典型无机絮凝剂对疏浚淤泥絮凝效果及出水水质影响研究

吴敏; 黄英豪; 尹洪斌; 王硕; 陈永; 王文翀

doi:10.11779/CJGE2023S10021

典型无机絮凝剂对疏浚淤泥絮凝效果及出水水质影响研究 English Version

吴敏^1,,
黄英豪^{1, 2, ,},
尹洪斌³,
王硕¹,
陈永¹,
王文翀¹

1.
南京水利科学研究院岩土工程研究所, 江苏南京 210024
2.
南京水利科学研究院河湖库底泥处理与资源化利用研究中心, 江苏南京 210024
3.
中国科学院南京地理与湖泊研究所湖泊与环境国家重点实验室, 江苏南京 210008

基金项目:

国家自然科学基金项目 51879166

中央级公益性科研院所基本科研业务费项目 Y322002

详细信息

作者简介:
吴敏(1999—)，女，硕士研究生，主要从事河湖库疏浚底泥处理与资源化利用。E-mail: wm18305193089@163.com

通讯作者:
黄英豪, E-mail: yhhuang@nhri.cn

中图分类号: TU43
计量
- 文章访问数: 167
- HTML全文浏览量: 33
- PDF下载量: 47
出版历程
- 收稿日期: 2023-07-05
- 网络出版日期: 2023-11-23
- 刊出日期: 2023-10-31

Influences of typical inorganic flocculants on flocculation effects of dredging materials and quality of effluent water

1.
Geotechnical Engineering Department, Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing 210024, China
2.
Dredged Sediment Treatment and Resource Utilization Research Center, Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing 210024, China
3.
State Key Laboratory of Lake Science and Environment, Nanjing Institute of Geography and Limnology, Chinese Academy of Sciences, Nanjing 210008, China

摘要

摘要: 针对淤泥堆场堆填处置中，天然底泥自重落淤固结缓慢等问题，工程中常添加化学药剂来加快泥水分离过程。利用量筒沉积柱试验研究了5种典型无机絮凝剂对高含水率疏浚淤泥的絮凝沉积效果及上覆水水质（浊度值）的影响规律。5种典型的无机絮凝剂中，CaCl₂，PAS（聚合硫酸铝）的絮凝效果相对较好。在此基础上，探明了这两种絮凝剂在不同掺量下对疏浚淤泥沉积规律的影响。试验结果表明，CaCl₂，PAS掺量不同，泥浆自重沉积固结稳定后沉降量、沉降速率、沉积稳定时间不同，得到CaCl₂和PAS的最优掺量分别为0.8%，0.2%。在最优掺量下上覆水的去浊率可达到84%左右。CaCl₂通过Ca²⁺的交换作用和电性中和作用发挥絮凝作用；PAS主要通过土颗粒表面的电性中和作用发挥絮凝作用。结果可为大规模疏浚淤泥的快速絮凝和余水排放研究和设计提供参考借鉴。
- 疏浚淤泥 /
- 无机絮凝剂 /
- 浊度
Abstract: In view of the problems such as slow siltation and solidification of natural bottom sludge in the landfill disposal of sludge yards, the chemical agents are often added in the project to speed up the process of sludge-water separation. The influences of five typical inorganic flocculants on the flocculation sedimentation effects of dredged materials with high water content and the quality of overlying water (turbidity) are studied through the measuring cylinder sedimentation tests. Among the five typical inorganic flocculants, CaCl₂ and PAS (polyaluminum sulfate) have relatively good flocculation effects. On this basis, the influences of these two flocculants on the sedimentation laws of dredged sludge under different dosages are investigated. The test results show that with different contents of CaCl₂ and PAS, the settlement amount, rate and stabilization time of the sludge after self-weight sedimentation and consolidation are different. The optimum contents of CaCl₂ and PAS obtained in this study are 0.8% and 0.2%, respectively. Under the optimal dosage, the turbidity removal rate of the overlying water can reach about 84%. CaCl₂ plays a role of flocculation through Ca²⁺ exchange and electrical neutralization; and PAS mainly plays a role of flocculation through electrical neutralization on the surface of soil particles. The results may provide a referencees for the research and design of rapid flocculation and residual water discharge of large-scale dredged materials.
- dredged material /
- inorganic flocculant /
- turbidity

HTML全文

0. 引言

非饱和状态下的土体具有很高的强度^[1]，然而遇水湿化强度会迅速降低，局部可能达到饱和，该状态下的土压力值与非饱和条件下的值差别很大。多名学者统计显示大部分基坑事故都与水有关，此外，2019年6月8日南宁绿地中心基坑塌陷也是因为场地管道爆裂，非饱和土遇水湿化，作用在支护结构的土压力增大^[2]。因此，亟需定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响，提出计算方法，减少此类事故发生。

目前，对非饱和土压力研究获得了很大进展，但现有研究多从理论出发进行公式推导，1961年Coleman等^[3]提出双变量理论，Fredlund便得到净应力与吸力的双变量理论，之后得到了扩展的朗肯土压力理论，但是在平时的设计和研究中，仍然采用朗肯土压力理论^[4]计算非饱和土压力。姚攀峰等^[5]提出了与扩展型朗肯土压力不同的计算方法广义朗肯土压力计算方法，陈铁林等^[6]解决水位变化及降水条件下的土压力计算问题，根据K₀定义推导K₀求解式。任传健等^[7]结合Fredlund非饱和土抗剪切与强化准则和经典的朗肯土压计算公式，得出考虑降水变化的土压计算公式。汪丁建等^[8]在饱和土朗肯土压力分析基础上，推导出降雨条件下非饱和朗肯土压力。王晓亮等^[9]将降雨和蒸发对基质吸力的影响引入到非饱和土抗剪强度公式中，得到K₀随降雨定性变化，但没有定量结果。

已有的大量研究充分表明水对静止土压力的影响不可忽略，但已有的计算公式复杂不实用，结果有待验证。导致现有非饱和土体仍采用饱和土理论的计算结果加安全储备来设计计算^[10]，安全系数是否足够不明确。为了使湿化条件下静止土压力增量的演化规律更明确，本文通过室内试验确定了其相关的变化规律、建立相应的计算模型，减小对安全施工的威胁。

1. 试验材料与方法

1.1 土料特性

取北京延庆地区原状粉质黏土进行烘干、碾碎、过0.25 mm筛备用，进行基本物理性质测试，依据《土工试验方法标准：GB/T50123—2019》^[11]，结果见表 1。

表 1 土的基本物理性质

Table 1. Basic physical properties of soil

最大干密度/ (g·cm^-3)	最优含水率/%	液限 w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	土粒相对密度G_S
1.80	16.5	30.7	15.2	15.5	2.73

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.2 试验方案

选择干密度1.53 g/cm³（压实度0.85）、高度40 mm的标准环刀试样开展K₀压缩试验，设5个不同的初始饱和度与4个不同的上覆荷载，具体方案见表 2。

表 2 浸水条件下非饱和粉质黏土试验方案

Table 2. Test schemes under water immersion conditions

上覆荷载/kPa	加载过程	初始饱和度
100/200/ 300/400	100(200/300/400)kPa→湿化→逐级加载至1600kPa	0.2/0.3/0.4/ 0.5/0.6

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.3 试验过程

（1）仪器标定。本文采用JCY型K₀固结仪来完成K₀压缩试验，在气囊中充入与试样等体积的水，利用水各向等压特性标定仪器在竖向压力下对土压力的测量，根据试验数据拟合得到两仪器的标定系数^[12]。

（2）制样并养护得到不同初始含水率试样。用饱和再风干的土样模拟经过了干湿循环的天然非饱和土，通过7 d密闭养护保证孔隙水分布均匀，见图 1。

图 1 准备不同初始含水率的试样

Figure 1. Preparation of samples with different initial moisture contents

下载: 全尺寸图片幻灯片

（3）加上覆荷载待稳定后进行湿化饱和，湿化稳定后养护7 d，再完成后续设定加载至试验结束。

（4）卸压并整理仪器装置，将不同初始饱和度湿化前与湿化压缩后试样进行对比，如图 2所示。

图 2 试验前后对比图

Figure 2. Comparison of soil samples before and after tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 试验结果及规律

K₀固结仪连接压力传感器采集数据，得到侧压力随时间变化关系^[12]，从而得到粉质黏土在5个不同初始饱和度S_r和4个不同上覆荷载P作用下发生湿化与湿化后继续加载的水平静止土压力-竖向压力的关系曲线，见图 3，因篇幅关系只展示S_r=0.2结果^[12]。对于非饱和土一般采用水土合算计算土压力，此时侧压力传感器测量得到的相当于水土合算下的土压力。

图 3 静止土压力随竖向压力变化关系(S_r=0.2)

Figure 3. Variation of static earth pressure with vertical pressure (S_r=0.2)

下载: 全尺寸图片幻灯片

湿化静止土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 统计见表 3，计算式为

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = {\sigma _{{\text{w}}}} - {\sigma _{{\text{d}}}} 。$

(1)

表 3 湿化静止土压力增量计算值统计

Table 3. Statistics of calculated increment static earth pressure

初始饱和度S_r	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6
100 kPa下增量值	35.14	25.10	17.41	12.5	3.53
200 kPa下增量值	68.95	48.38	33.32	22.97	6.31
300 kPa下增量值	95.01	68.95	47.86	29.99	8.98
400 kPa下增量值	118.02	90.00	60.99	35.97	10.11

下载: 导出CSV

| 显示表格

式中： ${\sigma _{{\text{d}}}}$ 为上覆荷载作用下湿化前静止土压力大小； ${\sigma _{{\text{w}}}}$ 湿化饱和后静止土压力大小。

3. 静止土压力增量计算模型

3.1 湿化过程中静止土压力演变规律

不同初始饱和度湿化过程的增湿水平不同，可使用湿化前初始饱和度表示增湿水平，即：S_r=1的增湿水平为0，S_r越小增湿水平越大。

由表 3可以看到湿化时静止土压力都有不同程度的增大，且初始饱和度S_r越低或上覆荷载P越大，静止土压力增量越大。图 3数据显示，湿化后继续加载呈线性且斜率基本一致，表明K₀值大小近似一致，S_r与P的不同不会影响湿化饱和后K₀大小。可能原因是：静止土压力系数主要由有效内摩擦角决定，饱和后有效内摩擦角接近，因此湿化饱和后K₀近似一致。

土体强度理论认为土颗粒间存在综合作用，包括吸力、胶结作用、德华力以及化学键等^[4]，非饱和土研究学者^[13]一般认为土骨架受压为保证完整性依靠两部分力平衡：一是土颗粒间的基质吸力，取决于土体的含水量；另外是土颗粒间的胶结力，取决于土体内部的黏粒微量物质。静止土压力增量是由颗粒间胶结作用的减弱和基质吸力减小两方面原因引起的^[14]。为推导计算模型引出中间变量0.65-S_r，如图 4所示，初始饱和度越小，湿化导致基质吸力减少量就越大，静止土压力增量就越大；湿化饱和后上覆荷载越大，对土体胶结力破坏就越大，如图 5所示，湿化饱和后的静止土压力增量，随上覆荷载增加而变大。

图 4 静止土压力增量与初始饱和度关系

Figure 4. Variation of increment of static earth pressure increment with initial saturation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 静止土压力增量与上覆荷载关系

Figure 5. Variation of increment of static earth pressure with load

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 湿化过程中静止土压力增量计算模型

土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 与上覆荷载P，初始饱和度S_r都呈线性关系，双线性模型见式（2），P和S_r确定时有一次函数式（3），（4）。当变量 $n=（{S}_{\text{r}}{\text{+}}{b}_{1}）{\text{=0}}{\text{.65}}-{S}_{{\text{r}}}$ 时，土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 与n成正比例， ${k_1}{k_2}m$ 为斜率，见图 4。

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = {k_1}n \times {k_2}m {\text{，}}$

(2)

${k}_{1}n={k}_{1}（{S}_{{\text{r}}}{\text{+}}{b}_{1}） {\text{，}}$

(3)

${k}_{2}m={k}_{2}（P{\text{+}}{b}_{2}）。$

(4)

P与其对应的 ${k_1}{k_2}m$ 拟合得 ${k_1}{k_2}m{{\text{ = 0}}}{{\text{.60}}}P + {{\text{19}}}{{\text{.76}}}$ ，再将 $n$ 代入式（2）中，得到式（5）。当初始饱和度S_r较大接近饱和土时，静止土压力增量为0，观察式（5），当饱和度S_r＞0.65时，湿化不会引起静止土压力增加。

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = \left\{ \begin{array}{l} (0.60P{{\text{ + 19}}}{{\text{.76}}}){{\text{(}}}0.65 - {S_{{\text{r}}}}{{\text{)}}} \;\;\;\;{{\text{(}}}{S_{{\text{r}}}} \leqslant 0.65{{\text{)}}} \hfill \\ 0\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{{\text{ (}}}{S_{{\text{r}}}} > 0.65{{\text{)}}} \hfill \\ \end{array} \right. 。$

(5)

为了更直观的表现增量的含义，将 $\Delta {S_{{\text{r}}}} = 1 - {S_{{\text{r}}}}$ 代入式（5），得到最终的增量表达式如下：

$\begin{equation} \Delta \sigma_{\mathrm{h}}=\left\{\begin{array}{ll} (0.60 P+19.76)\left(\Delta S_{\mathrm{r}}-0.35\right) & \left(\Delta S_{\mathrm{r}} \geqslant 0.35\right) \\ 0 & \left(\Delta S_{\mathrm{r}}<0.35\right) \end{array}\right. 。 \end{equation}$

(6)

4. 挡土墙静止土压力计算案例分析

以延庆某深基坑为背景，结合勘察数据，对上文的模型进行试算。该基坑开挖深度23 m，上表面有8 kPa的均布荷载，施工阶段饱和度0.25，已勘测到自然地面以下34 m地层特性，土体基本为粉质黏土。

根据划分土层的重度与厚度计算出土层下表面荷载，并根据K₀算出湿化前静止土压力 ${\sigma _{{\text{h}}}}_i$ ，K₀按经验值取0.3。根据式（6）算出静止土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}_i$ ，接着计算出湿化后静止土压力 ${\sigma _{{\text{w}}}}_i$ 和 ${\sigma _{{\text{w}}}}_i$ / ${\sigma _{{\text{h}}}}_i$ 比值，计算值随深度变化绘制在图 6中，发现比值随深度增大而减小，但始终大于1.8，说明湿化对静止土压力影响较大。

图 6 不同累计深度处静止土压力与其相关计算值关系

Figure 6. Static earth pressures and their correlation with depth

下载: 全尺寸图片幻灯片

由于本文采用重塑土进行试验，和天然土体湿化时侧压力变化结果不同，特别是黄土等结构性非饱和土，其湿化可能发生湿陷等行为，导致土压力演化较为复杂。本文研究结果仅适用于非结构性的非饱和土。

5. 结论

本文通过开展室内试验，定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响，实测浸湿饱和作用下静止土压力增量的变化规律，建立相应的计算模型，通过应用发现设计时必须重视湿化的影响，并得到以下3点结论。

（1）湿化饱和后，土体的静止土压力系数K₀值与初始饱和度、上覆荷载无关。推测土体静止土压力系数K₀值主要由有效内摩擦角决定，饱和后有效内摩擦角基本一致，故K₀值大小近似一致。

（2）湿化前的初始饱和度越低，湿化饱和后的静止土压力增量越大；且湿化饱和后的静止土压力增量，随湿化时的上覆荷载增加而变大。

（3）基于试验数据和机理分析，得到了湿化条件下考虑上覆荷载与初始饱和度的双线性土压力增量计算模型；将其应用于某支挡工程，发现湿化后的土压力可达初始土压力1.8倍以上，设计时必须予以重视。

图 1 颗粒粒径分布曲线

Figure 1. Grain-size distribution curve

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 泥水分离界面沉降曲线

Figure 2. Settlement curves of sludge-water separation interface

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 不同CaCl₂掺量下泥水分离界面沉降曲线

Figure 3. Settlement curves of sludge-water separation interface under different CaCl₂ dosages

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 不同PAS掺量下泥水分离界面沉降曲线

Figure 4. Settlement curves of sludge-water separation interface under different PAS dosages

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 不同絮凝剂掺量下泥浆沉降速率曲线

Figure 5. Curves of settlement rate of sludge under different flocculant dosages

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 泥浆沉降稳定时间确定方法示意图

Figure 6. Schematic diagram of method for determining stabilization time of settlement of sludge

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 上覆水水质特性

Figure 7. Characteristics of overlying water quality

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 不同絮凝剂掺量下去浊率

Figure 8. Turbidities under different flocculant dosages

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 淤泥的基本物理性质

Table 1 Basic physical properties of dredged materials

含水率/%	液限/%	塑限/%	塑性指数	黏粒含量^①/%	相对质量密度	有机质含量^②/%
100.4	55.9	20.6	35.3	28.00	2.72	0.75
注：①粒径小于5 μm；②重铬酸钾容量法。

下载: 导出CSV

表 2 量筒沉积试验方案

Table 2 Schemes of measuring cylinder sedimentation tests

加药种类	絮凝剂掺量/%
CaCl₂	0，0.5，0.8，0.9，1.0，1.2
PAS	0，0.1，0.2，0.5，0.7，1.0

下载: 导出CSV

表 3 不同絮凝剂掺量下淤泥自重沉积稳定时间

Table 3 Stabilization time of self-weight sedimentation of sludge under different flocculant dosages

絮凝剂	CaCl₂/PAS
掺量/%	0	0.5/0.1	0.8/0.2	0.9/0.5	1.0/0.7	1.2/1.0
T_c/d	3.39	2.63/2.65	2.54/2.58	2.58/2.60	2.77/2.61	2.80/2.63

下载: 导出CSV

参考文献(10)

[1]	XU G Z, GAO Y F, HONG Z S, et al. Sedimentation behavior of four dredged slurries in China[J]. Marine Georesources & Geotechnology, 2012, 30(2): 143-156.
[2]	朱伟, 闵凡路, 吕一彦, 等. "泥科学与应用技术"的提出及研究进展[J]. 岩土力学, 2013, 34(11): 3041-3054. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201311001.htm ZHU Wei, MIN Fanlu, LÜ Yiyan, et al. Subject of "mud science and application technology"and its research progress[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(11): 3041-3054. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201311001.htm
[3]	黄英豪, 戴济群, 徐锴. 新拌固化淤泥的流动性和黏滞性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2022, 44(2): 235-244. doi: 10.11779/CJGE202202004 HUANG Yinghao, DAI Jiqun, XU Kai. Flowability and viscosity of freshly solidified dredged materials[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44(2): 235-244. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202202004
[4]	苏德纯, 胡育峰, 宋崇渭, 等. 官厅水库坝前疏浚底泥的理化特征和土地利用研究[J]. 环境科学, 2007, 28(6): 1319-1323. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HJKZ200706027.htm SU Dechun, HU Yufeng, SONG Chongwei, et al. Physicochemical properties of Guanting Reservoir sediment and its land application[J]. Environmental Science, 2007, 28(6): 1319-1323. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HJKZ200706027.htm
[5]	金雪林, 薛路阳, 金杰. 生态清淤及淤泥快速处置一体化技术的应用[J]. 人民黄河, 2013, 35(9): 43-45. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-RMHH201309016.htm JIN Xuelin, XUE Luyang, JIN Jie. Application of ecological dredging silt and rapid disposal of the integration technology[J]. Yellow River, 2013, 35(9): 43-45. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-RMHH201309016.htm
[6]	李晓威, 吕鹏, 彭万里. 湖泊环保疏浚工程中泥浆絮凝效率的优化研究[J]. 人民黄河, 2016, 38(9): 64-67. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-RMHH201609017.htm LI Xiaowei, LÜ Peng, PENG Wanli. Optimization study on the mud flocculation efficiency in the lake environmental dredging engineering[J]. Yellow River, 2016, 38(9): 64-67. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-RMHH201609017.htm
[7]	章荣军, 蒋达飞, 郑俊杰. 絮凝调理对淤泥(浆)固结特性的影响[J]. 华中科技大学学报(自然科学版), 2021, 49(7): 1-6. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HZLG202107001.htm ZHANG Rongjun, JIANG Dafei, ZHENG Junjie. Effect of flocculation conditioning on consolidation characteristics of mud(slurry)[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2021, 49(7): 1-6. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HZLG202107001.htm
[8]	袁国辉, 胡秀青, 刘飞禹, 等. 絮凝-逐级加压电渗法改良疏浚淤泥试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2020, 39(增刊1): 2995-3003. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2020S1040.htm YUAN Guohui, HU Xiuqing, LIU Feiyu, et al. Experimental study on the improvement of dredged slurry by flocculation-step-by-step loading voltage electro-osmosis method[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2020, 39(S1): 2995-3003. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2020S1040.htm
[9]	刘飞禹, 吴文清, 海钧, 等. 絮凝剂对电渗处理河道疏浚淤泥的影响[J]. 中国公路学报, 2020, 33(2): 56-63, 72. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZGGL202002005.htm LIU Feiyu, WU Wenqing, HAI Jun, et al. Effect of flocculants on electro-osmotic treatment of river dredged sludge[J]. China Journal of Highway and Transport, 2020, 33(2): 56-63, 72. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZGGL202002005.htm
[10]	IMAI G. Experimental studies on sedimentation mechanism and sediment formation of clay materials[J]. Soils and Foundations, 1981, 21(1): 7-20.