焦碳塔裙座柔性結(jié)構(gòu)部位對接焊縫強(qiáng)度及穩(wěn)定性校核

1、焦碳塔裙座柔性結(jié)構(gòu)部位對接焊縫強(qiáng)度及穩(wěn)定性校核鎮(zhèn)海煉油化工股份有限公司機(jī)動處 梁利君摘要：焦碳塔因熱疲勞作用，其底封頭與裙座的對接焊縫經(jīng)一段時間運(yùn)行通常會出現(xiàn)裂紋問題，經(jīng)調(diào)查，新型設(shè)計(jì)中已有企業(yè)開始考慮采用多缺口裙座柔性結(jié)構(gòu)形式，但鑒于新設(shè)計(jì)未見有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，本文特別在指出高溫設(shè)備裙座設(shè)計(jì)驗(yàn)算式如按JB4710-92設(shè)計(jì)則需進(jìn)行修正觀點(diǎn)的基礎(chǔ)上，來提出焦碳塔多缺口裙座柔性結(jié)構(gòu)對接焊縫強(qiáng)度及穩(wěn)定性校核修正公式，并通過舉例驗(yàn)算，討論性提出預(yù)防焦碳塔裙座開裂的思路。關(guān)鍵詞：焦碳塔裙座 柔性結(jié)構(gòu) 對接焊縫強(qiáng)度 穩(wěn)定性校核 防開裂思路1 引言焦碳塔是煉油延遲焦化裝置的關(guān)鍵設(shè)備之一，由于操作工藝的要求，通

2、常焦碳塔一個生產(chǎn)周期（約48小時）需經(jīng)歷高溫到常溫的熱循環(huán)過程。因熱疲勞的作用，焦碳塔經(jīng)過一段時間的運(yùn)行普遍會出現(xiàn)如塔體鼓凸變形、裙座與筒體焊縫產(chǎn)生裂紋等問題。如何預(yù)防裂紋的產(chǎn)生或擴(kuò)展，往往是企業(yè)和科研單位熱門研究問題之一，近來人們通過對焦碳塔熱損傷問題的處置，已把目光轉(zhuǎn)向柔性裙座結(jié)構(gòu)形式，經(jīng)調(diào)查，現(xiàn)設(shè)計(jì)中已有企業(yè)開始考慮采用多缺口裙座柔性結(jié)構(gòu)。因改進(jìn)型設(shè)計(jì)鑒于未見有關(guān)規(guī)定，作者通過對問題的觀察、分析與計(jì)算，特在本文里指出高溫設(shè)備裙座設(shè)計(jì)驗(yàn)算式需修正的觀點(diǎn)，并提出了焦碳塔多缺口裙座柔性結(jié)構(gòu)對接焊縫強(qiáng)度及穩(wěn)定性校核修正公式，最后通過舉例驗(yàn)算，提出如何預(yù)防焦碳塔裙座開裂的思路。2 焦碳塔裙座柔性結(jié)

3、構(gòu)的基本形式2.1 常見設(shè)計(jì)中裙座形式與問題 焦碳塔直徑通常較大，以80×104噸/年延遲焦化裝置為例，其直徑通常達(dá)到6000以上，其封頭有時采用如圖一所示的數(shù)塊瓣片拼焊而成。在通常情況下，拼焊而成的封頭充作焦碳塔類設(shè)備底封頭時，為避免封頭與裙座對接的焊縫與封頭上各徑向焊縫相交形成“丁”字焊縫，按JB4710-92第5.4條規(guī)定：塔殼下封頭由多塊板拼接制成時，拼接焊縫處的裙座殼應(yīng)開缺口（缺口型式及尺寸參見圖二和表1）。 圖二這樣的結(jié)構(gòu)在現(xiàn)場實(shí)際表明，盡管焊縫“丁”字口開有缺口，但其結(jié)果無論是對筒體約束情況的改善，還是預(yù)防裙座焊縫裂紋，所起到的效果并不十分明顯。2.2新型柔性結(jié)構(gòu)形式現(xiàn)

4、設(shè)計(jì)采用的裙座柔性結(jié)構(gòu)的基本形式如圖三，即在裙座數(shù)塊瓣片拼焊處原有開口的基礎(chǔ)上，改進(jìn)開口形式與增加開口數(shù)量，并在兩個開口間新加兩條窄型長條槽口。新型裙座柔性結(jié)構(gòu)開槽口后增加了變形能力，見圖四，其思路是通過裙座變形的增加（變形部分曲率半徑由到，約束點(diǎn)下移）來減少焊縫對裙座的約束應(yīng)力，具體效果有待計(jì)算分析與實(shí)踐驗(yàn)證。 圖一 表1 裙座與封頭焊縫處開缺口尺寸 mm封頭厚度n20262832寬度W120140缺口半徑R6070 W R 圖二 封頭與裙座焊封處開槽形式 h x x y y W/2 L H K 0 0 圖三 裙座柔性結(jié)構(gòu)圖圖四3 關(guān)于常見塔裙座設(shè)計(jì)中有關(guān)對接焊縫應(yīng)力及穩(wěn)定性校核公式31對接

5、焊縫拉應(yīng)力校核公式常見塔的裙座與封頭對接焊縫橫截面形狀為如圖五所示的環(huán)，該環(huán)內(nèi)直徑即裙座頂截面的內(nèi)直徑Dit，其外直徑即裙座頂截面的外直徑Dot，環(huán)寬即裙座殼設(shè)定的有效厚度es。顯然，此環(huán)對任一對稱軸的慣性矩J為J=(DOt4_Dit4) /64 （1）進(jìn)而，有J=(DOt2+Dit2)(DOt+Dit)(DOt-Dit) /64 （1）由于 Dot-Dit=2e s 又esDit 圖五故式（1）可簡化為JDOt3es /8 （2）又令Mmax表示對接焊縫處的最大彎矩，則其引起的最大拉應(yīng)力為 Mmax* Dit/2 4Mmax拉= = (3） J Dit2es 進(jìn)一步地，Dites可近似表為環(huán)

6、面積Ax-x，又mx-xog-Fx-xV為自重與地震彎矩載荷作用于環(huán)截面上的壓力，于是，最終作用于環(huán)截面上的最大拉應(yīng)力為 4Mmax mog­Fv ­ （4） Dit2es Dites 其中 4Mmax mog­Fv 為彎矩引起的軸向應(yīng)力, 為操作時重力及地震力引起的 Dit2es Dites 軸向力 ,FV僅在最大彎矩為地震彎矩參與組合時計(jì)入此項(xiàng)。 按JB4710-92，裙座對接焊縫強(qiáng)度按最大拉應(yīng)力計(jì)算，從而我們可得到對接焊縫截面處的拉應(yīng)力校核式為： 4Mmax mog-Fv ­ 0.6K t (5) Dit2es Dites 此式亦即JB4710-9

7、2中（6-86）式。32裙座對接焊縫部位穩(wěn)定性校核公式 同樣，根據(jù)3.1節(jié)分析，按JB4710-92，裙座穩(wěn)定性可按壓應(yīng)力進(jìn)行校核，校核公式為JB4710-92中（6-56）和（6-57），如按圖五結(jié)構(gòu)可得到校核公式為： Mmax*Dit/2 mog­Fv KB + (6) J A K t 0.3Mmax* Dit/2 mmaxg­Fv KB + （7） J A 0.9Ks式(6)為操作狀態(tài)下應(yīng)力校核算式，式（7）為水壓試驗(yàn)時（立試）引起的軸向應(yīng)力校核算式。4 焦碳塔裙座柔性結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與穩(wěn)定性校核計(jì)算式的修正從前面（5）、（6）、（7）校核計(jì)算式可以看出，列出的應(yīng)力項(xiàng)是一次應(yīng)

8、力的組合，它不計(jì)設(shè)備運(yùn)行時產(chǎn)生的二次應(yīng)力影響，其結(jié)果僅從許用應(yīng)力值上作了要求，這對一般塔器設(shè)備或二次應(yīng)力可以忽略的設(shè)備來講具有適用性。但對如 圖六高溫操作的焦碳塔裙座來說，再用常規(guī)校核計(jì)算式來校核，應(yīng)該說不夠合理，因?yàn)樵趯?shí)際操作中，焦碳塔裙座對接焊縫承受高溫差應(yīng)力限制，所開槽口處同樣受高溫差應(yīng)力的作用，而且溫度差引起的應(yīng)力影響十分明顯(見后面校核計(jì)算)。因此，就焦碳塔裙座而言，其裙座對接焊縫的強(qiáng)度計(jì)算式與開槽口的穩(wěn)定性校核計(jì)算式有必要考慮操作情況，計(jì)入溫差二次應(yīng)力項(xiàng)來進(jìn)行校核式修正。 通過對焦碳塔操作情況分析，我們不難發(fā)現(xiàn)，焦碳塔體的徑向與軸向?qū)嶋H操作過程中均存在一定溫差，它是一個二維不均勻溫

9、度場，而對裙座來說，在裙座底部到與塔體對接焊縫部位，也是一個二維不均勻溫度場。為此，考慮裙座對接焊縫與開槽口部位溫度都由塔外壁傳導(dǎo)而來，并考慮同一平面層內(nèi)外表面溫差予以忽略，即可不考慮徑向溫度產(chǎn)生的熱應(yīng)力，則裙座軸向上傳導(dǎo)過程存在溫差而形成的實(shí)際溫差應(yīng)力可引入木正修二的熱應(yīng)力與熱疲勞一文中的計(jì)算式，即： 43（1-2）RET熱=± （8 ） 4（1-）L0 式中為泊松比，為線膨脹系數(shù)，E為彈性模量，為裙座厚度, R為裙座半徑, L0為圖三中x-x截面與0-0截面間間距(取值為2米); T為圖三中x-x截面與0-0截面間溫差，公式中加號為裙座外壁、減號為裙座內(nèi)壁。經(jīng)以上分析，結(jié)合（5）

10、式，在考慮溫度應(yīng)力影響下焦碳塔裙座柔性結(jié)構(gòu)x-x截面對接焊縫強(qiáng)度校核計(jì)算式應(yīng)修正為： Mmax* Dit/2 mogFv 43（1-2）RET ­ + 0.6K t ( 9 ) Jx-x Ax-x 4（1-）L0結(jié)合（6）、（7）式，考慮開口、開槽削弱，裙座柔性結(jié)構(gòu)部位穩(wěn)定性校核可按截面y-y 處按壓應(yīng)力校核公式來進(jìn)行修正，計(jì)算式為: Mmaxy-y*Dit/2 moy-yg­Fvy-y 43（1-2）RET KB + + ( 10 ) Jy-y Ay-y 4（1-）L0 K t 0.3Mmaxy-y*Dit/2 mmaxy-yg­Fvy-y KB + （10）

11、J y-y Ay-y 0.9Ks5 裙座柔性結(jié)構(gòu)部位拉應(yīng)力與穩(wěn)定性校核算例51拉應(yīng)力校核公式為方便起見，本文以裙座端部按圖三結(jié)構(gòu)開16個寬度為W=100mm的缺口（沿圓周均布）,以及相應(yīng)32個寬度為10mm的長條槽口為模式，提出拉應(yīng)力校核計(jì)算公式。首先分析圖三中裙座上開口、開槽處截面x-x和最小截面部位y-y，如圖七、圖八，因塔體直徑遠(yuǎn)較開口和槽口尺寸大，因此工程上可以不計(jì)缺口和槽口弦長和弧長以及內(nèi)圓弧長和相應(yīng)外圓弧長的差別，這樣，利用對稱性可以來計(jì)算出x-x、y-y截面環(huán)對對稱軸的慣性矩。當(dāng)環(huán)沒有缺口和槽口時，其對中性軸的慣性矩為Dit3es/8，若計(jì)算出帶缺口和槽口部分對中性軸的慣性矩J缺

12、和J槽,就可以求出有16個缺口的環(huán)對中性軸的總慣性矩Jx-x以及有16個缺口與32個槽口的環(huán)對中性軸的總慣性矩Jy-y，即y-y截面環(huán)對對稱軸的慣性矩Jy-y有Jy-y= Dit3es/8 - J缺 - J槽 ( 11 )JX-X= Dit3es/8 - J缺 ( 12 )根據(jù)對稱性第一象限內(nèi)缺口部分對中性軸的慣性矩，即1/4 J缺=0/2(Dites /2d)( Ditsin/2)2 +a1a2 (Dites /2d)( Ditsin/2)2 + a3a4 (Dites /2d)( Ditsin/2)2+a5a6 (Dites /2d)( Ditsin/2)2+ /2（/2-/2）(Dite

13、s /2d)( Ditsin/2)2 (13) 圖七 圖八 式中： 弧長W所對應(yīng)的圓心角(rad) =2*W/Dit=2*140/6000=0.0466(rad)a1=/8-/2 a2=/8+/2a3=/4-/2 a4=/4+/2 a5=3/8-/2 a6=3/8+/2 進(jìn)而，有0a/2(Dites /2d)( Dit/2sin)2 =1/32 Dit3es (-sin) (14)a1a2(Dites /2d)( Dit/2sin)2 =1/32 Dit3es 2-sin(/4+)+sin(/4-) (15) a3a4(Dites /2d)( Dit/2sin)2 =1/32 Dit3es 2

14、-sin(/2+)+sin(/2-) (16)a5a6(Dites /2d)( Dit/2sin)2 =1/32 Dit3es 2-sin(3/4+)+sin(3/4-) (17)/2（/2-/2）(Dites /2d)( Dit/2sin)2 =1/32 Dit3es+sin(-) (18)計(jì)算使（14）至（18），將結(jié)果代入式（13），得到 1/4 J缺= 0.3742*Dit3es/32于是,有J缺=0.3742Dit3es /8=0.12Dit3es /8 （19）將式（19）代入（12）式，得 Jx-x= Dit3es/8 - J缺=0.88Dit3es /8 （20）同樣地 1/4

15、J槽=12(Dites /2d)( Dit/2sin)2 +34(Dites /2d)( Dit/2sin)2 + 56(Dites /2d)( Dit/2sin)2 +78(Dites /2d)( Dit/2sin)2 + 910(Dites /2d)( Dit/2sin)2 +1112(Dites /2d)( Dit/2sin)2 + 1314(Dites /2d)( Dit/2sin)2 +1516(Dites /2d)( Dit/2sin)2 （21）式中開槽口弧長K所對應(yīng)的圓心角(rad) =2K/Dit=2*10/6000=0.0033(rad)1 =/24-/2 2=/24+/2

16、3 =/12-/2 4=/12+/25 =/6-/2 6=/6+/27 =5/24-/2 8=5/24+/29 =7/24-/2 10=7/24+/211 =/3-/2 12=/3+/213 =5/12-/2 14=5/12+/215 =11/12-/2 16=11/12+/212(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(/24+)+sin(/24-) （22） 34(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(/12+)+sin(/12-) （23）56(Dites /2d)( Dit/2sin)2 =

17、1/32 Dit3es 2-sin(/6+)+sin(/6-) （24）78(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(5/24+)+sin(5/24-) （25）910(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(7/24+)+sin(7/24-) （26）1112(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(/3+)+sin(/3-) （27）1314(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(5/12+)+sin(5/

18、12-) （28）1516(Dites /2d)( Dit/2sin)2 = 1/32 Dit3es 2-sin(11/12+)+sin(11/12- ) （29）計(jì)算（22）至（29）式，將結(jié)果代入（21），可得到 J槽 = 0.0265 Dit3es/8 = 0.0084Dit3es/8 （30）最終將（19）式J缺、（30）式J槽代入（11）式，得 Jy-y= Dit3es/8 - J缺 - J槽 =Dit3es/8 - 0.12Dit3es /8 -0.0084 Dit3es/8 = 0.8716Dit3es/8 （31） 計(jì)算有16個缺口的裙座環(huán)面積Ax-x為（Dit-16W）es，

19、計(jì)算有16個缺口和32個槽口的裙座環(huán)面積Ay-y為（Dit-16W-32W）es，把Jx-x和Ax-x計(jì)算值代入（9）式，從而，我們得到x-x截面對接焊縫拉應(yīng)力校核式 4Mmaxx-x m0x-xg-Fvx-x 43（1-2）RET + 0.6Kt 0.88Dit2es (Dit-16W)es 4（1-）L0 (32)52穩(wěn)定性應(yīng)力校核公式 同5.1分析,考慮裙座開口削弱，穩(wěn)定性按圖三擬以y-y截面來校核，因?qū)雍缚p與開有缺口和槽口截面y-y處十分接近，彎矩Mmaxy-y可視為Mmaxx-x，moy-y可視為mox-x，將Jy-y和Ay-y代入（10）、（10）式，在考慮溫度應(yīng)力影響下，裙座y

20、-y截面穩(wěn)定性驗(yàn)算校核公式成為： 4Mmaxy-y moy-yg- Fvy-y 43（1-2）RET KB + + 0.8716Dit2es （Dit-16W-32W）es 4（1-）L0 Kt （ 33 ） 0.3Mmaxy-y mmaxy-y­Fvy-y KB + ( 34 ) 0.8716Dit2es （Dit-16W-32W）es 0.9Ks 6舉例計(jì)算如圖七所示，已知焦碳塔規(guī)格為6000×31000mm，上段筒體為26mm，下段筒體為34mm，主體材質(zhì)為20R，裙座材質(zhì)為Q235-A。焦碳塔重量為143450Kg。容積710M3，設(shè)置地區(qū)的基本風(fēng)壓值q0=647N

21、/m2；地震設(shè)防烈度為7度；塔內(nèi)介質(zhì)密度1000kg/m3,充裝量為70%;塔殼外表面保溫層150mm，保溫材料密度300kg/m3；設(shè)計(jì)壓力0.353MPa；設(shè)計(jì)溫度4950C（底），4400C（頂）；裙座厚度26mm，裙座高2.25m。本計(jì)算設(shè)定不計(jì)Fvx-x。6.1校核計(jì)算的已知條件求算：焦碳塔重量m1=143450KG保溫重量m2=（6.3682-6.0682）/4*26.25*300=23063K g操作時塔內(nèi)物料重量m3= 70%*710*1000=497000Kg操作狀態(tài)下y-y截面以上總質(zhì)量m0y-y=m1+m2+m3=663513Kgmmax y-y= m1+m2+710*1

22、000=143450+23063+710000=876513KgDit=6000mmes=26mm裙座開口寬度W=100mm裙座開槽寬度W=10mm泊松比=0.30塔半徑R= Dit/2=3000mm材料彈性模量E=1.43X105 MPa材料線漲系數(shù)=13X10-6mm/mm.x-x截面、y-y截面與裙座底部截面間距L0長度間溫差取T=450L0=2000mm材料工作溫度下許用應(yīng)力450 =60.8 MPa ，420 =86 MPa將焦碳塔分成數(shù)段，按JB4710-92（6-23）式計(jì)算風(fēng)彎矩，可得Mmax y-y =3.18*109N.mm系數(shù)K=1.2B值按GB150-1998，6確定，

23、由L/ Dit =0.375，Dit /es =167，查GB150-1998圖6-2得系數(shù)A=0.0011,再查圖6-3得系數(shù)B=55 MPaKB=1.2*55=66 MPa 取值66 MPaKt=1.2*86=103.2 MPaKB=1.2*55=66 MPa 取值66 MPa0.9Ks=0.9*1.2*235=253.8 MPaDit2es=3.14*60002*26=2.94×109 mm3（Dit-16k-32K）es=(3.14*6000-16*140-32*10)*26=439920 mm26.2柔性裙座對接焊縫強(qiáng)度校核 根據(jù)JB4710-92,對圖三截面x-x強(qiáng)度校核

24、按拉壓應(yīng)力進(jìn)行，根據(jù)實(shí)際操作要求，設(shè)計(jì)應(yīng)計(jì)入溫差應(yīng)力，T取450，按(32) 式校核計(jì)算，即： 4Mmaxy-y m0y-yg 43（1-2）RET + 0.6Kt 0.8716Dit2es (Dit-16W）es 4（1-）L0 4Mmaxy-y m0y-yg 43（1-2）ResET + 0.8716Dit2es （Dit-16W）es 4（1-）L0 4*3.18*109 663513*9.8 43*(1-0.32)*3000*26*14.3*10413*10-6*450= ­ + 0.8716*2.94*109 (3.14*6000-16*100)*26 4*(1-0.3)*

25、2000=4.97-14.51+45.60=36.06 MPa<0.6*1.2*60.8= 43.8 MPa對接焊縫強(qiáng)度校核通過。6.3柔性裙座穩(wěn)定性校核對式（33）校核，有：4Mmaxy-y m0y-yg 43（1-2）RET + + 0.8716Dit2es （Dit-16W-32W）es 4（1-）L0 4*3.18*109 663513*9.8 43（1-0.32）3000*26*14.3*104*13*10-6*450= + + 0.8716*2.94 *109 439920 4（1-0.3）2000 =5.01+14.78+42.56=65.39<KB=1.2*55=6

26、6MPa （應(yīng)力項(xiàng)計(jì)算已非常接近許用值，值得關(guān)注）對式（34）校核 0.3Mmaxy-y mmaxy-yg + 0.8716Dit2es (Dit-16W-32W）es 0.3*3.18*109 876513*9.8= + = 0.37+ 0.8716*2.94 X109 (3.14*6000-16*140-32*10)*26 KB=1.2*55=66 MPa =19.89 Mpa < 09Ks =0.9*1.2*235=253.8 MPa即y-y截面穩(wěn)定性校核通過。7討論（1）、焦碳塔設(shè)備因工藝操作客觀條件限定，存在溫度交變，在實(shí)際操作中，溫度交變下還存在溫差的影響，因此該設(shè)備裙座對接

27、焊縫處存在復(fù)雜的交變應(yīng)力、溫差應(yīng)力、焊縫約束應(yīng)力，為此，在設(shè)備設(shè)計(jì)時有必要充分考慮該處各種應(yīng)力的影響，對焊縫的強(qiáng)度與穩(wěn)定性應(yīng)進(jìn)行必要的有效校核，對高溫且交變的焦碳塔設(shè)計(jì)而言，如按JB4710-92設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，則其校核計(jì)算式需進(jìn)行修正。（2）、焦碳塔裙座對接焊縫處應(yīng)力復(fù)雜，通常需要有輔助的設(shè)計(jì)改進(jìn)來降低交變應(yīng)力幅和溫差應(yīng)力值。如其裙座與封頭間設(shè)置保溫氣囊，完善裙座的保溫，增加拌熱結(jié)構(gòu)等。（3）、一些新設(shè)計(jì)中焦碳塔裙座改柔性結(jié)構(gòu)型式，是一種新思路，但按筆者在本文所述缺口和槽口的形式和數(shù)量來看，對防裙座焊縫開裂影響不大；如確需通過類似形式來增加柔性，從而達(dá)到緩裂效果，建議由設(shè)計(jì)部門對所開缺口和開槽口的數(shù)量、部位、形式進(jìn)行優(yōu)選，具體工作可與企業(yè)、科研部門合作攻關(guān)。（4）、裙座受熱影響而產(chǎn)生的熱應(yīng)力很復(fù)雜，建議通過現(xiàn)場布設(shè)熱電偶來