反应容器事故案例分析(三)
案例二十一　　 事故名称： 煤气发生炉爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：广东省江门市某厂　　 原因类别：违反劳动纪律　　 经济损失：直接损失12万元，间接损失2万元。　　 事故经过：　　 日上午7时30分，系统计划停车检修，该Φ2．26m的2号煤气发生炉按正常情况停炉。停炉后关闭夹套汽包出口阀，打开放空阀，当晚检修完毕后于22点20分开车制气，开车后，主操作工离岗冲凉洗澡，由副操作工操作。23时炉温到580℃停炉加炭，此时，二楼炉条机工发现夹套汽包有阵阵热水喷出洒至二楼，便通知三楼自动机操作工。三楼副操作工将夹套汽包放空阀关闭(当时汽包蒸汽压力为0．09～0．1MPa)，但没有检查夹套汽包出口阀(此阀仍关着)就到操作室。23时45分，即交班前，操作工发现汽包液位降低，但只检查汽包底部，排污阀开关情况，没有检查其它进出口阀门和汽包压力表，在报表上任意填上1MPa的数据了事。零点班接班后工长正在翻阅交接班纪录，操作工已吊好炭，准备停炉加炭，2号炉突然发生爆炸。煤气发生炉法兰大盖穿过屋顶飞出厂房外14．6m，炉体支架炸歪，炉体塌落成60°角，煤气发生炉夹套层沿径向撕裂1／3周。屋顶被打穿，损坏200m2，四根钢筋水泥横梁有的被打断，有的被打碎，左右两跨屋顶横梁震裂，上下行煤气管及吹风管均被拉断，炉内红炭从炉顶及二楼四方门打出，烧伤4人；其中1人死亡。　　 事故原因分析：　　 这是一起因违反劳动纪律和操作规程而引起的责任事故。　　 1．上班期间，操作工先后离岗位洗澡，当发现汽包液位不正常时，没有及时仔细检查有关阀门开关情况，造成憋压爆炸。　　 2．没有严格遵守交接班制度。上一班既不作交待，下一班又不经详细检查，以致出口阀门长时间处于关闭状态，竟无人发觉；在填写报表时，不去实地查看，而任意填写数据。生产是在盲目和混乱中进行，就不可避免要发生事故。　　 事故教训：　　 1．开停车时必须由造气工段长负责检查设备(包括阀门)、工艺情况。　　 2．加强职工的纪律、技术教育。　　 3．严格执行交接班制度，分清职责。案例二十二　　 事故名称： 碳化罐爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：广东省从化县某厂　　 原因类别：制造缺陷　　 经济损失：0．9万元　　 事故经过：　　 日7时10分，该厂8#碳化罐在正常操作压力下发生爆炸。爆炸后发现该罐纵焊缝已全部炸开，环焊缝炸开70％，见图1—18。
图1—18 爆炸的碳化罐示意图　　 事故原因：　　 1．此罐系由公社农机厂加工，焊接质量差。事故后检查发现，加工时未焊透，焊缝中还留有气孔。　　 2．制造设备时仅焊里面或外面一层，而所夹的焊渣没有铲除掉，又在外面或里面继续烧焊。全部焊缝中间均含有夹渣，有的地方有2—3mm未焊透。　　 3．设备在投产前虽然也经过0．6MPa蒸汽试压。但由于长时间运转，罐内壁受气体严重腐蚀。投入运行后，又未对焊缝进行检查。　　 事故教训：　　 1．加强对受压容器制造和使用的管理，确保焊接质量，并经探伤，试压合格后方能投入使用。　　 2．对余下的11个碳化罐经全面检查后，已全部更换新的设备。　　 3．定期对受压，易腐蚀的设备进行了检查和维修。案例二十三　　 事故名称： 变换炉顶部爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：河北省邯郸市峰峰矿区某厂　　 原因类别：违章作业　　 经济损失：直接损失3．3万元，间接损失3．8万元。　　 事故经过：　　 此变换炉由河北邯郸石油化工机械厂设计制造。炉高H＝7985mm，Φ内＝1300mm，Φ外＝1800mm，炉壁厚14mm，材料为A3钢板，设计压力p＝0．65MPa，工作温度T＝380～480℃。1969年5月安装后，7月投入使用，到事故发生时止，共运转6年整(停车检修除外)。　　 此设备使用到1975年时，曾发现上封头短管(Φ900×14mm)与上封头焊接处开裂，结果在外部焊了两遍后又继续使用。1977年5月大修时将此炉淘汰不用。1978年7月大修时，又将此炉与Φ外＝2000mm的大变换炉串联起来使用；并将气体进口管由一侧改装在上顶盖头中央，见图1—19。由于Φ900mm法兰密封不好而漏气，于是就用钢板将其包焊起来以防止漏气(见图1—19中虚线部分)。　　 11月24日，碳化岗位倒塔时，因阀芯脱落，没有及时发现。操作工将已脱芯阀门打开，想让变换气进新碳化主塔(实际未进入)，随后又关闭了原主塔的进气阀门。结果，使变换气无法进入碳化系统，以致变换系统和压缩机二段出口压力迅速上升。虽经变换操作工和压缩操作工放空处理，但由于放空阀开得不够大，压力继续上升，当压力达到1．2MPa时发生了爆炸。爆炸后，检查现场发现，上封头短管焊口拉断。顶盖带着2．5m长的进气管飞到40m远的锅炉房前。炉内2t触媒以及炉篦、工字铁等全部变成碎片飞出。将相距6m远的Φ2000mm大变换炉的保温层全部震裂。　　 事故原因分析：　　 经分析认为，事故原因较多，主要是：　　 1．长期超压运行，设计压力为0．65MPa，但实际压力经常在0．7～0．9MPa之间。事故发生前几年的超压情况如表1—5。
表1—5 实际操作压力变化情况
实际操作压力(MPa)
最高压力(MPa)
0.9　　 2．法兰漏气用钢板围成圆柱形焊死，不符合要求，因其只焊了外部单边，焊接强度不够，焊补不当，难以保证安全使用。
图1—19 改装后的封头结构　　 3．碳化岗位操作工不注意观察压力表而盲目操作，责任心不强。　　 4．变换和压缩岗位处理事故迟缓，不果断。　　 事故教训：　　 提高操作人员的技术业务水平，特别要提高处理故障时的能力。对高温、受压设备不得随意改动，并严禁超压运行。案例二十四　　 事故名称： 合成塔超温起压引起爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：四川省内江县某厂　　 原因类别：违章作业　　 经济损失：直接损失7．7万元，间接损失18万元。　　 事故经过：　　 该合成塔由川省化工设计院设计，其主要设计参数为：工作压力：P＝15MPa，塔壁温度：t≤150℃，工作介质：H2、N2和NH3；塔内径：DB＝450mm，由成都六五厂提供试制的16Mn—Φ502×25mm普通无缝管，由自贡高压容器厂加工成单层结构式合成塔外壳。　　 该塔1970年制造出厂，在制造时对此钢管未作理化测试和超声波检查，在制造中无具体工艺文件，焊缝亦未作消除应力的热处理，出厂时也没有质量合格证明书及有关技术资料。　　 该塔于1970年8月安装，71年5月投产使用，到爆炸为止共运转43762小时。该塔内件更换3次，检修5次，更换触媒8次；对筒体从未进行过技术检测。　　 日22时50分，发现该塔上部位外筒壁漏气着火(着火位置在塔上部热电偶处，方向正对合成厂房)，火焰向外无力燃烧，能听到燃烧的声音，火焰长度约150mm，面积150×150mm2。后经用蒸汽扑灭，继续生产到78年12月21日白班，全厂停车中修为止。但未把此塔泄漏列为正式检修项目，只是中修后期厂部提出安排进行了检查，在外壁着火部位打掉约300×300mm保温层，用H2、N2气对该塔加压到17MPa，再用肥皂水查漏，未找到泄漏点。日再次开车使用，至31日生产转入正常，1979年元月1日四时满负荷运行，8时24分左右非本岗位两名工人分别在约50m、30m远处看见该塔上部有直径约为400×500mm的一团火，随即发生爆炸。据查八时十五分的记录，该塔压力为16．8MPa，触媒反应温度487℃，电加热器电压60V，电流190A。事故发生时全厂留厂干部正在调度室开班前会，经全力抢救，半小时内扑灭火焰。　　 事故后经检查发现，爆炸发生时，该塔冲断了与基础的联系，拉断了与塔连接的四根高压管道，与地面形成60°再向上倾斜飞出，被框架横梁挡住。由于爆炸时裂口高速气流的反推力和框架横梁的阻碍，使外筒弯曲成近90°夹角，弯曲部分有三条裂缝，参见图1—20。内筒有六块碎片飞出，塔壁有一热电偶抱箍飞出。外筒爆炸后，由于高压气体的作用，内筒和触媒框炸得四分五裂。螺旋板热交换器，沿塔内壁上冲两m多，由于中心管的限制才没飞出。中心管成扁形，u型冷管呈乱麻状，触媒绝大多数飞出。还使与其并联生产的另一合成塔内件和冷交换器内部因压差过大而损坏。合成车间内靠合成塔一方的照明、仪表讯号和电加热器线路被烧坏或震断，操作盘上的仪表损坏严重，合成塔进气总管和精炼补充气总管，以及部分高压管道，管线均被烧坏，精炼铜液再生器裂缝长达300mm，气柜水槽被震裂(三条裂缝)，明显向外渗水，碳化一号氨水槽也被震裂。　　 事故原因分析：　　 1．历年来，合成塔超压运行情况如表1—6所示。由表可见，操作压力是逐年提高，加之停电频繁，起压力、温度波动，加速了裂纹的扩展。
表1—6 合成塔实际操作压力情况
实际操作压力(MPa)
最高操作压力(MPa)
13.0～14.0
15.0～16.0
16.0～17.0
17.0～18.0
18.0　　 2．塔壁局部超温，引起氢脆，使钢材脆化。经金相分析证实，起爆点脆性断口有明显的人字纹路，筒体环焊缝以下206mm断口上有一扇形放射状纹路，指向塔体内表面上的一个舌状物。合成塔产生局部氢腐蚀，离断口边越近，氢腐蚀裂纹愈密集，离断口越远裂纹愈少，直至没有。焊缝经X光拍片，发现有二条横向裂缝，凡裂纹密集的地方均有明显脱碳，且钢管外表有缺陷。
图1—20 合成塔撕开裂缝大小示意图　　 塔壁超温的主要原因是：　　 (1)由于该地区停电频繁，停电时合成塔往往采用保温、保压措施。塔壁冷却气中断，塔内触媒反应热大量辐射，使外筒壁温上升。　　 (2)短期停车时，该厂都采用传统的保温保压处理，即开电炉，开循环机，维持触媒层温度在450℃左右，时间长时，也会使外筒壁温上升。　　 (3)塔壁温度的侧温热电偶由于安装问题，反映出来的温度值大大偏低，该问题长期未能引起重视。　　 3．钢管也存在缺陷。该塔用16Mn—Φ502×25mm普通无缝钢管制造，该钢管质量差，外观有槽痕、凹坑、折叠夹渣等缺陷。另外，壁厚的偏差，钢管椭园度及弯曲度都达不到要求，内外表面有脱碳现象，不能用于制造高压合成塔的筒体。此次调查检测结果，该塔筒体脆性区断口附近有缺陷。这样一方面减少了筒体的有效壁厚，同时在此处容易产生应力集中，加速了氢腐蚀，这也是事故原因之一。　　 事故教训：　　 1．压力容器的设计、制造应严格执行国家或部颁的有关技术规定及标准，应符合安全的要求。压力容器的使用，应严格遵守设计规定的各项工艺指标，不能盲目超温、超压，对于目前已盲目超温、超压使用的均应降至原设计规定的工艺指标操作。　　 2．设备上原设计规定安装的附件(包括温度、压力、流量的指示及记录仪器、仪表等)应经常保持齐全、灵敏、可靠。　　 3．操作过程中，如发现有变形、漏气、着火等异常现象，应立即停车采取有效措施，防止事故发生，并报告有关部门。案例二十五　　 事故名称： 氨合成塔内件损坏　　 发生日期：日　　 发生单位：四川省某化工总厂　　 原因类别：违章操作　　 经济损失：直接经济损失2．83万元，间接经济损失161．98万元。　　 事故经过：　　 日，四川省某化工总厂因电力紧张需要减量生产，总厂调度室通知合成车间停一台循环机。当班班长和副班长商量，决定停k403B(N3．6／238—320)循环机。班长随即命操作工去关闭系统近路阀，自己去开小车(另一台循环机)近路阀。当小车近路阀尚未按正常操作顺序完全开启，操作工已关闭了系统近路阀，去检查放氨阀了。此时系统近路阀已关闭，而小车近路阀开度不够，使约每小时三万立方米的循环气体全经主阀进入氨合成塔。塔内气量突然
图1—22增多，空速增大，床层温度快速下降，虽采取补救措施，但因操作条件已被破坏，无法控制。合成塔出口温度剧烈变化，骤冷骤热，大大超过了允许波动范围规定指标土5℃，而达到100℃左右(270℃～370℃之间)，造成塔出口垫被刺穿。由于气量猛增，内件内外压差增大，使内件损坏。如图1-21、1-22、1-23、1-24所示。合成氨被迫停产20天，又因无氨气，联碱停产20天12小时45分。
图 1—23 氨合成塔结构示意图
图 1—24　　 事故原因分析：　　 指挥不当，操作配合失误，致使大量循环气体闯入氨合成塔。由于气量骤增，内件内外压差增大，温度波动远远超出允许波动范围，造成了内件损坏。　　 事故教训：　　 认真制定并严格执行岗位操作规程，制订系统和各岗位开停车程序及相互配合的规程，并严格执行。案例二十六　　 事故名称： 氨合成塔双锥密封失效　　 发生日期：日至1980年3月计10次　　 发生单位：栖霞山某厂　　 原因类别：设计缺陷　　 设备用途、结构及主要参数：栖霞山某厂的氨合成塔是丹麦托普索专利，内件为两层径向冷激式，由法国c·L·c·S厂制造，多层热套的受压外壳由法国c·M·P厂制造，大盖密封采用双锥密封，双锥环的材质是牌号为ARMCO的软钢，相当于我国的08号钢，正火后硬度HB＝112，大盖用24个M160主螺栓紧固，双锥环的装配尺寸如图1—25所示。　　 塔内操作压力26．4Mpa，操作温度525℃，受压壳体、双锥密封垫，设计压力28．9Mpa，工作温度150℃，设计温度260℃。
图1—25 双锥密封结构简图　　 合成塔的作用是将氢气和氮气在高温高压下通过触媒进行氨合成反应生成氨。
表1—7 氨合成塔大盖着火事故统计
79.3.3 22时
开工加热炉(F1501)停火后，先发现大盖周围起火，后来把合成气压缩机的放空气引燃
79.4.22三班
在升压到12.7MPa时：大盖周围起火，火焰长约0.5m
79.4.26一班
80.1.2 4时
在升压到12MPa时，大盖周围起火，火焰长约1m
80.1.2 6时
降压熄灭火后，升压到12MPa，又起火，情况同上
80.1.2 8 时
降压熄火，升压到12MPa又起火，情况同上，后来降压熄灭后降低升压速度
80.3.23 6时
系统停车时降压到11MPa时起火，用蒸气、氮气扑不灭，快速降压到1MPa火才熄灭
　　 1980年，我国从日本宇部引进的年产30万吨合成氨装置中，其合成塔同为托普索的专利，大盖密封结构也为双锥密封，所不同的是，垫片材质为A1050—P软金属，23个M150主螺栓的上紧是使用液压螺栓紧固装置，这样两个改进措施，将保证了该塔能达到很好的密封效果，其结构及尺寸见图1-26。　　 事故经过：该厂氨合成塔于1978年10月投入运行，日在压力、18．6MPa下发现大盖密封泄漏，当将压力降至4．9Mpa时，用锤击法把大盖螺母旋转30°，仍有泄漏，于是在3月3日降压：松开全部螺母，重新进行紧固，但仍不能消除泄漏，每当开停车时，都增加一些预紧力，都达不到好的效果，泄漏量随开停车次数的增加而增加，在日开车升压时，发生大盖密封处起火，火焰高达1m，随即降压并在塔外用蒸汽、氮气灭火，至80年3月底该厂先后共发生过同类事故10次，详见表1—7。
图1—26 日本宇部引进的氨合成塔双锥密封结构　　 事故原因分析：　　 1．设计不周：该塔是采用半自紧双锥密封，在低压情况下靠双锥环的回弹力，在高压下锥环能补偿螺栓的伸长和封口直径的微小增大，同时藉内压造成密封面的密封比压，此种结构在工作状态下随内压增高其密封性能越可靠，根据理论算和实验观察，在升降压过程中双锥垫密封面和塔端部法兰上的密封面将会产生相对滑移。一般双锥密封由强度较高的双锥环和软垫组成，双锥环起弹性作用，软垫起密封作用。使用软垫可达到减少螺栓预紧力和防止擦伤密封表面的作用，而由法国引进的三厂在双锥密封处均没有软垫的。在同样状态下要达到密封，螺栓预紧力较大。在静密封中，有滑动摩擦，钢对钢的摩擦力，为钢和铝之间摩擦力的4倍，为钢和银的7倍。实际上在开始工作状态时，由于摩擦面的接触比压很大，表面必然擦伤。　　 合成塔大盖打开后发现，不论在双锥环密封面上还是在塔体密封面上均有许多又细又密的锥面条纹，深度在0．1mm左右，如图1-27所示。这是合成塔双锥密封失效的主要原因。开停车越频繁越容易泄漏。　　 2．安装质量问题：法方提供的安装说明中规定，采用一根1．5m长的加长板手，由两个工人拧紧大螺母，然而三个厂的现场工人都是采用十六磅的大锤来撞击的，用这种方法不可能使24个大螺母都以同样的：力量来上紧，一旦某部分撞击的力量过大或过小都将会造成双锥环的损坏或泄漏。　　 改进措施：
图1—27 密封面上的伤良(局部)　　 事故发生后，由一机部通用所在实验室内对小口径镶铜丝的双锥环进行研究，取得了一些数据和经验，并应用栖霞山化肥厂的合成塔上。具体做法如下：用一根铜丝镶在外侧水线，用二根银丝镶在内侧二道水线，两端焊接，修圆，在预紧力作用下，银丝压扁形成一个新的密封面，由于这个密封面较窄，密封面比压大，另一方面这个新的密封面是在密封环上压制成形的，所以能够和密封面完全贴合在一起，同时由于银丝具有耐高温，耐氨蚀，与钢的粘结力小等特点，所以选用两根银丝镶在密封面的内侧，用一根铜丝在外侧，目的是防止银丝的接头发脆，在压力下断开，同时还保证金属丝所形成的密封面高出一定值，经过这一改进，使用情况良好。　　 改进的具体做法如下：　　 1．金属丝直径的选取：选取依据是金属丝的截面积为密封槽截面积的1．4倍以上，这样便于安装，亦保证经过预紧压扁后有一定的厚度。　　 法方提供的密封水线是V型的，宽度为1．6mm，深度为0．8mm，经计算选用直径1．4mm的银丝(实际选用直径1．5mm)。　　 2．金属丝的安装和焊接：安装时，银丝要平直地镶在V型槽内，详见图1-28拉紧后用夹具夹紧，详见图1-29，然后截取长度比周长短4～5mm的银丝作为下料长度，焊接时，把接头移出槽外进行对接焊，用气焊不加填充金属(也可以用氩弧焊，以保证其最优质量)。焊接前先把银丝焊口锉平，然后用气焊把断口烧成圆型，最后才焊接成形，使焊缝达到一定的强度和韧性，焊缝要求没有气孔，夹渣和凹陷，然后锉圆，最后用力压入V型槽内，这样使银丝有一定的箍紧力，不致于安装时从槽内掉出来，另一方面拉紧银丝时注意不要拉断。
图1—28 镶丝结构简图
图1—29 银丝安装夹具简图
　　 3．靠背间隙值的修改：原法方提供的双锥环与支承环面的间隙为1．8mm，约为直径D的0．088％，超过设计规范值0．05％D，双锥环是软钢材料制的，如果使双锥环靠背间隙为零，则引起环的塑性变形，这就不能增加环内压升起后的回弹能力，根据虎克定律，环内产生的应力将超过双锥环材料的屈服限，致使双锥环失去重复使用的性能，预紧时要用较大的力，为此，该厂适当地把靠背间隙减少到0．5mm，以保证密封环有一定的弹性。　　 法方提供的双锥垫圈安装和紧固的操作说明(1010DPE1504)规定，用两法兰面间的间隙值变化来控制预紧力的，下面为该厂的计算。　　 间隙值变动由两个量组成，其一是靠背后法兰面的减小值t1，二是银丝压扁后法兰面间隙的减小值。　　 靠背间隙引起法兰面的减小值：　　 t1＝2×1．5×tg30°＝1．732mm　　 其中1．5mm为间隙值。　　 银丝压扁量是银丝变形所引起法兰面间隙的减少，银丝高出密封面0．83mm，选取压扁后厚度为0．2mm，在斜面上银丝的减薄量S＝0．83-0．2＝0．63mm　　 代入公式　　　　　　　　
　　 总的法兰面间隙减少量是：　　 t＝t1+t2＝1．732+2．52＝4．252mm　　 从表1-8可以看出，安装时原始间隙为11．16mm(平均值)经过预紧后间隙为7．04(平均值)，实际间隙t＝4．12mm，总的法兰面间隙减少量与实际间隙之误差仅有3．1％。
表1—8 镶银丝双锥密封紧固法兰间隙值(mm)
平均间隙值
预紧后间隙
7.04　　 由于结构上的改进，原来ARMCO(软钢)制的双锥环的回弹性能差，在工作状态下双锥环的内应力约为370MPa，大大地超过了该材料的设计温度下屈服限σts＝120MPa，这样容易造成预紧力的松弛，不能保证低压情况下良好的密封，为此，该厂决定再制造一个新的双锥环时改用强度和硬度更高的材质，这样双锥环就可以重复使用。案例二十七　　 事故名称 变换炉入孔爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：湖北省当阳县某厂　　 原因类别：设计制造缺陷　　 经济损失：直接损失1．188万元，间接损失1．12万元。　　 事故经过：变换炉由湖北省轻化工厅设计，工作压力0．9MPa，工作温度480℃，炉内径1835mm，衬隔温砖后有效内径约1500mm，材质16Mn钢，简体壁厚14mm，入孔接管20号钢，壁厚9mm。　　 该炉从1972年投入使用。1976年推广挖潜经验时，将内衬的一层耐火砖打掉，扩大面积。后来在推广中间换热器过程中，在二、三段之间开了两个245mm的洞，又未对内衬作妥善处理，以致生产不久，在二、三段之间简体上鼓起一个大包。另外变换炉各段入孔密封，原设计是榫槽法兰，以熟铜管为填料，因在使用中不易密封，后改用盲板焊死。当需要更换触媒时。将盲板割下来，装好触媒以后，再把原割下来的盲板焊上去。由于用过多次，盲板上焊缝多，加上焊接质量不好，焊缝有时发生漏气，漏时就叫焊工补好。　　 日下午，入孔发生漏气着火，正准备停车处理时，盲板处突然发生爆炸，第三段装的3．3吨触媒全部冲出。　　 事故原因分析：　　 1．变换炉是高温受压容器，入孔用盲板平焊密封本身不合理，在温度压力变化过程中，焊缝容易产生裂纹，造成漏气。经检查，爆炸后的盲板呈马鞍形，焊缝上有七处裂纹。　　 2．盲板已经多次切割焊接，材料本身已有缺掐隐患。如第一次是与筒边焊接，第二次沿盲板内沿20～40mm处割开，后又焊接；第三次在内沿30～40mm处割开再焊接。事故当日，漏气着火后，温度猛升，钢材强度大幅度下降，终因受不住内压而在焊缝薄弱处胆开。　　 事故教训：　　 1．高温受压容器在改变结构时应先进行详细计算，周密考虑，不得任意改动。　　 2．入孔用盲板焊死代替封头不合理，应着重解决密封问题。案例二十八　　 事故名称 人造水晶反应釜爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：北京国营某厂　　 原因类别：制造缺陷　　 经济损失：直接经济损失近百万元　　 事故经过：日上午8时52分，北京国营某厂生产人造水晶的超高压反应釜在运行中突然发生爆炸。该反应釜是该厂自行设计，由齐齐哈尔钢厂提供锻件并进行粗加工，后又由德阳第二重型机器厂机加工而成。1976年底投入使用：到发生爆炸为止，投用不到三年，实际运行十三个周期共746天。　　 该反应釜的内径为300mm，壁厚为100mm，高为5850mm，总重约8吨。釜体材质为43CrNi2MoV钢，经整体锻造和机加工而成。釜体外面缠绕电热带。　　 该反应釜设计压力为150MPa，设计温度为380℃。釜内介质是浓度约为1．2N的NaOH溶液及釜内支架上悬挂的晶种。　　 超高压人造水晶反应釜在运行中发生爆炸，在我国这还是第一次，在世界上也罕见，该反应釜是在操作压力为136MPa，操作温度为335℃条件下爆炸的。爆炸的一声巨响，约8吨重的釜体从釜底部断裂，垂直冲破屋顶冲天而起，后又垂直下落，斜躺在二层楼的操作平台上。相邻的两台反应釜测压管被砸坏，冲击波把厂房北墙推斜，320余平方米的厂房楼顶被毁，门窗及玻璃受到破坏，有两块保温铁皮飞过五层楼顶，落在50多米远的电机厂院内。直接经济损失近百万元。　　 由于操作人员不多，又在隔离的操作间内进行交接班，故未造成人员伤亡。　　 现场检测及分析：　　 经查实，该反应釜无超温，超压等异常情况。反应釜内壁加工情况：反应釜筒体与釜底有两个园周台阶和一个交界园弧，圆弧R为17．5mm(原设计为40mm)，其台阶拐角有明显的刀痕形成的尖角。釜体从釜底部断裂，断裂线均沿着釜内底部机加工形成的周向台阶的尖角，见图1—30。爆炸时，由于釜内液体外溢，在断口上复盖着一层较厚的SiO2等结晶物。从断口的宏观形貌看，断口是自内壁第二刀痕，即图1-30所示a—a尖角开始，并呈放射状四周扩展，靠近外壁有剪刀唇，属于脆性断口。　　 取样理化试验数据：
表1—9 化学成份分析数据
0.3　　 上述化学成份数据基本符合原设计要求。
图1—31 取样部位示意图　　 机械性能取样部位见图1—31，试验数据见表1-10。
表1—10 机械性能试验数据
978.0～985.0(956.0～961.0)
996.0～1008.0
12.0(933.0)
816.0～825.0(798.0～800)
17～20(12.8～13.3)
15～15.1(11～11.4)
15.3～18.5
44～48(19～23)
47.4～52.4(29.4)
36～41(25～27)
82～85(49～50)
16～18.0(v)
15.0～20(9～15)
68.0～70(40～4.3)
13～24　　 注：括号内为横向性能，其余为纵向性能。　　 低倍检验：从反应釜身靠断口外切取低倍试样，以50％HC1水溶液在68℃～72℃下热浸，检验结果组织正常。　　 断裂韧性测定：　　 (1)K＝164～242．4kg·mm-2/3；　　 (2)K＝71．7～85．6kg·mm-2/3。　　 金相组织：从各部位所取试样，观察金相组织均为索氏体，但晶粒度有明显差异，表明钢材中均有夹杂物。　　 事故原因分析：　　 根据上述检测及分析，该人造水晶反应釜爆炸的基本原因是：釜体的断裂线恰好沿着釜底机加工的台阶尖角a-a圆周，经初步计算该处局部 峰值应力高达7．0～9．7Mpa，超过设计的许用值(4．25Mpa)，应力集中是断裂的主要原因之一；由材料试验数据可知：该材料冲击韧性值和断裂韧性值均比较低，故该釜材料对抗裂纹及抗裂纹的扩展能力较差；另外，反应釜内工作介质为0．5～1．5N的NaOH溶液，该溶液在高度应力集中处可能产生应力腐蚀，使裂纹深化扩展，导致爆炸。案例二十九　　 事故名称： 煤球碳化罐爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：湖北省广济县某厂。　　 原因类别：维护不周　　 经济损失：0．2万元。　　 事故经过：　　 该厂的7#煤球碳化罐系该厂自行加工制造的，1975年8月投入运行。罐体用厚8mmA3F钢板卷焊，上为椭圆形封头，下为锥形封头，均是10mm厚的A3F钢板制作。简体Φ2200mm，筒体高度1500mm，总高3710mm。容量8吨煤球，操作压力0．5～0．55Mpa，操作温度130℃，已投运四年多，从未进行过检验及检修。　　 日下午4时左右，7#罐装球运行，于27日凌晨0时10分发生爆炸。事故后检查，罐体纵焊缝炸开，开口上至椭圆封头弧形处，下至锥形封头弧形处，上下弧形处沿横向炸开约1100mm，形如一扇敞开的大门，如图1—32。6#～7#碳化罐的中间水泥板和水泥梁被炸坏，罐内煤球四散冲出。　　 事故原因分析：　　 1．超压生产。长期来，该厂碳化罐的操作压力均大于设计要求，这次爆炸时操作压力达0．72MPa，超过设计压力30％以上。　　 2．罐体腐蚀，壁厚减薄，机械强度降低。据事后调查，罐体壁厚为4mm，减薄50％。　　 3．焊接质量不符合要求。从炸口观察，焊接处均未倒角，焊层很薄，有多处未焊透。
图1—32 爆炸后的碳化罐示意图　　 事故教训：1．压力容器的焊接，要严格按规范进行。自行制造要经过承压力试验和探伤检查，不具备制造受压容器条件的单位不应制造。　　 2．不允许超压运行。　　 3．压力容器要定期进行检测、探伤和防腐处理。凡不符合要求的，要采取相应措施或更新。　　 4．压力容器不能使用A3F钢板制造。案例三十　　 事故名称： 合成塔内件试漏发生爆炸　　 发生日期：日　　 发生单位：广东省三水县某厂　　 原因类别：违章作业　　 经济损失：直接损失1万元，间接损失7．79万元。　　 事故经过：　　 合成新装触媒刚开始生产就发现同平面温差越来越大，且系统压力越来越高。经分析有三种可能；一是触媒筐封头漏气；二是测温套管封头有问题；三是测温套管内漏。故决定停产检查。先用精炼气对合成塔进行单体置换，但因精炼气中含有氢、氮，尾气中氨量达3～6％，无法对合成塔进行拆检工作。故决定制取惰性气重新置换合成塔。置换是采用逆流程即合成进口管盲死，惰性气从压力表管线导入合成塔。经一段时间置换后，分析合格，拆开合成塔大封头及其部件，未发现任何异常情况。塔顶检查也未发现泄漏现象。为了研究温度测量管封头，管内是否泄漏?将内件与塔壁间隙用黑铅盘根堵住，再用临时压板(规格为：在Φ450×8mm的法兰上焊接两根Φ25mm、高550mm的六角钢，再用10#槽钢把它固定在塔顶的螺栓上)压住黑铅盘根，密封内件使其不漏气，并具有一定压力。这样如测温套管漏，则气体会从套管处漏出。为此从系统压力表管处导入精炼气试漏。后因临时压盖密封不好，无法测得正确结论。经研究决定：关死导入阀，从精炼岗位导入2．5Mpa气进行试漏。由合成岗位操作工负责开启近路阀。正当准备上去检查时，合成塔顶发生了爆炸。　　 事故原因分析：　　 1．惰性气置换仅限合成塔本身，未对整个系统进行置换。接着又通精炼气入系统，为爆炸创造了条件。　　 2．由于塔的大封头已打开，塔内气体已和空气接触，加上使用可燃气来试漏，更易造成爆炸事故。　　 3．在开启近路阀时，开启幅度过大，使较大气流在短时间内冲入合成塔。临时压板承受不了这样大的压力，致使气体从压板下冲出，引起爆炸。　　 事故教训：内件试漏要有一个统一的、完整的方案，切忌工作忙乱。惰性气置换应涉及整个合成系统，不能只限于合成塔本身。
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