延迟焦化工艺与工程

延迟焦化工艺与工程第七章焦炭塔和焦化分馏塔第七章焦炭塔和焦化分馏塔7.1焦炭塔7.1.1焦炭塔工艺特点和结构特点7.1.2焦炭塔操作及对寿命的影响7.1.3焦炭塔材质选择7.1.4焦炭塔裙座结构7.1.5焦炭塔保温7.1.6焦炭塔结构设计改进7.1.7焦炭塔大型化7.1.8焦炭塔仪表、自动化7.1.9焦炭塔的检测和寿命评估7.2焦化分馏塔7.2.1焦化分馏塔设计特点7.2.2焦化分馏塔的塔板结构第七章

焦炭塔和焦化分馏塔7.1

焦炭塔

7.1.1焦炭塔的工艺特点和设备特点延迟焦化是以渣油或类似渣油的各种重质油、污油及原油为原料，通过加热炉快速加热到一定的温度后进入焦炭塔，在塔内适宜的温度、压力条件下发生裂解、缩合反应，生成气体、汽油、柴油、蜡油、循环油组分和焦炭的工艺过程，见图7—1。延迟焦化装置的主要设备有焦化加热炉、焦炭塔、焦化分馏塔、吹汽放空塔、加热炉进料泵、水力除焦机械等，其中焦化加热炉被认为是焦化装置的关键设备，而焦炭塔则是焦化装置的核心设备。因为焦炭塔是焦化装置的反应器，加热炉、分馏塔、放空系统、冷切焦水处理系统、水力除焦系统等均与之有关。虽然焦炭塔是一个空筒设备，但它的设计涉及到几乎全装置的工艺过程。焦炭塔的工艺特点是操作温度高，最高可达到495℃,操作温度变化频繁，每一个操作周期都要由常温变化到最高操作温度，并生焦周期越短，变温速度越快；它不但是一个反应器而且还是一个装焦炭的容器，操作不当会使生焦的泡沫溢出，造成后部系统结焦。焦炭塔在生焦过程中基本处于恒温操作。在除焦过程中要经过先降温再升温的变化过程，往往由这一个变温操作过程使焦炭塔及其相关系统的设计有些复杂。焦炭塔一般是两台一组，每套延迟焦化装置中有的是一组（两台），有的是两组（四台）焦炭塔。在每组塔中，一台塔在反应生焦时，另一台塔则处于除焦阶段。即当一台塔内焦炭积聚到一定高度时进行切换，切换后先通入少量蒸汽把轻质烃

类汽提去分馏塔，再大量通入蒸汽，汽提重质烃类去放空冷却塔，回收重油和水。

待含在焦炭内的大量油被吹出后再通入冷却水使焦炭冷却到80℃左右，然后除

焦。除焦完成后再用另一个塔的油气预热到400℃左右，然后切换进料。每台塔

的切换使用周期一般为48小时，其中生焦24小时，除焦及其它辅助操作24小

时（见表7—1）。除焦采用高压水，高压水压力达14.8〜30MPa。取决于塔径的

大小。随着技术的进步，目前每台塔的切换周期已缩短，一般30〜36小时。除

下的焦炭落入焦池，同时用桥式起重抓斗经皮带输送到别处存放或装车外运。装

置所产的气体和汽油，分别用气体压缩机和泵送入稳定吸收系统进行分离，得到

干气及液化气，并使汽油的蒸汽压合格。柴油需要加氢精制，蜡油可作为催化裂

化及加氢裂化原料或燃料油。表7—1除焦及其它辅助操作序号操作时间（小时）24 18操作条件介质来源及去向操作主要目的1扫换四通阀0.5现场切换，电动或气动操作渣油由A塔改去B塔2少量吹蒸汽1.00.5蒸汽：2〜5t/h蒸汽来自管网油气去分馏塔汽提焦炭塔内轻质油，油气及泡沫层3大量给水2.51.0蒸汽：10〜18t/h蒸汽来自管网油汽去放空塔汽提焦炭内的大量重油，冷却焦炭。4少量给水1.55.5冷焦水:10〜20t/h水来自冷焦水处理系统，蒸汽去放空塔快速冷却焦炭，进一步汽提焦炭内重油5大量给水3.5冷焦水:〜350t/h水来自冷焦水处理系冷却焦炭及焦炭塔，达到

统，蒸汽去放空塔，溢流水去水处理系统80〜以下6排放冷焦水4.01.5排水：400t/h排水至冷焦水处理系统放净塔内水，便于卸顶底盖7卸塔盖0.51.25风动扳手或液压自动卸盖先卸顶盖后卸底盖为除焦作准|备8水力除焦4.55水压力：15〜30MPa水流量：150〜300m3/h水来自高压水泵，焦炭去焦池清除塔内的焦炭为换塔作准备9装塔盖0.50.75风动扳手或液压自动卸盖先装底盖后装顶盖10试压1.0蒸汽冲压到0.3MPa蒸汽来自管网密封试验，赶空气11油气预热4.53.5油气：〜420℃〜0.2MPa油气来自B塔，不凝气去分馏塔使焦炭塔塔体升温到400℃左右，防止换塔时温度变化太快。图7—1延迟焦化流程焦炭塔的工艺设计主要包括焦炭塔直径的确定、塔高的确定、和相关系统的设计。

焦炭塔的直径和高度焦炭塔的直径和高度主要取决于装置的处理量、原料性质、操作温度、操作压力

和循环比。装置的处理量是决定焦炭塔大小的主要参数，目前国内单塔处理量和

焦炭塔规格的对应关系如下：表7—2序号单塔处理量（万吨/年）焦炭塔规格（mm）建设时间操作循环比120〜30“5400X18000（切）50年代至70年代1.3〜1.4240〜50“6100X21000（切）80年代至90年代1.3〜1.43100〜120“8400〜“8600X24000（切）90年代以来1.15〜1.354140〜160“8800〜“9400X2700（切）21世纪初1.15〜1.25焦炭塔的单塔处理量越大，要求的焦炭塔直径越大，这主要是由焦炭塔塔内的允

许气速决定的。焦化原料渣油在加热炉中被快速加热到500℃左右进入焦炭塔，

为防止加热炉管结焦，炉出口的反应转化率一般不大于8%（气体和汽油的转化

率），大部分的反应延迟到焦炭塔内进行。原料进入焦炭塔，在塔内适宜的压力、

温度和停留时间的条件下发生裂解和缩合反应，裂解为吸热反应，缩合为放热反

应，裂解的热量除了来自原料渣油本身外还有一部分由缩合反应提供，缩合反应

生成的焦炭停留在塔内，并由塔壁向中心扩展，中心形成进料通道，在焦炭层以

上为主要反应区，即泡沫层。泡沫层分油相泡沫和气相泡沫，气相泡沫在上部，

其密度约为30〜100kg/m3,油相泡沫在焦层以上，其密度约为100〜700kg/m3,

焦化反应温度即为泡沫层温度，一般为460〜480℃,并且生焦率越高，该反应

温度越高。随着原料的不断进入，产生的焦炭量不断增加，焦炭层高度增加，泡沫层也随之

连续升高。塔内反应示意见图7—2。图7—2焦炭塔内生焦示意图由于泡沫层为反应区，一般不希望正在反应的泡沫被油气夹带到焦炭塔顶口的大油气管线和分馏塔，导致管线结焦和分馏塔内结焦影响产品质量。焦炭塔内油气的允许气速可用下式计算：其中Uc为塔内气相线速，m/s；

为轻相泡沫层密度，kg/m3；

为气相层密度，kg/m3；据资料报导，国外在焦炭塔内不注入消泡剂时，允许气速一般为0.11〜0.17m/s。在使用消泡剂时，正常的设计油气速度应低于0.12〜0.21m/s。根据允许的油气速度和焦炭塔内的油气流量，结合进料性质和塔顶操作压力即可确定焦炭塔的直径。焦炭塔内的油气体积流量除和渣油进料量有关外，与原料性质、操作条件也有密切的关系。在确定焦炭塔的直径以前应首先确定焦炭塔的操作条件和产品分布。渣油是以碳、氢为主要元素的大分子烃类，通常分为饱和烃、芳烃、胶质和沥青质，沥青质含量高的渣油生焦率较高，轻油收率较低。一般生焦率的估算可按式：Wc=1.6K进行，其中K为渣油的康氏残炭，产品分布一般最终由试验确定。当原料性质确定后，对生焦率和产品分布影响较大的主要是循环比、反应温度和压力。循环比减少10%,生焦率一般减少1%,同时焦化蜡油收率增加，气体、汽油、柴油收率下降。当需要提高装置的液体收率时一般采用降低循环比(0.15〜0.25)或零循环比操作；当需要多产焦化石脑油和柴油时一般采用较大循环比(0.25〜0.45)操作；当焦化蜡油无出路或需要最大可能地生产柴油和乙烯原料时一般采用大循环比(0.4〜1.0)操作。循环比越大，焦炭塔内的油气体积流量越大。提高焦化温度可增产液体产品收率，但基于焦化反应的特点，反应温度(炉出口温度控制)调整的幅度是很窄的，温度过高会导致提前结焦，堵塞炉管、转油线，影响开工周期，同时易生成硬质石油焦，使除焦困难；温度过低导致热量不足反应深度不够，轻油收率降低，焦炭挥发分增大或产生焦油。一般情况下是根据原料性质确定最佳的操作温度，通常焦化炉出口温度为495〜505℃,芳烃含量和沥青质含量的比值较大时宜采用较高的炉出口温度。采用低压操作可改善焦化产品分布，在国内外已普遍认可，国内焦炭塔塔顶操作压力一般为0.15〜0.20Mpa,国外最低的达到0.1〜0.15Mpa。压力降低一般能提高蜡油的收率，但是增大了焦炭塔的气体体积流量，势必使焦炭塔的塔径和油气管线加大，并影响压缩机的加大，所以装置的投资增加，因此应综合设备投资、操作费用和产品分布等因素确定适宜的操作压力。在基本确定焦炭塔的直径后，根据焦炭产率、生焦时间、泡沫层高度来确定焦炭塔的高度。焦炭产率和原料性质、操作条件有关，泡沫层高度和原料性质、反应温度及压力有关，一般情况下生焦率高的渣油反应的泡沫层高度小，生焦率低的渣油的泡沫层高度大。当在焦炭塔内注入消泡剂后，泡沫层的高度一般减少40〜65%。当单塔处理能力、原料性质和操作条件确定后，塔内的焦层高度主要决定于生焦时间。目前国内焦化装置设计的生焦时间均为24小时，国外焦化生焦时间为12〜24小时，采用16〜18小时的占大多数，采用短的生焦时间，可以提高焦炭塔的利用率，或者同等规模的焦炭塔的高度减少。在确定焦炭塔高度时应留有一定的安全空高，安全空高一般为塔顶切线离泡沫层顶部的距离。国内设计的焦炭塔一般安全空高大于等于5米，国外焦炭塔的安全空高一般为2〜3米。空高越大，焦炭塔的利用率越低，但油气在塔内的停留时间延长，对减少油气线和分馏塔内结焦有利。空高的计算公式如下：其中：H切一焦炭塔切线高度，m；G焦一焦炭生焦率，kg/h；

焦一生焦时间，hr；

焦一塔内焦炭堆密度，kg/m3(800〜900kg/m3)；V锥一焦炭塔锥体体积：m3；D塔一焦炭塔直径，m；H泡沫一泡沫层高度，m。通常所说的缩短生焦时间可以提高处理量，只是焦炭塔的安全空高增大，相应的油气线速可以在较高的范围内操作。另外采用在生焦初期加大焦炭塔的进料，生焦末期减少焦炭塔的进料的措施，也可以提高装置的年加工能力。焦炭塔直径和切线高度的关系焦炭塔直径和高度相互补充，当装置处理量、操作条件确定后，直径增大可以降低高度，高度增加也可以适当减少塔径。国内在过去建设的焦炭塔的直径一般为5.4〜6.4米，其高径比一般为3〜4。最近建设的大直径焦炭塔的高径比一般为2〜3。美国焦炭塔的高径比一般为2〜3。焦炭塔的直径和高度受到水力除焦机械，制造、运输、吊装等的限制，不宜太大

和太高，美国目前运行的最大焦炭塔的直径为9.114米。建议在装置处理量较大，

采用一炉二塔使焦炭塔的直径和高度特别庞大时，采用二炉四塔或三炉六塔更为

适宜。焦炭塔的结构特点焦炭塔是一个直立园柱壳压力容器，顶部是球形或椭圆形封头，下部是锥体，见图7-3。直径范围通常为4.6〜9.4米，高约25〜35米。在顶部有直径为“600〜“1500的盲板法兰（即钻焦口），底部有“1600〜@2000的盲板法兰（即卸焦口），该盲板法兰上有“150〜“300的渣油入口接管。裙座位于连接壳体与锥体焊缝的区域，用来支撑塔体。通常焦炭塔是用碳钢、C-1/2Mo、1Cr-1/2Mo、11/4Cr-1/2Mo和21/4Cr-1.0Mo钢制造，其壁厚通常在14〜42毫米之间。通常，焦炭塔壳体采用不锈钢复合板制造，复层为厚2.0〜3.2mm的405或410S

型不锈钢，以抵抗腐蚀。焦炭塔设计压力范围为0.2〜0.8MPa,一般为0.25〜0.35MPa。操作温度为427〜

495℃。焦炭塔外保温通常采用120〜180mm的玻璃纤维或复合硅酸盐等保温材料，并用

铝合金薄板或不锈钢薄板作为保护层。压力安全阀位于焦炭塔顶部，料位测量通

常采用三个中子料位计，安装于塔体外表面。焦炭塔上封头过去大多采用球形封头，其优点是受力条件好，耗材少；但近来大都采用椭圆封头（2：1）,其优点在于在保证塔顶标高不变的情况下（即钻杆长度不变）的情况下，能增加焦炭塔筒体段的有效体积。以“8800焦炭塔为例，将球形封头改为椭圆封头，能增加体积44.6米3。焦炭塔下部进料口的接管的结构型式大致有三种，即从侧面进入、水平并呈向上倾斜方向进入和轴向进入。操作经验表明，500℃左右的原料油从侧面进入焦炭塔会造成塔底加热不均匀，所引起的变形会促使塔体倾斜并产生裂纹、鼓胀和其它缺陷，将使塔的可靠性下降。当原料油入口接管呈水平方向和呈向上倾斜方向配置时，对面的器壁受较强烈加热而产生附加的应力;若原料油在中心轴向进入，则可以保证设备均匀加热，焦炭塔操作的可靠性增大，这种结构设计使变形减少。目前焦炭塔大都采用这种轴向进料方式。7.1.2焦炭塔操作特点及对寿命的影响焦炭塔作用是将重油（渣油）轻质化变成瓦斯、液体产品和焦炭。渣油在加热炉

内被加热到500℃左右进入塔内，单系列的延迟焦化装置使用二台并联的焦炭

塔，进行连续操作，见图7-4。该操作过程是周期性的，当焦炭在一台塔内积聚，

而另一台塔进行清焦。焦炭在塔壁上积聚并在塔内累积增长，最后用高压水喷头

切除。通常每隔48小时或36小时为一周期。焦炭塔冷却到环境温度又重新被加

热到454〜495℃,见图7-5。伴随着长期反复冷却和反复加热可导致塔体变形，

鼓胀和开裂。焦炭塔操作时，塔壁温度变化复杂，引起的应力也非常复杂。如果单向为壁厚方

向引起的热应力，当升温时塔外壁为拉应力而当单向由纵向温差引起的热应力，

则塔外壁为压应力。实测的焦炭塔纵向温差为175℃（间距2米）而壁厚温差为

85℃[16],显然纵向引起的热应力绝对值大于壁厚引起热应力的绝对值。如果这

时的综合应力超过了材料在该温度下的屈服强度时，会引起塔壁的局部塑性变

形，反复循环，将出现“热应力棘轮现象”，它比相同的定常应力的静态蠕变要

大得多，这就是焦炭塔鼓胀变形的主要原因。图6-1焦炭塔简图图7—3

焦炭塔简图日本学者平修二1974年综合叙述了“棘轮”概念，即受静载荷作用的构件，若

反复施加能产生塑性变形的大应力，则在部件受定常载荷作用的方向上产生永久

变形，而且逐渐增长，这种永久变形的增长状态恰恰和齿轮在解脱制动器后开始

旋转的状态相似，故称之为“棘轮”作用［9］。在焦炭塔寿命的早期，变形仅局限于底部发生，随着时间的推移，上部产生的鼓胀更加明显。由于环缝具有较高的屈服强度，又该焊缝厚度又比母材稍厚一些，因而显示出较少的鼓胀，焦炭塔就产生一个糖葫芦状的鼓凸，见图7-6。图7-4单系列延迟焦化装置简图图7-5焦炭塔温度曲线ABCD正常形状1#阶段2#阶段3#阶段鼓包开始腰围胀大鼓包形成图7-6鼓包形成的阶段焦炭塔发生裂纹最多的位置是裙座焊缝，最严重的是胜利炼油厂3#焦炭塔焊缝整圈开裂，造成塔体下沉807毫米，塔体倾斜395毫米；石油一厂焦炭塔焊缝开裂长度3.77米，塔体倾斜74毫米；大庆1#焦炭塔和南炼2#焦炭塔裂纹分别为9.4米和4.06米。由于热机械疲劳的影响，南京炼油厂在焦炭塔外壁焊缝熔合线发现裂纹最长2

米，深3毫米；广州石化厂的焦炭塔运行五年后发现T101/4塔裙座与塔体连接

焊缝存在断续长度10米，最深达5毫米的环向裂纹［11］。7.1.3焦炭塔材质的选择7.1.3.1塔体材质的选择焦炭塔的操作温度约427〜495℃,操作压力约0.1〜0.27MPa（表）；生产针状焦的焦炭塔，操作压力可更高一些达0.7〜0.8Mpa,操作温度达510〜520℃。周期性操作使焦炭塔反复处于骤冷骤热、承受高压水冲击等苛刻操作条件，以致出现塔体腐蚀、变形和出现鼓包，甚至焊缝开裂、塔体倾斜等情况。塔体变形情况与焦炭塔的材质有关，碳钢制造的焦炭塔，发生鼓包处塔径可增大200〜250mm。使用碳一钼或铬一钼钢制造的焦炭塔，产生鼓包、径向增大量就比较小。通常铭钼钢焦炭塔最早产生穿透裂纹的时间为12年；碳钼钢焦炭塔为8年；碳钢焦炭塔只有7年［8］。过去国内焦炭塔材质多采用20号钢，壁厚24〜32mm,使用一定时期后均出现上述塔体鼓包、变形情况。国外从70年代起就已使用铭钼钢（1Cr-1/2Mo或^/4Cr-1/2Mo）制造塔体，内衬410S型不锈钢。美国石油学会于1968年、1980年和1996年对美国国内外焦炭塔的使用状况进

行了三次调查研究，并提出了报告。报告表明，美国用于制造焦炭塔的材质主要

有三种：（1）碳钢（例如A285C级）。（2）碳钼钢（例如A204C级）。（3）铭钼钢（例如A387Gr.11）。用碳钢制造的焦炭塔已使用多年，其优点是制造容易，对于小直径的塔，价格便

宜，投资省。缺点是耐热强度低，易变形，焊缝易开裂，维修费用高。用碳钼钢的优点是耐热强度稍高，但制造较复杂，需要整体热处理。用铭钼钢，耐热强度更高，抗腐蚀性好，尽管制造也有一定难度，需要热处理等，

但性能好、整体价格便宜。据1996年API调查[2],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7—7。Cr—Mo钢中经常用的是1Cr-1/2Mo、1

1/4Cr-1/2Mo和21/4Cr-1.0Mo钢，见图7—8,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。见表7—3：表7—3焦碳塔所用不同钢材的性能比较1 材料1Cr-1/2Mo11/4Cr-1/2Mo-Si注许用应力475℃（Mpa）107116按ASMEVIII篇第一分篇高温屈服强度475℃（Mpa）176.5185.5按ASMEII篇D分篇调查份数年份图7-7材料选择的趋势(壳体和锥体)1Cr-1/2Mo钢主要是珠光体组织而11/4Cr-1/2Mo-Si钢主要是贝氏体组织，钢

板二分之一厚度处的冲击值更高且稳定。11/4Cr-1/2Mo钢，我国的钢号为14Cr1MoR，据调查，舞阳钢厂能批量生产，性

能符合设计要求。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。例如采用21

/4Cr-1.0M。钢，因为它具有更高的屈服强度、蠕变强度和抗蠕变疲劳能力，因

而能更好的抵抗热循环。为了进一步提高焦炭塔寿命，美国已开始采用2

1/4Cr-1.0Mo钢，例如福斯特•惠勒(Foster-Wheeler)公司为印度信诚石油公

司(ReliancePetroleumLtd)设计的直径29英尺的焦炭塔下部锥体采用21

/4Cr-1.0Mo钢，上部壳体采用11/4Cr-1/2Mo钢。据资料介绍，美国目前正在

研究采用含3%Cr钢制造焦炭塔［12］。年份图7—8材料选择的趋势（壳体和锥体材料）过去国内使用的焦炭塔材质大都选用20g,使用一定时期后均出现上述塔体鼓

包、变形情况，最长寿命也有达20多年。碳钢焦炭塔出现过这种鼓包变形（俗

称“糖葫芦变形”）和焊缝开裂现象，经修补后经专家评定有的塔仍能使用，积

累了很多碳钢焦炭塔的使用经验。焦炭塔选用碳钢的优点是钢板货源充足，价格

低，焊接方便且不需热处理，修补方便。但随着焦炭塔大型化，碳钢材料已明显

不能适应其要求。因为碳钢钢板厚度已超出允许不热处理的范围，与其使用碳钢

进行热处理，还不如用Cr-Mo钢更为经济，更为合理。对钢材性能分析表明：20g的最高使用温度为450℃,在焦炭塔的操作工况条件下，长期使用还是有可能产生石墨化现象的。产生石墨化的时间约几万小时。石墨化的结果将会导致钢材韧性、强度和塑性降低。不少碳钢制焦炭塔使用几年后出现严重变形和裂纹就是例证。而15CrMoR是耐热钢，其机械性能大大优于20g和20R,例如：475℃许用应力：15CrMoR（正火+回火）为110MPa,而20R仅是41MPa；475℃10万小时持久强度：15CrMoR达180MPa,而20R仅为59MPa。就蠕变强度而言，20g在400℃以上即可生产蠕变，450℃的蠕变极限为44MPa（此时相应的蠕变速率为1X10-5）。根据南京炼油厂对焦炭塔塔体的受力分析[16],膜应力较小，轴向应力为10.9MPa,环向应力为21.8MPa；而热应力较大，进油阶段由外壁厚度方向引起的环向和轴向热应力为44.8MPa。冷却期间，轴向温差所产生的环向和轴向热应力分别为80.5MPa和24.15MPa（平均值）。由此可见，热应力和内压产生的应力叠加已超过56MPa,且在420℃以上持续20多小时，足以使材料发生蠕变。所以使用20g钢板易产生“糖葫芦”现象。而15CrMo钢的475℃蠕变极限为100MPa（相应的蠕变率也为1X10-5）,几乎是20g的2倍。如按上述南京炼油厂焦炭塔的应力分析，其热应力和内压产生的应力叠加亦小于15CrMo的蠕变极限110MPa。由此可见，如选用15CrMo钢，焦炭塔发生蠕变的可能性小得多。焦炭塔选用国产15CrMoR及其复合板是可以实现的。1、该钢种在1996年4月5日发布的GB6654-1996"压力容器用钢板”中已正式列入标准。加氢设备中已应用多台。使用证明，我国的15CrMoR钢板水平及实物水平已达到了ASME“锅炉和压力容器规范”第二篇中SA387Gr12规定的要求，并已取得一定的制造经验，是目前制造焦炭塔较理想的材料。目前国内15CrMoR钢板生产已成熟，性能基本稳定。舞阳钢厂、武汉钢厂、重庆钢厂等都能批量生产，为了更安全可靠，对钢板提出了一些特殊要求。①P含量要求W0.012%,S含量要求W0.010%,而GB6654规定SW0.030%,

PW0.030%。②提高了常温冲击值的要求，+10℃夏比（V型缺口）冲击功三80）（三个试样

平均值）允许其中一个试样三60J。而GB6654规定：冲击功三31）（三个试样平

均值）允许其中一个试样三22J。上述要求国内钢厂现都能满足。2、复合钢板国内也能提供，据对宜宾复合板厂调查，该厂可以提供爆炸复合钢

板，并提供相应的焊接工艺。该厂生产的该类复合板已用于制造加氢重整装置的

预加氢反应器，其焊接工艺成熟的。针对焦炭塔的操作特点，人们担心使用复合板是否会产生复层和基层的剥离问题

呢？经分析是不会产生的，理由是：（1）复层（0Cr13A1或0Cr13）金相组织是铁素体或铁素体+马氏体，和基层

基本一致，其膨胀系数a也差不多。（2）据宜宾复合板厂介绍，该厂的复合板是爆炸复合的，复合的过程是一个焊

接过程，基层和复合层的结合是冶金结合，结合强度高。根据国标GB8165-87,轧制复合板的剪切强度T^147MPa；而根据JB4733-1996”压力容器用爆炸不锈钢复合钢板”标准，其爆炸复合钢板的剪切

强度T^210MPa。根据使用条件，应选择B1级，即复层的贴合率为100%。3、15CrMoR壳体根据规范GB150-89规定应进行焊后整体热处理，据调查，国内

对于大型设备现场热处理已有了成熟的经验。综上所述，对于大型焦炭塔，其材质选用Cr-Mo钢及其复合板是合理的也是可行

的。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钢塔即上海石化公司2台“8400焦炭塔问世以来，Cr-Mo

钢塔不断出现，到目前为止已有50多台Cr-Mo钢焦炭塔投入使用。7.1.3.2

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，因为焦炭塔泡沫层以下部分有一层焦炭保护，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，从顶部至泡沫层以下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[2],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7—9。据资料介绍[1],采用405型不锈钢应限制在343℃以下，长期处于371〜538℃405型材料会变脆。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，但由于焦炭塔壳体复层长期处于427〜495℃之间，为了稳妥可靠起见，还是选用0Cr13（即410S）为好，两者价格亦相差不多。图7—9材料选择的趋势（壳/锥复层）实践表明[4],焦炭塔复层的焊缝也会发生裂纹，为了减少裂纹产生，有的专家建议，采用INCONEL625代替常用的405或410S作为复层。其优点不但抗腐蚀性能更好，更为重要的是复层与基层之间因热膨胀差异产生的热应力少，不易产生裂纹。根据对内径为“6840mm,C-1/2M。钢制造的焦炭塔进行有限元分析，基层厚20mm,复层为405或410S,厚度为1.6mm或3.2mm。分析是在复合板处于482℃的工况下进行的。分析的结果是405或410S的应力强度是INCONEL625的13倍，见表7—4。表7-4焦炭塔复层应力强度分析复层和厚度应力强度psi405或410S,1.6mm31784405或410S,3.2mn30564INCONEL625,1.6mm2460INONEL625,3.2mm2380据统计，复层采用1.6mm厚的INCONEL625后焦炭塔成本将增加30%；当采用厚

3.2mmINCONEL625时，成本增加40〜50%。当部分采用INCONEL625,例如塔体下

段垂直焊缝和其他容易产生鼓凸变形和焊接裂纹的部位复层采用INCONEL625,

厚度为1.6mm时，成本增加不会超过15〜20%。7.1.3.3关于复层焊接材料的选择据API调查[2],1960年以前，复层焊接使用三种材料即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7—10。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

龟裂而全部被清除。如果抗硫腐蚀是首先要考虑的因素，则309型不锈钢性能比

银基材料较好些，但如果相应的热膨胀系数是关键，那么采用银基材料比采用奥

氏体不锈钢更好。笔者认为，焦炭塔工作温度高达427〜495℃,并周期变化，膨胀是应该首先考

虑的重要因素，虽然银基材料贵一些，但仍应选用它。安装年份图7—10

材料选择的趋势（复层接头的焊接材料）7.1.4关于裙座结构型式焦炭塔是一个承受热和机械循环的压力容器，在可预见的将来，由于经济上的原

因，加热和冷却速度还将提高，这类循环操作将在塔裙中产生比较高的应力。焦

炭塔疲劳开裂的激发和扩散是由焦化过程热循环操作特性导致的。尽管比较好的

设计能使这些开裂降到最小。但是不管在什么地方，这些塔使用1—10年都可能

发生开裂。在API调查的焦炭塔中，有约1/2的塔在靠近塔裙一壳体连接处的

塔裙发生开裂，开裂常常发生在塔裙一壳体连接结构附近，由于其对流和辐射传

热面积较大，通常要经受比较大的温度梯度。设计焦炭塔的难点之一是塔裙的设计。例如，它需要足够的强度才能支撑设计负荷条件下的壳体，同时还要求其径向有较好的柔韧性，以便避免热应力的影响，经研究表明，壳体和裙座之间的连接细节是非常重要的，好的塔裙设计能够大大延长使用寿命。焦炭塔裙座受力最复杂，是最容易出现裂纹的部位。API调查［2］给出了裂纹的

位置，见图7—11。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（C）占26%,从膨胀缝槽孔处开裂（D）占76%,有A、B、C、D

四种裂纹的塔占78%。图7—11焦炭塔裙座裂纹位置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7—12。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—13。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7—14,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。但槽孔处易开裂。第四种整体型，见图7—15,即采用整体锻件，应力集中系数最小，但制造难度大，成

本高。1995年ASME石油化工设备与服务部的一份报告[3],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7—5。图7—12焦炭塔裙座连接一一般的对接型式图7—13焦炭塔裙座连接一一搭接型式图7—14裙座与壳体的堆焊连接结构图7—15整体锻焊结构表7—5裙座连接处的应力值，应力集中系数和疲劳寿命型式一般对接型搭接型堆焊型整体型

图12图13图14图15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）1.51.51.01.0计算疲劳寿命（周期）598478550310704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）33021999年ASME的一份报告［4］，推荐裙座与壳体锥体连接部位采用整体锻焊结构（图7—15）代替堆焊结构（图7—14）,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。报告中介绍了八种不同结构尺寸的整体锻件结构，简图如图7—16所示，整

体锻件结构应力状况及寿命分析如表7—6。图7—16裙座整体锻焊结构的优化表7—6整体锻焊结构应力状况及寿命分析图15图16A图16B图16C图16D图16E图16F图16G图16H加热应力(psi)543845680346683512125723745781485125940938570冷却应力（psi）218342156315469156221301410086107331706114643应力范围（psi）762187836662152668347025155867592457647053213寿命周期5503506710092812670091450811880544917123由此可见，同样是锻焊结构,不同的结构尺寸其寿命也大不相同，例如图7—16H的疲劳寿命最高，达17123次，是堆焊结构（图7—14）疲劳寿命的3倍多，而图7—16G的疲劳寿命才5449次，比堆焊结构（图7—14）的5503次还低。必须指出［3］,热应力水平的确定取决于加热速度和冷却速度，以上热应力是在塔升温（11°F/分）和冷却（4°F/分）条件下，对最高应力点的强度水平计算出来的，实际操作时实测的加热速度约为14°F/分，冷却速度为6°F/分，这还是相当低的。有的延迟焦化装置加热和冷却速度往往分别达到20°F/分和

30°F/分。这样将产生更高的热应力，随之相应的疲劳寿命将大大减少。这点由

一般的焦炭塔裙座在投产五年内开裂而得到证明。但整体锻焊结构（图7—15）

能提供最好的计算寿命，甚至在操作条件达到了最高的加热速度和最高的冷却速

度时，也能提供无裂纹的寿命。这种整体锻焊结构已在日本和西班牙的4台焦炭塔和我国上海炼油厂的“8800

焦炭塔等10多台焦炭塔上得到应用。采用整体锻焊结构，塔的成本将增加大约10%。据API调查指出［2］：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），焊缝应打磨平滑。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。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7—17所示，将有

效减少因膨胀差引起的热应力，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［3］称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7—18、图7—19。图7—17裙座开槽孔详图图18根据国外资料介绍［3］,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1996年API调查［2］，开槽的裙座的89%发生开裂，而不开槽的裙座仅22%开裂。根据对某“8600焦炭塔的裙座的应力分析，不开槽的危险截面在裙座上部，其最大应力值为161.2MPa；而开了槽后，危险截面在槽孔上，其最大应力值达361MPa。由ANSIS应力分析得知，开设槽孔后危险截面的应力值反而增加，槽孔处的集中应力更大，所以一般情况下裙座上不宜开设膨胀缝。7.1.5

焦炭塔保温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。据估算，焦炭塔内温度每降低5.6℃,将使液体收率降低1.1%［6］。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，凡塔体壁未结焦而腐蚀产生处，塔外壁均有焊接件，导致保温不好。塔外壁保温不好，使得塔内壁温度小于410℃,不易结焦，塔内壁就失去一层保护屏障，腐蚀加剧。据资料介绍，塔顶温度为432℃时，内壁结一层致密的焦层，温度小于410℃时内壁结焦轻微，温度为380〜390℃时就不易结焦。南京炼油厂也有同样的问题，3#、4#焦碳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。从防腐蚀的观点出发，塔体上也不宜焊接支吊架、加强板、支腿等焊接件。1996年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。这种结构，国内已有相应的专利［18］。鉴于焦炭塔的操作特点，有关保温结构应适应其周期性的膨胀收缩。为此要求：1、保温材料应是软质的，本身能吸收膨胀，而不易损坏。2、保温层内外侧温差很大，外侧的保护层即保温铁皮（或瓦楞板）不应与内部

的保温钉连接，否则保护层易损坏。裙座上部和焦炭塔锥体之间应设有热盒，见图7—20,此热盒能使裙座与锥体连接部位的焊缝处的热量损失减少，当焦炭塔操作时，能有效减少该处的温度梯度，也就是能减少该处的热应力，防止该处焊缝产生裂纹。图7—20焦炭塔裙座热盒和保温简图7.1.6结构设计改进针对过去焦炭塔出现过的问题，应在调查研究的基础上，采取一些相应的改进措

施。实践证明，焦炭塔操作时低循环疲劳引起筒体部分弹性变形转变为塑性变形。随着循环次数的增加，塑性变形的积累会形成筒体的“糖葫芦状”变形。这是“低周疲劳+金属蠕变”引起的。由于反复循环受力，环焊缝几何形状(轴向)不连续，筒体凹凸变形，产生严重的“应力集中”。在环焊缝熔合线处易产生裂纹。改进办法：①按疲劳容器的要求进行设计采用无堵焦阀设计，在筒体上不开孔。尽量减少与筒体相焊的连接件。所有与壳

体相焊的连接焊缝处打磨圆滑。因为塔体焊缝加强高度在焦炭塔操作条件下是引起应力集中产生疲劳裂纹的根

源，同时也是筒体段鼓凸变形的一个因素，为此焊缝内外侧应应全部磨平，其加

强高度应为0。不等厚壁板相焊时，应打磨成1：10斜坡。这样能减少由热循环

引地的峰值应力。对接焊缝采用X型坡口以减少变形和应力。上封头上的开孔连接处取消补强圈，采取整体补强设计。连接处圆弧过渡特别是

底盖进料口处设计成翻边结构，避免应力集中。②针对裙座与筒体焊缝处出现裂纹的状况，采取以下措施当采用堆焊型结构时裙座焊缝应圆滑过渡，并增加焊缝高度，(控制焊缝外表面

与垂线成15°角)。尤其是焊缝下部应打磨成圆弧状。焊缝应全焊透。有条件

时应采用整体锻焊结构。当采用堆焊结构时裙座与筒体焊缝处加设加热盘管，以减少操作时的温差，即可

减少温差应力。c）加强保温效果，设计热箱结构（见图7—20）。③

因为水力除焦时，高压水对筒壁冲击造成塔体振动，引起底座垫铁外逸，螺栓松

动。采取措施:a）

斜铁（二斜一正）找正后，斜铁之间及斜铁与底座环之间都焊死焊牢。b）地脚螺栓上螺母下加弹簧垫圈或弹簧。由于焦炭塔的鼓凸变形和焊缝开裂经常发生在环焊缝及其周围，所以制造时尽量

减少环缝。为此芝加哥钢桥公司（CB&I）的工程师们，采用新的方法制造焦炭塔

[4],即采用大型板材纵向排板，以减少环焊缝，增加纵焊缝。例如对于直径

“8208（27英尺）的焦炭塔，筒体切线长为24米（80英尺），采用3米宽12

米长的钢板，纵向排列，这样一周有8条纵缝，壳体直段部分只有2条环缝，如

图7—21所示。图7—21焦炭塔纵缝和环缝的布置图⑤

提高材料的冲击韧性不论是碳钢还是C—1/2M。钢塔，随着时间的日益增长会变脆，C—1/2M。钢制

造的塔对于脆化和破裂更为敏感。当壳体发生穿透破裂时，碳钢塔显示比C—1

/2M。钢塔有更严重的鼓凸。穿透壳体的裂缝是环向的。穿透性裂纹往往发生在

急速冷却时、吹蒸汽冷却时或刚开始升温时。伴随着塔的恶劣工作条件发生的壳

体裂纹主要发生在环焊缝的热影响区，或发生在鼓凸的波峰或波谷。穿透性裂纹

的长度从几英尺到30英尺不等，它们几乎总是与钢材脆化有关。据1968年API

调查结果[8],碳钢塔和C—1/2M。钢塔塔体明显脆化了，有一些塔测量其破裂

时的冲击韧性在21℃时降到了2—3英尺一磅。为了减少裂纹的倾向性，必须提

高材料的冲击性。低合金Cr-Mo钢中影响冲击值的因素有如下几种成分：不同成分的材料对缺口敏感性尤其是0℃冲击韧性的影响是不同的。在各

种元素中，P的影响最大，其次是Si、Sb、As、Sn等。晶粒度：细而均匀的晶粒意味着单位体积内的晶粒多，受冲击后裂纹沿晶间扩展的阻力大，材料吸收冲击能的能力较强。这里特别要防止大型锻件里常见的混晶，它会使材料整体抗冲击的能力大大降低。组织：不同热处理状态下的析出组织（如不同百分比组合的奥氏体、珠光体、马氏体包括位错、层错，孪晶等亚组织）及不同纯净度且杂质不同分布的材料对冲击的影响有着截然不同的结果。热处理现状态：15CrM。是常用钢，热处理工艺已十分成熟。但应注意，由于时

间一冷速一温度比较而言，温度起的作用最大。所以应主要考虑温度因素。焊后热处理温度对冲击值的影响是很显致的。例如对从厚160mm的15CrM。锻件

焊接件上锯下的试片进行了675℃、690℃和705℃的焊后热处理，得到如下不同

的冲击值，见表7—6：表7—6不同焊后热处理温度下冲击值比较现场焊后回火675℃X5h,试片又经PWHT（如下）X2h接头ob(10℃)Akv(0℃)Akv(0℃)母材焊缝HAZ母材焊缝HAZ91〜38〜105〜80〜98〜675℃534〜60626520〜48102242198210110〜52〜80〜105〜160〜113〜690℃509〜608280102112281203200140〜62〜76〜152〜115〜117〜705℃503〜588289113225268211190由此可见，选择合理的热处理温度，控制热处理温度偏差，对提高冲击韧性来说

是至关重要的。提高材料冲击韧性的措施一般为：

1采用细晶粒钢加正火处理，其冲击韧性将大大提高.目前一般都采用Cr-Mo钢。尤其是采用11/4Cr-1/2MoSi钢。因为它是贝氏体组织而1Cr-1/2Mo钢是珠光体

组织，贝氏体钢比珠立体钢冲击韧性更好。2Cr-Mo钢应经精炼，严格控制S.P含量。有资料介绍，国外某公司控制PW0.008%

5^0.005%。目前国内一般能控制PW0.012%SW0.010%。3适当降低焊接材料的屈服强度，规定一个母材与焊接材料之间的最大屈服强度

差，焊接材料的屈服强度一般不应超过母材的10%[12]。4提高Cr-Mo焊接的予热温度,一般应为160〜250℃。选择低热输入的焊接工艺，（例如小电流手工焊）以减少热影响区晶粒的长大。6提高焊后热处理温度此超丁），一般为690℃±14℃采取以上一系列措施后，钢材的冲击值将大大提高。例如焦炭塔采用舞阳钢厂的15CrMoR钢板。某炼厂“8800焦炭塔的工程试块的冲击值如下：手工焊（钢板528）常温AKV-J0℃AKV-J| 焊缝124162热影响区246.6189母材215216.3埋弧焊（钢板528）常温AKV-J0℃AKV・J焊缝166.3147.3热影响区175.3171母材223.32217.为了减少钢材对高温蠕变脆化的敏感性，延长高温操作寿命，根据API938[10]的要求，国外有的公司规定：操作温度超过445℃的压力容器，SA-387Gr.11的钢材类别应是1类，而不应是2类，也就是说要降低强度，增加冲击韧性。在美国，有的公司明确规定焦炭塔选用SA-387Gr.11class1或SA-

387Gr.22class1,并要求一29℃的A求＞54J（焦耳）。7.1.7焦炭塔大型化要实现延迟焦化装置的大型化，首先要实现其核心设备焦炭塔的大型化。在100

万吨/年延迟焦化装置中焦炭塔直径一般都在8米以上，要实现大型化，必须考

虑如下几种因素。a）应选择高温性能好的耐热钢制造大型焦炭塔，例如1Cr-1/2Mo钢、11/4Cr-1/2Mo或21/4Cr-1Mo钢。若选用碳钢，则因其高温强度低，不可能制造大型焦炭塔。例如“8400焦炭塔，若采用20R钢板，则壁厚达40〜70mm[17],已经超过不热处理的允许范围。由于壁厚太厚，在操作过程中因径向温差引起的热应力将很大。而选用15CrMoR钢，则计算厚度仅为20〜36mm。操作时产生的热应力也较少。从经济角度看，若选用20R,设备估算重达380吨/台，1998年的概算投资为760万元/台而选用15CrMoR则设备重仅200吨/台，概算投资

为680万元/台。这样选用Cr-Mo钢后，设备自重减少180吨/台，投资节约80万元/台。b)大型焦炭塔的制造首先要解决的是焊后热处理问题。Cr-Mo钢设备按规范应进行焊后热处理，但因直径大，整体热处理很困难。故一般进行分段炉内热处理，现场拼接后，对环缝再进行局部热处理。目前国内有多家热处理公司专门从事大型设备的热处理。大型焦炭塔的现场热处理是一项比较复杂的施工工艺，热工计算要求正确合理，工艺设计要求经济适用并满足工程实际需要。现场热处理的工艺设计主要包括加热设施的设计与布置；测温与温控系统的设置以及采取必要的防变形措施。现场简易加热炉的结构见图7—22。有的单位采用塔体整体热处理的方法，即将塔体吊装完后竖立在框架上，加外保温，塔内装有烧油喷嘴加热。这也是一种可取的热处理方法。但一定要控制工件表面温度偏差在±14℃之内。这两种热处理方法都已有了成功的经验，作为比较，后者占地少、操作方便、投资省、热处理质量好、更受用户的欢迎。国内目前大多采用立置燃油法整体热处理[14]。图7—22现场简易加热炉示意图c)运输。大型焦炭塔一般在车间制成筒节，在工地拼装并热处理。所以必须首先考

虑从车间到工地的运输问题。d）吊装。一般焦炭塔直径”6000〜@9400,重量为100〜350吨/台。其吊装方案

视安装公司的吊装能力和现场条件而定，有整体吊装和分段吊装两种。整体吊装

时也有采用吊耳和采用内置背杠两种（图7—22）。由于焦炭塔是低周热疲劳容

器，要求所有临时固定在壳体上的吊耳等临时固定件在吊装完毕后都必须清除干

净并磨平磨光。为了减少打磨工作量，有条件的话可以采用内置背杠式。采用何

种吊装方式都应进行应力核算。图7—23焦炭塔吊装用吊耳或采用内置背杠目前大多采用分段吊装法，即将塔体分成3〜5段，按吊车的能力分几次吊装，

其优点是不需用大型吊车，安全性增加了，缺点是高空拼装量大。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。1996年API调查报告中的最大直径为28英尺，福斯特•惠勒（FOSTER.WheeLer）公司1998年为印度信诚石油公司设计的670万吨/年延迟焦化装置有8个直径为29英尺（”8840mm）的焦炭塔，该公司2003年有18台直径为28英尺（”8534mm）的焦炭塔投产。最近正在建造直径为29英尺和30英尺的焦炭塔，他们将计划设计32英尺（”9753mm）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（@9144mm）。我国焦炭塔直径早期大多是@5400mm,80年代后期建的塔为“6100mm。目前投产的焦炭塔直径达”8400mm、@8600mm、@8800、@9400mm。

焦炭塔直径的增大受切焦系统能力的限制，直径越大，匹配高压水泵的压力越大，见下表7—7。表7—7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♦540015.0♦610018.0♦640020.0♦680021.0♦840028.5♦880029.5♦900031.0♦940035.07.1.8焦炭塔仪表、自动化焦炭塔的料位计和塔壁测温点的设置也是焦炭塔设计应考虑的因素。设置料位计的主要目的是观察焦炭塔内泡沫层和焦层的所处位置，有助于及时注入消泡剂和停止工艺进料，对提高焦炭塔的利用率，指导焦化工艺操作、节约能耗和消泡剂耗量非常有利。目前国内采用的大部分是国产的中子料位计，其使用的中子源活度为50毫居，相应辐射剂量为距源点l米处，中子及射线总辐射剂量小于1.6X10-6希沃特/时。其工作原理是中子源发出快中子，穿过塔壁和塔内介质，由于塔内介质中的气体、泡沫层、焦炭的碳氢比不同，对中子的吸收慢化不同，塔外壁接收到的中了通量也不同。测量在此中子通量及其随时间的变化，则可以确定塔内物料的相对密度的大小及其变化，由此判定物料状态是油气、泡沫还是焦炭。通常每个焦炭塔设置料位计1〜4点不等，设3点的较多。三个点的设置位置应根据生焦率、进料量、生焦时间、泡沫层高度确定。每检测点由中子源、检测器、电子线路、主控室接口及二控PC数据处理、显示系统等构成。塔上部件均有效地密封在防火、防水、防电磁干扰的外壳内，并安装在塔壁外的支架上，在塔体设计时应考虑料位计的安装位置及结构形式。中子料位计每一检测点只能检测塔内某一点的料位，另外一种料位计点发射源和接收器在焦炭塔相对的两侧，发射源发射的射线是水平向下约30°的扇面，其对面的是长约2〜3米的棒

形接收器，该料位计可以在一定范围内连续检测塔内的料位，若采用该类型料位

计，在焦炭塔设计时应考虑在塔的两侧设计安装料位计支架。焦炭塔塔壁温度的变化基本也可以判断焦层、泡沫层的位置，该措施在国内外也得到普遍应用。根据焦炭塔内的反应模式，泡沫层区的塔壁温度最高，焦层区由于焦炭的隔热作用，塔壁温度比进料温度低，气相区由于气体的温度低且传热的效果较差，导致塔壁温度比反应区温度也低。根据不同点塔壁温度的变化，由低到高再到低来确定泡沫层是否已经过此点。另外塔壁温度的设置对焦炭塔的吹汽、给水、油气预热过程也有一定的指导作用。测温点的热电偶和塔壁应有效接触，采用埋置式较合理，在焦炭塔的制造过程中就要预放焊接板。用计算机实现冷焦过程自动化，控制进料流率，控制焦炭塔的空高，焦炭塔自动

切换；按照焦炭塔压力控制冷却水流率，用Y射线或中子料面计监视塔内焦炭

层和泡沫层高度等。有关延迟焦化的先进控制（APC控制）本书将有专门一章

加以讨论。由于设备自动化程度的提高，焦炭塔的焦化操作周期已可降至16〜20h。焦炭塔自动联锁焦炭塔为间歇操作，需要提高仪表自动化水平以保证操作安全。新建装置的仪表和自动联锁装置已经能实现焦炭塔操作自动化。焦炭塔的联锁阀门就是一项可供参考的实例。焦炭塔部分联锁的阀门及管线图见图7—24。塔A塔图7-24焦炭塔联锁阀门

切换阀的进口隔断阀SP6与公用工程总管的隔断阀SP7互相联锁，其作用是：当四通切换阀SV切换加热炉出料至焦炭塔A时，四通切换阀不会向隔断阀关闭的焦炭塔B一侧打开，这就不至于使加热炉出口形成薨压。当进口隔离阀SP6A开启时，联锁的公用工程总管隔断阀SP7A就不能打开。这可防止加热炉转油线的热油进入排水系统；当四通切换阀通至某一侧之前，该侧的公用工程隔断阀提前关闭；当四通切换阀向某一侧进料时，该侧的进口隔断阀不能关闭。焦炭塔顶的安全阀与放空阀联锁，是在焦炭塔安全阀排出管线上装设一只电动切换阀。其作用是：当设有多组焦炭塔时，可防止放空油汽倒流至已经打开头盖的焦炭塔内。当某台焦炭塔的放空阀或头盖已经打开时，此切换阀不会因为误操作而被打开。7.1.9焦炭塔的检测和寿命评估：焦炭塔的损坏包括：裙座鼓包和开裂、壳体鼓包和开裂、复层开裂、腐蚀和剥离。鼓胀和开裂是影响焦炭塔完整性和可靠性的常见因素。焦炭塔每天都在经受严厉的热循环、压力循环、和机械循环。在这种环境下操作的焦炭塔用不了多久，在其环焊缝附近就会鼓胀，鼓胀可能引起不可接受的应力直至开裂。焦炭塔为什么会开裂，一般来说有以下原因：•设计时未考虑低周疲劳，没有采用实测的瞬时热应力或应力范围•操作切换和冷却程序更加苛刻•制造过程有缺点•焦化的操作周期越来越短(10-16小时)•原料油不同，加工更加困难。焦炭塔的失效发生在不同的操作周期，失效的频率随使用年限的增加而增加。通常发生穿透性裂纹所需要的典型时间间隔是3000-5000周期(24-36小时/每一个循环），但是有的炼厂报告在使用时间在不长的情况下也发生开裂。正常情况下，如果焦炭塔是首次使用，头5年不应发生鼓胀和开裂。在发生鼓胀和开裂的地方，通常会测量到超常大的应力值。焦炭塔的轴向应力和周向应力峰值分别超过843.7Mpa和808.5MPa。平均轴向应力和周向应力为337.4MPa和281.2MPa。在循环过程中产生的超常应力将严重影响焦炭塔的寿命。有资料介绍国外某公司建于90年代的大多数焦炭塔（至少8台）4〜5年内壳体

和裙座就出现穿透性裂纹。一般的检修周期是每4〜7年一次。检测方法：确定焊缝开裂的最直接方法是从焦炭塔内部进行肉眼检查和着色渗透检查，或者

从外部进行超声波检查。由于一座焦炭塔有500-1000英尺长的焊道，100%地

检查出初期焊道开裂是不切实际的。常用的检测方法有：1、用断面激光遥控系统监测变形早期的焦炭塔变形定位和定性的人工检查是在塔内搭脚手架后进行的。这种检查

方法目前已经基本上由断面激光遥控系统所取代。操作断面激光遥控系统能够在

很短时间内从塔内绘制出焦炭塔剖面图，不用等到检修期就能进行内部测量，见

图7-25。检查所得的常规激光剖面图能帮助操作者做下列几项工作：

1）比较水同焦炭塔的变形程度，据此确定哪些焦炭塔需更多的检查。2）把检查工作集中到靠近变形区域的焊道。3）比较超时焦炭塔的变形程度，预测焦炭塔鼓胀何时才能达到临界水平。2、遥控内部直观检查配备高分辨率变焦镜头的彩色视频摄像机能够详细观察焦炭塔内部，确认表面开

裂状况，这是人工检查不能相比的。用这类设备能够获得价值比较高的开裂激发

点信息，能够确认开裂位置和开裂程度。检查精度取决于焦炭塔内壁表面的清洁

度。应用遥控视频检查技术，不用等到检修期，就能连续记录和同时能够自动打上定

位信息。3、应用应变测量仪，定量测出焦炭塔某处的实际应力应变测量仪是一个能够确定焦炭塔壁板和塔裙在操作过程中承受实际负荷应力

范围的重要工具。高温应变测量仪是附着在焦炭塔外侧的单轴向电阻传感器，高

温应变测量仪以周向/轴向的形式安装在焦炭塔上。4、声发射试验自1985年以来，声发射试验被用来执行焦炭塔的在线检查，找出裂纹的活动。借助于表面热电偶和高温应变测量仪能够监测几个循环。对于低循环疲劳来说，应当检查相关的内外径尺寸并绘图。利用已有的常规的声发射检查知识，就能制定停工计划。利用以上检测技术以及它们的组合，就能避免或减少人进入焦炭塔。减少内部检查，不仅节约经费，而且能够明显降低相关人员的危险性，对焦炭塔的在线检测应当是经常性的，以便确定它们何时何处在变化和变形速率是多少。根据这些信息，能够确定修补对策，随着焦炭塔达到它寿命的终点，这些检测能够帮助操作者确定焦炭塔更换之前还能使用多久。这类超前信息和可予测性对制定壁板更换计划是必不可少的。焦炭塔的寿命评估：焦炭塔所承受的是炼油厂最苛刻的热循环，它是一个低周疲劳容器，其寿命的计算通常采用静态应力分析法，即采用有限元应力分析方法，计算出最危险点的应力范围，根据JB4732-95“钢制压力容器一分析设计标准”中图C—1,查得允许的循环次数，即预测焦炭塔的疲劳寿命。但此分析法，没有考虑到最大应力点的位置实际上是在变化的，最高应力值也是在变化的，是随着操作过程中升温和降温的速率在变化的，所以出现了另一种方法，称为动态应力分析法。即用有限元应力分析法建立一个数学模型，此数学模型是根据用应力应变仪和热电偶实测的操作中的实际瞬时应力范围来修正的。用此数学模型来评估焦炭塔的寿命。焦炭塔的寿命评估，一般由专业公司来实施，例如：美国的SES公司，该公司在现场安装应变仪和热电偶测量操作中的实际瞬时应力。采用“寿命控制系统”来监测操作中的焦炭塔。通过“寿命控制”系统，改变影响焦炭塔损伤的过程和操作方法。1）通过50-70周期的瞬时数据确定实际的应力范围。2）计算出每个周期直到失效时累积的疲劳损伤。3）给出与DCS操作对应的损伤累积分布图。4）发现操作人员在操作中存在的问题，优化日常操作，特别是优化升温和冷却

速率，以减少疲劳损伤和裂纹扩展。7.2焦化主分馏塔7.2.1焦化主分馏塔设计和内构件选择焦化主分馏塔和炼厂催化裂化、加氢裂化等的主分馏塔作用基本相同，差别是焦

化原料油是从塔洗涤段的下部进入塔内，进料在洗涤段中被预热并将来自焦炭塔

的油气中的焦粉洗涤出去，塔底通常作为焦化装置新鲜原料的缓冲罐，对于防止

塔底结焦和焦粉携带有较高的要求。典型的焦化主分馏塔结构见图7—26[17]。

焦化主分馏塔设计除了应用分馏塔设计准则外，根据焦化特点，还需重点考虑以

下问题：1充分回收热量:塔的精馏段一般设顶循和中段循环回流、柴油和蜡油的产品回流，以实现最大的回流取热量用于预热进料和发生蒸汽；2为实现低压操作而降低塔内压力降；3洗涤段设计必须注意改进重瓦斯油侧线以下塔内件设计，尤其是在低循环比操作情况下更为重要。蜡油回流焦化柴油焦化蜡油图7—26焦化主分馏塔结构示意图。焦化主分馏塔设计内容包括塔径及塔内构件安排。1精馏段可按常规分馏塔考虑塔径、塔盘数及布置。分馏段能力脱瓶颈的硬件选择一般采用高通量塔盘和规整填料，格栅填料也可以

考虑在HGO回流段使用。当塔内负荷以气相为主时，采用规整填料比塔盘的优

势大，而高通量塔盘适合于液相负荷大的场合。同时高通量塔盘和规整填料比较，

具有投资省（一般要便宜50%）、抗腐蚀性能好和检修方便等特点。表7—8是

分馏段内部构件的选择标准。表7—8焦化主分馏塔分馏段内部构件的选择标准（注）项目高通量塔盘规整填料格栅填料效率33—41容易检查程度411成本421气相负荷为主时处理能力234液相负荷为主时处理能力3241 抗腐蚀性413注：1—最差4一最好2洗涤段焦化主分馏塔洗涤段起到以下三种作用：—控制焦化重蜡油馏分的重质“尾馏分”。—尽可能减轻主分馏塔产品（主要是CGO）中焦粉的携带。—通过循环油切割点的调整，优化焦化产品分布。为了降低塔压降，可根据需要在洗涤段内使用挡板、填料或使用空塔。洗涤段内件的形式取决于循环量和对焦化重瓦斯油质量的要求。用于特低循环比的操作时，可采用喷淋式洗涤段，但瓦斯油质量稍差。要求产低沥青质含量的焦化重蜡油时，洗涤段效率应比喷淋塔好。焦炭塔急冷后油气的进塔温度约为420℃,由于经过了裂化，性质不稳定，停留时间长就会生焦。焦化装置按高液收率(降石油焦收率)改造会导致空塔流速提高和循环比降低。其效果是使洗涤段效果变坏。这就需要在洗涤段中设有气体分配器，气体分配器是专门设计的集液塔盘，压降较大(150mmH2O)。专门设计的降液管，对于来自焦炭塔夹带杂质的重油有冲洗作用。焦化主分馏塔可有高效洗涤段和低效洗涤段两种模式，参见图7-27和图7—28。其区别为在洗涤段中是否装设填料。图7—27高效洗涤段的焦化主分馏塔图7—28低效洗涤段的焦化主分馏塔选择洗涤段硬件在考虑效率的同时，必须考虑其结焦趋向。一般而言，效率越高的硬件，所得的CGO质量越好，但其结焦趋向越严重，也就要求更多的洗涤油量来进行冲洗以防止结焦。表7—9是洗涤段内构件的选择标准。通常抗垢性能和处理能力是最重要的选择标准，对一个具体装置二言，也可能存在其他要求。

表7—9焦化主分馏塔洗涤段内构件的选择标准（注）项目浮阀或筛板栅格填料栅格塔盘挡板塔盘喷嘴抗垢性能12344润湿速率要求12244效率43221检查的方便性41443成本31334能力14233注：1—最差

4一最好主分馏塔洗涤段用的填料效率可参考表7—10的数据估计，洗涤段构造对焦化重瓦斯油质量的影响见表7—11。表7—10不同填料效率填料种类等板高度/mm| 格栅填料2130以上乱堆填料1520以上| 规整填料1220以上表7-11洗涤段构造对焦化重瓦斯油质量的影响洗涤段结构焦化重瓦斯油的钒含量/10-6洗涤段装填料3.5洗涤段不装填料1.8对洗涤段而言，高洗涤油流率可以除去更多的焦化蜡油中所含的重质尾部携带物

和焦粉，改善了焦化蜡油的质量，也降低了洗涤段内部构件结焦的可能性，从而

提高了装置运行的可靠性。但是，这将导致焦化加热炉进料和热负荷的增加，就

是循环比增加。随着循环比增加，装置加工能力下降，焦炭收率增加，能耗增加口。

因此，要综合各种因素后，确定一个合理的洗涤段洗涤油流率。福斯特-惠勒公司按超低循环比操作设计的主分馏塔下段结构如图7—29。由于洗

涤段的液体流率太低无法防止塔盘或填料结焦，所以洗涤段采用喷淋式空塔。在

喷淋室下面安装了几层挡板。从焦炭塔来的油气进入塔内。靠挡板分出油气中的

重质焦油和焦粉。由于时常发生挡板上结焦，所以有的炼油厂拆除塔内的挡板、

宁愿重焦化瓦斯油含有较多的杂质和免除停工时清扫塔内挡板的麻烦。福斯特-

惠勒公司曾将一台