高志森

（呼倫貝爾金新化工有限公司，內蒙古呼倫貝爾 021506）

1 概 述

呼倫貝爾金新化工有限公司（簡稱金新化工）“50·80”項目（500kt／a合成氨、800kt／a尿素）以褐煤為原料，配置3臺BGL氣化爐；2014年實施原料及產品結構調整技改，增設了1臺Shell氣化爐（下行水激冷氣化爐）。

金新化工36000m3／h空分裝置（產品氧氣設計產能36000m3／h）氧氣系統(tǒng)工藝流程如圖1，BGL氣化系統(tǒng)和Shell氣化系統(tǒng)所需氧氣流量主要由調節(jié)閥（FV01339A）控制，其余氧氣通過調節(jié)閥（PV01340）減壓后送至甲烷蒸汽轉化工序作為原料，多余的氧氣由氧氣放空閥（FV01339B）調節(jié)放空。

圖1 空分裝置氧氣系統(tǒng)工藝流程簡圖

氧氣放空閥（FV01339B）設計（工作）溫度36 ℃、設計壓力4.85 MPa，閥門口徑DN100，閥體、閥芯、閥座均采用Monel400鎳基合金。FV01339B采用SAMSON公司生產的3251型調節(jié)閥，閥芯采用V形窗口設計，閥芯由流量窗口、導向柱、密封面組成。FV01339B閥芯上有3個流量窗口，窗口的深度和大小尺寸均不同，最大的窗口正對流體的下游，保證小開度時流量的精準控制，流量窗口決定了閥門的流量特性。FV01339B閥座與閥體之間采用螺紋錐體連接，螺紋旋入后錐面與閥體密封，閥座密封面寬度1.5mm，閥座內徑為82.7mm，閥芯導向柱尺寸為82.4mm；當閥芯落入閥座后，閥芯與閥座的單邊間隙只有0.15mm。

2 氧氣放空閥存在的問題

在前期生產運行過程中，氧氣放空閥（FV01339B）存在的問題一直困擾著氣化裝置的生產：2012年，由于FV01339B閥芯與閥座磨損以及閥桿彎曲，導致閥門內漏；2013年，同樣的問題再次出現，改進FV01339B閥內件材質后內漏問題依然存在；2014年增加FV01339B閥芯導向面積，2015年4月增加FV01339B閥芯導向柱，內漏問題仍未有效解決。氧氣放空閥（FV01339B）出現內漏后，會使氧氣放空量增大，去煤氣化系統(tǒng)的氧氣量減少，生產系統(tǒng)負荷降低，影響生產任務的完成；此外，2016年Shell氣化爐投運以后，生產系統(tǒng)對氧氣的需求量增加（意味著對閥門泄漏的要求更為嚴格），通過對空分裝置進行優(yōu)化，氧負荷由36000m3／h提升至38000m3／h，而FV01339B設計流通量偏小，且Shell氣化爐在4個煤燒嘴前只設有1臺氧氣緊急放空開關閥（13XV0006），當Shell氣化爐1個或者2個煤燒嘴跳車后，為保證Shell氣化爐能低負荷運行，不能直接打開13XV0006放空，系統(tǒng)多余氧氣只能通過FV01339B放空，如此一來，氧氣放空會不足及滯后，導致氧氣管網及設備超壓，給氧氣管網帶來很大的安全隱患，同時也會導致BGL氣化爐及空分裝置負荷波動，影響空分裝置和氣化裝置的安全、穩(wěn)定運行。

歸結起來，FV01339B存在的問題主要有：①FV01339B設計流通量偏小，氧氣負荷提高后，事故狀態(tài)下FV01339B放空量不足；②FV01339B閥內件磨損、卡澀，導致FV01339B內漏；③Shell氣化爐煤燒嘴跳車后FV01339B放空不及時引起氧氣管網及設備超壓。

3 氧氣放空閥的優(yōu)化改進方案

氧氣放空閥（FV01339B）為SAMSON3251型調節(jié)閥，其投運以來多次出現故障，主要為閥內件磨損、閥門卡澀、閥桿彎曲及斷裂，給系統(tǒng)的運行帶來巨大的安全隱患。為使系統(tǒng)運行穩(wěn)定，需對FV01339B閥內件進行改造，以延長其使用壽命，并進一步優(yōu)化其控制方式，確保系統(tǒng)的安全、穩(wěn)定、長周期運行。

3.1 改進閥門內件以提高其流通量

氧氣放空閥（FV01339B）原閥內件設計最大流通量為36000m3／h，但在實際生產中，最高氧氣負荷已達38000m3／h，因此需通過閥內件改造提高其流通量。據原閥內件圖紙數據，可以計算出閥座流通面積為5335mm2，閥芯在全開時的最大流通面積為3360mm2（采用扇形平面估算法計算）；在阻力系數衡定且介質不可壓縮的情況下，依據相對流通面積的變化與相對流通量的變化成正比的關系［見式（1）］，可求出閥芯的最大開啟面積與閥座的最大流通直徑。

式中 Q——原閥芯的流通量，m3／h；

Qmax——設計閥芯的最大流通量，m3／h；

A——原閥芯計算流通面積，mm2；

Amax——設計閥芯最大流通面積，mm2。

將Q=36000m3／h、Qmax=38000m3／h、A=3360mm2代入式（1），計算可得設計閥芯最大流通面積Amax≈3547mm2；將Q=36000m3／h、Qmax=38000m3／h、A′=5335mm2代入式（1），計算可得設計閥座最大流通面積A′max≈5631 mm2。則設計閥座流通直徑≈2×（5631／3.14）0.5=84.7mm，即在原閥座82.7mm的內徑基礎上增加2mm。

3.2 閥內件磨損／卡澀問題的分析及改進

3.2.1 磨損／卡澀原因

當閥門在小開度投自控時，閥門頻繁動作，閥芯上只有最大流量窗口通過介質，介質的推力促使閥芯產生反向作用力，使閥桿與閥芯形成懸臂梁，導致閥桿彎曲，進而閥芯導向柱與閥座產生摩擦。

當閥門全關時，因閥芯導向柱與閥座密封面已經磨損，閥門出現泄漏，導致后續(xù)系統(tǒng)氧氣量減少、負荷降低。

當閥門開度達80%以上時，閥芯上3個流量窗口均有介質流過，介質的推力得到抵消，但當閥芯與閥座磨損到一定程度后，閥門在關閉過程中，因之前閥桿已彎曲、閥座磨損嚴重，使得閥芯與閥座不同軸，導致閥芯的導向面卡在閥座邊緣，閥芯不能落入閥座內，在執(zhí)行機構的推力下閥桿受力過大而彎曲或斷裂。

3.2.2 閥內件的改進

3.2.2.1 閥內件材質改進

（1）原閥芯和閥座均采用Monel400鎳基合金，其布氏硬度（HB）在110～149之間，相對較軟，為提高FV01339B閥內件的抗磨能力，閥內件改為采用Inconel625鎳基合金，其布氏硬度（HB）≤220。

（2）對容易磨損的閥芯導向柱部分進行堆焊硬化處理，使其硬度進一步提高，以延長閥內件的使用壽命。

3.2.2.2 閥芯形面的改進

結合閥內件的磨損情況，重新設計了閥芯形面：將閥芯形面設計為3個相同的流量窗口，在小開度時每個流量窗口都有介質流過，使3個流量窗口產生的徑向力相互抵消；取消閥芯上的3個導向柱，由1個中心導向柱替代；上止口與閥座分別固定閥芯的上、下兩端，保證閥芯與閥座同軸；因閥芯與閥座之間的間隙只有0.15mm，使用過程中一旦產生摩擦閥門將出現內漏，故在設計閥芯形面時充分考慮了閥芯與閥座間的間隙，將閥芯設計為錐形，錐度為4°，閥門開啟后，因閥芯與閥座間有一定的間隙，從而可防止閥芯與閥座的摩擦，保證閥門在全關時密封面完好。

3.2.2.3 閥芯形面的設計與計算

據FV01339B原始設計數據可知，閥門可調比為50∶1，閥門行程為30mm，直線流量特性。由直線流量特性公式（2）可計算理想流量特性曲線：

式中 Q——原閥芯流通量，m3／h；

Qmax——設計閥芯的最大流通量，m3／h；

R——調節(jié)閥可調比；

L——閥門行程，mm；

h——閥門開啟距離，mm。

將閥門不同開度值帶入直線流量特性公式（2），可求出理想流量特性曲線數據，見表1；由直線流量特性計算數據，可以繪制出直線流量特性曲線，如圖2。

圖2 新閥門直線流量特性曲線圖

表1 新閥門直線流量特性計算數據表

據閥門直線流量特性曲線，計算閥門開啟面積AK。在閥芯形面計算過程中，利用三角函數的關系，計算出4°錐形閥芯在每個開度下閥芯斜率對流通面積的影響，求出AK。采用矩形計算公式與近似異形閥瓣計算公式，計算出閥芯截面窗口寬度。初始形面矩形計算如式（3）、異形閥瓣計算如式（4），閥芯形面計算數據見表2。

表2 閥芯形面計算數據表

式中 ιk——閥芯截面窗口寬度，mm；

ιk-1——前一個截面窗口寬度，mm；

AK——計算截面內閥瓣窗口開啟的截面積，mm2；

AK-1——前一個截面內閥瓣窗口開啟的截面積，mm2；

h——閥門開啟距離，mm；

Z——閥芯窗口數量。

據閥芯截面窗口寬度（ιk），可以繪制出閥芯的形面。實際加工中，要將棱角倒圓，保證氧氣在流通過程中無局部阻力，以免產生流速過大的現象；為保證閥芯與閥座不發(fā)生摩擦，閥芯能更好地消除徑向不平衡力，在閥芯底部中心增加1個φ18mm、L=90mm的導向柱。

3.2.2.4 閥座改進

閥芯增設導向柱，閥座也相應地增設導向支架。閥座上的窗口面積之和大于閥座內截面積，從而滿足介質的流通性能。改進后閥座設計示意如圖3。

圖3 改進后閥座設計示意圖

3.3 閥門流量控制方式的優(yōu)化

3.3.1 優(yōu)化思路

為使氧氣放空閥（FV01339B）能快速響應又不出現超調現象，擬通過對原有閥門控制系統(tǒng)的改進實現閥門流量控制方式的優(yōu)化。為此，基于Shell氣化爐開車時的氧氣使用量及FV01339B的開度情況，結合FV01339B的流量特性與測試數據，得出閥門開度（OP）與放空量（PV）的擬合曲線（如圖4），得到擬合曲線以后，可通過擬合公式計算出閥門在一定開度下的放空量；反之，知道氧氣放空量，可反算閥門的開度，得到反向放空量（PV）與閥門開度（OP）的擬合曲線（如圖5）。

圖4 閥門開度（OP）與放空量（PV）的擬合曲線

圖5 放空量（PV）與閥門開度（OP）的擬合曲線

3.3.2 擬合絕對偏差計算

由上述兩條擬合曲線，可利用多項式擬合出閥門開度OP值（x）與氧氣放空量PV值（y）的關系式——閥門開度OP值（x）與氧氣放空量PV值（y）的擬合曲線方程式如式（5）、氧氣放空量PV值（y）與閥門開度OP值（x）的擬合曲線方程式如式（6）。

運用擬合公式（5）、 （6）計算出的閥門擬合數據及其絕對偏差見表3?？梢钥闯?，實際測試數據與計算擬合數據基本吻合，滿足閥門控制需要。

表3 閥門測試數據及其與擬合數據的絕對偏差

3.3.3 實際應用

實際應用中，因空分裝置與Shell氣化爐服務器操作站不在一起，故Shell氣化爐、空分裝置都做聯(lián)鎖選擇開關、聯(lián)鎖切除選擇開關，空分裝置與Shell氣化爐都有權限選擇是否投用聯(lián)鎖，并可以查看另一方的投用狀態(tài)。Shell氣化爐煤燒嘴聯(lián)鎖跳車后，FIC01339B（氧氣放空閥FV01339B流量）控制模式變?yōu)槭謩樱?s（信號傳遞與計算所需時間）后FV01339B恢復自動控制模式。Shell氣化爐與空分裝置聯(lián)鎖控制FIC01339B計算步驟見圖6。

圖6 聯(lián)鎖控制FIC01339B計算步驟示意圖

聯(lián)鎖投用以來，Shell氣化爐煤燒嘴聯(lián)鎖跳車后，FV01339B能夠準確、及時開到所需閥位進行放空，避免了氧氣管網超壓，保證了Shell氣化爐的低負荷穩(wěn)定運行。

4 結束語

金新化工空分裝置氧氣放空閥（FV01339B）自2012年開始出現故障，經多年來的優(yōu)化改進，最終于2016年改造后取得了良好的成效，閥門內漏問題得以解決；2017年對FV01339B進行解體檢查，未發(fā)現閥內件磨損，其后2a多的運行觀察與現場檢查均未發(fā)現有閥門內漏現象?？梢?，FV01339B閥內件的改造解決了閥內件磨損而致閥門內漏的瓶頸問題，保證了FV01339B的長周期、穩(wěn)定運行。

在FV01339B的控制方式上，通過對原有控制系統(tǒng)進行優(yōu)化，實現了閥位的精準控制，提高了FV01339B啟閉的響應速度，避免了氧氣管網及設備超壓，保證了Shell氣化爐煤燒嘴跳車后空分裝置的安全穩(wěn)定運行及Shell氣化爐的低負荷穩(wěn)定運行。

綜上所述，金新化工2016年對FV01339B閥內件的改進及控制方式的優(yōu)化是合理的、成功的，這對類似工況下閥門內漏問題的解決及調控優(yōu)化有一定的參考與借鑒意義。