北方某一污水廠卡魯塞爾氧化溝系統(tǒng)的設計

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　　北方某城市污水處理廠，設計水量3000m3／d，設計最低水溫10℃，ρ（COD）≤350mg／L，ρ（BOD5）≤140mg／L，可采用卡魯塞爾氧化溝進行污水的脫氰除磷處理。在分析、介紹卡魯塞爾氧化溝設計的基礎上，還得出以下設計經(jīng)驗：氧化溝中間隔墻與曝氣機葉輪邊緣的距離宜為80-100mm，氧化溝液面距曝氣機基礎平臺的高度莊為1.45m，曝氣機的防凍可采取保溫房或通蒸汽加熱的方法。

　　隨著出水水質標準的提高，越來越多的新建污水處理廠要求采用脫氮除磷工藝。本文針對北方某一污水處理工程采用Carrousel（卡魯塞爾）氧化溝脫氮除磷，介紹了該廠工藝計算、設備、儀表選型等。

　　1、設計參數(shù)及污水處理工藝流程的確定

　　進出水水質參數(shù)見表1.

　　                             表1設計水質

　　該廠位于北緯38.5度，東經(jīng)106.2度，海拔1100m.該地區(qū)一月份平均最高氣溫-1.2℃，最低氣溫-14.3℃，降雨量1.2mm；7月份平均最高氣溫29.3℃，最低氣溫17.7℃，降雨量42.2mm，冬夏溫差較大。

　　①由進水水質可知：m（BOD）／m（COD）：0.4＞0.3，生化性較好；

　?、诶碚撋蟤（BOD）／m（TN）＞2.86時反硝化過程才能進行，實際運行要求m（BOD）／m（TN）應大于3.本工程m（BOD）／m（NH3-N）=4.67＞4，因此可采用脫氮工藝；

　?、圻M水中的BOD是作為營養(yǎng)物質供給聚磷菌活動的基質，故m（BOD）／m（TP）是衡量能否達到除磷的重要指標，一般認為該值大于20，比值越大，除磷效果越明顯。本工程m（BOD）／m（TP）=30-45，可采用生物除磷工藝。處理工藝流程見圖1。

污水處理工藝流程圖
 

 　2、構筑物設計與技術說明

　　設計采用兩組脫氮除磷氧化溝系統(tǒng)。

　　2.1選擇池容積的確定

　　由于選擇池內基質濃度梯度大，菌膠團的基質利用速率要高于絲狀菌，因此絲狀微生物難以生存，數(shù)量逐漸減少。經(jīng)過該部分的接觸，可通過選擇器對微生物進行選擇性培養(yǎng)以防止污泥膨張娩枝生，污泥的沉降性能將會锝到很大提高。同時，在選樣池中氧的質量濃度為零，二沉池回流污泥中的微量硝酸鹽能很快地被去除，消除了對磷去除的不利影響。本工藝還具有將二沉池回流污泥按比例分配到選擇池和厭氧池的功能，可有，效保證在實際運行中進水水質波動時除磷對有機物的需求。

　　選擇池工藝尺寸L×B×H=9.0m×5.5m×5.0m，超高1.0m。

　　2.2厭氧池容積的確定

　　泥水混合液由選擇池進入?yún)捬醭?，在沒有溶解氧和硝態(tài)氮存在的厭氧條件下，兼性細菌可將溶解性BOD轉化成低分子發(fā)酵產物，聚磷菌將優(yōu)先吸附這些低分子發(fā)酵物，并將其運送到細胞內、同化成細胞內碳源存儲物、所需能量來源于聚磷的水解及細胞內糖的水解，并導致磷酸鹽的釋放。經(jīng)厭氧狀態(tài)釋放磷酸鹽的聚磷菌在好氧狀態(tài)下具有很強的吸磷能力，吸收、存儲超出生長需求的磷量，并合成新的聚磷菌細胞、產生富磷污泥，最終通過剩余污泥的排放將磷從系統(tǒng)中除去。一般污水在厭氧段停留1.0—2.0h就可以使磷的釋放達約80％，此后磷的釋放將會很緩慢，因此本工程設計厭氧停留時間為1.5h。

　　厭氧池工藝尺寸：L×B×H=9.0m×5.5m×5.0m，超高0.5m。設計選擇池與厭氧池合建。

　　2.3氧化溝容積的確定

　　以動力學計算方法為主，并用污泥齡法（德國目前使用的ATV標準中的計算公式）及污泥負荷法校核。

　　2.3.1好氧區(qū)容積

　　①確定出水中溶解性BOD含量，使出水中BOD的質量濃度為20mg／L.

　　溶解性ρ（BOD）=6.4mg／L，其中設BOD速率常數(shù)為0.23d-1。

　　則需要去除的BOD質量濃度△S=140-6.4=133.6mg／L。

　?、谖勰帻gθc是根據(jù)理論同時參照經(jīng)驗確定。在有硝化的污水處理廠，泥齡必須大于硝化菌的世代周期，設計通常采用一個安全系數(shù)，以應付高峰流量，確保硝化作用的進行，其計算式為：θc=S.F（1／μ0）（1）

　　式中：μ0——硝化菌比生長速率，d-1，μ0=0.47×e0.098（t-15）×[ρ（N）+10（0.05×T-1.158））×[ρ（DO）／（Ko+ρ（DO））]，其中ρ（N）=15mg／L、溶解氧ρ（D0）=2mg／L、氧的半速常數(shù)Ko取1.3。

　　S.F——安全系數(shù)，取值范圍2.0-3.0，考慮北方地區(qū)氣溫較低，本設計取3.0.

　　計算得出設計污泥齡θc為17.5d（10℃），本工程確定污泥齡為18d。

　　污泥自身氧化速率Kd取0.05，污泥產率系數(shù)Y=0.6kg[VSS]/kg[BOD]，混合液懸浮固體的質量濃度X=ρ[MISS]=4000mg／L，f=ρ[MLVSS]／ρ[MLSS]=0.75，則好氧區(qū)容積V1=（Y×θc×Q×△S）/ρ[MLVSS]×（1+Kd×θc）]=3797m3，其中Q為水量。

　　水力停留時間t1=V1／Q=6.08h。

　　2.3.2缺氧區(qū)容積

　　缺氧區(qū)容積V2=脫硝需要的污泥量（VX）dn／混合液中ρ[MLVSS]。

　　需要去除的氮量△N為：

　　△N=ρ（NO）-ρ（Ne）-△X×ψN=9.77mg／L

　　式中：ρ（NO），ρ（Ne）——進、出水總氮的質量濃度，mg／L；

　　△X——生物污泥產量，△X=Q×△S×[Y/（1+Kd×θc）]=632.84kg／d

　　ψN——生物污泥中氮的質量分數(shù)，取12.4％。

　　由需要去除的氮量，確定反硝化污泥量：（VX）dn=△NQ／qdn=1750.6kg／d

　　式中：（VX）dn——參與脫氮反應的污泥量，kg／d；

　　qdn——脫氮負荷，kg[NO3-N]／[kg[MLVSS]·d]；

　　T=10℃時，qdn=0.02×1.08（T-20）=0.0093kg[NO3-N]／[kg[MLVSS]·d]；

　　由此計算出缺氧區(qū)的容積V2=（VX）dn/ρ[MLVSS]=5251.9m3，水力停留時間t2=V2／Q=8.40h；

　　則氧化溝好氧區(qū)加缺氧區(qū)之和V總=V1+V2=9048.9m3，水力停留時間t=V總／Q=14.48h.前置反硝化區(qū)容積V3按完成20％反硝化和取40min除磷所需容積計算，即V3=1467m3，占氧化溝池容的16％，水力停留時間t3=2.35h.內回流比取100％-400％。

　　氧化溝總池容為9203m3，水力停留時間t=14.7h，污泥負荷=0.0726kg[BOD]／[kg[VSS]·d].

　　2.3.3氧化溝池容校核——污泥齡法

　　由德國目前使用的ATV標準中的計算公式可知剩余污泥產率（每去除1kgBOD產生的剩余污泥量）取決于曝氣池進水SS與BOD的質量比、水溫、污泥泥齡等因素：

　　污泥產率系數(shù)Y=K×0.6[m（SS）／m（DOD）+1]—（O.072×0.6×θcX×1.072（T-15））／（1+0.08θc×1.072（T-15））=1.055kg[SS]／[kg（BOD]·d]

　　其中修正系數(shù)K取0.9，θc=18d.ρ（MISS）=4000mg／L，T=10℃，則V=24×Q×θc×Y×△S／ρ（MLSS）=9371m3，水力停留時間t=14.9h（包括缺氧區(qū)）。污泥負荷=0.071kg[BOD]／[ks[VSS]·d]，在0.05-0.15kg（BOD）／[kg[VSS]·d]范圍內。

　　由污泥齡法計算出的污泥負荷與動力學計算方法基本一致，故此設計合理。

　　2.3.4氧化溝需氧量的確定

　　在氧化溝系統(tǒng)中，考慮以下幾個過程的需氧量：總需氧量（D）=氧化有機物需氧+細胞內源呼吸需氧+硝化過程需氧—脫氮過程產氧

　　計算得出需氧量AOR=205kg／h，利用下列公式轉化為標準狀態(tài)需氧量（SOR）。

　　SOR=AOR×Cs（20）／[α×β×ρ×Cs（T）-C×1.024（T-20）]

　　式中：α——不同污水的氧轉移速率參數(shù)，對生活污水取值0.5-0.95，取0.9；

　　β——不同污水的飽和溶解氧參數(shù)，對生活污水取值0.90-0.97，取0.97；

　　ρ——大氣壓修正參數(shù)，海拔1100m時大氣壓為88300Pa；（ρ=88300／101300=0.8715）

　　Cs（T）——溫度T時飽和溶解氧。

　　計算得出SOR=358Kg[O2]／h.曝氣機動力效率?。?.1kg[O2]／kW；

　　需配置功率數(shù)（N）=358/2.1=170.4KW.

　　3、設備選型及說明

　　3.1選擇池及厭氧池

　　為滿足選擇池內污水與二沉池回流污泥快速混合的需求，設計攪拌功串密度為13W／m3（一般在10-15W／m3）。采用2臺型號為GQT015×325（功率=1.5kW）的潛水高速推進器，有效攪拌混合和防止顆粒狀雜物在池壁或池底沉積。在選擇池中還配置有型號為L3100的全不銹鋼污泥分配槽，調節(jié)范圍20％-100％（以20％為一檔），采用手動控制方式。

　　厭氧池為防止污泥沉降及保證≥0.3m／s的流速，設汁攪拌功率密度為8.5W／m3（一般在7.0-9.0W／m3），采用2臺GOT040×480（功率=4.0kW）的潛水高速推進器。

　　3.2氧化溝前置反硝化段

　　該段對攪拌器功能要求以推流為主，設計采用2臺DOT055×1800（功率=5.5kW）的潛水低速推進器，功率密度7.4W／m3（一般在6.5—8.5W／m3）。混合液回流至氧化溝主體內采用LB4.0×1.2型的內回流控制閘門，控制范圍：100％=600％。

　　3.3氧化溝主體反應區(qū)

　　3.3.1根據(jù)計算，本工程選用90kW，DS350型大倒傘表面曝氣機兩臺，總供氧量（以O2計，下同）90×2.1×2=378kg／h，氧富余20kg／h.從節(jié)能方面考慮采用一臺變速曝氣機（充氧量90-189中h）、一臺恒速曝氣機（充氧量189kg／h）。根據(jù)水力模型數(shù)據(jù)，氧化溝溝寬與倒傘直徑的最佳比例為2.2-2.4倍，溝深與直徑的比例約為1.1-1.2倍，在此條件下，曝氣機可達到最佳的椎流及曝氣效果。本工程曝氣機葉輪直徑D=3500mm，確定氧化溝最佳溝寬：B=8.0m、有效水深h=4.2m.則氧化溝主體工藝尺寸為L×W=74.0×32m（分4廊道），超高600mm。

　　3.3.2在氧化溝中，彎道的水頭損失占全部水頭損失的90％以上，為防止外溝彎道發(fā)生污泥沉淀，確定在該處設置DQT055×1800型潛水低速推進器2臺，功率5.5kW，位于出水堰下游，為避免由于底部水流攪動帶動較高濃度的污水上翻，影響出水水質，采用DY5000型出水堰，可調范圍500mm。

　　校核氧化溝內功率密度=N／V=（180+5.5×4）×1000／9203=21.9kW／m3，在15-25kW／m3范圍內，可同時滿足充氧及推流、攪拌的功能。

　　氧化溝平面布置見圖2。

氧化溝平面布置結構示意圖
 

   4、儀表選型及說明

　　4.1選擇池

　　設置一臺MLSS在線檢測儀，用于控制并保證進入氧化溝系統(tǒng)的污泥質量濃度在2500-4500ms／L范圍內，并與二沉池回流污泥管道上的電磁流量計組成控制回路。

　　4.2厭氧池

　　設置一臺DO計及ORP儀，對厭氧進行在線檢測，分析是否存在磷的釋放和吸收；同時通過厭氧段的ORP（氧化還原電位）值的變化及NO3——N的質量濃度來調整污泥回流比，使厭氧池處于厭氧環(huán)境。

　　4.3前置反硝化區(qū)

　　設置一臺MISS計用于在線檢測缺氧區(qū)的污泥濃度；一臺ORP儀與內回流控制閘門組成閉環(huán)控制，通過ORP檢測數(shù)值確定內回流閘門的開啟角度，從而有效保證反硝化處理效果。

　　4.4氧化溝主體區(qū)

　　根據(jù)工藝要求，氧化溝前置反硝化區(qū)應保證為缺氧狀態(tài)才能達到預期的反硝化處理效果，因此，進水端的曝氣機在進行充氧的同時應盡量避免對內回流混合液溶解氧的影響，奉工程在該處設置一臺DO計，可根據(jù)其測得的溶解氧數(shù)據(jù)，與變頻曝氣機組成閉環(huán)控制回路，通過改變曝氣機的轉速使其達到最佳工況。出水端為有效保證溶解氧≥2mg／L以防止二沉池污泥厭氧放磷，該處曝氣機為恒速，并設置在線檢測DO計一臺。同時，氧化溝中還設置了一臺MISS計，在線檢測污泥濃度。

　　5、注意事項

　　對曝氣機進行平面布置時，若氧化溝中間隔墻與葉輪邊緣間距設計過小，則在實際運行過程中容易導致曝氣機電流不穩(wěn)、波動較大；間距過大，則會在空隙間產生二次回水，造成充氧利用率降低。結合理論與工程實際，應采用80-150mm之間，以改善水流流態(tài)。

　　為保證氧化溝系統(tǒng)在寒冷條件下能夠穩(wěn)定運行，防止曝氣機葉輪和軸在嚴寒氣候下產生冰棱，可對曝氣機設備平臺底部通人蒸汽管道進行局部加溫。