污水處理廠AAOA-MBR工藝硝態氮濃度計算及對設計的影響分析

柳 巖，劉建軍，牛和昕，尤 穎，祁 譽

(北京碧水源科技股份有限公司，北京 102206)

近年來，對于進水TN高、出水TN要求嚴格的污水處理廠的工藝選擇上，在原AAO工藝后加缺氧池及MBR系統，組成AAOA-MBR工藝，得到廣泛應用[1-3]。由于AAOA-MBR工藝各單元間存在三級回流，較為復雜，且反硝化回流是從好氧池末端回流而不是從系統末端回流，不能參照傳統AAO工藝按照出水所含硝態氮濃度粗略計算硝化液回流量，而對此回流系統內的計算分析鮮有報道。對于缺氧池至厭氧池的除磷需求的回流，目前大部分報道為后缺氧回流至厭氧池，而前缺氧池也可作為起始點，該回流起始點的選擇會直接影響到生物除磷效果，但無報道分析說明原因。

本文通過對AAOA-MBR工藝各單元(厭氧、缺氧、好氧、后缺氧、膜池)硝態氮濃度的計算分析，準確得到反硝化回流量，正確選擇缺氧池至厭氧池的起始回流點，為本工藝合理設計及穩定運行提供支持。

1 項目背景

山西省某污水處理廠設計規模為10萬m3/d，原設計出水為《城鎮污水處理廠污染物排放標準》(GB 18918—2002)一級A標準。其中一期設計規模為5萬m3/d，采用奧貝爾氧化溝工藝，二期設計規模為5萬m3/d，采用AAO工藝。山西省出臺污水處理廠排放新地標，污水處理廠出水主要指標需達到《地表水環境質量標準》(GB 3838—2002)中Ⅳ類標準(TN除外)，所以需要進行提標改造。

按照新進出水水質核算，原有生化系統只能處理6萬m3/d水量，同時受二沉池表面負荷限制，僅在原構筑物上進行改造難度較大，故生化系統需原廠新增擴容4萬m3/d。由于現況進水各水質指標比原設計提升較多，且新出水標準更加嚴格，結合廠內用地情況，采用占地省、效果好的AAOA-MBR工藝，預處理等構筑物沿用原有設施。

2 進出水水質

根據現況進水水質，本次設計進水水質指標濃度比原設計進水水質大幅增加，出水指標除TN外均需滿足地表水Ⅳ類標準(TN≤10 mg/L)，具體如表1所示。

表1 設計進出水水質Tab.1 Designed Water Quality of Influent and Effluent

3 AAOA-MBR系統工藝流程

在傳統AAO工藝基礎上，增加后缺氧及膜出水段，在后缺氧段投加碳源，用于進一步去除TN，膜池單元用于放置膜組器，同時膜吹掃曝氣系統能夠使膜池內產生較高濃度溶解氧，可用于剩余碳源分解及好氧環境排泥，保證CODCr達標及提高生物除磷效率。工藝流程如圖1所示。

圖1 工藝流程圖Fig.1 Process Flow Chart

自前端預處理后，污水進入厭氧池A1，與來自缺氧池A2的回流液R1充分混合，聚磷菌的厭氧釋磷聚能在A1內完成。

污水進入A2后，與來自好氧池O1末端的回流液R2充分混合，A2內的反硝化去除TN量為BOD5進水/4，則其余TN需要在后缺氧池A3內通過外加碳源去除。

接著，污水進入O1，完成CODCr的去除及硝化作用，回流液R3有兩個作用，一是維持O1內較高的污泥濃度，二是將膜池O2內的溶解氧攜帶到O1池進行利用，節約一定曝氣能源。

然后，污水進入A3，此池內原污水攜帶的BOD5基本已經在O1內消耗殆盡，但TN指標仍不滿足出水要求，所以需要在A3加入適量碳源。

之后污水進入O2，曝氣好氧環境一方面消耗添加的碳源，確保出水CODCr達標，另一方面使剩余污泥在好氧條件下排出，保證微生物體內磷不釋放，加強生物除磷效果。

4 氮污染物濃度分析計算

目前，污水處理廠反硝化脫氮過程一般需要通過好氧池回流硝化液至缺氧池進行，硝化液回流量過少則不能達到脫氮效果，過多則會增加溶解氧的攜帶量而浪費大量碳源。因此，好氧池O1末端的硝態氮濃度需要準確計算，從而準確設計硝化液回流量。

缺氧池至厭氧池的回流過程，起始點位可為前缺氧池A2末端或者后缺氧池A3末端，為了盡量減少對厭氧釋磷環境的破壞，需要準確計算二者的硝態氮(化合態氧)濃度，以硝態氮較低者作為回流點。

4.1 相關參數

根據工程具體情況，相關設計參數如表2所示。

表2 設計參數Tab.2 Design Parameters

來水充分與污泥混合保證厭氧池具有一定的污泥濃度，取R1為200%。維持生化階段較高的污泥濃度，并將膜池內大量溶解氧輸送至好氧池前端，取R3為500%。根據室外排水設計規范[4]留有一定設計余量，按照BOD5/TN=4進行脫氮所需碳源計算。

4.2 分析計算

4.2.1 總去除量分析

本文計算分析過程中，為設計留有余量，忽略污泥同化作用及預處理去除的少量TN及BOD5。則TN去除量計算如式(1)～式(3)。

(1)

(2)

ΔTN3=3 200-2 100=1 100 (kg/d)

(3)

其中：ΔTN1——TN總去除量，kg/d；

ΔTN2——缺氧池A2的TN去除量，kg/d；

ΔTN3——后缺氧A3的TN去除量，kg/d；

N0——系統總進水TN質量濃度，mg/L；

Ne——系統總出水TN質量濃度，mg/L；

Q——進水總量，m3/d；

S0——系統總進水BOD5質量濃度，mg/L。

4.2.2 各單元實際流量分析

由于各級回流的影響，各處理單元內實際流量差異較大，設計過程中各單元污染物濃度需要經過計算后得出。由圖1可知，厭氧池A1進水流量及出水流量均為(R1+1)Q；缺氧池A2進水流量為(R1+R2+1)Q，出水流量為(R2+1)Q；好氧池O1進水流量為(R2+R3+1)Q，出水流量為(R3+1)Q；后缺氧池A3進水流量與出水流量均為(R3+1)Q；膜池O2進水流量為(R3+1)Q，出水流量為Q，相應結果如表3所示。R1與R3為上述分析確定值，R2為未知值，需要后續計算分析得出。

表3 各單元實際流量Tab.3 Actual Flow of Each Unit

4.2.3 好氧池O1末端硝態氮濃度及R2值分析計算

當A2內反硝化所要去除的TN總量一定時，O1末端回流至A2前端的硝化液濃度與回流量乘積一定，所以準確計算好氧池O1末端的硝態氮濃度對于確定R2的設計值至關重要。

由圖1可知，好氧池O1末端硝態氮濃度與后缺氧池A3始端硝態氮濃度相同。

由于膜池出水TN濃度即為工藝出水，要求質量濃度小于10.00 mg/L，后缺氧池A3末端TN質量濃度也為10.00 mg/L。后缺氧池A3的起始端與末端TN濃度差與池內實際流量的乘積即為后缺氧A3的TN去除量，如式(4)。

ΔTN3=(R3+1)Q(NA3o-Ne)

(4)

其中：NA3o——后缺氧A3的進水TN質量濃度，mg/L。

由前述分析可知，ΔTN3為1 100 kg/d；Ne為10.00 mg/L；R3、Q為已知量，代入可得NA3o為14.58 mg/L。則在R2回流硝化液中，TN濃度減去氨氮質量濃度(1.50 mg/L)，硝態氮濃度N′A3o可認為是13.08 mg/L。

則根據R2回流硝態氮濃度及在缺氧池A2中TN的去除量，可以得出R2的計算值，即R2=(ΔTN2/Q)/N′A3o=401%。則計算回流比R2選取為400%，設計時可留有一定余量，回流設備變頻調速，以便適應季節更替等原因造成的水質較大波動。

4.2.4 缺氧池A2末端與后缺氧池A3末端硝態氮濃度分析

由4.2.3小節計算分析可知，保證合理回流比R2時，O1末端回流的硝態氮經過缺氧池A2的反硝化作用基本去除，理想狀態可認為A2末端硝態氮濃度趨近于0。

由圖1可知，后缺氧池A3末端硝態氮與膜池O2硝態氮質量濃度相同，為8.50 mg/L。

5 結果討論

5.1 R1回流起始點分析

本次設計R1從缺氧池A2末端回流至厭氧池A1，也有文獻報道R1從后缺氧池A3末端回流至厭氧池A1[1,5]。

由上述計算分析可知，本項目缺氧池A2末端的硝態氮含量為0，而后缺氧池A3末端硝態氮質量濃度為8.50 mg/L。硝態氮作為化合態氧回流至厭氧池將會破壞厭氧環境，影響聚磷菌釋磷聚能過程[6]，所以本設計從A2末端回流更佳。

5.2 R2回流比取值分析

根據4.2.3小節計算可知，好氧池O1末端的硝態氮質量濃度為13.08 mg/L，計算R2值為400%。而如果將好氧池O1末端硝態氮質量濃度認為是出水的8.50 mg/L，則計算R2值為617%，計算值過大。由此可知，回流中硝態氮濃度大小對回流量取值有較大影響，而本工藝中硝態氮回流濃度不能按照傳統AAO工藝計算。

回流攜帶溶解氧可以消耗缺氧池中碳源，造成碳源的浪費。R2過大會造成進水在缺氧池中實際停留時間變短，雖然硝態氮在缺氧池A2中的理論停留時間相同，但進水中可用于反硝化作用的有機物會因來不及用于反硝化作用而進入好氧池O1內被消耗，同樣造成碳源和能源浪費。

同樣，R2值不宜過小。進水中的碳源在缺氧池A2中用于反硝化，R2過小則進水中的碳源不能得到充分利用，同樣造成碳源的浪費。

6 AAOA-MBR工藝設計

6.1 設計參數

本工藝按照4.2.3小節計算參數進行設計，本期工程設生化池+MBR組合池1座，分為2組，其余設計參數如下。

生化系統：理論停留時間為22.5 h，其中厭氧池為2.0 h，缺氧池為7.5 h，好氧池為8.0 h，后缺氧池為4.0 h，膜池為1.0 h；氣水比為8.64∶1.00；膜池污泥質量濃度為10.00 g/L，好氧池污泥質量濃度為8.33 g/L。

膜系統：膜材質為聚偏氟乙烯(PVDF)，采用浸沒式中空纖維膜，平面膜孔徑為0.1 μm，單個膜組器膜面積為2 100 m2，共有8個膜池廊道，設備總數量為48套，平均膜通量為16.65 L/(m2·h)。

6.2 圖紙設計

根據上述計算分析，本次設計與之前報道的AAOA-MBR工藝設計不同之處如下。

(1)根據4.2.3小節硝化液回流量R2計算，設置回流泵及變頻調節回流渠，為便于監管及調節，在回流渠上設置渠道流量計。經過計算可知，回流泵選型需避免直接按照出水硝態氮計算而導致余量過大，造成碳源浪費及反硝化不徹底，同時避免因缺少回流流量檢測而導致調節的盲目性。

(2)依據前述計算與回流設計，可保證缺氧池A2末端硝態氮濃度基本為0，則R1回流起始端可選擇缺氧池A2末端，避免從后缺氧池A3末端回流攜帶較多硝態氮(化合態氧)破壞厭氧池A1釋磷環境。

6.3 設計調整可行性分析

設計過程中，根據進水水質及出水要求對工藝及計算分析進行靈活調整。回流量R2可通過變頻調速水泵調節流量，運行過程中可根據實測水質及本文計算作為依據對R2進行調整，以應對季節性較大水質變化。

后缺氧池A3前段部分可設置曝氣缺氧切換，以便調整硝化與反硝化過程的時間比例。靈活設置碳源加藥點，設置可調加藥量，可應對各參數改變帶來的不同加藥需求。根據本文提出的計算思路，設計過程中可針對不同項目進水水質及出水要求，靈活調整各設計參數以應對不同需求。

7 調試運行結果分析

本項目于2021年調試完畢正式運行，AAOA-MBR系統在2021年9月—12月的出水具體指標如表4所示。本項目冬季進水水質濃度為全年最高，水溫全年最低，故冬季運行條件最惡劣，本時間段運行數據具有較高代表性。

表4 實際運行進出水水質Tab.4 Actual Operation Water Quality of Influent and Effluent

為了與計算結果互相驗證，在出水各指標均達標的運行工況下，選取進水BOD5濃度有明顯差異的生產日，同時監測好氧池O1末端硝態氮濃度，結果如表5所示。由表5可知，實際出水硝態氮濃度較低，好氧池O1末端硝態氮濃度高于總出水硝態氮濃度，用來計算R2回流比較為合理。

表5 O1末端與出水硝態氮濃度對比Tab.5 Comparison of Nitrate Nitrogen Concentration between O1 End and Effluent

8 結論

本文在實際工程案例基礎上，通過對AAOA-MBR工藝研究計算分析，為后續該工藝設計及運行提供支持。

(1)本工藝R1回流起始端選前缺氧A2池末端為最優，后缺氧池A3末端硝態氮濃度較高，會破壞厭氧池A1的厭氧環境，不適合作為R1的回流起始點。

(2)本工藝各單元因回流級數較多，回流量復雜，好氧池O1末端至缺氧池A2前端的回流R2不能按照出水中的硝態氮濃度粗略計算，需要準確計算好氧池末端的硝態氮濃度，據此計算回流R2。

(3)R2需根據實際水質計算調整，過大則會由于攜帶的溶解氧造成碳源浪費，同時多余回流量造成能源浪費；過小則缺氧池A2中反硝化作用不能充分利用進水中的碳源，同樣造成碳源浪費。

(4)本工藝運行中，可根據實際進水季節變化情況計算調整回流量等運行參數優化運行。