基于動(dòng)態(tài)模擬的精餾塔安全閥泄放工況分析

鄒 弋

（中國(guó)石化 北京化工研究院，北京 100013）

基于動(dòng)態(tài)模擬的精餾塔安全閥泄放工況分析

鄒 弋

（中國(guó)石化 北京化工研究院，北京 100013）

采用Aspen Hysys流程模擬軟件，對(duì)精餾塔系統(tǒng)中火災(zāi)、冷凝器冷媒切斷和停電3種安全閥泄放工況進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬計(jì)算，分析了安全閥泄放量和開(kāi)啟情況、塔釜液位及塔內(nèi)組成隨時(shí)間的變化等，為制定應(yīng)急處理預(yù)案和設(shè)置控制連鎖提供更為充分的設(shè)計(jì)依據(jù)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，火災(zāi)工況的安全閥起跳時(shí)間和泄放量受暴露在火災(zāi)中的潤(rùn)濕面積影響很大，應(yīng)及時(shí)采取泄壓措施避免安全閥起跳，同時(shí)在塔釜附近增加噴淋裝置以降低塔釜溫度，有效抑制塔壓降急劇升高的情況；冷凝器冷媒切斷工況泄放時(shí)間最短，瞬時(shí)泄放量最大，應(yīng)及時(shí)切斷塔釜再沸器熱源，并設(shè)置超壓連鎖控制，將產(chǎn)品氣泄放至燃料氣管網(wǎng)或火炬可有效避免安全閥起跳；停電工況塔釜溫度上升速度最快，塔釜輕組分下降速度更快，泄放時(shí)間最短，應(yīng)及時(shí)切斷塔釜再沸器熱源，并在塔頂回流罐引入高液位報(bào)警裝置，從而及時(shí)切斷冷媒，并設(shè)置超壓連鎖控制。

動(dòng)態(tài)模擬；Aspen Hysys軟件；精餾塔；安全閥

在實(shí)際的生產(chǎn)過(guò)程中，人員誤操作、設(shè)備故障、物流中斷和停水停電等突發(fā)事故會(huì)引起系統(tǒng)壓力急劇升高，導(dǎo)致系統(tǒng)管道破裂、設(shè)備損壞、甚至人員傷害事故的發(fā)生。為避免此類(lèi)事件的發(fā)生，在化工生產(chǎn)過(guò)程中必需正確使用安全閥作為壓力保護(hù)裝置。要正確合理選用安全閥，就必須正確計(jì)算安全閥泄放量這一關(guān)鍵因素［1-2］。尤其對(duì)精餾塔系統(tǒng)而言，關(guān)聯(lián)設(shè)備多、物料存量大、操作工況復(fù)雜，均為安全閥設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)的重點(diǎn)和難點(diǎn)。

流程模擬可有效地解決精餾塔系統(tǒng)的復(fù)雜性問(wèn)題，簡(jiǎn)化物流在塔體、罐體和換熱器的狀態(tài)變化的計(jì)算過(guò)程，還可提供更加精準(zhǔn)的物性參數(shù)方便優(yōu)化計(jì)算，更簡(jiǎn)便地進(jìn)行優(yōu)化和系統(tǒng)性研究，在很多領(lǐng)域得以應(yīng)用［3-8］。所以，穩(wěn)態(tài)的流程模擬可以為安全閥設(shè)計(jì)提供更加準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)支持，縮小安全閥的選型范圍，是優(yōu)化設(shè)計(jì)安全閥的先決條件。動(dòng)態(tài)模擬可在嚴(yán)格物性計(jì)算的基礎(chǔ)上獲得系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特征，尤其可考察泄放量隨時(shí)間的變化關(guān)系，從而更加合理地調(diào)整控制方案，特別適用于安全排放過(guò)程的定量化研究和確定安全閥幾何尺寸。Aspen Hysys流程模擬軟件中的Dynamic動(dòng)態(tài)模擬模塊可在泄放工況的計(jì)算過(guò)程中，充分考慮容器受熱面積、吸熱量、物料的汽化潛熱、黏度和壓縮因子等問(wèn)題，更科學(xué)地計(jì)算安全閥泄放量?；?dòng)態(tài)模擬可在嚴(yán)格物性計(jì)算的基礎(chǔ)上獲得系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特征，特別適用于安全排放過(guò)程的定量化研究，已成為工程設(shè)計(jì)中進(jìn)行事故工況分析與火炬系統(tǒng)研究的重要手段［9-10］。

本工作采用Aspen Hysys流程模擬軟件，對(duì)精餾塔系統(tǒng)中火災(zāi)、冷凝器冷媒切斷和停電3種安全閥泄放工況進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬計(jì)算。直觀地分析了安全閥泄放量和開(kāi)啟情況、塔釜液位及塔內(nèi)組成隨時(shí)間的變化等，為制定應(yīng)急處理預(yù)案和設(shè)置控制連鎖提供更為充分的設(shè)計(jì)依據(jù)。

1 模型建立

1.1 流程描述

采用淺冷油吸收法，對(duì)用于回收煉廠(chǎng)飽和干氣中的C2和C3組分的技術(shù)（由中國(guó)石化北京化工研究院自主研發(fā)）進(jìn)行模擬數(shù)據(jù)。圖1為模擬工藝流程。主要模擬對(duì)象為該工藝流程中的預(yù)分離塔（粗分乙烯和乙烷）。原料氣為含有大量C2組分，同時(shí)含有少量氫氣、甲烷、C3和C4組分的提濃氣。原料氣首先進(jìn)入預(yù)分離塔中部，其流量由FIC-101控制；塔頂氣體首先經(jīng)過(guò)冷凝器，冷凝器出口溫度由TIC-101通過(guò)調(diào)節(jié)冷凝器冷量（QCond）控制；塔頂物流經(jīng)冷凝后進(jìn)入回流罐中進(jìn)行氣液分離，由LIC-101調(diào)節(jié)回流量控制回流罐的液位，由PIC-101通過(guò)調(diào)節(jié)塔頂產(chǎn)品的出口流量控制預(yù)分離塔的壓力，氣相產(chǎn)品為富乙烯氣；塔釜中一部分液相進(jìn)入再沸器加熱后返回塔釜，另一部分作為塔釜產(chǎn)品（主要組分為乙烷和丙烷）送出界區(qū)；塔釜的液位由LIC-102調(diào)節(jié)塔釜產(chǎn)品的流量控制，再沸器物料返塔溫度由TIC-102通過(guò)調(diào)節(jié)再沸器熱量（QReb）實(shí)現(xiàn)，其中熱源為50 ℃的輕烴組分。預(yù)分離塔的設(shè)計(jì)壓力為2.40 MPa。安全閥的起跳壓力為2.40 MPa，安全閥型式為K型，喉徑面積設(shè)置為1 186 mm2。

圖1 模擬工藝流程Fig.1 Simulative process fow.BTM：bottom products；OVHD：overhead vapor products；D-101：rectifying column；B-101：tower bottom for D-101；T-101：refuxing tank；E-101：condenser；E-102：reboiler；PSV-101：pressure relief valve；FIC-101，PIC-101，LIC-101，LIC-102，TIC-101，TIC-102：fow control valves；QCond：refrigerant fow control；QReb：heat fow control；QFire：heat input in fre scenario.

1.2 穩(wěn)態(tài)模型

表1為穩(wěn)態(tài)模擬的物料平衡。原料由C2～4、甲烷和氫氣等組分構(gòu)成。經(jīng)預(yù)分離塔分離后，塔頂?shù)玫揭蚁?1.76 %（x）的富乙烯氣，塔底得到主要含乙烷等的輕烴。

1.3 動(dòng)態(tài)模型

1.3.1 確定邊界物流

確定邊界物流（進(jìn)料、塔頂出料和塔釜出料）并規(guī)定其壓力為穩(wěn)定項(xiàng)（即保證來(lái)自界區(qū)外的進(jìn)料壓力與流出至下游的物料壓力保持一定），將已收斂的穩(wěn)態(tài)模型轉(zhuǎn)為動(dòng)態(tài)模型。

表1 穩(wěn)態(tài)模擬的物料平衡Table 1 Material balance of steady-state simulation

1.3.2 確定設(shè)備尺寸

在動(dòng)態(tài)模擬過(guò)程中，常把設(shè)備分為流導(dǎo)設(shè)備和非流導(dǎo)設(shè)備。所謂流導(dǎo)設(shè)備是指流體經(jīng)過(guò)后會(huì)產(chǎn)生壓降的設(shè)備，這一類(lèi)設(shè)備需要提供壓力與流量關(guān)系。非流導(dǎo)設(shè)備（罐類(lèi)）是指流體經(jīng)過(guò)后壓降幾乎為0的設(shè)備，這一類(lèi)設(shè)備不需要提供壓力與流量關(guān)系，但要給出罐體的幾何體積。

本工作所涉及的流導(dǎo)設(shè)備主要包括閥門(mén)和換熱器。閥門(mén)通過(guò)規(guī)定閥門(mén)系數(shù)（Cv或Cg）值得到流量（F）與壓降（Δp）的關(guān)系，見(jiàn)式（1）和（2）：

式中，Cv為液相物流通過(guò)閥門(mén)時(shí)的阻力系數(shù)；Cg為氣相物料通過(guò)閥門(mén)時(shí)的阻力系數(shù)；C1為火災(zāi)系數(shù)。通常Cv，C1，Cg值來(lái)自廠(chǎng)家提供的數(shù)據(jù)，也可通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到經(jīng)驗(yàn)值；在Aspen Hysys軟件中，只要提供壓降就可在穩(wěn)態(tài)模型中得到閥門(mén)系數(shù)Cv或Cg值；本工作所涉及壓降均來(lái)自經(jīng)驗(yàn)值。

換熱器在動(dòng)態(tài)模擬中下需提供流量與壓降關(guān)系系數(shù)（K）值。在Aspen Hysys軟件中，通過(guò)提供壓降的數(shù)據(jù)在穩(wěn)態(tài)模型中得到，該數(shù)據(jù)可來(lái)自實(shí)驗(yàn)值，也可由HTRI等換熱器設(shè)計(jì)軟件詳細(xì)計(jì)算后得到。如需要詳細(xì)計(jì)算換熱器的動(dòng)態(tài)模擬數(shù)據(jù)，則必須給出換熱器的具體形式和幾何結(jié)構(gòu)。本工作中換熱器不是重點(diǎn)考察對(duì)象，流量與壓降的關(guān)系可由式（3）得出。

還需確定非流導(dǎo)設(shè)備的幾何尺寸。容器設(shè)備需要給出幾何尺寸、直徑和長(zhǎng)度。塔的幾何結(jié)構(gòu)和尺寸參數(shù)包括直徑、堰的幾何尺寸、板間距、開(kāi)孔率、孔間距等。這些參數(shù)可通過(guò)塔的詳細(xì)設(shè)計(jì)圖得到，或通過(guò)Aspen Hysys軟件自帶的塔板設(shè)計(jì)模塊得到參考值。其主要目的是為了得到流體經(jīng)過(guò)每塊塔板的壓降數(shù)據(jù)。如果已經(jīng)有詳細(xì)設(shè)計(jì)圖紙，則可直接輸入相關(guān)信息得到更為接近真實(shí)工況的數(shù)據(jù)。

1.3.3 添加控制系統(tǒng)

控制系統(tǒng)對(duì)于整個(gè)動(dòng)態(tài)模型的真實(shí)性和可操控性至關(guān)重要。本工作具體控制方案見(jiàn)流程描述。按流程描述中的要求設(shè)置控制系統(tǒng)后，穩(wěn)態(tài)模型即可轉(zhuǎn)換為動(dòng)態(tài)模型。

2 結(jié)果與討論

2.1 火災(zāi)工況

2.1.1 潤(rùn)濕面積與火災(zāi)熱量

火災(zāi)工況是常見(jiàn)的安全閥泄放工況，本工作主要針對(duì)由外部火災(zāi)造成的安全閥泄放問(wèn)題進(jìn)行研究。根據(jù)API 521—2014［11］中規(guī)定，分餾塔的潤(rùn)濕面積為塔底正常最高液位和7.5 m高度內(nèi)塔盤(pán)上液體部分的表面積之和［11］。對(duì)于本工況而言，預(yù)分離塔的裙座高度為6 m，塔釜高度為5 m，直徑為2.5 m，最高液位為70%，所以暴露在火焰中的塔釜高度為1.5 m。不考慮分離罐、冷凝器和再沸器暴露于火焰中的情況，潤(rùn)濕面積（Awet）只考慮塔釜，由式（4）計(jì)算得出：

式中，ΔH為塔釜液位暴露在火焰中的高度，以1.5 m計(jì)算。

再根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)API 521—2014中規(guī)定，計(jì)算火災(zāi)工況吸熱量，見(jiàn)式（5）：

式中，Aws為放大的設(shè)備潤(rùn)濕面積，m2，一般在充分考慮暴露在火災(zāi)中的設(shè)備周邊管道的潤(rùn)濕面積后，需要將設(shè)備潤(rùn)濕面積放大1.1～1.2倍，取Aws值為1.2倍的Awet；QFire為火災(zāi)工況下的塔釜吸熱量，kW；f為容器外壁校正系數(shù)，取1.0；C1為火災(zāi)系數(shù)，取值為1.555×105［12-15］。

2.1.2 數(shù)據(jù)分析

火災(zāi)工況下，為保障下游工藝不受影響，首先需要切斷界區(qū)閥門(mén)，同時(shí)切斷塔釜熱源和冷凝器冷源，并維持塔頂回流狀態(tài)，QFire開(kāi)始有熱量輸入。

圖2為火災(zāi)工況塔釜液位和溫度隨時(shí)間的變化。由圖2可知，火災(zāi)初期塔釜液位大幅度升高并持續(xù)維持在100%液位水平約達(dá)60 min，這是由于塔釜出料閥被緊急切斷后，塔釜不再有物料排出，塔盤(pán)持液返回塔釜所致；而后塔釜液位開(kāi)始持續(xù)降低，直至火災(zāi)持續(xù)240 min后塔釜液完全蒸干。由圖2還可知，塔釜溫度隨時(shí)間的延長(zhǎng)呈上升的趨勢(shì)，這是由于火災(zāi)熱量的持續(xù)輸入，塔釜溫度逐漸升高，大量塔釜液加劇氣化。安全閥在約110 min起跳。

圖2 火災(zāi)工況塔釜液位和溫度隨時(shí)間的變化Fig.2 Variations of the liquid level and temperature of column bottom with time under fre scenario.

圖3為火災(zāi)工況安全閥泄放量和塔壓降隨時(shí)間的變化。由圖3可知，火災(zāi)初期由于界區(qū)閥被關(guān)閉，塔壓降持續(xù)平穩(wěn)升高。在火災(zāi)持續(xù)110 min后，塔壓降觸及安全閥起跳壓力（2.40 MPa），安全閥起跳。在火災(zāi)持續(xù)約170 min時(shí)，泄放量達(dá)到峰值6 192.5 kg/h。在火災(zāi)持續(xù)240 min后，由于塔釜液已經(jīng)完全被蒸干，塔壓降維持在設(shè)計(jì)壓力（2.40 MPa），安全閥關(guān)閉。從火災(zāi)發(fā)生（20 min）至安全閥起跳時(shí)間（110 min）共需90 min，至安全閥關(guān)閉時(shí)間（240 min），安全閥總共維持130 min。

圖3 火災(zāi)工況安全閥泄放量和塔壓降隨時(shí)間的變化Fig.3 Variations of the pressure relief valve capacity and system pressure drop with time under fre scenario.

圖4為火災(zāi)工況塔釜組成隨時(shí)間的變化。由圖4可知，火災(zāi)初期由于含大量C2組分的塔盤(pán)持液返回塔釜，導(dǎo)致C2組分開(kāi)始升高；而后隨著塔釜溫度逐漸升高，塔釜液不斷氣化，由于C2組分比C3和C4組分更易氣化，所以C2組分的濃度下降趨勢(shì)明顯，而C3和C4組分在塔釜中的含量不斷升高，直至火災(zāi)末期，塔釜液蒸干。

圖4 火災(zāi)工況塔釜組成隨時(shí)間的變化Fig.4 Variations of the column bottom composition with time under fre scenario.

因此，應(yīng)對(duì)火災(zāi)工況時(shí)，應(yīng)及時(shí)采取泄壓措施避免安全閥起跳。同時(shí)在塔釜附近增加噴淋裝置以降低塔釜溫度，可有效抑制塔壓降急劇升高的情況。

2.2 冷凝器冷媒切斷工況

冷凝器冷媒切斷是導(dǎo)致塔器安全閥起跳的另一大因素。當(dāng)冷凝器冷媒突然切斷時(shí)，為保障下游工藝不受影響，通常界區(qū)閥門(mén)要關(guān)閉，但塔釜熱源并不切斷。這種情況也產(chǎn)生了極限情況下的泄放量，與火災(zāi)工況不同的是，塔釜熱源是最高溫度為50 ℃的輕烴，所以塔釜溫度只能無(wú)限接近50 ℃。

圖5為冷凝器冷媒切斷工況塔釜液位和溫度隨時(shí)間的變化。

圖5 冷凝器冷媒切斷工況塔釜液位和溫度隨時(shí)間的變化Fig.5 Variations of the liquid level and temperature of the column bottom with time under condenser refrigerant shut-of scenario.

由圖5可知，初期塔釜液位小幅升高至60%液位，而后迅速下降，這是由界區(qū)閥門(mén)關(guān)閉導(dǎo)致塔壓急劇升高所致。但與火災(zāi)工況不同的是由于塔頂冷凝器不再有冷凝作用，塔內(nèi)組分返回塔釜的量相對(duì)較小。而后塔釜溫度急劇升高，塔釜液加劇氣化，在60 min左右液位開(kāi)始下降。該工況持續(xù)70 min后安全閥起跳，塔釜液位下降趨勢(shì)加劇，直至200 min后塔釜液完全蒸干，塔釜溫度無(wú)限接近再沸器熱源溫度50 ℃。

圖6為冷凝器冷媒切斷工況安全閥泄放量和塔壓降隨時(shí)間的變化。由圖6可知，工況初期由于界區(qū)閥被關(guān)閉，塔壓降急劇升高，再沸器熱量比火災(zāi)工況更高，導(dǎo)致壓力升高趨勢(shì)比火災(zāi)工況更加明顯。該工況持續(xù)70 min后，塔壓觸及安全閥起跳壓力，安全閥起跳。在持續(xù)80 min左右泄放量達(dá)到峰值10 259.7 kg/h。在200 min后，由于塔釜已經(jīng)完全被蒸干，泄放量趨于平緩，至200 min后塔壓維持在設(shè)計(jì)壓力，安全閥關(guān)閉。從該工況發(fā)生（40 min）至安全閥起跳（70 min），共經(jīng)歷30 min。至安全閥關(guān)閉（200 min），安全閥總共維持約130 min。該工況較火災(zāi)工況泄放量更大、泄放時(shí)間更短，這是由于火災(zāi)熱量小于再沸器熱量所致。

圖6 冷凝器冷媒切斷工況安全閥泄放量和塔壓降隨時(shí)間的變化Fig.6 Variations of the pressure relief valve capacity and system pressure drop with time under condenser refrigerant shut-of scenario.

圖7為冷凝器冷媒切斷工況塔釜組成隨時(shí)間的變化。由圖7可知，相比火災(zāi)工況，塔釜C2組分升高幅度相對(duì)較小，而后由于塔釜溫度逐漸升高，塔釜液不斷氣化，C2組分比C3和C4組分更易氣化，導(dǎo)致C2組分的濃度下降極快，C3和C4組分在塔釜中的含量不斷升高，直至工況末期塔釜液最終被蒸干。

因此，應(yīng)對(duì)冷凝器冷媒切斷工況時(shí)，應(yīng)該及時(shí)切斷塔釜再沸器熱源，并設(shè)置超壓連鎖控制，將產(chǎn)品氣泄放至燃料氣管網(wǎng)或火炬可有效避免安全閥起跳。

圖7 冷凝器冷媒切斷工況塔釜組成隨時(shí)間的變化Fig.7 Variations of the column bottom composition with time under condenser refrigerant shut-of scenario.

2.3 停電工況

停電會(huì)導(dǎo)致回流泵停止工作，塔頂回流中斷是塔器安全閥起跳的另一常見(jiàn)因素。停電時(shí)，為保障下游工藝不受影響，通常界區(qū)閥門(mén)要關(guān)閉，但塔釜熱源并不切斷，當(dāng)回流罐的液位達(dá)到55%時(shí)，觸發(fā)高液位連鎖，切斷冷凝器冷源。

圖8為停電工況塔釜液位和溫度隨時(shí)間的變化。由圖8可知，初期塔釜液位小幅升高至45%液位水平且隨即迅速下降，較前2種工況上升幅度均減小。這是由于回流泵停止工作，塔頂氣相液化后進(jìn)入回流罐而未返回塔內(nèi)，但由于界區(qū)閥門(mén)關(guān)閉導(dǎo)致塔壓降急劇升高，部分塔內(nèi)組分仍然液化返回塔釜。隨著塔釜溫度不斷升高，20 min后塔釜液位持續(xù)下降，至50 min后塔釜液位基本維持穩(wěn)定。塔頂溫度無(wú)限接近于50℃。

圖8 停電工況塔釜液位和溫度隨時(shí)間的變化Fig.8 Variations of the liquid level and temperature of the column bottom with time under power cut scenario.

圖9為停電工況安全閥泄放量和塔壓降隨時(shí)間的變化。本工況冷凝器繼續(xù)工作，塔頂氣相大部分液化后進(jìn)入回流罐，回流罐液位達(dá)到55%后觸發(fā)高液位連鎖，冷凝器隨即停止工作。由圖9可知，該工況持續(xù)25 min后，塔壓降觸及安全閥起跳壓力，安全閥起跳；在該工況持續(xù)42 min后泄放量達(dá)到峰值9 669.5 kg/h，而后泄放量呈階梯型趨勢(shì)下降。從該工況發(fā)生時(shí)間（0 min）至安全閥起跳時(shí)間（36 min），共經(jīng)歷36 min，至120 min時(shí)，安全閥逐漸關(guān)閉。

圖9 停電工況安全閥泄放量和塔壓降隨時(shí)間的變化Fig.9 Variations of the pressure relief valve capacity and system pressure drop with time under power cut scenario.

圖10為停電工況塔釜組成隨時(shí)間的變化。由圖10可知，相比之前2種工況，由于回流泵停止工作，塔釜C2組分的濃度下降極快，C3和C4組分在塔釜中的含量不斷升高，直至100 min后，塔釜組分維持平穩(wěn)。

圖10 停電工況塔釜組成隨時(shí)間變化Fig.10 Variations of the column bottom composition under power cut scenario.

因此，應(yīng)對(duì)停電工況時(shí)，應(yīng)及時(shí)切斷塔釜再沸器熱源，并在塔頂回流罐引入高液位報(bào)警裝置，從而及時(shí)切斷冷媒，并設(shè)置超壓連鎖控制，將產(chǎn)品氣泄放至燃料氣管網(wǎng)或火炬可有效避免安全閥起跳。

3 結(jié)論

1）基于動(dòng)態(tài)模擬的精餾塔安全閥泄放工況分析，可更加直觀地觀察泄放量、安全閥運(yùn)行情況、塔釜液位和塔內(nèi)組成隨時(shí)間的變化情況，為制定應(yīng)急處理預(yù)案和設(shè)置控制連鎖提供了更為充分的設(shè)計(jì)依據(jù)。

2）火災(zāi)工況的安全閥起跳時(shí)間和泄放量受暴露在火災(zāi)中的潤(rùn)濕面積影響很大，對(duì)塔內(nèi)容量較大且暴露在火災(zāi)面積較小的情況，塔內(nèi)壓力上升相對(duì)平穩(wěn)，安全閥泄放時(shí)間較長(zhǎng)且泄放量平穩(wěn)。應(yīng)對(duì)火災(zāi)工況時(shí)，應(yīng)及時(shí)采取泄壓措施避免安全閥起跳，同時(shí)在塔釜附近增加噴淋裝置以降低塔釜溫度，可有效抑制塔壓降急劇升高的情況。

3）冷凝器冷媒切斷工況泄放時(shí)間最短，瞬時(shí)泄放量較其他2種工況更大。應(yīng)對(duì)冷凝器冷媒切斷工況時(shí)，應(yīng)該及時(shí)切斷塔釜再沸器熱源，并設(shè)置超壓連鎖控制，將產(chǎn)品氣泄放至燃料氣管網(wǎng)或火炬可有效避免安全閥起跳。

4）停電工況塔釜溫度上升速度較其他2種工況更快，塔釜輕組分下降速度更快，所以泄放時(shí)間持續(xù)最短。應(yīng)對(duì)停電工況時(shí)，應(yīng)及時(shí)切斷塔釜再沸器熱源，并在塔頂回流罐引入高液位報(bào)警裝置，從而及時(shí)切斷冷媒，并設(shè)置超壓連鎖控制。

符 號(hào) 說(shuō) 明

［1］ 楊天宇，朱海山，郝蘊(yùn)，等. 壓力容器火災(zāi)工況安全泄放量流量的動(dòng)態(tài)研究［J］. 石油與天然氣化工，2014，43（2）：208 - 212.

［2］ 鄭志剛，潘澍宇，鄧婷婷，等. 碳四容器安全閥火災(zāi)工況泄的動(dòng)態(tài)模擬［J］. 廣州化工，2013，41（22）：202 - 204.

［3］ 李春利，劉艷穩(wěn)，方靜，等. 丙酮-丁醇精餾工藝中丁醇塔的優(yōu)化模擬［J］. 石油化工，2009，38（2）：154 - 157.

［4］ 柳楊華. MTO裝置烯烴分離工藝優(yōu)化［J］. 石油化工，2016，45（1）：102 - 107.

［5］ 衛(wèi)紅梅，王峰，趙寧，等. 加壓-常壓雙塔分離碳酸二甲酯-甲醇共沸物的動(dòng)態(tài)模擬研究［J］. 石油化工，2014，43（2）：169 - 175.

［6］ 孫蘭義，張?jiān)旅鳎茌x，等. 反應(yīng)精餾隔壁塔水解醋酸甲酯的控制研究［J］. 石油化工，2009，38（11）：1194 - 1200.

［7］ 孫超，姚本鎮(zhèn)，傅建松，等. 碳五分離預(yù)處理單元工藝流程的優(yōu)化［J］. 石油化工，2009，38（8）：880 - 885.

［8］ 過(guò)良. 新型乙腈法丁二烯抽提工藝的模擬研究［J］. 石油化工，2013，42（5）：542 - 546.

［9］ 諸澤人，吳志光.裂解爐燒焦過(guò)程的動(dòng)態(tài)模擬［J］. 石油化工，2014，43（1）：74 - 78.

［10］ 楊照.動(dòng)態(tài)模擬在乙苯裝置安全排放分析中的應(yīng)用［J］. 石油化工，2011，40（8）：884 - 888.

［11］ American Petroleum Institute. API 521—2014 Pressure-relieving and depressuring systems［S］. 6th ed. Washington DC：API Publishing Services，2014.

［12］ 楊照. 熱力學(xué)基本定律在安全閥排放計(jì)算中的應(yīng)用［J］.石油化工設(shè)計(jì)，2012，29（1）：29 - 32.

［13］ 陳文峰，劉培林，郭洲，等. 復(fù)雜物系壓力容器安全閥泄放過(guò)程的HYSYS動(dòng)態(tài)模擬［J］. 天然氣與石油，2011，28（6）：55 - 58.

［14］ 馮傳令，楊勇. 原油容器安全閥火災(zāi)工況泄放量動(dòng)態(tài)模擬［J］. 石油工程建設(shè)，2006，32（6）：9 - 12.

［15］ 楊天宇，朱海山，郝蘊(yùn)，等. 壓力容器火災(zāi)工況安全閥泄放質(zhì)量流量的動(dòng)態(tài)研究［J］. 天然氣與石油化工，2014，43（2）：208 - 212.

（編輯 楊天予）

柴油加氫精制催化劑助柴油凈化

我國(guó)柴油需求量呈現(xiàn)不斷上升的趨勢(shì)，對(duì)環(huán)境造成的污染也在不斷加劇，應(yīng)用PHF柴油加氫精制催化劑，可在保證產(chǎn)品收率的前提下同步超深度脫除硫、氮、芳烴，使柴油得以精制、凈化。

未來(lái)我國(guó)柴油的發(fā)展趨勢(shì)是低硫、低芳烴、密度集中、高十六烷值。中國(guó)石油石油化工研究院與中國(guó)石油大學(xué)合作，通過(guò)采用高效規(guī)整結(jié)構(gòu)催化劑制備技術(shù)，成功自主研發(fā)出了超低硫、芳烴深度飽和性能優(yōu)良的PHF柴油加氫精制催化劑。通過(guò)該催化劑的應(yīng)用，可以使柴油的硫含量降低至10 μg/g以下，多環(huán)芳烴含量下降至11%以下。PHF柴油加氫精制催化劑的原料適應(yīng)性強(qiáng)、活性穩(wěn)定、液體收率高，可促進(jìn)柴油超深度加氫脫硫，以及芳烴、氮的高效深度脫除。采用PHF柴油加氫精制的催化劑，二次加工油、直餾油以及混合油都可以被精制。在國(guó)Ⅴ柴油生產(chǎn)方案下，PHF加氫精制催化劑的體積空速與國(guó)內(nèi)外同類(lèi)催化劑相比高10%～20%，反應(yīng)溫度低10～15 ℃。PHF加氫精制催化劑已應(yīng)用于大慶石化公司1 200 kt/a柴油加氫裝置、烏魯木齊石化公司2 000 kt/a柴油加氫裝置、遼陽(yáng)石化公司1 200 kt/a柴油加氫裝置等10余個(gè)項(xiàng)目中。

改性塑料為塑料制品行業(yè)轉(zhuǎn)型發(fā)展指明方向

改性塑料克服了普通塑料耐熱性差、強(qiáng)度和韌度低、耐磨抗沖性弱的缺陷，同時(shí)還賦予了如阻燃、耐候、抗菌、抗靜電等的新特性，這些優(yōu)越的綜合性能使其在下游領(lǐng)域得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用，對(duì)塑料工業(yè)和新材料發(fā)展起到了重大的推動(dòng)作用。

改性塑料是指在通用塑料和工程塑料的基礎(chǔ)上添加合適的改性劑，經(jīng)過(guò)填充、共混和增強(qiáng)等方法加工，獲得新穎的結(jié)構(gòu)特征，提高了阻燃性、強(qiáng)度、抗沖擊性、韌性等方面的性能的塑料制品。改性塑料按照功能可分為阻燃樹(shù)脂類(lèi)、增強(qiáng)增韌樹(shù)脂類(lèi)、玻纖增強(qiáng)熱塑性塑料、塑料合金類(lèi)和PVC合金產(chǎn)品等類(lèi)別。作為化工新材料領(lǐng)域中的一個(gè)重要組成部分，改性塑料已被國(guó)家列入重點(diǎn)發(fā)展的科技領(lǐng)域。

改性塑料具有高性能、低成本等優(yōu)勢(shì)，同時(shí)又有國(guó)家政策支持，是消費(fèi)升級(jí)的需要，而且還具備技術(shù)可行性?，F(xiàn)在它應(yīng)用范圍已經(jīng)拓展至建筑、包裝、家電、汽車(chē)配套、電子電氣、電動(dòng)工具、玩具、燈飾、IT及辦公設(shè)備等諸多領(lǐng)域，具有廣闊的發(fā)展空間，是未來(lái)傳統(tǒng)塑料制品行業(yè)轉(zhuǎn)型發(fā)展的方向。

日本rimOnO公司采用樹(shù)脂車(chē)身使車(chē)重輕量化

日經(jīng)技術(shù)在線(xiàn)（日），2016 - 05 - 20

開(kāi)發(fā)超小型純電動(dòng)汽車(chē)（EV）的日本rimOnO公司采用樹(shù)脂車(chē)身，車(chē)重將比目前的試驗(yàn)車(chē)型EV減輕35%以上。計(jì)劃2017年夏季推出市售樹(shù)脂車(chē)身EV。

該公司于2016年5月20日公開(kāi)新型試驗(yàn)車(chē)，車(chē)身尺寸為2 200 mm×1 000 mm×1 300 mm，車(chē)重為320 kg。車(chē)身骨架、前發(fā)動(dòng)機(jī)罩、前擋泥板和車(chē)門(mén)等車(chē)身部件均采用鋼板材料。而2017年將市售的車(chē)計(jì)劃把這些鋼板部件全部換成樹(shù)脂制造，以此達(dá)到將車(chē)重降至200 kg以下的目標(biāo)，通過(guò)減輕車(chē)重盡量延長(zhǎng)電動(dòng)汽車(chē)的行駛里程。市售車(chē)的車(chē)身將采用三井化學(xué)公司提供的玻璃纖維增強(qiáng)熱塑性樹(shù)脂（GFRTP）和碳纖維增強(qiáng)熱塑性樹(shù)脂（CFRTP）。基體樹(shù)脂為改性聚酰胺（PA），與普通PA相比耐熱性和強(qiáng)度更高。對(duì)于產(chǎn)品的拉伸強(qiáng)度，混合50%玻璃纖維的GFRTP為300 MPa，混合30%的碳纖維的CFRTP為260 MPa。強(qiáng)度均為鋼材的約3倍，為鋁合金的約1.5倍。三井化學(xué)公司稱(chēng)，使用普通的沖壓成型機(jī)就可以加工車(chē)身部件。

Analysis of distillation column pressure relief scenarios based on dynamic stimulation

Zou Yi
（SINOPEC Beijing Research Institute of Chemical Industry，Beijing 100013，China）

The dynamic stimulation of three common column pressure relief scenarios，namely fire scenario，condenser refrigerant shut-off scenario and power cut scenario，was carried out by means of the Aspen Hysys process simulation software. The variations of both the relief f owrate and the on-of state of pressure relief valve，liquid level and composition in the column bottom with time were analyzed to of er basis for design. The results showed that，the ef ects of wetted area exposed in fire on both the time of relief valve jumping and the relief flowrate under the fire scenario were evident，so pressure relief measures should be taken to prevent overpressure，spraying device should be set near the column bottom to prevent the sharp rise of both temperature and pressure. Under the condenser refrigerant shut-of scenario，the relief time was the shortest among the three scenarios but the instant relief f owrate was the biggest，so the reboiler input heat should be cut down immediately and the instrument system which prevented the column system from overpressure should be set to lead the product gas to fuel gas pipe network or torch. Under the power cut scenario，the column bottom temperature rose fastest，the concentration of light components in the column bottom decreased fast and the relief time was the shortest， therefore the reboiler input heat should be cut down immediately so that the high liquid level alarm device and instrument system which could prevent the column system from overpressure should be set to cut down the refrigerant.

dynamic stimulation；Aspen Hysys software；distillation column；pressure relief valve

1000 - 8144（2016）10 - 1256 - 07

TQ 015.9

A

10.3969/j.issn.1000-8144.2016.10.017

2016 - 04 - 29；［修改稿日期］ 2016 - 07 - 10。

鄒弋（1984—），男，北京市人，碩士，工程師，電話(huà) 010 - 59202959，電郵 zouy.bjhy@sinopec.com。