JPS62244495A - 硫酸塩及び有機物含有廃水の嫌気的浄化方法 - Google Patents
硫酸塩及び有機物含有廃水の嫌気的浄化方法Info
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- JPS62244495A JPS62244495A JP62084504A JP8450487A JPS62244495A JP S62244495 A JPS62244495 A JP S62244495A JP 62084504 A JP62084504 A JP 62084504A JP 8450487 A JP8450487 A JP 8450487A JP S62244495 A JPS62244495 A JP S62244495A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は硫酸塩及び有機物質を含有する廃水を嫌気的廃
水処理によって浄化する方法に関する。
水処理によって浄化する方法に関する。
嫌気的廃水処理に際し、硫酸塩が存在すれば該硫酸塩は
主として硫化水素へ還元される。この方法は多くの場合
に不都合である。というのはこの方法は汚泥のメタン生
合成能を減するか又は完全に阻害する結果を招くと共に
悪臭をもつ流出液を生成させるからである。硫酸塩の上
記の還元を阻止することは困難である。
主として硫化水素へ還元される。この方法は多くの場合
に不都合である。というのはこの方法は汚泥のメタン生
合成能を減するか又は完全に阻害する結果を招くと共に
悪臭をもつ流出液を生成させるからである。硫酸塩の上
記の還元を阻止することは困難である。
従って高度に夾雑した廃水に対する嫌気的浄化技法の適
用は高濃度の304′−によって屡々制限を受ける。例
えばアルコール、乳酸、クエン酸、ペニシリンの発酵工
程からの残渣の例が挙げられる。
用は高濃度の304′−によって屡々制限を受ける。例
えばアルコール、乳酸、クエン酸、ペニシリンの発酵工
程からの残渣の例が挙げられる。
これらの場合には4g/RまでのSO2”−?店度(−
1330mgS/β)に達することがある。
1330mgS/β)に達することがある。
けれども甚しく高濃度のCODに達することにもとづき
当業界で嫌気的浄化法の適用は著しく魅力的である。典
型的なCOD負荷は10〜60トン/日であるのでこれ
は高価な浄化用反応器を要することとなる。
当業界で嫌気的浄化法の適用は著しく魅力的である。典
型的なCOD負荷は10〜60トン/日であるのでこれ
は高価な浄化用反応器を要することとなる。
高度夾雑廃水を処理する多くの場合に使用される他の方
法は家畜飼料添加物として販売され得るスラリ濃縮物へ
の転化である。しかしながら多くの場合に飼料市場は該
スラリの捌は口として役立つほど充分には大きくないよ
うに見受けられる。
法は家畜飼料添加物として販売され得るスラリ濃縮物へ
の転化である。しかしながら多くの場合に飼料市場は該
スラリの捌は口として役立つほど充分には大きくないよ
うに見受けられる。
その他の方法は農業地帯の濯概/施肥のための該スラリ
の使用であるが、ここでもやはりヘクタール当りの使用
可能量に制限がある。
の使用であるが、ここでもやはりヘクタール当りの使用
可能量に制限がある。
上記の諸問題にもとづき、またCI+4−生成の故に、
高度夾雑廃水の嫌気的浄化は益々重要度を加えつつある
。けれども高濃度の304′−が主な障害であるように
思われる。
高度夾雑廃水の嫌気的浄化は益々重要度を加えつつある
。けれども高濃度の304′−が主な障害であるように
思われる。
廃水中に存在する5O4−2から起る諸問題を回避する
一般的可能性は5o4−”を)IzSへ完全に還元して
しまうこと、及び11□Sを被処理水から連続的に除去
してメタン生合成に対する毒作用を減することである。
一般的可能性は5o4−”を)IzSへ完全に還元して
しまうこと、及び11□Sを被処理水から連続的に除去
してメタン生合成に対する毒作用を減することである。
フランス特許用Tf1MFR−A−2484990号は
嫌気性メタン生合成細菌を用いる処理と硫酸塩から生成
される硫化物をストリッピング(排除)用のガス使用下
で除去することによる硫酸塩含有廃水の連続的浄化方法
を開示している。硫化物の除去は外部ガス−ストリンバ
ーの中で行なわれる。
嫌気性メタン生合成細菌を用いる処理と硫酸塩から生成
される硫化物をストリッピング(排除)用のガス使用下
で除去することによる硫酸塩含有廃水の連続的浄化方法
を開示している。硫化物の除去は外部ガス−ストリンバ
ーの中で行なわれる。
硫酸塩含有廃水は嫌気的廃水反応域の中で浄化され、該
域中で酸生成とメタン生成とが同時に起る。
域中で酸生成とメタン生成とが同時に起る。
酸生成及びメタン生成の操業の維持のために硫化物濃度
を反応器中で0.1 g / R以下に保つ。従って反
応器への廃水送給率はガスストリッパーへの液体送給量
の0.5〜0.02倍であらねばならない。
を反応器中で0.1 g / R以下に保つ。従って反
応器への廃水送給率はガスストリッパーへの液体送給量
の0.5〜0.02倍であらねばならない。
英国特許出願GB−A−2143810号明細書は一次
硫黄酸化物含有廃水、例えば石膏(CaSOt)、を生
物学的に転化する方法を記載している。
硫黄酸化物含有廃水、例えば石膏(CaSOt)、を生
物学的に転化する方法を記載している。
この英国出願の方法はバイオマス生育懸濁体(susp
ended growth biomass)を用いる
嫌気的反応器中で遂行される。連続式上向流拡大法反応
器又は固定膜反応器の使用が好ましい。けれども該方法
における転化率は複数例において1日当り反応器空間1
m’当り約8〜約32kgであり、平均転化率は多く
とも1日当り反応器空間1 m’当り1kg504であ
ろう。反応器内の水理学的速度は約1.2〜2.71
m/hである。しかしながら1日当りのイ呆持時間と組
合せてこの水理学的波速を適用すると反応器設計案が著
大となるので産業上の適用のためには経済的魅力を欠く
のである。該英国出願GB−Δ−21,43810号の
方法におけるpHは7.0〜8.0の範囲にあるがこれ
は流入液のpHを考慮しない値である。このp11範囲
での硫化水素のス) IJッピングは不充分であってp
l+が高ければ高いほどガスース) IJツバ−の効率
は悪化する。
ended growth biomass)を用いる
嫌気的反応器中で遂行される。連続式上向流拡大法反応
器又は固定膜反応器の使用が好ましい。けれども該方法
における転化率は複数例において1日当り反応器空間1
m’当り約8〜約32kgであり、平均転化率は多く
とも1日当り反応器空間1 m’当り1kg504であ
ろう。反応器内の水理学的速度は約1.2〜2.71
m/hである。しかしながら1日当りのイ呆持時間と組
合せてこの水理学的波速を適用すると反応器設計案が著
大となるので産業上の適用のためには経済的魅力を欠く
のである。該英国出願GB−Δ−21,43810号の
方法におけるpHは7.0〜8.0の範囲にあるがこれ
は流入液のpHを考慮しない値である。このp11範囲
での硫化水素のス) IJッピングは不充分であってp
l+が高ければ高いほどガスース) IJツバ−の効率
は悪化する。
広汎な研究と実験とによる成果として今や本発明におい
て硫酸塩含有廃水の浄化に驚異的に特に適する新方法が
発見された。不法においてはso、’−還元能は従来可
能と考えられていた還元能よりも著しく大である(1日
当り反応器1 m’当りS[1,”−30kgに達する
)。
て硫酸塩含有廃水の浄化に驚異的に特に適する新方法が
発見された。不法においてはso、’−還元能は従来可
能と考えられていた還元能よりも著しく大である(1日
当り反応器1 m’当りS[1,”−30kgに達する
)。
本発明に従えば硫酸塩の少1.c くとも80%が酸生
成工程において硫化水素へ転化され、得られた硫化水素
の少なくとも70%が被処理廃水から除去される。
成工程において硫化水素へ転化され、得られた硫化水素
の少なくとも70%が被処理廃水から除去される。
2段階嫌気的浄化方法から成る酸生成−「程が有利に使
用される。
用される。
2段階嫌気的消化法から成る酸生成工程における硫酸塩
転化及び酸性化廃水からの硫化水素の除去を最適化すれ
ばメタン発酵の硫化水素による阻害を防止するし、これ
はメタン発酵にとって有利となる。
転化及び酸性化廃水からの硫化水素の除去を最適化すれ
ばメタン発酵の硫化水素による阻害を防止するし、これ
はメタン発酵にとって有利となる。
更に酸生成工程から離れる流出水は最少量の硫酸塩と硫
化物とを含有するのでメタン発酵工程で生成したバイオ
ガス(生物学的ガス)はこの反応プロセスの結果として
最小量の硫化水素を含むに過ぎない。
化物とを含有するのでメタン発酵工程で生成したバイオ
ガス(生物学的ガス)はこの反応プロセスの結果として
最小量の硫化水素を含むに過ぎない。
酸生成工程から回収される硫化水素はより大きな価値を
もつ製品例えばイオウ、N a If S ?u質、
SO2及びSO,及び(又は> 1125O4(例えば
濃度20%のH2SO4)へ転化され得る。
もつ製品例えばイオウ、N a If S ?u質、
SO2及びSO,及び(又は> 1125O4(例えば
濃度20%のH2SO4)へ転化され得る。
同時的な酸生成及び硫酸塩の還元は慣用の公知の嫌気的
反応器の中で達成され得る。
反応器の中で達成され得る。
各種の反応器例えばUASB−反応器(UASBはup
flow anaerobic sludge bla
nket (J:向流嫌気的汚泥ブランケット)を意味
する〕、流動床反応器、嫌気的濾過器又は下向流静置式
固定膜反応器を不法に使用し得ることは当業熟練技術者
に理解されよう。不法において、この系内にはガスが存
在するので、内部ガスストリッピングを起させる場合に
は、反応器内部の酸生成用バイオマスの保持効率を時折
制御せねばならない。
flow anaerobic sludge bla
nket (J:向流嫌気的汚泥ブランケット)を意味
する〕、流動床反応器、嫌気的濾過器又は下向流静置式
固定膜反応器を不法に使用し得ることは当業熟練技術者
に理解されよう。不法において、この系内にはガスが存
在するので、内部ガスストリッピングを起させる場合に
は、反応器内部の酸生成用バイオマスの保持効率を時折
制御せねばならない。
ガスストリッパーを酸生成反応器の外部に設置した時に
は、硫酸塩の高度転化の場合に、ガスストリッパーに対
する液の高度の再循環を達成するように反応の諸条件を
選択せねばならない。例えば流入液中の硫酸塩法度が1
000■S/eに達した時に再循環率を、嫌気的反応空
間内の所望の硫化物濃度以下に止めるように選択せねば
ならない。
は、硫酸塩の高度転化の場合に、ガスストリッパーに対
する液の高度の再循環を達成するように反応の諸条件を
選択せねばならない。例えば流入液中の硫酸塩法度が1
000■S/eに達した時に再循環率を、嫌気的反応空
間内の所望の硫化物濃度以下に止めるように選択せねば
ならない。
従って本発明の好適態様においては同時的な酸生成と硫
酸塩還元とのために流動床反応器を使用する。この反応
器中で5〜30m/hの見かけの波速を適用することが
有利である。流動床反応器内で担体粒子群は好ましくは
平均粒度3寵以下、更に好ましくは11以下を有し、担
体比重は好ましくは少なくとも1200kg/r/、更
に好ましくは1500〜4000kgZrdであり、反
応器内の反応諸条件下の担体平均濃度は反応器容積1M
当り4、 Q Okg以下であることが好ましい。例え
ば川砂利、シルバーサンド(silver 5and)
、アイフェル−ラバ(eiffel 1ava)は適切
な担体である。
酸塩還元とのために流動床反応器を使用する。この反応
器中で5〜30m/hの見かけの波速を適用することが
有利である。流動床反応器内で担体粒子群は好ましくは
平均粒度3寵以下、更に好ましくは11以下を有し、担
体比重は好ましくは少なくとも1200kg/r/、更
に好ましくは1500〜4000kgZrdであり、反
応器内の反応諸条件下の担体平均濃度は反応器容積1M
当り4、 Q Okg以下であることが好ましい。例え
ば川砂利、シルバーサンド(silver 5and)
、アイフェル−ラバ(eiffel 1ava)は適切
な担体である。
本発明の好適態様において硫化水素を浄化用ガスの使用
によって除く。本発明の他の好適態様において反応液上
に大気圧1以下の低圧帯を生成させることによって硫化
水素を除き、かようにしてl1lsをこの帯から除き得
る。反応液は酸生成工程内の液体及び(又は)酸生成反
応器の外部に設けられた任意のガスストリッピング装置
の中の液体である。
によって除く。本発明の他の好適態様において反応液上
に大気圧1以下の低圧帯を生成させることによって硫化
水素を除き、かようにしてl1lsをこの帯から除き得
る。反応液は酸生成工程内の液体及び(又は)酸生成反
応器の外部に設けられた任意のガスストリッピング装置
の中の液体である。
ガス−リフi・(上昇)流動床反応器において、内部ガ
スス1〜リッピングのための浄化用ガスを反応空間内で
のガスリフトの達成に使用し得る。
スス1〜リッピングのための浄化用ガスを反応空間内で
のガスリフトの達成に使用し得る。
本発明の更に他の好適態様においては外部設置のガスス
トリッパーを有する流動床反応器を使用する。外部ガス
ストリッパーは独自のプロセスパラメーター(反応工程
用助変数)が更に得られる可能性を与える。
トリッパーを有する流動床反応器を使用する。外部ガス
ストリッパーは独自のプロセスパラメーター(反応工程
用助変数)が更に得られる可能性を与える。
ストリッパー内で浄化用ガスを使用する場合にガススト
リッパーとして公知のもの又は常用のものを使用し得る
。ガスストリッパー内の液の」二部に大気圧以下の低圧
帯を生成させるとすべての溶解ガスの例えば11.s、
CO□、C114等が液から逃散するであろう。この
方法の利点はガスストリッパーから出てゆくガスの中に
1123が濃縮されること、他方においてメタン生成工
程で生成されたメタンは実質上11□Sを含有しないこ
とにある。これらのガスを酸生成工程で生成されたガス
と共に任意に、外部設置のガスストリッパーから除去す
る。
リッパーとして公知のもの又は常用のものを使用し得る
。ガスストリッパー内の液の」二部に大気圧以下の低圧
帯を生成させるとすべての溶解ガスの例えば11.s、
CO□、C114等が液から逃散するであろう。この
方法の利点はガスストリッパーから出てゆくガスの中に
1123が濃縮されること、他方においてメタン生成工
程で生成されたメタンは実質上11□Sを含有しないこ
とにある。これらのガスを酸生成工程で生成されたガス
と共に任意に、外部設置のガスストリッパーから除去す
る。
上記の本発明の諸態様のすべてにおいて、反応器内に保
持され得る最高硫化物濃度は酸生成によって妨害されな
いことを知るべきことが重要である。スタルキイ [R
,l4.5tarkey : SulphaLe−re
ducing bacteria−physiolog
y and practicalsignifican
ce″、 1lniversity of Maryl
and (1960) )によって示された通り硫酸塩
還元菌は2000■S71 (これは6 g so4.
/ 7!の還元に該当する)までの硫化物濃度に堪える
ことができる。線菌の生育は中性附近で最も迅速である
けれども局限条件はpl+約5.5〜9,0である。
持され得る最高硫化物濃度は酸生成によって妨害されな
いことを知るべきことが重要である。スタルキイ [R
,l4.5tarkey : SulphaLe−re
ducing bacteria−physiolog
y and practicalsignifican
ce″、 1lniversity of Maryl
and (1960) )によって示された通り硫酸塩
還元菌は2000■S71 (これは6 g so4.
/ 7!の還元に該当する)までの硫化物濃度に堪える
ことができる。線菌の生育は中性附近で最も迅速である
けれども局限条件はpl+約5.5〜9,0である。
本発明方法の実験の際に、上記のpH域においてpH増
人と共に所要反応器容積が減少すること、他方において
許容可能な硫化物濃度の達成に要する浄化用ガスがpH
値低下と共に増加することが認められた。本方法の実験
の際に酸生成工程におけるpllは5〜8であることが
有利であるが酸生成工程における温度は25〜45゛c
であることが認められた。酸生成工程でpllを6〜7
に保持することが好適である。
人と共に所要反応器容積が減少すること、他方において
許容可能な硫化物濃度の達成に要する浄化用ガスがpH
値低下と共に増加することが認められた。本方法の実験
の際に酸生成工程におけるpllは5〜8であることが
有利であるが酸生成工程における温度は25〜45゛c
であることが認められた。酸生成工程でpllを6〜7
に保持することが好適である。
酸生成反応器内の硫化物含量は上記反応条件下で約20
0■S/l以下であることが好適である。
0■S/l以下であることが好適である。
硫酸塩の還元及び硫化水素のストリッピングによりpl
lが増加する。例えば硫酸塩濃度4000■/7!を有
する廃水を使用した時にpn値は1〜2だけ増加するこ
とが観察される。従って例えば廃水への酸添加によりp
H域を調節せねばならない。この酸の消費の節約又は防
止をも達成するその他の可能手段は二酸化炭素含有の浄
化用ガス、好ましくは二酸化炭素含有のバイオガスの使
用である。
lが増加する。例えば硫酸塩濃度4000■/7!を有
する廃水を使用した時にpn値は1〜2だけ増加するこ
とが観察される。従って例えば廃水への酸添加によりp
H域を調節せねばならない。この酸の消費の節約又は防
止をも達成するその他の可能手段は二酸化炭素含有の浄
化用ガス、好ましくは二酸化炭素含有のバイオガスの使
用である。
好ましくは少なくとも硫化水素の80%はこの浄化用ガ
スによってストリップされる。かようにして浄化用ガス
は適切には少なくとも0.5%(V/ν)の硫化水素、
好ましくは2〜5%(ν/v)の硫化水素を含むことと
なる。
スによってストリップされる。かようにして浄化用ガス
は適切には少なくとも0.5%(V/ν)の硫化水素、
好ましくは2〜5%(ν/v)の硫化水素を含むことと
なる。
酸生成率は下式によって計算される:
好ましくは、流出液の酸生成率が少なくとも40%の値
を有するように上記諸条件を設定する。
を有するように上記諸条件を設定する。
浄化すべき廃水の種類に依存するが典型的酸生成率は4
5〜70%である。
5〜70%である。
酸生成工程に対する空間負荷が50kgC0D/m“7
日であり、総合的効率が約60%であるひとつの例にお
いて転化能は30 kg C(′lD/ m’/日であ
る。
日であり、総合的効率が約60%であるひとつの例にお
いて転化能は30 kg C(′lD/ m’/日であ
る。
流動床酸生成工程における硫酸塩還元能は所要微生物導
入後の最初の数日間に急速に増大する。
入後の最初の数日間に急速に増大する。
例えば廃水処理プロセスから得られた適宜の汚泥を接種
した後に、硫酸塩濃度1500mg/f!、の廃水を処
理する場合の流動床反応法において、硫酸塩還元率は2
週間以内に約100%にまで増加した。
した後に、硫酸塩濃度1500mg/f!、の廃水を処
理する場合の流動床反応法において、硫酸塩還元率は2
週間以内に約100%にまで増加した。
本発明方法の酸生成工程の流出液はメタン生成工程にお
いて処理されることが好ましい。
いて処理されることが好ましい。
本発明の一態様において2個の酸生成工程を平行させて
結合することにより硫酸塩の著しく高い転化を達成する
。
結合することにより硫酸塩の著しく高い転化を達成する
。
本発明の工程と結合させて適宜のいかなるメクン発酵反
応器、例えばU A S B反応器、流動床反応器、嫌
気的濾過装置又は下向流静置式固定膜プロセスをも使用
し得ることば当業界の熟練技術者によって認められよう
。
応器、例えばU A S B反応器、流動床反応器、嫌
気的濾過装置又は下向流静置式固定膜プロセスをも使用
し得ることば当業界の熟練技術者によって認められよう
。
添付図面に関連して例示する下記の線側によって本発明
を例証するが該線側は本発明の範囲を限定するものでは
ない。
を例証するが該線側は本発明の範囲を限定するものでは
ない。
刷」一
本例は本発明方法の実験系を示し、その実験系のフロラ
シートを第1図に示す。全容量1000寂の流動床反応
器(1)の中でこの実験を行なった。沈tlf:器(2
)を除外した反応器容積は820譜であった。粒径0,
25〜0.4 vs*の砂を担体として用いた。パイロ
ットプラントの酸生成用流動床反応器からの50νの汚
泥を反応器の中へ接種した。反応器の内径は4 cm、
高さは48cmであった。
シートを第1図に示す。全容量1000寂の流動床反応
器(1)の中でこの実験を行なった。沈tlf:器(2
)を除外した反応器容積は820譜であった。粒径0,
25〜0.4 vs*の砂を担体として用いた。パイロ
ットプラントの酸生成用流動床反応器からの50νの汚
泥を反応器の中へ接種した。反応器の内径は4 cm、
高さは48cmであった。
見かけの波速は約15m/hであった。これは嬬形管ポ
ンプ(peristaltic tubingpump
)によって達成された。反応器内の木理学的保持時間を
約4時間に調整した。メタン生成用流動床反応器(22
)は反応器(1)と同形式であった。両反応器を恒’/
M aJi1節槽の1号こ置いた。両反応器内の>aA
度を35±1℃(酸生成工程)及び32±] ’C(メ
タン生成工程)に調整した。
ンプ(peristaltic tubingpump
)によって達成された。反応器内の木理学的保持時間を
約4時間に調整した。メタン生成用流動床反応器(22
)は反応器(1)と同形式であった。両反応器を恒’/
M aJi1節槽の1号こ置いた。両反応器内の>aA
度を35±1℃(酸生成工程)及び32±] ’C(メ
タン生成工程)に調整した。
直径4.5 cm及び容量0,47βのガスストリッパ
ー(13)の中で工業用N2−ガスから成る浄化用ガス
(ガス人口12)を用いて硫化水素をストリップした。
ー(13)の中で工業用N2−ガスから成る浄化用ガス
(ガス人口12)を用いて硫化水素をストリップした。
該千ソ素を焼結ガラス管によって分散させた。
浄化用ガス流/流入廃水流の比を約25±5に調整し、
ガスストリッパー内においては浄化用ガス流/再循環流
の比は約0.3であった。
ガスストリッパー内においては浄化用ガス流/再循環流
の比は約0.3であった。
廃水(廃水人口4)ばC0r)の10〜14g/lを有
する酵Iυ発酵希釈廃水から成っていた。
する酵Iυ発酵希釈廃水から成っていた。
硫酸塩添加は0.4寂の36Nll□So、/lの流入
液及び1.24gのに2SO,/ ffの流入液によっ
て遂行され、これはI 4.4 meqの酸ンeに対応
し、その結果硫酸塩濃度は1.5 g / 1となった
。更に5 ppmのpe+を及び4 ppmのリン酸塩
(PO43−)を加えた。
液及び1.24gのに2SO,/ ffの流入液によっ
て遂行され、これはI 4.4 meqの酸ンeに対応
し、その結果硫酸塩濃度は1.5 g / 1となった
。更に5 ppmのpe+を及び4 ppmのリン酸塩
(PO43−)を加えた。
採取試料(複数)について各種の分析を行なった。15
00(11’lPM、10分間の遠心処理によって調製
された上澄試料についてVFA、COD及び硫酸塩を測
定した。溢流部分から管システムを介してCOD混合試
料を採集した。
00(11’lPM、10分間の遠心処理によって調製
された上澄試料についてVFA、COD及び硫酸塩を測
定した。溢流部分から管システムを介してCOD混合試
料を採集した。
この実験において添加部(11)からの硫酸の流入液に
対する添加によってのみ調節部(6)におけるpH調節
を行なった。上記の14.4 meq酸/lの添加の後
の追加量の硫酸の廃水に対する添加はpi上昇を抑制す
るために必要であった。即ち硫酸塩還元工程〔下式(1
)参照〕に主として起因すると共に廃水は弱いながら緩
衝されているという事実にも起因するpH上昇の抑制に
必要であった。
対する添加によってのみ調節部(6)におけるpH調節
を行なった。上記の14.4 meq酸/lの添加の後
の追加量の硫酸の廃水に対する添加はpi上昇を抑制す
るために必要であった。即ち硫酸塩還元工程〔下式(1
)参照〕に主として起因すると共に廃水は弱いながら緩
衝されているという事実にも起因するpH上昇の抑制に
必要であった。
SO4”−+11” +4112 →H5−4−411
□0(1)硫化水素は弱酸であると共に緩衝剤として作
用する。二酸化物〔下式(2)参照〕については最大緩
衝指数が pH−pKa = 7 において得られて
いる。
□0(1)硫化水素は弱酸であると共に緩衝剤として作
用する。二酸化物〔下式(2)参照〕については最大緩
衝指数が pH−pKa = 7 において得られて
いる。
It” +ll5− #If2S pKa −7(2
)これらの理由により1.5 g So4/βの還元は
約15meq /βだけアルカリ度を増加させるであろ
う。
)これらの理由により1.5 g So4/βの還元は
約15meq /βだけアルカリ度を増加させるであろ
う。
菌接種の約10日後に硫酸塩還元は100%付近にまで
増加した。生成された))2Sのおよそ82〜92%が
ガスストリッパー内でストリップされた。
増加した。生成された))2Sのおよそ82〜92%が
ガスストリッパー内でストリップされた。
酸生成における空間負荷は反応器容積1ρの場合に約6
6 kg COD/ m’/日であった。平均流速は0
25β/hであり、流入液濃度は11 g COD/!
であった。総合的効率は約67%であって転化能は44
kg [:(11]/ m’/ lx’]であった。
6 kg COD/ m’/日であった。平均流速は0
25β/hであり、流入液濃度は11 g COD/!
であった。総合的効率は約67%であって転化能は44
kg [:(11]/ m’/ lx’]であった。
揮発性脂肪酸への汚泥転化能は4 kg CI]D /
kgVSS /日となった。硫酸塩の還元と酸生成と
の組合せのプロセスが安定状態に達したときに最終生成
物は主として酢酸であった。
kgVSS /日となった。硫酸塩の還元と酸生成と
の組合せのプロセスが安定状態に達したときに最終生成
物は主として酢酸であった。
酸生成工程において部分的に起るメタン発酵と浄化用ガ
スによる硫化水素の除去とは硫酸塩還元と酸生成との組
合せのプロセスにおいて共にCOn除去を達成する。バ
イオガス出口(5)から出る生成ハ゛イオガスは900
−1400mgC川]/pのC用D除去量と実質的に対
応する。硫酸塩転化能(ま約8. I kg / SO
4/ m’ /日であった。
スによる硫化水素の除去とは硫酸塩還元と酸生成との組
合せのプロセスにおいて共にCOn除去を達成する。バ
イオガス出口(5)から出る生成ハ゛イオガスは900
−1400mgC川]/pのC用D除去量と実質的に対
応する。硫酸塩転化能(ま約8. I kg / SO
4/ m’ /日であった。
例2
例1の操作を繰返したが但し流入液の硫酸塩濃度を4.
3 g SD4/ lに増加させた。のみならず100
0mg/j?のプロピオン酸を流入液へ添加した。その
他の諸条件は、後文記載の変更事項を除き、例1におけ
ると同様に保持された。
3 g SD4/ lに増加させた。のみならず100
0mg/j?のプロピオン酸を流入液へ添加した。その
他の諸条件は、後文記載の変更事項を除き、例1におけ
ると同様に保持された。
或期間経過後に工程が安定化する一方において4、0
g SO4/βが還元された。硫酸塩還元能は21kg
/SO4/m7日(反応器容量及び0.25 p/hの
流速にもとづく)であったがこれは13.9kg Co
n / m’ /日の転化に対応する。汚泥の転化能(
ま約2kgSO4/kgvSS/日テアツタ。
g SO4/βが還元された。硫酸塩還元能は21kg
/SO4/m7日(反応器容量及び0.25 p/hの
流速にもとづく)であったがこれは13.9kg Co
n / m’ /日の転化に対応する。汚泥の転化能(
ま約2kgSO4/kgvSS/日テアツタ。
酸生成工程に対する空間負荷は反応器容量11及び水理
学的保持時間約4時間にもとづき84kgCUD/m’
/日であった。平均流速は0.2i/hであって流入液
濃度は14 g cal〕/ρであった。
学的保持時間約4時間にもとづき84kgCUD/m’
/日であった。平均流速は0.2i/hであって流入液
濃度は14 g cal〕/ρであった。
総合的効率は約67%であり、この時の転化能は56
kg C(111/ポ/日であった。
kg C(111/ポ/日であった。
揮発性脂肪酸について汚泥の酸生成能は6 kgCOD
/kg VSS/日であった。硫酸塩還元と酸生成と
の組合せのプロセスが安定状態に達した時に主生成物は
酢酸であった。
/kg VSS/日であった。硫酸塩還元と酸生成と
の組合せのプロセスが安定状態に達した時に主生成物は
酢酸であった。
廃水11当り約1.5〜2gの11□3−CODがスト
リッピングによって除去された。廃水17!当り1.4
gのバイオマスCODの生成に加えて該除去の結果は約
3 g GOII/ 7!のCOD減少(遠心処理流入
液試料について)となった。
リッピングによって除去された。廃水17!当り1.4
gのバイオマスCODの生成に加えて該除去の結果は約
3 g GOII/ 7!のCOD減少(遠心処理流入
液試料について)となった。
生成された1I25の少なくとも85%は浄化用ガスに
よってストリップされた。ガスストリッパーを出た後の
浄化用ガス(排出口14)の((2S含量は2〜5%で
あった。
よってストリップされた。ガスストリッパーを出た後の
浄化用ガス(排出口14)の((2S含量は2〜5%で
あった。
硫酸塩還元と硫化水素のストリッピングとは1〜2だけ
pl+を増加させた。この増加の抑制のためのpH値6
.7への抑制は約5 meq酸/gcODを必要とした
。
pl+を増加させた。この増加の抑制のためのpH値6
.7への抑制は約5 meq酸/gcODを必要とした
。
酸生成工程からの流出液をメタン発酵用流動床反応器(
22)の再循環路(24)(第1図参照〕へ連結し、ポ
ンプによってメタン発酵用反応器へ送給した。メタン発
酵用反応器からの流出液を出口(25)から取出した。
22)の再循環路(24)(第1図参照〕へ連結し、ポ
ンプによってメタン発酵用反応器へ送給した。メタン発
酵用反応器からの流出液を出口(25)から取出した。
メタン発酵反応器は、全工程メタン発酵(full−s
tage met:hanizal:1on)の流動床
反応プロセスからの約600対の汚泥の使用下に、メタ
ン発酵を開始した。このメタン発酵反応器へ200gの
0.2−0.4mm(径)及び50gの0.8〜1.2
5mm(径)の担体川砂を添加した。生成ガス(ガス出
口23から排出)は10日間の間に増加して転化能は約
14 kg COD/ m’/日に達した。この時のV
FΔ転化率は90%であり、総合的(酸生成」−メタン
生成)COD除去率は60%であった。反応器への総合
的負荷は約41 kg COD/ m’/日であり、転
化量は24 kg COD/m゛/日であった。
tage met:hanizal:1on)の流動床
反応プロセスからの約600対の汚泥の使用下に、メタ
ン発酵を開始した。このメタン発酵反応器へ200gの
0.2−0.4mm(径)及び50gの0.8〜1.2
5mm(径)の担体川砂を添加した。生成ガス(ガス出
口23から排出)は10日間の間に増加して転化能は約
14 kg COD/ m’/日に達した。この時のV
FΔ転化率は90%であり、総合的(酸生成」−メタン
生成)COD除去率は60%であった。反応器への総合
的負荷は約41 kg COD/ m’/日であり、転
化量は24 kg COD/m゛/日であった。
例3
硫酸塩3700mg/βを富化させた工業用大豆処理廃
水を使用した。メタン発酵反応器を除くはI かば例Iと同様に実験諸条件を維持し、この場合に本例
ではU A S B−反応器を使用し、流動床酸生成反
応器内の担体物質とし7粒径0.2〜0.3 amの溶
岩を使用した。
水を使用した。メタン発酵反応器を除くはI かば例Iと同様に実験諸条件を維持し、この場合に本例
ではU A S B−反応器を使用し、流動床酸生成反
応器内の担体物質とし7粒径0.2〜0.3 amの溶
岩を使用した。
或期間の後に工程が安定する一方において2.8g5O
,/1が還元された(75%)。硫酸塩還元能は20
kg 504747日(反応器容量にもとづく)であり
、これは12 kg COD/ % /日の転化率に対
応する。汚泥転化能は約0.6 kg 3%/ kg
VSS/ Bであった。
,/1が還元された(75%)。硫酸塩還元能は20
kg 504747日(反応器容量にもとづく)であり
、これは12 kg COD/ % /日の転化率に対
応する。汚泥転化能は約0.6 kg 3%/ kg
VSS/ Bであった。
酸生成工程における空間負荷は、1.OI!の反応器容
量及び約3時間の水理学的保持時間にもとづき85 k
g Con/ I /日であった。平均流速は0.3β
/hであり、流入液濃度は11.4 g COD/j!
であった。総合的効率は約80%であってこの時の転化
能は68 kg C0rl/ n? /日であった。
量及び約3時間の水理学的保持時間にもとづき85 k
g Con/ I /日であった。平均流速は0.3β
/hであり、流入液濃度は11.4 g COD/j!
であった。総合的効率は約80%であってこの時の転化
能は68 kg C0rl/ n? /日であった。
揮発性脂肪酸について汚泥の転化能は2.2 kgCO
D/kg VSS/日であった。硫酸塩還元と酸生成と
の組合せのプロセスが安定状態に達した時に最終生成物
は主として酢酸であった。
D/kg VSS/日であった。硫酸塩還元と酸生成と
の組合せのプロセスが安定状態に達した時に最終生成物
は主として酢酸であった。
生成された11□Sの少なくとも70%は浄化用ガスに
よってストリップされた。ガスストリッパーを離れる浄
化用ガス(出口14から排出)の112S含量は2〜3
%であった。
よってストリップされた。ガスストリッパーを離れる浄
化用ガス(出口14から排出)の112S含量は2〜3
%であった。
酸生成と硫酸塩還元との組合セのプロセスにおいて約3
4%のC0D−除去率が達成された。本例において酸生
成工程のρI+は6.5に維持された。
4%のC0D−除去率が達成された。本例において酸生
成工程のρI+は6.5に維持された。
本例の実験の最終時点において反応器及びストリッパー
は32.3 gのvSsを含有していた。反応器中のバ
イオマス濃度は31.5 g vSs、/7!であり、
その2%は懸濁固体として存在した。担体上の菌生育量
は担体1g当り110■■SSであった。
は32.3 gのvSsを含有していた。反応器中のバ
イオマス濃度は31.5 g vSs、/7!であり、
その2%は懸濁固体として存在した。担体上の菌生育量
は担体1g当り110■■SSであった。
酸生成/硫酸塩還元反応器からの流出液はUASB−反
応器の再循環路へ連結された。この反応器内での水理学
的保持時間は約9.0時間であった。
応器の再循環路へ連結された。この反応器内での水理学
的保持時間は約9.0時間であった。
揮発性脂肪酸の転化率は90%以」二であり、可溶性C
ODの総合的除去率は85%であって総合的全COD除
去率は80%であった。反応器負荷は約15 kg C
0rl/ % /日であった。
ODの総合的除去率は85%であって総合的全COD除
去率は80%であった。反応器負荷は約15 kg C
0rl/ % /日であった。
製糖工業ブラントからの流出水の浄化用の工業的規模の
tJ A S B反応器からの約1.24M!の粒状物
含有汚泥を添加することによってIJ A S B−反
応器の操業を開始した。接種された該汚泥はおよそ10
0gの懸濁固体乾燥物(約80gVSS)であった。
tJ A S B反応器からの約1.24M!の粒状物
含有汚泥を添加することによってIJ A S B−反
応器の操業を開始した。接種された該汚泥はおよそ10
0gの懸濁固体乾燥物(約80gVSS)であった。
添付図面の第1図は本発明の方法において外部ガススト
リッパーを具える一態様の模式的図示である。 1−流動床反応器、 2−沈降器、 3 @形管ポンプ
、 4−廃水入口、 5 バイオガス出口、 6−p1
1調節部、 11−硫酸添加部、12−浄化用ガス入口
、 13−ガスストリッパー、 14−浄化用ガス(旧
]、 22−メタン生成用流動床反応器、 23−ガス
出口、24−循環路、 24−流出液出口。
リッパーを具える一態様の模式的図示である。 1−流動床反応器、 2−沈降器、 3 @形管ポンプ
、 4−廃水入口、 5 バイオガス出口、 6−p1
1調節部、 11−硫酸添加部、12−浄化用ガス入口
、 13−ガスストリッパー、 14−浄化用ガス(旧
]、 22−メタン生成用流動床反応器、 23−ガス
出口、24−循環路、 24−流出液出口。
Claims (13)
- (1)硫酸塩及び有機物を含有する廃水の生物学的嫌気
的廃水処理による浄化方法において、硫酸塩の少なくと
も80%を酸生成工程において硫化水素へ転化させ、得
られる硫化水素の少なくとも70%を被処理廃水から除
去することを特徴とする方法。 - (2)酸生成工程を流動床反応器内で遂行する特許請求
の範囲第1項記載の方法。 - (3)流動床反応器内の見かけの液速が5〜30m/h
であり、流動床反応器内で使用される微生物用担体粒子
群の平均粒径が3mm以下であって担体比重が少なくと
も1200kg/m^3である特許請求の範囲第2項記
載の方法。 - (4)使用される担体粒子群の平均粒径が1mm以下で
あり、担体比重が1500〜4000kg/m^3であ
って反応器内の工程条件下の担体平均濃度が反応器容量
1m^3当り400kg以下である特許請求の範囲第3
項記載の方法。 - (5)得られる硫化水素を浄化用ガスの使用下に除去す
る特許請求の範囲第1〜4項のいずれか1項記載の方法
。 - (6)浄化用ガスが二酸化炭素を含有する特許請求の範
囲第5項記載の方法。 - (7)浄化用ガスとしてバイオガスを使用する特許請求
の範囲第6項記載の方法。 - (8)得られる硫化水素の除去のために反応液の上部に
大気圧以下の低圧帯を生成させてこの帯から該硫化水素
を除く特許請求の範囲第1〜4項のいずれか1項記載の
方法。 - (9)得られる硫化水素を、酸生成工程に使用される反
応器の外部に設けられたガスストリッパー内で除去する
特許請求の範囲第1〜8項のいずれか1項記載の方法。 - (10)酸生成工程での水理学的保持時間が1〜10時
間である特許請求の範囲第1〜9項のいずれか1項記載
の方法。 - (11)酸生成工程でpHを5〜8に、温度を25〜4
5℃に保つ特許請求の範囲第1〜10項のいずれか1項
記載の方法。 - (12)酸生成工程でpHを6〜7に保つ特許請求の範
囲第11項記載の方法。 - (13)酸生成工程で硫化物濃度を200mgS/l以
下に保つ特許請求の範囲第1〜12項のいずれか1項記
載の方法。
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