水煤浆流体特性对气化炉稳定操作的影响

李如春，孙 恺

(中国五环工程有限公司，湖北 武汉 430223)

某新建6.5MPa多元料浆气化项目，气化装置原始投料后，A套气化炉连续两次因氧煤比高高联锁跳车，两次跳车时的工艺参数基本相同，跳车瞬间各主要运行工艺参数趋势基本相同。

1 联锁跳车事故

该水煤浆气化装置设计压力6.5MPa,煤浆进料量80m3/h。高压煤浆泵采用进口Feluwa双软管容积式泵。两次跳车均发生在连续运行15 d时,入炉煤浆量65m3/h左右，从参数发生变化到联锁跳车在10s之内。跳车前与氧煤比高高联锁有关的工艺参数无明显波动,煤浆储槽液位稳定，跳车后调阅DCS历史趋势，均出现高压煤浆泵入口压力低、出口流量低，触发SIS氧煤比高高跳车联锁。

第一次跳车后，对高压煤浆泵入口管线进行冲洗，煤浆储槽排放约10%液位的煤浆，未见异物，但外排煤浆黏度较大，且有少量絮团状浆料。初步判断煤浆添加剂稳定性较差，煤浆储槽有挂壁现象，更换煤浆添加剂供货厂家。第二次跳车后，外排煤浆黏度较第一次有所下降，未见絮团状浆料，但煤浆黏度仍偏高。

第二次跳车发生在12月，环境温度偏低，高压煤浆泵入口管线、入口缓冲罐无伴热及保温。初步判断第二次跳车的原因在于因环境温度过低，高压煤浆泵入口管线无保温、伴热，煤浆在低温条件下黏度过高，流动性变差所致。再次投料后，对泵体入口管线、入口缓冲罐、单向阀进行保温，保证入口煤浆温度≥30℃。连续运行88 d，根据生产需要，数次加减负荷，均能正常运行。

A炉两次跳车均发生在连续运行15 d左右、工艺参数基本相同的情况下，200ms内突然联锁跳车，跳车第一触发信号为SIS(氧煤比高高)。发生跳车前气化炉运行参数如下：煤浆65m3/h、氧煤比470、中心氧比例14.5%、煤浆浓度59.5%～60.5%、煤浆黏度500～600 Pa·s，跳车前上下游工艺参数无波动，由跳车阶段DSC趋势显示，煤浆泵入口压力有瞬时下降，跳车后高压煤浆泵入口压力即刻恢复，可与出口流量趋势时序做同一判定。

2 原因分析

2.1 入口管损

该项目设有3台气化炉，每台气化炉配置1台高压煤浆泵，高压煤浆泵入口管线为304.8 mm，3台均采用步步低配管。3台高压煤浆泵布置的位置离煤浆储槽距离不同，A泵相较B和C，入口管线长度偏长约5 m，并多一个5R大半径弯头，根据清水管路沿途管损工程计算，305 mm大半径弯头可折算为6 m直管段，即A泵入口管线较B/C泵入口管线约长11 m。实测A泵入口煤浆压力低于B/C泵。

2.2 入口流速

对比类似项目，对应80m3/h流量的高压煤浆泵入口管线，较多采用254 mm或305 mm，为了避免煤浆对管线的冲刷磨蚀过快，控制煤浆最大流速≤1.2m/s，根据实际工况，计算煤浆泵入口流速见表1。

表1 入口流速

2.3 临界流速

随着浆体平均速度的减小,固体颗粒在管道中(一般指水平管道)的分布越来越不均匀。当流速减小到某一值后，管道底部出现固定的或滑动的床面，颗粒开始形成床面时的流速称为淤积流速,它直接与颗粒的沉降速度和系统的紊动程度有关，因此,它随着颗粒粒径、颗粒质量和固体含量的增加而增加。如果流速低于淤积流速,将导致管内形成固体颗粒床面，摩擦损失随之相应地增大,并具有脉动性。为保证浆体在管道中正常流动，必须使流速超过某一给定的最小值，此速度成为临界沉降速度。一般临界沉降速度大于淤积速度，使用凯夫公式计算浆料临界流速如下：

式中,D为管径,m;d50为中值粒径,μm;Cv为体积浓度，按正常煤浆计算约49.6%;S为密度,t/m3。

根据实际工况，以及d50实际分布范围，计算临界流速见表2。

表2 凯夫临界流速

对于水煤浆流体特性，因煤种特性、灰分组成等因素，专业内争论较多，较为普遍的是屈服假塑型、宾汉姆型、牛顿型。笔者认为,当粒度分布、质量浓度均在一定范围内、煤浆特性更接近于宾汉姆流体、其他条件不变的情况下，以500 Pa·s为界，随黏度的下降，浆体特性趋近于牛顿流体，随黏度的上升，趋向于屈服假塑性。但煤浆中的非极性成分，如SiO2，是低流速平管段主要的淤积成分和诱发絮凝沉淀的主要成核因素。因此，固体颗粒在100 μm以下的固体部分应作为运载体的一部分，采用对杜拉德公式对临界流速进行修正，公式如下：

式中,g为重力加速度;D为管径;FL为与粒径、浓度等有关的速度系数;S为比重(t/m3)，约1.26;Sl为含100 μm以下固体部分的载体密度(t/m3)，约1.12。

式中，Cv为体积浓度，采用小数值带入；d50为中值粒径，mm；A为随着粒径d50和浓度Cv变化的系数，合格煤浆取0.472。

从实际工况以及d50实际分布范围出发，根据杜拉德计算的临界流速见表3。

表3 杜拉德临界流速

宾汉流体在静止时具有一定刚度，可抵抗小于屈服应力的外力。当外力超过屈服应力，结构分解，浆体的性状和在切应力(τ-τ0)作用下的牛顿体相同。当作用力(切应力)降低到小于τ0时，结构又恢复。大多数研究观点认为，宾汉流体应按两种流动状态进行水头损失计算,采用流速小于或等于临界速度Vc作为宾汉浆体的输送速度时，一般为层流。宾汉浆体特性曲线见图1，流体管损计算公式如下：

图1 宾汉浆体特性曲线

式中,η0为黏度系数,Pa·s;D为管径,m;L为管线计算长度(含管件、阀门等折合长度);τ0为屈服应力Pa，假设为最大试验剪切强度120 Pa，试验数据取自兖矿煤浆和神华煤浆试验，分别见图2、图3;ρm为密度,t/m3，约1.26;g为重力加速度，9.86m/s2。

图2 兖矿煤实测剪切强度

图3 神华煤实测剪切强度

流体的流速为其临界流速的0.7倍时，流体压头损失与清水以流体的临界沉降流速流动时的压头损失相同；当流体的流速为其临界沉降流速的1.3倍时，流体的压头损失与清水以相同流速流动时的压头损失相同。根据实际跳车A高压泵入口流速、最大设计流速、最大凯夫临界流速、最大杜拉德临界流速、0.7倍杜拉德临界流速、合格煤浆黏度值，计算A泵入口管线增长11 m部分的管损，A泵入口增长部分不同流速下的管损见表4。

表4 A泵入口增长部分不同流速下的管损

根据现场设备布置及配管状态，B、C高压泵入口管线管损计算长度约37 m，煤浆储槽T-T面可提供装置最小汽蚀余量约13 m。B、C泵均在65 m3/h工况下运行超过30 d，未发生入口压力、出口流量大幅波动的情况。根据实际高压泵入口流速、最大设计流速、最大凯夫临界流速、最大杜拉德临界流速、0.7倍杜拉德临界流速和合格煤浆黏度值，计算B、C泵入口管线的管损见表5。

表5 B、C泵入口计算管损

综上所述，按该项目高压煤浆泵入口管径，实际运行煤浆流速均小于依据凯夫公式或者杜拉德公式计算所得的理论最小临界流速。合格的水煤浆实际应用过程的流体形态，更接近于牛顿流体。但是，为了防止因为原料煤可磨系数变化、加减负荷导致粒度分布的变化、个别成浆性较差的矿物质颗粒等因素带来的沉降，应保证一定的入口流速。笔者认为，采用0.7倍杜拉德临界流速作为最大入口流速较为合理。同时，应尽可能减少入口管线的水平管段长度，减少沉降发生的可能性。

2.4 温度

水煤浆除具备浆体固有的特性外，还具备普通液体的特征，黏度随温度的降低而升高。加之流体层流状态特有的滑移特性，靠近管道内壁处的流速很低，速度与管道直径成反比,同时，在无伴热保温状态的管线，介质温度也与管道直径成反比,导致在流速低的区域因传热不良，温度低；温度低的区域因黏度增大，流速低。试验实际煤浆流速见图4。黏温曲线见图5。

图4 DN25管线煤浆实测流速

图5 煤浆黏温曲线

本文中第二次跳车，日平均温度-15℃，跳车发生在0点左右，环境温度约-23℃，管道壁温接近0℃。因系统原因，气化炉长时间运行负荷较低，煤浆实际流速偏低，靠近管道内壁处流速更低。特别是在入口缓冲罐内壁，因介质流速基本为0，散热面积较管线大数倍，出现高黏度的挂壁浆料，当积累到一定厚度，挂壁浆料因自重坍塌，瞬间堵塞入口管线，导致断流。

3 结语

分析该项目两次因煤浆流动性逐渐恶化而导致气化炉跳车的原因,依据计算和部分试验的结果,可排除其他工艺条件引起联锁跳车。推论应为入口流速远低于临界流速，加之温度过低,导致煤浆黏度大幅增加，入口管线挂壁层逐渐增厚，大颗粒沉降累计，当堆积到一定程度(约管道1/2截面积)时，由量变发展为质变，瞬间堵塞入口管线，导致瞬间煤浆断流、触发SIS氧煤比高高跳车联锁。

后续实际运行过程中，该项目在煤浆泵入口管线增加热水伴热和保温铠装，维持入口煤浆实际温度≤45℃，截至发文未发生类似事件。由此论证，触发氧煤比高高联锁的条件为入口煤浆流速瞬间大幅降低或断流。低温导致煤浆黏度上升、原管道设计流速偏低，二者综合作用是产生煤浆流速变化的原因。

综上所述，笔者建议在类似项目的设计和操作过程，可从如下几个方面尽可能地回避类似问题的发生。

(1)适当降低入口管径、提高入口管线流速。因浆料特有的滑移特性，仅依靠静压头短距输送的入口管线，可不考虑管线磨损，保证实际流速尽可能接近临界流速。

(2)工艺配管设计尽可能避免水平直管段的出现或限制水平管段的长度，减少大颗粒沉积厚度、避免沉积层瞬间塌落堵塞管线的情况出现。

(3)在保证粒度分布合理、煤浆稳定的前提下，应尽可能降低黏度，降低输送管损，减小径向速度梯度，减少煤浆管道沉积现象，在提高流速的同时,使沉降的较大颗粒能被冲刷夹带，进一步增加运行稳定性。

(4)要保证适当的浆料温度和管道保温，特别在类似缓冲罐的低流速区域，尽可能防止出现因温度降低、黏度增加,造成层流、管道沉积现象。