咨询服务热线
0517-86996066
18915186518

热点资讯

咨询热线:

0517-86996066

邮件:

电话:

地址: 江苏华云仪表有限公司

深冷液体储罐液位计取压结构与指示稳定性改进


文章日期:2018-08-02|阅读数:


摘要:低温储罐差压液位计液相取压的干式取压器结构设计是否合理, 是影响深冷液体储罐液位指示稳定性及准确性的关键因素。本文就液相取压点干式取压结构设计中, 导入热量如何有效用于加热取样液体及其影响进行分析, 进行各种设计结构产品试制及试验, 从而寻求出卧式深冷液体储罐差压液位计液相干式取压器结构的***合理设计。

0、引言:

  目前LNG加注站配用的深冷液体容器, 罐体为卧式双层夹套真空绝热结构;在加注站日常使用中, 贮罐需要频繁地进行LNG排出 (对汽车加注) 和充装 (槽车向贮罐卸液) ;深冷贮罐配置的差压液位计, 将作为加注站购入液体量 (槽车卸液量) 和外销液体量的计量仪表, 其记录数据将作为整站运营结算依据及加注站损耗率计算参考。在实际运营过程中, 经常出现定期结算时, 售出气体累计量与贮罐液位计指示的LNG存量差存在偏差, 导致经济纠纷。另外, 在LNG加注站未配置地磅的情况下, 站内贮罐的液位计计量值也将作为槽车卸液量的结算数据, 贮罐液位的指示度和指示稳定性, 在LNG加注站运营中显得尤为重要。

1、差压式液位计工作原理:

  深冷液体 (如LNG、LN2) 贮存温度一般为-150℃以下, 其贮存容器为双层夹套真空绝热贮罐, 目前多采用差压式液位计进行液位高度测量;差压液位计信号源为贮罐内气相压力与较低液位点压力之差, 感应元件为两个波纹管构成的压力腔;低压腔与贮罐顶部气相空间连通;高压腔与贮罐底部较低液位点连通, 高压腔承受贮罐气相压力和液柱压力之和;液位计工作时, 高低压力腔之间的感应膜感应贮罐气相和较低液位点的压力差值———即贮罐内低温液体的液柱静压力, 通过指针指示出贮罐内贮存液体的液面高度, 从而可转换计算出贮罐内的液体体积。但由于液位计液相取压结构设计不合理, 导致很多卧式低温储罐产品出现液位计指示不稳定, 指针摆动幅度大的问题。针对液位计指示不稳定问题, 笔者进行了多种液位计取压管道设计改进, 并对产品进行了充装液氮模拟试验, 在此将各种改装结构和对应试验结果与大家一起分享, 以期寻求行业难题的解决方案。

2、差压液位计液相取压结构分析:

2.1、湿式取压结构分析验证:

  笔者所在公司生产的代LNG卧式加气站储罐产品, 液位计液相取压接头产品采用了常规管接头设计, 产品实际使用过程中, 液位计在充装、增压、加注、静置操作时, 指针会大幅度摆动, 指示极其不稳定, 测量数据无法作为加注站营运结算依据;经过技术分析, 在深冷液体贮罐设计中, 采用了一种“湿式”连通器设计;在低温液体储罐内罐较低液位点开孔焊接通径Φ10的管接头, 液位计液相管道从真空绝热夹层引出, 与液位计的高压腔直接连通;液体进入管道后, 会充满整个管道;管道整体也存在一定高度差, 导致储罐液柱高度部分被管道内液柱压力所平衡, 从而液位计指示失真。
  基于以上分析, 笔者在项目研究中, 也曾进行液相取压接管不作液封, 结构设计中采用湿式取压 (见图1) , 允许储罐内液体充满液相取压管道;管道在靠近外封头引出位置做局部液封结构设计, 同时夹层内设计盘管作为取压缓冲器, 以期减少液位波动;改装完工后对产品充装液氮进行了试验, 试验结果反馈液位计指示极其不稳定, 与理论分析偏差较大。经过分析, 此种结构在管道引出外罐后, 暴露于大气中, 传入热量使管道内液体部分气化, 夹层管道内会出现气液共存现象, 而这种气液共存是极其不稳定的, 导入管道内极微小的热量变化即可导致夹层管内液柱的大幅度震荡, 从而引起液位计指示不稳定, 指针大幅度摆动。

  另外进入液位计液相管道内的低温液体量, 会在贮罐增压、进排液, 以及环境温度变化等工况下, 也会出现波动, 从而在以上工况也会影响贮罐的液体指示稳定性和度。试验证明“湿式”取压结构在深冷液体产品根本不适用, 无法解决差压液位计准确指示问题。

图1 管接头湿式取压结构图Fig.1 Wet type taking pressure structure

  图1 管接头湿式取压结构图Fig.1 Wet type taking pressure structure

 

2.2、干式取压结构试验分析 (见图2、3):

图2 干式取压结构原理图Fig.2 Dry type taking pressure structure

图2 干式取压结构原理图Fig.2 Dry type taking pressure structure

 

图3 代干式取压接头图Fig.3 The first generation dry type pressure device

图3 代干式取压接头图Fig.3 The first generation dry type pressure device 

 

  鉴于湿式取压结构的失败, 后续产品改善集中到了“干式”取压设计思路, 即在贮罐的液相取压管道内进入介质处于完全气态;由于气态不产生液柱压力, 故不会使传递到液位计高压腔的贮罐较低点液柱压力失真。为实现“干式”取压, 考虑在取压管道入口处导入适量热量, 使将要进入取压管内的液体进行气化, 形成气泡或气柱, 与该处液柱压力达成动态稳定沸腾平衡, 阻止液体进一步流入取压管内, 影响液位指示。

  1.笔者对在制产品的液位计液相取压接头采用如下结构进行第二代产品改进设计 (见图4、5) 。该接头结构包括一个带凸台的取压接头、一个接头挡液罩、导热铜丝、盘管等;产品改装完成后, 再次进行了液氮试验, 并将批量产品发送用户使用验证;液位计初始充装时, 指示稳定, 有小幅度颤动。但经过一段时间后, 液位计指示出现不稳定现象, 同时伴随不规则的指针摆动;用户使用时, 出现夏天稳定, 冬天不稳定;真空粉末绝热储罐不稳定, 真空多层绝热储罐稳定的情况。

图4 第二代干式取压接头图Fig.4 The second generation dry type pressure device

图4 第二代干式取压接头图Fig.4 The second generation dry type pressure device 

  根据以上问题反馈, 技术上进行了结构分析, 总结了产生问题原因如下:该结构取压接头挡液罩上4-Φ4的开孔过大, 导致进入取压接头罩内的液体量较多, 铜丝导入热量在冬季无法将取压罩内液体全部气化;从而液体进入取压管内积存, 形成液柱高度, 差压式液位计高压腔压力为储罐内液体静压力±取压管内液柱静压力;当取压管内液体仅滞留于管道底部段, 则液位计指示高度为储罐内液面高度+取压管底部与储罐底部的高度差;当取压管内液体进入了气封段管路, 则液位计指示为储罐内液体高度—取压管内液柱高度与储罐较低点高度差;取压管内液柱高变化直接影响储罐液位计指示值;取压管内液体, 在铜丝和管道本体导入热量的加热下, 处于沸腾状态, 管内的液柱高度不断变化, 导致了液位计指针的不断摆动, 影响指示的稳定性。

图5 第二代干式取压结构配管图Fig.5 Piping for the second generation dry type pressure device

图5 第二代干式取压结构配管图Fig.5 Piping for the second generation dry type pressure device

 

  在真空粉末绝热储罐和高真空绝热储罐试验及使用中二者出现的差异, 也进行了分析。经过对取压管的绝热比较分析发现, 高真空多层绝热储罐在包扎绝热材料时, 液位计液相取压管不作包扎, 裸露于夹层中;另外, 高真空绝热储罐夹层空间较小 (一般为100~150 mm) , 取压管距离外壳内壁较近, 增加了取压管道本体的导热量, 满足进入管道内的液体的气化加热需要, 确保在挡液罩透气孔处达成气液平衡, 阻隔液体继续流入取压管, 从而保证液位计指示稳定和准确。另外, 夏季环境温度较高, 铜丝导入热量多, 保证了液位计液相取压管液体气化, 无液体进入管道影响液位计。

  2.针对真空粉末绝热储罐采用上述取压结构, 冬季液位计指示不稳定和不准确的问题, 经过深入分析研究, 主要从取压管通径设计与导热结构导入热量的匹配上进行研究, 作第三代 (见图6) 设计改进并进行试验验证。

  液下引压管接头上部设置的隔液罩管周向开孔由4-Φ4修改为2-Φ1.5 mm孔, 保证储罐内液体与引压管的连通及压力平衡;取压管接头上部开孔为Φ2.0 mm, 下部开孔及取压管内径为Φ6.0 mm;引压接头侧面插入焊接有Φ5 mm加热铜丝, 铜丝另一端与外壳内壁焊接, 导入热量对取压管流入液体进行加热;液相取压管接近外封头处设计向上弯120 mm的气封弯管, 未作缓冲盘管设计, 接管由外封头左下方引出, 出口与内罐较低液面平齐。

图6 第三代干式取压接头及配管图Fig.6 The third generation dry type pressure device and piping

图6 第三代干式取压接头及配管图Fig.6 The third generation dry type pressure device and piping

 

试验过程描述及结果说明:

  次冬季液氮充装试验:

  液氮充装过程液位计指示稳定, 指针无异常晃动, 读数正常。

  充液完成储罐静置过程中, 观察液位计指示稳定, 指针无异常摆动。静置24 h后观察液位计读数, 比静置前液位略有升高, 基本可忽略不计, 液位计指针有轻微“颤动”现象。

  液位计指示观察过程中, 有频繁操作液位计平衡阀阀门后, 出现液位计指针大幅度摆动现象, 每隔3 min, 指针上摆, 然后回落。

  改善后液位计的不稳定问题, 笔者对其产生原因从两方面进行了分析:一方面原因可能是隔液罩上开孔过小, 铜丝导入热量过多, 液体汽化量大, 隔液罩内憋气, 传递到液位计高压腔压力增加了憋压压力, 故液位计指针向高位摆动;憋压到一定幅度, 气泡破裂, 释放压力, 造成取压管内压力瞬时降低, 出现液位计指针的突然回摆。具体分析计算如下:

  如图6, 设液化天然气重度为γ, 液位高度为H, 液相取压管较低点与贮罐较低液位点高度h;贮罐内气相空间压力为P1, 贮罐较低液位点压力为P2, 引导管内的压力降忽略不计, 若铜丝导入热量合适, 使液体在0点即开始气化, 经过一定时间的加热气化, 液体将在点2形成局部的稳定沸腾, 建立气液平衡, 液体不能进入液相取压管内;此时贮罐气相空间压力与液柱静压力之和与点2的气化饱和压达到平衡, 即有:

计算公式

 

当液相取压管内全部为气相时,

计算公式

 

因此液位计测得的压差为ΔP

计算公式

 

  若由于铜丝传入热量不足以气化进入管道内液体, 或者传入热量过多, 导致管内气体大量回流贮罐, 则液位计指示的压力差将出现***大γH的负偏差, 或者管道内气泡破裂前的憋压正偏差值;导致液位计指示不稳定。

  第二方面原因经过分析, 可能出现在液位计阀门操作上, 试验液位计配套控制阀门为三位一体阀, 即液位计控制需要的液上阀、液下阀、平衡阀组合成了一个阀门, 操作阀门手柄, 将同时控制液位计气相、液相、平衡的开关;在次试验过程中, 试验人员、车间人员、技术人员对液位阀进行了频繁操作, 怀疑有平衡位关闭不严, 气相、液相取压口开关不到位, 导致液位计阀门功能失真, 影响液位计的正确指示, 从而导致指针波动出现。鉴于以上原因, 故在储罐完成液氮蒸发率测试后, 进行了第二次充装、增压、泄液的液位稳定验证试验, 在二次充液试验过程中确认平衡阀关闭到位后, 禁止试验人员再次操作液位开关阀, 整个试验过程中未出现液位计指针摆动现象, 达到满意效果。

  3.该结构鉴于储罐次试验时, 出现液位计摆动现象, 对于当批次未完工产品, 临时采取了拆除导热铜线改善。

产品完工后, 也进行了充装液氮试验, 液位计试验结果为:

  充装过程指示正常, 无晃动;

  静置过程指示正常, 无晃动;

  静置24 h后比静置前液位指示上升2格 (约60mm) 增压至0.8 MPa过程中指示正常, 无晃动;

  卸液过程中指示正常, 无晃动。

  根据试验结果分析, 储罐在液氮充装初始时, 液相取压管道处于热态, 导入热量较多, 罐内液体少量渗入后马上被加热气化, 形成一定气封压力, 阻止液体进入取压管, 保证了液相的干式取压;随着储罐内充装液体量增加, 贮罐本体、夹层珠光砂、取压管道逐渐被冷却, 由于珠光砂的保温效应, 管道导入热量越来越少, 低温液体逐渐渗入液相取压管内, 在管道靠近外封头的液封段形成新的气封;取压管内积存液体形成液柱静压, 近似于储罐的较低液位点降低, 液柱静压力加大, 反映到液位计指示上, 液位计读数增加。

  鉴于以上试验结果, 经过分析, 对储罐液相取压管在靠近外封头位置设计缓冲盘管, 并在盘管与液封间管道外表缠绕加热铜丝, 确保进入管道的液体被加热气化, 将液体压缩回流到储罐;产品完工后, 再次进行了液氮充装试验;试验结构为:

1) 充装过程指示正常, 无晃动;

2) 静置过程指示正常, 无晃动;

3) 静置24 h后比静置前液位指示升高约1格 (30 mm) ;

4) 增压至0.8 MPa过程中指示正常, 无晃动;

5) 卸液过程中指示正常, 无晃动 (起初给被卸液罐冷罐时指针有轻微摆动) 。

  试验结果表明液相取压管内仍有液体, 由于在管道上缠绕铜丝, 导入一定热量, 对进入管道液体加热, 形成一定气封, 但未能对管道内液体进行全部加热气化, 故存在的液体形成了液柱静压力, 导致储罐液位在静置冷透后仍然有升高现象。

  综合上述结构的试验结果分析, 只要有低温液体进入取压管道的取压结构, 液位计指示都会存在不稳定的问题;只有确保液相取压为干式取压, 才能真正解决储罐液位计指示稳定的问题。

  前期笔者进行的研究和试验, 主要集中在对液相取压接头开孔大小、是否需要传热铜丝、液下管是否液封及缓冲盘管设计、弯管结构与内容器和外壳的间距等的研究上;***终认识到解决液位计稳定的根本问题, 主要是干式取压器设计中, 综合考虑导入热量与取压接头结构设计的匹配性, 牵涉铜丝直径大小、长度计算, 确保液相取压管道液封气化需要热量与铜丝导入热量达到平衡。

  另外经过分析, 发现干式取压器结构设计中, 也存在铜丝导入热量是否有效用于了对取压管内进入液体介质的加热, 是否有将热量浪费到管道、接头等对金属的无效加热, 也是结构设计成功的关键。

4.根据以上分析, 笔者设计如图7结构进行设计计算:

图7 第四代干式取压器结构图Fig.7 The fourth generation dry type pressure device

图7 第四代干式取压器结构图Fig.7 The fourth generation dry type pressure device 

 

  结构中设挡液罩透液孔半径为R, 液相取压管内径为D, 当达到气液平衡时, 应该在进液孔处形成气柱或气泡, 气封进液截面;据此进行取压接头通径与需要传热量的平衡计算, 寻求合理设计。

气封气泡体积V为

计算公式

 

表面积A为

计算公式

 

气泡质量M为

计算公式

 

式中, ρg为对应于液体饱和温度下的饱和气体密度;

气封气泡需要吸收热量Q为

计算公式

 

式中, r为对应于液体饱和温度下的气化潜热;

铜丝的***小传热截面积Ac:

计算公式

 

  式中, L为铜丝长度, λ为铜丝导热系数, T2为环境温度, T1为介质温度。

  经过计算, 设计液相取压管接头进口孔直径Φ2.5 mm, 挡液罩透液孔半径为R3, 考虑接头吸热等因素, 铜丝采用直径Φ4 mm设计, 铜丝长度为250 mm, 铜丝尾部与外筒体银焊焊接50 mm。

  产品试制及试验证明, 在环境温度不低于0℃的情况下, 储罐液位指示稳定可靠, 基本没有摆动;同时, 在储罐进排液、增压、长期静置等工况, 液位计指示也非常稳定, 达到用户使用要求。

3、结束语:

  笔者所在公司, 从2013年起用户反馈加气站配套卧式LNG储罐, 在卸车、加注结算中, 存在罐车过磅重量、加液机加注计量与液位计测量值有较大误差, 同时, 在卸车、增压操作中, 液位计指示不稳定, 严重影响加注站运营结算;鉴于此情况, 设计人员进行了长期蹲守加注站现场, 进行观察跟踪, 作调查分析, 确定储罐设计中液位计取压接头采用了湿式取压结构设计;鉴于加气站已经投运, 储罐无法返修, 对加气站卸车增加LNG质量流量计处理。同时, 公司制造的的LNG罐车产品, 也不断收到用户的液位计指示稳定投诉。

  鉴于此, 针对液位计指示稳定性及准确性问题, 公司列为专项重点课题进行了研究;前后进行了四批次、近20台60 m3加气站卧式储罐的液位计接头试制试验, 对每次试验结果进行分析总结, 然后再次进行结构改善试验分析, ***终获得第四代干式取压器结构的深冷液体储罐差压液位计的***佳方案;该结构在公司低温储罐、低温罐车、低温罐箱产品上大面积推广应用, 用户反馈良好。



随机推荐