基于旋流场中颗粒高速自转与介质分散的高含水率黏稠污泥低温快速非相变干化

刘俊杰 ,  李琪琪 ,  梁亚男 ,  李剑平 ,  刘毅 ,  厉琼 ,  程婷婷 ,  魏傲松 ,  马生贵 ,  江霞 ,  汪华林 ,  付鹏波

工程（英文） ›› 2025, Vol. 50 ›› Issue (7) : 96 -105.

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工程（英文） ›› 2025, Vol. 50 ›› Issue (7) : 96 -105. DOI: 10.1016/j.eng.2024.10.012
研究论文

基于旋流场中颗粒高速自转与介质分散的高含水率黏稠污泥低温快速非相变干化

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Low-Temperature Rapid Drying of Viscous Sludge Via Non-Phase Change Based on Particle High-Speed Self-Rotation and Medium Dispersion in Cyclone

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摘要

污泥干化是实现减量化和资源化的关键，传统的热蒸发干化（TED）技术由于需要大量热能克服水分的相变潜热而面临挑战。本研究提出一种基于旋流分离器中颗粒高速自转的非相变技术，用于快速、低温干化高含水率的黏性污泥。将分散相介质（DPM）引入旋流自转干化（CSRD）反应器，以增强黏性污泥的分散性。文中系统研究了干化过程中载气温度、进料速率、DPM颗粒尺寸及进料比等因素的影响。在优选工况下，黏稠污泥的含水率可从80%降至15.01%，干燥时间不足5 s，干化效率高达95.79%。理论计算表明，89.26%的水分通过非相变途径去除，使CSRD技术的干化速率较TED技术提高了522倍。本研究为高含水率黏性污泥的低能耗、低碳排处理提出了一种可持续、高效的方法。

Abstract

Drying operations are of grave importance to realize the reduction and utilization of sewage sludge resources, but the conventional thermal evaporation drying (TED) technology presents challenges due to the need for a large amount of thermal energy to conquer the phase-change latent heat of moisture. Herein, we report a non-phase change technology based on particle high-speed self-rotation in a cyclone for fast, low-temperature drying of viscous sludge with high-moisture contents. Dispersed phase medium (DPM) is introduced into the cyclone self-rotation drying (CSRD) reactor to enhance the dispersion of the viscous sludge. The effects of carrier gas temperature, feeding rate, size, and proportion of DPM particles in the drying process are systematically examined. Under optimal operating conditions, the weighted content of moisture in the viscous sludge could be reduced from 80% to 15.01% in less than 5 s, achieving a high drying efficiency of 95.79%. Theoretical calculations also reveal that 89.26% of the moisture is removed through non-phase change pathway, contributing to a 522-fold increase in the drying rate of CSRD compared to TED technology. This investigation presents a sustainable effective approach for high moisture viscous sludge treatment with low energy consumption and carbon emissions.

关键词

污泥干化 / 旋流器 / 颗粒高速自转 / 黏稠污泥 / 分散相介质（DPM） / 非相变干化

Key words

Sludge drying / Cyclone / Particle high-speed self-rotation / Viscous sludge / Dispersed phase medium (DPM) / Non-phase change

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刘俊杰,李琪琪,梁亚男,李剑平,刘毅,厉琼,程婷婷,魏傲松,马生贵,江霞,汪华林,付鹏波. 基于旋流场中颗粒高速自转与介质分散的高含水率黏稠污泥低温快速非相变干化[J]. 工程（英文）, 2025, 50(7): 96-105 DOI:10.1016/j.eng.2024.10.012

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1 引言

城市和工业的快速发展导致污水污泥作为污水处理过程的副产品大量产生，其特点包括高湿度、大体积、有毒性和强烈气味[1‒5]。过去十年间，美国平均每年产生的污泥量为1.78×107 t干物质（DM）[6]。中国2020年的湿污泥（含水率按80%计）产量已经超过7.2×107 t，预计到2025年将超过9×107 t [7]。污泥的减量化、稳定化、无害化和资源化利用对可持续发展具有重要意义。

由于污泥的毒性和土地资源的稀缺性[8‒10]，填埋处理的比例已显著降低，且在许多地区已禁止直接填埋[11‒13]。资源的高效利用已成为污泥处理与处置发展的核心[14‒17]。对于已开发的资源利用方法，如焚烧、热解及建材利用，其效益高度依赖于污泥脱水效率[7,18‒19]。污泥干化能够显著减少其体积和质量，例如，将含水率从80%降低至30%，质量可减少28.6%。通常，可通过预脱水和干化工艺降低污泥的含水率[20‒21]。然而，从预脱水设备中收集的大多数工业污泥均为含水率超过80%的黏性污泥[22‒24]，干燥此类高含水率黏性污泥仍是一项重大的工业挑战。

传统的干化方法，如带式干化、转盘干化、桨叶干化和薄层干化[25‒27]，主要基于相变蒸发原理设计，利用热传导实现水从液相到气相的转化，从而实现液体与干物质的分离[28‒29]。然而，热蒸发干化（TED）在理论上被视为一个高能耗过程，因为水蒸发所需的潜热高达2258 kJ·kg-1 [30]。例如，分离过程能耗占美国工业能耗的45%~55%；而蒸发、干化等热分离能耗占整个分离能耗的80% [31]。此外，黏稠污泥中的水分完全蒸发通常需要较长时间。因此，迫切需要一种快速高效且能耗低的分散型黏稠污泥处理方法。

旋流器作为一种典型的物理非热分离设备，广泛应用于物料分离领域。通过理论计算和先进表征手段，我们的团队发现旋风分离器中的颗粒呈现出双重旋转现象。这些颗粒不仅围绕旋风分离器的中心轴线旋转，还会以惊人的速度（2000~6000 rad·s-1）[32‒33]进行快速自转。利用这一特性，研究开发了一系列新型旋流技术用于工业应用，如油水分离[34‒37]、自转强化废水厌氧/好氧处理工艺[38]、催化剂旋流自转活化[39]以及旋流吸附[40]。我们还提出了一种基于旋风分离器中颗粒高速自转的非相变干化原理。在低载气温度（<100 ℃）下，污泥和褐煤也以53% [41]和45% [42]的含水率在短停留时间（<15 s）内干燥，干化效率高达90%以上。与传统TED技术相比，旋流自转干化（CSRD）技术在能耗方面具有明显优势；然而，我们之前的研究主要集中在含水率低于60%的固化污泥上。对于含水率大于70%甚至超过80%的黏稠污泥，CSRD的有效性受限于污泥在旋流器中的分散不良及颗粒对旋流器侧壁的黏附。

为解决上述瓶颈问题，本研究旨在发展一种新型非相变干化方法，实现低温下高含水率黏性污泥的快速干燥。通过利用旋风分离器中污泥颗粒的高速自转以及分散相介质（DPM）对污泥的分散作用，消除了对原污泥含水率的限制性要求，从而实现了非相变CSRD，进而降低了污泥干化的能耗。研究表明，在70 ℃的温度下，可在5 s内实现超过95%的显著干化效率，且分散相介质可循环利用。本研究提出了一种低能耗处理污泥的新型路径，有助于低碳发展。

2 材料与方法

2.1 实验原理

含水率为80%的污泥处于高度聚集状态，无法在旋风分离器中均匀分散；因此，无法通过旋流自转直接干化。为改善黏性污泥的分散性，引入了DPM，通过石英砂颗粒的黏附形成泥-砂混合物。图1展示了黏性污泥在旋流器中自转干化的原理。载气携带泥-砂混合物从切向进口进入旋流器后，在切向导流作用下从直线运动变成了螺旋曲线运动，表现为绕旋流器中心轴做公转运动。泥-砂混合物密度远大于载气密度，因此在离心力作用下径向迁移到旋流器壁面附近，从而可实现泥砂与载气的分离。在旋流器流场作用下，附着了湿污泥的石英砂颗粒会产生高速自转运动，且自转速度高达2000~6000 rad·s-1 [32‒33]。在颗粒自转和公转耦合离心力作用下，污泥中自由水、间隙水、表面水等不同赋存状态的水分以微液滴的形式迁移到气相中[43]。旋流干化器中颗粒高速自转方向与公转方向相反。因此，在高速自转和公转运动产生的耦合离心力作用下，污泥中的水分可被有效去除。

耦合离心分离因数由下式计算[42,44]：

Fr=Fz1+Fi1=rωz2gcos2 φ+rcos φcos θ+Rωi2gcos φ

式中，Fz 和Fi 分别为自转和公转的离心力；Fz1与Fi1分别为径向上的自转和公转离心分离因数；r为液滴中心至污泥颗粒中心的距离；R为颗粒中心至旋流干化器中心轴的距离；φ为方位角（孔道液滴和污泥颗粒中心的连线与xoy平面的夹角）；θ为极角（液滴和污泥颗粒中心的连线在xoy平面上的投影与y轴的夹角）。

在本研究中，干污泥颗粒和石英砂颗粒从旋流干化器的底流口进入气流分选柱（AAC）的中部。气流将微小液滴从旋流分离器（CS）的溢流口带出，随后进入AAC的底部。在脉动气流的分选作用下，石英砂颗粒从AAC底部排出至循环系统，而气流则将干污泥从AAC顶部带入CS。

2.2 实验材料

本研究的实验物料为上海老港垃圾填埋场获取的填埋污泥，污泥含水率约为80%，有关测试材料的更多信息见附录A中的文本S1和表S1。对原污泥进行热重分析，结果表明，原污泥中有机物含量极低（附录A中的图S1和文本S2），这可能归因于污泥经过数年的厌氧发酵。

2.3 实验装置与流程

图2（a）~（c）分别展示了黏性污泥的CSRD工艺流程、三维示意图以及设备现场实拍图。实验流程分为三个部分：一是载气系统，空气经过风机和电加热器后形成热载气；二是进料系统，湿污泥和石英砂经过搅拌机以一定的配比混料后，由螺杆加料机输送进入后续干化和分选系统；三是干化和分选系统。

在系统中，热载气将污泥与砂的混合物输送至旋流干化器。石英砂颗粒通过气流分离从AAC底部排出。干燥后的污泥随气流从AAC顶部进入CS，从而实现干燥污泥与含细小液滴的载气分离。旋流干化器[图2（d）]和CS [图2（e）]的公称直径均为200 mm，但结构上的差异主要源于功能的不同。AAC中DPM与干污泥的分离原理在附录A的文本S3和图S2中进行了详细阐述。

2.4 分析和计算方法

附录A中的文本S4介绍了用于确定污泥含水率的方法、干化效率的计算，以及样品表征所用的仪器信息。

3 结果与讨论

3.1 石英砂颗粒粒径对污泥旋流自转干化的影响

在维持系统风量、载气温度、进料速率以及砂-泥混合比为3∶1的条件下，研究了石英砂不同粒径对污泥CSRD的影响。在实际实验中，石英砂颗粒无法完全与附着在表面的污泥分离。因此，一定量的未分离污泥会被排出的石英砂携带。在干化过程中，对各出口处污泥和石英砂的纯度也进行了系统分析。

图3（a）的结果表明，石英砂颗粒越大，污泥干化效果越差。这主要与颗粒尺寸增大，在旋风分离器中的自转速度降低有关。当颗粒尺寸大于4 mm时，由石英砂携带的污泥干化效率仅为24.47%（绝对污泥含水量从4.00 g·g-1干污泥降至3.02 g·g-1干污泥）。由石英砂携带的污泥与最终产品污泥的残余含水率按质量比加权计算，可代表污泥的整体干化效果（详见附录A的文本S4中的分析与计算方法）。如图3（b）所示，总污泥的整体加权干化效率曲线随石英砂颗粒尺寸增大呈现下降趋势，表明减小颗粒尺寸有利于污泥干燥。当颗粒尺寸小于3 mm时，加权干化效率高于79.68%。

图3（c）表明，随着颗粒尺寸的增大，从AAC底部出口处由石英砂携带的污泥量增加，而CS出口处干燥污泥中的石英砂含量减少。这主要是由于附着污泥的大颗粒石英砂的自转速度显著降低。如图3（d）所示，当颗粒尺寸在0~1 mm范围内时，石英砂和干燥污泥完全从CS中被去除。这意味着未能实现干化污泥与DPM的分离。此外，也无法实现DPM的再利用，且污泥纯度可能受到影响。为了实现污泥干化和泥砂分离的最高效率，将最佳颗粒尺寸设定在2~3 mm范围内。附录A中的文本S5和图S3显示了实验过程中进料和出料污泥的状态及颗粒尺寸。实验结果表明，原污泥的平均粒径为34.05 µm，而CS干燥后输出的干燥污泥平均粒径为796.5 µm。这一差异是由于原污泥初始状态为黏稠半固态，而溶剂的加入改善了粒径测试过程中的分散性，形成了小尺寸的孤立污泥颗粒。在干燥过程中，水分的去除导致这些污泥颗粒固化并形成具有稳定颗粒形状的大型聚集体。

3.2 泥-砂混合比例对污泥旋流自转干化的影响

黏性污泥的CSRD技术基于污泥与石英砂的混合，以提升污泥的分散性并增大气液接触面积。因此，污泥与砂的混合比例是关键影响因素。图4（a）显示，随着砂-污泥混合比例的增加，污泥干化效率最初呈现上升趋势，随后开始下降。通过增加混合比例，黏性污泥的整体分散程度得到提升，从而提高干化效率。当混合比例进一步增加时，载气负荷过高，导致干化效率降低。

图4（b）表明，污泥的加权干化效率随着混合比的增加先升高后降低。当混合比为3.5∶1时，干化效率达到最大值89.94%，含水率为28.58%。如图4（c）所示，从AAC底部排出的石英砂纯度与混合比呈正相关，而CS底部出口的污泥纯度通常与混合比呈负相关。随着混合比的增加，CS底部排放的污泥与总进料污泥的比率也随之增加。如图4（d）所示，当混合比从2∶1增加到4∶1时，该比率从38%上升到70%。这是因为较高的混合比增加了污泥与砂之间的分离程度。综合考虑污泥干化效果和泥-砂分离效率，确定最佳混合比为3∶1。需要注意的是，实验结果受到污泥黏度的显著影响。当使用初始含水率较高（85%）的污泥（黏度较低）进行对比实验时，所得规律几乎相同（附录A中的文本S6和图S4）。

3.3 载气温度对污泥旋流自转干化的影响

提高载气温度能够降低污泥颗粒表面及孔隙中水分的黏性阻力[45]。因此，较高的气体温度有利于通过颗粒旋流自转实现水分去除。图5（a）展示了温度对污泥CSRD的影响。在正常温度（30 ℃）条件下，原污泥干化后含水率从80%降低至10.3%（干化效率为97.09%），而由石英砂携带的污泥含水率可降低至58.22%（干化效率为65.16%）。CSRD处理后污泥的加权含水率为50.08%，加权干化效率可达69.6%。

干化系统中，污泥在旋流干化器中的停留时间不足5 s。在低温条件下，污泥中的水分在几秒钟内无法充分蒸发和汽化，这表明CSRD工艺并非主要依赖相变过程。在提高载气温度后，由于水分黏度的降低，污泥的加权含水率持续下降，但水分的减少速度逐渐减缓。图5（b）显示，随着载气温度的升高，污泥的加权干化效率从50%提升至94%，且在50～70 ℃的温度范围内，干化效率的上升趋势更为明显。这可能与污泥水分含量降低时污泥-水分相互作用力增强有关。因此，为了在能量和效率之间取得平衡，温度应控制在70 ℃左右。

对排出的污泥与砂的比率也进行了适当分析。如图5（c）所示，AAC底部出口处石英砂的纯度相对较高，其值在87%～94%之间。图5（d）显示，89%～98%的石英砂从AAC底部排出。就污泥分布而言，随着载体气体温度的升高，从CS底部排出的污泥占总污泥的比例逐渐增加。随着载体气体温度的升高，污泥干化程度和污泥-砂分离程度均呈现上升趋势。此外，关于载体气体温度的结论可通过控制实验（附录A中的文本S7）得到验证，该实验在保持其他条件不变的情况下，改变了污泥与砂的进料速率或混合比（附录A中的图S5、图S6）。

污泥干化前后孔隙分布的特征通过氮吸附法和汞侵入法进行了测量。根据表1和附录A中的文本S8，旋流干化使原污泥的孔隙率和孔隙体积增加，同时平均孔径从94.38 nm显著增大至413.02 nm。孔径分布分析（附录A中的图S7）进一步显示，孔径大于3 μm的大孔数量显著增加。基于上述讨论，这主要是由于在气流干化过程中，湿污泥在载气温度的影响下聚集成较大颗粒，从而增加了堆叠间隙孔的数量。

CSRD处理后，污泥的堆积密度略有降低，这与污泥孔隙体积和中值粒径的增加直接相关（附录A中的文本S5和图S3）。自转干化前后，污泥的孔隙面积从15.808 m2·g-1降至4.897 m2·g-1，这是因为直径小于3 μm的孔隙数量减少。氮吸附测量结果表明，旋流干化使孔体积从0.0556 cm3·g-1减少至0.0137 cm3·g-1，但对污泥的平均孔径影响不大。这表明干化过程中的中孔数量显著减少。图S7（b）展示了污泥干化前后样品的汞吸附与脱附曲线。在相同压力下干化的污泥表现出更高的汞吸附程度。此外，脱附和吸附曲线与原始污泥相比具有更好的拟合度。这表明干化后污泥颗粒中孔隙之间的连通性更好，这也与大孔数量的增加有关。

附录A中的文本S9和图S8展示了污泥样本干化前后的扫描电子显微镜（SEM）图像。从图S8（c）和（d）可以清楚地观察到，原始污泥表面存在颗粒聚集现象，污泥颗粒之间有明显的裂缝，且污泥颗粒表面布满了大量介孔结构。这些结构吸收了大量水分，由于毛细作用力，这些水分将更难去除。干化后污泥颗粒的表面更加光滑，介孔数量显著减少[图S8（g）和（h）]。这可能是因为在CSRD过程中，污泥颗粒受到CS侧壁的挤压并被旋流分离器剪切，这与氮吸附法所得结果一致。

3.4 进料速率和载气脉动频率对污泥旋流自转干化的影响

进料速率会改变颗粒碰撞概率，并影响载气与物料之间的热传递过程，从而影响颗粒的自转速度和脱水效率。如图6（a）和（b）所示，由石英砂携带的污泥含水率和从CS中排出的污泥含水率随进料速率的增加而增加。然而，干化效率曲线呈现下降趋势，并在进料速率为30 kg·h-1时达到峰值干化效率。这可能是因为该进料速率能确保颗粒具有足够的自转运动，并最大化颗粒间的碰撞概率，从而提升整体干化效率。此时，污泥残留水分的加权含量可从80%降至15.01%，达到95.79%的干化效率。

如图6（c）和（d）所示，随着进料速率的增加，AAC底部出料石英砂与总出料石英砂的比值逐渐增大，而CS排放的污泥与总排出污泥的比值逐渐减小。考虑到干化效率、排放污泥的纯度以及污泥产品流向等关键因素，最佳进料速率应设定为30 kg·h-1。通过将载气温度设定为90 ℃，研究了进料速率对CSRD的影响。附录A中的文本S10和图S9显示，最佳进料率仍为30 kg·h-1。载气脉动频率对CSRD的影响详见附录A中的文本S11和图S10。所得结果表明，随着脉动频率的增加，污泥的加权干化效率随之提升。

3.5 旋流自转干化非相变占比

为了比较TED和CSRD的干燥速率，在70 ℃下进行了一组恒温干化实验。在干化实验过程中，实时记录污泥含水率的变化，相关结果见附录A中的文本S12和图S11。经过CSRD处理后，污泥含水率在5 s内从84.76%降至4.81%，而TED技术则需要大约95 min。随着时间推移，TED干化速率最初呈现快速增长，随后逐渐减缓，最大干化速率为0.0025 g·s-1。相比之下，CSRD的平均干化速率高达1.38 g·s-1，是TED的552倍。综上所述，CSRD污泥在相同温度下所需的干化时间显著更短，且干化效率更高。

为估算污泥干化过程中的水分非相变去除占比，进行了理论计算。假设在干化过程中从液面蒸发的所有分子均不会因与其他分子碰撞而重新凝结。如附录A的文本S13和表S2中所解释，u（液体蒸发速率）是液体表面降低的速率，等于蒸发分子通量除以液体的分子数密度，以及凝结分子通量除以液体的分子数密度。对于作为理想气体的饱和蒸汽，J表示单位时间内单位液体表面上凝结的分子数；P表示饱和蒸汽的压力；T是热力学温度；v是分子的平均速度；ng表示气体的分子数密度；ρg是气体密度；m是分子的质量；M是摩尔质量；n1是液体的分子数密度；ρ1是液体密度；R为摩尔气体常量；π为圆周率。液面下降速率u的计算过程如下：

u=Jn1=ngv4n1=mngv4mn1=ρgv4ρ1=MPRT×8RTπM4ρ1=Pρ1M2πRT

接下来计算投加石英砂的总体积（V1）和单个石英砂颗粒的体积（V2），此处将石英砂颗粒近似看成球体，它们之间的关系如下：

V1=Mρ
V2=43πr23

石英砂颗粒的数量（N）可通过计算获得：

N=V1V2

由此单个石英砂颗粒的表面积S0以及石英砂颗粒的总表面积S1可以推导出：

S0=4πR22
S1=N×S0

液体的蒸发速率（V）可根据以下关系式计算：

V=S1×u

污泥物料在CSRD系统中从进料到排出的停留时间为T0，液体蒸发量（Q）可按以下公式计算：

Q=V×T0

干化污泥的质量（m1）可由式（10）计算，其中，w1是污泥的初始含水率，w2是加权剩余含水率，E为加权干化效率，从而得到从湿污泥中去除的总水分量（m2）：

m1=mw11-Ew2
m2=mw1-m1w2

水分非相变去除比例（ω）可由式（12）计算：

ω=m2-Qm2×100%

将表S2中的数据代入上述方程后，发现CSRD工艺中去除的水分有89.26%经非相变方式去除。这表明CSRD工艺与传统TED技术相比，去除水分的方式存在差异。

4 结论

本研究开发了一种非相变干化方法，用于在秒级停留时间内对高含水率的黏性污泥进行低温干燥。通过利用旋流干化器中污泥颗粒的高速自转以及DPM对污泥的分散作用，所提出的基于CSRD的方法显著降低了污泥干化的能耗，并克服了传统TED技术的缺点。研究探讨了各种操作因素对干化效率的影响。研究工作获得的主要结论如下。

（1）添加石英砂颗粒越小，混合比例越高，污泥最终干化效率也越高。然而，这并不利于泥-砂分离过程。石英砂的优选粒径在2~3 mm范围内，而优选砂-泥混合比例为3∶1。

（2）工艺在低温条件下实现了黏稠污泥的快速高效干化。在载气温度为70 ℃的条件下，污泥的含水率可从80%降低至10%以下，干化效率高达95%以上。实验结果表明，提高载气温度可提升干化效率，而增加进料速率则会降低干化效率。

（3）CSRD技术的干化速率是传统TED技术的522倍。根据理论计算，CSRD工艺中水分非相变去除的比例高达89.26%。这能够有效避免传统TED工艺中必须克服的汽化潜热，从而降低污泥干化的能耗。

综上所述，CSRD技术在干化高含水率黏性污泥时展现出显著的技术优势，如低能耗、高效率和节省时间。这项开创性研究提出了一种利用旋流分离技术有效处理污泥的方法。此外，本研究所提出的创新方法有望彻底改变污泥管理和处理的方式，为资源管理利用这一关键领域提供更高效和可持续的解决方案。

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