馬佳敏 ，楊國(guó)政 ，劉 軍 ，李 偉 ，劉雪梅 ，張學(xué)勇 ，劉美麗

（1.北京石油化工學(xué)院，北京 102617；2.航天長(zhǎng)征化學(xué)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(shù)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(guò)黑水閃蒸系統(tǒng)進(jìn)行處理[2]。由于黑水中含有大量的煤粉顆粒，在閃蒸過(guò)程中會(huì)對(duì)閃蒸罐造成嚴(yán)重沖蝕，導(dǎo)致閃蒸罐罐壁局部變薄甚至泄漏，嚴(yán)重影響了黑水閃蒸系統(tǒng)的長(zhǎng)周期安全運(yùn)行。工程設(shè)計(jì)常采用提升材質(zhì)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(yùn)行成本[3]。因此，正確預(yù)測(cè)閃蒸罐內(nèi)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(guò)程是一種涉及流動(dòng)、沖擊、腐蝕和材料性能等多學(xué)科理論的復(fù)雜過(guò)程，而且隨設(shè)備系統(tǒng)和流動(dòng)條件呈現(xiàn)多態(tài)性，因此雖然工程中的沖蝕現(xiàn)象很普遍，但沖蝕理論和預(yù)測(cè)技術(shù)還很不成熟。近年來(lái)，計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)逐漸成為研究沖蝕過(guò)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(jù)牛頓第二定律計(jì)算流體曳力、升力和湍流效應(yīng)等作用對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的影響，可以詳細(xì)地追蹤顆粒的運(yùn)動(dòng)細(xì)節(jié)，并且易與沖蝕模型耦合計(jì)算，所以沖蝕過(guò)程的計(jì)算流體力學(xué)模擬一般采用歐拉- 拉格朗日方法[7]，即通過(guò)運(yùn)動(dòng)方程計(jì)算流體的流動(dòng)，采用牛頓第二定律計(jì)算顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡，在氣固或液固流場(chǎng)計(jì)算的基礎(chǔ)上，耦合實(shí)驗(yàn)或經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ兔枋鲱w粒與壁面的碰撞、磨損等相互作用，從而預(yù)測(cè)設(shè)備或管道內(nèi)的沖蝕過(guò)程。Z.J.ZHENG 等[8]通過(guò)數(shù)值模擬研究了高壓黑水閥內(nèi)的沖蝕過(guò)程，結(jié)果表明閥門(mén)開(kāi)度較小時(shí)，固體顆粒對(duì)閥芯頂端以及出口襯套的壁面造成嚴(yán)重沖蝕磨損，通過(guò)閥門(mén)線(xiàn)路改造，可將整體磨損率降低2 個(gè)數(shù)量級(jí)。G.F.OU 等[9]采用數(shù)值模擬方法從材料性能和結(jié)構(gòu)流場(chǎng)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(jié)構(gòu)改進(jìn)方案。楊鴻麟等[10]通過(guò)數(shù)值模擬研究了沖蝕角度、流體速度等因素對(duì)文丘里管沖蝕過(guò)程的影響規(guī)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(duì)90 °彎管沖蝕過(guò)程的影響。美國(guó)塔爾薩大學(xué)Erosion Corrosion Research Center (ECRC)對(duì)管內(nèi)沖蝕過(guò)程進(jìn)行了系統(tǒng)研究，并將研究成果成功應(yīng)用于工業(yè)管道沖蝕預(yù)測(cè)[12]。

綜上所述，采用數(shù)值模擬方法在管道輸送和黑水節(jié)流閥沖蝕預(yù)測(cè)等方面已有大量研究，但沖蝕問(wèn)題難以用普遍的機(jī)理和計(jì)算方法解決，需要對(duì)特定條件下的流動(dòng)和沖蝕過(guò)程進(jìn)行研究。為解決煤氣化閃蒸罐沖蝕磨損的失效問(wèn)題，本文采用歐拉-拉格朗日方法耦合沖蝕模型進(jìn)行數(shù)值模擬，研究閃蒸罐內(nèi)流體的流動(dòng)和沖蝕過(guò)程，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)沖蝕現(xiàn)象，設(shè)計(jì)了緩沖罐壁沖蝕的耐磨人字板，并考察緩沖耐磨人字板結(jié)構(gòu)對(duì)氣化閃蒸罐內(nèi)沖蝕過(guò)程的影響，以期為工程實(shí)際問(wèn)題的解決提供途徑和借鑒。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何尺寸

某氣化裝置閃蒸罐初始結(jié)構(gòu)示意圖和計(jì)算區(qū)域見(jiàn)圖1。來(lái)液通過(guò)接管進(jìn)入閃蒸罐的環(huán)形空間，進(jìn)行氣液初步分離，液體進(jìn)入下部集液區(qū)，氣體攜帶固體顆粒沿內(nèi)筒向上流動(dòng)，流經(jīng)氣固分離部件實(shí)現(xiàn)氣固分離。工業(yè)實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，閃蒸罐內(nèi)筒經(jīng)常出現(xiàn)沖蝕破壞，考慮到閃蒸罐整體尺寸很大，并且從氣液固流動(dòng)過(guò)程分析，沖蝕磨損主要發(fā)生在閃蒸罐入口區(qū)域，為了減小計(jì)算負(fù)荷，僅對(duì)閃蒸罐的入口區(qū)域進(jìn)行了計(jì)算，考慮到上游進(jìn)液管對(duì)閃蒸罐入口的流動(dòng)影響較大，因此計(jì)算區(qū)域包括上游T 型管和閃蒸罐入口環(huán)形空間，如圖1(b)所示。

圖1 閃蒸罐初始結(jié)構(gòu)示意圖和計(jì)算區(qū)域

圖1(b)中氣流從接管直接流入閃蒸罐環(huán)形空間，記為方案A。設(shè)計(jì)了3 種緩沖罐壁沖蝕的耐磨人字板，其結(jié)構(gòu)示意圖見(jiàn)圖2，其中，圖2(a)是在內(nèi)筒壁面設(shè)置人字形導(dǎo)流板，將內(nèi)筒壁與接管相對(duì)的位置改造成人字形，以分流高速來(lái)流，減少對(duì)內(nèi)筒壁的沖擊，記為方案B；圖2(b)是在接管和內(nèi)筒中間設(shè)置人字形緩沖板，避免接管來(lái)流直接沖擊內(nèi)筒筒壁，且緩沖板正對(duì)來(lái)流的部分采用圓弧結(jié)構(gòu)，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(kāi)孔，讓部分氣流經(jīng)過(guò)小孔直接進(jìn)入緩沖板和內(nèi)筒之間的區(qū)域，記為方案D。

1.2 網(wǎng)格劃分

圖2 不同人字板結(jié)構(gòu)示意圖

采用六面體網(wǎng)格對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，見(jiàn)圖3，在結(jié)構(gòu)變化、流體轉(zhuǎn)向以及壁面附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密，網(wǎng)格數(shù)量約220 萬(wàn)。對(duì)不同結(jié)構(gòu)劃分網(wǎng)格時(shí)，盡量采用相同的網(wǎng)格尺度，以避免網(wǎng)格對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 控制方程

基于閃蒸罐內(nèi)恒溫和不可壓縮流動(dòng)的假設(shè)，采用不可壓縮三維瞬時(shí)流動(dòng)的控制方程描述連續(xù)流體的流動(dòng)，通過(guò)牛頓第二定律計(jì)算顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡，顆粒與流體之間的相互作用主要考慮曳力、虛假質(zhì)量力等。

2.2 沖蝕模型

根據(jù)沖蝕過(guò)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(duì)材料的沖蝕磨損過(guò)程。通過(guò)自定義函數(shù)采用多項(xiàng)式定義沖蝕模型中粒徑函數(shù)、顆粒沖擊角函數(shù)以及顆粒相對(duì)速度函數(shù)，以滿(mǎn)足閃蒸罐內(nèi)沖蝕過(guò)程數(shù)值模擬計(jì)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(shù)；f(θ)為顆粒沖擊角函數(shù)；b(Vp)為顆粒相對(duì)速度的函數(shù)；mp為固體顆粒質(zhì)量流量，kg/s；Vp為顆粒相對(duì)速度，m/s；N 為顆粒數(shù)目；θ 為固體顆粒與壁面的碰撞角度，°；Aface為壁面計(jì)算單元面積，m2。

2.3 邊界條件和求解器設(shè)置

模擬對(duì)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(jù)氣體流量11 200 kg/h 和煤粉顆粒流量8 000 kg/h 設(shè)置速度入口邊界條件；出口處假設(shè)流動(dòng)已經(jīng)局部單向化，施加壓力出口邊界；壁面設(shè)定為脆性無(wú)滑移固壁的邊界條件。

在計(jì)算過(guò)程中，通過(guò)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(fēng)差分格式，壓力速度耦合選擇SIMPLE 算法。采用非穩(wěn)態(tài)求解器進(jìn)行計(jì)算，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.001 s，連續(xù)殘差設(shè)定為1×10-5，以保證流場(chǎng)完全穩(wěn)定。

3 模擬結(jié)果

3.1 流動(dòng)特性分析

閃蒸罐入口區(qū)域的速度分布云圖見(jiàn)圖4。從圖4可以看出，不同結(jié)構(gòu)下流體動(dòng)能的變化過(guò)程基本一致：從入口高速流入三通接管，在豎直管中心軸線(xiàn)附近保持高速流動(dòng)；受豎直管底部管壁約束和水平接管流動(dòng)方向改變的影響，中心高速流體產(chǎn)生不穩(wěn)定擺動(dòng)，高速尾端周期性地掃掠豎直管管壁；進(jìn)入水平接管后，由于轉(zhuǎn)向、擴(kuò)張和撞擊耗能，流體動(dòng)能迅速減少，流速降低至約30 m/s；低速流體進(jìn)入閃蒸罐環(huán)形空間后，在碰撞內(nèi)筒或人字形緩沖板前，繼續(xù)保持低速流動(dòng)，碰撞內(nèi)筒和人字形緩沖板后，流體轉(zhuǎn)向然后彌散于整個(gè)環(huán)形空間，由于流動(dòng)空間增大，流速降低至 5 m/s 以下。

圖4 閃蒸罐入口區(qū)域的速度分布云圖

4 種結(jié)構(gòu)條件下，流體在閃蒸罐入口區(qū)域的流動(dòng)過(guò)程基本相同，但速度量值和能量消耗發(fā)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(jié)構(gòu)中，在內(nèi)筒和人字板的迎風(fēng)面前端均形成了低速區(qū)，這是由于前駐點(diǎn)壓力升高導(dǎo)致速度降低；方案D由于在外側(cè)人字板開(kāi)孔，約有15.96%的氣流通過(guò)該孔進(jìn)入人字板和內(nèi)筒之間的區(qū)域，所以人字板前端沒(méi)有形成前駐點(diǎn)高壓區(qū)。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(nèi)筒壁進(jìn)入環(huán)形空間，可能會(huì)對(duì)內(nèi)筒壁有一定沖擊磨損；方案C 中氣流經(jīng)人字板導(dǎo)流后進(jìn)入環(huán)形空間，在流速降低前幾乎沒(méi)有碰到內(nèi)外壁；方案D 中，約有15.96%的氣流分流后沖擊外側(cè)氣流，使之流向外筒壁，可能會(huì)對(duì)外筒壁有一定沖擊磨損。

湍動(dòng)能是衡量湍流發(fā)展和衰退的重要指標(biāo)，閃蒸罐入口區(qū)域湍動(dòng)能的分布云圖見(jiàn)圖5。從圖5 可以看出，在三通管內(nèi)湍動(dòng)能強(qiáng)度很高，說(shuō)明流體在三通管內(nèi)流動(dòng)變化非常劇烈，相應(yīng)固體粒子運(yùn)動(dòng)的隨機(jī)性更強(qiáng)，撞擊壁面的幾率也會(huì)更高，進(jìn)而導(dǎo)致入口區(qū)域的沖蝕磨損程度較嚴(yán)重。

圖5 閃蒸罐入口區(qū)域湍動(dòng)能的分布云圖

3.2 沖蝕現(xiàn)象分析

3.2.1 沖蝕分布

閃蒸罐內(nèi)壁面沖蝕速率的分布云圖見(jiàn)圖6。從圖6 可以看出，4 種結(jié)構(gòu)中三通接管內(nèi)的流體沖蝕速率都最高，而且無(wú)論是豎直接管還是水平接管，壁面都受到嚴(yán)重的顆粒撞擊和磨損。在閃蒸罐內(nèi)，壁面沖蝕主要發(fā)生在氣流撞擊與轉(zhuǎn)向的位置，例如方案A 中沖蝕主要發(fā)生在與水平接管相對(duì)的內(nèi)筒壁，這是顆粒高速撞擊產(chǎn)生的沖蝕現(xiàn)象；方案B 和方案C 中沖蝕主要發(fā)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(chǎn)生的沖蝕現(xiàn)象；方案D 中沖蝕主要發(fā)生在小孔壁、人字板兩翼以及內(nèi)筒壁面，這是顆粒撞擊、切削共同作用的結(jié)果。從圖6 中還可以看出，在外筒壁也有局部區(qū)域發(fā)生較嚴(yán)重的沖蝕，結(jié)合圖4 流動(dòng)特性進(jìn)行分析，該區(qū)域多是氣流直接沖擊或者形成渦流的區(qū)域，因此顆粒在這些區(qū)域就會(huì)發(fā)生撞擊或切削，進(jìn)而形成沖蝕。

圖6 閃蒸罐內(nèi)壁面沖蝕速率分布云圖

3.2.2 沖蝕分析

4 種結(jié)構(gòu)下三通接管管壁流體沖蝕速率的對(duì)比見(jiàn)表1。從表1 中可以看出，4 種結(jié)構(gòu)下三通接管內(nèi)的沖蝕速率相差不大，說(shuō)明下游閃蒸罐結(jié)構(gòu)變化對(duì)上游流體流動(dòng)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(nèi)筒和外筒之間設(shè)置人字擋板，對(duì)上游三通內(nèi)的流動(dòng)有改善效果。

表1 三通接管管壁流體沖蝕速率對(duì)比

4 種結(jié)構(gòu)條件下內(nèi)筒和人字板沖蝕速率的分布云圖見(jiàn)圖7，內(nèi)筒壁和人字板沖蝕速率的對(duì)比見(jiàn)表2和表3。從圖7、表2 及表3 可以看出，不設(shè)人字板時(shí)，氣流攜帶固體顆粒直接沖擊內(nèi)筒，產(chǎn)生較強(qiáng)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(gè)數(shù)量級(jí)。設(shè)置人字形緩沖板后，內(nèi)筒壁面的沖蝕速率迅速降低，尤其是在內(nèi)筒和外筒之間設(shè)置不開(kāi)孔的圓弧形人字緩沖板（方案C），可以有效減小含固氣流對(duì)內(nèi)筒壁的沖蝕磨損，最大沖蝕速率減小一個(gè)數(shù)量級(jí)，為 1.71×10-7kg/(s·m2)。

結(jié)合圖4 可以看出，設(shè)置人字緩沖板不僅可以引導(dǎo)氣流，而且可以轉(zhuǎn)換氣流的能量，將顆粒沖蝕發(fā)生的位置提前，這一點(diǎn)從圖7 也可看出。對(duì)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(nèi)筒壁處提高一至兩個(gè)數(shù)量級(jí)。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(kāi)孔后顆粒撞擊和切削作用對(duì)孔壁損害較大，導(dǎo)致局部沖蝕嚴(yán)重所致。

圖7 內(nèi)筒和人字板沖蝕速率分布云圖

表2 內(nèi)筒壁沖蝕速率對(duì)比

表3 人字板沖蝕速率對(duì)比

4 種結(jié)構(gòu)下外筒壁流體沖蝕速率的對(duì)比見(jiàn)表4。

表4 外筒壁流體沖蝕速率對(duì)比

從表4 可以看出，外筒壁的沖蝕速率相對(duì)較小，但方案B 中二次渦流對(duì)外筒壁的沖蝕破壞嚴(yán)重，最大沖蝕速率可達(dá) 1.07×10-6kg/(s·m2)，比其他 3 種結(jié)構(gòu)大一個(gè)數(shù)量級(jí)，結(jié)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(duì)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(qū)域，上游三通接管的沖蝕速率最高，且沖蝕范圍大；閃蒸罐內(nèi)筒壁次之，最大沖蝕速率比三通接管低兩至三個(gè)數(shù)量級(jí)，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(nèi)筒壁處低一至二個(gè)數(shù)量級(jí)，且可以通過(guò)有效措施來(lái)減少對(duì)外壁的沖蝕。

綜上可知，設(shè)置人字形緩沖板，可以保護(hù)閃蒸罐的內(nèi)、外筒壁，并改善上游三通接管內(nèi)的流體流動(dòng)，從而減少因沖蝕破壞導(dǎo)致的停工現(xiàn)象；在對(duì)比的3 種人字板結(jié)構(gòu)中，方案C 即環(huán)形空間設(shè)置不開(kāi)孔的圓弧形人字板效果最好，與未設(shè)置人字形緩沖板的閃蒸罐的沖蝕情況相比，可將內(nèi)筒壁最大沖蝕速率降低至初始結(jié)構(gòu)的1/43，同時(shí)對(duì)外筒壁也起到了一定的保護(hù)作用。

4 結(jié) 論

采用基于歐拉- 拉格朗日法的DPM 兩相流模型，對(duì)比分析了不同結(jié)構(gòu)條件下閃蒸罐入口區(qū)域的流動(dòng)、沖蝕過(guò)程、流場(chǎng)分布及沖蝕樣貌，得出如下結(jié)論。

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

4.2 在閃蒸罐入口區(qū)域設(shè)置人字形緩沖板可以有效減小含固氣流對(duì)內(nèi)筒壁的沖蝕磨損?？疾斓? 種人字板結(jié)構(gòu)中，圓弧形不開(kāi)孔人字板的防沖蝕效果最好，可以將閃蒸罐內(nèi)筒壁的最大沖蝕速率降低至初始結(jié)構(gòu)的1/43，從沖蝕失效的角度來(lái)看，可以延長(zhǎng)外筒壁的使用壽命。圓弧形人字板的結(jié)構(gòu)和位置對(duì)閃蒸罐入口區(qū)域沖蝕過(guò)程的影響有待進(jìn)一步研究。