环境科学研究  2018, Vol. 31 Issue (8): 1471-1478  DOI: 10.13198/j.issn.1001-6929.2018.03.29

引用本文  

张衍, 韩鹏, 刘和, 等. 蒸汽爆破对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化的促进效果[J]. 环境科学研究, 2018, 31(8): 1471-1478.
ZHANG Yan, HAN Peng, LIU He, et al. Enhancement of Anaerobic Co-Digestion of Sludge and Food Waste by Steam Explosion Pretreatment[J]. Research of Environmental Sciences, 2018, 31(8): 1471-1478.

基金项目

国家自然科学基金项目(No.51678280,51708253);江南大学自主科研计划重点项目(No.JUSRP51633B)
National Natural Science Foundation of China (No.51678280,51708253); Fundamental Research Funds for the Central Universities, China (No.JUSRP51633B)

责任作者

刘和(1974-), 男, 江西吉安人, 教授, 博士, 博导, 主要从事污泥资源化和环境微生物技术研究, liuhe@jiangnan.edu.cn.

作者简介

张衍(1984-), 男, 浙江上虞人, 助理研究员, 博士, 主要从事污泥资源化和环境微生物技术研究, yanzhang@jiangnan.edu.cn

文章历史

收稿日期:2017-12-29
修订日期:2018-01-29
蒸汽爆破对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化的促进效果
张衍1,2,3 , 韩鹏1 , 刘和1,2,3 , 张丽慧1 , 刘宏波1,2,3 , 符波1,2,3     
1. 江南大学环境与土木工程学院, 江苏 无锡 214122;
2. 江苏省厌氧生物技术重点实验室, 江苏 无锡 214122;
3. 江苏省水处理技术与材料协同创新中心, 江苏 苏州 215011
摘要:鉴于蒸汽爆破(简称"汽爆")预处理对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化的影响还鲜有报道,为探讨汽爆预处理对污泥和餐厨垃圾联合中温厌氧消化的促进效果及经济可行性,利用小型发酵罐在35℃下开展了未预处理污泥和餐厨垃圾联合消化、汽爆污泥单独消化、汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化的试验,并进行能耗分析.结果表明,未预处理污泥与餐厨垃圾联合消化阶段,VS(挥发性固体)去除率为33.9%,沼气产率为311.0 mL/g(以投料VS计);汽爆污泥单独消化阶段,VS去除率和沼气产率均略高于未预处理污泥与餐厨垃圾联合消化阶段,但反应器ρ(NH4+-N)过高,影响产气稳定性,沼气φ(CH4)较低.汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化阶段,VS去除率和沼气产率分别达到49.5%和420.5 mL/g,显著优于未预处理联合消化阶段.能耗分析表明,预处理的升温过程使汽爆预处理整体能耗偏高,但若能有效回收70%的热量,则汽爆预处理可提高污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺3.34 kW·h/t(以污泥量计)的能量产率.研究显示,汽爆预处理可提高污泥和餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺35.2%的沼气产率,但由于预处理能耗较高,预处理过程中热能的有效回收是汽爆预处理应用于污泥和餐厨垃圾联合中温厌氧消化经济可行的关键.
关键词联合厌氧消化    产甲烷    蒸汽爆破    剩余污泥    餐厨垃圾    
Enhancement of Anaerobic Co-Digestion of Sludge and Food Waste by Steam Explosion Pretreatment
ZHANG Yan1,2,3 , HAN Peng1 , LIU He1,2,3 , ZHANG Lihui1 , LIU Hongbo1,2,3 , FU Bo1,2,3     
1. School of Environment and Civil Engineering, Jiangnan University, Wuxi 214122, China;
2. Jiangsu Key Laboratory of Anaerobic Biotechnology, Wuxi 214122, China;
3. Jiangsu Collaborative Innovation Center of Water Treatment Technology and Material, Suzhou 215011, China
Abstract: The effect of steam explosion on anaerobic co-digestion of sludge and food waste has rarely been reported. To investigate the enhancement of mesophilic anaerobic co-digestion of sludge and food waste by steam explosion and its economic feasibility, the performance and energy productivity of digestion with combined substrate of un-pretreated sludge and food waste, steam exploded sludge, and combined substrate of steam exploded sludge and food waste with temperature of 35℃ in a lab-scale fermenter were evaluated. The digestion performance was unsatisfactory with volatile solids (VS) removal of 33.9% and biogas production rate of 311.0 mL/g (to fed VS), with the mixture of un-pretreated excess sludge and food waste as the substrate. With steam exploded sludge as the substrate, VS removal and biogas production rate were higher than that of the combined substrate of un-pretreated excess sludge and food waste. However, ammonia concentration in the reactor was higher, which probably influenced the stability of biogas production and resulted in a low methane content. With steam exploded sludge and food waste as the combined substrate, VS removal and biogas production rate achieved for 49.5% and 420.5 mL/g, respectively, which was significantly higher than that with un-pretreated sludge and food waste as the combined substrate. Energy analysis revealed that the demand of sludge heating resulted in a high energy consumption of steam explosion. However, if the heat could be recovered by 70%, steam explosion could improve energy production of co-digestion of excess sludge and food waste by 3.34 kW·h/t sludge. It could be conclude that steam explosion significate enhance biogas production rate of sludge and food waste co-digestion by 35.2%. However, owing to the high energy consumption of steam explosion, heat recovery efficiency during pretreatment is the key to make steam explosion economic feasible as the pretreatment process of sludge and food waste co-digestion.
Keywords: anaerobic co-digestion    methane production    steam explosion    excess sludge    food waste    

随着城市化的高速推进和污水处理行业的快速发展,我国城市污泥的产量逐年提升. 2015年我国污泥(以80%含水率计)产量已经超过3 000×104 t[1].预计到2020年,我国污泥产量将突破6 000×104 t[2].污泥的有效处理处置是我国面临的一项艰巨任务.污泥厌氧消化具有占地少、能量回收高、环境影响低的优点,是一项重要的污泥稳定化和资源化处理技术[3],在国际上得到了十分广泛的应用,也是我国原环境保护部建议的污泥处理处置优先选择技术之一[4].

但是,受到污泥细胞难破壁、胞内有机质释放效率低的限制,厌氧消化对污泥有机质利用和能量回收的效率偏低,需要结合有效的预处理技术才能获得较好的运行效果.高温热水解可加速污泥解体和细胞破裂,促进细胞有机质溶出,具有较好的预处理效果[5];其所需能耗也可通过提高产沼气效率得到较好的补偿[6],因此是较为常用的污泥预处理技术之一.蒸汽爆破(简称“汽爆”)在高温热水解基础上发展而来,利用水蒸气构建高温高压环境,实现高温热水解的效果,随后瞬间释放压力,使环境条件从高温高压瞬间转变为常温常压,引起污泥内部水份突然汽化膨胀,形成喷爆,造成细胞结构的进一步破坏,促进有机质溶出[7].研究[8]表明,汽爆对城市污泥具有出色的预处理效果.

此外,城市污泥的C/N偏低[9],较高的蛋白质含量使污泥消化过程中释放大量NH4+-N,影响厌氧消化进程[10].已有研究尝试将牛粪[11-12]、黑麦草[13]、果蔬垃圾[14]、餐厨垃圾[15]、秸秆[16-17]、木薯渣[18]等物料作为添加物与污泥进行联合消化,来改善C/N,提高沼气产量.其中,餐厨垃圾占城市生活垃圾总量的50%以上[19],餐厨垃圾的资源化处理也是我国固废处理处置中的一项重要工程.其碳水化合物含量高,C/N为15~20,易生物降解,自身单一底物进行厌氧消化时水解酸化速度过快,常导致有机酸积累,影响产沼气效果[16].将城市污泥和餐厨垃圾进行联合消化,可有效平衡消化底物的营养成分,提高产沼气效率,同步解决城市污泥和餐厨垃圾的资源化处理困境.

目前,污泥和餐厨垃圾联合消化的研究[15, 20-21]已有开展,预处理方式显著影响污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化的效果[22-23].但汽爆预处理对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化产沼气的促进效果如何尚不清楚,采用污泥汽爆预处理促进联合厌氧消化产沼气的经济可行性也未明确.因此,该研究通过比较未汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化、汽爆污泥单独消化、汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化3种情况下的产沼气效果,探究汽爆污泥与餐厨垃圾联合厌氧消化对产沼气性能的提高情况,解析污泥汽爆预处理对联合消化产沼气的促进效果,并进行能耗分析,评估采用汽爆预处理促进污泥和餐厨垃圾联合消化产沼气的经济可行性,以期为汽爆污泥和餐厨垃圾联合中温厌氧消化的工业应用奠定基础.

1 材料与方法 1.1 试验材料

厌氧消化试验所使用的污水处理剩余污泥取自无锡市某污水处理厂带式压滤机压滤污泥,厌氧消化接种污泥(厌氧种泥)取自某污水处理厂污泥厌氧消化罐.餐厨垃圾取自江南大学某学生食堂,为减小餐厨垃圾颗粒,加快厌氧消化过程,餐厨垃圾经粉碎机粉碎后使用.剩余污泥、厌氧种泥和餐厨垃圾的基本性质如表 1所示.

表 1 试验用剩余污泥、厌氧种泥和餐厨垃圾的基本性质 Table 1 Characteristics of sewage sludge, seeding sludge, and food waste used in this study
1.2 工艺流程及试验设备

汽爆污泥和餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺流程如图 1所示.将一定量的剩余污泥放入蒸汽爆破机进行汽爆预处理,蒸汽爆破采用QBS-80型蒸汽爆破机,汽爆预处理条件:压强为1.5 MPa(温度198 ℃),保压时间为8 min;该汽爆条件为前期研究确定的最优污泥汽爆预处理条件,污泥VS溶解率约为40%;试验过程中汽爆后污泥的ρ(TS)为(98.57±8.69)g/L,ρ(VS)为(38.21±4.82)g/L.汽爆过程在汽爆机腔体内进行,不会向外爆喷,汽爆完成后在汽爆机腔体内回收污泥.收集预处理污泥,加水调节为70 g/L(以TS计)的泥浆;待汽爆污泥冷却至室温后,与一定比例的餐厨垃圾混合调匀,放入发酵罐进行厌氧消化产沼气.厌氧消化使用GUJS-30C型自动机械搅拌不锈钢发酵罐,发酵罐体积为30 L,装液量为20 L.

图 1 汽爆污泥餐厨垃圾厌氧联合消化工艺流程 Fig.1 Flow chart of anaerobic co-digestion of steam exploded sludge and food waste
1.3 厌氧反应器的启动与运行

将20 L种泥加入厌氧发酵罐中(接种率100%),冲入高纯氮气排空顶部空气,启动反应器运行,温度控制为35 ℃,转速为60 r/min,反应器外排口通过硅胶管联通气体流量计,待不进料运行10 d后,开始加入新鲜物料开始半连续运行,每3 d排出2 L发酵污泥,加入等体积新鲜物料,污泥停留时间(SRT)为30 d.

厌氧反应器的运行共分4个阶段,各阶段底物配比如表 2所示.第1阶段为反应器启动期,共运行36 d,启动期有机负荷为1 kg/(m3·d)(以VS计),以未汽爆剩余污泥和餐厨垃圾投加比(记为ES/FW)为2 :1进行联合消化;第2阶段为提负荷运行期,仍以未汽爆剩余污泥和餐厨垃圾为底物进行联合厌氧消化试验,但ES/FW升至3 :1,有机负荷为1.4 kg/(m3·d),共运行87 d;第3阶段为汽爆预处理污泥单独厌氧消化阶段,仅以汽爆预处理污泥作为底物进行消化,共运行51 d;第4阶段将剩余污泥经汽爆预处理后再与餐厨垃圾联合厌氧消化,ES/FW仍为3 :1,共运行57 d.其中,第3、4阶段的有机负荷与第2阶段一致,即1.4 kg/(m3·d).

表 2 不同运行阶段底物配比情况 Table 2 Ratio of the substrates at different operating stages
1.4 测试方法

ρ(TS)、ρ(VS)采用重量法[24]进行测定;ρ(NH4+-N)、w(TN)、ρ(TP)分别采用水杨酸-次氯酸盐光度法、过硫酸钾氧化-分光光度法、钼锑抗分光光度法[24]进行测定;产气量通过湿式气体流量计进行测定,每次测定3 d累积产气量,日产气量由3 d累积产气量取日平均得到;每6~12 d测定沼气中φ(CH4),使用气相色谱法测定.

2 结果与讨论 2.1 不同运行阶段产气效果的变化

试验共分为4个阶段运行,不同阶段沼气产量(以日产气量计)和沼气中φ(CH4)的变化如图 2所示.第1阶段为反应器启动期,反应器的日产气量从最初的4.9 L/d增至稳定后的平均7.0 L/d,平均沼气产率为330.1 mL/g(以投料VS计),φ(CH4)从43.4%逐渐增至55.5%,说明未预处理剩余污泥与餐厨垃圾联合投加情况下反应器可平稳启动.第2阶段为未预处理剩余污泥-餐厨垃圾联合消化阶段,在1.4 kg/(m3·d)的有机负荷下,反应器平均日产气量为8.7 L/d,平均沼气产率为311.0 mL/g,平均φ(CH4)升至59.5%.有机负荷提高未对反应器造成冲击,反应器运行较平稳.

图 2 不同运行阶段日产气量和φ(CH4)的变化 Fig.2 Changes of biogas production and methane content at different operating stages

第3阶段反应器的平均日产气量为10.3 L/d,较第2阶段提高了18.7%,平均沼气产率达到369.0 mL/g.可见污泥经过汽爆预处理,有机质释放到液相中,促进了厌氧菌对有机物的利用率[8],产沼气效果大幅提高.在相同的有机负荷下,汽爆预处理污泥单独厌氧消化的平均日产气量高于未汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化.但反应器日产气量的波动较大,产气稳定性不如未汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化.该阶段沼气中的平均φ(CH4)为54.2%,也略低于未预处理污泥-餐厨垃圾联合消化阶段.

第4阶段在对污泥进行汽爆预处理的基础上,添加与第2阶段相同比例的餐厨垃圾进行消化,考察汽爆预处理对污泥和餐厨垃圾联合消化产沼气效果的改善情况.第4阶段前30 d的运行效果相对稳定,产气效果好,日产气量较第3阶段有所提升,最高达到12.8 L/d,平均沼气产率为420.5 mL/g,较第3阶段提高了14.0%.可见,在相同的有机负荷下,汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化可比汽爆污泥单独消化获得更好的产沼气效果.与第2阶段未预处理污泥与餐厨垃圾共消化相比,第4阶段对平均沼气产率提升了35.2%,也高于已报道的未处理污泥和餐厨垃圾联合消化的沼气产率(358.2 mL/g)[25],显示了污泥汽爆预处理对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化产沼气效果的显著提升作用.从沼气中φ(CH4)看,第4阶段稳定运行期间的沼气φ(CH4)为58.9%,较第3阶段有所提升,与第2阶段基本一致.从总量上看,汽爆预处理使污泥和餐厨垃圾联合消化的CH4产率提升了25.1%.

在第4阶段后期(总运行第207天起),反应器加热系统故障,且时值冬季,气温较低,反应器未能在35 ℃下运行,实际运行温度只有27 ℃.此时日产气量和φ(CH4)都明显下降,日产气量降至9.8 L/d,沼气产率仅为351.6 mL/g,φ(CH4)降至最低值(44.5%).表明温度降低对汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化效果影响明显. Chae等[26]的研究表明,当厌氧消化温度降至25 ℃时,其沼气产率相较35℃条件降低了17.4%,φ(CH4)也相应呈下降趋势,与笔者研究结果一致.但从第4阶段稳定运行期间的产气特性可以看出,污泥汽爆预处理对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化产沼气具有显著促进作用.

2.2 不同阶段pH的变化

不同阶段反应器的pH变化情况如图 3所示.启动期,当反应器运行平稳后,系统的pH变化范围较小,较稳定地保持在7.63~7.78之间,表明水解产生的挥发性脂肪酸(VFAs)被迅速代谢产生沼气.第2阶段提升有机负荷后pH有小幅下降,但仍保持在7.42~7.72之间,说明提升负荷对反应器pH的影响不明显.第3阶段,当消化底物由3 :1的未汽爆污泥和餐厨垃圾转换为汽爆污泥时,反应器pH出现了急速下降的情况,在6 d内从7.58降至6.98,这可能是由于污泥汽爆预处理使得污泥胞内有机质释放到液相,提高了胞外有机质负荷,引起了产酸过程的加快和产酸量的增加[8],造成了反应器pH的下降.但是随着消化运行的继续,反应器pH逐步回升,说明产甲烷菌逐步适应了反应器底物情况的变化,产CH4活性逐步提升,反应器内有机酸积累减少.在第3阶段的后期,pH稳定在7.50左右,与第2阶段接近.第4阶段底物转化为3 :1的汽爆污泥和餐厨垃圾后,pH小幅波动,最低降至7.36,但随后迅速回升,说明该厌氧消化反应器具有较好的抗冲击能力,能有效地适应消化底物的变化.比较第4阶段稳定运行期和第2阶段可以看出,汽爆预处理污泥与餐厨垃圾联合消化体系pH稍低于未预处理污泥与餐厨垃圾联合消化体系,但其pH仍保持在7.5左右,污泥汽爆预处理未对联合消化系统pH造成不利影响.

图 3 不同阶段pH的变化 Fig.3 The change of pH at different operating stages
2.3 不同阶段反应器中氮磷浓度的变化

污泥和餐厨垃圾有机物分解过程中会释放出氮磷,反应器中ρ(NH4+-N)和ρ(TP)可表征污泥和餐厨垃圾分解的效率.此外,当ρ(NH4+-N)较高时,游离氨会透过细胞膜,造成细胞内蛋白质失衡,从而影响厌氧微生物活性.因此对试验过程中反应器氮磷浓度进行分析.该试验各阶段的ρ(NH4+-N)和ρ(TP)变化如图 4所示.

图 4 发酵过程中ρ(NH4+-N)和ρ(TP)的变化 Fig.4 Changes of ammonia nitrogen and total phosphorus concentration during fermentation

反应器启动阶段,由于含氮有机物在厌氧消化过程中的降解,NH4+-N不断积累,其质量浓度持续提升,在启动阶段后期稳定在1 200~1 300 mg/L之间.随着污泥和餐厨垃圾的比例由2 :1升至3 :1,第2阶段初期ρ(NH4+-N)进一步提升,随后在1 306.4~1 483.0 mg/L之间波动,低于文献[27]报道的1 700 mg/L抑制浓度阈值,第2阶段产气效果稳定.

第3阶段为汽爆预处理污泥单独厌氧消化阶段,ρ(NH4+-N)较第2阶段有显著提升,最高达到1 846.4 mg/L,这很可能是第3阶段产沼气量波动较大的原因之一.第4阶段,汽爆污泥与餐厨垃圾联合进行厌氧消化,ρ(NH4+-N)持续回落,至第4阶段后期,ρ(NH4+-N)已降至1 587.9 mg/L的平均水平.比较第3、4阶段底物的C/N(见表 1)可以发现,第3阶段底物的C/N为8.9,显著低于第4阶段消化底物的C/N(11.6).这就使得在相同的有机负荷下,第3阶段消化过程中释放的NH4+-N更多,反应器ρ(NH4+-N)更高.而餐厨垃圾的添加优化了底物碳氮比,使反应器ρ(NH4+-N)控制在较低水平,提升产沼气效果.其他研究也同样表明污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化能够避免各自单独消化时产生的高浓度NH4+-N和VFAs抑制[28],提高反应器运行效果,实现对底物的优化利用[29].而污泥汽爆预处理使联合厌氧消化系统中的ρ(NH4+-N)有所上升,但低于文献报道可能抑制厌氧消化过程的阈值,未对厌氧消化效果产生明显影响.

反应器内ρ(TP)变化和ρ(NH4+-N)基本一致.在反应器启动阶段和未汽爆污泥-餐厨垃圾共发酵阶段ρ(TP)较低,分别为23.5和31.8 mg/L.在汽爆预处理污泥单独消化阶段,ρ(TP)显著上升,最高达到132.6 mg/L,为4个阶段中最高.第4阶段汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化时,ρ(TP)降低明显,随后在90 mg/L上下小幅波动,同样体现了餐厨垃圾添加对污泥厌氧消化过程中ρ(TP)的调控作用.与第2阶段相比,第4阶段ρ(TP)大幅提升,这也体现了汽爆对污泥的良好预处理效果,促进污泥胞内物质释放,产生更多的溶解性TP.

2.4 不同阶段运行效果的综合分析

试验在相同有机负荷下,以未汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化、汽爆污泥单独消化、汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化3个阶段运行反应器,3个阶段反应器的产气效果差异明显.不同运行阶段的平均日产气量、φ(CH4)、沼气产率、pH和ρ(NH4+-N)等指标如表 3所示,其中,平均日产气量由各阶段日产气量取平均得到,φ(CH4)由每个阶段内各次实测沼气中φ(CH4)与相应集气期间内的沼气产量计算得到,汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化阶段采用系统加热未发生故障时稳定运行的数据.未汽爆污泥和餐厨垃圾联合消化时,尽管沼气中φ(CH4)(59.5%)最高,但平均日产气量(8.7 L/d)、沼气产率(311.0 mL/g)、VS去除率(33.9%)均为3个阶段中最低,产沼气效果最差.汽爆污泥单独厌氧消化时,污泥经预处理后有机质得到释放,产气效果较好;但ρ(NH4+-N)较高,可能对厌氧消化的产气效果稳定性有所影响.汽爆预处理污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化时,底物有机质组成得到改善,反应器的ρ(NH4+-N)有所下降,使得该阶段平均日产气量(11.8 L/d)、沼气产率(420.5 mL/g)、VS去除率(49.5%)均为3个阶段中最高,φ(CH4)也明显高于汽爆污泥单独消化.与该试验一致,LIU等[30]进行的剩余污泥和餐厨垃圾联合消化研究也表明,餐厨垃圾添加避免了高ρ(NH4+-N)的抑制,有效提高沼气产率. XIE等[31]同样发现通过污泥和餐厨垃圾共发酵能够产生协同作用.

表 3 不同阶段运行效果对比 Table 3 Performance comparison of different operating stages

此外,从第2、3阶段的试验结果可以看出,汽爆预处理显著促进污泥有机质释放,使得污泥和餐厨垃圾联合消化的产气效果显著提高.而比较第2、4阶段可以看出,污泥汽爆预处理使联合厌氧消化系统的沼气产率提升了35.2%,CH4产率提高了25.1%.吴羽璇等[32]推荐70 ℃下热处理30 min作为污泥和餐厨垃圾联合消化的预处理工艺,该预处理条件使联合消化的CH4产率提高了21.4%;而Mansour等[33]采用6%(质量分数)NaOH于25 ℃处理24 h的方法使污泥和市政垃圾联合消化的CH4产率提高了18%.可见,汽爆预处理在促进CH4产率方面与常用的热预处理和碱预处理工艺相比具有竞争力.此外,汽爆预处理污泥和餐厨垃圾联合消化系统pH稳定,ρ(NH4+-N)和ρ(TP)升高未对系统稳定产生影响.因此,蒸汽爆破是促进污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化产沼气的有效预处理工艺.

2.5 能耗分析

对污泥蒸汽爆破预处理能耗进行计算,并与汽爆预处理促进沼气产率的效益进行比较,以此分析汽爆预处理促进污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化的经济可行性.以容积10 m3、筒体高度4.2 m、筒体直径1.68 m、表面积近似28.5 m2的罐体作为汽爆预处理的热反应罐;处理污泥取含水率为85%的预脱水污泥,装料系数取0.85,处理污泥的质量近似取8.5 t;汽爆预处理条件取198 ℃保持8 min.

预处理能耗分升温能耗和保温能耗两部分.升温能耗按热量计算公式Q=CmΔt1计算〔其中,Q为物料升温所需能量,kJ;C为物料比热容,kJ/(kg·℃);m为物料质量,kg;Δt1为热处理温度与污泥初始温度差〕.水的比热容为4.19 kJ/(kg·℃)[34],干污泥比热容取0.84 kJ/(kg·℃)[34],则含水率85%污泥的比热容为3.69 kJ/(kg·℃);污泥初始温度取25 ℃;则加热能耗需要5 422 468.8 kJ,即加热每t污泥耗电177.22 kW·h.

保温能耗按P=hAΔt2[35]计算〔其中,P为保温功率,W;A为罐体表面积,m2;Δt2为罐体内物料与外界环境的温度差,℃;h为罐体传热系数,W/(m2·K)〕.此处以反应罐覆盖保温材料,h取1 W/(m2·K)[36]进行计算,外界环境温度取25 ℃,则P=4 930.5 W.保温8 min所需能耗为2 366.64 kJ,即保温每t污泥耗电0.08 kW·h.

以该研究中第2、4阶段产沼气性能的差异,计算污泥汽爆预处理对污泥-餐厨垃圾联合消化CH4产量的提升效果,可得产CH4提高量为5.12 m3/t(以污泥量计);以CH4热值39 800 kJ/m3计算,则汽爆预处理提高能量产生为56.58 kW·h/t污泥.

分析结果显示,汽爆预处理整体能耗偏高,无法通过所提高的CH4产量获得补偿.考虑到汽爆预处理能耗主要为污泥升温的热能,可通过热回收工艺进行一定的回收.热回收工艺的回收效率差异较大,但在运行效果较好的情况下热回收效率可达到70%[37-38].若在蒸汽爆破预处理过程中实现70%的热回收效率,则汽爆预处理能够提高污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺的能量产率为3.34 kW·h/t.因此,采取有效的热量回收措施是工业上应用汽爆预处理提升污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺产沼气的前提.

3 结论

a) 未预处理污泥与餐厨垃圾联合消化时,沼气产率为311.0 mL/g,VS去除率为33.9%,产气效果不理想.汽爆预处理污泥单独消化时,沼气产率和VS去除率均较未预处理污泥与餐厨垃圾联合消化有所提高,但反应器ρ(NH4+-N)过高,产气稳定性有所影响,φ(CH4)较低.

b) 蒸汽爆破预处理对污泥和餐厨垃圾联合厌氧消化产沼气效果提高明显.汽爆污泥与餐厨垃圾联合消化时,沼气产率和VS去除率分别达到420.5 mL/g和49.5%,均显著优于未预处理污泥与餐厨垃圾联合消化,沼气产率和CH4产率分别提高了35.2%和25.1%.

c) 蒸汽爆破处理含水率85%的污泥所需能耗约为177.22 kW·h/t,提高污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺产CH4补偿能耗为56.58 kW·h/t.在对汽爆预处理污泥进行热量回收的效率为70%时,可使污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺增加产能3.34 kW·h/t.采取有效的热量回收措施是汽爆预处理促进污泥-餐厨垃圾联合中温厌氧消化工艺产沼气经济可行的关键.

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