油田加熱爐的熱力學分析

成慶林 宋達明 吳 浩 解紅軍 呂莉莉 于淳光

1.東北石油大學提高采收率教育部重點實驗室, 黑龍江 大慶 163318; 2.中國石油天然氣集團公司規劃總院, 北京 100083

0 前言

節約能源被喻為“第五大能源”。在集輸系統中,加熱爐占整個系統能耗的一半以上,對加熱爐采取節能降耗措施在節約資源、環境保護、經濟效益等方面有重要的意義。隨著加熱爐運行時間的增長,加熱爐內各部件的老化,不規范的操作流程,以及加熱爐自身的缺陷是導致加熱爐效率低下的主要原因[1]。因此,應依據熱力學定律找到加熱爐用能的薄弱環節,并給出相應的加熱爐在結構上和操作上的改進措施。

1 加熱爐的熱力學分析方法

1.1 加熱爐能平衡分析

加熱爐能平衡是指加熱爐體系的輸入熱量與輸出熱量在數量上的平衡,通過能平衡可分析出輸入加熱爐體系的熱量利用情況,明確加熱爐輸入能量的有效利用和損失情況,以便采取針對性措施來提高加熱爐熱效率,減少不必要的熱損失。加熱爐能平衡模型見圖1。

加熱爐能平衡模型公式如下:

Q+Qr=Q+Q2+Q3+Q4+Q5

(1)

Qr=(Q+Q+Q)·B

(2)

1.1.2 理論空氣量

V0=4.76×10-2·[0.5CO+0.5H2+1.5H2S

(3)

1.1.3 加熱爐排煙熱損失

加熱爐排煙熱損失按式(4)計算:

(4)

1.1.4 其他參數

1.1.5 加熱爐熱效率

1.1.5.1 正平衡熱效率

直接測量加熱爐輸入熱量的有效利用熱量來確定效率的方法,亦稱直接測量法或輸入輸出法。

正平衡熱效率按式(5)計算:

(5)

1.1.5.2 反平衡熱效率

反平衡測量法就是通過計算各個內部和外部損失來確定效率的方法。反平衡熱效率按式(6)計算:

(6)

1.2 加熱爐平衡分析

加熱爐是一種集燃燒、冷卻、熱交換、物質排放等多種不可逆過程為一身的工程設備。加熱爐平衡分析主要內容:計算加熱爐效率,以評價其能質利用的有效性;計算加熱爐內部和外部各項損失,以評價用能的合理性,揭示用能的不合理環節。

圖2 加熱爐平衡模型

由圖2模型可得:

E=E+ΔE+ΔE+ΔE+ΔE+

ΔE+ΔE+ΔE

(7)

或

λ+Δλ1+Δλ2+Δλ3+Δλ4+Δλ5+Δλ6+Δλ7=1

(8)

ΔE=Qr

(9)

氣體不完全燃燒是直接由未參與燃燒的可燃氣體造成的。氣體不完全燃燒損失ΔEx3按式(10)計算:

Δλ3=q3

ΔE=Eq3

(10)

(11)

1)燃燒反應過程

由于燃料不能絕熱燃燒,實際燃燒溫度低于理論燃燒溫度,故加熱爐燃燒反應損失ΔEx1按式(12)計算:

ΔE=E-E

(12)

2)燃燒產物冷卻過程

燃燒產物溫度是從理論燃燒溫度冷卻到實際燃燒溫度所具有的熱值。故加熱爐的燃燒產物冷卻過程損失ΔEx6按式(13)計算:

ΔE=E-E

(13)

E=E+ΔE+ΔE+ΔE

(14)

ΔE=E-(E+ΔE+ΔE)

(15)

(16)

(17)

Δλ6+Δλ7)

(18)

2 實例分析

2.1 加熱爐能量分析數據

計算過程以大慶油田某轉油站2016年5月到2017年4月數據為例,根據現場資料及文獻資料,匯聚加熱爐效率和熱效率基礎數據，見表1。其中部分參數的取值參考相關資料:燃料比熱容為1.15 kJ/(kg·℃),燃料氣體的低位發熱量為4.13×104kJ/m3,燃燒產物平均定壓比熱為1.55 kJ/(Nm3·K),燃料氣密度為0.72 kg/m3,過量空氣系數為1.6～1.98,加熱爐功率為2 MW,采暖爐功率為0.29 MW,排煙溫度為515.15～559.15 K,燃料氣比為4.34×104kJ/Nm3,理論空氣量為10.62 m3/m3。該轉油站采用雙管摻水工藝流程加熱爐在7、8、9月地溫升高時，采取不加熱集輸工藝，故對加熱爐進行停爐操作,不對其進行分析。

2.2 加熱爐能分析結果

2.2.1 熱平衡分析結果

運用表1數據,通過加熱爐熱平衡模型計算,2016年5月到2017年4月正、反平衡熱效率見圖3(由于7、8、9月采取停爐操作,故圖3～8中7、8、9月數據均未表示)。

表1加熱爐效率和熱效率基礎數據表

年份月份燃料消耗量/(m3·d-1)燃料溫度/K進口溫度/K出口溫度/K回摻水流量/(104 kg·h-1)環境溫度/K201713.36×103272.15309.65332.583.67257.6522.38×103270.05313.15338.472.50263.1532.34×103270.75311.65337.072.35272.6541.31×103272.25310.15327.221.98282.65201651.44×103275.25312.15330.672.09289.656131.8283.45312.58314.272.48294.15101.23×103273.15310.45321.553.36281.65112.79×103278.95309.44327.694.12264.15123.16×103275.05310.23330.753.96260.15

排煙損失在熱損失中占主導地位,散熱損失次之,不完全燃燒損失可忽略[4],由圖3數據可以看出。2016年6月和10月的環境溫度較其他月份高,爐體溫度與環境之間溫差變小,散熱損失降低;而爐體排煙損失也由于入口冷空氣溫度的提高,而使其與排煙溫度差的幅度變低,從而減少了爐體排煙損失,使其熱效率變高。從全年整體來看,6月和10月環境溫度較高月份效率較高,寒冷月份效率較低,熱效率與環境溫度呈一定程度的正相關。

圖3 加熱爐全年的熱效率

圖4 排煙過程損系數

圖5 冷卻過程損系數

圖6 換熱過程損系數

圖7 燃燒過程損系數

圖8 加熱爐全年效率

表2加熱爐的平衡與能平衡分析結果對照

項目能平衡分析平衡分析熱值/(kJ·kg-1)熱損率/(%)值/(kJ·kg-1)損系數/(%)燃料供給能2.27×106100.002.37×106100.00有效輸出1.42×10662.521.6×1058.71外部損失 排煙損失4.59×10574.62.21×10510.0 不完全燃燒損失4.53×1030.704.41×1030.20 散熱損失1.51×10524.61.02×1054.60內部損失 燃燒反應過程損失--3.05×10513.80 換熱過程損失--8.23×10537.30 冷卻過程損失--6.09×10527.60

3 改進措施

3.1 改進二合一加熱爐的措施

3.1.1 減少排煙損失

排煙溫度的降低亦可提高加熱爐的熱效率。但排煙溫度過低會使受熱面壁面溫度低于排煙氣體的酸露點,使受熱面金屬發生腐蝕,帶來安全隱患[11]。加熱爐排煙溫度主要影響因素為燃料氣含水率和加熱爐負荷率。隨著燃料氣含水率升高,同樣會降低爐膛溫度,致使排煙溫度升高;由于負荷遞減,燃料量隨之下降,但爐膛容積不變,將導致爐膛產熱的強度降低,爐膛溫度降低,削弱爐內輻射傳熱,排煙溫度也相應提高。可以采用聯合站來的干氣作為加熱爐燃料并通過調節熱爐負荷率來降低加熱爐排煙溫度[12]。

3.1.2 減少燃燒過程損失

3.1.3 減少換熱損失

隨著油氣集輸工藝不斷變化,加熱介質成分復雜,物性難以掌控,含鹽、含泥沙、含懸浮顆粒的工況增多,因結垢而導致熱阻、流動阻力的增大,使加熱爐的換熱損失增加。其中Ca2+、Mg2+離子是硬垢形成的主要原因,由于人工清垢、添加防垢劑和酸洗等清垢方法成本高,故采用在二合一進口匯管處添加防垢儀的方法除垢,以延長清垢周期[15]。也可從操作規范優化角度改進除垢的方法,優化摻水溫度,通過在合理范圍內降低摻水溫度,增加流速的方法來減緩結垢速率,此方案從節能和延長加熱爐壽命的兩方面來解決結垢問題。

3.1.4 回收排煙余熱

3.1.5 減少散熱損失

3.2 更換更高效率的設備

3.2.1 改二合一加熱爐為相變加熱爐

相變加熱爐與火筒加熱爐相比,前者屬于間接式加熱爐,相變加熱爐火筒壁基本不會結垢結焦,不會發生爐管損壞及爆管事故,安全系數更高。相變加熱爐以沸騰和凝結換熱代替傳統的火筒加熱爐自然對流換熱,換熱損失更小,由于換熱損失占總損失的比重很大,故相變加熱爐的效率更高[18]。

3.2.2 用其他系統替代加熱爐系統

加熱爐的內部損失由于傳熱過程的特性,溫差過大引起的不可逆過程是無法在加熱爐結構上解決的,不能滿足能級匹配的要求,故可采用以下方法替換加熱爐。

3.2.2.1 改加熱爐為熱-電-動聯產系統

為滿足能級匹配,即盡可能縮小供熱物與受熱物之間的能級差。實現能量的梯級利用。故可以采用熱—電—動聯產系統對整個轉油站進行供能,其中燃氣輪拖動工作機(一級利用)——余熱鍋爐(二級利用)——低溫余熱回收器(三級利用)[19]。這樣實現了燃氣的化學能梯級利用,使整個系統效率得到大幅度提升。此系統適用于耗能體量較大、以天然氣為燃料的礦區。

3.2.2.2 改加熱爐為熱泵

通過泵加壓、加熱爐加熱的油水混合物,從井口輸送到轉油站進行油水分離,分離出的污水溫度40～50 ℃。從目前油田生產情況來看,這些低溫污水的熱量大部分未能被充分利用,僅用于回注或回摻[20]。可以通過用熱泵回收污水熱量的方式代替油田加熱爐,提高整個系統的效率。

4 結論

2)加熱爐的內部損失占加熱爐整個能耗的九成,其中換熱過程損失和冷卻過程損失占比最大。傳統的能分析中,占比最大的排煙過程損失只占整個損失的很小一部分,故傳統節能方法并不能有效地提高加熱爐的效率,應從加熱爐內部結構著手,以能級匹配為原則,設計更適用于油田及效率更高的加熱爐。