乙烯制冷壓縮機不同型式吸入罐設計對比分析

金 山 宋 磊 常成維 吳德娟

中國寰球工程有限公司北京分公司 北京 100012

乙烯機作為乙烯裝置中制冷系統的核心，通過對多股不同壓力、溫度的工質進行壓縮、冷卻冷凝、減壓閃蒸、氣化、再壓縮，形成多個逆卡諾循環，可提供多個級位的冷凍量。

乙烯機通常設有排出段至吸入段的防喘振控制，以維持各段氣量始終高于可能引起喘振的流量。當乙烯機吸入段流量逼近該段的喘振值(曲線)時，防喘振控制器將根據流量調節器的輸入信號，指令打開防喘振閥，將出口氣體分出一股，引回至該吸入段的吸入罐。由于壓縮機出口為高溫氣體，返回至低溫操作的吸入罐勢必造成壓縮機吸入氣體溫度升高，進而導致壓縮機排出溫度升高，嚴重時甚至引發高溫停車聯鎖。因此當防喘振閥打開時，需控制壓縮機吸入罐的操作溫度以保持壓縮機的平穩運行。

目前主要采用的有“噴淋式”、“虹吸式”和“浸沒式”三種溫度控制方案，三種溫度控制方案也對應著不同的吸入罐型式，下面對這三種型式吸入罐的設計進行分析和對比。

1 “噴淋式”吸入罐設計

“噴淋式”是指在乙烯機吸入罐的防喘振線入口處設置激冷噴淋管線和溫度控制閥，通過噴入液相乙烯的氣化，吸收乙烯機出口返回的高溫氣體熱量，從而達到降低乙烯機吸入溫度的目的，該控制方案見圖1。

圖1 “噴淋式”溫度控制方案

由于“噴淋式”主要依靠防喘振線入口處設置的激冷噴淋管線控制溫度，故吸入罐可以按照帶有絲網除沫器的立式氣液分離罐進行設計。

根據《氣-液分離器設計》HG/T 20570.8-95，氣體流速對分離效率是一個重要因素[1]。因此首先可按式(1)計算絲網自由截面積上的氣體流速：

(1)

式中,uG為與絲網自由橫截面積相關的氣體流速，m/s；ρG、ρL為氣體密度和液體密度，kg/m3；k為常數，通常取值為0.107。

由式(1)求得的uG，按式(2)可求得絲網直徑。

(2)

式中，DG為絲網直徑，m；VG為氣體體積流量，m3/h。

由于安裝原因，容器直徑須比絲網直徑至少大100mm，由此可以得到吸入罐的最小直徑。

容器的切線高度可分為氣體空間高度和液體空間高度，液體空間高度可根據相鄰液位控制點間(如LLL-NLL，NLL-HLL，HLL-CSO)的停留時間，按式(3)進行計算：

(3)

式中,HL為液相空間高度，m；t為停留時間，min；D為容器直徑，m；VL為液體體積流量，m3/h；LLL為低液位；NLL為正常液位；HLL為高液位；CSO為高液位。

相鄰液位控制點間的停留時間應根據工藝操作要求來確定。

對于氣相空間高度，有文獻認為與氣液分離器直徑相當即可[2]，即

HG=(0.8～1.2)D

(4)

當然，氣體空間高度也應綜合考慮適當的長徑比、接管尺寸、絲網除沫器厚度等因素來確定。

由此便基本完成了“噴淋式”溫度控制方案下的吸入罐的尺寸設計。

2 “虹吸式”吸入罐設計

“虹吸式”是指防喘振管線在防喘振閥后至進吸入罐之前形成一個低于吸入罐底部切線標高的凹型下袋，再從吸入罐底部引出一股液相作為激冷液補充線自底部接入凹型下袋的水平段管線，這樣凹型下袋管線就與吸入罐相連通，形成了一個類似U型管液封型式的激冷循環回路。當防喘振閥打開時，熱返回氣與U型管中激冷液接觸換熱并使其部分氣化以達到降溫的目的。同時當返回氣快速流經U型管底部的補液點時，將形成噴射器效應，使吸入罐中液體可以迅速補充至激冷循環回路。該控制方案見圖2。

圖2 “虹吸式”溫度控制方案

需要注意的是，與熱虹吸再沸器類似，激冷循環回路底部的水平段管線標高，須低于吸入罐底部切線標高足夠的距離(Δh)，以保證吸入罐內液位有足夠的靜壓頭作為推動力，使激冷循環回路中的流體可以克服系統阻力以返回到吸入罐中。

由于溫度控制措施設置在防喘振管線上，“虹吸式”吸入罐的設計可以參照“噴淋式”吸入罐的設計方法。

3 “浸沒式”吸入罐設計

“浸沒式”是指將高溫返回氣直接通入吸入罐的液相空間，通過設置在吸入罐底切線位置的分布器進行鼓泡與吸入罐內液體進行換熱，將部分液體氣化，以達到控制吸入罐溫度的目的。該控制方案見圖3。

圖3 “浸沒式”溫度控制方案

“浸沒式”吸入罐設計可參照“噴淋式”吸入罐的設計方法(式(1)，式(2))來確定吸入罐的最小直徑，再合理選擇吸入罐的實際直徑，并根據實際直徑和停留時間，按式(3)計算各相鄰液位控制點間的液相空間高度。

同時，基于“浸沒式”的特點，為防止高溫返回氣在吸入罐內液相空間鼓泡換熱及氣化過程中造成液位波動，嚴重時可能產生液滴迸濺進入氣相空間，液滴隨氣相被帶入壓縮機損壞設備，“浸沒式”吸入罐通常在停車液位上方還設置了膨脹液位，以增加氣相空間，避免此類情況發生。

根據經驗公式(5)可計算膨脹液位高度。

H2=(avg+b)H1

(5)

式中,H2為低液位至膨脹液位之間的高度，mm；H1為低液位至停車液位之間高度，mm；vg為實際氣相流速，m/s；a、b為經驗常數。

實際氣相流速可基于氣體體積流量和吸入罐實際直徑對應的橫截面積計算得出。

“浸沒式”吸入罐內分布器型式見圖4。

圖4 “浸沒式”吸入罐分布器示意圖

分布器主管與防喘振氣接口尺寸一致，主管上對稱布置有多個分支管，分支管底部可對稱開孔或開有凹槽作為防喘振氣鼓泡的出口。分布器上總的開孔面積應與主管截面積近似相等，或略小于主管截面積，以避免鼓泡氣體流速過快，造成吸入罐內液面波動劇烈。需要注意的是，在吸入罐的尺寸設計時，應考慮到分布器所需開孔面積的大小，這也對應著分布器分支管線的個數與長度，這將影響分布器所占面積。在選擇吸入罐的實際直徑時，需考慮吸入罐截面積可容納分布器所占面積。

4 “噴淋式”、“虹吸式”和“浸沒式”的對比分析

通過以上“噴淋式”、“虹吸式”和“浸沒式”吸入罐設計的分別闡述，可以看出，“噴淋式”主要依靠于防喘振線返回處設置的激冷噴淋管線，因此對噴嘴的質量要求較高，如果噴嘴效果不好，可能造成激冷液氣化不完全，帶液進入吸入罐，造成吸入罐液位及溫度波動，嚴重時聯鎖停車。但“噴淋式”對吸入罐設計要求不高，吸入罐設計較為簡單，按照一般氣液分離罐設計即可。

“虹吸式”則依靠防喘振管線上設置的激冷循環回路達到控溫目的，因此激冷循環回路的水力學計算就顯得十分重要，并且P&ID中需清楚標示出吸入罐和激冷循環回路管線關鍵位置的標高要求，以避免管道專業在配管時出現錯誤。“虹吸式”對吸入罐的設計同樣要求不高，按照一般氣液分離罐設計即可。

“浸沒式”依靠防喘振氣通過分布器直接進入吸入罐與其內部液相鼓泡換熱，因此需要考慮分布器的罐內布置，同時由于設置有膨脹液位，“浸沒式”吸入罐尺寸一般將大于“噴淋式”和“虹吸式”的吸入罐尺寸。

以上可以看出,“虹吸式”與“浸沒式”一般適用于正常工況下具有一定液位的吸入罐。而對于乙烯機一段吸入罐，正常操作時一般為干罐，可考慮采用“噴淋式”設計。

同時需要注意的是，從防喘振閥至吸入罐間的防喘振管線一般管徑較大，如果大量存液，一旦防喘振閥門打開，此段管線中的存液將被吹至吸入罐中，尤其對于體積較小的乙烯機一段吸入罐，大量存液的吹入將直接導致吸入罐高液位聯鎖跳車，嚴重時甚至造成液相進入壓縮機，損壞設備。因此設計時一般考慮防喘振閥門安裝位置高于吸入罐停車液位，且防喘振閥門兩側管線均可自導淋，防喘振閥至吸入罐之間水平管線盡可能短，以避免此段管線存液。

綜上,“噴淋式”、“虹吸式”和“浸沒式”吸入罐各具特點，在設計過程中也都有各自需要特殊考慮的地方，有時也需要根據業主的操作習慣來選擇不同的吸入罐型式。

5 結語

本文對乙烯裝置中乙烯機“噴淋式”、“虹吸式”和“浸沒式”三種型式的吸入罐設計分別進行了闡述，并對三種型式的吸入罐特點進行了分析和對比，為乙烯機吸入罐型式的選擇提供了借鑒和參考。