防止焦炭塔失效的若干措施谭　粤3 陈柏暖(广东省锅炉压力容器监测所)(华南理工大学工控学院) 摘　要　从操作工艺和设备结构设计、材料选用等角度,介绍国内外专家学者从实践经验中总结出的为防止焦炭塔鼓凸变形、焊缝开裂失效一些行之有效的措施。

关键词　焦炭塔　延迟焦化　鼓胀　开裂1　概况 延迟焦化工艺是石油炼厂处理重质油的主要手段。

其作用是将重质油(减压渣油)馏分经裂解、聚合,生成油气、轻质油、中间馏分和焦炭。

重质油先在管式炉中被高流速、高热强度地加热,在短时间内达到焦化反应所需的温度,然后迅速进入焦炭塔。

这种焦化反应不在加热炉中而延迟到焦炭塔中进行,因而称为延迟焦化(Delayed Coking),焦炭塔则是延迟焦化装置中最关键的设备。

延迟焦化工艺在国外已有70多年历史,我国从上世纪60年代开始使用。

据报道[1],1998年初,遍布全球28个国家的延迟焦化装置达133套,我国目前共有24套,共40多座焦炭塔,焦化加工能力仅次于美国,居世界第二位。

焦炭塔的操作分为蒸汽预热、油气预热、倒塔、进油生焦、吹蒸汽、水冷却、排水、除焦等阶段,工艺条件恶劣,除承受013MPa工作压力外,塔体在每一生产周期(一般为48h)要经受从40～500℃之间的反复冷热冲击(见表1),因而塔体发生鼓胀,局部鼓凸变形,焊缝开裂,全塔倾斜、弯曲等是普遍现象[2～7]。

据美国石油学会(API)1996年对54座焦炭塔的调查结果[8]:筒节鼓胀占61%;塔体环焊缝开裂占97%(主要发生在下端盖以上第3、4、5环焊缝上);裙座开裂占78%。

　表1焦炭塔生产周期(48h)时间分配及温度分布序号操作阶段操作时间 h塔内温度 ℃1蒸汽预热01251502油气预热93803换塔操作015380～4754进油生焦23154755吹蒸汽315475～3506进水冷却445～707排水3408除焦412540 多年来,国内工程技术人员和学者对焦炭塔的故障也进行了很多有益的研究、测试和分析,探讨故障的原因,提出了一些关于焦炭塔变形的理论,包括热应力棘轮效应、蠕变热疲劳、蠕变变形、局部塑性变形等。

但限于国内高温测试手段和技术的不足,有些研究缺乏高温实测数据,仅依据实验摸拟来进行理论计算分析;有的研究分析尚不够深入,浅尝辄止。

本文综合近年来国外的一些成功的研究成果,介绍其在防止塔体鼓凸变形和开裂的有效措施,供工程技术人员参考。

2　塔体鼓凸变形、开裂的影响因素 焦炭塔的基本结构如图1所示。

如前所述,3谭　粤,男,1970年12月生,工学硕士,工程师。

广州市,510030。

在每一生产周期的不同操作阶段所经历的时间和聚变的冷热载荷是不同的,在同一操作阶段,塔体不同部位所受的热冲击也不一样,因而鼓凸变形也不相同(见图2)。

据报道[5],国内有些焦炭塔运行10年后,直径增大了85mm ,国外一座碳钢塔径向增大了127mm 。

随着操作循环的增加,长期的热冲击又导致塔体材质机械强度下降,塔体环焊缝相继产生裂纹,有的长达2000mm ,有的已贯穿泄漏而报废。

塔体鼓凸变形和焊缝开裂一直为国内外图1　焦炭塔结构图2　焦炭塔变形示意工程技术人员和研究者所关注。

这些问题其成因较复杂,归纳起来,主要与操作工艺及塔体结构设计和选材等有关。

211　操作工艺因素的影响 (1)Ellis 和Harding 经过长期考察[8],发现塔内生焦的横向热膨胀系数(CTE )比塔壁材料大。

因此应缓慢和均匀地冷却焦炭和塔壁,避免塔壁上产生向外的压力。

若塔壁冷却比焦炭快,则塔壁的残余应力可能使塔体胀大。

(2)1998年,Ellis 和Paul 观察到,塔内焦炭除靠塔壁的部分稍有点孔隙外,其余是结实(无孔隙)的。

若水激冷速度过快,水会在焦床的外围向上流动,首先冷却塔壁,其结果是使塔壁轴向温差增大,轴向应力增加。

因而认为水激冷操作阶段容易造成塔体鼓凸。

早在1958年,学者Weil 和Rapasky 在焦炭塔开裂的早期研究中就定量推算出,若轴向温度梯度大于6℃ h ,则塔壁应力就会超过材料屈服强度[8]。

Weil 进而建议要控制水淬时间,提出“单位产量淬冷时间系数(Unit QuenchFactor ——UQF =水淬时间(min )焦炭产量(t ))”作为控制指标,并认为,当UQF >015min t 时,塔体鼓凸可忽略,当UQF >018min t 时,塔体根本不会鼓凸。

(3)前苏联H 1T 1波霍金柯认为,塔体变形和开裂与塔体金属多次频繁的加热冷却形成的塑性疲劳有关。

裂纹产生的主要原因之一是在加热和冷却条件下变形的速度过快,因而通过控制升降温速度可以减缓变形[9]。

或者将生产周期缩短,由48h 制改为24h 制[5]、[10],虽然操作步骤及操作温度不变,但“吹蒸汽”阶段操作时间由315h 缩短为015h 。

这样,在每两个循环中“吹蒸汽”阶段比48h 制可减少热冲击共6h 。

212　结构与材质因素的影响 (1)筒体环焊缝　在焊接构件中,焊缝上容易产生气孔、夹渣、未焊透、热裂纹等缺陷,其本身就是隐患集中的地方。

焦炭塔的恶劣操作条件更容易引发环焊缝开裂和变形。

但由于焊缝材料强度比毗连的母材高,刚度也大,因而鼓胀出现在环焊缝线的上下,使筒节变形成为“糖葫芦”状。

由于变形弯矩的作用,在筒节鼓凸截面上产生附加环向应力和轴向应力,凹陷处的合成应力要比凸出处大。

反之,若焊缝材料强度比母材低,鼓胀则出现在焊缝上或其附近。

这种情况下,鼓凸程度会比远离焊缝处小。

为了避免应力集中和减少附加应力, Boswell建议:焊材与母材的屈服强度差应控制在10%以内,焊缝要圆滑,内外焊缝表面应磨光,筒节之间板厚要尽可能相同,屈服强度的差异也应小于10%。

鉴于塔体环焊缝在操作环境下容易产生裂纹,甚至贯穿导致泄漏失效,并引起塔体“糖葫芦”状鼓胀变形,从减少环焊缝数量考虑,美国芝加哥桥梁与铁件公司(CB&I)开发了一种独特的多瓣式焦炭塔,并申请了专利。

这种形式的焦炭塔以纵焊缝为主,尽量减少环焊缝。

一个直径为8200mm(27ft)、长为27584mm(80ft)的塔体分为八瓣共八条纵焊缝,只有两条环焊缝。

上下端盖的过渡段与筒瓣一起压制成形。

这样底部端盖环焊缝可以避开裙座。

筒瓣可在工厂成形,现场组装。

(2)设计选材　焦炭塔除在冷却循环下工作外,焦化原料又是含硫化氢之类杂质最高的,塔体材质还要遭受硫化氢腐蚀。

我国焦炭塔主体材料早期用碳钢,后来普遍采用锅炉钢板(20g)。

对于碳钢材料,在400℃温度下便发生蠕变,20g材料其使用极限温度为475℃。

而焦炭塔内介质温度高达495～500℃,在这样高的温度下长期运行,20g材质会产生珠光体球墨化和力学性能下降,导致塔体变形,寿命缩短。

据文献[11]对前苏制20K(相当于国产20g)的常温和高温(460℃)性能实测显示,高温下其屈服强度和抗拉强度比常温(20℃)时分别下降49%和3314%。

材质的劣化,更促使热棘轮效应(结构随热载荷而产生的不可逆转的累积变形现象)的产生。

目前,国外多采用不锈钢复合钢板为塔体材料。

基材可为1Cr-1 2Mo(ASTM A213-71Gr1T2)或Cr-1 2Mo(SA-204),覆层材料为405合金(相当于我国0Cr13Al铁素体型不锈钢)或410S(相当于我国0Cr13马氏体型不锈钢),这是以前普遍使用的两种覆层材料,现在推荐使用的是耐热性耐磨性更好的因康625合金(相当于我国钢号NS336,相当牌号为0Cr20Ni65Mo10Nb4),其承载能力比405和410S高得多。

数据表明,在t=482℃时,相同载荷作用及相同覆层厚度下,因康625的应力强度只是405或410S的1 14。

文献[12]认为,焦炭塔的失效主要是由高的热应力引起的低循环热疲劳造成的,基于各筒节热应力幅不相同,鼓胀程度也不一样(见图2),即便是筒节的同一部位,在不同操作阶段其应力幅也不相同,是一种变幅疲劳,其疲劳分析方法应与常规(恒幅)疲劳分析不同。

英国电气研究协会(ERA)技术公司受世界各地许多企业委托,经过10年的高温应变实测分析和研究,建立了一套完整的焦炭塔疲劳寿命的蒙特卡罗(Monte Carlo)概率统计评估方法,可以确定疲劳裂纹从形成到扩展失效的总寿命,并开发出用于指导焦炭塔检测和维修的软件。

该方法符合英国BS5500《非直接火熔焊压力容器》(1994)标准和英国PD6493《结构许用缺陷评定方法指导书》(1997)的要求。

为了提高焦炭塔的疲劳寿命,1994年,美国因科合金(国际)公司(IAI)在因康625合金钢的基础上,又开发一种专门抗低循环热疲劳、耐温达635℃的专利合金钢新品种因康625CLF(UNSNO6626,“CLF”特指“Low Cycle Fatigue”)。

据报道,在690MPa应力强度下,其疲劳寿命比因康625高100倍。

3　结语 本文从操作工艺和设备结构设计及材料选用诸方面介绍焦炭塔塔体变形鼓胀和焊缝开裂的一些原因和对策,具有实用性和可操作性,对延长焦炭塔的使用寿命具有积极意义。

例如,在工艺操作上不可盲目追求产量,以拼产量牺牲设备寿命,若能控制好“单位产量淬冷时间系数(UQF)”,使之大于018,就可以避免塔体鼓凸变形。

在设计上根据国外经验,采用0Cr13或0Cr13Al复合不锈钢板制造塔体,按照国内目前的制造技术和水平是可以做得到的。

参　考　文　献　1　李志强.重油转化——21世纪石油炼制技术的焦点.炼油设计,1999,29(12):8～14　2　胡海龙,陈宝忠,阎慧.焦炭塔失效形式分析.机械强度,1996,13(1):66～68　3　蔡业彬,方子平.焦炭塔故障类型及产生机理与防治措施.压力容器,1998(1):75～80　4　赵艳梅,郑国芬.焦炭塔裙座环缝裂因及安全分析.化工设备与管道,2001,38(6):33～38　5　吕运容.焦炭塔筒体变形及焊缝开裂机理研究.广州:华南理工大学,2001.　6　梁远峰.焦炭塔与裙座连接焊缝裂纹的防治研究.广州:华南理工大学,2001.　7　陈孙艺等.焦炭塔塔壁温度场特性的研究(三)——周向温差对塔体垂直度的影响.压力容器,2001(6):8～11　8　Leslie P Antalffy et al.Innovations in delayed coking coke drum design.PVP.Vol.388.ASME,1999:207～217　9　H T波霍金柯著.石油焦生产.李成林译.北京:中国石化出版社,1992.10　Leberman N P.Time for coking cycle can be routinely halved.Oil&Gas Journal,1983,29(8):3911　赵克勤,胡海龙.焦炭塔热疲劳寿命的估算.石油化工设备技术,1991,12(1):18～2012　Church J M et al.Crack growth modeling and probabilistic life assessment of coke drums operatingunder fatigue conditions.Int J Pressure Vessels andPiping,2001,78:1011～1020(收稿日期:2003208208)热电联产冷却塔设计龚长寿3　潘永亮(四川大学化工学院) 摘　要　根据循环水系统的水温和循环水量,结合厂区气象条件,确定冷却塔需达到的主要技术参数。