❶ 高氨氮怎麼處理
先加鹼回收氨氣，再採取A2/O法處理
❷ 求cass資料
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CCAS工藝，即連續循環曝氣系統工藝（Continuous Cycle Aeration System），是一種連續進水式SBR曝氣系統。這種工藝是在SBR（Sequencing Batch Reactor，序批式處理法）的基礎上改進而成。SBR工藝早於1914年即研究開發成功，但由於人工操作管理太煩瑣、監測手段落後及曝氣器易堵塞等問題而難以在大型污水處理廠中推廣應用。SBR工藝曾被普遍認為適用於小規模污水處理廠。進入60年代後，自動控制技術和監測技術有了飛速發展，新型不堵塞的微孔曝氣器也研製成功，為廣泛採用間歇式處理法創造了條件。1968年澳大利亞的新南威爾士大學與美國ABJ公司合作開發了「採用間歇反應器體系的連續進水，周期排水，延時曝氣好氧活性污泥工藝」。1986年美國國家環保局正式承認CCAS工藝屬於革新代用技術（I/A），成為目前最先進的電腦控制的生物除磷、脫氮處理工藝。 CCAS工藝對污水預處理要求不高，只設間隙15mm的機械格柵和沉砂池。生物處理核心是CCAS反應池，除磷、脫氮、降解有機物及懸浮物等功能均在該池內完成，出水可達標排放。
經預處理的污水連續不斷地進入反應池前部的預反應池，在該區內污水中的大部分可溶性BOD被活性污泥微生物吸附，並一起從主、預反應區隔牆下部的孔眼以低流速(0.03-0.05m/min)進入反應區。在主反應區內依照「曝氣（Aeration）、閑置(Idle)、沉澱(Settle)、排水(Decant)」程序周期運行，使污水在「好氧-缺氧」的反復中完成去碳、脫氮，和在「好氧-厭氧」的反復中完成除磷。各過程的歷時和相應設備的運行均按事先編制，並可調整的程序，由計算機集中自控。
CASS工藝發展至今，已在城市污水和工業廢水處理領域逐步得到應用。但是，CASS工藝設計方法的研究卻發展緩慢，目前還處於經驗階段，究其原因有兩點：一是專業技術人員比較側重於主要設備（如潷水器）和自控系統的研究開發，而忽略了對CASS工藝設計方法的研究；二是CASS工藝乃至所有的間歇式活性污泥工藝的反應過程都比較復雜，其部分生物作用機理至今仍在研究之中。
高氨氮污水對於環境的危害日益引起人們的重視，國內外目前對於應用CASS工藝處理高氨氮污水的研究還處於起步階段，處理效果也不理想，脫氮率較低。研究如何改進CASS工藝設計方法,將其用於高氨氮污水的處理，充分發揮CASS工藝脫氮除磷效果好、耐沖擊負荷能力強、防止污泥膨脹、建設費用低和管理方便等優點，對於促進CASS工藝的發展和改善水體環境具有現實意義。
1.現行的CASS工藝設計方法
1.1 活性污泥工藝設計計算方法
活性污泥工藝的設計計算方法有三種：污泥負荷法、泥齡法和數學模型法。三種方法各有其特點，分述如下：
1、污泥負荷法
污泥負荷法是目前國內外最流行的活性污泥設計方法，幾十年來，污泥負荷法設計了成千上萬座污水處理廠，充分說明其正確性和適用性。
污泥負荷法也有其弊端，主要表現為：一是污泥負荷法設計參數的選擇主要依靠設計者的經驗，這對於經驗較少的設計者來講相當困難；二是對脫氮要求未加考慮，影響了設計的精確性和可靠性。
2、泥齡法
泥齡法是經驗和理論相結合的設計計算方法，比污泥負荷法更加精確可靠；泥齡法可以根據泥齡的選擇，實現工藝的硝化和反硝化功能；同時，泥齡參數的選擇范圍比污泥負荷法窄，設計者選擇起來難度較小。
泥齡法的設計參數大多是根據國外污水試驗得出的，需結合我國的城市生活污水水質加以修正，這是其目前應用的困難所在。
3、數學模型法
1986年，原國際水污染與控制協會IAWPRC提出了活性污泥1號數學模型，其後十幾年裡，隨著數學模型的完善，越來越多的活性污泥系統開始採用它進行工程設計和優化。
數學模型在理論上是比較完美的，但具體應用則存在不少問題，主要是由於污水處理的復雜性和多樣性，模型中所包含的大量工藝參數需要根據具體的水質進行調整和確定，這需要大量的工程積累，即使簡化了的數學模型，應用也相當困難。到目前為止，數學模型在國外尚未成為普遍採用的設計方法，而在我國還停留在研究階段。
1.2 目前CASS工藝設計計算方法
CASS工藝屬於活性污泥法范疇，但由於其運行方式獨特，與傳統活性污泥法又有很大的差別。在同一周期內，池內的污水體積、污染物的濃度、DO和MLSS時刻都在發生變化，是一種非穩態的反應過程。
目前CASS工藝設計採用污泥負荷法，該方法不考慮反應池內基質濃度、MLSS和DO含量在時間上的變化，只考慮進出水有機物的濃度差，並忽略同一反應周期內沉澱、潷水和閑置階段的生物降解作用，採用與傳統活性污泥法基本相同的計算公式。
CASS工藝採用污泥負荷法進行設計時，除反應池容積計算與傳統活性污泥法不同，其它如反應池DO和剩餘污泥排放量等計算方法與傳統活性污泥工藝相同，因此，本節著重介紹CASS工藝反應池容積的計算方法。
1.2.1 計算BOD-污泥負荷（Ns）
BOD-污泥負荷是CASS工藝的主要設計參數，其計算公式為：
（1）
式中： Ns——BOD-污泥負荷，kgBOD5/(kgMLSS•d)，生活污水取0.05～0.1
kgBOD5/(kgMLSS•d)，工業廢水需參考相關資料或通過試驗確定；
K2——有機基質降解速率常數，L/(mg•d)；
Se——混合液中殘存的有機物濃度，mg/L；
η——有機質降解率，％；
?——混合液中揮發性懸浮固體濃度與總懸浮固體濃度的比值，一般在生活污水中，?＝0.75。
（2）
式中： MLVSS——混合液揮發性懸浮固體濃度，mg/L；
MLSS——混合液懸浮固體濃度，mg/L；
1.2.2 CASS池容積計算
CASS池容積採用BOD-污泥負荷進行計算，計算公式為：
（3）
式中：V——CASS池總有效容積，m3；
Q——污水日流量，m3/d；
Sa、Se——進水有機物濃度和混合液中殘存的有機物濃度，mg/L；
X——混合液污泥濃度（MLSS），mg/L；
Ns——BOD-污泥負荷，kgBOD5/(kgMLSS•d)；
?——混合液中揮發性懸浮固體濃度與總懸浮固體濃度的比值。
1.2.3 容積校核
CASS池的有效容積由變動容積和固定容積組成。變動容積（V1）指池內設計最高水位和潷水器排放最低水位之間的容積；固定容積由兩部分組成，一部分是安全容積（V2），指潷水水位和泥面之間的容積，安全容積由防止潷水時污泥流失的最小安全距離決定；另一部分是污泥沉澱濃縮容積（V3），指沉澱時活性污泥最高泥面至池底之間的容積。
CASS池總的有效容積：
V＝n1×（V1＋V2＋V3） （4）
式中：V——CASS池總有效容積，m3；
V1——變動容積，m3；
V2——安全容積，m3；
V3——污泥沉澱濃縮容積，m3；
n1——CASS池個數。
設池內最高液位為H（一般取3～5m），H由三個部分組成：
H＝H1＋H2＋H3 （5）
式中：H1——池內設計最高水位和潷水器排放最低水位之間的高度，m；
H2——潷水水位和泥面之間的安全距離，一般取1.5～2.0m；
H3——潷水結束時泥面的高度，m；
其中：
（6）
式中： A——單個CASS池平面面積，m2；
n2——一日內循環周期數；
H3＝H×X×SVI×10－3 （7）
式中：X——最高液位時混合液污泥濃度，mg/L；
污泥負荷法計算的結果，若不能滿足H2≥H－（H1＋H3），則必須減少BOD-污泥負荷，增大CASS池的有效容積，直到條件滿足為止。
1.2.4 設計方法分析
從上述設計方法的描述中可以看出，現行的CASS工藝設計具有以下幾個方面的特點：
1、設計方法簡單，設計參數單一，在傳統的以污泥負荷為主要設計參數的活性污泥設計法基礎上，採用容積進行校核，以保證潷水過程中的污泥不流失。
2、設計只針對主反應區容積，而生物選擇區容積則是按照主反應區容積的5％設計。
3、污泥負荷法設計重點針對有機物質的降解，對脫氮未加考慮，難以滿足污水排放對於氮的要求，故此方法具有片面性，難以滿足高氨氮污水處理後達標排放。
2 CASS工藝設計方法改進
CASS工藝目前廣泛應用的設計方法是污泥負荷法，污泥負荷法立足於有機物的去除，對系統脫氮效果則未加考慮，而對於高氨氮污水，脫氮效果的考慮更為重要，因此需結合目前已有的CASS工藝設計方法，加入脫氮工藝設計，對傳統的CASS工藝設計方法進行改進。
2.1 CASS工藝設計方法改進的思路
高氨氮的污水脫氮設計的改進思路如下：
1、設計採用靜態法。設計方法不追蹤CASS反應池內基質和活性污泥濃度在時間上的變化過程，而是著重於在某一進水水質條件下經系統處理後能達到的最終處理效果。對於同步硝化反硝化，由於其機理還處在進一步研究階段，在設計中不加考慮。對於沉澱和潷水階段的生物反應，其作用並不明顯，因此在設計中對這兩個階段的生物反應不加考慮。
2、將主反應區和預反應區分開設計，主反應區主要功能為有機物降解和硝化，而預反應區的功能主要為生物選擇和反硝化脫氮。
3、主反應區採用泥齡法設計，而將污泥負荷作為導出參數，結合試驗研究的結論，通過污泥負荷對設計結果進行校核。
4、反應池的尺寸通過進水量和污泥沉降性能確定。
2.2 主反應區容積設計
主反應區設計採用泥齡法，並用污泥負荷進行校核，其設計步驟如下：
1、計算硝化菌的最大比增長速率
當污水pH和DO都適合於硝化反應進行時，計算亞硝酸菌的比增長速率公式為：
（8）
式中：μN,max——硝化菌的最大比增長速率，d-1；
T——硝化溫度，℃；
2、計算穩定運行狀態下的硝化菌比增長速率
（9）
式中：μN——硝化菌的比增長速率，d-1；
N——硝化出水的NH3-N濃度，mg/L；
KN——飽和常數，設計中一般取1.0mg/L。
3、計算完成硝化反應所需的最小泥齡
（10）
式中： ——最小泥齡，d；
μN——硝化菌的比增長速率，d－1。
4、計算泥齡設計值
本處採用Lawrence和McCarty在應用動力學理論進行生物處理過程設計時提出的安全系數（SF）概念，SF可以定義為：
SF＝ / （11）
式中： ——設計泥齡，d；
SF使生物硝化單元在pH值、溶解氧濃度不滿足要求或者進水中含有對硝化有抑製作用的有毒有害物質時仍能保證達到設計所要求的處理效果。美國環保局建議一般取1.5～3.0。
5、計算以VSS為基礎的含碳有機物（COD）的去除速率
活性異養菌生物固體濃度X1可用下式計算：
（12）
式中：X1——活性異養菌生物固體濃度，mg/L；
YH——異養菌產率系數，gVSS/gCOD或gVSS/gBOD；
bH——異養菌內源代謝分解系數，d－1；
S0——進水有機物濃度，mgCOD/L或mgBOD/L；
S1——出水有機物濃度，mgCOD/L或mgBOD/L；
——設計泥齡，d；
t——水力停留時間，d；
活性生物固體表觀產率系數，YH,NET
將含碳有機物的去除速率定義為：
（13）
則可以得到下式：
1/＝YH,NET•qH （14）
曝氣池混合液VSS由三部分組成：活性生物固體、微生物內源代謝分解殘留物和吸附在活性污泥上面不能為微生物所分解的進水有機物，VSS濃度可以表示為：
（15）
式中：X——VSS濃度，mg/L；
△S——基質濃度變化，mgCOD/L或mgBOD/L；
YH——以VSS為基礎的產率系數，gVSS/gCOD或gVSS/gBOD；
b——以VSS為基礎的活性污泥分解系數，d-1；
以VSS為基礎的（濃度為X）的有機物去除速率可以表示為：
1/ ＝YH,NET•qOBS （16）
6、計算生化反應器水力停留時間t
（17）
7、主反應區容積：
VN＝Q t （18）
式中：VN——主反應區容積，m3；
Q——進水流量，m3/d；
8、有機負荷校核
有機負荷F/M：
（19）
式中：?——MLVSS/MLSS，一般取0.7。
根據相關試驗結論，若F/M不在0.18～0.25 kgCOD/(kgMLSS•d)，則需改變泥齡，進行重新設計。
10、氨氮負荷校核
氨氮負荷SNR：
（20）
式中：N——主反應區產生NO3-N總量TKN，mg/L。
根據相關試驗結論，若SNR＞0.045 kg NH3-N/(kgMLSS•d)，則需增大泥齡，進行重新設計。
2.3 預反應區容積設計
預反應區的功能設計為反硝化，其設計步驟如下：
1、計算反硝化速率SDNR
反硝化速率可以根據試驗結果或文獻報道值確定，也可以按下面的方法計算：
溫度20℃時：SDNR ( 2 0) ＝0.3F/M＋0.029（21）
溫度T℃時： SDNR (T)＝ SDNR (2 0) •θ( T- 2 0 ) (θ為溫度系數，一般取1.05) （22）
2、缺氧池的MLVSS總量為：
LA＝QND/ SDNR (T) （23）
式中：ND——反硝化去除的NO3-N，kgN/d。
3、缺氧池的容積：
VAN=1000LA/X? （24）
4、缺氧池的水力停留時間：
tA＝VAN/Q （25）
5、系統的總泥齡：
（26）
2.4 反應器尺寸的確定
CASS反應器尺寸的確定主要是確定反應器的高度和面積，以滿足泥水分離和潷水的需要。由於預反應區始終處於反應狀態，不存在泥水分離的問題，且預反應區底部通過導流孔與主反應區相連，其水面高度與主反應區平齊，因此計算出主反應區的設計高度也同時計算出了預反應區的水面高度。所以反應區尺寸的確定主要是主反應區尺寸的確定。
CASS池的泥水分離和SBR相同，生物處理和泥水分離結合在CASS池主反應區中進行，在曝氣等生物處理過程結束後，系統即進入沉澱分離過程。在沉澱過程初期，曝氣結束後的殘余混合能量可用於生物絮凝過程，至池子趨於平靜正式開始沉澱一般持續10min左右，沉澱過程從沉澱開始後一直延續至潷水階段結束，沉澱時間為沉澱階段和潷水階段的時間總和。
污泥泥面的位置則主要取決於污泥的沉降速度，污泥沉速主要與污泥濃度、SVI等因素有關，在CASS系統中，污泥的沉降速度vS可簡單地用下式計算：
vS＝650/(XT×SVI) （27）
式中：vS——污泥沉速(m/h)；
XT——在最高水位時濃度(kg/m3)，為安全計，採用主反應區中設計值 X，一般取3000～4200 mg/L；
SVI——污泥沉降指數(mL /g)。
為避免在潷水過程中將活性污泥帶出系統，需要在潷水水位和污泥泥面之間保持一最小的安全距離HS。為保持潷水水位和污泥泥面之間的最小安全距離，污泥經沉澱和潷水階段後，其污泥沉降距離應≥ΔH+HS，期間所經歷的實際沉澱時間為(ts＋td－10/60)h，故可得下式：
vS×(ts ＋td －10/60)＝ΔH+HS （28）
式中：ΔH——最高水位和最低水位之間的高度差，也稱潷水高度(m)，ΔH一般不超過池子總高的40%，與潷水裝置的構造有關，一般其值最大在2.0～2.2m左右；
ts——沉澱時間；
td——潷水時間。
聯立式（6.47）和(6.48)即可得：
（29）
式中：ΔV——周期進水體積(m3)；
A——池子面積(m2)；
HT——最高水位(m)；
式中沉澱時間ts、潷水時間td可預先設定，根據水質條件和設計經驗可選擇一定的SVI值，安全高度HS一般在0.6～0.9m左右。ΔV由進水量決定，這樣式(29)中只有池子高度HT和面積A未定。根據邊界條件用試演算法即可求得式(29)中的池子高度和面積。
高度HT和面積A的確定方法為：先假定某一池子高度HT，用式(29)求得面積A，從而可求得潷水高度ΔH，如潷水高度超過允許的范圍，則重新設定池子高度，重復上述過程。
在求得HT和池子面積A後，即可求得最低水位HB：
HB＝HT－△H＝HT－ΔV/A（30）
最高水位時的MLSS濃度XT已知，最低水位時的MLSS濃度則可相應求得：
XB＝XT×HT /HB（31）
最低水位時的設計MLSS濃度一般應不大於6.0kg/m3。
2.5 剩餘污泥計算
每日從系統中排出的VSS重量為L：
L＝X? (VAN＋VN) / θ （32）
式中：L——每日從系統中排出的VSS重量，kg/d。
2.6 需氧量計算
1、BOD的去除量：
O1＝Q (S0－S1)/1000（33）
2、氨氮的氧化量：
O2＝QN/1000 （34）
3、生物硝化系統，含碳有機物氧化需氧量與泥齡和水溫有關系，每去除1kgBOD需氧1.0～1.3kg，一般取1.1，則碳氧化和硝化需氧量為：
O3＝1.1O1＋O2（35）
4、每還原1kg NO3-N需2.9kgBOD，由於利用水中的BOD作為碳源反硝化減氧需要量為：
O4＝2.9 NDQ/1000（36）
實際需氧量：
O= O3－O4（37）
❸ 關於30分鍾沉降比，污泥濃度，和污泥指數，我這樣的演算法對嗎，30分鍾沉降比是不是該填2.1
污泥沉降比（SV）是指將混勻的曝氣池活性污泥混合液迅速倒進1000ml量筒中至滿刻度，靜置沉澱30分鍾後，則沉澱污泥與所取混合液之體積比為污泥沉降比（%）。
所以污泥沉降比確實為2.1%
污泥指數又叫污泥容積指數，是污水處理過程中的控制指標。污泥指數（SVI）是指曝氣池出口處混合液經30分鍾靜沉後，1g干污泥所佔的容積，以ml計。
SVI（ml/g）= V/(W2–W1)=21/（0.929×0.021）=1076mL，應該是沉降性能非常差的。
但是如果你測定的時候沒有棄去清液，即「污泥濃度是0.929克/升」指的是1000mL水樣中含有0.929克干泥，那麼SVI=21/0.929=23mL，和你的結果一樣。這個污泥的沉降性能就非常好了。
❹ CASS工藝計算書
1.2 目前CASS工藝設計計算方法 CASS工藝屬於活性污泥法范疇，但由於其運行方式獨特，與傳統活性污泥法又有很大的差別。在同一周期內，池內的污水體積、污染物的濃度、DO和MLSS時刻都在發生變化，是一種非穩態的反應過程。目前CASS工藝設計採用污泥負荷法，該方法不考慮反應池內基質濃度、MLSS和DO含量在時間上的變化，只考慮進出水有機物的濃度差，並忽略同一反應周期內沉澱、潷水和閑置階段的生物降解作用，採用與傳統活性污泥法基本相同的計算公式。CASS工藝採用污泥負荷法進行設計時，除反應池容積計算與傳統活性污泥法不同，其它如反應池DO和剩餘污泥排放量等計算方法與傳統活性污泥工藝相同，因此，本節著重介紹CASS工藝反應池容積的計算方法。1.2.1 計算BOD-污泥負荷（Ns）BOD-污泥負荷是CASS工藝的主要設計參數，其計算公式為： （1）式中： Ns——BOD-污泥負荷，kgBOD5/(kgMLSS·d)，生活污水取0.05～0.1kgBOD5/(kgMLSS·d)，工業廢水需參考相關資料或通過試驗確定； K2——有機基質降解速率常數，L/(mg·d)； Se——混合液中殘存的有機物濃度，mg/L；
η——有機質降解率，％； �0�6——混合液中揮發性懸浮固體濃度與總懸浮固體濃度的比值，一般在生活污水中，�0�6＝0.75。 （2）式中： MLVSS——混合液揮發性懸浮固體濃度，mg/L； MLSS——混合液懸浮固體濃度，mg/L；1.2.2 CASS池容積計算CASS池容積採用BOD-污泥負荷進行計算，計算公式為： （3）式中：V——CASS池總有效容積，m3； Q——污水日流量，m3/d； Sa、Se——進水有機物濃度和混合液中殘存的有機物濃度，mg/L；X——混合液污泥濃度（MLSS），mg/L； Ns——BOD-污泥負荷，kgBOD5/(kgMLSS·d)； �0�6——混合液中揮發性懸浮固體濃度與總懸浮固體濃度的比值。1.2.3 容積校核 CASS池的有效容積由變動容積和固定容積組成。變動容積（V1）指池內設計最高水位和潷水器排放最低水位之間的容積；固定容積由兩部分組成，一部分是安全容積（V2），指潷水水位和泥面之間的容積，安全容積由防止潷水時污泥流失的最小安全距離決定；另一部分是污泥沉澱濃縮容積（V3），指沉澱時活性污泥最高泥面至池底之間的容積。 CASS池總的有效容積： V＝n1×（V1＋V2＋V3） （4）式中：V——CASS池總有效容積，m3；V1——變動容積，m3；V2——安全容積，m3；V3——污泥沉澱濃縮容積，m3；n1——CASS池個數。設池內最高液位為H（一般取3～5m），H由三個部分組成：H＝H1＋H2＋H3 （5）式中：H1——池內設計最高水位和潷水器排放最低水位之間的高度，m； H2——潷水水位和泥面之間的安全距離，一般取1.5～2.0m；H3——潷水結束時泥面的高度，m；其中： （6）式中： A——單個CASS池平面面積，m2； n2——一日內循環周期數；H3＝H×X×SVI×10－3 （7）式中：X——最高液位時混合液污泥濃度，mg/L； 污泥負荷法計算的結果，若不能滿足H2≥H－（H1＋H3），則必須減少BOD-污泥負荷，增大CASS池的有效容積，直到條件滿足為止。1.2.4 設計方法分析從上述設計方法的描述中可以看出，現行的CASS工藝設計具有以下幾個方面的特點：1、設計方法簡單，設計參數單一，在傳統的以污泥負荷為主要設計參數的活性污泥設計法基礎上，採用容積進行校核，以保證潷水過程中的污泥不流失。2、設計只針對主反應區容積，而生物選擇區容積則是按照主反應區容積的5％設計。3、污泥負荷法設計重點針對有機物質的降解，對脫氮未加考慮，難以滿足污水排放對於氮的要求，故此方法具有片面性，難以滿足高氨氮污水處理後達標排放。2 CASS工藝設計方法改進CASS工藝目前廣泛應用的設計方法是污泥負荷法，污泥負荷法立足於有機物的去除，對系統脫氮效果則未加考慮，而對於高氨氮污水，脫氮效果的考慮更為重要，因此需結合目前已有的CASS工藝設計方法，加入脫氮工藝設計，對傳統的CASS工藝設計方法進行改進。2.1 CASS工藝設計方法改進的思路高氨氮的污水脫氮設計的改進思路如下：1、設計採用靜態法。設計方法不追蹤CASS反應池內基質和活性污泥濃度在時間上的變化過程，而是著重於在某一進水水質條件下經系統處理後能達到的最終處理效果。對於同步硝化反硝化，由於其機理還處在進一步研究階段，在設計中不加考慮。對於沉澱和潷水階段的生物反應，其作用並不明顯，因此在設計中對這兩個階段的生物反應不加考慮。2、將主反應區和預反應區分開設計，主反應區主要功能為有機物降解和硝化，而預反應區的功能主要為生物選擇和反硝化脫氮。3、主反應區採用泥齡法設計，而將污泥負荷作為導出參數，結合試驗研究的結論，通過污泥負荷對設計結果進行校核。4、反應池的尺寸通過進水量和污泥沉降性能確定。2.2 主反應區容積設計主反應區設計採用泥齡法，並用污泥負荷進行校核，其設計步驟如下：1、計算硝化菌的最大比增長速率當污水pH和DO都適合於硝化反應進行時，計算亞硝酸菌的比增長速率公式為： （8）式中：μN,max——硝化菌的最大比增長速率，d-1；T——硝化溫度，℃；2、計算穩定運行狀態下的硝化菌比增長速率 （9）式中：μN——硝化菌的比增長速率，d-1；N——硝化出水的NH3-N濃度，mg/L；KN——飽和常數，設計中一般取1.0mg/L。3、計算完成硝化反應所需的最小泥齡 （10） 式中： ——最小泥齡，d；μN——硝化菌的比增長速率，d－1。4、計算泥齡設計值 本處採用Lawrence和McCarty在應用動力學理論進行生物處理過程設計時提出的安全系數（SF）概念，SF可以定義為：SF＝ / （11）式中： ——設計泥齡，d；SF使生物硝化單元在pH值、溶解氧濃度不滿足要求或者進水中含有對硝化有抑製作用的有毒有害物質時仍能保證達到設計所要求的處理效果。美國環保局建議一般取1.5～3.0。5、計算以VSS為基礎的含碳有機物（COD）的去除速率活性異養菌生物固體濃度X1可用下式計算： （12）式中：X1——活性異養菌生物固體濃度，mg/L；YH——異養菌產率系數，gVSS/gCOD或gVSS/gBOD； bH——異養菌內源代謝分解系數，d－1； S0——進水有機物濃度，mgCOD/L或mgBOD/L； S1——出水有機物濃度，mgCOD/L或mgBOD/L； ——設計泥齡，d； t——水力停留時間，d； 活性生物固體表觀產率系數，YH,NET將含碳有機物的去除速率定義為： （13）則可以得到下式：1/ ＝YH,NET·qH （14） 曝氣池混合液VSS由三部分組成：活性生物固體、微生物內源代謝分解殘留物和吸附在活性污泥上面不能為微生物所分解的進水有機物，VSS濃度可以表示為： （15） 式中：X——VSS濃度，mg/L； △S——基質濃度變化，mgCOD/L或mgBOD/L； YH——以VSS為基礎的產率系數，gVSS/gCOD或gVSS/gBOD； b——以VSS為基礎的活性污泥分解系數，d-1；以VSS為基礎的（濃度為X）的有機物去除速率可以表示為：1/ ＝YH,NET·qOBS （16）6、計算生化反應器水力停留時間t （17）7、主反應區容積：VN＝Q t （18）式中：VN——主反應區容積，m3；Q——進水流量，m3/d；8、有機負荷校核有機負荷F/M： （19）式中：�0�6——MLVSS/MLSS，一般取0.7。根據相關試驗結論，若F/M不在0.18～0.25 kgCOD/(kgMLSS·d)，則需改變泥齡，進行重新設計。10、氨氮負荷校核氨氮負荷SNR： （20）式中：N——主反應區產生NO3-N總量TKN，mg/L。根據相關試驗結論，若SNR＞0.045 kg NH3-N/(kgMLSS·d)，則需增大泥齡，進行重新設計。2.3 預反應區容積設計 預反應區的功能設計為反硝化，其設計步驟如下： 1、計算反硝化速率SDNR反硝化速率可以根據試驗結果或文獻報道值確定，也可以按下面的方法計算：溫度20℃時：SDNR ( 2 0) ＝0.3F/M＋0.029（21）溫度T℃時： SDNR (T)＝ SDNR (2 0) ·θ( T- 2 0 ) (θ為溫度系數，一般取1.05) （22）2、缺氧池的MLVSS總量為：LA＝QND/ SDNR (T) （23）式中：ND——反硝化去除的NO3-N，kgN/d。3、缺氧池的容積：VAN=1000LA/X�0�6 （24）4、缺氧池的水力停留時間：tA＝VAN/Q （25）5、系統的總泥齡： （26）2.4 反應器尺寸的確定CASS反應器尺寸的確定主要是確定反應器的高度和面積，以滿足泥水分離和潷水的需要。由於預反應區始終處於反應狀態，不存在泥水分離的問題，且預反應區底部通過導流孔與主反應區相連，其水面高度與主反應區平齊，因此計算出主反應區的設計高度也同時計算出了預反應區的水面高度。所以反應區尺寸的確定主要是主反應區尺寸的確定。CASS池的泥水分離和SBR相同，生物處理和泥水分離結合在CASS池主反應區中進行，在曝氣等生物處理過程結束後，系統即進入沉澱分離過程。在沉澱過程初期，曝氣結束後的殘余混合能量可用於生物絮凝過程，至池子趨於平靜正式開始沉澱一般持續10min左右，沉澱過程從沉澱開始後一直延續至潷水階段結束，沉澱時間為沉澱階段和潷水階段的時間總和。污泥泥面的位置則主要取決於污泥的沉降速度，污泥沉速主要與污泥濃度、SVI等因素有關，在CASS系統中，污泥的沉降速度vS可簡單地用下式計算：vS＝650/(XT×SVI) （27）式中：vS——污泥沉速(m/h)；XT——在最高水位時濃度(kg/m3)，為安全計，採用主反應區中設計值 X，一般取3000～4200 mg/L；SVI——污泥沉降指數(mL /g)。為避免在潷水過程中將活性污泥帶出系統，需要在潷水水位和污泥泥面之間保持一最小的安全距離HS。為保持潷水水位和污泥泥面之間的最小安全距離，污泥經沉澱和潷水階段後，其污泥沉降距離應≥ΔH+HS，期間所經歷的實際沉澱時間為(ts＋td－10/60)h，故可得下式：vS×(ts ＋td －10/60)＝ΔH+HS （28） 式中：ΔH——最高水位和最低水位之間的高度差，也稱潷水高度(m)，ΔH一般不超過池子總高的40%，與潷水裝置的構造有關，一般其值最大在2.0～2.2m左右；ts——沉澱時間；td——潷水時間。聯立式（6.47）和(6.48)即可得： （29） 式中：ΔV——周期進水體積(m3)；A——池子面積(m2)；HT——最高水位(m)；式中沉澱時間ts、潷水時間td可預先設定，根據水質條件和設計經驗可選擇一定的SVI值，安全高度HS一般在0.6～0.9m左右。ΔV由進水量決定，這樣式(29)中只有池子高度HT和面積A未定。根據邊界條件用試演算法即可求得式(29)中的池子高度和面積。高度HT和面積A的確定方法為：先假定某一池子高度HT，用式(29)求得面積A，從而可求得潷水高度ΔH，如潷水高度超過允許的范圍，則重新設定池子高度，重復上述過程。在求得HT和池子面積A後，即可求得最低水位HB： HB＝HT－△H＝HT－ΔV/A（30）最高水位時的MLSS濃度XT已知，最低水位時的MLSS濃度則可相應求得：XB＝XT×HT /HB（31）最低水位時的設計MLSS濃度一般應不大於6.0kg/m3。2.5 剩餘污泥計算每日從系統中排出的VSS重量為L：L＝X�0�6 (VAN＋VN) / θ （32）式中：L——每日從系統中排出的VSS重量，kg/d。2.6 需氧量計算1、BOD的去除量：O1＝Q (S0－S1)/1000（33）2、氨氮的氧化量：O2＝QN/1000 （34）3、生物硝化系統，含碳有機物氧化需氧量與泥齡和水溫有關系，每去除1kgBOD需氧1.0～1.3kg，一般取1.1，則碳氧化和硝化需氧量為：O3＝1.1O1＋O2（35）4、每還原1kg NO3-N需2.9kgBOD，由於利用水中的BOD作為碳源反硝化減氧需要量為：O4＝2.9 NDQ/1000（36） 實際需氧量：O= O3－O4（37