一种焦炭塔及其制造方法
阅读：72发布：2024-01-22
专利汇可以提供一种焦炭塔及其制造方法专利检索，专利查询，专利分析的服务。并且本 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。，下面是一种焦炭塔及其制造方法专利的具体信息内容。
1.一种焦炭塔，包括焦炭塔的塔体，其特征在于，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，E为15CrMoR材料的常温弹性模量，Rk、tk分别为裙座内壁的半径值与裙座厚度。
2.一种权利要求1所述的焦炭塔的制造方法，其特征在于，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P1,2；
步骤(3)，将裙座整体加热至温度Tc；
步骤(4)，将塔体放置进裙座中；
步骤(5)，使裙座整体冷却至室温；
步骤(6)，依据接触热阻，确定出热套压力P1,2的取值范围为P1,2≥1.0MPa；
步骤(7)，依据静摩擦力，确定出热套压力P1,2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，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P1,2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，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；
步骤(9)，对步骤(6)～(8)中P1,2取交集，得出P1,2的取值范围；
步骤(10)，根据步骤(9)中P1,2的取值范围，以及δ＝D1-D2，计算出过盈量δ的取值范围，假设范围格式为a≤δ≤b；其中a＝1.3mm，b＝1.5mm；a和b分别为过盈量δ的下限和上限；
步骤(11)，控制过盈量为，
步骤(12)，焊接塔体与裙座间的对接焊缝，并做消应力热处理。
3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，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Tc，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D1。
4.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，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P1,2。
一种焦炭塔及其制造方法
技术领域
背景技术
[0002] 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。
[0003] 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
[0004] 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。
[0005] 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：
[0006] D2＝D1-δ，
[0007]
[0008] 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。
[0009] 本发明还公开了一种焦炭塔的制造方法，包括以下步骤：
[0010] 步骤(1)准备用于套在焦炭塔塔体上的裙座；
[0011] 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P1,2；
[0012] 步骤(3)将裙座整体加热至温度Tc；
[0013] 步骤(4)将塔体放置进裙座中；
[0014] 步骤(5)使裙座在整体冷却至室温；
[0015] 步骤(6)依据接触热阻，确定出热套压力P1,2的取值范围为P1,2≥1.0MPa；
[0016] 步骤(7)依据静摩擦力，确定出热套压力P1,2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；
[0017] 步骤(8)依据裙座、塔体内的热套周向应力，确定热套压力P1,2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。
[0018] 步骤(9)对步骤(6)～(8)中P1,2取交集，可得出P1,2的取值范围
[0019]
[0021] 步骤(11)选取过盈量为，
[0023] 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Tc，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D1。
[0024] 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P1,2。
[0025] 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
[0026] 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。
[0027] 图1实施例1示意图一。
[0028] 图2a实施例1示意图二。
[0029] 图2b实施例1示意图三
[0030] 图3实施例1示意图四。
[0031] 图4是实施例2中新裙座结构的详细尺寸图。
[0032] 图5是实施例2中新裙座结构的有限元网格图。
[0033] 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。
[0034] 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。
[0035] 图8是实施例2中有限元节点编号3的“时间——应力”曲线。
[0036] 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。
[0037] 图10是传统结构中焦炭塔裙座结构的尺寸图。
[0038] 图11是传统结构中某一时刻裙座结构的瞬态温度场云图。
[0039] 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。
[0040] 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
[0041] 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：
[0042] D2＝D1-δ，
[0043]
[0044] 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。
[0045] 本发明公开了一种焦炭塔裙座的制造方法，包括以下步骤：
[0046] 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。
[0047] 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P1,2。
[0048] 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Tc。
[0049] 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。
[0050] 步骤(5)拆掉裙座的外侧电加热片，让整体空冷至室温。
[0051] 步骤(6)依据塔体与裙座的接触热阻，确定热套压力P1,2的取值范围。
[0052] 步骤(7)依据最大静摩擦力，确定热套压力P1,2的取值范围。
[0053] 步骤(8)依据裙座、塔体内的周向应力，确定热套压力P1,2的取值范围。
[0054] 步骤(9)依据步骤(6)～(8)中P1,2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。
[0055] 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P1,2之间的关联函数式δ＝δ(P1,2，Rs，ts，Rk，tk)。
[0056] 步骤(11)根据步骤(9)中P1,2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。
[0057] 步骤(12)确定出过盈量的具体取值为，
[0058] 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。
[0059] 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。
[0060] 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P1,2。
[0061] 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Tc，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D1。
[0062] 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。
[0063] 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P1,2。
[0064] 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P1,2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。
[0065] 本发明步骤(7)中依据最大静摩擦力，确定热套压力P1,2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。
[0066] 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P1,2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。
[0067] 本发明步骤(9)中依据步骤(6)～(8)中P1,2的3个取值范围，取交集，并假设取交集后的范围为a≤P1,2≤b。
[0068] 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P1,2之间的关联函数式δ＝δ(P1,2，Rs，ts，Rk，tk，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。
[0069] 本发明步骤(11)中根据步骤(9)中P1，2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。
[0070] 本发明步骤(12)中所述的)确定出过盈量的具体取值为，
[0071] 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。
[0072] 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。
[0073] 实施例1
[0074] 下面结合附图和实施例对本发明作进一步的说明。
[0075] 本发明是一种焦炭塔裙座的新结构及其设计方法。
[0076] 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：
[0077] 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。
[0078] 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。
[0079] 3、采用陶瓷电加热片将裙座内外壁包围，并加热至温度Tc，以保证裙座增大后的内径略大于焦炭塔的塔体外径D1。
[0080] 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。
[0081] 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P1,2。
[0082] 6、根据接触热阻确定接触压力P1,2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P1,2的增大而减小，并且当接触压力P1,2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P1,2≥1.0MPa。
[0083] 7、根据静摩擦力确定接触压力P1,2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)。
[0084] 8、根据周向应力确定接触压力P1,2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。
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。
[0085] 9、取步骤(6)～(8)中接触压力P1,2的交集。即P1,2≥1.0MPa、这四个条件同时满足的交集。
[0086] 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P1,2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。
[0087] 11、步骤(9)确定出了P1,2的取值范围，而步骤(10)确定出了P1,2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。
[0088] 12、取过盈量 并通过式 计算出步骤(3)中的加热温度。
[0089] 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。
[0090] 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。
[0091] 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。
[0092] 实施例2
[0093] 以下通过一个实际应用的案例来具体说明本技术方案。
[0094] 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。
[0095] 表1 15CrMoR的物理参数
[0096]
[0097] 表2 焦炭塔各阶段对流系数
[0098]
[0099] 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。
[0100] 1、设计新裙座的结构
[0101] 新结构的详细尺寸如图4所示。
[0102] 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。
[0103] 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Tc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P1,2。
[0104] 2、确定热套压力P1,2的取值范围
[0105] 2.1接触热阻确定的P1,2范围
[0106] 根据步骤(6)，为确保塔体外壁与裙座内壁，在热套压力P1,2下的接触热阻达到最低值，从而保证传热顺畅，需要保证：
[0107] P1,2≥1.0MPa
[0108] 2.2静摩擦力确定的P1,2范围
[0109] 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：
[0110]
[0111] 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)。
[0112] 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：
[0113] P1,2≥0.014MPa
[0114] 2.3周向应力确定的P1,2范围
[0115] 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：
[0116]
[0117]
[0118] 其中，Sm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。
[0119] 依据图4可得， ts＝48mm；tk＝46mm。则可以求出：
[0120] P1,2≤1.10MPa
[0121] 2.4P1,2取值范围的最终确定
[0122] 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P1,2的取值范围为：
[0123] 1.0MPa≤P1,2≤1.10MPa
[0124] 3、确定过盈量δ
[0125] 依据步骤(10)，过盈量δ与热套压力P1,2间存在以下唯一确定的关系式：
[0126]
[0127] 其中，E为15CrMoR常温时的弹性模量；μ为泊松比0.3。
[0128] 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：
[0129] 1.3mm≤δ≤1.5mm
[0130] 再依据步骤(11)～(12)，则可以最终确定出过盈量取δ＝1.4mm。
[0131] 4、计算焦炭塔的温度场
[0132] 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Tc，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。
[0133] 4.1有限元模型的建立
[0134] 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。
[0135] 4.2焦炭塔温度场模拟结果
[0136] 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。
[0137] 5、计算焦炭塔的应力场
[0138] 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。
[0139] 6、基于本发明方法的对接焊缝疲劳寿命S1计算
[0140] 提取节点编号3的“时间—应力”曲线，如图8所示。
[0142] 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。
14.7°，故可以认为节点3处于比例加载状态。
[0143] 然后，运用雨流法将图8波形分解为以下4个封闭循环：
[0144] (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Salt1＝144.5MPa；
[0145] (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Salt2＝52.4MPa；
[0146] (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Salt3＝197.6MPa；
[0147] (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Salt4＝106.1MPa；
[0148] 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。
[0149] 表3 各循环应力幅值及许用次数
[0150]
[0151] 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：
[0152]
[0153] 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。
[0154] 7、基于传统结构的对接焊缝疲劳寿命S2计算
[0155] 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。
[0156] 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。
[0157] 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。
[0158] 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。
[0159] 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：
[0160] (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Salt1＝476.4MPa；
[0161] (b)B—G—C循环，其范围为308.9～489.6MPa，故其Salt2＝90.35MPa；
[0162] (c)F—H—K循环，其范围为55.3～846.9MPa，故其Salt3＝395.8MPa。
[0163] 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。
[0164] 表4 各循环应力幅值及许用次数
[0165]
[0166] 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：
[0167]
[0168] 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
[0169] 8、基于本发明的疲劳寿命S1与传统结构寿命S2的比较
[0170] 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。
[0171] 9、结论
[0172] 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。
[0173] 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。
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