煤泥抗拉强度特性试验研究

范浩东，史鉴，杨海瑞，吕俊复，金燕，高琴，张缦，秦舒宁，周宝

(1.清华大学 能源与动力工程系，北京，100084；2.太原理工大学 电气与动力工程学院，山西 太原，030024；3.上海锅炉厂有限公司，上海，200245)

原煤入洗是使煤炭成为洁净燃料的最主要手段[1]，近年来，我国原煤入洗比例逐渐增大，2020年我国煤泥产量已达3.12 亿t，对其进行简单静置处理会带来环境污染和能源浪费。因此，如何对煤泥进行减量化、无害化、资源化处理，形成循环经济模式，是中国煤炭市场迫切需要解决的问题，因此，开发大规模高效清洁的煤泥综合利用技术势在必行。循环流化床燃烧是规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、黏度大等特点，其入炉形态、干燥以及燃烧过程与传统燃料不同。为了更好地分析煤泥进入循环流化床炉膛后的运动、干燥以及燃烧行为，从而对锅炉的设计和运行进行优化指导，很多学者进行了相关研究。王飞等[4]分别从时间和空间两个角度，对煤泥团入炉后抗压强度、水分、矿物及官能团随时间的变化规律进行了研究。尹炜迪等[5]为计算煤泥燃烧行为的运动和干燥过程，基于垂直方向一维运动与颗粒内部退缩蒸发界面假设建立了耦合模型，计算了不同条件下煤泥的运动和内部温度参数。WANG等[6]采用高速摄像机捕捉燃烧过程中颗粒宏观结构的变化，研究了煤泥球形颗粒在空气中燃烧过程中的结构和形态演变过程，通过N2吸附测试和分析，发现煤泥颗粒内部存在大量的中孔和少量的微孔。上述研究主要针对煤泥入炉受热后的行为特性，但针对煤泥入炉形态变化的研究鲜有报道，而煤泥的断裂与煤泥的抗拉强度密切相关，因此，本文以循环流化床电厂用典型煤泥为研究对象，从试验研究和机理分析两方面研究煤泥抗拉强度，以期为煤泥入炉后形态变化的研究提供理论基础。

煤泥入炉形态包括煤泥长度和直径，选择最佳长度范围的煤泥有利于提高整个炉膛的燃烧效率：煤泥长度过长，导致煤泥掉落炉排燃烧不充分；煤泥长度过短，又达不到资源化利用煤泥的目的。由于煤泥含水率高、黏度大、难以成型且实验过程中易发生端部应力集中现象，煤泥抗拉强度测定难以实现，本文通过借鉴物理性质与煤泥相近的黏土拉力测量方法，进而研发测量煤泥抗拉强度的实验装置。目前，测定黏土抗拉强度的试验方法主要有直接测量法和间接测量法2种[7]。直接测量法主要有单轴拉伸法和三轴拉伸法，间接测量法主要有梁弯曲法、空心圆柱法、轴向压裂法。三轴拉伸法受围压影响较大，间接测量法受周围环境和计算参数影响较大，进而产生较大的误差，而单轴拉伸试验方法操作简单、方便，受外界因素影响较小，精确度高，适合室内操作。但是目前还没有适用于高含水率、高黏性的非牛顿流体的单轴拉伸试验仪器，而且自行研制的简易拉伸仪和采用的制样方式都存在一定的弊端，试验测定结果存在较大的误差。基于上述原因，结合煤泥自身结构特性和现有试验技术，本文首先研制一套单轴抗拉强度实验系统。试验系统采用光杆和滑块减小滑动摩擦力的影响，同时采用“两头粗、中间细”的拉伸试样，克服了以往试验仪器和试验方法端部应力集中的缺点，不仅能够准确测定煤泥的抗拉强度，而且操作简单、方便，可使试验效率提高。

其次，本文在该试验系统上开展煤泥抗拉强度特性研究，在此基础上，提出适用于工业应用的煤泥抗拉强度模型，通过研究煤泥含水率及压实度对煤泥抗拉强度的影响规律，进而分别建立煤泥抗拉强度与含水率及压实度之间的数学关系式。

1 煤泥单轴抗拉强度试验

1.1 抗拉强度试验系统

该套试验系统主要包括制样系统和拉伸装置两部分，制样系统如图1 所示，主要包括压制桶、支撑钢架、滚动轴承、压杆、压盘、砝码篮。图1中，L为压制桶高度；L1为杠杆短臂长度；L2为长臂长度；G为砝码质量；N为向下压力；Φ1和Φ2分别为压制桶内径和外径。该制样制备系统采用一次静压成型技术，保证了试样的整体性，压制桶采用“两头粗、中间细”的圆柱形状，用以减少拉伸试验过程中的端部应力集中现象，通过改变砝码篮内砝码的质量来控制压实度，直至压制压杆不再向下移动为止。

图1 制样系统Fig 1 Sample preparation system

煤泥试样固定在不锈钢挡板和拉伸铝板中间，拉伸模具形状采用与制样模具同样尺寸的“两头粗、中间细”的圆柱形状，试验由步进伺服电动机提供水平向右的拉伸力，拉动拉伸铝板向右产生水平移动，使煤泥柱发生形变，数据采集卡实时记录煤泥柱断裂过程中的拉力变化，单轴拉伸实验系统如图2所示。

图2 单轴拉伸实验系统Fig.2 Test system with a uniaxial tensile

1.2 煤泥拉伸断裂过程

煤泥含水率高、黏性大，表现出非牛顿流体的性质，在传统的非牛顿流体实验中，通常认为非牛顿流体断裂属于脆性断裂[8]，在拉伸过程中，当抗拉强度达到煤泥抗拉强度极限时，试样发生断裂。但在实际实验中发现，当煤泥抗拉强度到达极限值时，并不会突然断裂，典型的应力-位移曲线如图3所示。煤泥抗拉强度在达到临界抗拉强度之前，随着位移增加，进入微裂阶段，抗拉强度先会处于亚临界状态，亚临界状态下产生很多细小裂缝，细小裂缝会导致煤泥抗拉强度逐渐增大，出现局部回弹现象；当煤泥抗拉强度到达极限值时，煤泥部分裂缝对于煤泥抗拉强度的影响小于煤泥主裂缝对煤泥抗拉强度的影响，煤泥抗拉强度逐渐减小，失稳扩展阶段后煤泥最终被破坏。

图3 单轴拉伸试验中煤泥的典型应力-位移曲线Fig.3 Typical stress and displacement curves of coal slime in a uniaxial tensile test

2 实验边界条件的确定

2.1 试样静置时间对煤泥抗拉强度的影响规律

煤泥静置时间不同，煤泥的抗拉强度也会有所变化，其中，煤泥原样的元素质量分数如表1所示。表1 中，1 号和2 号试样初始含水率分别为1.92%和1.73%。不同静置时间的1号煤泥如图4所示。通过试验研究确定煤泥静置时间对煤泥抗拉强度σT的影响规律，实验结果如图5 所示。图5中，t为静置时间，R2和P为拟合相关系数。

表1 煤泥组分质量分数Table 1 Component mass fraction of coal slime %

由图4和图5可知：前2 d，静置时间越长，煤泥的抗拉强度越大，且抗拉强度增加速率较快，随着静置时间延长，煤泥的抗拉强度趋于不变。这是因为对于原始煤泥，颗粒间含有较多的孔隙水，流动时需要克服的阻力小，抗拉强度较小；1～2 d时，孔隙水逐渐被蒸发，抗拉强度增大；3～5 d 时，煤泥抗拉强度趋于不变。由于洗煤厂生产的煤泥首先会被集中静置，根据生产工艺和发电厂利用情况的不同，静置时间会有所不同[9]，通常为1 d，因此，本试验所有试验静置时间均为1 d。

图4 不同静置时间的1号煤泥Fig.4 No.1 coal slime at different dwell times

图5 煤泥抗拉强度随静置时间的变化Fig.5 Variation law of tensile strength of coal slime with dwell time

2.2 拉伸速率对抗拉强度的影响

拉伸速率的变化使煤泥中孔隙水压力的作用效果发生变化，导致测量结果存在一定差异。孔隙水压力指孔隙水所承受或者传递的压力，孔隙水压力均匀地分布于颗粒表面，不改变物料体积，也不改变颗粒位置。当拉伸速率分别为0.2，0.4，0.6，0.8，1.2，1.4 和1.6 mm/min 时，进行单轴拉伸试验，1号煤泥抗拉强度随拉伸速率的变化如图6所示。

图6 1号煤泥抗拉强度随拉伸速率的变化Fig.6 Variation of tensile strength of No.1 coal slime with tensile rate

由图6可见：随拉伸速率增大，煤泥抗拉强度先增加后减小。煤泥抗拉强度受试样内部的孔隙水压力作用示意图如图7 所示。在慢速拉伸过程中，荷载增加速度慢，试样内部的孔隙水压力逐渐消散；而当拉伸速率较大时，荷载增加速度较快，持续时间短，试样内部的孔隙水压力来不及消散，使得测得的抗拉强度偏大，如图8所示。因此，本文选取孔隙水压力不发生突变时的拉伸速率即0.8 mm/min作为试验拉伸速率。

图7 煤泥孔隙水压力作用示意图Fig.7 Schematic diagram of action of pore water pressure in coal slime

图8 煤泥拉伸断裂示意图Fig.8 Schematic diagram of tensile fracture of coal slime

3 煤泥抗拉强度的测定

3.1 含水率对煤泥抗拉强度的影响

测量边界条件确定后，煤泥的抗拉强度仅仅取决于煤泥本身的特性，在工业应用上，其主要影响因素是煤泥含水率[10]，本文中含水率w为煤泥水分的质量与煤泥总质量的比值，较小的含水率变化会对煤泥的抗拉强度产生较大的影响[11-13]。为减小管道输送阻力，流化床燃烧用煤泥含水率为25%～38%[14]。取一定量1 号煤泥，用烘干法测定煤泥的含水率，按控制含水率计算所需要掺加的水的质量，在1 号煤泥样品中均匀喷洒去离子水，控制含水率w分别为25.12%，28.39%，30.46%，33.18%和35.17%，放置24 h 进行养护，保证水分分布均匀。在相同的压实度下将煤泥压制成型，用单轴拉伸实验系统对试样进行拉伸试验，在线定量研究煤泥抗拉强度随含水率w的变化规律。

试验开始后，煤泥的抗拉强度随着含水率的增加而减小。当含水率为25.12%时，煤泥抗拉强度为25.23 kPa；当含水率为35.17%时，煤泥抗拉强度仅为3.57 kPa。这是由于当含水率较小时，颗粒之间的距离较近，颗粒之间的联结性能较大，抗拉强度较大[15-18]；随着含水率增大，煤泥颗粒之间的水化膜也随之增厚，颗粒之间的接触面积变小，联结性能减弱，煤泥抗拉强度变小。不同含水率的煤泥断裂过程相似，试验开始后，煤泥试样经过微裂阶段到达临界状态，之后随着拉伸铝板位移进一步增加，煤泥进入失稳扩展阶段，直至煤泥试样发生断裂。图9 所示为含水率分别为29.27%和33.21%的煤泥形貌。

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

通过拟合可得出1号煤泥的抗拉强度与含水率关系曲线近似符合线性函数关系，如图10 所示。抗拉强度σT与含水率w的数学关系式为

图10 1号煤泥抗拉强度随含水率变化拟合图Fig.10 Fitting diagram of No.1 coal slime tensile strength changing with water content

3.2 压实度对煤泥抗拉强度的影响

压实度是依据砝码质量人为定义的煤泥压实情况。当砝码质量为100 g时，压至压杆不向下产生位移为止，认为压实度为100 g；当采用质量为95 g 的砝码压制时，认为煤泥样品压实度为95 g。压实度反映煤泥颗粒间紧密程度。用制样模具制备试样并进行拉伸试验，固定含水率为30.46%，压实度分别为85，90，95 和100 g，定量研究1号煤泥抗拉强度随压实度的变化规律，如图11所示。

图11 1号煤泥抗拉强度随压实度变化拟合图Fig.11 Fitting diagram of No.1 coal slime slime tensile strength changing with compression degree

由图11 可见：在含水率不变的情况下，煤泥抗拉强度随着压实度的增加而增大，在压实度从85 g增大到100 g过程中，煤泥抗拉强度从19.44 kPa增加至29.92 kPa。这是因为随着压实度增大，煤泥抗拉强度经过微裂阶段后到达抗拉强度极限值，煤泥颗粒之间的间距变小，颗粒之间相互接触的面积也随之增大，颗粒之间的联结性能也增大；而进入失稳扩展阶段后，煤泥产生破坏时需要较大变形来克服颗粒之间的联结性能，因此，煤泥抗拉强度逐渐减小[19-24]。

通过拟合可知煤泥的抗拉强度与压实度k关系曲线近似符合线性函数关系(如图11所示)。其数学关系式为

4 数学关系式的验证

为验证本文所提数学关系式的适用性，选取粒径更小的2号煤泥进行单轴拉伸实验验证并与模型预测结果进行对比，粒径分布如图12 所示。由图12 可见1 号煤泥粒径主要集中在50 μm 附近，2号煤泥主要集中在10 μm附近。同时，选取与1号煤泥初始含水率(为25.12%)相差较大的3 号煤泥(含水率为34.37%)来验证模型。试验结果表明：2号与3号煤泥抗拉强度预测值与抗拉强度实际值相对误差范围在±10%以内(如图13 所示)，表明数学关系式具有较强的适用性。

图12 煤泥粒径分布对比图Fig.12 Comparison of coal slime particle size distribution

图13 煤泥抗拉强度实际值与抗拉强度预测值对比图Fig.13 Comparison of the actual tensile strength and the predicted tensile strength of coal slime

5 结论

1) 通过煤泥断裂过程分析，研究并搭建了单轴抗拉强度实验系统，分别得出了静置时间及拉伸速率对煤泥抗拉强度的影响规律。

2) 确定试验系统边界条件后，依据煤泥破坏准则，将煤泥拉伸断裂过程分为微裂阶段及失稳扩展阶段，发现煤泥抗拉强度随着含水率的增加逐渐减小，通过拟合建立了煤泥抗拉强度σT与含水率w的数学关系式：σT= -0.41w+ 35.85。该数学关系式适用于含水率为25.12%～35.17%的煤泥。

3) 随着压实度k增加，煤泥抗拉强度呈线性增大，通过拟合得到抗拉强度与压实度的数学关系式：σT= -41.17k+ 0.71。该数学关系式适用于压实度为85～100 g的煤泥。

4) 煤泥抗拉强度预测值和实际值的相对误差范围在10%以内，表明本文所提数学关系式具有较强的适用性，同时证明本文建立的模型可以很好地预测煤泥的抗拉强度，可为工业界确定煤泥的入炉形态提供判断依据。