改良垃圾焚燒底渣固化疏浚淤泥性能試驗研究

王瑞彩,吳 騰

(1.河海大學港口海岸與近海工程學院,江蘇 南京 210098; 2.河海大學疏浚技術教育部工程研究中心,江蘇 南京 210098)

由于大規模工程建設及河流湖泊治理,我國每年都會產生大量的疏浚淤泥[1-4],這些淤泥具有含水率高、力學性能差等特點,內陸地區主要采用陸上拋泥處置法進行處理,需要占用大量土地,且會破壞周圍的生態環境。此外,拋泥區存在固化周期長及力學強度低的問題[5-6],可通過向疏浚淤泥中添加水泥、石灰、粉煤灰、磷石膏等固化材料的方法[7-13]縮短其固化周期、降低含水率、提高力學強度,同時可減小固化淤泥的干縮,但水泥、石灰、粉煤灰等作為主材固化劑成本較高,會造成資源浪費,而磷石膏會帶來環境污染問題。

垃圾焚燒底渣是城市生活垃圾經過高溫焚燒之后留下的剩余物,具有含水率低和疏松多孔的特點,含有一定量的火山灰活性成分,加入淤泥后可以起到一定的固化作用[14]。作為一種固體廢棄物,垃圾焚燒底渣的浸出毒性小于危險廢棄物浸出毒性標準值,對環境污染小,因此可以進行資源化利用[15],用于固化疏浚淤泥能夠起到以廢治廢的效果。陳萍等[16-17]將垃圾焚燒底渣作為污泥的骨架材料,通過添加水泥、石灰、石膏等固化材料來研究污泥的性能,發現適量添加垃圾焚燒底渣可以形成淤泥骨架,有效降低淤泥含水率。梁冰等[18]用不同級配的垃圾焚燒底渣固化淤泥,發現級配良好的垃圾焚燒底渣固化效果更好。胡學濤等[19]研究表明,垃圾焚燒底渣粗顆粒的骨架作用明顯,且固化體的無側限抗壓強度和內摩擦角隨著垃圾焚燒底渣顆粒粒徑的增大而增大,而固化體黏聚力隨著垃圾焚燒底渣粒徑的增大而減小。

垃圾焚燒底渣固化淤泥的效果隨著粒徑的變化而變化,而垃圾焚燒底渣具有一定的火山灰活性,粉碎后其比表面積將增大,能夠加速火山灰反應速率,促進膠凝物質的產生?；诖?本文提出一種垃圾焚燒底渣固化疏浚淤泥的新思路:將部分垃圾焚燒底渣進行研磨得到磨細粉(以下簡稱“底渣磨細粉”),和未研磨的垃圾焚燒底渣(以下簡稱“原渣”)按一定比例混合,通過改變粗細顆粒比例的方法,使細顆粒的火山灰活性和粗顆粒的骨架性達到最佳效果,從而提高垃圾焚燒底渣的固化效果,降低疏浚淤泥的固化成本,為疏浚淤泥資源化利用提供參考。

1 試驗方法

1.1 試驗材料

試驗所用疏浚淤泥取自南京江心洲江邊岸灘,初始含水率為67.4%,外觀為黑灰色流塑態,無搖振反應,其顆粒粒徑分布曲線如圖1所示,主要礦物成分如圖2所示,基本物理性質如下:比重2.7,塑限28.3%,液限42.7%,塑性指數14.0,砂粒、粉粒和黏粒的質量分數分別為0.0%、81.3%和18.7%。

圖1 疏浚淤泥顆粒粒徑分布曲線Fig.1 Particle size distribution curve of dredged sludge

圖2 疏浚淤泥XRD圖譜Fig.2 XRD patterns of dredged sludge

試驗所用垃圾焚燒底渣為南京市某垃圾焚燒發電廠焚燒爐產出的底渣,不含飛灰成分,其含水率為5.9%,主要由砂石、玻璃、陶瓷、熔融物、鐵以及未燃燒的有機物組成,由顆粒篩分試驗得到不同粒徑組(≥10mm、5～<10mm、3～<5mm、2～<3mm、1～<2mm、0.5～<1mm、0.25～<0.5mm、<0.25mm)顆粒的質量分數分別為6.5%、11.1%、8.3%、10.4%、14.3%、18.2%、14.6%和16.6%。垃圾焚燒底渣基本化學成分的質量分數為:Na2O 4.4%、MgO 2.3%、Al2O36.1%、SiO231.6%、P2O55.7%、CaO 33.7%、Fe2O36.6%、其他氧化物9.7%。

1.2 試樣制備

無側限抗壓強度試驗土樣模具為80mm高的鋼制三瓣模,快剪土樣模具為內徑80mm的PVC管切割而成,每段長度30mm,采用塑料底蓋和頂蓋密封。無側限抗壓強度和抗剪強度指標分別采用南京土壤儀器廠的無側限壓力儀和應變控制式直剪儀測定,含水率采用烘箱和電子天平測定。

試驗前先去掉垃圾焚燒底渣中的大塊玻璃并過10mm篩。試樣制備前先將部分垃圾焚燒底渣研磨至200目(0.075mm)備用,然后將底渣磨細粉與原渣按一定比例放入機械攪拌器中攪拌均勻,得到改良的垃圾焚燒底渣(下文簡稱“改良底渣”),將改良底渣與疏浚淤泥按一定比例放入機械攪拌器中攪拌均勻,按照SL237—1999《土工試驗規程》方法制作試樣并養護。

試樣養護到規定齡期后,分別測定固化淤泥的無側限抗壓強度、抗剪強度指標,并用快剪試驗切下的余料測定固化淤泥的含水率。

同步制備純淤泥試樣,測得純淤泥試樣28d齡期的含水率、無側限抗壓強度、內摩擦角、黏聚力分別為60.5%、16.6kPa、10.0°和15.3kPa,孔隙比為1.8。

1.3 試驗方案

胡學濤等[19]的研究表明,不同粒徑的垃圾焚燒底渣對市政污泥的固化效果不同,基于此,本文試驗研究內容主要包括確定改良底渣的最優混合比(底渣磨細粉質量占改良底渣總質量的百分比)和分析改良底渣固化淤泥的特性兩個方面,設計S1和S2兩個試驗組:①S1試驗組為底渣磨細粉與原渣按照不同比例進行混合,以20%的摻入比(改良底渣與淤泥干基質量的比值)摻入疏浚淤泥中,測試不同齡期(3、7、28d)、不同混合比(0、25%、30%、50%、75%、100%)對疏浚淤泥固化效果的影響,確定最優混合比;②S2試驗組為在最優混合比條件下,按照不同改良底渣摻入比摻入疏浚淤泥中,研究不同齡期(3、7、14、28d)、改良底渣不同摻入比(10%、15%、20%、25%、30%、35%)對疏浚淤泥固化效果的影響規律。

2 試驗結果與分析

2.1 混合比對淤泥固化效果的影響

2.1.1 對含水率的影響

改良底渣摻入比為20%時,不同齡期固化淤泥含水率隨混合比的變化規律如圖3所示。疏浚淤泥中摻入垃圾焚燒底渣后,無論齡期是3、7d還是28d,固化淤泥的含水率均隨著混合比的增大逐漸降低。28d齡期純淤泥試樣的含水率為60.5%,淤泥中分別摻入20%原渣、20%底渣磨細粉固化后,其含水率分別降至44.9%和42.4%,比純淤泥的含水率分別降低了25.8%和29.9%;摻入底渣磨細粉試樣的含水率比摻入原渣的降低了5.6%。說明垃圾焚燒底渣的摻入能夠有效降低疏浚淤泥的含水率,相對于原渣而言,底渣磨細粉對降低淤泥含水率的效果更好。這主要是因為垃圾焚燒底渣的含水率低(5.9%),摻入疏浚淤泥后,疏松多孔的底渣能夠吸收淤泥中的水分,底渣中的活性成分也會發生水化反應消耗一部分水分。相比于原渣,底渣磨細粉顆粒變小,比表面積增大,其中具有活性的SiO2和Al2O3含量增大,使得底渣的活性增強,水化反應能夠消耗更多的水分,表現為相同質量下底渣磨細粉固化的淤泥含水率比原渣的更低?；旌媳仍礁?改良底渣中的活性成分越多,水化反應消耗的水分也越多,表現為隨著混合比的增大,固化淤泥含水率降低越多。

圖3 固化淤泥含水率與混合比的關系Fig.3 Relationship between water content of solidified dredged sludge and mixture ratio

2.1.2 對無側限抗壓強度的影響

無側限抗壓強度是疏浚淤泥固化的重要指標,圖4為改良底渣摻入比為20%時,不同齡期固化淤泥的無側限抗壓強度隨混合比的變化規律。結果顯示:摻入垃圾焚燒底渣后,齡期為3d的固化淤泥無側限抗壓強度只有4.1～5.7kPa,隨著混合比的增大無側限抗壓強度略微降低。這主要是由于齡期為3d時底渣磨細粉的水化反應仍在繼續,其水化生成物引起的無側限抗壓強度增長量小于原渣中粗顆粒引起的無側限抗壓強度增長量,表現為隨著混合比的增大無側限抗壓強度增長趨勢是減小的。

圖4 固化淤泥無側限抗壓強度與混合比的關系Fig.4 Relationship between UCS of solidified dredged sludge and mixture ratio

齡期為7d和28d的固化淤泥,在混合比低于50%時,無側限抗壓強度隨著混合比的增大而增大,當混合比超過50%時,無側限抗壓強度隨著混合比的增大呈現降低趨勢。這是因為當混合比較低時,改良底渣中粗顆粒占比較大,雖然粗顆粒在淤泥中起骨架作用,但底渣中具有活性的SiO2和Al2O3含量較小,水化產物少,強度增長較小;隨著混合比的增大,等質量下改良底渣中具有活性的SiO2和Al2O3含量增大,水化反應增強,生成的水化物如水化硅酸鈣凝膠和水化鋁酸鈣晶體等,起到黏結淤泥顆粒和底渣顆粒的作用,表現為固化淤泥的無側限抗壓強度逐漸變大;當混合比超過50%后,雖然改良底渣的活性增強,但等質量下改良底渣中的粗顆粒比例逐漸減小,反而導致固化淤泥的無側限抗壓強度逐漸降低。

從28d齡期的試驗結果看,純淤泥試樣的無側限抗壓強度為16.6kPa。改良底渣摻入比20%條件下,原渣固化的淤泥無側限抗壓強度為36.8kPa,比純淤泥的提高了1.2倍;底渣磨細粉固化的淤泥無側限抗壓強度為33.8kPa,比純淤泥的提高了1.0倍;混合比為50%的改良底渣固化的淤泥無側限抗壓強度為42.8kPa,比純淤泥的提高了1.6倍。說明垃圾焚燒底渣固化疏浚淤泥是有效的,其固化效果與混合比有關,當混合比為50%時,無側限抗壓強度增長值最大,為最優混合比。

2.1.3 對抗剪強度指標的影響

改良底渣摻入比為20%時,不同齡期固化淤泥抗剪強度指標隨混合比的變化規律如圖5所示。從圖5(a)可以看出:在混合比低于50%時,固化淤泥的黏聚力隨混合比的增大而增大,當混合比超過50%時,黏聚力隨著混合比的增大呈現降低趨勢,但當混合比超過75%時,黏聚力又逐漸呈現增大的趨勢,其中混合比為50%時黏聚力達到最大值。28d齡期純淤泥試樣的黏聚力為15.3kPa,原渣試樣、純底渣磨細粉試樣、混合比為50%的試樣的黏聚力分別為12.1、15.6、18.0kPa,與純淤泥相比,黏聚力分別降低了20.9%和提高了2.0%和17.6%。說明改良垃圾焚燒底渣固化疏浚淤泥對淤泥的黏聚力有影響,該影響與混合比有關,其中單獨摻入原渣會降低淤泥的黏聚力,而摻入混合比為50%的改良底渣對淤泥黏聚力的提高效果最優。

圖5 固化淤泥抗剪強度指標與混合比的關系Fig.5 Relationship between shear strength parameters of solidified dredged sludge and mixture ratio

黏聚力取決于淤泥顆粒間的各種物理化學作用力。當混合比較低時,改良底渣中粗顆粒較多,淤泥顆粒間的膠結作用力較小,黏聚力小。隨著混合比的增大,底渣磨細粉含量增大,改良底渣的活性增大,生成的水化產物增多。水化產物以粗顆粒為骨架相互黏結,包裹淤泥顆粒,形成更穩固的結構,增大了黏聚力,并在混合比為50%時固化淤泥的黏聚力達到最大;隨著混合比的繼續增大,改良底渣所生成的水化產物雖然繼續增多,但缺少粗顆粒,黏結結構較為脆弱,其固化淤泥的黏聚力較50%時小。

內摩擦角隨混合比的變化規律見圖5(b),混合比低于50%時,固化淤泥的內摩擦角先減小再增大,在混合比為50%時達到最大,隨后隨著混合比的增大逐漸減小。相比于同為28d齡期的純淤泥試樣內摩擦角(10.0°),改良底渣摻入比為20%條件下,原渣試樣內摩擦角為13.1°,比純淤泥的提高了31.0%;混合比為50%試樣的內摩擦角為13.9°,比純淤泥的提高了39.0%;純底渣磨細粉的內摩擦角為12.0°,比純淤泥的提高了20.0%。說明摻入垃圾焚燒底渣能夠增大內摩擦角,尤以混合比為50%的改良底渣對淤泥內摩擦角的提高效果最優。

內摩擦角反映了顆粒之間的摩擦特性,包含了顆粒表面之間的摩擦和顆粒之間的嵌入與連鎖作用。在混合比為0時,摻入的原渣全部為粗骨料,顆粒之間的摩擦、相互嵌入和連鎖作用比較大,表現為內摩擦角較大;隨著混合比的增大,粗顆粒比例減小,細顆粒比例增大,與此同時細顆粒水化作用生成的水化產物增大了摩擦,這是一個動態過程,表現為內摩擦角隨著混合比的增大先減小而后增大,在混合比達到50%時這種摩擦作用達到了最大,此時的內摩擦角最大。而后隨著混合比的繼續增大,粗顆粒成分進一步減少、水化產物繼續增多,這種粗顆粒減少導致摩擦作用的減小比水化產物增多導致摩擦作用的增大更明顯,從而顯示隨著混合比的增大,內摩擦角逐漸減小。

圖4和圖5結果表明,摻入改良底渣可以有效提高疏浚淤泥的無側限抗壓強度和抗剪強度指標,當底渣磨細粉和原渣按1∶1混合時,可以使細顆粒的火山灰活性和粗顆粒的骨架性達到最佳效果,從而提高垃圾焚燒底渣的固化效果,使得固化淤泥的無側限抗壓強度和抗剪強度指標達到峰值,是最優混合比。

2.2 齡期對淤泥固化效果的影響

2.2.1 對含水率的影響

圖6為最優混合比條件下固化淤泥含水率隨齡期的變化規律,無論改良底渣摻入比如何變化,固化淤泥的含水率均隨著齡期的增大而降低,含水率降低速率在齡期0～3d時最大,3～7d時次之,7～14d時有變緩的趨勢,14d以后漸趨變緩。以改良底渣摻入比35%為例,3、7、14、28d齡期時的含水率分別降至43.2%、40.7%、38.8%、38.0%,與淤泥初始含水率67.4%相比,降幅分別為35.9%、39.6%、42.4%和43.6%;以28d齡期含水率降低幅度為基準,前3、7、14d的含水率降幅分別完成了82.3%、90.8%和97.3%。這是因為在固化初期,淤泥中的水分一部分由含水率極低的改良底渣吸收,另一部分由具有活性的SiO2和Al2O3的水化反應消耗掉,表現為前期含水率降幅更大;隨著齡期的增大,淤泥中水分主要由改良底渣中活性成分水化反應所消耗,而水化反應到后期逐漸變緩,表現為后期含水率降低幅度逐漸變小。

圖6 固化淤泥含水率與齡期的關系Fig.6 Relationship between water content of solidified dredged sludge and curing age

2.2.2 對無側限抗壓強度的影響

圖7為最優混合比條件下固化淤泥無側限抗壓強度隨齡期的變化規律,無論改良底渣摻入比如何變化,固化淤泥的無側限抗壓強度均隨齡期的增大而增大,在齡期3～7d時增速最快,7～14d時增速稍減,14～28d時增速明顯下降,但總體趨勢上仍然在增大。以改良底渣摻入比35%為例,3、7、14、28d齡期時的無側限抗壓強度分別增長至19.0、46.5、53.5、58.4kPa;以28d無側限抗壓強度為總增長量基準,則3、7、14d齡期時的增長幅度分別為32.5%、79.6%、91.6%,可以看出無側限抗壓強度增長主要發生在前14d。

圖7 固化淤泥無側限抗壓強度與齡期的關系Fig.7 Relationship between UCS of solidified dredged sludge and curing age

早期無側限抗壓強度的增長主要體現在兩個方面,一是改良底渣本身能夠提升淤泥強度,二是底渣水化反應的生成物使得淤泥的強度增大。水化反應早期速度比較快,隨著水化產物的增多,逐漸包裹底渣粗顆粒和淤泥顆粒,使得后期水化反應越來越慢,表現為14d后無側限抗壓強度雖有增長,但增長緩慢。

2.2.3 對抗剪強度指標的影響

圖8為最優混合比條件下固化淤泥抗剪強度指標隨齡期的變化規律,無論改良底渣摻入比如何變化,固化淤泥的黏聚力和內摩擦角均隨著齡期的增大而增大,在齡期3～7d時增速最快,7～14d時增速減緩,14～28d時增速明顯下降,但總體趨勢上仍然在增大。若以28d齡期抗剪強度指標為基準,改良底渣摻入比為35%的固化淤泥,其14d齡期的黏聚力和內摩擦角分別達到了28d齡期的87.0%和95.6%。早期黏聚力增大占主導作用的是改良底渣吸水性引起的淤泥含水率降低,早期內摩擦角增大占主導作用的則是改良底渣導致的淤泥顆粒粒徑變化;后期黏聚力和內摩擦角的增大則主要是由于改良底渣中活性成分的水化作用,生成了具有水硬性膠凝能力的水化物引起的。隨著齡期的增大水化反應漸趨變緩,因此黏聚力和內摩擦角隨著齡期的增大增速逐漸變緩。

圖8 固化淤泥抗剪強度指標與齡期的關系Fig.8 Relationship between shear strength parameters of solidified dredged sludge and curing age

由圖6～8的試驗結果可以看出,以28d齡期為基準,固化淤泥含水率降幅在14d齡期時已達到了28d齡期的97.3%,無側限抗壓強度和抗剪強度指標增幅在14d齡期時已達到28d齡期的87.0%以上。從工程角度考慮,若工期較緊,可以14d齡期作為開展下一步工序的控制條件。

2.3 改良底渣摻入比對淤泥固化效果的影響

2.3.1 對含水率的影響

圖9為最優混合比條件下固化淤泥含水率隨改良底渣摻入比的變化規律,無論處于哪個齡期段,固化淤泥的含水率均隨著改良底渣摻入比的增大而降低,尤其是14d和28d齡期的試樣,改良底渣摻入比位于20%～30%之間的含水率的變化率較大。從降低固化淤泥含水率的角度考慮,在此區間可以尋找一個合適的改良底渣摻入比,既能起到降低固化淤泥含水率的目的,又能盡量少用底渣,降低工程造價。

圖9 固化淤泥含水率與改良底渣摻入比的關系Fig.9 Relationship between water content of solidified dredged sludge and ratio of improved MSWI bottom ash

2.3.2 對無側限抗壓強度的影響

圖10為最優混合比條件下固化淤泥無側限抗壓強度隨改良底渣摻入比的變化規律,固化淤泥的無側限抗壓強度隨改良底渣摻入比的增大而單調增大,且各齡期增長趨勢線的斜率大致相同?；诖艘幝?在最優混合比條件下,可以通過調整改良底渣摻入比的辦法提高固化淤泥的無側限抗壓強度。

圖10 固化淤泥無側限抗壓強度與改良底渣摻入比的關系Fig.10 Relationship between UCS of solidified dredged sludge and ratio of improved MSWI bottom ash

根據胡學濤等[19]的研究,底渣摻入比超過45%時,可滿足市政污泥經固化處理后無側限抗壓強度達到50.0kPa的填埋要求,本文采用的改良底渣在摻入比為30%時,28d齡期的無側限抗壓強度即可達到52.6kPa,減少了底渣使用量。

2.3.3 對抗剪強度指標的影響

圖11為改良底渣最優混合比條件下固化淤泥抗剪強度指標隨改良底渣摻入比的變化規律,無論處于哪個齡期段,固化淤泥的黏聚力和內摩擦角均隨著改良底渣摻入比的增大而增大。這是由于隨著改良底渣摻入比的增大,粗顆粒原渣和細顆粒磨細粉的數量均增多,使得磨細粉產生的水化產物量變多,與淤泥顆粒的黏結更緊密,粗顆粒的骨架作用更顯著,形成穩定結構,表現為黏聚力和內摩擦角隨改良底渣摻入比的增大而增大。

圖11 固化淤泥抗剪強度指標與改良底渣摻入比的關系Fig.11 Relationship between shear strength parameters of solidified dredged sludge and ratio of improved MSWI bottom ash

由圖9～11的試驗結果可以看出,改良底渣摻入比的增大有利于淤泥強度的提高和含水率的降低,從工程角度考慮,可以選取符合工程需求的合適摻入比進行疏浚淤泥的固化處理。

3 固化淤泥強度預測

在最優混合比條件下,不同摻入比的改良底渣固化疏浚淤泥后,其28d齡期的無側限抗壓強度、黏聚力和內摩擦角的趨勢線如圖12所示。由圖12可知:固化淤泥28d齡期的無側限抗壓強度、黏聚力和內摩擦角均呈現二次多項式相關關系,依據回歸分析R2最大的原則,分別以無側限抗壓強度、黏聚力和內摩擦角為因變量,以改良底渣摻入比為自變量,得到如下固化淤泥強度預測的二次多項式模型:

圖12 固化淤泥強度預測曲線Fig.12 Strength prediction curves of solidified dredged sludge

qu28=-0.0245α2+2.4467α+2.2174

(1)

c28=-0.0119α2+1.0268α+1.2806

(2)

θ28=-0.0082α2+0.6403α+4.3666

(3)

式中:qu28為固化淤泥28d無側限抗壓強度,kPa;c28為固化淤泥28d的黏聚力,kPa;θ28為固化淤泥28d的內摩擦角,(°);α為固化淤泥中改良底渣摻入比,10%≤α≤35%。式(1)(2)(3)的R2分別為0.9952、0.9829和0.9907。

根據式(1)(2)(3),當改良底渣摻入比為26.6%時,固化淤泥28d齡期的無側限抗壓強度可達到50.0kPa,與胡學濤等[19]的底渣摻入比超過45%時無側限抗壓強度可達50.0kPa的填埋要求相當。此時固化淤泥的黏聚力達到20.2kPa,內摩擦角達到15.6°,比純淤泥28d的無側限抗壓強度增大了33.4kPa、內摩擦角增大了5.7°、黏聚力增大了4.9kPa;從圖9的試驗規律預估含水率可降低至40%左右。

綜上,疏浚淤泥經過改良底渣的固化,其強度的提高和含水率的降低效果顯著,說明采用改良垃圾焚燒底渣對疏浚淤泥進行固化處理是可行的。

固化淤泥強度預測二次多項式模型(式(1)(2)(3))是基于最優混合比條件和改良底渣摻入比為10%～35%得到的結論,更廣泛的摻入比范圍和固化淤泥的其他特性有待進一步試驗研究,以達到工程應用的目的。

4 結 論

a.改良垃圾焚燒底渣能夠顯著降低疏浚淤泥的含水率,提高其無側限抗壓強度和抗剪強度指標,隨著混合比的增大,固化淤泥的含水率逐漸減小,無側限抗壓強度和抗剪強度指標先明顯增大而后逐漸減小,當垃圾焚燒底渣磨細粉與未研磨原渣按照1∶1比例混合時,對疏浚淤泥的固化效果最好,為最優混合比。

b.在最優混合比條件下,固化淤泥的含水率隨著齡期的增大逐漸降低,無側限抗壓強度和抗剪強度指標則相反,且早期變化速率均較大,14d齡期的含水率降幅達到97.1%,而無側限抗壓強度和抗剪強度指標增幅則在87.0%以上。

c.在最優混合比條件下,固化淤泥的含水率隨著改良底渣摻入比的增大逐漸降低,無側限抗壓強度和抗剪強度指標則相反,且固化淤泥28d無側限抗壓強度、黏聚力和內摩擦角與改良底渣摻入比均呈現二次多項式相關關系。當改良底渣摻入比為35%時,固化淤泥28d無側限抗壓強度達到了58.4kPa,含水率由初始的67.4%降至38.0%,表明采用改良底渣固化疏浚淤泥是可行的。