李春鞠，顧國維，楊海真
(同濟大學環境科學與工程學院，上海200092)

　　摘要：MSBR工藝是連續流與序批操作相結合的新型生物脫氮除磷 技術，由于它的后置反硝化設計，碳源不足制約了系統的脫氮效果。為改善這種狀況，進行了將部分原水分流至缺氧區的試驗。結果表明：引入原水后，缺氧區的反硝化速率常數提高了一倍，系統的反硝化速率和脫氮率相應提高。與此同時，分流造成了厭氧區的碳源不足 ，加之厭氧區的回流增加，引入了較多的硝酸鹽，使磷的釋放和過量吸收受到影響，除磷效果下降。另外，針對中間沉淀區暴露出的運行和設計問題提出了一些改進措施。
　　關鍵詞：MSBR；脫氮除磷；反硝化
　　中圖分類號：X703
　　文獻標識碼：A
　　文章編號： 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工藝是一種新型的脫氮除磷工藝，它將連續流與序批操作巧妙地結合起來，既能連續進、出水，又能根據水質波動調節系統的缺氧/好氧反應時間，從而高效穩定地運行。前期試驗研究表明，當水溫在15～30 ℃，有機負荷為0.23～0.30 kgCOD/(kgMLSS·d)時，出水 COD、氨氮和總磷濃度分別低于50、5和1 mg/L。但是由于系統為后置反硝化，碳源不足影響了系統的脫氮率，一般僅為60%～77%。
　　為了挖掘MSBR系統的脫氮潛力，將厭氧區的部分進水分流至缺氧區，考察了分流前后缺 氧區反硝化速率常數的變化，初步探索了改善MSBR系統脫氮效果的工藝路線。

　　1　試驗器材及方法

　　1.1試驗設備
　　①MSBR反應器：鋼板焊接制成，內外各涂兩層防腐涂料。各功能區有效容積見表1。

表1　MSBR各區有效容積 名稱 厭氧區 主曝氣區 序批區(2個) 缺氧區 中間沉淀區 有效容積
(L) 350 860 570×2 180 70

　　②高位水箱和二級水箱：有效容積分別為850、191 L，高位水箱向MSBR反應器 供水，二級水箱將原水以1∶2的比例分配到缺氧區和厭氧區。
　　③自動控制柜：由PLC自動控制序批區的反應狀態及時間，檢修或更換設備時，可由自控切換到手動。
　　④小型空氣壓縮機：供給好氧反應所需空氣量及維持出水堰口空氣罩內氣壓。
　　⑤攪拌電機(ND型)：負責缺氧區、厭氧區和序批區缺氧反應的攪拌。
　　⑥回流泵：兩臺潛水泵和一臺清水泵分別將兩個序批區的混合液回流及中間沉淀區的上清液回流。
　　⑦進水泵：由同濟新村排水泵站調節池向高位水箱抽水。
　　⑧時間控制器：控制進水泵的啟閉。
　　⑨電磁閥(DF—15型)：控制序批區的曝氣量以及空氣罩的進氣與排氣。
　　⑩空氣罩：與空壓機和電磁閥共同組成出水控制系統，由罩內氣壓控制序批區的出水狀態 。
　　1.2工藝流程
　　原水分流前后的MSBR流程圖分別見圖1、2。

圖1原水分流前MSBR流程圖

圖2原水分流后MSBR流程圖

　　當序批區處于曝氣或攪拌階段時，原水分流前后的主要流程沒有太大變化，只是個別流量略有變化。原水進入厭氧區后，與由中間沉淀區底部進入的回流污泥混合進入主曝氣區。當SBR1處于好氧曝氣或缺氧攪拌階段時［如圖1(a)、圖2(a)所示，圖中R1、R2分別為缺氧區和厭氧區的回流比］，主曝氣區的一部分硝化混合液在序批區回流泵的推動下進入SBR1區進行反硝化或深度硝化，之后進入缺氧區，利用原水中的外碳源進一步反硝化。缺氧區出水 經中間沉淀區的泥水分離，含硝酸鹽的上清液被回流泵抽至主曝氣區，濃縮污泥回流至厭氧區，同時另有與進水流量相當的主曝氣區混合液進入SBR2，沉淀后的上清液經堰口流出系統 。當SBR1進入預沉淀時，所有回流泵停止工作，原水經厭氧區、主曝氣區后直接進入沉淀出水階段的SBR2，進行泥水分離［圖1(b)］。與原水不分流的工況不同的是，由于1/3的進水量分流至缺氧區，預沉淀階段仍有1/3 Q的混合液由缺氧區進入中間沉淀區沉淀，1/3 Q的污泥回流至厭氧區［圖2(b)］。
　　1.3系統的周期運行情況
　　試驗中MSBR系統的兩個序批區交替充當沉淀池，故而得以連續進水和出水。當一個序批區循 序進行缺氧攪拌、好氧曝氣和預沉淀三種操作時，另一個序批區一直處于沉淀出水狀態。一 個周期里各個序批區的反應狀態及回流泵工作狀態的設置如表2所示。

表2序批區和回流泵工作狀態的周期設置 反應狀態歷時(min) 50 40 30 50 40 30 SBR1 缺氧攪拌 好氧曝氣 預沉淀 沉淀 出水 SBR2 沉淀出水 缺氧攪拌 好氧曝氣 預 沉淀 A 開啟 關閉 關閉 C 開啟 關閉 開啟 關閉 B 關閉 　 開啟 關閉

注A、B分別為SBR1和SBR2中的回流泵，C為由中間沉淀區抽取上 清液至主曝氣區的回流泵。

　　在序批區沉淀出水的后期(即另一個序批區進入預沉淀后)，從序批區排放剩余污泥。
　　1.4試驗水質
　　試驗用水為合流污水，有機碳源量較低，平均COD∶TKN為4.87、COD∶TP 為51.3，而且隨季節性波動較大，尤其是持續降雨時，雨水的大量摻入使水中污染物濃度降 低(見表3)。

表3試驗水質 mg/L 項目 COD BOD₅ 氨氮 凱氏氮 總磷 平時 200～400 100～130 20～50 30～80 2～7.5 持續降雨時 ＜100 ＜50 ＜15 ＜15 ＜1.5

　　1.5工況介紹
　　以原水分流前的工況B作為對比工況，兩工況除進水流量不同，其他操作條件相近。由于工 況A的進水有機物濃度較低，系統污泥量有所下降。兩工況的操作條件見表4。

表4兩種工況的操作條件比較

項目 工況A 工況B 運行時間 7月2日～8月22日 5月2日～7月1 日 水溫(℃) 22.8～30(25.4) 20.4～29.3(23.9) 平均流量(L/h) 總流 量 325 375 厭氧區流量 220 — 缺氧區流量 105 — 泥齡(d) 20～25 溶解氧(mg/L) 厭氧區 ＜0.1 　 缺氧區 ＜0.3 　 主曝區 1.0～1.5 序批區 0.3～0.5 反應區平均污泥濃度(mg/L) 2 469 3 101 缺氧區混合液回流比 1.77 1.60 厭氧區污泥回流比 1.07 0.81

注①括號內的數據是平均值。②平均污泥濃度是相對于反應 區而言的，反應區包括厭氧區、缺氧區、主曝區和序批區。③泥齡指系統總泥齡。

　　1.6測試方法
　　系統的各項水質指標及測定方法見表5。

表5測試指標及方法

水質指標 測試方法 CODcr 重鉻酸鉀快速法 TP 過硫酸鉀消解，鉬銻抗分光光度法 NO-2-N 預處理后，鹽酸-α-萘胺光度法 NO-3-N 預處理后，紫外分光光度法 凱氏氮 濃硫酸消解，蒸餾滴定法 總氮 NO₂^--N+NO₃^--N+凱氏氮

　　2 試驗結果及分析

　　2.1脫氮效果分析
　　兩種工況的脫氮效果比較見表6。

表6兩種工況的脫氮效果比較

項目 工況A 工況B 統平均停留時間(h) 8.00 6.93 缺氧區實際停留時間(h) 0.26 0.30 進水總氮(mg/L) 平均值 55.9 36.2 標準偏差 16.1 15.1 出水總氮(mg/L) 平均值 14.3 13.3 標準偏差 2.4 4.1 去除率(%) 平均值 73 .2 59.9 標準偏差 5.7 14.1

注 缺氧區實際停留時間是計入回流量和原水分流量后的停留時間。

　　由表6可看出，工況A的脫氮率與工況B相比有了顯著提高，然而工況A的系統停留時間 較長 ，對于后置反硝化系統而言，尚不能肯定脫氮效果的改善應歸功于原水的分流還是停留時間的延長。好在對于同一系統而言，反硝化速率常數只受碳源形式、水溫和pH等環境因素的影 響，并不受停留時間的影響，因此可以通過比較分流前后缺氧區反硝化速率常數的變化，來 確定分流對系統脫氮率的貢獻。
　　反硝化速率常數的計算公式推導如下：
　　Barnard提出，反硝化反應速率與NO-x-N和有機物的濃度呈零級反應，即

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

　　式中　(dNOx^--N/dt)N——反硝化反應速率，mg/(L·h)
　　 　　　X——反硝化細菌濃度，mg/L
　　　　　Kd——反硝化速率常數

　　根據缺氧區物料平衡，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)——單位時間內反應區硝態氮濃度，mg NO_x^--N/(L·h)
　　　　　Qin——進水流量，L/h
　　　　　Nin——進水中硝酸鹽濃度，mg/L
　　　　　Qeff——出水流量，L/h
　　　　　Neff——出水中硝酸鹽濃度，mg/L
　　　　　V——反硝化反應器的容積，L
　　　　　X(t)——t時刻的活性污泥濃度，mgVSS/L

　　由于MSBR系統中序批區的周期性交替操作，引起系統內污泥的周期性遷移，即使在穩定運行期間，其反應狀態也是非恒定的，呈現一定的周期性變化，故在缺氧區中dN/dt≠0 。另外，假定缺氧區的流態為完全混合式，由式(3)可得出缺氧區硝態氮濃度變化的微分方程。
　　工況A中：　
　　序批區反應階段(缺氧攪拌或好氧曝氣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)

　　序批區預定沉淀階段(90～120 min)：

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

　　工況B中：
　　在序批區反應階段(缺氧攪拌或好氧曝氣0～90 min)：
　　dN/dt＝1.6 Q·(N _SBR-N_ANO)/V_ANO-K_d·X(t)　　　　　　　　　　　　　　　　　　 (6)

　　序批區預沉淀階段(90～120 min)：
　　dN/dt＝-K_d·X(t) (7)
　　式中　Q——進水流量，工況A為375 L/h，工況B為324.7 L/h
　　　　　N_SBR——序批區的硝態氮濃度，mg/L
　　　　　N_ANO——缺氧區的硝態氮濃度，mg/L
　　　　　V_ANO——缺氧區的容積，180 L

　　若以某時段ΔT內硝態氮濃度平均變化率ΔN/ΔT代替式(4)～(7)中的dN/d t，以ΔT內N_SBR、N_ANO和X(t)的平均值代替t時刻 的N_SBR、N_ANO和X(t)，根據工況A、B中各區上清液的硝態氮濃度 可近似求出缺氧區Kd的周期變化及其平均值(見表7)。

表7缺氧區反硝化速率常數Kd的近似求解

工況A 時刻(min) NO-X-N(mg/L) X(t)(mg/ L) Kd×10³
［mg NO_X^--N/(mg VSS·h)］ 　 進水 序批區 缺氧區 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 工況B 時刻(min) NO_X^--N(mg/L ) X(t)(mg/ L) K_d×10³
［mg NO-X-N/(mg VSS·h)］ 　 進水 序批區 缺氧區 　 　 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的周期性變化也反映出原水分流的影響。比較兩個工況在回流停止前后Kd的 變化可以發現，回流停止后(對應序批區預沉淀階段)，工況B的Kd下降了近一個數量級，而工況A的Kd只是略有下降。這是因為在工況B中的回流不僅源源不斷地補充污泥，而且還提供了反硝化所需的內碳源。回流停止意味著只能以缺氧區內污泥的內碳源進行反硝化，因而Kd迅速下降。然而對于工況A而言，缺氧區始終能夠得到原水中的有機基質，反硝化主要依靠外碳源而不是回流提供的內碳源，因此Kd較穩定。回流停止后，缺氧區污泥濃度因進水稀釋而不斷下降，影響了大分子有機物的水解速率和反硝化的速率，導致工況A的Kd略有下降。
　　通過上述分析可見，原水分流可以顯著提高缺氧區的反硝化速率常數Kd，從而提高反硝化速率和系統的脫氮率。
　　2.2除磷效果分析
　　原水分流前后的除磷效果比較見表8，厭氧釋磷和好氧攝磷情況比較見表9。

表8 原水分流前后除磷效果比較

項目 工況A 工況B 進水總磷(mg/L) 平均 值 4.98 3.99 標準偏差 1.30 1.55 出水總磷(mg/L) 平均值 1.23 0.81 標準偏差 0.85 0.71 去除率(%) 平均值 70. 9 75.9 標準偏差 23.5 23.8 進水平均碳磷比 46.1 51.6 污泥含磷量(mg/mg) 0.025 0.029

表9 原水分流前后厭氧釋磷和好氧攝磷情況比較

項目 工況A 工況B 總磷(mg/L) 進水 5. 78 6.23 　 厭氧區 15.63 9.20 　 主曝區 0.40 2.70 　 缺氧區 0.44 4.08 　 出水 0.54 2.70 厭氧區污泥濃度(mg/L) 1279 2169 主曝區污泥濃度(mg/L) 1774 3318 磷的釋放速率(gP/(gMLSS·d)) 0.13 0.26 磷的吸收速率(gP/(gMLSS·d)) 0.065 0.087

　　由于進水中碳磷的比值低于一般生物除磷操作中COD/TP＞60的要求，兩工況降磷效果均 不理想，然而影響兩個工況除磷效果的原因卻不盡相同。
　　工況B正值雨季，進水碳磷比大起大落，干擾了正常的釋磷和攝磷作用，造成出水總磷波動，磷的平均去除率較低。工況A以晴天為主，進水水質穩定。由于原水分流所增設的二級水箱延長了進水在水箱中的總停留時間，顆粒有機物在水箱中沉積，造成進水的碳磷比下降。加之原水分流后，厭氧區的進水量減少了1/3，厭氧區的碳源進一步減少，導致聚磷菌厭氧釋磷和好氧攝磷速率乃至系統除磷效果的下降(見表9)。因此在相近的進水碳磷 比下，工況A的磷去除率和污泥含磷量均低于工況B(見表8)。
　　由表9可以看出，工況A中缺氧區有明顯的釋磷現象，但與原水不分流的工況B相比，聚磷菌優先獲得碳源的局面被打破。由于反硝化比釋磷反應產生的能量多，反硝化菌在底物競爭上更有優勢，致使聚磷菌無法在競爭中獲得充分的碳源來維持高效的除磷［5］。因此，對于本試驗采用的碳磷比較低的合流污水而言，原水分流會影響厭氧區的碳源量，使磷的去除率明顯下降。
　　2.3中間沉淀區的工作情況分析
　　中間沉淀區的設置是MSBR系統的一個重要特點。由于硝酸鹽主要存在于水相，通過泥水分離 和上清液回流，中間沉淀區可以較低的回流比完成厭氧區的污泥回流，并且將缺氧區出流中的絕大部分硝酸鹽截流在主曝氣區，避免硝酸鹽對厭氧釋磷的不利影響。然而試 驗表明，中間沉淀區現有的設計和運行存在一些問題，使之難以發揮應有的作用。
　　現有設計中的流程安排和上清液的回流不利于中間沉淀區的正常運行，反硝化作用產生大量的氣泡使污泥沉降性能變差，尤其是原水分流后，缺氧區反硝化作用增強，混合液中的微小氣泡增多，加之中間沉淀區入流負荷增加，泥水分離效果惡化。其次，在沉淀區有限的水 深內，上清液回流很容易引起返混，阻礙污泥沉淀，加重了缺氧區和沉淀區的水面浮泥現象，也使回流上清液中的污泥含量劇增，從而減少了實際進入厭氧區的污泥量。
　　實際運行中，中間沉淀區的上清液回流泵的流量偏小，未能將厭氧區污泥回流比控制在設計 要求的(0.2～0.5) Q范圍內，因此部分硝酸鹽隨污泥進入厭氧區。系統氮平衡計算顯示， 在工況B(進水不分流)中有相當數量的硝酸鹽在厭氧區反硝化去除，這說明當厭氧區有充足 的碳源時，反硝化和充分的釋磷作用可以同時發生。然而進水分流后，厭氧區碳源量大大減少，此時顯然大量硝酸鹽在缺氧區去除，但是中間沉淀區上清液的回流量不變，厭氧區污泥 回流量相應增加了105 L/h(1/3Q)，通過回流污泥進入厭氧區的硝酸鹽氮量有所增加，厭氧區硝態氮濃度在1 mg/L左右，超出工況B一倍。這對于進水分流后碳源不足的厭氧區而 言如同雪上加霜，加劇了反硝化和釋磷的碳源競爭，干擾了釋磷的正常進行。這說明對于碳源不足的污水，中間沉淀區的回流比對生物除磷效果十分重要。
　　鑒于目前的流程安排，在中間沉淀區的設計中應充分考慮反硝化對污泥沉降性能的影響，選擇合適的表面負荷，底部(局部)加深并設置泥斗，減少上清液回流引起的返混，以改善沉淀效果。同時還應根據進水的碳源情況或運行中內回流的實際情況，及時調整上清液 的回流比，把厭氧區污泥的回流量控制在合適的范圍內，以保證厭氧釋磷作用的正常進行。

3 結論與建議

　　①原水分流至缺氧區后，由于反硝化碳源形式的改變，反硝化速率常數提高了1倍，明 顯改善了系統的脫氮效果。
　　②對于碳磷比值低的進水而言，分流減少了進入厭氧區的有機物量，影響了聚磷菌厭 氧釋磷合成PHB的量，不利于生物除磷。
　　③中間沉淀區泥水分離效果和上清液回流比直接關系到系統的除磷效果，設計中應考慮反 硝化污泥沉降性能的特殊性以及上清液回流對沉淀的擾動；應合理地選擇參數，確保良好的 沉淀效果，使大部分回流污泥都能經歷厭氧—好氧的循環過程；同時應將厭氧區的污泥回流 量控制在適當的范圍內，避免反硝化干擾正常的釋磷作用。

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作者簡介：李春鞠(1974-)，女，漢族，安徽人，工學 碩士，現為香港科技大學博士研究生，研究方向：水污染控制。
電話：(021)65986571(0)55613200(H)
E-mail:hxf@mail.tongji.edu.cnly008150@on line.sh.cncelcx@ust.hk

收稿日期：2000-05-13