多運行模式下的往復壓縮機組脈動控制研究

秦飛虎，劉戈生，王 琴，姚 俊，肖 強，洪 剛

（1.中國石油集團濟柴動力有限公司成都壓縮機分公司，四川成都 610100；2.加拿大中加壓縮機撬及管道工程公司，卡爾加里加拿大）

1 引言

往復壓縮機是油氣田廣泛使用的用來提高氣體壓力和輸送氣體的設備，種類很多而且應用極為廣泛。為適應油氣產(chǎn)業(yè)需求的迅猛發(fā)展，提高產(chǎn)品經(jīng)濟效益，往復壓縮機組設計往往通過改變壓縮級數(shù)、氣缸作用形式等方式來實現(xiàn)“一機多用”的多運行模式，以滿足用戶極寬工況運行需求。

在多運行模式下，壓縮機組的脈動控制措施需要對工況有很強的適應性，可以在進氣壓力及排氣壓力的變化范圍內(nèi)充分保證機組的連續(xù)正常運行。本文通過對氣流脈動控制措施的衰減特性和作用機理進行研究，以某典型多運行模式下的往復式壓縮機組為例，詳細討論了脈動控制措施在多運行模式下的有效性，給出了此類壓縮機組多運行模式實現(xiàn)方法的指導性建議。

2 多運行模式下的往復壓縮機組配置

壓縮機組進行串、并聯(lián)多運行模式配置時，往往是通過以下2種手段實施：

（1） 氣缸配置：通過是否拆除氣閥、活塞等關鍵部件來改變氣缸的作用方式。

（2） 流道配置：通過在管路特定位置設置八字盲板，通過八字盲板的開、關來改變氣流走向。

某型注/采氣增壓壓縮機組主要技術參數(shù)如下：

型式：臥式四列對稱平衡型

功率：1000 kW

排量：30～380×103Nm3/d

進氣壓力：0.1～1.1 MPa

排氣壓力：2.3～3.5 MPa

進氣溫度：20 ℃

排氣溫度：68～122 ℃

壓縮機轉(zhuǎn)速：500～990 r/min

該壓縮機組設計為多運行模式，可以根據(jù)不同場站需求，通過調(diào)整氣缸配置和管線特定位置處八字盲板的開閉狀態(tài)來實現(xiàn)二級壓縮和三級壓縮運行模式的切換，達到“一機多用”的目的。

（a） 二級壓縮運行模式

①二級壓縮運行模式I

一級氣缸不作用（其活塞拆卸），二級氣缸、三級氣缸作用（單/雙作用）；

八字盲板SB-1、SB-2、SB-3關閉狀態(tài)，八字盲板SB-4打開狀態(tài)，八字盲板SB-5關閉狀態(tài)。

②二級壓縮運行模式Ⅱ

一級氣缸、二級氣缸作用（單/雙作用），三級氣缸不作用（其活塞不拆卸）；

八字盲板SB-1、SB-2、SB-3打開狀態(tài)，八字盲板SB-4關閉狀態(tài)，八字盲板SB-5打開狀態(tài)。

（b） 三級壓縮運行模式

一級、二級、三級氣缸均作用（單/雙作用）；八字盲板SB-1、SB-2、SB-3打開狀態(tài)，八字盲板SB-4關閉狀態(tài)，八字盲板SB-5關閉狀態(tài)。

3 多運行模式下的氣流脈動控制

眾所周知，往復壓縮機周期性的吸、排氣會引起管道內(nèi)的氣流脈動[1]；而氣流脈動會在管線彎頭、三通及變徑處產(chǎn)生周期性的脈動不平衡力，進而導致管道、管道附件、容器及支架等所構成的結構系統(tǒng)產(chǎn)生機械振動。對于往復壓縮機組氣流脈動及管道振動的控制，API 618給出了詳細的指導[2]，推薦采用脈動抑制裝置來減小脈動幅值，降低脈動不平衡力。

考慮到壓縮機組采用多運行模式，脈動控制措施需要適應在不同運行模式下對脈動壓力的抑制作用，從而達到減小機組在多類型運行工況下產(chǎn)生振動的可能性；另一方面，通過對氣流脈動控制措施的衰減特性和作用機理進行研究，機組不同運行模式的實現(xiàn)方式也需要結合氣流脈動控制措施的有效性進行抉擇。

復雜管系的氣流脈動分析一般采用轉(zhuǎn)移矩陣法，把系統(tǒng)劃分為若干個基本模型單元，根據(jù)管路各單元的裝配關系，將系統(tǒng)模型單元中的脈動量，包括脈動壓力p和脈動容積速度u，聯(lián)系起來進行分析求解。根據(jù)一維波動方程[3-4]，可推導出管路中典型單元的脈動量轉(zhuǎn)移矩陣[5]

（1） 孔板

其中 d——孔板內(nèi)徑

D——管道內(nèi)徑

Rc——與d和D相關的變量

（2） 等截面直管

其中 ρ0——介質(zhì)密度

c0——介質(zhì)聲速

（3） 容器

其中 V——容器體積

S1、S2——容器前后管道截面積

濾波管可看作是“容器-等截面直管-容器”類型的脈動衰減器，其轉(zhuǎn)移矩陣可由（2） 和（3）聯(lián)立獲得。

從以上脈動量的轉(zhuǎn)移矩陣可以看出，管路典型單元的脈動壓力變化Δp是脈動容積初始速度u1的函數(shù)。因此，在設計多運行模式的往復壓縮機組時，必須考慮到每個運行模式下脈動抑制裝置處介質(zhì)流速的影響。如果同一機組在某一運行模式下，通過脈動抑制裝置的流量過小，會導致在該脈動控制單元上的脈動壓力變化因為脈動容積初始速度過小而不明顯，達不到該脈動控制措施消減脈動壓力幅值的作用，從而引起在此運行模式下機組出現(xiàn)振動的現(xiàn)象[6]。

3.1 壓縮機組脈動控制措施簡述

本文以圖1所示的增壓壓縮機組為例，詳細討論了相關脈動抑制裝置在不同運行模式下的有效性。該機組提供了80個工況進行脈動分析，其中71個為三級壓縮運行模式工況，8個為二級壓縮運行模式Ⅰ工況，1個為二級壓縮運行模式Ⅱ工況。機組的氣流脈動分析采用傳遞矩陣方法，通過計算系統(tǒng)模型節(jié)點在不同工況下頻域內(nèi)的脈動值和脈動不平衡力，進而確定緩沖罐，孔板等脈動控制措施，以滿足API 618標準要求。

圖1 某型注/采氣壓縮機組總體布置圖

本機組的氣流脈動抑制裝置包括進、排氣緩沖罐和孔板。其中，一級進氣緩沖罐、二級排氣緩沖罐和三級排氣緩沖罐內(nèi)部加裝阻板；一級排氣緩沖罐、二級進氣緩沖罐和三級進氣緩沖罐內(nèi)部加裝濾波管。這些脈動控制措施能夠有效的抑制三級壓縮運行模式和二級壓縮運行模式Ⅰ下的氣流脈動幅值，使得機組管路內(nèi)的脈動壓力和脈動不平衡力滿足API 618標準要求。

但是，機組在二級壓縮運行模式Ⅱ，即“一級氣缸、二級氣缸作用，三級氣缸不作用（其活塞不拆卸）”模式下三級進、排氣管線振動水平偏大，分析表明相關氣流脈動控制措施沒有起到應有的作用。

3.2 三級進、排氣系統(tǒng)在二級壓縮運行模式II下的脈動分析模型和結果

該機組在“一、二級氣缸作用，三級氣缸不作用”運行模式下，三級進氣分離器進氣旁路的八字盲板SB-6打開，大部分氣流從該旁路直接進入三級排氣管線，少部分氣流經(jīng)由三級氣缸匯入三級排氣管線。由于三級氣缸活塞不拆除，氣閥不取出，三級氣缸事實上處于正常作用狀態(tài)，氣流在活塞和氣閥的作用下依然會在管路中產(chǎn)生氣流脈動。

本文對機組在“一、二級氣缸作用，三級氣缸不作用”運行模式下的二級排氣管線氣流脈動狀況進行了建模分析，分別模擬了在機組工況參數(shù)保持不變的情況下，三級氣缸氣閥不取出時經(jīng)由三級氣缸的氣量為總流量的1%、50%、100%，以及三級氣缸氣閥取出時流經(jīng)氣缸的氣量為總流量的1%和50%等五類運行工況，其分析結果在以下各節(jié)中詳細討論。

3.2.1 活塞不拆，氣閥不取，經(jīng)由三級氣缸的氣量為總流量的1%

圖2 二級排氣系統(tǒng)脈動分析模型

該機組在三級氣缸活塞不拆，氣閥不取運行模式下的二級排氣系統(tǒng)的脈動分析模型如圖2所示。當流經(jīng)三級氣缸的氣量為總流量的1%時，二級排氣系統(tǒng)的脈動峰-峰最大值為API 618的20.86倍（圖3）；三級進氣緩沖罐上的脈動不平衡力達13232 N（圖4）；三級排氣緩沖罐上的脈動不平衡力最大為3065 N（圖5）。

此時，工作介質(zhì)在三級進氣緩沖罐進氣法蘭口孔板處的流速為0.126 m/s；在三級進氣緩沖罐內(nèi)部濾波管處的流速為0.1 m/s；在三級排氣緩沖罐排氣法蘭口孔板處的流速為0.264 m/s。

3.2.2 活塞不拆，氣閥不取，經(jīng)由三級氣缸的氣量為總流量的50%

該機組在三級氣缸活塞不拆，氣閥不取運行模式下，當流經(jīng)三級氣缸的氣量為總流量的50%時，二級排氣系統(tǒng)的脈動峰-峰最大值為API 618的3.33倍（圖6）；三級進氣緩沖罐上的脈動不平衡力達1976 N（圖7）；三級排氣緩沖罐上的脈動不平衡力最大為568 N（圖8）。

圖3 二級排氣系統(tǒng)脈動超標比率（三級氣缸1%流量）

圖4 三級進氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸1%流量）

圖5 三級排氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸1%流量）

此時，工作介質(zhì)在三級進氣緩沖罐進氣法蘭口孔板處的流速為6.322 m/s；在三級進氣緩沖罐內(nèi)部濾波管處的流速為4.989 m/s；在三級排氣緩沖罐排氣法蘭口孔板處的流速為13.19 m/s。

3.2.3 活塞不拆，氣閥不取，經(jīng)由三級氣缸的氣量為總流量的100%

該機組在三級氣缸活塞不拆，氣閥不取運行模式下，當流經(jīng)三級氣缸的氣量為總流量的100%（相當于八字盲板SB-6處于關閉狀態(tài)） 時，二級排氣和三級進氣系統(tǒng)的脈動峰-峰最大值為API 618的1.73倍（圖9）；三級排氣系統(tǒng)的脈動峰-峰最大值為API 618標準的5.39倍（圖10）；三級進氣緩沖罐上的脈動不平衡力達1178N（圖11）；三級排氣緩沖罐上的脈動不平衡力最大為1378N（圖12）。

圖6 二級排氣系統(tǒng)脈動超標比率（三級氣缸50%流量）

圖7 三級進氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸50%流量）

圖8 三級排氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸50%流量）

此時，工作介質(zhì)在三級進氣緩沖罐進氣法蘭口孔板處的流速為11.336 m/s；在三級進氣緩沖罐內(nèi)部濾波管處的流速為8.946 m/s；在三級排氣緩沖罐排氣法蘭口孔板處的流速為23.652 m/s。

圖9 二級排氣和三級進氣系統(tǒng)脈動超標比率（三級氣缸100%流量）

圖10 三級排氣系統(tǒng)脈動超標比率（三級氣缸100%流量）

圖11 三級進氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸100%流量）

圖12 三級排氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸100%流量）

3.2.4 活塞不拆，氣閥取出，經(jīng)由三級氣缸的氣量為總流量的1%

該機組在三級氣缸活塞不拆除但氣閥取出運行模式下，當流經(jīng)三級氣缸的氣量為總流量的1%時，二級排氣系統(tǒng)的脈動峰-峰最大值為API 618的1.31倍（圖13）；三級進氣緩沖罐上的脈動不平衡力達306 N（圖14）；三級排氣緩沖罐上的脈動不平衡力最大為456 N（圖15）。

此時，工作介質(zhì)在三級進氣緩沖罐進氣法蘭口孔板處的流速為1.264 m/s；在三級進氣緩沖罐內(nèi)部濾波管處的流速為0.998 m/s；在三級排氣緩沖罐排氣法蘭口孔板處的流速為2.638 m/s。

3.2.5 活塞不拆，氣閥取出，經(jīng)由三級氣缸的氣量為總流量的50%

圖13 二級排氣系統(tǒng)脈動超標比率（三級氣缸氣閥取出，1%流量）

圖14 三級進氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸氣閥取出，1%流量）

圖15 三級排氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸氣閥取出，1%流量）

該機組在三級氣缸活塞不拆除但氣閥取出運行模式下，當流經(jīng)三級氣缸的氣量為總流量的50%時，二級排氣系統(tǒng)的脈動峰-峰最大值為API 618的1.28倍（圖16）；三級進氣緩沖罐上的脈動不平衡力達265 N（圖17）；三級排氣緩沖罐上的脈動不平衡力最大為405 N（圖18）。

此時，工作介質(zhì)在三級進氣緩沖罐進氣法蘭口孔板處的流速為6.322 m/s；在三級進氣緩沖罐內(nèi)部濾波管處的流速為4.989 m/s；在三級排氣緩沖罐排氣法蘭口孔板處的流速為13.19 m/s。

3.3 分析結果討論

經(jīng)過對以上五類運行工況分析結果進行對比，可以發(fā)現(xiàn)：

圖16 二級排氣系統(tǒng)脈動超標比率（三級氣缸氣閥取出，50%流量）

圖17 三級進氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸氣閥取出，50%流量）

圖18 三級排氣緩沖罐脈動不平衡力（三級氣缸氣閥取出，1%流量）

（1） 在三級氣缸活塞不拆除，氣閥不取出的情況下，三級氣缸依然會產(chǎn)生氣流脈動；脈動分析結果表明脈動控制單元上的脈動容積速度直接影響脈動控制單元的有效性，驗證了脈動分析轉(zhuǎn)移矩陣推導出的脈動壓力變化Δp與脈動容積初始速度u1之間的函數(shù)關系，指明在三級氣缸活塞不拆除、氣閥不取出的情況下實現(xiàn)二級壓縮運行模式Ⅱ從振動控制角度是不可行的。

（2） 在三級氣缸活塞不拆除但氣閥取出的情況下，三級氣缸僅作為氣流通道，不再產(chǎn)生氣流脈動。因此，介質(zhì)流速對脈動控制單元的有效性影響不大。

4 結論

本文以某典型臥式四列往復壓縮機組為例給出了常用的機組多運行模式的實現(xiàn)方法，并對多運行模式下往復壓縮機組的脈動控制進行了研究。在對氣流脈動控制措施的衰減特性和作用機理進行詳細討論的基礎上，利用API 618脈動分析驗證了脈動抑制裝置與脈動容積速度的相關性，指出在設計多運行模式的往復壓縮機組時需要將介質(zhì)流速作為重要參數(shù)進行考量，以避免所設計的氣流脈動控制措施起不到應有的作用，從而消除機組振動的潛在風險。

本文提供的往復壓縮機組多運行模式下的脈動分析過程，亦對其它壓縮機組的脈動分析有參考借鑒作用。