1 引言
焦化廢水作為鋼鐵行業的副產物, 屬于劇毒性有機廢水, 按1 t焦炭產生約0.6 t廢水, 2015年我國焦化廢水產量達2.93億噸, 占全國廢水總量的1.32%.其中, 由于廢水中高濃度的酚類、氰化物和硫氰化物等對生物反應的抑制作用, 使焦化廢水的處理比生活污水要困難很多, 需要較長的水力停留時間降解難降解有機物, 從而造成了焦化廢水的處理表現出高能耗和高費耗的現象.其中, 以OAO工藝為核心的武漢某焦化廢水處理廠處理焦化廢水噸水費用高達約43 CNY·m-3, 是以2007年價格水平下我國污水處理費用1.0~2.0 CNY·m-3的10倍以上, 是2008年用傳統活性污泥法處理生活污水并達到國際回用標準費用的5~8倍, 表明廢水處理工程運行中的能量消耗與水量和水質相關.能耗在未來污水處理廠運行費用中所占的比重會越來越大, 逐漸成為新建污水處理廠工藝選擇的主要考慮因素.
水處理技術的發展由關注處理效率模式逐漸轉向追求能效以實現節能減排.現有的污、廢水處理工程能耗研究主要有兩種類型：其一是通過對大量的廢水處理工程進行調研, 得到實際讀表數據, 然后進行數據統計分析;其二是通過統計現場安裝設備的總裝機功率, 結合設備利用率, 獲得能耗估算值.這兩種類型雖然能粗略得到能耗數據, 但難以準確評估工藝各個部分的能耗水平, 缺乏與廢水水質、運行操作等因素的結合.目前為止, 針對焦化廢水處理工程能耗的研究仍處于空白階段, 非常不利于了解焦化廢水處理耗能原因與整個行業的節能減排.
本研究擬建立基于國內外實際焦化廢水處理工程通式(預處理+生物處理+深度處理)下的不同耗能單元模型加權的總運行能耗模型, 該模型能夠提供與水質、水量相關聯, 能反映當前工藝流程、設備水平、管理能力的廢水處理能耗的響應數據.主要內容包括：(1) 以OHO流化床工藝為核心的實際焦化廢水處理工程為案例, 根據耗能設備、處理目標和單元功能不同將整個處理工程進行耗能單元系統分解, 通過分析各單元系統耗能原理, 用實際工程參數優化, 得到各單元系統能耗估算模型;(2) 將各個單元系統模型加權得出工程系統總運行能耗模型, 然后分別采用HRT法和24 h法模型對實際工程運行數據計算能耗值與實際工程24 h讀表電耗值比較評價模型預測的準確性, 得到兩種計算方法下各單元系統的能耗值、能耗分布規律以及水質、水量對噸水電耗和能耗分布的影響.研究目標為單元系統和工程系統之間的耗能建立數學描述關系, 有助于考察能耗構成及其對歸一化的能耗指標的貢獻, 為廢水處理工程尋找節能降耗控制節點提供依據.
2 水質特性、工藝特點及研究方法
2.1 水質特性
焦化廢水來源于煉焦過程, 廢水中含有豐富的無機物和有機物, 如氨氮、氰化物、硫氰化物、硫化物和酚類化合物和苯類化合物、吡啶、咔唑、聯苯、三聯苯等.黃源凱等統計分析了國內外74家焦化企業的焦化廢水水質, 結果顯示不同企業因原煤性質、碳化溫度、煉焦工藝選擇的差異, 使廢水水質差別較大, COD、TN濃度分別在946~7200、233~1499.53 mg·L-1范圍內波動, 其余指標分布也不均勻, 濃度相差數倍至10倍;目前普遍認為, 焦化廢水BOD/COD均值約為0.30, 屬可生化處理廢水, 但由于首段厭氧對焦化廢水COD去除有限, 而好氧能夠去除廢水中大部分有機物的性質決定了焦化廢水處理過程的高耗能.
2.2 工藝特點
焦化廢水處理普遍采用以生化處理為核心, 物化與生化處理相結合的工藝, 關鍵在于生化處理工藝的不同.本課題組經過對焦化廢水水質及處理工藝十余年的研究, 提出OHO流化床生物處理工藝.該工藝的反應器核心是基于污泥原位分離的內循環好氧生物三相流化床;O1作為除碳和氨化單元, 去除水中絕大部分的有機污染物并且轉化含氮化合物為氨分子;部分剩余難降解大分子有機物進入水解池H, 通過水解酸化作用提高殘余有機污染物的可生化性, 為O2進一步降解有機污染物創造條件;HO組合成一個高效的生物脫氮單元, 通過強制硝化反硝化, 實現高效脫氮.工藝優點有：①運行模式多樣化.根據原水水質和操作條件的不同, 概括為氨化-反硝化-全程硝化, 全程硝化-反硝化-全程硝化, 短程硝化-反硝化-全程硝化, 短程硝化-厭氧氨氧化-全程硝化等;②節省占地面積.OHO流化床工藝省去二沉池, 在工程的前期投資、占地面積和運行費用上都比傳統的AAO和OAO工藝有優勢.OHO系統水量平衡如圖 1所示.系統水量大小會影響物質流和能量流, 最終影響處理能耗.
圖 1 OHO系統水量平衡圖
2.3 研究方法
以當前國內外焦化廢水處理工程通用模式為系統, 基于污染物種類、性質及目標的不同而選擇的工藝以及HRT下, 以耗電設備為依據對廢水處理工程能耗結構進行分解, 將相同耗能單元合并歸類, 構成單元系統, 通過分析耗能原因, 用經驗法、當量法、理論分析法獲得各單元能耗計算公式并對其進行修正和簡化, 分別得到各單元系統能耗模型, 進而加權得到整個工程系統綜合能耗模型.利用實際OHO流化床工藝為核心的工程工況參數和水質統計數據確定模型參數, 進行實際讀表電耗與模型計算值校核, 采用Microsoft Excel作為計算工具, 輸入相關參數及水質指標, 最終可以獲得對應條件下各單元系統的能耗值、總能耗、噸水電耗等.
模型及參數計算說明：①整個系統能耗除特殊說明外都指電耗;②假設兩次取樣間水質均勻(夏季);③整個研究系統在相同排放標準下;④文中Mi、Ci為能耗系數, ki、Ki為i=1, 2, …, 常數;⑤實際停留時間算法(HRT法)：根據廢水在池中實際停留的時間計算能耗;⑥ 24 h算法：以廢水24 h的停留時間計算能耗;⑦由于O1、H、O2池污泥齡長并不需要每天排泥, 所以在連續運行的能耗計算中, 不考慮Qw2、Qw3、Qw4;⑧由于帶式壓濾機運行過程中反沖洗水量與處理濕污泥的比例接近1:1, 因此有Qc+ Qq+ Qy≈ 1.2Qw, 其中Qw=Qw1+ Qw2+ Qw3+ Qw4+ Qw5;⑨對焦化污泥含水量取99.2%, 濃縮污泥含水量取97.0%, 因此經濃縮池后的污泥體積減少到
Qw.式中, A為系統外來水量(m3·d-1);Qw、Qw1、Qw2、Qw3、Qw4、Qw5分別為總濕污泥量、氣浮池、O1、H、O2池、后混凝池的濕污泥量(m3·d-1);Qc、Qq、Qy分別為反沖洗水量、上清液水量、壓濾機出水水量(m3·d-1).
3 模型構建和參數確定
曾有報道, 污水處理工程的能耗組成可主要分解為污水和污泥的提升和運輸、生物處理供氧、反應池推動混合、污泥脫水、其它專用機械設備耗能、附屬建筑和廠區照明等不同的部分.根據實際焦化廢水處理工程系統中組成部分功能目標不同將整個工程分成氣浮系統、廢水輸送、泥渣輸送、鼓風曝氣、混合、脫水、加藥系統、公用系統共8個單元系統.具體分解如圖 2所示, 并分別解析單元系統耗能計算模型.
圖 2焦化廢水處理工程能耗模型示意圖
3.1 氣浮系統
焦化廢水含有一定的油份, 會對生物處理造成影響, 進入生物系統前需經氣浮強化去油.目前焦化廢水處理工程中除油常用的回流式壓力溶氣氣浮主要包括溶氣、釋氣、分離、排渣單元操作.耗能因子主要為：空壓機、回流泵、攪拌機、刮渣機.氣浮系統的耗電量與所選設備配用方式相關, 氣浮形式確定后, 系統能耗主要取決于處理規模.因此, 根據經驗公式并簡化參數得到氣浮系統能耗估算模型為：
(1)
式中, Wf指氣浮系統耗電量(kWh);x1為氣浮裝置處理噸水的電耗(kWh·m-3), Q1為原水水量(m3·d-1).
趙艷霞研究了傳統壓力溶氣氣浮處理2000 m3·d-1造紙廢水, 其平均噸水耗電量為0.3 kWh, 徐曉然對20000 m3·d-1規模珠海某水廠的氣浮單元進行能耗分析, 得到平均噸水耗電約為0.24 kWh.根據對本課題組實施的寶鋼-韶鋼一、二期工程現場調研, 統計分析電耗數據, 針對處理量約為1500 m3·d-1的焦化廢水處理工程, x1定為0.32 kWh·m-3.因此, 方程(1) 可以確定為：
(2)
3.2 廢水輸送系統
廢水輸送是指廢水的提升和運輸, 系統主要包括預處理過程的廢水原水提升、硝化液回流、調節池到生物處理過程的綜合廢水輸送等.由于回流污泥含水量高達99.5%~99.9%, 所以將污泥回流歸為廢水輸送系統.該單元系統的能耗主要由泵耗產生, 能耗估算可由泵能耗的計算得出, 其計算式如下：
(3)
式中, η=η1·η2·η3;Wp指泵耗電量(kWh);η、η1、η2、η3分別為水泵總效率、運行效率、傳動效率、電機效率;ρ為液體密度(g·cm-3), 通常取值為1;Q為水泵輸水量(m3·d-1);k為電動機安全系數, 電動機功率與安全系數關系見表 1;H為水泵總水頭損失(m);g為重力加速度(N·m-2), 取值為9.81;N為電機功率(W);t為工作時間(h).
表 1 電動機安全系數
k、η由設備確定, 且變動不大, 可視為常數.因此, 泵耗電量公式可以簡化為：
(4) 式中, K為定為安全系數,
.
廢水輸送系統中常用泵根據功能分類有：提升泵、硝化液回流泵、污泥回流泵, 在工程中需要常開, t取24, 因此, 廢水輸送系統的能耗模型可以用如下方程式計算得出：
(5) 式中, Ww為廢水輸送系統能耗(kWh);Q2、Q3分別為調節池、二沉池水量;K1、K2、K3與H1、H2、H3分別為原水提升泵或綜合廢水提升泵、硝化液回流泵、污泥回流泵的安全系數(
, )和水頭損失(m), R、r分別為硝化液和污泥回流比.
三相流化床反應器具有良好的泥水分離效果, 與傳統的混合床比較, 其出水含污泥量低, 使得整個工藝不需要二沉池, 無需污泥回流, 硝化液直接從二級好氧池出口泵進水解池.由于實際工程水泵功率一般都超過5 kW, 因而k取值為1.15, η取值為0.5, 因而, 廢水輸送系統能耗模型優化為：
(6)
式中, Q7為二級好氧流化床的水量(m3·d-1).
3.3 曝氣系統
曝氣系統是指采用風機為微生物提供氧, 實現好氧微生物對有機物和含氮化合物的去除和轉化, 過程中消耗的能量即曝氣系統的能耗, 決定于風機的風量.
3.3.1 理論需氧量
考慮到出水的安全性, 出水中不能存在亞硝酸根, 以亞硝酸根不存在作為假設, 根據好氧池去除有機污染物和氨氮為主的功能差異, 可對現有焦化廢水生化處理工藝中好氧段能量需求分解為氨化碳氧化、亞硝化碳氧化、硝化碳氧化3種形式進行組合.其計算如下：
(1) 氨化碳氧化
(7)
(2) 亞硝化碳氧化
(8)
(3) 硝化碳氧化
(9) 式中, Kd為反硝化率,
;Q為生物系統水量(m3·d-1);a、b、c分別為氧化COD、氨氮到亞硝氮、氨氮到硝態氮的有關的耗氧系數, 取值分別為1.2~1.5、3.43、4.57;Os為好氧池理論需氧量(kg·h-1);CCOD為生化處理水中COD的濃度(mg·L-1);CDO為好氧池溶解氧濃度(mg·L-1);KCOD為COD去除率;Rs、Rd分別為活性污泥和硝化液回流比;CN, CCN, CSCN分別為以脫氮為目的的好氧池中含氨氮、總氰化物、硫氰化物的量(mg·L-1);TNi, TNo分別為脫氮系統進、出水總氮濃度(mg·L-1).
根據式(7)~(9)可歸納總結出, 影響焦化廢水生化處理過程中理論需氧量的因素為水量、好氧池COD去除量、好氧池氨氮及其貢獻物的去除量、氨氮轉化成氮氧化物的形式、硝化液回流比、污泥回流比、溶解氧確定.
3.3.2 風機功率
風機功率計算式為：
(10)
式中, Nb為風機功率(W), Pt揚程(m), k為安全系數, 同表 1, 取1.15.
3.3.3 揚程
揚程計算式為：
(11)
式中, Pt為揚程(m);Pt1供風管道沿程水頭損失(m);Pt2為供風管道局部水頭損失, 一般Pt1+ Pt2=0.2 m;Pt3為曝氣器空氣釋放點以上水靜壓, 即曝氣器淹沒水頭;Pt4為曝氣器水頭損失, Pt4≤0.4~0.5 m, 通常取值0.4 m;ΔPt為富余水頭, 一般為0.3~0.5 m, 取值0.4 m.
3.3.4 風機總供風量
風機總供風量計算式為：
(12)
式中, G為標準狀態(0.1 MPa, 20 ℃)下風機總供風量(m3·h-1);Os總為生化處理總需氧量(kg·h-1);E為空氣擴散裝置的氧利用率;0.28為標準狀態下空氣中的含氧量(kg·m-3).
曝氣系統的能耗模型分別按HRT法和24 h法計算, 具體如下：
(1) HRT法：
(13)
式中, Wb為曝氣系統能耗(kWh);E由反應器和曝氣設備決定, 通常為常數;HRT為廢水在池內的停留時間.
OHO實際工程中, O1和O2的功能分別為氨化碳氧化與硝化碳氧化.其原因是O1池微生物優先降解揮發酚、氰化物和硫氰化物等, 而不發生硝化作用, 且處理出水氰化物濃度低, 硫氰化物的去除率高.經過水解池水解酸化, O2池的入水氰化物和硫氰化物濃度較低, 平均濃度值小于0.3 mg·L-1.Vázquez等設計實驗考察了焦化廢水在好氧反應器中硫氰化物的降解, 硫氰化物去除率達到90%以上;Kim等在實驗室缺氧好氧系統中處理焦化廢水其自由氰、硫氰化物的去除率接近100%.基于此, 好氧池理論需氧量計算模式為：
(14)
(15)
式中, Q6為一級好氧流化床的水量(m3·d-1).
此外, 國內污水處理廠供風設備一般選用羅茨鼓風機, 其總效率約為0.6.兩個好氧池平均氧利用率定為26%.因此上式可優化為：
(16)
(2) 24 h算法
(17)
式中, t為時間, 取值為24, 得到優化后的計算式為：
(18)
3.4 加藥系統
焦化廢水處理工程中主要用到的藥劑包括氣浮混凝池中的混凝劑、生物處理階段的堿和磷鹽、后處理的混凝劑、污泥脫水藥劑等.能耗主要指溶解藥劑系統的攪拌動力和藥劑輸送加藥泵的能耗(不考慮進藥的螺旋輸送機和電磁閥).溶解罐個數由藥劑種類確定, 加藥泵臺數則根據接納藥劑反應池確定.因此, 加藥系統能耗模型為：
(19)
式中, Wc為加藥系統能耗(kWh);Np、Nj分別為加藥泵、攪拌機輸出功率(W), n1、n2分別為藥劑種數和接納池個數.
通常的加藥泵需要24 h工作, 而藥劑所需的溶解時間和1 d配藥次數則由攪拌機的工作時間長短來決定, 因此加藥系統電耗估算模型與流量無關, 可視為常量, 即Wc=C1.
實際工程中所需藥劑種類為：陰離子聚丙烯酰胺(APAM)、陽離子聚丙烯酰胺(CPAM)、硫酸亞鐵、復合堿、磷鹽、聚鐵, 所需加藥泵6臺.CPAM和磷鹽每天配1次, 其它藥劑每天配藥兩次, 高分子聚合物PAM溶解時間長, 約2 h, 其它約10 min.即攪拌機工作時間為7.17 h·d-1.廢水處理工程中加藥泵的功率一般為0.75 kW, 攪拌機功率為1.5 kW, 因而對應的k分別取1.4和1.3.Wc經過進一步參數計算得出：
(20)
3.5 混合系統
該系統是指大型構筑物以及反應池中起混合(推動、攪拌)作用的攪拌機, 包括調節池、厭氧或缺氧池中的推動以及混凝氣浮池和后混凝池廢水與藥劑的混合.對于主要起混合推動作用的調節池和缺氧池, 其耗電估算值通過能量密度經驗公式獲得;對于主要起混合攪拌作用的藥劑反應池, 由于其停留時間短, 其電耗估算值以池體個數和單臺攪拌機功率核算獲得.
(1) HRT法
a.混合推動池能耗
(21) 式中：Wm為攪拌機能耗(kWh);u為攪拌機能量密度(W·m-3);豎向攪拌器一般為12~16 W·m-3;水平向攪拌器一般為8 W·m-3;V有效容積V=
(m3).由于水處理工程中所有設備都處于常開狀態, 因此攪拌機能耗為：
(22)
b.混合攪拌池能耗
(23)
式中, n3為藥劑反應池個數, N3為藥劑反應池中攪拌機功率(kW).
綜上, 混合系統能耗模型：
(24)
式中, Wh為混合系統能耗, u2、u3和HRT2、HRT3分別為調節池、缺氧池中能量密度和水力停留時間, 常量; Q4為缺氧池廢水流量(m3·d-1).
廢水處理系統中, 廢水分別與無機、有機絮凝劑藥劑混合、再反應, 約需15 min, 達到混凝反應的效果, 通常系統包括氣浮混凝和后混凝, 反應池攪拌機功率一般設為1.5 kW, 系統所用混合推動攪拌機為水平式.此外, 為了保證缺氧池的缺氧環境以及調節池均質而不缺氧的環境, 調節池所需的攪拌動力要比缺氧池大, 因而能量密度分別取8 W·m-3和5 W·m-3.模型優化后的計算式為：
(25)
(2) 24 h算法
a.混合推動池能耗
(26)
b.混合攪拌池能耗計算模式與上相同.
因此, 混合系統能耗模型為：
(27)
根據實際工程進行參數優化, 得到的計算式為：
(28)
3.6 污泥處理系統
污泥作為廢水處理后的副產品, 產量大, 處理費用高.焦化廢水常規曝氣條件下, 剩余污泥排放量占后處理水量的2.0%~3.0%, 生物脫氮系統占0.5%~1.0%, 絮凝沉淀產生的污泥占1.0%~6.0%, 因此, 污泥處理部分耗能也不容忽視.本研究中, 污泥分為生物污泥和非生物污泥, 且污泥處理系統包括泥渣輸送系統和污泥脫水系統.
3.6.1 生物污泥量
生物污泥主要指生物系統微生物增殖的剩余污泥.通常用污泥齡來計算每天產生的污泥量.其計算通式為：
(29)
式中, ΔXs為生物池中每天排除的總固體量(kgVSS·d-1), θ為污泥泥齡(d), X為生物池混合液污泥MLSS濃度(gVSS·m-3).
3.6.2 非生物污泥量
非生物污泥主要指預處理階段物化過程通過化學沉淀產生的污泥和前后混凝以及污泥處理外加藥劑轉化而成的化學污泥和惰性懸浮物兩部分.化學污泥的產量與絮凝劑中的金屬含量成正比, 非生物污泥量計算通式為：
(30)
式中, ΔX′為非生物污泥量(kg·d-1), Ci為無機絮凝劑用量(以Fe或Al計, 鐵鹽污泥產率系數均值4.35, kg·d-1, Kci為化學污泥產率系數(kg·kg-1(絮凝劑)), Q為處理水量(m3·d-1), f為二沉池出水SS中VSS所占比例, 取0.75, fe為進水VSS中的可生化部分比例, 取0.8(李春杰等, 2002), Ci, Co為系統進出水SS(mg·L-1).
3.6.3 濕污泥總量
(31)
式中, Qw為濕污泥量(m3·d-1), ΔX為干污泥量(kg·d-1), ΔX=ΔXs+ΔX′.
通常, 在實際廢水處理工程中, 生物污泥含水率P取99.2%, 非生物污泥取99%.
(1) 生物污泥量確定
實際OHO工藝的相關運行參數如表 2所示, 其中污泥濃度為3000~3500 g·m-3, 取值3500.
表 2 生物系統各單元運行參數
根據計算得到生物污泥量：
(32)
(2) 非生物污泥量確定
目前, 國內焦化廢水混凝過程的藥劑一般都用聚合硫酸亞鐵(PFS)和聚丙烯酰胺(PAM).系統中金屬絮凝劑主要來自于氣浮和后混凝過程投加的混凝劑.混凝沉淀過程中影響藥劑投加的水質因素主要為SS, 而實際工程中進水SS濃度相差并不大, COD進水為3000~5000 mg·L-1時, 預處理亞鐵投加濃度約300 mg·L-1, 生物出水COD為200 mg·L-1左右時, 聚鐵投加濃度約400 mg·L-1.通常聚鐵混凝劑鐵含量一般為20%左右, 配制濃度一般為10%.因此, 無機絮凝劑用量為：
(33)
式中, Q5為混凝沉淀池廢水量(m3·d-1).
因此計算得到非生物污泥產量為：
(34)
在實際工程運行中, 生物段無需每天排泥, 因此濕污泥量可分為兩種情況計算：
生物段都排泥：
(35)
生物段都不排泥：
(36)
綜上, 本系統只考慮生物段不排泥時段運行總能耗模型.
3.7 泥渣輸送系統
污泥輸送是指污泥、油渣、浮渣的轉移和運輸過程, 該系統的動力消耗主要包括泵系統和泥渣轉移系統兩部分, 其中泵主要有污泥池到濃縮池、濃縮池到壓濾機的污泥泵以及生物池的排泥泵, 泥渣轉移部分包括隔油池刮渣機、油渣泵, 混凝池刮渣機及吸泥機等.
污泥泵能耗消耗原理與污水輸送、提升過程的水泵相似.而泥渣轉移系統, 根據工況和耗能因子得到經驗公式.實際工程中, 泥渣系統工作時間短, 功率小, 通常設為常數.因此, 泥渣輸送系統能耗模型：
(37)
式中, Ws為污泥輸送系統能耗(kWh);K4、K5、K6、K7、K8和H4、H5、H6、H7、H8分別為濃縮池泵、壓濾機泵, O1、H、O2池排泥泵的安全系數和水頭損失, C3為泥渣轉移系統能耗值.
實際過程中泥渣系統1 d運行兩次, 每次約10 min, 油渣輸送泵功率為2.2 kW, 刮渣機、吸泥機的行走功率為0.55 kW, 吸泥泵功率為2.2 kW, 即C3=1.583.濃縮池泵和壓濾機泵功率都大于5.0 kW, k取1.3.模型經參數優化后為：
(38)
3.8 污泥脫水系統
污泥脫水設備主要有箱式壓濾機、帶式壓濾機及離心脫水機, 目前沒有相應能耗計算公式.本研究采用經驗系數的方法得到污泥脫水系統能耗模型, 計算式為：
(39)
式中, x2為處理每噸濕污泥能耗值(kWh·m-3).
通常由于帶式壓濾機管理控制相對簡單, 因此在國內焦化廢水處理工程中被普遍應用.帶式壓濾機噸濕污泥能耗值為0.8 kWh·m-3, 參數優化得到：
(40)
3.9 公用系統
公用系統的能耗是指廠區正常運行和管理設施所消耗的能量, 范圍涉及化驗室、辦公室等附屬建筑, 具體包括場地內的照明, 辦公樓的照明、冬季取暖、夏季乘涼等各種設施的耗能.公用系統能耗通常受廠區的管理水平、經濟水平等影響, 因此, 該單元耗能使用相關系數方法獲得, 其計算式為：
(41)
式中, x3為公用系統的耗能系數, 參照城鎮污水處理廠設計值, x3取0.007.因此, 優化計算式得出：
(42)
3.10 總能耗模型
焦化廢水處理廠的總能耗為8個系統能耗之和：
(43)
從式(43) 可以看出, 焦化廢水處理系統總運行能耗為廢水量、污泥排放量、好氧池總需氧量的函數.其中總需氧量是由系統水量、好氧池COD去除量、好氧池氨氮及其貢獻物的去除量、氨氮轉化的氮氧化物形式、硝化液回流比、污泥回流比、溶解氧確定, 水頭損失和淹沒水頭則為固定值.因此模型優化為：
(44)
根據上式得出, 影響焦化廢水處理工程能耗的主要因素是水量、污泥量、水質、溶解氧、硝化液回流比.此外, 易欣怡等指出焦化廢水中氨氮占總氮比例較大, 約為27.7%, 且廢水同時存在大量的硫氰化物、氰化物等含氮無機化合物, 它們在O1池中氨化, 從而影響到氨氮、總氮去除率, 影響水質達標, 進而影響到水處理能耗.因此, 總結得出進水COD和總氮濃度是影響水處理工程能耗的關鍵水質指標.上述推論結果與Panepinto et al.對意大利污水處理廠能效分析考慮因素相似, 也與黃源凱等對焦化廢水污染指標進行相關性分析得到的影響廢水處理達標的水質指標主要是COD類、TN和色度的結果相符.
4 模型評價與工程驗證
為了檢驗上述模型的準確性和可靠性, 以實際OHO流化床為核心工藝的焦化廢水處理工程運行中的水質、水量及相關參數進行工程總能耗模型的評價, 將計算結果與實際讀表電耗進行比較.按表 3估算該實際工程中固定的水頭損失.在工程穩定運行階段, 固定在每天8點采集工程中水質、水量及工藝參數(在硝化液3倍回流, CDO1約3.0 mg·L-1、CDO2約5.0 mg·L-1條件下), 連續操作10 d, 同時讀取每天的總電耗值;根據上述研究方法和確定參數后的模型分別按HRT法和24 h計算法來計算出各天的總能耗值;將三者進行比較, 得到的結果如圖 3所示.
表 3 OHO工程中各處的水頭損失估算
圖 3 24 h法和HRT法能耗模型性能評價
從圖 3中可以看出, 經過10次核算, HRT法與24 h法得到的能耗值與實際24 h讀表能耗值均呈顯著線性關系, R2分別為0.93和0.97, 模型驗證結果顯示相對誤差分別為4.28%~19.18%和3.45%~8.94%, 表明模型準確度較高.但是由于24 h算法與實際讀表數據都只能反映全廠24 h內的能量消耗值, 并不能體現由于廢水在反應池中不同的實際停留時間;然而, 實際水力停留時間直接反映系統中微生物對污染物的降解時間, 為了有效去除廢水中的含氮化合物和有機化合物等, 焦化廢水處理過程一般需要較長的水力停留時間, 即24 h并不能真實的反映廢水在系統中的實際停留時間, 不能反映不同工藝的能耗水平, 因此, 本研究推薦使用HRT法.
通過模型以HRT法計算COD約為5000 mg·L-1, TN濃度約300 mg·L-1的焦化廢水假設水質條件下, 預測水量變化(50、100、150、200 m3·h-1)對全廠各單元能耗比例的影響, 結果如圖 4所示.結果顯示, 相同水質條件下, 焦化廢水處理工程規模對全廠各單元能耗比例影響不大, 在設定水質條件下, 噸水運行電耗5.5~6.5 kW·h·m-3, 曝氣能耗約占總能耗的56%, 泥渣輸送和混合系統能耗比例均大于10%, 而加藥、污泥脫水、公共系統能耗比例小于1%;通過單元系統的能耗占比分析發現, 工藝、設備與管理的耗能權重明顯下降;因此, 可以通過對曝氣系統、泥渣輸送系統、混合系統等耗能占比大的系統進行深入研究, 尋找能耗控制節點, 可以有效節能.具體參見 污水處理技術資料或污水技術資料更多相關技術文檔。
圖 4單元系統能耗在工程能耗中的比例及其受規模的影響
5 結論
1) 系統性地分析了以OHO流化床為核心工藝的實際工程, 得到了基于能耗設備、處理目標和單元功能分類下各單元系統的能耗模型和工程系統總運行綜合能耗模型, 用實際讀表數據和水質監測數據驗證了HRT算法和24 h算法的可靠性, 將工程系統分解為氣浮、廢水輸送、泥渣輸送、鼓風曝氣、混合、脫水、加藥以及公用的8個耗能單元系統, 然后通過8個單元系統能耗加權計算求得工程系統總運行能耗.
2) 焦化廢水處理工程的運行能耗主要影響因素為水量、污泥量、水質、溶解氧、硝化液回流比, 而水質因素可以歸一化為進水COD和總氮濃度, 據此, 可以用較少的參數快速核算已建、估算未建焦化廢水處理工程的能耗;在24 h算法和HRT法模型法當中, 推薦使用HRT算法作為焦化廢水處理工程不同工藝能耗比較的統一衡量標準;通過單元系統的能耗占比分析發現, 工藝、設備與管理的耗能權重明顯下降, 指明了節能的方向和控制點主要為適合于水質特征的工藝, 即優化的工藝是節能的根本.
