[0112] 式中，Vm为单台设备推动沟内流体的理论最大流速，单位m/s，与开启台数N和转速 w相关，随着N和w增加而增大;h为相对浸没深度，无量纲，h = H/R，其中Η为浸没深度，R为设 备半径;视为单台设备的最大推流阻力损失，单位W/m3;KH为半饱和常数，无量纲。EF m 与转速w有关，数学形式符合式（16)和图4,在w较小时可近似为线性，在w较大时稳定接近最 大值。
[0113] ④将上述步骤中参数根据实测数据拟合，获取不同浸没深度Η和开启台数N下的氧 化沟流速Vo,采用非线性拟合命令(如1^〖1&13平台的1叫(31^^行丨命令)获得参数￥"和&1，然 后根据氧化沟阻力系数和水体质量计算系数ζ，得到最大推流阻力损失EFm，即推流过程能 量。
[0114] 上述关系表明，可以通过设备的转速w和浸没深度h来估计流速Vo,并进一步计算 混合能量EF Jo与浸没深度的关系如图4a所示;开启台数N可改变上述关系，如图4b所示。根 据需要的推流能量，"先改变转速w，再改变浸没深度h，最后改变开启台数N"的规则，形成新 的编组方案，然后重复本步骤计算推流能量。
[0115] (2)曝气过程能量计算:曝气设备的曝气能力0TR取决于曝气设备与流体的接触面 积A，以及曝气设备与流体之间的流速差(VR-VQ);当曝气设备性质一定时，曝气能耗EA与0TR 线性相关。
[0116]以转碟为例，曝气过程能量EA的计算方法如下：
[0117]根据式（13)确定设备浸没面积A，根据式（16)确定氧化沟流体流速Vo后，可以根据 下式计算充氧能力0TR:
[0119] 将公式（18)化简，并代入EF ^ 0TR，得到如下公式：
[0121 ]式中，0TR为氧传质速率，单位kg〇2/h;EA为曝气能量，单位w/m3;A为浸没面积，单位 m2;k为待定系数，无量纲;N为设备开启台数;h为相对浸没深度，无量纲;KH、VR、Vm、V〇定义如 前所述;EAm是单台设备的理论最大充氧能量，单位w/m 3;K3为待定系数，通过观测不同台数N 和不同浸没深度h下的曝气能量EA，采用非线性拟合计算获得（如Mat lab软件的 lsqcurvefit命令hEAm与转速w有关，曝气设备模型与浸没深度h类似，数学结构与式（18) 和图5接近。在w较小时，EA m近似为0;当w较大时，EAm与W近似为线性。
[0122] 如图5所示，将式（19)作图，可以得到EA随着开启台数N和浸没深度h之间的关系。 与图4b比较可以看到，随着浸没深度的增加，推流流速增加较快，然后维持稳定;但氧传质 的变化趋势却是先缓慢增加，然后接近线性。这意味着，在相对浸没深度h较小(h〈0.3)时， 增加 h有利于提高流速；当h较大(h>0.5)时，增加 h有利于加强供氧。转速w的变化规律与之 类似。
[0123] (3)曝气与推流能量比例关系:为了方便从设备的实际功率计算曝气和推流能量， 本发明采用了曝气与推流能量比例的指标Μ。#是开启台数N、浸没深度h和转速w的函数。
[0124] 将式（17)与式（19)相除，可以得到能量比例αΕ:
[0126] 可以看到，αΕ公式变量包括开启台数Ν、浸没深度h和转速w的函数，其中Ν和h是直 接影响，而转速w间接影响EA m/EFm比值，可写为f (w)。
[0127] 从式(20)可以看出，随着浸没深度h的增加，曝气能量占比上升;随着开启台数N增 加，曝气能量占比减小。随着转速w增加后，曝气EA m和推流EFm呈现不同的变化趋势，此时f (W)即EAm/EF2t值先近似为零，然后近似按线性增加到最大值。
[0128] 上述变化规律对于转刷、倒伞也同样适用。此外，推进器的模型也可采用以上函数 关系。由于推进器不曝气，因此ΕΑ = 0，即αΕ = 0，输入能量全用于推流；由于完全浸没且流速 Vr较大，因此式（15)中Α为常数，可假设EF = W=kN(VR-V〇)2。由于推进器不能调整转速和浸 没深度，因此只能控制启停，即增加或减少单台推进器的混合能量。
[0129] 综上所述，本发明的能量模型可以统一不同类型的设备，能够方便地用于控制策 略的优选。下面结合具体实施例作进一步介绍。
[0130] 实施例1:某氧化沟工艺转碟的曝气与推流控制
[0131] 工艺运行情况:Orbal氧化沟工艺，规模5万吨/天。仪表布置情况如下：工艺外沟进 水口至前布置了在线氨氮仪(离子选择电极法）、电磁流量计，测定进水氨氮浓度C IN和流量 QIN;在外沟生物反应池内部布置了在线污泥浓度计(光学法），浸没页面下0.5米，测定污泥 浓度MLSS;在二沉池出水处布置了在线氨氮仪(离子选择电极法），测定出水氨氮浓度C EN等。
[0132] 设备结构为：外沟布置8台直径1.8米的转碟，可调整高低两速，转速w为60rpm和 30rpm。转碟设备控制器可以控制运行台数N和转速w。氧化沟出水堰高度设置了设备控制 器，可以自动调节堰板高度，从而设定设备的浸没深度h，避免其受来水流量Q IN等的影响。
[0133] 控制策略如下：在PLC控制系统4和上位机10中建立如图2所示的控制逻辑，利用表 1和表2的前馈表函数(数值如表中所示），以及式(2)~（12)的计算公式(参数如公式所示）， 实现对设备输入曝气能量和推流能量的控制。
[0134] 设备建模如下：公式（13)~（20)的参数需要根据实测数据拟合得到。如根据转碟 厂家提供的不同转速w下测定充氧速率0TR，根据式(18)的数学形式，可以拟合得到如图6所 示的关系式。
[0137] 从图6中可以看到，在低速转动(转速w〈30rpm)时，可视为0TR=0，能量全部用于推 流，EAm = 0。因此，分别运行转碟的高速与低速状态，可以得到低速下总功率为推流能量EF、 高速下总功率E = EA+EF，两者相减可求出高速运行时的曝气功率EA，两者的比值即为αΕ。
[0138] 在不同浸没深度h下开展测试，可以得到EF、EA和αΕ随h的变化数据。如图7所示，采 用非线性拟合命令lsqcurvefit(@f，kO，h，EF)，根据式（19)可得某单台转碟在高速运行时 的推流输入能耗EF为：
[0140] 如图8所示，采用非线性拟合命令lsqcurvefit(@f，kO，h，EA)，根据式（17)可得到 某单台转碟再低速运行时的曝气输入能量EA为：
[0?42] 如图9所示，采用非线性拟合命令1 sqcurvef it (Of，k0，h，aE)，根据式（20)可得某 单台转碟在高速运行时的能量比例系数αΕ为：
[0144]对每台转碟都进行上述性能测试和模型拟合，可以得到单台转碟高速运行时的曝 气/推流能量比值(?的计算公式，再令转碟低速运行时αΕ = 0,根据步骤2)中的推流能量EF和 曝气能量ΕΑ计算公式即可实时计算曝气能量和推流能量。
[0145] 本实施例在运行是，持续运行半年时间。运行期间出水氨氮稳定达标、MLSS浓度稳 定，且转碟总能耗降低5%。
[0146] 上述各实施例仅用于说明本发明，各部件的结构、尺寸、设置位置及形状都是可以 有所变化的，在本发明技术方案的基础上，凡根据本发明原理对个别部件进行的改进和等 同变换，均不应排除在本发明的保护范围之外。
【主权项】
1. 一种氧化沟曝气与推流过程的优化控制方法，其特征在于包括W下步骤： 1) 根据工艺运行状况监测数据，针对充氧和推流采用不同的前馈-反馈控制策略，计算 当前工况下需要的曝气能量输入值和推流能量输入值； 2) 根据当前曝气设备和推流设备工况，计算曝气设备的曝气能量和推流设备的推流能 量，并分别与预先设定的能量值比较;如果当前能量输入值满足要求，则维持设备运行状态 不变;如果不满足要求，则修改设备编组方案，进入下一步； 3) 需要调整编组运行时，按照"先改变转速W，再改变浸没深度h，最后改变开启台数N" 的规则生成编组方案，计算新编组方案的推流能量、曝气能量与设定值的偏离率并判断是 否都满足预设要求；当推流能量和曝气能量与设定值的偏离率都满足预设要求时，执行新 的编组方案，如果任一者不满足，则重新生成编组方案并重复本步骤中的能量计算与比较 过程。2. 如权利要求1所述的一种氧化沟曝气与推流过程的优化控制方法，其特征在于:所述 步骤1)中，计算曝气能量输入值时，采用的曝气充氧前馈-反馈控制策略是根据进水氨氮负 荷值前馈补偿、根据出水氨氮浓度值反馈控制输入的充氧能量EA;其具体步骤如下： (1) 前馈补偿环节的算法采用表函数模型，按周期计算进水氨氮负荷Ln