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朱科元
内容摘要：本文经由过程对一起汽锅爆炸事故的分析，认为对于现在常见的额定压力较低的卧式内燃燃油（气）干背式汽锅安装时本体不固定，有可能存在发生炉膛爆燃时引发汽锅本体爆炸的隐患。
主题辞：爆燃，爆炸，瞬间压力。
2003年1月20日南京某宾馆一台热水汽锅发生了爆炸，无人员伤亡。
1、事故汽锅简介
汽锅的自然情况是：炉型：WNS350；额定出口压力：常压；额定出水温度：75-85℃；额定出力：0.35MW；燃料品种：轻质柴油。该炉95年制造，97年由制造厂安装投运。未打点汽锅使用挂号证。汽锅结构形式为卧式、内燃、干背，*气三回程，平直炉胆（图一）。
汽锅水系统内未设置膨胀水箱，经实查汽锅水管路系统无补给水管路。据用户介绍，汽锅进水由宾馆变频泵控制的自来水直接提供，变频泵常年设定压力0.26-0.28MPa，汽锅投运以来一直运行正常（图二）。
爆炸前汽锅房安插如图三：
2、事故现场
事故简要经过：据询问笔录，司炉工2003年元月20日19时15分隔始焚烧烧汽锅，一直未脱离汽锅房。约20时，司炉工观察了一下汽锅出水温度在82℃（控制器设定高出水温度85℃，此时汽锅仍在运行），然后走向汽锅房年夜门，刚走4～5步，就闻声一声巨响，发生了爆炸。
事故现场破坏情况：
1．汽锅本体向炉前移位约1米。
2．因炉体向前移位撞击储油箱，致燃烧器破坏，油箱内凹约30cm（图四）。
3．炉体前后*箱盖板爆离本体。
4．炉胆后部缩瘪，严重处离后管板约500mm，与后管板角焊缝处撕裂50周长以上（图五）。
5．与炉体毗连的进出水管、排污管、*道等整体断裂。
6．汽锅房后墙上原安装的电源控制箱被冲落地面，与其相近的电管线槽板冲散，电线断离。
7．汽锅房内顶部日光灯管未破裂，房间四周建筑物窗户玻璃未见损坏。
3、事故缘由分析
（一）汽锅运行中炉胆受力分析
爆炸前由于安装不合理，致汽锅持久处于逾额定压力状态下运行。
该炉水系统为封锁状态，无弥补水管及膨胀系统，且用户认为自来水直接对锅内进行补水（认为热交换器为夹杂式，事故发生后查实为管式），但未见汽锅在缺水状态下运行的迹象。分析认为管式交换器存在内漏现象，知足了系统补水和水系统膨胀的需要。故汽锅持久处于0.26-0.28MPa的工作压力状态下运行。
平直炉胆强度校核计较分析：（按GB/T16508-1996《锅壳汽锅受压元件强度计较》进行）
炉胆尺寸：外径Ф500mm，壁厚5mm，长度1800mm。
材质不明，按Q235材料，屈就点按尺度值，并假设制造质量完全合适《热水汽锅平安技术监察规程》和有关尺度要求。
强度校核：
稳定度校核：
其中：[P]：高答理计较压力（表压），MPa。
σts：计较壁温时的屈就点，MPa。σts=148.8。
t：现实丈量厚度，mm。4.5，t-1取4.5。
n1：强度平安系数。n1=3.5。
DP：炉胆平均直径，mm。DP=495。
L：计较长度，mm。L=1800
μ：园度百分率。对于平直炉胆，μ=1.5
Et：计较壁温时的弹性模量，MPa。Et=195×103
n2：稳定平安系数。n2=3.9
计较成效：
强度校核：[P]=0.220MPa
稳定度校核：[P]=0.187MPa
分析：
a．炉胆的高答理工作压力小于0.187MPa。
b．炉胆稳定度失效先于强度失效。
c．炉胆的失稳临界值分析。
GB/T16508-1996尺度中划定稳定平安系数为3.9，强度平安系数为3.5，其中斟酌了壁厚、直径误差，焊缝错边量、棱角度、内部缺陷等各类身分，若按平安系数为1计较，强度[P]=0.77MPa，稳定度[P]=0.73MPa，小值[P]=0.73MPa。但那时此汽锅制造不在国家制造许可证范围内，其制造质量相对较差，故现实失稳临界值应小于0.73MPa。另外，此汽锅97年投运至爆破，持久处于0.26-0.28MPa工作压力下运行，再斟酌运行中可能泛起的水击等其它不稳定身分，其现实失稳临界值应较着年夜于0.28MPa，是以其失稳临界值应在0.28-0.73MPa之间。
（二）爆炸进程分析
经爆炸现场分析，认为爆炸进程由相隔时间很是短的两次爆炸组成。
1、次爆炸
询问笔录反映，该汽锅在正常运行中突然发生了爆炸，此时锅水温度82℃，汽锅控制器设定高出水温度85℃，锅水从82℃到85℃至少需要运行好几分钟时间。汽锅正常运行中突然发生爆炸的可能性只有两种：一是受压部件直接发生爆炸，由超压引发，现实可能性很小；二是汽锅熄火庇护失灵，当燃油中水或固体杂质（燃油过滤器失效时）瞬间使压力雾化喷咀断油或梗塞熄火，熄火庇护装配未动作，当燃油重又进进喷咀或固体杂质在瞬间又被冲开时，年夜量在爆炸极限浓度范围内的油气夹杂物进进炉膛，炉膛内的高温耐火砖瞬间点着油气夹杂物发生化学爆炸。从用户领会到该汽锅自安装投运以来燃烧器及控制器未进行过维护，观察爆离本体的前*箱盖板及前*箱内壁为干燥的隔热材料，无水迹，是以使炉体前后*箱盖板爆离本体的缘由是由炉膛爆燃引发（由于燃烧器已破坏未能对熄火庇护装配进行验证）。
2、第二次爆炸
炉膛爆燃时发生的高温高压气体在瞬间打破前后*箱，使*箱盖板爆离本体。由于该炉采用干背式安插，炉后泄压面积远年夜于炉前，且炉膛内的高温高压气体从炉后泄出比炉前经*管泄前途程短、流阻小，故致气体的尽年夜部门瞬间从炉后泄出。
由于炉体仅放置在地面，未进行加固，炉膛内的高温高压气体在瞬间尽年夜部门从炉后泄出时的反作用力，使炉体瞬间前移，发生很年夜的瞬间加速度，加速度作用于锅内水体，使水体对后管板、炉胆、锅筒等发生很高的瞬间压力。
当炉膛内高温高压气体瞬间泄出时，由于气体流动惯性的作用，在泄出完的瞬间，炉胆内将会泛起一定的负压。
锅内的工作压力、炉胆内一定的负压及水体发生的瞬间压力配合作用于炉胆，使炉胆在汽锅后部失稳，并在炉胆与后管板的角焊缝处撕裂。
虽然爆炸前显示汽锅的出水温度只有82℃，但该汽锅进水无分配水管，锅内分歧部位的水温差很年夜，局部跨越100℃的水瞬间汽化发生物理爆炸，并从炉胆撕裂处向后喷出，将墙上的电源控制箱等举措措施冲垮，同时使炉体进一步向前直至抵触触犯油箱。
汽锅只有82℃的出水温度，虽然有油气夹杂物的化学爆炸和局部跨越100℃水的物理爆炸，但总爆炸能量不年夜，爆炸冲击波未造成炉体上方的日光灯管破裂（汽锅房窗户原无玻璃）。
3、爆炸进程中炉胆的受力分析
（1）工作压力分析
平直炉胆，两头遭到管板的增强，其强度及稳定度数值在炉胆中部小，两头年夜。上述汽锅运行中炉胆受力分析计较，理论年夜耐压临界值在炉胆中部，为0.73MPa，炉胆两头靠近管板的位置，仍按GB/T16508-1996计较，平安系数都取1，炉胆计较长度L＝1000mm时，得小[P]＝0.974MPa（强度）；L＝500mm时，得小[P]＝1.325MPa（强度）；L＝200mm时，得小[P]＝2.05MPa（强度）。可见正常情况下炉胆的缩瘪损坏应从炉胆中部起头。
（2）水静压力分析
炉胆水平安插，直径500mm，水静压力引发的压差为0.005MPa，相对0.73MPa为0.68％，可疏忽不计。
（3）炉胆内负压分析
当炉膛内高温高压气体瞬间泄出时，由于气体流动惯性的作用，在泄出完的瞬间，炉胆内将会泛起一定的负压。
（4）水体发生的瞬间压力分析
炉膛爆燃致炉体瞬间前移，发生很年夜的瞬间加速度，加速度作用于锅内水体，使水体对后管板、炉胆、锅筒等发生很高的瞬间压力，压力数值可用下式计较。
P=A×H×ρ
其中：P：因加速度而发生的水压，Pa。
A：加速度，米／秒2。
H：计较位置与前管板内壁的距离，米。
ρ：水的密度，千克／米3。
由上式可知，瞬间压力值与计较位置离前管板的距离成正比，后管板处的压力值年夜。
加速度A与炉膛爆燃能量、高温高压气体泄放速度及泄放面积、炉体重量等身分有关，直接计较不容易，但可经由过程另外一种方式进行估算。思绪是找出炉胆早缩瘪处，并估算此处的[P]值（现实爆燃时发生的瞬间压力高于此值），凭据其与前管板的距离可估算加速度A。
凭据上述“工作压力分析”，靠近后管板处的[P]值年夜，但缩瘪严重处在离后管板约500mm处，可以认为此处为早缩瘪处。此外，炉胆在后管板角焊缝处撕裂，角焊缝无缺，角焊缝质量不良的影响可破除。
早缩瘪处（离后管板500mm）的小[P]＝0.974MPa（按GB/T16508-1996，平安系数取1。L按500mm×2计较）
压差△P=0.974-0.28=0.694MPa
与前管板的距离△H=1800-500=1300mm
代进前式得A=533.8m/s2。
地球重力加速度g=9.8m/s2，可见后管板处炉膛爆燃致炉体瞬间前移，发生的瞬间加速度至少是重力加速度的50倍，酿成的该炉后管板处瞬间压力增加值至少达0.96MPa。
虽然水体发生的瞬间压力延续时间很短，但对炉胆的失稳影响很年夜。
4、结论及启迪
对于该台汽锅，熄火庇护失灵和汽锅承压运行，是致使爆炸事故的直接缘由；安装设计不合理，背反划定盲目使用是致使事故的重要内在缘由。
上述对事故热水汽锅进行了分析，对于蒸汽汽锅，锅内未全数布满水，情况略有些分歧，但如果有加速度存在时，锅内水体也将会对汽锅后部发生冲击，引发瞬间压力。
今朝，卧式内燃油（气）汽锅安装时汽锅本体一般直接放置在地坪根蒂根基上，不加固定。若是湿背式汽锅，由于炉膛爆燃时气体的泄放口一般主要在前*箱，泄放流程较长、泄放面积较小，泄放阻力较年夜，致泄放时间较长，反作用力较小，很难推动炉体移动。南京之前曾发生过两起卧式内燃湿背式汽锅炉膛爆燃事故，泄放口均在前*箱，虽然均有人员伤亡，但炉体均未发生位移。可是，对于干背式汽锅，非凡是额定压力相对较低的汽锅，炉胆承压能力的理论敷裕裕度尽对值较小，安装固定问题应引发足够的重视。
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