緩沖板對煤氣化閃蒸罐內沖蝕過程的影響研究

馬佳敏 ，楊國政 ，劉 軍 ，李 偉 ，劉雪梅 ，張學勇 ，劉美麗

（1.北京石油化工學院，北京 102617；2.航天長征化學工程股份有限公司，北京 101111）

粉煤加壓氣化是煤炭資源清潔高效利用的主流核心技術之一[1]。在粉煤氣化工藝中，從氣化爐和合成氣洗滌塔流出的黑水需要通過黑水閃蒸系統進行處理[2]。由于黑水中含有大量的煤粉顆粒，在閃蒸過程中會對閃蒸罐造成嚴重沖蝕，導致閃蒸罐罐壁局部變薄甚至泄漏，嚴重影響了黑水閃蒸系統的長周期安全運行。工程設計常采用提升材質和增加壁厚的方法確保安全，但這種高材低用及盲目加大壁厚的方法大大增加了裝置的運行成本[3]。因此，正確預測閃蒸罐內的沖蝕情況并有效防止罐壁沖蝕失效是粉煤氣化黑水處理工藝亟待解決的難題。

沖蝕過程是一種涉及流動、沖擊、腐蝕和材料性能等多學科理論的復雜過程，而且隨設備系統和流動條件呈現多態性，因此雖然工程中的沖蝕現象很普遍，但沖蝕理論和預測技術還很不成熟。近年來，計算流體力學技術逐漸成為研究沖蝕過程的重要手段[4-6]。

DPM 離散相模型是基于歐拉- 拉格朗日的框架，根據牛頓第二定律計算流體曳力、升力和湍流效應等作用對顆粒運動的影響，可以詳細地追蹤顆粒的運動細節，并且易與沖蝕模型耦合計算，所以沖蝕過程的計算流體力學模擬一般采用歐拉- 拉格朗日方法[7]，即通過運動方程計算流體的流動，采用牛頓第二定律計算顆粒的運動軌跡，在氣固或液固流場計算的基礎上，耦合實驗或經驗模型描述顆粒與壁面的碰撞、磨損等相互作用，從而預測設備或管道內的沖蝕過程。Z.J.ZHENG 等[8]通過數值模擬研究了高壓黑水閥內的沖蝕過程，結果表明閥門開度較小時，固體顆粒對閥芯頂端以及出口襯套的壁面造成嚴重沖蝕磨損，通過閥門線路改造，可將整體磨損率降低2 個數量級。G.F.OU 等[9]采用數值模擬方法從材料性能和結構流場兩方面探討了黑水閥的失效特性，提出了緩解磨損的材料和結構改進方案。楊鴻麟等[10]通過數值模擬研究了沖蝕角度、流體速度等因素對文丘里管沖蝕過程的影響規律。J.X.ZHANG 等[11]分析了顆粒濃度、粒徑以及流體速度和黏度等因素對90 °彎管沖蝕過程的影響。美國塔爾薩大學Erosion Corrosion Research Center (ECRC)對管內沖蝕過程進行了系統研究，并將研究成果成功應用于工業管道沖蝕預測[12]。

綜上所述，采用數值模擬方法在管道輸送和黑水節流閥沖蝕預測等方面已有大量研究，但沖蝕問題難以用普遍的機理和計算方法解決，需要對特定條件下的流動和沖蝕過程進行研究。為解決煤氣化閃蒸罐沖蝕磨損的失效問題，本文采用歐拉-拉格朗日方法耦合沖蝕模型進行數值模擬，研究閃蒸罐內流體的流動和沖蝕過程，結合現場沖蝕現象，設計了緩沖罐壁沖蝕的耐磨人字板，并考察緩沖耐磨人字板結構對氣化閃蒸罐內沖蝕過程的影響，以期為工程實際問題的解決提供途徑和借鑒。

1 計算模型

1.1 幾何尺寸

某氣化裝置閃蒸罐初始結構示意圖和計算區域見圖1。來液通過接管進入閃蒸罐的環形空間，進行氣液初步分離，液體進入下部集液區，氣體攜帶固體顆粒沿內筒向上流動，流經氣固分離部件實現氣固分離。工業實際運行過程中，閃蒸罐內筒經常出現沖蝕破壞，考慮到閃蒸罐整體尺寸很大，并且從氣液固流動過程分析，沖蝕磨損主要發生在閃蒸罐入口區域，為了減小計算負荷，僅對閃蒸罐的入口區域進行了計算，考慮到上游進液管對閃蒸罐入口的流動影響較大，因此計算區域包括上游T 型管和閃蒸罐入口環形空間，如圖1(b)所示。

圖1 閃蒸罐初始結構示意圖和計算區域

圖1(b)中氣流從接管直接流入閃蒸罐環形空間，記為方案A。設計了3 種緩沖罐壁沖蝕的耐磨人字板，其結構示意圖見圖2，其中，圖2(a)是在內筒壁面設置人字形導流板，將內筒壁與接管相對的位置改造成人字形，以分流高速來流，減少對內筒壁的沖擊，記為方案B；圖2(b)是在接管和內筒中間設置人字形緩沖板，避免接管來流直接沖擊內筒筒壁，且緩沖板正對來流的部分采用圓弧結構，記為方案C；圖2(c)是在圖2(b)人字形緩沖板的上游圓弧段開孔，讓部分氣流經過小孔直接進入緩沖板和內筒之間的區域，記為方案D。

1.2 網格劃分

圖2 不同人字板結構示意圖

采用六面體網格對計算區域進行網格劃分，見圖3，在結構變化、流體轉向以及壁面附近進行了網格加密，網格數量約220 萬。對不同結構劃分網格時，盡量采用相同的網格尺度，以避免網格對計算結果的影響。

圖3 網格劃分示意圖

2 數學模型

2.1 控制方程

基于閃蒸罐內恒溫和不可壓縮流動的假設，采用不可壓縮三維瞬時流動的控制方程描述連續流體的流動，通過牛頓第二定律計算顆粒的運動軌跡，顆粒與流體之間的相互作用主要考慮曳力、虛假質量力等。

2.2 沖蝕模型

根據沖蝕過程的理論研究，采用式（1）[13]所述的沖蝕速率描述含固流體對材料的沖蝕磨損過程。通過自定義函數采用多項式定義沖蝕模型中粒徑函數、顆粒沖擊角函數以及顆粒相對速度函數，以滿足閃蒸罐內沖蝕過程數值模擬計算精度的要求。

式中：E 為沖蝕速率，kg/(m2·s)；C(dp)為顆粒粒徑函數；f(θ)為顆粒沖擊角函數；b(Vp)為顆粒相對速度的函數；mp為固體顆粒質量流量，kg/s；Vp為顆粒相對速度，m/s；N 為顆粒數目；θ 為固體顆粒與壁面的碰撞角度，°；Aface為壁面計算單元面積，m2。

2.3 邊界條件和求解器設置

模擬對象為水和煤粉顆粒組成的液固兩相流。水蒸氣的密度為0.315 kg/m3、黏度為1.139×10-4Pa·s，煤粉顆粒的密度為1 400 kg/m3、粒徑為100 μm。根據氣體流量11 200 kg/h 和煤粉顆粒流量8 000 kg/h 設置速度入口邊界條件；出口處假設流動已經局部單向化，施加壓力出口邊界；壁面設定為脆性無滑移固壁的邊界條件。

在計算過程中，通過k-ε 湍流模型封閉方程組，控制方程的離散采用控制容積積分法以及二階迎風差分格式，壓力速度耦合選擇SIMPLE 算法。采用非穩態求解器進行計算，時間步長設置為0.001 s，連續殘差設定為1×10-5，以保證流場完全穩定。

3 模擬結果

3.1 流動特性分析

閃蒸罐入口區域的速度分布云圖見圖4。從圖4可以看出，不同結構下流體動能的變化過程基本一致：從入口高速流入三通接管，在豎直管中心軸線附近保持高速流動；受豎直管底部管壁約束和水平接管流動方向改變的影響，中心高速流體產生不穩定擺動，高速尾端周期性地掃掠豎直管管壁；進入水平接管后，由于轉向、擴張和撞擊耗能，流體動能迅速減少，流速降低至約30 m/s；低速流體進入閃蒸罐環形空間后，在碰撞內筒或人字形緩沖板前，繼續保持低速流動，碰撞內筒和人字形緩沖板后，流體轉向然后彌散于整個環形空間，由于流動空間增大，流速降低至 5 m/s 以下。

圖4 閃蒸罐入口區域的速度分布云圖

4 種結構條件下，流體在閃蒸罐入口區域的流動過程基本相同，但速度量值和能量消耗發生的位置有所不同。從圖4 可以看出，方案A、方案B 和方案C 3種結構中，在內筒和人字板的迎風面前端均形成了低速區，這是由于前駐點壓力升高導致速度降低；方案D由于在外側人字板開孔，約有15.96%的氣流通過該孔進入人字板和內筒之間的區域，所以人字板前端沒有形成前駐點高壓區。另外，方案A 和方案B 中氣流撞擊壁面后分成兩股氣流，沿內筒壁進入環形空間，可能會對內筒壁有一定沖擊磨損；方案C 中氣流經人字板導流后進入環形空間，在流速降低前幾乎沒有碰到內外壁；方案D 中，約有15.96%的氣流分流后沖擊外側氣流，使之流向外筒壁，可能會對外筒壁有一定沖擊磨損。

湍動能是衡量湍流發展和衰退的重要指標，閃蒸罐入口區域湍動能的分布云圖見圖5。從圖5 可以看出，在三通管內湍動能強度很高，說明流體在三通管內流動變化非常劇烈，相應固體粒子運動的隨機性更強，撞擊壁面的幾率也會更高，進而導致入口區域的沖蝕磨損程度較嚴重。

圖5 閃蒸罐入口區域湍動能的分布云圖

3.2 沖蝕現象分析

3.2.1 沖蝕分布

閃蒸罐內壁面沖蝕速率的分布云圖見圖6。從圖6 可以看出，4 種結構中三通接管內的流體沖蝕速率都最高，而且無論是豎直接管還是水平接管，壁面都受到嚴重的顆粒撞擊和磨損。在閃蒸罐內，壁面沖蝕主要發生在氣流撞擊與轉向的位置，例如方案A 中沖蝕主要發生在與水平接管相對的內筒壁，這是顆粒高速撞擊產生的沖蝕現象；方案B 和方案C 中沖蝕主要發生在人字形擋板的頂端和兩翼，這是顆粒撞擊和切削共同作用產生的沖蝕現象；方案D 中沖蝕主要發生在小孔壁、人字板兩翼以及內筒壁面，這是顆粒撞擊、切削共同作用的結果。從圖6 中還可以看出，在外筒壁也有局部區域發生較嚴重的沖蝕，結合圖4 流動特性進行分析，該區域多是氣流直接沖擊或者形成渦流的區域，因此顆粒在這些區域就會發生撞擊或切削，進而形成沖蝕。

圖6 閃蒸罐內壁面沖蝕速率分布云圖

3.2.2 沖蝕分析

4 種結構下三通接管管壁流體沖蝕速率的對比見表1。從表1 中可以看出，4 種結構下三通接管內的沖蝕速率相差不大，說明下游閃蒸罐結構變化對上游流體流動有一定影響，但不顯著。方案D 中三通接管最大沖蝕速率最大，為3.36×10-4kg/(s·m2)，方案A中平均沖蝕速率和總沖蝕量最高，方案B 中最大沖蝕速率和總沖蝕量都是最低的。因此，在內筒和外筒之間設置人字擋板，對上游三通內的流動有改善效果。

表1 三通接管管壁流體沖蝕速率對比

4 種結構條件下內筒和人字板沖蝕速率的分布云圖見圖7，內筒壁和人字板沖蝕速率的對比見表2和表3。從圖7、表2 及表3 可以看出，不設人字板時，氣流攜帶固體顆粒直接沖擊內筒，產生較強沖蝕，最大沖蝕速率為7.29×10-6kg/(s·m2)，量值比三通接管處小兩個數量級。設置人字形緩沖板后，內筒壁面的沖蝕速率迅速降低，尤其是在內筒和外筒之間設置不開孔的圓弧形人字緩沖板（方案C），可以有效減小含固氣流對內筒壁的沖蝕磨損，最大沖蝕速率減小一個數量級，為 1.71×10-7kg/(s·m2)。

結合圖4 可以看出，設置人字緩沖板不僅可以引導氣流，而且可以轉換氣流的能量，將顆粒沖蝕發生的位置提前，這一點從圖7 也可看出。對比表2、表3可知，沖蝕位置提前后，人字板最大沖蝕速率比內筒壁處提高一至兩個數量級。3 種人字板的沖蝕速率相差不大，方案B 的最大沖蝕速率最小，方案D 的最大沖蝕速率最大，可能是由于人字板開孔后顆粒撞擊和切削作用對孔壁損害較大，導致局部沖蝕嚴重所致。

圖7 內筒和人字板沖蝕速率分布云圖

表2 內筒壁沖蝕速率對比

表3 人字板沖蝕速率對比

4 種結構下外筒壁流體沖蝕速率的對比見表4。

表4 外筒壁流體沖蝕速率對比

從表4 可以看出，外筒壁的沖蝕速率相對較小，但方案B 中二次渦流對外筒壁的沖蝕破壞嚴重，最大沖蝕速率可達 1.07×10-6kg/(s·m2)，比其他 3 種結構大一個數量級，結合圖6 中方案B 的沖蝕位置和樣貌與圖4(b)橫截面速度分布云圖可知，該部位受渦流液體攜帶顆粒對外筒壁的沖蝕破壞。方案C 中外筒壁最大沖蝕速率最小。

整體上看，在閃蒸罐入口區域，上游三通接管的沖蝕速率最高，且沖蝕范圍大；閃蒸罐內筒壁次之，最大沖蝕速率比三通接管低兩至三個數量級，但沖蝕分布范圍較窄；閃蒸罐外筒壁沖蝕速率最低，最大沖蝕速率比內筒壁處低一至二個數量級，且可以通過有效措施來減少對外壁的沖蝕。

綜上可知，設置人字形緩沖板，可以保護閃蒸罐的內、外筒壁，并改善上游三通接管內的流體流動，從而減少因沖蝕破壞導致的停工現象；在對比的3 種人字板結構中，方案C 即環形空間設置不開孔的圓弧形人字板效果最好，與未設置人字形緩沖板的閃蒸罐的沖蝕情況相比，可將內筒壁最大沖蝕速率降低至初始結構的1/43，同時對外筒壁也起到了一定的保護作用。

4 結 論

采用基于歐拉- 拉格朗日法的DPM 兩相流模型，對比分析了不同結構條件下閃蒸罐入口區域的流動、沖蝕過程、流場分布及沖蝕樣貌，得出如下結論。

4.1 閃蒸罐內沖蝕速率由大到小依次為上游三通接管、閃蒸罐內筒壁、閃蒸罐外筒壁，并且發生沖蝕的范圍也有所不同。

4.2 在閃蒸罐入口區域設置人字形緩沖板可以有效減小含固氣流對內筒壁的沖蝕磨損。考察的3 種人字板結構中，圓弧形不開孔人字板的防沖蝕效果最好，可以將閃蒸罐內筒壁的最大沖蝕速率降低至初始結構的1/43，從沖蝕失效的角度來看，可以延長外筒壁的使用壽命。圓弧形人字板的結構和位置對閃蒸罐入口區域沖蝕過程的影響有待進一步研究。