2.1 渗滤床产水量及水力停留时间
将某一固定厚度的渗滤床分为不分层单点进水和多层多点进水两种形式,在相同表面积和表面水力负荷q为0.5 m3/(m2·d)时,计算不分层和多层时渗滤床的产水量以及水力停留时间.渗滤床等分为n层,每层厚度为h.表层流量:Q表=q·A; 水力停留时间T=V·ε/Q.V为渗滤床的体积; ε为孔隙率,分别为46%、38.5%、33%; A为渗滤床表面积.为保证之后大、中、小三组粒径渗滤床的每层压力传递,在每层横流末端设置挡板以提高出水口高度h(h≥hfmax,hfmax为最大延程水头损失).根据达西定律,当渗滤床等分为n层时,n-1个竖流处增加水量均为Q竖=KFh/L,总产水量为,Qn则:
Qn=Q表+Q竖+…+Q竖=q·A+(n-1)·(KFh)/L(1)
忽略竖流部分水力停留时间,第a层进水水力停留时间为Ta(其a=1、2…n),则:
Ta=(Va·ε)/(Qu)+(Va+1·ε)/(Qa+1)+…+(Vn·ε)/(Qn)(2)
其中:Vn为渗滤床各层体积; K为渗透系数,三组滤料的渗透系数分别为125 m/d、99 m/d、55 m/d; F为过水断面面积; L为渗滤床横流段长度.
根据公式(1)、(2),及各组渗滤床的初始条件,三组渗滤床在分三层和不分层情况下的理论产水量和水力停留时间计算表如表1所示.
表1 渗滤床不同分层数产水量及水力停留时间
Tab.1 The treatment capacity and surface hydraulic loading rate of infiltration bed with different layers
由表1推导计算结果可知,在渗滤床竖向分层数为3,多点进水时,其产水量分别为不分层的2.7、2.4、1.7倍,渗滤床产水量大幅增加.另外,由于产水量增加导致二、三层进水水力停留时间减少,但竖向分层有效延长了表层进水的水力停留时间.
2.2 不同粒径渗滤床对浊度的去除
图2反映了三组渗滤床在不同粒径、不同季节进出水浊度的变化.三组渗滤床对浊度的去除效果均较好,虽然进水浊度高达200 NTU左右,但出水浊度在不同季节都相对稳定,渗滤床的平均出水浊度分别为31.15 NTU、9.59 NTU、5.37 NTU,平均去除率分别达到85.09%、95.34%、97.41%,略高于韩芸等[7]在滤料为2 mm左右粗砂的岸边型渗滤系统的除浊效率,也明显高于传统滤池未经混凝处理时50%～80%的浊质去除率[10].可以看出,三组粒径不同的渗滤床均有较高的浊度去除率,填料粒径越小,去除率越高.渗滤床对浊度的去除主要是通过滤层填料对无机悬浮颗粒的截留吸附作用,滤料表面附着的微生物所分泌的粘性物
图2 不同粒径渗滤床对浊度的去除效果
Fig.2 Turbidity removal of infiltration bed with different particle sizes
质对悬浮颗粒也具有一定吸附作用
[11].还有,进水浊度由黄土和腐殖酸配置而成,虽然人工配水中有大量溶解态和胶体态物质,但是如
图2所示三组渗滤床均有较高的浊度去除效果,表明采用该分层横流渗滤床对溶解态及胶体态浊度物质也能取得较好的去除.
2.3 不同层渗滤床对浊度的去除
表2 不同层渗滤床对浊度的去除效果
Tab.2 Turbidity removal of infiltration bed in different layers
由表2可见,三组渗滤床各层对浊度均有较好的去除效果,出水浊度逐层减小.由表中还可看出表层对浊度的去除效率高于二、三层,二、三层对浊度的去除效率相近.渗滤床在2、3进水口加入的原水与上层出水混合,在一定程度上稀释了二、三层的进水浊度,同时二、三层进水水力停留时间较表层缩短,故其去除效果较表层略有下降.另外,即便竖向分层和多点进水的运行方式显著增加了二、三层渗滤床的水力负荷,但其依然能保持较高的浊度去除效果.
2.4 渗滤床孔隙率变化
2.4.1 三组渗滤床整体孔隙率的变化
渗滤床孔隙率的变化是影响渗滤床稳定运行的重要因素.试验条件下,各渗滤床孔隙率下降百分比与运行时间拟合曲线如图3,其中孔隙率的变化未考虑生物作用影响.对三组渗滤床的实测数据进行分析可以看出,渗滤床在运行过程中孔隙率都有一定程度的降低,三组渗滤床(小、中、大粒径)孔隙率下降百分比速率分别为:5.3%/月、5.0%/月、4.2%/月.经统计分析,孔隙率下降百分比与浊度的去除效率呈显著正相关关系,相关系数r分别为0.771、0.882、0.731.考虑到中粒径和小粒径渗滤床对浊度的去除效果相近,且中粒径渗滤床运行周期更长,在实际工程应用中建议采用5～10 mm粒径碎石作为渗滤床的主要填料组成.
图3 不同滤料粒径渗滤床孔隙率变化
Fig.3 The porosity change of infiltration bed with different particle sizes
2.4.2 三组渗滤床各层孔隙率的变化
定期对渗滤床各层孔隙率进行测定,可得到3组渗滤床各层孔隙率拟合曲线图(图4).由图4可见,三组渗滤床各层均有一定程度降低,但降低的幅度各不相同.其中表层孔隙率降低速率最大,而二、三层略低且基本相同,经统计分析,二、三层孔隙率下降百分比之间不存在显著性差异(P>0.05).这主要是因为表层截留了大量的无机悬浮物,致使无机悬浮物在表层出水中浓度大幅降低,同时渗滤床在2、3进水口加入的原水与上一层的出水混合,稀释了二三层进水中无机悬浮物浓度.而且二、三层进水水力停留时间较表层略小,也影响了其截留效率.这与王荣[12]等试验结果相近.渗滤床相当于一个过滤器,普遍认为,截留作用使无机悬浮颗粒物的去除主要发生在渗滤床表层靠近入水口的区域[13],为渗滤床高效截留区.分层式横流渗滤床通过竖向三级分层,增加了2、3入水口,使其也成为渗滤床高效截留区.根据各层孔隙率变化情况,得出各层的浊度截留贡献度如表3,可见渗滤床竖向分层有效分担了表层的堵塞风险.
图4 渗滤床不同层孔隙率变化
Fig.4 The porosity change of infiltration bed with different layers
表3 渗滤床各层浊度截留贡献度
Tab.3 The contribution of turbidity retaining of infiltration bed in different layers
2.5 运行周期预测
基于渗滤床填料中无机悬浮颗粒的积累而导致渗透性能的改变,Kozeny-Carman方程[14]被广泛应用于基质堵塞时间的预测,该方程描述了由于堵塞,填料渗透性降低随时间变化的函数关系.
填料渗滤速率k(m/s)可表示为
k=1/5·g/v·(ε3)/((1-ε)2)·(d/α)2(3)
式中:g为重力加速度,取9.81 m/s2; 为进水粘度,m2/s; 为固体颗粒孔隙率; d为颗粒直径,m; 为颗粒级配.
取v=10-6 m2/s,α=10,方程可简化为
k=0.02*(ε2d2)/((1-ε)2)(4)
假设出水悬浮固体浓度为0,则可得:
ε(t)=ε(0)-(qs·t)/(150·ρs(1-ωc)·def)(5)
式中:ε(0)为填料初始孔隙率; ρs为进水中固体物质的密度; ωc为积累在填料孔隙中固体物质的含水率; def为填料有效粒径; qs为单位面积渗滤床的悬浮物负荷; t为堵塞发生时间.
将方程(5)代入方程(4)可得填料渗透系数k随时间变化关系.填料渗滤达到饱和时k(t)=Q/A=q,即填料渗透速率等于水力负荷.确定从原水进入到持续积水的这段时间为堵塞发生时间,即运行周期,根据三组渗滤床的运行情况,预测三组渗滤床堵塞时间分别为:17.75 a、8.44 a、4.91 a.靖玉明等[15]在研究潜流人工湿地处理山东黄河流域污染河水的填料堵塞问题时发现,运行2 a即发生了堵塞现象.其试验水力负荷(0.15 m3/(m2·d))、进水SS(49.5 mg/L)均低于本研究,填料粒径(20～40 mm)大于本研究,且湿地表层种植的植物也会对延缓填料堵塞发挥重要作用.与本研究相比,在诸多有利条件下,上述湿地仍大大快于分层渗滤床发生堵塞,因此,竖向分层和多点进水的运行方式可大幅延长渗滤床的使用周期.
2.6 渗滤床对水中主要污染物的净化效果
运行期间,渗滤床对水中主要污染物的净化效果变化如表4所示.
表4 渗滤床对主要污染物的净化效果
Tab.4 The removal efficiency of the main pollutants in infiltration bed
由表4可知,运行初期,渗滤床对COD、NH+4-N、TP去除率较低.这与进水的组成有关,研究用水中COD的来源为胶体态的腐殖酸,氮磷等多为溶解态,渗滤床运行初期仅靠物理化学作用对其截留吸附作用有限.运行5个月之后,渗滤床微生物作用增强,对COD、NH+4-N、TP的去除率迅速增加.可见,随运行时间延长,渗滤床对胶体态有机物以及溶解态氮磷也能表现出较好的处理能力.
