放空管網工藝流程改造論證
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摘要：雷三增壓集氣站主要擔負中壩氣田雷三氣藏的7口生產單井所產含硫天然氣的匯集、油水分離、計量及天然氣增壓輸送、地層水處理、輸送、回注等任務，天然氣通過壓縮機進行增壓輸送至凈化廠。本文依據雷三增壓集氣站的生產資料，應用流體力學基礎知識、流量的關系等進行了推導，并對雷三增壓集氣站的放空流程進行實例驗證，以消除隱患、滿足生產需要為前提，提出改造建議，為指導該站的后期生產提供一定的參考。
關鍵詞：流程優化;風險;阻火器;放空背壓
雷三增壓集氣站是一具有集、輸、增壓功能為一體的集輸氣增壓站。該站天然氣壓縮機組于2001年投入運行，該站站內匯集的天然氣為雷三氣藏高含硫氣，H2S含量為107～109g/m3，CO2含量為4～5%，工藝介質惡劣。生產中產生的放空天然氣必須充分燃燒，以防止人員中毒及環境污染事故發生。
1 雷三增壓集氣站的概況及開發現狀
雷三增壓集氣站自1982年3月28日建成投產。在1982年至1999年由于進站壓力高，且凝析油含量高，站內采用低溫分離技術，因而在該階段稱為“低溫集氣站”。隨著開采時間的推移，氣藏進入后期開發，地層壓力和井口壓力不斷降低，無法再進行低溫分離。1999年進行技改，變為“常溫集氣站”。在2000年新建天然氣壓縮機組并于2001年投入運行，因此改名為“雷三增壓集氣站”。
目前該站有兩臺ZTY440MH9×9（2000年安裝）和一臺DPC2803 MH9×9（2003年安裝）天然氣壓縮機組，采用“兩用一備”方式進行增壓開采。機組運行時日產天然氣約15×104 m3（不增壓開采時產氣約10×104 m3/d）。
1.1 雷三增壓集氣站工藝流程
該站主要設備流程：所有氣井來氣在經過一次重力分離后進行計量，匯集后進行二次重力分離，然后再經過濾分離進入增壓機，增壓后輸送至凈化廠。分離后的油水通過計量罐計量，進入油罐區進行沉降分離，然后分別管輸（或泵輸）至各回注井。生產區放空氣與油罐區放空氣匯合后進入火炬（見附圖1）。
1.2 生產工藝控制參數（見表1）
2 該站存在問題的分析
2.1 放空區流程現狀
1982年至2012年放空流程分為高、中、低壓三根放空管線分別至火炬，火炬直徑Φ159×11。2012年火炬使用30年進行更換，進行流程改造，將中壓和低壓放空管線匯合后進入火炬，火炬直徑Φ108×10。
目前放空區流程：生產區放空在距火炬60米處、兩級阻火器前端與油罐區放空管線T接在一起。油罐區放空進入火炬區放空分離器，然后經過兩級阻火器，進入火炬燃燒（見附圖2）。
油罐區在未進行操作時應保持常壓，放空總閥處于常開。油罐區油罐使用年限超過20年，壁厚減薄降壓使用，最高工作壓力由0.5MPa調整至0.25MPa。當站內生產過程中，在應急放空或放空帶液，需大氣量放空時，放空氣無法全部通過兩級阻火器進入火炬。超量放空時，會形成較高的背壓，對串接在中壓放空管路上的低壓系統將產生較高的安全風險，嚴重時會導致事故，存在重大安全隱患。
2.2 存在的問題
?、俨环稀妒吞烊粴夤こ淘O計防火規范》GB50183-2015中規定：“放空管道必須保持暢通，高壓、低壓放空管宜分別設置，并應直接與火炬或放空總管連接;不同排放壓力的放空管接入同一排放系統時，應確保不同壓力的放空點能同時安全排放?！庇凸迏^低壓放空管接入中壓放空管，大氣量放空時，產生的背壓通過低壓放空管路傳遞至油罐區，造成憋壓;
②放空氣必須經過兩級阻火器后才能進入火炬，存在很大的流動阻力，形成較高的背壓。應急處置時放空氣竄入低壓放空系統，造成憋壓;
?、坌禄鹁嬷睆綖棣?08，而場站放空管線為Φ159，為與之相匹配，在火炬前60米安裝了同心異徑大小頭Φ159×108。火焰的燃燒速度與管徑成正比關系。因此，火焰燃燒速度降低，回壓上升，導致放空速度降低，產生的背壓反串至低壓管路;
?、鼙菊旧a的為高含硫天然氣，因腐蝕會形成大量硫化鐵粉末，易造成阻火器濾網（芯）堵塞，導致通過能力大幅下降。
2014年5月28日出站至凈化廠輸氣管線積液，輸壓達到2.7MPa，通過出站手動放空閥進行放空帶液，導致油罐區超壓。壓力表顯示全部超量程（壓力表量程為0～0.6MPa）。
2014年12月29日，由于停電造成凈化廠裝置停運，站內壓力超過2.8MPa，站內采取放空泄壓，油罐區超壓導致排污管線穿孔泄漏。
2.3 火炬區放空背壓計算分析。
2.3.1 相關計算數據的依據
?、賁H-3009-2013《石油化工可燃性氣體排放系統設計規范》6.8.7的規定：“對場站發生事故，氣體需全部排放時，按最大排放量計算。馬赫數可取0.5”;
?、贕B/T 13347-2010《石油氣體管道阻火器》10.1的要求：廠家提供的《產品合格證》中包含“氣體流量—壓力降曲線”。本站阻火器廠家提供的數據顯示阻火器的通過能力為95%。
2.3.2 計算由阻火器通過能力產生的背壓。
兩級阻火器串聯的通過量：
95%×95%=90.25%
按場站應急放空瞬時流量10×104m3/d計算剩余氣量：
100000×（1-0.9025）=0.975×104m3/d
按應急放空10分鐘計算阻火器前的背壓，根據氣體狀態方程式：
不考慮溫度、壓縮系數的影響。則：
由放空管線規格Φ159×11，至阻火器的距離450m，得到：
2.3.3 計算管線達到臨界放空量時的背壓（音速為340m/s）：
臨界放空量： 放空10分鐘后的剩余氣量：
153×10×（1-0.9025）=149.175m3。
根據式（1）計算背壓：
2.3.4 計算火炬臨界流量排放時產生的背壓：
依據SH-3009-2013《石油化工可燃性氣體排放系統設計規范》管道摩阻損失計算公式（7.1.1-1）：
式中：
f-水利摩擦系數;
L-管道長度，（m）;
d-管道內徑，（m）;
Ma-管道出口馬赫數;
P1-管道入口壓力，（絕壓）（kPa）;
P2-管道出口壓力，（絕壓）（kPa）
從上式可以看出：放空管出口馬赫數一定的情況下，放空管直徑越大，造成的背壓越小。
根據公式，將T接點作為入口計算背壓值，L取值60m，d取值108-（10×2）=88mm=0.088m，M取值0.5，P2取值101.325kPa，f水利摩擦系數取值0.08.求背壓P1值。
公式計算思路以公式（2）左右平衡為基礎，根據對壓力、管徑等參數的設置，保障兩端平衡。
計算以：
并擬定管徑為定值，兩根放空管線接入點距離L為變量，計算接入點背壓進行對比。計算結果（見附表2）：
以上數據分析可見：場站應急超量放空時，因達到臨界流量產生的背壓為1～2MPa，加之因氣質原因造成阻火器濾網堵塞會加劇背壓升高。背壓已遠超油罐區0.25MPa的操作壓力，存在重大安全隱患。
3 解決安全隱患的方法
以上分析和計算表明：放空時產生的背壓主要有兩方面的因素：一是阻火器流通能力的影響;二是放空管直徑的影響。其中阻火器流通能力的影響最為明顯，阻火器流通能力越小、放空氣量越大產生的背壓會成倍增加。
3.1 解決方案
?、俑鼡Q較大直徑的火炬，中、低壓放空管線分別鋪設至火炬口，并單獨使用阻火器。
優點：符合設計規范要求，消除了安全風險。
缺點：費用高（拆除舊火炬，購買、安裝新火炬），施工難度大、周期長。
?、诶矛F有兩只阻火器，分別設置于中壓和低壓放空管路上，變串聯為并聯，將中、低壓放空管路的T接點移到距離火炬5m以內，有效降低放空背壓。（見附圖3）
優點：費用低，操作簡單，施工容易。只需少量管子、管件就可完成。
缺點：火炬的直徑限定了臨界燃燒速度，大氣量放空時仍然存在一定的背壓。
3.2 方案對比與論證
將火炬直徑更換為Φ159，根據公式（2），計算結果對比（見附表3）：
附表2、附表3顯示，當接入點距離L<5m時，得到背壓低于0.16MPa（絕壓）。在油罐區操作壓力0.25MPa以下，不會導致油罐區超壓。
單只阻火器的通過量為95%，剩余氣量：
100000×（1-0.95）=0.5×104m3/d
根據式（1）得：
阻火器并聯后，阻火器產生的背壓大幅度降低，且超量放空時產生的背壓只與中壓管路有關。
兩種方案實施所需費用及周期（見附表4）：
對比兩種方案，方案一更換火炬的效果更好，但產生的施工費用高，周期長。方案二雖然會產生一定背壓，但遠低于操作壓力，不會影響生產，且施工費用低，周期短。
根據該站實際生產情況，本人建議采取第二種解決方案。
3.3 優化后的地面工藝適應性分析
?、僭撜菊Ｉa時，油水計量罐壓力調節閥動作和油罐區操作，會產生少量放空氣，火炬設計的臨界放空量能夠滿足需要;
?、诋敵霈F應急放空或放空帶液時，因超量放空產生的背壓，不會對油罐區造成影響。
?、鄯桨付粴獾V、作業區采納，于2015年11月大修中實施。至今未出現油罐區憋壓的情況。2016年5月的應急處置中生產區放空正常，油罐區未見壓力上升。
以上情況證明：優化后的放空區工藝流程對該站的正常生產無不利的影響，完全能夠滿足該站的生產需要，對低壓設備也無不利影響。
4 結論及建議
通過對解決雷三增壓集氣站放空工藝流程隱患整改的方案對比分析，和采取在現有工藝流程基礎上進行優化改造的效果。在放空系統設計或改造時，應考慮高壓、低壓放空管分別設置阻火器，并單獨連接至火炬。不具備單獨連接條件的，應在阻火器下游端，靠近火炬底部進行連接，確保低壓系統不超壓。同時，建議放空火炬的直徑，應按場站臨界放空量進行選擇。阻火器的類型，宜在滿足防火設計要求的條件下，選擇較大通過能力的阻火器。
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