焦炭塔裙座焊縫裂紋分析及修復

童曉東

(中國石油化工股份有限公司揚子石化有限公司，江蘇南京 210048)

焦炭塔裙座焊縫裂紋分析及修復

童曉東

(中國石油化工股份有限公司揚子石化有限公司，江蘇南京 210048)

焦炭塔長期運行在高溫及充焦、除焦的冷熱疲勞操作條件下，出現了塔體與裙座焊縫裂紋或穿透，尤以T101C塔的裂紋最為嚴重，其穿透的裂紋內側長度達30 mm，外表面裂紋長度已近3 m，其余三塔外表面裂紋長度也有1～2 m，均集中表現在除焦閥下方焊縫位置。文章通過對焦炭塔的使用狀況及應力分析，指出了裙座焊縫裂紋產生的原因。同時對焦炭塔返修和操作中應注意的問題進行了總結。

焦炭塔 裙座 裂紋 缺陷 分析 修復

某裝置4臺焦炭塔于1995年8月投用，隨除焦周期間歇生產。2004年3月，焦炭塔T101CD兩塔相繼發生裙座與筒體焊縫熔合線處泄漏，經逐臺切換檢驗，發現4臺焦炭塔裙座焊縫外表面一周均已出現斷續裂紋，其中3臺焦炭塔T101ACD已有局部穿透現象，尤以T101C塔的裂紋最為嚴重。本文對焦炭塔裙座結構及應力進行了分析，找出裂紋產生原因，采取了修復措施，確保了焦炭塔安穩運行。

1 焦炭塔技術參數及工藝特點

1.1 焦炭塔(T101ABCD)基本技術參數

設計壓力:0.3 MPa;

設計溫度:上部450℃，下部475℃;

公稱壁厚:球形封頭26 mm，錐體36 mm，上部筒體26 mm，下部筒體34 mm;

主體材質:20g鋼;

焊縫系數:0.85(塔頂)/1.0(塔底);

內徑×高度:φ6 000 mm×31 318 mm;

工作介質:焦炭、油氣和水。

1.2 焦炭塔工藝特點

(1)間歇操作，一個循環周期需48 h;(2)反復進行加壓和卸壓，其壓力呈周期性波動，波動范圍為0～0.22 MPa;(3)操作溫度發生周期性大幅度變化，在冬天尤甚，波動范圍從常溫到450℃;(4)除焦時，高壓水對器壁有猛烈沖擊;(5)除焦時先從上向下鉆孔，再從下向上除焦，此時塔器是頭重腳輕，對設備受力不利，易造成塔體傾斜，各方向受力不均;(6)塔上部為泡沫段，約6～7 m高為空塔;(7)塔內反應是一相變過程，從進料時液態到吹汽冷卻，介質從液態變成固態焦炭。因此，焦炭塔的塔壁受力情況是十分復雜的。

2 缺陷分析

2.1 焦炭塔溫度變化

焦炭塔在生產過程中最重要的工藝參數是溫度，其中最關鍵的是塔底的進油溫度和塔頂的油氣出口溫度;其特點是周期性急劇變化，各階段的最大溫度梯度見表1。

表1 最大溫度梯度Table 1 Maximum temperature gradient ℃/h

當預熱溫度達360℃時，塔底油已甩凈，四通閥由老塔切換至新塔，480℃左右的高溫渣油迅速進入焦炭塔中生焦，這時內外壁同一部位溫度和軸向、環向壁溫差達100℃以上，現場外壁記錄為365℃，這是在保溫基本完好的情況下，如果局部保溫脫落，其內外壁溫差可達200℃以上。由于渣油是側向進料，使淹塔液泛的軌跡移至設備的對面，這就造成筒體在同一截面上溫差較大。某焦炭塔曾實測同一截面溫差最大達228℃。溫差會隨進料逐漸減小，但由于內壁溫度高于外壁壁溫，于是內壁產生了壓應力，外壁產生了拉應力，與內壓膜應力迭加。由此可見，溫度周期性變化使塔壁產生極高的瞬間溫差應力，此溫差應力在局部可超過其材料的屈服極限，迫使焦炭塔局部處于高應力低周疲勞的工作條件;高溫還會使焦炭塔體的材料發生變異，高溫蠕變可使塔體微觀表面產生開裂，使其焊縫中埋藏缺陷發生擴展，從而引起損傷［1］。

2.2 焦炭塔應力分析

針對焦炭塔堵焦閥下部裙座焊縫已經由裂紋擴展為穿透，已嚴重影響正常生產，對這一損傷機理做了詳盡的科學分析和計算，主要從材料性能、應力分析和結構優選、疲勞壽命計算比較等方面做了具體地分析和研究。

2.2.1 建立幾何模型

考慮到塔體上的堵焦閥，焦炭塔結構關于堵焦閥的縱向對稱剖面為前后對稱結構;對于裙座上柔性槽的分布，在裙座整個圓周上按柔性槽的條數均勻分布。重點關心和研究區域:焦炭塔裙座與塔體連接處附近區域。

對于計算幾何模型，有限元離散均采用3D單元。溫度場分析選用8節點的Solid70單元，應力場分析選用8節點的Solid45單元。計算模型的網格劃分方法采用映射網格劃分和體掃掠網格劃分兩種。

2.2.2 熱應力分析模型以及邊界條件

在焦炭塔的熱應力分析中，熱應力的計算采用ANSYS軟件中的間接方法，首先計算焦炭塔在一個生產周期內隨時間而變化的溫度分布情況，然后根據所計算的溫度場和外載荷條件計算和分析焦炭塔的應力分布情況。在溫度場的模擬計算中，焦炭塔外壁溫度根據現場采集的測溫點溫度曲線(見圖1)通過線性插值獲得，塔內壁溫度則根據各主要階段塔內介質溫度通過對流方式確定。在熱應力分析中，外載荷以及力學邊界條件的處理見圖2。

焦炭塔的溫度場和應力場計算采用通用的ANSYS軟件進行，疲勞壽命計算參照ASME《壓力容器》規程的規定進行。

2.2.3 計算結果

T101ABCD原結構的應力場計算結果:在溫度、內壓和堵焦閥端處外力共同作用下，應力場計算顯示:(1)柔性槽頂的最大應力強度(482 MPa)出現在升溫階段，位于堵焦閥下側附近的柔性槽頂(外部)，應力強度沿環向逐漸變小。在降溫階段，應力強度的峰值出現兩次。第一次應力強度峰值(378 MPa)位于裙座環向中部柔性槽頂(外部)，沿環向向兩側逐漸變小。第二次應力強度峰值(344 MPa)位于堵焦閥下側附近的柔性槽頂(內部，與升溫階段時對應的位置有所不同，但很接近)，沿環向逐漸變小;(2)裙座與錐體焊接附近區域，最大應力強度(450 MPa)出現在升溫階段，位于裙座三叉處的內表面，且對應于堵焦閥下側附近的兩條槽中間，向兩側鄰近槽逐漸衰減。降溫階段，應力強度的峰值出現兩次，分別約為365 MPa和250 MPa;(3)堵焦閥與塔體焊接附近區域，升溫階段，最大應力強度(283 MPa)出現于堵焦閥的上部焊接處。降溫階段，最大應力強度(288 MPa)出現于堵焦閥的下部焊接處。

從上面的計算結果可以看到:對于T101ABCD原焦炭塔結構，堵焦閥與塔體焊接附近區域出現較大應力強度的主要原因是受堵焦閥端處外力和溫度的共同影響。由于堵焦閥的實際生產功能(預熱入口)和結構形式(局部突變)，在堵焦閥焊接處附近區域出現較大應力強度似乎是不可避免的［2］。由于焦炭塔運行過程中壓力和溫度周期性的劇烈變化，塔體將產生較大的熱應力，在長期的生產過程中，不可避免會由于熱疲勞而導致焊縫，特別是裙座連接焊縫處開裂。

2.3 焦炭塔局部當量應力計算

按厚壁圓筒計算外壁溫差應力

由于20g鋼在設計溫度440℃時的許用應力［σ］t=67.8 MPa，在475 ℃時的許用應力［σ］t'=41 MPa在470℃時的屈服極限為176 MPa;400℃以上即可產生蠕變，475℃時的蠕變極限為36 MPa，σ當＞2［σ］t'=2×41=82 MPa。可見，塔外壁的當量應力已遠遠超出了塔壁材料的兩倍許用應力，超過了材料此溫度下的屈服極限和蠕變極限。由于焦炭塔裙座焊縫是現場組焊的，當時施工時對焊縫成型結構重視不足，導致焊縫與下筒體連接部位形成凹陷的尖銳過渡，從而產生應力集中，引發裂紋和開裂。

雖然裙座焊縫部位的應力超過了材料的屈服極限，但作為內壓產生的一次應力較小，而溫差應力為二次應力，塑性失效準則中強度設計(極限設計)認為，局部的應力強度達到屈服極限時，其它部位處于彈性狀態，整體結構并不失效。為了保證不引起整體失效，對于二次應力，其應力強度的許用值可根據容器“安定性”的要求加以限制，限制的條件是名義應力σ大于屈服極限σS，但小于二倍的屈服極限，即σS＜σ＜2σS。此時以屈服極限為強度指標的許用應力［σ］=σS/nS，因nS=1.5，2σS=3［σ］。當 σ =σ當=225.1 MPa時，取 nS=1.6，則許用應力［σ］=176/1.6=110 MPa，3［σ］=3×110=330 MPa，σ＜3［σ］，表示即使焦炭塔裙座焊縫部位應力超過屈服極限時，塔體的應力水平仍滿足安定性準則，不會導致整體結構的失效［3］。

3 焊縫修復及缺陷消除

裙座焊縫裂紋修復是在塔體不吊離情況下進行，施工難度較大，要求施工單位制定周密的技術方案，經多方會審和可行性討論后方付諸實施。主要內容如下:

(1)預先測量好原來各塔垂直度，為保證割除裙座焊縫時塔體的穩定和垂直，預制12個加強支腿(見圖3);

(2)T101CD分段對稱割除全部焊縫，表面檢測合格后再施焊。T101AB根據現場裂紋氣刨后實際情況進行局部修復。改變裙座焊縫連接形式(見圖4)，保證堆焊焊肉高度和長度，避免和筒體連接銳角過渡;

(3)所有焊接采用全焊透結構，氬弧焊打底，雙面焊接。氣刨后表面清理氧化皮，表面檢測合格后采用分段退步、小電流多道焊，以減少焊接應力和變形，使表面成形良好。

(4)焊接結束后，打磨焊縫表面圓滑，表面磁粉檢測合格后，進行焊后消應力熱處理。T101AB裙座焊縫只進行局部熱處理，熱處理長度為8～9 m。熱處理后，再對焊接接頭按 JB4730—1994《壓力容器無損檢測》進行100%表面檢測，Ⅰ級合格。

(5)焦炭塔檢修結束后，通過近年來連續對焦炭塔裙座焊縫進行定期檢測，特別是2008年4月和2010年8月先后對焦炭塔進行全面檢驗，只發現少量表面微裂紋，內部未出現重大裂紋和開裂現象，說明檢修是成功的，正確的焊縫過渡結構形式降低了裙座焊縫開裂的可能性，大大延緩了焦炭塔的使用壽命［4］。

4 結論

(1)焦炭塔承受高溫低周疲勞、熱機械疲勞和蠕變交互作用，由于局部應力超過材料的屈服極限，每循環一次受一次損傷，裙座焊縫裂紋產生原因是由熱應力、機械應力在局部(焊縫熔合線尖銳部分)應力疊加所至;

(2)設計選材時避免熱循環對塔體傷害，可選用具有更高的屈服強度、蠕變強度和抗疲勞破壞能力的Cr-Mo鋼或不銹鋼復合板;裙座與殼體連接部位采用整體鍛焊結構代替堆焊結構;裙座上開設膨脹槽孔將有效減少膨脹差引起的熱應力，但槽孔頂部與焊縫距離應大于75 mm，槽孔邊緣應打磨圓滑［5］。焦化裝置的4臺焦炭塔裙座槽孔頂部距焊縫只有45 mm，槽孔上部已出現少量裂紋，檢修后近幾年觀察未擴展，值得繼續關注;

(3)焦炭塔塔體保溫的好壞，對減少局部應力及塔壁腐蝕也有著極其重要的作用，應當引起高度重視。當塔體表面某些部位缺少保溫或保溫破損，長期裸露，特別下雨、下雪時，會造成塔內外溫差驟增，熱應力增大是塔體變形、焊縫開裂的潛在隱患。有的煉油廠焦炭塔鼓脹變形，接管和支腿加強焊縫開裂就是與保溫不善內應力過大有著直接關系。在塔頂部位，因鉆焦口保溫不善還會引起塔內壁和接管內壁的腐蝕加速，直至局部滲透、泄漏。所以塔體保溫必須完好，否則不再滿足安定性條件。保溫一旦破損或脫落，應當立即組織修復完好。

(4)嚴格執行工藝操作規程，確保每個步驟有足夠的時間，盡量降低溫度梯度，不能因處理設備故障而過多地縮短生產周期。換塔前焦炭塔內的存油一定要甩凈，保證塔底溫度在360℃以上，避免進油時瞬時溫度梯度過大對塔體造成損傷，減少沖塔現象對鉆焦口及分餾塔等設備的沖擊。

［1］彭蕾.焦炭塔裙座角焊縫開裂失效分析與處理［J］.石油化工設備技術，2007，28(5):54-55.

［2］宋曉江，王春生，宣培傳，等.焦炭塔溫度場及熱應力場的有限元計算［J］.石油化工設備，2007，36(3):28-32.

［3］陳濤，謝禹鈞，于明.焦炭塔安全評定的研究［J］.石油化工安全技術，2006，22(1):39-41.

［4］蘇東.焦炭塔對接堆焊型裙座的制造［J］.茂名學院學報，2006，16(4):68-70.

［5］俞立波.焦炭塔裙座局部更新［J］.石油化工設備技術，2004，25(4):15-17.

Analysis and Repair of Welding Seal Cracking Failure Coke Tower Skirt

Tong Xiaodong
(SINOPEC Yangtze Petrochemical Company，Nanjing，Jiangsu 210048)

As the coke tower has been operating under high temperature and cyclic cold/hot operation conditions during tower filling and decoking for a long time，the cracking and fracture failure occurred on the welds between tower body and skirt，especially in tower T101C，whose cracking on the internal surface is 30 mm long and the cracking on external surface is nearly 3 meters in length.The crackings on the external surfaces of other 3 towers are 1～2 meters long，which are concentrated on the welds bellow the decoking valve.The operation and stress of coke towers are analyzed and causes of cracking on skirt welds are concluded.The precautions in repair and operation of the towers are proposed.

coke tower，skirt，cracking，defect，analysis，repair

TE986

A

1007－015X(2011)05－0009－05

2011－05－ 28;修改稿收到日期:2011－07－04。

童曉東(1965-)，男，江蘇南京人，高級工程師，1987年畢業于南京化工學院化工機械專業，現在中國石油化工股份有限公司揚子石化有限公司機動部從事設備管理工作。E-mail:ypctxd@163.com。

(編輯 寇岱清)