趙志陽，欒江峰，謝騰騰, 崔明吉

（1. 遼寧石油化工大學 機械工程學院，遼寧 撫順 113001; 2. 撫順遠宏石化設(shè)備科技開發(fā)制造有限公司，遼寧 撫順 113008）

焦炭塔熱應(yīng)力分析計算

趙志陽1，欒江峰1，謝騰騰1, 崔明吉2

（1. 遼寧石油化工大學 機械工程學院，遼寧 撫順 113001; 2. 撫順遠宏石化設(shè)備科技開發(fā)制造有限公司，遼寧 撫順 113008）

利用ABAQUS軟件模擬出了焦炭塔工作周期內(nèi)的溫度變化、應(yīng)力變化。采用順序耦合的方法分析焦炭塔所受的熱應(yīng)力。分析從新塔準備直至老塔處理，其中共包括５個工作階段。結(jié)果顯示，幾個階段的溫度場分布對應(yīng)力結(jié)果有顯著影響。試壓、油氣預熱、生焦的初始階段比較類似，都處于溫度上升階段，最大應(yīng)力出現(xiàn)在裙座部位，分別為183.6、242.7、250.4 MPa，且焊縫處應(yīng)力大于筒體。吹汽階段塔體溫度下降，焊縫處應(yīng)力小于筒體應(yīng)力。水冷階段的應(yīng)力分布類似于溫度分布，存在一個隨冷焦水不斷移動的高應(yīng)力截面，其中最大應(yīng)力可達400.4 MPa，已超過了材料的屈服極限，導致筒體出現(xiàn)了局部塑性變形。經(jīng)反復循環(huán)，會引發(fā)“熱應(yīng)力棘輪”現(xiàn)象，由于塑性變形的不斷積累，故造成焦炭塔的鼓脹現(xiàn)象。

焦炭塔；溫度；熱應(yīng)力；耦合分析

Abstract:Software ABAQUS was used to simulate the changes of temperature and stress of coke tower in the working period. The sequential coupling method was used to analyze the thermal stress of coke tower. Thermal stress analysis of the five periods was conducted firstly. The results showed that, the temperature field distribution obviously affected the thermal stress results. There was a temperature rising during the period of pressure test, oil preheating and coking,the thermal stress of these three periods was similar, the max stress located in the skirt and the maximum values were 183.6, 242.7 and 250.4 MPa, respectively. The stress of the weld was greater than that of the cylinder. The temperature reduced at the stage of steam blowing, and the stress of the weld was less than that of the cylinder. The stress distribution was similar to the temperature distribution during water cooling. There was a high stress gradient section which was moving with the water. The max stress was 400.4 MPa, which exceeded the yield limit of the material to cause the local plastic deformation. Thermal stress ratchet will occur after lots of process cycles. The plastic deformation will accumulate constantly, which can eventually lead to the distortion of the tower.

Key words:Coke tower; Temperature;Thermal stress;Coupling analysis

延遲焦化屬于煉廠二次加工方式，其工藝簡單，成本低，被廣泛應(yīng)用在重質(zhì)油的加工中，同時也是提高煉油廠輕質(zhì)油收率的重要手段。作為延遲焦化裝置中核心設(shè)備的焦炭塔，向大型化發(fā)展是其必然趨勢。焦炭塔是典型的高應(yīng)力低周循環(huán)的壓力容器，操作工藝嚴格，具有很長的循環(huán)周期，并且循環(huán)過程中不斷承受著熱載荷與機械載荷的反復作用。只有焦炭塔保持平穩(wěn)安全的運行，才能使整個焦化裝置連續(xù)生產(chǎn)。

1 焦炭塔的工藝特點與結(jié)構(gòu)特點

焦炭塔的工藝特點是間歇生產(chǎn)，操作順序固定，時間概念性強，溫度壓力隨生產(chǎn)周期性變化，溫度變化曲線見圖1所示。各個循環(huán)周期必將經(jīng)歷常溫加熱到最高操作溫度，由于生焦周期短，故溫度變化速度快[1]；原料在焦炭塔中發(fā)生裂解、縮合反應(yīng)，生成的焦炭也儲存在塔內(nèi)，操作不當會影響后部系統(tǒng)的運行。在生焦和除焦過程中塔體溫度變化不同。前者溫度基本不變，后者溫度由低到高變化[2]，這一過程也導致焦炭塔及其相關(guān)系統(tǒng)的設(shè)計有些復雜。

焦炭塔的結(jié)構(gòu)特點是體型高，長徑比大，載荷重。焦炭塔由中間部位的直立圓柱殼及上部的球形或橢圓形封頭和下部的錐形封頭組成，屬于薄壁壓力容器。

圖１ 焦炭塔塔內(nèi)溫度變化曲線Fig.1 The temperature change in coke tower

直徑范圍通常為4.6～9.8 m，高約25～40 m，由多段筒節(jié)焊接而成。在頂部有直徑為φ600～φ 1500的盲板法蘭（即鉆焦口），底部有φ1600～φ 2000的盲板法蘭（即卸焦口），該盲板法蘭上有φ 150～φ300的渣油入口接管[3]。裙座位于連接殼體與錐體的焊縫區(qū)域，用來支撐塔體。通常焦炭塔是用碳鋼、C-1/2Mo、1Cr-1/2Mo、1 1/4Cr-1/2Mo和2 1/4Cr-1.0Mo鋼制造，其壁厚通常在14～42 mm之間。由于其工藝特點，最近幾年我國焦炭塔在運行中發(fā)現(xiàn)了許多問題，例如塔體鼓凸變形以及裙座角焊縫、塔體環(huán)焊縫和堵焦閥接管部位出現(xiàn)裂紋等，其中裙座焊縫開裂現(xiàn)象最為嚴重[4]。

2 模型簡化及有限元模型的建立

2.1 模型的簡化

焦炭塔結(jié)構(gòu)復雜，體積龐大，為了便于計算需要對其結(jié)構(gòu)進行相應(yīng)的簡化。

（1）焦炭塔是圓筒形結(jié)構(gòu)，對稱性強，故只對其1/4結(jié)構(gòu)進行有限元分析；

（2）查閱資料得知，筒體上的縱焊縫幾乎不影響塔體的變形，忽略縱焊縫的影響；

（3）本文主要研究焦炭塔整個塔體的變形情況，由于塔體上的開孔接管只影響其附近處的應(yīng)力應(yīng)變情況，故將其忽略。

2.2 模型建立及網(wǎng)格劃分

根據(jù)以上簡化，利用ABAQUS，通過繪制草圖然后旋轉(zhuǎn)成形的方式建立焦炭塔模型。焦炭塔的幾何模型如圖2所示。

焊縫和裙座連接處采用實體單元，對模型進行六面體網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法和掃掠網(wǎng)格劃分的進階算法相結(jié)合的方法[5]。

2.3 模擬計算方法與邊界條件

焦炭塔所受的應(yīng)力主要由溫度造成，且應(yīng)力狀態(tài)并不影響求解過程，即應(yīng)力取決于溫度，而溫度變化不取決于位移，這符合順序耦合的適用條件。

圖2 焦炭塔幾何模型Fig.2 Geometric model of the coke tower

對于以上建立的模型，需要施加合適的邊界條件以準確進行焦炭塔工作過程的仿真。邊界條件的施加，主要包括兩個方面：幾何邊界條件及熱邊界條件。準確的幾何邊界條件應(yīng)能夠約束模型的平動及轉(zhuǎn)動自由度，以防止出現(xiàn)不確定的剛體位移；而熱邊界條件則應(yīng)盡可能的接近于實際情況，力求正確反映焦炭塔及保溫層的溫度變化情況。具體方法不加以贅述。

3 模擬結(jié)果的分析

3.1 溫度場分析結(jié)果

利用5個瞬態(tài)分析步分析了焦炭塔從新塔準備直至老塔處理五個階段的溫度場分布。利用ABAQUS的二次開發(fā)功能，通過定義子程序較為真實的模擬了焦炭塔及其保溫層在生產(chǎn)周期內(nèi)的溫度場變化。由計算結(jié)果可知，在焦炭塔的整個工作過程之中因金屬具有良好的導熱性能其徑向溫差不大，溫差范圍在1～4 ℃。

焦炭塔的軸向溫差與徑向溫差不同，在不同的工作階段軸向溫差差值很大，在蒸汽預熱階段塔體軸向溫度分布均勻，溫差保持在 10 ℃左右，生焦階段與此相同。但在油氣預熱階段，在塔的頂部通入高溫油氣，由塔底離開，這會加大焦炭塔的軸向溫差，塔頂溫度比塔底溫度高，最大差值接近 51℃。吹汽階段的進氣方式與其相反，蒸汽從塔底進入塔頂離開，軸向溫差為18 ℃。

水冷階段不同于其他階段，具有強烈的對流換熱，故將計算結(jié)果列出。結(jié)果如圖3所示。

不同時刻焦炭塔的溫度場分布也不同。隨著冷焦水的上升，焦炭塔沿軸向方向與冷焦水接觸的高度也增大。在焦炭塔與冷焦水接觸的部位，存在較強的對流換熱，而尚未接觸到冷焦水的塔體，則僅存在與塔內(nèi)空氣或焦炭的微弱的熱傳導。這將導致與冷焦水接觸的塔體溫度會迅速下降，尚未接觸的塔體部分溫度基本不變或者略有降低。因此，會有明顯的溫度梯度出現(xiàn)在冷焦水界面附近，，并且隨著冷焦水的上升而上升[6～10]。本文的模擬，準確的反映了這一現(xiàn)象。

圖3 焦炭塔在水冷階段不同時期的溫度場分布Fig.3 Temperature contour of coke tower at different moment of water cooling

由分析結(jié)果顯示，圖4與圖5為焦炭塔外壁溫度模擬計算結(jié)果與實測溫度的對比。

可以看出，模擬結(jié)果與實測結(jié)果基本吻合，能夠正確反映焦炭塔的溫度變化，為焦炭塔的熱應(yīng)力分析奠定了良好基礎(chǔ)。

圖4 完整計算結(jié)果Fig.4 Simulated result

圖5 實測結(jié)果[11]Fig.5 Measured results

3.2 應(yīng)力分析結(jié)果

應(yīng)用5個一般靜態(tài)分析步，通過讀入上節(jié)求得的溫度場，對焦炭塔進行了不同階段的熱應(yīng)力分析。蒸汽預熱階段，最大應(yīng)力出現(xiàn)在裙座部位，最大值為183.6 MPa。焊縫連接處的應(yīng)力要高于筒節(jié)上的應(yīng)力，焊縫處的應(yīng)力在80～105 MPa之間，筒節(jié)上應(yīng)力在45～55 MPa之間。焊縫處的應(yīng)力較大是由于焊縫材料與筒節(jié)材料的線脹系數(shù)不同從而在連接處產(chǎn)生不協(xié)調(diào)變形導致的。油氣預熱及生焦階段的應(yīng)力分布類似于第一階段，最大應(yīng)力均出現(xiàn)在裙座部位，最大值分別為242.7和250.4 MPa。焊縫處的應(yīng)力均大于筒節(jié)部位的應(yīng)力。油氣預熱階段，焊縫處的應(yīng)力在85～115 MPa之間，筒節(jié)上的應(yīng)力在50～65 MPa之間；生焦階段，焊縫應(yīng)力在150～170 MPa之間，筒節(jié)上的應(yīng)力在50～70 MPa之間。吹汽階段的最大應(yīng)力也出現(xiàn)在裙座部位，最大值為123 MPa。但與上兩個階段相反，焊縫處的應(yīng)力低于筒節(jié)上的應(yīng)力，這是由于有溫度產(chǎn)生的變形與由內(nèi)壓產(chǎn)生的變形想抵消導致的，焊縫處的應(yīng)力在30～60 MPa之間，筒節(jié)上的應(yīng)力在50～70 MPa之間。水冷結(jié)束時的應(yīng)力分布與吹汽階段類似，最大應(yīng)力出現(xiàn)在裙座部位，最大值為299.1 MPa。但水冷過程中，隨著冷焦水的上升，會存在一個隨冷焦水界面不斷上升的高應(yīng)力截面，最大應(yīng)力達400.4 MPa，超過了材料的屈服應(yīng)力，使得焦炭塔產(chǎn)生局部塑性形變。在此條件下經(jīng)過反復循環(huán)，將導致“熱應(yīng)力棘輪”現(xiàn)象的發(fā)生，塑性變形經(jīng)過不斷積累，最終造成焦炭塔的鼓脹現(xiàn)象。

圖6為冷焦階段4 000 s時的應(yīng)力圖。

圖6 4 000 s時的應(yīng)力分布Fig.6 Mises stress contour at 4 000 s

圖7 4 000 s等效塑性應(yīng)變Fig.7 The PEEQ contour at 4 000 s

可見，塔體可由某個截面分為兩部分，截面以下為接觸冷焦水部分，截面以上為未接觸冷焦水部分。下半部分筒體由于冷卻較快，直徑減小，而上半部分由于溫度較高還保持著較大直徑。截面附近形變量的差異直接造成了兩部分接觸的截面處出現(xiàn)很大應(yīng)力，最大應(yīng)力為400.4 MPa。由于這時的綜合應(yīng)力超過了材料的屈服強度，塔體局部會產(chǎn)生塑性變形，圖7為模型的等效塑性應(yīng)變云圖?！盁釕?yīng)力棘輪”現(xiàn)象就是在這種條件下經(jīng)過反復循環(huán)出現(xiàn)的，這也是焦炭塔鼓脹變形的主要原因[5]。

綜合上述分析知，五個階段的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在裙座部位，這也解釋了裙座開裂是焦炭塔最常見的缺陷形式這一現(xiàn)象。蒸汽預熱、油氣預熱、生焦、吹汽等階段筒體部位并未產(chǎn)生太大的應(yīng)力，材料沒有出現(xiàn)屈服現(xiàn)象。但水冷階段，由于塔體溫度變化較快，出現(xiàn)了局部的塑性變形。塑性變形經(jīng)過反復循環(huán)的積累，會造成焦炭塔的鼓脹變形。

4 結(jié) 論

（1）焦炭塔整個工作過程中徑向溫差變化不大，對于軸向溫度梯度，除蒸汽預熱階段與生焦階段外，其它各階段都存在較大的溫度梯度。

（2）除吹汽階段外，焊縫處的應(yīng)力都高于筒節(jié)上的應(yīng)力，這是由于焊縫材料與筒節(jié)材料的線脹系數(shù)不同從而在連接處產(chǎn)生不協(xié)調(diào)變形導致焊縫處的應(yīng)力較大。但在吹起階段，溫度產(chǎn)生的變形與由內(nèi)壓產(chǎn)生的變形想抵消導致焊縫處的應(yīng)力低于筒節(jié)上的應(yīng)力。

（3）在水冷階段，隨著冷焦水的上升，會存在一個隨冷焦水界面不斷上升的高應(yīng)力截面，最大應(yīng)力達400.4 MPa，超過了材料的屈服應(yīng)力，使得焦炭塔產(chǎn)生局部塑性變形?！盁釕?yīng)力棘輪”現(xiàn)象就是在這種條件下經(jīng)過反復循環(huán)出現(xiàn)的，塑性變形經(jīng)過不斷積累，最終造成焦炭塔的鼓脹現(xiàn)象。

［1］張義飛. 焦炭塔運行數(shù)值模擬分析[D]. 大連理工大學,2010.

［2］彭蕾. 焦炭塔裙座角焊縫開裂失效分析與處理[J]. 石油化工設(shè)備技術(shù),2007,28(5)∶54-55.

［3］麥偉. 自動頂蓋機在焦炭塔的應(yīng)用與維護[J]. 化學工程與裝備,2011(6)∶77-79.

［4］鄧肖明,蔡業(yè)彬. 在役焦炭塔的安全檢驗及綜合評定[J]. 廣東石油化工高等專科學校學報,2000(4)∶31-37.

［5］ 邢玲,謝騰騰,黃毓秀,呂慶歡,呂玉林,魏筱婷,張富. 焦炭塔工作過程仿真計算[J]. 石油化工設(shè)備,2016,S(1)∶1-6.

［6］王正,游進,王磊,等. 焦炭塔瞬態(tài)傳熱過程的數(shù)值模擬及應(yīng)力特性分析[J]. 壓力容器,2005(10)∶26-30.

［7］寧志華,劉人懷. 焦炭塔瞬態(tài)溫度場的分析[J]. 應(yīng)用數(shù)學和力學,2010(3)∶273-284.

［8］陳孫藝. 焦炭塔的變化溫度場及其應(yīng)力分析[J]. 石油化工設(shè)備,1996(5)∶11-16.

［9］宋曉江,王春生,宣培傳,等. 焦炭塔溫度場及熱應(yīng)力場的有限元計算[J]. 石油化工設(shè)備,2007(2)∶28-32.

［10］陳孫藝. 焦炭塔的三維溫度場及其應(yīng)力分析[J]. 石油化工設(shè)備技術(shù),1997(1)∶9-14.

［11］ 劉敏. 非穩(wěn)態(tài)過程焦炭塔壁溫變化規(guī)律的數(shù)值模擬[D]. 中國石油大學,2009.

Analysis on the Stress and Strain of Coke Tower

ZHAO Zhi-yang1,LUAN Jiang-feng1,XIE Teng-teng1,CUI Ming-ji2

（1. School of Mechanical Engineering,Liaoning Shihua University,Liaoning Fushun 113001, China;2. Fushun Yuanhong Petrochemical Equipment Technology Development Co.,Ltd., Liaoning Fushun 113008, China）

TQ 018

A

1671-0460（2017）09-1909-04

2016-08-09

趙志陽（1990-），男，吉林省集安市人，碩士研究生，2017年畢業(yè)于遼寧石油化工大學化工過程機械專業(yè)，研究方向：壓力容器與結(jié)構(gòu)完整性技術(shù)。E-mail：635109982@qq.com。

欒江峰（1974-），男，副教授，博士學位，研究方向: 化工過程機械。E-mail：ljfdd2001@126.com。