污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法

摘要

本发明提供了污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法，包括以下步骤：数据设定步骤，对系统中的好氧池溶解氧、好氧池比耗氧速率、污泥龄和二沉池泥位进行参数设定；数据采集步骤，通过系统中安装在各处的仪表来采集系统参数；数据处理步骤，根据采集到的系统参数，计算出好氧池溶解氧、比耗氧速率、污泥龄、二沉池泥位的实际值；系统调节步骤，根据处理后的实际值与设定的参数值进行比较，并根据比较结果系统进行自动反馈调节。本发明可以实时在线监测入水水质水量变化并通过系统自动控制调节平抑入水水质水量对系统的冲击，通过稳定比耗氧速率以基本稳定污泥负荷，同时可稳定污泥龄和好氧池溶解氧，从而稳定系统的出水水质。

说明书

技术领域

本发明涉及环保技术领域，尤其涉及污水厂自动实时控制溶解氧、污泥 负荷和污泥龄的方法。

背景技术

水质环境的严重恶化，制约着国民经济的可持续发展，提高了民众的生 活成本和健康风险；水污染控制规模和水平的提高将极大地促进水环境的质 量改善。水污染控制的主体是污水处理厂，污水处理厂的稳定运行及节能降 耗，可以显著提高水环境质量，并降低治理成本。

在我国的污水处理厂中，AAO(Anaerobic-Anoxic-Oxic)工艺是城市污 水处理厂最常用的活性污泥法工艺之一，其基本主体生化段构型为厌氧区、 缺氧区、好氧区和二沉池。在污水处理的过程中，为了最大化的发挥AAO工 艺的脱氮除磷优势，必须考虑在入水水质水量的双重动态干扰下，通过稳定 系统的污泥负荷、污泥龄和好氧池溶解氧，以使普通异养菌、氨氧化菌、聚 磷菌能在厌氧、缺氧、好氧、沉淀的空间交替循环中得到适量的底物，并获 得代谢的适宜环境，同时又有足够的持留时间而不被排出系统。污泥负荷过 高或污泥龄过低容易引起生物泡沫和非丝状膨胀等问题；而污泥负荷过低或 污泥龄过长容易引起污泥老化和丝状膨胀等问题。只有当污泥负荷、污泥龄 稳定，系统才具备达到稳态工作状态的基础。

当前国内大量的AAO工艺在控制中并未充分考虑入水水质水量的双重 动态波动性，而仅采用固定曝气量、固定污泥回流量和固定剩余污泥排放量 的控制策略，并且大部分污水厂还停留在采用人工手动调节的水平。这种运 行控制模式，无法对强烈的水质水量波动性进行有效识别和应变，造成各类 功能菌群的可代谢底物浓度总是过高或过低，环境条件总是不适于特定代谢 需求，细菌在系统中的持留时间总体过长，从而导致出水水质强烈依从于入 水水质。严重时会产生污泥膨胀、生物泡沫、二沉池跑泥和系统老化等诸多 伴生问题。总之，传统的运行控制方法极大地降低了系统的稳定性，造成能 源分配不合理，使得我国污水厂呈现高耗低效的整体运行状态。

因此，如何稳定有效地维持并提高污水处理的效果并降低污水处理过程 中的能耗就成为亟待解决的问题。

发明内容

本发明提供了污水厂的自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法， 该方法适用于传统AAO工艺及其若干改进形式，如：倒置AAO、改良AAO、 UCT、MUCT、分段/分级进水AAO及其它任何包含厌氧-缺氧-好氧组合形式 的污水生物处理工艺。本发明方法能够自动识别入水水质水量波动带来的微 生物代谢水平变化，通过实时调整污泥回流量稳定污泥负荷；同时为了稳定 整个生化反应过程，同步提供了曝气池溶解氧稳定控制功能和污泥龄实时控 制功能。

具体包括以下步骤：

参数设定步骤，设置好氧池溶解氧仪、好氧池比耗氧速率、污泥龄和二 沉池泥位的设定值；

数据采集步骤，通过进水流量计、好氧池污泥浓度计、溶解氧仪、气体 流量计、在线耗氧速率仪、剩余污泥流量计、剩余污泥浓度计、出水污泥浓 度计、二沉池泥位仪和出水流量计采集参数；

数据处理步骤，通过数据采集步骤采集到的参数，计算好氧池溶解氧、 比耗氧速率、污泥龄和二沉池泥位的测量值；

系统调节步骤，将数据处理步骤得到处理后的测量值与数据设定步骤中 的设定值进行比较，并根据比较结果进行自动反馈调节。

数据处理步骤中比耗氧速率根据以下公式计算：

数据处理步骤中污泥龄根据以下公式计算：

系统调节步骤包括：实时调控污泥回流流量、总供气量、曝气支路阀门 开度、剩余污泥排放流量。

所述污泥回流量的调控通过污泥回流控制器控制，所述剩余污泥排放量 的调控通过污泥排放控制器控制，总供气量和曝气支路阀门开度的调控通过 精确曝气智能控制器控制。

调控污泥回流流量包括：

若数据处理步骤测得比耗氧速率高于参数设定步骤中好氧池比耗氧速率 设定值，则通过污泥回流控制器提高污泥回流量以增加好氧池中的污泥浓度；

若数据处理步骤测得比耗氧速率低于参数设定步骤中好氧池比耗氧速率 设定值，则通过污泥回流控制器降低污泥回流量以降低好氧池中的污泥浓度。

调控剩余污泥排放量包括：

不论数据处理步骤测得污泥龄是否与参数设定步骤中污泥龄设定值有明 显差异：

若数据处理步骤测得的二沉池泥位值高于参数设定步骤中二沉池泥位的 上限值，则通过污泥排放控制器提高剩余污泥排放量以降低二沉池泥位；

若数据处理步骤测得的二沉池泥位值低于参数设定步骤中二沉池泥位的 下限值，则通过污泥排放控制器降低剩余污泥排放量以提高二沉池泥位；

调控剩余污泥排放量还包括：

若数据处理步骤测得的二沉池泥位值介于参数设定步骤中二沉池泥位的 上限值和下限值之间，同时数据处理步骤测得污泥龄高于参数设定步骤中污 泥龄设定值，则通过污泥排放控制器提高剩余污泥排放量以降低污泥龄；

若数据处理步骤测得的二沉池泥位值介于参数设定步骤中二沉池泥位的 上限值和下限值之间，同时数据处理步骤测得污泥龄低于参数设定步骤中污 泥龄设定值，则通过污泥排放控制器降低剩余污泥排放量以提高污泥龄。

调控总曝气量和曝气支路阀门开度包括：

若数据处理步骤测得溶解氧值高于参数设定步骤中的溶解氧值，则通过 精准曝气智能控制器控制风机总出风量和曝气池曝气支路的阀门开度来降低 曝气池中溶解氧的含量；

若数据处理步骤测得溶解氧值低于参数设定步骤中的溶解氧值，则通过 精准曝气智能控制器控制风机总出风量和曝气池曝气支路的阀门开度来提高 曝气池中溶解氧的含量。

本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法可以实 时在线的监测入水水质水量的变化并通过系统自动控制调节来平抑入水水质 水量的变化对系统的冲击，稳定比耗氧速率、污泥龄和好氧池溶解氧，从而 稳定系统的出水水质。本发明还可以实现以AAO工艺为主要生化处理技术的 污水厂在无人值守的情况下自动化运行，并保证系统的出水水质达到工艺要 求。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实 施例或现有技术描述中所需要使用的附图作一简单地介绍，显而易见地，下 面描述中的附图是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在 不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的系统组成图：

图2是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的流程图：

图3是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的二沉池结构图。

图4是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统运行污泥负荷对比结果图。

图5是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统总曝气传氧系数和好氧池溶解氧含量对比结果图1。

图6是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统总曝气传氧系数和好氧池溶解氧含量对比结果图2。

图7是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统出水氨氮运行结果对比图。

图8是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统出水总氮运行结果对比图。

图9是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统出水固体悬浮物的运行结果对比图。

图10是本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法 的一个实施例的中试系统污泥龄和二沉池污泥层高度对比图。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施 例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然， 所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明 中的实施例，本领域普通技术人员在没有作出创造性劳动前提下所获得的所 有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

如图1所示，本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄 的方法的一个实施例的系统组成包括：

池体：生化池和二沉池；现场仪器：进水流量计、溶解氧仪、气体流量 计、好氧池污泥浓度计、在线耗氧速率仪、剩余污泥流量计、剩余污泥浓度 计、出水污泥浓度计、二沉池泥位仪和出水流量计；数据采集和传输装置： 采用可编程控制器控制；智能控制器：可接受标准通信协议的包含智能控制 算法的独立设备；现场执行设备：可变频风机、可调节污泥回流泵、可调节 剩余污泥排放泵、各曝气支路可变开度调节阀。

系统的连接方式：在生化池入口安装液体流量计；在曝气池中适宜位置 处，例如曝气池各廊道中间至2/3处，安装溶解氧仪来测量入水中的溶解氧 含量，在鼓风机房安装有可变频风机组和独立运行的控制器，通过控制器控 制可变频风机调节控制总出风量；在各曝气支路上安装调节阀和气量计，通 过控制器控制各调节阀开度以分配气量，最终调整好氧池各廊道溶解氧；在 好氧池中适宜位置处安装污泥浓度计、在线耗氧速率仪来监测污水中的污泥 量和耗氧速率，在污泥回流泵房安装有可变频泵机组和独立运行的控制器， 通过控制器控制污泥回流量以调节好氧池比耗氧速率；在污泥排放管道和系 统出水总管上，安装污泥流量计和污泥浓度计来监测各自的污泥浓度和流量， 同时在剩余污泥排放泵房安装有可变频泵机组和独立运行的控制器，通过控 制器控制污泥排放量以调节污泥龄；在二沉池安装泥位计，根据泥位信号调 整剩余污泥排放泵的运行。

具体适宜位置如何确定需要按照不同系统的需要通过具体模型模拟来确 定。

系统的数据采集通过可编程控制器PLC来实现，通过PLC控制各仪表的 数据采集，并将采集到的数据传送到智能控制器；

系统的精确曝气智能控制器、污泥回流控制器和污泥排放控制器对PLC 采集来的数据进行处理、计算，并通过智能算法结果来对可变频风机和曝气 管路各支路调节阀、变频污泥回流泵和变频剩余污泥排放泵进行控制。

为了平抑系统的滞后性，可以采用在好氧池入水端口处增设好氧池污泥 浓度计、好氧池在线耗氧速率仪，并将其采集到的数据作为前馈来驱动污泥 回流泵提前进行动作；如果在环境适宜的情况下，可以通过单独设立前馈反 应器的方式来平抑滞后性，采用抽取好氧池测点处污泥和初沉池前(或提升 泵房)入水在前馈反应器进行反应，在前馈反应器中布置污泥浓度计、在线 耗氧速率仪，对采集到的数据作为前馈来驱动污泥回流泵的提前动作。

如图2所示，本实施例的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥 龄的方法的实施例可以包括：

数据设定步骤101，设置好氧池溶解氧、好氧池比耗氧速率、污泥龄和 二沉池泥位的设定值。

具体的，根据经验数据，好氧池比耗氧速率可设定为与其动力学上限值 相差较远的值，本实施例中设定为13～18gO₂(gMLSS)^-1h^-1；好氧池溶解氧可设 定为1.5～2.5mgL^-1；污泥龄针对不同的AAO工艺要求，其值可取5～25d，本 发明推荐取值8～12d。二沉池泥位按实际系统需求设定即可，一般最低泥位 设置为1～1.5m；最高泥位设置为二沉池边水高度以下1～1.5m。应该注意到， 不同的工艺系统，由于流程、菌种、水力特性和传质特性的差异，更为具体 的取值应依从专门运行人员经过针对系统污泥的小试确定。

数据采集步骤102，通过进水流量计、好氧池污泥浓度计、溶解氧仪、 气体流量计、在线耗氧速率仪、剩余污泥流量计、剩余污泥浓度计、出水污 泥浓度计、二沉池泥位仪和出水流量计来采集参数。

具体的，通过安装在系统中的仪器仪表来采集污水处理过程中的入水水 量、各个池体中溶解氧含量、好氧池耗氧速率、好氧池的污泥浓度、二沉池 的剩余污泥浓度、二沉池剩余污泥的流量、系统出水的污泥浓度、二沉池的 污泥泥位和系统出水的流量。

数据处理步骤103，根据所述数据采集步骤采集到的系统参数，计算出 好氧池溶解氧、比耗氧速率、污泥龄和二沉池泥位的测量值。

具体的，通过仪表的测量可以直接得到好氧池溶解氧的含量和二沉池的 泥位值，通过计算还可以得到比耗氧速率和污泥龄，其中比耗氧速率可通过 以下公式计算：

污泥龄可通过以下公式计算：

系统调节步骤104，根据所述数据处理步骤得到处理后的测量值与所述 数据设定步骤中设定的设定值进行比较，并根据所述比较结果进行自动反馈 调节。

具体的，例如，若所述数据处理步骤测得比耗氧速率约为 22.3gO₂(gMLSS)^-1h^-1，高于所述参数设定步骤中好氧池比耗氧速率设定值，则 通过污泥回流控制器控制污泥回流可变频泵机，提高污泥回流量以增加好氧 池中的污泥浓度，从而降低比耗氧速率并最终控制在设定值的附近；

例如，若所述数据处理步骤测得比耗氧速率约为13.5gO₂(gMLSS)^-1h^-1，低 于所述参数设定步骤中好氧池比耗氧速率设定值，则通过污泥回流控制器控 制污泥回流可变频泵机，降低污泥回流量以降低好氧池中的污泥浓度，从而 提高比耗氧速率并最终控制在设定值的左右；

不论所述数据处理步骤测得污泥龄是否与所述参数设定步骤中污泥龄设 定值有显著差异，例如，若所述数据处理步骤测得的二沉池泥位值约为水面 以下78.3cm，高于所述参数设定步骤中二沉池泥位的上限值，则通过污泥排 放控制器控制污泥排放可变频泵机，提高剩余污泥排放量以降低二沉池泥位；

不论所述数据处理步骤测得污泥龄是否与所述参数设定步骤中污泥龄设 定值有显著差异，例如，若所述数据处理步骤测得的二沉池泥位值约为95.9cm， 低于所述参数设定步骤中二沉池泥位的下限值，则通过污泥排放控制器控制 污泥排放可变频泵机，降低剩余污泥排放量以降低二沉池泥位；

若所述数据处理步骤测得的二沉池泥位值介于所述参数设定步骤中二沉 池泥位的上限值和下限值之间，例如，所述数据处理步骤测得污泥龄约为 14.7d，高于所述参数设定步骤中污泥龄设定值，则通过污泥排放控制器控制 污泥排放可变频泵机，提高剩余污泥排放量以降低污泥龄；

若所述数据处理步骤测得的二沉池泥位值介于所述参数设定步骤中二沉 池泥位的上限值和下限值之间，例如，所述数据处理步骤测得污泥龄约为6.8d， 低于所述参数设定步骤中污泥龄设定值，则通过污泥排放控制器控制污泥排 放可变频泵机，降低剩余污泥排放量以提高污泥龄；

例如，若所述数据处理步骤测得溶解氧值约为3.3mgL^-1，高于参数设定步 骤中的溶解氧值，则通过精准曝气智能控制器控制风机总出风量和曝气池曝 气支路的阀门开度来降低曝气池中溶解氧的含量；

例如，若所述数据处理步骤测得溶解氧值约为1.4mgL^-1，低于参数设定步 骤中的溶解氧值，则通过精准曝气智能控制器控制风机总出风量和曝气池曝 气支路的阀门开度来提高曝气池中溶解氧的含量。

本实施例的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法可以 实时在线的监测入水水质水量的变化并通过系统自动控制调节来平抑入水水 质水量对系统的冲击，稳定比耗氧速率以基本达到负荷基本稳定、污泥龄和 好氧池溶解氧，从而稳定系统的出水水质。本发明还可以实现以AAO工艺为 主要技术的污水厂在无人值守的情况下自动化运行，并保证系统的出水水质 达到工艺要求。

同时，为了使系统的控制更为平稳、快速，使污水处理的过程更为高效 节能，系统调节步骤104可以采用比例积分控制器来实现对风机、泵的变频 调速控制与控制阀门的开度控制。由于污水生物处理过程具有非线性、时变 性和耦合性的特点，使得常规的固定参数比例积分微分控制器无法满足稳定 和快速相协调的控制要求，因此可以采用具有模糊参考集的比例积分控制器。

本实施例中系统的各控制器比例积分控制的模糊参考集分为：

风机和曝气支路调节阀控制的比例系数的基础模糊参考集取值范围： 30～50；

污泥回流控制器比例系数的模糊参考集取值范围：(-1e-5)～(-5e-5)；

剩余污泥排放控制器比例系数的模糊参考集取值范围：(-0.01)～(-0.03)。

风机和曝气支路调节阀控制的积分时间的基础模糊参数集取值范围： T_I＝1/150～1/100,数值越大，计算速度越快，但控制品质有所下降；

污泥回流控制器积分时间的模糊参数集取值范围：T_I＝(-1)～(-1/10)，为 平抑波动，取值不宜过大；

剩余污泥排放控制器积分时间的模糊参数集取值范围：T_I＝1/20～1，为获 得高平稳性，数值不宜过小。

应该注意到，不同的工艺系统，由于流程、菌种、水力特性和传质特性 的差异，更为具体的取值应依从专门运行人员经过针对系统污泥的小试确定。

相关系数确定的计算公式为：

$\overline{\mathrm{DO}}=\frac{\underset{i=1}{\overset{N}{\Sigma }}{\mathrm{DO}}_i}{N}$

其中，为整个好氧池的平均溶解氧值，为好氧池中划分的N个 独立的曝气片区中的溶解氧的总和，N为好氧池共划分出N个曝气片区。

$\mathrm{\Delta DO}={\mathrm{DO}}_{\mathrm{ref}}-\overline{\mathrm{DO}}$

其中，ΔDO为实测溶解氧值与设定溶解氧值的差值量，DO_ref为参数设定 的溶解氧值。

采用PI控制算法控制的总传氧系数的增量值的计算方法为：

$\Delta K_{L}a=K_P\mathrm{\Delta DO}+\frac{1}{T_I}{\int }_0^t\mathrm{\Delta DOdt}$

其中，ΔK_La为总传氧系数增量值，K_P为PI控制算法比例系数，为PI 控制算法积分时间。

总传氧系数的计算方程为：

${\mathrm{DO}}^{*}-{\mathrm{DO}}_{\mathrm{ref}}-\frac{\mathrm{OUR}}{K_{L}a}-({\mathrm{DO}}^{*}-\frac{\mathrm{OUR}}{K_{L}a}-{\mathrm{DO}}_0)e^{-K_L\mathrm{a\Delta T}}=0$

其中，DO^*为饱和溶解氧值，OUR为耗氧速率，K_La为总传氧系数，DO₀为系统初始时的溶解氧含量，ΔT为系统中溶解氧含量由DO₀变化到DO_ref所需 要的调整时间。

由于实际系统中会有许多的非线性因素，因此要将这部分因素考虑进来。

将K_La与系统需气量进行关联：

$K_{L}a=E·k_L{a}_{\left(T_0\right)}{\theta }^{T_0-25}$

其中，为在T₀温度条件下的总传氧系数，E为生物代谢过程对氧传 递过程的强化系数，为OUR和若干传递系数的函数，即：

$E=[1+H{a}_m(1+2\frac{z_I{D}_m}{z_m{D}_I}+\frac{2z_l^2}{3z_m^2})+\frac{1}{3}H{a}_l]\left[\frac{\frac{z_I}{D_I}}{\frac{z_S}{D_S}+\frac{z_m}{D_k}+\frac{z_I}{D_i}}\right]$

其中，定义Hatta数为：

$H{a}_i=\frac{{\mathrm{OUR}}_i·z_i^2}{2D_i(C^{*}-C_l)}(i=I,m)$

z_I为液相粘滞层厚度，为一个时空分布函数：

$z_I(h,t)=\frac{1}{2}\sqrt{\pi ·D_L}{\left(\frac{{\mu }_L}{g·{\rho }_L}\right)}^{\frac{1}{4}}{(\phi (h,t)·V_{\mathrm{SP}}(h,t))}^{-\frac{1}{4}}$

z_m为单层微生物的厚度，可被认为等于5×10^-7m；

z_s为吸附活性层厚度，可被认为等于1×10^-7m；

φ(h,t)为气含率；

V_SP(h,t)为气液相对滑移速率；

D_S为氧分子在吸附活性层的扩散系数，可取等于D_I；

D_m为氧分子在单层微生物层的扩散系数，根据文献推荐，取6.4×10^-10m²s^-1；

D_I(即D_L)为氧分子在液相粘滞层的扩散系数，采用一定的方法从标准 状态的取值进行修正，其方法如下：

1.根据Perry's Chemical Engineers'Handbook，25℃时，标准大气压下， 氧分子在纯水中的扩散系数为2.5±0.5m²s^-1；

2.不同温度和水粘度下，可对D_L进行修正，方法为

$\frac{D_L{\mu }_L}{T}=\mathrm{Const}.$

OUR_I通过实测获得，OUR_m可以通过分析设定为一个合理的较大数值；

C_l通过实测获得；

C^*，即DO^*，为特定污水条件下的饱和溶解氧值，确定过程如下：

1.纯水不同压力不同温度下的饱和溶解氧值

2.由于污水中盐度、表面活性剂等物质影响，可能造成饱和溶解氧值减 低，因此有

C^*＝β·C_T

其中，C_T为饱和溶解氧值，P为大气压实际值，P₀为标准大气压，T为 温度，β一般取值0.7～0.98，本处取值0.95。

T0(如25℃)温度下，k_La的计算式如下

$k_{L}a(h,t)=\frac{2}{\sqrt{\pi }}\sqrt{D_L}{\left(\frac{g^3·{({\rho }_L-{\rho }_G)}^2·{\rho }_L}{36{\mu }_L^3}{\left(\frac{{\mu }_L+{\mu }_G}{2{\mu }_L+3{\mu }_G}\right)}^2\right)}^{\frac{1}{4}}\frac{6{\phi }^{\frac{5}{4}}(h,t)V_{\mathrm{SP}}^{-\frac{1}{4}}(h,t)}{(1-\phi (h,t))}$

其中气含率φ(h,t)和气液相对滑移速率V_SP按下式求解

$\frac{\partial \phi (h,t)}{\partial t}=-\frac{\partial \left[\phi (h,t)U_S(h,t)\right]}{\partial h}$

$\frac{\partial U_S(h,t)}{\partial t}=-\frac{\partial U_S(h,t)}{\partial h}$

$\frac{\partial V_{\mathrm{SP}}(h,t)}{\partial t}=-U_S\frac{\partial V_{\mathrm{SP}}(h,t)}{\partial h}$

其初始条件为：

φ(h,0)＝0,U_S(h,0)＝0,V_SP(h,0)＝0

边界条件为：

$\phi (0,t)=\frac{V_S}{U_S(0,t)},U_S(0,t)=U_S,$

$V_{\mathrm{SP}}(0,t)=\frac{4({\rho }_L-{\rho }_G)g{\left(\frac{d_B}{2}\right)}^2}{18{\mu }_L}\left(\frac{3{\mu }_L+3{\mu }_G}{2{\mu }_L+3{\mu }_G}\right)$

其中，d_B为曝气器孔口气泡直径，U_S为上升速率，μ_G为气相粘度，μ_L为 液相粘度。

d_B与U_S的计算过程如下：

默认曝气器孔口均朝上。对于某个曝气支管而言，风量为Qg时，假定 其连接片区内有N个曝气器，每个曝气器上有M个出气孔口，平均每个出气 孔口的直径为r₀，则单个孔口的气流量Q的计算公式为：

$Q=\frac{Q_g}{N·M}$

式中，Q为单个曝气出气孔口的平均出气量；N为单个曝气支管片区内 的曝气器个数；M为每个曝气器上的出气孔口数；

依据气泡动力学理论，曝气器孔口气泡直径d_B的计算过程：

1.计算气泡成型阶段的最终体积V_E，其计算式如下

$\left(\begin{array}{c}{V}_E({\rho }_L-{\rho }_G)g=\frac{3}{2}{\mu }_L{\left(\frac{3}{4\pi }\right)}^{-\frac{1}{3}}{V}_E^{-\frac{1}{3}}Q+\pi r_O\gamma \sin \theta \\ +({\rho }_G+\frac{11}{16}{\rho }_L)\frac{1}{12\pi }{\left(\frac{3}{4\pi }\right)}^{-\frac{2}{3}}{V}_E^{-\frac{2}{3}}(Q^2+3V_E\frac{\mathrm{dQ}}{d{t}_e})\end{array}\right)$

式中，V_E为气泡成型阶段的最终体积；ρ_L为液相密度；ρ_G为空气密度， 取值为29gm³；g为重力加速度；μ_L为液相粘度；Q单个曝气器的单个孔口平 均出气量；r_O为单个孔口等效直径；γ为液相和空气的表面张力；θ为液相在 曝气器膜面上的接触角(液相和固相夹角)。

2.进而计算气泡成型阶段的最终等效半径r_E，其计算式为

$r_E={\left(\frac{3V_E}{4\pi }\right)}^{\frac{1}{3}}$

3.计算气泡脱离孔口阶段最终体积V_F，

$\left(\begin{array}{c}{r}_E=\frac{B}{2Q(=A+1)}(V_F^2-V_E^2)\\ -\frac{C}{\mathrm{QA}}(V_F-V_E)\\ -\frac{3G}{2Q(A-\frac{1}{3})}(V_F^{\frac{2}{3}}-V_E^{\frac{2}{3}})\\ -\frac{3E_1}{Q(A-\frac{2}{3})}(V_F^{\frac{1}{3}}-V_E^{\frac{1}{3}})\\ -\frac{3E_2}{4Q(A+\frac{1}{3})}(V_F^{\frac{4}{3}}-V_E^{\frac{4}{3}})\\ -\frac{1}{Q(1-A)}(V_F^{-A+1}-V_E^{-A+1})[\frac{B}{A+1}{V}_E^{A+1}-\frac{C}{A}{V}_E^A-\frac{G}{A-\frac{1}{3}}{V}_E^{A-\frac{1}{3}}\\ -\frac{E_1}{A-\frac{2}{3}}{V}_E^{A-\frac{2}{3}}-\frac{E_2}{A+\frac{1}{3}}{V}_E^{A+\frac{1}{3}}]\end{array}\right)$

式中，

$A=[1+\frac{6\pi {\mu }_L{\left(\frac{3}{4\pi }\right)}^{\frac{1}{3}}\left(1.25\right)V_E^{\frac{1}{3}}}{({\rho }_G+\frac{11}{16}{\rho }_L)Q}];B=\frac{({\rho }_L-{\rho }_G)g}{({\rho }_G+\frac{11}{16}{\rho }_L)Q};$

$C=\frac{\pi r_O\gamma \sin \theta }{({\rho }_G+\frac{11}{16}{\rho }_L)Q};E_1=\frac{1}{12\pi }{\left(\frac{3}{4\pi }\right)}^{-\frac{2}{3}}Q$

$E_2=\frac{1}{4\pi }{\left(\frac{3}{4\pi }\right)}^{-\frac{2}{3}}\frac{\mathrm{dInQ}}{\mathrm{dt}};G=\frac{\frac{3}{2}{\mu }_L{\left(\frac{3}{4\pi }\right)}^{-\frac{1}{3}}}{({\rho }_G+\frac{11}{16}{\rho }_L)}$

4.计算最终气泡直径尺寸d_B，即

$d_B=2{\left(\frac{3V_F}{4\pi }\right)}^{\frac{1}{3}}$

依据气泡动力学理论，最终的气泡上升速率U_S公式：

${\mathrm{AU}}_S^2+B{U}_S-C=0,$

$A=0.9\frac{E_O^{3/2}}{1.4(1+30M_O^{1/6})+E_O^{3/2}},$

$B=\frac{48\mu }{{\rho }_L{d}_B}\left(\frac{1+12M_O^{1/3}}{1+36M_O^{1/3}}\right),$

$C=\frac{4}{3}\frac{g{d}_B}{\left(\frac{10(1+1.3M_O^{1/6})+3.1E_O}{10(1+1.3M_O^{1/6})+E_O}\right)},$

$E_O=\frac{{\rho }_L-{\rho }_{g}g{d}_B^2}{\gamma },M_O=\frac{g{\mu }_L^4}{{\rho }_L{\gamma }^3}.$

根据以上公式可针对特定的污水系统建立Q_g和K_La的映射关系数据表， 并根据所述映射表关系可确定总需气量Q_g，以及当前供气量和系统需气量之 间的差值量ΔQ_g，将该需气量和气量差值传递给风机自带控制器，即可依靠 风机控制器获得所需目标气量。

联立求解以上诸公式还可建立溶解氧测量值和溶解氧设定值的偏差值与 需气量的增量值的对应关系，根据现场对阀门的调试数据，可换算出对应于 曝气支路阀门的不同开度与K_La的增量值的映射关系数据表。

最终，通过得到的K_La与Q_g的映射关系和K_La与曝气支路阀门开度的映 射关系，结合通过经验得到的风机和曝气支路调节阀控制的比例、积分系数 的基础模糊参考集取值范围，可分别得到曝气风机控制器的控制系数和曝气 支路阀门开度控制器的控制系数。

污泥回流控制器确定回流比上限的计算方法为：

如图3所示为本实施例的二沉池结构图；

当Z＜0时：

$\frac{\partial C}{\partial t}=-\frac{\partial (v_{s}C-\frac{Q_e}{A_e}C)}{\partial z}+D\frac{{\partial }^{2}C}{\partial z^2}+r\left(C\right)$

当Z＞0时：

$\frac{\partial C}{\partial t}=-\frac{\partial (v_{s}C-\frac{Q_{\text{u}}}{A_u}C)}{\partial z}+D\frac{{\partial }^{2}C}{\partial z^2}+r\left(C\right)$

其中，Z为二沉池不同高度位置，C为固体悬浮物总量(Total Suspended  Solids，TTS)，D为污泥弥散传质系数，r(C)为污泥反应速率。

设：边界位置传质速率不为0，则边界条件为：

$z=z_e,\mathrm{\Delta z}\frac{\partial C}{\partial t}=-Q_e\mathrm{\Delta C}-v_{s}C+D\frac{\partial C}{\partial z}+r\left(C\right)=0$

$z=0,\mathrm{\Delta z}\frac{\partial C}{\partial t}=Q_f(C_f-C)=0$

$z=z_u,\mathrm{\Delta z}\frac{\partial C}{\partial t}=-Q_u\mathrm{\Delta C}+v_{s}C-D\frac{\partial C}{\partial z}+r\left(C\right)=0$

其中，由于Δz→0，所以以上公式等于零，但在实际数值求解时，因为Δz≠0， 因此可得到差分格式。

通过迭代计算稳定初始条件为：

t＝0：C(z,0)＝C₀(z,0)

好氧池中，为提高求解速度并保证一定求解精度，其MLSS可表示如下， 设反应中不包含生化反应项：

$\frac{\partial \mathrm{MLSS}}{\partial t}=-\frac{Q_{\mathrm{in}}+Q_r+Q_R}{A_z}\frac{\partial \mathrm{MLSS}}{\partial x}+D_x\frac{{\partial }^2\mathrm{MLSS}}{\partial x^2}$

其边界条件为：

x＝0，MLSS＝C_u

其初始条件为：

MLSS(z,0)＝TSS_D

注意：C_u为二沉池当前底流污泥浓度，TSS_D为当前好氧池测定的TSS浓 度。

确定回流上限的方法如下：

通过上述公式的计算，可获得测点处最大污泥浓度对应的污泥回流量； 将该污泥回流量与系统的入水水量相比，获得最大可操作污泥回流比；这一 最大可操作污泥回流比被确定为污泥回流PI控制器控制的上限饱和值，即PI 控制器驱动变频回流泵能泵处的最大回流比值。应用此方法可以辅助解决系 统的非线性问题。

智能控制器内嵌有风机组、曝气支管调节阀开度、污泥回流泵机组、剩 余污泥排放泵机组的各类工况条件-比例系数和积分时间的模糊映射表，可以 满足不同工况条件下以上各控制参数的自适应变更，以平稳控制各被控变量 的稳定性。

某中试AAO工艺通过对比实验来测试了本发明方法的效果，具体为：

系统组成和配置如图1所示，设计水量200±40m³d^-1,比耗氧速率设定值为 16gO₂(gMLSS)^-1h^-1，溶解氧设定值为1.5mgL^-1，污泥龄设定为8d，各PI控制器 比例系数和积分时间取值如本发明中所给参数所述。

系统运行过程：0～600小时为低负荷水质冲击系统，不采用本发明方法； 600～1200小时为高负荷水质冲击系统，不采用本发明方法；1200～1800小时为 低负荷水质冲击系统，负荷水质冲击强度与0～600小时强度一致，采用本发 明方法；1800～2400小时为高负荷水质冲击系统，负荷水质冲击强度与 600～1200小时强度一致，采用本发明方法。

如图4所示的运行负荷对比结果，图中曲线1的纵坐标为污泥负荷，曲 线2的纵坐标为比耗氧速率，在施加本发明的方法后，系统的污泥负荷基本 控制在0.2～0.3mgCOD/mgMLSS/d之间；而在未施加本发明的方法时，系统的 污泥负荷完全随入水水质波动，在低负荷水质冲击系统时维持在 0.2mgCOD/mgMLSS/d以下，在高负荷水质冲击系统时一度达到了 1.2mgCOD/mgMLSS/d。显然，本发明的方法能够显著平抑入水水质波动对系 统的影响，使系统稳定的工作在适宜的负荷点，并减小了系统出现伴生问题 的概率。

如图5和图6所示，图6中右侧纵坐标的坐标尺度为1.48～1.52mgL^-1，图5、 图6中曲线3和曲线5对应的纵坐标为好氧池溶解氧含量，曲线4、曲线6 对应的横坐标为总传氧系数，通过对曝气传氧系数和溶解氧含量的对比发现， 施加本发明后，系统的好氧池溶解氧含量稳定的控制在设定值1.5±0.05mgL^-1以 内，从而实现了对曝气量的有效利用，节约了不必要的浪费。

如图7、图8、图9所示，图中曲线7对应的纵坐标为出水氨氮含量，曲 线8、曲线10、曲线12对应的纵坐标为比耗氧速率，曲线9对应的纵坐标为 出水中总含氮量，曲线11对应的纵坐标为出水污泥浓度，系统的出水结果表 明，施加本发明后，系统的出水水质得到了基本稳定，不会随入水水质的波 动而变化，甚至通过合理的控制参数设定，系统能够使出水达到一级A标水 质以上。

如图10所示，图中曲线13对应的纵坐标为二沉池泥位，曲线14对应的 纵坐标为污泥龄，通过对污泥龄和二沉池泥位的运行对比发现，在施加本发 明后，系统污泥龄稳定控制在设定值8d左右，并且根据二沉池泥位的变化进 行自适应调节。

本实施例的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法可以 使系统的运行更加平稳，污水的处理更加高效、节能，有效地减小了系统调 节的滞后性，保证了系统的可靠性。

本发明的污水厂自动实时控制溶解氧、污泥负荷和污泥龄的方法可以稳 定系统负荷，防止因入水水质水量的波动对系统造成不必要的影响；稳定系 统的出水水质，在系统参数设置条件下，可以保证出水的水质不受入水水质 的影响，并可根据不同的参数设定对出水进行不同标准的处理；稳定控制曝 气量，使系统更加高效、节能；污泥的排放和回流可通过生化反应进行自动 调节。

最后应说明的是：以上实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其 限制；尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术 人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或 者对其中部分技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技 术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的精神和范围。