氧氣放空閥閥內件改造及控制方式優化小結

高志森

（呼倫貝爾金新化工有限公司，內蒙古呼倫貝爾 021506）

1 概 述

呼倫貝爾金新化工有限公司（簡稱金新化工）“50·80”項目（500kt／a合成氨、800kt／a尿素）以褐煤為原料，配置3臺BGL氣化爐；2014年實施原料及產品結構調整技改，增設了1臺Shell氣化爐（下行水激冷氣化爐）。

金新化工36000m3／h空分裝置（產品氧氣設計產能36000m3／h）氧氣系統工藝流程如圖1，BGL氣化系統和Shell氣化系統所需氧氣流量主要由調節閥（FV01339A）控制，其余氧氣通過調節閥（PV01340）減壓后送至甲烷蒸汽轉化工序作為原料，多余的氧氣由氧氣放空閥（FV01339B）調節放空。

圖1 空分裝置氧氣系統工藝流程簡圖

氧氣放空閥（FV01339B）設計（工作）溫度36 ℃、設計壓力4.85 MPa，閥門口徑DN100，閥體、閥芯、閥座均采用Monel400鎳基合金。FV01339B采用SAMSON公司生產的3251型調節閥，閥芯采用V形窗口設計，閥芯由流量窗口、導向柱、密封面組成。FV01339B閥芯上有3個流量窗口，窗口的深度和大小尺寸均不同，最大的窗口正對流體的下游，保證小開度時流量的精準控制，流量窗口決定了閥門的流量特性。FV01339B閥座與閥體之間采用螺紋錐體連接，螺紋旋入后錐面與閥體密封，閥座密封面寬度1.5mm，閥座內徑為82.7mm，閥芯導向柱尺寸為82.4mm；當閥芯落入閥座后，閥芯與閥座的單邊間隙只有0.15mm。

2 氧氣放空閥存在的問題

在前期生產運行過程中，氧氣放空閥（FV01339B）存在的問題一直困擾著氣化裝置的生產：2012年，由于FV01339B閥芯與閥座磨損以及閥桿彎曲，導致閥門內漏；2013年，同樣的問題再次出現，改進FV01339B閥內件材質后內漏問題依然存在；2014年增加FV01339B閥芯導向面積，2015年4月增加FV01339B閥芯導向柱，內漏問題仍未有效解決。氧氣放空閥（FV01339B）出現內漏后，會使氧氣放空量增大，去煤氣化系統的氧氣量減少，生產系統負荷降低，影響生產任務的完成；此外，2016年Shell氣化爐投運以后，生產系統對氧氣的需求量增加（意味著對閥門泄漏的要求更為嚴格），通過對空分裝置進行優化，氧負荷由36000m3／h提升至38000m3／h，而FV01339B設計流通量偏小，且Shell氣化爐在4個煤燒嘴前只設有1臺氧氣緊急放空開關閥（13XV0006），當Shell氣化爐1個或者2個煤燒嘴跳車后，為保證Shell氣化爐能低負荷運行，不能直接打開13XV0006放空，系統多余氧氣只能通過FV01339B放空，如此一來，氧氣放空會不足及滯后，導致氧氣管網及設備超壓，給氧氣管網帶來很大的安全隱患，同時也會導致BGL氣化爐及空分裝置負荷波動，影響空分裝置和氣化裝置的安全、穩定運行。

歸結起來，FV01339B存在的問題主要有：①FV01339B設計流通量偏小，氧氣負荷提高后，事故狀態下FV01339B放空量不足；②FV01339B閥內件磨損、卡澀，導致FV01339B內漏；③Shell氣化爐煤燒嘴跳車后FV01339B放空不及時引起氧氣管網及設備超壓。

3 氧氣放空閥的優化改進方案

氧氣放空閥（FV01339B）為SAMSON3251型調節閥，其投運以來多次出現故障，主要為閥內件磨損、閥門卡澀、閥桿彎曲及斷裂，給系統的運行帶來巨大的安全隱患。為使系統運行穩定，需對FV01339B閥內件進行改造，以延長其使用壽命，并進一步優化其控制方式，確保系統的安全、穩定、長周期運行。

3.1 改進閥門內件以提高其流通量

氧氣放空閥（FV01339B）原閥內件設計最大流通量為36000m3／h，但在實際生產中，最高氧氣負荷已達38000m3／h，因此需通過閥內件改造提高其流通量。據原閥內件圖紙數據，可以計算出閥座流通面積為5335mm2，閥芯在全開時的最大流通面積為3360mm2（采用扇形平面估算法計算）；在阻力系數衡定且介質不可壓縮的情況下，依據相對流通面積的變化與相對流通量的變化成正比的關系［見式（1）］，可求出閥芯的最大開啟面積與閥座的最大流通直徑。

式中 Q——原閥芯的流通量，m3／h；

Qmax——設計閥芯的最大流通量，m3／h；

A——原閥芯計算流通面積，mm2；

Amax——設計閥芯最大流通面積，mm2。

將Q=36000m3／h、Qmax=38000m3／h、A=3360mm2代入式（1），計算可得設計閥芯最大流通面積Amax≈3547mm2；將Q=36000m3／h、Qmax=38000m3／h、A′=5335mm2代入式（1），計算可得設計閥座最大流通面積A′max≈5631 mm2。則設計閥座流通直徑≈2×（5631／3.14）0.5=84.7mm，即在原閥座82.7mm的內徑基礎上增加2mm。

3.2 閥內件磨損／卡澀問題的分析及改進

3.2.1 磨損／卡澀原因

當閥門在小開度投自控時，閥門頻繁動作，閥芯上只有最大流量窗口通過介質，介質的推力促使閥芯產生反向作用力，使閥桿與閥芯形成懸臂梁，導致閥桿彎曲，進而閥芯導向柱與閥座產生摩擦。

當閥門全關時，因閥芯導向柱與閥座密封面已經磨損，閥門出現泄漏，導致后續系統氧氣量減少、負荷降低。

當閥門開度達80%以上時，閥芯上3個流量窗口均有介質流過，介質的推力得到抵消，但當閥芯與閥座磨損到一定程度后，閥門在關閉過程中，因之前閥桿已彎曲、閥座磨損嚴重，使得閥芯與閥座不同軸，導致閥芯的導向面卡在閥座邊緣，閥芯不能落入閥座內，在執行機構的推力下閥桿受力過大而彎曲或斷裂。

3.2.2 閥內件的改進

3.2.2.1 閥內件材質改進

（1）原閥芯和閥座均采用Monel400鎳基合金，其布氏硬度（HB）在110～149之間，相對較軟，為提高FV01339B閥內件的抗磨能力，閥內件改為采用Inconel625鎳基合金，其布氏硬度（HB）≤220。

（2）對容易磨損的閥芯導向柱部分進行堆焊硬化處理，使其硬度進一步提高，以延長閥內件的使用壽命。

3.2.2.2 閥芯形面的改進

結合閥內件的磨損情況，重新設計了閥芯形面：將閥芯形面設計為3個相同的流量窗口，在小開度時每個流量窗口都有介質流過，使3個流量窗口產生的徑向力相互抵消；取消閥芯上的3個導向柱，由1個中心導向柱替代；上止口與閥座分別固定閥芯的上、下兩端，保證閥芯與閥座同軸；因閥芯與閥座之間的間隙只有0.15mm，使用過程中一旦產生摩擦閥門將出現內漏，故在設計閥芯形面時充分考慮了閥芯與閥座間的間隙，將閥芯設計為錐形，錐度為4°，閥門開啟后，因閥芯與閥座間有一定的間隙，從而可防止閥芯與閥座的摩擦，保證閥門在全關時密封面完好。

3.2.2.3 閥芯形面的設計與計算

據FV01339B原始設計數據可知，閥門可調比為50∶1，閥門行程為30mm，直線流量特性。由直線流量特性公式（2）可計算理想流量特性曲線：

式中 Q——原閥芯流通量，m3／h；

Qmax——設計閥芯的最大流通量，m3／h；

R——調節閥可調比；

L——閥門行程，mm；

h——閥門開啟距離，mm。

將閥門不同開度值帶入直線流量特性公式（2），可求出理想流量特性曲線數據，見表1；由直線流量特性計算數據，可以繪制出直線流量特性曲線，如圖2。

圖2 新閥門直線流量特性曲線圖

表1 新閥門直線流量特性計算數據表

據閥門直線流量特性曲線，計算閥門開啟面積AK。在閥芯形面計算過程中，利用三角函數的關系，計算出4°錐形閥芯在每個開度下閥芯斜率對流通面積的影響，求出AK。采用矩形計算公式與近似異形閥瓣計算公式，計算出閥芯截面窗口寬度。初始形面矩形計算如式（3）、異形閥瓣計算如式（4），閥芯形面計算數據見表2。

表2 閥芯形面計算數據表

式中 ιk——閥芯截面窗口寬度，mm；

ιk-1——前一個截面窗口寬度，mm；

AK——計算截面內閥瓣窗口開啟的截面積，mm2；

AK-1——前一個截面內閥瓣窗口開啟的截面積，mm2；

h——閥門開啟距離，mm；

Z——閥芯窗口數量。

據閥芯截面窗口寬度（ιk），可以繪制出閥芯的形面。實際加工中，要將棱角倒圓，保證氧氣在流通過程中無局部阻力，以免產生流速過大的現象；為保證閥芯與閥座不發生摩擦，閥芯能更好地消除徑向不平衡力，在閥芯底部中心增加1個φ18mm、L=90mm的導向柱。

3.2.2.4 閥座改進

閥芯增設導向柱，閥座也相應地增設導向支架。閥座上的窗口面積之和大于閥座內截面積，從而滿足介質的流通性能。改進后閥座設計示意如圖3。

圖3 改進后閥座設計示意圖

3.3 閥門流量控制方式的優化

3.3.1 優化思路

為使氧氣放空閥（FV01339B）能快速響應又不出現超調現象，擬通過對原有閥門控制系統的改進實現閥門流量控制方式的優化。為此，基于Shell氣化爐開車時的氧氣使用量及FV01339B的開度情況，結合FV01339B的流量特性與測試數據，得出閥門開度（OP）與放空量（PV）的擬合曲線（如圖4），得到擬合曲線以后，可通過擬合公式計算出閥門在一定開度下的放空量；反之，知道氧氣放空量，可反算閥門的開度，得到反向放空量（PV）與閥門開度（OP）的擬合曲線（如圖5）。

圖4 閥門開度（OP）與放空量（PV）的擬合曲線

圖5 放空量（PV）與閥門開度（OP）的擬合曲線

3.3.2 擬合絕對偏差計算

由上述兩條擬合曲線，可利用多項式擬合出閥門開度OP值（x）與氧氣放空量PV值（y）的關系式——閥門開度OP值（x）與氧氣放空量PV值（y）的擬合曲線方程式如式（5）、氧氣放空量PV值（y）與閥門開度OP值（x）的擬合曲線方程式如式（6）。

運用擬合公式（5）、 （6）計算出的閥門擬合數據及其絕對偏差見表3。可以看出，實際測試數據與計算擬合數據基本吻合，滿足閥門控制需要。

表3 閥門測試數據及其與擬合數據的絕對偏差

3.3.3 實際應用

實際應用中，因空分裝置與Shell氣化爐服務器操作站不在一起，故Shell氣化爐、空分裝置都做聯鎖選擇開關、聯鎖切除選擇開關，空分裝置與Shell氣化爐都有權限選擇是否投用聯鎖，并可以查看另一方的投用狀態。Shell氣化爐煤燒嘴聯鎖跳車后，FIC01339B（氧氣放空閥FV01339B流量）控制模式變為手動，2s（信號傳遞與計算所需時間）后FV01339B恢復自動控制模式。Shell氣化爐與空分裝置聯鎖控制FIC01339B計算步驟見圖6。

圖6 聯鎖控制FIC01339B計算步驟示意圖

聯鎖投用以來，Shell氣化爐煤燒嘴聯鎖跳車后，FV01339B能夠準確、及時開到所需閥位進行放空，避免了氧氣管網超壓，保證了Shell氣化爐的低負荷穩定運行。

4 結束語

金新化工空分裝置氧氣放空閥（FV01339B）自2012年開始出現故障，經多年來的優化改進，最終于2016年改造后取得了良好的成效，閥門內漏問題得以解決；2017年對FV01339B進行解體檢查，未發現閥內件磨損，其后2a多的運行觀察與現場檢查均未發現有閥門內漏現象。可見，FV01339B閥內件的改造解決了閥內件磨損而致閥門內漏的瓶頸問題，保證了FV01339B的長周期、穩定運行。

在FV01339B的控制方式上，通過對原有控制系統進行優化，實現了閥位的精準控制，提高了FV01339B啟閉的響應速度，避免了氧氣管網及設備超壓，保證了Shell氣化爐煤燒嘴跳車后空分裝置的安全穩定運行及Shell氣化爐的低負荷穩定運行。

綜上所述，金新化工2016年對FV01339B閥內件的改進及控制方式的優化是合理的、成功的，這對類似工況下閥門內漏問題的解決及調控優化有一定的參考與借鑒意義。