延遲焦化工藝和工程

延遲焦化工藝與工程第七章

焦炭塔和焦化分餾塔第七章

焦炭塔和焦化分餾塔7.1

焦炭塔7.1.1

焦炭塔工藝特點和構造特點7.1.2

焦炭塔操作及對壽命的影響7.1.3

焦炭塔材質選擇7.1.4

焦炭塔裙座構造7.1.5

焦炭塔保溫7.1.6

焦炭塔構造設計改善7.1.7

焦炭塔大型化7.1.8

焦炭塔儀表、自動化7.1.9

焦炭塔的檢測和壽命評定7.2焦化分餾塔7.2.1

焦化分餾塔設計特點7.2.2

焦化分餾塔的塔板構造

第七章

焦炭塔和焦化分餾塔7.1

焦炭塔

7.1.1

焦炭塔的工藝特點和設備特點

延遲焦化是以渣油或類似渣油的多種重質油、污油及原油為原料，通過加熱爐快速加熱到一定的溫度后進入焦炭塔，在塔內適宜的溫度、壓力條件下發(fā)生裂解、縮合反映，生成氣體、汽油、柴油、蠟油、循環(huán)油組分和焦炭的工藝過程，見圖7－1。延遲焦化妝置的重要設備有焦化加熱爐、焦炭塔、焦化分餾塔、吹汽放空塔、加熱爐進料泵、水力除焦機械等，其中焦化加熱爐被認為是焦化妝置的核心設備，而焦炭塔則是焦化妝置的核心設備。由于焦炭塔是焦化妝置的反映器，加熱爐、分餾塔、放空系統(tǒng)、冷切焦水解決系統(tǒng)、水力除焦系統(tǒng)等均與之有關。即使焦炭塔是一種空筒設備，但它的設計涉及到幾乎全裝置的工藝過程。

焦炭塔的工藝特點是操作溫度高，最高可達成495℃，操作溫度變化頻繁，每一種操作周期都要由常溫變化到最高操作溫度，并生焦周期越短，變溫速度越快；它不僅是一種反映器并且還是一種裝焦炭的容器，操作不當會使生焦的泡沫溢出，造成后部系統(tǒng)結焦。焦炭塔在生焦過程中基本處在恒溫操作。在除焦過程中要通過先降溫再升溫的變化過程，往往由這一種變溫操作過程使焦炭塔及其有關系統(tǒng)的設計有些復雜。

焦炭塔普通是兩臺一組，每套延遲焦化妝置中有的是一組（兩臺），有的是兩組（四臺）焦炭塔。在每組塔中，一臺塔在反映生焦時，另一臺塔則處在除焦階段。即當一臺塔內焦炭積聚到一定高度時進行切換，切換后先通入少量蒸汽把輕質烴類汽提去分餾塔，再大量通入蒸汽，汽提重質烴類去放空冷卻塔，回收重油和水。待含在焦炭內的大量油被吹出后再通入冷卻水使焦炭冷卻到80℃左右，然后除焦。除焦完畢后再用另一種塔的油氣預熱到400℃左右，然后切換進料。每臺塔的切換使用周期普通為48小時，其中生焦24小時，除焦及其它輔助操作24小時（見表7－1）。除焦采用高壓水，高壓水壓力達14.8～30MPa。取決于塔徑的大小。隨著技術的進步，現在每臺塔的切換周期已縮短，普通30～36小時。除下的焦炭落入焦池，同時用橋式起重抓斗經皮帶輸送到別處寄存或裝車外運。裝置所產的氣體和汽油，分別用氣體壓縮機和泵送入穩(wěn)定吸取系統(tǒng)進行分離，得到干氣及液化氣，并使汽油的蒸汽壓合格。柴油需要加氫精制，蠟油可作為催化裂化及加氫裂化原料或燃料油。

表7－1

除焦及其它輔助操作序號操作時間(小時)操作條件介質來源及去向操作重要目的24181掃換四通閥0.50.5現場切換，電動或氣動操作渣油由A塔改去B塔2少量吹蒸汽1.0蒸汽：2～5t/h蒸汽來自管網油氣去分餾塔汽提焦炭塔內輕質油，油氣及泡沫層3大量給水2.51.0蒸汽:10～18t/h蒸汽來自管網油汽去放空塔汽提焦炭內的大量重油，冷卻焦炭。4少量給水1.55.5冷焦水:10～20t/h水來自冷焦水解決系統(tǒng)，蒸汽去放空塔快速冷卻焦炭，進一步汽提焦炭內重油5大量給水3.5冷焦水:～350t/h水來自冷焦水解決系統(tǒng)，蒸汽去放空塔，溢流水去水解決系統(tǒng)冷卻焦炭及焦炭塔，達成80～下列6排放冷焦水4.01.5排水：400t/h排水至冷焦水解決系統(tǒng)放凈塔內水，便于卸頂底蓋7卸塔蓋0.51.25風動扳手或液壓自動卸蓋先卸頂蓋后卸底蓋為除焦作準備8水力除焦4.55水壓力：15～30MPa水流量：150～300m3/h水來自高壓水泵，焦炭去焦池去除塔內的焦炭為換塔作準備9裝塔蓋0.50.75風動扳手或液壓自動卸蓋先裝底蓋后裝頂蓋10試壓1.0蒸汽沖壓到0.3MPa蒸汽來自管網密封實驗，趕空氣11油氣預熱4.53.5油氣：～420℃

～0.2MPa油氣來自B塔，不凝氣去分餾塔使焦炭塔塔體升溫到400℃左右，避免換塔時溫度變化太快。

圖7－1

延遲焦化流程焦炭塔的工藝設計重要涉及焦炭塔直徑的擬定、塔高的擬定、和有關系統(tǒng)的設計。

焦炭塔的直徑和高度

焦炭塔的直徑和高度重要取決于裝置的解決量、原料性質、操作溫度、操作壓力和循環(huán)比。裝置的解決量是決定焦炭塔大小的重要參數，現在國內單塔解決量和焦炭塔規(guī)格的對應關系以下：

表7－2序號單塔解決量(萬噸/年)焦炭塔規(guī)格（mm）建設時間操作循環(huán)比120～30φ5400×18000（切）50年代至70年代1.3～1.4240～50φ6100×21000（切）80年代至90年代1.3～1.43100～120φ8400～φ8600×24000（切）90年代以來1.15～1.354140～160φ8800～φ9400×2700（切）21世紀初1.15～1.25

焦炭塔的單塔解決量越大，規(guī)定的焦炭塔直徑越大，這重要是由焦炭塔塔內的允許氣速決定的。焦化原料渣油在加熱爐中被快速加熱到500℃左右進入焦炭塔，為避免加熱爐管結焦，爐出口的反映轉化率普通不不不大于8％（氣體和汽油的轉化率），大部分的反映延遲到焦炭塔內進行。原料進入焦炭塔，在塔內適宜的壓力、溫度和停留時間的條件下發(fā)生裂解和縮合反映，裂解為吸熱反映，縮合為放熱反映，裂解的熱量除了來自原料渣油本身外尚有一部分由縮合反映提供，縮合反映生成的焦炭停留在塔內，并由塔壁向中心擴展，中心形成進料通道，在焦炭層以上為重要反映區(qū)，即泡沫層。泡沫層分油相泡沫和氣相泡沫，氣相泡沫在上部，其密度約為30～100kg/m3，油相泡沫在焦層以上，其密度約為100～700kg/m3，焦化反映溫度即為泡沫層溫度，普通為460～480℃，并且生焦率越高，該反映溫度越高。

隨著原料的不停進入，產生的焦炭量不停增加，焦炭層高度增加，泡沫層也隨之持續(xù)升高。塔內反映示意見圖7－2。

圖7－2

焦炭塔內生焦示意圖

由于泡沫層為反映區(qū)，普通不但愿正在反映的泡沫被油氣夾帶到焦炭塔頂口的大油氣管線和分餾塔，造成管線結焦和分餾塔內結焦影響產品質量。焦炭塔內油氣的允許氣速可用下式計算：

其中Uc為塔內氣相線速，m/s；

為輕相泡沫層密度，kg/m3；

為氣相層密度，kg/m3；

據資料報導，國外在焦炭塔內不注入消泡劑時，允許氣速普通為0.11～0.17m/s。在使用消泡劑時，正常的設計油氣速度應低于0.12～0.21m/s。根據允許的油氣速度和焦炭塔內的油氣流量，結合進料性質和塔頂操作壓力即可擬定焦炭塔的直徑。

焦炭塔內的油氣體積流量除和渣油進料量有關外，與原料性質、操作條件也有親密的關系。在擬定焦炭塔的直徑以前應首先擬定焦炭塔的操作條件和產品分布。渣油是以碳、氫為重要元素的大分子烴類，普通分為飽和烴、芳烴、膠質和瀝青質，瀝青質含量高的渣油生焦率較高，輕油收率較低。普通生焦率的估算可按式：Wc=1.6K進行，其中K為渣油的康氏殘?zhí)?，產品分布普通最后由實驗擬定。當原料性質擬定后，對生焦率和產品分布影響較大的重要是循環(huán)比、反映溫度和壓力。循環(huán)比減少10％，生焦率普通減少1％，同時焦化蠟油收率增加，氣體、汽油、柴油收率下降。當需要提高裝置的液體收率時普通采用減少循環(huán)比（0.15～0.25）或零循環(huán)比操作；當需要多產焦化石腦油和柴油時普通采用較大循環(huán)比（0.25～0.45）操作；當焦化蠟油無出路或需要最大可能地生產柴油和乙烯原料時普通采用大循環(huán)比（0.4～1.0）操作。循環(huán)比越大，焦炭塔內的油氣體積流量越大。提高焦化溫度可增產液體產品收率，但基于焦化反映的特點，反映溫度（爐出口溫度控制）調節(jié)的幅度是很窄的，溫度過高會造成提前結焦，堵塞爐管、轉油線，影響開工周期，同時易生成硬質石油焦，使除焦困難；溫度過低造成熱量局限性反映深度不夠，輕油收率減少，焦炭揮發(fā)分增大或產生焦油。普通狀況下是根據原料性質擬定最佳的操作溫度，普通焦化爐出口溫度為495～505℃，芳烴含量和瀝青質含量的比值較大時宜采用較高的爐出口溫度。采用低壓操作可改善焦化產品分布，在國內外已普遍承認，國內焦炭塔塔頂操作壓力普通為0.15～0.20Mpa，國外最低的達成0.1～0.15Mpa。壓力減少普通能提高蠟油的收率，但是增大了焦炭塔的氣體體積流量，勢必使焦炭塔的塔徑和油氣管線加大，并影響壓縮機的加大，因此裝置的投資增加，因此應綜合設備投資、操作費用和產品分布等因素擬定適宜的操作壓力。

在基本擬定焦炭塔的直徑后，根據焦炭產率、生焦時間、泡沫層高度來擬定焦炭塔的高度。焦炭產率和原料性質、操作條件有關，泡沫層高度和原料性質、反映溫度及壓力有關，普通狀況下生焦率高的渣油反映的泡沫層高度小，生焦率低的渣油的泡沫層高度大。當在焦炭塔內注入消泡劑后，泡沫層的高度普通減少40～65％。當單塔解決能力、原料性質和操作條件擬定后，塔內的焦層高度重要決定于生焦時間。現在國內焦化妝置設計的生焦時間均為24小時，國外焦化生焦時間為12～24小時，采用16～18小時的占大多數，采用短的生焦時間，能夠提高焦炭塔的運用率，或者同等規(guī)模的焦炭塔的高度減少。在擬定焦炭塔高度時應留有一定的安全空高，安全空高普通為塔頂切線離泡沫層頂部的距離。國內設計的焦炭塔普通安全空高不不大于等于5米，國外焦炭塔的安全空高普通為2～3米?？崭咴酱?，焦炭塔的運用率越低，但油氣在塔內的停留時間延長，對減少油氣線和分餾塔內結焦有利。

空高的計算公式以下：

其中：H切－焦炭塔切線高度，m；

G焦－焦炭生焦率，kg/h；

焦－生焦時間，hr；

焦－塔內焦炭堆密度，kg/m3(800～900kg/m3)；

V錐－焦炭塔錐體體積：m3；

D塔－焦炭塔直徑，m；

H泡沫－泡沫層高度，m。

普通所說的縮短生焦時間能夠提高解決量，只是焦炭塔的安全空高增大，對應的油氣線速能夠在較高的范疇內操作。另外采用在生焦早期加大焦炭塔的進料，生焦末期減少焦炭塔的進料的方法，也能夠提高裝置的年加工能力。

焦炭塔直徑和切線高度的關系

焦炭塔直徑和高度互相補充，當裝置解決量、操作條件擬定后，直徑增大能夠減少高度，高度增加也能夠合適減少塔徑。國內在過去建設的焦炭塔的直徑普通為5.4～6.4米，其高徑比普通為3～4。近來建設的大直徑焦炭塔的高徑比普通為2～3。美國焦炭塔的高徑比普通為2～3。

焦炭塔的直徑和高度受到水力除焦機械，制造、運輸、吊裝等的限制，不適宜太大和太高，美國現在運行的最大焦炭塔的直徑為9.114米。建議在裝置解決量較大，采用一爐二塔使焦炭塔的直徑和高度特別龐大時，采用二爐四塔或三爐六塔更為適宜。

焦炭塔的構造特點

焦炭塔是一種直立園柱殼壓力容器，頂部是球形或橢圓形封頭，下部是錐體，見圖7-3。直徑范疇普通為4.6～9.4米，高約25～35米。在頂部有直徑為φ600～φ1500的盲板法蘭（即鉆焦口），底部有φ1600～φ的盲板法蘭（即卸焦口），該盲板法蘭上有φ150～φ300的渣油入口接管。裙座位于連接殼體與錐體焊縫的區(qū)域，用來支撐塔體。普通焦炭塔是用碳鋼、C-1/2Mo、1Cr-1/2Mo、11/4Cr-1/2Mo和21/4Cr-1.0Mo鋼制造，其壁厚普通在14～42毫米之間。

普通，焦炭塔殼體采用不銹鋼復合板制造，復層為厚2.0～3.2mm的405或410S型不銹鋼，以抵抗腐蝕。

焦炭塔設計壓力范疇為0.2～0.8MPa，普通為0.25～0.35MPa。操作溫度為427～495℃。

焦炭塔外保溫普通采用120～180mm的玻璃纖維或復合硅酸鹽等保溫材料，并用鋁合金薄板或不銹鋼薄板作為保護層。壓力安全閥位于焦炭塔頂部，料位測量普通采用三個中子料位計，安裝于塔體外表面。

焦炭塔上封頭過去大多采用球形封頭，其優(yōu)點是受力條件好，耗材少；但近來大都采用橢圓封頭（2：1），其優(yōu)點在于在確保塔頂標高不變的狀況下（即鉆桿長度不變）的狀況下，能增加焦炭塔筒體段的有效體積。以φ8800焦炭塔為例，將球形封頭改為橢圓封頭，能增加體積44.6米3。

焦炭塔下部進料口的接管的構造型式大致有三種，即從側面進入、水平并呈向上傾斜方向進入和軸向進入。操作經驗表明，500℃左右的原料油從側面進入焦炭塔會造成塔底加熱不均勻，所引發(fā)的變形會促使塔體傾斜并產生裂紋、鼓脹和其它缺點，將使塔的可靠性下降。當原料油入口接管呈水平方向和呈向上傾斜方向配備時，對面的器壁受較強烈加熱而產生附加的應力;若原料油在中心軸向進入，則能夠確保設備均勻加熱，焦炭塔操作的可靠性增大，這種構造設計使變形減少。現在焦炭塔大都采用這種軸向進料方式。

7.1.2

焦炭塔操作特點及對壽命的影響

焦炭塔作用是將重油（渣油）輕質化變成瓦斯、液體產品和焦炭。渣油在加熱爐內被加熱到500℃左右進入塔內，單系列的延遲焦化妝置使用二臺并聯(lián)的焦炭塔，進行持續(xù)操作，見圖7-4。該操作過程是周期性的，當焦炭在一臺塔內積聚，而另一臺塔進行清焦。焦炭在塔壁上積聚并在塔內累積增加，最后用高壓水噴頭切除。普通每隔48小時或36小時為一周期。焦炭塔冷卻到環(huán)境溫度又重新被加熱到454～495℃，見圖7-5。隨著著長久重復冷卻和重復加熱可造成塔體變形，鼓脹和開裂。

焦炭塔操作時，塔壁溫度變化復雜，引發(fā)的應力也非常復雜。如果單向為壁厚方向引發(fā)的熱應力，當升溫時塔外壁為拉應力而當單向由縱向溫差引發(fā)的熱應力，則塔外壁為壓應力。實測的焦炭塔縱向溫差為175℃（間距2米）而壁厚溫差為85℃[16]，顯然縱向引發(fā)的熱應力絕對值不不大于壁厚引發(fā)熱應力的絕對值。如果這時的綜合應力超出了材料在該溫度下的屈服強度時，會引發(fā)塔壁的局部塑性變形，重復循環(huán)，將出現“熱應力棘輪現象”，它比相似的定常應力的靜態(tài)蠕變要大得多，這就是焦炭塔鼓脹變形的重要因素。

圖6-1焦炭塔簡圖

圖7－3

焦炭塔簡圖

日本學者平修二1974年綜合敘述了“棘輪”概念，即受靜載荷作用的構件，若重復施加能產生塑性變形的大應力，則在部件受定常載荷作用的方向上產生永久變形，并且逐步增加，這種永久變形的增加狀態(tài)恰恰和齒輪在解脫制動器后開始旋轉的狀態(tài)相似，故稱之為“棘輪”作用[9]。

在焦炭塔壽命的早期，變形僅局限于底部發(fā)生，隨著時間的推移，上部產生的鼓脹更加明顯。由于環(huán)縫含有較高的屈服強度，又該焊縫厚度又比母材稍厚某些，因而顯示出較少的鼓脹，焦炭塔就產生一種糖葫蘆狀的鼓凸，見圖7-6。

圖7-4

單系列延遲焦化妝置簡圖

圖7-5

焦炭塔溫度曲線

A

B

C

D

正常形狀

1#階段

2#階段

3#階段

鼓包開始

腰圍脹大

鼓包形成

圖7-6

鼓包形成的階段

焦炭塔發(fā)生裂紋最多的位置是裙座焊縫，最嚴重的是勝利煉油廠3＃焦炭塔焊縫整圈開裂，造成塔體下沉807毫米，塔體傾斜395毫米；石油一廠焦炭塔焊縫開裂長度3.77米，塔體傾斜74毫米；大慶1＃焦炭塔和南煉2＃焦炭塔裂紋分別為9.4米和4.06米。

由于熱機械疲勞的影響，南京煉油廠在焦炭塔外壁焊縫熔合線發(fā)現裂紋最長2米，深3毫米；廣州石化廠的焦炭塔運行五年后發(fā)現T101／4塔裙座與塔體連接焊縫存在斷續(xù)長度10米，最深達5毫米的環(huán)向裂紋[11]。

7.1.3

焦炭塔材質的選擇

7.1.3.1

塔體材質的選擇

焦炭塔的操作溫度約427～495℃，操作壓力約0.1～0.27MPa（表）；生產針狀焦的焦炭塔，操作壓力可更高某些達0.7～0.8Mpa，操作溫度達510～520℃。周期性操作使焦炭塔重復處在驟冷驟熱、承受高壓水沖擊等苛刻操作條件，以致出現塔體腐蝕、變形和出現鼓包，甚至焊縫開裂、塔體傾斜等狀況。塔體變形狀況與焦炭塔的材質有關，碳鋼制造的焦炭塔，發(fā)生鼓包處塔徑可增大200～250mm。使用碳－鉬或鉻－鉬鋼制造的焦炭塔，產生鼓包、徑向增大量就比較小。普通鉻鉬鋼焦炭塔最早產生穿透裂紋的時間為；碳鉬鋼焦炭塔為8年；碳鋼焦炭塔只有7年[8]。過去國內焦炭塔材質多采用20號鋼，壁厚24～32mm，使用一定時期后均出現上述塔體鼓包、變形狀況。國外從70年代起就已使用鉻鉬鋼（1Cr-1/2Mo或11/4Cr-1/2Mo）制造塔體，內襯410S型不銹鋼。

美國石油學會于1968年、1980年和1996年對美國國內外焦炭塔的使用狀況進行了三次調查研究，并提出了報告。報告表明，美國用于制造焦炭塔的材質重要有三種：

（1）碳鋼（例如A285C級）。

（2）碳鉬鋼（例如A204C級）。

（3）鉻鉬鋼（例如A387Gr.11）。

用碳鋼制造的焦炭塔已使用數年，其優(yōu)點是制造容易，對于小直徑的塔，價格便宜，投資省。缺點是耐熱強度低，易變形，焊縫易開裂，維修費用高。

用碳鉬鋼的優(yōu)點是耐熱強度稍高，但制造較復雜，需要整體熱解決。

用鉻鉬鋼，耐熱強度更高，抗腐蝕性好，盡管制造也有一定難度，需要熱解決等，但性能好、整體價格便宜。

據1996年API調查[2]，1950～1959年，大量采用碳鋼和C－Mo鋼。1980～1997年大量使用Cr-Mo鋼，見圖7－7。Cr－Mo鋼中經慣用的是1Cr-1/2Mo、11/4Cr-1/2Mo和21/4Cr-1.0Mo鋼，見圖7－8，從1970年后來，Cr-Mo鋼塔的數量不停增加，特別是11/4Cr-1/2Mo鋼塔增加很快。由于11/4Cr-1/2Mo鋼和1Cr-1/2Mo鋼相比，許用應力高，對缺口敏感性小，耐熱性更加好。見表7－3：

表7－3焦碳塔所用不同鋼材的性能比較材料1Cr-1/2Mo11/4Cr-1/2Mo-Si注許用應力475℃(Mpa)107116按ASMEVIII篇第一分篇高溫屈服強度475℃(Mpa)176.5185.5按ASMEII篇D分篇

調查份數年份

圖7-7

材料選擇的趨勢（殼體和錐體）

1Cr-1/2Mo鋼重要是珠光體組織而11/4Cr-1/2Mo-Si鋼重要是貝氏體組織，鋼板二分之一厚度處的沖擊值更高且穩(wěn)定。

11/4Cr-1/2Mo鋼，我國的鋼號為14Cr1MoR，據調查，舞陽鋼廠能批量生產，性能符合設計規(guī)定。

API調查指出：新塔的材料選擇趨向于提高Cr-Mo合金元素的含量。例如采用21／4Cr-1.0Mo鋼，由于它含有更高的屈服強度、蠕變強度和抗蠕變疲勞能力，因而能更加好的抵抗熱循環(huán)。為了進一步提高焦炭塔壽命，美國已開始采用21/4Cr-1.0Mo鋼，例如福斯特·惠勒（Foster-Wheeler）公司為印度信誠石油公司（ReliancePetroleumLtd）設計的直徑29英尺的焦炭塔下部錐體采用21／4Cr-1.0Mo鋼，上部殼體采用11/4Cr-1/2Mo鋼。據資料介紹，美國現在正在研究采用含3％Cr鋼制造焦炭塔[12]。

年份

圖7－8

材料選擇的趨勢（殼體和錐體材料）

過去國內使用的焦炭塔材質大都選用20g，使用一定時期后均出現上述塔體鼓包、變形狀況，最長壽命也有達20數年。碳鋼焦炭塔出現過這種鼓包變形（俗稱“糖葫蘆變形”）和焊縫開裂現象，經修補后經專家評定有的塔仍能使用，積累了諸多碳鋼焦炭塔的使用經驗。焦炭塔選用碳鋼的優(yōu)點是鋼板貨源充足，價格低，焊接方便且不需熱解決，修補方便。但隨著焦炭塔大型化，碳鋼材料已明顯不能適應其規(guī)定。由于碳鋼鋼板厚度已超出允許不熱解決的范疇，與其使用碳鋼進行熱解決，還不如用Cr-Mo鋼更為經濟，更為合理。

對鋼材性能分析表明：20g的最高使用溫度為450℃，在焦炭塔的操作工況條件下，長久使用還是有可能產生石墨化現象的。產生石墨化的時間約幾萬小時。石墨化的成果將會造成鋼材韌性、強度和塑性減少。不少碳鋼制焦炭塔使用幾年后出現嚴重變形和裂紋就是例證。而15CrMoR是耐熱鋼，其機械性能大大優(yōu)于20g和20R，例如：475℃許用應力：15CrMoR（正火+回火）為110MPa，而20R僅是41MPa；475℃10萬小時持久強度：15CrMoR達180MPa，而20R僅為59MPa。

就蠕變強度而言，20g在400℃以上即可生產蠕變，450℃的蠕變極限為44MPa（此時對應的蠕變速率為1×10-5）。根據南京煉油廠對焦炭塔塔體的受力分析[16]，膜應力較小，軸向應力為10.9MPa,環(huán)向應力為21.8MPa；而熱應力較大，進油階段由外壁厚度方向引發(fā)的環(huán)向和軸向熱應力為44.8MPa。冷卻期間，軸向溫差所產生的環(huán)向和軸向熱應力分別為80.5MPa和24.15MPa（平均值）。由此可見，熱應力和內壓產生的應力疊加已超出56MPa，且在420℃以上持續(xù)20多小時，足以使材料發(fā)生蠕變。因此使用20g鋼板易產生“糖葫蘆”現象。而15CrMo鋼的475℃蠕變極限為100MPa（對應的蠕變率也為1×10-5），幾乎是20g的2倍。如按上述南京煉油廠焦炭塔的應力分析，其熱應力和內壓產生的應力疊加亦不大于15CrMo的蠕變極限110MPa。由此可見，如選用15CrMo鋼，焦炭塔發(fā)生蠕變的可能性小得多。

焦炭塔選用國產15CrMoR及其復合板是能夠實現的。

1、該鋼種在1996年4月5日公布的GB6654-1996“壓力容器用鋼板”中已正式列入原則。加氫設備中已應用多臺。使用證明，我國的15CrMoR鋼板水平及實物水平已達成了ASME“鍋爐和壓力容器規(guī)范”第二篇中SA387Gr12規(guī)定的規(guī)定，并已獲得一定的制造經驗，是現在制造焦炭塔較抱負的材料。

現在國內15CrMoR鋼板生產已成熟，性能基本穩(wěn)定。舞陽鋼廠、武漢鋼廠、重慶鋼廠等都能批量生產，為了更安全可靠，對鋼板提出了某些特殊規(guī)定。

①P含量規(guī)定≤0.012%，S含量規(guī)定≤0.010%，而GB6654規(guī)定S≤0.030%，P≤0.030%。

②提高了常溫沖擊值的規(guī)定，+10℃夏比（V型缺口）沖擊功≥80J（三個試樣平均值）允許其中一種試樣≥60J。而GB6654規(guī)定：沖擊功≥31J（三個試樣平均值）允許其中一種試樣≥22J。

上述規(guī)定國內鋼廠現都能滿足。

2、復合鋼板國內也能提供，據對宜賓復合板廠調查，該廠能夠提供爆炸復合鋼板，并提供對應的焊接工藝。該廠生產的該類復合板已用于制造加氫重整裝置的預加氫反映器，其焊接工藝成熟的。

針對焦炭塔的操作特點，人們緊張使用復合板與否會產生復層和基層的剝離問題呢？經分析是不會產生的，理由是：

（1）復層（0Cr13A1或0Cr13）金相組織是鐵素體或鐵素體＋馬氏體，和基層基本一致，其膨脹系數α也差不多。

（2）據宜賓復合板廠介紹，該廠的復合板是爆炸復合的，復合的過程是一種焊接過程，基層和復合層的結合是冶金結合，結合強度高。

根據國標GB8165-87，軋制復合板的剪切強度τ≥147MPa；而根據JB4733-1996“壓力容器用爆炸不銹鋼復合鋼板”原則，其爆炸復合鋼板的剪切強度τ≥210MPa。

根據使用條件，應選擇B1級，即復層的貼合率為100%。

3、15CrMoR殼體根據規(guī)范GB150-89規(guī)定應進行焊后整體熱解決，據調查，國內對于大型設備現場熱解決已有了成熟的經驗。

總而言之，對于大型焦炭塔，其材質選用Cr-Mo鋼及其復合板是合理的也是可行的。

隨著技術進步及延遲焦化妝置大型化的需要，焦炭塔大型化是必然趨勢。從我國第一種Cr-Mo鋼塔即上海石化公司2臺φ8400焦炭塔問世以來，Cr-Mo鋼塔不停出現，到現在為止已有50多臺Cr-Mo鋼焦炭塔投入使用。

7.1.3.2

有關復層材料的選擇

據資料調查，國外的焦炭塔幾乎全部采用不銹鋼復合板制造。根據我國的經驗，由于焦炭塔泡沫層下列部分有一層焦炭保護，腐蝕很輕，能夠不用復合板。根據SH／T3096－“加工高硫原油重點裝置重要設備設計選材導則”規(guī)定，從頂部至泡沫層下列200mm處應采用不銹鋼復合板，復層為0Cr13A1或0Cr13。

復層采用0Cr13A1(即405鋼)和0Cr13（即410S），哪種更加好呢？據API調查[2]，美國1969以前基本都采用405鋼，1970年后來基本都采用410S鋼，見圖7－9。據資料介紹[1]，采用405型不銹鋼應限制在343℃下列，長久處在371～538℃405型材料會變脆。超出343℃（650°F）時只可使用410S不銹鋼作內部構件。

現在我國使用405型（即0Cr13A1）作復層的不銹鋼復合板諸多，尚未見有0Cr13A1脆化的報導，但由于焦炭塔殼體復層長久處在427～495℃之間，為了穩(wěn)妥可靠起見，還是選用0Cr13（即410S）為好，兩者價格亦相差不多。

圖7－9

材料選擇的趨勢

（殼／錐復層）

實踐表明[4]，焦炭塔復層的焊縫也會發(fā)生裂紋，為了減少裂紋產生，有的專家建議，采用INCONEL625替代慣用的405或410S作為復層。其優(yōu)點不僅抗腐蝕性能更加好，更為重要的是復層與基層之間因熱膨脹差別產生的熱應力少，不易產生裂紋。根據對內徑為φ6840mm，C-1/2Mo鋼制造的焦炭塔進行有限元分析，基層厚20mm，復層為405或410S，厚度為1.6mm或3.2mm。分析是在復合板處在482℃的工況下進行的。分析的成果是405或410S的應力強度是INCONEL625的13倍，見表7－4。

表7-4焦炭塔復層應力強度分析復層和厚度應力強度

psi405或410S，1.6mm31784405或410S，3.2mn30564INCONEL625，1.6mm2460INONEL625，3.2mm2380

據統(tǒng)計，復層采用1.6mm厚的INCONEL625后焦炭塔成本將增加30%；當采用厚3.2mmINCONEL625時，成本增加40～50%。當部分采用INCONEL625，例如塔體下段垂直焊縫和其它容易產生鼓凸變形和焊接裂紋的部位復層采用INCONEL625，厚度為1.6mm時，成本增加不會超出15～20%。

7.1.3.3

有關復層焊接材料的選擇

據API調查[2]，1960年以前，復層焊接使用三種材料即ENiCrFe-3，ENiCrFe-2和308／309型不銹鋼焊條。從此后來，僅使用鎳基材料。ENiCrFe-2使用率是100％，ENiCrFe-3（INCO.182型）使用率是92％，見圖7－10。對309型不銹鋼的評價是從好到壞都有，有一份調查介紹，在第一次操作期間就產生大范疇的龜裂而全部被去除。如果抗硫腐蝕是首先要考慮的因素，則309型不銹鋼性能比鎳基材料較好些，但如果對應的熱膨脹系數是核心，那么采用鎳基材料比采用奧氏體不銹鋼更加好。

筆者認為，焦炭塔工作溫度高達427～495℃，并周期變化，膨脹是應當首先考慮的重要因素，即使鎳基材料貴某些，但仍應選用它。

安裝年份圖7－10

材料選擇的趨勢（復層接頭的焊接材料）7.1.4

有關裙座構造型式

焦炭塔是一種承受熱和機械循環(huán)的壓力容器，在可預見的將來，由于經濟上的因素，加熱和冷卻速度還將提高，這類循環(huán)操作將在塔裙中產生比較高的應力。焦炭塔疲勞開裂的激發(fā)和擴散是由焦化過程熱循環(huán)操作特性造成的。盡管比較好的設計能使這些開裂降到最小。但是不管在什么地方，這些塔使用1－都可能發(fā)生開裂。在API調查的焦炭塔中，有約1／2的塔在靠近塔裙－殼體連接處的塔裙發(fā)生開裂，開裂經常發(fā)生在塔裙－殼體連接構造附近，由于其對流和輻射傳熱面積較大，普通要經受比較大的溫度梯度。

設計焦炭塔的難點之一是塔裙的設計。例如，它需要足夠的強度才干支撐設計負荷條件下的殼體，同時還規(guī)定其徑向有較好的柔韌性，方便避免熱應力的影響，經研究表明，殼體和裙座之間的連接細節(jié)是非常重要的，好的塔裙設計能夠大大延長使用壽命。

焦炭塔裙座受力最復雜，是最容易出現裂紋的部位。API調查[2]給出了裂紋的位置，見圖7－11。A、B、C都有裂紋的占報告的56％，最嚴重的裂紋即延伸到筒體的裂紋（A）占報告的43％，從外表面開裂的裂紋（B）占63％，從內表面開裂的裂紋（C）占26％，從膨脹縫槽孔處開裂（D）占76％，有A、B、C、D四種裂紋的塔占78％。

圖7－11焦炭塔裙座裂紋位置

筒體與裙座的連接方式有以下四種：

第一種

普通對接型式，見圖7－12。其構造簡樸，但易產生應力集中和裂紋。

第二種

搭接型式，見圖7－13。其構造簡樸，但易產生應力集中和裂紋，裂紋擴展后將會造成塔體下沉的嚴重后果。

第三種

堆焊型，見圖7－14，應力集中系數較小，產生裂紋的可能性小，但制造較復雜，焊接工作量較大。裙座開槽孔（即膨脹縫），有助于應力釋放，避免焊縫開裂。但槽孔處易開裂。

第四種

整體型，見圖7－15，即采用整體鍛件，應力集中系數最小，但制造難度大，成本高。

1995年ASME石油化工設備與服務部的一份報告[3]，介紹了對這四種構造的應力分析，并進行了比較。分析成果表明第四種型式的疲勞壽命最長，第三種型式次之，見下表7－5。

圖7－12

焦炭塔裙座連接－普通的對接型式

圖7－13

焦炭塔裙座連接－一搭接型式

圖7－14

裙座與殼體的堆焊連接構造

圖7－15

整體鍛焊構造

表7－5

裙座連接處的應力值，應力集中系數和疲勞壽命型式普通對接型圖12搭接型圖13堆焊型圖14整體型圖15裙座連接處加熱時的應力值

（psi）66627

在裙座內表面焊肉上和在與裙座相連的錐體上72963

在裙座內表面焊肉上和在與裙座相連接的錐體上54384

在裙座內表面和在與裙座相接的錐體上47262

在裙座內表面和在與裙座相接的錐體上裙座連接處冷卻時的應力值（psi）41440

在裙座內表面的焊肉上，在裙座與錐體連接處44117

在裙座內表面焊肉上，在與裙座相連接的錐體上21834

在裙座內外表面在與裙座相接的錐體上13824

在裙座內外表面和在與裙座相接的錐體上應力集中系數（用于疲勞計算）1.51.51.01.0計算疲勞壽命

(周期)598478550310704槽孔應力值

(加熱時)

（psi）68200

(槽孔頂部)槽孔應力值

(冷卻時)

（psi）22500

(槽孔頂部)槽孔應力集中系數1.5槽孔計算疲勞壽命(周期)3302

1999年ASME的一份報告[4]，推薦裙座與殼體錐體連接部位采用整體鍛焊構造（圖7－15）替代堆焊構造（圖7－14），其好處在于在此高應力區(qū)取消了環(huán)焊縫，代之以機加工的鍛件。經驗表明，焊縫同基材相比對裂紋更敏感，整體鍛焊構造比焊接構造更能抵抗裂紋。選擇合理的構造尺寸可大大提高焦炭塔的疲勞壽命。報告中介紹了八種不同構造尺寸的整體鍛件構造，簡圖如圖7－16所示，整體鍛件構造應力狀況及壽命分析如表7－6。

圖7－16裙座整體鍛焊構造的優(yōu)化

表7－6

整體鍛焊構造應力狀況及壽命分析圖15圖16A圖16B圖16C圖16D圖16E圖16F圖16G圖16H加熱應力(psi)543845680346683512125723745781485125940938570冷卻應力(psi)218342156315469156221301410086107331706114643應力范疇(psi)762187836662152668347025155867592457647053213壽命周期5503506710092812670091450811880544917123

由此可見，同樣是鍛焊構造,不同的構造尺寸其壽命也大不相似，例如圖7－16H的疲勞壽命最高，達17123次，是堆焊構造（圖7－14）疲勞壽命的3倍多，而圖7－16G的疲勞壽命才5449次，比堆焊構造（圖7－14）的5503次還低。

必須指出[3]，熱應力水平的擬定取決于加熱速度和冷卻速度，以上熱應力是在塔升溫（11°F/分）和冷卻（4°F/分）條件下，對最高應力點的強度水平計算出來的，實際操作時實測的加熱速度約為14°F/分,冷卻速度為6°F/分，這還是相稱低的。有的延遲焦化妝置加熱和冷卻速度往往分別達成20°F/分和30°F/分。這樣將產生更高的熱應力，隨之對應的疲勞壽命將大大減少。這點由普通的焦炭塔裙座在投產五年內開裂而得到證明。但整體鍛焊構造（圖7－15）能提供最佳的計算壽命，甚至在操作條件達成了最高的加熱速度和最高的冷卻速度時，也能提供無裂紋的壽命。

這種整體鍛焊構造已在日本和西班牙的4臺焦炭塔和我國上海煉油廠的φ8800焦炭塔等10多臺焦炭塔上得到應用。

采用整體鍛焊構造，塔的成本將增加大概10%。

據API調查指出[2]：87％的裙座發(fā)生焊縫開裂而僅13％的裙座有鼓包變形，直線型裙座占沒有發(fā)生裂縫裙座的83％，沒有發(fā)生裂縫裙座的75％焊縫是磨平的，兩者結合起來，沒有發(fā)生裂縫裙座的67％是直線型設計并且焊縫是磨平的。

因此在決定裙座構造型式時，應當選擇直線型設計（即裙座外壁與殼體外壁成始終線），焊縫應打磨平滑。根據具體狀況選擇堆焊構造或整體鍛焊構造，在有條件的狀況下，為了盡量延長焦炭塔的疲勞壽命，應優(yōu)先選擇整體鍛焊構造。

焦炭塔裙座上要不要開膨脹縫

由于焦炭塔操作溫度高且周期變化，而裙座下部固定在基礎上，在塔體與裙座的連接處會產生因熱膨脹引發(fā)的周期變化的熱應力，此熱應力值很大，容易引發(fā)焊縫開裂。過去有人提出在裙座上開設膨脹縫（槽孔）,以下圖7－17所示，將有效減少因膨脹差引發(fā)的熱應力，但開了膨脹縫后勢必在裙座的開孔處引發(fā)很大的局部應力，如開孔處離焊縫太近，將和焊縫處的局部應力疊加，產生很大的集中應力，引發(fā)開孔處上部靠近焊縫處開裂。某石化總廠去年發(fā)現4座焦炭塔的開孔處全部出現裂紋就是一種例證。

1995年，ASME的一份報告[3]稱對此開孔進行了應力分析，表明槽孔頂部的集中應力最大，達22500～68200psi，其應力分布見圖7－18、圖7－19。

圖7－17

裙座開槽孔詳圖

圖18

根據國外資料介紹[3]，為了減少孔槽處的集中應力，槽孔頂部離焊縫距離應不不大于3英寸，槽孔邊沿應打磨圓滑。

根據1996年API調查[2]，開槽的裙座的89％發(fā)生開裂，而不開槽的裙座僅22％開裂。根據對某φ8600焦炭塔的裙座的應力分析，不開槽的危險截面在裙座上部，其最大應力值為161.2MPa；而開了槽后，危險截面在槽孔上，其最大應力值達361MPa。由ANSIS應力分析得知，開設槽孔后危險截面的應力值反而增加，槽孔處的集中應力更大，因此普通狀況下裙座上不適宜開設膨脹縫。

7.1.5

焦炭塔保溫

焦炭塔保溫對完善渣油的裂化反映是至關重要的。如果保溫不好，熱量大量損失，將使反映溫度減少，裂化反映不能充足完畢，甚至局部部位無法結焦。據估算，焦炭塔內溫度每減少5.6℃，將使液體收率減少1.1％[6]。

焦炭塔塔體表面保溫的好壞，也對減少局部應力及塔壁腐蝕有著極其重要的作用，應當引發(fā)我們的高度重視。當塔體表面某些部位缺少保溫或保溫破損，長久裸露，特別在下雨、下雪時，會造成塔內外溫差陡增，熱應力增大，是塔體變形，焊縫開裂的潛在隱患。某些煉廠焦炭塔接管，支腿加強焊縫開裂就是與保溫不善，內應力過大有著很大關系。在塔頂部位，因保溫不善而引發(fā)塔內壁接管的加速腐蝕，直至局部滲入、泄漏。

勝利煉油廠曾對已換下來的舊塔塔體檢查后發(fā)現，凡塔體壁未結焦而腐蝕產生處，塔外壁都有焊接件，造成保溫不好。塔外壁保溫不好，使得塔內壁溫度不大于410℃，不易結焦，塔內壁就失去一層保護屏障，腐蝕加劇。據資料介紹，塔頂溫度為432℃時，內壁結一層致密的焦層，溫度不大于410℃時內壁結焦輕微，溫度為380～390℃時就不易結焦。南京煉油廠也有同樣的問題，3＃、4＃焦碳塔封頭下部的一圈鋼板在四根平臺支腿的加強板處，塔壁從24毫米減至17毫米。由于外壁保溫不善，塔內油氣在露點溫度時變成冷凝液，旋流沖刷內壁，造成坑點腐蝕，并使接管下端腐蝕加劇，直至斷裂、泄漏。

從防腐蝕的觀點出發(fā)，塔體上也不適宜焊接支吊架、加強板、支腿等焊接件。

1996年API調查詢問了保溫支持圈的焊縫問題，29％的顧客說，在焊縫處有貫穿塔壁的裂紋，52％的顧客說有裂紋但還沒有延伸成貫穿裂紋。API調查報告也指出，早期的設計將井架和除焦平臺的附件都焊在塔頂，在連接板和塔體上都發(fā)現有裂紋，焊到塔體上的管線支吊架也有相似的狀況。

焦炭塔承受熱疲勞載荷，規(guī)定表面形狀圓滑過渡，故不適宜在其表面焊接保溫釘或保溫支持圈。對必要的焊接件也應使其焊縫圓滑過渡。若塔體采用Cr-Mo鋼，因Cr-Mo鋼對裂紋的敏感性更強，故更不能在塔體上焊保溫釘和保溫支持圈，因此焦炭塔應參考加氫反映器的保溫構造，采用“背帶”，在“背帶”上焊保溫釘并固定保溫支持圈，內部的保溫材料應能耐500℃，外表面應有保護層，例如鋁合金瓦楞板等。這種構造，國內已有對應的專利[18]。

鑒于焦炭塔的操作特點，有關保溫構造應適應其周期性的膨脹收縮。為此規(guī)定：

1、保溫材料應是軟質的，本身能吸取膨脹，而不易損壞。

2、保溫層內外側溫差很大，外側的保護層即保溫鐵皮（或瓦楞板）不應與內部的保溫釘連接，否則保護層易損壞。

裙座上部和焦炭塔錐體之間應設有熱盒，見圖7－20，此熱盒能使裙座與錐體連接部位的焊縫處的熱量損失減少，當焦炭塔操作時，能有效減少該處的溫度梯度，也就是能減少該處的熱應力，避免該處焊縫產生裂紋。

圖7－20

焦炭塔裙座熱盒和保溫簡圖

7.1.6

構造設計改善

針對過去焦炭塔出現過的問題，應在調查研究的基礎上，采用某些對應的改善方法。

實踐證明，焦炭塔操作時低循環(huán)疲勞引發(fā)筒體部分彈性變形轉變?yōu)樗苄宰冃?。隨著循環(huán)次數的增加，塑性變形的積累會形成筒體的“糖葫蘆狀”變形。這是“低周疲勞＋金屬蠕變”引發(fā)的。由于重復循環(huán)受力，環(huán)焊縫幾何形狀（軸向）不持續(xù)，筒體凹凸變形，產生嚴重的“應力集中”。在環(huán)焊縫熔合線處易產生裂紋。

改善方法：

①按疲勞容器的規(guī)定進行設計

a)

采用無堵焦閥設計，在筒體上不開孔。盡量減少與筒體相焊的連接件。全部與殼體相焊的連接焊縫處打磨圓滑。

b)

由于塔體焊縫加強高度在焦炭塔操作條件下是引發(fā)應力集中產生疲勞裂紋的本源，同時也是筒體段鼓凸變形的一種因素，為此焊縫內外側應應全部磨平，其加強高度應為0。不等厚壁板相焊時，應打磨成1：10斜坡。這樣能減少由熱循環(huán)引地的峰值應力。

c)

對接焊縫采用X型坡口以減少變形和應力。

d)

上封頭上的開孔連接處取消補強圈，采用整體補強設計。連接處圓弧過渡特別是底蓋進料口處設計成翻邊構造，避免應力集中。

②

針對裙座與筒體焊縫處出現裂紋的狀況，采用下列方法

a)

當采用堆焊型構造時裙座焊縫應圓滑過渡，并增加焊縫高度，（控制焊縫外表面與垂線成15°角）。特別是焊縫下部應打磨成圓弧狀。焊縫應全焊透。有條件時應采用整體鍛焊構造。

b)

當采用堆焊構造時裙座與筒體焊縫處加設加熱盤管，以減少操作時的溫差，即可減少溫差應力。

c)

加強保溫效果，設計熱箱構造（見圖7－20）。

③

由于水力除焦時，高壓水對筒壁沖擊造成塔體振動，引發(fā)底座墊鐵外逸，螺栓松動。采用方法：

a）

斜鐵（二斜一正）找正后，斜鐵之間及斜鐵與底座環(huán)之間都焊死焊牢。

b）

地腳螺栓上螺母下加彈簧墊圈或彈簧。

④

由于焦炭塔的鼓凸變形和焊縫開裂經常發(fā)生在環(huán)焊縫及其周邊，因此制造時盡量減少環(huán)縫。為此芝加哥鋼橋公司（CB&I）的工程師們，采用新的辦法制造焦炭塔[4]，即采用大型板材縱向排板，以減少環(huán)焊縫，增加縱焊縫。例如對于直徑φ8208（27英尺）的焦炭塔，筒體切線長為24米（80英尺），采用3米寬12米長的鋼板，縱向排列，這樣一周有8條縱縫，殼體直段部分只有2條環(huán)縫，如圖7－21所示。

圖7－21

焦炭塔縱縫和環(huán)縫的布置圖

⑤

提高材料的沖擊韌性

不管是碳鋼還是C－1／2Mo鋼塔，隨著時間的日益增加會變脆，C－1／2Mo鋼制造的塔對于脆化和破裂更為敏感。當殼體發(fā)生穿透破裂時，碳鋼塔顯示比C－1／2Mo鋼塔有更嚴重的鼓凸。穿透殼體的裂縫是環(huán)向的。穿透性裂紋往往發(fā)生在急速冷卻時、吹蒸汽冷卻時或剛開始升溫時。隨著著塔的惡劣工作條件發(fā)生的殼體裂紋重要發(fā)生在環(huán)焊縫的熱影響區(qū)，或發(fā)生在鼓凸的波峰或波谷。穿透性裂紋的長度從幾英尺到30英尺不等，它們幾乎總是與鋼材脆化有關。據1968年API調查成果[8]，碳鋼塔和C－1／2Mo鋼塔塔體明顯脆化了，有某些塔測量其破裂時的沖擊韌性在21℃時降到了2－3英尺－磅。為了減少裂紋的傾向性，必須提高材料的沖擊性。

低合金Cr-Mo鋼中影響沖擊值的因素有以下幾個

1.

成分：不同成分的材料對缺口敏感性特別是0℃沖擊韌性的影響是不同的。在多種元素中，P的影響最大，另一方面是Si、Sb、As、Sn等。

2.

晶粒度：細而均勻的晶粒意味著單位體積內的晶粒多，受沖擊后裂紋沿晶間擴展的阻力大，材料吸取沖擊能的能力較強。這里特別要避免大型鍛件里常見的混晶，它會使材料整體抗沖擊的能力大大減少。

3.

組織：不同熱解決狀態(tài)下的析出組織（如不同比例組合的奧氏體、珠光體、馬氏體涉及位錯、層錯，孿晶等亞組織）及不同純凈度且雜質不同分布的材料對沖擊的影響有著截然不同的成果。

4.

熱解決現狀態(tài)：15CrMo是慣用鋼，熱解決工藝已十分成熟。但應注意，由于時間－冷速－溫度比較而言，溫度起的作用最大。因此應重要考慮溫度因素。

焊后熱解決溫度對沖擊值的影響是很顯致的。例如對從厚160mm的15CrMo鍛件焊接件上鋸下的試片進行了675℃、690℃和705℃的焊后熱解決，得到以下不同的沖擊值，見表7－6：

表7－6不同焊后熱解決溫度下沖擊值比較現場焊后回火675℃×5h,試片又經PWHT（以下）×2h接頭σb（10℃）Akv(0℃)Akv(0℃)母材焊縫HAZ母材焊縫HAZ675℃534～60691～26520～4838～102105～24280～19898～210690℃509～608110～28052～10280～112105～281160～203113～200705℃503～588140～28962～11376～225152～268115～211117～190由此可見，選擇合理的熱解決溫度，控制熱解決溫度偏差，對提高沖擊韌性來說是至關重要的。

提高材料沖擊韌性的方法普通為：

1

采用細晶粒鋼加正火解決，其沖擊韌性將大大提高.現在普通都采用Cr-Mo鋼。特別是采用11/4Cr-1/2MoSi鋼。由于它是貝氏體組織而1Cr-1/2Mo鋼是珠光體組織，貝氏體鋼比珠立體鋼沖擊韌性更加好。

2

Cr-Mo鋼應經精煉，嚴格控制S.P含量。有資料介紹，國外某公司控制P≤0.008%

S≤0.005%?，F在國內普通能控制P≤0.012%

S≤0.010%。

3

合適減少焊接材料的屈服強度，規(guī)定一種母材與焊接材料之間的最大屈服強度差，焊接材料的屈服強度普通不應超出母材的10％[12]。

4

提高Cr-Mo焊接的予熱溫度,普通應為160～250℃。

5

選擇低熱輸入的焊接工藝，（例如小電流手工焊）以減少熱影響區(qū)晶粒的長大。

6

提高焊后熱解決溫度（PWHT）,普通為690℃±14℃

采用以上一系列方法后，鋼材的沖擊值將大大提高。例如焦炭塔采用舞陽鋼廠的15CrMoR鋼板。某煉廠φ8800焦炭塔的工程試塊的沖擊值以下：手工焊（鋼板δ28）常溫AKV·J0℃AKV·J焊縫124162熱影響區(qū)246.6189母材215216.3埋弧焊（鋼板δ28）常溫AKV·J0℃AKV·J焊縫166.3147.3熱影響區(qū)175.3171母材223.3221

7.為了減少鋼材對高溫蠕變脆化的敏感性，延長高溫操作壽命，根據API938[10]的規(guī)定，國外有的公司規(guī)定：操作溫度超出445℃的壓力容器，SA－387Gr.11的鋼材類別應是1類，而不應是2類，也就是說要減少強度，增加沖擊韌性。在美國，有的公司明確規(guī)定焦炭塔選用SA－387Gr.11class1或SA－387Gr.22class1,并規(guī)定－29℃的Akv>54J（焦耳）。

7.1.7

焦炭塔大型化

要實現延遲焦化妝置的大型化，首先要實現其核心設備焦炭塔的大型化。在100萬噸/年延遲焦化妝置中焦炭塔直徑普通都在8米以上，要實現大型化，必須考慮以下幾個因素。

a)

應選擇高溫性能好的耐熱鋼制造大型焦炭塔，例如1Cr-1/2Mo鋼、

11/4Cr-1/2Mo或21/4Cr-1Mo鋼。若選用碳鋼，則因其高溫強度低,不可能制造大型焦炭塔。例如φ8400焦炭塔，若采用20R鋼板，則壁厚達40～70mm[17]，已經超出不熱解決的允許范疇。由于壁厚太厚，在操作過程中因徑向溫差引發(fā)的熱應力將很大。而選用15CrMoR鋼，則計算厚度僅為20～36mm。操作時產生的熱應力也較少。從經濟角度看，若選用20R，設備估算重達380噸/臺，1998年的概算投資為760萬元/臺而選用15CrMoR則設備重僅200噸/臺，概算投資為680萬元／臺。這樣選用Cr-Mo鋼后，設備自重減少180噸／臺，投資節(jié)省80萬元／臺。

b)

大型焦炭塔的制造首先要解決的是焊后熱解決問題。Cr-Mo鋼設備按規(guī)范應進行焊后熱解決，但因直徑大，整體熱解決很困難。故普通進行分段爐內熱解決，現場拼接后，對環(huán)縫再進行局部熱解決?，F在國內有多家熱解決公司專門從事大型設備的熱解決。大型焦炭塔的現場熱解決是一項比較復雜的施工工藝，熱工計算規(guī)定對的合理，工藝設計規(guī)定經濟合用并滿足工程實際需要?，F場熱解決的工藝設計重要涉及加熱設施的設計與布置；測溫與溫控系統(tǒng)的設立以及采用必要的防變形方法?，F場簡易加熱爐的構造見圖7－22。有的單位采用塔體整體熱解決的辦法，即將塔體吊裝完后豎立在框架上，加外保溫，塔內裝有燒油噴嘴加熱。這也是一種可取的熱解決辦法。但一定要控制工件表面溫度偏差在±14℃之內。這兩種熱解決辦法都已有了成功的經驗，作為比較，后者占地少、操作方便、投資省、熱解決質量好、更受顧客的歡迎。國內現在大多采用立置燃油法整體熱解決[14]。

圖7－22

現場簡易加熱爐示意圖

c)

運輸。大型焦炭塔普通在車間制成筒節(jié)，在工地拼裝并熱解決。因此必須首先考慮從車間到工地的運輸問題。

d)

吊裝。普通焦炭塔直徑φ6000～φ9400，重量為100～350噸／臺。其吊裝方案視安裝公司的吊裝能力和現場條件而定，有整體吊裝和分段吊裝兩種。整體吊裝時也有采用吊耳和采用內置背杠兩種（圖7－22）。由于焦炭塔是低周熱疲勞容器，規(guī)定全部臨時固定在殼體上的吊耳等臨時固定件在吊裝完畢后都必須去除干凈并磨平磨光。為了減少打磨工作量，有條件的話能夠采用內置背杠式。采用何種吊裝方式都應進行應力核算。

圖7－23

焦炭塔吊裝用吊耳或采用內置背杠現在大多采用分段吊裝法，即將塔體分成3～5段，按吊車的能力分幾次吊裝，其優(yōu)點是不需用大型吊車，安全性增加了，缺點是高空拼裝量大。

有關焦炭塔最大直徑

隨著延遲焦化妝置大型化，焦炭塔的直徑也對應增大。1996年API調查報告中的最大直徑為28英尺，福斯特·惠勒（FOSTER.WheeLer）公司1998年為印度信誠石油公司設計的670萬噸／年延遲焦化妝置有8個直徑為29英尺（φ8840mm）的焦炭塔，該公司有18臺直徑為28英尺（φ8534mm）的焦炭塔投產。近來正在建造直徑為29英尺和30英尺的焦炭塔，他們將計劃設計32英尺（φ9753mm）的焦炭塔。據資料介紹，魯姆斯(Lummus)公司最大的焦炭塔為30英尺（φ9144mm）。

我國焦炭塔直徑早期大多是φ5400mm，80年代后期建的塔為φ6100mm?，F在投產的焦炭塔直徑達φ8400mm、φ8600mm、φ8800、φ9400mm。

焦炭塔直徑的增大受切焦系統(tǒng)能力的限制，直徑越大，匹配高壓水泵的壓力越大，見下表7－7。

表7－7

焦炭塔直徑與高壓水泵壓力的關系塔直徑mm高壓水泵壓力

MPaφ540015.0φ610018.0φ6400φ680020.021.0φ840028.5φ880029.5φ900031.0φ940035.0

7.1.8

焦炭塔儀表、自動化

焦炭塔的料位計和塔壁測溫點的設立也是焦炭塔設計應考慮的因素。設立料位計的重要目的是觀察焦炭塔內泡沫層和焦層的所處位置，有助于及時注入消泡劑和停止工藝進料，對提高焦炭塔的運用率，指導焦化工藝操作、節(jié)省能耗和消泡劑耗量非常有利?，F在國內采用的大部分是國產的中子料位計，其使用的中子源活度為50毫居，對應輻射劑量為距源點l米處，中子及射線總輻射劑量不大于1.6×10-6希沃特／時。其工作原理是中子源發(fā)出快中子，穿過塔壁和塔內介質，由于塔內介質中的氣體、泡沫層、焦炭的碳氫比不同，對中子的吸取慢化不同，塔外壁接受到的中了通量也不同。測量在此中子通量及其隨時間的變化，則能夠擬定塔內物料的相對密度的大小及其變化，由此鑒定物料狀態(tài)是油氣、泡沫還是焦炭。普通每個焦炭塔設立料位計1～4點不等，設3點的較多。三個點的設立位置應根據生焦率、進料量、生焦時間、泡沫層高度擬定。每檢測點由中子源、檢測器、電子線路、主控室接口及二控PC數據解決、顯示系統(tǒng)等構成。塔上部件都有效地密封在防火、防水、防電磁干擾的外殼內，并安裝在塔壁外的支架上，在塔體設計時應考慮料位計的安裝位置及構造形式。中子料位計每一檢測點只能檢測塔內某一點的料位，另外一種料位計點發(fā)射源和接受器在焦炭塔相對的兩側，發(fā)射源發(fā)射的射線是水平向下約30°的扇面，其對面的是長約2～3米的棒形接受器，該料位計能夠在一定范疇內持續(xù)檢測塔內的料位，若采用該類型料位計，在焦炭塔設計時應考慮在塔的兩側設計安裝料位計支架。

焦炭塔塔壁溫度的變化基本也能夠判斷焦層、泡沫層的位置，該方法在國內外也得到普遍應用。根據焦炭塔內的反映模式，泡沫層區(qū)的塔壁溫度最高，焦層區(qū)由于焦炭的隔熱作用，塔壁溫度比進料溫度低，氣相區(qū)由于氣體的溫度低且傳熱的效果較差，造成塔壁溫度比反映區(qū)溫度也低。根據不同點塔壁溫度的變化，由低到高再到低來擬定泡沫層與否已通過此點。另外塔壁溫度的設立對焦炭塔的吹汽、給水、油氣預熱過程也有一定的指導作用。測溫點的熱電偶和塔壁應有效接觸，采用埋置式較合理，在焦炭塔的制造過程中就要預放焊接板。

用計算機實現冷焦過程自動化，控制進料流率，控制焦炭塔的空高，焦炭塔自動切換；按照焦炭塔壓力控制冷卻水流率，用γ射線或中子料面計監(jiān)視塔內焦炭層和泡沫層高度等。有關延遲焦化的先進控制（APC控制）本書將有專門一章加以討論。

由于設備自動化程度的提高，焦炭塔的焦化操作周期已可降至16～20h。

焦炭塔自動聯(lián)鎖

焦炭塔為間歇操作，需要提高儀表自動化水平以確保操作安全。新建裝置的儀表和自動聯(lián)鎖裝置已經能實現焦炭塔操作自動化。焦炭塔的聯(lián)鎖閥門就是一項可供參考的實例。焦炭塔部分聯(lián)鎖的閥門及管線圖見圖7－24。塔

A塔

B

圖7－24焦炭塔聯(lián)鎖閥門切換閥的進口隔斷閥SP6與公用工程總管的隔斷閥SP7互相聯(lián)鎖，其作用是：

(1)

當四通切換閥SV切換加熱爐出料至焦炭塔A時，四通切換閥不會向隔斷閥關閉的焦炭塔B一側打開，這就不至于使加熱爐出口形成斃壓。

(2)

當進口隔離閥SP6A啟動時，聯(lián)鎖的公用工程總管隔斷閥SP7A就不能打開。這可避免加熱爐轉油線的熱油進入排水系統(tǒng)；

(3)

當四通切換閥通至某一側之前，該側的公用工程隔斷閥提前關閉；

(4)

當四通切換閥向某一側進料時，該側的進口隔斷閥不能關閉。

焦炭塔頂的安全閥與放空閥聯(lián)鎖，是在焦炭塔安全閥排出管線上裝設一只電動切換閥。其作用是：當設有多組焦炭塔時，可避免放空油汽倒流至已經打開頭蓋的焦炭塔內。當某臺焦炭塔的放空閥或頭蓋已經打開時，此切換閥不會由于誤操作而被打開。

7.1.9

焦炭塔的檢測和壽命評定：

焦炭塔的損壞涉及：裙座鼓包和開裂、殼體鼓包和開裂、復層開裂、腐蝕和剝離。鼓脹和開裂是影響焦炭塔完整性和可靠性的常見因素。焦炭塔每天都在經受嚴肅的熱循環(huán)、壓力循環(huán)、和機械循環(huán)。在這種環(huán)境下操作的焦炭塔用不了多久，在其環(huán)焊縫附近就會鼓脹，鼓脹可能引發(fā)不可接受的應力直至開裂。

焦炭塔為什么會開裂，普通來說有下列因素：

·設計時未考慮低周疲勞，沒有采用實測的瞬時熱應力或應力范疇

·操作切換和冷卻程序更加苛刻

·制造過程有缺點

·焦化的操作周期越來越短（10－16小時）

·原料油不同，加工更加困難。

焦炭塔的失效發(fā)生在不同的操作周期，失效的頻率隨使用年限的增加而增加。普通發(fā)生穿透性裂紋所需要的典型時間間隔是3000－5000周期（24－36小時／每一種循環(huán)），但是有的煉廠報告在使用時間在不長的狀況下也發(fā)生開裂。正常狀況下，如果焦炭塔是初次使用，頭5年不應發(fā)生鼓脹和開裂。在發(fā)生鼓脹和開裂的地方，普通會測量到超常大的應力值。焦炭塔的軸向應力和周向應力峰值分別超出843.7Mpa和808.5MPa。平均軸向應力和周向應力為337.4MPa和281.2MPa。在循環(huán)過程中產生的超常應力將嚴重影響焦炭塔的壽命。

有資料介紹國外某公司建于90年代的大多數焦炭塔（最少8臺）4～5年內殼體和裙座就出現穿透性裂紋。普通的檢修周期是每4～7年一次。

檢測辦法：

擬定焊縫開裂的最直接辦法是從焦炭塔內部進行肉眼檢查和著色滲入檢查，或者從外部進行超聲波檢查。由于一座焦炭塔有500－1000英尺長的焊道，100％地檢查出早期焊道開裂是不切實際的。慣用的檢測辦法有：

1、用斷面激光遙控系統(tǒng)監(jiān)測變形

早期的焦炭塔變形定位和定性的人工檢查是在塔內搭腳手架后進行的。這種檢查辦法現在已經基本上由斷面激光遙控系統(tǒng)所取代。操作斷面激光遙控系統(tǒng)能夠在很短時間內從塔內繪制出焦炭塔剖面圖，不用等到檢修期就能進行內部測量，見圖7－25。檢查所得的常規(guī)激光剖面圖能協(xié)助操作者做下列幾項工作：

1）比較水同焦炭塔的變形程度，據此擬定哪些焦炭塔需更多的檢查。

2）把檢查工作集中到靠近變形區(qū)域的焊道。

3）比較超時焦炭塔的變形程度，預測焦炭塔鼓脹何時才干達成臨界水平。

2、遙控內部直觀檢查

配備高分辨率變焦鏡頭的彩色視頻攝像機能夠具體觀察焦炭塔內部，確認表面開裂狀況，這是人工檢查不能相比的。用這類設備能夠獲得價值比較高的開裂激發(fā)點信息，能夠確認開裂位置和開裂程度。檢查精度取決于焦炭塔內壁表面的清潔度。

應用遙控視頻檢查技術，不用等到檢修期，就能持續(xù)統(tǒng)計和同時能夠自動打上定位信息。

3、應用應變測量儀，定量測出焦炭塔某處的實際應力

應變測量儀是一種能夠擬定焦炭塔壁板和塔裙在操作過程中承受實際負荷應力范疇的重要工具。高溫應變測量儀是附著在焦炭塔外側的單軸向電阻傳感器，高溫應變測量儀以周向／軸向的形式安裝在焦炭塔上。

4、聲發(fā)射實驗

自1985年以來，聲發(fā)射實驗被用來執(zhí)行焦炭塔的在線檢查，找出裂紋的活動。借助于表面熱電偶和高溫應變測量儀能夠監(jiān)測幾個循環(huán)。對于低循環(huán)疲勞來說，應當檢查有關的內外徑尺寸并繪圖。運用已有的常規(guī)的聲發(fā)射檢查知識，就能制訂停工計劃。

運用以上檢測技術以及它們的組合，就能避免或減少人進入焦炭塔。減少內部檢查，不僅節(jié)省經費，并且能夠明顯減少有關人員的危險性，對焦炭塔的在線檢測應當是經常性的，方便擬定它們何時何處在變化和變形速率是多少。根據這些信息，能夠擬定修補對策，隨著焦炭塔達成它壽命的終點，這些檢測能夠協(xié)助操作者擬定焦炭塔更換之前還能使用多久。這類超前信息和可予測性對制訂壁板更換計劃是必不可少的。

焦炭塔的壽命評定：

焦炭塔所承受的是煉油廠最苛刻的熱循環(huán)，它是一種低周疲勞容器，其壽命的計算普通采用靜態(tài)應力分析法，即采用有限元應力分析辦法，計算出最危險點的應力范疇，根據JB4732－95“鋼制壓力容器－分析設計原則”中圖C－1，查得允許的循環(huán)次數，即預測焦炭塔的疲勞壽命。但此分析法，沒有考慮到最大應力點的位置事實上是在變化的，最高應力值也是在變化的，是隨著操作過程中升溫和降溫的速率在變化的，因此出現了另一種辦法，稱為動態(tài)應力分析法。即用有限元應力分析法建立一種數學模型，此數學模型是根據用應力應變儀和熱電偶實測的操作中的實際瞬時應力范疇來修正的。用此數學模型來評定焦炭塔的壽命。

焦炭塔的壽命評定，普通由專業(yè)公司來實施，例如：美國的SES公司，該公司在現場安裝應變儀和熱電偶測量操作中的實際瞬時應力。采用“壽命控制系統(tǒng)”來監(jiān)測操作中的焦炭塔。通過“壽命控制”系統(tǒng)，變化影響焦炭塔損傷的過程和操作辦法。

1）通過50－70周期的瞬時數據擬定實際的應力范疇。

2）計算出每個周期直到失效時累積的疲勞損傷。

3）給出與DCS操作對應的損傷累積分布圖。

4）發(fā)現操作人員在操作中存在的問題，優(yōu)化日常操作，特別是優(yōu)化升溫和冷卻速率，以減少疲勞損傷和裂紋擴展。

7.2

焦化主分餾塔

7.2.1

焦化主分餾塔設計和內構件選擇

焦化主分餾塔和煉廠催化裂化、加氫裂化等的主分餾塔作用基本相似，差別是焦化原料油是從塔洗滌段的下部進入塔內，進料在洗滌段中被預熱并將來自焦炭塔的油氣中的焦粉洗滌出去，塔底普通作為焦化妝置新鮮原料的緩沖罐，對于避免塔底結焦和焦粉攜帶有較高的規(guī)定。典型的焦化主分餾塔構造見圖7－26[17]。焦化主分餾塔設計除了應用分餾塔設計準則外，根據焦化特點，還需重點考慮下列問題：

1

充足回收熱量：塔的精餾段普通設頂循和中段循環(huán)回流、柴油和蠟油的產品回流，以實現最大的回流取熱量用于預熱進料和發(fā)生蒸汽；

2

為實現低壓操作而減少塔內壓力降；

3

洗滌段設計必須注意改善重瓦斯油側線下列塔內件設計，特別是在低循環(huán)比操作狀況下更為重要。蠟油回流焦化柴油焦化蠟油

圖7－26

焦化主分餾塔構造示意圖。焦化主分餾塔設計內容涉及塔徑及塔內構件安排。

1精餾段

可按常規(guī)分餾塔考慮塔徑、塔盤數及布置。

分餾段能力脫瓶頸的硬件選擇普通采用高通量塔盤和規(guī)整填料，格柵填料也能夠考慮在HGO回流段使用。當塔內負荷以氣相為主時，采用規(guī)整填料比塔盤的優(yōu)勢大，而高通量塔盤適合于液相負荷大的場合。同時高通量塔盤和規(guī)整填料比較，含有投資省（普通要便宜50％）、抗腐蝕性能好和檢修方便等特點。表7－8是分餾段內部構件的選擇原則。

表7－8

焦化主分餾塔分餾段內部構件的選擇原則（注）項目高通量塔盤規(guī)整填料格柵填料效率33－41容易檢查程度411成本421氣相負荷為主時解決能力234液相負荷為主時解決能力324抗腐蝕性413注：1－最差

4－最佳

2洗滌段

焦化主分餾塔洗滌段起到下列三種作用：

－控制焦化重蠟油餾分的重質“尾餾分”。

－盡量減輕主分餾塔產品（重要是CGO）中焦粉的攜帶。

－通過循環(huán)油切割點的調節(jié)，優(yōu)化焦化產品分布。

為了減少塔壓降，可根據需要在洗滌段內使用擋板、填料或使用空塔。洗滌段內件的形式取決于循環(huán)量和對焦化重瓦斯油質量的規(guī)定。用于特低循環(huán)比的操作時，可采用噴淋式洗滌段，但瓦斯油質量稍差。規(guī)定產低瀝青質含量的焦化重蠟油時，洗滌段效率應比噴淋塔好。焦炭塔急冷后油氣的進塔溫度約為420℃，由于通過了裂化，性質不穩(wěn)定，停留時間長就會生焦。焦化妝置按高液收率（降石油焦收率）改造會造成空塔流速提高和循環(huán)比減少。其效果是使洗滌段效果變壞。這就需要在洗滌段中設有氣體分派器，氣體分派器是專門設計的集液塔盤，壓降較大（150mmH2O）。專門設計的降液管，對于來自焦炭塔夾帶雜質的重油有沖洗作用。

焦化主分餾塔可有高效洗滌段和低效洗滌段兩種模式，參見圖7－27和圖7－28。其區(qū)別為在洗滌段中與否裝設填料。

圖7－27

高效洗滌段的焦化主分餾塔

圖7－28

低效洗滌段的焦化主分餾塔選擇洗滌段硬件在考慮效率的同時，必須考慮其結焦趨向。普通而言，效率越高的硬件，所得的CGO質量越好，但其結焦趨向越嚴重，也就規(guī)定更多的洗滌油量來進行沖洗以避免結焦。表7－9是洗滌段內構件的選擇原則。普通抗垢性能和解決能力是最重要的選擇原則，對一種具體裝置二言，也可能存在其它規(guī)定。表7－9

焦化主分餾塔洗滌段內構件的選擇原則（注）項目浮閥或篩板柵格填料柵格塔盤擋板塔盤噴嘴抗垢性能12344潤濕速率規(guī)定12244效率43221檢查的方便性41443成本31334能力14233注：1－最差

4－最佳

主分餾塔洗滌段用的填料效率可參考表7－10的數據預計，洗滌段構造對焦化重瓦斯油質量的影響見表7－11。

表7－10

不同填料效率填料種類等板高度/mm格柵填料2130以上亂堆填料1520以上規(guī)整填料1220以上

表7-11

洗滌段構造對焦化重瓦斯油質量的影響洗滌段構造焦化重瓦斯油的釩含量/10-6洗滌段裝填料3.5洗滌段不裝填料1.8

對洗滌段而言，高洗滌油流率能夠除去更多的焦化蠟油中所含的重質尾部攜帶物和焦粉，改善了焦化蠟油的質量，也減少了洗滌段內部構件結焦的可能性，從而提高了裝置運行的可靠性。但是，這將造成焦化加熱爐進料和熱負荷的增加，就是循環(huán)比增加。隨著循環(huán)比增加，裝置加工能力下降，焦炭收率增加，能耗增加。因此，要綜合多種因素后，擬定一種合理的洗滌段洗滌油流率。

福斯特-惠勒公司按超低循環(huán)比操作設計的主分餾塔下段構造如圖7－29。由于洗滌段的液體流率太低無法避免塔盤或填料結焦，因此洗滌段采用噴淋式空塔。在噴淋室下面安裝了幾層擋板。從焦炭塔來的油氣進入塔內?？繐醢宸殖鲇蜌庵械闹刭|焦油和焦粉。由于時常發(fā)生擋板上結焦，因此有的煉油廠拆除塔內的擋板、寧愿重焦化瓦斯油含有較多的雜質和免去停工時清掃塔內擋板的麻煩。福斯特-惠勒公司曾將一臺舊的焦化主分餾塔按照超低循環(huán)比模式進行了改造。改造前后的數據比較如表7－12。表7－12

超低循環(huán)比操作的焦化重瓦斯油質量項目改造前改造設計實際操作循環(huán)比1053.6～5.4