一、絮凝体的物理特性（论文文献综述）
刘辉[1]（2021）在《电絮凝法预处理OCC废水协同去除微细胶黏物和Ca2+延缓AnGS钙化的研究》文中提出近年来我国电商行业迅速发展,大众消费的趋势越来越趋向于网络购物,从而带动了瓦楞纸箱需求量上升。瓦楞原纸和箱板纸的生产原料几乎都是来自回收的废旧箱板纸（Old Corrugated Container,OCC）。但由于纸张在抄造过程中为了提高质量,添加大量的碳酸钙填料以及胶黏剂。废纸造纸废水同时面临微细胶粘物沉积和Ca2+浓度高造成厌氧颗粒污泥钙化两大难题。废水在进入厌氧处理系统前,高浓度Ca2+通过预处理手段使其浓度降低,适当的Ca2+浓度可以提高厌氧消化效率,从而解决颗粒污泥钙化。本文在改变环境条件微细胶黏物中溶解与胶体物质（Dissolved and Colloidal Substance,DCS）与Ca2+生成难溶性物质的基础上,研究电絮凝预处理同时去除OCC废水中DCS和Ca2+的效果,最佳处理条件下不同污染物对厌氧反应的影响,具体结论如下:（1）在OCC制浆过程中,大量的DCS聚集并附着在纤维表面。DCS成分复杂,主要来源是树脂、木质素、粘合剂、涂料固定剂和填料。Ca2+和Na+均会影响CS的稳定性。当Ca2+和Na+同时加入时,体系的失稳程度介于Ca2+加入和Na+单独加入之间。Ca2+在影响CS稳定性方面起主导作用,Na+在吸附位点上相互竞争。（2）电絮凝法预处理OCC废水可以同时协同去除微细胶黏物和Ca2+,而物理法、化学法、生物酶法难以实现同时去除。采用Al作为阳极材料优于Fe和Mg电极,最优处理条件为电流密度为115 A/m2,电絮凝时间60 min,电极板间距5 cm,COD和Ca2+去除率分别为75.33%、64.53%,浊度和DCS含量降低了97.1%、43.68%,絮凝体粒径由1.68μm增大到31.97μm,絮凝体含量由0.18 g/L增大到0.78g/L。分析得到絮体中Al和Ca2+的相对含量高于对照组。（3）微细胶黏物和Ca2+协同危害显着高于单独添加微细胶黏物和高浓度钙离子,废水经过电絮凝处理会降低对厌氧颗粒污泥（anaerobic granular sludge,An GS）的危害。电絮凝预处理后废水的COD去除率最高,为92.4%,出水COD浓度为192 mg/L,活/死细胞比例最高,钙离子截留率明显降低,未出现钙沉积,污泥表面平滑,抑制颗粒污泥钙化。同时厌氧颗粒污泥功能微生物Firmicutes、Chloroflexi、Bacteroidota和Methanosaeta优势菌属得以富集,改善了厌氧颗粒污泥的性能,延缓颗粒污泥钙化。
张炜[2]（2021）在《α-Al2O3悬浮液体系稳定性及其失稳絮凝体破碎基础研究》文中研究表明胶态成型工艺不仅可以制备形状复杂的陶瓷材料部件,还可以有效抑制颗粒团聚并减少胚体缺陷。高固体含量、低粘度稳定悬浮液的制备是胶态成型工艺的基础,悬浮液稳定性不仅影响素胚的密实度和烧结性能,同时影响陶瓷材料的最终性能。然而,胶态成型工艺在分散剂种类、分散剂吸附量和吸附机理、粉体表面改性及悬浮液流变性等方面仍有待深入研究。本论文选用高纯度球形和片状α-Al2O3,基于ChemiBio 3D、Cryo-SEM、TEM、FT-IR、XPS、AES、Mathematica等研究手段,系统研究了无分散剂条件下α-Al2O3表面电荷-颗粒聚集方式-悬浮液稳定性三者之间的关系,采用添加杂多酸盐、添加聚电解质、物理剪切破碎等方法提升α-Al2O3悬浮液体系的稳定性,同时通过Mathematica软件对α-Al2O3絮凝体进行破碎动力学建模及计算,目的是揭示不同方法对α-Al2O3悬浮液稳定性的影响规律及机理。研究表明,无分散剂条件下α-Al2O3颗粒表面电荷-颗粒聚集方式-悬浮液稳定性三者之间存在一定的联系性,等电点时球形和片状α-Al2O3颗粒聚集体的分形维数值约为3.2和2.4,通过无晶格变量-Df模型获得的模拟分形维数值与试验值相同,且不同pH值条件下α-Al2O3悬浮液屈服应力值和固体体积分数值呈线性关系。球形α-Al2O3颗粒等电点为9.5,当悬浮液pH值大于11或pH值小于7时,悬浮液体系稳定性较好。片状α-Al2O3颗粒等电点为9.2,当片状α-Al2O3悬浮液pH值小于3时,悬浮液体系稳定性较好。不同悬浮液浓度条件下屈服应力值均与Zeta电位值的平方呈线性关系。杂多酸盐型分散剂对α-Al2O3悬浮液稳定性有明显影响,低pH值条件下杂多酸根离子与颗粒表面的正电荷离子产生了空位电荷吸引力,降低了悬浮液体系的稳定性,此时杂多酸根离子在颗粒表面的覆盖率是球形α-Al2O3悬浮液稳定性的决定性因素。片状α-Al2O3比表面积较小且不同表面的活性吸附位点数存在差异,不同杂多酸根离子表面覆盖率条件下悬浮液的最大屈服应力值相近。锂杂多钨酸盐（LST）与α-Al2O3颗粒表面产生了化学吸附,获得了较好的空间位阻效应。当球形或片状α-Al2O3悬浮液浓度为55wt%时,LST的最佳用量为0.6dwb%且最佳pH值为9.5,高剪切速率条件下片状α-Al2O3悬浮液出现了剪切增稠的现象。加入聚电解质分散剂是提升α-Al2O3悬浮液稳定性的重要方法,随着pH值的增大,阴离子聚电解质在颗粒表面的饱和吸附量下降,吸附阴离子分散剂后颗粒等电点向低pH值方向移动,碱性条件下更容易获得稳定的悬浮液。聚苯乙烯磺酸钠（PssNa）吸附在α-Al2O3颗粒表面产生了较好的分散效果,其在颗粒表面的饱和吸附量是柠檬酸（CA）和马来酸二异丁烯共聚物（DIBMA）的三倍,聚苯乙烯磺酸根离子与铝离子产生了化学吸附,并通过静电位阻作用稳定悬浮液。聚乙烯亚胺（PEI）吸附在α-Al2O3颗粒表面使颗粒等电点向高pH值方向移动,酸性条件下更易获得稳定的悬浮液,PEI中的氨基基团与颗粒表面产生了化学吸附,分子量较大的PEI获得了较好的分散效果。质量浓度为50wt%的球形α-Al2O3悬浮液中依次加入0.3dwb%DIBMA和0.1dwb%PEI,在适宜条件下获得了比单一聚电解质分散剂粘度值更低的悬浮液体系,高剪切速率条件下粘度值仅为0.016Pa·S,同时获得了更好的空间位阻效应,与无分散剂时相比悬浮液最大屈服应力值降低了约75%。α-Al2O3絮凝体破碎动力学研究表明高速剪切破碎降低了絮凝体的颗粒粒度,提升了悬浮液体系的稳定性。提出了一种絮凝体破碎后颗粒粒度的模拟计算方法,采用Mathematica软件建模并求解群体平衡方程和破碎动力学方程,模拟出的α-Al2O3絮凝体破碎后的颗粒粒度分布与真实试验结果有较好的吻合,破碎动力学函数值与破碎前和破碎后的絮凝体粒度有关。
董航[3]（2021）在《初冷温度对含蜡原油流变性及蜡晶动力学行为的影响规律研究》文中研究说明含蜡原油易受剪切和热历史因素影响而呈现纷繁复杂的流变性表现,使其输送和储存中更易于发生胶凝事故。因此,对含蜡原油在复杂历史因素作用下的流变性研究具有重要意义,也是工程上对其进行热处理改性输送的基础。目前,相关领域研究普遍认可内相颗粒的微观动力学行为和相互作用在多相体系宏观流变性上发挥着直接而决定性作用,但在含蜡原油流变性研究方面,对有剪切等外力作用下蜡晶动态聚集过程和动力学行为方面的研究尚属空白。因此,本文以热历史因素中的初始冷却温度为研究切入点,以流变测量方法和创新性构建的流变-偏光显微原位同步测量技术对耦合降温速率和剪切作用下,初始冷却温度对含蜡原油流变性和蜡晶微观动力学行为的影响规律进行系统研究,并尝试以蜡晶微观动力学行为分析作为新的视角,对多因素协同作用下含蜡原油复杂流变性产生的微观机制进行深度剖析,具体研究内容如下:首先,基于流变-偏光显微原位同步测量系统,加之改进的多角度复合型光源,首次实现了对含蜡原油经受剪切的流动状态下,蜡晶动态聚集过程和动力学行为的原位观测,并可同步获取流变数据,从而构建了蜡晶微观动力学行为与含蜡原油宏观流变性间的桥梁。在此基础上,建立了控制蜡晶动力学行为的基本方程,明确了含蜡原油冷却过程中,蜡晶动力学行为和微观聚集行为的6个不同阶段,对不同阶段的主导作用力进行了阐释,并证明蜡晶空间分布、空间密度和边缘间距所发挥的决定性作用。其次,采用流变测量技术对静态和动态冷却中,非牛顿含蜡原油剪切稀释性表现和胶凝结构行为进行系统研究。发现静冷条件下存在令含蜡原油流变性恶化、改善和平稳变化的不同初始冷却温度区间,阐明不同区间内含蜡原油内部结构的本质差异性表现。进一步对不同初始冷却温度下,含蜡原油流变性和胶凝结构行为对剪切作用的响应表现进行深度剖析,明晰了动冷条件下,含蜡原油流变性受初始冷却温度的影响规律和原因。最后,从冷却胶凝过程中的蜡晶微观形貌、动力学行为演变和恒温剪切下的蜡晶动力学行为三个方面对初始冷却温度影响含蜡原油流变性的作用机制进行综合分析。以微观形貌、空间分布、动力学行为和相互作用力的特异性表现为依据,辨析不同初始冷却温度下形成蜡晶的本质差异性并将其聚类为两种不同类型,进一步阐释了其对含蜡原油流变性的影响机制。此外,基于恒温剪切作用下的蜡晶动力学行为,对含蜡原油剪切稀释性产生的微观机理进行了细化分析,并对不同初始冷却温度下,因蜡晶絮凝倾向和结构属性不同造成的剪切稀释性差异进行剖析,进一步论证了初始冷却温度对含蜡原油流变性的影响机制。总体来说,本文研究成果不但有助于加深对含蜡原油复杂流变性和应对热历史等因素变化产生的流变响应规律和机理的认识,也能为含蜡原油复杂流动和传热规律研究提供新的思路和技术手段。
雷杰[4]（2021）在《铝土矿尾矿泥浆沉降过程中的关键影响因素》文中认为矿产资源是工业生产的重要生产资料之一,随着科学技术的发展与全球工业化进程的不断加快,对矿产资源的需求也日益剧增。尾矿泥浆是矿山开采的洗矿过程中所产生的伴生物,具有黏粒多、颗粒细小等特点,包含有大量的黏土胶体,这导致了其难脱水沉降的工程特性,修建尾矿库进行堆存处理是目前采用较多的方式。但与日俱增的矿泥排放量和长期堆存的矿泥都将对生态环境带来巨大的负担,亟需加速尾矿泥浆的沉降固结速度,改变现有尾矿泥浆的处置方法。而解释尾矿泥浆在不同条件下沉降的关键影响因素及其在沉降过程中土水间的相互作用机理是解决上述问题的关键。本文对广西百色市平果铝矿泥开展不同初始含水率、环境温度和阳离子种类及浓度作用下的沉降试验,结合扫描电子显微镜、核磁共振分析仪和微型电泳仪等设备对其微观结构和组分变化进行研究,为新型絮凝剂的研发与尾矿的综合利用提供理论依据。得到的主要结果如下:（1）平果铝矿泥在不同含水率下具有不同的沉降类型,分别为沉积沉降与固结沉降。试验测得在初始含水率大于400%时,矿泥发生沉积沉降。当初始含水率小于400%时,矿泥发生固结沉降。随着含水率的减小,沉积沉降将逐渐转变为固结沉降。矿泥初始含水率的升高会导致絮凝速率的增加和絮凝时间的缩短,并且沉降稳定时间Tc与初始含水率和液限含水率的比值（w0/w L）呈高度相关的幂指数关系。（2）在不同环境温度下对矿泥进行自由沉降试验,发现温度的升高使得矿泥颗粒间布朗运动加快,缩短其絮凝时间。并且温度的升高导致黏土悬液的动力粘滞系数增大,阻碍絮团沉降,两者共同作用导致絮凝速率与时间变化不大。而温度的升高令介电常数减小,导致沉降稳定孔隙比减小。（3）矿泥中含有大量电荷易受p H改变的高岭石。在不同p H的矿泥沉降试验中,边缘电荷随p H的变化发生改变,导致絮凝速率、沉降稳定孔隙比和Zeta电位值等均在等电点两侧呈现不同的变化规律。（4）在氯化钠和氯化钙溶液中,离子浓度的升高,使得矿泥间斥力势能减弱,进而导致絮凝速率和沉降稳定孔隙比的减小。然而在氯化铁溶液中,离子浓度的升高,令颗粒间的库伦吸引力减小,原有的大孔隙边-面排列结构弱化,最终导致沉降稳定孔隙比与絮凝速率的减小。（5）阳离子的存在使得颗粒吸附水转为自由水,导致矿泥的核磁信号峰值对应的横向弛豫时间T2发生改变。在Fe Cl3溶液中,因水解产生部分Fe（OH）3胶体和多羟基聚合物,使得矿泥悬液的稳定性增强和絮凝体的密实度增大。
林昱昕[5]（2021）在《絮凝剂耦合好氧颗粒污泥处理高磷废水及其数学模拟》文中研究指明好氧颗粒污泥受溶解氧传质阻力的影响,由表及里可以形成好氧、缺氧、厌氧不同的分区,保障颗粒污泥微生物群落组成的多样性,可以实现同步除碳和脱氮除磷功能,成为水处理领域的热点。但好氧颗粒污泥启动时间较长、运行稳定性较差,制约了其在实际水处理中的应用和推广。本文在好氧颗粒污泥系统中引入铁盐絮凝剂,构建耦合系统,研究氯化铁的絮凝能力对污泥的颗粒化进程的影响,考察该系统耦合化学和生物除磷对高磷废水的处理效能,同时建立数学模型对反应器规模的絮凝剂耦合好氧颗粒污泥系统模拟预测,得到研究成果如下:（1）在培养好氧颗粒污泥的初期短期投加氯化铁,颗粒成熟启动时间有效缩短9天,由微观形态看出形成的颗粒致密,结构稳定。絮凝剂的投加使MLSS保持在约5.26 g/L,污泥沉降性能明显提高,Zeta电位绝对值明显降低;刺激TB-EPS的分泌,蛋白质和多糖成分增加,加速触发颗粒的形成;改变了微生物群落菌属结构,新菌属如Thauera的出现增强了处理性能和促进絮凝体聚集,COD、PO43--P和NH4+-N去除效率分别稳定在94.24%、62.37%和71.27%。由此得出,氯化铁耦合好氧成粒过程是一个理化效应与生化效应的耦合过程,是一种有效的强化好氧造粒方法。（2）以模拟高磷废水为研究对象,运行絮凝剂耦合好氧颗粒污泥反应器（AGS-SBR）,在36天内颗粒污泥平均粒径达1 mm以上。前置厌氧段以强化改善除磷微生物群落结构。投加氯化铁后,除磷效率上比对照反应器提高了92.80%。与此同时,COD、NH4+-N的处理能力略有增强。氯化铁不仅刺激LB-EPS、TB-EPS中多糖和蛋白质的分泌,还使EPS中有机物化学成分发生变化,加速触发颗粒的形成。由此得出,絮凝剂会与颗粒污泥微生物产生协同作用,除了能促进造粒外,也能辅助高效去除高磷废水中的无机磷酸盐。该耦合工艺在保障除磷功能微生物如Aeromonas、Pseudomonas菌属良好活性的前提下,利于工业废水中磷资源的后续回收,有望保证工业废水排放标准需求。（3）在前述实验研究成果基础之上,以ASM2D模型为模型框架,结合扩散-传质理论,利用Matlab自编厌氧-好氧颗粒污泥工艺模拟程序。对灵敏度较高的动力学参数和化学计量系数即和(4进行校正,使校正后的模型较好地符合实验数据,可以描述工艺运行过程。将其作为控制的有效工具,预测不同工况下絮凝剂耦合好氧颗粒污泥系统中的生化过程。
艾靖[6]（2021）在《基于污泥调理强化脱水耦合热解技术制备碳基功能材料的研究》文中进行了进一步梳理活性污泥法（Activated sludge process）是当今世界污水处理的主流工艺。活性污泥在净化污水的同时,会产生大量的剩余污泥（Surplus sludge）。热解碳化可以实现污泥中有机污染物的去除,杀灭病原微生物,固化污泥有机质和重金属,并且制备功能性碳基材料,同时实现污泥的无害化和资源化利用。然而,污泥含水率超过90%,导致干化-热解过程中消耗大量的能量。机械脱水是降低污泥含水率,提升污泥资源化利用效率的重要方式。污泥絮体的主要成分——胞外聚合物（Extracellular polymeric substances,EPS）通常以类凝胶状结构的形式存在,能够与水分子牢固结合,导致污泥深度脱水困难,因而污泥调理是实现污泥高效脱水和干化的前提和保障。此外,传统热解过程制备的污泥碳材料功能单一且比表面积低,限制其在实际工程中的广泛应用。本论文针对污泥深度脱水困难、传统污泥碳基材料净水功能单一等问题,开展了“基于污泥调理强化脱水耦合热解技术制备碳基功能材料的研究”的工作,具体研究内容和结果如下:1)针对污泥结合水含量高、脱水难度大的问题,采用Fe（Ⅱ）-亚硫酸盐预氧化和聚丙烯酰胺絮凝（Fe/S-PAM）联合处理,首先通过Fe（Ⅱ）-亚硫酸盐预氧化破坏污泥EPS,促进污泥中结合水的释放,然后PAM的重絮凝作用促使污泥颗粒团聚,改善污泥的脱水性能。利用多重光谱学（2D/FT-IR相关光谱、2D/UV相关光谱,XPS等）揭示Fe/S-PAM联合调理过程中污泥有机质（尤其是EPS中的蛋白质、多糖和核酸等）的转化规律,阐明污泥调理的作用机制。研究表明,Fe/S预氧化过程主要为一系列链式自由基反应（涉及SO3·-,SO5’-,和SO4.-）,可有效裂解EPS结构并释放结合水至污泥本体溶液中。其中,Fe/S预氧化阶段中,EPS中蛋白质的C=O组色氨酸结构在Fe-EPS络合作用中起主导作用,造成EPS中蛋白质二级结构（尤其是β-sheet和α-helices）的转变,并消除蛋白质对结合水的束缚作用。此外,Fe/S预氧化处理在EPS的裂解过程增大了 PAM与污泥胶体碎片的接触率,增强了 PAM对污泥胶体碎片的助凝能力,使得污泥颗粒与水有效分离,强化污泥脱水性能。本研究不仅提供了一项新型经济有效的技术强化污泥脱水性能,也为预氧化结合絮凝技术调理污泥提供了科学的参考意义。2)提出了一种结合重金属污水处理和热解技术制备碳基类芬顿材料的工艺技术。首先,利用荧光猝灭技术着重研究了 EPS与重金属的相互作用机制,并采用XRD、FT-IR、BET、TGA、SEM和TEM等分析方法研究Cu/Ni-SBC的物理化学特性。然后,评估Cu/Ni-SBC对17β-雌二醇（E2）氧化降解能力,并结合ESR、XPS和自由基猝灭实验等分析手段揭示Cu/Ni-SBC对E2氧化降解的作用机制。研究表明,WAS可通过静电中和和络合作用等方式稳固吸附污水中Cu2+和Ni2+,最大吸附容量分别达到116.16mg·g-1（Cu）和108.29mg·g-1（Ni）。此外,污泥中的重金属（Cu、Ni）可促进污泥催化热解过程,制备孔隙度丰富的类芬顿材料,对水中雌激素有良好的吸附-氧化降解效能,其中,Cu（Ⅱ）-SBC-H2O2（100%）对E2的氧化降解效率优于Ni（Ⅱ）-SBC-H2O2（79%）。采用自由基猝灭实验定量分析不同种类自由基对E2氧化降解过程贡献率表明,Cu（Ⅱ）-SBC-H2O2体系中,O2·-和·OH自由基均参与E2的氧化降解过程,而Ni（Ⅱ）-SBC-H2O2体系,仅O2·-自由基参与E2的氧化降解过程。同时,XPS对金属价态分析的结果表明,Cu-SBC-H2O2在氧化前后形成了 Cu（Ⅱ）和Cu（Ⅰ）两种结构,而Ni（Ⅱ）-SBC-H2O2过程中只检测到Ni（Ⅱ）。由此可见,Cu（Ⅱ）-SBC和Ni（Ⅱ）-SBC催化氧化H2O2过程中,Cu/Ni的不同金属价态变化生成不同种类的活性自由基,对E2的氧化降解效率表现出差异性。本研究不仅提供了一种先进的污泥多级循环利用策略,而且为过渡态重金属-碳基功能材料（SBC）降解有机污染物机理的研究提供了科学的参考依据。3)针对传统污泥碳基材料功能单一、吸附性能差等问题,提出一种采用KMnO4-Fe（Ⅱ）调理强化污泥脱水过程耦合热解技术制备碳基功能净水材料的工艺技术。首先,由KMnO4-Fe（Ⅱ）调理活性污泥,然后通过干化、高温碳化及研磨等一系列物理过程制备Mn-Fe双金属功能净水污泥碳基材料（Mn-Fe-SBC）,并将其应用于含砷地下水处理中。结果表明,KMnO4-Fe（Ⅱ）通过KMnO4对EPS的预氧化和原位-Fe（Ⅲ）对污泥颗粒再絮凝等过程,显着提升了污泥的脱水性能。同时,利用KMnO4-Fe（Ⅱ）改良后的污泥泥饼通过热解过程制备的Fe-Mn-SBC具有丰富的孔隙结构和Mn-Fe双功能金属特性,使得Fe-Mn-SBC在有氧条件下可有效氧化As（Ⅲ）至毒性较低的As（Ⅴ）,并原位生成羟基铁（Fe（OOH））吸附去除As（Ⅲ）和As（Ⅴ）。研究还发现,低剂量H2O2的引入,可促使Fe-Mn-SBC催化体系生成丰富的活性自由基,促进As（Ⅲ）的氧化过程,提高Fe-Mn-SBC对砷的去除效率。与此同时,Fe-Mn-SBC可同步去除地下水中共存有机质——腐植酸（Humic acids,HA）,但HA的存在抑制了羟基铁的形成,并与砷在Fe-Mn-SBC表面竞争活性吸附位点,降低砷的去除效率。
于文恬[7]（2020）在《磁场中的同向絮凝动力学研究》文中进行了进一步梳理絮凝是水处理系统中的一个重要环节。絮凝剂是絮凝过程中获得高絮凝效率的关键。近年来,磁性絮凝剂在各个领域得到了广泛应用。尽管磁性絮凝剂的应用广泛,但对其在重力和磁力协同作用下的动力学研究较少。已发表的研究主要集中在常规絮凝剂在重力场中的絮凝行为。因此,我们对磁场中的同向絮凝动力学研究对于了解磁絮凝机理和固液分离过程具有重要意义。本文选取磁性阳离子聚丙烯酰胺（MCPAM）为絮凝剂,以硅藻土悬浊液为实验对象,研究在外加磁场与重力场协同作用下的絮凝动力学。通过絮凝体沉降速度的测定和图像分析,确定絮凝体的密度。用马尔文激光粒度仪测量絮体粒径的频率分布。基于双分子反应模型,计算了粒子碰撞和聚集的动力学常数。在磁场和重力场的协同作用下,建立了絮凝体的絮凝速率方程。在性能实验中发现在磁场与重力场协同作用下,磁性絮凝剂絮凝处理后的硅藻土悬浊液的上清液透射率高于常规絮凝剂,絮凝速度较常规絮凝剂快。在絮凝动力学实验中发现在磁场与重力场协同作用下,磁场强度对絮体形成过程具有重要影响,动力学常数k以及絮体密度分别增高至25.81×10-11s-1和10–252 kg?m-3。磁絮体的絮体尺寸增长较常规絮凝体更快,具有更高的生长速率。磁性絮凝体在重力场磁场协同作用下相互吸引,显着提高了磁性絮凝体之间的碰撞频率和碰撞效率,以上原因是使得磁性絮凝剂在絮凝中絮凝效果较常规絮凝剂更好的动力学致因。在此基础上推导得出磁场和重力场协同作用下的絮凝速率方程,（?）。
王艺[8]（2020）在《微涡流絮凝处理低温低浊水的流场数值模拟及工艺参数优化研究》文中研究说明湖泊水和水库水作为饮用水水源和备用水源,在我国城镇供水系统中担负着重要作用,常在冬季寒冷地区体现出低温低浊的特性,其絮凝过程具有粘滞剪切力大、颗粒物浓度低、颗粒尺寸小、亲水性强、聚集效率低等特点。项目组拥有知识产权的微涡流絮凝工艺在絮凝效率及出水水质等方面都优于传统絮凝技术,对低温低浊水的处理体现出一定的优势。本研究对絮凝工艺处理低温低浊水的影响因素进行了Fluent数值模拟分析,揭示了微涡流絮凝处理低温低浊水的流场规律,同时,对其处理低温低浊水进行响应面试验优化,主要研究内容及结论如下:1、微涡流絮凝过程影响因素的流场数值模拟研究（1）不同絮凝时间（流量）下微涡流絮凝反应区的数值模拟研究:模拟水温为5℃时,流量为2.0m3×h-1～10.0m3×h-1(每隔0.1m3×h-1)不同流量工况下（相应絮凝时间为60.0 min～10.2 min）的流场情况。（1）湍动能k、有效能耗e及其变化率均随流量Q的增大而增大,涡旋尺度l及其变化率均随流量Q增大而减小。（2）湍动能k与流量Q、温度（运动粘度u）及池型参数间符合幂函数关系:（?）。（3）将湍动能k与流量Q拟合:（?）;涡旋尺度l和流量Q拟合:（?）。（4）根据Kolmogorov微涡旋理论初步判定适应微涡流絮凝工艺的较佳流量范围约为5.5m3×h-1～7.5m3×h-1（絮凝时间18.5min～13.6min）。（2）不同温度下微涡流絮凝反应区的数值模拟研究:以流量为6.0m3×h-1（絮凝时间17min）为例,模拟温度为0℃～35℃（每隔1℃）下各流场情况。（1）湍动能和有效能耗随温度增加降幅较小,涡旋尺度随温度增加降幅显着。（2）低温段流场产生的较大涡旋尺度与低温所形成的较小的絮体颗粒尺度不匹配,高温段流场产生的小尺度涡旋与较大的絮体颗粒粒径数值相差大,故均不如常温时更利于提高絮凝效率。（3）湍动能k与涡旋尺度l分别和温度（运动粘度u）拟合:（?）。进一步证实了湍动能（?）、涡旋尺度（?）的关系,运用数值模拟将复杂流态可视化与流场关键参数理论公式相结合,从流场角度深化了絮凝机理,为工程应用提供理论指导。（3）不同悬浮物体积浓度下微涡流絮凝反应区的数值模拟研究:选择两相流混合模型（Mixture Model）,以流量为6.0m3×h-1（絮凝时间17min）为例,模拟水温为5℃,悬浮物固相体积浓度cv为0.1%～1.0%（每隔0.1%）下的流场情况。（1）随着悬浮物体积浓度的增加,湍动能和有效能耗呈渐增趋势,涡旋尺度值逐渐降低。（2）固液两相流下的模拟由于固相的加入,对应的湍动能和有效能耗低于单向流模拟,涡旋尺度则偏大,反映了涡流反应器应用于含固原水处理时,涡流反应器底部易形成污泥沉积,阻碍水流扰动,湍动能和有效能耗降低,从而影响絮凝效果与出水水质。2、微涡流絮凝处理低温低浊水的工艺参数优化研究结合数值模拟对适应微涡流絮凝工艺较佳流量范围的预判,以流量、混凝剂投加量、涡流反应器投配比为自变量,以浊度、CODMn及UV254去除率为响应值,采用Design-Expert中Box-Behnken中心组合设计原理,进行三因素三水平的响应面分析试验,对试验数据进行多元回归拟合分析。（1）对浊度去除,投配比的影响较混凝剂投加量和流量的影响更显着,且与流量和混凝剂投加量均有一定的交互作用,三者在一定程度上互相协同;对CODMn去除,投配比为极显着影响因素,混凝剂投加量为显着性影响因素,流量为非显着性影响因素。投配比与混凝剂投加量在CODMn的去除上具有显着的交互作用;对UV254去除,三个影响因素的显着性排序与CODMn相同。混凝剂投加量和流量对UV254去除无明显交互作用,投配比和流量以及投配比与混凝剂投加量有一定的交互作用。（2）将响应面优化得到的参数组合进行3次重复性验证试验,验证试验去除率与预测值相近,回归方程的预测值与试验值之间具有较好的拟合度。微涡流絮凝工艺处理低温低浊水的最佳条件参数组合为:流量为6.4m3×h-1,混凝剂投加量26.8mg×L-1,投配比为2（第一反应室为3/5占比HJTM-2型涡流反应器+2/5占比HJTM-1型涡流反应器）。此时,浊度、CODMn、UV254的去除率分别为85.48%、63.84%和55.37%。
陆宇[9]（2020）在《基于纳米纤维素的Pickering乳液的制备与研究》文中研究指明由于纤维素资源丰富,且具有无毒、生物可降解性、生物相容性、以及可回收利用等优异的性能,使用纤维素纳米颗粒稳定的Pickering乳液在食品相关领域具有巨大的潜在应用价值,例如,各种生物活性剂的固定,用作脂肪的代替品或制造食品储存/包装系统,引起了越来越多的关注。本课题以纤维素纳米颗粒为乳化剂,制备了O/W型Pickering乳液,对体系的稳定性和流变特性进行了研究。本课题的创新点为:对于纤维素纳米颗粒稳定的乳液,流动和变形是从制备到食用的整个周期最重要的主题。然而,在文献中关于乳液流变行为的报道极为有限,乳液的形态-粘弹性响应关系对于Pickering乳液的形态设计、制备和应用具有重要意义,但目前还没有很好的建立。本课题对纤维素纳米颗粒稳定的乳液在不同流场中的流动和变形行为进行了系统的研究。详细探讨了液滴絮凝体的形成和松弛机理及其在不同流场中的演化,提供了有关食品水凝胶体的制备,储存和最终应用的重要信息。许多研究集中在纤维的长度对乳液稳定性和形态的影响,纤维柔韧性和乳液形态之间有密切的关系,可以通过调整纤维的长径比来指导乳液的制备和形态控制。本课题的主要研究内容和结果如下:（1）以纤维素纳米纤维（CNF）为乳化剂制备了水-芝麻油Pickering乳液,从CNF浓度和油水比的角度探究了乳液的稳定性、液滴形态以及在小振幅振荡剪切（SAOS）下的流变特性。研究发现以的CNF作为乳化剂,可以将水中的芝麻油充分的乳化,形成稳定的Pickering乳液。由于芝麻油的多组分特性和CNF的原纤维结构,在这些体系中形成了液滴絮凝体结构。液滴絮凝体在小振幅振荡剪切（SAOS）下,其流变响应行为与纤维素（CNF）的浓度和油水比无关。液滴絮凝体的存在对SAOS响应的行为几乎没有影响。（2）以纤维素纳米纤维（CNF）为乳化剂稳定Pickering乳液,以芝麻油（Sesame oil）为油相,从CNF浓度和油水比的角度详细研究了乳液的流变响应行为,并且在大振幅振荡剪切（LAOS）下,深入探究其液滴结构的演化和松弛机理。结果表明,水-芝麻油Pickering乳液中形成了紧密堆积的液滴絮凝体,尤其是在较高的CNF浓度和油浓度时,彼此相互排斥;这种乳液形态以不同的方式影响着体系最终的流变响应,这些液滴絮凝体在大振幅振荡剪切（LAOS）流动过程中不是屈服和聚结,而是整体的变形和流动;在瞬态剪切流动过程中,液滴絮凝体可以被分解甚至重新排列,从而影响乳液的触变性;与动态粘弹性相比,触变响应更适合用来探测液滴絮凝体结构的形成和演化。这项工作为控制食用Pickering乳液的形态和粘弹性提供了有用的指南。（3）选用三种不同长径比的纳米纤维素,包括细菌纤维素（BC）、纤维素纳米纤维（CNF）、纤维素纳米晶体（CNC）制备了水-橄榄油Pickering乳液,具有不同长径比的纳米纤维素在剪切流动过程中在乳液中显示出不同的纤维形态:最短的纤维素纳米晶体（CNC）完全是刚性的,最长的细菌纤维素（BC）是柔性的,而中长度的纤维素纳米纤维（CNF）是半柔性的;此外,揭示了纤维的柔韧性对乳化效果的影响,柔性BC没有明显的乳化能力,而半柔性CNF和刚性CNC可以很好地用于稳定乳液。三种类型的纳米纤维素在乳化过程中发挥不同的作用对于CNF稳定的体系,耗竭效应占主导地位,容易导致液滴絮凝体的形成,而对于CNC稳定的体系,斥力作用占主导地位。但是,在形态演化和松弛阶段,CNC和CNF的作用没有明显差异。通过动态流变学探究了液滴絮凝体的松弛和乳液的屈服行为之间的关系。
向闯[10]（2020）在《垂直流厌氧消化处理厨余垃圾时物料流变与传热特性》文中研究表明厨余垃圾的不当处置造成了土地和水资源的污染,随着垃圾分类政策在全国的强制推行,厨余垃圾处理产业将持续发展。高含固厌氧消化,又称沼气干发酵,具有原料利用范围广、负荷大、污水产量低和节能降耗等优势,是处理厨余垃圾的有效方法。但厨余垃圾物料是高粘度非牛顿流体,传热传质性能差,且搅拌耗能大,反应器易出现酸化、局部过热等现象。因此通过搅拌优化反应器内物料传热传质特性成为解决问题的关键。计算流体力学（Computational Fluid Dynamics,简称CFD）技术能够准确模拟反应器内物料流场与温度场,是分析物料传热传质特性的有效工具。本文以实验室规模高含固垂直流厌氧反应器为研究对象,通过黏度测定表明,厨余垃圾进料是假塑性非牛顿流体,且含固率越高,非牛顿特性越强。通过CFD建立的机械搅拌单相流模型,分析了机械搅拌设计参数对流场与温度场的影响。结果表明:双螺带搅拌桨排液量大混合效果最好,桨径比、搅拌桨长度与搅拌转速的增加会减小死区,增大物料平均速度,利于混合,但搅拌功耗也会增加。综合混合效果与能耗,桨径比为0.75,桨叶高度h/H=0.78且间隙距离δ/H=0.13,搅拌转速为20rpm的双螺带搅拌桨为最佳搅拌桨设计,消耗功率为81.71W/m3。保温2.5h后温度场相对均匀,搅拌符合要求。通过CFD建立的气-液二相流模型,探索了气动搅拌设计参数对流场与温度场的影响。结果表明:注气速度越大,物料平均速度与输入功率越大,对微生物生长的影响也越大。喷嘴孔径对流场与微生物生长影响较小;喷嘴数量越多物料平均速度越小,产生的流型越复杂,细胞破碎数无明显变化规律;喷嘴安装高度增大时,物料平均速度有逐渐减小的趋势。在搅拌功率为75.90 W/m3,喷嘴孔径d/D=0.04,喷嘴数量为1,安装高度h/H=0.10的条件下,保温2.5h后反应器内温度分布较为均匀。与最佳机械搅拌设计相比表明机械搅拌能量利用效率更高,混合效果更好。运用几何相似法,以单位体积功率为放大因子,将容积为18L的机械搅拌高含固厌氧消化反应器放大至84m3,CFD模拟表明放大前后反应器内物料流动特性基本一致,传热传质均匀,满足要求。通过经济效益分析,反应器每年能实现18159元的盈利,实现了经济效益、社会与环境效益的统一。对高含固厌氧消化反应器的开发提供了借鉴。
二、絮凝体的物理特性（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、絮凝体的物理特性（论文提纲范文）
（1）电絮凝法预处理OCC废水协同去除微细胶黏物和Ca2+延缓AnGS钙化的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符号说明 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 废纸造纸废水的处理现状及钙化问题的研究进展 |
| 1.2.1 废纸造纸废水的处理现状 |
| 1.2.2 厌氧颗粒污泥钙化的研究进展 |
| 1.3 DCS的来源、危害及控制技术 |
| 1.3.1 DCS的来源、危害 |
| 1.3.2 DCS的控制技术 |
| 1.4 电絮凝技术 |
| 1.4.1 电絮凝技术的发展 |
| 1.4.2 电絮凝技术的原理 |
| 1.4.3 电絮凝技术的特点 |
| 1.5 研究目的及意义 |
| 1.6 技术路线及研究内容 |
| 1.6.1 技术路线图 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第二章 废旧箱板纸DCS特性分析及无机盐对其稳定性研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验材料与方法 |
| 2.2.1 实验原料 |
| 2.2.2 实验方法 |
| 2.2.3 分析方法 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 模拟废水的基本性质 |
| 2.3.2 OCC成浆SEM分析 |
| 2.3.3 形态分析 |
| 2.3.4 Py-GC-MS分析 |
| 2.3.5 热重分析 |
| 2.3.6 电荷特性 |
| 2.3.7 反应时间的影响 |
| 2.3.8 Ca~(2+)、Na~+单独作用和协同作用对CS稳定性影响 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 电絮凝预处理同时去除OCC废水中DCS和 Ca~(2+) |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验材料与方法 |
| 3.2.1 实验原料 |
| 3.2.2 实验方法 |
| 3.2.3 分析方法 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 不同处理方法的效果 |
| 3.3.2 电极材料的影响 |
| 3.3.3 电流密度的影响 |
| 3.3.4 时间和电极距离的影响 |
| 3.3.5 絮体分析 |
| 3.3.6 经济分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 DCS和 Ca~(2+)协同作用对厌氧颗粒污泥的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 材料与方法 |
| 4.2.1 实验反应装置及启动运行 |
| 4.2.2 实验材料 |
| 4.2.3 分析方法 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 UASB厌氧反应器启动 |
| 4.3.2 厌氧颗粒污泥性能分析 |
| 4.3.3 颗粒污泥EPS组成分析 |
| 4.3.4 厌氧颗粒污泥对钙离子截留的影响 |
| 4.3.5 颗粒污泥表面微观结构分析 |
| 4.3.6 颗粒污泥表面死/活细胞分析 |
| 4.3.7 颗粒污泥微生物群落结构分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 创新点 |
| 5.3 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读硕士期间发表论文 |
（2）α-Al2O3悬浮液体系稳定性及其失稳絮凝体破碎基础研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 引言 |
| 2 文献综述 |
| 2.1 陶瓷材料成型要求 |
| 2.2 陶瓷材料成型工艺 |
| 2.3 超细粉体的分散方法 |
| 2.3.1 物理分散法 |
| 2.3.2 化学分散法 |
| 2.4 悬浮液稳定与絮凝机理 |
| 2.4.1 DLVO理论及悬浮液稳定性分析 |
| 2.4.2 空间斥力位阻稳定机理 |
| 2.4.3 静电位阻稳定及空位稳定机理 |
| 2.4.4 悬浮液体系絮凝机理 |
| 2.5 悬浮液体系稳定性的评价方法 |
| 2.5.1 流变性分析法 |
| 2.5.2 Zeta电位分析法 |
| 2.5.3 沉降分析法 |
| 2.6 分形理论在陶瓷材料中的应用 |
| 2.6.1 分形维数 |
| 2.6.2 陶瓷材料的分形研究 |
| 2.7 小结 |
| 3 研究内容与方法 |
| 3.1 研究目标 |
| 3.2 研究技术路线 |
| 3.3 研究内容 |
| 3.4 试验材料及研究方法 |
| 3.4.1 试验材料及性质 |
| 3.4.2 试验研究方法 |
| 3.4.3 机理研究方法 |
| 3.4.4 仪器设备 |
| 4 α-Al_2O_3表面电荷-颗粒聚集方式-悬浮液稳定性的关系 |
| 4.1 碱洗前后α-Al_2O_3颗粒Zeta电位与pH值的关系 |
| 4.2 pH值对不同浓度球形α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 4.2.1 球形α-Al_2O_3颗粒表面的电动特性 |
| 4.2.2 球形α-Al_2O_3悬浮液屈服应力与pH值的关系 |
| 4.2.3 颗粒表面电荷-颗粒聚集方式-悬浮液稳定性关系机理分析 |
| 4.3 pH值对不同浓度片状α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 4.3.1 片状α-Al_2O_3颗粒表面的电动特性 |
| 4.3.2 片状α-Al_2O_3悬浮液屈服应力与pH值的关系 |
| 4.3.3 颗粒表面电荷-颗粒聚集方式-悬浮液稳定性关系机理分析 |
| 4.4 α-Al_2O_3颗粒Zeta电位与悬浮液屈服应力的关系 |
| 4.5 小结 |
| 5 杂多酸盐型分散剂对α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 5.1 杂多酸盐种类及浓度对球形α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 5.1.1 pH值对球形α-Al_2O_3-H_2O-杂多酸盐悬浮液稳定性的影响 |
| 5.1.2 硅钨杂多酸钾对球形α-Al_2O_3悬浮液流变性的影响 |
| 5.1.3 锂杂多钨酸盐对球形α-Al_2O_3悬浮液流变性的影响 |
| 5.1.4 杂多酸盐浓度与等电点、最大屈服应力的关系 |
| 5.1.5 杂多酸盐对球形α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响机理 |
| 5.2 杂多酸盐种类及浓度对片状α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 5.2.1 pH值对片状α-Al_2O_3-H_2O-杂多酸盐悬浮液稳定性的影响 |
| 5.2.2 硅钨杂多酸钾对片状α-Al_2O_3悬浮液流变性的影响 |
| 5.2.3 锂杂多钨酸盐对片状α-Al_2O_3悬浮液流变性的影响 |
| 5.2.4 杂多酸盐浓度与最大屈服应力的关系 |
| 5.2.5 杂多酸盐对片状α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响机理 |
| 5.3 小结 |
| 6 聚电解质分散剂对α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 6.1 阴离子聚电解质分散剂对α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 6.1.1 阴离子分散剂在α-Al_2O_3表面的吸附等温线 |
| 6.1.2 pH值对α-Al_2O_3-H_2O-分散剂悬浮液体系稳定性的影响 |
| 6.1.3 阴离子分散剂对α-Al_2O_3悬浮液流变性的影响 |
| 6.1.4 阴离子分散剂浓度与等电点、最大屈服应力的关系 |
| 6.1.5 阴离子分散剂在α-Al_2O_3颗粒表面的吸附机理 |
| 6.1.6 基于ChemibBio3D分析阴离子分散剂结构及其作用机理 |
| 6.2 阳离子聚电解质分散剂对α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 6.2.1 聚乙烯亚胺在α-Al_2O_3表面的吸附等温线 |
| 6.2.2 pH值对α-Al_2O_3-H_2O-PEI悬浮液体系稳定性的影响 |
| 6.2.3 聚乙烯亚胺浓度对α-Al_2O_3悬浮液流变性的影响 |
| 6.2.4 聚乙烯亚胺浓度与等电点、最大屈服应力的关系 |
| 6.2.5 聚乙烯亚胺对α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响机理 |
| 6.3 阴、阳离子分散剂顺序吸附对α-Al_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 6.3.1 聚苯乙烯磺酸钠-聚乙烯亚胺顺序吸附试验研究 |
| 6.3.2 马来酸二异丁烯共聚物-聚乙烯亚胺顺序吸附试验研究 |
| 6.3.3 柠檬酸-聚乙烯亚胺顺序吸附试验研究 |
| 6.3.4 不同吸附体系等电点、最大屈服应力对比分析 |
| 6.3.5 阴、阳离子分散剂顺序吸附体系TEM图及机理分析 |
| 6.4 小结 |
| 7 α-Al_2O_3絮凝体破碎动力学Mathematica模拟研究 |
| 7.1 α-Al_2O_3颗粒的絮凝与分散 |
| 7.2 希尔福森M5-MA絮凝体破碎过程模拟 |
| 7.3 絮凝体粒度分布离散分析与连续分析 |
| 7.4 群体平衡方程与破碎动力学方程Mathetmatica建模及计算 |
| 7.4.1 群体平衡方程及破碎动力学方程建模 |
| 7.4.2 Mathematica软件建模过程中的参数设定 |
| 7.4.3 初始破碎粒度为10X_r的“S”方程参数分析 |
| 7.4.4 破碎动力学方程Mathematica软件模拟计算 |
| 7.4.5 建模及计算过程中需要满足的条件 |
| 7.5 破碎动力学方程K_F与絮凝体破碎后颗粒粒度VP的关系 |
| 7.6 小结 |
| 8 结论与创新点 |
| 8.1 主要结论 |
| 8.2 创新点 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（3）初冷温度对含蜡原油流变性及蜡晶动力学行为的影响规律研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 创新点摘要 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及目的意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 热历史影响含蜡原油流变性研究现状 |
| 1.2.2 含蜡原油中的蜡晶微观结构形态 |
| 1.2.3 复杂多相体系流变性与内相颗粒动力学行为的关联性 |
| 1.3 主要研究内容和技术路线 |
| 第2章 实验材料和方法 |
| 2.1 实验样品 |
| 2.1.1 实验油样的基本性质 |
| 2.1.2 实验油样的全烃碳数分布 |
| 2.1.3 实验油样的析蜡特性参数 |
| 2.2 流变测量方法 |
| 2.2.1 实验油样的黏度和粘温特性测试 |
| 2.2.2 实验油样的黏弹性测试 |
| 2.3 静态冷却过程的显微观测方法 |
| 2.3.1 偏光显微成像系统 |
| 2.3.2 实验方法及内容 |
| 2.3.3 图像处理及定量识别方法 |
| 2.4 动态冷却过程的显微观测方法 |
| 2.4.1 流变-偏光显微原位同步测量系统 |
| 2.4.2 实验方法和内容 |
| 2.4.3 多角度复合型光源的实施效果 |
| 2.4.4 图像处理及定量识别方法 |
| 2.4.5 蜡晶微观特征参数 |
| 2.4.6 测量结果验证 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 冷却胶凝过程中的蜡晶微观动力学行为 |
| 3.1 剪切流场的构建 |
| 3.2 剪切流场中的蜡晶动力学模型 |
| 3.2.1 蜡晶运动控制方程 |
| 3.2.2 液态烃对蜡晶的作用力及力矩模型 |
| 3.2.3 蜡晶间作用力模型 |
| 3.3 蜡晶聚集过程及其动力学行为 |
| 3.3.1 蜡晶以单体颗粒形式沿流场滚动前进 |
| 3.3.2 蜡晶以短时稳定的团聚体结构沿流场滚动前进 |
| 3.3.3 蜡晶团聚体结构由松散型向紧密型转变 |
| 3.3.4 蜡晶以稳定的絮凝体结构沿流场前进 |
| 3.3.5 蜡晶以二维网状絮凝结构在流场中滑移前进 |
| 3.3.6 蜡晶以三维网状絮凝结构终止体系流动 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 静冷条件下初始冷却温度对含蜡原油流变性影响规律 |
| 4.1 初始冷却温度对含蜡原油非牛顿流变性的影响规律 |
| 4.2 初始冷却温度对含蜡原油胶凝结构行为的影响规律 |
| 4.2.1 胶凝含蜡原油温度依赖的黏弹性行为 |
| 4.2.2 胶凝含蜡原油时间依赖的黏弹性行为 |
| 4.2.3 胶凝含蜡原油时间依赖的变形行为规律 |
| 4.2.4 胶凝含蜡原油结构破坏过程的黏弹性表现 |
| 4.2.5 结构恢复时的触变性表现 |
| 4.3 不同降温速率下初始冷却温度对胶凝含蜡原油结构行为的影响 |
| 4.3.1 胶凝含蜡原油时间依赖的黏弹性行为 |
| 4.3.2 胶凝含蜡原油时间依赖的变形行为规律 |
| 4.3.3 胶凝含蜡原油结构破坏过程的黏弹性表现 |
| 4.3.4 结构恢复时的触变性表现 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 动冷条件下初始冷却温度对含蜡原油流变性影响规律 |
| 5.1 动冷条件下初始冷却温度对含蜡原油粘温特性的影响规律 |
| 5.1.1 不同剪切强度下含蜡原油粘温特性与初始冷却温度的关系 |
| 5.1.2 不同初始冷却温度下含蜡原油粘温特性与剪切速率的关系 |
| 5.2 动冷条件下初始冷却温度对含蜡原油胶凝结构行为的影响 |
| 5.2.1 动冷条件下含蜡原油时间依赖的黏弹性行为 |
| 5.2.2 动冷条件下胶凝含蜡原油结构破坏过程的黏弹性表现 |
| 5.2.3 动冷条件下胶凝含蜡原油结构恢复过程的触变性规律 |
| 5.3 本章小结 |
| 第6章 初始冷却温度影响含蜡原油流变性的微观作用机制 |
| 6.1 冷却胶凝过程中的蜡晶微观形貌演变 |
| 6.1.1 静态冷却条件下的蜡晶微观形貌演变 |
| 6.1.2 动态冷却条件下的蜡晶微观形貌演变 |
| 6.2 冷却胶凝过程中的蜡晶微观动力学行为 |
| 6.2.1 恶化初始冷却温度时的蜡晶微观动力学行为 |
| 6.2.2 改善初始冷却温度时的蜡晶微观动力学行为 |
| 6.3 恒温剪切作用下的蜡晶微观动力学行为 |
| 6.3.1 恒温剪切作用下含蜡原油流变-显微同步实验结果 |
| 6.3.2 恒温剪切作用下流变-显微同步实验结果定量分析 |
| 6.4 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间获得成果 |
| 致谢 |
（4）铝土矿尾矿泥浆沉降过程中的关键影响因素（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状与存在问题 |
| 1.2.1 黏土悬液沉降机理研究 |
| 1.2.2 矿泥脱水方式 |
| 1.2.3 絮凝剂研发 |
| 1.2.4 絮凝剂作用机理及影响因素 |
| 1.2.5 矿泥综合利用 |
| 1.3 目前存在问题 |
| 1.4 研究内容与技术路线 |
| 1.4.1 研究内容 |
| 1.4.2 技术路线 |
| 第2章 试验材料及试验仪器 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 矿泥试样制备及基本性质 |
| 2.1.2 试验溶液制备 |
| 2.2 试验仪器 |
| 2.2.1 中晨JS94H型微电泳仪 |
| 2.2.2 核磁共振分析仪 |
| 2.2.3 真空冷冻干燥机 |
| 2.2.4 扫描电子显微镜 |
| 第3章 初始含水率和环境温度对矿泥沉降的影响 |
| 3.1 初始含水率对矿泥沉降的影响 |
| 3.1.1 试验方案 |
| 3.1.2 试验结果与分析 |
| 3.2 环境温度对矿泥沉降的影响 |
| 3.2.1 试验方案 |
| 3.2.2 试验结果与分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 不同pH对矿泥沉降的影响 |
| 4.1 试验方案 |
| 4.1.1 自由沉降试验 |
| 4.1.2 矿泥悬液Zeta电位测试 |
| 4.1.3 核磁共振测试 |
| 4.1.4 电镜扫描测试 |
| 4.2 试验结果 |
| 4.3 分析与讨论 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 不同阳离子及浓度对矿泥沉降的影响 |
| 5.1 试验方案 |
| 5.2 试验结果 |
| 5.3 分析与讨论 |
| 5.3.1 胶体稳定性理论 |
| 5.3.2 数据分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 个人简历及申请学位期间的科研成果 |
| 致谢 |
（5）絮凝剂耦合好氧颗粒污泥处理高磷废水及其数学模拟（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 好氧颗粒污泥工艺简介 |
| 1.1.1 好氧颗粒污泥的培养及性质 |
| 1.1.2 好氧颗粒污泥形成机理 |
| 1.1.3 好氧颗粒污泥培养的关键参数 |
| 1.1.4 好氧颗粒污泥的污染物去除能力 |
| 1.2 高磷工业废水 |
| 1.2.1 高磷工业废水的来源与特点 |
| 1.2.2 高磷工业废水处理技术研究进展 |
| 1.3 活性污泥模型 |
| 1.3.1 活性污泥模型 |
| 1.3.2 好氧颗粒污泥模型 |
| 1.4 课题的研究意义与内容 |
| 1.4.1 课题的研究目的及意义 |
| 1.4.2 课题的研究内容 |
| 第二章 絮凝剂对好氧颗粒污泥的快速培养强化作用及机制 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 材料与方法 |
| 2.2.1 反应器运行方式 |
| 2.2.2 实验用废水和絮凝剂投加方式 |
| 2.2.3 分析方法 |
| 2.2.4 EPS的提取与测定 |
| 2.2.5 微生物群落分析 |
| 2.2.6 微观表征 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 氯化铁对污泥成粒形态变化的影响 |
| 2.3.2 氯化铁对处理效能的影响 |
| 2.3.3 氯化铁对成粒过程中污泥特性的影响 |
| 2.3.4 氯化铁对成粒过程中EPS的影响 |
| 2.3.5 氯化铁对成熟颗粒微观形态的影响 |
| 2.3.6 氯化铁对污泥微生物群落的影响 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 絮凝剂耦合好氧颗粒污泥工艺对高磷废水处理研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 材料与方法 |
| 3.2.1 反应器运行方式 |
| 3.2.2 实验用废水和絮凝剂投加方式 |
| 3.2.3 分析方法 |
| 3.2.4 EPS的提取与测定 |
| 3.2.5 微生物群落分析 |
| 3.2.6 微观表征 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 氯化铁对高磷废水反应器污泥成粒形态变化的影响 |
| 3.3.2 氯化铁耦合AGS对高磷工业废水处理效率的影响 |
| 3.3.3 氯化铁对高磷废水AGS反应器中污泥特性的影响 |
| 3.3.4 氯化铁对高磷废水反应器成粒过程中EPS的影响 |
| 3.3.5 氯化铁对高磷废水反应器成熟颗粒微观形态的影响 |
| 3.3.6 氯化铁对高磷废水反应器微生物群落分析 |
| 3.4 结论 |
| 第四章 絮凝剂耦合好氧颗粒污泥工艺对高磷废水处理数学模拟研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 模型的建立 |
| 4.2.1 模型的基本概念 |
| 4.2.2 模型的组分 |
| 4.2.3 模型的生化过程 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 铁盐絮凝剂耦合AGS系统稳态周期内除污表现 |
| 4.3.2 铁盐絮凝剂耦合AGS系统模型敏感性分析 |
| 4.3.3 铁盐絮凝剂耦合AGS系统参数校正 |
| 4.3.4 不同条件下耦合AGS系统性能的影响预测 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 存在的不足与展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间的学术活动及成果情况 |
（6）基于污泥调理强化脱水耦合热解技术制备碳基功能材料的研究（论文提纲范文）
| 个人简历及攻读博士学位期间发表的学术论文与所获荣誉 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 污泥的来源、组成、性质及其研究现状 |
| 1.1.1 污泥的来源、组成和性质 |
| 1.1.2 污泥的分类 |
| 1.1.3 污泥的处理和处置技术 |
| 1.2 污泥深度脱水的研究进展 |
| 1.2.1 污泥深度脱水的必要性 |
| 1.2.2 污泥深度脱水系统 |
| 1.2.3 污泥调理技术 |
| 1.2.4 高级氧化联合絮凝过程强化污泥脱水性能的研究 |
| 1.3 污泥资源化利用——高温热解制备污泥碳基材料的研究 |
| 1.3.1 污泥热解技术 |
| 1.3.2 污泥热解碳化制备碳基材料的技术工艺 |
| 1.3.3 重金属污水处理联合热解技术制备污泥碳基类芬顿催化材料 |
| 1.3.4 化学调理耦合热解技术制备多功能碳基净水材料 |
| 1.4 现有污泥资源化利用技术存在的问题 |
| 1.4.1 污泥深度脱水困难 |
| 1.4.2 传统污泥碳材料净水能力有限 |
| 1.5 本论文的研究目的和意义 |
| 1.6 本论文的主要研究内容 |
| 1.6.1 研究内容 |
| 1.6.2 技术路线 |
| 第二章 实验材料与方法 |
| 2.1 前言 |
| 2.2 实验材料 |
| 2.2.1 剩余活性污泥的来源及性质 |
| 2.2.2 化学试剂 |
| 2.2.3 实验仪器 |
| 2.3 实验部分 |
| 2.3.1 Fe/S-PAM（Ferrous/Sulfite-Polyphenylamide）调理污泥脱水实验 |
| 2.3.2 结合重金属污水处理耦合热解技术制备碳基类芬顿催化材料 |
| 2.3.3 KMnO_4-Fe(Ⅱ)强化污泥脱水耦合热解技术制备多功能碳基净水材料 |
| 2.4 分析方法 |
| 2.4.1 污泥物理性能的测定方法 |
| 2.4.2 活性污泥有机质含量的测定 |
| 2.4.3 污泥EPS的提取和测定方法 |
| 2.4.4 活性污泥的高温热解碳化过程 |
| 2.4.5 17β-雌激素(E2)含量的分析方法 |
| 2.4.6 重金属的分析方法 |
| 2.4.7 活性自由基和H_2O_2动力学分解的分析方法 |
| 2.4.8 激光共聚焦电子扫描显微镜 |
| 2.4.9 EEM分析 |
| 2.4.10 二维相关光谱分析法 |
| 第三章 Fe(Ⅱ)-亚硫酸盐预氧化和聚丙烯酰胺絮凝(Fe/S-PAM)联合调理技术强化污泥脱水性能 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 Fe/S氧化和PAM絮凝对污泥脱水性能的影响 |
| 3.2.1 Fe/S氧化和PAM絮凝调理污泥的条件优化 |
| 3.2.2 Fe/S-PAM调理对污泥脱水性能的影响 |
| 3.3 Fe/S-PAM处理对污泥絮凝体微观结构的影响 |
| 3.3.1 Fe/S-PAM 处理对污泥物理结构的影响 |
| 3.3.2 Fe/S-PAM 处理对生物聚合物（EPS）转化的影响 |
| 3.4 Fe/S 预处理改善污泥脱水性能的机理研究 |
| 3.4.1 氧化自由基在Fe/S系统中的作用 |
| 3.4.2 Fe-EPS配位的络合常数研究 |
| 3.4.3 Fe(Ⅱ)与EPS发色基团结合的异质性 |
| 3.4.4 Fe/S处理对EPS蛋白质二级结构转变的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 利用活性污泥制备Cu/Ni-碳基类芬顿催化剂及其对雌激素的催化性能评价和微界面机理研究 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 活性污泥对污水中重金属吸附去除的性能评估 |
| 4.2.1 活性污泥吸附重金属的动力学研究 |
| 4.2.2 重金属吸附过程对活性污泥EPS的影响 |
| 4.2.3 活性污泥EPS与重金属的络合常数测定 |
| 4.3 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC材料表征 |
| 4.3.1 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC的物理结构表征 |
| 4.3.2 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC的热稳定性能 |
| 4.3.3 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC的化学结构表征 |
| 4.4 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC处理雌激素废水 |
| 4.4.1 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC对H_2O_2的分解动力学 |
| 4.4.2 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC对E2的氧化降解作用 |
| 4.5 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC对雌激素氧化降解的机理 |
| 4.5.1 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC催化氧化过程中的活性自由基 |
| 4.5.2 Cu(Ⅱ)/Ni(Ⅱ)-SBC-H_2O_2对E2的氧化降解机制 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 KMnO_4-Fe(Ⅱ)调理强化脱水耦合催化热解制备碳基功能净水材料及其对含砷废水的深度处理 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 KMnO_4-Fe(Ⅱ)调理对污泥脱水性能的影响 |
| 5.2.1 KMnO_4-Fe(Ⅱ)处理对污泥CST和SRF的影响 |
| 5.2.2 KMnO_4-Fe(Ⅱ)处理对污泥有机质含量变化的影响 |
| 5.2.3 KMnO_4-Fe(Ⅱ)处理对污泥生物聚合物转化的影响 |
| 5.3 Fe-Mn-SBC材料表征 |
| 5.3.1 Fe-Mn-SBC的物理结构表征 |
| 5.3.2 Fe-Mn-SBC的化学结构表征 |
| 5.4 Fe-Mn-SBC处理含As(Ⅲ)废水 |
| 5.4.1 Fe-Mn-SBC对As(Ⅲ)的吸附性能研究 |
| 5.4.2 Fe-Mn-SBC对As(Ⅲ)的氧化性能研究 |
| 5.5 砷在Fe-Mn-SBC微界面的迁移转化机制 |
| 5.6 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录A 缩略词列表 |
（7）磁场中的同向絮凝动力学研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 磁性絮凝剂的应用 |
| 1.1.1 微藻捕集 |
| 1.1.2 重金属去除 |
| 1.1.3 水介质破乳 |
| 1.1.4 尾矿处理 |
| 1.2 絮凝机理 |
| 1.2.1 双电层压缩 |
| 1.2.2 吸附电中和 |
| 1.2.3 吸附架桥 |
| 1.2.4 沉淀网捕 |
| 1.3 絮凝动力学理论的发展 |
| 1.3.1 基础絮凝动力学理论 |
| 1.3.2 异相絮凝动力学理论 |
| 1.3.3 同向絮凝动力学理论 |
| 1.4 絮凝动力学的研究现状 |
| 1.5 课题研究意义和目的 |
| 1.5.1 研究意义和目的 |
| 1.5.2 论文创新点 |
| 第2章 磁性絮凝动力学试验的构建 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验试剂与实验仪器 |
| 2.2.1 实验试剂 |
| 2.2.2 实验仪器 |
| 2.3 溶液的配制 |
| 2.4 实验方法 |
| 2.4.1 磁性絮凝剂性能实验方法 |
| 2.4.2 磁性絮凝动力学分析方法与计算 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 磁场对絮凝动力学参数的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 磁性絮凝剂与常规絮凝剂絮凝效果的对比 |
| 3.2.1 絮凝剂对絮凝的影响 |
| 3.2.2 磁场强度对絮凝的影响 |
| 3.3 磁场对絮凝动力学参数的影响 |
| 3.3.1 絮体粒径分布 |
| 3.3.2 絮体密度变化 |
| 3.3.3 颗粒碰撞的频率 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 磁性絮凝动力学方程的修正 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 磁场与重力场协同作用下的絮凝速率方程修正 |
| 4.3 动力学控制指标的分析 |
| 4.4 常规絮凝剂与磁性絮凝剂絮凝动力学机理的比较 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 结论及展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 在学期间主要科研成果 |
（8）微涡流絮凝处理低温低浊水的流场数值模拟及工艺参数优化研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 前言 |
| 1.2 研究来源、目的和意义 |
| 1.2.1 研究来源 |
| 1.2.2 研究目的和意义 |
| 1.3 研究内容与技术路线 |
| 1.3.1 研究内容 |
| 1.3.2 技术路线 |
| 第二章 絮凝工艺及低温低浊水处理的研究现状 |
| 2.1 低温低浊水的特性 |
| 2.2 絮凝效果影响因素 |
| 2.2.1 原水水质的影响 |
| 2.2.2 水力条件的影响 |
| 2.2.3 絮凝剂种类及投加量的影响 |
| 2.3 絮凝动力学研究进展 |
| 2.4 强化混凝处理低温低浊水的研究现状 |
| 2.4.1 絮凝剂、助凝剂的优选 |
| 2.4.2 涡旋混凝技术 |
| 2.4.3 预氧化技术 |
| 2.4.4 泥渣回流技术 |
| 第三章 数值模拟概述及其在絮凝工艺中的应用 |
| 3.1 数值模拟简介 |
| 3.2 基本控制方程 |
| 3.2.1 质量守恒方程 |
| 3.2.2 动量守恒方程 |
| 3.2.3 能量守恒方程 |
| 3.3 湍流数学模型 |
| 3.4 流场计算方法 |
| 3.5 离散方法选择 |
| 3.6 数值模拟在絮凝工艺中的应用 |
| 第四章 微涡流絮凝处理低温低浊水的流场数值模拟研究 |
| 4.1 微涡流澄清池模型 |
| 4.1.1 微涡流澄清池模型的建立 |
| 4.1.2 初始条件设定 |
| 4.2 模拟结果评价指标 |
| 4.3 数值模拟结果与讨论 |
| 4.3.1 不同絮凝时间(流量)下絮凝反应区的数值模拟结果与分析 |
| 4.3.2 不同温度下絮凝反应区的数值模拟结果与分析 |
| 4.3.3 不同悬浮物体积浓度下絮凝反应区的数值模拟结果与分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 微涡流絮凝处理低温低浊水的工艺参数优化试验研究 |
| 5.1 材料与方法 |
| 5.2 试验装置 |
| 5.3 混凝搅拌沉淀试验 |
| 5.4 微涡流絮凝工艺优化试验研究 |
| 5.4.1 响应面设计及分析 |
| 5.4.2 交互作用分析 |
| 5.4.3 结果优化 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 个人简历在读期间发表的学术论文 |
| 致谢 |
（9）基于纳米纤维素的Pickering乳液的制备与研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 Pickering乳液 |
| 1.1.1 Pickering乳液的稳定机理 |
| 1.1.2 影响Pickering乳液稳定性的因素 |
| 1.2 纳米纤维素的概述 |
| 1.2.1 纳米纤维素的来源及性质 |
| 1.2.2 纳米纤维素稳定的Pickering乳液中的研究现状 |
| 1.3 Pickering乳液体系流变学 |
| 1.3.1 纤维素悬浮液及Pickering乳液的流变性质 |
| 1.3.2 Pickering乳液流变学的影响因素 |
| 1.3.3 流变学在乳液长期物理稳定性评估和预测中的应用 |
| 1.4 论文研究意义与内容 |
| 1.4.1 研究目的 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 第二章 纤维素纳米纤维稳定的油/水乳液体系的流变学 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验部分 |
| 2.2.1 实验试剂 |
| 2.2.2 实验仪器 |
| 2.2.3 实验步骤 |
| 2.2.4 测试与表征 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 纤维素纳米纤维的基本性质 |
| 2.3.2 Pickering乳液的稳定性的测定 |
| 2.3.3 乳液液滴尺寸及形态表征 |
| 2.3.4 流变学表征 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 纤维素纳米纤维稳定的油/水乳液的形态和稳定机制 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验部分 |
| 3.2.1 实验试剂 |
| 3.2.2 实验仪器 |
| 3.2.3 实验步骤 |
| 3.2.4 测试与表征 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 乳液形态表征 |
| 3.3.2 大振幅振荡剪切流动中液滴结构松弛机理 |
| 3.3.3 蠕变和蠕变回复 |
| 3.3.4 触变性和乳液形态演变 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 流变学探究纤维刚柔与其乳化效果的关系 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验部分 |
| 4.2.1 实验试剂及物料 |
| 4.2.2 实验仪器 |
| 4.2.3 实验步骤 |
| 4.2.4 测试与表征 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 三种纳米纤维素的柔韧性 |
| 4.3.2 三种纳米纤维素的乳化能力 |
| 4.3.3 Pickering乳液的液滴形态 |
| 4.3.4 Pickering乳液的松弛行为 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间取得的成果及参加的学术会议 |
| 致谢 |
（10）垂直流厌氧消化处理厨余垃圾时物料流变与传热特性（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题来源与背景 |
| 1.1.1 课题来源 |
| 1.1.2 课题背景 |
| 1.2 厌氧消化反应器研究现状 |
| 1.3 厌氧消化影响因素 |
| 1.3.1 物料流变特性对厌氧消化的影响 |
| 1.3.2 物料热物性与温度对厌氧消化的影响 |
| 1.3.3 搅拌对厌氧消化的影响 |
| 1.4 CFD技术应用进展 |
| 1.4.1 CFD概述 |
| 1.4.2 CFD应用国内外研究现状 |
| 1.5 研究意义与内容 |
| 1.5.1 研究目的与意义 |
| 1.5.2 研究内容 |
| 第2章 实验材料与方法 |
| 2.1 厨余垃圾垂直流反应器 |
| 2.2 物料流变特性测定 |
| 2.2.1 测试材料与仪器设备 |
| 2.2.2 测定原理与方法 |
| 2.3 物料热物性测定 |
| 2.3.1 比热容测定 |
| 2.3.2 导热系数的测定 |
| 2.4 CFD建模方法 |
| 2.4.1 CFD计算流程 |
| 2.4.2 机械搅拌运动模型 |
| 2.4.3 湍流模型 |
| 2.4.4 多相流模型 |
| 第3章 厌氧消化反应器机械搅拌设计参数优选 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 高含固厨余垃圾流变特性分析 |
| 3.2.1 含固率对表观黏度的影响 |
| 3.2.2 温度与发酵时间对表观黏度的影响 |
| 3.3 机械搅拌Fluent模型构建 |
| 3.3.1 机械搅拌几何模型与网格划分 |
| 3.3.2 单相流控制方程 |
| 3.3.3 Fluent求解方法 |
| 3.3.4 机械搅拌分析指标 |
| 3.3.5 机械搅拌单相流模型验证 |
| 3.4 机械搅拌设计参数优选 |
| 3.4.1 搅拌桨选型 |
| 3.4.2 搅拌桨叶直径优化 |
| 3.4.3 搅拌桨长度优化 |
| 3.4.4 进料混合过程模拟分析 |
| 3.4.5 搅拌转速优化 |
| 3.4.6 优化机械搅拌温度场研究 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 厌氧消化反应器气动搅拌设计参数优选 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 气-液二相流Fluent模型构建 |
| 4.2.1 气动搅拌几何模型与网格划分 |
| 4.2.2 二相流流体控制方程 |
| 4.2.3 气动搅拌Fluent求解方案 |
| 4.2.4 气动搅拌分析指标 |
| 4.2.5 气-液二相流模型验证 |
| 4.3 气动搅拌设计参数优选 |
| 4.3.1 注气速度 |
| 4.3.2 喷嘴孔径 |
| 4.3.3 喷嘴数量 |
| 4.3.4 喷嘴安装高度 |
| 4.3.5 优化气动搅拌设计温度场分析 |
| 4.3.6 机械搅拌与气动搅拌的比较 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 厌氧消化反应器放大与经济效益分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 机械搅拌反应器放大 |
| 5.2.1 放大方法 |
| 5.2.2 流场分析与温度场分析 |
| 5.3 经济效益分析 |
| 5.3.1 反应器建设成本 |
| 5.3.2 运行费用 |
| 5.3.3 经济、环境与社会效益 |
| 5.4 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
四、絮凝体的物理特性（论文参考文献）
- [1]电絮凝法预处理OCC废水协同去除微细胶黏物和Ca2+延缓AnGS钙化的研究[D]. 刘辉. 广西大学, 2021(12)
- [2]α-Al2O3悬浮液体系稳定性及其失稳絮凝体破碎基础研究[D]. 张炜. 北京科技大学, 2021(08)
- [3]初冷温度对含蜡原油流变性及蜡晶动力学行为的影响规律研究[D]. 董航. 东北石油大学, 2021
- [4]铝土矿尾矿泥浆沉降过程中的关键影响因素[D]. 雷杰. 桂林理工大学, 2021(01)
- [5]絮凝剂耦合好氧颗粒污泥处理高磷废水及其数学模拟[D]. 林昱昕. 合肥工业大学, 2021(02)
- [6]基于污泥调理强化脱水耦合热解技术制备碳基功能材料的研究[D]. 艾靖. 中国地质大学, 2021(02)
- [7]磁场中的同向絮凝动力学研究[D]. 于文恬. 齐鲁工业大学, 2020(04)
- [8]微涡流絮凝处理低温低浊水的流场数值模拟及工艺参数优化研究[D]. 王艺. 华东交通大学, 2020
- [9]基于纳米纤维素的Pickering乳液的制备与研究[D]. 陆宇. 扬州大学, 2020(04)
- [10]垂直流厌氧消化处理厨余垃圾时物料流变与传热特性[D]. 向闯. 哈尔滨工业大学, 2020(01)