压力容器火灾工况安全泄放质量流量的动态研究＊

杨天宇 朱海山 郝 蕴 崔月红 钱慧增

（中海油研究总院）

安全阀作为压力容器的主要泄压装置，其泄放能力的计算是海上平台工艺设计的重点和难点。目前，国内在对海上平台工艺设备的泄压和减压分析时，通常采用美国石油学会的标准API STD 521《泄压和减压系统》［1］，但是该标准在计算各事故工况安全泄放质量流量时，仅是基于压力容器在正常操作设定点下的稳态计算，而在实际生产中，压力容器的各参数是在其关断控制点范围内动态变化的，发生事故时容器的实际操作条件往往与正常操作设定点存在较大偏离。

动态仿真模拟技术的开发始于20世纪70年代，因其可在严格物性及热力学计算的基础上获得体系的动态特征，能够更为方便、准确、快速、直观地分析研究体系各参数随时间的变化情况，在国外越来越受到石油石化领域工程设计与开发人员的重视，已成为进行事故工况分析与火炬系统研究的重要手段［2］。近年来，在国内也陆续有文献［3－5］报道使用动态模拟研究事故工况下安全阀的泄放质量流量，但都仅是在正常操作条件下，容器发生事故被隔离后的安全阀泄放过程进行动态模拟。本文使用HYSYS动态模拟工具，建立了压力容器的全动态生产模型，并在此基础上分析研究了压力容器发生外部火灾事故工况时，不同初始条件对安全阀泄放的影响。

1 安全阀泄放质量流量的计算

根据API STD 521，火灾工况下经由安全阀泄放的气体是在泄放温度、压力下与容器内残留液体达到相平衡的气体，对于压力和温度条件低于临界点的火灾工况，蒸汽的产生速率即安全阀的泄放质量流量计算见式（1）：

式中，Wv为泄放温度压力下的安全阀泄放质量流量，kg／s；Qv为用于产生蒸汽的容器吸热量，k W；λ为泄放温度压力下的汽化潜热，kJ／kg。

1．1 吸热量的计算

对于具有有效灭火措施和容器有易燃物排放系统的情况，暴露于明火中的容器的热吸收量可用API STD 521提供的方法进行计算，见式（2）。

对于多组分体系，容器从外部火灾中吸收热量后，一部分转化为汽化潜热使液体发生汽化，另一部分转化为显热，提高了残留的液体温度，使体系保持在泡点温度下。因此，式（1）中的容器吸热量仅是指使液体发生汽化转化为汽化潜热的那部分热量。

1．2 汽化潜热的计算

汽化潜热λ是计算安全阀泄放质量流量的关键热力学参数，单一组分的汽化潜热可以很容易地从相关的热力学手册中获得或通过公式进行计算，而对于多组分体系，特别是含有如原油等宽沸点组分或各组分相对分子质量差别较大的混合体系，其泄放条件下的汽化潜热受温度、压力、组成等多因素的影响，很难进行准确地计算，只能作近似估算［6－7］。K．W．Won［8］等提出了一种基于严格计算的热力学方法，提高了针对含有如原油等宽沸点组分体系汽化潜热估算的准确性。

对于含有宽沸点组分的混合体系，当容器发生外部火灾时，液相中较轻的组分先汽化进入气相，使得气相和液相的组成均发生了改变，受组分影响的汽化潜热也随之改变。另一方面，随着液相中的组分不断汽化，残留液体的体积逐渐减少，容器内的沾湿面积逐渐减小，相应的容器的总吸热量越来越少。因此，对于含有宽沸点组分的体系，其火灾工况的安全泄放质量流量在整个泄放过程中是动态变化的，其变化趋势应根据不同工况进行具体分析。

2 动态模型的建立

2．1 工艺参数

某气田段塞流捕集器为卧式两相压力容器，容器尺寸2．0 m ID×6．0 m T／T、操作温度16℃、操作压力12 100 k Pa（A）、正常操作液位500 mm、安全阀设定压力13 300 k Pa（A）。

段塞流捕集器的进料组成见表1。

表1 段塞流捕集器进料组成Table 1 Feed composition of the slug catcher

段塞流捕集器的液位和压力设计参数见表2。

表2 段塞流捕集器工艺设计参数Table 2 Process design parameters of the slug catcher

2．2 建立动态模型

使用HYSYS动态模块建立的段塞流捕集器火灾工况动态模型见图1。模型建立的主要步骤如下：

产品上市前，D企业创造性地整合现有的人力资源和信息资源，对办公室无人货架这一创业机会进行评估，并拼凑现有的技术资源以实现产品的设计与开发，其资源拼凑模式为手段导向型（6＞2）。产品上市后，创始人利用故乡的社会关系网络，将办公室无人货架的网点扩展到数百家，与多家物流企业达成合作协议，并成功融资数亿元，其资源拼凑模式为社会网络型（13＞2）。

（1） 在HYSYS动态环境下搭建段塞流捕集器的生产模型，添加阀门及PID控制器，并根据工艺要求，输入段塞流捕集器的设备参数、安全阀参数、阀门Cv值、进料组成等数据。

（2） 输入边界条件，根据操作条件设定PID参数，运行模型直至稳定。

（3） 使用Spreadsheet工具计算火灾工况下段塞流捕集器的热吸收量，并与相应的物流关联。

（4） 使用Event Scheduler工具建立段塞流捕集器的火灾工况事故控制逻辑。

（5） 使用Databook工具记录并查看各工艺参数及其变化趋势。

3 动态模拟结果及分析

3．1 参数曲线图分析

图2给出了在正常操作温度、操作压力下，发生火灾工况时，段塞流捕集器的温度、压力、液位、热吸收量、安全阀泄放质量流量随时间的变化曲线。

由图2可知，段塞流捕集器的火灾事故发生后，各参数有如下变化趋势：

（1） 温度：受外部火灾的影响，段塞流捕集器内不断有热量输入，由于容器内部的流体为多组分的油气水混合物，使得容器内流体温度呈不断上升的趋势。

（2） 压力：外部火灾发生后，段塞流捕集器内的液体不断蒸发和气体受热膨胀使得容器内部压力迅速上升，当达到安全阀设定起跳压力后，触发安全阀开启泄压，容器压力维持在允许的超压范围内。

（3） 液位：在外部火灾发生后，容器内的液体一方面会受热膨胀使得体积增大，另一方面会因受热蒸发使得体积减小。此外，在不断增大的压力作用下液体体积会被压缩减小。在本文中，段塞流捕集器内液位受以上3方面因素的综合影响呈不断下降趋势。

（4） 热吸收量：由式（2）可知，段塞流捕集器内沾湿面积的大小决定了容器在发生外部火灾时的热吸收量，而沾湿面积又是液位的函数。因此，热吸收量的变化趋势与液位的变化趋势同向，即热吸收量随着容器液位的下降而减小。

（5） 安全阀泄放质量流量：由图2可知，安全阀的泄放开始于外部火灾发生约10 min后，泄放质量流量在泄放初期迅速上升并在泄放开始约3 min后达到最大值，之后泄放质量流量逐渐下降。

3．2 初始液位对火灾工况安全泄放质量流量的影响

在正常操作压力设定点下，分别选取表2中各液位设定点作为段塞流捕集器的初始液位，运行动态模型，得到不同初始液位下火灾工况泄放质量流量变化曲线，见图3。各初始液位下安全阀最大泄放质量流量见图4。

由图3和图4可知，初始液位不同，所产生的泄放质量流量和安全阀起跳时间均不相同。以低报警点液位250 mm作为初始液位时产生的泄放质量流量最大，安全阀起跳时间最短。由图4可知，以低报警点液位250 mm作为初始液位时产生的最大泄放质量流量为1 482 kg／h，比以正常操作液位500 mm作为初始液位时产生的最大泄放质量流量1 278 kg／h大204kg／h。因此，以正常操作液位作为初始液位，所得到的最大泄放质量流量不是体系的最大泄放质量流量。

初始液位对安全泄放质量流量的影响主要表现为：在温度、压力相同的前提下，初始液位越低，容器内的沾湿面积就越小，容器的总吸热量就越少，转化为显热的吸热量也越少；另一方面，初始液位越低，容器内残留的液体就越少，受热后液相汽化率越高。

3．3 初始压力对火灾工况安全泄放质量流量的影响

以液位低报警设定点250 mm作为初始液位，分别选取表2中各压力设定点作为段塞流捕集器的初始压力，运行动态模型，得到不同初始压力下火灾工况泄放质量流量变化曲线，见图5。各初始压力下安全阀最大泄放质量流量见图6。

由图5和图6可知，初始压力不同所产生的泄放质量流量和安全阀起跳时间均不相同。初始压力越高，产生的最大泄放质量流量越大，安全阀起跳时间越短。由图6可知，以高高关断压力12 600 k Pa（A）作为初始压力时产生的最大泄放质量流量为1 586 kg／h，比以正常操作压力12 100 k Pa（A）作为初始压力时产生的最大泄放质量流量1 482 kg／h大104 kg／h。因此，以正常操作压力作为初始压力，所得到的最大泄放质量流量不是体系的最大泄放质量流量。

初始压力对泄放质量流量的影响主要表现为：在温度和液位相同的前提下，初始压力越高，容器内残留的气液相质量和密度就越大，相应的汽化潜热值就越大；另一方面，初始压力不同，容器内达到相平衡的组成也不同。

4 结论

使用HYSYS动态模拟方法能够准确直观地记录和掌握压力容器火灾工况下各种参数随时间的变化趋势，从而为安全阀泄放面积的计算提供准确的基础参数。

本文使用HYSYS动态模拟建立了段塞流捕集器的包含关断逻辑的全动态生产模型，使用该模型分析研究了不同初始压力和液位对段塞流捕集器火灾工况安全阀泄放的影响。结果表明，初始条件对段塞流捕集器的安全泄放质量流量有明显影响，正常操作液位和正常操作压力下的安全泄放质量流量1 278kg／h比实际最大泄放质量流量1 586 kg／h小308 kg／h。

安全阀的最大泄放质量流量是安全阀选型的关键参数，在计算安全阀泄放质量流量时，应根据容器的实际操作情况对选择不同初始条件进行泄放质量流量的分析和对比，从中找出最大的安全阀泄放质量流量，作为安全阀选型的依据，确保安全阀的泄放能力能够满足容器实际泄放要求。

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

［2］ 曹湘洪．石油化工流程模拟技术进展及应用［M］．北京：石化出版社，2009：340－357．

［3］ 陈文峰，刘培林，郭洲，等．复杂物系压力容器安全阀泄放过程的 HYSYS动态模拟［J］．天然气与石油，2010，28（6）：55－58．

［4］ 冯传令，杨勇．原油容器安全阀火灾工况泄放质量流量动态模拟［J］．中国海洋平台，2006，21（6）：46－48．

［5］ 郭小芳，王长征．储油库火灾爆炸环境风险评价［J］．石油与天然气化工，2012，41（1）：114－118．

［6］ 罗琼．火灾工况下介质汽化潜热的估算［J］．中国石油和化工标准，2013，7（14）：222．

［7］ Bela G Liptak．Instr u ment Engineers＇Handbook，Fourt h Edition：Vol u me 1，Pr ocess Measurement and Analysis［M］．CRC Press，2003：983．

［8］ Kwang W Won，Ar nie R Smit h，Gerald A Zeininger．Ther modyna mic met hods f or pressure relief system design parameters［J］．Fluid Phase Equilibria，2006，241（1）：41－50．