汙泥回流比對2段進水A/O工藝重油加工效果

氮是石油中的主要雜原子元素，含量約在0.1%~0.6%，主要以有機氮的形態存在。在石油煉製過程中，這些有機氮化物會轉化成無機氮，溶解到水相中形成含氮汙水。石油煉製汙水總氮處理負荷一般在60~80mg·L−1，其中氨氮70%~90%，硝態氮5%~15%，有機氮5%~10%，亞硝態氮含量很低。絕大多數石油煉製企業汙水脫氮采用傳統的A/O工藝，排水總氮濃度30~40mg·L−1，基本滿足《石油煉製工業汙染物排放標準》(GB 31570-2015)總氮排放限值要求。但是，隨著國家對環保工作重視程度的提高，汙水總氮的排放標準越來越嚴，尤其是我國部分地區已執行總氮小於15mg·L−1或10mg·L−1排放限值要求，未來石油煉製企業汙水處理領域總氮提標將是大勢所趨。如何利用現有汙水處理的硬件設施，通過製定科學的設計參數和運行參數，簡單地改變工藝運行條件，進行原位強化總氮深度脫除，是當前研究的重要任務。分段進水A/O生物脫氮工藝無需硝化液內循環，汙泥、汙水、汙染物停留時間長，碳源利用率高，脫氮效率高，相比於傳統的A/O工藝，更有利於有機汙染物和氮汙染物的深度脫除。從機理上分析，分段進水A/O工藝會適用於優質碳源較低、有機汙染物和氮汙染物處理負荷較大的石油煉製汙水處理，但是相關的研究報道較少。因此，本研究以石油煉製汙水處理領域達標難度最大的重油加工汙水為研究對象，基於傳統的A/O脫氮工藝設計參數，構建了以2段進水A/O工藝為主體的生化脫氮工藝和參數，並在現場開展了側線實驗研究，考察了汙泥回流比r值對係統的脫碳、脫氮能力的影響，以期為重油加工汙水氮與碳協同深度達標提供依據。

1材料與方法

1.1材料和儀器

實驗汙水：某典型重油加工企業汙水場水解酸化裝置出水，實驗期間進水COD、TN、氨氮、硝態氮、有機氮均值分別為379、60、51、6.0、1.5mg·L−1。

器材及儀器：紫外分光光度計，L6，上海儀電分析儀器有限公司;TN/TOC分析儀，TOC-L，島津;可見分光光度計，7230G，上海精科儀器有限公司;便攜式水質分析儀，U-50，日本HORIBA;電熱恒溫鼓風幹燥箱，101-0A，上海葉拓。

1.2分析項目及方法

COD分析參照GB/T 11914-1989中的方法，NH4+−N分析參照HJ636-2012中的方法，NO3−−N分析參照HJ/T 346-2007中的方法，MLSS和SVI的測定方法參照文獻中的方法。TN采用島津TOC-L分析儀測定，DO、溫度采用HORIBA U-50分析儀測定。

1.3實驗條件及方法

實驗工藝及設備：模擬現場硬件設施，根據前期研究成果，構建現場側線實驗工藝，如圖1所示。2段進水A/O反應器總有效容積為2160L，各段容積比為VA1:VO1:VA2:VO2=1:2.6:1.4:2.2，其中好氧池均分成3個格室，沉澱池有效容積150L，BAF池有效容積150L。3台隔膜計量泵分別控製進水及汙泥回流，空壓機為好氧格室曝氣，機械攪拌器為缺氧區提供攪拌。A1in和A2in分別為反硝化單元的進水采樣點，A1、A2、O12、O13、O22、O23的采樣點均在相應單元出水側液麵下10cm處，O11和O21在出水側距池底20cm處設置的取樣口采樣。

實驗裝置啟動及運行：取某重油加工企業汙水處理場CASS池活性汙泥1.5m3，接種到2段進水A/O工藝，控製實驗溫度為(33±2)℃，進水流量720L·d−1，2段進水A/O反應器水力停留時間72h，汙泥沉澱池停留時間為5h。按照前期研究成果，2段進水A/O反應器工藝參數：流量分配比係數a1為0.7，a2為0.3，缺氧段采用20 r·min−1低速攪拌控製溶解氧在0.2~0.4mg·L−1，好氧段控製溶解氧在3.5~4.5mg·L−1，汙泥回流比r值1.0，定期排泥控製泥齡25~30 d，兩級A/O無硝化液回流。裝置運行至第7天，出水水質穩定在總氮質量濃度20~24 mg·L−1，COD質量濃度50 mg·L−1，NH4+−N質量濃度低於1mg·L−1，完成啟動穩定3d開始實驗。改變汙泥回流比r值(0.60、0.75、1.0、1.25、1.50)，考察不同r值下對係統運行條件及處理效果的影響，每隔7d改變一次汙泥回流比，共計35d，汙泥回流比r值在不考察時以1.0運行。

2結果與討論

2.1汙泥回流比對運行條件的影響

2.1.1對各段水力停留時間的影響

不同汙泥回流比下各段的HRT變化如表1所示。當回流比加大，各段的汙水水力停留時間在減少，同時汙水的汙染物濃度也在稀釋。回流比較低的時候，增加回流比，汙水的停留時間可以滿足活性汙泥對汙染物的去除速率，那麽回流比越大，去除效果越好。但是當回流比較高的時候，汙水的停留時間過短，汙染物還沒有完全降解就會被排出裝置外，所以汙泥的回流比存在一個最佳的操作區間。

2.1.2對各段MLSS的影響

汙泥回流比對各段MLSS的影響如圖2所示。回流比過低，汙泥濃度會偏高，HRT延長，汙泥處理負荷會降低，最終導致活性汙泥性狀變差;回流比過高，汙泥濃度會偏低，HRT縮短，汙染物的降解效果會變差。對比第1段和第2段發現，回流比對第1段的活性汙泥濃度影響更大。活性汙泥回流過高，大量的非反硝化型異養菌可能會和反硝化菌在A1段競爭碳源底物，降低反硝化效率;同樣在O1段，大量的異養菌的存在，可能會抑製硝化過程，不利於氨氮的氧化。

2.1.3對沉澱池活性汙泥沉降指數的影響

汙泥回流比r值的改變會影響沉澱池水力負荷和汙泥負荷。實驗期間活性汙泥的SVI在110~125mL•g−1，考察r值對沉澱池活性汙泥沉降指數的影響，結果如圖3所示。r值從0.60增大到1.50，沉澱池活性汙泥沉降指數略有小幅升高，但是汙泥沉降性能依然良好。這一現象與王偉等在研究汙泥回流比對分段進水A/O工藝處理生活汙水的影響的過程中得出的結論基本一致，即在係統汙泥沉降性能較好時,r值對二沉池泥水分離效果影響不大。

2.1.4對反硝化區溶解氧和回流能耗的影響

汙泥回流比r值的增加會引起反硝化區A1和A2的溶解氧濃度的小幅增加(數據未列出)。A1區的溶解氧由均值0.22g·L−1增加到0.31mg·L−1左右，A2區的溶解氧由均值0.27g·L−1增加到0.34mg·L−1左右。分段進水工藝從源頭上避免了硝化液的回流，利於反硝化區域的溶解氧控製。且由於硝化液回流量的減少，相應的電耗也可以得到消減，根據通用的潛水排汙泵能耗核算，每減少100m3的硝化液回流，可以減少約7~11kWh的電耗。以1個年加工量1000萬t的煉廠為例，按每加工1t原油產生汙水量0.50m3計算，如果不回流硝化液1年可以節約電耗35萬~55萬kWh。

2.2汙泥回流比對處理效果的影響

2.2.1對COD去除效果的影響

r值的改變對COD去除效果的影響結果見圖4。2段進水A/O工藝對重油加工汙水中的有機汙染物取得了良好的去除效果，r值的變化對有機汙染物的去除最終效果影響較小。第1段A/O單元完成了對70%有機汙染物負荷的快速降解，第2段A/O單元完成了剩餘30%有機汙染物負荷以及降解周期較長的有機汙染物的深度降解，裝置出水COD在48~51mg·L−1。

對比r值變化對第1段和第2段A/O工藝中有機汙染物降解的影響，發現r值變化對第1段A/O影響較大。r值越大，A1進水的有機汙染物濃度因水量稀釋越低，但是隨著反應的進行，影響越來越小，說明2段進水A/O係統對水量負荷有較好的適應能力。相比於傳統的A/O工藝(硝化液回流比1~2)，無硝化液回流的分段進水工藝，有機汙染物的停留時間延長了近50%，利於對重油加工汙水中降解周期較長的有機汙染物的深度降解。

2.2.2對TN去除效果的影響

回流比對2段進水A/O工藝的TN去除效果影響見圖5。r值0.60~1.50對應的O13出水TN分別為23.8、20.1、17.7、16.5、18.8mg·L−1，去除率分別為61.61%、67.58%、71.45%、73.38%、69.67%。r=1.0和r=1.25時，2段進水A/O工藝取得了70%以上的總氮去除率，在未投加碳源和未進行硝化液回流的條件下，脫氮率已經略高於常規的A/O生化脫氮工藝，說明該工藝適用於低碳氮比重油加工汙水脫氮。理論核算脫氮率，如果A1和A2單元都實現完全反硝化，r值0.60~1.50對應的脫氮率在80%~88%，與實際脫氮率對比發現，TN去除率還有近20%的提升空間。具體聯係汙水寶或參見http://www.dowater.com更多相關技術文檔。

2.2.3對氨氮去除效果的影響

汙泥回流比對氨氮的處理效果的影響見圖6。在r值由0.60增大到1.50的過程中，2段進水A/O工藝側線中試裝置在短期內基本保障了氨氮的高效去除，出水氨氮均小於1mg·L−1，去除率均達到了98%以上。但是，對於各段氨氮出水水質分析發現，回流比過低和回流比過高都不利於對氨氮的去除，r=1.0和r=1.25時，各段的硝化效果較好，且r=1.0的硝化效果略好。

分析第1段A/O的脫氨效果，隨著回流比的增加，A1的氨氮濃度因為稀釋原因明顯降低。當r=1.50時，A1的進水氨氮濃度最低，但是隨著O1好氧降解時間的延長，氨氮濃度開始高於回流比為0.75、1.0、1.25條件下的出水氨氮濃度，說明在此條件下，O1的氨氮氧化能力在下降，其原因主要是回流引起的汙泥濃度降低和汙水停留時間減少所致。當r=0.60時，相同的進水氨氮處理負荷，O1汙泥濃度最高，氨氮汙染物停留時間最長，但是O1出水氨氮濃度也高於r值為0.75、1.0、1.25條件，表明硝化過程受到了抑製，分析原因可能是自養硝化細菌與異養菌存在競爭關係，並處於劣勢。分析第2段A/O的脫氨效果，回流比的增加對第2段氨氮的去除效果影響並不明顯，A2進水的氨氮濃度升高主要是第1段A/O未完全硝化的氨氮所致。

2.2.4對硝態氮去除效果的影響

如圖7所示，在r值從0.60增大到1.25的過程中，增大回流比有助於提高係統的硝態氮的去除效果。O23在r=1.50時，O23出水硝態氮突然升高，主要原因是回流比過大，導致O13出水存在未完全降解的氨氮，在O23氧化成硝態氮。分析各段出水硝態氮質量濃度發現，回流比過低和回流比過高都不利於對硝態氮的去除，r=1.0和r=1.25時，係統的反硝化效果較好，且r=1.25的反硝化效果最好。

分析第1段A/O的脫硝效果，A1單元在r由0.60增加到1.50的過程中，A1硝態氮去除量在逐漸增加，在r=1.50時達到最大值，為0.75g·h−1，說明A1的反硝化效能沒有得到充分利用，可以適度增加A1硝酸鹽處理負荷，以充分利用第1段缺氧區反硝化能力。研究還發現，較低的回流比會導致汙泥濃度過高，會對反硝化段的碳源產生惡性的競爭，r=0.60時，A1的CCOD降/CN降(降解COD與降解硝態氮的質量濃度比值)為3.69，硝態氮去除量為0.51g·h−1，而r=1.0時，A1的CCOD降/CN降為3.43，硝態氮去除量為0.62g·h−1，就證明了這一點。

分析第2段A/O的脫硝效果，A2單元在r值從0.60增大到1.5的過程中，硝態氮去除量基本沒有變化，出存在殘留硝態氮7.78~11.0mg·L−1，主要原因是A2反硝化碳源不足。核算A2的CCOD降/CN降，r=0.60時，A2的CCOD降/CN降=3.39;r=1.0時，A2的CCOD降/CN降=3.27。A2單元的CCOD降/CN降的變化趨勢與A1基本一致，表明在A2單元同樣存在碳源競爭。但是相比A1單元，A2的CCOD降/CN降值略低，說明A2單元碳源利用率更高。

3結論

1)2段進水A/O工藝中,汙泥回流比從小增大時，會增加係統的水量負荷，導致汙水、汙泥、汙染物的停留時間縮短，減少係統對進水中汙染物的降解時間。

2)在一定範圍內提高汙泥回流比，可以提升係統硝化和反硝化效果，尤其是第1段缺氧區硝酸鹽氮去除的量會明顯增加，但當汙泥回流比過高時，係統硝化、反硝化效果會明顯降低，最大汙泥回流比不宜超過1.25。

3)相對於傳統的A/O工藝，分段進水A/O工藝汙染物的停留時間更長，更有利於汙水中降解周期較長的有機汙染物的去除。

4)為進一步提高2段進水A/O工藝脫總氮效果，可以考慮增加第1段A/O內循環硝化液回流比，補充A2單元所缺碳源。