天然氣實流原級檢定裝置加熱系統(tǒng)技術(shù)研究

朱瑞苗，閆文燦，高志國

(1． 中石化中原石油工程設計有限公司，河南 濮陽 457001;

2． 中石化天然氣分公司計量研究中心， 北京 100001)

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天然氣實流原級檢定裝置加熱系統(tǒng)技術(shù)研究

朱瑞苗1，閆文燦2，高志國1

(1． 中石化中原石油工程設計有限公司，河南 濮陽 457001;

2． 中石化天然氣分公司計量研究中心， 北京 100001)

稿件收到日期： 2015-03-17，修改稿收到日期： 2015-07-24。

正在建設的國家石油天然氣大流量計量站武漢分站是具有原級標準的國家級天然氣實流檢定站。氣源引自川氣東輸管道工程武漢輸氣站，天然氣經(jīng)過濾器后，采用調(diào)壓閥組將壓力調(diào)節(jié)到檢定壓力并控制其穩(wěn)定性，然后進入檢定系統(tǒng)。由于節(jié)流效應檢定用氣經(jīng)過壓力調(diào)節(jié)系統(tǒng)后壓力和溫度降低，故需在調(diào)壓系統(tǒng)前設置加熱系統(tǒng)，對檢定用氣進行升溫處理以滿足原級標準裝置對氣源的溫度要求。用于原級標準裝置的天然氣溫度要求較為苛刻，為12～25℃，優(yōu)選20℃，溫度波動范圍為每10min不超過±0．5℃，每小時不超過±1℃。

1升溫熱負荷的計算

1．1節(jié)流效應系數(shù)計算

計算天然氣絕熱節(jié)流溫降的關(guān)鍵是求解節(jié)流效應系數(shù)。

1．1．1焓-壓(H-p)圖計算法

節(jié)流前后除焓的數(shù)值不變外，其他參數(shù)的變化要根據(jù)氣體的具體性質(zhì)來決定。可以通過表征氣體性質(zhì)的焓-溫圖、焓-壓圖來進行計算，利用焓-壓圖可求得平均的節(jié)流效應系數(shù)[1]。

1．1．2經(jīng)驗公式法

節(jié)流效應系數(shù)μJ與天然氣壓力、溫度、臨界參數(shù)和比熱容等有關(guān)，可按以下經(jīng)驗公式計算：

(1)

式中： cp——比定壓摩爾熱容，kJ/(kmol·K)；Tr——相對溫度，K;pr——相對壓力，MPa；pc——視臨界壓力，MPa；Tc——視臨界溫度，K。

1．1．3比熱容法

對于甲烷體積分數(shù)高于85%的天然氣，節(jié)流效應系數(shù)可根據(jù)設定的輸氣管計算段的平均溫度和天然氣的比定壓熱容查表取得[2]。

1．1．4狀態(tài)方程法

由熱力學關(guān)系式可導出節(jié)流效應系數(shù)的計算式：

(2)

式中：T——溫度，K；ρ——密度，kg/m3。

以上節(jié)流效應系數(shù)計算在方法上各有優(yōu)劣，在該工程研究中采用比熱容法。

1．2熱負荷計算

按照天然氣氣源的摩爾分數(shù)：xCH497．53%，xC2H60．85%，xN20．79%，xCO20．83%，此天然氣的高位發(fā)熱量為37．07 MJ/m3，氣源冬季來氣溫度為10℃，進站壓力為8．5MPa，考慮降壓至5．0MPa，檢定通過最大工況流量為480 m3/h。

1) 計算氣源壓力從8．5MPa節(jié)流降壓至5．0 MPa產(chǎn)生的溫降。利用程序計算得到： 在8．5MPa，10℃時，節(jié)流系數(shù)為3．98K/MPa；在6．75MPa，2℃時，節(jié)流系數(shù)為4．88K/MPa；在5．0MPa，-5℃時，節(jié)流系數(shù)為5．13K/MPa。

溫降可通過辛普森公式計算[3]：

4×4．88+3．98)=16．67(K)

節(jié)流后的溫度T21：

T21=T1-ΔT1=283．15-16．67=

266．48(K)=-6．67(℃)

再查相關(guān)圖可得： 在5．0MPa，-6．67℃時，節(jié)流系數(shù)為5．02K/MPa，進行一次迭代。

4×4．88+3．98)=16．64(K)

節(jié)流后的溫度T22：

T22=T1-ΔT2=283．15-16．64=

266．51(K)=-6．64(℃)

兩次計算結(jié)果誤差很小，因而可以把T22作為節(jié)流后的溫度T2，即T2=-6．64℃，則溫降ΔT=16．64℃。

2) 在冬季來氣溫度10℃，節(jié)流降壓、降溫后再加熱升溫至20℃，計算最大工況流量480m3/h下需要的熱負荷。由HYSYS軟件計算可得： 在5．0MPa，-6．64℃時，定壓比熱容、密度分別為2．64kJ/(kg·K)和43．86kg/m3；在5．0MPa，6．68℃時，定壓比熱容、密度分別為2．59 kJ/(kg·K)和40．62kg/m3；在5．0MPa，20℃時，定壓比熱容、密度分別為2．55 kJ/(kg·K)和37．92 kg/m3。

由于天然氣不是理想氣體，其密度、比熱容等都不是常數(shù)，因而在計算加熱升溫天然氣所需熱負荷時，利用辛普森公式計算，其結(jié)果較準確。

故熱負荷Q1為

Q1=∫ρ c VdT=V∫ρ cdT≈480×

40．62×2．59+37．92×2．55)=

1349．71(MJ/h)=374．92(kW)

在溫降的計算中，采用了辛普森公式擬合求解，可以達到較高的精度，滿足精度要求；由于實際氣體的密度、比熱容等與氣體性質(zhì)和氣體所處的狀態(tài)有關(guān)，因而上述計算加熱天然氣所需的熱負荷時，也應用了辛普森公式擬合求解，可以減少計算誤差，達到較高的計算精度，可以滿足工程的要求。

2加熱方式比較

天然氣工業(yè)常用的加熱方式有水套爐加熱和電加熱。這兩種加熱方式各有利弊，需針對具體情況進行選擇，并需要做出初步的模擬計算來提供選擇依據(jù)。

2．1水套爐加熱技術(shù)方案

水套加熱爐又稱微正壓水浴加熱爐，它的殼程設計壓力為常壓，是將天然氣加熱盤管放置于水浴當中，利用高溫水浴，對流經(jīng)該管段的氣體進行加熱。在該種類型的加熱爐中，水浴溫度可以在50～100℃內(nèi)變化，加熱負荷彈性相對較大。

水套加熱爐的水套為一個密閉的圓筒狀鋼筒。正常運行時，水套內(nèi)的水占水套容積的0．5～0．66，在水套內(nèi)的下部設置U形盤管，盤管浸沒于水中。水套的側(cè)壁上下設有水循環(huán)的進出口，水及水蒸氣將熱量傳遞給盤管中流經(jīng)的氣體，使氣體獲得熱量，溫度升高，被加熱后的氣體從水套的側(cè)上部出口流出，未加熱的氣體從水套的側(cè)下部進口進入水套內(nèi)被加熱[4]。

2．2電加熱技術(shù)方案

電加熱是指在管道外壁上纏繞柔性導電材料或在管道內(nèi)部敷設電加熱器，靠導體通電時產(chǎn)生的熱量來加熱管道，并通過管壁傳導使管內(nèi)天然氣受熱，或者通過直接加熱天然氣使天然氣溫度達到檢定所需的溫度[5]。

2．3水套爐加熱與電加熱方式比較

水套爐加熱和電加熱的優(yōu)缺點對比見表1所列。

表1　水套爐加熱和電加熱的優(yōu)缺點對比

3加熱方式穩(wěn)定性數(shù)值模擬

進一步對水套爐加熱與電加熱方式的熱效率和穩(wěn)定性進行比較，以數(shù)值傳熱學的基本原理為基礎(chǔ)，通過FLUENT軟件對加熱方式進行了數(shù)值模擬。

3．1模型建立

電加熱模型采用2條對稱分布直徑為10mm的電阻絲來代表實際情況，以保證均勻加熱。水套加熱爐模型則采用厚度為100mm的水套包圍加熱管路來模擬實際情況。2種模型的管長均為3m，管徑為DN100，在管路中部設有2m長的加熱區(qū)域。

3．2控制方程及求解思路

能量守恒方程是根據(jù)熱力學第一定律導出的，微元體內(nèi)熱力學能的增加率等于進入微元體的凈熱流量與體積力和表面力對微元體所做功之和。對于黏性為常數(shù)的不可壓縮流體，可以忽略黏性耗散項，故源項僅為內(nèi)熱源[6]，建立如下控制方程。

(3)

式中： φ——通用變量；ρ——密度，kg/m3；u——速度，m/s；η——動力黏度，kg/(m·s)；λ——導熱系數(shù)，W/(m·K)；cp——比定壓熱容，J/(kg·K)；Γφ——廣義擴散系數(shù)；Sφ——廣義源項。

控制方程建立之后，F(xiàn)LUENT采用控制容積法來離散控制方程。目前工程上使用較廣泛的流場數(shù)值計算方法是壓力修正法，其實質(zhì)即迭代法。壓力修正法有多種實現(xiàn)方式，其中壓力耦合方程組的半隱式方法(SIMPLE算法)應用最廣泛，也是CFD軟件普遍采納的算法。

SIMPLE算法的基本思想： 對于給定的壓力場，求解離散形式的動量方程，得出速度場。因為壓力場是假定或不精確的，由此得到的速度場一般不滿足連續(xù)方程，因而必須對給定的壓力場進行修正。修正的原則是與修正后的壓力場相對應的速度場能滿足這一迭代層次上的連續(xù)方程。據(jù)此原則，把由動量方程式的離散形式所規(guī)定的壓力與速度的關(guān)系代入連續(xù)方程的離散形式，得到壓力修正方程，從而得出壓力修正值。根據(jù)修正后的壓力場，求得新的速度場，然后檢查速度場是否收斂。若不收斂，用修正后的壓力值作為給定的壓力場，開始下一層次的計算。如此反復，直到獲得收斂的解。

3．3模擬結(jié)果分析

3．3．1水套爐加熱方式

水套爐加熱方式模擬結(jié)果如圖1所示，在內(nèi)熱源為10kW/m3的條件下，整個加熱過程中水與氣體的溫差一直保持在20℃左右，加熱效果緩慢，延遲時間長。

圖1　水與天然氣溫度變化比較

3．3．2電加熱方式

當內(nèi)熱源恒定且為2000kW/m3時，天然氣達到20℃并保持穩(wěn)定所需時間約為6 min，氣體溫度變化如圖2所示。

電阻絲與氣體溫度波動比較如圖3所示，可看出電阻絲溫度波動幅度為±0．21K，天然氣溫度波動幅度為±0．024K。在內(nèi)熱源波動幅度為10%的條件下，采用電加熱方式可以滿足溫度波動小于±0．5℃的要求。

圖2　管路出口端天然氣溫度變化

圖3　電阻絲與氣體溫度波動比較

4結(jié)束語

對原級裝置天然氣進行加熱通常采用水套爐加熱與電加熱方式。當采用水套爐加熱方式時，整個加熱過程中水與天然氣的溫度需保持一定溫差，加熱緩慢且延遲時間長，由于加熱爐的明火，需要較大的安全距離，使站場永久征地面積較大，投資較高；當采用電加熱方式時，加熱時間短，延遲時間短，占地面積較小，能夠滿足溫度波動的需要。因此，該天然氣實流檢定站選擇電加熱方式。

參考文獻：

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[2]李薇，王宇．管式加熱爐[M]．北京： 中國石化出版社，2012： 69-72．

[3]鄧壽祿，王貴生．油田加熱爐[M]．北京： 中國石化出版社，2011： 113-115．

[4]全國工業(yè)電熱設備標準化技術(shù)委員會． GB/T 29168—2012 石油天然氣工業(yè) 管道輸送系統(tǒng)用感應加熱彎管、管件和法蘭[S]．北京： 中國標準出版社，2013： 54-67．

[5]劉復堡，葛華山，黃奎剛，等． GB/T 10067．42—2014 電熱裝置基本技術(shù)條件 第42部分： 推送式電阻加熱機組[S]．北京： 人民出版社，2009： 34-41．

[6]范超英，葛華山． GB/T 10066．6—2008 電熱裝置的試驗方法 第6部分： 工業(yè)微波加熱裝置輸出功率的測定方法[S]．北京： 人民出版社，2009： 126-128．

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[8]申玉輝，馬卿，江航，等．煉油裝置加熱爐爐管壁厚計算新方法[J]．化工設備與管道，2012，49(05)： 32-34．

摘要：天然氣實流原級檢定裝置在檢定過程中對氣源溫度要求較高，為滿足原級標準裝置的檢定氣源要求，在氣源降壓前增加加熱系統(tǒng)對氣源溫度進行升溫。首先介紹了幾種節(jié)流效應系統(tǒng)計算方法，選擇比熱容法對檢定站有關(guān)熱負荷進行了計算，然后介紹了工業(yè)上常用的加熱方式并進行了比較，最后對幾種加熱方式進行了數(shù)值模型建立，并對模擬結(jié)果進行分析，以此作為工程應用的基礎(chǔ)，在建設國家級天然氣實流檢定站中選擇最優(yōu)的加熱方式。

關(guān)鍵詞：原級標準裝置節(jié)流熱負荷電加熱

Technique Study of Heating System for Actual Natural Gas Flow Calibration Primary Standard DeviceZhu Ruimiao1， Yan Wencan2， Gao Zhiguo1

(1． Sinopec Zhongyuan Petroleum Engineering Co． Ltd．， Puyang， 457001， China;

2． Sinopec Gas Metering Research Center Branch， Beijing， 100001， China)

Abstracts： Actual natural gas flow calibration primary standard device has high requirements on gas source temperature during calibration． To meet calibration demand， heating system needs to be aggrandized to heat gas before pressure dropped． Several throttling effect system computing methods are introduced． Specific heat capacity method is selected and heat loads at calibration station are calculated． Several common industrial heating methods are introduced and compared subsequently． Numerical models are constructed for several heating modes and simulation results are analyzed． It can be used as engineering application basis to select optimal heating mode during constructing national actual natural gas calibration station．

Key words：primary standard device; throttle; heat load; electrical heating

中圖分類號：TH81

文獻標志碼：B

文章編號：1007-7324(2015)05-0070-04

作者簡介：朱瑞苗(1963—)，男，山東菏澤人，1986年畢業(yè)于中國石油大學(華東)自動化專業(yè)，獲學士學位，現(xiàn)就職于中石化中原石油工程設計有限公司，從事國際工程項目管理和儀表、控制系統(tǒng)設計研究工作，任高級工程師。