当前，我国很多废水处理厂均采用A2/O技术进行废水生物处理.但由于A2/O技术自身存在碳源竞争、  硝酸盐以及泥龄等麻烦使其在实际运行中很难实现高效同步脱氮除磷效果.为提高A2/O技术脱氮除磷效果，研究者提出倒置A2/O、  改良式A2/O等技术，以及化学除磷、 补充碳源、  添加生物填料等辅助手段.对实际运行废水处理厂而言，经过投加混凝剂可迅速提高除磷效果，而脱氮仍是一个难题.

生物脱氮过程中需要自养菌和异养菌两类不同微生物参与，它们对有机物浓度、 DO、 pH值标准均不同，导致在A2/O技术实际运行过程中，污泥回流比、  混合液回流比、 进水水质、 温度等因素对脱氮效果产生重要影响.为获得良好的脱氮效果，研究者从各种模型入手来调控废水厂的运行参数.其中，最为著名的IWA模型较复杂，实际利用困难.所以，寻求一种快速，简便适用的手段是很多废水厂面临的实际麻烦.

本研究以武汉市龙王嘴废水处理厂实际处理技术为原型建立中试装置，从氮平衡分析入手，采用理论分析与实际运行相结合的方式，分析不同进水条件下，如何调整污泥浓度、  污泥回流比及混合液回流比来使出水TN达到一级A要求，以期为实际废水处理厂高效脱氮运行提供借鉴.

1 材料与办法

1.1 实验装置与运行参数

本实验所用中试装置以龙王嘴废水处理厂现有技术为原型，原设计处理水量为24 t ˙d-1.反应器材质为钢板，总容积为12.92 m3，可行水深1.0  m，超高0.5 m，原设计选择池、 厌氧池、 缺氧池及好氧池HRT分别为0.5、 1.0、 1.5和5.5 h.  本实验进水为设计处理水量的80%，其各部分的实际HRT见图1中说明.

①选择池(HRT=0.625 h); ②厌氧池(HRT=1.25 h); ③缺氧池(HRT=1.875 h); ④好氧池(HRT=6.875 h);  ⑤二沉池(HRT=2.5 h)

图1 中试实验装置示意

中试装置进水为龙王嘴废水处理厂涡流沉砂池出水，其中20%进水与回流污泥混合进入选择池，将污泥中硝酸盐进行反硝化，另外80%进水直接进入厌氧池，而混合液从好氧池第4个廊道末端回流至缺氧池.好氧池采用渐减曝气方式，水温在15℃以上时，末端DO平均值在4mg  ˙L-1左右，水温在15℃以下时，提高曝气强度，末端DO在7mg ˙L-1以上. 1.2 实验水质

实验水质情形为COD 150~350 mg ˙L-1，SS 100~350 mg ˙L-1，NH+4-N 10~20 mg ˙L-1，TN 20~40  mg ˙L-1，TP 2~7 mg ˙L-1，pH 6~9. 1.3 实验办法

本研究在实验初期对A2/O技术氮平衡建立理论模型，根据此模型调整相关的运行参数，使其在实际进水条件下出水TN达到一级A的要求[16]. 1.4  测试办法

NH+4-N、 NO-3-N、 NO-2-N、 TN、 COD、 SV、 MLSS、 MLVSS等均按要求办法测定[17];  DO采用HQ30便携式溶解氧仪(HACH)测定.

2 结果与分析 2.1 A2/O技术氮平衡模型的建立

A2/O技术中N的迁移转化途径如图2所示.据此可建立N的物料平衡方程：

图2 A2/O技术氮物料平衡示意

为简化模型，作如下7点假设：

(1)进水TN在好氧区经充分氧化后几乎全部转化为NO-3-N，出水NH+4-N一般小于1mg ˙L-1，可取1mg ˙L-1.

(2)好氧池中MLVSS/MLSS取值为0.5.

(3)二沉池出水SS一般在10~20 mg ˙L-1之间，经过出水SS去除的有机氮最小值可按10 mg ˙L-1×0.5×0.12=0.6 mg  ˙L-1计.

(4)龙王嘴废水处理厂出水达到一级A要求，出水TN≤15 mg ˙L-1.

(5)进水TN与进水COD同步增减，TN≤ 20 mg ˙L-1时，污泥龄θC取25 d，进水20 mg ˙L-1≤ TN<30 mg  ˙L-1时，θC取15~20 d; 当进水TN≥ 30 mg ˙L-1时(尤其当TN≥ 35 mg  ˙L-1时，此时进水温度较低，一般在15℃以下，生物活性显著降低)，θC取20~25 d.

(6)脱氮碳源充足，缺氧池对NO-3-N的去除率高达90%(但当进水TN≥ 30mg ˙L-1时，一般处于

冬季，此时水温较低，反硝化去除率在50%以上)，系统中不存在同步硝化反硝化作用.

(7)经过排出剩余污泥排出的TN主要指污泥中的有机氮，忽略剩余污泥排出的NH+4-N和NO-3-N.

若生物池体积为V(m3)，设计处理水量为Q(m3 ˙d-1)，污泥浓度为X(mg ˙L-1)，回流污泥浓度为

XR(mg ˙L-1)，污泥龄为θC(d)，c为出水中NO-3-N的含量(mg  ˙L-1)，TN为进水总氮含量，污泥回流比为R1，混合液回流比为R2(见图3)，r为缺氧池的反硝化去除率，进水中TN的含量Ni则可以得到：

图3 A2/O技术脱氮各单元参数示意

剩余污泥量为：

由式(2)~(4),(6)和(10)得出：

令R=R1+R2为总回流比(R≥ 0.5)，当R≤ 1时，此时R1=R，R2=0;  当R>1时，此时R1=100%，R2=(R-1).根据上述假定，在不同进水TN、θC  及反硝化去除率(50%~90%)作用下，计算在不同X(絮状污泥MLSS一般在3000~7000 mg ˙L-1之间)时对应的R值(见表1).

根据表1并结合中试进水水质(TN浓度)及调试运行方便，反应器可以按以下4个工况运行.

工况一：进水TN在25mg ˙L-1以下，水温一般较高，此时可取MLSS在3000mg˙L-1左右，污泥回流比为50%，硝化液回流比为0.

工况二：进水TN在25~30mg ˙L-1，水温一般较高，此时可取MLSS在4000mg˙L-1左右，污泥回流比100%，硝化液回流比为0.

工况三：进水TN在30~35mg ˙L-1，水温一般较低，此时可取MLSS在6000mg˙L-1左右，污泥回流比100%，硝化液回流比为100%.

工况四：进水TN在35mg ˙L-1以上，水温偏低，此时可取MLSS在7000mg˙L-1左右，污泥回流比100%，硝化液回流比为200%或更高.

经过调试中试实验装置在4个工况下的运行状况，不仅可以验证脱氮模型假定和算法的合理性，更重要之处在于可以为龙王嘴废水处理厂在不同进水条件下提供合理最佳回流运行计划，达到稳定脱氮效果.  2.2 A2/O技术氮平衡模型的中实验证 2.2.1 工况一实验

2012年5月13日~6月30日和2012年8月4日~8月27日期间，进水水质指标平均值如下：COD221.2 mg ˙L-1，SS224.5 mg  ˙L-1，TN 24.3 mg ˙L-1(在25mg ˙L-1以下)，NH+4-N 14.1 mg ˙L-1，NO-3-N 1.2 mg ˙L-1，TP 5.1  mg ˙L-1，水温 23℃±2℃.该工况共运行72 d，运行参数为：污泥回流比50%，生物反应池平均MLSS为3734 mg  ˙L-1，MLVSS/MLSS比值约为0.48，污泥龄为20.8 d. 在该工况下，出水COD和SS平均值分别为21.1 mg ˙L-1和11.2 mg  ˙L-1，平均去除率分别达到89.6%和93.5%; 出水NH+4-N平均值为0.4 mg  ˙L-1，平均去除率达到96.9%，出水NO-3-N相对较高，平均值为11.0 mg ˙L-1，出水TN平均值11.7 mg  ˙L-1，主要来自于NO-3-N，平均去除率达到51.5%，采样点达标率为94.9%.出水TN和NH+4-N优于国家一级A的要求，由此可见，该工况下模型预测可靠可行.  2.2.2 工况二实验 2012年7月1日~7月31日期间，进水水质指标平均值如下：COD224.6mg ˙L-1，TN26.0mg ˙L-1，NH+4-N  16.0 mg ˙L-1，NO-3-N 1.2mg ˙L-1，TP 5.2 mg ˙L-1，水温 27℃±2℃.该工况共运行31  d，其运行参数为：污泥回流比100%，生物反应池平均MLSS为4151 mg ˙L-1，MLVSS/MLSS比值约为0.48，污泥龄为15.6 d.

在该工况下，出水COD平均值为21.0 mg ˙L-1，平均去除率达到90.4%; 出水NH+4-N平均值0.3 mg  ˙L-1，平均去除率达到98.4%，优于国家一级A的要求; 出水NO-3-N相对较高，平均值为10.2 mg ˙L-1; 出水TN平均值10.9 mg  ˙L-1，主要来自于NO-3-N，平均去除率达到57.9%，TN达标率为100%，优于国家一级A的要求.由此可见，该工况下模型预测也可靠可行. 2.2.3  工况三实验

2012年10月19日~2013年1月16日期间，进水水质指标平均值如下：COD 275.4mg ˙L-1，SS 265.5mg ˙L-1，TN  34.1mg ˙L-1，NH+4-N 16.2mg ˙L-1，NO-3-N 1.0mg ˙L-1，TP 5.1mg ˙L-1，水温  5~15℃之间.该工况共运行90 d，其运行参数为：污泥回流比100%，混合液回流比100%，生物反应池平均MLSS为7000 mg  ˙L-1，MLVSS/MLSS比值约为0.48，污泥龄为23.5 d.

运行过程中为保证系统脱氮效果，在不同温度下及时调控MLSS，实验调整情形及平均进水水质详见表2和表3.

该工况运行期间，出水COD和SS平均值分别为26.0 mg ˙L-1和13.8 mg  ˙L-1，平均去除率分别为90.0%和94.4%.当水温在10~15℃之间,平均MLSS为4558 mg ˙L-1，好氧末端DO在4mg  ˙L-1左右时，出水TN达标效率仅为52%，提高MLSS到6000 mg ˙L-1以上，好氧末端DO到7 mg  ˙L-1以上时，出水TN达标率显著提高，这一结果与张智等[18]报道一致.当水温低于10℃,并接近5℃，即使维持系统MLSS在7000 mg  ˙L-1以上，好氧末端DO到7 mg  ˙L-1以上时，出水TN达标效率也仅为67%.当水温低于10℃,但很接近10℃，此时维持MLSS和好氧末端DO分别在7000 mg ˙L-1和7mg  ˙L-1以上，出水TN 具有较高的达标效率.由此看出，该工况下模型预测也较可靠可行.

对照表1 和表3 分析看出，水温较低时，硝化效率经过提高好氧段曝气强度得到改善(出水NH+4-N平均值在1 mg  ˙L-1以下)，而反硝化效率较低，为获得较好脱氮效果应适当提高R值.所以，当污泥和混合回流比均维持在100%时，脱氮效果欠佳.

另外，3个工况下中试出水TP平均值为1.0mg ˙L-1左右，不能达到一级A要求，建议辅以化学除磷手段.

在整个中试实验期间，进水COD/TN平均值为8.75，脱氮碳源充足[19,20]，在工况一和工况二实验中，没有进行硝化液回流，所以，降低了缺氧池DO上升的可能，故不会消耗太多碳源[21,22]，创造了有利于反硝化的条件，从而获得良好的脱氮效果;  在工况三实验中，水温对脱氮效果产生了显著影响，增大好氧段曝气量和提高MLSS一定程度上有利于脱氮效果的提高.

由于在实际运行过程中TN浓度基本维持在35mg  ˙L-1以下，所以缺乏对工况四的验证实验.但根据前3个工况实验的运行结果可以做如下推测：温度在接近且低于10℃ 与15℃  之间时，只要保证足够DO和MLSS一定可以达到理想的脱氮效果; 但当温度远远低于10℃ 并可能在5℃  以下，维持较高DO和MLSS难以使出水氮达标，必须将混合液回流比提高到比该工况标准更高的混合液回流比(参照表1中的上限值).

3 结论

综上所述，在3种工况实验条件下，模型能较好适应实际情形的变化.