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17大型焦炭塔几个设计问题的探讨
SEI第二届延迟焦化年会论文（3）
大型焦炭塔几个设计问题的探讨
中国石化工程建设公司
顾一天贾桂茹李出和
2002年10月
大型焦炭塔几个设计问题的探讨
延迟焦化工艺是加工渣油的重要手段，目前越来越受到人们的关注。
采用先进技术改进焦炭塔设计，提高焦炭塔操作的稳定性，延长焦炭塔的寿命是当务之急。
美国石油学会1996年至1998年对焦炭塔作了第三次调查（以下简称API调查），收到了54份报告，调查了17家公司的145台焦炭塔。
我国1995年曾对国内十家炼油厂的延迟焦化装置作了调查。
最近我公司也对国内部分炼厂的焦炭塔作了调查。
本文就其中的一些共性问题再结合美国焦炭塔网站的有关资料进行讨论。
1、关于操作循环周期
2、关于塔体材料的选择
3、关于复层材料的选择
4、关于复层焊接材料的选择
5、关于裙座的结构型式
6、焦炭塔要不要膨胀缝
7、关于焦炭塔最大直径
8、关于焦炭塔的保温
9、关于减缓对焦炭塔热冲击的措施
1、关于操作循环周期
目前国内设计的焦炭塔操作循环周期大都是48小时，生焦时间为24小时。
为了提高处理能力和节省投资，国外缩短了生焦时间，通常为10～24小时，平均生焦时间为15～16小时。
根据API调查的54份报告，其中有15份生焦周期为16小时，有11份报告生焦时间为18小时（见图1）。
目前生焦周期时间
调查份数
（小时）
图1生焦周期时间
目前的焦炭塔设计，提高了材质等级，改进了设计结构，采取了一系列抗疲劳措施，疲劳寿命大大提高了，完全有能力适应缩短生焦周期的工况。
例如，裙座与塔体是最容易出现失效的部位。
据计算，早期设计的焦炭塔的搭接结构疲劳寿命为478次，对接结构为598次，而改进的堆焊结构可达5503次，锻焊结构疲劳寿命更长，达到14508次。
另外，随着装置大型化，焦炭塔的直径需要增大，但因为受除焦机械能力所限，塔直径不能无限增大，目前美国在役焦炭塔最大直径为28～29英尺。
提高单塔处理能力，通常采用缩短循环周期的办法来实现。
据资料介绍，鲁姆斯（Lummus）规定的切换周期时间为36小时，时间分配如下：
生焦18.0小时
切换塔0.5小时
小吹气0.5小时
大吹气1.5小时
小给水1.0小时
大给水3.5小时
排水2.0小时
顶底头盖拆卸0.5小时
水力除焦3.5小时
装头盖/压力试验1.0小时
塔预热升温4.0小时
闲置0.5小时
总计36.5小时
尽管缩短循环周期会给目前的操作习惯造成冲击。
但不可否认，这是生产发展的必然趋势。
2、关于塔体材料的选择
过去我国的焦炭塔材质都采用碳钢，大多数是20g。
随着技术进步及延迟焦化装置大型化的需要，焦炭塔大型化是必然趋势。
从2000年我国第一个Cr-Mo钢塔问世以来，Cr-Mo钢塔不断出现，到目前为止已有12台Cr-Mo钢塔投入使用。
据API调查，1950～1959年，大量采用碳钢和C－Mo钢。
1980～1997年大量使用Cr-Mo钢，见图2。
CrMo钢中经常用的是1Cr-1/2Mo、11/4Cr-1/2Mo和21/4Cr-1.0Mo钢。
见图3。
从1970年以后，Cr-Mo钢塔的数量不断增加，尤其是11/4Cr-1/2Mo钢塔增加很快。
因为11/4Cr-1/2Mo钢和1Cr-1/2Mo钢相比，许用应力高，对缺口敏感性小，耐热性更好。
见下表：
表1
材料
1Cr-0.5Mo
1.25Cr-0.5Mo-Si
注
许用应力475℃（Mpa）
107
116
按ASMEVIII篇第一分篇
高温屈服强度475℃（Mpa）
176.5
185.5
按ASMEII篇D分篇
11/4Cr-1/2Mo钢，我国的钢号为14Cr1MoR，据调查，舞阳钢厂能生产，性能符合设计要求，我们准备设计11/4Cr-1/2Mo钢的大型焦炭塔。
API调查指出：
新塔的材料选择趋向于提高Cr-Mo合金元素的含量。
为了进一步提高焦炭塔寿命，美国已开始采用21/4Cr-1.0Mo钢，例如福斯特.维勒（Foster-Wheeler）公司为印度设计的直径29英尺的焦炭塔下部锥体采用
21／4Cr-1.0Mo钢，上部采用11/4Cr-1/2Mo钢。
据资料介绍，美国目前正在研究采用3Cr-1.0Mo钢制造焦炭塔。
图2材料选择的趋势
（壳体和锥体）
调查份数
材料选择的趋势
（壳锥材料）
材
料
安装年份
图3材料选择的趋势
（壳体和锥体）
调查份数
安装时期
材料选择的趋势
（壳锥材料）
材
料
安装年份
3、关于复层材料的选择
据资料调查，国外的焦炭塔几乎全部采用不锈钢复合板制造。
根据我国的经验，因为焦炭塔中下部有一层焦炭保护，腐蚀很轻，可以不用复合板。
根据SH／T3096－2001“加工高硫原油重点装置主要设备设计选材导则”规定，从顶部至泡沫层200mm处应采用不锈钢复合板，复层为0Cr13A1或0Cr13。
复层采用0Cr13A1（即405钢）和0Cr13（即410S），哪种更好呢？
据API调查，美国1969以前基本都采用405钢，1970年以后基本都采用410S钢，见图4。
据资料介绍，采用405型不锈钢应限制在343℃以下，长期处于371～538℃会使405型材料变脆。
超过343℃（650°F）时只可使用410S不锈钢作内部构件。
目前我国使用405型（即0Cr13A1）作复层的不锈钢复合板很多，还未见有0Cr13A1脆化的报导，但为了稳定可靠起见，焦炭塔壳体复层长期处于430～495℃之间，还是选用0Cr13（即410S）为好。
图4材料选择的趋势
（壳／锥复层）
份
数
安装时期
材料选择的趋势
（壳／锥复层）
410S
材
料
安装年份
4、关于复层焊接材料的选择
据API调查，1960年以前，使用三种材料即ENiCrFe-3，ENiCrFe-2和308／309型不锈钢焊条。
从此以后，仅使用镍基材料。
ENiCrFe-2使用率是100％，ENiCrFe-3（INCO.182型）使用率是92％，见图5。
对309型不锈钢的评价是从好到坏都有，有一份调查介绍，在第一次操作期间就产生大范围的龟裂而全部被消除。
如果抗硫腐蚀是首先要考虑的因素，则309型不锈钢性能比镍基材料较好些，但如果相应的热膨胀系数是关键，那么采用镍基材料比采用奥氏体不锈钢更好。
我们认为，焦炭塔工作温度高达440～495℃，并周期变化，膨胀是应该首先考虑的重要因素，虽然镍基材料贵一些，但仍应选用它。
图5材料选择的趋势
（复层接头的焊接材料）
材
料
安装年份
5、关于裙座结构型式
焦炭塔裙座受力最复杂，是最容易出现裂纹的部位。
API调查给出了裂纹的位置，见下图。
A、B、C都有裂纹的占报告的56％，最严重的裂纹即延伸到筒体的裂纹（A）占报告的43％，从外表面开裂的裂纹（B）占63％，从内表面开裂的裂纹占26％，从膨胀缝槽孔开裂（D）占76％，有A、B、C、D四种裂纹的塔占
78％。
筒体与裙座的连接方式有如下四种：
第一种一般对接型式，见图6。
其结构简单，但易产生应力集中和裂纹。
第二种搭接型式，见图7。
其结构简单，但易产生应力集中和裂纹，裂纹扩展后将会造成塔体下沉的严重后果。
第三种堆焊型，见图8，应力集中系数较小，产生裂纹的可能性小，但制造较复杂，焊接工作量较大。
裙座开槽孔（即膨胀缝），有利于应力释放，防止焊缝开裂。
第四种整体型，见图9，即采用整体锻件，应力集中系数最小，但制造难度大。
1995年ASME石油化工设备与服务部的一份报告，介绍了对这四种结构的应力分析，并进行了比较。
分析结果表明第四种型式的疲劳寿命最长，第三种型式次之，见下表2。
图6焦炭塔裙座连接－一般的对接型式
图7焦炭塔裙座连接－一搭接型式
图8改进型裙座结构图9整体型裙座结构
表2裙座连接处的应力值，应力集中系数和疲劳寿命
一般对接型
图2
搭接型
图3
改进型
图4
整体型
图6
裙座连接处加热时的应力值
（psi）
66627
在裙座内表面焊肉上和在与裙座相连的锥体上
72963
在裙座内表面焊肉上和在与裙座相连接的锥体上
54384
在裙座内表面和在与裙座相接的锥体上
47262
在裙座内表面和在与裙座相接的锥体上
裙座连接处冷却时的应力值（psi）
41440
在裙座内表面的焊肉上，在裙座与锥体连接处
44117
在裙座内表面焊肉上，在与裙座相连接的锥体上
21834
在裙座内外表面在与裙座相接的锥体上
13824
在裙座内外表面和在与裙座相接的锥体上
应力集中系数（用于疲劳计算）
1.5
1.5
1.0
1.0
计算疲劳寿命
（周期）
598
478
5503
10704
槽孔应力值
（加热时）
（psi）
68200
（槽孔顶部）
槽孔应力值
（冷却时）
（psi）
22500
（槽孔顶部）
槽孔应力集中系数
1.5
槽孔计算疲劳寿命（周期）
3302
图10整体裙座结构的优化
1999年ASME的一份报告，推荐裙座与壳体锥体连接部位采用整体锻焊结构（图9）代替堆焊结构（图8），其好处在于在此高应力区取消了环焊缝，代之以机加工的锻件。
经验表明，焊缝同基材相比对裂纹更敏感，整体锻焊结构比焊接结构更能抵抗裂纹。
选择合理的结构尺寸可大大提高焦炭塔的疲劳寿命。
文中介绍了八种不同结构尺寸的整体锻件结构，简图如图10所示，其应力状况及寿命如表3。
表-3
图8
图10A
图10B
图10C
图10D
图10E
图10F
图10G
图10H
加热应力（psi）
54384
56803
46683
51212
57237
45781
48512
59409
38570
冷却应力（psi）
21834
21563
15469
15622
13014
10086
10733
17061
14643
应力范围（psi）
76218
78366
62152
66834
70251
55867
59245
76470
53213
寿命
周期
5503
5067
10092
8126
7009
14508
11880
5449
17123
由此可见，同样是锻件结构,不同的结构尺寸其寿命也大不相同，例如图13H的疲劳寿命最高，达17123次，是堆焊结构（图8）疲劳寿命的3倍多，而图13G的疲劳寿命才5449次，比堆焊结构（图8）的5503次还低。
这种整体锻焊结构已在日本和西班牙的4台焦炭塔和上海炼油厂φ8800焦炭塔上得到应用。
采用整体锻焊结构，塔的成本将增加10%。
据API调查指出：
87％的裙座发生焊缝开裂而仅13％的裙座有鼓包变形，直线型裙座占没有发生裂缝裙座的83％，没有发生裂缝裙座的75％焊缝是磨平的，两者结合起来，没有发生裂缝裙座的67％是直线型设计并且焊缝是磨平的。
所以在决定裙座结构型式时，应该选择直线型设计（即裙座外壁与壳体外壁成一直线），焊缝应打磨圆滑或光滑。
根据具体情况选择堆焊结构或整体锻焊结构，在有条件的情况下，为了尽量延长焦炭塔的疲劳寿命，应优先选择整体锻焊结构。
6、焦炭塔裙座上要不要开膨胀缝
由于焦炭塔操作温度高且周期变化，而裙座下部固定在基础上，在塔体与裙座的连接处会产生因热膨胀引起的周期变化的热应力，此热应力值很大，容易引起焊缝开裂。
过去有人提出在裙座上开设膨胀缝（槽孔）,如下图11所示，将有效减少膨胀差形起的热应力，但开了膨胀缝后势必在裙座的开孔处引起很大的局部应力，如开孔处离焊缝太近，将和焊缝处的局部应力叠加，产生很大的集中应力，引起开孔处上部靠近焊缝处开裂。
某石化总厂去年发现4座焦炭塔的开孔处全部出现裂纹就是一个例证。
1995年，ASME的一份报告对此开孔进行了应力分析，表明槽孔顶部的集中应力最大，达22500～68200psi，其应力分布见图12、图13。
图11裙座开槽孔详图
根据国外资料介绍，为了减少孔槽处的集中应力，槽孔顶部离焊缝距离应大于3英寸，槽孔边缘应打磨圆滑。
根据API调查，开槽的裙座的89％发生开裂，而不开槽的裙座22％开裂。
根据我公司对φ8800焦炭塔的应力分析，不开槽的危险截面在锥体上部，其应力值为154.7Mpa≤1.5S=183MPa，是很安全的；而开了槽后，槽孔上部的集中应力值较大，达178MPa。
所以我们认为，裙座上不宜开设膨胀缝。
但有的炼厂认为，过去不开膨胀缝，焊缝开裂了，现在开了膨胀缝不再出现裂缝了，这要进行具体分析，进行应力分析。
倒底开不开膨胀缝，我们建议进行详细的应力分析后再确定为妥。
7、关于焦炭塔最大直径
随着延迟焦化装置大型化，焦炭塔的直径也相应增大。
API调查报告中的最大直径为28英尺，福斯特.维勒（FOSTER.Wheeher）公司1998年为印度设计的670万吨／年延迟焦化装置有8个直径为29英尺（φ8840mm）的焦炭塔，该公司今年将有18台直径为28英尺（φ8534mm）的焦炭塔投产。
最近正在建造直径为29英尺（φ8840mm）的焦炭塔，他们正计划设计32英尺（φ9728mm）的焦炭塔。
据资料介绍，鲁姆斯（Lummus）公司最大的焦炭塔为30英尺（φ9120mm）。
我国焦炭塔直径早期大多是φ5400mm，80年代后建的塔为φ6100mm。
目前投产的焦炭塔直径达φ8400mm和φ8800mm。
塔直径的增大受切焦系统能力的限制，直径越大，高压水泵的压力越大，见下表4。
表4焦炭塔直径与高压水泵压力的关系
塔直径mm
高压水泵压力MPa
φ5400
15.0
φ6100
18.0
φ6400
20.0
φ8400
28.0
φ8800
30.0
φ9000
31.0
综上所述，我们认为目前焦炭塔的直径不宜超过φ9000mm。
8、关于保温结构
焦炭塔保温对完善渣油的裂化反应是至关重要的。
如果保温不好，热量大量损失，将使反应温度降低，裂化反应不能充分完成，甚至局部部位无法结焦。
据计算，焦炭塔内温度每降低5.6℃，将使液体收率降低1％。
焦炭塔塔体表面保温的好坏，也对减少局部应力及塔壁腐蚀有着极其重要的作用，应当引起我们的高度重视。
当塔体表面某些部位缺少保温或保温破损，长期裸露，特别在下雨、下雪时，会造成塔内外温差陡增，热应力增大，是塔体变形，焊缝开裂的潜在隐患。
一些炼厂焦炭塔接管，支腿加强焊缝开裂就是与保温不善，内应力过大有着很大关系。
在塔顶部位，因保温不善而引起塔内壁接管的加速腐蚀，直至局部渗透、泄漏。
胜利炼油厂曾对已换下来的旧塔塔体检查后发现，凡塔体壁末结焦而腐蚀产生处，塔外壁均有焊接件，使得保温不好。
塔外壁保温不好，使得塔内壁温度降低，不易结焦，塔内壁就失去一层保护屏障，腐蚀加剧。
南京炼油厂也有同样的问题，3＃、4＃塔封头下部的一圈钢板在四根平台支腿的加强板处，塔壁从24毫米减至17毫米。
由于外壁保温不善，塔内油气在露点温度时变成冷凝液，旋流冲刷内壁，造成坑点腐蚀，并使接管下端腐蚀加剧，直至断裂、泄漏。
所以从腐蚀的观点出发，塔体上也不宜焊接支吊架、加强板、支腿等焊接件。
API调查询问了保温支持圈的焊缝问题，29％的用户说，在焊缝处有贯穿塔壁的裂纹，52％的用户说有裂纹但还没有延伸成贯穿裂纹。
API调查报告也指出，早期的设计将井架和除焦平台的附件都焊在塔顶，在连接板和塔体上都发现有裂纹，焊到塔体上的管线支吊架也有相似的情况。
焦炭塔承受热疲劳载荷，要求表面形状圆滑过渡，故不宜在其表面焊接保温钉或保温支持圈。
对必要的焊接件也应使其焊缝圆滑过渡。
若塔体采用Cr-Mo钢，因Cr-Mo钢对裂纹的敏感性更强，故更不能在塔体上焊保温钉和保温支持圈，所以焦炭塔应参考加氢反应器的保温结构，采用“背带”，在“背带”上焊保温钉并固定保温支持圈，内部的保温材料应能耐500℃，外表面应有保护层，例如铝合金瓦楞板等。
API调查也指出，塔裙座处的保温应是可拆式的，以便于该处的检查。
据最近对我国部分炼厂焦炭塔工况的调查，保温结构损坏情况比较严重，应该引起各厂的重视。
由于焦炭塔工况的特殊性，对保温有特殊要求，保温施工难度较大，施工要求也较高。
完全不同于一般的塔器保温。
目前我国已有焦炭塔保温的专业施工队伍，为确保焦炭塔施工质量提供了有利条件。
9、关于减缓对焦炭塔热冲击的措施
API调查发现塔开裂与生焦周期时间的长短没有关系。
而塔的操作参数，比如初始急冷速率和防护冷却措施对塔开裂的影响比冶金组织的影响更大。
从水蒸汽汽提到水急冷的转换，国外一些用户使用防护冷却程序，即急冷水的高速喷射在塔中心保持了一个畅通的流道，然后以低的流率进入最初急冷水，随后流率逐渐升高，减少瞬时温降造成大的温差应力，这样能有效避免焊缝开裂，见图14、15。
防护流的持续时间比较短，大约从少于1分钟到10分钟。
紧接着是初始急冷水流入，防护流从300加仑／分至1100加仑／分。
在热油进入空塔之前先用水蒸汽来作初始预热塔体，水蒸汽从塔底流向塔顶。
还利用邻近正在生焦的塔的顶部油气转过来预热本塔。
烃蒸汽从空塔顶部向下流动，从塔底流向分馏塔，油气预热塔体。
减轻了热油流入时塔体所遭受的热冲击，这样能有效减少热裂纹的产生。
余留容积
国内焦炭塔冷焦通常的做法是先少量蒸汽吹入塔内，汽提焦炭中的油气并进入分馏塔，再大量蒸汽通过焦炭塔吹出焦炭中未缩合成焦炭的重污油，并进入放空塔中，同时对焦炭冷却，然后通入少量的冷焦水，冷焦水汽化，蒸汽进入放空塔，焦炭被进一步冷却。
最后大给水冷焦，冷焦水溢流至冷焦水处理系统，待焦炭被冷却到合适温度后，从底部排水至冷焦水罐或冷焦水池。
有的焦化装置操作未经过小给水而直接大给水，这样焦炭却速度太快，对焦炭塔热冲击太大，会减少焦炭塔的使用寿命。
有的焦化装置在操作中发现，大吹汽后再小给水，会出现因焦炭冷却太慢使焦炭塔中心通道堵塞而给水不通畅的现象。
因此也采用防护流措施，避免这一现象的发生。
B塔
B塔
加热炉
图14
入口温度
防护流
最终急冷
流量加仑／分
入口温度°F
最初
流速
急冷水流量
时间，分
图15
参考文献
1、石油化工装置设备腐蚀与防护手册P.118～134和P98，中国石化出版社。
2、1996APICOKEDRUMSURVEY
FinalReport
July21,1998
3、焦炭塔使用现状调查及缺陷分析
金陵石化公司炼油厂陈世陵1990年7月
4、延迟焦化装置设备状况分析
金陵石油化工公司李祖贻，石油化工腐蚀与防护1994年第3期
5、ANALYSESOFALTERNATESKIRTATTACHMENTSTOCOKEDRUMSPVP-V01.315,Fitness-for-ServiceandDecisionsforPetroleumandChemicalEquipmentASME1995。
6、INNOVATIONSINDELAYEDCOKINGCOKEDRUMDESIGN
PVP-Vol.388，Fracture，DesignAnalysisofPressureVessels，HeatExchangers，PipingComponents，andFitnessforService-1999
ASME1999
7、UNDERSTANDINGFAILUREMECHANISMSTOIMPROVE
RELIABILITYOFCOKEDRUMS
PVP-Vol.395，Operations，Applications，andComponents-1999
ASME1999
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