王增超，銀建中，韓志遠(yuǎn)，謝國山，徐君臣

(1.大連理工大學(xué) 化工學(xué)院，遼寧大連 116024；2.中國特種設(shè)備檢測(cè)研究院，北京 100029；3.惠生工程(中國)有限公司，上海 201210)

0 引言

焦炭塔是煉油廠生產(chǎn)焦炭的關(guān)鍵設(shè)備，其生產(chǎn)工藝是延遲焦化過程。一般說來，焦炭塔的整個(gè)運(yùn)行周期為24～48 h，焦炭塔的工藝流程包括蒸汽預(yù)熱、進(jìn)油生焦、蒸汽冷卻、水冷和卸蓋除焦4個(gè)階段。每個(gè)生產(chǎn)周期，塔內(nèi)溫度從室溫到480 ℃循環(huán)變化。由周期性溫度波動(dòng)引起的熱載荷和介質(zhì)內(nèi)壓、重力、風(fēng)載荷等機(jī)械載荷導(dǎo)致的低周熱機(jī)械疲勞損傷是焦炭塔的主要失效機(jī)理，同時(shí)，生焦工藝過程中的樹枝狀通道引起的冷點(diǎn)對(duì)于塔的剩余壽命有重要影響。在役焦炭塔剩余壽命的準(zhǔn)確預(yù)估在工業(yè)生產(chǎn)中有重要意義。美國某公司研究[1]認(rèn)為，焦炭塔生焦階段的氣分在焦炭形成過程中無規(guī)則流動(dòng)并形成類似于中間樹干向四周擴(kuò)展隨機(jī)分布的樹支狀通道，冷焦操作階段的冷水會(huì)沿著這些通道竄至高溫塔壁，迅速冷卻塔壁的某個(gè)位置，而周圍塔壁被高溫焦炭覆蓋(如圖1中圓圈區(qū)域所示)，這樣就產(chǎn)生了對(duì)塔體危害很大的冷點(diǎn)。冷點(diǎn)引起軸向、周向溫度分布不均，從而引起溫差應(yīng)力。

圖1 水冷階段的樹枝狀通道

已有眾多學(xué)者[2-15]對(duì)焦炭塔在長(zhǎng)時(shí)間循環(huán)載荷作用下的安全性開展了研究。陳孫藝[8-12]根據(jù)工程實(shí)際提出了熱斑的概念，并由此建立了穿透平板壁面的圓錐形、圓臺(tái)形和圓柱形熱斑體模型，得到了按熱斑整體尺寸計(jì)算的熱應(yīng)力結(jié)果更合理的結(jié)論。Ju等[13]運(yùn)用Abaqus對(duì)焦炭塔塔壁的熱點(diǎn)和冷點(diǎn)進(jìn)行研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)冷點(diǎn)和熱點(diǎn)都會(huì)引起筒體的鼓脹，冷點(diǎn)使基底和襯層材料都會(huì)屈服，冷點(diǎn)的變形比熱點(diǎn)更嚴(yán)重，冷點(diǎn)會(huì)導(dǎo)致更嚴(yán)重的局部彎曲，而熱點(diǎn)會(huì)產(chǎn)生更大的脹形變形。侯文富等[14]利用動(dòng)態(tài)熱邊界條件，研究了鉻鉬鋼焦炭塔的操作參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力場(chǎng)的影響規(guī)律，結(jié)果表明，液面升速越快，熱應(yīng)力越大；相同冷水升速條件下，水溫越低，熱應(yīng)力也越大;相同液面升速下，進(jìn)水階段要高于進(jìn)油階段的熱應(yīng)力。寧志華等[15]則基于二維熱傳導(dǎo)理論，得到了焦炭塔瞬態(tài)溫度場(chǎng)的解析解，研究發(fā)現(xiàn)軸向溫度梯度隨著升速的減小而增大。

以上都是針對(duì)未變形的焦炭塔進(jìn)行的研究，實(shí)際生產(chǎn)中焦炭塔在經(jīng)過長(zhǎng)期服役后會(huì)產(chǎn)生不同程度的鼓脹[16-17]。目前，許多學(xué)者運(yùn)用激光掃描來評(píng)估經(jīng)過一段時(shí)間運(yùn)行后的變形焦炭塔[18-20]。本文針對(duì)在實(shí)際生產(chǎn)中運(yùn)行了22年的在役碳鋼焦炭塔進(jìn)行激光掃描，經(jīng)過逆向工程軟件處理后得到可用于有限元分析的計(jì)算模型，根據(jù)生焦工藝中出現(xiàn)的冷點(diǎn)對(duì)該變形模型進(jìn)行研究，然后研究生產(chǎn)過程中不同的操作參數(shù)對(duì)變形焦炭塔的影響，研究結(jié)果可為后續(xù)焦炭塔的安全評(píng)價(jià)和壽命評(píng)估提供技術(shù)支撐。

1 焦炭塔結(jié)構(gòu)與材料

該焦炭塔投用日期為1996年10月，原料是普通石油焦，生焦溫度為480～490 ℃。在運(yùn)行過程中，存在的主要問題為塔體鼓脹變形、裙座角焊縫和塔體環(huán)焊縫等部位出現(xiàn)裂紋、裙座開裂現(xiàn)象較為嚴(yán)重。2016年檢修時(shí)，實(shí)測(cè)內(nèi)徑6 300 mm，設(shè)計(jì)內(nèi)徑為6 100 mm，內(nèi)徑增大200 mm。待評(píng)估的焦炭塔的主要結(jié)構(gòu)和尺寸參數(shù)如圖2所示。該焦炭塔頂部是半球形封頭，厚度30 mm；底部是錐形封頭，厚度36 mm；焦炭塔的總高度和內(nèi)徑分別為28.65，6.1 m，塔的厚度如表1所示。焦炭塔的筒體和裙座采用對(duì)接焊縫連接，表2列出焦炭塔的主要工藝參數(shù)。該焦炭塔的工藝周期為42 h，其中包含卸蓋除焦6 h。

圖2 焦炭塔的結(jié)構(gòu)和尺寸示意

表1 焦炭塔各部件的厚度

表2 焦炭塔的主要工藝參數(shù)

焦炭塔的主體材料為20g，根據(jù)JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(2005年確認(rèn))[21]、GB 150—2011《壓力容器》[22]和《壓力容器材料實(shí)用手冊(cè)——碳鋼及合金鋼》[23]確定20g(Q245R)材料物性參數(shù)如表3所示，除密度外，其余所有的材料性能都與溫度有關(guān)。

表3 焦炭塔主體材料20g(Q245R)物性參數(shù)

2 激光掃描

首先對(duì)運(yùn)行中的焦炭塔進(jìn)行了激光掃描。圖3示出焦炭塔兩側(cè)表面的變形輪廓。在實(shí)際檢驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)，由于圖中變形量云圖是按設(shè)計(jì)竣工圖紙建立的理想模型與實(shí)際掃描結(jié)果的筒體自動(dòng)對(duì)齊而測(cè)得的，對(duì)齊的基準(zhǔn)點(diǎn)為上封頭及筒體基本貼合為原則。測(cè)量時(shí)下封頭與出焦口接管的輪廓和中心線未能夠同時(shí)顧及到，這是造成下封頭變形量掃描結(jié)果遠(yuǎn)大于實(shí)際變形量的主要原因。該焦炭塔筒體變形由激光掃描得到的鼓脹量與人工實(shí)測(cè)的鼓脹量是一致的。焦炭塔生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)真實(shí)變形較為突出的部位也是在筒體處，而且錐形封頭并非本文研究對(duì)象，故本文所關(guān)注的筒體變形掃描云圖是合乎實(shí)際的。圖3中的數(shù)值表示公稱半徑和實(shí)際的測(cè)量半徑之間的差值?？梢钥吹?，圓柱形截面的下部出現(xiàn)帶狀鼓脹，上部出現(xiàn)局部鼓脹，其余圓柱形截面幾乎沒有鼓脹。

圖3 焦炭塔變形輪廓圖

3 有限元模型與邊界條件

3.1 有限元模型

對(duì)服役22年的焦炭塔進(jìn)行掃描后，利用逆向工程軟件Geomagic對(duì)其進(jìn)行處理，得到可用于有限元計(jì)算的模型，然后導(dǎo)入ANSYS Workbench，最后插入APDL語言[24]，選取兩個(gè)變形較大的區(qū)域進(jìn)行有限元分析。為方便后續(xù)分析，將其命名為A區(qū)和B區(qū)，其位置如圖4所示，兩區(qū)的高度和內(nèi)徑分別為7 m,6 100 mm。相應(yīng)地，為了與變形焦炭塔的A,B區(qū)域進(jìn)行對(duì)比，建立了高7 m、壁厚34 mm、內(nèi)徑6 100 mm的理想圓柱形焦炭塔模型?？紤]到圣維南原理的影響，所有模型的頂部和底部各延長(zhǎng)了1 m。A區(qū)的變形為局部鼓脹，B區(qū)的變形為均勻鼓脹中的帶狀鼓脹[16-17]。

圖4 焦炭塔A，B區(qū)的位置示意

為了比較冷點(diǎn)對(duì)變形前后焦炭塔應(yīng)力的影響，為模擬實(shí)際冷焦階段的冷水會(huì)沿著樹枝狀通道竄至高溫塔壁，從而迅速冷卻塔壁的某個(gè)位置這一現(xiàn)象，建立了冷點(diǎn)模型。圖5示出在有限元計(jì)算中使用的三維實(shí)體單元冷點(diǎn)模型?？紤]圣維南定律的影響，在模型的四周各延長(zhǎng)1 m。圖5中的中間小黑圓為冷點(diǎn)區(qū)域，而小黑圓周圍圓環(huán)則是冷點(diǎn)外區(qū)域，除了這兩個(gè)區(qū)域，其余區(qū)域的應(yīng)力在后續(xù)的結(jié)果分析中并未提取數(shù)據(jù)用于分析，所以本文不加考慮。各模型在軸向(垂直方向)和環(huán)向上的尺寸均為4 m，冷點(diǎn)直徑根據(jù)公式(1)確定[13]，模型的軸向和環(huán)向的尺寸與冷點(diǎn)的尺寸相比足夠大，這樣使得冷點(diǎn)基本不受邊緣的影響。壁厚方向設(shè)置3層網(wǎng)格，采用正六面體高階單元，每個(gè)單元有20個(gè)節(jié)點(diǎn)。高階單元可提高計(jì)算精度，因?yàn)楦唠A單元的曲線或曲面邊界能更好地逼近結(jié)構(gòu)的曲線和曲面邊界，且高次插值函數(shù)可更高精度地逼近復(fù)雜場(chǎng)函數(shù)，所以當(dāng)結(jié)構(gòu)形狀不規(guī)則、應(yīng)力分布或變形很復(fù)雜時(shí)可以選用高階單元。對(duì)于變形模型，高階單元計(jì)算更為準(zhǔn)確。模型的網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為：67萬個(gè)節(jié)點(diǎn)，13萬個(gè)單元。

(1)

式中d——冷點(diǎn)區(qū)域直徑，mm;

r——焦炭塔筒體半徑mm，r=3 050 mm;

t——焦炭塔厚度，mm,t=34 mm。

圖5 冷點(diǎn)模型

3.2 邊界條件

圖6 載荷與邊界條件

采用與瞬態(tài)熱分析相同的有限元模型進(jìn)行了彈塑性應(yīng)力分析，將熱分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度以體載荷的形式加到結(jié)構(gòu)分析模型上，對(duì)模型進(jìn)行熱結(jié)構(gòu)耦合分析，求解應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果。選用的是雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型[25]。圖6示出結(jié)構(gòu)分析模型的載荷和邊界條件，在模型底部施加固定約束，頂部約束徑向和環(huán)向位移，并在頂部軸向方向上施加由內(nèi)壓作用產(chǎn)生的等效載荷，塔內(nèi)壁施加實(shí)際工作內(nèi)壓0.158 MPa。模型的兩側(cè)施加對(duì)稱約束，并對(duì)整個(gè)模型施加重力載荷。

4 溫度場(chǎng)分析

施加的溫度場(chǎng)如圖7所示。

圖7 施加的溫度場(chǎng)曲線

圖8 冷點(diǎn)26 000 s時(shí)的溫度場(chǎng)

初始模型溫度為40 ℃，先將整個(gè)模型的溫度升至430 ℃并保持；然后將冷點(diǎn)溫度降至40 ℃并保持，而冷點(diǎn)外區(qū)域溫度保持在430 ℃；最后將模型冷點(diǎn)外區(qū)域溫度降至40 ℃?？梢钥闯?，整個(gè)模型經(jīng)歷了冷點(diǎn)分析的熱循環(huán)，溫度從40 ℃開始，上升到430 ℃，然后下降到40 ℃。26 000 s時(shí)的溫度場(chǎng)如圖8所示。冷點(diǎn)引起軸向、周向溫度分布不均，從而引起溫差應(yīng)力。

5 結(jié)果分析

5.1 冷點(diǎn)對(duì)變形模型的影響

由于焦炭塔同時(shí)承受內(nèi)壓和熱載荷的作用，因此應(yīng)使用熱結(jié)構(gòu)耦合方法計(jì)算其應(yīng)力和應(yīng)變。對(duì)于熱結(jié)構(gòu)耦合問題，通常有順序熱結(jié)構(gòu)耦合和直接熱結(jié)構(gòu)耦合兩種處理方法。本文選擇順序熱結(jié)構(gòu)耦合方法，即先進(jìn)行熱分析，然后將熱分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度以體載荷的形式加到結(jié)構(gòu)分析模型上，再加上結(jié)構(gòu)分析的其他約束條件，求解應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果。

在前述A，B區(qū)分別設(shè)置冷點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算，為了便于比較，同樣建立了一個(gè)未變形的模型進(jìn)行計(jì)算。3個(gè)模型施加相同的溫度場(chǎng)。圖9示出未變形模型、B區(qū)和A區(qū)32 000 s時(shí)的等效Mises應(yīng)力分布?？梢钥闯?，3個(gè)模型應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在冷點(diǎn)區(qū)域附近，未變形模型應(yīng)力分布關(guān)于中心對(duì)稱，而變形模型明顯分布不均勻，尤其是A區(qū)。由于焦炭塔的工作內(nèi)壓較小，因此機(jī)械應(yīng)力對(duì)于焦炭塔影響不大[13,26]。在冷點(diǎn)作用下，未變形模型、B區(qū)、A區(qū)的最大等效應(yīng)力分別為267.13,301.32,294.52 MPa。B區(qū)和A區(qū)的最大等效應(yīng)力相較于未變形模型分別提高了12.8%和10.3%，變形使得冷點(diǎn)作用下的應(yīng)力明顯提高。為了更清楚地表示3個(gè)模型的變形情況，圖中均為放大300倍后的變形?？梢悦黠@看出，冷點(diǎn)使得模型產(chǎn)生了不同程度的鼓脹，對(duì)于變形模型這一現(xiàn)象尤其明顯，變形模型的鼓脹更為不規(guī)則且不均勻。在冷點(diǎn)和形變共同作用下，模型出現(xiàn)較為嚴(yán)重的鼓脹變形。

圖10示出未變形模型、B區(qū)、A區(qū)48 000 s時(shí)的塑性應(yīng)變分布?？梢钥闯?，3個(gè)模型塑性應(yīng)變最大值均出現(xiàn)在冷點(diǎn)周圍區(qū)域，未變形模型應(yīng)變分布關(guān)于中心對(duì)稱，而變形模型明顯分布不均勻，尤其是A區(qū)。未變形模型、B區(qū)、A區(qū)的最大塑性應(yīng)變分別為7.7×10-4，1.01×10-3，1.05×10-3。B區(qū)和A區(qū)的最大塑性應(yīng)變相較于未變形模型分別提高了31.2%和36.4%，變形使得冷點(diǎn)作用下的塑性應(yīng)變明顯提高。3個(gè)模型冷點(diǎn)周圍區(qū)域的塑性變形貫穿了整個(gè)截面。

(a)未變形模型

(b)B區(qū)

(c)A區(qū)

(a)未變形模型

(b)B區(qū)

(c)A區(qū)

5.2 兩個(gè)冷點(diǎn)軸向排列的影響

為了考察兩個(gè)冷點(diǎn)軸向排列對(duì)未變形和變形焦炭塔的影響，在模型中心軸向方向上增加了一個(gè)冷點(diǎn)，2個(gè)冷點(diǎn)關(guān)于模型中心對(duì)稱。施加前述溫度場(chǎng)后，其等效應(yīng)力分布和變形如圖11所示。可以看出，相對(duì)于一個(gè)冷點(diǎn)，2個(gè)冷點(diǎn)軸向排列時(shí)未變形模型和變形模型的等效應(yīng)力均有提高；未變形模型其等效應(yīng)力分布仍然關(guān)于中心對(duì)稱，其最大應(yīng)力出現(xiàn)在模型中心位置，而變形模型依然分布不均勻且最大應(yīng)力出現(xiàn)在其中一個(gè)冷點(diǎn)的邊緣。

(a)未變形模型

(b)B區(qū)

調(diào)整兩個(gè)冷點(diǎn)的間距，可得最大等效應(yīng)力隨間距變化曲線如圖12所示。可以看出，相同的冷點(diǎn)間距下，變形模型的最大等效應(yīng)力明顯大于未變形模型；對(duì)于變形模型，等效應(yīng)力隨著兩個(gè)冷點(diǎn)間距的增加而減??；對(duì)于未變形模型，當(dāng)兩個(gè)冷點(diǎn)間距為80 mm時(shí)，其等效應(yīng)力最大，當(dāng)間距大于80 mm，等效應(yīng)力也隨著間距的增加而減小，而且其波動(dòng)幅度明顯比變形模型的要大。

圖12 最大等效應(yīng)力隨冷點(diǎn)間距變化曲線

5.3 操作參數(shù)對(duì)于變形模型的影響

根據(jù)動(dòng)態(tài)坐標(biāo)系法[14,27]，對(duì)焦炭塔的變形模型B區(qū)和未變形模型的進(jìn)水階段進(jìn)行了不同操作參數(shù)下的比較分析。不同冷卻水溫度下的焦炭塔等效應(yīng)力隨高度變化曲線如圖13所示?？梢钥闯觯瑹o論對(duì)于變形模型還是未變形模型，焦炭塔的等效應(yīng)力均隨著冷水溫度的降低而升高，這一現(xiàn)象對(duì)于變形模型更為明顯。由于鼓脹變形的影響，對(duì)于相同的冷卻水溫度，變形模型的最大等效應(yīng)力明顯高于未變形模型。

圖13 不同冷卻水溫度下的焦炭塔等效應(yīng)力

圖14示出不同進(jìn)水速度下的焦炭塔最大等效應(yīng)力變化曲線?？梢钥闯觯瑹o論對(duì)于變形模型還是未變形模型，焦炭塔的最大等效應(yīng)力均隨著進(jìn)水速度的增加而升高；同樣的進(jìn)水速度下，變形模型的最大等效應(yīng)力顯著高于未變形模型。

圖14 不同進(jìn)水速度下的焦炭塔最大等效應(yīng)力變化曲線

以上均表明冷卻水溫度和進(jìn)水速度對(duì)于經(jīng)過一段時(shí)間運(yùn)行后產(chǎn)生變形的焦炭塔的影響不可忽視，在實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)盡量增大冷卻水溫度和減小進(jìn)水速度，以使焦炭塔的等效應(yīng)力降低。

6 結(jié)論

本文運(yùn)用熱結(jié)構(gòu)耦合分析方法，重點(diǎn)研究了冷點(diǎn)和操作參數(shù)對(duì)于變形焦炭塔的影響，得到結(jié)論如下。

(1)在冷點(diǎn)作用下，與未變形模型相比，A區(qū)和B區(qū)的最大應(yīng)力增加了10.3%和12.8%，變形模型的應(yīng)力分布相對(duì)來說更為不均勻，這些模型均產(chǎn)生不同程度的鼓脹，其中尤以變形模型的鼓脹更為嚴(yán)重。

(2)與只有一個(gè)冷點(diǎn)時(shí)相比，2個(gè)冷點(diǎn)軸向排列時(shí)未變形模型和變形模型的等效應(yīng)力均增加。變形模型的最大等效應(yīng)力隨冷點(diǎn)間距的增加而減小。

(3)焦炭塔的等效應(yīng)力隨著冷卻水溫度的增加而降低，隨著進(jìn)水速度的增加而增加，冷卻水溫度和進(jìn)水速度對(duì)于變形模型的影響更為顯著。

(4)在實(shí)際生產(chǎn)中，影響在役變形焦炭塔受力的因素有很多，冷點(diǎn)和操作參數(shù)是影響焦炭塔應(yīng)力的關(guān)鍵因素之一，必須予以考慮。