李 博　吳興華　湯曉英　黃文和

（上海市特種設(shè)備監(jiān)督檢驗技術(shù)研究院 事故調(diào)查技術(shù)中心　上?！?00333）

氧氣、氬氣平衡罐爆炸事故失效機理分析與預(yù)防

李 博吳興華湯曉英黃文和

（上海市特種設(shè)備監(jiān)督檢驗技術(shù)研究院 事故調(diào)查技術(shù)中心上海200333）

用于向煉鋼車間氬氧精煉爐供氣的氧氣平衡罐、氬氣平衡罐發(fā)生爆炸事故。針對該事故展開技術(shù)分析與調(diào)查，在明確配氣站概況、氧氣及氬氣裝置技術(shù)參數(shù)、事故現(xiàn)場物損情況的基礎(chǔ)上，通過罐體材料性能測試、斷口檢查、金相觀察等手段展開失效分析，并對罐體相關(guān)氣化器的氣化能力計算審核，對汽化器的溫度監(jiān)控系統(tǒng)進行查驗。結(jié)果表明：平衡罐罐體16MnR材料發(fā)生脆斷是造成氣化器下游的氧罐和氬罐最終發(fā)生爆裂的直接原因；整個裝置系統(tǒng)缺乏低溫保護系統(tǒng)，而氣化器在氣候條件惡劣情況下長時間連續(xù)、超負荷使用，導(dǎo)致翅片管表面結(jié)霜嚴重，誘發(fā)事故的產(chǎn)生。最后本文對材料組織碳化物偏析條件下的低溫脆斷機理進行揭示，并對該類事故的預(yù)防提出建議。

平衡罐爆炸事故失效分析低溫保護

1　事故概況

某配氣站內(nèi)的一臺氧氣平衡罐（以下簡稱氧罐）、一臺氬氣平衡罐（以下簡稱氬罐）突然發(fā)生爆炸。這兩臺平衡罐用于向煉鋼車間內(nèi)的氬氧精煉爐（AOD爐）供氣。爆炸造成氧罐、氬罐解體，碎片四散飛出，并對周圍廠房設(shè)施造成不同程度的損壞，工廠生產(chǎn)被迫中止，所幸無人員傷亡。

據(jù)事發(fā)當日在崗的壓力容器操作人員描述，爆炸前裝置壓力表顯示正常，但整個氣化器（包括連通平衡罐前的管道）都已結(jié)冰，在巡查發(fā)現(xiàn)該情況結(jié)束4～5min后發(fā)生爆炸；從當?shù)貧庀缶痔峁┑臍庀筚Y料來看，事發(fā)前連續(xù)數(shù)日氣溫均在0℃以下。本文即針對該事故展開失效分析、技術(shù)調(diào)查及預(yù)防警示。

2　涉事設(shè)備概況

2.1 配氣站及其使用、管理、設(shè)計、檢驗情況

該配氣站內(nèi)，共有氧氣、氬氣和氮氣配氣裝置各一套，每套裝置分別由低溫儲槽、低溫液體泵、空溫式氣化器、平衡罐以及不銹鋼、碳鋼管道、閥門、附件等組成。

1）配氣站使用及管理情況：

（1）該配氣站自安裝完成已使用4年，自使用以來氧氣、氬氣耗量逐年遞增；爆炸發(fā)生前，從AOD爐工藝冶煉記錄情況來看，車間每天24h內(nèi)連續(xù)煉鋼操作，氧氣與氬氣交替使用，氣化器基本上處于高負荷運轉(zhuǎn)狀態(tài)，氧流量曾一度達到670Nm3/h的高流量，超過氣化器的設(shè)計流量；

（2）該配氣站配備持證壓力容器操作人員一名，僅負責白天的壓力容器操作，夜班存在無證人員操作壓力容器的情況；該配氣站的安全技術(shù)操作規(guī)程（草案）內(nèi)容簡單，操作性不強，尤其是關(guān)于當氣化器完全結(jié)冰時采取何種緊急措施，并沒有明文規(guī)定。

2）配氣站內(nèi)管道工程設(shè)計情況：管道工程設(shè)計單位具有設(shè)計資質(zhì)，配氣站管道工程為設(shè)計單位根據(jù)使用單位提供的圖紙資料，按GB 50316—2000 《工業(yè)金屬管道設(shè)計規(guī)范》以及GB 50030 《氧氣站設(shè)計規(guī)范》進行設(shè)計，設(shè)計范圍為站內(nèi)液氬、液氧和液氮儲罐出口至煉鋼車間之間的管道；但在管道工程設(shè)計中，在氣化器后未設(shè)溫度監(jiān)測系統(tǒng)以及當溫度過低情況下低溫液體泵的聯(lián)鎖保護系統(tǒng)。

3）配氣站內(nèi)特種設(shè)備檢驗情況：配氣站中3臺平衡罐以及壓力管道已超過全面檢驗有效期，至爆炸發(fā)生前仍未停用安排檢驗。

2.2氧氣、氬氣裝置技術(shù)參數(shù)

1）氧氣/氬氣平衡罐基本參數(shù)：容器類別為Ⅱ類；設(shè)計壓力2.75MPa；最高工作壓力2.5MPa；設(shè)計/工作溫度為常溫；容積30m3；材質(zhì)為16MnR鋼。

2）液氧/液氬氣化器基本參數(shù)：氣化能力600Nm3/h；工作壓力2.5MPa；環(huán)境溫度-5℃；入口溫度-183℃/-186℃；出口溫度-10℃；氣化器換熱元件為八翅片星形翅片管；翅片管規(guī)格為φ200mm；流體導(dǎo)管規(guī)格為φ28mm×3.5mm；材質(zhì)為3A21鋁合金；換熱面積190.1m2；翅片管總長132m；翅片管布置方式為6管豎直并聯(lián)。

3）低溫液體泵基本參數(shù)：功率5.5kW；流量100～600L/h；吸入壓力0.02～0.8MPa；最大排出壓力16.5MPa。

3　事故現(xiàn)場勘查

爆炸造成氧罐和氬罐解體，形成多塊碎片并向四面飛散，爆炸碎片飛出的最遠距離達230m。氧罐的主要殘體被拋至西北方向80m處的河道內(nèi)，氬罐主要殘體在向西南方向飛行130m后，破開其他單位廠房的圍墻后落地［見圖1（a）］。氣化器大部分被拋至東南方向，距離60m、120m不等，氬罐的低溫液體泵泵體開裂損壞。氧罐低溫液體泵飛離原位。設(shè)備之間相應(yīng)的連接管道也被扯斷四處飛散。氧罐主要殘體上封頭、第一節(jié)筒身基本完好，無明顯變形，有兩塊殘片與之相連，一塊殘片上帶有人孔、人孔蓋和安全閥，殘片沿縱向和環(huán)向撕裂，呈向外展開狀［見圖1（b）］。從現(xiàn)場的宏觀來看，兩個爆裂罐殘片的大部分開裂斷口平齊，斷口邊緣無剪切唇，疑似為脆性斷裂斷口特征。為進一步分析，對罐體筒體材料進行低溫沖擊力學(xué)性能測試和斷口特征微觀分析。

圖1　事故現(xiàn)場勘查的部分情況

4　事故原因分析

4.1材料性能測試

對氧罐、氬罐殘片取樣，對取樣材料進行沖擊力學(xué)性能試驗，結(jié)果見表1。通過對氧罐、氬罐殘片材料的低溫沖擊試驗可知，罐體的16MnR材料在-40℃時的沖擊吸收功分別為13J和11J，遠小于GB 150附錄C中規(guī)定的20J。用內(nèi)插法估算可知，爆炸時，氧罐和氬罐罐體材料的溫度應(yīng)低于-30℃。

表1　殘片試樣沖擊試驗結(jié)果

4.2斷口分析

●4.2.1斷口宏觀檢查

氧氣罐碎片的斷面見圖2（a），可見整個弧形斷面基本沿中線分為兩部分，近內(nèi)圓斷面較為平整、細密，可見“人”形擴展花紋橫向分布；近外圓側(cè)的斷面粗糙不平，為向外分布的放射狀臺階。氬氣罐碎片見圖2（b），斷面粗糙，呈黃褐銹蝕色，斷面亦分為兩部分，近內(nèi)圓側(cè)斷面呈“人”字形擴展花紋橫向分布，約占整個斷面面積的2/3；近外圓側(cè)斷面上可見向外平行分布的放射狀臺階。

圖2　罐體碎片斷面典型宏觀形貌

●4.2.2斷口掃描電鏡觀察

氧罐內(nèi)圓斷面在低倍掃描電鏡下的形貌見圖3（a），該區(qū)域斷面較為平整；高倍下可見該區(qū)域斷面上呈現(xiàn)典型的解理面和河流花樣，并伴隨有少量斷裂韌窩，見圖3（b），該區(qū)域表現(xiàn)出以脆性解理斷裂為主、同時存在少量韌性斷裂的斷口形態(tài)特征。氧罐外圓斷面在低倍掃描電鏡下的形貌見圖3（c），該區(qū)域斷面較為粗糙，可見兩臺階區(qū)域中間斷面也較為平整，隱約可見平行于臺階的擴展條紋；高倍下該區(qū)域斷面起伏較大，斷面呈解理面、河流花樣和韌窩的復(fù)合形貌，表現(xiàn)出復(fù)合型斷裂特征，見圖3（d）。

圖3　掃描電鏡下氧罐斷面微觀形貌

氬罐斷面在低倍掃描電鏡下的形貌呈層片狀起伏，見圖4（a），需要說明的是，該斷面的氧化作用造成了氧化層覆蓋了大部分斷口特征，但在高倍掃面電鏡下仍可見局部氧化物剝離區(qū)域的斷面呈典型解理面和解理臺階形貌，見圖4（b），并且可見沿解理面存在的二次裂紋，故該斷面呈典型的脆性斷裂特征。

圖4　掃描電鏡下氬罐斷面微觀形貌

4.3金相分析

將氧罐內(nèi)圓斷面平整區(qū)取樣，進行研磨拋光后在低倍光學(xué)顯微鏡下的形貌見圖5（a），可見有平行于斷面的橫向內(nèi)裂紋存在并斷續(xù)擴展。對該金相試樣浸蝕后可見斷面上的裂紋穿晶擴展，基體組織為珠光體+鐵素體，碳化物呈帶狀偏析，見圖5（b）。將氧罐外圓斷面粗糙區(qū)取樣，進行研磨拋光后在低倍光學(xué)顯微鏡下的形貌見圖5（c），仍可見有平行于斷面的粗大橫向內(nèi)裂紋。對該金相試樣浸蝕后可見斷面組織形態(tài)為珠光體+鐵素體，而碳化物呈帶狀偏析，見圖5（d）。

圖5　光學(xué)顯微鏡下氧罐斷面處微觀組織形貌

將氬罐斷面取樣，進行研磨拋光后在低倍光學(xué)顯微鏡下的形貌見圖6（a），與氧罐類似，有多條基本平行于斷面的橫向內(nèi)裂紋并呈斷續(xù)發(fā)展。浸蝕后可見內(nèi)裂紋穿晶發(fā)展，組織為珠光體+鐵素體，碳化物呈帶狀偏析，見圖6（b）。

綜合材料性能、掃描電鏡及金相分析，可看到氧罐與氬罐的斷面形貌均主要呈現(xiàn)為脆性開裂形態(tài)特征，且斷面部位存在多條內(nèi)部微裂紋，微觀組織中有較多碳化物析出。因此，可初步判斷，材料發(fā)生脆斷是造成氣化器下游的氧罐和氬罐最終發(fā)生爆裂的直接原因。

圖6　光學(xué)顯微鏡下氬罐斷面處微觀組織形貌

4.4氣化器氣化能力審核

●4.4.1計算書核算

氧罐和氬罐罐體溫度低，是由于氣化器輸出了溫度遠低于材料脆性轉(zhuǎn)變溫度的介質(zhì)引起的。通過對該600Nm3/h控溫式汽化器換熱設(shè)計計算書進行核算，結(jié)論如下：

若不考慮運行過程中的結(jié)霜現(xiàn)象，為保證氣化器在-5℃環(huán)境溫度下維持所需氣化量和出口氣體溫度，則理論上需要上述規(guī)格的翅片管總長132.488m，按該規(guī)格翅片管單位長度上的外表面積計算，氣化器所需理論換熱面積為193.96m2。

根據(jù)設(shè)計方提供的設(shè)計計算說明書，設(shè)計單位計算得出實際翅片管長度（132.000m）及實際換熱面積（190.10m2）與核算得出的理論翅片管長度及理論換熱面積基本一致，說明設(shè)計方的設(shè)計計算是基本合理的，但需指出，在進行設(shè)計時并沒有考慮必要的傳熱安全系數(shù)［1］。

●4.4.2運行工況及結(jié)霜計算

從AOD爐工藝冶煉記錄情況來看，氣化器處于高負荷運轉(zhuǎn)狀態(tài)，事發(fā)前的氧流量更是一度達到了670Nm3/h的高流量，超過了氣化器的設(shè)計流量（600Nm3/h）。氣化器的翅片管表面已存在嚴重結(jié)冰（霜）情況，而結(jié)冰（霜）將導(dǎo)致?lián)Q熱效率下降，這種情況持續(xù)時間過長，就會因氣化器出口氣體溫度過低而引發(fā)事故［2-4］。

計算分析表明，若翅片管表面無結(jié)霜，在-5℃環(huán)境溫度下，介質(zhì)流量670Nm3/h時的出口氣體溫度為260.3K（-12.7℃），在理論上不會造成16MnR發(fā)生冷脆（軋制態(tài)16MnR鋼材的韌脆轉(zhuǎn)變溫度區(qū)間在-20℃～-35℃，而具體的轉(zhuǎn)變溫度T0還與板材厚度、熱處理狀態(tài)、晶粒組織形態(tài)及碳化物析出量等因素有關(guān)［5-7］）。但是，一旦翅片管表面出現(xiàn)結(jié)霜，其換熱性能將大大降低，出口氣體溫度將迅速降低。計算表明，在670Nm3/h的介質(zhì)流量下，若翅片管表面的平均霜層厚度達4mm時，出口氣體溫度就低于-20℃；當平均結(jié)霜厚度達27mm時，氣化器出口就可能出現(xiàn)帶液。在600Nm3/h介質(zhì)流量下，當結(jié)霜厚度達5mm時，出口氣體溫度就低于-20℃；當平均結(jié)霜厚度達31mm時，氣化器出口就可能出現(xiàn)帶液［8，9］。

據(jù)此可以判斷，翅片管表面嚴重結(jié)霜是導(dǎo)致這起事故的主要原因之一。出現(xiàn)較大的結(jié)霜面積，說明氣化器已在大流量情況下運行了很長時間，并存在超負荷使用的情況。

4.5溫度監(jiān)控系統(tǒng)查驗

設(shè)計單位在設(shè)計依據(jù)中未將GB 16912—1997（GB 16912—2008）《氧氣及相關(guān)氣體安全技術(shù)規(guī)程》列入。GB 16912—1997（GB 16912—2008）適用于深度冷凍法生產(chǎn)氧氣及相關(guān)氣體的企業(yè)，規(guī)定了氧氣及相關(guān)氣體的生產(chǎn)、儲存、輸配和使用中必須遵守的安全要求。該規(guī)程10.3.5條規(guī)定：“氣化器后，應(yīng)設(shè)溫度監(jiān)測系統(tǒng)，氣化器后的氧氣溫度不準低于0℃，并設(shè)置溫度過低停液氧泵的聯(lián)鎖保護系統(tǒng)?！?/p>

在本事故發(fā)生前，正是由于氣化器后沒有加裝溫度過低連鎖保護系統(tǒng)，導(dǎo)致當氣體低于溫度限值時，低溫液體泵無法及時切斷，大量溫度持續(xù)下降的低溫介質(zhì)則不斷進入平衡罐，將平衡罐的溫度冷卻到了罐體材料的脆性轉(zhuǎn)變溫度以下。

4.6結(jié)冰處置存在的問題

事實上，在平衡罐發(fā)生低溫脆斷之前，整個氣化器裝置（包括連通平衡罐前的管道）結(jié)冰現(xiàn)象應(yīng)該已經(jīng)持續(xù)較長時間，且根據(jù)事發(fā)當日在崗的壓力容器操作人員描述，爆炸前發(fā)現(xiàn)整個氣化器（包括連通平衡罐前的管道）都已結(jié)冰，如果相關(guān)人員能及時意識到這種異常情況可能導(dǎo)致的嚴重后果，并采取停用低溫液體泵，讓汽化器退霜的緊急措施，也應(yīng)能夠有效的避免事故的發(fā)生。

另外，該配氣站的安全技術(shù)操作規(guī)程（草案）內(nèi)容簡單，缺乏關(guān)于氣化器完全結(jié)冰時采取何種緊急措施的明文規(guī)定。

5　事故結(jié)論

通過平衡罐罐體材料性能測試、斷口分析、氣化器氣化能力審核以及溫度監(jiān)控系統(tǒng)查驗，并調(diào)查事故發(fā)生前的結(jié)冰處置問題，在多方面情況綜合分析的基礎(chǔ)上，可以基本得出本事故結(jié)論：平衡罐罐體16MnR材料發(fā)生脆斷是造成氣化器下游的氧罐和氬罐最終發(fā)生爆裂的直接原因；整個裝置系統(tǒng)缺乏氣化器后、在溫度過低情況下的連鎖保護系統(tǒng)，特別是在氣候條件惡劣的情況下，氣化器長時間連續(xù)、超負荷使用，導(dǎo)致翅片管表面結(jié)霜嚴重，并在氣化器嚴重結(jié)霜時仍超負荷使用，未作停用處理，是造成事故的主要原因。

需要說明的是，本案中，通過事故現(xiàn)場勘查，難以判斷氧氣、氬氣罐體炸裂的先后順序。氧罐和氬罐罐體溫度低，應(yīng)是由于氣化器輸出了溫度遠低于材料脆性轉(zhuǎn)變溫度的介質(zhì)引起的，通過對斷口附近金相組織觀察，可發(fā)現(xiàn)多處微裂紋源，均位于筒體板材本體，而非位于焊縫等應(yīng)力集中位置，這說明，在材料脆化過程中，在罐體壁內(nèi)首先萌生的微裂紋則最終導(dǎo)致了罐體在極短時間內(nèi)罐體的壓力釋放（即爆炸）。另外，斷口附近組織中，存在較多的碳化物呈帶狀偏析，再加之低溫介質(zhì)和環(huán)境的影響，在承壓承載條件下會加速微裂紋的萌生。

6　材料低溫脆斷機理

一般地，低溫脆性是指，溫度低于某一溫度時，材料由韌性狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈誀顟B(tài)、沖擊值明顯下降的現(xiàn)象。16MnR屬于低合金高強度結(jié)構(gòu)鋼，其低溫脆性的產(chǎn)生機理往往是多重的［10］。金屬材料在不同溫度、應(yīng)力狀態(tài)、加載速度和環(huán)境的作用下，其斷裂形式各不相同。普遍研究認為：鋼中第二相顆粒（夾雜物、碳化物）對鋼的脆性裂紋形成影響很大；脆性微裂紋可由碳化物本身破碎開始，也可起源于硫化錳夾雜物處；第二相顆粒的大小對裂紋成核也有一定的影響，小的顆粒不易引起裂紋的產(chǎn)生；低溫脆性往往起源于晶界，晶界裂紋的形成除了晶界上碳化物影響之外，微量有害元素偏析于晶界而引起晶界脆化也是重要因素，磷、硫、銻等元素及溶解的氧、氫、氮等氣體在晶界偏析，則會大幅度降低晶界脆性斷裂抗力，提高脆性轉(zhuǎn)變溫度［11，12］。

本事故中罐體斷口附近存在較多且較明顯的內(nèi)裂紋穿晶發(fā)展，內(nèi)裂紋走向與斷面的方向基本一致，這說明在事故發(fā)生前，應(yīng)已有先期微裂紋產(chǎn)生于材料組織內(nèi)。斷面附近的微觀組織特征為：珠光體+鐵素體，且存在較多的碳化物呈帶狀偏析。因此，在承壓承載條件下，特別是在長期服役的外加應(yīng)力作用下，較多且較大尺寸的沿晶界偏析的碳化物第二相粒子（也即是沿晶形成的脆性相）極易提供大量的微裂紋源，當微裂紋長大到鐵素體晶粒尺寸級別后，進而會沿裂紋尖端方向擴展進入相鄰的鐵素體晶粒中，當由二次相粒子決定的解理斷裂應(yīng)力隨即轉(zhuǎn)變成由晶粒尺寸決定的解理斷裂應(yīng)力，最終形成穿晶擴展的裂紋形態(tài)。

7　預(yù)防建議

針對這起事故，同時考慮到我國目前還有大量在役空溫式氣化器，為保障生產(chǎn)安全，避免類似事故再次發(fā)生，特做如下建議：

1）發(fā)生這起事故的一個重要原因在于，氣化器出口無溫度監(jiān)測系統(tǒng)，也無連鎖保護裝置。若當初能夠配備這一設(shè)備，在氣化器出口當氣體溫度過低時自動切斷低溫液體泵，則可以避免這一事故。因此，對于目前在役的或?qū)⒁度胧褂玫目諟厥綒饣?，建議其出口均應(yīng)配備溫度監(jiān)控和報警裝置。

2）目前我國關(guān)于空溫式氣化器的設(shè)計安全余量、運行周期、除霜要求、叛廢報廢等缺乏系統(tǒng)的國家標準或行業(yè)標準，這起事故的發(fā)生，很大程度上反映出相關(guān)標準法規(guī)的不健全，故建議有關(guān)部門盡快制定和完善有關(guān)政策法規(guī)，對其進行必要的規(guī)定。

3）建議相關(guān)的設(shè)備使用單位，也應(yīng)完善相關(guān)安全技術(shù)操作規(guī)程（草案）內(nèi)容，健全關(guān)于氣化器結(jié)冰（霜）時采取何種緊急措施的明文規(guī)定，對相關(guān)操作人員加強安全操作培訓(xùn)。

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［上海市質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局科研項目：2015-38］

［國家自然科學(xué)基金：51505293］

Failure Mechanism Analysis and Prevention of an Explosion Accident of Oxygen and Argon Balancing Tanks

Li BoWu XinghuaTang XiaoyingHuang Wenhe
（Shanghai Institute of Special Equipment Inspection and Technical Research，Accident Investigation CenterShanghai200333）

An explosion accident， which on an oxygen balance tank and an argon gas tank of the argon oxygen refining furnace in the steelmaking plant， was investigated. The gas distribution profiles， oxygen and argon device technical parameters， the scene of the accident loss situation were investigated as the basis for the failure analysis through the shell material performance tests， fracture surface examination， and metallographic observation. The tankrelated vaporizer vaporizing capacity was calculatied and verified. And the vaporizer temperature monitoring system was checked. The results showed that the brittle fracture of the 16MnR material of the balance tank is the cause of downstream of the gasifier oxygen tank brust. The lack of low temperature protection system in the whole system，and the operation of gasifier under the harsh climatic conditions for a long time resulted into serious frosting on the tube surface and induced the accident. Finally， the low temperature brittle fracture mechanism under the condition of carbide segregation was revealed. Then the the prevention of this kind of accident was put forward.

Balancing tankExplosion accidentFailure analysisLow temperature protection

X933.2

B

1673-257X（2016）08-0065-07

10.3969/j.issn.1673-257X.2016.08.017

李博（1986～），男，博士，工程師，從事特種設(shè)備事故調(diào)查與安全技術(shù)研究工作。

2015-10-23）