楊天宇 朱海山 郝 蘊 崔月紅 錢慧增

（中海油研究總院）

安全閥作為壓力容器的主要泄壓裝置，其泄放能力的計算是海上平臺工藝設計的重點和難點。目前，國內(nèi)在對海上平臺工藝設備的泄壓和減壓分析時，通常采用美國石油學會的標準API STD 521《泄壓和減壓系統(tǒng)》［1］，但是該標準在計算各事故工況安全泄放質(zhì)量流量時，僅是基于壓力容器在正常操作設定點下的穩(wěn)態(tài)計算，而在實際生產(chǎn)中，壓力容器的各參數(shù)是在其關斷控制點范圍內(nèi)動態(tài)變化的，發(fā)生事故時容器的實際操作條件往往與正常操作設定點存在較大偏離。

動態(tài)仿真模擬技術的開發(fā)始于20世紀70年代，因其可在嚴格物性及熱力學計算的基礎上獲得體系的動態(tài)特征，能夠更為方便、準確、快速、直觀地分析研究體系各參數(shù)隨時間的變化情況，在國外越來越受到石油石化領域工程設計與開發(fā)人員的重視，已成為進行事故工況分析與火炬系統(tǒng)研究的重要手段［2］。近年來，在國內(nèi)也陸續(xù)有文獻［3－5］報道使用動態(tài)模擬研究事故工況下安全閥的泄放質(zhì)量流量，但都僅是在正常操作條件下，容器發(fā)生事故被隔離后的安全閥泄放過程進行動態(tài)模擬。本文使用HYSYS動態(tài)模擬工具，建立了壓力容器的全動態(tài)生產(chǎn)模型，并在此基礎上分析研究了壓力容器發(fā)生外部火災事故工況時，不同初始條件對安全閥泄放的影響。

1 安全閥泄放質(zhì)量流量的計算

根據(jù)API STD 521，火災工況下經(jīng)由安全閥泄放的氣體是在泄放溫度、壓力下與容器內(nèi)殘留液體達到相平衡的氣體，對于壓力和溫度條件低于臨界點的火災工況，蒸汽的產(chǎn)生速率即安全閥的泄放質(zhì)量流量計算見式（1）：

式中，Wv為泄放溫度壓力下的安全閥泄放質(zhì)量流量，kg／s；Qv為用于產(chǎn)生蒸汽的容器吸熱量，k W；λ為泄放溫度壓力下的汽化潛熱，kJ／kg。

1．1 吸熱量的計算

對于具有有效滅火措施和容器有易燃物排放系統(tǒng)的情況，暴露于明火中的容器的熱吸收量可用API STD 521提供的方法進行計算，見式（2）。

對于多組分體系，容器從外部火災中吸收熱量后，一部分轉(zhuǎn)化為汽化潛熱使液體發(fā)生汽化，另一部分轉(zhuǎn)化為顯熱，提高了殘留的液體溫度，使體系保持在泡點溫度下。因此，式（1）中的容器吸熱量僅是指使液體發(fā)生汽化轉(zhuǎn)化為汽化潛熱的那部分熱量。

1．2 汽化潛熱的計算

汽化潛熱λ是計算安全閥泄放質(zhì)量流量的關鍵熱力學參數(shù)，單一組分的汽化潛熱可以很容易地從相關的熱力學手冊中獲得或通過公式進行計算，而對于多組分體系，特別是含有如原油等寬沸點組分或各組分相對分子質(zhì)量差別較大的混合體系，其泄放條件下的汽化潛熱受溫度、壓力、組成等多因素的影響，很難進行準確地計算，只能作近似估算［6－7］。K．W．Won［8］等提出了一種基于嚴格計算的熱力學方法，提高了針對含有如原油等寬沸點組分體系汽化潛熱估算的準確性。

對于含有寬沸點組分的混合體系，當容器發(fā)生外部火災時，液相中較輕的組分先汽化進入氣相，使得氣相和液相的組成均發(fā)生了改變，受組分影響的汽化潛熱也隨之改變。另一方面，隨著液相中的組分不斷汽化，殘留液體的體積逐漸減少，容器內(nèi)的沾濕面積逐漸減小，相應的容器的總吸熱量越來越少。因此，對于含有寬沸點組分的體系，其火災工況的安全泄放質(zhì)量流量在整個泄放過程中是動態(tài)變化的，其變化趨勢應根據(jù)不同工況進行具體分析。

2 動態(tài)模型的建立

2．1 工藝參數(shù)

某氣田段塞流捕集器為臥式兩相壓力容器，容器尺寸2．0 m ID×6．0 m T／T、操作溫度16℃、操作壓力12 100 k Pa（A）、正常操作液位500 mm、安全閥設定壓力13 300 k Pa（A）。

段塞流捕集器的進料組成見表1。

表1 段塞流捕集器進料組成Table 1 Feed composition of the slug catcher

段塞流捕集器的液位和壓力設計參數(shù)見表2。

表2 段塞流捕集器工藝設計參數(shù)Table 2 Process design parameters of the slug catcher

2．2 建立動態(tài)模型

使用HYSYS動態(tài)模塊建立的段塞流捕集器火災工況動態(tài)模型見圖1。模型建立的主要步驟如下：

產(chǎn)品上市前，D企業(yè)創(chuàng)造性地整合現(xiàn)有的人力資源和信息資源，對辦公室無人貨架這一創(chuàng)業(yè)機會進行評估，并拼湊現(xiàn)有的技術資源以實現(xiàn)產(chǎn)品的設計與開發(fā)，其資源拼湊模式為手段導向型（6＞2）。產(chǎn)品上市后，創(chuàng)始人利用故鄉(xiāng)的社會關系網(wǎng)絡，將辦公室無人貨架的網(wǎng)點擴展到數(shù)百家，與多家物流企業(yè)達成合作協(xié)議，并成功融資數(shù)億元，其資源拼湊模式為社會網(wǎng)絡型（13＞2）。

（1） 在HYSYS動態(tài)環(huán)境下搭建段塞流捕集器的生產(chǎn)模型，添加閥門及PID控制器，并根據(jù)工藝要求，輸入段塞流捕集器的設備參數(shù)、安全閥參數(shù)、閥門Cv值、進料組成等數(shù)據(jù)。

（2） 輸入邊界條件，根據(jù)操作條件設定PID參數(shù)，運行模型直至穩(wěn)定。

（3） 使用Spreadsheet工具計算火災工況下段塞流捕集器的熱吸收量，并與相應的物流關聯(lián)。

（4） 使用Event Scheduler工具建立段塞流捕集器的火災工況事故控制邏輯。

（5） 使用Databook工具記錄并查看各工藝參數(shù)及其變化趨勢。

3 動態(tài)模擬結(jié)果及分析

3．1 參數(shù)曲線圖分析

圖2給出了在正常操作溫度、操作壓力下，發(fā)生火災工況時，段塞流捕集器的溫度、壓力、液位、熱吸收量、安全閥泄放質(zhì)量流量隨時間的變化曲線。

由圖2可知，段塞流捕集器的火災事故發(fā)生后，各參數(shù)有如下變化趨勢：

（1） 溫度：受外部火災的影響，段塞流捕集器內(nèi)不斷有熱量輸入，由于容器內(nèi)部的流體為多組分的油氣水混合物，使得容器內(nèi)流體溫度呈不斷上升的趨勢。

（2） 壓力：外部火災發(fā)生后，段塞流捕集器內(nèi)的液體不斷蒸發(fā)和氣體受熱膨脹使得容器內(nèi)部壓力迅速上升，當達到安全閥設定起跳壓力后，觸發(fā)安全閥開啟泄壓，容器壓力維持在允許的超壓范圍內(nèi)。

（3） 液位：在外部火災發(fā)生后，容器內(nèi)的液體一方面會受熱膨脹使得體積增大，另一方面會因受熱蒸發(fā)使得體積減小。此外，在不斷增大的壓力作用下液體體積會被壓縮減小。在本文中，段塞流捕集器內(nèi)液位受以上3方面因素的綜合影響呈不斷下降趨勢。

（4） 熱吸收量：由式（2）可知，段塞流捕集器內(nèi)沾濕面積的大小決定了容器在發(fā)生外部火災時的熱吸收量，而沾濕面積又是液位的函數(shù)。因此，熱吸收量的變化趨勢與液位的變化趨勢同向，即熱吸收量隨著容器液位的下降而減小。

（5） 安全閥泄放質(zhì)量流量：由圖2可知，安全閥的泄放開始于外部火災發(fā)生約10 min后，泄放質(zhì)量流量在泄放初期迅速上升并在泄放開始約3 min后達到最大值，之后泄放質(zhì)量流量逐漸下降。

3．2 初始液位對火災工況安全泄放質(zhì)量流量的影響

在正常操作壓力設定點下，分別選取表2中各液位設定點作為段塞流捕集器的初始液位，運行動態(tài)模型，得到不同初始液位下火災工況泄放質(zhì)量流量變化曲線，見圖3。各初始液位下安全閥最大泄放質(zhì)量流量見圖4。

由圖3和圖4可知，初始液位不同，所產(chǎn)生的泄放質(zhì)量流量和安全閥起跳時間均不相同。以低報警點液位250 mm作為初始液位時產(chǎn)生的泄放質(zhì)量流量最大，安全閥起跳時間最短。由圖4可知，以低報警點液位250 mm作為初始液位時產(chǎn)生的最大泄放質(zhì)量流量為1 482 kg／h，比以正常操作液位500 mm作為初始液位時產(chǎn)生的最大泄放質(zhì)量流量1 278 kg／h大204kg／h。因此，以正常操作液位作為初始液位，所得到的最大泄放質(zhì)量流量不是體系的最大泄放質(zhì)量流量。

初始液位對安全泄放質(zhì)量流量的影響主要表現(xiàn)為：在溫度、壓力相同的前提下，初始液位越低，容器內(nèi)的沾濕面積就越小，容器的總吸熱量就越少，轉(zhuǎn)化為顯熱的吸熱量也越少；另一方面，初始液位越低，容器內(nèi)殘留的液體就越少，受熱后液相汽化率越高。

3．3 初始壓力對火災工況安全泄放質(zhì)量流量的影響

以液位低報警設定點250 mm作為初始液位，分別選取表2中各壓力設定點作為段塞流捕集器的初始壓力，運行動態(tài)模型，得到不同初始壓力下火災工況泄放質(zhì)量流量變化曲線，見圖5。各初始壓力下安全閥最大泄放質(zhì)量流量見圖6。

由圖5和圖6可知，初始壓力不同所產(chǎn)生的泄放質(zhì)量流量和安全閥起跳時間均不相同。初始壓力越高，產(chǎn)生的最大泄放質(zhì)量流量越大，安全閥起跳時間越短。由圖6可知，以高高關斷壓力12 600 k Pa（A）作為初始壓力時產(chǎn)生的最大泄放質(zhì)量流量為1 586 kg／h，比以正常操作壓力12 100 k Pa（A）作為初始壓力時產(chǎn)生的最大泄放質(zhì)量流量1 482 kg／h大104 kg／h。因此，以正常操作壓力作為初始壓力，所得到的最大泄放質(zhì)量流量不是體系的最大泄放質(zhì)量流量。

初始壓力對泄放質(zhì)量流量的影響主要表現(xiàn)為：在溫度和液位相同的前提下，初始壓力越高，容器內(nèi)殘留的氣液相質(zhì)量和密度就越大，相應的汽化潛熱值就越大；另一方面，初始壓力不同，容器內(nèi)達到相平衡的組成也不同。

4 結(jié)論

使用HYSYS動態(tài)模擬方法能夠準確直觀地記錄和掌握壓力容器火災工況下各種參數(shù)隨時間的變化趨勢，從而為安全閥泄放面積的計算提供準確的基礎參數(shù)。

本文使用HYSYS動態(tài)模擬建立了段塞流捕集器的包含關斷邏輯的全動態(tài)生產(chǎn)模型，使用該模型分析研究了不同初始壓力和液位對段塞流捕集器火災工況安全閥泄放的影響。結(jié)果表明，初始條件對段塞流捕集器的安全泄放質(zhì)量流量有明顯影響，正常操作液位和正常操作壓力下的安全泄放質(zhì)量流量1 278kg／h比實際最大泄放質(zhì)量流量1 586 kg／h小308 kg／h。

安全閥的最大泄放質(zhì)量流量是安全閥選型的關鍵參數(shù)，在計算安全閥泄放質(zhì)量流量時，應根據(jù)容器的實際操作情況對選擇不同初始條件進行泄放質(zhì)量流量的分析和對比，從中找出最大的安全閥泄放質(zhì)量流量，作為安全閥選型的依據(jù)，確保安全閥的泄放能力能夠滿足容器實際泄放要求。

［1］ ANSI／API STD 521：2007．Pressure－relieving and Depressuring Systems［S］．5t h Edition，2007．

［2］ 曹湘洪．石油化工流程模擬技術進展及應用［M］．北京：石化出版社，2009：340－357．

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