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2．1熱處理溫度對鍍層硬度的影響改變熱處理溫度得到的鍍層硬度測試結果如表2所示，鍍層硬度隨加熱溫度的變化關系曲線(圖2)可以看出，在100～400℃鍍層的硬度值隨溫度的升高而增加，當溫度達到400℃時硬度達到最大值(1096HV)，此后，隨著加熱溫度的繼續升高，鍍層硬度值隨溫度的升高而快速下降．這是由于溫度升高，鍍層表面晶格發生畸變，使其硬度逐漸升高．在硬度達到最大值后再升高溫度，因析出物聚集長大致鍍層硬度下降．最佳熱處理時間可以選為400℃。

2．2熱處理時間對鍍層硬度的影響改變熱處理時間得到的鍍層硬度測試結果如表3所示，由鍍層硬度隨加熱時間的變化關系曲線(圖3所示)可以看出，在10～40min鍍層的硬度值隨時間的增加由587HV快速增加到975HV，在40～90min硬度值增加緩慢，90min時硬度值達到最大1096HV，這與圖2鍍層硬度隨加熱溫度變化的最大值完全一致，之后硬度值開始下降，120min后，硬度值基本趨于穩定，但仍比鍍態硬度大．這是由于在加熱的最初90min內，鍍層中的有大量的Ni3P析出，使鍍層硬度值增加，當繼續延長加熱時間時，也可能有少量的Ni3P析出，但由于在400℃加熱溫度條件下，長時間保溫會導致Ni3P顆粒的聚集長大和Ni-Mo固溶體晶粒的尺寸長大，二者的共同作用最終導致了鍍層硬度的減小，120min后鍍層組織基本穩定，鍍層硬度值也基本趨于穩定。

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2試驗結果及分析

2．1試驗結果理化性能檢測結果見表4．

2．2結果分析

2．2．1理化性能1）爆炸復合板依靠炸藥爆轟產生的沖擊力完成基覆板的冶金接合，完成爆炸焊接的同時，復合板也產生了沖擊硬化和內應力，表4中6號試樣為爆炸復合態的力學性能，與原始基板相比，其力學性能表現為強度高，屈強比高，斷后伸長率低。2）1、2號試樣經歷了相變溫度以上的高溫熱處理，基板性能與原始狀態相比有較大差別，強度降低，沖擊吸收功減少，斷后伸長率增加。1號試樣經歷了高溫正火＋720℃回火熱處理，基層獲得較好的強度和塑韌度配合，綜合力學性能較好；2號試樣的熱處理為800℃退火，與1號試樣相比，強度和塑性差別不大，但沖擊韌度大幅度降低，對覆層彎曲和晶間腐蝕檢驗均不合格。800℃下長時間停留對覆層S31254產生了不利影響，析出了脆性相。3）3、4、5號試樣的熱處理為相變溫度以下的低溫熱處理，旨在消除爆炸沖擊硬化，恢復性能，盡量減少對覆層S31254析出相的影響。從表4試驗結果可以看出，低溫退火可以消除爆炸加工硬化現象，隨著加熱溫度的升高，基層14Cr1MoR強度逐漸降低，塑性變好，沖擊吸收功無明顯變化。同時覆層的外彎試驗和晶間腐蝕試驗結果均合格，可見低溫熱處理未對覆層產生明顯不利影響。

2．2．2顯微組織分析1）基覆材的原始狀態顯微組織如圖1所示，基層為貝氏體組織，覆層組織為孿晶奧氏體＋少量碳化物。2）1號試樣經正火＋回火后復合板基覆層的顯微組織如圖2所示，熱處理后基層組織為鐵素體＋貝氏體，覆層組織為等奧氏體＋碳化物，由于加熱溫度低，奧氏體為等軸晶粒［4］；2號試樣800℃退火后的金相組織如圖3所示，熱處理后基層組織為鐵素體＋珠光體＋貝氏體，覆層組織為孿晶奧氏體＋碳化物。與2號試樣相比，1號試樣基層組織更為均勻，更接近原始組織，故力學性能較好，但由于加熱溫度高，覆層組織與原始狀態相比變化較大。與原始狀態相比，2號試樣覆層晶界和晶內產生了大量析出物，導致力學性能惡化和耐蝕性降低。3）由于3、4、5號試樣的熱處理為相變溫度以下的退火處理，基層未發生相變，因此主要對覆層組織進行觀察分析。金相照片（見圖4）顯示，3號和4號試樣的金相組織與原始狀態最為接近，為孿晶奧氏體＋少量碳化物，5號試樣在晶內和晶界析出相明顯增多。

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將850℃淬火后的鋼板(2號試樣)再均分為3個試樣，分別在550、620、660℃下保溫100min進行回火，考察不同回火溫度對35CrMo鋼組織與性能的影響。35CrMo鋼不同溫度回火后的顯微組織如圖2所示。由圖2可見，在水冷淬火時，隨著回火溫度的提高，淬火組織中碳化物不斷球化，原淬火組織中的馬氏體和貝氏體板條簇方向性減弱。對850℃淬火后不同溫度保溫100min回火后的3個試樣分別取樣測試其硬度，結果如表2所示。由表2可知，從550℃開始，隨著回火溫度的升高，回火的硬度呈下降的趨勢。550℃回火時鋼板硬度過大，而660℃回火時鋼板硬度過小。綜合考慮不同熱處理工藝下35CrMo鋼的組織和硬度情況，將850℃×60min水冷淬火+620℃×100min回火作為現場生產工藝。為更深入細致地了解35CrMo鋼在850℃水冷淬火、620℃回火條件下的精細組織，對此條件下處理后的試樣進行了透射電鏡觀察，結果如圖3所示。圖3(a)～(b)反映出在35CrMo鋼在850℃淬火、620℃回火條件下組織中為板條狀馬氏體+貝氏體組織。由圖3(c)可知，在回火組織中依然有大量的位錯存在，這些位錯的存在是保證試驗鋼強度和硬度的原因之一。在回火組織中還有大量析出的短條棒狀碳化物(見圖3(d))，因其尺寸較小，無法在透射電鏡下進行能譜分析，由于此鋼中有1．0wt%左右的Cr的存在，推斷分析可能是合金碳化物(Fe，Cr)3C或者Cr的碳化物。

3現場應用

根據以上試驗結果，將850℃×60min水冷淬火+620℃×100min回火作為35CrMo鋼板現場生產的調質工藝。萊鋼寬厚板廠2013年共生產100mm厚度35CrMo鋼板超過10000t，性能穩定，為企業創造了良好的經濟效益。

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1.3多用爐碳氮共滲+直接淬火回火熱處理變形能保證合格，但是M、AR、K很難保證同時合格，金相組織難于控制。由于N原子的滲入，使得Ac1、Ac3線下降，從而使得材料的過熱傾向性比滲碳要大，淬火后M和AR級別比同溫度的滲碳工藝要高，因此，要控制好碳化物、M和AR級別通常采用較低的溫度和適當的碳勢和通NH3量。雖然，原始坯件經過調質處理，但是，M和AR級別很難“持續、穩定地”控制在3級以下，經常出現4～5級馬氏體，這樣給后續冷處理帶來麻煩，有時AR級別達到4～5級，即使冷處理后AR也不會降到≤1%，需要進行兩次冷處理加兩次回火，并適當提高回火溫度。另外，如果M、AR和K級別同時為1級的時候，產品的抗回火性能差，回火后往往硬度偏低，特別是后續磨加工后，表面硬度降到59HRC以下，偶爾還發現有的為58HRC。因此，必須將M和AR級別穩定地控制在2～3級、碳化物3～4級才能保證產品質量。

2改進工藝試驗

2.1多次回火+適度升高回火溫度針對上述碳氮共滲工藝，再通過多次回火來消除多余的AR、使M轉化成回火馬氏體。或采用適度升高回火溫度，將溫度由原來的175℃提高到190℃，通過兩次回火，M和AR級別在4級的情況有所降低，但是評定為3級也很勉強，再增加回火次數，由于AR陳穩化，已經沒有作用。如果繼續升高溫度，表面硬度將進一步下降，內孔表面硬度已經到了下極限。很顯然，這種方法效果有限，每一爐產品都單獨制定回火工藝，不是從根本上解決問題的有效辦法。

2.2碳氮共滲抗回火性能的初步試驗根據20CrMo鋼[1]的Ac1、Ac3，確定碳氮共滲溫度845℃，其他工藝參數見表1，其中氨流量及碳勢均高于常規碳氮共滲熱處理工藝。試驗結果：產品變形量合格；；淬火狀態下測定層深0.48mm(金相法測定全滲層)，M和AR均4級，K是1級，心部F是8級，心部硬度33～34HRC，表面硬度58～61HRC；經260℃×3h回火，再次測量，M和AR均為2級，表面硬度55～56HRC，采用洛氏硬度機直接測量結果為79.5～80HRA，換算結果為57～58HRC。試驗結果說明：升高回火溫度后確實能降低M和AR級別至合格范圍；雖然表面硬度已經不合格，但是通過HRA測定，表面硬度并沒有過分降低，說明抗回火性能較好，只是因為滲碳層太淺，承載能力差，需要增加滲層深度提高承載能力，同時適當降低回火溫度；心部F及心部硬度不合格，淬火溫度過低。

2.3高氮、高碳勢共滲及適度升高回火溫度由于20CrMo滲碳后，特別是采用高碳勢滲碳后其化學成分具有類比性的鋼號是GCr9軸承鋼，該鋼在220℃回火能保證硬度≥60HRC[1]，據此采用220℃回火。因碳氮共滲具有提高耐回火性的作用[2]，試驗了采用高氮、高碳勢碳氮共滲以進一步提高工件的抗回火性。適度調整回火溫度，可以分解過量的AR同時分解粗大的M針(保證M和AR≤1～3級，K1～4級)，可以同時滿足工件使用尺寸穩定性(AR≤1%)、耐磨性(內外表面硬度60～63HRC)及變形量小的技術性能要求，延長共滲時間增加層深，提高承載能力，具體熱處理工藝參數改進如下：(1)通氨量由0.4m3/h增加到0.6m3/h，增加N固溶度，進一步增強抗回火性能。(2)采用1.10%的高碳勢、降溫階段也保持高碳勢1.0%～0.9%，以及提高共滲及擴散溫度，使得工件表面獲得高于常規碳氮共滲的碳勢(0.95%～1.0%)，增加淬火后的初始硬度，增強抗回火性。(3)共滲溫度由845℃升高到860℃，加快共滲速度；共滲時間由110mim延長到490min，則共滲層深度由0.48mm提高到0.8mm的上極限附近，增強承載能力。(4)將淬火溫度由805℃升高至840℃，保證心部硬度F≤4級。(5)選擇適當高的回火溫度220℃，保證表面硬度，同時分解大量的殘余奧氏體和粗大的馬氏體；同時，由于回火溫度較高，淬火壓應力更加松弛，使得冷處理時AR轉變更加容易。高氮高碳勢碳氮共滲工藝參數見表2所示。試驗結果：產品變形量仍然合格；淬火狀態測量層深0.80m(金相法測定全滲層)，M和AR均為4～6級，碳化物3～4級，心部F3～4級，心部硬度35～37HRC，表面硬度≥63HRC。經220℃×4h回火后測量：M和AR均為2～3級，碳化物3～4級，心部F3～4級，心部硬度35～36HRC，表面硬度60～63HRC，各項指標全部合格。

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1.3真空熱處理技術真空熱處理技術利用真空作為金屬材料熱處理的環境，可以縮短時間，提高效率，減少有毒氣體的排放，有明顯的節能效果和環保效果。目前，在一些發達國家，真空熱處理技術還在不斷研究和更新，力求在無氧環境的基礎上填充惰性氣體作為熱處理環境，使熱處理效率更高。

1.4超硬涂層技術超硬涂層技術可以提高材料表面硬度，使其更加耐用，提高性能，是目前應用范圍較為廣泛的熱處理技術之一。隨著現代金屬材料加工技術的不斷發展，超硬涂層技術采用電腦進行實時監控，方便該技術更好地應用。

1.5振動時效處理技術振動時效處理技術依靠振動原理穩定金屬材料性能，可以有效防止金屬材料變形。振動時效處理技術采用計算機設備進行監控，既可以減少生產時間，提高效率，還能夠降低成本，節能減耗，克服了傳統熱處理技術的不足。

2金屬材料熱處理工藝與技術展望

隨著金屬材料熱處理工藝與技術的不斷發展，誕生了許多熱處理技術。其中，可控氣氛熱處理就是較為成熟的熱處理技術之一。可控氣氛，顧名思義，就是一種可以控制和保護的氣氛，是一種保護金屬材料的氣體介質。可控氣氛可以有效保護金屬材料的表面性能，使熱處理過程更為完善。對于鋼制工件而言，可控氣氛熱處理極為適合，可以給鋼材料提供更為妥善的保護。這是因為鋼在熱處理高溫中很容易被氧化，表面破壞較為嚴重，但可控氣氛熱處理卻能夠避免鋼被氧化。對于其他金屬材料而言，可控氣氛熱處理同樣適用，在尺寸上可以調控，使操作更加靈活。目前，可控氣氛熱處理的應用較為廣泛，但依然有很大的局限性。因此，未來的金屬材料熱處理工藝和技術需更加普及，才會有更廣泛的發展空間。

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1.3糞便污水中含有大量的泥沙和污泥，需要進行必要的污泥處理。

2糞便處理工藝設計

2.1糞便處理模式。該糞便處理站處理規模為200t/d。糞便處理采用固液分離，絮凝脫水、整體除臭工藝。即糞便首先進行固液分離處理，處理后的糞便過濾液通過調節池，均勻的供給到絮凝脫水設備，通過絮凝脫水設備將水渣分離。其中脫水后的上濾液進行后續上濾液處理；固液分離中產生的垃圾雜物以及絮凝脫水后的糞渣進行焚燒處理。在糞便處理的整個過程中增加除臭設備，以減小處理過程中對周邊環境的影響。

2.2固液分離、絮凝脫水階段

2.2.1固液分離階段。糞便通過吸糞車運送到糞便處理站后，進入固液分離裝置進行初步分離處理。主要作用是去除糞便中的大塊沉淀物和大于20mm的漂浮懸浮物以及90%以上的大于0.5mm的砂。吸糞車與固液分離裝置采用快速接頭密閉對接，糞便污水在抽吸泵的負壓下快速進入固液分離裝置，可避免卸糞過程中糞液泄露，對周圍環境產生影響。

2.2.2調節池。調節池為地下封閉鋼筋混凝土池子，具有水力和水質調節作用。經固液分離后的糞便污水進入糞便調節池。在調節池中設置攪拌裝置，對糞便廢物進行攪拌，防止表面結痂，中間懸浮，池底沉淀固化，避免對后續工藝及設備的運行產生不利的影響。同時，一些有機物在調節池中可進行缺氧水解反應。

2.2.3絮凝脫水階段。糞便經過調節池，進入絮凝脫水階段。在絮凝脫水階段，污泥脫水機采用螺壓式濃縮、脫水一體機。在污水處理過程中，絮凝脫水的主要設備為脫水機，如帶壓式脫水機、板框式脫水機、螺壓式脫水機等。其中帶壓式脫水機、板框式脫水機是污水處理中應用較為廣泛的兩種脫水機。但是，兩種脫水機均是開放式操作，密封性較差，易產生惡臭，需大量抽風換氣，不適宜糞便脫水。而螺壓式脫水機具有低轉速、全封閉、可連續運行等特點。因此該項目中采用螺壓式濃縮脫水一體機，共兩臺，單臺處理能力8～12m3/h。糞便污水通過調節池的提升泵，進入螺壓式污泥濃縮脫水機。同時投加混凝劑，對污泥進行調質和絮凝。絮凝脫水后液體的固懸物含量大幅下降，COD含量也有大幅下降。同時，此次設計中，在接糞管及污泥脫水機中均設有沖洗裝置，對快速接口和脫水機的濾網內、外側進行清洗，避免糞便固化、遺撒、堵塞濾網。

2.2.4整體除臭。該項目中，采用生物濾床和植物液霧化吸收的技術，降解糞便處理廠臭氣對大氣的二次污染，保證處理廠不對工作人員及周圍居民造成影響，各項環境污染控制指標符合國家有關標準。

2.3后續上濾液處理。絮凝脫水后的上濾液需要進一步處理。上濾液采用厭氧生化與MBR工藝相結合，處理后排入市政污水管網。

2.3.1厭氧生化處理。厭氧生化處理采用UASB工藝。在處理糞便上濾液方面，歐美等國家采用了UASB工藝，并且取得了良好的效果。我國也有工程實例，如北京小張家口糞便消納站等也采用了UASB工藝。UASB可以提高厭氧反應器的負荷及處理效率，且占地較小。而且污泥停留時間的延長、污泥濃度的提高，使厭氧系統更具有穩定性，有效增強了對不良因素有毒物質的適應性。此次設計中，UASB工藝采用兩相厭氧設計。

2.3.2MBR工藝。常規的MBR工藝中一般采用微生物懸浮生長，微生物的濃度約10-15kg/m3，使得膜分離裝置的污染概率增加，膜表面易結垢。此次設計中，采用固化微生物技術，將游離的微生物限定在一定空間內（填料內），使其保持活性，可反復利用。固定化微生物處理技術在糞便上濾液處理中得到了一定的應用且效果良好。

2.4雜物及糞渣處理。目前，國內對于糞便處理過程中的雜物及糞渣采用的幾種處理方法：a.經過粗過濾產生的大塊沉積物、大粒徑懸浮物及砂石，送垃圾填埋場填埋處理；b.經絮凝脫水階段后，產生的糞渣可送至化肥廠制成有機肥料，使得資源有效利用。也可以進行堆肥處理；c.條件允許的情況下，可將糞便處理過程中產生的雜物、糞渣進行焚燒處理，進而實現資源轉換為能源利用。該項目由于緊鄰當地垃圾焚燒發電廠，因此可將糞便處理過程中產生的雜物、糞渣，送至垃圾焚燒發電廠，焚燒處理。既降低了建設運行成本，又可以轉換為能源再次利用。

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1.2測試與表征

將所制得的玻璃樣品研磨過篩（100～200目，75～150um）后，利用SDTQ600型同步熱分析儀，以20℃/min的升溫速率升溫到1200℃對樣品進行差熱分析(DTA)，確定玻璃的熱處理溫度；用X’PertPRO型X射線衍射分析儀X衍射(X-raydiffraction，XRD)分析，銅靶(35kV，60mA)，掃描速度5°/min，步長0.02°，掃描范圍為10～80°；用質量分數為20wt%的HF水溶液腐蝕樣品30s，超聲20min，烘干后，利用德國蔡司公司EVO18型掃描電鏡對樣品微觀形貌分析（SEM）。

2結果與分析

2.1樣品的熱分析

為水淬后所得玻璃樣品的DTA曲線。基礎玻璃的Tg在738℃左右，一般而言，成核溫度Tn比Tg高50℃左右。因此，本實驗研究的核化溫度選取750℃、780℃和810℃。除Tg處的吸熱峰外，在815℃和970℃附近還出現了寬化的放熱峰，表明晶化溫度Tc在該溫度附近，兩個放熱峰可能對應不同種類的晶體長大溫度或者同一種類的晶相不同長大速率的溫度。本研究選取的晶化溫度分別為850℃、875℃、900℃、925℃、950℃、1000℃和1050℃。

2.2核化溫度的確定

對于固化HLLW來說，玻璃陶瓷固化體應具有晶粒多而小、均勻分布的特點，而晶粒的多少和分布情況主要由核化溫度決定。為了確定最佳的核化溫度，先在970℃附近選一個溫度不變作為晶化溫度，本研究選取此溫度為1000℃。將玻璃陶瓷樣品分別在750℃、780℃和810℃核化處理2h后，再在1000℃處理2h。玻璃樣品經過750℃、780℃和810℃核化處理后，所得晶相都是鈣鈦鋯石。而且在Tn=780℃時，XRD圖譜上鈣鈦鋯石相的峰最強，顯然其鈣鈦鋯石的含量也是最多。為了研究鈣鈦鋯石晶粒的分布情況和形貌，對其做SEM檢測。隨著晶化溫度從750℃向810℃變化，晶粒的尺寸從約400μm減小到約100μm再增大到約340μm。另一方面，經過750℃處理的樣品，晶粒分布不均勻，出現聚集情況，780℃處理后的樣品晶粒分布則比較均勻，810℃處理后，所得晶粒成片狀且分布不均。核化溫度為780℃時，玻璃陶瓷體內，鈣鈦鋯石晶粒多且分布均勻，尺寸較小。由此可以確定，該玻璃陶瓷的較佳核化溫度Tn為780℃。

2.3晶化溫度的確定

玻璃樣品在780℃處理2h后，分別在850℃、875℃、900℃、925℃、950℃、1000℃和1050℃保溫2h。晶化溫度在850～1000℃范圍內，對應鈣鈦鋯石晶相的XRD峰強逐漸增加，當溫度升高至1050℃時，峰強又降低，說明玻璃陶瓷樣品在780℃經過均勻成核后，其長大速率在1000℃達到最大值。值得注意的是，當溫度低于1000℃時，XRD圖譜上存在少量的氧化鋯晶相的峰。這可以解釋在970℃附近出現的不算明顯的放熱峰：一方面，鈣鈦鋯石晶體長大是放熱過程，另一方面，氧化鋯慢慢溶解到玻璃中是吸熱過程，兩種不同的熱效應共同作用就導致了熱分析曲線在970℃附近出現的寬化的放熱峰。示。晶化溫度為850℃和875℃時，鈣鈦鋯石晶相呈柱狀，且溫度升高，晶粒變大。晶化溫度繼續升高到900℃后，晶粒形狀漸漸變的沒有規則，925℃處理后晶粒長成塊狀。當晶化溫度為950℃時，晶粒開始變為柱狀，但尺寸較Tc分別為850℃和875℃時要小的多，同時出現晶粒聚集的現象，分布不均勻。晶化溫度升高到1000℃后，所得鈣鈦鋯石晶粒尺寸變小，分布均勻，該晶化溫度下生成的鈣鈦鋯石晶相也是最多的。晶化溫度繼續升高到1050℃后，晶粒變的粗大而且呈聚集狀態。結合XRD和SEM分析可知，SiO2-B2O3-BaO-Na2O-CaO-ZrO2-TiO2體系基礎玻璃經過Tn=780℃處理后，較佳的晶化溫度是1000℃。

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混凝土中摻加有關外加劑，如高效減水劑和早強劑，可使混凝土的7天強度提高1倍以上，降低泌水率，提高減水率，并在標養28天后抗壓強度比可達到150％以上，這樣在配制高強或超高強度混凝土就易于實現。在混凝土摻加有關外加劑提高強度同時，改善了其和易性和泌水性，調節含氣量，提高耐腐蝕性，減弱堿－集料反應，提高鋼筋抗銹能力，提高粘結力，這不但擴大了混凝土的使用范圍，并節省了建筑材料，節約水泥或替代特種水泥。而在混凝土中摻加緩凝型減水劑，可調節凝結時間、改善可泵送性，延緩了砼凝結時間和硬化時間，可滿足不同工程，特別是大體積混凝土工程的施工及質量要求。在混凝土中選用外加劑時，要同時考慮水泥的品種和其他成分的特性，并根據目的不同選擇不同類型減水劑，選用時既要考慮經濟性，又要注意減水劑的質量穩定性。如遇到水泥和外加劑不適應的問題，必須通過試驗排除有關因素，選擇適當的減水劑類型，分析水泥有關質量問題，確定合適摻量，砼配合比影響等。在幾種外加劑復合使用時，需注意品種之間的相容性及對砼性能的影響，使用前應進行試驗，如聚羧酸系高性能減水劑與萘系減水劑不宜復合使用。隨著混凝土外加劑的發展和應用，克服了工程中存在的“強度低、自重大、脆性高”等弱點，并確保了工程施工的連續性，大大縮短了工期，推動了流態混凝土技術及泵送澆注新工藝的發展，加速了商品混凝土的發展。而商品混凝土的發展給我國建筑業帶來了很好的經濟效益和環境保護效益，進一步推動了建筑業的發展和建筑技術的提高。

二、實現混凝土施工中的低用水量的技術途徑

混凝土工作性特性是流動性和其強度的控制，主要取決于混凝土單位用水量和水灰比（水膠比）。我國現行混凝土設計規范中混凝土用水量的取值是依據混凝土坍落度和石子最大粒徑確定的。設計高性能混凝土配合比時，用水量仍以滿足其工作性為條件，按規范所列經驗數據選用。往往用水量的多少，對控制砼強度的高低是有直接影響因素。有時在未使用有關外加劑時候，使用一定用水量時雖然滿足了和易性（即坍落度要求），但是其強度往往上不去，甚至達不到設計強度，這是因為水灰比大了，并且水泥的用量又要滿足有關規范要求，所以就無法設計出一個合理的配合比；而砼在較低塌落度時候，強度是比較容易提高的，但其和易性是不行的。所以，為了既保證和易性又要保證強度的不降低甚至提高，就必須使用有關外加劑。許多流動性混凝土利用高效減水劑的減水作用，改善了混凝土的和易性，并減少水泥用量，不僅達到同樣的混凝土標號，節約了水泥15%～25%，而且使流動性混凝土施工省力、工效提高、造價低，大大滿足了現代化施工要求和特種工程需要。

三、需掌握外加劑的摻量

每種外加劑都有適宜的摻量，并且由于生產廠家的不同，即使同一種型號外加劑，不同的用途都有不同的適宜的摻量。而且不能單憑廠家推薦用量來確定摻量，還需要通過試驗試拌來確定。如果在摻量過大，不僅在經濟上不合理，而且可能造成質量事故。如對有引氣、緩凝作用的減水劑，尤其要注意不能超摻量。如對于粉劑和水劑又有不同摻量要求，粉劑摻量需少點，因其濃度更高，不宜大量摻入。高效減水劑摻量過小，失去高效能作用，而摻量過大(>1.5%)，則會由于泌水而影響質量。氯離子的限制是有要求的，過量會引起鋼筋銹蝕等等來控制外加劑的摻量。總之，影響外加劑摻量的因素較多，在摻加減水劑之前，需通過試驗取得用途不同的適量摻量，有關試驗可根據國標《混凝土外加劑GB8076-2008》和有關行業標準對所摻的外加劑量的減水率、泌水率、含氣量、凝結時間之差、抗壓強度比、收縮性等進行試驗。

外加劑需采用適宜的摻加方法。在混凝土攪拌過程中，外加劑的摻加方法對外加劑的使用效果影響較大。如減水劑摻加方法大體分為先摻法(在拌合水之前摻入)、同摻法(與拌合水同時摻入)、滯水法(在攪拌過程中減水劑滯后于水2～3min加入)、后摻法(在拌合后經過一定的時間才按1次或幾次加入到具有一定含量的混凝土拌合物中，再經2次或多次攪拌)。不同的摻加方法將會帶來不同的使用效果，不同品種的減水劑，由于作用機理不同，其摻加方法也不一樣。影響外加劑摻加方法的因素主要有水泥品種、減水劑品種、減水劑摻量、摻加時間及復合的其它外加劑等，均宜通過試拌確定。

四、新型外加劑中的聚羧酸高性能減水劑

該品種減水劑是國內外近年來開發的新型品種，具有“流狀”的結構特點，有帶有游離的羧酸陰離子團的主鏈和聚氧乙烯基側鏈組成，用改變單體的種類，比例和反應條件可生產出各種不同性能和特性的高性能減水劑。而由分子設計引入不同功能團可生產出早強型、標準型和緩凝型高性能減水劑。其具有更高的減水率、更好塌落度保持性能、較小干燥收縮，且具有一定引氣性能的減水劑。

聚羧酸高性能減水劑主要技術特征：

4.1聚羧酸系高效減水劑摻量低，減水率高聚數酸系高效減水劑摻量占膠凝材料的0.80%-1.25%，減水率可達（20-35）%，與粉煤灰配合使用，使得水膠比較低，適應配制中、高強度的高性能混凝土。

4.2混凝土流動性大，坍落度損失小由于聚羧酸系高效減水劑良好的分散穩定性，聚羧酸系高效減水劑所配制的大流動性混凝土（坍落度≥180mm）經時損失小，一小時基本無坍落度損失，二小時經時損失小于15%，彌補了常用萘系高效減水劑配制的混凝土坍落度損失大、易泌水等方面的缺陷，與粉煤灰配合使用，減水劑的小摻量即可獲得優異的流動性，適應生產商品混凝土的工藝要求，特別對于泵送混凝土不易發生堵管現象。

4.3與膠凝材料的適應性良好工程實踐中，不同廠家生產的水泥配制泵送混凝土，同時摻有大量的粉煤灰，聚羧酸系高效減水劑摻入后，與不同水泥的相容性較好，無明顯泌水離析、阻礙混凝土強度增長的現象產生，并因其高減水率，適應與粉煤灰配合使用，減小了粉煤灰混凝土的收縮，又使混凝土可泵性得到明顯改善，而且提高了混凝土的耐久性。混凝土設計強度等級相同時，水泥用量增加，減水劑用量隨著少量增加，水膠比下降，混凝土強度提高；不同設計強度等級的混凝土，減水劑用量隨著膠凝材料用量增加而少量增加，水膠比下降，混凝土的強度隨之提高，但混凝士和易性總體保持穩定，坍落度可達（180-240）mm。

篇9

乳飲料廢水中含有一些呈膠體狀態的食品添加劑，諸如增稠劑、穩定劑等。這些物質大多是長鏈分子，生化降解所需時間較長。在生化系統之前先通過物化處理，將這部分膠體物質去除，可減輕生化系統的處理壓力。乳飲料廢水具有一定的粘滯性，不溶于水的膠體物質，通過加藥混凝形成的礬花依然質輕，易上浮，可采用氣浮處理。氣浮處理裝置有多種形式，對乳飲料廢水而言，實際工程經驗顯示平流式加藥溶氣氣浮效果較好，對CODCr的去除率可達到30％～40％。加壓溶氣水的產生可采用溶氣罐或溶氣水泵的形式。德國的EDUR水泵通過葉輪切割直接形成溶氣水，效果較好，但造價昂貴，維修費用高。

3生化處理階段

生化處理系統是廢水處理的中心環節，它直接關系到出水水質的好壞、運行成本的高低。在生化系統的設計上，要注重各生化水池布水的均勻性，盡量減少水流阻力，確保水流通暢。對乳飲料廢水的A／O生化處理系統，A為水解酸化池，O為接觸氧化池。對生化處理階段的設置有以下建議。水解酸化池可將大分子物質轉化為小分子物質，提高廢水的可生化性，為后續的好氧生化處理創造良好的環境。水解池的水力停留時間以不小于5h為佳，容積負荷取6.0～7．5kg［CODCr］／（m3•d），溶解氧的質量濃度取0．3～0．5mg／L。水解酸化池可分為膜法和泥法2種形式。采用膜法水解酸化池，在反應池內加掛組合填料，設置曝氣器或潛水攪拌機以維持污泥和廢水處于一個穩定的混合狀態。膜法水解酸化池進水方式推薦采用推流式，該進水方式應用效果較好。采用泥法水解酸化，反應池內不需要懸掛填料和設置攪拌裝置，廢水通過池底的布水裝置進水。采用泥法設置時，要重點考慮進、出水系統。進水可采用產品化的布水器或設置穿孔布水管。在池中懸浮污泥層設置靜壓排泥管，及時抽泥，避免進水口堵塞，影響布水均勻性。泥法水解酸化池受進水方式的影響較大，不易控制。接觸氧化池是一種膜法處理工藝，在曝氣池中設置填料，將其作為生物膜的載體，避免污泥膨脹并提高微生物的量。當廢水流經填料時，在生物膜和懸浮的活性污泥共同作用下，廢水得到凈化。接觸氧化池的水力停留時間以20h以上為佳，容積負荷取1～2kg［CODCr］／（m3•d），溶解氧的質量濃度取2～4mg／L。在接觸氧化池曝氣器的選擇上，目前廣泛采用盤式微孔曝氣器和管式微孔曝氣器，其中盤式曝氣器常用有膜片式、旋流剪切式等。膜片式微孔曝氣器有直徑200、250、300mm等不同規格，旋流剪切式有260、460mm等。管式曝氣器長度常選用500、750、1000mm等。幾種曝氣器各有優點，膜片式曝氣器曝氣均勻，使用效果好；旋流剪切式曝氣器使用壽命長；管式曝氣器安裝方便。膜法生化池最大的特點是在池內懸掛填料，常用的生化填料有彈性填料、軟性填料、組合式填料等，對乳飲料廢水處理工程，因污泥質輕，采用組合式填料較好。懸掛填料采用的填料支架，直接決定填料的使用壽命。目前，關于填料支架尚沒有相應的標準及規范要求。很多工程項目采用塑料繩作為填料的支撐架，投入使用不足1a，塑料繩遇水發脹斷裂，就需重新更換填料，使生化系統的維護周期縮短。因此，在生化水池的設計上，應設置牛腿，并在牛腿上設置預埋鐵板或不銹鋼板，以固定填料支架。對設置牛腿的生化水池，填料支架做法可參考圖2進行。生化池內設置牛腿，上下兩層，牛腿上預埋M1板。采用10＃槽鋼，焊接在預埋板上，間距1．8m，中間增設橫梁和立柱，填料支架采用12＃螺紋鋼制作，螺紋鋼間距為150mm。填料直接懸掛在硬性承接螺紋鋼上，可大大提高填料的使用壽命。若條件允許，填料支架可采用不銹鋼材質制作，日后生化水池維護，只更換填料即可，無需再次制作填料支架。一些改造項目，生化池內未設置牛腿，對此類生化水池，填料支架做法可參考圖3進行。對于未設置牛腿的生化水池，尤其是舊有系統的維護，填料支架的做法可采用池底生根布置，用10＃槽鋼或同類材料，固定于池底，并在側部固定，作為立柱，隨后主支撐采用10＃槽鋼布置，間距為1．8m，填料支架采用12＃螺紋鋼制作。取消填料支架直接固定池壁的做法，避免水池清理時，池壁受到水力擠壓及填料拉伸的影響，維持構筑物池壁穩固。

4沉淀－污泥處理階段

二沉池的運行對污水處理站的出水水質有著至關重要的影響，一旦二沉池運行出現問題，出水SS濃度就會明顯升高，導致出水水質惡化。針對乳飲料廢水處理工程，二沉池的表面負荷取0．75～0．90m3／（m2•h）。同時應慎用斜管沉淀池，不少小型乳飲料廢水處理站，二沉池多采用斜管沉淀池。只考慮到了斜管沉淀池節省占地及投資的優勢，而忽略了實際使用效果。乳飲料廢水的生化污泥質輕，不易沉淀，污泥發酵產生的沼氣，會沖擊斜管，導致斜管填料塌陷。在小型乳飲料廢水處理工藝中二沉池的選擇上，建議選用豎流式或平流式二沉池。二沉池污泥泵建議選用自吸式污泥泵，同時二沉池池底每個泥斗應單獨設立排泥管，不可并用。氣浮系統產生的物化污泥與生化系統的剩余污泥都混合在污泥濃縮池內濃縮，因物化污泥質輕，會導致污泥濃縮池出現上層氣浮泥渣、中層水、下層生化污泥的現象，故而污泥濃縮池的設計除設計泥斗外，可加設框式攪拌機，將物化污泥混入生化污泥內，以保證物化污泥得到及時處理。濃縮后的污泥可通過自吸污泥泵或螺桿泵抽入壓濾機壓濾，壓濾后的干污泥交由專業機構處理。

篇10

本次研究選擇在污染較重的太湖流域的宜興市大浦鎮，采用組合處理工藝重點研究了面源污染的主要控制因素COD、TN、TP氨氮等處理效果；期望能提供一種科學有效的污水處理方法，切實解決面源污染問題。

1材料與方法

1.1組合工藝基本原理

本試驗工藝流程圖見圖1，該裝置建在宜興市大浦鎮漳瀆村。

污水首先進入厭氧發酵池，進行厭氧發酵，以降低后續接觸氧化反應的有機負荷，同時進行硝化液回流脫氮處理；經過厭氧處理的污水經泵提升進入接觸氧化池，接觸氧化池共分五格串聯,充分利用污水提升后的部分水頭，采用跌水充氧技術提供好氧反應的需氧量，以降低運行成本，實現低能耗污水處理。在接觸氧化池內,對有機污染物進行好氧降解和充分硝化；接觸氧化池出水部分回流到前端厭氧池進行脫氮，部分進入后續潛流式人工濕地或生態凈化塘，進一步去除氮、磷等營養物質。

1.2水樣的采集與分析

1.2.1水樣的采集

通過管網收集大浦鎮漳讀村的居民生活污水，然后進入處理工藝。在20__年4月至5月份，對該處理工藝的進水與出水進行采樣分析，每三天采樣一次，連續采樣50天。

1.2.2水樣的分析

水樣分析采用國標法。

2結果與討論

水體富營養化或面源污染的主要促進因素是COD、TN、TP、氨氮等。該組合工藝對COD的去除效果良好，對TN、TP、氨氮具有很高的去除率。

2.2.1COD的去除

COD的去除主要通過微生物的生長進行去除，它的生長情況與污水成分、含量、溶解氧量、以及水力停留時間等因素有關，見圖2，平均去除率達73％，對COD的去除最低維持在61以上的去除率，出水濃度的變化與進水濃度的變化趨勢基本保持一致；進水濃度在70mg/L至400mg/L范圍內變化，出水濃度都能維持在100mg/L以下，去除率也保持在一定的水平；進水COD負荷在70mg/L至400mg/L之間對去除率沒有明顯的影響，這說明了該組合工藝具有較強的耐沖擊負荷的能力。

圖2

2.2.2TN的去除

氮的去除包括兩個過程，硝化和反硝化過程

目前已初步搞清楚，硝化作用的生物化學機制是按以下途徑進行：

NH3H2N-NH2NH2-OHN2N2O(HNO)

NONO2-NO3-

氨

聯胺

羥胺

氮氣氧化亞氮(硝酰基)氧化氮亞硝酸　硝酸

反硝化作用的主要反應過程為：

C6H12O6 4NO3-6H2O 6CO2 2N2 能量

見圖3，出水TN都在8mg/L以下，出水濃度隨進水濃度降低呈下降趨勢，去除率保持在80％以上，平均去除率達87％。由于春季到來，溫度上升，濕地里長蘆葦和浮萍，還有進水濃度降低，工藝的總氮去除率有所提高。

圖3

2.2.3氨氮的去除

見圖4，氨氮保持了很高的去除率，在前邊的八個出水樣品中沒有檢測出氨氮，這可能是由于水力負荷較小，在整個工藝中的水力停留時間較長，從而使氨氮的去除率很高。氨氮最低的去除率也維持在90％以上，平均去除率高達97％。

圖4

2.2.4總磷的去除

磷的去除主要是通過濕地基質、植物以及微生物的共同作用來完成，在去除過程中發生一系列的物理、化學和生物化學反應，而微生物則是主角，水生植物和濕地基質則為微生物的生長提供了良好的環境。進水濃度沒有明顯的變化規律，出水濃度有降低的趨勢。可能是由于氣溫升高，濕地里的微生物生長加快，蘆葦生長，并且有浮萍大量生長對磷的去除有促進作用。出水濃度都保持在0.5mg/L以下，最高也只有0.43mg/L，去除率有上升，平均去除率達到93％。

圖5

3小結與結論

在進水COD負荷70mg/L至400mg/L之間時，對COD的取出率沒有明顯的影響；植物的生長對總磷、總氮的去除有明顯的提高作用；隨水力負荷的增加氨氮的去除有所下降。

該工藝對污水中污染物的去除效果好，COD、氨氮、總氮、總磷的平均去除率分別為73％、97％、87％、93％，出水都能達到一級排放標準。而且投資省，能源消耗低，維護簡單，是處理農村生活污水的一種簡單適用的方法。

參考文獻

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[3]丁原紅,洪華生,熊小京,等.生物接觸氧化預處理微污染源水[J].水處理技術,20__,3,28.

篇11

在實際熱處理中，較多的是采用連續冷卻熱處理。為了對在連續冷卻條件下過冷奧氏體的轉變進行定性分析，可以將鑄鐵的冷卻曲線繪制到C曲線上。如圖4所示，當冷卻速度為V1時，冷卻曲線與C曲線有b1和a1兩個交點，分別表示珠光體轉變結束和開始。將冷卻速度提高到V2，轉變溫度降低，轉變開始和結束時間都縮短。如果將冷卻速度提高到臨界冷卻速度V''''c以上，則冷卻曲線與轉變終了線不相交，這說明一部分奧氏體轉變為珠光體，而其余部分被過冷到Ms點以下轉變為馬氏體。雖然應用C曲線可以定性地分析過冷奧氏體連續冷卻轉變，但是由于連續冷卻時奧氏體轉變的孕育期與等溫轉變有所不同，上述分析在數值上存在著一定的偏差。因此，在分析過冷奧氏體連續冷卻時比較多的是采用過冷奧氏體的連續冷卻轉變曲線（CCT曲線）。圖5是共析成分奧氏體連續冷卻轉變曲線，為便于對比，圖中還畫出了C曲線。與其C曲線相比，連續冷卻時轉變開始時間和開始溫度降低。圖中CC''''線為轉變中止線，表示冷卻曲線與此線相交時轉變并未完成，但奧氏體分解停止，剩余部分被冷卻到更低的溫度下轉變為馬氏體。許多因素都會影響奧氏體連續冷卻轉變曲線，如奧氏體化溫度、化學成分、加熱速度。因此，實際鑄鐵的連續冷卻轉變曲線與圖5有比較大的出入。圖6是一種球墨連續冷卻轉變曲線，冷卻曲線下面的數據為硬度（HV10）。

鑄鐵的正火處理主要是為了增強其強度和耐磨性，主要用于灰鑄鐵、球墨鑄鐵和蠕墨鑄鐵。下面重點探討灰鑄鐵、球墨鑄鐵的正火處理。（1）灰口鑄鐵的正火工藝灰口鑄鐵在提高加熱溫度后，可使奧氏體碳含量增加，從而使冷卻后珠光體量增加，具體的加熱溫度根據灰口鑄鐵共晶滲碳體量不同而有所不同，當共晶滲碳體較多時，溫度為900~950℃；當較少時，溫度為850~900℃。保溫時間一般為1~3小時。保溫后采用冷卻，這樣可以使珠光體含量增加，冷卻方式可采用噴霧冷卻、風冷或空氣冷卻。（2）球墨鑄鐵的正火處理球墨鑄鐵的正火處理主要分四種：高溫奧氏體化正火和兩階段正火所得到的基體組織都為少量鐵素體（牛眼狀）和少量鐵素體；部分奧氏體化正火和高溫不保溫正火所得到的基體組織都為鐵素體（破碎狀）和珠光體。這四種球墨鑄鐵正火處理的目的和處理規范，如圖7所示。

淬火是為了提高鑄件的各種性能，如提高其耐磨性、硬度等。而回火是為了降低淬火中產生的應力，是一種后處理方法。（1）抗磨白口鑄鐵的淬火及回火工藝以不同牌號的抗磨白口鑄鐵為例。KmT-BCr2Mo1Cu1抗磨白口鑄鐵，轉化退火工藝為：940~960℃保溫1~6h，緩冷至760~780℃保溫4~6h，緩冷至600℃以下出爐空冷，淬火工藝：960~1000℃保溫1~6h，出爐空冷；回火工藝為：200~300℃保溫4~6h，出爐空冷；KmTBCr15Mo2-DT抗磨白口鑄鐵，轉化退火工藝：920~960℃保溫1~8h，緩冷至700~750℃保溫4~8h，緩冷至600℃以下出爐空冷，淬火工藝：920~1000℃保溫2~6h，出爐空冷，回火工藝：200~300℃保溫2~8h，出爐空冷；KmT-BCr20Mo2Cu1抗磨白口鑄鐵，轉化退火工藝：920~960℃保溫1~8h，緩冷至700~750℃保溫4~10h，緩冷至600℃以下出爐空冷，淬火工藝：960~1020℃保溫2~6h，出爐空冷，回火工藝：200~300℃保溫2~8h，出爐空冷。（2）球墨鑄鐵的淬火及回火工藝球墨鑄鐵的淬火分為部分及完全奧氏體化后淬火兩種。部分奧氏體化后淬火：加熱到共析轉變溫度范圍內（即加熱時共析轉變的上、下限之間），在淬火后為馬氏體和少量分散分布的鐵素體，再回火。270~350HB，aK20~40J/cm2；完全奧氏體化后淬火：一般加熱到Ac1（加熱時共析轉變溫度）上限以上30~50℃，普通球墨鑄鐵850~880℃，淬火后為馬氏體組織，再回火。HRC＞50，aK10~20J/cm2。球墨鑄鐵的回火分為以下三種：低溫回火（140~250℃）：馬氏體逐漸分解，析出碳化物微粒，形成含碳量比淬火馬氏體少的回火馬氏體。最終組織為球墨、殘余奧氏體和細針狀回火馬氏體；中溫回火（350~500℃）：馬氏體分解終了，形成一種混合組織，又稱屈氏體，為細小彌散滲碳體質點和鐵素體的混合物；高溫回火（500~600℃，一般550~600℃）：馬氏體析出的滲碳體顯著地聚集長大，稱為索氏體或回火索氏體。（3）等溫淬火等溫淬火可以最大限度地發揮材料潛力，使其具有較高的韌性、硬度、塑性和強度。等溫淬火在白口鑄鐵生產過程中，可用于多種鑄件的熱處理，如襯板、犁鏵、拋丸機葉片等。白口鑄鐵等溫淬火的工藝：先將其在900℃奧氏體化，然后在等溫轉變溫度下等溫1~1.5小時后空冷。等溫淬火在灰鑄鐵、蠕墨鑄鐵及球墨鑄鐵生產過程中主要是來獲得殘余奧氏體基體組織和貝氏體。要掌握好等溫淬火時間，時間過短會使轉化的貝氏體不足；時間過長會對材料的韌性產生影響。灰鑄鐵、蠕墨鑄鐵、球墨鑄鐵等溫淬火工藝是將鑄鐵加熱到奧氏體化溫度，保溫后進行等溫淬火。等溫淬火溫度要根據過冷奧氏體等溫轉變動力學曲線確定，提高奧氏體化溫度，有利于形成上貝氏體組織，增加奧氏體化保溫時間，可以提高材料的韌性。

總而言之，在改變基體組織時，必須嚴格按照有關理論知識和相關工藝，控制好正火、淬火和回火才能夠有效增強基體組織的強度和耐磨性，提高鑄件的各種性能（耐磨性、硬度等）。由此可知，改變基體組織熱處理是鑄鐵熱處理主要方法之一。

本文作者：王群陳志堅房應榮工作單位：科美（杭州）機械有限公司

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1．3人工快滲工藝處理農村生活污水的應用原理針對農村生活污水的特點與處理現狀，人工快滲工藝由于其操作簡單、方便、投資較小，因此在農村生活污水處理中可以得到很好的應用。總結人工快滲工藝的工藝流程，一般是這樣的:進水調節池+混凝沉淀+人工快滲池達標出水。下面以圖1為例，詳細介紹農村生活污水處理中人工快滲的工藝流程。1)農村生活污水首先進入調節池，其目的是利用混凝沉淀等作用沉砂，并調節水質均和以及流量。產生的沉砂與污泥也可在此排出。之后污水進入快濾池和配水池，以便快速過濾，截留住較大的顆粒。2)通過混凝沉淀池的農村生活污水下一步就進入了人工快滲池。在快滲池中，干濕交替形成了好氧環境以及厭氧環境，以利于不同的微生物發生反應。快滲池中布置了砂石與專利填料。經過干濕環境的循環交替，使得填料中的好氧微生物與厭氧微生物互相都發揮出生化作用。利用微生物的降解以及其它砂石與填料的過濾、吸附作用，達到脫氮與除磷的目的，去除了農村生活污水中的有機物。3)快滲池出來的農村生活污水通過添加二氧化氯進行消毒，達標后即可形成出水了。

篇13

2.1陽江市第一凈水廠

2.1.1簡況陽江市第一凈水廠工程規模為20000m3/d。建于陽江市四眼塘，工程占地面積11300m2，集水面積14.5km2，服務人口11.5萬人。1999年動工，2001年2月驗收運行。處理后的污水直接排入漠陽江，污水的排放標準執行《污水綜合排放標準》（GB8978-1996）一級排放標準。污水主要來源于城南片區和城北片區合流制管道系統排放的生活污水、雨水和部分工業廢水。

2.1.2運行效果SBR工藝適應性強，運行穩定，污水水質變化不大。此外，SBR工藝優點為：（1）管理相對簡單，適應性強；（2）對生物除磷具有顯著的效果；（3）污泥膨脹情況將不再出現，污泥指數（SVI）低；（4）對于污泥的脫水和沉降具有顯著效果；（5）SBR池曝氣可節約能源，并根據水質和水量進行有效調節。還有低噪聲的射流曝氣和攪拌高效曝氣技術。

2.2海門市污水處理中心

2.2.1簡況海門地處長江入海口，與上海隔江相望，經濟比較發達。近年來，由于工業、生活廢水量漸增，相應污染物排放增加，工業污水和生活污水帶來嚴重的有機污染，限制城市的可持續發展。為此，市政府于1999年10月建成了日處理1萬m3的海門市污水處理中心。該中心主要包括1700多米的排污管道和廠區內污水處理系統及配套設施，總占地20畝。采用國內先進可靠的SBR工藝，集沉甸、曝氣、脫氮、脫磷及污泥穩定化處理等過程于一體，不需設初沉池、二沉池及污泥回流設備。

2.2.2運行效果1999年，清華紫光環保有限公司工程總體投入運行。在施工過程中，海門市污水處理中心最突出的特點是節省投資，建設周期短。由于SBR工藝技術的采用，縮短了污水處理過程，節省了大量建設資金。它已投入運行，污水處理廠的波動水平保持在水量大的情況下，反映水量和SBR工藝良好的質量變化的適應性。在設備方面，采用結構簡單，易于維護的多級離心式鼓風機，不銹鋼帶微孔曝氣器，以適應小城鎮污水處理廠的實際情況，取得了令人滿意的結果。由于污水處理廠建成較早，消毒，除臭等方面需要不斷的補充和完善。