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随着我国经济的快速发展和人民生活水平的提高，汽油的使用量日益增长。由于汽油等轻质油品挥发性强[1]，在储运销过程中会产生挥发性有机化合物(volatile organic compounds，VOCs，行业俗称其为“油气”)，对环境及人类健康造成一定的危害[2]，同时也造成油品损失和浪费[3-5]。2018年，国内汽油使用量超过1.3×108 t[6]，排入空气中油气达到6×108 m3。因此，油气回收治理已成为我国重要的环保工作之一。
目前，油气回收与净化技术主要包括吸收法、吸附法、冷凝法和膜分离法等。吸附法由于回收率高、净化后尾气排放浓度低及一次性投资成本低等优点，单独或与其他技术集成的处理工艺已成为当前国内外油气回收的主要技术。作为吸附法油气回收技术的核心，吸附剂的选择至关重要[7-9]。油气回收工艺中使用的吸附剂几乎都采用活性炭(activated carbon，AC)[10]，能有效地吸附不同的有机烃类物质。但是普通的活性炭吸附油气时存在吸附容量较小、穿透时间较短等缺点[11-14]，因此，活性炭表面改性一直是人们关注的焦点[15]，可以采用合适的方法对活性炭进行改性处理以制备高效的炭基VOCs吸附剂。
活性炭的改性方法主要包括酸碱改性法、负载杂原子和化合物改性法、低温等离子体改性法、微波改性法等[16]。在活性炭改性的诸多方法中，酸碱改性方法由于操作简单且效果较好而被广泛应用[17-19]。常用的酸碱改性剂包括硫酸溶液、硝酸溶液和氢氧化钠溶液等[20-22]，其他研究中的改性方法多为碱改性和酸碱改性，对常见的酸碱盐改性并未进行系统的对比。因此，本研究采用酸碱盐分别对活性炭进行改性实验，通过表征方法分析改性对活性炭微观结构的调变，结合性能评价实验和动力学模拟参数计算，探讨改性与吸附性能的内在联系；通过原位红外简要分析吸附过程机理，为材料改性的研究和活性炭吸附油气的工业应用提供参考。
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将活性炭装入锥形瓶中，加入的改性液体浓度均为1%，室温下，在摇床中振荡2 h后，抽滤，用去离子水清洗至中性后放入烘箱，150 ℃烘干6 h。
将未改性活性炭命名为0#样品，按浸渍液将改性活性炭分别命名为1#样品(盐酸改性)、2#样品(醋酸改性)、3#样品(氨水改性)、4#样品(氢氧化钠改性)、5#样品(氢氧化钾改性)、6#样品(硝酸铜改性)、7#样品(磷酸二氢钾改性)、8#样品(磷酸氢二钾改性)。
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XRD分析采用日本岛津公司的XRD-7000型X光衍射光谱仪。测试条件：Cu靶，Kα射线，Ni 滤光片，光源波长λ=0.154 18 nm，管压40 kV，管电流30 mA。扫描角度为10°~80°，扫描速度10(°)·min−1，扫描步长0.018°。
比表面积和孔结构分析采用美国康塔仪器公司Autosorb-iQ全自动比表面积和孔径分布分析仪。测试条件：样品测定前在150 ℃下真空脱气3 h以上。
SEM采用美国FEI公司的Quanta 200F场发射扫描电子显微镜，对材料进行微观形貌分析。测试条件：加速电压为200 V ~ 30 kV，分辨率<1.2 nm，放大2 000~20 000倍。
Situ-IR采用德国布鲁克公司的Tensor27红外光谱仪(配有高真空系统)。测试条件：LN-MCT检测器，测量范围为600~4 000 cm−1，分辨率为4 cm−1。在50 mL·min−1纯氮气气氛下，吹扫30 min，通入C4H10-N2反应气，每隔3 min扫描一次；脱附实验也在50 mL·min−1纯氮气气氛下进行吹扫，每隔3 min扫描一次，直到谱图基本不变为止。
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本研究在固定床吸附装置(如图1所示)上对油气动态吸附性能进行评价。汽油在一定条件下气化后通过氮气吹扫产生，通过调节氮气平衡气的流量控制油气体积浓度为1.5%，气体总流量为60 mL·min−1。将吸附剂样品装入内径为6 mm的U型石英管，氮气保护，加热到110 ℃，去除表面吸附的水分子和其他有机小分子杂质，待冷却到室温后，再进行吸脱附实验。从固定床出来的气流通过六通阀与北分BF-3420气相色谱仪相连，在线检测吸附前后尾气中油气的浓度，直至峰面积不再变化为止。在吸附后尾气中油气浓度CA为0.1C0时，对应的时间为穿透时间。
气相色谱检测的条件：总烃柱宽×高为3 mm×1 m，使用FID检测器，进样口温度为100 ℃，柱箱温度为80 ℃，检测器温度为150 ℃；氢气流量为40 mL·min−1，空气流量为300 mL·min−1，载气(氮气)流量为30 mL·min−1；定量管的体积为0.1 mL。样品的吸附容量计算方法如式(1)所示。
式中：q为吸附容量；m0为U型管质量，g；m1、m2为吸附前、后样品和U管的质量，g。
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图2为活性炭的XRD图谱。改性前后样品均在2θ=44.04°、64.38°和77.42°有特征峰，说明不同溶液改性基本不会影响活性炭的结构，这可能与活性炭材料的无定型结构有关，但是碱改性和盐改性之后的峰强略有变宽，表明经过改性处理后，活性炭材料的完整性和对称性可能会受影响。
活性炭样品的比表面积和微观结构测试结果见表1。未改性活性炭的比表面积为1 072.57 m2·g−1，平均孔径为1.87 nm，微孔孔容占总孔容的88%，改性后样品(除6#外)的比表面积均有所增加，其中以2#(醋酸改性)比表面积的增加最为明显，增加到1 264.33 m2·g−1。对于酸改性而言，醋酸改性样品的微观结构数据都优于盐酸改性的样品；在碱改性样品中，3#样品的比表面积1 189.56 m2·g−1和平均孔径2.07 nm最大，4#样品的总孔容0.62 cm3·g−1和微孔孔容0.54 cm3·g−1最大；对于盐改性样品而言，总孔容均不断增加，相比未改性样品，6#样品的比表面积减小到1 062.31 m2·g−1，8#样品的比表面积增加到1 103.42 m2·g−1。
由图3和表1可知，1#样品总孔容和平均孔径减少，这是由于盐酸的强酸性对于活性炭具有强烈的蚀刻作用。一方面，蚀刻作用导致活性炭内部某些孔道被腐蚀，同时活性炭内部分微孔被盐酸氧化侵蚀交联，导致活性炭孔容和平均孔径均有减少[23-24]。另一方面，活性炭经过碱改性后，原来附着在活性炭表面或者堵塞在孔道里的杂质得以清除或者溶解在改性溶剂里，从而“腾出”了新的孔道空间[25-26]，使得改性后样品微孔表面积及微孔容积有所增加；活性炭经过盐溶液浸渍后，可能会改变活性炭内部的孔道结构，拓宽孔道，使得改性后的平均孔径和总孔容增加。
活性炭孔道结构的改变会影响油气蒸气的吸附性能，内部空间增大能容纳更多的油气分子，也相应增加了油气的吸附容量。
图4和图5分别为样品的扫描电镜SEM图和典型样品的EDS能谱图。由图4可知，经过酸浸渍液浸渍之后的活性炭样品(1#和2#)较未处理的样品表面均出现了不同程度的凹凸不平、烧蚀现象[27]，使活性炭表面孔结构有不同程度的破坏，其平均孔径从1.87 nm减少到1.83 nm左右；碱改性的3#和4#样品堵塞的孔道较少，活性炭微孔体积有所增加，从而增加了活性炭的比表面积及孔容，活性炭的炭层经过碱改性处理后，出现了新的断层，这也在一定程度上扩大了活性炭的孔道，其中3#、4#和5#样品微孔孔容均有增加，从0.44 cm3·g−1分别增加至0.49、0.54和0.51 cm3·g−1；盐改性后，6#、7#和8#样品的孔道结构均出现堵塞，其中8#样品堵塞最为严重，孔径内壁增厚，使孔径变得最小，为1.87 nm。
EDS分析可以提供活性炭改性前后表面的元素分布信息，因为活性炭表面吸附活性位点与含氧官能团有关，含氧官能团作为表面官能团可以决定活性炭表面一些物化性质，如极性、亲/疏水性等，所以会对吸附物质产生一定的影响[28]。未改性活性炭及典型的酸碱盐改性后的EDS能谱图见图5。由图5以及表2可知，在未改性活性炭表面和孔内部主要是C、O元素，其他样品中出现Cl、N、Na、K、Cu、P等新元素。所有的样品中均含有氧元素，这表明在样品表面都含有含氧官能团，含氧基团是影响有机蒸气吸附的一个重要因素，说明改性后的样品会对蒸气吸附有影响[28]。
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改性活性炭对油气的吸附性能见表3。改性后活性炭对油气的吸附容量和穿透时间都有所增加，其中碱改性3#样品吸附容量最大，从0.179 g·g−1增加到0.279 g·g−1，5#样品穿透时间从50 min延长到130 min，酸改性2#样品穿透时间仅增加了20 min，盐改性7#和8#样品仅增加了30 min，说明碱性溶液处理活性炭得到的吸附效果较好。
为更好地分析出口气体浓度与时间的关系，本研究运用吸附理论经典模型对穿透曲线进行预测，计算方法[29]如式(2)所示。
式中：CA、C0分别为吸附床层出口和进口气流中VOCs的浓度；τ0为化学计量时间(即在CA=0.5C0的时间点)，min；k′为吸附速率常数，min−1。
图6为未改性活性炭与酸改性活性炭的拟合曲线。酸改性能改善活性炭对油气的吸附性能，其中醋酸改性2#样品性能提升尤为明显，饱和吸附量为0.270 g·g−1，比0#样品增加了50.8%；吸附穿透时间为70 min，比盐酸改性的1#样品穿透时间延长15 min，说明醋酸改性样品吸附效果强于盐酸改性，这可能是因为强酸浸渍后活性炭的孔道结构坍塌，1#样品孔容和平均孔径均有减少[23-24]。根据动力学拟合计算结果，1#样品吸附速率常数为0.081 6 min−1，2#样品吸附速率常数为0.094 8 min−1，盐酸改性样品的吸附速率低于醋酸改性样品的吸附速率。
图7为未改性活性炭与碱改性活性炭吸附油气的拟合曲线。碱改性活性炭对油气吸附性能均有所提升。氨水改性3#样品对油气吸附量在110 min达到饱和，相比0#样品，饱和吸附量提高了约56%；氢氧化钾改性5#样品的穿透时间最长达到130 min，相比未改性活性炭延长了80 min；4#和5#样品中均含氢氧根，在5#样品中K+是活化的主要组分，也是活性炭形成发达微孔的主要途径，游离K+的存在可形成负载金属，使活性炭吸附性能提高[30]，因此，5#样品吸附性能强于4#样品，由表3看出，3#样品吸附速率常数为0.096 3 min−1，5#样品吸附速率常数为0.075 4 min−1，可见氨水改性活性炭对其吸附能力提高较大。碱改性样品能较好地提高吸附性能，主要是因为碱改性可提高活性炭表面含氧碱性基团的数量，导致表面零电势点的pHpze升高，从而增强活性炭表面非极性[24,28]，提高对油气的吸附量。
图8为未改性活性炭与盐改性活性炭的拟合曲线。硝酸铜改性6#样品和磷酸二氢钾改性7#样品饱和吸附量为0.272 g·g−1，相比0#样品提高了52.0%；7#样品和8#样品吸附穿透时间为80 min，比6#样品穿透时间延长20 min，这主要是因为KH2PO4中K+是活化的主要组分，也是活性炭形成发达微孔的主要途径，游离K+可在活性炭表面富集，使活性炭吸附性能提高[30]。6#、7#和8#样品吸附速率常数分别为0.045 5、0.078 8和0.066 9 min−1，7#样品吸附效果较好。
图9为未改性活性炭与较好酸碱盐改性活性炭的拟合曲线。氨水改性活性炭对油气饱和吸附量最高，比0#样品提高了55.9%；吸附穿透时间为110 min，比2#和7#样品的穿透时间分别延长40 min和30 min，因此，氨水改性活性炭的吸附性能最好。对比表3中2#、3#和7#样品的吸附速率常数值，也可以看出碱改性效果强于酸和盐改性。在样品的改性浸渍过程中，随着样品表面和样品缝隙中的杂质被清理掉或者掉落溶液中与溶质进行反应，使得活性炭样品发生了2个方面的变化：一是活性炭内部的孔道结构发生变化，比表面积的增加和孔径的增大都会使吸附速率变快，活性炭中微孔孔径越小，油气在其中的传质阻力越大，吸附速率也越慢，活性炭增大的内部空间能容纳更多的油气，也增加了活性炭对油气的吸附量；二是样品表面元素含量发生了数量变化，元素含量的变化使得活性炭对油气的组分吸附有了选择性，造成了吸附量和穿透时间的不同[23-24]。
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本研究选用吸附性能最好的3#样品，以正丁烷为探针，研究原位红外测试改性活性炭在1.98%C4H10-N2吸脱附过程中吸附剂表面基团的变化情况，结果见图10和图11。由图10可知，3 440 cm−1和1 630 cm−1处的峰强度有所增加，这表明改性处理后增加了活性炭表面的—OH 与C=C含量；在样品吸脱附正丁烷过程中，波数为2 960 cm−1和2 880 cm−1处新出现2个吸收峰；2 800~3 000 cm−1为—CH2伸缩振动υ峰，可推测在活性炭吸附正丁烷的过程中，主要是由正丁烷中—CH2基团吸附在吸附剂表面，在脱附过程的原位红外谱图中，经N2吹扫脱附后，样品表面对应于—CH2基团的吸收峰峰强减弱，这说明正丁烷在样品表面的脱附速率较快。
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1)活性炭经过酸碱盐改性后的比表面积和微孔结构有了很大改变，并且对汽油油气的吸附性能产生了不同的影响。
2)在所有酸碱盐改性样品中，3#样品(氨水改性)得到了最大的吸附容量0.279 g·g−1，2#样品(醋酸改性)有最大的比表面积1 264.33 m2·g−1，5#样品(氢氧化钾改性)的穿透时间最长为130 min，结合吸附动力学参数，其中2#样品吸附速率常数为0.094 8 min−1，3#样品吸附速率常数为0.096 3 min−1，7#样品吸附速率常数为0.078 8 min−1，表明碱改性活性炭的吸附效果强于酸和盐改性活性炭的吸附效果，吸附穿透曲线可用吸附理论经典模型拟合。
3)以正丁烷为探针，根据原位红外光谱分析结果，改性处理后增加了活性炭表面的—OH与C=C含量，正丁烷主要是以—CH2基团吸附在吸附剂表面，且脱附速率较快。
酸碱盐改性对活性炭吸附油气特征的影响
Effect of acid, alkali and salt modification on adsorption characteristics of oil vapour by activated carbon
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摘要: 采用酸碱盐溶液浸渍方法对活性炭进行改性，探究了其吸附油气的特征，考察了改性后的活性炭对油气吸附量和穿透时间的影响，采用BET、SEM、XRD及FT-IR等方法对活性炭进行了表征。结果表明：改性后的活性炭孔结构和表面化学性质发生了明显的变化，2#样品(醋酸改性)比表面积最大为1 264.33 m2·g−1，碱改性活性炭对油气的吸附性能优于其他改性方法，3#样品(氨水改性)吸附容量最高为0.279 g·g−1，拟合动力学速率常数k′值是0.096 3，5#样品(氢氧化钾改性)穿透时间最长为130 min；改性处理后，增加了活性炭表面的—OH与C=C含量，正丁烷主要以—CH2基团吸附在吸附剂表面。在综合酸碱盐溶液改性的基础上，利用Yoon-Nelson动力学方程对吸附曲线进行拟合，评价改性活性炭对油气的吸附性能。以上研究结果可为活性炭吸附油气的工业应用提供参考。Abstract: Activated carbon (AC) was modified with acid, alkali and salt solution impregnation method, and the oil vapour adsorption characteristics by this modified AC were evaluated in a fixed-bed reactor, as well as the effects of modified AC on oil vapour adsorption amount and penetration time. The activated carbon was characterized by specific surface area and pore size analyzer (BET), scanning electron microscopy (SEM), X-ray diffraction(XRD) and Fourier transform infrared spectroscopy (FT-IR). The results showed that the significant changes in the pore structure and surface chemical properties of the modified AC occurred, 2# samples (acetic acid modification) had the maximum surface area of 1 264.33 m2·g−1. The performance of alkali modification AC had better performance on oil vapour adsorption than other AC samples. The highest adsorption capacity of 3# sample (ammonia modification) was up to 0.279 g·g−1 and the fitted kinetic rate constant (k′) was 0.096 3, the longest penetration time of 5# samples (potassium hydroxide modification) was 130 min. After modification, the content of —OH and C=C on AC surface increased, and n-butane adsorption on the AC surface was mainly through the group of —CH2. Based on the acid, alkali and salt solution modification of AC, the adsorption curves were fitted by Yoon-Nelson kinetics equation. So this study provides the reference for the industrial application of AC to adsorb oil vapour.
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砖瓦行业是我国建筑材料行业的基础产业之一，烧结砖瓦行业也为赤泥、城市污泥等固体废弃物的资源化利用提供了新途径。烧结砖瓦的生产过程属于能量高度密集的过程，且伴随着大量的烟气、颗粒物、二氧化硫、氮氧化物和氟化氢的排放[1-5]。国家在非电行业节能减排政策的推行和《砖瓦工业大气污染物排放标准》(GB 29620-2018)的实施，推动了砖瓦企业对其废气净化设备的提标改造。该标准实施以来，砖瓦窑烟气治理技术已由双碱法脱硫除尘一体化技术为主逐渐过渡到石灰/石-石膏法等高效脱硫工艺。但是，部分企业净化设备经多次改造后仍难以达标排放，其主要原因之一是烟气含氧量过高，使污染物折算系数增大，导致污染物不能达标排放[6-11]。因此，如何降低砖瓦隧道窑烟气含氧量成为烧结砖瓦烟气净化领域的关键问题[12]。
随着砖瓦工业的技术进步，烟热分离技术成为隧道窑降低烟气含氧量的主要方法之一[13]。目前对烟热分离系统的调控主要依靠经验判断。因此，如何对烟热分离系统进行高效调控成为亟待解决的问题。国内外对于窑体较长、内部机理复杂、运行参数多的工业窑炉的研究多采用数值模拟的方法。POSSAMAI等[14]利用数值模拟方法研究了陶瓷窑的传热过程，并验证了数值模拟方法的可靠性。MILANI等[15]利用数值模拟方法构建了整个陶瓷窑系统的参数模型，模拟了实际运行条件下的窑炉性能，数值模拟结果与现场实测值有良好的一致性，证明了数值模拟优化窑炉设计的可行性。REFAEY等[16]利用数值模拟方法证明了窑体内导流叶片可以有效提高传热效果和隧道窑内的压降，提高了隧道窑的热效率。曾小军等[17]针对宽体陶瓷隧道窑提出了可降低复杂炉窑系统的整体模拟难度的分结构耦合的模拟方法，并验证了该方法的可靠性。MANCUHAN等[18]利用数值模拟方法研究了混合煤和天然气对隧道窑烧成制度的影响，以提高隧道窑的产品热效率。SOUSSI等[19]利用数值模拟方法优化了从冷却区到烧成区的回收空气流量，减少了隧道窑的燃料消耗。但是，有关将数值模拟方法应用于砖瓦隧道窑烟热分离系统调控以降低烟气含氧量的研究，则鲜见相关报道。
本研究以某年产6 000万块标砖砖瓦隧道窑生产工艺系统为案例，设计正交实验，采用数值模拟方法研究砖瓦隧道窑烟热分离系统对烟气含氧量影响的关键参数，并提出烟热分离系统的调控策略，以期为隧道窑烟气含氧量控制及烟热分离系统的调控提供参考依据。
1. 砖瓦隧道窑的工艺过程
砖瓦隧道窑主要工艺过程包括原料制备、挤压成型、湿坯干燥、干坯烧成等[3]。本研究的砖瓦隧道窑生产工艺系统采用自动化码坯技术，配合“两烘两烧”的生产工艺，烟气净化系统为串联2座石灰/石-石膏脱硫与湿式电除尘一体化塔，工艺流程如图1所示。砖瓦隧道窑按工艺段可分为预热带、烧成带和冷却带，窑内产品运行方向与气流方向相反。排烟风机布置在预热带起始端，牵引烟气向预热带移动；急冷风机共4台，布置在烧成带末端和冷却带起始端，阻挡烟气回流和补充助燃空气；余热风机布置在配套干燥窑顶部，通过余热管道，牵引隧道窑内干净热空气进入干燥窑，管道前4组支路与急冷风机交替布置，后6组支路避开冷却危害区域后，均匀分散在冷却带中后端；冷却风机布置在冷却带末端，用于冷却制品及提供助燃空气，烧成窑内部气流组织如图2所示。
图 1 年产6 000万块砖瓦隧道窑生产工艺流程Figure 1. Production process flow chart of tunnel kiln with 60 million block per year brick
图 2 烧成窑内部气流组织示意图Figure 2. Schematic diagram of air distribution inside brick tunnel kiln2. 数值模拟方法及验证
2.1 数值模拟方法
用于砖瓦隧道窑数值模拟计算的数学模型包括连续性方程、质量守恒方程和能量方程。本研究采用Fluent软件进行稳态模拟，激活Fluent中能量方程以模拟温度场，实测工况下流动处于湍流状态，选用标准的k-ε湍流模型。为简化模拟过程并增加模拟方法的通用性，做出如下假设：将隧道窑内砖垛简化为多孔介质区域且假定温度不随时间变化，环境气体为不可压缩理想气体，温度为298 K。多孔介质区域的黏性阻力系数和惯性阻力系数由压降与速度带入达西定律拟合计算获得，压降与速度利用Fluent软件对实体砖垛1∶1建模风洞实验求得，砖垛模型如图3所示。定义流体材质为不可压缩理想气体，固体材质为标准烧结砖，入口和出口初始温度均设置为298 K，采用有限容积法离散控制方程，压力和速度求解方法选用SIMPLE算法，对流项差分模式采用二阶迎风格式，近壁面采用近壁面函数法处理[20-21]。
该隧道窑的主要结构参数如下：窑体长度125 m；窑体内宽4.6 m；窑体有效高度1.42 m；窑内最大容车数量30辆；单条隧道窑年产量3 000万块。利用Gambit软件对单条隧道窑进行几何建模，并进行适当简化。忽略窑车及窑车内衬，窑体及各个管道简化为绝热无滑移壁面，排烟管道出口及余热管道出口设置为压力出口并进行适当延伸，避免模拟过程中出现回流现象。急冷管道入口和冷却管道入口设置为速度入口，窑内按实际砖垛布置方式设置砖垛模型区域，砖垛模型区域设置为多孔介质，网格采用结构化网格和非结构化网格联合划分方式。对窑体、多孔介质区域及管道等规则模型采用结构化网格划分，其他区域采用结构/非结构网格划分，经网格质量检查满足计算要求[20-21]，几何建模及网格划分如图4所示。
2.2 现场测试
为验证数值模拟方法可靠性，对砖瓦隧道窑各个管道风量和温度进行了现场测试分析。测试期间生产情况：生产产品为多孔烧结砖，日产量110 592块，折标砖199 066块。测点布置方案及测试方法参考相关测试标准[22]。如图5所示，共设置了3个测点位置，1号点位于距排烟风机出口1 m处；2号点位于余热风机入口前距余热管道气柜6 m处；3号点位于距冷却风机进口2 m处。测试仪器采用斜管微压计配合S型皮托管和工业热电偶温度计。
2.3 烟热分离系统数值模拟及验证
对现场测试工况下砖瓦隧道窑进行了数值模拟计算，整窑温度分布如图6所示。图7为Z=1.22 m处温度曲线。实测温度曲线与设计温度曲线存在几处差异较大的位置，这是由于现场测试条件的限制，实测温度曲线取点数量远小于数值模拟及设计温度曲线的取点数量，导致实测温度曲线存在曲线异常波动的情况。在对烧成工艺控制较为关键的预热带、烧成带及冷却带前端，实测温度曲线与设计温度曲线及数值模拟温度曲线基本吻合，可以满足内燃砖烧成需求。冷却带前段模拟温度曲线出现波动式下滑，这是急冷风机鼓入冷风导致的。风量计算结果如表1所示。将风量均折算为标况风量可得，排烟风量负偏差14.12%，温度负偏差0.18%，余热抽出风量正偏差12.38%，温度正偏差2.14%。导致误差产生的原因可能是，将砖垛简化为多孔介质后对窑内气流阻力的影响，以及未考虑隧道窑漏风系数带来的影响。现场测试结果与模拟结果基本一致，故此结果验证了数值模拟方法的可靠性。
图 6 隧道窑数值模拟温度场云图Figure 6. Numerical simulation temperature field cloud picture of tunnel kiln表 1 烟热分离系统现场实测与模拟结果对比Table 1. Comparison of field-test and simulation results of flue gas-heat separation system系统管道 实测风量/(m3∙h−1) 实测温度/K 模拟风量/(m3∙h−1) 模拟温度/K 模拟温度偏差/% 模拟风量偏差/% 排烟管道 33 989 413.15 28 841 411.15 0.48 14.12 余热管道 68 997 373.5 79 200 381.15 2.14 12.38 | Show Table
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3. 结果与讨论
3.1 排烟风机对烟热分离系统的影响
为研究排烟风机对烟热分离系统的影响，设置冷却风机风量为23 000 m3·h−1，余热风机入口压力−500 Pa，急冷风机风量2 260 m3·h−1，在排烟风机入口压力分别为−100、−200、−300、−400、−500、−600、−700、−800、−900 Pa的条件下，考察排烟风机入口压力对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图8所示。
图 8 排烟风机压力对烟热分离系统影响Figure 8. Influence of exhaust fan pressure on flue gas-heat separation system由图8(a)和图8(b)可以看出，随着排烟风机入口压力的提高，排烟风量逐渐增加，且增加趋势逐渐变缓；而余热抽出热量则逐渐降低，且降低趋势逐渐变缓。这是由于排烟风机压力的提高使窑内气流速度增大，从而减少气流在冷却带停留时间，余热抽出管道收集效率下降，最终导致余热抽出热量降低。当排烟风机入口压力由−100 Pa增加到−900 Pa时，标准状态下排烟风量从0.61×104 m3·h−1增到2.10×104 m3·h−1，余热抽出热量从2.06×107 kJ·h−1降至1.31×107.kJ·h−1。为保证隧道窑产量不下降，排烟风量至少应为1.47×104 m3·h−1，干燥所需热量至少为9.08×106 kJ·h−1[23]，则排烟风机入口压力应在−400 Pa以上。提高排烟风机入口压力有利于提高隧道窑制品的烧成速度，但在具体工程实践中，排烟风机入口压力过大会导致烧结砖网状裂纹和烟气NOx超标等问题。因此，在能够满足干燥窑所需热量的前提下，应尽可能减少排烟风机入口压力，以降低烟气含氧量。因此，在保证烧结品质的同时，兼顾烟气含氧量控制，宜采用−500~−700 Pa作为排烟风机的运行参数范围。
3.2 余热风机对烟热分离系统的影响
为研究余热风机对烟热分离系统的影响，设置排烟风机入口压力为−500 Pa，急冷风机风量为2 260 m3·h−1，冷却风机风量为23 000 m3·h−1，分别在余热风机入口压力−100、−200、−300、−400、−500 Pa的条件下，考察余热风机入口压力对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图9所示。
图 9 余热风机入口压力对烟热分离系统影响Figure 9. Influence of waste heat extraction pressure on flue gas-heat separation system由图9(a)和图9(b)看出，随着余热风机压力的提高，排烟风量呈下降趋势，余热抽出热量则呈上升趋势。余热风机入口压力增加对排烟风量影响较小，而对余热抽出热量影响显著。当余热风机入口压力由−100 Pa增至−500 Pa时，标准状态下排烟风量从1.75×104 m3·h−1降至1.50×104 m3·h−1，余热抽出热量从3.35×106 kJ·h−1增至1.54×107 kJ·h−1。在余热风机入口压力增长至−200 Pa时，余热抽出热量增长趋于平缓，这是由于为避开冷却损害高发区域，余热管道采用前4后6的布置形式。在前4组支路端口,开有混冷风口与外界环境相连，余热风机入口压力升高，使混风口进入的环境空气更多，热空气占比降低，使余热抽出效率下降。因此，余热风机入口压力对烟气含氧量影响较小，且过高的余热风机入口压力会降低余热抽出效率。在保证砖坯烧结品质的前提下，为控制烟气含氧量，余热风机入口压力应为−300~−500 Pa。
3.3 急冷风机对烟热分离系统的影响
为研究急冷风机对烟热分离系统的影响，设置排烟风机入口压力为−500 Pa，余热风机入口压力−500 Pa，冷却风机风为23 000 m3·h−1，在急冷风机风量分别为0、560、1 130、1 690、2 260 m3·h−1的条件下，考察急冷风机风量对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图10所示。
图 10 急冷风机风量对烟热分离系统影响Figure 10. Influence of the air volume of the quench fan on flue gas-heat separation system由图10(a)和图10(b)可以看出，随着急冷风机风量的增加，排烟风量随之增加，余热抽出热量也呈上升趋势。当急冷风机风量由0增至2 260 m3·h−1，排烟风量从1.45×104 m3·h−1增至1.50×104 m3·h−1，余热抽出热量从1.25×107 kJ·h−1增至1.53×107 kJ·h−1。急冷风机风量对烟气量的影响较小，而对余热抽出热量的影响显著。如图11(a)~图11(e)所示，当急冷风机风量为0时，由于隧道窑内余热管道存在压力差，导致余热管道1号支路、2号支路存在明显的回流现象。而当急冷风机风量为1 130 m3·h−1时，2号支路的回流现象消失。这是由于，随着急冷风机风量增大，急冷气幕对窑顶气流的阻挡作用提高，窑顶气流的流速降低，降低了局部压力差，同时提高了3号支路，4号支路的余热抽出热量。当急冷风机风量继续增至2 260 m3·h−1时，未能消除1号支路的回流现象，还引入了更多的外界空气，增加了发生冷却损害的概率。因此，急冷风机风量应控制在1 130~1 690 m3·h−1。
图 11 不同急冷风机风量温度场云图Figure 11. Temperature field cloud picture of quench fan with different air volume3.4 冷却风机对烟热分离系统的影响
为研究冷却风机对烟热分离系统的影响，设置排烟风机入口压力为−500 Pa，余热风机入口压力−500 Pa，急冷风机风量2 260 m3·h−1，在冷却风机风量分别为19 000、20 000、21 000、22 000、23 000、24 000、25 000、26 000 m3·h−1的条件下，考察冷却风机风量对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图12所示。
图 12 冷却风机风量对烟热分离系统影响Figure 12. Influence of the air volume of the cooling fan on flue gas-heat separation system由图12(a)和图12(b)可以看出，随着冷却风机风量的提高，排烟风量和余热抽出热量均呈上升趋势。当冷却风机风量由19 000 m3·h−1增至26 000 m3·h−1时，排烟风量从1.46 ×104 m3·h−1增至1.58×104 m3·h−1，余热抽出热量从1.25×107 kJ·h−1增长至1.73×107 kJ·h−1。冷却风机风量对排烟风量的影响较小，对余热抽出热量的影响显著。当冷却风机风量高于23 000 m3·h−1时，排烟风量的增长速率升高。这是由于冷却风机主要影响位于冷却带中后端余热管道支路。当冷却风量提高时，沿窑体与砖垛之间的间隙通过的旁路气流增大，提高了余热管道后半段支路的余热抽出热量，加快了制品的冷却速率，使制品发生冷却损害概率提高[24]。与此同时，旁路气流的增加会使更多的冷却气进入烧成带，从而提高排烟风量。综合考虑隧道窑稳定运行及烟气含氧量控制，冷却风机风量应控制在19 000~23 000 m3·h−1。
3.5 各个影响因素的正交实验分析
为得到各因素对烟热分离系统的影响权重及烟热分离系统运行的最优方案，根据隧道窑烟热分离系统实际操作经验，选取急冷风机风量、余热风机入口压力、排烟风机入口压力和冷却风机风量为正交实验的因素。根据各因素对烟热分离系统的影响分析及实际运行经验，制作5水平4因素正交实验设计表(表2)。
表 2 正交实验因素和水平选取Table 2. Selection of factors and levels of the orthogonal tests水平 因素 A排烟风机入口压力/Pa B余热风机入口压力/Pa C急冷风机风量/(m3∙h−1) D冷却风机风量/(m3∙h−1) 1 −500 −300 0 19 000 2 −600 −350 560 20 000 3 −700 −400 1 130 21 000 4 −800 −450 1 690 22 000 5 −900 −500 2 260 23 000 | Show TableDownLoad:
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如表3所示，以排烟风量为评价指标，实验方案A1B1C1D1最低为1.43×104 m3·h−1，实验方案A5B1C5D4最高为2.12×104 m3·h−1。在满足砖瓦隧道窑基本运行要求下，实验A1B5C5D5为最优方案，排烟风量为1.50×104 m3·h−1，相较于实验A5B1C5D4排烟风量降低了约30%。
表 3 正交实验数值模拟结果Table 3. Numerical simulation results of orthogonal experiment实验序号 影响因素 实验方案 标准状态下排烟风量/(104 m3∙h−1) 实验序号 影响因素 实验方案 标准状态下排烟风量/(104 m3∙h−1) A B C D A B C D 1 1 1 1 1 A1B1C1D1 1.43 14 3 4 1 3 A3B4C1D3 1.68 2 1 2 2 2 A1B2C2D2 1.44 15 3 5 2 4 A3B5C2D4 1.69 3 1 3 3 3 A1B3C3D3 1.45 16 4 1 4 2 A4B1C4D2 1.96 4 1 4 4 4 A1B4C4D4 1.46 17 4 2 5 3 A4B2C5D3 1.96 5 1 5 5 5 A1B5C5D5 1.50 18 4 3 1 4 A4B3C1D4 1.85 6 2 1 2 3 A2B1C2D3 1.64 19 4 4 2 5 A4B4C2D5 1.86 7 2 2 3 4 A2B2C3D4 1.65 20 4 5 3 1 A4B5C3D1 1.84 8 2 3 4 5 A2B3C4D5 1.65 21 5 1 5 4 A5B1C5D4 2.12 9 2 4 5 1 A2B4C5D1 1.61 22 5 2 1 5 A5B2C1D5 2.03 10 2 5 1 2 A2B5C4D2 1.50 23 5 3 2 1 A5B3C2D1 2.00 11 3 1 3 5 A3B1C3D5 1.83 24 5 4 3 2 A5B4C3D2 2.00 12 3 2 4 1 A3B2C4D1 1.79 25 5 5 4 3 A5B5C4D3 2.01 13 3 3 5 2 A3B3C5D2 1.79 | Show TableDownLoad:
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对表3中的正交实验数值模拟结果进行极差对比分析，可得表4。极差值R表示该因素对评价指标的影响程度，R的值越大，表明该因素对评价指标的影响越显著。K1、K2、K3、K4和K5以及k1、k2、k3、k4和k5分别对应水平1、水平2、水平3、水平4和水平5的计算结果与计算结果的平均值。如表4所示，对排烟风量的影响由强到弱依次为：A>C>B>D，即排烟风机入口压力>急冷风机风量>余热风机入口压力>冷却风机风量，排烟风机入口压力影响权重因子最大为0.57，冷却风机风量影响权重因子最小为0.04。
表 4 正交实验结果极差分析Table 4. Range analysis of orthogonal test results参数 标准状态下排烟风量/(104 m3∙h−1) A B C D K1 7.29 9.00 8.50 8.65 K2 8.05 8.85 8.65 8.70 K3 8.80 8.75 8.75 8.75 K4 9.45 8.60 8.85 8.75 K5 10.15 8.55 9.00 8.85 k1 1.46 1.80 1.70 1.73 k2 1.61 1.77 1.73 1.74 k3 1.76 1.75 1.75 1.75 k4 1.89 1.72 1.77 1.75 k5 2.03 1.71 1.80 1.77 极差值R 0.57 0.09 0.10 0.04 | Show TableDownLoad:
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3.6 砖瓦隧道窑烟气含氧量控制策略及现场运行
由于隧道窑属于复杂窑炉系统，在实际生产运行中存在工况波动，因此，仅依靠运行经验对烟热分离系统进行调控难以保持烟气含氧量持续处于较低水平。基于各影响因素对烟热分离系统的影响及影响权重，制定了砖瓦隧道窑烟气含氧量调控策略。该调控策略的核心是在保证隧道窑正常生产的情况下，仅调整对烟气含氧量影响显著的因素，将烟气含氧量控制在较低水平，即根据隧道窑实际生产情况，首先对余热风机、急冷风机和冷却风机进行调整，然后仅根据烟气含氧量波动对排烟风机进行调整，以维持烟气含氧量处于较低水平。该调整策略提高了依靠运行经验对烟热分离系统调控的指向性，降低了隧道窑烟气含氧量的控制难度。
以该企业一条砖瓦隧道窑为研究案例进行烟气含氧量参数优化设计，其最优方案为A1B5C5D5。具体运行参数：排烟风机入口压力为−500 Pa，余热风机入口压力为−500 Pa，急冷风机风量为2 260 m3·h−1，冷却风机风量为23 000 m3·h−1。现场运行后，出现制品冷却损害，随后根据各个风机对隧道窑稳定运行的影响，对运行参数进行了调整，消除了制品冷却损害。将修正后运行参数应用到该隧道窑实际运行中，并根据烟气含氧量控制排烟风机运行参数。
现场运行结果表明：在该调控策略下，隧道窑生产情况良好，烟热分离系统运行稳定。由图13(a)和图13(b)可以看出，在调控策略应用前，该砖瓦窑2019年全年烟气含氧量为17.72%~19.96%且存在较大波动。在净化设备满负荷运行下，大气污染物排放仍然有较大波动，大气污染物波动趋势与烟气含氧量波动趋势一致。由图13(c)可以看出，在调控策略应用后，该隧道窑烟气含氧量由2019年4月份的18.24%降低至5—10月份的16.57%~17.12%，烟气量由24 000 m3·h−1降至19 000~20 000 m3·h−1，大气污染物折算系数由1.10降低至0.68。如图13(d)所示，当烟气含氧量稳定控制在低于基准含氧量18 %的情况下，该隧道窑停运1号塔湿电后，大气污染物仍能稳定达标排放[25]，节省了企业烟气净化设备的运行成本。该砖瓦隧道窑根据当地环保管理要求可实现大气污染物达标排放甚至超低排放。
图 13 烟热分离系统调控策略现场运行前后对比Figure 13. Comparison of control strategy of flue gas-heat separation system before and after field-test4. 结论
1)对某砖瓦隧道窑进行了数值模拟和现场测试。对比结果表明，现场测试结果与模拟结果基本一致。
2)降低排烟风机入口压力、急冷风机风量和冷却风机风量，有利于降低排烟风量。
3)正交实验分析结果表明，以排烟风机入口压力对烟热分离系统的影响最为显著。
4)按照调控策略实际运行了6个月，结果表明：隧道窑生产状况良好，烟热分离系统运行稳定，烟气含氧量由18.24%降至16.57%~17.12%，烟气量平均下降了4 000~5 000 m3·h−1，烟气量降幅约20%；当将烟气含氧量稳定控制在18%以下时，该砖瓦隧道窑大气污染物可稳定达标排放。
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图 6 酸改性活性炭样品的动态吸附曲线
Figure 6. Dynamic adsorption curve of oil vapour by AC modified by different acids
图 7 碱改性活性炭样品的动态吸附曲线
Figure 7. Dynamic adsorption curve of oil vapour by AC modified by different alkalis
图 8 盐改性活性炭样品的动态吸附曲线
Figure 8. Dynamic adsorption curve of oil vapour by AC modified by different salts
图 9 改性活性炭样品的动态吸附曲线
Figure 9. Dynamic adsorption curve of oil vapour by AC modified samples
图 10 3#样品吸附正丁烷过程的原位红外图谱
Figure 10. In-situ-IR spectra of 3# samples during n-butane adsorption
图 11 3#样品脱附正丁烷过程的原位红外图谱
Figure 11. In-situ-IR spectra of 3# samples during n-butane desorption
表 1 样品的表面及孔道结构数据
Table 1. Surface property and pore structure data of the samples
编号 比表面积/(m2·g−1) 总孔容/(cm3·g−1) 微孔孔容/(cm3·g−1) 平均孔径/nm 0# 1 072.57 0.50 0.44 1.87 1# 1 080.23 0.49 0.44 1.82 2# 1 264.33 0.65 0.56 1.83 3# 1 189.56 0.60 0.49 2.07 4# 1 131.84 0.62 0.54 1.94 5# 1 088.55 0.59 0.51 1.85 6# 1 062.31 0.52 0.44 1.94 7# 1 090.17 0.55 0.48 1.90 8# 1 103.42 0.56 0.50 1.87
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表 2 0#~8#活性炭样品的EDS能谱元素含量
Table 2. Elements content determined by EDS spectra of AC samples 0#~8#
% 元素 0# 1# 2# 3# 4# 5# 6# 7# 8# 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 质量分数 原子占比 C 84.8 88.1 87.6 92.7 91.8 95.1 83.0 88.3 83.4 89.4 86.7 92.1 90.4 94.1 88.7 93.1 93.7 95.8 O 15.1 11.8 6.7 5.3 4.9 3.8 7.1 5.7 8.7 7.0 7.3 5.9 5.6 4.4 7.0 5.5 4.7 3.6 N − − − − − − 4.4 4.0 − − − − − − − − − − Si − − − − − − 0.4 0.2 0.9 0.4 − − − − − − − − P − − − − − − 0.5 0.2 0.5 0.2 − − − − 0.2 0.1 0.2 0.1 Cl − − 2.9 1.0 1.4 0.5 0.4 0.1 0.4 0.1 0.7 0.2 0.3 0.1 0.6 0.2 − − K − − 2.5 0.8 1.8 0.5 2.7 0.8 2.6 0.8 5.0 1.6 2.5 0.8 2.3 0.7 1.2 0.3 Ca − − − − − − 1.1 0.3 − − − − − − − − − − Al − − − − − − − − − − − − − − − − − − Na − − − − − − − − 3.0 1.7 − − 0.9 0.5 − − − − Mg − − − − − − − − 0.2 0.1 − − − − − − − − Cu − − − − − − − − − − − − − − 1.0 0.2 − −
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表 3 活性炭样品对油气的吸附性能
Table 3. Adsorption performance of AC samples towards oil vapour
编号 实验数据 拟合数据 吸附容量/(g·g−1) 穿透时间/min τ0/min k′/min−1 R2 0# 0.179 50 93.043 0 0.069 6 0.998 4 1# 0.268 55 89.143 2 0.081 6 0.997 8 2# 0.270 70 106.219 4 0.094 8 0.998 2 3# 0.279 110 148.597 3 0.096 3 0.999 4 4# 0.271 75 112.848 1 0.100 1 0.999 4 5# 0.269 130 196.225 7 0.075 4 0.996 6 6# 0.272 60 119.053 3 0.045 5 0.997 7 7# 0.272 80 117.298 8 0.078 8 0.998 7 8# 0.271 80 133.056 3 0.066 9 0.999 1
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[1] 樊亚娟, 刘承先, 刘洁, 等. 盐酸表面改性对油气捕集炭吸附性能的影响研究[J]. 广东化工, 2018, 45(13): 135-136. doi: 10.3969/j.issn.1007-1865.2018.13.059 [2] 刘昌新, 王宇飞, 王海林, 等. 挥发性有机物征收政策对我国经济的影响分析[J]. 环境科学, 2011, 32(12): 3509-3514. [3] 尹树孟. 常温柴油吸收-吸附法油气回收技术在炼厂中的应用[J]. 安全、健康和环境, 2015, 15(10): 34-38. doi: 10.3969/j.issn.1672-7932.2015.10.010 [4] 闫柯乐. 不同类型吸附材料对油气分子吸脱附性能对比实验研究[J]. 科学技术与工程, 2017, 17(18): 111-117. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2017.18.017 [5] BRUNCHI C, SANCHEZ J M C, STANKIEWICZ A, et al. Adsorption of volatile organic compounds: Experimental and theoretical study[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2012, 51: 16697-16708. [6] 中商情报网. 2018年全国各省市汽油产量排行榜TOP20[EB/OL]. [2019-08-10]. https://baijiahao.baidu.com/s?id=1623986191684898893&wfr=spider&for=pc, 2019-01-29. [7] 黄维秋, 王丹莉, 李峰, 等. 油气回收技术的研究进展与研究重点[J]. 油气储运, 2012, 31(9): 641-646. [8] WATANABE H, FUJIKATA K, OAKI Y, et al. Dynamic adsorption of toluene on pore-size tuned supermicroporous silicas[J]. Microporous and Mesoporous Materials, 2015, 214: 41-44. doi: 10.1016/j.micromeso.2015.04.034 [9] VINODH R, JUNG E M, GANESH M, et al. Novel microporous hypercross-linked polymers as sorbent for volatile organic compounds and CO2 adsorption[J]. Journal of Industrial and Engineering Chemistry, 2015, 21: 1231-1238. doi: 10.1016/j.jiec.2014.05.039 [10] 陈龙, 冯新利. 活性炭硅胶吸附法油气回收技术及其应用[J]. 化工设计, 2015, 25(3): 44-45. doi: 10.3969/j.issn.1007-6247.2015.03.015 [11] 张益坤, 梁晓怿, 池君杰, 等. 改性活性炭内丙酮吸附的动力学模拟[J]. 原子与分子物理学报, 2018, 35(1): 147-152. doi: 10.3969/j.issn.1000-0364.2018.01.024 [12] 杨坤, 刘洋, 杨静. 制备及改性活性炭对VOCs吸附的研究进展[J]. 广东化工, 2018, 45(1): 87-89. doi: 10.3969/j.issn.1007-1865.2018.01.041 [13] 黄维秋, 吕爱华, 钟碌. 活性炭吸附回收高含量油气的研究[J]. 环境工程学报, 2007, 1(2): 73-77. doi: 10.3969/j.issn.1673-9108.2007.02.017 [14] 黄维秋, 吕艳丽, 白娟, 等. 树脂与活性炭吸附油气的实验研究[J]. 环境工程学报, 2011, 5(7): 1586-1591. [15] 毛珝芮, 于俊伟, 俞瑾, 等. 改性活性炭动态吸附VOCs[J]. 广东化工, 2018, 45(18): 27-28. doi: 10.3969/j.issn.1007-1865.2018.18.013 [16] 李芮, 施宇震, 宁平, 等. 改性活性炭吸附甲苯废气的研究进展[J]. 材料导报, 2019, 33(7): 1133-1140. doi: 10.11896/cldb.18010017 [17] SHAARANI F W, HAMEED B H. Ammonia-modified activated carbon for the adsorption of 2, 4-dichlorophenol[J]. Chemical Engineering Journal, 2011, 169(1/2/3): 180-185. [18] 张梦竹, 李琳, 刘俊新, 等. 碱改性活性炭表面特征及其吸附甲烷的研究[J]. 环境科学, 2013, 34(1): 39-44. [19] 左嫣然, 易红宏, 唐晓龙, 等. 酸碱改性对活性焦烧结烟气脱硫性能的影响[J]. 环境工程学报, 2015, 9(7): 3405-3410. doi: 10.12030/j.cjee.20150754 [20] LI L, LIU S Q, LIU J X. Surface modification of coconut shell based activated carbon for the improvement of hydrophobic VOC removal[J]. Journal of Hazardous Materials, 2011, 192(2): 683-690. doi: 10.1016/j.jhazmat.2011.05.069 [21] 王磊, 刘喜宏, 张忠涛, 等. 酸碱改性活性炭及其过滤空气中VOC的研究[J]. 林业机械与木工设备, 2017, 45(4): 36-39. [22] 程文慧, 罗建中, 娄继琛, 等. 酸碱改性活性炭吸附微污染水源水中的Ni2+[J]. 环境工程学报, 2017, 11(4): 2205-2211. doi: 10.12030/j.cjee.201601079 [23] GARCIA D, GARZON L, MENDOZA P. Effect of some oxidation treatments on the textural characteristics and surface chemical nature of an activated carbon[J]. Journal of Colloid and Interface Science, 2000, 222(2): 233-240. doi: 10.1006/jcis.1999.6619 [24] 刘寒冰, 杨兵, 薛南冬. 酸碱改性活性炭及其对甲苯吸附的影响[J]. 环境科学, 2016, 37(9): 3670-3678. [25] 丁松, 陈虹月, 徐超, 等. 改性活性炭对羽毛水解液中芳香族氨基酸的吸附[J]. 南京工业大学学报(自然科学版), 2019, 41(3): 311-317. doi: 10.3969/j.issn.1671-7627.2019.03.007 [26] 黄帮福, 耿朝阳, 施哲, 等. 酸碱改性及负载镍对活性炭脱硫性能影响研究[J]. 硅酸盐通报, 2018, 37(11): 3617-3622. [27] 刘小敏, 邓先伦, 郭昊, 等. 浸渍改性活性炭对正丁烷吸附性能的研究[J]. 可再生能源, 2013, 31(1): 60-65. [28] VEGA E, LEMUS J, ANFRUNS A, et al. Adsorption of volatile sulphur compounds onto modified activated carbons: Effect of oxygen functional groups[J]. Journal of Hazardous Materials, 2013, 258-259: 77-83. doi: 10.1016/j.jhazmat.2013.04.043 [29] 杨阳, 朱玲. 软模板催化法合成石墨化碳微球及其吸附性能研究[J]. 材料导报, 2015, 29(16): 17-21. [30] 向守信, 束仁龙, 饶蔚兰, 等. 活性炭改性及其在油气分离回收中的应用[J]. 应用化工, 2010, 39(10): 1609-1612. doi: 10.3969/j.issn.1671-3206.2010.10.049 -
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