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焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用
焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用
一、專案試驗的依據
本計畫依據重慶鋼鐵股份有限公司與成都綠水科技股份有限公司所簽署的「焦化污水處理系統純氧曝氣技術研究與應用「《技術開發合約書》進行。
二、專案試驗的內容
1．根據重慶鋼鐵股份有限公司焦化廠與成都綠水科技發展有限公司簽訂的
「焦化污水處理系統純氧曝氣技術研究與應用」《技術協議》，本計畫內容及技術指標為：
※引進GWQ氧擴散器，該設備在不需要停止水處理運作的情況下就可以檢修維護；
※採用純氧取代空氣作為有機物降解需氧源；
※GWQ氧擴散器動力效率：≥4.63kg/kwh；
2．在實際試驗過程中，除上述內容外，還增加了以下定性觀察內容：
※溶氧能否在現有空氣法的基礎上提高；
※目前GWQ設備供氧能力能否滿足處理全系統水量的需要；
※採用GWQ氧擴散器進行純氧曝氣，能否在負荷波動時，提供操作彈性， 穩定出水水質；
※表面泡沫形成情況；
三、專案試驗過程說明
1、試驗設備
本試驗所採用的設備由（1）氧氣擴散設備，（2）氧氣供應設備，（3）供氧控制設備，（4）供氧管路和（5）設備啟動櫃組成。
（1）氧氣擴散設備
氧氣擴散設備為一台GWQ－O2－1200擴散器和三台GWQ－O2－400擴散器。其在設計條件下的性能參數如表一，試驗安裝佈置方式如圖一。
| 型號 | 充氧能力 （kgO2/h） | 氧傳遞效率 （%） | 動力效率 （kgO2/kw） | 裝置功率 （kw） |
|---|---|---|---|---|
| GWQ－O2－1200 | 109 | ≥65 | 5.78 | 22 |
| GWQ－O2－400 | 30 | ≥70 | 5.20 | 7.5 |
圖中標註
- ＃初沉池
- ＃初沉池
- ＃二沉池
- ＃凝集沉澱池
- ＃凝集沉澱池
- ＃兼氧池
- ＃曝氣池
- ＃反應槽
- ＃預曝池
- ＃預曝池
- 右
- ＃反應槽
- ＃二沉池
- 右
- 污泥濃縮池
- 右
- ＃曝氣池
- ＃兼氧池
- 調節池
- 左
- 事故池
- 中控室
- 綜合泵房及化驗室
- 鼓風機房
- 擴散器系統平面佈置圖
（2）氧氣供應設備
氧氣供應設備由一台水容積5立方米，工作壓力4MPa低溫液氧儲罐，水浴式蒸汽加熱紫銅盤管汽化器和氧氣調壓閥組組成，氧氣儲存量4000氣態 NM3，最大氧氣供應能力200NM3/h.。
（3）供氧控制設備
供氧控制在一台氧氣匯流排上集中手動操作。每一台氧氣擴散器對應配置獨立的氧氣流量計和壓力表。每一台擴散器的供氧量可在各自按氧氣標定的流量計上讀出。
（4）供氧管道
因本計畫的試驗性質，採用橡膠軟管作為輸氧管。考慮到軟管的阻力會比硬管大，對GWQ－O2－1200採用DN40管徑，對GWQ－O2－400採用DN25 管徑。
為確保安全，根據氧氣的性質，設備（2）、（3）、（4）都進行了嚴格的清洗脫脂處理。
（5）設備啟動櫃
設備啟動櫃與氧氣匯排做成一個整體撬裝結構。每台擴散器可以獨立啟動。
2、試驗分析和數據採集
由於本試驗的目的在於驗證氧氣擴散器的充氧和傳遞氧性能以及不停水檢修的可能性，本試驗的資料收集作重於各台擴散器充氧量及其對應的水量和溶氧數據方面。水質資料分析採用現行方式不變，未增加新的分析點，只能作為定性分析所用。由於預曝池溶氧在電腦上的顯示不準，資料在池邊在線溶解氧儀上採集。
3.設備的安裝
供氧設備、氧氣匯流排及啟動櫃就位後，鋪設氧氣軟管，GWQ氧氣擴散器用吊車吊入污水池中，四台氧氣擴散器用時2～3小時即可安裝就位。參見圖2。
由於缺乏曝氣管佈置數據，對擴散器安裝難於準確定位，在四次吊運和其後的五次檢修改進吊裝過程中，發生了兩次壓到曝氣管事件。 在以上過程中，驗證了一台設備的安裝可以做到在半小時內完成，並且不影響其他設備和水處理過程的運作。
4、試驗過程
設備安裝並進行空氣吸入試運轉後，於2005年12月2日14點開始進行純氧充氧試驗。由於在吊運過程中有空氣曝氣管被壓壞，原來預計7天的充氧性能試驗供氧延長至2005年12月28日結束。
（1）預曝池
預曝池中安裝一台GWQ－O2－1200擴散器。啟動後即進行動力效率觀察記錄，當供氧量調整至50M3/h(71.5kg/h),溶氧量從低於0.2mg/l很快(5分鐘) 上升到9.3mg/l。因製程只需2mg/l的溶氧，故將供氧量下調至18～22M3/h範圍內。該設備未經任何改進，正常運作至供氧試驗結束，期間處理平均水量經歷了50、60、90、130M3/h各個階段，溶氧總是可以維持在所需的2mg/l。 同時，能提供良好的水力攪拌效果，整個水池泡沫較空氣曝氣池少。見圖3。
（2）好氧池
好氧池中安裝有三台GWQ－O2－400擴散器。各自佈置在首尾相連的三個曝氣廊道首端。由於需氧量從1、2、3個廊道依序遞減，動力效率觀察記錄放在第一廊道的擴散器上。當三台設備同時運行，停止空氣供應時，第一廊道擴散器的供氧量讀數為18M3/h，此時水量為65M3/h，溶氧量在4.5～5.7mg/l 之間。
因好氧池較長（20M），原設計增效噴嘴沒有能提供沿著整個池長的攪拌效果，試驗過程中曾把三台GWQ－O2－400擴散器依序吊出池外更換增效噴嘴。 在此期間，部分打開空氣曝氣以提供攪拌功能。在更換增效噴嘴後，水力攪拌能到達離廊道另一端2～3公尺處。見圖4。
四、動力效率測試計算
1、採用的計算公式
動力效率計算依照中華人民共和國城鎮建設產業標準《曝氣器清水充氧性能測定》CJ/3015.2-1993規定的公式計算。但計算條件與上述標準有以下不同：
●測試是在水處理過程中進行的，水池中有新水流入和處理水流出，而標準中的水池沒有流進流出；
●受試水體為焦化污水，既有氧在水中溶解問題，也存在污水在生化反應過程中氧氣吸收速率OUR（OxygenUp-takingRate）的確定問題,而標準中採用的是清水測試，只涉及氧在水中的溶解問題；
●由於沒有分析方法測量OUR，污水性質對氧氣傳遞效率OTR（Oxygen TransferRate）的影響要靠試驗來觀察；
●由於運作過程中負載的變化和操作規定（DO在2mg/l適當）限制，不能將供氧量提高到設計點數值。事實上，在試驗過程中負荷很低時，在預曝池中溶氧已達43mg/l。 因此我們可以知道，GWQ氧擴散器在污水處理過程中測定的充氧能力， 會不同於按清水測定計算的數值，具體數值要根據試驗當時的污水性質和數量以及操作條件而定。同時，污水吸收氧氣的速率OUR會對氧氣傳遞效率OTR 和氧氣利用率產生影響。
2、計算模型的選擇
本試驗僅採用預曝池的資料進行污水中氧傳遞動力效率計算。其原因在於：試驗開始時預曝池中的溶氧濃度很低（<0.2mg/l）,可以將近似為0，並且一台設備置於一個水池中，正好形成獨立的模型進行計算。而好氧池中的溶解氧濃度較高，三台設備置於相通的三個廊道，溶解氧測量儀處於第二廊道尾端，無法隔離出計算模型。
3.動力效率計算結果
取預曝池中GWQ擴散器啟動後前十五分鐘的DO或C隨時間變化值如表 2所示。
| 充氧時間（min） | 所測 DO 值（mg/L） |
|---|---|
| 0 | 0.15 |
| 1 | 6.21 |
| 2 | 7.36 |
| 3 | 9.1 |
| 4 | 9.2 |
| 5 | 9.3 |
| 6 | 9.4 |
| 7 | 9.5 |
| 8 | 9.4 |
| 9 | 9.3 |
| 10 | 9.3 |
| 11 | 9.3 |
| 12 | 9.3 |
| 13 | 9.3 |
| 14 | 9.2 |
| 15 | 9.2 |
根據表2數據分析計算的動力效率結果如表3所示。
| 曝氣器測試條件下氧總轉移係數Kla （1/min） | 0.29 |
|---|---|
| 溫度修正係數 Theta | 1.02 |
| 20C 溫度下 DO 飽和濃度（mg/L） | 9.17 |
| 測試溫度 C | 35.00 |
| 曝氣器氧氣總轉移係數KLas （1/min） | 0.20 |
| 測試水體體積 | 580.00 |
| 曝氣器充氧能力qc （kg/h） | 65.12 |
| 水泵流量（m3/h) | 300.00 |
| 水泵揚程（m） | 15.00 |
| 水的容重（kg/m3） | 1.00 |
| 曝氣器水功率NT （kw） | 12.25 |
| 曝氣器動力效率（kg(O2)/kwh） | 5.31 |
| 供氧壓力 （MPa 表壓) | 0.00 |
| 供氧量 （NM2/h) | 50.00 |
| 供氧量 （kg/h) | 71.5 |
| 氧氣利用率 | 91% |
計算結果討論：
1.GWQ擴散器在污水條件下的動力效率(5.31kgO2/kwh)達到了《技術協議》動力效率指標（4.63kg/kwh）要求
2、因設備未在設計點條件下工作，其動力效率低於設計條件下的數值（5.78kgO2/kwh）。
3.透過試驗驗證了即使在開放式系統條件下，將GWQ擴散器應用於焦化污水處理中，因為GWQ氧氣擴散器的氧氣傳遞速率OTR很高，也由於焦化污水的氧氣吸收速率OUR較高，所以可以達到很高的氧氣利用率（≥90%）。達到經濟用氧的目的。
結論採用GWQ氧氣擴散器二次噴流混合技術，將純氧曝氣應用於焦化污水處理過程中，可達到不中斷水處理運作進行維修檢修的目的，大幅降低維修成本。同時，透過試驗證明，GWQ擴散器具有很高的氧氣傳遞動力效率和氧氣利用率，為純氧曝氣製程提供了達到經濟運作目的的設備技術手段。
五、試驗定性觀察的內容
在本試驗由於是在水處理運轉過程中進行，因此存在下述限制條件：
●1＃系統（空氣微孔曝氣）和2＃系統（GWQ純氧曝氣）的進水量是根據水處理過程中所決定的量來調節，不是根據試驗所需的同比條件調節；
●一沉池出口和厭氧池出口未做水質分析，無法隔離厭氧系統的影響因素；
●1＃、2＃系統水質分析時間不同步，沒有同比條件（同一時間，同等負荷）；
●MLVSS在試驗過程中未測，試驗前有一個數值，準確度不能判定；
●在試驗中沒有依純氧曝氣的要求相應提升MLVSS值，純氧曝氣的優勢尚未充分发挥；
●在2＃系統中使用了純氧後，1＃系統的空氣量相應調增，增加量不能確定；
●因設備改良用去了一部分試驗時間，2＃好氧池使用完全純氧曝氣的時間較短， 大部分時間內加入了空氣攪拌因素；
●安裝GWQ擴散器時，沒有停止池內鼓風，受水氣流湍動影響，擴散器未能放正位置，影響二次水力噴射效果。
在上述條件下，無法對純氧曝氣和空氣曝氣作出準確的定量分析比較，也不可能將純氧曝氣的優點充分發揮出來。儘管如此，在本次試驗中，仍收集到一些數據可以在以下方面進行定性分析。
1．溶氧能否在現有空氣法的基礎上提高
重鋼焦化污水處理站通常使用一台55.7M3/min，94kw的鼓風機進行給氧曝氣。處理水量單套在20～55m3/h（1：1稀釋後），最大為60m3/h。預曝池通常溶氧量都低於0.2mg/l，好氧池溶氧量在4～6.5mg/l，進水負荷較大時，好氧池溶氧也不易保證，2＃好氧池曾有溶氧只達到0.6mg/l的情況。
使用GWQ擴散器進行純氧曝氣，預曝池中的溶氧量無論在多少水量下都可以達到製程所需的2mg/l以上，請參閱表4。另外我們注意到在很高的水量條件下（91m3/h,132m3/h），僅用很少的供氧量(19m3/h)就可以達到溶氧大於2mg/l的目的。這一方面驗證了此擴散器的高效性，另一方面說明水中污泥濃度（MLVSS）較低。因為MLVSS越高，需氧量就越大。
表5的數據是在好氧池完全停止鼓風攪拌的情況下記錄的。從表5的數據可以看到溶氧在水量超過60m3/h時仍可包持在滿足製程要求的水平上（3.4mg/l～5.7mg/l）。當水量在91m3/h和132m3/h時，由於鼓風攪拌被打開，數值無效未記錄。
從以上數值定性對比可以知道，GWQ擴散器用於純氧曝氣，可以將溶解氧提高到水處理製程所要求的水平。
| 記錄時間 | 處理水量（m3/h） | 預曝池供氧量（m3/h） | 溶氧（mg/L） |
|---|---|---|---|
| 12 月 2 日 16：30 | 51 | 40 | 5.7 |
| 12 月 3 日 16：00 | 52 | 22 | 4.5 |
| 12 月 4 日 14：00 | 53 | 21 | 2.9 |
| 12 月 6 日 14：00 | 56 | 23 | 3.3 |
| 12 月 15 日 16：00 | 50 | 20 | 2.8 |
| 12 月 16 日 14：00 | 65 | 20 | 2.5 |
| 12 月 16 日 14：00 | 76 | 21 | 2.4 |
| 12 月 17 日 9：30 | 91 | 21 | 3.1 |
| 12 月 18 日 10：00 | 132 | 20 | 2.9 |
| 12 月 19 日 8：15 | 130 | 19 | 2.3 |
| 記錄時間 | 處理水量 （m3/h） | 曝氣池供氧量（m3/h） | 曝氣池供氧量（m3/h） | 曝氣池供氧量（m3/h） | 溶氧 （mg/L） |
|---|---|---|---|---|---|
| 記錄時間 | 處理水量 （m3/h） | 1 廊道 | 2 廊道 | 3 廊道 | 溶氧 （mg/L） |
| 12 月 15 日 16：00 | 50 | 23 | 23 | 10 | 4.3 |
| 12 月 15 日 17：30 | 49 | 23.5 | 23.5 | 11 | 5.7 |
| 12 月 15 日 19：00 | 61 | 20 | 20 | 8.5 | 3.6 |
| 12 月 16 日 10：00 | 63 | 20 | 19 | 8 | 5.7 |
| 12 月 16 日 11：30 | 65 | 17 | 17 | 8 | 3.8 |
| 12 月 16 日 14：00 | 65 | 17 | 16 | 10 | 3.4 |
2．目前GWQ設備供氧能力能否滿足處理全系統水量的需要
將表1的供氧能力數據與表4、表5的數據進行比較，得到試驗期間的供氧能力富裕度如表6。
| 銘牌供氧 能力 kg/h | 有壓供氧能 力 kg/h | 試驗期間最大供 氧量 kg/h | 供氧能力富裕度kg/h | 供氧能力富裕度kg/h | |
|---|---|---|---|---|---|
| 銘牌供氧 能力 kg/h | 有壓供氧能 力 kg/h | 試驗期間最大供 氧量 kg/h | 銘牌 | 有壓 | |
| P＝Patm | Pg=0.5kg/cm2 | P=Patm | P＝Patm | Pg=0.5kg/cm2 | |
| 預曝池 | 109 | 245.25 | 72 | 38 | 174 |
| 好氧池 | 90 | 202.5 | 83 | 7 | 120 |
表格說明：
·1標準立方米氧氣＝1.43kg氧氣
·GWQ擴散器銘牌供氧能力指的是供氣壓力在一個大氣壓力下（Patm）的供氧能力；·有壓供氧指的是向GWQ擴散器供氧的管道表壓力（Pg）不為零情況下的供氧；·試驗期間的供氧管道表壓Pg=0；·供氧量隨零情況下的供氧；·試驗期間的供氧管道表壓Pg=0；·供氧量隨壓力係數而增加，其121）。
為了分析目前設備供氧能力能否滿足整套系統的用氧需求，把整套系統的水量2×87=174m3/h全部放入2＃系統中進行需氧量計算如表7和表8所示。
依表7、表8的設計參數計算，如用一套處理系統處理焦化廠全部水量，預曝池中的需氧量為105.4kg/h，以傳遞效率70％計算，供氧需求為150.5k g/h；好氧池的需氧量為70.75kg/h，以傳遞70％效率計算，供氧需求為101kg/h，總供氧量需求為251.5kg/h(176Nm3/h)。從表6的數據可以看到，如把供氧壓力Pg提高到0.5kg/cm2，預曝池的供氧量可達245kg/h，好氧池可達202.5kg/h，總供氧能力為447.5kg/h。即使將氧傳遞效率再作保守的估計，目前的GWQ擴散設備也能滿足用一套系統處理全部污水的供氧需求。
| 日期： | 項目： 焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用 | 項目： 焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用 | 項目： 焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用 |
|---|---|---|---|
| 製程參數 | 單位 | 數值 | 備註 |
| 平均設計流量, @ ADF | m3/day | 4176 | |
| 進水 BOD5 @ ADF | mg/l | 2000 | COD, 假定全部可生物降解 |
| TKN @ ADF | mg/l | 200 | |
| TSS @ ADF | 75 | ||
| 出水 BOD5 | mg/l | 1000 | COD, 假定全部可生物降解 |
| TKN | mg/l | 100 | |
| 設計參數 | 設計參數 | 設計參數 | 設計參數 |
| 曝氣池體積 | m3 | 599 | |
| 水力停留時間, HRT @ ADF | Days | 0.14 | |
| 混 合 液 揮 發 性 懸 浮 固 體,MLVSS | mg/l | 5000 | 假定 |
| F/M 比 @ADF | Kg/Kg·d | 2.791 | BOD-MLSS 負荷 |
| 污 泥 產 率 系 數, Y, KgVSS/KgBOD5 | Kg/Kg | 0.7 | 通常為 0.4-0.8, 假定 0.7 |
| 衰減係數, Kd,d-1 | Kg/Kg·Day | 0.04 | 通常為 0.04-0.075, 假定 0.04 |
| 設計生物固體平均停留時間 （污泥齡） | Days | 1.0 | |
| 計 算 生 物 固體 平 均 停 留時 間,@ ADF | Days | 1.0 | |
| 表觀或計算污泥產率係數, VSS/#BOD5 @ADF | Kg/Kg | 0.69 | |
| 剩餘污泥排氣量, @ ADF | Kg/day | 2863 | |
| BOD5 對於 BOD的比值 | 0.71 | 通常為 0.46-0.71, 假定 0.71 | |
| 是否需要脫氮指標? | Y | 1.71 | 若 N 為 4.57, 若 Y 則為 1.71 |
| 需氧量計算 | 需氧量計算 | 需氧量計算 | 需氧量計算 |
| 總碳氧化需氧量@ ADF | Kg/day | 1816 | |
| 硝化需氧量 @ ADF | Kg/day | 714 | |
| 總需氧量 @ ADF | kg/day | 2530 | |
| 可曝氣時間 | hr/day | 24 | |
| 氧傳遞量 @ ADF | kg/hr | 105.41 | |
| 氧氣吸收率(OUR) @ ADF | mg/l·hr | 176.1 |
| 日期： | 項目：焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用 | 項目：焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用 | 項目：焦化廢水處理系統純氧曝氣的研究與應用 |
|---|---|---|---|
| 製程參數 | 單位 | 數值 | 備註 |
| 平均設計流量, @ ADF | m3/day | 4176 | |
| 進水 BOD5 @ ADF | mg/l | 500 | COD, 假定全部可生物降解 |
| TKN @ ADF | mg/l | 100 | |
| TSS @ ADF | 75 | ||
| 出水 BOD5 | mg/l | 100 | COD, 假定全部可生物降解 |
| TKN | mg/l | 15 | |
| 設計參數 | 設計參數 | 設計參數 | 設計參數 |
| 曝氣池體積 | m3 | 1755 | |
| 水力停留時間, HRT @ ADF | Days | 0.42 | |
| 混 合 液 揮 發 性 懸 浮 固 體,MLVSS | mg/l | 5000 | 假定 |
| F/M 比 @ADF | Kg/Kg·d | 0.238 | BOD-MLSS 負荷 |
| 污 泥 產 率 系 數, Y, KgVSS/KgBOD5 | Kg/Kg | 0.7 | 通常為 0.4-0.8, 假定 0.7 |
| 衰減係數, Kd,d-1 | Kg/Kg·Day | 0.04 | 通常為 0.04-0.075, 假定 0.04 |
| 設計生物固體平均停留時間 （污泥齡） | Days | 9.9 | |
| 計 算 生 物 固體 平 均 停 留時 間,@ ADF | Days | 9.9 | |
| 表觀或計算污泥產率係數, VSS/#BOD5 @ADF | Kg/Kg | 0.53 | |
| 剩餘污泥排氣量, @ ADF | Kg/day | 888 | |
| BOD5 對於 BOD的比值 | 0.71 | 通常為 0.46-0.71, 假定 0.71 | |
| 是否需要脫氮指標? | Y | 1.71 | 若 Y 為 1.71, 若 N 則為 4.57 |
| 需氧量計算 | 需氧量計算 | 需氧量計算 | 需氧量計算 |
| 總碳氧化需氧量@ ADF | Kg/day | 1091 | |
| 硝化需氧量 @ ADF | Kg/day | 607 | |
| 總需氧量 @ ADF | kg/day | 1698 | |
| 可曝氣時間 | hr/day | 24 | |
| 氧傳遞量 @ ADF | kg/hr | 70.75 | |
| 氧氣吸收率(OUR) @ ADF | mg/l·hr | 40.3 |
3．採用GWQ氧擴散器進行純氧曝氣，能否在負荷波動時，提供操作彈性，穩定出水水質？
在試驗期間，我們採集了部分常規操作化驗數據，將其列於表9中進行觀察對比，可以看到以下現象：
●出水COD：2＃（用純氧）系統與1＃（用空氣）系統相比，2＃數據始終比1 ＃低（好），並且，2＃系統的水量在後期高於1＃（50％）；
●NH3－N：無論是在曝氣池進口或二沉池出水，2＃系統的值始終好（低）於 1＃系統，並且，2＃系統的水量在後期高於1＃（50％）；
●SCN：整體上2＃優於1＃；在水量130M3/h時，停止純氧曝氣就導致了SCN 超標；
●NO2－和NO3－：2＃系統與1＃系統差異不大，表示純氧對硝化菌並不存在負面影響。 以上的觀察分析，是在沒有根據純氧曝氣的操作要求來提升MLVSS和化驗資料不足的情況下作出的。儘管如此，我們還是可以定性地認為使用純氧曝氣的操作彈性/在負荷波動時穩定出水水質的能力要好於空氣曝氣，具體的定量結論要透過製程試驗來做。
| 時間 | 取樣 點 | 水量 m3/h | COD （mg/L） | NH3-N（mg/L） | NH3-N（mg/L） | SCN－（mg/L） | SCN－（mg/L） | NO2 －（mg/L） | NO3 －（mg/L） |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 時間 | 取樣 點 | 水量 m3/h | 二沉池出水 | 曝氣池進口 | 二沉池出水 | 調節池出水 | 初沉池出水 | 二沉池出水 | 二沉池出水 |
| 12.8 | 1＃ | 45 | 135.74 | 25.2 | 5.6 | 15.23 | 14.58 | 11.89 | 3.01 |
| 12.8 | 2＃ | 45 | 19.6 | 5.6 | 8.28 | 8.88 | 2.68 | ||
| 12.9 | 1＃ | 55 | 33.6 | 15.4 | 4.59 | 2.46 | |||
| 12.9 | 2＃ | 55 | 120.41 | 28 | 8.4 | 10.2 | 3.1 | ||
| 12.10 | 1＃ | 51 | 50.4 | 44.8 | 15.1 | 21.15 | 1.46 | 2.31 | |
| 12.10 | 2＃ | 51 | 115.33 | 39.2 | 25.2 | 11.37 | 8.94 | 2.43 | |
| 12.11 | 1＃ | 25 | 30.8 | 16.8 | 3.26 | ||||
| 12.11 | 2＃ | 25 | 25.2 | 11.2 | 3.1 | ||||
| 12.12 | 1＃ | 25 | 44.8 | 28 | 3.76 | 2.89 | |||
| 12.12 | 2＃ | 25 | 29.4 | 14 | 11.56 | 2.8 | |||
| 12.13 | 1＃ | 25 | 42 | 28 | 28.87 | 3.62 | 3.1 | ||
| 12.13 | 2＃ | 40 | 25.2 | 4.2 | 11.04 | 2.34 | |||
| 12.14 | 1＃ | 22 | 42 | 33.6 | 7.22 | 4.11 | |||
| 12.14 | 2＃ | 26 | 22.4 | 8.4 | 10.55 | 2.98 | |||
| 12.15 | 1＃ | 40 | 144 | 56 | 30.8 | 15.64 | 6.22 | 17.94 | 4.23 |
| 12.15 | 2＃ | 60 | 33.6 | 8.4 | 10 | 19.22 | 3.1 | ||
| 12.16 | 1＃ | 41 | 129 | 21.84 | 17.03 | 3.97 | |||
| 12.16 | 2＃ | 62 | 8.96 | 18.74 | 3.24 |
4．表面泡棉生成情況
在試驗期間大多數時間裡，使用純氧曝氣的泡沫形成比空氣少得多(圖3)。在短時間內也看到過泡沫較多的現象，可能是水質成分的原因，也可能因為負荷低，氧氣量太多造成。
在泡棉表面，曾觀察到有黑色細顆粒狀物質附著在泡棉上，從硝化效果和NO3－值來看，不會是硝化菌體。應為池底的碳類物被攪拌送到了水體表面。
定性觀察的結論：使用GWQ擴散器進行純氧曝氣，無論重鋼焦化廠的污水負荷如何變化，都能使水中溶解氧保持在所需的水平，並可以只用一套系統來處理目前兩套系統處理的水量，提高處理能力和提供操作彈性。但在負荷衝擊條件下是否能達到出水水質標準需要透過製程試驗來驗證。
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六、經濟性比較分析
使用GWQ擴散器進行純氧曝氣，與目前使用空氣曝氣比較，會帶來相關成本的增加或減少，依照達到87m3/h的水處理能力的同比條件（此時用空氣法開動兩颱風機），並以重鋼焦化廠和重鋼集團公司分別作為核算單位，得到使用GWQ擴散器進行純氧結果如圖111211211111696表態負氧。
| 專案 | 空氣法 | 氧氣法 | 成本增加（＋）/減少（－） |
|---|---|---|---|
| 電耗 | 812,160.00 | 192,240.00 | -619,920.00 |
| 氧耗 | - | 760,320.00 | 760,320.00 |
| 維修 | 30,000.00 | 12,000.00 | -18,000.00 |
| 消泡水 | 172,800.00 | - | -172,800.00 |
| 檢修後調試成本 | 10,000.00 | - | -10,000.00 |
| 折舊 | - | 95,000.00 | 95,000.00 |
| 總成本 ￥ | 1,024,960.00￥ | 1,059,560.00￥ | 34,600.00 |
| 年處理水量 | 689040 | 751680 | 62640 |
| 單位成本 | 1.49 | 1.41 | -0.078 |
※以重鋼焦化為會計單位，由於用氧成本和資產折舊增加，年總成本增加34,600元。但又因可以不停止水處理進行檢修，單位處理成本下降0.078元/m3。
| 專案 | 空氣法 | 氧氣法 | 成本增加（＋）/減少（－） |
|---|---|---|---|
| 電耗 | 812,160.00 | 192,240.00 | -619,920.00 |
| 氧耗 | - | - | - |
| 維修 | 30,000.00 | 12,000.00 | -18,000.00 |
| 消泡水 | 172,800.00 | - | -172,800.00 |
| 檢修後調試成本 | 10,000.00 | - | -10,000.00 |
| 折舊 | - | 95,000.00 | 95,000.00 |
| 總成本 ￥ | 1,024,960.00￥ | 299,240.00￥ | -725,720.00 |
| 年處理水量 | 689040 | 751680 | 62640 |
| 單位成本 | 1.49 | 0.40 | -1.089 |
結論：以重鋼集團公司作為核算單位，因焦化純氧曝氣所需氧氣量很小（176Nm3/h）,對重鋼4萬多立方米/小時的空分能力而言，不會因焦化污水處理用氧而需增加氧氣產量，也不會因焦化廠不用氧而節省任何氧量。對重鋼集團公司而言，使用純氧曝氣的氧氣成本增加為零。因此年成本下降725720元，單位處理成本下降1.09元/m3。使用純氧曝氣，重鋼集團公司可以更好更充分地利用其現有的產能資源，既可達到環保目標，也能取得良好的經濟效益。
七、建議
基於以上對試驗技術結果的分析結論，特別是經濟成本的比較分析結論，我們認為很有必要用GWQ擴散器對焦化污水進行提高水處理能力的純氧曝氣製程試驗。主要理由如下：
重鋼焦化廠的污水處理量隨新焦爐的建成投產會有增加（15t/h），污水量和水質波動在生產過程中是必然存在的客觀事實。因此，焦化廠面臨的問題是，如何在盡量減少波動的同時，也讓水處理系統具備足夠的操作彈性來接納波動？更進一步說，重鋼集團公司是否要考慮擴建污水處理廠以增大污水處理能力？同過本次試驗，重鋼焦化廠已取得了另一個選擇的機會，即進行純氧曝氣的工藝試驗，來驗證在現有設施的基礎上，能否用很少的投入，不用大量新的投資，就能提高污水處理能力？目前GWQ擴散器設備性能試驗已完成，從試驗定性分析的結論來看，是很有可能達到這一目標的，製程試驗的風險已大大降低。所以，為減少將來大量投資，以很小投入和低風險進行製程試驗研究是非常值得的。
對於製程試驗研究，在總結本次設備性能試驗經驗的基礎上，提出以下具體建議：
●鋪設永久性供氧管道到焦化污水處理站，以確保供氧的連續性和低成本；
●污水處理站內目前供試驗用的軟管更換為硬管，以降低供氧阻力；
●為防止壓壞空氣曝氣管，在水下安裝支撐平台（已利用檢修期間完成）；
●購置兩台GWQ擴散器以防因設備故障導致試驗中斷並作為檢修備用；
●增加分析化驗力量，確保有足夠的分析點資料來指導操作和為試驗提供足夠的定量分析依據；
●安裝時，在GWQ擴散器入水時，短暫關閉鼓風，排除水氣流影響，使設備能正確到位；
●以循序漸進，操作參數系統配套的方式進行試驗；即負載提升分幾個階段， 操作參數也根據各階段進行系統相關計算/制定並嚴格執行。
●對相關操作人員進行氧氣安全操作訓練；
八、結論
總之，無論從提高焦化廠現有污水處理能力、提高操作彈性、做到排水穩定達標方面，還是對充分利用重鋼現有氧氣資源、來降低運行成本和減少投資成本而言，都很有必要將目前已開展的純氧曝氣試驗進行下去。
