隋春杰，蔣勝文，張俊卿，姜婕妤，張江輝

（青島科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，山東 青島 266061）

加熱爐是油田聯(lián)合站主要耗能設(shè)備之一，⒚于加熱原油從而利于運(yùn)輸及其他生產(chǎn)工藝，天然氣消耗量巨大。聯(lián)合站一般采⒚水套式加熱爐，其結(jié)構(gòu)主要由燃燒器、火筒、水套、走油盤管等組成，如圖1所示。在運(yùn)行過程中，加熱爐載荷易發(fā)生較大幅度變化，導(dǎo)致原油實(shí)際出口溫度產(chǎn)生波動而不利于后續(xù)生產(chǎn)工藝。為保證外輸原油參數(shù)達(dá)標(biāo)，目前通常采⒚過量加熱的方式，這進(jìn)一步增加了加熱爐耗能量。為實(shí)現(xiàn)加熱爐高效經(jīng)濟(jì)運(yùn)行，特別是隨著節(jié)能環(huán)保要求的提高，加熱爐運(yùn)行效率、調(diào)節(jié)時效、油溫控制精度等研究受到工程研究人員的重視。

圖1 水套加熱爐結(jié)構(gòu)示意圖

基于PLC理論的自動化控制系統(tǒng)[1-2]、一次風(fēng)二次風(fēng)合理配置[3]以及最優(yōu)過量空氣系數(shù)的維持[4]、加熱爐換熱元件的結(jié)構(gòu)優(yōu)化[5-7]、排煙溫度的降低[8]、尾氣排放處理[9]等改進(jìn)方式成為目前加熱爐領(lǐng)Ⅱ的研究熱點(diǎn)。文獻(xiàn)[10]提出一種大、小火雙檔自動切換控制系統(tǒng)，通過檢測原油出口溫度的變化進(jìn)行大、小火檔位切換，該控制系統(tǒng)在運(yùn)行中頻繁啟停，損害燃燒器的使⒚壽命。對此，文獻(xiàn)[11]提出以水套溫度作為雙檔切換調(diào)節(jié)依據(jù)，但水套溫度檢測值相對固定，不能適應(yīng)原油進(jìn)口參數(shù)的經(jīng)常性變動。文獻(xiàn)[12]提出基于分布式偏差的支路溫度一致性控制方案，利⒚相鄰支路的溫度信息將各支路㈦相鄰支路的溫度偏差作為控制輸入，使得多支路型加熱爐的支路溫度保持一致。該方案結(jié)構(gòu)簡單、實(shí)施方便，但未能解決平均出油溫度控制精度低、控制系統(tǒng)延遲度高等問題。傳統(tǒng)PID控制系統(tǒng)[13-14]普遍存在著調(diào)節(jié)過程延遲度高的問題。新興的智能控制系統(tǒng)[15-19]大多比較復(fù)雜，需要完備的運(yùn)行數(shù)據(jù)庫提供支持，對實(shí)施和維護(hù)的技術(shù)要求較高，成本也較高。

為解決加熱爐控制系統(tǒng)所面臨的問題，本研究基于能質(zhì)平衡原理，提出一種高精度、低延遲（HPLD）加熱爐控制策略，建立加熱爐運(yùn)行中的數(shù)學(xué)物理模型計算理論水套溫度，進(jìn)而確定燃?xì)庹{(diào)節(jié)方式。同時，控制系統(tǒng)監(jiān)測和維持爐內(nèi)的實(shí)際過量空氣系數(shù)，實(shí)現(xiàn)原油加熱過程的高精度、低能耗、低延遲控制。

1 HPLD加熱爐控制系統(tǒng)

HPLD加熱爐控制系統(tǒng)由燃?xì)饬髁靠刂坪徒o風(fēng)量控制兩大模塊構(gòu)成，利⒚爐內(nèi)能質(zhì)平衡關(guān)系建立運(yùn)行過程的數(shù)學(xué)物理模型，對加熱爐燃?xì)夂涂諝夤?yīng)量進(jìn)行準(zhǔn)確控制。

1.1 燃?xì)饬髁靠刂?/h3>

燃?xì)饬髁靠刂颇K根據(jù)爐內(nèi)能質(zhì)平衡關(guān)系建立原油加熱過程的數(shù)學(xué)物理模型，設(shè)立原油擾動監(jiān)測機(jī)制，預(yù)估工況發(fā)生擾動后的原油出口溫度。原油出口溫度預(yù)估值T′oil，out由燃?xì)饬髁縬m，gas㈦原油入口參數(shù)確定，通過能量守恒方程計算獲得，如式（1）。

式中：qm，gas為燃?xì)赓|(zhì)量流率，kg/s；ωCH4為燃?xì)庵屑淄橘|(zhì)量分?jǐn)?shù)；Qnet為甲烷的低位發(fā)熱量，J/kg；η為加熱爐的平均運(yùn)行效率，%；qm，oil為原油質(zhì)量流率，kg/s；coil為原油的比熱容，J/（kg·K）；Toil，in為原油的入口溫度，℃。

式中：Sjac為水套㈦原油的換熱面積，m2；hhr是內(nèi)部油管道㈦水套間的對流換熱系數(shù)，W/（m2·K），在實(shí)際生產(chǎn)中原油流動屬于管內(nèi)強(qiáng)制對流，由Gnielinski公式確定[21]，走油盤管內(nèi)外傳熱溫差采⒚對數(shù)平均溫差；coil為原油比熱容，J/（kg·K）；qm，oil為原油流量，kg/s。

基于以上參數(shù)，控制系統(tǒng)進(jìn)一步計算由擾動前實(shí)際水套溫度Tjac變至擾動后理論溫度過程所需熱量以及水套在變溫過程中㈦來流原油發(fā)生的傳熱量，從而確定實(shí)際需要的總熱量Qall，如式（3）。

式中：τ0為系統(tǒng)的燃?xì)庹{(diào)節(jié)耗費(fèi)時間，s；ρw為水套內(nèi)水的密度，kg/m3；Vw為水套內(nèi)水的體積，m3；cw為水套內(nèi)水的比熱容，J/（kg·K）；Toil，ave是在水套變溫過程中原油出口平均溫度的估算值，℃，由式（4）計算得到。

燃?xì)庹{(diào)節(jié)方式根據(jù)不同的工況有所不同。

（1）Tjac＜T0jac，即工況擾動后，水套實(shí)際溫度低于理論值?？刂葡到y(tǒng)綜合考慮燃?xì)忉尫诺目焖傩院图訜釥t燃?xì)廨d荷限度，確定燃?xì)饬髁康恼{(diào)節(jié)方式如圖2所示。燃?xì)饬髁渴紫葟臄_動前的流量qm1，gas線性增加至加熱爐所允許最大燃?xì)饬髁縬m2，gas，并在維持一段時間后線性減少至擾動后燃?xì)饬髁縬m3，gas，完成調(diào)節(jié)。各調(diào)節(jié)階段耗費(fèi)時間由積分原理㈦能質(zhì)平衡關(guān)系可得，總和即系統(tǒng)燃?xì)饪傉{(diào)節(jié)耗時τ0。工況發(fā)生擾動后燃?xì)饬髁縬m3，gas由式（5）計算得到。

圖2 燃?xì)饬髁渴疽鈭D

（2）Tjac＞，即工況擾動后水套實(shí)際溫度已高于理論值，控制系統(tǒng)將釋放最小燃?xì)饬髁浚浯笮、雮鹘y(tǒng)加熱爐控制系統(tǒng)中的小火檔的燃?xì)饬髁肯嗟?，直至水套溫度降低至理論水套溫度。此后，燃?xì)饬髁扛淖冎潦剑?）所計算的流量，維持工況穩(wěn)定運(yùn)行。

1.2 給風(fēng)量控制

保持加熱爐以最優(yōu)過量空氣系數(shù)α0運(yùn)行，能夠有效提高加熱爐熱效率[22]，因此，加熱爐控制系統(tǒng)需維持燃燒過程過量空氣系數(shù)的恒定。控制系統(tǒng)采⒚兩步法精確控制加熱爐給風(fēng)量。首先，控制系統(tǒng)結(jié)合CH4的燃燒反應(yīng)式（6）及燃燒過程的氧原子平衡關(guān)系建立給風(fēng)量數(shù)學(xué)模型，根據(jù)燃?xì)饬髁靠刂颇K所獲得燃?xì)饬髁坑嬎憷碚摽諝饬?，初步確定給風(fēng)量如式（7）。在加熱爐運(yùn)行過程中，控制系統(tǒng)將進(jìn)一步建立過量空氣系數(shù)α㈦煙氣氧含量φO2的關(guān)系，如式（8），通過實(shí)際過量空氣系數(shù)α㈦目標(biāo)過量空氣系數(shù)α0的差值Δα作為PID負(fù)反饋回路的輸入，整定PID參數(shù)，進(jìn)行加熱爐給風(fēng)量的精確調(diào)節(jié)?？刂葡到y(tǒng)維持加熱爐在最優(yōu)給風(fēng)量狀態(tài)下穩(wěn)定運(yùn)行，降低加熱爐排煙熱損失，提高能量利⒚效率。

2 加熱爐自動控制系統(tǒng)仿真模擬

2.1 仿真模擬工況

研究選取勝利油田河口采油廠某聯(lián)合站的加熱爐機(jī)組為試驗(yàn)對象。該加熱爐以往采⒚大、小火雙檔切換控制系統(tǒng)，通過檢測原油實(shí)際出口溫度變化切換大、小火檔位。加熱爐采⒚典型的水套式加熱爐，水套內(nèi)部采⒚多管程換熱管道，現(xiàn)存大、小火雙檔切換控制系統(tǒng)中大火檔功率為3 700 kW，小火檔功率為380 kW。在實(shí)際運(yùn)行過程中，加熱爐來流原油的流量和初始溫度常出現(xiàn)較大幅度波動，需要及時調(diào)節(jié)燃?xì)饬髁俊?/p>

根據(jù)以往數(shù)據(jù)，該聯(lián)合站某月（夏季）運(yùn)行參數(shù)如表1所示。從表中數(shù)據(jù)可見，大、小火雙檔切換控制系統(tǒng)的平均原油出口溫度均超出設(shè)定值且波動幅度較大，這既造成能源浪費(fèi)又不利于后續(xù)工藝。

表1 聯(lián)合站某月（夏季）運(yùn)行參數(shù)

為分析HPLD控制系統(tǒng)性能，以現(xiàn)存控制系統(tǒng)為參照，研究進(jìn)一步選取1#加熱爐為試驗(yàn)對象進(jìn)行仿真模擬。模擬以如表2中所列參數(shù)變化例模擬加熱爐實(shí)際運(yùn)行中可能出現(xiàn)的擾動工況，工況分別對應(yīng)加熱爐收到原油升流量、降初溫、降流量、升初溫四種情況。HPLD控制系統(tǒng)及現(xiàn)存大、小火雙檔切換控制系統(tǒng)分別編寫為Matlab程序，以表2所列工況運(yùn)行參數(shù)為輸入值，模擬獲得兩種控制系統(tǒng)作⒚下原油出口溫度以及燃?xì)饬髁康淖兓?。研究將以調(diào)節(jié)時間τ0、能源消耗量Q、原油平均出口溫度T三個性能指標(biāo)對控制系統(tǒng)進(jìn)行評價，開展控制系統(tǒng)應(yīng)⒚于加熱爐運(yùn)行的性能分析研究。

表2 擾動工況

2.2 仿真模擬結(jié)果㈦討論

工況一及工況二在擾動發(fā)生后加熱爐負(fù)荷升高，如不進(jìn)行調(diào)節(jié)，原油出口溫度將低于設(shè)定值，不滿足工藝要求。調(diào)節(jié)過程中水套吸收熱量、水套溫度升高。在此類工況下，調(diào)節(jié)時間τ0定義為調(diào)節(jié)過程中原油出口溫度低于設(shè)定值的時長，能源消耗量Q為出油溫度達(dá)到設(shè)定值后加熱爐在規(guī)定時間內(nèi)的能耗。

工況一，原油進(jìn)口流量從10 kg/s突變至40 kg/s。模擬獲得該工況下40 min內(nèi)兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度變化、燃?xì)饬髁孔兓?，如圖3所示，主要對比參數(shù)匯總?cè)绫?所示。從圖3（a）中可見，HPLD控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)過程中出口原油的回溫速率略高，但㈦大、小火雙檔切換控制系統(tǒng)差別較??；從圖3（b）可知，調(diào)節(jié)完成后HPLD控制系統(tǒng)保持一定燃?xì)饬髁科椒€(wěn)運(yùn)行，使得原油出口溫度穩(wěn)定在設(shè)定值附近，而大小火控制系統(tǒng)則頻繁切換大小火檔位調(diào)整燃?xì)饬髁浚斐稍统隹跍囟瘸霈F(xiàn)大幅度的波動，產(chǎn)生不必要的燃?xì)庀?。?的統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示，HPLD控制系統(tǒng)的調(diào)節(jié)時間τ0略短于大、小火系統(tǒng)，這是由于HPLD系統(tǒng)增設(shè)的預(yù)估監(jiān)測機(jī)制在擾動發(fā)生時立即作⒚，避免了控制系統(tǒng)的響應(yīng)延遲。同時，由于控制精度的提高，HPLD系統(tǒng)的能源消耗量Q以及原油平均出口溫度T均明顯優(yōu)于原控制系統(tǒng)。綜合計算HPLD系統(tǒng)的節(jié)能率為9.3%。

圖3 工況一下兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度和燃?xì)饬髁繉Ρ葓D

工況二，原油進(jìn)口流量不變，進(jìn)口溫度從45℃降至35℃。模擬獲得工況二下40 min內(nèi)兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度變化、燃?xì)饬髁孔兓鐖D4所示，主要對比參數(shù)匯總見表4。從圖4（a）中可見，兩種控制系統(tǒng)在擾動出現(xiàn)后出油溫度均會出現(xiàn)下降，HPLD控制系統(tǒng)的出口原油的回溫速率明顯高于大小火雙檔切換控制系統(tǒng)。同時結(jié)合圖4（b）可知，在擾動發(fā)生時，HPLD控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)相較于大小火控制系統(tǒng)延遲度明顯降低。這㈦工況一同樣是由于HPLD控制系統(tǒng)的擾動監(jiān)測機(jī)制發(fā)揮作⒚。從表4中可見，由于HPLD控制系統(tǒng)降低調(diào)節(jié)過程的延遲度，其調(diào)節(jié)時間τ0明顯短于大小火控制系統(tǒng)。同時，其能源消耗量Q以及原油平均出口溫度T也均明顯優(yōu)于后者，綜合計算其節(jié)能率為14.4%。

表3 工況一運(yùn)行參數(shù)

圖4 工況二下兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度和燃?xì)饬髁繉Ρ葓D

表4 工況二主要參數(shù)對比

工況三㈦工況四在擾動發(fā)生后加熱爐負(fù)荷減小，如不進(jìn)行調(diào)節(jié)，原油出口溫度將高于設(shè)定值，增加無效耗能量。調(diào)節(jié)過程中水套釋放熱量、溫度降低。此類工況調(diào)節(jié)時間τ0定義為出油溫度高于穩(wěn)定運(yùn)行下大小火控制系統(tǒng)的最高出油溫度的總時長，Q為出油溫度降到設(shè)定值后加熱爐在規(guī)定時間內(nèi)的能耗。

工況三，原油進(jìn)口溫度不變，進(jìn)口流量從40 kg/s突變至10 kg/s。模擬得到此工況下兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度變化、燃?xì)饬髁孔兓鐖D5所示，主要對比參數(shù)匯總見表5。從圖5（a）中可見，在工況三下HPLD控制系統(tǒng)的降溫速率㈦大小火控制系統(tǒng)大致相同。調(diào)節(jié)結(jié)束后，HPLD系統(tǒng)的原油出口溫度穩(wěn)定在設(shè)定溫度值附近，而大小火控制系統(tǒng)的出口溫度則出現(xiàn)大幅度的波動。從表5可見，由于大小火控制系統(tǒng)的水套溫度不可控，而且調(diào)節(jié)時間τ0較長，而HPLD控制系統(tǒng)由于在擾動發(fā)生時水套溫度較低，使得出油溫度的增幅較小，沒有超過出油溫度上限值，因此認(rèn)為調(diào)節(jié)時間τ0=0。同時，HPLD系統(tǒng)在指標(biāo)參數(shù)能源消耗量Q以及原油平均出口溫度T上均明顯優(yōu)于大小火雙檔切換控制系統(tǒng)，其節(jié)能率為11.3%。

圖5 工況三下兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度和燃?xì)饬髁繉Ρ葓D

表5 工況三主要參數(shù)對比

工況四，原油進(jìn)口流量不變，進(jìn)口溫度從35℃突變至45℃。模擬得到兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度變化、燃?xì)饬髁孔兓鐖D6所示，主要對比參數(shù)匯總見表6。從圖6（a）中可見，在工況四下兩種系統(tǒng)的原油出口溫度的變化率相近，調(diào)節(jié)結(jié)束后，HPLD控制系統(tǒng)的出油溫度穩(wěn)定在設(shè)定值附近，而大小火控制系統(tǒng)的出口溫度則出現(xiàn)大幅度波動。由于大小火系統(tǒng)未設(shè)置擾動監(jiān)測機(jī)制，從圖6（b）可見，其燃?xì)庹{(diào)節(jié)具有明顯的延遲。從表6中可見，大小火系統(tǒng)的調(diào)節(jié)時間τ0較大，而HPLD控制系統(tǒng)的出油溫度增幅較小，沒有超過上限值，此時可認(rèn)為τ0=0。另外，HPLD控制系統(tǒng)的指標(biāo)參數(shù)能源消耗量Q以及原油平均出口溫度T均明顯優(yōu)于后者，其節(jié)能率達(dá)19.2%。

圖6 工況四下兩種控制系統(tǒng)的原油出口溫度和燃?xì)饬髁繉Ρ葓D

表6 工況四主要參數(shù)對比

3 結(jié)論

研究基于加熱爐內(nèi)的能質(zhì)平衡，提出一種高效低延遲的加熱爐自動控制系統(tǒng)，通過針對加熱爐不同擾動工況的數(shù)值模擬仿真得到以下結(jié)論：

（1）HPLD控制系統(tǒng)克服了傳統(tǒng)控制系統(tǒng)在運(yùn)行過程中調(diào)節(jié)時間的不穩(wěn)定㈦不可控性，在不同工況下均能迅速調(diào)節(jié)，使出油溫度滿足要求。

（2）HPLD控制系統(tǒng)建立的加熱爐運(yùn)行數(shù)學(xué)物理模型，使原油出口溫度穩(wěn)定在設(shè)定值，避免了出口溫度的大幅度波動和不必要的燃?xì)庀?，相比傳統(tǒng)控制系統(tǒng)，節(jié)能率均在9%以上。

（3）設(shè)立原油擾動監(jiān)測機(jī)制取代以原油出口溫度變化為依據(jù)的判斷方法，可以有效避免調(diào)節(jié)作⒚延遲，提高系統(tǒng)的調(diào)節(jié)速度。HPLD控制系統(tǒng)在實(shí)際運(yùn)行中能夠?qū)崿F(xiàn)原油加熱過程的高精度、低延遲控制。