一起人造水晶高壓釜爆炸事故的原因分析

【摘 要】 本文就人造水晶高壓釜爆炸事故的原因進行了較全

面、深入的分析，并得出了相應的結論。

【關鍵詞】 人造水晶高壓釜 爆炸 分析

1 基本情況

該釜系由國營內蒙古第二機械制造總廠于1993年9月4日制造

出廠，釜型為GYF-270-I，編號為93085。規格為270.14×453.93

×5290×91.895mm（內徑×外徑×長度×壁厚），容積為256L，材

質33CrNi3MoVA，設計壓力151Mpa，設計溫度為400℃；工作壓力

137Mpa，工作溫度380℃。釜內介質為1.32N濃度的NaOH（9125g）、

0.05N濃度的LiOH（363g）和NaNO2（596g）。該釜1994年7月29日投入運行。

2 現場情況

（1）釜近底部的簡體上，由爆炸形成的一個長約1130mm，

下端寬為225mm，上端寬約60mm的邊緣不齊的大洞。

與爆口等面積的碎片，被拋在距離釜座約為1500mm的水泥地面上，砸出一個長約1020mm，最寬處約400mm的凹坑，碎片被插入地中。沖擊力致使固定釜體的4根M40×2的地腳螺栓被剪斷，釜體傾倒在附近的廠房鋼梁上，鋼梁發生較嚴重的彎曲變形。沖擊波將車間部分門窗震壞，因無人，未造成人身傷亡。

（2）釜投用至爆炸時為止，從未對安全性進行過定期檢驗，安全附件也未按有關規定要求進行校驗，爆炸后釜上配備的爆破片仍完好無損。為提高生產效率，公司增加了釜體底部加熱工藝措施，把所需的控溫熱電偶，也拔掉廢棄了。從不完整的運行記錄上看，有超壓現象。

（3）從爆口處觀察看到，釜體內膛表面上有十余條肉眼可見的軸向表面大裂紋，裂紋間的距離大體呈均勻的排列狀，裂紋長度不一，均處在100mm～300mm的范圍內。在大裂紋與大裂紋之間，還可以看到分布著許多尺寸不等的小裂紋。

（4）現場觀察還發現，釜底部靠近爆口處的釜體外壁，存在著一個顏色與釜體外壁其他部位明顯不同的區域，表現為黑色，面積約為：沿釜體環向尺寸約710mm，軸向尺寸約為390mm～430mm。與崩掉鋼塊相連的斷裂處，有明顯的塑性變形，懷疑為局部溫度過高所致。

3 原因分析

由于從釜體上崩出的鋼塊丟失，下面所有分析試樣只能從釜體上受破壞程度較輕的部位上截取。

3.1化學成分分析

采用化學方法對釜體材料進行化學成份分析，分析結果碳元素為0.42%，超過了國內行業標準JB/ZQ4025-86對33CrNi3MoVA鋼0.30%～0.38%的規定值。碳元素的超標一般會直接導致材料的強度升高和塑、韌性的降低。其余的規定元素含量均滿足行業標準對釜體用材33CrNi3MoVA的規定要求。

3.2材料性能測定

（1）常規力學性能

對釜體上、下兩區域，按其不同取向做了室溫和400℃下的機械性能測定，取3點的平均值，測定結果見表1。

表l 材料常規力學性能

對照表1綜合分析可以看出：釜體的強度指標（бb，б0.2）高出標準規定較多，且400℃時的環向強度高于縱向強度：塑性指標（δψ）環向低于縱向，且下部釜體的ψ和上部釜體的δ，ψ值均低于標準規定值：沖擊韌性（akv）環向低于縱向，且所有試樣的室溫測值均低于標準規定值。由此可見爆炸時材料的韌性已經遠遠不能滿足生產要求了。

（2）第二類回火脆性系數測定

測定結果J系教為144%，X系數為16.48ppm。J系數尚能達到出廠時國際上J≤150%的控制要求，而X系數不僅超出了出廠時X≤15ppm的控制要求，遠遠超過了目前國際上X≤10ppm的控制指標?？梢?，第二類回火脆問題是存在的。

（3）不同溫度沖擊功（J）的測定

表2 不同溫度下的沖擊功（Akv）測值

從上表可以看出，它們的縱向試樣的沖擊功均高于環向試樣的測值。把上表分別匯成Akv——T℃關系曲線圖按國際上通常把沖擊試樣斷口中結晶狀平面斷口占50%的溫度，作為脆性轉變溫度，即FATT。脆性轉變溫度均為100℃。對于該材料產品出廠時-20℃下的沖擊斷口都必須保證為非閃晶的韌性斷口，由上面FATT結果可以認為材料的脆性轉變溫度已向高溫方向至少上移了120℃的數值，可見已經達到嚴重的脆化程度了。

3.3金相檢查

（1）顯微組織、晶粒度及夾雜物檢查

從崩落鋼塊相鄰近的釜體部位及上部分別截取試樣，觀察金相組織，原奧氏體晶粒度組織形態，并由EDS分析儀進行半定量分析存在的夾雜物，結果列于表3。

表3 金相組織、晶粒度和夾雜物檢驗結果

釜體下部、上部簡體材料的金相顯微組織，均為回火調質索氏體，屬正常組織。從釜體下部和上部的原奧氏晶粒組織可以看出，晶粒極不均勻。下部簡體材料的晶粒度為2-6級，其中2-4級晶粒約占80%；上部簡體材料的晶粒度為3-6級，其中3-4級的晶粒約占60%。

上下部簡體材料的晶粒度均嚴重超出了YB27-77《鋼的晶粒度測定法》要求≥4級的這一標準。根據夾雜物的形態及相應的譜線得知，主要夾雜物為球形氧化物。表3中列出了A類夾雜物為硫化物，B類夾雜物為氧化鋁，C類夾雜物為硅酸鹽，D類夾雜物為球形氧化物，以及它們的各自大小級別。按YB25-59《鋼中非金屬夾雜物顯微測定法》標準規定，硫化物≤2.5級，氧化物≤2.5級，硫化物和氧化物總和≤4級。可見上部簡體材料中的夾雜物，無論按照氧化物的級別，或按照硫化物和氧化物總和的級別均超出了標準規定。

（2）裂紋的金相分析

為了分辯裂紋開裂類型及分布形態，從釜下部靠近內壁的眾多尺寸大裂紋中取一塊帶裂紋的試樣，在金相顯微鏡下對裂紋進行觀察。可以看出，裂紋為多源頭，且各自獨立地出現在釜體下部內壁的不同部位上；裂紋均是起始于筒體內壁表面，然后繼續向外壁方向擴展；在裂紋形態上，既有象樹枝一樣的主干裂紋，也有分支裂紋；裂紋方向幾乎全部平行于釜體的軸向；裂紋表面基本上都垂直于釜體所受的最大主應力方向；裂紋是沿材料的晶粒邊界進行擴展的。上述觀察到的裂紋特征，均完全符合該材料在NaOH溶液中應力腐蝕開裂和裂紋擴展的主要特征。

3.4斷口分析

（1）宏觀斷口的分析

爆口下端橫方向斷口處出現了明顯的向外翹曲變形，為撕裂型斷口，靠近爆口下部兩側縱方向的內側為斷面垂直于釜體內、外壁表面正斷口，外側為斜斷口。中部和上部區域均未見到正斷口區，全部為過載撕裂斷口。

可以認定：爆口下部縱方向的正斷口，為發生爆炸的初始開裂位置，應是眾多裂紋中尺寸最大和裂紋面取向最不利的裂紋。進一步觀察可看到正斷口存在著兩個互相鄰接的較大尺寸的表面裂紋，一條裂紋（48×150）mm（深×長），與之相連的另一條裂紋（43×100）mm。兩條裂紋斷口面之間存在一個大約10°的角度差。總之，從宏觀斷口分析可以看出，釜體下部內表面，最初經過大量軸向較小裂紋曲折發展繼而合并長大，形成較大的裂紋，最終在惡劣的工況下發生失穩脆性斷裂。

（2）微觀斷口分析

制備有代表性的裂紋斷口試樣，微觀觀察結果表明斷口表面存在覆蓋物。用EDS分析儀分析結果表明，在裂紋尖端部位，發現了大量的鈉元素，成為了釜體內液體介質中NaOH對釜體材料造成應力腐蝕開裂的有力證據。并隨濃度的提高和溫度的上升，NaOH對材料所造成的應力腐蝕破壞也愈趨嚴重。并已觀察到了晶界面上已受到的腐蝕痕跡，沿晶斷口形貌，還顯示了許多沿晶的二次裂紋。

3.5爆炸時釜內壓力估算

按照上面已測試出的結果.并采用力學及斷裂力學的原理，對釜體爆炸時釜內壓力和底部介質溫度進行了一次偏保守的計算。最終結果p=203MPa、T=474℃。

4 分析結論

（1）224號人造水晶高壓釜爆炸應歸因子釜內過大的超高內壓和大尺寸的裂紋聯合作用的結果。

（2）過大的超高壓系釜體底部無控制的加熱，遠遠超過高壓釜的設計溫度，造成了底部嚴重超溫所促成。

（3）釜內大量尺寸不同諸多裂紋是由于NaOH介質在高溫溶液中，材料長期受應力腐蝕作用而形成的。

（4）釜內經過長期生產運行，材料存在第二類回火脆問題，脆性轉變溫度向高溫方向上移120℃，其材料的韌性和塑性已經發生了嚴重劣化，材料的強度過高，而塑韌性過低，通常導致材料發生脆性破壞。

（5）材料中碳元素含量超過標準規定較多；材料的晶粒度過大：材料中的球形氧化物級別均嚴重的超過了標準的規定值。

（6）爆破片失靈。

參考文獻：

[1]陳憲禧等.《超高壓晶體釜爆炸事故分析報告》.北京鋼鐵研究總院