延遲焦化裝置焦炭塔安全評估與剩余壽命預測方法

張伯君 業(yè) 成 章彬斌 周昌玉 梁 斌 崔 強.南京鍋爐壓力容器檢驗研究院 .南京工業(yè)大學

延遲焦化裝置焦炭塔安全評估與剩余壽命預測方法

張伯君1,2業(yè) 成1章彬斌1周昌玉2梁 斌1崔 強1
1.南京鍋爐壓力容器檢驗研究院 2.南京工業(yè)大學

延遲焦化裝置中的焦炭塔長期受到溫差和機械載荷的共同作用，在這些交變載荷的作用下，焦炭塔體中部易產(chǎn)生鼓脹變形，裙座角焊縫也容易萌生裂紋。因此，如何評估焦炭塔的安全性，并對其疲勞壽命進行預測一直是工程界和學術(shù)界的研究難點。運用有限元技術(shù)，針對焦炭塔容易產(chǎn)生失效的兩個部位，分別位于塔體中部鼓脹位置和塔體下部裙座焊接接頭位置進行風險評估，得到整個周期內(nèi)焦炭塔出現(xiàn)最大應(yīng)力的危險時間點，再運用ASME VIII-2中相關(guān)技術(shù)校核危險部位的安定性，最后運用Manson-Coffin公式和S-N曲線方法分別預測焦炭塔的剩余壽命。方法的建立為煉油裝置中類似設(shè)備的風險評估和壽命預測工作提供了技術(shù)支撐。

有限單元法 延遲焦化 焦炭塔 安全評估 壽命預測

重油加工是當今世界煉油業(yè)發(fā)展的重要工藝之一，延遲焦化作為一種主要的重油加工技術(shù)在煉油工業(yè)中占有重要的地位。焦炭塔又稱焦化塔或熱裂化反應(yīng)器，它能把價值低的高硫高瀝青質(zhì)渣油轉(zhuǎn)化為價值高的輕組分油，兼具生焦功能，是延遲焦化裝置的核心設(shè)備之一[1-2]。焦炭塔在正常運行中承受劇烈的溫度變化波動，同時還受到塔體自身重力、操作內(nèi)壓、風載荷以及除焦等工序產(chǎn)生的載荷影響，運行條件惡劣[3-4]。因此，對遭受復雜載荷的焦炭塔進行受力分析，研究設(shè)備運行周期內(nèi)的危險時間點和位置，對于提高企業(yè)的安全生產(chǎn)能力，把握設(shè)備的風險水平尤為重要。

焦炭塔在正常操作過程中易發(fā)生失效的部位有3處：①塔體上部的高溫硫腐蝕；②塔體中部由于材料高溫蠕變及溫差應(yīng)力引起的不均勻鼓脹變形；③塔底裙座角焊縫處開裂，其中后兩者是研究焦點。截至目前，已有眾多學者對焦炭塔在長時間循環(huán)載荷作用下的安全性開展了研究。王正等[5-6]將焦炭塔的操作過程細分為預熱、進油生焦、蒸汽冷卻和水冷卻4個階段，依次計算設(shè)備的溫度場和結(jié)構(gòu)場。但是有限元模型建立時，使用的材料參數(shù)選取了未服役的新材料，導致計算結(jié)果應(yīng)力值偏大，預熱結(jié)束時塔體已經(jīng)發(fā)生了屈服，結(jié)果值得商榷。李國成等[7-8]和Chen[9]也通過有限元分析，采用瞬態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合技術(shù)，研究了焦炭塔在單個循環(huán)周期內(nèi)的溫度場和結(jié)構(gòu)場應(yīng)力應(yīng)變分布，并校核了設(shè)備的安定性。但是,由于有限元計算安定性分析仍然采用了線彈性力學模型判據(jù)，名義應(yīng)力不超過兩倍屈服強度，安全余量留的較大，也無法分析經(jīng)過多個循環(huán)周期后焦炭塔的應(yīng)力應(yīng)變水平。劉仁懷等[10-11]通過現(xiàn)場數(shù)據(jù)整理分析，探討了服役多年后焦炭塔的塔體鼓脹和裙座開裂變形機理。雖然提出對于服役了多年的焦炭塔設(shè)備材料，不可避免地會產(chǎn)生材料裂化，但是并沒有結(jié)合計算結(jié)果給出一套可行的設(shè)備剩余壽命評估方法。Wang[12]研究了初始生焦階段，溫度梯度對材料和生焦效率的影響，并給出了最優(yōu)生焦的流量和溫度等工藝參數(shù)。但是對于溫度梯度最大的水冷階段，其分析得到的結(jié)果并不充分。

截至目前，我國許多焦炭塔的服役周期都已經(jīng)超過了20年，這些超期服役的設(shè)備經(jīng)過多年的運行，不可避免地會出現(xiàn)材料裂化，導致設(shè)備運行的風險性顯著增加[13]。目前還沒有建立起一套完整合理的評價體系對這些在役設(shè)備的風險進行評估。

因此，本研究通過有限元技術(shù)，建立一套合理的焦炭塔安全評估與剩余壽命預測方法，針對焦炭塔容易產(chǎn)生失效的兩個部位(分別位于塔體中部鼓脹位置和塔體下部裙座位置)進行風險評估，運用ASME VIII-2《壓力容器建造另一規(guī)則》中的技術(shù)，校核該部位的安定性，最后運用Manson-Coffin公式和JB 4732-1995《鋼制壓力容器分析設(shè)計標準》中S-N曲線方法分別預測焦炭塔的剩余壽命，并對兩種方法進行了對比。

1 有限元模型

1.1 幾何尺寸與網(wǎng)格模型

本次有限元分析時選取某企業(yè)焦炭塔的幾何尺寸如圖1所示。焦炭塔上段筒體壁厚28 mm，下段筒體壁厚32 mm。考慮到筒體鼓脹變形主要出現(xiàn)在中下段筒節(jié)處，所以筒體的環(huán)焊縫數(shù)量僅考慮下段(t=32 mm) 長13 500 mm筒節(jié)上的8道環(huán)焊縫。此外，由于焦炭塔與裙座連接處的角焊縫易出現(xiàn)裂紋，分析過程中也應(yīng)當予以重點考慮。有限元的分析模型如圖2所示，考慮到焦炭塔的對稱特性，采用沿軸向1/8進行建模。有限元模型共計節(jié)點44 493個，單元20 372個。有限元計算中熱結(jié)構(gòu)耦合采用序貫耦合方式進行，即先計算溫度場，再將溫度模型轉(zhuǎn)為結(jié)構(gòu)模型，將壓力邊界與溫度場結(jié)果同時加載，計算得到焦炭塔各位置處的應(yīng)力應(yīng)變分布。焦炭塔網(wǎng)格采用8節(jié)點一階單元Solid70/Solid185進行劃分，并對焊縫處的網(wǎng)格進行加密。

本次有限元模擬將針對一個完整周期內(nèi)焦炭塔的應(yīng)力應(yīng)變水平變化進行分析。焦炭塔一個工作周期包括：蒸汽預熱、油氣預熱、進油生焦、小吹氣、大吹氣、小給水、大給水、放水、除焦等以上幾個工序。按照其工作過程可簡單概括為4個工況：預熱階段、進油生焦階段、蒸汽冷卻階段和水冷階段。

1.2 邊界條件加載

溫度場計算時分析采用第三類熱邊界條件計算焦炭塔的塔體溫度分布，即給定焦炭塔頂部和底部溫度邊界，以及壁面對流換熱系數(shù)。其中，焦炭塔頂部和底部在一個循環(huán)周期內(nèi)的溫度變化曲線參考實際生產(chǎn)過程中某企業(yè)焦炭塔進出口溫度實際值，簡化后如圖3所示。本次模擬的焦炭塔生產(chǎn)周期為36 h，其中6 h為放空時間。

結(jié)構(gòu)應(yīng)力場分析時，預熱階段耦合場模擬采用無焦炭的有限元模型；進油生焦、蒸汽冷卻及水冷階段均采用含焦炭的有限元模型。整個分析過程對焦炭塔施加重力載荷、隨時間變化的溫度體載荷,以及塔體內(nèi)邊界施加設(shè)計壓力0.3 MPa；此外,在模型的對稱面上施加對稱約束；裙座底部施加高度方向位移約束。需注意的是，在水冷階段應(yīng)當附加液位高度產(chǎn)生的液柱靜壓力。

1.3 材料物性參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場試樣切割后的金相分析和拉伸試驗結(jié)果表明，某服役20年后的焦炭塔母材出現(xiàn)珠光體球化現(xiàn)象，力學強度性能比原出廠時新材料有所下降，但仍高于GB 150-2011《壓力容器》的下限值[14]，考慮到今后繼續(xù)服役時材料性能可能繼續(xù)下降，出于安全考慮，本次取GB 150-2011中的下限值進行有限元分析。分析過程中考慮到的材料包括：塔體和裙座材料Q245R，焊縫材料和焦炭。各材料隨溫度變化的物性參數(shù)見表1～表3。

表1 焦炭塔塔體和裙座材料Q245R物性參數(shù)Table1 Mechanicalpropertiesofcokedrumbodyandskirts溫度/℃20100200300400500密度/(t·mm-3)7.87×10-9比熱/(mm2·s-2·℃-1)4.6939×1084.6761×1084.7438×1084.9115×1085.1968×1085.5469×108導熱系數(shù)/(N·s-1·K-1)51.35949.85547.61544.97541.93530.955彈性模量/GPa193.26193.63190.02181.89169.24152.07泊松比0.2830.2850.2870.2880.2890.289熱脹系數(shù)/(mm·℃-1)1.1015×10-51.1557×10-51.2235×10-51.2912×10-51.3589×10-51.4266×10-5屈服強度/MPa235210186153129115切變模量/(N·mm-2)814008000076500745007110067300

表2 焦炭塔焊縫材料物性參數(shù)Table2 Mechanicalpropertiesofweldingjointsonthecokedrum溫度/℃20100200300400500密度/(t·mm-3)7.85×10-9比熱/(mm2·s-2·℃-1)-4.18×1084.69×1085.03×1085.36×1085.69×108導熱系數(shù)/(N·s-1·K-1)51.3250.7048.6045.5042.3040.60彈性模量/GPa209.05206.10197.00191.80183.00174.00泊松比0.2830.2850.2870.2880.2890.289熱脹系數(shù)/(mm·℃-1)1.0233×10-51.0766×10-51.1432×10-51.2098×10-51.2764×10-51.3431×10-5屈服強度/MPa280240222184149125切變模量/(N·mm-2)831008180078900762007280068800

表3 焦炭材料物性參數(shù)Table3 Mechanicalpropertiesofcokes溫度/℃20100200300400500密度/(t·mm-3)8×10-10比熱/(mm2·s-2·℃-1)6.5657×1088.5731×1081.1082×1091.5665×1091.6101×1091.861×109導熱系數(shù)/(N·s-1·K-1)0.758670.873081.016101.159101.302201.44520彈性模量/MPa580.44泊松比0.198熱脹系數(shù)/(mm·℃-1)3.0×10-6

2 分析與討論

2.1 應(yīng)力場分析結(jié)果

經(jīng)過有限元分析可知，整個操作周期內(nèi)，焦炭塔主要存在兩處危險位置和時間點：

(1) 水冷階段，由于水的對流換熱作用，塔體壁面存在較大的溫度梯度，材料沿高度方向產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力。由圖4可看出,當水位液面到達該位置時(第4～第5節(jié)環(huán)焊縫)，筒體應(yīng)力為234 MPa，超過材料屈服強度，產(chǎn)生塑性變形，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.915 43-4。由于筒體母材屈服強度比焊縫低，因此母材塑性變形大于焊縫，最終變形成“糖葫蘆”狀。

(2) 水冷階段結(jié)束時，即一個操作周期完成后，由于水的重力、內(nèi)部壓力，以及之前由于溫度梯度產(chǎn)生的溫差共同作用，裙座角焊縫位置產(chǎn)生了較大的應(yīng)力。由圖5可以看出，角焊縫處的應(yīng)力達到292 MPa，最大塑形應(yīng)變?yōu)?.2-3。

2.2 安定性分析

在焦炭塔運行的多個周期內(nèi)，塔體的鼓脹位置和裙座角焊縫處均容易受到循環(huán)載荷作用而引發(fā)失效。而在進行焦炭塔的疲勞壽命預測之前，應(yīng)當對這兩個部位進行安定性分析，僅當安定性校核通過，焦炭塔的疲勞壽命才能夠進行預測。否則，該兩處會產(chǎn)生熱棘輪效應(yīng)，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，焦炭塔的塑性應(yīng)變無限制增長，最終發(fā)生塑性失效。

2.2.1 筒體鼓脹處筒體安定性分析

圖4給出了單個周期內(nèi)筒體最大鼓脹位置的應(yīng)力應(yīng)變分布。根據(jù)ASME VIII-2的相關(guān)規(guī)定，進行安定性校核時，考慮的工況應(yīng)至少考慮3個循環(huán)周期，本次共考慮6個循環(huán)周期后的應(yīng)變狀態(tài)。表4為每個周期結(jié)束后該部位的等效塑性應(yīng)變。由表4可以看出，隨著操作周期數(shù)量的增長，等效塑性應(yīng)變的增長在經(jīng)過約5個周期以后趨近于零，表明筒體鼓脹位置在不考慮材料發(fā)生損傷的條件下是安定的。但是，由于焦炭塔實際操作過程十分復雜，長時間受高溫交變載荷的作用后，材料性能不可避免地會產(chǎn)生劣化，導致塑性應(yīng)變不斷累積，最終引起了塔體出現(xiàn)“葫蘆”狀的鼓脹變形。

表4 最大鼓脹處每個周期后的等效塑性應(yīng)變Table4 Equivalentplasticstrainoncokedrumbodylocatedinthemaximumgourd-shapeddeformationsaftereachcycle循環(huán)周期本次循環(huán)后等效塑性應(yīng)變與前一次塑性應(yīng)變差值10.91543×10-4-21.05476×10-41.3933×10-531.13818×10-48.3420×10-641.16286×10-42.4678×10-651.16286×10-40

2.2.2 塔體裙座焊縫安定性分析

圖5給出了單個周期內(nèi)裙座角焊縫位置的應(yīng)力應(yīng)變分布。為了進行安定性分析，繼續(xù)計算6個周期，每個周期結(jié)束后的等效塑性應(yīng)變見表5和圖6。

表5 裙座角焊縫每個周期后的等效塑性應(yīng)變Table5 Equivalentplasticstrainofskirt-connectedweldingjointsaftereachcycle循環(huán)周期本次循環(huán)后等效塑性應(yīng)變與前一次塑性應(yīng)變差值10.20003×10-3-20.21567×10-30.01564×10-330.23040×10-30.01473×10-340.24087×10-30.01047×10-350.24807×10-30.00720×10-360.25307×10-30.00500×10-3

由圖6可以看出，隨著操作周期數(shù)量的增長，等效塑性應(yīng)變的增長在經(jīng)過若干個周期以后，將趨近于零，表明該角焊縫在不考慮材料損傷和正常操作工況下是安定的。但是，由于焦炭塔實際操作過程十分復雜，焊縫表面并不如計算時那么平整，且長時間受到高溫交變載荷的作用后，材料性能不可避免地會產(chǎn)生劣化，最終導致了該部位的塑性應(yīng)變產(chǎn)生累積，進而出現(xiàn)裙座焊縫開裂。

2.3 剩余壽命預測

現(xiàn)階段承壓類特種設(shè)備和受壓元件的疲勞分析方法有很多，其中最主要的方法有兩個：①運用低周疲勞Manson-Coffin公式評估焦炭塔的疲勞壽命，該方法主要利用試驗手段，獲得擬合得到材料Δεt-N(應(yīng)變幅-循環(huán)次數(shù))曲線，計算該設(shè)備在循環(huán)工況下的剩余疲勞壽命；②基于S-N(應(yīng)力幅-循環(huán)次數(shù))曲線和線性疲勞累積損傷準則來判斷焦炭塔的疲勞壽命。該方法主要利用設(shè)計手冊上的通用材料S-N曲線獲得該設(shè)備在循環(huán)工況下的總疲勞壽命，具體可參照JB/T 4732-1995(2005確認版)進行[15]。本研究將依次運用以上兩種方法，計算焦炭塔的剩余疲勞壽命。

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，某焦炭塔材料的低周疲勞曲線可按照Manson-Coffin公式進行擬合，如式(1)：

(1)

焊接接頭的低周疲勞曲線可按照式(2)擬合：

(2)

式中：Δεt為恒定應(yīng)變幅，無單位；Nf為循環(huán)次數(shù)，次。

Salt=(Smax-Smin)/2=Sint/2

(3)

(4)

式中：Sint為最危險位置的應(yīng)力第三強度，MPa；E和Et分別為設(shè)計溫度下的楊氏彈性模量，MPa。

2.3.1 筒體鼓脹位置

2.3.1.1 運用低周疲勞Manson-Coffin公式評估焦炭塔的疲勞壽命

由2.1.1節(jié)分析可知，5次循環(huán)以后，筒體鼓脹位置處的塑性應(yīng)變不再增長，數(shù)值為1.162 86-4，總應(yīng)變?yōu)?.942-3。恒定應(yīng)變幅Δεt取2倍的總應(yīng)變，即Δεt為1.884-3。根據(jù)式(1)計算得到，焦炭塔鼓脹位置的疲勞壽命為10 676次。按照每年365天，一天24 h，48 h一個周期，每年可運行182.5次，疲勞壽命約為58.5年；按照36 h一個周期，疲勞壽命約為43.8年。

2.3.1.2 基于S-N曲線線性疲勞累積損傷準則來判斷焦炭塔的疲勞壽命

2.3.2 塔體裙座位置

2.3.2.1 運用低周疲勞Manson-Coffin公式評估焦炭塔的疲勞壽命

由2.1.1節(jié)可知，6次循環(huán)以后，焦炭塔角焊縫位置處的塑性應(yīng)變?yōu)?.253 07-3，此后的應(yīng)變增長小于5-6，可以忽略不計，后續(xù)工況可看作疲勞階段。此時的總應(yīng)變?yōu)?.471-3。恒定應(yīng)變幅Δεt取2倍的總應(yīng)變，即Δεt為2.942-3。根據(jù)式(2)計算得到，焦炭塔角焊縫位置的疲勞壽命為2 382次。按照每年365天，一天24 h，48 h一個周期，每年可運行182.5次，則角焊縫的剩余疲勞壽命約為13年；按照目前的36 h一個周期計算，疲勞剩余壽命約為9.8年。

2.3.2.2 基于S-N曲線線性疲勞累積損傷準則來判斷焦炭塔的疲勞壽命

3 結(jié) 論

本研究運用有限元技術(shù)，建立了一套焦炭塔安全評估與剩余壽命預測方法，針對焦炭塔容易產(chǎn)生失效的兩個部位，即分別位于塔體中部的鼓脹位置和塔體下部的裙座位置進行風險分析，評估該部位的安定性，并給出焦炭塔剩余壽命的預測方法。

(1) 單個周期內(nèi)，焦炭塔筒體最大應(yīng)力出現(xiàn)在水冷階段，位于冷卻水液面高度附近溫度梯度最大處；焦炭塔角焊縫最大應(yīng)力出現(xiàn)時刻為水冷結(jié)束時刻，此時塔體充滿介質(zhì)，角焊縫處產(chǎn)生最大塑性變形；有限元計算對比可知，裙座角焊縫產(chǎn)生的塑性變形略大于塔體鼓脹位置。

(2) 水冷階段，由于水的對流換熱作用，塔體壁面存在較大的溫度梯度，產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力，當應(yīng)力超過材料屈服強度時，產(chǎn)生了較大的塑性變形，由于筒體母材屈服強度比焊縫低，因此母材塑性變形大于焊縫，最終變形成“糖葫蘆”狀。經(jīng)過多次循環(huán)，該熱應(yīng)力引起的塑性變形可能導致塔體產(chǎn)生“葫蘆狀”鼓脹。

(3) 在疲勞壽命預測之前，應(yīng)當對焦炭塔危險部位即裙座角焊縫和塔體鼓脹位置進行安定性分析，當滿足安定性要求時方可以進行剩余壽命預測的計算。相比S-N曲線分析得到的設(shè)計計算結(jié)果，Manson-Coffin公式由于采取實際材料進行曲線擬合，因此評估結(jié)果偏小，更加符合設(shè)備使用狀態(tài)。

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Safety evaluation and residual lifetime prediction of coke drums in delayed coking plant

Zhang Bojun1,2, Ye Cheng1, Zhang Binbin1, Zhou Changyu2, Liang Bin1, Cui Qiang1
1.NanjingBoiler&PressureVesselInspectionInstitute,Nanjing,Jiangsu,China2.NanjingTechUniversity,Nanjing,Jiangsu,China

Coke drums in delayed coking plant are usually subjected to long-term combined loads caused by high temperature gradient and mechanical forces during the normal operating period. Under these long-term alternating loads, the coke drums may generate increasing gourd-shaped deformations locating in the middle height of tower, and cause crack initiation near the welding joint connecting the skirt and coke drum body. Therefore, how to predict the safety performance and residual lifetime of coke drum is always a difficult issue in academic and engineering fields. In this paper, a comprehensive evaluation method including risk assessment, stability analysis, and residual lifetime prediction of coke drum body is finally established using finite element method, and the critical positions are located in the mid height of the tower and the welding joint near the skirt. Particularly, the lifetime of coke drum is calculated by the methods of Manson-Coffin andS-Ncurves, respectively. This paper can provide fundamental supports for the risk assessment and life prediction of similar equipment in the oil refining unit.

finite element method, delayed coking, coke drum, safety evaluation, lifetime prediction

國家自然科學基金“工業(yè)純鈦室溫蠕變及其含裂紋承壓結(jié)構(gòu)完整性評定”(51475223)；國家質(zhì)檢總局科技項目“熱處理工藝對鋯-鈦-碳鋼三層復合板力學性能及耐腐蝕性能的影響”(2015QK265)；南京市質(zhì)監(jiān)局科技項目“延遲焦化裝置焦炭塔風險評估和剩余壽命預測方法研究”(kj2015011)。

張伯君(1983-)，男，工程師，博士,2013年畢業(yè)于浙江大學化工過程機械專業(yè)，現(xiàn)主要從事承壓類特種設(shè)備設(shè)計制造與檢驗工作，發(fā)表論文10余篇，其中SCI收錄5篇。 E-mail：zhangbojun1983@163.com

TE687

A

10.3969/j.issn.1007-3426.2017.02.021

2016-09-26；編輯：鐘國利