差压控制

差压控制（精选7篇）

差压控制 篇1

一、 料层差压

1、概念

料层差压的具体概念是, 表征的流化床料层中所存在的具有一定高度的物理量, 也就是固定料层高度所对应其中固定的料层差压。当其处于流化状态时, 流化床所存在的料层差压, 基本上是和同单位面积内, 上步封板上物料中立和流化床浮力间所存在的差值是相等的。若流化床锅炉的运行是处于正常的水平, 那么便可根据料层差压的厚度, 以及其所燃烧使用时的煤种, 对料层的厚度进行估算, 具有一定的准确性。

2、料层差压低或者高对燃烧影响

料层差压对于流化床锅炉运行稳定具有一定的影响, 流化不均匀会导致锅炉内布局结渣;料层薄则会被吹透长偶沟流;稳定的密相区形成较为困难, 同时还会造成燃料燃烧不完全, 放渣中碳成分较高, 增加了锅炉厂的损失。随着料层的加厚, 气泡也会随之增加, 同时风机压也会有所增大, 其中流化质量便会相应的出现明显的下降, 其底部大颗粒会出现明显的物料的沉积情况, 这便使得运行的过程中存在的危险性增加, 导致风机的电能消耗加大, 降低了锅炉的效率。所以针对料层的厚度, 即不应该过厚, 也不应过薄也不应过厚, 通常情况下料层的厚度控制在700mm上下。

一次风量对应的风室风压是:45000m3/h—8000Pa;50000m3/h—9000Pa;55000m3/h—10000Pa;60000m3/h—11000Pa。

物料系统处于正常运行的水平时, 风门的开度应该是保持不变的。但是如果料层厚度有所增加, 其差压参数值也会增加, 此时可以采取排放渣减少料层的厚度, 当然不同厂家之间对于料层差压的测量是具有一定差异性的, 所以一般实在风室静压下进行参照, 此种状态条件下为加料层阻力、布风阻力两者的和。若处于冷态试验下, 对不同风量所存在的下缝补板的阻力进行测定, 便可在风室静压下对料层差压的厚度进行估计。同时若要保证流化风量的最低程度, 那么风室静压就一定控制在8KPa-10KP a范围内, 一次风量应在44000-50000m3/H之间, 二次风在40000-42000m3/H之间。如此便会将料层差压控制在最小值。循环流化床锅炉使用一次性风机, 在运行的过程中会出现撕裂, 风室静压的最大值是由风室设计静压值、风道强度及风机压头决定和控制的, 正常运行的情况下需要留有一定的余量。运行稳定后, 应寻找控制的最佳值。放渣后, 床温的温度升高, 便说明层料厚放渣, 床温的温度降低则表明料层控制过薄。

二、 炉膛差压

1、 概念

炉膛差压指的是流化床之间所悬浮的物料的浓度量, 也就是炉膛上部的空间处的物料浓度, 其和炉膛的差压存在一定的对应性, 若无物料浓度增加, 那么其炉膛的差压也会随之增加, 两者之间是成正比的。

2、 控制炉膛差压的意义

在影响炉膛上步蒸发的众多因素中, 流化床内所存在的物料粒子便是一种具有较大的影响的因素, 其可对其炉膛上步受热面所可传热强度造成影响。通过大量的临床试验显示, 在床与管之间, 所存在的放热系数是随着例子的浓度而产生变化的, 其变化是以直线变化为主的。对于循环流化床来说, 在其锅炉的密相区中所存在的燃烧热量, 其中多数是通过循环系统中的返回料进行吸收的, 然后使得炉腔的上部出现发热的情况, 以便整个床温能够保持稳定状态, 当然若循环的量比较小, 那么便会出现密相去的放热过大或流化床的温度过高的情况, 使得煤量难以增加, 无法带上负荷 (我厂井1炉右侧返料堵出现过次现象) , 因此, 足够的循环灰量是控制床温的有效手段。

在进行点火的最初阶段, 需要对回料器内加入适量的床料, 以防止炉膛和回料器之间出现烟气短路的情况, 难以形成物料循环。在运行过程中风压太小, 容易造成堵塞:同时若风压过大, 那么则可能对循环的倍率造成影响。总而言之对于以上两种情况, 都有可能会对旋风分离器的性能造成影响, 使其性能和出力有所降低。

一般发生返料堵塞的原因主要包括以下几种因素:

(1) 对于流化风量的控制相对来说不足, 所以导致循环物料出现了大量的堆, 最终造成了堵塞。

(2) 返料装置处所存在的循环灰吗, 在高温方面出现结焦的情况。

(3) 耐火材料发生了脱落, 导致返料器难以正常流化, 最终造成堵塞。

(4) 返料器发生流化, 导致风帽出现了堵塞。

(5) 返料风机出现了故障, 使得流化风发生了消失的状况。

(6) 对于循环物料来说, 其中的含碳量相对交高, 导致其在返料装置中发生了燃烧。

(7) 处于立管上的松动风管发生了堵塞情况, 或出现了未开的情况。

针对以上因素所引起的不同事故, 应采取以下相应的措施进行处理:

(1) 对流化风压进行一定程度的提高, 以便返料器内所存在的物料的流化状态能够一直处于较好的水平, 但是期间应对流化的风量进行注意, 避免过高。

(2) 应对返料的温度进行控制, 若燃用的煤种属于灰分较大、熔点较低的类型, 那么便应该加强注意。

(3) 在进行实际运行的过程中, 对于返料器中所存在的耐火材料, 若其比较容易脱落的话, 便有可能是因为反料器发生了较为棘手的故障, 对其造成的堵塞, 此时便可能会出现对返料器造成损害或中隔板发生损伤的情况。若要对以上存在的问题进行解决, 那么就应该从耐火材料方面进行下手, 对其施工、烧烤及运行等多方面、各个环节进行准备。

(4) 对于流化风机来说, 应对其运行的稳定性进行保证, 避免发生风帽堵塞的现象或发生流化风消失的现象。

(5) 对于炉膛中的煤颗粒的燃烧环境, 应尽可能地保证为最佳的, 以便降低循环物料中所存在的含碳量。

(6) 对于松动的风管, 应采取适当的措施对其进行疏通, 同时根据料位的高度, 开除松动风门。

3、如何控制炉膛差压

对于镗腔内差压的控制, 多是通过对循环灰量进行调整来实现的, 若循环的灰量变少, 那么其炉膛的差压便会减少, 随之床温升高;若对于负荷的需要难以满足时, 则需要添加一定程度的二次风量或者是给煤量, 以保证煤炭上部所存在的颗粒浓度能够有所增加, 同时其份额也能够有所增加。有时会出现随着燃料含量的增加, 循环量同时增大的情况, 这时床温如果过低, 难以对燃烧进行维持的话, 便应该适当的将循环灰中的一部分放掉, 从而降低炉膛内的压力。

以上料层差压和炉膛差压控制方法均在我厂得到了广泛的应用。流化床密相区水冷壁的磨损和旋风分离器的磨损都有所减轻。

摘要：本文阐述了循环流化床运行中的料层差压、炉膛差压两个概念, 并分析了两个参数在运行调整中的主要意义, 最后结合实际给出了控制方法。

关键词：循环流化床,料层差压,炉膛差压

差压控制 篇2

1 控制系统及主流量控制阀差压变送器

1.1 燃机控制系统

该燃机控制[1]如图1所示。

小选门:从多个功能控制器输出(GVCSO、LDCSO、BPCSO、EXCSO和FLCSO)中选择最小的作为燃料控制信号输出(CSO)。启动开始时,选择FLCSO,升速至2 880 r/min多一点时,选择GVCSO。

1.2 燃料限制原理

燃料限制器控制如图2所示。该控制具有限制最大燃料流量和加速率限制在预先调整的设定值上2个功能。

为此,采用前馈控制方法。基本函数在函数发生器(FX-1)中产生。输出信号是燃料限制(FLMT),在启动阶段是转速的一个函数。流入燃气轮机的燃料流量由该函数发生器确定。如果该预设的燃料流量太大或加速率高于速率限制器(R/LMT)设定值,比例控制将降低控制输出和转速,保持允许的加速率。

R/LMT的功能是限制输出变化率。如果速度高于R/LMT的预定值,比例控制的输出信号降低FLCSO的降低值。在透平停机过程中,开关(STOP)选择为-5%,可靠地关闭燃料流量控制阀。

1.3 燃料压力控制

燃料压力控制如图3所示。进入燃气轮机燃烧室的燃料流量受燃料流量控制阀的控制。控制阀的开度由一个经P/B(比例加偏置)程序块修正的CSO信号决定。每只燃料控制阀的控制信号(MFMCSO,MFPLCSO)经燃料分配控制来调节其阀位。上游压力控制阀的动作是为了使每只流量控制阀的前后压差保持一个恒定值。结果使燃料流量与控制信号成正比。每只流量控制阀由高压控制油驱动,配备的伺服阀驱动回路用于控制伺服阀使控制阀位置与每个控制信号相符。

1.4 主流量控制阀差压变送器与阻尼时间设置

三菱燃机采用的差压变送器供货商为横河(YOKOHOMA)。该变送器的阻尼时间设置确定了4~20 m A输出时间的延迟。当信号源不稳定时,适当增加阻尼,可以使输出平稳一些,如锅炉炉膛负压控制中的炉膛负压控制器,汽包水位控制中的水位差压变送器。

用HART communicator可以很方便地对横河变送器进行设置。一般出厂默认值2 s。

2 M701DA燃机启动控制分析

2011年10月21日该燃机初次点火冲转过程中,当启动电机在2 000 r/min脱开后,转速呈发散性振荡上升,峰值与谷值相差100 r/min以上,并且伴有燃烧室压力剧烈波动。如图4所示,2根时间标线相差10 s,转速由2 403 r/min升至2 498 r/min,主流量控制阀差压由0.124 MPa升至0.420 MPa,主压力控制阀A由13.6%关至0.5%。

由图4中的曲线得出的第一判断是:主压力控制阀并没能控制住主流量控制阀差压,导致差压呈现振荡发散的趋势。因此停机后首先重新对天然气压力控制阀和流量控制阀进行拉阀试验,阀门的精度和响应时间均满足要求,排除了阀门线性不好造成差压流量波动大的原因。

对就地变送器设置检查发现,流量控制阀差压变送器的阻尼系数为出厂默认值2 s。流量控制阀差压变送器不能准确反映流量控制阀前后差压实时值,造成压力控制阀对差压调节严重滞后。一旦主流量控制阀差压发生高频振动,主压力控制阀的输出便趋于紊乱。

三菱燃机流量控制阀前后差压要求始终控制在0.294 MPa。由于测量环节严重滞后,在第1根时间标线附近,压力控制阀的输出已不再遵循:差压小于设定值开大压力控制阀,差压大于设定值关小压力控制阀的基本准则,压力控制阀的输出开始趋于紊乱。主压力控制阀的输出紊乱使得主流量控制阀输出线性变差,最终造成燃烧不稳定,转速偏差大。

流量控制阀差压变送器的阻尼系数经过HART communicator调整,设为最小值0.2 s。2011年10月21日重新点火,顺利冲转至3 000 r/min。成功点火冲转曲线如图5所示。

图中流量控制阀差压有过两次扰动,但压力控制阀很快的就抑制住了扰动,使得流量控制阀前后差压稳定在0.294 MPa,保证了流量控制阀输出具有良好的线性。从而保证燃烧过程的稳定。

3 结束语

差压变送器的阻尼系数在燃机的控制中显得尤为重要,准确快速测量流量控制阀前后差压才能及时调节压力控制阀,使差压值维持恒定,从而保证天然气流量控制阀输出具有良好的线性。相反,在煤粉炉的炉膛负压控制中,炉膛负压的压力变送器的阻尼系数的设置就显得宽松许多,本身DCS控制器的扫描周期也是数百毫秒级的,与燃机控制几十毫秒级的扫描周期相去甚远,同时为了滤除由于下煤不均、煤质内扰造成的炉膛负压高频噪声,DCS里往往还会适当增加炉膛负压测量值的阻尼时间。

参考文献

CYYL-Ⅰ型差压预冷机设计 篇3

预冷是蔬菜商品化生产过程中的关键环节, 能够迅速除去蔬菜生长过程中产生的田间热, 抑制采后蔬菜旺盛的呼吸, 从而减缓新陈代谢活动, 最大限度地延长蔬菜生理周期, 降低采后出现的失重、萎蔫及黄化等现象。在发达国家, 蔬菜采后预冷已成为蔬菜采后流通、贮藏前必不可少的常规技术。差压预冷是在冷库预冷的基础上弥补其预冷时间长、预冷不均匀等不足而研发出来的预冷技术。日本、美国等国家在二十世纪四五十年代已开展预冷技术研究。我国相关院校已有一些差压预冷机方面的研究见报。C Y Y L-Ⅰ型差压预冷机为设计的样机, 本样机作为展示样机并非定型产品, 可根据用户要求生产不同性能的预冷机以满足使用。

2 CYYL-Ⅰ型差压预冷机设计

2.1 总体设计思路

差压预冷机设计满足1~2 t蔬菜预冷的要求。静压箱有足够的承重能力。静压箱上方的蔬菜有足够的压力、风量, 预冷均匀;采用变频器控制3台轴流风机, 使预冷风速可调又节约能耗。

2.2 构造

C Y Y L-Ⅰ型差压预冷机主要由静压箱、风机、管路和控制系统等组成。其结构如图1所示。

2.3 工作原理

工作时将采后的蔬菜一排排码放在蔬菜周转框内, 再将蔬菜周转框一排排码放在差压预冷机静压箱上, 用毡布将周转框围严。冷库温度设定在4℃, 接通电源, 打开风机开关调节风速以1 m/s的速度运行, 使冷空气不断快速均匀地在每个蔬菜产品周围流动, 带走田间热和呼吸热, 达到迅速预冷。

2.4 相关参数计算

(1) 静压箱的设计计算。C Y Y L-Ⅰ型差压预冷机静压箱由支撑骨架、箱板、孔板、管路和风机组成。骨架呈90°交插焊接, 箱板紧贴骨架外围焊接。孔板通过螺栓安装在钢骨架上面。3台轴流风机并排安装在侧壁上。为了减少风机前后管路的风阻, 管路直径设计为300 m m与管道型风机法兰接口直径一致。管道出口设计为向上45°出风, 这是为了出风不直吹向库顶, 从而改善库内冷空气循环状况。布置3台轴流风机是为了使静压箱内负压更均匀, 因此并排安装在侧壁上。

1.静压箱2.周转箱3.管路4.风机

由冷库、预冷机、蔬菜筐和毡布构成冷风快速循环系统。预冷机静压箱中空气是循环排出的, 根据冷库容积设计预冷机整体外形、静压箱骨架承质量等参数, 并考虑受差压式预冷机结构尺寸的限制, 静压箱设计如图2。

静压箱容积设计计算:

静压箱支架受力的计算:

静压箱所受压力根据预冷量1.2 t, 压力F= (1 200×9.8) ÷1 000÷2=6 k N。按有关《机械设计手册》计算静压箱支梁挠度。支梁采用8#槽钢, 按两端固定梁计算 (图3) 。

支梁挠度计算:

式中P—集中载荷;

E—弹性模量;

I—截面轴惯性矩;

l—支点间距离, m;

n—集中载荷数量。

经计算本支梁挠度为2.1×10-5m m, 在使用范围内。

最后通过Solid W orks软件中的C O SM O SX press分析功能对差压预冷机支梁进行了应力集中载荷静强度分析 (见图4) 。通过分析, 支梁的设计满足强度要求, 又减少了材料用量。因为材料用量的降低意味着材料成本的节约, 同时又减少能耗。试验分析证明, 支梁在实际工作中是安全可靠的, 理论上是可行的。

(2) 风量的设计计算。根据静压箱容积设计计算风机通风量。通风量应留有足够的余量, 以增加循环次数, 实现快速预冷同时兼顾箱内流场均匀、风道顺畅和风阻小。根据风机法兰直径确定静压箱高度, 选用T30型管道式轴流风机安装在静压箱侧壁上。

式中N—风机数量, 台;

V—静压箱体积, m3;

N—换气次数, 次/h;

Q—所选风机的单台风量, m3/h。

通过计算, 选用1台风机即可满足换气量的要求, 但为了使静压箱和货堆所形成的内流场横向、纵向有一个较好的均匀性, 采用3台风机并列设计。

(3) 风机功率及控制方式。风机电机的速度是固定不变的, 但在实际使用过程中, 有时要以较低或者较高的速度运行。在启动时, 电流会比额定值高5~6倍, 不但会影响风机的使用寿命, 更会消耗较多电量, 系统在设计时采用节能变频器调节风机速度, 可实现电机软启动、补偿功率因数及通过改变设备输入电压频率达到节能调速的目的, 而且能给设备提供过流、过压和过载等保护功能。经过综合考虑, 采用D 19100-S-G 1R 5T2型变频调速器控制3台大风量高压头T30型管道轴流风机。

每台管道型轴流风机功率360 W, 同时布置3台功率共1 080 W, 如图5所示。

经过安装、调试和运行试验, 差压预冷机风速可调, 性能达到了设计要求, 完全满足试验需要。

3 性能试验

浅谈差压变送器的迁移 篇4

目前生产单位装置运行或设备运行中, 大部分使用ROSEMOUNT的3051变送器, 3051变送器目前分为两种:一种是差分电容式传感器;一种是硅压敏电阻式传感器。电容式差压变送器的检测元件采用电容式压力传感器, 由测量部分和放大两部分组成, 输入差压作用与测量部分电容式压力传感器的中心感压膜片, 膜片发生位移, 从而使电容量发生变化, 变化的电容量经转换电路转换成电流信号, 通过A/D转化成数字量。

在工业生产中, 有的地方使用压力计式液位计来检测容器中的液位。但是这种仪表只适用于敞开容器, 否则在密闭容器中检测液位时, 会受到容器内静压力的影响。因此使用差压液位计, 来消除容器内静压的影响, 检测设备内某点的液柱高度与设备内压力无关。检测的方法是在设备的上、下部安装取压管, 检测其差压。如能知道容器内液体的密度, 根据压强公式P=ρgH, 就可得知设备上、下部分的压力, 知道了上、下部的压差, 就可以知道容器内液位的高低, 因此, 容器内的液位高度就是undefined, 液位的检测归结为压差的检测, 式中:H为设备内的液位, mm;ΔP为设备中上下部的压差, Pa;ρ为设备中液体的密度, g/m;g为重力加速度。

2 液面的迁移

在应用差压变送器测量液面时, 如果差压变送器的正、负压室与容器的取压点处在同一水平面上, 就不需要迁移。而在实际应用中, 出于对设备安装位置和便于维护等方面的考虑, 测量仪表不一定都能与取压点在同一水平面上;又如被测介质是强腐蚀性或重粘度的液体, 不能直接把介质引入测压仪表, 必须安装隔离液罐, 用隔离液来传递压力信号, 以防被测仪表被腐蚀。这时就要考虑如何消除介质和隔离液的液柱对测压仪表读数造成的影响, 从而提高仪表的灵敏度。迁移分为无迁移、负迁移和正迁移。

2.1 无迁移

将差压变送器的正、负压室与容器的取压点安装在同一水平面上, 如图1所示。

设A点的压力为P负, B点的压力为P正, 被测介质的密度为ρ, 重力加速度为g, 则ΔP=P正-P负=ρgh+P负-P负=ρgh;如果为敞口容器, P负为大气压力, ΔP=P正-ρgh, 由此可见, 如果差压变送器正压室和取压点相连, 负压室通大气, 通过测B点的表压力就可知液面的高度。当液面由h=0变化为h=hmax时, 差压变送器所测得的差压由ΔP=0变为ΔP=ρghmax, 输出由4mA变为20mA。

假设差压变送器对应液位变化所需要的仪表量程为0～30kPa, 当液面由空液面变为满液面时, 所测得的差压由0变为30kPa。

2.2 负迁移

如图2所示, 为了防止密闭容器内的液体或气体进入差压变送器的取压室, 造成引压管线的堵塞或腐蚀, 在差压变送器的正、负压室与取压点之间分别装有隔离液罐, 并充以隔离液, 其密度为ρ1。

当H=0时, P正=ρ1gh1P负=ρ1g (H+h1)

ΔP=P正- P负=-ρ1gH

当H=Hmax时, P正=ρ1gh1+ρgH P负=ρ1g (H+h1)

ΔP=P正-P负=ρgH-ρ1gH= (ρ-ρ1) gH

当H=0时, ΔP=-ρ1gH, 在差压变送器的负压室存在一静压力ρ1gH, 使差压变送器的输出小于4mA。当H=Hmax时, ΔP= (ρ-ρ1) gHmax, 由于在实际工作中ρ>ρ1, 所以, 在最高液位时, 负压室的压力也远大于正压室的压力, 使仪表输出仍小于实际液面所对应的仪表输出。这样就破坏了变送器输出与液位之间的正常关系。为了使仪表输出和实际液面相对应, 就必须把负压室引压管线这段H液柱产生的静压力ρ1gH消除掉, 要想消除这个静压力, 就要调校差压变送器, 也就是对差压变送器进行负迁移, ρ1gH这个静压力叫做迁移量。

调校差压变送器时, 负压室接输入信号, 正压室通大气。假设仪表的量程为30kPa, 迁移量ρ1gH=30kPa, 调校时, 负压室加压30kPa, 调整差压变送器零点使其输出为4mA;之后, 负压室不加压, 调整差压变送器量程直至输出为20mA, 中间三点按等刻度校验。输入与输出的关系见表1。

当液面由空液面升至满液面时, 变送器差压由ΔP=-30kPa变化至ΔP=0kPa, 输出电流值由4mA变为20mA。

2.3 正迁移

在实际测量中, 变送器的安装位置往往与最低液位不在同一水平面上, 如图3所示。容器为敞口容器, 差压变送器的位置比最低液位低h距离, ΔP=P=ρgH+ρgh。

当H=0时, ΔP=ρgh, 在差压变送器正压室存在一静压力, 使其输出大于4mA。

当H=Hmax时, ΔP=ρgH+ρgh, 变送器输出也远大于20mA, 因此, 也必须把ρgh这段静压力消除掉, 这就是正迁移。

调校时, 正压室接输入信号, 负压室通大气。假设仪表量程仍为30kPa, 迁移量ρgh=30kPa。输入与输出的关系见表2。

如果现场所选用的差压变送器属智能型, 能够与HART手操器进行通讯协议, 可以直接用手操器对其进行调校。

2.4 测量范围、量程范围和迁移量的关系

差压变送器的测量范围等于量程和迁移量之和, 即测量范围=量程范围+迁移量。如图4所示, a量程为30kPa, 无迁移量, 测量范围等于量程为30kPa;b量程为30kPa, 迁移量为-30kPa, 测量范围为-30～0kPa;c量程为30kPa, 迁移量为30kPa, 测量范围为30～60kPa。由此可见, 正、负迁移的输入、输出特性曲线为不带迁移量的特性曲线沿表示输入量的横坐标平移。正迁移向正方向移动, 负迁移向负方向移动, 而且移动的距离即为迁移量。

综上所述, 正、负迁移的实质是通过调校差压变送器, 改变量程的上、下限值, 而量程的大小不变。如果从负压室来看, 也可以简单理解为正迁移, 好比在负压室增加ρgh迁移量, 而正迁移好比在负压室减少ρgh迁移量。

3 利用迁移原理对液面测量方法进行改进

从以上分析中可以了解到智能差压变送器测液面正、负迁移的原理, 简单的来说, 就是当h=0时, 若变送器感受到的△p=0, 则不需要迁移;若变送器感受到的△p>0。则需要正迁移; 若变送器感受到的△p<0。则需要负迁移。这样在实际应用中, 就可以根据生产装置的工艺情况和仪表的使用条件及周围环境等灵活应用, 对差压测量液面故障进行简单的处理并进行相应的改进。

1) 正迁移故障

判断正迁移的差压变送器在现场使用过程中测量是否准确, 首先应打开三阀组平衡阀, 关闭差压变送器三阀组的正、负压测量室, 打开仪表放空堵头, 此时仪表输出应≤4mA。如果输出>4mA, 可能是正压室放空堵头或三阀组有些堵。其次, 关闭正压室取压点, 打开放空开关, 这时输出应为4mA。如果输出低于4mA, 可能是迁移量变小或零位偏低;若导压管有隔离罐, 可能是隔离液没有灌满或从旁处漏掉, 或者冬季运行伴热管线投运温度过高, 导致隔离液挥发较快;如果输出高于4mA, 说明迁移量变大或零位偏高。

2) 负迁移故障

判断负迁移的差压变送器在现场使用过程中测量是否准确, 首先打开三阀组平衡阀, 关闭差压变送器三阀组的正、负压测量室, 打开仪表放空堵头, 仪表输出应为20mA。其次, 关闭正、负压室取压点, 打开放空开关, 此时, 仪表输出应为4mA, 如果不为20mA或4mA, 应检查正、负压室放空堵头是否堵, 迁移量是否改变, 零位是否准确, 隔离液是否流失等。

这两种应用的故障现象还要考虑到液位测量取压后的正负迁移量问题。如果迁移量没有与实际安装位置的迁移量相对应, 其所测量出的液位也是不准确的。 另外如果测量的容器内的气体要考虑到是否有液化或冷凝的可能。如果有单纯的导压管连接就需要考虑其冷凝或液化后的液体能够回流到容器内, 不至于流进负导压管, 对测量造成显示偏小。导压管中所充介质如果随温度的升高而气化, 这种情况就需要定期的给引压管内充液。如果仍然不能保证正常的测量, 那就需要考虑改变测量方式了, 或需用其他方式的测量仪表。

4 结论

差压流量计量程修改方法探讨 篇5

1 流量计显示数值小于实际值

1#产线的除盐水流量计的原设计量程为60t/h, 最大流量为55t/h, 最小流量为20t/h。但正常生产中的实际最大流量25t/h, 实际最小流量为8t/h。按照《GB/T2624.3-2006用安装在管道中的差压装置测量满管流体流量3喷嘴和文丘里喷嘴》规定, 节流装置适用的流量比为3∶1, 即最大流量∶最小流量=3∶1, 如果流量比小与1/3, 雷诺数可能会低于临界值, 流量系数发生变化, 流量值偏差很大。而1#产线除盐水的最小流量远低于量程的1/3, 所以计量值与实际流量偏差较大。为解决该问题, 我们对流量计量程进行修改, 具体方法如下。

(1) 根据实际流量情况, 假设一个量程定, 再验证流量系数是否变化, 若流量系数K变化微小, 不影响测量, 则可修改量程。

假设量程改为28t/h。则雷诺数:

查GB/T2624.3-2006, 可知喷嘴在雷诺数大于5×103时, 流量系数变化较小, 测量精度变化较小, 故可以修改量程。

(2) 量程修改后差压计算。

流量方程式为:Qm=K

式中:Qm为流量, K为流量系数, 可视为常数;△P为差压。

若Qm1、K1、△P1分别为量程改变前量程、流量系数、差压;Qm2、K2、△P2分别为量程改变后量程、流量系数、差压。

则有

因为雷诺数仍足够大, 流量系数基本保持不变, 所以有:

(3) 则差压变送器量程可以由16kPa改为3.4 8 k P a, 实现量程由60m3/h调整为28m3/h。同时, 将积算仪中设置的最大量程60m3/h改为28m3/h。差压流量计量程修改后, 流量计运行稳定。经便携式超声波流量计测量检验后, 确定误差小于1%。

2 实际流量比理论流量大, 测量值偏小

2#产线的计量表在生产负荷小时, 计量准确, 但生产负荷大时, 计量值变化较小, 且跟理论值偏差较大。经查发现, 生产负荷较大时, 流量计满量程, 实际流量大于量程值, 造成计量值较实际值偏小。为解决该问题, 我们做如下工作。

(1) 查出原设计量程为3600m3/h, 最小流量为1500m3/h。观察发现流量时有满量程状态, 根据实际生产情况, 先假定量程调整为4 5 0 0 m 3/h, 再验证流量系数的变化情况。

(2) 量程改变后流体的雷诺数应为:

经查表, 喷嘴在雷诺数为5×103～7×106之间流量系数基本为定值。故可以确定该计量表能够修改量程。

(3) 量程修改后差压计算。

流量方程式为:

式中:Qm为流量, K为流量系数, 可视为常数;△P为差压。

若Qm1、K1、△P1分别为量程改变前量程、流量系数、差压;Qm2、K2、△P2分别为量程改变后量程、流量系数、差压;

则有Qm1=K1∆P1和Qm2=K2∆P2

因为雷诺数仍足够大, 流量系数基本保持不变, 所以有

(4) 则量程可以由10kPa改为15.625kPa, 对应的积算仪的量程由3 6 0 0 m 3/h改为4500m3/h。经便携式超声波流量计测量检验后, 确定误差小于1%。

量程修改后, 我厂除盐水系统的计量情况得到大大改善, 除盐水的生产量与各用户的使用量基本吻合。其他能介的能源计量仪表出现的类似问题亦采用同样方法, 均得以解决或改善, 为我厂节能降耗工作的开展, 成本核算完善提供了准确的数据基础。需要特别注意的是, 量程修改不是使用于任何差压流量计, 首先在确定流量系数的变化在精度允许的范围内, 方可进行量程修改。一般在修改量程时, 提高或降低一个或两个档次, 以确保流量计的精度。

参考文献

[1]纪纲.流量测量仪表应用技巧.

新型节流式差压流量计的研制 篇6

1浮子流量计应用分析

(1) 气体浮子流量计一般采用空气标定, 仪表刻度为空气流量, 如实际使用流体密度、黏度与之不同, 流量会偏离原分度值, 要作换算修正。如不换算, 将导致预测结果偏低。

(2) 浮子流量计为低中等精确度仪表, 通用型玻璃浮子流量计的基本误差:口径小于6 mm为 (2.5%～5.0%) FS, 10～15 mm为2.5%FS, 25 mm以上为 (1.0%～2.5%) FS;测量钻孔瓦斯涌出初速度时, 用于连接导气管和浮子流量计的软管口径一般小于6 mm, 精度难以满足准确度应优于2.5级的要求。

(3) 绝大部分浮子流量计必须垂直安装在无振动的管道上, 不应有明显的倾斜, 流体自下而上流过仪表。测试工在测量时, 手持浮子流量计, 难以保证浮子流量计垂直度, 造成读数误差。

(4) 钻孔内瓦斯压力较低, 造成浮子跳动, 受人为因素影响大, 读数不准。玻璃管浮子流量计的压力损失较小, 小口径为0.2～2 .0 kPa, 10～100 mm为2～8 kPa;金属管浮子流量计则稍高些, 一般为2～8 kPa, 较高者为18～25 kPa。流体的最低工作压力应高于压力损失若干倍, 用于气体时压力过低容易产生浮子跳动。有些型号仪表的使用说明书规定流体压力最低值, 有些建议液体的最低工作压力应大于2倍压力损失, 气体则为5倍。

(5) 玻璃转子流量计使用方法不一致, 读数差距大。转子流量计测定q值时, 转子跳动剧烈, 各矿对此的读数标准不一样, 如大平煤矿、超化煤矿取转子跳至最高处的读数作为预测结果, 告成煤矿则利用转子流量计底部的调节阀, 减小转子流量计进气口的面积, 增大孔内瓦斯压力, 使转子降至稳定再读数, 2种读数方法数值相差很大。

(6) 浮子流量计读数范围小, 不满足煤炭行业标准MT/T639—1996《钻孔瓦斯涌出初速度的测定方法》的要求。

2仪表总体技术指标

根据中华人民共和国煤炭行业标准《钻孔瓦斯涌出初速度的测定方法》 (MT/T639—1996) , 预测钻孔瓦斯涌出初速度的流量仪表可以采用瞬间流量计和累计流量计, 量程应包括1～30 L/min的流量范围, 准确度应优于2.5级, 流量计应符合相应的国家计量检定规程的规定。

节流式差压流量计是在前苏联ПГ-2МА型钻孔瓦斯涌出初速度测试仪器的基础上研制开发的。仪表总体技术指标:流量测量范围1～30 L/min;测量精度等级±2.5%;刻度盘、指针夜光显示。

3主要参数设计

3.1节流式压差流量计流速计算

节流式压差流量计用于测量煤层钻孔瓦斯涌出初速度。在计算喷管出口瓦斯的流速时, 假设瓦斯为100%甲烷。甲烷比热Cp=2 227 J/ (kg·K) , Cv=1 709 J/ (kg·K) , 气体常数R=518 J/ (kg·K) , 绝热系数k=Cp/Cv=1.30。

在钻孔密封后的初始时刻, 密封室内的自由甲烷压力P1与煤层瓦斯压力相比较小。但由于瓦斯压力梯度 (P0-P1) 的存在, 瓦斯向密封室流动, 结果在密封室内瓦斯压力升高, P1根据式 (1) 确定:

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式中, k为甲烷的绝热系数;P1为密封室内的自由甲烷压力;P0为煤层的甲烷压力。

瓦斯由瓦斯密封室经过喷管向大气中的流动, 可以假设为气体流过收缩比较大的收缩喷管向大气中流出。假设流动是绝能的, 并且忽略摩擦损失, 甲烷比热为常数。求喷管出口截面上甲烷速度v2。

由于收缩喷管的收缩比较大, 前面稳定段的流速v1≈0。根据h=CpT, 将在稳定段和喷管出口写出的能量方程:

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改写成undefined

进一步改写为undefined

由此可得:

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因忽略流动摩擦损失, 又是绝能的, 故可认为瓦斯在喷嘴内流动是等熵过程, 由此可得:

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将式 (6) 代入式 (5) , 则得喷管出口速度:

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式中, v2为甲烷的喷管出口速度, m/s;R为甲烷的气体常数, 518 J/ (kg·K) ;T1为甲烷在瓦斯测量室中的温度, K;P1为甲烷在瓦斯测量室中的压力, Pa;P2为喷管出口处的压力, Pa。

在煤矿井下的环境条件下, 可取T1=293 K, 将k=1.30、R=518 J/ (kg·K) 和T1=293 K代入式 (7) , 进行变换可得:

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3.2膜盒压力表量程计算

3.2.1喷管直径设计

喷管直径按6个序列初步设计:d1=0.5 mm, d2=1.0 mm, d3=1.5 mm, d4=2.0 mm, d5=2.5 mm, d6=3.0 mm。

3.2.2压力表量程计算

(1) 测量范围为0～1 600

Pa (表1) 。压力表最小读数Pmin=80 Pa, 最大读数Pmax=1 600 Pa。井下大气压力按1个标准大气压考虑, 则钻孔瓦斯涌出初速度测定仪的喷管出口处的瓦斯压力为P2=Pa=101 396.16 Pa, 瓦斯测量室内的瓦斯压力为Pa+Pmin≤P1≤Pa+Pmax。与最小、最大瓦斯压力相对应的喷管出口速度分别为v2min=15.471 9 m/s、v2max=68.876 1 m/s。

(2) 测量范围为0～2 500

Pa (表1) 。压力表最小读数Pmin=125 Pa, 最大读数Pmax=2 500 Pa。井下大气压力按1个标准大气压考虑, 则钻孔瓦斯涌出初速度测定仪的喷管出口处的瓦斯压力为P2=Pa=101 396.16 Pa, 瓦斯测量室内的瓦斯压力为Pa+Pmin≤P1≤Pa+Pmax。与最小、最大瓦斯压力相对应的喷管出口速度分别为v2min=19.337 2 m/s、v2max=85.864 4 m/s。

(3) 测量范围为0～5 000

Pa (表1) 。压力表最小读数Pmin=250 Pa, 最大读数Pmax=5 000 Pa。井下大气压力按1个标准大气压考虑, 则钻孔瓦斯涌出初速度测定仪的喷管出口处的甲烷压力为P2=Pa=101 396.16 Pa, 瓦斯测量室内的瓦斯压力为Pa+Pmin≤P1≤Pa+Pmax。与最小、最大瓦斯压力相对应的喷管出口速度分别为v2min=27.339 3 m/s、v2max=120.541 1 m/s。

3.3膜盒压力表量程和喷管直径的选择

压力表和喷管直径的选取遵守以下4个原则:

(1) 技术指标满足《钻孔瓦斯涌出初速度的测定方法》 (MT/T639—1996) 的要求, 流量范围覆盖1～30 L/min。

(2) 最小读数压差小, 处于100～300 Pa之间, 表针始动灵敏度高。

(3) 流量计安装4个流量调节喷管。

(4) 1#喷管和2#喷管、2#喷管和3#喷管、3#喷管和4#喷管之间的测量范围要有所重叠, 不能出现读数空白区域。

按照上述原则分析各种微压膜盒压力表 (0～1 600, 0～2 500, 0～5 000 Pa) , 测量范围0～2 500和0～5 000 Pa的压力表符合原则条件要求。从仪表稳定性能考虑, 选择测量范围0～5 000 Pa的压力表, 与其配套的喷管直径分别为0.5, 1.0, 2.0和3.0 mm。

4关键技术及工艺

节流差压式流量计属于精密仪表, 为了保证其可靠性与测量精度, 必须掌握其关键技术及工艺。

(1) 膜盒压力表膜盒材质和量程的选择。

为了保证膜盒压力表读数的精度, 膜盒压力表膜盒材质采用铍青铜制作, 并经过严格测试, 可以无故障重复2万次以上, 满足现场2 a的测试工作量, 保证在2 a内仪表的精确测量。

在选择膜盒压力表量程时, 主要考虑5方面的因素:始动阻力、流量大小、表盘大小、读数精度和标校工作量。经综合分析, 选用量程0～5 kPa的膜盒压力表比较合适。

(2) 流量调节阀的设计。

为了克服前苏联钻孔瓦斯涌出初速度测量仪器喷管转换麻烦、易丢失等缺点, 设计制作了内置式流量调节阀, 通过开关转换实现流量调节。

(3) 样机标校。

流量标校采用河南省计量测试研究院验收许可的流量标校系统, 精度1.0%。标校方式为干校, 测试介质为空气, 然后换算为100%甲烷流量。每台仪表需标校80个点。

5结论

新型节流式差压流量计是在学习借鉴前苏联ПГ-2МА型钻孔瓦斯涌出初速度测量仪器的基础上, 经过重新设计而研制成功的。该仪表的研制, 在技术指标方面达到了《钻孔瓦斯涌出初速度的测定方法》 (MT/T639—1996) 的规定, 在性能和结构等方面优于国内外同类仪表, 测试精度进一步提高, 填补了国内空白, 为煤与瓦斯突出危险性预测提供了一种新型预测仪表。与国内外目前的钻孔瓦斯涌出初速度测定仪表相比, 该测定仪的主要优点是:

(1) 可以测定出钻孔瓦斯涌出初速度最大值, 提高预测可靠性。

(2) 指针稳定, 读数准确, 不像浮子流量计的浮子那样上下跳动。

(3) 采用膜盒微压表作为压差传感装置, 不像ZLD-2型孔板多级流量计那样造成水柱压出, 保证测试工作的正常进行。

(4) 设计制作的专用流量调节阀, 克服了前苏联ПГ-2МА型仪器挡位转换的不足, 保证挡位切换的迅速方便, 能够准确测定钻孔瓦斯涌出初速度的最大值。

摘要：结合煤矿工作环境, 在前苏联ПГ-2МА型钻孔瓦斯涌出初速度测试仪器的基础上, 研制开发了新型节流式差压流量计, 以提高突出预测准确率。该流量计具有结构紧凑、轻便安全、操作简单、使用方便、性能稳定、测试迅速准确、读数直观可靠等优点, 在突出矿井具有广泛的推广应用价值。

差压式气密性检测的基本介绍 篇7

如上图所示, 压力表相当于天平的指针, 测试口与参考腔就相当于天平的两个托盘。当进气阀和排气阀关闭时后, 我们就可以通过位于中间的压力表测量两者气压差的大小。差压检测的方法和压差传感器的制造工艺密不可分。在差压传感器内部存在一个薄膜, 当测试口和参考腔之间存在气压时, 该薄膜就会受到挤压, 平衡就会被破环, 而我们检测的前提条件是假设参考腔是绝对无泄漏的, 所以该压差就应该为测试口引起的。下面简单描述气密性检测的基本工作过程:打开充气气源和进气阀, 向工件进行充气, 当压力传感器输出的值在压力表上显示为所设定的测试压力后, 关闭阀门, 如果数值略有超出, 调节压力阀。经过一段时间平衡后, 关掉平衡阀, 取平衡时间差值后的压差传感器输出的压力差, 再与测试时间作比就是被测工件的泄露率。最后打开排气阀, 放气。压力在整个测试过程中不同时间段的波动也各有变化。测试前的等待阶段, 压力值很小, 没有波动;充气阶段, 压力快速上升, 达到设定值, 管道的对称会影响波动的大小;平衡阶段起始, 数值上下起伏, 逐渐趋于稳定;紧接着的测试阶段要注意, 因为阀门关闭的不同步, 又会引起压力差的波动, 因此还要经过测试平衡, 才能采集测试结果。在气密性检测中, 平衡时间是关键, 这个需要大量实验数据, 才能得到不同平衡时间对泄露率的影响, 再选取最佳时间。被测工件的容积, 也就是气体体积, 是计算公式中的重要参数, 因此它的精确度应在百分之一内。数据处理部分采用的公式是基于克拉伯龙方程:

其中, P表示压强, V表示气体体积, n表示物质的量, T表示绝对温度, R表示气体常数;计算泄露速率时, R为常数, 对一定量 (n一定) 的气体, 温度 (T一定, 由于检测环境下温度变化非常微小, 所以基本可以设定检测条件为恒温) , PV为常数。气密性检测分为充气、保压和检测三个过程。设定被检测件的体积为V, 充气结束时往被检测件充入的大气的量为n, 被检测件的压强为P1, 经过保压、检测后被检测件中的大气分为两部分, 被检测件中大气的量为n1, 压强为P2, 泄露到空气的大气的量为n2, 压强为P0则:

此外, 在使用设备之前采用标准漏孔对设备进行标定, 可保证设备的可靠性;通过定期对设备进行标定, 则能够保证设备的稳定性。在设备系统调试和多次实验的过程中, 发现以下因素会影响检测精度:a.检测容积的影响:在预设特定的泄漏率后, 发现被测工件容积越大, 腔内气压平衡的时间就越长, 测试阶段也会相应延长, 耽误生厂线后续环节。若不想法减少容积或者加快充气时间, 可能无法达到测量要求的灵敏度。这时可以采用前面提到过的快速充气法。b.检测压力的影响:泄漏率一定程度上依赖测试压力和实际的测量条件。具体而言, 例如表面租糙, 多孔的材质, 这种依赖性增强, 多孔性较低, 影响变小。另外压力增加, 温度也随之升高, 平衡时间又会加长。因此, 最好在一定压力值范围内对被测工件进行气密性检测, 然后挑选一个既能满足测试要求, 压值又比较低的确定为最终测试气压。还要考虑耐压值, 要低于被测工件各个机构对于最大压力的承受能力。c.温度对检测的影响:温度影响是非常明显的, 是影响测量结果的重要因素之一。温度一升高, 腔内内部压力跟着升高。而且测试压力越高, 温度影响越大。这是采用差压法测量考虑依据, 当准备的标准件和被测工件有着相同参数, 例如容积、外形时, 充气本身造成的温度变化可以用差压法自行消除。但是如果和环境温度差别太大, 就没有办法了。在汽车发动机生产线上, 就是把气密性检测仪安装在工件清洗之后, 可以兼顾到用水冷却之前的加热环节。冷却至室温后, 减少温度的影响。发动机的材质、几何尺寸、表面积大小等都会影响温度变化。表面积越大, 容积越小, 材料导热性强, 温度影响就明显。这种影响效果如果不容忽视, 就必须考虑采取措施降低影响。d.封堵方式对测量的影响:封堵零件的要素就是要保证在封堵过程中, 必须保证接缝密合, 这就需要工件和封堵装置的位置不能发生改变。一般的做法是在封堵位置的终端, 增加挡铁可以保证钢件和开口的接触。举例来说, 一直一个测试件的容积是二百立方厘米, 测试压力为十的五次方帕, 封堵面积为二十立方厘米, 假使在测试过程中, 封堵位置发生了零点零一厘米的变化, 那么体积相应变化了一百帕, 这个数值就已经非常接近测量的不合格极限值了。不过这是一个比较特殊极端的例子, 一般情况下封堵面积和测试体积的比值没有那么大, 要小很多。但是, 即是例子极端, 也不能忽视这个在封堵设计中常见的问题, 应该在实际应用过程中具体问题具体分析。

除了上述封堵位置变化可能引起的压力变化外, 在气密性检测仪和调试过程中值得注意的是, 封堵元件要作用在零件的坚固位置, 例如支撑结构上, 否则可能对零件造成破坏产生新的泄露点。尤其本设备采用气缸控制夹具和封堵部分, 如果忽视会产生调试困难, 延长工期的问题。在车间调试气密性检测仪时, 由于初始封堵设计方案, 没有考虑前面提到的问题, 封堵和充气接头在自动控制下, 气缸动作带动接头作用在了相对脆弱的宿料骨架上, 使得塑料骨架和铝合金骨架中间产生了缝隙, 出现新的泄露点, 影响气密性检测仪对于正常发动机的检测评价。然后经过整改, 接头作用在铝合金骨架上, 这样一来, 反作用力回到气缸上, 不会产生新的泄露点。

差压式是目前气密性检测技术的主流。当然有一点要说明, 在很多要求精度不高的实际生产中, 绝对压力法已能满足其要求, 它测量系统简单, 不需要标准件作参考, 造价较低。因此具体用哪种方法, 也并不是绝对的。

参考文献

[1]盛敬超.工程流体力学[M].北京:机械工业出版社, 1998.

[2]吴孝检, 闫荣鑫.泄漏检测[M].北京:机械工业出版社, 2005.