石油化工企业可燃性气体排放系统设计规范条文说明.doc

中华人民共和国石油化工行业标准石油化工企业可燃性气体排放系统设计规范SH 3009-2010条 文 说 明2010 北 京目次3 一般规定34 全厂可燃性气体排放系统的设置35 设计排放条件的确定46 全厂可燃性气体排放系统管网57 分液及水封68 高架火炬108.1允许热辐射强度109 地面火炬149.1 地面火炬的设计原则149.2 封闭式地面火炬159.3 开放式地面火炬1510 火炬气回收16石油化工企业可燃性气体排放系统设计规范3 一般规定3.2 为避免全厂可燃性气体排放系统规模过大和工程投资过高，或在为满足环保要求的特定情况下，通常采用自动控制连锁减排系统以减少或消除工艺装置在紧急事故时可燃性气体的排放。如：由停电引起空冷器风扇停止转动、冷却水中断、塔冷却回流中断等事故时，使用自动控制连锁系统切断热量的输入，可以大大减少或消除可燃性气体的排放。但自动控制系统不可能百分之百无故障，在确定全厂可燃性气体排放系统时不能不考虑自动控制连锁减排系统发生故障的可能性。另外，国外某些标准在这方面也有明确的规定。3.5 理论上讲，高于常温并含有碳五以上烃类或水蒸气的可燃性气体，随着温度的下降会有一部分冷凝液析出。但通过对放分液罐的使用情况调查发现，重组分装置附近的放空油气管道内存液很多，在装置运行期间，装置边界处分液罐内的凝结液经常处于满负荷。很多炼厂反应放空油气刚出装置时带油多。分析其原因，显然大部分的凝结液不是在离开装置这一段裸管因冷却而形成的，而是气流夹带出来的碳5以上的烃类物质。因此，采用在装置内先进行分液罐分液然后送出装置。这样做有以下优点： a装置操作人员可直接掌握放空油气夹带液滴的情况，有利于操作； b便于对分液罐的管理与操作； c便于分液罐内的轻质馏份回收处理； d有利于系统管网的安全运行。3.7 大多数石油化工装置可燃性气体的安全泄放压力较低，而通常全厂可燃性气体排放系统管网复杂且管道的路线较长，装置内外统一进行水力计算可以科学优化放空气体管网的规模；统一进行管系的应力计算，有利于避免大直径管道配管的难度。4 全厂可燃性气体排放系统的设置4.2.2若放空油气的热值过低，无法回收利用，排至火炬顶部不能燃烧，扩散至大气中，将污染空气。对于处理放热燃烧气体的火炬，通常要求被处理的气体具有足够高的热值以维持其自己燃烧，热值大于等于7880 kJ/Nm3的气体才能够维持自己燃烧。4.3.1 e) 一方面，剧毒介质如果燃烧不完全进入大气，其危害极其严重；含有腐蚀性介质的气体其排放管道的材质要求须耐腐蚀。另一方面，在正常生产条件下，全厂可燃性气体排放系统主管网内的可燃性气体需要回收作为燃料气使用，剧毒介质或含有腐蚀性介质的气体是不允许进入的。4.4.5 对于全厂可燃性气体排放系统，其允许的压力降越高越有利于减少工程投资。塔或容器上安全阀的设置原则旨在保证容器紧急事故状态下承压设备的安全，压力容器的设计压力均大于等于0.35MPa.g。因此，通过选择不同类型的安全阀，装置边界处的压力可以不低于0.15 MPa。如果受工艺特殊要求限制，某些装置安全阀排放背压必须较低，则通过经济分析确定合理的系统设置方案。4.5.3 大型炼油和石油化工厂的装置数量多且单套装置处理能力大，按照装置的允许排放背压分别设置高压和低压系统，在经济上更趋于合理，火炬的数量与生产的检修分组、火炬自身直径的限制等都有关系，从近年几座千万吨级炼油厂和百万吨乙烯的运行经验看，火炬是不宜少于两座的。如果火炬气回收设施能够保证正常生产时排放到某个火炬系统的可燃性气体得到全部回收，则正常生产时火炬基本是不燃烧的，仅是用于开停车和紧急事故工况，其使用寿命都可以达到4年以上；如果火炬经常燃烧，火炬头及其高空点火系统的寿命很难超过2年。5 设计排放条件的确定5.2.1 炼油厂和石油化工厂事故工况下可燃性气体排放是一种无组织排放，通过分析、计算确定每个装置事故排放的“流量-时间曲线”，排放系统设计中应对同一事故工况进行叠加处理，取最大值为该事故时的最大排放量。这是相对准确确定火炬排放量的方法。但对于工艺过程较长、排放点较多的工艺装置来讲，要分析、计算出十分准确的排放“流量-时间曲线”很困难。因此，本规范规定了一种简单的火炬排放量叠加原则，作为无法取得排放“流量-时间曲线”时确定全厂可燃性气体排放系统管网和火炬设计排放量的方法。通过调查和收集的信息表明，不论国内还是国外，采用简单叠加原则确定火炬排放量是比较普遍的方法。可以归纳为如下五种叠加原则：a、全部装置事故排量100%叠加；b、一个最大装置排放量与其余装置事故排放量的50%叠加；c、只考虑一个最大装置的事故排放量；d、考虑两个装置最大事故排放量叠加；e、一个最大装置排放量与其余装置事故排放量的30%叠加。从国内几十年的实践经验看，全厂性停电、局部停电、停水等事故偶有发生，但不同的工厂在事故时表现出的排放情况差别很大，有出现多个装置发生排放的，也有没有出现大量排放的。但从以往的事故情况看，同一事故排放量100%叠加是十分保守的，只考虑一个最大装置的事故排放量又太过于激进（国内某厂曾发生过由于火炬系统按一个最大装置的事故排放量设计，发生全厂停电时在约20分钟内大多数装置陆续发生排放，虽然全厂可燃性气体排放系统没有发生事故，但因系统偏小而导致高噪音和部分装置明显憋压）。此次修订是参照近几年国内的设计经验给出的火炬排放量简单叠加原则。在每个排放系统的设计中要考虑系统可能发生最大排放的工况，以此确定各系统的尺寸；对于火炬在事故时产生的热影响应该按5.2.1中d的要求确定，此原则确定的排放量只是确定火炬热辐射影响范围的依据，不能用于确定火炬的规格。6 全厂可燃性气体排放系统管网6.1.1 全厂可燃性气体排放系统管网内气体的流动既不是等温过程也不是绝热过程，实际流动状态一般介于等温和绝热状态之间。由于火炬气的温度都远离深冷温度，为简化计算的复杂程度，通常国际上的标准都采用较保守的等温方程式（6-1）计算管网的流动阻力。由于全厂可燃性气体排放系统管网内气体的流动均处在紊流区，该区的水力摩擦系数计算公式有很多，采用不同公式计算结果有一定的差别，目前国外工程领域的水力计算软件中普遍使用柯氏公式（Colebrook），但由于其手工求解困难，因此在标准中采用的是莫迪（Moody）公式，这两个公式都是紊流区的综合公式，莫迪公式可以看作是柯氏公式的近似公式。在API 521、壳牌等公司标准以及其它欧美工程公司的标准中，火炬气体排放管道水力计算普遍采用等温方程式和莫迪公式。据有关文献介绍，柯氏公式的准确性较高。6.1.5随着管道使用年限的增加，可能存在未被发现的腐蚀穿孔，而全厂可燃性气体排放系统管网在特殊情况下会存在负压工况，维持管网的正压状态以避免空气进入可燃性气体排放系统内形成爆炸气体。本规范中要求的正压大于等于150mm水柱，是与本规范的第7.2.25条相关联的，在第7.2.25条中明确水封高度的最小值应大于等于150mm，通常管网的正压值与有效的水封高度是一致的。6.2.1 全厂可燃性气体排放系统是石油化工厂在紧急事故时保证工厂安全的重要手段，其排放管道的配管设计必须安全、可靠。采用型补偿器进行热补偿可以保证整个系统的管道具有同等的强度，如果使用膨胀节其不可避免成为系统中的薄弱点，尤其当管道中存在凝结液时，膨胀节极易损坏。国内曾发生过几起因膨胀节引起的火炬气排放管道失稳脱架、断裂事故。全厂可燃性气体排放系统管道必须具有一定的坡度，并能够及时将凝结液分离出去，以避免管道内产生段塞流或两相流震动危及整个系统的安全。6.2.2可燃性气体排放管道吹扫是检修、维修的安全需要，目的在于清除管道内可燃性气体。当采用蒸汽作为吹扫气时，长时间连续吹扫会导致管道内产生大量的凝结水而发生振动。因此，要求间断吹扫使管道温度控制在小于等于120 ，通过多次反复的方式通入蒸汽，以达到清除管道内可燃性气体的目的。6.2.4 管道内气、液（主要是凝结液）两相流动冲击力方向的多向性及数值的多变性，是造成部分管道及管架破坏事故的主要原因。通过对国外相关资料的收集及多年的设计实践，本规范确定了含凝结液的可燃性气体排放管道对固定管架的水平推力的取值。6.2.8 全厂可燃性气体排放系统管网在特殊情况下会存在负压工况，其负压程度取决于水封罐入口立管高度及可充水量，要求的30kPa负压是最小值，设计中应根据具体设计参数确定。7 分液及水封7.1.7 在实际生产中，连续发生紧急事故的情况可能存在，但事故导致火炬气排放量连续两次都达到或接近全厂可燃性气体排放系统的设计能力的可能性是不存在的，从这个角度来说，凝结液泵流量的大小仅取决于预计的运转时间长短，25m350m3/h的流量是设计上的典型流量范围；由于凝结液泵大部分时间里是不运转的，人工启动要比自动联锁启动更安全稳妥。为避免高温凝结液进入轻污油系统而引起事故，应控制其送出温度小于等于70；为防止高压力的轻污油倒流进入分液罐，要求在凝结液泵出口管道上设置两个止回阀，以确保安全。7.1.16卧式分液罐的尺寸计算1）式（7-1）的推导基础是液滴垂直降落时间等于气体从进口到出口流过的时间。2）式（7-3）来源于API521。3）式（7-5）是根据比值b与比值a的关系曲线回归的曲线方程，以代替复杂的数学解析方法。4）式（7-6）来源于API521。5）计算卧式分液罐的直径时，首先假定卧式分液罐直径，根据假定的计算出罐内液体截面积与罐总截面积比值b和罐内液面高度与罐直径比值a后，将全部计算参数带入式（7-1）计算得到试算的卧式分液罐直径，经过反复试算直到满足为止。7.1.17卧式分液罐直径的计算式（7-1）仅是考虑了重力分离作用，并没有考虑气体在分液罐内高速流动有可能将罐内液体卷走的问题。式（7-7）是根据水平流道中气液两相流动机构提出的罐最小直径计算公式。按水平管道流动机构的波状流动考虑该问题。实际上罐内的水不流动，也就是液相折算速度=0，但=0在理论上是不成立的。因此，取Mandhane相图中最小的液相折算速度=0.003m/s（这是可以从图中查到气相折算速度的最小值）作为水基本不流动的边界条件，以便处理实际问题。对于分液罐按气体折算速度m/s（即波状机构气体折算速度的80%）作为确定气体临界流速的条件。由于折算速度小于真实速度，当=0.003m/s时折算速度与真实速度的差很小，且，则气体的临界流速可以取=。Mandhane相图是环境温度及大气压条件下的空气与水的实验结果，对于火炬排放气体及凝结液应修正为。因此，分液罐内气体水平流动的临界速度取决于压力、温度、两相介质的密度、气体粘度、凝结液的表面张力和临界气相折算速度，即。图7-2是根据凝结液温度100、火炬气分子量小于等于135的假定条件，计算并回归得到的分液罐内气体水平流动临界速度与操作压力的关系图。为保持卧式分液罐内气体真实速度满足上述流动的边界条件，同时还要考虑罐内允许的最大积液量影响，则可以写出下列等式：经整理得到式（7-7）7.1.18立式分液罐的直径计算式（7-8），是按照立式罐内气相空间的气体上升速度等于液滴沉降速度的80%推导而得。7.2.1 水封罐和阻火器是防止火炬回火爆炸导致可燃性气体排放管网及其连接的设备被破坏的重要设施和手段，设置的位置越靠近火炬或放散塔根部，回火爆炸对系统造成破坏的范围越小，设计中应首选水封罐，不宜使用阻火器（阻火器极易被堵塞）。当阻火器距离火炬头出口大于20d时阻爆燃型阻火器将失去阻止火焰传播的作用，此时必须使用阻爆轰型阻火器。7.2.2同一个放空系统中有两个或两个以上火炬同时操作时，不同火炬之间会存在压力差，当火炬气排放量较小时有可能发生火炬之间的互吸现象而导致空气进入火炬筒内发生爆炸事故（含氢量较高时极易发生）。因此，火炬之间必须采用水封罐以阻断气体在火炬筒内的倒流。分层设置水封高度有利于减少小气量工况时火炬头的焖烧问题。7.2.3相互备用的两个火炬仅是在切换时存在短时间同时使用的工况，备用的火炬在切换完毕后使用阀门和盲板与在用火炬隔离，共用水封罐是经济合理的。但为避免切换期间两个火炬连通时出现事故，应在两个火炬切换操作时提供足够的安全吹扫气体。7.2.11 水封罐的设计应能保证在发生回火爆炸事故时不被破坏。理论上烃类气体在密闭空间内发生爆炸产生的压力为气体压力（绝）的78倍，火炬发生爆炸通常是发生在排放结束时，此时水封罐内的压力接近常压，同时考虑到设备设计的许用应力与金属的强度极限有很大的差距。因此，本规范规定水封罐的设计压力应大于等于0.7MPa.G。7.2.15 随着石油化工厂的大型化，火炬排放气体量越来越大，相应的水封罐尺寸也变得较大，使用立式罐可能会影响到系统管廊的高度增加；另一个不宜使用立式水封罐的重要原因在于排放气体量较大时，立式罐水封液面的稳定性远不如卧式罐，容易造成溢流水量过大的问题。卧式压力容器的长度与直径比值为2.53时经济性较好，本条中“水封罐长度与直径的比值宜为2.56”，是包含了单流式和双流式的整个比值范围，即对于单流式为2.53，双流式为56。7.2.21 当大量排放气体经过水封时，极易引起卧式水封罐内的水发生剧烈波动，这种波动有时会造成罐基础的破坏，在设计中应当考虑防止水发生剧烈波动的有效措施。7.2.22 卧式水封罐的尺寸计算1）式（7-9）的推导基础是液滴（气体通过水封带出的）垂直降落时间等于气体从进口到出口流过的时间。2）式（7-10）是根据比值a与比值b的关系曲线回归的曲线方程，以代替复杂的数学解析方法。3）计算卧式水封罐的直径时，首先假定卧式水封罐直径，根据假定的计算出罐内液面高度与罐直径比值a和罐内液体截面积与罐总截面积比值b后，将全部计算参数带入式（7-9）计算得到试算的卧式分液罐直径，经过反复试算直到满足为止。7.2.23卧式水封罐直径核算的理论出发点与7.1.17是完全相同的。但对于罐内气体水平流速的临界速度限定严于卧式分液罐，水封罐按气体折算速度m/s（即分层流动机构气体折算速度的90%）作为确定气体临界流速的条件。由于水封罐内的气相是密度等于、粘度等于的非空气介质，而液相是水。因此水封罐的液相折算速度修正为：。水封罐内气体水平流动的临界速度取决于压力、温度、气相介质的密度、气相介质的粘度和临界气相折算速度，即。图7-3是根据水封罐操作压力为150kPa.A、火炬气分子量小于等于135的假定条件，计算并回归得到的水封罐内气体水平流动临界速度与MP/T的关系图。7.2.25 可燃性气体排放管网在特定的条件下存在两种负压工况。一种负压工况是高温气体排放停止时遇到降雨，管道内气体温度大幅降低将导致整个管网出现负压，如果密封水量不足，则会导致空气由火炬头进入管网系统，在7.2.5条中明确了针对这种负压所必须的密封水量；另一种负压工况是在大气压高程差作用下，密度小于空气密度的排放气体处于缓慢流动或不流动时，水封罐至火炬出口的任意点处均处于不同的负压状态，如果此时水封水量不足及系统管网维持正压措施失灵，则整个可燃性气体排放系统会出现负压。但这种负压是自平衡的，不会造成空气由火炬头进入管网系统，但可以导致空气由放空管道或设备上的腐蚀等形成的孔洞进入系统。水封罐通常用于阻火、维持系统压力、分层控制排放背压或提供火炬气回收所需的管网背压等目的。因此，水封高度取决于水封的目的。本规范规定的水封高度仅是对于阻火、维持系统压力的目的。考虑第二种负压工况时水封界面前后有如下关系式：下图中水面上的压力与排放气体的分子量、温度、当地大气压和火炬高度有关。由大气压压高方程可以得到火炬头出口处的大气压力计算式如下：式（B）中为温度等于（K）地面处的大气压力（kPaa）。由于火炬高度有限，处于大气地面层的火炬头出口处的大气压力也可以采用实测压力随高程变化规律计算，计算式为：由地面向上H处的压力降低值与大气的环境温度有关，温度越低压力差值越大。水面上的压力等于火炬头出口处的大气压力与h高排放气体柱产生的压力之和。h高排放气体柱产生的压力同样可以采用压高方程计算，也可以采用简化计算方法，即（kPa）。为在工程设计中便于使用，以简化算法处理式（A），取，则：经整理得式（7-13）：火炬水封示意图对于含有大量氢气、乙炔、环氧乙烷等燃烧速度异常高的可燃性气体，一旦氧气进入系统管网形成爆炸气体，当火炬水封罐后发生回火闪爆时，水封阻挡不了火焰向水封罐前系统的传播。本条中b)、c）是考虑在系统管网失去维持正压气源且压力降到0kPa时，也要保证水封后面的负压不能导致水封前的压力降到0kPa以下，300mm和200mm水封高度是以标准状态下（温度0，大气压力101.325kPaa）氢气或甲烷对于150m高火炬计算的水封高度再考虑1.75倍的安全系数（以满足不同温度时的安全）确定的；由于密度大于等于空气的可燃性气体充满火炬筒体时，水封罐内不存在负压，这种工况下的水封高度只需满足管网维持正压的要求，规定的150mm是与第6.1.5相关联的。8 高架火炬8.1允许热辐射强度火炬设施安全区域的大小取决于允许热辐射强度。火炬气最大排放量的确定原则本身具有一定安全系数，最大排放持续的时间通常不超过30分钟，太阳的热辐射强度0.79kW/m21.04kW/m2是一天当中的最高值，且受天气的影响较大；装置开、停工期间由于操作不稳定或下游装置不能同步开车，会有大量的可燃性气体连续数天排放到火炬燃烧。因此，太阳的热辐射是否叠加到火炬产生的热辐射中，在不同的工况下应该区别对待。允许的热辐射强度是暴露持续时间的函数，它应该包含人的反应时间和灵活性等因素。在API521中建议考虑操作人员或检修人员的总暴露时间为8s10s。根据热辐射对人和设备影响研究文献整理的热辐射与允许暴露时间数据见下表：热辐射与允许暴露时间数据表热辐射强度(kW/m2)皮肤裸露时 有适当防护时说明1.58-可持续公共区域持续暴露的安全强度1.7460s2h2.3340s0.5h3.035s-树木持续暴露的安全强度3.230s-GB 50160 石油化工企业设计防火规范的厂内安全强度4.7316s5min6.3110s1min9.466s10s持续暴露30min的金属表面将达到210，树木会燃烧。本规范规定的不同区域的允许热辐射强度及表8.1就是以这些原则为基础制定的。8.2.5 排放气体在火炬头出口处允许的马赫数大小取决于系统允许的压降、环境噪声标准、火焰稳定性以及气体的燃烧特性。对于系统排放压力较低以及环境噪声要求严格的火炬，短时间的事故排放时应该控制在0.5以下，工厂正常生产的连续或频繁排放最好维持在0.2；对于系统排放压力足够高，且环境噪声要求不严时，适于采用音速。火炬头出口气体速度太低时，火焰受风的影响较大，火焰有可能在下风向的低压区沿火炬头下落数米，会引起火炬头过热和腐蚀，有关火炬研究文献发表的数据表明火炬稳定燃烧的马赫数为0.20.5。对于酸性气火炬主要关注的是气体中有毒、有害物质的燃尽率。石油化工企业的酸性气主要是含硫化氢的气体，目前在酸性气火炬设计上普遍采用低速并维持适当燃烧温度的方法，也可以采用0.5马赫数以上的高速火炬头，使酸性气体与空气充分混合达到硫化氢燃尽率的要求。8.2.8 式（8-1）计算出的是火炬头出口有效截面积，火炬头出口的实际面积还应该包括其内部其它构件的当量面积，此部分面积由火炬头供货商考虑。8.2.17 火炬头出口至钢塔架顶层平台应该保持一定的距离，尽量避免低排放量工况时火焰在风的作用下对火炬塔架顶层平台的损害。碳氢化合物燃烧产生的温度高，酸性气、纯氢气等低热值气体燃烧产生的温度相对较低，根据多年的实践及火炬头安装和拆卸具体情况本规范确定的7m和5m。8.3.3 火焰长度对火炬高度的影响较大。国外对火焰长度的研究主要集中在20世纪6090年代。1964年G.R.KENT通过小直径管道在静止的空气中对火焰的长度进行实验，其结论是，从马赫数0.2开始火焰长度是固定的，并约等于气体出口直径的118倍。1970年HONDA T.J.提出火焰长度为0.72x103md（马赫数m=00.12）。1973年T.A.BRZUSTOWSKI and E.C.SOMMER提出基于可燃性气体在侧向风中喷射混合和在空气中爆炸下限研究的火焰长度计算方法，该方法在API RP 521中称为精确计算法。1974年Schwanecke R.提出马赫数0.35开始火焰长度是固定的，且等于气体出口直径的120倍。API RP 521的图解法，该方法是基于几组观测数据制作的火焰长度与气体低热值相关联的对数坐标图，配合侧向风与焰变形近似关系图确定火焰中心点。这种方法自1969年API RP 521首次发表至今一直在使用，没有进行过修正。美国气体处理器供货商联盟（GPSA）1987年发布的工程数据手册是以排放气体在火炬头出口的压力降计算火炬的火焰长度，火焰长度为。据有关研究文献报道，实际观测的火焰长度与上述各种预测公式的计算值存在不同的差别，有的观测结果与计算值偏差很大。到目前没有哪一个计算方法可以准确预测火炬的火焰长度。通过对上述不同的火焰长度预测公式进行分析和多组实际数据的计算比较， 可以认为T.A.Brizustowski and E.C.Sommer和G.R.Kent的计算方法得到的火炬高度还是可以接受的，API-521的图解法最保守，尤其是在较大排放量时其计算结果明显不合理。但T.A.Brizustowski and E.C.Sommer的计算方法需要知道可燃性气体的确切组成，使用的方便性和计算结果的稳定性不好。本规范采用了G.R.Kent的火焰长度计算方法，式（8-5）来源于G.R.Kent实验数据的回归。8.3.4 不论火焰长短如何、火焰形状如何，其对任意一点的热影响都可以看做是由一个热源点发出的热辐射影响的结果，这个热源点就是名义上的火焰中心点，由火焰中心点和受热点的几何关系可得到火炬高度计算式（8-6）。在排放气体发热量、热辐射率、计算点允许的热辐射强度和火焰长度确定的条件下，火焰的中心位置就成了影响火炬高度的决定因素。不同的研究文献定义的火焰中心不同，G.R.Kent认为火焰的热量是沿火焰长度均匀释放的，因此通过积分得到无风时火炬的火焰中心约在火焰长度的下1/3处（实际是与火炬高度相关联的变化值）；API-521的图解法是把火焰按照非刚性体在侧向风的作用下，采用无限累加的方法计算出火焰的末端，把火炬头出口到火焰末端连线的中点定义为火焰的中心点；T.A.Brizustowski and E.C.Sommer方法是把火焰在侧向风作用下形状中心曲线的中点定义为火焰的中心点；GPSA工程数据手册的火焰中心定义与G.R.Kent的相同。但把火焰假设为刚性体时，火炬出口速度越低火炬高度就越小的不正常结论，这是过于简化侧向风对火焰变形影响所造成的。因此，本规范采用G.R.Kent的火焰长度计算方法和火焰中心点的定义，但不是按照刚性体的假设确定侧向风作用下的火焰中心点。本规范采用伊万诺夫射流轨迹方程确定火焰中心点。经大量的计算数据证实该方法确定的火炬高度与T.A.Brizustowski and E.C.Sommer方法确定的火炬高度差别很小，计算结果略保守于T.A.Brizustowski and E.C.Sommer方法的计算结果，也就是说比T.A.Brizustowski and E.C.Sommer方法偏于安全。处于开放环境的火炬其热辐射系数是无法通过理论计算得到的。大量的研究文献提出的热辐射系数差别很大，范围在0.10.5。本规范2001版中采用的热辐射系数是0.2。根据国内多年实践经验并结合有关热辐射系数研究文献，在本次规范修订中，给出了一个基于氢气、甲烷、丙烷和重组份的热辐射系数分别为0.125、0.17、0.22和0.3与气体低热值相关联并考虑空气吸热的热辐射系数计算式（8-7）。对于所有类型的火炬，风速增加时火焰的倾斜程度都增加。大多数情况下，风引致的火焰倾斜及由此引起的对火焰下部某点辐射增强与该点增强的风力对流冷却作用会达到一个平衡。多数辐射强度研究文献认为8.9m/s是一个合理的风速取值。8.5.2 注入吹扫气体是防止火炬回火的唯一手段。使用水封罐或阻火器都可以达到将系统管道与火炬筒隔离，起到阻止火炬筒内回火波及到整个排放系统的作用。但使用阻火器存在易堵塞、骤冷回火、系统负压等问题。因此，除LNG等低温火炬外不推荐使用阻火器，国外的相关标准也是如此，如：Shell、API等。8.5.4对高速燃烧或宽爆炸限特性介质（如：含较高氢气、乙炔和环氧乙烷等）的火炬、酸性气火炬和有毒介质的火炬，使用燃料气作为吹扫气有利于改善其燃烧特性，以进一步提高火炬运行的安全性。8.5.6 来源于API RP 521和JOHN ZINK的有关密封器试验数据，这样的吹扫速度可以保证密封器之下的含氧量3%，如果排放的火炬气中本身就含有微量的氧气时，设计中应考虑适当加大吹扫气的速度。通常认为防止焖烧的速度在0.15m/s以上。8.5.8 分层设置防回火吹扫气体的供给，可以减少燃气的消耗量。8.5.9速度密封器安装在火炬头下半部靠近入口法兰处，既可以避免其长期处于高温区被损坏，也可以避免空气浸入火炬头以下部分过深，同时便于检修和维修。9 地面火炬9.1 地面火炬的设计原则9.1.1 由于地面火炬燃烧器安装在地面上，火炬气排放过程中一旦熄火，且点火不及时时，极度或高度危害的有毒可燃性气体将聚集在地面火炬设施周围，对周边人员将构成一定的威胁，可能引发安全事故。9.1.2因开停工及正常生产时可燃性气体的排放量较小，一旦长明灯熄灭，且点火不及时，可燃性气体扩散至大气中时，其影响范围较小，容易处理。9.1.3地面火炬的分级应满足下列要求：a 火炬气排放系统是一个本质安全系统，任何工况下都应确保火炬气安全排放。b为防止分级控制阀旁路误爆，分级系统控制阀旁路的爆破压力应有合理的余量，爆破片与爆破针阀不同，对于爆破片来说，正常操作压力应避免接近爆破压力，通常取75%；c地面火炬的合理分级是地面火炬设计的关键。对单个燃烧器而言，在火炬气组成相对确定，且无助燃气体的情况下，依靠燃烧器自身的结构引射空气，能够在一定压力范围内实现无烟燃烧，该压力范围即为压力助燃性燃烧器的最佳压力操作范围。在火炬系统分级时，各级操作压力范围取得太窄，可能使各级之间发生跳跃；如压力范围取的太宽，火炬气燃烧时可能冒黑烟。d对于地面火炬而言，各分级管道前的压力越高，越利于燃烧，蒸汽助燃型燃烧器的设置数量越少，蒸汽的消耗越少，运行费用费用越省，但排放总管管径相对较大，管道、管件及相应管架投资加大；分级数量越多，各分级管道的管径越小，相应分级控制阀及旁路爆破针阀或爆破片口径越小，但管道器材的使用数量会相应增加。因此，在确定各分级管道前排放总管的最大允许排放背压值及分级数量时，应进行经济比较。9.1.4为防止各分级管道上的控制阀失灵后无法开启后，导致系统超压，各分级系统应设置爆破旁路，且爆破压力不得高于各分级管道前的最大允许背压。爆破片需要的防止误爆压力余量远高于爆破针阀。因此，当各分级管道前的最大允许背压值较低时，为保证各分级管路能够在压力相对较大的范围内工作，分级控制阀旁路上宜选用爆破针阀。9.1.5为防止各分级管道上的流动背压较大，各分级管道的截面积之和不得小于排放总管的截面积。因分级控制阀及爆破针阀或爆破片的价格较高，为降低投资，本规范允许其直径在保证安全的前提下可比相应分级管道的公称直径小一级。9.1.6 为缩短阀门开启时间，减少投资，且防止因密封材料破坏导致阀门内漏，各分级管道上控制阀宜选用金属硬密封蝶阀。为防止阀门动作时间过长，使系统憋压，导致爆破旁路爆破，本规范对阀门的开启时间做出了规定；因阀门的关闭时间对系统的安全没有影响，因此，本规范对阀门的关闭时间没有做出严格规定。9.1.7各分级管道上的控制阀和旁路上爆破针阀的泄露等级不应低于ANSI V级。由于地面火炬燃烧器安装在地面上，各分级管道上的控制阀和旁路上爆破针阀一旦发生泄露，火炬气将聚集在地面火炬设施周围，可能引发安全事故，因此控制阀和爆破针阀的密封性能一定要好。9.1.8 为防止因某级控制阀无法打开，使系统憋压，导致各级爆破旁路爆破，造成不必要的损失，本规范规定控制系统除应具有逐级开启的功能外，尚应具有跨级开启的功能。9.1.9蒸汽助燃型燃烧器通常在较低操作压力下工作，不易形成交叉点火，且容易熄火，因此每个燃烧器均需配置一支长明灯；其它各级工作压力一般较高，容易形成交叉点火，且不易熄火，但为确保点火安全，火炬气直接排放至大气，可能引起安全事故，各级长明灯的设置数量应不少于2支。9.1.11为避免分级系统管道控制阀后形成爆炸混合气体，可能引起安全事故，各分级控制阀后应设氮气吹扫系统。对常燃分级系统而言，分级控制阀一般为常开状态，为防止火炬排放系统出现负压发生回火，该系统须设氮气连续吹扫系统。 9.1.12为节约蒸汽用量，确保火炬系统无烟燃烧，蒸汽助燃型燃烧器的蒸汽供给流量宜根据火炬气的排放量及分子量进行调节。9.2 封闭式地面火炬9.2.1封闭式地面火炬的处理量不宜大于100t/h。封闭式地面火炬的处理量约为100t/h时，烟气排放筒的直径一般在17m左右，如处理量增加，烟气排放筒的直径也会相应增加。当烟气排放筒的直径增大较大时，会影响地面火炬的吸风量，从而影响火炬气的燃烧。9.2.2排气筒高度会对烟气扩散、燃烧效果及对周边的各设施及人员产生的热辐射有关。排气筒越高，烟气扩散越好，燃烧效果越好，对周边的各设施及人员产生的热辐射影响越小，但投资相对越高。9.2.4排气筒内的热流密度会影响火炬气的燃烧效果，火炬气达到无烟燃烧的热流密度为275335kW/Nm3，因此本规范对排气筒内的热流密度的上限做出了规定。9.3 开放式地面火炬9.3.1为避免热辐射对地面物体的影响，火焰应封闭在金属围栏内，也就是说，金属围栏应高于火焰顶部，为安全起见，本规范规定了金属围栏高度应高于各燃烧器火焰长度2m。9.3.3因开放式地面火炬是根据各分级控制阀前的压力信号逐级控制开启各级控制阀的，火炬气的排放量通常较小，因此低压力级燃烧器较高压力级燃烧器的使用频次高。为尽量减小火焰对金属围栏的影响，本规范做出了该规定。9.3.4 为降低投资，金属围栏内分级管道的材质一般为碳钢，碳钢管道的使用温度应低于425。如各分级管道裸露在金属围栏内，将受到热辐射的影响导致温度升高，为此各分级管道应采取防热辐射措施（如管道上部铺设一定厚度的碎石）。9.3.5因布置分级控制控制阀一侧的金属围栏附近设有操作平台和走道，为方便观火和检修，观火窗及检修门应设在靠近分级控制阀一侧的金属围栏上。9.3.6 在布置燃烧器时，燃烧器的安装距离不能太近，也不能太远。太近，会导致冒黑烟；太远，会影响接力点火。10 火炬气回收10.3 设置气柜的目的在于平衡全厂可燃性气体排放量的无规则波动，为回收气体压缩机平稳运行和操作提供足够的缓冲时间，以实现排放气体的全部回收。经过大量的调查研究，尽管在设计上达到了正常操作时零排放的指标，但实际生产过程中各种因素导致的可燃性气体的排放是不可避免的。从统计数表明，一个新建的千万吨级炼油厂或百万吨级乙烯厂排放到火炬的可燃性气通常不超过5000Nm3/h，对于建设年限较长或生产管理不善的石化企业其排放量接近10000Nm3/h。从调查的数据看，34个小时的气柜缓冲时间是比较合适的。10.4 为保证装置事故排放时不对气柜造成损坏，在回收支线阀前的火炬气排放总管上设流量、温度和压力检测仪表，以减小信号连锁的阀门反应不及时造成气柜破坏事故。设计上应根据油气回收支线的长短适当确定各检测仪表的安装位置。