2010—改良UCT分段进水脱氮除磷工艺性能及物料平衡

　第 61 卷 　第 4 期 　 　化 　工 　学 　报 　　　 　　　　Vol161 　No14 　 2010 年 4 月 　 　CIESC 　Journal 　 　　April 　2010 研究 论文 政研论文下载论文大学下载论文大学下载关于长拳的论文浙大论文封面下载 改良 UCT 分段进水脱氮除磷工艺 性能及物料平衡 葛士建1 , 彭永臻1 , 张 　亮2 , 王希明1 , 王淑莹1 (1 北京工业大学北京市水质科学与水环境恢复重点实验室 , 北京 100124 ; 2 哈尔滨工业大学城市水资源与水环境国家重点实验室 , 黑龙江 哈尔滨 150090) 摘要 : 采用改良 UCT 分段进水试验装置研究了该工艺处理实际生活废水的脱氮除磷性能 , 建立了该系统碳 (COD) 、氮、磷的物料衡算公式 , 并以稳态条件下试验数据为基础分析评价了各指标的物料分布情况。结果表 明 , 工艺出水水质稳定 , 抗冲击负荷能力较强 , 平均出水 COD、总氮、总磷含量分别为 4315、8151、0129 mg ·L - 1 , 满足国家城镇生活污水一级 A 排放标准。此外 , 根据建立的物料衡算公式及工艺各反应区污染物指 标的转化途径分析发现 , 高达 6711 %的反硝化脱氮作用 (包括缺氧反硝化和好氧同步硝化反硝化) 是该工艺深 度脱氮的根本原因 ; 系统反硝化和释磷过程利用的 COD 占总去除量的 6211 % , 体现了该工艺充分利用原水碳源 的优势 ; 氮素和 COD 的平衡率均高达 9918 % , 证明了所建立的公式的有效性。系统对磷的去除主要依赖于排放 的剩余污泥 , 占总量的 7117 %。 关键词 : 分段进水 ; 脱氮除磷 ; UCT ; 物料平衡 中图分类号 : X 70311 　　　　　　　文献标识码 : A 文章编号 : 0438 - 1157 (2010) 04 - 1009 - 09 Performance and material balance of modified UC T step feed enhanced biological nit rogen and p hosp hate removal p rocess GE Shijian1 , PEN G Yongzhen1 , ZHAN G Liang2 , WAN G Ximing1 , WAN G Shuying1 (1 Key L aboratory of B ei j ing f or W ater Quali t y S cience and W ater Envi ronment Recovery Engineering , B ei j ing Universit y of Technology , B ei j ing 100124 , China ; 2 S tate Key L aboratory of U rban W ater Resource and Envi ronment , H arbin I nsti t ute of Technology , H arbin 150090 , Heilong j iang , China) Abst ract : The removal of wastewater nut rient s in t he modified UCT step feed process was investigated when t reating municipal wastewater1Based on experimental data under steady2state conditions , t he equations for calculating material balances of COD , nit rogen and p hosp hate were established1 These three material dist ributions in t he system were also evaluated1 The result s indicated t hat wit h stable effluent quality and good capacity of resistance to shock load , t he effluent concent rations of COD , TN and TP were 4315 , 8151 , 0129 mg ·L - 1 on average , respectively , which t he first level A discharge standard of pollutant s for municipal wastewater t reatment plant was met1 Furt hermore , according to calculation equations and t ransformation pathways of nut rient s , it was found t hat app ro ximately 6 71 1 % of nit ro gen 　　2009 - 10 - 16 收到初稿 , 2009 - 11 - 19 收到修改稿。 联系人 : 彭永臻。第一作者 : 葛士建 (1987 —) , 男 , 博士研 究生。 基金 项 目 : 国 家 “十 一 五 ” 重 大 科 技 专 项 课 题 (2008ZX073142008201 , 2008ZX0731720072105) ; 北京市教委科技 创新平台项目 ( PXM2008 014204 050843) ; 2008 年中韩环境共 同技术研究项目。 　 　　Received date : 2009 - 10 - 16. Corresponding aut hor : Prof . PEN G Yongzhen , pyz @ bjut1 edu1cn Foundation item : supported by t he National Key Science and Technology Special Project s (2008ZX073142008201 , 2008ZX073172 0072105) , t he Project of Scientific Research Base and Scientific Innovation Platform of Beijing Municipal Education Commission ( PXM2008 014204 050843) and t he Korea2China Joint Research Project on Environmental Technology. 　 was successf ully removed during the denit rification process , including anoxic denit rification process and simultaneous nit rification and denit rification ( SND) process , which greatly cont ributed to high nit rogen removal efficiency1 COD consumed in the denit rification and p hosp hate release p rocess accounted for 6211 % , which embodied t he advantage of sufficient utilization of influent carbon sources1Bot h nit rogen and COD balance ratio s were as high as 9918 % , which confirmed the validity of equations established1 Phosp hate removal was mainly achieved by t he discharge of excess sludge , accounting for 7117 % of t he total . Key words : step feed ; nit rogen and p hosp hate removal ; UCT ; material balance 引 　言 通过调整 A2 / O 工艺 (anaerobic/ anoxic/ oxic) 厌氧池、缺氧池和好氧池的体积分配比以及各功能 区的布置结构 , 以提高 A2 / O 污水生物处理工艺的 脱氮除磷性能 , 这在一定程度上改善了该工艺的脱 氮除磷能力 , 但这些改进措施及变种工艺都需要高 能耗的硝化液内回流设施 , 或者通过投加甲醇等外 碳源提高反硝化脱氮作用以满足日益严格的排放标 准 , 因此药剂费用等限制了传统 A2 / O 及其相应变 种工艺的实际应用[123 ] 。连续流分段进水工艺一般 由多个 A2 / O 或 A/ O (anoxic/ oxic) 段串联组合 而成 , 工艺采用各段缺氧区或厌氧区多点进水的方 式 , 不设置硝化液内回流设施 , 只需将二沉池污泥 回流至反应器首段[4 ] 。Chang 等[5 ]以人工合成废水 为对象 , 采用厌氧/ 好氧/ 缺氧/ 好氧的二段式分段 进水运行模式 , 探讨了 3 种进水流量分配比条件下 的工艺的去碳脱氮除磷效果。GÊrgün 等[6 ] 采用数 学模型模拟分段进水工艺 , 结果表明当工艺采用三 段式时系统出水水质最佳 , 而且所需反应器容积最 小。Vaiopoulou 等[729 ]采用三段分段进水工艺处理 希腊某城市生活废水 , 水力停留时间 9 h , 进水流 量 4 L ·h - 1 , 研究发现当各段进水比例为 60 %、 25 %、15 %时 , 系统对各污染物去除效率最高 , 达 到欧盟污水排放标准。Zhu 等[ 10212 ]研究了优化四段 分段进水工艺性能的运行参数 , 分析并解释了系统 发生同步硝化反硝化现象的原因 , 而且建立了工艺 的模糊控制策略。 本研究提出的改良 UCT 分段进水深度脱氮除 磷工艺是 UCT 工艺 (University of Capetown) 和 分段进水策略的联合应用 , 连续一年的运行试验发 现系统存在显著的同步硝化反硝化和反硝化除磷现 象 , 并且采用各段厌氧区和缺氧区按比例进水的策 略 , 更能充分利用原水碳源的优势 , 为该工艺实现 深度脱氮除磷提供了强有力的保障。Nowak 等[13 ] 认为 , 研究活性污泥法系统的碳 ( COD) 、氮、磷 的物料衡算 , 有助于更好地理解和分析工艺系统有 机物和营养元素的分布变化情况。Barker 等[14 ] 研 究了好氧系统、缺氧系统、缺氧/ 好氧系统和厌氧/ 缺氧/ 好氧系统 4 种系统的碳 ( COD) 和氮的物料 平衡情况。为充分理解和把握改良 UCT 分段进水 工艺系统特性 , 本文首次建立了分段进水工艺的碳 (COD) 、氮、磷的物料衡算公式 , 并且以稳态运 行条件下的试验数据为基础 , 分析了改良 UCT 分 段进水工艺碳 (COD) 、氮和磷的物料走向及平衡 情况 , 以期为评价试验数据的可靠性以及建立工艺 的数学模型参数提供依据和指导。 1 　材料和方法 111 　试验装置 中试试验装置由初沉池、水箱、主体反应器和 二沉池组成 (图 1) 。主反应器有效容积 340 L , 有 机玻璃材质 , 尺寸 50 cm ×60 cm ×125 cm , 由 1 个厌氧区和 3 个连续交替缺氧区、好氧区组成。系 统采用电磁式空气压缩机曝气 , 以黏砂块为微孔曝 气器 , 转子流量计调节曝气量 , 进水及污泥回流通 过蠕动泵控制。竖流式二沉池由有机玻璃制成 , 上 部沉淀区呈圆柱形 , 直径为 50 cm , 污泥斗为截头 倒锥体 , 倾角为 60°, 总高度为 90 cm , 容积为 88 L , 采用中心进水、周边三角堰出水方式。夏季在 室温下运行 , 冬季由热交换器保持恒温 22 ℃左右。 工艺运行条件 : 日处理量 1102 m3 ·d - 1 , 三 段进水流量分配比为 4 ∶3 ∶3 , 水力停留时间为 8～10 h , 污泥龄为 10 d 左右 , 第一段混合液回流 比为 100 % , 污泥回流比为 50 %～100 %。 112 　试验材料及分析方法 硝态氮采用麝香草酚光度法测定 ; 亚硝态氮采 ·0101· 　 　化 　工 　学 　报 　　　　　 　　　　　　第 61 卷 用 N2 (12萘基) 2乙二胺光度法测定 ; COD 采用 5B22 型 COD 快速测定仪测定 ; 污泥浓度 ML SS 采 用滤纸称重法测定 ; 挥发性污泥浓度 ML VSS 采用 马弗炉灼烧重量法测定 ; 凯氏氮采用凯氏氮测定仪 测定 ; p H、ORP、DO 和温度均采用 W TW p H/ Oxi340i 测定仪在线监测。 2 　改良 UCT 分段进水工艺物料衡算 理论分析 211 　氮平衡计算分析方法 改良 UCT 分段进水深度脱氮除磷工艺的氮平 衡分析如图 2 所示 , 根据工艺特点 , 首先以第α段 为对象进行氮元素的物料衡算 , 那么该段缺氧区 N H +4 2N、NO -x 2N 物料平衡式为 QαS0 , N H +4 2N + Q R + ∑αmax - 1α= 1 Qα S(α- 1) , N H +4 2N = Q R + ∑ α max α= 1 Qα S( A →O)α , N H +4 2N +ΔSα, N H +4 2N , anoxic QαS0 , NO - x 2N + Q R + ∑αmax - 1α= 1 Qα S(α- 1) , NO -x 2N = Q R + ∑ α max α= 1 Qα S(A →O)α , NO -x 2N +ΔSα, NO -x 2N , anoxic (1) 式中 　Qα为进水流量 , m3 ·d - 1 ; α表示段数 , α= 1 , 2 , 3 , ⋯, 取整数 ; QR为污泥回流流量 , m3 · d - 1 ; Sα,N H +4 2N为第α段好氧区出水 N H +4 2N 浓度 , mg ·L - 1 ; S (A →O)α,N H +4 2N 为第α段从缺氧区进入好 氧区的 N H +4 2N 浓度 , mg ·L - 1 ; Sα,NO - x 2N为第α段 好氧区出水 NO -x 2N 浓度 ; S (A →O)α ,NO -x 2N表示第α段 从缺氧区进入好氧区的 NO -x 2N 浓度 ( NO -x 2N = NO -3 2N + NO -2 2N) , mg ·L - 1 ; ΔSα,N H +4 2N ,anoxic为第 α段 缺 氧 区 的 N H +4 2N 去 除 量 , g · d - 1 ; ΔSα,NO - x 2N ,anoxic为第α段缺氧区反硝化掉的 NO -x 2N 量 , g ·d - 1 。 对第α段的好氧区进行的 N H +4 2N、NO -x 2N、 T KN 物料计算见式 (2) , 试验中发现该工艺好氧 区发生明显的同步硝化反硝化现象 ( simultaneous nit rification and denit rification , SND) , 因此好氧 区通过 SND 途径去除的氮量可以由式 (3) 计算求 得 Q R + ∑ α max α= 1 Qα S( A →O)α , N H +4 2N = Q R + ∑ α max α= 1 Qα Sα, N H +4 2N +ΔSα, N H +4 2N , oxic Q R + ∑ α max α= 1 Qα S(A →O)α , NO -x 2N = Q R + ∑ α max α= 1 Qα Sα, NO - x 2N +ΔSα, NO- x 2N , oxic ·1101·　第 4 期 　 　葛士建等 : 改良 UCT 分段进水脱氮除磷工艺性能及物料平衡 Q R + ∑ α max α= 1 Qα S(A →O)α , T KN = Q R + ∑ α max α= 1 Qα Sα, T KN +ΔSα, T KN , oxic (2) Sα,SN D , oxic = ΔSα, T KN , oxic - ΔSα, NO - x 2N , oxic - ΔSα, N H +4 2N , assimilation (3) 式中 　ΔSα,N H +4 2N ,oxic为第α段好氧区的 N H +4 2N 氧化 去除量 , g ·d - 1 ; ΔSα,NO - x 2N ,oxic 为第α段好氧区 NO -x 2N 的变化量 , g ·d - 1 ; ΔSα, TKN ,oxic为第α段好 氧区 T KN 的变化量 , g ·d - 1 ; Sα,SND ,oxic 为第α段 好氧区通过 SND 现象去除的氮量 , g ·d - 1 ; ΔSα,N H +4 2N ,assimilation为第α段系统微生物同化作用消耗 的氮量 , 其值可根据下文中剩余污泥中氮含量式 (7) 计算求得 , g ·d - 1 。 因为该工艺第 1 段设置了厌氧区 , 所以单独以 第 1 段的厌氧区氮元素的转换机理为研究对象 , 该 段厌氧区氮平衡可以通过式 (4) 得到 Q1 S0 , N H +4 2N + Q r S (A →O) 1 , N H +4 2N = (Q1 + Q r) S( A →O) 1 , N H +4 2N +ΔS1 , N H +4 2N , anaerobic Q1 S0 , NO - x 2N + Q r S (A →O) 1 , NO -x 2N = (Q1 + Q r) S (A →O) 1 , NO-x 2N +ΔS1 , NO -x 2N , anaerobic Q1 S0 , T KN + Q r S (A →O) 1 , T KN = (Q1 + Q r) S (A →O) 1 , T KN +ΔS1 , T KN , anaerobic (4) 式中 　Qr为第 1 段从缺氧区回流到厌氧区的流量 , m 3 ·d - 1 ; ΔS1 ,N H +4 2N ,anaerobic为第 1 段厌氧区的 N H +4 2 N 去除量 , g ·d - 1 ; ΔS1 ,NO - x 2N ,anaerobic 为第 1 段厌氧 区反硝化掉的 NO -x 2N 量 , g ·d - 1 ; ΔS1 , T KN ,anaerobic 为第 1 段厌氧区反硝化掉的 NO -x 2N 量 , g ·d - 1 。 综上所述 , 系统通过反硝化去除的氮为 SDN , N = ΔS1 , NO- x 2N , anaerobic + ∑ α max α= 1 ΔSα, NO- x 2N , anoxic + ∑αmaxα= 1 Sα,SN D , oxic (5) 系统出水中氮含量为 Sef f , N = ∑ α max α= 1 Qα - QW (Sef f , NO - x 2N + Sef f , T KN ) (6) 系统排放的剩余污泥中氮含量 SW , N = XW fQW f NV (7) f = XW / XV (8) 式中 　XW 、XV 分别为剩余活性污泥浓度及挥发性 污泥浓度 , mg ·L - 1 ; QW 为污泥排放量 , m3 · d - 1 ; f NV 为活性污泥中氮的含量系数 , g N · (g VSS) - 1 , 取 011 g N · (g VSS) - 1[15 ] 。 212 　磷平衡计算分析方法 生物处理系统中磷的去除途径相对简单 , 主要 包括活性污泥微生物的释磷和超量吸磷过程 , 没有 各种化合态磷物质的相互转化 , 磷酸盐从污水水相 转移至污泥相 , 最终以剩余污泥的形式排出系统从 而实现除磷目的 , 因此关于磷的物料平衡仅涉及液 相和固相两种相态 , 无法列出系统各个功能区磷反 应前后的平衡方程 , 所以只能以整个系统为研究对 象 (图 3) , 根据进入系统的磷总量等于系统出水 以及剩余污泥中的磷之和的关系 , 得出磷的平衡方 程式 (9) 、式 (10) 。 Sinf , P = Sef f , P + SW , P (9) 即 ∑ α max α= 1 QαS0 , TP = ∑ α max α= 1 Qα - QW Sef f , TP + QW XW f PV (10) 式中 　f PV 为剩余污泥中 TP 占污泥干重的比例 , 取 3 %[15 ] 。 213 　碳平衡分析方法 活性污泥系统中的碳指标一般用 COD 间接表 示 , 因此关于系统碳平衡分析过程可以用系统中 COD 的质量变化情况描述 , 具体的流程中流量及 COD 分布情况如图 4 所示。 图 3 　改良 UCT 分段进水深度脱氮除磷工艺的磷平衡 Fig13 　Phosphate mass balance of modified UCT step feed process ·2101· 　 　化 　工 　学 　报 　　　　　 　　　　　　第 61 卷 图 4 　改良 UCT 分段进水深度脱氮除磷工艺的 COD 平衡 Fig14 　COD mass balance of modified UCT step feed process 　 　　本文以第α段为对象进行有机物 COD 的物料 衡算 , 对缺氧区和好氧区中 COD 进行物料计算 , 分别见式 (11) 、式 (12) , 第 1 段厌氧区的物料平 衡计算见式 (13) 。 QαS0 , COD + Q R + ∑ α max - 1 α= 1 Qα S(α - 1) , COD = Q R + ∑ α max α= 1 Qα S( A →O)α , COD +ΔSα, COD , anoxic (11) Q R + ∑ α max α= 1 Qα S (A →O)α , COD = Q R + ∑ α max α= 1 Qα Sα,COD +ΔSα, COD , oxic (12) Q1 S0 , COD + Q r S (A →O) 1 , COD = (Q1 + Q r) S(A →O) 1 , COD +ΔS1 , COD , anaerobic (13) 式中 　Sα,COD为第α段好氧区出水 COD 浓度 , mg · L - 1 ; S (A →O)α,N H +4 2N表示第α段从缺氧区进入好氧区 的 COD 浓度 , mg ·L - 1 ; ΔSα,COD ,anoxic 为第α段缺 氧区反硝化利用的 COD 量 , g ·d - 1 ; ΔSα,COD ,oxic为 第α段好氧区氧化去除的 COD 量 , g ·d - 1 ; ΔS1 ,COD ,anaerobic为第 1 段厌氧区聚磷菌利用的 COD 量 , g ·d - 1 。 因此 , 进入系统原水中有机物 COD 以 CO2 形 式排出系统的量为 SCO2 , COD = ΔS1 , COD , anaerobic + ∑ α max α= 1 ΔSα,COD , anoxic + ∑ α max α= 1 Sα,COD , oxic (14) 系统出水中有机物 COD 含量为 Sef f , COD = ( ∑ α max α= 1 Qα - QW ) Sef f , COD (15) 系统排放的剩余污泥中有机物 COD 含量为 SW , COD = f XW QW f CV (16) 式中 　f CV为活性污泥中有机物 COD 的化学计量 系数 , g COD · ( g VSS) - 1 , 取 1148 g COD · (g VSS) - 1[16 ] 。 3 　分段进水工艺各污染物物流情况 311 　连续流改良 UCT 分段进水工艺运行性能 该工艺以某脱氮除磷中试基地 (日处理量为 100 m3 ·d - 1 ) 初沉池出水为原水 , 连续运行 3 个 月左右 , 进出水水质见表 1 , 表中各污染物数据均 为 3 个月试验的平均值。试验发现 , 虽然系统实际 生活污水水质时变化量和日变化量波动较大 (图 5) , 但系统出水水质稳定 , 系统抗冲击负荷能力较 强 , 平均出水有机物 COD 含量为 4315 mg ·L - 1 , 去除率高达 8410 % , 硝化能力显著 , 出水 TN 以 NO -3 2N 为主 , 远远低于国家城镇生活污水一级 A 排放标准要求 , 而系统经过第一段厌氧生物选择区 的充分释磷以及后续缺氧区反硝化除磷和好氧吸磷 过程 , 最终出水 TP 为 0129 mg ·L - 1 , 实现了同 步高效脱氮除磷。 分析原因 , 改良 UCT 分段进水工艺能够实现 深度脱氮除磷 , 主要在于系统各功能区布置合理和 各段厌氧区或缺氧区进水策略的运用。首段厌氧生 物选择区 ORP 维持在 - 375～ - 220 mV , 聚磷菌 利用部分进水有机物碳源充分放磷 , 同时合成储存 P HB , 而二沉池回流污泥只提升至首段缺氧区 , 减弱回流污泥混合液携带的硝酸盐对放磷反应的干 扰作用。首段缺氧区反硝化聚磷菌 (denit rification p hosp hate accumulation organisms , DN PAOs) 利 用进水剩余有机物碳源完成缺氧反硝化除磷 , 出水 直接流入好氧区 , 试验发现至好氧区第一格室 COD 基本在 30～80 mg ·L - 1之间 , 只剩余极少量 的有机物碳源 , 因此好氧区主要进行氨氮的硝化反 应和好氧吸磷过程。而第一段好氧区的硝化液直接 进入第二段缺氧区利用进水碳源进行反硝化脱氮 , 后续好氧区和第三段各功能区同第一段。综上所 述 , 该工艺最大程度地利用了原水有机物碳源 , 特 别适用于处理低 C/ N 比城市生活污水。图 6 为一 ·3101·　第 4 期 　 　葛士建等 : 改良 UCT 分段进水脱氮除磷工艺性能及物料平衡 表 1 　改良 UCT分段进水深度脱氮除磷工艺运行情况 Table 1 　Performance of modif ied UCT step feed BNR process Item COD / mg ·L - 1 N H +4 2N / mg ·L - 1 NO -2 2N / mg ·L - 1 NO -3 2N / mg ·L - 1 TN / mg ·L - 1 PO3 -4 2P / mg ·L - 1 TP / mg ·L - 1 mean influent 308 (172) 5110 (1818) 0107 (0132) 0191 (1139) 5219 (171 1) 3192 (5149) 6143 (6122) mean effluent 4315 (2013) 0125 (0153) 1117 (3151) 7111 (1016) 8151 (5174) 0118 (0177) 0129 (0181) first A discharge standard 50 5 — — 15 — 01 5 个月内各污染物指标沿程变化的平均浓度 , 作为下 文物料衡算的数据。 312 　系统氮的质量分布 根据式 (1) 可得改良 UCT 分段进水工艺流 程中氮元素的物流情况 (表 2) , 由于试验用水 T KN 含量较低所以本文氮平衡计算忽略 T KN 浓 度。由表 2 可知 , 原水按照一定比例分别进入系统 各段缺氧区 , 导致系统后续各段反应器的水力停留 时间减少 , 因此氨氮负荷随沿程逐渐增加 , 但第一 段好氧区出水 N H +4 2N 浓度仅为 0156 g ·d - 1 , 而 后两段几乎实现了 N H +4 2N 的完全氧化 , 充分说明了系统活性污泥具有良好的硝化性能。分析沿程氧化态氮的变化过程可以发现 , 缺氧区反硝化掉的氧化态氮量与原水进水比例呈良好的相关性 , 第二段缺氧区氧化态氮去除量最多 , 达 7173 g ·d - 1 , 而第三段缺氧区由于水力停留时间过短导致反硝化率仅为 5510 %。此外 , 分析比较各段好氧区 N H +4 2N去除量和 NO -x 2N 增加量的差值 (表 2 最右侧数据)可以发现 , 好氧区发生明显的氮损失现象 , 初步分析系统存在同步硝化反硝化反应 , 详细计算见下文。 ·4101· 　 　化 　工 　学 　报 　　　　　 　　　　　　第 61 卷 表 2 　改良 UCT分段进水工艺各段氮平衡分析 Table 2 　Nitrogen balance analysis of modif ied UCT step feed process Stages Inflow / L ·d - 1 N H +4 2N Influent / g ·d - 1 Effluent / g ·d - 1 Removal g ·d - 1 Removal efficiency/ % NO -x 2N ① Influent / g ·d - 1 Effluent / g ·d - 1 Variation / g ·d - 1 Denit rification efficiency/ % Nit rogen removals in oxic basin / g ·d - 1 first AN 816 2713 241 6 21 70 9189 01 85 01 48 01 37 — — DN1 816 2416 191 0 51 60 2015 41 93 01 90 41 03 811 7 — N1 918 1911 01 56 181 5 6718 01 91 71 95 - 7106 ② — 1114 second DN2 1326 2218 211 8 11 00 4139 81 42 01 69 71 73 911 8 — N2 1326 2118 0 211 8 9516 01 69 1013 - 91 61 — 1212 t hird DN3 1632 1617 151 4 11 30 7178 1017 41 81 51 89 551 0 — N3 1632 1514 0 151 4 9212 41 81 1117 - 61 89 — 8154 settler SET 1632 0 0 0 — 1117 1115 01 20 1171 — 　　①NO -x 2N = NO -3 2N + NO -2 2N ; ②“minus”denotes increasement of oxidized nit rogen in oxic basins. Note : AN —anaerobic basins ; DN —anoxic basins ; N —oxic basins ; SET —set tler1 表 3 　氮物料平衡 Table 3 　Material balance for nitrogen Item Inflow S inf ,N Outflow SDN ,N S SND ,N S eff ,N S W ,N nit rogen 571 2 g ·d - 1 181 2 g ·d - 1 201 2 g ·d - 1 6199 g ·d - 1 111 8 g ·d - 1 proportion 100 % 311 8 % 351 3 % 121 2 % 2016 % total 571 2 g ·d - 1 571 1 g ·d - 1 nit rogen balance 991 8 %(outflow/ inflow) 图 6 　改良 UCT 分段进水工艺各污染物 指标沿程变化情况 Fig16 　Variations of pollutants along stages of modified UCT step feed process 　 　　对于改良 UCT 分段进水工艺系统 , 污水中携 带进入系统的氮主要通过 5 种途径最终排出系统 , 分别为系统出水、剩余污泥、缺氧区和厌氧区的反 硝化转化为氮气 , 好氧区同步硝化反硝化途径以及 微生物细胞同化作用消耗。根据式 (2) ～式 (6) 分别计算各部分氮的转化关系 (表 3) 。系统有 6711 %的氮通过反硝化去除掉 , 远远高于传统脱氮 除磷工艺的脱氮效率 ( Wentzel 等[17 ] 对 UCT 工艺 物料衡算发现系统仅有 4015 %的反硝化脱氮) , 其 中各段好氧区 SND 贡献 3513 % , 因此如何在保证 工艺硝化效果的条件下 , 最大程度地强化 SND 脱 氮作用是进一步提高分段进水工艺深度脱氮的重 点。由于系统一直维持较高的污泥浓度 , 所以从系 统剩余污泥中排放的氮不容忽视 (2016 %) , 而出 水中氮含量仅占 1212 % , 因此该工艺在无外碳源 的条件下实现了生活污水的高效深度脱氮。 313 　系统磷酸盐的质量分布 进入系统的磷经过释磷和吸磷生化反应过程 , 一部分磷随出水离开系统 , 另一部分以剩余污泥的 形式排出。系统出水磷含量为 Mef f , TP = (1632 - 15) ×0176 = 1123 g ·d- 1 剩余污泥中磷含量为 MW , TP = 11626 ×15 ×3 % = 5123 g ·d- 1 进入系统的磷含量为 M0 , TP = 1632 ×41465 = 7129 g ·d- 1 系统磷平衡为 P = 1123 + 51237129 ×100 % = 8816 % 图 7 为进入系统的磷经过一系列生化过程后的 分布 , 可见工艺对磷的去除主要通过剩余污泥的排 ·5101·　第 4 期 　 　葛士建等 : 改良 UCT 分段进水脱氮除磷工艺性能及物料平衡 图 7 　系统磷流出分布情况 Fig17 　Phosphate output dist ribution in system 　 放 , 占总量的 7117 %。而总的磷平衡值仅为 8816 % , 这可能是由于计算过程中污泥磷含量按经 验值 3 %计算而导致磷的平衡有 1114 %的余差。 314 　系统 COD 质量分布 根据有机物物料衡算式 (11) ～式 (13) 计算 分段进水工艺系统有机物具体走向 , 见表 4。由表 4 中 COD 流入量可以观察到 , 系统 COD 流入量主 要由各段厌氧区或缺氧区进水分配量决定 , 以第二 段最多。此外 , 流入各段的 COD 主要在厌氧区和 缺氧区被聚磷菌、反硝化聚磷菌和反硝化菌等微生 物有效利用 , 而好氧区异养菌对有机物的好氧氧 化量较少 , 好氧去除量仅占各段有机物流入量的 6191 %～7198 % , 充分体现了分段进水工艺由于采 用了分点进水策略可以最大程度利用原水有机物的 优势。由表 4 可知 , 前两段厌氧区和缺氧区有机物 去除量较大 , 分别占本段有机物流入量的 7612 % 和 7014 % , 而第三段缺氧区有机物去除量为 9218 g ·d - 1 , 仅占 6012 % , 这主要是由第三段水力停 留时间过短和碳源不足所致。 改良 UCT 分段进水工艺系统对进水有机物 COD 的去除作用主要通过以下 3 种生化过程 : ① 聚磷菌和反硝化菌生化反应利用和好氧异养菌氧 化 , 以 CO2 气体形式排出系统 ; ②系统出水携带 COD ; ③剩余污泥排放的 COD。根据式 (14) ～ 式 (16) 可以得到相应的 COD 值 , 见表 5。系统 反硝化过程和释磷过程利用的有机物占总去除量的 6211 % , 远远高于传统 UCT 工艺的 4516 % , 表明 采用缺氧区分段进水策略大大提高了对原水碳源的 利用率 , 则工艺出水 COD 比例微乎其微。对比流 出系统与流入系统的有机物比值 , 即 COD 平衡值 可以看出 , 本工艺平衡值 9918 % , 高于 UCT (6710 % ～ 8917 %) 和 MUCT 工艺 ( 6017 % ～ 8716 %) [13 ] , 这主要是计算方法不同造成的 , Wentzel 等[16 ]没有考虑好氧区对有机物的去除量 , 同时也证明了本文提出的物料衡算公式的正确性。 表 4 　改良 UCT分段进水工艺各段 COD 平衡分析 Table 4 　COD balance analysis of modif ied UCT step feed process Stage COD inflow / g ·d - 1 COD outflow g ·d - 1 Removal amount / g ·d - 1 Removal efficiency / % Influent flow / L ·d - 1 Each stage influent flow dist ribution/ L ·d - 1 first AN 13919 541 0 8519 6114 816 306 DN1 731 3 491 7 2316 1418 816 N1 491 7 381 7 1110 61 91 918 second DN2 18814 551 8 1321 6 7014 1326 408 N2 551 8 411 9 1319 71 38 1326 t hird DN3 15412 611 4 9218 6012 1632 612 N3 611 4 491 1 1213 71 98 1632 settler 491 1 511 5 - 0160 — 1632 表 5 　COD 物料平衡 Table 5 　Material balance for COD Item Inflow S inf ,COD Outflow SDN ,COD S eff ,COD S W , COD COD 5981 9 g ·d - 1 37211 g ·d - 1 311 5 g ·d - 1 1751 5 g ·d - 1 proportion 100 % 621 1 % 51 26 % 2913 % total 5981 9 g ·d - 1 57911 g ·d - 1 COD balance 991 8 %(outflow/ inflow) ·6101· 　 　化 　工 　学 　报 　　　　　 　　　　　　第 61 卷 4 　结 　论 (1) 通过对系统碳 ( COD) 、氮、磷的具体转 化途径的理论分析 , 推导并建立了改良 UCT 分段 进水深度脱氮除磷工艺的物料衡算公式 , 为评价试 验数据的有效性以及建立工艺的数学模型参数提供 依据和指导。 (2) 虽然系统进水为某污水处理厂实际生活废 水 , 进水水质时变化量和日变化量波动较大 , 但系 统出水水质稳定 , 抗冲击负荷能力较强 , 平均出水 有机物 COD 含量为 4315 mg ·L - 1 , 去除率高达 8410 % , 而出水 TN、TP 浓度分别为 8151 mg · L - 1和 0129 mg ·L - 1 , 远远低于国家城镇生活污 水一级 A 排放标准要求 , 实现了同步深度生物脱 氮除磷。 (3) 高达 6711 %的反硝化脱氮作用 (包括缺 氧反硝化和好氧同步硝化反硝化) 是工艺深度脱氮 的根本原因 , 系统反硝化和释磷过程利用的 COD 占总去除量的 6211 % , 体现了该工艺充分利用原 水碳源的优势。此外系统氮素和 COD 的平衡率均 高达 9918 % , 证明了本文建立的公式的有效性。 而系统对磷的去除过程主要依赖于排放的剩余污 泥 , 占总量的 7117 %。 References [ 1 ] 　Su J L , Quyang C F1 Nut rient removal using a combined process wit h activated sludge and fixed biofilm1 W ater Science and Technology , 1996 , 34 (1/ 2) : 4772486 [ 2 ] 　Hallin S , Lindberg C F , Pell M , Plaza E , Carlsson B1 Microbial adaptation , process and a suggested cont rol st rategy in a pre2denit rification system wit h et hanol dosage1 W ater Science and Technology , 1996 , 34 (12) : 88293 [ 3 ] 　Wang Xiaolian , Peng Yongzhen , Wang Shuying , Fan Jie , Cao Xuemei1 Influence of wastewater composition on nit rogen and phosphorus removal and process cont rol in A2/ O process1 B iop rocess and B iosystems Engineering , 2006 , 28 (6) : 3972404 [ 4 ] 　Ge Shijian (葛士建) , Peng Yongzhen (彭永臻) . 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