2019, Vol. 39
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随着日益增长的能量需求和日趋严重的温室效应, 可再生能源的开发利用已成为国内外学者研究的热点(Liu et al., 2017a; 2017b).农业废弃物作为一种优良的生物质能, 由于纤维素类生物质本身固有的结构和化学性质, 使酶和微生物无法有效地降解, 其利用效率仍然较低(Zheng et al., 2014; Yang et al., 2015).厌氧发酵因具有能量回收率高和运行稳定的特点, 逐渐成为有机废物资源化利用最有效的方式之一(Shahriari et al., 2012).然而, 以纤维素类生物质作为基质单独发酵的效率较低(Shi et al., 2013; Yang et al., 2014).同时, 餐厨垃圾(FW)作为一种可有效利用的能源物质, 因其水解酸化易导致挥发性脂肪酸(VFAs)的大量积累, 使其单独厌氧发酵负荷不高(Zhang et al., 2013; Li et al., 2017).通常厌氧发酵运行的最适C/N为20~30, 而餐厨垃圾的C/N较低(13.8~18.2).通过玉米秸秆和餐厨垃圾混合发酵可以提高反应物的C/N, 也能够提高发酵系统甲烷产率(Yong et al., 2015).Zhou等(2014)通过玉米秸秆与餐厨垃圾混合发酵发现, 有机负荷(OLR)在45 g·L-1时, 其甲烷产率要显著高于餐厨垃圾或玉米秸秆单独发酵的甲烷产率.然而, 关于纤维素类生物质与餐厨垃圾混合发酵的实验研究大部分都以批次实验或半连续流实验为主.相同有机负荷条件下, 连续流反应器受到的冲击负荷更小, 有望取得更高的处理负荷.在固体废弃物资源化利用的反应器中, 以连续流运行的反应器构型较少, 相应的连续流固废发酵反应器运行性能也鲜见报道.
为了达到更好的能源转化效益和固液分离效果, 厌氧膜生物反应器(MBR)表现出比传统的厌氧反应器更好的运行效果.但由于MBR膜组件存在价格高昂、运行成本高和膜污染等问题, 在固废发酵领域的工业化应用中受到不同程度的限制.近年来, 在废水处理领域逐渐出现了一种厌氧动态膜生物反应器(DMBR)(Chen et al., 2017; Hu et al., 2018; Sun et al., 2018), 具有膜组件价格低廉, 同时能够较好地实现固液分离等诸多优势.然而, DMBR在高含固率和高有机负荷的固废处置领域的应用还很少有研究报道.动态膜(DM)通量的大小也在一定程度上影响着反应器的运行, 过小的膜通量不利于有机物质的截留(李莎, 2018)；通过膜材质和膜孔径的优化能够有效提高反应器运行过程中对固体有机质的截留能力, 从而提升反应器的运行性能和固液分离效果.
基于此, 本研究通过构建内置式厌氧混合动态膜发酵系统, 采用连续进出料的运行模式, 对玉米秸秆和餐厨垃圾进行厌氧混合发酵产甲烷, 在长时间连续运行(131 d)过程中通过改变膜面积、膜孔径和膜材质, 探究不同膜基材对连续流厌氧混合发酵系统运行性能和动态膜性能的影响.然后在选择较优膜基材的基础上, 评价厌氧混合动态膜发酵系统中动态膜的固液分离效果, 为构建稳定高效连续流厌氧混合发酵系统提供依据.
2 材料与方法(Materials and methods) 2.1 基质和接种污泥本研究使用的餐厨垃圾依据学生食堂餐厨垃圾主成分进行人工模拟配制(袁宏林等, 2019).玉米秸秆取自西安市郊区某农田.为实现较高的产甲烷速率, 玉米秸秆与餐厨垃圾混合比例设定为1:3(基于湿重), 混合物破碎至1 mm以下, 然后用自来水将基质总固体(TS)调至8.0%~9.0%.接种污泥取自实验室中温厌氧发酵反应器排泥, 接种污泥体积为9 L.接种污泥和基质的主要理化特性详见表 1.
| 表 1 接种污泥和混合基质的理化特性 Table 1 Physicochemical properties of seed sludge and feedstock |
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如图 1所示, 本研究采用的反应器为内置式DMBR, 内径为110 mm, 柱体高300 mm, 总体积为11.4 L, 有效体积为9.0 L, 配有电机和机械搅拌器, 转速为40 r·min-1, 反应器水浴温度为39 ℃.DMBR通过蠕动泵连续进料和连续出料, OLR为3.54~4.14 g·L-1·d-1, HRT为30 d.动态膜浸没于反应器内, 为双侧膜面.膜孔径、膜面积和膜材质是影响DMBR膜通量的重要影响因素(李莎, 2018).首先根据本课题组在污水处理领域动态膜基材的优化结果, 启动阶段选取动态膜基材为300目尼龙膜；为降低动态膜通量衰减速率, 20 d后换成200目尼龙膜；为进一步降低膜通量衰减速率, 第20~74 d增大膜面积至9.974×10-3 m2；在维持较高膜通量的同时进一步降低出料浊度, 同时与启动阶段300目尼龙网膜基材出料浊度进行对比, 75 d稳定运行后将膜基材改为300目不锈钢膜, 膜面积不变(表 2).其中, 尼龙网和不锈钢网两种膜基材扫描电镜(SEM)如图 2所示.
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| 图 1 试验装置流程图 Fig. 1 Schematic diagram of dynamic membrane bioreactor (DMBR) setup and operation |
| 表 2 DMBR运行参数 Table 2 Operating parameters of DMBR |
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| 图 2 不同膜基材的SEM图(a.尼龙膜；b.不锈钢膜) Fig. 2 SEM images of virgin non-woven fabric(a) and stainless steel membrane(b) |
该反应器为连续流运行方式, 每天定时测定产气量、气体组分、出料浊度和出料pH, 每隔48 h测定出料VFA, 同时测定基质和出料的TCOD和SCOD；运行稳定后测定动态膜膜通量、反冲洗频率和反冲洗周期内动态膜压力变化.其中, 当通量低于起始通量的10%时进行气体反冲洗.
2.3 测定项目与方法TS、VS、COD、NH4+-N和碱度的测定采用标准方法(APHA, 2005)；pH采用便携式pH计(Horiba, 日本)测定；蛋白质和多糖分别采用Folin-酚试剂法(Lowry et al., 1951)和硫酸-蒽酮法(Dubois et al., 1951)测定；浊度采用便携式浊度仪(TurbⓇ 355 IR, 德国)测定；反应器内污泥的粘度采用粘度计(DV-Ⅱ-P, 美国)测定；纤维素、半纤维素和木质素采用NREL法测定(Sluiter et al., 2008)；辅酶F420依据Reynolds等所述方法进行测定(Reynolds et al., 1987)；C、H、O、N和S元素采用高温裂解有机元素分析仪(Vario PYRO cube, 德国)进行测定.CH4、CO2、N2和H2采用气相色谱(GC-PE680, 美国)进行分析, 填充色谱柱固定相(Porapak Q), 进样口温度为135 ℃, 柱温箱温度为140 ℃, TCD温度为150 ℃, 载气为氩气, 流速4 mL·min-1；VFA采用气相色谱(GC-Shimadzu2014, 日本)进行分析, 色谱柱为DB-FFAP, FID检测器温度为230 ℃, 进样口温度为200 ℃, 程序升温至100 ℃保持2 min, 然后以10 ℃·min-1的速率升温至120 ℃并保持2 min, 再以5 ℃·min-1的速率升温至200 ℃并保持2 min.动态膜膜阻力(R)基于Darcy方程式(1)进行计算.
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(1) |
式中, TMP为跨膜压差(Pa)；μ为污泥粘度(Pa·s)；J为出料流量(m·s-1)；R为膜阻力(m-1).
3 结果和讨论(Results and discussion) 3.1 动态膜厌氧混合发酵系统运行性能 3.1.1 生物气产量(GP)、甲烷产量(MP)和甲烷占比DMBR运行过程中GP、MP和生物气中甲烷占比变化如图 3所示.分析可知, 甲烷占比处于稳定状态.根据表 2中餐厨垃圾和玉米秸秆混合基质的元素组成和Buswell方程(Buswell et al., 1948), 计算理论生物气中甲烷占比为65.2%, 而实际生物气最高甲烷占比为69.7%, 这与Yong等(2015)利用餐厨垃圾和小麦秸秆混合发酵系统产甲烷占比一致.同时, 不同运行方式下餐厨垃圾与秸秆的甲烷产量也不同(表 3), DMBR连续流运行时甲烷产率较高.反应器启动(0~20 d)时, 反应器的GP和MP呈不断增长的趋势, 分别由(621.4±93.4)和(404.7±55.3) mL·L-1·d-1逐渐稳定至(971.4±44.9)和(530.0±44.9) mL·L-1·d-1.随着时间的延长, 膜阻力迅速上升, 过小的膜面积导致膜通量迅速下降, DMBR运行性能降低.
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| 图 3 运行过程中生物气产量(GP)、甲烷产量(MP)和生物气中甲烷占比 Fig. 3 GP, MP and CH4 in biogas during the operation |
| 表 3 餐厨垃圾和秸秆混合发酵提升厌氧发酵的对比 Table 3 Comparison of co-digestion methods to enhance AD of FW and straw |
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由于膜面积过小无法满足正常出料, 因此, 20 d后更换膜元件.结果发现, DMBR稳定出料时间延长, 反冲洗频率由原来的2~3 d·次-1变为4~5 d·次-1.改变膜孔径(由300目变为200目)和膜面积(由2.888×10-3 m2增至9.974×10-3 m2)后, 前7 d的MP波动较大, 而后不断降低, 最终稳定在(460.0±32.8) mL·L-1·d-1, 为换膜前的86.8%.
如图 3所示, 第60~75 d反应器运行状态出现明显波动, 取出动态膜(DM)后发现尼龙网发生严重形变.分析其原因为：跨膜压差的存在导致其向内凹陷严重, 使得膜孔径形变不均, 孔隙呈现中间密集四周稀疏的特点, 进而影响了反应器出料浊度.相同反冲气流量(15 L·min-1)和时间(3 min)下, 相同膜面积和膜孔径的尼龙网和不锈钢膜基材, 不锈钢膜基材的反冲洗效果好且不易变形.如表 2所示, 75 d后变换膜孔径(200目变为300目)和膜材质(尼龙网改为不锈钢网), 第75~100 d期间GP和MP逐渐上升, 第100~107 d呈现下降趋势；107 d时拆膜发现机械搅拌桨导致膜破损, 更换相同面积和膜孔径的不锈钢膜后, GP和MP逐渐回升, 最后分别稳定在(1591.1±119.8)和(848.9±72.7) mL·L-1·d-1(图 3).因此, 通过优化动态膜的膜面积、膜孔径和膜材质可以显著提高动态膜反应器的运行性能.
3.1.2 VFA和pHVFA、碱度和pH通常作为判定厌氧发酵系统是否运行稳定的重要指标(Wang et al., 2013; Li et al., 2017).pH=6.5通常被认为是厌氧发酵中反应器稳定的临界值(Mao et al., 2019).本研究整个运行过程中反应器最低pH为6.84, 反应器内pH始终大于6.5, 表明系统运行稳定.同时, 厌氧发酵反应器稳定运行时的TVFA/碱度比值一般低于0.4(Rouches et al., 2019), 而DMBR内TVFA最高时仅为41.68 mg·L-1, 相应的TVFA/碱度比值仅为0.02.因此, 该反应器在该负荷下连续运行状况良好, 能够长期稳定运行.
启动阶段开始, 反应器出料的pH在7.5~9.0之间变动, 而后稳定在8.11±0.10, 改变膜元件过程中VFAs无明显的波动, 运行稳定.在DMBR运行的中后期(78~107 d), 反应器出料pH出现较大波动, pH不断下降至最小值6.84.后期实验结束取出动态膜(DM)后, 发现膜基材轻微破损从而导致反应器环境变化并产生VFAs少量积累, pH下降.第107 d换新膜后, 反应器的pH逐渐恢复至稳定状态；同时第107 d换新膜后, 反应器中丙酸的含量开始升高, 丙酸含量的变化能表明厌氧发酵系统的稳定性, 其含量的上升表明换膜导致反应器内环境发生变化.经过几天的运行后, 微生物重新适应新的内环境, 同时丙酸又下降至极低水平.因此, 连续流DMBR系统具有较好的厌氧发酵运行性能且具有较大的负荷提升空间.
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| 图 4 运行过程中反应器VFA和pH的变化 Fig. 4 Changes of VFA concentration and pH during the whole operation period |
反应器稳定运行阶段, 使用300目不锈钢膜基材时观察到反应器内的纤维素和半纤维素显著下降, 木质素占比增加(表 4).高纤维素类生物质进入反应器经厌氧发酵后, 其中易水解的纤维素和半纤维素得到充分降解(Yang et al., 2015), 而木质素的降解仍然需要进一步强化.此外, 辅酶F420通常作为表征产甲烷活性的指标(Dong et al., 2010).本研究反应器中污泥的辅酶含量为1.65 μmol·g-1, 高于其他消化污泥的辅酶F420含量(0.006~0.49 μmol·g-1 VSS)(袁宏林等, 2019).因此, 使用300目不锈钢膜基材不仅能保证反应器的稳定运行, 还能实现玉米秸秆和餐厨垃圾的高效资源化利用.
| 表 4 阶段2中基质和DMBR反应器内消化污泥纤维素、半纤维素、木质素和辅酶F420含量 Table 4 Contents of cellulose, hemicellulose, lignin, and coenzyme F420 of feedstock and sludge in DMBR during period 2 |
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可溶性COD(SCOD)和颗粒态COD(PCOD)之和为TCOD(Xiao et al., 2018).在反应器运行过程中, 进料的SCOD和PCOD分别为17.0%±1.3%和83.0%±1.3%.DMBR启动及前期运行阶段, 膜面积过小使得反应器无法正常出料, 导致反应器液位不断升高.为了控制反应器内有效体积需要经常反冲洗同时排泥, 因此, 前期污泥排出导致COD主要损失于排泥中(图 5).更换膜元件后, 由于厌氧反应水解和酸化的作用导致相应的出料中甲烷转化率随着时间的延长而不断提高, 由开始的22%提高至40%~57%.动态膜更换为300目不锈钢材料后, 因动态膜对有机质和微生物的截留作用, 使反应器在第111 d时甲烷转化率达到最大值67.4%.因此, 300目不锈钢膜基材能够显著提高厌氧混合发酵系统的能源转化效率.
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| 图 5 运行过程中反应器的COD平衡 Fig. 5 COD mass balances during the whole operation period |
出料量与动态膜(DM)的形成有密切联系, 按照流量的快速下降、伪稳态及完全恢复变化, 可以将DMBR划分为动态膜的形成、稳定运行及再生3个阶段.由于出料泵抽吸形成的膜内外压差使出料达到一个伪稳状态, 从而使反应器稳定运行, 达到良好的截留和固液分离效果(Hu et al., 2016).因此, 跨膜压差(TMP)是反映动态膜运行性能的一个重要指标.
DMBR启动阶段, 由于膜面积过小, TMP在前期迅速上升, 最后由于无法正常出料, 导致反冲洗较频繁.阶段1和阶段2的TMP变化相似, 实验选取并观察第107~122 d反应器运行过程中3个周期的压力变化(图 6), 一个周期的时长约为120 h, 然后进行气体反冲洗.由图可知, TMP在前24 h迅速上升；24 h后反应器进入伪稳态, 压力缓慢上升并保持稳定, 最大TMP为33.2 kPa, 反应器内污泥的粘度为1.81 Pa·s, 过膜阻力最高达3.04×1015 m-1, 而Sun等(2018)在废水处理实验中的膜阻力只有3.92×1010 m-1.DMBR在过滤过程中的阻力主要源自动态膜的滤饼层, 膜阻力随着时间的延长呈指数递增(姚嘉等, 2011).因此, 如何通过反应器构型优化最大限度地降低过膜阻力成为动态膜反应器在固废处理领域应用亟待解决的关键问题.Zhang等(2011)表征了滤饼层的结构, 发现其由松散结合的外层和紧密结合的内层构成, 且相较于大块污泥更多地受到剪切、诱导、扩散和惯性升力的影响, 污泥中特别细的颗粒附着在膜基材表面上, 形成的泥饼层起到了过滤效果, 而膜孔径对泥饼层的形成具有较大的影响.同时, 膜阻力也受到多个因素的影响, 而沼气再循环和反洗都能用于控制动态膜滤饼层的厚度和TMP从而控制膜阻力.因此, 进一步解析膜基材对混合发酵污泥固液分离效果和膜通量的影响机理, 有助于拓展DMBR在固废发酵领域的应用.
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| 图 6 运行过程中DMBR反应器的跨膜压差变化 Fig. 6 Changes of TMP of DMBR during the period of 100~130 days |
反应器运行过程中进料和出料TCOD的变化如图 7所示.在反应器运行过程中, 进料TCOD为(117.74±13.48) g·L-1, 进料PCOD占进料TCOD的83.0%±1.3%, 出料TCOD为(4.86±0.91) g·L-1, 有机截留率达到95.9%, 说明形成的动态膜(DM)具有良好的固液分离效果, 可保证较大占比的PCOD能被有效降解产能.启动开始阶段, 由于膜面积过小, 出料质量较差, 且需要频繁的反冲洗来保证动态膜的膜通量, 因此, 启动阶段反应器的出料TCOD波动较大(图 7).同时, 由于出料困难, 反冲洗频繁导致反冲洗排出的泥量较多, 而排出泥中的有机质含量达到72.1%(图 5), 因而无法实现有效的能量转化.
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| 图 7 运行过程中进出料TCOD和出料浊度变化 Fig. 7 Input and output of TCOD and effluent turbidity during the whole operation period |
20 d后, 通过改变膜面积来降低动态膜单位面积的膜通量(0.84 L·m-2·h-1)使出料顺畅, 排泥次数也显著下降.由图 7可见, 出料TCOD一直处于稳定状态且数值较低, 浊度随着反冲洗频率呈现周期性变化.研究表明, 动态膜形成后的这一段稳定运行时期能够很好地反映动态膜性能.当膜通量降至初始通量的10%以下时进行气反冲洗(Hu et al., 2017), 导致浊度又上升到较高的位置.因此, 为避免较高的反洗频率和能量消耗, 对于固废动态膜混合发酵系统, 建议的膜通量设计范围为0.6~0.9 L·m-2·h-1.75 d后膜基材变为300目的不锈钢, 于时在第113 d发现动态膜经在线气反冲洗后膜通量显著上升, 动态膜膜通量可恢复至0.75 L·m-2·h-1, 为初始膜通量的89.9%.在反应器运行的中后期(95~107 d), 由于膜轻微破损, 反冲洗后导致浊度出现较大的波动, 这与出料TCOD和pH的变化相一致.而更换新膜后, 反应器又恢复到稳定状态.与废水处理实验相比, 由于废水的含固率较低, 膜孔径大于50 μm(300目)会导致启动开始阶段或反洗后生物量显著流失(Cai et al., 2018), 而高含固率的进料会使生物膜迅速形成, 与废水处理形成鲜明的差异.因此, 当选取300目不锈钢膜基材作为动态膜基材时, 动态膜厌氧混合发酵系统内动态膜的固液分离效果较好.
4 结论(Conclusions)本文通过探究不同膜基材(膜面积、膜孔径和膜材质)对动态膜混合发酵系统运行性能(产甲烷速率、VFA、pH、纤维素类生物质降解和甲烷转化率等)和动态膜性能(跨膜压差TMP、出料浊度和反洗频率等)的影响, 成功构建了可连续稳定运行的内置式动态膜混合发酵系统, 实现了玉米秸秆和餐厨垃圾混合发酵系统的高效固液分离和稳定产能.膜面积可根据出料量和膜通量选定, 其中, 对于固废动态膜混合发酵系统建议的膜通量范围为0.6~0.9 L·m-2·h-1；与200目尼龙网相比, 300目尼龙网更利于动态膜的形成, 相应的出料浊度更低；相同孔径的尼龙网和不锈钢膜材料相比, 尼龙网膜材质更易变形.因此, 当选用相同膜面积的300目不锈钢动态膜基材时, 玉米秸秆和餐厨垃圾动态膜混合发酵系统的出料浊度稳定低于50 NTU, 相应的甲烷产率由(111.1±7.9) mL·g-1 COD增至(217.1±18.6) mL·g-1 COD.同时, 玉米秸秆和餐厨垃圾连续流动态膜混合发酵系统内的辅酶F420含量较高, 纤维素类生物质降解显著.
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