目前LNG加注站配用的深冷液體容器, 罐體為臥式雙層夾套真空絕熱結構;在加注站日常使用中, 貯罐需要頻繁地進行LNG排出 (對汽車加注) 和充裝 (槽車向貯罐卸液) ;深冷貯罐配置的差壓液位計, 將作為加注站購入液體量 (槽車卸液量) 和外銷液體量的計量儀表, 其記錄數據將作為整站運營結算依據及加注站損耗率計算參考。在實際運營過程中, 經常出現定期結算時, 售出氣體累計量與貯罐液位計指示的LNG存量差存在偏差, 導致經濟糾紛。另外, 在LNG加注站未配置地磅的情況下, 站內貯罐的液位計計量值也將作為槽車卸液量的結算數據, 貯罐液位的指示度和指示穩定性, 在LNG加注站運營中顯得尤為重要。

  深冷液體 (如LNG、LN2) 貯存溫度一般為-150℃以下, 其貯存容器為雙層夾套真空絕熱貯罐, 目前多采用差壓式液位計進行液位高度測量;差壓液位計信號源為貯罐內氣相壓力與較低液位點壓力之差, 感應元件為兩個波紋管構成的壓力腔;低壓腔與貯罐頂部氣相空間連通;高壓腔與貯罐底部較低液位點連通, 高壓腔承受貯罐氣相壓力和液柱壓力之和;液位計工作時, 高低壓力腔之間的感應膜感應貯罐氣相和較低液位點的壓力差值———即貯罐內低溫液體的液柱靜壓力, 通過指針指示出貯罐內貯存液體的液面高度, 從而可轉換計算出貯罐內的液體體積。但由于液位計液相取壓結構設計不合理, 導致很多臥式低溫儲罐產品出現液位計指示不穩定, 指針擺動幅度大的問題。針對液位計指示不穩定問題, 筆者進行了多種液位計取壓管道設計改進, 并對產品進行了充裝液氮模擬試驗, 在此將各種改裝結構和對應試驗結果與大家一起分享, 以期尋求行業難題的解決方案。

  筆者所在公司生產的代LNG臥式加氣站儲罐產品, 液位計液相取壓接頭產品采用了常規管接頭設計, 產品實際使用過程中, 液位計在充裝、增壓、加注、靜置操作時, 指針會大幅度擺動, 指示極其不穩定, 測量數據無法作為加注站營運結算依據;經過技術分析, 在深冷液體貯罐設計中, 采用了一種“濕式”連通器設計;在低溫液體儲罐內罐較低液位點開孔焊接通徑Φ10的管接頭, 液位計液相管道從真空絕熱夾層引出, 與液位計的高壓腔直接連通;液體進入管道后, 會充滿整個管道;管道整體也存在一定高度差, 導致儲罐液柱高度部分被管道內液柱壓力所平衡, 從而液位計指示失真。
  基于以上分析, 筆者在項目研究中, 也曾進行液相取壓接管不作液封, 結構設計中采用濕式取壓 (見圖1) , 允許儲罐內液體充滿液相取壓管道;管道在靠近外封頭引出位置做局部液封結構設計, 同時夾層內設計盤管作為取壓緩沖器, 以期減少液位波動;改裝完工后對產品充裝液氮進行了試驗, 試驗結果反饋液位計指示極其不穩定, 與理論分析偏差較大。經過分析, 此種結構在管道引出外罐后, 暴露于大氣中, 傳入熱量使管道內液體部分氣化, 夾層管道內會出現氣液共存現象, 而這種氣液共存是極其不穩定的, 導入管道內極微小的熱量變化即可導致夾層管內液柱的大幅度震蕩, 從而引起液位計指示不穩定, 指針大幅度擺動。

  另外進入液位計液相管道內的低溫液體量, 會在貯罐增壓、進排液, 以及環境溫度變化等工況下, 也會出現波動, 從而在以上工況也會影響貯罐的液體指示穩定性和度。試驗證明“濕式”取壓結構在深冷液體產品根本不適用, 無法解決差壓液位計準確指示問題。

  鑒于濕式取壓結構的失敗, 后續產品改善集中到了“干式”取壓設計思路, 即在貯罐的液相取壓管道內進入介質處于完全氣態;由于氣態不產生液柱壓力, 故不會使傳遞到液位計高壓腔的貯罐較低點液柱壓力失真。為實現“干式”取壓, 考慮在取壓管道入口處導入適量熱量, 使將要進入取壓管內的液體進行氣化, 形成氣泡或氣柱, 與該處液柱壓力達成動態穩定沸騰平衡, 阻止液體進一步流入取壓管內, 影響液位指示。

  1.筆者對在制產品的液位計液相取壓接頭采用如下結構進行第二代產品改進設計 (見圖4、5) 。該接頭結構包括一個帶凸臺的取壓接頭、一個接頭擋液罩、導熱銅絲、盤管等;產品改裝完成后, 再次進行了液氮試驗, 并將批量產品發送用戶使用驗證;液位計初始充裝時, 指示穩定, 有小幅度顫動。但經過一段時間后, 液位計指示出現不穩定現象, 同時伴隨不規則的指針擺動;用戶使用時, 出現夏天穩定, 冬天不穩定;真空粉末絕熱儲罐不穩定, 真空多層絕熱儲罐穩定的情況。

  在真空粉末絕熱儲罐和高真空絕熱儲罐試驗及使用中二者出現的差異, 也進行了分析。經過對取壓管的絕熱比較分析發現, 高真空多層絕熱儲罐在包扎絕熱材料時, 液位計液相取壓管不作包扎, 裸露于夾層中;另外, 高真空絕熱儲罐夾層空間較小 (一般為100~150 mm) , 取壓管距離外殼內壁較近, 增加了取壓管道本體的導熱量, 滿足進入管道內的液體的氣化加熱需要, 確保在擋液罩透氣孔處達成氣液平衡, 阻隔液體繼續流入取壓管, 從而保證液位計指示穩定和準確。另外, 夏季環境溫度較高, 銅絲導入熱量多, 保證了液位計液相取壓管液體氣化, 無液體進入管道影響液位計。

  2.針對真空粉末絕熱儲罐采用上述取壓結構, 冬季液位計指示不穩定和不準確的問題, 經過深入分析研究, 主要從取壓管通徑設計與導熱結構導入熱量的匹配上進行研究, 作第三代 (見圖6) 設計改進并進行試驗驗證。

  液下引壓管接頭上部設置的隔液罩管周向開孔由4-Φ4修改為2-Φ1.5 mm孔, 保證儲罐內液體與引壓管的連通及壓力平衡;取壓管接頭上部開孔為Φ2.0 mm, 下部開孔及取壓管內徑為Φ6.0 mm;引壓接頭側面插入焊接有Φ5 mm加熱銅絲, 銅絲另一端與外殼內壁焊接, 導入熱量對取壓管流入液體進行加熱;液相取壓管接近外封頭處設計向上彎120 mm的氣封彎管, 未作緩沖盤管設計, 接管由外封頭左下方引出, 出口與內罐較低液面平齊。

試驗過程描述及結果說明:

  次冬季液氮充裝試驗:

  液氮充裝過程液位計指示穩定, 指針無異常晃動, 讀數正常。

  充液完成儲罐靜置過程中, 觀察液位計指示穩定, 指針無異常擺動。靜置24 h后觀察液位計讀數, 比靜置前液位略有升高, 基本可忽略不計, 液位計指針有輕微“顫動”現象。

  液位計指示觀察過程中, 有頻繁操作液位計平衡閥閥門后, 出現液位計指針大幅度擺動現象, 每隔3 min, 指針上擺, 然后回落。

  改善后液位計的不穩定問題, 筆者對其產生原因從兩方面進行了分析:一方面原因可能是隔液罩上開孔過小, 銅絲導入熱量過多, 液體汽化量大, 隔液罩內憋氣, 傳遞到液位計高壓腔壓力增加了憋壓壓力, 故液位計指針向高位擺動;憋壓到一定幅度, 氣泡破裂, 釋放壓力, 造成取壓管內壓力瞬時降低, 出現液位計指針的突然回擺。具體分析計算如下:

  如圖6, 設液化天然氣重度為γ, 液位高度為H, 液相取壓管較低點與貯罐較低液位點高度h;貯罐內氣相空間壓力為P1, 貯罐較低液位點壓力為P2, 引導管內的壓力降忽略不計, 若銅絲導入熱量合適, 使液體在0點即開始氣化, 經過一定時間的加熱氣化, 液體將在點2形成局部的穩定沸騰, 建立氣液平衡, 液體不能進入液相取壓管內;此時貯罐氣相空間壓力與液柱靜壓力之和與點2的氣化飽和壓達到平衡, 即有:

當液相取壓管內全部為氣相時,

因此液位計測得的壓差為ΔP

  若由于銅絲傳入熱量不足以氣化進入管道內液體, 或者傳入熱量過多, 導致管內氣體大量回流貯罐, 則液位計指示的壓力差將出現***大γH的負偏差, 或者管道內氣泡破裂前的憋壓正偏差值;導致液位計指示不穩定。

  第二方面原因經過分析, 可能出現在液位計閥門操作上, 試驗液位計配套控制閥門為三位一體閥, 即液位計控制需要的液上閥、液下閥、平衡閥組合成了一個閥門, 操作閥門手柄, 將同時控制液位計氣相、液相、平衡的開關;在次試驗過程中, 試驗人員、車間人員、技術人員對液位閥進行了頻繁操作, 懷疑有平衡位關閉不嚴, 氣相、液相取壓口開關不到位, 導致液位計閥門功能失真, 影響液位計的正確指示, 從而導致指針波動出現。鑒于以上原因, 故在儲罐完成液氮蒸發率測試后, 進行了第二次充裝、增壓、泄液的液位穩定驗證試驗, 在二次充液試驗過程中確認平衡閥關閉到位后, 禁止試驗人員再次操作液位開關閥, 整個試驗過程中未出現液位計指針擺動現象, 達到滿意效果。

  3.該結構鑒于儲罐次試驗時, 出現液位計擺動現象, 對于當批次未完工產品, 臨時采取了拆除導熱銅線改善。

產品完工后, 也進行了充裝液氮試驗, 液位計試驗結果為:

  充裝過程指示正常, 無晃動;

  靜置過程指示正常, 無晃動;

  靜置24 h后比靜置前液位指示上升2格 (約60mm) 增壓至0.8 MPa過程中指示正常, 無晃動;

  卸液過程中指示正常, 無晃動。

  根據試驗結果分析, 儲罐在液氮充裝初始時, 液相取壓管道處于熱態, 導入熱量較多, 罐內液體少量滲入后馬上被加熱氣化, 形成一定氣封壓力, 阻止液體進入取壓管, 保證了液相的干式取壓;隨著儲罐內充裝液體量增加, 貯罐本體、夾層珠光砂、取壓管道逐漸被冷卻, 由于珠光砂的保溫效應, 管道導入熱量越來越少, 低溫液體逐漸滲入液相取壓管內, 在管道靠近外封頭的液封段形成新的氣封;取壓管內積存液體形成液柱靜壓, 近似于儲罐的較低液位點降低, 液柱靜壓力加大, 反映到液位計指示上, 液位計讀數增加。

  鑒于以上試驗結果, 經過分析, 對儲罐液相取壓管在靠近外封頭位置設計緩沖盤管, 并在盤管與液封間管道外表纏繞加熱銅絲, 確保進入管道的液體被加熱氣化, 將液體壓縮回流到儲罐;產品完工后, 再次進行了液氮充裝試驗;試驗結構為:

1) 充裝過程指示正常, 無晃動;

2) 靜置過程指示正常, 無晃動;

3) 靜置24 h后比靜置前液位指示升高約1格 (30 mm) ;

4) 增壓至0.8 MPa過程中指示正常, 無晃動;

5) 卸液過程中指示正常, 無晃動 (起初給被卸液罐冷罐時指針有輕微擺動) 。

  試驗結果表明液相取壓管內仍有液體, 由于在管道上纏繞銅絲, 導入一定熱量, 對進入管道液體加熱, 形成一定氣封, 但未能對管道內液體進行全部加熱氣化, 故存在的液體形成了液柱靜壓力, 導致儲罐液位在靜置冷透后仍然有升高現象。

  綜合上述結構的試驗結果分析, 只要有低溫液體進入取壓管道的取壓結構, 液位計指示都會存在不穩定的問題;只有確保液相取壓為干式取壓, 才能真正解決儲罐液位計指示穩定的問題。

  前期筆者進行的研究和試驗, 主要集中在對液相取壓接頭開孔大小、是否需要傳熱銅絲、液下管是否液封及緩沖盤管設計、彎管結構與內容器和外殼的間距等的研究上;***終認識到解決液位計穩定的根本問題, 主要是干式取壓器設計中, 綜合考慮導入熱量與取壓接頭結構設計的匹配性, 牽涉銅絲直徑大小、長度計算, 確保液相取壓管道液封氣化需要熱量與銅絲導入熱量達到平衡。

  另外經過分析, 發現干式取壓器結構設計中, 也存在銅絲導入熱量是否有效用于了對取壓管內進入液體介質的加熱, 是否有將熱量浪費到管道、接頭等對金屬的無效加熱, 也是結構設計成功的關鍵。

4.根據以上分析, 筆者設計如圖7結構進行設計計算:

  結構中設擋液罩透液孔半徑為R, 液相取壓管內徑為D, 當達到氣液平衡時, 應該在進液孔處形成氣柱或氣泡, 氣封進液截面;據此進行取壓接頭通徑與需要傳熱量的平衡計算, 尋求合理設計。

氣封氣泡體積V為

表面積A為

氣泡質量M為

式中, ρg為對應于液體飽和溫度下的飽和氣體密度;

氣封氣泡需要吸收熱量Q為

式中, r為對應于液體飽和溫度下的氣化潛熱;

銅絲的***小傳熱截面積Ac:

  式中, L為銅絲長度, λ為銅絲導熱系數, T2為環境溫度, T1為介質溫度。

  經過計算, 設計液相取壓管接頭進口孔直徑Φ2.5 mm, 擋液罩透液孔半徑為R3, 考慮接頭吸熱等因素, 銅絲采用直徑Φ4 mm設計, 銅絲長度為250 mm, 銅絲尾部與外筒體銀焊焊接50 mm。

  產品試制及試驗證明, 在環境溫度不低于0℃的情況下, 儲罐液位指示穩定可靠, 基本沒有擺動;同時, 在儲罐進排液、增壓、長期靜置等工況, 液位計指示也非常穩定, 達到用戶使用要求。

  筆者所在公司, 從2013年起用戶反饋加氣站配套臥式LNG儲罐, 在卸車、加注結算中, 存在罐車過磅重量、加液機加注計量與液位計測量值有較大誤差, 同時, 在卸車、增壓操作中, 液位計指示不穩定, 嚴重影響加注站運營結算;鑒于此情況, 設計人員進行了長期蹲守加注站現場, 進行觀察跟蹤, 作調查分析, 確定儲罐設計中液位計取壓接頭采用了濕式取壓結構設計;鑒于加氣站已經投運, 儲罐無法返修, 對加氣站卸車增加LNG質量流量計處理。同時, 公司制造的的LNG罐車產品, 也不斷收到用戶的液位計指示穩定投訴。

  鑒于此, 針對液位計指示穩定性及準確性問題, 公司列為專項重點課題進行了研究;前后進行了四批次、近20臺60 m3加氣站臥式儲罐的液位計接頭試制試驗, 對每次試驗結果進行分析總結, 然后再次進行結構改善試驗分析, ***終獲得第四代干式取壓器結構的深冷液體儲罐差壓液位計的***佳方案;該結構在公司低溫儲罐、低溫罐車、低溫罐箱產品上大面積推廣應用, 用戶反饋良好。