控制阀优化选型对装置长周期运行的影响

高明玉

(中国石化股份有限公司发展计划部，北京100728)

控制阀作为控制回路的最终执行元件，选型计算是否正确直接影响控制回路的控制品质，关系到工艺装置能否长周期运行。控制阀选型计算的关键是计算控制阀的CV值，选择控制阀的型式和口径。国内外相关标准以及一些有影响力的阀门制造商的手册均提供了控制阀选型计算的流程和计算公式，内容基本相同。通过IEC等提供的控制阀选型计算流程和计算公式，完成控制阀的选型计算，即可选出满足工况需求的控制阀[1]。

在选型计算过程中，需要使用各种工况条件下的流量、温度、压力、压差、密度、动力黏度等工艺参数，因此准确的工艺参数是控制阀选型计算的基础。如果工艺参数出现了重要工况遗漏或者错误，将直接导致控制阀计算选型错误。由于工艺装置在开车阶段、正常运行阶段、运行异常以及停车阶段会出现不同的工况，这也给确定控制阀的工艺参数带来了困难。在多个项目的调研中发现，压差参数比较容易出现错误，并且会对控制阀的计算与选型造成较大的影响。本文分析了某SNG项目中甲烷合成装置的2台控制阀出现的问题，进一步论证压差对控制阀计算与选型的影响，并提出了优化选型方案，满足了装置长周期运行的要求。

1 工艺流程简介

装置界区外锅炉给水经控制阀FV001A和FV001B调节流量后进入锅炉水加热器E001，经锅炉水加热器加热后进入汽包。在正常运行阶段，则通过开工给水调节阀FV001A调节；在开车阶段，则通过开工给水调节阀FV001B调节。锅炉给水工艺流程如图1所示。

图1 锅炉给水工艺流程示意

图1中，来自甲烷合成反应器出口的产品气进入余热锅炉B001，在B001中产生蒸汽，部分回收甲烷合成反应产生的热量，之后产品气进入蒸汽过热器E002，进一步回收热量。汽包出口的饱和蒸汽也进入E002过热，经控制阀PV001A调节后，送出装置界区。当汽包出现超压或蒸汽品质不合格时，蒸汽经放空控制阀PV001B减压后放空至大气。

2 控制阀出现的问题

甲烷合成装置投用后，FV001B和PV001B便出现了一些问题，影响了装置的长周期运行。

FV001B在开车时阀门噪音较大且出现了振动现象。装置投用一段时间后，将FV001B下线拆解，发现阀杆出现裂痕，阀芯出现很多粗糙凹坑。

PV001B在使用时，存在压力控制不稳、压力波动、阀门噪音较大等问题，并且出现多次阀门无法开启的情况。

3 开工给水调节阀问题分析

3.1 原始设计参数

按照原设计图纸，FV001B采用口径DN80、额定CV值100、流量特性为等百分比的Globe控制阀。FV001B对应的工艺参数详见表1所列。

表1 FV001B原设计工艺参数

根据表1中所列工艺参数，依照IEC的计算方法进行初步计算，阀门在最大和最小工艺参数值时的CV计算值分别为35.3和8.9，阀门开度分别为73.4%和38.1%，与原设计图纸中的计算结果基本吻合。

3.2 故障原因分析

根据气蚀损坏的特点，结合FV001B阀芯出现很多粗糙凹坑、开车时噪音较大且出现振动、阀杆出现裂痕等现象，基本可以判断是气蚀导致阀门损坏[2]。

根据节流原理，不可压缩流体在节流时流速增加而静压降低，经节流后流束截面并不立即扩大，而是继续缩小到一个最小值，该处的流速最大且静压最低，称为缩流断面。之后随着流通截面的扩大，流体流速减慢，静压回升，称为压力恢复。而压降Δp为不可恢复的压力损失。缩流断面处的压力pVC为节流过程中最低的静压，如果该处的流速增加到足够大，那么pVC将会降低到阀门入口温度下的流体饱和蒸汽压pV以下，此时部分流体就会气化成气体或蒸气，形成气泡[3]。流体流出节流区后，压力回升，若压力回升不超过入口温度下的流体饱和蒸气压，即p2≤pV，那么流体还将继续气化，在阀门出口形成气液共存的现象，即两相流，该现象称为闪蒸。若压力回升后p2>pV，气泡破裂恢复为液体，该现象称为气蚀，气蚀工况下控制阀的压力变化趋势如图2所示。在气泡破裂的瞬间，气泡原来占有的空间就形成具有高真空的空穴，液体在高压差的作用下，以极快的速度流向空穴，形成有冲击力的微喷射流和压力波。由于气泡中的气体和蒸气来不及在瞬间全部溶解和凝结，因而在冲击力的作用下又分成小气泡，再被高压力的流体压缩，出现了凝结、破裂现象，如此形成多次反复。如果气泡的破裂发生在阀内件的表面处，会对材料表面造成高频冲击，所形成的冲击力高达几百甚至上千牛顿，冲击频率可达几万赫兹，从而使材料产生疲劳并导致机械损坏。气蚀后材料损坏具有煤渣似的粗糙外形，而闪蒸后材料损坏其外形非常光滑类似于细的喷砂表面[4]。

图2 气蚀工况控制阀的压力变化趋势示意

查阅原设计图纸，阀门的原始选型计算似乎没有问题，那么很可能是工艺参数和实际操作工况存在偏差所致。与装置的工艺人员沟通了解到，开车前汽包的表压约为0.3 MPa，开车时一般通过开工蒸汽将汽包和余热锅炉进行预热，开车后，汽包的表压将逐渐升高至4.78 MPa。同时，FV001B的出口压力也随着汽包压力的升高而逐渐变化，从初始的0.4 MPa升高至4.88 MPa。从表1可知，FV001B的入口压力为6.37 MPa，该阀门刚开车时的压差高达5.97 MPa，与完成升压后的压差1.49 MPa相比，差距较大。

根据式(1)所示的气蚀判定公式重新核算FV001B的相关选型参数，依据计算结果判断是否是气蚀导致了阀门损坏。ΔpC定义为阀门初始气蚀压差，即阀门开始出现气蚀时的压差，当阀门实际压差大于ΔpC时，阀门将开始出现气蚀。

(1)

KC为阀门的初始气蚀指数[5]，阀门原设计选型为Globe阀，KC值约为0.7。根据式(1)计算得到的ΔpC为4.19 MPa，说明FV001B的p2从0.4 MPa升压至2.18 MPa期间，阀门都工作在气蚀状况；p2高于2.18 MPa后，气蚀现象才消失。因此，可以确定阀门是由于气蚀导致的损坏，同时也是气蚀现象导致了阀门振动和较大的噪音。

3.3 优化阀门选型方案

根据3.2节的分析，解决该阀门问题的最佳途径就是消除气蚀。按照式(1)可以得到两个优化方案： 在p1不变的前提下提高p2，使p1-p2<ΔpC；选用KC值更大的阀门。

3.3.1第一种方案

该方案可以通过在阀门下游增加节流部件以提高p2，具体实施时有2个方法： 在阀门出口增加限流孔板[6]，将下游的工艺阀关小。

1)在阀门出口增加限流孔板具有改动工作量较小、投资低等优点。由于最大流量约为最小流量的4倍，那么确定限流孔板的孔径非常困难。因此，该方法的缺陷也较明显。如果限流孔板孔径按照小流量的工况设置，则大流量工况时，p2将会明显偏大，将导致阀门流通量受阻，阀门可调范围大幅缩小。如果限流孔板的孔径按照大流量的工况设置，则小流量工况时，p2将会明显偏小，起不到消除气蚀的作用。另外，p2是逐渐升高的，限流孔板只能适用于低压工况，无法适用于高压工况。因此，在流量变化范围较大，或p2变化较大的工况下，在阀门出口增加限流孔板是不太合适的。

2)将下游的工艺阀关小的方法，在改动工作量和投资方面更有优势，虽然该方法可以克服p2变化和流量变化造成的困难，然而该方法也存在缺陷。工艺阀需要现场操作人员手动操作，当p2和流量一直处于变化状态时，现场操作人员的操作响应很难满足工况变化的需求。在开车阶段，余热锅炉的负荷和压力一直在提升，p2和流量也一直在增加，存在操作困难的问题，因此也不宜采用该方法。另外，工艺阀为普通的截止阀或闸阀，存在操作不当或降压偏大造成气蚀转移甚至损伤工艺阀的风险。

3.3.2第二种方案

该方案采用抗气蚀专用控制阀[7]，该类阀门的KC值接近1，具有非常好的抗气蚀效果，但是抗气蚀专用控制阀的价格较高。目前各大控制阀制造厂均有专门用于气蚀工况的抗气蚀控制阀，其工作原理是通过抗气蚀阀内件，对流体进行逐级减压，把阀门的压差分成多级较小的压差，确保每级降压的缩流断面处的pVC大于入口温度下流体的pV，最终抑制气蚀现象的产生，避免对阀门造成损坏，提高了阀门的整体使用寿命[8]。该方案是解决工艺过程中控制阀气蚀问题的较优方案。

抗气蚀控制阀的阀内件常用的有多级迷宫式套筒和糖葫芦串式阀芯两种型式。

1)多级迷宫式套筒的结构属于多流道多级降压式结构。该结构具有流道面积小(孔径小)、降压级数多、可承受的压差大等特点，具有非常好的抗气蚀性能。但由于流道的面积较小，该结构只适用于干净介质，如存在固体颗粒将容易导致流道堵塞。

2)糖葫芦串式阀芯的结构属于单流道多级降压式结构。该结构也具有较好的抗气蚀性能，相较于多级迷宫式套筒，降压级数略少，可承受的压差也略小一些。由于该结构具有流道路径简单、流道面积大(孔径大)、不易堵塞等特点，因此该结构也适用于脏污介质。

流经FV001B的介质为锅炉给水，非常干净，因此该次优化选型推荐采用多级迷宫式套筒结构的抗气蚀控制阀。开车过程中FV001B共有6种工况下的工艺参数，即小流量的大压差、中压差、小压差工况，大流量的大压差、中压差、小压差工况，工艺参数详见表2所列。

表2 FV001B开车过程中6种工况的工艺参数

3.3.3优化阀门的选型计算

依据表2的参数和新选阀门的型式，重新计算CV值，计算过程如下：

首先判别流体是否为阻塞流，对于液体工况，发生阻塞流的条件是式(2)成立。

Δp≥Δpcr

(2)

式中： Δpcr——出现阻塞流时，阀门的前后压差；FL——实际所选阀门的压力恢复系数；FF——液体临界压力比系数，可由式(3)计算得到：

(3)

1)如式(2)成立，则说明属于阻塞流工况，CV值计算公式为

(4)

式中：qV——体积流量，m3/h；ρ/ρ0——相对密度，对于15.5 ℃的水，ρ/ρ0=1；常数N=8.65×10-1。

2)如式(2)不成立，则说明属于非阻塞流工况,CV值计算公式为

(5)

式(5)和式(4)的差别仅在于使用Δp还是使用Δpcr参与计算[9]，计算时需要特别注意FL值需从实际所选阀门的样本中查找或向阀门制造商咨询，否则将直接影响计算结果的准确性。

经过计算，表2中6种工况下的CV计算值依次分别为4.5，5.3，8.9，17.8，21.3，35.6，可知CV值的变化范围较大，第6种工况的CV值约为第1种工况的8倍。因此，在选择阀门额定CV值或阀门口径时应特别注意阀门开度范围的问题。SH/T 3005—2016《石油化工自动化仪表选型设计规范》对直行程控制阀开度范围作出了明确要求，详见表3所列。

表3 直行程控制阀开度范围

抗气蚀控制阀的流量特性通常为线性，表3中线性控制阀的最小开度不应小于15%。因此，建议FV001B的额定CV值不大于30，显然无法满足第6种工况的要求。基于最大开度不超过80%考虑，FV001B可以满足最大流量123 m3/h工况下阀后表压升压至3.1 MPa的控制需求，该工况的计算CV值约为24。最大流量工况下表压升至3.1 MPa之后，考虑切换使用主控制阀FV001A。主控制阀原设计采用DN150，额定CV值280，流量特性为等百分比的Globe阀。经过计算，在此时切换，主控制阀的开度为37%，能够满足阀门的开度要求，且阀门p2已经大于2.18 MPa，避开了气蚀区域，因此切换方案是可行的。

4 蒸汽放空控制阀问题分析

4.1 原始设计情况

根据原设计图纸，PV001B采用DN350，额定CV值5 360的蝶阀。工艺参数详见表4所列。

表4 PV001B原设计工艺参数

根据表4工艺参数，依照IEC的计算方法进行初步计算，阀门在最大工况下的计算CV值为2 556，阀门开度为61.1%，与原设计图纸中的计算结果基本吻合。

4.2 故障原因分析

根据PV001B使用时存在的压力控制不稳、压力波动、阀门噪音较大，以及多次出现阀门无法开启的情况，基本上可以判断是实际的压差远大于原设计的压差造成的。

经与装置的工艺人员详细沟通，PV001B出口的管线只连接了1台放空消音器，然后直接放空至大气。放空消音器和阀门出口的工艺管线不会产生太大的压降，根据估算，p2按照0.5 MPa考虑已经足够。按照原设计的工艺参数，阀门的压差为0.1 MPa，而实际运行时的压差为4.28 MPa，因此阀门出现这些问题的原因也就非常清楚了。

4.3 优化阀门选型方案

根据4.2节的原因分析，原设计按照小压差选用了蝶阀，而实际上蝶阀并不适用于大压差工况，且蝶阀没有降噪的功能。因此基于阀门压差大、噪音大的工况环境，推荐选用低噪音型笼式阀[10]。

根据实际的运行工况，PV001B的工艺参数详见表5所列。

表5 PV001B实际运行的工艺参数

现根据表5的参数重新计算CV值，计算过程如下：

1)首先判别流体是否为阻塞流，对于蒸汽工况，发生阻塞流的条件是式(6)成立：

X≥FKXT

(6)

式中：X——压差比，X=Δp/p1；FK——比热容比系数，FK=k/1.4；XT——实际所选阀门的临界压差比系数。

a)如式(6)成立，则说明属于阻塞流工况，CV值计算公式如式(7)所示：

(7)

式中： 常数N11=15.3；qm——质量流量，kg/h。

b)如式(6)不成立，则说明属于非阻塞流工况，CV值计算公式如式(8)所示：

(8)

式中： 常数N10=27.3；Y——膨胀系数，Y=1-X/3FKXT。

2)计算时需要特别注意XT值需从实际所选阀门的样本中查找或向阀门制造商咨询，否则将直接影响计算结果的准确性。

经过计算，该工况的计算CV值为666.3，与原始设计相比差别较大，在选择阀门额定CV值或阀门口径时除了需注意阀门开度，还需注意两个问题：

a)SH/T 3005—2016规定： 用于泄放、放空等脉动或间歇操作的控制阀的最大脉冲噪声限值不得超过105 dB。因此，在确定阀门的最终选型时，应计算阀门的噪声。

b)该工况仅考虑了汽包完成升压之后的放空，并未考虑开车过程中的放空。因此，应该由工艺工程师计算出开车过程中放空的工艺参数，并进一步核算CV值、开度、噪音，再最终确定阀门口径。

5 结束语

根据上文的分析，2台阀门无法满足工况的需求，均是由于压差参数不正确造成的。FV001B是工艺参数没有考虑到开车过程中的大压差，致使原设计控制阀的选型计算没有识别出存在气蚀，导致了阀门损坏。PV001B是由于工艺参数没有核实清楚阀门使用时的压差，导致了阀门选型错误，影响了装置的长周期运行。

笔者通过现场调研，对实际工况进行了梳理，分析了产生问题的原因，说明了差压对控制阀计算选型的影响[11]，提出了2台控制阀的优化选型方案，满足了装置长周期运行的要求。