一体化AO生物膜反应器处理生活污水.docx
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一体化AO生物膜反应器处理生活污水
一体化A/O生物膜反应器处理生活污水
近年来厌氧处理技术因其耗能少、成本低的特点而逐渐应
用于生活污水处理领域，但一般仍需后处理工艺（多采用传统好氧工
艺）。
笔者将缺氧、好氧段组成一个整体，采用生物膜法使生活污水
以升流方式流经两个反应区，将缺氧区厌氧微生物对污水中有机物
的降解控制在酸化阶段，产生于缺氧段的发酵产物经好氧段微生物
进一步分解、转化以达到去除原水中污染物的目的。
根据需要还可
将沉淀池出水回流至反应器进水口而形成一体化A/O脱氮工艺。
1试验条件
1.1试验装置和原水水质
一体化A/O生物膜反应器试验装置见图1。
缺氧区采用70mm球形填料，其堆积体积约为20L；好氧区采用
半软性填料（高度为0.70m）。
曝气头安装在好氧区底部。
原水采用清华大学学生宿舍区生活污水，其COD为
150～600mg/L、SS为100～400mg/L、碱度平均为350mg/L（以CaCO
3
计），pH值为6.5～7.5，必要时添加工业用葡萄糖以提高原水COD值。
缺氧段反应器接种污泥取自北京高碑店污水处理厂二沉池底泥，
接种量为15g/L；好氧段污泥取自污水处理厂回流污泥，接种量为13g/L。
1.2试验方法
1.2.1反应器的启动
启动初期采用高容积负荷、低水力负荷的运行方式（进水COD约
为800mg/L，流量为50L/d），启动3周后直接进生活污水，并将进
水流量调至设计流量（100L/d），此时出水COD值平均为47mg/L，标志着启动工作完成。
1.2.2试验内容
①对有机物的去除
a.保持基本运行工艺参数（见表1）不变且无回流，通过改变进
水COD浓度来改变系统容积负荷，分别研究各种浓度下反应器对有机物的处理效果。
b.保持HRT、pH值、DO等参数不变（见表1），在0～200%范围内调节回流比，比较反应器对COD的去除情况。
表1基本运行参数
项目
HRT（h）
回流比（%）
pH
DO（mg/L）
缺氧段
5
0～200
6～7
≤0.5
好氧段
3
0～200
7～8
≥2.0
②对SS的去除
保持HRT、pH值、DO等参数不变（见表1），考察不同回流比、不同容积负荷条件下反应器对SS的去除效果。
③对氮的去除
a.保持HRT、pH值、DO等参数不变（见表1），比较不同回流比（0～200%）下反应器对氨氮和总氮的去除情况。
b.当回流比为200%，保持表1中其他工艺参数不变，调节缺氧
段、好氧段碱度以考察pH值和碱度变化对反应器脱氮效果的影响。
1.3测定项目
水样为日平均样，每天测定进、出水的COD、SCOD、SS、pH值、
碱度，不定时测定进、出水的BOD5，均采用标准测定方法。
2结果与讨论
2.1对有机物的去除
2.1.1对不同浓度污水的处理效果比较
为考察不同进水COD浓度下的处理效果，试验按低浓度（COD为190～380mg/L、SCOD为98～133mg/L）、中等浓度（COD为
428～525mg/L、SCOD为288～440mg/L）、高浓度（COD为
553～659mg/L、SCOD为423～518mg/L）3个阶段进行，其中低浓度
时直接采用生活污水，中、高浓度时则在原水中加入工业葡萄糖。
试验结果见表2和图2。
表2反应器在不同进水有机物浓度时的去除效果
项目
低浓度
中等浓度
高浓度
进水
（mg/L）
COD
281
476
606
SCOD
110
365
470
出水
（mg/L）
COD
28
50
72
SCOD
26
42
56
去除率
（%）
COD
90.0
89.5
88.1
SCOD
76.4
88.5
88.0
2
2
从表2和图2可以看出，进水有机物浓度的提高主要体现在溶
解性有机物部分，随着原水COD提高，出水的COD、SCOD浓度也相
应上升，但即使进水COD在600mg/L左右，出水仍能保持在
100mg/L以下。
原水COD浓度与反应器出水COD浓度经过拟合得到
一条曲线（表达式见式1）。
通过这条曲线可以根据进水有机物浓度
初步预测在试验运行条件下反应器出水有机物的大致浓度。
y=0.0002x-0.0336x+21.347
（1） R=0.9892
式中x——进水有机物浓度，mg/L
y——出水有机物浓度，mg/L
R——相关系数
2.1.2不同回流比对有机物处理效果的影响
将沉淀池出水回流至反应器进水口，考察COD去除率随回流比变化的情况（见表3）。
表3不同回流比时COD的去除情况
回流
比（%）
进水
COD（mg/L）
缺氧段出
水
COD（mg/L）
缺氧
段去
除率
*（%）
出水
COD（mg/L）
好氧段
去除率
（%）
总去除
率（%）
50
357.8
257.0
31.7
49.1
54.1
85.8
100
313.4
166.9
8.3
50.6
75.5
83.8
150
430.8
193.8
18.8
46.3
70.5
89.3
200
371.8
189.1
8.2
40.2
81.0
89.2
注：
*考虑了沉淀池污泥回流对原水的稀释作用。
由表3可以看出，提高回流比有利于反应器对有机物的去除，
尤其对好氧段去除率的提高较为明显，但对COD的总去除率影响甚
微。
原水BOD
5
值为100～160mg/L，出水BOD
5
值为6～14mg/L（平均
为8.3mg/L），回流比的改变对出水BOD
5
值的影响也不显著。
2.2对SS的去除
反应器好氧段采用生物膜法保证了出水SS值较低。
进水SS为
230～495mg/L（平均410mg/L）时，在正常运行条件下出水外观清澈
良好，SS一般难以检出（从未超过10mg/L），绝大多数情况下对SS去除率能够保证高于95%。
2.3对氮的去除
将沉淀池出水回流到进水口可形成“前置式反硝化生物脱氮系
统”，污水中的含氮有机物在缺氧段被异养微生物氨化，在好氧段
中由硝化菌将氨氮硝化，最后NO
2
-和NO
3
-随沉淀池出水回流到缺氧
段，再由反硝化菌将它们还原为N
2
以提高脱氮效果。
2.3.1回流比对氨氮去除效果的影响
试验过程中以生活污水为原水（COD平均为334mg/L，氨氮平均
为32.3mg/L），而氨氮的去除效果随反应器设置的回流比不同而有所变化（见表4）。
表4不同回流比时对氨氮的去除效果
回流比（%）
进水氨氮
（mg/L）
出水氨氮
（mg/L）
去除率（%）
0
34.4
10.9
68.2
100
39.0
10.0
74.4
150
29.2
8.47
71.0
200
32.0
8.22
74.3
由表4可以看出，将出水回流有利于氨氮的去除。
回流比增加
到100%，对氨氮的去除率比没有回流时有明显提高；继续加大回流
比对提高氨氮去除率没有显著效果。
氨氮经硝化、亚硝化产生的
NO3-、NO2-在好氧区也有明显增高（见图3，取样口的编号0代表原
水，1代表缺氧区出口，2代表好氧区20cm处，3代表好氧区60cm处，4代表沉淀池出水）。
2.3.2回流比对总氮去除的影响
有机氮在A/O反应器的缺氧区降解为氨氮，并与原水中的氨氮
一起在好氧段进行硝化、亚硝化反应。
当采用回流运行时有占氮总
量［R/（R+1）］的NO3-、NO2-随沉淀池出水回流进入缺氧区而被反硝
化菌利用还原为N2。
假设以上过程中各种形态氮的转化率都能达到100%，在此理想状态下A/O工艺对总氮的去除率η为：
η=R/（R+1）×100%
（2）
式中η——去除率
R——回流比
根据式
（2）可以计算出对应于不同的回流比反应器对总氮去除率的理论值，与试验数据进行比较的结果见表5。
从表5可以看出，随回流比增大总氮实际去除率也随之提高，
这与理论值的变化趋势相符。
由于A/O工艺缺氧段的反硝化主要以
回流水中的NO-3、NO2-为原料，所以好氧段的硝化反应效率也会直接影响总氮去除效果。
表5不同回流比时的总氮去除效果
回流比（%）
总氮理论去
除率（%）
η=R/（R+1）
×100%
总氮实际平
均去除率
（%）
进水总氮
（mg/L）
出水总氮
（mg/L）
100
50
40.4
40.8
25.4
200
66.7
57.3
45.4
20.9
2.3.3pH值和碱度对脱氮效果的影响
按照生活污水中有40mg/L氨氮被氧化成NO3-（碱度/氨氮=8.85）
来计算，好氧反应区内硝化反应正常进行需要碱度为354mg/L（以
CaCO
3
计），而进入好氧段的污水中碱度平均为210mg/L，可见原水
经过缺氧段处理后碱度不能满足硝化反应的需要，理论上生活污水
中需要投加144mg/L的CaCO
3
（相当于153mg/L的Na
2
CO
3
）。
当回流比
为200%时投加Na2CO3以满足碱度需求的前后对照试验见图4。
由图4可见，碱度是硝化过程中的一个重要影响因素，如果碱度控制不当会对氨氮去除产生不利影响。
除了回流比、pH值和碱度等因素外，DO浓度对脱氮效果也有着
较大影响。
因缺氧段的反硝化菌是异养兼性厌氧菌，所以缺氧区内
的DO浓度控制在0.5mg/L以下就不会影响其内部微生物正常的繁
殖代谢。
对于好氧区，DO高有利于有机物降解和氨氮的硝化，因硝
化菌是强好氧菌，应保证好氧区DO浓度控制在2～4mg/L。
3结论
①升流式一体化A/O反应器对城市生活污水的处理效果良好，
在温度为10～30℃、停留时间为8h的情况下正常运转的反应器对
COD平均去除率为83%，BOD5平均去除率为91%，对SS平均去除率
＞95%，对氨氮平均去除率为71%。
在回流比为200%时对总氮平均去
除率为57%，随着回流比增大则反应器抗冲击负荷能力增强，对有
机物、氨氮、总氮的去除率有所增加。
综合考虑增大回流比带来的能耗问题，最佳回流比为200%。
②为保证好氧区硝化菌的活性，DO应保持在2～4mg/L，应通
过投加碳酸盐碱度控制pH值在7.5～8.5；缺氧区DO应保持在0.5mg/L以下，pH值应控制在6以上。
③该工艺结构紧凑、占地小、处理成本较低。
④该工艺耐有机物冲击负荷，工作稳定简单、运行管理容易，而且可根据不同需要调整运行方式，适应性强。
43
43
3
3
⑤好氧区因采用生物膜法而无污泥上浮现象，污泥产量少，在污泥回流情况下沉淀池可数月不排泥。
一体化氧化沟沉淀船运行方式
一体化氧化沟系指将船形二沉池设置在氧化沟内，用于进行泥
水分离，出水由上部排出，污泥则由沉淀船底部的排泥管直接排入
氧化沟内。
由于二沉池直接建在氧化沟内，因此一体化氧化沟省去了污泥回流系统，且占地少，运行操作非常简单。
安阳市豆腐营工业区污水集中控制工程采用水解→接触氧化→
一体化氧化沟工艺处理工业废水，设计规模22×10m/d（一期为
12×10m/d），并于1995年通过国家环保局组织的验收。
该一体化
氧化沟沉淀船为多斗式结构，每斗有一根排泥管与氧化沟相通，船
长24m，宽7m，有效水深12m，实际有效容积202m，设计处理水量为250m/h，静态条件下水力停留时间48min。
1实际运行状况
实际运行中，先后采用了两种运行方式：
1.1反向进水
运行方式如图1所示。
氧化沟内水流方向为A→B，沉淀船内水由D点溢流进入船内，
采用淹没式整流墙整流，水流方向为D→C，与氧化沟内水流方向相反。
当连续运行时，沉淀船内几乎没有沉淀发生，出水中携带的污
泥浓度与沟内浓度一样，沉淀船内仅在进口不远处有清水区，而在
出水区则完全没有了清水区，成为泥水混合液，起初以为是排泥管堵塞所致，清理后情况仍未有改观。
1.2正向进水
在反向进水无法运行时，有关专家建议采用正向进水方式，并最终形成了如图2所示的运行方式。
氧化沟内水流方向仍为A→B，沉淀船内水流方向为C→D，进沉
淀船的水由船头流入进水槽内，由槽底17个20cm×20cm的进水孔
-v
进入沉淀船，底部加了折流板，并在船进水区加设斜板，使进水区域内船与沟相分离。
这种运行方式基本上能稳定运行且污泥也不会大量流失，但仍
然存在一些问题，比如沉淀船上部存在10cm深的死水区，若长时间运行，其表面易滋生一层绿藻，有时会积聚一些腐泥。
2讨论
现就上述两种运行方式用水力学原理作近似分析（见图3）。
对某一漏斗i而言，污泥能否排入到底孔中去，关键取决于漏
斗上下的测压管水头差。
由于进水口的整流作用，船内i点的测压
管水头基本等于水深；在1—1断面，测压管水头则取决于1—1断
面至i点之间的局部阻力和沿程阻力的大小，i点越靠近下游，局部和沿程的能量损失越大，测压管水头损失也越大。
用伯努利方程近似描述的话，本工程中Zi＝0，则有下式成立：
P
i
/γ=H-h
w1-i
+（v
1
22
i
）/2g
（1）
若P
i
/γ 若P
i
/γ>h，则水流从沉淀船流向底孔，排泥通畅。
-v
对反向进水的运行方式（见图4）而言，沉淀船出水区域为2-3
之间，如想不使水流从底孔向沉淀船内流动，则须有下式成立：
H-h
w2-3
+（v
1
22
2
）/2g（2）
实际运行中，v1＝0.26m/s，H-h＝0.05m，由于1-2之间阻力很
小，2-3之间的能量损失也可忽略不计，hw2-3只计局部损失，经计算近似有：
v
2
＞1m/s （3）
由于氧化沟内流速较低（0.26m/s），在没有特殊装置及外加动力
的情况下，流速由0.26m/s提高到1m/s几乎不可能。
因此，这种
运行方式势必造成氧化沟内水流在出水区内由底孔进入沉淀船，形
成冒泡区域，造成污泥流失，沉淀船起不到泥水分离作用。
对正向进水的运行方式而言，出水区域位于沉淀船尾部，由于
局部和沿程的能量损失已达到最大值，因此漏斗底部的测压管水头
损失也达到了最大值，底部压能变为最小，使船内污泥排放条件变
为最优。
同时，由于在进水区域加设了斜板，基本消除了沉淀船内
的“冒泡”区域，使得沉淀船内水流保持平稳状态，大大提高了沉
淀船的泥水分离效率，固液分离率达到99%以上，出水水质优于设计标准。
4结论
①沉淀船排泥是否通畅，关键取决于排泥斗内、外测压管水头
差，若沉淀船排泥斗内部压力大于外部压力，则排泥通畅；反之，则造成泥管堵塞，泥水难以分离。
②反向进水的运行方式（图1所示）,在无特殊装置及外在动力条件下,实践证明无法正常运行.[J]
③正向进水的运行方式（图2所示），满足了沉淀船污泥回流至
氧化沟所必须的外部水力学条件，取得了稳定可靠的运行效果。
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