焦炭塔安全性分析研究进度与展望

， ， ， (中海油惠州石化有限公司， 广东 惠州　516086)

焦炭塔是炼油厂延迟焦化装置的关键设备之一，始终处于周期性的运行状态中。一个炼焦周期由蒸汽预热、油气预热、倒塔、进油生焦、吹蒸汽、水冷却、排水、除焦等主要过程组成。炼焦过程中的温度、压力及其变化是炼焦塔的重要特征。

焦炭塔的温度一般24～48 h波动一次，包括从50～500 ℃的升温过程、生焦期间约20 h的500 ℃左右高温保温过程以及从500～50 ℃的冷却过程。焦炭塔承受的压力载荷包括塔体和保温层重、最高约0.3 MPa的内压以及周期性变化的内部介质载荷作用。

炼焦过程中这些随时间不断变化着的三维温度场和应力场会在焦炭塔塔体轴向、径向、环向形成周期性的温度梯度[1-2]，进而造成温差热应力，还会使焦炭塔设备材料，尤其是碳钢因长期在较高温度环境下服役发生一定的蠕变变形和材质劣化现象，最终导致焦炭塔可能出现高温低周疲劳破坏、热机械疲劳破坏或疲劳蠕变的交互作用等多种失效模式，焦炭塔安全性分析因而也始终是国内外学者研究的重点和难点。

1　焦炭塔主要失效形式和原因

自1968年以来，美国石油学会(API)就焦炭塔完整性和可靠性先后进行了4次调查(1968年、1980年、1996年和2013年)[3]。查阅2013年API对164座焦炭塔(总计已服役超过2 500 a)进行的调查，经分析发现有61%的焦炭塔发生了鼓胀变形,97%的焦炭塔发生了环向开裂,多数鼓胀和开裂位于锥体上方筒体的第3、4、5层侧板,78%的焦炭塔有塔体和裙座开裂经历。

1.1　鼓胀变形

1.1.1强度不匹配[4-5]

当环焊缝的屈服强度高于母体金属时，母体金属受到焊缝的约束在焊缝上方或下方向外鼓胀。当焊缝强度低于母体金属强度时，在焊缝处或附近也会出现鼓胀，但这种鼓胀通常比前一种情况小。因此有研究认为，为降低这一因素引起的局部应力，应将焊接金属与母体金属的强度差异控制在10%以内。

1.1.2屈曲[6-8]

承受轴压与内压的圆柱薄壳，在存在结构缺陷和循环热梯度作用下，结构承载能力会逐步降低，从而发生屈曲。

1.1.3疲劳蠕变交互作用

焦炭塔的温度在室温至490 ℃ 变化时可能会发生蠕变，但测量结果显示[9]，在一个循环中塔内温度超过400 ℃时，塔壁的应力并不高，由此产生的蠕变变形也不明显。

1.1.4热冲击

在焦炭塔急冷阶段，塔体内表面出现了严重的温度梯度并产生热应力。早期研究中，Weil[10]认为当轴向温差大于2.19 ℃/cm时，产生的热应力就会超过屈服强度。Weil还定义了急冷因子UQF，即水冷时间与单塔焦炭产量的比值，来判别焦炭塔是否会出现鼓胀。UQF>0.5时，鼓胀可以忽略；UQF>0.8时，则根本不会出现鼓胀。

1.1.5棘轮效应[11]

在焊缝周围发现了较深的开裂和较大的鼓胀，支持了由强度不匹配引起的应变棘轮说法。

1.1.6焦炭挤压

焦炭的径向热膨胀系数比壳体壁板材质的大，如果筒体用料的冷却速率比焦炭的快，则会有压力残留在塔壁上，此时由于焦炭挤压会导致筒体鼓胀。另有测试表明[12]，焦炭塔中的焦炭实际上并非多孔性，仅在靠近塔壁处的孔口稍微多些，因而当水冷却速率过高时，冷水就会流进焦床的外围去冷却塔壁。这一点也有助于解释急冷时塔体鼓胀的现象。

1.1.7热斑

当机械设备或结构的各部分温度不同时，如果某一部分的伸缩受到相邻部分的约束，就会引起热应力。当受约束的试件内存在温度梯度时，高温部分受压且由于温度升高屈服强度降低，容易出现塑性变形，使得该部分横截面面积增大。而当试件冷却时，原来的高温部分由于截面面积增大，此时的应力值比相邻部分低，并且由于温度降低，屈服强度恢复，与相邻部分相比，很难产生塑性变形。经过多次循环之后，塑性变形不断积累，最终在高温区出现鼓胀，而相邻区域出现瓶颈现象[13]。在焦炭塔操作过程中也出现同样的现象，在急冷过程中形成局部高热应力区，且其应力水平足以使材料屈服。

1.1.8焦炭床层着火

当焦炭塔卸顶盖之后暴露在空气中时，可能发生闪火，产生局部超高热。

1.2　环焊缝开裂

焦炭塔环焊缝开裂主要是环向的，有从内表面萌生，也有从外表面萌生。近年来国内焦炭塔的使用情况表明，环焊缝开裂是焦炭塔常见问题。下锥段、筒体以及上部复合层的环焊缝都出现过开裂现象，严重的甚至整圈环焊缝都存在裂纹，且在打磨修复使用一段时间后裂纹仍然会出现。研究表明，焦炭塔环焊缝开裂主要是因为塔内存在严重温度梯度导致轴向应力大于环向应力，在循环轴向应力作用下环向裂纹萌生并逐渐扩展。

1.3　裙座开裂

对于焦炭塔开裂来说，裙座与底部筒节的连接处是最敏感的区域之一[14]，大约78%的焦炭塔有这类开裂。该区域承受着几种疲劳载荷的作用，①循环热疲劳载荷。环焊缝内塔半径部分在加热时承受压缩载荷，冷却时却承受拉伸载荷。循环热疲劳载荷引起的失效在焦炭塔裙座开裂失效中所占的比例最大，由裙座与底部筒节在刚度方面的不匹配以及温度梯度较大造成。②作用于裙座上的循环压应力，主要是塔内不断变化的介质重量引起的。③焦炭塔急冷循环过程中塔内焦炭的抑制作用，这是塔壁与焦炭的热膨胀系数不匹配引起的。几种载荷交织在一起，在裙座与底部筒节连接处形成了比较大的应力梯度。这种较大的应力梯度和应力波动将不可避免地导致焦炭塔裙座的疲劳开裂。

1.4　柔性槽开裂

对于柔性槽在裙座/筒体连接焊缝寿命中的作用目前仍存争议。有研究认为增加柔性槽，使焊缝区域应力水平提高，疲劳寿命缩短。但也有现场经验表明，即使应力集中区(柔性槽)开裂得比较早，但加上扩展到焊缝所需要的时间，其总的疲劳寿命比没有柔性槽的结构要长。

Antalffy等在关于裙座连接分析的报告中，公布了有关焦炭塔裙座柔性槽的详细描述[15]。结果表明，柔性槽离裙座/筒体焊缝越近，焊缝的应力水平越低，柔性槽结构有提高焊缝区域疲劳寿命的潜力，其效果取决于柔性槽开裂后裂纹扩展的速率。由此可见，柔性槽结构实际上起着类似于膨胀节的作用，可有效降低裙座角焊缝处的刚度，增加其柔性，因此可有效降低因结构突变、刚度增加而在反复加热冷却过程中发生开裂的可能性，但这种结构改变势必会加剧柔性槽处的应力集中程度，如果结构设计的不合理，在降低角焊缝开裂的同时，也会增加柔性槽钥匙孔处开裂的几率[16]。

1.5　珠光体球化及石墨化

1.5.1珠光体球化

珠光体球化是一种高温条件下的组织转变现象。几乎所有的珠光体型钢(包括碳钢和低合金钢)长期在高温条件下服役都会不同程度地发生珠光体球化现象。

珠光体球化程度可分为未球化(1级)、倾向性球化(2级)、轻度球化(3级)、中度球化(4级)、完全球化(5级)和严重球化(6级)。珠光体球化发生的速度主要由温度和钢的化学成分所决定，但也与晶粒度、残余应力及冷变形程度有一定关系。

研究结果表明，珠光体球化对钢的室温和高温力学性能均有一定程度的影响。球化会使钢的室温抗拉强度和屈服点降低，但对碳钢、低碳钼钢、铬钼钢以及铬钼钒钢的影响程度不尽相同。对碳钢而言，由于碳是钢中的主要强化元素，因此碳的重新聚集与分布对强度的影响相对较大。例如，20钢达到严重球化程度(5级)后，其平均常温抗拉强度将下降20.6%，屈服强度下降24%，布氏硬度(HB)和铁素体显微硬度分别降低17.7%和23.4%，延伸率和断面收缩率则分别增加20%和15.6%。严重球化(5级)的20钢的高温短时抗拉强度的下降幅度介于19.4%～24.7%。

1.5.2石墨化

石墨化是一种危险的材质损伤形式。由于钢中析出的石墨强度极低且一般呈球状或团絮状，实际上相当于钢中的空洞或微裂纹，因此石墨化对钢的力学性能有明显不利影响，包括使钢的常温强度、塑性有一定程度的下降，冲击韧性以及高温持久强度严重降低，严重石墨化甚至会引发钢的脆性断裂。

对于碳钢和0.5Mo钢而言，在一定的温度条件下，可能同时出现珠光体球化和石墨化。一般来说，珠光体球化会先于石墨化发生，但并不一定要等到珠光体完全球化后才发生石墨化。有时在中度球化的钢中就能观察到石墨化现象的存在。采用铬钼钢制造的焦炭塔则避免了焦炭塔长期使用产生石墨化现象的可能[17]。

2　焦炭塔设计、制造、工艺和安全性分析技术进展

随着近年来原油品质的逐步劣化和含酸、含硫原油的逐渐增多，炼油过程当中焦化的地位越来越高。国内外石油炼制公司相继对焦炭塔设计、制造技术及操作工艺做了大量的革新和改造，一方面是为了解决焦炭塔服役过程中出现的各种安全问题，另一方面是为了提高产品收率和进一步降低成本。

2.1　设计与制造

2.1.1大型化

提高焦炭塔单体规模、减少焦化焦炭塔的数量，是提高延迟焦化装置经济性的有效方法。最初人们认为，由于切焦技术水平有限，焦炭塔直径不会超过8.2 m。但事实上焦炭塔的直径在不断加大，1994年最大焦炭塔直径达到8.2 m，1999年焦炭塔直径达到8.5 m，目前国外已有直径12.2 m焦炭塔投入使用[18]，2014年国内最大的直径9.8 m、高度40.7 m、重580 t焦炭塔也建成投用。另一方面，大型化也是对焦炭塔设计、制造技术以及安全保障等的一种挑战，这种进程依然还会受制于其它技术(如除焦技术等)发展，因此大型化终究是有限度的。

2.1.2材料

焦炭塔服役环境复杂、恶劣，失效模式多样，选择合适的材料是焦炭塔长期安全运行的关键。目前，在役焦炭塔的材料主要有碳钢、碳钼钢和铬钼钢。国外在上世纪70年代以前主要采用碳钢和碳钼钢，70年代以后逐渐采用铬钼钢，如1Cr0.5Mo、1.25Cr0.5Mo、2.25Cr1Mo。美国石油学会的分析和调查表明，铬钼钢焦炭塔使用寿命是12 a, 碳钼钢焦炭塔使用寿命是8 a，碳钢焦炭塔使用寿命只有7 a。国内上世纪焦炭塔制造多采用碳钢材料，至上世纪末本世纪初才逐渐采用铬钼钢，如15CrMo、14Cr1Mo等。我国第一台1.25Cr0.5Mo制焦炭塔于2004年建成投用。

虽然铬钼钢材料具有较好的高温和抗疲劳开裂性能。但是近年来的使用情况表明，铬钼钢材质的焦炭塔也出现了不同程度的鼓胀和开裂现象[19]，因此部分企业在综合考虑了铬钼钢的开裂修复、抗热棘轮变形性能以及经济性等因素后，又重新选择碳钢作为焦炭塔的主体材料。

2.1.3裙座结构

(1)裙座顶部结构裙座顶部与焦炭塔连接处是塔式设备结构的不连续部位，容易在焦炭塔循环的热载荷和机械载荷作用下发生开裂，因而一直是关注的焦点问题。美国机械工程师协会(ASME)曾对该部位的4种连接形式(即一般对接型、搭接型、堆焊型和整体锻焊型)进行了应力和疲劳寿命分析，结果表明，整体锻焊型产生的应力最小，疲劳寿命最长，而一般对接型和搭接型应力均较大，疲劳寿命明显较短。早期的焦炭塔受制造水平影响，裙座和焦炭塔连接多采用焊接方式。近年来，随着制造水平的提高，整体锻焊型的结构形式已逐渐普遍应用于焦炭塔的设计制造中[20]，有效降低了裙座顶部与焦炭塔连接部位开裂的可能性。

(2)热温箱结构在裙座上部设置热温箱结构，能降低焦炭塔内外壁的温差，减缓热冲击，延长疲劳寿命。计算表明，在生焦和除焦阶段有热温箱可使焦炭塔的热应力下降1/4～1/3，同时可根据不同尺寸结构热温箱的计算结果，完成对热温箱的结构优化设计[21]。

(3)保温结构老式的焦炭塔的保温形式大多采用一般塔器的保温结构，即塔体上焊保温钉和保温支撑圈，这种保温形式不但热损失大，而且焊接产生的应力集中易引发开裂。近年来，背带式保温结构已在国内焦炭塔上得到广泛应用。此种结构将保温支撑圈和保温钉固定在背带上，消除了直接焊接对焦炭塔安全产生的不利影响，产生了较好的效果[22]。使用这种保温形式时需要特别注意塔振动引起的保温材料滑落、保温材料连接处缝隙变大导致塔局部超温等问题。

2.2　操作工艺

2.2.1缩短生焦周期

焦炭塔为间歇操作，轮流进行生焦和切焦操作，缩短生焦周期成为提高装置产量的有效方法。以生焦周期20 h或18 h计算，相比同焦炭塔尺寸条件下24 h的生焦周期，焦炭塔的处理能力将提高16% ～25%。国内早期焦炭塔生焦周期为24 h，近年来为适应生产的需要，通过技术改进，不少装置的生焦周期已可降至18 h。国外焦炭塔生焦所需时间更少，周期可短至10～12 h。生焦周期缩短在提高装置产量的同时，必然会减少焦炭塔各工序的时间，特别是大吹汽、冷焦和预热阶段的时间[23]，加快焦炭塔升温和降温速率，产生较大的应力/应变幅。鉴于低循环热机械疲劳是确认的焦炭塔失效机理，因此缩短生焦周期也必然导致焦炭塔服役寿命缩短。此外，缩短生焦周期还将引起加热炉负荷增加，导致炉管温度升高、油气焦粉携带等问题[24]。

2.2.2降低循环比

循环比是影响装置处理能力、产品性质及其分布的重要操作参数。降低循环比、提高装置处理量是延迟焦化工艺总的发展趋势。国外焦化装置循环比一直呈降低趋势。凯洛格公司设计的典型循环比已可降至0.05甚至更低，福斯特惠勒公司推荐的低循环比为0.05，阿莫科公司采用了单程焦化的操作，其循环比为0。国内焦化装置循环比大多在0.2～0.4，部分企业通过技术改进(如调节循环比工艺流程)使装置能够在循环比0.11～0.15时稳定运行[25]，但与国外的技术尚有一定的差距。循环比较低时，要防止参数大幅波动带来的影响[26]。

2.2.3大吹汽节能技术

大吹汽的作用主要是降低焦炭塔内焦炭温度，将焦炭塔内焦炭温度从430 ℃左右降低至360 ℃左右，为后续给水冷焦等过程创造条件，同时还可以最大限度汽提出焦炭内的轻质油，增加延迟焦化装置液体收率，降低焦炭挥发分含量，减少焦炭收率。大吹汽过程消耗的蒸汽量大，且是间歇操作，为节约能源，国内已有企业采用了智能雾化器将水雾化，与蒸汽一起通入焦炭塔进行降温的技术，由此节省了60% ～70%蒸汽，经济效益显著。但由于用水代替了汽，焦炭塔降温速度有了一定的提升。全部采用蒸汽时降温速度为11.2 ℃/h，而节省60%蒸汽时降温速度为26.7 ℃/h[27]。由于降温速度与焦炭塔的应力应变有直接的关系，因此该技术对焦炭塔安全性的影响尚有待进一步的研究。

2.3　焦炭塔安全性分析

焦炭塔的工艺特点决定了其安全性分析是复杂而艰巨的。几十年来，国内外工程技术人员和科技工作者相继投入大量人力、物力，对在用焦炭塔展开了深入调查、理论研究以及现场分析测试，并通过进一步探讨研究其故障原因，得到了一些关于焦炭塔变形、开裂等现象的机理理论，从焦炭塔不同失效模式出发，例如热机械疲劳、高温低周疲劳、棘轮、蠕变等，提出了基于这些模式的焦炭塔安全性分析方法。

2.3.1热机械疲劳

该观点认为[28-30]，焦炭塔运行期间经常承受剧烈的温度循环变化，其劣化问题属于热机械疲劳损伤范畴，剩余寿命的分析应主要基于热机械疲劳理论。在这类理论中，首先对焦炭塔母材和焊缝材料进行热机械疲劳试验，得到Manson-Coffin关系表达式后，结合焦炭塔的轴对称应力、应变场计算结果，选取合适的当量应变范围，预测焦炭塔的剩余寿命。国内早期针对20g制焦炭塔材料热机械疲劳性能已开展了试验，获得了一些基础数据[31]，但是针对本世纪相继投用的铬钼钢制焦炭塔，相关的试验数据仍然比较欠缺。虽然热机械疲劳被普遍认为是造成焦炭塔鼓胀变形、开裂的失效模式，但目前的方法没有考虑材质劣化对材料热机械疲劳性能的影响，在剩余寿命预测时会得到不安全的结果。目前有关焦炭塔母材和焊缝热机械疲劳试验的数据仍然比较少，特别是本世纪以来国内许多焦炭塔制造采用的铬钼钢材料数据更加匮乏，基础试验工作仍亟待开展。

2.3.2高温低周疲劳

此观点认为焦炭塔的失效是高温环境下低周疲劳造成的[32-33]。由于焦炭塔属于薄壁容器，故可将复杂应力状态简化为二维应力状态，通过单轴高温低周疲劳实验，分别得出母材和焊缝的Manson-Coffin关系式，按照高温强度理论和局部应力应变理论，采用当量应变范围法对焦炭塔进行剩余寿命评估，计算出焦炭塔最大当量应变范围，由Manson-Coffin关系式求出焦炭塔的剩余寿命。这种方法没有考虑温度变化带来的热机械疲劳载荷作用，其寿命预测结果偏于不安全。

2.3.3安定性分析

塔体结构在循环载荷作用下，除在初始阶段少数几个载荷循环中产生一定的塑性变形外，在继续施加的循环外载荷作用下不再发生新的塑性变形或者不出现塑性疲劳或棘轮现象，此时结构处于安定状态。焦炭塔在反复的热疲劳、机械疲劳循环载荷下会产生累积的塑性变形。为此，有学者从两方面针对该问题进行了分析。一方面，保证结构处于安定状态，通过结构几个循环的应力、应变计算，分析应变随循环周次的变化情况，研究结构的安定性[34]。另一方面，如果结构不满足安定状态条件，通过考虑棘轮效应和疲劳耦合作用下的损伤模型，研究焦炭塔的寿命预测方法[35]。

2.3.4持久强度方法

该方法认为[36-37]，当塔体鼓胀变形严重时，会使塔体稳定性下降，强度削弱，由此提出了用持久强度来预测焦炭塔的剩余寿命。选择已服役多年(发生轻度球化)的20g钢板，做成2组(轻度球化和中度球化各6个)标准试样，在焦炭塔使用温度下做持久试验，然后利用双对数曲线进行外推得出焦炭塔的剩余寿命。这种方法简单地将焦炭塔失效模式归因于高温蠕变，虽然考虑了材质劣化对其高温持久强度的影响，但仍然有悖于焦炭塔的实际服役工况和失效机理。

2.3.5基于珠光体球化的剩余寿命计算法

一种观点认为珠光体球化的主要影响因素是温度、时间和化学成分，其理论基础是，20g珠光体球化的实质是具有较高表面能的片状珠光体在高温下有向低表面能球状珠光体转化的趋势，温度越高、时间越长，珠光体球化程度越严重，进行焦炭塔寿命预测时则假定材料完全球化是设备寿命的终点[38]。

另外一种观点认为珠光体球化不仅与温度、时间、化学成分有关，而且与应力水平也有很大的关系，利用珠光体球化转变的动力学方程给出剩余寿命的计算模型[39-40]。焦炭塔剩余寿命计算模型主要考虑了温度、应力对珠光体球化速度的影响。珠光体球化模型只将珠光体球化作为衡量焦炭塔是否安全的主要标志，没有考虑载荷及温度循环对材料造成的损伤，目前仍存在很大争议。

3　今后研究重点

尽管国内外关于焦炭塔安全性分析已开展了大量的研究工作，但目前国内焦炭塔使用中仍然频繁出现开裂、鼓胀等现象，一些关键问题仍未得到有效解决，亟需开展更进一步的研究工作，包括以下几点。

(1) 考虑材质劣化条件下的焦炭塔热机械疲劳寿命研究。焦炭塔材料特别是碳钢在投用一段时间后材质会出现劣化，如珠光体球化等。国内一些企业通过在用焦炭塔检测发现塔体材料存在中度甚至完全球化现象，需要开展研究分析这些焦炭塔是否还有服役潜力，从而为企业报废换新、缩短停工时间提供科学技术支撑。

(2) 考虑应力松弛的焦炭塔寿命预测技术研究。从损伤角度考虑，焦炭塔热机械疲劳失效是一种低周应变控制的疲劳损伤累积结果。应变控制条件下，在保载时(生焦阶段)将发生应力松弛现象，产生蠕变损伤，根据英国高温结构完整性评定规范R5[41]，这部分损伤应计入结构损伤分析中，因此，有必要针对这方面开展研究工作。

(3) 焦炭对焦炭塔结构响应影响研究。由于焦炭热膨胀系数与钢材不一致，在焦炭塔冷却时必然会对塔本体产生附加作用力。目前焦炭塔结构响应研究仍主要采用数值模拟方法，虽然对加热速率、冷却速率等工艺参数的影响已开展了一些研究工作，但关于焦炭影响的研究仍然较少。

(4) 焦炭塔局部的热斑和冷斑对塔寿命的影响研究。焦炭塔冷却时，焦炭空洞和通道分布的不均匀性和随机性，使得塔壁某些局部位置的冷却速率快于或慢于周围其它部位，产生热斑和冷斑。国外已通过现场检测和数值模拟等方法开展了热斑和冷斑对焦炭塔寿命的影响研究[42]，国内目前在这方面仍处于空白。

(5) 目前焦炭塔材料热机械疲劳试验数据仍不充分，特别是国内近年来新投用焦炭塔所用的铬钼钢材料，一些基础试验工作仍亟待开展。

参考文献：

[1]Xia Z，Ju F，Plessis P D. Heat transfer and stress analysis of coke drum for a complete operating cycle[J].Journal of pressure vessel technology，2010，132(5)：1-9.

[2]宁志华，刘人怀. 焦炭塔瞬态温度场的分析[J]. 应用数学和力学，2010，31(3)：273-284.

NING Z H，LIU R H. Analysis of transient temperature field in coke drums[J]. Applied mathematics and mechanics，2010，31(3)：273-284.

[3]Bagdasarian A，Horwege J，Kirk S，et a1. Integrity of coke drums(summary of 1998 API coke drum survey)：Service experience and fitness-for-service in power and petroleum processing[Z]. ASME PVP division (publication)PVP，2000，V01. 411，265-270.

[4]吴娜.焦炭塔循环载荷下的疲劳分析[D]. 青岛：中国石油大学，2009.

WU N. Fatigue analysis of coke tower under cyclic loading [D]. Qingdao: China university of petroleum，2009.

[5]Ronald L D. Residue processing-expanding options and capacity[J]. NPRA, 1999, AM-99-23.

[6]Penso J A. Fundamental study of failure mechanisms of pressure vessels under thermo-mechanical cycling in multiphase environments [D]. Ohio State：The Ohio state university，2001.

[7]Hoist JMFG，Rotter J M，Calladine C R. Imperfections and buckling in cylindrical shells with consistent residual stresses[J].Constructional steel research，2000，54：265-282.

[8]刘人怀，宁志华. 焦炭塔鼓胀与开裂变形机理及疲劳断裂寿命预测的研究进展[J]. 压力容器，2007，24(2)：1-8.

LIU R H，NING Z H. Research progress of bulging and cracking mechanisms and remaining life evaluation for coke drums[J]. Pressure vessel technology，2007，24(2)：1-8.

[9]Allevato C，Richard S，Boswell P E. Assessing the structural integrity and remaining life of coke drums with acoustic emission testing.Strain gaging and finite element analysis[C]∥Engineering sources technology conference & exhibition.Houston：Texas，1999.

[10] Well NA，Rapasky FS. Experience with vessels of delayed coke units[C]∥American Petroleum Institute. 23rd Midyear Meeting of API Division of Refining．Washington D C:American Petroleum Institute，1958.

[11] 李国成，张文，吴娜. 焦炭塔热机棘轮效应的安定性分析[J]. 化工机械，2010，37(4)：444-446.

LI G C，ZHANG W，WU N.Stability analysis of the effect of the ratchets with thermo motors of coke towers[J]. Chemical engineering & machinery，2010，37(4)：444-446.

[12] Ellis P J，Paul C A. Delayed coking fundamentals[C]∥ AIChEspring national meeting. New Orleans： Louisiana，1998.

[13] Satapathy A K.Thermal analysis of an infinite slab during quenching[J]. International journal for numerical methods in biomedical engineering，2015，16(8)：529-536.

[14] 谈永明，邵东亮. 焦炭塔裙座与筒体连接区域应力分析[J]. 化工机械，2011，38(4)：457-460.

TANG Y M，SHAO D L. Stress on skirt-to-shell attachment area in coke tower[J]. Chemical engineering & machinery，2011，38(4)：457-460.

[15] Leslie P Antalffy. Analyses of alternate skirt attachments to coke drum drum[C] // Joint American Society of Mechanical Engineers (ASME)/Japan Society of Mechanical Engineers (JSME) pressure vessels and piping conference. Honolulu, HI (United States): American Society of Mechanical Engineers，1995：560-564.

[16] 李洋，巩建鸣.基于正交试验方法和数值模拟的焦炭塔裙座优化设计[J]. 压力容器，2008，25(7)：17-22.

LI Y，GONG J M.Optimum design of skirt of coke drum based on orthogonal experiment and numerical simulation[J]. Pressure vessel technology，2008，25(7)：17-22.

[17] 顾月章.焦炭塔的材料与结构[J]. 炼油技术与工程，2011，41(11)：17-20.

GU Y Z. Materials and structures of coke drum[J]. Petroleum refinery engineering，2011，41(11)：17-20.

[18] 陈晓玲，段滋华，李多民.国内外焦炭塔的研究现状及其进展[J].化工机械，2009，36(1)：56-59.

CHEN X L，DUAN Z H，LI D M.Research status and progress of coke columns at home and abroad[J].Chemical engineering & machinery，2009，36(1)：56-59.

[19] 赵睿.大型焦炭塔裙座裂纹探析及优化改进[J].石油化工设备技术，2011，32(6)：8-11.

ZHAO R. Discuss on and modification of cracking skirt of large scale coke tower [J].Petro-chemical equipment technology，2011，32(6)：8-11.

[20] 马向峰，陈永东，高振宇，等.焦炭塔裙座过渡段制造工艺[J].压力容器，2014，31(10)：47-52.

MA X F，CHEN Y D，GAO Z Y，et al.Manufacturing process of coke drum skirt transition section [J].Pressure vessel technology，2014，31(10)：47-52.

[21] 李群生.大型延迟焦化装置焦炭塔裙座部位锻焊结构优化[J].炼油技术与工程，2012，42(2)：35-40.

LI Q S.Optimization of forge welding for skirt of large delayed coker drum[J].Petrochemical refinery engineering，2012，42(2)：35-40.

[22] 王永誉.焦炭塔披挂式保温局部超温原因分析及对策[J].石油化工腐蚀与防护，2015，32(5)：45-48.

WANG Y Y.Cause Analysis of Local Temperature Over-run of Overhung Insulation for Coke Drum and Countermeasures[J].Corrosion & protection in chemical industry，2015，32(5)：45-48.

[23] 李建强.炼厂提高延迟焦化装置处理能力方法[J].武汉工程大学学报，2012，34(8)：31-35.

LI J Q.Ways of improving delayed coking unit′s processing capacity for oil refineries[J].Journal of Wuhan institute of technology，2012，34(8)：31-35.

[24] 王计娜.延迟焦化装置缩短生焦周期提高加工量的可行性分析[J].设备管理，2013(12)：165.

WANG J N.Feasibility analysis of shortening coke generation cycle period and enhancing processing capacity of delayed coke unit [J].Chemical enterprise management，2013(12)：165.

[25] 贾树军.延迟焦化降低循环比和缩短生焦周期的问题与对策[J].石油化工设计，2011，28(4)：20-22.

JIA S J. Problems and countermeasures for reducing cycle ratio and shortening coke generation period[J].Petrochemical design，2011，28(4)：20-22.

[26] 杨富明，唐嗣伟，赵岩，等.低循环比条件下的延迟焦化技术分析[J].石油炼制与化工，2013，44(4)：24-28.

YANG F M，TANG S W，ZHAO Y，et al. Analysis of low recycle ratio operation of delayed coking unit[J].Petroleum processing and chemicals，2013，44(4)：24-28.

[27] 孙世连.延迟焦化装置焦炭塔大吹汽节能研究及应用[J].石化技术，2016，23(2)：35.

SUN S L.Energy saving upgrading for large steaming out system in coke tower of delayed coking unit[J].Petrochemical industry technology，2016，23(2)：35.

[28] Yan Z，Zhang Y X，Chen J，et al. Statistical method for the fatigue life estimation of coke drums[J]. Engineering failure analysis，2015，48：259-271.

[29] Chen J，Xia Z.Fatigue behaviour of coke drum materials under thermal-mechanical cyclic loading[J]. Theoretical & applied mechanics letters，2014，4，041006：1-4.

[30] 傅继阳，王璠，刘人怀，等.基于改进BP神经网络的焦炭塔热机械疲劳剩余寿命预测[J].压力容器，2005，22(5)：4-7.

FU J Y，WANG F，LIU R H，et al.Prediction of the residual life of thermo-mechanical fatigue of coke tower based on modified BP neural network [J].Pressure vessel technology，2005，22(5)：4-7.

[31] 陈雪松，李一红，唐文庆. 复杂应力状态下20g 材料热机械疲劳试验研究[J].科技创新导报，2012(13)：2-4.

CHEN X S，LI Y H，TANG W Q. Thermal mechanic fatigue experimental study on 20g material under complicated stress situation [J].Science and technology innovation herald，2012(13)：2-4.

[32] 蔡志刚，张国福，宋天民.20g高温低周疲劳实验评定[J].石油化工设备，2005，34(2)：18-20.

CAI Z G，ZHANG G F，SONG T M.High-temperature low cycle fatigue test assessing the residual lifetime of 20g coking tower [J].Petro-chemical equipment，2005，34(2)：18-20.

[33] 张玉福，贾振柱，金玉琴，等.焦炭塔疲劳寿命评估[J].石油化工设备，2003，32(5)：11-13.

ZHANG Y F，JIA Z Z，JIN Y Q，et al.The residual failure life valuation of the cooking column[J].Petro-chemical equipment，2003，32(5)：11-13.

[34] 刘冉冉，李国成，吴娜.基于ANSYS 周期载荷下的焦炭塔的安定性分析[J].石油和化工设备，2009，12(11)：15-17.

LIU R R，LI G C，WU N. The stability analysis of coke tower under periodical loading by ANSYS [J].Petro & chemical equipment，2009，12(11)：15-17.

[35] Dong J H，Guo L L， Gao B J. A finite element analysis of the cyclic plasticity of circumferential weld of coke drum under moving axial temperature gradient[J].Procedia engineering，2015，130：307-321.

[36] 王乃忠，蔡志刚，张国福，等.20G焦炭塔剩余寿命的持久实验分析[J].辽宁化工，2004，33(3)：177-179.

WANG N Z，CAI Z G，ZHANG G F,et al. Analysis of endurance test of the residual life of 20g coking tower[J].Liaoning chemical industry，2004，33(3)：177-179.

[37] 杨军，沈书乾，张国福，等.焦炭塔剩余寿命可靠度计算[J].石油化工设备，2004，33(3)：48-50.

YANG J，SHEN S Q，ZHANG G F，et al.Reliability calculation of remainder life of coke tower[J].Petro-chemical equipment，2004，33(3)：48-50.

[38] 朱宏顺.20G材质老化与其剩余寿命关系的初探[J].抚顺石油学院学报，2002，22(4)：49-51.

ZHU H S. Relationship between the material ageing of 20g and its residual life[J].Journal of Fushun petroleum institute，2002，22(4)：49-51.

[39] 曾超，宋天民，张国福，等.焦炭塔材料球化程度计算模型研究[J].压力容器，2004，21(11)：4-8.

ZENG C，SONG T M，ZHANG G F，et al.Calculation model research on the spheroidized materials of coking tower[J].Pressure vessel technology，2004，21(11)：4-8.

[40] 赵登志，鞠占英，宋静，等.温度对12CrMoV钢管珠光体球化及力学性能的影响[J].电站系统工程，2002，18(3)：58-59.

ZHANG D Z，JU Z Y，SONG J，et al. Effect of temperature on pearlite spheroiding and mechanical properties of 12Cr1MoV tube[J].Power system engineering，2002，18(3)：58-59.

[41] British energy generation Ltd, Gloucester. Assessment procedure for the high temperature response of structures：UK. R5-2003 [S].

[42] Feng J，John A，Xia Z. Global and local elastic-plastic stress analysis of coke drum under thermal-mechanical loadings[J]. Journal of pressure vessel technology，2011，133，061202：1-9.