基于沼液余热回收的沼气工程系统净产能特性

王淑霞，阮应君，周伟国，吴家正

（同济大学机械与能源工程学院，上海 201804）

0 引 言

沼气发酵不仅能产生可再生能源（沼气），还可以为农业生产提供丰富的有机肥料（沼渣液）[1]。其原料来源广泛，涉及农业、工业、食品、生物燃料等各个行业[2]。中国沼气工程的发展主要在农村，目的是实现大规模畜禽粪污的处理和资源化。截止2015年底，由中央和地方财政支持建设的各类沼气工程达110 975处。其中，以畜禽粪污为原料的占99.6%，中小型沼气工程占93.6%[3]。然而，中国中小型沼气工程整体运行不佳，多数亏损，长期可持续运营能力较低，存在许多闲置现象。原因之一是缺乏合理有效的加热措施。

在欧洲，大多数沼气工程规模较大，运行温度为37～39 ℃，有机物含量高，产生的沼气经热电联产系统发电后，余热可用于厌氧反应的加热保温。然而，在中国，由于热电联产系统的投资较高，中小型沼气工程用户难以接受，致使沼气工程大多运行在外界环境温度下，或冬季采用沼气锅炉、燃煤锅炉等加热保温（料温在20 ℃左右），夏季则主要依赖外界环境（料温最高可达30 ℃）[4]。环境温度下，高纬度地区的沼气工程仅在气温较高的月份产气（约9个月），到冬季，则几乎不产气[5]。由于中国中小型沼气工程的沼气利用主要为炊事和供热，因此，夏季用户对沼气的需求明显降低，进料有机物浓度也随之降低。可见，中国沼气工程经常运行在中温发酵的低温阶段，且进料有机物浓度较低，不利于有机废弃物的处理，有碍产业长期、稳定、可持续的发展。

发酵温度是影响沼气发酵的重要因素之一。虽然沼气发酵可在10～60 ℃范围内运行[4]，但当温度低于20 ℃时，从系统启动到稳定产气需要的时间较长（3～4个月），因此，沼气工程通常采用中温（35 ℃）或高温（55 ℃）发酵。中温发酵可维持微生物活动及产气的稳定，被认为是最优发酵温度[4]。高温发酵虽产气量高，可有效杀死寄生虫和病原菌[6]，但能耗也较高。从能量节约的角度，Chae等[7]建议：在确定经济发酵温度时应考虑净产能。目前，国内外有关沼气工程净产能的研究对象主要涉及2个方面：

一为沼气工程联合农业、工业等相关产业生产链。沼气发酵主要作为废弃物处理技术，是产业生产链的有机组成部分。研究重点是分析整个生产链的能量输入与产出，突出沼气工程对整个生产链净产能的影响或贡献[8-11]。

二为独立的沼气工程系统。研究主要致力于提高系统的沼气产量[12]，如采用混合原料代替单一原料[13-14]，对原料进行预处理[15-17]，采用高温发酵代替中温发酵[18]等。

显然，对联合系统的研究有利于沼气工程的实际应用，对独立系统的研究有利于沼气工程系统设计、运行参数的优化以及性能的提高。然而，针对沼气工程独立系统净产能的研究仍然较少。林聪等在对前人工作总结的基础上指出发酵温度为 25 ℃时系统净产能最大[19]。Bohn等[20]研究了以作物残渣为原料的沼气工程的能量平衡，对比了15和30 ℃发酵温度下系统的净产能，认为30 ℃时系统净产能最大。Guo等[4]在试验基础上，通过多元线性回归预测了系统取得最大净产能时的发酵温度，约为26 ℃。此外，为保证系统的高效运行，不同进料浓度对发酵温度要求不同，高浓度更适合较高的发酵温度，低浓度则对应较低的发酵温度[21-22]。可见，目前对独立沼气工程系统净产能的研究主要为：在中温发酵及其低温段，系统取得最大净产能时所对应的发酵温度。缺乏考虑中温、高温内在的统一、深入的系统净产能及其特性的研究。

此外，研究表明，采用沼液余热回收技术，不仅可以减少能量浪费，还有利于提高沼气净产气率[6]。因此，本文基于沼液余热利用的沼气工程为研究对象，考虑发酵温度、进料VS浓度的变化，研究不同配置条件下系统的净产能特性，探讨满足基准指标时，所需系统发酵条件的变化规律，以及系统取得最大净产能时，发酵温度等相关参数的变化规律，为中国中小型沼气工程经济运行参数的确定提供参考。

1 基于沼液余热回收的沼气工程系统

1.1 系统示意图

图 1为基于沼液余热回收的沼气工程系统示意图。该系统主要包括 2个基本单元，即沼气锅炉加热保温基础单元和沼液余热回收单元。两者共同作用，可使系统在2种模式下运行。

图1 沼气工程系统示意图Fig.1 Schematic diagram of proposed anaerobic digestion system

模式 1为采用沼气锅炉加热保温的沼气工程系统，即沼气锅炉加热保温基础单元，主要由厌氧反应器、沼气锅炉及其辅助设施构成。发酵原料经进料直供泵泵入反应器，通过微生物的活动实现有机物的分解、转化与产气，发酵后的沼液、沼渣分别从反应器的上、下出口排出，消毒处理后用作农田肥料或达标排放。沼气锅炉以系统产生的沼气为燃料加热系统循环水，吸热升温后的循环水经反应器内的加热盘管将热量传递给料液，以维持反应器内稳定的发酵温度。

模式2是在模式1的基础上添加了沼液余热回收单元，即在上清液排出管道和进料管道之间增设换热器，用于回收沼液的余热，预热进料原料，减少沼液直接排放造成的能源浪费，有利于提高系统性能。

1.2 厌氧反应器

本研究采用圆柱形地上连续搅拌釜反应器（continuous stirred-tank reactor，CSTR），结构示意图见图2，相关材料参数见表1。该反应器设计料液液面高度为5.2 m，有效容积约200 m3，日进料量为10 m3/d。底部基础由厚度为 500 mm的 C30钢筋混凝土底板和100 mm的C15素混凝土垫层构成。主体由厚度为3 mm的搪瓷钢板拼接成的内径为6.88 m，高度为6 m的圆柱形罐体。最外层为0.5 mm的彩钢板保护层。搪瓷钢板和保护层之间为50 mm的聚苯板（聚苯乙烯泡沫板）保温层。盖板结构与主体侧壁相同。

图2 反应器结构图Fig.2 Structure of reactor

表1 反应器相关材料参数Table 1 Material parameters of studied digester

1.3 系统配置

模式1和模式2的主要区别在于模式2采用了沼液余热回收技术，除此之外，2种模式下的系统发酵条件配置一致，即发酵温度变化范围为20～60 ℃；进料VS质量分数变化范围为4%～10%；水力停留时间均为20 d。详细配置见表2。

2 能量平衡模型

模式 1下，系统产能扣除用于维持稳定的厌氧发酵温度所消耗的能量即得净产能。其能量平衡可由式（1）表示：

式中 EM1,Biogas为模式1下系统产能，kJ/a；EM1,Con为模式1下维持稳定的发酵温度所消耗的能量，kJ/a； EM1,Net为模式1下系统净产能，kJ/a。

其中 EM1,Con主要取决于厌氧发酵总热负荷。该负荷主要由 2部分组成：一是将进料升温至工作温度所需的热量，二是补偿反应器维护结构散失的热量。由式（2）表示：

式中 EM1,AD为模式1下厌氧反应总热负荷，kJ/a； EM1,In为模式1下进料热负荷，kJ/a；EM1,Dig为模式1下反应器围护结构热负荷，kJ/a，具体计算见 3.3节；η为沼气锅炉的热效率，取80%[26]。

模式 2下，沼液余热被回收用于预热进料，相当于降低了系统的总热负荷，则式（2）可由式（3）代替：

式中 EM2,Con为模式 2下维持稳定发酵所消耗的能量，kJ/a； EM2,In为模式2下进料热负荷，kJ/a； EM2,HE为模式2下沼液余热回收量，kJ/a，详情见3.4节； EM2,Dig为模式2下反应器热负荷，kJ/a。

2.1 甲烷产量

本研究以猪粪污为发酵原料。为研究不同有机物进料浓度对沼气发酵系统产能特性的影响，需要以详细的不同发酵温度不同进料浓度下猪粪污产气率特性为基础。林聪等[19]总结别人研究成果得出猪粪尿产气特性为：在20～60 ℃的发酵温度范围内，存在35、55 ℃ 2个产气极值点，且40 ℃左右对中温或高温发酵来说均属于效率较低的范围。但并未考虑不同进料浓度对产气率的影响。Hashimoto提供的猪粪污甲烷产率考虑了有机物含量的影响，即式（4）[27]：

式中νγ为甲烷体积产率，m3/(m3·d)；B0为原料经充分发酵得到的甲烷总产量，取0.48 m3/ kg[28]；VS为挥发性固体含量，kg/m3；HRT为水力停留时间，d；K为无量纲动力参数，由式（5）计算[28]；mμ为微生物的日最大生长比速，由式（6）计算[28]；

式中ST 为发酵温度，取值范围为20～60 ℃。

但由式（4）估算的甲烷产率随发酵温度的增大而增大，林聪等[19]的结果存在一定的偏差。若假设林聪等[19]的甲烷产率不受进料浓度的影响，笔者对比分析了这 2种估算情形下不同配置（发酵温度20～60 ℃，进料VS 4%～10%下沼气发酵系统的甲烷相对产率（某发酵温度下系统产气量与35 ℃下系统产气量的比值）。结果显示：式（4）的相对产气率均大于实际相对产气量，但大部分都控制在 10%左右，且在低温低浓度段、高温高浓度段与林聪等[19]总结的产气特性基本吻合。因此，为了较为准确地表征进料浓度对系统产能特性的影响，本文采用式（4）对甲烷产量进行估算。

则发酵系统年总沼气产能为：

式中 L HVCH4为甲烷低热值，取35 900 kJ/m3[29]。

2.2 进料热负荷

参考Perrigault等的相关研究[30]，本文假设发酵原料每天每小时等量泵入反应器，且每次进料过程均立即完成。则进料热负荷InE （kJ/a）为

式中EIn,t为t时刻进料热负荷，kJ/h；ρIn为进料密度，kg/m3；VIn,Day为日体积进料量，m3/d； CIn为进料比热容，kJ/(kg·℃)；Ts,t为t时刻发酵温度，℃。由式（9）计算；TIn,t为进料温度，℃，由室外环境温度确定，当环境温度高于 0时，假设进料温度等于环境温度，否则，进料温度为0。

式中InVS为挥发性固体质量分数，%。

2.3 反应器热负荷

反应器热负荷即经反应器维护结构散失的热量，主要包括反应器顶部、侧壁和底部的散热 3部分。为简化模型，作如下假设：

1）忽略厌氧反应过程中微生物的反应热；

2）因物料浓度较小，其物性参数认为与水的相同；

3）进料原料除温度外，其特性与料液相同；

4）料液温度均匀分布；

5）物料进出口的热损失忽略不计；

6）土壤温度不受反应器内料液温度的影响。

2.3.1 反应器顶部散热

反应器顶部散热通过料液与顶部内表面的对流换热，顶面的导热以及外表面与周围环境的对流换热实现。当环境温度大于料液温度时，散热量RE （kJ/a）为0 kJ，反之，通过方程组式（10）计算[24]：

式中 ER,t为 t时刻顶部散热量，kJ/h； hAmb-R4,t为顶部外表面与外界环境的对流换热系数，W/(m2·K)，分2种情况计算：有风时，通过相关大平壁换热系数计算[24,30]；无风时，根据自然对流条件下的努谢尔特数和雷诺数计算[31]； h 为顶部内表面与料液的对流换热系数，

S-R1,t W/(m2·K)，参照无风时外表面和外界环境的传热计算；AR为顶部面积，m2； TAmb,t为外界环境温度，℃； TR1,t，TR4,t分别为顶部内、外表面的温度，℃； TR2,t， TR3,t分别为顶部搪瓷钢板和聚苯板、聚苯板和彩钢板的接触面温度，℃；δES、δPS、δCS分别为搪瓷钢板、聚苯板、彩钢板的厚度，m；λES、λPS、λCS分别为搪瓷钢板、聚苯板、彩钢板的导热系数，W/(m·K)。

2.3.2 反应器壁面散热

反应器侧壁的散热通过料液与侧壁内表面的对流换热，壁面的导热以及外表面与周围环境的对流换热实现。当环境温度大于料液温度时，散热量 EW（kJ/a）为0 kJ，反之，通过方程组式（11）计算[24]：

式中 EW,t为t时刻侧壁散热量，kJ/h； hAmb-W4,t为侧壁外表面与周围环境的对流换热系数，W/(m2·K)，分2种情况计算：有风时，通过流体横掠单管相关公式计算；无风时，通过自然对流条件下的努谢尔特数和雷诺数计算[31]；为侧壁内表面与料液的对流换热系数，W/(m2·K)，参照无风时外表面与周围环境的传热计算；dW1、 dW4分别为反应器内、外径，m； dW2、 dW3（下标数字由式(11)中m确定）分别为搪瓷钢板和聚苯板、聚苯板和彩钢板的接触面直径，m；H为反应器高度，m；TW1,t，TW4,t分别为侧壁内、外表面的温度，℃；TW2,t、TW3,t（下标数字由式(11)中m确定）分别为侧壁面搪瓷钢板和聚苯板、聚苯板和彩钢板的接触面温度，℃。

2.3.3 反应器底部散热

反应器底部的散热通过料液与底部内表面的对流换热，以及底面的导热实现。当土壤温度大于内表面温度时，散热量 EF为0，反之，通过方程组式（12）计算[24]：

式中 EF,t为 t时刻底部散热量，kJ/h； hS-F1,t为料液与底部内表面的对流换热系数，W/(m2·K)，参照自然对流条件下的努谢尔特数和雷诺数计算[31]；AF为底板面积，m2；TF3,t为0.6 m深的土壤温度，℃，受环境温度影响，参照Chow等研究结果计算[32]；TF1,t为底部内表面的温度，℃；TF2,t为 C30钢筋混凝土和 C15素混凝土接触面的温度，℃。

2.4 沼液余热回收量

沼液余热回收量EHE（kJ/a）主要取决于换热器的效率，由式（13）计算。

式中φ为换热器的相对效率，详见式（14）。

式中HET 为换热器出口处的料液温度，℃；φ取50%[33]。

2.5 评价指标

本研究以能效比和净产能为指标，综合评价沼气工程系统的净产能特性。

1）能效比

参照地源热泵系统性能系数——能效比，定义沼气发酵系统的能效比，即系统总沼气产能与总能耗的比值，可用于评价沼气发酵系统能量的相对产出特性，由式（15）表示：

式中EER为系统能效比，无量纲；ConE 为维持稳定厌氧反应的年总能耗，kJ/a。

2）净产能

由式（1）可知，系统净产能的计算如下：

式中NetE 为系统净产能，kJ/a。

该净产能虽为绝对量，但在沼气工程的实际使用中，系统可提供净产能的多少及其稳定性直接影响着用户侧使用的满意度。因此，本文将其作为能效比的辅助性评价指标，以便用户更直观地了解沼气发酵系统的实际能量的投入与产出特性。

根据能量平衡模型以及 Meteonorm软件数据库提供的相关气象数据（环境温度和风速），采用 MATLAB数学软件对中国浙江嘉兴市以猪粪污为原料的200 m3沼气发酵系统全年实时负荷进行模拟，并对系统负荷特性及产能特性进行了分析与评价。

3 结果与分析

3.1 系统负荷特性

3.1.1 系统实时热负荷

图3为进料VS为6%时不同发酵温度下系统的实时热负荷。从图中可以看出，系统实时负荷的变化随外界环境呈明显的季节性，冬季高，夏季低。此外，随发酵温度的增大，负荷逐渐增大。负荷大于0，说明系统需额外能量输入来维持发酵温度的稳定。负荷小于0，说明系统无需额外加热措施即外界环境可使系统达到某特定发酵温度。因此，通过统计负荷小于 0的点可以估算环境温度下反应器料液温度的变化范围。从图 3可知，夏季反应器的发酵温度可达30 ℃，但维持时间明显较短，说明反应器料液温度受环境温度限制。

图3 不同发酵温度下系统实时负荷曲线Fig.3 Hourly heat load profiles at different digestion temperatures

3.1.2 常温下料液温度分布

根据3.1.1节的分析可估算常温下反应器全年料液温度的分布，详见表 3。以 25～30 ℃为例：发酵温度为25 ℃时，实时负荷小于0的点约1 683个，即常温下，全年料液温度达25 ℃的时间约为1 683 h。同理，达30 ℃的时间约278 h。则两者之差即为系统全年可维持在25～30 ℃的时间，约1 405 h，相当于59 d。

表3 常温下料液温度分布Table 3 Slurry temperature distribution at ambient conditions

从表3可知，一年当中，系统料液温度约有7个月（215 d）低于20 ℃，仅5个月可正常产气，温度范围为20～35 ℃，其中，中温发酵（35 ℃）仅维持2 h。该结果与汤云川等[5]的调研结果不一致，原因主要在于研究中对系统最低发酵温度的设定不同：本研究中根据Guo等[4]的研究将其设定为 20 ℃，若同样设定为 10 ℃，则系统正常产气时间即与汤云川等[5]的研究结果一致，约 9个月。

根据料液温度分布以及原料产气率可估算常温下进料VS为6%时的甲烷产量，约25 437.10 m3。若系统发酵温度全年稳定在35 ℃，其甲烷产量约88 463.43 m3。则两者比值即为常温下沼气发酵系统相对产气因子，约0.36。显然，常温下，由于系统经常运行在中温发酵的低温阶段，且发酵温度不稳定，严重影响了产气量。长此以往，将影响中小型沼气工程的实际应用和发展。因此，采取经济可行的加热措施保证反应器稳定的工作温度显得尤为重要。

3.1.3 负荷组成及其变化

进料浓度通过影响料液比热容影响系统热负荷（见式（9））。本文在研究过程中对进料VS为6%～10%的系统负荷进行了对比分析。结果表明，进料浓度每增加2个百分点，负荷变化约0.01%，因此，进料浓度对系统负荷的影响可以忽略不计，仅以6%进料浓度为例，分析不同发酵温度下系统负荷组成及其变化（图 4）。从图中可以看出，系统热负荷随发酵温度的增大逐渐增大，20 ℃时最小，60 ℃时最大，后者约为前者的8倍。此外，在系统总热负荷中，进料负荷是关键，占比约 69%。与花镜等[6]的研究结果（约90%）相比，该值明显偏小。原因在于研究规模、日进料量以及保温材料及其厚度的不同。因此，在保证沼气工程稳定的发酵温度时，需特别关注进料负荷。

3.1.4 实时进料与分批进料负荷对比

当取外界环境平均温度为进料温度时，针对进料总热负荷的计算结果与式（8）的一致。但针对实际工程中在一天内分批进料的情况肯定存在一定差异。假设一天当中分6个时刻分批等量进料，时间分别为08:00，10:00，12:00，14:00，16:00，18:00，进料即时完成。本节计算了分时分批进料年总热负荷并与式（8）的估算结果进行对比分析。结果表明：由于分时分批进料一般发生在白天，进料温度较高，其热负荷稍小于实时进料热负荷，最大误差约 14%，且随着发酵温度的增大逐渐减小，高温发酵段均保持在5%以内。

图4 系统年总热负荷组成及其变化Fig.4 Component and variation of total heat loads at different temperatures

3.2 系统产能特性

3.2.1 能效比

1）不同系统配置下的能效比

图 5表示了不同配置下系统能效比的变化情况。模式 1下，能效比随进料浓度的增大呈增大趋势，增幅因发酵温度而不同。当VS为4%时，能效比最小。增至VS为6%的过程中，能效比大幅增长，且低温增量大，高温增量小。当进一步增至VS为8%时，能效比增量整体有所降低，20 ℃时最小，其他温度下，基本一致。当 VS从 8%向 10%变化时，能效比增量随发酵温度的变化与4%～8%的明显不同。以40 ℃为界，当温度小于40 ℃时，能效比随进料浓度的增大而减小，且随发酵温度的增大降幅明显减小。当温度大于40 ℃时，能效比随进料浓度、发酵温度的增大而小幅增大。

随着发酵温度的增大，能效比均呈下降趋势，其变化缓急又因进料浓度而稍有不同。VS为4%～8%时，能效比变化程度基本一致，随发酵温度增大先大幅下降，后趋于平缓，能效比降幅最大为12.8，由15.8降至3.0。VS为10%时，能效比的变化分2个阶段：当温度小于40℃时，能效比在VS为4%、8%分别对应的能效比间呈均匀下降趋势；当温度大于40 ℃时，能效比继续平稳下降，但稍高于VS为 8%时对应的能效比。

图5 不同配置下系统能效比变化Fig.5 Variation of energy efficiency ratios at different configurations

此外，因沼液余热的回收利用，当进料浓度和发酵温度均相同时，模式2下的能效比均优于模式1下的对应值，但随发酵温度的增大，能效比降幅也进一步增大，最大为19.7。原因主要在于系统热需求及沼液余热回收，如图6所示，图6a为模式1下系统各部分能量比例的变化（以VS6%为例），图6b为模式2下系统能量比例的变化。从图6a可知，20 ℃下系统能耗相当低，约为60 ℃条件下的1/8，随着发酵温度的增大，增加的能耗将由小幅增长的系统产能来补偿。图6b显示，当采用沼液余热回收技术后，相当于减少了系统能耗，虽然促进了能效比的普遍增大，但随发酵温度的变化，能效比的变化范围将进一步被扩大。

图6 不同模式下系统各部分的能量比例（VS为6%）Fig.6 Energy proportions under different operaion modes with VS is 6%

2）基准能效比下系统的配置规律

由于缺乏统一的比较标准，且通常情况下，沼气工程进料VS约为6%～10%[34]，因此，本节以模式1下发酵温度为35 ℃、进料VS为6%（见表2系统配置M1-2-4）时系统的能效比（本文计算值为6.4）为基准能效比，以便研究同一基准值下沼气工程发酵条件所遵循的规律。

研究表明：存在与进料浓度一一对应的最大发酵温度，使系统能效比达到该基准值。以进料VS为6%为例：发酵温度大于35 ℃，能效比降低；发酵温度小于35 ℃，能效比增大。即进料VS为6%时，若保证能效比达到基准值，则系统发酵温度最大不能超过35 ℃。同理，进料VS为4%、8%和10%对应的最大发酵温度分别为28.9、39.6和39.5 ℃（采用插值法计算）。

采用沼液余热回收技术后，系统能效比有所改善，与最大发酵温度也随之改变，VS为 4%～10%下分别为36.5、46.4、54.6和58 ℃。可见，沼液余热回收利用使得实现基准能效比的发酵条件更宽松。

3.2.2 净产能

1）不同配置下的净产能

图 7为不同配置下系统净产能的变化情况。从图 7可看出，模式 1下，随着进料浓度的增大，净产能总体上呈增大趋势。VS为4%时，净产能最小。增至 VS为6%时，净产能整体大幅增长。当进一步增至8%时，20 ℃时净产能几乎不增长，20～35 ℃时，增幅明显，35～60℃，继续小幅增长。当进料浓度继续增至VS为10%时，净产能增量随发酵温度的变化与VS为4%～8%的明显不同。当发酵温度小于40 ℃时，净产能不增反降，降幅随着温度增大而减小。当发酵温度大于40 ℃时，净产能随温度的增大小幅增大。

图7 不同配置下系统净产能变化Fig.7 Variation of annual net energy productions at different configurations

随着发酵温度的增大，净产能随进料浓度不同呈现不同的变化趋势。VS为4%～8%时，净产能随发酵温度的增大均呈现先增大后减小的趋势，且增大趋势随浓度的增大而增大，减小趋势随浓度的增大而趋于平缓。因此，净产能在变化过程中存在最大值，且VS为4%、6%、8%进料浓度下净产能最大值对应的发酵温度分别为30、35和45 ℃。当进料VS为10%时，净产能随发酵温度的增大而增大，其最大值对应的发酵温度为60 ℃。可见，系统最大净产能受进料浓度和发酵温度的共同制约。

在模式2下，VS为4%～10%下的净产能均有不同程度的提高。VS为4%～8%时，净产能在高温段的下降趋势均趋于平缓，VS为10%时，增大趋势得到加强。与此同时，系统取得最大净产能时的发酵温度也发生了相应变化，分别为30、40、50和60 ℃。可见，当系统条件发生改变时，需对沼气工程的系统性能进行重新评估，以确保系统的最优运行。

值得注意的是，在讨论系统的产能特性时，进料VS为10%下的能效比、净产能与VS为4%～8%下的相比呈现出明显的不同。原因主要在于甲烷产率计算公式。该公式是在VS为3%～7%条件下得出的，因此，在该范围内，本文结论可以较为准确地反映进料浓度对系统净产能特性的影响。但在以后的研究中，有必要深入探究进料浓度、发酵温度等影响因子连续变化时系统的产气特性。

2）净产能与常温下系统产能

模式1、模式2下，系统年净产能与常温下产能的比值随发酵温度、进料浓度的变化具有较强的规律性，且在25 ℃时出现了数值上的相对统一，如图8所示。当发酵温度小于25 ℃时，在同一模式下，净产能与常温下产能的比值随进料浓度的增大逐渐小幅下降。当温度大于25 ℃时，该比值随进料浓度的增大大幅增大。这一变化趋势进一步补充了 Guo等的研究[21-22]，即在沼气发酵过程中，低浓度与较低的发酵温度相适应，高浓度搭配较高发酵温度效果更优。与此同时，该变化趋势暗含了采取加热措施维持稳定发酵的重要性。

图8 不同配置下系统净产能与对应条件常温下产能的比值变化Fig.8 Ratios of annual net energy production at certain configurations to that at ambient conditions

此外，模式1和模式2下，VS为4%～10%下的最大年净产能与常温下系统产能的比值分别为 2.18，2.37，2.66，3.28和2.33，2.53，2.89，3.66。以VS为6%为例，随着发酵温度在20～60℃之间变化，模式1下系统最大年净产能与常温下系统产能的比值为 2.37，说明采取加热保温措施可使系统较常温下多输出1.37倍的能量。当进一步实施沼液余热回收后，该比值增大至2.53，即系统较常温下能多输出1.53倍的能量。可见，采取加热保温、节能措施以及合理的系统配置有利于更多产能的输出。

3）最大净产能下系统相关参数或指标分析

采用沼液余热回收前后，VS为4%～10%进料浓度下系统最大净产能的增长率分别为 7.0%，6.8%，8.5%和11.5%，系统能效比的增幅分别为51.8%，23.5%，33.3%，53.1%，见表 4。此外，当发酵条件相同时，如进料 VS为4%，发酵温度30 ℃，沼液余热回收前、后，系统能效比分别为5.88，8.92，即当系统产能相同时，余热回收前系统能耗为产能的0.17倍，回收后为0.11倍。进一步印证了上述分析：采用沼液余热回收技术有利于减少系统能耗。

表4 系统取得最大净产能时的相关参数或指标Table 4 Related indicators at situation with maximum net energy production

当能效比相同或差别不大时，如模式1下，进料VS为4%、发酵温度为30 ℃，以及模式2下，进料VS为10%、发酵温度为60 ℃，其能效比分别为5.88和6.15。显然，前者系统能耗明显小于后者，且能效比相近，则后者需比前者产出更多能量，即消耗更多的有机物。可见，高温发酵有利于畜禽有机废弃物的处理。

4 结 论

本文针对以猪粪尿为原料的小型沼气工程系统研究了不同进料浓度、不同发酵温度、不同运行模式下系统的净产能特性。结论如下：

1）针对基准指标，进料浓度与发酵温度都存在一定的对应关系，且随系统运行模式的不同而不同。为达到基准能效比，沼气锅炉加热模式下，进料VS为4%～10%所需最大发酵温度分别为 28.9，35，39.6，39.5 ℃；采用沼液余热回收后，最大发酵温度有所增大，分别为36.5，46.4，54.6，58 ℃。当系统取得最大净产能时，上述 2种模式下，不同浓度对应的发酵温度分别为：30，35，45，60 和 35，40，50，60 ℃。

2）采取一定的加热保温、节能措施以及发酵条件的合理配置有利于提高沼气发酵系统的净产能。以进料VS为6%的系统为例，常温下系统年沼气产能仅为中温发酵（35 ℃）产能的0.36倍。采用沼气锅炉加热保温后，最大净产能约为常温产能的2.37倍。进一步对沼液余热回收，该值增大至2.53倍。在本文研究范围内，同一进料浓度下，沼液余热回收前后系统最大净产能的增幅最大为11.5%，对应的能效比增幅为53.1%。

因此，需综合考虑能效比、净产能、发酵温度、进料浓度、加热保温及相关节能措施等确定沼气工程系统的最优运行模式。此外，为确保最优参数的准确性，有必要详细研究进料浓度、发酵温度等影响因子连续变化时的产气特性。

[1] Ferrer Ivet, Garfí Marianna, Uggetti Enrica, et al. Biogas production in low-cost household digesters at the Peruvian Andes [J]. Biomass & Bioenergy, 2011, 35: 1668－1674.

[2] Ward Alastair J, Hobbs Phil J, Holliman Peter J, et al.Optimization of the anaerobic digestion of agricultural resources [J]. Bioresource Technology, 2008, 99: 7928－7940.

[3] 中华人民共和国国家发展和改革委员会，农业部．全国农村沼气发展“十三五”规划[EB/OL]．(2017-01-25)[2017-10-17]．http://www.gov.cn/xinwen/2017-02/10/conte nt_5167076.htm．

[4] Guo Jianbin, Dong Renjie, Clemens Joachim, et al. Thermal modelling of the completely stirred anaerobic reactor treating pig manure at low range of mesophilic conditions [J]. Journal of Environmental Management, 2013, 127: 18－22.

[5] 汤云川，张卫峰，马林，等．户用沼气产气量估算及能源经济效益[J]．农业工程学报，2010，26(3)：281－288．Tang Yunchuan, Zhang Weifeng, Ma Lin, et al. Estimation of biogas production and effect of biogas construction on energy economy[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2010,26(3): 281－288. (in Chinese with English abstract)

[6] 花镜，滕子言，陆小华，等．沼液余热回收对高温发酵沼气工程净产气率的影响[J]．化工学报，2014，65(5)：1888－1892．Hua Jing, Teng Ziyan, Lu Xiaohua, et al. Effect of waste heat recovery on net biogas yield in thermophilic biogas plants [J].Journal of Chemical Industry and Engineering (China)(CIESC Journal), 2014, 65(5): 1888－1892. (in Chinese with English abstract)

[7] Chae K J, Jang A M, Yim S K, et al. The effects of digestion temperature and temperature shock on the biogas yields from the mesophilic anaerobic digestion of swine manure [J].Bioresource Technology, 2008, 99: 1－6.

[8] Fuess Lucas Tadeu, Garcia Marcelo Loureiro. Bioenergy from stillage anaerobic digestion to enhance the energy balance ratio of ethanol production [J]. Journal of Environmental Management, 2015, 162: 102－114.

[9] Agler Matthew T, Garcia Marcelo L, Lee Eric S, et al.Thermophilic anaerobic digestion to increase the net energy balance of corn grain ethanol[J]. Environ Sci Technol, 2008,42: 6723－6729.

[10] Alcántara Cynthia, Garcia-Encína Pedro A, MuñoRaúl.Evaluation of mass and energy balances in the integrated microalgae growth-anaerobic digestion process [J]. Chemical Engineering Journal, 2013, 221: 238－246.

[11] Nguyen V H, Topno S, Balingbing C, et al. Generating a positive energy balance from using rice straw for anaerobic digestion [J]. Energy Reports, 2016, 2: 117－122.

[12] BuddeJörn, Prochnow Annette, Plöchl Matthias, et al. Energy balance, greenhouse gas emissions, and profitability of thermobarical pretreatment of cattle waste in anaerobic digestion [J]. Waste Management, 2016, 49: 390－410.

[13] Banks Charles J, Chesshire Michael, Heaven Sonia, et al.Anaerobic digestion of source-segregated domestic food waste: Performance assessment by mass and energy balance[J]. Bioresource Technology, 2011, 102: 612－20.

[14] Andriamanohiarisoamanana Fetra J, Yamashiro Takaki, Ihara Ikko, et al. Farm-scale thermophilic co-digestion of dairy manure with a biodiesel byproduct in cold regions [J]. Energy Conversion and Management, 2016, 128: 273－280.

[15] Pilli Sridhar, Yan S, Tyagi R D, et al. Anaerobic digestion of ultrasonicated sludge at different solids concentrations-Computation of mass-energy balance and greenhouse gas emissions [J]. Journal of Environmental Management, 2016,166: 374－386.

[16] Pilli Sridhar, More T T, Yan S, et al. Fenton pre-treatment of secondary sludge to enhance anaerobic digestion: Energy balance and greenhouse gas emissions[J]. Chemical Engineering Journal, 2016, 283: 285－292.

[17] Lama David de la, Borja Rafael, Rincón Bárbara.Performance evaluation and substrate removal kinetics in the semi-continuous anaerobic digestion of thermally pretreated two-phase olive pomace or “Alperujo” [J]. Process Safety and Environmental Protection, 2017, 105: 288－296.

[18] Vrieze Jo De, Smet Davey, Klok Jacob, et al. Thermophilic sludge digestion improves energy balance and nutrient recovery potential in full-scale municipal wastewater treatment plants [J]. Bioresource Technology, 2016, 218:1237－1245.

[19] 林聪，周孟津，张榕林，等．养殖场沼气工程使用技术[M]．北京：化学工业出版社，2010.

[20] Bohn Irene, BjörnssonLovisa, Mattiasson Bo. The energy balance in farm scale anaerobic digestion of crop residues at 11-37 ℃[J]. Process Biochemistry, 2007, 42: 57－64.

[21] GuoJianbin, Dong Renjie, Clemens Joachim, et al. Kinetics evaluation of a semi-continuously fed anaerobic digester treating pig manure at two mesophilic temperatures [J].Water Research, 2013, 47: 5743－5750.

[22] GuoJianbin, Dong Renjie, Clemens Joachim, et al.Performance evaluation of a completely stirred anaerobic reactor treating pig manure at a low range of mesophilic conditions [J]. Waste Management, 2013, 33: 2219－2224.

[23] 刘建禹，陈泽兴，李文涛．厌氧发酵反应器一维稳态传热模型的建立与验证[J]．农业工程学报，2012，28(17)：217－222.Liu Jianyu, Chen Zexing, Li Wentao. Development and verification of one-dimensional model of steady-state heat transfer for anaerobic fermentation reactor[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering(Transactions of the CSAE), 2012, 28(17): 217－222. (in Chinese with English abstract)

[24] 章熙民，任泽霈，梅飞鸣．传热学[M]．北京：中国建筑工业出版社，2007.

[25] 陈泽兴，刘建禹，李文涛. 寒区沼气发酵地源热泵增温系统的初步研究[J]. 农机化研究，2011(3)：219－222.Chen Zexing, Liu Jianyu, Li Wentao. Preliminary study of operation parameters for ground heat pump heating system of biogas fermentation in Alpine Region[J]. Journal of Agricultural Mechanization Research, 2011(3): 219－222. (in Chinese with English abstract)

[26] 邢慧娟，秦朝葵，张杨竣，等. 大中型沼气工程热工行为分析[J]. 热科学与技术，2013，12(3)：272－276.Xing Huijuan, Qin Chaokui, Zhang Yangjun, et al. Thermal behavior analysis of large/medium biogas projects [J].Journal of Thermal Science and Technology, 2013, 12(3):272－276. (in Chinese with English abstract)

[27] Axaopoulos P, Panagakis P, Tsavdaris A, et al. Simulation and experimental performance of a solar heated anaerobic digester [J]. Solar Energy, 2001, 70(2): 155－164.

[28] Hashimoto Andrew G. Methane from swine manure: Effect of temperature and influent substrate concentration on kinetic parameter (K) [J]. Agricultural Wastes, 1984, 9(4): 299－308.

[29] Zhang G, Li Y, Dai Y J, et al. Design and analysis of a biogas production system utilizing residual energy for a hybrid CSP and biogas power plant[J]. Applied Thermal Engineering,2016, 109: 423－425.

[30] Perrigault Thibault, Weatherford Vergil, Martí-Herrero Jaime,et al. Towards thermal design optimization of tubular digesters in cold climates: A heat transfer model [J].Bioresource Technology, 2012, 124: 259－268.

[31] 杨世铭，陶文铨．传热学[M]．北京：高等教育出版社，2006.

[32] Chow T T, Long H, Mok H Y, et al. Estimation of soil temperature profile in Hong Kong from climatic variables[J].Energy Buildings, 2011, 43: 3568－3575.

[33] Ziemba Christopher, Peccia Christopher. Net energy production associated with pathogen inactivation during mesophilic and thermophilic anaerobic digestion of sewage sludge [J]. Water Research, 2011, 45: 4758－68.

[34] 裴晓梅，张迪，石惠娴，等．太阳能-地源热泵沼气池加热系统集热面积优化[J]．农业机械学报，2011，42(1)：122－128.Pei Xiaomei, Zhang Di, Shi Huixian, et al. Collector area optimization of integrated solar and ground source heat pump system for heating biogas digester [J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2011, 42(1): 122－128. (in Chinese with English abstract)