煤粉摻混煤液化殘渣萃余物的氣力輸送壓降特性研究

方薪暉，安海泉，劉 臻，李 燁，馮子洋，彭寶仔，王永剛

(1.中國礦業大學(北京) 化學與環境工程學院，北京 100083; 2.北京低碳清潔能源研究院,北京 102211)

將煤直接液化殘渣進行萃取提取重油和瀝青質是其大規模、資源化利用的一種途徑[1]，如何處理萃取產生的50%萃余物是生產企業和環保部門關注的重點。基于萃余物高碳高灰低水分的特點，理論上可以作為一種粉煤氣化原料[2]。粉煤氣化爐的“安穩長滿優”運行與煤粉輸送系統緊密相關[3-4]，但是由于液化殘渣萃余物在粒形、密度、粉體流動性等方面都與煤粉有著顯著不同，且殘留少量催化劑和溶劑油，這些參數均影響著氣固兩相流體的流動特性[5]，輸送介質的改變必然給管道壓降帶來一定的影響。在沈騮等[6]對不同粒徑的煤和石油焦展開高壓密相輸送實驗研究，結果表明，在相同粒徑的條件下無煙煤的流動性比石油焦好;在相同的表觀氣速和質量流量下，平均粒徑大的同種物料傾斜管壓降梯度大于平均粒徑小的物料。王建豪等[7]在自主研發的高壓密相氣力輸送實驗臺上進行不同配比的生物質粉與煤粉混合物的輸送實驗，對比分析了輸送不同物料時，直管和彎頭等管段的阻力特性，結果表明在相同表觀氣速下，隨著混合粉體中煤粉比例的增大，水平管和垂直管的壓降顯著增加。SANCHEZ等[8]對聚丙烯及其兩種共聚物顆粒進行了輸送實驗研究，3種輸送物料粒徑相同但真密度不同，在輸送量接近的條件下，管道壓降隨著表觀氣速的增大而減小;當表觀氣速相同時，顆粒真密度越大，其管道壓降也明顯增大。

管道壓降作為氣力輸送設計的重要參數之一[9-10],國內外學者對不同物料的輸送壓降進行了很多的實驗和理論研究，主要集中在煤粉、生物質、粉煤灰等作為輸送介質的研究[7,11-13]。目前對液化殘渣進行萃取利用的研究還處于試驗階段[14]。出于萃余物來源的單一性和稀缺性，萃余物及其混合粉體的研究多集中在物性分析方面，將萃余物摻混到煤粉中進行高壓密相氣力輸送技術尚無成熟理論依據可以參照，對其在管道中的壓降特性研究鮮有公開的文獻報道。

筆者針對煤、煤及萃余物的混合粉體，首先通過對比分析兩種樣品在水平直管段的壓降特性，獲取摻混萃余物對水平直管壓降大小和波動性的影響規律，然后通過對湍流區的細分，將氣相壓降的算法進行優化，最后通過量綱分析法得到煤、煤及萃余物的混合粉體的顆粒相壓降模型，并對操作條件對顆粒相壓降的影響進行了研究。

1 實驗部分

1.1 原料性質

本實驗輸送介質為兩種粉體：一種為某礦區低階煙煤煤粉，定義為M1，另一種為20%萃余物摻混80%該煤粉的混合粉體，定義為M2。兩種輸送介質的物理性質和粒徑分布如表1和圖1所示。

表1 輸送介質物理性質
Table 1 Physical properties of medium transported

介質全水/%顆粒中位粒徑/μm真密度/(kg·m-3)振實密度/(kg·m-3)M13.35331 449725M23.25351 489790

圖1 粉體粒度分布Fig.1 Powder size distribution

從兩種樣品的物理性質看，M1和M2的水分和粒徑非常接近，值得注意的是萃余物和煤粉的真密度分別為1 649 kg/m3和1 449 kg/m3，正是由于萃余物真密度遠大于純煤粉，才使得混合粉體M2的真密度大于M1。

粉體真密度的大小決定于材料的化學組成及純度，其值直接影響粉體單位體積質量及流動特性，本文在以Pt為基底上對萃余物和煤粉顆粒進行EDS電子能譜分析。由圖2可知萃余物中含有鐵、鋁等金屬元素，說明煤直接液化工藝中所用的鐵系催化劑在萃余物中存在殘留。同時，萃余物和煤粉中灰分Ad分別為50%和13%，這就使得萃余物中硅鋁等高比重的元素含量遠高于純煤粉，由此可知，比重較大的無機元素在萃余物中的富集是萃余物真密度大于純煤粉的一個重要原因。

圖2 EDS分析Fig.2 EDS results of two samples

萃余物的化學組成較為復雜，一般通過溶劑逐級萃取方法可以將其分為4個組成部分。采用正己烷萃取得到的可溶物稱之為殘油;正己烷不溶而甲苯可溶物稱之為瀝青烯;甲苯不溶而四氫呋喃可溶物稱之為前瀝青烯;最后一部分稱之為四氫呋喃不溶物。見表2，通過對本實驗的萃余物進行多級萃取得到萃余物中的殘油含量為1.06%，這就導致萃余物顆粒具有一定的黏性。當萃余物摻混到煤粉中進行高壓密相輸送，萃余物顆粒在外力的作用下會與煤粉顆粒或其他萃余物顆粒團聚成二次粒子，二次粒子又會進一步集結成團，從而使得該混合粉體的流動性變差。

表2 萃余物含油量分析
Table 2 Analysis of content of oil of extract residue %

殘油瀝青稀前瀝青稀四氫呋喃不溶物1.062.673.4092.87

從圖3的SEM圖像可以看出，煤粉顆粒的外表面平滑，為致密塊狀結構，而萃余物顆粒則呈現典型的多孔無規則結構，這種多孔結構有兩個特點:一是孔隙率高，比表面積大，萃余物內部的空隙更容易吸附氣體，導致顆粒間的作用力加強而使得粉體易于壓縮，流動性變差[15];二是粗糙的多孔結構會使得萃余物在其制備過程的干燥工藝中，殘油易于存在于孔隙中或黏附在顆粒表面而難以脫除。

圖3 煤粉和萃余物顆粒SEM圖像Fig.3 SEM results of two samples

1.2 實驗裝置

粉體輸送實驗在高壓密相輸送裝置上進行，系統簡圖如圖4所示。氮氣罐車內的高壓氮氣經過調壓閥組減壓進入儲氣罐，分3路供給發送罐(容積約5 m3)，充壓風用于維持料罐的壓力，流化風用于使料罐內的煤粉物料松動流化從而易于輸送，補充風用于向輸送管道補入氮氣以抑制煤粉在管內沉積和料栓的形成，并且可以在較大范圍內調節管道氣速和煤粉濃度。實驗中通過充壓風和放散風管路上的電動調節閥控制料罐壓力穩定，料罐壓力最高可達6 MPa。根據發送罐壓力的不同調節流化風流量，使發送罐流化室內粉體達到良好的流化狀態。通過調節補充風量，可使管內表觀氣速在2～15 m/s變化。煤粉從料罐流化室底部出料，進入由水平管、豎直管和彎管組成的測量管路，測量管路上安裝了內徑D為10，15和25 mm 3種管道，并且布置了壓力傳感器、差壓傳感器。輸送管線的豎直下降管安裝了內徑25 mm的Thermo Ramsey固體質量流量計，測量精度±2%，響應時間<1 s，可用于測量輸送管線內的顆粒速度、顆粒質量濃度和瞬時流量。煤粉最終流入用于模擬氣化爐的接收罐，氮氣通過料罐上的放散風管路進入布袋除塵器除塵后放空。實驗裝置上的兩個料罐可以互為發送罐和接收罐，煤粉可在此系統內循環輸送。

圖4 煤粉高壓密相輸送實驗系統簡圖Fig.4 High pressure dense phase pneumatic transport system 1—氮氣罐車;2—減壓閥組;3—儲氣罐;4—發送罐;5—接收罐;6—測量管路;7—布袋除塵器;8—充壓風;9—流化風;10—補充風; 11—放散風;12—稱重傳感器;13—壓力傳感器;14—差壓傳感器;15—煤粉流量計;16—氣體流量計;17—電動調節閥

2 結果與討論

2.1 管道壓降特性

本文以管徑為DN25長度為1 m的水平直管壓降為研究對象，在輸送背壓為4 MPa，輸送總壓差分別為0.25，0.50和0.75 MPa的條件下，以調整補充風流量作為煤粉流量調節手段。補充風流量直接表征著管道內的表觀氣速，表觀氣速與管道壓降大小和壓降波動性間的關系如圖5，6所示。由圖5可知，在相同表觀氣速下，輸送M2的管道壓降比輸送M1的壓降要大。這是由于相對于純煤粉，M2中萃余物顆粒的真密度較大，且殘存少量的溶劑油，輸送過程中，萃余物及其團聚顆粒會沉積在管道底部，導致與管道下壁面摩擦加大，從而使得水平直管的壓降增大。在低表觀氣速下，氣體的動能不足以懸浮起顆粒群導致萃余物及其團聚顆粒更易沉降，這就使得低氣速下M2的壓降大于M1更為明顯。M1和M2在水平直管壓降的這種區別也和王建豪等[7]對不同配比的生物質粉與煤粉混合物的壓降研究結果相吻合。隨著輸送總壓差的增大，在相同表觀氣速下，M1和M2的水平直管段壓降均明顯升高，其主要原因為輸送總壓差為輸送過程的動力源，總壓差增大使得煤粉輸送量和管道內顆粒濃度增大，管道內顆粒濃度的增大導致了更多顆粒與壁面發生摩擦碰撞，使得水平管壓降增大，這在很多粉體輸送過程中都發現這一現象[16]。

圖5 表觀氣速對DN25水平直管壓降大小的影響Fig.5 Influence of superficial gas velocity on horizontal straight pipe pressure drop

摻混萃余物除了對水平直管的壓降大小有明顯影響外，還對輸送過程的壓降波動性也有一定的影響。本文采用水平直管壓降ΔP的相對標準差RSD(ΔP)來表征輸送穩定性，對于實驗采集的壓降離散數據ΔPi(i=1,2,…，N)，采用式(1)來計算水平直管壓降的RSD。

(1)

從圖6可以看出，輸送M1和M2時，水平直管壓降的波動情況也不一樣。在氣速小于4 m/s時，輸送M2呈現出不穩定的輸送狀態，而在大于4 m/s后，兩者的波動情況則趨于同等水平，壓降的平均波動幅度不大于6%。這與低氣速下萃余物顆粒沉降使得流動向沙丘流轉變有一定關系。由此可知，水平直管段壓降的大小和波動性均受到了萃余物摻混的影響。

圖6 表觀氣速對DN25水平直管壓降穩定性的影響Fig.6 Influence of superficial gas velocity on stabilization of horizontal straight pipe pressure drop

2.2 氣相壓降優化計算

氣相壓降是計算管道總壓降的基礎，一般是通過總壓降扣除氣相壓降來得到顆粒相壓降實驗值，進而回歸出顆粒相摩擦因數λs，所以氣相壓降計算的準確性會直接影響到顆粒相摩擦因數λs的回歸精度，而且氣相壓降在管道總壓降中的占比也不可忽略，多位學者在不同類型的氣力輸送實驗中均都得到類似結論。在梁財等[17]研究中，以l m長的水平直管的煤粉氣力輸送為研究對象，在表觀氣速為9 m/s，接收罐壓力為1.8 MPa時，計算得到的氣相壓降占比達到33.4%，這說明在高壓氣力輸送過程中，由于氣體密度的作用，純氣體引起的壓降不可忽略，且在總壓降中占有相當的份額。

氣相壓降計算公式如式(2)所示，其主要過程在于氣相摩擦因數λg的確定。當前研究者常采用水力光滑管來計算氣相摩擦因數λg[7,18]，當流動狀態位于湍流區時，采用布拉休斯公式或尼古拉茲光滑管公式進行計算，如式(3)所示，λg僅與Re數相關，該方法計算簡單快捷，無需迭代計算，但是實際試驗和工業生產中的輸送管道總是帶有一定的粗糙度，當位于湍流過渡區和完全湍流時，氣相摩擦因數還受到壁面粗糙度的影響，如式(5)，(6)所示，壁面粗糙度對氣相壓降的影響顯然無法忽略。

(2)

(3)

式中，ΔPg為水平直管氣相,kPa;ΔL為管道長度,m;ρg為氣相密度,kg/m3;Ug為表觀氣速,m/s;λg為氣相摩擦因數;Re為雷諾數。

本文比較了在背壓1 MPa下氣相壓降計算值與實驗值，從圖7可以看出，水力光滑管計算結果(壁面粗糙度e=0)并不符合本文實驗結果，在低流速下(小于8 m/s)氣相壓降計算值與實驗值吻合較好，但在高氣速下則偏差較大，這種偏差在DN15管徑下表現尤為明顯。

圖7 氣相壓降隨表觀氣速變化Fig.7 Influence of superficial gas velocity on gas pressure drop

本實驗中表觀氣速為2～16 m/s，為提高氣相壓降計算精度，本文對湍流區進一步細分為3個流動區域，即水力光滑區、湍流過渡區和完全湍流區[19]，如式(4)～(6)所示。通過自編氣相壓降計算程序，根據Re的大小來確定湍流流動狀態和氣相摩擦因數λg計算公式，然后通過最小二乘法來求解氣相壓降。

水力光滑區:

(4)

湍流過渡區:

(5)

完全湍流區

(6)

式中，D為管道內徑，mm。

根據最小二乘法中的誤差定義，將氣相壓降實驗值與計算值間的離差最小作為判據，比較DN25和DN15管道在不同壁面粗糙度下的壓降擬合誤差，以此確定壁面的粗糙度。由圖8可以看出氣相壓降實驗值與計算值的誤差φ隨著壁面粗糙度的增大逐漸減小，當壁面粗糙度增大到一定值后誤差又開始增大。通過誤差分析得到，本實驗裝置中DN25和DN15管道的壁面粗糙度e分別為0.015 mm和 0.013 mm時，氣相壓降計算與實驗值吻合較好。由圖9可以看出考慮管道內壁面粗糙度，通過對湍流區域的細分，氣相壓降計算值與實驗值的誤差可控制在10%以下。

(7)

式中，φ為壓降計算值與實驗值間的誤差，kPa;Yi為壓降計算值，kPa;yi為壓降實驗值，kPa。

圖8 氣相壓降計算誤差與壁面粗糙度間的關系Fig.8 Relationship between the calculation error of gas pressure drop and wall roughness

圖9 氣相壓降計算值與實驗值對比Fig.9 Comparison between calculation and simulation of gas pressure drop

2.3 顆粒相壓降及總壓降

顆粒相摩擦因數難以通過實驗直接測定，筆者根據 Barth附加壓降理論[20]和實驗測得的水平直管段總壓降及計算出的氣相壓降，求出直管中的顆粒相壓降，由此得到顆粒相摩擦因數。

(8)

式中，ΔPs為水平直管的顆粒相壓降，kPa;ΔL為管道長度，m;φ為固氣比，kg/kg;λs為顆粒相摩擦因數。

顆粒相摩擦因數λs與Ug,D,g,ρg,ρs,ds,φ相關，即

λs=f(Ug,D,g,ρg,ρs,ds,φ)

(9)

式中，g為重力加速度,m/s2;ρs為顆粒密度，kg/m3;ds為顆粒直徑,μm。

采用勃金哈姆量綱分析法[11]選取獨立的基本量Ug,D,ρg,ρs，可建立無量綱量Π1:

(10)

將Ug,D,ρg,ρs的量綱表達式代入式(10)可以得到

L0M0T0=(LT-1)m1Lm2(ML-3)m3ML-3

(11)

式中，L為長度基本量;M為質量基本量;T為時間基本量。

(12)

式中，x0為常數項;Fr為弗洛德數。

根據顆粒相壓降實驗數據對λs進行多元回歸分析，得到兩種粉體的水平直管顆粒相摩擦因數方程為:

基于以上兩種粉體的顆粒相摩擦因數方程，對DN25和DN15管徑下的λs實驗值與計算值進行對比分析，如圖10所示，輸送M1和M2的顆粒相摩擦因數計算值與實驗值誤差在±30%以內，在小管徑下擬合更為準確，誤差在±20%以內。

圖10 不同管徑下λs計算值與實驗值比較Fig.10 Comparison between calculation and simulation of λs under different pipe diameter

從以上M1和M2顆粒相摩擦因數擬合公式可知，影響顆粒相摩擦因數λs的參數有Fr、管徑、顆粒密度和固氣比，由各變量的指數大小可知λs主要與Fr相關，據此對M1和M2在不同Fr下的λs值進行對比分析，如圖11所示，在低Fr下，M2的顆粒相摩擦因數明顯高于M1，而在高Fr下兩者則趨向一致。由于Fr為慣性力與重力的比值，低Fr表征著較低的氣速，在低氣速下M2中的萃余物及其團聚顆粒在重力作用下與壁面的摩擦加大導致了顆粒相摩擦因數大于M1，而在高Fr下，較高的氣速使得煤粉和萃余物顆粒充分懸浮在管道中，兩種粉體與管道內壁面碰撞摩擦的幾率相當，所以此時M1和M2的顆粒相摩擦因數則相差不大。

圖11 λs隨Fr變化規律Fig.11 Influence of Fr on λs

根據回歸出來的λs對顆粒相壓降進行計算，再加上純氣相壓降得到總壓降，如式(13)所示，并將總壓降計算值與實驗值進行對比，如圖12所示。

(13)

結果表明在DN25和DN15管徑下，水平直管壓降擬合誤差小于30%，且DN15小管徑下擬合精度可進一步提高至20%，這與顆粒相摩擦因數λs的擬合精度相一致，基本滿足工程需要[21]。

從圖13可知，在本實驗范圍內，水平直管壓降主要由顆粒相壓降構成。兩種粉體M1和M2的顆粒相壓降占據水平直管總壓降的比例超過50%，其中M1和M2的顆粒相壓降占比α分別為70%～98%和50%～98%。隨著表觀氣速的增大，顆粒壓降占比逐漸減小;隨著固氣比的增大，顆粒相壓降呈現增大趨勢。這主要是因為表觀氣速和固氣比的增大是通過調節補充風流量來實現，當表觀氣速增大或固氣比減小說明管道內氣體流量增大，從而導致氣相壓降增大，在總輸送壓降一定的前提下，顆粒相壓降占比則會相應減少。同時，由圖13(a)中還可以看出，M2的顆粒相壓降占比要小于M1，這與之前對M1和M2的輸送規律研究結果相吻合[22]，即在相同表觀氣速下，輸送M2時的粉體質量流量小于M1，質量流量減小從而導致顆粒相壓降占比低于M1。

圖12 不同管徑下壓降計算值與實驗值比較Fig.12 Comparison between calculation and simulation of pressure drop under different pipe diameter

圖13 顆粒相壓降占比隨操作參數變化規律Fig.13 Influence of changing operating parameter on the particle pressure drop

3 結 論

(1)水平直管段壓降的大小和波動性均受到了萃余物摻混的影響，在低氣速下該輸送規律更為明顯，輸送介質物性的改變會導致輸送過程壓降特性也發生改變。

(2)采用水力光滑管對氣相壓降進行計算會導致高氣速下氣相壓降計算值與實驗值誤差較大。對湍流區進一步細分為水力光滑區、過渡區和阻力平方區，通過最小二乘法回歸得到DN25和DN15的管道壁面粗糙度分別為0.015 mm和 0.013 mm，氣相壓降擬合誤差小于10%。

(3)采用量綱分析法對DN25和DN15水平直管的顆粒相摩擦因數進行回歸，得到顆粒相壓降及總壓降模型。在低Fr下，M2的顆粒相摩擦因數明顯高于M1，而隨著Fr的增大，在高Fr下兩者則趨向一致。

(4)對本實驗兩種粉體而言，顆粒相壓降占據水平直管總壓降的主要部分，其中M1和M2的顆粒相壓降占比分別為70%～98%和50%～98%。顆粒相壓降占比隨著表觀氣速的增大、固氣比的減小而逐漸減小。