李如春，孫 愷

(中國五環(huán)工程有限公司，湖北 武漢 430223)

某新建6.5MPa多元料漿氣化項目，氣化裝置原始投料后，A套氣化爐連續(xù)兩次因氧煤比高高聯(lián)鎖跳車，兩次跳車時的工藝參數(shù)基本相同，跳車瞬間各主要運行工藝參數(shù)趨勢基本相同。

1 聯(lián)鎖跳車事故

該水煤漿氣化裝置設(shè)計壓力6.5MPa,煤漿進料量80m3/h。高壓煤漿泵采用進口Feluwa雙軟管容積式泵。兩次跳車均發(fā)生在連續(xù)運行15 d時,入爐煤漿量65m3/h左右，從參數(shù)發(fā)生變化到聯(lián)鎖跳車在10s之內(nèi)。跳車前與氧煤比高高聯(lián)鎖有關(guān)的工藝參數(shù)無明顯波動,煤漿儲槽液位穩(wěn)定，跳車后調(diào)閱DCS歷史趨勢，均出現(xiàn)高壓煤漿泵入口壓力低、出口流量低，觸發(fā)SIS氧煤比高高跳車聯(lián)鎖。

第一次跳車后，對高壓煤漿泵入口管線進行沖洗，煤漿儲槽排放約10%液位的煤漿，未見異物，但外排煤漿黏度較大，且有少量絮團狀漿料。初步判斷煤漿添加劑穩(wěn)定性較差，煤漿儲槽有掛壁現(xiàn)象，更換煤漿添加劑供貨廠家。第二次跳車后，外排煤漿黏度較第一次有所下降，未見絮團狀漿料，但煤漿黏度仍偏高。

第二次跳車發(fā)生在12月，環(huán)境溫度偏低，高壓煤漿泵入口管線、入口緩沖罐無伴熱及保溫。初步判斷第二次跳車的原因在于因環(huán)境溫度過低，高壓煤漿泵入口管線無保溫、伴熱，煤漿在低溫條件下黏度過高，流動性變差所致。再次投料后，對泵體入口管線、入口緩沖罐、單向閥進行保溫，保證入口煤漿溫度≥30℃。連續(xù)運行88 d，根據(jù)生產(chǎn)需要，數(shù)次加減負荷，均能正常運行。

A爐兩次跳車均發(fā)生在連續(xù)運行15 d左右、工藝參數(shù)基本相同的情況下，200ms內(nèi)突然聯(lián)鎖跳車，跳車第一觸發(fā)信號為SIS(氧煤比高高)。發(fā)生跳車前氣化爐運行參數(shù)如下：煤漿65m3/h、氧煤比470、中心氧比例14.5%、煤漿濃度59.5%～60.5%、煤漿黏度500～600 Pa·s，跳車前上下游工藝參數(shù)無波動，由跳車階段DSC趨勢顯示，煤漿泵入口壓力有瞬時下降，跳車后高壓煤漿泵入口壓力即刻恢復(fù)，可與出口流量趨勢時序做同一判定。

2 原因分析

2.1 入口管損

該項目設(shè)有3臺氣化爐，每臺氣化爐配置1臺高壓煤漿泵，高壓煤漿泵入口管線為304.8 mm，3臺均采用步步低配管。3臺高壓煤漿泵布置的位置離煤漿儲槽距離不同，A泵相較B和C，入口管線長度偏長約5 m，并多一個5R大半徑彎頭，根據(jù)清水管路沿途管損工程計算，305 mm大半徑彎頭可折算為6 m直管段，即A泵入口管線較B/C泵入口管線約長11 m。實測A泵入口煤漿壓力低于B/C泵。

2.2 入口流速

對比類似項目，對應(yīng)80m3/h流量的高壓煤漿泵入口管線，較多采用254 mm或305 mm，為了避免煤漿對管線的沖刷磨蝕過快，控制煤漿最大流速≤1.2m/s，根據(jù)實際工況，計算煤漿泵入口流速見表1。

表1 入口流速

2.3 臨界流速

隨著漿體平均速度的減小,固體顆粒在管道中(一般指水平管道)的分布越來越不均勻。當(dāng)流速減小到某一值后，管道底部出現(xiàn)固定的或滑動的床面，顆粒開始形成床面時的流速稱為淤積流速,它直接與顆粒的沉降速度和系統(tǒng)的紊動程度有關(guān)，因此,它隨著顆粒粒徑、顆粒質(zhì)量和固體含量的增加而增加。如果流速低于淤積流速,將導(dǎo)致管內(nèi)形成固體顆粒床面，摩擦損失隨之相應(yīng)地增大,并具有脈動性。為保證漿體在管道中正常流動，必須使流速超過某一給定的最小值，此速度成為臨界沉降速度。一般臨界沉降速度大于淤積速度，使用凱夫公式計算漿料臨界流速如下：

式中,D為管徑,m;d50為中值粒徑,μm;Cv為體積濃度，按正常煤漿計算約49.6%;S為密度,t/m3。

根據(jù)實際工況，以及d50實際分布范圍，計算臨界流速見表2。

表2 凱夫臨界流速

對于水煤漿流體特性，因煤種特性、灰分組成等因素，專業(yè)內(nèi)爭論較多，較為普遍的是屈服假塑型、賓漢姆型、牛頓型。筆者認為,當(dāng)粒度分布、質(zhì)量濃度均在一定范圍內(nèi)、煤漿特性更接近于賓漢姆流體、其他條件不變的情況下，以500 Pa·s為界，隨黏度的下降，漿體特性趨近于牛頓流體，隨黏度的上升，趨向于屈服假塑性。但煤漿中的非極性成分，如SiO2，是低流速平管段主要的淤積成分和誘發(fā)絮凝沉淀的主要成核因素。因此，固體顆粒在100 μm以下的固體部分應(yīng)作為運載體的一部分，采用對杜拉德公式對臨界流速進行修正，公式如下：

式中,g為重力加速度;D為管徑;FL為與粒徑、濃度等有關(guān)的速度系數(shù);S為比重(t/m3)，約1.26;Sl為含100 μm以下固體部分的載體密度(t/m3)，約1.12。

式中，Cv為體積濃度，采用小數(shù)值帶入；d50為中值粒徑，mm；A為隨著粒徑d50和濃度Cv變化的系數(shù)，合格煤漿取0.472。

從實際工況以及d50實際分布范圍出發(fā)，根據(jù)杜拉德計算的臨界流速見表3。

表3 杜拉德臨界流速

賓漢流體在靜止時具有一定剛度，可抵抗小于屈服應(yīng)力的外力。當(dāng)外力超過屈服應(yīng)力，結(jié)構(gòu)分解，漿體的性狀和在切應(yīng)力(τ-τ0)作用下的牛頓體相同。當(dāng)作用力(切應(yīng)力)降低到小于τ0時，結(jié)構(gòu)又恢復(fù)。大多數(shù)研究觀點認為，賓漢流體應(yīng)按兩種流動狀態(tài)進行水頭損失計算,采用流速小于或等于臨界速度Vc作為賓漢漿體的輸送速度時，一般為層流。賓漢漿體特性曲線見圖1，流體管損計算公式如下：

圖1 賓漢漿體特性曲線

式中,η0為黏度系數(shù),Pa·s;D為管徑,m;L為管線計算長度(含管件、閥門等折合長度);τ0為屈服應(yīng)力Pa，假設(shè)為最大試驗剪切強度120 Pa，試驗數(shù)據(jù)取自兗礦煤漿和神華煤漿試驗，分別見圖2、圖3;ρm為密度,t/m3，約1.26;g為重力加速度，9.86m/s2。

圖2 兗礦煤實測剪切強度

圖3 神華煤實測剪切強度

流體的流速為其臨界流速的0.7倍時，流體壓頭損失與清水以流體的臨界沉降流速流動時的壓頭損失相同；當(dāng)流體的流速為其臨界沉降流速的1.3倍時，流體的壓頭損失與清水以相同流速流動時的壓頭損失相同。根據(jù)實際跳車A高壓泵入口流速、最大設(shè)計流速、最大凱夫臨界流速、最大杜拉德臨界流速、0.7倍杜拉德臨界流速、合格煤漿黏度值，計算A泵入口管線增長11 m部分的管損，A泵入口增長部分不同流速下的管損見表4。

表4 A泵入口增長部分不同流速下的管損

根據(jù)現(xiàn)場設(shè)備布置及配管狀態(tài)，B、C高壓泵入口管線管損計算長度約37 m，煤漿儲槽T-T面可提供裝置最小汽蝕余量約13 m。B、C泵均在65 m3/h工況下運行超過30 d，未發(fā)生入口壓力、出口流量大幅波動的情況。根據(jù)實際高壓泵入口流速、最大設(shè)計流速、最大凱夫臨界流速、最大杜拉德臨界流速、0.7倍杜拉德臨界流速和合格煤漿黏度值，計算B、C泵入口管線的管損見表5。

表5 B、C泵入口計算管損

綜上所述，按該項目高壓煤漿泵入口管徑，實際運行煤漿流速均小于依據(jù)凱夫公式或者杜拉德公式計算所得的理論最小臨界流速。合格的水煤漿實際應(yīng)用過程的流體形態(tài)，更接近于牛頓流體。但是，為了防止因為原料煤可磨系數(shù)變化、加減負荷導(dǎo)致粒度分布的變化、個別成漿性較差的礦物質(zhì)顆粒等因素帶來的沉降，應(yīng)保證一定的入口流速。筆者認為，采用0.7倍杜拉德臨界流速作為最大入口流速較為合理。同時，應(yīng)盡可能減少入口管線的水平管段長度，減少沉降發(fā)生的可能性。

2.4 溫度

水煤漿除具備漿體固有的特性外，還具備普通液體的特征，黏度隨溫度的降低而升高。加之流體層流狀態(tài)特有的滑移特性，靠近管道內(nèi)壁處的流速很低，速度與管道直徑成反比,同時，在無伴熱保溫狀態(tài)的管線，介質(zhì)溫度也與管道直徑成反比,導(dǎo)致在流速低的區(qū)域因傳熱不良，溫度低；溫度低的區(qū)域因黏度增大，流速低。試驗實際煤漿流速見圖4。黏溫曲線見圖5。

圖4 DN25管線煤漿實測流速

圖5 煤漿黏溫曲線

本文中第二次跳車，日平均溫度-15℃，跳車發(fā)生在0點左右，環(huán)境溫度約-23℃，管道壁溫接近0℃。因系統(tǒng)原因，氣化爐長時間運行負荷較低，煤漿實際流速偏低，靠近管道內(nèi)壁處流速更低。特別是在入口緩沖罐內(nèi)壁，因介質(zhì)流速基本為0，散熱面積較管線大數(shù)倍，出現(xiàn)高黏度的掛壁漿料，當(dāng)積累到一定厚度，掛壁漿料因自重坍塌，瞬間堵塞入口管線，導(dǎo)致斷流。

3 結(jié)語

分析該項目兩次因煤漿流動性逐漸惡化而導(dǎo)致氣化爐跳車的原因,依據(jù)計算和部分試驗的結(jié)果,可排除其他工藝條件引起聯(lián)鎖跳車。推論應(yīng)為入口流速遠低于臨界流速，加之溫度過低,導(dǎo)致煤漿黏度大幅增加，入口管線掛壁層逐漸增厚，大顆粒沉降累計，當(dāng)堆積到一定程度(約管道1/2截面積)時，由量變發(fā)展為質(zhì)變，瞬間堵塞入口管線，導(dǎo)致瞬間煤漿斷流、觸發(fā)SIS氧煤比高高跳車聯(lián)鎖。

后續(xù)實際運行過程中，該項目在煤漿泵入口管線增加熱水伴熱和保溫鎧裝，維持入口煤漿實際溫度≤45℃，截至發(fā)文未發(fā)生類似事件。由此論證，觸發(fā)氧煤比高高聯(lián)鎖的條件為入口煤漿流速瞬間大幅降低或斷流。低溫導(dǎo)致煤漿黏度上升、原管道設(shè)計流速偏低，二者綜合作用是產(chǎn)生煤漿流速變化的原因。

綜上所述，筆者建議在類似項目的設(shè)計和操作過程，可從如下幾個方面盡可能地回避類似問題的發(fā)生。

(1)適當(dāng)降低入口管徑、提高入口管線流速。因漿料特有的滑移特性，僅依靠靜壓頭短距輸送的入口管線，可不考慮管線磨損，保證實際流速盡可能接近臨界流速。

(2)工藝配管設(shè)計盡可能避免水平直管段的出現(xiàn)或限制水平管段的長度，減少大顆粒沉積厚度、避免沉積層瞬間塌落堵塞管線的情況出現(xiàn)。

(3)在保證粒度分布合理、煤漿穩(wěn)定的前提下，應(yīng)盡可能降低黏度，降低輸送管損，減小徑向速度梯度，減少煤漿管道沉積現(xiàn)象，在提高流速的同時,使沉降的較大顆粒能被沖刷夾帶，進一步增加運行穩(wěn)定性。

(4)要保證適當(dāng)?shù)臐{料溫度和管道保溫，特別在類似緩沖罐的低流速區(qū)域，盡可能防止出現(xiàn)因溫度降低、黏度增加,造成層流、管道沉積現(xiàn)象。