焦炭塔熱應力分析計算

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. 撫順遠宏石化設備科技開發制造有限公司，遼寧 撫順 113008）

焦炭塔熱應力分析計算

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. 撫順遠宏石化設備科技開發制造有限公司，遼寧 撫順 113008）

利用ABAQUS軟件模擬出了焦炭塔工作周期內的溫度變化、應力變化。采用順序耦合的方法分析焦炭塔所受的熱應力。分析從新塔準備直至老塔處理，其中共包括５個工作階段。結果顯示，幾個階段的溫度場分布對應力結果有顯著影響。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，最大應力出現在裙座部位，分別為183.6、242.7、250.4 MPa，且焊縫處應力大于筒體。吹汽階段塔體溫度下降，焊縫處應力小于筒體應力。水冷階段的應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力截面，其中最大應力可達400.4 MPa，已超過了材料的屈服極限，導致筒體出現了局部塑性變形。經反復循環，會引發“熱應力棘輪”現象，由于塑性變形的不斷積累，故造成焦炭塔的鼓脹現象。

焦炭塔；溫度；熱應力；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，被廣泛應用在重質油的加工中，同時也是提高煉油廠輕質油收率的重要手段。作為延遲焦化裝置中核心設備的焦炭塔，向大型化發展是其必然趨勢。焦炭塔是典型的高應力低周循環的壓力容器，操作工藝嚴格，具有很長的循環周期，并且循環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安全的運行，才能使整個焦化裝置連續生產。

1 焦炭塔的工藝特點與結構特點

焦炭塔的工藝特點是間歇生產，操作順序固定，時間概念性強，溫度壓力隨生產周期性變化，溫度變化曲線見圖1所示。各個循環周期必將經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]；原料在焦炭塔中發生裂解、縮合反應，生成的焦炭也儲存在塔內，操作不當會影響后部系統的運行。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系統的設計有些復雜。

焦炭塔的結構特點是體型高，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現了許多問題，例如塔體鼓凸變形以及裙座角焊縫、塔體環焊縫和堵焦閥接管部位出現裂紋等，其中裙座焊縫開裂現象最為嚴重[4]。

2 模型簡化及有限元模型的建立

2.1 模型的簡化

焦炭塔結構復雜，體積龐大，為了便于計算需要對其結構進行相應的簡化。

（1）焦炭塔是圓筒形結構，對稱性強，故只對其1/4結構進行有限元分析；

（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力應變情況，故將其忽略。

2.2 模型建立及網格劃分

根據以上簡化，利用ABAQUS，通過繪制草圖然后旋轉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格劃分采用結構化網格劃分方法和掃掠網格劃分的進階算法相結合的方法[5]。

2.3 模擬計算方法與邊界條件

焦炭塔所受的應力主要由溫度造成，且應力狀態并不影響求解過程，即應力取決于溫度，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能夠約束模型的平動及轉動自由度，以防止出現不確定的剛體位移；而熱邊界條件則應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 模擬結果的分析

3.1 溫度場分析結果

利用5個瞬態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周期內的溫度場變化。由計算結果可知，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，故將計算結果列出。結果如圖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

由分析結果顯示，圖4與圖5為焦炭塔外壁溫度模擬計算結果與實測溫度的對比。

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

圖4 完整計算結果Fig.4 Simulated result

圖5 實測結果[11]Fig.5 Measured results

3.2 應力分析結果

應用5個一般靜態分析步，通過讀入上節求得的溫度場，對焦炭塔進行了不同階段的熱應力分析。蒸汽預熱階段，最大應力出現在裙座部位，最大值為183.6 MPa。焊縫連接處的應力要高于筒節上的應力，焊縫處的應力在80～105 MPa之間，筒節上應力在45～55 MPa之間。焊縫處的應力較大是由于焊縫材料與筒節材料的線脹系數不同從而在連接處產生不協調變形導致的。油氣預熱及生焦階段的應力分布類似于第一階段，最大應力均出現在裙座部位，最大值分別為242.7和250.4 MPa。焊縫處的應力均大于筒節部位的應力。油氣預熱階段，焊縫處的應力在85～115 MPa之間，筒節上的應力在50～65 MPa之間；生焦階段，焊縫應力在150～170 MPa之間，筒節上的應力在50～70 MPa之間。吹汽階段的最大應力也出現在裙座部位，最大值為123 MPa。但與上兩個階段相反，焊縫處的應力低于筒節上的應力，這是由于有溫度產生的變形與由內壓產生的變形想抵消導致的，焊縫處的應力在30～60 MPa之間，筒節上的應力在50～70 MPa之間。水冷結束時的應力分布與吹汽階段類似，最大應力出現在裙座部位，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力截面，最大應力達400.4 MPa，超過了材料的屈服應力，使得焦炭塔產生局部塑性形變。在此條件下經過反復循環，將導致“熱應力棘輪”現象的發生，塑性變形經過不斷積累，最終造成焦炭塔的鼓脹現象。

圖6為冷焦階段4 000 s時的應力圖。

圖6 4 000 s時的應力分布Fig.6 Mises stress contour at 4 000 s

圖7 4 000 s等效塑性應變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很大應力，最大應力為400.4 MPa。由于這時的綜合應力超過了材料的屈服強度，塔體局部會產生塑性變形，圖7為模型的等效塑性應變云圖?！盁釕啞爆F象就是在這種條件下經過反復循環出現的，這也是焦炭塔鼓脹變形的主要原因[5]。

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

4 結 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，焊縫處的應力都高于筒節上的應力，這是由于焊縫材料與筒節材料的線脹系數不同從而在連接處產生不協調變形導致焊縫處的應力較大。但在吹起階段，溫度產生的變形與由內壓產生的變形想抵消導致焊縫處的應力低于筒節上的應力。

（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力截面，最大應力達400.4 MPa，超過了材料的屈服應力，使得焦炭塔產生局部塑性變形?！盁釕啞爆F象就是在這種條件下經過反復循環出現的，塑性變形經過不斷積累，最終造成焦炭塔的鼓脹現象。

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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年畢業于遼寧石油化工大學化工過程機械專業，研究方向：壓力容器與結構完整性技術。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。