生物反应池（CASS反应池）

2.5 生物反应池（CASS 反应池） 2.5.1 CASS 反应池的介绍 CASS 是周期性循环活性污泥法的简称，是间歇式活性污泥法的一种变革， 并保留了其它间歇式活性污泥法的优点，是近年来国际公认的生活污水及工业污 水处理的先进。 CASS 工艺的核心为 CASS 池，其基本结构是：在 SBR 的基础上，反应池 沿池长方向设计为两部分，前部为生物选择区也称预反应区，后部为主反应区， 其主反应区后部安装了可升降的自动撇水装置。整个工艺的曝气、沉淀、排水等 过程在同一池子内周期循环运行，省去了常规活性污泥法中的二沉池和污泥回流 系统，同时可连续进水，间断排水。 CASS 工艺与传统活性污泥法的相比，具有以下优点：  建设费用低。省去了初次沉淀池、二次沉淀池及污泥回流设备，建设费用可 节省 20%~30%。工艺流程简单，污水厂主要构筑物为集水池、沉砂池、CASS 曝气池、污泥池，布局紧凑，占地面积可减少 35%；  运转费用省。由于曝气是周期性的，池内溶解氧的浓度也是变化的，沉淀阶 段和排水阶段溶解氧降低，重新开始曝气时，氧浓度梯度大，传递效率高， 节能效果显著，运转费用可节省 10%~25%；  有机物去除率高。出水水质好，不仅能有效去除污水中有机碳源污染物，而 且具有良好的脱氮除磷功能；  管理简单，运行可靠，不易发生污泥膨胀。污水处理厂设备种类和数量较少， 控制系统简单，运行安全可靠；  污泥产量低，性质稳定。 2.5.2 CASS 反应池的设计计算 图 2-4 CASS 工艺原理图 （1）基本设计参数 考虑格栅和沉砂池可去除部分有机物及 SS，取 COD,BOD5,NH3-N,TP 去除率为 20%，SS 去除率为 35%。 此时进水水质： COD=380mg/L×（1-20%）=304mg/L BOD5=150mg/L×（1-20%）=120mg/L NH3-N=45mg/L×（1-20%）=36mg/L TP=8mg/L×（1-20%）=6.4mg/L SS=440mg/L×（1-35%）=286mg/L 处理规模：Q=14400m3/d,总变化系数 1.53 混合液悬浮固体浓度（MLSS）：Nw=3200mg/L 反应池有效水深 H一般取 3-5m,本水厂设计选用 4.0m 排水比：λ= m 1 = 5.2 1 =0.4 (2)BOD-污泥负荷（或称 BOD-SS 负荷率）（Ns） Ns=  fSK  e2 Ns——BOD-污泥负荷（或称 BOD-SS 负荷率）,kgBOD5/(kgMLSS·d)； K2 ——有机基质降解速率常数，L/(mg· d),生活污水 K2 取值范围为 0.0168-0.0281，本水厂取值 0.0244； η——有机基质降解率，%； η= Sa SeSa  f——混合液中挥发性悬浮固体与总悬浮固体浓度的比值，一般在生活污水中，f 值为 0.7-0.8,本水厂设计选用 0.75。 代入数值，得 η=   120 10120 91.7% ，之后把本数值代入得 Ns=  fSK  e2 =0.2 kgBOD5/(kgMLSS·d) （3）曝气时间 TA h8.1 32005.22.0 1202424 0     mNwN S T s A 式中 TA—曝气时间，h S0—进水平均 BOD5，㎎/L m—排水比 1/m = 1/2.5 Nw—混合液悬浮固体浓度（MLSS）：X＝3200mg/L (4) 沉淀时间 TS 活性污泥界面的沉降速度与 MLSS 浓度、水温的关系，可以用下式进行计 算。 Vmax = 7.4×10 4×t×XO -1.7 (MLSS≤3000) Vmax = 4.6×10 4×XO -1.26(MLSS≥3000) 式中 Vmax—活性污泥界面的初始沉降速度。 t—水温，℃ X0—沉降开始时 MLSS 的浓度，X0＝Nw=3200mg/L， 则 Vmax = 4.6×10 4×3200 -1.26 = 1.76 m/s 沉淀时间 TS用下式计算     h58.1 76.1 2.15.2 141 max      V mHTS  取 TS=1.5h 式中 TS—沉淀时间，h H—反应池内水深，m  —安全高度，取 1.2m （5） 排水时间 TD及闲置时间 Tf 根据城市污水处理厂运行经验，本水厂设置排水时间 TD取为 0.5h,闲置时间 取为 0.1h。 运行周期 T= TA +TS+TD+Tf=4h 每日运行周期数 n= 4 24 =6 (6) CASS 池容积 V CASS 池容积采用容积负荷计算法确定，并用排水体积进行复核。 （ⅰ）采用容积负荷法计算： fNwNe SeSaQ V    )( 式中： Q—城市污水设计水量，m3/d ；Q=14400m3/d； Nw—混合液 MLSS 污泥浓度（kg/m3），本设计取 3.2 kg/m3； Ne — BOD5 污 泥 负 荷 (kg BOD5/kg MLSS · d) ， 本 设 计 取 0.2kgBOD5/kgMLSS·d； Sa—进水 BOD5浓度（kg/ L），本设计 Sa = 120 mg/L； Se—出水 BOD5浓度（kg/ L），本设计 Se = 10 mg/L； f—混合液中挥发性悬浮固体浓度与总悬浮固体浓度的比值，本设计 取 0.75； 则： 3 3 3300 75.02.32.0 10)10120(14400 mV      本水厂设计 CASS 池四座，每座容积 Vi= 4 3300 =825 m3 （ⅱ）排水体积法进行复核 单池容积为 150014400 46 5.2    Q nN m V i （m 3） 反应池总容积 6000150044  iVV （m3） 式中 iV —单池容积，m 3 n—周期数； m—排水比 1/m = 1/2.5 N—池数； Q—平均日流量，m3/d 由于排水体积法计算所得单池容积大于容积负荷法计算所得，因此单池容积 应按最大容积值计，否则将不满足水量运行要求，则单池容积 Vi=1500 m3，反应 池总容积 V=6000 m3。 （7）CASS 池的容积负荷 CASS 池工艺是连续进水，间断排水，池内有效容积由变动容积（V1）和固 定容积组成，变动容积是指池内设计最高水位至滗水器最低水位之间高度（H1） 决定的容积，固定容积由两部分组成，一是活性污泥最高泥面至池底之间高度 （H3）决定的容积（V3），另一部分是撇水水位和泥面之间的容积，它是防止撇 水时污泥流失的最小安全距离（H2）决定的容积（V2）。CASS 池总有效容积 V（m3）： V＝n1×（V1＋V2＋V3） （ⅰ）池内设计最高水位至滗水机排放最低水位之间的高度，H1（m）； VN HQ H   1 式中：N—一日内循环周期数，N=6； H——池内最高液位 H（m）,本设计 H=4.0m。 则 mH 6.1 60006 414400 1    （ⅱ）滗水结束时泥面高度，H3（m） 已知撇水水位和泥面之间的安全距离，H2= =1.2m； H3=H-(Hl+H2)=4-1.6-1.2=1.2m (ⅲ) SVI—污泥体积指数,(ml/g) SVI= WNH H  3 代入数值，则 SVI= 93 2.34 102.1 3    (ml/g)， 此数值反映出活性污泥的凝聚、 沉降性能良好。 （8）CASS 池外形尺寸 （ⅰ） N V HBL  式中：B—池宽，m，B:H=1—2，取 B=8m，8/4=2，满 足要求； L= m HBN V 8.46 484 6000     ，取 L=47m.L/B=47/8=5.8, L:B=4—6, 满足要求。 （ⅱ）CASS 池总高，H0（m） 取池体超高 0.5m，则 H0=H＋0.5＝4.5m （ⅲ）微生物选择区 L1，（m） CASS 池中间设 1 道隔墙，将池体分隔成微生物选择区（预反应区）和主反 应区两部分。靠进水端为生物选择区，其容积为 CASS 池总容积的 10%左右，另 一部分为主反应区。选择器的类别不同，对选择器的容积要求也不同。 L1＝10﹪L=10% 47=4.7m （ⅳ）反应池液位控制 排水结束时最低水位 4.2 5.2 15.2 4 1 41      m m h （m） 基准水位 h2 为 4.0m；超高 0.5m；保护水深 = 1.2m。 污泥层高度 2.12.14.21  hhs （m） 则：撇水水位和泥面之间的安全距离，H2=hs=1.2m 图 2-5 CASS 外形尺寸图 (9) 连通孔口尺寸 隔墙底部设连通孔，连通两区水流，因单格宽 8m，根据设计要求，此 时连通孔的数量取为 3。 （ⅰ）连通孔面积 A1 A1 按下式进行计算： U HLB UNn Q A 1 24 111          式中： U—孔口流速，取 U=70m/h 将各数值代入，计算得： 2 1 86.070 1 )6.17.48 704624 14400 ( mA    （ⅱ）孔口尺寸设计 孔口沿墙均布，孔口宽度取 0.7m，孔高为 0.86/0.8=1.2m。 为：0.7m×1.2m (10) 复核出水溶解性 BOD5 处理水中非溶解性 BOD5 的值： DOD5=7.1bXaCe Ce——处理水中悬浮固体浓度 10mg/L Xa——活性微生物在处理水中的所占比例取 0.4 b——微生物自身氧化速率 普通负荷：0.4 高负荷：0.8 延时曝气系统：0.1 本设计取 0.4 DOD5=7.10.075×0.4×10=2.13mg/L 故水中溶解性 DOD5 要求小于 10－2.13=7.87 mg/L 而该设计出水溶解性 DOD5： Se ’= nfTNK S AW2 0 24 24  = 68.175.032000244.024 12024   =4.38 mg/L 设计结果满足设计要求。 (11)计算剩余污泥量 理论，知温度较低时，产生生物污泥量较多。本设计最冷时是冬季平均 最冷温度是 0.2℃。 0.2℃时活性污泥自身氧化系数： Kd（0.2）=Kd（20） 20Tt =0.06×1.04（0.2－20） =0.028 剩余生物污泥量：△XV=YQ 1000 ' 0 eSS  －Kd（0.2）Vi 1000 WN f 24 AT nN =0.6×14400× 1000 38.4120  －0.028×1500× 1000 3200 ×0.75 × 24 8.1 ×6×4 =817.52kg/d 剩余非生物污泥量： △XS =Q（1-fbf）× 1000 0 eCC  =14400×（1-0.7×0.75）× 1000 10286  =1887.84kg/d 公式中，fb——进水 VSS 中可生化部分比例，取 fb =0.7； C0——设计进水 SS，m3/d； Ce——设计出水 SS，m3/d； 剩余污泥总量： X=△XV+△XS=817.52+1887.84=2705kg/d 剩余污泥浓度 NR： NR= 3/333.5/g5333 4.01 3200 1 mkgLm NW      剩余污泥含水率按 99.3%计算，湿污泥量为 d/m4.510 3.5 2705 3 （12）复核污泥龄 c = dS KYN  1 式中： c ——污泥龄 Y——污泥产率系数，一般为 0.4～0.8 取 0.5 Kd——衰减系数，一般为 0.04～0.075 取 0.07 代入数值， c = dS KYN  1 = 07.02.05.0 1  =33d 硝化所需最小污泥龄： Nc =（1/ ) ×1.103 （15-T）×fs Nc ——硝化所需最小污泥龄 d -1；  ——硝化细菌的增长速率 d-1：T=0.2 摄氏度时，取为 0.35； fs——安全系数：为保证出水氨氮小与 5mg/L 取 2.3～3.0；取 2.3； T——污水温度：取冬季最不利温度 0.2 摄氏度。 Nc =（1/ ) ×1.103 （15-T）×fs =(1/0.35)×1.103（15-0.2）×2.3 =28d 经校核，污泥龄满足硝化要求。 （13）需氧量 设计需氧量包括氧化有机物需氧量，污泥自身需氧量、氨氮硝化需氧量及出 水带走的氧量。设计需氧量考虑最不利情况，按夏季时高水温计算设计需氧量。 （ⅰ） 氧化有机物需氧量，污泥自身需氧量 O1 以每去除 1 ㎏ BOD 需要 0.48 ㎏ Oa 的经验法计算。   Wa '' VNbSSQaO eO    33 103200600014.010101201440048.0   = 3448(㎏ O2/d) 式中 Oa —需氧量，㎏ O2/d； 'a —活性污泥微生物每代谢 1 ㎏ BOD 需氧量，一般生活污水取为 0.42 ㎏～0.53 ㎏，本设计取 0.48 ㎏； 'b —1 ㎏活性污泥每天自身氧化所需要的氧量，一般生活污水取为 0.11 ㎏～0.188 ㎏，本设计取 0.12 ㎏。 （ⅱ）氨氮硝化需氧量 Ob按下式计算；          C W kekb VN NNQO  f 12.057.4 =4.57×[14400×（36-5）×10-3-0.12× 33 75.02.36000  ] = 1801(㎏ O2/d) 式中 4.57—氨氮的氧当量系数； Nk—进水总凯氏氮浓度，g/L； Nke—出水总凯氏氮浓度，g/L； VX —系统每天排出的剩余污泥量，㎏/d； 总需氧量 524918013448  ba OOO总 ㎏/d=218.7 ㎏/h （14）需氧量 标准需氧量计算公式： SOR= )20( )( )20( 024.1   T TSb s CC CAOR ）（ Csb（T）=Cs（T）（ 510026.2  bp + 42 tO ） Ot= )1(2179 )1(21 A A E E    = 510013.1  Pa 式中 SOR——水温 20℃，气压 1.103×105pa 时，转移到曝气池混合液的总氧量， ㎏/h； AOR——在实际条件下，转移到曝气池混合液的总氧量，㎏/h； Cs（20）——20℃时氧在清水中饱和溶解度，取 Ca（20）=9.17mg/L； ——杂质影响修正系数，取值范围=0.78～0.99，本例选用=0.90；  ——含盐量修正系数，本例取 =0.95；  ——气压修正系数； Pa——所在地区大气压力，Pa； T——设计污水温度，本设计考虑最不利水温，夏季 T=27.3℃； CSb（T）——设计水温条件下曝气池内平均溶解氧饱和度 mg/L； Cs（T）——设计水温条件下氧在清水中饱和溶解度，水温 27.3℃时，CS（27.3） =8.02； Pb——空气扩散装置处的绝对压力，pa，Pb =P+9.8×103H； P——大气压力，P=1.013×105； H ——空气扩散装置淹没深度，取微孔曝气装置安装在距池底 0.5m 处，淹 没深度 3.5m； Ot——气泡离开水面时，氧的百分比，%； EA——空气扩散装置氧转移效率，本设计选用水下射流式扩散装置，氧转移 效率 EA按 26%计算； C——曝气池内平均溶解氧浓度，取 C=2mg/L。 所在地（郑州地区）海拔高度 110m，大气压力 p 为 0.99×105pA,压力修 正系数：  = 510013.1  p = 5 5 10013.1 1099.0   =0.90 Pb=P+9.8×103H =1.013×105+9.8×103×3.5 =1.356×105（Pa） Ot= )1(2179 )1(21 A A E E   ×100%=16.4% CSb（27.3）=Cs（27.3）（ 510066.2  bp + 42 tO ） =8.02×（ 42 4.16 10066.2 10356.1 5 5    ） =8.40mg/L 标准需氧量 SOR： SOR= )203.27( )20( )20( 10024.1)(   CC CAOR Sb S  = )203.27(024.1)240.890.095.0(90.0 02.87.218   =316.3 ㎏/h 空气扩散装置的供气量，可通过下式确定： G= AE SOR 3.0 = 26.03.0 3.316  =4055m3/h （15）空气管系统设计 曝气系统管道布置方式为，相邻的两个廊道的隔墙上设两根干管，共四根 干管，在每根干管上设 5 条配气竖管，全曝气池共设 4×5=20 条配气竖管。每根 竖管的配气量为： 75.202 20 4055  m3/h 曝气池平面面积为： 36.1353)7.447(84 m 每个空气扩散器的服务面积按 1.0 m3 计，则所需空气扩散器的总数为： 1354 0.1 6.1353  个 为安全计，本设计采用 1400 个空气扩散器，每个竖管上安设的空气扩散器 的数目为： 个70 20 1400  每个空气扩散器的配气量为 90.2 1400 4055  m3/h 图 2-6 曝气系统管道布置图 空气管道的流速，一般规定为：干、支管为 10~15m/s，通向空气扩散装置的 竖管、小支管为 4~5m/s。 根据对于管道流速的规定，确定本设计管道系统各管段管径为：1~2 段 DN50mm，2~3 段 DN75mm，3~4 段 DN100mm,4~5 段 DN150mm，5~6 段 DN200mm，6~7 段 DN300mm。 空气管道一般敷设在地面上，接入曝气池的管道，应高出池水面 0.5m 以免产 生回水现象。 （16）污泥回流系统、剩余污泥系统排出系统设计 （ⅰ） 污泥回流系统 污泥回流比按 50%设计，每天回流污泥量 dmQ /720014400%50 3 每周期回流污泥量 1200 6 '  Q Q 3m ，而每周期 T=4h，本设计回流污泥进泥 时间每周期取 t=2h,回流污泥泵在运行过程中是间歇运行的。则单格 CASS 池进 泥流量为 150 2 4 4 1200'      t T N Q q hm /3 ，根据流量选用污泥回流泵型号： 150QW150-15-15，出口直径 150mm,重量 360kg，每座 CASS 池内设该种泵一台。 出泥管管径取 d=250mm。 （ⅱ） 剩余污泥排出系统 由上述计算知道，剩余污泥产生量 Q=510.4 dm /3 ，每个周期单个池体产生 的污泥量 33.21 64 4.510 m Nn Q q      ，每个周期排泥时间利用周期后 0.5h，则泵 的流量为：42.6 hm /3 。根据流量选用剩余污泥泵型号：50QW42-9-22，出口直 径 d=50mm，重量 70kg，每座 CASS 池内设该种泵一台。出泥管管径取 150mm。