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聯系我們1．1中壓天然氣流量計實流標定
國內現有的天然氣實流標定裝置有南京龍潭國家石油天然氣大流量計量站等，南京國家站標定壓力為4．5～9．6MPa，主要解決“西氣東輸”主管道高壓管線上天然氣流量計的標定，不負責解決一般城市管網所用中低壓等級流量計的標定。各地區門站下方中壓天然氣流量計涉及貿易結算，屬于強制檢定范疇，需要保證流量計長期的準確、可靠及有效性。建立中壓天然氣流量計實流標定裝置時，一方面要考慮標定時進口氣源的要求，需要選擇高壓、大流量的氣源；另一方面要考慮檢定后氣體排放的問題，需要天然氣能及時排放，不會引起積壓現象。因此，中壓天然氣流量計實流標定裝置適合建在地區門站處。例如，在上海建立建立(0．8～1．6)MPa的中壓天然氣流量計實流標定裝置，就可以選擇在上海各門站處，入口壓力多為(3．0～6．4)MPa。
然而，由于門站天然氣壓力較高，例如上海門站入I：1壓力為(3．0～6．4)MPa，建立(0．8～1．6)MPa的中壓天然氣流量計實流標定裝置，需要進行調壓。高壓天然氣經過調壓器時，由于絕熱節流膨脹導致的焦耳一湯姆遜效應，天然氣會產生溫降，調壓器出口處天然氣溫度可能會降到0℃以下。當溫度低天然氣露點時，會產生結露甚至結霜現象。溫度降低過大，會引起天然氣含水量的變化，天然氣含水量對流量計量精度有較大影響。而《渦輪流量計》(JJG1037-2008)、《超聲流量計》(JJG1030-2007)等檢定規程中要求：計量檢定用天然氣組分要相對穩定；無游離水或油等雜質；在每個流量點的每一次檢定過程中，檢定用天然氣的溫度變化應不能超過±0．5℃。
1．2實流標定中的絕熱節流的溫降計算
天然氣絕熱節流的溫降計算中，就需要計算焦耳一湯姆遜系數，其計算式為：
式中：μj為焦耳一湯姆遜系數，K/Pa
T為氣體的熱力學溫度，K
P為氣體的壓力，Pa
h為氣體比焓，I/kg
v為氣體比體積，m0/ks
Cp為氣體的比定壓熱容，I/(Icg-l。
實際氣體狀態方程常用的計算方法包括：改進VDw、RK算法等。通常采用范得瓦爾方程(VDW)對其進行描述，即：
式中：Rcon為氣體常量，對于甲烷Rcon：5171l/(kg.K)，a、b為氣體常量，=228.5×10Pa.m2/kmol，a=228．5×10。Pa·m2/kmol。
根據上面兩式可得：
范德瓦爾方程雖是描述實際氣體的狀態方程，但是大量的實踐證明其在定量上還不夠準確，因此，根據已知的T、P來求得后再代入(3)式計算。
壓縮因子z的計算采用Dranchuk-Purvis-Robinson關聯式來確定，即：
Tr氣體的對比溫度，K
ρr為氣體的對比密度，kg/m2
ρr為氣體的對比壓力，Pa
Tc為臨界溫度，K，對于甲烷，=191．05K
Pc為臨界壓力，Pa，對于甲烷，臨界壓力P。=4640700。
μJ的求解也可由VDw方程的修正式推出。VDw方程的修正式主要有RK(Redlich—Kwong)方程、SRK(Soave-Redlich-Kwong)方程、PR(Peng-Robinson)方程、SBWR(Shoave-Bendict-WebbRubin)方程等。這些方程的計算精度都比較高，如RK方程：
在工程上，通常將真實氣體的比熱容表示為溫度的3次多項式，如比定壓熱容：
為了計算方便，可直接利用文獻介紹的甲烷的比定壓熱容計算式：
通過以上計算，得到絕熱節流系數，就可以根據公式(9)計算確定天然氣經調壓后的溫降。
2、計算結果與實際運行數據的對比
按著以上計算方法，對杭州市北門站運行數據進行了計算，結果如表l所示。
由于實際運行過程并非*絕熱節流過程，與理論計算數據不可能*相同。但表格數據表明天然氣經高一中壓調壓器后，天然氣由于節流效應而形成低溫，理論計算結果和實際運行數據是基本一致。
3、溫度調節控制
在高壓天然氣經過相應的調壓，將會引起焦耳一湯姆遜效應，但是為了滿足檢定規程中的一些要求，并且防止水化物的產生，同時還要保持住天然氣的溫度與實際工作溫度一致，就要減少工作中的溫度測量中所引起的測量誤差。故而，就要建立相應的溫度調節控制方案，并采用相應的加熱裝置對調壓器前部分管路或者調壓后部分管路進行加熱，同時可以很好的控制住天然氣的溫度下降，并有效的防止工作中所產生的冷凝液。
加熱系統控制的要準確的計算天然氣所需要的熱量，過低的熱量則達不到防止天然氣水化物的形成。在確定天然氣絕熱節流溫度降后，可根據檢定溫度的要求和天然氣流量，計算所需加熱功率，控制一定量天然氣進行加熱。
以下是對調壓器前、后管道加熱兩種情況，根據檢定溫度的要求和天然氣流量，分別計算所需加熱功率。
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