曝气沉砂池水力设计方程

曝气沉砂池水力设计方程

Jerzy M. Sawicki1

摘要：本论文主要解决曝气沉砂池的尺寸问题。迄今为止对于曝气沉砂池尺寸的设计都是基于大量的运行经验，这些方法并没有考虑到曝气强度Q p和横向环流Q c.两者之间的关系。为了消除原有设计方法的缺点，本文提出了四种解释构想（原来是解释空气提升泵的），并加以分析。实验验证了这四种构想里面的三种，并且提出了Q p和Q c之间的关系。其次，提出了横向环流的简化模型。通过计算，得出恰当设计的曝气沉砂池的底部合成流速不会超过，沉砂池可去除的小颗粒的不淤流速。本文还以用了两个曝气沉砂池的实际工程实例（格丹斯克和格丁尼亚两个地方的污水厂的曝气沉砂池）。

关键词：水力设计，污水处理，沉淀，水循环，气泡

Introduction前言

曝气沉砂池是一种特殊的沉淀池，专门用来去除砂，灰粒，碎玻璃，种子，以及其他统称为“砂粒”的悬浮颗粒。沉砂池内设有曝气系统。曝气系统通常沿着沉砂池的一边设置在池子底部附近，曝气系统产生的气泡造成横向环流，横向环流与废水的纵向流动结合并且形成典型的螺旋流。曝气系统可被一组水力喷嘴代替。此时，横向运动由水的射流引起。然而，通常不建议采用水力喷嘴。循环量必须足够高，能使比较轻的物质，如有机物、小颗粒，保持悬浮状态，但是循环强度又不能破坏重砂粒的沉淀。

实际经验表明，曝气沉砂池与传统沉砂池相比存在一定的优点。主要表现为：

?污水水量变化的情况下，砂粒的去除率保持不变。

?相对来说，沉砂里面含有的有机物低。

?对污水进行了预曝气处理。

?水头损失小，（远低于传统沉砂池。传统的沉砂池为保持恒定的速度需设置线性测流堰，因此水头损失大）。

?强化的横向环流可使污水与投加的化学药剂很好的混合。

然而，曝气沉砂池也存在以下缺点：

?基建成本高（含有曝气系统）。

?运行成本高（动力消耗大，需要单独的人来运行维护）。

?污水中可能会散发出一些挥发性有机物和气味。

曝气沉砂池的设计有许多技术资料。这些建议通常为设计指南或者是简单的物理和数学表达式。然而，现有设计方法存在一个非常重要的缺点，那就是这些技术资料均没有表达沉砂池内的曝气量Qp与横向环流量Qc之间的可靠联系。横向环流量和底部速度之间的经验关系可以在Brenner和Diskin中找到。然而，这种表示是基于，横向环流由水的射流引起的沉砂池，因此不适用于典型曝气沉砂池。

缺乏对Qp和Qc之间联系的讨论，制造了一些重要问题，因此技术手册上对之进行了强调。比如，如果想去设计新型的沉砂池，或者去改造现有沉砂池设施，就必须确定由于曝气量变化引起的速度场的变化。

本论文的主要目的是寻找描述Q p和Q c.之间的定性关系的数学方程。

曝气沉砂池的计算计划

通常的，沉砂池的横断面是多边形的（图-1实线所示）或者是椭圆形的（图-1虚线所示）。这种光滑曲线形断面形状由德国调查员提出，可以减少废水速度场的水力干扰。然而，椭圆形断面的沉砂池施工麻烦，而且造价高。此外，椭圆形横断面的在设计方面也存在一定困难，因为深度H和宽度B是变量：H=H（y），B=B（z）。

本文假设，曝气沉砂池的计算形状图解为多边形（五边形），见图-1所示。形状的最后“整

圆”由设计师单独完成。至于另外一种情况，下面提出的方法的技术方案不适用，并且应重充分利用断面，即，微分，变量[见方程（32），（34），或者详尽阐述的建议，例如Olsen and Skoglund (1995)]。

曝气沉砂池尺寸设计参数有（见图-1）：长度L，宽度B，深度H，排水槽深度h,，容积V，横断面S，底部与左墙壁的距离B L，底部与右墙的距离B R，(B L+B R=B)，曝气系统的淹没深度H A，空气提升区域的宽度b B,垂直挡板的高度H B, 挡板上部间隙高度(H G) ，挡板下部间隙高度(H D)，有效停留时间T R, 废水量Q（沿着沉砂池），横向环流量Q C, 供气量Q P（或者Q P1，单位长度气量），平均纵向速度v，悬浮液临界颗粒的自由沉淀速度v si(i=1, . . . ,I c)。

Fig. 1. Characteristic dimensions of aerated grit chamber cross

Section

图-1 曝气沉砂池横断面典型尺寸

曝气沉砂池的一个重要单元是垂直挡板。根据实际建议[参照,，Albrecht （1967）; ASCE

（1992）],，挡板可以改进沉砂池的作用，因此在所有的沉砂池设计中，大都出现挡板。然而，污水厂所配备的传统沉砂池通常是是不设置挡板的。本文也将考虑这种不设挡板的传统沉砂池。

曝气沉砂池要达到的效率

令人惊奇的是，在可利用的设计文献里面，没有关于砂粒的预计去除率的精确的公式化的要求。因此，参照传统建议是合理的，对于正常工作的曝气沉砂池：

?粒径大于0.2mm的粗砂粒可以100%的去除粒径大于0.1mm小于0.2mm的颗粒可以去除65%~75%。

另外，沉砂里面所含有的有机物成分不能超过10%（质量百分比）。根据以上所述评论，引进两个自由沉淀临界速度v s1（颗粒粒径为d1=0.1 mm），v s2（d2=0.2 mm）是符合逻辑的。典型砂粒的密度为r p=2,600 kg/m3（Imhoff and Imhoff 1979），有

v s1=0.007 m/s, v s2=0.023 m/s （1）

曝气沉砂池设计方法论

曝气沉砂池尺寸的确定，可借助精确方法，或者精密的技术方法。第一种方法基于数理方程（概括来说就是微分），该数理方程描述了物理场的内部结构特征。此种精确方法，应用于传统的沉砂池，典型例子可以在水力学研究国际组织的期刊上找到（Olsen and Skoglund 1995）。然而，这类做法非常费时（意味着造价贵）而且会增加人力和设备的成本，所以设计复杂项目时，才考虑使用。下面会介绍一种精确方法的简化变量。

技术方法是，平衡方程和工程经验的合成。对于曝气沉砂池有以下几何公式和水力学公式：

S=BH+Bh/2 [对于复杂横断面的池子有等同的关系式S=S（B,H）](2)

V=LS (3)

V=Q /S (4)

T R=V/Q (5)

技术指导公式为方程（2）-（5）。详细条文如下：

?高H=2.0– 5.0 m

?宽度B=(1 –5)H （通常：B=2H，形式上，我们可以写成B/H>1，但是如果B/H≥1的时候横向环流条件恶化，此条建议不适用。）

?长度L=(2.5– 5.0) B

?最小停留时间T R=120– 300 s （通常取180 s）

?曝气量Q p1=0.0045– 0.0125 m3/sm（通常取: 0.0075m3/sm，对于较宽或者较深的沉砂池，取高的曝气强度）

?曝气器距离池子底部距离H-H A=0.6– 1.0 m;

?空气提升区域的宽度b B=1.0 m

?圆周速率（废水自由表面下150mm）

v B=0.60– 0.75 m/s

?平均速度v=0.20– 0.30 m/s

以上列出的关系式和指导思想仅仅是很少的一部分，还有大量的创造沉砂池弹性设计的参数未知。然而，如同我们所说，上面所列举的设计方法，并没有包含两个关键参数Q p和Q c 之间的联系。下章讲阐述两者之间的关联。

曝气量和循环强度之间的联系

Fig. 2. Scheme of （a ）transverse circulation and （b ）location of measurement points

图-2（a ）横向循环，（b ）测量点位置

模型 气泡引起的流体的运动是一个重要的技术因素，不仅是对曝气沉砂池而言，对其他研究对象而言也是很重要的，例如，空气提升泵或者气体挡板

文献里有四种构想阐述能量从气泡传递到液体的机理：

? ‘‘静水力学’’ （‘‘Pumpen’’ 1984）;

? ‘‘经验学’’ （Hussain and Spedding 1976）;

? ‘‘力学’’ （Sawic ki and Paw?owska 1999）;

? ‘‘动力学’’ （Sawicki and Pawlowska 1999）.

静水力学模型

此方法的根据是，假定，H A （空气提升区域的容积为 V A )高度范围内含有的气-液混合物，属于均质物质，且平均密度为ρz （见图-2所示）

A P A P A z V V V V /])([ρρρ+-= (6)

气泡总体积为 V F ，气泡时刻悬浮在水中，气泡的的总体积公式，：

P A P P P P v H Q T Q V /==（7）

其中，T P 为气泡上升时间，v P 为气泡上升特征速度，v P 的计算公式如下：

p p gd v 687.0=(8)

其中，d p 为气泡的有效粒径：

()[]2.02/49.1A p p g Q d ρρρ-=(9)

假定，气泡服从起始压力到最终压力p g =p atm ,，等温扩散，

A z atm d gH P P ρ+=

根据静水力学，可以得到下面功率输入的表达式(ηA =功率的传递效率):

[]atm A Z atm P A D H P gH P Q N /1ln ρη+=

(10)

‘经验模型 通过物理分析和大量的实验支持，得出下列关系式：（发表在Hussain and Spedding （1976））（定义性的标志）

A A A P A A A A DX Q H V K m m Q H g V K N ρρρη15.15.15

.175.22,)1(exp =-=*（11） 两个系数K 1和 K 2 具有经验特点，在最初的论文里面定义为：

K 1=1,050 kg/m 2s, K 2=133,313 kg/m 1.25s 2.5 (12)

然而，这些参数是依照空气提升泵的经验得来的，因此，这个模型不适用于本论文所分析的沉砂池。

力学模型

此方法的出发点是，在理想流体内上升的单个气泡的最终速度(v pi )要比在粘性流体中的上升的最终速度大( v pr

N DE =h A Q p ρA gH A /β (13)

其中β=有效质量的相关系数，对于球形气泡，β=0.5 （Wijngaarden 1976）。

动力学方法

根据动力学思想，由气泡转移到液体中的能量等于每个气泡抗拒阻力做的局部功。有

p P P A D A D D d Q v H C N 4/32ρπη=(14)

对于尺寸较大的气泡，可以认为，阻力系数C D =0.44，参数v p 和d p , 参照公式Eqs.（8）和（9）（Soo 1966）.

能量扩散强度

关系式Q C =Q C (Q P )对于曝气沉砂池的合理设计有着重要意义，可以根据功率守恒推算

Power Input=Power Output+Dissipation 输入功率=输出功率+损耗

N D =N U +N V （15）

函数N U 表示输出功率，对于不同的系统表达式也不同。对于空气提升泵，有(Hussain and Spedding 1976)

N U air-lift pumps=ρgQ W △H (16)

其中，Q W 为泵的流量，△H 为位势水头，扩散功率N V 通常被忽略不计（尽管很多研究认为应该考虑其产生的影响）。

Fig. 3. Assumed simpli?ed scheme of transverse velocity ?eld

图-3.假定，简化的横向速度场

对于曝气沉砂池，水力静压头实际上等于0（废水自由液面由泄出的气泡强烈混合起泡，但是废水自由液面横跨池子的平均高度，几乎是水平的），因此N U =0。由于横向循环，功率的主要消耗与能量的扩散相关。根据熵平衡方程（Landau and Lifshitz 1987），粘滞扩散强度（池子单位体积的）如下：

???????????? ????+??+??? ????+???? ????+???? ????+??=2222323232z u y u z u y u y u z u n z y z y z y r v μ (17)

此方程考虑到横向循环式二维的（图-1所示），紊流的.

为了计算方程（17）中n V 的值，必须确定废水的速度场，或者（至少）定义一个词速度场的模型。词模型必须是可以实现的，而且必须足够简单，以便能应用于工程实践。经过分析，曝气沉砂池内横向环流的，简化的速度场，能用单一的水平涡旋描述，如图-3所示。当然，此种观点或许被认为夸大了，但是正是因为如此，我们可以方便的得到一个代数公式，此外，速度场的此模型和测量得到的速度分布图（图-5）相似。因此，我们可以做出下面的估计：

B

u y u H u z u H u z u B u y u V z H y V z H y 4;4;2;2≈??≈??≈??≈?? (18) ()()V BHL HL Q u BL Q u c H c V =≈≈;/2;/2

紊流粘度系数μT ，（整个沉砂池的平均值）可以通过经典的普朗特假设计算得来：

)(

5.022y u z u l z y p T ??+??=ρχμ (19)

其中l P 为距离池壁的平均最大距离 l P =(H +B)/4 (20)

带入方程（17），得出一个辅助参数

r =B /H (21)

得到以下，曝气沉砂池的能量扩散公式：

()()()()

52224223/131156.2r H L r r r r Q V n N c V V ++++== (22)

对函数N D 的实验验证(带有挡板的沉砂池)

为了选择能量转移过程（函数N D ）的最好模型，测量了Gdansk “East ”污水处理厂的“老”曝气沉砂池横向环流参数，Q =0单位情况下。沉砂池的横断面形状和图-1相似，其尺寸，B =2.20 m, B L =B R =1.10 m,

b B =0.60 m, H =H A =1.55 m, h =1.10 m, H B =1.00 m, H G =0.27 m, H D =0.35 m, and L =21.0 m.

调查了大量的曝气系统（适合现有技术可能）

? 陶瓷分散器‘‘Brandol’’ （沿着沉砂池设置12 个 ）, AS1;

? 穿孔管，直径50mm （沿着池子设置804个直径2.5mm 的孔）, AS2; and

? 穿孔管，直径50mm （沿着池子设置300个直径6.0mm 的孔）AS3.

曝气量由风速计测量，风速计安装在压缩机之后。单位供气量为：

Q pl =Q p /L (23)

曝气强度可调范围为Q p 1 min =0.0044 m 3/sm, 至Q p 1 max =0.0107 m 3/sm （注意：曝气量与池子单位长度有关）。对于每种曝气系统，建立了五种不同强度。直接确定横向循环流量，测量了挡板上部

间隙的平均水平速度( u GB , 10个点, 见图-2所示)，以及挡板下部间隙的水平速度( u DB , 20个点)。有方程：

2/)(L H u L H u Q D D B G G B c += （24）

采用机电式流量计（推进器，直径为580mm ，荷兰，代夫特制造）测量速度。这种设备是我们所讨论的内容采用的典型设备[见Brenner and Diskin （1991）]。由于速度场的不规则性，在实际沉砂池的剩余部分发现这种测量的精确度太低，因此这种测量方法仅适用于两个区域的测量，即挡板上部间隙和挡板下部间隙。

结果见图-4所示，以Q C (Q P )实验点作图。需要注意的是，此类曝气系统对我们所调查的函数不利，尽管文献（‘‘设计’’ 1992）中，推荐产生粗糙气泡的媒介。把实验确定的点，与三条理论线相比较，（三条理论线分别根据“静水力学”方法[方程（10）]、“力学”方法[方程（13）]、和“动力学方法[方程（14）]”得来）。图-4中的三条线描述的是理想化的状态，此时系统的效率最大，即，ηA =1的时候。当系数ηA 在，ηA max=0.65（最小位势水头△H ），和ηA min=0.37（对于非常高的水头）之间变化的时候，空气提升泵效率的值可以根据实验数据来估计（‘‘Pumpen’’ 1984）。假设，曝气沉砂池可以认为是一种位势水头△H =0的空气提升泵，我们可以猜想对于带有挡板的沉砂池，效率可以达到60%-70%。分析图-4的理论曲线，我们可以看出，与实验点最佳吻合的曲线为“动力学”方法曲线[方程 (14)]。通过计算N D 的测量值与计算值之间的商，我们得到：

? 对于“静水力学”模型，ηA =0.48;

? 对于“力学”模型，ηA =3.27 （物理上不可能）

? 对于“动力学”模型，ηA =0.62

考虑以上的估计，我们认为，对于函数Q C (Q P )的最好阐述方法是“动力学”模型。比较方程

（14）和方程（22），我们得到

()[]3/12522/74.0P r P P A A c d R Q v H r H L Q η=(25)

where v p =Eq. (8), d p =Eq. (9) (or equivalent relations), r=Eq.(21), h A =0.65, and

其中v p =方程(8), d p =方程(9)（或者相等的关系式）r=方程(21), h A =0.65，且

()()()

13112422++++=r r r r R r (26)

Fig. 4. I ntensity of circulation Q C versus intensity of aeration Q P (real object)

图-4 Q C 和Q P 之间的关系图

对函数N D 的实验验证(不带有挡板的沉砂池)

对不带挡板的沉砂池，以及Q =0，的沉砂池，的循环流量在实验室模型下进行测量。沉砂池是长方形的，尺寸为：H =H A =0.50 m, B =0.50 m, and L =1.50 m 。曝气系统采用直径20mm 的穿孔管（开100个直径1.5mm 的孔）。模型的几何尺寸不像先前的沉砂池（Gdansk 的“老”曝气沉砂池）的那么大，因此采用机电流量计（推进器直径为535mm ） 沿着三条垂直线测量速度的水平分量是可能的。在曝气量为Q P =0.002 m 3/s 下，测量的结果见图-5（实线）所示。应关注污水自由表面下，速度的突然增长。这种速度增长显然是，空气沿着表面的低阻力的结果（与池壁区域对比，池壁区域流体阻力非常大）。

Fig. 5. M easured and calculated velocity ?elds [Eq. (32)]

图-5 测量的速度场及采用方程（32）计算得来的速度场

通过对，沿着垂直直线y =B /2，从池底底部( z =0)到速度为0的点( z =z 0)，或者从z =z 0 到自由表面 z =H ，测量速度分布图，进行数值积分，得到循环量

()()??? ??+=??0002

1z H z y y c Ldz z u Ldz z u Q (27)

The set of 10 experimental points Q C (Q P ) is shown in Fig. 6 and compared to Eqs.（10）,（13）, and

（14）.图-6描绘了10个实验点，并且与方程（10）,（13）, 和（14）的图相比较。

下面，确定了ηA =0.62 时，“循环流量与曝气量”的理论曲线，和图-4所采用的描述方式一样。同样可以看出，最好吻合的曲线还是“动力学”方法所确定的理论曲线。并且吻合的曲线与理论曲线相比，效率还要高点，但是，本论文的焦点不是经验上确定沉砂池的效率，而是研究Q P 和Q C 之间的关系。

最重要的是，通过调查空气提升泵(Sawicki and Pawlowska 1999)分析总结得出了同一结论[即，方程（14）给出了输入功率的估计]。

Fig. 6. I ntensity of circulation Q C versus intensity of aeration Q P (laboratory model)

曝气沉砂池简化的运动学模型

关系式Q C (Q P )，可以帮助我们确定不同曝气系统的沉砂池的速度场。最寻常的形式是雷诺方程所描述的速度场（紊流）。然而，考虑到，需要大量的计算程序工作（即使采用现成的商业软件），采用一般模型的简化的形式（或者许多形式）是非常方便的。

曝气沉砂池的性能特征：

? 污水速度的纵向分量(u x )不依赖于横向分量(u y and u z )，此论断可通过，曝气沉砂池内的横向循环和纵向流的产生是互不干扰的，已得到验证。

? 纵向速度分布图可以通过平均值代替：

)(/衡量const S Q v u u x x ===≈ (28)

? 采用方程（28），得到连续性方程

0=??+??z

u y u z y

(29) 根据方程（29）引进服从方程（30）的流函数ψ

y

u z u z y ??=??=ψψ,(30) ? 气泡的上升引起沉砂池内的涡流（水平轴），涡流的（流量）是恒定值，等于：[参见方程

（3），方程（18）]

()()()2222/8,H LB H B Q z u y u u rot c x y

z x +-≈Ω=??-??=(31

(尽管速度Ωx ，可以用不同方式表达。)

? 把方程（30）带入方程（31），得到

()()

2222/8H LB H B Q c +=?ψ(32)

因此，根据上面的建议，横向循环用泊松方程（32）来描述。是相对简单的表达方式，能够相对容易的得到数值解。作为狄利克雷形式的一个方便边界条件，以下公式可以整套适用(Γ为池子横剖面的周长) ： 0=Γψ(33)

为了验证曝气沉砂池横向循环的简化模型，采用边界条件（33）和方程（25）解方程（32）。计算结果与测量的速度分布图相比较。由图-5可见，计算的结果与实验线并列，整合的水平相当好。仅在污水自由表面下，差别是引人注目的。这事沉砂池横断面上，可忽略的流体阻力作用的结果（即，与沿着沉砂池刚性池壁的流体阻力相比，可忽略不计）。然而，这种作用具有局部特征，因此，最终假定，方程（32）所提出的模型一般还是可以接受的。

Fig. 7. Examples of trajectories of suspended particles [Eq.（34）]

图-7 悬浮颗粒轨迹例子[方程（34）]

悬浮颗粒的运动

在可接受的描述横向流方法的基础上，我们可以确定单个砂粒的轨迹（Soo 1966）：

()()A A s

A A v u v u r g w w df v u d w g w dt dr --+-+=22121β（34） dt

dr v A A =（35） ()P P w w ρρρρρ/,/21=-=（36）

其中，v A 为颗粒速度，r A 为颗粒轨迹的位置矢量，ρp 为颗粒密度，g 为重力加速度，v s 为颗粒自由沉淀速度。

方程（32）~（36）所描述的系统，形成了曝气沉砂池的水力特征的简化模型。通过每个颗粒的特性分析，得出，沉砂池悬浮颗粒的在运动过程中会产生两种类别的轨迹：

? 闭合回路轨迹

? 开路轨迹（从最初位置，到沉砂池底部）

64个演算被执行（颗粒的四种不同的参数，四种不同循环量，四种不同的初始位置）。图-7显示了两种典型轨迹。影响颗粒运动的参数比较多，因此，建议对一些紧性条件公式化（能保证悬浮液中大颗粒去除，小颗粒保留）。 如果我们能够认识到沉砂池的横断面可以分成两部分：一部分是“上升流”（曝气系统附近），另一部分是“下降流”（与曝气系统相对的池壁附近），还是能够得出这类条件的。第二部分，每个颗粒都是向下运动的，而在“上升区域”（第一部分）这类颗粒只在驱动力非常大的情况下才能上升运动。特别重要的是，“上升区域”的底部，在此位置，水流几乎是水平的，合成速度为

22v u u HM B +=(37)

每个要留在悬浮液中的颗粒，必须穿过“上升区域”的底部，因此速度u B 要比小颗粒的（d <0.1 mm ，除砂器）的不淤流速大，但是要比大颗粒（d >0.2 mm ）的特征值小。根据对“泰尔福”的古典调查 （Watson and Burnett 1995），我们可以认为特征不淤流速

s m u s m B /150.0/76.0<< (38)

后面的表达式是必须的，它补充了，本论文出现的其他规则（曝气沉砂池合理设计时需要满足的）

对建议的方法的讨论

以上所讨论的所有构思都是基于两座实际曝气沉砂池的运行数据，一座是格丹斯克的“East ”污水处理厂（STP ）（属于“新”的），另一座是格尼丁亚的污水处理厂。

第一座曝气沉砂池的概要的横断面见图-8所示。主要参数Q =0.52 m 3

/s （单池的，一共六座）L =16.0 m, Q p 1=0.0028 m 3/sm （直径50mm 的穿孔管，开直径3.0mm 的孔1280个）。

这座曝气沉砂池的效率，（在1998~1999年，运行初期），总共测了六次。每次测量时，每天

取0.15 m 3的水样12次，并根据标准，在实验室分析。调查得到了砂粒的平均浓度，见表-1所示。

Fig. 8. Aerated grit chamber ‘‘E’’ （Gdansk ‘‘East’’）cross section 图-8 格丹斯克的“East”污水厂曝气沉砂池‘‘E’横断面

Table 1. Characteristic Parameters of Analyzed Grit Chambers

表-1.所分析的曝气沉砂池的特征参数

Paramete

Gdansk STP Gdynia STP

In?ow

In?ow Chamber In?ow

In?ow

Chamber

Mean concentration （mg/L）:

d >0.1 mm 33.42 5.43 53.11 10.86

d >0.2 mm 14.85 0.82 37.84 0.84

0.1mm

Mean reduction(%)

d >0.1 mm 83.8 79.6

d >0.2 mm 94.5 82.2

0.1mm

5.7 11.3

grit(%)

Discharge of circulation(m3/s) 1.328 1.898 Mean horizontal velocity(m/s) 0.063 0.039 Maximal celocity(m/s) 0.126 0.078 Maximal bottom velocity(m/s) 0.152 0.108

Fig. 9. Aerated grit chamber ‘‘D’’ （Gdynia）cross section

图-9 格尼丁亚曝气沉砂池“D”横断面

格尼丁亚的污水处理厂的曝气沉砂池的横断面见图-9所示。沉砂池分成两部分：曝气部分和常规部分。挡板把池子分成两部分，这里的挡板与曝气除砂器中所设置的挡板，完全不同，挡板上边缘超过自由表面，池子里面的东西不可能在它附近流通。这样设计的原理尚不不清楚，沉砂池的设计者没有解释设计的原因。

池子的特征参数：Q=0.94 m3/s（单池流量，共设两座沉砂池），L=21.5 m,Q P1=0.0019 m3/sm （穿孔管直径50mm，开直径3.0mm的孔344个）

曝气沉砂池的效率的调查结果（采用理想化的方法，进行调查，前面已述）见表-1所示。对上述两个污水厂的沉砂池，通过技术规则比较其尺寸和特性，总体上来说，沉砂池的几何参数的选择是恰当的。对运动学变量的分析，出现了一定的误差。平均速度比建议值小，格丹斯克的“East”污水厂曝气沉砂池：v E=0.085 m/s<0.20 m/s，格尼丁亚曝气沉砂池：v D=0.074 m/s<0.20 m/s。曝气强度也比建议范围0.0045–0.0125 m3/sm小（Q P1=0.0028 m3/sm and Q P2=0.0019 m3/sm).

为了按照关系式Q C(Q P)估计这些误差，对两个研究对象均进行下列的参数计算：

?横向循环流量[Eq. (25)]

?平均水平速度Eq. (18)]

?最大圆周速度

?.最大底部合成速度[Eq. (37)]

计算结果见表-1所示。由表-1可见，由方程（38）所确定的条件，两个研究对象实际上都能满足的，“E”型曝气沉砂池速度u B有一点超过了建议值的上限。两个曝气沉砂池的平均效率相似(分别为83.8 和79.3%)，尽管上限ηG1E=94.5%被低估了，u B E=0.152 m/s>0.150 m/s [方程(38)]，但是还是可以接受的。沉砂池“E”的效率可以通过减少曝气改进。但是，另一方面，与文献的建议，v B=0.60–0.75 m/s 相矛盾。然而，在本论文中，圆周速度的这样一个高值，在高曝气强度系统时可以实现的。人们可能怀疑，这差误可以用自由表面附近局部速度的上升来解释（图-5）。这可能是ASCE (1992)给出的，文献建议与自由表面速度的水平分量有关（大概是计算值的三倍）。在这种情况下理论速度[方程(42)] 可被接受。

格尼丁亚曝气沉砂池“D”的圆周速度仍然在规定的范围[方程(38)]，但是沉砂池总效率没有“E”型曝气沉砂池的效率高。然而，这可能是由于沉砂池工作的时候，部分作为曝气部分、部分作为传统工作部分造成的吧（见图-9）。从技术上区别“D”曝气沉砂池被挡板分成的两部分中的

一部分对另外一部分的影响是不可能的，因此效率ηG D=73.1%应该与总效果有关。

“E”型曝气沉砂池中，去除的沉砂中的有机物含量较低，不足10%；“D”型曝气沉砂池中，去除的沉砂中的有机物的含量达11.3%。这种差别可能也是由于曝气强度的不同引起的。“D”型沉砂池的圆周速度比“E”型沉砂池的圆周速度小，因此“D”型沉砂池中去除的砂含有的有机物较多（池子部分没有曝气）。这意味着，“D”型池子的曝气量需要提高（但是不幸的是，要达到这个目的，除非曝气沉砂池重建）。

结论

多年以来，曝气沉砂池的设计主要依靠技术经验。然而，每套处理方法，都创建了各自的特殊的方法版本，由于缺乏曝气量Q P 和横向循环流量Q C之间的联系，都存在着根本的缺点。

根据技术文献，我们可以发现四种实际构想，解释Q P 和Q C之间的关系，但是每个方法都是为了阐述空气提升泵的。本文，分析了其中的三个方法。适应曝气沉砂池的条件，并且服从经验验证，Q P 和Q C理论和经验上相互吻合的模型是“动力学”模型。

函数Q C(Q P)可以确定沉砂池内的速度场。本论文，提出了两种观点：一个是基于横向循环的简化模型“几何相似”模型[方程（32）]，一个是“技术”模型，方程（38）。

几何相似模型通过颗粒轨迹方程解决。计算得到的速度场与测量得到的结果非常吻合，因此，几何相似模型在实际技术应用中比较有意义。

本论文提出的公式化的建议与技术情况的比较，两个实际曝气沉砂池案例（格丹斯克“E”，格尼丁亚“D”）。通过这些比较得出，文献上的建议以及上文提出的新的关系式，与实际工程中的曲线是一致的。但是，另一方面，这些新的关系式，必须经过额外的数据测试，并且测试必须不受以上提出的观点的干扰。

本文来源：https://www.bwwdw.com/article/o3vl.html