全过程除臭工艺在北京某再生水厂的应用及其中气液两相污染物的削减过程

王婧瑶; 方皓; 吴银彪; 孙建伶; 葛晓颖; 王启镔; 杨永强

doi:10.12030/j.cjee.202303026

全过程除臭工艺在北京某再生水厂的应用及其中气液两相污染物的削减过程

1.
北京市生态环境保护科学研究院，北京 100037
2.
国家城市环境污染控制工程技术研究中心，北京 100037
3.
清华大学环境学院，环境模拟与污染控制国家重点联合实验室，北京 100084

作者简介: 王婧瑶 (1988—) ，女，博士，副研究员，wangjingyao@cee.cn

通讯作者: 杨永强(1977—)，男，硕士，高级工程师，yangyongqiang@cee.cn

中图分类号: X703

Application of the whole process deodorization process in a reclaimed water plant in Beijing and the reduction of gas-liquid two-phase pollutants

1.
Beijing Municipal Research Institute of Eco-environment Protection, Beijing 100037, China
2.
National Engineering Research Center for Urban Environmental Pollution Control, Beijing 100037, China
3.
State Key Joint Laboratory of Environment Simulation and Pollution Control, School of Environment, Tsinghua University, Beijing 100084, China

Corresponding author: YANG Yongqiang, yangyongqiang@cee.cn

摘要: 全过程除臭是一种以微生物法为核心的低碳除臭方式。为评估其应用效果，分析了北京市某再生水厂的产排污关键环节中的气液两相污染物削减情况。结果表明：初始污水中[NH₄⁺-N]高于H₂S的质量浓度，分别为55 mg·L⁻¹和6 mg·L⁻¹，二者随污水反应进程呈逐渐降低的趋势，分别在生化段和粗格栅处去除效果最好；气相污染物主要为NH₃和H₂S，其中NH₃在粗格栅处排放通量较高，质量浓度为0.4 mg·m⁻³，化学浓度贡献率为71%~91%，H₂S在污泥储池处质量浓度较高，为0.16 mg·m⁻³；对粗格栅处进行模拟换气实验，H₂S、NH₃和臭气的浓度分别为 0.027~0.036 mg·m⁻³、0.023~0.031 mg·m⁻³和10~15；厂界的NH₃和H₂S质量浓度在上风向的检测值均低于下风向，最高值为0.100和 0.007 mg·m⁻³，臭气 (无量纲) ，甲烷体积分数为1.7×10⁻⁶，粗格栅模拟换气和厂界排放浓度均达到北京市《大气污染物综合排放标准》 (DB11/501-2017) 和《城镇污水处理厂污染物排放标准》 (GB18918-2002) 。该研究结果对北京某再生水厂进行气液两相污染物削减分析，证明了全过程除臭工艺应用的有效性，可为同类水厂的除臭问题提供参考。
- 全过程除臭 /
- 氨氮 /
- 硫化氢 /
- 污水 /
- 厂界
Abstract: Aiming at the demand for reducing pollution and carbon in the deodorization process of a reclaimed water plant, the whole process deodorization process was adopted, which was a relatively low carbon deodorization method based on microbial method. In order to evaluate its application effect, the reduction of liquid and gas phase pollutants in the key point of production and sewage of a reclaimed water plant in Beijing was analyzed in this study. The results showed that the concentration of NH₄⁺-N in the initial sewage was higher than H₂S, which was 55 mg·L⁻¹ and 6 mg·L⁻¹, respectively. The concentration of NH₄⁺-N and H₂S decreased gradually with the process of sewage reaction, and the removal effect was the best at the biochemical section and coarse grid. The main gaseous pollutants were NH₃ and H₂S, among which NH₃ had the highest emission flux of 0.4 mg·m⁻³ at the coarse grid and the contribution rate of chemical concentration was 71%~91%, while H₂S had the highest concentration of 0.16 mg·m⁻³ at the sludge storage tank. The simulated air exchange experiments were carried out at the coarse grille, and the concentrations of H₂S, NH₃ and odor were 0.027~0.036 mg·m⁻³, 0.023~0.031 mg·m⁻³ and 10~15, respectively. The concentration of NH₃ and H₂S in the factory boundary in the upwind direction was lower than that in the downwind direction, the highest values were 0.100 and 0.007 mg·m⁻³, odor (dimensionless), methane concentration was 1.7×10⁻⁶. The simulated ventilation of coarse grille and the emission concentration of plant boundary reached the comprehensive emission Standard of Air Pollutants of Beijing(DB11/501-2017) and Pollutant Emission Standard of Urban Sewage Treatment Plant (GB18918-2002). In this study, the gas-liquid two-phase pollutant reduction analysis of a Beijing recycled water plant proved the effectiveness of the whole process deodorization process, and provided a technical reference for the deodorization problem of similar water plants.
- whole process deodorization /
- NH₄⁺-N /
- H₂S /
- sewage /
- plant boundary

臭氧消毒技术具有氧化性强、杀菌效率高、安全无卤代副产物的优势，可克服氯系消毒剂易产生余氯气味及三卤甲烷、卤乙酸等致癌副产物的缺点^[1-2]。在管道分质供水系统、游泳池分流量臭氧消毒系统中，射流器或气液混合泵将臭氧溶解于旁路管道水中(循环水量的15%~25%)，臭氧水进入主管道经静态混合器与未经臭氧处理的水混合，臭氧与水充分接触发挥消毒作用^[3]。因此，流体混合的均匀程度对消毒效率提升起着重要作用。静态混合器与其他设备相比，具有流程简单、体积小、投资少、操作方便等优点^[4-5]，被广泛应用于石油、化工、环保过程不同流体的连续分散混合^[6-8]。

国内外学者通过数值模拟方法对静态混合器的结构设计及流动特性进行了大量研究。刘佳薇^[9]采用数值模拟优化设计光生物反应器中静态混合器的叶片结构，在不大幅提升系统功耗的前提下，改善了藻液混合效果。陶雪峰^[10]研究了絮凝系统中SK型静态混合器的混合过程，对内部流场进行数值模拟，并与实验结果进行了对比分析。HIRSCHBERG等^[11]研究发现在SMX元件之间增加适当间隙，可明显降低混合压降。HOSSEINI等^[12]设计了低压降静态混合器，其摩擦系数小于现有SMV、KMX和挡板式静态混合器。然而，现有静态混合器仍存在以下缺点：混合单元结构复杂，流体通过时受到的剪切机械力大、能耗大^[13]；标准化的静态混合器内部元件规格确定，不易根据实际工况调整组合，混合均匀度有限。因此，新型静态混合器具有良好的设计开发及应用价值。

针对现有静态混合器结构上的缺陷，本课题组设计了一种旋流扩散静态混合器。为优化其结构布局，运用3因素3水平正交实验，考察相邻蘑菇头间距、相邻蘑菇头交错角、交叉板夹角对不同液体混合效果及压力损失的综合影响。采用三维数值仿真研究混合元件前后的流场特性，优化结构参数，得到最优布局，并将其与传统SK型混合器作对比，以期为旋流扩散静态混合器设计提供参考。

1. 旋流扩散静态混合器设计

1.1 静态混合器模型

旋流扩散静态混合器的工作原理与传统混合器类似。不同的是，静态混合器只保留了交叉板与中心导流柱，板后区域通过增设蘑菇头状扰流柱对流动进行干扰，以提高液液混合效果。如图1所示，混合器前段的交叉板将流体分割，从两侧流入，达到分流目的。次流液体沿中心轴线进入流域，在导流柱前缘处被分散经过交叉板，加强与主流的混合作用。相比于传统混合器，旋流扩散静态混合器具有结构紧凑、混合效率高等优点。

图 1 旋流扩散混合器与传统混合器模型图对比

Figure 1. Comparison of cyclone diffusion mixer and traditional mixer model

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1.2 扰流柱设计

静态混合器内部多采用交叉板或扭曲叶片的形式。流体沿着扭曲叶片绕管中心轴线旋转前进，存在中心与周边流体掺混均匀度不高的情况，且流体易在壁面处形成附面层。

旋流扩散静态混合器后段为数个蘑菇头元件均匀交错排列在管道内壁上。图2为一组混合元件，随着流速增大，混合器内部会产生激烈的湍流和剪切力，蘑菇头扰流柱打破了流体在壁面处形成的附面层。这种结构设计促进了流体被分散切割、反向旋转、径向混合的效果。

图 2 扰流柱结构示意图

Figure 2. Structure schematic of turbulence column

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2. 旋流扩散静态混合器数值模拟

2.1 控制方程与湍流模型

本研究的重点为混合器内部流体掺混的稳态流动，故控制方程中不考虑非稳态项。数值计算中使用的控制方程是湍流状态下时均形式的Navier-Stokes方程，主要包括连续方程(式(1))、动量方程(式(2))，及Reynolds应力与湍流黏度 ${\mu _t}$ 和平均速度梯度关联的Boussinesq表达式(式(3))。

$\frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho \overline {{u_i}} } \right) = 0$

$(1)$

$\frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left( {\rho \overline {{u_i}} \overline {{u_j}} } \right) = - \frac{{\partial \overline p }}{{\partial {x_i}}} + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left[ {\mu \left( {\frac{{\partial \overline {{u_i}} }}{{\partial {x_j}}} + \frac{{\partial \overline {{u_j}} }}{{\partial {x_i}}} - \frac{2}{3}{\delta _{ij}}\frac{{\partial \overline {{u_l}} }}{{\partial {x_l}}}} \right)} \right] + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left( { - \rho \overline {u_i'u_j'} } \right)$

$(2)$

$- \rho \overline {u_i'u_j'} = {\mu _t}\left( {\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_j}}} + \frac{{\partial {u_j}}}{{\partial {x_i}}}} \right) - \frac{2}{3}\left( {\rho k + {\mu _t}\frac{{\partial {u_k}}}{{\partial {x_k}}}} \right){\delta _{ij}}$

$(3)$

式中： $- \rho \overline {u_i'u_j'}$ 为Reynolds应力或湍流应力。

k-ε模型作为经典湍流模型之一，可提高计算速度及求解稳定性^[14]。王泽斌等^[15]在对SV型静态混合器进行模拟时，就湍流模型的选取指出，k-ε模型计算结果与实验吻合较好，是适合混合器流场仿真的湍流模型之一。因此，本研究选用标准k-ε模型进行数值模拟。该模型下湍动能及湍流耗散率的输运方程分别为式(4)和式(5)。

$\frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho k{u_i}} \right) = \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left[ {\left( {\mu + \frac{{{\mu _t}}}{{{\sigma _k}}}} \right)\frac{{\partial k}}{{\partial {x_j}}}} \right] + {G_k} - \rho \varepsilon$

$(4)$

$\frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left( {\rho \varepsilon {u_i}} \right) = \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left[ {\left( {\mu + \frac{{{\mu _t}}}{{{\sigma _\varepsilon }}}} \right)\frac{{\partial \varepsilon }}{{\partial {x_j}}}} \right] + {C_{1\varepsilon }}\frac{\varepsilon }{k}{G_K} - {C_{2\varepsilon }}\rho \frac{{{\varepsilon ^2}}}{k}$

$(5)$

式中： ${\mu _t} = \rho {C_\mu }\dfrac{{{k^2}}}{\varepsilon }$ ； ${C_{1\varepsilon }} = 1.44$ ； ${C_{2\varepsilon }} = 1.92$ ； ${C_\mu } = 0.09$ ； ${\sigma _k} = 1.0$ ； ${\sigma _\varepsilon } = 1.3$ 。

2.2 计算域及网格划分

由于固壁及流固之间的换热对流动几乎没有影响，故计算只涉及流动区域。计算域及网格划分如图3所示。采用非结构网格进行划分，且对近壁面处网格进行局部加密，以保证壁面处y⁺在30~300范围内，以满足壁面函数处理的要求。交叉板及蘑菇头扰流柱区域为流动主要研究区域，因此，在网格划分过程中对该部分进行加密，以保证相对准确的流动计算。各模型平均网格量为2.87×10⁶个，全局壁面网格符合y⁺在30~300范围内。

图 3 计算域及网格划分

Figure 3. Calculation domain and grid division

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2.3 模型求解

数值计算在ANSYS Fluent上进行，选用稳态计算方式，求解器的相关设置分4个部分。

1)边界条件设定。主流和次流入口均采用速度入口边界条件，分别设置为1和 3.5 m·s⁻¹；主流进口为液态水，次流进口为臭氧水；臭氧在水中溶解度低^[16]，对液态水物性影响小，故臭氧水采用与液态水相同的物性参数，即密度998.2 kg·m⁻³、黏度0.001 Pa·s；出口采用自由出流边界(outflow)，其余壁面均设为无滑移壁面。

2)计算模型选择。湍流模型选择Standard 模型，壁面处采用壁面函数处理方式；开启组分运输模型表征2种液体的混合，组分数为2，混合物密度计算方式为体积加权混合。

3)收敛判断准则。迭代过程中，监视模型中截面处的面积加权平均速度和平均质量分数，当其值保持不变且连续性残差、动量残差等各残差均小于10⁻³ 时即认为收敛。

4)数值计算方法。选择Fluent 中的压力求解器对数值模拟中涉及的各个方程进行离散，并对代数方程进行求解，以获得数值解；计算过程中的流体压力与流体速度耦合方法选择SIMPLE 算法进行计算，动量方程求解采用二阶迎风格式以保证精度。

液液分布混合程度采用不均匀系数 $\psi$ 定量计算，其定义^[17-18]如式(6)~式(8)所示。

$\psi = \frac{\;\sigma\;}{\;\overline \phi\;}$

$(6)$

$\sigma = \sqrt {\frac{1}{N}\sum\limits_{i = 1}^N {{{\left( {{\phi _i} - \overline \phi } \right)}^2}} }$

$(7)$

$\overline \phi = \frac{1}{N}\sum\limits_{i = 1}^N {{\phi _i}}$

$(8)$

式中： $\sigma$ 为截面质量分数分布方差； $\overline \phi$ 为截面质量分数算术平方根； $N$ 为截面上的节点数； ${\phi _i}$ 为每个节点上臭氧水相的质量分数。

混合段的压损用压力损失系数 $\delta$ 表示，其定义如式(9)所示。

$\delta = \frac{{{P_0} - {P_1}}}{{{P_0}}}$

$(9)$

式中：P₀为混合段进口静压，Pa；P₁为混合段出口静压，Pa。

在仿真后处理中，分别截取混合段前后2处横截面，并计算得到截面上的不均匀系数和平均压力，进而分析混合器的混合效果及压损。

3. 结果分析及讨论

3.1 正交实验结果分析

将相邻蘑菇头间距(A)、相邻蘑菇头交错角(B)、交叉板夹角(C)作为可变参数，采用相同的边界条件对正交实验表中9组模型开展数值模拟计算。正交实验结果如表1所示，极差分析如表2所示。

表 1 正交实验结果

Table 1. Results of orthogonal experiment

序号	(A)相邻蘑菇头间距/mm	(B)相邻蘑菇头交错角/(°)	(C)十字交叉板夹角/(°)	不均匀系数	压力损失系数/%
1	25	0	60	0.057	22.74
2	25	7.5	90	0.098	10.33
3	25	15	120	0.126	4.90
4	30	0	90	0.109	10.36
5	30	7.5	120	0.109	5.01
6	30	15	60	0.067	22.05
7	40	0	120	0.074	4.96
8	40	7.5	60	0.024	22.47
9	40	15	90	0.090	10.38

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表 2 正交实验结果极差分析

Table 2. Range analysis of orthogonal experiment results

因素	不均匀系数				压力损失系数
因素	k₁	k₂	k₃	R	k₁	k₂	k₃	R
A	0.094	0.095	0.063	0.032	12.657	12.473	12.603	0.184
B	0.080	0.077	0.0894	0.017	12.687	12.603	12.443	0.244
C	0.049	0.099	0.103	0.054	22.420	10.357	4.957	17.463
注：不均匀系数的实验结果顺序为C>A>B；压力损失系数的实验结果顺序为C>B>A。

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用直观分析法对表1设计的9组正交实验结果进行分析。不均匀系数反映了混合器出口处不同因素及水平组合对水和臭氧水的混匀效果；压力损失系数反映了臭氧水经过十字交叉板、蘑菇头混合元件至混合器出口这一段的压力降低百分比。表2均值3行中k₁、k₂、k₃的数据分别代表某一影响因素在某一水平下的系数均值。极差R越大说明该因素对该系数的影响越大。从表2极差结果可知，影响不均匀系数大小的各因素重要性顺序为十字交叉板夹角>相邻蘑菇头间距>相邻蘑菇头交错角；影响压力损失系数大小的各因素重要性顺序为十字交叉板夹角>相邻蘑菇头交错角>相邻蘑菇头间距。因此，交叉板的夹角对流动有较大影响。

由表1中压损系数可知，第1、6、8组压损较大，对应十字交叉板夹角均为60°；而3、5、7组压损较小，对应十字交叉板夹角均为120°。如图4所示，流体通过交叉板后流速增大，压力降低。流体在通过60°交叉板时，由于板夹角较小，板面的倾斜程度较120°低，对流动产生较大阻碍，部分流体在交叉板表面滞止，造成较大压损，且根据伯努利方程(式(10))得出，流速降低会引起静压的升高，故图4(b)整体静压高于图4(a)。

图 4 120°和60°交叉板倾角下压力分布

Figure 4. Pressure distributions at the angels of 120° and 60° for the cross plates

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${P_{{\rm{Static}}}} + \frac{1}{2}\rho {v^2}{\rm{ = }}{P_{{\rm{Total}}}}{\rm{ = }}C$

$(10)$

式中：P_static为流体静压；ρ为密度；v为流速；P_Total为流体总压；C为恒定常数。

选用准确、客观的评价方法能为新型混合器的结构设计提供重要依据。本研究使用基于熵权的Topsis模型评价方法^[19-20]，即利用熵权法确定不均匀系数及压损系数2个指标的权重，并应用Topsis模型得到评价指数，对9组正交实验结果进行综合评价。

通过Topsis多指标评价模型对各组结果进行分析，结果如表3所示。根据结果，确定第7组为最优组，其混合效果和压损都较为合理，其结构布局参数为相邻蘑菇头间距40 mm，交错角0°，十字交叉板夹角120°。

表 3 Topsis多指标模型评价结果

Table 3. Evaluation results of Topsis multi-index model

序号	不均匀系数	压力损失系数			Topsis评价指数
1	0.786	0.479	0.346	0.145	0.296
2	0.634	0.763	0.185	0.243	0.568
3	0.527	0.888	0.214	0.339	0.613
4	0.590	0.763	0.207	0.238	0.535
5	0.592	0.885	0.178	0.339	0.656
6	0.749	0.495	0.338	0.125	0.270
7	0.724	0.886	0.103	0.355	0.775
8	0.909	0.485	0.334	0.214	0.391
9	0.662	0.762	0.173	0.247	0.587

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3.2 与传统混合器对比分析

图5表明各组模型计算结果之间的差异，其中第10组为传统SK型静态混合器的模拟结果。由图4可知，改进后的9组混合器，其充分发展后的不均匀系数均低于第10组，表明其自身具有很好的分散混合性能。混匀效果最好的一组相较于传统混合器其均匀程度提高了83.8%。但随着混合效果的提高，沿程压损出现一定程度的上升，增加水泵耗能。

图 5 旋流扩散静态混合器与SK型混合器模拟结果

Figure 5. Simulation results of swirl diffusion static mixer and SK mixer

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SK型静态混合器是使用较为广泛的一类静态混合器，由一系列相对于轴线扭转180°的螺旋板组成，不容易堵塞。与传统SK型静态混合器相比，旋流扩散静态混合器是在十字交叉切割片后，圆柱体内部一圈设置了类似于蘑菇头形状的混合单元。这种结构使液体在前进的过程中受到蘑菇头状扰流体的阻碍。由于液体流速不高，易在壁面处形成附面层，扰流柱的存在可以打破附面层，完善次流液体与主流液体的混合均匀程度。图6给出了2种混合器截面的臭氧水浓度分布，并截取了混合段前后两处横截面，分别对应图中黑色虚线位置。

图 6 SK型和新型静态混合器浓度分布

Figure 6. Concentration distributions of SK type and new type static mixers

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混合器(图6(a))出口横截面周边一圈浓度较中心高，是因为次流流体沿螺旋片绕流旋转，在离心力作用下中心与周边液体较难掺混。然而，由图6(b)可知，旋流扩散静态混合器出口截面浓度大小分布稳定且相同，几乎完全混合。由于液体在前进的过程中受到蘑菇头状扰流体的阻碍，水流不断地被分散、打乱、改变流向，从而获得良好的径向混合效果。

4. 结论

1)旋流扩散静态混合器中交叉板夹角的角度对不均匀系数及压损的影响最为显著。夹角大，不均匀系数大，压损小；夹角小，不均匀系数小，压损大。通过Topsis建立的多指标评价模型，计算得到第7组参数最优，其结构布局为：相邻蘑菇头间距40 mm，交错角0°，交叉板夹角120°。在此情况下，不均匀系数为0.074，混合均匀程度提高96.15%，压力损失系数为4.96%。

2)在相同且较宽的操作条件下，流体充分发展后的不均匀系数均达0.15以下，新型静态混合器的不均匀系数均低于传统SK型。这表明静态混合器自身具有较好的分布混合性能，且改进后的混合效果更好。

图 1 北京市某再生水厂工艺流程图

Figure 1. Process flow chart of a reclaimed water plant in Beijing

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图 2 关键工艺节点气相中污染物质量浓度

Figure 2. Mass concentration of pollutant in the key process node

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图 3 气相中的气体污染物质量浓度

Figure 3. Mass concentration of gaseous pollutants in the gaseous phase

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图 4 粗格栅提升泵房空间内模拟排气条件下各种气相污染物质量浓度

Figure 4. Coarse grilles lift pump room space to simulate exhaust gas concentrations

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图 5 厂界气相污染物的排放情况

Figure 5. Emission of gaseous pollutants at plant boundary

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表 1 监测点位、监测样品、监测指标

Table 1. Monitoring points, samples, indicators

相属性	序号	监测点位	监测样品	监测污染物	备注
液相	1	提升泵房进水	废水	H₂SNH₄⁺-N	该点位位于工艺图上的①
		粗格栅			污泥回流后，与污水充分混合后采样，该点位位于工艺图上的②
		旋流沉砂池出水口			该点位位于工艺图上的③
		污泥沉淀池			污泥静置，取上清液，该点位位于工艺图上的④
气相	2	粗格栅	废气	H₂SNH₃	回流污泥与污水充分混合后采样，需密封空间，按无组织采样
		污泥储池	废气		密封后，按无组织采样
		污泥泵房	废气		密封后，按无组织采样，车间内采样
		污泥堆场	环境空气		提前清理场地，后按无组织采样
	3	粗格栅	废气	H₂S	模拟每小时6次换气，从构筑物中于日较大和较小水量时段采样 (无组织)
				NH₃
				臭气
	4	厂界无组织废气	无组织废气	H₂S	在单位周界采样
	4	厂界无组织废气	无组织废气	NH₃	在单位周界采样

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图( 5) 表( 1)

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1. 旋流扩散静态混合器设计
1.1 静态混合器模型
1.2 扰流柱设计
2. 旋流扩散静态混合器数值模拟
2.1 控制方程与湍流模型
2.2 计算域及网格划分
2.3 模型求解
3. 结果分析及讨论
3.1 正交实验结果分析
3.2 与传统混合器对比分析
4. 结论

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再生水厂的除臭问题不容忽视。传统的除臭方式分为物化法及生化法^[1]。物化法主要包括活性炭、化学除臭、等离子除臭和臭氧氧化除臭^[2-3]。活性炭法灵活迅速，但对活性炭的消耗量大；化学法适合处理高浓度臭气，然而药剂的使用不具有生态可持续性；等离子和臭氧氧化设备操作简单，但需要建设高压脉冲放电设施。生化除臭法是利用生物对臭气进行吸附转化，主要包括生物滤池、生物滴滤塔和生物滤床^[4-5]，虽较物化的处理方式更加绿色，然而上述处理方式均需封闭恶臭单元，占地面积大、动力消耗高、建设和运行费用高^[6]。全过程除臭是近几年兴起的一种除臭方法，其关键设备是一台置于生化池中的除臭培养箱。利用培养箱中的填料富集并驯化污水中的脱氮、除磷、脱硫优势微生物，使其随回流污泥充斥于整个系统内并长效增殖^[7]，以实现对各个工艺环节的NH₃和H₂S的全过程高效脱除。同时，位于箱底的曝气头可推动水流，强化气-液-固三相传质，从而在源头上削减臭气^[8]。全过程除臭技术通过调控整个污水系统里的微生物而达到减臭除臭目的，使用的设备结构简单、安装方便、运行稳定、投资成本低、运行能耗少^[9]，是一种高效低碳的技术。

冯辉等^[10]在天津市张贵庄污水处理厂的设计中采用了全过程除臭工艺，对厂区周界下风向无组织排放恶臭、氨、硫化氢进行了检测，其最大浓度均达到了天津市地方标准《恶臭污染物排放标准》 (DB12/-059-95) 。薛二军等^[11]发现，采用全过程除臭工艺后，污水厂粗细格栅的H₂S质量浓度由原工艺的180 mg·m⁻³ 降至30 mg·m⁻³以下。然而，针对全过程除臭工艺，若构筑物中臭气监测点位少及污染物检测的种类少，则无法准确表征污水处理过程中臭气的排放规律和强度，易造成臭气的主成分和关键污染点位识别不准确的问题，故需要对多构筑物中的多种气相污染物进行监测。此外，再生水厂的臭气来源于微生物发酵污水中的含N和S等有机物，主要包括NH₃、H₂S及甲烷等。污水中的有机氮经氨化作用分解生成氨，作为硝化和同化作用的底物，氨主要以NH₄⁺-N的形式溶于水^[12]，待NH₄⁺-N饱和后便转化为NH₃释放到大气中^[13]，H₂S产生于厌氧阶段-硫酸盐还原菌(sulfate-reducing bacteria，SRB)还原高浓度硫酸根离子的过程^[14]，因此对于污水中的污染物进行监测，可加深对于全过程除臭工艺的认识。

本研究以典型含N和含S污染物为主要探针，对多构筑物中的液相和气相污染物进行监测，以期评估全过程除臭工艺的效果。考察进水、粗格栅、曝气沉砂池和沉淀池污水中的[NH₄⁺-N]和H₂S的质量浓度，监测粗格栅、污泥储池、污泥脱水泵房及污泥堆场废气中的H₂S、NH₃等的质量浓度，研究模拟换气环境下工艺关键环节及厂界的H₂S、NH₃及臭气的浓度等，通过分析各关键工艺节点的气液两相中污染物的主成分及排放通量特征，识别关键污染风险点，并参照相关标准评估该工艺的应用效果，以期为开发污水处理厂的减污降碳除臭工艺提供参考。

3. 结语

北京某再生水厂采用全过程除臭技术，针对选定关键工艺节点和厂界的气液两相污染物浓度进行监测及分析，解析污染物排放规律，分析潜在风险点，为再生水厂的运行提供技术支持，实现了水厂除臭过程中的减污降碳协同增效。全过程除臭的核心是微生物顶级功能群落的形成，恶臭气体成分的脱除是由多种微生物协同促进或共代谢实现。在后续的研究中，建议利用宏基因或代谢组学技术研究全过程除臭微生物菌群的时空演变规律及微生物代谢规律，关联水厂中气液两相污染物的质量浓度变化，分析恶臭物质的降解动力学及代谢过程，以揭示恶臭物质响应微生物群落及代谢过程变化规律，进一步优化全过程微生物除臭工艺和技术，为微生物除臭过程中的减污降碳技术提供理论基础。

参考文献 (31)

全过程除臭工艺在北京某再生水厂的应用及其中气液两相污染物的削减过程

作者简介: 王婧瑶 (1988—) ，女，博士，副研究员，wangjingyao@cee.cn

通讯作者: 杨永强(1977—)，男，硕士，高级工程师，yangyongqiang@cee.cn