生物膜特性

生物膜特性（精选十篇）

生物膜特性 篇1

曝气不但将MBR中的活性污泥和有机污染物充分混合, 更重要的是为好氧活性污泥提供代谢所必需的氧气。DO会影响混合液的性质, 如污泥结构、溶解性微生物产物 (SMP) 含量及絮体大小等, 进而影响膜污染情况[1]。低DO将抑制微生物的代谢活性, 影响污水的处理效果[3], 且DO不足会使细胞表面的疏水性降低;过高的DO将导致有机物分解速率过快, 使得微生物缺乏营养, 活性污泥易于老化[4]。

本工作研究了DO对污泥特性的影响, 以便为工艺运行提供借鉴。

1 实验部分

1.1 实验材料

实验用模拟废水主要成分见表1。

ρ, mg/L

实验用污泥取自苏州某光伏企业的污水处理MBR池, 接种污泥质量浓度约为6 g/L, 平均粒径在86.0μm左右。

1.2 实验装置

实验装置见图1。MBR有效容积为15 L, 结构尺寸为340 mm×70 mm×750 mm。聚偏氟乙烯平板膜平均孔径为0.25μm, 有效过滤面积为0.5 m2。MBR进水通过液位计控制, 出水采用间歇方式 (排水4 min、静止1 min) , 水力停留时间为12 h。实验采用3套完全相同的MBR, 即MBR-A、MBR-B和MBR-C, DO分别控制在2, 4, 6 mg/L。

1.3 分析方法

采用重铬酸钾法测定废水COD[5];采用纳氏试剂光度法测定ρ (NH3-N) [5];采用钼锑抗分光光度法测定TP[5];采用过硫酸钾氧化紫外分光光度法测定TN[5];采用便携式溶氧仪测定DO[5]。

按照文献[6]测定比耗氧速率 (SOUR) 和污泥比阻;采用激光粒度仪测定污泥粒径;按照文献[7]测定SMP质量浓度和细菌胞外聚合物 (EPS) 含量。

2 结果与讨论

2.1 DO对废水处理效果的影响

DO对废水处理效果的影响见表2。由表2可见, 在DO充足的条件下, 各MBR的运行状况均较好。硝化作用进行得较为完全, NH3-N和TN去除率均较高。反应器内可能存在同步硝化反硝化作用, 这是由于, 一方面实验采用穿孔曝气, 反应器内DO分布不均匀, 可能存在局部的厌氧与缺氧环境[8];另一方面根据微环境理论认为, 较大粒径的菌胶团会增加溶解氧的扩散阻力, 菌胶团内部会产生缺氧环境, 从而发生同步硝化反硝化反应[9]。由表2还可见, 从MBR-A至MBR-C随DO的增加, COD去除率略有降低。分析认为高DO会加剧微生物的内源代谢过程, 进而释放出更多的溶解性微生物产物, 使得出水水质变差。

2.2 DO对SMP质量浓度的影响

SMP质量浓度随运行时间的变化见图2。由图2可见, 随运行时间的延长, 反应器内SMP质量浓度呈先增加后降低的趋势。研究认为[10]由于微生物分解基质及内源代谢过程会释放出大量的SMP, 部分SMP被膜截留在反应器内且不能被生物迅速降解, 使得上清液中SMP浓度逐渐增加。随运行时间的延长, 污泥负荷进一步降低且微生物逐步得到驯化, SMP开始被微生物利用, 当微生物降解SMP的速率大于SMP在反应器中的积累速率时, SMP浓度随之降低。

由图2还可见, 在运行时间相同的条件下, DO较高的MBR中SMP质量浓度较高。分析认为过量的DO会强化微生物自产底物的氧化分解, 加速含碳有机物的循环利用和分解代谢, 产生更多的SMP[11]。

2.3 DO对SOUR的影响

SOUR是评价微生物代谢活性的重要指标。SOUR随运行时间的变化见图3。由图3可见:随运行时间的延长, SOUR逐渐降低;运行30 d后, MBR-B和MBR-C中SOUR逐渐上升, MBR-A中SOUR仍持续下降。生物活性受生物量和有机底物浓度的影响较大。运行前30 d SOUR的持续下降与污泥浓度的增加有关。运行前30 d反应器内污泥负荷由0.267 kg/ (kg·d) 下降至0.107 kg/ (kg·d) , 在这种贫营养的状态下微生物活性必然下降。随着反应器内污泥浓度趋于稳定, 微生物增殖与死亡速率达到动态平衡, SOUR也随之趋于平稳。运行30 d后, 由于MBR-A中SMP质量浓度持续增加, 从而进一步抑制了微生物的活性。

由图3还可见, DO较高的MBR中SOUR相对较低。这是由于高DO条件可刺激微生物分泌更多的SMP, 使反应器中SOUR降低。

2.4 DO对EPS含量的影响

混合液中EPS的积累可改变膜面沉积层的孔隙率和结构, EPS和细小颗粒一并沉积并吸附于膜表面可形成黏性很强的凝胶层, 从而加剧膜污染、增大跨膜压力[8]。EPS含量随运行时间的变化见图4。由图4可见, 随运行时间的延长, EPS含量先减小后增大, 这与SMP质量浓度随运行时间的变化趋势相反。Laspidou等[12]认为生物在内源呼吸过程中, 结合性EPS会水解生成SMP。分析结果认为:初期污泥负荷下降, 生物内源呼吸作用加剧, EPS水解速率加快使得SMP含量增加, EPS含量下降;随着污泥负荷趋于稳定, 且驯化后的微生物适应了环境, 逐渐可以利用SMP进行代谢呼吸, 而污泥颗粒对截留的SMP大分子的吸附作用加强, EPS浓度随即上升[13]。不同DO条件下, EPS含量的变化趋势几乎相同。由此可见, DO对EPS的影响较小[14]。

2.5 DO对污泥平均粒径的影响

各反应器通过调节气水比控制DO。在不同气水比下, 混合液搅拌度程度不同, 污泥受到的剪切力大小也不同, 由此造成污泥粒径分布呈现出不同的变化趋势。污泥平均粒径随运行时间的变化见图5。由图5可见, 运行51 d后, MBR-A、MBR-B和MBR-C中的污泥平均粒径分别为143.3, 119.1, 68.18μm。提高气水比 (即提高DO) 会增加混合液搅拌强度, 导致污泥粒径变小, 从而影响污泥混合液的可滤性。

2.6 DO对污泥比阻的影响

污泥比阻是评价污泥过滤脱水性能的综合性指标, 污泥比阻愈大, 则过滤性能愈差。通常情况下污泥粒径大小及分布、表面电荷、污泥含水率、糖类含量、蛋白质含量、污泥龄及丝状菌长度等是影响污泥过滤脱水性能的重要因素[15]。污泥比阻随运行时间的变化见图6。由图6可见, MBR-A的污泥比阻最低。主要是因为不同MBR中污泥粒径及分布不同, 导致过滤性能有所差异。污泥平均粒径的增加有利于脱水性能提高。相同运行时间条件下, MBR-A中的污泥平均粒径最大, MBR-A的过滤脱水性能最佳。因此, DO升高, 污泥比阻增加, 导致污泥过滤脱水性能变差。

3 结论

a) MBR中DO的不同引起出水水质和污泥混合液特性的变化。高DO会加剧微生物的内源代谢过程, 进而释放出更多的溶解性微生物产物, 使得出水水质变差。在平均进水COD为848 mg/L的条件下, DO分别为2, 4, 6 mg/L的MBR的COD去除率为99.12%, 97.83%, 97.81%。

b) 高DO会强化微生物自产底物的氧化分解, 加速含碳有机物的循环利用和分解代谢, 产生更多的SMP, SOUR随之下降。DO未对EPS造成明显影响。

生物膜特性 篇2

新型膜-生物反应器在不同通量下的膜污染特性研究

选择适当的膜通量是膜-生物反应器控制膜污染的有效手段之一.本文根据膜通量与临界通量的关系选取了5个不同的膜通量,考察在这些通量条件下新型膜-生物反应器膜污染发展特性的变化.试验结果表明,膜通量的变化会影响膜污染的发展特性.当膜通量小于临界通量区时,膜污染发展具有“2阶段”趋势,并且膜通量越小“第1阶段”和“第2阶段”的.膜污染发展速率对比越显著.当膜通量在临界通量区通量内时,首先出现短暂的膜污染快速增长期,随后膜污染发展仍呈现“2阶段”现象.当膜通量大于临界通量区通量时,膜操作压力(TMP)从开始运行即迅速上涨直至试验结束.

作 者：卜庆杰 文湘华 黄霞 Bu Qingjie WEN Xianghua Huang Xia 作者单位：清华大学环境科学与工程系环境模拟与污染控制国家重点实验室,北京,100084刊 名：环境污染治理技术与设备 ISTIC PKU英文刊名：TECHNIQUES AND EQUIPMENT FOR ENVIRONMENTAL POLLUTION CONTROL年，卷(期)：6(3)分类号：关键词：膜通量 临界通量区 膜污染 膜-生物反应器

生物膜特性 篇3

关键词：质子交换膜； PLC； 温度控制； 相对湿度控制； PID控制

中图分类号： TM 911.42文献标志码： A

燃料电池是一种将储存在燃料和氧化剂中的化学能通过电化学反应直接转化为电能的发电装置[1].其中质子交换膜燃料电池（PEMFC）是应用最广泛的一种燃料电池，具有高功率、低污染、无噪声、低温运行、快速启动等特点.质子交换膜燃料电池在电动汽车、航天、军事等领域有着极其重要的作用，可满足车辆、船舶排放的环保要求，因此适用于新一代交通工具动力[2].随着燃料电池关键部件成本的降低、可靠性能的提高、使用寿命延长以及氢源问题的解决，实现商业化是完全有可能的[3].但是目前技术仍不成熟，成本居高不下，使用寿命有待延长，最亟需解决的问题就是质子交换膜的成本和质子交换膜的水管理.质子交换膜中的H+迁移必须伴随着水的迁移.在膜缺水的情况下，H+的传导性显著下降；但水过多不利于气体反应物扩散到催化剂上，也会使膜的机械强度降低，多余的水分直接影响燃料电池的性能和寿命，以及在高电流密度下受传质限制造成的电压降[4]、低电流密度时的电压稳定性[5]、冷启动时的可靠性[6].所以对于质子交换膜燃料电池的温、湿度控制非常重要.王诚等[7]对质子交换膜燃料电池的净水迁移进行了研究，发现当温度升高到80℃时，阳极侧质子交换膜相对含水量降低.同时因为从阴极向阳极的浓度差梯度增大，扩散系数也随着温度的升高而增大，导致净水传递系数降低.基于此，本试验将模拟燃料电池在温度为80℃、相

对湿度为80%、三种不同空气流量（1、6、10 g·s-1）

下的控制系统，通过系统出口处的压力调节阀，将压力维持在180 kPa.

1燃料电池膜水环境模型

燃料电池膜水环境模型是将干空气进行加热加湿（从空气加热器出来的干空气和从蒸汽发生器出来的湿蒸汽混合于加湿器内，过程近似于等温加湿）后，经过质子交换膜，记录湿空气经膜前后的温、湿度变化.试验台流程如图1所示.整个试验装置由空气压缩干燥机、流量控制器、空气加热器、蒸汽发生器、温度传感器、湿度传感器、压力传感器、压差传感器以及阀门、连接管道及保温材料组成.系统设计有上位计算机及数据测量与控制系统.通过程序设计实现试验工况的自动调节，空气参数的测量、显示、存储、计算等功能.由于燃料电池膜对于温、湿度要求较高，在试验台调试阶段，未达到控制要求指标前用金属波纹管连接试验段进、出口.

1—空气压缩干燥机；2—压力传感器；3—球阀；4—流量控制器；5—空气加热器；6—蒸汽发生器；7—加湿器；

8—湿度传感器；9—温度传感器；10—金属波纹管；11—压差传感器；12—压力调节阀

1.1干燥空气来源

本试验所用干空气（模拟燃料电池空气系统）由干空气发生器产生.该干空气发生器可提供500 kPa的干燥空气.其出口空气温度为环境温度，露点温度为-40℃.当环境温度为5℃及以上时，可保证最低相对湿度为15%；当环境温度为30℃及以上时，可保证最低相对湿度为5%.

1.2质量流量计

空气系统对燃料电池的安全和寿命影响很大[8].空压机对比产生空气流量无法控制，所以需通过质量流量计严格控制空气流量.流量控制器设置在空气压缩干燥机的出口，保证空气流量的测量不受空气温度和湿度的影响，测量范围为0～10 g·s-1.

1.3空气加热器

空气加热器的设计需保证空气和加热器翅片

充分接触及空气的混合，以保证空气温度均匀.设计加热量根据最大空气流量和试验工况最大温升并增加一定裕量后确定，本试验中设计加热量为710 W.空气加热器配置调功器后接入控制系统的控制输出信号端，控制系统根据当前空气温度调节加热器的电加热功率，从而控制空气的温度.空气加热器放置在加湿器的前面，有利于空气的加湿过程.

1.4蒸汽发生器

空气加湿通过将干蒸汽喷射到空气中实现.干蒸汽由蒸汽发生器产生.加湿器最大加湿量是根据最大空气流量和试验工况最大湿度变化量并增加一定裕量后确定.本试验的加热功率为6 kW.加湿器的控制信号接入控制系统的控制输出信号端，控制系统根据当前空气相对湿度调节

加湿器的加湿量，从而控制空气的相对湿度.

1.5温、湿度传感器

空气温、湿度测量采用Vaisala HMT337双探头相对湿度仪，其独特的专利探头可以保证测量的精度和速度.Vaisala HMT337相对湿度测量量程为0%～100%，在-40～180℃环境下其精度为±（1.5+0.015 a）%（a为湿空气相对湿度）；温度测量量程为-70～180℃，在80℃时其精度为±0.35℃.

2温、湿度控制的实现方法

在模拟控制系统中，PID控制是控制器中最常用的控制规律[9].PID控制是由P调节的比例增益和消除稳定偏差的I调节，以及抑制超调量的D调节决定调节的反馈控制.该控制器参数容易调整，稳定性好，工作可靠.本试验的温、湿度控制通过PID控制实现.

2.1温度控制

假设稳定时空气需要的加热量Q由空气温升所需的加热量Q1和散热量Q2组成，空气温升需要的热量为

别为温度设定值和空气的进口温度.

根据试验数据确定比例系数c1=Q1/Q，则稳定时需要的加热量为Q=

3温、湿度控制结果与数据分析

三种不同的空气流量（1、6、10 g·s-1）下，温度控制在80℃±1℃，相对湿度控制在80%±2%.

图2～4给出了空气流量分别为1、6、10 g·s-1时，温度和相对湿度随时间的变化，稳定时间为20 min.

流量为1 g·s-1时，温度控制比较平稳，但相对湿度波动较大，并且相对湿度一直处于不稳定状态.因为空气流量小时，从加湿器喷出的蒸汽量也小，造成压力不稳定从而引起相对湿度的波动.因此，压力是该系统优化非常重要的参数.

流量为6 g·s-1时温、湿度控制效果比较好.从图3来看，前5 min相对湿度随时间的变化波动较大，温度随时间变化波动较小，说明相对湿度的波动对温度影响不大.

流量为10 g·s-1时温度和相对湿度都产生了不稳定的突变，发生突变时温度从81.00℃降至77.22℃，对应同一时刻的相对湿度从79.93%升至91.66%，而此段时间压力一直维持在181.6 kPa左右.分析得知，流量大时，带出的蒸汽也随之增多，此时的蒸汽是含有部分液态水的湿蒸汽，湿蒸汽温度低于干空气温度，于是当湿蒸汽与空气在加湿器内混合后，湿蒸汽中水分蒸发需要的潜热正好等于干空气失去的显热，导致温度下降、相对湿度上升.

4结论

建立了燃料电池膜水环境模型，利用PLC中的PID调节和力控组态软件，控制不同流量下试验段进口的温度为80℃、相对湿度为80%；流量为1 g·s-1时，湿度波动在81%±8%，显然达不到控制要求，在以后的试验中需要减小蒸汽发生器到加湿器之间的阀门开度，使此处的压力稳定；流量为6 g·s-1时，温度和相对湿度都达到了控制要求；流量为10 g·s-1时，所需的蒸汽量大，蒸汽发生器中生成的湿蒸汽容易结露，需改进蒸汽发生器，使其在大流量时也能生成干蒸汽.

参考文献：

[1]VIELSTICH W，LAMM A，GASTEIGER H A.Handbook of fuel cells：fundamentals technology and applications[M].New York：Wiley，2003.

[2]吴玉厚，陈士忠.质子交换膜燃料电池的水管理研究[M].北京：科学出版社，2011.

[3]杜春慧，陈建勇.质子交换膜燃料电池的应用研究[J].能源研究与信息，2002，18（1）：48-53.

[4]华周发，余意，潘牧.动态响应对质子交换膜燃料电池性能影响研究[J].电源技术，2011，35（11）：1358-1363.

[5]OWEJAN J P，TRABOLD T A，GAGLIARDO J G，et al.Voltage instability in a simulated fuel cell stack correlated to water accumulation measured via neutron radiography[J].Journal of Power Sources，2007，171（2）：626-633.

[6]JIAO K，LI X G.Cold start analysis of polymer electrolyte membrane fuel cells[J].International Journal of Hydrogen Energy，2010，35（10）：5077-5094.

[7]王诚，毛宗强，徐景明.PEMFC净水传递研究[J].电池，2004，34（6）：391-393.

[8]谷靖，卢兰光，徐梁飞，等.燃料电池系统空气流量振荡分析与控制[J].机械工程学报，2008，44（12）：112-117.

[9]陶永华，尹怡欣，葛芦生.新型PID控制及其应用[M].北京：机械工业出版社，1998.

[10]徐振勇.湿空气流量计算方法[J].化工自动化及仪表，1982（3）：56-59.

3温、湿度控制结果与数据分析

三种不同的空气流量（1、6、10 g·s-1）下，温度控制在80℃±1℃，相对湿度控制在80%±2%.

图2～4给出了空气流量分别为1、6、10 g·s-1时，温度和相对湿度随时间的变化，稳定时间为20 min.

流量为1 g·s-1时，温度控制比较平稳，但相对湿度波动较大，并且相对湿度一直处于不稳定状态.因为空气流量小时，从加湿器喷出的蒸汽量也小，造成压力不稳定从而引起相对湿度的波动.因此，压力是该系统优化非常重要的参数.

流量为6 g·s-1时温、湿度控制效果比较好.从图3来看，前5 min相对湿度随时间的变化波动较大，温度随时间变化波动较小，说明相对湿度的波动对温度影响不大.

流量为10 g·s-1时温度和相对湿度都产生了不稳定的突变，发生突变时温度从81.00℃降至77.22℃，对应同一时刻的相对湿度从79.93%升至91.66%，而此段时间压力一直维持在181.6 kPa左右.分析得知，流量大时，带出的蒸汽也随之增多，此时的蒸汽是含有部分液态水的湿蒸汽，湿蒸汽温度低于干空气温度，于是当湿蒸汽与空气在加湿器内混合后，湿蒸汽中水分蒸发需要的潜热正好等于干空气失去的显热，导致温度下降、相对湿度上升.

4结论

建立了燃料电池膜水环境模型，利用PLC中的PID调节和力控组态软件，控制不同流量下试验段进口的温度为80℃、相对湿度为80%；流量为1 g·s-1时，湿度波动在81%±8%，显然达不到控制要求，在以后的试验中需要减小蒸汽发生器到加湿器之间的阀门开度，使此处的压力稳定；流量为6 g·s-1时，温度和相对湿度都达到了控制要求；流量为10 g·s-1时，所需的蒸汽量大，蒸汽发生器中生成的湿蒸汽容易结露，需改进蒸汽发生器，使其在大流量时也能生成干蒸汽.

参考文献：

[1]VIELSTICH W，LAMM A，GASTEIGER H A.Handbook of fuel cells：fundamentals technology and applications[M].New York：Wiley，2003.

[2]吴玉厚，陈士忠.质子交换膜燃料电池的水管理研究[M].北京：科学出版社，2011.

[3]杜春慧，陈建勇.质子交换膜燃料电池的应用研究[J].能源研究与信息，2002，18（1）：48-53.

[4]华周发，余意，潘牧.动态响应对质子交换膜燃料电池性能影响研究[J].电源技术，2011，35（11）：1358-1363.

[5]OWEJAN J P，TRABOLD T A，GAGLIARDO J G，et al.Voltage instability in a simulated fuel cell stack correlated to water accumulation measured via neutron radiography[J].Journal of Power Sources，2007，171（2）：626-633.

[6]JIAO K，LI X G.Cold start analysis of polymer electrolyte membrane fuel cells[J].International Journal of Hydrogen Energy，2010，35（10）：5077-5094.

[7]王诚，毛宗强，徐景明.PEMFC净水传递研究[J].电池，2004，34（6）：391-393.

[8]谷靖，卢兰光，徐梁飞，等.燃料电池系统空气流量振荡分析与控制[J].机械工程学报，2008，44（12）：112-117.

[9]陶永华，尹怡欣，葛芦生.新型PID控制及其应用[M].北京：机械工业出版社，1998.

[10]徐振勇.湿空气流量计算方法[J].化工自动化及仪表，1982（3）：56-59.

3温、湿度控制结果与数据分析

三种不同的空气流量（1、6、10 g·s-1）下，温度控制在80℃±1℃，相对湿度控制在80%±2%.

图2～4给出了空气流量分别为1、6、10 g·s-1时，温度和相对湿度随时间的变化，稳定时间为20 min.

流量为1 g·s-1时，温度控制比较平稳，但相对湿度波动较大，并且相对湿度一直处于不稳定状态.因为空气流量小时，从加湿器喷出的蒸汽量也小，造成压力不稳定从而引起相对湿度的波动.因此，压力是该系统优化非常重要的参数.

流量为6 g·s-1时温、湿度控制效果比较好.从图3来看，前5 min相对湿度随时间的变化波动较大，温度随时间变化波动较小，说明相对湿度的波动对温度影响不大.

流量为10 g·s-1时温度和相对湿度都产生了不稳定的突变，发生突变时温度从81.00℃降至77.22℃，对应同一时刻的相对湿度从79.93%升至91.66%，而此段时间压力一直维持在181.6 kPa左右.分析得知，流量大时，带出的蒸汽也随之增多，此时的蒸汽是含有部分液态水的湿蒸汽，湿蒸汽温度低于干空气温度，于是当湿蒸汽与空气在加湿器内混合后，湿蒸汽中水分蒸发需要的潜热正好等于干空气失去的显热，导致温度下降、相对湿度上升.

4结论

建立了燃料电池膜水环境模型，利用PLC中的PID调节和力控组态软件，控制不同流量下试验段进口的温度为80℃、相对湿度为80%；流量为1 g·s-1时，湿度波动在81%±8%，显然达不到控制要求，在以后的试验中需要减小蒸汽发生器到加湿器之间的阀门开度，使此处的压力稳定；流量为6 g·s-1时，温度和相对湿度都达到了控制要求；流量为10 g·s-1时，所需的蒸汽量大，蒸汽发生器中生成的湿蒸汽容易结露，需改进蒸汽发生器，使其在大流量时也能生成干蒸汽.

参考文献：

[1]VIELSTICH W，LAMM A，GASTEIGER H A.Handbook of fuel cells：fundamentals technology and applications[M].New York：Wiley，2003.

[2]吴玉厚，陈士忠.质子交换膜燃料电池的水管理研究[M].北京：科学出版社，2011.

[3]杜春慧，陈建勇.质子交换膜燃料电池的应用研究[J].能源研究与信息，2002，18（1）：48-53.

[4]华周发，余意，潘牧.动态响应对质子交换膜燃料电池性能影响研究[J].电源技术，2011，35（11）：1358-1363.

[5]OWEJAN J P，TRABOLD T A，GAGLIARDO J G，et al.Voltage instability in a simulated fuel cell stack correlated to water accumulation measured via neutron radiography[J].Journal of Power Sources，2007，171（2）：626-633.

[6]JIAO K，LI X G.Cold start analysis of polymer electrolyte membrane fuel cells[J].International Journal of Hydrogen Energy，2010，35（10）：5077-5094.

[7]王诚，毛宗强，徐景明.PEMFC净水传递研究[J].电池，2004，34（6）：391-393.

[8]谷靖，卢兰光，徐梁飞，等.燃料电池系统空气流量振荡分析与控制[J].机械工程学报，2008，44（12）：112-117.

[9]陶永华，尹怡欣，葛芦生.新型PID控制及其应用[M].北京：机械工业出版社，1998.

生物膜特性 篇4

关键词：牙周膜干细胞,细胞膜片,发育期根端复合体,诱导

在组织工程领域,细胞膜片技术已被广泛应用于皮肤,角膜,肌肉,骨骼,肾脏,心脏,软骨等的修复再生[1,2,3,4]。人们发现牙周膜干细胞(periodontal ligament stem cells,PDLSCs)具有再生牙周膜-牙骨质样结构的能力,并将其作为牙周再生首选的种子细胞[5]。基于成体干细胞和组织工程技术,PDLSCs膜片已经成为牙周组织缺损修复和再生的重要手段[6,7]。然而,牙周组织是由牙周膜软组织和牙骨质硬组织构成的,保证牙周复合体结构再生的完整性是个难题[8]。因此,我们希望通过探索不同的体外诱导体系提高PDLSCs膜片性能,增强其牙周再生能力。

1 材料与方法

1.1 材料

14 d龄健康雄性SD大鼠6 只(第四军医大学实验动物中心);α- MEM 培养基、谷氨酰胺、青链霉素(Gibco,美国);胎牛血清、0.25%胰蛋白酶、I 型胶原酶、抗坏血酸、地塞米松、β- 甘油磷酸钠、抗CD146、STRO- 1抗体、MTT(Sigma,美国);二甲基亚砜(分析纯,西安化学试剂厂);离心机(Falcon,美国);二氧化碳恒温孵箱(Forma,美国);YJ- 875型超净工作台(郑州净化设备厂);倒置相差显微镜照相系统(Nikon,日本);酶联免疫检测仪(Bio- TEK Instruments,美国);培养瓶、6 孔培养板、96 孔培养板(Falcon,美国)。

1.2 方法

1.2.1 大鼠发育期根端复合体(DAC)条件培养液的收集

将14 d龄SD大鼠脱颈处死后750 ml/L乙醇浸泡5 min,超净台上仔细分离出完整的大鼠下颌第一磨牙,用含双抗的PBS冲洗2 遍,体视显微镜下切取牙根尖端处球形突起软组织约1～2 mm,即DAC组织。将DAC组织剪成碎块,加入I型胶原酶,置37 ℃、5% CO2孵箱中消化1 h,用含100 ml/L胎牛血清的α- MEM终止消化过程,离心后弃上清,再用含200 ml/L胎牛血清的α- MEM培养液重悬沉淀后接种于培养瓶,37 ℃、 5% CO2孵箱培养。24 h后观察培养瓶底部组织块周围有细胞贴壁,小心吸去培养液和未贴壁细胞并进行首次换液,将吸取的上清液使用滤器过滤冻存即为DAC条件培养液。以后每2 d换液1 次,并收集上清液,待细胞长到约50%后,停止收集。

1.2.2 牙周膜干细胞(PDLSCs)的分离、培养

选取第四军医大学口腔医学院门诊因正畸治疗需要拔除的无牙体、牙周组织疾病的第一或第二前磨牙10 个,分别来自10 名身体健康的患者(15～18 岁),并签署知情同意书。牙拔除后立即用0.01 mol/L PBS冲洗,无菌条件下,用锐利刀片刮取根中1/3区域的牙周膜组织。将组织块切割成约1 mm3的小块,并放置在6 孔板中(含150 ml/L FBS、0.292 mg/ml谷氨酰胺、100 U/ml青霉素/链霉素的α- MEM培养液),在37 ℃、5% CO2孵箱培养,每2 d换液,细胞从组织块边缘爬出后,继续培养7 d,至细胞生长达80%汇合时,胰酶消化,调整细胞密度为10 个/ml,以每孔0.1 ml接种于96 孔板,37 ℃、5% CO2培养箱中过夜。挑选单细胞孔,标记并补加0.1 ml 培养液。逐步扩大培养至1×107。其中,第2～4 代多克隆来源的PDLSCs用于本实验的研究。

1.2.3 PDLSCs鉴定

1.2.3.1 PDLSCs表型鉴定

取培养第3代的PDLSCs调整细胞密度为1×105/ml,胰酶消化收集。洗涤后分别加入STRO- 1和CD146单抗,4 ℃孵育1 h;再次洗涤后流式细胞仪检测细胞表面STRO- 1和CD146的表达。

1.2.3.2 PDLSCs克隆形成率

将对数生长期的PDLSCs以胰酶消化,反复吹打细胞制成细胞悬液。将细胞悬液以1×104接种至90 mm培养皿,十字方向轻轻晃动使细胞分散均匀,加5 ml培养液培养14 d后,细胞用4% 甲醛液固定20 min,弃固定液,晾干。加入结晶紫染液染色10～20 min,弃染色液,PBS冲洗干净。体视显微镜下计大于50 个细胞的克隆数,并计算克隆形成率(colony forming unit,CFU)。克隆形成率(%)=克隆形成数/接种细胞总数×100%

1.2.3.3 PDLSCs增长曲线测定

将第2代PDLSCs计数,然后分别按照5×103 个/孔接种细胞于96 孔培养板中。用150 ml/L FBS的α- MEM培养基培养。每天取一排4 个实验孔2 个对照孔进行MTT检测,连续检测7 d。

1.2.3.4 PDLSCs多向分化能力鉴定

将多克隆来源的PDLSCs细胞悬液,以5×105/ml的密度接种于6 孔板中,用含100 ml/L FBS的α- MEM培养24 h,待细胞伸展至60%汇合后,换成骨诱导液(含10 mmol/L β- 甘油磷酸钠、50 mg/ml维生素C、1×10 mol/L地塞米松、100 ml/L FBS的α- MEM培养液)连续培养。镜下观察细胞复层生长并出现圆形结节后,继续培养至21 d,弃原培养液,去离子水反复漂洗,4%甲醛液固定30 min,用茜素红染色。将多克隆来源的PDLSCs细胞悬液,以5×104/ml的密度接种于6 孔板中,用含100 ml/L FBS的α- MEM培养2～3 d,待细胞伸展至90%汇合后,换成脂诱导液(含1 mol/L DEC、0.5 mmol/L IBMX、10 mg/L BPE、100 mmol/L Indomethacin,100 mL/L FBS的α- MEM培养液)诱导21 d,每隔3～4 d换液1 次。4%甲醛固定,油红O染色。

1.2.4 PDLSCs膜片的构建以及诱导

将第3代PDLSCs以胰酶消化,反复吹打制成细胞悬液。将细胞悬液以1×106接种至90 mm培养皿,十字方向轻轻晃动培养皿,加入10 ml α- MEM培养液(含50 mg/mI维生素C,100 ml/L FBS)。每3 d换液1 次,连续培养10 d后,更换成骨诱导液和DAC条件培养液分别诱导5、 10、 15 d。

1.2.5 PDLSCs细胞膜片组织学检查

分别将2 种诱导液诱导5、 10、 15 d的PDLSCs细胞膜片置于4%甲醛液固定,常规脱水,石蜡包埋,连续切片10 余张,5 张HE染色,剩余备免疫组化染色用。

1.2.6 RT- PCR检测细胞膜片成骨能力

将2 种诱导液不同诱导时间取得的细胞膜片用PBS冲洗,1 ml Trizol溶解,分离RNA,并利用其作为模板进行反转录成cDNA,按照RT- PCR 试剂盒要求,加入上下游引物,利用RT- PCR仪进行反应,合成所设计的相关基因。统计学处理,组间样本均数比较用t检验,P<0.05为有显著性差异。

1.2.7 免疫组化检测PDLSCs膜片的生物学功能

2 种诱导液诱导5、10、15 d的PDLSCs细胞膜片的切片,经过二甲苯,乙醇梯度脱蜡至水,柠檬酸溶液高压修复,3%双氧水处理15 min,PBS冲洗3 遍,5 min/次。吐温浸泡片刻,2%羊血清封闭1 h,加入合适浓度的抗ALP,periostin,一抗(1∶500),4 ℃过夜,PBS冲洗3 遍,5 min/次。加入兔/大鼠抗人通用二抗,37 ℃孵育2 h,DAB显色液染色,观察镜下染色后立即终止显色。树脂封片,倒置相差显微镜下观察照相。

1.3 统计学分析

采用SPSS 16.0软件包对数据进行处理,结果用undefined表示,组间样本均数比较用t检验,P<0.05为有显著性差异。

2 结 果

2.1 PDLSCs的分离鉴定

PDLSCs细胞形态呈长梭形类似成纤维样细胞(图 1A),一般可稳定传代至少在10 代以上,具有较强的克隆形成能力(图 1B),具有明显的对数生长期(图 1C)。PDLSCs具有成骨成脂多向分化能力(图 1D,E),并且阳性表达间充质干细胞标志物STRO- 1和CD146(图 1F、G)。

2.2 不同诱导条件下PDLSCs膜片的形态学观察

经过2 种诱导液不同诱导时间诱导的PDLSCs均能形成成熟的白色细胞膜片。倒置相差显微镜下,膜片内细胞排列紧密,复层生长,未能观察出差异。

HE染色显示,DAC条件诱导液诱导的PDLSCs膜片分泌的ECM更丰富,细胞显得更加幼圆短棒状,细胞排列更加紧密,细胞膜片更厚而连续性强。而相成骨诱导液诱导的PDLSCs膜片ECM含量明显较少,细胞呈长梭型,体积大而分叉多,细胞膜片较薄而连续性差。2 种诱导液诱导5 d和诱导10 d的膜片,细胞数较多,ECM的含量和细胞数目比例适中,而诱导15 d的细胞膜片,细胞数量明显减少,ECM相对剩余,膜片结构松散(图 2)。

A: 细胞形态(×100); B:克隆形成; C: 增殖曲线; D: 茜素红染色(×100); E: 油红O染色(×100); F: STRO- 1表达; G: CD146表达

A:Morphology(×100); B: Clonogenesis; C: Growth curve; D: Alizarin red staining(×100); E: Oil red O staining(×100); F: STRO- 1 expression; G: CD146 expression

2.3 不同诱导条件下PDLSCs膜片的成骨能力

PDLSCs细胞膜片经过5 d诱导,DAC条件培养液诱导的膜片成骨指标BSP,ALP,CP23明显高于成骨诱导液诱导的膜片(P<0.05)(图 3A);PDLSCs细胞膜片经过10 d诱导,DAC条件培养液诱导的膜片成骨指标RUNX2,BSP,ALP,CP23明显高于成骨诱导液诱导的膜片(P<0.05)(图 3B);PDLSCs细胞膜片经过15 d诱导,DAC条件培养液诱导的膜片成骨指标RUNX2,OCN,CP23明显高于成骨诱导液诱导的膜片(P<0.05)(图 3C)。

2.4 不同诱导条件下PDLSCs膜片的生物学功能

免疫组化结果显示,2 种诱导液诱导的PDLSCs膜片均阳性表达ALP和periostin。但是DAC条件培养液诱导的PDLSCs膜片阳性表达量明显高于成骨诱导液诱导的膜片(图 4)。其中,DAC条件培养液诱导10 d的ALP和periostin表达量与膜片细胞/ECM的比例是最高的(图 4B,H)。

3 讨 论

基于组织工程技术和干细胞研究,PDLSCs细胞膜片在牙周缺损修复和牙周再生领域已经取得了令人期待的成果[6,7,9]。PDLSCs细胞膜片具有以下优点:①不含外源性支架,无支架降解残余毒性以及炎症反应;②细胞基质提供支架以及信号传导功能,提供稳定的细胞-基质微环境;③细胞膜片具有良好的可塑性,便于实际操作;④细胞含量高,自分泌细胞生长因子。但是,牙周组织的结构复杂,具有牙周膜软组织和牙骨质硬组织结构,所以单纯的牙周膜干细胞膜片很难达到稳定完整的牙周复合体再生。因此,在体外对细胞膜片进行有效的诱导能够进一步提高膜片性能,为其体内分化,再生提供保证。单纯的成骨诱导液难以提供牙周膜干细胞分化成为多组分的牙周组织所需要的生长因子,探索一种与生长环境接近,能够提供生长过程中所需刺激的诱导液显得格外重要。

载荷作用下聚酰亚胺膜的摩擦特性 篇5

载荷作用下聚酰亚胺膜的摩擦特性

合成并在A3钢上制备两种分子结构聚酰亚胺膜,考察两种膜的机械性能和在不同载荷下的摩擦性能.结果显示两种分子膜的机械性能具有较大的差异.随载荷的.增大,两种膜的摩擦系数出现极大值后逐渐降低,在高载荷下摩擦,PI1膜由于较差的膜基附着力发生了剥层失效,而PI2膜仍保持较低的摩擦系数,这主要归因为PI分子结构的不同.

作 者：许晓璐 Xu Xiaolu  作者单位：贵阳学院,贵阳,550005 刊 名：化工新型材料  PKU英文刊名：NEW CHEMICAL MATERIALS 年，卷(期)：2009 37(6) 分类号：O6 关键词：聚酰亚胺   载荷   摩擦  

生物膜特性 篇6

1材料

1. 1动物清洁级雄性老龄SD大鼠40只,体质量( 200 ± 26) g,由黑龙江中医药大学实验动物中心提供,动物许可证号: SCXK( 黑) 2014 - 003,普通饲料喂养。

1.2药物银杏内酯注射液:成都百裕科技制药股份有限公司,批号:20140035,每支2mL,含萜类内酯10mg。

1. 3仪器Spectra Max Plus384酶标仪: Molecular devices; 756p紫外可见分光光度计: 上海光谱; Z系列全自动血液流变测试仪: 南京志伦科技有限公司; MTN - 360plus全自动生化仪: 曼特诺仪器公司。

1. 4试剂总胆固醇试剂盒: 中生北控生物科技股份有限公司; Na+- K+- ATP酶试剂盒、唾液酸试剂盒、巯基试剂盒、丙二醛( MDA) 试剂盒、超氧化物歧化酶( SOD) 试剂盒: 南京建成生物工程研究所。脂肪乳( 脂肪含量占58% 、蛋白质25% 、其余成份为碳水化合物等) : 自制。

2方法

2. 1模型制备大鼠每日给予脂肪乳灌胃 ( 2. 5 m L / kg) , 连续灌胃30天,第31天乙醚麻醉眼底静脉丛取血,测量血脂四项,确立造模结果。

2. 2分组及给药造模成功的大鼠随机分为3组,高剂量组、低剂量组、模型对照组,每组10只,另取10只健康大鼠作正常对照。银杏内酯注射液高剂量组( 萜类内酯1. 7 mg/ d) 、低剂量组( 萜类内酯1. 0 mg / d) ip给药,模型组、对照组ip同体积蒸馏水 ( 2. 96 m L · kg- 1) ,每日1次,连续给药14天。

2.3观察指标测定

2. 3. 1血脂水平测定未次给药后禁食不禁水12小时,乙醚麻醉,眼底静脉丛取血( 同日分次) ,全自动生化分析仪测定。

2. 3. 2血液流变学指标检测取肝素抗凝血5 m L,用Z系列全自动血液流变测试仪测定血浆黏度、全血黏度、红细胞压积和红细胞变形指数等指标。

2. 3. 3红细胞膜生物学特性检测

2. 3. 3. 1红细胞膜的制备取新鲜肝素抗凝血4 m L,以3000 r / min离心10分钟,分离上清液,除去白细胞及血小板,再以1: 2比例加入等渗p H7. 4的PBS,以2000 r/min离心5分钟,弃上清液,洗涤3次,得到红细胞悬液,向红细胞悬液中以1: 40比例加入预冷的5 mmol/L p H 7. 4Tris - HCl溶液,同时加入对甲苯磺酰氟( PMSF) 0. 1 mmol/L用于抑制蛋白,之后以80 Hz频率在20℃ 条件下超声10分钟,放入4 ℃ 冰箱溶血4小时,将所得红 细胞溶解 后的血液 以12 000 r / min离心10分钟,弃上清液,再加入5 mmol / L p H 7. 4Tris - HCl溶液以12 000 r / min离心10分钟,反复洗涤3次,最后得到近透明的膜,将其1∶ 1悬浮在PBS溶液中。膜蛋白定量后,留存待用。

2. 3. 3. 2红细胞膜表面Na+- K+- ATP酶活性测定采用分光光度法测定红细胞膜上Na+- K+- ATP酶活性。

2. 3. 3. 3红细胞膜表面巯基含量测定根据试剂盒说明书方法检测。

2. 3. 3. 4红细胞膜表面SOD及MDA水平检测根据试剂盒说明书方法检测。

2. 4统计学处理采用SPSS 14. 0软件处理所得数据,数据以( ± s) 表示,选用单因素分差分析进行统计处理; 以P < 0. 05为差异有统计学意义。

3结果

3.1各组大鼠血脂水平的测定结果见表1。

与正常组比较* P < 0. 05; 与模型组比较△P < 0. 05

3.2各组大鼠血液流变学指标测定结果见表2。

与正常组比较* P < 0. 05,**P < 0. 01; 与模型组比较△P < 0. 05,△△P < 0. 01

3.3各组大鼠红细胞膜生物学特性测定结果见表3。

与正常组比较* P < 0. 05; 与模型组比较△P < 0. 05

4讨论银杏内酯注射液,临床广泛应用于治疗中风,适用于急性期脑梗死和恢复期脑梗死所致的肢体麻痹,改善微循环障碍。银杏内酯目前被认为是最有临床应用前景的天然PAF( 血小板活血因子) 受体拮抗剂[1],其拮抗作用活性与化学结构密切相关,目前研究主要集中在银杏内酯对血小板的作用方面,未见其对红细胞膜表面生物学特征影响的报道。

高脂血症的主要表现之一是血液流变学指标的改变,两者互为因果。血液流变学指标的改变多缘于红细膜生物学特性的改变。 SOD超氧化物歧化酶的提高改善了红细胞膜表面的氧化特性[2],红细胞中许多酶类如己糖激酶、甘油醛 - 3 - 磷酸脱氢酶、酸性磷酸酶等均受二硫化合物—氧化型谷胱甘肽 ( GSSG) 的抑制,从而影响细胞膜表面巯基的含量[3]。红细胞膜ATP酶活性降低以及红细胞内相应离子浓度发生改变[4],这些变化均可导致细胞膜表面电荷的改变从而影响红细胞的聚集性[5],改善血液流变学特征。

本文观察结果显示,高脂血症大鼠全血黏度、血浆黏度明显增高,红细胞变形指数明显下降,电泳时间明显延长; 红细胞膜生物学特征检测显示红细胞膜SOD活性明显降低, MDA含量升高; 疏基含量减少,Na+- K+- ATP活性减弱。 银杏内酶注射液对以上红细胞膜生物学特征的改变有明显

生物膜特性 篇7

关键词：残膜回收,残膜,弹齿,物理力学特性,有限元法

0 引言

为了解决残膜回收问题, 国内外研究者研制了大量残膜回收机具[1,2,3,4,5,6,7,8]。由于缺乏残膜力学特性的研究, 目前对残膜回收机具的研究多依赖经验数据, 导致实际工作中出现捡拾机构对地膜作用力过大或过小产生拾膜不可靠的现象。为此, 针对地膜的力学性能进行研究与测试, 测试其厚度与抗拉强度及延伸率的关系, 找到不同厚度残地膜力学性能的变化趋势, 用以确定残地膜在回收过程中能够承受工作部件的作用力;并以此为基础, 利用有限元法和高速摄影技术, 研究拾膜弹齿与地膜作用时弹齿与地膜的变形情况, 为残膜回收拾膜机构的设计提供理论和试验依据。

1 残膜物理力学性能测试

1.1 实验方法和实验对象

由于地膜与残膜回收机具设计主要相关的因素是其物理机械性能, 按照GB/T 1040.3-2006中的第3部分 (薄膜与薄片的实验) 的要求, 对采集的地膜进行物理机械性能研究[9]。

实验时, 使用裁纸刀、双面胶、剪刀等工具将备测地膜制备成纵向、横向拉伸试样, 试样宽度为10mm、长度为150mm (其中夹持部分内两条平行标线间隔为100mm) , 纵向、横向拉伸试样如图1所示。直角撕裂试样呈燕尾状, 长度为100mm (夹持部分内两条平行标线间隔60mm) , 具体形状如图2所示。由于破损地膜程度不一, 为了保证实验的可比性, 选择备测试样时, 以确保备测试样无可见破损、边缘光滑且无缺口。

1.2 实验过程

农用地膜作为塑料的一种, 其典型的物理力学特性就是拉伸后的伸长程度和拉伸负荷 (最大拉伸载荷) , 通常用延伸率表达地膜受拉后伸长的程度。断裂延伸率是地膜试样在拉断时的位移值与原长的比值, 以百分比表示, 即

式中δb—断裂伸长率 (%) ;

L—地膜试样断裂时标线之间的间距 (mm) ;

L0—地膜试样初始的标线间距 (mm) 。

根据国标GB/T 1040.3-2006, 采用INSTRON3367双立柱万能材料试验机测试各自的纵向拉伸、横向拉伸及直角撕裂3种情况的极限拉伸载荷和拉伸位移, 每种测试项目随机选取10个试样。实验过程如图3所示。

1.3 实验结果及分析

厚度分别为0.006 mm和0.012 mm的残地膜的力学性能, 如表1所示。

由表1可知:厚度相同的残地膜的拉伸负荷中, 纵向和横向拉伸负荷相差不大;纵向和横向拉伸负荷均大于直角撕裂拉伸负荷, 这与新地膜的力学特性一致。地膜的纵向、横向拉伸断裂延伸率大于直角撕裂断裂延伸率。

表1中, 厚度为0.006mm的残地膜的平均拉伸载荷均小于0.012mm的残地膜。其中, 纵向拉伸载荷减小37.59%, 横向拉伸载荷减小38.68%, 直角撕裂载荷减小29.60%, 厚度为0.006mm的残地膜的断裂延伸率小于0.012mm残地膜的断裂延伸率。其中, 纵向拉伸断裂延伸率减小20.35%, 横向拉伸断裂延伸率减小26.27%, 直角撕裂断裂延伸率减小35.09%。

与新地膜的力学性能相比[10], 残地膜纵向、横向拉伸负荷和横向拉伸断裂延伸率等力学特性发生明显变化。厚度为0.012mm的残地膜与相同厚度、未加耐候剂的新地膜相比, 纵向、横向抗拉强度平均降低了40.43%以上, 最小断裂伸长率减少了43.01%。这说明铺设时间对地膜力学性能影响显著。

2 弹齿与被捡残膜间受力变形分析

2.1 地膜拉伸的有限元解法

地膜在被捡拾过程中, 其应力状态达到极限值后, 迅速产生塑性变形。由于地膜属于非线性材料, 其变形与时间有关。根据非线性弹性理论, 应力与应变的关系为[11]

式中σ—材料的应力 (MPa) ;

E (ε) —材料的非线性弹性模量矩阵;

ε—材料的应变。

应力、应变与作用力F存在关系为

式中D—单元应力矩阵。

根据非线性弹性问题的迭代步骤, 用非线性平衡方程表示, 则

u—单元位移矩阵。

将式 (2) 改为增量形式, 有

若令切线刚度矩阵, 则有

根据牛顿—拉斐逊法, 得到迭代公式为

由此总结出求解地膜非线性弹性问题的步骤为:若已知位移第n次近似值un, 由εn=Dun求出εn, 再计算ET (ε) , 将ET (ε) 代入切线刚度矩阵计算公式, 得出KTn, 然后求出ψn;将KTn和ψn代入式 (7) , 解出△un+1和un+1, 依次迭代下去, 直到结果收敛。

2.2 残膜与弹齿有限元模型的建立

地膜材料为低密度聚乙烯, 其密度0.92×103kg/mm3, 弹性模量0.6 GPa, 泊松比1.34。在定义残地膜材料属性时, 输入厚度为0.008mm的残地膜力学性能试验得到的载荷与变形值, 在ANSYS软件中得到地膜应力应变关系如图4所示。弹齿材料为55 Si2Mn VB, 密度为7 860 kg/mm3, 弹性模量为1.96GPa, 泊松比0.3。

在进行有限元分析时, 首先要根据分析对象的几何结构、分析类型以及所要求的精度等因素, 选择合适的单元类型。由于弹齿结构属于实体, 地膜属于壳体, 因此弹齿选用solid178实体单元, 地膜采用shell63壳单元。地膜节点数为40 004个, 单元数为3 000个;弹齿节点数为142 572个, 单元数为76 558个。

对弹齿捡拾地膜进行非线性分析时, 在弹齿的旋转中心位置定义局部坐标系, 在弹齿实际安装位置设定全约束。载荷定义在弹齿末端, 考虑地膜厚度和不被拉断所能承受的力施加载荷, 确定施加在弹齿末端的载荷大小为7N。地膜模型长度为300 mm, 单根弹齿作用宽度为70mm, 模型一端约束, 另一端施加与作用在弹齿上相同大小的拉应力。

2.3 残膜与弹齿捡拾受力变形情况分析

由图5可知:地膜靠近固定端出现变形, 最大变形为23.39mm, 最大应力为7.82MPa, 最大应力出现在施力一端;弹齿最大变形出现在弹齿端部, 最大变形量为27.01mm, 最大应力出现在弹齿螺旋部分中部固定位置处, 最大应力为160MPa, 小于材料许用应力。

3 高速摄像验证

弹齿式拾膜机构在捡拾地膜时, 地膜在弹齿出土瞬间被挑起, 并在升运过程中被拉伸。同时, 弹齿也相应发生弹性位移, 仅凭人的肉眼很难观察其变形情况。由于高速摄像机技术具有图像快速记录、实时目标捕获和即时回放等显著优点, 近年来在农业装备研究中得到广泛应用[13,14,15]。

3.1 实验设备与实验方法

利用试验台和高速摄像分析系统对拾膜机构捡拾地膜时地膜与弹齿的变形情况进行分析, 如图6所示。试验所用高速摄像机型号为Phantom v5.1, 分辨率为1 024×1 024像素, SR-CMOS传感器拍摄速度选500帧, 最小曝光时间2μs, 影像输出格式可以选择AVI、TIFF、BMP等, 采用Version606图像分析软件分析高速摄像机采集的影像。

3.2 测定参数的确定

为了测定捡拾地膜时地膜与弹齿的变形情况, 选择在地膜被挑起后、向上升运过程中弹齿偏离正常位置的距离和地膜被拉伸的长度做为测定参数。

由于高速摄像拍摄的图片是在线跟踪拍摄, 每幅图片的视觉是确定的, 且各图片的像素坐标一致, 因此取某一标准尺寸Lb (Lb为图7中芯轴轴心到弹齿轴轴心的距离) 为参考对象。根据参考对象的像素数L、参考对象的标准尺寸与像素长度的比值 (记为k) , 即

为求出弹齿末端和地膜的变形, 需要把像素单位转换为实际尺寸。在分析时选取图片中弹齿芯轴轴承座中心 (小黑点) 为像素坐标原点, 通过弹齿末端运动位置求出弹齿末端距离原点的像素距离LO, 则弹齿末端与坐标原点的实际距离为k×LO。同理, 可得弹齿捡拾地膜时的偏离正常位置的距离LT和地膜拉伸量LM。

3.3 实验结果及分析

取厚度为0.008mm聚乙烯农用地膜, 按照垄宽30cm、垄高10cm、边膜压入垄高下2/3~3/4处的农艺要求铺设。实验初始条件及实验结果如表2所示。

高速摄影测定的地膜与弹齿的变形量与仿真结果一致:工况1时, 弹齿末端被向后拉30.40mm, 地膜变形31.96mm;工况2时, 弹齿末端被向后拉20.34mm, 地膜变形8.51mm。弹齿拾膜过程如图8所示。

图8 (a) 为弹齿在工况1下的拾膜过程;图8 (b) 为弹齿在工况2下的拾膜过程, 相邻两幅图片时间间隔为0.2s。由图8可以看出:当弹齿轴线速度与机具行进速度的比值为0.8时, 弹齿能够捡拾上地膜, 并且在向上运输过程中不会滑落;当弹齿轴线速度与机具行进速度的比值为0.5时, 弹齿能够挑起地膜, 但在升运过程中地膜会滑落。出现这种现象的主要原因是:弹齿轴与机具行进速度的比值较大时, 弹齿挑起地膜后快速向上升运, 使地膜在弹齿上保持较大正压力, 能够克服由于自重原因导致下滑;而弹齿轴与机具行进速比较小时, 被挑起的地膜对弹齿的正压力较小, 不足以克服自重下滑导致升运过程中脱落。

4 结论

1) 通过对残地膜的力学性能进行测试与分析, 得出0.006mm残地膜比0.012mm的残地膜纵向拉伸载荷减小37.59%, 横向拉伸载荷减小38.68%, 直角撕裂载荷减小29.60%;纵向拉伸断裂延伸率减小20.35%, 横向拉伸断裂延伸率减小26.27%, 直角撕裂断裂延伸率减小35.09%。与厚度相同的新地膜的力学性能相比, 残地膜纵向、横向拉伸负荷和断裂伸长率等力学特性发生明显变化。厚度为0.012mm的残地膜 (不加耐候剂) 纵向、横向抗拉强度至少降低40.43%, 最小断裂伸长率减少43.01%。残膜的力学性能测试说明地膜厚度和铺设时间对地膜力学性能影响显著。

2) 采用非线性有限元法对拾膜过程中地膜与弹齿的接触情况进行了分析:膜的变形靠近固定端, 最大变形为23.39mm, 最大应力出现在施力一端, 最大应力7.82MPa;弹齿最大变形出现在弹齿端部, 最大变形量为27.01mm, 最大应力出现在弹齿固定位置处, 最大应力为160MPa。

竖直板上液膜吸收特性的数值分析 篇8

溶液除湿法直接吸收空气中的水蒸气, 节省了压缩式制冷空调系统中需要将空气冷却到露点温度进行除湿所消耗的能量, 利用太阳能、地热以及工业余热等低品位能源作为除湿溶液的再生热源, 通过溶液的喷洒还可除去空气中的尘埃、细菌、霉菌及其他有害物, 有利于提高室内空气质量。

板上溶液在重力和表面张力的作用下形成液膜, 液膜的厚度是反映液体流动状态, 也是影响传热传质的重要因素, 因此对液膜厚度的研究具有重要的应用价值。

1 数学模型

假设问题为无限大竖直平板上的气—液两相顺流降膜解吸过程, 选用二维非稳态Navie-Stokes 方程描述降膜流场。计算域的物理模型如图1所示。选用混合模型, 该模型适合于流动中有相混合或分离, 或者分散相的体积分数超过10%的情况。

1.1 物理意义

1.1.1 热量传递

传质过程中水蒸气相变释放潜热, 同时界面有对流换热, 冷却水在板的另一侧冷却有导热。溴化锂溶液降膜吸收水蒸气, 水蒸气凝结放出相变潜热。如果忽略液膜与被吸收气体之间的热交换, 则在所研究的控制体内dz微段上的能量平衡方程可写成:

cpqmdtm=hadqm+[qmhi- (qm+dqm) hi+1]-dQc (1)

式中:hi、hi+1—分别为吸收溶液进出控制体时不同浓度下的比焓;tm—微段内液膜主流的平均温度;cp—溶液比定压热容;qm—质量流量;Qc—冷却水带走的热量。

1.1.2 热量传递

空气中的水蒸气压大于溶液表面的水蒸气压, 形成压差, 水蒸气由空气侧向溶液侧传递, 空气湿度梯度与溶液的浓度梯度也会形成质量传递。液膜在z处的质量流量有:

qm=ρzδLv1 (2)

式中:δ—液膜的厚度;L—除湿板的宽度;v1—液膜内的主流速度;ρz—z处液膜的密度。

在垂直管上所取的控制体dz微段中, 液膜的质量流量增量dqm是由在该微段气—液两相界面上, 气相向液相的传质而产生的。溴化锂溶液具有吸收温度比它低得多的水蒸气的能力, 是良好的吸收剂。按照传质方程认为, 被吸收的是溶质, 气—液两相界面上的传质是由发生过程中溶液的平衡分压pj与气相冷剂蒸气的平均压力pg之差所形成的传质推动力而产生的。因此该微段中dqm可按传质方程写成:

dqm=M|RmTg·kx (pj-pg) ·Ldz (3)

式中:M—被吸收气体的摩尔分子质量;Rm—通用气体常数; Tg—被吸收气体的热力学温度;kx—传质系数。

2 模拟结果

2.1 速度场

当空气速度为1m/s, 溶液速度为0.5m/s时的流动状态如图2所示。

由图2可以看出, 靠近墙壁的溶液及空气速度会有点滞后, 溶液在重力的作用下, 速度变化较快, 而空气内部的速度变化无明显增减。

2.2 温度场

流场内的温度分布如图3所示。

溶液吸收了被处理空气的水蒸气, 水蒸气凝结吸收了空气中的热量, 湿空气的温度略微下降, 而溶液吸收了水蒸气的凝结热温度会有所增加。

2.3 水蒸气被吸收后的分布

水蒸气被作用时的分布如图4所示。由图4可以看出随着板长的增加, 被吸收的水蒸气的质量逐渐增加, 而空气中的水蒸气越来越少。

3 结论

溶液的吸收能力是根据空气流量的增加、进口空气温度的升高、进口空气含湿量的增大、溶液侧溶液流量的增大及进口浓度的提高单因素而变强, 随着溶液进口温度的升高而变弱。

文中传热传质模型也有其不足的地方, 主要包括模拟计算中假设的相界面处气— 液浓度近似理想的达到平衡, 这与实际情况有一定误差;CFD 传质模型没有考虑undefined效应对传质的影响。由于采用CFD传热传质模型估算设备的整体平均传质系数比经验公式法更具理论基础, 因此这种方法有可能成为今后研究湿壁塔、填料塔等膜状流动传质或反应设备的一个发展方向。

参考文献

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生物膜特性 篇9

关键词：复合土工膜,粗粒料,剪切特性,应变软化

0 引 言

土工膜作为工程防渗处理的一种主要材料[1],在土石坝的防渗中已广泛使用。土石坝的土工膜(光面土工膜和复合土工膜)防渗形式一般分为土工膜防渗斜墙和土工膜防渗心墙2种类型[2]。防渗斜墙是将土工膜铺设在大坝的上游面;防渗心墙是将土工膜铺设在大坝的中央,作为心墙防渗体使用。当土工膜防渗体位于坝体中央,作为心墙防渗体使用时,对坝坡稳定性没有影响;当土工膜防渗体铺设在大坝的上游面,作为防渗斜墙时,对坝坡的稳定性将有非常大的影响。采用光面土工膜时,用中粗砂作为其垫层,而当使用复合土工膜时,可将其直接铺设在粗粒料上。在校核坝坡土工膜防渗体的抗滑稳定性时,关键是确定土工膜与坝体垫层料之间的抗滑剪力和摩擦角,为抗滑稳定分析提供必要的参数。

当工程中涉及材料的抗滑稳定问题时,通常采用摩擦试验的结果作为设计和施工的依据。摩擦试验可分为小型室内摩擦试验和大型现场模拟试验。王琦和臧光文[3]结合横山水库除险加固工程,进行擦试验模拟了现场施工和运行情况,得到了复合土工膜与混凝土结构面的抗滑剪力和摩擦系数,对工程的安全进行了论证。张广禹和李振灵[4]针对复合土工膜与土体(粗砾石、天然砂、人工配料)接触的多种情形,研究了复合土工膜与接触料(粗砾石、天然砂、人工配料)之间的摩擦系数,证明了复合土工膜与接触料之间的摩擦系数小于接触料自身的摩擦系数,复合土工膜横丝向的摩擦系数大于顺丝向的摩擦系数,及复合土工膜与接触料之间的摩擦系数与接触料的颗粒级配及饱水状态有关。魏红卫、喻泽红和邹银生[5]对土工合成材料加筋土抗剪作用进行了试验研究,研究表明埋在土中的土工膜,通过土-膜界面摩擦力将外荷传递至土工膜,使土工膜承受拉力。在应用复合土工膜时,其性能受施工方法、应用环境和侧限压力大小的影响。张军[6]对土工膜与不同含水率的细砂、粗砂及苯板与光面土工膜的摩擦特性进行了试验研究,得出了光面土工膜与不同含水率的细砂、粗砂之间的摩擦特性,但没有明确指出它们之间摩擦特性的本构关系。刘凤茹[7]针对复合土工膜与垫层材料(碎石保护层、无砂混凝土)之间的摩擦特性,自行设计实验装置进行了复合土工膜与两种垫层材料间的摩擦特性试验,并对实验成果与已有成果进行了分析比较,得出了复合土工膜与垫层材料的摩擦特性的一般规律。

从以往的文献中可以看出,对土工膜与各种材料接触面摩擦特性的研究,都只是确定某一个具体的参数,或是指出土工膜与接触料之间摩擦特性的某些规律,未能从物理本质上较好地揭示土工膜与坝体接触料之间的摩擦机理,没有确定地指出其本构关系。

本文采用TZY-1土工合成材料综合测定仪与非散粒体摩擦角测定仪(该仪器是新疆农业大学水利与土木工程学院自行研发的具有国家发明专利的测试仪器)测定复合土工膜与不同含水率粗粒料之间的摩擦特性,分析两种试验结果,为复合土工膜在实际工程中的应用提供设计参数。通过对实验结果的分析,发现复合土工膜与粗粒料垫层结构面之间的摩擦特性符合应变软化规律,即其摩擦本构关系属于剪切软化[8]。

1 试验仪器、材料及方案

1.1 试验仪器

TZY-1土工合成材料综合测定仪主要用于土工合成材料的力学特性试验和土与合成材料相互作用特性试验。竖直荷载采用高精度调压阀和滚动隔膜气缸组成的闭环反馈稳压系统。水平荷载采用应变控制加荷方式,由电机驱动变速箱均匀施加。数据处理由8031单片微机控制,数据采集速度10次/s,数字显示应力-时间,自动判断峰值,打印应力-应变或应力-时间数据表格及相应的应力-应变曲线或应力-时间关系曲线。

非散粒体材料摩擦角测定仪主要用于测定散粒体与非散粒体之间的摩擦角。该仪器由支座、调平螺母、支座平台、工作台、放大镜、摩擦角度盘、升降螺旋、固定标尺、坡度测盘、材料盒几部分组成。摩擦角的测定范围是0°～90°,工作平台长35.5 cm,宽10 cm,角度盘的精度为6′,材料盒长30 cm,宽10 cm,高9 cm,材料盒主要用于装散粒料。

1.2 试验材料

试验用料来自新疆某工程砂砾石坝筑坝材料,母岩以沉积岩为主。试样干、湿抗压强度分别为128.05 MPa 和102.12 MPa。试验粗粒料颗粒棱角尖锐,粒径小于0.1 mm的颗粒含量小于5%,试样颗分级配曲线见图1。试样不均匀系数Cu为28.2,曲率系数Cc为2.1。试样干密度为2.01 g/cm3,相对密度为0.8。

复合土工膜为水利工程中经常采用的防渗膜,其规格为200 g/m2/PE0.5/200 g/m2。

1.3 试验方案

本文试验目的是得到不同正应力状态下的粗粒料垫层结构面与复合土工膜之间的摩擦特性,探讨其摩擦规律,同时得出干湿状态因素影响下的摩擦本构关系。

具体方案是:试验共分为3组,取不同含水率的粗粒料与复合土工膜进行摩擦试验。对于TZY-1土工合成材料综合测定仪,在100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa 4种不同的正应力作用下,得出相应的相对位移-剪应力曲线,再由这些曲线得出相应的最大剪应力,然后将试验结果点绘成τ-P曲线,从而求得剪应力和摩擦角φ或f值;对于非散粒体材料摩擦角测定仪,在1.25、2.5、3.75、5 kPa 4种不同的竖向荷载下,测得复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面之间的摩擦角。最后,对不同含水率的试验结果进行比较,得出其摩擦规律和摩擦本构关系。

2 摩擦试验

2.1 TZY-1土工合成材料综合测定仪

(1)剪切盒下盒填粗粒料(其颗分曲线见图1),填土厚度2

cm为宜,分3层击实,每层击数按照击实后土体体积来控制。击锤宜采用方形锤,这样有利于剪切盒内边缘部分粗粒料的密实。然后将复合土工膜(其物理力学性质见表1)平铺在下剪切盒粗粒料平面上,并将复合土工膜固定在下剪切盒的一端,把上剪切盒放在铺好复合土工膜的下剪切盒上,填相同的粗粒料,分3层击实。

(2)试验采用应变控制,剪力盒大小为20

cm×20 cm×5 cm,剪切速率取1.60 mm/min。在100、200、300、400 kPa不同的竖向荷载P作用下,得出相应的相对位移-剪应力曲线,再由这些曲线得出相应的最大剪应力,然后将试验结果点绘成τ-P曲线,从而求得剪应力和摩擦角φ或f值。

2.2 非散粒体摩擦角测定仪

(1)试验时将仪器放在较平的平面上,用调平螺母调整支座,使得支座平台上的水准气泡居中,保证支座、支座平台处于同一水平面,避免施加的竖向荷载对苯板产生偏心的作用,引起试验误差。

(2)将土装入材料盒中,采用方形锤分3层击实。最后一层击实后,用刮土刀刮平土面。

(3)将装好土的材料盒固定在工作台上,复合土工膜(长20 cm,宽8 cm,厚5 cm)放在土上面,再在复合土工膜上施加1.25、2.5、3.75、5 kPa 4种不同的竖向荷载,通过升降螺母逐渐增加工作台的角度,直到复合土工膜与土开始发生相对滑动,停止拧动升降螺旋,通过放大镜读出角度盘的度数,该角即为复合土工膜与粗粒料垫层结构面的摩擦角。为了减少试验结果的误差,更加贴近实际工程,每做一次试验时,必须更换复合土工膜和粗粒料,重新击实粗粒料并刮平土面。

3 试验结果

室内试验用应变来控制,剪力盒尺寸为20 cm×20 cm×5 cm,剪切速率为1.60 mm/min。在100、200、300、400 kPa不同的竖向应力作用下,得出复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层面之间的相对位移-剪应力曲线,再由该曲线得出相应的最大剪应力,剪切试验成果见图1、表2、图2、表3、图3、表4。

利用非散粒体材料摩擦角测定仪测定复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面的试验结果见表5。

4 试验结果分析

通过分析对比试验结果(图1、表2、图2、表3、图3、表4),可将曲线分为两个阶段,如图4所示。第一阶段为弹性阶段,图4中所示的OA阶段,随位移u的增加,剪应力τ增加;第二阶段为塑性软化阶段,图4中所示的AB阶段,A点为软化开始点。当剪应力τ达到峰值τpA以后,随着位移u的增加,剪应力不断减小,当剪应力减小到一定值以后,又表现出一定的残余值τs。因此由试验结果可知,复合土工膜与坝体粗粒料垫层结构面之间的剪应力与剪应变关系为应变软化型。

从表5可以看出,复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面之间的摩擦角有以下规律:

复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面之间的摩擦角与含水率、接触面的粗糙程度有关,含水率越大,接触面越粗糙,它们之间的摩擦角越大。

通过对图1、图2、图3的观察,发现某些曲线反映出的是应变硬化特性。例如,在做复合土工膜与含水率为8.5%的粗粒料的摩擦试验时,就出现了这种情况,如图3所示,复合土工膜初始屈服后随着位移的不断增加,屈服应力有所提高。出现这种情况的原因:在试验过程中,复合土工膜在上下剪力盒中难以精确固定,剪切过程中往往受到偏心荷载和上下剪力盒边缘的影响,在剪切试验过程中,有时并不是复合土工膜和粗粒料在进行摩擦,而是复合土工膜和剪力盒的边缘在进行摩擦,此时计算机记录的曲线,反映的并不是复合土工膜与粗粒料垫层结构面之间的摩擦特性,所得曲线反映的是复合土工膜和剪力盒边缘之间的摩擦特性。从这些曲线的走势看,表现出的是应变硬化特性。

因此,在实际的应用中,需要克服由于仪器的缺陷和人为因素所带来的误差,以免所得结果和实际相差太远。

5 结 论

由实验结果可以得出,复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面之间的剪切特性为应变软化型,且从试验结果可以得出如下规律:

(1)复合土工膜与粗粒料垫层结构面之间的剪应力与粗粒料的含水率成反比,即粗粒料的含水率越大,复合土工膜与粗粒料垫层结构面之间的剪应力越小;

(2)复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层的摩擦角与含水率、接触面的粗糙程度有关,含水率越大,接触面越粗糙,它们之间的摩擦角越大;

(3)通过比较分析两种仪器的实验结果,TZY-1型土工合成材料综合测定仪能测定出复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面之间的剪应力、黏聚力和摩擦角,而利用非散粒体材料摩擦角测定仪只能测定复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面的摩擦角,其数值比前者所测摩擦角要大。这是因为在设计非散粒体材料摩擦角测定仪时,就已经将黏聚力考虑到摩擦角中了,因此,利用非散粒体材料摩擦角测定仪测定出的复合土工膜与不同含水率的粗粒料垫层结构面的摩擦角,是一个综合的摩擦角,已将其中的黏聚力反映在摩擦角中。所以,其测出的摩擦角数值比TZY-1型土工合成材料综合测定仪测出的摩擦角要大;

(4)在试验过程中,复合土工膜在上下剪力盒中难以精确固定,剪切过程中往往受到偏心荷载和上下剪力盒边缘的影响,使得所得结果有所差异。因此,在实际的应用中,需要克服由于仪器的缺陷和人为因素所带来的误差,以免所得结果和实际相差太远。

参考文献

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[7]刘凤茹.复合土工膜选型及缺陷渗漏量试验研究[D].南京:河海大学,2004.

膜生物反应器中膜污染形成机理分析 篇10

1 实验部分

1.1 去除率和渗透通量的计算方法

膜生物反应器的性能一般用去除率R和渗透通量J (L/ (m2·h) ) 来表征:

R= (W1-W2) /W1 (1)

式中: W1为原液中某物质的浓度, mg/L; W2为渗透液中某物质的浓度, mg/L。

J=W/At (2)

式中: W为透液量, L; A为膜面积, m2;t为透过时间, h。去除率高低对膜生物反应器处理废水效果有很大的影响, 膜的渗透性能好坏对实际生产投资规模、 生产成本影响很大, 所以二者一直受到膜应用研究者的关注。

1.2 实验装置及实验方法

采用上海亚东核级树脂有限公司生产的SCM杯式超滤器 (图1) , 其为终端过滤模式, 内设磁力搅拌桨, 用于对膜的水力清洗; 外加压力通过高压氮气瓶提供稳定压力; 料液从顶部带旋钮的孔中加入, 滤液流入量筒中。以平板膜为研究对象, 采用的膜材料有PVDF (聚偏氟乙烯) 和混合纤维素膜 (醋酸纤维素和硝酸纤维素) 2种, 孔径有0.22、 0.65、 1.2 μm三种。膜直径为8 cm, 有效直径为6.8 cm, 有效膜面积为3.6×10-3 m2。

1.3 实验安排

用纯水把膜浸湿, 再分别取浸湿的新膜在室温、跨膜压力为0.2 MPa条件下测其纯水、印染废水的通量及冲洗后膜的通量。同时用扫描电镜对膜表面和孔内的污染物形态进行表征。

2 实验结果与讨论

2.1 膜过滤处理效果

分别取生化处理后的印染废水和经膜过滤后的渗透液样品, 能够明显看出渗透液与原液的区别, 原液的颜色明显为深红色, 渗透液透明无色。膜过滤出水水质情况见表1。

2.2 短期运行膜通量的分析

2.2.1 膜孔径对膜通量的影响

通过考察六种膜的通量衰减情况 (图2、3) , 所有的膜在5 min内膜通量陡减, 到50～100 min后趋于相同, 并且通量保持在20～25 L/ (m2·h) 之间。由此可知, 膜通量主要是由滤饼层所形成的孔径决定的, 并不是由新膜的孔径决定。

注: a.厕所便器冲洗, 城市绿化; b.洗车, 扫除。

通过电镜扫描对比可以看出 (图4、 5) , 混合纤维素膜表面的沉积层较厚, 从断面照片可以看出厚度约为5 μm, 且上层为较大颗粒的松散层, 表面很粗糙;聚偏氟乙烯膜表面的沉积层较薄, 从断面照片可以看出厚度约为1.5 μm , 且沉积层表面较均匀平坦。此时膜通量降低及膜污染主要是沉积层的形成所造成的。

2.2.2 不同料液膜通量的分析

由图6可以发现, 对于不同的过滤水质, 膜的通量变化趋势均是一致的, 就是由最初膜的通量很高到膜通量稳定时, 膜的通量趋于一致。因此可以知道, 无论什么水质, 其过滤机理均是一致的, 其稳定过滤通量是由沉积层决定的。

2.2.3 搅拌对膜通量的影响

聚偏氟乙烯膜在膜过滤的过程中经过空搅拌 (不加压搅拌) , 膜通量可以得到一定程度的恢复 (图7) 。表明此时膜污染既存在不可逆污染 (沉积层) , 又存在可逆污染 (浓差极化) , 沉积层不能够通过搅拌去除掉, 浓差极化可以通过空搅拌来缓解, 但是随着加压继续进行膜过滤, 浓差极化又不可避免地形成。

2.3 长期运行的膜通量分析

在连续运行25 h后, 两种膜都明显地出现了通量的二次稳定现象 (图8) 。这可能是因为在膜过滤过程中, 膜的污染发生质的变化, 膜污染被加剧, 表面的沉积层更加密实, 膜污染机理发生变化。

从污染膜的断面扫描电镜图 (图9) 可以看出, 混合纤维素膜表面的沉积层较厚, 厚度约为5 μm, 沉积层比较疏松且污染物成分很杂乱; 聚偏氟乙烯膜表面的沉积层较薄, 厚度约为2.5 μm, 且沉积层表面较均匀平坦, 污染层布满了丝状菌和短杆菌、 球状菌, 丝状菌产生的分泌物较少, 其余菌种产生了厚厚的一层分泌物。正是因为这些丝状菌的大量存在, 使得沉积层密实、 表面平坦;而混合纤维素膜表面的沉积层主要是无机杂物, 使得沉积层松散、 表面粗糙, 从而更容易吸附污染物质, 加速沉积层的加厚, 膜污染加速。

同时由图10可以看到, 此时的膜内部已经被污染了, 有少量污染物进入膜孔内, 吸附在膜孔内壁上。膜运行25 h污染物进入膜孔内部的深度是:混合纤维素膜达15 μm, 聚偏氟乙烯膜为7 μm, 其仅是混合纤维素膜的一半深。由此可知, 混合纤维素膜不论是表面还是内部都比聚偏氟乙烯膜更容易被污染。

3 结论

(1) 污泥在过滤过程中, 膜的相对通量随过滤时间呈指数衰减趋势, 并在几分钟内就达到相对稳定值, 且通量保持在20～25 L/ (m2·h) 之间。由此可知, 膜通量是由沉积层所形成的孔径决定的, 与新膜孔径无关。

(2) 过滤过程中, 进行空搅拌可以一定程度地提高膜的通量, 但是随后膜的通量又很快恢复到空搅拌之前的衰减趋势。可知, 膜污染既存在可逆污染, 又存在不可逆污染。

(3) 通过电镜照片观察, 聚偏氟乙烯膜沉积层的厚度是2.5 μm, 而混合纤维素膜的厚度约为5 μm; 污染物进入膜孔内部的深度是混合纤维素膜达15 μm, 聚偏氟乙烯膜为7 μm, 其仅是混合纤维素膜的一半深。说明膜通量降低及膜污染主要是沉积层的形成所造成的。

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