油氣站場加熱爐設備能效對標方法

陳浩（中海石油（中國）有限公司深圳分公司陸豐油田作業區）

隨著國內陸上油田和海上油田的不斷開發，相應環節的能耗監測技術得到了長足發展。在油氣集輸和處理系統中，加熱爐作為主要的熱能提供設備，其能耗占總能耗的80%～90%，因此對加熱爐進行能耗分析和評價顯得尤為重要[1-3]。能效對標管理最早由美國施樂公司提出，用于尋找目標企業和標桿企業之間的差距，以降低企業能耗標準[4-5]。目前，諸多學者針對能效對標體系進行了研究，張校千[6]從管理手段和技術手段兩方面考量了地面集輸系統的能耗情況，并給出了節能措施；馬中山等[7]從宏觀角度分析了注水、集輸和機采等系統的能耗水平；程博[8]從電力組網和余熱回收兩方面對發電組的節能潛力進行挖掘。以上研究對于能效對標方法的建立和完善具有重要意義，但多側重相關理論研究，方法的普適性較差，無法推廣到其余站場或區塊?；诖耍瑥亩嘟嵌确治鲇绊懠訜釥t能效的因素，確定指標限值和標桿值，研究權重計算方法，對節能后的能效進行預測和評價，針對不合格指標提出增效措施，為提高加熱爐熱效率和節約油氣燃料消耗提供理論依據。

1 加熱爐能效指標體系建立

遵循全面性、獨立性、過程性和類比性的原則，建立加熱爐能效指標體系。目前，油氣站場常用的加熱爐多為水套爐，將水作為傳熱載體，原油和伴生氣在燃燒器中燃燒，產生的高溫煙氣通過加熱盤管在爐中傳導散熱，完成原油加熱。根據加熱爐的供熱方式、熱傳導方式和散熱特點，應用能量黑箱模型，進行熱量平衡分析，進而完成加熱爐能效指標體系見圖1。

圖1 加熱爐能效指標體系Fig.1 Energy efficiency index system of heating furnace

目標層有加熱爐熱效率，該指標是綜合指標，體現加熱爐輸出熱量與輸入熱量的比例，可用正平衡法或反平衡法計算；準則層按照加熱爐的結構分為基本部分、熱損失部分、傳熱部分和燃燒部分；指標層是對準則層的進一步細化，具體細化為多項評價指標。

圖1 中指標層的評價指標較多，在現實監測中不可能全部監測，根據GB/T 31453—2015《油田生產系統節能監測規范》中的要求，選擇排煙溫度、過?？諝庀禂?、爐體外表面溫度、排煙熱損失、不完全燃燒熱損失和表面散熱損失作為能效對標的指標因素。

2 能效對標方法

2.1 標桿值確定

對于標桿值，應選擇國內外企業、行業的先進值或同一區塊不同時期的最佳值作為標桿值，但由于國內能效對標工作開展較晚，還沒有形成可用的數據庫資源，因此參照GB/T 31453—2015 的要求確定標桿值，有評價值的認定評價值為標桿值，無評價值的認定限定值為標桿值，加熱爐節能監測項目與指標見表1。

表1 加熱爐節能監測項目與指標Tab.1 Energy conservation monitoring items and indicators of heating furnace MW

此外，排煙熱損失、不完全燃燒熱損失和表面散熱損失等三項指標均為反向標桿值，即值越小越優異。在同類樣本中，對三類數據分別從大到小排序，當平均值大于60%以上的樣本值時，以略小于60%對應的樣本值為標桿值；當平均值小于或等于60%的樣本時，以平均值為標桿值。最終確定排煙熱損失、不完全燃燒熱損失和表面散熱損失等三項指標的標桿值分別為11%、5%和2.5%。

2.2 指標權重計算

在指標權重的計算中，采用主、客觀協調的綜合權重計算方法，其中主觀賦權采用層次分析法[9]，客觀賦權采用熵權法[10]，通過博弈論組合賦權[11]使兩種賦權方法之間的偏差最小，得到綜合權重。設有L種賦權方法，指標因素n，則任一基本權重表示為ωk={ω1，ω2，…，ωn}，則L個基本權重的線性組合w為：

式中：βk為組合系數。通過對式（1）進行求解，得到最優組合系數：

式中：ωg為第g種方法得到的權重。

2.3 指標值預測

能效對標的最終目的是進行追標和達標，但設備參數調整后是否達到預定要求，其節能措施是否有效，還需要引入一個指標預測方法。在此，采用綜合評價系數f衡量各工藝參數指標對設備性能和能耗的影響，公式如下：

式中：測試值與標桿值的相對差值可以體現兩者的偏差率，與對應的綜合權重相乘，可反映指標對能效的綜合影響。

3 實例分析

3.1 基礎數據

以某海上油田的15 臺加熱爐數據為例進行分析，其中測試要求應滿足以下幾點。

現場條件須在滿足測試標準及測試方案要求后方可進行；全部測試項目必須同步測試，在線儀器儀表精度滿足標準要求且在檢定周期內；測試應在加熱爐運行工況穩定后進行，其主要運行參數波動在±10%以內；每次監測持續時間不應少于1 h；加熱爐煙氣測試要求在加熱爐最后一級尾部受熱面后1 m 以內的煙道上；爐體外表面溫度取頂、右、左、前、后等五個方面的平均值；在測試過程中出現異常情況導致測試無法正常進行，應及時更換設備重新進行測試。加熱爐測試結果見表2。

由于測試的15 臺加熱爐的額定容量均在1.25～2.00 MW 之間，對照表1 的標桿值可知，有2 臺加熱爐的排煙溫度超過標桿值，有半數的加熱爐過?？諝庀禂党瑯耍艧煙釗p失和不完全燃燒熱損失也有多臺加熱爐不合格，最終導致諸多加熱爐的熱效率未達到節能評價值。

3.2 參數優化

結合相關專家意見得到層次分析法的權重大小為0.431 4、0.252 1(0.252 1)、0.032 2(0.032 2)、0.009 9，主觀賦權法得到的影響加熱爐能耗的排序為：排煙溫度、過剩空氣系數（爐體外表面溫度）、排煙熱損失（不完全燃燒熱損失）、表面散熱損失。

將表2 中的數據代入Matlab 中進行熵權賦值，權重大小為0.120 9、0.189 5、0.1065、0.075 2、0.214 3、0.293 6，客觀賦權法得到的影響加熱爐能耗的排序為：表面散熱損失、不完全燃燒熱損失、過?？諝庀禂?、排煙溫度、爐體外表面溫度、排煙熱損失。綜上所述，可見兩種賦權方法的結果完全不同，故需采用博弈論調和，代入公式（2），得到綜合權重大小為0.312 9、0.214 5、0.145 2、0.043 8，0.156 7，0.126 9，最終排煙溫度對能耗的影響最大，其次為過?？諝庀禂岛筒煌耆紵裏釗p失。

表2 加熱爐測試結果Tab.2 Test results of heating furnace

將上述計算結果代入公式（3）中計算f，并與加熱爐的實測熱效率進行對比，加熱爐熱效率與綜合評價系數的變化規律見圖2?？梢?，熱效率與綜合評價系數的走勢幾乎一致，但仍存在一定偏差，這可能與樣本數據較少，權重計算結果不準確以及選取的指標因素不完整有關。

圖2 加熱爐熱效率與綜合評價系數的變化規律Fig.2 Change rule of thermal efficiency and comprehensive evaluation coefficient of heating furnace

采用Originlab 軟件對兩者進行一元線性擬合，熱效率與綜合評價系數的線性擬合關系見圖3。

圖3 熱效率與綜合評價系數的線性擬合關系Fig.3 Linear fitting relationship between thermal efficiency and comprehensive evaluation coefficient

擬合后，相關系數為0.954 79，說明兩者存在函數關系φ=83.88+15.61f。根據此關系，可以定量調節各項指標至標桿值，并計算綜合評價系數，預測優化后的熱效率值，加熱爐優化后結果見表3。

由此可見，經過調節后，熱效率均提高至節能評價值（≥85%）以上，說明針對性的采取措施，可以使設備的運行環境得以有效改善。具體的提效措施如下：

1）在加熱爐燃燒過程中，應合理調整配風并控制排煙溫度，如設置余熱回收裝置或吹灰器。定期清理爐膛及爐管內外垢層，進一步提高加熱爐運行效率及系統熱能利用率。

2）加固爐體前部、后部保溫層，以減少爐體散熱損失。

3）對于過剩空氣系數不合格的設備，應多次調節進風量，使用自動配風的高效燃燒器，嚴格控制爐墻密封效果等措施。

4）應用熱泵技術對煙氣余熱進行回收，定期對加熱爐內的換熱盤管進行清垢、清灰處理，定期檢查煙氣分析設備等。

調整后，排煙溫度優化2 臺次，過剩空氣系數優化8 臺次，爐體外表面溫度優化6 臺次，排煙熱損失優化6 臺次，不完全熱損失優化5 臺次，每年累計節氣25.68×104m3，以1#號加熱爐為例，1#號加熱爐調整后排煙溫度為110 ℃，過?？諝庀禂禐?.4，爐體外表面溫度為42 ℃，排煙熱損失為7.15%，不完全燃燒熱損失為4.895%，表面散熱損失為1.15%，熱效率為87.18%。可見調整后排煙溫度、過剩空氣系數、爐體外表面溫度均有不同程度的下降，不完全燃燒熱損失降至目標值，實測熱效率與表3 中的目標熱效率結果相符，證明了該模型的準確性。

表3 加熱爐優化后結果Tab.3 Optimized results of the heating furnace

4 結論

1）當平均值大于60%以上的樣本值時，以略小于60%對應的樣本值為標桿值；當平均值小于或等于60%的樣本時，以平均值為標桿值。

2）通過加熱爐進行熱量平衡分析，建立了能耗指標體系，根據行業規范確定能效對標的指標因素及標桿值的選取方法。

3）采用博弈論組合賦權的方法計算指標權重，得到排煙溫度對加熱爐能耗的影響最大，其次為過?？諝庀禂岛筒煌耆紵裏釗p失。

4）引入綜合評價系數連接熱效率和指標因素，反映指標對能效的綜合影響程度，通過定量調節各項指標至標桿值，預測優化后的熱效率值，為油氣站場有針對性的進行能效對標提供實際參考。