厭氧折流板反應器處理赤糖廢水的啟動期

趙倩，褚艷玲，吳鋒

（深圳市深港產學研環保工程技術股份有限公司，廣東 深圳518055）

厭氣折流板反應器（ABR）作為一種新型的厭氧反應器［1］，以其獨特的結構成功實現反應器中相分離［2］，但ABR的啟動也因此存在一定難度：反應器的第1隔室承受的負荷遠大于反應器承受的平均負荷，降低了啟動過程中提高反應器容積負荷的速度［3］。此外，有關啟動過程里ABR反應器中內在處理規律的研究尚不充分，如啟動過程中ABR各隔室降解規律、各隔室微生物分布的概況等［4－5］，但如果能加大對上述因素的研究，可更加了解ABR反應器。

赤糖廢水中的主要營養物質就是糖類［6－10］，所以其特點就是有機物含量高，可生化降解性好，是一種具有代表性的碳水化合物類的有機廢水。本試驗通過ABR處理赤糖廢水的啟動情況以及在啟動階段不同進水容積負荷對ABR的影響，分析了如何在較高的容積負荷下快速啟動ABR反應器。

1 材料與方法

1.1 儀器

反 應 器 長、寬、高 分 別 為95cm、12cm、80cm，總有效容積為43.2L。反應器共分5個隔室，其中，前4個隔室下部的邊緣設置的呈60°傾角布水導流板將每個隔室分成體積比約為4∶1的上升流區和下降流區。隔室5不僅是厭氧反應室，也作為沉淀池，以降低反應器的污泥流失。為使沉淀效果更好，隔室5的體積設計為其他隔室的2倍。

廢水經蠕動泵送入ABR第1隔室的下向流室，由導流板引流至上向流室的最底端，再經上向流室流入第2隔室的下向流室；這樣廢水以推流方式依次進入各隔室，最后經第5隔室的上向流室排出反應器。各隔室產生的發酵氣體，由集氣管導出，產氣量由水封后的濕式氣體計量表計量。試驗過程中反應器內溫度始終控制在（35±1）℃。

1.2 材料

本次實驗采用人工稀釋而制成的赤糖廢水為底物。這種廢水含糖量高有機物含量豐富，可生化降解性好，是一種具有代表性的碳水化合物類的有機廢水。供試接種污泥取自文昌污水處理廠二沉池活性污泥。由于經過脫水處理，污泥內含有大量絮凝劑，首先得去除污泥里的絮凝劑。接種污泥經過濾、沉淀、淘洗等階段后，用人工配制的赤糖廢水間歇好氧培養一段時間，直至污泥顏色由以前的黑色或灰黑色變為黃褐色，且污泥絮體沉降性能良好，此時的污泥才能接種到反應器內。接種污泥首先經沉淀靜置后舍去上清液后，置入ABR反應器內，并注入試驗用人工合成污水，進行連續培養馴化［11－12］。第1隔室要承受更高的有機負荷，故其污泥接種量比其他隔室多，以避免因負荷過高發生反應器酸化［13］。

1.3 實驗方法

廢水配制時投加適量的復合肥，維持廢水中COD∶N∶P≈1000∶5∶1，以保證污泥里的微生物在生長過程中對N、P營養元素的需求。本實驗用NaHCO3調節進水pH值，但NaHCO3的量不宜過多［14－15］。在ABR反應器運行過程中，通過對反應器的溫度、pH值、COD等運行參數的監測，對系統的運行條件、污泥的馴化過程進行分析。

1.4 分析方法

采用國家標準方法測定COD、pH值和氧化還原電位（ORP），實驗中需要測量的參數及測量方法見表1。

表1 主要分析項目

2 結果與討論

2.1 ABR啟動方式

新建的系統接種馴化后的污泥，并且使反應器達到設計承受有機負荷和COD處理效果的過程就是厭氧反應器的啟動過程［17］。本次實驗設計負荷為6.00kg COD／（m3·d），當反應器在此負荷下COD去除率達到80%以上并保持穩定，此時的反應器運行狀態即是反應器成功啟動時的運行狀態［8］。

厭氧反應器啟動的影響因素很多，如廢水的組成成分和濃度、環境條件、接種污泥量和活性［19－20］。當 然，操 作 條 件（HRT、COD容 積 負荷）、反應器的結構也是影響反應器啟動的因素，而厭氧反應器能否成功啟動是反應器是否能正常運行的首要條件。如何啟動反應器取決于廢水水質，而高濃度污泥有助于提高啟動反應器成功率。接種高濃度污泥是為了讓反應器快速啟動并在短期內達到更高的COD去除率和較多的產氣量，并能加快污泥顆?；男纬闪浚?1］。

本實驗采取固定水力停留時間，提高進水有機負荷的方式啟動。第一次啟動時將最初進水容積負荷保持在3kg COD／（m3·d），即進水COD濃度3000mg／L。待運行穩定后逐步提高容積負荷，并且密切注意反應器pH值的變化情況，反應器出現酸化現象則及時進行調整。第二次啟動時，降低最初進水容積負荷至1kgCOD／（m3·d），進水COD濃度1000mg／L。

實驗過程參數見表2、表3。

表2 第一次反應器啟動過程參數控制

表3 第二次反應器啟動過程參數控制

2.2 第一次反應器啟動過程

第一次啟動實驗擬為80天，設定每20天增加進水COD濃度，實驗進水的pH值由NaHCO3調節維持在7.5～8.0之間，反應器設置了恒溫裝置，使溫度穩定在35℃左右。進水和出水的COD見圖1。

圖1 第一次啟動期反應器的進水COD和出水COD

實驗前3天，COD去除率較低，這屬正?，F象。但在啟動20天后反應器內COD去除率仍較低，一直維持在50%左右。20天以后將COD濃度提高，去除效果仍較差。啟動失敗。而反應器中pH值的變化也較為明顯，反應器啟動初期，各隔室pH值較為穩定，基本在6.5～7.0之間。隨著時間的增加，各隔室pH值開始下降，第1隔室pH值下降尤為明顯，最低時甚至達到4.0。這是由于啟動初期高負荷的沖擊，導致反應器內污泥活性降低。

實驗證明，在啟動初期，較高負荷可能讓系統污泥活性降低，使反應器pH值變化幅度過大，產甲烷菌對pH值的變化較為敏感，而產酸菌對低pH值的耐受性較大，這就使產甲烷過程受到抑制，但產酸過程卻不受影響情況，由于產甲烷菌活性降低，不能降解產酸過程中產生的揮發性酸，反應器酸性物質大量積累，使得反應器內部最終酸化導致啟動失敗。所以在第一次啟動失敗后，擬定較低的最初進水容積負荷，進行了第二次啟動。

2.3 第二次反應器啟動過程

2.3.1 第二次反應器啟動階段進出水COD變化

第二次啟動實驗進行了70天，其他條件與第一次啟動時保持不變，重新接種污泥。開始進水的前10天，容積負荷設定在1.0kgCOD／（m3·d），HRT固定為24h。反應器啟動10天后逐漸提高進水COD濃度，實驗結果如圖2。

圖2 第二次啟動期反應器的進水COD和出水COD

實驗開始的前3天，反應器出水COD比進水COD高，這就意味著此時反應器COD的去除率為負值。經查閱文獻分析認為，在實驗初期，反應器中沉降性較差的污泥隨水流排出反應器。這些污泥本身COD含量就比較高，從而導致出水COD值比進水COD值高。反應器有少量的污泥流失現象發生，但這屬正?，F象，對實驗結果影響不大，不用額外再往各隔室里添加污泥。7天后，反應器COD去除率逐漸提高，這意味著反應器內污泥和微生物生長已趨于穩定，污泥流失量有所減少。同時，反應器前兩隔室的氣體流量計讀數有了明顯變化，說明反應器開始產氣。反應器的出水具有刺激性氣味，這是因為在實驗的啟動初期，反應器進水COD濃度低，反應器COD去除率快速增加，在反應器啟動的第10天左右，去除率達到80%以上。

實驗進行10天后，提高反應器進水有機負荷。由圖2可以看出，每當反應器進水有機負荷開始提高，反應器COD去除率在接下來的2～3天內有所降低，隨著進水有機負荷的穩定，COD去除率又開始上升。這表明反應器中污泥需要一段時間適應有機負荷的變化，一旦反應器適應了新的有機負荷，反應器COD去除率就開始穩定維持在80%以上，最高時甚至能超過95%。

實驗第20～30天，有機負荷提升至4.00kg COD／（m3·d），過高的有機負荷導致反應器COD去除率又開始下降，此時稍微調節降低進水COD濃度，反應器COD去除率開始緩慢提高。在第31天再次提高反應器有機負荷，反應器COD去除率又趨向穩定維持在80%左右。

實驗第41～50天，反應器有機負荷反應器COD提升至5000mg／L，反應器COD去除率明顯下降，由85%下降至73%。但由于反應器本身抗沖擊負荷能力較強，反應器適應高負荷進水后，COD去除率又開始趨向穩定。

實驗啟動最后階段，反應器最終有機容積負荷提高6.00kgCOD／（m3·d）。由于反應器已經能適應高負荷沖擊，所以COD去除率下降時間較短，很快反應器去除率維持在80%以上。

2.3.2 反應器啟動階段各隔室COD變化

反應器啟動初期，前兩隔室對COD的去除其主要作用，其他隔室內COD去除率均不足10%。隨著啟動期反應器運行性能的穩定，各隔室對COD的去處率也開始趨向于穩定。但由于第1隔室承受較大的有機負荷沖擊，所以第1隔室COD去除率沒有其他隔室穩定。實驗結果見圖3。

圖3 第二次啟動期反應器內各隔室COD變化

實驗開始的前3天，各隔室對COD的去除不明顯。當反應器運行至7～10天時，反應器已經適應了當前的有機負荷，各隔室對COD的去除開始穩定。

從圖3中可以看出，盡管通過增加進水的COD增加反應器容積負荷，會對反應器產生一定影響，但反應器獨特的構型及推流特征決定了增加負荷時整個系統仍處于相對穩定狀態，COD去除率不會驟然下降，但是在負荷沖擊下，由于第1隔室承受的有機負荷遠大于其他隔室，所以第1隔室在反應器提高負荷時COD去除率波動最大，其他各隔室對COD的去除率也有所降低。但在反應器接種污泥時，考慮到第1隔室承擔了較大的有機負荷，其接種的污泥量比其他隔室多一半，所以在增加有機負荷時，第1隔室也能較快地適應新的沖擊負荷。

2.3.3 啟動過程中pH值和ORP的變化規律

在ABR反應器啟動過程中，pH值是一個重要的監測參數。pH值受有機酸積累的影響較大，而對pH值十分敏感的產甲烷菌對反應器的啟動至關重要。在反應器中，一旦pH值過低，就會導致產甲烷菌的活性迅速降低，這就對反應器的運行帶來不良影響；且產甲烷菌活性的恢復十分緩慢。所以，在啟動過程中，需及時測量反應器內pH值。若pH值過低時，則說明反應器開始出現酸化現象，需采取手段對反應器內的pH值進行調節。本次實驗是通過增加進水堿度的方式調節反應器pH值，氫氧化物和碳酸氫鈉都能調節堿度，但一般采用添加碳酸氫鈉來調節pH值。碳酸氫鈉的緩沖能力較強，而且添加碳酸氫鈉不會對反應器內CO2的含量產生影響。

由于本實驗是采用固定水力停留時間的同時低負荷啟動，啟動初期進水COD一直維持在1000mg／L。從pH值的對比來看，啟動階段第1、第2隔室產酸現象比較明顯，pH值明顯低于其他隔室。實驗結果見圖4。

圖4 啟動期進水pH值、各隔室pH值的變化

由圖4可看出，反應器進水pH值維持在7.0～8.0之間，保證進水pH值在中性偏堿的范圍內。啟動初期，反應器第1隔室和第2隔室pH值均低于其他隔室，變化范圍在5.5～6.0之間，但這只是輕度酸化；其他隔室的pH值一直維持在6.0以上，這是反應器正常運行的象征。在啟動20天后，反應器的各隔室的pH值都有所下降，這是因為提高有機負荷，污泥對COD濃度的提高需要一段時間調整。每一次提高有機容積負荷，各隔室的pH值都呈先下降后上升的趨勢，跟COD去除率上升時間一致。反應器啟動初期，系統內水解過程主要是由第1隔室來完成的，所以第1隔室pH值明顯低于其他隔室，且上升速度遠遠不及其他隔室，其pH值從6.5逐漸降低到5.3。由于本試驗是低負荷啟動，反應器啟動初期進水COD一直維持在1000mg／L，接種污泥活性較低，所以啟動前20天，其污泥承受負荷能力較差，所以在反應器啟動初期系統抗酸能力較差。隨著污泥的逐漸馴化，反應器的污泥負荷率逐漸降低，當反應器進水容積負荷不變時，pH值變化也不大。隨著進水COD濃度的提高，各隔室pH值均有所下降。在整個運行過程中，第1隔室pH值的范圍在5.2～6.5之間，第2隔室pH值的范圍5.5～6.7之間，第3隔室pH值維持在5.7～7.0之間，第4隔室pH值維持在6.6～7.2之間。反應器各隔室內pH值都高于前一隔室。

ORP也是微生物的生存狀態的重要影響因子之一。反應器內不同微生物對厭氧生境的需求不同，其生長繁殖所需要的ORP也不相同。圖5反映了反應器啟動期ORP的變化情況。初期經過2天的發酵，系統內的溶解氧逐漸被系統中的微生物所消耗，這時兼性微生物的活性下降，由于第1隔室的污泥量較高，所以第1隔室的ORP最低。啟動初期各隔室的ORP都呈現出波動性變化，這可能是在啟動期的初期，系統中的微生物消耗反應器中的溶解氧，因此導致反應初期系統內溶解氧低。系統運行到第20天以后，各隔室的ORP有所上升且變化不大，這說明系統已開始趨于穩定。當反應器進水有機負荷提高后前2天，各隔室ORP變化較為明顯；當有機負荷提高后運行3天左右，各隔室ORP變化開始趨向平穩，這充分體現了反應器較強的抗沖擊負荷能力以及ABR的穩定特性。

圖5 啟動期各隔室ORP的變化

3 結 論

（1）ABR反應器在較高的容積負荷條件下啟動時，由于系統內污泥活性較差，其承受沖擊負荷能力也較差，COD去除率較低，需要啟動時間較長，而且啟動過程極易失敗。

（2）以較低的進水COD濃度來啟動ABR反應器，系統經過70天后成功啟動，此時，容積負荷 達 到6.00kgCOD／（m3·d），COD去 除 率 在80%以上。

（3）啟動初期，反應器對COD的去除率較低，除隔室1、隔室2對去除COD效果較好，其他隔室內COD去除率均不足10%。啟動中期，ABR開始逐漸顯現其優良的運行穩定性，但在增加有機負荷時，COD的去除率會暫時降低；當反應器適應新的容積負荷后，去除率又開始恢復到80%以上，并保持穩定。

（4）由于ABR反應器結構獨特，較易造成隔室中大量有機酸的積累，不易過快提升反應器有機負荷，反應器有機負荷提升應為原負荷的1.2～1.5倍。每次提升反應器有機負荷時，各隔室pH值都會在新負荷的沖擊下暫時下降，當反應器繼續運行2～3天后，pH值又開始上升。

［1］ Bachmann A，Beard V L，McCarty P L.Performance characteristics of the anaerobic baffled reactor［J］.Water Res.，1985，19（1）：99－106.

［2］ 林英姿，王爽，于炳慧，等.ABR反應器的兩種快速啟動方法對比［J］.環境工程學報，2009，3（4）：669－672.

［3］ Gu Liang，Li Xiaoming，Zeng Guangming，et al.Enhanced hydrogen production from sewage sludge pretreated by thermophilic bacteria［J］.EnergyFuels，2010，24：6081－6085.

［4］ 李文昊.厭氧折流板反應器ABR啟動及其動力學模型研究［D］.重慶：重慶大學，2010.

［5］ 姜瀟，王毅力，張桐，等.厭氧折流板反應器（ABR）中成熟顆粒污泥的分形分析［J］.環境科學學報，2008，8（4）：647－658.

［6］ Guo Xinmei，Trably Eric，Latrille Eric，et al.Hydrogen production from agricultural waste by dark fermentation：A review［J］.InternationalJournalofHydrogenEnergy，2010，1：1－14.

［7］ 信欣.ABR處理生活污水的指標沿程變化及動力學研究［J］.環境科學技術，2006（2）：15－18.

［8］ Gopala Krishna G V T，Kumar P，Kumar P.Treatment of low－strength soluble wastewater using an anaerobic baffled reactor（ABR）［J］.JournalofEnvironmental Management，2009，90：166－176.

［9］ 鄧遵.厭氧折流板反應器的酸積累及恢復對策研究［D］.西安：西安建筑科技大學，2012.

［10］ 歐陽勇.低濃度廢水處理的研究進展［J］.廣西輕工業，2009（1）：19－23.

［11］ Kotsopoulos Thomas A，Fotidis Ioannis A，Tsolakis Nikolaos，et al.Biohydrogen production from pig slurry in a CSTR reactor system with mixed cultures under hyperthermophilic temperature（70℃）［J］.Biomassand Bioenergy，2009，33：1168－1174.

［12］ Lee K S，Lo Y S，Lo Y C，et al.H2production with anaerobic sludge using activated－carbon supported packedbed bioreactors［J］.Biotechnol.Lett.，2003，25：133－138.

［13］ 王立軍，鄭文華，史緒盛，等.IC反應器酸化原因分析及重新啟動［J］.中國給水排水，2007，23（24）：96－97.

［14］ 張鵬.微量金屬對廢水厭氧處理的促進和抑制作用［J］.環境工程，2009（4）：40－45.

［15］ 孔祥西.ABR處理高濃度有機廢水的特性及應用研究［D］.西安：西安建筑科技大學，2004.

［16］ 國家環保局.水與廢水監測分析方法［M］.第3版.北京：中國環境科學出版社，1997.

［17］ Wang Yu，Wang Hui，Feng Xiaoqiong，et al.Biohydrogen production from cornstalk wastes by anaerobic fermentation with activated sludge［J］.International JournalofHydrogenEnergy，2010，35：3092－3099.

［18］ Barber W R，Stuekey D C.Start up strategies for anaerobic baffled reactors treating a synthetic sucros feed［C］／／Proc.8th International Conference Anaerobic Digestion，Japan，1997.

［19］ 耿亞鴿.ABR反應器在不同HRT下的流態特征分析［J］.鄭州大學學報，2008（3）：12－16.

［20］ 宋鐵紅，韓相奎，李勝男.異波折流板反應器水力特性試驗研究［J］.水處理技術，2010，36（4）：41－49.

［21］ 姜瀟，王毅力，張桐，等.厭氧折流板反應器（ABR）中成熟顆粒污泥的分形分析［J］.環境科學學報，2008，8（4）：647－658.