CN108821531A - 热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法，对市政污泥进行热碱预处理，然后将热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合依次分别进行产酸相厌氧消化和产甲烷相厌氧消化。本发明采用热碱预处理可以有效破坏市政污泥絮体及微生物细胞结构，加速有机物的溶出；热碱预处理后的市政污泥和餐厨垃圾的协同厌氧有利于提高厌氧消化产甲烷量和消化效率，减少抑制效应，同时采用的两相厌氧消化工艺与单相厌氧消化工艺相比具有明显优势，将产酸相厌氧消化与产甲烷相厌氧消化分开，VS去除率、甲烷产率和系统稳定性均高于单相厌氧消化系统，具有较为广阔的应用前景。

Description

热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法

技术领域

本发明属于市政工程/环境保护技术领域，具体涉及一种热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法。

背景技术

近年来，随着我国经济社会的不断发展，城镇化率不断提升，市政污泥和餐厨垃圾已成为固体废物的主要污染物，产量呈不断上升趋势，对其进行安全高效的资源化和稳定化处理的需求日益迫切。

我国大多数城市的市政污泥有机质含量较低(VS/TS＜50％)，单独进行厌氧消化时因细胞内有机质难以溶出造成产气效率较低，并且易产生氨氮抑制。而餐厨垃圾有机质含量高，厌氧消化系统极易出现酸抑制。市政污泥和餐厨垃圾在单独的厌氧消化过程中均存在一定的制约因素，将两者进行厌氧消化协同处理能够实现两者的资源化和稳定化，逐渐成为研究的热点。但是目前对于经过热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧消化的研究及应用鲜有报道。

发明内容

本发明针对市政污泥和餐厨垃圾单独处理存在的弊端，提供一种热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法，该方法通过热碱预处理和协同两相厌氧消化相结合，提高了厌氧消化产甲烷量和消化效率，减少抑制效应，解决了市政污泥和餐厨垃圾单独处理时候存在的破壁困难、抑制因素多、系统不稳定、产气效率低等问题。

本发明的目的，通过以下技术方案予以实现：

本发明热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法，对市政污泥进行热碱预处理，然后将热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合依次分别进行产酸相厌氧消化和产甲烷相厌氧消化。

优选地，所述热碱预处理的工艺条件为：温度50～90℃，时间40～120min，pH为8～12。

更优选地，所述热碱预处理的工艺条件为：温度90℃，时间104min，pH＝12。

优选地，所述热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合的比例按TS比为4:1～16。

更优选地，所述热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合的比例按TS比为2:3。

优选地，所述产酸相厌氧消化的水力停留时间为2～6d，所述产甲烷相厌氧消化的水力停留时间为10～30d。

更优选地，所述产酸相厌氧消化的水力停留时间为3d，所述产甲烷相厌氧消化的水力停留时间为10d。

上述方法，包括以下步骤：

S1.对市政污泥进行热碱预处理，所述热碱预处理的工艺条件为：温度50～90℃，时间40～120min，pH为8～12；

S2.将热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾按TS比为4:1～16混合后作为产酸相反应器的发酵底物，发酵底物浓度以TS计为45～55g/L，混合物料与产酸接种污泥按TS比为1:1～1.5进行接种，调节pH至5.8～6.3，温度为34.5～35.5℃，水力停留时间为2～6d，进行产酸相厌氧消化；

S3.将步骤S2产酸相反应器的出料作为产甲烷相反应器的进料，发酵底物浓度以TS计为45～55g/L，进料与产甲烷接种泥按TS比为1:1～1.5进行接种，调节pH至7.3～7.8，温度为35℃，水力停留时间为10～30d，进行产甲烷相厌氧消化。

与现有技术相比，本发明具有以下有益效果：

(1)本发明采用热碱预处理可以有效破坏市政污泥絮体及微生物细胞结构，加速有机物的溶出，促进后续的厌氧消化反应产气。通过热碱预处理，甲烷产率、SCOD去除率及VS去除率得到了较大幅度的提升，厌氧消化效率也得到了进一步提升。热碱处理的最优工艺条件为：温度90℃，时间104min，pH＝12，在此条件下，甲烷产率、SCOD去除率及VS去除率方面分别比原污泥组提高了79％、39％和71％，进一步提高了资源化利用水平。厌氧消化时间T80缩短3d，极大的提高了消化效率。

(2)本发明将预处理后的市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理，有利于提高厌氧消化产甲烷量和消化效率，减少抑制效应，同时采用的两相厌氧消化工艺与单相厌氧消化工艺相比具有明显优势，将产酸相厌氧消化与产甲烷相厌氧消化分开，VS去除率、甲烷产率和系统稳定性均高于单相厌氧消化系统，具有较为广阔的应用前景。

(3)本发明的产酸相厌氧消化阶段，溶解性蛋白质及溶解性多糖易被降解利用，降解率最高分别可达70.4％和97.2％。污泥单独厌氧消化的甲烷产率为73.4mL/g，添加餐厨垃圾可以有效提升甲烷产率，当污泥和餐厨垃圾的混合比例为2:3(按TS计)时厌氧消化性能最佳，累积甲烷产量最高，甲烷产率达261.6mL/gTS，比单独污泥和单独餐厨垃圾消化分别提升了256.4％和29.6％，VS去除率最高达到45.7％，T80时间提前4d～8d，厌氧消化效率较大幅度提升，没有产生抑制影响。

(4)水力停留时间为3d的产酸相反应器工艺运行效果最佳，平均VFAs浓度最高为7136.8mg/L。随着水力停留时间的减小，厌氧消化系统的有机负荷增大，产甲烷相反应器的甲烷产生速率逐渐增加，水力停留时间为10d的产甲烷相反应器平均产甲烷速率最大为1250mL/d。各反应器运行期间碱度含量充足，运行第6d后VFAs/ALK的比值低于0.2，无需外加碱度量即可保证各反应器正常运行。在相同水力停留时间条件下，两相厌氧产甲烷相反应器在产气特性及系统稳定性等方面优于单相厌氧反应器，两相厌氧更适合在高负荷条件下运行。

附图说明

图1为本发明的工艺流程图；

图2为本发明的厌氧消化实验系统装置图；

图中标号：①反应瓶，②集气瓶，③量筒，④排水管，⑤导气管，⑥水浴恒温振荡器。

具体实施方式

如图1所示，第一对市政污泥进行热碱预处理，目的是有效破坏市政污泥絮体及微生物细胞结构，加速有机物的溶出，促进后续的厌氧消化反应产气。第二，采用响应面法得出热碱预处理的最佳工艺条件，为工程实践提供工艺参数理论支持。第三，对热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾进行协同两相厌氧消化，考察产酸相和产甲烷相的液相变化情况及单位基质的产气量变化，研究得出两相厌氧消化系统最佳工艺参数。

本发明的工艺运行条件及原理主要是如图2所示的厌氧消化实验系统装置图：采用1L锥形瓶作为反应瓶(厌氧消化罐)，反应前通入氮气吹脱2min，保持锥形瓶厌氧环境，用橡胶塞密封后置于水浴恒温振荡器中，振荡摇匀。采用排水法计量甲烷产量，集气瓶采用1L的锥形瓶装满质量分数为3％的NaOH溶液，厌氧消化产生的CO₂及H₂S等酸性气体被集气瓶吸收，通过量筒计量排出的NaOH溶液即为甲烷产量。

本发明的工艺试验系统由热碱预处理污泥装置、两相厌氧消化装置两个处理单元组成(示意图如图2)。

实施例1：

本发明热碱预处理阶段的市政污泥的特性如表1-1所示。

表1-1实验污泥的基本特性

单因素实验：控制反应pH为10、时间40min，温度变化梯度为50℃、60℃、70℃、80℃、90℃，研究不同温度对污泥破解效果的影响；在最佳温度条件下，调节pH为10，设定反应时间为40、60、80、100、120min，研究得出最佳反应时间；在最佳处理温度、反应时间条件下，调节pH值分别为8、9、10、11、12，研究得出最佳pH值。分别向250mL锥形瓶中加入污泥约100mL，加入4mol/L KOH溶液调节pH至实验设定值，然后置于水浴恒温振荡器中进行厌氧消化。单因素实验结果表明，污泥破解效果的最佳温度是90℃，最佳反应时间是120min，最佳pH值为12。

响应面实验：在前述单因素实验的基础上，进行响应面实验设计，选择处理温度、时间和pH值作为自变量，分别用X₁、X₂、X₃表示，以COD溶出率(DD_COD)作为响应值，用Y表示。利用Design Expert8.0软件对实验数据进行多元回归拟合和方差分析。同时对模型的最优条件进行预测验证。

热碱预处理优化工艺产甲烷对比实验：在1L锥形瓶中分别加入热碱处理污泥及原污泥30g-TS，接种厌氧污泥15g-TS，加蒸馏水定容至900mL，通入氮气2min，用橡胶塞密封后置于恒温水浴锅中静态发酵20d，采用排3％NaOH溶液计量甲烷产量。

单因素实验结果表明：(1)污泥在pH＝10的条件下处理40min，随着反应温度的升高，污泥细胞壁不断破解，SCOD的浓度也随之增大，在50℃的处理条件下SCOD浓度为1188.7mg/L，在90℃时SCOD浓度增长至2863.9mg/L，COD溶出率由8.2％增加至21.1％，表明高温条件更易破坏微生物细胞结构，胞内有机质溶出使得SCOD浓度上升。溶解性蛋白质和多糖随温度的变化规律与SCOD浓度变化规律相似，污泥上清液中溶解性蛋白质和溶解性多糖均随着温度的升高而增加，溶解性蛋白质及多糖的浓度均在90℃时达到最大，分别为756.4mg/L和418.4mg/L。蛋白质及多糖的溶出是使得污泥上清液SCOD浓度增大的主要原因。(2)设定温度为90℃、pH为10的条件下，在40、60、80、100及120min时，SCOD浓度分别为3303.3、3359.3、3447.4、3571.5和3859.9mg/L，COD溶出率增加最大仅为3.9％，随着处理时间的不断延长，SCOD及DDCOD呈逐渐增大趋势，但增长速度较为缓慢，可能的原因是易破解的污泥在40min之前絮体结构已发生破坏，剩余少量难被破解的污泥随着热碱预处理时间的延长才开始逐渐被破解。溶解性蛋白质和多糖随时间的延长溶出量不多，120min时浓度最大分别为956.4mg/L和605.4mg/L，仅比初始条件分别增加245.4mg/L和125.0mg/L，单一的延长处理时间无法迅速破坏微生物细胞结构，剩余的难被破解的污泥絮体和微生物菌体需要预处理才能将它们破解。(3)随着pH的增大，微生物结构被破坏，细胞失活后细胞壁被破坏，促进污泥胞内物质不断溶出，SCOD逐渐增加，COD溶出率增大。在pH＝8的条件下，SCOD浓度为1737.7mg/L，pH为9、10、11的条件下，SCOD浓度分别为2306.3、3123.1、4788.7mg/L，当pH升高到12时达到最大，SCOD浓度为4788.8mg/L。在pH＝12时污泥破解效果最佳，COD溶出率达35.9％，相比pH为8时，COD溶出率增加了23.5％。溶出率迅速增加是因为碱性条件下OH^-对污泥的破解起主要作用，OH^-不仅可以破坏污泥的絮体结构，还可以水解部分蛋白质及核酸，分解菌体中的糖类，从而使得污泥中一部分固态有机物转化为溶解性有机质并转移到液相中。

响应面实验结果表明：热碱预处理破解污泥的显著影响因素顺序为pH＞温度＞时间，pH在因素交互作用中对污泥溶胞破解起主导作用。响应面优化得到实验模型为：Y＝38.34+2.63X₁+1.19X₂+7.32X₃-0.072X₁X₂+0.66X₁X₃+0.68X₂X₃+1.23X₁ ²-4.38X₂ ²-3.04X₃ ²，模型拟合效果较好，得到热碱处理污泥的最优工艺参数为：温度90℃，时间104min，pH＝12，此时COD溶出率预测值最大为47.3％，实际值与预测值拟合度较优，经验证实验，最优工艺条件下，在甲烷产率、SCOD去除率及VS去除率方面分别比原污泥组提高了79％、39％和71％，厌氧消化时间T80缩短3d。如表1-2所示。

表1-2热碱处理污泥与原污泥厌氧消化的主要参数

注：T80为完成一个厌氧消化周期内累积甲烷量的80％的时间

与原污泥组的对比实验数据表明：热碱预处理实验组厌氧消化期间最大甲烷产气速率达690mL/d，厌氧消化前6d甲烷产量1144mL，占累积甲烷产量的75.9％，而未经预处理的污泥消化期间产气平稳，未出现明显的产气高峰，前6d甲烷产量241mL，仅为累积甲烷产量的44.1％。厌氧消化20d结束后，未经过预处理的污泥消化累积甲烷产量547mL，甲烷产率24.1mL/g，热碱预处理污泥累积甲烷产量达到1508mL，甲烷产率为70.1mL/g，热碱预处理过的污泥累积甲烷产量得到明显提升，累积甲烷产量为原污泥的2.8倍。

实施例2：

本发明两相厌氧消化产酸阶段的市政污泥、餐厨垃圾及接种泥的特性如表1-3所示。

表1-3基质的基本理化性质

在进行两相厌氧消化前，采用实施例1得出的最优工艺条件对市政污泥进行热碱预处理，具体实施条件如下：在2.5L烧杯中加入约2L的市政污泥，采用4mol/L KOH溶液调节pH至12后置于90℃水浴恒温振荡器中进行预处理，处理过程每半小时搅拌5min，预处理结束后取出置于水中冷却至室温待用。

接着，采用1L的锥形瓶进行批式厌氧消化实验，添加餐厨垃圾TS百分含量分别为0％，20％，40％，60％，80％，100％与污泥进行混合，污泥与餐厨垃圾设计1:0、4:1、3:2、2:3、1:4、0:1共6种不同的TS混合比，分别编号为A、B、C、D、E、F六个实验组，每组实验设2个平行，每组底物浓度为30g-TS，接种产酸污泥15g-TS，加蒸馏水定容至900mL，采用1mol/L HCL溶液调节pH至6，通氮气吹扫2min，用橡胶塞密封置于35℃水浴恒温振荡器中，每天取样分析VFAs、溶解性蛋白质及溶解性多糖的变化情况。

产酸发酵5d后，接种产甲烷污泥15g-TS，采用4mol/L KOH溶液和1mol/L HCL溶液调节pH至7.5，通氮气吹扫2min，用橡胶塞密封后置于35℃水浴恒温振荡器继续发酵，每天定时记录气体产量，每3d取样分析物料pH、氨氮、VFAs、COD及碱度变化情况。

实验结果表明，两相厌氧消化产酸阶段，溶解性蛋白质及溶解性多糖易被降解利用，降解率最高分别可达70.4％和97.2％。污泥单独厌氧消化的甲烷产率为73.4mL/g，添加餐厨垃圾可以有效提升甲烷产率，当污泥和餐厨垃圾的混合比例为2:3(按TS计)时厌氧消化性能最佳，累积甲烷产量最高，甲烷产率达261.6mL/g，比单独污泥和单独餐厨垃圾消化分别提升了256.4％和29.6％，T80时间提前4d～8d，VS去除率最高达到45.7％。

实验结果表明，两相厌氧消化产酸阶段，溶解性蛋白质及溶解性多糖易被降解利用，降解率最高分别可达70.4％(A)和97.2％(D)，B、C、D三个实验组的溶解性蛋白质去除率分别为66.9％、63.4％和55.3％，而E组和F组溶解性蛋白质浓度呈上升的趋势，产酸消化末期E组和F组溶解性蛋白质浓度分别为1520.0mg/L和1347.2mg/L，比初始浓度分别上升了66.4％和208.8％。C、D组水解酸化段各组溶解性多糖的去除率为62.5％～97.2％，其中D实验组最高达97.2％，A组最低为62.5％，远高于同期溶解性蛋白质的去除率，说明溶解性多糖可以直接被微生物所利用。A组在产酸发酵期间VFAs低于初始水平，反应出接种厌氧泥含有的产甲烷菌利用VFAs转化为甲烷造成VFAs浓度下降，而B、C组VFAs浓度在消化初期明显增加，远高于初始浓度，产酸发酵第1d VFAs浓度迅速上升至1697.6mg/L和1343.4mg/L，而后出现稳定波动，C组第5d VFAs浓度达到最大为2356.6mg/L，可见污泥添加餐厨垃圾混合厌氧消化，消化底物中易降解有机质较多，相比单独污泥更易产生VFAs。E组和F组产酸量不高，最大VFAs浓度分别为906.9mg/L和1037.7mg/L。

两相产甲烷阶段，厌氧消化前3d，A、B、C、D四个实验组SCOD浓度由初始的1400.7mg/L～6747.0mg/L迅速下降，第3d的浓度分别为715.9、840.4、1089.4、2038.9mg/L，相比初始浓度有了大幅度的降低。A、B、C、D四个实验组的VFAs浓度前期迅速下降，第3d后VFAs浓度低于500mg/L，而E组和F组前期VFAs浓度较高，在第9d时出现浓度高峰分别为2274.2mg/L和1491.7mg/L。A、B、C、D四个实验组的pH维持在弱碱性的范围内，E、F实验组pH偏低，在第3d迅速降低，pH分别为5.6和5.7，随后开始缓慢回升，第9d～12d开始迅速上升至7.5左右，原因是餐厨垃圾占优组消化液中积累较多的酸性物质，产甲烷菌的活性受到抑制，VFAs无法被消耗利用，造成pH值降低，后期在消化系统自身的平衡调节作用下，产甲烷菌逐渐适应活性增强，VFAs被产甲烷菌利用，pH逐渐上升至弱碱性，厌氧消化系统恢复至适宜产气的pH范围。随着厌氧消化的不断进行，各实验组氨氮浓度逐渐上升，说明蛋白质和氨基酸等含氮大分子不断降解导致消化液中氨氮浓度上升。污泥含量占优的实验组含氮量较高，初始氨氮浓度A组最高达640.1mg/L，单独餐厨垃圾消化F组初始氨氮浓度最低为253.9mg/L，产甲烷结束后各实验组氨氮浓度范围为674.6mg/L～803.6mg/L，该浓度范围对产甲烷菌的影响较小，不会对厌氧消化系统造成氨抑制。

厌氧消化结束后，A组污泥单独厌氧消化的甲烷产率为73.4mL/g，B～F各组的甲烷产率分别为117.0mL/g、225.6mL/g、261.6mL/g、150.6mL/g和201.8mL/g，D组甲烷产率比单独污泥组和单独餐厨垃圾消化组分别提升了256.4％和29.6％。A～D各组整个消化周期内VFAs/碱度的值低于0.4，表明产甲烷相稳定性良好，E、F组在第3d至第12d这一阶段VFAs/碱度的比值较高，第9d比值达到最大分别为1.0和0.9，表明该阶段系统缺乏缓冲能力。各实验组的VS总去除率大小顺序为：D＞C＞E＞B＞F＞A，D组去除率最高达到45.7％，表明添加适量的餐厨垃圾有助于有机物的降解，A组去除率最低仅为19.4％。

添加餐厨垃圾可以有效提升甲烷产率，当污泥和餐厨垃圾的混合比例为2:3(按TS计)时厌氧消化性能最佳，累积甲烷产量最高，甲烷产率达261.6mL/g，比单独污泥和单独餐厨垃圾消化分别提升了256.4％和29.6％，T80时间提前4d～8d，VS去除率最高达到45.7％。

实施例3：

本实施例研究停留时间对两相厌氧消化影响时的市政污泥、餐厨垃圾及接种泥的特性如表1-4所示。

表1-4物料的基本理化性质

热碱预处理后的污泥和餐厨垃圾按TS比为2:3混合后作为产酸相反应器的发酵底物，采用1L锥形瓶作为厌氧消化罐，分别编号为T2、T3、T4、T5、T6，水力停留时间分别为2d、3d、4d、5d、6d，底物浓度为50g/L(以TS计)，混合物料与产酸接种污泥按TS比为1:1进行接种，加蒸馏水定容至500mL，采用1mol/L HCL溶液调节pH至6，通氮气吹扫2min，用橡胶塞密封置于35℃恒温水浴锅中，每天定点进行换料，每天进出混合物料分别为250mL、167mL、125mL、100mL、83mL，每天测定出料上清液pH、VFAs、COD、溶解性蛋白质及溶解性多糖的变化。

基于上一阶段得出的最佳产酸相水力停留时间，将该停留时间的产酸相反应器出料作为产甲烷相反应器的进料，采用1L锥形瓶作为厌氧消化罐，分别编号为T10、T15、T20、T25、T30，对应的产甲烷相停留时间分别为10d、15d、20d、25d、30d，底物浓度为50g/L(以TS计)，混合物料与产甲烷接种泥按TS比为1:1进行接种，为了对产甲烷菌进行驯化培养，初始投加22.5g-TS产甲烷接种泥及7.5g-TS混合物料，连续3天每天进料5g-TS混合物料，采用1mol/L HCL溶液和4mol/L KOH溶液调节pH至7.5，通氮气吹扫2min，用橡胶塞密封后置于35℃恒温水浴锅发酵，待发酵体积达0.9L后，开始每天定点进行换料，T10～T30每天进出混合物料分别为90mL、60mL、45mL、36mL、30mL。T20-1为单相厌氧消化，直接采用污泥和餐厨垃圾的混合物料作为进料，水力停留时间为20d，每天进出混合物料45mL。各反应器每天定时记录气体产量，每3d取样分析物料pH、VFAs、COD及碱度变化情况。

实验结果表明，产酸进料初始pH值在6左右，发酵第2d时pH值出现明显的下降，各产酸反应器的pH值降低至4.8～5.3的范围内，后期pH值小范围波动达到产酸稳定阶段。反应器稳定运行期间pH值维持在4.6～5.3之间，T2反应器出料的平均pH值最低为4.8，T3～T6反应器出料平均pH值分别为4.9、5.0、5.0、5.0，产酸菌对pH的适应范围相对较广，pH值保持在弱酸性范围并不会对产酸菌的生命活动造成影响。各产酸反应器内SCOD浓度变化总体呈先降低后上升，最后趋于稳定的趋势，这是因为发酵底物中含有大量的多糖及蛋白质，多糖可以直接被微生物降解利用转化为VFAs，前2d由于多糖被大量降解而造成出料中SCOD浓度下降，而后由于微生物的作用产生VFAs，VFAs在反应器内不断积累，SCOD浓度开始逐渐上升最后趋于平稳，从第10d开始各反应器SCOD浓度维持在8997.0mg/L～12740.4mg/L的范围内波动。各反应器内初始溶解性蛋白质浓度在1600mg/L左右，溶解性蛋白质在前期被迅速降解，各反应器运行第1d溶解性蛋白质浓度下降至856.3mg/L～965.4mg/L，蛋白质的水解率达40％以上。前期蛋白质的降解速率较快，后期反应器内溶解性蛋白质的浓度基本保持稳定，各组浓度始终低于1000mg/L，当停留时间大于3d时，随着停留时间的增加溶解性蛋白质的去除率稍有下降，各反应器溶解性蛋白质的平均去除率为17.3％～27.1％，其中T3反应器的平均去除率最高达27.1％，T2反应器次之为25.4％。各组溶解性多糖初始浓度范围为3100mg/L～3500mg/L，多糖主要在水解产酸阶段被去除，溶解性多糖在该阶段被快速利用，产酸发酵第一天多糖的浓度迅速下降至290mg/L～330mg/L，溶解性多糖的去除率达90％以上。第6d之后各反应器的VFAs浓度在5481.8mg/L～7953.0mg/L之间，水力停留时间在3d时VFAs产量最大，其中T3反应器VFAs平均浓度最大达7136.8mg/L，VFAs的浓度随着停留时间的减小而增加，可能是因为随着水力停留时间的减小系统有机负荷不断增加，水解产酸菌逐渐成为厌氧系统的优势微生物，当水力停留时间过短时容易造成微生物的大量流失，导致产酸菌无法在反应器内迅速繁殖，而水力停留时间过长VFAs可能会被反应器内的产甲烷菌等弱势菌种消耗，这不利于挥发酸的回收利用，故保持恰当的水力停留时间有利于产酸反应器的稳定运行。

不同水力停留时间的产甲烷反应器的pH值相差不大，pH值在7.5～8.0的范围内波动，没有出现明显的下降趋势，该范围内各产甲烷反应器运行良好。反应器第6d后开始稳定运行，不同停留时间的产甲烷反应器SCOD浓度也有所差别，其中T10反应器SCOD平均浓度最大为1567.3mg/L，T30反应器SCOD平均浓度最小为426.6mg/L。在产甲烷反应器运行期间，各个反应器的平均产甲烷速率为T10＞T15＞T20＞T20-1＞T25＞T30，水力停留时间为10d的反应器平均产甲烷速率最大为1250mL/d，水力停留时间为30d的反应器平均产甲烷速率最小为608mL/d。对比相同水力停留时间条件的单相厌氧反应器与两相厌氧反应器，单相厌氧反应器T20-1的平均产甲烷速率为759mL/d，两相厌氧产甲烷反应器T20的平均产甲烷速率为794mL/d，运行期间两相反应器的累积产甲烷量明显优于单相反应器，且两相反应器的甲烷产量随着负荷的增大而增加，说明在较高负荷的条件下，两相厌氧消化处理高浓度有机物比单相厌氧更具优势。随着反应器的稳定运行，运行期间各反应器的碱度平均大约在5500mgCaCO₃/L～7000mgCaCO₃/L之间，其中T15反应器碱度浓度最高为6892.9mgCaCO₃/L，单相反应器T20-1平均碱度最低为5516.9mgCaCO₃/L，各反应器消化期间碱度呈逐渐上升的趋势。各产甲烷反应器启动初期VFAs/碱度的比值范围在0.29左右，反应器运行第6d之后，VFAs/碱度的比值逐渐下降并维持在较低的范围内，除了T10反应器，其余各反应器VFAs/碱度的比值基本维持在0.01～0.1之间，其中T10反应器在运行第24d之后，VFAs/碱度的比值呈增大的趋势，后期比值维持在0.1～0.2之间，同时期该反应器VFAs/碱度的比值比其余各反应器的比值大，原因是T10反应器的有机负荷较高，产甲烷菌的繁殖速度赶不上流失量，所以导致反应器内的VFAs降解利用率不高，反应器内VFAs逐渐积累，造成VFAs/碱度的比值增大。对于各个反应器，在稳定运行6d之后VFAs/碱度的比值始终低于0.2，说明系统的稳定性良好，未出现抑制产气现象。

Claims (8)

1.热碱预处理市政污泥与餐厨垃圾协同厌氧处理的方法，其特征在于，对市政污泥进行热碱预处理，然后将热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合依次分别进行产酸相厌氧消化和产甲烷相厌氧消化。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述热碱预处理的工艺条件为：温度50～90℃，时间40～120min，pH为8～12。

3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，所述热碱预处理的工艺条件为：温度90℃，时间104min，pH＝12。

4.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合的比例按TS比为4:1～16。

5.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，所述热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾混合的比例按TS比为2:3。

6.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述产酸相厌氧消化的水力停留时间为2～6d，所述产甲烷相厌氧消化的水力停留时间为10～30d。

7.根据权利要求6所述的方法，其特征在于，所述产酸相厌氧消化的水力停留时间为3d，所述产甲烷相厌氧消化的水力停留时间为10d。

8.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，包括以下步骤：

S1.对市政污泥进行热碱预处理，所述热碱预处理的工艺条件为：温度50～90℃，时间40～120min，pH为8～12；

S2.将热碱预处理后的市政污泥与餐厨垃圾按TS比为4:1～16混合后作为产酸相反应器的发酵底物，发酵底物浓度以TS计为45～55g/L，混合物料与产酸接种污泥按TS比为1:1～1.5进行接种，调节pH至5.8～6.3，温度为34.5～35.5℃，水力停留时间为2～6d，进行产酸相厌氧消化；

S3.将步骤S2产酸相反应器的出料作为产甲烷相反应器的进料，发酵底物浓度以TS计为45～55g/L，进料与产甲烷接种泥按TS比为1:1～1.5进行接种，调节pH至7.3～7.8，温度为35℃，水力停留时间为10～30d，进行产甲烷相厌氧消化。