污泥水熱碳化余熱回收系統(tǒng) 設計及熱力學分析

任道蒙，王睿坤，林 凱，藺兆華，王慶五

（華北電力大學動力工程系，河北 保定 071003）

隨著我國城市化進程加快，污水處理廠的污水處理量及污泥產(chǎn)量均大幅增加。2020年我國污泥年產(chǎn)量超過6000萬t[1]。目前，主流的污泥處置技術(shù)有填埋、土地利用、干化焚燒等[2]。其中，填埋或土地利用存在處置場所占地面積大、二次污染風險高、不可持續(xù)等嚴峻問題。干化焚燒技術(shù)是通過專用污泥焚燒爐或借助垃圾焚燒爐、火力發(fā)電鍋爐等設備對污泥進行高溫處理，實現(xiàn)污泥的顯著減量化、無害化和資源化[3]。然而，污水處理廠的出廠污泥含水率很高（超過80%），為降低對燃燒設備熱效率及安全運行的負面影響，污泥焚燒前需通過干化技術(shù)進行深度脫水[4]。采用現(xiàn)有的熱力干化方法蒸發(fā)脫除污泥中的大量水分，熱耗一般為每1 kg H2O 2850～3140 kJ，導致污泥處理的成本較高[5]。

水熱碳化是一種在密閉亞臨界水環(huán)境中進行的有機廢棄物熱化學改性技術(shù)，因此非常適用于污泥等高含水率廢棄物。在亞臨界水環(huán)境中，污泥膠體和絮團結(jié)構(gòu)被破壞，其中的間隙水轉(zhuǎn)化為自由水，同時污泥有機成分發(fā)生水解、脫羥、脫羧、芳構(gòu)化等[6]反應，親水基團化學鍵斷裂，使污泥的結(jié)合水得以釋放。因此，經(jīng)水熱碳化處理后的污泥漿料表現(xiàn)出很好的脫水性能，可被機械壓濾至含水率40%以下[7]。由于水熱碳化過程不發(fā)生水的相變，因此將污泥干化至相同含水率時，水熱工藝脫水耗能（水熱+機械）比熱干化方式降低60%以上[8]。

水熱碳化的反應溫度一般在180～260 ℃，處理后的污泥漿料蘊含著較多的熱能，可加以回收利用，進一步降低水熱碳化的能耗[9]。針對水熱碳化漿料余熱的回收系統(tǒng)，主要是基于閃蒸、換熱器等方式設計。如Stemann等人[10]對水熱漿料產(chǎn)物進行多級閃蒸處理，并通過間接換熱和直接混合相結(jié)合的方 式將閃蒸蒸汽中的熱量置換給水熱給料。Akbari等人[11]對比了閃蒸和間接換熱器2種方式的余熱回收效果，結(jié)果表明閃蒸方式的余熱回收效果更優(yōu)。符成龍[12]設計了一種水熱反應罐卸壓閃蒸串聯(lián)一級閃蒸罐閃蒸的余熱回收方式，可將污泥原料從20 ℃預熱到99 ℃?？梢?，余熱回收對水熱碳化工藝具有顯著的節(jié)能效果。目前已有的水熱碳化漿料余熱回收系統(tǒng)仍較少，且大多都未對水熱碳化及其余熱回收系統(tǒng)開展詳細的熱力學特性分析和能效分析。

鑒于閃蒸方式的余熱回收效果優(yōu)于間接換熱方式，本文基于閃蒸方式設計水熱碳化漿料的余熱回收系統(tǒng)，包括一級和兩級閃蒸方式，并針對污泥水熱碳化-余熱回收整體工藝開展熱力學特性分析，研究質(zhì)量和能量平衡特性，重點探討閃蒸級數(shù)、閃蒸壓力、水熱碳化反應溫度等因素對系統(tǒng)熱力學特性和能量回收效益的影響。

1 污泥水熱碳化漿料余熱回收系統(tǒng)

帶有一級閃蒸余熱回收的水熱碳化系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。該系統(tǒng)主要由原料預熱、水熱碳化反應、漿料閃蒸3部分組成。污泥原料首先泵送至預熱罐，在攪拌作用下與閃蒸回收的蒸汽充分混合預熱；預熱后的污泥由污泥泵升壓送入反應罐，繼續(xù)加熱升溫至反應溫度（200～260 ℃）進行水熱碳化反應；反應結(jié)束后，反應罐中的漿料產(chǎn)物通過減壓設備降壓，然后進入閃蒸罐閃蒸，產(chǎn)生的蒸汽送回預熱罐加熱下一批給料；閃蒸罐底部排出的漿料被送入機械脫水裝置，脫水形成污泥炭餅和濾液。其中，反應罐由導熱油或外加蒸汽等方式加熱。二級閃蒸則是將一級閃蒸之后的漿料送入第2個閃蒸罐中，進一步降壓閃蒸，獲得的閃蒸蒸汽也送至預熱罐。

圖1 帶有一級閃蒸余熱回收的水熱碳化系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意Fig.1 The hydrothermal carbonization system with onestage flash waste heat recovery

2 建立熱力學模型

在建立熱力學分析模型時，污泥處理量按每批1000 kg計算，水熱碳化后串聯(lián)一級或兩級閃蒸，蒸汽遞次通入預熱罐與罐內(nèi)物料混合。污泥給料的初始參數(shù)為：溫度20 ℃，壓力0.1 MPa，含水率80%；水熱反應溫度和反應壓力分別設置為200 ℃/ 2 MPa、230 ℃/3 MPa、260 ℃/5 MPa，反應壓力略高于反應溫度下水對應的飽和壓力，以創(chuàng)造亞臨界水環(huán)境；水熱停留時間3 h；一級閃蒸系統(tǒng)的閃蒸壓力0.12 MPa，二級閃蒸系統(tǒng)的首級閃蒸壓力分別取0.4、0.6、0.8、1.0 MPa（該壓力梯度的選取可滿足有效閃蒸壓差，同時較好地反映規(guī)律），次級（二級閃蒸系統(tǒng)的第2級）閃蒸壓力0.12 MPa；環(huán)境溫度20 ℃。

2.1 建立質(zhì)量平衡模型

在系統(tǒng)運行前期，由于閃蒸蒸汽不斷與給料混合換熱，導致水熱物料質(zhì)量增加，又進一步增加了閃蒸蒸汽的質(zhì)量。因此，漿料產(chǎn)物（不考慮氣態(tài)產(chǎn)物）、閃蒸蒸汽等物質(zhì)的質(zhì)量會發(fā)生階段性變化。假設污泥給料性質(zhì)恒定，且各流程除蒸汽分離外無其他質(zhì)量損失，則系統(tǒng)在經(jīng)過多次運行后的質(zhì)量平衡模型如下。

一級閃蒸余熱回收系統(tǒng)質(zhì)量平衡：

二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)質(zhì)量平衡：

式中：M0為污泥給料總質(zhì)量，kg；Mp為預熱罐排出漿料的總質(zhì)量，kg；Mr為反應罐排出漿料的總質(zhì) 量，kg；mk為第k級（k=1或2）閃蒸罐產(chǎn)生的閃蒸蒸汽質(zhì)量，kg；km＇為前一批次運行時第k級閃蒸罐產(chǎn)生的閃蒸蒸汽的質(zhì)量，kg；Wk為第k級閃蒸罐排出漿料的總質(zhì)量，kg；ωp為預熱罐排出漿料的含水率，%；ωr為反應罐排出漿料含水率，%；ωk為第k級閃蒸罐排出漿料含水率，%；xk為第k級閃蒸罐閃蒸汽化率；a為閃蒸蒸汽量修正系數(shù)，本文a取0.8[13]。

閃蒸汽化率x為單位質(zhì)量液態(tài)介質(zhì)閃蒸得到的閃蒸蒸汽質(zhì)量[14]，對于純水閃蒸，一般按公式(4)計算：

式中：hin為閃蒸罐入口飽和水焓，kJ/kg；hout為閃蒸罐出口飽和水焓，kJ/kg；r為閃蒸壓力下水的汽化潛熱，kJ/kg。

2.2 建立能量平衡模型

1）能量平衡模型

系統(tǒng)各部分在第i次運行時的能量平衡模型如下。 一級閃蒸余熱回收系統(tǒng)能量平衡：

二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)能量平衡：

式中：Q為水熱反應運行能耗，kJ；Qlp為預熱罐熱損失，kJ；Qlr為反應罐熱損失，kJ；Qlk為第k級閃蒸罐熱損失，kJ；h0為原料焓，kJ/kg；hp為預熱 罐排出漿料的焓，kJ/kg；hr為反應罐排出漿料的 焓，kJ/kg；hsk為第k級閃蒸罐排出漿料的焓，kJ/kg；hwk為第k級閃蒸蒸汽的焓，kJ/kg；wkh＇為前一批次運行時第k級閃蒸罐閃蒸蒸汽的焓，kJ/kg。

系統(tǒng)運行涉及的各漿料的比熱容cs和焓值h的計算方法為：

式中：cds為污泥干質(zhì)的比熱容，參考煤的比熱容計算方法，取0.85 kJ/(kg·℃)[15]；cw為水的比熱容，取 4.2 kJ/(kg·℃)；ω為漿料含水率，%；t為漿料溫度，℃。

2）熱損失計算方法

系統(tǒng)各個部分均存在不同程度的熱損失。對于閃蒸罐，由于閃蒸過程時間短，因此忽略其散熱損失，將漿料沸點升高所消耗的用于產(chǎn)生蒸汽的能量作為熱損失，此時閃蒸罐排出漿料溫度與蒸汽保持一致。對于預熱罐，其損失主要包含2部分：閃蒸蒸汽未完全利用造成的損失，主要是蒸汽中的汽化潛熱損失；預熱罐本身的散熱損失，綜合考慮假定按換熱量的10%計算。

由于水熱反應階段反應溫度較高，物料加熱和停留時間長，反應罐體在原料加熱升溫期間吸收了較多能量，在水熱碳化期間為了維持反應溫度還需要彌補散熱損失，主要包括對流散熱損失、輻射散熱損失[16]。反應罐熱損失計算的基本參數(shù)如下：將反應罐看作橫圓柱，外直徑1.2 m，壁厚20 mm，內(nèi)部總?cè)莘e1500 L，對流和輻射換熱面積均取其外側(cè)表面面積；在反應罐外有保溫措施的情況下，外壁溫度取25 ℃；反應罐在每批預熱漿料給料完成后即開始加熱，假設此時罐體溫度為50 ℃。

系統(tǒng)對流散熱損失Q1按照大空間自然對流換熱計算，其準則關(guān)聯(lián)式為：

式中：Num表示具有平均傳熱系數(shù)的努塞特數(shù)，下標m表示定性溫度按邊界層算數(shù)平均溫度計算，即tm=(t∞+tw)/2；Gr為格拉曉夫數(shù)；Pr為普朗特數(shù)；橫圓柱的自然對流系數(shù)C和指數(shù)n分別取0.0165和0.4200；λ為空氣的導熱系數(shù)，W/(m·K)；d為反應罐外徑，m；S1為對流換熱面積，m2；ΔT1為換熱溫差，K；τ1為對流換熱時長，取3 h。

輻射散熱損失Q2根據(jù)灰體輻射的Stefan-Boltzmann定律計算：

式中：C0為輻射系數(shù)，其值為5.68 W/(m·K4)；T為反應罐外表面的熱力學溫度，取298 K；ε為反應釜表面黑度，取0.2；τ2為輻射散熱時長，取值同τ1；S2為輻射換熱面積，取值同S1，m2。

反應罐開始加熱時，罐體升溫需要消耗的能量Q3由熱量公式計算：

式中：cst為反應罐罐體鋼材的比熱容，取0.5 kJ/(kg·℃)；m為反應罐罐體質(zhì)量，取1586 kg；ΔT2為罐體溫度的升高值，即反應罐罐體開始加熱時的溫度與水熱反應溫度的差值，℃。

采用節(jié)能效率φ反映余熱回收對水熱碳化部分能耗的節(jié)省效果[17]：

式中：Qf和Qfn分別為帶有余熱回收和不帶余熱回收的水熱碳化部分的輸入能量，kJ。

3 模擬結(jié)果分析

3.1 質(zhì)量平衡分析

按本文2.1節(jié)方法對整個工藝流程的物質(zhì)質(zhì)量平衡進行計算，經(jīng)過15次以內(nèi)迭代計算后，各環(huán)節(jié)的物質(zhì)質(zhì)量均達到了穩(wěn)定值。

表1給出了一級和二級閃蒸系統(tǒng)達到穩(wěn)定運行時的質(zhì)量平衡分析（水熱反應溫度為200 ℃）。根據(jù)表1數(shù)據(jù)分析可知，200 ℃水熱碳化后獲得的漿料，在一級閃蒸系統(tǒng)中可閃蒸出138.8 kg的蒸汽，這部分蒸汽的回用使得預熱罐內(nèi)物料的含水率從初始給料的80%增加到了進入反應罐時的82.4%，但閃蒸罐最終排出的漿料質(zhì)量與原始給料相同，均為1000 kg，即回用的蒸汽又在下一批次閃蒸時被閃蒸出來。

表1 一級和二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)質(zhì)量平衡Tab.1 Mass balance of the one-stage and two-stage flash waste heat recovery system

忽略閃蒸過程中漿料固體成分的質(zhì)量變化時，閃蒸蒸汽回用不會影響最終水熱反應罐內(nèi)漿料的固液比例。上述規(guī)律在二級閃蒸系統(tǒng)中也同樣存在。值得注意的是，相對于一級閃蒸系統(tǒng)，由于二級閃蒸系統(tǒng)中首級閃蒸的壓力高，因此首級蒸汽的品質(zhì)較高，而質(zhì)量較小，但總的閃蒸蒸汽量（首級+次級）與一級閃蒸系統(tǒng)非常接近，為137.8～138.3 kg。另外，在二級閃蒸系統(tǒng)中，隨著首級閃蒸壓力的增大，首級蒸汽量逐漸減小，次級蒸汽量逐漸增大。這是因為首級、次級閃蒸壓力不同時，漿料的過熱度也不同，閃蒸壓力越小，漿料過熱度越大，產(chǎn)生的閃蒸蒸汽量越多[18]。

3.2 能量平衡分析

在質(zhì)量平衡的基礎上，對水熱反應溫度為200 ℃的一級閃蒸系統(tǒng)和二級閃蒸系統(tǒng)（其中首級閃蒸壓力為0.4 MPa）進行能量平衡分析，結(jié)果如圖2和圖3所示。由圖2可知，水熱碳化反應階段耗能較大，其運行能耗為553.87 MJ，其中用于補償熱損失的能量有125.04 MJ，占整個工藝過程耗能的22.6%。通過一級閃蒸可從水熱漿料產(chǎn)物中回收372.34 MJ的能量，能量回收占比44.6%。由圖3可知：二級閃蒸系統(tǒng)水熱碳化反應部分的運行耗能為551.03 MJ，比一級閃蒸系統(tǒng)的水熱碳化運行能耗降低了2.84 MJ，這主要是因為進入反應罐前漿料被預熱的溫度較高；通過兩級閃蒸回收的總能量 為374.59 MJ，比一級閃蒸系統(tǒng)回收的能量增加了2.25 MJ；兩級閃蒸罐的總熱損失為89.96 MJ，比一級閃蒸系統(tǒng)的閃蒸罐熱損失降低3.06 MJ。這是因為相對于一級閃蒸系統(tǒng)而言，二級閃蒸系統(tǒng)增加了1個閃蒸罐，使得級間溫差減小，漿料閃蒸更趨于可逆平衡閃蒸，因此熱損失降低[19]。

圖2 一級閃蒸余熱回收系統(tǒng)能量平衡Fig.2 Energy balance of the one-stage flash waste heat recovery system

圖3 二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)能量平衡Fig.3 Energy balance of the two-stage flash waste heat recovery system

當改變二級閃蒸系統(tǒng)中的首級閃蒸壓力時，工藝流程各部分的熱損失、水熱反應運行能耗、閃蒸蒸汽回收能量見表2。

表2 不同首級閃蒸壓力下的熱損失、水熱運行能耗及回收能量Tab.2 The heat loss, energy consumption of hydrothermal operation, and energy recovery at different first-stage flash pressures

由表2可見，首級閃蒸壓力提高至1.0 MPa時的水熱反應運行能耗、閃蒸蒸汽回收能量與0.4 MPa條件下相近，其差異均在±1%以內(nèi)，但首級閃蒸罐熱損失逐漸降低，次級閃蒸罐熱損失逐漸升高。

3.3 余熱利用特性分析

3.3.1 水熱給料預熱溫度和水熱反應運行耗能

圖4和圖5分別顯示了水熱反應溫度對水熱給料預熱溫度和水熱反應運行耗能的影響。分析圖4可知：當提高水熱反應溫度時，閃蒸回收的漿料余熱可將污泥給料預熱至更高的溫度，這是因為閃蒸罐給料溫度增大，閃蒸過熱度增加，從而產(chǎn)生的蒸汽量更多；二級閃蒸系統(tǒng)的水熱給料預熱溫度比一級閃蒸系統(tǒng)更高，但差異不明顯。以水熱反應溫度200 ℃為例，一級閃蒸系統(tǒng)給料可被預熱至98.67 ℃；對于二級閃蒸系統(tǒng)，當首級閃蒸壓力分別為0.4、0.6、0.8、1.0 MPa時，給料的預熱溫度分別為99.26、99.30、99.24、99.13 ℃，可見首級閃蒸壓力對給料預熱溫度的影響不明顯。

圖4 水熱給料預熱溫度隨水熱反應溫度的變化規(guī)律Fig.4 Variations of the preheating temperature of feedstock with hydrothermal reaction temperature

圖5 水熱反應運行耗能隨水熱反應溫度的變化規(guī)律Fig.5 Variations of the energy consumption of hydrothermal reaction with hydrothermal reaction temperature

仍以水熱反應溫度200 ℃為例，分析圖5可知：一級閃蒸系統(tǒng)水熱反應運行耗能為553.87 MJ；當首級閃蒸壓力分別為0.4、0.6、0.8、1.0 MPa時，二級閃蒸系統(tǒng)水熱運行耗能分別為551.03、550.9、551.22、551.76 MJ，二級閃蒸系統(tǒng)的水熱反應運行耗能比一級閃蒸系統(tǒng)略低，最大差距為7.1 MJ。這是因為二級閃蒸系統(tǒng)回收的余熱能量更高，從而使得給料的預熱溫度更高，所以耗能減少。

3.3.2 余熱回收對水熱碳化工藝節(jié)能效率的影響

圖6顯示了不同工況下的節(jié)能效率。從圖6可以看出：節(jié)能效率隨著反應溫度的升高而明顯升高；二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)與一級閃蒸系統(tǒng)的節(jié)能效率差異隨水熱反應溫度的升高而增大。

圖6 不同工況下節(jié)能效率Fig.6 The energy saving efficiency under different working conditions

3.4 污泥脫水節(jié)能效果分析

水熱碳化提高了污泥脫水性能，大大降低了脫水能耗。根據(jù)本文3.1節(jié)的分析結(jié)果，閃蒸處理后的漿料含水率仍按80%計算，機械脫水能耗按 0.05 MJ/kg計算，若將漿料脫水至30%，則每處理1000 kg污泥的脫水能耗為40 MJ。而采用熱干 化技術(shù)所需的脫水能耗（熱耗+電耗）大約為 3.51 MJ/kg[8]。Wang等人[20]研究了某市政污水處理廠污泥，原污泥熱值6.32 MJ/kg，在200、230、260 ℃的水熱反應溫度下，對應的水熱炭產(chǎn)率分別為87.14%、86.73%、81.74%，熱值分別為5.49、5.48、5.15 MJ，計算可得處理1000 kg污泥所得水熱炭的產(chǎn)量和產(chǎn)能、脫水能耗及在200、230和260 ℃水熱反應溫度下一級閃蒸系統(tǒng)和二級閃蒸系統(tǒng)（首級閃蒸壓力為0.4 MPa）的水熱運行能耗見表3。

表3 水熱工藝和熱干化工藝能量對比Tab.3 The energy comparison between hydrothermal process and heat drying process

由表3可知，將漿料脫水至同樣的含水率，水熱處理工藝總能耗最低為588.58 MJ，與熱干化工藝相比節(jié)能76.6%?？梢姡疅?機械方式對于處理污泥等高濕廢棄物具有顯著的低能耗優(yōu)勢。

水熱處理后的漿料經(jīng)脫水得到的水熱炭，其產(chǎn)率和熱值受水熱反應溫度等條件的影響，一般水熱炭產(chǎn)率隨水熱反應溫度的升高而下降。定義工藝凈產(chǎn)能為水熱炭產(chǎn)能與系統(tǒng)總能耗的差值。

根據(jù)表3數(shù)據(jù)計算得到，在水熱反應溫度為200 ℃時工藝凈產(chǎn)能最高為205.77 MJ，在260 ℃時工藝凈產(chǎn)能最低為131.05 MJ，而熱干化的凈 產(chǎn)能為-1243.14 MJ?？梢?，提高水熱碳化反應溫 度后，水熱工藝在脫水能耗方面仍顯著優(yōu)于熱干 化工藝。

值得注意的是，水熱炭產(chǎn)能和工藝凈產(chǎn)能均隨著水熱反應溫度的升高而降低，這是由于Wang等人[20]所用的污泥灰分較高，熱值較低，在水熱處理過程中固體中的有機物溶解至液相，導致水熱炭的熱值下降。若采用熱值更高的污泥原料，則有可能提高水熱炭產(chǎn)能以及工藝凈產(chǎn)能。

3.5 經(jīng)濟性分析

根據(jù)上述分析可知，當二級閃蒸的次級壓力與一級閃蒸壓力相同時，二級閃蒸的優(yōu)勢并不明顯?？紤]到二級閃蒸系統(tǒng)增加了中間級，使得級間壓降相對一級閃蒸減小，對設備的承壓能力要求較低，次級壓力還有進一步降低的空間，因此，繼續(xù)降低二級閃蒸的次級壓力。本文模擬研究此時閃蒸系統(tǒng)的經(jīng)濟性，計算時假設：水熱反應以220 ℃、 2.3 MPa飽和蒸汽作為熱源，蒸汽價格0.2元/kg、污泥處理量100 t/d、年運行時長300 d。

以首級壓力0.40 MPa為例，次級壓力取0.11、0.10、0.09、0.08、0.07、0.06 MPa，將計算得到的系統(tǒng)總熱能回收量折算為220 ℃、2.3 MPa飽和蒸汽的質(zhì)量當量。計算得不同次級壓力下每年可節(jié)省的水熱熱源蒸汽費用如圖7所示。由圖7可知，當二級閃蒸次級壓力和一級閃蒸壓力同為0.12 MPa時，二級閃蒸系統(tǒng)可比一級閃蒸系統(tǒng)多節(jié)省蒸汽費 0.3萬元/年，而當次級壓力降至0.06 MPa時，二級閃蒸系統(tǒng)比一級閃蒸系統(tǒng)多節(jié)省蒸汽費15.6萬元/年。因此，利用中間級縮小級間壓降的優(yōu)勢，適當降低二級閃蒸系統(tǒng)次級閃蒸壓力，節(jié)能優(yōu)勢明顯。若在工業(yè)規(guī)模上比較兩者經(jīng)濟性，還應綜合考慮設備投資、管理成本等。

圖7 二級閃蒸系統(tǒng)不同次級壓力下節(jié)省的當量蒸汽成本Fig.7 The equivalent steam cost of two-stage flash system saved at different second-stage pressures

4 結(jié)論

本文基于閃蒸方式設計污泥水熱碳化漿料產(chǎn)物的余熱回收系統(tǒng)，并進行了熱力學特性研究，分析了閃蒸級別、閃蒸壓力和水熱反應溫度對水熱碳化系統(tǒng)的運行能耗及節(jié)能效果的影響，得到以下結(jié)論。

1）二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)總體的熱力性能要優(yōu)于一級閃蒸系統(tǒng)。在水熱反應溫度為200 ℃，首級閃蒸壓力為0.4 MPa時，二級閃蒸系統(tǒng)運行總耗能為551.03 MJ，總熱損失252.46 MJ，通過閃蒸回收能量374.59 MJ，可將給料預熱至99.26 ℃。

2）二級閃蒸系統(tǒng)的水熱運行能耗受首級閃蒸壓力的影響不明顯，而相比一級閃蒸系統(tǒng)略有降低，兩者的最大差距為7.1 MJ。

3）二級閃蒸余熱回收系統(tǒng)節(jié)能效率隨反應溫度的升高而顯著增加，但隨首級閃蒸壓力變化很小。在200、230、260 ℃反應溫度下的節(jié)能效率分別約為36%、41%、45%。

4）通過污泥水熱處理和熱干化的能耗分析，污泥脫水至相同含水率，水熱處理的脫水能耗比熱干化處理可節(jié)能76.5%。