第10卷第5期Ⅴol,10No.52010年10月Journal of safety and Environment0et,2010文章編號:10096094(2010)050141-05出現(xiàn)分流,使輸送至氣化爐的水煤漿流體的壓力迅速下降,氣水煤漿管道爆炸事故機理分析0-起經(jīng)燒嘴倒沖同水煤漿哲管內(nèi)壓力爐內(nèi)合成氣和化爐內(nèi)和O2管線的壓力大于水煤楊一,張禮敬,陶剛,陳麗萍德士古氣化爐使用三流式外混燒嘴,見圖4。從燒嘴結(jié)(南京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)與安全工程學(xué)院,南京21000構(gòu)可知,水煤漿管道壓力下降后,爐內(nèi)的合成氣和O2將一起經(jīng)燒嘴內(nèi)的水煤漿流道回流。由于回流的合成氣中存在CO摘要:某化工廠水煤漿管線因誤操作發(fā)生管道爆裂,造成人員死亡和H2等可燃組分,形成的混合氣體為可燃性混合氣,問流過和財產(chǎn)損失。根據(jù)事故發(fā)生過程,從化學(xué)、物理角度分析了事故發(fā)生程中在燒嘴和水煤漿管道內(nèi)形成預(yù)混空間,同時,高速回流的的機理。研究表明,該起水煤漿管道爆炸事故是物理爆炸和化學(xué)爆炸高壓混合氣體中會混入一些殘解在壁面上的煤漿顆粒和水共同作用的結(jié)果,同流的高溫合成氣和化學(xué)爆炸產(chǎn)生的高溫使水煤漿分,與管壁摩擦而產(chǎn)生靜電,從燒嘴高速流出時會發(fā)生放產(chǎn)生物理變化,從而誘導(dǎo)和加劇了物理爆炸。物理爆炸產(chǎn)生的超壓是電5。當(dāng)混合氣處于爆炸極限范圍內(nèi)時即具有了發(fā)生化學(xué)爆管道破裂的主要原因。炸致使管道爆裂的可能性,從爐內(nèi)回流的高溫混合氣體和化關(guān)鍵詞:安全T程;事故機理分析;管線爆裂;壓力變化;超壓學(xué)爆炸產(chǎn)生的高溫,遇到水煤漿管道中處于常溫狀態(tài)的水,傳中圖分類號:X937文獻標(biāo)識碼:A熱作用將使接觸部分的水迅速氣化。水蒸氣所處空間因大碌DOl:10.3969/jisn.1006094.2010.05.032燕汽得不到及時釋放會使壓力驟然升高,也可導(dǎo)致管道破裂0引言2化學(xué)爆炸能量計算合成氨生產(chǎn)技術(shù)復(fù)雜多樣,其中德土古水煤漿加壓氣化根據(jù)燃燒爆炸的棊本條件,只有當(dāng)混合氣體中可燃組分技術(shù)為第2代煤氣化技術(shù)簡稱TCCP,是世界上較為先進的的濃度處于其爆炸極限范圍內(nèi)時才能發(fā)生化學(xué)爆炸且爆炸氣化方法之一1。該下藝主要為水煤漿經(jīng)泵輸送與空分裝置來的O2一起經(jīng)過燒嘴呈射流狀態(tài)進入氣化爐,在高溫高壓下反應(yīng),生成以C0和H2為主的粗合成氣2。TCPG氣化裝置核心設(shè)備為氣化爐,水煤漿的制備和輸送是TCPG的一個重要的組成部分自國內(nèi)實現(xiàn)工業(yè)化運行以來,T藝技術(shù)的缺陷和工程技術(shù)原因使裝置出現(xiàn)了各種問題,引起了廣泛的重視。對氣化裝置中燒嘴使用周期短、耐火材料磨蝕嚴(yán)重和碳洗塔黑水管線堵塞等問題,國內(nèi)外專家展開了深入研究,提出了各種改進圖1現(xiàn)場散落的碎片方案1。相對于煤漿粲故障和O2件線燃爆等常見事故,水Fig. l Scattered debris at the spot煤漿管線爆炸十分少見,尚未有相關(guān)研究。本文通過對一起德士古水煤漿管道爆炸事故,從管道壓力、物質(zhì)能量的變化及由此引發(fā)化學(xué)物理爆炸的可能性出發(fā),運用 MATLAB數(shù)學(xué)軟件計算過程參數(shù)變化,論證事故形成機理。1事故過程及分析某化T廠合成穌部采用 TCGP T藝制取合成氣。2008年的某一天,一位操作工誤開水煤漿管線上的排凈閥,5s后管道發(fā)生爆炸,造成I人死亡,管線嚴(yán)重破壞。通過現(xiàn)場觀測管道爆炸產(chǎn)生了大量碎片,其中以靠近氣化爐段的管線爆炸圖2斷裂的管段Fig 2 Frac最為劇烈,碎片小且數(shù)多,上游管線形成大塊碎片,甚至整段管道斷裂,見圖1和2。氧氣管線98MPa裝置正常運行時,水煤漿管線和O2管線內(nèi)的溫度都為常溫,壓力分別為95MPa和98MPa。氣化爐內(nèi)的反應(yīng)溫度約化爐為1300℃,壓力為8.7MPa。水煤漿管線長為100m,直徑為219mm,壁厚為23mm。L藝流程見圖3。從事故形成過程看,由于操作工誤開閥門,水煤漿管道內(nèi)水煤漿管線95MPa閥門水煤漿泵收稿日期:2009-1126作者簡介:楊一,碩士研究生,從事化工過程及裝置安全技術(shù)研中國煤化工○究;張禮敬(通信作者),教授,從事生產(chǎn)過程與裝置安全技術(shù)、事故調(diào)查與分析研究,han@judCNMHG基盒項目:國家863項目(2007AA06A402)水漿加壓氣化示意圖Fig 3 Diagram of coal shurry technology141Vol 10 No 5妻與環(huán)境爭報第10卷第5期時,物質(zhì)內(nèi)能的變化與混合氣體爆炸的初始溫度有關(guān),因此,水煤漿需首先進行化學(xué)爆炸條件計算21混合氣體濃度計算已知正常生產(chǎn)時,O2管線的流量為00907m3/s,管道面積為00177m2,計算得O2流速為5.12m/s,5s內(nèi)回流的O2量為0.4535m3。O2從管線進入燒嘴內(nèi)O2流道后流道截面積的變化使O2流速增加,從流道凵高速噴出用于剪切霧化水煤漿的達120m/s當(dāng)發(fā)生回流時,O2與合成氣一起流入燒嘴內(nèi)水煤漿流道,受O2卷吸作用的影響,近似認(rèn)為合成氣叫流進人燒嘴的速度也為120m/s。已知燒嘴噴頭的面積為196cm2,故5s內(nèi)回流合成氣為1.18m3。氣化爐內(nèi)合成氣組分見表1圖4三流式外混燒嘴流道結(jié)構(gòu)在工程計算中,能否將實際氣體簡化為理想氣體考慮outside mixed gasify視理想氣體狀態(tài)方程和實際氣體范德華方程的計算結(jié)果而定。對O2和合成氣內(nèi)各組分的物質(zhì)的量(忽略N2等微量組衰1氣化爐內(nèi)合成氣組分體積比分),分別采用理想氣體狀態(tài)方程(1)6和真實氣體的范德華方程(2)進行求解,氣體范德華常數(shù)見表2。氣體組分CO2N2等其余組分體積分?jǐn)?shù)/%式中P為氣體的壓力,Pa;v為氣體的體積,m3;n為氣體的2各組分氣體的范律華常數(shù)印物質(zhì)的量,mol;R為熱力學(xué)常數(shù),8.314;T為氣體溫度,KTable 2 Van der walls constants of ga(P+n'a/v)(V-nb)= nR式中a和b為與氣體種類有關(guān)的范德華常數(shù)a/(Pam·mol-2)0.15050.02470.36390.1378運用 MATLAB數(shù)學(xué)軟件求解非線性方程,計算結(jié)果見表3.183計算結(jié)果表明,兩種方法計算得到的結(jié)果偏差較小,因衰3各組分氣體的物質(zhì)的量及偏整此,可將該混合氣體視為理想氣體進行考慮,以簡化不確定因Table 3 The quantity and deviation素的影響。由于溫度和壓力的不同,O2與合成氣混合后,各cOCO,組分的溫度和壓力將發(fā)生變化以達到平衡狀態(tài)。根據(jù)混合氣理想氣體狀態(tài)方程計算值/mol337,61290.38149011794.09體內(nèi)組分的體積比等于物質(zhì)的量之比的定律,合成氣在混合范德華方程計算值/mol31.26285.67147451948.85氣內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)為30.22%偏差/%1,881,e總偏差/%22混合氣體爆炸范圍的估算根據(jù)表1所示的合成氣的組成估算混合氣體的爆炸極式中L。為含有情性混合氣體的爆炸極限%;L為混合氣限。查物質(zhì)理化數(shù)據(jù)可知,CO在中的爆炸極限為體可燃部分的爆炸極限,%;B為惰性氣體的體積分?jǐn)?shù),%155%-%4%,H2的爆炸極限為4%-%4%。兩種可燃組分將合成氣中總量約為20%的惰性組分及可燃?xì)怏w在2中的C0和H2形成的可燃?xì)怏w在O2中的爆炸極限可按式(3)、爆炸極限一起代入式(5),得合成氣在Q2中的爆炸極限L(4)8進行計算。為9.21%,UFL。為95.14%LFL=100/上述計算結(jié)果為合成氣常溫常壓下在O2中的爆炸極限,在高溫高壓條件下,燃燒限的范圍將進一步擴大{9,即爆炸下UFL=100/(4)限降低,爆炸上限升高。根據(jù)計算,回流的混合氣中合成氣組分占30.,22%,處于混合氣體爆炸極限范圍內(nèi),滿足了爆炸濃式中L凡L和UL為混合可燃組分C0和H2在O2中的爆炸下限和爆炸上限,%;IFL和UFL為各可燃組分在O2中的爆度要求,即管道可以發(fā)生化學(xué)爆炸。炸下限和爆炸上限,%;y為各組分占可燃組分的體積分23退合氣體遇度估算數(shù),%。將CO和H2的體積分?jǐn)?shù)換算成可燃?xì)怏wCO和H2中由于合成氣與O2的溫度不同,當(dāng)合成氣與O2一起回流的相對體積分?jǐn)?shù),分別為5375%和46.25%,代入式(3)、(4時高溫的合成氣將熱量傳遞給低溫的O2。根據(jù)熱力學(xué)第可算得可燃?xì)怏w在0中的爆炸極限L為751%,UL為定律穩(wěn)定流動能量方程可知Q=△H+bm△c+mg△z+W由于合成氣中含有惰性組分C2和N2,合成氣在O2中的式中Q為系統(tǒng)與外界交換的熱量,△B為氣體的焙變爆炸極限可用式(5)計算中國煤化工;ma為氣體勢能變x100(5)化,J;CNMHG功,J100+21=B由于系統(tǒng)對德士古燒嘴不做功,W=0,忽略燒嘴流道的2010年10月楊一,等:水煤漿管道爆炸事故機理分析oet,2010高度△z和混合氣流經(jīng)燒嘴的動能變化m△c2,則混合氣體化學(xué)爆炸的影響其爆炸壓力將減小。由于瞬間的高溫對管的焓變?nèi)坑糜跓崃拷粨Q。因混合氣回流至爆炸的時間很材力學(xué)性能影響較小,可以參考管道常溫力學(xué)性能;推算其破裂臨界壓力為202MPa,遠大于化學(xué)爆炸的最高壓力,即化學(xué)短,可認(rèn)為系統(tǒng)不對外傳遞熱量,Q=0,故△H=0,即各組分焓變之和為0。爆炸不能使管道直接破裂,但其產(chǎn)生的高溫可進一步氣化水爆炸前混合氣體的3個參數(shù)溫度、壓力及體積中任何1煤漿中的水,加劇管內(nèi)的物理變化。個都無法確定因此對混合氣體的溫度采用估算的方法。由3物理爆炸能量計算理想氣體熱容性質(zhì)可知,壓力對熱容沒有影響,氣體熱力學(xué)能3.11水煤漿管內(nèi)壓力變化的變化只與溫度差有關(guān)。采用等壓物質(zhì)的量熱容進行氣體焓正常生產(chǎn)時,排凈閥處于關(guān)閉狀態(tài),泵輸出的流量全部送變估算入氣化爐內(nèi)。當(dāng)閥門打開后導(dǎo)致管道內(nèi)水煤漿分流,見圖5。(7)圖中Q1、Q2和Q3分別為ABBC和BD段管道的流量;S1、S2和S3分別為AB、BC和BD段管道的阻抗假設(shè)泵正常工作時,其功率N保持恒定如式(11)。式中△H為氣體的焓變;n為氣體的物質(zhì)的量,ml;cp,m為氣體物質(zhì)的量等壓熱容,Jml-1,K-';T為氣體混合前的溫式中N.為泵的功率,W;P為流體密度kgm-3;H為泵的度K;T2為氣體混合后的溫度K;a、b和c為氣體物質(zhì)的量揚程,m。等壓熱容參數(shù),見表4。如圖5所示,根據(jù)流體管路特性,由于BC和BD管道類運用 MATLAB軟件將式()和(8)聯(lián)立求解,計算得氣體似并聯(lián),兩段管道總水頭Bm為21混合后的溫度(即化學(xué)爆炸初始溫度)為730K。Hacp= HBc= HBD(12)24化學(xué)爆炸溫度與壓力計算式中HBC為BC段管道的水頭,m;HB為BD段管道的水頭,從上述計算可知,混合氣體滿足了發(fā)生化學(xué)爆炸的條件O2和合成氣短暫混合后可發(fā)生化學(xué)爆炸?；瘜W(xué)爆炸燃燒速HBc=S2Q2(13)度很快,可以認(rèn)為反應(yīng)是在絕熱系統(tǒng)內(nèi)進行,爆炸后,系統(tǒng)內(nèi)所有物質(zhì)的相對熱力學(xué)能之和等于爆炸前所有物質(zhì)熱力學(xué)能(14)與可燃組分的燃燒熱之和BC、BD管道阻抗m8o3k六此過程的燃燒反應(yīng)方程式為20+02→2CO2,2H2+O2→式中SBC為BC、BD段管道的總阻抗,m2H2O。反應(yīng)完全后,氣體各組分CO2、O2和H2O的物質(zhì)的量則水煤漿管道的總水頭,即泵的揚程H為16分別為486.63mo、1480.63ml和290.38molH= HAB+ hBcD(16)根據(jù)表5。的數(shù)據(jù),計算得爆炸前730K時反應(yīng)物中所有其中組分的熱力學(xué)能為4.18×104k。已知CO的燃燒熱為28406Hs=S,Q2k·mod-1,H2的燃燒熱為23874訂Jml-1,得CO和H2燃燒產(chǎn)生的熱量Qe=1.65×103kJ,則爆炸產(chǎn)生的總能量為20x4氣體的物質(zhì)的量等壓熱容參數(shù)值切Table 4 Isobaric beat capacity values of gases105kJ。爆炸產(chǎn)生的總能量將使爆炸產(chǎn)物的溫度升高,根據(jù)熱力學(xué)能前后不變,由表5的數(shù)據(jù)進行迭代計算,得出2800K(Jmol-k-1)26.53726887528.17時生成物的熱力學(xué)能總和∑U=2.03×10,3000k時x10/(Jm-k-2),68314.x742.2386x生成物的熱力學(xué)能總和∑U=2.20×10婦,故爆炸后的溫x(Jmk)-1.1n--0.35-1425-0744度應(yīng)在2800~300K之間。用內(nèi)插值法求出理論上的最高衰5各氣體在不同溫度下的熱力學(xué)能U溫度7最高=284971K。理論上的爆炸壓力可根據(jù)式(10) Table 5 Tbermodynamic ener, es of gases at dirrerent求得。溫度/K(10)式中P為反應(yīng)后的最高壓力,Pa;Po為反應(yīng)前的壓力280015.87218.04917.09330.38223.999Pa;T最在為反應(yīng)后的最高溫度,K;T0為反應(yīng)前的溫度,K;n為22419.55318.47332.9反應(yīng)前的物質(zhì)的量,mol;m為反應(yīng)后的物質(zhì)的量,mol。計算上述各組分反應(yīng)前后的物質(zhì)的碌可得,反應(yīng)前氣體的物質(zhì)的c S Q 8 S Q1 A量n為2571.09mol,反應(yīng)后氣體的物質(zhì)的量m為2257.10中國煤化工由經(jīng)驗可知,合成氣與O2形成的混合氣初始壓力P0小CNMHG于98MPa,將98MPa帶入式(10)計算得P最在為33.58MPa,因此,爆炸后的壓力小于33.58MPa。若考慮管道內(nèi)水蒸氣對Vol. 10 No 5喪金與鄭境季扳第10卷第5期總阻抗S為想氣體定熵方程0為S=S,+sacp(18)當(dāng)閥門處于關(guān)閉狀態(tài)時,S3=∞,Q3=0,此時SBCD=S2,式中P為氣體的壓力,Pa;v為氣體的體積m3;y為水蒸氣Q1=Q2,于是水煤漿管道總水頭H為絕熱指數(shù)取1.135151。H=Hs+HBc= S, Q7+S,Q=(S,+ SBco)Q2 (19)將1.18MPa下水蒸氣應(yīng)具有的體積177.32xm3和實際將式(19)代入式(11),泉的功率又可表示為占據(jù)的體積xm3一起代入式(25),計算得在干飽和蒸汽狀態(tài)N,= eg(S+ SBco)Q1(20)下,管道壓力達當(dāng)閥門打開后,根據(jù)管路特性,S1、S2保持不變,而S3降P′=420.89MPa低,Q3升高,由式(15)可知,BC、BD段管道阻抗SBCD將降低。由于假設(shè)水蒸發(fā)為干飽和蒸氣下的計算壓力已遠高于臨根據(jù)式(20),由于泵的功率N流體的密度p及AB管道阻抗界破裂壓力,叮知水被燕發(fā)為濕蒸汽時產(chǎn)生的壓力就可使管s1均恒定,可得管道流量Q1將升高進而由式(1)得出,此時道破裂,即水處于濕蒸汽狀態(tài)時管道即已破裂的管道總水頭H將下降。因AB管道阻抗S不變,而管道流4事故機理分析與對策措施量Q1升高由式(17)可知AB管道水頭HA增加。從而根據(jù)(16)式得出,BC、BD段管道水頭HBCD下降,于是BC管道的通過化學(xué)爆炸和物理爆炸兩種事故模式的研究,綜合兩水頭HBx也隨之減小。者爆炸影響分析,可認(rèn)為該起水煤漿管道爆炸事故是化學(xué)爆BC管道的壓力Pm可由下式13得出。炸和物理爆炸共同作用的結(jié)果。回流的高溫合成氣和化學(xué)爆P(21)炸產(chǎn)生的高溫使水媒漿中處于常溫的水發(fā)生氣化,從而誘導(dǎo)由上述分析可知:當(dāng)閥門開啟后,BC管道內(nèi)的壓力將下和加劇了物理爆炸,物理爆炸的超壓是導(dǎo)致管道破裂的主要降,即輸送往氣化爐的水煤漿的壓力降低原因。已知AB段管長約5m,BC段管長約95m,BD段為一小從事故發(fā)生的原因可見,一個小小的誤操作即可引發(fā)災(zāi)段管道和1個閘閥,沿程水頭損失計算式(2)和局部水頭計難性的后果,因此,德七古氣化裝置系統(tǒng)的合理設(shè)計和生產(chǎn)中算式(23)如下。的規(guī)范操作顯得非常重要。針對此次事故的起因,建議采取如下措施。1)加強安全生產(chǎn)操作管理,制定嚴(yán)格的操作規(guī)程?？蓪?23)行開停午檢修牌制度,當(dāng)裝置正常運行時,任何可操作的部位都撻掛生產(chǎn)標(biāo)志牌,檢修時必須換牌后方可操作,且必須有人式中h為水頭損失,m;為管道長度,m;D為管道直徑,m;在場監(jiān)督。為流體流速,m/s;A為管道的摩擦系數(shù);為閘閥的局部阻2)從本質(zhì)安全考慮,可在水煤漿管線閥門處增設(shè)連鎖裝力系數(shù)置,使正常運行條件下閥門不能開啟,從根本上避免事故的發(fā)聯(lián)立式(22),(23),將閥門處的阻抗折合成同等阻抗下的生當(dāng)量管長為3)結(jié)合裝置的實際情況,從工藝安全性角度出發(fā),建議在(24)水煤漿管線靠近氣化爐一側(cè)安裝單向閥,以防止各種意外狀查表可知,閘閥全開時的局部阻力系數(shù)=0.17。鋼況下物料的回流。mm2。閥門打開后,管道內(nèi)的流體為非恒定流由莫迪圖5結(jié)論管的絕對粗糙度c取0.05mm-l,則/D=1.4×10事故機理分析表明,閥門誤操作引起水煤漿管內(nèi)壓力急可得,管道的摩擦系數(shù)λ=0.013。由式(24)計算得,閥門處阻抗的當(dāng)碌管長為286m,加之連接閥門的小段管道,BD段管劇下降使得氣化爐中的高溫合成氣和O2管線中的O2一起道的當(dāng)量管長約為3m。根據(jù)水力計算關(guān)系式(1)-(21)可倒流入水煤漿管道,導(dǎo)致管內(nèi)混合氣體發(fā)生化學(xué)爆炸,水煤漿發(fā)生物爆炸,管道的爆炸是二者共同作用的結(jié)果。通過對推算出,當(dāng)閥門打開后,BC段管道內(nèi)的壓力將下降為18化學(xué)爆炸和物理爆炸能址的定量計算,并參考由管材力學(xué)性MPa能推算出的管道破裂臨界壓力,認(rèn)為物理爆炸產(chǎn)生的超壓是32物理爆炸壓力估算回流的高溫合成氣和化學(xué)爆炸產(chǎn)生的高溫使管內(nèi)處于道破裂的主要原因。常溫狀態(tài)的水迅速燕發(fā)為蒸汽。現(xiàn)以臨界狀態(tài)考慮,水被蒸 References(參考文獻):發(fā)為1.8MPa壓力下對應(yīng)的飽和蒸汽。查表0并插值計算得,1.18MPa下干飽和蒸汽的飽和溫度為185℃(約458K),[1 HUANG Z M, ZHANG JS, YUE G X. Status of domestic gasificationtechnology in ChinalJ]. Frontiers of Energy and Power Engineering in比體積為017732m3kg1。China,2009,3(3):330-336由于開閥至爆炸的時間很短與高溫氣體接觸的一部分(2水被蒸發(fā),假設(shè)瞬間蒸發(fā)的水的體積為xm3,換算得飽和水中國煤化工 analysis of texaco蒸氣的體積為171.63xm3,管道破裂前由于水蒸氣得不到及CN MHGnal of Xi'an Jianotong寸釋放,大量的水蒸氣被壓縮在較小的空間,使得壓力驟然升通大學(xué)字),2005,39(9):94-997,高。由于蒸發(fā)和破裂的時間非常短,可假設(shè)為絕熱過程。理3] ZHANG Xudong(旭東), BAO Zonghong(包宗宏). Discussion on44010年10月楊一,等:水煤漿管道爆炸事故機理分析oct,2010the project design o TEXACO coal slurry gasification plant[J]. Journal whereas the other was lost through the opening valve. Thus, the pipeChemical Industry Engineering(化學(xué)工業(yè)與工程技術(shù)),200. pressure was quickly released, hich in tum led to expansion of the26(4):37-41[4] DING Z L, DENG J, U JF. Wear surface studies on coal water slurslurry. Thus, the combined gas in the gasifier and the oxygen in thery nozles in industrial boilers[J]. Material and Design, 2007.oxygen pipeline got blown through the Texaco nozzle. The concentra28(5):153|-1538[5] MENG Yifei(孟亦飛), ZHANG Lijing(張禮敏), TAO Gan(陶w) tion of inflammable gas in the mixture is composed of the combinedRisk analysis of oxygen-containing bydrogen eylinfer during releasing gas with oxygen between the maximum and the minimum explosiveprocess and its disposal[]. China sa/ ety Science Journa《(中國安全imis. When the gas mixture was pushed out of the nozzle, the statie科學(xué)學(xué)報),2005,15(9):53-56stress generated by the friction led to the final chemical explosion.In[6] DOUGLAS JF. GASIOREK JM. SWAFFTELD JA. FLuid mechanics comparison with the pipelines critical burst pressure worked out on[M]. 3rd ed. Beijing: World Publishing Corporation, 2000: 443the basis of the data of material failure test, it was suggested that itwouldnt be possible for the chemical explosion pressure to the chem-[7] WANG Guanpin(王光信), MENG Alan(孟阿蘭), REN Zhihua(任 ical explosion and the combined gas with the extremely high tempera志華),l. Physical chemistry(物理化學(xué))[M]. Beijing:Chemcal Industry Press, 2006: 21-25normally in the coal-water slurry, which may contribute to the change8] CAI Fengying((蔡風(fēng)英), TAN Zongshan(談宗山), CAI Renliang(蔡 of water from liquid to gas. The volume of the pipeline thus expanded仁良),a,Chma4 y engineering(化工安全工程)M], hundreds of times naturally compressesresul in aBeijing: Science Press, 2005: 33-55sharp increase of the pressure. When it exceeded the critical[9] DANIEL A C, JOSEPH F L. Chemical process safety fundamentalssure,the pipeline would burst out instantly. As to the water in thewith applications M]. 2nd ed. Upper Saddle River: Prentice HallPR,2001:142-146[0 I SHEN Weid(沈維道), JIANG Zhiming(蔣智明), TONG Jungangsteam. Moreover, the intermal pressure in this critical moment would(童釣耕), Engineering thermodynamic(工程熱力學(xué))[M]. Bei. reac420Mea, far over the critical pressure, From what has beenjing: Higher Edution Press, 2005: 37-40done in our analysis, it can be concluded that the accident of the saidwU Yuebin(伍悅濱), ZHU Mengsheng(朱蒙生). Engineering fluid explosion occurs both due to the effect of chemical and physieal facmechanics pump and blower(工程流體力學(xué)泵與風(fēng)機)[M].Bei- ors mentioned above, and the physical overpressure caused by physijing:Chemieal Industry Press, 2006: 277-296cal change of the water sluggy, which may account for the disastrous[12] VICTOR L S, BENJAMIN E W, KENTH W B. Fluid mechanics coal-water slurry pipeline explosion[M]. 9th ed. Boston: McGraw-Hill College, 1998: 550-558Key words: safety engineering[13] SRILATHA C, SAVANT A R, PATWARDHAN A W, et al.Head.pipeline explosion; pressure change; overpressureflow characteristics of pump-mix mixers[ J]. Chemical EngineeringCLC number: X937Article D:10096094(2010)050141-014】 CUAN Guofeng(管國鋒), ZHAO Rubo(趙汝博). The principle可fmical engineering(化工原理)[M]. Beijing: Chemical IndustryPres,2004:28-43.15] CUI Keqing(崔克清). Chemical safety engineering(化學(xué)安全工程4)(M]. Shenyang: Liaoning Science and Technology PublishingAccident mechanism analysis for a coal-waterslurry pipeline explosionYANG Yi, ZHANG Li-jing, TAO Gang, CHEN Li-ping( School of Urban Construction and Safety Engineering, Nanjing University of Technology, Nanjing 210009, ChiAbstract: This paper is aimed to present our discussion and analysisof the causes of the explosion of the coal-water slurry pipeline fromthe point of view of likely physical and chemical factors. The saidcan be divided into two parts when it was erroneous-ly discharged due to its valve breach. Actually, the explosion of中國煤化工TCGP coal-water slurry pipeline took place due to improper opera-CNMHGwhich has resulted in human casualty and damage of propertiesit was exploded, one point was still supplied with the gasifi