唐振 鄭煒博 胡曉峰 楊秀麗 李煒

（1.中國石油大學（華東）；2.勝利油田技術檢測中心）

勝利油田聯(lián)合站在用水套加熱爐高效運行分析

唐振1鄭煒博2胡曉峰2楊秀麗2李煒2

（1.中國石油大學（華東）；2.勝利油田技術檢測中心）

水套加熱爐作為勝利油田聯(lián)合站主要的耗能設備，其運行能效的高低對聯(lián)合站能耗高低有直接影響。通過對聯(lián)合站水套加熱爐的定負荷下盤管傳熱、定燃料量下空氣系數(shù)α與熱效率的關系和定負荷下仿真計算的分析，得出聯(lián)合站水套加熱爐在定負荷運行下燃料完全燃燒時，空氣系數(shù)越低能效越高。從而進一步得出結論：對于聯(lián)合站水套加熱爐在任意負荷下只要達到完全燃燒時的最低空氣系數(shù)α就能實現(xiàn)其高效運行，為指導聯(lián)合站水套加熱爐的高效運行提供理論依據(jù)。

聯(lián)合站水套加熱爐；盤管傳熱；空氣系數(shù)與熱效率；仿真計算；分析

在勝利油田聯(lián)合站生產運行中水套加熱爐的作用通常是為保證介質出口溫度，而忽視了加熱爐的高效運行，導致加熱爐能效低、能耗高，造成了燃料的浪費。通過對聯(lián)合站水套加熱爐定負荷下盤管傳熱分析結合加熱爐定燃料量下空氣系數(shù)與加熱爐效率分析，就能得出水套加熱爐高效運行的工況條件，從而對聯(lián)合站水套加熱爐高效運行采取合理的調節(jié)措施。

1 聯(lián)合站水套加熱爐定負荷下盤管傳熱分析

水套加熱爐通過中間熱載體水將熱量傳遞給盤管中被加熱介質，使被加熱介質獲得熱量，溫度升高。水套加熱爐的盤管換熱計算方程[1]如下：

式中：P——加熱爐熱負荷，kW；

Ac——盤管換熱面積，m2；

Δtm——盤管的對數(shù)傳熱溫差，℃；

k——盤管總傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)。

對于同一臺水套加熱爐其盤管換熱面積Ac是固定不變的，在定負荷狀態(tài)下，若盤管總傳熱系數(shù)k升高，則盤管的對數(shù)傳熱溫差Δtm必須降低才能滿足聯(lián)合站水套加熱爐負荷不變。

對于盤管的對數(shù)傳熱溫差[2]Δtm，由于水套加熱爐盤管是浸泡在熱載體水中的，所以盤管的對數(shù)傳熱溫差Δtm計算如下：

當被加熱介質為原油或天然氣時，盤管的總換熱系數(shù)k可由下式求得：

式中：αi——管內對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；

γi——管內污垢導熱熱阻，(m2·℃)/W；

γp——盤管壁面熱阻，(m2·℃)/Wδ為盤管壁厚，m；λp為盤管壁面熱導率，W/(m·℃)）；

γo——管外污垢導熱熱阻，(m2·℃)/W；

αo——管外對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)。對于管內對流換熱系數(shù)[3]αi，計算如下：管內液體或氣體呈層流狀態(tài)（Re≤2100；時，

管內液體呈過渡流狀態(tài)（2.3×103＜Re≤104；1.5＜Pr＜500；0.05＜Pr/Prw＜20）時，

管內液體呈紊流狀態(tài)（Re＞104；0.7＜Pr＜16.7×103）時，

式中：λ——被加熱介質在平均溫度下的導熱系數(shù)，W/(m2·℃)；

Dic——盤管內直徑，m；

Re——介質在平均溫度下的雷諾數(shù)；

Pr——介質在平均溫度下的普朗特數(shù)；

Prw——介質在壁面溫度下的普朗特數(shù)；

μ——介質在平均溫度下的動力黏度，Pa·s；

μw——介質在管壁溫度下的動力黏度，Pa·s。

對水套加熱爐而言，其盤管結構、尺寸以及排列方式對管內對流換熱系數(shù)的影響是固定不變的；又因為聯(lián)合站水套加熱爐被加熱介質的進出口溫度變化不大，導致定負荷狀態(tài)下其介質流速和平均溫度變化不大[3]。綜上兩個原因，定負荷下影響聯(lián)合站水套加熱爐盤管內對流換熱系數(shù)變化的主要參數(shù)是μw和Prw，且在層流和紊流狀態(tài)下管內對流換熱系數(shù)αi隨μw增大而減小，在過渡流狀態(tài)下管內對流換熱系數(shù)αi隨Prw增大而減小。

μw和Prw分別為介質在管壁溫度下的動力黏度和介質在壁面溫度下的普朗特數(shù)，兩者與水套加熱爐盤管內壁面溫度呈單調遞減關系；盤管內壁面溫度與水浴溫度t2呈單調遞增關系。根據(jù)函數(shù)關系傳遞性可知，μw和Prw與水浴溫度t2呈單調遞減關系，則管內對流換熱系數(shù)αi與水浴溫度t2呈單調遞增關系。

對于管壁的導熱熱阻γp，盤管壁厚δ不變，盤管壁面熱導率λp隨水浴溫度t2的增大而增大，導致管壁的導熱熱阻γp與水浴溫度t2呈單調遞減關系；對于管內污垢導熱熱阻γi和管外污垢導熱熱阻γo，兩者與水浴溫度t2呈單調遞減關系。

對于管外對流換熱系數(shù)αo，由于水套加熱爐盤管是浸泡在熱載體水中，導致水套加熱爐盤管的管外對流換熱系數(shù)αo與Gr·Prw（Gr為格拉曉夫數(shù)；Prw為熱載體水在平均溫度下的普朗特數(shù)）呈單調遞增關系；在剔除水套加熱爐結構及其尺寸的影響下，管外對流換熱系數(shù)αo與水浴溫度t2呈單調遞增關系。

綜合以上原因可知，聯(lián)合站水套加熱爐盤管的總換熱系數(shù)k與水浴溫度t2呈單調遞增關系。結合盤管的對數(shù)傳熱溫差Δtm與水浴溫度t2的關系，最終得出定負荷下聯(lián)合站水套加熱爐盤管的總換熱系數(shù)k與盤管的對數(shù)傳熱溫差Δtm呈單調遞增關系。

根據(jù)式（1），結合上述分析可知，在定負荷狀態(tài)下聯(lián)合站水套加熱爐盤管的對數(shù)傳熱溫差Δtm、盤管總傳熱系數(shù)k和水浴溫度t2是不變的。進一步得出在滿足定負荷下，聯(lián)合站水套加熱爐的燃料量和空氣系數(shù)不論是多大，其爐內綜合傳熱量（火筒和煙管傳熱量）是不變的。

2 定燃料量下空氣系數(shù)α與加熱爐效率關系分析

加熱爐是將燃料的化學能轉化為被加熱介質的熱能，其能量平衡公式為

式中：qf——燃料帶入爐內的熱量，W；

q1——加熱爐有效利用熱量，W；

q2——加熱爐排煙熱損失，W；

q3——氣體不完全燃燒熱損失，W；

q4——固體不完全燃燒熱損失，W；

q5——表面散熱損失，W。

設qi為爐內綜合傳熱量，則

其中q1=P，對于爐內綜合傳熱量qi其大小主要受爐氣溫度Tg的影響，爐氣溫度越高其綜合傳熱量越大；對于定燃料量下的加熱爐，當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時爐氣溫度最高，排煙損失最小。以此類推，在任意燃料量下，當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時，加熱爐排煙損失最小，加熱爐效率最高。這也與文獻[4]結論相似。

當燃料完全燃燒時，其能量平衡式為

對于定負荷下運行的水套加熱爐其爐內傳熱量qi變化不大，這就導致如果想使定負荷下水套加熱爐高效運行，必須降低排煙損失q2。結合定燃料量下空氣系數(shù)α與加熱爐效率關系分析，當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時定負荷下運行的水套加熱爐效率最高。以此類推，水套加熱爐在任意負荷下，當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時，水套加熱爐運行效率最高，能耗最低[5-6]。

3 定負荷下仿真計算分析

通過對額定負荷為200 kW的加熱爐完全燃燒下仿真計算分析，得出定負荷下聯(lián)合站水套加熱爐效率隨空氣系數(shù)的變化關系（圖1）；定負荷下聯(lián)合站水套加熱爐的爐內綜合傳熱量隨空氣系數(shù)的變化（表1）。任意加熱爐負荷下，當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時，定負荷下運行的水套加熱爐效率最高。

圖1 定負荷下空氣系數(shù)對熱效率的影響

表1 定負荷下空氣系數(shù)對熱效率的影響

由表1可知，在定負荷條件下，聯(lián)合站水套加熱爐的爐內傳熱量變化不大。

4 結論

1）在滿足定負荷下，聯(lián)合站水套加熱爐的燃料量和空氣系數(shù)不論多大，其爐內綜合傳熱量（火筒和煙管傳熱量）變化不大。

2）對于任意燃料量下，當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時，加熱爐排煙損失最小，加熱爐效率最高。

3）通過對水套加熱爐定負荷下盤管傳熱分析并結合加熱爐定燃料量下空氣系數(shù)α與加熱爐效率分析，得出聯(lián)合站水套加熱爐在任意負荷下當空氣系數(shù)α剛好滿足完全燃燒時，水套加熱爐的能耗最低、運行效率最高。

[1]鄧壽祿，王貴生.油田加熱爐[M].北京：中國石化出版社，2011：124-125.

[2]楊世銘，陶文銓.傳熱學[M].4版.北京：高等教育出版社，2006：474-477.

[3]石油規(guī)劃設計總院.火筒式加熱爐熱力與阻力計算方法：SY/T 0535—1994[S].北京：石油工業(yè)出版社，1994.

[4]袁寶歧，蔡惕民，袁名炎.加熱爐原理與設計[M].北京：航空工業(yè)出版社，1989：83-89.

[5]邢航，刁福俊，馮艷麗.水套加熱爐傳熱計算優(yōu)化及應用[J].石油天然氣學報，2014，36（8）：200-203.

[6]于彩霞，曹偉武，嚴平，等.天然氣加熱爐的熱力計算與分析[J].上海理工大學學報，2008，30（1）：59-63.

10.3969/j.issn.2095-1493.2017.04.005

2017-01-19

（編輯 張興平）

唐振，中國石油大學（華東）（儲運與建筑工程學院能源與動力工程專業(yè)），在讀研究生，E-mail：877232125@qq. com，地址：山東省青島市黃島區(qū)長江西路66號工科樓D513室，266580。