王凱軍?
(北京市環境保護科學研究院)

　　目前，我國氧化溝技術水平與國際先進水平相比差距很大。究其原因，是我國還未系統地研究氧化溝技術與設備，對國際上氧化溝技術跟蹤也不夠。故對氧化溝技術的掌握尚不夠全面，在工程上還缺乏系統和科學的設計方法，對氧化溝新工藝、新池型、新配套設備了解甚少。我國現已引進數種氧化溝技術，應有條件來分析比較和吸收消化。
　　首先，氧化溝屬延時曝氣活性污泥工藝，其原理和參數已有大量文獻報道。氧化溝設計中除了要考慮碳源污染物的去除，還要考慮污水硝化和污泥穩定化問題。去除不同的污染物，設計參數和方法是不同的。例如，考慮污泥穩定的氧化溝設計，其設計參數主要考慮污泥齡和內源呼吸速率，而不是傳統活性污泥工藝中的污泥負荷，這時氧化溝的停留時間事實上是一個導出的參數。其次氧化溝最重要的特點之一是，專用的曝氣設備需要同時滿足池內充氧和推動水沿溝渠流動的要求。全面了解和掌握氧化溝的水力學特性尤為需要。有關設備的水力學特性，是廠家產品的特性。大部分設計單位恰恰掌握不夠，致使在設計中由于設備型號和參數不準，常常導致設計沒有達到預期效果。這也與大多數氧化溝工藝及其擁有的專利和設備密切相關。由于國外公司對專有技術保密，因此出現了氧化溝技術不斷發展，可是用于了解基本工藝的公開技術資料未見增加的現象。由此就更需要加強創新性的研究，才能提高我國在氧化溝工藝上的技術水平。本文通過對國內外資料的綜合分析，提出氧化溝一般的設計方法以供國內同行在設計中參考。?

1 氧化溝的設計方法

1.1 BOD的去除
　　氧化溝中碳源基質去除動力學與活性污泥法動力學是完全一致的。對于完全混合系統在穩定狀態下有以下公式^［1］：?
　　

　　式中（XV）--參與反應的污泥量?
　　　　　Q --- 處理污水量?
　　　　　V --- 參與反應的好氧區體積?
　　　　　S --- 出水基質BOD₅濃度?
　　　　　Y --- 污泥產率系數?
　　　　　X --- 污泥濃度?
　　　　　θ_c?--- 污泥齡?
　　　　　S₀?--- 進水基質BOD₅濃度?
　　　　　K_s?--- 半飽和常數?
　　　　　K_d?--- 內源代謝常數?
　　　　　μ_max?--- 比基質利用率
1.2 硝化反應
　　氨氮的硝化反應涉及到亞硝化毛桿菌和硝化桿菌兩種不同的硝化細菌。?
　　在水的作用下：2NH₃---→NH⁺₄?
　　在亞硝化毛桿菌作用下：?
　　　　　　2NH+4+3O2---→2NO-2+2H2O+8H+
　　在硝化桿菌作用下：?
　　　　　　2NO-2+O2----→2NO-3?
　　總的反應：?
　　　　　　NH4+2O2--→NO₃^-+2H⁺＋H₂O
　　因此從化學計量學角度，1.0 kg氮需要4.6 kg的氧，實際生產中的數據較小，為3.9～4.3kgO₂/kgN。這是因為一部分氮用于細菌合成，并且硝化細菌可以從污水中二氧化碳和重碳酸鹽獲得一部分氧。由于上述反應產生氫離子，所以會消耗堿度，每氧化1mg NH₃-N消耗7.14 mg/L的堿度。另外從文獻可知氧化1 mg BOD產生0.3 mg/L的堿度^［2］。?
　　據報道硝化反應的溫度范圍是(5～45) ℃,但是(25～32) ℃是最佳溫度范圍。最佳的pH范圍是7.8～9.2。雖然硝化過程也可在低溶解氧的條件下發生，但是硝化菌的生長速率較低。為了避免氧的限制，反應池中的溶解氧最好控制在3～4 mg/L。溫度對生長速度的影響公式可以用阿倫繆斯公式表示，其中溫度常數θ=1.12(5 ℃～20 ℃)。對于城市污水可以采用表1中污泥齡θc［2］：?

　　在冬季水溫低于10 ℃，如果θ_c＜10 d，硝化反應一般進行較差。若?θ_c>10d，只要氧化溝的曝氣能力可滿足總的氧化需求，并且保持較高的溶解氧，即可取得很好的硝化率。在北歐國家，硝化負荷階段一般選在 0.05～0.10 kgBOD₅/kgMLSS，硝化速率大約為1.6 mgNH₃-N/(gVSS·d)(10℃)。
1.3 污泥穩定性
　　在氧化溝設計中考慮的第二個因素是污泥的穩定性問題。理論上講氧化溝污泥齡的選取應該使得所有的揮發性固體通過內源呼吸全部被降解，無論是厭氧消化還是好氧消化。如果反應時間足夠長，細胞降解過程中有23%的殘余物為不可生物降解。因為每天VSS?產量為YQ(S₀－S)，其中可生物降解部分是0.77YQ(S₀－S)。如果系統中可以生物降解部分的固體物質是f_bX(f_b為VSS可生物降解系數)，則在穩定狀態：
　　0.77YQ(S₀-S)=K_df_b(XV)　　　　　　　(5)
　　從而按照污泥齡的定義：
　　θc=(XV)/(YQ(S₀-S))=0.77/K_df_b　　　　　(6)
　　Adams和Eckenfelder給出了混合液VSS可以生物降解部分的比值fb的計算公式^[3]：
　　fb=[YQ(S₀-S)+K_dXV]/(2K_dXV)-{[YQ(S₀-S)+K_dXV]²-4K_dXV]×[0.77YQ(S₀-S)]}^0.5/2K_dXV　　　　　　(7)
　　也可推算出污泥負荷(F/M)的比值：
　　F/M=Q(S₀-S)/XV=K_df_b/0.77Y　　　　　　　(8)
　　方程(6)和(8)是考慮污泥穩定性問題時污泥齡和有機負荷計算公式。無疑溫度對于上述公式中參數Y、K_d?的影響是十分重要的。對于延時曝氣氧化溝溫度常數(θ=1.01～1.03)數值較小，因此對溫度的影響不大。污泥穩定化要求的有機負荷和污泥齡一般遠遠超過完全硝化所要求的數值。
1.4 脫氮反應
　　在沒有溶解氧(缺氧)條件下，雖然在氧化溝的主體溶液中存在溶解氧，但缺氧條件事實上是指微生物生長的微環境(即生物絮體中或生物膜中)。除碳的異養微生物可以利用硝酸鹽和亞硝酸鹽作為電子受體，將其還原成氮。還原1.0mg N₂產生2.86 kgO₂。污水如需脫氮，需要去除的氮量ΔN(kg/d)為：
　　ΔN=Q(N₀-N)-ΔX×f_N　　　　　　　　　　　　(9)
中　　N₀、N——進、出水總氮濃度
　　　ΔX——剩余污泥量
　　　f_N——剩余污泥的含氮量，一般為0.07kgN/kgMLVSS
　　脫氮需要考慮排放污泥中細胞的氮含量。按照細胞合成的碳氮磷的比例為C∶N∶P=106∶16∶1，即污泥中最多包含12.3％的N和2.6％的P。一般在內源呼吸階段，不可生物降解部分僅僅包含7％的N和1％的P，剩余污泥中的其他N、P回到主體溶液中。因此污泥中的含氮量依賴于污泥齡(θ_c)，污泥齡越長，污泥中的含氮量越小。由需要去除的氮量，確定反硝化的污泥量：
　　(VX)_dn=ΔN/K_dn　　　　　　　　　　　　(10)
　　式中　(VX)_dn——參與脫氮反應的污泥量，kg
　　　　　K_dn——污泥脫氮負荷，kgNO₃^--N/kgMLSS·d
1.5 氧化溝的總污泥量
　　氧化溝的總污泥量(VX)_T和總容積計算如下：
　　(VX)_T=[(XV)+(VX)_dn]/f_n 　　　　　　　　　　(11)
　　V_T=(XV)_T/(f_x·X) 　　　　　　　　　　　　　 (12)

　　對于不同類型的氧化溝，需要引入有效性系數f_a，其中帶有體外沉淀池的氧化溝f_a=1.0，而其他類型的氧化溝f_a是不同的。以三溝式氧化溝為例，如果假設三溝是等體積的，則f_a如下計算：

　　式中　X_S1,2--- 邊溝MLSS濃度?
　　　　　　X_m--- 中溝MLSS濃度?
　　　　　　t_S -- 邊溝一個周期的時間?
　　　　　tS_1,2 --- 邊溝一個周期內的工作時間?
　　　　　　t_m --- 中溝在一個周期內的工作時間

　　假設污泥在氧化溝內分布均勻，t為三個溝一周期總停留時間(包括沉淀)之和，則：?
　　　　　　　　f_a=(t_S1＋t_m＋t_S1)/t (14)?

1.6 剩余污泥
　　雖然動力學設計能確定生物污泥產量，應考慮沉淀池的固體流失量和存在的惰性物質，
　　可以采用下式計算：?
　　
　　式中 ΔS --- 去除BOD₅?
　　　　　X_i ---進水懸浮固體中惰性部分?
　　　　　X_e ---出水TSS?
　　氧化溝以常規模式運行時，會產生不穩定的剩余污泥，應在處置前加以穩定，氧化溝以延時曝氣模式運行時，污泥量少且穩定。根據回流污泥量和剩余污泥量可以選擇水泵和污泥處理系統。
1.7 氧化溝需氧量和曝氣設備
　　在氧化溝系統，考慮以下幾個過程的需氧量：總需氧量（D）=氧化有機物需氧＋細胞內源呼吸需氧＋硝化過程需氧－脫氮過程產氧

　　D=a＇Q(S₀-S)+b＇ΔX·f+4.6(N₀-N)-0.07ΔX·f-2.6ΔNO₃^-　　　　　　(16)
　　式中　f——MLVSS/MLSS
　　　　　ΔNO₃^-——被還原的NO₃^-

　　需氧量D(AOR)?確定之后，并轉化為標準狀態需氧量(SOR)。在標準狀態需氧量確定之后，根據不同設備廠家的表曝機樣本和手冊，計算出氧化溝系統的總能耗。總能耗一旦確定，就可以確定氧化溝曝氣器的數目、氧化溝外形和分組情況。

　　式中　α--不同污水的氧轉移速率參數，對生活污水取值0.5～0.95?
　　　　　β--不同污水的飽和溶解氧參數，對生活污水取值0.90～0.97
　　　　　ρ--大氣壓修正參數
　　　　　C_S-- 溫度T時飽和溶解氧

2 設計結果和問題討論

2.1 設計對比
　　為了說明氧化溝的設計過程，以邯鄲三溝式氧化溝的數據為例，說明幾個設計上的問題。根據下列數據設計處理生活污水的交　　替式氧化溝(三溝)：?
　　進水：?
　　　　　　　　　　BOD₅=130mg/L??
　　　　　　　　　　NH₃－N=22mg/L(T=10℃)?
　　　　　　　　　　TN=42 mg/L??
　　　　　　　　　　SS=160mg/L??
　　　　　　　　　　堿度=280mg/L(以CaCO₃計)??
　　出水：?
　　　　　　　　　　BOD₅<15 mg/L??
　　　　　　　　　　NH₃－N< 2～3mg/L(T=10℃)?
　　　　　　　　　　TN< 10～12mg/L(T=10℃)??
　　　　　　　　　　TN=6～8mg/L(T=25 ℃)??
　　　　　　　　　　SS< 20mg/L??

　　最低溫度=10℃（最高溫度=25℃）?
　　邯鄲氧化溝是按三個系列，每個系列流量Q₁=33 000 m³/d?，主要設計結果見表2。
2.2 原設計存在的問題
　　清華大學周律等人^［4、5］對邯鄲氧化溝進行了大量的現場測定工作，總結起來也是以下三個問題：
　　① 停留時間與反應時間問題：出水NH₃－N偏高，通過實驗發現延長硝化停留時間，可以降低出水的NH₃－N。這說明原設計的停留時間雖然對于BOD的去除充分，但對于脫氮其停留時間是不夠的。上述問題可能也與污泥齡和運行方式有關。?
　　② 污泥停留時間問題：通過污泥耗氧速率和懸浮物干重損失率等評價污泥穩定化實驗方法，對其污泥進行測定的結果表明：經過處理的污泥尚未得到穩定。
　　③ 三溝式氧化溝的容積利用率問題：從前面的討論可知三溝式氧化溝本身的容積利用率較低(58％)。在邯鄲測得三溝中MLSS為5.3 、2.0、5.0 kg/m³。f_a= 0.40 與上述的理想狀態相差很大。三條溝的MLSS分布與設計的分布情況有較大差距，這是三溝式氧化溝運行及設計的一個主要問題。

2.3 討論
　　通過設計計算的比較可見，邯鄲污水處理廠的設計中存在兩個問題：首先是停留時間上存在較大的差別；其次是按照三溝式氧化溝污泥齡的概念核算，其好氧部分的污泥齡偏低；另外前面的討論可知三溝式氧化溝的實際容積利用率低也是一大問題。
　　① 本例設計水力停留時間為20h，這可保證污水的完全硝化反應。
　　② 總的停留時間是20h，但反應時間僅為11.6h。帶有二沉池的沉淀時間一般2.0～3.0h，但需增加回流污泥和刮泥機等機械設備。這意味著運行操作方便、流程簡化的結果是用較長的停留時間取得的。因此所謂三溝式氧化溝的優點也是有一定代價的，其經濟性是需要仔細、全面考慮的。?
　　③ 設計中可看出對于污泥穩定化，原設計的污泥齡明顯不足。實驗結果也充分證實了上述的分析。這也說明交替運行式氧化溝原設計的方法，在污泥齡的計算上是不正確的。從設計結果看，對于本例非常低的BOD濃度，根據穩定性要求的停留時間(20h)是相當長的，因此這種系統的經濟性是需要探討的。我國大部分氧化溝設計中不考慮硝化和污泥穩定化問題，今后設計標準中是否應考慮是需要討論的問題。?
　　④ 提高設備利用率的方法之一是采用Gruger公司的動態順序沉淀(DSS)系統。筆者建議在三溝式氧化溝的設計中擴大中溝的比例，中溝的容積可占50％～70％或更多(在邊溝較小時，需要校核其沉淀功能可否滿足)。中溝可采用一個溝或等體積兩個溝。有效性系數計算可采用下面修正公式：

　　式中　X_mi、X_S1,2 --- 中溝、邊溝1，2參與反應的 MLSS 濃度
　　　　　　　　　　f --- 邊溝反應時間與一個周期時間比值?
　　　　　　　　　　V_mi --- 中溝的體積?
　　　　　　　　　　V_si --- 邊溝的體積

　　采用上述數據，則f_a分別為0.69和0.80。設備的利用率和污泥分布均勻性均可提高，從而提高三溝式氧化溝的容積利用率。

參考文獻

　　1 許保玖.?當代給水與廢水處理原理.?北京高等教育出版社，1990?
　　2 Mikkel G, Mandt, Bruce A Bell.?Oxidation Ditches in Wastewater Treatment.1982?
　　3 Arceivalaed S J.Wastewater Treatment and Disposal.Marcel Dekker,Inc.USA:New York and Basel
　　4 周律，錢易. 淺議三溝式氧化溝的設計.?給水排水，1988；24(1)：6～9?
　　5 周律等. 三溝式氧化溝處理城市污水的效應. 中國給水排水，1997；13(5)：4～7?

　　作者通訊處：100037 北京市阜外北二巷 北京市環境保護科學研究院?
　　(收稿日期1998－08－04)