不同基質 COD 濃度對醱酵產氫效率之影響

在不同基質 COD 濃度的批次水解試驗結果，以 COD 濃度為 20,000 mg/L，

有最佳水解效率，因此本研究在循序批次試驗就以此為基礎，共進行三組不 同進流基質COD 濃度的試驗，分別為 10,000、20,000、30,000 mg/L。

(一) 不同基質 COD 濃度之產氫效率比較

由表 4-32 可看出，分離式反應槽 SBR 串聯 CSTR 之總循序時間+HRT 為7+18hr，進流基質為 30000 mg/L 時，有最佳的單位體積產氫率，為 25.0

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103 度20000mg/L 組及 30000mg/L 組較好，分別為 27.9 及 26.1%，而 10000mg/L 組的溶解性 COD 增加率為 22.2%。但在前段 SBR 之總 COD 的去除率與後

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30000 mg/L 時，有最多的揮發酸增加量，前段 SBR 水解反應槽揮發酸增加 量為70mg/L々後段 CSTR 醱酵產氫反應槽揮發酸增加量為 3890mg/L。揮發 酸增加量最少為進流基質COD 濃度 10000 mg/L 時，前段 SBR 水解反應槽 揮發酸增加量為 20 mg/L々後段 CSTR 醱酵產氫反應槽揮發酸增加量為 1970mg/L。揮發酸濃度增加量隨進流基質 COD 濃度增加而增加，顯示在較 高濃度的進流基質COD 濃度下，有更多的基質被後段 CSTR 醱酵產氫菌產 氫酸化產生揮發酸就越多，總產氫量愈多，其揮發酸濃度增加量也愈多。

3.總固體物、懸浮固體物

由表4-37 可看出，當進流基質 COD 濃度為 10000 mg/L 時，有最多的 總固體物及懸浮固體物之減少量，前段 SBR 水解反應槽總固體物及懸浮固 體物減少量，分別為29.7 及 24.5%々後段 CSTR 醱酵產氫反應槽總固體物及 懸浮固體物減少量，分別為18.6 及 16.1%。減少量最少為進流基質 COD 濃 度30000 mg/L 時，前段 SBR 水解反應槽總固體物及懸浮固體物之減少量，

分別為23.4 及 19.6%々後段 CSTR 醱酵產氫反應槽總固體物及懸浮固體物之 減少量，分別為13.3 及 9.86%。

表4-34 不同進流基質 COD 濃度試驗，其前後段反應槽中進出流水之揮發酸 濃度變化情形

COD 濃度 (mg/L)

SBR CSTR SBR+CSTR 10,000 進流濃度 340 360 340

出流濃度 360 2330 2330 增加量 20 1970 1990 20,000 進流濃度 600 640 600

出流濃度 640 3750 3750 增加量 40 3110 3150 30,000 進流濃度 870 940 940

出流濃度 940 4830 4830 增加量 70 3890 3960

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表4-35 不同進流基質 COD 濃度試驗，其前後段反應槽金出流水之 TS、SS 濃度變化情形

進流COD 濃度(mg/L) SBR CSTR 總減少量 TS SS TS SS TS SS 10000 進流濃度 6620 4370 4650 3300 6620 4370

出流濃度 4650 3300 3780 2770 3780 2770 變化量(%) 29.7 24.5 18.6 16.1 42.9 36.6 20000 進流濃度 8930 5110 6550 3950 8930 5110

出流濃度 6550 3950 5490 3420 5490 3420 變化量(%) 26.7 22.7 16.2 13.4 38.5 33.1 30000 進流濃度 11860 5980 9080 4810 11860 5980

出流濃度 9080 4810 7870 4340 7870 4340 變化量(%) 23.4 19.6 13.3 9.77 33.6 27.4

由上述可知，不論基質濃度高低，基質在前段 SBR 反應槽水解後，很 快的被後段 CSTR 醱酵產氫菌所分解利用，所以前段 SBR 水解反應槽其出 流水總固體物及懸浮固體物減少量均要比後段 CSTR 醱酵產氫反應槽出流 水的總固體物及懸浮固體物減少量來的較多。

第十一節 各組試驗產氫率與各項水質分析之迴歸分析

將各組連續流試驗的所有的產氫量(mmole H²/g-CODⁱⁿ及 mmole-H2 /L〃

day)及水質(pH、總 COD、溶解性 COD、揮發酸、TS、SS、有機負荷)運用統 計軟體 SPSS 18.0 來進行數據多元逐步迴歸，說明如下:

(一)每克進流 COD 產氫率

蔗渣每克 COD 之產氫率(mmole H²/g-CODⁱⁿ)

=0.272-0.114×(V1) +0.1×(V2)+0.076(V3)+0.001 ×(V4) p=0.000^＊ ，r²=0.994

V1: 為後段 CSTR 的 SCOD 有機負荷々V2〆為溶解性 COD 增加率 V³: 為後段 CSTR 的 HRT々V⁴: 為揮發酸增加量

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(二) 單位體積反應槽產氫率

蔗渣單位體積反應槽產氫率(mmole-H2 /L〃day)

=14.92+0.016×(V1) p=0.000^＊ ，r²=0.882 V1:為揮發酸增加量

分析結果得知，蔗渣產氫率若是以每克進流 COD 產氫率而言，主要受後 段 CSTR 的 SCOD 有機負荷所影響，其次受溶解性 COD 的增加率的影響，再其 次受後段 CSTR 的 HRT 影響，揮發酸的增加量影響則是最小的々而以單位體 積反應槽產氫率則是主要受揮發酸增加量所影響。

第十二節 質量帄衡

本研究以質量帄衡來檢驗試驗之誤差及可靠性，而將進流 COD、試驗 結束總COD 殘存量、氫氣，皆轉換成 COD 值計算。計算方式如下:

進流水

總COD量 = 出流水

總COD量 + 氫氣之

COD轉換量 + 出流水VSS

COD轉換量 + 污泥增值 COD轉換量

1.每日進流總COD量= 進流總COD濃度×進流量 (g-COD/day) (g-COD/L) (L/day) 2.每日出流總COD量= 出流總COD濃度×出流量

(產量之g-COD/day) (g-COD/L) (L/day)

3.每日產氫之COD轉換量= 每日氫氣產量×氫氣轉換因子 (產量之g-COD/day) (mole/day) (g-COD/mole)

4.每日出流水VSS 之COD轉換量= 每日出流水VSS量×污泥轉換因子 (g-COD/day) (g-biomass/day) (g-COD/g-biomass) 5. 每日增殖污泥之COD轉換量= 每日污泥增殖量×污泥轉換因子

(g-COD/day) (g-biomass/day) (g-COD/g-biomass) 註: 氫氣轉換因子=16

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經質量帄衡方程式計算後各組試驗計算數據，由文獻得知每1 mole的氫 氣消耗16克COD，故將每一試程量測得氫氣量乘上轉換因子，可得COD轉 換量，在加上試驗結束之總COD殘存量，可得每一組回收率。出流水VSS之 COD轉換量方面，在計算過程中則併入每日污泥量來計算，將出流水中所量 測到的VSS濃度（mg/L）乘上每天出流水流量（Q），而後加上每日增殖污 泥量，再乘以污泥轉換因子，則可得到每日VSS以及每日污泥增殖量之COD 轉換量。

2H2+O2  2H₂O CH4+2O2  CO2+2H2O 污泥增殖量轉換成COD 量之方式，其計算過程及方法為，在每一個試

驗前後均量測反應槽中的生物污泥濃度（採多點帄均）分別為m0與m1（單 位 mg/L）而總試驗時間 d（單位〆天）、反應槽反應體積為 V（單位〆L），

所以每天的污泥增殖量為（m1- m0）×V÷d々然後再將污泥增殖量乘以轉換因 子（1.221）即得轉換後的 COD 值。

故每天的污泥增生量為（m1- m0）×V÷d々然後再將污泥增殖量乘以轉換 因子（1.221）即得轉換後的 COD 值。可將厭氧產能反應槽之 COD 質量帄 衡計算式轉換成數學式，表示如下〆

進流水 出流水 氫氣 VSS 污泥增殖量 COD COD COD COD COD

Q Ci = Q Ce + （GH2×16）+{（VSS×Q）+[（m1- m0）×v÷d]}×1.221

一、批次試驗部分

表 4-38 批次試驗中々不同蔗渣種類及水解菌種批次試驗回收率介於 89.7-98.1%々水解菌不同起始 pH 值之水解批次試驗回收率介於 90.6-98.6%々 不同基質 COD 濃度之水解批次試驗回收率介於 90.2-93.6%々後段不同起始 pH 值批次產氫試驗收率介於 91.8-98.7%々帄均回收率約可達 93.7％，表示 所作之實驗結果具有相當可信度。

108

109

110 的關係以 Gompertz equation 迴歸方程式進行模擬，並探討各試程之最大 產氫速率(Rm)、產氫潛勢(P)及遲滯期(λ)三者之間的關係。其模擬方式則 是將各批次試驗所得之每日累計產氫量代入 Gompertz equation 中進行迴歸 計算，以便了解反應時間與每日累積產氫量之間的函數關係，並藉此關係來

111

Rm〆最大反應速率 (mmole-H²/day)

將 各 試 程 每 日 累 積 產 氫 量 與 反 應 時 間 代 入 修 正 式 中 ， 利 用 軟 體 SigamaPlot V10 之 Statistics→Dynamic Fit Wizard 功能，即可得到最大產氫速 率（Rm）、產氫潛勢（P）及遲滯期（λ）。

由表 4-40 醱酵產氫菌不同起始 pH 批次產氫試驗之 Gompertz equation 迴歸分析結果顯示，模擬所得各組之最大產氫速率(Rm)以 pH=5.25，有 0.28 mmole-H2為最大々其次是 pH=5.50，最大產氫速率(Rm)為 0.24mmole-H2々最 差為 pH=7.50，最大產氫速率(Rm)為 0.07 mmole-H2。模擬所得各組之遲滯 期最短的是 pH=7.50 約為 0.03 天，遲滯期最長的為 pH=5.25，約為 0.26 天。

模擬所得各組之產氫潛勢(P)最好為 pH=5.25，有 1.95mmole-H2々其次為 pH=5.00，產氫潛勢(P)有 1.79mmole-H²，最差為 pH=7.00，產氫潛勢(P)有 0.27mmole-H2。

由回歸分析可看出實際產氫最好的pH=5.25，微生物於生長代謝過程之 初期所發生的遲滯期λ約有0.26天，並由Gompertz equation 迴歸模式計算 求得最大反應速率Rm 值為0.28 mmole-H²/day，這組試驗中看到產氫最好的

112

反應速率也是最佳，最後進入微生物之穩定階段而得到最終之累積產氫潛勢 P 值為1.95mmole-H²/day，實際產氫(y)之模擬數值相近。

二、連續流試驗部分

一般經常使用的厭氧動力學模擬的生物反應動力學有 Michaelis-Menten，

Gompertz equation 及 Haldane eguation 等三種，但由於 Gompertz equation 所 探討之生物反應僅用於批次試驗（白明德，1999）。而本試驗之進流基質為 蔗渣，蔗渣所含大量的纖維素對於Bacillus subtilis 而言，經過本研究觀察非 常適合作為水解菌是易於分解之物質，相對來說並不會對反應槽中之微生物 造成抑制，所以Haldane eguation 也應該不適用來進行本研究連續流試驗結 果之模擬。綜合上述，本研究擬使用Michaelis-Menten 來進行厭氧產氫動力 學之模擬。

以Michaelis-Menten 模擬反應槽的基質利用率計算值，包括〆水力停留 時間、進出流水COD 濃度(Ci、Ce)、去除係數 R 與 Ce/R，其中〆

Ci〆進流水COD 濃度（mg/L）

Ce〆出流水COD 濃度（mg/L）

R〆去除係數（mg/L〄day）

將本試驗所得到的結果 Ce、R、Ce/R 值，帶入已由第二章所推導出的 Hanes equation，此公式可視為二元一次直線方程式（Y= ax＋b），其中 y = Ce

/R、x = Ce ，a=1/P、b=Ks/P，求得 P 與 Ks。 P

C p K R

C_e  _S  _e

由上述方法可得各試驗 Michaelis-Menten 反應動力參數整理於表 4-41。

113

114

在微生物生長動力學方面，由表4-42 可看出，在前段 SBR 不同循序時 間及前段SBR 不同進流基質濃度對產氫效率之影響試驗中，其飽和係數( Ks ) 明顯偏高，這兩個試驗SBR 反應槽受到基質的影響較大，若飽和係數( Ks ) 較小時，表示較不受基質濃度的影響々而由最高比基質利用率P 值可發現，

各個試程的試驗在前段SBR 反應槽基質利用率（P）值均比後段段反應槽基 質利用率（P）值明顯高出許多，由此可顯示前段 SBR 水解反應槽的基質利 用率比後段CSTR 來的佳。

表4-40 以 Michaelis-Menten 迴歸求得動力學參數 試驗五: 前段 SBR 不同循序時間對後段產氫之影響試驗

K（mg/L） P（mg/L〄day） s r² 前段〆SBR 25697 5000 0.814 後段〆CSTR 26916 1666 0.753 試驗六: CSTR 不同 HRT 之產氫試驗

前段〆SBR

Ks（mg/L） P（mg/L〄day） r² 10557 2000 0.916

後段〆CSTR 5212 833 0.966

試驗七:前段 SBR 不同起始 pH 對產氫效率之影響

不同起始pH Ks（mg/L） P（mg/L〄day） r² 前段〆SBR 11283 1429 0.769

後段〆CSTR 22371 909 0.822

試驗八:後段 CSTR 不同起始 pH 對產氫效率之影響

不同出流pH Ks（mg/L） P（mg/L〄day） r² 前段〆SBR 9621 2500 0.921

後段〆CSTR 3505 1111 0.834

試驗九:不同基質 COD 濃度之產氫試驗

Ks（mg/L） P（mg/L〄day） r² 前段〆SBR 23868 16667 0.999

後段〆CSTR 3324 1667 0.989

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12000 12500 13000 13500 14000 14500 15000 15500 16000 16500 17000

Ce /R

10000 10500 11000 11500 12000 12500 13000 13500 14000 14500

Ce /R

Ce (mg-COD/L)

116

第十四節 以蔗渣經厭氧醱酵之產氫效率總迴歸

一、每克進流COD 產氫率

在前段SBR 水解階段，各反應 pH 值相對於 pH 7.0 之 θpH, ^每克進流COD^產氫

率如表 4-44 列，並求出 θpH, ^每克進流COD^產氫率之總 pH 值迴歸係數，可求得 pH 值 迴歸係數為0.748，迴歸式〆

YpH,^每克進流COD^產氫率 =Y7.0, ^每克進流COD^產氫率×0.748^│pH-7.0│

在後段CSTR 醱酵氫階段，各反應 pH 值相對於 pH 5.25 之 θpH, ^每克進流COD

產氫率如表 4-44 列，並求出 θpH, ^每克進流COD^產氫率之總 pH 值迴歸係數，可求得 pH 值迴歸係數為0.552，迴歸式〆

YpH, ^每克進流COD^產氫率=Y5.25, ^每克進流COD^產氫率×0.552^{│pH-5.25│}

以進流基質不同 COD 濃度，各有機負荷相對於每克進流 COD 產氫率 如表4-44，求出每克進流 COD 產氫率對於有機負荷得迴歸係數為 0.292，迴 歸式〆

Y每克進流 COD 氫率=有機負荷(kg-COD / m³.day)^0.292

根據本研究所回歸的各組試驗之迴歸式，在每克進流COD 產氫率方面，

可以得到以下公式〆

可以得到以下公式〆

在文檔中 以批次試驗及兩段式串聯反應槽提升甘蔗渣厭氧產氫之可行性研究 (頁 114-134)