石家庄某RDF 项目废水处理系统运行及优化研究

2023-11-06黄光法胡达清李鋆戚亮王汝佩代陈林

能源工程 2023年5期

黄光法，胡达清，李鋆，戚亮，王汝佩，代陈林

（1.浙江天地环保科技股份有限公司，浙江杭州 310000；2.浙能锦江环境控股有限公司，浙江杭州 310011）

0 引言

垃圾焚烧减量是当前国内外最为有效的垃圾处理方式之一，其相关技术已经相当成熟[1]。随着我国垃圾焚烧产业高速增长的阶段接近尾声，发展重心正逐渐向中西部地区转移，并从大中城市向县镇下沉。随着新增项目的单体规模越来越小，导致单位投资额显著上升且投资收益大幅下降[2-5]。在广阔而分散的县镇区域直接建设垃圾焚烧电厂，基本不具经济可行性。

通过资源化处理，将生活垃圾转化为垃圾衍生燃料（Refuse Derived Fuel，简称RDF），减少垃圾转运数量，并大幅提高其单位质量热值，可以实现“分布式RDF 制备+集中式高效焚烧”模式，也可以直接作为能源密集型产业的替代燃料。因此，在垃圾处理行业中推广该技术具有极大潜力[6-8]。

近年来，国内已有一定规模的RDF 项目进入商业运行阶段。据了解，当前已建或规划的RDF项目，废水处理系统总体上参考垃圾焚烧电厂废水处理的设计思路，采用“厌氧-多级A/O 膜浓缩”的主体流程。由于RDF 项目与垃圾渗滤液处理项目在功能定位、基础设施等多方面的条件差异，细节上存在诸多不同。

本文选取石家庄某RDF 项目的废水作为处理对象，分析废水处理系统的具体运行情况。通过优化废水处理系统，有效解决当前存在的问题，提高处理效果和运行经济性，为其他RDF 项目废水处理提供参考和依据。

1 RDF 制备线及废水处理系统概况

1.1 RDF 制备线概况

生活垃圾制备RDF 的核心步骤是生物干化和分选，生物干化是利用堆肥的原理让预破碎的混合垃圾发酵，产生热量进行干燥脱水；分选是将垃圾中的不可燃物，如金属、泥土、建筑垃圾等分离，是提升燃料质量的关键，通常需要进行机械、风力、磁力等多种方式组合分选和再破碎再分选。

经过这两个核心步骤处理后的生活垃圾，减重约40%，图1 是生活垃圾RDF 产品的外貌。

图1 生活垃圾RDF 产品外貌

石家庄某RDF 项目建设规模为两条RDF 制备线，原生垃圾设计处理能力1650 t/d（设计原生垃圾水分约50%，热值约5230kJ/kg），采用生物干化+全自动机械分选工艺，工艺流程如图2 所示，可获得高热值（约8368kJ/kg）、低水分（30%～40%）和粒径均匀的RDF 产品。该项目处于产能提升阶段，处理约600 t/d 的生活垃圾。

图2 石家庄某RDF 项目工艺流程

如图2 所示，RDF 项目的废水来源主要是原生垃圾储运过程产生的垃圾渗滤液，质量约为原生垃圾的10%～15%；RDF 制备过程中产生的冷凝液，质量约为原生垃圾的5%～10%；以及少量生活废水和其他废水。

参照常规垃圾电厂废水处理系统设计，设置2×200 m3/d 渗滤液处理系统和1×200 m3/d 冷凝液处理系统，两套系统主体流程独立运行，污泥和臭气等处理系统公用，工艺流程如图3 所示。

图3 废水处理系统流程

左半部分为渗滤液处理系统，主要处理原生垃圾渗滤液，主体工艺为“预处理+厌氧反应器(UASB)+厌氧好氧(A/O)+外置式超滤+纳滤(NF)+反渗透(RO)+消毒”，其中“纳滤+反渗透”的设计预期综合回收率≥60%；

右半部分为冷凝液处理系统，主要处理RDF制备过程产生的冷凝液和其他废水，主体工艺为“厌氧好氧(A/O)+外置式超滤+反渗透(RO)+消毒”,设计预期反渗透回收率≥75%。

两套系统的产水水质均按国家标准《城市污水再生利用工业用途用水质量》[9]表1 循环冷却用途[9]以及《生活垃圾填埋场污染控制标准》相关指标要求设计[10]。

表1 渗滤液调节池月平均COD 含量（2022 年8—12 月）

1.2 废水处理系统运行情况

初步统计了废水处理系统2022 年8—12 月期间的各工艺装置进出水质数据，总结分析如下。

1.2.1 COD 含量

表1 为2022 年8—12 月渗滤液调节池平均COD 含量，不同月份平均COD 含量相差较大，但都远小于渗滤液系统进水COD 设计值60000mg/L。

结合表1 和图4(a)中的COD 数据，经过厌氧工艺，8—12 月份出水水质中COD 大部分被去除，其去除率在75%以上。图4(b)显示了8 月份各部分出水COD 检测值每日变化情况，数据波动幅度较大。

图4 渗滤液各部分出水COD 值

经过膜处理后的废水COD 长期稳定在40 mg/L 以下，符合工业再生用水COD 指标。

根据图4(a)中的8—12 月渗滤液系统UASB与A/O 工艺部分出水的COD 均值，可以发现渗滤液UASB 出水COD 为1300～2000mg/L，但A/O 系统的出水COD 却高达500～1000 mg/L，对比类似的垃圾渗滤液生化流程，A/O 进水COD 一般超过3000mg/L，出水COD 则为300～500 mg/L，存在明显异常。初步判断，原因为冷凝液系统实际进水COD 与设计相比偏低，UASB 过多消耗了后续A/O 运行所需的碳源，导致渗滤液A/O 系统长期处于碳源不足、污泥状况不佳的状态，造成出水水质较差。

冷凝液系统也出现了实际进水COD 远小于设计的情况（设计为10000mg/L，实际仅2000mg/L 左右），长期需要掺入未经厌氧处理的渗滤液以补充碳源，维持污泥浓度，以保证设备正常运行。这相当于本应该由厌氧降解处理的COD，转由A/O 工艺来处理，增加了运行成本。

总的来说，项目进水COD 偏离设计，导致两套系统的生化工艺运行都不理想，运行成本高，出水水质差。

1.2.2 NH3-N 含量

表2 为8—12 月渗滤液调节池平均NH3-N 含量，图5(a)为8—12 月A/O 池和清水池出水平均NH3-N 含量。图5(b)为8 月份每日A/O 池和清水池出水NH3-N 含量的变化情况。

表2 渗滤液调节池月平均NH3-N 值（2022 年8—12 月）

图5 渗滤液各部分出水NH3-N 值

经过UASB 工艺和A/O 处理后，水中绝大部分NH3-N 被去除，剩余NH3-N 含量低于20 mg/L。8 月份以后A/O 池出水NH3-N 有明显升高，是为补充A/O 池碳源，有少量渗滤液不经UASB 直接进入A/O 所致。

清水池NH3-N 含量极低，除个别异常值外，均在1 mg/L 以下，符合工业再生用水NH3-N 含量指标。

1.2.3 pH 值

图6(a)是8—12 月各部分工艺出水的pH 变化情况图。调节池出水的平均pH 值呈弱碱性。A/O 工艺出水水质呈弱碱性，这与工艺中所用到的污泥有关。最后清水池中水质的pH 值接近7，符合国家工业再生利用工业用水水质标准。图6(b)显示了8 月份每日各部分出水水质pH 变化情况，除清水池外，各部分出水水质pH 值变化幅度不大，呈弱碱性居多。清水池中的再生出水呈弱碱性或弱酸性，排除个别异常数据，总体低于A/O 出水。

图6 渗滤液各部分出水pH 值

2 废水处理系统的问题与优化研究

2.1 废水处理系统存在的问题

项目经过一段时间的运行，可以发现废水处理系统存在一些问题，主要表现在以下方面。

1)系统部分技术指标偏离设计

最突出的是第2.1 节所说的进水COD 值远低于设计值，尤其冷凝液的偏离情况更为严重，由于RDF 项目废水处理在设计时缺乏足够的数据参考，为了系统的可靠性，设计参数设置过高，既增加了基建投资，又增加了运行调节的难度，导致两套废水系统的A/O 池进水长期需要掺入未经厌氧处理的渗滤液以补充碳源，维持污泥浓度，以保证设备正常运行，增加了运营成本。

2)冷凝液与渗滤液水量比例波动幅度大

在设计时预估渗滤液产水量约为冷凝液的2倍左右，但实际生产中，该比例随季节出现巨大波动。根据表3 中每月冷凝液与渗滤液两部分产水量比值和具体产量来看，与预期相差较大，有多个月份严重偏离设计，对两套系统的运行调节造成困扰，影响处理效果，增加运行成本。

表3 冷凝液与渗滤液月产水量比值（2022 年8—12 月）

3)动力成本高导致运行成本偏高

常规的垃圾焚烧电厂和RDF 项目，废水处理系统的动力成本占到处理成本的2/3 以上，但垃圾焚烧电厂使用的是自发电，而RDF 项目无自发电系统。因此，RDF 项目的废水处理成本超过50元/吨，远高于垃圾焚烧电厂的30～35 元/吨。

4)浓水处置困难

常规的垃圾焚烧电厂和RDF 项目的废水处理系统都会在流程末端产生浓水（来自纳滤装置和反渗透装置的浓水），且该浓水一般不被常规的市政污水处理厂接纳，需自行处置。

垃圾焚烧电厂会将浓水回喷锅炉，虽然会影响锅炉热效率，但至少实现了废水系统的水平衡和盐平衡；而RDF 没有锅炉，对浓水几乎没有自我消纳能力。现有流程对全部废水的处理减量仅65%左右，处理后的浓水产生量平均为86.4 m3/d。曾经尝试将浓水回灌原生垃圾堆场处置，但造成原生垃圾产生的渗滤液水质急剧恶化、盐分快速上升，对废水处理系统运行形成不可忽视的威胁，因此，目前只能以高额的成本外运处置。

2.2 废水处理系统优化研究

2.2.1 冷凝液处理系统优化

综合考虑第2.1 节提出的冷凝液进水COD 远低于设计值和冷凝液与垃圾渗滤液水量比例变化量这两个问题，需要反思单独设置冷凝液处理系统的必要性。

从水质方面看，对比2022 年7 月冷凝液A/O出水与渗滤液A/O 出水指标，如表4 所示。两者的COD、氨氮、电导都相差较小，冷凝液COD仅2000mg/L 左右，并不是设计时预想的冷凝液COD 高达10000mg/L。同时，两套废水系统A/O工艺的池型、水力停留时间、曝气方式等差异不大，可以推断两套系统的A/O 工艺进水，即渗滤液经USAB 处理后的出水和冷凝液的水质比较接近，完全可以直接合并处理。

表4 冷凝液A/O进水与渗滤液A/O指标统计(2022年7月)

从废水水量方面看，分析全年统计数据，冷凝液的水量波动与废水总量波动基本呈相反的趋势，废水总量最多的时期渗滤液量是冷凝液量的3 倍左右。冷凝液并入渗滤液处理系统，不会出现两种废水水量同时出现高峰的情况，只需要适当放大渗滤液处理系统UASB 厌氧工艺后的装置规模，会更加节省基建费用和运行成本。

以本项目为例，当前冷凝液处理系统长期运行在仅20%～40%水量负荷、需要额外补充碳源的工况下，对控制运行成本非常不利。

鉴于上述情况，对现行项目进行了调整，将冷凝液调节池出水管路联通到渗滤液处理系统的厌氧好氧（A/O）装置入口，冷凝液处理系统整体停运保养。预计该项措施会降低20%以上的运行成本。调整后的运行流程如图7。

图7 调整后的废水处理系统流程示意图

2.2.2 浓水的浓缩减量处理

本项目的浓水是指图3 工艺流程所示，进入浓缩池的废水。根据运行记录，渗滤液的电导相对比较稳定，与项目设计的溶解性总固体(Total Dissolved Solids, TDS)15000 mg/L 基本相符，冷凝液TDS 抽样检测约为10000 mg/L，两种废水经膜系统处理减量65%后，浓水的TDS 上升至37000 mg/L 左右，考虑外运处置的成本，这部分浓水还有进一步浓缩减量的空间。经技术经济性比选，采用基于生物-物理-化学联合处理的深度处理技术(Dual Treatment Reactor With Ozone,DTRO)最具有经济性。

按常规设计，应采用混凝软化+过滤+多段式DTRO[11-12]，从而兼顾到较高的回收率和合理的运行能耗。但这样的设计需要一定的场地布置，宜在基建时一并实施。

本项目由于场地过小，无法布置絮凝软化和过滤装置，采用了浓缩内循环模式的DTRO，即膜组件整体只有一段，但膜组件部分浓水直接回组件入口，与进水相混合，从而提高膜表面过滤膜速，防止结垢沉积。该设计的优点是进一步提高了膜系统的抗污染性能和回收率，但缺点则是运行能耗的大幅度上升。另外也设置了进水加酸脱气、投加阻垢剂等辅助措施。

最终形成的方案是增加一套处理能力为210 m3/h 的DTRO 系统，设计进水水质为TDS 40000 mg/L，COD 3500 mg/L，硬度3800 mg/L（以碳酸钙计）的污水，回收率不低于60%，工作压力不超过9 MPa，设计膜通量不大于10 LMH。

DTRO 装置在安装调试完成后，实际运行中考虑到浓水外运处置的高昂成本，进一步调高了回收率，适当放宽产水电导限制。表5 统计了2022 年8—12 月冷凝液与渗滤液清水回收率，DTRO 平均回收率为75%左右。膜的化学清洗频次控制在期望目标内，运行较为平稳，但运行能耗比常规设计的二段式DTRO 系统约6 kWh/m3高出近一倍。总体而言，虽然该方案的浓缩减量效果比较理想，但运行能耗和成本偏高，属于场地条件不具备时的折中做法。