AOR工艺的设计研究.pdf

水 污 染 治 理 AOR 工艺的设计研究 高俊发 高霞娥 长安大学环境科学与工程学院, 陕西 西安 710054 摘要 AOR是传统活性污泥法与氧化沟结合的一种新型生化反应器。 具有较高的脱氮除磷功能, 同时独特的污泥恢 复区的设计, 使得回流污泥集中适当充氧, 另外采用同心圆结构, 使每个区形成循环流态, 因此是一种高效、节能、适应 性强的污水处理工艺。 在对AOR 反应器分析研究的基础上, 提出满足生物脱氮除磷的动力学设计研究方法, 并对其 设计计算公式进行推导。 关键词 AOR 生物脱氮 设计计算 1 AOR 工艺简介 典型的AOR工艺流程见图 1。 图 1 AOR 工艺流程图 结合图 2 所示,AOR生物反应器共包含 3 个区, 其中, 内圈分为 2 个区, 有曝气设备的是污泥活性恢 复区 R区 , 另一个是缺氧区 A 区 , 外圈为好氧区 O 区 。回流污泥先进入 R 区, 适当充氧恢复活性, 然后进入缺氧区 A 区 ,与原水及循环的硝态液混合 发生反硝化反应 ,同时释放磷, 并进行部分有机物的 水解与吸附 。A 区为好氧区, 在此区进行磷的吸收, 有机物氧化降解和硝化反应。混合液回流从外圈好 氧区用设备 泵或搅拌器 提升 ,并通过隔墙上的洞进 入缺氧区 。 图2 AOR 反应器流程图 AOR工艺较强的脱氮除磷功能主要在于污水在反 应池内连续并交替进行好氧、 缺氧、 混合反应。其原理 相当于有一系列的 A O 或O A 生化装置的串联, 类似 呈推流式的氧化沟, 如图 3。从池型结构上看,采用同 心圆结构布置好氧区、 缺氧区, 使每个区形成循环流 态,并通过搅拌机的作用使不同功能分区的混合液循 环流动。实现高效、 节能、 适应性强的污水处理。 图3 工艺原理图 2 工艺设计方法分析 污泥负荷法 、 数学模型法和泥龄法是活性污泥工 艺设计计算的 3 种常用方法 。其中污泥负荷法是 一种经验计算法 ,其主要缺陷在于没有考虑到水质水 量的变化差异, 曝气池污泥负荷及容积负荷取值范围 太大 ,造成设计计算很难操作 。而数学模型法在理论 上比较完美 ,但在具体应用上却由于污水水质及处理 的复杂性和多样性, 使得其在国内外尚未形成普遍推 广的设计方法。泥龄法是研究生化反应速度 、 历程及 描述生物降解过程特性的一种数学方法 ,通过生化反 应动力学, 可以把微生物学和生物化学的实验结果用 于生化反应器的设计和运行管理机制,是更加全面科 学而合理的设计方法 。综合了各种方法的优点,结合 AOR 工艺的特点, 本研究采用以硝化菌和反硝化菌 的泥龄为依据的动力学设计计算法 。 3 设计计算 3. 1 好氧区 O 区 体积 V1计算 3. 1. 1 硝化菌比生长速率 硝化菌比生长速率 μ o计算公式 μo0. 47 1. 103 t- 15 式中 μ o 硝化菌比生长速率 d -1 ; t 设计污水温度,北方地区通常取10 ℃,南 方地区可取 11～ 12 ℃,本研究中取10 ℃。 7 环 境 工 程 2007年 8 月第25 卷第4 期 3. 1. 2 硝化菌泥龄 硝化菌泥龄 θdcN计算公式 θdcNF 1 μo 式中 θ dcN 硝化菌设计泥龄 d; F 安全系数, 取值为 1. 5～ 2. 5, 一般设计 中取为2. 3; 1 μo 硝化菌世代周期 d。 3. 1. 3 污泥产率系数 污泥产率系数 Y 计算公式 Y K 0. 6 Nj S0 1 -0. 072 0. 6θ dcNFT 1 0. 08θdcNFT 其中 FT1. 072 t- 15 式中 Y 产率系数 mg mg ; Nj 悬浮固体浓度 mg L ; FT 温度修正系数; S0 硝化进水中 BOD5浓度 mg L ; t 设计水温 ,与前面的计算取相同数值; K 系数,一般取 K 0. 8～ 0. 9。 3. 1. 4 硝化过程所需要的水力停留时间 硝化过程所需要的水力停留时间HRT1计算公式 HRT1 θ dcNY S0-Se Xv 式中 HRT1 硝化过程所需要的水力停留时间 d; Xv 好氧区内污泥的浓度 mg L , 一般反 应 器 内 的 污 泥 浓 度 为 3 000 ～ 5 000 mg L, 本研究取3 000 mg L; Se 好氧区出水中 BOD5浓度 mg L 。 3. 1. 5 好氧区体积 好氧区体积 V1计算公式 V1HRT1Q 式中 V1 好氧区体积 m 3 ; Q 设计污水流量 m 3 d。 3. 2 缺氧区体积 V2计算 3. 2. 1 考虑温度校正时的反硝化速率 考虑温度校正时的反硝化速率 qDT计算公式 qDTqD20θ t- 20 式中 qDT t ℃ 时的反硝化速率 mg mgd ; qD20 20 ℃ 时的反硝化速率 ,mg mgd ,取 值为0. 03～ 0. 11,一般设计中取 0. 05; t 取值与前同; θ 温度系数 , 随具体条件而定, 其数值在 1. 06～ 1. 15 之间 ,可取 θ 1. 09。 3. 2. 2 出水硝酸盐浓度计算 本工艺出水硝酸盐浓度根据氮的物料平衡可以 得到 进水总氮量 反硝化氮量 微生物同化作用消 耗氮量 出水氮量 即 QTN r R QSNOX 0. 05Q S0-Se QSNOX 整理得 SNOXTN -0. 05 S 0-Se 1 R r 式中 SNOX 出水硝酸盐浓度 mg L ; TN 进水总氮浓度 mg L ; R 污泥回流比, 一般为50～ 100; r 内回流比,工程上通常采用200～ 400。 3. 2. 3 反硝化过程所需要的水力停留时间 反硝化过程所需要的水力停留时间 HRT2计算 公式 HRT2 SN-SNOX qDTXDN 式中 HRT2 反硝化过程所需要的水力停留时 间 d; SN 为缺氧区进水中 NO - 3- N 浓度 mg L; SNOX 缺氧区出水中 NO - 3-N 浓度 mg L ; XDN 反硝化池中污泥浓度 mg L。 3. 2. 4 缺氧区体积 缺氧区体积 V2计算公式 V2HRT2Q 3. 3 污泥活性恢复区 R区 体积 V3的计算 图 4 R 区工作原理图 此污泥活性恢复区 R区 的作用类似吸附再生法 中再生池的作用,将回流污泥进行适当充氧,并完成第 二阶段的分解和合成代谢反应 ,活性污泥微生物进入 内源呼吸期,使污泥活性得到充分的恢复,再进入AOR 其他反应区与污水接触,能够充分地发挥其吸附和代 谢活动,从而使有机污染物得到降解和去除。 其原理示意图如图 4。 8 环 境 工 程 2007年 8 月第25 卷第4 期 3. 3. 1 二沉池底部排出的污泥浓度 二沉池底部排出的污泥浓度 Xr计算公式 Xr10 6 SVI f 式中 Xr 二沉池底部排出的污泥浓度 mg L ; SVI 污泥容积指数 mL g ; 取值介于 70 ～ 110 之间, 本研究取 100; f 混合液中挥发性悬浮固体占总悬浮固体 浓度, f MLVSS MLSS ; 取值为 0. 7 ～ 0. 8, 本研究取 0. 75。 3. 3. 2 污泥产率系数 污泥产率系数 Y 计算公式 Y K 0. 6 Nj S0 1 -0. 072 0. 6θ dcNFT 1 0. 08θdcNFT 其中 FT1. 072 t- 15 注 式中各符号含义及取值同好氧区 3. 1. 3 3. 3. 3 活性污泥的表观产率系数 活性污泥的表观产率系数 Y0计算公式 Y0 Y 1 Kdθc 式中 Y0 表观产率系数,即考虑微生物内源呼吸 而使其本身质量消亡时的产率系数; Kd 异氧微生物内源衰减系数, 一般可取 0. 05 d - 1 ; θ c 污泥龄,即生物固体平均停留时间 d, θcF 1 μ0 , 注 式中各符号含义及取值 同好氧区 3. 1. 1,3. 1. 2 。 3. 3. 4 活性污泥每日在生物池内的净增值量 活性污泥每日在生物池内的净增值量 Δ X 计算 公式 ΔX QY0 S0-Se 式中 ΔX 活性污泥每日在生物池内的净增值量 mg d; Q 设计流量 m 3 d ; Y0 表观产率系数; S0 进水中 BOD5浓度 mg L; Se 出水中 BOD5浓度 mg L 。 3. 3. 5 R 区污泥浓度计算 假定曝气池内所需要的微生物的合成全部在污 泥活性恢复区完成, 则 R 区的污泥浓度为 XsXrΔX QR 式中 Xs 污泥活性恢复区的污泥浓度 mg L ; ΔX 活性污泥在生物池内的净增值量 mg d; R 污泥回流比 R Xc Xs-Xc ; Xc 曝气池内污泥浓度 mg L , 本研究取 3 000 mg L。 3. 3. 6 污泥活性恢复区的有机底物的物料平衡 在稳定条件下, 污泥活性恢复区的有机底物的物 料平衡式 RQXr-RQXsYRQSeYfQS0-VRKdXs0 式中 RQXr 从二沉池进入 R区的污泥量 mg; RQXs 从 R区回流到其他 AOR 反应区的 污泥量 mg ; YROSe R区对进入该池可溶性基质代谢 所产生的MLVSS 量 mg ; YfQS0 R区对进入该区的不溶性的基质代 谢所产生的MLVSS 量 mg ; f 进入 R 区中不溶性的基质占总进水基 质的量的比值, 一般取值为0. 8; VRKdXs 微生物自身氧化衰减所减少的 BOD5的MLVSS 量 mg 。 化简物料平衡式 ,得 VR RQ Xr-XsYSeYfQS0 KdXs 式中 VR 污泥活性恢复区 R区 的容积 m 3 。 4 结论 由以上各设计计算的公式可知 ,好氧区、缺氧区 和污泥活性恢复区的体积的影响参数为 Nj、S0、Se、 t 、 TN、R 、r 、XDN、Xv、SVI。对于给定的城市污水 , 除 R 、 r 需根据具体工艺特征确定外 ,其余参数都是可根 据处理污水性质确定的。因此对于某城市污水厂, AOR 工艺的体积是由反硝化率 fDN R r R r 1来确定 的。设计某城市污水处理厂进水 BOD5为 200 mg L, TN 为40 mg L, 水温为10 ℃,进水悬浮固体浓度 Nj为 200 mg L ; 出水 BOD5要求为 20 mg L ,设计流量 Q 取 5 000 m 3 d ,由反硝化率 f DN R r R r 1可得相应各区 的体积比。 下转第 12 页 9 环 境 工 程 2007年 8 月第25 卷第4 期 5 问题分析 1 由于石灰除硬系统产生的沉淀物主要为碳酸 钙,因此在管线中存在严重的结垢问题,尤其是污泥排 放的管道及设备,在停止排泥时,存留的碳酸钙污泥会 淤积结垢堵塞管道,损坏泵体 。解决的方法是在管线 上布置冲洗水管,定期对设备和管道进行高压冲洗 。 2 污泥脱水床在多次间歇投加时,由于前次碳酸 钙污泥脱水后形成的泥饼孔隙率小,在脱水床过滤层 表面形成致密的污泥层,当再次进泥时,污水不容易渗 滤,因此脱水效果下降。要解决该问题,可以采取一次 排泥脱水; 或者采用间歇排泥、 定期除泥的方式。 6 结论 1 采用生物接触氧化 絮凝沉淀机械搅拌澄 清 连续动态过滤 消毒工艺对城市污水处理厂二 级出水进行深度处理 ,出水水质达到再生水用作冷却 水的水质控制指标, 能满足循环冷却水系统的补水要 求,且流程简单, 操作方便, 通过技术改进 ,系统运行 更加稳定。 2 连续动态过滤器过滤效率高 、 运行能耗低 ; 污 泥脱水床不需要动力消耗 ,处理过程生态 、 环保,在中 水深度处理回用中值得推广应用。 参考文献 [ 1] 张国斌. 火力发电厂中水回用技术与应用前景. 中国给水排水, 2005,21 7 89 -91. [ 2] 张敬东. 关于城市生活污水处理后回用于火力发电厂生产用水 的探讨. 工业水处理, 1999-05, 19 3 5-8. [ 3] 宋晓红, 王平. 二级处理后的城市污水用作电厂冷却水若干问 题的探讨. 电力环境保护, 2006, 22 5 40 -42. 作者通讯处 王荣斌 730000 兰州市定西路 211 号 二十一冶建设 有限公司 通讯联系人 邢奕 100083 北京市海淀区学院路 30 号 北京科技 大学环境工程系 电话 010 62234821 E -mail xingyi76 gmail. com 2007- 01-26 收稿 上接第 9页 4. 1 各区体积比计算 当硝化率 fDN取最小值 71. 4时, 即污泥回流比 R 为 50, 内回流比 r 为 200 V1∶ V2∶ VR0. 38Q∶ 0. 49Q∶ 0. 08Q ; 当硝化率 fDN取最大值 83. 3时,即污 泥回流比 R 为 100, 内回流比 r 为 400 V1∶ V2∶ VR 0. 38Q∶ 0. 55Q∶ 0. 11Q 。 4. 2 各区体积比及污泥活性恢复区占总内圆的角度 θ 值的结论 图5 体积及半径示意图 上述计算中得出 V1∶ V2∶ VR 1∶ 1. 29 ～ 1. 45 ∶ 0. 21～ 0. 29 , 由 VRV2, 并且当硝化率 fDN取最大 值83. 3时, 即污泥回流比 R 为 100, 内回流比 r 为400时, θ 的取值为 60 , 故可知污泥活性恢复区 占总内圆的角度 θ 值应以 60 为宜, 也不宜过小以 免影响 R 区对于污泥活性的恢复程度 , 具体取值应 根据实际情况合理确定。 5 计算实例 圆形的池型既具有良好的 水力特性 , 又节约工程造价, 一 般工程中 圆形池 的径 深比为 5∶ 1 。 某城 市污 水处 理厂 进水 BOD5为200 mg L ,TN 为40 mg L , 水温为 10 ℃, 进水悬浮固体浓 度 Nj为200 mg L ; 出水 BOD5要求为20 mg L ,设计流 量 Q 取5 000 m 3 d, AOR 工艺的硝化率一般能达到 0. 85以上, 故以 V1∶ V2∶ VR0. 38Q∶ 0. 55Q∶ 0. 11Q 的 体积比来确定 , 以图 5 为例 , 体积及半径计算为 V10. 38 5 000 1 900 m 3 ; V 20. 55 5000 2 750 m 3 ; V R0. 11 5 000 550 m 3 。计算得, R113. 8 m , R2 17. 3 m , θ 60 。 参考文献 [ 1] 周雹. 城镇污水生物处理新工艺及其应用. 中国给水排水, 2003,19. 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After the study of AOR process, the dynamic designmeeting biological phosphorusand nitrogen removal is proposed, and the ulas used to design and calculate are deduced. Keywords AOR, biological denitrification and design the placement of catalytic ironfollowed bio -treatment improved the removal efficiency of catalytic iron, and the ations of scale and organic layer were inhibited; the promotion to bio -treatment and the reduction of catalytic ironwas realized by the inner -cycle process, but some problems such as inefficiency of NH3-N removal remains to be settled in this process. Keywords catalytic iron, high concentration organic sewage from fine chemistry zone and bio -treatment-catalytic iron inner -cycle process SHORT-CUT NITRIFICATION AND DENITRIFICATION OF A DAT -IAT BIOLOGICAL NITROGEN REMOVAL PROCESSWu Chundu Nie Ying MiaoYingqi et al 19 Abstract Nitrite accumulation was studied onthe condition of low dissolved oxygen DOand using A DAT -IAT biological nitrogen removal process to treat high -strength ammonium industrial wastewater with low C N ratio . The experimental results indicated that the system could realize long -term stable nitrite accumulation with high ammonia removal rate and no sludge bulking under the condition of low DO. During the stable operation stage, setting a DO concentration in DAT reactor at 1. 0 mg L, it was possible to achieve a average nitrite accumulation ratio NO - 2-N NO - X-N at 82. 1with the ammonia removal rate over 95 and the SVI maintained at a proper level of 90～ 125 mL g, which means a good settlement of sludge. Keywords A DAT -IAT, biological nitrogen removal, short -cut nitrification the system functioned well on conditions of hydraulic loading near 1. 2m2 m3hand sufficient air supply. The heights of the filter had great effects on the removal of different pollutants. Most of organic substances were degraded in the lower 40 cm of media near inlet, while most of ammonia were nitrified in the upper media. Keywords zeolite biological aerated filter, contaminated river water, gas -water ratio and hydraulic loading 2 ENVIRONMENTAL ENGINEERING Vol. 25,No. 4, Aug . , 2007