水煤漿管道爆炸事故機理分析

第10卷第5期Vol. 10 No 52010年10月Journal of safety and Environmentet,2010文章編號:10096094(2010)05014105出現分流,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化爐內和O2管線(xiàn)的壓力大于水煤漿管內壓力,爐內合成氣O2一起經(jīng)燒嘴倒沖問(wèn)水煤漿眢線(xiàn)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(jiàn)圖4。從燒嘴結(南京工業(yè)大學(xué)城市建設與安全工程學(xué)院,南京21000構可知,水煤漿管道壓力下降后,爐內的合成氣和O2將一起經(jīng)燒嘴內的水煤漿流道回流。由于回流的合成氣中存在CO摘要:某化工廠(chǎng)水煤裳管線(xiàn)因誤操作發(fā)生管道爆裂,造成人員死亡和H等可燃組分,形成的混合氣體為可燃性混合氣同流過(guò)和財產(chǎn)損失。根據事故發(fā)生過(guò)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形成預混空間,同時(shí)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(huì )混入一些殘留在壁面上的煤漿顆粒和水共同作用的結果,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(shí)會(huì )發(fā)生放產(chǎn)生物理變化從而誘導和加劇了物理爆炸。物理爆炸產(chǎn)生的超壓是電5。當混合氣處于爆炸極限范圍內時(shí)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,從爐內回流的高溫混合氣體和化關(guān)鍵詞:安全工程;事故機理分析;管線(xiàn)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(lèi)號:X937文獻標識碼: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量Do:10.3969/j.isn.10096094,2010.05.032蒸汽得不到及時(shí)釋放會(huì )使壓力驟然升高,也可導致管道破裂。0引言2化學(xué)爆炸能量計算合成氨生產(chǎn)技術(shù)復雜多樣,其中德土古水煤漿加壓氣化技術(shù)為第2代煤氣化技術(shù),簡(jiǎn)稱(chēng)TCP,是世界上較為先進(jìn)的的濃度處于其爆炸極限范圍內時(shí)才能發(fā)生化學(xué)爆炸,且爆炸氣化方法之一1。該T藝主要為水煤漿經(jīng)泵輸送與空分裝置來(lái)的O2一起經(jīng)過(guò)燒嘴呈射流狀態(tài)進(jìn)入氣化爐,在高溫高壓下反應,生成以CO和H2為主的粗合成氣2。TcPG氣化裝置核心設備為氣化爐,水煤漿的制備和輸送是TCPG的一個(gè)重要的組成部分。自國內實(shí)現工業(yè)化運行以來(lái),T藝技術(shù)的缺陷和工程技術(shù)原因使裝置出現了各種問(wèn)題,引起了廣泛的重視。對氣化裝置中燒嘴使用周期短、耐火材料磨蝕嚴重和碳洗塔黑水管線(xiàn)堵塞等問(wèn)題,國內外專(zhuān)家展開(kāi)了深人研究,提出了各種改進(jìn)圖1現場(chǎng)散落的碎片方案1。相對于煤漿泵故障和O2管線(xiàn)燃爆等常見(jiàn)事故,水Fig. I Scattered debris at the spot煤漿管線(xiàn)爆炸十分少見(jiàn),尚未有相關(guān)研究。本文通過(guò)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數學(xué)軟件計算過(guò)程參數變化,論證事故形成機理。1事故過(guò)程及分析某化T廠(chǎng)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(kāi)水煤漿管線(xiàn)上的排凈閥,58后管道發(fā)生爆炸,造成1人死亡,管線(xiàn)嚴重破壞。通過(guò)現場(chǎng)觀(guān)測管逆燥炸產(chǎn)生了大量碎片,其中以靠近氣化爐段的管線(xiàn)爆炸圖2斷裂的管段最為劇烈,碎片小幾數艸多,上游管線(xiàn)形成大塊碎片,甚至整段管道斷裂,見(jiàn)圖1和2。氧氣管線(xiàn)98MPa裝置正常運行時(shí),水煤漿管線(xiàn)和O2管線(xiàn)內的溫度都為常溫,壓力分別為95MPa和98MPa。氣化爐內的反應溫度約為1300℃,壓力為87MPa。水煤漿管線(xiàn)長(cháng)為100m,直徑為219mm,壁厚為23mm。L藝流程見(jiàn)圖3。從事故形成過(guò)程看,由于操作工誤開(kāi)閥門(mén),水煤漿管道內水煤漿管線(xiàn)95MP水煤漿泵收稿日期:2009-11-26作者簡(jiǎn)介:楊一,碩士研究生,從事化工過(guò)程及裝咒安全技術(shù)研究;張禮敬(通信作者),教授,從事生產(chǎn)過(guò)程與裝置安全技術(shù)、事故調查與分析研究, zhangj@嗎u,咖d,c基盒項目:國家863項目(2007AA06A402)圖3水煤漿加壓氣化示意圖Fig 3 Diagram of coal sturry technolog141l.0N5Vol環(huán)境圾第10卷第5期時(shí),物質(zhì)內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(jìn)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(shí),O2管線(xiàn)的流量為0.007m3/s,管道面積為0077m2,計算得O2流速為512m/s,5s內回流的O2量為0.4535m3。O2從管線(xiàn)進(jìn)入燒嘴內O2流道后流道截面積的變化使O2流速增加,從流道凵高速?lài)姵鲇糜诩羟徐F化水煤漿的O2流速達120m/s當發(fā)生回流時(shí),O2與合成氣一起流入燒嘴內水煤漿流道受O2卷吸作用的影響,近似認為合成氣回流進(jìn)入燒嘴的速度也為120m/s。已知燒嘴噴頭的面積為19.6cm2,故5s內回流合成氣為1.18m3。氣化爐內合成氣組分見(jiàn)表1圖4三流式外混燒嘴流道結構在工程計算中,能否將實(shí)際氣體簡(jiǎn)化為理想氣體考慮,應outside mixed gasifying bu視理想氣體狀態(tài)方程和實(shí)際氣體范德華方程的計算結果而定。對O2和合成氣內各組分的物質(zhì)的量(忽略N2等微量組衰1氣化爐內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(shí)氣體的范德華Table 1 Rado of synthesis was components方程(2)”進(jìn)行求解,氣體范德華常數見(jiàn)表2。體組分C02C02N2等其余組分體積分數/%(1)式中P為氣體的壓力,Pa;V為氣體的體積,m3;n為氣體的2各組分氣體的范德華常數1物質(zhì)的量,mol;R為熱力學(xué)常數,8.314;T為氣體溫度,KTable 2 Van der walls constants of case(P+n'a/y)(V-nb)= nRT式中a和b為與氣體種類(lèi)有關(guān)的范德華常數。a/(Pa·mmdl-2)0.15050.02470.36390.1378運用 MATLAB數學(xué)軟件求解非線(xiàn)性方程,計算結果見(jiàn)表bx103/(m3·mol計算結果表明,兩種方法計算得到的結果偏差較小,因衰3各組分氣體的物質(zhì)的量及偏夔此,叮將該混合氣體視為理想氣體進(jìn)行考慮,以簡(jiǎn)化不確定因Table 3 The quantity and deviation of gases求的影響。由于溫度和壓力的不同,O2與合成氣混合后,各H] CO, O,組分的溫度和壓力將發(fā)生變化以達到平衡狀態(tài)。根據混合氣理想氣體狀態(tài)方程計算值/m361203814901m9體內組分的體積比等于物質(zhì)的嫩之比的定律,合成氣在混合范德華方型計算值m31.3620567144519885氣內的體積分數為30.22%?？偲?%22混合氣體爆炸范圍的估算根據表1所示的合成氣的組成估算混合氣體的爆炸極式中L。為含有悄性混合氣體的爆炸極限%;Lr為混合氣限。查物質(zhì)理化數據可知,CO在O2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數,%。15.5%-94%,H2的爆炸極限為4%-9%。兩種可燃組分將合成氣中總量約為20%的情性組分及可燃氣體在Q2中的C和H形成的可燃氣體在2中的燥炸極限可按式(3)、爆炸極限一起代入式(5),得合成氣在O2中的爆炸極限I(4)進(jìn)行計算為9.21%,U凡L。為95.14%。=100此上述計算結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(jìn)一步擴大9,即爆炸下UFL=100/(4)限降低,爆炸上限升高。根據計算,回流的混合氣中合成氣組式中LHL和UE為混合可燃組分CO和在O2中的爆炸分占302%,處于混合氣體爆炸極限范圍內滿(mǎn)足了爆炸濃下限和爆炸上限%;LF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i占可燃組分的體積分23混合氣體溫度估算數,%。將CO和H2的體積分數換算成可燃氣體CO和H2中由于合成氣與O2的溫度不同,當合成氣與O2一起回流的相對體積分數,分別為53.75%和46.25%,代入式(3)、(4)時(shí),高溫的合成氣將熱量傳遞給低溫的O2。根據熱力學(xué)第一可算得可燃氣體在0中的爆炸極限為751%,UHL為定律穩定流動(dòng)能量方程可知94%。Q=AH+m△c+mg△z+W由于合成氣中含有惰性組分C2和N,合成氣在O2中的式中Q為系統與外界交換的熱量,△B為氣體的焙變爆炸極限可用式(5)計算。m△c2為氣體流經(jīng)燒嘴的動(dòng)能變化,J;mgΔz為氣體勢能變1+(5)化,;為氣體在燒嘴內部對燒嘴做的功,J。由于系統對德士古燒嘴不做功,W=0,忽略燒嘴流道的010年10月楊一,等:水煤漿管道爆炸事故機理分析oet,2010高度△2和混合氣流經(jīng)燒嘴的動(dòng)能變化是m△2,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全部用于熱量交換。因混合氣回流至爆炸的時(shí)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,可認為系統不對外傳遞熱量,Q=0,故△H=0,即各組分爆炸不能使管道直接破裂,但其產(chǎn)生的高溫可進(jìn)一步氣化水焓變之和為0。爆炸前混合氣體的3個(gè)參數溫度、壓力及體積中任何1煤漿中的水,加劇管內的物理變化個(gè)都無(wú)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(méi)有影響,氣體熱力學(xué)能31水煤漿管內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(jìn)行氣體焓正常生產(chǎn)時(shí),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。當閥門(mén)打開(kāi)后導致管道內水煤漿分流,見(jiàn)圖5?！鱄=(7)圖中Q、Q2和Q3分別為AB、BC和BD段管道的流量;S1、S2和S3分別為AB、BC和BD段管道的阻抗假設泵正常工作時(shí),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,mod;c,m為N=PgQ,H(1)氣體物質(zhì)的量等壓熱容,m,k,n為氣體混合前的溫式中M,為泵的功率,W;P為流體密度,kgm-3;H為泵的度K;72為氣體混合后的溫度,K;ab和c為氣體物質(zhì)的量揚程,m。等壓熱容參數,見(jiàn)表4。如圖5所示,根據流體管路特性,由于BC和BD管道類(lèi)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Hm為1混合后的溫度(即化學(xué)爆炸初始溫度)為730K。lacp= HBc=HsD(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;Ha為BD段管道的水頭,從上述計算可知,混合氣體滿(mǎn)足了發(fā)生化學(xué)爆炸的條件O2和合成氣短哲混合后可發(fā)生化學(xué)爆炸?；瘜W(xué)爆炸燃燒速m;其中6度很快,可以認為反應是在絕熱系統內進(jìn)行,爆炸后,系統內HBc S05(13)(14)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S,Qj與可燃組分的燃燒熱之和,即BC、BD管道阻抗SBm為16∑U-=∑U+Q(15)此過(guò)程的燃燒反應方程式為20+02→2CO2,2H2+O2→式中SB為BC、BD段管道的總阻抗,m2H2O。反應完全后,氣體各組分CO2O2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6分別為486.63mol,1480.63ml和290.38molH= HAB+ hacD根據表5。的數據,計算得爆炸前730K時(shí)反應物中所有組分的熱力學(xué)能為4.18×10k。已知CO的燃燒熱為284.06kmod-1,H2的燃燒熱為23874bmo-,得CO和H燃燒產(chǎn)生的熱量Q=1.65×103kJ,則爆炸產(chǎn)生的總能量為207x4氣體的物質(zhì)的量等壓熱容參數值門(mén)Tabke 4 Isobaric beat capacity values of gases0以J。爆炸產(chǎn)生的總能量將使爆炸產(chǎn)物的溫度升高,根據熱力學(xué)能前后不變,由表5的數據進(jìn)行迭代計算,得出2800Ka/(Jml-·k1)26537268826.7528.17時(shí)生成物的熱力學(xué)能總和∑U=2.03×10,3000K時(shí)bx1/(m-k2)7.68314,42,286.297生成物的熱力學(xué)能總和∑U=20×10故爆炸后的溫X1(Jmk2)-112-035-1425-0744度應在2800~3000K之間。用內捕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T真=2849.71K。理論上的爆炸壓力可根據式(10)Table 5 Tbermodynamic energy valucs of gases at diferent temperatu求得。熱力學(xué)能U/x4184Hmol溫度/KPuc= g4 x p(10)H2 O2 Co CO23.5933.8473.7225.393式中Pk在為反應后的最高壓力,Pa;P。為反應前的壓力,280015.8721804917.0330.382Pa;T最在為反應后的最高溫度,K;T為反應前的溫度,K;n為30001722419.55318.47332.978反應前的物質(zhì)的量,mol;m為反應后的物質(zhì)的量,mol。計算上述各組分反應前后的物質(zhì)的量可得,反應前氣體的物質(zhì)的c S g量n為2571.09mol,反應后氣體的物質(zhì)的量m為2257.10由經(jīng)驗可知,合成氣與O2形成的混合氣初始壓力P0小于98MPa,將98MPa帶入式(10)計算得P最在為33.58MPa圖5門(mén)處管道結構因此,爆炸后的壓力小于33.58MPa。若考慮管道內水蒸氣對143Vol 10 No 5與環(huán)境季扳第10卷第5期總阻抗S為61想氣體定嫡方程0為S=St+SBcp(25)當閥門(mén)處于關(guān)閉狀態(tài)時(shí),S3=,Q3=0,此時(shí)SB=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為絕熱指數取1.13515。H=HAs+HBc=S,Q1+S,Q2=(S,+ Saco)Qi (19)將1.18MPa下水蒸氣應具有的體積177.32xm3和實(shí)際將式(19)代入式(11),泉的功率又可表示為占據的體積xm3一起代入式(25),計算得在干飽和蒸汽狀態(tài)N=Pg(S,+ Sacp)Q1(20)下,管道壓力達當閥門(mén)打開(kāi)后,根據管路特性,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SD將降低。由于假設水蒸發(fā)為干飽和蒸氣下的計算壓力已遠高于臨根據式(20),由于的功率N流體的密度p及AB管道阻抗界破裂壓力,可知水被蒸發(fā)為濕蒸汽時(shí)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(jìn)而由式(1)得出,此時(shí)道破裂,即水處于濕蒸汽狀態(tài)時(shí)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(16)式得出,BC、BD段管道水頭HBCD下降,于是BC管道的通過(guò)化學(xué)爆炸和物理爆炸兩種事故模式的研究,綜合兩水頭Hx也隨之減小。者爆炸影響分析,可認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果?；亓鞯母邷睾铣蓺夂突瘜W(xué)爆(21)炸產(chǎn)生的高溫使水煤漿中處于常溫的水發(fā)生氣化,從而誘導由上述分析可知:當閥門(mén)開(kāi)啟后,BC管道內的壓力將下和加劇了物理爆炸,物理爆炸的超壓是導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(cháng)約5m,BC段管長(cháng)約95m,BD段為一小從事故發(fā)生的原因可見(jiàn),一個(gè)小小的誤操作即可引發(fā)災段管道和1個(gè)閘閥沿程水頭損失計算式(22)和局部水頭計難性的后果,因此德七古氣化裝置系統的合理設計和生產(chǎn)中算式(23)如下。的規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,制定嚴格的操作規程?？蓪?shí)(23)行開(kāi)停檢修牌制度,當裝置出常運行時(shí),任何可操作的部位都懸掛生產(chǎn)標志牌,檢修時(shí)必須換牌后方可操作,且必須有人式中h為水頭損失,m;l為管道長(cháng)度,m;D為管道直徑,m;在場(chǎng)監督。為流體流速,m/s;λ為管道的摩擦系數;為閘閥的局部阻2)從本質(zhì)安全考慮,可在水煤漿管線(xiàn)閥門(mén)處增設連鎖裝力系數。置,使正常運行條件下閥門(mén)不能開(kāi)啟,從根本上避免事故的發(fā)聯(lián)立式(2)、(23),將閥門(mén)處的阻抗折合成同等阻抗下的生當量管長(cháng)為3)結合裝置的實(shí)際情況,從工藝安全性角度出發(fā),建議在表山可知,閘閥全開(kāi)時(shí)的局部阻=2,(2)水煤漿件線(xiàn)靠近氣化爐一側安裝單向閥以防止各種意外狀況下物料的回流勺絕對粗糙度e取0.05m-1,則/D=1.4x10-·5結論mm2。閥門(mén)打開(kāi)后,管道內的流體為非恒定流,由莫迪圖事故機理分析表明,閥門(mén)誤操作引起水煤漿管內壓力急可得,管道的摩擦系數λ=0.013。由式(24)計算得,閥門(mén)處阻抗的當碌管長(cháng)為286m,加之連接閥門(mén)的小段管道,BD段管劇下降使得氣化爐中的尚溫合成氣和O2管線(xiàn)中的O2一起倒流入水煤漿管道,導致管內混合氣體發(fā)生化學(xué)爆炸,水煤漿道的當最管長(cháng)約為3m。根據水力計算關(guān)系式(11)~(21)可發(fā)生物理爆炸,管道的爆炸是二者共同作用的結果。通過(guò)對推算出,當閥門(mén)打開(kāi)后,BC段管道內的壓力將下降為1.18化學(xué)爆炸和物理爆炸能?chē)}的定量計算,并參考由管材力學(xué)性MPao能推算出的管道破裂臨界壓力,認為物理爆炸產(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)生的高溫使管內處于管道破裂的主要原因常溫狀態(tài)的水迅速蒸發(fā)為蒸汽?，F以臨界狀態(tài)考慮,水被蒸 References(魯考文獻)發(fā)為1.18MPa壓力下對應的飽和蒸汽。查表0并插值計算[1] HUANG Z M, ZHANG JS, YUE G X. 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Thus, the combined gas in the gasifier and the oxygen in thery noxles in industrial boilers[ J]. Material and Design, 2007.28(5):1531-1538.oxygen pipeline got blown through the Texaco nozzle. The concentra[5] MENG Yifei孟亦飛), ZHANG Lijing(張禮敬), TAO Gang(陶剛)tion of inflammable gas in the mixture is composed of the combinedRisk analysis o oxygen-containing hydrogen cylinfer during releasing gas with oxygen between the maximum and the minimum explosiveprocess and its disposal[門(mén)]. China Safety Science Journal(中國安全 limits. When the gas mixture was pushed out of the nozzle, the static科學(xué)學(xué)報),2005,15(9):53-56stress generated by the friction led to the final chemical exIn[6] DOUGLAS JF. GASIOREK JM. SwAFFTELD JA. FLuid mechanics comparison with the pipelines critical burst pressure worked out[M]. 3rd ed. Beijing: World Publishing Corporation, 2000: 443- the 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 Zhihu(任 ical explosion and the combined gas with the extremely high tempera志華),l. Physical chemiatry(物理化學(xué))[M]. Beijing:Chemcal Industry Press, 2006: 21-25normally in the coal-water slurry, which may contribute to the change8]cA|Fasg(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),eal. Chemical safety engineering(化工安全工程)[M]hundreds of times naturally compresses its small space and result in aBeijing: Science Press, 2005: 33-55[9] DANIEL A C, JOSEPH F L. Chemical process safety fundamentalsih applications [M]. 2nd ed. Upper Saddle River: Prentice Hall sure, the pipeline would burst out instantly. As to the water in thePTR,200l:142-146.pipe, it was also supposed to get evaporated as a kind of saturated[10] SHEN Weida(沈維道), JIANG Zhiming(蔣智明),T0 NG Jungang(童鉤耕). Engineering thermodynamic(工程熱力學(xué))[M].DBi, reach420MPa, over the critical pressure, From what has beenjing: Higher Edution Press, 2005:done in our analysis, it can be concluded that the accident of the said1] WU Yuebin(伍悅濱), ZHU Mengheng((朱蒙生). Engineering fuid explosion occurs both due to the effect of chemical and physical fac-mechanics pump and blower(工程流體力學(xué)泵與風(fēng)機)[M], Bei- tors mentioned above, and the physical overpressure caused by physijing: Chemieal Industry Press, 2006: 217-296al change of the water sluggy, which may account for the disastrous[12] VICTOR L S, BENJAMIN E W, KETH W B. Fluid mechanies coal-water slurry pipeline explosion[M]. 9th ed. Boston: MeGrawHill College, 1998: 550-558.Key words: safety engineering; process mechanism analysis;[13] SRILATHA C, SAVANT A R, PATWARDHAN A W, ea.Head.celine explosion: pressure change; overpressureflow characteristics of pump-mix mixers[ J]. Chemical EngineeringCLC number: X937Document code Aand Processing, 2003: 167-169.Article D:10096094(2010)050141-0514] GUAN Guofeng(管?chē)h), ZHAO Rul(趙汝博). The principle可chemical engineering(化工原理)LM]. Beijing: Chemical IndustryPress,2004:28-43I15]cuIκ qing(崔克清). Chemical safety engineering(化學(xué)安全工程4)[MI. Shenyang: Liaoning Science and Technology PublishingAccident mechanism analysis for a coal-waterslurry pipeline explosionYANG Yi, ZHANG Li-jing, TAO Gang, CHEN Li-pingSchool of Urban Construction and Safety Engiversity of Technology, Nanjing 210009, China)Abstract: This paper is aimed to present our discussion and analysisof the causes of the explosion of the coal-water slurry pipeline fromcoal-water slurry can be divided into two parts when it was erroneous-ly discharged due to its valve breach. Actually, the explosion ofTCGP coal-water slurry pipeline took place due to improper opera-tion,which has resulted in human casualty and damage of propertiesWhen it was exploded, one point was still supplied with the gasifier145