神東煤回轉窯熱解破碎特性

萇 亮

(北京低碳清潔能源研究院 北京 102209)

0 引 言

煤炭是我國主體能源，隨著環保要求日益提高，煤炭的高效清潔利用成為煤炭工業發展的重要方向[1]。其中，煤熱解是煤炭高效清潔利用的重要手段[2-6]，但目前煤熱解技術諸多工藝中存在反應過程煤破碎粉化嚴重的共性問題：干燥、熱解過程的熱作用使煤粉塵量激增導致煤粉爆燃風險升高；熱解氣中含大量煤粉導致除塵系統負荷增大甚至無法正常運轉；煤粉堵塞系統管道、設備導致生產停車；焦油產品夾帶煤粉難以分離從而降低焦油品質等。國內外對煤熱解過程中破碎粉化現象進行了較多的研究，CHIRONE等[7]和BEER等[8]發現煤顆粒受熱破碎主要由煤內揮發分析出導致；LI等[9]研究了流化床反應器中褐煤的破碎特性，發現隨熱解溫度升高，褐煤破碎程度加劇且破碎后產生碎片數量逐漸增多；ZHANG等[10]研究了停留時間對煤破碎特性的影響，發現隨停留時間增加，破碎指數出現峰值；PAPRIKA等[11]發現煤顆粒中心和環境的溫度差是破碎的主要原因，提高熱解終溫會使顆粒內部溫差升高，且顆粒越大對溫度越敏感；BASU等[12]認為煤顆粒的膨脹系數是影響破碎的關鍵因素；步學朋等[13]發現煤中內水在高溫下產生的熱膨脹應力超過煤自身的極限抗張強度是導致發生熱爆裂的主要因素之一。目前針對煤熱破碎的研究結果主要由熱重儀或小型實驗室裝置獲得，試驗結果對實際煤熱解工業應用的指導有限。

回轉窯反應器具有結構簡單，處理量大，窯內部熱源氣體與煤直接接觸強化傳質、傳熱，可提高煤熱解轉化率等特點，被廣泛應用于煤熱解工藝[14]。回轉窯內熱解溫度、回轉窯轉速、停留時間等均為回轉窯設計的重要參數，熱解溫度較高、轉速較快、停留時間較長能夠強化窯內物料氣-固傳熱及固-固傳熱效果[15]，有利于提高熱解效率，但同時加劇了窯內物料的碎裂粉化情況，增大了除塵系統的負荷、造成后續設備堵塞，所以選取合適的回轉窯參數對回轉窯熱解工藝至關重要。選用100 kg級回轉窯反應器，對神華補連塔礦區神東煤進行干燥、熱解試驗，研究了反應過程中由于熱應力及回轉機械力造成的碎裂粉化特性，明確不同工藝條件下神東煤破碎規律，對神東煤回轉窯熱解過破碎影響因素進行主次分析，并建立破碎過程粒徑關聯函數模型，為回轉窯熱解參數設計、工藝條件選取、氣體除塵方案的開發等提供數據基礎，對神東煤熱解工藝的優化與產業化開發具有實際指導意義。

1 原料分析

試驗選用神華補連塔礦區神東煤，煤質工業分析及元素分析見表1。

表1 樣品工業分析和元素分析Table 1 Proximate and ultimate analysis of the samples %

2 試 驗

2.1 回轉窯破碎試驗

煤的碎裂粉化試驗裝置采用回轉窯反應器。回轉窯參數：窯筒體直徑400 mm，長3 500 mm；材質310S；設計溫度900 ℃；設計壓力為-0.5～5.0 kPa；驅動形式為變頻電機傳動；回轉窯外壁布置電加熱套，作為干燥、熱解過程熱源，回轉窯被電加熱套覆蓋的區域為等溫區域。

回轉窯進料：準備好的原煤由進煤罐送至推煤桿頂端的受煤斗，推動推煤桿，當受煤斗送至回轉窯中間位置時轉動推煤桿，受煤斗內的煤落入回轉窯。

回轉窯出料：回轉窯的窯頭(進煤端)位置下方裝有液壓裝置，回轉窯的所有管口由軟管連接，出料時通過液壓可以提升窯頭使窯體傾斜4°，然后經由窯體轉動排料。

回轉窯系統流程如圖1所示。

圖1 回轉反應器工藝流程Fig.1 Schematic diagram of rotary reactor process

破碎試驗具體操作方法為：

1)打開回轉窯反應器溫度控制器，進入程序升溫過程，設定回轉窯內溫度；打開N2預熱器、PSA制氮機，調節N2流量為3 m3/h，N2預熱器為電加熱，將N2加熱至設定溫度進入回轉窯，N2為反應保護氣；調節回轉窯轉速和轉向(正轉)，以2 r/min 起步運行。

2)試驗目標溫度低于200 ℃時，達到溫度后由進煤罐向回轉窯進料；若試驗目標溫度高于200 ℃，當回轉窯溫度升至200 ℃左右時，進煤罐向回轉窯進料4 kg，反應過程產生的氣體排入氣柜進行收集。

3)待回轉窯升到指定溫度后調節相應轉速，開始計時保溫。反應結束后，關閉回轉窯和預熱器溫度控制開關，停止加熱，N2保持通入回轉窯，待回轉窯溫度降到80 ℃以下后，關閉N2，進行出料，排至出料接收罐。

2.2 試驗參數

試驗分別考察溫度、停留時間、轉速對煤破碎的影響。其中：溫度(加熱終溫)取120、200、300、400、500、600、700 ℃；停留時間(達到加熱終溫后的停留時間)選取20、30、40、60 min；根據工業應用回轉窯轉速在0.4～10.0 r/min[16]，回轉窯轉速選取2、4、6、8、10 r/min；神東煤進料粒度選取25～13 mm。

2.3 篩分試驗方法

篩分試驗所需設備：大篩分篩，采用金屬絲編織的方孔篩網(φ=300 mm)，孔徑尺寸為：25、13、6、3、1 mm；小篩分篩，主系列用篩(φ=200 mm)：0.500、0.250、0.125、0.075 mm；XSB-88標準篩振篩機，上海樹立科技有限公司；電子天平(感量0.01 g)，上海精天電子儀器有限公司。

將經回轉窯熱解后的煤樣收集、冷卻后篩分。篩分按照由最大篩孔向最小篩孔方向進行，分為大、小篩分2個過程。

1)大篩分試驗過程，勻速往復搖動篩子，移動距離約150 mm，直至篩凈。此外，每次篩分新加入煤樣量應保證篩分后，試驗覆蓋篩面面積小于75%，且篩上煤粒能與篩面充分接觸，達到篩分效果。

2)小篩分試驗過程，將試驗篩按照篩孔徑由大到小，自上而下排列好，套上篩底，將煤樣放入最上層試驗篩內，蓋好篩蓋。將試驗篩置于標準振篩機上，啟動機器，開啟定時器，每隔5 min停機一次，用手篩檢查。檢查時，依次從上至下取下試驗篩置于盤中，手篩1 min，若篩下物質量不超過篩上物質量的1%時，即為篩凈。篩下物倒入下一粒級篩中，各個粒度級均應進行檢查。

3)篩分過后，稱量各個粒度級并測定相應指標。篩分過程應避免使用外力強制物料過篩。

2.4 煤破碎程度表征方法

為準確表征煤熱解過程破碎程度[17-18]，提出以下表征指標：

1)總碎裂率α。基于GB/T 17608—2006《煤炭產品品種和等級劃分》[19]對試驗進料煤采用粒度25～13 mm的小塊煤。小塊煤在回轉窯干燥和熱解過程中會在物理和化學因素作用下碎裂，生成碎裂產物。將產物中粒度小于13 mm的產物定義為碎裂產物，將碎裂產物與總產物的比值定義為總碎裂率α，表征產物總體碎裂程度：

(1)

其中，m1為碎裂產物總質量，kg；m為總產物質量，kg。總碎裂率α越大，總體煤樣碎裂狀況越嚴重，保持原有粒度性能越低。

2)粉化率β。定義小于1 mm碎裂產物所占總產物的百分比為粉化率β，用以表征產物粉化狀況。

(2)

其中，m2為<1 mm產物質量，kg。粉化率β越大，則碎裂成細粉的狀況越嚴重，粉化程度越高。

(3)

其中，xi為某一篩分粒徑下的質量分數；di為某一篩分粒度下的平均直徑，取算術平均值，具體形式為

(4)

3 結果與討論

3.1 溫度對神東煤碎裂粉化影響

煤的熱解歷程受溫度直接影響，溫度越高，煤熱解反應越充分，同時造成了煤在回轉窯中的熱碎裂、粉化。在轉速4 r/min，達到加熱終溫后停留時間30 min，入料粒度25～13 mm條件下，加熱終溫分別選取120、200、300、400、500、600、700 ℃，所得產物的粒級分布如圖2所示。

圖2 不同溫度對產物各粒級分布的影響Fig.2 Influence of different temperatures on the distribution of each particle size of the product

由圖2可知，溫度由120 ℃升至300 ℃，產物以25～13 mm和13～6 mm粒級為主；25～13 mm粒級占比由79.52%降至68.91%，13～6 mm粒級占比由17.44%升至19.88%；6～3 mm和3～1 mm產物占比分別由0.89%、0.44%升至2.91%、1.14%；其他粒級(<1 mm)占比略有升高。

在400～700 ℃熱解階段，仍以25～13 mm和13～6 mm粒級為主，25～13 mm粒級產率隨溫度升高由50.93%降至31.26%；13～6 mm由36.86%增至43.91%，當溫度達到600 ℃時，13～6 mm產率已超過25～13 mm產率。6～3、3～1、1.0～0.5、0.50～0.25、0.250～0.125、0.125～0.075、<0.075 mm的粒級比率分別由4.92%、1.53%、1.70%、1.75%、0.90%、0.94%、0.45%升高至5.40%、2.88%、3.52%、3.95%、2.43%、3.05%、3.59%。

神東煤總碎裂率α和粉化率β的變化情況如圖3所示。溫度由120 ℃升至300 ℃，α由20.48%升至31.09%；溫度由400 ℃升至700 ℃，α由49.08%升至68.74%；由圖3可知，400～700 ℃時，總破碎率的上升趨勢高于120～300 ℃時，可見高溫熱解對煤的破碎程度大于干燥脫水階段。

圖3 破碎率α和粉化率β隨溫度變化曲線Fig.3 Variation curves of α and β with different temperature

溫度由120 ℃升至700 ℃，β由1.70%升至16.55%，由圖3可知，隨著溫度的升高，粉化率上升趨勢也逐漸增大，但是上升程度小于α。

3.2 停留時間對神東煤碎裂粉化影響

在干燥溫度120 ℃、回轉窯轉速為4 r/min、達到加熱終溫后停留時間為20、30、40、60 min條件下產物各粒級分布如圖4所示。

圖4 干燥過程停留時間對產物各粒級分布的影響Fig.4 Influence of residence time on the distribution of each particle size of the product in drying process

由圖4可知，停留時間由20 min增至60 min，25～13 mm粒級產率由84.35%降至74.98%；13～6 mm粒級產率由13.21%升高至19.42%，6～3 mm粒級產率由0.71% 增至1.21%，小于3 mm粒級產率增幅均小于1%。分析產物的碎裂情況可知，干燥過程停留時間對較大粒級產物25～13、13～6 mm的產率影響更大。

干燥過程破碎率α和粉化率β隨停留時間變化曲線如圖5所示。由圖5可知，隨停留時間增加，產物總碎裂率α由15.66%升至25.03%，粉化率β由1.32%升至3.62%，可見，干燥過程停留時間對煤樣的影響以破碎為主，對粉化影響較低。

圖5 干燥過程破碎率α和粉化率β隨停留時間變化曲線Fig.5 Variation curves of α and β with residence time in drying process

熱解溫度600 ℃、回轉窯轉速為4 r/min、達到加熱終溫后停留時間為20、30、40、60 min條件下產物各粒級分布如圖6所示。

由圖6可知，產物中25～13 mm粒級產率由40.88% 降至31.79%；13～6 mm粒級產物為碎裂主產物，產率由38.81%升至43.75%；6～3 mm粒級產率由5.39%升至6.07%，小于3 mm的各粒級產物產率均低于4%。從13～6、6～3、3～1 mm的粒級產物比例在40 min時達到最大值，到60 min時又出現下降趨勢，說明增加停留時間會加劇二次破碎的程度。

熱解過程破碎率α和粉化率β隨停留時間變化曲線如圖7所示，隨停留時間增加，總碎裂率α由59.12%升至68.22%，增加9.10%；粉化率β由12.36% 升至15.71%，增加3.35個百分點。

圖7 熱解過程破碎率α和粉化率β隨停留時間變化曲線Fig.7 Variation curves of α and β with residence time in pyrolysis process

3.3 回轉窯轉速對神東煤碎裂粉化影響

在干燥溫度120 ℃，達到加熱終溫后的停留時間為30 min，回轉窯轉速為2、4、6、8、10 r/min條件下所得產物各粒級分布如圖8所示。

圖8 干燥過程轉速對產物各粒級分布的影響Fig.8 Influence of rotating speed on the distribution of each particle size of the product in drying process

由圖8可知，轉速由2 r/min增至10 r/min，25～13 mm粒級產率由82.46%降至60.75%；小于入料粒度的產量逐漸增加：13～6 mm粒級產率由15.39% 增至26.96%，6～3 mm粒級產率由0.52%增至3.80%；小于3 mm粒級產率均低于4%。在干燥條件下，轉速對產物破碎的影響主要體現在25～13 mm產率降低和13～6 mm產率升高，即對大塊物料的碎裂影響更明顯；6 mm以下各粒級比例雖有所上升，但升幅較小。

干燥過程破碎率α和粉化率β隨轉速變化曲線如圖9所示，隨轉速升高，α由17.54%升至39.25%，增加21.71個百分點；β由1.26%增至6.82%，增加5.56個百分點。干燥過程中，回轉窯轉速升高導致神東煤碎裂和粉化程度增大，但對碎裂的影響程度明顯高于粉化。

圖9 干燥過程破碎率α和粉化率β隨轉速變化曲線Fig.9 Variation curves of α and β with rotating speed in drying process

熱解溫度600 ℃時，達到加熱終溫后停留時間30 min，回轉窯轉速為2、4、6、8、10 r/min條件下產物各粒級分布如圖10所示。

圖10 熱解過程轉速對產物各粒級分布的影響Fig.10 Influence of rotating speed on the distribution of each particle size of the product in pyrolysis process

由圖10可知，轉速由2 r/min升至10 r/min，熱解產物保持原有粒度的能力降低。其中產物中25～13 mm粒級產率由38.52%降至28.57%；13～6 mm粒級產物為碎裂主產物，產率由42.35%升至48.41%，其占比已超過25～13 mm；6～3 mm粒級產率由5.75%升至6.18%后又降至5.32%；3～1、1.0～0.5和0.50～0.25 mm粒級比例變化不大，在2.52%～4.15%；小于0.25 mm粒級產率增加，0.250～0.125、0.125～0.075和<0.075 mm粒級產率分別由1.72%、1.72%、1.32%增加至2.44%、3.12%、3.28%。

熱解過程破碎率α和粉化率β隨轉速變化曲線如圖11所示，隨轉速升高，α由61.49%升至71.43%，增加9.94個百分點。β由10.87%增至15.08%，增加4.21個百分點。

圖11 熱解過程破碎率α和粉化率β隨轉速變化曲線Fig.11 Variation curves of α and β with rotating speed in pyrolysis process

3.4 影響碎裂粉化因素的灰色關聯分析

針對神東煤回轉窯熱解過程影響破碎因素的主次分析，采用灰色關聯分析的量化評價方法[20]，以加熱終溫、停留時間、回轉窯轉速作為比較序列，以總碎裂率α和粉化率β作為參考序列，對原始數據初始化處理，計算得到參考序列和比較序列的絕對差和兩級最小差和最大差，求得灰色關聯系數ξi(k)：

(5)

式中，p為分辨系數，取0.5；i為試驗次數；k為因素數量；Δi(k)為參考序列和比較序列的絕對值；min[minΔi(k)]、max[maxΔi(k)]分別為2者的兩級最小差和最大差絕對值。

通過計算各影響因素灰色關聯系數的平均值得出灰色關聯度。具體計算方法見文獻[20]，計算結果見表2。

表2 影響碎裂粉化因素的灰色關聯分析結果Table 2 Gray correlation analysis results of factors affecting crushing and pulverization

由表2可知，回轉窯熱解試驗的3種反應條件，對產物總碎裂率和粉化率的影響順序一致。加熱終溫影響程度最大，其次是停留時間，最后是回轉窯轉速。當加熱終溫升高時，顆粒內部溫度梯度變大，同時煤顆粒內部孔隙的存在增大了傳熱阻力，使煤顆粒內部溫度傳遞減緩，增大溫度梯度，造成熱應力增大；另一方面，由于煤顆粒本身存在一定孔隙，當熱應力作用于煤顆粒時，最先發生結構破壞的是孔隙率較大的部位，即機械強度較低處，當熱應力超過煤顆粒本身材料的屈服強度時，會以原先存在的孔隙為基礎產生裂紋發生碎裂粉化[21]。加熱終溫升高亦增大了煤的熱解進程，加快揮發分的脫除速度，煤中活化分子裂解反應加快，析出的揮發分產率增大，加劇了煤粒發生碎裂粉化。

停留時間對產物破碎的影響體現在熱解深度和機械破碎2方面。在同一熱解溫度下增加停留時間使煤熱解反應趨向于平衡狀態，揮發分逸出行為更加徹底，增強了產物的孔隙結構，進一步弱化了煤粒的物理結構；此外，過長的停留時間增加了煤在回轉窯內揚起、掉落造成的煤顆粒間摩擦碰撞概率，增加了回轉窯內構件對煤顆粒的機械碰撞，加劇煤粒碎裂粉化程度，但影響程度弱于加熱終溫造成的影響。溫度和時間充分反映了熱化學過程導致的煤碎裂粉化。

轉速對產物破碎主要體現在通過窯體機械力增加了單位時間內煤粒之間、煤粒與窯壁及內構件之間的碰撞次數，屬于物理因素導致的煤碎裂粉化；但在停留時間較短的情況下，轉速對煤粒碎裂粉化程度的影響較弱。煤的碎裂粉化過程，熱化學影響因素遠大于物理因素，在一定程度上也反映了煤的熱化學反應特征。

3.5 神東煤破碎過程粒徑關聯函數模型的建立及驗證

通過對神東煤熱解過程反應溫度、停留時間、回轉窯轉速3種反應條件對神東煤破碎影響的試驗及分析結果，對神東煤破碎前后平均粒徑建立數學模型，通過分析破碎的影響因素及破碎情況，應用Origin軟件研究回轉窯反應器中神東煤破碎前后的平均粒徑關聯情況，建立2者關聯的函數模型[18]：

(6)

式中，Dout為煤破碎后的平均粒徑，mm；T為反應終溫，℃；R為回轉窯反應器轉速，r/min；t為反應時間，min；Din為煤破碎前的平均粒徑，mm；m、b、c、d、e為參數。

Dout=kTbRctd。

(7)

對式(7)兩側取對數可得式(8)：

lnDout=lnk+blnT+clnR+dlnt。

(8)

利用Origin軟件對神東煤在回轉窯中反應后的粒徑與破碎影響因素進行分析計算得：k=82.987 5，b=-0.239 2，c=-0.115 2，d=-0.086 0。神東煤破碎試驗數據擬合結果的相關系數為0.989 4，能較準確描述破碎后平均粒徑與各因素參數之間的關聯，即：

Dout=82.639 7T-0.238 4R-0.111 6t-0.088 5。

(9)

為驗證關聯模型對神東煤回轉窯熱解過程的適用性，通過式(9)計算各條件下破碎后的平均粒徑，并與試驗所得破碎后平均粒徑對比，獲得計算值與試驗值的誤差，結果見表3。

表3 粒徑關聯模型計算值與試驗值對比Table 3 Comparison of calculated results of particle size correlation model and experimental results

續表

由表3可知，神東煤在回轉窯熱解過程破碎后的平均粒徑計算值與試驗值的相對誤差均在5%以內，表明粒徑關聯函數模型能較好地反映不同因素影響下神東煤破碎后的平均粒徑，從而能預測回轉窯熱解破碎程度，為神東煤在回轉窯熱解破碎后粒徑分布進行量化調控，為神東煤熱解過程中煤粉爆燃預警、除塵系統負荷過載預警控制系統的開發提供技術數據，有效提高神東煤回轉窯熱解運轉的穩定性和安全性。

4 結 論

1)回轉窯熱解過程，隨溫度升高(120～700 ℃)，神東煤產物總碎裂率α由20.48%升至68.74%，粉化率β由1.70%升至16.55%；停留時間增加，總碎裂率α由15.66%升至68.22%，粉化率β由1.32%增至15.71%；回轉窯轉速增加，總碎裂率α由17.54%升至71.43%，粉化率β由1.26%增至15.08%。

2)通過神東煤碎裂粉化因素的灰色關聯分析得出，3種因素(反應終溫、停留時間、回轉窯轉速)對產物總碎裂率和粉化率的影響順序一致，其中加熱終溫影響程度最大，其次是停留時間，回轉窯轉速在3種因素中影響程度最小。

3)建立了神東煤熱解破碎過程粒徑關聯函數模型，充分反映了煤熱解溫度、停留時間和轉速對粒徑分布的關系。經驗證，破碎后平均粒徑計算值與試驗值的相對誤差均在5%以內，函數模型能較好地預測神東煤在回轉窯熱解過程中破碎后的粒度變化情況，為神東煤回轉窯熱解應用中通過調整工藝條件對煤粒徑分布進行量化調控，減小煤粉爆燃的風險，減少除塵系統負荷以及為回轉窯設計提供數據支持。