薄壹文 （大慶油田有限責(zé)任公司第九采油廠）

隨著油田開發(fā)不斷深入，一些加熱爐運(yùn)行參數(shù)未隨負(fù)荷參數(shù)變化而變化，導(dǎo)致加熱爐低效運(yùn)行、能耗偏高。X 作業(yè)區(qū)現(xiàn)有加熱爐近20 臺(tái)，在用加熱爐使用年限在5 a 以下的約占總數(shù)的1/3。截至目前，共對(duì)X 作業(yè)區(qū)常用加熱爐的爐效進(jìn)行了三次季度的檢測(cè)和一次節(jié)能監(jiān)測(cè)，測(cè)試結(jié)果顯示B#摻水爐的平均爐效為所有測(cè)試結(jié)果中的最低，僅為81.87%。由于其運(yùn)行年限較短僅1 a，因此找出影響其低效運(yùn)行的原因并調(diào)整相應(yīng)的運(yùn)行參數(shù)是工作的重點(diǎn)。隨即展開了試驗(yàn)和數(shù)據(jù)分析，最終制定出了提高其運(yùn)行效率的生產(chǎn)制度。

1 工作原理

A 聯(lián)合站B#摻水爐為一體式真空相變加熱爐，容量為1.6 MW，其工作原理是：燃燒產(chǎn)生的熱量使得爐體內(nèi)的水沸騰汽化，水蒸氣與盤管接觸加熱盤管內(nèi)的生產(chǎn)介質(zhì)，水蒸氣接觸盤管冷凝成液體再次在爐體內(nèi)被加熱，由水變成水蒸氣，再由水蒸氣變成水的相變過程中產(chǎn)生熱交換，使得生產(chǎn)介質(zhì)被加熱[1-2]。B#摻水爐結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 B#摻水爐結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of B# water blending furnace

2 熱效率測(cè)試結(jié)果及原因分析

2.1 測(cè)試結(jié)果

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 6381—2016《石油工業(yè)用加熱爐熱工測(cè)定》，可利用反平衡法計(jì)算加熱爐的熱效率，其計(jì)算公式為：

式中：q1為排煙熱損失，%；q2為氣體未完全燃燒熱損失，%；q3為固體未完全燃燒熱損失，%；q4為散熱損失，%；q5為灰渣物理熱損失，%。

由于此加熱爐為燃?xì)饧訜釥t，故不計(jì)算q3、q5的值。q1的計(jì)算公式為：

式中：Kq4為固體燃料修正系數(shù)（由于加熱爐以天然氣為燃料，故Kq4=1）；B為燃料消耗量，Nm3/h；hpy為排煙處煙氣焓，kJ/kg；hlk為入爐冷空氣焓，kJ/kg；Qr為供給熱量，kJ/h。

式中：Vgy為排煙處干煙氣容積，m3/kg； CO 、H2、 CmHn為排煙處各氣體的含量，%。

q4的值由加熱爐的運(yùn)行負(fù)荷確定：

①當(dāng)加熱爐運(yùn)行負(fù)荷不低于額定容量的75%時(shí)，加熱爐散熱損失可通過查表確定；

②當(dāng)加熱爐運(yùn)行負(fù)荷在30%～75%時(shí)，

式中：q4′ 為加熱爐額定散熱損失（查表確定），%；Qe為加熱爐額定熱功率，MW；Q為加熱爐運(yùn)行負(fù)荷，MW。

③當(dāng)加熱爐運(yùn)行負(fù)荷不高于額定容量的30%時(shí)，

根據(jù)以上公式，利用反平衡法計(jì)算A 聯(lián)合站B#摻水爐效率測(cè)試結(jié)果見表1。四次測(cè)試結(jié)果顯示其平均熱效率僅為81.87%，下面將通過分析找出其低效運(yùn)行的原因。

表1 2022 年A 聯(lián)合站B#摻水爐效率測(cè)試結(jié)果Tab.1 Test results of B# water blending furnace efficiency of A combined station in 2022

2.2 原因分析

根據(jù)加熱爐熱效率的定義及原因分析，結(jié)合當(dāng)前生產(chǎn)需求，總結(jié)出以下4 種方法提高加熱爐的熱效率。通過對(duì)比，找出提效的最佳方法用在加熱爐上。

1）降低加熱爐排煙處的過?？諝庀禂?shù)。通常情況下，通過調(diào)整燃燒將過?？諝庀禂?shù)控制在1.3～1.5 范圍內(nèi)時(shí)，加熱爐的熱效率最高。過?？諝庀禂?shù)與加熱爐熱負(fù)荷有關(guān)，當(dāng)加熱爐熱負(fù)荷進(jìn)行變化時(shí)，燃料的需求量也會(huì)隨之變化，同時(shí)燃燒所需要的空氣也需要進(jìn)行調(diào)整；當(dāng)風(fēng)量調(diào)節(jié)不當(dāng)時(shí)，會(huì)使加熱爐內(nèi)的空氣增多，進(jìn)而影響加熱爐內(nèi)過?？諝庀禂?shù)。過?？諝庀禂?shù)越高，煙氣中被帶走的熱量就越多，使得排煙熱損失增大，最終導(dǎo)致加熱爐的熱效率降低[3-4]。因此，在實(shí)際生產(chǎn)中，要及時(shí)調(diào)整燃燒器配風(fēng)，使空氣和燃料的比例達(dá)到最佳。

經(jīng)過測(cè)量，發(fā)現(xiàn)此加熱爐的空氣系數(shù)平均為1.47， 正好落在加熱爐高效運(yùn)行的區(qū)間內(nèi)（1.3～1.5），其值也沒有很大下降空間，所以這種方法不可行。

2） 降低排煙溫度。在加熱爐實(shí)際運(yùn)行過程中，排煙是造成熱量損失的主要途徑。當(dāng)加熱爐熱效率較高時(shí)，排煙熱損失占總熱損失的40%～80%；當(dāng)加熱爐熱效率較低時(shí)，排煙熱損失在總熱損失中占比高達(dá)90%以上。由此可知，提高其熱效率，關(guān)鍵在于降低排煙溫度。

通過測(cè)試，加熱爐在第一、四季度運(yùn)行時(shí)，其排煙溫度為合格水平，在第二、三季度運(yùn)行時(shí)，其排煙溫度均超過200 ℃，據(jù)GB/T 31453—2015《油田生產(chǎn)系統(tǒng)節(jié)能監(jiān)測(cè)規(guī)范》可知A 聯(lián)合站B#摻水爐排煙溫度應(yīng)不超過200 ℃。從上述爐效率測(cè)試結(jié)果可以看出，B#摻水爐第二、第三季度排煙溫度均超規(guī)定范圍，為不合格水平，X 作業(yè)區(qū)其他相同容量的加熱爐的排煙溫度平均值為172.3 ℃，所以這臺(tái)加熱爐在第二、三季度運(yùn)行時(shí)的排煙溫度有較大下降空間，至少可以降低20 ℃，由加熱爐反平衡效率公式可知，加熱爐溫度每降低20 ℃，其效率可以提升1.5%。結(jié)合表1 可以看出，散熱損失平均為7.06%，排煙熱損失平均為11.07%，其占各項(xiàng)損失比例的61.06%，降低排煙溫度能有效提升加熱爐運(yùn)行效率。

3）增加加熱爐的熱負(fù)荷。在加熱爐運(yùn)行過程中，熱負(fù)荷率在75%以上時(shí)，加熱爐熱效率最高。以B#摻水爐為例，如果其熱負(fù)荷率達(dá)到75%以上，散熱損失即為額定散熱損失2.9%，如果其熱負(fù)荷率小于75%，散熱損失則大于2.9%。

根據(jù)X 作業(yè)區(qū)實(shí)際生產(chǎn)情況，A 聯(lián)合站摻水加熱爐運(yùn)2 備1，只有一根來(lái)水管線，清水經(jīng)過摻水泵加壓，再分別進(jìn)入2 臺(tái)加熱爐進(jìn)行加熱，2 臺(tái)加熱爐進(jìn)水管管徑相同，所以進(jìn)水量也基本相同，無(wú)法通過閥門開度精確控制2 臺(tái)加熱爐的進(jìn)水量，且B#摻水爐的負(fù)荷率常年低于75%，所以暫時(shí)無(wú)法提高B#摻水爐的熱負(fù)荷率，結(jié)合表1 可以看出，熱負(fù)荷率對(duì)加熱爐效率的影響不是很大，僅占各項(xiàng)損失的35%左右，所以這種方法也非最佳方案。

4）最大限度降低爐體的散熱損失。降低加熱爐爐體的散熱損失主要是降低加熱爐外壁的溫度，從而提高加熱爐的熱效率。一般情況下，加熱爐制造企業(yè)為降低生產(chǎn)成本，在進(jìn)行加熱爐制造時(shí)會(huì)降低隔熱材料的投入，選擇低廉的燃料，使得加熱爐熱量損失嚴(yán)重，不利于提高加熱爐的運(yùn)行效率[5-6]。因此企業(yè)在生產(chǎn)中若發(fā)現(xiàn)加熱爐爐體溫度過高時(shí)，應(yīng)停爐檢修，聯(lián)系加熱爐生產(chǎn)廠家更換隔熱材料。

此加熱爐為2021 年末新投產(chǎn)的加熱爐，且各次測(cè)試中也未發(fā)現(xiàn)爐體溫度過高現(xiàn)象，所以其爐效低也并非爐體散熱損失大造成。

綜上所述，降低排煙溫度能有效提高加熱爐熱效率，作為研究的重點(diǎn)，下面將找出此加熱爐第二、第三季度排煙溫度高的原因，并給出合理的解決方案。主要從人為操作因素、設(shè)備因素、工況因素3 個(gè)方面去逐一排查。

1）人為操作因素。加熱爐涉及人為操作因素的只有爐體內(nèi)液位高度，隨即我們對(duì)爐體內(nèi)液位進(jìn)行檢查，檢查結(jié)果顯示液位計(jì)指針在68 mm 處，在說明書上規(guī)定的50～80 mm 范圍內(nèi)，所以可以排除人為操作因素的影響。

2）設(shè)備因素。主要是指設(shè)備本身對(duì)加熱爐的影響。主要檢查了燃燒器、風(fēng)機(jī)和盤管。燃燒器的投產(chǎn)時(shí)間較短， 無(wú)老化現(xiàn)象， 其功率在1 100 kW 檔位；風(fēng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)聲音渾厚，說明無(wú)漏氣現(xiàn)象；盤管于2022 年5 月進(jìn)行過清垢作業(yè)，不存在結(jié)垢嚴(yán)重的現(xiàn)象。由于設(shè)備正在運(yùn)轉(zhuǎn)，無(wú)法打開爐體對(duì)盤管回程數(shù)進(jìn)行檢查，因此無(wú)法判斷是否是因?yàn)楸P管回程數(shù)過少導(dǎo)致爐體內(nèi)被加熱介質(zhì)換熱不完全引起的排煙溫度過高[7-8]。

3） 工況因素。主要是指燃料是否含有雜質(zhì)、加熱爐進(jìn)口清水的壓力和流量是否超出加熱爐所能承受的極限值以及此加熱爐和其他加熱爐之間是否有搶水現(xiàn)象。從燃料管線出口處取樣送第三方檢測(cè)機(jī)構(gòu)檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)燃料中不含雜質(zhì)及H2S 等有毒氣體。

根據(jù)加熱爐說明書規(guī)定，清水流量不得超過140 m3/h，壓力不得超過2.5 MPa，而單臺(tái)加熱爐進(jìn)水量小于40 m3/h，摻水壓力為2.0±0.3 MPa，所以壓力和流量未超出加熱爐所能承受的極限值；利用便攜式流量計(jì)分別測(cè)量了當(dāng)時(shí)正在運(yùn)行的2 臺(tái)加熱爐的進(jìn)水口流量，除去流量計(jì)±2%的測(cè)量誤差，2臺(tái)爐的進(jìn)水流量幾乎相同，所以B#摻水爐也不存在與其他加熱爐搶水的現(xiàn)象。

通過對(duì)以上3 種可能對(duì)加熱爐爐效造成影響的因素進(jìn)行逐一排查，除盤管回程數(shù)無(wú)法檢查以外，其他因素均可排除。

3 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

3.1 降低摻水壓力

其主要原理是在不改變?nèi)紵鞴β实那闆r下，降低盤管中液體的壓力，從而降低液體的流速，使其單位時(shí)間內(nèi)吸收的熱量增加，加快加熱爐爐體內(nèi)氣相與液相的循環(huán)速度，從而降低排煙溫度提高加熱爐效率[9-10]。

管路中液體流量、壓力、流速關(guān)系式為：

式中：Q為液體流量，m3/s；V為液體流速，m/s；C為管道的謝才系數(shù)，m1/2/s；L為管道長(zhǎng)度，m；ΔP為管道兩端的壓力差，MPa；R為管道的水力半徑，m； ρ 為液體密度，kg/m3； g 為重力加速度，m/s2； S 為管道的摩阻，MPa。

根據(jù)式（6）、式（7）可以看出，管路中液體的流速與壓力成正比，液體壓力越高，流速越快，流量也越大。

按照以上思路，在2023 年4 月5 日進(jìn)行了試驗(yàn)，此次試驗(yàn)進(jìn)行了大約1 h，由于X 作業(yè)區(qū)摻水管線較長(zhǎng)，為了避免原油凝固造成回油管線堵塞，只能將摻水壓力降至1.70 MPa 左右。最終通過調(diào)整摻水泵出口壓力，使摻水壓力由原先的2.00 MPa 降至1.67 MPa。降壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2。

表2 降壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.2 Pressure drop test data

根據(jù)水吸熱公式：

式中：Q為水升溫時(shí)吸收的熱量，J；c為水的比熱容，J/kg·℃；m為水的質(zhì)量，kg；t2為出口水溫，℃；t1為進(jìn)口水溫，℃。

通過計(jì)算得知，降低摻水壓力后，吸收的熱量是降壓前的1.03 倍，說明試驗(yàn)是成功的，但是排煙溫度僅下降了0.5 ℃，加熱爐的熱效率也沒有顯著提高，所以通過降低摻水壓力使排煙溫度降低的方法不可行。

3.2 降低燃燒器功率

其主要原理是在液體需要吸收的熱量不變時(shí)，減少供給熱量，從而降低排煙溫度，提高加熱爐效率。這種方法利用了第二、第三季度（春、夏季），根據(jù)摻水爐進(jìn)口水溫高，摻水溫度低，摻水量小的特點(diǎn)，使加熱爐運(yùn)行達(dá)到節(jié)能降耗的目的。

目前，燃燒器的功率設(shè)在1 100 kW 檔位，通過換算，燃燒器每小時(shí)可提供396×104kJ 的熱量，盤管換熱效率大約為90%，加熱爐熱效率大約為85%，所以盤管中液體每小時(shí)能吸收的熱量最高為303×104kJ。以100 kW 為一個(gè)變化單位，分別計(jì)算出燃燒器在不同檔位的功率下盤管中液體所需要吸收的熱量，以此來(lái)判斷該檔位功率下的燃燒器功率是否能滿足生產(chǎn)需要，通過計(jì)算，得出檔位調(diào)至800 kW 時(shí)，此時(shí)盤管中液體每小時(shí)吸收的熱量最高為220×104kJ，滿足生產(chǎn)需要。

A 站B#摻水爐在不同季節(jié)下運(yùn)行所需熱量見表3，通過計(jì)算得知，在第二、第三季度調(diào)低燃燒器功率至800 kW 可以保證生產(chǎn)正常運(yùn)行，2023 年4 月5—6 日連續(xù)2 d 對(duì)此加熱爐進(jìn)行測(cè)試，降低燃燒器功率試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果見表4。

表3 A 站B#摻水爐在不同季節(jié)下運(yùn)行所需熱量Tab.3 Heat requirement for the operation of B# water blending furnace at station A under different seasons

表4 降低燃燒器功率試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Tab.4 Test results of reducing burner power test

從表4 可以看出，這2 次監(jiān)測(cè)的平均效率相比2022 年同季度監(jiān)測(cè)結(jié)果提高了2.51%，耗氣量從本季度的平均值1 919.8 Nm3降至1 693.2 Nm3和1 711.3 Nm3，經(jīng)計(jì)算，通過降低燃燒器功率，第二季度每天至少可以節(jié)約200 Nm3天然氣。

根據(jù)第三季度生產(chǎn)情況，進(jìn)出口溫差平均為16.3 ℃，摻水量平均為25.5 m3/h，熱負(fù)荷率降至30.21%，從氣象臺(tái)查詢到往年第三季度平均氣溫為21.8 ℃，通過與加熱爐生產(chǎn)廠家咨詢，此工況下加熱爐排煙溫度預(yù)計(jì)升高10.0 ℃，根據(jù)以上數(shù)據(jù)，預(yù)估了使用800 kW 檔位時(shí)加熱爐的熱效率，第三季度加熱爐效率數(shù)據(jù)見表5。

表5 預(yù)估第三季度加熱爐效率數(shù)據(jù)Tab.5 Estimate heating furnace efficiency for the third quarter

根據(jù)加熱爐熱效率反算，日耗氣量約為1 500.0 Nm3，同往年第三季度日均耗氣1 675.9 Nm3相比，每天至少可以節(jié)約耗氣150 Nm3。

4 結(jié)論

1）截至目前，B#加熱爐已經(jīng)穩(wěn)定運(yùn)行近一個(gè)月，其他相關(guān)生產(chǎn)系統(tǒng)也正常穩(wěn)定運(yùn)行；在第一、四季度，加熱爐排煙溫度不超標(biāo)，平均爐效高于2022 年第二、第三季度的測(cè)試結(jié)果，因此確定了A聯(lián)合站B#摻水爐的運(yùn)行制度：第一、第四季度采用燃燒器1 100 kW 檔位運(yùn)行，第二、第三季度采用燃燒器800 kW 檔位運(yùn)行。

2）加熱爐在第二、三季度的排煙溫度至少可降低20 ℃，低于標(biāo)準(zhǔn)上限200 ℃的值，平均爐效至少可同比提高1.5%，每年節(jié)約耗氣3.15×104Nm3，按油田內(nèi)部天然氣結(jié)算價(jià)格1.64 元/Nm3，可至少為X作業(yè)區(qū)節(jié)約生產(chǎn)成本5.17 萬(wàn)元。此加熱爐全年平均效率預(yù)計(jì)提高至83.00%，相比2022 年測(cè)試結(jié)果提高1.13%。

3）通過對(duì)比國(guó)內(nèi)其他同類研究成果，加熱爐排煙溫度每降低20 ℃，爐效將提高至少1%，屆時(shí)將根據(jù)每臺(tái)加熱爐的運(yùn)行特點(diǎn)，引入遠(yuǎn)紅外耐高溫輻射涂料技術(shù)或余熱回收技術(shù)為X 作業(yè)區(qū)其他加熱爐“降溫”提效。