相對于傳統的硝化反硝化脫氮技術，全程自養脫氮工藝(completely autotrophic nitrogen removal over nitrite，CANON)以其無添加碳源、 脫氮速率高、 污泥產率低、 節約能源等優點越來越受到人們的關注.CANON工藝是在同一反應器中通過好氧氨氧化菌(AOB)和厭氧氨氧化菌(AnAOB)的協同作用達到自養脫氮的目的，AOB利用溶解氧把部分NH4+氧化為NO2-，AnAOB利用剩余的NH4+和生成的NO2-通過厭氧氨氧化技術進行脫氮.在這個過程中，提供溶解氧是實現亞硝化產生NO2-的前提，但是溶解氧同時也會對AnAOB產生抑制作用，并且有很多研究者報道由于溶解氧的原因造成硝化菌(NOB)快速增值，使得出水NO3-過高.
另外，不同的研究者對CANON工藝的研究發現反應器所需要控制的DO大小存在非常大的差別(0.1~2.53mg·L-1)，即使在同樣的DO條件下，脫氮效果也會由于AOB活性、 污泥顆粒大小、 NH4+濃度大小等因素而出現明顯的波動[9].所以，對DO的有效控制，尤其是低氨氮廢水，是實現CANON工藝穩定運行的關鍵因素.
目前的CANON工藝主要是以壓縮空氣曝氣形式提供溶解氧，但是這種供氣方式受曝氣設備、 曝氣管深度、 反應器類型、 填料種類、 污泥形態等因素影響，不容易控制溶解氧濃度，易造成NOB的增殖以及AnAOB的抑制，在反應器穩定運行方面存在著一定的欠缺.本實驗的目的是研究利用CANON工藝以出水復氧回流的方式處理低氨氮廢水的可行性，并對啟動及運行過程特性進行分析，以期為CANON工藝處理低氨氮廢水提供一個新的運行模式.
1 材料與方法1.1 接種污泥及配水
接種污泥為本課題組培養的成熟的亞硝酸鹽型厭氧氨氧化顆粒污泥(粒徑1.0~1.5 mm)和部分取自運行穩定的亞硝化反應器中成熟的絮體亞硝化污泥(粒徑0.3~0.6 mm)，原厭氧氨氧化反應器中脫氮速率為3.5 kg·(m3·d)-1，原亞硝化反應器NH4+-N轉化速率為2.1 kg·(m3·d)-1.進水采用人工配水，NO2-按需投加，NH4+以NH4HCO3形式提供，另外添加0.5mol·L-1的NaHCO3維持合適的pH值.基本培養液成分KH2PO4為27mg·L-1，CaCl2為138mg·L-1，MgCl2·6H2O為200mg·L-1，微量元素Ⅰ為1.0 mL·L-1，微量元素Ⅱ為1.25 mL·L-1.微量元素Ⅰ組成: EDTA 5 000mg·L-1，MgCl2·6H2O 5 000mg·L-1.微量元素Ⅱ的組成如表 1所示.
表 1 微量元素Ⅱ 的組成
1.2 連續流實驗裝置
采用上流式污泥床反應器，如圖 1.
圖 1 實驗裝置示意
總體積V為0.2 L，下段直徑為φ 16 mm，上段直徑為φ 20 mm，總高度80 cm，出水口距底部76 cm.由蠕動泵從底部進水，上清液的出水溢流跌入復氧池，在溢流下跌以及復氧池表面擾動過程達到出水復氧的效果，復氧池內的溶解氧基本處于飽和狀態，然后經蠕動泵回流至反應器，向反應器內提供溶解氧，反應器的最終出水通過復氧池自然溢出.
1.3 條件控制
分別接種成熟的亞硝化污泥20 mL、 厭氧氨氧化污泥30 mL，污泥體積分數25%.原位測定接種污泥的AOB和AnAOB活性.反應器外部用遮光布遮蓋避光，避免光照對AnAOB活性的抑制. 反應器溫度為32℃，進水pH為7.80~8.20，復氧池中DO為6.50~7.16mg·L-1.
實驗過程中HRT為2 h，運行分為3個階段.第一個是接種污泥活性探究階段，此階段進水基質為氨氮和一定量的亞硝酸鹽，分別原位考察AOB活性與AnAOB活性.第二個是復氧回流自養脫氮工藝的啟動階段，啟動階段進水基質只有氨氮，通過逐步調節回流量，考察AOB活性與AnAOB活性動態平衡特征.第三個階段為反應器的穩定階段，此階段進水只有氨氮，考察復氧回流模式的CANON工藝處理低氨氮廢水的可行性.
1.4 分析監測指標及數據處理方法
分析測定項目參照文獻: NH4+-N采用納氏試劑分光光度法，NO2--N采用N-(1-萘基)-乙二胺分光光度法、 NO3--N采用紫外分光光度法.pH采用pHS-3TC型酸度計測定，DO采用便攜式溶氧儀Multi 3410.
計算公式(1)為AOB活性產生NO2-的能力(nitrite production rate，NiPR)，計算公式(2)為AnAOB活性消耗NO2-的能力(nitrite consumption rate，NiCR)，計算公式(3)為NOB活性產生NO3-的能力(nitrate production rate，NaPR)，計算公式(4)為AOB與AnAOB活性平衡指標的積累速率(nitrite accumulation rate，NAR)，公式(5)為總氮去除率(nitrogen removal rate,NRR),進出水總氮為NH4+-N、 NO2--N、 NO3--N的總和，假設損失的總氮都通過ANAMMOX過程產生N2的形式排出.
在第一階段，首先接種本課題組培養好的成熟絮體亞硝化污泥20 mL，通入壓縮空氣，維持DO為0.52mg·L-1左右，進出水pH分別為8.08~8.20、 8.00~8.10，在HRT為2 h的情況下穩定運行1 d，其進出水氮濃度見表 2.AOB氧化NH4+產生NO2-的能力NiPR為1.01 kg·(m3·d)-1.
表 2 接種污泥活性檢測
在2~4 d，另外接種成熟的厭氧氨氧化顆粒污泥30 mL，HRT為2 h，設定回流流量為0.42 mL·s-1，反應器內部DO<0.01mg·L-1，進出水pH分別為7.95~8.05、 8.08~8.20. 其進出水氮濃度見表 2，接種污泥的AnAOB最大脫氮速率NRR和NO2-消耗速率NiCR分別為1.31 kg·(m3·d)-1、 0.86 kg·(m3·d)-1.
2.2 啟動階段特性分析
第二階段中進水只有157mg·L-1的NH4+-N，進出水pH為8.08~8.20，HRT為2 h.結果見圖 2，在5~9 d，回流量從0.42 mL·s-1逐漸提高到0.83 mL·s-1，出水NH4+-N也從90mg·L-1降低到34mg·L-1，過程中出水NO2--N小于5mg·L-1，僅有少量積累，出水NO3--N從8mg·L-1升高到14mg·L-1.在第9 d的時候AnAOB脫氮速率NRR從最初的0.68 kg·(m3·d)-1升高到1.29 kg·(m3·d)-1，基本達到了接種時的水平.
這個過程中沒有NO2-的積累，并且沒有觀察到明顯的NOB活性，這主要是由于AnAOB消耗NO2-的速率NiCR比AOB產生NO2-速率NiPR大.另外，復氧回流的方式向反應器提供的溶解氧是有限的，這就有效控制了AOB產生NO2-的速率NiPR，在AOB產生NO2-速率低于AnAOB最大消耗NO2-速率[0.86 kg·(m3·d)-1]之前，NO2-也就無法得到積累. 說明這種復氧回流的方式穩定的控制了AOB的活性，使得NO2-的產生速率NiPR與消耗速率NiCR達到一個平衡狀態，同時由于極低的DO有效的抑制了NOB的活性，避免的NO2-的硝化反應.
2.3 復氧回流CANON工藝處理低氨氮廢水的可行性分析
在AnAOB脫氮速率NRR達到接種時的水平之后，系統沒有出現NO2-積累和NO3-的過量產生，表明系統中NiPR和NiCR達到一個良好的平衡狀態.第三階段(10~55 d)把回流量提高到0.97 mL·s-1，考察復氧回流運行過程特性. 從圖 2可以看出，當回流量提高之后，出水NH4+基本呈現穩定下降的趨勢，在進水NH4+-N為157mg·L-1情況下，出水濃度從17mg·L-1降低到12mg·L-1.而出水NO3--N從13.0mg·L-1直接升高到25mg·L-1之后也開始逐漸減小，但是對于出水的NO2--N濃度變化不大，從2mg·L-1升高到5mg·L-1，隨后降低到3mg·L-1左右并保持不變. 另外，從圖 3可以看出在第三階段的前期NAR最高達到0.19 kg·(m3·d)-1，NaPR最大也達到了0.13 kg·(m3·d)-1，這說明前期NiPR明顯比NiCR大.
圖 2 實驗期間氮濃度變化
圖 3 實驗期間氮轉化速率
在10~55 d之間，NiPR基本保持著一個恒定值1.06 kg·(m3·d)-1，但是NaPR呈現出逐步降低的趨勢，從0.13 kg·(m3·d)-1降低到0.04 kg·(m3·d)-1.這主要是和NO2-轉化途徑的變化有關.從圖 3可以得知AnAOB的NiCR在10~55 d之間從0.87 kg·(m3·d)-1升高到0.98 kg·(m3·d)-1，NRR從1.31 kg·(m3·d)-1升高到1.47 kg·(m3·d)-1.但是這個過程中NO2-的濃度基本上沒有什么變化，同時NiPR也保持著一個恒定值，這說明由于NiCR逐漸提高，AOB產生的NO2-從被NOB利用氧化成NO3-的途徑(圖 4中①過程)逐漸地轉變為被AnAOB以ANAMMOX的方式氧化NH4+還原成N2的途徑(圖 4中②過程).
圖 4 NO2-的轉化途徑
3 討論3.1 復氧回流方式對NOB的有效抑制
CANON工藝成功運行的重要前提是NO2-的積累，而使得NO2-得到積累的關鍵因素是抑制NOB活性. 從接種污泥的活性可以看出，AOB產生NO2-的速率大于AnAOB消耗NO2-的速率，并且接種污泥中有明顯的NOB存在，在DO為0.52mg·L-1時，其轉化NO2--N的能力達到0.24 kg·(m3·d)-1.所以抑制NOB對NO2-的轉化是反應器穩定運行的重要前提.
在高溫條件下(30~35℃)，NOB的倍增時間比AOB長，通過控制SRT可以達到抑制NOB活性的目的，但是一般CANON工藝中污泥并不外排，所以以SRT的方式抑制NOB活性是不可取的. 另外，有報道指出高濃度的FA(游離氨)可以抑制NOB的活性，以啟動CANON工藝，但是Hawkins等的研究表明FA對NOB產生抑制作用的主要是pH而不是FA，在同樣的FA(2.1~2.2mg·L-1)水平下，pH從7.1升高到8.0時，NOB的抑制作用從18%升高到60%; 而在同樣的pH(pH=8.0)水平下，FA從0.2mg·L-1升高到181mg·L-1時，NOB的抑制作用從69%僅僅升高到73%，這表明FA對NOB的抑制作用不大，并且Liang等研究表明在CANON工藝中無法通過FA達到抑制NOB的目的.所以，在CANON工藝運行過程中通過DO來抑制NOB活性是最常用的手段，因為AOB對O2的親和力比NOB高，兩者的溶解氧半飽和常數分別為0.6mg·L-1、 2.2 mg·L-1，同時也有研究表明低的DO值(0.31mg·L-1)可以抑制NOB活性.但是低的DO并不是都能抑制NOB的活性，這還和AOB的活性有關，Joss等的研究發現，在同樣的DO條件下(0.2mg·L-1)，當AOB活性被部分抑制時，AnAOB活性卻被完全抑制，導致NO2-的積累，進而引起NOB的快速增長. 這是由于在相同的DO環境下，當污泥外層的AOB消耗氧的速率減少后，一方面溶解氧對顆粒污泥的滲透深度會增加，導致內部的AnAOB被抑制，另一方面NOB可以利用積累的NO2-和多余的溶解氧進行增長，導致NO3-濃度升高. 這說明低DO值與對NOB活性抑制之間并不是絕對的關系，這還與AOB活性、 污泥粒徑大小等因素有關.而本實驗中接種污泥含有相對比較多的NOB，更難通過低的DO值(0.2~0.3mg·L-1)來達到抑制NOB活性的目的，而這種情況在一般接種來自污水處理廠的硝化污泥是普遍存在的. 復氧回流方式運行CANON工藝可以把系統內的DO控制在一個極小的值(<0.01 mg·L-1)，一方面可以避免對AnAOB的抑制而導致NO2-的積累; 另一方面總溶解氧量的控制使NH4+的好氧氧化僅停留在NO2-階段. 所以，這種CANON工藝的運行模式可以對NOB活性的抑制提供一個良好的條件.
對于CANON工藝，NO2-的轉化途徑決定了反應器的脫氮效果，NO2-越是趨于圖 4中的硝化反應(①過程)，那么脫氮效果就會越差，而NO2-越趨于ANAMMOX反應(②過程)脫氮效果越好. 從圖 5可以看出，在反應器穩定運行階段NO2-被NOB利用進行硝化反應的比例處于一個穩定下降的趨勢，說明復氧回流的方式有效地抑制了NOB的活性. 在NiPR基本不變的情況下，NO2-的硝化反應比例從12.0%降低到3.8%，ANAMMOX反應比例從82.3%升高到92.2%，總氮去除率也同步增加. 這可以看出，CANON工藝中對NOB活性抑制程度決定了反應器的脫氮效果.
圖 5 亞硝態氮轉化途徑的變化
3.2 CANON工藝穩定運行的條件控制
Jetten等認為CANON工藝穩定運行最重要的前提就是保持目標微生物菌群的穩定，一個是防止AnAOB的惡化，另一個就是防止NOB的積累，有研究表明DO是實現這一目標的主要控制參數.
從表 3可以看出，在不同的反應器中成功運行時所要控制的DO大小存在著很大的差異性(0.1~2.53 mg·L-1)，這主要與污泥顆粒大小或生物膜厚度有關. 另外，王毅等利用海綿填料對半亞硝化的影響因素的研究中發現，DO低于0.6mg·L-1時已經對AOB產生了抑制作用，導致出水NO2-降低，DO控制在0.95~1.3mg·L-1時NH4+轉化率約50%.并且，Hunik等[29]研究發現AOB、NOB的溶解氧半飽和速率為0.16mg·L-1、 0.54mg·L-1，這說明在一般的CANON工藝研究中的AOB、NOB處于一定的抑制狀態，如果DO出現異常(偏高)就會使得AOB、NOB潛在的活性激發出來，繼而導致出水NO2-、NO3-升高，同時DO長期過高也會對AnAOB產生不可逆的抑制作用，最終使CANON工藝反應器崩潰. 所以，對于曝氣形式供氧的CANON，穩定的曝氣速率是其實現穩定運行的前提，尤其在處理低氨氮廢水時. 但是曝氣速率受曝氣設備的老化、 污泥覆蓋等因素影響，Joss等在對德國蘇黎世的一個WWTP中運行的CANON反應器研究發現，對曝氣設備進行清理會導致曝氣量明顯增加，使得氧氣供應速率超過AOB的耗氧速率，進而對AnAOB產生抑制，NO2-得到積累，而此時也達到了NOB合適的生長環境，在近4個月的運行中NO3--N從15mg·L-1 升高到200mg·L-1，最終導致了反應器的崩潰. 本研究采用出水復氧回流向反應器提供溶解氧，這種方法可以通過控制回流量來有效控制溶解氧的絕對量，當NH4+氧化為NO2-之后，沒有多余的溶解氧被NOB利用進行硝化反應，達到完全抑制NOB的作用，同時AnAOB也不會因為DO而受到影響，可以發揮到最大的厭氧氨氧化活性達到一個良好的氮去除速率. 所以，這種復氧回流的方式可以把DO穩定地控制在一個非常小的值(<0.01 mg·L-1).另外，復氧回流可以使得反應器內NiPR與NiCR穩定地處于一個良好的平衡狀態，使得反應器中不同菌落之間有一個很好的協同作用，這種CANON工藝的運行模式很好地抑制了NOB活性，為反應器的穩定運行創造了良好的基礎.
表 3 CANON 工藝在不同研究中所控制的 DO 值
另外，有報道指出CANON工藝還受進水NH4+濃度等的條件影響，但是NH4+濃度與DO之間存在著一定的關聯性.張肖靜等發現，當ALR(氨氮負荷)從0.5 kg·(m3·d)-1升高到0.7 kg·(m3·d)-1以上后，NAR也從60%升高到99%. Third等對CANON反應器的進水氨氮濃度從12mmol·L-1降為5.2mmol·L-1后，其脫氮效率也從92%下降到57%. 所以，ALR(通過改變HRT或進水NH4+濃度)的變化(在游離氨產生抑制作用范圍內)本身并不會影響NAR或NRR，而是由于ALR減少引起基質限制使得氨氧化速率降低，繼而導致反應器內的溶解氧過剩，DO升高，然后對AnAOB產生了抑制，影響NRR; 同樣，在相同的曝氣條件下ALR增加會加快氨氧化速率，降低DO，進而抑制了NOB活性使得NAR增加，所以僅僅通過DO的大小并不是都能達到抑制NOB活性的效果. 在本研究中發現，反應器穩定運行過程中其上部沉淀區DO<0.01 mg·L-1，這說明系統內AOB的耗氧速率與溶解氧的供給速率基本保持一致，同時，出水NO2-<5mg·L-1，在此條件下有效地抑制了NOB活性，使得反應器在運行穩定性方面表現了很好的優勢.
3.3 復氧回流CANON工藝的經濟性分析
相對于硝化-反硝化脫氮技術，CANON工藝減少了60%左右的曝氣量，在節約能耗方面表現了顯著的優勢. 而本文研究過程中采用溢流出水復氧回流的方式節約了100%的曝氣能耗，使得對低氨氮廢水處理的運行成本方面更加經濟. 另外，對于利用上流式污泥床反應器處理低水量廢水時一般需要內回流增加水力攪動，而復氧回流過程在提供溶解氧的同時也為反應器提供了一定的水力攪動，這使得在不額外增加回流的情況下達到脫氮的目的. 所以，利用CANON工藝以復氧回流的方式處理低氨氮廢水是一種經濟可靠的運行模式.具體參見污水寶商城資料或http://www.xhxdt.com更多相關技術文檔。
4 結論
(1) 出水復氧回流可以快速啟動并穩定運行CANON工藝，在污泥體積分數為25%，進水NH4+-N為157mg·L-1，HRT為2 h的條件下，經過50 d的運行，總氮去除速率NRR從1.31增加到1.47 kg·(m3·d)-1.反應器內部DO在0.01mg·L-1以下.
(2) 對于CANON工藝，復氧回流的方式有效地控制了反應器內溶解氧的量，對系統中的NOB起到了很好的抑制效果，在穩定運行階段NaPR只有0.04 kg·(m3·d)-1，占NRR的2.7%，表明系統中的NOB活性被有效抑制.另外，由于反應器內的DO<0.01 mg·L-1，AnAOB活性沒有受到溶解氧的影響，啟動過程中NiCR可以快速恢復，并在其后運行中有穩定增加的趨勢.
(3) 復氧回流CANON工藝運行模式在穩定性方面表現出了很大的優勢，在反應器運行50 d中，僅僅通過控制回流量既可以使得NiPR一直維持在1.06 kg·(m3·d)-1附近，其浮動范圍在0.01 kg·(m3·d)-1內.表明回流量精確的控制了系統中溶解氧的量，使得NO2-產生速率處于一個穩定的值. 并且有效地避免了DO對AnAOB可能產生的抑制，NiCR有條件穩定增加，使得所積累的NO2-逐步從硝化反應轉移到ANAMMOX反應，達到一個更好的脫氮效果.
(4) 相對于常用的上流式污泥床反應器運行的CANON工藝，復氧回流節約了100%的曝氣能耗;同時，回流過程也為反應器提供了一定的水力攪動，在低水量的情況下節約了內回流的水力能耗.所以，復氧回流CANON工藝運行模式在低氨氮廢水處理方面表現了更加節能、經濟的優點.
(5) 復氧回流CANON工藝為ANAMMOX脫氮技術的應用以及CANON工藝啟動并穩定運行提供了一個新模式;為CANON工藝中NOB活性的抑制提供了一個新方法.
