餐廚垃圾固相物料與廚余垃圾混合中溫厭氧消化工程中試研究

王冰潔， 王金輝， 黃怡然， 涂凌波， 黃安娜， 朱建林

(1.寧波大學 建筑工程與環境學院， 浙江 寧波 315211； 2.寧波開誠生態技術有限公司， 浙江 寧波 315176)

餐廚垃圾俗稱泔腳，主要來自于飯店、食堂等的剩菜剩飯，其特點是油脂、有機物、水分含量高，易酸化腐爛。采用厭氧方法對餐廚垃圾進行工業化處理過程中，需要對物料進行分揀、除砂、破碎、制漿、高溫(80℃)蒸汽提油以及油-水-固三相分離等預處理[1-3]，用以保證厭氧過程的穩定性并實現工業油脂回收。三相分離過程產生的液相物料總固體濃度(TS)<4%，通常進入濕式全混系統(CSTR)進行厭氧處理[4]；固相物料TS>25%，適合于采用干式厭氧進行處理。但我們的前期研究表明，經工業化精細預處理過程后，餐廚垃圾固相物料已處于或基本完成水解酸化過程，其pH值4.0～4.5，C/N<11，而揮發性固體(VS)/TS已高達83%～89%，揮發性脂肪酸(VFA)高達6000 mg·L-1，且粒度小、粘度大、不透水、傳質效果較差。因其pH值很低而VS和VFA很高，容易導致VFA累積而引起厭氧系統酸化；蒸汽提油過程導致物料中易溶性化學需氧量(COD)已大部分進入液相中，而固相物料的C/N很低，容易導致氨氮過高而抑制產甲烷過程[5]，使得VS產氣率及產氣中甲烷含量較低。

相對餐廚垃圾固相物料而言，廚余垃圾因未經烹飪而油脂含量較低，因此其預處理通常無高溫蒸汽提油及三相分離等工序；物料具有較高的C/N和TS，較低的pH值和VFA，其均質性差，水解酸化較慢[6-7]。將餐廚垃圾固相物料與廚余垃圾進行混合厭氧消化，有可能增強厭氧系統抗酸化能力、提高產氣性能及系統運行的穩定性[6,8,9]。但餐廚垃圾固相物料與廚余垃圾進行混合干式厭氧在國內還幾乎沒有工程應用實例，因此有必要通過工程中試研究此類混合物料在厭氧消化過程中的特征。

本文進行了餐廚垃圾固相物料與廚余垃圾的混合物料的厭氧共消化工程中試研究，其主要目的是試圖緩解單一餐廚垃圾固相物料干式厭氧消化工程中試中出現的C/N低、VFA易積累及系統運行不穩定等問題。試驗在單一餐廚垃圾固相物料厭氧消化試驗的基礎上進行，研究了混合物料有機負荷(OLR)變化對系統產沼氣能力、處理效果和系統運行穩定性的影響，以期為餐廚垃圾固相物料與廚余垃圾混合厭氧消化的工程應用提供技術支持。

1 材料與方法

1.1 試驗材料

餐廚垃圾固相物料(S1)來自寧波開誠生態技術有限公司餐廚垃圾處理生產線(250 t·d-1)，經濾水、人工分揀、除砂、破碎、制漿、高溫提油、三相分離等工序處理產生；廚余垃圾(S2)來自于該公司廚余垃圾處理中試生產線(100 t·d-1)，經濾水、人工分揀、破碎等預處理工藝所得；接種污泥取自該公司2500 m3CSTR中溫厭氧發酵罐中的厭氧污泥。餐廚垃圾、廚余垃圾和接種污泥性質見表1。

表1 餐廚垃圾固相物料、廚余垃圾、接種污泥性質

1.2 試驗裝置

試驗裝置為自行設計制造的全混式反應器。其有效容積為4 m3，罐體由兩層鋼板卷制焊接而成，內設攪拌裝置，周身纏有加熱帶并覆蓋保溫材料以維持中溫條件，配置密閉性好的絞龍裝置以滿足進出料要求。罐體及相關設備固定于鋼架結構的試驗平臺(見圖1)。

1.進料絞龍; 2.液位計; 3.攪拌裝置; 4.觀察孔; 5.壓力表; 6.出氣管; 7.氣體流量計; 8.溫度表; 9.取樣管; 10.出料絞龍圖1 試驗裝置示意圖

1.3 試驗方法

試驗分兩階段進行。第1階段進料為S1。試驗以濕法啟動，溫度設定為35℃。采用半連續式進料，即每天定時定量分批進料，每批進料量控制在20～30 kg。

試驗開始時數天不出料，待罐內液位達到規定液位時每天出料，出料量以維持罐內液位恒定為原則。通過分階段增加進料量，使OLR由24 kg·d-1逐步提高至80 kg·d-1，此階段容積產氣量逐步提升并達到最大值，繼續增加OLR，容積產氣量呈下降趨勢，直至OLR增至115 kg·d-1時，pH值連續下降、產氣效果顯著降低，甲烷含量降至38.4%，停止進料。

停止進料后若干天，待其產氣能力和產甲烷能力恢復后啟動第2階段的共消化試驗，其進料為S1與S2的混合物料S3。由于S2包含大量雜質，均勻性差，VS和COD的測量誤差大，故OLR進料以質量為單位表示。考慮S2雜質較多易堵塞試驗裝置出料口，因此控制混合物料S3中S1和S2的質量比為2∶1。第1階段研究結果表明，進料量80 kg·d-1為最佳OLR。因此，本階段試驗啟動時S3的OLR控制在80 kg·d-1。為便于與S1試驗各相應OLR進行對比研究，隨后的OLR增加至100 kg·d-1和120 kg·d-1。

1.4 分析方法

氨氮以納氏試劑分光光度法測定；VFA以蒸餾滴定法測定；COD用COD快速測定儀(連華科技5B-3A型)測定；pH值用智能型酸度計(虹益PHS-3C)測定；TS和VS以烘干稱重法測定[10]；沼氣體積通過排水法確定[11]；甲烷含量用沼氣分析儀(Geotech GA2000plus)測定;堿度以酸堿指示劑法測定。

2 結果與討論

2.1 不同原料沼氣產率比較分析

進料為S1時的容積產氣率及氣體甲烷含量變化如圖2所示。OLR=80 kg·d-1(HRT=50 d)時，容積產氣率趨于穩定并維持于1.95～2.10 m3·m-3d-1，其均值為2.02 m3·m-3d-1；氣體甲烷含量約為61.1%。增加OLR至100 kg·d-1，由于OLR過大，VFA快速積累，底物抑制明顯，容積產氣率下降至1.92 m3·m-3d-1，氣體甲烷含量降低至55%。當OLR=115 kg·d-1時，雖然容積產氣率回升至2.02 m3·m-3d-1，但甲烷含量降至38.4%，顯示系統面臨崩潰危險。從容積產氣率、氣體甲烷含量等方面綜合考慮，OLR=80 kg·d-1(HRT=50 d)為最佳運行工況。

進料為S3時的容積產氣率及氣體甲烷含量變化如圖3所示。當OLR由80 kg·d-1提升至100 kg·d-1時，平均容積產氣率由2.11 m3·m-3d-1升高至2.13 m3·m-3d-1，甲烷含量亦由61.9%升高至63.0%。增加OLR到120 kg·d-1約10 d內，容積產氣率出現明顯下降，但經約1周時間的調整期后，平均容積產氣率逐步回升，其平均值升至2.3 m3·m-3d-1，甲烷含量達到63.8%，且仍有上升趨勢。說明系統內產甲烷微生物能夠適應OLR的增加，產甲烷活性逐漸增強。這可能是由于S2分解速率較S1慢且本身VFA較低，不易引起VFA的積累，與S1混合后降低了VFA快速積累的風險，因此當OLR達到120 kg·d-1時仍具有良好的產氣性能。

試驗結束時，向系統中單獨投加S2，OLR為120 kg·d-1，連續運行7天。此時系統產氣能力顯著下降，容積產氣率僅為0.75 m3·m-3d-1，甲烷含量僅有21.2%。主要原因可能是S2雜質含量高，有機物含量少，水解酸化速度慢，導致產氣效率低。

S1，S2，S3這3種物料產氣情況對比如表2所示。日進料量相同情況下，S3較S1具有更高的容積產氣率和氣體甲烷含量，S1的容積產氣率及甲烷含量均高于S2，而S3各項指標又明顯優于S1。當OLR為120 kg·d-1時，S3的容積產氣率和氣體甲烷含量等指標仍維持較高水平，其平均值分別為2.3 m3·m-3d-1，63.8%，OLR仍可繼續提高；而單一物料S1單獨厭氧消化時，在OLR超過80 kg·d-1后，氣體甲烷含量即出現下降。從日處理量及氣體甲烷含量考慮，混合物料S3比單一物料S1的厭氧消化性能明顯具有較大優勢。

圖2 單一餐廚垃圾固相物料S1容積產氣率和氣體甲烷含量的變化

圖3 混合物料S3容積產氣率和氣體甲烷含量的變化

項 目 S1 S2 S3 日進料量8010011512080100120平均容積產氣率/(m3·m-3d-1)2.041.922.020.752.112.132.3平均氣體甲烷含量/%61.155.038.421.261.963.063.8

2.2 不同原料有機物去除及pH值比較分析

以S1為進料時，OLR由80 kg·d-1增加到115 kg·d-1的試驗過程共持續71天，加入S1物料的TS總量為1736.1 kg，根據每日出料TS的實測濃度及出料量計算，出料中的TS總量為105.28 kg，由此計算出試驗消化的TS總量為1593.3 kg，TS去除率達91.77%。而以S3為進料時，OLR從80 kg·d-1增加到120 kg·d-1的試驗過程共持續84天，加入固相物料的TS總量為2241 kg，出料中的TS總量為216.71 kg，由此計算出試驗消化的TS總量為2024.3 kg，TS去除率達90.33%。如圖4和圖5所示，試驗過程中TS增長緩慢，進料為S1時TS僅由3.47%上升至結束時的5.43%，而進料為S3時TS由5.12%提升至7.97%。兩者增長速率大致相同。說明系統對此類物料的TS有較好的去除效果。

出料COD如圖4和圖5所示。S1出料COD從35.285 g·L-1增加到了46.78 g·L-1，而S3試驗過程中出料COD由試驗開始時的41.96 g·L-1增加至最高的114.38 g·L-1。單一物料S1與混合物料S3的出料COD整體上均呈增加趨勢，但混合物料S3增加幅度明顯高于單一物料S1，且很不穩定，其主要原因是廚余垃圾均質性差且包含大量不易分解的雜質。

試驗過程的pH值變化如圖4和圖5所示。pH值是厭氧消化反應的一個重要因素[12]，通常認為產甲烷階段pH值應穩定在7.2～8.2之間[13]。圖4和圖5顯示，試驗過程中pH值基本維持在7.5以上，未出現明顯波動。說明系統的抗酸化緩沖能力較好。

圖4 單一物料出料COD，TS及pH值的變化

3 結論

(1)餐廚垃圾固相物料S1厭氧消化最佳運行工況為OLR=80 kg·d-1，停留時間HRT=50 d；平均容積產氣率約為2.02 m3·m-3d-1，氣體甲烷含量約為61.1%。若繼續增大OLR,沼氣產率和甲烷含量持續下降；特別是當OLR增至115 kg·d-1時，甲烷含量降至38.4%,面臨崩潰風險。

圖5 混合物料出料COD，TS及pH值的變化

(2)由餐廚垃圾固相物料S1與廚余垃圾S2以質量比為2∶1組成混合物料S3進行共消化時，容積產氣率和氣體甲烷含量均高于同等OLR條件下S1的相應結果。當OLR=120 kg·d-1，穩定時的平均容積產氣率為2.30 m3·m-3d-1，平均氣體甲烷含量為63.8%。

(3)當OLR=120 kg·d-1左右時，S1，S2，S3的平均容積產氣率分別為2.02，0.75，2.3 m3·m-3d-1，平均氣體甲烷含量分別為38.4%，21.2%，63.8%。說明進料量相同或相近時等，S3效果最好，S2效果最差。

(4)餐廚垃圾固相物料與廚余垃圾混合厭氧消化處理能夠提高對餐廚垃圾固相物料的處理能力，改善其厭氧消化性能，但兩種物料最佳混合比例有待進一步研究。