处理工艺对突发性高浊度原水的适应性研究[D]. 赵荣. 西安建筑科技大学. 2011
[6]. 岷江流域高浊度水絮凝沉降特性研究[D]. 马智. 西安建筑科技大学. 2011
[7]. 黄河泥沙架桥絮凝体的分形特性研究[D]. 李冬梅. 西安建筑科技大学. 2004
[8]. 黄河泥沙絮凝形态学研究——絮体生长的计算机模拟与絮体模型[D]. 谭万春. 西安建筑科技大学. 2004
[9]. 黄河高浊度水混凝沉淀试验的研究[J]. 戴之荷, 方, 聂建校, 戴艳, 张勇. 给水排水. 2000
[10]. 黄河高浊度水絮凝机理探索[D]. 许兵. 西安建筑科技大学. 2003