餐廚垃圾水力制漿耦合厭氧消化的效果分析

朱浩，劉曉吉,*，仲躋勝，吳義祥，劉釗，張瑩瑩，孫巖松，王勇群

1.中國環境保護集團有限公司

2.中節能(肥西)環保能源有限公司

3.瑞科際再生能源股份有限公司

餐廚垃圾是生活垃圾的重要組成部分，包含餐飲消費和服務過程中產生的邊角料、剩飯菜、食物殘渣和動植物油脂混合物等[1-2]。隨著我國城鎮化的快速發展和人民生活水平的不斷提升，餐飲行業蓬勃發展的同時，餐廚垃圾的產量也隨之增長，并逐步成為影響城市環境的重要污染源之一[3]。

我國獨特的飲食文化是餐廚垃圾高含水率（70%～90%）、高有機質含量（80%～93%，以干基計，全文同）、高油（1%～5%）和高鹽（1%～3%）特點[1,4]的直接原因。受垃圾分類程度影響，城市餐廚垃圾中食物類占比為75%～90%（以濕基計）[3]，其他雜質（如紙張、織物、塑料、竹木、骨頭、砂石、玻璃和金屬等）占比為10%～24%[5]。由于餐廚垃圾具有明顯的危害和資源屬性，國家高度重視其無害化和資源化處置?！笆濉焙汀笆濉薄度珖擎偵罾鵁o害化處理設施建設規劃》中均明確規定了餐廚垃圾處置設施投資力度和能力建設目標[6]，促進了我國餐廚垃圾處置與資源化行業的快速發展，并形成了以厭氧消化產沼氣、好氧堆肥制有機肥為主，生物飼料化和昆蟲養殖等為輔的資源化市場格局[3,7-9]。鑒于我國餐廚垃圾中雜質多、組分復雜，其無害化處置與資源化項目的高效穩定運行需要有良好的漿化和雜質去除預處理技術保障。目前的機械式預處理技術，如機械破碎[10-12]、高壓擠壓[13-14]，普遍采用雜質分選、多級破碎或壓榨制漿等工藝組合形式，存在工藝流程長、設備故障點多、堵/卡/纏頻發、能耗高、有機質/粗油脂損失大等問題，同時也降低了后端資源化產品的產量與質量。因此，開展餐廚垃圾高效漿化與雜質分離的預處理技術研發對于提高我國餐廚垃圾處置與資源化項目運行的穩定性和效益具有重要意義。

為解決機械式預處理技術的局限性，并充分利用餐廚垃圾高含水特點，中國環境保護集團有限公司下屬瑞科際再生能源股份有限公司研發了水力漿化預處理技術與裝備。水力制漿技術以餐廚垃圾中的水為工作介質，通過轉子讓垃圾流形成特殊的水力渦流場，利用渦流各流層間的差速疏解效應產生攪動、剪切、摩擦和搓揉等力學作用，從而將餐廚垃圾中易于生物降解部分漿化為有機漿液，而對難以生物降解部分的塑料、織物、竹木等輕雜質和砂石、骨頭、貝殼、玻璃和金屬等重雜質破壞作用小。有機質漿液通過水泵經篩板抽出，剩余的輕雜質和重雜質經分離裝置排出。

結合實際項目建設和應用情況，筆者從水力模擬、漿化物料特性、設備運行關鍵指標和項目運行效果等方面對餐廚垃圾水力漿化和厭氧消化效果進行綜合評價，以期為餐廚垃圾無害化處置與資源化項目設計過程中預處理技術的選擇提供參考與借鑒。

1 材料與方法

1.1 試驗原料

餐廚垃圾來源于某市餐飲廢物，含水率為85.6%，以食物等易腐類有機質為主，其揮發性固體占總固體的比例（VS/TS）約為93%。餐廚垃圾組成如表1 所示。

表1 某市餐廚垃圾成分（干基）Table 1 Food waste composition (dry basis) in a city %

1.2 試驗裝置

1.2.1 水力制漿設備

水力制漿設備基于水力破碎漿化原理設計，包括具有殼體的分解裝置和分離裝置，如圖1 所示。其中，分解裝置為殼體，頂部設置有進料口；底部設置有制漿轉子，由驅動電機帶動；底部側面設有出漿通道，通道出口水平設置有篩板，制漿轉子位于此篩板上方；分解裝置殼體側面和底部均設有擾流板。分離裝置的前段以斜向連接的方式位于分解裝置下端，后段為垂直的罐體；傾斜段和垂直罐體均設置有氣動閥門，將罐體分隔成上下兩部分，并分別設置有出渣口。

圖1 水力制漿設備結構Fig.1 Structural diagram of the hydraulic pulping equipment

1.2.2 水力制漿設備的適用性

水力制漿設備采用水力濕式破碎原理設計，物料適應性強。水力制漿設備對餐廚垃圾分類的要求不高，只要不摻夾有大件的垃圾（尺寸超0.30 m），無須前置瀝水、粗破碎、分選、篩分等直接進料，可減少因分選和篩分等造成的有機質及油脂損失，單臺（套）設備可實現餐廚垃圾的有效漿化和雜質分離。

水力制漿設備的集成度高，且處理能力大。該設備集破袋、有機質漿化、雜質清洗與分離于一體，工藝流程短，占地面積比機械式預處理技術減少50%以上。設備采用批次的運行方式，從上料到漿化-雜質分離時長約20 min，根據餐廚垃圾量可靈活操作，既適用于大規模集中式處理，也適用于小規模分布式處理。

另外，水力制漿技術可與現有餐廚垃圾資源化技術（如厭氧消化、好氧堆肥等）高度融合，根據資源化需求，通過工況調整為厭氧消化和/或好氧堆肥提供高質量的物料保障。

1.3 試驗方法

1.3.1 水力漿化模擬方法

為摸清垃圾漿化過程中的流體特征（如流體軌跡、流體速度、靜壓力場及轉矩等），采用計算流體力學（computational fluid dynamics，CFD）的方法開展餐廚垃圾水力漿化過程模擬試驗研究。由于餐廚垃圾組分復雜，模擬過程中將其視為高黏度的單相均勻液體。

1.3.1.1 模型建立

餐廚垃圾水力漿化發生在設備分解裝置內，通過內部制漿轉子轉動形成渦流完成漿化。根據分解裝置的標準尺寸，利用CFD 軟件建立分解裝置模型，具體參數如下：總高度為2.13 m，其中柱形直筒體段高度1.59 m，下部倒圓椎體段高0.54 m；筒體直徑3.00 m，下椎體直徑0.99 m；轉葉高度0.19 m，直徑0.75 m；轉子共6 片葉片，分別包含翹曲葉片和直條葉片各3 片，環向交錯，均勻布置。

1.3.1.2 液體流動的基本計算方程

流體流動的基本計算采用連續性方程〔式（1）〕、動量守恒方程〔Navier-Stoke 公式，式（2）〕和能量守恒方程〔式（3）〕[15-16]。

式中：vol 為控制體；A為控制面積，m2；ρ為流體密度，kg/m3；t為流動時間，s；ν為速度矢量，m/s。等式第1 項表示控制體vol 內部質量的增量，第2 項表示通過控制表面流入控制體的凈通量。

式中：ui、uj為任意2 個坐標方向的流體速度分量，m/s；μ為流體動力黏度，Pa·s；P為流體靜壓力，Pa；gi為i方向體積力分量對動量的影響；S為動量源項，kg·m/s。

式中：Cp為流體定壓比熱容，J/(kg·K)；T為流體溫度，K；λ為導熱系數；Q為黏性耗散引起的熱量轉移；Sh為熱量源項，J/(kg·s)。

1.3.1.3 湍流計算方法

流體流動特征模擬采用k-ε模型[17]。k-ε模型是基于湍流動能（k）及其耗散率（ε）的輸運方程的模型，計算公式如下：

式中：k為湍流動能，m2/s2；Gk為由平均速度梯度引起湍流動能項；Gb為由浮力引起湍流動能項；YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響；ε為湍動耗散率，m2/s3；C1ε、C2ε和C3ε為經驗常數；σk和σε分別為k和ε的湍流普朗特數；Sk和Sε為用戶定義的源項，m2/s3；μt為湍流黏性系數，Pa·s。

1.3.2 餐廚垃圾預處理系統工藝流程

基于水力制漿技術的餐廚垃圾預處理系統由接料上料系統、水力漿化系統、除砂除雜系統、換熱蒸煮系統和油脂分離系統等組成（圖2）。

圖2 基于水力制漿的餐廚垃圾預處理系統工藝流程Fig.2 Flow chart of food waste pretreatment system based on hydraulic pulping

餐廚垃圾卸入接料倉后，通過底部螺旋輸送機輸送至水力漿化系統。水力漿化系統采用批次運行方式，在水力作用下，餐廚垃圾在3～5 min 被漿化成均質細膩的有機質漿液和雜質；隨后分離程序自動啟動，有機漿液由卸料泵送至卸料池儲存，雜質進入雜質分離機經螺旋脫水后送到焚燒廠協同焚燒處置，脫水產生的濾液進入工藝水槽循環利用。有機漿液由卸料池泵入除雜除砂系統，通過高濃旋流除砂器和除雜機剔除有機漿液中細小的輕、重雜質。隨后，有機漿液進入換熱蒸煮系統（80～90 ℃）和油脂分離系統，獲得有機液相、有機固渣和粗油脂，為餐廚垃圾的資源化利用提供有利條件。

1.4 分析方法

為評價餐廚垃圾漿化效果，對有機漿液粒徑分布、有機質損失率、不可生物降解雜質分選率和粗油脂提取率等指標進行了分析。

1.4.1 有機漿液粒徑分布

有機漿液的粒徑分布采用標準振篩法測量[18-19]。稱取一定量經除砂除雜后的有機漿液，置于標準機械振篩機（KER-200B 型）內，篩孔尺寸分別為1.0、1.2、1.4、2.4、5.0、10.0 mm，振動頻率為（150±15）次/min。篩分后，對各尺寸過濾漿料烘干后的固相進行稱量統計。

1.4.2 粗油脂提取率

餐廚垃圾經水力漿化、除砂除雜和油脂分離后，采用式（6）計算餐廚垃圾粗油脂提取率（γ）。

式中：M3、K1分別為測試時間段內三相分離后粗油脂質量（t）和含油率（%）；M4、K2分別為測試時間段內三相分離后有機液相質量（t）和含油率（%）。

1.4.3 有機質損失率

餐廚垃圾經水力漿化、除砂除雜后，采用式（7）計算餐廚垃圾有機質損失率（α）。

式中：M0、VS0分別為入廠餐廚垃圾質量（t/d）和揮發性有機固體含量（%，以干基計，全文同）；M1、VS1分別為餐廚垃圾經水力漿化、除砂除雜后有機質漿液質量（t/d）和可生物降解揮發性固體含量（%）。

1.4.4 不可生物降解雜質分選率

餐廚垃圾經水力漿化、除砂除雜后，采用式（8）計算餐廚垃圾不可生物降解雜質分選率（β）。

式中：S1為入廠餐廚垃圾不可生物降解雜質固體含量，%；M2、S2分別為餐廚垃圾經水力漿化排渣、除砂除雜細小渣雜質量（t/d）和固體含量（%）；P0為入廠餐廚垃圾中有機質含量，%。

2 結果與討論

2.1 水力模擬分析

2.1.1 流體質點流線軌跡

為測得流體質點在分解裝置中單位循環所需的時間量值，選取平面S1（頂部下0.30 m）和S2（底部上0.27 m）對質點軌跡進行跟蹤采樣，采樣質點總數接近平面的總網格數（＞6 000）。

圖3 顯示不同流體質點由S1 至S2 的時間量值分布。由圖3 可知，中間質點的流速低，停留時間長；質點離開平面S1 后絕大部分以螺旋式收縮下降的方式向轉子位置匯聚并進入轉葉，隨后分三股向外甩向筒壁，并繼續沿筒壁上升至罐頂，進入下一個循環。流體質點時間量值區間統計數據表明，大部分質點所需時間為20 s 左右，僅極少數超出40 s。

圖3 流體質點流線軌跡Fig.3 Trajectory diagram of fluid particle streamline

2.1.2 流體質點速度場

利用CFD 對速度場進行模擬，得到流體質點在分解裝置中的運行軌跡及速度如圖4 所示。由豎向中部截面的速度場〔圖4(a)〕可見，受轉子轉動影響，由底部往頂部方向流體速度逐步降低，頂部中間區域存在極低流速區，底部則因轉子甩流形成高流速區。由垂向中部和頂部截面的速度場〔圖4(b)〕可見，與底部相比速度降低，局部低速位置隨著高度上升逐漸向中間收攏，外圍可見三股高速甩流形成的局部高流速區。

圖4 流體質點速度場Fig.4 Velocity field diagram of fluid particles

2.1.3 靜壓力場及轉矩

圖5 為分解裝置水力漿化過程中靜壓力場及轉矩分布圖。由圖5 可知，分解裝置內流體在轉葉的轉盤底部均為高負壓區，轉葉上方附近區域均為低負壓區，呈現抽吸效應；轉葉葉片外側和罐壁之間，因為外甩及擠壓效應呈現為高正壓區；倒椎體和筒壁交界處，因為外甩的尾跡效應呈現為低正壓區。另外，轉矩指流體對轉葉的反作用力（轉葉豎直轉軸Z軸總力矩之和），模擬數據的均值為165.7 N·m。

圖5 靜壓力場及轉矩分布Fig.5 Distribution diagram of static pressure field and torque

綜上，結合水力模擬結果可知，漿化過程中流體內部存在流速差、壓力差和轉子反作用力，使得有機質在設備內流動過程中更好地攪動、剪切、摩擦和搓揉等，促進漿化作用進行。

2.2 餐廚垃圾漿化除雜效果

餐廚垃圾經水力漿化、除砂除雜和蒸煮提油后，預處理系統各環節實際效果如圖6 所示。水力漿化后排出的輕重雜質渣〔圖6（b）〕主要由塑料、木竹、骨頭、貝殼和玻璃等組成，約占餐廚垃圾總量的6%～10%，含固率約為35%。水力漿化后排出的有機漿液〔圖6（c）〕呈漿糊狀，約占餐廚垃圾總量的84%～90%。除砂除雜排出的雜質〔圖6（d）〕主要由細小的砂石、玻璃、貝殼、蛋殼、塑料片和辣椒籽等組成，約占餐廚垃圾總量的1.0%～1.4%，含固率約為55%。三相分離后的有機固相〔圖6（e）〕呈泥狀，營養物質豐富，可生化性好，資源化價值大，約占餐廚垃圾總量的10%～15%，含固率為22%～26%。

圖6 基于水力預處理系統的餐廚垃圾漿化-雜質分離效果Fig.6 Pulp-making and impurity separation pictures of food waste based on hydraulic pretreatment system

對餐廚垃圾三相分離后的有機固相的粒徑分析（圖7）表明，水力漿化有利于餐廚垃圾顆粒的細小化，粒徑小于1.0 mm 占比約91%，小于5.0 mm 占比約96%，遠低于機械式預處理要求的10.0 mm 標準[20-21]。三相分離后的粗油脂〔圖6（f）〕呈深棕色，油脂含雜率小于2%，可作為生物柴油的原料。

圖7 三相分離后的有機固相粒徑分布Fig.7 Size distribution of organic solid phase pulp after three phase separation

2.3 資源化示范項目效果分析

以某市餐廚垃圾無害化處置與資源化項目（建設規模為500 t/d）為例，選取餐廚垃圾處理負荷85%以上的某年第四季度的生產數據進行項目效果綜合評價。

2.3.1 運行效果

2.3.1.1 餐廚垃圾入廠量和粗油脂產量

圖8 為該時間段內餐廚垃圾入廠量和粗油脂產量。由圖8 可知，餐廚垃圾入廠量受收運影響有波動，平均入廠量約為432.47 t/d。粗油脂產量受計量方式影響亦有較大波動，日平均產量為16.27 t/d，換算成噸餐廚垃圾日平均產油率為3.76%，高于以機械式預處理技術為基礎的提油率[22]。

圖8 某年第四季度餐廚垃圾入廠量及粗油脂產量Fig.8 Daily treated food waste amount and extracted crude oil amount in the fourth quarter of a certain year

2.3.1.2 餐廚垃圾沼氣產量

圖9 為該時間段內餐廚垃圾日沼氣產量和噸餐廚垃圾沼氣產量。由圖9 可知，餐廚垃圾沼氣產量受入廠垃圾量、垃圾質量、進料分配和沼氣儀表按日統計的影響有波動，平均沼氣產量約為36 849.82 m3/d(以標態計，下同)，噸餐廚垃圾沼氣產量為64～110 m3/t，均值為85.57 m3/t，為行業內噸餐廚垃圾高產氣率項目。

圖9 某年第四季度餐廚垃圾日產沼氣量及噸餐廚垃圾沼氣產量Fig.9 Daily biogas production and its production per ton of food waste in the fourth quarter of a certain year

2.3.2 設備關鍵指標評價

2.3.2.1 有機質損失率

以餐廚垃圾入廠量為基數，脫水后輕、重雜質渣和除砂除雜排出的細小雜渣約占8.8%，三相分離后平均產油率為3.8%；蒸煮提油階段約消耗7%蒸汽直接用于漿液升溫蒸煮，此外約3%收運車輛沖洗水、地面清洗水、設備沖洗水等進入預處理系統；平均有機漿液產量約98%，有機漿液平均濃度約10%，VS 約90%?；诒? 數據及式（7），計算得到有機質損失率約為8.5%。

2.3.2.2 不可生物降解雜質分選率

水力漿化后排出的輕、重雜質渣主要由塑料、木竹、骨頭、貝殼和玻璃等組成，約占餐廚垃圾總量的6%～10%，含固率約為35%。除砂除雜細小輕雜質主要由細小的砂石、玻璃、貝殼、蛋殼、塑料片和辣椒籽等組成，約占餐廚垃圾總量的1.0%～1.4%，含固率約為55%。

預處理后經外運脫水，輕、重雜質渣約占7.5%，除砂除雜排出的細小雜渣約占1.3%，干基占進場垃圾比例約3.34%；有機質損失率約8.5%，損失有機質干基占進場垃圾比例約1.26%。根據式（8）計算得到不可生物降解雜質分選率約為94%。

2.3.2.3 粗油脂提取率

扣除水雜后油脂提取率為3.2%～5.1%，油脂提取后有機液相含油率為0.30%～0.45%，根據式（6）計算得到粗油脂提取率約91%。油脂回收率主要受原生餐廚垃圾組分含油率影響，本技術應用于四川、云南等餐廚垃圾油脂含量高的地區項目時，油脂提取率可達7%以上，油脂回收率達95%以上。

2.4 與傳統機械式預處理的對比

傳統機械式預處理技術以碰撞、擠壓和切割等機械力為主，對餐廚垃圾分類要求高，不能含有較大的雜質，且對雜質的破壞作用大，如將貝殼、玻璃、砂石等破碎成細小顆粒而影響漿液質量。根據前期對市場上機械式預處理工藝項目的調研資料分析，對比總結了水力制漿技術的優勢，如表2 所示。

表2 水力制漿技術與機械式技術的對比優勢Table 2 Advantages of hydraulic pulping technology compared to mechanical technology

3 結論

（1）通過CFD 水力模擬摸清了水力漿化技術的水力特征，漿化過程中流體質點螺旋式匯聚至轉葉，形成三股內旋狀渦流，在流體內部產生明顯的流速差和正負壓分區現象，水力作用下可快速實現餐廚垃圾的漿化。

（2）餐廚垃圾水力漿化產物顆粒細小，1.0 mm 以下占比約91%；有機質損失率低，約為8.5%；雜質去除率高，不可生物降解雜質分選率高達94%；粗油脂提取率可達91%以上。

（3）某市采用水力漿化技術與厭氧消化技術相結合的餐廚垃圾資源化項目的運行數據表明，餐廚垃圾平均產油率為3.76%，沼氣產量為85.57 m3/t，大幅提升了項目的經濟效益。