加氢反应器运行状况安全分析由于制作热壁加氢反应器的钢是Cr-Mo钢中回火脆化敏感性较高的钢种，而热壁加氢反应器的操作温度又长期处在325～575℃的回火脆化温度区。

因此，热壁加氢反应器投入使用后，其材料的回火脆化是不可避免的。

在反应器开停工过程中，当器壁温度较低时，器壁材料的韧性就有可能由于氢脆和回火脆共同作用而大幅度下降。

此时，如果反应器器壁中的应力水平较高，就有可能诱发脆性破坏事故。

为了避免此类事故发生，通常采取的措施是设定反应器的最低升压温度。

即当反应器内温度低于最低升压温度时，内压力不能超过预先设定的压力限。

对于加氢裂化反应器，通常规定在床层温度低于135℃时，压力不得超过反应器设计压力的1/3。

由于在热壁加氢反应器的服役过程中，其材质劣化状况会随着服役时间的增长而逐渐增加，这使得在反应器投用初期偏于安全的限压升温措施到了反应器服役的后期就可能变得危险。

因此，根据反应器的材质劣化状况来准确地推断反应器的使用安全状态，并确定合理的最低升压温度，对于保障热壁加氢反应器长期使用的安全性是十分重要的。

根据对试板材料性能所开展的一系列研究结果可以确定，反应器在经过近3万h的运行后，其材料没有发生明显的回火脆化，在现行工况条件下运行发生氢致开裂的可能性也很小。

因此，加氢反应器的运行安全更多要取决于操作条件的变化状况。

1 最低升压温度估算估算最低升压温度方法目前比较传统的确定热壁加氢反应器的最低升压温度的方法，是采用如图1所示的安全分析线图。

采用这种方法设定最低升压温度时需要具备材料的脆性系数J、材料屈服强度σ和材料的上平台冲击功CNV。

推算过程按下面的基本步-us骤进行。

（1）根据材料的脆性系数J，由图1a推算出反应器长期服役后材料的FATT。

图1 确定最低升压温度的安全分析线图（2）根据材料的屈服强度σ和上平台冲击功CNV-us，由Rolfe-Novak关联式推算出材料在上平台温度下断裂韧度K IC-US。

Rolfe-Novak关联式为：（KIC/σ）2= 8(CNV-us/σ(3)根据材料的屈服强度σ，由图1d求出在屈服应力σ作用下反应器中对应于裂纹长度为a cr的假定裂纹所具有的应力强度因子KIC。

(4)根据以上推算所得的FATT、K IC-US和K IC，即可通过图1b和图1c 推算出含有长度为a cr假想裂纹的反应器不发生脆性破坏的最低升压温度。

最低升压温度估算为了在进行最低升压温度估算时有对比性，以反应器为对象，假设其内表面存在a/2c=的半椭圆表面裂纹，分别运用反应器出厂性能数据及试板的冲击性能等数据来估算最低升压温度。

在推算过程中，由于采用J系数来推算反应器长期服役后的脆化状况有较大的误差，而直接采用产品试板的步冷试验结果和挂片试板的实测数据。

假定内表面半椭圆裂纹的深度a=40 mm，则可推算出相应的最低升压温度，见表1。

表1 最低升压温度估算结果估算条件J/%FATTA．S/℃σ/MPaCNV-us/J最低升压温度/℃出厂数据9243398试板数据105440172在以上列举的2种反应器最低升压温度的推算结果中，虽然其总体的结论是一致的，即反应器在现有的操作工艺条件下能够安全运行而不会发生脆性破坏。

但是从中也可看到以下2方面的问题：①由不同推算过程得到的最低升压温度结果相差很大。

②由推算得到的最低升压温度均远低于实际工艺所采用的最低升压温度。

从以上推算过程可看出，采用步冷试验结果推算反应器长期服役后的回火脆化状况，其结果的可靠程度并不高。

因此可以说，在热壁加氢反应器中放置试板，并通过测定试板的回火脆化状况来确定反应器材质回火脆化状况，是唯一可行的准确方法。

2 反应器现存缺陷安全评定1997年开罐检验过程中，在反应器中检测到的最大缺陷有2处。

一处是距离外表面145mm，长度为260mm，宽度为3mm的线性缺陷。

另一处是距离外表面205mm，长度为45mm，靠近内壁的线性缺陷。

经反复探查确认，这些缺陷均为制造过程中形成的原始缺陷。

为了确定这些缺陷对反应器使用安全的危害性，参照CVDA-1984《压力容器缺陷评定规范》对其进行安全评定。

根据检测纪录，评定时将第一处缺陷简化为长径比2a/2c=3/260=的椭圆形埋藏裂纹。

第二处缺陷简化为长径比a/2c=45=的半椭圆形表面裂纹。

应力分析因缺陷为环向分布，故只考虑与裂纹面垂直的应力。

由于该处焊缝没有明显的几何超标部位，因此，不考虑由于结构不连续引起的应力集中。

对所评缺陷平行于焊接方向的埋藏裂纹，根据规范取焊接残余应力为0。

因此，埋藏裂纹的等效拉伸应力σeq =σm+σt，其中σm为筒体的轴向膜应力，σt为热应力；而对平行于焊接方向的表面裂纹，取焊接残余应力σr=σ。

因此，表面裂纹的等效拉伸应力为σeq =σm+σt+σr。

缺陷的断裂安全评定分别对埋藏缺陷和近内表面缺陷进行了断裂安全评定，所取工况为较危险的情况，即器内温度降到0℃的降压工况。

由于等效应力均小于相应温度下的材料屈服限，因此可以按应力强度因子法进行缺陷评定。

评定的结果见表2。

表2 反应器缺陷断裂安全评定结果缺陷形式σeq/MPaKI/MPaKIH/MPa安全裕度nk=KI/KIC表面埋藏以上的计算结果表明，参照CVDA-1984《压力容器缺陷评定规范》和线弹性断裂力学方法对反应器进行安全评定，并在评定过程中采用考虑充氢影响的断裂韧度值K IH，所得到的结果仍然具有相当大的安全裕度。

相比之下，靠近反应器内表面的埋藏缺陷所具有的安全裕度要小于存在于器壁中部的埋藏缺陷。

根据以上评定结果，反应器在现有的操作条件下正常运行，其内部缺陷不会危及其整体的使用安全。

3 应力变化状况运行条件下反应器中应力变化状况为了探讨反应器在运行过程中可能出现的问题，对反应器中的应力变化状况进行了有限元分析。

对于堆焊层和母材，在发生屈服后，均视为理想弹塑性材料。

为了比较全面地了解反应器服役期间的结构应力状况，计算过程包括反应器最终热处理的温度变化历程和一个正常的开停工过程。

计算中假定反应器在最终热处理过程中经过690℃的8h保温后，设备结构中的应力完全得到消除。

以此为初态将设备冷却到室温，然后开始升温至400℃。

在升温过程中，当温度达到135℃时，压力由升温时的增加到。

通过计算可知，由于不锈钢堆焊层与铬钼钢之间的热膨胀系数相差较大，反应器在经过最终热处理冷却到室温时，堆焊层已经发生屈服。

其中在凸台上下拐角处的屈服状况最为突出。

从分析结果看出，虽然在反应器开停工过程中，堆焊层会发生一定程度屈服，但反应器的总体应力仍然处于安全水平。

反应器床层飞温和紧急放空时应力状态分析计算中假设飞温时床层温度在25min内由360℃迅速上升到560℃。

在床层飞温以后，由于min紧急放空阀的启动，在60min内床层温度由560℃回复到360℃。

针对这一工况进行了相应条件下的热应力分析，计算时假设床层飞温在反应器的筒体器壁上形成了25mm厚的均温段，在此两侧25mm的高度内，温度由飞温段的床层温度下降到正常的床层温度360℃。

从计算可知，飞温中床层温度达到560℃时，相近的内壁堆焊层已屈服。

以上结果表明，无论是飞温过程，还是紧急放空过程，都会导致受热部位堆焊层发生屈服，但不会使相邻部位母材发生屈服。

另一方面，由于飞温过程较为短暂，不会造成材料发生明显的蠕变损伤。

因此，飞温和急冷过程虽然增加了堆焊层的塑性变形量，但不会对反应器整体结构的安全性构成较大的威胁。

然而，从保护堆焊层结构完整性的角度出发，在控制床层飞温的过程中，还是应当适当控制床层的降温速度，以避免器壁中出现太大的温度梯度。

在能够保证设备安全的前提下，应尽可能避免使用min紧急放空阀。

4 结论①对反应器最低升压温度的估算，以及结合1997年检测出的缺陷所进行的安全评定结果表明，反应器在现有的工艺条件下使用还有足够的安全裕度。

②对试板母材的氢致开裂试验与计算分析结果表明，当铬钼钢中的扩散氢浓度大于×10-6时，试板材料才会在室温条件下表现出较大的氢脆敏感性。

资料表明，在反应器正常运行时，筒体器壁中的氢浓度峰值不会超过×10-6。

反应器停工后，筒体器壁中的氢浓度峰值就会开始下降。

当反应器的器壁温度接近室温时，筒体器壁中的氢浓度峰值就会下降到×10-6以下。

因此，反应器在现行工况条件下运行，不大可能发生氢致开裂。

然而，当环境温度下降到0℃以下时，试板母材抵抗氢致开裂的能力下降十分显著，为安全起见，仍然应当尽可能避免出现使反应器壁温下降到0 ℃附近的状况。

③在加氢反应器的使用过程中，由于不锈钢堆焊层与母材的热膨胀性能差异较大，正常的开停工过程就会造成堆焊层产生屈服，这种现象在器壁的凸台拐角处尤为突出。

因此，过于频繁的升降温过程就有可能导致堆焊层中出现疲劳裂纹。

在反应器的开罐检验中，凸台上下拐角处的堆焊层开裂状况，应当成为重点检查部位。

④在反应器运行期间可能出现的飞温和急冷过程，会进一步造成局部受热区域的堆焊层发生塑性变形。

因此，保证操作运行的平稳性，对于提高加氢反应器的使用寿命十分重要。