摘要：选用一体化膜—序批式生物反应器(Submerged Membrane Sequencing Batch Reactor，简称SMSBR)处理焦化废水，考察了能否通过膜分离的强化作用提高生物处理系统对焦化废水的处理效果，使出水COD达到新的排放标准(＜100 mg/L)，并提高脱氮效率。研究结果表明：在HRT为32.7 h，平均COD容积负荷为0.45kg/(m3·d)的条件下，出水COD可以稳定在100 mg/L以下(平均为86.4 mg/L)；要使COD达到新的排放标准，进水COD容积负荷应低于0.67kg/(m3·d)(该负荷下出水COD在100 mg/L上下波动，平均为106.3 mg/L)；好氧段存在明显的反硝化现象，使COD的去除得到强化；在保证系统温度、碱度、溶解氧和不受进水COD负荷冲击的情况下，出水NH3-N可低于1 mg/L，但泥龄太长所产生的微生物代谢产物抑制了硝化反应过程中的硝酸盐细菌，使好氧段出水NO2-N/NOx-N平均为91.1%，因此系统获得极其稳定高效的短程硝化作用，有利于进一步脱氮；按“缺氧1—好氧—缺氧2”方式运行时，若“缺氧2”的HRT＞8.44 h，可实现81.34%的反硝化率(外加碳源：COD/N为2.1 g/g)，平均TN去除率为87.2%，最高达90.2%。
关键词：SMSBR 焦化废水 有机物 脱氮
工艺流程如图1所示，试验运行分两个阶段，其概况及运行周期设置分别如表1、2和表3所示。试验第一阶段按照“缺氧—好氧”方式运行，是针对有机物的去除而设计的，考察了两种有机负荷(工况1和工况2)下的运行情况；第二阶段按照“缺氧1—好氧—缺氧2”方式运行，是针对脱氮设计的，并考察了两种HRT(分别为工况3和工况4)下的运行情况。整个试验过程保持SRT为600 d，目的是考察在如此长的泥龄下反应器是否能保持较好的处理效果。在每个周期进行膜排水时都对反应器继续，目的是减缓膜过滤阻力的急剧升高。好氧过程中投加NaHCO3碱液以补充碱度，在“缺氧2”过程中补充碳源(甲醇)以实现反硝化。试验用水取自某焦化厂调节池的出水。试验接种污泥取自宝钢焦化厂A/O处理工艺中好氧回流污泥，初始浓度为3 338 mg/L，并先按SBR工艺(HRT=48 h，运行周期各段设置为：进水搅拌=6 h，反应=16 h，沉淀=1 h，排水=0.5 h，闲置=0.5 h)驯化一个月，然后按照SMSBR工艺的运行方式启动运行。
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项目 |
第一阶段试验 |
第二阶段试验 | ||
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工况1 |
工况2 |
工况3 |
工况4 | |
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运行方式 |
缺氧—好氧 |
缺氧1—好氧—缺氧2 | ||
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运行天数(d) |
260 |
50 |
30 |
25 |
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平均容积负荷［kgCOD/(m3·d)］ |
0.45 |
0.67 |
0.83 |
0.56 |
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平均进水COD浓度(mg/L) |
615.5 |
906.3 |
1127.4 |
1056 |
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HRT(h) |
32.7 |
32.7 |
32.7 |
4545 |
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SRT(d) |
600 | |||
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进水(水解酸化、反硝化) |
反应(硝化) |
排水 |
闲置 |
运行周期 |
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搅拌 |
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6h |
15h |
2h |
1h |
24 h |
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进水(水解酸化) |
反应 |
排水 |
运行周期 | |
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好氧(硝化) |
缺氧(反硝化) | |||
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搅拌 |
搅拌 |
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3.5(3)h |
15h |
3.5(4.5)h |
2(1.5)h |
24 h |
| 注括号内的数值为工况4的时间。 | ||||
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日期范围 |
9月27日—10月30日 |
10月31日—2月1日 |
2月2日—2月25日 |
2月26日—4月24日 |
4月25日—4月28日 |
4月29日—5月14日 |
5月15日—5月22日 |
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温度(℃) |
＞20 |
20～3 |
3～9 |
9～22.2 |
22.2～22.4 |
22.4～23.9 |
23.9～26.1 |
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COD的去除效果 |
好 |
变差到稳定到进一步变差 |
开始好转 |
稳定 | |||
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硝化效果 |
好 |
变差至停止 |
启动至稳定 | ||||
冬季运行效果虽差，但对工艺的长期运行来讲是一次考验，通过以下分析证明，系统经此恶劣的过程仍能完全恢复处理效果，充分显示了工艺的适应性。
系统运行中混合液悬浮固体(MLSS)由接种时的3 338 mg/L持续增至6 128 mg/L(第76 d)，以后受气温的影响开始下降，于第168 d(3月12日)降至5 036 mg/L的低点，此后又随着气温的回升而增高，最终在容积负荷0.45 kgCOD/(m3·d)下稳定在6 000 mg/L左右。当平均容积负荷增至0.67 kgCOD/(m3·d)时，MLSS也增至6820 mg/L(沉降性开始变差)，当平均容积负荷进一步增至0.83 kgCOD/(m3·d)后，MLSS增至7 420 mg/L。当平均容积负荷又降至0.53 kgCOD/(m3·d)后，MLSS又下降至6 000 mg/L左右。混合液挥发性悬浮固体(MLVSS)的变化与MLSS的变化规律相似。由于SRT很长，所以污泥浓度主要与进水负荷有关，VSS/SS所反映的比活性较高，平均为0.832。
2.2系统对有机物的去除效果
试验第一阶段着重考察对COD的去除情况，进、出水COD变化分别如图2所示。
由图2可见，系统于1999年9月27日按工况1启动之后，出水COD浓度迅速降至100 mg/L以下并趋于稳定(平均87.4 mg/L)。10月30日—11月7日由于反应温度突降(20℃以下)，系统受到冲击，出水COD逐渐升高，此后又开始回落，并于11月12日(反应温度为18.5 ℃)至1月14日(反应温度为10 ℃)间，COD值再次趋于稳定(平均128.3 mg/L)。当反应温度进一步降至10 ℃以下时(最低3 ℃)，出水COD也进一步变差(最高424.3 mg/L)。从2000年2月25日起，随着反应温度的升高，出水COD开始下降，并于4月24日—5月14日达到相对稳定(平均135 mg/L)。从5月15日起，由于硝化反应明显好转，NO2-N浓度开始迅速升高，而扣除NO2-N的出水COD值也开始突降，并于5月22日—6月12日降至100 mg/L以下(平均86.5 mg/L)。
图4所示为进入春季，硝化重新启动之后进、出水NH3-N浓度的变化(包括第一阶段和第二阶段)。
由图4可见，出水NH3-N浓度从5月4日—5月20日迅速下降至1 mg/L以下，并于6月5日由于出水剩余碱度不足引起波动，但经过调整碱度又迅速恢复正常。从6月13日起，由于提高了进水容积负荷，硝化细菌受到冲击，经过一个月(7月13日)后，出水NH3-N浓度又降至1 mg/L以下。7月23日其浓度再次升高是由于系统出现问题，导致供氧不足引起，并于8月2日又恢复了正常。8月2日之后，进一步提高进水容积负荷使得出水NH3-N浓度再次受到冲击，并难以达到稳定，9月2日之后由于降低了COD负荷，NH3-N很快稳定在1 mg/L以下。由此可见，硝化反应极易受到系统温度、碱度、溶解氧和进水COD负荷的影响，但在保证这些条件之后，系统具有极高的NH3-N转化率。