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液化石油氣管道安全閥參數及選用

文檔作者：嚴銘卿文檔來源：中同市政工程華北設計研究院		點擊數：	更新時間： 2022年08月25日
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·14 ·
一f0
1 概述
濃 磊 蓮．害壘闊． 閘
煤氣與 熱力 1 994年5月
液化石油氣管道安全閥參數及選用
芒整 丁 甲7
(中同市政工程華北設計研究院，天津。00。 幣
嚴 禹卿
(烏魯木齊石油 1 烏魯術齊80001 9)
液態液化石油氣有很大的體積膨脹系數
(目值)，在3O一4O℃ 的溫度范圍內，液態液
化石油氣的pL e是水的目w的7—10倍， 在1 0—
20℃ 的溫度范圍內，這一比值可達17—18。
所阻充滿在封閉容器中的液態液化石油氣當
溫度上升時會由于體積膨脹而產生很大的液
體膨脹壓力， 其數值遠遠大于液化石油氣在
該溫度下的飽和蒸汽壓力。這種液體膨脹壓
力的大小與液體的溫度增量、液體的體積膨
脹系數，液體的壓縮模量、容器的剛度等因
素有關。液態液化石油氣所產生的液體膨脹
壓力往往會導致容器破裂， 發生液化石油氣
外泄， 甚至造成液化石油氣火災事故。在溫
度較高的條件下， 還可能引發容器內液化石
油氣的壓力驟減， 過熱液體迅速汽化導致的
蒸汽爆炸。
運行中的液態液化石油氣管道， 在某些
情況下可能被封閉。例如管段兩端閥門都被
關閉， 則此管段就構成充滿液體封閉狀態，
因而面臨液體膨脹壓力問題。對此， 工程上
的解決辦法是采取在這種管段上設置液化石
油氣管道安全閥，在液態液化石油氣因溫度
升高而發生體積膨脹時，通過管道安壘閥排
出液態液化石油氣．維持管道內壓在規定的
水平阻下。
管道安全閥構造簡單， 現在國內已有定
型產品可供使用。長期以來， 對管道安全閥
的選用系根據經驗設置，缺乏對管道安全閥
工作過程的技術分析， 因而也不可能提出對
管道安全閥選用的定量計算， 同時也不可能
對管道安全閥的特性有很好的認識并用以解
決管道安全閥的設計問題。
2 管道安全閥工作過程分析
取一封閉的液態液化石油氣管段， 在管
段內的液態液化石油氣(工質) 溫度升高
時，其體積膨脹量有如下關系：
dv=8vdt (1)
式中 V— — 封閉管段容積；
t— — 工質溫度j
B—— 工質的體積膨脹系數。
管道安全閥的作用是在某種規定壓力下
及時將膨脹過量的工質排出管外。設管道安
全閥的閥口直徑為ds，工作時額定開啟高度
為h=d s／20(微啟式， 則在df時間內通過
閥口的排量為
1
dv (2)
式中w— — 工質流過閥口的流速
rf (1)式與(2)式，有
_)
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第1 d卷第3蛔 煤氣與熱力 ·15·
d。 ： (3) 式中
w dT
由液相管段在dr時問內的熱平衡分析，可以
得到液溫上升速率 的表達式。
在d 時間內， 管段內工質熱量的增收為
管段所受的太陽輻射熱、空氣傳入熱和地面
反射熱， 即：
ClpP．Vdt=1．5(￡DCS+nDLkAt)dz
(4)
式中 Clp P J—— 分別為液態液化石油氣
的比熱和密度}
D，L—— 分別為管道直徑和管段長度，
0—— 管道表面對太陽輻射的吸收率，
k—— 通過管道的傳熱系數，
S—— 太陽輻射強度|
△t—— 空氣與液態液化石油氣的溫
差J
1．5— — 考慮地面反射的系數、
山(4)式得
￡d= CP T L P 1 V(吼一s?+1?DI|“kl^?t)
將(5)式代入(3)式得 (5)
． ， BV 20 1．5
w n Cp P．V
(￡DLS+ DLkAt)
即 √ ．( t (6)
用(6)式即可對所考慮的可能處于封閉狀
態的直徑為D，長度為L的管段計算應設置
的安全閥的閥口直徑。
在(6) 式中，13Cp P 是物性參數，
應該按所考慮的液態液化石油氣取值。是管
表面的對太陽幅射的吸收率，k是通過管墨
的傳熱性能。s及則屬于采用的計算氣象條
件。需要進一步考慮的是通過閥口流通面積
的流速w，它可以表為：
W (7)
△P—— 管內與管道安全閥閥口外的
閥腔之間的壓差，
P —— 閥腔壓力j
∈ — — 通過管道安全閥閥口的阻力系
數。
=
式中tt—— 閥i：1流量系數
(7) 式為：
w= √T 1 r=三 (8)
E
由上式可以看到為計算，需確知P 。
管道中的液態液化石油氣在經管道安全
闐閥口噴出到閥腔時經過節流，壓力驟減，
發生絕熱閃蒸。部分液化石油氣氣化，部分
保持液態，形成氣液共存的混合物，在閥腔
中產生介于管道內壓力與大氣壓力之間的一
個中問壓力P 。我們將液化石油氣氣態看
成理想混合物，并看成理想氣體， 液相也看
成理想混合物。閥腔中的集態可以由下述等
焙條件物料平衡和相平衡條件決定：
HF= rΣy ·H + (1一Y)ΣX ·H (9)
X
y
Z
Y(Kj一1)+ 1
K ·Z
Y(K 一1)-I-1
(1O)
(11)
式中H ，H ，H —— 分別為管道中液態
液化石油氣、閃蒸
后的氣相、液相的
絡，
Y—— 閃蒸后氣相分率}
z ·Y ·x —— 分別為管道中液態液化石油氣、
閃蒸后的氣相、液相的j組份
的分率{
Ki——i組份的相平衡常數。
在Z 及閥腔中壓力P (及溫度t ) 已知
時，可由(9)， (1O)、(1】)式計算出
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煤氣與熱力
r及x，、Y．。}}算需用試算法，計算結果應
分別滿足Y,x = 1及蘭y。=1的條件。
對于單一組份的純液化石油氣，則只需
(10)式計算即可。可以直接算出氣相分率
Y 由(9)式
HF=YH + (1一-r)H (1 2)
即
ctt=Y(r=c；tm)+(1一Y)c t
(]3)
．
= 驀÷‰ Ⅲ
式中C ，c —— 液化石油氣液相、氣相
定壓比熱，考慮到c；。≈
C J
r—— 液化石油氣氣化熱。
同時可以得出閥腔中液化石油氣兩相混合物
的密度為
Y (1一Y) (15)
p 。 p
為確定r及p ，都需要知道閥腔中的壓
力P (或相應于P 的飽和溫度t )。
但是， 在計算條件上，實際上P (或
tm)也是未知的，要結合對液化石油氣由閥
腔向大氣排出的過程所進行的分析才能加以
確定。
我們對P 進行分析。液態液化石油氣
由管道內噴射進入閥腔(壓力為P ) J在
閥腔中形成氣液混合態經閥腔孔噴射入大氣
(壓力為大氣壓)。所以可以分別列出經閥
目的液體質量流M 及經閥腔孔的混合態液
化石油氣質量流M：的表達式：
M． f,G~／2(P-P．)p．
√z
即：
M．：f， ( ’
1994年5月
M 1√2 _ p
(17)
其中(17)式采用了臨界流速的計算式， 將
氣液混合態按飽和氣對待。
由質量流的連續性，M：=M，，由(6)．
(7)兩式右以解得
P
( 。
(} 而K P
(18)
上式中fs，fc，Ms，]Vie都是已定參數。
整個計算過程需首先假定閥腔中的溫度
tm (或P ) 由(9)一(11)式或(14)式
計算出r， 用(15)式計算出p ， 由(1 8)式
計算出P 。由計算得到的P 可以得知相應
的飽和溫度t m。用它與假定的t 比較， 若
不符合精度要求則用新的t 值重進行計算，
直到得到Pra值。
一般可以經兩次計算用圖解法即直可得
到t ，如圖1所示：
在tm。t m座標中連接第一次計算座標
點(tin，t m)與第2次計算座標點(tin，
t m)的連線與45。線相交點的tm即為所求。
至此我們得到的(6) ， (7) ，(9)，
(10) ， (11) ， (14) ， (15) 及(1 8)
式， 即給出了管道安全閥的選用計算過程。
3 管道安全闊結構參數的設計
控制與配置通用公式
5．1 結構參數的設計控箭問墨
管道安全閥形體不大，功能要求單一，
構造簡單。其設計問題從未被人們所意識，
實際上對其結構參數需要慎重考慮。因此作
者特提出管道安全閥結構參數的設計控制問
題。對這一問題，可以用(9)式來理解。
可以看到，閥腔壓力P 對W 的影響很大。從
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第14卷第3期 煤氣與熱力 ·17·
(18)式中義可看到，÷}是Pm的一個控
制因素。從運行安全的觀點，我們希望控制
液態液化石油氣從閥口的噴出速度， 因為w
太大會引起靜電起電，聚集的靜電在閥腔孔
噴出口處的放電可能點燃剛形成的液化石油
氣—— 空氣可燃混合氣，所以在設計管道安
f
全閥時需選擇一個合適的較大的 ，的比值，
1 c
使管道安全閥在放散工況下維持相對較高的
P ， 控制過大的W出現。現有產品(d。=
f 1
6111n1)的 ÷o
I‘ ，
3．2 配置通用公式
我們對丙烷管道用的管道安全閻作配置
計算。設管道安全閥定壓為I．7MPa(絕
對)，管道內丙烷溫度為35℃ ，液態密度pf
=47'7．5kg／m。，設管道安全閥÷等=÷，
丙烷絕熱指數k=1．161， 用這些參數作一個
典型計算。
由(14)式， 設tm=25℃
一 二 一
r十(c；一C )t 一
2．93 (35—25)
再1 =
=158．57kg／m。
0．088 0．912
19．74 493．4
UZ)o,
· P
(÷)。堋 ．s
(÷) ㈣朋
1．7= 0．3 84× 1．7
= O．65M Pa
． t = 1O℃
t ≠ tm = 25℃
重設t =1S℃進行計算
r=O．16， p = 83．84 ， P = O．54 ×
1．7= 0．92
t m ： 24℃
t m ≠ tilll= 15℃
由(25、10)與(I5、24)在t m——c座標
圖上與過原點的45。斜線交點可得tm =
19℃ 。
由tnl=1 9℃ ，相應的Pm =0．81MPa
由(8)式
w √ -o．
由(6)式
√
／ 30×0．O0麗 廣—一
一V 1 百 百 了
±0．0009-~／ 豇■m
若在(6)式中ds及D采用1TJm為單位，L
仍用m為單位，則上式計算結果為
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· 18· 煤氣與熱力 1994年5月
dsm = O．0288~／D Lmm
考慮1．5倍的安全系數， 則
d =0．0288 ~／1．5D L
即dsm= 0．035~／D Lmm (91)
對D =80mm，L=100m的液態丙烷管
段按(19)式計算得到：
d； = 0．035~／8OX 100 = 3．1 3ram
對液態丁烷管段采用相同的溫度和氣象
條件計算，得到的閥口直徑值約為液態丙烷
的閥口直徑計算值的一半。
液化石油氣是丙烷與丁烷的混合物，所
以按丙烷考慮管道安全閥的選用計算仍是安
疊的。
所以，為設計方便起見，建議以(19)
式作為液化石油氣液態管道安全閥的通用配
置計算公式。
4 結論
(1)本文通過對管道安全閥放散過程
的分析得到式(6)， (8)， (9)，
(1O) ， (11， (14)， (15， 及(1 8) ，
給出了管道安全閥閻口直徑的理論計算方
法。
(2)建議采用fs／fc~1／3的結構參
數， 以維持較高的P 。
(3)建議采用如下管道安全閥通用配
置計算公式
d =0．035~／ D L mm
式中。dsm—— 管道安全閥閥口直徑1ii1．12 J
D —— 液態液化石油氣管道直徑
m m ，
L— — 液態液化石抽氣管道封閉管
段長度131。
當管道較長，或管徑較大，計算得到的
d 很大，無適當的管道安全閥可選用時，
可取L／n作為管段長度進行計算，得到d?
該管段上即應設11個閻口直徑為d。 的管道
安全閻。
(4)對管道安全閥冬夏工作條件的分
析表明，管道安全閻的高負荷出現在夏季，
所以設計條件應按夏季選取。
我國城市煤制氣技術發展途徑的研究》
通過部級成果鑒定
1994年2月18日， 由建設部沈陽煤氣熱力研究設計院、大連煤氣公司、冶金部鞍山焦化
耐火材料設計研究院、阜新煤氣設備制造安裝公司共同完成的《我國城市煤制氣技術發展途
徑的研究》一課題， 通過部級成果鑒定。
該成果比較全面地闡述了國內外城市燃氣的發展軌跡，對煤炭干餾、氣化、熱解技術的
現狀和未來進行了評價和預測，對新建、改建煤氣廠提出了相應的建議， 從而對有關決策部
門具有一定參考價值，對煤制氣企業具有一定的現實指導意義。
[張力報道]

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