東南沿海地區典型餐廚垃圾處理工程設計及運行實例

孟 偉，于 超，范曉平，劉 巖，褚昭涵，蘇紅玉

（1.中城院（北京）環境科技股份有限公司，北京 100120；2.中國城市建設研究院有限公司，北京 100120；3.貴州大學，貴州 貴陽 550025）

0 引言

餐廚垃圾主要是指餐館、飯店、單位食堂等集中就餐點的飲食剩余物以及食物加工過程產生的垃圾［1］，俗稱“泔水”。隨著我國經濟發展和人們生活水平不斷提高，我國餐廚垃圾產生量逐年增加，但餐廚垃圾常常被不法商販收集用來喂豬或制作地溝油，威脅居民的生命安全，另外由于餐廚垃圾具有有機質含量高和含水率高等特點，存在易腐敗變質，易于產生滲濾液、惡臭等二次環境污染問題［2］，因此集中收集并處理餐廚垃圾十分必要。針對餐廚垃圾特點，我國探索了厭氧發酵、好氧堆肥和飼料轉化等多種工藝，截至目前已經形成一套成熟的處理工藝，即以濕式厭氧發酵為主系統，配合預處理、污水處理和沼氣凈化等輔助系統的處理工藝。根據已報道工程［3-6］，濕式厭氧發酵的常用有機負荷為2.0～3.5 kg/（m3·d），停留時間為30～40 d，pH 范圍為7.0～8.0，運行溫度為37～38 ℃或55 ℃，少數工程運行溫度為42 ℃，項目均可穩定運行，產氣量為50～70 m3/t（以進罐垃圾計）。該工藝在處理餐廚垃圾的同時，還可以產生清潔能源沼氣和粗油脂，變廢為寶。

由于我國地域廣闊，不同地區餐廚垃圾呈現的特點有所差距，例如川渝地區餐廚垃圾中油脂含量高、辣椒含量大；對于東南沿海地區，由于飲食清淡且喜食海鮮，因而餐廚垃圾中油脂偏低且存在較多貝殼等重雜質。故針對不同地區的餐廚垃圾處理工程需進行地區適應性改造。

本項目研究對象為位于東南沿海的某典型餐廚垃圾處理廠，其具有餐廚垃圾處理廠設計及運營的普遍問題，例如收運量與設計處理量不一致、收運質量不能滿足設計要求以及地區適應性等問題。對該典型餐廚垃圾處理廠設計及運營經驗進行總結，希望可以為在建或已經投產運行的餐廚垃圾處理廠提供基本數據，從而為我國餐廚垃圾處理工程健康穩定運行提供經驗。

1 工程概況

1.1 設計規模

本工程位于東南沿海地區，根據當地近年來人口現狀和總體規劃，至2020 年底常住人口為54.5 萬人，預測至2023 年底常住人口達到73.0 萬人，按照CJJ 184—2012 餐廚垃圾處理技術規范預測餐廚垃圾產生量為75～100 t/d，考慮餐廚垃圾處理工程設計服務周期為30 a 以及處理量的波動性，故本工程處理規模按照100 t/d 建設。

1.2 餐廚垃圾性質

本項目餐廚垃圾來自于項目所在地的學校食堂、企事業單位食堂及各類餐館。由于工程建成前未調研餐廚垃圾具體性狀，且餐廚垃圾的性質與地域具有較強的關系，故參考附近地域同類型工程經驗，確定本工程餐廚垃圾基本參數如表1所示。

表1 餐廚垃圾基本參數Table 1 Basic properties of food waste

1.3 設計運行指標

餐廚垃圾經本工程處理后產生粗油脂的含油率≥97%；干化污泥含水率<60%；沼氣凈化后滿足鍋爐使用要求，即H2S 含量<303.6 mg/m3；固體雜質粒徑≤3 μm，濕度<70%，壓力為10～35 kPa；污水處理后應符合現行國家標準GB 8978—1996污水綜合排放標準、GB/T 31962—2015 污水排入城鎮下水道水質標準及浙江省地方標準DB 33/887—2013 工業企業廢水氮、磷污染物間接排放限值；臭氣排放標準滿足GB 14554—1993 惡臭污染物排放標準中規定的廠界（一級）和15 m 高度排氣筒排放標準限值；燃氣鍋爐煙塵和二氧化硫排放滿足DB 13271—2014 鍋爐大氣污染物排放標準中表3 特別排放限值要求，NOx濃度限值按30 mg/m3執行。

2 工藝設計

本工程由餐廚垃圾預處理系統、厭氧發酵系統、沼氣凈化系統、污水處理系統、鍋爐系統和除臭系統等組成。厭氧發酵系統為主工藝，其對進料的要求如下：①顆粒物足夠小（最大顆粒直徑<6 mm），避免堵塞管道和污水系統離心脫水機，并減少厭氧罐浮渣；②含砂率低（含砂率<0.1%），延長厭氧罐清罐間隔時間，減少污水系統離心脫水機的磨損；③油脂含量足夠低（油脂含量低于0.5%），避免厭氧系統產生硬質酸鈣顆粒，影響系統運行。根據上述要求，預處理系統采用大物質分選機去除大雜質（>80 mm），采用破碎分選機（>20 mm）和除雜機制漿機（>2 mm）去除小雜質，采用除砂機減少含砂量，并采用三相離心機去除油脂?？紤]到高溫蒸煮工藝有助于提高厭氧系統的效率和三相離心機提油率，故在三相離心機前先進行高溫蒸煮工藝（130～140 ℃保溫30～60 min），從而形成了“大物質分選+破碎分選+高溫蒸煮+除砂除雜+三相離心”的預處理系統工藝路線，其工藝流程示意見圖1。

圖1 工藝流程示意Figure 1 Process flow schematic

厭氧發酵系統設計處理能力為100 t/d，由進水罐、厭氧罐和出水罐組成，罐體均采用中心攪拌，其水力停留時間分別為3、40、2 d。厭氧罐設置兩座，每座厭氧罐直徑14 m、高15 m（超高1 m）、有效容積2 150 m3，處理能力為50 t/d，采用（42±1）℃中溫連續發酵。厭氧罐溫度降低時，蒸汽先將進水罐物料加熱，厭氧罐再通過進料實現升溫；厭氧罐溫度升高時，通過換熱器間接降溫。

厭氧發酵系統產生的沼氣依次經雙膜儲氣柜（1 000 m3）、生物脫硫系統和沼氣預處理系統實現暫存、脫硫（<303.6 mg/m3）、除塵（顆粒物粒徑<3 μm）、脫水（濕度40%～60%）和增壓（大于15 kPa）。經凈化后的沼氣H2S 分別送至鍋爐（供全廠使用）和火炬（應急處理），同時預留外供接口。

厭氧發酵系統產生的沼液協同污水處理系統產生的污泥先經離心脫水機實現固液分離，濾液依次經均衡池、氣浮池、膜生物反應器（MBR，二級A/O+超濾）、混凝沉淀和活性砂濾實現對懸浮物（SS）、油脂、化學需氧量（COD）、氨氮和總氮等污染物質的降解去除，達到排放標準后排入市政管網；固渣（含水率<80%）送入干化系統，將含水率降至60%以下外運處置。

本項目采用“化學洗滌+生物除臭”的組合式除臭工藝，輔助植物液空間霧化和離子送新風系統，確保工作空間的空氣質量和臭氣排放達標，處理后氣體達到GB 14554—1993 表2 排放標準，經15 m 排氣筒排放。

表2 厭氧發酵系統相關指標及測試方法Table 2 Related index and test methods of anaerobic fermentation system

3 測試指標與分析方法

本工程厭氧發酵系統主工藝測試指標包括含固率（TS）、VS、pH、揮發性有機酸/總無機碳（FOS/TAC）、COD、氨氮、沼氣產量和沼氣成分等。在測試氨氮、COD 和FOS/TAC 前，須將物料放入12 000 r/min 的離心機中離心，取上層清液進行測試。沼氣產量和沼氣成分通過在線監測儀表測試得到。各項指標具體測試方法見表2。

4 運行效果分析

本項目經調試后預處理系統可穩定運行，無跑、冒、滴、漏等問題，粗油脂含油率可達到97% 以上，送至厭氧系統的物料滿足運行需求。厭氧系統運行基本穩定，運行溫度為（42±1）℃，沼氣產量平均為62 m3/t（以進罐垃圾計），甲烷濃度平均60%。沼氣經凈化后H2S 濃度平均為227.7 mg/m3，固體雜質粒徑≤3 μm，濕度<70%，壓力維持在15 kPa，可滿足鍋爐系統使用需求。污水系統、除臭系統和鍋爐系統排放指標均可滿足排放要求。

本工程受疫情及節假日影響，收運量波動較大，且收運量不足50 t/d，故厭氧發酵系統僅運行1 個厭氧罐。厭氧發酵系統為本項目主工藝，重點對其運行參數介紹如下。

4.1 進料負荷情況

在歐洲［8-9］，FOS/TAC 廣泛用于厭氧系統運行過程，進行預警厭氧發酵系統是否具有發生酸化（比值過高）或氨化（比值過低）的風險，測試步驟為使用酸（0.05 mol/L 硫酸） 滴定樣品（20 mL），滴定至pH=5.0 的用酸量V1為TAC 的用酸量，繼續滴定由pH=5.0 至pH=4.4 的用酸量V2為FOS 的用酸量，再通過換算得出FOS=（V2×1.66-0.15）×500 和TAC=V1×250，其中FOS 指揮發性有機酸，TAC 指總無機鹽碳酸鹽（堿性緩沖容量）。本工程在運行過程中，通過FOS/TAC 來衡量厭氧發酵系統運行負荷是否適宜，當FOS/TAC>0.4 時，表明厭氧發酵系統進料負荷較重；當FOS/TAC 為0.3～0.4 時，表明厭氧發酵系統進料負荷適宜；當FOS/TAC<0.3 時，表明厭氧發酵系統進料負荷過低。圖2 為厭氧發酵系統運行過程中進料量和FOS/TAC 變化，由圖2 可以看出本工程厭氧發酵系統的進料量隨收運量為20～40 t/d，FOS/TAC 維持在0.2 以下，低于0.3，表明厭氧發酵系統進料負荷過低。

圖2 厭氧發酵系統進料量和FOS/TAC 變化Figure 2 Changes of feed amount and FOS/TAC in anaerobic fermentation system

4.2 COD/氨氮

在厭氧發酵系統運行過程中，COD 濃度隨進料量的變化而變化，當進料量達到40 t/d 時，COD濃度達到6 000 mg/L，如圖3 所示。

圖3 厭氧發酵系統COD 濃度、氨氮濃度和COD/氨氮變化Figure 3 Changes of COD，ammonia nitrogen concentration and COD/ammonia nitrogen in anaerobic fermentation system

氨氮濃度在整個運行過程中不斷提高，最后達到3 200 mg/L。厭氧發酵系統中有機氮主要轉化為氨氮，總氮濃度與氨氮濃度基本一致，因此沼液中的C/N 可以用COD/氨氮表示。由于厭氧發酵系統進料量低于設計量，沼液中COD/氨氮維持在2 左右，即污水系統進水COD/氨氮≈2，無法滿足污水系統中A/O 池進水要求（COD/氨氮≥5），導致污水系統需要添加大量碳源，調節進水水質。

4.3 沼氣及甲烷濃度

厭氧發酵系統運行過程中沼氣產量和甲烷濃度變化情況如圖4 所示。厭氧發酵系統運行過程中，雖然進料量在波動，但沼氣產量和甲烷濃度維持在62 m3/t（進厭氧罐物料）和60%，表明在進料負荷較低時，進料負荷變化對沼氣產量和甲烷濃度影響較小。已報道研究結果［3-4］顯示餐廚垃圾處理廠濕式厭氧發酵沼氣量在50～70 m3/t（進厭氧罐物料），表明本項目沼氣產生量處于正常范圍。運行第50 天，沼氣產量先升高至90 m3/t（進厭氧罐物料）后降至62 m3/t（進厭氧罐物料），該變化可能是由進料性質變化造成的。

圖4 厭氧發酵系統沼氣產量和甲烷濃度變化Figure 4 Changes of biogas production and methane concentration in anaerobic fermentation system

4.4 pH 變化

厭氧發酵系統運行過程中進出料pH 變化情況如圖5 所示，由圖5 可以看出進料和出料pH 分別維持在4 和8 左右，厭氧系統處于穩定運行狀態，表明雖然進料負荷較低，但對系統運行影響較小。

圖5 厭氧發酵系統進出料pH 變化Figure 5 pH changes of incoming and outgoing in anaerobic fermentation system

5 存在問題與應對措施

本工程收運質量和數量與設計存在偏差，收運質量問題引起預處理系統出現頻繁堵塞；收運數量偏差造成厭氧發酵系統停留時間過長，導致沼液中COD/氨氮偏低，后續污水處理系統需要補充大量碳源；沼氣產生量無法達到原設計量，沼氣凈化系統因運行負荷偏低，無法啟動生物脫硫。上述問題發生后，在后續調試過程中通過嚴控收運質量、增加預處理系統設備、調控預處理系統液相至污水處理系統作碳源和更改脫硫系統運行方式等措施，保證了工程的正常運行。經調試后全廠各系統均可穩定運行，工藝運行指標均滿足設計要求。調試過程中具體問題及應對措施如下。

5.1 實際進料量低于設計進料量

本工程設計規模為100 t/d，根據前期初步設計2020 年收運量為75 t/d，但在2022 年本工程調試過程中收運量最高僅達到40 t/d，遠低于預測收運量，如圖6 所示。由于餐廚垃圾主要來自于餐館、學校食堂及企事業單位，因此受疫情及節假日影響較大，學校假期及疫情封控時，收運量將減少為20～30 t/d，收運量波動較大。當餐廚廠處理量無法達到設計值時，廠區內部分系統將無法低成本穩定運行，特別是厭氧系統、生物脫硫系統和污水系統等生物處理系統。

圖6 餐廚垃圾處理廠實際進料量與設計進料量對比Figure 6 Comparison of actual and designed feed amount in food waste treatment plant

5.1.1 厭氧發酵系統

厭氧發酵系統運行期間進料量低于設計進料量，有機負荷低于設計負荷，厭氧罐長期處于缺少物料狀態（FOS/TAC<0.3），導致水力停留時間延長接近1 倍，有機物降解更徹底，氨氮濃度緩慢升高至3 000 mg/L 以上。有研究表明［10］，氨氮濃度升高至3 000 mg/L 以上時會對產甲烷菌產生毒害，影響厭氧發酵系統穩定。另外，水力停留時間延長還會造成進料COD 過度降解，COD 低于4 000 mg/L，導致出水的COD/氨氮<5，增加污水處理的難度及成本。基于此，建議后續設計的厭氧罐可以根據進料量調整罐體運行容積，保證物料的水力停留時間，進而滿足整個廠區低成本運行需求。

5.1.2 沼氣凈化系統

本工程沼氣凈化系統采用生物脫硫工藝脫除沼氣中的H2S，設計了1 套脫硫反應器，沼氣處理能力為450 m3/h，進氣中H2S 濃度低于4 553.6 mg/m3，硫負荷為46 kg/d。由于維持脫硫微生物活性需要一定的硫負荷，當硫負荷過低時，若啟動生物脫硫運行，硫污泥活性將降低，污泥量將不斷流失，導致堿耗增加和接種污泥逐漸減少等問題，同時風機需長期處于低頻運行，嚴重降低風機壽命。根據工程經驗，沼氣中硫負荷高于設計負荷的1/3 時，脫硫反應器方可正常運行。本工程目前進料量為30～40 t/d，產氣量為83～108 m3/h，H2S濃度為1 517.9 mg/m3，硫負荷為2.9～2.7 kg/d，低于設計負荷的1/3?？紤]設備運行的安全性，目前僅可通過添加堿液的方式進行濕法脫硫，保證達標的前提下，堿耗量相比生物脫硫增加了10 倍?；诖?，建議其余項目設計時采用多套脫硫反應器并聯運行，當硫負荷較低時，僅啟動部分反應器便可滿足運行要求。雖然該做法前期投資有所提高，但可顯著降低后續運營成本。

5.1.3 污水處理系統

一般情況下，A/O 池進水COD/氨氮≥5 時，系統可以穩定運行［11］。由于本工程厭氧發酵系統水力停留時間過長，沼渣中COD/氨氮（1～2）嚴重失衡，因此為保證污水達標排放，A/O 池需補充大量碳源。葡萄糖是經常使用的碳源，但價格較高，若長期使用將大幅提高運營成本。本工程嘗試使用預處理系統三相離心機產生的液相作為碳源，調配A/O 池進水的COD/氨氮，以降低污水系統運行成本。厭氧系統產生的沼渣經離心脫水后與預處理系統三相離心機產生的液相在滲濾液池中按照（5∶1～10∶1）混合，而后通過氣浮去除油脂和部分SS，最后得到COD/氨氮為4～5 的AO 池進水。經調試運行，污水處理系統所需的碳源大幅降低，僅需在二級A 池補充少量外加碳源，出水便可達到排放標準。因此為了應對收運量不足對污水處理系統造成的影響，建議后續工程可將預處理系統三相離心機產生的液相送至污水處理系統調配進水COD/氨氮，替代葡萄糖等傳統碳源，污水處理成本可降低約35～70 元/t。

據了解，全國多個餐廚廠均存在收運量不足以及廠區超前建設的問題，基于此，后續建設該類廠區時，預處理系統、厭氧發酵系統、沼氣凈化系統和污水處理系統均需采取相應措施，從而滿足低負荷運行的需求，進而在保證系統穩定運行的前提下，減少運營費用。

5.2 收運質量與設計質量差異

餐廚垃圾收運質量對餐廚垃圾處理廠的穩定運行起到至關重要的作用。本工程實際收運餐廚垃圾理化成分與設計基本一致，如表3 所示，可滿足設備穩定運行要求。項目運行過程中收運單位為提高收運數量，第92～95 天收運了家庭廚余垃圾。雖然GB/T 19095—2019 生活垃圾分類標志中定義廚余垃圾包括家庭廚余垃圾、餐廚垃圾和其他廚余垃圾，但餐廚垃圾與家庭廚余垃圾的來源與性狀有一定差異，同時目前家庭廚余垃圾相比餐廚垃圾分類更差，處理設備會有部分不同，因此一般餐廚垃圾處理廠無法適應并處理當前的家庭廚余垃圾。如圖7 所示，由于本項目第92～95 天收運的家庭廚余垃圾中摻雜了大量生活垃圾，導致預處理系統接收料斗堵塞嚴重，僅有少量廚余垃圾可進入后端處理系統，甚至造成接收料斗螺旋卡死，需要將家庭廚余垃圾從接收料斗中清理后重新運至場外處理，嚴重影響了餐廚垃圾處理廠的正常運行，也加重了工作人員的工作強度。因此為確保餐廚垃圾處理廠穩定運行，建議收運方及調試方嚴控收運質量，僅收運餐廚垃圾，并盡量減少餐廚垃圾中的生活垃圾，特別是鐵類物質。若需處理家庭廚余垃圾及其他廚余垃圾，建議建設單獨處理廠，建成前暫時送至生活垃圾焚燒廠處置。

圖7 雜質過多的家庭廚余垃圾Figure 7 Kitchen waste with excessive impurities

表3 設計與運營階段餐廚垃圾理化組分對照Table 3 Comparison of physical and chemical components of food waste in design and operation stage

5.3 當地飲食特色與預處理工藝不匹配問題

本工程除砂除雜工藝設置在高溫蒸煮工藝后面，相比先進行除砂除雜再進行加熱離心的工藝，餐廚垃圾先經130～140 ℃高溫蒸煮，物料中有機物充分溶解于水中，雜質與油脂等分離更徹底［12］，再經除砂除雜工藝后分選出的雜質中包含的有機物更少，保證盡可能多的有機物輸送至后端三相離心系統。然而，如表4 所示，由于本項目位于東南沿海地區，餐廚垃圾相比其他地區存在較多的重物質（貝殼、雞蛋殼、骨頭、金屬等為平均水平的1.4 倍），導致餐廚垃圾經破碎制漿后內部含有較多重雜質，同時物料經高溫蒸煮后黏度大幅降低，并且由于砂石等重雜質占比較大，易于沉積在物料下端導致泵送困難，經常堵塞，故東南沿海地區采用該種工藝順序的生產線路需設置單獨輸送砂石設備，以保證后續整條生產線路的穩定運行。

表4 設計階段與運營階段餐廚垃圾組分對照Table 4 Comparison of food waste components in design and operation stage

6 結論

本工程為處理量100 t/d 的餐廚垃圾處理廠，采用“預處理系統+厭氧發酵系統+沼氣凈化系統+污水處理系統（預處理單元+兩級A/O 池+MBR+豎流沉淀池+活性砂慮器）+鍋爐系統+除臭系統”工藝。由于收運質量波動較大以及餐廚垃圾實際收運量與設計值偏差較大，餐廚垃圾處理廠各處理系統均受此影響，經調試后可穩定達標運行。目前餐廚垃圾處理廠建設已下沉至3、4 線城市，城市經濟發展弱于東南沿海城市，收運質量波動及垃圾收運量與預測量偏差可能更大，因此餐廚垃圾處理廠設計需考慮如何在低負荷穩定達標運行的前提下，降低運行成本，同時調試運行過程中需嚴控收運質量，從而保證餐廚垃圾處理廠穩定運行。