淀粉类厨余阴燃处置参数寻优及烟气释放特性
0 引 言
近年来,随着我国人民物质生活水平的提高和城市化进程的加快,我国城市生活垃圾产量逐年增加。据统计,2021年我国城市垃圾清运量约为2.5亿t[1]。其中,餐厨垃圾产量占城市生活垃圾总量的30%～50%[2]。餐厨垃圾具有高含水率、高有机质、高盐分等特点,处置不当,极易因腐烂变质而对环境造成二次污染[3]。因此餐厨垃圾的高效无害化处置是践行“绿水青山就是金山银山” 发展理念的重要一步。
热处置技术是生活垃圾处置的重要手段之一。热化学反应处置具有高减容率、灭活病菌、处置速率快等特点,相较传统的直接填埋和生物处置具有极大优势。热处置技术主要包括焚烧、热解、气化等方式。其中焚烧是目前处置速率最快、技术最成熟、应用最广泛的处置技术[4],2021年城市垃圾焚烧量占无害化处理量的比重为66%[1]。但由于餐厨垃圾原样含水率较高,因此焚烧前常与其他燃料掺混或进行脱水处理,造成处置成本进一步增加。阴燃是一种针对高含水有机固废的新型处置技术。通过与蓄热多孔介质材料掺混,高含水有机固废可在不经干化、不添加辅助燃料的条件下实现有机质的低温自持无焰燃烧处置。相较传统热处置手段,阴燃技术所需能耗更低,发展潜力巨大。
近年来,学者利用自维持阴燃技术处置不同类型有机废弃物,研究主要聚焦于操作参数对废弃物处置效果的影响。YERM
N等[5]将多孔惰性介质与粪便的模型化合物掺混,实现了60%含水率粪便的自维持阴燃处置,且阴燃反应传播过程中核心区域温度均在400 ℃以上;RASHWAN等[6]针对市政污泥开展自维持阴燃试验,结果表明污泥在湿基低位热值1.6 MJ/kg时仍能实现自维持阴燃处置;SERRANO等[7]将多孔椰壳纤维和沼渣掺混,利用自维持阴燃技术在50 cm/s下成功实现含水率82%的沼渣废弃物处置;何天澄等[8]对废纸盒、废弃木材开展自维持阴燃试验,结果表明砂料比增加导致阴燃蔓延速率増加、平均峰值温度下降,尾气中CO/CO2比值降低。上述研究表明,不同类型有机废弃物在自维持阴燃处置过程中存在不同含水率上限,且砂料比和达西流速等参数对自维持阴燃处置效果有较大影响。
目前,仅有部分学者针对混合餐厨垃圾开展了自维持阴燃处置研究[9]。但在实际条件下,混合餐厨垃圾的组分会随时间和地点有显著差异。因此选取餐厨垃圾中足量有机组分开展阴燃研究对于其处置工艺的推广十分必要。根据我国饮食特点,高淀粉含量的米饭、馒头、面条等食品在我国饮食结构中占据主导地位。淀粉遇水受热后会产生糊化效应[10],这一特性可能使物料层在阴燃反应过程中发生板结,进而影响混合基质的透气性和阴燃锋面的传播,这一特性使污泥和生物质等物质的阴燃处置操作参数无法直接用于淀粉类餐厨的阴燃处置过程。由于制作和加工等原因馒头和面条中钠含量远高于米饭[11]。为避免餐厨垃圾中钠盐对阴燃中热转化过程的催化作用[12],故选用低钠含量的米饭作为试验对象。研究其自维持阴燃的参数空间、不同参数对于自阴燃处置效果和尾气典型组分浓度的影响程度,以期为餐厨垃圾自维持阴燃处置的工业化应用和相关尾气净化装置的开发提供技术参数支撑。
1 试 验
1.1 试验材料
剩米饭样品来自武汉某高校食堂。为防止样品发霉变质并保证试验过程各阶段所用样品的均一性,试验前,将剩米饭样品冷冻干燥、破碎处理。破碎后样品颗粒粒径控制在300 μm以下,存放在自封袋内于5 ℃恒温箱中保存,待使用时再取出。米饭样品基础特性见表1。
表1 剩米饭样品基础特性
Table 1 Basic characteristics of leftover rice samples
注:*采用差值法。
1.2 试验装置
阴燃试验采用自行搭建的圆柱形反应器,试验系统仪器设备布置情况如图1所示。试验炉内径15 cm,高20 cm,反应器质地为不锈钢,外层包裹有硅酸铝保温棉,试验炉底部布置六角布风器,用以通入空气,通气流量由质量流量计调控,在布风器上部约5 cm处安装环形加热盘,功率为500 W,与炉内填充物直接接触以加热待处置废弃物。加热盘上方均匀布置20根热电偶,热电偶测温探头均位于阴燃炉中轴线处。每根热电偶相距1 cm,其中CH1(最底部热电偶)与加热盘上表面距离为1 cm。试验时,炉底部依次填充高度为1 cm的粗砂(粒径2～4 cm)和5 cm细砂(粒径0.8～1.2 mm);顶部物料上方填充4 cm细砂(粒径0.8～1.2 mm)。底部填充细砂目的是使空气均匀上传至反应区,贴近布风器处填充粗砂使布风器内气流顺畅排出,避免堵塞布风气孔。顶部填砂可增强系统蓄热能力,降低上层物料与外界的换热损失,且烟气经过顶砂时,顶砂能捕获部分冷凝有机物,从而降低烟气污染性。反应炉上方设置排烟管,阴燃试验过程中产生的烟气经排烟管排出,在排烟管中布置烟气测点,抽取部分烟气进入烟气分析仪MRU OPTIMA7和VOCs检测仪ppbRAE 3 000,检测阴燃过程烟气中CO、CO2和VOCs含量。炉内中间部分填充14 cm待处置物料与细砂的混合物。
图1 自维持阴燃试验装置示意
Fig.1 Diagram of self-sustaining smoldering experimental setup
1.3 试验步骤
开展干基样品自维持阴燃试验时,可将样品直接与石英砂(粒径0.8～1.2 mm)按照既定质量比均匀掺混形成混合物料;开展实际湿米饭自维持阴燃试验时,先将干基样品与水按照一定比例均匀混合,以制得特定含水率的湿米饭样品,再将上述样品与石英砂按照试验要求质量比混合均匀形成多孔混合物料。混合物料制备完毕后填充至阴燃反应器。混合物料和顶砂全部填入阴燃炉内后,开启加热器和温度巡检仪,温度巡检仪每隔5 s记录一组CH1～CH20温度数据,当CH1到达点火温度时,关闭加热器同时向阴燃炉内通入空气。随后阴燃反应由下自上自维持进行,直至阴燃反应传播至混合物料最上层,阴燃反应结束。试验过程前后填入阴燃炉中混合物料的质量及自维持阴燃处置后固体残渣质量均采用电子天平计量。阴燃反应启动后,每隔5 min使用烟气分析仪和VOCs检测仪测量排烟管中阴燃烟气中关键组分浓度。
试验选取了2种待处置物料:干基米饭和湿米饭;设置4种调控变量:砂料比(混合物料中石英砂与待处置样品的质量比)、点火温度、达西流速、燃料含水率。自维持阴燃试验根据物料和调控变量类型分组,分组情况见表2,每组试验至少重复2次。
表2 大米餐厨阴燃试验分组
Table 2 Summary of starch kitchen smoldering experiments
续表
注:低位热值计算公式参考文献[6];Y代表阴燃自维持传播成功;N代表阴燃自维持传播失败。
1.4 数据处理
选取平均峰值温度、平均处置速率和处置率3个参数表征阴燃处置效果。平均峰值温度Tp计算方法为
(1)
其中,Tp,4～Tp,12为阴燃反应中CH4～CH12处热电偶峰值温度,℃。CH1～CH3、CH13和CH14不包含在公式内,因为CH1～CH3距离加热盘过近;随阴燃反应不断向上传播,顶部燃料逐渐向下坍陷,故CH13和CH14也不列入平均峰值温度计算中。
平均处置速率
为
(2)
式中,ΔM为阴燃试验中干基米饭的净处置质量,g;Δt为CH14温度降至300 ℃与CH1温度升至 300 ℃的时间间隔,min;Mtol为填入阴燃炉的熟米饭质量,g;M′tol为阴燃处置后固体残渣质量,g;Mwater为阴燃炉混合物料中水分质量,g;tTC14,300为CH14温度降至300 ℃的时刻,min;tTC1,300为CH1预热至300 ℃的时刻,min。
整体处置率η为
(3)
式中,M为阴燃处置前填入阴燃炉中干基米饭的质量,g。
2 结果分析与讨论
2.1 样品热重特性
干基米饭的TG-DTG曲线如图2所示。干基样品在N2气氛下热重过程主要有2个失重峰,分别在100 ℃附近和313 ℃附近。这与文献中淀粉的TG-DTG曲线峰型[13-14]基本一致,证实了大米主要成分为淀粉。N2气氛下,第1阶段100 ℃附近对应水分挥发,第2阶段在300 ℃左右集中热解失重,这一阶段主要是由于葡萄糖环羟基的快速脱水和分解形成H2O、CO、CO2导致[15]。空气气氛下的热重峰型与N2气氛下基本一致,区别在于前者在500 ℃附近出现了第3个峰型,对比可知空气气氛下530 ℃时发生了残焦(热解后)氧化反应。2种气氛的TG-DTG曲线表明干基样品在300 ℃附近集中热分解失重,因此,后续试验将点火温度设定为300 ℃(试验15、16除外)。
图2 干基米饭的TG-DTG曲线
Fig.2 TG-DTG curve of dry rice
2.2 干大米阴燃试验
水分对阴燃处置过程具有重要影响,不仅能通过蒸发吸收阴燃体系内热量[16-17],使阴燃反应更易淬火中断,还会一定程度上影响混合物料孔隙结构、透气性能[18]。对于淀粉类餐厨而言,水分对混合物料孔隙结构的影响更显著。淀粉遇水加热至一定温度时水分子进入淀粉颗粒内部,与部分淀粉分子以氢键形式结合,宏观表现为黏连结块逐渐黏稠,从而降低其比表面积[19]。淀粉类餐厨的这一特性可能会使水分对餐厨垃圾阴燃处置过程的影响更复杂。因此,针对干基物料开展阴燃试验。
2.2.1 干米饭阴燃全过程
以干基米饭(砂料比19,点火温度300 ℃,达西流速3 cm/s)为基础案例试验,描述干米饭阴燃传播过程。从预热升温至阴燃反应结束过程中各处热电偶温度变化如图3所示,此工况下阴燃平均峰值温度为595 ℃、平均处置速率为1.032 g/min、处置率为69%。关闭加热开始阴燃反应以后,各处热电偶依次到达峰值温度。物料填充层距离加热盘11 cm高度内,各处热电偶峰值温度逐渐升高,12～14 cm高度范围内热电偶峰值温度相比8～11 cm下降比较明显。物料层上方沙盖层区域峰值温度先升高后降低,其中最高峰值温度达614 ℃,比CH14处峰值温度高约40 ℃,这说明沙盖层中发生了氧化放热反应。
图3 干基米饭阴燃温度曲线
Fig.3 Dry rice smoldering temperature curves
根据第2.1节热重结果,熟米饭样品在300 ℃附近挥发分集中释放,在500 ℃以上发生残焦的氧化反应。阴燃反应启动初期,气流将离加热盘较近的物料热解释放的挥发分部分吹扫离开热解区,被吹扫的挥发分或在上层低温区冷凝,或被裹挟离开阴燃系统[20]。在阴燃传播初期,反应体系内温度较低(CH1～CH4峰值温度均低于550 ℃),残焦的氧化程度并不彻底,因此反应放热较少;CH1至CH11,峰值温度由462 ℃升至625 ℃。随放热反应不断进行,阴燃体系热量累积,使阴燃反应向上传播的同时,峰值温度逐渐升高。随阴燃反应持续进行,下层燃料不断消耗,上层燃料出现坍缩现象,使CH12～CH14峰值温度有较大幅度下降,相较CH11,CH12～CH14分别下降了43、57、53 ℃。由于气流对于热解挥发分的吹扫作用和低温沙盖层对于部分挥发分的滞留和冷凝,靠近物料层的沙盖区域中有较多可燃性有机组分,因此处于沙盖层区域的CH15附近发生剧烈的氧化放热反应,出现较高的峰值温度。
2.2.2 系统低位热值对干米饭阴燃处置影响规律
在干米饭阴燃处置过程中,系统低位热值变化时阴燃处置特征参数变化如图4所示。系统低位热值为0.64、0.72、1.09、1.45 MJ/kg时,混合基质中石英砂与干米饭的质量比分别为24、19、12、9,对应表2中试验1～4。达西流速为3 cm/s、点火温度为300 ℃时,石英砂与米饭质量比大于24,即系统低位热值小于0.64 MJ/kg时,阴燃反应无法自维持传播;石英砂与米饭质量之比小于19,即系统低位热值大于0.72 MJ/kg时,阴燃反应能够实现自维持传播,系统低位热值由0.72 MJ/kg提高至1.45 MJ/kg时,阴燃平均峰值温度由595 ℃升至793 ℃,处置率由69.0%升至97.5%。平均处置速率由1.032 MJ/kg升至2.155 MJ/kg。表明混合物料中干基米饭样品含量越高,即阴燃反应器内系统低位热值越高,干米饭阴燃反应过程越剧烈且处置后剩余的未燃尽残渣越少。系统低位热值为0.72、1.09 MJ/kg时,干米饭处置率分别为69.3%、86.5%,此时虽然实现了阴燃自维持传播,但仍存在较多未燃尽黑颗粒残焦,系统热值为1.45 MJ/kg时,干米饭处置率高达97.5%,与理论最高处置率98.6%较接近,此时可近似认为干米饭已处置完全。
图4 不同系统低位热值下干物料阴燃参数对比
Fig.4 Comparison of smoldering parameters of dry materials under low calorific values of different systems
2.3 湿米饭阴燃试验
表2中13组湿基米饭自维持阴燃试验用来评估砂料比、点火温度、达西流速和湿米饭含水率等关键参数对大米阴燃处置效果和尾气排放的影响。
2.3.1 阴燃处置过程中温度及烟气变化
以典型工况(试验12)为例,分析湿米饭自维持阴燃传播过程中温度及烟气典型组分变化情况,如图5(a)、图5(c)所示,可知湿米饭前期预热升温时,加热盘仅对其上方3 cm区域内物料温度具有较显著影响。阴燃反应启动后,CH1峰值温度高于CH2、CH3。CH4～CH12阴燃峰值温度先递增后平稳,说明阴燃反应在平稳地自维持向上传播。不同时刻的阴燃炉整体温度场如图6(c)所示,可知阴燃反应启动初期,绝大部分物料温度均低于80 ℃,随反应持续进行,高温区域逐渐向上传播,低温湿物料区域范围逐渐减小,说明阴燃反应在整个阴燃体系中自维持进行,湿米饭在自维持阴燃反应的作用下得以处置。该工况下阴燃平均峰值温度为586 ℃,处置率为75%,平均处置速率为0.996 g/min。反应结束后柱形阴燃炉最顶部沙盖层下沉约2 cm,证实阴燃传播过程中存在下层物料燃尽,上层物料向下坍缩的推测。
图5 湿米饭阴燃过程
Fig.5 Rice cooking smoldering process
图6 不同参数对阴燃处置效果的影响
Fig.6 Effect of different parameters on the effect of smoldering disposal
图5(b)描述了阴燃反应启动至反应结束,烟气中典型组分浓度变化情况。刚开始烟气检测时(t=83 min),烟气中各组分浓度相对较低,其中CO2、CO和VOCs体积分数分别为7.52%、2.14%、159×10-6。随反应进行,烟气中3种组分浓度均逐渐升高。烟气检测开始20～40 min内,烟气中CO2、CO和VOCs浓度基本保持稳定。此时CO2、CO和VOCs体积分数分别在8.54%、2.41%、261×10-6波动。40 min后,烟气各组分浓度均逐渐下降。
阴燃反应全过程中,烟气中CO2、CO和VOCs变化可归因于阴燃体系温度变化。阴燃反应启动初期,反应体系内温度较低。开始烟气检测20 min内(t=83～103 min)阴燃锋面的峰值温度在528～563 ℃,低于整个反应过程的平均峰值温度。故此时反应产生CO2、CO和VOCs浓度略低。随阴燃过程不断进行,反应体系内温度逐渐升高并维持稳定,CH6～CH10峰值温度在596～608 ℃,温差变化幅度小于2%,此时阴燃反应稳定向上传播,各处峰值温度接近,表明氧化反应和热解反应强度相对稳定,基本不随时间而波动。40 min后,阴燃反应逐渐接近物料顶部,此时随高度增加,CH10～CH14各处峰值温度急剧下降,由596 ℃降至448 ℃。可见40 min以后,随反应进行氧化反应和热解反应强度逐渐减弱,使烟气各组分浓度逐渐下降。
2.3.2 不同参数对阴燃处置效果的影响
不同参数对阴燃处置效果的影响如图6所示。由图6(a)可知,砂料比越低,阴燃过程平均峰值温度越高,平均处置速率越快。但阴燃砂子∶湿米饭=4下熟米饭处置率最高,即此工况下残焦副产物最少。此时处置率为91%、处置速率为1.49 g/min。不同砂料比下混合原料及其阴燃处置后的灰渣形貌如图7所示(S/B为砂料比)。由图7(c)、7(f)可知,砂料比偏高时混合物料平均粒径较小,此时系统低位热值更小,系统反应温度较低,反应器边缘物料氧化不完全,导致湿基米饭处置率较低,因此产生残焦较多;图7(a)、7(d)中,砂料比偏低时,系统燃料较高,系统热值较高,但此时混合物料结块黏连[21]现象较严重,比表面积降低,混合物料失去了阴燃必需的孔隙结构,使阴燃处置后出现较多块状未反应完全的黑色残焦。因此阴燃技术处置餐厨垃圾时,为避免黏连结块和系统低位热值较小,石英砂和湿米饭以质量比4∶1混合较合适。
图7 不同砂料比条件下混合原料及其阴燃处置后的灰渣形貌
Fig.7 Morphology of ash residue after mixed raw materials and their smoldering disposal under different abrasive ratio conditions
点火温度越高,即点火时段外界向待处置物料供给热量更多。图6(b)中点火温度越高,阴燃过程平均峰值温度、处置率和平均处置速率均有提高,表明阴燃反应整体强度提高且未燃尽残焦产率更低。点火温度由350 ℃提高至400 ℃时,加热能耗增加但平均峰值温度和处置率提升效果不显著,这归因于待处置物料的处置率。350 ℃时,米饭处置率已超过90%,体系内残焦副产物明显降低,进一步提高点火温度仅能提高距加热盘较近处热电偶温度,对稳定自持段温度提升不明显、处置率提升作用有限。因此在工业应用中将该处置工艺点火温度设定为350 ℃。
提高达西流速能通过促进阴燃体系的氧化放热反应,提高阴燃体系的平均峰值温度,改善处置效果。但根据试验结果分析,其提升效果并非线性增加,达西流速提升至4和5 cm/s时,平均处置速率相较3 cm/s分别提升65%和74%,表明达西流速为4 cm/s时,进一步提升达西流速对阴燃处置无太大增益效果。因此为减小空气输运设备能耗,在工业应用中将达西流速设定为4 cm/s。
湿米饭含水率升高会使其阴燃处置效果急剧变差。物料含水率由50%升至70%时,阴燃平均峰值温度由825 ℃降至576 ℃,平均处置速率由1.73 g/min 降至1.26 g/min,处置率由95.7%降至78.4%。前人对于粪便、污泥的阴燃研究[22-23]表明:水分通过蒸发吸热降低阴燃体系平均峰值温度影响阴燃处置的自维持特性和处置效果。但本研究发现阴燃处置过程中水分对待淀粉类餐厨的形貌结构也有较大影响。如非自维持阴燃试验的上层物料板结现象明显,这种板结现象不仅会影响物料的孔隙结构,还会阻碍氧气的供应过程,进而使阴燃自维持过程中断。板结后的物料形貌如图8所示(试验24)。
图8 反应器内板结物料形貌
Fig.8 Morphology of hardened materials in the reactor
分析湿米饭阴燃试验9～28中各组物料系统热值及其阴燃自维持性结果可知,在较低能耗试验工况下(达西流速3 cm/s、点火温度300 ℃),系统低位热值大于0.72 MJ/kg时,淀粉类餐厨可成功实现自维持阴燃处置。系统低位热值小于0.69 MJ/kg时,淀粉类餐厨无法在低能耗工况下实现阴燃处置。因此湿米饭含水率提高时,可通过适当降低砂料比实现自维持阴燃处置。但系统热值并非实现自维持阴燃的唯一判据,试验30中,系统热值高于0.72 MJ/kg,但阴燃反应自维持传播失败。其原因可能是石英砂占比较少导致混合物料板结严重,透气性严重降低导致阴燃自维持传播失败。因此为使淀粉类餐厨阴燃处置得以自维持发生,保证混合物料砂料比不小于2为最佳。达西流速为5 cm/s时,系统低位热值降至0.46 MJ/kg,自维持阴燃反应仍能发生。可见提高达西流速可增强放热反应强度,实现更高含水率物料、更低系统热值的自维持阴燃处置过程。第2.3.4节中会进一步讨论自维持阴燃反应过程中,达西流速和系统低位热值之间的映射关系。
2.3.3 不同参数对阴燃尾气的影响
根据第2.3.1节结果可知物料阴燃处置过程中,自维持阴燃稳定传播段尾气各组分浓度保持稳定,因此可对该时间段若干个各组分浓度数据点分别求取平均值,代表阴燃处置过程中烟气的排放特征。
不同参数对阴燃尾气中典型组分浓度的影响如图9所示,可知湿米饭实现自维持阴燃时,阴燃烟气中CO2体积分数在6.75%～9.41%,CO体积分数在1.37%～2.51%,VOCs体积分数在109×10-6～251×10-6。砂料比提高即阴燃体系中燃料质量分数减少时,CO2和VOCs体积分数逐渐减小,而CO体积分数几乎不变。提高点火温度后,阴燃稳态过程中CO2体积分数略增加,而CO和VOCs体积分数逐渐下降。原因可能为提高点火温度后,阴燃平均峰值温度升高促进CO和VOCs进一步氧化,氧化反应生成更多CO2。
图9 不同参数对阴燃尾气中典型组分浓度的影响
Fig.9 Effect of different parameters on the concentration of typical components in smoldering exhaust gas
提高达西流速,阴燃尾气中3种组分变化趋势相同,达西流速由3 cm/s升至5 cm/s,3种组分体积分数先升高后降低。达西流速在4 cm/s时,各组分浓度最高,其中CO2体积分数为9.41%、CO体积分数为2.51%、VOCs体积分数为236×10-6。其原因为达西流速3 cm/s下,平均峰值温度较低,反应强度不高,故产生的CO2、CO和VOCs体积分数略低于4 cm/s下阴燃试验。达西流速5 cm/s时,峰值温度已无较大提升,过量空气系数进一步增大,对烟气CO2、CO和VOCs体积分数有一定稀释作用。随待处置物料含水率逐渐增加,阴燃稳态过程中CO2和CO体积分数均小幅降低,VOCs体积分数在109×10-6～156×10-6。这可归因为物料中水分增加导致阴燃体系内平均反应温度降低,氧化反应和热解反应强度均有所减弱。
由于阴燃反应的不完全氧化特点和物料高湿特性,烟气呈现出高水分、高CO和VOCs特征。为消除CO、VOCs对环境和人体造成的不利影响,可通过冷凝除水方式进行烟气干化处理,再将干化后的尾气通过明火点燃法进一步氧化成CO2排放至大气中。
2.3.4 参数空间区域划分
根据第2.3.2节分析结果,可知提高达西流速后,自维持阴燃反应对混合物料低位热值的适应性越好,适合处置更小系统低位热值的混合物料。第2.3.2节结果表明砂料比4时处置效果最好,实际处置过程中,餐厨垃圾含水率是决定其处置效果的关键因素。故就达西流速、湿米饭含水率2个参数补充了一系列试验,并将达西流速-含水率组成的参数空间进行分区,结果如图10所示(点火温度300 ℃、砂料比为6)。
图10 参数空间分区
Fig.10 Parameter space division
由图10可知,湿基米饭含水率越高,实现自维持阴燃所需最小达西流速越高。湿米饭含水率为50%时,系统低位热值高达0.98 MJ/kg,仅2 cm/s达西流速便可实现自维持阴燃;湿米饭含水率升至75%时,需将达西流速调至8 cm/s。点火温度300 ℃、砂料比6时,大米餐厨自维持阴燃最高能适应的含水率为75%,淀粉类餐厨阴燃自维持传播所需最低系统热值为0.33 MJ/kg。对更低系统热值的餐厨垃圾,或需添加适量的辅助燃料才能保证其实现自维持阴燃处置。
3 结 论
1)淀粉类餐厨的热解焦在500 ℃以上才能发生氧化反应。为保证淀粉类餐厨能在较低能耗工况下实现自维持阴燃处置,需使阴燃体系系统低位热值高于0.72 MJ/kg。
2)在淀粉类餐厨自维持阴燃处置工艺中,达西流速和含水率是最关键参数,达西流速越高,阴燃反应越剧烈,处置效果越好;含水率越高,阴燃体系系统热值越低,影响效果反之。对于含水率60%的湿米饭,最佳砂料质量比为4,达西流速为4 cm/s,点火温度为350 ℃。
3)阴燃反应全过程中,烟气中典型组分体积分数均先增加、再平稳、后下降。改变阴燃操作参数和物料性质,自维持传播段CO2体积分数在6.75%～9.41%,CO体积分数在1.37%～2.51%,VOCs体积分数在109×10-6～251×10-6。达西流速对烟气中CO2、CO和VOCs浓度的影响最大。
4)淀粉类餐厨含水率越高,实现自维持阴燃所需最小达西流速越高。利用自维持阴燃技术,最高能处置75%含水率淀粉类餐厨,此时阴燃体系系统热值低至0.33 MJ/kg,实现该过程所需最小达西流速为8 cm/s。
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Optimization of starch kitchen waste smoldering disposal parameters and analysis of flue gas release characteristics
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YAN Chao,ZHANG Yu,HUANG Jingchun,et al.Optimization of starch kitchen waste smoldering disposal parameters and analysis of flue gas release characteristics[J].Clean Coal Technology,2023,29(9):87-97.
