污泥焚燒爐渣基定型復(fù)合相變儲熱材料的制備和性能

宋超宇，熊亞選，張金花，金宇賀，藥晨華，王輝祥，丁玉龍

（1 北京建筑大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院供熱供燃?xì)馔L(fēng)及空調(diào)工程北京市重點實驗室，北京 100044；2 北京中建建筑科學(xué)研究院有限公司，北京 100076； 3 伯明翰大學(xué)伯明翰儲能中心，伯明翰B15 2TT，英國）

引 言

隨著城市規(guī)模的膨脹，污水排放量快速增加，市政污泥的大量堆積既會破壞城市周邊生態(tài)環(huán)境，還會釋放大量的溫室氣體。焚燒是處理污泥最有效的無害化處理方式，但爐渣中的重金屬固定是面臨的一個難題。此外，為實現(xiàn)我國“2060 碳中和”，需要將非化石能源占比提高到80%，同時提高化石能源的利用率。然而，間歇性可再生能源、電網(wǎng)低谷電和工業(yè)余熱等供能與用戶對能源的需求波動性難以在時空上實現(xiàn)直接匹配。而大規(guī)模儲能則能夠通過能源的時空調(diào)遣，在能源供需側(cè)間搭建能源供需匹配的橋梁。目前，大規(guī)模電能存儲成本高，安全性差，尚未實現(xiàn)技術(shù)上的完全突破。而儲熱技術(shù)則可以實現(xiàn)熱量的大規(guī)模安全儲存，跨時空調(diào)遣，成為主要的能源儲存形式之一。儲熱技術(shù)分為顯熱儲熱、潛熱儲熱和熱化學(xué)能儲熱三種方式。其中，顯熱儲熱密度低，熱化學(xué)能儲熱仍不成熟。潛熱儲熱盡管蓄熱密度大、充放熱溫度恒定、占地面積小，但相變儲熱材料在相變過程易泄漏、導(dǎo)熱性差、易相分離等，限制相變儲熱技術(shù)的大規(guī)模工業(yè)應(yīng)用。近年來，大量研究文獻(xiàn)提出利用骨架材料封裝相變儲熱材料的復(fù)合相變儲熱技術(shù)，即將相變儲熱材料包裹在骨架材料的孔隙中，避免相變儲熱材料的泄漏。十多年來，氧化鋁[1-2]、氫氧化鈣[3]、膨脹石墨[4-8]、碳化硅[9-10]、硅藻土[11-13]、高嶺石[14-15]、氧化鎂[16-18]均被用作骨架材料制備復(fù)合相變儲熱材料。Li 等[1]制備了Al/Al2O3定型復(fù)合相變儲熱材料，在500～700℃的溫度范圍內(nèi)，Al 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)占45%時，復(fù)合材料的熱導(dǎo)率為3.75 W/(m·K)，儲熱密度達(dá)到400 J/g。Sang 等[19]以K2CO3-Li2CO3-Na2CO3為 相變儲熱材料，MgO 為骨架材料制備了定型復(fù)合相變儲熱材料，研究發(fā)現(xiàn)K2CO3-Li2CO3-Na2CO3與MgO 的最佳質(zhì)量比為5∶5，在350～800℃的溫度范圍內(nèi)其最大儲熱密度為781.4 J/g。Chen 等[8]采用簡單熔融共混法制備LiNO3·3H2O-KNO3-NaNO3/改性膨脹石墨定型復(fù)合相變儲熱材料，當(dāng)改性膨脹石墨的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為20%時，復(fù)合材料的潛熱為158.7 J/g，熱導(dǎo)率為4.565 W/(m·K)。黏土礦物材料具有高孔隙率，與鹽具有良好的化學(xué)相容性[20-22]。Deng 等[23]通過冷壓縮-熱燒結(jié)法制備了KNO3/硅藻土定型復(fù)合相變儲熱材料，結(jié)果表明，硝酸鉀的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為65%時，復(fù)合材料具有良好的熱性能。Liu 等[14]以煤系高嶺石為骨架材料制備了定型復(fù)合相變儲熱材料。Yu等[3]用Ca(OH)2和NaNO3分別作為骨架材料和相變儲熱材料制備了定型復(fù)合相變儲熱材料?？紤]到上述骨架材料為天然礦物或工廠加工而成的骨架材料，大量開采或由于工廠加工浪費(fèi)的電力資源等必然會對環(huán)境造成破壞，近年來，一些研究人員提出將工業(yè)固體廢物作為骨架材料[24-29]。Wang 等[25]對K2CO3/粉煤灰定型復(fù)合相變儲熱材料進(jìn)行了150 次熱循環(huán)實驗，結(jié)果表明復(fù)合材料熱穩(wěn)定性良好。Wang 等[28]研究了Na2CO3-K2CO3/粉煤灰/膨脹石墨定型復(fù)合相變儲熱材料的熱性能。當(dāng)石墨含量為6%( 質(zhì)量) 時，復(fù)合材料的熱導(dǎo)率為3.182 W/(m·K)。王燕等[29]制備了太陽鹽[40%(質(zhì)量) KNO3-60%(質(zhì)量) NaNO3]/鋼渣定型復(fù)合相變儲熱材料，結(jié)果表明，太陽鹽與鋼渣的最佳質(zhì)量比為5∶5，其潛熱值為64.0 J/g。這些研究初步探索了部分工業(yè)固廢作為骨架材料的可行性。

為進(jìn)一步資源化利用城市固廢，實現(xiàn)重金屬的有效固定，開發(fā)低成本復(fù)合相變儲熱材料，本文提出市政污泥焚燒爐渣作為骨架材料，采用冷壓燒結(jié)(CCHS)法制備定型復(fù)合相變儲熱材料，通過對所制備定型復(fù)合相變儲熱材料的傳熱儲熱性能、抗壓性能、熱穩(wěn)定性、化學(xué)相容性進(jìn)行表征和分析，驗證了定型復(fù)合相變儲熱材料封裝重金屬的有效性，市政污泥焚燒爐渣作為定型復(fù)合相變儲熱材料骨架材料的可行性。

1 實驗材料和方法

1.1 實驗材料

實驗中，骨架材料采用市政污泥焚燒爐渣，市政污泥采自北京通州污水處理廠。污泥在馬弗爐(SX2-5-12A，蘇州九聯(lián)科技)中經(jīng)900℃焚燒24 h 得到物理焚燒爐渣。利用X 射線熒光光譜儀(Axios FAST，帕納科)對污泥爐渣成分進(jìn)行表征，結(jié)果如表1所示。相變儲熱材料采用分析純硝酸鈉(純度≥99%)，購自中國國藥集團(tuán)化學(xué)試劑有限公司。

表1 市政污泥焚燒爐渣的化學(xué)成分Table 1 Chemical compositions of the incinerated slag of municipal sludge

顯然，Al2O3、SiO2和P2O5是污泥焚燒后所得爐渣的主要成分，但含量較少的CaO、Fe2O3和MgO 也會對爐渣的物理化學(xué)性質(zhì)產(chǎn)生重要影響。

1.2 定型復(fù)合相變儲熱材料樣品的制備

本實驗中，使用CCHS 法制備定型復(fù)合相變儲熱材料，制備過程(圖1)具體描述如下：

圖1 定型復(fù)合相變儲熱材料的制備工藝流程Fig.1 Fabrication process of shape-stable phase change composites

(1)將污泥焚燒爐渣和硝酸鈉分別在170℃的干燥箱(202-3AB 型，天津泰斯特儀器有限公司)中干燥至少24 h；

(2)用分析天平(ME104,梅特勒,0.1 mg)按預(yù)設(shè)質(zhì)量比分別稱量爐渣和硝酸鈉；

(3) 在行星磨機(jī)(KE-2L，啟東市宏宏儀表設(shè)備廠)中以200 r/min 的速率對稱重后的爐渣和硝酸鈉混合、研磨20 min，形成一定粒徑的粉末；

(4)將粉末放入圓柱形模具中，在壓力機(jī)(MSY-50，青島孚潤)上施加8 MPa壓力，保壓3 min，形成定型復(fù)合相變儲熱材料圓柱狀樣品；

(5)按照以下升溫程序，在空氣氣氛馬弗爐中進(jìn)行定型復(fù)合相變儲熱材料圓柱狀樣品的燒結(jié)：

①以2℃/min 的升溫速率將圓柱狀樣片從室溫加熱至100℃，恒溫保持30 min；

②以2℃/min 的升溫速率將圓柱狀樣片從100℃加熱至200℃，恒溫保持30 min；

③以2℃/min 的升溫速率將圓柱狀樣片從200℃加熱至340℃，恒溫保持90 min；

④停止加熱，將圓柱狀樣片自然冷卻至室溫，制得定型復(fù)合相變儲熱材料。

5 種燒結(jié)后的樣品如表2 所示。定型復(fù)合相變儲熱材料樣品外形與骨架材料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)有關(guān)。由于骨架材料和相變儲熱材料的密度不同，在相同的成型壓力下，不同比例的樣品由于相變儲熱材料含量不同，在馬弗爐中燒結(jié)結(jié)束后，樣品的尺寸會有略微變化，但不明顯。可看到，樣品表面出現(xiàn)微孔結(jié)構(gòu)，樣品SS4 和SS5 表面發(fā)現(xiàn)相變儲熱材料泄漏，其中樣品SS5 發(fā)生開裂，而SS1、SS2 和SS3 無形變，未發(fā)現(xiàn)相變儲熱材料泄漏。樣品表面的微孔結(jié)構(gòu)是硝酸鈉燒結(jié)過程中第一次熔融時體積收縮引起的，屬于相變儲熱材料粉狀凝固過程的自然規(guī)律?？梢姡羌懿牧腺|(zhì)量分?jǐn)?shù)過低，導(dǎo)致定型復(fù)合相變儲熱材料內(nèi)部應(yīng)力不均勻，造成樣品SS4泄漏、樣品SS5開裂，難以實現(xiàn)相變儲熱材料封裝，而溢出的相變儲熱材料會攜帶骨架材料中的重金屬材料，因此也難以實現(xiàn)重金屬的固定。

表2 定型復(fù)合相變儲熱材料的基本性能Table 2 Composition and appearance of shape-stable phase change composites

考慮到提高相變儲熱材料占比會提高定型復(fù)合相變儲熱材料的儲熱密度[12]，本文認(rèn)為市政污泥焚燒爐渣與硝酸鈉的最佳質(zhì)量比為5∶5，即樣品SS3能夠?qū)崿F(xiàn)相變儲熱材料和重金屬最佳封裝。

1.3 表征方法

實驗使用同步熱分析儀(STA 449F3,Netzsch)在高純度氮?dú)?99.999%)保護(hù)和吹掃下，通過差示掃描量熱法(DSC)和熱重分析(TGA)以10 K/min 的升溫速率測試樣品的相變過程、熔化潛熱和比熱容。在100～400℃范圍內(nèi)，樣品在同步熱分析儀內(nèi)各進(jìn)行5次連續(xù)熔化-凝固循環(huán)。按上述定型復(fù)合相變儲熱材料的制備方法制備直徑為12.7 mm、厚度為3.0 mm 的定型復(fù)合相變儲熱材料圓柱體，以高純度氮?dú)?99.999%)作為保護(hù)氣體和吹掃氣體，通過激光導(dǎo)熱 儀(LFA467, Netzsch)測 試 其 在100、240、280 和380℃下的熱擴(kuò)散率。取質(zhì)量為0.5 g，粒徑為48 μm的污泥焚燒爐渣粉末，采用直接壓片法將其壓制成1 cm×1 cm 的薄片通過XRF(Axios FAST，帕納科)儀器分析污泥焚燒爐渣的化學(xué)成分。利用掃描電子顯微鏡(SU8010, Hitachi)觀測樣品內(nèi)部的微觀形貌和元素分布。利用X 射線衍射儀(SmartLab,Rigaku)分析爐渣組分與硝酸鈉間的化學(xué)相容性，利用能量色散X 射線光譜儀(EDS)測試樣品中元素分布情況?？箟簭?qiáng)度通過壓力實驗機(jī)(CMT6104, 美國MTS)進(jìn)行測試。加熱/冷卻實驗采用自制實驗裝置進(jìn)行。實驗過程中，樣品往返于室內(nèi)環(huán)境和電加熱爐實現(xiàn)加熱/冷卻循環(huán)。樣品在240～340℃范圍內(nèi)共進(jìn)行500次循環(huán)。

1.4 測量不確定度分析

根據(jù)課題組前期研究工作中采用的計算方法[30]，計算得到本文中熔點、潛熱、比熱容和熱導(dǎo)率的測量不確定度分別為0.354℃、0.252 J/g、0.037 J/(g·K)和0.037 W/(m·K)。

2 結(jié)果和討論

2.1 定型復(fù)合相變儲熱材料的潛熱儲熱性能

樣品SS0、SS2、SS3 和SS4 的比熱容隨溫度變化如圖2 所示?？煽吹?，與相變儲熱材料(樣品SS0)相比，樣 品SS2、SS3 和SS4 熔 點(分 別 為301.5℃、303.7℃和303.8℃)和熔融峰位置變化不明顯；相變儲熱材料熔化潛熱明顯高于定型復(fù)合相變儲熱材料的熔化潛熱是因為定型復(fù)合相變儲熱材料中相變儲熱材料質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低。這表明污泥焚燒爐渣的加入對相變儲熱材料的相變過程沒有明顯影響。

圖2 樣品SS0、SS2、SS3和SS4的比熱容隨溫度變化曲線Fig.2 Specific heat of samples SS0,SS2,SS3 and SS4 over temperature

隨著相變儲熱材料質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大，定型復(fù)合相變儲熱材料的潛熱升高，樣品SS2、SS3 和SS4 的潛熱分別為57.45、60.33 和76.96 J/g。雖然樣品SS4的潛熱最高，但樣品SS4底部發(fā)現(xiàn)鹽泄漏，難以投入工程應(yīng)用。因此，從潛熱儲熱角度看，污泥焚燒爐渣與硝酸鈉質(zhì)量比5∶5 仍為最佳比例，即樣品SS3的潛熱儲熱性能最佳。

2.2 定型復(fù)合相變儲熱材料的熱循環(huán)穩(wěn)定性

為獲得所制備定型復(fù)合相變儲熱材料的熱循環(huán)穩(wěn)定性，實驗對最佳比例樣品SS3進(jìn)行了連續(xù)500次加熱/冷卻循環(huán)實驗，以模擬材料實際的充、放熱過程。

2.2.1 熱循環(huán)對儲熱性能的影響 圖3 為樣品SS3燒結(jié)后及經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后的熔點、熔化潛熱和比熱容隨溫度變化情況?？煽吹?，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樣品SS3中的相變儲熱材料不斷聚集，且有少部分相變儲熱材料通過樣品表面微孔蒸發(fā)排出到空氣中引起相變儲熱材料含量下降，這導(dǎo)致樣品SS3經(jīng)歷500次加熱/冷卻循環(huán)后的熔化潛熱從60.33 J/g 下降到55.61 J/g，降低了7.8%，而熔點和熔化終止溫度變化較小，如表3 所示。樣品SS3 經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后，質(zhì)量減少了4%，但體積沒有觀察到明顯變化。

圖3 循環(huán)前后的樣品SS3比熱容Fig.3 Specific heat curves of sample SS3 before and after cycles

表3 循環(huán)前后樣品SS3的熱性能和質(zhì)量變化Table 3 Change of thermal performance and mass of sample SS3 before and after cycling

按照熱力學(xué)第一定律，所制備定型復(fù)合相變儲熱材料的單位質(zhì)量儲熱量，即儲熱密度由相變儲熱材料熔化前的顯熱儲熱、相變潛熱和相變后的顯熱儲熱三部分組成，可按式(1)進(jìn)行計算：

式中，cp,1、cp,2分別是儲熱材料相變前后的比熱容，J/(g·K)；q是儲熱材料的單位質(zhì)量儲熱密度，J/g；Tl、Th分別為相變儲熱材料的計算下限和上限溫度(本文分別取100℃和400℃)，K；To、Tt分別是相變過程的起始溫度和終止溫度，K；ΔHm是儲熱材料的相變潛熱，J/g。

按照式(1)計算得到定型復(fù)合相變儲熱材料經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)前后的儲熱密度隨溫度變化關(guān)系如圖4所示。在100～400℃的儲熱范圍內(nèi)，相變儲熱材料熔化結(jié)束前，盡管經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后樣品SS3 的熔化潛熱有所降低，但熔化前的比熱容稍高，導(dǎo)致經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)前、后樣品SS3在同一溫度下儲熱密度相差很小。但隨著溫度的升高，經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后樣品SS3的比熱容明顯高于加熱/冷卻循環(huán)前(圖3)，從而造成經(jīng)歷500次加熱/冷卻循環(huán)后樣品SS3的儲熱密度持續(xù)高于加熱/冷卻循環(huán)前。最終，在400℃的最高儲熱溫度時，經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后樣品SS3的儲熱密度達(dá)到419.99 J/g，比循環(huán)前樣品的儲熱密度(409.25 J/g)升高10.74 J/g，升高率為2.62%。

圖4 循環(huán)前后的樣品SS3儲熱密度Fig.4 Thermal energy storage capacity of sample SS3 before and after cycles

可看到，經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后，樣品SS3仍然具有較好的儲熱穩(wěn)定性。

2.2.2 熱循環(huán)對傳熱性能的影響 利用激光導(dǎo)熱儀(LFA467,Netzsch)測得樣品SS3 的熱擴(kuò)散率后，根據(jù)式(2)計算得到樣品的熱導(dǎo)率，如圖5所示。

圖5 500次加熱/冷卻循環(huán)前、后樣品SS3熱擴(kuò)散率和熱導(dǎo)率Fig.5 Thermal diffusivity and thermal conductivity of sample SS3 before and after cycles

式中，λ為儲熱材料的熱導(dǎo)率，W/(m·K)；cp(T)為儲熱材料的比熱容，J/(g·K)；α(T)為儲熱材料的熱擴(kuò)散率，W/(m·K)；ρ(T)為儲熱材料的密度，g/cm3。

由圖5 可看出，樣品SS3 的熱擴(kuò)散率曲線在500 次加熱/冷卻循環(huán)前、后差異很小。由于循環(huán)后樣品的比熱容升高，導(dǎo)致樣品SS3 循環(huán)后的熱導(dǎo)率變化趨勢與熱擴(kuò)散率不同，但樣品SS3 的熱擴(kuò)散率曲線和熱導(dǎo)率曲線隨溫度的升高而降低。樣品SS3在500 次加熱/冷卻循環(huán)前、后的熱導(dǎo)率最高分別為0.955 W/(m·K)和0.922 W/(m·K)。此外，樣品SS3 的熱導(dǎo)率明顯高于SIA 的熱導(dǎo)率和硝酸鈉的熱導(dǎo)率[31]，這主要是由于相變儲熱材料填充在骨架材料的孔隙中，提升了SSPCC的熱傳導(dǎo)性能。

2.2.3 熱循環(huán)對微觀形貌的影響 為更好理解經(jīng)歷加熱/冷卻循環(huán)后的微觀形貌變化，實驗經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)前、后樣品SS3 的內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行掃描電鏡分析。微觀形貌測試前，用機(jī)械工具將樣品SS3 敲碎，取顆粒觀察其截面的微觀結(jié)構(gòu)，如圖6為樣品SS3經(jīng)歷加熱/冷卻循環(huán)前、后的微觀形貌。從圖6（a）可以看出，經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)前(燒結(jié)后)樣品SS3內(nèi)部存在大量微孔隙，骨架顆粒將相變儲熱材料完好封裝，孔隙是由于松散的相變儲熱材料粉體熔化后體積收縮形成的。經(jīng)歷500次加熱/冷卻循環(huán)的過程中，在重力、微孔毛細(xì)力和表面張力的非平衡作用，相變儲熱材料流體會在微孔隙內(nèi)緩慢流動，發(fā)生匯流、聚集，造成經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后的樣品SS3 出現(xiàn)塊狀相變儲熱材料，微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯變化，如圖6（b）所示。因此，隨著加熱/冷卻循環(huán)次數(shù)的增多，必然達(dá)到相變儲熱材料在復(fù)合相變儲熱材料內(nèi)的大量聚集，相變儲熱材料通過樣品表面微孔蒸發(fā)排出，造成樣品塊狀結(jié)構(gòu)的最終破壞。

圖6 樣品SS3經(jīng)歷500次加熱/冷卻循環(huán)前、后的微觀形貌Fig.6 Micromorphology of sample SS3 before and after cycles

P、Mg、Ca 和Fe 元素僅存在于污泥焚燒爐渣，Na、N 元素僅存在于硝酸鈉中，O 元素存在于污泥焚燒爐渣和硝酸鈉中。然而，在1000 倍放大倍率下，從樣品SS3經(jīng)歷500次加熱/冷卻循環(huán)前的二維元素分布[圖7(a)]來看，P、Mg、Ca、Fe四種元素在樣品SS3中分布均勻，Na、O和N元素的分布也很均勻。經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后，P、Mg、Ca、Fe、Na、O 和N 元素在樣品SS3 中的分布仍舊非常均勻[圖7(b)]。這說明，樣品SS3在中、宏觀上的結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生明顯變化。同時也說明，污泥焚燒爐渣和相變儲熱材料(硝酸鈉)質(zhì)量比5∶5 時兩種物質(zhì)結(jié)合較好，樣品SS3 在中、宏觀結(jié)構(gòu)上具有良好的熱穩(wěn)定性。

圖7 循環(huán)前后樣品SS3的元素分布Fig.7 Element mapping of sample SS3 before and after cycles

2.3 化學(xué)相容性分析

上述分析表明，經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后，樣品SS3的儲熱性能，傳熱性能和中、宏觀結(jié)構(gòu)都沒有發(fā)生明顯變化。但這并不能說明組分之間沒有生成新物質(zhì)，這些物質(zhì)長期可能會破壞定型復(fù)合相變儲熱材料的穩(wěn)定性。為此，本文對骨架材料(污泥焚燒爐渣)組分、相變儲熱材料(硝酸鈉)、燒結(jié)后的樣品SS3 及經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后的樣品SS3 進(jìn)行了X射線衍射分析，如圖8所示。

從圖8(a)可看到，骨架材料(污泥焚燒爐渣)中SiO2衍射峰出現(xiàn)在樣品SS3 中，而相變儲熱材料(硝酸鈉)的衍射峰都出現(xiàn)在樣品SS3 的衍射峰中，樣品SS3 中沒有觀察到新的衍射峰。骨架材料與相變儲熱材料混合、成型、燒結(jié)后，沒有發(fā)生明顯的化學(xué)反應(yīng)，這表明污泥焚燒爐渣與相變儲熱材料的化學(xué)相容性良好。

圖8(b)表明，經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后，樣品SS3中的主相均為SiO2和NaNO3兩種，兩條曲線的衍射峰一一對應(yīng)。這說明，樣品SS3 在經(jīng)歷多次加熱/冷卻循環(huán)后的主相沒有發(fā)生變化，組分間具有較好的化學(xué)兼容性。

圖8 污泥焚燒爐渣與硝酸鈉的化學(xué)相容性分析Fig.8 Chemical compatibility between the slag components and NaNO3

2.4 定型復(fù)合相變儲熱材料的抗壓性能

實際工程中，定型復(fù)合相變儲熱材料制作成長方體儲熱磚，類似紅磚、藍(lán)磚尺寸。儲熱材料使用過程中，儲熱磚層疊堆徹成墻體狀結(jié)構(gòu)，下層儲熱磚承受加大的壓應(yīng)力。因此，定型復(fù)合相變儲熱材料儲熱磚的抗壓性能是非常重要的性能參數(shù)。

為方便對比，實驗測試樣品SS2、SS3 和SS4 的抗壓強(qiáng)度，如圖9所示。

圖9 樣品SS2、SS3和SS4的抗壓強(qiáng)度Fig.9 Mechanical strength of samples SS2,SS3 and SS4

從圖9 可看到，樣品SS2、SS3和SS4的最大承壓強(qiáng)度分別為115.47、139.65 和61.1 MPa，遠(yuǎn)高于混凝土抗壓強(qiáng)度等級C80 標(biāo)準(zhǔn)，其中以樣品SS3 的抗壓性能最大。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是，最佳質(zhì)量比例的骨架材料顆粒恰好可以完全封裝熔化/凝固后的相變儲熱材料，骨架材料顆粒與相變儲熱材料間形成最大的結(jié)合力及最為致密的儲熱磚結(jié)構(gòu)。當(dāng)骨架材料質(zhì)量分?jǐn)?shù)過低時，骨架顆粒不足以封裝熔化/凝固后的相變儲熱材料，相變儲熱材料過多造成結(jié)合力下降，抗壓強(qiáng)度下降。當(dāng)骨架材料質(zhì)量分?jǐn)?shù)過高時，骨架材料顆粒間的相變儲熱材料過少，形成過度封裝，降低了骨架材料顆粒間的結(jié)合力，抗壓強(qiáng)度下降。因此，從抗壓強(qiáng)度上看，骨架材料與相變儲熱材料的質(zhì)量比5∶5也是最優(yōu)的。

圖10 是循環(huán)前后樣品SS3 的抗壓強(qiáng)度曲線，可看到，樣品SS3 在經(jīng)歷500 次加熱/冷卻循環(huán)后抗壓強(qiáng)度由139.65 MPa快速下降至76.78 MPa，降幅高達(dá)45%。這是因為，隨著加熱/冷卻循環(huán)次數(shù)的增加，樣品SS3 的內(nèi)部結(jié)構(gòu)變化，大部分熔鹽浸滲進(jìn)入骨架顆粒中，骨架材料間的作用力大幅削弱，從而造成定型復(fù)合相變儲熱材料抗壓強(qiáng)度大幅降低。

圖10 循環(huán)前后樣品SS3的抗壓強(qiáng)度Fig.10 Mechanical strength of sample SS3 before and after cycles

3 結(jié) 論

為實現(xiàn)市政污泥焚燒爐渣中重金屬的有效固定，資源化利用污泥焚燒爐渣，制備低成本復(fù)合相變儲熱材料，本文提出市政污泥焚燒爐渣作為骨架材料，結(jié)合相變儲熱材料(硝酸鈉)，采用CCHS 法制備5 種不同配比的定型復(fù)合相變儲熱材料，對其傳熱儲熱性能、微觀形貌、化學(xué)相容性及抗壓性能測試分析，主要得到以下結(jié)論。

(1)污泥焚燒爐渣適合作為制備定型復(fù)合相變儲熱材料的骨架材料，同時實現(xiàn)重金屬的固定，焚燒爐渣與硝酸鈉的最佳質(zhì)量比為5∶5(樣品SS3)。

(2)樣品SS3 具有良好的儲熱性能和抗壓性能，其潛熱為60.33 J/g，熱導(dǎo)率最高達(dá)0.955 W/(m·K)，在100～400℃范圍的儲熱密度達(dá)到409.25 J/g，抗壓強(qiáng)度達(dá)到139.65 MPa。

(3)爐渣組分與硝酸鈉間具有良好的化學(xué)相容性，爐渣組分和硝酸鈉在樣品SS3中分布均勻。

(4)樣品SS3 具有良好的熱循環(huán)穩(wěn)定性。500 次加熱/冷卻循環(huán)后的樣品SS3 的潛熱為55.61 J/g，熱導(dǎo)率最高達(dá)0.922 W/(m·K)，在100～400℃范圍的儲熱密度達(dá)到419.99 J/g，抗壓強(qiáng)度為76.78 MPa。