王 鶴

(中國石化工程建設有限公司,北京 100101)

常規(guī)加氫裝置包括加氫精制、加氫裂化、渣油加氫等,其正常操作條件為高溫、高壓、臨氫,反應部分的主要設備均為高壓設計。反應部分循環(huán)氫回路包含眾多單體設備,如加氫反應器、熱高壓分離器、冷高壓分離器、循環(huán)氫脫硫塔等,其操作溫度、操作壓力均不相同,因此確定各個單體設備的設計條件相對比較復雜,為保證裝置的本質(zhì)安全性,尋找一種統(tǒng)一、經(jīng)濟、可靠的方法尤為重要。

通常確定循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)單體設備的設計壓力,需要根據(jù)API 521規(guī)定計算出冷高壓分離器的設計壓力,再根據(jù)系統(tǒng)壓降推導出其他設備的設計壓力,而計算冷高壓分離器的設計壓力,需要先確定循環(huán)氫系統(tǒng)的滯止壓力。本文介紹了一種依據(jù)API 521規(guī)定,經(jīng)由某公司負責設計、采購、施工、試車的某套渣油加氫裝置兩次循環(huán)氫壓縮機聯(lián)鎖停車事故中收集的大量現(xiàn)場實測數(shù)據(jù),計算滯止壓力的推導過程以及確定冷高壓分離器設計壓力的計算方法,可為新建和改造裝置循環(huán)氫系統(tǒng)設計壓力的確定提供參考。

1 API 521規(guī)定

依據(jù)API 521 Appendix B【1】中的相關規(guī)定,加氫裝置循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)眾多設備間不存在能夠阻斷氣體流通的隔離設施,因此該系統(tǒng)通常只在冷高壓分離器上設置1組安全閥,防止系統(tǒng)超壓。該安全閥的設計原則由以下幾點確定:

1) 循環(huán)氫系統(tǒng)的壓力分布應基于最大壓降的操作工況確定,通常為反應末期工況。反應末期由于設備結垢、催化劑結焦,壓降高于反應初期及反應中期。

2) 計算滯止壓力。滯止壓力PSO(Settling Out Pressure)是指當循環(huán)氫壓縮機因為故障或聯(lián)鎖停機時,假設此時高壓系統(tǒng)不向系統(tǒng)外排氣,也不接受新的氫氣補充時,循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)各單體設備的操作壓力將趨于一致,此一致的操作壓力即為滯止壓力。

3) 冷高壓分離器的設計壓力及安全閥定壓宜為1.05倍的滯止壓力,這樣在循環(huán)氫壓縮機停機時,設計壓力與操作壓力之間留有足夠的余量,可避免安全閥起跳。

4) 在冷高壓分離器設計壓力確定完畢后,依據(jù)系統(tǒng)壓力分布,確定循環(huán)氫回路內(nèi)其他設備的設計壓力。

2 滯止壓力的計算公式推導

假設循環(huán)氫壓縮機停機時,循環(huán)氫系統(tǒng)不向系統(tǒng)外排氣,也不從系統(tǒng)外接收氫氣,則停機前后循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)的氣體摩爾質(zhì)量守恒。根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程,可以得到式(1)。

n=(P×V)/(R×T)

(1)

式中:n——摩爾質(zhì)量,kmol;

P——氣體壓力,bar(絕);

V——氣體體積,m3;

T——氣體溫度,K;

R——通用氣體常數(shù)。

注:1 bar=100 kPa。

推導式(1),則可以得出停機前循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)總的摩爾質(zhì)量,見式(2)。

Σn=(P1×V1)/(R×T1)+(P2×V2)/

(R×T2)+(P3×V3)/(R×T3)…

(2)

式中: Σn——反應部分各個主要設備所包含的摩爾質(zhì)量,kmol;

P1,P2,P3…——循環(huán)氫壓縮機停機前,反應部分各個主要設備的操作壓力,bar(絕);

V1,V2,V3…——反應部分各個主要設備的氣相容積,m3;

T1,T2,T3…——循環(huán)氫壓縮機停機前,反應部分各個主要設備的操作溫度,K。

推導式(1),還可以得出停機后循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)總的摩爾質(zhì)量,見式(3)。

Σn=(PSO×V1)/(R×T1)+(PSO×V2)/

(R×T2)+(PSO×V3)/(R×T3)…

(3)

式中:PSO——循環(huán)氫壓縮機停機后的滯止壓力,bar(絕)。

聯(lián)立式(2)和式(3),則可以推導出滯止壓力,見式(4)。

(4)

3 應用實例

3.1 循環(huán)氫系統(tǒng)流程

某煉廠2 200 kt/a渣油加氫裝置采用國外專利商提供的工藝包,其循環(huán)氫系統(tǒng)的流程(見圖1)為:循環(huán)氫經(jīng)循環(huán)氫壓縮機(A)升壓,與新氫混合后被熱高分氣預熱(B),之后與原料油混合;混氫油與反應產(chǎn)物換熱(C)后,進入反應進料加熱爐(D)加熱至反應所需的溫度,依次經(jīng)過4臺加氫反應器(E、F、G、H),在催化劑的作用下,進行加氫反應,反應產(chǎn)物經(jīng)與混氫原料油換熱(I)后進入熱高壓分離器(J);從熱高壓分離器分離出的熱高分氣與混合氫換熱(K),經(jīng)蒸汽發(fā)生器(L)、熱高分氣空冷器(M)冷卻后進入冷高壓分離器(N);從冷高壓分離器分離出的循環(huán)氫,經(jīng)循環(huán)氫脫硫塔(O)脫除硫化氫后送至循環(huán)氫壓縮機入口分液罐(P),之后返回至循環(huán)氫壓縮機入口。

循環(huán)氫回路為一個閉路循環(huán)系統(tǒng),循環(huán)氫經(jīng)過各個不同的設備產(chǎn)生相應的壓降,該系統(tǒng)壓力的最高點為循環(huán)氫壓縮機出口,最低點為循環(huán)氫壓縮機入口,防止循環(huán)氫系統(tǒng)超壓的安全閥設置在冷高壓分離器頂部。由于該裝置為渣油加氫裝置,加氫反應器催化劑床層飛溫的可能性較小,因此,專利商未設置循環(huán)氫壓縮機停機聯(lián)鎖啟動緊急泄壓的邏輯控制。

依據(jù)專利商的工藝包,在反應末期工況下,循環(huán)氫回路內(nèi)的主要設備操作條件、設計條件和氣相容積如表1所示。冷高壓分離器的安全閥定壓為173.5 bar(表),與冷高壓分離器的設計壓力一致。

表1 某渣油加氫裝置循環(huán)氫回路反應末期主要設備參數(shù)

依據(jù)式(4)則可計算得到設計工況下的滯止壓力,即

由上述計算結果可知,該循環(huán)氫系統(tǒng)設計工況下滯止壓力為175.5 bar(表),如依據(jù)API 521設置為1.05倍的滯止壓力,則冷高壓分離器的設計壓力應為184.3 bar(表),但實際冷高壓分離器、循環(huán)氫脫硫塔、循環(huán)氫壓縮機入口分液罐的設計壓力均為173.5 bar(表),低于滯止壓力,操作中增大了安全閥起跳的概率。在計算滯止壓力時,熱高壓分離器、冷高壓分離器、循環(huán)氫脫硫塔、壓縮機入口分液罐采用正常操作液面高度計算氣相空間的容積。加氫反應器由于內(nèi)部裝填催化劑,其氣相空間通常占反應器容積的70%～80%。由于反應器正常操作壓力高于滯止壓力,反應器的氣相空間大小對于計算滯止壓力的影響不敏感,例如氣相空間占反應器容積的60%時計算得到的滯止壓力為175.8 bar(絕),占70%時計算得到的滯止壓力為176.2 bar(絕),兩者相差不大。當在循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)占有主要氣相空間設備的操作壓力偏離滯止壓力較多時,其對于滯止壓力的計算結果影響更顯著。循環(huán)氫系統(tǒng)內(nèi)各個單體設備的操作壓力、設計壓力及滯止壓力的分布如圖2所示。

圖2 循環(huán)氫系統(tǒng)各個單體設備的壓力分布

3.2 氮氣管網(wǎng)中斷聯(lián)鎖停循環(huán)氫壓縮機事故

該渣油加氫裝置在生產(chǎn)過程中,由于低壓氮氣管網(wǎng)中斷,造成循環(huán)氫壓縮機干氣密封隔離氮氣中斷,壓縮機聯(lián)鎖停車。在此事故發(fā)生后,冷高壓分離器壓力迅速上升,趨于滯止壓力,僅2 min左右即達到冷高壓分離器的設計壓力,安全閥起跳[DCS記錄的壓力峰值為173.6 bar(表)],之后系統(tǒng)壓力開始降低,即在此操作工況下,其滯止壓力高于設計壓力173.5 bar(表)。依據(jù)DCS記錄,事故發(fā)生前循環(huán)氫回路內(nèi)的主要設備操作條件如表2所示,冷高壓分離器壓力變送器趨勢截屏如圖3所示。該工況下因處理量較高,循環(huán)氫壓縮機為了克服較高的系統(tǒng)壓降,出口壓力較高,循環(huán)氫回路內(nèi)的主要設備操作壓力接近于反應末期工況。

表2 氮氣管網(wǎng)中斷事故發(fā)生前循環(huán)氫回路內(nèi)主要設備操作條件

圖3 氮氣管網(wǎng)中斷事故發(fā)生時冷高壓分離器壓力變送器DCS趨勢

根據(jù)第2節(jié)和第3.1節(jié)所介紹的計算方法推導,該工況下的滯止壓力為174.9 bar(表),高于冷高壓分離器的安全閥定壓173.5 bar(表),如果循環(huán)氫壓縮機停機,則會造成該安全閥起跳。DCS趨勢和現(xiàn)場觀測到的安全閥起跳現(xiàn)象驗證了這一點。

3.3 循環(huán)氫壓縮機入口分液罐液位高高聯(lián)鎖停循環(huán)氫壓縮機事故

該渣油加氫裝置在生產(chǎn)過程中,由于操作人員經(jīng)驗不足,造成循環(huán)氫壓縮機入口分液罐達到高高液位,壓縮機聯(lián)鎖停車。在此事故發(fā)生后,冷高壓分離器壓力迅速上升,趨于滯止壓力,DCS記錄的壓力峰值為171.5 bar(表),冷高壓分離器安全閥未達到設定值,之后系統(tǒng)壓力開始在壓力自動控制下降低,即在此操作工況下,其滯止壓力未高于冷高壓分離器的設計壓力173.5 bar(表)。依據(jù)DCS記錄,事故發(fā)生前循環(huán)氫回路內(nèi)的主要設備操作條件如表3所示,冷高壓分離器壓力變送器趨勢截屏如圖4所示。該工況下因處理量較低,循環(huán)氫回路內(nèi)各個設備壓降較小,操作壓力低于反應末期工況。

表3 壓縮機入口分液罐液位高高事故發(fā)生前循環(huán)氫回路內(nèi)主要設備操作條件

根據(jù)第2節(jié)和第3.1節(jié)所介紹的計算方法推導,該工況下的滯止壓力為171.3 bar(表),與DCS記錄的壓力峰值171.5 bar(表)非常接近,略低于冷高壓分離器的安全閥定壓,因此安全閥未起跳。上述案例驗證了該方法用來計算滯止壓力的準確性。

4 結論

綜上所述,依據(jù)API 521的相關規(guī)定推導循環(huán)氫回路的滯止壓力并確定冷高壓分離器的設計壓力,可以得出如下結論:

1) 加氫裝置循環(huán)氫回路的滯止壓力與操作壓力、操作溫度和氣相容積相關,滯止壓力對于確定循環(huán)氫回路內(nèi)主要設備的設計壓力至關重要。

2) 本文所述渣油加氫裝置的專利商規(guī)定的冷高壓分離器設計壓力沒有遵循API 521所規(guī)定1.05倍的滯止壓力的原則,在系統(tǒng)操作壓力較高時發(fā)生了安全閥起跳。為了減少安全閥起跳概率,可通過適當降低系統(tǒng)操作壓力來規(guī)避。

3) 本文所介紹的滯止壓力推導過程和結果與現(xiàn)場實際生產(chǎn)操作中采集的數(shù)據(jù)高度吻合,對于確定新建和改造加氫裝置循環(huán)氫系統(tǒng)設計壓力有一定的指導意義。