楊國政 馬佳敏 陸 遙 李 偉 王正強(qiáng) 劉 軍 劉美麗

（1.航天長征化學(xué)工程股份有限公司；2.北京石油化工學(xué)院）

粉煤加壓氣化是煤炭深加工的主流核心技術(shù)，對煤炭資源的清潔高效利用有著重要意義［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閃蒸系統(tǒng)進(jìn)行分解處理。閃蒸罐是閃蒸系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)黑水閃蒸、酸性氣體解析和黑水提濃的主要設(shè)備［2］。但是，黑水中的固體顆粒會沖擊和摩擦閃蒸罐內(nèi)壁從而產(chǎn)生沖蝕現(xiàn)象，導(dǎo)致閃蒸罐入口附近的罐壁局部變薄甚至產(chǎn)生裂紋，給黑水閃蒸系統(tǒng)的安全運(yùn)行帶來巨大的隱患［3］。因此，研究閃蒸罐內(nèi)的沖蝕現(xiàn)象具有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者對沖蝕過程的研究主要集中在管道輸送過程中的沖蝕現(xiàn)象。早期，多是基于實(shí)驗(yàn)方法對管內(nèi)沖蝕過程進(jìn)行研究［4］；近期，考慮到經(jīng)濟(jì)性和時效性采用數(shù)值模擬方法分析管內(nèi)沖蝕過程。劉培坤等運(yùn)用Fluent模擬分析了兩種彎頭的流場特性，得出了不同顆粒對彎頭的沖蝕磨損規(guī)律和分布特點(diǎn)［5］。曹輝祥等通過氣固兩相流管道沖蝕的模擬，得出了氣固兩相流管道受沖蝕最為嚴(yán)重的部位，據(jù)此提出了結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案［6］。Zhou X G等考察了節(jié)流比、收縮角、擴(kuò)張角及喉段長度等參數(shù)對粉煤密相氣力輸送系統(tǒng)中沖蝕過程的影響［7，8］。楊鴻麟等通過標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型和離散相模型對文丘里管進(jìn)行了流場分析，得出了沖蝕角度、流體速度等因素對沖刷腐蝕行為的影響規(guī)律［9］。李勛等通過數(shù)值模擬方法分析了旋風(fēng)分離器內(nèi)部壁面的沖蝕磨損狀況［10～12］。通過調(diào)查發(fā)現(xiàn)，以上都是對管道的沖蝕磨損現(xiàn)象進(jìn)行模擬研究，未見有關(guān)閃蒸罐沖蝕過程的研究報道。為此，筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合現(xiàn)場情況修正了Fluent固有的沖蝕模型，得到了閃蒸罐入口區(qū)域氣固流動及其沖蝕的特性，為閃蒸罐的安全運(yùn)行提供指導(dǎo)意見。

1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

閃蒸罐的結(jié)構(gòu)如圖1a所示，來液通過接管進(jìn)入閃蒸罐的環(huán)形空間，氣液初步分離，液體進(jìn)入下部積液區(qū)，氣體攜帶固體顆粒從內(nèi)筒向上流動，流經(jīng)分離部件實(shí)現(xiàn)氣固分離。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(fā)生在閃蒸罐入口區(qū)域，而且上游進(jìn)液管對流動也有影響，因此計(jì)算區(qū)域包括閃蒸罐環(huán)形空間和T形管（圖1b）。

圖1 閃蒸罐結(jié)構(gòu)和計(jì)算區(qū)域

采用Gambit建模軟件對計(jì)算區(qū)域進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分（圖2），在管壁和流動轉(zhuǎn)向的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格數(shù)量為2 074 933。

圖2 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 控制方程

DPM離散相模型是根據(jù)牛頓第二定律，從而計(jì)算出流體曳力、升力及湍流效應(yīng)等因素對顆粒運(yùn)動的影響，它可詳細(xì)追蹤顆粒的運(yùn)動細(xì)節(jié)，并且易與沖蝕模型耦合計(jì)算，所以筆者選用DPM離散相模型進(jìn)行模擬?；陂W蒸罐內(nèi)恒溫和不可壓縮流動的假設(shè)，三維瞬時流動的控制方程為：

2.2 沖蝕模型

含固流體對材料的磨損程度通常采用沖蝕速率表示，沖蝕速率是指沖蝕量與產(chǎn)生沖蝕的行程或時間的比值。Fluent中離散顆粒對設(shè)備壁面磨蝕速率E的定義為：

式中 Aface——受沖擊壁面面積；

b（vp）——顆粒相對速度的函數(shù)，其默認(rèn)值分別為1.8×10-9、1、0；

C（dp）——顆粒粒徑函數(shù)；

f（θ）——顆粒沖擊角函數(shù)；

mp——顆粒質(zhì)量；

vp——顆粒沖擊速度。

由于Fluent中的沖蝕模型無法正確反映閃蒸罐沖蝕過程與顆粒大小、顆粒沖擊角等參數(shù)的關(guān)系，因此采用自定義函數(shù)的方式對沖蝕模型進(jìn)行修正，并用于閃蒸罐沖蝕過程的數(shù)值模擬。

2.3 邊界條件和求解器設(shè)置

模擬對象為水蒸氣和煤粉顆粒組成的氣固兩相流。水蒸氣的密度為315 g/m3、粘度為11.39μPa·s，煤粉顆粒的密度為1 400 kg/m3、粒徑為100μm。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)定為脆性無滑移固壁的邊界條件。

計(jì)算過程中，通過k-ε湍流模型封閉方程組，對控制方程的離散采用控制容積積分法和二階迎風(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，時間步長設(shè)定為0.001，連續(xù)殘差設(shè)定為1×10-5以保證流場完全穩(wěn)定。

3 閃蒸罐沖蝕模擬結(jié)果與分析

3.1 流動特性分析

圖3是閃蒸罐內(nèi)速度分布云圖。由圖3可以看出，夾帶著固體顆粒的氣體以較高的速度從入口段進(jìn)入管路后，在慣性作用下仍保持高速流動；在三通管匯處，流體轉(zhuǎn)向且流速降低；進(jìn)入閃蒸罐內(nèi)，由于流動區(qū)域變大，流體流速降低，僅在擋板附近有一薄層流體的速度較高。三通管的豎直管底部和水平管內(nèi)的流體形成漩渦流動；在漩渦的影響下，入口高速氣流的末端繞軸線周期性擺動。閃蒸罐內(nèi)的流體經(jīng)擋板分流后進(jìn)入環(huán)形空間，在相對入口180°的位置形成撞擊流。

圖3 閃蒸罐內(nèi)速度分布云圖

由于流體在入口管內(nèi)形成了大面積的渦流流動，所以入口管內(nèi)的壓力分布不均勻，存在多處局部高壓和低壓區(qū)，而閃蒸罐內(nèi)壓力分布較均勻（圖4）。

圖4 閃蒸罐內(nèi)壓力分布云圖

湍動能是衡量湍流發(fā)展和衰退的重要指標(biāo)，在入口管內(nèi)流體速度變化顯著，導(dǎo)致整個入口管內(nèi)的湍動能明顯大于閃蒸罐內(nèi)的湍動能，并且在高速氣體界面和轉(zhuǎn)向減速位置，因其剪切作用，湍動能強(qiáng)度有較大變化（圖5）。

圖5 閃蒸罐內(nèi)湍動能分布云圖

分析速度、壓力和湍動能的分布云圖可知，在閃蒸罐入口管和擋板的區(qū)域，流體流速較大且湍流強(qiáng)度也大，因此該區(qū)域?qū)⑹前l(fā)生沖蝕磨損的重點(diǎn)區(qū)域。

3.2 沖蝕結(jié)果分析

圖6是模擬計(jì)算得到的閃蒸罐沖蝕速率分布云圖。由圖6可看出，入口管底部和擋板底部的沖蝕速率最大，說明此區(qū)域受到氣流的沖蝕最嚴(yán)重。入口管底部氣流攜帶顆粒直接撞擊管壁，同時該區(qū)域流體的漩渦流動會卷吸顆粒摩擦壁面，導(dǎo)致管壁沖蝕嚴(yán)重；氣流攜帶顆粒進(jìn)入閃蒸罐后直接沖擊擋板，然后在擋板的導(dǎo)流作用下從兩側(cè)進(jìn)入環(huán)形空間，所以在擋板中間由于碰撞作用沖蝕嚴(yán)重，而擋板兩側(cè)由于切削作用沖蝕也嚴(yán)重；擋板分流后的氣流獲得一定的徑向速度，在30～60°范圍內(nèi)到達(dá)外筒壁，然后在外筒壁的約束下繼續(xù)流動，因此外筒壁的沖蝕主要發(fā)生在30～60°范圍，但此時氣流速度相對較小，因而其沖蝕速率比擋板的減小約兩個數(shù)量級。

圖6 閃蒸罐沖蝕速率分布云圖

閃蒸罐內(nèi)不同位置沖蝕速率的對比見表1。由表1可知，入口管的沖蝕速率明顯大于其他位置的，如前所述這是由于入口區(qū)域氣流速度最大，且流體轉(zhuǎn)向和漩渦流最多，壁面受到顆粒的較強(qiáng)碰撞和磨削。擋板是流體發(fā)生轉(zhuǎn)向等能量轉(zhuǎn)換的第2個位置，所以擋板的沖蝕速率僅次于入口管。進(jìn)入環(huán)形空間后，流體的流動速度明顯減小，閃蒸罐內(nèi)、外筒壁和頂板處的沖蝕速率勢必降低。

表1 閃蒸罐內(nèi)不同位置沖蝕速率的對比

4 結(jié)論

4.1 采用基于拉格朗日法的DPM離散相模型和修正的沖蝕模型，可較準(zhǔn)確地模擬閃蒸罐內(nèi)氣固沖蝕過程，且預(yù)測沖蝕嚴(yán)重的位置與實(shí)際趨勢較為吻合。

4.2 顆粒對閃蒸罐的沖蝕主要集中在入口管和擋板下部區(qū)域，該區(qū)域的沖蝕速率比其他位置大2～3個數(shù)量級，所以有必要對入口管和擋板進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化或選擇合適的抗沖蝕材料，以保證閃蒸罐長周期安全運(yùn)行。