焦炭塔安全性分析研究進度與展望

， ， ， (中海油惠州石化有限公司， 廣東 惠州　516086)

焦炭塔是煉油廠延遲焦化裝置的關(guān)鍵設(shè)備之一，始終處于周期性的運行狀態(tài)中。一個煉焦周期由蒸汽預(yù)熱、油氣預(yù)熱、倒塔、進油生焦、吹蒸汽、水冷卻、排水、除焦等主要過程組成。煉焦過程中的溫度、壓力及其變化是煉焦塔的重要特征。

焦炭塔的溫度一般24～48 h波動一次，包括從50～500 ℃的升溫過程、生焦期間約20 h的500 ℃左右高溫保溫過程以及從500～50 ℃的冷卻過程。焦炭塔承受的壓力載荷包括塔體和保溫層重、最高約0.3 MPa的內(nèi)壓以及周期性變化的內(nèi)部介質(zhì)載荷作用。

煉焦過程中這些隨時間不斷變化著的三維溫度場和應(yīng)力場會在焦炭塔塔體軸向、徑向、環(huán)向形成周期性的溫度梯度[1-2]，進而造成溫差熱應(yīng)力，還會使焦炭塔設(shè)備材料，尤其是碳鋼因長期在較高溫度環(huán)境下服役發(fā)生一定的蠕變變形和材質(zhì)劣化現(xiàn)象，最終導(dǎo)致焦炭塔可能出現(xiàn)高溫低周疲勞破壞、熱機械疲勞破壞或疲勞蠕變的交互作用等多種失效模式，焦炭塔安全性分析因而也始終是國內(nèi)外學者研究的重點和難點。

1　焦炭塔主要失效形式和原因

自1968年以來，美國石油學會(API)就焦炭塔完整性和可靠性先后進行了4次調(diào)查(1968年、1980年、1996年和2013年)[3]。查閱2013年API對164座焦炭塔(總計已服役超過2 500 a)進行的調(diào)查，經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)有61%的焦炭塔發(fā)生了鼓脹變形,97%的焦炭塔發(fā)生了環(huán)向開裂,多數(shù)鼓脹和開裂位于錐體上方筒體的第3、4、5層側(cè)板,78%的焦炭塔有塔體和裙座開裂經(jīng)歷。

1.1　鼓脹變形

1.1.1強度不匹配[4-5]

當環(huán)焊縫的屈服強度高于母體金屬時，母體金屬受到焊縫的約束在焊縫上方或下方向外鼓脹。當焊縫強度低于母體金屬強度時，在焊縫處或附近也會出現(xiàn)鼓脹，但這種鼓脹通常比前一種情況小。因此有研究認為，為降低這一因素引起的局部應(yīng)力，應(yīng)將焊接金屬與母體金屬的強度差異控制在10%以內(nèi)。

1.1.2屈曲[6-8]

承受軸壓與內(nèi)壓的圓柱薄殼，在存在結(jié)構(gòu)缺陷和循環(huán)熱梯度作用下，結(jié)構(gòu)承載能力會逐步降低，從而發(fā)生屈曲。

1.1.3疲勞蠕變交互作用

焦炭塔的溫度在室溫至490 ℃ 變化時可能會發(fā)生蠕變，但測量結(jié)果顯示[9]，在一個循環(huán)中塔內(nèi)溫度超過400 ℃時，塔壁的應(yīng)力并不高，由此產(chǎn)生的蠕變變形也不明顯。

1.1.4熱沖擊

在焦炭塔急冷階段，塔體內(nèi)表面出現(xiàn)了嚴重的溫度梯度并產(chǎn)生熱應(yīng)力。早期研究中，Weil[10]認為當軸向溫差大于2.19 ℃/cm時，產(chǎn)生的熱應(yīng)力就會超過屈服強度。Weil還定義了急冷因子UQF，即水冷時間與單塔焦炭產(chǎn)量的比值，來判別焦炭塔是否會出現(xiàn)鼓脹。UQF>0.5時，鼓脹可以忽略；UQF>0.8時，則根本不會出現(xiàn)鼓脹。

1.1.5棘輪效應(yīng)[11]

在焊縫周圍發(fā)現(xiàn)了較深的開裂和較大的鼓脹，支持了由強度不匹配引起的應(yīng)變棘輪說法。

1.1.6焦炭擠壓

焦炭的徑向熱膨脹系數(shù)比殼體壁板材質(zhì)的大，如果筒體用料的冷卻速率比焦炭的快，則會有壓力殘留在塔壁上，此時由于焦炭擠壓會導(dǎo)致筒體鼓脹。另有測試表明[12]，焦炭塔中的焦炭實際上并非多孔性，僅在靠近塔壁處的孔口稍微多些，因而當水冷卻速率過高時，冷水就會流進焦床的外圍去冷卻塔壁。這一點也有助于解釋急冷時塔體鼓脹的現(xiàn)象。

1.1.7熱斑

當機械設(shè)備或結(jié)構(gòu)的各部分溫度不同時，如果某一部分的伸縮受到相鄰部分的約束，就會引起熱應(yīng)力。當受約束的試件內(nèi)存在溫度梯度時，高溫部分受壓且由于溫度升高屈服強度降低，容易出現(xiàn)塑性變形，使得該部分橫截面面積增大。而當試件冷卻時，原來的高溫部分由于截面面積增大，此時的應(yīng)力值比相鄰部分低，并且由于溫度降低，屈服強度恢復(fù)，與相鄰部分相比，很難產(chǎn)生塑性變形。經(jīng)過多次循環(huán)之后，塑性變形不斷積累，最終在高溫區(qū)出現(xiàn)鼓脹，而相鄰區(qū)域出現(xiàn)瓶頸現(xiàn)象[13]。在焦炭塔操作過程中也出現(xiàn)同樣的現(xiàn)象，在急冷過程中形成局部高熱應(yīng)力區(qū)，且其應(yīng)力水平足以使材料屈服。

1.1.8焦炭床層著火

當焦炭塔卸頂蓋之后暴露在空氣中時，可能發(fā)生閃火，產(chǎn)生局部超高熱。

1.2　環(huán)焊縫開裂

焦炭塔環(huán)焊縫開裂主要是環(huán)向的，有從內(nèi)表面萌生，也有從外表面萌生。近年來國內(nèi)焦炭塔的使用情況表明，環(huán)焊縫開裂是焦炭塔常見問題。下錐段、筒體以及上部復(fù)合層的環(huán)焊縫都出現(xiàn)過開裂現(xiàn)象，嚴重的甚至整圈環(huán)焊縫都存在裂紋，且在打磨修復(fù)使用一段時間后裂紋仍然會出現(xiàn)。研究表明，焦炭塔環(huán)焊縫開裂主要是因為塔內(nèi)存在嚴重溫度梯度導(dǎo)致軸向應(yīng)力大于環(huán)向應(yīng)力，在循環(huán)軸向應(yīng)力作用下環(huán)向裂紋萌生并逐漸擴展。

1.3　裙座開裂

對于焦炭塔開裂來說，裙座與底部筒節(jié)的連接處是最敏感的區(qū)域之一[14]，大約78%的焦炭塔有這類開裂。該區(qū)域承受著幾種疲勞載荷的作用，①循環(huán)熱疲勞載荷。環(huán)焊縫內(nèi)塔半徑部分在加熱時承受壓縮載荷，冷卻時卻承受拉伸載荷。循環(huán)熱疲勞載荷引起的失效在焦炭塔裙座開裂失效中所占的比例最大，由裙座與底部筒節(jié)在剛度方面的不匹配以及溫度梯度較大造成。②作用于裙座上的循環(huán)壓應(yīng)力，主要是塔內(nèi)不斷變化的介質(zhì)重量引起的。③焦炭塔急冷循環(huán)過程中塔內(nèi)焦炭的抑制作用，這是塔壁與焦炭的熱膨脹系數(shù)不匹配引起的。幾種載荷交織在一起，在裙座與底部筒節(jié)連接處形成了比較大的應(yīng)力梯度。這種較大的應(yīng)力梯度和應(yīng)力波動將不可避免地導(dǎo)致焦炭塔裙座的疲勞開裂。

1.4　柔性槽開裂

對于柔性槽在裙座/筒體連接焊縫壽命中的作用目前仍存爭議。有研究認為增加柔性槽，使焊縫區(qū)域應(yīng)力水平提高，疲勞壽命縮短。但也有現(xiàn)場經(jīng)驗表明，即使應(yīng)力集中區(qū)(柔性槽)開裂得比較早，但加上擴展到焊縫所需要的時間，其總的疲勞壽命比沒有柔性槽的結(jié)構(gòu)要長。

Antalffy等在關(guān)于裙座連接分析的報告中，公布了有關(guān)焦炭塔裙座柔性槽的詳細描述[15]。結(jié)果表明，柔性槽離裙座/筒體焊縫越近，焊縫的應(yīng)力水平越低，柔性槽結(jié)構(gòu)有提高焊縫區(qū)域疲勞壽命的潛力，其效果取決于柔性槽開裂后裂紋擴展的速率。由此可見，柔性槽結(jié)構(gòu)實際上起著類似于膨脹節(jié)的作用，可有效降低裙座角焊縫處的剛度，增加其柔性，因此可有效降低因結(jié)構(gòu)突變、剛度增加而在反復(fù)加熱冷卻過程中發(fā)生開裂的可能性，但這種結(jié)構(gòu)改變勢必會加劇柔性槽處的應(yīng)力集中程度，如果結(jié)構(gòu)設(shè)計的不合理，在降低角焊縫開裂的同時，也會增加柔性槽鑰匙孔處開裂的幾率[16]。

1.5　珠光體球化及石墨化

1.5.1珠光體球化

珠光體球化是一種高溫條件下的組織轉(zhuǎn)變現(xiàn)象。幾乎所有的珠光體型鋼(包括碳鋼和低合金鋼)長期在高溫條件下服役都會不同程度地發(fā)生珠光體球化現(xiàn)象。

珠光體球化程度可分為未球化(1級)、傾向性球化(2級)、輕度球化(3級)、中度球化(4級)、完全球化(5級)和嚴重球化(6級)。珠光體球化發(fā)生的速度主要由溫度和鋼的化學成分所決定，但也與晶粒度、殘余應(yīng)力及冷變形程度有一定關(guān)系。

研究結(jié)果表明，珠光體球化對鋼的室溫和高溫力學性能均有一定程度的影響。球化會使鋼的室溫抗拉強度和屈服點降低，但對碳鋼、低碳鉬鋼、鉻鉬鋼以及鉻鉬釩鋼的影響程度不盡相同。對碳鋼而言，由于碳是鋼中的主要強化元素，因此碳的重新聚集與分布對強度的影響相對較大。例如，20鋼達到嚴重球化程度(5級)后，其平均常溫抗拉強度將下降20.6%，屈服強度下降24%，布氏硬度(HB)和鐵素體顯微硬度分別降低17.7%和23.4%，延伸率和斷面收縮率則分別增加20%和15.6%。嚴重球化(5級)的20鋼的高溫短時抗拉強度的下降幅度介于19.4%～24.7%。

1.5.2石墨化

石墨化是一種危險的材質(zhì)損傷形式。由于鋼中析出的石墨強度極低且一般呈球狀或團絮狀，實際上相當于鋼中的空洞或微裂紋，因此石墨化對鋼的力學性能有明顯不利影響，包括使鋼的常溫強度、塑性有一定程度的下降，沖擊韌性以及高溫持久強度嚴重降低，嚴重石墨化甚至會引發(fā)鋼的脆性斷裂。

對于碳鋼和0.5Mo鋼而言，在一定的溫度條件下，可能同時出現(xiàn)珠光體球化和石墨化。一般來說，珠光體球化會先于石墨化發(fā)生，但并不一定要等到珠光體完全球化后才發(fā)生石墨化。有時在中度球化的鋼中就能觀察到石墨化現(xiàn)象的存在。采用鉻鉬鋼制造的焦炭塔則避免了焦炭塔長期使用產(chǎn)生石墨化現(xiàn)象的可能[17]。

2　焦炭塔設(shè)計、制造、工藝和安全性分析技術(shù)進展

隨著近年來原油品質(zhì)的逐步劣化和含酸、含硫原油的逐漸增多，煉油過程當中焦化的地位越來越高。國內(nèi)外石油煉制公司相繼對焦炭塔設(shè)計、制造技術(shù)及操作工藝做了大量的革新和改造，一方面是為了解決焦炭塔服役過程中出現(xiàn)的各種安全問題，另一方面是為了提高產(chǎn)品收率和進一步降低成本。

2.1　設(shè)計與制造

2.1.1大型化

提高焦炭塔單體規(guī)模、減少焦化焦炭塔的數(shù)量，是提高延遲焦化裝置經(jīng)濟性的有效方法。最初人們認為，由于切焦技術(shù)水平有限，焦炭塔直徑不會超過8.2 m。但事實上焦炭塔的直徑在不斷加大，1994年最大焦炭塔直徑達到8.2 m，1999年焦炭塔直徑達到8.5 m，目前國外已有直徑12.2 m焦炭塔投入使用[18]，2014年國內(nèi)最大的直徑9.8 m、高度40.7 m、重580 t焦炭塔也建成投用。另一方面，大型化也是對焦炭塔設(shè)計、制造技術(shù)以及安全保障等的一種挑戰(zhàn)，這種進程依然還會受制于其它技術(shù)(如除焦技術(shù)等)發(fā)展，因此大型化終究是有限度的。

2.1.2材料

焦炭塔服役環(huán)境復(fù)雜、惡劣，失效模式多樣，選擇合適的材料是焦炭塔長期安全運行的關(guān)鍵。目前，在役焦炭塔的材料主要有碳鋼、碳鉬鋼和鉻鉬鋼。國外在上世紀70年代以前主要采用碳鋼和碳鉬鋼，70年代以后逐漸采用鉻鉬鋼，如1Cr0.5Mo、1.25Cr0.5Mo、2.25Cr1Mo。美國石油學會的分析和調(diào)查表明，鉻鉬鋼焦炭塔使用壽命是12 a, 碳鉬鋼焦炭塔使用壽命是8 a，碳鋼焦炭塔使用壽命只有7 a。國內(nèi)上世紀焦炭塔制造多采用碳鋼材料，至上世紀末本世紀初才逐漸采用鉻鉬鋼，如15CrMo、14Cr1Mo等。我國第一臺1.25Cr0.5Mo制焦炭塔于2004年建成投用。

雖然鉻鉬鋼材料具有較好的高溫和抗疲勞開裂性能。但是近年來的使用情況表明，鉻鉬鋼材質(zhì)的焦炭塔也出現(xiàn)了不同程度的鼓脹和開裂現(xiàn)象[19]，因此部分企業(yè)在綜合考慮了鉻鉬鋼的開裂修復(fù)、抗熱棘輪變形性能以及經(jīng)濟性等因素后，又重新選擇碳鋼作為焦炭塔的主體材料。

2.1.3裙座結(jié)構(gòu)

(1)裙座頂部結(jié)構(gòu)裙座頂部與焦炭塔連接處是塔式設(shè)備結(jié)構(gòu)的不連續(xù)部位，容易在焦炭塔循環(huán)的熱載荷和機械載荷作用下發(fā)生開裂，因而一直是關(guān)注的焦點問題。美國機械工程師協(xié)會(ASME)曾對該部位的4種連接形式(即一般對接型、搭接型、堆焊型和整體鍛焊型)進行了應(yīng)力和疲勞壽命分析，結(jié)果表明，整體鍛焊型產(chǎn)生的應(yīng)力最小，疲勞壽命最長，而一般對接型和搭接型應(yīng)力均較大，疲勞壽命明顯較短。早期的焦炭塔受制造水平影響，裙座和焦炭塔連接多采用焊接方式。近年來，隨著制造水平的提高，整體鍛焊型的結(jié)構(gòu)形式已逐漸普遍應(yīng)用于焦炭塔的設(shè)計制造中[20]，有效降低了裙座頂部與焦炭塔連接部位開裂的可能性。

(2)熱溫箱結(jié)構(gòu)在裙座上部設(shè)置熱溫箱結(jié)構(gòu)，能降低焦炭塔內(nèi)外壁的溫差，減緩熱沖擊，延長疲勞壽命。計算表明，在生焦和除焦階段有熱溫箱可使焦炭塔的熱應(yīng)力下降1/4～1/3，同時可根據(jù)不同尺寸結(jié)構(gòu)熱溫箱的計算結(jié)果，完成對熱溫箱的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[21]。

(3)保溫結(jié)構(gòu)老式的焦炭塔的保溫形式大多采用一般塔器的保溫結(jié)構(gòu)，即塔體上焊保溫釘和保溫支撐圈，這種保溫形式不但熱損失大，而且焊接產(chǎn)生的應(yīng)力集中易引發(fā)開裂。近年來，背帶式保溫結(jié)構(gòu)已在國內(nèi)焦炭塔上得到廣泛應(yīng)用。此種結(jié)構(gòu)將保溫支撐圈和保溫釘固定在背帶上，消除了直接焊接對焦炭塔安全產(chǎn)生的不利影響，產(chǎn)生了較好的效果[22]。使用這種保溫形式時需要特別注意塔振動引起的保溫材料滑落、保溫材料連接處縫隙變大導(dǎo)致塔局部超溫等問題。

2.2　操作工藝

2.2.1縮短生焦周期

焦炭塔為間歇操作，輪流進行生焦和切焦操作，縮短生焦周期成為提高裝置產(chǎn)量的有效方法。以生焦周期20 h或18 h計算，相比同焦炭塔尺寸條件下24 h的生焦周期，焦炭塔的處理能力將提高16% ～25%。國內(nèi)早期焦炭塔生焦周期為24 h，近年來為適應(yīng)生產(chǎn)的需要，通過技術(shù)改進，不少裝置的生焦周期已可降至18 h。國外焦炭塔生焦所需時間更少，周期可短至10～12 h。生焦周期縮短在提高裝置產(chǎn)量的同時，必然會減少焦炭塔各工序的時間，特別是大吹汽、冷焦和預(yù)熱階段的時間[23]，加快焦炭塔升溫和降溫速率，產(chǎn)生較大的應(yīng)力/應(yīng)變幅。鑒于低循環(huán)熱機械疲勞是確認的焦炭塔失效機理，因此縮短生焦周期也必然導(dǎo)致焦炭塔服役壽命縮短。此外，縮短生焦周期還將引起加熱爐負荷增加，導(dǎo)致爐管溫度升高、油氣焦粉攜帶等問題[24]。

2.2.2降低循環(huán)比

循環(huán)比是影響裝置處理能力、產(chǎn)品性質(zhì)及其分布的重要操作參數(shù)。降低循環(huán)比、提高裝置處理量是延遲焦化工藝總的發(fā)展趨勢。國外焦化裝置循環(huán)比一直呈降低趨勢。凱洛格公司設(shè)計的典型循環(huán)比已可降至0.05甚至更低，福斯特惠勒公司推薦的低循環(huán)比為0.05，阿莫科公司采用了單程焦化的操作，其循環(huán)比為0。國內(nèi)焦化裝置循環(huán)比大多在0.2～0.4，部分企業(yè)通過技術(shù)改進(如調(diào)節(jié)循環(huán)比工藝流程)使裝置能夠在循環(huán)比0.11～0.15時穩(wěn)定運行[25]，但與國外的技術(shù)尚有一定的差距。循環(huán)比較低時，要防止參數(shù)大幅波動帶來的影響[26]。

2.2.3大吹汽節(jié)能技術(shù)

大吹汽的作用主要是降低焦炭塔內(nèi)焦炭溫度，將焦炭塔內(nèi)焦炭溫度從430 ℃左右降低至360 ℃左右，為后續(xù)給水冷焦等過程創(chuàng)造條件，同時還可以最大限度汽提出焦炭內(nèi)的輕質(zhì)油，增加延遲焦化裝置液體收率，降低焦炭揮發(fā)分含量，減少焦炭收率。大吹汽過程消耗的蒸汽量大，且是間歇操作，為節(jié)約能源，國內(nèi)已有企業(yè)采用了智能霧化器將水霧化，與蒸汽一起通入焦炭塔進行降溫的技術(shù)，由此節(jié)省了60% ～70%蒸汽，經(jīng)濟效益顯著。但由于用水代替了汽，焦炭塔降溫速度有了一定的提升。全部采用蒸汽時降溫速度為11.2 ℃/h，而節(jié)省60%蒸汽時降溫速度為26.7 ℃/h[27]。由于降溫速度與焦炭塔的應(yīng)力應(yīng)變有直接的關(guān)系，因此該技術(shù)對焦炭塔安全性的影響尚有待進一步的研究。

2.3　焦炭塔安全性分析

焦炭塔的工藝特點決定了其安全性分析是復(fù)雜而艱巨的。幾十年來，國內(nèi)外工程技術(shù)人員和科技工作者相繼投入大量人力、物力，對在用焦炭塔展開了深入調(diào)查、理論研究以及現(xiàn)場分析測試，并通過進一步探討研究其故障原因，得到了一些關(guān)于焦炭塔變形、開裂等現(xiàn)象的機理理論，從焦炭塔不同失效模式出發(fā)，例如熱機械疲勞、高溫低周疲勞、棘輪、蠕變等，提出了基于這些模式的焦炭塔安全性分析方法。

2.3.1熱機械疲勞

該觀點認為[28-30]，焦炭塔運行期間經(jīng)常承受劇烈的溫度循環(huán)變化，其劣化問題屬于熱機械疲勞損傷范疇，剩余壽命的分析應(yīng)主要基于熱機械疲勞理論。在這類理論中，首先對焦炭塔母材和焊縫材料進行熱機械疲勞試驗，得到Manson-Coffin關(guān)系表達式后，結(jié)合焦炭塔的軸對稱應(yīng)力、應(yīng)變場計算結(jié)果，選取合適的當量應(yīng)變范圍，預(yù)測焦炭塔的剩余壽命。國內(nèi)早期針對20g制焦炭塔材料熱機械疲勞性能已開展了試驗，獲得了一些基礎(chǔ)數(shù)據(jù)[31]，但是針對本世紀相繼投用的鉻鉬鋼制焦炭塔，相關(guān)的試驗數(shù)據(jù)仍然比較欠缺。雖然熱機械疲勞被普遍認為是造成焦炭塔鼓脹變形、開裂的失效模式，但目前的方法沒有考慮材質(zhì)劣化對材料熱機械疲勞性能的影響，在剩余壽命預(yù)測時會得到不安全的結(jié)果。目前有關(guān)焦炭塔母材和焊縫熱機械疲勞試驗的數(shù)據(jù)仍然比較少，特別是本世紀以來國內(nèi)許多焦炭塔制造采用的鉻鉬鋼材料數(shù)據(jù)更加匱乏，基礎(chǔ)試驗工作仍亟待開展。

2.3.2高溫低周疲勞

此觀點認為焦炭塔的失效是高溫環(huán)境下低周疲勞造成的[32-33]。由于焦炭塔屬于薄壁容器，故可將復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)簡化為二維應(yīng)力狀態(tài)，通過單軸高溫低周疲勞實驗，分別得出母材和焊縫的Manson-Coffin關(guān)系式，按照高溫強度理論和局部應(yīng)力應(yīng)變理論，采用當量應(yīng)變范圍法對焦炭塔進行剩余壽命評估，計算出焦炭塔最大當量應(yīng)變范圍，由Manson-Coffin關(guān)系式求出焦炭塔的剩余壽命。這種方法沒有考慮溫度變化帶來的熱機械疲勞載荷作用，其壽命預(yù)測結(jié)果偏于不安全。

2.3.3安定性分析

塔體結(jié)構(gòu)在循環(huán)載荷作用下，除在初始階段少數(shù)幾個載荷循環(huán)中產(chǎn)生一定的塑性變形外，在繼續(xù)施加的循環(huán)外載荷作用下不再發(fā)生新的塑性變形或者不出現(xiàn)塑性疲勞或棘輪現(xiàn)象，此時結(jié)構(gòu)處于安定狀態(tài)。焦炭塔在反復(fù)的熱疲勞、機械疲勞循環(huán)載荷下會產(chǎn)生累積的塑性變形。為此，有學者從兩方面針對該問題進行了分析。一方面，保證結(jié)構(gòu)處于安定狀態(tài)，通過結(jié)構(gòu)幾個循環(huán)的應(yīng)力、應(yīng)變計算，分析應(yīng)變隨循環(huán)周次的變化情況，研究結(jié)構(gòu)的安定性[34]。另一方面，如果結(jié)構(gòu)不滿足安定狀態(tài)條件，通過考慮棘輪效應(yīng)和疲勞耦合作用下的損傷模型，研究焦炭塔的壽命預(yù)測方法[35]。

2.3.4持久強度方法

該方法認為[36-37]，當塔體鼓脹變形嚴重時，會使塔體穩(wěn)定性下降，強度削弱，由此提出了用持久強度來預(yù)測焦炭塔的剩余壽命。選擇已服役多年(發(fā)生輕度球化)的20g鋼板，做成2組(輕度球化和中度球化各6個)標準試樣，在焦炭塔使用溫度下做持久試驗，然后利用雙對數(shù)曲線進行外推得出焦炭塔的剩余壽命。這種方法簡單地將焦炭塔失效模式歸因于高溫蠕變，雖然考慮了材質(zhì)劣化對其高溫持久強度的影響，但仍然有悖于焦炭塔的實際服役工況和失效機理。

2.3.5基于珠光體球化的剩余壽命計算法

一種觀點認為珠光體球化的主要影響因素是溫度、時間和化學成分，其理論基礎(chǔ)是，20g珠光體球化的實質(zhì)是具有較高表面能的片狀珠光體在高溫下有向低表面能球狀珠光體轉(zhuǎn)化的趨勢，溫度越高、時間越長，珠光體球化程度越嚴重，進行焦炭塔壽命預(yù)測時則假定材料完全球化是設(shè)備壽命的終點[38]。

另外一種觀點認為珠光體球化不僅與溫度、時間、化學成分有關(guān)，而且與應(yīng)力水平也有很大的關(guān)系，利用珠光體球化轉(zhuǎn)變的動力學方程給出剩余壽命的計算模型[39-40]。焦炭塔剩余壽命計算模型主要考慮了溫度、應(yīng)力對珠光體球化速度的影響。珠光體球化模型只將珠光體球化作為衡量焦炭塔是否安全的主要標志，沒有考慮載荷及溫度循環(huán)對材料造成的損傷，目前仍存在很大爭議。

3　今后研究重點

盡管國內(nèi)外關(guān)于焦炭塔安全性分析已開展了大量的研究工作，但目前國內(nèi)焦炭塔使用中仍然頻繁出現(xiàn)開裂、鼓脹等現(xiàn)象，一些關(guān)鍵問題仍未得到有效解決，亟需開展更進一步的研究工作，包括以下幾點。

(1) 考慮材質(zhì)劣化條件下的焦炭塔熱機械疲勞壽命研究。焦炭塔材料特別是碳鋼在投用一段時間后材質(zhì)會出現(xiàn)劣化，如珠光體球化等。國內(nèi)一些企業(yè)通過在用焦炭塔檢測發(fā)現(xiàn)塔體材料存在中度甚至完全球化現(xiàn)象，需要開展研究分析這些焦炭塔是否還有服役潛力，從而為企業(yè)報廢換新、縮短停工時間提供科學技術(shù)支撐。

(2) 考慮應(yīng)力松弛的焦炭塔壽命預(yù)測技術(shù)研究。從損傷角度考慮，焦炭塔熱機械疲勞失效是一種低周應(yīng)變控制的疲勞損傷累積結(jié)果。應(yīng)變控制條件下，在保載時(生焦階段)將發(fā)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象，產(chǎn)生蠕變損傷，根據(jù)英國高溫結(jié)構(gòu)完整性評定規(guī)范R5[41]，這部分損傷應(yīng)計入結(jié)構(gòu)損傷分析中，因此，有必要針對這方面開展研究工作。

(3) 焦炭對焦炭塔結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響研究。由于焦炭熱膨脹系數(shù)與鋼材不一致，在焦炭塔冷卻時必然會對塔本體產(chǎn)生附加作用力。目前焦炭塔結(jié)構(gòu)響應(yīng)研究仍主要采用數(shù)值模擬方法，雖然對加熱速率、冷卻速率等工藝參數(shù)的影響已開展了一些研究工作，但關(guān)于焦炭影響的研究仍然較少。

(4) 焦炭塔局部的熱斑和冷斑對塔壽命的影響研究。焦炭塔冷卻時，焦炭空洞和通道分布的不均勻性和隨機性，使得塔壁某些局部位置的冷卻速率快于或慢于周圍其它部位，產(chǎn)生熱斑和冷斑。國外已通過現(xiàn)場檢測和數(shù)值模擬等方法開展了熱斑和冷斑對焦炭塔壽命的影響研究[42]，國內(nèi)目前在這方面仍處于空白。

(5) 目前焦炭塔材料熱機械疲勞試驗數(shù)據(jù)仍不充分，特別是國內(nèi)近年來新投用焦炭塔所用的鉻鉬鋼材料，一些基礎(chǔ)試驗工作仍亟待開展。

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