成慶林 王雨新 吳 浩 解紅軍 呂莉莉 劉 揚

1. 東北石油大學(xué)提高采收率教育部重點實驗室, 黑龍江 大慶 163318;2. 中國石油規(guī)劃總院, 北京 100083

0 前言

20世紀末期,由于節(jié)能工作的開展,加熱爐燃燒單耗逐年遞減,雖然近些年在節(jié)能降耗方面取得較大成績,但與國外先進水平相比,依然存在很大差距。結(jié)合生產(chǎn)實際可以得知,影響加熱爐加熱質(zhì)量、燃耗等消耗指標有很多,多數(shù)油田以高產(chǎn)為主要目的,往往忽視加熱爐的燃料消耗[1]。加熱爐加熱質(zhì)量、燃耗等消耗指標，主要受爐溫、火焰形狀、爐體外表面溫度等方面的影響,高效先進的燃燒裝置若能被正確使用,可以獲得5%左右的經(jīng)濟效益[2-3]。因此,為了提高油田加熱爐效率,降低能耗,減少生產(chǎn)過程中不必要的損失,諸多學(xué)者進行了研究。

許彥博等人[4]對中國石油管道公司運行的加熱爐進行了節(jié)能監(jiān)測,發(fā)現(xiàn)部分的熱效率、排煙溫度、過?？諝庀禂?shù)和爐體外表面溫度等技術(shù)參數(shù)未達到監(jiān)測合格標準,通過分析直接加熱爐和熱媒加熱爐在當前使用中存在的主要問題,對加熱爐未來的研究方向提出了建議。成慶林等人[5]針對目前監(jiān)測方法將所有評價指標視為同等權(quán)重,而且所得評價結(jié)果僅限于定性的情況。將灰色關(guān)聯(lián)分析引入加熱爐運行的綜合評價中,采用熵權(quán)法確定各評價指標的權(quán)重,為加熱爐的節(jié)能運行提供了更具操作性的依據(jù)。李振林等人[6]提出需要對油田加熱爐綜合評價,分別以排煙溫度、過?？諝庀禂?shù)和爐體外表面溫度作為綜合指標的一個因子,以三種熱損失分別作為對應(yīng)的權(quán)數(shù)來評價綜合指標,使綜合指標對加熱爐的評價更加完善。張華[7]通過集成加熱爐專家的經(jīng)驗與知識,建立加熱爐數(shù)學(xué)模型,對加熱爐運行工況進行監(jiān)測,提供優(yōu)化運行工況參數(shù),為加熱爐的操作提供專家性指導(dǎo),確保加熱爐的安全運行,追求加熱爐熱效率的最優(yōu)化。梁光川等人[8]提出對稠油集輸系統(tǒng)加熱爐節(jié)能技術(shù)進行研究,利用加熱爐能分析法對現(xiàn)場運行的加熱爐進行效率測試。

加熱爐作為油田生產(chǎn)系統(tǒng)中的主要耗能設(shè)備,一直是油田生產(chǎn)節(jié)能優(yōu)化的重點,因此有必要針對油田轉(zhuǎn)油站集輸系統(tǒng)進行能耗分析,找出其用能薄弱環(huán)節(jié)。雖然前人采用多種方式對加熱爐能耗進行評價,但簡單的能量分析法依舊有較大的局限性[9-11]。隨著分析的發(fā)展,在復(fù)雜能量系統(tǒng)的建模過程中,可采用更通用、更靈活的分析模型進行分析,其根本區(qū)別在于能分析法分析過程中只考慮加熱爐的外部損失,對于內(nèi)部損失不予以考慮,而這一容易忽略的部分往往會造成較大能耗。而分析法將外部損失、內(nèi)部損失均予以重點分析,更注重質(zhì)的差別[12]。本文重點針對轉(zhuǎn)油站集輸系統(tǒng)主要耗能設(shè)備加熱爐進行分析,建立損模型,確定其流分布走向。結(jié)合損及損系數(shù)計算公式,通過改變加熱爐排煙溫度、過量空氣系數(shù)、熱負荷率,將影響加熱爐內(nèi)外部效系數(shù)的因素分別進行細致討論,找出影響其值的主要因素并重點分析。最后建立加熱爐效率評價指標體系,引入正交分解法建立指標關(guān)系矩陣,計算出各項評價指標對加熱爐效率的影響程度,根據(jù)分析結(jié)果對加熱爐性能進行評價,為加熱爐節(jié)能降耗技術(shù)的實施提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 轉(zhuǎn)油站集輸系統(tǒng)流程

轉(zhuǎn)油站集輸系統(tǒng)工藝流程圖見圖1,加熱爐基本參數(shù)見表1。

圖1 集輸系統(tǒng)工藝流程圖Fig.1 Process flowchart of gathering and transportation system

表1 加熱爐基本參數(shù)表

Tab.1 Basic parameters of heating furnace

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值額定容量/MW2理論空氣量/(%)10.48進口溫度/℃38原油密度/(kg·m-3)851.7摻水溫度/℃63.5排煙溫度/℃182加熱爐流量/(m3·d-1)1 911.4過量空氣系數(shù)1.97天然氣比/(GJ·m-3)0.041天然氣比熱/(kJ·kg-1·℃-1)4.187燃燒熱量/(GJ·h-1)14.77燃燒產(chǎn)物平均定壓比熱/(kJ·kg-1·℃-1)4.35摻水量/(m3·d-1)2 003.8熱負荷率/(%)42.26環(huán)境溫度/℃-1額定散熱/(%)2.9天然氣密度/(kg·m-3)1 000熱效率/(%)81.7進加熱爐氣體溫度/℃11加熱爐自耗干氣量/(m3·d-1)2 085.6理論空氣量/(m3·m-3)10.62燃料氣體低位發(fā)熱量/(kJ·m-3)42 795入爐冷空氣溫度/℃90原油加熱過程的平均溫度/K323.73散熱表面積/m2487.5排煙處含量O2/(%)10.5理論最高燃燒溫度/℃2 560.41排煙處含量CO/(%)0.005 2油水混合液比熱/(kJ·kg-1·℃-1)4.187排煙處含量CO2/(%)9.1氣體未完全燃燒熱損失/(%)0.03

2 加熱爐損

2.1 加熱爐損模型建立

加熱爐白箱分析主要是對損構(gòu)成進行分析,分為外部損和內(nèi)部損。加熱爐白箱分析模型見圖2[13-15]。

圖2 加熱爐白箱模型Fig.2 White box model of heating furnace

2.1.1 燃燒反應(yīng)過程損

由于燃料、空氣、霧化蒸汽、物料等物流不斷供入加熱爐內(nèi),而燃燒產(chǎn)生的煙氣傳熱給物料后不斷流出,爐體散熱,故有物流和散熱。若忽略動能和位能變化,物流等于其物理與化學(xué)之和。對于加熱爐子系統(tǒng),由于實際燃燒過程是在a>1情況下進行的,并存在化學(xué)不完全燃燒損失q3和機械不完全燃燒損失q4,相應(yīng)的實際燃燒溫度將小于理論燃燒溫度。實際燃燒溫度計算式為:

(1)

B′=B(1-q3-q4)

(2)

對應(yīng)于實際燃燒溫度Tp的熱為:

(3)

參與實際燃燒過程的燃料為:

(4)

式中:exf為燃料的比；T0為環(huán)境溫度;K。

由此得實際燃燒過程的損為:

(5)

2.1.2 排煙損

由煙道最后通過煙囪排放到大氣環(huán)境中的煙氣,其排煙即為排煙損。排煙損ΔEx2按下式計算:

(6)

式中:Tpy為排煙溫度,K；q2為排煙損失。

2.1.3 不完全燃燒損

氣體和固體不完全燃燒直接由未參與燃燒的可燃氣體造成。由此可得ΔEx3:

ΔEx3=Exfq3

(7)

2.1.4 散熱損

散熱損與熱平衡的散熱計算所取得的溫度基準不同。散熱計算是以散熱表面溫度為基準；散熱損則以被散熱表面所包圍的熱介質(zhì)溫度為基準。加熱爐的散熱損為:

(8)

式中:TH為熱介質(zhì)溫度，通常取燃燒產(chǎn)物與排煙的對數(shù)平均溫度,K;Q4為散熱量，GJ/h。

其中熱介質(zhì)溫度TH可按式(9)計算:

(9)

2.1.5 燃燒產(chǎn)物的冷卻過程損

絕熱燃燒溫度下的燃燒產(chǎn)物實際并不存在,因為對于生產(chǎn)用的加熱爐。爐膛過?？諝庀禂?shù)α總是大于1的。另外燃燒過程也不可能完全絕熱。因而實際燃燒溫度Tp必定小于燃燒產(chǎn)物的實際最高溫度Tt。燃燒產(chǎn)物由Tt降至Tp,能級降低,造成損△Exl。顯然此損取決于溫度Tp:

(10)

式中:B0為燃料氣耗量折算標準狀態(tài)值,m3/h。

設(shè)Tp下燃燒產(chǎn)物的值為Exp,則:

ΔEx5=Exq-Exp

(11)

其中Tp下燃燒產(chǎn)物的值為Exp按下式計算:

(12)

若由燃燒產(chǎn)物的分析得其組成為rgi,則:

Hg=∑rgiHgi(Tp)

(13)

Sg=∑rgiSgi(Tp)

(14)

以及:

(15)

(16)

式中:Hgi、Sgi分別為燃燒產(chǎn)物i組份的焓和熵,kJ或 kJ/kmol、kJ/K或kJ/(kmol·K)。

2.1.6 換熱損

取加熱爐內(nèi)換熱表面的爐體空間為能量分析系統(tǒng),視溫度為Tp的燃燒產(chǎn)物為輸入,則可得到相關(guān)的黑箱模型,其換熱損計算模型見圖3。

圖3 換熱損計算模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of heat exchange exergyloss calculation model

由此可列出平衡方程:

Exp=Exef+ΔEx2+ΔEx5+ΔEx7

(17)

得換熱損為:

ΔEx6=Exp-(Exef+ΔEx2+ΔEx5)

(18)

2.1.7 損系數(shù)

各部分損系數(shù)按式(19)計算：

(19)

由計算所獲得的各項損,結(jié)合圖3黑箱模型可得加熱爐的損Exf:

Exf=Exef+ΔEx1+ΔEx2+ΔEx3+ΔEx4+ΔEx5+ΔEx6

(20)

(21)

2.2 加熱爐相關(guān)參數(shù)對各損系數(shù)的影響

2.2.1 過量空氣系數(shù)

過量空氣系數(shù)是實際空氣量和理論空氣量的比值。燃料的燃燒過程,其實質(zhì)就是燃料中可燃元素與空氣中的氧發(fā)生強烈反應(yīng)的過程。較佳的過量空氣系數(shù)不僅對加熱爐的效率產(chǎn)生重大影響,還對節(jié)能降耗、減少排放污染具有決定性的意義。本文分別計算過量空氣系數(shù)在1.33～1.93范圍內(nèi)變化時加熱爐的各部分損系數(shù)與反平衡效率的變化情況。改變過量空氣系數(shù)對損系數(shù)的影響的計算結(jié)果見表2,其變化趨勢見圖4～5。

根據(jù)計算可知,改變過量空氣系數(shù)只對冷卻過程、換熱過程、散熱過程損系數(shù)產(chǎn)生影響,對燃燒過程、不完全燃燒過程、排煙過程損系數(shù)無較大影響。從圖4可看出,過量空氣系數(shù)與冷卻過程損系數(shù)成正比關(guān)系,與換熱過程、散熱過程損系數(shù)成反比關(guān)系。改變過量空氣系數(shù)對排煙過程與冷卻過程影響最大約6%～7%,冷卻過程與換熱過程影響相對較小約0.5%～1.5%。這是因為冷卻過程損系數(shù)主要由理論燃燒產(chǎn)物與實際燃燒產(chǎn)物決定。排煙過程損系數(shù)由加熱爐供給熱量與過量空氣系數(shù)直接決定，其值具有較大變化。而在此過程中,散熱損系數(shù)的變化主要由燃燒產(chǎn)物降至排煙溫度的平均溫度、散熱量、環(huán)境溫度來決定。隨著過量空氣系數(shù)升高,燃燒產(chǎn)物降至排煙溫度的平均溫度不斷降低,換熱損失主要取決于燃燒產(chǎn)物降至排煙溫度的平均溫度以及原油加熱過程的平均溫度。原油加熱過程的平均溫度主要由進口溫度與出口溫度決定,由于進出口溫度不變,原油加熱溫度變化不大。故在過量空氣系數(shù)增加時,原油加熱過程散熱損失與換熱損失變化趨勢較為類似且影響程度較小。

表2 改變過量空氣系數(shù)對損系數(shù)的影響計算結(jié)果表

Tab.2 The calculation results of influence of changing excess air coefficient on exergy loss coefficient

過量空氣系數(shù)冷卻過程損系數(shù)/(%)換熱過程損系數(shù)/(%)散熱過程損系數(shù)/(%)排煙過程損系數(shù)/(%)反平衡效率/(%)1.3317.7652.314.922.7711.661.4318.7951.474.852.9511.351.5319.7650.674.783.1411.051.6320.7049.914.723.3310.751.7321.5949.184.663.5210.461.8322.4448.484.603.7110.171.9323.2647.814.543.899.89

圖4 改變過量空氣系數(shù)對損系數(shù)的影響曲線圖Fig.4 The influence of changing excess air coefficient on exergy loss coefficient

圖5 改變過量空氣系數(shù)對反平衡效率的影響曲線圖Fig.5 The influence of changing excess air oefficient on counterbalance efficiency

從圖5可看出,隨著過量空氣系數(shù)增加,加熱爐的反平衡效率逐漸降低。說明過高的過量空氣系數(shù)將會降低加熱爐的效率,為了確保加熱爐的正常高效運行,可以采取增設(shè)空氣預(yù)熱器來降低過量空氣系數(shù)。

2.2.2 排煙溫度

排煙溫度是鍋爐范圍內(nèi)最后一個受熱面出口排出煙氣的平均溫度。排煙溫度的改變決定加熱爐運行的經(jīng)濟性。本文分別計算排煙溫度在150～210 ℃范圍內(nèi)變化時加熱爐的各部分損系數(shù)與反平衡效率的變化情況，其計算結(jié)果見表3,其變化趨勢見圖6～7。

排煙溫度只對換熱過程、散熱過程、排煙過程、冷卻過程損系數(shù)產(chǎn)生影響,對燃燒過程、不完全燃燒過程損系數(shù)無明顯影響。從圖6～7可看出,排煙溫度與冷卻過程損系數(shù)成反比,與換熱過程、散熱過程、排煙過程損系數(shù)成正比關(guān)系。在此過程中,散熱過程損系數(shù)的改變主要由原油加熱過程的平均溫度、燃燒產(chǎn)物降至排煙溫度的平均溫度、環(huán)境溫度決定。影響換熱過程損系數(shù)的主要原因由理論燃燒溫度、燃燒產(chǎn)物降至排煙溫度的平均溫度、環(huán)境溫度、原油加熱過程的平均溫度來決定。其中,燃燒產(chǎn)物降至排煙溫度的平均溫度變化程度與散熱過程相同,故其變化趨勢與散熱過程基本一致。在排煙過程損系數(shù)計算時不難發(fā)現(xiàn),排煙溫度的變化直接影響排煙損系數(shù),其損系數(shù)的改變也與排煙熱損失與環(huán)境溫度相關(guān),但排煙溫度的變化占主要決定因素。對于冷卻過程損系數(shù),其計算主要與實際燃燒產(chǎn)物、理論燃燒產(chǎn)物相關(guān)，其變化的主要原因為實際燃燒產(chǎn)物的變化。

表3 改變排煙溫度對損系數(shù)的影響計算結(jié)果表

Tab.3 The calculation results of influence of changing exhaust gas temperature on exergy loss coefficient

排煙溫度/℃冷卻過程損系數(shù)/(%)換熱過程損系數(shù)/(%)散熱過程損系數(shù)/(%)排煙過程損系數(shù)/(%)反平衡效率/(%)15024.5846.734.452.7010.9316024.2547.004.473.0810.5917023.9447.264.503.4710.2318023.6347.514.523.889.8519023.3347.754.544.319.4620023.0447.994.564.759.0621022.7548.224.585.208.64

圖6 改變排煙溫度對損系數(shù)的影響曲線圖Fig.6 The influence of changing exhaust gas temperature on exergy loss coefficient

圖7 改變排煙溫度對反平衡效率的影響曲線圖Fig.7 The influence of changing exhaust gas temperature on counterbalance efficiency

從圖7可看出,隨著排煙溫度的增加,加熱爐的反平衡效率逐漸降低。說明過高的排煙溫度將會降低加熱爐的效率,為了確保加熱爐的正常高效運行,可以采取增設(shè)空氣預(yù)熱器，用聯(lián)合站來的干氣作為加熱爐燃料的方式以降低過量空氣系數(shù)[16-17]。

2.2.3 熱負荷率

加熱爐熱負荷率是指加熱爐提供的能量被有效利用的程度,直接影響加熱爐效率的高低。本文分別計算熱負荷率在42%～72%范圍內(nèi)變化時加熱爐各部分損系數(shù)及反平衡效率的變化情況，其計算結(jié)果見表4,其變化趨勢見圖8～9。

熱負荷率只對換熱過程、散熱過程、排煙過程損系數(shù)產(chǎn)生影響,對燃燒過程、不完全燃燒過程、冷卻過程損系數(shù)無明顯影響。從圖8～9可看出,熱負荷率與散熱過程、換熱過程損系數(shù)成反比,與排煙過程損系數(shù)、反平衡效率成正比。改變熱負荷率對換熱過程影響最大約20%,排煙過程與散熱過程影響相對較小。其中換熱過程損系數(shù)的降低是引起加熱爐效率變化的主要因素。這是由于熱負荷率的升高導(dǎo)致油流出口溫度升高,從而導(dǎo)致燃氣與原油換熱損失升高,該因素直接導(dǎo)致?lián)Q熱過程損系數(shù)急劇增長。

表4 改變熱負荷率對損系數(shù)的影響計算結(jié)果表

Tab.4 The influence of changing heat load rate on exergy loss coefficient

熱負荷率/(%)換熱過程損系數(shù)/(%)散熱過程損系數(shù)/(%)排煙過程損系數(shù)/(%)反平衡效率/(%)4247.564.523.929.834739.564.028.7213.525235.643.6211.1015.465732.893.2912.7716.876230.843.0214.0117.956729.242.7914.9718.827227.952.5915.7419.54

圖8 改變熱負荷率對損系數(shù)的影響曲線圖Fig.8 The influence of changing heat load rateon exergy loss coefficient

圖9 改變熱負荷率對反平衡效率的影響曲線圖Fig.9 The influence of changing heat load rateon counterbalance efficiency

從圖9可看出,隨著熱負荷率的增加,加熱爐的反平衡效率逐漸升高。說明較高的熱負荷率會增大加熱爐的效率,使加熱爐正常高效運行,為了增大加熱爐的熱負荷率,可以采取增加加熱爐輻射室爐管的換熱面積以及增大空氣預(yù)熱器能力的方式[18]。

3 影響因素排序

通過改變影響加熱爐損系數(shù)的過量空氣系數(shù)、排煙溫度、熱負荷率及其相關(guān)聯(lián)的變量找出加熱爐各部分損失隨變量變化的定量關(guān)系,并繪制變化趨勢,采用正交實驗法對其影響因素進行排序。加熱爐影響因素水平見表5,加熱爐反平衡效率正交實驗計算結(jié)果見表6,方差分析結(jié)果見表7。

表5 加熱爐影響因素水平表

Tab.5 Level influencing factors of heating furnace

水平熱負荷率/(%)過量空氣系數(shù)排煙溫度/℃1401.41602501.61803601.8200

表6 加熱爐反平衡效率正交實驗計算結(jié)果表

Tab.6 Results of the orthogonal experiment of the heating furnace counterbalance efficiency

實驗號負荷率過量空氣系數(shù)排煙溫度反平衡效率/(%)11(40%)1(1.4)1(160 ℃)11.7521(40%)2(1.6)2(180 ℃)10.6331(40%)3(1.8)3(200 ℃)9.3342(50%)1(1.4)2(180 ℃)12.2552(50%)2(1.6)3(200 ℃)10.9962(50%)3(1.8)1(160 ℃)11.7173(60%)1(1.4)3(200 ℃)12.3783(60%)2(1.6)1(160 ℃)12.8993(60%)3(1.8)2(180 ℃)11.69

表7 方差分析結(jié)果表

Tab.7 Analysis of variance results

三種負荷率下反平衡效率之和Ⅰ/(%)三種過量空氣系數(shù)下反平衡效率之和Ⅱ/(%)三種排煙溫度下反平衡效率之和Ⅲ/(%)負荷率平均意義下反平衡效率之和K1/(%)過量空氣系數(shù)平均意義下反平衡效率之和K2/(%)排煙溫度平均意義下反平衡效率之和K3/(%)極差R/(%)31.7134.9536.9510.5711.6512.321.7536.3734.5132.7312.1211.5010.911.2136.3534.5732.6912.1211.5210.901.22

由于極差R又稱為誤差范圍內(nèi)的全距,表示該影響因素對應(yīng)的值在實驗范圍內(nèi)的波動情況,值越大代表著其帶給的水平因素指標帶來的差別越大。根據(jù)表5～7數(shù)據(jù)顯示,影響加熱爐損的主要因素為熱負荷率,次要因素為排煙溫度,最后為過量空氣系數(shù)。為了減少加熱爐損失,可以采取的方法:環(huán)境溫度較高的月份,可適當停運加熱爐總臺數(shù)以保證單臺加熱爐高負荷率運行;優(yōu)化摻水量和摻水溫度,在確定管道可以正常輸送的情況下,盡量使加熱爐處于高負荷狀態(tài)運行,從而提高加熱爐熱負荷率;增設(shè)空氣預(yù)熱器以降低過量空氣系數(shù)等;縮短清淤除垢周期以提高加熱爐換熱效率等[19-20]。

4 結(jié)論

1)通過加熱爐單元設(shè)備建立過程分解系統(tǒng)模型,白箱分析模型,確定加熱爐外部損主要由排煙損和散熱損組成,加熱爐內(nèi)部損由燃燒反應(yīng)過程損、燃燒產(chǎn)物冷卻過程損、換熱過程損、不完全燃燒損組成。結(jié)合損系數(shù),正、反平衡效率對加熱爐用能優(yōu)劣進行評價,分析確定了加熱爐部分用能薄弱環(huán)節(jié)。

2)摒棄傳統(tǒng)從能的角度出發(fā),結(jié)合熱力學(xué)第二定律,從能質(zhì)的角度入手,通過改變加熱爐過量空氣系數(shù)、熱負荷率、排煙溫度,觀察對損系數(shù)的影響,找出影響損系數(shù)的本質(zhì)因素,更好地確保加熱爐節(jié)能性的提升。

3)加熱爐熱效率評價結(jié)果雖合格,但加熱爐效率較低,有效能利用程度差,故降低內(nèi)部損,提高損效率是提高加熱爐效的關(guān)鍵。通過正交分析法確定影響加熱爐損的主要因素為熱負荷率,次要因素為排煙溫度,最后為過量空氣系數(shù)。降低加熱爐損系數(shù)的主要措施：在環(huán)境溫度較高的月份,適當停運加熱爐總臺數(shù)以保證單臺加熱爐高負荷率運行；優(yōu)化摻水量和摻水溫度,在確定管道可以正常輸送的情況下,盡量使加熱爐處于高負荷狀態(tài)運行,從而提高加熱爐熱負荷率；增設(shè)空氣預(yù)熱器以降低過量空氣系數(shù)等；縮短清淤除垢周期以提高加熱爐換熱效率等。