張亞寧，匡建平，劉水剛，楊建榮，黃鈺期，張鎵鑠

（1.寧夏神耀科技有限責任公司，銀川 750200；2.國家能源集團 寧夏煤業(yè)有限責任公司 煤制油分公司，銀川 750411；3.浙江大學 能源工程學院，杭州 310027）

0 引言

當前煤氣化技術的研究和開發(fā)是煤炭清潔利用領域研究的熱點［1-3］。氣流床氣化技術具有煤種適應性廣、碳轉化率高且易于大型化等優(yōu)勢，已成為煤氣化技術發(fā)展和應用的主要方向。

氣化爐渣口作為氣化爐的核心部件，其作用尤為重要。對于下行激冷氣化爐，渣口是連接燃燒室和激冷室的唯一通道，同時兼顧高溫粗合成氣和熔融灰渣的流通。合適的渣口結構有利于燃燒室內介質的流場分布，有利于熔融灰渣的順利排出，還可控制燃燒室內介質停留時間，有效改善煤粉中碳的轉化率［4］。從安全方面考慮，渣口還可以有效保護氣化爐燃燒室與激冷室之間的支撐結構，確保其在安全溫度內工作。由于氣化爐渣口操作工況苛刻，其結構形式、尺寸參數(shù)、材料選擇一直是影響工程應用的一個難題，也是工程設計的難點。

本文對在役大型干煤粉氣流床氣化爐渣口存在的問題進行梳理和歸納，對存在的諸如渣口耐火材料脫落、銷釘磨損、渣口盤管裂紋缺陷以及盤管泄漏等問題進行初步分析和探討，提出改進型的渣口結構并通過數(shù)值模擬確定較理想的結構形式。

1 渣口概況

1.1 渣口結構

渣口一般由單通道或者多通道盤管繞制而成，盤管之間采用圓鋼進行密封焊接保證盤管向火面和背火面不透氣，盤管采用不銹鋼管或者Cr-Mo鋼無縫管制作，盤管向火面?zhèn)劝凑找蟛贾酶叨燃s15 mm的耐高溫銷釘，密集的銷釘主要作用為錨定SiC耐火材料及加強熱傳導，耐火材料直接經(jīng)受高溫介質環(huán)境，熔融的灰渣流過后形成渣層，渣層包含固定渣層和流動渣層，由于渣層的熱阻很大，一定程度上保護了耐火材料，進而可防止盤管過熱和燒損。

本文研究的氣化爐用渣口由頂部翻邊結構、縮口結構、錐形過渡錐面以及底部直筒段組成，具體結構見圖1。該渣口采用雙通道繞管盤制而成，盤管材料采用SA-213 TP321，向火面銷釘采用0Cr25Ni20耐高溫材料，焊后銷釘長度約15 mm，盤管向火面澆筑厚度約20 mm的SiC耐火材料。

圖1 渣口結構示意

1.2 渣口問題描述

在渣口運行一個周期（約200天）后，發(fā)現(xiàn)渣口底部耐火材料大面積脫落，向火面裸露的銷釘高度明顯減小僅剩余7 mm左右，最短僅有2～3 mm左右（見圖2）。對比渣口原圓柱體銷釘形狀，發(fā)現(xiàn)銷釘端部變鈍且存在磨蝕和高溫燒蝕現(xiàn)象（見圖3）。在檢修過程中還發(fā)現(xiàn)局部渣口盤管有滲水現(xiàn)象，經(jīng)對盤管底部銷釘打磨處理和清理，進行液體滲透檢測發(fā)現(xiàn)盤管表面沿著盤管方向，存在眾多橫向（垂直于盤管方向）和縱向（與盤管方向同向）裂紋，盤管與圓鋼連接處也存在多處縱向裂紋，其中以銷釘根部焊縫處裂紋最為嚴重，通過液體滲透檢測可以看出有的銷釘焊縫根部裂紋有向外擴展趨勢（見圖4）。經(jīng)過對局部管子裂紋處打磨清除處理，發(fā)現(xiàn)多數(shù)裂紋為穿透性裂紋（見圖3）。

圖2 渣口底部耐火材料脫落情況

圖3 裂紋缺陷打磨后視圖

圖4 渣口底部缺陷視圖

2 渣口缺陷問題分析

根據(jù)渣口問題描述，從渣口耐火材料脫落、銷釘焊接以及管材取樣檢測等方面進行分析討論。

2.1 渣口底部耐火材料脫落分析

渣口底部盤管大面積耐火材料脫落，屬于耐火材料損毀，耐火材料的損毀形態(tài)主要有機械損毀和化學侵蝕兩大類型，其中機械損毀主要表現(xiàn)為熱剝落、結構剝落、高溫疲勞剝落以及機械沖擊等4種［5］。從圖1可以看出，渣口縮口到渣口底部設置了類似喇叭口倒錐面過渡結構，介質經(jīng)過后會形成帶擴角的噴射流，故而直接噴射在渣口底部內側。經(jīng)長時間運行，高速、高溫熔渣和粗合成氣會使得渣口底部耐火材料逐漸被沖刷脫落，因此本渣口耐火材料脫落形態(tài)應屬于機械沖擊。相比較燃燒室膜式水冷壁，其耐火材料施工、材料選擇均與渣口一致，并未發(fā)生耐火材料脫落。由此可見，耐火材料脫落原因主要與渣口的結構有關。另外，渣口經(jīng)受高流速介質（最高流速約25 m/s）沖刷，特別對渣口底部內側的貼壁流動形成剪切力，也容易引起耐火材料剝離。

張建法［6］對渣口氣渣并流進行了試驗。試驗結果表明，熔渣單純依靠重力沿氣化爐渣口直筒段流動為勻速運動，離開渣口后為加速運動，且收縮成環(huán)形閉合液膜進入渣池，這驗證了帶有喇叭口倒錐面過渡結構存在不易掛渣的弊端。

渣口盤管底部銷釘端部形狀多數(shù)變鈍，存在磨蝕和高溫燒蝕現(xiàn)象且銷釘高度明顯縮短，這主要是因為其表面耐火材料發(fā)生機械沖擊，銷釘抗高溫性和耐磨性遠不如耐火材料，所以隨著耐火材料的脫落、剝離后銷釘自然也會逐漸被磨損。另外，露頭的銷釘直接暴露在1 400℃高溫環(huán)境中運行會促使碳化物向晶界擴散，降低材料耐腐蝕性和高溫強度，屬于典型的高溫損蝕［7］。考慮1 400℃溫度已遠遠超過銷釘本體固溶熱處理制度1 030～1 180℃［8］，是否還有其他損蝕特性有待進一步研究。

2.2 渣口焊接高溫開裂和焊接缺陷分析

沿盤管方向，渣口底部盤管表面有眾多橫向（垂直于盤管方向）和縱向（與盤管方向同向）裂紋，盤管與圓鋼之間存在多處縱向裂紋。裂紋產(chǎn)生的原因可能由以下因素引起。

（1）盤管表面缺少耐火材料保護，可導致高溫介質對盤管形成熱沖擊，容易引起金屬外表面升溫較快而產(chǎn)生較大的熱應力；

（2）盤管缺少耐火材料保護，較高的管壁溫度與管內過冷循環(huán)水介質形成周期性冷熱交變工況，附加高溫度梯度進而引發(fā)裂紋擴展，最終形成穿透性裂紋［9］。

（3）盤管缺少耐火材料保護，管壁本體向火面也存在沖刷磨蝕減薄，減薄管壁的環(huán)向應力將增大，這會導致管子環(huán)向應力受力不均，也會促使管子產(chǎn)生裂紋和擴展。

銷釘和盤管焊接根部產(chǎn)生放射狀裂紋缺陷，應該與焊接工藝操作有關。對于不銹鋼之間的焊接，若施焊過程中沒有控制好焊接線能量輸入，很容易產(chǎn)生微小的熱裂紋［10］。銷釘與盤管采用螺柱焊焊接工藝，焊接時銷釘一端在電弧作用下瞬間高溫熔化與管壁熔接在一起，不嚴格按照焊接工藝操作也容易產(chǎn)生焊接熱裂紋。另外，銷釘表面耐火材料脫落會使得銷釘焊接接頭經(jīng)受苛刻的高溫和冷熱交變工況，由此熱裂紋作為源頭會在后期使用過程中進一步擴展，也極易引起穿透性裂紋。

2.3 渣口材料分析

對裂紋盤管局部取樣分析，對化學成分和硬度進行測定，結果見表1，2。

表1 盤管內外表面化學成分分析 %

表2 盤管內外表面硬度（HBW）分析結果

對管子進行微觀金相（500倍）分析發(fā)現(xiàn)金相為奧氏體相，顆粒晶粒度約為7。

經(jīng)過以上分析發(fā)現(xiàn)材質均滿足材料標準要求，原因可能為雖然耐火材料脫落后管壁直接經(jīng)受高溫粗合成氣、灰以及熔渣的高溫輻射和沖擊，由于管子內部介質均為循環(huán)過冷水，管子本體金屬壁溫并未超溫，故管子本身沒有發(fā)生材質劣化。

3 渣口問題應對措施

通過以上分析發(fā)現(xiàn)，渣口本體管材材質沒有出現(xiàn)問題。因此，優(yōu)化渣口結構和加強盤管與銷釘?shù)暮附淤|量控制是解決目前渣口缺陷問題的有效途徑。

3.1 優(yōu)化渣口結構

由于在用渣口設置了錐形過渡結構，該結構會使流經(jīng)渣口的氣固液三相介質呈現(xiàn)一定的噴射流，加上流速過快，自然會對渣口底部甚至激冷環(huán)下部筒體形成沖刷以及過燒效應。因此，優(yōu)化渣口結構，盡可能改變渣口流場，改善高溫介質溫度分布意義重大。另外，對在用渣口進行結構優(yōu)化，可以降低粗合成氣沖刷引起的渣口底部耐火材料脫落和磨損幾率，也可以進一步延長渣口盤管的使用壽命。

3.2 銷釘焊接質量控制

螺柱焊接銷釘采用釘頭端部錐體自熔后與管壁貼合的高溫粘結工藝。一般情況下氣化爐內件盤管與銷釘?shù)暮附咏宇^無法進行表面液體滲透檢測，而是采用銷釘彎曲扭矩測試、焊接試件切割后計算焊接熔合面積比例及測量銷釘焊后高度等方式來檢查和驗收。以上手段均無法直觀發(fā)現(xiàn)銷釘焊后根部邊緣處的焊接缺陷。因此，通過以下要求可有效減少螺柱焊隱性焊接缺陷的產(chǎn)生。

（1）根據(jù)不同盤管位置和角度制定具體焊接工藝評定并進行試件破壞性驗證試驗。

（2）優(yōu)化盤管與銷釘?shù)暮附庸に囈?guī)程，如科學確定焊接電流、焊接時間、螺柱提升高度和螺柱伸出長度等參數(shù)。

（3）施焊過程中注意焊前清理、加強施焊參數(shù)控制及焊后質量檢查等工作。

4 渣口結構改進及仿真模擬

為了研究不同渣口結構對粗合成氣、灰以及熔渣流場的影響，將原渣口喇叭口倒錐面盤管結構改進為階梯式新型渣口結構形式，詳見圖5，同時確定了改進型渣口直徑尺寸和階梯渣口高度尺寸參數(shù)。鑒于原渣口氣化爐有效氣（CO+H2）一直穩(wěn)定在92%左右，故對渣口頂部縮口尺寸不作調整。最后分析兩種狀態(tài)下，即非激冷（穩(wěn)態(tài)）和激冷（瞬態(tài)），兩種渣口結構的溫度流場、速度場分布并考察介質速度沖刷對渣口的影響。

圖5 改進型渣口結構示意

4.1 渣口流場模型及計算網(wǎng)格

根據(jù)原渣口結構（如圖1所示）和改進型渣口結構（如圖5所示），進行建模并對結構適當簡化。從渣口結構特點和提高計算效率考慮，以二維軸對稱流場模型進行計算，由ICEM CFD生成計算網(wǎng)格。流場模型及計算網(wǎng)格如圖6，7所示。

圖6 原渣口流場結構模型和計算網(wǎng)格

圖7 改進型渣口流場結構和計算網(wǎng)格

4.2 邊界條件

氣化爐燃燒室底部為粗合成氣、灰及熔渣進口（質量進口），出口設置在激冷筒底部。入渣口粗合成氣氣體溫度設定為1 450℃，粗合成氣數(shù)據(jù)按照實際測量組分取值，對于激冷工況，其激冷水溫度為216℃，流量為134 kg/s。本模型將激冷水設定為歐拉相，通過UDF描述兩相間的熱量和質量傳遞過程。渣口壁面設定為輻射-對流熱邊界條件。輻射模型為Discrete Ordinates模型，氣相湍流采用Realizable k-ε模型描述，壁面設定為增強型壁面函數(shù)。

本模擬計算工況為70%，100%以及110%負荷。以下均以100%工況對模擬結果進行說明。

4.3 非激冷狀態(tài)模擬結果

考察非激冷條件下氣化爐渣口流場分布，該條件下不考慮激冷水蒸發(fā)，采用穩(wěn)態(tài)模擬。在100%負荷下，兩種渣口的溫度分布如圖8，9所示，氣體流線如圖10，11所示。

圖8 非激冷條件原渣口溫度流場分布

圖9 非激冷條件改進型渣口溫度流場分布

圖10 非激冷條件原渣口氣相流線分布

圖11 非激冷條件改進型渣口氣相流線分布

從溫度分布和氣相流線分布可以看出，渣口結構對氣相溫度和流線分布影響顯著，例如渣口徑向溫度梯度有顯著差別。對比溫度分布發(fā)現(xiàn)，原渣口底部內側溫度約1 400℃，改進型渣口同樣位置處溫度約1 340℃。對比流線分布發(fā)現(xiàn)，原渣口錐面形成擴散型噴射流線，靠近壁面流速可達8 m/s，這對渣口底部具有沖刷作用，靠近渣口底部形成密集的漩渦流。原因可能是原渣口結構由縮口、錐面擴徑以及擴口組成，而導致氣流多變，進而熔渣流動受影響、難以掛壁［11］；改進型階梯渣口無明顯擴散型射流且渣口底部漩渦流較渣口底部遠。

4.4 激冷狀態(tài)模擬結果

激冷條件下，考慮激冷水蒸發(fā)過程下氣化爐渣口流場分布。采用動態(tài)模擬，同樣以100%負荷工況進行說明。兩種渣口的溫度分布如圖12，13所示，氣體流線如圖14，15所示。

圖12 激冷條件原渣口溫度流場分布

圖13 激冷條件改進型渣口溫度流場分布

圖14 激冷條件原渣口氣相流線分布

圖15 激冷條件改進型渣口氣相流線分布

對比溫度分布發(fā)現(xiàn)，原渣口整個壁面溫度均在1 400℃左右，且在激冷筒體段高溫區(qū)域較寬，改進型渣口底部直筒段溫度降低明顯約為900℃且在激冷筒段高溫區(qū)域有所收窄；對比流線分布場發(fā)現(xiàn)，原渣口的粗合成氣進入激冷筒后，僅在筒體頂部出現(xiàn)近圓環(huán)狀渦管及強度較弱的拉長型渦旋，中心射流速度比改進型渣口的低，氣流徑向擴散顯著導致壁面液膜蒸發(fā)量增加，產(chǎn)生的蒸汽對中心射流有一定侵徹作用；改進型渣口的射流慣性相對較強，在擴徑區(qū)及下降筒頂部射流外側出現(xiàn)尺度不同的變形態(tài)相干渦，壁面液膜蒸發(fā)量略低于前者，射流中心溫度相對較高（見圖13）。另外還發(fā)現(xiàn)原渣口的粗合成氣通過激冷環(huán)下降筒在下降筒上段高度約2 000 mm范圍內高溫介質有貼近下降筒傾向，而改進型渣口結構明顯收窄了高溫粗合成氣在激冷筒體段的溫度分布，這明顯有利于激冷筒體長周期運行。這也說明由于原渣口有喇叭錐面形式導致射流張角相對較大，高溫氣流及顆粒物彌散現(xiàn)象較明顯［12］。

5 結論

（1）原渣口錐形結構不合理是導致渣口盤管底部大面積耐火材料脫落，進而造成渣口盤管銷釘磨損和削弱的主要原因。

（2）強化渣口盤管螺柱焊的焊接質量監(jiān)控可避免焊接熱裂紋的產(chǎn)生，進而降低盤管開裂和泄漏的風險。

（3）提出了改進型渣口結構。模擬結果表明，改進型渣口底部粗合成氣的溫度分布、流速、沖刷以及渦流情況均優(yōu)于原渣口結構，并且改進型渣口結構有利于激冷筒體長周期運行。