化工装置调节阀的噪声预测.pdf

Sept,2023AUTOMATIONINDUSTRY2023年9 月石自动油Vol.59,No.5化化第5期第59 卷化工装置调节阀的噪声预测刘珊（中石化上海工程有限公司，上海2 0 0 12 0）摘要：当调节阀噪声过高时往往预示着阀门内存在非正常的流体工况，同时也会损害现场操作人员的人身健康。根据国内外相关规范以及一些相关文献，介绍了阀门噪声控制要求和定义，以及不可压缩流体、可压缩流体的阀门噪声计算方法和注意事项，并对调节阀的噪声产生过程与预测方法进行探讨。通过计算阀门噪声，可有效预判阀门气蚀，有助于降低气蚀风险或气相阻塞流工况。关键词：噪声预测；调节阀；流体参数；声压级中图分类号：TH138文献标志码：B文章编号：10 0 7-7 32 4（2 0 2 3)0 5-0 0 15-0 6Prediction of Noise for Control Valve in Chemical InstallationLiu Shan(Sinopec Shanghai Engineering Co.Ltd.,Shanghai,200120,China)Abstracts:Too high noise of control valve often indicates that there are abnormal fluidconditions in the valve.It will also damage the personal health of the on-site operators.According to relevant specifications and some foreign relevant literatures,the requirements anddefinitions of the valve noise control,valve noise calculation methods and precautions ofcompressible and incompressible fluid are introduced.Meanwhile,the noise generation processand prediction methods of control valve are discussed.It can predict effectively and help toreduce the risk of valve cavitation or gas blocking conditions through the calculation of valvenoise.Key words:noise prediction;control valve;fluid parameter;sound pressure level调节阀作为工艺过程的重要控制元件，广泛应用于各种石油化工装置。根据SH/T3005一2016石油化工自动化仪表选型设计规范的规定，计算出的调节阀最大噪声应使其下游1m处和管道表面1m处的最大稳态噪声限制不得超过85dB(A)；用于泄放、放空等脉动或间歇操作的调节阀在上述位置的最大脉冲噪声限值不得超过105dB(A），否则应选用低噪音调节阀或采取外部降噪措施。GBZ/T189.82007工作场所物理因素测量第8 部分：噪声附录B的规定，实际工作中，对于每天接触噪声不足8 h时的工作场所，可根据实际接触噪声的时间和测量（或计算）的等效声级，按照接触时间减半噪声接触限值增加3dB（A)的原则，工作场所噪声日接触时间及等效声级接触限值见表1所列。对于液体工况的阀门，噪声的突然增大往往也可作为阀门内部发生气蚀的有力判据之一，这是因为此时阀门内部的空化是噪声激增的主要原因，这也使得噪声可以作为阀门抗气蚀效果的判断依据。表1工作场所噪声日接触时间及等效接触限值日接触时间/h等效声级接触限值/dB(A)8.0854.0882.0911.0940.597本文所介绍的噪声计算方法是对IEC标准和国标中所提供的计算流程，即采用压差比和初始空化特性压力比进行计算与判断的方法。稿件收到日期：2 0 2 3-0 5-0 6，修改稿收到日期：2 0 2 3-0 7-0 8。作者简介：刘珊（198 3一），女，江西樟树人，2 0 0 5年毕业于江西理工大学电气工程及其自动化专业，获学士学位，现就职于中石化上海工程有限公司，从事石油化工和化工过程控制及仪表设计工作，任工程师。16第59 卷石油化工自动化1不可压缩流体的阀门噪声计算噪声的来源是流体机械能的损失，不可压缩流体的噪声计算思路：首先通过流体的参数计算出管道内部的机械损耗功率，将机械损耗功率按一定的声功率比转换为内部声功率，由内部声功率计算出内部噪声，再减去通过管壁的传播损失，即计算出外部噪声值。1.1流体参数及机械损耗功率的计算不可压缩流体的压差比F计算如式（1)所示：F=(1)p1-pv式中：力一阀门上下游差压，kPa；p 1-阀门上游绝对压力，MPa；p v 一流体饱和绝对蒸汽压,MPa。当F增至足够大时，非空化流将向空化流转变。在该转变过程中，声压级因空化作用开始增大，此时的压差为k，初始空化特性压力比z如式(2)所示：p kFZ=(2)p1一pv当FFz时空化开始产生，一般来说，z随行程的变化而变化。实际应用中，空化带来的最大问题就是阀门的气蚀，因此液相阀门的噪声激增往往代表了初始气蚀的开始。值得注意的是，从空化的产生到对阀门产生空化损害存在一定过程，国外的文献中,还定义了开始出现损害的空化压差比Fid，该数值对设计人员避免阀门空化损害更有指导意义，但需要由阀门制造商根据阀门的形式与内部结构提供参考值。当1=0.6 MPa时，普通阀门的Fz计算如式(3)所示：0.9FZ(3)C3FN34FL当p1=0.6MPa时，多孔的级阀芯阀门的z计算如式（4）所示：1FZ=(4)Nodi4.5+1650FL当1为其他压力时，应修正EZ，计算如式(5）所示：61050.125FZP1=FZ(5)P1式中：C-流量系数；Fd一阀门类型修正系数，与阀门的开度行程有关；FL一一压力恢复系数，与阀门型式有关，常规单座调节阀一般为0.9左右，球阀和蝶阀稍低，通常为0.6 0.8,准确数值应由阀门制造商确定；N34流量系数，C取Kv时为1,C取Cv时为1.17;No一多级阀门级数;dH一多孔阀门孔径，m。Fzp（1-v）时，即进人空化状态，噪声也会急剧增大。1UVC(6)PL式中：Uvc缩流断面射流流速，m/s；p cvc计算用差压pc为F（1一v）与2 FL（1一pv）中的较小值,Pa;PL液体密度，kg/m。mUicFiW.(7)m一2式中：W不可压缩流体的机械损耗功率（流束功率),W;qm介质质量流量，kg/s；1.2计算内部声功率内部声功率计算如式（8）所示：Wa=(nturb+ncav)Wmrw(8)式中:Wa声功率，Wnturb紊流声效系数；7cav空化声效系数；rw声功率比，代表辐射到管道内的部分声功率。Uv7turbX10-4(9)CL式中：CL液体中的声速，m/s。非空化状态下nev=0，空化状态下nav计算如式(10)所示：pi一p217eav=0.327turbXXFZP15.IFZP1XFZP10.5eX1XF一5F(F-FZp1.5(10)FZPi式中：力2-阀门下游绝对压力,MPa。1.3计算内部噪声内部声压级的计算如式（11)所示：3.2X10WaPLCLLpi=10lg(11)D?17第5期刘珊.化工装置调节阀的噪声预测式中：Lpi内部声压级，dB；D 一一管道内径，m。Uvcfp.turb=NsSTR(12)D;式中：fp.turb流峰值频率,Hz;NsTR一射流的斯特劳哈尔数；D;缩流断面射流直径，m。0.02FC10.57NSTR(13)N34aFZP11.5dd。D;=N14FaVCFL(14)式中：N14流量系数，C取Kv时等于0.0 0 49，C取Cv时等于0.0 0 46;d阀人口管道内径，m;d。阀座/阀芯孔径,m。空化峰值频率fp，c a v 计算如式（15)所示：22.5FXFZPf p.cav=6.f p.turb(一FZPXF(15)1.4计算传播损失环形频率计算如式（16）所示：Cpf.(16)元D;式中：f环形频率,Hz;Cp管道中的声速，m/s，钢铁按5km/s取值。环形频率下的传播损失如下：CpPppPTLfr=-10-10lg(17)CoPoD;式中：TLr环形频率下的最低传播损失，dB；Pp管道材质密度，钢铁按7.8 t/m取值；dp一管道壁厚，m；c o 一一空气中的声速，343m/s;Po空气密度，1.2 93kg/m。紊流的传播损失计算如下：TL ub=TLi+T Lt p.t u r b(18)式中:TLturb紊流的全部传播损失，dB。1.5T Lf p t u r b =-2 0 l gturb(19)式中：TLip.turb紊流峰值频率的全部传播损失TLturb到沿管道传播的环形频率下的传播损失TLfr过程中的传播损失之差，dB。空化流的传播损失计算如下：f1.57cavTLav=TLturb+10lg(250P,cavX2p,turb7turb+neav(20)式中:TLcav空化流的全部传播损失，dB。当Fzp1Fzp+0.1时，7 a/(urb+nav）的下限是f.turb/（2 50 f b.5a v）。1.5计算外部噪声在紊流条件下，FFZp时，管壁外1m处声压级LpAe.1m计算式如式(2 1)所示：D:+2p+2L pAe.m=L pi+TL turb-10lg(D;+2中p(21)空化条件下，Fpp1时，LpAe.1m计算式如式（2 2)所示：D:+2p+2LpAe m=Lpi+TLeav-10lgD;+2p(22)2可压缩流体阀门噪声计算可压缩流体的噪声计算思路与不可压缩流体相似，但因为可压缩流体的流体状态更为复杂，因此实际计算过程与不可压缩流体稍有不同：1）首先根据缩流断面处压力和下游压力之间几个极限值之间的关系，将流体状态分为状态I状态V，不同的流体状态对应了不同的计算公式，但噪声计算的过程均相同。2）计算缩流断面处过程中的总流束功率。3）根据流体状态，计算出相应的声效系数n，并且得到对应的声功率W4）将声功率转换成管道内部声压级。5）考虑管道壁的传递损失，并考虑观测距离，计算出管壁外1m处A加权声压级LpAe.1m。2.1流体状态的判定2.1.1压力与压力比为确定流体状态，需确定几个压力和压力比参数，计算公式如下：P1P2X(23)力1式中：X可压缩流体压差比。P1-p2p1-p2=Fi(p1-pvc)pvc=p1-Fi(24)18第59 卷石油化工自动化PvcX(25)P1F式中：pvc亚音速流条件下，假定气体压力恢复情况与液体相同，缩流断面绝对压力,Pa。2Y/(-1)pvcc=p1(26)p1-pvcc2Y/(-1)Xvcc一1P1Y+1(27)p2c=p1-Fi(p1-pvc)(28)Xc=F2Xvcc(29)式中：pvcc临界流，即阀出口开始达到音速流条件下，下游绝对压力，Pa；一一比热比；P2c缩流断面音速流开始时，下游临界压力，Pa;Xc缩流断面音速流开始时的压差比；Xvcc临界流条件下，可压缩流体压差比。p1/p2cPvc1-X vcc(30)pi/pvccP2c1-Xc式中：修正系数。Y/(-1)P1P2B(31)Y/(Y-1)XB=1-(32)式中：P2B断点处下游压力，即为激波紊流作用(状态IV)开始超越剪切紊流作用（状态I)影响噪声频谱所在,Pa;XB马赫面形成时的压差比。力1P2CE(33)221XcE=1(34)22式中：P2CE声效系数为常数的区域（状态V）开始时的下游压力，Pa；Xc E一声效系数开始固定为常数时的压差比。2.1.2流体状态判定控制阀通过把势能（压力)转换成紊流来控制流体。控制阀中的噪声是由这种转换能量中的一小部分产生的，大部分能量都变成热能。产生噪声的不同状态是各种声学现象或气体分子与激波相互作用的结果。1）状态I。X Xc，即p22c，流体以亚音速流动，气体被部分再压缩，这与FL有关。该类噪声主要由偶级子声源引起。2)状态I。Xc Xp2pvcc，噪声主要由激波之间相互作用和紊流阻塞流产生。当状态接近极限时，二次压缩量减小。3)状态I。Xv c c p2P2B，不存在等嫡压缩。流体为超音速流动，剪切紊流占主导地位。4)状态IV。B2P2CE，马赫面形成，分子碰撞减少，激波紊流作用占主要因素。5）状态V。Xc EP2，声效系数为常数。P的进一步降低将不会使噪声增加。可压缩流体五种流体状态的压差比区间范围如图1所示。状态1状态状态状态IV状态V亚音速流动音速流动超音速流动马赫面形成噪声不再增加XXvcXXeE压差比X缩流断面音速流开始阀出口进人临界流/阻塞流断点压力声效系数开始为常数P2=P2cP,=PvccP2=P2:P2=P2cEPve=Pvcc图1可压缩流体五种流体状态示意2.2初步计算阀门类型修正系数计算如式（35）所示：dmFa=di(35)式中：dm单流路水力直径；d总流路面积的等效直径。4Ad(36)Lw式中：A一单流路面积，m;Lw单流路接液孔的周长，m。4N.Adi=(37)元2.3缩流断面处机械损耗功率与声功率计算不同流体状态下的流体参数计算公式见表2所列，通过计算机械损耗功率，再算出流体的声功率。19刘珊.化工装置调节阀的噪声预测第5期表2不同流体状态下的流体参数计算参数状态I状态状态状态IV状态VUvc(Y-1)/YCvCCCvCCCvCCCvCCPvcP12YP1W2222qmUvcqmCvcqmCvoqmCvcqmCvo2mWWWWWWmmsms2ms222msms2TvcPV(Y-1)/X2T12T12T12T1Tvc=TvccTvccTvccTvccTvc+1+1+1+1CvCYRTvcYRTvcYRTvccYRTvccYRTvccCvcCVCCCVCCCvCCCvCCCVCCMMMMMMvcMUVCMM.MMvcM-1/YP-1/Y(-1)/Y2222CVC22(1)/X1PP2aP2MisP271510M6.6F210-410-410-4X10MM6.6FLM6.6F1M(V2)(/2)(V2)6.6F2222W7irwWmF2P1-P2n35rwWms73srwWms735rwWmsa721Wmsp1-pvccfP0.20vc0.2M;cvc0.2M,cvcc0.35cvcc0.35cvccDDD;1.25D;VM-11.25D;M%-1表2 中:Tvc,Tvcc缩流断面温度,K;CvcCVC缩流断面中的声速，m/s;Mvc，M j，Mis缩流断面马赫数；7 1 5声效系数；fp产生噪声的峰频率，Hz。2.4将声功率转换成内部声压级将声功率转换成内部声压级的计算如式（38）所示：3.210WaP2C2Lpi=10lg(38)D式中：P2下游流体密度，kg/m；c 2 下游声速,m/s。其中：P2P2=P1(39)力1式中：P1上游流体密度，kg/mYRT2C2(40)M式中：R通用气体常数，R取值为8 314J/(kmol:K);T2下游温度，可由热力学等烩关系得出，或者T近似等于T1。M.=元D”p2C24qm(41)式中：M。阀出口处马赫数，M。不宜大于0.3;D阀出口直径，m。1M.=161g(42)一M2式中：Mg下游管道马赫数修正值。4qmM2=(43)元D元P22式中M2下游管道马赫数。一2.5计算出管壁外1m处A加权声压级透过管壁的传播损失可由式（44）所示公式计算：TL=2G10lg7.6 10XP2C2415Gy(44)式中：TL-透过管壁的传播损失，dB；pa/ps-当地大气压力修正值；Gx，G 一一频率下转第34页）20第59 卷石油化工自动化系数，可由表3计算得出。表3频率系数Gx，G,计算公式fpf。ffo2/3(）（六）Gx=，fp .G,=G=1,fpf.G，f。fG,.f.Xr，因此为非空化状态，由式（6)，式（7)得 vc=20.347m/s，Wm=230.55W。第二步计算内部声功率：液体声速预估为1.5km/s，声功率比rw取0.2 5，非空化状态下ncav=0,由式(8)得Wa=7.81810-5W。第三步计算内部噪声：由式(11)计算得Lpi=135 dB。第四步计算传播损失：先由式(13)算出NsTR=0.0124，非空化工况由式（12），式（16）仅计算f p.turb=63.374Hz，f,=148 6 0.4H z。内部声压传播过程中的损失总和为本身的传播损失加上沿管道传播的损失：TLturb=TLfr+T L t p.t u r b =-92.137(d B)。第五步最终计算出管壁外1m处A加权声压D;+2tp+2级:L pAe m=L pi+TL ub-10lg(D;+2tp30.3(dB)3.2某气相工况阀门某气相工况阀门的工艺参数：管道外径为168.3mm，管道壁厚为10.97 mm，流量为2 4t/h，阀前绝压为3.8 6 4MPa，阀后绝压为3.57 MPa，阀前温度为40 0，介质密度为12.19kg/m，压缩系数为0.947，摩尔质量为2 8 g/mol。选择口径为DN150的套筒调节阀。第一步计算流体状态，比热比取=1.3：临界流条件下，由式（2 6)计算得pvcc=2.109MPa；缩流断面音速流开始时，由式（2 8)计算得P2c=2.4422MPa。因为pp2c，所以流体处于状态I。第二步套用状态I下的计算公式，由式（7），式（8)分别计算出缩流断面处Wm=203187.8W，Wa=0.315W。第三步将声功率转换为内部声压级，由式(11)得到 Lpi=143.1 dB。第四步由式（44）计算透过管壁的传播损失TL=一54.6 3dB，由式(5)计算管道外壁处的声压级 LpAe=93.85 dB。最后得到管壁外1m处的A加权声压级LpAe.1m=83.24 dB。4结束语从噪声计算的过程来看，可以发现阀门前后的压差比是决定最终噪声值的重要参数之一，实上接第2 0 页）34第59 卷石油化工自动化塔灵敏板温度、苯塔液位、苯热源阀位、甲苯塔回流罐液位、甲苯塔塔顶温度、甲苯塔灵敏板温度、甲苯塔液位、甲苯热源阀位为被控变量，以苯塔进料流量设定值、苯塔回流流量设定值、苯热源流量、苯塔采出流量设定值、甲苯塔热源流量、甲苯塔采出流量设定值为操作变量，在多次阶越响应测试下，获得了该流程的控制模型，该模型中操作变量数量小于被控变量数量，因此以被控变量间的加权最小方差为优化目标。采用多变量预测控制器对该模型进行优化控制，使得苯塔和甲苯塔的灵敏板温度控制偏差能力提高了10%30%，产品收益率提高了近1%，同时减小了能耗。4结束语本文通过对SED芳烃抽提工艺的主要的传统PID控制方案和2 种先进控制方案的研究及对比，结果表明，合理的先进控制方案能有效减少操作人员的干预，有助于芳烃抽提装置的稳定运行，不仅能降低能源消耗，还能获得更好的经济效益。参考文献：1陈利维，张天嵌.芳烃抽提技术研究进展和应用现状J.石际应用中，改变阀门结构（如采用降噪阀笼或增大阀门操作背压都是降低噪声的有效手段。此外在计算阀门噪声时需要用到一些由厂家提供的特性参数，否则就只能采用经验值估算，但即使是估算，对阀门选型与流体状态预估也有着积极意义，一方面可以对有气蚀风险或气相阻塞流工况的阀门有个预判，另一方面也能更好的理解阀门噪声的产生过程。参考文献：1林融，黄步余，任军，等。石油化工自动化仪表选型设计规范：SH/T30052016S.北京：中国石化出版社，2 0 0 7.2 王生，刘苗，何丽华，等.工作场所物理因素测量第8 部分：噪声：GBZ/T189.82007S.北京：中国计划出版社，2 0 0 7.3IEC.Industrial process control valves Part8-l:Noiseconsiderations-Laboratory measurement of noise generatedby aerodynamic flow through control valves:IEC 60534-8-1:2005S.Geneva:IEC,2005.4IEC.Industrial process control valves Part8-3:Noise油化工应用，2 0 17，36（0 1）：7-10.2 陈娟.环丁砜法芳烃抽提装置工程设计与优化D.北京：北京化工大学，2 0 15.3姚雷，吴卫忠，周明秋，等.芳烃抽提返洗液常压芳构化研究J.石油炼制与化工，2 0 0 9 40（0 6）：2 6-2 84田胜利.环丁矾抽提蒸馏工艺分离芳烃与非芳烃影响因素的分析J.辽宁化工，2 0 14，43（0 6）：7 0 5-7 0 7.5郭宇.压力对芳烃产品质量的影响及其应对J.科技创新导报，2 0 14(2 9)：110-111.6 郭海云，徐永国，孔文荣.芳烃抽提装置抽提塔的影响因素和控制方法J.甘肃科学学报，2 0 13，2 5（0 2）：7 3-7 6.7 闫冬梅，蒋蓉.芳烃抽提装置水系统先进控制系统控制技术研究.甘肃科技，2 0 12，2 8（16）：19-2 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