焦炭塔动态介面引起的热应力及冷焦水流量的工程设计方法 本发明涉及延迟焦化装置焦炭塔动态冷(热)介面引起的热应力计算方法及冷焦水流量的工程设计方法。
焦炭塔是炼油工业二次加工工艺中延迟焦化装置的塔状反应器，每48小时(或更短的操作时间)在常温与约495℃之间循环操作，期间先后经过油气和蒸气预热、进油生焦、进水冷焦等主要操作阶段完成一次循环。现场测量表明，塔壁上存在一个与操作工艺相应循环的十分复杂的三维温度场，对应着一个循环的十分复杂的三维应力场，该温度场和应力场均是很不均衡和很不稳定的。
从国内外的调查报道看，无论是碳钢、碳钼钢或铬钼钢材质，也无论塔体衬里与否，焦炭塔在运行一定周期后都会出现变形，包括筒节的鼓胀变形、筒体地宝葫芦变形、塔壁的局部凹凸变形、塔体整体的倾斜变形或弯曲变形、筒体横截面的非圆形变形等六种。据调查，1988年秋对国内八家炼油厂的焦炭塔有五家的出现明显变形。变形的危害性主要表现在它最终会引起环焊缝的热疲劳开裂，其次是它可能会引起塔体的轴向失稳。如何预防或控制焦炭塔的变形已成为安全生产的关键之一。
早在五十年代，美国学者Weil N.A等人通过大量调查统计提出了单位骤冷因数(unit quenching factor，简称UQF)作为防变形设计的判据，即焦炭塔冷焦时水骤冷的时间(min)与单塔的焦炭产量(t)的比率，当UQF＞0.50时，塔体膨胀可忽略不计；当UQF＞0.80时，塔体根本不存在膨胀。当进料口位置在底部人孔盖上时可取UQF＝0.4。六十年代以来国内焦炭塔的设计中，从设备的结构到操作条件的确定都已经考虑了上述因素，并且出于安全起见常取UQF＝0.6～0.8。但是，我国多数焦塔在使用一定时间后仍发现有较大的径向永久变形，国内外许多学者进行了研究，而关于焦炭塔冷焦水流量的理论尚没见有报道。
实际上，焦炭塔壁上除内压、介质重量、自重等引起的应力外，还有因周期性温度循环所造成的温度梯度(径向、周向、轴向)引起的热应力和制造时焊接的残余应力。因此，焦炭塔的受力是相当复杂的，必须对应力状况进行分析。现场应力测算法过程复杂，费用高，且受现场条件限制，又存在不少技术问题，不便使用。问题的实际是一个包含三维温差和时间维的四维问题，要想从理论上给出受力的精确值是很困难的。
本发明解决焦炭塔动态冷(热)介面引起的热应力计算所采用的技术方案是：
首先，把问题进行适当简化。先不考虑周向温度分布不均匀的状况，将计算问题简化成轴对称问题。随着时间的推移即界面的不断上升，以图1所示的原点O固定在届面上、与届面一起运动的坐标系U-O-V来观察，当进料时间一定后，届面附近器壁内的瞬态温度场趋于稳定，这样就可把问题的时间维通过届面升速转化为该温度场的高度坐标Z值来处理，最终把这个四维问题简化为二维问题。
其次，建立如图2所示的有限元模型。封头的中心只能沿着轴向移动，而筒体的下端只能沿着径向平移，筒节的径向尺寸为φ2700×28mm，下段筒节长488mm，上段筒节长988mm，焊缝宽24mm，焊缝中心距离模型底部500mm，壁厚方向通过8个节点作七等分。整个模型由1957个八节点等参单元组成，共有节点6456个。每次计算的时间步长取1×E-2s等级的数值，使之与届面升速相匹配来模拟届面每次爬升一个单元高度，又满足计算精度。
再次，对所建立的有限元模型进行温度场分析计算。计算中为了模拟届面的上升，需要把每次的计算结果(数据文件)作为届面下一次上升到的模型位置的初始条件输入，跟踪采集届面爬升的初始高度以及当前高度处内外壁面四点的温度变化情况，直到该四点的温度值稳定为止。此即为所求动态的二维稳定的温度场。
有限元计算中根据该操作阶段的塔壁温度和介质温度来选取材料的物性参数。例如，在最激烈的进水过程中，塔体材料物性参数随温度的变化有导热系数Kshell＝51.068-0.0098T-3×10-5T2W/m·k，比热Cshell＝470.84-0.0823T+5×10-4T2J/kg·k。经计算，热焦和冷水总体热平衡的最终温度约为70℃，即冷焦水面的最低温度。在0.3MPa设计压力下，水的沸点为133℃，即冷焦水的最高温度。因此，在70℃和133℃之间以不同的水温来计算冷焦时塔壁的温度场。
最后，以该温度场为条件对模型进行应力应变分析计算。133℃冷焦水界面在环焊缝处引起的Misess等效应力图见图3，70℃冷焦水界面在环焊缝处引起的等效塑性应变见图4，此时，在液面以下约20mm处所造成的器壁内外温差已达到了90℃，在液面下的100mm处，内外壁温差仍然达到60℃。内外壁最大轴向温度梯度分别为10.8℃/mm和1.06℃/mm。
本发明关于延迟焦化装置焦炭塔冷焦水流量的工程设计方法所采用的技术方案是：
首先，通过上述的动态坐标法模拟了恒速上升的液体介质届面在焦炭塔内沿塔壁爬升的动态边界工况，对其在壁中引起的径向和轴向二维瞬态温度场及应力应变场进行有限元计算。
其次，分析水流量对温度场的影响。根据焦炭塔内径大小把塔底不同的进料流量折算为塔内的届面升速，忽略届面升速的变化对换热系数的影响，再由上述方法计算得不同届面升速时温度场的长向温差和轴向温度梯度。结果发现在不同届面升速时径向温差没有变化，而届面升速与轴向温度梯度的关系如图5所示。
再次，确定流量与温度场的正确关系。从定性分析可知，冷焦时，虽然较大的水流量会使塔内的水以较低的温度与塔内壁接触从而对塔壁的冷激较强烈，较小的水流量可以缓和强烈的冷激，但总体上对径向温差没有明显的影响，却反而会产生较大的轴向温度梯度，此时，冷焦水流量的控制应是下限控制。而为了避免冷焦水急速汽化形成过高的内压时出现超压现象，控制冷焦水流量是必要的，此时，冷焦水流量的控制应是上限控制。因此，冷焦水流量的控制应是区间控制。
合理的操作应该是先小流量再大流量，而不是从头到尾都按小流量操作。小流量的上限指标是进给水受热汽化后的蒸汽压不超过塔顶的许可操作压力，否则，塔体应力超出安全范围；大流量的下限指标是进给水经过炙热的焦炭层到达塔壁时其水温应能达成汽化温度133℃，否则，大量的焦炭热量就会在进给水到达塔壁前就被汽化蒸汽从塔顶带走了。实践中，在监测控制塔顶蒸汽压的前提下，可容易确定进水初期约0.5小时内小流量的上限值。对图5，内壁面的轴向温度梯度在低于4mm/s的升速(相应的进水流量为330m3/hr)范围有一个敏感的区间，水面升速大于该值则内外壁的轴向温度梯度相对较低，相应的进水流量可作为大流量的下限值。从理论上分析图5，本发明所举例子的结果表明，水面升速与内壁的轴向温度梯度近似ΔT＝20.83Q-0.91的指数关系。
最后，如果应用上述理论分析进油工况，由于热油始终以大约495℃的温度与塔内壁接触，其流量的大小对塔壁径向的热冲击不会有根本的改变，而较大的流量则同样有利于轴向温度梯度的降低。分析表明冷焦水在塔壁上造成的径向温差和轴向温度梯度均明显地大于进油过程，确定了焦炭塔的防变形重点在如何控制冷焦阶段的热应力。
由上述分析，Weil骤冷因数判据对我国焦炭塔实践指导的失败具有明显的客观原因，本发明创造性地建立了能直观反映进料流量、届面升速、塔壁温度场、塔壁热应力和塔体塑性应变变形等前因后果定量关系的研究模型，使得由美国Weil N.A等人于五十年代通过大量调查统计提出的经验性防变形骤冷因数有了清晰的理论基础。