（中國石油天然氣管道工程有限公司，河北廊坊 065000）

在我國沿海地區(qū)，丙烷、丁烷及液化石油氣（LPG）等液化烴的儲存規(guī)模不斷擴大。目前常見的液化烴地上儲存工藝有低溫常壓儲存和常溫帶壓儲存，與液化天然氣（LNG）接收站低溫常壓儲罐類似的液化烴低溫常壓儲罐也得到了廣泛的應(yīng)用。1997年江蘇太倉華能-阿莫科公司第一個建成2座3.1萬m3低溫丙烷、丁烷儲罐，1998年深圳華安公司建成8萬m3低溫丙烷、丁烷儲罐，2006年寧波臺塑集團建成8萬m3丙烯儲罐，2012年寧波海越新材料公司建成12萬m3丙烷儲罐[2-3]。隨著設(shè)計施工技術(shù)的成熟，低溫常壓儲罐的罐容逐步大型化。相對于常溫帶壓儲存，低溫常壓儲存技術(shù)的優(yōu)勢在于單罐儲存容量更大、節(jié)省項目用地、儲存壓力低及安全性能較高[4]。

雖然目前液化烴低溫常壓儲罐應(yīng)用較多[5-12]，但國家尚未出臺專門針對丙烷、丁烷及LPG等液化烴低溫儲罐設(shè)計和建造的相關(guān)標準規(guī)范。低溫常壓儲罐的工藝系統(tǒng)復雜，對工藝設(shè)備和材料的要求較高。隨著單罐罐容的大型化，對低溫常壓儲罐安全泄放系統(tǒng)的設(shè)計要求更高。文中以某項目中2座5萬m3丁烷低溫常壓雙金屬全容儲罐為例，主要依據(jù)API 2000—2014《Venting Atmospheric and Low-pressure Storage Tanks》[13]，對該全冷凍式液化烴儲罐不同工況下的丁烷蒸發(fā)氣（BOG）泄放量進行計算，并對可能的組合工況進行分析，對丁烷低溫常壓儲罐安全泄放系統(tǒng)設(shè)計進行探討。

1 丁烷低溫常壓雙金屬全容儲罐簡介

2座丁烷低溫常壓雙金屬全容儲罐結(jié)構(gòu)參數(shù)相同，設(shè)計壓力為－0.5～18 kPa（G），設(shè)計溫度為－20～50 ℃，操作壓力10～15 kPa（G），操作溫度為－2.5℃。儲罐內(nèi)罐容量5萬 m3，內(nèi)罐內(nèi)直徑47.2 m，內(nèi)罐罐壁高度32.56 m，外罐內(nèi)直徑50 m，外罐罐壁高度35.21 m。罐壁材料采用Q345R，內(nèi)罐和外罐之間采用噴涂PUF的保冷形式，允許的日最大蒸發(fā)率為0.08%/d。

2 丁烷低溫常壓儲存系統(tǒng)工藝流程

丁烷中含1.6%（質(zhì)量分數(shù)）的丙烷 C3、23.2%（質(zhì)量分數(shù)）的異丁烷I-C4、74.8%（質(zhì)量分數(shù)）的正丁烷N-C4以及0.4%（質(zhì)量分數(shù)）的C5及以上組分。丁烷低溫常壓儲存系統(tǒng)工藝流程見圖1。

丁烷低溫罐區(qū)接收來自運輸船的低溫丁烷，在丁烷低溫常壓儲罐中進行儲存。當下游球罐需要丁烷時，低溫丁烷經(jīng)低溫常壓儲罐罐內(nèi)泵加壓，輸送到常溫帶壓球罐存儲。低溫丁烷存儲過程中產(chǎn)生的BOG通過BOG壓縮機橇的增壓和冷卻后變?yōu)橐后w進入凝液接收罐，凝液接收罐將接收的液體輸送到常溫帶壓球罐或者經(jīng)閃蒸節(jié)流返回丁烷低溫常壓儲罐。

圖1 丁烷低溫常壓儲存系統(tǒng)工藝流程簡圖

3 不同工況下丁烷低溫常壓儲罐BOG泄放量計算

3.1 儲罐漏熱

因環(huán)境漏熱引起的單座液化烴儲罐的最大氣化量qmT為：

式中，ρ為低溫丁烷液相密度，kg/m3；BOR為儲罐允許的最大日蒸發(fā)率，%/d；V為內(nèi)罐的最大體積，m3。

將ρ=597 kg/m3、BOR=0.08%/d、V=5×104m3帶入式（1）計算得到單座丁烷儲罐的漏熱最大氣化量qmT=995 kg/h。

3.2 卸船

低溫丁烷卸船時，由于船方擔心岸上儲罐的BOG返回船艙會污染船側(cè)的物料，故按照國際通用做法，低溫丁烷卸船不設(shè)置BOG氣相返回管線[14]，卸船時產(chǎn)生的蒸發(fā)氣全部由BOG壓縮機處理。利用HYSYS軟件模擬，根據(jù)物料和熱量平衡計算，當丁烷的卸船速率為2 400 m3/h時，卸船工況下的BOG總量為 （包括卸船時接收液化烴的管路系統(tǒng)吸熱引起的氣化量，包含2座儲罐漏熱蒸發(fā)的BOG量）qmL=13 538 kg/h。因此卸船工況下，為了維持丁烷儲罐壓力穩(wěn)定，BOG壓縮機需要處理的BOG量為13 538 kg/h。

3.3 大氣壓降低

當?shù)蜏爻憾⊥閮薜膲毫Φ扔谧畲蟛僮鲏毫?5 kPa（G）時，大氣壓迅速下降會引起低溫常壓丁烷儲罐內(nèi)氣相空間超壓，從而導致BOG總管的火炬壓力控制閥（開啟壓力為15.5 kPa（G））打開，使BOG超壓氣體排出。

在計算大氣壓降低引起的BOG排放量時，假設(shè)2座丁烷儲罐液位均為滿罐液位的20%，該液位對應(yīng)的蒸發(fā)量為滿罐蒸發(fā)量的50%。項目現(xiàn)場平均大氣壓為101.325 kPa（A）。

根據(jù)API 2000—2014計算單座儲罐的BOG排出量qVAG：

式 （2）～式 （4） 中，qVAG為排出的丁烷BOG體積流量，m3/h；VT為儲罐的氣相空間，m3；p為丁烷儲罐的最大操作壓力，Pa；dp′/dt為大氣壓的變化速率， 取2 000 Pa/h；Din為儲罐內(nèi)罐內(nèi)徑，Hshell為儲罐內(nèi)罐罐壁高度，HC3為低溫丁烷最高液位 （取值31 m），HDOME為儲罐拱頂高度 （取值11.45 m），RDOME為穹頂所在球的半徑，m。

因大氣壓降低導致罐內(nèi)氣體膨脹產(chǎn)生的BOG排放質(zhì)量流量qmAG為：

式中，ρAG為大氣壓降低導致罐內(nèi)氣體膨脹產(chǎn)生的丁烷BOG氣體密度，kg/m3。

根據(jù)H T Hashemi和H R Wesson給出的計算公式[15]，儲罐漏熱和大氣壓降低導致罐內(nèi)液體閃蒸產(chǎn)生的BOG量qmHA為：

式（6）～式（8）中，f為系數(shù)；A為儲罐橫截面積，m2；ps1為儲罐漏熱和大氣壓降低導致的過飽和壓力，ps0為儲罐漏熱導致的過飽和壓力，Pa；t為大氣壓變化計算時間，取1 h。大氣壓降低導致儲罐罐內(nèi)液體閃蒸產(chǎn)生的BOG量為：

以單座丁烷儲罐為例進行計算，儲罐壓力達到15 500 Pa（G）時，p=251 325 Pa（A），儲罐氣相空間VT=61 019 m3，因氣體膨脹導致的BOG排放量qVAG=1 045 m3/h， 儲罐內(nèi)BOG密度ρAG=3.091 kg/m3，根據(jù)式 （5），因大氣壓降低導致氣體膨脹而產(chǎn)生的儲罐BOG排放質(zhì)量流量qmAG=3 229 kg/h。儲罐橫截面面積 A=1 750 m2，系數(shù) f=2.55×10－5，儲罐漏熱導致的過飽和壓力ps0=1 084 Pa，儲罐漏熱和大氣壓降低導致的過飽和壓力ps1=3 084 Pa，假設(shè)條件下，20%液位時單座儲罐漏熱產(chǎn)生的BOG氣化量為0.5qmT=497.5 kg/h，根據(jù)式（6）～式（9），儲罐漏熱和大氣壓降低導致罐內(nèi)液體閃蒸產(chǎn)生的總BOG量qmHA=2 006 kg/h，大氣壓降低導致罐內(nèi)液體閃蒸產(chǎn)生的BOG量qmAL=1 509 kg/h。

大氣壓降低引起的單座儲罐BOG排放量為qmAG與qmAL之和，即4 738 kg/h，故2座丁烷低溫常壓儲罐因大氣壓降低引起的BOG排放量為9 476 kg/h。

3.4 罐環(huán)隙空間超壓

根據(jù)API 2000—2014，對于雙金屬全容罐，需要考慮內(nèi)罐泄漏到環(huán)隙空間氣化超壓的情況，規(guī)范中假設(shè)在罐內(nèi)壁第一節(jié)圈板上有1個直徑20 mm的孔，將該孔的泄漏量作為計算罐環(huán)隙空間超壓的依據(jù)。

丁烷低溫常壓儲罐內(nèi)壁第一節(jié)圈板厚度約為30 mm，適用于短孔泄漏計算模型：

式中，qVhole為小孔泄漏體積流量，m3/h；Cq為短孔流量系數(shù)，取0.82；A′為小孔通流截面面積，m2；Δp為小孔兩端壓力差，取最高液位31 m時底部泄漏的小孔兩端壓力差，Pa；m為由小孔長徑比決定的指數(shù)，取0.6。

根據(jù)短孔泄漏計算模型計算得到小孔泄漏體積流量qVhole=76.73 m3/h，根據(jù)丁烷液體密度計算得到小孔泄漏質(zhì)量流量qmhole=ρqV=45 808 kg/h。

3.5 外部火災(zāi)

受外部火災(zāi)影響時，單座儲罐單位時間的總吸熱量為：

式中，q為單座儲罐單位時間的總吸熱量，kW；F為環(huán)境因子；AW為儲罐濕表面積，m2。

根據(jù)API 2000—2014，對于立式大型丁烷儲罐，與火焰接觸的濕表面積高度按照9.14 m計算。考慮火災(zāi)發(fā)生在2座儲罐中間，每座儲罐有一半的表面積受到火災(zāi)影響，因此，單座儲罐受外部火災(zāi)影響的濕表面積為：

受外部火災(zāi)影響，單座儲罐的BOG泄放量為：

2座相鄰液化烴儲罐的BOG產(chǎn)生量為：

式（12）～式（14）中，Din為丁烷儲罐內(nèi)徑，hw為與火焰接觸的濕表面積高度，m；LC4為丁烷液體汽化潛熱，取值383 kJ/kg。

將Din=47.2 m、hw=9.14 m、F=0.03帶入式（11）～式（12），計算得出單座儲罐濕表面積AW=677.31m2，單座罐受火災(zāi)影響時單位時間的總吸熱量q=446.30kW。由式（13）計算得出單座儲罐產(chǎn)生BOG量qmfire′=4194kg/h，則相鄰2座丁烷儲罐因外部火災(zāi)引起的BOG產(chǎn)生量qmfire=8 388 kg/h。

3.6 補氣控制閥故障開

丁烷低溫常壓儲罐中設(shè)置有2級補氣系統(tǒng)，第一級通過補氣控制閥進行補氣，第二級通過真空安全閥由空氣直接補氣，第一級補氣系統(tǒng)的氣源為丁烷常溫帶壓球罐的蒸發(fā)氣。補氣壓力控制閥最大流量按罐內(nèi)泵抽出最大體積流量、BOG壓縮機抽出最大體積流量及大氣壓升高這幾種工況進行組合計算。

（1）泵抽出最大流量 每座丁烷低溫常壓儲罐罐內(nèi)泵抽出的最大體積流量qVP為：

式中，NP為罐內(nèi)泵臺數(shù)；qVP′為單臺罐內(nèi)泵額定體積流量，m3/h。

項目中的每座丁烷儲罐上設(shè)置2臺罐內(nèi)輸送泵，1用1備，每臺泵額定流量為500 m3/h，罐內(nèi)泵最大外輸體積流量qVP=500 m3/h。

（2）BOG壓縮機抽出最大流量 根據(jù)卸船時的BOG量，設(shè)置2臺低溫丁烷BOG壓縮機，每臺壓縮機處理能力為7 800 kg/h，折算成丁烷BOG壓縮機額定體積流量（入口條件下）qVP′為2 818 m3/h。

所有丁烷BOG壓縮機工作時，抽出最大體積流量qVCP為：

單座儲罐因BOG壓縮機抽氣引起的真空體積流量qVC為：

式（16）～式（17）中，NCP為丁烷BOG壓縮機臺數(shù)；Ntank為丁烷低溫常壓儲罐數(shù)量，座；qVCP′為入口實際條件下單臺丁烷BOG壓縮機額定體積流量，qVCP為入口條件下所有丁烷BOG壓縮機工作時抽出最大體積流量，qVC為單座儲罐因BOG壓縮機抽氣引起的真空體積流量，m3/h。

（3）大氣壓升高 當儲罐壓力等于儲罐最小操作壓力時，大氣壓升高會導致低溫丁烷儲罐內(nèi)氣體壓縮形成負壓，補氣調(diào)節(jié)閥打開對儲罐進行補氣 （開啟壓力為4.5 kPa （G））。 依據(jù)API 2000—2014，取大氣壓變化速率dp′/dt=2 000 Pa/h?？紤]到2座低溫丁烷儲罐不可能全部處于最低液位，按2座丁烷儲罐液位均為滿罐液位的20%計算大氣壓升高引起的儲罐真空體積流量qVAL：

式中，p′為補氣調(diào)節(jié)閥開啟時丁烷儲罐的氣相壓力，Pa。

根據(jù)上述各工況的計算結(jié)果，單座儲罐的最大真空體積流量為：

其質(zhì)量流量為：

式中，ρgas為補充的氣體密度，kg/m3。本項目中補充氣體的密度為2.818 kg/m3。

考慮1.1倍余量，通過補氣調(diào)節(jié)閥的最大質(zhì)量流量為：

將有關(guān)參數(shù)帶入式（15）～式（21）進行計算，可知丁烷低溫常壓儲罐罐內(nèi)泵抽出最大體積流量qVP=500 m3/h，2臺BOG壓縮機抽出最大體積流量qVCP=5 638 m3/h，每座儲罐因BOG壓縮機抽氣引起的真空量qVC=2 818 m3/h，儲罐氣相空間VT=61 019 m3，因大氣壓升高引起的儲罐真空qVAL=1 153 m3/h，單座儲罐最大真空體積流量qVvac=4 471 m3/h，總真空質(zhì)量流量qmvac′=12 637 kg/h，通過補氣調(diào)節(jié)閥的最大質(zhì)量流量qmvac=13 860 kg/h。

按照單座儲罐的補氣調(diào)節(jié)閥失靈故障開工況來考慮儲罐超壓泄放量時，由于控制閥門在最大流量時的開度一般不大于80%，因此按照閥門最大流量的1.25倍來計算補氣閥失靈引起的儲罐超壓泄放量。計算可得補氣閥失靈引起的單座儲罐超壓泄放量為17 325 kg/h。

3.7 翻滾

由于低溫儲罐中丁烷物料組分的差異，或者儲罐內(nèi)部低溫丁烷存在溫度梯度，丁烷液體會出現(xiàn)不同密度層的分布，密度層之間難以發(fā)生對流。環(huán)境熱量的輸入導致頂部丁烷液體蒸發(fā)，輕組分揮發(fā)，液體密度變大。底部液體受熱后，因無法有效蒸發(fā)，液體密度變小。一旦上、下層丁烷液體密度相近時，就會出現(xiàn)液體上下翻滾現(xiàn)象，底部過飽和丁烷液體壓力驟降后會導致大量低溫丁烷迅速氣化。

LNG低溫常壓儲罐的安全泄放氣體在特定情況，如火炬檢修和LNG儲罐翻滾工況下可以直接排向大氣。但低溫常壓液化烴儲罐的泄放氣體，如乙烯、丙烯、丙烷及丁烷等輕烴氣體與空氣密度相差不大，或者比空氣重，直接排放到大氣可能會在地面形成大范圍的爆炸性氣體環(huán)境，帶來安全風險，需要密閉排放到火炬系統(tǒng)中[1]。因此，對于丁烷低溫常壓儲罐翻滾工況下的超壓氣體泄放量，按直接排入火炬密閉排放系統(tǒng)進行計算。

依據(jù)API 2000—2014以及BS EN 1473—2016《Installation and Equipment for Liquefied Natural Gas—Design of Onshore Installations》[16]，翻滾工況下的超壓氣化量可按照低溫儲罐環(huán)境漏熱導致的氣化量的100倍進行估算。因此，丁烷低溫常壓儲罐翻滾工況下的單罐泄放量qmrollover=100qmT=99 500 kg/h。

3.8 超壓泄放組合工況

丁烷低溫常壓儲罐安全泄放系統(tǒng)的泄放量取以上各工況可能組合的最大值。由于翻滾工況發(fā)生的頻率比較低，而且翻滾為一種短時劇烈的氣化現(xiàn)象，故不再考慮疊加其他工況。丁烷低溫常壓儲罐系統(tǒng)可能組合工況下的超壓氣體泄放量見表1。

根據(jù)表1結(jié)果，丁烷低溫常壓儲罐安全泄放系統(tǒng)的處理量應(yīng)不小于99.5 t/h。

表1 丁烷低溫常壓儲罐系統(tǒng)可能組合工況下超壓氣體泄放量 kg/h

由前述計算分析可知，丁烷低溫常壓儲罐的負壓安全保護系統(tǒng)最大補氣量所對應(yīng)的組合工況為罐內(nèi)輸送泵最大流量抽出、BOG壓縮機最大流量抽出和大氣壓升高，該組合工況下所需的最大補氣質(zhì)量流量為13.86 t/h。因此，丁烷低溫常壓儲罐安全閥選型的設(shè)計質(zhì)量流量為99.5 t/h，真空安全閥選型的設(shè)計質(zhì)量流量為13.86 t/h。

4 結(jié)語

丁烷低溫常壓儲罐在日常運行中會產(chǎn)生大量BOG，可靠的安全泄放系統(tǒng)設(shè)計對保證低溫儲罐壓力穩(wěn)定至關(guān)重要。突發(fā)情況出現(xiàn)時，安全泄放系統(tǒng)既能夠保證丁烷超壓泄放氣體排入火炬系統(tǒng)，減小環(huán)境污染，又能夠保證儲罐不超壓，減少事故災(zāi)害。負壓安全保護系統(tǒng)能夠及時對儲罐進行補氣，防止儲罐壓力過低導致儲罐塌裂。

通過對影響2座5萬m3丁烷低溫常壓雙金屬全容儲罐罐壓的各種工況以及組合工況的分析，提出了丁烷低溫常壓儲罐安全泄放系統(tǒng)泄放量計算的基本方法，確定了丁烷低溫常壓儲罐安全閥和真空安全閥選型的設(shè)計質(zhì)量流量。