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水封罐和分液罐的氣相安全流速研究

文檔作者：曾小軍文檔來源：中國石化工程建設有限公司		點擊數：	更新時間： 2021年01月08日
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★ 石油化工安全環(huán)保技術 ★
2014年第30卷第4期PETROCHEMICAL SAI, ETY AND ENVIRONMENTAL PRO。。’1 ECTION TECHNOI 0(
專題綜述
水封罐和分液罐的氣相安全流速研究
趙廣明
(中國石化工程建設有限公司，北京100101)
摘 要：在火炬設施運行過程中，水封罐和分液罐是石油化工廠或某些工藝裝置火炬系
統安全運行的必要保障設施。水封罐中的水量必須滿足有效密封水量的需求，分液罐有效分
離出系統管道中的凝結液，是避免可燃氣體排放系統發(fā)生氣液兩相流動破壞和火炬火雨事故
的需要。文章提出了水封罐和分液罐的氣液兩相流動簡化模型，以及罐內氣相流動安全速度
的確定方法。
關鍵詞：火炬系統水封分液氣液兩相流動安全速度
水封罐和分液罐是火炬系統安全運行中極其
重要的組成部分， 國內外相關資料表明，火炬系
統自身的安全事故偶有發(fā)生，其中火炬系統水封
罐和分液罐的尺寸設計不合理造成的事故占有一
定比例。原因在于現行的有關火炬設計標準對水
封罐和分液罐的氣相流動速度過高帶來的安全問
題認識不足。
1 水封罐和分液罐尺寸的確定
1．1 水封罐和分液罐在火炬系統中的用途
在特殊情況下火炬系統存在負壓工況，通常
采用水封作為防止負壓回火，造成火炬系統大面積
破壞的手段。當可燃氣體排放接近結束時，水封罐
中的水量必須滿足有效密封水量的需求，以阻止空
氣由火炬頭倒流進入火炬系統發(fā)生爆炸事故? 。
水封罐水量的保持，除正常操作補水外，可
以采用當火炬排放壓力接近常壓時瞬時大量補
水，或采用合適的水封罐尺寸，防止罐內水量大
量流失的方法，以滿足水封罐內必須保持足夠水
量的要求。雖然這兩種方法都可以滿足水封罐保
持水量的要求，但后者是不需要借助儀表控制系
統的本質安全手段。從水封罐的重要性方面考
慮，本質安全應該成為設計的首選。
分液罐有效分離出系統管道中的凝結液，是
避免可燃氣體排放系統發(fā)生氣液兩相流動破壞和
火炬火雨事故的需要。管道內氣液兩相流動沖擊
力方向的多向性及數值的多變性，是造成部分管
道及管架破壞事故的主要原因。
1．2 國內外相關標準中的尺寸確定原則
在火炬系統水封罐和分液罐的尺寸確定上，
目前國內外普遍遵守的原則是：
1)滿足氣液分離的要求
氣液分離計算的原則是，氣體通過水封罐或
分液罐的時間等于或大于氣體中夾帶的液滴沉降所
需的時問 】 J。液滴的沉降速度按重力沉降的原理
計算，即氣體中夾帶的液滴在重力作用下沉降，液
滴在靜止的流體中下落時滿足牛頓第二定律F=
ma(m為液滴的質量，。為液滴下落的加速度)，
當液滴下落速度達到極限a=g時，則有：重力一
浮力一阻力=mg=0，可以寫出表達式(1) J。
d I9f一 dlP 一Lc T半 =0(1)
式中：d．—— 液滴直徑，m；
P，——液體密度，kg／m ；
P ——氣體密度，k m ；
C—— 阻力系數(見AP I521或SIt 3009標
準中的插圖)；
收稿日期：2014—06—06。
作者簡介：趙廣明，男，1985年畢業(yè)于遼寧石油化
工大學石油儲運專業(yè)，一直從事石油儲運、LNG接
收站及火炬等工程設計和研究工作， 已發(fā)表論文10
余篇，現任工廠系統室主任、教授級高級工程師。電
話：010—84876541
2 ★ 石油化工安全環(huán)保技術★ 2014年第30卷第4期
— — 液滴的沉降速度，m／s；
g—— 重力加速度，9．81 m／s 。
則，液滴的沉降速度計算式為：
U 1．15×／ (2)
P C
因此，在滿足氣液分離要求的原則時，臥式
水封罐和分液罐的尺寸確定公式為：
h
≤ 一
≤ L (3) 一
O)r
(3)
式中：h— —罐內氣相流通截面的最大高度，m；
，J—— 氣體進出口距離，m；
— — 罐內氣相流動流速，m／s。
對于立式水封罐和分液罐，尺寸滿足 ≤
即可，通常取 =0．8 U
2)氣相空問的其它限定
SH 3009-2001規(guī)定，無擋液板的臥式水封
罐的氣相空間高度不小于950 mm，帶擋液板的臥
式水封罐的氣相空間最小截面積不小于進氣口截
面積，且罐的直徑不于3 nll2 J。對于臥式分液罐
則沒有要求。
API 521規(guī)定，臥式水封罐液面上部氣相流
動的橫截面積不應小于進氣1：3截面積的3倍¨J，
對臥式分液罐的氣相空間則沒有特殊限定。
考察來源于其他公司有關火炬的設計標準，
其中關于臥式水封罐和分液罐的尺寸確定方法基
本上與API RP 521大同小異，僅某一個公司規(guī)定
了氣體的臨界速度應小于或等于7．8 m／s。
水封罐和分液罐的上述兩個設計原則已經沿
用了四十多年，世界上許多公司的火炬標準基本
上是參照API RP 52l制定的，而API RP 521自
1969年首次發(fā)表至今一直沒有修改過分液罐和水
封罐尺寸的確定方法。
1．3 尺寸確定原則上存在的問題
上述水封罐和分液罐尺寸確定原則對于立式
容器是適用的，但對于臥式容器是存在重大安全
問題的。通過對國內外報道的火炬系統發(fā)生的回
火事故，和某些火炬燃燒產生黑煙問題的實例分
析研究可以發(fā)現，某些事故和問題與水封罐和分
液罐的尺寸有關?；鼗鹗鹿适怯捎谒夤拗械拿?
封水不足造成的，火炬燃燒產生黑煙或下“火
雨” 的原因在于氣體中的較大液滴沒有分離掉。
問題在于“重力沉降原理” 被無限制地應用
在臥式容器的氣液分離上了。在煉油廠和石油化
工廠大型化之前，這個問題并不明顯，火炬排放
量小且水封罐和分液罐又需要有足夠的體積要求
時，其氣相的流動速度并不高，上述原則確定的
容器尺寸基本上沒有暴露出潛在的問題。工廠大
型化之后，火炬排放量較大，當臥式水封罐和分
液罐的直徑受到限制時，往往以加長罐的長度滿
足重力沉降所需的時間，導致氣相流動速度過
高，這就會產生罐內的液體被高速流動氣體卷走
的氣液兩相流動問題。
2 氣相流動速度的安全限定
2．1 氣相流動的安全臨界速度
這里所提出的臥式水封罐和分液罐氣相流動
的安全臨界速度，是指氣體通過水封罐和分液罐
時不帶走罐內已存在的液體為前提下氣體的最大
速度。通常的水封罐和分液罐的結構見圖1和圖
2。氣體在容器內的流動是一個十分復雜的過程。
為簡化處理問題，假設氣體通過適當結構的分布
器進入容器后氣體平行于液面流動，如圖l和圖
2所示，也就是把復雜的流動問題簡化為“水平
管內充分發(fā)展的定常氣液兩相流動”。對于簡化
中存在的流動狀況偏差，可以采用保守系數的方
法予以補償。
圖1 水封罐示意
圖2 分液罐示意
為達到水封罐和分液罐的液相不被其上面流
動的氣相卷走的目的，以安全、經濟及水封罐與
分液罐的實際作用等綜合因素為出發(fā)點，將分層
流動與波狀流動的邊界速度定義為水封罐氣相流
動的安全臨界速度(O) c，m／s)，將波狀流動與霧
2014年第30卷第4期 ★ 趙廣明．水封罐和分液罐的氣相安全流速研究 ★
狀流動的邊界速度定義為分液罐氣相流動的安全
臨界速度(甜 ，m／s)。
實際上罐內的液相不流動，也就是曼德漢水
平管道流動機構相圖(見圖3)中的液相折算速度
09 。：0，∞ =0在理論上是不成立的，但可以使
用曼德漢水平管道流動機構相圖的最小液相折算
速度60 =0．003 m／s作為液相基本不流動的邊界
條件
圭
8
瓣
0
圖3 曼德漢水平管道流動機構相圖
由于折算速度小于真實速度，且∞ ?！?。，
則液體不被帶出罐外的氣體臨界流速可以取
∞ ( (cJ”
0 。
由圖3可以得到，空氣和水兩種介質分層流
動的臨界氣相折算速度為09”。：10．97 m／s，波狀
流動的臨界氣相折算速度為 =22．86 m／s。即
對于水封罐和分液罐的基準臨界速度分別為：
=10．97 m／s和 =22．86 m／s。
由于曼德漢水平管道流動機構相圖是以環(huán)境
狀態(tài)下的空氣和水兩種介質試驗得到的，因此當
實際條件與相圖基準條件不一致時，機構的分界
線函數需要修正。修正后的曼德漢水平管道流動
機構相圖的分層機構與波狀機構和波狀機構與環(huán)
狀機構的分界線函數 為：
∞ 。= 。。 ( (嘗廠×f((DO
(4)
式中：P”— — 氣相密度，kg／m ；
P — — 液相密度，kg／m ；
P —— 常壓20℃ 時空氣密度，kg／m ；
P — — 常壓20 qC時水的密度，kg／m’；
3
— — 氣相粘度，N·s／m ；
— — 常壓20 c(=時空氣的粘度，N·s／m ；
— — 常壓20 時水的表面張力，N／m ；
— — 液相的表面張力，N／m 。
對分界線上每一個特定的點，式(4)可以表
達為：
。= ( 粥( (格廠X SO．)n0
(5)
式中：S——液相折算速度與氣相折算速度的
比值。
在空氣和水為介質條件下，對于水封罐S=
= 0．000 273 5， 對于分液罐 S =
= 0．000 131 2。則水封罐氣相的安全臨
界速度可以表達為式(6)：
10．969 × 。( )。
(6)
分液罐氣相的安全臨界速度可以表達為式
(7)：
?d 22． 869× ( )
(7)
2．2 氣相的安全流動速度
水封罐是否安全關系到水封前面整個火炬氣
排放系統的安全，水封罐的設計需要做到本質安
全。因此，本文提出水封罐內氣液兩相流動應限
定在最安全的分層流動機構區(qū)問，以此定義水封
罐氣相的安全臨界速度。
考慮到流動機構相圖誤差、實際流動狀態(tài)與
假設流動狀態(tài)的偏差以及設計數據與實際排放數
據間的偏差等，本文定義水封罐氣相安全流動速
度( )取水封罐安全臨界速度的0．9倍，則水
封罐氣相安全流動速度表達為式(8)。
= 9．872 × 。( 廣
(8)
式中：∞ ——水封罐氣相安全流動速度，m／s。
對于火炬系統的分液罐而言，由于正常生產
過程中須保持罐內液體處于低液位，工程設計上
通常也并沒有考慮氣體部分冷凝導致的氣體流速
4 ★ 石油化工安全環(huán)保技術 ★ 2014年第30卷第4期
降低等因素，同時其內部積存的液體被氣流卷走
導致的安全后果也要遠低于水封罐。因此從安全
和經濟綜合平衡的角度，提出采用氣液兩相波狀
流動機構限定分液罐的安全臨界流速，考慮到實
際流動狀態(tài)與假設流動狀態(tài)的偏差等因素，定義
分液罐的氣相安全流動速度( )取分液罐安全
臨界速度的0．9倍。則分液罐的氣相安全流動速
度表達為式(9)。
?d 20． 582×( ( )。
(9)
式中： ——分液罐氣相安全流動速度，m／s。
3 氣相安全流動速度的簡化確定方法
火炬排放系統排放的可燃氣體組成復雜，氣
體組分、溫度和壓力差別較大，采用式(8)和式
(9)計算時存在計算參數難以確定的情況。為此，
提出以下簡化確定方法，以便于工程設計中使用。
由式(5)可知，臨界速度是兩相介質的密度、
粘度和液體表面張力的函數，即O9 = P， ， )；
對于每一種組分而言，其氣／液兩相的密度、粘
度和液體表面張力與分子量(M)、壓力(P)和溫
度(T)有關， 因此每一種組分的臨界速度可以表
達為：O9，=．廠(M，P，T)。
3．1 簡化法的適用范圍
煉油廠和石油化工廠火炬系統處理的排放氣
體主要是碳氫化合物，排放氣體的分子量介于
2～142之間，排放氣體的溫度范圍在0～350℃ ，
水封罐操作壓力小于或等于150 kPa(絕)，分液
罐操作壓力小于400 kPa(絕)。
根據多年火炬設計實踐經驗，選取包括氫
氣、烷烴、環(huán)烷烴、烯烴、芳香烴和醚類共6O種
分子量范圍處于2～142的物質，作為水封罐氣相
安全流速簡化確定方法的研究基礎；以其中常壓
沸點大于5℃的38種物質作為分液罐氣相安全流
速簡化確定方法的研究基礎。
在分液罐氣相安全流動速度的簡化方法研究
中，分液罐中的凝結液按純組分飽和狀態(tài)處理。
因為分液罐中的凝結液來源于排放氣體在管道沿
途流動過程中的溫降，當管道中的氣體溫度降低
到其飽和溫度及以下時才存在凝結液，因此實際
生產過程中分液罐收集的凝結液溫度低于排放起
始狀態(tài)的飽和溫度，按飽和溫度處理問題，即液
體的表面張力取值小于實際值，亦即按飽和溫度
分析得到的結論是偏于安全的。
3．2 臥式水封罐氣相安全流速的簡化確定方法
采用式(8)，按照表1給出的溫度、壓力和
介質組合對水封罐的安全流速 進行枚舉計算。
由于生產中水溫處于5～100 qC之問，且具體數值
難以確定，因此枚舉計算中不考慮水溫對計算結
果的影響。
表1 水封罐氣相安全流速計算組合
壓力／kPa
溫度／K
l15 l25 l35 l45 l50
273
323 氫氣、甲烷、乙烷、乙烯、丙烷、丙烯、丁二
烯、乙基甲醚、二乙基醚、戊烷、戊烯、環(huán)戊烷、
373 環(huán)戊烯、二甲基丁烷、甲基己烷、乙苯、二甲
=牟 1[ J 譽 午 _寸 uu J 里 b 田日 ：U^L 工J 1‘ ～ f A1 口
423 物質
523
按上述給定的邊界參數和介質計算得到1 500
個 的數據，通過這些數據與氣體的分子量M、
壓力P和溫度T的關聯性研究，可以發(fā)現 與
Mp／T(定義為無量綱數參數)具有冪函數關系，
其中氫氣數據雖然同樣表現為冪函數關系，但與
分子量在16～142范圍內的物質具有較大的離散，
計算數據表明，氫氣可以允許具有更高的水封罐
安全流速。對于處理多工況，且排放氣體組分隨
工況變化較大的石油化工廠的火炬系統，本文建
議按照氣體中不含氫氣限定水封罐的安全流速更
穩(wěn)妥，剔出氫氣之后的1 475個似：。數據與Mp／T
的關系見圖4。
O 2O 40 6O 8O
M p／T
圖4 水封罐氣相安全流速 ?與Mp／T關系
通過回歸得到的水封罐安全流速表達式見
式(1 0)；式(10)相對于式(8)的誤差為：
一2．88％ ～2．08％ 。
∞ = c × ( ) (1 0)
2014年第3O卷第4期 ★ 趙廣明．水封罐和分液罐的氣相安全流速研究 ★
c ： 5．525 5 X l0-lOp2 一8
． 987 5 X
10～p 71+22．714 7 (11)
d = ～ 5．81 × 10一 +4．465 7 × 10一 T 一0．256 I
(12)
式中：卜排放氣體的操作溫度，K；
p—— 水封罐的操作壓力，kPa(絕)。
圖4中全部點的下包絡線定義為水封罐氣相
安全流速 與Mp／T的關系曲線(見圖5)，該曲
線可以表達為式(13)。
．62I×( )m +0．000 8×
( ) ”-0．38 (13)
圖5 水封罐氣相安全流速 與Mp／T關系曲線
通過研究可知，水封罐的水溫對安全流速影
響不大。當水溫在20～100℃時，安全流速降低
0～4．2％ ?？紤]水溫對安全流速的影響時，水溫
影響修正系數k由式(14)計算或由圖6查得，修
正后的水封罐安全流速為 。
= 一8．683 49 × J0一 T2+5． 894 3 ×
10 一1．057 25 (14)
式中：卜水封罐密封水的溫度，K。
＼
蝰
贈
*
I．0i
l．00
0．99
O．98
0．97
O．96
0．95
273．15 293．15 313．15 333．15 353．15 373．15
水封罐的水溫T(K)
圖6 水溫對安全流速影響修正系數曲線
3．3 臥式分液罐氣相安全流速的簡化確定方法
按式(9)對表2給出的溫度、壓力和純組分
介質組合對分液罐的安全流速097進行枚舉計算。
通過枚舉計算得到301個∞?數據，將數據與
氣體的分子量M、壓力P和溫度T關聯可以發(fā)
現，09 與Mp／T(定義為無量綱數參數)具有冪函
表2 分液罐氣相安全流速計算組合
5
壓力／kPa
溫度／K
134 150 200 250 300 350 400
l，2 丁二烯、二乙基醚、戊烷、戊烯、
相應組分不同壓 環(huán)戊烷、環(huán)戊烯、二甲基丁烷、甲基己烷、
乙力下 的露點溫度 苯 、二 甲苯??正 丁基苯等 43種分子量
范圍處于54—142且常壓沸點大于5℃ 的
物質。
數關系(見圖7)， 與Mp／T的關聯式可以近似
表達為式(15)；式(15)相對于式(9)的誤差為：
一2．27％ ～4．9％ 。平均誤差0．02％ 。
= e ×( ) (15)
e = 2．333 61 × 10 P 一1．380 65 X
10 P +0．182 44p+58．004 59 (16)
f=一4．056 82×10一 。P +4．268 92×
10 P ～4．057 76～P一0．498 64 (17)
式中：卜操作壓力下排放氣體的露點溫
度，K；
p——分液罐的操作壓力，kPa(絕)。
∞
●
曼
固
S
喀
匿
圖7 分液罐氣相安全流速∞ 與Mp／T關系
圖7中全部點的下包絡線定義為分液罐氣相
安全流速∞ 與Mp／T的關系曲線(見圖8)，該曲
線可以近似表達為式(18)。
?d 62
．453 44×(等) (18)
悄呂
* 、
疊
圖8 分液罐氣相安全流速 與Mp／T關聯曲線
煉油廠和石油化工廠的全廠性火炬排放系
統，通常需要服務于全廠的眾多裝置，其處理的
可燃氣體組成變化范圍較大，具體組成也難以準確
5 2 9 6 3
臀 一I_∞． 罌 母措越 般 *
6 ★ 石油化工安全環(huán)保技術 ★ 2Ol4年第3O卷第4期
給出，因此有時無法確定計算 所需的露點溫度。
為此，給出下述基于對火炬排放系統分液罐要求最
苛刻工況的分液罐氣相安全流速的簡化確定方法。
通過對分液罐氣相安全流速分析可知，排放
氣體組分越重分液罐的允許安全流速越低。因此
以火炬排放氣可能出現的I2種重組分(二甲苯、
三甲苯、葵烷和正丁基苯等，平均分子量M=
120)產生飽和態(tài)凝結液為分液罐氣相安全流速的
最苛刻工況，將依據該1 2種組分得到的安全流速
09 平均值與壓力變化的關系曲線(見圖9)作為確
定分液罐氣相安全流速的依據，可以避免由于多組
分排放氣體的露點溫度難以確定的問題，圖(9)基
本等同于圖(8)中的Mp／T=36．5～91．5部份。圖
(9)中的 與P關聯曲線可以表達為式(19)。
d ：78．014p ％ (19)
蔣
二、
悄
Ⅱ 0
操作壓力p／kPa
圖9 分液罐氣相安全流速 ?與P關系曲線
4 結 語
綜上所述，以火炬系統本質安全設計的理
念，提出臥式水封罐和分液罐氣相安全流速的概
念和確定方法。文中給出的式(8)、(10)、(13)
和圖5都可以用于確定臥式水封罐的氣相安全流
速；式(9)、(15)、(18)、(19)以及圖8和圖9
都可以用于確定臥式分液罐的氣相安全流速。式
(8)和式(9)是基于操作狀態(tài)下的物性參數求解，
計算較繁瑣，其他表達式是基于操作狀態(tài)參數求
解，計算相對簡單。不同的計算式或圖可按下列
原則選用：
1)當排放氣體組成明確且工況唯一時，臥式
水封罐的氣相安全流速可以采用式(10)計算；
2)當排放氣體組成不明確，僅已知其平均分
子量時，臥式水封罐的氣相安全流速可由式(13)
計算或由圖5查??；
3)當排放氣體組成明確且工況唯一時，臥式
分液罐的氣相安全流速可以采用式(15)計算；
4)當排放氣體組成不明確，僅已知其平均分
子量時，臥式分液罐的氣相安全流速可由式(18)
計算或由圖8查取；
5)對于處理不同裝置火炬排放氣的全廠性火
炬系統，可根據操作壓力按式(19)計算或直接由
圖9查得。
6)圖5、圖8和圖9及其相應的表達式比其它
表達式對排放氣體組成的偏差具有更好的適應性。
參考文獻：
[1] ANSI／API STANDARD 52 1 Pressure—relie—
ving and depressuring systems[S]．2007．
『2] SH 3009．2001石油化工企業(yè)燃料氣系統和
可燃性氣體排放系統設計規(guī)范[s]．
[3] 林建忠．流體力學[M]．北京：清華大
學出版社，1980．
班組園地
2014(第五屆)石油化工設備維護檢修技術交流會召開
20l4年6月l2～13日，在中國石化、中國石油、中國海油三大石油公司以及神華集團的大力支持
下，2014(第五屆)石油化工設備維護檢修技術交流會在遼寧大連順利召開。三大石油公司、神華集團
總部及所屬企業(yè)、維護檢修單位、設計單位、設備制造企業(yè)以及知名高校的170多名代表參加了交流
與研討。
會上共有18位專家作了專題報告，會議探討了目前石化企業(yè)普遍關心的檢維修企業(yè)資質認證，檢
維修專業(yè)化管理新模式，裝置的長周期運行，設備的標準化、模塊化管理，特種設備的檢驗與管理，
多網并匯管道的可靠性與安全性，新技術、新設備在生產中應用等。會議圍繞石化設備，突出技術交
流，為全國石化行業(yè)、煤化工行業(yè)的相互學習提供了一個良好的平臺。
(中國石化工程建設有限公司 曾小軍)

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