改善MSBR系统脱氮效果的试验研究

李春鞠，顾国维，杨海真
(同济大学环境科学与工程学院，上海200092)

　　摘要：MSBR工艺是连续流与序批操作相结合的新型生物脱氮除磷 技术，由于它的后置反硝化设计，碳源不足制约了系统的脱氮效果。为改善这种状况，进行了将部分原水分流至缺氧区的试验。结果表明：引入原水后，缺氧区的反硝化速率常数提高了一倍，系统的反硝化速率和脱氮率相应提高。与此同时，分流造成了厌氧区的碳源不足 ，加之厌氧区的回流增加，引入了较多的硝酸盐，使磷的释放和过量吸收受到影响，除磷效果下降。另外，针对中间沉淀区暴露出的运行和设计问题提出了一些改进措施。
　　关键词：MSBR；脱氮除磷；反硝化
　　中图分类号：X703
　　文献标识码：A
　　文章编号： 1000-4602(2001)01-0009-06

Experimental Study on Improving Nitrogen Removal Efficiencies with Modified Se quencing Batch Reactor

LI Chun-ju，GU Guo-wei，YANG Hai-zhen
(School of Environ.Sci.and Eng.,Tongji Univ.,Shanghai 200092,China)

　　Abstract：MSBR process is a newly developed biological nutrient removal technology,which c ombines continuous-flow reactor with SBR process.In order to improve nitrogen r emoval efficiency,the influent was introduced to anoxic zone and nitrogen and ph osphorus removal efficiencies were studied.The results showed that the denitrifi cation rate coefficient doubled and the nitrogen removal efficiency increased,wh ile the phosphorus removal declined due to decreased carbon source and increased nitrate content in anaerobic zone.According to the problems appeared in the stu dy,several modifications on operation and design of intermediate settling tank w ere proposed as well.
　　Keywords:MSBR;removal of nitrogen and phosphorus;denitrification

　　MSBR工艺是一种新型的脱氮除磷工艺，它将连续流与序批操作巧妙地结合起来，既能连续进、出水，又能根据水质波动调节系统的缺氧/好氧反应时间，从而高效稳定地运行。前期试验研究表明，当水温在15～30 ℃，有机负荷为0.23～0.30 kgCOD/(kgMLSS·d)时，出水 COD、氨氮和总磷浓度分别低于50、5和1 mg/L。但是由于系统为后置反硝化，碳源不足影响了系统的脱氮率，一般仅为60%～77%。
　　为了挖掘MSBR系统的脱氮潜力，将厌氧区的部分进水分流至缺氧区，考察了分流前后缺 氧区反硝化速率常数的变化，初步探索了改善MSBR系统脱氮效果的工艺路线。

　　1　试验器材及方法

　　1.1试验设备
　　①MSBR反应器：钢板焊接制成，内外各涂两层防腐涂料。各功能区有效容积见表1。

表1　MSBR各区有效容积 名称 厌氧区 主曝气区 序批区(2个) 缺氧区 中间沉淀区 有效容积
(L) 350 860 570×2 180 70

　　②高位水箱和二级水箱：有效容积分别为850、191 L，高位水箱向MSBR反应器 供水，二级水箱将原水以1∶2的比例分配到缺氧区和厌氧区。
　　③自动控制柜：由PLC自动控制序批区的反应状态及时间，检修或更换设备时，可由自控切换到手动。
　　④小型空气压缩机：供给好氧反应所需空气量及维持出水堰口空气罩内气压。
　　⑤搅拌电机(ND型)：负责缺氧区、厌氧区和序批区缺氧反应的搅拌。
　　⑥回流泵：两台潜水泵和一台清水泵分别将两个序批区的混合液回流及中间沉淀区的上清液回流。
　　⑦进水泵：由同济新村排水泵站调节池向高位水箱抽水。
　　⑧时间控制器：控制进水泵的启闭。
　　⑨电磁阀(DF—15型)：控制序批区的曝气量以及空气罩的进气与排气。
　　⑩空气罩：与空压机和电磁阀共同组成出水控制系统，由罩内气压控制序批区的出水状态 。
　　1.2工艺流程
　　原水分流前后的MSBR流程图分别见图1、2。

图1原水分流前MSBR流程图

图2原水分流后MSBR流程图

　　当序批区处于曝气或搅拌阶段时，原水分流前后的主要流程没有太大变化，只是个别流量略有变化。原水进入厌氧区后，与由中间沉淀区底部进入的回流污泥混合进入主曝气区。当SBR1处于好氧曝气或缺氧搅拌阶段时［如图1(a)、图2(a)所示，图中R1、R2分别为缺氧区和厌氧区的回流比］，主曝气区的一部分硝化混合液在序批区回流泵的推动下进入SBR1区进行反硝化或深度硝化，之后进入缺氧区，利用原水中的外碳源进一步反硝化。缺氧区出水 经中间沉淀区的泥水分离，含硝酸盐的上清液被回流泵抽至主曝气区，浓缩污泥回流至厌氧区，同时另有与进水流量相当的主曝气区混合液进入SBR2，沉淀后的上清液经堰口流出系统 。当SBR1进入预沉淀时，所有回流泵停止工作，原水经厌氧区、主曝气区后直接进入沉淀出水阶段的SBR2，进行泥水分离［图1(b)］。与原水不分流的工况不同的是，由于1/3的进水量分流至缺氧区，预沉淀阶段仍有1/3 Q的混合液由缺氧区进入中间沉淀区沉淀，1/3 Q的污泥回流至厌氧区［图2(b)］。
　　1.3系统的周期运行情况
　　试验中MSBR系统的两个序批区交替充当沉淀池，故而得以连续进水和出水。当一个序批区循 序进行缺氧搅拌、好氧曝气和预沉淀三种操作时，另一个序批区一直处于沉淀出水状态。一 个周期里各个序批区的反应状态及回流泵工作状态的设置如表2所示。

表2序批区和回流泵工作状态的周期设置 反应状态历时(min) 50 40 30 50 40 30 SBR1 缺氧搅拌 好氧曝气 预沉淀 沉淀 出水 SBR2 沉淀出水 缺氧搅拌 好氧曝气 预 沉淀 A 开启 关闭 关闭 C 开启 关闭 开启 关闭 B 关闭 　 开启 关闭

注A、B分别为SBR1和SBR2中的回流泵，C为由中间沉淀区抽取上 清液至主曝气区的回流泵。

　　在序批区沉淀出水的后期(即另一个序批区进入预沉淀后)，从序批区排放剩余污泥。
　　1.4试验水质
　　试验用水为合流污水，有机碳源量较低，平均COD∶TKN为4.87、COD∶TP 为51.3，而且随季节性波动较大，尤其是持续降雨时，雨水的大量掺入使水中污染物浓度降 低(见表3)。

表3试验水质 mg/L 项目 COD BOD₅ 氨氮 凯氏氮 总磷 平时 200～400 100～130 20～50 30～80 2～7.5 持续降雨时 ＜100 ＜50 ＜15 ＜15 ＜1.5

　　1.5工况介绍
　　以原水分流前的工况B作为对比工况，两工况除进水流量不同，其他操作条件相近。由于工 况A的进水有机物浓度较低，系统污泥量有所下降。两工况的操作条件见表4。

表4两种工况的操作条件比较

项目 工况A 工况B 运行时间 7月2日～8月22日 5月2日～7月1 日 水温(℃) 22.8～30(25.4) 20.4～29.3(23.9) 平均流量(L/h) 总流 量 325 375 厌氧区流量 220 — 缺氧区流量 105 — 泥龄(d) 20～25 溶解氧(mg/L) 厌氧区 ＜0.1 　 缺氧区 ＜0.3 　 主曝区 1.0～1.5 序批区 0.3～0.5 反应区平均污泥浓度(mg/L) 2 469 3 101 缺氧区混合液回流比 1.77 1.60 厌氧区污泥回流比 1.07 0.81

注①括号内的数据是平均值。②平均污泥浓度是相对于反应 区而言的，反应区包括厌氧区、缺氧区、主曝区和序批区。③泥龄指系统总泥龄。

　　1.6测试方法
　　系统的各项水质指标及测定方法见表5。

表5测试指标及方法

水质指标 测试方法 CODcr 重铬酸钾快速法 TP 过硫酸钾消解，钼锑抗分光光度法 NO-2-N 预处理后，盐酸-α-萘胺光度法 NO-3-N 预处理后，紫外分光光度法 凯氏氮 浓硫酸消解，蒸馏滴定法 总氮 NO₂^--N+NO₃^--N+凯氏氮

　　2 试验结果及分析

　　2.1脱氮效果分析
　　两种工况的脱氮效果比较见表6。

表6两种工况的脱氮效果比较

项目 工况A 工况B 统平均停留时间(h) 8.00 6.93 缺氧区实际停留时间(h) 0.26 0.30 进水总氮(mg/L) 平均值 55.9 36.2 标准偏差 16.1 15.1 出水总氮(mg/L) 平均值 14.3 13.3 标准偏差 2.4 4.1 去除率(%) 平均值 73 .2 59.9 标准偏差 5.7 14.1

注 缺氧区实际停留时间是计入回流量和原水分流量后的停留时间。

　　由表6可看出，工况A的脱氮率与工况B相比有了显著提高，然而工况A的系统停留时间 较长 ，对于后置反硝化系统而言，尚不能肯定脱氮效果的改善应归功于原水的分流还是停留时间的延长。好在对于同一系统而言，反硝化速率常数只受碳源形式、水温和pH等环境因素的影 响，并不受停留时间的影响，因此可以通过比较分流前后缺氧区反硝化速率常数的变化，来 确定分流对系统脱氮率的贡献。
　　反硝化速率常数的计算公式推导如下：
　　Barnard提出，反硝化反应速率与NO-x-N和有机物的浓度呈零级反应，即

　　(dNOx^--N/dt)N＝K_d·X　　　　　　　　　　　　　　　　　 　　　(1)

　　式中　(dNOx^--N/dt)N——反硝化反应速率，mg/(L·h)
　　 　　　X——反硝化细菌浓度，mg/L
　　　　　Kd——反硝化速率常数

　　根据缺氧区物料平衡，可得出下式：

　　V·(dN/dt)＝Q_in· N_in-Q_eff·N_eff-(dNOx^--N/d t)_N·V 　　　　　　(2)

　　代入式(1)，得：

　　V·(dN/dt)＝Q_in· N_in-Q_eff·N_eff^-K_d·X(t)·V　　　　　　　　　　 (3)

　　式中 (dN/dt)——单位时间内反应区硝态氮浓度，mg NO_x^--N/(L·h)
　　　　　Qin——进水流量，L/h
　　　　　Nin——进水中硝酸盐浓度，mg/L
　　　　　Qeff——出水流量，L/h
　　　　　Neff——出水中硝酸盐浓度，mg/L
　　　　　V——反硝化反应器的容积，L
　　　　　X(t)——t时刻的活性污泥浓度，mgVSS/L

　　由于MSBR系统中序批区的周期性交替操作，引起系统内污泥的周期性迁移，即使在稳定运行期间，其反应状态也是非恒定的，呈现一定的周期性变化，故在缺氧区中dN/dt≠0 。另外，假定缺氧区的流态为完全混合式，由式(3)可得出缺氧区硝态氮浓度变化的微分方程。
　　工况A中：　
　　序批区反应阶段(缺氧搅拌或好氧曝气0～90 min)：

　　dN/dt＝(1.77 Q·N _SBR+0.324 Q·N_in-2.09 Q·N_ANO)/V_ANO-K_d·X(t) 　　　　　　　　　 (4)

　　序批区预定沉淀阶段(90～120 min)：

　　dN/dt＝0.324 Q·( N_in-N_ANO)/V_ANO-K_d·X(t)　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　 (5)

　　工况B中：
　　在序批区反应阶段(缺氧搅拌或好氧曝气0～90 min)：
　　dN/dt＝1.6 Q·(N _SBR-N_ANO)/V_ANO-K_d·X(t)　　　　　　　　　　　　　　　　　　 (6)

　　序批区预沉淀阶段(90～120 min)：
　　dN/dt＝-K_d·X(t) (7)
　　式中　Q——进水流量，工况A为375 L/h，工况B为324.7 L/h
　　　　　N_SBR——序批区的硝态氮浓度，mg/L
　　　　　N_ANO——缺氧区的硝态氮浓度，mg/L
　　　　　V_ANO——缺氧区的容积，180 L

　　若以某时段ΔT内硝态氮浓度平均变化率ΔN/ΔT代替式(4)～(7)中的dN/d t，以ΔT内N_SBR、N_ANO和X(t)的平均值代替t时刻 的N_SBR、N_ANO和X(t)，根据工况A、B中各区上清液的硝态氮浓度 可近似求出缺氧区Kd的周期变化及其平均值(见表7)。

表7缺氧区反硝化速率常数Kd的近似求解

工况A 时刻(min) NO-X-N(mg/L) X(t)(mg/ L) Kd×10³
［mg NO_X^--N/(mg VSS·h)］ 　 进水 序批区 缺氧区 t=10 0.33 10.4 5.32 1 083 — t=40 9.90 6.09 1 230 8.22 t=65 10.6 6.05 1 207 8.28 t=90 10.5 6.22 1 142 8.77 t=105 — 3.87 1 032 7.59 平均值 — — — 8.22 工况B 时刻(min) NO_X^--N(mg/L ) X(t)(mg/ L) K_d×10³
［mg NO-X-N/(mg VSS·h)］ 　 进水 序批区 缺氧区 　 　 t=10 1.16 9.99 8.47 2 574 — t=40 12.2 8.08 2 974 3.75 t=65 13.4 8.92 3 013 4.20 t=90 14.4 9.42 2 457 5.33 t=105 — 8.88 2 408 0.888 平均值 — — — 3.54

　　K_d的周期性变化也反映出原水分流的影响。比较两个工况在回流停止前后Kd的 变化可以发现，回流停止后(对应序批区预沉淀阶段)，工况B的Kd下降了近一个数量级，而工况A的Kd只是略有下降。这是因为在工况B中的回流不仅源源不断地补充污泥，而且还提供了反硝化所需的内碳源。回流停止意味着只能以缺氧区内污泥的内碳源进行反硝化，因而Kd迅速下降。然而对于工况A而言，缺氧区始终能够得到原水中的有机基质，反硝化主要依靠外碳源而不是回流提供的内碳源，因此Kd较稳定。回流停止后，缺氧区污泥浓度因进水稀释而不断下降，影响了大分子有机物的水解速率和反硝化的速率，导致工况A的Kd略有下降。
　　通过上述分析可见，原水分流可以显著提高缺氧区的反硝化速率常数Kd，从而提高反硝化速率和系统的脱氮率。
　　2.2除磷效果分析
　　原水分流前后的除磷效果比较见表8，厌氧释磷和好氧摄磷情况比较见表9。

表8 原水分流前后除磷效果比较

项目 工况A 工况B 进水总磷(mg/L) 平均 值 4.98 3.99 标准偏差 1.30 1.55 出水总磷(mg/L) 平均值 1.23 0.81 标准偏差 0.85 0.71 去除率(%) 平均值 70. 9 75.9 标准偏差 23.5 23.8 进水平均碳磷比 46.1 51.6 污泥含磷量(mg/mg) 0.025 0.029

表9 原水分流前后厌氧释磷和好氧摄磷情况比较

项目 工况A 工况B 总磷(mg/L) 进水 5. 78 6.23 　 厌氧区 15.63 9.20 　 主曝区 0.40 2.70 　 缺氧区 0.44 4.08 　 出水 0.54 2.70 厌氧区污泥浓度(mg/L) 1279 2169 主曝区污泥浓度(mg/L) 1774 3318 磷的释放速率(gP/(gMLSS·d)) 0.13 0.26 磷的吸收速率(gP/(gMLSS·d)) 0.065 0.087

　　由于进水中碳磷的比值低于一般生物除磷操作中COD/TP＞60的要求，两工况降磷效果均 不理想，然而影响两个工况除磷效果的原因却不尽相同。
　　工况B正值雨季，进水碳磷比大起大落，干扰了正常的释磷和摄磷作用，造成出水总磷波动，磷的平均去除率较低。工况A以晴天为主，进水水质稳定。由于原水分流所增设的二级水箱延长了进水在水箱中的总停留时间，颗粒有机物在水箱中沉积，造成进水的碳磷比下降。加之原水分流后，厌氧区的进水量减少了1/3，厌氧区的碳源进一步减少，导致聚磷菌厌氧释磷和好氧摄磷速率乃至系统除磷效果的下降(见表9)。因此在相近的进水碳磷 比下，工况A的磷去除率和污泥含磷量均低于工况B(见表8)。
　　由表9可以看出，工况A中缺氧区有明显的释磷现象，但与原水不分流的工况B相比，聚磷菌优先获得碳源的局面被打破。由于反硝化比释磷反应产生的能量多，反硝化菌在底物竞争上更有优势，致使聚磷菌无法在竞争中获得充分的碳源来维持高效的除磷［5］。因此，对于本试验采用的碳磷比较低的合流污水而言，原水分流会影响厌氧区的碳源量，使磷的去除率明显下降。
　　2.3中间沉淀区的工作情况分析
　　中间沉淀区的设置是MSBR系统的一个重要特点。由于硝酸盐主要存在于水相，通过泥水分离 和上清液回流，中间沉淀区可以较低的回流比完成厌氧区的污泥回流，并且将缺氧区出流中的绝大部分硝酸盐截流在主曝气区，避免硝酸盐对厌氧释磷的不利影响。然而试 验表明，中间沉淀区现有的设计和运行存在一些问题，使之难以发挥应有的作用。
　　现有设计中的流程安排和上清液的回流不利于中间沉淀区的正常运行，反硝化作用产生大量的气泡使污泥沉降性能变差，尤其是原水分流后，缺氧区反硝化作用增强，混合液中的微小气泡增多，加之中间沉淀区入流负荷增加，泥水分离效果恶化。其次，在沉淀区有限的水 深内，上清液回流很容易引起返混，阻碍污泥沉淀，加重了缺氧区和沉淀区的水面浮泥现象，也使回流上清液中的污泥含量剧增，从而减少了实际进入厌氧区的污泥量。
　　实际运行中，中间沉淀区的上清液回流泵的流量偏小，未能将厌氧区污泥回流比控制在设计 要求的(0.2～0.5) Q范围内，因此部分硝酸盐随污泥进入厌氧区。系统氮平衡计算显示， 在工况B(进水不分流)中有相当数量的硝酸盐在厌氧区反硝化去除，这说明当厌氧区有充足 的碳源时，反硝化和充分的释磷作用可以同时发生。然而进水分流后，厌氧区碳源量大大减少，此时显然大量硝酸盐在缺氧区去除，但是中间沉淀区上清液的回流量不变，厌氧区污泥 回流量相应增加了105 L/h(1/3Q)，通过回流污泥进入厌氧区的硝酸盐氮量有所增加，厌氧区硝态氮浓度在1 mg/L左右，超出工况B一倍。这对于进水分流后碳源不足的厌氧区而 言如同雪上加霜，加剧了反硝化和释磷的碳源竞争，干扰了释磷的正常进行。这说明对于碳源不足的污水，中间沉淀区的回流比对生物除磷效果十分重要。
　　鉴于目前的流程安排，在中间沉淀区的设计中应充分考虑反硝化对污泥沉降性能的影响，选择合适的表面负荷，底部(局部)加深并设置泥斗，减少上清液回流引起的返混，以改善沉淀效果。同时还应根据进水的碳源情况或运行中内回流的实际情况，及时调整上清液 的回流比，把厌氧区污泥的回流量控制在合适的范围内，以保证厌氧释磷作用的正常进行。

3 结论与建议

　　①原水分流至缺氧区后，由于反硝化碳源形式的改变，反硝化速率常数提高了1倍，明 显改善了系统的脱氮效果。
　　②对于碳磷比值低的进水而言，分流减少了进入厌氧区的有机物量，影响了聚磷菌厌 氧释磷合成PHB的量，不利于生物除磷。
　　③中间沉淀区泥水分离效果和上清液回流比直接关系到系统的除磷效果，设计中应考虑反 硝化污泥沉降性能的特殊性以及上清液回流对沉淀的扰动；应合理地选择参数，确保良好的 沉淀效果，使大部分回流污泥都能经历厌氧—好氧的循环过程；同时应将厌氧区的污泥回流 量控制在适当的范围内，避免反硝化干扰正常的释磷作用。

　　参考文献：
　　［1］徐亚同.废水中氮磷的处理［M］.上海：华东师范大学出版社，1996.
　　［2］George Tchobanoglous,Franklin L Burton.Wastewater Engineering:Trea tment,Disposal & Reuse［M］.Mctcalf & Eddy,INC,1991.
　　［3］P S Barker，et al.Denitrification Behavior in Biological Exces s Pho sphorus Removal Aemoval Activated Sludge System［J］.Wat Res,1996,30(4):769-780.
　　［4］A Carucci，et al.Kinetics of Denitrification Reaction in Singl e Sludge System［J］.Wat Res,1996,30(1):51-56.
　　［5］T Mino，et al.Microbiology and Biochemistry of the Enhanced Bi oligical Phosphate Removal Process［J］.Wat Res,1998,32(11):3194-3207.

作者简介：李春鞠(1974-)，女，汉族，安徽人，工学 硕士，现为香港科技大学博士研究生，研究方向：水污染控制。
电话：(021)65986571(0)55613200(H)
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收稿日期：2000-05-13