社区：
简介： 对Corrousel氧化沟脱氮除磷工艺的影响因素及设计参数的计算进行了较详尽的阐述，针对氧化沟工艺的特性提出了一整套与进、出水水质密切相关的计算方法。通过对工程实例的设计比较提出了优化工艺的建议。
关键字：前置反硝化 同步反硝化 碳源 污泥龄 污泥产率 硝化速率
中图分类号：X703.1
文献标识码：C
文章编号：1000-4602(2002)09-0061-04
最近，笔者有幸拜读了《中国给水排水》2002年第1期中刊登的文章——Carrousel氧化沟的脱氮除磷工艺设计(以下简称引文)，引起了许多思考。
Corrousel氧化沟工艺设计中所涉及的主要参数是：硝化速率、各反应单元的污泥龄及总污泥龄、反硝化速率或能力、污泥产率、污泥负荷、污泥回流比、最大除磷能力、异养菌体比例、活性污泥浓度、活性污泥需氧量、去除BOD5需氧量等。对以上参数计算得正确与否将直接影响设计精度及碳化、脱氮除磷的效果。
1 生物除磷脱氮
1.1 影响生物除磷效果的因素
1.1.1 污泥龄
经研究发现，影响除磷效果的因素之一是活性污泥中聚磷菌的含量及其对磷的吸收能力，当总污泥龄为8～10d时活性污泥中的最大磷含量为其干污泥量的4%，为异养菌体质量的11%，但当污泥龄超过15d时污泥中最大含磷量明显下降，反而达不到最大除磷效果。因此，一味延长污泥龄(例如20d、25d、30d)是没有必要的，宜在8～15d范围内选用，最终应以各反应阶段污泥龄的计算公式进行校核，当两者接近时说明假定是合理的，反之则需重新假定，直至结果相近为止。除磷效果与异养菌体质量和污泥龄、BOD5去除的关系可用下式表示：
P0-Pe=0.11ZaLC0·η(1-e-0.24tST) (1)
式中 P0-Pe——进、出水磷浓度之差，mg/L
LC0、η——分别为进水BOD5浓度及其去除率，mg /L、%
tST——污泥龄，d
a——污泥产率，kg TS/kg BOD5
a=0.6(TS0/BOD5+1)-0.072×0.60×1.072(T-15)／［1/tST+0.08×1.072(T-15)］ (2)
式中 Z——活性污泥中异养菌体重量所占比例，%
Z=［B-B2-8.33Ns·1.072(T-15)］0.5 (3)
B=0.555+4.167(1+TS0/BOD5)Ns×1.072(T-15) (4)
式中 Ns——BOD5—SS负荷，kgBOD5/(kgMLSS·d)
Ns=1/a·tST (5)
式中 TS0——进水中悬浮固体浓度，mg/L
显而易见除磷效果与多项因素有关，决非为假定厌氧区HRT=1.5 h那样轻而易举可以确定的，且污泥产率也受多项因子的制约，不同的进水水质及污泥龄和水温得出的污泥产率不同，因此不是简单地假定a=0.6所能概括的。
1.1.2 硝酸盐及基质浓度
前置厌氧池有利于聚磷菌对污水中易于降解的有机基质的储备和对磷的释放，加强了在好氧条件下对污水中磷的吸收。
研究同时发现，未进行反硝化或反硝化不充分的高浓度NO3-N的存在将阻碍对磷的释放，聚磷菌将直接利用有机酸呼吸，由其他异养细菌降解有机物，其关系式为：
PF=［a0LC0-2.9(NO3-Np)］f/(1+Rp) (6)
Ｐ0-Pe=1.55e0.2038PF (7)
式中 PF——当有NO3-N存在时所能除磷的期望值
NO3-Np——[ZK(]进入厌氧池的NO3-N浓度，mg/L
NO3-Np=(NO3-N)0+(NO3-N)e·Rp (8)
式中(NO3-N)０、(NO3-N)e——分别为进、出水中的NO3-N浓度，mg/L
f——容积比系数，%
f=Vp/(Vp+Ｖn+Va) (9)
式中 Vp、Vn、Va——分别为厌氧区、缺氧区、好氧区反应池容积，m3
Rp——至厌氧区之污泥回流比，%
a0——进水中易降解BOD5所占比例，
a0=0.30
从上述公式可知，在低基质污水、高NO3-N及高污泥回流比的条件下，为达到同等除磷效果必须通过加大厌氧区容积的措施予以解决，因而随意确定厌氧区的HRT(例如1.0 h、1.5 h等)将事与愿违。
1.2 影响生物脱氮效果的因素
1.2.1 DO
尽管人们对好氧区中伴随反硝化作用的发生具有浓厚的兴趣，但并不认为当好氧区的DO达2～4mg/L时以及在强烈的空气扰动下阻碍活性污泥絮体直径的增大也会带来反硝化作用。同时研究结果表明，当好氧区DO保持在0.5～0.7mg/L时才会产生有限的反硝化作用(总氮去除率达65%左右)。这一发现与以往的研究成果一致，即活性污泥在DO存在时异养细菌将优先利用DO作为最终电子受体，只有在缺氧环境中(仅有NO3-存在时)才有可能利用NO3-被降解时释放出的氧来降解有机物。
因A2/O系统大量的内回流而导致缺氧区DO增高影响脱氮效果的事实已被大家认同。因此，在前置缺氧区的氧化沟内设置适当的(不宜过大)反硝化段(见图1)以预先削减来自好氧段的DO，再以无动力回流至前置缺氧区是必要的。
1.2.2 碳源及硝酸盐含量
当有足够的碳源存在时(前置反硝化)脱氮反应过程迅速，所需反硝化容积小；但当内源呼吸时(同步反硝化)脱氮反应过程缓慢，所需反硝化容积大，其关系可用增速系数K=［Vn/(Va+Vn)］-0.235表示。
从有机物的降解反应和活性污泥的脱氮反应式可以看出，需反硝化的NO3-越多所需碳源越多；反之，如果需反硝化的NO3-浓度高，则必须供给足够的碳源，而若碳源不足则会影响反硝化能力。为达到设计脱氮量，在不另加碳源的情况下，在有限的范围内可加大反硝化容积来解决(反硝化速度决不单是水温的函数)，其关系可用下式表示：
[NO3-Nn］/[BODs］=0.75×0.80Oc／2.9 ×(Vn/Va+Vn) (10)
或：
［NO3-Nn］／［BOD5］=（0.75×0.80×Oc／2.9]×(VnVa+Vn)0.765 (11)
式中［NO3-Nn］／［BOD5］——反硝化能力，kg(NO3-N)/kg BOD5
Oc——BODs去除需氧量，kgO2/(kg BOD5·d)
式(10)适用于同步反硝化，式(11)适用于前置反硝化。
Oc=OR/Ns (12)
式中 OR——单位活性污泥需氧量，kgO2/(kgMLSS·d)
OR=0.5η·Nv+0.24Z·MLSS·1.072(T-15) (13)
式中Nv——ＢＯＤ5容积负荷，kgBOD5/(m3·d)
NO3Nn——能提供给反硝化区的硝酸盐浓度，mg/L
NO3-Nn=TN0-TNe-Nus-Nes (14)
式中 TN0、TNe——分别为进、出水中总氮浓度，mg/L
Nus、Nes——分别为排出剩余污泥中氮合成浓度和出水悬浮浓度中含氮量，mg/L
Nus=0.125aZ(Lc0-Lr) (15)
Nes=0.125Z·Lse (16)
式中 LC0、Lse——分别为出水中BOD5悬浮物浓度，mg/L
Lr=Lce=ZLse·1.42(1-e-k1t) (17)
1.3 影响好氧硝化效果的因素
1.3.1 硝化速率与水温、碱度关系
研究表明，硝化速率不仅是污水水温的单一函数，且受DO、碱度的影响。通常情况下硝化反应池内保持DO在2mg/L左右是可以实现的，不会对硝化速率产生明显的影响，主要问题是当进水温度＜20℃、碱度低(pH＜8.0～8.4)时将会对硝化速率构成影响，其关系可用下式表示：
μn(T·pH)=［μmax(20℃)·100.033(T-20)］／［1+0.04(10pH0-pH-1)］ (18)
式中 μmax(20℃)——当水温为20℃时的最大硝化速率，d-1；取μmax(20℃)=0.3～0.4d-1
pH、pH0——分别为进水和最佳酸碱度，当pH0=8.0～8.4时μmax(pH0)=1d-1
按式(18)计算的硝化速率即为设计采用值，无需按假定的污泥龄推算硝化速率，以避免假定不合理而产生任意性。
1.3.2 硝化污泥龄及NH3-N与硝化速率的关系
通常当硝化速率确定之后取其倒数作为硝化污泥龄似乎是合理的，但由于目前均采用单一水温函数关系推求μn，一旦不能满足设计者的要求时，甚至会出现以稳定污泥为理由无限加大污泥龄(例如25、30d等)的问题，这将意味着无限制地增大氧化沟好氧区容积，故推荐采用下列公式推算硝化污泥龄：
E=1-[100.051T-1.156／(NH3-N)0［tSN·μ n(T·pH)-1］ (19)
式中 tSN——硝化污泥龄，d
E——NH3-N去除率，%
(NH3-N)0——进水中NH3-N浓度，mg/L
2 反应池容积计算
以生物除磷脱氮为目标的反应池包括厌氧池、缺氧池和好氧池三部分(或区)，为便于比较，本文也按两个缺氧区计算：一部分(完成80%的反硝化)设在氧化沟的后段，该部分容积按同步反硝化方法计算；另一部分(完成20%的反硝化)设在厌氧池之后，该部分容积按前置反硝化方式计算。各区段所需污泥龄与相应阶段容积比的关系可用以下联合公式表示：
tSR=tSN·［（Vn+Va）／Va] (20)
tSP=tSR·［（Vn+Va+VP）／（Vn+Va）］ (21)
tST=tSP·［（Vn+Va+Vp+Vd）／（Vn+Va+Vp）］ (22)
式中 tSN、tSR、tSP、tST——分别为硝化、反硝化、厌氧阶段污泥龄及总污泥龄，d
Vd——二沉池容积，m3；HRT≤3.0 h
氧化沟好氧区容积也可按下式计算：
Va=［KaQ(LC0-Ｌr)／(Ns·MLSS)] (23)
式中 Q——处理污水量，m3/d
K——变化系数
3 工程算例
为便于比较，设计基本条件及工艺同引文。处理水量Q=15000m3/d(不考虑变化系数)，进、出水水质见表1。
| 项 目 | COD(mg/L) | BOD5(mg/L) | SS(mg/L) | TKN (mg/L) | TP(mg/L) | NH3-N(mg/L) | NO3-N(mg/L) | pH | 水温(℃) |
| 进水 | 300 | 150 | 200 | 30 | 4.0 | 7.0 | 15 | ||
| 出水 | 60 | 20 | 20 | 1.0 | 5.0 | 10.0 | 6-9 |
设计参数及结果见表2。
| 设计参数 | 引 文 | 本 文 | ||
| 结 果 | 来 源 | 结 果 | 来 源 | |
| 硝化速率μ(d-1) | 0.04 | 假定 | 0.129 | 式(18) |
| 总污泥龄tST(d) | 25 | 假定 | 15 | 式(22) |
| 污泥负荷Ｎs［kgBOD5/(kgVSS·d)］ | 0.15 | 推算 | 0.093 | 式(5) |
| MLSS(mg/L) | 4 000 | 设定 | 4 000 | 设定 |
| 污泥产率a(kgTS/kgBOD5) | 0.60 | 假定 | 0.946 | 式(2 |
| 剩余污泥产量(kgTS/d) | 585 | 推算 | 1 915.65 | |
| 反硝化速率［kgNO3-N/kgVSS·d］ | 0.013 6 | 推算 | ||
| NO3-Nn(kg/d)合计 其中，氧化沟(80%) 前置缺氧池(20%) | 153 | 推算 | 145.4 | 式(14) |
| 122.4 | 116.3 | |||
| 30.6 | 29.1 | |||
| 厌氧池污泥回流比ＲP(%) | 100 | 按好氧推算 | 60 | 设定 |
| 硝化污泥龄tSN(d) | 8.2 | 式(19) | ||
| 异养菌体比例Ｚ(%) | 0.288 | 式(3) | ||
| BOD5去除需氧量Oc［kgO2/(kgBOD5·d］ | 1.421 | 式(12) | ||
| 活性污泥需氧量OR(mg/L) | 0.398 | 式(13) | ||
| 厌氧池NO3-NP(mg/L) | 6.0 | 式(8) | ||
| 除磷期望值PF(mg/L) | 3.25 | 式(6) | ||
| Vn/(Va+Vn)同步反硝化 | 0.176 | 式(10) | ||
| Vn/(Va+Vn)前置反硝化 | 0.016 8 | 式(11) | ||
| Vp/(Vn+Va+Vp) | 0.190 | 式(6)、(7)、(9) | ||
| 反硝化污泥龄tSR(d) | 10.1 | 式(20) | ||
| 厌氧污泥龄tSP(d) | 12.5 | 式(21) | ||
| 氧化沟总容积(m3) 其中，好氧区容积Va(m3) 缺氧区容积Vn(m3) | 7857 4 643 3 214 | 推算 | 8 302 6 841 1 461 | 式(23) 式(10)、(20) |
| 前置缺氧池容积(m3) | 1 221 | 117 | 式(11)、(21) | |
| 厌氧池容积Vp(m3) | 938 | ＨＲＴ＝1.5h | 1975 | 式(6)、(9) |
4 工艺设计优化及讨论
从表2可知，引文中总有效反应池容积为10016m3(HRT=16.0h)，本文为10394m3(HRT=16.6h)，即总反应池容积比较接近，但从各功能反应区的容积来看则差别甚大，从而可能导致好氧硝化、厌氧释磷不彻底(容积偏小)，且大大超出了脱氮所需的缺氧池容积，因而增加了不必要的投资。为避免此种结果的发生，提出以下几点改进建议：
① 宜按照本文提出的公式，紧密结合进、出水质进行各项设计参数的计算，防止假定的任意性；
② 要使厌氧池容积减小，一是要尽可能降低排放水中NO3-N浓度，二是防止过多的污泥回流至厌氧池；
③ 如果在氧化沟内不设反硝化段，或者只承担反硝化的20%，将80%改由前置缺氧池承担以得到充足的碳源，进一步减少缺氧池容积则有利于降低出水NO3-N浓度；
④ 可将图1工艺改为60%的污泥回流至厌氧池，40%回流至缺氧池，这样既可同时满足厌氧、好氧段对活性污泥的需求，又能达到预期的处理效果；
⑤ 将表面曝气机改为转碟曝气机，以提高溶氧效率和有效水深，并减小占地面积。
电 话：(0571)88072824×6910
收稿日期：2002-04-23
