緊急放空系統(tǒng)限流孔板孔徑HYSYS模擬計算①

陳俊文 陳慶 湯曉勇 邊云燕

中國石油集團(tuán)工程設(shè)計有限責(zé)任公司西南分公司

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緊急放空系統(tǒng)限流孔板孔徑HYSYS模擬計算①

緊急泄放系統(tǒng)為油氣集輸站場中設(shè)備和管道提供安全保障，尤其火災(zāi)工況下，帶壓介質(zhì)必須盡快泄放，以防止由于容器受熱后強度降低引起的破裂或爆炸。限流孔板孔徑是影響泄放速率的主要因素，值得深入研究，以滿足極端工況的泄放要求?；谙蘖骺装宄叽缬嬎惴椒ìF(xiàn)狀和火災(zāi)工況特點，分析了現(xiàn)行算法在火災(zāi)工況下的適應(yīng)性，并建立HYSYS動態(tài)模擬，計算了火災(zāi)工況下緊急放空系統(tǒng)限流孔板孔徑。結(jié)果表明，目前的限流孔板尺寸算法無法合理考慮火災(zāi)工況泄放過程中液相介質(zhì)揮發(fā)和氣相組分升溫等情況；容器中的輕質(zhì)液相組分在火災(zāi)工況下將大量揮發(fā)，常規(guī)算法得出的泄放元件尺寸無法滿足此種情況下緊急泄壓的需求；建立的動態(tài)泄放模型能夠進(jìn)一步模擬真實情況。研究成果為集輸站場緊急放空系統(tǒng)的限流孔板合理設(shè)計提供了參考與借鑒。

集輸站場 緊急放空 限流孔板 HYSYS動態(tài)模擬

緊急放空系統(tǒng)作為集輸站場緊急截斷系統(tǒng)(ESD)的后續(xù)保護(hù)程序，起到了保障系統(tǒng)內(nèi)設(shè)備和容器安全的關(guān)鍵作用[1-4]。根據(jù)規(guī)范要求，集輸系統(tǒng)緊急截斷區(qū)間內(nèi)的介質(zhì)應(yīng)通過緊急放空。在火災(zāi)情況下，緊急放空量按對所有處理烴類設(shè)備在15 min內(nèi)將壓力(G)降至690 kPa或降至50%容器設(shè)計壓力計，取其中較低值[5]。遇火情況下，設(shè)備鋼材強度將降低，若不及時啟動緊急泄壓，極有可能無法承受其內(nèi)壓，導(dǎo)致設(shè)備破裂，引起更大規(guī)模的事故。緊急放空系統(tǒng)的設(shè)計核心在于額定泄放時間下的最大泄放速率預(yù)測與限流孔板孔徑選擇。過小的孔徑可能造成實際泄放速度降低，泄壓時間延長；過大的孔徑則使最大瞬間泄放量增大，需提高放空系統(tǒng)處理規(guī)模，造成投資浪費。此前，諸多機構(gòu)與學(xué)者對泄放系統(tǒng)放空速率和限流孔板的尺寸計算進(jìn)行了深入研究[6-10]，形成了多種限流孔板尺寸計算方法。然而，火災(zāi)工況下容器內(nèi)介質(zhì)將發(fā)生升溫、相變等復(fù)雜變化[11-13]，影響對限流孔板計算的輸入條件。因此，有必要進(jìn)一步研究該復(fù)雜系統(tǒng)工況下限流孔板的計算，形成一套更為可靠的動態(tài)計算方法。

本研究將根據(jù)限流孔板泄放原理，基于火災(zāi)工況下容器內(nèi)介質(zhì)特點，完善并優(yōu)化限流孔板尺寸的計算方法。

1 限流原理

限流孔板為一同心銳孔板[14]，安裝在緊急泄放閥后起限流作用，主要原理為[7]：流體通過孔板會產(chǎn)生壓力降，通過孔板的流量隨壓力降的增大而增大，當(dāng)壓力降達(dá)到臨界流動狀態(tài)時，其流量不受孔板前壓力影響，以達(dá)到限流目的。節(jié)流閥、安全閥的泄放原理與限流孔板較為接近，其區(qū)別在于閥門限流元件是否存在開度控制；安全閥只能用于超壓放空，當(dāng)壓力下降到回座壓力后，流道關(guān)閉，泄放停止；緊急泄放系統(tǒng)選擇全通徑閥與限流孔板進(jìn)行組合，既能在緊急情況下限制流量，也能避免調(diào)節(jié)閥失效(鎖死)引起的事故。

2 站場緊急泄放參數(shù)分析

集輸站場通常設(shè)置了上游管道來氣的匯集和分離處理裝置。站內(nèi)設(shè)備處除管道和管件外，通常設(shè)有容積較大的分離器。

在緊急情況下，進(jìn)出站或關(guān)鍵設(shè)備上下游的ESD閥門關(guān)閉，隔離各種事故對生產(chǎn)系統(tǒng)的影響，并迅速泄放帶壓介質(zhì)，降低系統(tǒng)壓力[15-17]。一般通過人為操作、氣體檢測或火焰探測器，啟動緊急泄放系統(tǒng)，對站內(nèi)設(shè)備內(nèi)的介質(zhì)(主要是可壓縮的氣相)進(jìn)行緊急泄放，在規(guī)定時間泄放至規(guī)定的安全壓力。緊急泄放工況可大致分為無火災(zāi)工況和火災(zāi)工況。火災(zāi)工況均會有外界熱源輸入設(shè)備(即設(shè)備著火)。

非火災(zāi)工況下，其內(nèi)部壓力、瞬時排放速率、介質(zhì)溫度隨泄放時間而降低，是一種常規(guī)定容泄放過程。

典型火災(zāi)工況下，熱源對含有液相的分離器外表面進(jìn)行熱量輸入，API 521-2014 《Pressure-relieving and Depressuring Systems》推薦的含有液相介質(zhì)的未隔熱罐體熱量吸收公式見式(1)。

(1)

式中：Q為總系熱量，W；F為環(huán)境系數(shù)，1；Aws為總體濕潤面積，m2。

液相揮發(fā)的速度可通過式(1)與液相蒸發(fā)潛熱關(guān)聯(lián)計算。受熱容器中液相組分揮發(fā)將增大容器內(nèi)介質(zhì)的壓力，泄放時，可能出現(xiàn)系統(tǒng)泄壓引起的壓力降低和液相揮發(fā)造成的壓力升高協(xié)同效應(yīng)，從而影響泄壓速率、排放壓力以及實際泄放時間。同時，火災(zāi)引起的液相揮發(fā)使氣相含量不斷增高，這相當(dāng)于增大了額定時間需要排出的氣體體積。

鑒于泄放工況的特點，分析目前常用限流孔板計算方法的適應(yīng)性，并進(jìn)一步優(yōu)化計算方法。

3 孔徑計算方法現(xiàn)狀與分析

目前，限流孔板的孔徑計算主要參考《煉油裝置工藝管道安裝設(shè)計手冊(下冊)》、《Perry’s Chemical Engineers' Handbook》和ISO 5167.2-2003《Measurement of fluid flow by means of pressure differential devices inserted in circular cross-section conduits running full - Part 2: Orifice plates》所列公式，通過泄放質(zhì)量流量、限流孔板前壓力以及部分流動參數(shù)，計算孔徑。

若已知最大泄放速率、孔板前溫度、壓力及孔板后壓力等參數(shù)，則可由上述文獻(xiàn)推薦的方法直接計算出孔板孔徑。《煉油裝置工藝管道安裝設(shè)計手冊(下冊)》介紹的限流孔板計算公式較為常用，如式(2)：

(2)

式中：q為流體的質(zhì)量流量，kg/h；α為孔板流量系數(shù)；ε為流體膨脹系數(shù)；d為銳孔直徑，mm；ρ為操作條件下流體密度，kg/m3；△p為孔板前后的壓力降，MPa。

式(2)的輸入?yún)?shù)主要為孔板前后壓差和恒定流量，因此主要應(yīng)用于解決定量限壓流動問題。若選擇式(2)應(yīng)用于定容緊急泄放過程，則必須合理選取并確定極端工況下的最大質(zhì)量流量，而選擇最大質(zhì)量流量的過程則需通過其他方法完成，例如動態(tài)模擬。

目前，定容泄放過程主要參考《Gas Conditioning and Processing》(equation 10. 51)推薦的定容泄放孔板尺寸計算公式(式(3)，以下簡稱泄放公式)。式(3)所需的參數(shù)為泄放起始和終了的壓力、溫度等，可直接獲取。

(3)

式中：t為泄放時間，s；B為常數(shù)，0.09；V為實際系統(tǒng)體積，m3；Cd為閥門泄放系數(shù)；Av為泄放面積，m2；Z為氣體平均壓縮因子；T為氣體平均溫度，K；p1為泄放初始系統(tǒng)壓力，kPa；p2為泄放終了系統(tǒng)壓力，kPa；Rd為氣體相對密度。

如前所述，在火災(zāi)工況下，由于外界熱量持續(xù)對系統(tǒng)進(jìn)行熱量輸入，式(3)無法估算熱量輸入對泄放過程的影響。

由此可見，式(1)在使用中需要借助其他手段獲取緊急泄放過程中的最大泄放量；式(2)無法考慮火災(zāi)工況下泄放過程中熱量輸入的影響。

目前，一些商用軟件都為用戶提供了實現(xiàn)流程動態(tài)模擬功能的平臺，這為本研究進(jìn)行動態(tài)優(yōu)化計算和分析提供了支撐。其中，HYSYS軟件在油氣儲運設(shè)計中的運用較為廣泛，此軟件具有強大的穩(wěn)態(tài)模擬和動態(tài)模擬功能。HYSYS基于基本狀態(tài)方程、水力模型、熱力模型等模塊，通過用戶自行設(shè)計、搭建流程模型、設(shè)置事件時間軸，可完成多種工況的動態(tài)模擬。在模擬中對過程數(shù)據(jù)實時記錄，滿足結(jié)果分析要求。

因此，基于HYSYS軟件的動態(tài)模擬，可綜合考慮外界熱量輸入、容器內(nèi)組分相態(tài)變化[18]，以實現(xiàn)火災(zāi)工況下系統(tǒng)泄壓的實時監(jiān)控，能夠較為合理地預(yù)測泄放過程，可作為復(fù)雜工況下限流孔板計算的一種方法。

4 HYSYS動態(tài)模擬計算

4.1 模型建立

4.1.1 模型組成

根據(jù)工藝流程，借助HYSYS軟件建立以氣液分離器為主要設(shè)備的模擬流程(見圖1)。其中，在靜態(tài)模擬環(huán)境下分別建立入口物流、入口截斷閥、兩相分離器、氣相出口截斷閥、氣相出口物流、液相出口截斷閥、液相出口物流等物流、設(shè)備和閥門；同時，添加緊急泄放系統(tǒng)(緊急泄放閥和限流孔板)。

4.1.2 邊界條件

設(shè)置入口物流的組分、壓力和溫度；設(shè)置兩相分離器的尺寸、穩(wěn)定液位高度和傳熱模型；設(shè)置限流孔板后物流的初始壓力(緊急泄放工況下，設(shè)置為690 kPa)。

4.1.3 火災(zāi)熱量輸入

建立關(guān)聯(lián)分離器液位L與濕潤面積A的計算表，利用式(1)將計算的濕潤面積換算為火災(zāi)熱量輸入后添加至氣液分離器。

4.2 計算步驟

(1) 在穩(wěn)態(tài)模擬環(huán)境中，設(shè)置緊急泄放閥開度為0，按照正常生產(chǎn)流程運行模型，對氣液分離器液位進(jìn)行設(shè)置。

(2) 轉(zhuǎn)入動態(tài)模擬環(huán)境并暫停計算，關(guān)閉入口截斷閥、氣相出口截斷閥和液相出口截斷閥。

(3) 賦予限流孔板孔徑初始值。

(4) 將熱量添加至分離器，模擬火災(zāi)發(fā)生時的熱量輸入。

(5) 打開緊急截斷閥門。

(6) 開始動態(tài)模擬計算，調(diào)入數(shù)據(jù)記錄表和變量-時間圖，觀察變化結(jié)果。

(7) 根據(jù)壓力-時間變化結(jié)果調(diào)整步驟(3)中的限流孔板孔徑初始值，重新進(jìn)行步驟(4)～步驟(7)，直至滿足15 min內(nèi)將系統(tǒng)壓力泄放至690 kPa。

4.3 算例分析

為驗證HYSYS模型對緊急泄放工況的適用性，并比對前述“泄放公式”(簡稱“方法1”)與本研究建立的動態(tài)模型(簡稱“方法2”)計算結(jié)果，引入算例進(jìn)行計算與分析。

4.3.1 算例

某集氣站操作壓力為7 MPa、操作溫度為60 ℃，氣體處理量為300×104m3/d；設(shè)置有匯管、一套測試分離器(DN1800×4500)和出口管道；進(jìn)出站設(shè)置ESD截斷閥；全站設(shè)置了緊急泄放系統(tǒng)。其中，罐體正常生產(chǎn)液位為30%內(nèi)徑。罐內(nèi)介質(zhì)組分見表1。擬計算滿足緊急泄放要求的限流孔板尺寸。

表1 氣體組分信息Table1 Gascomponentsforsimulation組分摩爾分?jǐn)?shù)C10．848C20．056C30．048i?C40．003n?C40．002N20．004H2O0．030

4.3.1.1 容器未著火的緊急泄放

采用方法1，可計算孔板孔徑為11.31 mm時，能夠滿足泄放要求。若以此孔徑作為方法2的輸入值，在其他條件不變的情況下，約870 s就能滿足泄壓要求。通過試算，方法2滿足900 s(15 min)泄壓速度的最小孔徑為10.98 mm。由此可見，以動態(tài)泄放為基礎(chǔ)的方法2，其計算結(jié)果略小于基于經(jīng)驗公式的方法1。由于方法2考慮了泄放過程中泄放速率、壓力和密度等的動態(tài)變化，因此其結(jié)果較方法1更接近實際。方法1的計算結(jié)果雖然稍大，但誤差范圍小于10%，仍可作為工程初期進(jìn)行管件尺寸估算的一種快速方法。因此，選擇孔徑為11 mm的限流孔板可滿足此工況的泄放要求。

4.3.1.2 容器著火的緊急泄放

如前所述，方法1無法輸入熱量值，故難以完成此類計算。方法2引入以濕潤面積為函數(shù)的熱量輸入值，模擬實際泄放過程中熱量輸入對泄放過程的影響。同時，為進(jìn)一步說明火災(zāi)工況下有無考慮熱量輸入的定容泄放對泄放時間的差別(某些商用軟件提供絕熱泄放模塊)，增加了絕熱泄放模擬，模擬結(jié)果見圖2。

由圖2可見，選定孔徑為11 mm的限流孔板后，對于火災(zāi)泄放工況，絕熱泄放計算得到的泄放時間(泄壓至690 kPa)仍為900 s；而熱量輸入泄放的計算結(jié)果顯示，達(dá)到滿足泄放壓力的時間約為1 050 s，這表明孔徑為11 mm的限流孔板無法滿足火災(zāi)工況下的泄放速率要求，在熱量輸入工況下增大了泄放速率。通過試算，滿足著火工況下泄放要求的孔板孔徑應(yīng)為13 mm。

4.3.2 數(shù)據(jù)分析

針對上述案例計算結(jié)果，進(jìn)行數(shù)據(jù)分析，以進(jìn)一步揭示HYSYS動態(tài)模型對非火災(zāi)與火災(zāi)工況(絕熱泄放和熱量輸入泄放)的廣泛適應(yīng)性。

通過泄放過程中溫度變化的模擬結(jié)果可知，泄放起始時刻溫度均為60 ℃，在熱量輸入模型中，泄放終了時刻的罐內(nèi)介質(zhì)溫度為75 ℃，而絕熱泄放終了時刻的罐內(nèi)介質(zhì)溫度為56 ℃。這一方面說明，雖然在絕熱過程中介質(zhì)溫度隨壓力降低而下降，但在著火狀態(tài)下，熱量輸入對升溫的貢獻(xiàn)大于泄壓引起的溫度降低；另一方面，泄放上游介質(zhì)溫度的模擬結(jié)果也證明了著火工況下，由于緊急截斷和緊急泄放系統(tǒng)快速反應(yīng)和動作，介質(zhì)溫升不大。

根據(jù)熱量輸入和絕熱過程泄放的溫度變化規(guī)律可知，由于案例中的介質(zhì)為凝析氣，故在分離器中積存的液相組分中含有部分凝析油，這些組分在系統(tǒng)壓力降低或溫度升高的過程中會持續(xù)揮發(fā)，實際泄放氣體質(zhì)量大于初始狀態(tài)，故在限流孔板孔徑一定的情況下，熱量輸入泄放所需時間大于絕熱過程泄放。

另外，假設(shè)介質(zhì)只含有C1和H2O，分離器液相中幾乎不含有輕質(zhì)可揮發(fā)組分，無論熱量輸入還是絕熱過程泄放，液相(H2O)在泄放時間內(nèi)雖然溫度上升，但幾乎不發(fā)生氣化相變。根據(jù)動態(tài)模型可定量計算，驗證分析結(jié)果如下。

綜上可知，火災(zāi)工況的熱量輸入對含有輕質(zhì)液相組分介質(zhì)泄放的作用非常重要，將直接影響泄放總量和泄放時間。本研究建立的HYSYS動態(tài)模型既能夠模擬火災(zāi)工況下介質(zhì)的泄放過程，也能在非火災(zāi)工況下與現(xiàn)有計算方法結(jié)果吻合。同時，以HYSYS為基礎(chǔ)的動態(tài)泄放模型，可輸出泄放任意時刻的諸多工藝參數(shù)?？梢哉J(rèn)為，本研究建立的HYSYS動態(tài)模型更具有多工況下緊急泄放模擬的普遍適應(yīng)性。

另外，對于本研究提及的式(3)，其計算輸入所需的最大泄放量可從HYSYS動態(tài)模型中讀出，并由此計算限流孔板孔徑。經(jīng)計算，滿足4.3.1節(jié)的無火災(zāi)泄放和火災(zāi)泄放要求的限流孔板孔徑分別為10.1 mm和11 mm，與HYSYS模型計算結(jié)果的誤差小于10%，與相關(guān)文獻(xiàn)報道的結(jié)果較為吻合[14]。同時，這也說明HYSYS動態(tài)模擬的計算結(jié)果可靠性較高。

5 結(jié) 論

通過分析限流孔板泄放原理，探討了目前常用限流孔板孔徑計算方法在定容泄放系統(tǒng)中的適用性，重點解釋了火災(zāi)工況熱量對泄放過程的影響。建立了HYSYS動態(tài)計算模型，算例分析了非火災(zāi)工況和火災(zāi)工況下常用的計算方法(方法1)與本文建立的動態(tài)模型(方法2)的計算結(jié)果，同時利用動態(tài)模型模擬結(jié)果驗證了《煉油裝置工藝管道安裝設(shè)計手冊(下冊)》推薦公式的計算結(jié)果。得出如下結(jié)論：

(1) 泄放公式在非火災(zāi)緊急泄放工況下的限流孔板孔徑計算結(jié)果與動態(tài)分析誤差在可以接受的范圍，可作為初步估算階段使用。但在火災(zāi)工況下，由于初始溫度值不發(fā)生變化，因此泄放公式計算結(jié)果與非火災(zāi)工況相同，表明該公式不適用于火災(zāi)受熱工況。

(2) HYSYS動態(tài)模型考慮了泄放過程中泄放速率、壓力和密度等的動態(tài)變化，其結(jié)果更具有真實性和可信度。

(3) HYSYS動態(tài)模型能夠考慮火災(zāi)工況下的熱量輸入，模擬結(jié)果反映了熱量對介質(zhì)溫度和泄放時間的影響；且對于相同孔徑的限流孔板，其模擬的含有輕質(zhì)、易揮發(fā)介質(zhì)泄放時間較絕熱過程泄放更長，模擬的不含輕質(zhì)、易揮發(fā)介質(zhì)泄放時間與絕熱泄放過程幾乎相同。

(4) HYSYS動態(tài)模型計算結(jié)果與式(2)較為接近，進(jìn)一步說明計算結(jié)果可靠性較高。

(5) 動態(tài)模型能夠較準(zhǔn)確地模擬火災(zāi)和非火災(zāi)工況下的動態(tài)泄放過程，且具有可擴展性，推薦作為站場放空系統(tǒng)模擬、泄放元件選擇和風(fēng)險評價的主要工具與方法。

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HYSYS simulation for the restriction orifice sizing in the emergency blowdown system in the gas and oil gathering station

Chen Junwen, Chen Qing, Tang Xiaoyong, Bian Yunyan

(ChinaPetroleumEngineeringCo.,Ltd.，SouthwestCompany,Chengdu610041,China)

The emergency blowdown system provided safety guarantee for the pipes and equipments in the gas and oil gathering station. Especially under fire case, the pressurised medium must be relieved quickly to avoid the equipment rupture or explosion in consequence of the decreased material strength at high temperature. The blowdown rate is mainly influenced by the size of Restriction Orifice (RO), of which the calculation is worth deeply studying to meet the relief requirement under extreme conditions. In this paper, based on the current restriction orifice sizing method and the feature of fire cases, the adaptability of the current equation on fire case is analyzed, and the sizing method for fire induced relief is then optimized by using HYSYS dynamic simulation model. The results showed that the evaporation of light condensates and vapor thermal expansion under fire case could not be thoroughly taken into consideration with the current method. Thus, the determined orifice size from the current method could not meet the emergency blowdown requirements due to the huge evaporation rates of the light condensates after heated. Instead, the HYSYS dynamic simulation method could present more realistic simulation and its calculation results were more reasonable than the conventional methods. Overall, this study provided reference for restriction orifice sizing in emergency case.

gathering station, emergency blowdown, restriction orifice, HYSYS dynamic simulation

四川省科技廳資助項目“頁巖氣低成本地面集輸工藝技術(shù)研究”(2016SZ0001)。

陳俊文(1987-)，男，四川成都人，工程師，碩士，2012年畢業(yè)于西南石油大學(xué)油氣儲運專業(yè)，現(xiàn)主要從事天然氣儲運研究與設(shè)計工作。E?mail：chenjunw＿sw@cnpc．com．cn

陳俊文 陳慶 湯曉勇 邊云燕

中國石油集團(tuán)工程設(shè)計有限責(zé)任公司西南分公司

TE88

A

10.3969/j.issn.1007-3426.2016.06.019

2016-07-04；編輯：鐘國利