BDV冷態(tài)泄放工況下火炬系統(tǒng)低溫動(dòng)態(tài)模擬

陳 賓，劉培林，陳文鋒，蔡廣遠(yuǎn)，趙方生

(海洋石油工程股份有限公司，天津 300451)

1 概述

火炬系統(tǒng)主要包括火炬管匯、火炬分液罐和放空臂?；鹁嫦到y(tǒng)的設(shè)計(jì)低溫通常由BDV冷態(tài)泄放工況決定，常規(guī)設(shè)計(jì)以BDV泄放時(shí)出口流體最低溫度作為火炬系統(tǒng)最低操作溫度。由于忽略了泄放流體與管材和環(huán)境的換熱影響，以此方法確定的火炬系統(tǒng)最低設(shè)計(jì)低溫偏于保守。通過動(dòng)態(tài)模擬技術(shù)理論上可以提高火炬系統(tǒng)的最低設(shè)計(jì)溫度。Aspen HYSYS中的Dynamic模塊作為石化行業(yè)最常用的動(dòng)態(tài)模擬工具軟件，可以動(dòng)態(tài)模擬流動(dòng)介質(zhì)與管道和設(shè)備的溫度傳遞和各個(gè)參數(shù)隨時(shí)間的變化趨勢(shì)，有利于對(duì)火炬系統(tǒng)設(shè)計(jì)低溫選取的優(yōu)化分析。

文章將使用Aspen HYSYS軟件通過動(dòng)態(tài)模擬的方法，計(jì)算BDV冷態(tài)泄放過程中低溫泄放流體與火炬系統(tǒng)的管材和環(huán)境的換熱情況，分析火炬管匯、火炬分液罐和放空臂在泄放過程內(nèi)部流體以及內(nèi)壁溫度的變化趨勢(shì)，探究火炬系統(tǒng)設(shè)計(jì)低溫優(yōu)化方法。

2 Aspen HYSYS傳熱理論

BDV冷態(tài)泄放的低溫流體在火炬系統(tǒng)流動(dòng)過程中，會(huì)與鋼材、保溫材料以及周圍的環(huán)境進(jìn)行熱量傳遞。Aspen HYSYS將整個(gè)熱量傳遞體系劃分為三個(gè)部分：內(nèi)部流體、鋼材和保溫層、周圍環(huán)境。其中流體與金屬以及金屬與環(huán)境的傳熱過程以對(duì)流傳熱為主，金屬和保溫層內(nèi)部以及金屬與保溫層之間的傳熱以熱傳導(dǎo)為主。熱量的傳遞示意圖如圖1，每個(gè)部分的熱量傳遞原理和公式參見2.1～2.4部分。Aspen HYSYS動(dòng)態(tài)模擬模塊可以記錄流體隨時(shí)間在火炬系統(tǒng)中流動(dòng)過程中熱量傳遞速度的變化和能量累計(jì)，并以圖表的形式予以展現(xiàn)。

圖1 熱量傳遞示意圖Fig.1 Schematic diagram of heat transfer

2.1 金屬和保溫層內(nèi)部以及金屬與保溫層之間的傳熱

發(fā)生在固體中的熱量傳遞方式為熱傳導(dǎo)，熱傳導(dǎo)方式的熱流密度可用傅立葉定律計(jì)算，見公式(1)。

(1)

2.2 金屬外壁與周圍環(huán)境的熱傳遞

金屬外壁與環(huán)境的傳熱過程以自然對(duì)流傳熱為主，對(duì)流傳熱速率與流體流態(tài)相關(guān)，流態(tài)可以用普朗特?cái)?shù)和格拉斯霍夫數(shù)的乘積Gr×Pr來表征。

(2)

(3)

式中：Pr——代表普朗特?cái)?shù)，氣體接近于1；Gr——代表格拉斯霍夫數(shù)；Cp——代表等壓比熱容，J/kg-K；μ——代表運(yùn)動(dòng)粘度，Pa·s；κ——代表熱導(dǎo)率，W/m-K；g——代表重力加速度，取9.8 m/s2；β——代表體積變化系數(shù)，K-1；ΔT——代表溫度差，K；X——代表特征尺度，m；ρ——代表密度，kg/m3。

Gr和Pr的計(jì)算需要先確定與金屬外壁接觸流體的薄膜溫度(邊界層)，HYSYS取為流體溫度與容器外壁溫度的平均溫度。計(jì)算與外部環(huán)境換熱時(shí)HYSYS假設(shè)外部環(huán)境壓力為大氣壓，風(fēng)速為零。特征尺度X取決于管線的幾何形狀，豎管對(duì)應(yīng)管線長(zhǎng)度，橫管對(duì)應(yīng)管線直徑。

當(dāng)Gr×Pr小于109時(shí), 自然對(duì)流熱流密度可用式(4)計(jì)算。

(4)

式中：C——代表特征導(dǎo)熱系數(shù)，立管取1.42×10-3，橫管取1.32×10-3，kW/m2-K；m=1/4。

當(dāng)Gr×Pr大于109時(shí), 傳熱區(qū)域處于湍流狀態(tài)，熱流密度可用式(5)計(jì)算。

q=C(ΔT)m

(5)

式中：C——代表特征導(dǎo)熱系數(shù)，立管取1.31×10-3，橫管取1.24×10-3，kW/m2-K；m=1/3。

2.3 內(nèi)部流體與金屬內(nèi)壁之間的熱傳遞

容器氣相和液相區(qū)域的傳熱速率有很大差異，但每個(gè)區(qū)域的間壁傳熱原理相同，內(nèi)部流體與金屬內(nèi)壁之間的熱傳遞過程自然對(duì)流和熱傳遞同時(shí)發(fā)生，但以自然對(duì)流傳熱為主。熱流密度可用式(6)計(jì)算。

(6)

式中:Nu——代表怒塞爾數(shù)，是Gr×Pr的函數(shù)，具體函數(shù)關(guān)系參見霍爾曼熱量傳遞手冊(cè)[1]。

2.4 氣相與液相之間的熱傳遞

氣體和液體之間的熱量傳遞也以自然對(duì)流為主，可以采用式(6)，只是怒塞爾數(shù)Nu的計(jì)算采用下式(7)計(jì)算。

Nu=C(Gr×Pr)m

(7)

其中C=0.16，m=1/3，通常HYSYS動(dòng)態(tài)認(rèn)為容器內(nèi)的氣液是平衡狀態(tài)，因此氣液溫度相同，當(dāng)需要考慮氣液溫度差異時(shí)，可以通過調(diào)整循環(huán)效率來實(shí)現(xiàn)。

3 動(dòng)態(tài)模擬計(jì)算實(shí)例分析

以某海上氣田段塞流捕集器BDV冷態(tài)泄放為例，使用Aspen HYSYS軟件通過動(dòng)態(tài)模擬的方法，計(jì)算BDV冷態(tài)泄放過程中低溫泄放流體與火炬系統(tǒng)的管材和環(huán)境的換熱情況，分析火炬管匯、火炬分液罐和放空臂在泄放過程內(nèi)部流體以及內(nèi)壁溫度的變化趨勢(shì)。

3.1 流程簡(jiǎn)介

如圖2，來自水下井口的生產(chǎn)物流，經(jīng)海管輸送至段塞流捕集器(操作參數(shù)120 barG/15 ℃)，氣液分離后分別進(jìn)入天然氣和凝析油處理系統(tǒng)。段塞流捕集器上設(shè)置BDV用于泄壓，泄放物流進(jìn)入火炬系統(tǒng)。如圖3，BDV泄放的低溫流體經(jīng)過火炬管匯輸送至火炬分液罐，低溫流體在火炬分液罐中進(jìn)行氣液分離，低溫氣體經(jīng)放空臂進(jìn)入火炬頭燃燒放空，低溫液暫存于火炬分液罐內(nèi)。

圖2 段塞流捕集器流程示意圖Fig.2 Process flow diagram of slug catcher

圖3 火炬系統(tǒng)流程示意圖Fig.3 Process flow diagram of flare system

3.2 常規(guī)設(shè)計(jì)方法

常規(guī)設(shè)計(jì)采用HYSYS自帶的Depressing模塊計(jì)算BDV出口泄放低溫，BDV冷態(tài)工況下，泄放曲線見圖4，BDV孔板下游流體最低操作溫度為-68 ℃，常規(guī)設(shè)計(jì)將此溫度作為火炬系統(tǒng)最低操作溫度。

圖4 Depressing泄放曲線Fig.4 Depressing discharge curve

3.3 動(dòng)態(tài)模擬方法

Depressing模塊本質(zhì)采用的也是動(dòng)態(tài)模擬的方法，只是depressing模塊只能進(jìn)行BDV的泄壓過程模擬，孔板下游不能支持火炬管匯和火炬分液罐的模擬，因此無法考慮孔板下游低溫流體流動(dòng)過程的熱量傳遞。動(dòng)態(tài)模擬方法，將BDV冷態(tài)泄放和下游火炬系統(tǒng)結(jié)合建立了一套完整的泄放系統(tǒng)，可以模擬計(jì)算整個(gè)冷態(tài)泄放過程中的熱量的傳遞，并進(jìn)行實(shí)時(shí)記錄和觀測(cè)。

(1)模型建立和初始化

按照項(xiàng)目實(shí)際參數(shù)對(duì)段塞流捕集器冷態(tài)泄放工況進(jìn)行完整的動(dòng)態(tài)建模，模型截圖見圖5。登平臺(tái)物流組分?jǐn)?shù)據(jù)見表1。

圖5 冷態(tài)泄放工況動(dòng)態(tài)模擬流程圖Fig.5 Process flow diagram of dynamic simulation

表1 入口組分?jǐn)?shù)據(jù)Tab.1 Inlet component data

段塞流捕集器操作參數(shù)為120 barG/15 ℃，3 m(ID)×9 m(T/T)，碳鋼材質(zhì)，壁厚80 mm，保溫層厚度25 mm。火炬分液罐尺寸2 m(ID)×6 m(T/T)，不銹鋼材質(zhì)，壁厚10 mm?；鹁婀軈R和放空臂均為12寸的不銹鋼管線，長(zhǎng)度分別為100 m和200 m，環(huán)境溫度為25 ℃。

初始工況下，段塞流捕集器在120 barG/15 ℃下操作，假設(shè)液位處于最低液位300 mm；火炬系統(tǒng)初始溫度于環(huán)境溫度相同，吹掃氣量為15 Sm3/h，火炬分液罐內(nèi)初始液位為600 mm(OFF液位)。

(2)模擬結(jié)果分析

模型采用時(shí)序控制，積分時(shí)間取0.05 s，當(dāng)模型運(yùn)行穩(wěn)定后，段塞流捕集器進(jìn)出口SDV和火炬分液罐液相出口LV同時(shí)關(guān)斷，BDV打開，低溫流體通過火炬管匯火炬分液罐和放空臂進(jìn)入火炬頭燃燒放空。當(dāng)段塞流捕集器內(nèi)壓力降至接近常壓時(shí)，模型運(yùn)行停止，耗時(shí)約1 200 s。泄放過程中低溫流體，火炬管匯，火炬分液罐和放空臂的溫度變化曲線見圖6。

圖6 冷態(tài)泄放工況動(dòng)態(tài)曲線Fig.6 Dynamic curve in cold discharge case

Depressing模塊的內(nèi)核也是動(dòng)態(tài)模擬，兩種方法泄放曲線一致。泄放流體最低溫度為-68 ℃。

泄放初期，進(jìn)入火炬分液罐的流體溫度與孔板下游溫度幾乎相等(最低-66.5 ℃)，主要是由于泄放流體流速過快，流體沒能及時(shí)與火炬管匯換熱。隨著泄放量的降低，流體流速降低，火炬管匯進(jìn)出口溫差逐漸變大，進(jìn)入火炬分液罐的流體溫度逐漸升高，后期達(dá)到-32 ℃，與進(jìn)口溫差達(dá)到23 ℃。

由于火炬分液罐內(nèi)原有一定容積的常溫液體，隨著低溫流體的流入，火炬分液罐內(nèi)流體溫度由初始25 ℃逐漸降低最終穩(wěn)定在-23 ℃。由此可見，考慮低溫泄放流體與火炬管匯和分液罐的換熱后，火炬分液罐最低操作溫度為-23 ℃，高于泄放流體最低溫度45 ℃左右。

由于火炬罐壁厚只有10 mm左右，火炬分液罐的鋼材內(nèi)壁和外壁溫度相同，同時(shí)接近罐內(nèi)液體溫度，罐體承受的最低溫度約-23 ℃。

由于氣相與分液罐內(nèi)壁傳熱速率低于液相與分液罐內(nèi)壁的傳熱速率，與氣相接觸的分液罐內(nèi)壁溫度降低速率低于液相，最終溫度由25 ℃降至7.5 ℃。

由于低溫流體流經(jīng)火炬管匯和放空臂的速度很快，最終過計(jì)算結(jié)果顯示，火炬管匯和放空臂鋼材溫度遠(yuǎn)高于管內(nèi)流體溫度。

4 結(jié)束語

通過動(dòng)態(tài)模擬的方法，完整地模擬了BDV冷態(tài)泄放過程中火炬系統(tǒng)主要設(shè)施的溫度變化趨勢(shì)，得出以下幾點(diǎn)結(jié)論供火炬系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)參考。

1)考慮泄放流體與火炬管網(wǎng)和火炬分液罐鋼材以及火炬分液罐內(nèi)現(xiàn)存常溫流體的換熱效果，火炬分液罐內(nèi)流體的遠(yuǎn)高于流體泄放溫度，火炬系統(tǒng)的設(shè)計(jì)溫度有一定的優(yōu)化空間。

2)由于火炬分液罐設(shè)計(jì)壓力較低，壁厚一般只有10 mm左右，火炬分液罐鋼材實(shí)際可能達(dá)到的鋼材最低溫度與火炬分液罐內(nèi)流體溫度幾乎一致。

3)火炬分液罐中，氣相與容器壁傳熱速率遠(yuǎn)小于液相與容器壁的傳熱速率，因此火炬分液罐的設(shè)計(jì)低溫取決于液相最低溫度。

4)BDV泄放過程中火炬分液罐內(nèi)液體存在低溫風(fēng)險(xiǎn)，因此火炬分液罐液相出口設(shè)置低溫關(guān)斷的SDV是必要的。

5)BDV泄放工況下，進(jìn)入火炬頭的流體溫度遠(yuǎn)高于孔板下游流體溫度，對(duì)火炬頭輻射計(jì)算存在一定影響，理論上可以降低火炬壁長(zhǎng)度，建議后期進(jìn)行相關(guān)研究。