大型石油化工厂烃类火炬管网研究_张健.pdf

环保与安全石油化工设计PetrochemicalDesign2023，40(2)42 46大型石油化工厂烃类火炬管网研究张健(中国石化工程建设有限公司，北京 100101)摘要:建立了全厂火炬管网的水热力计算模型，分析了全厂事故时不同监测点位置的压力和温度的变化情况。分析了不同的集合管尺寸计算方法，提出了适合工程应用的计算法的建议。研究了单事故工况下，在不同环境温度、风速条件时，火炬气排放全过程沿程温度变化的热力特性，强调了工程上应着重关注的环境因素。关键词:石油化工厂火炬管网集合管水热力特性doi:10 3969/j issn 1005 8168 2023 02 010近年来，大型炼化一体化石油化工厂(以下简称一体化工厂)陆续开始建设，已建成的一体化工厂也在开车成功后正式投入运行1。一体化工厂的主线工艺通常是常减压、催化裂化、蒸汽裂解2，所配套的装置种类众多，涉及炼油、芳烃、乙烯及乙烯下游的装置和公用工程单元。为保障装置、公用工程单元的安全运行，一体化工厂通常配置大型的火炬系统以处理不同装置、公用工程单元超压时，排放出的可燃气体。火炬作为石油化工厂的特殊燃烧设施，是工厂安全生产、减少环境污染的重要保障3 4。国内对于炼油与化工的火炬系统通常分开设置，采用多座不同形式火炬分别处理方式5。如某一体化工厂，配套 3 座高架火炬，处理烃类火炬气、富氢火炬气、高酸火炬气、低酸火炬气、氨火炬气、同时配套 4 座封闭式地面火炬和 3 座开放式地面火炬。实际工程中，一体化工厂装置繁多，火炬气排放量大，动辄达到数千吨每小时;火炬气拟排放的温度也很高或很低(或高达 200 以上或低至100 以下);火炬气种类多，致使其属性也多种多样:易燃、难燃、含酸、有腐蚀性、有毒等6 8。如何安全、高效、系统地处理各类火炬气、创新火炬工艺流程、系统优化火炬管网、减少火炬数量和提升单座火炬的处理能力等，是目前一体化工厂设计和建设面临的富有挑战性的问题。本文拟对一体化工厂烃类火炬气集合管设计技术进行研究，提出烃类火炬的优化整合方法，减小配套火炬分液罐、水封罐的数量，降低火炬的整体投资。1烃类火炬系统分析如前所述，常规一体化工厂的火炬按装置类别，分为炼油装置的烃类火炬设计和化工装置的烃类火炬设计。本文以炼油和化工装置烃类高低压火炬作为研究对象，提出将这两类装置烃类火炬整合的设计思路。首先将炼油装置分为炼油高压、1 号炼油低压、2 号炼油低压等火炬系统;化工装置分为 1 号烯烃高压、2 号烯烃高压火炬系统。在火炬及火炬气回收单元将各个系统的火炬气全部汇入集合管，其后统一配置多台分液罐。此设计方法可以减少常规设计中各个火炬系统分别配置众多分液罐、水封罐的弊端。对于炼油、化工装置分别配套循环水场、变电所的装置，如果不考虑这两类装置同时停电或者停水工况，则可以进一步优化后续设备配置，使炼油与化工烃类火炬气共用一套分液罐、水封罐。收稿日期:2023 01 10。作者简介:张健，男，2015 年毕业于中国石油大学(北京)油气储运工程专业，硕士，高级工程师，主要从事炼油厂和石油化工厂储运系统、LNG 接收站、低温液化烃仓储等工程设计和研究工作。联系电话:010 84876546;E mail:zhangjian02 sei com cn2023 年第 2 期(第 40 卷)张健 大型石油化工厂烃类火炬管网研究 43 2计算方法与假设2 1计算方法火炬气管网与火炬气集合管应是整体计算，由于在实际计算时，火炬气管网与集合管的尺寸互为彼此所必需的已知条件，因此需要反复迭代计算才能确定最终的集合管以及火炬管网尺寸。本文以炼油装置的炼油高压系统、炼油低压系统为例，首先利用 Aspen Flare System Analyzer软件对火炬气管网进行全厂停电工况的水力学计算，然后在此基础上分析集合管计算方法，再将火炬气集合管带入火炬气管网进行计算，确定火炬气管网尺寸，最后采用 Aspen Hysys 软件，分析芳烃联合装置单事故工况时管网的热力情况。2 2计算假设鉴于一体化工厂的装置众多，排放工况复杂，为使计算具有可行性和同时得到可靠的工程数据，本文规定 3 个假设条件:1)利用 Aspen Flare System Analyzer 对火炬管网进行计算时，由于各个装置排放的温度差别较大，致使掺混物料的温度也较大地影响了管内介质的温度，管道传热成为次要因素，因此管网的水、热力计算采用等温流体的计算方法。2)分析火炬气集合管的计算方法时，假设气体均匀地流入各个分液罐及后续系统。3)不考虑管壁的吸热对于介质温度变化的影响。3管网与集合管计算3 1管网初步计算本项目的炼油区、化工区分别设置有变电所，故不考虑两个区域同时停电或者停水的工况。本文以炼油区管网计算为研究对象，炼油区根据装置允许排放的最高背压，分为 1 个高压系统和 2个低压系统。部分装置的火炬气排放情况和监测点的温度见表 1，火炬管网初始计算模型见图 1。表 1部分装置的火炬气排放情况和监测点的温度系统装置装置最大允许背压/MPa(表压)排放温度/分子量/MW排放量/(th1)高压系统低压系统监测点UH01040202015261UH0204022701750UH03040510460UH04040550660UH0504014107257UL0101528001730UL0201524002564UL0301520609260UL0401511406622UL05015143051180Tee681332Tee71997Bleed997Tip971图 1火炬管网初始计算模型图 2 给出了部分炼油低压系统的装置边界处和管网的沿程静压、总压变化曲线。由图 2 可看出:静压值与总压值整体从装置边界至火炬头逐渐减小。其中静压值与总压值在装置 UL01 UL05 边界处变化不大，约为 135 kPa(表压)。原因分析:1)压降最大发生在 Tee68 之前，这是因为Tee68 之前有约 6 000 m(当量长度)的管道。Tee68 之后，静压值持续下降、总压值在 Tee71 时略有上升，然后逐渐下降;Tee71 处总压值上升的原因分析:2)此处 2 号炼油低压系统的火炬气汇入，管内介质流速升高，动压头增高，即此处动压头的增高幅度大于静压头的减小幅度，因此出现 44 石 油 化 工 设 计2023 年第 2 期(第 40 卷)了总压升高，静压减低的情况;Tee71 至火炬头位置，总压头明显要大于静压头。原因分析:3)这段位置处的火炬气压力已经很小，火炬气量较大、流速快、动压头大，使得总压大于静压。从能量的角度分析，火炬头之前一段距离的总压头较大，在火炬管网设计时应该引起重视。原因分析:4)在装置边界处，火炬气压力是火炬附近的十几倍甚至几十倍，因此速度会减小很多，动压头较小，总压与静压差别不大;但是随着火炬气进入火炬设施，压力减小、气速增加，总压头有相当一部分被动压头“分走”。在此算例中，火炬头静压值约为10 kPa(表压)，而总压值达到 20 kPa(表压)。图 2炼油低压系统监测点静压与总压曲线图 3 给出了部分炼油高压系统的装置边界处和管网的沿程静压、总压变化曲线。从图 3 可看出:其整体规律与图 2 的炼油低压系统保持一致。唯一的区别在于:Tee71 处的总压值没有出现上升的现象。这是因为此处炼油高压的气体速度要远高于炼油低压的;Tee71 处新增的火炬气量相较于炼油高压系统，气体速度变化带来的影响相对于炼油低压系统要小的多。这也从侧面说明:炼油高压系统单位管长的压降要比炼油低压大，这也是管网系统分压力优化设计的具体体现。图 3炼油高压系统监测点静压与总压曲线由图2 和图3 可看出:各个装置处的计算背压均已经接近最大允许背压，这说明管网的设计较为优化，较好的利用了不同装置不同允许背压值的特点。炼油系统部分监测点温度也列于表1。由表 1 可看出:各装置排放温度差别较大，本文是按等温过程对管网进行水力学计算，则火炬头处的温度是各个装置排放的火炬气进行能量叠加之后的值，而非因管道传热导致的温降，因此大排放工况下火炬头处火炬气的温度约为 100，此温度值在工程设计上是可靠的，远低于火炬管网的设计温度。下文阐述在管网尺寸确定之后，核算单事故工况时火炬管道沿线的温度变化情况。3 2集合管尺寸分析设计集合管时，实际的配管有两种方案可供选择:1)方案:所有支管进入集合管端头，然后沿集合管顺序分配至集合管连接的分液罐。此方式所有系统的火炬气统一进入集合管，会使集合管的尺寸较大。2)方案:尽可能将不同的汇入支管均匀分配在集合管的沿线上以减小集合管尺寸。为比较不同集合管设计尺寸的计算方法，本文首先研究了基于汇入、流出管等效截面积的计算方法，给出了集合管尺寸，然后按照等效压力降的方法进行了核算，给出了优化的集合管尺寸。本文将 2 个烯烃高压系统、1 个炼油高压系统和 2 个炼油低压系统合并通入集合管，其中 2 号炼油低压系统为预留系统;已知排放量，因装置位置和接管尺寸未定，故本文仅考虑其排放的总量，不基于此系统尺寸核算集合管尺寸，大幅降低了各个系统单独设置分液罐、水封罐的数量。由于不考虑炼油装置与化工装置同时停电的工况，经过分析，确定炼油装置停电工况的火炬气排放为集合管尺寸计算的控制性工况。本文将主要分析炼油系统对火炬气集合管的影响。炼油区火炬气排放情况见表 2。表 2各系统火炬气排放量项目炼油高压 1 号低压 2 号低压排放量/(th1)2 1501 056343分子量/MW11 029851 4温度/9213396当地体积流量/(103m3h1)5 8531 180202当地体积流量占比0810160 03单个分液罐处理量/(103m3h1)1 8092023 年第 2 期(第 40 卷)张健 大型石油化工厂烃类火炬管网研究 45 表 2 给出了 3 个系统火炬排放的情况，为准确地探索火炬气量对集合管尺寸设计的影响程度，本文选取当地体积流量(某位置处特定的压力、温度条件下的体积流量)作为计算依据。一般而言，汇入支管的位置对集合管的尺寸有较大的影响;通过分析，当汇入管被均匀分配于集合管不同位置时，可以大幅减小集合管的尺寸;同时火炬气流量最大汇入管设置于集合管中部将更有利于缩减集合管尺寸。由表 2 可知:炼油高压系统火炬气的流量最大，若使其位于集合管的中部时，则应是有效地节省集合管尺寸的最佳之选。集合管尺寸如何计算是本文关注的内容，3 2 1 3 2 3分别给出了不同计算准则下集合管的尺寸，其中当地气体体积流量单位为 103m3/h。3 2 1基于炼油高压和炼油低压的计算原则图 4 是基于炼油高压系统/炼油低压系统/分液罐入口系统等效截面积的集合管尺寸计算结果，即单位面积的集合管气体流量与炼油高压系统/炼油低压系统/分液罐入口系统单位面积的气体体积流量等同。此时集合管最大尺寸位置处的管道直径为 DN2000/DN4000/DN2800。以炼油高压系统和炼油低压系统角度看，此两者的集合管尺寸分别是小于和大于汇入管尺寸，这是因为两者的该系统装置允许背压最高和最低，单位管长允许压降最大和最小，故此单位面积允许的气体流量最大和最小;集合管尺寸较小和较大。图 4基于炼油高压/炼油低压/分液入口系统等效流通面积的集合管尺寸注:红色数值指炼油低压;蓝色数值指分液罐入口3 2 2基于分液罐入口的计算原则由图4(蓝色数值)和3 2 1 的描述可知:基于分液罐入口系统计算时，集合管最大尺寸位置处的管道直径为 DN2800。其值大于基于炼油高压系统等效流通面积的计算尺寸(DN2000);小于基于炼 油 低 压 系 统 等 效 流 通 面 积 的 计 算 尺 寸(DN4000)。这说明集合管后火炬系统的尺寸是介于炼油高压与炼油低压之间的设置方案计算值，从能量均匀分配的角度分析，此设置方案较为合适。3 2 3基于实际压降的计算原则3 2 1 3 2 2 分别给出了不同假设条件下，集合管的尺寸计算结果。基于汇入系统或者流出系统等效流通面积的设计原则，其最大缺点是无法准确把控集