煤层加热分析

煤层加热分析（共5篇）

煤层加热分析 篇1

大庆油田所产石油大部分为石蜡基原油, 具有“高含蜡、高凝点、高黏度”的特点, 为了保证原油的正常输送, 需要对原油进行加热, 因此, 加热炉成为油田生产中不可或缺的重要设备;同时, 加热炉也是耗能比较大的设备。大庆油田第七采油厂早期安装的加热炉部分出现负荷偏低、加热效率下降、腐蚀结垢严重等问题, 因此, 降低加热炉能耗, 提高加热炉热效率成为目前的紧要任务。

1 原因分析

加热炉热效率主要是指加热设备对燃料热量的利用率, 受多方面因素的影响, 如燃料燃烧情况、设备换热能力、热量损失等。目前, 影响该厂加热炉效率的因素主要有以下两方面:

1) 加热炉结垢问题[1]。油田加热炉工质成分复杂、杂质多、矿化度高, 极易结垢, 结垢后严重影响加热炉换热管的传热效果。火筒式加热炉烟火管壁面温度高, 工质流动速度缓慢, 相对处于静止状态, 反应垢和沉积垢生成速度快, 不易清理, 且清垢周期长、费用高, 垢的存在严重影响加热炉的传热效果。相变炉和水套炉理论上壳程不结垢, 被加热介质在管程流动, 会在换热管内壁生成反应垢和沉积垢, 但由于其换热管壁面温度较低, 工质流速较快, 垢的生长速度相对较慢, 但同样影响加热炉的传热效果。相比火筒式加热炉, 随着现代清管技术日趋成熟, 相变炉和水套炉换热管垢层的清理相对简单, 周期短、成本低、见效快。

2) 运行参数与加热炉的匹配问题。油田加热炉目前在运行参数控制上大多采用粗犷式管理, 没有按照加热炉的工艺设计参数要求运行, 超负荷、低负荷等情况普遍, 没有充分发挥加热炉的优势。

2 技术对策

通过上述分析可知, 影响加热炉效率的主要因素为结垢, 因此, 有效的除垢防垢技术是提高加热炉炉效行之有效的方法。

2.1 空穴射流清洗技术

空穴射流清洗技术运用的是流体力学领域中的“空穴效应”原理。投放在管线中的清洗器, 在流水和压缩空气的推动下快速向前移动, 清洗器上的叶片产生高频、剧烈振颤, 清洗器被由此产生的急速旋转的涡流所包围, 形成了连续移动的低压区;这个区域的流水始终呈汽化状态, 由此产生的细微汽泡又迅速被压缩直至崩裂, 瞬时激射出强力的微射流, 无数的微射流汇聚成冲击波, 彻底粉碎了沉积物 (图1) 。

2.2 节能涂料涂敷技术

FHC远红外节能涂料是一种涂刷于加热炉炉膛内壁的新型节能涂料 (图2) , 采用辐射吸热原理, 提高了加热炉炉膛吸热能力和加热炉系统效率, 具有耐高温、辐射率高、降低烟垢和水垢生成速度的特点。

3 应用及效果

3.1 空穴射流清洗技术

对第三油矿葡南1#转油站3#真空加热炉、葡四联合站3#、4#真空加热炉进行空穴射流清洗, 3台加热炉参数见表1。

3台试验加热炉均为早期产品, 换热盘管汇集器或内置炉体内、或无清洗接口, 为便于进行物理清洗, 首先对试验炉汇集器进行改造, 从炉体内拉出到炉外, 设置清洗接口, 以便于清洗器可以顺利地进入管路中, 平均改造周期为3天。改造方式如下:

◇将加热炉掺水管线进出口的一端割开, 将进水汇管移到炉外;

◇将炉外掺水管线出口缩径部位更换成同径管线;

◇安装物理清洗仪器的投放和回收接口;

恢复炉体保温。

2013年11月完成了采油七厂三矿葡南1#站3#加热炉、三矿葡四联3#加热炉、4#加热炉的清垢清洗作业。平均清垢清洗作业周期为1天。

由表2可知, 葡南1#转油站3#真空炉炉效提高5.6%, 节气率为6.45%;葡四联合站3#真空炉炉效提高5.53%, 节气率为8.94%;葡四联合站4#真空炉炉效提高5.73%, 节气率为9.16%。按照加热炉平均节气率为8.18%, 单炉耗气量为2000 m3/d计算, 1年运行200天, 年节气9.82×104m3;天然气价格按2.02元/m3计算, 则年节气效益为19.84万元。投入6万元, 产出19.84万元。

3.2 节能涂料涂敷技术

对葡北1#转油站3台二合一加热炉进行节能涂料涂敷, 2014年10月, 完成了3台加热炉节能涂料涂敷工作。根据节能技术监测评价中心的评价报告, 对比涂敷前后加热炉的节能效果 (表3) 。1#中转站加热炉涂敷远红外节能涂料后, 1#加热炉节气率8.01%, 2#加热炉节气率8.28%, 3#加热炉节气率7.95%。

加热炉涂敷节能涂料前按照平均单炉日耗气2000 m3, 涂敷FHC远红外节能涂料后 (平均节气率8.08%) 单炉节气161.6 m3/d。涂敷节气有效期限为1年, 3台加热炉年节气9.7×104m3, 年节气效益19.59万元。投入3万元, 产出19.59万元。

4 结论

1) 应用高效清垢防垢技术是提高加热炉效率的有效方法, 使用后加热炉炉效可提高5%以上。

2) 对于相变加热炉和水套炉, 合理匹配运行参数, 尤其是工质流速, 能在一定程度上降低污垢的生长速度, 延长高效周期, 提高运行效率。

3) 按季节变化合理配置加热炉运行台数, 以提高负荷率。

4) 对排烟温度超标、过剩空气系数较高的加热炉, 应提高监测次数, 实时掌握其运行状态;根据监测结果及时调节配风量, 从而降低各项损失, 减少环境污染, 提高炉效, 节约能源。

摘要：大庆油田第七采油厂开发三十余年, 由于产能递减, 早期安装的加热炉部分出现负荷偏低、加热效率下降、腐蚀结垢严重等问题。因此, 探讨加热系统的特点及寻求对应的提高效率措施成为油田的重要任务。结合厂加热系统现状, 对影响加热炉效率的因素进行了分析, 影响加热炉效率的主要原因是结垢, 因此, 有效的除垢防垢技术是提高加热炉效率的有效方法, 如空穴射流清洗技术、应用节能涂料, 从而达到提高加热炉炉效、降低耗气量的目的。

关键词：加热炉,技术改造,空穴射流清洗,节能涂料,炉效

参考文献

[1]钱家麟.管式加热炉[M].2版.北京:中国石化出版社, 2013:642-643.

玻璃钢化加热过程的初步分析 篇2

1 数学模型的建立

玻璃板在钢化炉加热段的传热主要包括:(1)玻璃板与加热炉的上、下部加热元件的辐射传热;(2)玻璃板与周围墙壁的辐射传热;(3)玻璃板与陶瓷辊道的导热;(4)玻璃板与对流介质的对流传热(采用强制对流加热)。从生产控制角度考虑,整个玻璃板(长度、宽度、厚度方向)应尽可能保持温度均匀一致。因此,为简化分析,假设进入钢化炉加热段后,整个玻璃板温度一致,并取玻璃板厚度的1/2进行分析。

1.1 玻璃板与顶部加热元件和侧墙的辐射换热角系数的计算

(1)玻璃板与顶部加热元件的辐射换热角系数

为一般起见,在玻璃板和顶部加热元件上各取小的表面积dA1、dA2(见图1),根据角系数的定义可知:

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对微元面dA1、dA2进行积分,并定义函数:

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应用角系数的性质,有[6]:

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式中:α、a、 β、b 分别为玻璃板和加热元件前端面及整块玻璃板和整个加热元件(长度方向)距加热炉进口边的距离;γ、 c、δ、d分别为玻璃板和加热元件侧端面及整个玻璃宽度和加热元件宽度距加热炉侧墙的距离;h为玻璃板到加热元件顶部的高度。A1=(β-α)×(δ-γ)。根据式(2)和式(3),可计算玻璃板与顶部加热元件任意表面间的辐射换热角系数。

(2)玻璃板与侧墙间的辐射换热角系数

在玻璃板和侧墙上各取小的表面积dA1、dA2(见图2),对微元面dA1、dA2积分,并定义函数:

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应用角系数的性质,有[6]:

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式中:c、γ分别为玻璃板侧端面(宽度方向)和加热炉侧墙底距辊道平面(实际计算为0)的距离;d、δ分别为整个玻璃板宽度和侧墙高度距辊道平面的距离(实际计算δ=h);a、α、b、β分别为玻璃板和炉墙前端面(长度方向)及整个玻璃板和加热炉长度距加热炉进口处的距离;A2=(b-a)×(d-c)。根据式(4)和式(5)可计算玻璃板与侧墙任意表面间的辐射换热角系数。

1.2 玻璃板加热升温的集总参数模型

当玻璃板进入加热段后,玻璃板从加热器、陶瓷辊和窑炉侧墙(主要是反射加热器的热量)获得热量,并迅速被加热升温。假设整个玻璃板温度均匀,玻璃板从顶部加热元件和窑炉侧墙获得的辐射热量分别为QR1、QR2; 玻璃板从对流介质获得的热量为Qc,应用传热学原理可得:

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其中,QR1、QR2、Qc可分别按式(7)-式(9)计算:

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(7)

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(8)

Qc=α(tg-tair)lb (9)

式中:ρ、Cp、εg、l、b、δ分别为玻璃板的密度、比热、黑度、板长、板宽和板厚;εh、εw分别为加热元件和侧墙的黑度;α为玻璃板与对流介质的对流换热系数;tg、th、tw、tair分别为玻璃板、加热元件、侧墙和对流介质的温度。

1.3 玻璃板加热升温的一维模型

在玻璃板厚度方向,取微元体进行能量守恒分析可得:

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式中:λ为玻璃板的导热系数,QR1、QR2、Qc的表达式见式(7)-式(9)。

2 计算方法

玻璃板加热升温的集总参数模型是一阶非线性常微分方程,可用数值方法进行分析,为提高计算精度,本研究采用Runge-Kutta方法进行计算。玻璃板加热升温的一维模型是非稳态传热模型,为保证数值计算的稳定性和收敛性,本研究采用隐式格式进行了差分处理,Gauss-Seidal迭代法进行了数值求解。

3 计算结果与分析讨论

采用数值方法对上述模型进行了编程计算。辐射换热角系数的计算结果表明,玻璃板与侧墙间辐射传热很少(φ1,3<3%),同时通过侧墙的散热是很难估计的,为此,本研究的计算暂时不考虑侧墙的影响。

3.1 玻璃板厚度对加热过程的影响

图3 显示了不同厚度的玻璃板的加热升温过程。由图3可看出,随玻璃板厚度增加,玻璃板加热升温越缓慢,加热玻璃板到既定温度所需时间越长。对3mm厚玻璃板,加热到680℃所需时间约为140s;对6mm、9mm、15mm厚玻璃板,分别约需300s、440s和740s。这与工厂生产实践的数据(每1mm玻璃厚度需40~50s的加热时间[4,5])大体相当,表明所建立的数学模型和使用的数值方法是合理的。

3.2 玻璃表面辐射率的影响

图4给出了玻璃板上表面辐射率对玻璃板加热升温过程的影响。

由图4可知,随玻璃板表面辐射率降低,玻璃板加热到既定温度所需时间迅速延长。加热辐射率分别为0.7(普通玻璃)、0.1和0.05(Low-E玻璃)的6mm玻璃板到680℃时,所需加热时间分别约为300s、1860s和3680s,即Low-E玻璃的加热时间为普通玻璃的6~12倍。因此,采用传统的单一辐射加热模式是不可取的。

3.3 对流换热系数的影响

图5显示了采用辐射与对流组合加热模式时,对流换热系数对加热过程的影响(玻璃板厚度为6mm,上表面辐射率为0.1的Low-E玻璃)。

由图5可看出,采用强制对流能大大缩短玻璃加热所需时间。对上表面辐射率为0.1的6mm厚的Low-E玻璃,当采用对流传热系数为50W/(m2·℃)的强制对流和辐射传热组合模式加热时,加热时间缩短至350s,与加热普通6mm玻璃所需时间300s大体相当。这表明采用对流加热方式是加热Low-E玻璃的有效措施。从图5还可看出,当对流传热系数增至50W/(m2· ℃)后,再增大对流传热系数,其缩短加热所需时间的效果已不再明显。因此,采用对流-辐射组合加热时,对流传热系数以50W/(m2·℃)左右为宜。

3.4 玻璃板内的温度分布

图6给出了不同加热时间时6mm厚玻璃板厚度方向的温度分布。

由图6可知,在加热初期,玻璃板与加热元件的温差巨大,传热强烈,玻璃板上表面的温度迅速上升,而玻璃板中心的温度上升缓慢,滞后严重,玻璃板上表面与中心的温度差别巨大。当加热时间为100s时,玻璃板上表面与中心的温差可达82℃,有爆裂的危险。随着加热过程的进行,玻璃板上表面与中心的温差逐渐减小。当加热时间分别为1500s和1800s时,玻璃板内温差分别为16.9℃和9.8℃,不会发生爆裂现象。为防止加热初期玻璃板的爆裂或翘曲,采用不同温度设置的双室式加热方式(即先在低温下加热一定时间,然后再在高温下加热处理)是合理的,生产实践经验已证实了这一点[7],这也正是目前采用双室式加热模式的理论基础。

4 结论

(1)建立了玻璃钢化加热过程的简化数学模型,并用数值方法进行了求解分析。计算得到的不同厚度的玻璃的加热时间与工厂生产实践的数据基本一致,表明所建立的模型和使用的数值方法是基本合理的。

(2)玻璃上表面的辐射率对玻璃加热所需时间有重要影响。采用对流-辐射综合加热模式加热Low-E玻璃是合理的,合理的对流传热系数约为50W/(m2·℃)。

(3)加热初期,玻璃板上表面与中心的温差巨大,极易发生爆裂现象,因此利用特殊方法加以控制或采用双室式加热模式是必要的。

参考文献

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[3]Gao Xueming(高学明).Disscusion on forced convectiontechnology for glass tempering(关于强制对流玻璃钢化技术的研讨)[J].Architectural Ind Glass(建筑玻璃与工业玻璃),2004(4):27

[4]Xu Weiguang(许伟光).Discussion on temperature controlin production of tempered glass(浅谈钢化玻璃生产过程中的温控工艺)[J].Glass Enamal(玻璃与搪瓷),2010,38(6):22

[5]Xu Weiguang(许伟光).Process parameters setting of stre-ngthened glass(钢化玻璃工艺参数的设定)[J].Glass Ena-mal(玻璃与搪瓷),2011,39(4):25

[6]Li Huiping(李会平),Wan Shengnan(万胜男),Sun Cheng-xu(孙承绪).A study on radiant energy distributions ofglass ribbon in annealing lehrs for float glass(浮法退火窑中玻璃带辐射热量分布的研究)[J].Glass(玻璃),1992(5):1

邻机蒸汽加热系统设置分析 篇3

超 (超) 临界直流锅炉对汽水的品质要求较高, 启动清洗即首次点火或停运较长时间的机组在启动时需要对锅炉本体如给水管路、省煤器、水冷壁、汽水分离器等管路进行冷热态清洗, 将沉积附着在上述管路的氧化皮等杂质清洗干净, 待储水罐下部出口水质Fe<100 ppb、Si O2<50 ppb后, 清洗结束。

冷态清洗时锅炉上水温度为80 ℃, 热态清洗要求给水温度180~190 ℃, 因此传统上需要进行锅炉点火, 采用的方法一般是等离子点火。邻机加热系统是指在启动清洗阶段, 依靠邻近机组过来的蒸汽加热锅炉的给水, 在锅炉不点火情况下完成锅炉的冷态开、闭式清洗和热态清洗, 从而减少锅炉启动初期加热本体的燃油、燃煤消耗量。

1 邻机加热系统方案

目前国内很多工程锅炉点火启动加热清洗水时采用等离子点火、微油点火等点火方式来降低燃油耗量, 但即便如此, 仍然需要消耗燃油。邻机加热系统利用邻机的蒸汽加热待启动机组的给水, 因锅炉不需点火, 从而减少了锅炉启动初期加热本体的燃油、燃煤消耗量。

直流锅炉邻机蒸汽加热系统有如下2种方案:

1.1 除氧器加热启动系统

锅炉热态冲洗要求的水温为180~190 ℃, 该温度下的饱和压力为1.255 MPa, 此时可利用邻机的加热蒸汽在本机除氧器内直接将给水加热到热态清洗温度。常规辅助蒸汽采用母管制设计, 两台机组辅助蒸汽系统相连, 因此该系统只需核算辅汽到除氧器的管道规格和蒸汽量要求。图1是某电厂采用除氧器加热启动系统的示意图。

1.2 高加加热启动系统

如果锅炉热态冲洗要求的温度较高 (如上锅塔式炉为280℃) , 受除氧器加热水温能力限制, 需高压加热器参与系统加热, 才能满足锅炉热态冲洗要求。即锅炉给水先经除氧器加热, 再经高压加热器系统加热提升温度, 以达到锅炉热态冲洗较高温度要求。图2是某电厂2×1 000 MW机组工程采用高加加热启动系统的示意图。

2 邻机加热系统的设计

下面以1 000 MW超临界机组采用除氧器加热启动系统为例进行分析和计算, 锅炉厂要求的热态清洗水温为180~190 ℃, 考虑由邻机辅助蒸汽系统供汽至本机除氧器。

2.1 加热蒸汽耗量计算

冷态清洗时锅炉上水温度为80 ℃, 因此除氧器中给水需由20 ℃升高到80 ℃, 按邻机THA工况四抽经辅汽联箱来汽1.03 MPa、395 ℃计, 所需邻机加热蒸汽流量约为65 t/h。

热态清洗时, 虽然通过省煤器和炉膛水冷壁的流量要求25%BMCR, 其中启动循环泵流量维持在20%BMCR左右, 从除氧器至省煤器入口最大补水量保持在 (5%~8%) BMCR。因此, 在除氧器内需将8%BMCR (~210 t/h) 流量的温度由20 ℃提高到180~190 ℃。如由邻机THA工况下四抽供汽, 蒸汽参数为1.03 MPa、395 ℃, 而1.03 MPa对应的饱和温度为181.1 ℃, 因此除氧器内能加热给水到约181.1 ℃, 满足锅炉热态清洗温度要求, 此时所需邻机蒸汽约72 t/h。如采用邻机冷段经辅汽系统供汽, 冷段蒸汽经调节阀后的参数为1.255 MPa、309 ℃, 给水由20 ℃加热到190 ℃, 所需邻机蒸汽约78 t/h。

综上, 采用邻机加热系统, 热态清洗时需要邻机的最大辅助蒸汽量约78 t/h。

2.2 邻机辅助蒸汽能力核算

计算出加热蒸汽耗量后, 需对邻近汽轮机供邻机加热所用蒸汽的抽汽能力进行核算。对于配置汽动给水泵、汽动引风机机组, 核算除回热抽汽、给水泵汽轮机及引风机汽轮机用汽外, 机组能供给厂用的蒸汽量, 此工况下汽轮机仍能带额定负荷。对于本例1 000 MW纯凝机组, 除回热抽汽、给水泵汽轮机及引风机汽轮机用汽外, 冷段抽汽量~90 t/h, 四段抽汽量~110 t/h。根据上面论述, 邻机加热系统热态清洗时需要邻机提供的辅助蒸汽量约78 t/h, 考虑启动时小机用汽和轴封系统等必用汽量, 启动期间总共从邻机来汽不超过100 t/h, 因此汽轮机具有供邻机加热所用蒸汽的抽汽能力。

2.3 邻机加热系统经济性分析

现对锅炉热态清洗过程中设与不设邻机辅汽加热启动系统2种方案做技术经济比较。

方案一:不设邻机蒸汽加热启动系统, 锅炉热态清洗阶段采用等离子点火方式加热给水。

方案二:设邻机加热系统, 采用辅汽在除氧器内直接加热给水, 满足热态清洗水温要求。

2.3.1 方案一 (不设邻机蒸汽加热)

锅炉热态清洗时需本炉点火启动, 当水冷壁温度达到规定值时, 通过控制燃料量, 维持给水温度在一定欠焓条件运行。锅炉采用等离子点火技术, 启动点火到30%BMCR负荷期间的平均耗煤量约63.95 t/h, 启动清洗过程中煤耗稍低, 可按32 t/h考虑, 则16.5 h耗设计煤量约528 t。设计煤种低位发热量为20.153 MJ/kg, 则锅炉热态清洗耗煤量折合为363 t标煤。标煤价按900元/t计算, 则因耗煤产生的运行费用为:

(363×900) /10 000=32.67万元

此外, 锅炉点火前, 三大风机均已投用, 锅炉点火时等离子装置投用, 假设提前1 h开始投入, 估算从锅炉启动点火至热态清洗完毕将消耗的电量为:

5 000×17.5=87 500 k W·h

本工程发电成本按0.301元/k W·h考虑, 则因耗电产生的运行费用为:

0.301×87 500/10 000≈2.63万元

则采用方案一每台机组锅炉热态清洗产生的运行费用为:

32.67+2.63=35.3万元

2.3.2 方案二 (设邻机蒸汽加热)

通过加大辅汽系统容量, 可通过除氧器将给水加热到锅炉热态清洗温度要求, 锅炉热态清洗时不需要本炉点火启动, 通过邻机供汽加热启动系统。

本台机组启动热态清洗期间加热蒸汽消耗量折算为供热量约3 950 GJ, 相当于136 t标准煤。总运行费用为:

(136×900) /10 000=12.24万元

2.3.3 分析与比较

因此锅炉热态清洗过程中, 设置邻机蒸汽加热系统相比等离子点火加热系统, 每次机组启动节省运行费用:

35.3-12.24=23.06万元

从表1可以看出, 邻机蒸汽加热系统初投资增加120万元, 但每年节约启动费用可观, 按两台机组共启动4次计算, 可节约启动费用92.24万元, 回收时间短, 因此采用邻机蒸汽加热经济性较好。

3 结语

正压加注机加热装置分析及改进 篇4

汽车总成装配线上4台正压加注机其主要作用是用来给车辆发动机、车桥桥包、车桥轮边及平衡轴加注齿轮润滑油。针对生产线上不同的车型产品,该加注机具备多种车型的选择及加注参数的设置功能,并能够进行油品的自动补加和定量加注。考虑到冬季齿轮油黏度过大,加注机对加注的供应能力及工艺节拍保证,加注机具有冬季油品预加热(油品耐热温度范围之内)装置及温度检测功能。该加热装置能有效地降低油品黏度,提高了流体速度和加注节拍,以保证整条生产线的运行节拍不受影响。

2. 正压加注机现状

该机自投入生产使用后,加注节拍一直制约着该工位油品的顺利加注,影响到整条生产线的生产节拍。经过多次的论证分析,其原因主要为该加注机冬季采用加热带外敷(即缠裹油箱)方式对油液进行间接加热,其对外环境热辐射大,油箱内部油液热循环不良,加热效果差,不能及时改变暂存储油粘度,提高流速,使得抽液加注缓慢影响工艺节拍,同时油液加注量受到影响,不能保证产品车油品加注质量,需要进行人工补油操作,使得整个油品加注过程不能受控。

2.1 加注机加热方式分析

加注机采用1000W的两条加热带缠裹(类似于电热毯)储液箱桶壁来间接对内部油品加热,如图示。

(1)该加热方式内部油液间接受热,其热循环、热交换差,同时大量的热量辐射到外界,热利用率低,仅为30%,油品加热升温慢,温度最高加热至28-30℃左右,导致油品加热速度慢,每辆车加注时间在4-4.6min,尤其8x4产品车及铸钢大容量车桥上线后则直接出现停线等待加注现象,影响到加注节拍及生产秩序。

(2)该加热方式使得加热带损耗严重,其连续使用寿命仅1个冬季,更新维护费用较高。

(3)该加热方式在长时间持续加热过程中,加热线路发热量大,绝缘材质接触到油品后老化快,出现绝缘材料被烧毁起火现象,存在一定安全隐患。

(4)温度监测不能真实反映当前油液被加热的温度。因为温度传感器伸入到油液中心位置,油液热循环不良,油液中心层温度要低于靠近桶壁周边温度,等检测中心温度达到25℃时,桶壁周边温度已经达到40℃以上,很容易导致润滑油品改性,影响产品品质。

3. 改进方案的确定

分析:

利用2条1000W的加热带缠裹在储液桶外壁上进行加热(如图一),内部油品加热后热循环效果不佳,尤其桶中心油液热循环差,使得加热油品中心温度远低于桶壁周边油品温度,而加注机温度检测及虹吸管恰处于油桶中心位置处,油品实际加热温度检测不准,油液受热不佳。

方案:

将原有加热带拆除,在加注机储液桶底部加工开口,将设计加工制作的法兰焊接安装到此开口处。该法兰具有加热棒安装口,热传感器安装口。法兰焊接好后,将法兰盖涂密封胶安装至法兰口,同时将加热器,热传感器安装到位,接入加热线路及检测线路,改进基本完成,即外敷式加热带加热改为内部加热器加热方式(如图二)。

4. 主要改进结构

4.1 法兰设计;

⑴长方形的法兰设计充分考虑与圆形桶壁的结合(图三法兰设计);

⑵法兰独特的油液密封槽设计;

⑶法兰敞口,可拆卸结构,便于内部积碳杂质及加热管的更换等设备自身维护;

4.2 加热方式:

⑴油桶内部直接加热,油液快速升温;

4.3 加热及检测元件合理布置;

⑴桶内加热管置底,利于热循环及热量的交换,符合热力学原理;

⑵加热管,温度检测一字竖立接近排列,温度检测直接可靠;

5. 改进后效果

①热量集中、快速加热,提高加注速度、提高工艺节拍。改进后加注工艺节拍基本保持在每辆车3.1-3.4min左右,完全解决了油品温度过低,油品黏度大,抽取加注慢的问题。

②节约维护成本,专用加热管使用寿命长达2-3年。以1年内6台加注机加热维护费用计算;加热带每过1冬季需更换,费用为6x2x86=1032元,加热管无需更换,每年可节约资金1032元;在一个加热管使用寿命周期内即3年内可以节约资金3096元。

③大法兰口的设计,便于加热管,温度检测器的更换维护和桶内焦炭的清理;

④加热稳定,电器线路发热小,使用安全可靠。

6. 结论

通过对正压加注机冬季油液加注节拍不能满足生产要求的现状问题分析,进而找出加注机加热装置出厂存在的弊病,结合热学原理及信号监测传感知识,对加注机实施改进性维修,并取得良好的收益。

摘要：本文简要地介绍了成都西屋科技有限公司生产的正压加注机所存在的主要问题,对其加注机加热工作原理和加热方式进行分析和探讨。重点是针对加注机加热问题,结合实际生产维护提出改进方案,并进行加热方式改进,使得加注机加热效果取得显著效果。

关键词：正压加注机,温度传感,加热管,加热带,法兰,热循环

参考文献

[1]廉乐明,谭羽非,吴家正,朱彤.工程热力学:中国建筑工业,2007-1-1.

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[4]孔凌嘉.简明机械设计手册:北京理工大学出版社,2008-2-1.

重整反应加热炉优化措施分析 篇5

1 现状分析

1.1 重整反应加热炉对流室漏风严重

重整反应炉只在辐射室出口设置有氧化锆, 因此加热炉对流室后的漏风状况无法得到及时的监控, 这样会使了过多的冷空气进入对流室, 不但增加排烟中的氧含量, 使得加热炉热效率降低;而且还会提高SO2向SO3的转化率从而加剧低温露点腐蚀, 同时会带走烟气中的热量, 降低了余热烟气的使用率, 影响对流室的蒸汽产量, 提高了重整装置的能耗。

1.2 瓦斯硫含量高, 露点腐蚀加剧

重整反应炉负荷提高以后, 衬里的负荷加大, 部分衬里发生了隔层透气, 这样烟气就会沿着隔层缝隙到达炉壁, 由于炉壁温度较低, 高含硫烟气就极易发生露点腐蚀, 时间长会造成部分保温钉脱落, 进而造成衬里大面积脱落。同时在运行过程中, 含 (H2+H2S) 高温的介质与设备生成Fe S, 停工检修打开设备后, 设备表面的Fe S与空气中的O2和水接触, 而形成连多硫酸腐蚀。

2 改造和优化措施

2.1 重整反应加热炉辐射室衬里改造

对重整反应加热炉辐射室衬里进行了更换, 将原有陶纤衬里拆除, 更换为整体性能更好的浇铸料衬里, 该衬里具有隔热性能好、易成型, 耐冲刷、结合好的特点, 消除了炉壁局部过热, 降低了炉壁外表面温度;同时避免了由于瓦斯中硫含量过高、辐射室衬里密封不严, 引起保温钉严重腐蚀, 造成的辐射室衬里部分脱落事故的发生。

2.2 重整反应加热炉的进一步优化措施

(1) 通过在辐射室衬里表面喷涂高温反辐射涂料, 增加炉壁的黑度, 加强炉墙反射的间接辐射传热, 以提高重整反应加热炉辐射室炉管的表面热强度, 进一步提高了重整反应炉的热负荷。

(2) 11年检修对三合一炉炉管进行了RSI稀土纳米陶瓷的喷涂, 新一代RSI陶瓷涂层是以稀土氧化物或钛合金化合物为主要原料的无毒水基涂料, 将宽波谱段、高发射率、保护性 (防腐蚀、耐磨损) 和抗沾污结渣等多功能集于一身, 又被称作保护性高发射率多功能复合稀土纳米陶瓷涂层。通过在辐射换热面金属和非金属基质表面喷涂0.05-0.1mm厚的RSI陶瓷涂料, 升温变性后形成陶瓷涂层薄膜, 可大幅度地提高基质材料表面发射率 (或吸收率) 、强化辐射换热, 防止基质材料的磨损、氧化和腐蚀, 降低材料表面能以有效控制沾污结渣, 进而提高炉的热效率和生产能力、增加基质材料使用寿命、减少有害气体 (NOx) 排放, 提升设备的安全性和可靠性。

(3) 增上对流室后氧含量分析仪。11年大检修分别在H201A、H201D对流室顶增上了两台氧含量分析仪, 这样可以检测加热炉的漏风情况, 对出现的漏点进行及时的封堵, 提高余热烟气的利用率。

3 效果分析

3.1 加热炉效率明显上升

因使用了整体性能更好的浇铸料, 炉衬表面无接缝, 保证了重整反应加热炉衬里的整体性, 避免了高温含硫烟气透过衬里引起的锚固钉和炉壁钢板的低温露点腐蚀或高温脱碳损坏;同时强度高, 不易掉块, 抗热振及抗冲刷性能好。

重整反应加热炉衬里使用浇铸料改造后, 提高了保温效果, 重整反应加热炉辐射室炉壁外表面温度明显降低, 消除了局部过热的现象。

3.2 重整反应加热炉对流室排烟温度下降

Lobo-Evans法[1]认为, 辐射室高温火焰及烟气传给辐射管的热量由两部分组成:一部分是火焰及烟气以辐射方式传给炉管的;另一部分是烟气以对流方式传给炉管的。由于对流传热的比例很小, 因此辐射室主要以辐射传热考虑。

Lobo-Evans法辐射传热公式:

式中:QR——辐射传热吸热量, W;

αACPF——当量冷平面, m2;

F——总交换因素, 与烟气的辐射率有关的一个参数;

Tg——辐射室中烟气的平均温度, K;

TW——辐射管外壁平均温度, K。

运行中的加热炉αACPF为定值, 当热负荷QR一定时, 过剩空气系数的大小影响总交换因素F, 从而影响Tg和TW。

在炉辐射室的高温范围内, O2和N2等结构对称的双原子气体无吸收和发射辐射能的能力, 而燃料燃烧后产生的CO2和H2O等三原子气体具有相当强的辐射和吸收能力, 是烟气的主要辐射成分。

烟气的辐射率与烟气中的CO2和H2O的分压之和成正比关系, 烟气中的CO2和H2O的分压值与过剩空气系数成反比的关系。采用浇铸料技术提高了加热炉衬里的密封性能, 新型燃烧器的使用保证了瓦斯的充分燃烧, 实现了加热炉的低氧操作。较低的过剩空气系数, 可使烟气中的O2和N2的比例降低, CO2和H2O的含量增加, 从而引起烟气辐射率升高;同时在辐射室衬里表面喷涂高温辐射涂料, 增加炉壁的黑度, 以加强炉墙反射的间接辐射传热, 也提高了炉子辐射室的传热效率;两者综合作用使总交换因素F增加。当辐射热负荷固定时, 辐射室中烟气的平均温度Tg将下降, 同时加热炉炉膛温度和排烟温度也出现下降。

4 结论

(1) 通过重整反应加热炉改造和优化操作, 降低了炉膛温度, 提高了重整反应加热炉的处理能力, 延长了炉管寿命, 消除了炉壁露点温度, 避免了辐射室衬里脱落和对流室炉管腐蚀泄漏。

(2) 由于采取了新技术, 使炉管表面热强度得到了提高, 降低了炉膛及排烟温度, 加热炉热效率明显提高, 采用分级燃烧技术实现了低NOx燃烧, 保证了烟气中的氮化物满足环保要求。

参考文献