改良垃圾焚烧底渣固化疏浚淤泥性能试验研究

王瑞彩,吴 腾

(1.河海大学港口海岸与近海工程学院,江苏 南京 210098; 2.河海大学疏浚技术教育部工程研究中心,江苏 南京 210098)

由于大规模工程建设及河流湖泊治理,我国每年都会产生大量的疏浚淤泥[1-4],这些淤泥具有含水率高、力学性能差等特点,内陆地区主要采用陆上抛泥处置法进行处理,需要占用大量土地,且会破坏周围的生态环境。此外,抛泥区存在固化周期长及力学强度低的问题[5-6],可通过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]缩短其固化周期、降低含水率、提高力学强度,同时可减小固化淤泥的干缩,但水泥、石灰、粉煤灰等作为主材固化剂成本较高,会造成资源浪费,而磷石膏会带来环境污染问题。

垃圾焚烧底渣是城市生活垃圾经过高温焚烧之后留下的剩余物,具有含水率低和疏松多孔的特点,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]。作为一种固体废弃物,垃圾焚烧底渣的浸出毒性小于危险废弃物浸出毒性标准值,对环境污染小,因此可以进行资源化利用[15],用于固化疏浚淤泥能够起到以废治废的效果。陈萍等[16-17]将垃圾焚烧底渣作为污泥的骨架材料,通过添加水泥、石灰、石膏等固化材料来研究污泥的性能,发现适量添加垃圾焚烧底渣可以形成淤泥骨架,有效降低淤泥含水率。梁冰等[18]用不同级配的垃圾焚烧底渣固化淤泥,发现级配良好的垃圾焚烧底渣固化效果更好。胡学涛等[19]研究表明,垃圾焚烧底渣粗颗粒的骨架作用明显,且固化体的无侧限抗压强度和内摩擦角随着垃圾焚烧底渣颗粒粒径的增大而增大,而固化体黏聚力随着垃圾焚烧底渣粒径的增大而减小。

垃圾焚烧底渣固化淤泥的效果随着粒径的变化而变化,而垃圾焚烧底渣具有一定的火山灰活性,粉碎后其比表面积将增大,能够加速火山灰反应速率,促进胶凝物质的产生。基于此,本文提出一种垃圾焚烧底渣固化疏浚淤泥的新思路:将部分垃圾焚烧底渣进行研磨得到磨细粉(以下简称“底渣磨细粉”),和未研磨的垃圾焚烧底渣(以下简称“原渣”)按一定比例混合,通过改变粗细颗粒比例的方法,使细颗粒的火山灰活性和粗颗粒的骨架性达到最佳效果,从而提高垃圾焚烧底渣的固化效果,降低疏浚淤泥的固化成本,为疏浚淤泥资源化利用提供参考。

1 试验方法

1.1 试验材料

试验所用疏浚淤泥取自南京江心洲江边岸滩,初始含水率为67.4%,外观为黑灰色流塑态,无摇振反应,其颗粒粒径分布曲线如图1所示,主要矿物成分如图2所示,基本物理性质如下:比重2.7,塑限28.3%,液限42.7%,塑性指数14.0,砂粒、粉粒和黏粒的质量分数分别为0.0%、81.3%和18.7%。

图1 疏浚淤泥颗粒粒径分布曲线Fig.1 Particle size distribution curve of dredged sludge

图2 疏浚淤泥XRD图谱Fig.2 XRD patterns of dredged sludge

试验所用垃圾焚烧底渣为南京市某垃圾焚烧发电厂焚烧炉产出的底渣,不含飞灰成分,其含水率为5.9%,主要由砂石、玻璃、陶瓷、熔融物、铁以及未燃烧的有机物组成,由颗粒筛分试验得到不同粒径组(≥10mm、5～<10mm、3～<5mm、2～<3mm、1～<2mm、0.5～<1mm、0.25～<0.5mm、<0.25mm)颗粒的质量分数分别为6.5%、11.1%、8.3%、10.4%、14.3%、18.2%、14.6%和16.6%。垃圾焚烧底渣基本化学成分的质量分数为: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 试样制备

无侧限抗压强度试验土样模具为80mm高的钢制三瓣模,快剪土样模具为内径80mm的PVC管切割而成,每段长度30mm,采用塑料底盖和顶盖密封。无侧限抗压强度和抗剪强度指标分别采用南京土壤仪器厂的无侧限压力仪和应变控制式直剪仪测定,含水率采用烘箱和电子天平测定。

试验前先去掉垃圾焚烧底渣中的大块玻璃并过10mm筛。试样制备前先将部分垃圾焚烧底渣研磨至200目(0.075mm)备用,然后将底渣磨细粉与原渣按一定比例放入机械搅拌器中搅拌均匀,得到改良的垃圾焚烧底渣(下文简称“改良底渣”),将改良底渣与疏浚淤泥按一定比例放入机械搅拌器中搅拌均匀,按照SL237—1999《土工试验规程》方法制作试样并养护。

试样养护到规定龄期后,分别测定固化淤泥的无侧限抗压强度、抗剪强度指标,并用快剪试验切下的余料测定固化淤泥的含水率。

同步制备纯淤泥试样,测得纯淤泥试样28d龄期的含水率、无侧限抗压强度、内摩擦角、黏聚力分别为60.5%、16.6kPa、10.0°和15.3kPa,孔隙比为1.8。

1.3 试验方案

胡学涛等[19]的研究表明,不同粒径的垃圾焚烧底渣对市政污泥的固化效果不同,基于此,本文试验研究内容主要包括确定改良底渣的最优混合比(底渣磨细粉质量占改良底渣总质量的百分比)和分析改良底渣固化淤泥的特性两个方面,设计S1和S2两个试验组:①S1试验组为底渣磨细粉与原渣按照不同比例进行混合,以20%的掺入比(改良底渣与淤泥干基质量的比值)掺入疏浚淤泥中,测试不同龄期(3、7、28d)、不同混合比(0、25%、30%、50%、75%、100%)对疏浚淤泥固化效果的影响,确定最优混合比;②S2试验组为在最优混合比条件下,按照不同改良底渣掺入比掺入疏浚淤泥中,研究不同龄期(3、7、14、28d)、改良底渣不同掺入比(10%、15%、20%、25%、30%、35%)对疏浚淤泥固化效果的影响规律。

2 试验结果与分析

2.1 混合比对淤泥固化效果的影响

2.1.1 对含水率的影响

改良底渣掺入比为20%时,不同龄期固化淤泥含水率随混合比的变化规律如图3所示。疏浚淤泥中掺入垃圾焚烧底渣后,无论龄期是3、7d还是28d,固化淤泥的含水率均随着混合比的增大逐渐降低。28d龄期纯淤泥试样的含水率为60.5%,淤泥中分别掺入20%原渣、20%底渣磨细粉固化后,其含水率分别降至44.9%和42.4%,比纯淤泥的含水率分别降低了25.8%和29.9%;掺入底渣磨细粉试样的含水率比掺入原渣的降低了5.6%。说明垃圾焚烧底渣的掺入能够有效降低疏浚淤泥的含水率,相对于原渣而言,底渣磨细粉对降低淤泥含水率的效果更好。这主要是因为垃圾焚烧底渣的含水率低(5.9%),掺入疏浚淤泥后,疏松多孔的底渣能够吸收淤泥中的水分,底渣中的活性成分也会发生水化反应消耗一部分水分。相比于原渣,底渣磨细粉颗粒变小,比表面积增大,其中具有活性的SiO2和Al2O3含量增大,使得底渣的活性增强,水化反应能够消耗更多的水分,表现为相同质量下底渣磨细粉固化的淤泥含水率比原渣的更低。混合比越高,改良底渣中的活性成分越多,水化反应消耗的水分也越多,表现为随着混合比的增大,固化淤泥含水率降低越多。

图3 固化淤泥含水率与混合比的关系Fig.3 Relationship between water content of solidified dredged sludge and mixture ratio

2.1.2 对无侧限抗压强度的影响

无侧限抗压强度是疏浚淤泥固化的重要指标,图4为改良底渣掺入比为20%时,不同龄期固化淤泥的无侧限抗压强度随混合比的变化规律。结果显示:掺入垃圾焚烧底渣后,龄期为3d的固化淤泥无侧限抗压强度只有4.1～5.7kPa,随着混合比的增大无侧限抗压强度略微降低。这主要是由于龄期为3d时底渣磨细粉的水化反应仍在继续,其水化生成物引起的无侧限抗压强度增长量小于原渣中粗颗粒引起的无侧限抗压强度增长量,表现为随着混合比的增大无侧限抗压强度增长趋势是减小的。

图4 固化淤泥无侧限抗压强度与混合比的关系Fig.4 Relationship between UCS of solidified dredged sludge and mixture ratio

龄期为7d和28d的固化淤泥,在混合比低于50%时,无侧限抗压强度随着混合比的增大而增大,当混合比超过50%时,无侧限抗压强度随着混合比的增大呈现降低趋势。这是因为当混合比较低时,改良底渣中粗颗粒占比较大,虽然粗颗粒在淤泥中起骨架作用,但底渣中具有活性的SiO2和Al2O3含量较小,水化产物少,强度增长较小;随着混合比的增大,等质量下改良底渣中具有活性的SiO2和Al2O3含量增大,水化反应增强,生成的水化物如水化硅酸钙凝胶和水化铝酸钙晶体等,起到黏结淤泥颗粒和底渣颗粒的作用,表现为固化淤泥的无侧限抗压强度逐渐变大;当混合比超过50%后,虽然改良底渣的活性增强,但等质量下改良底渣中的粗颗粒比例逐渐减小,反而导致固化淤泥的无侧限抗压强度逐渐降低。

从28d龄期的试验结果看,纯淤泥试样的无侧限抗压强度为16.6kPa。改良底渣掺入比20%条件下,原渣固化的淤泥无侧限抗压强度为36.8kPa,比纯淤泥的提高了1.2倍;底渣磨细粉固化的淤泥无侧限抗压强度为33.8kPa,比纯淤泥的提高了1.0倍;混合比为50%的改良底渣固化的淤泥无侧限抗压强度为42.8kPa,比纯淤泥的提高了1.6倍。说明垃圾焚烧底渣固化疏浚淤泥是有效的,其固化效果与混合比有关,当混合比为50%时,无侧限抗压强度增长值最大,为最优混合比。

2.1.3 对抗剪强度指标的影响

改良底渣掺入比为20%时,不同龄期固化淤泥抗剪强度指标随混合比的变化规律如图5所示。从图5(a)可以看出:在混合比低于50%时,固化淤泥的黏聚力随混合比的增大而增大,当混合比超过50%时,黏聚力随着混合比的增大呈现降低趋势,但当混合比超过75%时,黏聚力又逐渐呈现增大的趋势,其中混合比为50%时黏聚力达到最大值。28d龄期纯淤泥试样的黏聚力为15.3kPa,原渣试样、纯底渣磨细粉试样、混合比为50%的试样的黏聚力分别为12.1、15.6、18.0kPa,与纯淤泥相比,黏聚力分别降低了20.9%和提高了2.0%和17.6%。说明改良垃圾焚烧底渣固化疏浚淤泥对淤泥的黏聚力有影响,该影响与混合比有关,其中单独掺入原渣会降低淤泥的黏聚力,而掺入混合比为50%的改良底渣对淤泥黏聚力的提高效果最优。

图5 固化淤泥抗剪强度指标与混合比的关系Fig.5 Relationship between shear strength parameters of solidified dredged sludge and mixture ratio

黏聚力取决于淤泥颗粒间的各种物理化学作用力。当混合比较低时,改良底渣中粗颗粒较多,淤泥颗粒间的胶结作用力较小,黏聚力小。随着混合比的增大,底渣磨细粉含量增大,改良底渣的活性增大,生成的水化产物增多。水化产物以粗颗粒为骨架相互黏结,包裹淤泥颗粒,形成更稳固的结构,增大了黏聚力,并在混合比为50%时固化淤泥的黏聚力达到最大;随着混合比的继续增大,改良底渣所生成的水化产物虽然继续增多,但缺少粗颗粒,黏结结构较为脆弱,其固化淤泥的黏聚力较50%时小。

内摩擦角随混合比的变化规律见图5(b),混合比低于50%时,固化淤泥的内摩擦角先减小再增大,在混合比为50%时达到最大,随后随着混合比的增大逐渐减小。相比于同为28d龄期的纯淤泥试样内摩擦角(10.0°),改良底渣掺入比为20%条件下,原渣试样内摩擦角为13.1°,比纯淤泥的提高了31.0%;混合比为50%试样的内摩擦角为13.9°,比纯淤泥的提高了39.0%;纯底渣磨细粉的内摩擦角为12.0°,比纯淤泥的提高了20.0%。说明掺入垃圾焚烧底渣能够增大内摩擦角,尤以混合比为50%的改良底渣对淤泥内摩擦角的提高效果最优。

内摩擦角反映了颗粒之间的摩擦特性,包含了颗粒表面之间的摩擦和颗粒之间的嵌入与连锁作用。在混合比为0时,掺入的原渣全部为粗骨料,颗粒之间的摩擦、相互嵌入和连锁作用比较大,表现为内摩擦角较大;随着混合比的增大,粗颗粒比例减小,细颗粒比例增大,与此同时细颗粒水化作用生成的水化产物增大了摩擦,这是一个动态过程,表现为内摩擦角随着混合比的增大先减小而后增大,在混合比达到50%时这种摩擦作用达到了最大,此时的内摩擦角最大。而后随着混合比的继续增大,粗颗粒成分进一步减少、水化产物继续增多,这种粗颗粒减少导致摩擦作用的减小比水化产物增多导致摩擦作用的增大更明显,从而显示随着混合比的增大,内摩擦角逐渐减小。

图4和图5结果表明,掺入改良底渣可以有效提高疏浚淤泥的无侧限抗压强度和抗剪强度指标,当底渣磨细粉和原渣按1∶1混合时,可以使细颗粒的火山灰活性和粗颗粒的骨架性达到最佳效果,从而提高垃圾焚烧底渣的固化效果,使得固化淤泥的无侧限抗压强度和抗剪强度指标达到峰值,是最优混合比。

2.2 龄期对淤泥固化效果的影响

2.2.1 对含水率的影响

图6为最优混合比条件下固化淤泥含水率随龄期的变化规律,无论改良底渣掺入比如何变化,固化淤泥的含水率均随着龄期的增大而降低,含水率降低速率在龄期0～3d时最大,3～7d时次之,7～14d时有变缓的趋势,14d以后渐趋变缓。以改良底渣掺入比35%为例,3、7、14、28d龄期时的含水率分别降至43.2%、40.7%、38.8%、38.0%,与淤泥初始含水率67.4%相比,降幅分别为35.9%、39.6%、42.4%和43.6%;以28d龄期含水率降低幅度为基准,前3、7、14d的含水率降幅分别完成了82.3%、90.8%和97.3%。这是因为在固化初期,淤泥中的水分一部分由含水率极低的改良底渣吸收,另一部分由具有活性的SiO2和Al2O3的水化反应消耗掉,表现为前期含水率降幅更大;随着龄期的增大,淤泥中水分主要由改良底渣中活性成分水化反应所消耗,而水化反应到后期逐渐变缓,表现为后期含水率降低幅度逐渐变小。

图6 固化淤泥含水率与龄期的关系Fig.6 Relationship between water content of solidified dredged sludge and curing age

2.2.2 对无侧限抗压强度的影响

图7为最优混合比条件下固化淤泥无侧限抗压强度随龄期的变化规律,无论改良底渣掺入比如何变化,固化淤泥的无侧限抗压强度均随龄期的增大而增大,在龄期3～7d时增速最快,7～14d时增速稍减,14～28d时增速明显下降,但总体趋势上仍然在增大。以改良底渣掺入比35%为例,3、7、14、28d龄期时的无侧限抗压强度分别增长至19.0、46.5、53.5、58.4kPa;以28d无侧限抗压强度为总增长量基准,则3、7、14d龄期时的增长幅度分别为32.5%、79.6%、91.6%,可以看出无侧限抗压强度增长主要发生在前14d。

图7 固化淤泥无侧限抗压强度与龄期的关系Fig.7 Relationship between UCS of solidified dredged sludge and curing age

早期无侧限抗压强度的增长主要体现在两个方面,一是改良底渣本身能够提升淤泥强度,二是底渣水化反应的生成物使得淤泥的强度增大。水化反应早期速度比较快,随着水化产物的增多,逐渐包裹底渣粗颗粒和淤泥颗粒,使得后期水化反应越来越慢,表现为14d后无侧限抗压强度虽有增长,但增长缓慢。

2.2.3 对抗剪强度指标的影响

图8为最优混合比条件下固化淤泥抗剪强度指标随龄期的变化规律,无论改良底渣掺入比如何变化,固化淤泥的黏聚力和内摩擦角均随着龄期的增大而增大,在龄期3～7d时增速最快,7～14d时增速减缓,14～28d时增速明显下降,但总体趋势上仍然在增大。若以28d龄期抗剪强度指标为基准,改良底渣掺入比为35%的固化淤泥,其14d龄期的黏聚力和内摩擦角分别达到了28d龄期的87.0%和95.6%。早期黏聚力增大占主导作用的是改良底渣吸水性引起的淤泥含水率降低,早期内摩擦角增大占主导作用的则是改良底渣导致的淤泥颗粒粒径变化;后期黏聚力和内摩擦角的增大则主要是由于改良底渣中活性成分的水化作用,生成了具有水硬性胶凝能力的水化物引起的。随着龄期的增大水化反应渐趋变缓,因此黏聚力和内摩擦角随着龄期的增大增速逐渐变缓。

图8 固化淤泥抗剪强度指标与龄期的关系Fig.8 Relationship between shear strength parameters of solidified dredged sludge and curing age

由图6～8的试验结果可以看出,以28d龄期为基准,固化淤泥含水率降幅在14d龄期时已达到了28d龄期的97.3%,无侧限抗压强度和抗剪强度指标增幅在14d龄期时已达到28d龄期的87.0%以上。从工程角度考虑,若工期较紧,可以14d龄期作为开展下一步工序的控制条件。

2.3 改良底渣掺入比对淤泥固化效果的影响

2.3.1 对含水率的影响

图9为最优混合比条件下固化淤泥含水率随改良底渣掺入比的变化规律,无论处于哪个龄期段,固化淤泥的含水率均随着改良底渣掺入比的增大而降低,尤其是14d和28d龄期的试样,改良底渣掺入比位于20%～30%之间的含水率的变化率较大。从降低固化淤泥含水率的角度考虑,在此区间可以寻找一个合适的改良底渣掺入比,既能起到降低固化淤泥含水率的目的,又能尽量少用底渣,降低工程造价。

图9 固化淤泥含水率与改良底渣掺入比的关系Fig.9 Relationship between water content of solidified dredged sludge and ratio of improved MSWI bottom ash

2.3.2 对无侧限抗压强度的影响

图10为最优混合比条件下固化淤泥无侧限抗压强度随改良底渣掺入比的变化规律,固化淤泥的无侧限抗压强度随改良底渣掺入比的增大而单调增大,且各龄期增长趋势线的斜率大致相同。基于此规律,在最优混合比条件下,可以通过调整改良底渣掺入比的办法提高固化淤泥的无侧限抗压强度。

图10 固化淤泥无侧限抗压强度与改良底渣掺入比的关系Fig.10 Relationship between UCS of solidified dredged sludge and ratio of improved MSWI bottom ash

根据胡学涛等[19]的研究,底渣掺入比超过45%时,可满足市政污泥经固化处理后无侧限抗压强度达到50.0kPa的填埋要求,本文采用的改良底渣在掺入比为30%时,28d龄期的无侧限抗压强度即可达到52.6kPa,减少了底渣使用量。

2.3.3 对抗剪强度指标的影响

图11为改良底渣最优混合比条件下固化淤泥抗剪强度指标随改良底渣掺入比的变化规律,无论处于哪个龄期段,固化淤泥的黏聚力和内摩擦角均随着改良底渣掺入比的增大而增大。这是由于随着改良底渣掺入比的增大,粗颗粒原渣和细颗粒磨细粉的数量均增多,使得磨细粉产生的水化产物量变多,与淤泥颗粒的黏结更紧密,粗颗粒的骨架作用更显著,形成稳定结构,表现为黏聚力和内摩擦角随改良底渣掺入比的增大而增大。

图11 固化淤泥抗剪强度指标与改良底渣掺入比的关系Fig.11 Relationship between shear strength parameters of solidified dredged sludge and ratio of improved MSWI bottom ash

由图9～11的试验结果可以看出,改良底渣掺入比的增大有利于淤泥强度的提高和含水率的降低,从工程角度考虑,可以选取符合工程需求的合适掺入比进行疏浚淤泥的固化处理。

3 固化淤泥强度预测

在最优混合比条件下,不同掺入比的改良底渣固化疏浚淤泥后,其28d龄期的无侧限抗压强度、黏聚力和内摩擦角的趋势线如图12所示。由图12可知:固化淤泥28d龄期的无侧限抗压强度、黏聚力和内摩擦角均呈现二次多项式相关关系,依据回归分析R2最大的原则,分别以无侧限抗压强度、黏聚力和内摩擦角为因变量,以改良底渣掺入比为自变量,得到如下固化淤泥强度预测的二次多项式模型:

图12 固化淤泥强度预测曲线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为固化淤泥28d无侧限抗压强度,kPa;c28为固化淤泥28d的黏聚力,kPa;θ28为固化淤泥28d的内摩擦角,(°);α为固化淤泥中改良底渣掺入比,10%≤α≤35%。式(1)(2)(3)的R2分别为0.9952、0.9829和0.9907。

根据式(1)(2)(3),当改良底渣掺入比为26.6%时,固化淤泥28d龄期的无侧限抗压强度可达到50.0kPa,与胡学涛等[19]的底渣掺入比超过45%时无侧限抗压强度可达50.0kPa的填埋要求相当。此时固化淤泥的黏聚力达到20.2kPa,内摩擦角达到15.6°,比纯淤泥28d的无侧限抗压强度增大了33.4kPa、内摩擦角增大了5.7°、黏聚力增大了4.9kPa;从图9的试验规律预估含水率可降低至40%左右。

综上,疏浚淤泥经过改良底渣的固化,其强度的提高和含水率的降低效果显著,说明采用改良垃圾焚烧底渣对疏浚淤泥进行固化处理是可行的。

固化淤泥强度预测二次多项式模型(式(1)(2)(3))是基于最优混合比条件和改良底渣掺入比为10%～35%得到的结论,更广泛的掺入比范围和固化淤泥的其他特性有待进一步试验研究,以达到工程应用的目的。

4 结 论

a.改良垃圾焚烧底渣能够显著降低疏浚淤泥的含水率,提高其无侧限抗压强度和抗剪强度指标,随着混合比的增大,固化淤泥的含水率逐渐减小,无侧限抗压强度和抗剪强度指标先明显增大而后逐渐减小,当垃圾焚烧底渣磨细粉与未研磨原渣按照1∶1比例混合时,对疏浚淤泥的固化效果最好,为最优混合比。

b.在最优混合比条件下,固化淤泥的含水率随着龄期的增大逐渐降低,无侧限抗压强度和抗剪强度指标则相反,且早期变化速率均较大,14d龄期的含水率降幅达到97.1%,而无侧限抗压强度和抗剪强度指标增幅则在87.0%以上。

c.在最优混合比条件下,固化淤泥的含水率随着改良底渣掺入比的增大逐渐降低,无侧限抗压强度和抗剪强度指标则相反,且固化淤泥28d无侧限抗压强度、黏聚力和内摩擦角与改良底渣掺入比均呈现二次多项式相关关系。当改良底渣掺入比为35%时,固化淤泥28d无侧限抗压强度达到了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。