加氢装置紧急泄压限流孔板校核_王鹤.pdf

书书书设计技术石油化工设计PetrochemicalDesign2023，40(2)1 5加氢装置紧急泄压限流孔板校核王鹤(中国石化工程建设有限公司，北京 100101)摘要:确定紧急泄压限流孔板的孔径对于高压加氢装置的安全生产至关重要。介绍了估算循环氢系统主要设备气相容积的方法，及紧急泄压限流孔板孔径进行校核的方法，其实际操作结果满足工程设计允许偏差的要求，对于确定新建和改造加氢装置孔板孔径有一定的指导意义。关键词:紧急泄压试验限流孔板孔径循环氢系统气相容积doi:10 3969/j issn 1005 8168 2023 02 001常规加氢装置包括加氢精制、加氢裂化、渣油加氢等，其正常操作条件为高温、高压、临氢，并且在催化剂的作用下为强放热反应。为保障装置的安全生产，在催化剂床层发生“飞温”、火灾等事故时，需要迅速将反应部分循环氢系统的压力降低、将反应部分的热量带走，即把事故的影响控制在最小范围内。因此加氢装置通常设置紧急泄压系统。根据操作压力、反应剧烈程度的不同，各加氢装置品种设置的紧急泄压系统其泄压速率也不尽相同:1)典型的加氢裂化装置由 1 个 7 bar/min 700 kPa/min;1 bar=100 kPa;本文以 bar 为单位，下同 和 1 个 14 bar/min 并联组成，可完成最大 21 bar/min 泄压;2 个紧急泄压系统同时启动时可以将冷高压分离器的操作压力在 10 min 内降至正常操作压力的 20%25%;2)典型的渣油加氢装置由 2 个 10 5 bar/min 并联组成，可完成最大21 bar/min 泄压，其单个紧急泄压系统启动可将冷高压分离器的操作压力在 20 min 内降至正常操作压力的 20%25%。7、10 5、14 或 21 bar/min 的泄压速率，表示紧急泄压系统启动后，初始 1 min内系统压力降低的大致数值。紧急泄压速率不宜偏离设计值过多。过低的泄压速率无法及时地将系统压力降低并带走反应部分的热量，不能有效地抑制“飞温”现象或降低事故影响;而过高的泄压速率，则容易影响反应器内催化剂的装填，损坏反应部分的设备内件，在全厂停电事故发生时，还有可能造成全厂火炬系统背压升高，从而影响到其他装置的放空。紧急泄压速率主要取决于泄压孔板孔径的选取。通常在设计阶段，工程设计人员根据反应部分循环氢系统的气相容积、操作温度、操作压力、循环氢性质等参数初步确定一个孔板孔径，并在现场进行紧急泄压试验以校核现有的孔板孔径是否满足设计泄压速率要求。如果孔板孔径偏差较大，一般来说是由设计时所估计的系统气体容积误差较大造成的，此时孔板孔径需要重新加工。国内炼厂大部分是在催化剂装填完毕后，采用氢气工况进行紧急泄压试验，且为了节省氢气，部分炼厂会进行不完全的紧急泄压试验，将系统压力降低一个等级以考察紧急泄压限流孔板的能力;并根据试验结果修正孔板孔径，以及因担心催化剂在氢气工况下有可能被还原，反应器的床层温度会远低于正常操作温度。在修正孔径后，一般不会再进行紧急泄压试验，因此修正后的孔板是否能满足合理的泄压速率要求，只能待装置正常操作时因突然遇到异常情况需启动紧急泄压时才可验证。本文介绍了由中国石化工程建设有限公司(SEI)负责设计、采购、施工、试车的某套渣油加氢装置，在试车阶段进行了氮气工况的紧急泄收稿日期:2022 12 02。作者简介:王鹤，男，2006 年毕业于英国拉夫堡大学化学工程与工艺专业，高级工程师，主要从事加氢装置的工艺设计工作。联系电话:010 84878738;E mail:wanghe sei com cn 2 石 油 化 工 设 计2023 年第 2 期(第 40 卷)压试验，并在修正孔板后，再次进行氮气工况下的紧急泄压试验，以及在催化剂装填完毕后氢气工况下进行紧急泄压试验，依据大量现场实测数据，估算循环氢系统的气相容积以及校核紧急泄压限流孔板孔径的推导过程。1紧急泄压孔板孔径核算1 1紧急泄压速率的推导公式P=POetm(1)式中:P 任意时间冷高压分离器的操作压力，bar(表压);PO 紧急泄压前冷高压分离器的操作压力，bar(表压);e 自然对数;t 开始紧急泄压后经过的时间，min;m 常数。将已知条件代入式(1)，可得出开始紧急泄压后，第 1 分钟和第 2 分钟冷高压分离器的操作压力分别为 P1=POem和 P2=POe2m，以此类推能获得在紧急泄压过程中任意时间冷高压分离器的操作压力。推导式(1)，则可以得出开始紧急泄压后初始 1 min 的泄压速率(P):P=PO(1 em)(2)在进行紧急泄压试验开始后，需要记录下各个时间点的系统压力，以计算泄压速率。在限流孔板孔径不变的情况下，常数 m 仅和循环氢系统内的气相容积、气相介质特性(主要为分子量)及循环氢系统内各主要设备的温度相关，与紧急泄压试验开始时的初始压力无关;忽略紧急泄压造成的主要设备温度变化，理论上在任意一个压力点开始紧急泄压试验，计算得到常数 m 应该是一致的。通过公式(1)，则可推导出常数 m 的计算式 公式(3)。在已知常数 m 的前提下，经过任意时间段泄压，则可以通过泄压前及泄压后的压力(Px，Py)，得到泄压的总时长(ty tx)，即公式(4):m=lnPy lnPxty tx(3)T=lnPy lnPxm(4)式(3)和式(4)中，x、y 下标代表任意两个时间点，选取任意两个时间点计算出的“m”是一致的;也可以在已知“m”的情况下，有了两个点的系统压力，即可算出泄压所需要的时间。1 2现场实测紧急泄压速率的拟合在进行紧急泄压试验时，由于测试条件下的循环氢系统气相容积、主要设备温度、气相介质特性与设计正常操作的数值不尽相同，现场实测的泄压速率并不代表正常操作条件时的泄压速率，需要将现场实测紧急泄压速率拟合成正常操作条件下的紧急泄压速率，以确定能否满足设计的预期值，即公式(5):PC=PT(V/ZT)T(V/ZT)D(ZTSMN/K)T(ZTSMN/K)D(5)式中:PC 由现场实测泄压速率拟合的在正常操作条件下的泄压速率，bar/min;PT 紧急泄压试验时现场实测泄压速率，bar/min;下标“T”紧 急 泄 压 试 验 条 件 下 的 工 况;下 标“D”正常操作条件下的工况;V/ZT 循环氢系统各主要设备气相容积与压缩因子及温度的比值，m3/K;TS 冷高压分离器的操作温度，K;M 冷高压分离器的气相分子量;N (K+1)/2(K+1)/(K 1);K 冷高压分离器气相的 Cp/Cv。由式(5)可看出，紧急泄压试验条件与正常操作条件相比，循环氢系统内主要设备的气相容积越大、操作温度越低、气相分子量越大，则现场实测的泄压速率越低。1 3紧急泄压孔板孔径的校正若由现场实测泄压速率拟合出的在正常操作条件下的泄压速率偏离原设计过多，则紧急泄压孔板的孔径需重新加工，即按公式(6)计算出孔径:D2=D1PD/PC(6)式中:D2 达到设计要求泄压速率的新的孔板孔径，mm;D1 设计阶段时确定的孔板孔径，mm;PD 设计要求的泄压速率，bar/min。2泄压试验应用实例由 SEI 承建的某炼厂 2 200 kt/a 渣油加氢装置，在装填催化剂前的试车阶段曾进行高压氮气工况下的紧急泄压试验，经过重新校核孔径后，再次进行泄压速率的复核;以及在装填催化剂后，进行了氢气工况下的泄压速率复核，对于根据试验2023 年第 2 期(第 40 卷)王鹤 加氢装置紧急泄压限流孔板校核 3 结果校核和确定孔板孔径有一定的指导意义。该渣油加氢装置反应部分的紧急泄压系统由 2 个并联的限流孔板组成，根据专利商要求启动单个紧急泄压系统可将冷高压分离器的操作压力在 20 30 min 降至正常操作压力的 25%，设计阶段计算限流孔板孔径以 30 min 为计算基础，冷高压分离器的操作压力为 162 1 bar，初始第 1 分钟的泄压速率为 7 37 bar/min，冷高压分离器的气相分子量为 3 6，设计限流孔板孔径为 27 3 mm。考虑到正常操作时循环氢系统大部分设备都是气液两相操作，气相装填系数按经验选取为 0 8，设计工况循环氢系统主要设备的容积和操作温度列于表 1。表 1设计工况循环氢系统主要设备的参数值项目设备容积/m3气相容积/m3操作温度/反应器 12820225 6(80%)367反应器 24400352 0(80%)367反应器 34400352 0(80%)367反应器 44400352(80%)367热高压分离器783626(80%)365冷高压分离器363290(80%)51循环氢聚结器2121(100%)51循环氢脱硫塔877702(80%)61压缩机分液罐8787(100%)61注:气相容积数据列中的如“80%”，指设备容器中的气相空间占比。2 1高压氮气工况下的紧急泄压试验该渣油加氢装置在试车时，由于上游制氢装置还未具备生产条件，现场决定在装填催化剂前，进行高压氮气气密，并在高压氮气工况下进行紧急泄压试验。高压氮气气密结束时，反应系统压力为 117 bar，因为反应部分未装填催化剂，且未有液相介质引入，气相装填系数取为 1。另外，因当时循环氢脱硫塔从反应回路中切出(进行联合胺液脱脂活动)，则其并未包括在循环氢系统气相容积的计算中，紧急泄压试验时循环氢系统主要设备的容积和操作温度列于表 2。表 2紧急泄压时循环氢系统主要设备的参数值项目试验时气相容积/m3试验时操作温度/反应器 12820836反应器 244001027反应器 344001066反应器 444001096热高压分离器78 3420冷高压分离器36 3300循环氢聚结器2 1300压缩机分液罐8 7300氢气工况和氮气工况的压缩因子及 Cp/Cv相差不大，忽略其对计算结果的影响，则依据式(5)可得到:PC=PT(0 79+1 17+1 16+1 15+0 25+0 12+0 01+0 03)/(0 35+0 55+0 55+0 55+0 10+0 09+0 01+0 21+0 03)(30+273 15)28/(51+273 15)3 6)0 5=5 182PT注:上述数据举例说明，如“0 79”，依公式(5)以及表 1 和表 2，0 79=282/(83 6+273 15);1 17=440/(1 027+272 15);0 35=225 6/(367+273 15);0 55=352/(367+273 15)。0 =273 15 K。由以上计算结果可看出:在试验工况下现场实测的泄压速率较低，其数值的 5 182 倍为设计操作工况下的泄压速率。当反应系统压力约为117 bar(表压)时开始紧急泄压试验，并通过 DCS快速扫描(每 1 s 记录 1 次数据)记录泄压开始后各个时间点的系统压力情况，如图 1 所示。紧急泄压试验共耗时 7 min，前 30 s 的系统压力约为116 bar(表压)。图 1紧急泄压试验时系统压力随时间的变化对 DCS 记录的随时间变化的系统压力数据进行回归分析，可以得到在此工况下常数 m=0 006 08，代入式(2)和式(5)，则可以得到在系统压力为 162 1 bar(表压)时试验条件下及设计正常操作条件下初始 1 min 的泄压速率:PT=162 1 (1 e0 006 08)=0 983(bar/min);PC=5 182 0 983=5 09(bar/min)。试验结果表明:初始 1 min 的泄压速率 5 09bar/min，无法满足设计要求的 7 37 bar/min;依据式(3)和式(4)计算紧急泄压时间，单个紧急泄压系统只能将冷高压分离器的操作压力在约 43 5 4 石 油 化 工 设 计2023 年第 2 期(第 40 卷)min 内降至正常操作压力的 25%，达不到专利商要求的 20 30 min:m=ln(162 1 5 09)ln(162 1)=0 031 90T=ln(162 1 0 25)ln(162 1)/(0 031 90)=43 5因此紧急泄压孔板孔径