進料含固率對餐廚垃圾兩階段厭氧消化的影響

湯若昊， 郁 亮， 賈士儒， 陳樹林， 李德茂

(1.天津科技大學 生物工程學院工業(yè)微生物教育部重點實驗室， 天津 300308； 2.中國科學院 天津工業(yè)生物技術研究所， 工業(yè)生物系統(tǒng)與過程工程重點實驗室， 天津 300457)

進料含固率對餐廚垃圾兩階段厭氧消化的影響

湯若昊1,2， 郁 亮2， 賈士儒1， 陳樹林2， 李德茂2

(1.天津科技大學 生物工程學院工業(yè)微生物教育部重點實驗室， 天津 300308； 2.中國科學院 天津工業(yè)生物技術研究所， 工業(yè)生物系統(tǒng)與過程工程重點實驗室， 天津 300457)

試驗在中溫(35℃)條件下利用主要由800 L高固反應器(HSR)，200 L緩沖罐和1000 L升流式固體反應器(USR)組成的兩階段中試厭氧系統(tǒng)對餐廚垃圾進行了處理，比較從1%～10%的不同含固率(TS)對兩階段厭氧系統(tǒng)的CODcr, OLR, pH值, VFA, TS, SVI和甲烷產率的影響。結果表明，進料含固率在6%以下時，HSR對餐廚垃圾固體殘渣去除效果明顯，可以保證進入USR反應器內液體中固體含量小于1.5%，USR反應器COD去除率也同樣保持在80%以上，同時產氣效率最高達到294 L·kg-1CODremoval。當原料TS大于6%時，HSR對餐廚垃圾殘渣處理效果偏差，排液TS達到1.8%以上，同時USR反應器COD去除率和甲烷產率也受到影響，出現(xiàn)明顯的降低?？傮w來說，兩階段反應體系進料TS濃度在6%以下時對餐廚垃圾處理效率、固體殘渣處理效率和甲烷產率都得到了良好的效果。

餐廚垃圾； 兩階段厭氧處理系統(tǒng)； 含固率； 產甲烷能力

在城市中餐廚垃圾的主要來源是大中型飯店，高校和企事業(yè)單位食堂、生活小區(qū)。餐廚垃圾的主要組成部分包括淀粉類、肉類、油脂類和蔬菜水果類等有機質食物，但各部分具體比例根據地域分布有所不同[1]。其主要特點是：高有機質含量(16%～22%)、高含水率、高脂類和鹽類含量等[2]。由于這些特點使得餐廚垃圾的處理變得十分困難，但同樣這些特點也表現(xiàn)出了餐廚垃圾的資源性。處理餐廚垃圾傳統(tǒng)的方法主要是焚燒和填埋，但這些方法都對環(huán)境會造成二次污染，并且沒有利用餐廚垃圾的資源性[3]。好養(yǎng)堆肥作為新型的處理技術雖然有諸多優(yōu)點，但其在堆肥過程中也會產生大量污染，并且餐廚垃圾中的鹽分和油脂都會影響堆肥的效率。另外將餐廚垃圾轉化為生態(tài)飼料也有大量的研究，但其安全性一直飽受質疑[4]。厭氧消化在近年來被廣泛利用于餐廚垃圾處理中，其處理優(yōu)勢和資源轉化效率都相對較高[5]。

由于餐廚垃圾高有機質的特征，在進行單相厭氧消化過程中必須將餐廚垃圾進行大量的預處理工作，增加大量的處理成本，并造成處理壓力過大。在二階段反應體系中由于有酸化罐的存在，所以反應體系能接受更高負荷的原料，同時由于酸化反應充分，產甲烷反應器的產氣效率也會有很大的提升[6]。KIM[7]等人利用SRB-UASB兩階段反應器處理海洋類有機廢物得到了不錯的效果，升流式污泥床反應器(UASB)甲烷產率可達到296 L·kg-1CODremoval，有機質轉化率達到44%。但其缺陷在于從酸化反應器出料必須經過稀釋才可進入UASB反應器，這提高了處理成本，同時降低了處理效率。造成這種缺陷的原因在于傳統(tǒng)的2階段反應系統(tǒng)只是單純酸化階段與產甲烷階段分開在不同反應器中進行，其中酸化反應器其中含有大量的揮發(fā)性有機酸(VFA)，這些VFA是第2階段的產甲烷反應器中產甲烷菌的底物，但是過量的VFA也同樣會抑制產甲烷菌活性，所以酸化反應器內的酸化反應要適當?shù)谋豢刂?，以保證進入產甲烷反應器的VFA濃度在適宜范圍內[8]。然而，有控制酸化反應并沒有完全利用酸化反應器的反應體積和VFA積累優(yōu)勢。劉良[9]等人將第1階段反應器改為脫氮反應器進行實驗研究，脫氮效率達到最佳可達到96.78%，但研究中并沒有注重產氣效率的變化。這些研究都提示了將第1階段反應器多功能化是值得研究的重點。所以在本研究中，將傳統(tǒng)的酸化反應器進行的改進，通過產甲烷反應器內污泥回流作用，稀釋第1階段反應器內的VFA濃度，并且使酸化反應器也具有一定的產甲烷能力。

對于升流式反應器而言，原料固體含量對其甲烷產率的影響巨大[10]。傳統(tǒng)工藝中采用對原料進行過濾來避免升流式反應器的故障，但這樣會使預處理過程變的復雜，嚴重減緩了處理效率。所以在本研究中，在第1階段反應器通過利用餐廚垃圾的殘渣與輕浮污泥的結合作用，使第1階段反應器也具有降低餐廚垃圾中固體含量的作用，減輕產甲烷反應器的處理壓力，增加其處理效率[11]。并通過向兩階段厭氧反應器中進入不同含固率的餐廚垃圾原料，來評估第1階段反應器對固體去除效果的影響，同時也找到適合厭氧反應體系處理和產氣的最佳進料含固率。

1 材料與方法

1.1 材料

1.1.1 餐廚垃圾和接種污泥

本試驗所用餐廚垃圾來自于天津碧海環(huán)保技術咨詢有限責任公司，餐廚垃圾通過收集、篩分、粉碎、蒸煮、離心、三相分離后的高固體含量的餐廚垃圾污水會作為本研究中厭氧消化處理的主要處理對象。試驗所用的厭氧污泥來自于天津碧海環(huán)保技術咨詢有限責任公司200 m3厭氧罐。餐廚垃圾和接種污泥的特性如表1所示。

表1 餐廚垃圾和接種污泥的主要性質

1.2 試驗設備和方法

1.2.1 兩階段厭氧反應系統(tǒng)

研究所用厭氧反應器系統(tǒng)如圖1所示。反應體系有高固反應器 (HSR)，緩沖罐和升流式厭氧固體反應器(USR)反應器組成。其中HSR容積800 L，緩沖罐容積200 L，USR反應器容積1000 L。在HSR和緩沖罐之間設定高度差，使HSR內的液體通過重力作用自流至緩沖罐中，緩沖罐中的液體再由隔膜泵泵入USR反應器中。在USR反應器上方設置有循環(huán)管路，使USR反應器上方的部分污水進入HSR，進行部分循環(huán)。USR反應器所產生的沼氣在反應器上方氣體流量計處進行部分收集用于甲烷含量的測定，其余部分則進行排空。HSR產生的沼氣在其上方的氣體流量計處進行部分收集用于甲烷含量的測定，其余沼氣一部分通過氣泵進入USR反應器用于增加USR反應器中H2和CO2的濃度，提高產甲烷菌底物濃度，另一部分則同樣進行排空。

1.2.2 USR反應器的啟動

厭氧處理系統(tǒng)首先啟動USR反應器和緩沖罐，根據USR反應器有效容積進行接種，接種量為反應器有效容積的60%。先將480 L厭氧污泥注入USR反應器中，再加入320 L水補齊800 L反應體系。再向緩沖罐中加入200 L的水。然后開啟循環(huán)泵使緩沖罐與USR反應器建立起動態(tài)循環(huán)。污水進入USR反應器的速度為35 L·h-1，即保證24小時后整個系統(tǒng)內的液體可以循環(huán)一次，水力停留時間(HRT)為24 h，反應器溫度保持在35℃±2℃。運行3天后，進料中加入5%的TS<1%的餐廚垃圾污水，水力停留時間為24 h，反應器溫度保持在35℃±2℃。此過程中每天監(jiān)測反應器內pH值變化，使反應器內pH值維持在7.0～7.6之間。若pH值超出合理范圍，則將進料改為清水。此外定期檢測反應器內COD，TS和產氣量。

1.HSR反應器； 2.USR反應器； 3.緩沖罐圖1 厭氧反應器系統(tǒng)

1.2.3 二階段反應系統(tǒng)試驗方案

USR反應器測試結束后，啟動HSR與USR反應器聯(lián)合運行。根據物料中TS含量的差異，將HSR運行分為3個階段，3個階段的進料TS含量分別為1%～3%，3%～6%，6%～10%，具體參數(shù)如表2所示。兩相系統(tǒng)運行操作為：一次性向HSR內加入600 L原料，并且從USR反應器中回流200 L污水用于HSR內的接種，添加完畢后開啟攪拌1 h讓餐廚垃圾殘渣和厭氧污泥混合均勻，然后靜止2～4 h確保HSR內餐廚垃圾和污泥的復合物懸浮在罐內上方。此過程中，HSR進料濃度維持在11%，溫度維持在25℃±2℃。每隔8 h向緩沖罐中加入200 L經HSR處理后的餐廚垃圾污水，以保證USR反應器的正常進料運行。USR反應器水力停留時間為8 h，溫度維持在35℃±2℃。根據進料濃度的不同，每1～3天對HSR進行排渣。反應體系運行期間每天采集樣品并檢測HSR和USR反應器內pH值、總固體(TS)、化學需氧量(COD)、污泥體積指數(shù)(SVI)、揮發(fā)性脂肪酸(VFA)、沼氣產量及甲烷產率，以此來評估厭氧系統(tǒng)的運行穩(wěn)定性和產氣效率。

表2 高固反應器(HSR)進料參數(shù)

1.3 參數(shù)測定及方法

pH值測定采用手持pH檢測計進行現(xiàn)場測定；總固體(TS)，可揮發(fā)性固體(VS)，化學需氧量(CODcr)等常規(guī)參數(shù)使用標準方法進行測定[12]。

筆者研究中利用液相色譜儀對樣品中的揮發(fā)性脂肪酸(VFA)進行測定，使用紫外檢測器。色譜柱為安捷倫HPX-87H色譜柱，流動相為0.015 mol·L-1磷酸二氫鉀和甲醇以97∶3混合，柱溫箱溫度30℃，每個樣品反應時間為50分鐘。

沼氣產量由厭氧消化系統(tǒng)中的氣體流量計和電子數(shù)控設備進行統(tǒng)計。沼氣中甲烷含量使用氣相色譜儀進行測定，采用了TCD檢測器和PEG-20M毛線管柱，以氦氣為載氣，流速30 mL·min-1。柱箱、進樣器和檢測器溫度分別為150℃，80℃和180℃。

2 結果與討論

2.1 進料含固率對HSR和USR反應器COD去除率和OLR的變化情況

圖2表示了兩相反應不同階段中HSR和USR反應器內COD去除率的變化情況。其中HSR中COD去除率在前2個階段中基本維持在15%左右。這說明在原料TS從1%到6%上升的過程中，HSR內的COD消耗量并沒有太大的區(qū)別。這也說明在反應的前2個階段，反應器內細菌的酸化作用較弱，同時產甲烷菌的產甲烷能力也不強，COD總消耗量較低。在第3階段中，原料TS上升到6%到11%，此時HSR中COD去除率有所下降，并且起伏較大，極不穩(wěn)定。這說明了在這一階段反應器水解細菌的活動逐漸增強，這些細菌會水解少數(shù)固形物從而造成了HSR內COD總量的上升，同時引起了反應器內環(huán)境的改變，進一步不利于產甲烷菌對COD的消耗作用[13]。但同時反應器內的酸化細菌變得相對活躍，從而保證COD去除率并沒有大幅度的降低，維持在一個相對穩(wěn)定的范圍內[14]。而對于USR反應器來說，HSR的排料及為其進料。當在第3階段HSRCOD去除率在降低時，USR反應器COD進料就會增長，從而引起了USR反應器在第3階段去除率的略微下降?？傮w來說，兩階段反應體系系統(tǒng)在高TS(6%～11%)進料情況下，COD去除率較為穩(wěn)定。HSRCOD去除率雖然相對較低，但為USR反應器起到了良好的緩沖作用，減輕了USR反應器的處理壓力，保證了其穩(wěn)定運行。但是相比USR單相反應器運行狀況而言，雙相系統(tǒng)中USR反應器在同負荷下COD去除率略有降低，原因有可能是HSR對原料中TS的處理不夠徹底，致使USR反應器進料中TS含量升高，從而引起了反應器內部分污泥的流失，造成處理效率的略微下降。

圖2 不同階段HSR和USR反應器內COD去除率變化情況

圖3表示了兩相反應不同階段中HSR和USR反應器OLR的變化情況?？梢院苊黠@地發(fā)現(xiàn)在不同階段HSR中OLR呈現(xiàn)明顯的上升趨勢，從起始的8.5 kgCOD·m-3d-1上升至最后的10.3 kgCOD·m-3d-1，而USR反應器OLR則上升較為緩慢，僅僅從起始處的6.9 kgCOD·m-3d-1上升至7.4 kgCOD·m-3d-1。這表明了在高TS含量進料的情況下，HSR對USR反應器負荷起到了良好的緩沖作用，讓USR反應器能保持相對穩(wěn)定高效的處理處理能力。

圖3 不同階段HSR和USR反應器內OLR變化情況

2.2 進料含固率對HSR和USR反應器VFA和pH值的變化情況

圖4表示了兩相反應不同階段中HSR和USR反應器內VFA的變化情況。隨著進料TS含量的增大，HSR中的VFA含量從15300 mg·L-1上漲到18310 mg·L-1，其中VFA濃度在反應的第3階段上升較快，而在前2個階段相對平緩。造成這種現(xiàn)象的原因有可能是在前2個階段中原料TS含量相對較低，再加之USR反應器回流的污水對HSR內的污水濃度起到稀釋作用，所以導致HSR內整體環(huán)境不適宜細菌的水解和酸化，VFA產生速率緩慢。在第3階段中隨著原料TS含量的增加，原料中有機質的含量也進一步增加，水解細菌和酸化細菌的活性逐漸增強，促進了VFA的產生。但是由于回流稀釋作用的存在，HSR中的條件不會完全變化為酸化水解的最佳條件，所以VFA濃度雖然有所上升，但是并沒有大量積累。同時這種VFA少量積累的現(xiàn)象也減輕USR反應器的處理壓力，不會讓USR反應器內的VFA濃度迅速的升高。從圖中也可以看出，在第3階段運行過程中USR反應器中VFA最大積累量只達到573 mg·L-1，遠沒有到達可以抑制產甲烷菌活性的臨界濃度[15]。圖5則表示了HSR和USR反應器內pH值的變化情況，隨著進料TS含量的增加，HSR中的pH值由6.4下降至5.9。原因可能是在原料混合時隨著餐廚垃圾殘渣的加入同時也加入了一些餐廚垃圾污水，另外也與反應器內水解和酸化作用的增強有關。而USR反應器中pH值則一直穩(wěn)定在7以上，這表明了USR反應器對高酸度原料具有一定的抗沖擊力。

圖4 不同階段HSR和USR反應器內VFA變化情況

圖5 不同階段HSR和USR反應器內pH值變化情況

2.3 進料含固率對HSR和USR內TS和SVI的變化情況

圖6表示了兩相反應不同階段中HSR和USR反應器內TS的變化情況。在反應的前2個階段，HSR進料TS分別為1%～3%，3%～6%。而HSR中TS含量卻維持在1.3%以下。這表明了在HSR當中，餐廚垃圾殘渣與USR反應器回流而來的部分輕浮污泥結合效果較好，使HSR中的大部分固形物都漂浮在反應器液面上層，從而使得進入USR反應器的污水TS含量較低。所以前2個階段USR反應器中TS含量穩(wěn)定在2.8%左右，基本不受影響。反應的第3階段中，隨著原料濃度升高到6%～11%，HSR內TS含量由1.3%升高到1.8%。造成這種現(xiàn)象的原因有可能是HSR中的餐廚垃圾殘渣較多，輕浮污泥無法將其全部結合并漂浮到液面上層。在第3階段中USR反應器內TS含量發(fā)生了明顯的下降，這是因為餐廚垃圾殘渣大量進入USR反應器內并與厭氧污泥相結合，由于餐廚垃圾殘渣相對較輕無法在向上水流的沖刷下繼續(xù)保留在反應器內，所以反應器內一些污泥被餐廚垃圾殘渣攜帶出反應器，造成了USR反應器中TS含量的下降。雖然USR反應器內厭氧污泥受到了部分損失，但總體來說損失速率較慢，并且在此階段后期污泥含量保持在了2%左右。這也表明了新型USR反應器本身也具有一定抗高TS含量原料的能力，突出了反應器結構的優(yōu)勢。圖7也表明了USR反應器內SVI在第3階段大幅度上升后趨于穩(wěn)定。這也說明了USR反應器對高TS含量的原料有一定的耐受力。

圖6 不同階段HSR和USR反應器內TS變化情況

圖7 不同階段HSR和USR反應器內SVI變化情況

2.4 進料含固率對HSR和USR反應器甲烷產率的變化情況

圖8表示了兩相反應不同階段中HSR和USR反應器甲烷產率的變化情況。由于HSR是依靠USR反應器回流液進行接種，因此接種污泥含量較少，質量較差。又因為HSR進料TS含量較高、反應器內pH值較低等因素，造成HSR甲烷產率極低。但根據反應器設計原理，HSR主要作用是幫助USR反應器緩沖進料負荷和降低進料TS含量，以保證USR反應器的穩(wěn)定運行。USR反應器在前2個階段的甲烷產率要高于第3階段,最高可達到294.8 L·kg-1CODremoval。在第3階段中USR反應器的產甲烷效率基本穩(wěn)定在240 L·kg-1CODremoval，相比較USR單相運行階段而言兩相系統(tǒng)中USR反應器甲烷產率略有降低。原因有可能是在兩相反應系統(tǒng)中USR反應器進料TS稍有升高，從而導致USR反應器內污泥流失所造成的。但從總體來說，兩階段反應體系無論在預處理、總處理效率和總甲烷產率上相比較單相反應體系都具有一定的優(yōu)勢[16]。

圖8 不同階段HSR和USR反應器內甲烷產率變化情況

3 結論

HSR和USR反應器兩相運行時，在進料含固率為1%～6%時，HSR對餐廚垃圾殘渣的處理效果較好，HSR內含固率為1.3%以下，并且USR反應器此階段COD去除率達到80%以上，產甲烷效率最高達到294.8 L·kg-1CODremoval，這說明此條件下更適宜于兩相反應系統(tǒng)的運行。而當進料含固率為6%以上時，HSR去除餐廚垃圾殘渣的處理效率明顯降低，HSR內TS升到到1.8%以上，USR反應器COD去除率下降至80%以下，甲烷產率下降至250 L·kg-1CODremoval以下，這表明高固含量的原料對雙相系統(tǒng)有明顯的抑制作用。另一面，二階段反應系統(tǒng)的總體處理效率和甲烷產率也要略高于單相反應器處理結果，比單相反應器更適宜于餐廚垃圾的處理和利用。今后的研究主要更注重于降低反應器運行成本，同時進一步優(yōu)化反應器處理效率并且在此基礎上對反應器內產酸菌群同樣進行細致的結構分析和優(yōu)勢菌屬的確定，為反應系統(tǒng)進一步放大和工業(yè)化提供基礎。

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Influence of Solid Concentration of Kitchen Waste on Its Two-stage Anaerobic Digestion /

TANG Ruo-hao1,2, YU Liang2, JIA Shi-ru1, CHEN Shu-lin2, LI De-mao2/

(1. Key Laboratory of Industry Microbiology, Ministry of Education; Tianjin University of Science and Technology, Tianjin 300457, China; 2. Tianjin Key Laboratory for Industrial BioSystems and Bioprocessing Engineering, Tianjin Institute of Industrial Biotechnology, Chinese Academy of Sciences, Tianjin 300457, China)

Kitchen waste was treated by two-stage anaerobic digestion system(HSR- USR). The effects of different feeding TS(1%～10%) on COD, OLR, pH, VFA, TS, SVI and methane production rate were investigated under condition of 35℃. The results showed that the HSR reactor had a high TS removal efficiency when feeding TS were below 6%, which could ensure its effluent flowing into USR reactor with the TS concentration below 1.5%. The USR reactor also obtained a high COD removal of 81% with a methane production rate of 294 L·kg-1CODremoval. But when the feeding TS was above 6%, the TS removal efficiency of HSR reactor decreased, and its effluent TS was 1.8% or more. Simultaneously, both COD removal efficiency and methane production rate in USR reactor were also decreased.As a whole, this two-stage system had satisfied treatment efficiency for the kitchen waste with TS below 6%.

kitchen waste; two-stage anaerobic digestion system; total solid concentration; methane production

2016-04-08

2016-06-03

項目來源： 天津市科技計劃項目(12ZCZDSY15200)

湯若昊(1990- )，男，碩士研究生，研究方向為厭氧消化制沼，E-mail：tang_rh@tib.cas.cn 通信作者： 李德茂，E-mail：li_dm@tib.cas.cn

S216.4; X705

A

1000-1166(2017)03-0044-06