对《室外排水设计标准》中二沉池设计方法的讨论与建议

从这些年国内各地污水处理厂的实际运行情况来看，很多污水处理厂的二沉池在应对峰值流量、污泥沉降性能方面存在相当程度的风险，而这些年污水处理厂的升级改造或新建普遍朝着工艺单元叠加、工艺链越来越长的方向发展，忽视二沉池应对复合风险的考虑，在很多情况下二沉池设计偏小，导致二沉池在运行过程中出现“翻泥”现象，并对后续过滤单元造成较大的压力及产生出水超标的风险。

图1  二沉池“翻泥”现象

无论《室外排水设计规范》（GB 50014-2006）还是《室外排水设计标准》（GB 50014-2021）都规定二沉池以表面水力负荷为主要设计参数。按表面水力负荷设计沉淀池时，应校核固体负荷、沉淀时间和沉淀池各部分主要尺寸的关系，使之相互协调，如表1所示。

表1 《室外排水设计标准》（GB 50014-2021）中二沉池相关设计参数

注:当二次沉淀池采用周边进水周边出水辐流沉淀池时，固体负荷不宜超过200 kg/（m2·d）。

在具体的设计参数取值时，各设计单位大致相同，基本是一种经验的取值方法，比如对活性污泥法后的幅流式二沉池设计，一些设计院按照最高日最高时流量设计，取0.8～1.0 m3/(m2·h)；有的设计单位取1.0m3/(m2·h)；有的设计单位会按照规范下限取值，然后校核固体通量；还有的设计单位对于二沉池后端加了高密度沉淀池等深度处理单元时会调高表面负荷，比如会达到1.2~1.3m3/(m2·h)。

（1）《室外排水设计标准》对决定二沉池大小的表面负荷和固体通量给出了较为宽松的范围，例如对于活性污泥法后的二沉池，表面负荷取值为0.6~1.5m3/(m2·h)，固体负荷需小于150kg/(m2·d)。表面负荷的最高值是最低值的2.5倍，在这样宽泛的范围内，如何取值并没有给出明确的指导意见，对于没有足够经验的设计人员这显然是个技术挑战。

很多污水处理厂的运行记录表明，在峰值流量条件下二沉池的表面负荷即使达到2.7~3.1m3/(m2·h)时依然运行良好，而在某些条件下较低的表面负荷却不能获得很好的沉降效果。例如，加州的一些污水处理厂的运行情况显示表明负荷在1.0~2.0m3/(m2·h)时，二沉池的出水SS基本都低于20mg/L。这说明表面负荷不是决定二沉池运行成败的唯一关键因素，隐藏在表面负荷的背后有更深刻的规律在起支配作用(见图2)。

图2 表面负荷与出水SS的关系

（2）二沉池整体的泥层沉淀效果与多种因素有关，它不仅包括表面负荷、固体通量，还包括污泥的沉降性能、池深等。尤其是污泥沉降性能对于二沉池的运行成败影响至关重要。对于绝大多数活性污泥法的污水处理厂，反映污泥沉降性能指标的SVI并不是一个恒定的值，这个值在一年四季是动态变化，有的变化幅度小，有的变化幅度大。研究团队对全国各地的25座出现二沉池“翻泥”的污水处理厂进行了调查，调查发现这些污水厂的冬季SVI最高值约180~200 mL/g，夏季SVI最低值约70~80 mL/g，如图3所示，这些污水厂二沉池的设计表面负荷通常为0.6~1.5m3/(m2·h)。

图3 国内25座污水处理厂一年内SVI的变化

（3）SVI的变化实质上是微生物在各种条件（包括水温、水质等）下的一种生长方式呈现，严重的表现为污泥膨胀，这种现象在世界各地的污水厂屡见不鲜，TANDOI等对澳大利亚、奥地利、比利时、丹麦、法国、意大利、南非、西班牙、美国等多个国家的污泥膨胀做了详尽的调查，调查结果显示污泥膨胀在上述各国不同程度地存在。污泥膨胀是一个非常复杂的问题，并非简单是运行操作不当所致，与工艺设计、先天进水水质有很大的关系，尽管在70年代选择器的出现在某些方面改善了污泥膨胀，但这个问题并没有完全解决，季节性的SVI变化是一种客观的普遍现象，而非偶然的个别现象。因此，以MLSS=4 000mg/L为例，在污泥沉降性能较好时二沉池达到一定的固定通量没有问题，而当污泥沉降性能变差时就未必能在二沉池内达到这样的固体通量。

（4）在水温较低的冬季，绝大多数污水处理厂为了实现稳定充分的硝化，往往控制的污泥浓度较高，这种情况会对二沉池的污泥沉降造成更为不利的影响，尽管有时候SVI未必很高，但由于不得不维持较高的MLSS，二沉池在某些时刻也容易出现“翻泥”现象。

综上，较为宽泛的设计值在实践过程中难以通过清晰的原则指导设计来应对实际工程中存在的复合风险，这种复合风险主要来自于活性污泥SVI的自然变化、MLSS浓度在特定时期的较高需求等综合叠加。

对二沉池的全面认识在世界各地并不是完全一致，这主要是因为有关二沉池的小试或中试规模的研究结论很难直接放大到工程尺度，二沉池领域内显著的认识发展主要来自于生产性规模的研究，生产性规模的研究使得各种复杂因素变得显而易见。因此，对二沉池的发展认识主要是在活性污泥法应用时间比较长的欧洲和北美。

纵观活性污泥法应用的100多年历史，二沉池的理论认识发展基本可以分为前后两个50年，第一个50年是1913至1963年，这期间主要是描述沉淀性能的指标、反映沉淀理论的基本概念出现出现，其中包括1922年METCALF & EDDY提出了基于水力负荷决定二沉池面积的概念，MOHLMAN在1934年提出了SVI的概念，并发展出利用SVI数据来确定二沉池所需面积的方法；CAMP在1945年提出了系统的沉淀理论，该理论包括了单个颗粒物的自由沉淀、区域沉淀和压缩的过程，基于此理论的设计方法首次提出悬浮物的去除效率依赖于表面积而不是池深。二沉池理论发展的第二个50年是1964至2013年，这期间主要是以固体通量为核心的沉淀理论逐渐发展成型。这个时期主要形成的概念包括：1967年DICK首次提出固体通量理论。1968年VESILIND推导出污泥沉降速度和污泥浓度之间的关系。作为固体通量理论的进一步延伸，KEINATH在1977年提出状态点分析。20世纪90年代，美国一半以上的州制定了二沉池设计标准。1991年德国对ATV 标准进行了修订，二沉池的设计包括了污泥储存区和雨季高峰流量的缓冲区。此后，出现了应用 CFD 模型来描述二沉池流态并将其与活性污泥模型相结合的理论发展。

在上述二沉池理论发展过程中，在世界范围内逐步形成了两种设计方法，一种是在英语国家为主的以固体通量理论为基础的设计方法，另一种设计方法是在荷兰（STOWA）、德国（DWA）形成的基于经验的方法，这种方法将表面负荷与污泥沉降和浓缩特性联系起来。由于二沉池设计涉及诸多细节，本文仅对上述方法如何确定最为重要的二沉池面积进行简要的介绍。

3.1 基于固体通量理论的二沉池设计

3.1.1 状态点分析法

状态点分析法是固体通量理论的延伸，状态点指的是二沉池溢流操作线和底流操作线的交点（如图4所示）。该方法考虑了实际的污泥浓度、表面负荷、回流污泥浓度，以及这些操作参数的组合是否导致实际的固体通量在二沉池的极限固体通量之内。

图4 状态点分析

图4中，溢流操作线代表了溢流的固体通量，溢流操作线的斜率是表面负荷Q/A。底流操作线代表了二沉池底流的排出速率，底流操作线的斜率是-QR/A，与X轴相交的点为回流污泥浓度。沉降通量曲线是状态点分析法应用的关键所在，一般通过多组的批示实验获得污泥界面沉降速度，污泥界面速度通常用Vesilind方程来描述，见式(1)：

式中，Vs为污泥界面沉降速度，V0、k为与污泥相关的常数、X是污泥浓度。这样，沉降通量可以表达为式(2)：

通过绘制上述曲线可以确定二沉池是否运行在安全的状态，从而确定出合理的池面面积。图5显示了二沉池几种超出安全的运行状态。

图5 二沉池超出安全的运行状态

图5a中状态点处于沉降通量曲线下方，但是底流线的左部分与沉降通量曲线相交，二沉池的泥位在不断上升过程中，污泥最终会从出水堰流失；图5b显示了二沉池处于超负荷的运行状态，状态点超出沉降通量曲线的下方范围，二沉池的水流上升流速大于污泥的沉降速率，会导致污泥翻出二沉池。

3.1.2 DAIGGER法

DAIGGER法是DAIGGER在20世纪90年代开发的一种二沉池设计评估方法，该方法建立了一系列具有不同SVI 值的回流污泥浓度与容许固体通量之间的函数关系，形成了一个方便的二沉池操作图，用查曲线图的方法来确定二沉池合适的设计参数，如图6所示。

图6 DAIGGER法曲线

图6中实线代表了不同SVI时的极限固体通量，虚线代表了不同的底流速率。如果操作点在与当前 SVI 对应线的下方和左侧，则二沉池处于安全的运行状态，否则会有失败的风险。其他以固体通量理论为基础的方法还包括KEINATH法、WILSON法，核心内容仍然是考虑污泥沉降性能对二沉池性能的影响。

3.2 经验法的二沉池设计

3.2.1 ATV经验法

ATV经验法是德国在20世纪70年代逐渐形成的二沉池设计方法，现在ATV已经改称为DWA。ATV经验法里用到了DSVI的概念，DSVI是稀释后的污泥容积指数（SVI），DSVI测试时需要将污泥稀释，稀释后污泥沉降体积控制在150~250mL，从而避免了高污泥浓度的影响。计算表面负荷时，采用式(3)进行计算：

式中qA——表面负荷；

qSV——污泥容积负荷，需要根据沉降比及池型选择；

DSV——稀释后的沉降比；

DSVI——稀释后的污泥容积指数。

3.2.2 STOWA经验法

荷兰STOWA经验法与德国ATV经验法类似，也用到了稀释的沉降比DSV，计算表面负荷采用式(4)~式(6)进行计算

3.3 国外设计方法的适用性讨论

采用经验法的二沉池设计，无论是德国ATV方法还是荷兰的STOWA方法，都重在反映污泥沉降性能对二沉池的影响，相对来说设计方法比较简单明确。但德国和荷兰的经验法都用到了DSV这一参数，DSV在中国的污水处理厂一般不测，国内没有这方面的基础数据。此外，经验法的设计原则是来自某一地区有限的实践经验总结，比如荷兰STOWA方法（1981）是来自于21座污水处理厂的研究结果，这些污水处理厂二沉池的水深约1.5~2.5 m（荷兰地下水位较高，边墙水深限制最大不超过2.5 m）。因此，我国难以直接应用ATV或STOWA方法进行设计或校核。

基于固体通量理论的DAIGGER法、KEINATH法及WILSON法无论用图表或公式计算都较容易使用，但这些方法都是某一地区的特定经验总结，比如KEINATH法的数据也是来自 21 座污水处理厂的实地调研，这些厂在规模、操作方式、曝气方法以及工业废水的类型和水量方面差异很大，也没有在曝气池投加化学药剂。因此，直接套用这些方法也存在一定的技术风险。

状态点分析将进水流量、回流量、二沉池面积、MLSS、污泥沉降特性这5个因素综合考虑，用图示的方法清晰表示二沉池的运行状态，提供了一种直观的二沉池状态分析方法。从原理上来说该方法是一种普适性方法，对于我国这样地域辽阔的国家，各地污水厂情况会有很大的不同，用带有明显局限性的方法可能未必合适，而状态点分析法则不存在这种问题。同时，在国内污水处理厂已经基本建成的情况下，通过在当地的污水处理厂进行有限的测试便可获得可靠的沉淀曲线，也使得这种方法在实际中变得可行。

研究团队应用状态点分析法在慈溪东部污水处理厂进行了测试，慈溪东部污水处理厂处理规模10万m3/d，分一、二期建设，一二期处理规模各5万m3/d，生物处理工艺为AAO工艺，二沉池为辐流式。沉降试验的污泥取自一期曝气池，并进行多次稀释、浓缩以满足批次试验的浓度所需。

沉降试验柱的直径为10 cm，高度约1.5 m，搅拌桨转速约1 r/min，记录污泥沉降界面1 h的变化高度，可以得出界面沉降速度，通过指数拟合可以得到沉降速度曲线，如图7、8所示。

图 7 沉淀柱试验装置

图8 污泥界面沉降速度与污泥浓度的关系

从拟合的指数曲线中可以得出Vesilind方程的V0=17.35m/h，k=0.00025L/mg，同时根据二沉池的面积、进水流量、回流量、曝气池污泥浓度即可得到重力通量曲线、溢流通量曲线与底流通量曲线，如图9所示。

图9 慈溪东部污水处理厂状态点分析

从图9可以看出，二沉池状态点远远低于重力通量曲线，因为慈溪东部污水厂的污泥沉降性能一直非常好，固体通量即使超过150kg/(m2·d)，二沉池也不会有失败的风险。因此，以状态点分析法来设计二沉池就不会出现由于污泥沉降性能较差或较好而带来二沉池面积偏大或偏小的问题，设计的针对性和实用性会更强。

以活性污泥法为基础的各种生物处理工艺对污染物的去除是在曝气池内完成的，但最终效果是在二沉池体现出来，二沉池的成功与否对污水处理厂的运行至关重要。在当前情况下，无论是新建污水处理厂的精细化设计，还是已有污水处理厂的因地制宜改造都极有必要重视基于污泥沉降性能的二沉池优化设计，简单地通过选择表面负荷辅以固体通量核算的方法并不能适应实际需求，容易造成设计的二沉池偏大或偏小。

状态点分析法是普适的二沉池设计方法，也是目前国际上一些知名设计咨询公司经常用到的方法，建议《室外排水设计标准》在将来修订时采用状态点分析法作为二沉池设计参数取值的参考依据。