王增超，銀建中，韓志遠，謝國山，徐君臣

1. 大連理工大學(xué) 化工學(xué)院，遼寧 大連 116024

2. 中國特種設(shè)備檢測研究院，北京 100029

3. 惠生工程(中國)，上海 201210

焦炭塔是煉油廠生產(chǎn)焦炭的關(guān)鍵設(shè)備，其生產(chǎn)工藝是延遲焦化過程，可簡述為：采用加熱爐將原料油加熱到反應(yīng)溫度，并在高流速、短停留時間的條件下，使原料油基本不發(fā)生或只發(fā)生少量裂化反應(yīng)就迅速離開加熱爐，進入焦炭塔內(nèi)，借助自身的熱量，原料油在“延遲”狀態(tài)下進行裂化和生焦縮合反應(yīng)，稱之為“延遲焦化”過程[1-2]。因為焦化反應(yīng)不是在加熱爐管內(nèi)而是延遲到焦炭塔內(nèi)，延遲焦化因此而得名。焦炭塔是延遲焦化裝置的核心設(shè)備，其作用是為原料提供熱分解和綜合反應(yīng)的場所。

一般說來，焦炭塔的整個運行周期為24 ～ 48 h，焦炭塔的工藝流程包括蒸汽加熱、充油、水冷和卸蓋除焦4個階段。每個生產(chǎn)周期，塔內(nèi)溫度從室溫到490 ℃循環(huán)變化。由周期性溫度波動引起的熱載荷和內(nèi)壓、重力、風(fēng)載荷等機械載荷導(dǎo)致的低周熱機械疲勞損傷是焦炭塔的主要失效機理，目前大多數(shù)學(xué)者認為由周期性熱應(yīng)力引起的熱機械疲勞損傷是焦炭塔結(jié)構(gòu)失效的主要原因，即循環(huán)熱應(yīng)力誘發(fā)了焦炭塔的鼓脹和開裂等失效。已有眾多學(xué)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，但關(guān)于如何準確預(yù)測焦炭塔剩余壽命，目前尚未很好地解決。美國石油協(xié)會曾對焦炭塔運行狀況做過三次調(diào)查，內(nèi)容包括操作情況、塔體的設(shè)計數(shù)據(jù)、檢查檢驗、失效事故以及修復(fù)情況等，在焦炭塔的破壞事例中，約61%的焦炭塔發(fā)生筒體鼓脹變形，約97%發(fā)生了筒體環(huán)向開裂，約78%則發(fā)生了塔體與裙座連接處焊縫開裂[3]。因此焦炭塔的壽命預(yù)測研究對于生產(chǎn)有著重要意義。

1 焦炭塔材料基礎(chǔ)數(shù)據(jù)與疲勞模型

由于焦炭塔長期在嚴苛環(huán)境下運行，為使其能長周期服役，必須嚴格采用合適的材料，因此必須研究材料的性能。用于制造焦炭塔的材料主要有碳鋼、碳鉬鋼和鉻鉬鋼。美國石油學(xué)會的調(diào)查表明，鉻鉬鋼塔的壽命是12 a，碳鉬鋼塔是 8 a，碳鋼塔只有7 a[3]。目前國內(nèi)外普遍使用鉻鉬鋼制造焦炭塔。

我國最早焦炭塔新舊母材及焊縫熱機械疲勞試驗由鋼鐵研究總院開展。為模擬焦炭塔運行中承受的熱機械載荷，1985年冶金部鋼鐵研究總院和北京科技大學(xué)先后從美國MTS公司引進了熱機械疲勞試驗系統(tǒng)。黃琦等[4]對長嶺煉油T202焦炭塔新舊母材20 g和焊縫進行了高溫低循環(huán)疲勞試驗、同相熱機械疲勞試驗和疲勞蠕變交互作用實驗，并根據(jù)實驗得到的擬合公式對其進行了壽命評估，結(jié)果發(fā)現(xiàn)按照熱機械疲勞實驗所得壽命最低，用此方法去評估在役焦炭塔的剩余壽命最安全。

張文孝等[5]先對已服役24年的焦炭塔母材20 g和焊縫進行室溫及高溫(480 ℃)下的拉伸試驗，然后進行同相熱機械疲勞應(yīng)變控制試驗，采用高頻感應(yīng)加熱和壓縮空氣冷卻，溫度波動范圍為100～ 480 ℃。母材應(yīng)變幅分別是0.8%、1.15%、1.45%。焊縫的應(yīng)變幅分別為0.66%、0.71%、0.90%、1.20%。最后根據(jù)Manson-Coffin公式得到關(guān)系式：

式中：Δε為應(yīng)變范圍；Nf為疲勞壽命。將這2個公式在雙對數(shù)坐標系中可得2條直線如圖1 所示。可以看到應(yīng)變幅和疲勞壽命在雙對數(shù)坐標系下呈現(xiàn)較好的線性關(guān)系。若已知塔的最大等效應(yīng)變幅，便可求得壽命。從圖中可以看出，焊縫的熱機械疲勞強度低于母材，說明焊縫是薄弱部位。

圖1 焦炭塔壽命曲線

隨著采用鉻鉬鋼制造焦炭塔，我國開始研究14Cr1MoR、15CrMoR的疲勞試驗，但沒有開展相關(guān)的熱機械疲勞試驗。楊鎧銓[6]根據(jù)焦炭塔的實際工況對塔體14Cr1MoR進行了高溫低周疲勞試驗。采用與焦炭塔啟停波動相似的三角形對稱波加載。試驗溫度 500 ℃，溫度變化在500 ℃±2 ℃范圍內(nèi)。結(jié)果顯示試樣壽命與應(yīng)變幅呈雙對數(shù)線性關(guān)系，由此擬合出S-N曲線，并用實驗結(jié)果證明了模型的可靠性。

國外一些研究者則開展了國外典型材料的熱機械疲勞試驗。Xia等[7]開發(fā)了一套疲勞測試系統(tǒng)，進行類似于焦炭塔實際生產(chǎn)條件下的熱機械疲勞測試。對基底材料SA 387 和SA 204，襯層材料TP 410S在高溫等溫壽命和熱機械疲勞壽命進行了比較研究。結(jié)果表明，對于SA 387和SA 204，在最高溫度490 ℃條件下，熱機械疲勞壽命非常接近等溫低周疲勞壽命。然而，對于TP 410S，在490 ℃條件下，熱機械疲勞壽命是等溫疲勞壽命的一半。

圖2顯示了之前國內(nèi)外研究者得到的焦炭塔典型材料熱機械疲勞(TMF)和恒溫低周疲勞(LCF)試驗數(shù)據(jù)[4-5,7]。從圖中可以看出國內(nèi)20 g(現(xiàn)在牌號為Q245R)碳鋼材料的TMF性能數(shù)據(jù)略低于Xia等獲得的SA387 Gr22母材和SA240 TP410S襯層材料的TMF和LCF性能數(shù)據(jù)，焊縫低于母材的材料性能。對于同種材料，TMF低于LCF的材料性能數(shù)據(jù)。

圖2 焦炭塔典型材料總應(yīng)變幅與疲勞壽命實驗數(shù)據(jù)

國內(nèi)早期針對20 g碳鋼焦炭塔材料已開展了試驗，獲得了一些基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，但是目前我國相繼投用的鉻鉬鋼焦炭塔沒有開展相關(guān)研究。焦炭塔工藝條件惡劣，服役多年后，材料老化、介質(zhì)腐蝕等會使母材性能不斷劣化，因此在以后的研究中應(yīng)充分考慮材料變化所產(chǎn)生的影響。目前的實驗方法沒有考慮材質(zhì)劣化的影響，在壽命預(yù)測時結(jié)果會不安全，基礎(chǔ)試驗工作仍亟待開展。

2 基于形變控制的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

2.1 形變的描述與表達

由于焦炭塔操作條件的復(fù)雜性，導(dǎo)致溫度場的不均勻分布，進而引起塔體變形。主要的變形包括：塔壁的局部凹凸變形，筒體的鼓脹變形。由于環(huán)焊縫具有較高的屈服強度且厚度比母材厚一些，因而顯示出較少的鼓脹，最終導(dǎo)致整個焦炭塔產(chǎn)生糖葫蘆狀鼓脹。鼓脹變形測量數(shù)據(jù)的準確程度對于能否有效評估塔的安全性起到了關(guān)鍵作用。研究鼓脹變形的問題關(guān)鍵在確定鼓脹變形量臨界值大小，實際的變形量是否超過臨界值可作為失效標準之一。

然而，國內(nèi)目前對焦炭塔的檢驗大多采用傳統(tǒng)停機檢驗方法，主要針對內(nèi)表面的腐蝕、裂紋及材質(zhì)劣化等缺陷進行檢測，對筒體變形的尺寸測量相對較少，沒有成熟的形變檢測方法。郭宏偉[8]對1990年就投產(chǎn)使用的焦炭塔進行了筒節(jié)高度及筒節(jié)內(nèi)徑的測量，結(jié)果發(fā)現(xiàn)塔的徑向鼓脹變形量隨時間推移不斷加大且發(fā)生傾斜，整個塔發(fā)生了嚴重變形。劉興全等[9]對已經(jīng)發(fā)生明顯鼓脹變形的筒體內(nèi)徑及壁厚進行了測量，變形最大處發(fā)生在第3 ～ 5筒節(jié)，最大鼓脹量為260 mm，而充焦段壁厚并未減薄。2000年合肥通用機械研究院對中國石化安慶分公司煉油廠的焦炭塔進行了全面檢驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn)存在鼓脹變形，呈波浪狀，兩塔變形的最大值分別為61 mm和42 mm，而且在襯層內(nèi)壁焊縫存在裂紋等缺陷[10]。

程茂等[11]對焦炭塔鼓脹變形的作用機理和主要產(chǎn)生部位進行了分析。以往檢驗中只能目視檢查是否有明顯的鼓脹現(xiàn)象。先設(shè)置母線，然后測定鼓脹變形量，此方法在大型立式塔器內(nèi)操作困難較大，一是測量部位較多，工作量較大；二是讀數(shù)誤差可能會比較大；三是內(nèi)部需要搭設(shè)腳手架，工作量大且測量時容易受內(nèi)部腳手架的阻擋，測量部位受限制因此數(shù)據(jù)可能不準。作者采用了一種新型的測量和數(shù)據(jù)處理方法，即利用激光全站儀并結(jié)合計算機軟件進行形狀擬合，得到塔體的整體形狀，從數(shù)據(jù)和圖形可以精確測量鼓脹的變化和數(shù)值。被測量焦炭塔鼓凸變形集中出現(xiàn)在5 m高處，鼓脹量在9.99 ～21.79 mm。

另一方面，國外研究機構(gòu)及檢測公司已開始將三維激光掃描應(yīng)用于檢測及壽命分析當中。三維激光掃描利用激光測距原理來獲取目標數(shù)據(jù)，通過高速激光掃描測量的方法，獲取被測對象表面的三維坐標數(shù)據(jù)，快速、大量地采集空間點位信息，獲取高精度高分辨率的模型。美國Houston Engineering Solutions公司的Samman等[12-13]從184個激光掃描在役的焦炭塔中獲得的數(shù)據(jù)顯示：這些焦炭塔的位置、金屬材料、服役時長、尺寸和壁厚各不相同，最終確定了9種鼓脹模式，并將它們與可能導(dǎo)致其形成的加載機制、設(shè)計特征、操作實踐和制造工藝相關(guān)聯(lián)，焦炭阻力和溫度梯度的組合是大部分焦炭塔外殼變形的原因。

委內(nèi)瑞拉國家石油公司的Vivas等[14]等對6個焦炭塔進行了激光掃描和鼓脹嚴重因子分析。激光掃描得到塔截面的變形剖面圖如圖3所示，其中左側(cè)數(shù)據(jù)表示塔筒體的高度，右側(cè)云圖表示塔的變形大小，為塔的公稱半徑與實測半徑之差，橫軸代表塔的方位角，由此圖可確定塔的具體位置在長期服役后的變形情況。將實際操作條件下變形后焦炭塔的軸向應(yīng)力作為分子，將只考慮內(nèi)壓和重力時未變形焦炭塔的軸向應(yīng)力作為分母，這一比值就是鼓脹嚴重因子，軸向應(yīng)力是根據(jù)對模型變形前后進行熱結(jié)構(gòu)耦合模擬分析而得到。只考慮軸向應(yīng)力是因為軸向應(yīng)力與周向裂紋的形成有關(guān)。焦炭塔外表面鼓脹嚴重因子如圖4所示?？梢钥闯鲚^大的鼓脹因子出現(xiàn)在C3和C4焊縫附近，最大值為7.3。

由于激光掃描檢測的便捷性、快速性和有效性，我國未來對于在役變形焦炭塔檢測的發(fā)展趨勢是激光掃描檢測。

圖3 焦炭塔筒體的變形剖面

圖4 筒體外表面鼓脹嚴重因子圖

2.2 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

隨著有限元軟件的發(fā)展，其便捷、快速和專業(yè)的計算優(yōu)點在壓力容器計算中也得到廣泛應(yīng)用，國內(nèi)外學(xué)者也對焦炭塔通過有限元軟件進行了深入研究[15-23]。

2.2.1 溫度場的處理

目前在工程中，普遍的處理方法是將所有影響塔內(nèi)表面溫度分布的因素都歸結(jié)為對流換熱系數(shù)的差異。由于塔內(nèi)介質(zhì)的復(fù)雜性，目前還沒有統(tǒng)一的理論公式來確定焦炭塔的對流換熱系數(shù)，仍采用實測數(shù)據(jù)與計算數(shù)據(jù)對比的方法來計算溫度分布。具體步驟是：先測出一些特征點的溫度，然后按經(jīng)驗選取對流換熱系數(shù)，之后進行溫度場計算，最后對比特征點溫度的實測值與有限元的計算值是否接近，如果不接近再重新選擇對流換熱系數(shù)，直到實測值與計算值相吻合或者誤差在允許的范圍內(nèi)。將復(fù)雜因素進行簡單化處理而得的對流換熱系數(shù)并不能準確地反映出內(nèi)部介質(zhì)與塔熱交換時的真實情況，但是這種處理方法是以實測溫度值為基礎(chǔ)得來的，能夠反映出換熱規(guī)律，因為所取值并非真實的流體對流換熱系數(shù)，所以稱之為“等效對流換熱系數(shù)”[24]。陳孫藝等[25-28]研究了焦炭塔塔壁溫度場。通過動態(tài)坐標系用有限元法模擬恒速上升的介質(zhì)界面沿塔壁爬升的動態(tài)邊界情況，對徑向和軸向瞬態(tài)溫度場進行分析，最后通過疊加法分析了塔壁三維溫度場以及內(nèi)壓等引起的應(yīng)力對塔變形的影響。根據(jù)進料口結(jié)構(gòu)推斷介質(zhì)進塔過程的流態(tài)引起了周向不均勻溫度場，測量得到周向溫度場不均勻性并不顯著，不會影響塔體的變形，但卻是裙座環(huán)焊縫開裂的影響因素之一。

寧志華等[29]根據(jù)二維傳熱理論，獲得了有限長度焦炭塔的軸向和徑向二維瞬態(tài)溫度場的解析解，同時用迭代法模擬進油和進水階段中由于介質(zhì)界面不斷上升引起的動態(tài)邊界條件，此邊界條件不僅與時間有關(guān)，還和空間坐標有關(guān)，即沿著軸向不斷變化。最后作者還分析了幾何尺寸和冷水升速對軸向溫度梯度的影響，直徑和厚度對溫度梯度影響很小，而介質(zhì)升速對溫度梯度影響較大。

2.2.2 不計變形的焦炭塔應(yīng)力應(yīng)變分析

目前國內(nèi)外針對未變形的焦炭塔做了大量有限元計算。吳娜[24]運用ANSYS對焦炭塔較易失效的部位即筒體與裙座連接處進行了研究，運用順序熱結(jié)構(gòu)耦合方法，將熱分析得到的溫度場以體載荷的形式加到結(jié)構(gòu)模型上。結(jié)果顯示最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在裙座頂端的左右側(cè)為 390 MPa，此時已經(jīng)超過材料的屈服強度。然后作者對焦炭塔進行了循環(huán)載荷下的安定性分析，通過對塔進行反復(fù)加載，塔結(jié)構(gòu)呈安定狀態(tài)，也就是說循環(huán)加載多個周期后塔不會再產(chǎn)生新的塑性應(yīng)變。

陸成卿[30]運用ANSYS分別建立了含焦炭和不含焦炭的14Cr1MoR焦炭塔有限元模型。將進出口介質(zhì)溫度沿塔高度方向線性插值，并分別對油氣預(yù)熱、進油結(jié)焦、蒸汽冷焦和給水冷焦進行計算。發(fā)現(xiàn)由溫度梯度引起的熱應(yīng)力遠大于介質(zhì)重、塔體自重的影響。進油結(jié)焦和給水冷焦階段是操作中最嚴峻的階段，最大熱應(yīng)力均出現(xiàn)在裙座與塔體的過渡段。除此之外，作者還探討了縮短工作周期和保溫層減薄下焦炭塔的受力情況，發(fā)現(xiàn)工作周期縮短和保溫層減薄后對壽命產(chǎn)生不利影響。

魯志兵等[20]基于迭代算法以1.25Cr0.5Mo鋼焦炭塔為研究對象，利用動態(tài)熱邊界模擬了充油和水冷過程中液體介質(zhì)沿塔內(nèi)表面向上移動的過程，對瞬態(tài)溫度場進行了數(shù)值計算。將模擬溫度值與塔外表面實測溫度數(shù)據(jù)進行比較，利用基于最小二乘法和均值原理的控制方程，以保證測量值與模擬值之間的誤差最小。根據(jù)溫度場的模擬結(jié)果，將熱分析得到的節(jié)點溫度場以體載荷的形式加到焦炭塔的有限元結(jié)構(gòu)模型上，并施加其余的結(jié)構(gòu)約束邊界條件，進行熱結(jié)構(gòu)耦合分析。結(jié)果發(fā)現(xiàn)不同位置等效應(yīng)力隨時間的變化趨勢是相似的，都經(jīng)歷了緩慢上升、急劇上升到峰值、緩慢下降、急劇下降和急劇上升的過程。襯層明顯高于基底的等效應(yīng)力值，而且裙座在一定程度上發(fā)生彎曲變形。

侯文富等[31]還運用動態(tài)熱邊界法分別對影響鉻鉬鋼焦炭塔的瞬態(tài)溫度場及熱應(yīng)力的操作參數(shù)進行了分析研究。對進油速度、水冷溫度和進水速度進行比較。在進油和進水階段，塔內(nèi)壁會產(chǎn)生大的軸向和徑向溫度梯度，而且隨著液面升速增大，由溫度波動導(dǎo)致的熱應(yīng)力也變大。當介質(zhì)升速相同時，介質(zhì)溫度越低，徑向和軸向溫度梯度就會越大，導(dǎo)致熱應(yīng)力也變大。進水階段的熱應(yīng)力會高于進油階段的熱應(yīng)力，所以防失效重點在如何限制水冷階段的熱應(yīng)力，比如可以盡量提高水溫。文獻表明：焦炭塔失效最為嚴重的階段就是水冷階段。

朱成誠等[32-33]用ABAQUS研究了焦炭塔的套合效應(yīng)，所謂套合效應(yīng)是指在進油生焦過程中渣油在經(jīng)過長時間的生焦過程后變?yōu)楣腆w焦床，在隨后的冷卻階段，焦床會阻止筒體軸向、周向收縮，引起二次應(yīng)力。將無焦床作用時的應(yīng)力與有焦床時進行對比分析，有焦床時應(yīng)力明顯提高，尤其是周向應(yīng)力，使塔體產(chǎn)生塑性變形。作者認為套合效應(yīng)是在傳統(tǒng)的熱機械載荷之外另一個對焦炭塔鼓脹變形、焊縫開裂起決定性影響的因素。

Yamamoto等[34-35]為模擬焦炭塔，建立了塔內(nèi)沸騰傳熱機制的熱分析模型。有限元計算結(jié)果表明，筒體內(nèi)表面的應(yīng)變比外表面高約30%，而筒體內(nèi)表面的應(yīng)變是無法直接測量的。還研究了內(nèi)壁粘附的焦炭對塔變形的影響，在無焦炭處軸向環(huán)向塑性應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變，而有焦炭處則保持彈性，由此產(chǎn)生的彎曲力矩朝向塔的外表面，進而產(chǎn)生向內(nèi)凹陷的塑性變形。

林洋扎根農(nóng)場十個春秋，攻堅克難，大膽改革，銳意進取，帶領(lǐng)云城乳業(yè)實現(xiàn)了轉(zhuǎn)型發(fā)展。多年來，他先后多次受到山西省農(nóng)墾局、大同市國資委的表彰，并當選大同市第十四屆人大代表和大同市第十五屆政協(xié)委員。

Xia等[23]結(jié)合邊界條件建立了焦炭塔的熱分析模型，根據(jù)外表面的溫度測量數(shù)據(jù)，確定了內(nèi)表面的傳熱系數(shù)，結(jié)合ABAQUS子程序?qū)崿F(xiàn)了充油和水冷階段的動態(tài)油位和水位，并利用計算得到的溫度場進行應(yīng)力分析。結(jié)果表明，襯層材料應(yīng)力超過了屈服極限，襯層材料高應(yīng)力是因為襯層與基底熱膨脹系數(shù)的顯著差異和襯層與基底厚度相比較小造成的。

Feng等[22]研究了多個操作周期下焦炭塔的彈塑性行為。結(jié)果發(fā)現(xiàn)襯層的屈服在運行早期就出現(xiàn)了，在第一個周期就產(chǎn)生了永久變形和殘余應(yīng)力，襯層發(fā)生塑性安定。當液面升至某一高度時，放大50倍后的徑向變形輪廓和沿軸向的溫度曲線如圖5所示，筒體在液面處由于較大的軸向溫度梯度會產(chǎn)生一個嚴重的彎曲變形。在水冷階段，由于殘余焦炭周圍會出現(xiàn)不均勻的溝流，使得某些部位可能比周圍區(qū)域早加熱或冷卻，導(dǎo)致塔內(nèi)出現(xiàn)熱點或冷點。冷點和熱點的殘余變形如圖6，冷熱點會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)中出現(xiàn)明顯的溫度梯度和筒體鼓脹，其中冷點會導(dǎo)致更嚴重的局部彎曲，而熱點會導(dǎo)致更大的鼓脹變形，冷點的變形比熱點更嚴重。

圖5 水冷階段的徑向變形和溫度曲線

圖6 冷點熱點影響過后的殘余變形

2.2.3 變形對焦炭塔應(yīng)力應(yīng)變場的影響

實際生產(chǎn)中的焦炭塔在長時間的運行后，會產(chǎn)生不同程度的鼓脹和開裂，鼓脹變形后的焦炭塔其應(yīng)力會有明顯改變[14,36-37]，國外針對產(chǎn)生鼓脹變形的焦炭塔也做了數(shù)值模擬計算。Araque等[37]根據(jù)激光掃描得到的變形曲線建立了2種脹形模型，第1種是向外膨脹的尖角模型，第2種是之字形模型，同時分別研究了不同的脹形長度和高度的影響。用恒定的冷卻速率沿著塔內(nèi)壁上升的方法來模擬溫度場，采用熱結(jié)構(gòu)耦合方法得到應(yīng)力應(yīng)變。結(jié)果顯示，對于第1種模型，內(nèi)側(cè)受壓，外側(cè)受拉。對于第2個模型，在凸出變形的內(nèi)側(cè)和凹陷變形的外側(cè)，軸向應(yīng)力處于拉應(yīng)力狀態(tài)，而在凸出變形的外側(cè)和凹陷變形的內(nèi)側(cè)，軸向應(yīng)力基本處于壓應(yīng)力狀態(tài)。平均應(yīng)力最高的區(qū)域與之前報道的出現(xiàn)過這種脹形的開裂的區(qū)域相一致。根據(jù)不同水冷速率與最大軸向應(yīng)力的指數(shù)關(guān)系，得到了筒體產(chǎn)生塑性變形的最小冷卻速率。

Vivas等[14]選擇3個鼓脹嚴重因子較高的區(qū)域用應(yīng)變片和熱電偶對鼓脹區(qū)域進行了測量，根據(jù)激光掃描結(jié)果和用熱電偶測得溫度對測量區(qū)域進行有限元分析，并與應(yīng)變片測量結(jié)果進行對比。塔內(nèi)表面的對流換熱系數(shù)是根據(jù)實測溫度值插值和迭代得到的，利用順序耦合方法來估計水冷過程產(chǎn)生的應(yīng)變。圖7顯示了柱形截面內(nèi)外表面的軸向應(yīng)力分布。在水冷階段，各位置的軸向應(yīng)力幅明顯增大。3個設(shè)置應(yīng)變片區(qū)域處30個循環(huán)的水冷階段軸向應(yīng)力幅如圖8所示，由圖中可以看出應(yīng)力幅在90～ 687 MPa。此外，水冷階段的最高軸向應(yīng)力幅是加熱階段的7.2倍。

圖7 焦炭塔內(nèi)外表面軸向應(yīng)力分布圖

圖8 焦炭塔水冷階段3個位置處30個周期的軸向應(yīng)力幅

Vivas[36]還根據(jù)激光掃描得到的實際變形，采用順序熱結(jié)構(gòu)耦合法，用ANSYS建立了計算模型。熱電偶和應(yīng)變片安裝在明顯鼓脹的區(qū)域，分別布置在向內(nèi)凹陷處和向外凸起處。分別對完美的圓柱體(沒有變形)和存在凸起的模型考察周向熱梯度對應(yīng)力水平的影響。結(jié)果表明被熱區(qū)包圍的冷點產(chǎn)生軸向拉伸應(yīng)力，被冷區(qū)包圍的熱點產(chǎn)生軸向壓縮應(yīng)力。鼓脹增加了特定區(qū)域的應(yīng)力水平，從而使塔的剩余壽命減少。此外，本文的研究結(jié)果與以往一致，即向外凸起的內(nèi)表面產(chǎn)生高應(yīng)力，外表面產(chǎn)生低應(yīng)力，而向內(nèi)凹陷則產(chǎn)生相反的結(jié)果。

實際在役焦炭塔在經(jīng)過長時間運行后，總會產(chǎn)生不同程度的變形，很明顯變形后的塔的受力情況更為復(fù)雜，未來焦炭塔的可靠性研究在激光掃描變形的基礎(chǔ)上，也會向著基于冷熱點和焦炭阻力等方向發(fā)展。

3 熱機械疲勞壽命評價方法研究

合理預(yù)測焦炭塔的剩余壽命是研究的目標，目前大多數(shù)學(xué)者認為熱機械疲勞是造成失效的主要原因，并分別采用了不同的方法進行壽命評價。

吳娜[24]采用2種不同方法對焦炭塔進行了壽命分析，分別是基于JB4732-1995分析設(shè)計和ASME Ⅷ-2 彈塑性分析的疲勞壽命分析。分析設(shè)計法以彈性力學(xué)為基礎(chǔ)，即認為焦炭塔是彈性范圍內(nèi)的受力模型；而彈塑性分析法以彈塑性力學(xué)為基礎(chǔ)，因為焦炭塔受力超過屈服極限，從這一點考慮彈塑性分析方法更貼合工程實際。根據(jù)相應(yīng)材料的S-N曲線，以確定各循環(huán)載荷的許用循環(huán)次數(shù)，根據(jù)線性損傷累積法則計算疲勞損傷系數(shù)和剩余壽命。結(jié)果表明用彈塑性分析法獲得的使用壽命比用分析設(shè)計方法低，也就是說使用彈塑性分析方法對焦炭塔進行壽命估算會更加保守，更加安全。

楊鎧銓[6]在對焦炭塔材料實驗和有限元模擬結(jié)果基礎(chǔ)上，分別運用經(jīng)典高溫低周疲勞評價方法、彈塑性損傷失效評價方法、蠕變失效評價方法和高溫低周疲勞與蠕變線性耦合方法對進油生焦和冷焦階段塔過渡段的危險點進行了壽命評估，認為焦炭塔主要是受高溫低周疲勞與蠕變損傷的耦合影響。

傅繼陽等[38]利用改進的BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)技術(shù)，用動量因子來修正網(wǎng)絡(luò)權(quán)值，根據(jù)有限的熱機械疲勞試驗結(jié)果，分別對焦炭塔的母材20 g和焊縫進行訓(xùn)練，訓(xùn)練出來的結(jié)果與試驗值非常接近，效果良好，說明該模型穩(wěn)定性較好，可用于剩余壽命的預(yù)測。

李偉[39]利用應(yīng)變疲勞試驗得到的最大應(yīng)變幅、最小應(yīng)變幅及平均應(yīng)變幅直接代入 Manson-Coffin 公式，對壽命進行預(yù)測，結(jié)果誤差很大。作者解釋是由于塔運行中各個循環(huán)應(yīng)力不盡相同，只利用單個循環(huán)數(shù)據(jù)的壽命預(yù)測結(jié)果并不能反映塔的真實情況，因此基于 Miner 損傷累積理論，轉(zhuǎn)而采用多個循環(huán)的統(tǒng)計數(shù)據(jù)對壽命進行預(yù)測，得到較為理想的結(jié)果。

Yan等[21]提出了一種基于Palmgren-Miner的損傷累積理論的統(tǒng)計疲勞壽命評估方法。首先進行材料的熱機械循環(huán)疲勞試驗以獲得應(yīng)變-壽命曲線，然后通過熱彈塑性分析模型來計算全局和局部冷熱點的最大等效應(yīng)變幅。根據(jù)筒體溫度數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析，獲得冷點和熱點的概率分布，由襯層和基底的最大等效應(yīng)變幅估算疲勞壽命。

Viva等[14]利用安裝的應(yīng)變片和熱電偶，可以獲得30個操作周期下周向和軸向應(yīng)變以及溫度的綜合記錄，估計了各工況下加熱和水冷階段的應(yīng)力幅。根據(jù)軸向應(yīng)力幅和ASME Ⅷ-2疲勞設(shè)計曲線，取疲勞強度減弱系數(shù)為2，根據(jù)疲勞損傷累積法則得到總的累積使用系數(shù)。假設(shè)焦炭塔在未來會有與之前相同的損傷累積，將會在2 449次循環(huán)后出現(xiàn)貫穿裂紋，考慮到該塔的典型循環(huán)周期為43.8 h，該塔在12年后將出現(xiàn)貫穿裂紋。

目前比較先進的壽命評價方法基本上是：針對焦炭塔典型材料及焊接接頭開展熱機械耦合疲勞試驗，由焦炭塔現(xiàn)場形變激光掃描檢測數(shù)據(jù)進行有限元分析，提出基于Mason-Coffin模型的應(yīng)變疲勞壽命計算模型建立其應(yīng)變幅范圍與疲勞壽命的關(guān)系，最終提出基于形變檢測技術(shù)及應(yīng)變疲勞壽命的焦炭塔熱機械疲勞損傷預(yù)警方法。未來焦炭塔的壽命評價方法將向著可靠性和多軸評價發(fā)展。

4 結(jié)論

目前國內(nèi)外關(guān)于焦炭塔安全性分析已開展了大量工作，現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)受所測單個焦炭塔的結(jié)構(gòu)特點和操作工藝的影響。焦炭塔使用中出現(xiàn)的開裂、鼓脹等失效問題仍未得到有效解決，尤其對于材質(zhì)劣化的焦炭塔材料方面需開展更多的研究工作。國外已將三維激光掃描和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法應(yīng)用于檢測及壽命分析當中，國內(nèi)目前還沒有成熟的激光掃描形變檢測方法，未得到大規(guī)模應(yīng)用，尤其是將激光掃描結(jié)果與受力情況相結(jié)合之后用于壽命分析更是沒有先例，這部分工作也亟待開展。根據(jù)材料熱機械疲勞試驗數(shù)據(jù)，結(jié)合形變檢測結(jié)果，采用基于彈塑性有限元分析和Manson-Coffin模型的應(yīng)變疲勞評價方法，將會是未來焦炭塔壽命評估的一個重要發(fā)展方向。焦炭塔的壽命評估也將向著可靠性和多軸評價發(fā)展。