煤氣化裝置閃蒸罐沖蝕過程的數值模擬

楊國政 馬佳敏 陸 遙 李 偉 王正強 劉 軍 劉美麗

（1.航天長征化學工程股份有限公司；2.北京石油化工學院）

粉煤加壓氣化是煤炭深加工的主流核心技術，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)進行分解處理。閃蒸罐是閃蒸系統(tǒng)實現(xiàn)黑水閃蒸、酸性氣體解析和黑水提濃的主要設備［2］。但是，黑水中的固體顆粒會沖擊和摩擦閃蒸罐內壁從而產生沖蝕現(xiàn)象，導致閃蒸罐入口附近的罐壁局部變薄甚至產生裂紋，給黑水閃蒸系統(tǒng)的安全運行帶來巨大的隱患［3］。因此，研究閃蒸罐內的沖蝕現(xiàn)象具有重要意義。

國內外學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，多是基于實驗方法對管內沖蝕過程進行研究［4］；近期，考慮到經濟性和時效性采用數值模擬方法分析管內沖蝕過程。劉培坤等運用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［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重的部位，據此提出了結構優(yōu)化方案［6］。Zhou X G等考察了節(jié)流比、收縮角、擴張角及喉段長度等參數對粉煤密相氣力輸送系統(tǒng)中沖蝕過程的影響［7，8］。楊鴻麟等通過標準k-ε湍流模型和離散相模型對文丘里管進行了流場分析，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］。李勛等通過數值模擬方法分析了旋風分離器內部壁面的沖蝕磨損狀況［10～12］。通過調查發(fā)現(xiàn)，以上都是對管道的沖蝕磨損現(xiàn)象進行模擬研究，未見有關閃蒸罐沖蝕過程的研究報道。為此，筆者在前人研究的基礎上，結合現(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，為閃蒸罐的安全運行提供指導意見。

1 幾何模型和網格劃分

閃蒸罐的結構如圖1a所示，來液通過接管進入閃蒸罐的環(huán)形空間，氣液初步分離，液體進入下部積液區(qū)，氣體攜帶固體顆粒從內筒向上流動，流經分離部件實現(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，而且上游進液管對流動也有影響，因此計算區(qū)域包括閃蒸罐環(huán)形空間和T形管（圖1b）。

圖1 閃蒸罐結構和計算區(qū)域

采用Gambit建模軟件對計算區(qū)域進行結構化網格劃分（圖2），在管壁和流動轉向的區(qū)域進行網格加密，網格數量為2 074 933。

圖2 計算區(qū)域網格劃分

2 數學模型

2.1 控制方程

DPM離散相模型是根據牛頓第二定律，從而計算出流體曳力、升力及湍流效應等因素對顆粒運動的影響，它可詳細追蹤顆粒的運動細節(jié)，并且易與沖蝕模型耦合計算，所以筆者選用DPM離散相模型進行模擬?；陂W蒸罐內恒溫和不可壓縮流動的假設，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生沖蝕的行程或時間的比值。Fluent中離散顆粒對設備壁面磨蝕速率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，其默認值分別為1.8×10-9、1、0；

C（dp）——顆粒粒徑函數；

f（θ）——顆粒沖擊角函數；

mp——顆粒質量；

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、顆粒沖擊角等參數的關系，因此采用自定義函數的方式對沖蝕模型進行修正，并用于閃蒸罐沖蝕過程的數值模擬。

2.3 邊界條件和求解器設置

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。

計算過程中，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)求解器進行計算，時間步長設定為0.001，連續(xù)殘差設定為1×10-5以保證流場完全穩(wěn)定。

3 閃蒸罐沖蝕模擬結果與分析

3.1 流動特性分析

圖3是閃蒸罐內速度分布云圖。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，流體轉向且流速降低；進入閃蒸罐內，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。閃蒸罐內的流體經擋板分流后進入環(huán)形空間，在相對入口180°的位置形成撞擊流。

圖3 閃蒸罐內速度分布云圖

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

圖4 閃蒸罐內壓力分布云圖

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

圖5 閃蒸罐內湍動能分布云圖

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度也大，因此該區(qū)域將是發(fā)生沖蝕磨損的重點區(qū)域。

3.2 沖蝕結果分析

圖6是模擬計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，導致管壁沖蝕嚴重；氣流攜帶顆粒進入閃蒸罐后直接沖擊擋板，然后在擋板的導流作用下從兩側進入環(huán)形空間，所以在擋板中間由于碰撞作用沖蝕嚴重，而擋板兩側由于切削作用沖蝕也嚴重；擋板分流后的氣流獲得一定的徑向速度，在30～60°范圍內到達外筒壁，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量級。

圖6 閃蒸罐沖蝕速率分布云圖

閃蒸罐內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，且流體轉向和漩渦流最多，壁面受到顆粒的較強碰撞和磨削。擋板是流體發(fā)生轉向等能量轉換的第2個位置，所以擋板的沖蝕速率僅次于入口管。進入環(huán)形空間后，流體的流動速度明顯減小，閃蒸罐內、外筒壁和頂板處的沖蝕速率勢必降低。

表1 閃蒸罐內不同位置沖蝕速率的對比

4 結論

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，可較準確地模擬閃蒸罐內氣固沖蝕過程，且預測沖蝕嚴重的位置與實際趨勢較為吻合。

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個數量級，所以有必要對入口管和擋板進行結構優(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行。