JPH08117793A - 循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監視方法 - Google Patents
循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監視方法Info
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- JPH08117793A JPH08117793A JP6258606A JP25860694A JPH08117793A JP H08117793 A JPH08117793 A JP H08117793A JP 6258606 A JP6258606 A JP 6258606A JP 25860694 A JP25860694 A JP 25860694A JP H08117793 A JPH08117793 A JP H08117793A
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- Purification Treatments By Anaerobic Or Anaerobic And Aerobic Bacteria Or Animals (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】 硝化反応および脱窒反応の状態監視ができ
る。 【構成】 脱窒槽1a,1bと硝化槽2a〜2eとの間
に両用槽13が設けられている。脱窒槽1aには流量計
15が設けられる。硝化槽2aにはRr計16が設けら
れる。流量計15で測定された原水3の流入量と、Rr
計16で測定された値により演算されたNit−Rr値
17と、硝化槽2aに付設されたDO計18によるDO
値及び水質分析値とが硝化反応制御システム19に入力
される。この制御システム19から出力された値により
DO制御20とSRT制御21とが実施される。循環量
制御部22には、DO計23で計測した値、流量計15
で計測した値、硝化槽2eの溶存酸素をDO計24で計
測した値、硝化槽2eの硝化液を循環させる流量を流量
計25で計測した値が入力される。循環量制御部22は
各計測値を制御して、硝化液を循環させるポンプ6を制
御する。
る。 【構成】 脱窒槽1a,1bと硝化槽2a〜2eとの間
に両用槽13が設けられている。脱窒槽1aには流量計
15が設けられる。硝化槽2aにはRr計16が設けら
れる。流量計15で測定された原水3の流入量と、Rr
計16で測定された値により演算されたNit−Rr値
17と、硝化槽2aに付設されたDO計18によるDO
値及び水質分析値とが硝化反応制御システム19に入力
される。この制御システム19から出力された値により
DO制御20とSRT制御21とが実施される。循環量
制御部22には、DO計23で計測した値、流量計15
で計測した値、硝化槽2eの溶存酸素をDO計24で計
測した値、硝化槽2eの硝化液を循環させる流量を流量
計25で計測した値が入力される。循環量制御部22は
各計測値を制御して、硝化液を循環させるポンプ6を制
御する。
Description
【0001】
【産業上の利用分野】この発明は、脱窒速度および硝化
速度を推定できるようにした循環式硝化脱窒法における
硝化反応および脱窒反応の状態監視方法に関する。
速度を推定できるようにした循環式硝化脱窒法における
硝化反応および脱窒反応の状態監視方法に関する。
【0002】
【従来の技術】従来から下水等の廃水中の有機物を効率
的に除去するとともに、閉鎖性水域の富栄養化の原因物
質と考えられている窒素及びリンを除去する方法が種々
提案されている。特に近時は窒素の除去率を高めること
が要求されており、窒素に関する規制も厳しくなること
が予想されるので、これを除去することができる高度処
理プロセスを採用する施設が増加するものと考えられ
る。
的に除去するとともに、閉鎖性水域の富栄養化の原因物
質と考えられている窒素及びリンを除去する方法が種々
提案されている。特に近時は窒素の除去率を高めること
が要求されており、窒素に関する規制も厳しくなること
が予想されるので、これを除去することができる高度処
理プロセスを採用する施設が増加するものと考えられ
る。
【0003】生物学的に窒素とリンを同時に除去する方
法として、従来の活性汚泥法の変法として嫌気−好気活
性汚泥法が注目されている。この嫌気−好気活性汚泥法
とは、例えば図6に示したように、生物反応槽を溶存酸
素(以下DOと略称)の存在しない嫌気槽1a,1bと
DOの存在する複数段の好気槽2a,2b,2cとに仕
切り、この嫌気槽1a,1bにより、流入する原水3を
無酸素状態下で撹拌機構10による撹拌を行って活性汚
泥中の脱窒菌による脱窒を行い、次に好気槽2a,2
b,2cの内方に配置した散気管4にブロワ5から空気
を供給することにより、エアレーションによる酸素の存
在下で活性汚泥による有機物の酸化分解と硝化菌による
アンモニアの硝化を行う。そして最終段の好気槽2cの
硝化液を硝化液循環ポンプ6を用いて嫌気槽1aに送り
込むことにより、嫌気槽1a,1bの脱窒効果が促進さ
れる。
法として、従来の活性汚泥法の変法として嫌気−好気活
性汚泥法が注目されている。この嫌気−好気活性汚泥法
とは、例えば図6に示したように、生物反応槽を溶存酸
素(以下DOと略称)の存在しない嫌気槽1a,1bと
DOの存在する複数段の好気槽2a,2b,2cとに仕
切り、この嫌気槽1a,1bにより、流入する原水3を
無酸素状態下で撹拌機構10による撹拌を行って活性汚
泥中の脱窒菌による脱窒を行い、次に好気槽2a,2
b,2cの内方に配置した散気管4にブロワ5から空気
を供給することにより、エアレーションによる酸素の存
在下で活性汚泥による有機物の酸化分解と硝化菌による
アンモニアの硝化を行う。そして最終段の好気槽2cの
硝化液を硝化液循環ポンプ6を用いて嫌気槽1aに送り
込むことにより、嫌気槽1a,1bの脱窒効果が促進さ
れる。
【0004】前記脱窒菌とは、嫌気条件下で硝酸呼吸に
よりN02−N及びN03−NをN2やNO2に還元する細
菌を指している。又、原水中のリンは嫌気槽1a,1b
内で放出され、好気槽2a,2b,2c内で活性汚泥に
取り込まれて除去される。7は最終沈澱池であり、この
最終沈澱池7の上澄液は、処理水11として図外の消毒
槽等を経由してから放流され、該最終沈澱池7内に沈降
した汚泥の一部は汚泥返送ポンプ8により嫌気槽1aに
返送され、他の汚泥は余剰汚泥引抜ポンプ9から図外の
余剰汚泥処理装置に送り込まれて処理される。
よりN02−N及びN03−NをN2やNO2に還元する細
菌を指している。又、原水中のリンは嫌気槽1a,1b
内で放出され、好気槽2a,2b,2c内で活性汚泥に
取り込まれて除去される。7は最終沈澱池であり、この
最終沈澱池7の上澄液は、処理水11として図外の消毒
槽等を経由してから放流され、該最終沈澱池7内に沈降
した汚泥の一部は汚泥返送ポンプ8により嫌気槽1aに
返送され、他の汚泥は余剰汚泥引抜ポンプ9から図外の
余剰汚泥処理装置に送り込まれて処理される。
【0005】一方で硝化反応を促進するため、硝化槽内
の活性汚泥濃度を高めて硝化菌が系外に排出されないよ
うに余剰汚泥引抜量を小さくするSRT(汚泥滞留時
間)制御が一般に採用されている。
の活性汚泥濃度を高めて硝化菌が系外に排出されないよ
うに余剰汚泥引抜量を小さくするSRT(汚泥滞留時
間)制御が一般に採用されている。
【0006】循環式硝化脱窒法は通常の標準活性汚泥法
で達成される有機物除去効果と同程度の効果が得られる
上、窒素とリンに関しては活性汚泥法よりも高い除去率
が達成される。また、この循環式硝化脱窒法の処理状態
を把握するためには、硝化速度および脱窒速度といった
直接的指標を目安にするのが最も良いと考えられてい
る。
で達成される有機物除去効果と同程度の効果が得られる
上、窒素とリンに関しては活性汚泥法よりも高い除去率
が達成される。また、この循環式硝化脱窒法の処理状態
を把握するためには、硝化速度および脱窒速度といった
直接的指標を目安にするのが最も良いと考えられてい
る。
【0007】
【発明が解決しようとする課題】前述した循環式硝化脱
窒法における窒素除去には、大きく分けて嫌気槽におけ
る脱窒と好気槽における硝化の2つの工程がある。前者
は脱窒菌が引き起こすが、その活性は水温、DOなどの
変化に影響を与える。後者は硝化菌が引き起こすが、前
者より更に水温、DO、pHなどの変化に影響を受け易
い。
窒法における窒素除去には、大きく分けて嫌気槽におけ
る脱窒と好気槽における硝化の2つの工程がある。前者
は脱窒菌が引き起こすが、その活性は水温、DOなどの
変化に影響を与える。後者は硝化菌が引き起こすが、前
者より更に水温、DO、pHなどの変化に影響を受け易
い。
【0008】また、脱窒反応および硝化反応は有機除去
反応に比べて速度は小さく、循環式硝化脱窒法はより長
い滞留時間が必要になる。そこで、脱窒速度および硝化
速度を上げなければ反応槽は大きなものが必要となり、
用地確保が困難な都市部では循環式硝化脱窒法は導入し
にくい問題がある。
反応に比べて速度は小さく、循環式硝化脱窒法はより長
い滞留時間が必要になる。そこで、脱窒速度および硝化
速度を上げなければ反応槽は大きなものが必要となり、
用地確保が困難な都市部では循環式硝化脱窒法は導入し
にくい問題がある。
【0009】一方制御法を改善して上記の硝化反応およ
び脱窒反応を促進させようとしても両者の状態監視の方
法としては窒素関係の分析(この分析は通常の下水処理
場では毎日行われるわけではない。また、この分析は手
間、時間がかかる)あるいはNit−Rrの測定(硝化
速度の推定)を行うしか手段がない状態で制御を行うた
めの指標が得にくい問題がある。特に、分析および測定
を行わないときには硝化反応および脱窒反応がどの程度
起こっているのか不明なため制御を手動で行わなければ
ならない煩わしさがある。
び脱窒反応を促進させようとしても両者の状態監視の方
法としては窒素関係の分析(この分析は通常の下水処理
場では毎日行われるわけではない。また、この分析は手
間、時間がかかる)あるいはNit−Rrの測定(硝化
速度の推定)を行うしか手段がない状態で制御を行うた
めの指標が得にくい問題がある。特に、分析および測定
を行わないときには硝化反応および脱窒反応がどの程度
起こっているのか不明なため制御を手動で行わなければ
ならない煩わしさがある。
【0010】この発明は上記の事情に鑑みてなされたも
ので、分析日間の脱窒速度およびNit−Rrの測定間
の硝化速度を推定できるとともに、硝化反応および脱窒
反応の状態監視(モニタリング)ができ、かつ各反応モ
デル中の動力学的パラメータの値を得てDO制御やSR
T制御が可能となる循環式硝化脱窒法における硝化反応
および脱窒反応の状態監視方法を提供することを目的と
する。
ので、分析日間の脱窒速度およびNit−Rrの測定間
の硝化速度を推定できるとともに、硝化反応および脱窒
反応の状態監視(モニタリング)ができ、かつ各反応モ
デル中の動力学的パラメータの値を得てDO制御やSR
T制御が可能となる循環式硝化脱窒法における硝化反応
および脱窒反応の状態監視方法を提供することを目的と
する。
【0011】
【課題を解決するための手段および作用】この発明は、
上記の目的を達成するために、第1発明は、原水を脱窒
槽で脱窒細菌により脱窒を行う工程と、複数段の硝化槽
で硝化細菌により硝化を行う工程と、沈澱槽で固液分離
して上澄液を処理水として放流する工程とを含む活性汚
泥循環変法処理において、上記脱窒槽に流入する原水の
流量計を配備するとともに、複数段の硝化槽の上流部に
全酸素消費速度から硝化反応に伴う酸素消費速度を差し
引いた値の計測器を付設し、硝化反応に基づく酸素消費
量及び溶存酸素量とから硝化槽内の硝化速度を推定し、
その値と原水の流入量に応じて目標とする硝化速度を確
保するためのSRT制御を可能ならしめるように硝化槽
に対するブロワの送風量をコントロールするDO制御を
実施し、前記脱窒槽に流入する原水の溶存酸素と流量を
計測するとともに、硝化槽の硝化液の呼吸速度と溶存酸
素とを計測し、かつ前記ポンプで吸い上げた硝化液の流
量を計測した各計測値を循環量制御部で制御した後、そ
の制御値で前記ポンプの吸い上げ量を可変させたことを
特徴とするものである。
上記の目的を達成するために、第1発明は、原水を脱窒
槽で脱窒細菌により脱窒を行う工程と、複数段の硝化槽
で硝化細菌により硝化を行う工程と、沈澱槽で固液分離
して上澄液を処理水として放流する工程とを含む活性汚
泥循環変法処理において、上記脱窒槽に流入する原水の
流量計を配備するとともに、複数段の硝化槽の上流部に
全酸素消費速度から硝化反応に伴う酸素消費速度を差し
引いた値の計測器を付設し、硝化反応に基づく酸素消費
量及び溶存酸素量とから硝化槽内の硝化速度を推定し、
その値と原水の流入量に応じて目標とする硝化速度を確
保するためのSRT制御を可能ならしめるように硝化槽
に対するブロワの送風量をコントロールするDO制御を
実施し、前記脱窒槽に流入する原水の溶存酸素と流量を
計測するとともに、硝化槽の硝化液の呼吸速度と溶存酸
素とを計測し、かつ前記ポンプで吸い上げた硝化液の流
量を計測した各計測値を循環量制御部で制御した後、そ
の制御値で前記ポンプの吸い上げ量を可変させたことを
特徴とするものである。
【0012】第2発明は、前記水質分析において、NO
X−Nの分析が行われないときには、流入T−Nを推定
した後、Nit−Rrから硝化速度を推定し、しかる
後、硝化反応モデル計算を行って硝化速度を得た後、硝
化反応モデルを最適化してから脱窒反応モデル計算を行
って脱窒速度を得て最適操作量を得るようにしたもので
ある。
X−Nの分析が行われないときには、流入T−Nを推定
した後、Nit−Rrから硝化速度を推定し、しかる
後、硝化反応モデル計算を行って硝化速度を得た後、硝
化反応モデルを最適化してから脱窒反応モデル計算を行
って脱窒速度を得て最適操作量を得るようにしたもので
ある。
【0013】第3発明は、前記Nit−Rrから得た硝
化速度と硝化反応モデル計算による硝化速度の適合を非
線形シンプレックス法で行うことを特徴とするものであ
る。第4発明は、前記非線形シンプレックス法によって
脱窒反応モデル中の動力学的パラメータを得て最適モデ
ルを獲得し、その最適モデルに計測データを入力して脱
窒速度を推定することを特徴とするものである。
化速度と硝化反応モデル計算による硝化速度の適合を非
線形シンプレックス法で行うことを特徴とするものであ
る。第4発明は、前記非線形シンプレックス法によって
脱窒反応モデル中の動力学的パラメータを得て最適モデ
ルを獲得し、その最適モデルに計測データを入力して脱
窒速度を推定することを特徴とするものである。
【0014】第5発明は、前記水質分析において、NO
X−Nの分析が行われないときには、Nit−Rrから
得られた硝化速度あるいは硝化反応最適モデルより計算
される硝化速度より硝化最終槽のNOX−N濃度を推定
し、これから脱窒槽に流入するNOX−N濃度を計算す
ることを特徴とするものである。
X−Nの分析が行われないときには、Nit−Rrから
得られた硝化速度あるいは硝化反応最適モデルより計算
される硝化速度より硝化最終槽のNOX−N濃度を推定
し、これから脱窒槽に流入するNOX−N濃度を計算す
ることを特徴とするものである。
【0015】第6発明は、前記水質分析において、NO
X−Nの分析を行ったときには、硝化反応モデル計算に
より硝化速度を得、この硝化速度から硝化反応モデルの
最適化を行ってから、脱窒反応モデル計算を行って脱窒
速度を得、この脱窒速度から脱窒反応モデルの最適化を
行って最適操作量を得るようにしたことを特徴とするも
のである。
X−Nの分析を行ったときには、硝化反応モデル計算に
より硝化速度を得、この硝化速度から硝化反応モデルの
最適化を行ってから、脱窒反応モデル計算を行って脱窒
速度を得、この脱窒速度から脱窒反応モデルの最適化を
行って最適操作量を得るようにしたことを特徴とするも
のである。
【0016】
【実施例】以下この発明の一実施例を図面に基づいて説
明する。図1はこの発明の一実施例を示す制御システム
構成図で、図6と同一部分は同一符号を付して示す。図
1において、嫌気槽(この実施例では以下脱窒槽と称す
る)1a,1bと好気槽(この実施例では以下硝化槽と
称する)2a〜2eとの間に両用槽13が設けられてい
る。脱窒槽1aの前段には原水3の流入量を測定する流
量計15が配備されており、また硝化槽2aにRr計1
6が付設されている。この流量計15で測定された原水
3の流入量と、Rr計16で測定された値に基づいて演
算されたNit−Rr値17と、硝化槽2aに付設され
たDO計18によるDO値および水質分析値とが硝化反
応制御システム19に入力されている。そしてこの制御
システム19から出力された設定値に基づいてDO制御
20とSRT制御21とが実施される。
明する。図1はこの発明の一実施例を示す制御システム
構成図で、図6と同一部分は同一符号を付して示す。図
1において、嫌気槽(この実施例では以下脱窒槽と称す
る)1a,1bと好気槽(この実施例では以下硝化槽と
称する)2a〜2eとの間に両用槽13が設けられてい
る。脱窒槽1aの前段には原水3の流入量を測定する流
量計15が配備されており、また硝化槽2aにRr計1
6が付設されている。この流量計15で測定された原水
3の流入量と、Rr計16で測定された値に基づいて演
算されたNit−Rr値17と、硝化槽2aに付設され
たDO計18によるDO値および水質分析値とが硝化反
応制御システム19に入力されている。そしてこの制御
システム19から出力された設定値に基づいてDO制御
20とSRT制御21とが実施される。
【0017】かかるシステムの基本的作用は以下の通り
である。図1に示したように、先ず原水3が脱窒槽1
a,1bへ流入する時の流入量が流量計15によって測
定され、この測定値が硝化反応制御システム19に入力
される。脱窒槽1a,1bでは水中にある撹拌機構1
0,10の撹拌作用と脱窒細菌の作用に基づいて、NO
3−N、NO2−NイオンのN2への還元、即ち脱窒が行
われる。
である。図1に示したように、先ず原水3が脱窒槽1
a,1bへ流入する時の流入量が流量計15によって測
定され、この測定値が硝化反応制御システム19に入力
される。脱窒槽1a,1bでは水中にある撹拌機構1
0,10の撹拌作用と脱窒細菌の作用に基づいて、NO
3−N、NO2−NイオンのN2への還元、即ち脱窒が行
われる。
【0018】次に原水3が硝化槽2a〜2eに流入し
て、ブロワ5の駆動に伴って散気管4からのエアレーシ
ョンによる曝気が行われ、硝化菌の作用に基づいてアン
モニア性窒素NH4−NのNO2−N又はNO3−Nへの
酸化、即ち硝化が行われる。Nit−Rrは硝化反応に
おける酸素利用速度であるから、これにより硝化速度を
推定できる。アンモニアが硝酸まで硝化される反応式は
次の(1)式で表すことができる。
て、ブロワ5の駆動に伴って散気管4からのエアレーシ
ョンによる曝気が行われ、硝化菌の作用に基づいてアン
モニア性窒素NH4−NのNO2−N又はNO3−Nへの
酸化、即ち硝化が行われる。Nit−Rrは硝化反応に
おける酸素利用速度であるから、これにより硝化速度を
推定できる。アンモニアが硝酸まで硝化される反応式は
次の(1)式で表すことができる。
【0019】 NH4 ++2O2→NO3 -+H2O+2H+ ……(1) よって、比硝化速度KNは次の(2)式によって推定で
きる。
きる。
【0020】 KN=(Nit-Rr)・(14/2・16・2)・(1/MLSS) ……(2) なお、KN:比硝化速度(mg-N/g-ss/hr) Nit-Rr:硝化反応による酸素利用速度(mg-o2/L/hr) MLSS:汚泥濃度(g-ss/L)である。
【0021】処理上立ち上げ時には以上の方法で硝化速
度を推定するが、Nit-Rrと硝化速度のデータの蓄積が行
われた後は、Nit-Rrと硝化速度の関係式を立て、これに
より硝化速度を推定することができる。
度を推定するが、Nit-Rrと硝化速度のデータの蓄積が行
われた後は、Nit-Rrと硝化速度の関係式を立て、これに
より硝化速度を推定することができる。
【0022】上記の作用時に、原水3の流入量が流量計
15で測定されるとともに、Rr計16によって硝化反
応にかかる酸素利用速度Nit−Rr値17とDO計1
8のDO値とが測定され、このNit−Rr値17及び
DO値18の各値に基づいて各硝化槽2a〜2eに対す
るブロワ5の送風量をコントロールするDO制御20が
実施され、更に余剰汚泥引抜ポンプ9の稼働をコントロ
ールして硝化菌の流出量を減らす等のSRT制御21が
行われる。これを換言すれば、硝化反応制御システム1
9は原水3の流入量と硝化槽内2a内での硝化速度に応
じて目標とする硝化速度を確保するためのSRT制御を
可能ならしめるように硝化槽2a〜2eに対するブロワ
5の送風量をコントロールするDO制御を実施する。
15で測定されるとともに、Rr計16によって硝化反
応にかかる酸素利用速度Nit−Rr値17とDO計1
8のDO値とが測定され、このNit−Rr値17及び
DO値18の各値に基づいて各硝化槽2a〜2eに対す
るブロワ5の送風量をコントロールするDO制御20が
実施され、更に余剰汚泥引抜ポンプ9の稼働をコントロ
ールして硝化菌の流出量を減らす等のSRT制御21が
行われる。これを換言すれば、硝化反応制御システム1
9は原水3の流入量と硝化槽内2a内での硝化速度に応
じて目標とする硝化速度を確保するためのSRT制御を
可能ならしめるように硝化槽2a〜2eに対するブロワ
5の送風量をコントロールするDO制御を実施する。
【0023】具体的な制御例としては、例えば水温変化
等でNit−Rr値が下限値よりも小さくなると、この
Nit−Rr値が高くなるようにDO設定値を上げる指
令を出力する。この時DO値が充分に高い場合には、D
O設定値はそのままでpHの設定値を上げてNit−R
r値が高くなるようにし、SRTの設定値を下げて硝化
菌の流出量を減らす運転制御を実施する。SRT制御と
は硝化反応を速くするために汚泥濃度を高くして硝化菌
が系外に排出されないようにし、且つ余剰汚泥の引き抜
き量を小さくする手法である。
等でNit−Rr値が下限値よりも小さくなると、この
Nit−Rr値が高くなるようにDO設定値を上げる指
令を出力する。この時DO値が充分に高い場合には、D
O設定値はそのままでpHの設定値を上げてNit−R
r値が高くなるようにし、SRTの設定値を下げて硝化
菌の流出量を減らす運転制御を実施する。SRT制御と
は硝化反応を速くするために汚泥濃度を高くして硝化菌
が系外に排出されないようにし、且つ余剰汚泥の引き抜
き量を小さくする手法である。
【0024】上記の運転時に硝化槽2eの硝化液が硝化
液循環ポンプ6を用いて脱窒槽1aに送り込まれること
により、この脱窒槽での脱窒効果が促進される。特に廃
水中のリンは脱窒槽内で放出され、硝化槽内で活性汚泥
に取り込まれて除去される。最終沈澱池7内に沈降した
汚泥の一部は返送汚泥ポンプ8により脱窒槽1aに返送
され、他の汚泥は余剰汚泥引抜ポンプ9により余剰汚泥
処理装置に送り込まれて処理される。最終沈澱池7の上
澄液は処理水11として図外の消毒槽等を経由してから
放流される。
液循環ポンプ6を用いて脱窒槽1aに送り込まれること
により、この脱窒槽での脱窒効果が促進される。特に廃
水中のリンは脱窒槽内で放出され、硝化槽内で活性汚泥
に取り込まれて除去される。最終沈澱池7内に沈降した
汚泥の一部は返送汚泥ポンプ8により脱窒槽1aに返送
され、他の汚泥は余剰汚泥引抜ポンプ9により余剰汚泥
処理装置に送り込まれて処理される。最終沈澱池7の上
澄液は処理水11として図外の消毒槽等を経由してから
放流される。
【0025】上記のRr計16は、硝化槽2aにおける
硝化反応の進行状況をモニターするために用いられる。
即ち、酸素利用速度には有機物の酸化分解の際に消費さ
れる酸素量と、活性汚泥の内生呼吸に消費される酸素量
及び硝化反応で消費される酸素量とが含まれる。
硝化反応の進行状況をモニターするために用いられる。
即ち、酸素利用速度には有機物の酸化分解の際に消費さ
れる酸素量と、活性汚泥の内生呼吸に消費される酸素量
及び硝化反応で消費される酸素量とが含まれる。
【0026】この値は有機物の除去や内生呼吸による呼
吸速度、即ち、全酸素消費速度から硝化反応に伴う酸素
消費速度を差し引いた値として表わされる。測定された
値は硝化反応制御システム19に入力され、硝化槽の容
積及び水理学的滞留時間等から理想的硝化速度を算出
し、更に硝化槽2aの活性汚泥の硝化に伴う前記Nit
−Rr17,DO18とから活性汚泥の実際の硝化速度
を推定する。なお、硝化反応制御システム19には水質
分析値が分析が行われた日には分析値が入力される。
吸速度、即ち、全酸素消費速度から硝化反応に伴う酸素
消費速度を差し引いた値として表わされる。測定された
値は硝化反応制御システム19に入力され、硝化槽の容
積及び水理学的滞留時間等から理想的硝化速度を算出
し、更に硝化槽2aの活性汚泥の硝化に伴う前記Nit
−Rr17,DO18とから活性汚泥の実際の硝化速度
を推定する。なお、硝化反応制御システム19には水質
分析値が分析が行われた日には分析値が入力される。
【0027】そして、硝化反応を高めなければならない
時には、返送汚泥ポンプ8による最終沈澱池7から脱窒
槽1aに戻す汚泥量を多くすることにより、活性汚泥浮
遊物であるMLSSを高め、且つ余剰汚泥引抜ポンプ9
の制御により汚泥滞留時間であるSRTを調整し、硝化
槽2aによる硝化が順調に行われている場合には、硝化
液循環ポンプ6の作用に基づく硝化槽2aから脱窒槽1
aに対する硝化液の返送量を多くして液の循環比を高め
ることにより、窒素の除去率を大きくすることができ
る。特に水温低下とか負荷変動による硝化不良を防止し
て安定した窒素除去を行うことができる。
時には、返送汚泥ポンプ8による最終沈澱池7から脱窒
槽1aに戻す汚泥量を多くすることにより、活性汚泥浮
遊物であるMLSSを高め、且つ余剰汚泥引抜ポンプ9
の制御により汚泥滞留時間であるSRTを調整し、硝化
槽2aによる硝化が順調に行われている場合には、硝化
液循環ポンプ6の作用に基づく硝化槽2aから脱窒槽1
aに対する硝化液の返送量を多くして液の循環比を高め
ることにより、窒素の除去率を大きくすることができ
る。特に水温低下とか負荷変動による硝化不良を防止し
て安定した窒素除去を行うことができる。
【0028】又、夜間等の低負荷時にはNit−Rr値
も極めて小さくなるので、硝化槽における曝気量を低く
するとともに硝化液の循環量を低減するとか、MLSS
の濃度を高く保持して脱窒槽1a,1bのDOの消費量
を拡大する等の制御を実施することによって最適な運転
管理を実施することが出来る。
も極めて小さくなるので、硝化槽における曝気量を低く
するとともに硝化液の循環量を低減するとか、MLSS
の濃度を高く保持して脱窒槽1a,1bのDOの消費量
を拡大する等の制御を実施することによって最適な運転
管理を実施することが出来る。
【0029】次に図2のフロー図に基づいて、前記制御
システム19における制御の実際例を説明する。先ずス
テップ100で制御がスタートし、ステップ101で窒素に関
する流入負荷量を測定する。この流入負荷量はケルダー
ル窒素又は総窒素の濃度と前記原水3の流入量から計算
される。
システム19における制御の実際例を説明する。先ずス
テップ100で制御がスタートし、ステップ101で窒素に関
する流入負荷量を測定する。この流入負荷量はケルダー
ル窒素又は総窒素の濃度と前記原水3の流入量から計算
される。
【0030】次にステップ102で必要硝化速度、即ち、
流入負荷に対して硝化槽末端で硝化反応が完了するため
の硝化速度R(mg−N/g−ss・h)が演算され
る。
流入負荷に対して硝化槽末端で硝化反応が完了するため
の硝化速度R(mg−N/g−ss・h)が演算され
る。
【0031】R=(TN×Q)/(MLSS×V) ここでTN:流入総窒素濃度(mg/l),Q=流入水
量(l/h) MLSS:活性汚泥浮遊物濃度,V:硝化槽容積(l) ステップ103では、予め調査しておいた硝化速度と硝化
に要する呼吸速度Nit−RrからRに相当する前記硝
化反応に基づく呼吸速度を演算し、ステップ104で制御
のための下限値を設定してステップ105では実際のNi
t−Rr値を測定する。
量(l/h) MLSS:活性汚泥浮遊物濃度,V:硝化槽容積(l) ステップ103では、予め調査しておいた硝化速度と硝化
に要する呼吸速度Nit−RrからRに相当する前記硝
化反応に基づく呼吸速度を演算し、ステップ104で制御
のための下限値を設定してステップ105では実際のNi
t−Rr値を測定する。
【0032】そしてステップ106では測定値が設定され
た下限値よりも上にあるか否かを判定し、YESの場合に
はステップ107で新しい負荷量の測定があるか否かを判
定し、測定がある場合にはステップ101に戻り、ない場
合にはステップ105に戻って次のNit−Rr値の測定
を行う。
た下限値よりも上にあるか否かを判定し、YESの場合に
はステップ107で新しい負荷量の測定があるか否かを判
定し、測定がある場合にはステップ101に戻り、ない場
合にはステップ105に戻って次のNit−Rr値の測定
を行う。
【0033】前記ステップ106でNO,即ち測定値が下限
値以下である場合には、ステップ108により必要とする
SRTの推定を行う。ここで必要SRT=1/μ
S(μS:比増殖速度,l/day)で表すことができ
る。更にステップ109でMLSSの推定を行う。そして
ステップ110でMLSSが管理上の限界値内にあるか否
かを判定する。
値以下である場合には、ステップ108により必要とする
SRTの推定を行う。ここで必要SRT=1/μ
S(μS:比増殖速度,l/day)で表すことができ
る。更にステップ109でMLSSの推定を行う。そして
ステップ110でMLSSが管理上の限界値内にあるか否
かを判定する。
【0034】ステップ110でYES,即ちMLSSが限界値
内にある場合にはステップ111でこのSRT設定値を出
力し、ステップ110でNO,即ちMLSSが限界値を越え
ている場合にはステップ112でDO設定値を演算し、ス
テップ113でこのDO設定値を出力してステップ111に移
行する。
内にある場合にはステップ111でこのSRT設定値を出
力し、ステップ110でNO,即ちMLSSが限界値を越え
ている場合にはステップ112でDO設定値を演算し、ス
テップ113でこのDO設定値を出力してステップ111に移
行する。
【0035】図1において、下水等の原水3中に含まれ
ているアンモニア性窒素のほとんどがそのままの形態で
脱窒槽1a,1bを通過する。このため、Rr計16が
設置されている硝化槽2aではアンモニア性窒素の低下
による硝化律速が起らない。又、Nit−Rrは水温が
一定でかつアンモニア性窒素が3mg/l以上存在すれば一
定になることが知られている。従って上記のようにRr
計16を設置してNit−Rrを計測することにより硝
化活性の変化を直接検出することができる。
ているアンモニア性窒素のほとんどがそのままの形態で
脱窒槽1a,1bを通過する。このため、Rr計16が
設置されている硝化槽2aではアンモニア性窒素の低下
による硝化律速が起らない。又、Nit−Rrは水温が
一定でかつアンモニア性窒素が3mg/l以上存在すれば一
定になることが知られている。従って上記のようにRr
計16を設置してNit−Rrを計測することにより硝
化活性の変化を直接検出することができる。
【0036】次に硝化反応モデルについて以下に説明す
る。前記硝化菌の比増殖速度μSは次式で表わされる。
る。前記硝化菌の比増殖速度μSは次式で表わされる。
【0037】 μS=μS(max)・[exp(θS(t−15))]・[1−Z(KpH−pHA)]・[DOA/(DOA+Kdo)] …… (3) ここで、μS:硝化菌比増殖速度(1/day)、μS(max):硝
化菌最大比増殖速度(1/day)、θS:温度係数(-)、t:
水温(℃)、pHA:水素イオン濃度(-)好気最初槽と好
気最終槽の平均値、Z:pH係数(-)、KpH:pH飽和
定数(-)、DOA:溶存酸素濃度(mg-o2/L)好気最初槽と
好気最終槽の平均値、KDO :DO飽和定数(mg-o2/L)で
ある。
化菌最大比増殖速度(1/day)、θS:温度係数(-)、t:
水温(℃)、pHA:水素イオン濃度(-)好気最初槽と好
気最終槽の平均値、Z:pH係数(-)、KpH:pH飽和
定数(-)、DOA:溶存酸素濃度(mg-o2/L)好気最初槽と
好気最終槽の平均値、KDO :DO飽和定数(mg-o2/L)で
ある。
【0038】(3)式において、硝化菌の比増殖速度は
最大比増殖速度に水温、pHおよびDOに律速が掛かっ
たものとなっている。そして、比硝化速度KNは次の
(4)式で表すことができる。
最大比増殖速度に水温、pHおよびDOに律速が掛かっ
たものとなっている。そして、比硝化速度KNは次の
(4)式で表すことができる。
【0039】 KN=(μS・XS)/(YS・24・MLSS・Vt) ……(4) ここで、KN:比硝化速度(mg-N/g-ss/hr)、XS:硝化菌
量(mg)、YS:硝化菌収率(mg/mg-N)、MLSS:汚泥濃度(g
-ss/L)、Vt:反応槽容積(L)である。
量(mg)、YS:硝化菌収率(mg/mg-N)、MLSS:汚泥濃度(g
-ss/L)、Vt:反応槽容積(L)である。
【0040】次に硝化菌が流入するT−N量の60%を
利用できると仮定すると1日当たりの硝化菌増殖量DX
は次式で表される。
利用できると仮定すると1日当たりの硝化菌増殖量DX
は次式で表される。
【0041】 DXS=min(TNin・Qin・24・0.6・YS,μS・XS・(V0/Vt))…(5) ここで、DXS:1日当たりの硝化菌増殖量(mg/day)、
TNin:流入T−N濃度(mg-N/L)→分流式下水道を想定
すると、天候に係わらず流入T−Nは毎日規則的に時間
変動すると言われている。よって、過去24時間の平均
流入T−Nはこれから算出することができる。また、U
V計と流入T−N相関を取っておけばUV計の出力値よ
り流入T−Nの濃度を推定できる。
TNin:流入T−N濃度(mg-N/L)→分流式下水道を想定
すると、天候に係わらず流入T−Nは毎日規則的に時間
変動すると言われている。よって、過去24時間の平均
流入T−Nはこれから算出することができる。また、U
V計と流入T−N相関を取っておけばUV計の出力値よ
り流入T−Nの濃度を推定できる。
【0042】Qin:流入水量(L/hr)、V0:硝化槽容積
(L)。
(L)。
【0043】上記(5)式において、反応槽に流入する
利用可能T−N量と硝化能力との比較をして、小さい方
を採る。つまり硝化可能T−N量を越えるような比硝化
速度を持つ場合は、基質に対しての律速が掛かると考え
る。
利用可能T−N量と硝化能力との比較をして、小さい方
を採る。つまり硝化可能T−N量を越えるような比硝化
速度を持つ場合は、基質に対しての律速が掛かると考え
る。
【0044】更に系内の新規硝化菌量XS(new)は次の
(6)式で表すことができる。
(6)式で表すことができる。
【0045】 XS(new)=XS+DXS−(XS/SRT)−(XS・bS)……(6) ここで、XS(new):新規硝化菌量(mg)、SRT:汚泥滞
留時間(day)、bS:硝化菌自己分解係数(1/day)であ
る。
留時間(day)、bS:硝化菌自己分解係数(1/day)であ
る。
【0046】上記(6)式においては、元々存在する硝
化菌量、硝化菌増殖量、硝化菌引き抜き量および硝化菌
自己分解量を加味して新規硝化菌を表している。
化菌量、硝化菌増殖量、硝化菌引き抜き量および硝化菌
自己分解量を加味して新規硝化菌を表している。
【0047】次に図3により上記硝化反応モデルを用い
た硝化速度予測方法の実際を説明する。先ずステップ2
00で制御がスタートし、ステップ201で窒素に関す
る分析値と計測値とが入力される。窒素に関する分析値
とは、流入水の総窒素,硝酸性窒素であり、窒素に関す
る計測値とは、呼吸速度,DO,MLSS,pH及び水
温である。
た硝化速度予測方法の実際を説明する。先ずステップ2
00で制御がスタートし、ステップ201で窒素に関す
る分析値と計測値とが入力される。窒素に関する分析値
とは、流入水の総窒素,硝酸性窒素であり、窒素に関す
る計測値とは、呼吸速度,DO,MLSS,pH及び水
温である。
【0048】次にステップ202でモデル式の最適化処
理が行われ、ステップ203では過去のデータに基づく
予測条件が入力される。この予測条件とは水温変化の予
測,負荷変動予測である。
理が行われ、ステップ203では過去のデータに基づく
予測条件が入力される。この予測条件とは水温変化の予
測,負荷変動予測である。
【0049】ステップ204ではモデル式に基づいて予
測の計算が行われ、ステップ205では計算された予測
値と目標値との比較が行われる。ここでYES,即ち異
常ありと判定された場合にはステップ201へ戻り、N
O,即ち異常なしと判定された場合にはステップ206
に対処方法が設定される。この対処方法には、DOとか
SRT,pH,循環比,脱窒/硝化容積比のそれぞれに
ついて一部又は全部を変更する手段が含まれ、この結果
からステップ207でモデル式に基づいて再度予測の計
算が行われ、ステップ208で計算が有効であるか否か
が判定される。ここでNO,即ち無効であった場合には
ステップ206に戻って次の対処方法が設定され、YE
S,即ち有効である場合にはステップ209で所定の操
作に移行する。この操作とはブロワの稼働量とか余剰汚
泥ポンプによる汚泥引抜量、或いは脱窒槽に対する硝化
液の循環量である。
測の計算が行われ、ステップ205では計算された予測
値と目標値との比較が行われる。ここでYES,即ち異
常ありと判定された場合にはステップ201へ戻り、N
O,即ち異常なしと判定された場合にはステップ206
に対処方法が設定される。この対処方法には、DOとか
SRT,pH,循環比,脱窒/硝化容積比のそれぞれに
ついて一部又は全部を変更する手段が含まれ、この結果
からステップ207でモデル式に基づいて再度予測の計
算が行われ、ステップ208で計算が有効であるか否か
が判定される。ここでNO,即ち無効であった場合には
ステップ206に戻って次の対処方法が設定され、YE
S,即ち有効である場合にはステップ209で所定の操
作に移行する。この操作とはブロワの稼働量とか余剰汚
泥ポンプによる汚泥引抜量、或いは脱窒槽に対する硝化
液の循環量である。
【0050】上記ステップ202におけるモデル式の最
適化処理とは、図4に示すようにステップ301でD
O,pH,水温を読み込んでμs(比増殖速度)を演算
し、得られたμs値とMLSS値に基づいてステップ3
02でRr(硝化速度)を演算する。次にステップ30
3で演算によりXS(new)(新規硝化菌量)を求める。こ
のような最適化処理後にステップ304で水温とか負荷
変動の予測をふまえてモデル式に基づいてシミュレーシ
ョンにより予測値を計算し、ステップ305では計算さ
れた予測値と目標値との比較が行われて図3のステップ
205以降のフローに戻る。
適化処理とは、図4に示すようにステップ301でD
O,pH,水温を読み込んでμs(比増殖速度)を演算
し、得られたμs値とMLSS値に基づいてステップ3
02でRr(硝化速度)を演算する。次にステップ30
3で演算によりXS(new)(新規硝化菌量)を求める。こ
のような最適化処理後にステップ304で水温とか負荷
変動の予測をふまえてモデル式に基づいてシミュレーシ
ョンにより予測値を計算し、ステップ305では計算さ
れた予測値と目標値との比較が行われて図3のステップ
205以降のフローに戻る。
【0051】このモデル式の最適化処理には定常状態で
のデータを必要とせず、しかも原水中の窒素成分を硝酸
性窒素に酸化して放流しようとする処理プロセスにおけ
る硝化反応の時々刻々と変化する状況を容易に推定する
ことができる。
のデータを必要とせず、しかも原水中の窒素成分を硝酸
性窒素に酸化して放流しようとする処理プロセスにおけ
る硝化反応の時々刻々と変化する状況を容易に推定する
ことができる。
【0052】なお、必要実測データとしては、必要計測
データと必要分析データおよびSRT、反応槽容積(生
物反応槽全体、硝化槽)各種流量等である。
データと必要分析データおよびSRT、反応槽容積(生
物反応槽全体、硝化槽)各種流量等である。
【0053】必要計測データは、硝化最初槽DO(1日
平均)、硝化最終槽DO(1日平均)、硝化最初槽pH
(1日平均)、硝化最終槽pH(1日平均)、反応槽水
温(1日平均)、MLSS(1日平均)およびNit−
Rr(1日平均)の7つの計測データ項目である。ま
た、必要分析データは、硝化最終槽NOX−N濃度(分
析日のデータ)と脱窒最終槽NOX−N濃度(分析日の
データ)の2つの分析データ項目である。
平均)、硝化最終槽DO(1日平均)、硝化最初槽pH
(1日平均)、硝化最終槽pH(1日平均)、反応槽水
温(1日平均)、MLSS(1日平均)およびNit−
Rr(1日平均)の7つの計測データ項目である。ま
た、必要分析データは、硝化最終槽NOX−N濃度(分
析日のデータ)と脱窒最終槽NOX−N濃度(分析日の
データ)の2つの分析データ項目である。
【0054】次に動力学的パラメータの最適化を行うに
は、前述したモデル式(3)〜(6)式中の次の8つの
動力学的パラメータを実測硝化速度(NOX−N分析値
より求める)と(4)式の計算硝化速度との誤差を最小
にするように非線形シンプレックス法を用いて値を決定
する。従って、この最適化操作は実測硝化速度が得られ
る日にのみ行う。これは計算硝化速度と実測硝化速度の
フィティングを行うためである。
は、前述したモデル式(3)〜(6)式中の次の8つの
動力学的パラメータを実測硝化速度(NOX−N分析値
より求める)と(4)式の計算硝化速度との誤差を最小
にするように非線形シンプレックス法を用いて値を決定
する。従って、この最適化操作は実測硝化速度が得られ
る日にのみ行う。これは計算硝化速度と実測硝化速度の
フィティングを行うためである。
【0055】μS(max):硝化菌最大比増殖速度(1/da
y)、θS:温度係数(-)、XS(0):硝化菌量(mg)、YS:硝
化菌収率(mg/mg-N)、bS:硝化菌自己分解係数(1/da
y)、KDO:DO飽和定数(mg-o2/L)、KpH:pH飽和定
数(-)、Z:pH係数(-) 最適化モデル式による硝化速度の推定は、最適を行った
日より次の最適化を行う日までは得られた最適モデル式
に計測データを入力することにより計算する。また、N
it−Rrとモデル式における最適化は、Nit−Rr
より得られる推定硝化速度とモデル式から得られる推定
硝化速度の誤差を最小にするようにモデル式中の動力学
的パラメータの最適化を再び非線形シンプレックス法に
よって行い、NOX−N分析日間の硝化反応モデルの更
に正確な最適化を行う。得られた動力学的パラメータを
制御の判断に用いることができる。
y)、θS:温度係数(-)、XS(0):硝化菌量(mg)、YS:硝
化菌収率(mg/mg-N)、bS:硝化菌自己分解係数(1/da
y)、KDO:DO飽和定数(mg-o2/L)、KpH:pH飽和定
数(-)、Z:pH係数(-) 最適化モデル式による硝化速度の推定は、最適を行った
日より次の最適化を行う日までは得られた最適モデル式
に計測データを入力することにより計算する。また、N
it−Rrとモデル式における最適化は、Nit−Rr
より得られる推定硝化速度とモデル式から得られる推定
硝化速度の誤差を最小にするようにモデル式中の動力学
的パラメータの最適化を再び非線形シンプレックス法に
よって行い、NOX−N分析日間の硝化反応モデルの更
に正確な最適化を行う。得られた動力学的パラメータを
制御の判断に用いることができる。
【0056】次に図1における、循環量制御部について
のべる。循環量制御部22には種々の計測値が入力され
る。計測値は次の4つである。第1は流入水(原水)の
溶存酸素DOをDO計23で計測した値、第2は流入水
(原水)の流量を流量計15で計測した値、第3は硝化
槽2eの溶存酸素をDO計24で計測した値、第4は硝
化槽2eの硝化液を循環させる流量を流量計25で計測
した値である。これら計測値が循環量制御部22に入力
されると、ここで各計測値は制御されて、その制御値に
応じて硝化液(循環水)を循環させるポンプ6が制御さ
れる。
のべる。循環量制御部22には種々の計測値が入力され
る。計測値は次の4つである。第1は流入水(原水)の
溶存酸素DOをDO計23で計測した値、第2は流入水
(原水)の流量を流量計15で計測した値、第3は硝化
槽2eの溶存酸素をDO計24で計測した値、第4は硝
化槽2eの硝化液を循環させる流量を流量計25で計測
した値である。これら計測値が循環量制御部22に入力
されると、ここで各計測値は制御されて、その制御値に
応じて硝化液(循環水)を循環させるポンプ6が制御さ
れる。
【0057】上記のように構成された制御システムにお
いて、脱窒槽1aに流入した溶存酸素DOが消費されて
無酸素状態になるまでの時間をRr計16を使用して予
測する。この予測した時間により、脱窒の良否を判定す
る。すなわち、時間が短ければ短いほど脱窒槽1a内で
の脱窒時間が確保できることになり、このため、窒素除
去効率が高くなる。
いて、脱窒槽1aに流入した溶存酸素DOが消費されて
無酸素状態になるまでの時間をRr計16を使用して予
測する。この予測した時間により、脱窒の良否を判定す
る。すなわち、時間が短ければ短いほど脱窒槽1a内で
の脱窒時間が確保できることになり、このため、窒素除
去効率が高くなる。
【0058】しかし、上記時間を短くすることは、硝化
槽2eの出口の溶存酸素DOを低くするか、ポンプ6を
制御して循環水量を減らさなければならないため、硝化
効率の低下や脱窒量の減少を招く。この結果、窒素除去
率が低下してしまうことになる。そこで、Rr計16を
使用して実質の脱窒時間を推定すれば、与えられた条件
で循環水量の比(循環比)を最大にして窒素除去率を高
める運転制御が可能となる。
槽2eの出口の溶存酸素DOを低くするか、ポンプ6を
制御して循環水量を減らさなければならないため、硝化
効率の低下や脱窒量の減少を招く。この結果、窒素除去
率が低下してしまうことになる。そこで、Rr計16を
使用して実質の脱窒時間を推定すれば、与えられた条件
で循環水量の比(循環比)を最大にして窒素除去率を高
める運転制御が可能となる。
【0059】上記脱窒反応をモデル化するに当たり、脱
窒菌の比増殖速度μdは次の(7)式のように表すこと
ができる。
窒菌の比増殖速度μdは次の(7)式のように表すこと
ができる。
【0060】 μd=μd(max)・(exp(θd(t−20)) ……(7) ここで、μd:脱窒菌比増殖速度(1/day)、μd(max):脱
窒菌最大比増殖速度(1/day)、θd:温度係数(-)、t:
水温(℃)である。
窒菌最大比増殖速度(1/day)、θd:温度係数(-)、t:
水温(℃)である。
【0061】また、比脱窒速度KDNは次の(8)式で
表される。
表される。
【0062】 KDN=(μd・Xd)/(Yd・24・MLSS・Vt) ……(8) ここで、KDN:比脱窒速度(mg-N/g-ss/hr)、Xd:脱窒
菌量(mg)、Yd:脱窒菌収率(mg/mg-N)、MLSS:汚泥濃度
(g-ss/L)、Vt:反応槽容積(L)である。上記(8)式
は脱窒菌の増殖量から脱窒速度を計算するものである。
そして、実質脱窒時間tdは後述の(12)式で表され
る。
菌量(mg)、Yd:脱窒菌収率(mg/mg-N)、MLSS:汚泥濃度
(g-ss/L)、Vt:反応槽容積(L)である。上記(8)式
は脱窒菌の増殖量から脱窒速度を計算するものである。
そして、実質脱窒時間tdは後述の(12)式で表され
る。
【0063】ここで、流入水と返送汚泥のDOを0(mg-0
2/L)と仮定すると、 DOI=(DOL・Qr1)/(Qin+Qr1+Qr2) ……(9) なお、DOI:理論的脱窒槽流入DO(mg-02/L)、D
OL:硝化槽最終DO(mg-02/L)、Qin:流入量(L/hr)、
Qr1:循環量(L/hr)、Qr2:返送量(L/hr)である。ま
た、脱窒槽へ流入してから理論的にDOが0(mg-02/L)と
なる平均滞留時間tSは、 tS=DOI/Rr ………(10) で、tS:理論的DO消費時間(hr)、Rr:酸素利
用速度(mg-02/L/hr)である。
2/L)と仮定すると、 DOI=(DOL・Qr1)/(Qin+Qr1+Qr2) ……(9) なお、DOI:理論的脱窒槽流入DO(mg-02/L)、D
OL:硝化槽最終DO(mg-02/L)、Qin:流入量(L/hr)、
Qr1:循環量(L/hr)、Qr2:返送量(L/hr)である。ま
た、脱窒槽へ流入してから理論的にDOが0(mg-02/L)と
なる平均滞留時間tSは、 tS=DOI/Rr ………(10) で、tS:理論的DO消費時間(hr)、Rr:酸素利
用速度(mg-02/L/hr)である。
【0064】更に、脱窒槽における平均滞留時間taは
次の(11)式になる。
次の(11)式になる。
【0065】 ta=Va/(Qin+Qr1+Qr2) ……(11) ただし、ta:脱窒槽平均滞留時間(hr)、Va:脱窒
槽容積(L) よって、DOが存在する場合には脱窒反応が完全阻害さ
れるとすると実質的に脱窒反応が起こる時間tdは(1
2)式のようになる。なお、tdは実質脱窒時間(h
r)である。
槽容積(L) よって、DOが存在する場合には脱窒反応が完全阻害さ
れるとすると実質的に脱窒反応が起こる時間tdは(1
2)式のようになる。なお、tdは実質脱窒時間(h
r)である。
【0066】td=ta−ts ……(12) 次に、1日当たりの脱窒菌増殖量DXdは(13)式で
表すことができる。
表すことができる。
【0067】 DXd=min{NOX・(Qr1+Qr2)・24・Yd・μd,Xd・(td・Qin/Vt)} ………(13) ここで、DXd:1日当たりの脱窒菌増殖量(mg/day)、NO
X:硝化最終槽のNOX-N濃度(mg-N/L)→分析日以外は後に
示す硝化反応モデルの計算式またはNit-Rrより推定でき
る。(13)式においては脱窒槽に流入するNOX量と脱
窒能力との比較をして、小さい方を採る。つまり、流入
NOX量を越えるような脱窒速度を持つ場合は基質量以上
の脱窒は起こらない。
X:硝化最終槽のNOX-N濃度(mg-N/L)→分析日以外は後に
示す硝化反応モデルの計算式またはNit-Rrより推定でき
る。(13)式においては脱窒槽に流入するNOX量と脱
窒能力との比較をして、小さい方を採る。つまり、流入
NOX量を越えるような脱窒速度を持つ場合は基質量以上
の脱窒は起こらない。
【0068】新規脱窒菌量Xd(new)は次の(14)式で
表すことができる。
表すことができる。
【0069】 Xd(new)=Xd+DXd−(Xd/SRT)−Xd・bd ……(14) ここで、Xd(new)は新規脱窒菌量(mg)、SRTは汚泥
滞留時間(day)、bdは脱窒菌自己分解係数(1/day)であ
る。(14)式においては、元々存在する脱窒菌量、脱
窒菌増殖量、脱窒菌引き抜き量および脱窒菌自己分解量
を加味して新規脱窒菌量を表している。
滞留時間(day)、bdは脱窒菌自己分解係数(1/day)であ
る。(14)式においては、元々存在する脱窒菌量、脱
窒菌増殖量、脱窒菌引き抜き量および脱窒菌自己分解量
を加味して新規脱窒菌量を表している。
【0070】上記のように構成した実施例において、必
要実測データとしては、 (a)必要とする計測データ項目は、硝化最終槽DO
(1日平均)、反応槽水温(1日平均)、MLSS(1
日平均)およびRr(1日平均)である。
要実測データとしては、 (a)必要とする計測データ項目は、硝化最終槽DO
(1日平均)、反応槽水温(1日平均)、MLSS(1
日平均)およびRr(1日平均)である。
【0071】(b)必要とする分析データ項目は、硝化
最終槽NOX−N濃度(分析日のデータ)、脱窒槽NOX
−N濃度(分析日のデータ)である。
最終槽NOX−N濃度(分析日のデータ)、脱窒槽NOX
−N濃度(分析日のデータ)である。
【0072】(c)その他として、SRT、反応槽容積
(脱窒槽)、各種流量などである。
(脱窒槽)、各種流量などである。
【0073】次に動力学的パラメータの最適化として、
前述したモデル式{(7)〜(14)}中の次に示す5
つの動力学的パラメータを実測脱窒速度(NOX−N)
分析値より求める)と、(8)式の計算脱窒速度との誤
差を最小にするように非線形シンプレックス法を用いて
値を決定する。よって、最適化操作は実測脱窒速度が得
られる日にのみ行う。この理由としては、計算脱窒速度
と実測速度のフィッティングを行うためである。なお、
脱窒槽の最初の段階から既にNOX−Nが存在しない場
合(脱窒速度が早過ぎる場合)には実測脱窒速度は手分
析によって求めなければならない。
前述したモデル式{(7)〜(14)}中の次に示す5
つの動力学的パラメータを実測脱窒速度(NOX−N)
分析値より求める)と、(8)式の計算脱窒速度との誤
差を最小にするように非線形シンプレックス法を用いて
値を決定する。よって、最適化操作は実測脱窒速度が得
られる日にのみ行う。この理由としては、計算脱窒速度
と実測速度のフィッティングを行うためである。なお、
脱窒槽の最初の段階から既にNOX−Nが存在しない場
合(脱窒速度が早過ぎる場合)には実測脱窒速度は手分
析によって求めなければならない。
【0074】μd(max):脱窒菌最大比増殖速度(1/day) θd:温度係数(-) Xd(0):初期脱窒菌量 Yd:脱窒菌収率(mg/g-N) bd:脱窒菌自己分解係数(1/day) また、脱窒速度を推定するには、最適化を行った日より次
の最適化を行うまでは前回最適モデル式に計測データを
入力することにより脱窒速度を計算することができる。 図5は上述した実施例の動作フローチャートで、図5に
おいて、実測硝化速度が得られない日(NOX−Nの分
析が行われない日)の結果、すなわち、ステップS1の
分析で「no」(分析が行われない日)のときには、ス
テップS2の流入T−Nの推定を行ってからステップS
3で硝化速度の推定を行う。その後、ステップS4で硝
化反応モデル計算を行って、ステップS5で硝化反応モ
デルの最適化を行う。この最適化の後、脱窒反応モデル
計算をステップS6で行って最適化操作量が得られるま
で上記処理を行う。
の最適化を行うまでは前回最適モデル式に計測データを
入力することにより脱窒速度を計算することができる。 図5は上述した実施例の動作フローチャートで、図5に
おいて、実測硝化速度が得られない日(NOX−Nの分
析が行われない日)の結果、すなわち、ステップS1の
分析で「no」(分析が行われない日)のときには、ス
テップS2の流入T−Nの推定を行ってからステップS
3で硝化速度の推定を行う。その後、ステップS4で硝
化反応モデル計算を行って、ステップS5で硝化反応モ
デルの最適化を行う。この最適化の後、脱窒反応モデル
計算をステップS6で行って最適化操作量が得られるま
で上記処理を行う。
【0075】前記ステップS1の分析で「yes」(分
析が行われた日)のときはステップS7の処理に進み、
硝化反応のモデル計算を行う。この計算を行った後は、
ステップS8で硝化反応モデルの最適化を行い、最適化
が達成されたなら、ステップS9で脱窒反応のモデル計
算を行った後、ステップS10で脱窒反応モデルの最適
化を行って最適操作量を得る。
析が行われた日)のときはステップS7の処理に進み、
硝化反応のモデル計算を行う。この計算を行った後は、
ステップS8で硝化反応モデルの最適化を行い、最適化
が達成されたなら、ステップS9で脱窒反応のモデル計
算を行った後、ステップS10で脱窒反応モデルの最適
化を行って最適操作量を得る。
【0076】
【発明の効果】以上述べたように、この発明によれば、
従来、脱窒速度はNOX−N濃度の分析を行わないと得
ることができず、また、硝化速度はNOX−N濃度の分
析あるいはNit−Rrの測定を行わないと得ることが
できなかったことが、分析日間の脱窒速度およびNit
−Rrの測定間の硝化速度を推定でき、かつ硝化反応お
よび脱窒反応の状態監視(モニタリング)が可能となる
とともに、硝化速度および脱窒速度の他にも各反応モデ
ル中の動作力学的パラメータの値を知ることができるた
めに、DO制御やSRT制御も可能となる利点がある。
従来、脱窒速度はNOX−N濃度の分析を行わないと得
ることができず、また、硝化速度はNOX−N濃度の分
析あるいはNit−Rrの測定を行わないと得ることが
できなかったことが、分析日間の脱窒速度およびNit
−Rrの測定間の硝化速度を推定でき、かつ硝化反応お
よび脱窒反応の状態監視(モニタリング)が可能となる
とともに、硝化速度および脱窒速度の他にも各反応モデ
ル中の動作力学的パラメータの値を知ることができるた
めに、DO制御やSRT制御も可能となる利点がある。
【図1】この発明の実施例を示す制御システム構成図。
【図2】実施例の制御フローチャート。
【図3】硝化速度予測フローチャート。
【図4】最適化処理フローチャート。
【図5】実施例の動作フローチャート。
【図6】一般的な循環式硝化脱窒処理装置を示す制御シ
ステム構成図。
ステム構成図。
1a,1b…脱窒槽 2a〜2e…硝化槽 5…ブロワ 6…硝化液循環ポンプ 15、25…流量計 16…Rr計 17…Nit−Rr 18、23…DO計 19…硝化反応制御システム 20…DO制御 21…SRT制御 22…循環量制御部
Claims (6)
- 【請求項1】 原水を脱窒槽で脱窒細菌により脱窒を行
う工程と、複数段の硝化槽で硝化細菌により硝化を行う
工程と、沈澱槽で固液分離して上澄液を処理水として放
流する工程とを含む活性汚泥循環変法処理において、 上記脱窒槽に流入する原水の流量計を配備するととも
に、複数段の硝化槽の上流部に全酸素消費速度から硝化
反応に伴う酸素消費速度を差し引いた値の計測器を付設
し、これら計測器の値および水質分析値を硝化反応制御
システムに入力して硝化反応に基づく酸素消費量及び溶
存酸素量とから硝化槽内の硝化速度を推定し、その値と
原水の流入量に応じて目標とする硝化速度を確保するた
めのSRT制御を可能ならしめるように硝化槽に対する
ブロワの送風量をコントロールするDO制御を実施し、
前記脱窒槽に流入する原水の溶存酸素と流量を計測する
とともに、硝化槽の硝化液の呼吸速度と溶存酸素とを計
測し、かつ前記ポンプで吸い上げた硝化液の流量を計測
した各計測値を循環量制御部で制御した後、その制御値
で前記ポンプの吸い上げ量を可変させたことを特徴とす
る循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の
状態監視方法。 - 【請求項2】 前記水質分析において、NOX−Nの分
析が行われないときには、流入T−Nを推定した後、N
it−Rrから硝化速度を推定し、しかる後、硝化反応
モデル計算を行って硝化速度を得た後、硝化反応モデル
を最適化してから脱窒反応モデル計算を行って脱窒速度
を得て最適操作量を得るようにした請求項1記載の循環
式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監
視方法。 - 【請求項3】 前記Nit−Rrから得た硝化速度と硝
化反応モデル計算による硝化速度の適合を非線形シンプ
レックス法で行うことを特徴とする請求項2記載の循環
式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監
視方法。 - 【請求項4】 前記非線形シンプレックス法によって脱
窒反応モデル中の動力学的パラメータを得て最適モデル
を獲得し、その最適モデルに計測データを入力して脱窒
速度を推定することを特徴とする請求項3記載の循環式
硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監視
方法。 - 【請求項5】 前記水質分析において、NOX−Nの分
析が行われないときには、Nit−Rrから得られた硝
化速度あるいは硝化反応最適モデルより計算される硝化
速度より硝化最終槽のNOX−N濃度を推定し、これか
ら脱窒槽に流入するNOX−N濃度を計算することを特
徴とする請求項1記載の循環式硝化脱窒法における硝化
反応および脱窒反応の状態監視方法。 - 【請求項6】 前記水質分析において、NOX−Nの分
析を行ったときには、硝化反応モデル計算により硝化速
度を得、この硝化速度から硝化反応モデルの最適化を行
ってから、脱窒反応モデル計算を行って脱窒速度を得、
この脱窒速度から脱窒反応モデルの最適化を行って最適
操作量を得るようにしたことを特徴とする請求項1記載
の循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の
状態監視方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP6258606A JPH08117793A (ja) | 1994-10-25 | 1994-10-25 | 循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監視方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP6258606A JPH08117793A (ja) | 1994-10-25 | 1994-10-25 | 循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監視方法 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH08117793A true JPH08117793A (ja) | 1996-05-14 |
Family
ID=17322616
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP6258606A Pending JPH08117793A (ja) | 1994-10-25 | 1994-10-25 | 循環式硝化脱窒法における硝化反応および脱窒反応の状態監視方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH08117793A (ja) |
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2001104979A (ja) * | 1999-10-13 | 2001-04-17 | Meidensha Corp | 排水処理方法及びその装置 |
JP2001198590A (ja) * | 2000-01-17 | 2001-07-24 | Hitachi Ltd | 活性汚泥水処理装置のシミュレーション方法および装置 |
JP2002307094A (ja) * | 2001-04-13 | 2002-10-22 | Toshiba Corp | 下水処理システム |
JP2011147858A (ja) * | 2010-01-20 | 2011-08-04 | Hitachi Ltd | 下水処理装置及び下水処理方法 |
JP2012200705A (ja) * | 2011-03-28 | 2012-10-22 | Swing Corp | 窒素含有排水の処理方法及び装置 |
-
1994
- 1994-10-25 JP JP6258606A patent/JPH08117793A/ja active Pending
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2001104979A (ja) * | 1999-10-13 | 2001-04-17 | Meidensha Corp | 排水処理方法及びその装置 |
JP2001198590A (ja) * | 2000-01-17 | 2001-07-24 | Hitachi Ltd | 活性汚泥水処理装置のシミュレーション方法および装置 |
JP2002307094A (ja) * | 2001-04-13 | 2002-10-22 | Toshiba Corp | 下水処理システム |
JP2011147858A (ja) * | 2010-01-20 | 2011-08-04 | Hitachi Ltd | 下水処理装置及び下水処理方法 |
JP2012200705A (ja) * | 2011-03-28 | 2012-10-22 | Swing Corp | 窒素含有排水の処理方法及び装置 |
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