劉東昭,馬國強

(中國天辰工程有限公司,天津 300400)

特殊限流孔板在天然氣化工項目中的應(yīng)用

劉東昭,馬國強

(中國天辰工程有限公司,天津 300400)

針對流體流經(jīng)限流孔板，當差壓大于某一臨界值時，會形成一種流量保持為常數(shù)的阻塞流的特性。闡述了當下游系統(tǒng)出現(xiàn)故障時，限流孔板通過限制最大流量起到保證系統(tǒng)安全的作用。討論了限流孔板的孔徑、厚度以及孔板入口的尖銳程度對阻塞流產(chǎn)生的影響，給出最大流量計算公式，并結(jié)合天然氣化工項目列舉了應(yīng)用實例。

限流孔板 阻塞流 孔板孔徑 孔板厚度 孔板入口尖銳程度 最大流量

限流孔板的主要作用是對流體進行限流限壓，根據(jù)HG/T 20570.15—1995《管路限流孔板的設(shè)置》[1],當流體為蒸氣時，限流孔板后壓力不得小于孔板前壓力的55%；當流體為液體時，限流孔板前后壓力差不能大于2.5 MPa，否則應(yīng)選用多級限流孔板。筆者提出了一種國際上的限流孔板使用方式，即當限流孔板前后壓差較大時，通過加厚限流孔板的厚度，使流體產(chǎn)生阻塞流，從而達到控制下游流量的目的。

1 限流孔板孔徑板厚對阻塞流的影響

當流體流經(jīng)限流孔板時，由于慣性作用，流體會先壓縮，再膨脹，如圖1所示。當孔板厚度足夠大時，流體在孔板內(nèi)部膨脹時會二次接觸到孔板內(nèi)壁，從而在孔板入口附近形成1個氣穴。根據(jù)伯努利方程可知，在氣穴最高點流速最大，壓力最低。隨著下游壓力的逐步減小，流速逐步增大，直至發(fā)生阻塞流，此時再降低下游壓力，流速不會再發(fā)生變化。當流體再接觸到孔板內(nèi)壁時，會形成1個邊界層，邊界層與限流孔板內(nèi)壁之間為湍流區(qū)，邊界層之外為層流區(qū)。一般認為壓力損失只發(fā)生在流體與孔板的二次接觸時，在此之前的流體為理想流體。

圖1 孔板的流量特性示意 注： Ac——pc對應(yīng)的流體截面積；AB——pB對應(yīng)的流體截面積

由伯努利方程得：

(1)

式中：p1——孔板前壓力；pc——氣穴區(qū)最高點對應(yīng)的流體壓力；ρ——流體密度；vc——流體壓力為pc處的流體速度。

由質(zhì)量守恒方程得：

vcAc=vBAB

(2)

式中：AB=πd2/4,d——孔板內(nèi)徑；vB——孔板后流速。定義：

(3)

式中：Cc——截面比。

將式(2)和式(3)代入式(1)，整理得：

(4)

對孔板前后的壓力，由伯努利方程得：

(5)

式中：pB——孔板后的壓力。

整理式(5)得：

(6)

由于流體在二次接觸時存在壓力損失，孔板后實際流速為

(7)

式中：C——流出系數(shù)。將式(7)代入式(4)整理得：

(8)

當發(fā)生阻塞流時，pc不再發(fā)生變化，以液體為例，此時壓力為介質(zhì)的飽和蒸氣壓pv,則式(8)可變?yōu)?/p>

(9)

圖2 無阻塞流時實驗結(jié)果與模型對比

圖3 有阻塞流時實驗結(jié)果與模型對比

由文獻[3]可知，當流體通過標準孔板時，如由薄板做成的直角入口銳邊孔板，將不會發(fā)生阻塞流。若要發(fā)生阻塞流，必須使流出系數(shù)接近1。文獻[3]給出了滿足阻塞流時L/d的取值范圍，見表1所列。

表1 阻塞流時L/d的取值范圍

2 限流孔板入口彎曲半徑對阻塞流的影響

限流孔板入口彎曲半徑r越小，流體流經(jīng)的截面積也就越小，流體流經(jīng)入口越容易發(fā)生分離，形成較大的氣穴區(qū)域，從而更容易形成阻塞流。隨著彎曲半徑變大，氣穴區(qū)域變小甚至最終消失，而邊界層的變化也更容易受到一些無直接關(guān)聯(lián)參數(shù)的影響，流體的可預(yù)測性變差。

文獻[2]通過實驗給出了阻塞流對r的要求。當0≤r/d≤0.14時，流體可產(chǎn)生阻塞流；當r/d>0.14時，流體便無法形成氣穴區(qū)域。由此可見，阻塞流對孔板入口的尖銳程度要求十分苛刻，為有較好的阻塞流效果，建議孔板入口呈90°角。

3 限流孔板流量計算

3.1 非阻塞流流量計算

根據(jù)文獻[3],在未發(fā)生阻塞流時，質(zhì)量流量理論計算公式如下：

(10)

式中：β=d/D,D——管道內(nèi)徑；如果差壓單位是kPa，d和D單位是mm,則式(10)為

(11)

通常情況下，理論流量會受到各種因素影響，例如孔板下游紊流增大造成能量損失；雷諾數(shù)對速度分布均勻性的影響；孔板造成流體最小流通截面在孔板的下游側(cè)而無法測量，取壓口的位置等，這些可以通過流出系數(shù)C進行規(guī)避。對于氣體而言，又需要通過絕熱氣體膨脹系數(shù)Y規(guī)避其熱脹冷縮的特性。

D和d也會隨溫度的變化而變化，可通過下式進行修正：

D=[1+αp(T-20)]Dmeas

(12)

d=[1+αPE(T-20)]dmeas

(13)

式中：Dmeas,dmeas——分別為20℃時測得的管道孔徑和孔板孔徑；αp,αPE——分別為管道和孔板的熱脹系數(shù)；T——工作溫度，K。

因此，熱脹修正系數(shù)為

(14)

考慮流體的可壓縮性，引入壓縮系數(shù)Fp,將以上各修正系數(shù)代入式(11)得：

(15)

以上模型可用來計算流體的實際流速。

3.2 氣體阻塞流流量計算

文獻[3]給出了氣體阻塞流的判定條件和阻塞流流量計算公式。

阻塞流判定條件為

(16)

(17)

(18)

式中：FTP——總壓校正系數(shù)；ki——理想氣體的等熵指數(shù)；cpi——在101.325 kPa和15℃下氣體比熱。

阻塞流質(zhì)量流量為

(19)

式中：YCR——臨界流函數(shù)；d氣——氣體相對密度；T1——板前溫度。各參數(shù)單位均為國際單位。

3.3 液體阻塞流流量計算

由節(jié)流原理可知，流體在節(jié)流時流速增加而靜壓降低，在節(jié)流口后流速界面并不立即擴大，而繼續(xù)縮小到某個最小值，此處流速最大而靜壓最低，稱為縮流斷面?？s流斷面后隨著流通界面的擴大，流體流速減慢，靜壓又逐漸回升，稱為壓力恢復(fù)。當縮流斷面處的靜壓小于入口溫度下流體的飽和蒸氣壓時，產(chǎn)生空化，如果靜壓繼續(xù)降低，就會產(chǎn)生阻塞流，此時縮流斷面壓力pvcr為

pvcr=FFpv

(20)

(21)

式中：FF——臨界壓力比系數(shù)。

引入壓力恢復(fù)系數(shù)FL,定義為剛產(chǎn)生阻塞流時孔板前后的壓降和孔板前與縮流斷面差壓之間的關(guān)系：

(22)

p1-p2為剛產(chǎn)生阻塞流時的壓降，由此得到阻塞流的判定條件為

(23)

將式(20)，式(21)，式(22)代入式(15)便可得到液體阻塞流計算公式：

(24)

4 限流孔板應(yīng)用實例

某項目以天然氣、氧氣為原料，經(jīng)天然氣脫硫、飽和、轉(zhuǎn)化，甲醇合成、精餾等工序最終生產(chǎn)出合格的甲醇產(chǎn)品。甲醇合成單元產(chǎn)出的粗甲醇含水和少量副產(chǎn)物，如乙醇、二甲醚、丙酮等。通過三塔精餾系統(tǒng)，可分離出這些雜質(zhì)，提高甲醇的品質(zhì)。工藝流程如圖4所示。

圖4 甲醇精餾流程示意

如圖4所示，來自反應(yīng)器的粗甲醇首先經(jīng)過高壓分離器進行氣液分離，高壓分離器操作溫度48℃， 操作壓力7.62 MPa。分離液先后經(jīng)過切斷閥USV-3172,液位調(diào)節(jié)閥LV-3161A/B和限流孔板FO-3191進入低壓分離器，低壓分離器操作溫度48℃，操作壓力0.4 MPa。正常情況下，高壓分離器與低壓分離器約67%的壓降由液位調(diào)節(jié)閥承受，約33%的壓降由限流孔板承受，高壓分離器中的分離液帶有少量的閃蒸氣進入低壓分離器，流量可由液位調(diào)節(jié)閥進行調(diào)節(jié)，無需產(chǎn)生阻塞流。當高壓分離器液位低低發(fā)出聯(lián)鎖命令，關(guān)閉切斷閥以防止大量氣體竄入低壓閃蒸氣從而進入火炬。一旦聯(lián)鎖命令失效，則需要通過限流孔板產(chǎn)生阻塞流限制竄入低壓分離器的氣體流量，該流量值也是安全閥動作設(shè)定值。由此可見，正常工況時，通過限流孔板的介質(zhì)為液體，無需產(chǎn)生阻塞流，當高壓分離器液位低低時，一旦聯(lián)鎖失效，會有大量氣體通過限流孔板，此時需要產(chǎn)生阻塞流。根據(jù)限流孔板產(chǎn)生阻塞流的條件，此時選用L=d的限流孔板，經(jīng)計算，限流孔板的厚度和孔徑均為52.14 mm。

5 結(jié)束語

本文詳細介紹了限流孔板產(chǎn)生阻塞流時對孔板厚度、孔板入口彎曲半徑的要求，并推導(dǎo)出了阻塞流流量計算公式。該種限流孔板打破了常規(guī)應(yīng)用方式，提出了一種全新的應(yīng)用理念，即在高壓差時，可通過阻塞流實現(xiàn)降壓限流，既避免了多級限流孔板對空間苛刻的要求，又能對流量進行計算，從而為下游系統(tǒng)的安全性提供了定量的數(shù)據(jù)支持。

[1] 呂文璞.HG/T 20570.15—1995管路限流孔板的設(shè)置[S].北京： 化工部工程建設(shè)標準編輯中心，1995.

[2] Nurick W H. Orifice Cavitation and Its Effect on Spray Mixing[J].Journal of Fluids Engineering, 1976, 98(04)： 681-687.

[3] Miller R W. Flow Measurement Engineering Handbook[M]. 3rd ed. New York： McGraw-Hill, 1996.

[4] 陳敏恒,叢德滋,方圖南，等.化工原理[M]. 3版.北京： 化學(xué)工業(yè)出版社,2011.

[5] 陸德民，張振基，黃步余.石油化工自動控制設(shè)計手冊[M].3版.北京： 化學(xué)工業(yè)出版社，2000.

[6] Dabiri S, Sirignano W A, Joseph D D. Cavitation in an Orifice Flow[J]. Physics of Fluids, 2007, 19(07)： 179.

[7] 金朝銘，陳壽陽，陳卓如.圓管阻尼器中氣穴問題的研究現(xiàn)狀[J].機床與液壓，1998(02)： 6-8.

[8] 李明華，彭淑琴，龍竹霖，等.GB/T 2624.2—2006 用安裝在圓形截面管道中的差壓裝置測量滿管流體流量 第2部分： 孔板[S].北京： 中國標準出版社，2006.

劉東昭(1987—)，男，山東泰安人，2012年畢業(yè)于大連理工大學(xué)控制理論與控制工程專業(yè)，獲碩士學(xué)位，現(xiàn)就職于中國天辰工程有限公司，從事儀表設(shè)計工作，任工程師。

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1007-7324(2017)04-0063-04

稿件收到日期： 2017-04-26，修改稿收到日期： 2017-06-06。