CASS工艺处理高氨氮污水的脱氮设计.docx
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CASS工艺处理高氨氮污水的脱氮设计
CASS工艺处理高氨氮污水的脱氮设计
来源：
中国论文下载中心 [06-03-0610:
18:
00] 作者：
车鸣 编辑：
studa9ngns
摘要：
CASS工艺发展至今，已在城市污水和工业废水处理领域逐步得到应用。
但是，CASS工艺设计方法的研究却发展缓慢，目前还处于经验阶段，研究如何改进CASS工艺设计方法,将其用于高氨氮污水的处理，充分发挥CASS工艺脱氮除磷效果好、耐冲击负荷能力强、防止污泥膨胀、建设费用低和管理方便等优点，对于促进CASS工艺的发展和改善水体环境具有现实意义。
关键词：
CASS工艺高氨氮污水脱氮设计
CASS工艺发展至今，已在城市污水和工业废水处理领域逐步得到应用。
但是，CASS工艺设计方法的研究却发展缓慢，目前还处于经验阶段，究其原因有两点：
一是专业技术人员比较侧重于主要设备（如滗水器）和自控系统的研究开发，而忽略了对CASS工艺设计方法的研究；二是CASS工艺乃至所有的间歇式活性污泥工艺的反应过程都比较复杂，其部分生物作用机理至今仍在研究之中。
高氨氮污水对于环境的危害日益引起人们的重视，国内外目前对于应用CASS工艺处理高氨氮污水的研究还处于起步阶段，处理效果也不理想，脱氮率较低。
研究如何改进CASS工艺设计方法,将其用于高氨氮污水的处理，充分发挥CASS工艺脱氮除磷效果好、耐冲击负荷能力强、防止污泥膨胀、建设费用低和管理方便等优点，对于促进CASS工艺的发展和改善水体环境具有现实意义。
1.现行的CASS工艺设计方法
1.1活性污泥工艺设计计算方法
活性污泥工艺的设计计算方法有三种：
污泥负荷法、泥龄法和数学模型法。
三种方法各有其特点，分述如下：
1、污泥负荷法
污泥负荷法是目前国内外最流行的活性污泥设计方法，几十年来，污泥负荷法设计了成千上万座污水处理厂，充分说明其正确性和适用性。
污泥负荷法也有其弊端，主要表现为：
一是污泥负荷法设计参数的选择主要依靠设计者的经验，这对于经验较少的设计者来讲相当困难；二是对脱氮要求未加考虑，影响了设计的精确性和可靠性。
2、泥龄法
泥龄法是经验和理论相结合的设计计算方法，比污泥负荷法更加精确可靠；泥龄法可以根据泥龄的选择，实现工艺的硝化和反硝化功能；同时，泥龄参数的选择范围比污泥负荷法窄，设计者选择起来难度较小。
泥龄法的设计参数大多是根据国外污水试验得出的，需结合我国的城市生活污水水质加以修正，这是其目前应用的困难所在。
3、数学模型法
1986年，原国际水污染与控制协会IAWPRC提出了活性污泥1号数学模型，其后十几年里，随着数学模型的完善，越来越多的活性污泥系统开始采用它进行工程设计和优化。
数学模型在理论上是比较完美的，但具体应用则存在不少问题，主要是由于污水处理的复杂性和多样性，模型中所包含的大量工艺参数需要根据具体的水质进行调整和确定，这需要大量的工程积累，即使简化了的数学模型，应用也相当困难。
到目前为止，数学模型在国外尚未成为普遍采用的设计方法，而在我国还停留在研究阶段。
1.2目前CASS工艺设计计算方法
CASS工艺属于活性污泥法范畴，但由于其运行方式独特，与传统活性污泥法又有很大的差别。
在同一周期内，池内的污水体积、污染物的浓度、DO和MLSS时刻都在发生变化，是一种非稳态的反应过程。
目前CASS工艺设计采用污泥负荷法，该方法不考虑反应池内基质浓度、MLSS和DO含量在时间上的变化，只考虑进出水有机物的浓度差，并忽略同一反应周期内沉淀、滗水和闲置阶段的生物降解作用，采用与传统活性污泥法基本相同的计算公式。
CASS工艺采用污泥负荷法进行设计时，除反应池容积计算与传统活性污泥法不同，其它如反应池DO和剩余污泥排放量等计算方法与传统活性污泥工艺相同，因此，本节着重介绍CASS工艺反应池容积的计算方法。
1.2.1计算BOD-污泥负荷（Ns）
BOD-污泥负荷是CASS工艺的主要设计参数，其计算公式为：
（1）
式中：
Ns——BOD-污泥负荷，kgBOD5/（kgMLSS·d），生活污水取0.05～0.1
kgBOD5/（kgMLSS·d），工业废水需参考相关资料或通过试验确定；
K2——有机基质降解速率常数，L/（mg·d）；
Se——混合液中残存的有机物浓度，mg/L；
η——有机质降解率，％；
ƒ——混合液中挥发性悬浮固体浓度与总悬浮固体浓度的比值，一般在生活污水中，ƒ＝0.75。
（2）
式中：
MLVSS——混合液挥发性悬浮固体浓度，mg/L；
MLSS——混合液悬浮固体浓度，mg/L；
1.2.2CASS池容积计算
CASS池容积采用BOD-污泥负荷进行计算，计算公式为：
（3）
式中：
V——CASS池总有效容积，m3；
Q——污水日流量，m3/d；
Sa、Se——进水有机物浓度和混合液中残存的有机物浓度，mg/L；
X——混合液污泥浓度（MLSS），mg/L；
Ns——BOD-污泥负荷，kgBOD5/（kgMLSS·d）；
ƒ——混合液中挥发性悬浮固体浓度与总悬浮固体浓度的比值。
1.2.3容积校核
CASS池的有效容积由变动容积和固定容积组成。
变动容积（V1）指池内设计最高水位和滗水器排放最低水位之间的容积；固定容积由两部分组成，一部分是安全容积（V2），指滗水水位和泥面之间的容积，安全容积由防止滗水时污泥流失的最小安全距离决定；另一部分是污泥沉淀浓缩容积（V3），指沉淀时活性污泥最高泥面至池底之间的容积。
CASS池总的有效容积：
V＝n1×（V1＋V2＋V3） （4）
式中：
V——CASS池总有效容积，m3；
V1——变动容积，m3；
V2——安全容积，m3；
V3——污泥沉淀浓缩容积，m3；
n1——CASS池个数。
设池内最高液位为H（一般取3～5m），H由三个部分组成：
H＝H1＋H2＋H3 （5）
式中：
H1——池内设计最高水位和滗水器排放最低水位之间的高度，m；
H2——滗水水位和泥面之间的安全距离，一般取1.5～2.0m；
H3——滗水结束时泥面的高度，m；
其中：
（6）
式中：
A——单个CASS池平面面积，m2；
n2——一日内循环周期数；
H3＝H×X×SVI×10－3 （7）
式中：
X——最高液位时混合液污泥浓度，mg/L；
污泥负荷法计算的结果，若不能满足H2≥H－（H1＋H3），则必须减少BOD-污泥负荷，增大CASS池的有效容积，直到条件满足为止。
1.2.4设计方法分析
从上述设计方法的描述中可以看出，现行的CASS工艺设计具有以下几个方面的特点：
1、设计方法简单，设计参数单一，在传统的以污泥负荷为主要设计参数的活性污泥设计法基础上，采用容积进行校核，以保证滗水过程中的污泥不流失。
2、设计只针对主反应区容积，而生物选择区容积则是按照主反应区容积的5％设计。
3、污泥负荷法设计重点针对有机物质的降解，对脱氮未加考虑，难以满足污水排放对于氮的要求，故此方法具有片面性，难以满足高氨氮污水处理后达标排放。
2CASS工艺设计方法改进
CASS工艺目前广泛应用的设计方法是污泥负荷法，污泥负荷法立足于有机物的去除，对系统脱氮效果则未加考虑，而对于高氨氮污水，脱氮效果的考虑更为重要，因此需结合目前已有的CASS工艺设计方法，加入脱氮工艺设计，对传统的CASS工艺设计方法进行改进。
2.1CASS工艺设计方法改进的思路
高氨氮的污水脱氮设计的改进思路如下：
1、设计采用静态法。
设计方法不追踪CASS反应池内基质和活性污泥浓度在时间上的变化过程，而是着重于在某一进水水质条件下经系统处理后能达到的最终处理效果。
对于同步硝化反硝化，由于其机理还处在进一步研究阶段，在设计中不加考虑。
对于沉淀和滗水阶段的生物反应，其作用并不明显，因此在设计中对这两个阶段的生物反应不加考虑。
2、将主反应区和预反应区分开设计，主反应区主要功能为有机物降解和硝化，而预反应区的功能主要为生物选择和反硝化脱氮。
3、主反应区采用泥龄法设计，而将污泥负荷作为导出参数，结合试验研究的结论，通过污泥负荷对设计结果进行校核。
4、反应池的尺寸通过进水量和污泥沉降性能确定。
2.2主反应区容积设计
主反应区设计采用泥龄法，并用污泥负荷进行校核，其设计步骤如下：
1、计算硝化菌的最大比增长速率
当污水pH和DO都适合于硝化反应进行时，计算亚硝酸菌的比增长速率公式为：
（8）
式中：
μN,max——硝化菌的最大比增长速率，d-1；
T——硝化温度，℃；
2、计算稳定运行状态下的硝化菌比增长速率
（9）
式中：
μN——硝化菌的比增长速率，d-1；
N——硝化出水的NH3-N浓度，mg/L；
KN——饱和常数，设计中一般取1.0mg/L。
3、计算完成硝化反应所需的最小泥龄
（10）
式中：
——最小泥龄，d；
μN——硝化菌的比增长速率，d－1。
4、计算泥龄设计值
本处采用Lawrence和McCarty在应用动力学理论进行生物处理过程设计时提出的安全系数（SF）概念，SF可以定义为：
SF＝
/
（11）
式中：
——设计泥龄，d；
SF使生物硝化单元在pH值、溶解氧浓度不满足要求或者进水中含有对硝化有抑制作用的有毒有害物质时仍能保证达到设计所要求的处理效果。
美国环保局建议一般取1.5～3.0。
5、计算以VSS为基础的含碳有机物（COD）的去除速率
活性异养菌生物固体浓度X1可用下式计算：
（12）
式中：
X1——活性异养菌生物固体浓度，mg/L；
YH——异养菌产率系数，gVSS/gCOD或gVSS/gBOD；
bH——异养菌内源代谢分解系数，d－1；
S0——进水有机物浓度，mgCOD/L或mgBOD/L；
S1——出水有机物浓度，mgCOD/L或mgBOD/L；
——设计泥龄，d；
t——水力停留时间，d；
活性生物固体表观产率系数，YH,NET
将含碳有机物的去除速率定义为：
（13）
则可以得到下式：
1/
＝YH,NET·qH （14）
曝气池混合液VSS由三部分组成：
活性生物固体、微生物内源代谢分解残留物和吸附在活性污泥上面不能为微生物所分解的进水有机物，VSS浓度可以表示为：
（15）
式中：
X——VSS浓度，mg/L；
△S——基质浓度变化，mgCOD/L或mgBOD/L；
YH——以VSS为基础的产率系数，gVSS/gCOD或gVSS/gBOD；
b——以VSS为基础的活性污泥分解系数，d-1；
以VSS为基础的（浓度为X）的有机物去除速率可以表示为：
1/
＝YH,NET·qOBS （16）
6、计算生化反应器水力停留时间t
（17）
7、主反应区容积：
VN＝Qt （18）
式中：
VN——主反应区容积，m3；
Q——进水流量，m3/d；
8、有机负荷校核
有机负荷F/M：
（19）
式中：
ƒ——MLVSS/MLSS，一般取0.7。
根据相关试验结论，若F/M不在0.18～0.25kgCOD/（kgMLSS·d），则需改变泥龄，进行重新设计。
10、氨氮负荷校核
氨氮负荷SNR：
（20）
式中：
N——主反应区产生NO3-N总量TKN，mg/L。
根据相关试验结论，若SNR＞0.045kgNH3-N/（kgMLSS·d），则需增大泥龄，进行重新设计。
2.3预反应区容积设计
预反应区的功能设计为反硝化，其设计步骤如下：
1、计算反硝化速率SDNR
反硝化速率可以根据试验结果或文献报道值确定，也可以按下面的方法计算：
温度20℃时：
SDNR（20） ＝0.3F/M＋0.029（21）
温度T℃时：
SDNR（T）＝SDNR（20） ·θ（T-20） （θ为温度系数，一般取1.05）（22）
2、缺氧池的MLVSS总量为：
LA＝QND/SDNR（T） （23）
式中：
ND——反硝化去除的NO3-N，kgN/d。
3、缺氧池的容积：
VAN=1000LA/Xƒ（24）
4、缺氧池的水力停留时间：
tA＝VAN/Q（25）
5、系统的总泥龄：
（26）
2.4反应器尺寸的确定
CASS反应器尺寸的确定主要是确定反应器的高度和面积，以满足泥水分离和滗水的需要。
由于预反应区始终处于反应状态，不存在泥水分离的问题，且预反应区底部通过导流孔与主反应区相连，其水面高度与主反应区平齐，因此计算出主反应区的设计高度也同时计算出了预反应区的水面高度。
所以反应区尺寸的确定主要是主反应区尺寸的确定。
CASS池的泥水分离和SBR相同，生物处理和泥水分离结合在CASS池主反应区中进行，在曝气等生物处理过程结束后，系统即进入沉淀分离过程。
在沉淀过程初期，曝气结束后的残余混合能量可用于生物絮凝过程，至池子趋于平静正式开始沉淀一般持续10min左右，沉淀过程从沉淀开始后一直延续至滗水阶段结束，沉淀时间为沉淀阶段和滗水阶段的时间总和。
污泥泥面的位置则主要取决于污泥的沉降速度，污泥沉速主要与污泥浓度、SVI等因素有关，在CASS系统中，污泥的沉降速度vS可简单地用下式计算：
vS＝650/（XT×SVI）（27）
式中：
vS——污泥沉速（m/h）；
XT——在最高水位时浓度（kg/m3），为安全计，采用主反应区中设计值X，一般取3000～4200mg/L；
SVI——污泥沉降指数（mL/g）。
为避免在滗水过程中将活性污泥带出系统，需要在滗水水位和污泥泥面之间保持一最小的安全距离HS。
为保持滗水水位和污泥泥面之间的最小安全距离，污泥经沉淀和滗水阶段后，其污泥沉降距离应≥ΔH+HS，期间所经历的实际沉淀时间为（ts＋td－10/60）h，故可得下式：
vS×（ts ＋td －10/60）＝ΔH+HS （28）
式中：
ΔH——最高水位和最低水位之间的高度差，也称滗水高度（m），ΔH一般不超过池子总高的40%，与滗水装置的构造有关，一般其值最大在2.0～2.2m左右；
ts——沉淀时间；
td——滗水时间。
联立式（6.47）和（6.48）即可得：
（29）
式中：
ΔV——周期进水体积（m3）；
A——池子面积（m2）；
HT——最高水位（m）；
式中沉淀时间ts、滗水时间td可预先设定，根据水质条件和设计经验可选择一定的SVI值，安全高度HS一般在0.6～0.9m左右。
ΔV由进水量决定，这样式（29）中只有池子高度HT和面积A未定。
根据边界条件用试算法即可求得式（29）中的池子高度和面积。
高度HT和面积A的确定方法为：
先假定某一池子高度HT，用式（29）求得面积A，从而可求得滗水高度ΔH，如滗水高度超过允许的范围，则重新设定池子高度，重复上述过程。
在求得HT和池子面积A后，即可求得最低水位HB：
HB＝HT－△H＝HT－ΔV/A（30）
最高水位时的MLSS浓度XT已知，最低水位时的MLSS浓度则可相应求得：
XB＝XT×HT /HB（31）
最低水位时的设计MLSS浓度一般应不大于6.0kg/m3。
2.5剩余污泥计算
每日从系统中排出的VSS重量为L：
L＝Xƒ （VAN＋VN）/θ（32）
式中：
L——每日从系统中排出的VSS重量，kg/d。
2.6需氧量计算
1、BOD的去除量：
O1＝Q（S0－S1）/1000（33）
2、氨氮的氧化量：
O2＝QN/1000（34）
3、生物硝化系统，含碳有机物氧化需氧量与泥龄和水温有关系，每去除1kgBOD需氧1.0～1.3kg，一般取1.1，则碳氧化和硝化需氧量为：
O3＝1.1O1＋O2（35）
4、每还原1kgNO3-N需2.9kgBOD，由于利用水中的BOD作为碳源反硝化减氧需要量为：
O4＝2.9NDQ/1000（36）
实际需氧量：
O=O3－O4（37）
摘要：
分析了某CASS工艺污水处理厂2008年10月至2009年9月的运行现状，提出了系统脱氮除磷效率难以提高的影响因素有污泥负荷、系统的溶解氧浓度和选择区的水力条件，并提出了改造措施，经过改造，系统的脱氮除磷效率有所加强。
关键词：
循环式活性污泥法（CASS）脱氮除磷
1工艺运行现状
某污水处理厂位于北方地区，采用循环式活性污泥法（CASS）处理工艺，设计规模为2万吨/日。
根据2008年10月至2009年9月的监测数据，污水厂月均进水量为1.23~2.08万吨/日，平均进水量为1.74万吨/日，最高值出现在2009年2月，最低值出现在2009年6月。
在进出水水质方面，BOD5进水浓度为152.4~203.5mg/L，平均浓度为177.2mg/L，出水浓度为15.2~17.8mg/L，去除率在90%以上；CODCr进水浓度为305.3~385.1mg/L，平均浓度为341.8mg/L，出水浓度为45.3~67.4mg/L，去除率在83%以上；SS进水浓度为200.2~225.3mg/L，平均浓度为218.6mg/L，出水浓度为13.4~18.6mg/L，去除率在90%以上；NH3-N进水浓度为35.3~48.1mg/L，平均浓度为44.7mg/L，出水浓度为4.31~7.15mg/L，去除率在85%以上；TN进水浓度为45.9~60.2mg/L，平均浓度为57.2mg/L，出水浓度为24.1~28.2mg/L去除率在53%以上；TP进水浓度为5.14~6.42mg/L，平均浓度为5.96mg/L，出水浓度为2.01~2.56mg/L，去除率在60%以上。
从上述水质分析可知，系统的碳化、硝化效果较高，脱氮除磷效率不高。
2脱氮除磷状况分析
2.1污泥负荷的影响生物脱氮和除磷是一对矛盾，脱氮需要长泥龄、低负荷，而除磷需要短泥龄、高负荷。
而污泥负荷同进水浓度、污泥浓度密切相关，进水浓度越高，排泥量越少，CASS池内污泥浓度越高，污泥负荷越低，脱氮效果较好，而除磷效果不理想，供氧量越高。
因此，控制合适的污泥负荷，是保证系统脱氮除磷效果、节约能耗的关键因素。
从本厂的实际运行来看，每组CASS池配置一台剩余污泥泵，且没有刮泥机和泥斗，在刚开始排泥的几分钟内，排出的剩余污泥浓度较高，但当泵边缘的污泥抽完之后，池内清水也被吸入到泵中，导致剩余污泥浓度明显降低，最终CASS池污泥浓度降至约4000mg/L无法进一步降低，污泥负荷也难以提高，一定程度上影响了除磷效果。
根据本厂实际情况，污泥负荷的取值应优先满足生物脱氮，兼顾生物除磷，据统计，污泥负荷在0.1kgBOD5/（kgMLVSS·d）时，系统具有良好的硝化和反硝化效果，此时除磷效率也较高，因此，应改善系统的排泥设施，由单点吸泥改为多点吸泥，保证系统的排泥效果，控制合适的污泥负荷。
2.2溶解氧的影响
2.2.1选择区溶解氧的影响选择区的主要功用是在其中进行磷的释放，为后续主曝气区磷的过量吸收创造条件；同时污泥回流液中含有的硝酸盐也可在此得以反硝化，因此选择区应该维持缺氧-厌氧状态。
但根据现场实测，选择区内溶解氧较高，多数时段维持在3mg/L左右，最高可达5mg/L。
通过调研，原因有两点：
一是选择区内采用粗孔曝气搅拌，二是配水井的两级跌水富氧。
根据本厂实际，将选择区内原来的连续搅拌方式调整为间歇小气量搅拌，或设置搅拌器，此外，需对配水井渠道上设置消能板，对跌水进行缓冲，防止富氧。
2.2.3主曝气区溶解氧的影响CASS池主曝气区内主要完成降解有机物、同时硝化反硝化和吸磷过程。
对于同时硝化反硝化过程，要求控制供氧强度并维持主曝气区内溶解氧在0.5-1mg/L范围内，使絮体外周能保证有一个好氧环境进行硝化，同时由于溶解氧浓度得到控制，氧在污泥絮体内部的渗透传递作用受到限制，而较高的硝酸盐浓度则能较好地渗透到絮体的内部，从而实现有效地反硝化过程。
实际运行发现，主曝气区内的溶解氧无法精确控制在0.5-1mg/L范围内，鼓风机在最小气量情况下，主曝气区内的溶解氧一般在1.5mg/L左右，系统难以保证较好的同步硝化反硝化效果，根据本厂实际，可在鼓风管道上设置排入大气的放泄口，同时利用阀门来调整气量。
2.3水力条件的影响在选择区内主要进行磷的释放和反硝化过程，需要保持泥水的充分混合，停留时间一般应在1h左右。
根据理论计算，本厂选择区内停留时间应为50min，然而实际停留时间达不到50min。
根据设计，由于选择区内设有挡板，污水的流动状态应该是在左右和上下方向同时出现S型，能使泥水实现充分混合。
然而由于挡板底部通道很容易被污泥堵塞，水流很难在上下方向形成S型流动，因此污水在选择区内只能实现在表面的S型流动，出现短流，停留时间大大缩短，严重影响了磷的释放和反硝化过程。
根据本厂实际，应对选择区挡板进行改造，使泥水实现充分混合，保证停留时间。
3改造效果
本厂2009年11月按照上述要求对系统进行了改造，2010年1月改造完毕，经过调试运行，系统在污泥负荷为0.1kgBOD5/（kgMLVSS·d），选择区溶解氧在0~0.5mg/L，主曝气区溶解氧在0.5~1.0mg/L的情况下，系统的脱氮率提高了10%，达63%以上，除磷率提高了5%，达65%以上，改造效果良好。
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