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

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。

Description

【発明の詳細な説明】

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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ＮＯ_X−Ｎ濃度を推定
し、これから脱窒槽に流入するＮＯ_X−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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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。

【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（μ_S：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。

【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。

【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μ_Sは次式で表わされる。

【００３７】 μ_S＝μ_S(max)・[exp(θ_S(t−15))]・[1−Ｚ(Ｋ_pH−pＨ_A)]・[DO_A/(DO_A＋Ｋdo)] …… （３） ここで、μ_S：硝化菌比増殖速度(1/day)、μ_S(max)：硝
化菌最大比増殖速度(1/day)、θ_S：温度係数(-)、ｔ：
水温（℃）、ｐＨ_A：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(-)、Ｋ_pH：ｐＨ飽和
定数(-)、ＤＯ_A：溶存酸素濃度(mg-o₂/L)好気最初槽と
好気最終槽の平均値、Ｋ_DO ：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。

【００３９】 ＫＮ＝（μ_S・Ｘ_S）／（Ｙ_S・２４・MLSS・Ｖ_t） ……（４） ここで、ＫＮ：比硝化速度(mg-N/g-ss/hr)、Ｘ_S:硝化菌
量(mg)、Ｙ_S：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。

【００４１】 ＤＸ_S＝min（ＴＮin・Ｑin・24・0.6・Ｙ_S,μ_S・Ｘ_S・(Ｖ₀/Ｖ_t)）…（５） ここで、ＤＸ_S：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。

【００４２】Ｑin：流入水量（L/hr)、Ｖ₀：硝化槽容積
(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。

【００４４】更に系内の新規硝化菌量Ｘ_S(new)は次の
（６）式で表すことができる。

【００４５】 Ｘ_S(new)＝Ｘ_S＋ＤＸ_S−（Ｘ_S／ＳＲＴ）−（Ｘ_S・ｂ_S）……（６） ここで、Ｘ_S(new)：新規硝化菌量(mg)、ＳＲＴ：汚泥滞
留時間(day)、ｂ_S：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。

【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。

【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。

【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。

【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μ_s（比増殖速度）を演算
し、得られたμ_s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Ｘ_S(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。

【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。

【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ＮＯ_X−Ｎ濃度（分
析日のデータ）と脱窒最終槽ＮＯ_X−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（ＮＯ_X−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】μ_S(max)：硝化菌最大比増殖速度(1/da
y)、θ_S：温度係数(-)、Ｘ_S(0):硝化菌量(mg)、Ｙ_S：硝
化菌収率(mg/mg-N)、ｂ_S：硝化菌自己分解係数(1/da
y)、Ｋ_DO：ＤＯ飽和定数(mg-o₂/L)、Ｋ_pH：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、ＮＯ_X−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。

【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。

【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。

【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μ_dは次の（７）式のように表すこと
ができる。

【００６０】 μ_d＝μ_d(max)・(exp(θ_d(t−20)) ……（７） ここで、μ_d：脱窒菌比増殖速度(1/day)、μ_d(max)：脱
窒菌最大比増殖速度(1/day)、θ_d：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。

【００６２】 ＫＤＮ＝（μ_d・Ｘ_d）／（Ｙ_d・２４・MLSS・Ｖ_t） ……（８） ここで、ＫＤＮ：比脱窒速度(mg-N/g-ss/hr)、Ｘ_d:脱窒
菌量(mg)、Ｙ_d：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ｔ_d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、 ＤＯ_I＝（ＤＯ_L・Ｑ_r1）／（Ｑ_in＋Ｑ_r1＋Ｑ_r2） ……（９） なお、ＤＯ_I：理論的脱窒槽流入ＤＯ(mg-0₂/L)、Ｄ
Ｏ_L：硝化槽最終ＤＯ(mg-0₂/L)、Ｑ_in：流入量(L/hr)、
Ｑ_r1：循環量(L/hr)、Ｑ_r2：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ｔ_Sは、 ｔ_S＝ＤＯ_I／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ｔ_aは
次の（１１）式になる。

【００６５】 ｔ_a＝Ｖ_a／（Ｑ_in＋Ｑ_r1＋Ｑ_r2） ……（１１） ただし、ｔ_a：脱窒槽平均滞留時間（ｈｒ）、Ｖ_a：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ｔ_dは（１
２）式のようになる。なお、ｔ_dは実質脱窒時間（ｈ
ｒ）である。

【００６６】ｔ_d＝ｔ_a−ｔ_s ……（１２） 次に、１日当たりの脱窒菌増殖量ＤＸ_dは（１３）式で
表すことができる。

【００６７】 DX_d=min{NOX・(Q_r1＋Q_r2)・24・Y_d・μ_d,X_d・(t_d・Q_in/V_t)} ………（１３） ここで、DX_d：１日当たりの脱窒菌増殖量（mg/day)、NO
X：硝化最終槽のNO_X-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NO_X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
NO_X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Ｘ_d(new)は次の（１４）式で
表すことができる。

【００６９】 Ｘ_d(new)＝Ｘ_d＋ＤＸ_d−（Ｘ_d／ＳＲＴ）−Ｘ_d・ｂ_d ……（１４） ここで、Ｘ_d(new)は新規脱窒菌量（mg)、ＳＲＴは汚泥
滞留時間(day)、ｂ_d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。

【００７１】（ｂ）必要とする分析データ項目は、硝化
最終槽ＮＯ_X−Ｎ濃度（分析日のデータ）、脱窒槽ＮＯ_X
−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。

【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（ＮＯ_X−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】μ_d(max)：脱窒菌最大比増殖速度(1/day) θ_d：温度係数(-) Ｘ_d(0)：初期脱窒菌量 Ｙ_d：脱窒菌収率（mg/g-N) ｂ_d：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（ＮＯ_X−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。

【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ＮＯ_X−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ＮＯ_X−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。

【図面の簡単な説明】

【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。

【符号の説明】

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)

【特許請求の範囲】
1. 【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。
2. 【請求項２】 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、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。
3. 【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。
4. 【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。
5. 【請求項５】 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ＮＯ_X−Ｎ濃度を推定し、これか
   ら脱窒槽に流入するＮＯ_X−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。
6. 【請求項６】 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。