范浩東，史鑒，楊海瑞，呂俊復(fù)，金燕，高琴，張縵，秦舒寧，周寶

(1.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系，北京，100084；2.太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院，山西 太原，030024；3.上海鍋爐廠有限公司，上海，200245)

原煤入洗是使煤炭成為潔凈燃料的最主要手段[1]，近年來(lái)，我國(guó)原煤入洗比例逐漸增大，2020年我國(guó)煤泥產(chǎn)量已達(dá)3.12 億t，對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)單靜置處理會(huì)帶來(lái)環(huán)境污染和能源浪費(fèi)。因此，如何對(duì)煤泥進(jìn)行減量化、無(wú)害化、資源化處理，形成循環(huán)經(jīng)濟(jì)模式，是中國(guó)煤炭市場(chǎng)迫切需要解決的問(wèn)題，因此，開(kāi)發(fā)大規(guī)模高效清潔的煤泥綜合利用技術(shù)勢(shì)在必行。循環(huán)流化床燃燒是規(guī)模化高效利用煤泥的最佳方式[2-3]。然而，由于煤泥具有粒度小、水分高、黏度大等特點(diǎn)，其入爐形態(tài)、干燥以及燃燒過(guò)程與傳統(tǒng)燃料不同。為了更好地分析煤泥進(jìn)入循環(huán)流化床爐膛后的運(yùn)動(dòng)、干燥以及燃燒行為，從而對(duì)鍋爐的設(shè)計(jì)和運(yùn)行進(jìn)行優(yōu)化指導(dǎo)，很多學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。王飛等[4]分別從時(shí)間和空間兩個(gè)角度，對(duì)煤泥團(tuán)入爐后抗壓強(qiáng)度、水分、礦物及官能團(tuán)隨時(shí)間的變化規(guī)律進(jìn)行了研究。尹煒迪等[5]為計(jì)算煤泥燃燒行為的運(yùn)動(dòng)和干燥過(guò)程，基于垂直方向一維運(yùn)動(dòng)與顆粒內(nèi)部退縮蒸發(fā)界面假設(shè)建立了耦合模型，計(jì)算了不同條件下煤泥的運(yùn)動(dòng)和內(nèi)部溫度參數(shù)。WANG等[6]采用高速攝像機(jī)捕捉燃燒過(guò)程中顆粒宏觀結(jié)構(gòu)的變化，研究了煤泥球形顆粒在空氣中燃燒過(guò)程中的結(jié)構(gòu)和形態(tài)演變過(guò)程，通過(guò)N2吸附測(cè)試和分析，發(fā)現(xiàn)煤泥顆粒內(nèi)部存在大量的中孔和少量的微孔。上述研究主要針對(duì)煤泥入爐受熱后的行為特性，但針對(duì)煤泥入爐形態(tài)變化的研究鮮有報(bào)道，而煤泥的斷裂與煤泥的抗拉強(qiáng)度密切相關(guān)，因此，本文以循環(huán)流化床電廠用典型煤泥為研究對(duì)象，從試驗(yàn)研究和機(jī)理分析兩方面研究煤泥抗拉強(qiáng)度，以期為煤泥入爐后形態(tài)變化的研究提供理論基礎(chǔ)。

煤泥入爐形態(tài)包括煤泥長(zhǎng)度和直徑，選擇最佳長(zhǎng)度范圍的煤泥有利于提高整個(gè)爐膛的燃燒效率：煤泥長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)，導(dǎo)致煤泥掉落爐排燃燒不充分；煤泥長(zhǎng)度過(guò)短，又達(dá)不到資源化利用煤泥的目的。由于煤泥含水率高、黏度大、難以成型且實(shí)驗(yàn)過(guò)程中易發(fā)生端部應(yīng)力集中現(xiàn)象，煤泥抗拉強(qiáng)度測(cè)定難以實(shí)現(xiàn)，本文通過(guò)借鑒物理性質(zhì)與煤泥相近的黏土拉力測(cè)量方法，進(jìn)而研發(fā)測(cè)量煤泥抗拉強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)裝置。目前，測(cè)定黏土抗拉強(qiáng)度的試驗(yàn)方法主要有直接測(cè)量法和間接測(cè)量法2種[7]。直接測(cè)量法主要有單軸拉伸法和三軸拉伸法，間接測(cè)量法主要有梁彎曲法、空心圓柱法、軸向壓裂法。三軸拉伸法受?chē)鷫河绊戄^大，間接測(cè)量法受周?chē)h(huán)境和計(jì)算參數(shù)影響較大，進(jìn)而產(chǎn)生較大的誤差，而單軸拉伸試驗(yàn)方法操作簡(jiǎn)單、方便，受外界因素影響較小，精確度高，適合室內(nèi)操作。但是目前還沒(méi)有適用于高含水率、高黏性的非牛頓流體的單軸拉伸試驗(yàn)儀器，而且自行研制的簡(jiǎn)易拉伸儀和采用的制樣方式都存在一定的弊端，試驗(yàn)測(cè)定結(jié)果存在較大的誤差?；谏鲜鲈颍Y(jié)合煤泥自身結(jié)構(gòu)特性和現(xiàn)有試驗(yàn)技術(shù)，本文首先研制一套單軸抗拉強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。試驗(yàn)系統(tǒng)采用光桿和滑塊減小滑動(dòng)摩擦力的影響，同時(shí)采用“兩頭粗、中間細(xì)”的拉伸試樣，克服了以往試驗(yàn)儀器和試驗(yàn)方法端部應(yīng)力集中的缺點(diǎn)，不僅能夠準(zhǔn)確測(cè)定煤泥的抗拉強(qiáng)度，而且操作簡(jiǎn)單、方便，可使試驗(yàn)效率提高。

其次，本文在該試驗(yàn)系統(tǒng)上開(kāi)展煤泥抗拉強(qiáng)度特性研究，在此基礎(chǔ)上，提出適用于工業(yè)應(yīng)用的煤泥抗拉強(qiáng)度模型，通過(guò)研究煤泥含水率及壓實(shí)度對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度的影響規(guī)律，進(jìn)而分別建立煤泥抗拉強(qiáng)度與含水率及壓實(shí)度之間的數(shù)學(xué)關(guān)系式。

1 煤泥單軸抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)

1.1 抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)系統(tǒng)

該套試驗(yàn)系統(tǒng)主要包括制樣系統(tǒng)和拉伸裝置兩部分，制樣系統(tǒng)如圖1 所示，主要包括壓制桶、支撐鋼架、滾動(dòng)軸承、壓桿、壓盤(pán)、砝碼籃。圖1中，L為壓制桶高度；L1為杠桿短臂長(zhǎng)度；L2為長(zhǎng)臂長(zhǎng)度；G為砝碼質(zhì)量；N為向下壓力；Φ1和Φ2分別為壓制桶內(nèi)徑和外徑。該制樣制備系統(tǒng)采用一次靜壓成型技術(shù)，保證了試樣的整體性，壓制桶采用“兩頭粗、中間細(xì)”的圓柱形狀，用以減少拉伸試驗(yàn)過(guò)程中的端部應(yīng)力集中現(xiàn)象，通過(guò)改變砝碼籃內(nèi)砝碼的質(zhì)量來(lái)控制壓實(shí)度，直至壓制壓桿不再向下移動(dòng)為止。

圖1 制樣系統(tǒng)Fig 1 Sample preparation system

煤泥試樣固定在不銹鋼擋板和拉伸鋁板中間，拉伸模具形狀采用與制樣模具同樣尺寸的“兩頭粗、中間細(xì)”的圓柱形狀，試驗(yàn)由步進(jìn)伺服電動(dòng)機(jī)提供水平向右的拉伸力，拉動(dòng)拉伸鋁板向右產(chǎn)生水平移動(dòng)，使煤泥柱發(fā)生形變，數(shù)據(jù)采集卡實(shí)時(shí)記錄煤泥柱斷裂過(guò)程中的拉力變化，單軸拉伸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖2所示。

圖2 單軸拉伸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 Test system with a uniaxial tensile

1.2 煤泥拉伸斷裂過(guò)程

煤泥含水率高、黏性大，表現(xiàn)出非牛頓流體的性質(zhì)，在傳統(tǒng)的非牛頓流體實(shí)驗(yàn)中，通常認(rèn)為非牛頓流體斷裂屬于脆性斷裂[8]，在拉伸過(guò)程中，當(dāng)抗拉強(qiáng)度達(dá)到煤泥抗拉強(qiáng)度極限時(shí)，試樣發(fā)生斷裂。但在實(shí)際實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)煤泥抗拉強(qiáng)度到達(dá)極限值時(shí)，并不會(huì)突然斷裂，典型的應(yīng)力-位移曲線如圖3所示。煤泥抗拉強(qiáng)度在達(dá)到臨界抗拉強(qiáng)度之前，隨著位移增加，進(jìn)入微裂階段，抗拉強(qiáng)度先會(huì)處于亞臨界狀態(tài)，亞臨界狀態(tài)下產(chǎn)生很多細(xì)小裂縫，細(xì)小裂縫會(huì)導(dǎo)致煤泥抗拉強(qiáng)度逐漸增大，出現(xiàn)局部回彈現(xiàn)象；當(dāng)煤泥抗拉強(qiáng)度到達(dá)極限值時(shí)，煤泥部分裂縫對(duì)于煤泥抗拉強(qiáng)度的影響小于煤泥主裂縫對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度的影響，煤泥抗拉強(qiáng)度逐漸減小，失穩(wěn)擴(kuò)展階段后煤泥最終被破壞。

圖3 單軸拉伸試驗(yàn)中煤泥的典型應(yīng)力-位移曲線Fig.3 Typical stress and displacement curves of coal slime in a uniaxial tensile test

2 實(shí)驗(yàn)邊界條件的確定

2.1 試樣靜置時(shí)間對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度的影響規(guī)律

煤泥靜置時(shí)間不同，煤泥的抗拉強(qiáng)度也會(huì)有所變化，其中，煤泥原樣的元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表1所示。表1 中，1 號(hào)和2 號(hào)試樣初始含水率分別為1.92%和1.73%。不同靜置時(shí)間的1號(hào)煤泥如圖4所示。通過(guò)試驗(yàn)研究確定煤泥靜置時(shí)間對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度σT的影響規(guī)律，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5 所示。圖5中，t為靜置時(shí)間，R2和P為擬合相關(guān)系數(shù)。

表1 煤泥組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)Table 1 Component mass fraction of coal slime %

由圖4和圖5可知：前2 d，靜置時(shí)間越長(zhǎng)，煤泥的抗拉強(qiáng)度越大，且抗拉強(qiáng)度增加速率較快，隨著靜置時(shí)間延長(zhǎng)，煤泥的抗拉強(qiáng)度趨于不變。這是因?yàn)閷?duì)于原始煤泥，顆粒間含有較多的孔隙水，流動(dòng)時(shí)需要克服的阻力小，抗拉強(qiáng)度較?。?～2 d時(shí)，孔隙水逐漸被蒸發(fā)，抗拉強(qiáng)度增大；3～5 d 時(shí)，煤泥抗拉強(qiáng)度趨于不變。由于洗煤廠生產(chǎn)的煤泥首先會(huì)被集中靜置，根據(jù)生產(chǎn)工藝和發(fā)電廠利用情況的不同，靜置時(shí)間會(huì)有所不同[9]，通常為1 d，因此，本試驗(yàn)所有試驗(yàn)靜置時(shí)間均為1 d。

圖4 不同靜置時(shí)間的1號(hào)煤泥Fig.4 No.1 coal slime at different dwell times

圖5 煤泥抗拉強(qiáng)度隨靜置時(shí)間的變化Fig.5 Variation law of tensile strength of coal slime with dwell time

2.2 拉伸速率對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響

拉伸速率的變化使煤泥中孔隙水壓力的作用效果發(fā)生變化，導(dǎo)致測(cè)量結(jié)果存在一定差異?？紫端畨毫χ缚紫端惺芑蛘邆鬟f的壓力，孔隙水壓力均勻地分布于顆粒表面，不改變物料體積，也不改變顆粒位置。當(dāng)拉伸速率分別為0.2，0.4，0.6，0.8，1.2，1.4 和1.6 mm/min 時(shí)，進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，1號(hào)煤泥抗拉強(qiáng)度隨拉伸速率的變化如圖6所示。

圖6 1號(hào)煤泥抗拉強(qiáng)度隨拉伸速率的變化Fig.6 Variation of tensile strength of No.1 coal slime with tensile rate

由圖6可見(jiàn)：隨拉伸速率增大，煤泥抗拉強(qiáng)度先增加后減小。煤泥抗拉強(qiáng)度受試樣內(nèi)部的孔隙水壓力作用示意圖如圖7 所示。在慢速拉伸過(guò)程中，荷載增加速度慢，試樣內(nèi)部的孔隙水壓力逐漸消散；而當(dāng)拉伸速率較大時(shí)，荷載增加速度較快，持續(xù)時(shí)間短，試樣內(nèi)部的孔隙水壓力來(lái)不及消散，使得測(cè)得的抗拉強(qiáng)度偏大，如圖8所示。因此，本文選取孔隙水壓力不發(fā)生突變時(shí)的拉伸速率即0.8 mm/min作為試驗(yàn)拉伸速率。

圖7 煤泥孔隙水壓力作用示意圖Fig.7 Schematic diagram of action of pore water pressure in coal slime

圖8 煤泥拉伸斷裂示意圖Fig.8 Schematic diagram of tensile fracture of coal slime

3 煤泥抗拉強(qiáng)度的測(cè)定

3.1 含水率對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度的影響

測(cè)量邊界條件確定后，煤泥的抗拉強(qiáng)度僅僅取決于煤泥本身的特性，在工業(yè)應(yīng)用上，其主要影響因素是煤泥含水率[10]，本文中含水率w為煤泥水分的質(zhì)量與煤泥總質(zhì)量的比值，較小的含水率變化會(huì)對(duì)煤泥的抗拉強(qiáng)度產(chǎn)生較大的影響[11-13]。為減小管道輸送阻力，流化床燃燒用煤泥含水率為25%～38%[14]。取一定量1 號(hào)煤泥，用烘干法測(cè)定煤泥的含水率，按控制含水率計(jì)算所需要摻加的水的質(zhì)量，在1 號(hào)煤泥樣品中均勻噴灑去離子水，控制含水率w分別為25.12%，28.39%，30.46%，33.18%和35.17%，放置24 h 進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，保證水分分布均勻。在相同的壓實(shí)度下將煤泥壓制成型，用單軸拉伸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，在線定量研究煤泥抗拉強(qiáng)度隨含水率w的變化規(guī)律。

試驗(yàn)開(kāi)始后，煤泥的抗拉強(qiáng)度隨著含水率的增加而減小。當(dāng)含水率為25.12%時(shí)，煤泥抗拉強(qiáng)度為25.23 kPa；當(dāng)含水率為35.17%時(shí)，煤泥抗拉強(qiáng)度僅為3.57 kPa。這是由于當(dāng)含水率較小時(shí)，顆粒之間的距離較近，顆粒之間的聯(lián)結(jié)性能較大，抗拉強(qiáng)度較大[15-18]；隨著含水率增大，煤泥顆粒之間的水化膜也隨之增厚，顆粒之間的接觸面積變小，聯(lián)結(jié)性能減弱，煤泥抗拉強(qiáng)度變小。不同含水率的煤泥斷裂過(guò)程相似，試驗(yàn)開(kāi)始后，煤泥試樣經(jīng)過(guò)微裂階段到達(dá)臨界狀態(tài)，之后隨著拉伸鋁板位移進(jìn)一步增加，煤泥進(jìn)入失穩(wěn)擴(kuò)展階段，直至煤泥試樣發(fā)生斷裂。圖9 所示為含水率分別為29.27%和33.21%的煤泥形貌。

圖9 不同含水率w的煤泥形貌Fig.9 Morphologies of coal slime with different water contents

通過(guò)擬合可得出1號(hào)煤泥的抗拉強(qiáng)度與含水率關(guān)系曲線近似符合線性函數(shù)關(guān)系，如圖10 所示。抗拉強(qiáng)度σT與含水率w的數(shù)學(xué)關(guān)系式為

圖10 1號(hào)煤泥抗拉強(qiáng)度隨含水率變化擬合圖Fig.10 Fitting diagram of No.1 coal slime tensile strength changing with water content

3.2 壓實(shí)度對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度的影響

壓實(shí)度是依據(jù)砝碼質(zhì)量人為定義的煤泥壓實(shí)情況。當(dāng)砝碼質(zhì)量為100 g時(shí)，壓至壓桿不向下產(chǎn)生位移為止，認(rèn)為壓實(shí)度為100 g；當(dāng)采用質(zhì)量為95 g 的砝碼壓制時(shí)，認(rèn)為煤泥樣品壓實(shí)度為95 g。壓實(shí)度反映煤泥顆粒間緊密程度。用制樣模具制備試樣并進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，固定含水率為30.46%，壓實(shí)度分別為85，90，95 和100 g，定量研究1號(hào)煤泥抗拉強(qiáng)度隨壓實(shí)度的變化規(guī)律，如圖11所示。

圖11 1號(hào)煤泥抗拉強(qiáng)度隨壓實(shí)度變化擬合圖Fig.11 Fitting diagram of No.1 coal slime slime tensile strength changing with compression degree

由圖11 可見(jiàn)：在含水率不變的情況下，煤泥抗拉強(qiáng)度隨著壓實(shí)度的增加而增大，在壓實(shí)度從85 g增大到100 g過(guò)程中，煤泥抗拉強(qiáng)度從19.44 kPa增加至29.92 kPa。這是因?yàn)殡S著壓實(shí)度增大，煤泥抗拉強(qiáng)度經(jīng)過(guò)微裂階段后到達(dá)抗拉強(qiáng)度極限值，煤泥顆粒之間的間距變小，顆粒之間相互接觸的面積也隨之增大，顆粒之間的聯(lián)結(jié)性能也增大；而進(jìn)入失穩(wěn)擴(kuò)展階段后，煤泥產(chǎn)生破壞時(shí)需要較大變形來(lái)克服顆粒之間的聯(lián)結(jié)性能，因此，煤泥抗拉強(qiáng)度逐漸減小[19-24]。

通過(guò)擬合可知煤泥的抗拉強(qiáng)度與壓實(shí)度k關(guān)系曲線近似符合線性函數(shù)關(guān)系(如圖11所示)。其數(shù)學(xué)關(guān)系式為

4 數(shù)學(xué)關(guān)系式的驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提數(shù)學(xué)關(guān)系式的適用性，選取粒徑更小的2號(hào)煤泥進(jìn)行單軸拉伸實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證并與模型預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，粒徑分布如圖12 所示。由圖12 可見(jiàn)1 號(hào)煤泥粒徑主要集中在50 μm 附近，2號(hào)煤泥主要集中在10 μm附近。同時(shí)，選取與1號(hào)煤泥初始含水率(為25.12%)相差較大的3 號(hào)煤泥(含水率為34.37%)來(lái)驗(yàn)證模型。試驗(yàn)結(jié)果表明：2號(hào)與3號(hào)煤泥抗拉強(qiáng)度預(yù)測(cè)值與抗拉強(qiáng)度實(shí)際值相對(duì)誤差范圍在±10%以內(nèi)(如圖13 所示)，表明數(shù)學(xué)關(guān)系式具有較強(qiáng)的適用性。

圖12 煤泥粒徑分布對(duì)比圖Fig.12 Comparison of coal slime particle size distribution

圖13 煤泥抗拉強(qiáng)度實(shí)際值與抗拉強(qiáng)度預(yù)測(cè)值對(duì)比圖Fig.13 Comparison of the actual tensile strength and the predicted tensile strength of coal slime

5 結(jié)論

1) 通過(guò)煤泥斷裂過(guò)程分析，研究并搭建了單軸抗拉強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，分別得出了靜置時(shí)間及拉伸速率對(duì)煤泥抗拉強(qiáng)度的影響規(guī)律。

2) 確定試驗(yàn)系統(tǒng)邊界條件后，依據(jù)煤泥破壞準(zhǔn)則，將煤泥拉伸斷裂過(guò)程分為微裂階段及失穩(wěn)擴(kuò)展階段，發(fā)現(xiàn)煤泥抗拉強(qiáng)度隨著含水率的增加逐漸減小，通過(guò)擬合建立了煤泥抗拉強(qiáng)度σT與含水率w的數(shù)學(xué)關(guān)系式：σT= -0.41w+ 35.85。該數(shù)學(xué)關(guān)系式適用于含水率為25.12%～35.17%的煤泥。

3) 隨著壓實(shí)度k增加，煤泥抗拉強(qiáng)度呈線性增大，通過(guò)擬合得到抗拉強(qiáng)度與壓實(shí)度的數(shù)學(xué)關(guān)系式：σT= -41.17k+ 0.71。該數(shù)學(xué)關(guān)系式適用于壓實(shí)度為85～100 g的煤泥。

4) 煤泥抗拉強(qiáng)度預(yù)測(cè)值和實(shí)際值的相對(duì)誤差范圍在10%以內(nèi)，表明本文所提數(shù)學(xué)關(guān)系式具有較強(qiáng)的適用性，同時(shí)證明本文建立的模型可以很好地預(yù)測(cè)煤泥的抗拉強(qiáng)度，可為工業(yè)界確定煤泥的入爐形態(tài)提供判斷依據(jù)。