鐵鹽調理聯合真空預壓法填埋污泥排水加固試驗

武亞軍，鄧清楊，張旭東，李 璟

(1.上海大學 土木工程系，上海 200444； 2.上海城投污水處理有限公司,上海 201203)

隨著中國大中型城市第二產業和人口規模的不斷擴大，污水處理的副產物市政污泥的產量也隨之大幅增加. 中國每年產生3 000萬～4 000萬t城市生活污泥(含水率80%左右)，預計到2020年，中國的市政污泥產量將會達到6 000萬～9 000萬t. 面對如此龐大的污泥產量，尋找一個合適的處理處置方式成為當務之急，污泥處理處置的目標是實現“四化”——減量化、穩定化、無害化和資源化[1-2]. 當前，中國主要采用衛生填埋的方式處置市政污泥[3]. 隨著污泥產量的不斷增加，國內許多污泥庫或污泥坑的庫容已不足，無法繼續填埋污泥且由于土地資源緊張一時又找不到新的填埋場地，污泥庫區的排水減容與坑體加固成為目前多數填埋場亟須解決的問題. 現行常用的機械壓濾脫水方法處理效率低，特別是針對已經填埋的高含水率污泥，難以大規模開展應用.

真空預壓法是一種軟弱地基處理加固的常用方法，具有處理量大、成本低、安全可靠等優點. 目前技術已非常成熟，衍生出一系列新方法如藥劑真空預壓法、氣壓劈裂真空預壓法、真空預壓聯合電滲法等[4-6]. 污泥的土力學性質極差，將真空預壓法直接應用到污泥的排水加固處理效果并不明顯[7]. 這主要由污泥本身的特性決定：1)由于污泥中含有大量呈膠狀結構的有機物和親水性物質，固結系數和滲透系數極小，排水固結特性極差[8]；2)污泥具有由胞外聚合物 (EPS) 與微生物細胞形成的凝膠狀絮體結構，且EPS中含有大量結合水，采用常規真空預壓法難以排出[9]；3)污泥固體中的大量有機質絮體為柔性結構，在外荷載作用下容易變形而堵塞排水通道.

無機混凝劑由于其具有壓縮雙電層、電中和、網鋪卷掃作用，已被廣泛應用于城市污水及工業廢水處理，鐵鹽由于還具有較強水解能力的特點應用更為廣泛，目前，一些學者已將其應用到剩余污泥和脫水污泥的研究中. 姚萌等[10]采用FeCl3和CaO為調理劑，比較了調理前后剩余污泥的比阻、污泥粒度及胞外聚合物的變化，對調理的作用機理進行了總結分析；牛美青等[11]采用無機和有機混凝劑對污泥進行調理，通過測定污泥比阻、Zeta 電位及污泥上清液中大分子有機物含量，研究了不同混凝劑及其投加量對污泥脫水性能的影響；王曉萌等[12]以鋁鹽、鐵鹽、鈦鹽混凝劑為研究對象，通過測定表征污泥脫水性能的指標，系統比較了它們對污泥的調理性能.

以上都是針對改善剩余污泥或者新鮮脫水污泥的脫水性能或指標展開的研究，針對填埋污泥的深度脫水減容與真空排水加固研究較少. 僅有小部分學者對此展開過研究，Lin等[13]對填埋庫污泥采用FeCl3化學調理聯合真空預壓法進行了真空預壓現場試驗，探討了該方法在污泥庫減量化方面的可行性. 武亞軍等[14]對新鮮脫水污泥的真空固結特性展開了研究，提出了基于藥劑調質的真空預壓法，以新鮮脫水污泥為研究對象，采用FeCl3和CaO作為調理劑，研究了調質污泥的真空固結特性，雖取得了較好的效果，但試驗規模小且未采用實際真空預壓中廣泛使用的塑料排水板，仍與實際工況有較大差別.長期填埋污泥經過若干年的降解，各方面性質相對新鮮脫水污泥也已發生較大的變化，故需要對填埋污泥的調理藥劑和真空排水加固特性展開詳細的研究. 經藥劑調理改性后，污泥的土力學性質如何變化，在真空負壓下污泥的真空排水固結效果、污泥強度能否達到填埋標準，排水板是否會發生淤堵是亟須研究的問題. 基于以上問題，選用常用的鐵鹽——三氯化鐵(FeCl3)來調理污泥，污泥用量每桶達150 kg，并采用塑料排水板進行排水固結，研究藥劑調理后土工性質的變化，在真空荷載作用下污泥的排水固結規律以及孔隙分布規律，探究鐵鹽聯合真空預壓法處理污泥的可行性，對現場原位試驗提供一定的參考.

1 藥劑真空預壓試驗

1.1 試驗污泥與化學藥劑

試驗填埋污泥取自上海某污泥填埋坑，填埋時間在8 a以上；試驗中采用的藥劑FeCl3為工業級無水FeCl3，質量分數為98%. 藥劑添加時先稱好質量，再配置成水溶液，按照藥劑占污泥干基的質量分數進行添加. 本文的含水率為水的質量與污泥總質量之比.

1.2 試驗器材

燒杯、量筒、滴定管、密封膠、電子天平(精度0.01 g)、玻璃棒、模型桶(如圖1所示)、空氣壓縮機、真空轉換閥、真空表、集水瓶、直尺、細管、烘箱、塑料排水板(等效孔徑為75 μm，如圖2所示)、塑料扁平接頭(如圖3所示)、密封膜、土工布等.

圖1 試驗模型桶

圖2 普通分離式排水板

圖3 塑料扁平接頭

1.3 加藥調理改性

取150 kg污泥，將占污泥干基20%約7.5 kg的三氯化鐵(FeCl3)溶入22.5 kg水中，配成0.33 kg/L的三氯化鐵溶液.配置溶液的過程中，放熱十分明顯，6 min內水溫從20.3 ℃上升到68.5 ℃，相當于釋放了4.55×106J熱量. 將溶液分兩次加入模型桶對污泥進行調理改性，每次攪拌15 min以上，快攪慢攪交替進行，攪拌過程中反應十分劇烈，體積急劇膨脹產生大量氣泡和白煙，并劇烈放熱，加藥后污泥狀態如圖4所示，加藥后的污泥溫度變化如圖5所示.

圖4 加藥時污泥狀態

圖5 加藥后污泥的溫度變化曲線

1.4 真空預壓試驗方案

實際工程中，真空預壓法處理高含水率淤泥等超軟土常采用塑料排水板進行徑向固結排水. 為了貼近實際，采用塑料排水板進行徑向真空固結試驗，探究經FeCl3調理后長期填埋污泥的真空排水加固效果，驗證藥劑真空預壓法處理長期填埋污泥在實際工程中的可行性. 本次試驗污泥用量為150 kg，試驗組FeCl3摻量為污泥干基的20%(該添加比例是由以真空抽濾為基礎的比阻試驗確定的[15])，比阻是衡量污泥脫水性能的綜合指標，且比阻值與固結系數呈負相關[13].另設置一個空白對照組，污泥用量相同不添加任何藥劑.

真空預壓試驗裝置由模型桶、密封膜、排水管、集水瓶、空壓機組成，桶高約98 cm，桶體直徑約58 cm，排水板與塑料扁平接頭連接從密封膜中心穿孔通過軟管連接到集水瓶，集水瓶另一端再與真空源相連，達到氣液分離的目的，如圖6所示.密封膜鋪設于污泥上表面，兩者之間鋪設一層土工布，為保證較好的密封效果，密封膜四周塞入污泥與模型桶間，向下深入約25 cm，排水板與真空源之間采用塑料扁平接頭、集水瓶、排水管進行連接. 排水板一端接入扁平接頭，再通過排水管接入集水瓶，集水瓶與空壓機通過細管、快速插接頭和真空轉換閥進行連接，部分接頭處用絕緣膠帶和玻璃膠加密，形成一個穩定的真空排水系統. 采用等效孔徑為75 μm的普通分離式排水板，每個桶放置1根排水板位于試樣的正中心.為了防止試驗初期真空荷載過大致使大量細小顆粒往排水板遷移造成排水板濾膜淤堵，試驗采用分級施加真空荷載的加載方式，通過調壓閥調節真空荷載，初級荷載為40 kPa，待加載時間持續24 h后，將荷載增加至80 kPa，直至試驗結束. 試驗過程中對排水量、沉降量和真空度進行監測，對徑向收縮導致的漏氣采用泥封處理. 試驗完成后對模型桶內污泥進行十字板剪切試驗、含水率試驗、密度測試、壓汞試驗等，試驗點及取樣點見圖7.

圖6 真空預壓試驗裝置示意

圖7 試驗點和取樣點示意

2 試驗結果與分析

2.1 加藥調理改性前后性質變化

FeCl3溶液與原始污泥發生了劇烈反應，顏色由黑變黃，污泥反應前后的性質發生了一些變化，如表1所示.

表1 原狀和調理污泥基本性質

由于FeCl3是以溶液的形式加入的，含水率略微有所變化；由于FeCl3的混凝作用以及Fe(OH)3的網捕卷掃作用，污泥的比重有所增加；由于Fe3+的水解作用以及較強的氧化作用，有機物質量分數有所減少；由于Fe3+的強水解反應，pH減小到4.1，減小了45%. FeCl3溶液與污泥發生劇烈反應，產生了大量氣體，體積膨脹，產生的氣體并不能完全從污泥中排出，而是積存在污泥內部，導致污泥中孔隙變多，孔隙比增大. 由于FeCl3的加入導致pH減小，溫度升高，污泥膠體結構被破壞，胞內水被釋放，污泥的黏度明顯減小，滲透系數增大，滲透性提高. Fe3+的加入壓縮了污泥膠粒雙電層中的擴散層，中和了部分污泥膠粒表面的負電荷，降低了污泥膠粒間靜電斥力和ζ電位，膠粒之間開始發生凝聚，污泥穩定的絮狀膠體結構因失穩而破壞，顆粒開始凝聚和絮凝，固液分離發生，脫水性能提高.

2.2 排水量

真空預壓過程中排水量與排水速率隨時間變化如圖8，9所示. 由圖8可以看出，原狀污泥排水曲線十分平緩，736 h最終排水量只有5 650 mL，平均每小時排水量不足8 mL，由此可見真空預壓法對原狀污泥進行深度脫水的效果十分有限. 經藥劑調質的污泥脫水性能得到了明顯提高，經FeCl3調理后的污泥深度脫水性能顯著提升，24 h排水量達到4 500 mL，是原狀污泥排水量的7.5倍. 調理污泥排水曲線24 h附近存在突變，這是由于24 h后進行了真空荷載調整. 真空荷載的增加造成排水速率突增，導致下一個計數期排水量增加較多，反映到排水曲線上顯示為突變. 經過736 h的真空預壓，調理污泥一共排水約50 L，相當于每噸污泥脫水0.33 m3.

圖8 排水量隨時間變化曲線

從圖9可以看出，經FeCl3調理的污泥排水速率不穩定，上下波動較大，這可能與真空度波動和污泥本身復雜的化學成分有關；調理污泥排水速率明顯大于原狀污泥，調理污泥前24 h的平均排水速率達到180 mL/h以上，原狀污泥僅為20～30 mL/h，調理后是調理前的6倍以上. 調理污泥排水速率在24 h突增，這是因為真空度從40 kPa調整到80 kPa. 24～400 h排水速率約為100 mL/h，400 h后排水速率降至約45 mL/h，說明FeCl3的加入雖能大大改善污泥滲透性，但并不能在污泥內部形成較強的骨架，隨著排水固結程度的加深，孔隙比明顯減小，導致排水通道堵塞較多，因此，可進一步添加新的藥劑構建具有較高強度結構的排水通道來增加其滲透性.

圖9 排水速率隨時間變化曲線

2.3 含水率

2.3.1 平均含水率

假定排水過程中固體小顆粒沒有損失，根據排水量反算得到試驗過程中的含水率變化，這里是指整桶污泥的平均含水率，如圖10所示. 可以看出，原狀污泥含水率在抽真空過程中變化很小，24 h下降了不到0.2%，736 h下降了0.9%，這與排水量小有直接關系；經FeCl3調理的污泥在前24 h下降了0.6%，在736 h內一共下降了9.3%，含水率最終降為66.6%，脫水效果較好，可進一步優化藥劑配方和試驗參數來提升效果. 平均含水率的變化規律與排水量的規律相一致.

圖10 平均含水率隨時間變化曲線

2.3.2 含水率分布規律

為了研究真空預壓后污泥含水率的分布規律，分別在不同深度沿垂直排水板面方向取樣測定其含水率，結果如圖11所示. 可以看出，深度越深，含水率越高，同一深度下，距離排水板越遠，含水率越高，這可能與真空度遞減有關，真空度沿半徑方向和深度方向逐步衰減[16]；觀察圖11(b)可知，在表層，距離板1和25 cm兩個位置處含水率差值為2.1%，在深度30 cm處，距板1和25 cm兩位置處，含水率相差6%，這表明深度越深，沿著徑向含水率分布差別越大，即含水率分布越不均勻；污泥表層含水率在57.1%～60.7%，深度30 cm處為60.7%～66.7%，Lin等[13]真空現場試驗得到的表層含水率分布范圍為58.3%～63.1%，深度30 cm處為63.6%～70.6%，表層含水率二者相當接近且含水率沿徑向和深度方向增加的規律一致，隨著深度的加深，Lin等的含水率急劇增加至78.8%以上，與表層差距較大，整體性不如本次試驗，這與坑體較深、中下部污泥與藥劑混合不均、排水板彎折等因素有關.

2.4 累計沉降量和減容比

試驗過程中在某條垂直排水板的直徑上選取8個點位進行污泥沉降記錄，將8個點位沉降值的平均值作為污泥的累計沉降值，得到原狀污泥和調理污泥的累計沉降曲線如圖12所示. 可以看出，原狀污泥在24 h內的沉降值基本達到了穩定，沉降量約1 cm，這與原狀污泥滲透系數極低、排水量少有關；FeCl3調理污泥在24 h內約沉降了4.5 cm，是原狀污泥的2.25倍. 調理污泥24 h后沉降量突增，這是由于24 h后的真空荷載調整，導致排水量在下一個計數期相比24 h之前增加較多所致. 經過736 h的真空預壓，調理污泥一共沉降了約17.4 cm，占其初始高度的24.8%.

圖11 含水率分布

圖12 累計沉降量隨時間變化曲線

圖13為某條垂直排水板面直徑上8個監測點的高度變化. 可以看出，在真空排水固結過程中，污泥表面沉降并不均勻，而是兩邊比中間沉降多，呈上凸狀或拱型. 這可能與排水板和污泥沉降不同步以及排水板處形成的土樁有關，真空預壓過程中排水板因為小顆粒的水平移動和豎向移動被土體緊密包圍[17]，并在板處形成強度較高的土樁，難以隨污泥一起下降，取出排水板時排水板上端在污泥表層之上也印證了這一點.另外土樁的形成也影響了沉降速率，土樁強度高，壓縮性低，沉降速率比遠離土樁處慢，逐漸形成了圖14的形狀.

圖13 污泥高度變化曲線

圖14 排水板處的土樁

在真空預壓過程中，原狀污泥僅發生豎向沉降，調理污泥有豎向沉降和徑向收縮，無法直接通過沉降量計算體積改變量，故采用密度法. 為了盡可能準確測定整個試樣的平均密度，采用環刀在圖7所示位置從上往下間隔均勻地取3個試樣，取3個試樣的平均密度. 按照質量與密度的關系算出調理污泥真空預壓后的體積，計算出減容比(減小的體積與原體積之比)，調理污泥為1號，原狀污泥為2號，結果如表2所示.可以看出，2號的減容比很小，為4.6%，1號相對調質污泥(加藥后真空預壓前)減容36.2%，相對原狀污泥(加藥前)減容為28.8%，減容效果較好. 減容比與排水量呈正相關，1號和2號的減容比的比值約為排水量比值的0.7倍；體積變化量與Lin等[13]真空預壓現場試驗得到的47.5%有一定差別，這主要與初始含水率不同有關，本文污泥初始含水率為75%，明顯低于Lin等的89.6%.

表2 試驗結束后減容比

2.5 污泥強度

為研究真空預壓結束后不同深度、距排水板不同距離位置處污泥強度，對15，30 cm深度，距排水板3，13，24 cm處的污泥分別進行了原狀污泥和重塑污泥的十字板剪切強度試驗，具體結果如表3所示.可以看出，深度15 cm處原狀污泥十字板抗剪強度平均為1.1 kPa，FeCl3調理污泥的抗剪強度最大達18.9 kPa，平均為11.7 kPa；隨著排水固結過程的不斷深入，孔隙水壓力減小，有效應力增加，強度逐漸增大；沿徑向距排水板越遠，污泥強度越低，深度越深，強度越低，排水板處污泥強度最高，這與含水率分布規律一致；此外，強度越高，靈敏度越高，結構性越強，受擾動影響越大.

表3 不同位置處原狀和重塑污泥強度

污泥強度呈現上述規律可能是因為真空壓力沿徑向和深度方向的損失，導致不同位置處排水固結程度不同.且由圖13，14可知，以排水板為中心形成了土樁，土樁一般呈倒錐形[18]，是由較細顆粒在滲透力作用下向排水板移動并聚集形成，土樁的強度一般較周圍土體偏大[17]，結構性較強，土體強度呈現出以排水板為中心向四周逐漸減小，且隨著深度逐漸減小的規律.

2.6 孔隙分布特征

為研究真空預壓后的孔隙大小以及孔徑分布規律，試驗結束后在污泥表層垂直排水板面方向距板1，5，13，22 cm位置處取樣，采用液氮冷凍真空干燥升華法對試樣處理后，采用壓汞儀(如圖15所示)進行了壓汞試驗(mercury intrusion porosimetry,簡稱 MIP).壓汞試驗的原理是：通過壓汞儀施加一定的汞壓力，克服汞的表面張力，從而使汞被壓入試樣孔隙中，所壓進汞的體積即為孔隙體積. 由于2號含水率過高、強度過低，無法取出成形試樣，只對1號的孔隙分布特征進行研究.

圖15 壓汞儀

2.6.1 孔隙率與累計孔體積

距排水板不同距離的孔隙指標和累計入汞量與孔徑關系如表4和圖16所示.由表4可知，沿徑向孔隙比最小為0.5，最大為1.2，平均為0.85，試驗結束后的孔隙比相比試驗前下降了82.4% 以上，表明在真空預壓過程中，隨著孔隙水的不斷排出，孔隙體積顯著縮小，孔隙比的顯著減小也從側面解釋了在真空預壓中后期排水速率減慢的原因；從距板1 cm到5 cm處，4 cm的跨度，孔隙率增加了11.7%，孔隙比增加了0.33，從距板5 cm到22 cm處，17 cm的跨度，孔隙率增加了8.9%，孔隙比增加了0.36，表明距離排水板越遠，其孔隙率和孔隙比越大，且距板越近，孔隙變化越明顯.由圖16可知，距板越遠，累計入汞量越大，即孔隙體積越大，4個試樣的累計孔隙體積差距較小，最大差值僅為0.17 mL/g；4個試樣的孔徑均集中在200～100 000 nm，沿徑向孔隙的主要分布范圍差別不大.

表4 不同位置處的孔隙率與孔隙比

圖16 累計入汞量與孔徑關系曲線

2.6.2 孔徑分布規律

孔徑分布密度曲線如圖17所示. 可以看出，4個試樣的孔徑分布密度峰值對應孔徑在6 000 nm附近，距排水板距離不同，孔徑分布密度曲線峰值并未發生移動. 觀察曲線的左半部分可得，距離排水板越遠，孔徑分布范圍越廣且微孔越多；10～500 nm的孔徑，距板越遠反而越多.

圖17 孔徑分布密度曲線

為進一步研究孔徑分布的規律，定量描述大中小孔徑相對百分比的變化情況，需要對孔徑進行分類. 然而，目前對于軟黏土孔徑劃分的具體界限值沒有統一的標準. Shear等[19]根據原狀和重塑的飽和灰色軟弱沖擊性黏土進行了大量的試驗，將粘土內的孔隙分為以下4種，并定量地給出各類孔隙的界定標準，如表5所示.

表5 孔隙類型劃分

本次試驗的對象是調理改性污泥，由于沒有污泥孔徑的統一劃分標準，根據Shear的標準，結合污泥的微觀孔徑特性，將孔徑劃分為4類. 根據表5的劃分方法，做出孔隙體積百分比分布曲線，如圖18所示. 可以看出，4類孔隙小孔占比最高，最高可達65.13%，其次是中孔，大孔最少，孔隙分布主要以小孔和中孔為主，即以團粒內孔隙和顆粒間孔隙為主. 沿徑向小孔和中孔合占的比例從92.92%下降到79.35%，說明距離排水板越遠，孔隙分布越均勻. 距離排水板越近，小孔占比越多，中孔占比差別不大，這可能是由于距離排水板越近，真空吸力越大，顆粒之間排列更緊密，小孔隙越多. 距排水板越遠，微孔占比逐漸增加，大孔占比逐漸減少，這可能是由于距排水板越近，小顆粒流失越多，導致微孔數量下降且大孔數量比遠處略高.

圖18 孔隙體積百分比分布曲線

3 討 論

本次試驗采用高98 cm，直徑58 cm的圓柱型模型桶進行徑向真空固結模型試驗，污泥處理深度為70 cm，攪拌較均勻，排水板未發生明顯彎折，處理結果較為理想，結論對于處理淺層泥坑較為適用.然而工程實際中，真空預壓原位處理的深度常在數米到數十米，規模和深度的不同會造成結果的差異.從以下3點對可能涉及的問題展開討論：1)現場使用的排水板長達數米以上，其內部的井阻效應會被明顯放大，影響正常排水造成處理效果的下降.2)坑體較深時污泥與藥劑均勻混合較困難，導致藥劑濃度分布不均，造成反應不充分，同樣影響處理效果.3)處理深度較深時，排水板易發生Z型或S型等不同形式的彎折現象，真空度向下傳遞更為困難[20]，下部真空度的顯著下降造成污泥排水困難.

以上問題使得真空預壓原位處理效果以及處理的整體性顯著降低，含水率、體積變化量、污泥強度等結果將與本次試驗產生較大差別.

4 結 論

1)原狀污泥顆粒細小且滲透系數極低，在真空預壓過程中易在排水板濾膜上形成致密泥層堵塞排水通道，故原狀污泥采用真空預壓進行排水加固的效果十分有限.

2)經FeCl3調理后污泥，性質發生較大變化，排水速率大幅提升. FeCl3的加入能大大改善污泥滲透性且不易發生淤堵，但未能在污泥內部形成較強的骨架結構，后期排水速率下降明顯.

3)原狀污泥的抗剪強度極低，在1.1 kPa左右，調理污泥抗剪強度最大達18.9 kPa，接近25 kPa的填埋標準；真空預壓后的含水率和抗剪強度分布不均，沿徑向和深度方向含水率逐漸增大，抗剪強度逐漸減小.

4)調理污泥真空預壓后，孔徑主要分布在200～100 000 nm，孔徑分布密度峰值對應孔徑在6 000 nm左右；4類孔隙小孔占比最高，其次是中孔，且離排水板越近，大孔越多，微孔越少.

5)調理污泥平均含水率降至66.6%，體積相對原狀污泥減小了28.8%，表明鐵鹽聯合真空預壓對污泥進行加固是一種有效的方法，可優化藥劑組合和真空預壓工藝參數來進一步提升效果，以期盡早應用于工程實踐.