减压孔板（推荐5篇）
减压孔板
一、ZSPB系列法兰专用减压孔板:主要原理和适用范围是对流体动力减压,当流动水经过节流孔板 ,减压孔板时由于局部阻力损失，在减压孔板处产生水头压力降（水头损失H）。从而可以降低底层的自动喷水灭火设备和消火栓的出口压力及出口流量。高层建筑由于层数较多，高低层所承受的静水压力不一样，实际出水量相差很大，作用时底层的自动喷水设备和消火栓出水量，远远超过顶层的设计流量。减压孔板相对于减压阀来说，系统比较简单，投资较少，管理方便。但减压孔板只能减动压，不能减静压，且下游的压力随上游压力和流量而变，不够稳定。另外，减压孔板容易堵塞,可以在水质较好和供水压力较稳定的情况下采用。消防给水系统中所用的减压孔板均为标准孔板，这种孔板单侧倒角，即孔口在水流进口方向是圆柱形，在水流出口方向是扩散圆锥形,孔板两面设有止泻槽,增加与垫圈的磨擦力,孔板要求加工精度高，安装有方向性，为了使加工、安装简便易行，我们试验孔板改用为直通孔、不倒角，用3mm以上厚度的不锈钢板加工而成(如图2所示)，并将在国标图中推荐使用此类孔板.二.自动喷水灭火系统设计规范gb 50084—2001 9.3.1.减压孔板应符合下列规定：应设在直径不小于50mm的水平直管段上，前后管段的长度均不宜小于该管段直径的5倍；2.孔口直径不应小于设置管段直径的30％，且不应小于20mm；3 应采用3mm以上厚度不锈钢板材制作。4.为克服喷水不均匀性所设置的减压装置宜采用减压孔板，不宜采用减压阀。由于减压阀需要在阀前加设过滤器，因此只适合用在湿式报警阀前对喷淋系统进行竖向分区的减压,减压孔板主要用来克服由几何高差和喷淋立管水头损失造成的喷淋系统竖向的喷水不均匀性，其位置设在各层配水管或配水干管的起点端，一般设在安全信号阀之后,配水支管上不宜设置减压孔板。
一、问题的提出
《自动喷水灭火系统设计规范GB 50084-2001》 (2005年版) (以下简称“喷规”) 于2005年10月1日起实施。四川消防机械总厂 (以下简称“川消厂”) 依据“喷规”成功地开发了额定压力PN=1.6MPa适用于高层建筑的报警阀新产品, 为贯彻“喷规”4.2.9之2款第2句“控制管道动压的区段宜设减压孔板或节流管”的精神提供了可靠市场保证。对于自动喷水灭火系统加压泵 (以下简称“自喷泵”) 扬程达到1.2~1.6MPa的高层建筑运行工况下, 按“喷规”9.3.5要求, 必需在低区报警阀组入口前设减压阀, 参照国家标准图集 (以下简称“图集”) 《01SS105常用小型仪表及特种阀门选用安装》48页“减压阀自动喷水灭火供水方式”, 不可避免地将报警阀顶托至离地≥2.4m的位置上, 遵照《高层建筑给水减压阀的应用》 (以下简称“应用”) 5.1.12规定, 减压阀出口端连接的管道, 其管径不应缩小, 且管道直线长度不应小于5倍公称直径。以常用DN150为例, 5DN=750mm, 查“图集”76页, 减压阀长度取450mm, 仅此两项相加就达到1200mm, 故报警阀下端不宜设减压阀。解决此矛盾的上策是建议取消“喷规”9.3.5, 并呼吁更多的厂家生产PN=1.6MPa的报警阀投放市场。
二、公式的简化
查“喷规”9.3.3, 减压孔板的水头损失, 应按下式计算:
式中Hk——减压孔板的水头损失 (10kPa) ;
Vk——减压孔板后管道内水的平均流速 (m/s) ;
ξ——减压孔板的局部阻力系数, 取值应按附录D确定;
g——重力加速度9.806 (m/s2) 取近似值10 (m/s2) 。
再查附录D, 则
式中d——给水管的计算内径 (mm) ;
dk——孔板的孔径 (mm) 。
令k=dk2/d2即孔板孔径与给水管计算内径平方比;则
式中用希腊字母υ代替 (9.3.3) 大写Vk——管道流速 (m/s) 。
再令G=0.05[ (1-k) (1.925-k) /k (1.175-k) ]2;则
三、列k与G参数表
为达到资源共享和确保孔板设计质量之目的, k从0.06至0.65共60个G参数列于表1。
本文表1与附录D表D的比较详见表2。
从表2可看出, 将G值换算成ξ1的结果与表D的ξ值基本相等, 说明简化式推导准确。
四、减压孔板规格
减压孔板主要应用在高层建筑自动喷水灭火系统, 它们与湿式报警阀规格关系密切。查《自动喷水灭火系统湿式报警阀的性能要求和试验方法GB 797-89》, 报警阀有DN50~250mm八种规格, 考虑DN50、65和250三种规格使用机会较少, 应重点研制开发DN80~200五种热镀锌钢 (hot galvanized steel简称HGS) 管在不同公称流量条件下产生公称HkN=5~80 (10kPa) 的匹配孔板系列产品, 满足高层建筑设计市场需求。
DN80~200HGS管和加厚HGS管计算内径d与流速系数Kc值详见表3, 不同规格减压孔板参数详见表4。安装示意详见图1。
五、讨论
1.“喷规”9.3.1之2和1
“喷规”9.3.1不属强制性条文, 其2款第一句规定“孔口直径不应小于设置管段直径的30%”值得商榷。
以某高层建筑地下室“自喷泵”流量和扬程达到30L/s和1.6MPa为例, 采用“川消厂”PN=1.6MPa的DN150报警阀, 低区数层需减压0.8MPa左右, 应如何设计减压孔板。先按9.3.1之1和2款, 查表3和表4, DN150 (2) 加厚管d=153mm, dk≥0.3×153=45.9≈46 (mm) , Hk=38.6≈39 (10kPa) , 减压孔板前后管段需有750mm的直线长度, 故为满足6.2.6关于“报警阀离地宜为1.2m”的要求, 需从报警阀出口向水平方向拐出35m长管段串联两个dk=46mm的减压孔板, 并绕弯接到低区系统立管上, 遇到多个报警阀都需减压时, 则空中串联减压孔板管段平行排列困难。若能将2款“30%”修改为“25%”, 则dk≥0.25×153=38.3取39 (mm) , 再查表4, Hk=78.9 (10kPa) , 此时此地, 应可直接在报警阀出口设置一个dk=39mm的减压孔板, 其向上管段不言而喻可径直与低区系统立管连接。
解决了2款修改后, 9.3.1之1款建议改为:应设在直径不小于50mm的水平管段或直径不小于80mm的竖直管段上, 前后管段的长度均不宜小于该管段直径的4倍。
2. 减压孔板产品化
为确保减压孔板设计质量, 笔者呼吁有更多厂家, 相继在“喷规”研制孔板产品基础上, 根据表4成果, 积极开发DN80~200共50种新产品, 投放市场。
3. 提高报警阀额定压力
目前, 市场上研制开发PN≥1.6MPa的报警阀产品非常及时, 为高层建筑自动喷水灭火系统报警阀配置设计改进打下基础, 建议围绕PN≥1.6MPa产品, 调整有关规范条文。
4. 简化计算书
建筑消防给水系统减压孔板计算书按“喷规”进行编制, 书写麻烦复杂, 设计、校对、审核和审定四环节管理难以控制质量。如按本文方法计算, 将可为简化计算书和加强科学管理助一臂之力, 笔者不胜感激。
注:υ=KcQ (m/s) 式中Q以L/s计。
注:当系统设计流量Qs≠QN时, 实际孔板水头损失HkS=Hk (Qs/QN) 2。以DN150、QS=30.2L/s、dk=39mm为例, HkS=78.9 (30.2/30) 2=80 (10kPa) 。
5. 新型喷头的应用
旋转型喷头是利用水力学环流推动和空气动力学原理, 旋转分布大水滴并能形成下压强风, 助推窜动升高火舌瞬间穿透、收小缩短、打碎切断而被迅速均匀覆盖吹熄淋灭的喷头, 它对高中低水压的适应范围很宽, 在大中小空间场所中都适宜采用旋转型喷头自动喷水灭火系统, 设计人员只需考虑减动压即以减压孔板代替减压阀的问题。
参考文献
[1]韩占先, 何以申等.GB50084-2001自动喷水灭火系统设计规范 (2005年版)
[2]黄晓家等.01SS105常用小型仪表及特种阀门选用安装国家标准图集
[3]姜文源, 潘德琦.高层建筑给水减压阀的应用.海军出版社, 2002
[4]GB797-89自动喷水灭火系统湿式报警阀的性能要求和试验方法
1 孔板流量计的组成和原理
1.1 孔板流量计的组成
标准孔板流量计由截流装置, 信号引线和二次仪表系统组成。其中节流装置是使管道中流体产生静压力差的装置, 主要由标准孔板, 取压装置和上下游直管段组成。
1.2 基本原理
充满管道的流体, 当它流经管道内的节流件时, 如图所示, 流速将在节流件处形成局部收缩, 因而流速增加, 静压力降低, 于是在节流件前后便产生了压差。流体流量愈大, 产生的压差愈大, 这样依据压差来衡量流量的大小。如图1所示。
2 孔板流量计的计算方法和参数变量分析
这种测量方法是以流动连续性方程 (质量守恒定律) 和伯努利方程 (能量守恒定律) 为基础的。
2.1 流量计算公式
根据《天然气流量的标准孔板计量方法》 (SY/6143-2004) 给出的天然气在标准参比条件下的体积流量计算实用公式:
式中:
Qvn为天然气在标准参比条件下的体积流量;
Avn为体积流量计算系数;
C为流出系数;
E为渐进速度系数;
d为孔板开孔直径;
FG为相对密度系数;
ε为可膨胀系数;
FT为超压缩系数;
FZ为流动温度系数;
P1为孔板上游侧取压孔气流绝对静压;
△P为气流流经孔板时产生的差压。
2.2 由参数的确定分析流量测量的误差源
1) Avn确定方法:视采用的计量单位而定
秒体积流量 (m3/s) Avn:=3.1795×10-6;
小时体积流量 (m3/h) Avn:=0.011446;
日体积流量 (m3/d) Avn:=0.27471。
2) C确定方法:里德-哈利斯/加拉赫 (Reader-Harris/Gallagher) 公式
式中:β=d/D——直径比;
Re D与D有关的雷诺数;
A= (19000β/Re D) 0.8
M'2=2L'2/ (1-β)
L1=l1/D——孔板上游端面到上游取压口的距离除以管道直径的商;
LL''22==ll'2/D——孔板下游端面到下游取压口的距离除以管道直径的的商商 ( (符符号L'2表示自孔板下游端面为起始位置的有关下游间距, 而而LL22表表示示自孔板上游端面为起始位置的有关下游间距) ;
D——mm;
对于角接取压法L1=L'2=0;
对于D和D/2取压法L1=1, L2=0.47;
对于法兰取压法L1=L'2=25.4/D
3) ε的确定方法
ε=1- (0.351+0.256β4+0.93β8) [1- (P2/P1) κ]
(1) 涉及到的中间变量
κ为等熵指数, 等熵指数是压力和温度的函数, 必要时采用κ=1.3;
P2为孔板下游侧绝对静压P2=P1-△P。
(2) 涉及到的独立变量
P1为孔板上游侧绝对静压;
△P为差压, 计量仪表的实测值。
4) d的确定方法
d=d20[1+λd (t1-t20) ]
(1) 涉及到的中间变量
λd孔板材料在20℃~t1范围内的线膨胀系数, 根据孔板材料为确定值
(2) 涉及到的独立变量
d20为孔板开孔在20℃下的实测值
t1为天然气流过节流装置时的实测气流温度。
5) E确定方法
(1) 涉及到的中间变量
β=d/D
(2) 涉及到的独立变量
d20为孔板开孔在20℃下的实测值;
D20为管道在20℃下的实测值。
6) FG的确定方法
(1) 涉及到的中间变量
Gr——气体的真实相对密度;
(2) 涉及到的独立变量
天然气的摩尔组分值
7) FT的确定方法
(1) 涉及到的中间变量
T1=t1+273.15
(2) 涉及到的独立变量
t1-_气体的实际测量温度
8) FZ的确定方法
Zn为然气在标准状态下的压缩因子,
Z1为然气在工作状态下的压缩因子
涉及到的中间变量:
Zn、Z1这两个变量都可以通过计算和测量两种方法来确定, 可以遵照标准GB/T17747.2天然气在工作状态下的压缩因子《天然气压缩因子的计算用摩尔组成进行计算》和标准GB/T17747.3《天然气压缩因子的计算用物性值计算》来计算。压缩因子和密度互为函数关系, 一般只需测定一个。
由以上参数的确定方法可以看出, 在参与计算的参数中, 有些是无法实测的, 称为统计量, 例如流出系数C, 可膨胀性系数ε, 其他的参数都可以通过测量单独变量计算得出, 这些单独变量包括测量管内径d20, 孔板开孔直径D20, 差压△P, 天然气流动的热力学温度t1, 天然气流动时上游测的压力P1, 相对密度, 天然气压缩因子。下面就针对这些参数和变量的性质, 分析其误差产生的原因, 在实际应用中, 采取相应的措施, 使天然气计量误差得以降低。
3 天然气计量误差产生的原因分析
3.1 统计量的误差分析
1) 流出系数C
对于流出系数C的研究, 人们一直没有停止过, 通过丰富和充分的试验数据, 人们对影响流出系数的因素有了许多的认识, 影响流出系数偏离的原因[2]:
(1) 仪器本身产生的误差
(1) 孔板入口直角锐利度超出标准规定; (2) 管径尺寸与计算不符; (3) 孔板厚度误差; (4) 节流件附件产生台阶、偏心; (5) 孔板上游端面平度; (6) 环室尺寸产生台阶、偏心; (7) 取压位置; (8) 焊接、焊缝突出; (9) 取压孔加工不规范或堵塞; (10) 节流件不同轴度。
(2) 安装误差
管线布置的偏离, 管线布置的偏离造成的安装误差是普遍性的, 其产生的主要原因是现场不能满足直管段要求的长度。
(3) 使用误差
(1) 孔板弯曲 (变形) ; (2) 上游测量管沉积脏物; (3) 上游端面沉积脏物; (4) 孔板入口直角边缘变钝、破损; (5) 雷诺数范围不符合标准规定; (6) 管道粗糙度影响 (管道粗糙度增加、管道粗糙度变化) 。
2) 可膨胀性系数ε
可膨胀性系数ε是对流体通过节流件时密度发生变化而引起的流出系数变化的修正, 它的误差由两部分组成:其一为常用流量下ε的误差, 即标准确定值的误差;其二为由于流量变化ε值将随之波动带来的误差。一般在低静压高差压情况, ε值有不可忽略的误差。当△P/P≤0.04时, ε的误差可忽略不计。
3.2 实测量误差产生的原因
1) d20、D20误差产生的原因[1]
对于δd/d及δD/D的数据, 应是一种在严格的检定条件下 (人员、设备、方法、环境等符合有关标准) , 认真按照有关检定规程和技术标准的要求, 对新制造的或使用中的孔板及测量管进行检定时所允许的测量不确定度, 即δd20/d20≤±0.07%、δD20/D20≤±0.40% (下标20表示检定状态) 。但由于要考虑现场的实际工况条件, 因此这种检定要求忽略了如下一些影响因素:
(1) 未对d20及D20进行实际工况条件下的温度修正;
(2) 现场配备的长度计量器具 (如游标卡尺) 往往不能按期送检, 现场计量人员也未进行长度计量测试方面的专业培训;
(3) 对在用中的测量管, 几乎都未考虑腐蚀、变形及积尘附着等对其实际内径产生的变化;
(4) 由于测量管内部结构的特殊性, 部分生产厂家目前只选择了分别距孔板上、下游端面0D (或0.5D) 的两个截面进行内径测量, 并将平均值刻在铭牌上供用户参考, 一般的标准都要求至少测量4个截面。
这些因素导致了实际工况条件下孔板孔径及测量管内径的测量不确定度往往会超出标准规定的范围, 即δd/d>±0.07%、δD/D>±0.40%。
2) P1、△P、t1误差产生的原因
这几个变量, 都属于二次仪表测量数据, 根据这些参数的产生和测量过程, 误差产生的原因主要有以下几个方面:
(1) 数据的产生
对于差压和压力信号, 正确的取压孔及引压管线的制造、安装及使用是保证获得真实数据的关键, 这些影响因素很多是难以定量或定性确定的, 只有加强制造及安装的规范化工作才能达到目的。对于温度数据而言, 是否能够真实地反映被测流体内部的温度是数据真实的关键, 主要是感温元件与气流的接触是否良好, 包括感温头的安装位置、插入深度、方向以及表面的清洁程度等[1]。
(2) 数据的测量与传递
仪表选型是否合适, 安装位置是否合理, 运行是否正常都是数据测量和传递过程中误差产生的原因。
3) 相对密度, 天然气压缩因子误差产生的原因
相对密度, 天然气压缩因子都属于气体的物性参数, 天然气组成分析数据是用于物性参数计算, 并通过物性参数间接影响流量计算结果。天然气物性参数测量的准确度, 取决于天然气取样技术。天然气取样技术是关系到所取样品是否有代表性总是不但影响到天然气组成分析结果, 也影响到物性参数的测量结果。取样技术由三个因素组成, 即取样点分布、取样方式和取样周期。
(1) 取样点分布
取样点的分布决定了所取的天然气样品是否有代表性。
(1) 对于多气源的输配气计量站, 可在气体入口下游与流量计上游之间能使天然气充分混合的汇管处设置取样点; (2) 对于单一气源的输气计量站, 可在气体入口处设置取样点; (3) 对于流量大的用户, 如果用户需要, 可在流量计的上游或下游不影响流量测量准确度的管道或汇管处设置取样点。
(2) 取样方式
取样方式有边连续取样、累积取样和单点取样3种。连续取样是与在线分析相结合的。累积取样要求有控制流入取样钢瓶的流量控制装置, 注入钢瓶的流量与钢瓶的容积、气源压力、计量点流量大小和收集样品的周期有关, 技术比较复杂。单点取样是最简单的取样方式, 在国内被广泛地应用。
(3) 取样周期
对于连续取样方式, 取样周期取决于在线分析周期, 在累积取样方式中, 大多是一周收集一次。在单点取样方式中, 国外大多是一天取一次, 国内一般是一个月或一个季度取一次。
4 实际应用中的控制措施
1) 节流装置设计, 制造和安装规范化;
2) 加强对重点设备的检查维护和保养:
(1) 孔板
检查内容包括:
(1) 定期检定;
(2) 定期检查, 检查内容包括;
(3) 上游端面无可见损伤;
(4) 上游边缘无卷口, 无毛边, 无目测可见的异常现象当孔板大于或等于MM时, 目测检查, 将孔板上游端面倾斜, 用日光或人工光源射向直角入口边缘, 边缘无反射光束;
(5) 下游边缘无毛刺, 划痕和可见损伤;
(6) 定期排污和清洗。
(2) 气路
主要检查从孔板阀到各个变送器的气路是否有泄漏、堵塞等现象, 气路中是否有液体存在, 主要是引压管的接头、三通、针形阀、放空阀以及三阀组等各个部位
(3) 二次仪表
在保证仪表选型和精度等级正确的基础上, 定期对仪表进行维护和保养。主要包括:
(1) 定期检定;
(2) 检查差压变送器、压力变送器的零点。
(4) 流量计算机
主要是对流量计算机的数据采集、参数设置及计算的准确性进行检察, 主要有以下内容:
(1) 通道的检查;
(2) 参数设置的检查;
(3) 计算准确度的检查。
可通过一些简便实用的流量计算软件在相同条件下的计算值与流量计算机的计量值进行对比, 分别计算机组数据, 观察结果是否相近。
5 结论
总之, 只要从设计、安装、使用等方面都严格执行有关标准, 用孔板流量计计量天然气的准确度将大大提高。
参考文献
[1]罗明强, 张金鹏.对天然气流量测量不确定度问题的认识.
[2]陈朝书.天然气计量中存在的问题及对策.油气储运.
1 控制方程及边界条件
管道中的水流为不可压缩流动,采用标准k-ε紊流模型求解,使用有限体积法离散N-S方程,用SIMPLEC算法耦合速度和压力方程。
连续方程:
动量方程:
湍动能方程:
湍动能耗散率方程:
模型参数取通用值:C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3。
进口采用速度进口:给出进口速度的大小和方向、紊动能k和耗散率ε的边界值;出口边界:假定出流充分发展,为自由出流;壁面边界:壁面采用无滑移边界条件,对黏性底层采用壁面函数处理。
2 影响因素及模型建立
2.1 影响因素
为衡量局部阻力相邻影响程度,引入相邻影响系数的概念。定义相邻影响系数C=ζ总/ζ总′,其中ζ总为总局部阻力系数的实测值,ζ总′为单个形变件局部阻力系数的叠加值。由量纲分析法可知C=f (Re,t/D,d/D,Ls/D),即C与雷诺数Re、厚径比t/D、孔径比d/D、相对间距Ls/D有关,各量如图1 所示。由前期试验可知,对于孔板形变件而言,Re≥137 080时,相邻影响系数C与Re数无关,仅考虑厚径比、孔径比及相对间距的影响。
2.2 模型验证
利用模型试验结果验证数模结果。图2 为单个孔板ζ随Re数变化关系的实测结果及数值模拟结果对比。从图2中可以看出,不同Re数时单个孔板局部阻力系数的数值模拟所得结果与试验结果基本吻合,利用数据计算得到二者最大相对误差为9.69%,最小为0.09%。图3为孔板相对间距不同时总局部阻力系数的实测结果与数模结果对比。从图3中可以看出,孔板相对间距不同时总局部阻力系数的实测结果与数模结果接近,利用数据计算得到二者最大相对误差为10.47%,最小为0.19%。实测结果和数模结果都表明总局部阻力系数随相对间距的增大而增大,直至趋于稳定。
综上可得,本文所采用的标准k-ε模型及选择的模型参数(模型常数取值为:Cμ=0.09,Cε1=1.44,Cε2=1.92,σk=1.0,σε=1.3)可较准确地模拟管道内设置孔板形变件时的管道流动,因此,本文选择标准k-ε模型对有压管道孔板局部阻力相邻影响进行数值模拟研究是可行的。
2.3 计算工况
为研究孔板孔径比、厚径比及两孔板相对间距对局部阻力相邻影响的影响,采用控制变量法,即将所研究的某一物理量视为唯一变量,将其他物理量视为定值。试验采用的厚径比为0.05、0.1、0.15、0.2、0.3、0.4,孔径比为0.6、0.7、0.8、0.9,相对间距为0.5、1、2、3、4、5、6、7、8、9、10、11、12,共计进行了312种工况的数值模拟试验。
3 结果分析
3.1 相邻影响系数C随各影响因素的变化关系
图4所示为厚径比t/D分别等于0.05、0.3时不同孔径比工况下相邻影响系数随相对间距的变化关系图。从图4(a)中可以看出,当t/D=0.05时,在孔径比d/D=0.6~0.9范围内,相邻影响系数C随着相对间距Ls/D的增大而增大,随相邻孔板间距的增大,相邻影响系数与相对间距的相关性逐渐减小,且相邻影响系数逐渐趋近于1.0,显然,当C=1.0时,相对间距的增加与相邻影响系数无关,即当管径D不变时,随孔板间距的增大,孔板间的相邻影响程度减弱,直至无相邻影响。当d/D=0.6~0.8时,C随着的变化梯度较大,而d/D从0.8增至0.9时,相邻影响系数C随着相对间距的变化梯度较小,如d/D=0.8、Ls/D从0.5增加至12时,C从0.432增至1.0,而d/D=0.9、Ls/D从0.5增加至12时,C从0.658增至1.0。从图4(b)可以看出,与t/D=0.05时总体趋势相同,即t/D=0.3时,各孔径比下C随着Ls/D的增大而增大,最终C逐渐趋近于1.0,但是,与t/D=0.05不同的是,t/D=0.3时C随Ls/D的变化梯度较小,即对应相同孔径比时,随孔板相对间距的增大,增幅较小。同理可得C随t/D、d/D的变化关系。
综上所述,当相邻影响系数C<1.0时,其与孔径比、厚径比及相对间距成正相关关系,即随孔径比、厚径比及相对间距的增大而增大,在相邻影响系数C达到1.0 时,其值为常数1.0,与孔径比、厚径比及相对间距的增加无关。
3.2 流场分析
3.2.1 t/D、d/D对局部阻力相邻影响的影响机理分析
为探明厚径比、孔径比对局部阻力相邻影响的影响机理,首先研究单个孔板形变件的影响长度随厚径比、孔径比的变化规律,然后将安装两个孔板的管道流场与安装单个孔板的管道流场进行对比,从而阐明厚径比、孔径比对局部阻力相邻影响的影响机理。
从表1中可以看出,厚径比从0.05变化至0.4,孔板上游影响段长度基本不变,回流区长度、下游影响段长度逐渐减小。从表2中可以看出:孔径比从0.6变化至0.8,孔板上游影响段长度逐渐减小,回流区长度、下游影响段长度逐渐减小。
当管道中的均匀流流至孔板附近时,由于断面突然减小,使得水流流束集中,形成突缩水流,经过孔板之后,形成了突扩水流,在孔板下游管壁处产生水流漩涡,形成回流区。图5中孔径相同,孔口对水流的束窄作用相同,因此孔板上游影响段长度几乎相同;厚径比越大,水流流态在孔板内恢复的程度越好,流线弯曲变小,孔板下游水流的紊动、混掺作用将减弱,因此随厚径比的增大而回流区长度减小,整个下游影响段长度减小。从图6中可以看出,孔径越大,其对水流的束窄作用越弱,孔口对水流的收缩率越小,上游影响段长度越小;孔径越大,孔板后水流流线弯曲越小,水流紊动混掺作用越弱,因此形成的回流区长度和下游影响段长度越小。
两个孔板同时存在时,受2号孔板的影响,1号孔板下游水流发育不完全,使得1号孔板局部水头损失发育不完全,局部阻力系数小于单个孔板存在时的情况,并且1号孔板下游水流流态尚未发育完全,则在进入2号孔板时,流速分布尚未恢复,流速集中分布,孔口对水流的收缩率小,导致2号孔板下游回流区长度减小,水流的摩擦、紊动混掺作用还不充分,其局部水头损失也小于单个孔板时的情况,因此两孔板总局部阻力系数小于单个孔板局部阻力系数之和,此时相邻影响系数C小于1.0,若1号孔板下游水流流速分布恢复越好,则相邻影响系数C越接近1.0。文中以进入2号孔板时的流速是否接近单个孔板时的流速来衡量1号孔板下游水流流速分布恢复情况。
从图7和图8可以看出,图7(a)中进入2号孔板时流速为6.0m/s,而图7(b)中进入2号孔板时流速为5.5m/s;图8(a)中进入2号孔板时流速为8.1m/s,而图8(b)中进入2号孔板时流速为4.0m/s。可见,图7(b)、图8(b)所示工况更接近恢复完全时的3.0m/s,1号孔板后下游水流流速分布恢复更好,导致两孔板总局部阻力系数更接近单个孔板局部阻力系数之和,相邻影响系数更大。
3.2.2 Ls/D对局部阻力相邻影响的影响机理分析
为探明Ls/D对局部阻力相邻影响的影响机理,通过单个孔板的影响长度与两个孔板的安装间距以及单个孔板与两个孔板管道流场的对比分析,阐明Ls/D对局部阻力相邻影响的影响机理。表3 为影响段长度随Ls/D的变化情况。图9 是Re=137 080、不同Ls/D下管道流速等值线图。
从表3中可以看出,管道内安装两个不同Ls/D的孔板时,1号孔板上游影响段长度不变,说明Ls/D的改变对1号孔板上游管段未产生影响,影响发生在1号孔板之后;2号孔板回流区长度随Ls/D的增加而增大直至趋于单个孔板时的回流区长度值,说明随Ls/D的增加,流经2号孔板的水流流态越接近于安装单个孔板时的水流流态。
从图9可以看出,受2号孔板的影响,1号孔板下游水流发育不完全,间距越大,发育越好,越接近安装单个孔板时的水流流态,其局部水头损失逐渐增加,对于2号孔板而言,其局部水头损失能否达到单个孔板存在时的局部水头损失值,从根本上来说,是由进入2号孔板的水流流速分布是否恢复而决定的。因为,若1号孔板下游水流流速尚未发育完全,则在进入2号孔板时,流速分布尚未恢复,流速集中分布,孔口对水流的收缩率小,导致2号孔板下游回流区长度小,水流的摩擦、紊动混掺作用还不充分,局部水头损失小。因此,随着Ls/D的增加,1号孔板下游流速分布恢复越来越好,1号、2号孔板之间的影响程度越来越小。当Ls/D=4.83时,已满足孔板下游对产生完整回流区的长度要求,当Ls/D>8.83时,已满足孔板下游水流流态恢复的长度要求,1号孔板下游流速分布完全恢复,两孔板之间已无相邻影响。
4 结语
采用标准k-ε模型对有压管道安装单个和两个厚径比、孔径比及相对间距不同的孔板形变件时的管道流场进行了数值模拟,基于不同工况下的流场特性模拟结果,分析了孔板间相邻影响系数随孔板孔径比、厚径比及相对间距的变化关系。
(1)相邻影响系数C<1.0时,其随孔板孔径比、厚径比及相对间距的增加而增大,相邻影响程度减小;当C=1.0,其与各影响因素的增加无关,稳定于1.0。表明孔板之间存在相邻影响时,其影响程度将随各影响因素的增加而减弱;当孔板之间无相邻影响时,随各影响因素的增加,仍然不会产生相邻影响。
(2)局部阻力相邻影响机理可以简单阐述为:随厚径比及孔径比的增大,单个孔板的影响长度减小,二者通过改变单个孔板的影响长度间接影响了相邻影响程度;而相对间距与影响长度的比值关系直接决定了孔板之间相邻影响程度的大小。
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目前我厂单井计量均采用旋进漩涡流量计, 由于其价格较高、量程范围相对较小, 且在运行中受气井工况 (产液) 及外界环境条件变化的影响, 计量偏差较大、故障率较高, 直接影响着现场生产。因此在桃2区块开展了简易孔板流量计应用试验, 以优选出适合现场生产的计量装置及仪表。
2 简易孔板流量计的结构原理及安装要求
2.1 简易孔板流量计结构
简易孔板流量计是由一次检测件 (节流件) 和二次装置 (差压变送器和流量显示仪) 组成。节流件采用简易孔板, 孔板孔径为 (11.21mm-29.9mm) , 差压变送器范围0~40KPa, 输出信号4-20m A, 供电电源12VDC。
2.2 工作原理
充满管道的流体流经管道内的节流装置, 在节流件附近造成局部收缩, 流速增加, 在其上、下游两侧产生静压力差。
2.3 单井流量数据远传
将差压变送器信号接入RTU, 进行差压采集, 计量压力采用井口油压的压力值, 由于井口无温度测量仪表, 计量夏季温度采用系统自设温度12℃, 冬季温度采用系统自设温度6℃。在集气站上位机采集到单井数据之后计算流量, 在集气站站控上集成孔板流量计监控画面, 即做出瞬时流量和历史数据画面, 对数据进行显示并存储, 自动生成报表。
2.4 安装要求
(1) 差压变送器引压管方向:差压变送器导压管安装方向必须与水平面保持垂直。
(2) 孔板流量计的孔板方向不能安装错误, 孔板法兰上标示“H”为高压端, 为气体的进口, 标示为“L”, 为低压端, 为气体的出口, 安装流程图如下图所示:
3 2010年简易孔板流量计试验情况
2010年, 我厂在桃2-9-18、桃2-2-21等6口单井先后开展了简易孔板流量计与旋进漩涡流量计性能对比试验。试验中, 在井口截断阀和下游闸阀之间先安装旋进漩涡流量计, 再在旋进漩涡流量计下游串联一台孔板流量计。为改善孔板计量装置安装、运行条件, 以提高其运行的准确可靠性, 针对部分重点环节进行了优化、改进。
(1) 安装位置:将计量装置安装于井口水平管段上 (远离井口针阀、紧急截断阀等阻流件) , 并利用水平工艺管段作为流量计的计量直管段 (远大于前10D、后5D计量直管段配置) , 以最大限度改善计量介质流态;
(2) 取压管路:将原水平安装、管径较小的取压管路改为垂直安装、加粗处理 (￠18mm) , 并尽可能缩短取压管长度, 以有效防止管线积液、冻堵;简易孔板流量计现场安装情况如下图所示:
注:下图为配置进口差压变送器 (罗斯蒙特3051) 的简易孔板流量计;下图为配置国产双法兰差压变送器的简易孔板流量计。
试验初期, 经试验发现国产双法兰差压变送器 (西安安森、西安华恒, 精度等级0.5级) 质量不过关, 变送器故障率高, 现场经常出现变送器零漂大、显示差压死值、变送器显示零等, 导致计量数据不稳定。最后选用进口差压变送器 (罗斯蒙特3051, 精度等级0.1级) 后, 简易孔板流量计运行较为稳定。通过与井口串联的智能旋进漩涡流量计数据比对, 二者偏差较小, 平均约为2.6%。
经过6个月的试验, 通过合理优化、简化简易孔板计量装置, 使流量计的计量精度得到了基本保证, 且运行稳定、冬季运行未发现孔板、仪表冻堵, 价格相对便宜、维护管理较为简单, 基本可以满足现场的实际需要。
3.1 2011年桃2区块简易孔板流量计运行情况
为进一步解决引压管冻堵问题, 2011年对简易孔板流量计引压管再次进行改造, 引压管做的粗而短 (￠18mm) , 取压阀用球阀取代针阀, 并选择垂直向上安装, 有效地预防了引压管冻堵问题。2011年在桃2区块对已损坏的华海、福鑫、苍南、航天等流量计进行更换, 安装46套简易孔板流量计, 对简易孔板流量计的稳定性, 准确性及冬季运行情况进行进一步考察。
3.1.1 计量稳定性
分别选取产气量在0.5万方、1.0万方、2.0万方三口单井在4天同一时间内进行了稳定性分析。
通过流量计现场计量数据稳定性可以看出, 简易孔板流量计在气量0.5万方以上的时候运行平稳, 计量准确, 接近核产气量。而气量在0.5万方以下时由于单井带液量大、含固体杂质多等原因, 对流量计计量影响较为严重, 计量数据波动幅度大。
3.1.2 计量准确性
选取了产气量在2.0万方的一口单井某一时期进行了准确性分析 (表2) 。
注:2012-1-5计量偏差较大, 由于气量流态不稳定造成
通过流量计现场计量数据准确性可以看出, 简易孔板流量准确, 跟核产气量平均偏差3.43%, 接近核产气量。
3.1.3 冬季运行过程中流量计冻堵情况
虽然现场流量计已全部做了保温, 但冬季运行过程中前后发现有4台简易孔板流量计发生冻堵现象。其中有:桃2-6-3、桃2-17-21、桃2-6-10、桃2-6-14。桃2-6-3井因差压变送器引压管水平安装, 致使导压管取压口冻堵, 剩余3口井都是单井含液量大, 孔板流量计截流造成变送器下取压口冻堵。
4 造成计量偏差的原因
4.1 计量介质条件影响
井口天然气未经气液分离, 成份复杂、流态不稳定, 难以满足计量装置对计量介质的基本要求;
4.2 计量装置配套标准较低
单井计量装置加工精度较低, 安装方式不规范 (垂直安装于井口针阀下法兰处) 且无计量直管段, 必然导致较大的系统误差;
4.3 流量计算方式粗略
简易孔板流量计, 采用远程读取井口压力、差压、温度数据, 并依据站控自编程粗略计算井口流量, 可靠性较低。未在计量程序中对温度、密度等进行实时修正。
基于上述原因, 现场技术人员在单井流量计算程序中, 引入流量修正系数 (依据实际偏差系数, 确定修正系数) 对各单井计量数据修正, 实现气井的相对准确计量。
5 目前存在的问题
(1) 井口差压变送器数据正常, 桃2-1站站控系统及中心站流量数据通讯故障, 经常出现丢包、通讯中断现象。
由于桃2-1站采用无线网桥, 单井数据采集均通过视频服务器, 由于视频服务器连续采集数据, 占用带宽较大, 且单井供电系统无风机, 经常造成单井馈电、电压不稳, 网桥无法正常工作, 经常出现数据丢包、通讯中断等情况。
(2) 冬季运行过程中存在冻堵问题。虽然按照要求简易孔板流量计全部做了保温, 但由于单井产液现象, 致使流量计冬季运行冻堵现象无法避免。
6 结论
(1) 简易孔板开展试验应用以来近4个月, 未发生差压变送器损坏、孔板磨损等情况。简易孔板流量计运行稳定、价格相对便宜、维护管理较为简单, 基本可以满足现场的实际需要。
(2) 简易孔板流量计量程比窄, 不适用于流量变化较大的场合;
(3) 对于每天产气量5000方/天以下的单井, 由于孔板孔径太小 (小于10mm) , 节流严重, 易造成孔板冻堵, 而且计量误差较大, 稳定性较差, 因此建议5000方以下的气井建议选取DN32D的旋进漩涡流量计 (量程范围60-1440m3/d) 进行计量。
(4) 对于产液量较大的井, 不适合安装简易孔板, 容易造成简易孔板流量计引压管冻堵。
摘要：本文主要介绍了简易孔板流量计的结构, 工作原理及安装要求。在桃2区块生产过程中的应用情况, 并分析了影响孔板流量准确性的因素及制作安装时应该注意的一些问题。
关键词：简易孔板流量计应用,准确性
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