分體相變加熱爐研究設計

李成，呂靜

（1.標映天成電子科技（北京）有限公司，北京100107；2.北京百恒達石油技術有限公司，北京100107）

分體相變加熱爐研究設計

李成1，呂靜2

（1.標映天成電子科技（北京）有限公司，北京100107；2.北京百恒達石油技術有限公司，北京100107）

針對分體相變加熱爐在油田現場使用情況、標準規范的要求，介紹相變加熱爐的設計過程。包括分體相變加熱爐的選用條件、結構組成、結構形式選用原則、部件結構上的提效的考慮及計算。其中XB2500-Y/6.3-Q型分體相變加熱爐已應用于吉林油田新木聯合站，實際運行參數與設計數據吻合較好，與設計值相比，實際排煙溫度低2℃，熱效率高出0.8%。

相變加熱爐；波紋爐膽；蛇形盤管；導流管

0 引言

節能增效觀念的加強及新的標準規范要求使設計者在加熱爐設計中既要考慮制造成本低、經濟效益最大化，又要求設計熱效率≥90%。油田加熱爐由于使用環境及設備等原因，不會增加省煤器或空氣預熱器等爐外提效設備，因此實現起來比較困難。油田80%以上的加熱爐為小功率加熱爐，是提效難點也是提效重點。為追求經濟效益的最大化，就必須要減少制造成本，因此加熱爐設計結構一定要緊湊，金屬重量越低越好。一方面，爐膛及煙管內的煙氣流速相對要比較高，對流傳熱系數要大，另一方面，燃燒器燃燒鼓風系統又不能消耗太多電量。同時實現在單位功率所需傳熱面積相同的情況下，加熱爐排煙溫度相對要降低，排煙損失要減少。

1 分體相變加熱爐結構設計

1.1 選擇分體相變加熱爐的理論條件

相變加熱爐從換熱管布置方式上一般分為一體式和分體式兩種，分體相變加熱爐是蒸汽發生裝置和換熱盤管分別布置在不同的殼體內，兩者通過管路連接實現熱量交換。分體相變加熱爐是在密閉的環境內工作，有壓或真空狀態下運行，熱載體媒質水可循環使用，只有出現泄漏情況才需要補水，因為極少補水，所以爐內水質相對穩定，不需經常排污。由于爐體是在無氧狀態下工作，礦物質不會隨水帶入爐內而發生結垢、過燒、鼓包等現象，不會產生氧腐蝕，安全性能良好，使用壽命長。分體相變加熱爐被加熱介質可以是水、原油、天然氣等，正好適合油田內被加熱介質變化多樣的需求。分體相變加熱爐配備先進的全自動燃燒器，堅固耐用，全自動控制，可靠性強，可實行智能化、無人操作和遠程網絡控制等。加熱原油且功率≥2000 kW的相變加熱爐一般采用分體式。

1.2 分體相變加熱爐結構

如圖1所示，分體式相變加熱爐下部單元為燃燒部分，由殼體、爐膽、煙管、保溫、煙囪、燃燒器等組成，上部單元為換熱部分，由殼體、換熱盤管、和壓力控制裝置等組成。燃燒部分主體為臥式3回程結構，燃燒系統采用對稱式設計，爐體上設置液位計來保證水域界面。燃燒室采用波紋爐膽，波紋爐膽有比較好的熱膨脹伸縮性，可大幅度減少熱應力，保證不同溫度下的熱膨脹伸長量的要求，起到膨脹節的作用，增加加熱爐的安全性并延長使用壽命；因波紋爐膽傳熱面積大約是光管傳熱面積的1.5倍，增強了傳熱效果，且較大幅度降低了爐膛表面熱負荷；波紋形狀可促使燃燒后產生的煙氣流形成更大擾動，使空氣、燃料混合均勻，保證燃燒充分。煙管采用螺紋煙管，螺紋煙管增加煙氣的擾動，可以使煙氣在相應的速度下保持紊流狀態，增大換熱系數以加強換熱。在相同的鋼耗量下能大幅降低排煙溫度，減少排煙熱損失，提高加熱爐的熱效率。換熱部分設置在上部的殼體內，其殼體上設置壓力控制裝置（真空相變爐設置真空閥；微壓和壓力相變爐設置安全閥），保證相變爐的整體運行壓力。換熱盤管為蛇形換熱管，三角形排列布置在上部殼體內，多組換熱盤最后匯集至進出口管。

圖1 分體相變加熱爐結構簡圖

上下兩個殼體通過蒸汽連接管保證蒸汽從爐體內的蒸汽空間進入換熱器的殼體部分，換熱器殼體內凝結的液體通過導流管回流到爐體內，保證凝結水順利從蒸汽空間回流到下面爐體的液體空間，避免因受氣體阻力影響而無法回流。蒸汽連接管設置在高于液面的汽相空間位置，保證蒸汽順利通過并進入換熱器殼體空間。在此過程中燃料燃燒放出熱量通過下部殼體內的爐膽及煙管使殼體內的水（熱載體媒質）被加熱，部分水被加熱成相應壓力下的飽和蒸汽，使爐體上部形成蒸汽空間，并通過蒸汽連通管到達上部殼體內，水蒸汽遇到換熱盤管后冷凝成水，然后通過導流管流回下部殼體內，如此往復，不斷加熱進入換熱盤管內的介質。

1.3 分體相變加熱爐系統計算

分體相變加熱爐燃燒系統參照燃油燃氣鍋爐燃燒系統進行設計計算。《相變加熱爐》GB/T 21435—2008中6.2.2條關于水介質相變加熱爐額定工況下熱效率的規定為當燃油或燃氣時，應不低于SY/T 5262—2000規定熱效率加上10個百分點，《火筒式加熱爐規范》SY/T 5262—2000中5.2條關于熱效率的規定：火筒式加熱爐殼體散熱損失≤2%；設計熱負荷＜630 kW，熱效率η≥75%；當計熱負荷≥630 kW，熱效率η≥80%。

自2010年5月1日起開始執行新的加熱爐規范《火筒式加熱爐規范》SY/T 5262-2009，熱效率的規定：設計熱負荷＜630 kW，熱效率η≥80%；設計熱負荷≥630 kW，熱效率η≥85%；采用正壓燃燒的加熱爐，熱效率η≥90%。

本設計執行最嚴格要求，按《火筒式加熱爐規范》SY/T 5262—2009執行：采用正壓燃燒的加熱爐，熱效率η≥90%。

1.3.1 燃燒系統熱力計算

（1）系統熱平衡計算。

系統的熱平衡是為了保證送入鍋爐機組的熱量與有效利用熱和各項熱損失的總和相等，在此基礎上計算出燃氣量和機組的熱效率，以標準狀態下1 m3氣體為基準。燃氣鍋爐的熱平衡方程式見式1。

式中Qr——送入鍋爐系統的熱量，kJ/m3

Q1——鍋爐系統的有效利用熱量，kJ/m3

Q2——排煙帶走的熱量，kJ/m3

Q3——氣體不完全燃燒（又稱化學不完全燃燒）損失的熱量，kJ/m3

Q5——鍋爐系統向周圍空氣散失的熱量，kJ/m3

由式（1）可知，燃氣鍋爐的熱損失包括排煙損失、氣體不完全燃燒損失和散熱損失。若要提高熱效率，可采取降低排煙溫度、提高燃料的燃燒比率和減少散熱損失等措施。但排煙溫度選取時要考慮加熱爐低溫受熱面酸露點的影響，散熱損失的減小必然會帶來加熱爐建造成本的增加，需找到設計的權衡點。

（2）爐膛熱力計算

爐膛的設計首先在保證足夠受熱面的前提下，直徑與長度在充分掌握燃燒器特性的基礎上以火焰的幾何形狀設計而成，燃燒器是燃燒系統的心臟，燃燒室結構設計必須有利于燃燒，保證燃料充分、順暢燃燒。爐膛的熱力計算其中爐膽出口煙溫按1973年前蘇聯《鍋爐機組熱力計算標準方法》中的公式計算。

一般3回程鍋爐爐膽換熱量為60%～70%。在加熱爐燃料量一定以及爐膽輻射受熱面足夠的前提下，增大爐膽輻射受熱面積，會降低爐膽出口煙氣溫度。但爐膽輻射受熱面積過大，會大幅提高加熱爐建造成本。3回程結構中爐膽出口煙溫設計一般控制在＜1100℃范圍。

（3）螺紋煙管的熱力計算

破壞層流邊界層，增強煙氣紊流和傳熱系數比較常用的方法有7種，分別是螺紋管、橫紋管、凹窩管、內插螺旋麻花帶、內插螺旋彈簧絲、內插大空隙率繞花絲和內置翅片管。

本設計中使用縱向沖刷螺紋煙管，流通面積應保證工質的流動處于紊流狀態（即Re＞104），雖然隨著煙氣流速逐漸增加，螺紋煙管的對流換熱系數隨之增大，但流速過高煙風阻也會增加，雖然能節約對流換熱面，但會使燃燒器生產運行成本增加。爐體生產成本降低但運行成本增加，不符合油田生產中所提倡的節能、環保原則。設計中控制第二回程煙管內煙速20 m/s左右。螺紋煙管一般情況下可以使換熱系數增加20%～50%，且螺紋煙管比內插類裝置生產加工方便。

1.3.2 燃燒系統煙氣阻力計算

本設計的分體相變加熱爐結構中燃燒系統包括的煙風阻力分為沿程摩擦阻力和局部阻力。沿程摩擦阻力計算見式2。

式中△hmc——沿程摩擦阻力，Pa

λ——沿程摩擦阻力系數

l——管道長度，m

d——通道當量直徑，m

ω——氣流速度，按照氣流平均溫度計算，m/s

g——重力加速度，m/s2

r——氣體重度，按照氣流平均溫度計算，N/m3

ρ——氣體密度，kg/m3局部阻力計算見式3。

式中△hjb——局部摩擦阻力，Pa

ξjb——局部阻力系數，其值決定于各種局部阻力的形式

本次設計的燃氣鍋爐為微正壓燃燒，正壓通風，選用燃燒器時需考慮保證所需的功率前提下在燃燒器的背壓范圍內。

1.3.3 相變蛇形換熱盤管熱力計算

相變蛇形換熱盤管是相變加熱爐的對外輸出熱量部分。被加熱介質被強制通過蛇形盤管，帶走爐內蒸汽熱量。真空、有壓、微壓相變爐一般根據出口溫度作為選擇參考。以真空相變加熱爐為例，由于真空下水的飽和溫度較低，飽和蒸汽溫度一般為90℃，故被加熱介質出口溫度一般≤85℃；另，高原地區一般不會選擇真空相變加熱爐。以管外表面積為基準的傳熱系數計算見式4。

式中hi，ho——管子內、外側的表面傳熱系數，W/（m2·℃）

Ri，Ro——管子內、外側的污垢熱阻，m2·℃/W

di，do——管子內、外徑，m

λ——管壁的導熱系數，W/（m·℃）

換熱盤管的換熱管徑選擇主要與所需受熱面和被加熱介質流速、流阻有關，石油工程項目中盤管內被加熱介質為原油時推薦值取0.5～1 m/s，該范圍內的流速值經多年的實踐證明相對于流動阻力和換熱系數是較經濟合理的。

2 主要技術參數和計算結果

2.1 分體相變加熱爐的主要技術參數

以1個功率2500 kW加熱爐為例，設計的參數：殼程設計溫度120℃，殼程設計壓力0.35 MPa，設計效率91.2%，管程介質流量120 m3/h，管程進/出口原油溫度（40～45）℃/（65～75）℃，含水率20%，燃料消耗量277.2 m3/h，排煙溫度140℃。

2.2 計算結果

根據上述計算方法，XB2500-Y/6.3-Q型分體相變加熱爐計算結果見表1。

表1 分體相變加熱爐計算結果

3 結論

（1）本文設計的分體相變換熱加熱爐已應用于吉林油田新木聯合站，實踐表明，實際運行參數與設計數據吻合較好，相變換熱加熱爐運行值與設計值的比較結果為：額定功率的情況下實際運行中排煙溫度比設計溫度下降2℃，燃料消耗量減少3.6 m3/h，熱效率提高了0.8%。

（2）分體相變加熱爐可以設計成一爐多盤管結構，同時滿足多井或多介質加熱的需求，且占地面積小，運輸方便，解決了當前大型油田加熱爐整體運輸困難、偏遠地方現場制作不方便且質量得不到保障等問題。

（3）油田加熱爐配備先進的控制系統及燃燒器保證加熱爐的安全運行，能根據中間介質的溫度情況及時調節燃燒器的運行工況，降低能源消耗。

［1］工業鍋爐設計計算標準方法［M］.北京：中國標準出版社，2003.

［2］楊世鉻，陶文銓.傳熱學第三版［M］.北京：高等教育出版社，1998.

［3］李之光，王昌明，周占魁.有壓相變換熱式新型水火管鍋殼鍋爐［J］.工業鍋爐，2000，（3）.

［4］趙欽新，惠世恩.燃油燃氣鍋爐［M］.西安：西安交通大學出版社，2000.

［5］《油田油氣集輸設計技術手冊》編寫組.油田油氣集輸設計技術手冊（上冊）［M］.北京:石油工業出版社，1994.

［6］GB/T 21435—2008，相變加熱爐［S］.

［7］SY/T 5262—2009，火筒式加熱爐規范［S］.

［8］陳廣強，呂靜，蘇崇傳.分體相變加熱爐［P］.中國專利，201220689566，2013-12-04.

〔編輯 李波〕

TE963

B

10.16621/j.cnki.issn1001-0599.2016.11.42