4.2.5　厌氧消化的工艺设计

为了保证厌氧消化池在后期运行过程中具有良好的消化功能，消化池的工艺设计应满足以下要求：a.适宜的池形选择；b.最佳的设计参数；c.节能、高效、易操作维护的设备；d.良好的搅拌设备，使池内污泥混合均匀，避免产生水力死角；e.原污泥均匀投入并及时与消化污泥混合接种；f.最小的热损失，及时地补充热量，最大限度避免池内温度波动；g.消化池产生的沼气能及时从消化污泥中疏导出去；h.具有良好的破坏浮渣层和清除浮渣的措施；i.具有可靠的安全防护措施；j.可灵活操作的管道系统。

污泥消化池工艺设计中需要谨慎选择的几个因素为满足上述要求，在污泥消化池的工艺设计中需选择、确定好很多的问题，如：a.厌氧消化的方式；b.消化池池形选择；c.设计参数的选定；d.消化池中污泥的混合搅拌方式确定；e.污泥加热方式的确定；f.污泥投配方法的确定；g.污泥及沼气排放方式的确定；h.浮渣及上清液的排除方法；i.安全防护措施的保证；j.监测和控制方法的确定；k.其他附属装置的选用^［11］。

4.2.5.1　设计参数确定

厌氧消化池设计的必要资料包括待消化进料污泥的数量、性质、总固体量、挥发性固体百分含量和初沉污泥与剩余污泥的比例等。可以运用固体平衡进行理论计算，或者从污水厂实际的运行数据中推测得到TS产率。总固体含量和挥发性固体比例既可估计，也可以由实验分析决定。在消化池内，一旦粗砂积累势必会减小消化池的有效容积，因此粗砂含量也值得注意。

给定污泥的总固体，可以由下列公式来计算相关的容积：

　　（4-66）

式中，V_S为污泥体积，L/d；W_S为产生的干固体质量，kg/d；K'为水的单位质量；S_g为污泥的相对密度；f为固体的质量分数。

相对密度可利用给定污泥的质量分数和污泥量运用下列公式求算：

　　（4-67）

式中，S_gw为水的相对密度（1.0）；S_gv为污泥的相对密度（大约1.03）；S_gf为特定固体的相对密度；W_w为水的质量分数；W_f为特定固体的质量分数；W_v为污泥的质量分数。

另外，相对密度可按下式估计：

　　（4-68）

式中，S_g为相对密度；TS为总固体百分含量，%。

厌氧消化池的设计由固体停留时间（SRT）、有机负荷率（单位体积挥发性固体量VSS）等手段确定，低负荷和高负荷消化池的典型设计参数详情见表4-18。在没有操作数据的情况下，生活污水处理厂进料体积的估算，可利用人均体积指标。一般低负荷消化池有机负荷为0.5～1.5kg/（m³VSS·d）。带有加热和搅拌的高负荷消化池有机负荷在2～3kg/（m³VSS·d）。中温消化的SRT典型值，低负荷消化是30～60d，高负荷消化是15～20d。可将SRT定义成总污泥质量与每天排出的污泥质量之比。对两相消化而言，SRT是指第一反应器的固体停留时间；对于没有内循环的厌氧消化池，其SRT和HRT是相等的；在回流污泥的情况下，SRT会增至高于HRT，这一循环特征也是厌氧接触或两相消化工艺的特点。

厌氧消化过程必须保证最小SRT，才能确保必需的微生物增长速率同每日消耗速率相同，而这一临界SRT又因不同成分而不同。脂肪代谢的细菌增长最慢，因而需要较长的SRT，而对于纤维代谢的细菌却需要较短的SRT。如图4-21所示。

当SRT在临界时间以下时，系统会冲洗掉产甲烷菌群体而操作失败，劳伦斯发表了几种给定基质降解的最小SRT值，见表4-19。这些SRT是温度的函数，对氢来说还不到1d，而对污水污泥来说是4.2d。最佳运行的必要SRT会随温度升高而缩短。同时，随温度升高产气量也会增加。高负荷中温消化池一般至少为10d，然而为了控制粗砂积累、浮渣和搅拌不良等和保持稳定性，消化池的运行停留时间大多数在15d以上。

① 为37℃。

② 为计算值。

1980年，本尼菲尔德（Benefield）和兰德尔（Randall）发表了无循环完全混合反应器反应动力学模型。由此模型可以估算临界SRT：

　　（4-69）

式中，为临界SRT，d；Y_t为产率系数；k为给定底物最大消耗效率，d^-1；S₀为进料底物浓度，单位体积质量；k_s为饱和常数；K_d为降解系数，t^-1。

劳伦斯（1971）给出的市政污泥的产率系数和降解系数分别为0.04d^-1和0.015d^-1，1968年欧拉克（O’Rourke）给出的值是35℃以COD计，k为6.67d^-1，k_s为2224mg/L，k和k_s值在35℃以下必须加以校正。

当临界SRT求得之后（或由实验而得），设计用SRT（）还需有一个合适的安全因子（SF）：

　　（4-70）

或

劳伦斯和麦卡蒂（1974）推荐的安全因子SF是2～10，根据高峰负荷和设计的粗砂和浮渣积累而变化，小的消化池应该使用较高的SF。

一个选择设计SRT的可挑选的方法是利用小试或中试研究考察具有代表性的进料以及使用合适的动力学方程求算常数。当在工业污染物含量很大时就应采用此方法。工业废弃物对厌氧消化具有潜在的影响，因而须预先对待定污染物的污染特性进行测定。

选好合适的SRT之后，由日常流量可计算消化池容积，如：

　　（4-71）

式中，V_R为消化池容积，m³；V_S为每日污泥负荷，m³/d。

对于循环消化池，侧面水深可能是8～12m，横断面面积和直径可由此计算。

4.2.5.2　消化池尺寸设计

消化池尺寸确定的关键参数是SRT。对于无循环的消化系统而言，HRT与SRT无甚区别。VS负荷率使用也较频繁，VS负荷率直接与HRT或SRT相关，一般认为SRT是更为基本的参数。确定消化池的尺寸还应该兼顾浮渣、固体产率变化和粗砂积累等影响。

（1）固体停留时间

目前设计最小SRT的选择一般还是根据经验确定的，典型值是低负荷消化池30～60d，高负荷消化池10～20d。设计者在确定合适的SRT标准时必须考虑到污泥生产过程的条件范围。

帕金（Parkin）和欧文（Owen）提出了一个更为合理的选择设计SRT的方法，尽管它使用的数据很有限。这种方法是采用安全系数SF进行SRT修正，从而得出一个设计SRT。如果以给定的消化效率为依据而且假定消化池采用完全混合方式运行，则这一修正SRT如式（4-72）所示：

　　（4-72）

式中，SRT_min为消化池运行要求的修正SRT；Y为厌氧微生物的产率，gVSS/gCOD；k为给定基质最大消耗速率，gCOD/（gVSS·d）；S_eff为消化池内消化污泥中可生物降解基质的浓度，gCOD/L；S₀为进料污泥中可生化降解基质浓度，gCOD/L；e为消化效率，%；K_c为进料污泥中可生化降解基质的半饱和浓度，gCOD/L；b为内源衰减系数，d^-1。

式（4-72）中的常数的建议值，一般是针对市政初沉污泥在温度25～35℃（77～95℉）而言。下列建议值是基于试验所得：

式中，T为温度，℃。

消化池运行使用修正SRT来计算，其厌氧消化过程的SF可按如下计算：

SF=SRT实测值/SRT_min　　（4-73）

表4-20总结了有关厌氧消化设施的调查数据。SRT的平均值大约为20d。运用式（4-73），进料污泥可生化降解COD浓度给定为19.6g/L，消化效率为90%，设计温度35℃，得出的最小SRT是9.2d。这种情况，20d的设计SRT其安全系数为2.2。这意味着短期负荷增加导致实际消化池SRT减少至低于设计20d的50%，会产生消化池效率下降的后果，可能会造成消化池内的扰动。

对于包含大量难降解物质（尤其是脂肪）的污泥，其常数值就不再适用。在这些情况下，或者在需要持续保持较高VS去除率的地方，很难保证高的VS去除率，表4-20中对于更长的设计SRT或许是合适的。对于已降解的污泥（如一般不含生物固体的初沉污泥），比表4-20列出数值稍低的设计SRT值可能是更合适的。为了将消化池扰动的可能性降至最小，应在考虑一些不利运行情况的基础上选择设计SRT值，例如短时间的高污泥负荷、粗砂和浮渣在消化池的积累以及消化池停止运行等。

（2）挥发性固体负荷

挥发性固体负荷是指消化池每天投加的挥发性固体的量被消化池工作体积相除的量。一般负荷标准是基于持续的加载条件下，同时避免短时间的过高负荷。通常设计的持续高峰挥发性固体负荷率是1.9～2.5kgVS/（m³·d）。一般挥发性固体负荷率的上限由有毒物质积累速率、氨或甲烷形成的冲击负荷来决定，3.2kgVS/（m³·d）是常用的上限值。

在设计中采用过低的挥发性固体负荷，如小于1.3kgVS/（m³·d），可能会导致基建投资和操作费用的增加。基建费增加是因为需要提供大的消化池容积而操作费用增加，可能的原因是气体产生速率小，不能满足维持消化池操作温度所需能量的要求。

在峰值负荷下维持最小SRT（或HRT）是消化池成功操作的关键。为了确定临界峰值负荷，考虑采用每月或每周最大可能的固体产率是必要的，同时需要考虑季节性变化。估计污泥负荷的峰值时应根据废水的BOD和TSS负荷来计算污泥的产量，同时还应该预料到在峰值负荷期间上游污泥浓缩过程工作状况的变化。此外，在设计多个消化池时，还应该预料到最大的消化池在峰值负荷条件下可能会停止工作的情况，基于上述假设进行的设计，可能过于保守。然而，厌氧消化对超负荷相当敏感，一个不正常操作的消化池可能要花几周才能恢复。在一个不正常消化池恢复正常操作之前，除非有其他替代措施可用于污泥稳定化，否则超出上述假设进行设计时，应当非常谨慎。

（3）固体产率

在高峰负荷条件下，对运行成功的消化池来说保持最低HRT （或SRT）是危险的。为了识别临界高峰负荷，设计者必须考虑到高峰周和高峰月的最大固体产量，此外季节的变化也需要考虑在内。设计者还必须对短期的固体产量增加对SRT的影响进行估计，这可从短期产率增加引起SRT安全系数变化方面考虑。

高峰污泥负荷的估算要包括进厂污水中BOD和总悬浮物（TSS），并以此为基础计算污泥量。估算还必须预见高峰负荷时期浓缩不理想的情况。此外，多个消化池的设计要预见到高峰负荷时最大的消化池不工作的情况。设计时必须提供这些时段继续保持污泥稳定的方案。

（4）挥发性固体去除率估算

VS可由前文述及的数据（40%～60%）估计或者根据VS与停留时间的关系式来估算。对一个一般性负荷的系统，也可运用式（4-74）估算。

　　（4-74）

式中，V_d为挥发性固体去除率，%；t为消化时间，d。

对高负荷消化系统

　　（4-75）

准确估计进入两相消化系统二级消化池的污泥，可按式（4-79）估算。

　　（4-76）

式中，TS为进入消化池总固体量，kg/d；A为挥发性固体去除率，%；V_d为初沉消化池去除的挥发性固体去除率，%。

系统的挥发性固体去除率也可参照表4-21所列。

式（4-76）可用于TS进入第二消化池时确定两相消化池的尺寸，确定固体浓缩的百分比以及最终处置要求的贮存周期。然而，在很多情况下二级消化池容积设计与初沉消化池相同。

（5）气体产量和质量

气体是厌氧消化池中污泥稳定化后的最终产品。可以运用关系式来进行气体产量估算，在SRT充足和搅拌良好的情况下，油脂含量越高，产气量越高。这是因为油脂成分代谢缓慢，总气体产量如式（4-77）所示：

　　（4-77）

式中，G_V为气体生产的总体积，m³；V_S为VS去除量，kg；G_sgp为给定气体产率，m³/kgVSS，一般取值0.8～1.1m³/kgVSS。

甲烷总产量可根据每天有机物的去除量来计算，关系式为：

　　（4-78）

式中，G_m为甲烷产量，m³/d；M_sgp为给定单位质量有机物甲烷产率，按BOD或COD去除率计，m³/kg；ΔO_R为每日有机物去除量，kg/d；ΔX为产生的生物量，kg/d。

由于消化气体中约有2/3是甲烷，消化池气体总量按下式：

　　（4-79）

式中，G_T为总气体产量，m³/d。

消化气的组成随污泥浓度而改变，表4-22列出了消化气主要气体成分的典型组成。

消化气的主要的气体成分是CH₄、H₂、CO₂和H₂S。CH₄和H₂大体上决定了气体的热值，CO₂是稳定化了的碳，所以若CO₂含量反常，表示过程可能受到了影响。H₂S大体上决定了气体腐蚀性和臭气的强度。消化气中H₂S浓度高，最普遍的原因是废水中硫酸盐含量高。铁盐与H₂S形成不溶性的硫化铁，常被用于控制消化气中H₂S的浓度。但必须注意，把铁盐加到热的污泥管中，可能会引起结垢。不同消化池内CH₄浓度在45%～75%内变化，CO₂浓度在25%～45%内变化。若存在H₂S必须对任何工业污染源或盐水渗入系统来源调查清楚。消化气热值是24MJ/m³，而甲烷热值大约是38MJ/m³。

4.2.5.3　工艺要求

（1）搅拌系统

近年来对消化池搅拌方法进行了大量研究，但仍不是很成熟。解决搅拌系统的设计和应用问题，既需要试验也需要经验。

1）搅拌要求　消化池搅拌的根本目的一是维持消化过程，二是避免砂石和浮渣积累。要维持消化过程，消化池内的物料必须充分的循环以免在消化池内出现过大的温差和浓度差。为避免砂石和浮渣积累，消化池内物料必须充分的混合。研究显示为避免砂石和浮渣积累所需的搅拌能量是维持过程进行所需能量的5～10倍。

厌氧消化池可以采用机械搅拌、气体搅拌（机械叶轮搅拌、机械提升循环搅拌）以及污泥循环搅拌。不同的搅拌方式有着不同的优缺点。选择搅拌方式依据是成本、维护要求、格栅、进料的粗砂、浮渣含量和工艺构筑物型式等。确定消化池搅拌系统规模，建议的参数包括单位能耗、速率梯度、单元气体流量和消化池翻动时间等。输入功率（kW/m³消化池体积）是建立在对搅拌效率和输入功率密切相关的基础上的。然而，这一关系主要取决于搅拌系统的实际构造及所提供的功率在整个消化池体积中的有效分布。输入功率的典型值是0.005～0.008kW/m³，这种水平的输入功率通常可以避免砂石和浮渣的过度积累。满足过程要求的搅拌，对某些体系来说输入功率低至0.001 kW/m³也可以达到，然而在某些情况下输入功率即使高达0.02 kW/m³也不能达到充分混合。

早在20世纪40年代，坎伯（Camp）和史泰因（Stein）就把速度梯度的概念用作搅拌系统设计和评价的基础。它可以如式（4-80）表示：

　　（4-80）

式中，G为速度梯度的平方根，s^-1；W为单位容积消耗的能量，Pa·s；μ为绝对黏度，Pa·s（水，35℃时为720Pa·s）。

　　（4-81）

式中，E为能量；V为池容积，m³。

能耗可以从下列方程求定

　　（4-82）

式中，Q为气体流量，m³/s；P₁为液体表面绝对压力，Pa；P₂为气体注入深度绝对压力，Pa。

这些公式可以计算必要的能量需求，压缩机气流流量以及注气系统的动力。黏度是温度、VS浓度、TS浓度的函数。温度升高，黏度下降。固体浓度增加，黏度增加。另外，VS增加3%以上，黏度才会增加。速度梯度的平方根的恰当值是50～80s^-1。

较低的值用于只有一个出气孔和油类、脂类及浮渣造成潜在故障的系统。

重新组织上述公式，单位气体流量与速度梯度平方根之间的关系可用式（4-83）表示：

　　（4-83）

对免提升系统气流量/池容积的建议值是76～83mL/m³，吸管式系统的建议值是80～120mL/m³。

翻动时间是消化池容积除以气管内气体流速。一般这一概念仅用于通气管气体和机械泵送循环系统。典型的消化池翻动周期为20～30min。

2）搅拌系统工作状况　有关“适当的消化池搅拌”的专门定义尚未有定论，但有多种方法，如固体浓度断面剖析、温度特点分析、痕量分析研究等已被用于评价搅拌系统的工作情况。

固体浓度断面剖析法是从消化池内部中央深度（通常每隔1～1.5m设置取样口）取样然后分析总固体浓度。当消化池整个深度内测得浓度与消化池平均浓度的差别不超过给定值（5%～10%）时，那么可以认为搅拌良好。浮渣层和底部污泥层可以容许较大的偏差。这种方法的缺点是，对初沉污泥或初沉污泥与剩余污泥混合的消化系统来说，它们即使不搅拌也不会产生很大的层叠作用。因此，搅拌不充分不能仅仅由固体浓度断面剖析来表达。

温度分析也是评价搅拌效果的方法。描述温度特征的方法有着与固体浓度分析方法相类似之处。温度读数是从消化池内不同深度处获得的。如果任何点的温度都不偏离平均值或者与其相差在0.5～1.0℃之内，则可以认为搅拌充分。温度分析的缺点就是在搅拌不足的情况下，通过足够的热扩散也能保持相对均匀的温度特征，尤其是在消化池SRT较长时是如此。

目前痕量分析方法是评价搅拌效果最为可靠的方法。该方法是将痕量物质（如锂）注入消化池，然后分析其仍保存在池内的痕量物浓度。连续进料法也可使用但实际上办不到，这是由于在测试过程历时较长的情况下会用掉大量的痕量物质。消化污泥样品收集后分析痕量物含量，对于一个完全混合的理想消化池，滞留在消化池的痕量物质浓度可按式（4-84）给出：

　　（4-84）

式中，C为t时刻痕量物浓度，mg/L；C₀为t为0时刻，理论初始痕量物浓度（注入的痕量物总量/消化池总容积），mg/L；t为自加注痕量物之后的延续时间，h；HRT为消化池水力停留时间，h。

以自然对数替换，上述公式可以转化为式（4-85）：

　　（4-85）

式中，V为t时刻进料的污泥体积，m³/h；V₀为消化池总容积，m³。

采用此种方法估计搅拌效果是最为准确的方法。然而，由于这种方法要求对消化池进料和排放速率进行仔细监测以及要求大量分析消化池内痕量物浓度，它比其他任何讨论过的方法都昂贵得多。

（2）浮渣、砂粒、碎屑和泡沫聚集的控制

浮渣、砂粒和泡沫等物质会降低消化池的有效容积，破坏搅拌和加热，影响气体的生成和收集，它们也会带来运行管理上的问题，造成消化过程失败。

通过在厌氧消化处理前的沉淀阶段可以减弱浮渣积累，如旋转式格栅。通过对进水含油量的分析可以获得浮渣形成的趋势。粗砂可在进厂之前的沟渠系统中得到去除。通过充分搅拌和加热维持完全混合，可以避免在消化池内形成浮渣层和粗砂层。通过有效地搅拌可以使其悬浮在整个池中，但过度搅拌会带来泡沫问题。形成的浮渣和泡沫可以通过安装在顶部的锁嘴来纠正。暖式喷洒对消泡除渣尤其有效，这是通过降低黏度和增加搅拌分散效果来实现的。市场上销售的除渣和消泡药剂等化学物质会使上清液的COD浓度增加，而且很难对封闭容器内喷洒设备进行维护。

通过提高底板坡度可以去除消化池内的碎屑、粗砂，通过排放口的设置来进一步强化，当消化池位于地面以上时，可在贴近地面的地方设置供人进出的开口，这有助于在清洗消化池时清除砂粒。采用切线式搅拌系统则会在消化池的中部积砂。

采用蛋（卵）形构造的消化池是一个以容器构造来实现清除积砂积渣很好的例子。其边壁陡峭坡向顶部迫使浮渣集中在有限的区域，此构造既有利于搅拌打碎成液状，也利于清除。其陡峭的底坡也使砂粒碎屑更加集中，便于清除。

（3）浓缩

厌氧消化过程可以采用预先浓缩，这样可减少厌氧反应池体积以及反应器尺寸。由于一般在二沉池内生物污泥的浓缩性能不是很好，在消化前预先浓缩则会使消化池尺寸更经济。不过4%以上的浓缩会造成搅拌的困难。

（4）加热系统

温度的快速变化可能会对过程产生严重影响，维持恒定的消化温度可改善过程操作状况。把温度控制在接近最佳值使消化速率达到最大，从而使所需消化池体积最小。尽管目前消化池均设置了污泥加热装置，但加热系统及温度控制问题仍是厌氧消化工艺最普遍的操作问题。

当控制温度在最优值附近时能使消化速率达到最高，使池容积最小。为了保持消化池温度恒定在最优点，必须通过加热升温投配污泥以弥补消化池的热量损失。式（4-86）给出了对投配污泥加热升温所需要的热量：

　　（4-86）

式中，Q₁为热量需求，kJ/d；W_f为投配量，kg/d；C_p为水的热值，4.2kJ/（kg·℃）；T₂为进入消化池的污泥温度，℃；T₁为离开消化池的产物温度，℃。

弥补消化池热损失所要求的加热量可以按式（4-87）估算：

　　（4-87）

式中，Q₂为弥补消化池热损失要求的加热速率，kg·cal/h；U为换热系数，kg·cal/（m²·h·℃）；A为损失热量的消化池表面积，m²；T₂为消化池内污泥温度，℃；T₁为环境温度，℃。

一般分别计算消化池底板、贴土的墙、暴露于空气的墙和顶盖等各表面的热损失，然后通过累加得到消化池总热量损失。在计算时，消化池内及周围环境温度必须已知或能估算出。

表4-23和表4-24可用于计算消化池各部分的热损失。表4-23列出的是不同结构材质的换热系数；表4-24描述的是不同部位的换热系数。

当壁或顶由两种以上材质做成时，有效换热系数可由下式计算：

　　（4-88）

式中，U₁，U₂…U_n为各独立材质的有效换热系数；U_e为有效换热系数。

在计算热损失时，一般假定消化池的所有内容物（气体和污泥）温度均相同。环境温度T₂是指消化池附近空气和与其接触的土的温度。

一般计算热量需求时，必须考虑到可能的操作条件变化范围。换热系统的加热能力需考虑到最低温度条件可能的最大污泥投配率的情况。一般来讲，是根据最低温度周的最大产泥量来进行计算的。加热系统配备足够的切换设施可在最小需热量和平均需热量之间切换。换热要求还需包括换热器的热效率，其可能的变化范围是60%～90%。

对于环境温度，设计者必须考虑消化池换热受风的影响情况。风可以加大消化池的热损失，这一点可以通过增大换热系数来进行估计。

（5）药剂要求

碱度、pH值、硫化物或重金属浓度的变化须投药剂加以调节，主要投加的药剂有明矾、硫酸铁、氯化铁、石灰和碳酸氢钠等。在开始阶段，可以暂不安装泵和其他化学加药设备，但必须预留接口，如管嘴和空法兰。

（6）消化对脱水及脱水循环液的影响

厌氧消化可以减少脱水污泥量，但经厌氧消化后的产物比未经厌氧消化的更难于脱水，其原因主要是厌氧消化降低了絮凝性能，同时增加了非絮凝分散颗粒物的浓度。

污泥经过厌氧消化后脱水产生高浓度的循环液体，在液体中需要进一步处理的是其含有的大量总凯氏氮（TKN），其次是H₂S。污泥经厌氧消化能将其中50%～60%的颗粒TKN转化成氨，而这些氨的多数存在于污泥脱水过程产生的液体中，这会显著影响废水处理工艺设计和操作（特别是在工厂对氨和氮的去除有要求时）。

循环液中H₂S会使得下游生物处理单元出现运行故障，对于污水厂的固定膜系统尤为明显，当存在大量厌氧消化循环水流时会导致硫氧化细菌的过度繁殖。

4.2.5.4　消化池设备及池型设计

对于消化工艺构筑物而言，消化池设备的选择在很大程度上受可使用的土地面积或物理空间影响。对于不同的空间设计要求，可采用的消化池结构及几何外形也有所不同。圆柱形水池占地面积较大。对于蛋（卵）形消化池及其变种，其在土地面积有限或地价相对较贵时是比较经济的选择，但是筒形和蛋（卵）形消化池在设计建造时其构筑物相对复杂。

（1）消化池顶罩

消化池的顶罩的作用在于气体收集、减少臭气、保持内部恒温、维持厌氧条件。此外，罩子还可支撑搅拌设备，深入水池内部。消化池顶罩有固定罩、浮动罩和浮动集气罩3种基本形式。

固定罩可使消化池维持恒定的容积，并使消化池体积获得最大的利用，同时可简化搅拌系统的设计和操作。固定罩对于消化池内液体体积和气体压力变化的适应性较差，在设计时必须有所考虑，以便使压力升降最小。混凝土墙的破裂及气体在固定罩与消化池墙体界面处的泄漏是相当普遍的，这类问题通常是由于安全阀失灵，压力变化失控引起的。

消化池固定罩及其附属物（见图4-22）由钢筋混凝土或钢制成穹顶状或扁平状。钢筋混凝土顶罩一般内衬钢板或PVC以利于气体贮存。固定罩易引入空气形成爆炸性气体，或在池内形成正压或负压。

浮动罩即消化池的罩子浮于污泥表面上，消化池内污泥体积发生变化时，罩子会上下浮动，从而使消化池内工作压力保持不变。

浮动罩可以分为停留于液体表面和停留于壁边缘浮于气体之上两类。在浮动罩的设计中，采用了垂直和螺旋形的引导系统。采用垂直引导系统，可限制轴承的水平运动，而螺旋引导系统会使罩子的垂直运动和旋转运动同时进行。垂直引导系统相对简单，但螺旋引导系统会对罩子的不均匀垂直运动造成较大的阻力。当风载荷相对明显时，应考虑风的重要影响。

套式浮动罩（见图4-23），在液相表面占用较大的面积便于气体收集。为此，浮力作用于罩子外边缘使之成为一个浮筒，通过增加下降式浮动罩的罩与液相表面的接触以减少液相上方的占用空间，附加的重物用来增加顶罩的浮力抵消气压或平衡在罩子上安装设备造成的荷载。在一级消化池普遍使用浮动罩。浮动罩的优点是控制方便，可以进行进料和排放分开操作，将浮渣压入液相使之得以控制。浮动罩的缺点是搅拌系统的设计很复杂，在泡沫严重时会出现倾斜，且其基建费用通常要比固定罩高。

浮动集气罩和浮动罩相类似，许多设计原则基本相同。集气罩提供了延伸的边缘供集气用。浮动集气罩的顶罩通常是浮在气垫上而不是直接浮在污泥上，是经改进的浮动罩（见图4-24），其改进措施包括增长的利于贮气的边缘和一个使罩子稳定地浮于气相之上的特殊导引系统。当顶罩下气体的体积变化时，顶罩会按比例升降。顶罩下压力的微小变化，体积就会作相应的变化。浮动集气罩的设计可以增加气体贮存空间，气体贮存空间允许产气量和污水厂运行负荷的变化。

在设计时，浮动集气罩应当考虑到侧面风荷载以及由此导致的翻转力量。近年来发展的浮动集气罩是膜式罩（见图4-25），此种顶罩由弹性气膜和中央小型集气穹顶支撑结构组成，鼓气系统通过打入空气至两膜间的空隙来改变贮气空隙体积，随着产气体积的增加，通过释放空气使空气体积减小，随着产气体积的减小，利用鼓风机向空隙补充空气，仅气膜和中央贮气穹顶与消化池内部接触，其中气膜由类似珊瑚礁类内衬物质的弹性聚酯纤维制成。

不论使用什么形式的顶罩，都必须要安装压力阀、真空阀和火焰报警器，同时应避免将空气吸入消化池，因为空气和甲烷混合气是爆炸性的。因此，在顶罩下必须维持一个小的正压（通常为100～250mmH₂O，1mmH₂O=9.80665Pa）。对于浮动罩，吸入空气的可能性很小，但对固定罩这种可能性要大得多。若使用固定顶罩，可以考虑用一些外部的惰性气体源（如二氧化碳和丙烷等）来维持所要求的正压。

在消化池的盖子上应开设2个人孔，最小直径0.7m的人孔便于设备的保养。安装2个200mm的气密性好、带盖的取样管。此外，还应在几个不同位置开设视镜，供观察、检查表面搅拌效果和浮渣积累。

（2）池型和构造

厌氧消化池外形有方形、矩形、蛋（卵）形、圆柱形等。目前应用最为广泛的集中池型见图4-26。其中在现场条件受限的情况下，一般采用矩形消化池，其造价最省，但它搅拌不均易形成死区导致操作困难。以前普遍使用低圆柱形带圆锥底板的构造形式，一般该圆形消化池由钢筋混凝土制成，垂直边壁高度6～14m不等，直径约8～40m；圆锥形底便于清扫，底板坡度为（1∶3）～（1∶6）；尽管底坡大于1∶3时利于砂粒清理，但难于建造和清扫。根据需要，有些圆柱形消化池采用砖砌外表，中间含空气夹层，内填土、聚苯乙烯塑料，绝热板材料和玻璃纤维等^［7］。

1）浮盖型　此种池型一般径高比大于1，底部和顶部的锥形梯度相对较小。该池型可通过气体搅拌的方式达到消化池内污泥的充分混合，但污泥沉积的问题未得到有效解决。一般每2～5年需要放空清理一次，这将对池体结构产生不利影响。

2）传统型　此种池型由中部柱体（径高比为1）和上下锥体组成，这种构型为完全内循环提供了良好条件，有利于保持池内均相。

3）蛋（卵）形　蛋（卵）形是在传统型基础上的改进。此种消化池在工艺和结构上具有以下优点：a.搅拌充分、均匀、无死角，污泥不会固结在池底；b.在相等池容积条件下，消化池总表面积相对圆柱形要小，散热面积小易于保温；c.结构受力条件好，可节省建筑材料；d.沼气聚集效果好，防渗水性能好。目前我国城市污水处理厂采用的此种结构消化池中，其消化池的直径6～38m，池高位6～45m，单池容积300～14200m³。

4）欧式平底型　此种池型是传统型和浮盖型的结合。此种结构具有如下特点：a.与传统型相比，其基建投资低；b.其径高比比浮盖型利于循环。不过此种结构限制了循环搅拌系统的选择。

目前蛋（卵）形消化池的构造形式使用比较广泛，已被欧洲的许多工厂所采用，近年来美国几家工厂用该种消化池，如图4-27所示。上部的陡坡和底板的锥体有利于减少浮渣和砂粒造成的问题，从而减少了消化池清掏的工作量。与传统矮圆柱形池相比，蛋（卵）形消化池的搅拌要求相对较少，传统矮圆柱形池大部分的搅拌能量用于维持砂粒悬浮及控制浮渣的形成。蛋（卵）形池的主要缺点是基建费较高（因为复杂的墙体和很大的基础），此外，蛋（卵）形消化池没有供气体贮存的空间。

蛋（卵）形消化池的搅拌系统有3种基本形式：非定向气体搅拌、机械式通气管搅拌和泵循环搅拌，如图4-28所示。在大多数蛋（卵）形消化池池底的锥形部分备有气体“刀”和水力“喷头”，有利于偶尔冲洗底部积存的砂粒。虽然机械搅拌和气体搅拌同时使用的可能性不大，但一个消化池内可能任何种搅拌系统都有，而且在任何一天都能操作。蛋（卵）形消化池可由钢筋混凝土制成，外表面采用氧化铝作绝热层以起到保护或绝热作用。

一个工厂往往建造两个或多个消化池而不是一个大消化池，以便于操作的灵活性。利用两个或多个消化池进行消化，可以允许一个池子停止工作而进行保养。

（3）水泵和管路系统形式

在进行污泥输送泵选择时，考虑的一个重要因素是泵内外的结构材质。其内部结构材质必须耐腐蚀、耐磨、耐穿孔。通常采用性能良好的镍铬叶轮和泵壳。往复泵的静态材料可采用聚合及其他塑料，转轴可采用工具钢。其外部需涂涂料以防止腐蚀。另一个选泵的重要因素是使用是否简便以及是否易于清除泵内累积碎屑。

在管路系统的设计时必须在进料、循环、排放固体等方面考虑其最大的灵活性。管路系统的安排须考虑进料、上清液排放和固体排放等多个接口。污泥泵因其本身的低速特点会导致管路系统的淤积，设计方案中要考虑清洗或冲洗（尽可能使用经处理的废水）。在选择阀门及阀门位置时也必须慎重考虑。阀门的设置必须便于接近及手动操作。出于安全性和维护的需要，设计方案中还应考虑到所有的消化池子和泵能够隔离开。

对于两相消化系统管线系统的布置需要满足以下操作要求：通过重力流将一级的生物污泥输送至第二级；一个消化池的污泥可送至另一消化池，上清液有多只排放口，循环系统有多只进出口，备用泵具有配套的管路系统。

（4）搅拌方式及设备

厌氧消化是菌体与底物的接触反应，在反应过程中需要使两者充分混合，因此搅拌就变得十分重要。通过设计合理的搅拌方式，达到以下目标：a.使新鲜污泥与富含消化菌的消化污泥充分混合，加快反应速率；b.使气体顺利与污泥分离，溢出液面；c.使系统温度和pH值保持均匀，避免消化菌受温度和pH值变化的影响；d.防止池内产生大量浮渣。

消化池搅拌系统有以下四类：定向气体注射系统、水泵搅拌系统、不定向气体注射系统、机械搅拌系统。在搅拌器的设计选择上，要综合考虑消化池池形、容积、投资费用和运行管理要求等。

普遍采用的搅拌系统是使用排气管作为定向气体注射的系统。它可以实现足够的搅拌，以确保混合完全。一系列注入消化池的大口径管道组成了排气管气循环系统，它使得生物污泥得以上升混合到达液相的表面。根据消化池大小而确定排气管的数量。一般情况下，消化池的直径在18m以上时，排气管就需要一根以上，从顶部的释放口或沿底部侧壁压缩后的气体进入排气管，可以采用支架将单管排气系统固定在池底部，由压缩机和控制仪供气和控制。常用的压缩机有螺旋泵式、转叶式和液环式三种。排气管一般都采用钢板制作，典型尺寸：直径0.5～1.0m（20～40in），其外圈可装加热夹套供搅拌的同时加热用，如图4-29所示。

机械搅拌系统采用旋转的螺旋桨对消化池内容物进行搅拌。搅拌机可以是安装在排气筒内的高速桨叶或低速涡轮，可以选择在消化池的内部或者外部安装排气筒。水泵搅拌和机械搅拌系统的流动方向均是从池顶到池底。与之相反，气体搅拌系统从池底到池顶。机械搅拌系统存在对液位敏感、搅拌桨易被碎屑和碎纤维阻碍的缺点。

在水泵搅拌系统中，安装在池外的水泵从顶部中央位置吸取生物污泥，然后通过喷嘴以切线方向从池底注入至消化池。液相表面通过安装破碎浮渣用的喷嘴可间断地破碎积累的浮渣。低水头高流量输送“污泥”的水泵有轴流泵、离心螺旋泵和混流泵。泵通常以传送带驱动，可根据消化池内固体浓度变化而进行调节。

多点喷射气体循环系统由分布于整个池内的多根喷射管组成，是一种常用的不定向系统。气体可经旋转阀门有序地从一根管换至另一根管，或者经过所有的管子达到连续排放。一般情况，旋转阀门按预先设定的定时器自动控制操作。喷气管安装在距消化池中心约2/3处。为保证中心部位的有效混合，会增设一根喷枪于距中心几米处的位置。此外，系统还要有压缩机及控制设备。

多点顺序喷气系统的剖面如图4-30所示。气体排放管的直径在50mm及以上，设计方案时须尽可能地使气体排放管集中。喷枪的淹没深度是决定气体流量的一个重要因素。图4-31是喷枪系统的平面图，13～15m直径的消化池中装备有6支喷枪。

另外一种不定向气体喷射系统是由安装在池底部布置成环形的扩散器盒组成。其被安装在混凝土短柱上，扩散器盒的个数根据消化池的容积和大小而定。各个扩散器可通过独立的气管供给来自压缩机的压缩气体。与其他喷射系统相比，该搅拌系统的几何特性与浮动罩的高度无关。这些设备永久地固定于池底，因此，搅拌系统的维护相对困难。

搅拌系统最常见的问题是堵塞，进行频繁的清洗或增加碾磨、筛分等工序，是设计者和操作者经常采用的防堵塞方法。其次是机械问题和搅拌不充分，通过仔细选择和设计出合理的搅拌设备，并向操作人员提供纠正问题的方法。

（5）加热方式及热源

1）加热方式　表4-25列出了美国污泥厌氧消化所使用的加热方法及工厂操作者的实际经验。由表可见，最普遍的加热方法是外部热交换法，外部加热要优于其他加热方法，因为它操作和保养相对容易。尽管直接蒸汽喷射排除了污泥和水之间的热交换，但它存在一些潜在的问题，如水蒸气凝结后会稀释污泥，消化池中产生局部过热。直接燃烧加热（污泥管子与火焰接触）可能导致局部过热和管内结焦。

为了保持恒定的操作温度，会在系统外部或内部安装加热设备。老式的消化池通常采用内部有热水循环的固定在边壁上的内部加热盘管。这些盘管容易受损并导致换热效率的下降。这些盘管的维修需要操作人员关闭消化池以清空内容物。带有加热夹套的排气筒式搅拌器也可以在内部对污泥进行加热，然而由于维护困难而很少使用内部加热系统。

水浴式、套管式和螺旋板式三种外部热交换器可用于厌氧消化。

在水浴换热器中，一个热水浴安装于锅炉旁边，污泥加热管置于水浴中。污泥采用泵循环送至水浴加热换热器，利用循环泵使水在锅炉和水浴之间循环，并控制加热速率。使用水浴热交换器与使用其他形式热交换器相比，精确控制向污泥的传热速率可能更困难。

套管式换热器由两根同心管组成（一根装热水，另一根装生物污泥）逆向流动的双层流体。螺旋板式换热器和套管式换热器在设计上是具有相似性的。

螺旋板式换热器（图4-32）是由两根长条形板相互包裹形成的两个同轴通道组成，污泥和热水在两个旋转通道内逆向流动。在设计其内层板时，需考虑让其尽可能地便于清洗和辅助维护。水温须保持在68℃以下以防止结块。螺旋板换热器的主要优点是换热器单位体积内的传热面积大，且不易堵塞。

根据生物污泥中的固体含量，外部换热器的换热效率在0.9～1.6kJ/（m²·℃），内部盘管式换热效率在85～450kJ/（m²·℃）变化。

目前常用的热源是采用锅炉加热循环水的方式。一般将消化池产气作为锅炉的专用能源，不过在设计方案时也应将天然气、燃料、油等辅助燃料考虑在内。

2）热源　厌氧消化池最普遍的热源是燃烧消化气。当以消化气为燃料时，锅炉的热效率取决于锅炉性能、气体质量及锅炉操作的温度等，一般为70%～80%。

用消化气发电和供消化池加热的方式，已经变得越来越普遍，所发的电用于补充工厂外部供电或销售给电网，来自发电机冷却系统及烟道气系统的废热用作系统本身的热源。但在加热所需热量多的期间，必须用辅助锅炉燃烧部分或全部消化气，甚至用外部燃料补充。

由于热效率取决于消化气质量，所以燃烧之前对消化气进行净化是必要的，主要是除去硫化氢。燃烧含有高浓度硫化氢（约大于100cm³/m³）的气体会导致锅炉和发动机的严重腐蚀，特别是当这些设备在低负荷（导致低温）条件下操作时，腐蚀更为严重。因此，任何设计都要考虑在消化气中硫化氢浓度的控制。

在多数情况下需要辅助燃料作为气体产率低或要求高热能供应阶段的补充。至少在消化池启动阶段需要辅助燃料，因为在消化池达到稳定操作之前，消化气的产量是很低的。发电和消化池加热联合系统的经济效益取决于多个因素，这包括可利用的消化气量、消化气的质量及电力的价格。

（6）药剂投配系统

消化池加药系统与整个污水厂加药系统的设备一同布置是比较理想的做法。由于消化池加药系统不需要每天使用，因此这将有利于设备安装的优化组合。

消化池配备加药系统主要有两个目的，控制抑制物/毒性物质和pH/碱度控制。碳酸钠、碳酸氢钠、石灰是常用的碱。硫酸铁、氯化铁和铝盐等可用于抑制物质的共聚或沉淀以及对消化气中的硫化氢含量的控制。

化学加药设施主要包括加药工具、卸载和贮存设备、溶解/稀释设备、计量和传输设备。一般情况下，供货商提供的详细清单会注明化学药剂的相关要求，包括在不同浓度时所用工具的材料、处置方法、通风、安全、贮存过程、再利用、温度、应急设备等要求。

通常卸载设备可能包括磅秤、水龙带、大漏斗、斜槽、空气压缩或真空泵、卸料泵等。

采用流量调节设备（此设备可保证操作人员给定的化学药剂与用水量的比例）来完成溶解/稀释化学药剂对应的使用浓度。

采用计量泵进行化学计量，将贮存的药剂以恒定速度输送以实现计量，是最易实现的操作。根据预期的消化池设备的效率和沉淀反应动力学，在必要时须附加搅拌，以提高化学药剂的使用效率。

（7）气体收集和贮存

污泥通过厌氧消化产生的气体可以在消化反应器液面上方得到收集，并且释放。产生的气体可以用来使用，也可通过燃烧以避免气味产生。通过污泥气利用设备污泥气可进行发电或加热，也可以通过贮气装置将污泥气贮存以备后用，或者将污泥气直接输送至废气燃烧炉进行燃烧。

当污泥气中混入空气且其混合气的甲烷浓度达5%～20%时就存在爆炸的可能性，为了防止污泥气因不小心混入空气而发生爆炸，必须在系统维持正压条件下进行污泥气的收集、转输。污泥气的贮存、运输及阀门的布置应满足设计要求，即当厌氧消化污泥的体积发生改变时，污泥气（不是空气）应当被抽回到消化池中而不是被其他气体所替代。

一般情况下，消化系统的运行压力<3.5kPa（压力以mmH₂O来表示），因操作压力较小，沿程损失，应对泄压阀装置的设计及控制设备管理维护都加以考虑以确保系统正常运转。

一般由消化反应器出来的集气总管直径≥65mm，而污泥气的进口处高度应在消化池上部污泥浮渣层最高液面至少1.2m处。为了减少泡沫和固体颗粒进入集气管路，应适当放大这段距离。对于相对较大的消化气体收集系统，其集气管的直径应≥200mm。由于启动气体混合系统时，总气量是设计最高月产气量与循环气量之和，因此应根据总产气量来确定消化池排气管的大小。

集气管的坡降为20mm/m，且输送浓缩气体的管道坡降应≥10mm/m。为了保持管路压力损失适当，防止存水弯处产生湿气对仪表、阀门、压缩机、电机和其他设备产生腐蚀作用，气体在消化池管路中的最大流速应限制在3.4～3.5m/s。应当确保有足够的管路支撑设施，以防止因不恰当的安装、内部压力以及由地震所造成的破坏性作用。应有柔性接头于管路与设备之间，埋地管线应特别注意。

4.2.5.5　设计要考虑的其他问题

（1）方便消化池的清洗

含有砂石或其他无机物质的污泥消化时，通常消化池中会发生这些物质的积累。有些消化池，例如卵形消化池和具有强烈搅拌的消化池，可使积累量最小。但是，在多数情况下设计者应考虑为砂石清洗提供方便。

合理的设计应设置便于进入圆形消化池进行清洗的入口；池内构件尽可能采用可拆结构；消化池周围有供排水和排泥的出口；附设一个高压（大约700kN/m²），高流量（大约60L/s）供水（供冲洗用）系统。

通常，在清洗消化池时，首先应尽可能多地排出消化污泥，然后把重的沉积物从消化池内排出（通常用人工）。有的工厂用贮存塘放置重的消化污泥，使液体和固体在塘中获得分离，液体通常返回到污水处理设备，而固体脱水后处置。通常为这一目的而设计的贮存塘的体积为消化池最大体积的20%～40%。

另一种清洗消化池的方法是把重物料泵入一个机械脱砂装置，砂石收集在另一个容器中进行处置，分出的污泥和液体返回到消化池。这种方法减少了臭气，但要有专用的机械设备。

（2）结构的合理性

消化池结构设计中需要重点考虑的是设备寿命和热损失。城市污水处理厂的设备，通常的设计寿命为40～50年，而工业废水处理厂的设备，设计寿命可能只有15年。

消化池内物料的温度与外部环境温度差会影响消化池的结构。因此对设计者来说消化池的操作温度和当地气候是结构设计中的重要因素。大多数厌氧消化池在中温范围操作，但在设计消化池结构时可能希望其能在高温区操作。

设计者首选的消化池池形是圆形，因为方形或矩形池混合不均匀，浮渣和砂石的积累多，转角处压力大，因此，至少靠近矩形池转角附近要求更厚的墙体。而卵形池墙体弯曲，结构复杂，其造价通常要比圆形池高得多。

若采用混凝土固定消化池盖，一般将其设计成平板形，因为这样建造起来最容易。钢制固定盖常设计成圆锥形，并带有框架支柱。混凝土和钢制固定盖均在工程实际中得到了广泛应用。

在易于发生地震的地方，消化池结构需要做特殊的考虑。在地震期间及地震后，结构的损坏导致消化池内液体的外泄，浮动盖的铸件和轴承特别容易损坏。管路连接应当灵活，允许不同方向的运动。

（3）腐蚀控制

腐蚀是厌氧消化池系统的普遍问题，主要原因是消化过程中会产生高浓度硫化氢。因此，在设计和建造过程中要仔细选材和喷涂防腐层。涂层包括热浸镀锌和熔融胶合环氧树脂，有时也采用阴极保护法来保护消化池、掩埋在地下的钢制部件及管子的外表面。为了把腐蚀速率控制在最小，所有焊接点和金属切口都要磨光洁。

（4）结垢

消化池内常常有玻璃状结晶（MgNH₄PO₄）形成。加入化学药剂，如铁盐，可减少溶液中P的浓度（这种情况下Fe³⁺与P形成磷酸盐沉淀）而减少结垢。但把铁盐加到热的污泥中可能会形成蓝铁矿［Fe₃（PO₄）₂］，玻璃状结晶和蓝铁矿两者都极硬，难以去除。