填埋场陈腐垃圾筛上物热值及掺烧对焚烧炉运行工况影响研究——以云南省某市陈腐垃圾掺烧为例

国外对于陈腐垃圾的资源化研究较早，开展了许多资源循环和能源化利用的研究。Fricke 等研究了陈腐垃圾的物理组成，目的在于了解恢复土地面积、防止环境危害以及探索陈腐垃圾资源化利用的可行性。Quaghebeur 等对比利时某填埋场陈腐垃圾理化特性进行了研究，发现陈腐垃圾理化特性主要与填埋年限有关，其中热值随填埋期的增长而呈下降趋势。

我国研究人员在陈腐垃圾资源化利用方面也进行了许多探索。黄守斌等早在 2006 年即提出对已封场的填埋场进行再开采复用的思考，并从技术、经济及开挖后稳定化垃圾出路几个方面对其可行性进行了综合探讨。赵由才等对陈腐垃圾的燃料特性进行了研究，指出 6 a 以上 填埋龄垃圾已不具备原生垃圾的特性，可以考虑开采利用。袁京等的研究显示广东省某垃圾填埋场的垃圾中可燃组分达 40.1%，热值约为 6007 kJ/kg，高于原生垃圾的平均热值。

我国生活垃圾的处理方式以焚烧和填埋为主。生活垃圾焚烧因 占地面积小、减量减容效果明显、处理更彻底、焚烧热量可发电 等优势，在近几年已成为主流，并在东部沿海地区生活垃圾焚烧厂出现不同程度的产能过剩。将陈腐垃圾中可燃组分与原生垃圾进行掺混燃烧，既能填补过剩的焚烧产能，又可腾退已有填埋场，缓解城市土地资源。

张焕亨认为长期的陈腐垃圾掺烧不失为一种经济环保的处理方案。余春江等同样认为将库容饱和的垃圾填埋场陈腐垃圾开挖并送入垃圾焚烧发电厂与原生垃圾协同焚烧，是实现陈腐垃圾资源化处理且腾挪填埋场库容的有效途径。尹文华等的研究显示，掺烧后烟气排放达标受陈腐垃圾的填埋时间、特性、热值、垃圾焚烧技术等多个因素影响。

已有的掺烧研究多以实验室规模或数值模拟为主，如李德波等通过数值模拟方法来研究垃圾焚烧炉掺烧陈腐垃圾及其配风优化设计。全尺寸的掺烧试验及其过程数据披露相对较少，如掺烧的陈腐垃圾采样代表性、掺烧规模和方式、烟气采样周期和频率等。由于陈腐垃圾和原生垃圾都有较大的不均一性，实际作业日常气候与采样日天气也有所不同，瞬间采样和短时间的掺烧研究结果不一定完全具有代表性。

本研究对云南省某垃圾填埋场内多年陈腐垃圾进行筛分处理，通过含水率检测、组分分析和可燃物含量测定等方法对筛上物进行特性分析；并将筛上物送入垃圾焚烧发电厂进行掺烧试验，从 掺烧比例、蒸发量、环保物料、烟气污染物排放 等数据入手，探明陈腐垃圾筛上物的热值数据以及对焚烧炉运行工况的影响，研究成果可为后续工业化掺烧提供支撑。

云南省某市生活垃圾卫生填埋场地处某西北郊老白岩，三面环山，周边环境为缓坡耕地、林地。该填埋场占地面积约 8.67 hm ² ，自 2007 年开始运营以来，日接收生活垃圾约 400 t，填埋运行时直接露天堆放，未进行防渗膜覆盖。2020 年 11月，该市生活垃圾焚烧厂投运，填埋场不再填埋生活垃圾，场内已填埋垃圾约 1.6×10 ⁶ m ³ ，并于 2021 年 11 月开始覆膜封场。

该市生活垃圾焚烧厂设计处理规模为 2×250 t/d，设计主汽参数为 4.0  MPaG、400 ℃，设计主汽流量为 20 t/h，共用一套尾气处理系统。本研究试验于  2021 年 8 月进行，焚烧厂已投运半年多，各运行参数平稳。试验前焚烧该市内的原生生活垃圾（以下简称“原生垃圾”），发电量约为 400 kWh/t，估计热值为 6697 kJ/kg。

由于填埋场内的陈腐垃圾整体热值较低，直接入焚烧炉掺烧无法维持炉膛温度稳定，故本研究采取常规“ 滚筒筛+风选机 ”的筛分工艺对陈腐垃圾进行分选，滚筒筛将陈腐垃圾中粒径 ≤40 mm 的物料作为筛下物分离出来，再通过风选机将剩余物料中的轻质可燃物进一步分离得到筛上物，最后将筛上物送至焚烧厂进行掺烧试验。

在筛上物料堆中每隔 2 d（8 月 25 日、8 月 27日、8 月 29 日和 8 月 31 日） 于中午时间各取 1 个筛上物样品，采用固定的塑料桶装载约 1.5 kg，然后称质量（m _总 ）。按照 CJ/T 313-2009 生活垃圾采样和分析方法的试验方法，样品送入烤箱在 105 ℃ 进行恒温烘干，再次称质量，其减少量即为水的质量（m _水 ），其含水率为 m _水 /m _总 。

将烘干的筛上物（干基） 进行手工分拣归类，共分为8 类： 塑料、布条、木块、纸张、石头 （未通过 5 目标准筛孔） 、金属、玻璃 和 渣土 ；并尽量清理干净前 7 类物料表面的渣土或其他通过 5 目标准筛孔的混合物，集中归入第 8 类；记录各分类物料的质量，以分析其组分占比及筛上物特性。对每个渣土样品取样约 2 g 进行烧失量试验，测得渣土的烧失率，用以综合计算出筛上物的可燃物含量。

该焚烧厂的 2 台焚烧炉由上海康恒环境股份有限公司提供，拥有完全一致的炉型和工艺参数，并共享同一个垃圾池和同一套尾气处理系统。虽然两台炉的瞬间焚烧工况可能略有差异，但一段时间内的平均热效率基本一致。掺烧试验在 2# 焚烧炉中进行，1# 焚烧炉作为参照炉。

掺烧试验于 2021 年 8 月 1 日至 31 日进行，其中，8 月 1 日至 24 日为“非掺烧试验期”，两台炉均只投加当地原生垃圾焚烧；8 月 25 日至 31 日为“掺烧试验期”，每天选择一定时段在 2# 焚烧炉进行不同比例的筛上物掺烧试验（以下简称“掺烧时段”），即手动控制垃圾抓斗按一定比例抓取筛上物和原生垃圾投加入炉。同时，2# 焚烧炉每天均有一定时段只投加原生垃圾（以下简称“非掺烧时段”），时间长短不一，主要取决于当天原生垃圾和筛上物的进厂量。1# 焚烧炉作为空白参照每天正常焚烧原生垃圾（8 月 25 日、26 日检修停机）。

整个试验过程未出现任何非计划停炉，且掺烧过程仅个别天数投加燃油。其中，8 月 31 日 2# 焚烧炉因纯烧筛上物，炉温一直无法稳定，故投加燃油（3 h 投  0# 柴油 1.07 t） 以维持在 850 ℃以上。筛上物纯烧试验进行 3 h 后被迫停止。

试验期间实时获取焚烧厂烟气排放中的污染物浓度监测数据，并记录掺烧试验中的焚烧时长、入炉垃圾量、吨产气量、飞灰和炉渣量、环保耗材等数据。根据吨产气量数据可以直接得出蒸发量，进而计算平均热值，并根据能量守恒定律，结合掺烧比例可得出式（1）：

q _总  × m _总 = q _原生垃圾  × m _原生垃圾  + q _筛上物  × m _筛上物 （1）

式中：q _总  为掺烧试验混合垃圾的单位加权总热值，根据焚烧厂吨产气量直接得出，并剔除投加燃油量对应的热值，kJ/kg；q _原生垃圾 为掺烧试验中原生垃圾的单位热值，kJ/kg；q _筛上物 为掺烧试验中陈腐垃圾筛上物的单位热值，未知，kJ/kg；m _原生垃圾 为掺烧试验中原生垃圾的质量，kg；m _筛上物 为掺烧试验中陈腐垃圾筛上物的质量，kg；m _总 为掺烧试验混合垃圾的总质量，m _总 = m _原生垃圾 + m _筛上物 ，kg。

1. 组分

各筛上物样品的含水率见表 1，各样品的含水率平均为 30.91%。由于整个筛分作业期间处于多云、阴天或小雨状态（表 2），且此填埋场未被防渗膜完全覆盖，筛分预处理前也未对陈腐垃圾进行翻抛晾晒，所以筛上物的含水率整体受当日天气影响较大。

表1 筛上物样品含水率

表2 8月24日至31日当地天气情况

图1 筛上物（干基）组分分布

本研究将筛上物样品的含水率与干基中轻物质类、重物质类和渣土的质量占比分别进行线性拟合（图 2），结果显示 渣土和重物质类与含水率成正比 ， R ² 分别为  0.4989 和 0.4925； 轻物质类与含水率成反比， R ² 为 0.5672，均显示一定的线性关系。根据现场观察，塑料、布条或纸张等轻物质类表面均有一层泥，含水率越高，表层的泥越厚，且越容易与渣土黏接在一起形成泥球，进而导致风选机无法将轻物质类有效吹出和分离。

2. 可燃物含量

筛上物中的可燃成分主要有塑料、布条、木块和纸张等轻物质类和渣土中的有机质成分。轻物质类理论上均可燃，而渣土中的有机质含量可通过烧失量试验测定。本研究对筛上物（干基）样品中分拣出的渣土进行烧失量试验，渣土烧失率较为稳定，均值为 21.51%（表3）。

筛上物可燃物含量计算见式（2）：

ω _可燃物 = ω _塑料 + ω _布条 + ω _木块 + ω _纸张 + ω _渣土 × X _烧失率 （2）

式中：ω _可燃物 为可燃物的组分含量，%；ω _塑料 为塑料的组分含量，%；ω _布条 为布条的组分含量，%；ω _木块 为木块的组分含量，%；ω _纸张 为纸张的组分含量，%；ω _渣土 为渣土的组分含量，%；X _烧失率 为渣土的烧失量与原质量的比值，%。

根据式（2）大致计算出筛上物（干基） 的可燃物含量约为 60%；再考虑含水率可进一步计算出筛上物原料（湿基） 的可燃物含量约为 40%。由于本次筛分全过程在户外场地上进行，陈腐垃圾因连续阴雨天气含水率较高，筛上物的可燃物组分远低于预期，也势必导致筛上物热值较低，但该结果也更贴合长期运行下的实际工况。

同时，因为筛上物的可燃物与陈腐垃圾原料含水率呈线性负相关，进一步说明了 陈腐垃圾开挖前应对填埋场堆体进行覆盖，尽量隔绝雨水，筛分前应进行晾晒进一步降低进料含水率，以提高筛分效率和最后入炉筛上物的热值。

根据式（1）可以得出筛上物的单位热值，如式（3）所示：

q _筛上物 =（q _总 × m _总 - q _原生垃圾 × m _原生垃圾 ）/m _筛上物 （3）

式中：q _总 、m _总 、m _原生垃圾 、m _筛上物  均取自 2# 焚烧炉的每日实际数据；q _原生垃圾 可以有 3 种不同的取值方法：

①按焚烧厂 8 月 1 日至 24 日期间的原生垃圾平均热值（方法 1）

②按 2# 焚烧炉 当天非掺烧时段的原生垃圾平均热值（方法 2）

③按当天对照 1# 焚烧炉的原生垃圾平均热值（方法 3）

方法 1、方法 2、方法 3 计算得出的 q _筛上物 较为接近，分别为 6191、5680、6258 kJ/kg，其均值为 6040 kJ/kg；掺烧试验热值分析见表 4。

表4 掺烧试验热值分析

按 3 种方法计算得出的筛上物每日平均热值 q _筛上物 变化情况见图 3。从图 3 可以看出，8 月 26 日至 30 日期间 3 种方法计算的每日平均热值 q _筛上物 都比较接近，差异点主要出现在 8 月 25 日和 8 月 31 日。

图3 3种方法计算得出的筛上物每日平均热值 q _筛上物 变化情况

8 月 25 日是掺烧试验的第 1 天， 由方法 1 计算得出的 q _筛上物  偏高，而方法 2 计算得出的筛上物热值较低，两种方法计算的热值偏差较大。可能原因分析如下：25 日 2# 焚烧炉非掺烧时段的原生垃圾热值（8267 kJ/kg） 相比前 24 d 和后 6 d （7744~8033 kJ /kg）均显著较高，而方法 1 中 q _原生垃圾 是前 24 d 的平均热值，远低于 25 日实际 q _原生垃圾 ，所以 25 日方法 1 计算的 q _筛上物 也随之偏高。

同时，25 日试验的掺烧比例较低（筛上物仅占 25%），仅通过手动控制垃圾抓斗数较难精准实现设计的入炉掺烧比例，更高比例的筛上物混入掺烧时段很有可能导致测量的 q _总 小于实际设计比例的 q _总 ，进而方法 2 计算的 q _筛上物 也随之偏低。

同理，8 月 31 日原生垃圾的热值（约 7242 kJ/kg）相比前 30 d（7744 ~ 8033 kJ/kg） 也显著降低， 方法 1 中 q _原生垃圾 的取值要高于 30 日实际 q _原生垃圾 ，所以 31 日方法 1 计算的 q _筛上物 也随之特别低。同时，8 月 31 日为筛上物纯烧试验，基本不存在筛上物投加比例不精准的问题，测量获得的 q _总 应基本等于实际理论 q _总 ，所以方法 2 和方法 3 计算得出的 q _筛上物 较为接近，且与前几日 q _筛上物 偏差范围不大。

基于以上数据分析，方法 1 计算得出的 q _筛上物 波动最大，主要是原生垃圾热值具有较大的波动性，无法用一段时间的平均热值 q _原生垃圾 代表试验当天的真实原生垃圾热值；方法 2 计算得出的 q _筛上物 波动次之，主要是 2# 焚烧炉掺烧时段和非掺烧时段的界限并不明确，掺烧比例较难精准控制，q _原生垃圾 会受筛上物的部分影响，且较难作方向性的定性分析；方法3 计算得出的 q _筛上物 波动最小，也说明 1# 焚烧炉是非常合适的空白对比样，计算出的 q _筛上物 更可靠。

张焕亨的研究发现广东某填埋场的陈腐垃圾中橡胶类可燃组分的热值约为 4772~8707 kJ/kg，覆盖本研究结果，但其未详细阐述该数值范围来源。白秀佳等对北京某填埋场陈腐垃圾进行采样和实验室分选后，检测获得的易燃垃圾热值为 23139 kJ/kg，显著高于本研究结果，这可能是因为实际现场“滚筒筛+风选机”筛分工艺所能产生的筛上物可燃物含量（湿基）仅约 40% 所致。

李水江等研究发现南方某填埋场的存量垃圾湿基低位热值约为 5037 kJ/kg，略低于本研究结果，这是与对方试验所用的掺烧垃圾并未进行现场筛分处理、试验所选填埋场的垃圾原生性质等因素有关。

本研究通过较长时间的掺烧试验，从入炉垃圾量和吨产气量等日均数据入手，通过能量守恒原理计算得出筛上物热值的方法，在实际生产过程中更具有指导性。

同时，根据本次掺烧试验期间焚烧厂的运行情况，认为 陈腐垃圾筛上物的掺烧比例不超过 1∶1 时较为合适。 孙子维等通过燃尽特征指数和综合燃烧特征指数等方法研究陈腐垃圾与原生垃圾的掺烧时，也显示优势掺混比例为 0~50%。

1. 消石灰和尿素消耗

掺烧试验期间，消石灰日均单耗量的 7 d 平均值为 9.99 kg/t，考虑加权入炉垃圾量的 7 d 加权平均值为 10.01 kg/t，高于非掺烧期间的消石灰单耗量 9.48  kg/t。根据组分分析（图 1） 发现，筛上物中塑料占比最高，掺烧会增加烟气中的二氧化硫浓度，进而增加烟气净化系统负荷。尹文华等在研究陈腐垃圾掺烧对烟气污染排放的影响时发现二氧化硫随着掺烧比例提高而逐渐上升；李水江等进行存量垃圾直接掺烧中试试验时发现，烟气处理负荷明显增大，熟石灰的使用量增加了 41%； 本研究成果与前两者基本一致。

将掺烧试验期间每日的消石灰日均单耗量与每日入炉垃圾中的筛上物掺烧比例作线性拟合（图 4），其 R ² 仅为 0.1594，显示两者并无显著线性关系。烟气净化系统中消石灰的设计投加量一般按理论化学反应摩尔单量的 1.5 倍进行设计，且实际运行过程中厂区操作人员为追求稳定达标而进一步超设计值投加消石灰。因此，以上两者未呈现显著线性关系。

图4 消石灰日均单耗量与筛上物掺烧比例关系

试验期间的 7 d 平均尿素单耗量为 0.5 kg/t，与非掺烧试验期间的尿素单耗量保持一致。尿素单耗量与烟气中氮氧化物的浓度成正比，而氮氧化物浓度与燃烧控制的炉温相关。在适当范围内（小于 1∶1） 掺烧筛上物，试验期的炉温一直保持稳定，因此， 烟气中仅少量增加的氮氧化物浓度，并不需要额外投加尿素即可满足烟气的达标排放。

2. 炉渣和飞灰产生率

掺烧试验期间，炉渣日均产生量的 7 d 均值为 30.14%，考虑入炉垃圾量的 7 d 加权平均值为 31.04%， 显著高于非掺烧期间的炉渣产生量 22.2%， 炉渣产生率增大约 39.8%。试验期间的平均飞灰产生率为 3.56%，高于与非掺烧试验期间的飞灰产生率 2.84%， 飞灰产生率增加约 25.4%。本研究未收集到掺烧期间的每日飞灰产生量，故在此不展开讨论。

而李水江等在进行我国南方某垃圾填埋场存量垃圾直接掺烧中试试验时发现，50% 掺烧比例下，飞灰和炉渣的产生率同步升高了 38%。根据筛上物特性分析，筛上物的渣土占比高达 40%，石块等重物质类占比高达 10% 以上，相比原生垃圾含有更高比例的灰土和石块， 因此掺烧筛上物会显著增加最终的不可燃物。

本研究将掺烧试验期间每日的炉渣产生量与筛上物掺烧全天总占比作线性拟合（图 5），其 R ²  仅为 0.0048， 显示两者并无线性关系。 这可能是每日筛上物和原生垃圾中的非可燃组分均存在较大波动所致，且每日炉渣实际产生量受出渣机运行时长和腔内残余炉渣的影响，并非完全等于当日炉渣的理论产生量。

3. 掺烧期间烟气污染物排放分析

本研究主要分析的烟气污染物常规 5 项包括颗粒物、二氧化硫（SO ₂ ）、氮氧化物（NO _x ）、一氧化碳（CO） 以及氯化氢（HCl）。掺烧试验期间，在线设备实时监测并每小时记录 1 次污染物的排放浓度。

研究表明（图 6），掺烧试验期内掺烧时段的各烟气污染物小时平均浓度均围绕前 24 d 非掺烧试验期的日均浓度值上下波动，且最大数值均满足相关排放标准的要求。其中，颗粒物、氮氧化物和一氧化碳的掺烧时段小时平均浓度的日均值略高于非掺烧试验期的日均值；二氧化硫的掺烧时段小时平均浓度的日均值与非掺烧试验期的日均值基本持平；氯化氢则略低于非掺烧试验期的日均值。 在焚烧厂的废气系统正常运行情况下，掺烧筛上物未对烟气污染物常规 5 项的达标排放造成负面影响。 李水江等发现在 50% 掺烧比例下未对烟气污染物常规 5 项的达标排放造成影响，与本研究结果也基本吻合。

同时，烟气排放污染物的小时平均浓度相对标准差可以反映焚烧工况和尾气处理的稳定性。本研究对掺烧试验期内掺烧时段和非掺烧时段的每日烟气污染物小时平均浓度分别进行统计，计算每日小时平均浓度的相对标准差，并与前 24 d 非掺烧试验期的小时平均浓度相对标准差作对比，相关数据见图 7 ~ 图 11。

整体而言， 掺烧试验期间掺烧时段和非掺烧时段的每日小时浓度相对标准差并无显著区别， 即掺烧陈腐垃圾并未显著增加尾气排放的不稳定性，这可能受益于自动化程度较高的尾气处理系统，可根据初始烟气污染物浓度自动调节环保药剂投加，进而确保污染物排放浓度的稳定。同时，掺烧试验期的各污染物每日小时浓度相对标准差都围绕非掺烧试验期和非掺烧时段的小时浓度相对标准差均值上下波动。

理论上，掺烧筛上物会在一定程度上增加焚烧时塑料组分占比的波动，导致初始烟气中氯和硫的浓度波动增大。掺烧也会增加焚烧时炉温的波动，导致初始烟气中氮氧化物和一氧化碳浓度的波动增大。本研究的实际结果与理论分析基本一致， 颗粒物的波动范围较小，而二氧化硫、氯化氢、氮氧化物和一氧化碳的波动范围较大。

纯烧筛上物也导致了焚烧厂运行工况发生较大变化，使得必须投放大量燃油才能稳住焚烧炉运行， 说明纯烧筛上物对焚烧厂的稳定运行会产生一定影响，需要焚烧厂运营人员摸索出一套适合纯烧筛上物的运行操作流程。