煉油廠管式加熱爐工藝的設計論文

1、79/89摘 要 對于石油化工等行業(yè)，管式加熱爐是使用最普遍的加熱設備。在石油加工的各項工作之中，管式加熱爐都起著重要作用。使用管式加熱爐技術，除了可以降低生產成本外,還能夠有效地節(jié)約能源。但在當今節(jié)能減排的大形勢之下，管式加熱爐的耗能過大缺點還是日顯突出。在本設計中，通過優(yōu)化管式加熱爐的整體結構，并根據裝置的操作情況和特點制定出一套改善方案，來提高管式加熱爐的熱效率，從而實現節(jié)能作用。本設計適用于使用常減壓工藝技術的管式加熱爐，通過對整個工藝過程的仔細分析，與對各種優(yōu)化方案的選擇，最終確定了使用兩臺輻射-對流型圓筒加熱爐共同工作的設計方案。除此之外，通過對管式加熱爐的工藝進行計算，包括輻射室

2、與對流室的結構尺寸、燃料用量、爐壓力等參數的計算，以達到管式加熱爐結構優(yōu)選的目的。通過使用螺桿膨脹機以實現煙氣余熱二次利用，進一步提高熱效率，實現能源的節(jié)約。關鍵詞：熱效率；結構優(yōu)選；輻射對流型加熱爐；余熱二次利用Abstract Tube heating furnace is the most widely used heating equipment in the petrochemical industry. Tube heating furnace play a most significant role in the works of petroleum processing. Us

3、ing the technology of Tube heating furnace can not only reduce the cost of production, but also can reserve energy effectively .however，in the trend of saving energy nowadays, the drawbacks of Tube heating furnace that it cost so much energy becomes more and more obvious each day . In this design, I

4、 made a optimized plan by optimizing the Overall Structure of Tube heating furnace and also according to operating conditions and characteristics of the device. With the help of the optimized plan, we can rise the thermal efficiency of Tube heating furnace ,and then reach the goal of Energy conserva

5、tion. The tube heating furnace in this design is applied to the atmospheric-vacuum technology，after a careful analysis of the entire process and the choices of a variety of optimizations, I finally made the combined operation scheme of two sets of radiation-convection cylindrical heating furnaces. B

6、esides, in the process calculation of the tube furnace, which include the calculation of the structural dimensions of the radiation chamber and convection room, the calculation of furnace pressure, the calculation of fuel consumption, to reach the appointment of optimizing the structure of Tube heat

7、ing furnace. By using the screw expander as the waste heat recycling equipment of flue gas can improve thermal efficiency and saves energy much better.Key words:Thermal efficiency ;structure optimizing; Radiation-convection type heating furnace; heat Recycling目 錄TOC o 1-3 h u HYPERLINK l _Toc20124 摘

8、要 PAGEREF _Toc20124 I HYPERLINK l _Toc23580 Abstract PAGEREF _Toc23580 II HYPERLINK l _Toc3261 1 引 言 PAGEREF _Toc3261 1 HYPERLINK l _Toc29225 1.1 課題的選擇依據與其意義 PAGEREF _Toc29225 1 HYPERLINK l _Toc5103 1.2 當今國外煉化加熱爐的節(jié)能技術應用現狀與發(fā)展 PAGEREF _Toc5103 1 HYPERLINK l _Toc20660 1.2.1 當今國外煉化加熱爐的節(jié)能技術應用現狀 PAGEREF _

9、Toc20660 1 HYPERLINK l _Toc11151 1.2.2 我國煉化加熱爐節(jié)能技術的應用情況 PAGEREF _Toc11151 2 HYPERLINK l _Toc16685 1.2.3管式加熱爐節(jié)能技術的發(fā)展趨勢 PAGEREF _Toc16685 3 HYPERLINK l _Toc16564 1.3節(jié)能設計的新型技術 PAGEREF _Toc16564 3 HYPERLINK l _Toc10286 1.4 確定設計方案 PAGEREF _Toc10286 4 HYPERLINK l _Toc2560 2 管式加熱爐工藝計算 PAGEREF _Toc2560 5 HY

10、PERLINK l _Toc31866 2.1 計算設計熱負荷與加熱爐選型 PAGEREF _Toc31866 5 HYPERLINK l _Toc31534 2.1.1 計算設計熱負荷 PAGEREF _Toc31534 5 HYPERLINK l _Toc25304 2.2 燃燒過程計算 PAGEREF _Toc25304 7 HYPERLINK l _Toc3580 2.2.1計算燃料的熱值 PAGEREF _Toc3580 8 HYPERLINK l _Toc32216 2.2.2 計算理論空氣量 PAGEREF _Toc32216 9 HYPERLINK l _Toc21335 2.

11、2.3 選取過?？諝庀禂蹬c加熱爐排煙溫度 PAGEREF _Toc21335 9 HYPERLINK l _Toc14544 2.2.4 計算加熱爐熱設計效率 PAGEREF _Toc14544 10 HYPERLINK l _Toc5878 2.2.5 燃料氣用量 PAGEREF _Toc5878 11 HYPERLINK l _Toc20356 2.2.6 計算煙氣流量 PAGEREF _Toc20356 12 HYPERLINK l _Toc28872 2.3 輻射室熱力計算 PAGEREF _Toc28872 12 HYPERLINK l _Toc8287 2.3.1 估算輻射段熱負荷

12、 PAGEREF _Toc8287 13 HYPERLINK l _Toc15077 2.3.2 選取輻射室爐管表面熱強度 PAGEREF _Toc15077 14 HYPERLINK l _Toc1318 2.3.3 估算輻射室爐管管壁溫度 PAGEREF _Toc1318 15 HYPERLINK l _Toc22490 2.3.4 計算輻射室爐管加熱表面積 PAGEREF _Toc22490 16 HYPERLINK l _Toc3720 2.3.5 確定輻射室爐管管程數、管徑與管心距 PAGEREF _Toc3720 17 HYPERLINK l _Toc21644 2.4 輻射室爐體

13、尺寸 PAGEREF _Toc21644 18 HYPERLINK l _Toc8450 2.4.1 輻射爐管的節(jié)圓直徑、有效長度 PAGEREF _Toc8450 18 HYPERLINK l _Toc2571 2.4.2 輻射爐管根數 PAGEREF _Toc2571 18 HYPERLINK l _Toc9697 2.4.3 輻射段爐膛直徑 PAGEREF _Toc9697 19 HYPERLINK l _Toc18175 2.4.4 輻射段爐膛高度 PAGEREF _Toc18175 20 HYPERLINK l _Toc22898 2.5對流室爐體尺寸 PAGEREF _Toc228

14、98 21 HYPERLINK l _Toc1443 2.5.1 對流室爐管管徑、管心距 PAGEREF _Toc1443 21 HYPERLINK l _Toc18338 2.5.2 對流室爐管管長與對流室寬度 PAGEREF _Toc18338 22 HYPERLINK l _Toc6755 2.6 輻射段傳熱核算 PAGEREF _Toc6755 25 HYPERLINK l _Toc21140 2.6.1 當量冷平面 PAGEREF _Toc21140 25 HYPERLINK l _Toc26775 2.6.2 總輻射交換因數 PAGEREF _Toc26775 26 HYPERLI

15、NK l _Toc15100 2.6.3 輻射段熱平衡 PAGEREF _Toc15100 28 HYPERLINK l _Toc22005 2.6.4 輻射段煙氣出口溫度 PAGEREF _Toc22005 29 HYPERLINK l _Toc8256 2.6.5 核算輻射段熱負荷 PAGEREF _Toc8256 30 HYPERLINK l _Toc15021 2.6.6 核算輻射段表面熱強度 PAGEREF _Toc15021 30 HYPERLINK l _Toc24236 2.6.7 核算輻射段油料入口溫度與輻射段爐管壁溫 PAGEREF _Toc24236 31 HYPERLI

16、NK l _Toc15182 2.7 對流段的傳熱計算 PAGEREF _Toc15182 32 HYPERLINK l _Toc9277 2.7.1 對流段熱負荷 PAGEREF _Toc9277 32 HYPERLINK l _Toc8929 2.7.2 對流段的傳熱平均溫差 PAGEREF _Toc8929 32 HYPERLINK l _Toc6351 2.7.3 對流室爐管膜傳熱系數 PAGEREF _Toc6351 33 HYPERLINK l _Toc18149 2.7.4 對流室爐管外膜傳熱系數 PAGEREF _Toc18149 35 HYPERLINK l _Toc7348

17、 2.7.5 對流管的總傳熱系數 PAGEREF _Toc7348 38 HYPERLINK l _Toc3079 2.7.6 對流室爐管表面積與管排數 PAGEREF _Toc3079 39 HYPERLINK l _Toc30968 2.7.7 對流爐管的表面?zhèn)鳠釓姸?PAGEREF _Toc30968 40 HYPERLINK l _Toc6613 2.8 過熱蒸汽段計算 PAGEREF _Toc6613 40 HYPERLINK l _Toc30436 2.8.1 過熱蒸汽段煙氣平均溫度 PAGEREF _Toc30436 41 HYPERLINK l _Toc31923 2.8.2

18、過熱蒸汽段兩種介質換熱的平均溫差 PAGEREF _Toc31923 41 HYPERLINK l _Toc16512 2.8.3 管介質的質量流速 PAGEREF _Toc16512 42 HYPERLINK l _Toc12512 2.8.4 過熱蒸汽管的對流傳熱系數 PAGEREF _Toc12512 43 HYPERLINK l _Toc14872 2.8.5 過熱蒸汽段爐管表面積與管排數 PAGEREF _Toc14872 45 HYPERLINK l _Toc9814 2.9 爐管壓降計算（有相變化） PAGEREF _Toc9814 47 HYPERLINK l _Toc1769

19、3 2.9.1 汽化段壓力降 PAGEREF _Toc17693 47 HYPERLINK l _Toc3252 2.9.2 加熱段壓力降 PAGEREF _Toc3252 54 HYPERLINK l _Toc7894 2.9.3 加熱爐爐管總壓力降 PAGEREF _Toc7894 56 HYPERLINK l _Toc28585 2.9.4 加熱爐爐管入口壓力 PAGEREF _Toc28585 56 HYPERLINK l _Toc25014 2.10 煙囪計算 PAGEREF _Toc25014 56 HYPERLINK l _Toc12142 2.10.1 煙氣通過對流段的阻力 P

20、AGEREF _Toc12142 57 HYPERLINK l _Toc9818 2.10.2 煙氣由輻射段到對流段的阻力 PAGEREF _Toc9818 59 HYPERLINK l _Toc32335 2.10.3 煙氣由過熱蒸汽段到煙囪的阻力 PAGEREF _Toc32335 60 HYPERLINK l _Toc26998 2.10.4 煙氣在煙囪擋板處的阻力 PAGEREF _Toc26998 61 HYPERLINK l _Toc4957 2.10.5 煙氣在煙囪的摩擦損失 PAGEREF _Toc4957 61 HYPERLINK l _Toc17987 2.10.6 煙氣在

21、煙囪的動能損失 PAGEREF _Toc17987 63 HYPERLINK l _Toc950 2.10.7 煙囪高度 PAGEREF _Toc950 63 HYPERLINK l _Toc20768 2.11工藝計算結果匯總 PAGEREF _Toc20768 64 HYPERLINK l _Toc32520 3 輻射對流型圓筒加熱爐配件與爐管系統(tǒng)的選用 PAGEREF _Toc32520 67 HYPERLINK l _Toc31883 3.1 爐管材料的選擇 PAGEREF _Toc31883 67 HYPERLINK l _Toc20798 3.2 釘頭管 PAGEREF _Toc2

22、0798 67 HYPERLINK l _Toc674 3.3 爐管吊鉤 PAGEREF _Toc674 68 HYPERLINK l _Toc23154 3.4 爐管拉鉤 PAGEREF _Toc23154 68 HYPERLINK l _Toc24508 3.5 看火門 PAGEREF _Toc24508 69 HYPERLINK l _Toc30621 3.6人孔門 PAGEREF _Toc30621 69 HYPERLINK l _Toc3820 3.7 防爆門 PAGEREF _Toc3820 71 HYPERLINK l _Toc27036 3.8 清掃門和吹灰器 PAGEREF

23、_Toc27036 72 HYPERLINK l _Toc32609 4 輻射對流型圓筒加熱爐結構的選用 PAGEREF _Toc32609 72 HYPERLINK l _Toc30082 4.1 加熱爐主體結構 PAGEREF _Toc30082 74 HYPERLINK l _Toc12802 4.1.1 輻射室結構 PAGEREF _Toc12802 74 HYPERLINK l _Toc4172 4.1.2 對流室結構 PAGEREF _Toc4172 74 HYPERLINK l _Toc15423 5 優(yōu)化煙氣余熱再利用方案76 HYPERLINK l _Toc13744 結 論

24、 PAGEREF _Toc13744 77 HYPERLINK l _Toc11015 辭 PAGEREF _Toc11015 78 HYPERLINK l _Toc7145 參考文獻 PAGEREF _Toc7145 79煉廠管式加熱爐工藝設計1 引 言1.1 課題的選擇依據與其意義在近些年中，我國的經濟發(fā)展形式日益壯大，與此同時，我們對能源的需求與依賴也日益凸顯。隨著人們對環(huán)保理念愈發(fā)重視，節(jié)能減排在我們的生活中也隨處可見。石油通過煉化過程后，其得到的產物是人類必不可少的使用資源。然而，石油的煉化過程也是一個耗能的過程，并且會產生大量的廢物。管式加熱爐是最常見的煉油以與石油化工生產裝置的加

25、熱爐，其能耗最高能達到煉化企業(yè)耗能的40%。管式加熱爐通常是指煉油和石油化工生產裝置的工藝加熱爐，簡稱為石化工藝加熱爐1-5。管式加熱爐幾乎參與了各類工藝過程，成為進行裂解、轉化反應的核心設備，支配著整個工廠或裝置的產品質量能耗等，推動了石油煉制和化工工藝的發(fā)展進步1-5。原油的裂解、轉化等反應基本都發(fā)生于管式加熱爐中。管式加熱爐的性能和結構優(yōu)化設計，決定著煉化產品的質量，也直接影響著能耗量。所以，在現如今能源供應愈發(fā)緊的階段，通過合理設計、優(yōu)化加熱爐的結構，提高熱效率，降低污染物的排放量，對能源的節(jié)約與環(huán)境的保護做出了巨大貢獻。1.2 當今國外煉化加熱爐的節(jié)能技術應用現狀與發(fā)展1.2.1 當

26、今國外煉化加熱爐的節(jié)能技術應用現狀在國外，石油煉化設備的設計制造工作，與其運輸、安裝、調試等工作，并非由一個公司單獨完成。國外煉化爐的節(jié)能技術主要存在于前期優(yōu)化過程中，主要包含有如下技術特點：(1)專利商、大型工程公司依據工藝的特殊要求開發(fā)、制造、安裝的專利技術與專有技術，如UOP的U型管重整爐；(2)大型化裝置體現在常減壓蒸餾、連續(xù)重整芳烴裝置的單臺加熱爐熱負荷超過150MW；(3) 利用FRNC-5、STAAD PRO、CFX、FLUENT等先進的行業(yè)設計軟件；(4)在加熱爐詳細設計時，根據運輸尺寸和吊裝能力水平進行模塊化設計、制造、運輸與組裝；(5)對于歐洲和日本等能源匱乏的國家，要求熱

27、負荷超過24MW的加熱爐熱效率應不小于90%；(6) 低NOx燃燒器、低NOx催化轉化技術、高效吹灰器、聲波氣體溫度測量系統(tǒng)等主流節(jié)能技術。1.2.2 我國煉化加熱爐節(jié)能技術的應用情況伴隨國家對科學發(fā)展觀的逐步落實，可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的地位日益突出。國各煉化企業(yè)也更加重視加熱爐優(yōu)化設計，通過對加熱爐的改造來實現降低能耗，減少污染物排放。國煉化企業(yè)主要通過管式空氣預熱器、余熱鍋爐等技術的應用來降低排煙溫度，回收余熱；應用蒸汽、激波、聲波等方式清除灰塵，減少熱量損失；使用重質燃油助燃劑或者應用強化傳熱型助燃器來提高燃燒效率；利用優(yōu)質隔熱材料來降低熱量散失；利用煙氣分析儀、紅外熱像儀等檢測技術時時監(jiān)控排

28、煙指標。2011年5月，石化公司引進美國GTC公司技術對其45萬噸/年對二甲苯裝置的3臺加熱爐實施在線清灰清垢，不僅減少了煙氣排放量，增強了熱能傳導，而且降低了能耗。利用煙氣分析儀、紅外熱像儀等檢測技術時時監(jiān)控排煙指標。 2011年8月，石化煉油廠對加熱爐實施技術改造，進一步完善加熱爐燃燒系統(tǒng)，以提高加熱爐熱效率，降低加熱爐燃料消耗6。不僅減少了煙氣排放量，增強了熱能傳導，而且降低了能耗7。2011年7月，加熱爐在線機械清焦技術首次應用于克拉瑪依石化公司150萬噸/年延遲焦化裝置8。從整體來看，我國的煉化爐的設計、制造、新型材料和新型設備組的開發(fā)應用都遠不與國外技術水平，仍有待提高。1.2.3

29、 管式加熱爐節(jié)能技術的發(fā)展趨勢在當今經濟、環(huán)境、能源的總體形勢之下，世界各國都將減少能源的使用、降低污染物的排放作為發(fā)展本國經濟的大前提。因此，管式加熱爐的結構設計與優(yōu)化成為了各國研究者競相研究的課題。來達到能源、技術、經濟、環(huán)境這四個方面因素的協(xié)調，制造出低能耗、低污染、低成本、高效率的新一代加熱爐體系。除此之外，應用先進的燃燒技術、新型爐用材料、脫硫技術、余熱回收技術等使加熱裝置得到更多的發(fā)展9。1.3 節(jié)能設計的新型技術通過研究初始參數數據、設計手冊以與參考文獻，得到了如下幾方面的新興技術：將使用燃料油更換為燃料氣，降低了原本使用燃料油時的過量空氣系數，使燃料能在燃燒爐中充分燃燒，提高了

30、燃燒爐的熱效率；將流室釘頭管布置為交錯排列的結構，強化煙氣與管原油的傳熱，從而也提高了加熱爐的熱效率；采用爐管吊鉤，優(yōu)化了吊鉤結構的復雜程度和重量；通過優(yōu)化加熱爐結構設計，提高生產能力，節(jié)約能源；通過使用采用輕質的澆注料，改變其自身性質，應用致密瓷纖維材料作為里襯，以與噴涂隔熱涂料，都能夠降低熱量的散失，提高效率；將全密封結構應用于對流室彎頭箱，通過多種方式提高爐體的整體密封性，減少熱量散失。1.4 確定設計方案根據以往加熱爐的實際設計要求，綜合考慮到設計時的實際參數、對加熱爐的設計要求、資金投入情況以與實際工作時的運行要求，確定采用兩臺輻射-對流型圓筒加熱爐并聯運行設計方案。 圖0： 管式加

31、熱爐2 管式加熱爐工藝計算2.1 計算設計熱負荷與加熱爐選型2.1.1 計算設計熱負荷 熱爐每小時傳給被加熱物料的總熱量被稱為有效熱負荷，體現了爐子的供熱能力（生產能力）1-5,9-11。加熱爐的總負荷包括原料與水蒸汽通過加熱爐所吸收的熱量和注水汽化熱等其他熱負荷1-5,9-11。根據燃料和過熱蒸汽的特性，計算加熱爐的總負荷，計算公式如下：式中： Q 加熱爐計算總熱負荷，kJ/s ； WF 油料流量，kg/s ； Ws 過熱蒸汽流量， kg/s ； e 管介質在爐出口處的氣化率，%； IL 油料出爐溫度下液相熱焓， kJ/kg； IV 油料出爐溫度下氣相熱焓， kJ/kg； Ii 油料入爐溫度

32、下液相熱焓， kJ/kg； IS1 過熱蒸汽入爐溫度下熱焓， kJ/kg； IS2 過熱蒸汽出爐溫度下熱焓， kJ/kg； Q 其他熱負荷， kJ/s 。由設計初始數據得： （一）原油參數 （1）原油流量WF：216337.5kg/h =60kg/s ； （2）原油入爐溫度：280 ； （3）原油出爐溫度：360 ； （4）原油比重：0.842（20 ） ；（5）原油的特性因數：11.8 ； （6）原油汽化率：30 % ；（7）原油在280下的液相熱焓Ii：736.88 ； （8）原油在360下的液相熱焓IL：983.90 ； （9）原油在360下的氣相熱焓IV：1096.94 。 （二）過熱

33、蒸汽參數 （1）爐進口溫度：142 ；（2）爐出口溫度：420 ； （3）爐進口壓力：0.25； （4）爐出口壓力：0.25； （5）進爐流量為原油處理量的 10%；：6 ； （6）蒸汽在142，0.25Mpa條件下的熱焓IS1：767.58 ；（7）蒸汽在420，0.25Mpa條件下的熱焓IS2：1465.38 。 將以上數據代入公式（1）中得單臺管式加熱爐熱負荷： = 600.31096.94+(1-0.3)983.90-736.88 + 6(1465.38-767.58)0 kJ / s= 16855.92+4186.8= 21042.72 kJ / s 根據文獻2的相關規(guī)定采用：設計熱

34、負荷=1.15計算熱負荷； 加熱爐的設計熱負荷：= 1.15 =1.1521042.72 = 24199.13kJ/s ； 加熱爐熱負荷裕量：= 0.15=0.1521042.72 = 3156.41kJ/s 。2.1.2 爐型選擇根據設計熱負荷，選定設計的加熱爐具體型式為：輻射對流型圓筒加熱爐，采用現場組裝1-5,10,11。 圖1.管式加熱爐位置示意圖2.2 燃燒過程計算 在一定的溫度下，燃料中所含的可燃性成分與空氣中的氧接觸，發(fā)生伴隨放光和熱量的強烈氧化作用過程成為燃燒。燃燒后生成的混合氣體稱為燃燒產物（即煙氣）5,12。燃燒必備的三個條件是：可燃性物質、空氣（氧）與溫度。在可燃性物質存

35、在、保持一定溫度的條件下，如果供給足夠的空氣， 燃燒過程會很順利的進行。否則，將導致燃燒不良，甚至不能燃燒5,12。2.2.1計算燃料的熱值燃料的熱值是指單位質量或單位體積的燃料完全燃燒時所能釋放的最大熱量。燃料的熱值隨著其組成成分的不同而有所差異。一般分為高位熱值和低位熱值兩種。高位發(fā)熱值是指單位質量或單位體積的燃料完全燃燒后，其產物冷卻到燃燒前的狀態(tài)時其中水蒸氣以液態(tài)形式存在時所放出的全部熱量；低位發(fā)熱值是指單位質量或單位體積的燃料完全燃燒后，其產物冷卻到燃燒前的狀態(tài)時其中水蒸氣以氣態(tài)形式存在時所放出的全部熱量12。 燃燒氣的高、低位發(fā)熱值按公式（2）、（3）計算， （2）（3）被加熱介質

36、的組成：C87.57% H12.26% S0.17%；式中： 燃料氣的高位發(fā)熱值，kJ/ Nm； 燃料氣的低位發(fā)熱值，kJ/ Nm； 燃料氣各組分的高位發(fā)熱值，kJ/ Nm； 燃料氣各組分的高位發(fā)熱值，kJ/ Nm； 燃料氣各組分的體積百分率，% 。煉廠瓦斯的高位發(fā)熱值為：h =13347kcal/Nm =55881.22kJ/Nm； 煉廠瓦斯的低位發(fā)熱量為：l =12251kcal/Nm =51292.49kJ/Nm 。2.2.2 計算理論空氣量 理論空氣量是指按照化學當量比進行燃燒時，單位質量或單位體積的燃料所需的空氣量5,12。 燃料氣的理論空氣量可按公式（4）計算，式中： Lo 燃料氣

37、的理論空氣量，kg(空氣)/Nm(燃料氣)； H2、CO、CmHn、H2S、O2燃料氣中H2、CO、CmHn、H2S、O2的體積百分率； m 碳氫化合物中碳原子數 ； n 碳氫化合物中氫原子數 。 經計算，燃料氣的理論空氣量L0 =17.05kg(空氣)/Nm(燃料氣) 。2.2.3 選取過?？諝庀禂蹬c加熱爐排煙溫度A 選取過剩空氣系數 燃燒在理論空氣量下完全燃燒，在工業(yè)加熱爐中是不可能完成的，而是在一定過?？諝饬康臈l件下才能達到完全燃燒。過?？諝庀禂凳侵笇嶋H進入爐膛的空氣量與理論空氣量的比值1-5,12,13。過?？諝庀禂档拇笮≈苯佑绊懭紵钠焚|：過剩空氣系數小于1.05時，會引起燃燒不完全

38、、熱分布惡化、造成回火、爐管腐蝕；過剩空氣系數太大時，過剩的空氣將帶走大量的熱，不僅增加排煙熱損失、降低爐子的熱效率，還會加速爐部件的氧化、增加對流室的熱量、加劇煙氣低溫露點腐蝕等1-5。因此合理地選擇過?？諝庀禂祵τ谔岣呒訜釥t熱效率，達到節(jié)能減排至關重要。目前圓筒爐和立式爐輻射段的過剩空氣系數約為1.201.30，對流段的過?？諝庀禂导s為1.301.50；計算自然通風操作管式加熱爐的熱效率時，過?？諝馐Ｓ嘞禂祽扇∪缦聰抵担鹤匀煌L燃氣時，取1.20；自然通風燃油時,取，1.251-5,12,13；當用燃料氣作為燃料時，氣體燃料的熱效率最高時：輻射段的過?？諝庀禂禐?.1，對流段的過剩空氣系

39、數1.218；加熱爐在實際運行過程中，不可能時刻在設計工況下工作，得將裕量考慮進去。 綜上，輻射段的過?？諝庀禂等?.20；對流段過?？諝庀禂等?.40。 B 選取加熱爐排煙溫度 當對流段采用光管時，排煙溫度ts=tl+(80120)；當對流段采取翼片管或釘頭管時，排煙溫度ts=tl+(4580)；采用余熱回收并使用翼片管時，排煙溫度ts=飽和蒸汽溫度+(2545)1-5。選定對流段的排煙溫度ts1=380；過熱蒸汽段的排煙溫度ts2=280。2.2.4 計算加熱爐熱設計效率管式加熱爐的熱效率表示管式爐體系中參與熱交換過程、為達到規(guī)定的加熱目的，供給能量利用在數量上的有效程度，即有效熱量對供給

40、能量的百分數?？梢圆捎谜胶夂头雌胶鈨煞N方法計算管式加熱爐的熱效率。由于反平衡能夠直觀的反映加熱爐的各項熱損失數值、造成熱損失的原因，給提出降低熱損失措施提供依據，故采用反平衡法計算管式加熱爐的熱效率1-5,14-18。 應用反平衡方法計算管式加熱爐的熱效率， （5） 式中： 加熱爐的設計效率，% ；q1 煙氣離開加熱爐時帶走的熱量損失，% ； q2 加熱爐表面散熱損失，% ；q3 機械和化學不完全燃燒損失，% 根據選取的過量空氣系數與排煙溫度，通過查文獻2，圖2-2，得q1 = 114%； 加熱爐表面散熱損失（無空氣預熱系統(tǒng)）的規(guī)定，取q2= 22.0%10,11 ； 加熱爐的不完全燃燒損失

41、為1.5%； 綜上，加熱爐熱設計效率 = 100-14-2.0-1.5=82.5%。2.2.5 燃料氣用量 燃料氣用量可用公式（6）計算： （6）式中： B 燃料氣用量，Nm/s ； Q 加熱爐設計熱負荷，kJ/s ；Q1 燃料氣的低位發(fā)熱值，kJ/Nm； 加熱爐的設計熱效率，%。 代入數據得：2.2.6 計算煙氣流量 加熱爐煙氣流量可用公式（7）計算： （7） 式中： 煙氣流量，； 霧化蒸汽用量，(蒸汽)/(燃料油) ； 過剩空氣系數； 燃料氣的理論空氣量，（空氣）/（燃料氣） ； 燃料氣用量， 。 代入數據，得：2.3 輻射室熱力計算 燃料在燃燒過程中生成的高溫煙氣，先后經過輻射室、對流室

42、，最后由煙囪排向大氣，沿途不斷有熱量損失。輻射室是通過火焰或高溫煙氣進行輻射傳熱的部分，在加熱爐中輻射傳熱約占全爐熱負荷的（7080）%1-5。準確地計算輻射段的換熱對加熱爐的節(jié)能起主導作用。 采用Lobo-Evans圖解法進行輻射段的熱力計算，故有以下四個基本假設5： （1）整個輻射室中，作為輻射室傳熱熱源的煙氣只有一個溫度（或稱煙氣平均溫度），并與輻射室的煙氣出口溫度一樣； 將爐管看作一個吸熱面，其溫度等于爐管的平均溫度，把爐除去輻射管排以外的其他耐火磚墻看作反射面，也具有一樣的溫度； 煙氣對流傳遞給反射面的熱量全部被爐墻散失到大氣中，而煙氣輻射傳遞給反射面的能量全部爐墻反射還給管排； （

43、4）煙氣為灰氣休，吸熱面為灰表面。2.3.1 估算輻射段熱負荷 輻射室的傳熱源是高溫火焰和熾熱的氣體。輻射的傳熱方式如圖1所示。 圖2.輻射室傳熱方式示意圖 圓筒爐對流段采用釘頭管或翅片管時，采用公式（8）進行估算：式中： QR 輻射段熱負荷，kJ/s ； Q 加熱爐計算熱負荷，kJ/s 。 現取 ： 2.3.2 選取輻射室爐管表面熱強度爐管表面熱強度是指單位時間通過每平方米爐管表面積所傳遞的能量1-5。爐管表面熱強度值越高，表明完成一樣的熱任務所需要的傳熱面積越小。由于輻射室爐管沿周向和長度方向均存在傳熱不均勻，輻射室爐管表面熱強度是指輻射室所有爐管的平均值1-5,20-22。管式加熱爐的輻

44、射段爐管表面熱強度通常先采用經驗數據，然后進行校核。相關資料顯示國外推薦的數據因其數值偏高以與圍太大，并不適合國的管式加熱爐設計。用的管式加熱爐輻射段爐管表面熱強度的最佳值為（1600031000）kcal/m.h1,2,10,11。 圖3.輻射室熱負荷所占比例的影響根據圖3現取管式加熱爐輻射段爐管表面熱強度qR采用 30 kw/m 。2.3.3 估算輻射室爐管管壁溫度 采用公式（911）對輻射段爐管管壁溫度進行估算：式中： 輻射段爐管管壁的平均溫度， ； 對流段油料入口溫度， ； 輻射段油料出口溫度， ； 輻射段油料入口溫度， 。由于管式加熱爐輻射段爐管表面熱強度采用30kw/m ，公式（9

45、）括號的數值為（3060），現取值為35 ；現取公式（10）括號的數值為75% 。 代入數據，得：2.3.4 計算輻射室爐管加熱表面積 根據選定的管式加熱爐輻射段爐管表面熱強度以與估算出來的輻射段熱負荷，應用公式（12）進行輻射段爐管加熱表面積計算：（12） 式中： AR 輻射段爐管加熱表面積，m 。 代入數據后，得： 。2.3.5 確定輻射室爐管管程數、管徑與管心距A 確定輻射段爐管管程數 相關資料顯示：當管式加熱爐輻射爐管表面熱強度在（1600031000）kcal/m2.h 時，國部分煉油廠的冷油流速在（1.11.5）m/s1,2?，F取冷油的流速為1.5 m/s，輻射爐管管程數N=4。

46、B 確定輻射爐管管徑、管心距 輻射爐管的管徑應用公式（13）求得：式中： dif 管徑，m ； 管流體在20時的密度，； 管流體流速，； N 管程數。 代入數據，得：查國產爐管規(guī)格，選取 1146 規(guī)格。 則輻射段爐管徑為： 輻射段爐管管心距為： 2.4 輻射室爐體尺寸2.4.1 輻射爐管的節(jié)圓直徑、有效長度爐管的有效長度與中心節(jié)圓的比值，稱為高徑比。國外設計一般采用2.53.0，國設計高徑比一般選用1.72.51-5。現選用高徑比為2.2 。爐管的節(jié)圓直徑是指輻射爐管中心點形成的圓周；爐管的有效長度是指被加熱爐管的直管長度5。 輻射爐管的節(jié)圓直徑，可由公式（14）求解：式中： Df 輻射段爐

47、管節(jié)圓直徑，m 。代入數據，得： 則輻射爐管的有效長度為；根據國產爐管規(guī)格，選取 。2.4.2 輻射爐管根數輻射爐管根數可由公式（15）確定：式中： nf 輻射段爐管根數 。 代入數據，得：實際爐管根數是管程的整數倍，取輻射爐管根數 。2.4.3 輻射段爐膛直徑A 輻射段爐膛的節(jié)圓直徑 確定輻射爐管根數后，可由公式（16）算出節(jié)圓直徑：式中： 確定爐管根數后的節(jié)圓直徑，m 。 代入數據，得：B 輻射段爐膛直徑 可由公式（17）計算輻射段爐膛的直徑：式中： Df 輻射段爐膛直徑，m 。 代入數據，得：2.4.4 輻射段爐膛高度爐體的結構設計將影響爐膛高度和爐管長度的關系。對于彎管位于爐的輻射管，

48、爐膛高度一般采取以下方法確定1： 爐管向下膨脹 Hf=Lf+上下彎頭+高膨脹長度+上部間隙米0.3米； 爐管向上膨脹 HfLf+上下彎頭+高上部間隙0.3米。 注：上式中的膨脹長度按每米長膨脹10毫米計算。其中：上下彎頭高： 膨脹長度：；上部間隙：0.3m。 則爐管向下膨脹時，輻射段爐膛高度 2.5對流室爐體尺寸對流室是指靠由輻射室出來的煙氣進行對流換熱的部分。但實際上它有一部分輻射熱交換，而且有時候輻射換熱還占有很大的比例。所謂對流室不過是指“對流換熱起支配作用”的部位5。2.5.1 對流室爐管管徑、管心距根據煉油廠實際情況，為了便于設備管理，對流段爐管通常與輻射段爐管的規(guī)格一致，且對流段爐

49、管采用釘頭管23,24。 結合2.4節(jié)的數據，對流段的釘頭管的規(guī)格1,23,24為 1146 ，排列方式見圖4右側，正三角形交錯排列。則有：對流段爐管的徑= 0.102m；對流段爐管管心距Sc = 0.228m。圖4.爐管的排列方式2.5.2 對流室爐管管長與對流室寬度A 對流室的外形長度對流室的外形長度不得超過公式（18）的規(guī)定。式中：LK 對流室外形長度，m 。代入數據后，得： 。圖5.對流室爐管位置B 初算對流室寬度 確定對流室寬度時應先考慮對流段每排爐管數，且每排爐管數應為對流管程數的整數倍（對流管程數與輻射段爐管程數一樣）1-5。 圖6.對流室寬度示意圖選取每排管根數為 16，根據公

50、式（19）可初步計算出對流室的寬度：式中： S 對流室的凈寬，m ； h 釘頭管釘頭高度，m 。 代入數據，得： 以爐膛直徑Df的圓接正方形邊長 ；由此可見，SLZ1，符合設計要求。C 確定對流管管長、每排管根數和對流室寬度 對于釘頭管和翅片管，煙氣質量流速可用公式（20）來計算：式中： Mg 煙氣重量流速，kg/m.s； Lc 對流段爐管長度，m ； ac 每米釘頭管所占流通面積，m/m 。 每米釘頭管所占流通面積可按公式（21）進行計算：式中： 釘頭管縱向間距，m ； ds 釘頭管直徑，m 。 當對流管的外徑dc =0.114m時，標準釘頭管的釘頭數為10個/周，釘頭直徑為12mm，釘頭高

51、為25mm，縱向間距為16mm4,23,24 。 將上述數據代入公式（21），得：聯立公式（20）、（21），得：當采用釘頭管時，煙氣的質量流速一般在（24）kg / m.s 1,2,25 ，根據生產實際情況，現取 將上述數據代入公式（22），得：據國產對流段爐管管長規(guī)格，選。 D 驗證煙氣重量流速 由于煙氣的重量流速與流通截面積成反比，或者說煙氣的重量流速和對流段爐管的長度成反比。即 則有：此計算值在（24）kg/m2.s的經驗圍，滿足設計要求。綜上，對流段爐管的長2m，對流式寬 3.8m ，每排的爐管根數為16。2.6 輻射段傳熱核算2.6.1 當量冷平面當量冷平面是管排當量平面與有效吸收

52、因數（即形狀因子）的乘積1-5。 A 計算當量平面 當量平面是與管排具有同樣吸熱能力的有效裝有管子的爐壁面積?？梢杂卯斄科矫娲婀芘诺姆椒ê喕療嵛者^程的復雜性?？偖斄科矫姘ㄝ椛涠螤t管的當量平面和遮蔽管的當量平面1-5。采用公式（24）計算輻射段爐管的當量式中： Acp1 當量平面， m2。 代入數據，得： 遮蔽管位于輻射室與對流室交界處，接受高溫煙氣的直接輻射，又同時接受高速煙氣流過時的對流傳熱的幾排爐管1-5。 運用公式（25）計算遮蔽管的當量平面： （25） 代入數據，得： 圖7.遮蔽管位置示意圖B 確定有效吸收因數 輻射段爐管的管心距與外徑的比值為2，單排管的有效吸收因數為0.88，

53、 雙排管的有效吸收因數 為0.986，第一排管直接輻射的有效吸收因數 為0.661-5。由于穿過遮蔽管的熱量可被后排的對流管全部吸收，取遮蔽管的有效吸收因數 為 1，簡化計算。C 當量冷平面 總的當量冷平面可由公式（26）計算：代入數據，得： 2.6.2 總輻射交換因數總輻射交換系數與煙氣的發(fā)射率（即煙氣黑度）、反射面尺寸、爐膛體積等因素有關。 A 有效曝露爐墻面積 有效曝露爐墻面積可由公式（27）計算：式中： AW 有效曝露爐墻面積， m ； 輻射段爐膛總面積， m 。 對于圓筒立式爐而言， 聯立公式（27）、（28），得：將相關數據代入公式（29），得：則有： 。B 氣體輻射率氣體的輻射率

54、主要取決于三原子氣體（CO2、H2O）的濃度、爐體的大小、氣體溫度與爐管管壁溫度等因素。氣體輻射率隨著三原子氣體濃度的增加而相應增加，隨著氣體溫度的增加而降低。由于管壁溫度在310 660 圍對氣體輻射率造成的測量誤差小于1%，故忽略管壁溫度的影響1-5。 由文獻2，圖2-4當輻射段的過剩空氣系數為1.2時，煙氣中三原子氣體的分壓為0.24 atm 。對于圓筒爐而言，氣體的平均輻射長度L=1Df=8.04m2。 則： 。（1）輻射段煙氣出口溫度 tp為 700 ，氣體輻射率為0.5882。根據氣體輻射率為0.588， =0.53 ，得交換因數F=0.6352 。 （2）輻射段煙氣出口溫度 tp

55、 為 1000 ，氣體輻射率為0.5482。根據氣體輻射率為0.548 ， = 0.53 ，得交換因數F=0.6052 。2.6.3 輻射段熱平衡輻射段熱平衡是指輻射段熱量的收支保持平衡。輻射段輸入熱量包括：燃料的總放熱量、燃燒空氣的顯熱、燃料的顯熱；輻射段輸出的熱量：被爐管吸收的熱量、各種熱損失、煙氣離開輻射段時攜帶的顯熱1-5。輻射段熱平衡由公式（30）計算：式中： Qn 燃料的總放熱量，kJ/s ；QR 被爐管吸收的熱量， kJ/s ；qa 燃燒空氣的顯熱， k J/s ； qf 燃料的顯熱， k J/s ； qL 各種熱損失， k J/s ； q2 煙氣離開輻射段時攜帶的顯熱， k J

56、/s 。 將上式等號兩邊同時除以 ，這樣方便圖解計算：2.6.4 輻射段煙氣出口溫度A 選取輻射段煙氣出口溫度當輻射段煙氣出口溫度tp為700 ，過?？諝庀禂礱=1.2時， = 0.342 。 由于空氣顯熱qa和燃料顯熱qf 的值很小，可以忽略不計。 輻射段熱損失，% ；取 = 0.02 。將上述有關數據代入公式（31），得：同理可得，當輻射段煙氣出口溫度 t p為1000 時： ； ； 故：B 核算輻射段煙氣出口溫度 由A節(jié)得： 當 t p= 700 時， ； 當 t p = 1000 時， ；應用插法計算后的輻射段煙氣出口溫度為：2.6.5 核算輻射段熱負荷根據2.6.4節(jié)得到的輻射段煙氣

57、出口溫度 t p =778.9 ，得 = 0.38122。 將上述有關數據代入公式（31），得： ；則，輻射室熱負荷占總熱負荷的比例為：核算值在管式加熱爐設計規(guī)允許圍（7080）% ，此值合理。2.6.6 核算輻射段表面熱強度 將相關數據代入公式（12）得：2.6.7 核算輻射段油料入口溫度與輻射段爐管壁溫 由于輻射室的熱負荷可表示成公式（32）的形式，式中： QR 輻射室核算熱負荷，kJ /s ； WF 油料流量，kg /s ； 輻射室入口處油料熱焓，kJ /kg ； I v 1 輻射室出口處液態(tài)油與油汽的混合焓， k J / kg 。聯立公式（32）、（33），得：代入數據后，得：查石油餾

58、分焓圖得 =305.65。 將 =305.65代入公式（9）中得： ； 與估算的 365接近，故不重復計算。2.7 對流段的傳熱計算2.7.1 對流段熱負荷對流段的熱負荷可由公式（35）計算：式中： Qc 對流室熱負荷， kJ/s ； Qr 過熱蒸汽段熱負荷， kJ /s 。 代入數據后，得： 。2.7.2 對流段的傳熱平均溫差由于對流段的管排數較多，管外的逆流程度高，可以按照純逆流方式計算平均傳熱溫差，流動形式見圖6所示。 圖8.煙氣流動方向與管束垂直式中： 對數平均溫度差， ；， 對流段油料入口、出口溫度， ；， 對流段煙氣入口、出口溫度， 。代入數據后，得：2.7.3 對流室爐管膜傳熱系

59、數A 不包括膜結垢熱阻在的爐管膜傳熱系數 不包括膜結垢熱阻在的爐管膜傳熱系數可由公式（37）計算：式中： 不包括膜結垢熱阻在的爐管膜傳熱系數，kJ /m .s 管流體的重量流速，kg /m .s ； 管流體在平均溫度下的黏度，cp ； 對流段爐管徑，m ； 取1 ；由公式（13），得：代入數據后，得：將代入公式（37）得： B 包括膜結垢熱阻在的爐管膜傳熱系數包括膜結垢熱阻在的爐管膜傳熱系數可由公式（37）計算： 式中： 包括膜結垢熱阻在的爐管膜傳熱系數， 。 膜結垢熱阻，將， 代入公式（39），得：2.7.4 對流室爐管外膜傳熱系數A 不包括結垢阻在的釘頭表面?zhèn)鳠嵯禂?對流室爐管采用釘頭管時

60、，氣體的輻射傳熱以與爐墻的輻射傳熱影響很小，可不計入。 釘頭表面?zhèn)鳠嵯禂涤晒剑?0）確定：其中： 將相關數據代入公式（40），得：B 包括結垢阻在的釘頭表面?zhèn)鳠嵯禂?當對流室爐管采用釘頭管時，結垢熱阻為4.30 /kJ。用公式（41）計算：式中：包括結垢阻在的釘頭表面?zhèn)鳠嵯禂担?。代入數據后，得 查文獻2，圖2-13 得：釘頭效率 。C 不包括結垢阻的釘頭管光管部分管外對流傳熱系數 采用公式（42）計算不包括結垢阻的釘頭管光管部分管外對流傳熱系數； 式中： hoc不包括結垢阻的釘頭管光管部分管外對流傳熱系數，。代入數據后，得：D 包括結垢阻的釘頭管光管部分管外對流傳熱系數 采用公式（43）計