河北省张家口市某城镇污水处理厂设计处理规模为1.5×10⁴ m³·d⁻¹，实际处理规模为8 000~12 000 m³·d⁻¹，执行《城镇污水处理厂污染物排放标准》(GB 18918-2002)一级B标准(表1)，2009年7月投入运行。采用CASS工艺，污水通过进水泵站，依次经过粗、细格栅、细格栅、旋流沉砂池，然后经配水管道流入CASS池。污水先进入CASS池的缺氧区(池内装有2个潜流搅拌器，QDT 2.2/4-1800/2-40P)与回流污泥混合，然后进入装有曝气系统的主反应区进行脱氮除磷，处理后的上清液经主反应区末端可升降的滗水器排出，再经接触消毒池消毒后排放。然而，污水处理厂实际进水的氨氮浓度远高于设计值，COD低于设计值，实际进水的C/N约4.75，是设计值的44%，这导致污水厂运行过程中总氮出水不达标(表1)，升级改造压力大。改造前，污水处理厂充水比为22.72%，污泥停留时间(SRT)为21 d，总循环时间为420 min，其中包括进水阶段时间(进水+曝气+回流)为90 min，曝气阶段时间180 min，沉淀阶段时间60 min，滗水时间为60 min，排泥时间30 min。

设计进水为城镇生活污水，但实际进水主要为城镇生活污水，混有一定比例的工业废水，该污水处理厂共4个相同的CASS池，其中缺氧池有效容积为4.3 m×17.6 m×5.6 m=423.8 m³；好氧池尺寸为34 m×17.6 m×6.5 m，有效水深为5.5 m，有效容积为3 291.2 m³；缺氧池与好氧池体积比为12.8%；滗水深度为1.25 m；单系列每次处理污水量为34 m×17.6 m×1.25 m=748 m³；排水体积比为748 m³/3 291.2 m³×100%=22.72%。

采用基于ASM1模型的GPS-X模拟软件(Hydromantis公司，加拿大)对该污水厂进行模拟优化，主要分为3个步骤。

1)工艺模型构建。根据工艺流程(图1(a))，建立污水处理厂的工艺模型流程。为简化模型，建立工艺模型时不考虑粗细格栅、污泥浓缩水池等附属构筑物，工艺模型示意图如图1(b)所示。

2)模型设置。工艺模型主要由进水流、水流分离器、缺氧池、SBR池、水流汇合器及出水排放单元组成。GPS-X软件可按照用户自身需求对SBR池的每阶段运行时间(进水、混合、曝气、沉淀、滗水、排泥、回流等)、回流量、排泥量等进行设置。在研究中，回流阶段可作为独立阶段，也可与其他运行阶段同时进行。出水方式采用顶部滗水。

3)模型选择与校正。以国际水协会(International Water Association, IWA)的活性污泥1号模型(ASM1)作为工艺模拟的数学模型(只关注除碳和脱氮)。确定模拟分析所要求的数据，主要包括池容、污水流量、泥龄、温度、污水进水组分数据等。通过呼吸速率方法^[15-16]测定进水水质组分(见表2)，该厂进水COD组分质量分数如下：溶解性可生物降解有机物S_S为8.80%，溶解性不可生物降解S_I为8.50%，颗粒性可生物降解有机物X_S为59.25%，颗粒性不可生物降解有机物X_I为15.99%，异养微生物X_H为7.47%。

结合进水组分及出水数据，首先对模型中的化学计量学参数进行灵敏度分析，结果如图2所示。这些参数包括：异养菌产率系数(Y_H)，自养菌产率系数(Y_A)，颗粒性衰减产物比例(f_p)，生物固体的含氮量(i_XB)，内源呼吸产物中含氮量(i_XP))、14个动力学参数(异养菌最大比生长速率(${\mathord{\buildrel{\lower3pt\hbox{$\scriptscriptstyle\frown$}} \over \mu } _{\rm{H}}}$) ，异养菌生长与底物利用饱和常数(K_S)，异养菌比衰减(死亡)速率(b_H)，异养菌氧呼吸饱和速率(K_O,H)，反硝化菌硝态氮呼吸饱和常数(K_NO)，异养菌缺氧状态生长修正系数(η_g)，水解速率常数(k_h)，慢速可生物降解底物水解半饱和系数(K_X)，自养菌内源呼吸速率(b_A)，缺氧条件下水解速率修正系数(η_h)，自养菌最大比增长速率(μ_A)，自养菌氨氮利用半饱和系数(K_NH)，自养菌氧利用半饱和系数(K_OA)，氨化速率常数(k_a)；然后以表2中的进水水质为输入参数，对出水水质进行稳态模拟验证。优化验证的出水模拟结果如表3所示。校正后COD、${\rm{NH}}_4^ +$-N、TN的相对误差分别为−9.92%、10.98%和−9.00%，误差基本控制在10%以下，说明建立的污水厂模型可以作为污水厂模拟优化的依据。

4)工艺优化方案及其实施。为提升CASS工艺的除碳脱氮效果，通过模拟优化工艺操作参数，包括污泥回流比、缺氧区/好氧区体积比、不同水温周期运行策略等，提出污水厂升级改造方案及其在常温、低温期的运行策略，并将其付诸实施。

本研究首先对在正常水温(20 ℃)条件下影响CASS工艺脱氮除碳效果的关键指标进行模拟优化，主要包括污泥回流比(R_S)、缺氧区/好氧区体积比(R_V)、充水比(λ)、运行周期等指标。

1)污泥回流比与反应区体积比对处理效果的影响。污泥回流比R_S极大地影响CASS工艺的脱氮除磷效果^[17]。当R_S较小时，缺氧段反硝化细菌对COD和TN的去除受限制，同时降低了缺氧区的作用；污泥回流还可以使污泥从低负荷的好氧反应区回流到有机负荷较高的缺氧区，起到防止污泥膨胀、抑制丝状菌生长的作用^[18]。综上所述，R_V和R_S是影响CASS工艺脱氮效果的关键指标。根据当前运行周期条件下总氮不达标的情况，考察了在常温条件(20 ℃)下，不同的R_S、R_V对CASS工艺处理效果的影响，模拟结果如图3所示。由图3可知，随着R_S的增加，COD、氨氮、总氮均随之降低。这主要是因为回流比增加会导致反应体系内基质循环流动增强，将好氧区硝态氮回流至缺氧区，增加了反硝化细菌对COD的去除，同时好氧区污泥回流带走了硝态氮，促进了硝化反应的进行；并且缺氧区对总氮、COD去除的同时，好氧区曝气过程对氨氮的去除贡献增加。当回流比超过100%时，出水总氮去除率变化不太明显(图3(c))，这主要是因为过大的回流比增加了缺氧区内溶解氧浓度，导致反硝化作用受到影响。随着R_V的增加，出水COD、TN浓度呈降低趋势。这主要是因为随着缺氧区体积的增加，反硝化效果增强，进而使得反硝化菌对COD的去除贡献有所提高。氨氮去除受R_V的影响并不大，呈略微上升趋势，因为好氧区体积减小，单位体积内的溶解氧含量有所提升，有利于硝化反应的进行。

综合图3模拟结果来看，根据污水厂现有的缺氧区/好氧区体积比条件(R_V=12.8%)，使回流比增加到200%，仍然不能满足出水TN一级A排放标准。因此，须针对当前情况，对其充水比和运行周期进行模拟优化。

2)充水比对处理效果的影响。充水比(λ)是影响CASS工艺处理效果的重要因素，它直接影响CASS工艺的抗冲击负荷能力^[19-20]。在CASS工艺周期性地不断进出水过程中，每个周期未处理进水被池内处理后剩余污水所稀释，理论上，λ越大，稀释作用越小，水力负荷越大，更易引起出水水质不稳定；λ越小，稀释作用越大，水力负荷越小，出水水质越稳定。但是，较低的λ会降低CASS池的体积利用率，导致处理规模下降和运行成本提高^[17]。因此，针对CASS池充水高度分别为0.5、1.0、1.25、1.5和2.0 m 5种情况，设定R_S为200%，R_V为12.8%的条件，以表3所示的运行周期进行模拟，探究了影响污染物削减的最佳充水比。如图4所示，随着λ的增加，进入系统内的COD总量有所提升，水力负荷增大，导致COD更难被去除；另一方面，λ增大，可导致进入系统内的水量增大，CASS工艺对水质水量的调节能力变差。在几种充水比条件下，氨氮浓度基本上都能满足出水排放标准，并且较小的λ更有利于硝化反应的进行；对总氮而言，随着λ的增加，出水总氮浓度升高，系统去除能力变弱。主要原因在于，较小的充水比可增加污水在池内的停留时间，进而增强反硝化效果。但在5种充水比条件下，出水总氮均未达到一级A排放标准。因此，须对当前运行周期进行优化，以调整反硝化和硝化时间，使污染物达标排放。

3)运行周期、充水比对处理效果的影响。曝气和反硝化时间是影响CASS工艺运行效果的重要因素^[18]。曝气时间的长短直接影响池内溶解氧浓度的高低。曝气时间太短，好氧微生物活性受到抑制，硝化细菌的硝化作用减弱，氨氮去除率就会降低，出水氨氮不会达标；曝气时间过长，会抑制反硝化细菌的反硝化作用，对缺氧段COD和TN的去除造成不利影响，同时增加不必要的能耗。反硝化时间影响反应系统内总氮、COD的去除，进而直接影响出水水质。

根据模拟结果，在现有运行状况下，曝气时间为4.5 h，结合回流比、体积比、充水比的模拟结果，该污水处理厂不能实现TN一级A达标排放，主要原因是反硝化时间过短。从出水达标、降低能耗的角度，本研究对现有运行模式进行优化，主要考虑到曝气时间过长，可将这部分时间优化调整，在R_V=12.8%、R_S=200%的基本条件下，调整沉淀前的时间分配，研究不同方案下不同充水比的稳态出水结果(见表4)。

不同周期运行方案和充水比的模拟优化结果如图5所示。COD模拟结果(图5(a))表明，随着充水比的增加，出水COD逐渐升高，但方案2、3、4可以实现所有充水比条件下出水达标。方案1、5由于充水比过大，导致滗水时污泥跟着出水排出，导致COD不达标。${\rm{NH}}_4^ +$-N模拟结果(图5(b))表明，当曝气时间缩短到仅60 min(方案5)，充水比为36.36%时出水不达标，主要是交换比过大，使得每个周期系统内水力负荷增加，曝气时间略短，难以满足出水氨氮达标。TN模拟结果(图5(c))表明，充水比为10%时，各运行方案出水总氮均不达标，这主要是由于充水比太低，进水COD总量较少，导致缺氧阶段碳源不足，反硝化不完全。随着充水比增加到27.27%，只有方案3可以满足出水TN排放标准。这是由于充水比增大，进水结束后，水力负荷增加，氨氮浓度过高，同时方案4、5曝气时间不足，硝化反应不完全，出水氨氮浓度升高，总氮不达标。在相同充水比条件下，进水混合反硝化时间越长，出水总氮浓度越低；曝气时间越长，出水氨氮越低。同时考虑污水厂进水水质波动的情况，为保证常温条件下出水水质稳定达标排放，建议以方案3的周期运行，并且充水比为22.73%。

污水生物处理效果受温度影响较大，低温下微生物反硝化效果及效率降低。针对张家口地区不同季节温度变化情况，在方案3基础上，考察了20、15、8 ℃水温下不同运行周期对CASS工艺出水的影响，拟定模拟方案如表5所示，模拟结果如图6所示。图6显示，随着水温的降低，方案3出水效果变差。水温由20 ℃降低至15 ℃，出水TN升高了1.31 mg·L⁻¹，温度降至8 ℃时，总氮已经不能满足达标排放。根据模拟结果，为保证出水达标排放，提出改进方案为：冬季(8 ℃)采用方案7运行，春、秋季节(温度15 ℃)采用方案6运行，夏季温度较高，采用方案3运行，可保证出水水质满足一级A排放标准。

根据模拟优化方案，对水厂进行了升级改造，调整了运行方式和操作参数，并在冬季按照方案7运行，春秋季节按照方案6运行。图7为污水厂升级改造前后的实际出水结果。由图7可知，改造前(图7(a))出水COD、氨氮和TN的浓度分别为(25.4±12.1)、(1.2±0.4)、(16.3±7.2) mg·L⁻¹，其中TN基本均在15 mg·L⁻¹以上，不能达标排放，尤其是在冬、春季。这主要是由于缺氧区停留时间较短，反硝化碳源利用不足；COD去除主要依赖于主反应区好氧异养菌，尽管氨氮出水能够满足排放标准，但其周期运行过程中曝气时间过长(表2)，能耗过高。这表明在改造前，污水厂存在碳源分配不合理、曝气时间过长、曝气能耗高、出水不达标的问题。根据模拟优化方案，改造后的污水厂在冬季(以2018年12月为例)、春季(以2019年4月为例)的出水结果如图7(b)和图7(c)所示。由图7(b)可知，尽管进水水质波动较大、水温较低，且进水COD高于模拟值，按照模拟方案稳定运行后，出水COD、${\rm{NH}}_4^ +$-N、TN浓度分别为(23.23±2.76)、(1.16±0.76)、(9.83±1.4) mg·L⁻¹，均稳定在40、3和15 mg·L⁻¹以下。由图7(c)可知，污水厂春季运行过程中，水温有所上升，微生物活性增强，出水COD、${\rm{NH}}_4^ +$-N、TN浓度分别为(19.2±1.52)、(0.71±0.24)、(11.45±1.15) mg·L⁻¹，稳定在30、1.5、15 mg·L⁻¹以下，处理效果优于冬季。上述结果表明，经过优化调整，该污水处理厂出水在冬、春季均能满足《城镇污水处理厂污染物排放标准》(GB 18918-2002)一级A排放标准。

1)常温(20 ℃)下，缺氧区/好氧区体积比(R_V)为12.8%(原工况)，在进水的同时，主反应区打开搅拌器，进行反硝化，时间为90 min；污泥回流比R_S=200%，进水结束后曝气，曝气时间120 min，沉淀60 min，滗水60 min，滗水深度1.25 m(λ=22.73%)，排泥30 min。该方案将曝气时间、总运行周期缩短1 h，可有效降低曝气能耗，并且出水可稳定达到国家《城镇污水处理厂污染物排放标准》(GB 18918-2002)一级A排放标准。温度降至15 ℃时，延长30 min搅拌时间。冬季温度在8 ℃时，额外增加30 min曝气时间，可使出水各指标达到一级A排放标准。

2)污水厂升级改造之后的实际运行效果表明，冬、春季的出水TN浓度分别为(9.83±1.4)、(11.45±1.15) mg·L⁻¹，可稳定达到一级A排放标准，基于ASM模拟优化的升级改造方案切实可行。

3)综合模拟优化与现场运行结果表明，组分表征结果和灵敏度分析是准确反映污水厂运行问题的关键因子，模型模拟对污水处理厂的优化运行和升级改造具有指导价值。