超高效厌氧生物反应器能耗特征

书书书　第６０卷　第１２期　　化　工　学　报　　　　　　　Ｖｏｌ．６０　Ｎｏ．１２　２００９年１２月　　ＣＩＥＳＣ　Ｊｏｕｒｎａｌ　　　Ｄｅｃｅｍｂｅｒ　２００９檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭殐殐殐殐研究论文超高效厌氧生物反应器能耗特征陈小光，郑　平，唐崇俭，张　蕾（浙江大学环境与资源学院，浙江杭州３１００２９）摘要：采用厌氧颗粒污泥和实验室模拟产气，研究了超高效厌氧生物反应器的能耗特征，建立了反应器分离单元、反应单元、布水单元以及反应器整体能耗模型。各能耗模型的模拟值与实测值吻合较好，可用于指导同类反应器能耗状况的优化。测定结果表明：反应器整体能耗的最大值为１１０．５６×１０－４Ｗ，其中反应单元占８３．０％，布水单元占１７．０％，分离单元能耗可忽略不计。气液固三相时反应单元的能耗大于液固两相时的能耗。低表观液速时反应单元的能耗大于布水单元的能耗；反之，高表观液速时布水单元的能耗大于反应单元的能耗。反应器整体能耗对各参数的敏感性依次为ρｐ、狌犾、犞ｐ、狌ｇ和犱ｐ。关键词：超高效；厌氧反应器；能耗特征；能耗模型；灵敏度分析中图分类号：Ｘ７０３　　　　　　　文献标识码：Ａ文章编号：０４３８－１１５７（２００９）１２－３０９７－０７犈狀犲狉犵狔犮狅狀狊狌犿狆狋犻狅狀狅犳狊狌狆犲狉犺犻犵犺狉犪狋犲犪狀犪犲狉狅犫犻犮犫犻狅狉犲犪犮狋狅狉犆犎犈犖犡犻犪狅犵狌犪狀犵，犣犎犈犖犌犘犻狀犵，犜犃犖犌犆犺狅狀犵犼犻犪狀，犣犎犃犖犌犔犲犻（犇犲狆犪狉狋犿犲狀狋狅犳犈狀狏犻狉狅狀犿犲狀狋犪犾犈狀犵犻狀犲犲狉犻狀犵，犣犺犲犼犻犪狀犵犝狀犻狏犲狉狊犻狋狔，犎犪狀犵狕犺狅狌３１００２９，犣犺犲犼犻犪狀犵，犆犺犻狀犪）犃犫狊狋狉犪犮狋：Ｔｈｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｕｐｅｒｈｉｇｈｒａｔｅａｎａｅｒｏｂｉｃｂｉｏｒｅａｃｔｏｒｗｅｒｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄｂｙｕｓｉｎｇａｎａｅｒｏｂｉｃｇｒａｎｕｌａｒｓｌｕｄｇｅａｎｄｓｉｍｕｌａｔｅｄｇａｓｐｒｏｄｕｃｅｄｉｎｔｈｅｌａｂｏｒａｔｏｒｙ．Ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌｓｆｏｒｔｈｅｓｅｐａｒａｔｉｏｎｕｎｉｔ，ｒｅａｃｔｉｏｎｕｎｉｔ，ｗａｔｅｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｕｎｉｔａｎｄｔｈｅｗｈｏｌｅｒｅａｃｔｏｒｗｅｒｅｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｔｈｅｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｓｆｒｏｍｔｈｅｓｅｍｏｄｅｌｓａｇｒｅｅｄｗｅｌｌｗｉｔｈｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａ，ａｎｄｔｈｅｒｅｆｏｒｅｔｈｅｍｏｄｅｌｓｃａｎｂｅｕｓｅｄｔｏｏｐｔｉｍｉｚｅｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓａｍｅｋｉｎｄｏｆｒｅａｃｔｏｒ．Ｔｈｅｍａｘｉｍｕｍｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎｔｈｅｗｈｏｌｅｒｅａｃｔｏｒｗａｓ１１０．５６×１０－４Ｗ，ｉｎｗｈｉｃｈｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｒｅａｃｔｉｏｎｕｎｉｔａｃｃｏｕｎｔｅｄｆｏｒ８３．０％，ｔｈａｔｏｆｔｈｅｗａｔｅｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｕｎｉｔａｃｃｏｕｎｔｅｄｆｏｒ１７．０％，ａｎｄｔｈａｔｏｆｔｈｅｓｅｐａｒａｔｉｏｎｕｎｉｔｗａｓｎｅｇｌｉｇｉｂｌｅ．Ｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｒｅａｃｔｉｏｎｕｎｉｔｏｆｇａｓｆｌｕｉｄｓｏｌｉｄｔｈｒｅｅｐｈａｓｅｗａｓｍｏｒｅｔｈａｎｔｈａｔｏｆｆｌｕｉｄｓｏｌｉｄｔｗｏｐｈａｓｅ．Ａｓｆｏｒｔｈｅｗｈｏｌｅｒｅａｃｔｏｒ，ｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｒｅａｃｔｉｏｎｕｎｉｔｗａｓｍｏｒｅｔｈａｎｔｈａｔｏｆｔｈｅｗａｔｅｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｕｎｉｔａｔａｌｏｗｓｕｐｅｒｆｉｃｉａｌｌｉｑｕｉｄｖｅｌｏｃｉｔｙ．Ｏｎｔｈｅｃｏｎｔｒａｒｙ，ｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｗａｔｅｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｕｎｉｔｗａｓｍｏｒｅｔｈａｎｔｈａｔｏｆｔｈｅｒｅａｃｔｉｏｎｕｎｉｔａｔａｈｉｇｈｓｕｐｅｒｆｉｃｉａｌｌｉｑｕｉｄｖｅｌｏｃｉｔｙ．Ｆｒｏｍｐａｒａｍｅｔｒｉｃｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙａｎａｌｙｓｅｓ，ｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｗｈｏｌｅｒｅａｃｔｏｒｗａｓｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙｉｎｆｌｕｅｎｃｅｄｂｙρｐ，狌犾，犞ｐ，狌ｇａｎｄ犱ｐ．犓犲狔狑狅狉犱狊：ｓｕｐｅｒｈｉｇｈｒａｔｅ；ａｎａｅｒｏｂｉｃｂｉｏｒｅａｃｔｏｒ；ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ；ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌ；ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙａｎａｌｙｓｅｓ　　２００８－１２－２２收到初稿，２００９－０９－０８收到修改稿。联系人：郑平。第一作者：陈小光（１９７９—），男，博士研究生。基金项目：国家高技术研究发展计划项目（２００６ＡＡ０６Ｚ３３２）。　　　犚犲犮犲犻狏犲犱犱犪狋犲：２００８－１２－２２．犆狅狉狉犲狊狆狅狀犱犻狀犵犪狌狋犺狅狉：Ｐｒｏｆ．ＺＨＥＮＧＰｉｎｇ，[e-mail]犉狅狌狀犱犪狋犻狅狀犻狋犲犿：ｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＨｉｇｈｔｅｃｈＲｅｓｅａｒｃｈａｎｄＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔＰｒｏｇｒａｍｏｆＣｈｉｎａ（２００６ＡＡ０６Ｚ３３２）．　引　言自从Ｌｅｔｔｉｎｇａ等［１］应用三相分离技术成功研发升流式厌氧污泥床（ＵＡＳＢ）反应器后，涌现了上流式分段污泥流化床反应器（ＵＳＳＢ）［２］、外循环颗粒污泥膨胀床反应器（ＥＧＳＢ）［３］和内循环厌氧流化床反应器（ＩＣ）［４］等一大批高效厌氧生物流化床反应器（ＡＢＦＲ），并得到了广泛应用。目前，这类厌氧生物反应器正向超高效迈进。若以工程上已经达到的最高容积负荷（ＯＬＲ）作为标准，可将ＯＬＲ≥４０ｋｇＣＯＤ·ｍ－３·ｄ－１的厌氧生物反应器称为超高效厌氧生物反应器。本课题组［５６］自主研发的ＳＰＡＣ超高效厌氧生物反应器，能高效持留污泥，容积负荷高达３０６ｇＣＯＤ·Ｌ－１·ｄ－１，容积产气率高达１３１Ｌ·Ｌ－１·ｄ－１，最大容积ＣＯＤ去除率高达２４０ｇ·Ｌ－１·ｄ－１，远远优于现有高效厌氧反应器。反应器的能耗特征是反应器的重要性能，与反应器系统的机械配置和运行成本密切相关。迄今有关高效厌氧生物反应器的研究大多集中在水力流态［７］、床层膨胀［８］、生物性能［９］等方面，少见对反应器能耗特征的报道。鉴于此，本文将对超高效厌氧生物反应器的能耗分配及其影响因素进行系统的研究。１　试验材料与方法１１　试验装置试验装置如图１所示。冷态试验采用稀硫酸（０．５％）溶液来模拟进料，采用化学反应生成ＣＯ２（饱和ＮａＨＣＯ３＋稀硫酸）来模拟生物产气，采用实际废水处理中的颗粒污泥来模拟超高效厌氧生物反应器真实工况。１２　颗粒污泥与相关参数颗粒污泥取自某造纸废水处理厂，其颗粒平均直径犱ｐ＝１．１４ｍｍ，颗粒污泥密度ρｐ＝１．０５２ｇ·ｃｍ－３，试验采用３种污泥浓度，即投加泥量分别约为１５００ｍｌ、２５００ｍｌ和３５００ｍｌ，用于表征反应器污泥含量；进料所致表观液速范围为０～１．８３２ｍｍ·ｓ－１，用于表征反应器容积负荷；产气所致表观气速范围为０～０．２５２ｍｍ·ｓ－１，用于表征反应器容积产气率。反应器总体积约为２８０００ｍｌ，有效体积约２００００ｍｌ，反应单元体积约为７８５０ｍｌ，床层初始空隙率ε０＝０．３８，液体黏度μ＝８．６×１０－３ｇ·ｃｍ－１·ｓ－１，液体密度ρ犾＝１．０００ｇ·ｃｍ－３，图１　试验装置示意图Ｆｉｇ．１　Ｓｋｅｔｃｈｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｐｐａｒａｔｕｓ１—ｔａｎｋｆｏｒｓａｔｕｒａｔｅｄＮａＨＣＯ３；２—ｔａｎｋｆｏｒＨ２ＳＯ４（０．５％）；３—ｐｕｍｐ；４—ｒｅａｃｔｏｒ；５—ｖａｌｕｅ；６—Ｌｔｙｐｅｔｕｂｅ；７—ｗａｔｅｒｓｅａｌ；８—ｗｅｔｇａｓｆｌｏｗｍｅｔｅｒ　ＣＯ２气体密度ρｇ＝１．９６×１０－３ｇ·ｃｍ－３。其他反应器主要结构尺寸：犇０＝８ｍｍ，犇１＝１００ｍｍ，犇２＝１８０ｍｍ，犇３＝２８０ｍｍ，犇１－１＝５０ｍｍ，犎０＝１０００ｍｍ，犎犪犫＝１６０ｍｍ，犎犫犮＝１４０ｍｍ，犎犳犺＝５６ｍｍ，犎犳犻＝３０ｍｍ，θ＝６０°。１３　测定项目与方法颗粒污泥平均直径：采用德国ＬｅｉｃａＤＦＣ３００ＦＸ显微镜拍摄照片，经ＬｅｉｃａＱｗｉｎ软件图像分析测量；颗粒污泥密度：随机选取一定污泥量于刻度离心管中，以５００ｒ·ｍｉｎ－１的离心速度离心１０ｍｉｎ，弃上清液，根据污泥质量和体积计算；初始空隙率：随机选取一定量污泥放入盛有水的反应单元，根据投加污泥前后反应单元液体体积变化计算；表观液速：采用美国兰格ＢＴ３００１Ｊ型蠕动泵进料，结合进料体积和时间计算；表观气速：采用ＲＳＤ０．５型湿式气体流量计测定产气量，结合产气量和产气时间计算；液体黏度：采用ＮＤＪ１型旋转式黏度计进行测定；压力降：采用Ｌ型管测量压差。２　结果与分析根据功能，将超高效厌氧生物反应器从上到下依次分为分离单元（截面３—５）、反应单元（截面２—３）和布水单元（截面１—２），如图２（Ⅰ）所示。反应器各单元的能耗是反应器体积流量与各单元压降的乘积，即·８９０３·化　工　学　报　　第６０卷　图２　反应器物理模型Ｆｉｇ．２　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｓｋｅｔｃｈｏｆｒｅａｃｔｏｒ　Δ犈＝犙Δ犘（１）式中　犙为反应器液体体积流量，ｃｍ３·ｓ－１；Δ犘为各单元压降，Ｐａ。２１　分离单元能耗模型与分析由于颗粒污泥与流体密度非常接近，反应器正常运行时，三相分离单元中的气含率较小，近似于液体流动。如图２（Ⅱ）所示，分离单元（截面３—５）可看成犪犫和犫犮两段串联。犪犫段流道逐渐扩大，相当于一个渐扩管；犫犮段由漏斗状三相分离器以及三相分离器外壁与反应器内壁之间的环隙构成，此处因截面扩大而使液体流速相对较小，故其能耗忽略不计。对于环隙截面４—４，由于过流面积急剧变小，液体动压能增加，需要损失一部分能耗。若忽略壁面摩擦，可得分离单元压降模型为Δ犘３－５＝ρ犾ξ犪犫狌２犾２＋ρ犾ξ４－４狌２４－４２（２）式中　ρ犾为液体密度，ｇ·ｃｍ－３；狌犾为床层流速，ｍｍ·ｓ－１；ξ犪犫为犪犫段阻力系数；ξ４－４为截面４—４阻力系数，且有ξ４－４＝０．５１－犃犫犃（）４－４，犃犫＝π４犇２３－犇（）２２，犃４－４＝π４犇２３。联立式（１）和式（２），为统一参数，引入关系式狌４－４＝狌犾犇２１犇２３－犇２２和犙＝狌犾犃可整理得本试验条件下分离单元能耗模型为Δ犈３－５＝１２ρ犾犃ξ犪犫＋犇２２犇４１４犇２３犇２３－犇（）２２［］２狌３犾（３）由式（３）可知，分离单元能耗与表观液速立方呈正比，除表观液速外，其能耗还与结构参数犇１、犇２和犇３有关。分离单元中犪犫段流道突然扩大，可从文献［１０］查得阻力系数ξ犪犫＝０．７０６，引入相关参数ρ犾＝１．０００ｇ·ｃｍ－３、犃＝７８．５ｃｍ２、犇１＝１００ｍｍ、犇２＝１８０ｍｍ和犇３＝２８０ｍｍ，可将能耗模型式（３）简化为Δ犈３－５＝２．７９×１０－９狌３犾。经理论分析与试验发现，当表观液速达到试验条件下的最大值时（狌犾＝１．８３２ｍｍ·ｓ－１），其能耗为１．７２×１０－８Ｗ，分离单元的能耗远小于其他两个单元的能耗。因此，在本试验条件下，分离单元的能耗可忽略不计。２２　反应单元能耗模型与分析２．２．１　反应单元能耗模型　反应单元是气液固组成的三相复杂系统，当反应单元为固定床状态时，其压降模型满足Ｅｒｇｕｎ方程［１１］Δ犘２－３＝犎２－３１５０（１－ε０）２ε３０犱２ｐμ狌犾＋１．７５（１－ε３０）ε３０犱ｐρ犾狌２［］犾（４）式中　ε０为初始空隙率；μ为液体黏度，ｇ·ｃｍ－１·ｓ－１；犱ｐ为颗粒直径，ｍｍ；犎２—３为床层压差，ｍｍ。当反应单元为流化床状态时，根据动量守恒定律，可得其床层压降模型为Δ犘２－３ｆ，犾ｓ＝犿ｓ犃ρｐ（ρｐ－ρｆ）犵（５）且ρｆ＝ε犾ρ犾＋εｇρｇε犾＋εｇ（６）式中　犿ｓ为床层颗粒的总质量，ｋｇ；ρｆ为床层流体的密度，ｇ·ｃｍ－３，当液固两相系统时ρｆ＝ρ犾。式（６）中的εｇ可引用Ｂｕｆ