第３３ 卷第１２ 期
２０１３ 年１２ 月
环 境 科 学 学 报
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
保障部留学回国人员科技活动择优资助重点项目
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． 不同剪切条件下活性污泥理化性质及脱水性能的响应特征［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
不同剪切条件下活性污泥理化性质及脱水性能的响
应特征
张越，王毅力∗
北京林业大学环境科学与工程学院，北京市水体污染源控制技术重点实验室，北京１０００８３
收稿日期：２０１３⁃０３⁃２３ 修回日期：２０１３⁃０４⁃１６ 录用日期：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．
关键词：活性污泥；理化性质；脱水性能；剪切强度；剪切稳定性
文章编号：０２５３⁃２４６８（２０１３）１２⁃３２３４⁃１０ 中图分类号：Ｘ７０３ 文献标识码：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：不同剪切条件下活性污泥理化性质及脱水性能的响应特征
１ 引言（Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ）
随着我国污水处理行业的高速发展，城市污水
处理量也在不断提高，其所产生的大量剩余污泥越
来越成为我国污水行业面临的严峻问题． 研究预
测，“十二五”期间污泥（含水率８０％）年产量的增
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
理厂中，絮凝调理⁃压力场脱水是污泥减量的主流工
艺，也是污水处理厂中运行成本的主要贡献者． 然
而，在调理污泥经过管道流向脱水装置的过程中，
污泥泵、管道、弯头等组件会使调理污泥受到局部
阻力的剪切． 初步研究表明（Ａｂｕ⁃Ｏｒｆ ｅｔ ａｌ． ，１９９７），
这种剪切会导致污泥絮体的破碎，使得本来处于最
佳调理状态的污泥絮体表面暴露出更多的负电荷，
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
和最佳投药量的关系时发现，搅拌强度的增大会导
致最佳投药量增加，形成粒径更小、强度更高的絮
体（ Ｄｅｎｔｅｌ ｅｔ ａｌ． ， １９９７； ２０００； Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ， ２０１１；
Öｒｍｅｃｉ ｅｔ ａｌ． ，２００９；Ｂｉｇｇｓ ｅｔ ａｌ． ，２０００），这些结果也
表明调理污泥絮体在一定强度的剪切下会发生破
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）通过测试城市污泥的流变特性和输送
特性，探讨了远距离输送管道中污泥流变特性、粒
径等相关参数的数学模型；冯骞等（２００８）研究了搅
拌型反应器中剪切对活性污泥沉降性能的影响，指
出较高的剪切作用下，污泥不能以丝状菌为骨架生
长，而是形成更加密实的小絮体．
近年来，水处理混凝单元的絮体结构随剪切的
响应特征成了研究的热点． Ｊａｒｖｉｓ 等（２００５）综述了
絮体强度和破碎的研究进展，指出一般情况下絮体
强度随着絮体粒径的减小而增大，而且大量证据显
示絮体粒径与施加的剪切速率存在一定的经验关
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，当电中和作用为主导时，絮体再絮凝能力较强，
前后粒径变化不大，但增加剪切速率会导致破碎再
絮凝后絮体剩余浊度和颗粒数降低；而当卷扫机理
占主导时，絮体再絮凝能力较低，破碎过程明显不
可逆． 张忠国等（２００９）对聚合氯化铝（ＰＡＣｌ）混凝絮
体破碎和恢复情况的研究显示，卷扫混凝和再稳区
絮体强度较大，不易破碎，且破碎后不能完全恢复；
电中和混凝区絮体强度最小，易破碎，但破碎后可
完全恢复；稳定区絮体强度较大，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
体系中硫酸铝和阳离子聚丙烯酰胺形成的絮体，通
过分析在不同混凝机理下絮体粒径、强度、分形维
数等参数与Ｇ 值的关系发现，粘结架桥作用形成的
絮体强度最高，但分形维数相对最低；卷扫作用形
成的絮体强度最弱，但分形维数相对较高；电中和
作用形成的絮体强度和分形维数分别介于其它二
者之间．
由此可见，有关水处理中混凝单元中絮体的剪
切破碎过程的研究结果可以为调理污泥的相关研
究提供参考． 本文正是针对上述问题，模拟调理污
泥在管道运输过程中的剪切强度，采用毛细管吸水
时间、分形维数、剪切敏感性、强度等参数定量表征
污泥絮体的变化规律，探讨其响应特征，确定污泥
发生剪切破碎的临界条件，初步探讨相关过程的机
制，为污泥调理⁃脱水工艺条件的优化提供支撑．
２ 材料与方法（Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ ｍｅｔｈｏｄｓ）
２． １ 实验材料
活性污泥样品采自北京市某污水处理厂的浓
缩污泥，迅速运至实验室后在（４． ０ ± ０． ５）℃ 下保
存，考虑到污泥样品的不稳定性，要求所有实验在５
ｄ 内完成． 因此，本实验共采集５ 个批次的污泥样品
进行不同阶段的实验． 表１ 给出了这５ 个批次污泥
样品的基本性质，可见虽然不同批次的污泥样品在
ＴＳＳ 和ＶＳＳ 方面均有差异，但ｐＨ 值及电导率较为
接近．
表１ 活性污泥基本性质
Ｔａｂｌｅ １ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ａｃｔｉｖａｔｅｄ ｓｌｕｄｇｅ ｓａｍｐｌｅｓ
样品
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
有机玻璃烧杯和可调转速的搅拌系统组成，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
敏感性测试．
图１ 剪切装置示意图
Ｆｉｇ． １ Ｓｃｈｅｍｅｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔｉｎｇ
剪切实验程序：量取１． ５ Ｌ 的污泥样品于烧杯，
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 ），剪切污泥样品一定时间
后，立即采样进行后续测试．
剪切敏感性（ＫＳＳ）测试程序：量取１． ５ Ｌ 浓度约
为４ ｇ·Ｌ－１的污泥样品于烧杯中，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），通过标准曲线将其转换为
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）对上述不同时间下上清液中悬浮胶体质量浓度
进行拟合．
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）测定污泥样品的毛细
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
测定（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
通过不同投药量（ＷＤ⁃４９６０）调理下活性污泥
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
于调理污泥（图２ｃ、ｄ），当剪切强度增加到４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１）时，ＣＳＴ 值在剪切初期（６０ ｓ
以内）无明显变化，此后开始较大幅度的升高，在更
高的剪切强度下，调理污泥ＣＳＴ 值基本上随着剪切
时间的延长而继续增加，但并未出现与原始污泥类
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：不同剪切条件下活性污泥理化性质及脱水性能的响应特征
剪切强度；而对于调理污泥，这一临界值却为４００
ｒ·ｍｉｎ－１（Ｇ ＝２３９． ５ ｓ－１ ），由此可见，本实验中调理
污泥更为剪切敏感．
图２ 不同剪切强度下污泥样品的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
原始污泥对剪切呈现出不同的响应，这可能由于其
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
深土黄色，并具有清晰的边界和不规则的形貌，随
着剪切的加强，调理絮体粒径减小，颜色逐渐变浅．
图４ 活性污泥絮体在不同剪切强度下的形貌照片
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），它们之间的关系满足如下方程：
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
结果，当剪切强度增大到某一临界值时，絮体破碎
占主导地位，粒径达到一个新的平衡．
剪切强度对活性污泥粒度的影响如图５ 所示．
由图可知，调理前后污泥絮体的粒径均随着剪切强
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：不同剪切条件下活性污泥理化性质及脱水性能的响应特征
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
分形维数的影响不大，各剪切强度下的分形维数均
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，质量分形维数是颗粒内部结构开放程度
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，剪切作用破坏了调理污泥絮体的网络结
构，使得絮体破碎，粒径变小，但其相对密实程度却
逐渐增加，尽管如此，由于絮体中阳离子聚丙烯酰
胺（ＣＰＡＭ）的存在及作用，导致其粒径仍比原始污
泥絮体大，内部开放结构仍较高． 这也说明本试验
所采用的剪切强度和时间尚无法使得调理污泥絮
体破碎到与原始污泥一致的几何结构． 此外，对于
原始污泥而言，剪切降低其絮体尺寸但未明显改变
其内部结构的开放程度． 两种污泥样品的这种差异
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）
的研究中调理污泥絮体剪切后流动电流（ＳＣＤ）负向
偏移的结果具有一致性．
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
污泥的粒径总是大于原始污泥的结果可以推测，剪
切作用下调理污泥的破碎机制涉及该絮体中原始
污泥颗粒的横穿破裂，导致原始污泥颗粒内部带负
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
过程中悬浮胶体的质量浓度随时间的变化趋势，以
及公式（１）的拟合曲线，相应的剪切敏感性参数如
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，颗粒破碎存在分裂和剥离两种机制，分
裂不会产生悬浮胶体，而剥离会产生较高浓度的分
散的胶体粒子（Ｊａｒｖｉｓ ｅｔ ａｌ． ，２００５）． 由图８ 也可看
出，调理污泥剪切后其悬浮胶体的质量浓度远低于
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，调理污泥的粒径只比原始粒径
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
泥絮体剪切破碎的机制主要为剥离机制；对于调理
污泥，图５ 显示小于４００ ｒ·ｍｉｎ－１ 的剪切强度导致污
泥粒径比原始值下降的比例不超过１／４，这表明剥
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，
这表明分裂机制起主要作用，随着剪切强度的增
大，分裂机制越来越明显．
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：不同剪切条件下活性污泥理化性质及脱水性能的响应特征
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
基本评价指标之一，其值越大则颗粒越不容易剪切
破碎，不同剪切强度下的强度因子值有所差别
（Ｊａｒｖｉｓ ｅｔ ａｌ． ，２００５； Ｗａｎｇ ｅｔ ａｌ． ，２０１１），其值可以
根据公式（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
体破碎后的稳定平均粒径（ｍ）．
不同Ｇ 值下污泥的强度因子变化见图９． 可见，
各剪切强度下原始污泥的强度因子均高于调理污
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
可得到其临界剪切强度，可见剪切作用对原始污泥
脱水性能和粒径的影响作用有所不同． 原始污泥的
脱水性能受剪切作用的影响在临界剪切前后差异
较大，但由于原始污泥粒径相对较小，在剪切强度
增大的过程中并没有发生明显的突变． 这可能是由
于原始污泥絮体剪切破碎的机制主要为剥离机制，
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
测试结果一致．
图９ 不同速度梯度（Ｇ）下污泥强的度因子的变化
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
容易在剪切强度增加时发生破碎，这与剪切敏感性
ＫＳＳ显示的结果具有一致性． 此外，李涛等（２０１０）模
拟出的铝盐在吸附电中和与卷扫絮凝作用时絮体
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过高分子长链的粘结架桥作
用进行絮凝，相应絮体的强度高于铝盐在吸附电中
和或卷扫絮凝作用时的絮体强度．
图１０ 污泥粒径（ ｄ５０ ） 和强度（ σ） 与速度梯度（ Ｇ） 之间的双对
数关系图
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
始终小于调理污泥，这一结果与强度因子指示的结
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
现，强度因子与剪切前后絮体直径比值的倒数成正
比，而强度则与某一剪切条件下的絮体直径成正
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，通过对调理污泥分形维数与强度和强度
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
强度与强度因子间均无明显的相关性．
４ 结论（Ｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｓ）
１）最佳投药量下的调理污泥对剪切呈现出更
为敏感的特点，原始污泥和调理污泥脱水性能变差
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，调理污泥形成结构更为致密的小絮体，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）剪切导致污泥迅速暴露出更多的带负电荷
的新鲜表面． 剥离是原始污泥剪切破碎的主要机
制，而调理污泥的剪切破碎机制与剪切强度有关，
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
越来越重要．
责任作者简介：王毅力（１９７２—），男，博士，北京林业大学环
境科学与工程学院教授，博士生导师． 主要研究领域为：环境
颗粒物的分形特征与微界面分形反应过程、环境水质学、水
（体）污染控制与修复工程、生物反应器中污泥的分子生态
学解析等． Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｙｉｌｉｍａｉｌ ＠ １２６． ｃｏｍ．
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Ｃｏｌｌｏｉｄｓ ａｎｄ Ｓｕｒｆａｃｅｓ （ Ａ： Ｐｈｙｓｉｃｏｃｈｅｍｉｃａｌ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ
Ａｓｐｅｃｔｓ）， １８２（１／３）： １⁃１４
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