一種大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體時安全泄放量的計算方法

郭淑芬　劉玉紅　張淑敏

（石家莊安瑞科氣體機械有限公司　石家莊　051430）

一種大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體時安全泄放量的計算方法

郭淑芬劉玉紅張淑敏

（石家莊安瑞科氣體機械有限公司石家莊051430）

本文針對大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體時的泄放面積計算進行了討論，主要就低壓液化氣體公稱工作壓力和充裝系數確定原則，低壓液化氣體在充滿鋼瓶時是處于什么狀態及鋼瓶“滿液”后溫度和壓力變化的情況進行了論述。本文以液氨為例計算了鋼瓶達到爆破壓力時介質溫度變化情況及需要的安全泄放面積。結果表明低壓液化氣體應避免過量充裝并且應選擇合適的安全泄放裝置。

低壓液化氣體充裝滿液泄放面積

隨著高壓大容積鋼質無縫氣瓶盛裝液化氣體的發展，目前國內還沒有具體的液化氣體泄放面積的計算。雖然GB/T 16918—1997《氣瓶用爆破片技術條件》中介紹了液化氣體泄放面積的計算，但是對于其中數據的來源并沒有詳細解釋，給目前液化氣體泄放面積的計算留下空白。該論文主要介紹了常用的液氨的泄放面積計算，為以后其它液化氣體泄放面積的計算提供了參考。

低壓液化氣瓶因其便于運輸、占地面積小、操作簡單等優點廣泛應用于化工生產領域。目前大多數的低壓液化氣瓶盛裝的介質多為化工領域的反應介質或者是成品、半成品，這些介質多為有毒或者劇毒，所以低壓液化氣瓶從設計到制造整個過程中都需要嚴格遵守國家法律、法規以及相關的設計生產標準。因此在實際使用過程中基本不會出現由于設計或制造造成的破壞。鋼瓶之所以爆炸主要是使用過程中過量充裝或者是發生火災等情況時產生的壓力驟增。對于過量充裝，國家對低壓液化氣體提出了在相應條件下的充裝系數，可以避免由于過量充裝帶來的危害，但是火災等情況不可避免，這就需要在設計時考慮選擇合適的安全泄放裝置。

目前常用的低壓液化氣瓶基本上都是焊接氣瓶，該類氣瓶的設計壓力一般都不超過10MPa，而有些客戶需要使用大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體，這類鋼瓶的設計壓力一般都超過了10MPa，如何計算該類氣瓶的安全泄放面積是本文主要討論的問題。

1　大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體時公稱工作壓力的確定

TSG R0006—2014《氣瓶安全技術監察規程》規定盛裝液化氣體氣瓶的公稱工作壓力是指溫度為60℃時瓶內氣體壓力的上限值。低壓液化氣體的臨界溫度大于65℃，我國所處的地理環境最高溫度為60℃，所以氣瓶內的液化氣體在正常使用過程中呈氣液兩相共存狀態，其壓力為相應溫度下的飽和蒸汽壓［1］。常用的低壓液化氣體氣瓶的公稱工作壓力是根據60℃時的飽和蒸汽壓確定，無縫鋼瓶因局限于旋壓及熱處理工序影響，太薄的容器難以實現，故鋼瓶的公稱工作壓力遠大于低壓液化氣體在最高溫度60℃的飽和蒸汽壓。例如盛裝液氨的大容積鋼質無縫氣瓶，工作壓力為16.6MPa，但是液氨在60℃時的飽和蒸汽壓為2.6MPa。

2　氣瓶充裝系數的確定

在正常情況下，鋼瓶內的低壓液化氣體是以氣液兩相并存的。當外界溫度升高時，瓶內除氣體飽和蒸汽壓增大外，其液體體積也會膨脹。隨著溫度的進一步升高，瓶內液體所占的體積逐漸擴大，原有氣體所占的容積逐漸減小。當溫度升高到一定程度時，瓶內空間有可能全被膨脹了的液體充滿。此時，若溫度繼續升高，則其瓶內壓力急劇上升，甚至超過鋼瓶本身的爆破壓力而導致鋼瓶爆破［2］。因此，為了避免此種情況的發生，當達到最高環境溫度時，必須保證瓶內不“滿液”，即瓶內低壓液化氣體的充裝系數不應大于氣瓶最高溫度液體的密度。

TSG R0006—2014規定，對于低壓液化氣體，充裝系數應當不大于氣瓶最高使用溫度下液體密度的97%，在溫度高于氣瓶最高使用溫度5℃時，瓶內不滿液。

3　氣瓶“滿液”狀態時液體溫度的確定

首先根據充裝系數確定當氣瓶達到“滿液”時液體的密度，并根據此液體的密度確定相應的溫度。

以液氨為例進行判定：

首先液氨的充裝系數為0.53kg/L，這說明當氣瓶“滿液”時，液體的密度為0.53kg/L。根據《Matheson氣體數據手冊》［3］附錄6

式中：

計算得T=341.5K=68℃，說明當氣瓶內液體溫度達到68℃時，氣瓶達到“滿液”狀態。該數據表明當溫度升高時，液化氣體并沒有在吸收熱量的情況下全部汽化，而是全部變化為液體。

4　氣瓶“滿液”后瓶內壓力的增量

4.1不考慮氣瓶體積變化時的壓力增量

如果不考慮氣瓶的體積變化，初始狀態時氣瓶的容積為V1，初始溫度t1，初始溫度時的壓力p1為t1時的飽和蒸汽壓，當溫度升高到t2時所對應的壓力為p2，

式中：

Δt —— 介質溫差，℃；

β —— 瓶內介質在t1 至t2 溫度下的平均體積膨脹系數；

β =（β1+β2）/2；

β1，β2 分別為溫度t1，t2 的體積膨脹系數。

4.2考慮氣瓶體積變化時的壓力增量

實際使用過程中，氣瓶會隨著溫度的升高產生一定的膨脹，這樣在瓶體達到材料的屈服強度之前由于材料的彈性變形，會使瓶內的壓力有所降低，設氣瓶在溫度由t1升至t2時容積增大為。

式中：

α——鋼瓶材料的線膨脹系數；

F——鋼瓶的容積增大系數。

3αΔtV1是由鋼瓶溫度變化引起的氣瓶的容積變化，F（p2-p1）V1是由壓力變化引起的氣瓶的容積變化。

氣瓶之所以壓力增加是因為液體在容積不受限制的情況下可以增大到V3，但是由于氣瓶的容積限制，液體的體積只增大到V2，這樣必然會引起液體的壓縮，氣瓶內壓增大。液體體積壓縮時有如下公式［4］：

式中：

Δp —— 壓力的增大值

Λ —— 飽和液體的平均壓縮系數。

將式（2）和式（3）代入式（4），可以得出當氣瓶“滿液”后氣瓶內壓力的變化［4］。

5　應用舉例

為了便于理解，依然選取液氨為研究對象進行探討。

5.1氣瓶“滿液”溫度計算

通過以上計算，可以得出當氣瓶剛達到”滿液”時，液體的溫度為T=68℃。T=68℃時，氨的飽和蒸汽壓為3.16MPa，即p1=3.16MPa。

5.2確定“滿液”狀態時液氨的膨脹系數和壓縮系數

表1　液氨特性表［3］

由本文第三節的計算可知，當溫度達到68℃時，達到“滿液狀態”。查表1得到68℃時膨脹系數為360×10-51/℃，68℃時壓縮系數為319×10-51/MPa［5］。

5.3確定氣瓶的容積增大系數

氣瓶的容積增大系數見表2。

表2　氣瓶容積增大系數［6］

5.4確定當達到爆破壓力時介質的溫度

筆者所在公司常用的盛裝液化氣體的鋼瓶的公稱工作壓力為16.6MPa，鋼瓶外徑為610mm，壁厚為15mm，鋼瓶材料為4130X，爆破壓力27.7MPa，總容積為455L，L=2190mm。

1）假定溫度達到t2=87℃時達到爆破壓力p2=27.7MPa時爆破。則

查表2得F=1.94×10-4

將上述數據代入式（5）

p2=［（β-3α）Δt/（Λ+F）］+p1=27.5MPa與假設接近。所以，可是認為當溫度達到100℃時，氣瓶內壓力達到爆破壓力。

5.5氣瓶安全泄放面積計算

根據GB/T 16918—1997中附錄B［7］，液化氣瓶的安全泄放面積計算分為容積大于450L和容積小于450L。當容積小于450L時，氣瓶的安全泄放面積，該計算比較簡單，現主要針對容積大于450L時氣瓶的安全泄放面積進行討論，依然以上述氣瓶為例計算。

●5.5.1氣瓶安全泄放量計算

按照GB/T 16918—1997中安全泄放量的計算方法，Ws=2.55×105Ar0.82/q=2.55×105×4.550.82/739=1.2×103kg/h。

式中：

Ws——氣瓶安全泄放量，kg/h；

Ar——氣瓶的受熱面積，Ar=3.14D0（L+0.3D0）= 3.14×0.61×（2.19+0.3×0.61）=4.55m2；

Q ——泄放壓力下液化氣的汽化潛熱；

q=739kJ/kg［3］。

●5.5.2氣瓶泄放面積計算

按照GB/T 16918—1997中氣瓶泄放面積的計算方法［7］，有：

式中：

p——爆破片的設計爆破壓力p=27.8MPa（絕壓）；

C——氣體的特性常數；

λ——額定泄放系數，λ=0.62；

Z——氣體的壓縮因子，Z=0.33；

T——泄放介質的絕對溫度，T=100℃=373.15K；

M——分子質量。

在液氨的算例中氣瓶內溫度由68℃升高到100℃時，壓力由3.16MPa驟增到27.5MPa，說明當溫度平均每升高1℃壓力就增加將近1MPa。

6　結論

當低壓液化氣體在遇到火災等情況時，氣瓶內的液化氣體會由最初的氣液兩相狀態變為“滿液”狀態。一旦達到“滿液”狀態，瓶內的壓力會隨著溫度的升高急劇增加。所以認為使用大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體有很大的承壓裕量，因此無需設置安全泄放裝置是存在認識誤區的，經過計算可以確定低壓液化氣體之所以在氣瓶安全事故中占有相當的比例是因為在瓶內達到“滿液”時受到瓶體膨脹限制產生的壓力驟增，所以即使使用大容積鋼質無縫氣瓶盛裝低壓液化氣體，設計單位也應當安裝合適的安全泄放裝置。

7　建議

1）對低壓液化氣瓶的充裝過程必須嚴加控制，對相關的使用單位進行過量充裝危害性的培訓教育。

2）對低壓液化氣瓶的使用壽命以及氣瓶的使用狀態要嚴格把關，一旦出現過期使用或者是出現嚴重變形的氣瓶應立即報廢。

3）相關的設計單位必須保證低壓液化氣瓶在爆破壓力下及時爆破，避免鋼瓶損害帶來的危害。

［1］謝佳.低壓液化氣瓶設計與充裝過程的理論研究［J］.上海煤氣，2015（01）：24-27+46.

［2］TSG R006—2014 氣瓶安全技術監察規程［S］.

［3］［美］卡爾L.約斯.Matheson氣體數據手冊［M］.陶鵬萬，黃建彬，朱大方譯.北京：化學工業出版社，2003.

［4］巢建偉，錢琴華.液氯鋼瓶超裝爆破危險性的計算［J］.石油化工設備，1991，20（5）：35-36+34.

［5］Lester Haar， John S. Gallagher.Thermodynamic Properties of Ammonia［J］.J. Phys. Chem. Ref. Data，1978，7（3）：730-763.

［6］田蘭，曲和鼎，蔣永明，等.化工安全技術［M］.北京：化學工業出版社，1984.

［7］GB/T 16918—1997 氣瓶用爆破片技術條件［S］.

Calculation Method of Discharge Amount of Low-pressure Liquefied Gas for Seamless Steel Cylinders with Large Capacity

Guo ShufenLiu YuhongZhang Shumin
（SHIJIAZHUANG ENRIC GAS EQUIPMENT CO.， LTDShijiazhuang051430）

In this paper， calculation of discharge amount of low-pressure liquefied gas for seamless steel cylinders with large capacity was discussed， how to determine the low-pressure liquefied gas filling factor， what is the situation of the cylinder when the low pressure liquefied gas cylinders were full filled and how the temperature and pressure change after the expiration of the cylinder were mainly discussed. Ammonia cylinder was calculated as an example， which showed how the temperature changes when the pressure reaches bursting pressure and gave the needed discharge amount. The results showed that the excessive filling of low pressure liquefied gases should be avoided and the safety relief devices should be selected suitably.

Low pressure liquefied gasFillingFull liquidDischarge area

X933.4

B

1673-257X（2016）08-0010-04

10.3969/j.issn.1673-257X.2016.08.003

郭淑芬（1986～），女，碩士，工程師，從事壓力容器的研發設計工作。

2016-03-10）