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一体化污水处理设备因其结构紧凑、高效低耗、安装与管理便利等优点，在技术上较充分地满足了分散型生活污水的处理需求[1]，而单户型设备又因其安装成本较低、选址较灵活、对环境影响微小等优点逐渐成为一体化分散型生活污水处理设备的发展趋势[2]。
综合设备功能、设备市场及配套管理体系3个方面的评价，日本净化槽技术最为成熟[3]。经历近50年的发展与完善形成了一系列规格不同的一体化设备[4]，且被引入国内乡村污水治理领域并在江苏省常熟市建立首个工程示范点。根据日本乡村平均每户人口数及每日人均用水量，净化槽系列将规格最小的设备定位于5人槽，污水处理能力为1 m3·d-1。据统计数据显示，我国不同地区的农村生活污水平均排放量约为61 L·(人·d)-1[5]，水源丰富的农村地区平均排放量约为94 L·(人·d)-1[6]。因此，即使最小规格的净化槽用于单户污水处理也是一种资源浪费，需要2或3户联用才能充分发挥设备的功能。而这种联户模式又会出现诸如管道管件及设备用电成本的升高、因设备选址引起的联户间矛盾纠纷以及设备财产共用化后受用户爱惜程度降低等问题，由此会弱化净化槽技术的优势；机械地缩小净化槽体积来降低处理能力又难以达到工程成本呈比例下降的效果。因此，迫切需要开发一款单户型生活污水处理设备，以高效地满足我国乡村污水处理的需求。
在此背景下，本文基于分区曝气工艺与固定床技术自主设计了一款污水处理能力为0.5 m3·d-1的一体化单户型设备，并对该设备的设计思路与基本性能开展初步的评估实验，为设备进一步改善提供依据。
1 实验部分
1.1 单户型一体化污水处理设备
设备为一空心有底圆柱体，高1 400 mm，直径1 000 mm，内嵌直径500 mm的同心空心等高圆柱体，如图 1所示。内环圆柱由中间隔板分为非曝气Ⅰ区(杂物去除及水解发生功能区)与非曝气Ⅱ区(反硝化功能区)，由非曝气Ⅰ区上部进水经底部流入非曝气Ⅱ区，再由非曝气Ⅱ区顶部经溢流堰流入2个圆柱中间的区域。中间区域被不均等地分为4份，分别为曝气Ⅰ区(硝化功能区)、非曝气Ⅲ区(反硝化功能区)、曝气Ⅱ区(强化水质功能区)、沉淀区，各区体积比为3:2:2:1，污水以折流的方式流经4个区，前3个区内均配有曝气管，沉淀区内配有气提单元用以实现该区至非曝气Ⅰ区的污泥回流过程，整套装置的曝气及气提回流过程由1台功率仅为35 W的鼓风机实现。曝气Ⅰ区、非曝气Ⅲ区及曝气Ⅱ区内部均置有外径100 mm、内径50 mm的聚乙烯外壳及聚氨酯海绵内芯的球形填料，填料填充率约为90%。
图1 单户型一体化污水处理设备及水流方向示意图
Fig. 1 Schematic diagram of the home-type compact facility for wastewater treatment and direction of current
Fig. 1 Schematic diagram of the home-type compact facility for wastewater treatment and direction of current
图1 单户型一体化污水处理设备及水流方向示意图
Fig. 1 Schematic diagram of the home-type compact facility for wastewater treatment and direction of current
Fig. 1 Schematic diagram of the home-type compact facility for wastewater treatment and direction of current
1.2 实验用水的来源与性质
以常熟市某生活污水处理厂旋流沉砂池的进水作为设备实验用水，水质见表 1。
表1 实验用水水质
Table 1 Characteristics of influent of facility
Table 1 Characteristics of influent of facility
表1 实验用水水质
Table 1 Characteristics of influent of facility
Table 1 Characteristics of influent of facility
| mg·L-1 | |||||
| 项目 | COD | NH4+-N | TN | SS | TP |
| 范围 | 131~498 | 14.7~31.4 | 21.4~43.5 | 71~232 | 1.1~2.8 |
| 均值 | 272 | 21.4 | 29.0 | 141 | 1.7 |
1.3 实验设计
依次开展了HRT、曝气量和回流比3个因素的优化实验，具体过程如图 2所示。单因素优化实验包括Ⅰ~Ⅸ，共9个阶段。其中Ⅰ~Ⅳ为HRT优化阶段；Ⅴ~Ⅶ为曝气量优化阶段；Ⅷ~Ⅸ为回流比优化阶段。
图2 单因素优化实验
Fig. 2 Optimization experiment of single factor
Fig. 2 Optimization experiment of single factor
在优化实验期间，探索了降低DO对非曝气Ⅰ区反硝化反应干扰的方法，考察了设备停运后的恢复能力。
1.4 分析指标及方法
COD：快速密闭消解分光光度法；NH4+-N：纳氏试剂分光光度法；TN：过硫酸钾消解紫外分光光度法；SS：重量法；TP：钼锑抗分光光度法；pH：梅特勒-托利多实验室pH计；DO：WTW3310溶解氧测定仪[7]。
2 结果与讨论
除去实验IV因HRT缩短导致的化学需氧量(COD)去除率下降、出水浓度不达标的情况外，整个实验期间，设备对COD及固体悬浮物(SS)的去除效果较好，出水浓度稳定且满足《城镇污水处理厂污染物排放标准》(GB 18918-2002)1级A标准，如图 3所示。本研究会重点探讨NH4+-N与TN的变化规律及内在机理。
图3 单因素优化实验期间SS与COD的去除
Fig. 3 Removal of SS and COD during single factor optimization experiment
Fig. 3 Removal of SS and COD during single factor optimization experiment
2.1 单因素优化实验
HRT优化实验期间(Ⅰ~Ⅳ)设备曝气量较大，曝气Ⅰ区内较高的DO与较低的COD弱化了异养菌与硝化菌间的竞争性抑制作用，使得硝化反应进行得较为彻底，出水NH4+-N稳定在较低水平，如图 4所示。出水TN随着HRT的降低呈现先下降后上升的趋势，于HRT为10 h时达到谷值，稳定在17 mg·L-1，去除率较低，在20%~45%范围内波动，如图 5所示。由于设备曝气量较大且进水COD浓度较低，使大部分有机碳源在进入非曝气Ⅲ区前已被消耗，限制了该区反硝化脱氮的功能。此段实验期间设备脱氮功能主要依靠沉淀池硝化液的回流来实现，故TN去除率较低。
图4 单因素优化实验期间NH4+-N的去除
Fig. 4 Removal of NH4+-N during single factor optimization experiment
Fig. 4 Removal of NH4+-N during single factor optimization experiment
图5 单因素优化实验期间TN的去除
Fig. 5 Removal of TN during single factor optimization experiment
Fig. 5 Removal of TN during single factor optimization experiment
为了避免缺氧状态下沉淀池污泥上浮现象的发生，需要使出入沉淀池的溶液具有一定的DO。这便造成回流液中含有一定量的DO，而此部分DO又会消耗进水中反硝化反应所需的有机碳源。因此，在回流比一定的条件下，设备进水量对TN的去除效果有一定的影响，进水量加大(即HRT降低)，虽然加大了有机碳源量，但同时也加大了回流量，降低非曝气Ⅰ、Ⅱ区HRT的同时引入了更多的DO，限制了反硝化反应；进水量减小(即HRT升高)，虽然减小了非曝气Ⅰ、Ⅱ区DO的引入量，但低进水量与低回流量升高了非曝气Ⅰ、Ⅱ区与曝气Ⅰ区的HRT，使得大部分有机碳源在进入非曝气Ⅲ区前已被消耗，不满足反硝化反应对有机碳源的要求。结合COD与TN的实验结果，确定在该水质条件下设备的最佳HRT为10 h。
曝气量优化实验期间(Ⅴ~Ⅶ)出水NH4+-N和TN随着曝气量的增加呈现先升高后降低再平稳的趋势。在曝气量为1.2 m3·h-1时，出水NH4+-N和TN分别在7.7 mg·L-1与17 mg·L-1附近稳定波动，如图 4和图 5所示。设备由高曝气量直降至低曝气量，由于硝化菌在该阶段初期仍具有较高的活性与数量，故出水NH4+-N较低；又由于低曝气量将非曝气Ⅰ、Ⅱ区与曝气Ⅱ区的DO分别限制到有利于反硝化反应进行的条件(1.97、0.75与1.57 mg·L-1)，故出水TN也较低。低曝气量直接导致低DO，进而抑制了硝化菌的活性，并逐步改变了硝化菌群落的结构与数量[8]，故随着实验的进行，出水NH4+-N一直升高，间接地使出水TN也一直升高，直至曝气量升高至1.2 m3·h-1，出水NH4+-N与TN才稳定于正常水平。结合TN与NH4+-N的实验结果，确定在该水质条件下设备的最佳曝气量为1.2 m3·h-1，此时非曝气Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ区，曝气Ⅰ、Ⅱ区及沉淀区DO分别约为2.43、1.12、1.43、3.80、2.20和2.00 mg·L-1。
回流比优化实验期间(Ⅷ~Ⅸ)，曝气Ⅰ区内部生物膜出现恶化现象而曝气Ⅱ区内部生物膜处于良好状态，如图 6所示。为了不影响设备的整体处理能力，在不改变曝气量的条件下，通过调节球阀降低曝气Ⅰ区的曝气量，升高曝气Ⅱ区的曝气量。因此，在回流比为1:1的实验阶段，出水NH4+-N明显降低，同时也促进了出水TN的降低，并分别在4 mg·L-1与15.5 mg·L-1附近稳定波动，此结果说明了设备具有一定的稳定性。当回流比升高至3:1时，出水NH4+-N与TN均有上升且分别在4.7 mg·L-1与16.8 mg·L-1附近稳定波动。比较图 4与图 5，可以发现回流比的增加对TN去除效果的影响较NH4+-N明显，这是因为设备非曝气Ⅰ、Ⅱ区是反硝化反应进行的主要场所，2区DO会因回流比的升高而升高，进而影响反硝化反应的效果。结合TN与NH4+-N的实验结果，确定在该水质条件下设备的最佳回流比为1:1。
图6 曝气Ⅰ、Ⅱ区内生物膜的表象与镜检对比
Fig. 6 Comparison of appearances and microscopy of biofilm in aeration zone Ⅰ and aeration zone Ⅱ
Fig. 6 Comparison of appearances and microscopy of biofilm in aeration zone Ⅰ and aeration zone Ⅱ
图6 曝气Ⅰ、Ⅱ区内生物膜的表象与镜检对比
Fig. 6 Comparison of appearances and microscopy of biofilm in aeration zone Ⅰ and aeration zone Ⅱ
Fig. 6 Comparison of appearances and microscopy of biofilm in aeration zone Ⅰ and aeration zone Ⅱ
综上所述，设备在HRT为10 h、曝气量为1.2 m3·h-1、回流比为1:1时达到最佳工况点，具体情况如表 2所示。
表2 最佳工况点时进水负荷、部分指标去除率及出水浓度
Table 2 Influent load, removal rate of partial index and effluent concentration at optimum condition
Table 2 Influent load, removal rate of partial index and effluent concentration at optimum condition
表2 最佳工况点时进水负荷、部分指标去除率及出水浓度
Table 2 Influent load, removal rate of partial index and effluent concentration at optimum condition
Table 2 Influent load, removal rate of partial index and effluent concentration at optimum condition
| 指标 | 进水负荷/ (kg·(m3·d)-1) | 去除率/ % | 出水浓度/ (mg·L-1) |
| COD NH4+-N TN | 0.418 0.032 9 0.044 6 | 90.5 81.7 51.4 | 27.0 4.41 16.3 |
2.2 降低非曝气Ⅰ、Ⅱ区DO与(亚)硝态氮的电子竞争
由于回流液中含有一定量的DO，使得非曝气Ⅰ区的DO已升至2.43 mg·L-1，不仅破坏了非曝气Ⅰ、Ⅱ区低DO的环境，而且导致(亚)硝态氮在与DO争夺来自有机碳源的电子时处于劣势，进而降低反硝化反应的效率。猜想是否能通过向该区添加填料(填充率约为50%)来创造厌氧微环境，为同步硝化反硝化反应提供有利条件[9]，从而充分地利用进水的有机碳源，提高设备对TN的去除效率。实验Ⅶ完成后便开展此项猜想的验证实验。
对添加填料期间设备出水TN进行监测，如图 7所示。实验开始1周后，TN的去除率较为稳定，填料有明显的挂膜现象，光学显微镜镜检结果证实已形成结构良好的菌胶团，如图 8所示；实验中后期，TN的去除率由40%持续升高至50%，而此时生物膜已生长至一定厚度，非曝气Ⅰ区DO也由2.43 mg·L-1下降至1.50 mg·L-1，厌氧微环境的条件逐渐被创造，填料添加促进同步硝化反硝化的效果也趋于明显[10]，此实验结果也证实了猜想的合理性。
图7 填料添加后出水TN的去除
Fig. 7 Removal of TN after adding the padding
Fig. 7 Removal of TN after adding the padding
图8 非曝气Ⅰ区内填料生物膜生长的表象与镜检
Fig. 8 Appearances and microscopy of biofilm growth in non-aeration zone Ⅰ
Fig. 8 Appearances and microscopy of biofilm growth in non-aeration zone Ⅰ
2.3 设备停运后的恢复能力
考虑到设备会因一些客观原因而出现停运一段时间后再启动的实际情况，故对设备停运后的恢复能力进行检测。在实验Ⅱ、实验Ⅵ及实验Ⅶ处于稳定阶段时开展停运时间分别为10、15和15 d的检测实验，3段实验期间平均环境温度分别为30.5、23和13 ℃。前2段实验，设备均能在停运重启后2~3 d恢复到正常的生物与工艺水平；第3段实验，曝气Ⅰ区内出现如图 6所示的生物膜分解脱落并伴有大量流态、黏稠状透明物质生成的现象。取该生物膜镜检，发现丝状菌成为微生物群落中的优势菌，其他种类微生物数目较少，表现出明显的“污泥膨胀”现象。这是由于曝气Ⅰ区曝气量较曝气Ⅱ区大，在一定曝气量范围内，微生物活性及数量会随着曝气量的升高而升高[11]。在设备停运后的一段时间内，曝气Ⅰ区内部分微生物处于内源呼吸阶段，首先消耗溶解性微生物代谢产物，并生成蛋白质类物质[12]，产生了大量的对污染物仅有吸附作用的胞外聚合物(extracellular polymeric substances, EPS)，宏观表现为生物膜分解脱落且外附黏稠状透明物质。丝状菌由于生长速率系数较小，再加上微生物代谢产生的EPS(由多聚糖、蛋白质、核酸和腐殖酸等组成)又能给丝状菌提供营养物，故导致丝状菌大量繁殖[13]，而仅第3段实验出现此现象可能与设备停运时间、生物膜膜龄及环境温度有关系[14]。尽管第3段实验曝气Ⅰ区内生物膜系统恶化，但在总曝气量不变的条件下升高曝气Ⅱ区曝气量，使得该区的生物膜系统得到充分的利用；EPS的主要组成物均带有一定的电荷且具有黏性，对污染物及丝状菌具有一定的吸附能力；利用多孔微生物载体构建的分区曝气工艺与固定床技术增强了对污水SS的去除效果[15]。以上3点在设备工艺出现突发问题时给予出水水质一定的保证。
为了定量地表现曝气Ⅰ区内生物膜恶化对污染物去除效果的影响，分别对设备各区进行水样采集、检测，如图 9所示。各区NH4+-N与TN变化均呈现先升高后降低的趋势。非曝气Ⅰ区内NH4+-N与TN较低的原因有2点：一是进水口位于该区底部，进水易短流进入非曝气Ⅱ区内；二是沉淀池硝化液回流对非曝气Ⅰ区起到稀释作用，造成该区上部溶液始终保持着较低的NH4+-N与TN。经由曝气Ⅰ区后，NH4+-N降低较小，而经曝气Ⅱ区后下降至与出水NH4+-N相当，定量地说明了曝气Ⅰ区生物膜恶化对硝化反应的影响。
图9 各区NH4+-N与TN的浓度
Fig. 9 Concentration of NH4+-N and TN in each zone
Fig. 9 Concentration of NH4+-N and TN in each zone
3 结论
1) 以城市生活污水处理厂旋流沉砂池进水为实验用水，设备处理污水的可行性得到了验证，并在HRT为10 h、曝气量为1.2 m3·h-1、回流比为1:1时达到最佳工况点。出水COD、SS和NH4+-N可达到《城镇污水处理厂污染物排放标准》(GB 18918-2002)1级A标准，分别为27、5.45和4.14 mg·L-1；出水TN可达到1级B标准，为16.3 mg·L-1。
2) 设备非曝气Ⅰ区内填料的添加促进了内部厌氧微环境的形成，削弱了回流液中的DO对该区反硝化反应的影响。
3) 设备具有一定的停运再恢复能力，但在停运时间长、膜龄长及温度低的条件下，曝气区可能会出现生物膜脱落、丝状菌大量繁殖影响该曝气区功能的现象，而分区曝气工艺与固定床技术能够在设备工艺出现突发问题时给予出水水质一定的保证。
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