煤液化彎管沖蝕磨損的數(shù)值模擬研究

邵 東,王建文

(華東理工大學 機械與動力工程學院，上海 200237)

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應用技術

煤液化彎管沖蝕磨損的數(shù)值模擬研究

邵 東,王建文

(華東理工大學 機械與動力工程學院，上海 200237)

針對煤液化工業(yè)管道系統(tǒng)中彎管部位的沖蝕磨損問題，通過二次開發(fā)將磨損模型嵌入到FLUENT中模擬計算磨損率大小及磨損位置，將計算結果與試驗數(shù)據(jù)相對比以驗證模型的正確性，再將磨損模型應用到煤液化管道的沖蝕磨損預測研究中。結果表明：煤粉直徑小于80 μm時，磨損率隨著粒徑增大明顯降低；最大磨損率與沖擊速度成指數(shù)增長；最大磨損率隨著管道彎曲角度增大而降低；彎徑比為3時磨損率較小且磨損分布均勻。

油煤漿；彎管；固-液兩相流；沖蝕磨損；數(shù)值模擬

煤直接液化技術是將干燥的煤磨成小于200目的細粉，并配制成油煤漿；預熱至350 ℃，加壓到15～30 MPa，使煤軟化、熱解、變?yōu)槟z狀物；再在反應器內(nèi)高溫、高壓、催化劑條件下加氫反應[1]。采用煤液化技術，將煤轉(zhuǎn)化成油品和化工產(chǎn)品，是緩解石油壓力、提高煤炭資源利用率、降低環(huán)境污染的重要途徑[2]。煤液化過程中，因多相流沖蝕磨損引發(fā)的失效、非計劃事故頻繁發(fā)生，尤其對沖擊和腐蝕交互作用下的沖蝕破壞更為嚴重。研究表明，管道系統(tǒng)中彎管部位的沖蝕磨損比直管部位高50倍[3]。在停工檢修時，由于缺乏檢測區(qū)域的針對性和檢測時間的合理性，即增加了運行成本，又難以保障企業(yè)的安全生產(chǎn)。

本工作采用數(shù)值計算方法研究了油煤漿對輸送管道彎管部位的沖蝕磨損規(guī)律，通過二次開發(fā)，將磨損模型嵌入到FLUENT軟件中，數(shù)值計算沖蝕磨損率大小和磨損位置分布。分析對比不同管道結構、粒子屬性等因素對沖蝕磨損的影響，為管道設計、工藝設計以及管道系統(tǒng)壁厚監(jiān)測提供了依據(jù)。

1　計算模型

1.1幾何模型與邊界條件

選取公稱直徑(DN)為200 mm，彎徑比為3，彎曲角度為90°的管道為例來進行分析。如圖1所示：L1為管道入口直管段長度，L2為出口直管段長度，d為管道內(nèi)徑，R為彎管曲率半徑，為了保證油煤漿流經(jīng)彎管時是充分發(fā)展的湍流流動，取L1=12d，L2=10d[4]。

圖1　管道幾何模型及網(wǎng)格Fig. 1　Geometry model and mesh of pipeline

利用UG建立物理模型，ICEM劃分網(wǎng)格，采用截面掃略法劃分六面體網(wǎng)格，截面采用“古錢幣”式平面圓分網(wǎng)算法[5]，見圖1。

管道材料采用Inconel 718，密度為8 240 kg/m3，布氏硬度為363 N/mm2。管內(nèi)液相密度為797.5 kg/m3，黏度為0.008 Pa·s；煤粉密度為1 728 kg/m3，粒徑分布為5～200 μm，平均粒徑為74 μm，顆粒規(guī)整度用形狀系數(shù)表示，在0.2～1之間選取，顆粒體積分數(shù)為2.5%。

溫度較高時，油煤漿可近似按牛頓流體計算[6]，且油煤漿為固-液混合物，可視為不可壓流體，在假設常物性參數(shù)和能量守恒的條件下，管內(nèi)流體滿足連續(xù)性方程和動量方程。計算時湍流模型采用標準的κ-ε方程，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，動量方程、壓力、湍動能和湍流擴散率均采用Quick格式。入口和出口邊界采用速度入口和壓力出口，壁面采用無滑移邊界和標準壁面函數(shù)，同時考慮流體和顆粒間的雙向耦合作用。

1.2顆粒軌跡模型

FLUENT通過積分拉氏坐標系下顆粒的作用力微分方程來求解顆粒的軌道。固體顆粒在笛卡爾坐標系下沿x方向的微分方程[7]見式(1)：

(1)

式中：u為連續(xù)相的速度，m/s；up為顆粒相的速度，m/s；FD(u-up)為顆粒的單位質(zhì)量曳力；ρp和ρ分別為顆粒和油漿的密度；Fx為其他附加力，N；在所有作用力中，只考慮Saffman升力和重力的作用，其他作用力非常小，可以忽略不計[8]。

1.3磨損模型

目前，比較常用的磨損模型包括Finne切削磨損模型[9]、Hashish和Bitter的剪切和變形磨損模型[10]、Tulsa大學的沖蝕磨損模型[11]和Oka磨損模型[12]。

分別將Tulsa大學的沖蝕磨損方程和Hashish改進的剪切磨損模型嵌入到FLUENT中進行煤液化管道沖蝕磨損預測研究，見式(2)～(4)：

(2)

(3)

(4)

式中：Wt為壁面材料的沖蝕磨損率，kg/(m2·s)；C為常數(shù)；HB為壁面材料的布氏硬度，N/mm2；mp為固體顆粒的質(zhì)量流率，kg/s；Fs為顆粒的形狀系數(shù)；Vp為顆粒的沖擊速率，m/s；n為速率指數(shù)，取2.41；F(θ)為沖擊角度函數(shù)；Ac為計算單元的面積，m2；ρw為壁面材料的密度，kg/m3；Mp為顆粒質(zhì)量，kg；rp為顆粒半徑，m；Ck為剪切特征速率，m/s；σ為管道塑性流動應力，Pa；ρp為顆粒密度kg/m3。

Tulsa大學的沖蝕磨損模型中的沖擊角度函數(shù)分別采用式(5)和式[11](6)計算，以下分別簡稱為Tulsa(1)模型和Tulsa(2)模型。

(5)

(6)

式中：θ為顆粒與壁面的沖擊角度，rad；k1～k5為根據(jù)壁面材料確定的經(jīng)驗常數(shù)。

2　磨損模型驗證

為了驗證磨損模型的正確性，將數(shù)值計算得出的結果與Bourgoyne的試驗數(shù)據(jù)[13]進行對比。試驗采用的管道直徑為52.5 mm，材料為ASTM A216 Grade WCB，硬度為140 HB，密度為7 800 kg/m3；流體介質(zhì)為泥漿，黏度為0.06 Pa·s；固體顆粒為半圓形的石英砂，顆粒直徑為350 μm。由數(shù)值計算和試驗得到的最大磨損率結果見表1。通過對比分析，數(shù)值計算得到的結果與試驗結果表現(xiàn)出良好的一致性，因而可以用來預測煤液化管道的沖蝕磨損情況。

3　計算結果

3.1網(wǎng)格無關性驗證

使用Tulsa(1)模型進行驗證。由圖2可知，當網(wǎng)格數(shù)量達到51萬時計算結果基本穩(wěn)定，在計算誤差允許的前提下，為了盡可能減小計算誤差，本次計算選取的網(wǎng)格數(shù)為513 780。

表1　沖蝕磨損數(shù)值計算與試驗數(shù)據(jù)對比Tab. 1　The numerical calculation of erosion wear compared with experimental data

圖2　最大沖蝕磨損率與網(wǎng)格數(shù)量的關系Fig. 2　The relationship of maximum erosion wear rate and grid number

3.2速度分布

以入口速度V=5 m/s，DN200 mm，R/d=3，彎曲角度為90°管道為例，速度分布如圖3所示(圖中截面的上部為管道的內(nèi)拱壁)。

由圖3可知，入口直管段速度分布比較均勻，當介質(zhì)剛流進彎管時，由于內(nèi)拱壁一側(cè)流道變化較外拱壁一側(cè)更劇烈，使得介質(zhì)在內(nèi)拱壁處的流速迅速增大，隨后介質(zhì)沿著管道壁面做圓周運動，在離心力作用下，使得介質(zhì)在管道外拱壁近壁面的流速大于內(nèi)拱壁近壁面的，外拱壁處的壓強高于內(nèi)拱壁的。介質(zhì)除了沿管壁的圓周運動以外，還存在由管道外拱壁向內(nèi)拱壁沿橫截面切線方向上的圓周運動，即“二次流”，在彎頭45°處至彎頭出口部位二次流更加明顯。當介質(zhì)流出彎管時，在出口直管段流速逐漸恢復均勻分布，二次流也逐漸消失，見圖3。

圖3　管道及截面速度分布云圖(m/s)Fig. 3　The velocity distribution cloud of pipeline and sectional velocity (m/s)

3.3沖蝕磨損

選取DN200 mm，R/d=3，彎曲角度為90°管道，入口速度V=5 m/s，直徑為74 μm的半球形顆粒進行分析(在以下的影響因素分析計算中只改變其中某一參數(shù)，其他參數(shù)均保持不變)。三種磨損模型計算得到的最大沖蝕磨損率位置基本一致，只是Hashish模型得到的沖蝕面積較小。

煤液化管道沖蝕磨損主要是由油煤漿中的煤粉顆粒對管壁的沖擊造成的，當油煤漿流入彎頭部位時，由于流道幾何形狀發(fā)生改變，油煤漿會對管道產(chǎn)生很大的沖蝕磨損作用，該部位的磨損有兩部分組成：(a) 沿著彎管壁面做圓周運動的主動流造成的沖擊磨損，稱為“主動流磨損”，主要發(fā)生在彎管的外拱壁處；(b) 油煤漿流經(jīng)彎管時產(chǎn)生的二次流造成的磨損，稱為“二次流磨損”，主要發(fā)生在彎管的側(cè)壁。在靠近彎頭出口部位的直管段，由于流速還沒有完全恢復均勻分布，存在湍流脈動，故也會有一定沖擊磨損，但數(shù)值很小。

3.4磨損影響因素分析

三種磨損模型在不同條件下模擬計算得到磨損率變化規(guī)律和磨損位置分布情況基本一致，如無特別說明，磨損云圖均以Tulsa(1)模型的計算結果進行分析。

3.4.1 顆粒直徑的影響

保持其他條件不變的情況下，分別采用Tulsa(1)模型、Tulsa(2)模型和Hashish模型計算不同粒子直徑對沖蝕磨損的影響。得到的最大沖蝕磨損率見圖4。

當粒徑小于80 μm時，隨著粒子直徑增大，最大磨損率明顯降低。這是因為煤粉顆粒體積不變時，隨著粒子直徑增大，顆粒數(shù)目減小，流體對顆粒的攜帶作用下降。當粒子直徑大于80 μm時，最大磨損率隨顆粒直徑的變化平緩。

圖4　最大沖蝕磨損率與顆粒直徑的關系Fig. 4　The relationship of maximum erosion wear rate and particle diameter

由圖5可見，顆粒直徑較小時，最大磨損位置在彎頭的內(nèi)拱壁處；隨著顆粒直徑增大，最大沖蝕磨損率的位置逐漸從彎頭部位的內(nèi)拱壁向外拱壁、側(cè)壁方向移動，且沖蝕磨損的面積也逐漸增大。這主要因為隨著粒徑增大，顆粒動量增大，流體攜帶作用下降。三個磨損方程計算結果基本一致。

(a)　10 μm (b)　20 μm (f)　60 μm

(d)　100 μm (e)　140 μm (i)　180 μm圖5　不同顆粒直徑對應的沖蝕磨損云圖Fig. 5　The erosion wear cloud of different particle diameters

3.4.2 入口速度的影響

其他條件不變，隨著入口速度增大，最大沖蝕磨損率成指數(shù)增長，Hashish磨損模型計算得到的增長指數(shù)小于Tulsa磨損模型的，見圖6。

圖6　最大沖蝕磨損率與入口速度的關系Fig. 6　The relationship of maximum erosion wear rate and inlet velocity

另外，隨著入口速度增大，最大沖蝕磨損位置逐漸由彎管外拱壁向側(cè)壁和出口方向移動，且沖蝕面積也不斷增大，如圖7所示。

3.4.3 管道彎曲角度的影響

其他條件都不變，分別計算不同彎曲角度管道對應的沖蝕磨損云圖，見圖8。由圖8可見,當彎曲角度小于90°時，最大沖蝕磨損率明顯下降；當彎曲角度大于90°時，最大磨損率下降速度變緩。這是因為彎曲角度增大，流道幾何形狀發(fā)生改變，介質(zhì)流經(jīng)彎頭的流動狀態(tài)逐漸趨于平緩。隨著彎曲角度的增大，最大磨損率的位置均發(fā)生在彎頭出口處的外拱壁處；沖蝕磨損面積減小，但單位面積上的磨損量增大。

3.4.4 管道彎徑比的影響

其他條件都不變，分別計算不同彎徑比管道對應的沖擊磨損情況，見圖9。由圖9可見,隨著彎徑比增大，最大沖磨損率位置由管道內(nèi)側(cè)壁向管道外側(cè)壁和外拱壁處移動；沖蝕面積也增大。由圖10可見，當彎徑比小于3時，最大沖蝕磨損率隨彎徑比的增大明顯降低；當彎徑比大于3時，最大磨損率變化平緩。綜合比較，彎徑比為3時比較合適。

(a)　2 m/s (b)　5 m/s (c)　10 m/s圖7　不同入口速度對應的沖蝕磨損云圖Fig. 7　The erosion wear cloud of different inlet velocities

圖8　最大沖蝕磨損率與彎曲角度的關系Fig. 8　The relationship of maximum erosion wear rate and bending angle

彎徑比對沖蝕磨損產(chǎn)生影響，主要是由于彎頭曲率半徑不同時，介質(zhì)流經(jīng)彎管的流動狀態(tài)不同。當彎徑比較小時，彎頭路徑較短，流道方向變化大，使得油煤漿流動方向改變劇烈，速度變化較大，二次流也比較嚴重，如圖11所示，從而造成比較嚴重的沖蝕磨損，磨損比較嚴重的區(qū)域為管道側(cè)壁和外拱壁。當彎徑比較大時，彎頭路徑較長，流道方向變化平緩，使得油煤漿流入彎頭時流動方向改變比較平緩，流速變化小，且二次流隨著彎徑比的增大逐漸減小，從而造成較小的沖擊磨損，磨損嚴重的區(qū)域為管道外拱壁。

(a)　60° (b)　90° (c)　120°圖9　不同彎曲角度對應的沖蝕磨損云圖Fig. 9　The erosion wear cloud of different bending angles

圖10　最大沖蝕磨損率與彎徑比的關系Fig. 10　The relationship of maximum erosion wear rate and bending diameter ratio

(a)　R/d=1 (b)　R/d=3 (c)　R/d=5圖11　不同彎徑比管道彎頭45°截面二次流Fig. 11　The secondary flow of elbows 45 degree section for different bending diameter ratio pipes

4　結論

煤液化管道彎管部位在油煤漿沖擊作用下磨損情況非常復雜，受諸多因素影響，保持其他條件不變：

(1) 當粒徑小于80 μm時，隨著粒徑增大磨損率明顯降低；當粒徑大于80 μm時，磨損率變化比較平緩。

(2) 沖蝕磨損率與沖擊速度呈指數(shù)增長關系。

(3) 管道彎曲角度越大，沖蝕磨損率越小，尤其是彎曲角度小于90°時，最大沖蝕磨損率明顯降低，管道彎曲角度盡量選取90°或90°以上。

(4) 當R/d小于3時，隨著彎徑比增大，磨損率明顯下降；當R/d大于3時，磨損率變化比較平緩；沖蝕磨損面積隨著彎徑比增大而增大，綜合比較，取彎徑比為3時較合適。

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Numerical Simulation Research of Erosion Wear for Elbows in Coal Liquefaction

SHAO Dong, WANG Jian-wen

(College of Mechanical and Power Engineering, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)

The erosion model was inserted into FLUENT by secondary development to calculate the wear rate and simulate the wear position for the elbow erosion wear problem in coal liquefaction industry. The calculated results and test data were compared to validate the correctness of the model. Then the erosion model was applied to predict the erosion at the elbow region in coal liquefaction industry. The numerical results reveal that when the particle diameter was less than 80 μm, the maximum wear rate significantly decreased with the increase of particle diameter. Maximum wear rate grows exponential with the increase of impact velocity. The maximum wear rate decreased with the increase of pipe bending angle. Bend diameter ratio of 3 was more appropriate.

coal-oil slurry; elbow; solid-liquid flow; erosion wear; numerical simulation

10.11973/fsyfh-201605016

2015-03-17

王建文(1969-),副教授,博士,從事沖蝕-腐蝕失效研究,13916897136,wangjianwen@ecust.edu.cn

TG174

A

1005-748X(2016)05-0424-06