紧急放空系统作为集输站场紧急截断系统(ESD)的后续保护程序，起到了保障系统内设备和容器安全的关键作用[1-4]。根据规范要求，集输系统紧急截断区间内的介质应通过紧急放空。在火灾情况下，紧急放空量按对所有处理烃类设备在15 min内将压力(G)降至690 kPa或降至50%容器设计压力计，取其中较低值[5]。遇火情况下，设备钢材强度将降低，若不及时启动紧急泄压，极有可能无法承受其内压，导致设备破裂，引起更大规模的事故。紧急放空系统的设计核心在于额定泄放时间下的最大泄放速率预测与限流孔板孔径选择。过小的孔径可能造成实际泄放速度降低，泄压时间延长；过大的孔径则使最大瞬间泄放量增大，需提高放空系统处理规模，造成投资浪费。此前，诸多机构与学者对泄放系统放空速率和限流孔板的尺寸计算进行了深入研究[6-10]，形成了多种限流孔板尺寸计算方法。然而，火灾工况下容器内介质将发生升温、相变等复杂变化[11-13]，影响对限流孔板计算的输入条件。因此，有必要进一步研究该复杂系统工况下限流孔板的计算，形成一套更为可靠的动态计算方法。
本研究将根据限流孔板泄放原理，基于火灾工况下容器内介质特点，完善并优化限流孔板尺寸的计算方法。
限流孔板为一同心锐孔板[14]，安装在紧急泄放阀后起限流作用，主要原理为[7]：流体通过孔板会产生压力降，通过孔板的流量随压力降的增大而增大，当压力降达到临界流动状态时，其流量不受孔板前压力影响，以达到限流目的。节流阀、安全阀的泄放原理与限流孔板较为接近，其区别在于阀门限流元件是否存在开度控制；安全阀只能用于超压放空，当压力下降到回座压力后，流道关闭，泄放停止；紧急泄放系统选择全通径阀与限流孔板进行组合，既能在紧急情况下限制流量，也能避免调节阀失效(锁死)引起的事故。
集输站场通常设置了上游管道来气的汇集和分离处理装置。站内设备处除管道和管件外，通常设有容积较大的分离器。
在紧急情况下，进出站或关键设备上下游的ESD阀门关闭，隔离各种事故对生产系统的影响，并迅速泄放带压介质，降低系统压力[15-17]。一般通过人为操作、气体检测或火焰探测器，启动紧急泄放系统，对站内设备内的介质(主要是可压缩的气相)进行紧急泄放，在规定时间泄放至规定的安全压力。紧急泄放工况可大致分为无火灾工况和火灾工况。火灾工况均会有外界热源输入设备(即设备着火)。
非火灾工况下，其内部压力、瞬时排放速率、介质温度随泄放时间而降低，是一种常规定容泄放过程。
典型火灾工况下，热源对含有液相的分离器外表面进行热量输入，API 521-2014 《Pressure-relieving and Depressuring Systems》推荐的含有液相介质的未隔热罐体热量吸收公式见式(1)。
式中：Q为总系热量，W；F为环境系数，1；Aws为总体湿润面积，m2。
液相挥发的速度可通过式(1)与液相蒸发潜热关联计算。受热容器中液相组分挥发将增大容器内介质的压力，泄放时，可能出现系统泄压引起的压力降低和液相挥发造成的压力升高协同效应，从而影响泄压速率、排放压力以及实际泄放时间。同时，火灾引起的液相挥发使气相含量不断增高，这相当于增大了额定时间需要排出的气体体积。
鉴于泄放工况的特点，分析目前常用限流孔板计算方法的适应性，并进一步优化计算方法。
目前，限流孔板的孔径计算主要参考《炼油装置工艺管道安装设计手册(下册)》、《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，通过泄放质量流量、限流孔板前压力以及部分流动参数，计算孔径。
若已知最大泄放速率、孔板前温度、压力及孔板后压力等参数，则可由上述文献推荐的方法直接计算出孔板孔径。《炼油装置工艺管道安装设计手册(下册)》介绍的限流孔板计算公式较为常用，如式(2)：
式中：q为流体的质量流量，kg/h；α为孔板流量系数；ε为流体膨胀系数；d为锐孔直径，mm；ρ为操作条件下流体密度，kg/m3；△p为孔板前后的压力降，MPa。
式(2)的输入参数主要为孔板前后压差和恒定流量，因此主要应用于解决定量限压流动问题。若选择式(2)应用于定容紧急泄放过程，则必须合理选取并确定极端工况下的最大质量流量，而选择最大质量流量的过程则需通过其他方法完成，例如动态模拟。
目前，定容泄放过程主要参考《Gas Conditioning and Processing》(equation 10. 51)推荐的定容泄放孔板尺寸计算公式(式(3)，以下简称泄放公式)。式(3)所需的参数为泄放起始和终了的压力、温度等，可直接获取。
式中：t为泄放时间，s；B为常数，0.09；V为实际系统体积，m3；Cd为阀门泄放系数；Av为泄放面积，m2；Z为气体平均压缩因子；T为气体平均温度，K；p1为泄放初始系统压力，kPa；p2为泄放终了系统压力，kPa；Rd为气体相对密度。
如前所述，在火灾工况下，由于外界热量持续对系统进行热量输入，式(3)无法估算热量输入对泄放过程的影响。
由此可见，式(1)在使用中需要借助其他手段获取紧急泄放过程中的最大泄放量；式(2)无法考虑火灾工况下泄放过程中热量输入的影响。
目前，一些商用软件都为用户提供了实现流程动态模拟功能的平台，这为本研究进行动态优化计算和分析提供了支撑。其中，HYSYS软件在油气储运设计中的运用较为广泛，此软件具有强大的稳态模拟和动态模拟功能。HYSYS基于基本状态方程、水力模型、热力模型等模块，通过用户自行设计、搭建流程模型、设置事件时间轴，可完成多种工况的动态模拟。在模拟中对过程数据实时记录，满足结果分析要求。
因此，基于HYSYS软件的动态模拟，可综合考虑外界热量输入、容器内组分相态变化[18]，以实现火灾工况下系统泄压的实时监控，能够较为合理地预测泄放过程，可作为复杂工况下限流孔板计算的一种方法。
根据工艺流程，借助HYSYS软件建立以气液分离器为主要设备的模拟流程(见图 1)。其中，在静态模拟环境下分别建立入口物流、入口截断阀、两相分离器、气相出口截断阀、气相出口物流、液相出口截断阀、液相出口物流等物流、设备和阀门；同时，添加紧急泄放系统(紧急泄放阀和限流孔板)。
设置入口物流的组分、压力和温度；设置两相分离器的尺寸、稳定液位高度和传热模型；设置限流孔板后物流的初始压力(紧急泄放工况下，设置为690 kPa)。
建立关联分离器液位L与湿润面积A的计算表，利用式(1)将计算的湿润面积换算为火灾热量输入后添加至气液分离器。
(1) 在稳态模拟环境中，设置紧急泄放阀开度为0，按照正常生产流程运行模型，对气液分离器液位进行设置。
(2) 转入动态模拟环境并暂停计算，关闭入口截断阀、气相出口截断阀和液相出口截断阀。
(3) 赋予限流孔板孔径初始值。
(4) 将热量添加至分离器，模拟火灾发生时的热量输入。
(5) 打开紧急截断阀门。
(6) 开始动态模拟计算，调入数据记录表和变量-时间图，观察变化结果。
(7) 根据压力-时间变化结果调整步骤(3)中的限流孔板孔径初始值，重新进行步骤(4)~步骤(7)，直至满足15 min内将系统压力泄放至690 kPa。
为验证HYSYS模型对紧急泄放工况的适用性，并比对前述“泄放公式”(简称“方法1”)与本研究建立的动态模型(简称“方法2”)计算结果，引入算例进行计算与分析。
某集气站操作压力为7 MPa、操作温度为60 ℃，气体处理量为300×104 m3/d；设置有汇管、一套测试分离器(DN1800×4500)和出口管道；进出站设置ESD截断阀；全站设置了紧急泄放系统。其中，罐体正常生产液位为30%内径。罐内介质组分见表 1。拟计算满足紧急泄放要求的限流孔板尺寸。
采用方法1，可计算孔板孔径为11.31 mm时，能够满足泄放要求。若以此孔径作为方法2的输入值，在其他条件不变的情况下，约870 s就能满足泄压要求。通过试算，方法2满足900 s(15 min)泄压速度的最小孔径为10.98 mm。由此可见，以动态泄放为基础的方法2，其计算结果略小于基于经验公式的方法1。由于方法2考虑了泄放过程中泄放速率、压力和密度等的动态变化，因此其结果较方法1更接近实际。方法1的计算结果虽然稍大，但误差范围小于10%，仍可作为工程初期进行管件尺寸估算的一种快速方法。因此，选择孔径为11 mm的限流孔板可满足此工况的泄放要求。
如前所述，方法1无法输入热量值，故难以完成此类计算。方法2引入以湿润面积为函数的热量输入值，模拟实际泄放过程中热量输入对泄放过程的影响。同时，为进一步说明火灾工况下有无考虑热量输入的定容泄放对泄放时间的差别(某些商用软件提供绝热泄放模块)，增加了绝热泄放模拟，模拟结果见图 2。
由图 2可见，选定孔径为11 mm的限流孔板后，对于火灾泄放工况，绝热泄放计算得到的泄放时间(泄压至690 kPa)仍为900 s；而热量输入泄放的计算结果显示，达到满足泄放压力的时间约为1 050 s，这表明孔径为11 mm的限流孔板无法满足火灾工况下的泄放速率要求，在热量输入工况下增大了泄放速率。通过试算，满足着火工况下泄放要求的孔板孔径应为13 mm。
针对上述案例计算结果，进行数据分析，以进一步揭示HYSYS动态模型对非火灾与火灾工况(绝热泄放和热量输入泄放)的广泛适应性。
通过泄放过程中温度变化的模拟结果可知，泄放起始时刻温度均为60 ℃，在热量输入模型中，泄放终了时刻的罐内介质温度为75 ℃，而绝热泄放终了时刻的罐内介质温度为56 ℃。这一方面说明，虽然在绝热过程中介质温度随压力降低而下降，但在着火状态下，热量输入对升温的贡献大于泄压引起的温度降低；另一方面，泄放上游介质温度的模拟结果也证明了着火工况下，由于紧急截断和紧急泄放系统快速反应和动作，介质温升不大。
根据热量输入和绝热过程泄放的温度变化规律可知，由于案例中的介质为凝析气，故在分离器中积存的液相组分中含有部分凝析油，这些组分在系统压力降低或温度升高的过程中会持续挥发，实际泄放气体质量大于初始状态，故在限流孔板孔径一定的情况下，热量输入泄放所需时间大于绝热过程泄放。
另外，假设介质只含有C1和H2O，分离器液相中几乎不含有轻质可挥发组分，无论热量输入还是绝热过程泄放，液相(H2O)在泄放时间内虽然温度上升，但几乎不发生气化相变。根据动态模型可定量计算，验证分析结果如下。
综上可知，火灾工况的热量输入对含有轻质液相组分介质泄放的作用非常重要，将直接影响泄放总量和泄放时间。本研究建立的HYSYS动态模型既能够模拟火灾工况下介质的泄放过程，也能在非火灾工况下与现有计算方法结果吻合。同时，以HYSYS为基础的动态泄放模型，可输出泄放任意时刻的诸多工艺参数。可以认为，本研究建立的HYSYS动态模型更具有多工况下紧急泄放模拟的普遍适应性。
另外，对于本研究提及的式(3)，其计算输入所需的最大泄放量可从HYSYS动态模型中读出，并由此计算限流孔板孔径。经计算，满足4.3.1节的无火灾泄放和火灾泄放要求的限流孔板孔径分别为10.1 mm和11 mm，与HYSYS模型计算结果的误差小于10%，与相关文献报道的结果较为吻合[14]。同时，这也说明HYSYS动态模拟的计算结果可靠性较高。
通过分析限流孔板泄放原理，探讨了目前常用限流孔板孔径计算方法在定容泄放系统中的适用性，重点解释了火灾工况热量对泄放过程的影响。建立了HYSYS动态计算模型，算例分析了非火灾工况和火灾工况下常用的计算方法(方法1)与本文建立的动态模型(方法2)的计算结果，同时利用动态模型模拟结果验证了《炼油装置工艺管道安装设计手册(下册)》推荐公式的计算结果。得出如下结论：
(1) 泄放公式在非火灾紧急泄放工况下的限流孔板孔径计算结果与动态分析误差在可以接受的范围，可作为初步估算阶段使用。但在火灾工况下，由于初始温度值不发生变化，因此泄放公式计算结果与非火灾工况相同，表明该公式不适用于火灾受热工况。
(2) HYSYS动态模型考虑了泄放过程中泄放速率、压力和密度等的动态变化，其结果更具有真实性和可信度。
(3) HYSYS动态模型能够考虑火灾工况下的热量输入，模拟结果反映了热量对介质温度和泄放时间的影响；且对于相同孔径的限流孔板，其模拟的含有轻质、易挥发介质泄放时间较绝热过程泄放更长，模拟的不含轻质、易挥发介质泄放时间与绝热泄放过程几乎相同。
(4) HYSYS动态模型计算结果与式(2)较为接近，进一步说明计算结果可靠性较高。
(5) 动态模型能够较准确地模拟火灾和非火灾工况下的动态泄放过程，且具有可扩展性，推荐作为站场放空系统模拟、泄放元件选择和风险评价的主要工具与方法。
2016, Vol. 45 Issue (6): 93-98
2016, Vol. 45 Issue (6): 93-98