专利摘要

本发明公开了一种焦炭塔，包括焦炭塔的塔体，塔体下方套接有裙座，裙座的内径D2满足以下公式：D2＝D1‑δ，其中，D1为焦炭塔塔体的外径，δ为塔体外壁与裙座内壁之间常温过盈量，P1,2为热套压力，μ为裙座材料泊松比，Rs、ts分别为塔体外壁的半径值与塔体厚度，Rk、tk分别为裙座内壁的半径值与裙座厚度。本发明还公开了一种焦炭塔裙座的制造方法。

说明书

技术领域

本发明涉及一种能够解决焦炭塔对接焊缝开裂问题的新结构、新方法，特别是一种焦炭塔及其制造方法。

背景技术

焦炭塔，作为延迟焦化工艺的核心设备，其受载相当复杂，除了常规塔器设计时必须考虑的，如内压、风载、雪载及地震载荷外，还承载着高温温度循环。焦炭塔的操作工况非常苛刻，其单个生产周期一般为48小时。单个周期中，焦炭塔需要经历蒸汽预热、油气预热、进油生焦、吹气冷焦、进水冷焦及放水除焦6个阶段。温度则从常温～490℃之间循环，并且其内部介质，包含了油气预热时的气态、进油生焦时的液态、进水冷却时的固态。面对如此恶劣的生产工况，焦炭塔下封头与裙座间的对接焊缝的使用安全一直备受关注。

采用了传统结构设计的焦炭塔，在使用若干年(3～5年)后即出现对接焊缝(连接下封头与裙座的焊缝)发生开裂，即使将裂纹补焊后，使用一段时间仍然继续开裂，这一现象已经严重威胁到了焦炭塔的使用安全。随后，为了解决这一问题，设计者们摒弃了对接焊缝，转而采用整体锻件的形式，以提高使用寿命，但是整体锻件造价却很高昂，并且制造工艺也很烦绪复杂，这导致相当一部分焦炭塔制造商，宁愿采用对接焊缝的修补形式，也不太愿意使用整体锻件。

发明内容

发明目的：本发明所要解决的技术问题是针对现有技术的不足，提供一种焦炭塔及其制造方法。

为了解决上述技术问题，本发明公开了一种焦炭塔，包括焦炭塔的塔体，塔体下方套接有裙座，裙座的内径D₂满足以下公式：

D₂＝D₁-δ，

其中，D₁为焦炭塔塔体的外径，δ为塔体外壁与裙座内壁之间常温过盈量，P_1,2为热套压力，μ为裙座材料泊松比，R_s、t_s分别为塔体外壁的半径值与塔体厚度，R_k、t_k分别为裙座内壁的半径值与裙座厚度。

本发明还公开了一种焦炭塔的制造方法，包括以下步骤：

步骤(1)准备用于套在焦炭塔塔体上的裙座；

步骤(2)裙座与塔体发生热套的高度为h，使裙座内壁与塔体外壁的粗糙度达到3.2μm，设裙座内壁与塔体外壁间的热套压力为P_1,2；

步骤(3)将裙座整体加热至温度T_c；

步骤(4)将塔体放置进裙座中；

步骤(5)使裙座在整体冷却至室温；

步骤(6)依据接触热阻，确定出热套压力P_1,2的取值范围为P_1,2≥1.0MPa；

步骤(7)依据静摩擦力，确定出热套压力P_1,2的取值范围为 其中，G为焦炭塔总重；S为高度h所包含的接触面积为hπD₁(mm²)；γ为粗糙度3.2μm下，焦炭塔材料的静摩擦系数为0.27；

步骤(8)依据裙座、塔体内的热套周向应力，确定热套压力P_1,2的取值范围为 其中，Sm表示焦炭塔材料15CrMoR在常温下的应力强度为167MPa；n则为安全系数1.5。

步骤(9)对步骤(6)～(8)中P_1,2取交集，可得出P_1,2的取值范围

步骤(10)根据步骤(9)中P_1,2的取值范围，以及权利要求1中的函数关系式，可计算出过盈量δ的取值范围，假设范围格式为a≤δ≤b；

步骤(11)选取过盈量为，

步骤(12)焊接塔体与裙座间的对接焊缝，并做消应力热处理。

本发明步骤(3)中采用陶瓷电加热片将裙座内外壁包围，并加热至温度T_c，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D₁。

本发明步骤(5)中让裙座冷却至室温，塔体外壁与裙座内壁间发生挤压接触，成为热套，设两壁面间的热套压力为P_1,2。

本发明针对现阶段对接焊缝周期性开裂的现象，从焦炭塔群座的新结构的设计上着手，提出了一种焦炭塔裙座的新结构，并给出了该结构的设计参数的确定方法，从而永久解决了焦炭塔对接焊缝开裂带来的安全隐患。

附图说明

下面结合附图和具体实施方式对本发明做更进一步的具体说明，本发明的上述和/或其他方面的优点将会变得更加清楚。

图1实施例1示意图一。

图2a实施例1示意图二。

图2b实施例1示意图三

图3实施例1示意图四。

图4是实施例2中新裙座结构的详细尺寸图。

图5是实施例2中新裙座结构的有限元网格图。

图6a与图6b是实施例2中某一时刻新裙座结构的瞬态温度场云图。

图7a与图7b是实施例2中某一时刻新裙座结构的瞬态应力场云图。

图8是实施例2中有限元节点编号3的“时间——应力”曲线。

图9是实施例2中有限元节点编号3处主应力旋转角度θ的曲线。

图10是传统结构中焦炭塔裙座结构的尺寸图。

图11是传统结构中某一时刻裙座结构的瞬态温度场云图。

图12a与图12b是传统结构中某一时刻裙座结构的瞬态应力场云图。

图13是传统结构中有限元节点编号526的“时间——应力”曲线。

具体实施方式

本发明公开了一种焦炭塔，包括焦炭塔的塔体，塔体下方套接有裙座，裙座的内径D₂满足以下公式：

D₂＝D₁-δ，

其中，D₁为焦炭塔塔体的外径，δ为塔体外壁与裙座内壁之间常温过盈量，P_1,2为热套压力，μ为裙座材料泊松比，R_s、t_s分别为塔体外壁的半径值与塔体厚度，R_k、t_k分别为裙座内壁的半径值与裙座厚度。

本发明公开了一种焦炭塔裙座的制造方法，包括以下步骤：

步骤(1)设计出的新结构，是一种热套结构，即将裙座热套在塔体上。

步骤(2)设计该裙座与塔体发生热套的高度为2米，并通过机械加工方法使裙座内壁与塔体外壁的粗糙度达到3.2μm，并设两壁面间的热套压力为P_1,2。

步骤(3)采用陶瓷电加热片包围裙座内、外壁，将裙座整体加热至某一温度T_c。

步骤(4)拆掉裙座的内壁电加热片，然后将塔体吊起，放置进裙座中。

步骤(5)拆掉裙座的外侧电加热片，让整体空冷至室温。

步骤(6)依据塔体与裙座的接触热阻，确定热套压力P_1,2的取值范围。

步骤(7)依据最大静摩擦力，确定热套压力P_1,2的取值范围。

步骤(8)依据裙座、塔体内的周向应力，确定热套压力P_1,2的取值范围。

步骤(9)依据步骤(6)～(8)中P_1,2的3个取值范围，取交集，并假设取交集后的范围为a≤_1,2≤b。

步骤(10)理论推导出，两薄壁筒体热套时，过盈量δ与热套压力P_1,2之间的关联函数式δ＝δ(P_1,2，R_s，t_s，R_k，t_k)。

步骤(11)根据步骤(9)中P_1,2的取值范围，以及步骤(10)中的函数式，得出过盈量δ的取值范围为c≤δ≤d。

步骤(12)确定出过盈量的具体取值为，

步骤(13)最后，采用手工焊SMAW打底加埋弧焊SAW填充的焊接工艺，将塔体与裙座间的对接焊缝焊完，并进行消应力热处理。

本发明步骤(1)中设计出了焦炭塔群座的一种新的热套结构。其中，焦炭塔塔体的外径为D₁，裙座的内径为D₂，以保证塔体外壁与裙座内壁之间存在常温过盈量δ＝D₁-D₂，且δ＞0。

本发明步骤(2)中设计该裙座与塔体发生挤压接触的高度为2米，并通过机械加工方法使裙座内壁与塔体外壁的粗糙度达到3.2μm，并设两壁面间的热套压力为P_1,2。

本发明步骤(3)中采用陶瓷电加热片将裙座内外壁包围，并加热至温度T_c，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D₁。

本发明步骤(4)中迅速拆掉裙座的内壁电加热片，同时将塔体吊起，缓慢放置进裙座中。

本发明步骤(5)中拆掉裙座的外侧电加热片，让整体空冷至室温。此时，塔体外壁与裙座内壁间发生挤压接触，亦成为热套，设两壁面间的热套压力为P_1,2。

本发明步骤(6)中依据塔体与裙座的接触热阻，确定热套压力P_1,2的取值范围，该取值范围能够很好地保证塔体与裙座间的热量传递顺畅。

本发明步骤(7)中依据最大静摩擦力，确定热套压力P_1,2的取值范围，该取值范围能够很好地保证静摩擦力承担设备总重，从而减轻对接焊缝的负担。

本发明步骤(8)中依据裙座、塔体内的周向应力，确定热套压力P_1,2的取值范围，该取值范围能够很好地保证，塔体与裙座的周向热套应力处于安全范围内。

本发明步骤(9)中依据步骤(6)～(8)中P_1,2的3个取值范围，取交集，并假设取交集后的范围为a≤P_1,2≤b。

本发明步骤(10)中理论推导出，两薄壁筒体热套时，过盈量δ与热套压力P_1,2之间的关联函数式δ＝δ(P_1,2，R_s，t_s，R_k，t_k，E，μ)。其中，Rs、ts分别表示塔体的半径与厚度；Rk与tk分别表示裙座的半径与厚度；E为15CrMoR常温时的弹性模量；μ为泊松比。

本发明步骤(11)中根据步骤(9)中P_1，2的取值范围，以及步骤(10)中的函数式，得出过盈量δ的取值范围为c≤δ≤d。

本发明步骤(12)中所述的)确定出过盈量的具体取值为，

本发明步骤(13)中采用手工焊SMAW打底加埋弧焊SAW填充的焊接工艺，将塔体与裙座间的对接焊缝焊完，并进行消应力热处理。

本发明运用有限元软件ABAQUS，对基于以上方法制造出的焦炭塔进行应力场数值模拟，并计算出本新结构下的对接焊缝使用寿命S1；将S1与传统结构下计算出的使用寿命S2进行比较，得出寿命值的增大幅度。与传统结构相比，本新结构通过采用以上设计方法，降低了焦炭塔操作工况下对接焊缝中的温度梯度，并且让裙座与塔体在结构连续性上表现更好，从而能够大幅降低对接焊缝中的应力幅值，提高其使用寿命。

实施例1

下面结合附图和实施例对本发明作进一步的说明。

本发明是一种焦炭塔裙座的新结构及其设计方法。

如图1～图3所示一种焦炭塔裙座的新结构及其设计方法包括以下步骤：

1、设计出了焦炭塔群座的一种新的热套结构，如图1所示。其中，焦炭塔塔体的外径为D₁，裙座的内径为D₂，以保证塔体外壁与裙座内壁之间存在常温过盈量δ＝D₁-D₂，且δ＞0，如图2a所示。

2、设计该裙座与塔体发生挤压接触的高度为2米，如图1所示，并通过机械加工方法使裙座内壁与塔体外壁的粗糙度达到3.2μm。此处之所以要求热套高度为2米，以及粗糙度达3.2μm，是由于本发明方法要求，热套产生的静摩擦力要能够承受设备的总重，同时考虑到机加工的经济性，故选择了如图2b所示的静摩擦系数γ＝0.27。

3、采用陶瓷电加热片将裙座内外壁包围，并加热至温度T_c，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D₁。

4、迅速拆掉裙座的内壁电加热片，同时将塔体吊起，缓慢放置进裙座中，如图3所示。

5、拆掉裙座的外侧电加热片，让整体空冷至室温。此时，塔体外壁与裙座内壁间发生挤压接触，设两壁面间的接触压力为P_1,2。

6、根据接触热阻确定接触压力P_1,2的取值范围。焦炭塔材料为15CrMoR，查阅相关资料图可得，接触热阻R随接触压力P_1,2的增大而减小，并且当接触压力P_1,2达到1.0MPa时，接触面上的热阻R则趋向于定值0.1℃/W，此时接触面的传热效果最好。因此，需要满足P_1,2≥1.0MPa。

7、根据静摩擦力确定接触压力P_1,2的取值范围。查阅相关资料可得，15CrMoR在表面粗糙度为3.2μm时的静摩擦系数为γ＝0.27。现设计焦炭塔的总重完全由静摩擦力承担，即需要满足 其中G为焦炭塔总重(吨)，S为2米高度所包含的接触面积为2000πD₁(mm²)。

8、根据周向应力确定接触压力P_1,2的取值范围。该周向应力包括，塔体内的周向应力与裙座内的周向应力。因此，塔体安全需要保证 即 裙座安全需要保证 即 其中，Rs、ts分别表示塔体的半径与厚度；Rk与tk分别表示裙座的半径与厚度；Sm表示15CrMoR常温下的应力强度为167MPa；n则为安全系数1.5。

9、取步骤(6)～(8)中接触压力P_1,2的交集。即P_1,2≥1.0MPa、 这四个条件同时满足的交集。

10、依据步骤(3)～(5)的方法，推导出两薄壁筒节热套时，过盈量δ与接触压力P_1,2之间存在的唯一关系式，为 其中E为15CrMoR常温时的弹性模量；μ为泊松比0.3。

11、步骤(9)确定出了P_1,2的取值范围，而步骤(10)确定出了P_1,2与δ存在唯一关系式。因此，可以唯一确定出过盈量δ的取值范围，假设δ的范围表示为a≤δ≤b。

12、取过盈量 并通过式 计算出步骤(3)中的加热温度。

13、最后，采用手工焊SMAW打底加埋弧焊SAW填充的焊接工艺，将塔体与裙座间的搭接焊缝焊完，焊后对焊缝区域进行消应力热处理。

14、将上述的一种焦炭塔裙座的新结构及其设计方法，运用有限元软件ABAQUS进行数值模拟，并计算出新结构下的焦炭塔对接焊缝的疲劳寿命值S1。

15、计算出采用传统结构下的焦炭塔对接焊缝疲劳寿命S2，将S1与S2进行对比。

实施例2

以下通过一个实际应用的案例来具体说明本技术方案。

为某化工厂准备设计一台焦炭塔，欲采用本发明方法中的新结构，其下半部分的热套结构尺寸如图4所示。该焦炭塔单个周期为48小时，实际操作工况的温度循环为40℃～490℃，内压循环为0～0.35MPa。塔壁与裙座材料均为15CrMoR，该材料在不同温度下的物理参数如表1所示。焦炭塔在48小时中时刻发生着对流传热，各阶段的对流系数如表2所示。

表1 15CrMoR的物理参数

表2 焦炭塔各阶段对流系数

根据以上提供的设备工况，下面将基于本发明方法的具体步骤，计算出新群座结构下对接焊缝的疲劳寿命S1。然后，基于传统结构，计算出传统结构下的对接焊缝疲劳寿命值S2。最后，将S1与S2进行对比。

1、设计新裙座的结构

新结构的详细尺寸如图4所示。

图中，塔体由筒节与下锥形封头组成。然而，常温20℃下的裙座，其内径是小于塔体外径的。

采用本发明方法的步骤(1)～(5)，先保证裙座内壁与塔体外壁间存在过盈量δ，如图2所示。再将裙座整体加热至温度T_c后，就可以很方便地把裙座套到塔体上，随后冷却至常温，就可在接触面上形成热套压力P_1,2。

2、确定热套压力P_1,2的取值范围

2.1接触热阻确定的P_1,2范围

根据步骤(6)，为确保塔体外壁与裙座内壁，在热套压力P_1,2下的接触热阻达到最低值，从而保证传热顺畅，需要保证：

P_1,2≥1.0MPa

2.2静摩擦力确定的P_1,2范围

根据步骤(7)，为确保静摩擦力能完全承担塔体的总重，需要保证：

其中，G为焦炭塔总重(吨)，S为2米高度所包含的接触面积为2000πD₁(mm²)。

通过查阅焦炭塔采用传统结构时的设计图纸，可以得出焦炭塔总重约300吨，同时依据图4，可以计算出接触面积S约为5.8×10⁷mm²。故，可以确定出：

P_1,2≥0.014MPa

2.3周向应力确定的P_1,2范围

根据步骤(8)，在进行热套之后，需要保证塔体与裙座内的周向应力应处于正常安全范围，并且需要留有一定裕量，以防焦炭塔在实际操作工况下周向应力超标。故需要控制：

其中，S_m为15CrMoR的常温许用应力为167MPa；n则为安全系数为1.5；Rs、ts分别表示塔体的半径与厚度；Rk与tk分别表示裙座的半径与厚度。

依据图4可得， t_s＝48mm； t_k＝46mm。则可以求出：

P_1,2≤1.10MPa

2.4P_1,2取值范围的最终确定

根据本发明方法的步骤(9)，取以上3个因素的交集，即可得出合理的热套压力P_1,2的取值范围为：

1.0MPa≤P_1,2≤1.10MPa

3、确定过盈量δ

依据步骤(10)，过盈量δ与热套压力P_1,2间存在以下唯一确定的关系式：

其中，E为15CrMoR常温时的弹性模量；μ为泊松比0.3。

依据图4，将各已知量带入上式后，就可以得出过盈量δ的合理取值范围：

1.3mm≤δ≤1.5mm

再依据步骤(11)～(12)，则可以最终确定出过盈量取δ＝1.4mm。

4、计算焦炭塔的温度场

将以上确定出的过盈量按照步骤(12)的公式转化为加热温度T_c，并将该温度最为热套载荷，施加进ABAQUS有限元软件中，进行焦炭塔的温度场的有限元模拟。

4.1有限元模型的建立

按照图4的尺寸，进行1:1有限元建模，采用轴对称网格，单元类型采用CAX4I，网格划分情况如图5所示。

4.2焦炭塔温度场模拟结果

如图6a和图6b所示，分别给出了焦炭塔进水阶段与进油阶段，在某一时刻的，基于本发明方法的瞬态温度场云图。无论是进油阶段还是进水阶段，温度云图均出现了温度带的断层，这表明接触热阻R发挥了作用。

5、计算焦炭塔的应力场

在模拟应力场时，采用温度场顺次耦合于应力场的方法，可以顺利模拟出焦炭塔在任意时刻的应力场。如图7a和图7b所示，分别给出了本发明结构的焦炭塔，在某一时刻时，进水阶段与进油阶段的瞬态应力场云图。从图7a和图7b中可以发现，对接焊缝处的Mises应力最大值出现在焊缝的最顶端，节点编号为3。

6、基于本发明方法的对接焊缝疲劳寿命S1计算

提取节点编号3的“时间—应力”曲线，如图8所示。

观察图8，可以发现波形非恒幅，故根据ASME的要求，须首先根据公式 对节点3的应力状态判定，若为比例加载，则可以运用雨流法进行循环计数，否则应采用最大-最小法进行循环计数。

故依据公式 对节点3进行旋转角度θ计算。计算结果如图9所示。观察图9可以发现，θ值只是在刚开始加热、刚开始冷却时出现震荡，绝大部分时间保持恒定值-14.7°，故可以认为节点3处于比例加载状态。

然后，运用雨流法将图8波形分解为以下4个封闭循环：

(1)Cycle_1，Mises等效应力范围为161.7MPa～450.6MPa～161.7MPa，故确定其在该时刻温度下的交变应力幅S_alt1＝144.5MPa；

(2)Cycle_2，Mises等效应力范围为299.3MPa～194.6MPa～299.3MPa，故确定其在该时刻温度下的交变应力幅S_alt2＝52.4MPa；

(3)Cycle_3，Mises等效应力范围为161.7MPa～556.9MPa～161.7MPa，故确定其在该时刻温度下的交变应力幅S_alt3＝197.6MPa；

(4)Cycle_4，Mises等效应力范围为393.4MPa～181.3MPa～393.4MPa，故确定其在该时刻温度下的交变应力幅S_alt4＝106.1MPa；

由于Salt1～Salt4是各自对应时刻温度下的疲劳幅值，需根据ASMEⅧ-ⅡANNEX3-F中的公式修正至常温，再计算出各自的许用循环次数[N]，整理如表3所示。

表3 各循环应力幅值及许用次数

根据Miner线性损伤原则，一周期中，循环1～4各发生一次，故可以设它们的使用次数均为n，则累计损伤需要控制：

由此便可以计算出n＜11738，焦炭塔每48小时循环一次，故该对接焊缝区域的使用寿命为 年。

7、基于传统结构的对接焊缝疲劳寿命S2计算

为得出本发明方法对焊缝使用寿命提高的幅度，须计算出基于传统方法的对接焊缝使用寿命S2。

传统方法的对接焊缝寿命S2的计算，仍需借助于有限元软件ABAQUS，图10则给出了传统结构下的焦炭塔尺寸图。

其计算过程与寿命S1的相似，先进行温度场模拟，而后将温度场顺次耦合于应力场，从而计算出焦炭塔在单个周期48小时内的瞬态应力场，再提取对接焊缝处Mises应力最大节点的“时间—应力”波形，并根据ASME标准进行疲劳寿命的计算。

下面给出S2计算时的相关图片。图11给出了焦炭塔在某一瞬时的温度场云图。图12a给出了进油升温阶段，对接焊缝处Mises最大时的应力云图，该节点编号为526。图12b给出了进水冷却阶段，对接焊缝处Mises最大时的应力云图，节点编号也为526。图13给出了节点526在48小时内的Mises变化曲线。

与S1的计算同理，运用雨流法将图13波形分解为以下3个封闭循环：

(a)A—B—C—D—E—F循环，其Mises等效应力范围为0MPa～952.8MPa，故确定其在该时刻温度下的交变应力幅S_alt1＝476.4MPa；

(b)B—G—C循环，其范围为308.9～489.6MPa，故其S_alt2＝90.35MPa；

(c)F—H—K循环，其范围为55.3～846.9MPa，故其S_alt3＝395.8MPa。

由于Salt1～Salt3是各自对应时刻温度下的疲劳幅值，需根据ASMEⅧ-ⅡANNEX3-F中的公式修正至常温，再计算出各自的许用循环次数[N]，整理如表4所示。

表4 各循环应力幅值及许用次数

根据Miner线性损伤累计原则，一周期中，循环1～3各发生一次，故可以设它们的使用次数均为n，则累计损伤需要控制：

由此便可以计算出n＜659.8，焦炭塔每48小时循环一次，故该对接焊缝区域的使用寿命

8、基于本发明的疲劳寿命S1与传统结构寿命S2的比较

S1的寿命值为64.3年，然而焦炭塔一般的设计使用寿命为20～30年，显然本发明提出的新裙座结构，可以保证焦炭塔的对接焊缝在设计寿命内安全运行，不会出现开裂。这相较于传统结构的3.6年，有了质的提升。

9、结论

本发明提出的一种焦炭塔裙座新结构的设计方法，有效解决了传统结构下对接焊缝周期性开裂的问题。本发明方法相对于传统方法，在制作成本上并未有多大提升，且工艺过程也很容易实现，因此既经济又实用。

本发明提供了一种焦炭塔及其制造方法，具体实现该技术方案的方法和途径很多，以上所述仅是本发明的优选实施方式，应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明原理的前提下，还可以做出若干改进和润饰，这些改进和润饰也应视为本发明的保护范围。本实施例中未明确的各组成部分均可用现有技术加以实现。

一种焦炭塔及其制造方法专利购买费用说明

Q：办理专利转让的流程及所需资料

A：专利权人变更需要办理著录项目变更手续，有代理机构的，变更手续应当由代理机构办理。

1：专利变更应当使用专利局统一制作的“著录项目变更申报书”提出。

2：按规定缴纳著录项目变更手续费。

3：同时提交相关证明文件原件。

4：专利权转移的，变更后的专利权人委托新专利代理机构的，应当提交变更后的全体专利申请人签字或者盖章的委托书。

Q:专利著录项目变更费用如何缴交

A：（1）直接到国家知识产权局受理大厅收费窗口缴纳,（2）通过代办处缴纳，（3）通过邮局或者银行汇款,更多缴纳方式

Q：专利转让变更，多久能出结果

A：著录项目变更请求书递交后，一般1-2个月左右就会收到通知，国家知识产权局会下达《转让手续合格通知书》。