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乙烯装置压缩机紧急停车系统压力动态模拟初探刘罡盛在行王振维李广华( 中国石化工程建设有限公司，北京 100101)摘 要: 基于对典型乙烯装置压缩机系统防喘振回路的分析，提出了对压缩机紧急停车时系统压力进行动态模拟的数学模型及相关求解方法，并将其应用于乙烯装置裂解气压缩机及丙烯制冷压缩机系 统。通过与某乙烯装置裂解气压缩机系统现场压力数据的比对，模型的可靠性得到了验证。基于经验证 的模型，对某新建乙烯装置裂解气压缩机系统停车时系统压力的变化进行了动态模拟，定量分析证实三 返一防喘振回路设置旁路防喘阀、五返四防喘振回路采用五段压控阀停车联锁放火炬均可使系统压力平 衡时间显著缩短，降低了压缩机反转的可能性。还对某新建装置丙烯制冷压缩机系统进行了动态模拟， 获得了系统的压力平衡时间，并找到了制约系统压力平衡时间的关键因素。关键词: 乙烯 压缩机 防喘振 压力平衡动态模拟压缩机“三机”作为乙烯装置的核心设备，裂解气压缩机担负着将裂解气升压，以满足产品分 离所需要的压力，而 2 台制冷压缩机则为整个乙 烯装置提供冷量，保障产品分离的实现。在实际 生产中，由于驱动透平蒸汽压力波动、机械故障或 遇到停水等情况，为保障设备安全，压缩机往往需 要紧急联锁停车1 2。在紧急停车时，压缩机进 出口之间存在较大压差，此时需要通过打开连通 压缩机各段之间的防喘阀，使高压侧的气体向低 压侧泄压，以使压缩机各段之间的压力达到平衡， 保证设备平稳安全停车。这一过程中，防喘阀以及防喘振回路以及相 关压控放火炬阀的设置是否合理，对于能否保证 设备操作安全十分重要。如果设置不当，则可能 出现压力平衡不及时，压缩机过快停转甚至倒转、 机组受损的情况。而对于不同段防喘阀、防喘振 回路、压控阀设计合理性的验证，无法进行实际试 验。因此，建立一个可以对压缩机组紧急停车时 系统压力进行动态模拟的模型，具有十分重要的 实践意义。本研究的目的，是初步建立一个定量模型，采 用实际现场数据对建立的模型进行验证，进而将通过验证的模型应用于对现场停车过程的分析，从而对实际装置裂解气压缩机组的防喘振回路设 置与改进措施进行评价判断，用于指导设计改进。典型压缩机防喘振系统组成典型裂解气压缩机防喘振系统典型的顺序分离裂解气压缩机系统设置 2 个11 1防喘振回路，由 2 个防喘振阀控制，分别为三段返回一段( 下称三返一) 、五段返回四段( 下称五返 四) 。其系统组成见图 1。在压缩机紧急停车时，2 个防喘阀分别打开， 分别从三段和五段向一段和四段泄放，以达到压 缩机进出口压力的平衡。对于三返一防喘阀，阀 前体积为从三段出口到进碱洗塔前的第一个止逆 阀这段距离内所有的设备、管线体积。阀后体积 为从三返一防喘阀阀后至一段吸入部分的全部设 备、管线体积。在实际情况中，当压缩机紧急停车时，上游来自急冷区的进料不会中断，因此三返一收稿日期: 2012 11 14。作者简介: 刘罡，男，2008 年毕业于清华大学化学工程系化学 工程与技术专业，现在从事乙烯、煤化工工程开发与设计工 作，工程师。乙 烯 工 业第 25 卷 36 为五段出口至去下游前第一个止逆阀，这段距离内所有的设备、管线体积。阀后体积包括碱洗塔 出口、防喘阀出口至四段吸入前所有的设备、管线 体积，还可能包括四段排出至五段吸入之间的设 备、管线体积。在压缩机紧急停车时，碱洗塔系统 一般被前后 2 个止逆阀从这两个防喘振回路隔离 出去，不参与系统压力的平衡过程。防喘阀阀后的体积除包括压缩机一段前的设备、管线体积外，还应包括上游急冷区的汽油分馏塔、 急冷水塔等设备。同时还可能包括一段排出至三 段吸入之间的设备、管线体积。这部分体积应算 作阀前还是阀后体积取决于防喘阀阀前、阀后系 统两者压力哪一个能够在压力平衡过程中先与这 部分的压力平衡。对于五返四防喘阀，阀前体积图 1 顺序分离流程裂解气压缩机系统概略流程示意出，则设置石墙阀。以丙烯制冷系统为例，其系统组成见图 2。1 2典型制冷压缩机防喘振系统典型的乙烯装置制冷压缩机系统一般为闭路 循环系统，通常在各段设置防喘阀，如有段间抽图 2 丙烯制冷压缩机系统概略流程示意在压缩机紧急停车时，3 个防喘阀，1 个石墙阀分别打开，分别从一、二、四段泄放，以达到压缩 机进出口压力的平衡。与裂解气压缩机系统不同 的是，由于丙烯制冷系统为闭路循环系统，因此其 各部分的压力实际是相互关联影响的。以四段防 喘阀前后为例，在紧急停车刚发生时，四段出口处 的气相通过四段防喘阀向四段罐泄压，同时也在 向一、二段泄压。当四段防喘阀前后压力一致时， 随着四段防喘阀阀前压力的进一步下降，将出现四段罐内部的气相反向通过防喘阀向压力更低的一、二段罐泄压的情况。正是通过这种压力的相 互关联，最终实现整个闭路系统的压力平衡，但也 使得制冷系统的动态平衡过程变得更为复杂。22 1模型建立计算方法对防喘阀回路进行分析，在防喘阀打开后，建立描述通过防喘阀流体的流动情况的基本微分方第 25 卷刘 罡等 乙烯装置压缩机紧急停车系统压力动态模拟初探 37 程，采用膨胀系数修正法3计算。在流体流动时，考虑流型的不同，针对阻塞流和非阻塞流分别采 用不同公式计算。在本体系中，所建立的微分方程无解析解，因 此实际计算中采用数值解法4 5。压力平衡过程计算数值解法:1) 基于前一时刻各阀门前后压力，计算单位 时间步长内各阀门的流通量;2) 计算压缩机系统各部分物质的量在单位时 间步长内的变化量;3) 基于各部分物质量的变化，计算下一时刻 阀门前后压力;4) 迭代计算，直至阀门前后压力达到平衡，计 算收敛。利用上述参数，进行模拟计算，并将计算结果与现场数据进行比对，结果见图 3。图 3 模型计算结果与现场数据比对( 三返一防喘阀压力变化)从图 3 可看出: 计算结果与现场数据基本相 符，模型的计算方法和相关假设是可以接受的。模型假设及参数由于压缩机紧急停车过程中的数值模拟计算 量很大，为加速计算并保证计算精度，对模型进行 下列假设:1) 计算过程忽略沿程管道阻力降;2) 考虑裂解气压缩机系统不同部分随系统压 力变化，逐步参与到系统平衡过程;3) 考虑前后压差改变时流型变化对阀门流通 量的影响。2 24计算结果分析4 1裂解气压缩机防喘振系统使用经验证的模型对上述新建乙烯装置的裂 解气压缩机系统紧急联锁停车过程进行进一步计 算分析。在实际开车过程中，此系统曾出现过联锁停 车时压缩机转数迅速下降至零，转子进而开始反 转的情况。进行分析后认为，产生这种现象的原 因在于紧急停车后，防喘振阀打开，但防喘振阀两 侧压力未能迅速达到平衡，因平衡时间过长，压缩 机转子两侧在较长时间内存在较大压差，进而造 成压缩机转数迅速降低，进而开始反转。为解决 这一问题，现场曾采取以下的技术手段:1) 三返一防喘振回路增设一新的防喘阀旁 路;2) 取消碱洗塔与四段间的单向阀，使碱洗塔 系统参与压力平衡过程;3) 压缩机五段出口处压控阀参与联锁过程。现针对上述手段进行计算分析。模型拓展在实际工程中，压缩机联锁停车时，除防喘阀 以外，相关的压控放火炬阀、安全阀也同样参与平 衡过程，因此在模型中也加入了对压控阀、安全阀 排量的计算模块，以使计算结果与实际过程能更 好地吻合。2 3模型验证利用上述建立的模型，对某新建乙烯装置的 裂解气压缩机系统进行紧急停车时的压力动态模 拟计算，防喘振线气体的相关初始参数见表 1。3表 1防喘振线气体初始参数三返一防喘振回路4 1 1位置三返一五返四三返一防喘振回路原有一个 600 mm 的防喘阀，在压缩机反转现象出现后，现场新增设一个450 mm 防喘阀，通过旁路加快压力平衡过程。图4 为原设计方案与改造方案的压力平衡状况的分子量温度 / 压力( 绝) / kPa 压缩因子 比热容 / k26 1537 851 0110 9711 2125 6039 854 0990 8941 32乙 烯 工 业第 25 卷 38 使五返四部分压力平衡时间大幅缩短，阀门前后压降下降至 50 kPa 所需时间由原来的 59 2 s 缩短 到 36 5 s，可有效降低压缩机反转的可能性。对比。图 4 三返一防喘振回路压力计算结果表 2 展示了 2 种方案压力平衡过程的部分关 键指标。表 2三返一防喘振回路平衡过程指标图 5 五返四防喘振回路压力计算结果( 碱洗塔参与平衡)项目原设计方案改进方案平衡压力( 绝) / kPa平衡时间( 前后压差降至 50 kPa) / s平衡时间( 前后压差小于 3% ) / s22843 255 821026 636 0从表 2 可看出: 改进后方案的压力平衡时间明显缩短，防喘阀前压力下降速度明显加快，同时 压缩机二、三段之间参与压力平衡的时间( 图 4 中 拐点) 也有所提前。因此改进方案可有效降低压 缩机反转情况出现的可能性。五返四防喘振回路4 1 2图 6 五返四防喘振回路改进方案阀门流量( 碱洗塔参与平衡)2) 碱洗塔系统不参与平衡过程。当不拆除碱洗塔出口单向阀，碱洗塔系统不 参与平衡过程时，同样对五段排出压控阀参与联 锁，停车时打开( 改进方案) 和不参与联锁，停车时 不打开( 原设计方案) 两种情况进行计算分析。结 果见表 4、图 7。五返四防喘振回路除设置有防喘阀外，在四段吸入、五段排出位置还设置有压控放火炬阀，同 时各段还设有安全阀。1) 碱洗塔参与平衡过程。当拆除碱洗塔系统与四段吸入之间的止逆 阀，碱洗塔参与平衡过程时，针对五段排出压控阀 参与联锁，停车时打开( 改进方案) 和不参与联锁， 停车时不打开( 原设计方案) 两种情况进行计算分 析。结果见图 5、表 3。表 3 五返四防喘振回路平衡过程指标( 碱洗塔参与平衡)表 4五返四防喘振回路平衡过程指标( 碱洗塔不参与平衡)项目原设计方案改进方案平衡压力( 绝) / kPa平衡时间( 阀前后压差小于 3% ) / s阀前后压差降至 50 kPa 所需时间 / s1 22079 878 21 07046 043 2项目原设计方案改进方案平衡压力( 绝) / kPa平衡时间( 前后压差降至 50kPa) / s平衡时间( 前后压差小于 3% ) / s1 21059 261 21 10036 537 6对比碱洗塔系统参与 / 不参与平衡过程的计算结果可知，碱洗塔系统参与平衡，平衡时间方案 更短。这是因为碱洗塔系统参与平衡时，下游系 统体积较大，下游压力上升较慢，压力较低，四段 压控阀始终不会打开，避免了四段压控阀长时间相对于原设计方案，改进方案由于五段排出压控阀参与泄压，高压部分的气体泄放能力在停 车初期提高了 60% ( 见图 6 ) 。泄放能力的增加，第 25 卷刘 罡等 乙烯装置压缩机紧急停车系统压力动态模拟初探 39 打开，导致上下游压力接近却始终无法平衡的情况。压力达到压控阀定压后，四段吸入压控阀开始打开。但因为打开速度较慢，下游压力继续上升，直 至下游压力达到安全阀定压，安全阀起跳。随后 防喘阀下游系统通过四段压控阀和安全阀同时向 火炬系统泄放。在下游压力下降至安全阀定压以 下后，安全阀回座，四段压控阀继续向火炬系统泄 放。由于此时下游压力仍高于压控阀定压，因此 压控阀继续开启，直至达到 100% 开度。此时由于 下游压力已在持续下降，因此压控阀排量在达到 一个最大值后开始下降。在下游压力低于压控阀 定压后，压控阀开度开始减小，压控阀排量下降速 度加快，直至阀门完全关闭。在整个过程中，五返 四防喘阀的排量先是迅速下降，随后下游压力上 升，上下游压差减小，排量下降趋势放缓。在 22 s 以后的时间，上下游压差一直保持一个较小值，防 喘阀排量也一直维持一个较小值。五段压控阀则 在 50 s 附近因系统压力低于定压而关闭。上述结果反映出在停车初期，决定压力平衡 过程快慢的因素为防喘阀的泄放能力。而在下游 压力上升后，下游压控阀与安全阀泄放能力的大 小对平衡过程的影响开始显现。压控阀、安全阀 泄放能力越大，下游设备安全越有保证，但也使得 防喘阀上下游压力始终不能达到平衡。尤其是四 段吸入压控阀，开关速度较慢，当四段吸入压控阀 定压设置较低时，阀门始终处于开启状态，造成上 下游压差一直维持在一个较小值但却始终无法达 到平衡。而在关闭四段吸入压控阀并提高四段吸 入安全阀定压时，以上情况可以避免。如图 10 所 示，在取消四段吸入的泄放( 取消压控放火炬，提 高安全阀定压) 后，阀门前后压降下降至 50 kPa 所 需时间可大幅缩短到 14 5 s。综合对上述装置三返一、五返四防喘回路的 分析可知，欲实现裂解气压缩机系统停车时压力 快速平衡，同时兼顾保证设备安全，应采取以下措 施:1) 保证防喘阀、相关泄放阀的流通能力;2) 防喘阀下游压控阀定压设定值应适当提 高，不应偏离安全阀定压太远。如希望进一步缩短平衡时间，可考虑取消四段压控阀放火炬，同时图 7 五返四防喘振回路压力计算结果( 碱洗塔不参与平衡)由图 7 可知: 在碱洗塔系统不参与压力平衡 过程时，五返四防喘振回路阀后压力存在一个先 上升后下降的过程。以考虑五段排出压控阀放火 炬的情况为例，图 8、图 9 分别展示了在压力平衡 过程中各阀门的排量情况。图 8 五返四防喘振回路改进方案防喘阀、五段压控阀流量( 碱洗塔不参与平衡)图 9 五返四防喘振回路改进方案四段压控阀、安全阀流量( 碱洗塔不参与平衡)在停车初期，防喘阀上游的高压部分通过防喘阀向下游低压部分泄压，造成下游压力上升，同 时五段压控阀参与联锁向火炬系统泄放。在下游乙 烯 工 业第 25 卷 40 步变化。由于四段罐及出口部分的丙烯冷剂在压力的作用下不断进入一段罐所在的区域，因此一 段罐的压力随时间变化不断上升，直至与四段罐 及出口部分的压力平衡后才再次下降。而二段罐 阀后部分的压力则持续上升，但由于阀门流通能 力限制( 阀门 Cv 值偏小) ，压力上升较为缓慢，成 为制约整个系统压力平衡速度的决定因素。图 10 五返四防喘振回路压力计算结果( 取消四段吸入压控阀、提高安全阀定压)设置安全阀定压高于平衡压力。3) 在防喘阀下游系统设置压力泄放系统时， 下游系统体积可考虑适当增大，以减慢压力上升 速度，避免出现由于压力泄放导致的上下游压力 长时间无法平衡的情况。上述结论与实际装置在现场实施的基于对系 统流程的定性分析得出的改进方案原则上是一致 的。区别在于通过现有模型，本研究实现了对系 统的定量分析，在结合压缩机系统机械性能数据 后，可进一步为类似装置压缩机系统是否存在反 转风险，以及如何改善系统压力平衡速度提供更 准确的判断与指导。图 11 丙烯制冷系统防喘振回路压力计算结果图 12 为各阀门的流通量随时间变化的情况。丙烯制冷压缩机防喘振系统丙烯制冷压缩机系统是一个闭路循环系统， 在紧急停车时，防喘阀打开，会使各个不同压力的 区域联通，从而产生不同区域之间压力互相影响 的情况，进行动态模拟所需要考虑的因素更多，模 拟难度也更大。在本研究中，对这一系统的动态 模拟进行了初步探索。以某新建装置为例，对丙烯制冷系统进行了 建模，模拟了该系统在紧急停车时，各段之间的压 力变化情况，见图 11。在停车初期，压缩机出口的压力迅速下降，四 段罐的压力则由于充压迅速上升，两部分的压力 在 9 s 左右达到平衡，其后两部分的压力开始同步 变化，由于联通后的体积变大，联通后此部分的压 力下降趋势减缓。而压力稍低的抽出段压力在停 车初期经历了与压缩机出口部分同样的情况，在与一段罐压力达到平衡后，两部分的压力开始同4 2图 12 丙烯制冷系统防喘振回路各阀门流量变化由于阀前体积较小，石墙阀前后的压力在 5 s 左右即达到平衡。随后阀前体积同样较小的四段 防喘阀在 8 s 左右达到了阀门前后压力一致。由 于阀前、阀后体积发生变化，处于平衡较慢的区域 的一段、二段防喘阀的流量均在不同的时间点上 出现了拐点，反映出不同压力区域之间由于压力 不断变化导致的相互影响。需要指出的是，由于丙烯制冷系统为闭路系 统，模拟结果显示系统的部分区域存在压力先下 降后上升的现象，比如抽出段阀前压力在 5 s 左右 就从原来的逐步下降转为逐步上升。造成这一现 象的原因在于压力平衡过程中高压区域的物料流第 25 卷刘 罡等 乙烯装置压缩机紧急停车系统压力动态模拟初探 41 向低压区域，造成了对低压区域的充压。对于抽出段阀前的系统而言，这一充压过程只能通过物 料反向流过石墙阀实现。这一现象说明，对于丙 烯制冷系统，在紧急停车过程中通过阀门的物料 的流动方向有可能存在转换。在本研究中，曾就 这一现象对实际生产的影响与相关的阀门供货商 进行过初步交流，对方认为这一转换可能会对阀 门自身造成一定的影响，但是否会产生影响以及 具体的影响程度与所选阀门的结构以及现象出现 时的系统状态相关。经过上述分析可知，对于所研究的丙烯制冷 系统，总的系统平衡时间( 高低压区域压差小于 50 kPa 时) 为 32 s，制约系统压力平衡时间的阀门为 二段防喘阀。在综合考虑操作、投资以及安全性 的情况下，二段防喘阀可适当选取流通能力较大 的阀门，以缩短系统压力平衡时间。同时在压力 平衡过程中石墙阀存在物料流向转变的情况，需 要在选购阀门时对阀门的可靠性进行考察。2) 定量地展示了某新建乙烯装置裂解气压缩机系统的防反转改进方案对于改善压缩机压力平 衡速度的效果。数据表明: 改进方案对抑制压缩 机转子反转具有显著的作用。3) 防喘阀、相关泄放阀的流通能力选择可明 显改善系统压力平衡速度。在防喘阀下游系统设 置压力泄放系统时，应将防喘阀下游压控阀定压 设定值适当提高，并适当增大下游系统体积，避免 出现因压力泄放导致的上下游长时间无法平衡的 情况。4) 对于丙烯制冷压缩机系统，二段防喘阀的 大小选择是制约系统压力平衡时间的关键因素。 并且，系统的石墙阀在停车压力平衡过程中存在 物料流向转变的情况。参考文献:1王松汉，何细藕 乙烯工艺与技术M 北京: 中国石化出版社，2000: 332 366陈滨 乙烯工学M 北京: 化学工业出版社，1997:299 312陆德民，张振基，黄步余 石油化工自动控制设计手 册M 北京: 化学工业出版社，2000: 905 969 蒋维钧，戴猷元，顾惠君 化工原理M 北京: 清华 大学出版社，2003: 17 91王金福 化工应用数学分析M 北京: 化学工业出版社，2006: 28 382结论由上述分析，可得出以下结论:1) 本研究初步建立了一个可对乙烯装置压缩 机停车时系统压力进行动态模拟的数学模型。通 过与现场数据的比对，模型的可靠性得到了验证， 可用于压缩机停车时系统压力平衡定量分析。5345檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼檼( 上接第 14 页)靠一、两个参数的稳定控制就能达到降低粘度的目的，优化全系统参数才是解决之道。2) 优化减粘塔系统的操作，关键是寻找到急 冷油系统物料平衡点，保证裂解燃料油的正常采 出，稳定控制汽油分馏塔和减粘塔液位。3) 严格控制减粘塔釜液位，减少塔顶温差，减 少短路流工况，进一步提高旋风分离器的分离效 率，是优化急冷油减粘系统操作的关键。4) 在实际操作中可依据以往相同运行模式下 的成熟经验，结合当前工艺条件情况，尽可能保证 更多的工艺参数为定量( 稳定) ，减少系统变量的 个数，所有调整切勿大幅度改变，防止系统反复波动。一旦系统物料平衡，尽量遵循“定量恒定，变量微调”的原则。参考文献:1蒋勇，洪晓江 乙烯装置急冷油粘度控制及减粘塔运行分析J 乙烯工业 2004，33( 3) : 259 侯青山，于庆恩，何国栋 乙烯装置急冷油粘度增长 机理的研究J 乙烯工业 2003，15( 2) : 32 34堵祖荫 汽油分馏塔系统的优化J 乙 烯 工 业2003，15( 2) : 17许岩峰 减粘塔技术在乙烯急冷系统改造中的应用J 乙烯工业，2009，21( 2) : 16234ABSTRACTSETHYLENE INDUSTRYStarted Publication in 1989，Quarterly Mar 2013 Vol 25 No 1 Total 93thREVIEW OF SINOPECS ETHYLENE PRODUCTION IN20121CYCLE OF CRACKED GASOLINE HYDROGENATIONUNIT18Hua Jianzhong，Ren Lixin，Lin Qingfu，Min Wenhui Pe- troChina Dushanzi Petrochemical Company，Dushanzi Xinjiang， P C 833600Abstract: As the operation cycle of cracked gasoline hydroge- nation units in China vary，this paper analyzes the operation of cracked gasoline hydrogenation unit from aspects of feedstock， impurities，poison，reaction conditions，etc，trying to find out the points limiting the long term safe operation of the unit，andoptimizes the operation conditions based on the actual charac- teristics of each unit，trying to eliminate all bottlenecks，so as to achieve optimum operation cycle and realize maximum effi- ciency of the unitKey words: Cracked gasoline; Hydrogenation unit; Operation cycleRESEARCH ON UNSTEADY OPERATION OF THE DEMETHANIZER IN REFINERY GAS PRETREAT-MENT UNIT24Zhi Maoxuan SINOPEC Zhenhai Refining Chemical Compa- ny，Ningbo Zhejiang，P C 315207Abstract: This paper introduces the 1000kt / a ethylene project of SINOPEC Zhenhai Refining Chemical Company ( ZRCC) and its supporting refinery gas pretreatment unit with the capa-city of 160kt / a FCC dry gas Since the start-up of this unit in June 2010，acetylene leakage at the exit of C2 hydrogenation has occurred many times because the temperature of sensitive tray in demethanizer was on the low side Through continualtrial and improvement in process and operation data，the shut- down of the unit to deal with the bottom plate gap in demethani- zer and the control of propane content in feedstock，the un-steady operation problem of C2 hydrogenation caused by CO in the bottom due to a big temperature fluctuation of sensitive tray in Demethanizer was solvedKey words: Refinery dry gas; Recovery; Demethanizer; C2 hy- drogenationIMPROVING PRODUCT QUALITY AND THE YIELD OF ETHYLENE AND PROPYLENE THROUGH OPTI-MIZATION RESEARCH28Gou Chengdong，Sun Zhenye，Li Zhiting Olefins Complex ofSINOPEC Qilu Company，Zibo Shandong，P C 255411Abstract: The Olefins Complex of SINOPEC Qilu Company set up a research team and carried out a series of research activities to solve the bottlenecks and difficulties in safety production Satisfactory results were achieved This paper mainly intro- duces the problems in improving product quality and the yield of ethylene and propylene as well as the optimization research on these problems and the achievementsKey words: Ethylene plant; Optimal operation; Quality; YieldRESEARCH ON DYNAMIC SIMULATION OF THE PRESSURE IN ETHYLENE PLANT COMPRESSORSYSTEM DURING EMERGENCY SHUTDOWN35Ji Weiyi，Xu Yuehua，Guo Xin ChemicalSINOPEC，Beijing，P C，100728Abstract: The achievement and performanceDepartment ofof SINOPEC sethylene production in 2012 are introduced and analyzed brief-ly，and some suggestions and attentive points on SINOPEC s ethylene production in 2013 are put forwardKey words: Ethylene; Operation; ReviewREVIEW OF PETROCHINA S ETHYLENETION IN 20127PRODUC-Zhang Longjiang，Liu Jie Chemicals and Marketing Companyof PetroChina，Beijing，P C 100007Abstract: This paper summarizes the development of PetroChi- nas ethylene business in 2012，and puts forward the focus of work in 2013Key words: PetroChina; Ethylene; OverviewOPERATION ANALYSIS AND OPTIMIZATION OF QUENCH OIL SYSTEM IN ETHYLENE PLANT11 Ren Yaojie SINOPEC Yangzi Petrochemical Co ，Ltd，Nanjing Jiangsu，P C 210048Abstract: The abnormal operation of visbreaker is the main rea- son for the sharply increased viscosity of quench oil in the ethylene plant in Yangzi Based on detailed operation analysis， effective methods for optimizing the operation of quench oil sys- tem are identified and various suggestions are put forward for improvement，so as to ensure a stable and efficient operation of the quench oil systemKey words: Ethylene plant; Quench oil; Viscosity; Visbreaker;Optimized operation; PluggingOPTIMIZATION OF THE OPERATION OF QUENCH OIL SYSTEM15Liu Yudong1 ，Li Lihua2 ，He Jinlong1 ，Li Xiaoguang1 ，Wang Jiasheng1 1 PetroChina Jilin Petrochemical Company，Jilin， P C 132022; 2 Jilin Mengxi Engineering Management Co ， Ltd ，Jilin，P C 132002Abstract: The viscosity in quench oil system of ethylene plant is always a big problem for the stable operation of the ethylene plant A comparison is made between two oil washing systems in the ethylene plant at PetroChina Jilin Petrochemical Compa- ny，and the results show that advanced process design can pro- duce a marked effect in quench oil viscosity control Measures including reducing the temperature of quench oil returning to tower，adding high benzene-containing materials and selecting appropriate viscosity reducer can significantly improve the ope- ration of quench oil system and improve the viscosity control effect of quench oil，so as to create favorable conditions for the stable operation and energy consumption reduction of the ethy- lene plantKey words: Ethylene plant; Quench oil; Viscosity reducing;System optimization; Process waterDISCUSSION ON PROLONGING THE OPERATIONABSTRACTSETHYLENE INDUSTRYStarted Publication in 1989，Quarterly Mar 2013 Vol 25 No 1 Total 93thLiu Gang，Sheng Zaihang，Wang Zhenwei，Li GuanghuaNOPEC Engineering Incorporation，Beijing，P C 100101Abstract: Based on the analysis of compressor anti-surge sys- tem of ethylene plant，a mathematical model and its solving method for the dynamic simulation of compressor system pres-sure during emergency shutdown were set up By comparing the field data with the calculation results，the reliability of the model was proved The dynamic simulation of the pressure in an ethylene plant cracking gas compressor system was per- formed，and the quantitative analysis results showed that both setting up a bypass anti-sure valve for the 3rd stage to 1st stage anti-surge loop and using the 5th stage pressure control valve as the relief valve for the 5th stage to 4th stage anti-surge loop cansignificantly reduce the time length of system pressure balance and reduce the possibility of compressor reverse rotation Dy- namic simulation of a propylene refrigerant compressor system was also made，the time length of system pressure balance was gained，and the key factors that influence the time length were identifiedKey words: Ethylene; Compressor; Anti-surge; Pressure ba- lance; Dynamic simulationCAUSE ANALYSIS OF THE FAILURE OF DRY GAS SEALS INSTALLED IN CRACKED GAS COMPRESSOR42Pan Yanjun， Ji Lin， Cheng Yong， Lu Jun PetroChinaDushanzi Petrochemical Company，Dushanzi Xinjiang，P C833600Abstract: Dry gas seals are critical sealing 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TLE used in ethylene plant，and presents the leakage points，characteristics，plugging and fouling sampleanalysis results by using pictures and analysis datum based on several cases of leakage occurred to No 6 and No 7 furnaces The paper also analyzes the causes of TLE s leakage from as- pects of its structure，normal operation and control and water quality control，and puts forward some improvement measuresand suggestions including equipment modification，reasonablecontrol of operation temperature in cracking furnace，regular control of TLEs bottom drainage and close monitoring on water and vaporKey words: Transfer line exchanger; Leakage; Cause analy-sis; Control measuresCAUSE ANALYSIS OF THE FAST INCREASE IN COIL OUTLET TEMPERATURE IN CRACKING FURNACE BA10651Zhang Wenchao SINOPEC Tianjin Company，Tianjin，P C300271Abstract: According to the fouling principle of