焦炭塔熱機械疲勞壽命評估研究進展

王增超，銀建中，韓志遠，謝國山，徐君臣

1. 大連理工大學 化工學院，遼寧 大連 116024

2. 中國特種設備檢測研究院，北京 100029

3. 惠生工程(中國)，上海 201210

焦炭塔是煉油廠生產焦炭的關鍵設備，其生產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溫度，并在高流速、短停留時間的條件下，使原料油基本不發生或只發生少量裂化反應就迅速離開加熱爐，進入焦炭塔內，借助自身的熱量，原料油在“延遲”狀態下進行裂化和生焦縮合反應，稱之為“延遲焦化”過程[1-2]。因為焦化反應不是在加熱爐管內而是延遲到焦炭塔內，延遲焦化因此而得名。焦炭塔是延遲焦化裝置的核心設備，其作用是為原料提供熱分解和綜合反應的場所。

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。每個生產周期，塔內溫度從室溫到490 ℃循環變化。由周期性溫度波動引起的熱載荷和內壓、重力、風載荷等機械載荷導致的低周熱機械疲勞損傷是焦炭塔的主要失效機理，目前大多數學者認為由周期性熱應力引起的熱機械疲勞損傷是焦炭塔結構失效的主要原因，即循環熱應力誘發了焦炭塔的鼓脹和開裂等失效。已有眾多學者對焦炭塔在長時間循環載荷作用下的安全性開展了研究，但關于如何準確預測焦炭塔剩余壽命，目前尚未很好地解決。美國石油協會曾對焦炭塔運行狀況做過三次調查，內容包括操作情況、塔體的設計數據、檢查檢驗、失效事故以及修復情況等，在焦炭塔的破壞事例中，約61%的焦炭塔發生筒體鼓脹變形，約97%發生了筒體環向開裂，約78%則發生了塔體與裙座連接處焊縫開裂[3]。因此焦炭塔的壽命預測研究對于生產有著重要意義。

1 焦炭塔材料基礎數據與疲勞模型

由于焦炭塔長期在嚴苛環境下運行，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。美國石油學會的調查表明，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先后從美國MTS公司引進了熱機械疲勞試驗系統。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，并根據實驗得到的擬合公式對其進行了壽命評估，結果發現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變控制試驗，采用高頻感應加熱和壓縮空氣冷卻，溫度波動范圍為100～ 480 ℃。母材應變幅分別是0.8%、1.15%、1.45%。焊縫的應變幅分別為0.66%、0.71%、0.90%、1.20%。最后根據Manson-Coffin公式得到關系式：

式中：Δε為應變范圍；Nf為疲勞壽命。將這2個公式在雙對數坐標系中可得2條直線如圖1 所示。可以看到應變幅和疲勞壽命在雙對數坐標系下呈現較好的線性關系。若已知塔的最大等效應變幅，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，但沒有開展相關的熱機械疲勞試驗。楊鎧銓[6]根據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。結果顯示試樣壽命與應變幅呈雙對數線性關系，由此擬合出S-N曲線，并用實驗結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]開發了一套疲勞測試系統，進行類似于焦炭塔實際生產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)試驗數據[4-5,7]。從圖中可以看出國內20 g(現在牌號為Q245R)碳鋼材料的TMF性能數據略低于Xia等獲得的SA387 Gr22母材和SA240 TP410S襯層材料的TMF和LCF性能數據，焊縫低于母材的材料性能。對于同種材料，TMF低于LCF的材料性能數據。

圖2 焦炭塔典型材料總應變幅與疲勞壽命實驗數據

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

2 基于形變控制的結構應力分析

2.1 形變的描述與表達

由于焦炭塔操作條件的復雜性，導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，最終導致整個焦炭塔產生糖葫蘆狀鼓脹。鼓脹變形測量數據的準確程度對于能否有效評估塔的安全性起到了關鍵作用。研究鼓脹變形的問題關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，國內目前對焦炭塔的檢驗大多采用傳統停機檢驗方法，主要針對內表面的腐蝕、裂紋及材質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年就投產使用的焦炭塔進行了筒節高度及筒節內徑的測量，結果發現塔的徑向鼓脹變形量隨時間推移不斷加大且發生傾斜，整個塔發生了嚴重變形。劉興全等[9]對已經發生明顯鼓脹變形的筒體內徑及壁厚進行了測量，變形最大處發生在第3 ～ 5筒節，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，結果發現存在鼓脹變形，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象。先設置母線，然后測定鼓脹變形量，此方法在大型立式塔器內操作困難較大，一是測量部位較多，工作量較大；二是讀數誤差可能會比較大；三是內部需要搭設腳手架，工作量大且測量時容易受內部腳手架的阻擋，測量部位受限制因此數據可能不準。作者采用了一種新型的測量和數據處理方法，即利用激光全站儀并結合計算機軟件進行形狀擬合，得到塔體的整體形狀，從數據和圖形可以精確測量鼓脹的變化和數值。被測量焦炭塔鼓凸變形集中出現在5 m高處，鼓脹量在9.99 ～21.79 mm。

另一方面，國外研究機構及檢測公司已開始將三維激光掃描應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據，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據，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據顯示：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，并將它們與可能導致其形成的加載機制、設計特征、操作實踐和制造工藝相關聯，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，其中左側數據表示塔筒體的高度，右側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力作為分子，將只考慮內壓和重力時未變形焦炭塔的軸向應力作為分母，這一比值就是鼓脹嚴重因子，軸向應力是根據對模型變形前后進行熱結構耦合模擬分析而得到。只考慮軸向應力是因為軸向應力與周向裂紋的形成有關。焦炭塔外表面鼓脹嚴重因子如圖4所示。可以看出較大的鼓脹因子出現在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 結構應力分析

隨著有限元軟件的發展，其便捷、快速和專業的計算優點在壓力容器計算中也得到廣泛應用，國內外學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表面溫度分布的因素都歸結為對流換熱系數的差異。由于塔內介質的復雜性，目前還沒有統一的理論公式來確定焦炭塔的對流換熱系數，仍采用實測數據與計算數據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，然后按經驗選取對流換熱系數，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，直到實測值與計算值相吻合或者誤差在允許的范圍內。將復雜因素進行簡單化處理而得的對流換熱系數并不能準確地反映出內部介質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得來的，能夠反映出換熱規律，因為所取值并非真實的流體對流換熱系數，所以稱之為“等效對流換熱系數”[24]。陳孫藝等[25-28]研究了焦炭塔塔壁溫度場。通過動態坐標系用有限元法模擬恒速上升的介質界面沿塔壁爬升的動態邊界情況，對徑向和軸向瞬態溫度場進行分析，最后通過疊加法分析了塔壁三維溫度場以及內壓等引起的應力對塔變形的影響。根據進料口結構推斷介質進塔過程的流態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，但卻是裙座環焊縫開裂的影響因素之一。

寧志華等[29]根據二維傳熱理論，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界面不斷上升引起的動態邊界條件，此邊界條件不僅與時間有關，還和空間坐標有關，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，而介質升速對溫度梯度影響較大。

2.2.2 不計變形的焦炭塔應力應變分析

目前國內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，運用順序熱結構耦合方法，將熱分析得到的溫度場以體載荷的形式加到結構模型上。結果顯示最大熱應力出現在裙座頂端的左右側為 390 MPa，此時已經超過材料的屈服強度。然后作者對焦炭塔進行了循環載荷下的安定性分析，通過對塔進行反復加載，塔結構呈安定狀態，也就是說循環加載多個周期后塔不會再產生新的塑性應變。

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。將進出口介質溫度沿塔高度方向線性插值，并分別對油氣預熱、進油結焦、蒸汽冷焦和給水冷焦進行計算。發現由溫度梯度引起的熱應力遠大于介質重、塔體自重的影響。進油結焦和給水冷焦階段是操作中最嚴峻的階段，最大熱應力均出現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，發現工作周期縮短和保溫層減薄后對壽命產生不利影響。

魯志兵等[20]基于迭代算法以1.25Cr0.5Mo鋼焦炭塔為研究對象，利用動態熱邊界模擬了充油和水冷過程中液體介質沿塔內表面向上移動的過程，對瞬態溫度場進行了數值計算。將模擬溫度值與塔外表面實測溫度數據進行比較，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。根據溫度場的模擬結果，將熱分析得到的節點溫度場以體載荷的形式加到焦炭塔的有限元結構模型上，并施加其余的結構約束邊界條件，進行熱結構耦合分析。結果發現不同位置等效應力隨時間的變化趨勢是相似的，都經歷了緩慢上升、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力值，而且裙座在一定程度上發生彎曲變形。

侯文富等[31]還運用動態熱邊界法分別對影響鉻鉬鋼焦炭塔的瞬態溫度場及熱應力的操作參數進行了分析研究。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，塔內壁會產生大的軸向和徑向溫度梯度，而且隨著液面升速增大，由溫度波動導致的熱應力也變大。當介質升速相同時，介質溫度越低，徑向和軸向溫度梯度就會越大，導致熱應力也變大。進水階段的熱應力會高于進油階段的熱應力，所以防失效重點在如何限制水冷階段的熱應力，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，所謂套合效應是指在進油生焦過程中渣油在經過長時間的生焦過程后變為固體焦床，在隨后的冷卻階段，焦床會阻止筒體軸向、周向收縮，引起二次應力。將無焦床作用時的應力與有焦床時進行對比分析，有焦床時應力明顯提高，尤其是周向應力，使塔體產生塑性變形。作者認為套合效應是在傳統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，建立了塔內沸騰傳熱機制的熱分析模型。有限元計算結果表明，筒體內表面的應變比外表面高約30%，而筒體內表面的應變是無法直接測量的。還研究了內壁粘附的焦炭對塔變形的影響，在無焦炭處軸向環向塑性應變為拉應變，而有焦炭處則保持彈性，由此產生的彎曲力矩朝向塔的外表面，進而產生向內凹陷的塑性變形。

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Xia等[23]結合邊界條件建立了焦炭塔的熱分析模型，根據外表面的溫度測量數據，確定了內表面的傳熱系數，結合ABAQUS子程序實現了充油和水冷階段的動態油位和水位，并利用計算得到的溫度場進行應力分析。結果表明，襯層材料應力超過了屈服極限，襯層材料高應力是因為襯層與基底熱膨脹系數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。結果發現襯層的屈服在運行早期就出現了，在第一個周期就產生了永久變形和殘余應力，襯層發生塑性安定。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不均勻的溝流，使得某些部位可能比周圍區域早加熱或冷卻，導致塔內出現熱點或冷點。冷點和熱點的殘余變形如圖6，冷熱點會導致結構中出現明顯的溫度梯度和筒體鼓脹，其中冷點會導致更嚴重的局部彎曲，而熱點會導致更大的鼓脹變形，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 變形對焦炭塔應力應變場的影響

實際生產中的焦炭塔在長時間的運行后，會產生不同程度的鼓脹和開裂，鼓脹變形后的焦炭塔其應力會有明顯改變[14,36-37]，國外針對產生鼓脹變形的焦炭塔也做了數值模擬計算。Araque等[37]根據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壁上升的方法來模擬溫度場，采用熱結構耦合方法得到應力應變。結果顯示，對于第1種模型，內側受壓，外側受拉。對于第2個模型，在凸出變形的內側和凹陷變形的外側，軸向應力處于拉應力狀態，而在凸出變形的外側和凹陷變形的內側，軸向應力基本處于壓應力狀態。平均應力最高的區域與之前報道的出現過這種脹形的開裂的區域相一致。根據不同水冷速率與最大軸向應力的指數關系，得到了筒體產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域用應變片和熱電偶對鼓脹區域進行了測量，根據激光掃描結果和用熱電偶測得溫度對測量區域進行有限元分析，并與應變片測量結果進行對比。塔內表面的對流換熱系數是根據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生的應變。圖7顯示了柱形截面內外表面的軸向應力分布。在水冷階段，各位置的軸向應力幅明顯增大。3個設置應變片區域處30個循環的水冷階段軸向應力幅如圖8所示，由圖中可以看出應力幅在90～ 687 MPa。此外，水冷階段的最高軸向應力幅是加熱階段的7.2倍。

圖7 焦炭塔內外表面軸向應力分布圖

圖8 焦炭塔水冷階段3個位置處30個周期的軸向應力幅

Vivas[36]還根據激光掃描得到的實際變形，采用順序熱結構耦合法，用ANSYS建立了計算模型。熱電偶和應變片安裝在明顯鼓脹的區域，分別布置在向內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力水平的影響。結果表明被熱區包圍的冷點產生軸向拉伸應力，被冷區包圍的熱點產生軸向壓縮應力。鼓脹增加了特定區域的應力水平，從而使塔的剩余壽命減少。此外，本文的研究結果與以往一致，即向外凸起的內表面產生高應力，外表面產生低應力，而向內凹陷則產生相反的結果。

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

3 熱機械疲勞壽命評價方法研究

合理預測焦炭塔的剩余壽命是研究的目標，目前大多數學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分析設計和ASME Ⅷ-2 彈塑性分析的疲勞壽命分析。分析設計法以彈性力學為基礎，即認為焦炭塔是彈性范圍內的受力模型；而彈塑性分析法以彈塑性力學為基礎，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。根據相應材料的S-N曲線，以確定各循環載荷的許用循環次數，根據線性損傷累積法則計算疲勞損傷系數和剩余壽命。結果表明用彈塑性分析法獲得的使用壽命比用分析設計方法低，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果基礎上，分別運用經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神經網絡技術，用動量因子來修正網絡權值，根據有限的熱機械疲勞試驗結果，分別對焦炭塔的母材20 g和焊縫進行訓練，訓練出來的結果與試驗值非常接近，效果良好，說明該模型穩定性較好，可用于剩余壽命的預測。

李偉[39]利用應變疲勞試驗得到的最大應變幅、最小應變幅及平均應變幅直接代入 Manson-Coffin 公式，對壽命進行預測，結果誤差很大。作者解釋是由于塔運行中各個循環應力不盡相同，只利用單個循環數據的壽命預測結果并不能反映塔的真實情況，因此基于 Miner 損傷累積理論，轉而采用多個循環的統計數據對壽命進行預測，得到較為理想的結果。

Yan等[21]提出了一種基于Palmgren-Miner的損傷累積理論的統計疲勞壽命評估方法。首先進行材料的熱機械循環疲勞試驗以獲得應變-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變幅。根據筒體溫度數據的統計分析，獲得冷點和熱點的概率分布，由襯層和基底的最大等效應變幅估算疲勞壽命。

Viva等[14]利用安裝的應變片和熱電偶，可以獲得30個操作周期下周向和軸向應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力幅。根據軸向應力幅和ASME Ⅷ-2疲勞設計曲線，取疲勞強度減弱系數為2，根據疲勞損傷累積法則得到總的累積使用系數。假設焦炭塔在未來會有與之前相同的損傷累積，將會在2 449次循環后出現貫穿裂紋，考慮到該塔的典型循環周期為43.8 h，該塔在12年后將出現貫穿裂紋。

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，由焦炭塔現場形變激光掃描檢測數據進行有限元分析，提出基于Mason-Coffin模型的應變疲勞壽命計算模型建立其應變幅范圍與疲勞壽命的關系，最終提出基于形變檢測技術及應變疲勞壽命的焦炭塔熱機械疲勞損傷預警方法。未來焦炭塔的壽命評價方法將向著可靠性和多軸評價發展。

4 結論

目前國內外關于焦炭塔安全性分析已開展了大量工作，現場實測數據受所測單個焦炭塔的結構特點和操作工藝的影響。焦炭塔使用中出現的開裂、鼓脹等失效問題仍未得到有效解決，尤其對于材質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值模擬相結合的方法應用于檢測及壽命分析當中，國內目前還沒有成熟的激光掃描形變檢測方法，未得到大規模應用，尤其是將激光掃描結果與受力情況相結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。根據材料熱機械疲勞試驗數據，結合形變檢測結果，采用基于彈塑性有限元分析和Manson-Coffin模型的應變疲勞評價方法，將會是未來焦炭塔壽命評估的一個重要發展方向。焦炭塔的壽命評估也將向著可靠性和多軸評價發展。