朱科元
内容摘要：本文通过对一起锅炉爆炸事故的分析，认为对于现在常见的额定压力较低的卧式内燃燃油（气）干背式锅炉安装时本体不固定，有可能存在发生炉膛爆燃时引发锅炉本体爆炸的隐患。
主题词：爆燃，爆炸，瞬间压力。


2003年1月20日南京某宾馆一台热水锅炉发生了爆炸，无人员伤亡。
一、事故锅炉简介
锅炉的自然情况是：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。未办理锅炉使用登记证。锅炉结构形式为卧式、内燃、干背，烟气三回程，平直炉胆（图一）。

锅炉水系统内未设置膨胀水箱，经实查锅炉水管路系统无补给水管路。据用户介绍，锅炉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，锅炉投运以来一直运行正常（图二）。

爆炸前锅炉房布置如图三：
二、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分开始点火烧锅炉，一直未离开锅炉房。约20时，司炉工观察了一下锅炉出水温度在82℃（控制器设定最高出水温度85℃，此时锅炉仍在运行），然后走向锅炉房大门，刚走4～5步，就听见一声巨响，发生了爆炸。
事故现场破坏情况：
1．锅炉本体向炉前移位约1米。
2．因炉体向前移位撞击储油箱，致燃烧器粉碎，油箱内凹约30cm（图四）。
3．炉体前后烟箱盖板爆离本体。
4．炉胆后部缩瘪，最严重处离后管板约500mm，与后管板角焊缝处撕裂50周长以上（图五）。

5．与炉体连接的进出水管、排污管、烟道等整体断裂。
6．锅炉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．锅炉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。
三、事故原因分析
（一）锅炉运行中炉胆受力分析
爆炸前由于安装不合理，致锅炉长期处于超额定压力状态下运行。
该炉水系统为封闭状态，无补充水管及膨胀系统，且用户认为自来水直接对锅内进行补水（认为热交换器为混合式，事故发生后查实为管式），但未见锅炉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，满足了系统补水和水系统膨胀的需要。故锅炉长期处于0.26-0.28MPa的工作压力状态下运行。
平直炉胆强度校核计算分析：（按GB/T16508-1996《锅壳锅炉受压元件强度计算》进行）
炉胆尺寸：外径Ф500mm，壁厚5mm，长度1800mm。
材质不明，按Q235材料，屈服点按标准值，并假设制造质量完全符合《热水锅炉安全技术监察规程》和有关标准要求。
强度校核：

稳定度校核：

其中：[P]：最高答应计算压力（表压），MPa。
σts：计算壁温时的屈服点，MPa。σts=148.8。
t：实际测量厚度，mm。4.5，t-1取4.5。
n1：强度安全系数。n1=3.5。
DP：炉胆平均直径，mm。DP=495。
L：计算长度，mm。L=1800
μ：园度百分率。对于平直炉胆，μ=1.5
Et：计算壁温时的弹性模量，MPa。Et=195×103
n2：稳定安全系数。n2=3.9
计算结果：
强度校核：[P]=0.220MPa
稳定度校核：[P]=0.187MPa
分析：
a．炉胆的最高答应工作压力小于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标准中规定稳定安全系数为3.9，强度安全系数为3.5，其中考虑了壁厚、直径偏差，焊缝错边量、棱角度、内部缺陷等各种因素，若按安全系数为1计算，强度[P]=0.77MPa，稳定度[P]=0.73MPa，最小值[P]=0.73MPa。但当时此锅炉制造不在国家制造许可证范围内，其制造质量相对较差，故实际失稳临界值应小于0.73MPa。另外，此锅炉97年投运至爆破，长期处于0.26-0.28MPa工作压力下运行，再考虑运行中可能出现的水击等其它不稳定因素，其实际失稳临界值应明显大于0.28MPa，因此其失稳临界值应在0.28-0.73MPa之间。
（二）爆炸过程分析
经爆炸现场分析，认为爆炸过程由相隔时间非常短的两次爆炸组成。
1、第一次爆炸
询问笔录反映，该锅炉在正常运行中忽然发生了爆炸，此时锅水温度82℃，锅炉控制器设定最高出水温度85℃，锅水从82℃到85℃至少需要运行好几分钟时间。锅炉正常运行中忽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，由超压引起，实际可能性很小；二是锅炉熄火保护失灵，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堵塞熄火，熄火保护装置未动作，当燃油重又进入喷咀或固体杂质在瞬间又被冲开时，大量在爆炸极限浓度范围内的油气混合物进入炉膛，炉膛内的高温耐火砖瞬间点着油气混合物发生化学爆炸。从用户了解到该锅炉自安装投运以来燃烧器及控制器未进行过维护，观察爆离本体的前烟箱盖板及前烟箱内壁为干燥的隔热材料，无水迹，因此使炉体前后烟箱盖板爆离本体的原因是由炉膛爆燃引起（由于燃烧器已粉碎未能对熄火保护装置进行验证）。
2、第二次爆炸
炉膛爆燃时产生的高温高压气体在瞬间冲破前后烟箱，使烟箱盖板爆离本体。由于该炉采用干背式布置，炉后泄压面积远大于炉前，且炉膛内的高温高压气体从炉后泄出比炉前经烟管泄出路程短、流阻小，故致气体的绝大部分瞬间从炉后泄出。
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绝大部分从炉后泄出时的反作用力，使炉体瞬间前移，产生很大的瞬间加速度，加速度作用于锅内水体，使水体对后管板、炉胆、锅筒等产生很高的瞬间压力。
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，炉胆内将会出现一定的负压。
锅内的工作压力、炉胆内一定的负压及水体产生的瞬间压力共同作用于炉胆，使炉胆在锅炉后部失稳，并在炉胆与后管板的角焊缝处撕裂。
虽然爆炸前显示锅炉的出水温度只有82℃，但该锅炉进水无分配水管，锅内不同部位的水温差很大，局部超过100℃的水瞬间汽化产生物理爆炸，并从炉胆撕裂处向后喷出，将墙上的电源控制箱等设施冲垮，同时使炉体进一步向前直至冲撞油箱。
锅炉只有82℃的出水温度，虽然有油气混合物的化学爆炸和局部超过100℃水的物理爆炸，但总爆炸能量不大，爆炸冲击波未造成炉体上方的日光灯管破裂（锅炉房窗户原无玻璃）。
3、爆炸过程中炉胆的受力分析
（1）工作压力分析
平直炉胆，两头受到管板的加强，其强度及稳定度数值在炉胆中部小，两头大。上述锅炉运行中炉胆受力分析计算，理论最大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计算，安全系数都取1，炉胆计算长度L＝1000mm时，得最小[P]＝0.974MPa（强度）；L＝500mm时，得最小[P]＝1.325MPa（强度）；L＝200mm时，得最小[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开始。
（2）水静压力分析
炉胆水平布置，直径500mm，水静压力引起的压差为0.005MPa，相对0.73MPa为0.68％，可忽略不计。
（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，炉胆内将会出现一定的负压。
（4）水体产生的瞬间压力分析
炉膛爆燃致炉体瞬间前移，产生很大的瞬间加速度，加速度作用于锅内水体，使水体对后管板、炉胆、锅筒等产生很高的瞬间压力，压力数值可用下式计算。
P=A×H×ρ
其中：P：因加速度而产生的水压，Pa。
A：加速度，米／秒2。
H：计算位置与前管板内壁的距离，米。
ρ：水的密度，公斤／米3。
由上式可知，瞬间压力值与计算位置离前管板的距离成正比，后管板处的压力值最大。
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、炉体重量等因素有关，直接计算不易，但可通过另一种方法进行估算。思路是找出炉胆最先缩瘪处，并估算此处的[P]值（实际爆燃时产生的瞬间压力高于此值），根据其与前管板的距离可估算加速度A。
根据上述“工作压力分析”，靠近后管板处的[P]值最大，但缩瘪最严重处在离后管板约500mm处，可以认为此处为最先缩瘪处。此外，炉胆在后管板角焊缝处撕裂，角焊缝完好，角焊缝质量不良的影响可排除。
最先缩瘪处（离后管板500mm）的最小[P]＝0.974MPa（按GB/T16508-1996，安全系数取1。L按500mm×2计算）
压差△P=0.974-0.28=0.694MPa
与前管板的距离△H=1800-500=1300mm
代入前式得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，产生的瞬间加速度至少是重力加速度的50倍，造成的该炉后管板处瞬间压力增加值至少达0.96MPa。
虽然水体产生的瞬间压力持续时间很短，但对炉胆的失稳影响很大。
四、结论及启示
对于该台锅炉，熄火保护失灵和锅炉承压运行，是导致爆炸事故的直接原因；安装设计不合理，违反规定盲目使用是导致事故的重要内在原因。
上述对事故热水锅炉进行了分析，对于蒸汽锅炉，锅内未全部布满水，情况略有些不同，但若有加速度存在时，锅内水体也将会对锅炉后部产生冲击，引起瞬间压力。
目前，卧式内燃油（气）锅炉安装时锅炉本体一般直接放置在地坪基础上，不加固定。若是湿背式锅炉，由于炉膛爆燃时气体的泄放口一般主要在前烟箱，泄放流程较长、泄放面积较小，泄放阻力较大，致泄放时间较长，反作用力较小，很难推动炉体移动。南京以前曾发生过两起卧式内燃湿背式锅炉炉膛爆燃事故，泄放口均在前烟箱，虽然均有人员伤亡，但炉体均未产生位移。但是，对于干背式锅炉，非凡是额定压力相对较低的锅炉，炉胆承压能力的理论富裕裕度绝对值较小，安装固定问题应引起足够的重视。