系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬方法優(yōu)化火炬泄放負(fù)荷

王 濤 周 鵬 陳文峰 孫為志 王長(zhǎng)亮

海洋石油工程股份有限公司設(shè)計(jì)院, 天津 300451

0 前言

海洋平臺(tái)火炬泄放負(fù)荷直接決定平臺(tái)火炬系統(tǒng)能力和火炬臂長(zhǎng)度。泄放負(fù)荷的傳統(tǒng)計(jì)算方法由受火的單個(gè)泄放源最大泄放流量加和確定,結(jié)果較保守,造成火炬系統(tǒng)能力偏大。動(dòng)態(tài)模擬方法能準(zhǔn)確反映泄放過程中各參數(shù)隨時(shí)間的變化,促進(jìn)對(duì)泄放過程的理解[1]。運(yùn)用動(dòng)態(tài)模擬方法可以對(duì)單個(gè)設(shè)備進(jìn)行動(dòng)態(tài)泄放模擬[2-13],也可以對(duì)整個(gè)系統(tǒng)(含多個(gè)泄放源)進(jìn)行泄放模擬,如火災(zāi)事故或公用系統(tǒng)故障引起的系統(tǒng)內(nèi)多個(gè)設(shè)備進(jìn)行壓力泄放。單設(shè)備動(dòng)態(tài)模擬只專注于1個(gè)泄放設(shè)備的峰值泄放量,忽略時(shí)間變化對(duì)其他設(shè)備的影響,而系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬會(huì)考慮多個(gè)泄放源隨時(shí)間的變化情況,因?yàn)樗惺苡绊懙脑O(shè)備并非在同一時(shí)間達(dá)到泄放狀態(tài),且受影響的設(shè)備并非在同一時(shí)間維持其最大泄放流量,所以對(duì)于含多個(gè)泄放源的系統(tǒng),系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬方法是一種更精確的系統(tǒng)泄放負(fù)荷計(jì)算方法。

1 系統(tǒng)介紹

某海上采油平臺(tái)原油系統(tǒng)采用兩級(jí)脫水處理,工藝流程見圖1。井口物流經(jīng)油嘴降壓后進(jìn)入生產(chǎn)/測(cè)試管匯,需要單井計(jì)量的物流進(jìn)入測(cè)試管匯經(jīng)多相流量計(jì)(MFM)計(jì)量,進(jìn)入生產(chǎn)管匯,經(jīng)一級(jí)分離器處理到含水20%,二級(jí)分離器處理到含水0.5%,最后由原油外輸泵輸送到生產(chǎn)儲(chǔ)油船(FPSO)儲(chǔ)存,分離器處理后的污水進(jìn)入生產(chǎn)水處理系統(tǒng)。一、二級(jí)分離器在同一火區(qū)內(nèi)且相鄰布置,存在火災(zāi)同時(shí)泄壓的工況,且火災(zāi)工況泄放量決定火炬泄放能力[14-19]。火災(zāi)工況發(fā)生時(shí),設(shè)備周圍的火氣探頭進(jìn)行報(bào)警并引起系統(tǒng)關(guān)斷，關(guān)閉分離器進(jìn)、出口關(guān)斷閥,所以火災(zāi)泄放的模擬考慮對(duì)2臺(tái)分離器隔離并在同一時(shí)間持續(xù)加熱。

圖1 工藝流程圖Fig.1 Process flow chart

2 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放計(jì)算模擬

2.1 火災(zāi)泄放流量的計(jì)算

外部火災(zāi)引起設(shè)備內(nèi)液體汽化,造成設(shè)備超壓。安全閥需要泄放汽化產(chǎn)生的多余氣體,其泄放流量受火災(zāi)吸熱量和液相汽化潛熱影響,計(jì)算見式(1)。火災(zāi)吸熱量主要受著火燃料類型、火焰包圍程度(與容器大小和形狀有關(guān))、環(huán)境因子、防火和排放措施影響。對(duì)于那些具有有效的滅火措施和易燃物排放系統(tǒng)的設(shè)備,其吸熱量采用式(2),考慮到設(shè)備本身保溫層對(duì)吸熱量的影響,對(duì)于單層隔熱層的容器,F因子采用式(3)計(jì)算。

W=Q/H

(1)

(2)

(3)

2.2 材料高溫下的屈服強(qiáng)度

容器在火災(zāi)中加熱升溫,設(shè)備材料強(qiáng)度相應(yīng)降低,當(dāng)材料強(qiáng)度低于最大允許工作壓力下的許用應(yīng)力時(shí),設(shè)備有破裂風(fēng)險(xiǎn),此時(shí)安全閥將失去保護(hù)作用,因此在模擬計(jì)算中泄放溫度應(yīng)限制在破裂溫度下。設(shè)備最大允許工作壓力下材料應(yīng)力見表1,常用碳鋼Q 345 R的高溫屈服強(qiáng)度[20]見圖2。

表1 最大允許工作壓力下材料應(yīng)力表

圖2 常用碳鋼Q 345 R的高溫屈服強(qiáng)度圖Fig.2 Q 345 R high temperature yield strength

2.3 工藝參數(shù)

各工藝設(shè)計(jì)參數(shù)見表2～4。

表2 分離器設(shè)備參數(shù)表

表3 一級(jí)分離器液位/壓力設(shè)定參數(shù)表

表4 二級(jí)分離器液位/壓力設(shè)定參數(shù)表

2.4 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬建立

首先建立系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)模擬,運(yùn)行穩(wěn)定后切換到動(dòng)態(tài)模式,輸入分離器、閥門、泵等參數(shù),對(duì)分離器進(jìn)行壓力和液位控制(PIC和LIC控制),PID參數(shù)見表5,HYSYS動(dòng)態(tài)模擬流程見圖3。根據(jù)式(2)～(3),在Spread-Sheet輸入火災(zāi)吸熱自動(dòng)計(jì)算公式,建立火災(zāi)工況Event Scheduler事故邏輯控制,在火災(zāi)工況發(fā)生時(shí)關(guān)閉分離器進(jìn)出口,并將火災(zāi)熱量給予分離器,進(jìn)行動(dòng)態(tài)泄放計(jì)算和模擬。利用Strip Chart監(jiān)測(cè)記錄分離器泄放溫度、壓力、液位,安全閥開度、泄放流量等數(shù)據(jù)。

表5 PID控制器參數(shù)表

圖3 HYSYS動(dòng)態(tài)模擬流程圖Fig.3 HYSYS dynamic simulation diagram

3 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放模擬結(jié)果及分析

3.1 單設(shè)備動(dòng)態(tài)泄放曲線

一、二級(jí)分離器壓力和液位在設(shè)定點(diǎn)(SP)下,動(dòng)態(tài)泄放中各參數(shù)曲線見圖4～5,由圖4～5可知:火災(zāi)安全閥泄放流量出現(xiàn)兩個(gè)峰值流量,一級(jí)分離器在3.4 h出現(xiàn)第一個(gè)峰值,8.7 h出現(xiàn)第二個(gè)峰值;二級(jí)分離器在2.5 h出現(xiàn)第一個(gè)峰值,5.9 h出現(xiàn)第二個(gè)峰值;發(fā)生火災(zāi)后,液體受熱膨脹體積增大,液位會(huì)短暫升高,隨著泄放持續(xù)進(jìn)行,液位呈持續(xù)下降趨勢(shì);隨著火災(zāi)吸熱量的不斷輸入,分離器內(nèi)溫度不斷升高,由圖2可知,溫度達(dá)到300 ℃,材料屈服強(qiáng)度約等于最大允許工作壓力下的材料應(yīng)力,因此泄放溫度限制在300 ℃;分離器受火加熱后,物料不斷膨脹,壓力升高,在安全閥設(shè)定壓力點(diǎn),安全閥開始打開,達(dá)到設(shè)定點(diǎn)壓力1.21倍[21],安全閥完全打開。此后隨著吸熱量的不斷輸入,壓力始終穩(wěn)定在設(shè)定點(diǎn)附近。

圖4 一級(jí)分離器動(dòng)態(tài)泄放模擬結(jié)果圖Fig.4 1st stage separator dynamic simulation result

圖5 二級(jí)分離器動(dòng)態(tài)泄放模擬結(jié)果圖Fig.5 2nd stage separator dynamic simulation result

3.2 泄放流量敏感性分析

泄放流量受物流組分、起始?jí)毫Α⑵鹗紲囟取⑵鹗家何弧⒃O(shè)備尺寸等因素影響,物流組分、起始溫度、設(shè)備尺寸屬于確定因素,而起始?jí)毫捌鹗家何煌谝欢ǚ秶鷥?nèi)波動(dòng),需要對(duì)這兩個(gè)變量進(jìn)行敏感性分析。

3.2.1 液位對(duì)泄放流量的影響

圖6～7是在相同壓力(SP壓力)不同液位下,泄放流量的變化曲線。由圖6～7可知，不同液位下,安全閥的起跳時(shí)間和產(chǎn)生的泄放流量均不同。液位越低,越先達(dá)到起跳壓力;液位越高,泄放流量越大,高高液位相比低低液位,泄放流量分別增加3 375 kg/h(一級(jí))/1 694 kg/h(二級(jí)),增加幅度約94%和74%。因?yàn)橐何辉降?罐內(nèi)殘留的液相越少,氣液相變轉(zhuǎn)化時(shí)間越快;液位越高,沾濕面積越大,吸熱量越大,相變轉(zhuǎn)化為氣相質(zhì)量流量越大,因此泄放流量越大。

圖6 一級(jí)分離器泄放流量隨液位變化曲線圖Fig.6 Curve of 1st stage separator relief amount with different liquid levels

圖7 二級(jí)分離器泄放流量隨液位變化曲線圖Fig.7 Curve of 2nd stage separator relief amount with different liquid levels

3.2.2 壓力對(duì)泄放流量的影響

圖8～9是在相同液位(SP液位)不同壓力下,泄放流量的變化曲線。由圖8～9可知，一級(jí)分離器在低低壓力下的泄放流量較大,而二級(jí)分離器在高高壓力下的泄放流量較大,不同壓力下的泄放流量變化較小。因?yàn)閴毫Σ煌?達(dá)到相平衡的氣相和液相中的組分也不同,導(dǎo)致泄放流量有所差異,而分離器操作壓力的變化范圍不大,對(duì)氣液相平衡的組分影響較小。考慮在正常工況下2臺(tái)分離器處于SP壓力下,因此將高高液位和正常壓力將作為安全閥泄放流量的最大工況,進(jìn)行系統(tǒng)泄放負(fù)荷計(jì)算。

圖8 一級(jí)分離器泄放流量隨壓力變化曲線圖Fig.8 Curve of 1st stage separator relief amount with different pressures

圖9 二級(jí)分離器泄放流量隨壓力變化曲線圖Fig.9 Curve of 2nd stage separator relief amount with different pressures

3.3 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放負(fù)荷

在高高液位和正常壓力下,重新進(jìn)行一、二級(jí)分離器動(dòng)態(tài)泄放模擬,得到系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放負(fù)荷曲線,見圖10。由于一、二級(jí)分離器內(nèi)物料量不同,達(dá)到泄放峰值的時(shí)間也不同,即存在錯(cuò)峰現(xiàn)象。由3.1節(jié)可知,動(dòng)態(tài)泄放溫度限制在300 ℃,系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放負(fù)荷曲線調(diào)整后見圖11。由圖11可知，一二級(jí)分離器只出現(xiàn)一次泄放峰值,對(duì)應(yīng)泄放流量分別為7 864、4 667 kg/h,系統(tǒng)動(dòng)態(tài)最大泄放流量為8 368 kg/h。

圖10 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放負(fù)荷曲線圖Fig.10 Curve of system dynamic relief load

圖11 泄放溫度低于300 ℃的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)泄放負(fù)荷曲線圖Fig.11 Curve of system dynamic relief load at temperature below 300 ℃

表6對(duì)比常規(guī)加和法和系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬法,可知系統(tǒng)動(dòng)態(tài)方法對(duì)火炬系統(tǒng)的影響，系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬可以明顯縮減火炬系統(tǒng)負(fù)荷,降低設(shè)備和管線尺寸。

表6 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬方法和常規(guī)加和方法對(duì)比表

4 結(jié)論

通過系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬方法,研究火災(zāi)工況下安全閥動(dòng)態(tài)泄放過程,得出如下結(jié)論:

1)單分離器在整個(gè)泄放過程中會(huì)出現(xiàn)兩個(gè)峰值,由于設(shè)備材料的高溫屈服強(qiáng)度對(duì)泄放溫度的限制,第二個(gè)峰值位于該泄放溫度以上,將不考慮第二個(gè)峰值流量。

2)對(duì)影響泄放流量的起始液位和起始?jí)毫蓚€(gè)因素進(jìn)行敏感性分析,結(jié)果表明起始液位對(duì)泄放峰值流量影響很大,液位越高,泄放流量越大,起始?jí)毫?duì)泄放流量的影響較小。

3)在高高液位和正常壓力下,進(jìn)行系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬,可知一、二級(jí)分離器泄放流量的峰值均不同時(shí)出現(xiàn),也就是存在錯(cuò)峰泄放。

4)通過2個(gè)設(shè)備的泄放流量動(dòng)態(tài)疊加可知,系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模擬方法比常規(guī)加和方法能明顯減小火炬泄放流量,縮減設(shè)備尺寸和火炬臂長(zhǎng)度,同時(shí)該方法對(duì)火炬系統(tǒng)去瓶頸設(shè)計(jì)也有一定的借鑒意義。