基于視密度的煤氣化渣水介質旋流炭-灰分離

李慧澤，董連平，鮑衛仁，王建成，樊盼盼，樊民強

（1 太原理工大學礦業工程學院，山西太原030024；2 太原理工大學煤科學與技術教育部與山西省重點實驗室，山西太原030024）

煤氣化技術是現代煤化工產業的龍頭，是實現煤炭清潔高效利用的核心技術。我國每年產生超過3300 萬噸的氣化渣[1]，目前其處置方式主要是堆存與填埋，尚未進行大規模的工業利用，這不僅帶來了巨大的環保壓力，還給企業帶來很多的處理費用，嚴重制約煤氣化行業的可持續發展。

氣化渣主要由殘炭和灰物質組成。殘炭具備多孔特點，是制備吸附材料的理想原料，可用于制備活性炭、處理造紙廢水[2]和洗煤廢水[3]、改良土壤[4]、重金屬降解[5]、制備催化劑[6]、制備除臭劑[7]和生物種群控制等[8]，也可作為橡膠填料中的一種成分來改善其固化性能和力學性能[9]?；椅镔|主要成分包括SiO2、Al2O3、CaO、Fe2O3等，是制備傳統建工建材產品的優質原料，也可用于制備高強度的聚合物復合材料[10]、陶瓷[11]、改性聚乙烯復合材料[12]和介孔玻璃微球等[13]。

煤氣化渣的利用途徑主要集中在灰物質的利用或殘炭的利用兩個方面，但殘炭的存在會限制灰物質的利用，灰物質的存在也同樣限制殘炭的利用。因此，煤氣化渣的炭-灰分離是實現其分質利用的基礎。

目前炭-灰分離的方法研究以浮選為主，研究對象主要為煤氣化渣中殘炭含量較高的細渣。張曉峰等[14]從氣化渣特性角度對氣化渣浮選的可行性進行了綜述。劉冬雪等[15]在利用浮選精炭制備活性炭的研究中利用煤油和2 號油浮選得到了燒失量85.03%的精炭，產率為21.81%（本文均為質量分數）。胡俊陽等[16]在利用浮選精炭處理染色廢水的研究中利用2號油和煤油浮選得到了含碳量88.92%的精炭，產率為16.12%。趙世永等[17]研究了超聲波預處理礦漿、捕收劑與起泡劑用量對Texaco 氣化渣浮選的影響，其可燃體回收率最高可達7.33%。葛曉東[18]對比研究了浮選機和浮選柱對氣化細渣的分選影響，結果顯示浮選柱的浮選完善指標高于浮選機，浮選柱所得精礦灰分可達23.66%（本文均為質量分數），產率可達54.91%。Guo 等[19]研究了三段泡沫浮選法對氣化渣分選的影響，并對浮選殘炭和氣化渣原樣的特性進行了分析。該方法最終所得精礦的碳回收率和燒失量分別為52.65%和64.47%。浮選技術對氣化渣提碳及高灰物質脫碳具有一定分離效果，但由于氣化渣中存在一些粒度較大的顆粒，特別是殘炭多孔隙等原因導致藥劑用量較大甚至浮選難以實現，目前尚不具備工業應用的條件。尋求一種粒度適應范圍寬且分離成本較低的炭-灰分離方法對煤氣化渣的分質利用具有重要的現實意義。

本文依據煤氣化渣中殘炭與灰物質的密度差異，提出利用水介質旋流器對氣化渣進行炭-灰分離的思路，通過分析煤氣化渣不同密度組分的性質，確定氣化渣水介質旋流炭-灰分離的可行性，試驗研究了水介質旋流器不同結構參數對分選效果的影響規律，研究結果對于實現氣化渣的低成品精準分離及資源化利用具有重要指導意義。

1 樣品物性與重選可行性分析

樣品采自寧夏寶豐能源集團股份有限公司某氣化廠氣化黑水經絮凝、沉降、脫水后的細渣，采回后自然風干混均，供后續試驗和分析用。

1.1 粒度分布

對樣品進行濕法篩分，其粒度組成見表1。

表1 試驗物料粒度組成（質量分數）

寶豐氣化細渣以細粒為主，＜0.074mm 粒級含量占81.87%，灰分75.86%；＞0.074mm 粒級灰分53.70%，存在分選的必要性及價值。本文主要考查＞0.074mm 粒級重力分選的可行性及水介質旋流分選的效果。

1.2 樣品物性分析

將＞0.074mm 粒級烘干后樣品利用密度為2.2g/cm3的重液進行浮沉，分為浮物與沉物，浮物產率為58.23%。為了解原樣、浮物、沉物的礦物質組成成分，為后續煤氣化渣的分質利用提供基礎，對原樣、浮物、沉物進行工業分析、元素分析、灰成分分析以及XRD 分析。結果見表2、表3，XRD分析結果如圖1所示。

表2 工業和元素分析結果（質量分數） 單位：%

表3 灰成分分析結果（質量分數） 單位：%

圖1 樣品XRD分析

由工業與元素分析結果可知浮物灰分29.28%、碳元素含量66.05%、沉物灰分95.98%、碳元素含量4.34%，初步證明了按密度實現炭-灰分離的可行性。

由灰成分分析可知，樣品灰分組成均以SiO2、Al2O3、Fe2O3、CaO 為主，以灰分含量折合到原樣、浮物與沉物時，Si、Al、Fe、Ca四種元素在沉物中得到富集，浮物中相對較少。XRD 圖中標出的均為晶體結構的礦物質，其中20°～30°之間存在的寬峰為非晶體物質，以無定形碳為主[20]。原樣中以石英、鉀長石、方解石、方沸石、硬石膏和無定形碳為主；沉物中以石英和方解石為主，無定形碳幾乎沒有；浮物中無定形碳含量明顯增多。通過灰成分分析與XRD 分析同樣證明了氣化渣可以通過密度差異實現炭-灰分離。

使用ASAP-2460 比表面積測定儀對原樣、浮物與沉物的孔結構進行測定，結果見表4與圖2。3種物料的吸附-脫附曲線如圖3所示。

表4 孔結構參數表

圖2 孔徑分布

圖3 吸附-脫附曲線

從孔徑分布圖可以看出3種物質均以中微孔為主。原樣和浮物的吸附-脫附曲線屬于Ⅳ類等溫曲線，反映出其中存在中孔結構。浮物的孔隙體積和比表面積均遠大于沉物，浮物的吸附性能較原樣有較大提高，沉物基本無吸附性。從后續利用角度，浮物可作為制備活性炭的前體，而沉物可作為建材使用，為煤氣化渣分質利用提供了可能。

1.3 視密度分選可行性

由于低密度浮物具有較大的孔體積而沉物基本不存在孔體積，當二者浸于水中時，其視密度的差異較真密度差異增大，致使重力分選評定系數變大，使在水介質中分選更容易實現。

煤氣化渣在水介質中的視密度計算見式(1)，物料重力分選可選性評定系數計算見式(2)。

式中，ρ水為水介質密度；V孔為固體孔體積；δ固為固體真密度；m固為固體質量；δ1為低密度物的密度；δ2為高密度物的密度；ρ為分選介質密度。

對煤氣化渣原樣、浮物、沉物進行真密度測定，結合其孔體積計算浮物與沉物在水介質中的重力分選可選性評定系數見表5。

表5 煤氣化渣可選性分析

由測定與計算結果可以看出，由于浮物與沉物孔體積差異的影響，重力分選可選性評定系數由1.6923增加至2.0987，可選性等級由較難選改變為較易選，為煤氣化渣的水介質分選創造了條件。

2 試驗裝置及方法

水介質旋流分選系統如圖4所示，包括水介旋流器、壓力表、流量計、渣漿泵、攪拌桶等。

在攪拌桶內配制成一定濃度的煤氣化渣礦漿，經攪拌混合均勻后由渣漿泵以一定壓力切向給入水介質旋流器，不同性質顆粒被分離成底流與溢流產品。入料壓力與礦漿流量可通過變頻器調整電機轉速進行控制，壓力與流量由壓力表與電磁流量計在線顯示。待系統工況穩定后，同時間段內接取底流與溢流產品進行篩分、過濾、烘干、稱重、化驗，計算各粒級產率與灰分作為評定煤氣化渣炭-灰分離的直觀指標，溢流可燃體回收率、灰分回收率、綜合效率作為分離效果指標。

圖4 試驗系統

可燃體回收率是反映溢流產品相比原料對可燃炭的回收程度，計算公式見式(3)?；曳只厥章适欠从骋缌鳟a品相比原樣對不可燃灰分的回收程度，計算公式見式(4)。綜合效率是評定分選效果的一個常用指標，是可燃體回收率與灰分回收率的差值，常用符號η表示，見式(5)。計算入料灰分的計算公式見式(6)。

式中，ε 為可燃體回收率；ε′為灰分回收率；γy為溢流產率；Ay為溢流灰分；Ai為計算入料灰分；Ad為底流灰分。

3 結果與分析

旋流器內流體的流動形式為典型的三維雙螺旋運動，不同密度與粒度的顆粒在其中的分離主要受流場中靜態壓力、湍流強度、切向速度、軸向速度等因素的影響。密度大或粒度粗的顆粒由于受到的離心力較大，進入外旋流向下運動從底流口排出，而密度小或粒度細的顆粒由于受到的離心力較小，難以克服旋流器內液體向心曳力作用，集中在旋流器中心區域跟隨內旋流從中心溢流管排出[21]。水介質旋流器入料壓力的增大會導致靜態壓力和切向速度的增大，并對不同徑向范圍的軸向速度產生影響。溢流管插入深度的增加對靜態壓力和切向速度影響微小，但引起軸向速度和湍流強度的增加。溢流口直徑和底流口直徑的增大會造成靜態壓力的減小，最大切向速度點附近切向速度和不同徑向范圍軸向速度的變化，并引起湍流強度降低。錐體角度越大，流體向下流動受到的阻礙越大，從而產生更多的溢流。上述諸因素在煤泥分選過程中對分選效果均有較明顯的影響[22]。

本文試驗研究包括單因素影響試驗與響應曲面試驗兩部分。單因素試驗確定入料壓力、溢流管插入深度、溢流口直徑、底流口直徑及旋流器錐體角度對氣化渣炭-灰分離的影響規律；響應曲面試驗用于確定各因素的交互作用及對分選指標影響的定量關系。

3.1 單因素試驗

在其他參數不變情況下，分別改變入料壓力、溢流管插入深度、溢流口直徑、底流口直徑與錐體角度，考察各因素對炭-灰分離效果的影響規律。試驗結果見表6。由試驗結果得到結論如下所述。

（1）入料壓力對分選效果的影響不大，溢流灰分在24%左右，底流灰分在90%以上，在壓力0.10MPa時可燃體回收率與灰分回收率略大，綜合效率最高。

（2）隨溢流管插入深度增加，溢流灰分增加，溢流產率增加，底流灰分變化不大，可燃體回收率變化不大的情況下，灰分回收率顯著增加，導致分選綜合效率下降，所以溢流管插入深度不宜過大。

（3）隨溢流口直徑增加，溢流灰分與底流灰分增加，在溢流口直徑45mm 時，底流灰分小于90%，可燃體回收率與綜合效率均較低，因此溢流口直徑不宜過小。

（4）隨底流口直徑增加，溢流灰分與底流灰分明顯下降，分選綜合效率提高，在底流口直徑22mm 時，溢流灰分較低為23.19%，底流灰分93.52%，綜合效率較高，因此底流口直徑不宜太小。

（5）隨錐體角度增大，溢流灰分與底流灰分明顯增加，分選綜合效率先增加而后降低，在錐體角度為60°時，分選綜合效率最高。

表6 單因素試驗結果

3.2 曲面響應試驗

根據單因素試驗結果，水介質旋流器錐體角度、底流口直徑及溢流管插入深度對煤氣化渣炭-灰分離效果影響明顯，所以采用這3 個參數作為因素，利用Design-Expert軟件設計了13組試驗，不同條件下的試驗結果見表7。通過軟件分析因變量溢流灰分（Y1）、底流灰分（Y2）、溢流產率（Y3）、綜合效率（Y4）與結構參數自變量錐體角度（A）、底流口直徑（B）、溢流管插入深度（C）的定量關系。

選用二階多項式模型，對分選結果進行擬合，未剔除不顯著項時響應曲面圖形如圖5～圖8所示。

由圖5可見，隨溢流管插入深度增加，溢流灰分增加；在溢流管插入深度較淺時，錐體角度與底流口直徑對溢流灰分的影響不明顯，在溢流管插入深度較深時，錐體角度與底流口直徑對溢流灰分的影響明顯；隨錐體角度的增大及底流口直徑的減小，溢流灰分增加。

表7 曲面響應試驗結果

圖5 溢流灰分影響曲面

圖6 底流灰分影響曲面

圖7 溢流產率影響曲面

圖8 分選綜合效率影響曲面

由圖6可見，隨溢流管插入深度增加，底流灰分增加；在溢流管插入深度較深時，錐體角度與底流口直徑對溢流灰分的影響更明顯，隨錐體角度的增大及底流口直徑的減小，底流灰分增加。

由圖7可見，隨溢流管插入深度增加，溢流產率增加；在溢流管插入深度較深時，錐體角度與底流口直徑對溢流產率的影響更明顯，隨錐體角度的增大及底流口直徑的減小，溢流產率增加。

由圖8 可見，在溢流管插入深度較淺時，各結構下的分選綜合效率均較高，錐體角度與底流口直徑的影響不明顯。在溢流管插入深度較深時，隨錐體角度的變小和底流口直徑增大，綜合效率增加。

響應面回歸模型及各項的可靠性評判依據分別為R2（可決系數）和P。擬合優度檢驗中，R2越接近1 代表模型越顯著，響應面與實際值間差異越小。P是檢驗各因子顯著程度的標準。P＜0.05表示顯著，P＜0.01表示非常顯著[23]。對試驗結果進行二次多項式多元回歸擬合得到各模型方程，并依據P對不顯著項逐項剔除，得到各因變量與自變量的模型方程和對應的R2如式(7)～式(10)。各響應面模型及各項的P見表8。

表8 響應面模型P值

從R2來看，各模型的方程擬合程度較高。Y1、Y2、Y3、Y4方程的P 均小于0.05，說明各個模型的方程均是顯著的。

通過模型方程與表8可知，錐體角度、底流口直徑與溢流管插入深度各自對分選存在顯著影響。對溢流灰分Y1影響顯著的交互項為AC（錐體角度與溢流管插入深度）和BC（底流口直徑與溢流管插入深度）；底流灰分Y2無影響顯著的交互項；溢流產率Y3無影響顯著的交互項；對綜合效率Y4影響顯著的交互項為AC （錐體角度與溢流管插入深度）。

不同底流口直徑下溢流管插入深度和錐體角度對溢流灰分的交互影響如圖9所示?？梢钥闯觯诲F體角度下，隨著溢流管插入深度的增加，溢流灰分逐漸增加。不同錐體角度下，溢流管插入深度對溢流灰分的影響程度不同。錐體角度較大時，溢流管插入深度引起的溢流灰分變化幅度大于錐體角度較小時。相同溢流管插入深度時，隨著錐體角度的增大，溢流灰分逐漸增加。溢流管插入較深時，錐體角度的增大引起的溢流灰分變化幅度大于溢流管插入較淺時。比較圖9(a)～(c)可知，底流口直徑增大時，曲面趨于平緩，溢流灰分整體降低。

不同錐體角度下底流口直徑和溢流管插入深度對溢流灰分的交互影響如圖10 所示。相同底流口時，隨著溢流管插入深度的增加，溢流灰分不斷增加。不同底流口時，溢流管插入深度的變化對溢流灰分的影響程度不同。底流口較小時，溢流管插入深度對溢流灰分的影響大于底流口較大時。相同溢流管插入深度時，隨著底流口的增大，溢流灰分逐漸降低。不同溢流管插入深度時，底流口對溢流灰分的影響程度不同。溢流管插入較深時，底流口直徑對溢流灰分的影響大于溢流管插入深度較淺時。比較圖10(a)～(c)可知，錐體角度增大時，曲面陡峭程度增加，溢流灰分整體升高。

不同底流口直徑下溢流管插入深度和錐體角度對綜合效率的交互影響如圖11 所示。不同錐體角度下，溢流管插入深度對綜合效率的影響程度不同。錐體角度較大時，溢流管插入深度對綜合效率影響程度大于錐角較小時。錐體角度90°時，隨著溢流管插入深度增加，綜合效率呈下降趨勢。不同溢流管插入深度時，錐體角度對綜合效率的影響程度和影響規律不同。當溢流管插入175mm 時，隨著錐體角度的增加，綜合效率大幅下降；當溢流管插入深度95mm時，隨著錐體角度的增加，綜合效率呈現略微上升。比較圖11(a)～(c)可知，底流口直徑增大時，曲面趨于平緩，綜合效率整體升高。

圖9 AC對溢流灰分的影響

圖10 BC對溢流灰分的影響

圖11 AC對綜合效率的影響

4 結論

（1）煤氣化渣不同密度組分性質不同，低密度浮物固定碳含量高且孔隙發達，高密度沉物灰含量高且基本不存在孔隙。按密度分離后產品碳含量與吸附性能的顯著區別為氣化渣分質利用提供了條件。由于孔隙的影響，浮物與沉物在水介質中視密度差異大，重力分選可選性變好。

（2）浮選法本身會造成藥劑污染和費用。氣化渣的多孔特點還造成了浮選藥劑消耗大及孔隙內藥劑難回收的新問題。因此，對于煤氣化渣的分選，水介旋流分選法比浮選法更加經濟環保。同時，水介旋流分選法具有設備結構簡單、分選效率高、分選效果好等優點。

（3）通過單因素試驗確定了各參數對煤氣化渣炭-灰分離效果的影響規律，經分析認為溢流管直徑取51mm、溢流管插入深度取90mm、底流口直徑取22mm、錐體角度在60°時分選效果好，綜合效率可達到70%以上。

（4）水介質旋流器對煤氣化渣＞0.074mm粒級炭-灰分離效果良好，溢流灰分可控制在25%以下，底流灰分大于95%，分選綜合效率可以達到70%以上。

（5）通過響應曲面試驗與分析得到了錐體角度、溢流管插入深度及底流口直徑對溢流灰分、底流灰分、溢流產率及綜合效率的模型方程，并分析了結構參數的交互作用，為水介質旋流器分選效果預測與結構參數的選擇提供了依據。