唐夏燾 葉宇峰 項(xiàng) 智 蔡剛毅 宋宇軒

（1.浙江省特種設(shè)備科學(xué)研究院 浙江省特種設(shè)備安全檢測技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；2.浙江工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院）

焦化塔是將減壓后的渣油加工成輕質(zhì)燃油，并同時(shí)得到石油焦的一種裝置。 石化物料在加熱爐中被加熱到500 ℃左右后，輸送到焦化塔進(jìn)行焦化反應(yīng)。 作為焦化工藝中的核心設(shè)備——焦化塔是煉油廠所有壓力容器中使用環(huán)境最惡劣的設(shè)備之一。焦化過程中，焦炭塔要完成周期性的工作，需要反復(fù)冷卻和加熱，所受載荷也反復(fù)變化，同時(shí)還要承受高壓水沖擊等苛刻的工況條件，這就導(dǎo)致焦炭塔在使用一段時(shí)間后會出現(xiàn)塔體腐蝕、變形和鼓包，甚至有焊縫開裂、塔體傾斜等情況［1，2］。

目前，認(rèn)為焦炭塔鼓脹變形和開裂的主要原因是在初始預(yù)熱和急冷階段存在嚴(yán)重的熱梯度，導(dǎo)致產(chǎn)生超過屈服極限的熱應(yīng)力，引起塑性變形和淺裂紋萌生，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，兩項(xiàng)缺陷加強(qiáng)為鼓脹和開裂［3，4］。另外，冷焦過程中，液面逐漸上升，與塔壁相交圓周處的應(yīng)力發(fā)生迅速升高與回落，由此產(chǎn)生的溫差應(yīng)力是導(dǎo)致塔體殘余應(yīng)力和鼓包變形的主要因素［5，6］。 因此，如何提高焦化塔的完整性和可靠性一直是個(gè)難題。 筆者按ASME—2015鍋爐與壓力容器規(guī)范計(jì)算焦化塔的極限載荷，又根據(jù)API 579—2016維護(hù)適應(yīng)性評價(jià)準(zhǔn)則校核焦化塔的整體不圓度，判斷該設(shè)備能否滿足操作工況下的要求。

1 焦化塔概況

焦化塔的主要技術(shù)參數(shù)如下：

介質(zhì) 油氣

設(shè)計(jì)壓力 350 kPa

設(shè)計(jì)溫度 430 ℃

工作壓力 100 kPa

工作溫度 104 ℃（塔頂）/415 ℃（塔底）

耐壓試驗(yàn)壓力 813 kPa

承壓元件材料 Q345R+S11306（襯里）

焦化塔塔體內(nèi)徑為6 400 mm，上筒體公稱厚度為18.0 mm+3.0 mm（襯里），缺陷最薄處的厚度20.9 mm。 缺陷位置如圖1所示， 橫縫是塔體頂部第2道環(huán)焊縫，A1、A2焊縫對稱位于吊耳處，1#～3#鼓包缺陷均在其附近，內(nèi)壁上的鼓包呈非規(guī)則橢圓形（圖2），具體尺寸見表1。

表1 缺陷尺寸參數(shù) mm

圖1 缺陷位置示意圖

圖2 缺陷現(xiàn)場照片

2 有限元模型

采用ANSYS軟件，對焦化塔進(jìn)行極限載荷分析。 將3個(gè)鼓包的形狀都簡化為橢圓形，根據(jù)其分布形式劃分為兩種結(jié)構(gòu) （含1#鼓包缺陷和含2#、3#兩個(gè)相近的鼓包缺陷）分別進(jìn)行分析，由此建立局部結(jié)構(gòu)的有限元模型和網(wǎng)格模型（圖3、4）。

圖3 含1#鼓包缺陷的設(shè)備局部結(jié)構(gòu)模型

圖4 含2#、3#鼓包缺陷的設(shè)備局部結(jié)構(gòu)模型

其中，三維實(shí)體模型采用SOLID95單元（20節(jié)點(diǎn)），上法蘭模型包括的單元數(shù)為105 105個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)量529 928個(gè)；邊界條件為模型下部截面施加全約束，模型內(nèi)表面施加內(nèi)壓。

3 極限載荷計(jì)算結(jié)果分析

有限元計(jì)算模型材料屬性采用理想彈塑性材料，Q345R在設(shè)計(jì)溫度430 ℃下的許用應(yīng)力Sm取值為93 MPa。 按照ASME鍋爐與壓力容器規(guī)范［7］進(jìn)行焦化塔結(jié)構(gòu)的極限載荷分析，材料的屈服極限應(yīng)為1.5Sm，即140 MPa，取結(jié)構(gòu)失效時(shí)應(yīng)變最大處的106998#節(jié)點(diǎn)為考察點(diǎn)， 在不同的子步下，該節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變與內(nèi)壓的關(guān)系如圖5所示，升壓至277 kPa后，有限元計(jì)算不再收斂，故極限載荷為277 kPa，此時(shí)觀察點(diǎn)的應(yīng)變?yōu)?.016 7。

圖5 106998#節(jié)點(diǎn)應(yīng)變與內(nèi)壓的關(guān)系

在極限載荷277 kPa下，提取塔體兩處缺陷的SEQV應(yīng)力云圖（圖6）。

圖6 塔體兩處缺陷的SEQV應(yīng)力云圖

由圖6可看出：1#鼓包的應(yīng)力主要集中在缺陷上下兩端且上下對稱， 而最大應(yīng)力位于上端附近，左右兩側(cè)的應(yīng)力較小；兩個(gè)相近缺陷（2#和3#鼓包） 的應(yīng)力覆蓋兩個(gè)缺陷及其之間的部位，呈蝴蝶狀，左右對稱，最大應(yīng)力位于兩個(gè)缺陷之間的部位。

在極限載荷277 kPa下，提取塔體兩處缺陷的應(yīng)變云圖（圖7）。由圖7可看出：1#鼓包的應(yīng)變分布與其應(yīng)力分布基本對應(yīng)，即主要集中在缺陷上下兩端且上下對稱，而最大應(yīng)變發(fā)生在缺陷上端附近，左右兩側(cè)的應(yīng)變幾乎為零；兩個(gè)相近的缺陷（2#和3#鼓包）的應(yīng)變主要集中在兩個(gè)缺陷的邊緣及其之間的部位，左右基本對稱，最大應(yīng)變發(fā)生在右側(cè)缺陷的中心部位。

圖7 塔體兩處缺陷的應(yīng)變云圖

4 整體不圓度的極限承載能力分析

根據(jù)API 579-1—2016 維護(hù)適應(yīng)性評價(jià)準(zhǔn)則［8］對焦化塔圓筒形殼體的整體不圓度進(jìn)行評定， 在殼體產(chǎn)生損傷后的剩余強(qiáng)度因子RSF應(yīng)該大于標(biāo)準(zhǔn)推薦值0.9。

式中 Hf——形狀偏差應(yīng)力系數(shù)；

Rb、Rbs——偏移量系數(shù)；

Sm——設(shè)計(jì)溫度下許用應(yīng)力；

σm——設(shè)備的薄膜應(yīng)力；

σms——附加載荷。

剩余強(qiáng)度因子RSF先取0.9（推薦值），附加載荷σms=0、Hf=3.0、Rb=5.31，反推設(shè)備的薄膜應(yīng)力σm為41.3 MPa。

根據(jù)API 579-1—2016附錄A中的薄膜應(yīng)力計(jì)算方法可知：

式中 E——焊縫系數(shù)；

Rc——標(biāo)準(zhǔn)半徑；

tc——構(gòu)件現(xiàn)有壁厚；

tci——構(gòu)件過渡厚度。

焊縫系數(shù)E取0.7、Rc=3225 mm、tc=20.9 mm，tci=4.1 mm，反推該設(shè)備的極限載荷P=222 kPa。

5 結(jié)論

5.1 按照ASME—2015鍋爐與壓力容器規(guī)范進(jìn)行分析， 得到焦化塔結(jié)構(gòu)的極限載荷為277 kPa。根據(jù)API 579-1—2016維護(hù)適應(yīng)性評價(jià)準(zhǔn)則對焦化塔圓筒形殼體的整體不圓度進(jìn)行評定，得到該設(shè)備的極限載荷為222 kPa。

5.2 通過ANSYS分析，單獨(dú)鼓包缺陷（1#鼓包）的應(yīng)力、應(yīng)變主要集中在缺陷上下兩端，最大值均位于缺陷上端附近。 兩個(gè)相近的鼓包缺陷（2#和3#鼓包）的應(yīng)力覆蓋整個(gè)缺陷以及兩缺陷之間的部位，最大應(yīng)力位于兩個(gè)缺陷之間的部位，發(fā)生應(yīng)變的部位主要在兩個(gè)缺陷的邊緣及其之間，最大應(yīng)變發(fā)生在右側(cè)缺陷的中心部位。

5.3 兩種方法得到的極限載荷相差不多，都未超過設(shè)計(jì)壓力350 kPa， 能滿足工作壓力100 kPa的工況要求，但整體不圓度評定結(jié)果相對保守。