气瓶内附油脂充氧过程爆炸实际油脂量计算

通过热力学计算,充氧12 MPa时,导致氧气瓶爆炸需要的最小油脂量为66.4~79.6 g。同一气瓶在不同的充装压力下发生爆炸,所需要的最小油脂放热量不同,即所需要的油脂量不同。同一气瓶充装压力越高,瓶内的气体压缩能越高,导致气瓶爆炸所需要的最小油脂量就越少。实际求解碎片运动的动力学方程,得到碎片的初动能Ek,并推断气瓶实际爆炸能量。     

“8·29”充装台充装现场氧气瓶爆炸事故原因分析

介绍了较为少见的充装台充装过程中氧气瓶爆炸事故,描述了事故爆炸后的现场。对爆炸气瓶碎片进行化学成分分析、机械性能、金相试验、内壁附着物化学成分分析和能谱分析。通过分析认定,由于误操作油脂混进氧气瓶,高压氧气和油脂接触发生剧烈的自燃氧化放热,使瓶内的氧气迅速升温升压,超出气瓶承压极限导致气瓶爆炸。结合工作经验,提出要严格气瓶充装前的检验,加强气瓶使用和经销单位的安全监管等防范措施和建议,对氧气瓶的安全管理具有参考价值和实际意义。     

充装低余压氧气瓶引发爆炸

事故经过2004年8月17日12时10分,某公司一制氧站在氧气充装过程中氧气瓶突然发生爆炸,造成制氧站充装车间整个厂房倒塌,遭到严重破坏,生产被迫停止,幸未造成人员伤亡。直接经济损失3万元。直接原因1.该氧气瓶在使用过程中,留有的压力太低,致使杂质进入气瓶,违反了《气瓶安全监察规程》中的第九章第79条之10“瓶内气体不得用尽,必须留有剩余压力或重量,永久气体气瓶的压力应不小于0.05MPa;液化气体气瓶应留有不少于0.5％～1.0％规定充装量的剩余气体”之规定,是事故发生的主要原因。2.气瓶在充装过程中,操作人员违反     

PTG测定油脂与高压氧气的反应

介绍说明几起氧气瓶内附油脂充氧过程中爆炸事故。介绍高压氧气与油脂的反应,论述了空压机润滑油燃烧基本特性,采用热重天平进行了空压机润滑油在不同压力的气体氛围内的燃烧试验,建立起空压机润滑油的热重和微商热重曲线,得到空压机润滑油在不同压力的氧气氛围内的自燃点。放入加压热重分析仪内的润滑油,接触高压氧气后迅速被氧化,氧气压力越高,氧化程度越深。随着氧气压力的升高,润滑油的着火点降低。这表明氧气瓶中油脂,随着充氧压力的增加,着火点降低,即压力越大,油脂越容易自燃,释放热量,导致爆炸。提出安全措施。     

一起充装台氧气瓶爆炸事故原因分析

针对一起充装台氧气瓶爆炸事故,通过对爆炸气瓶残骸进行化学成分、力学性能、金相组织观察、内壁附着物光谱和能谱分析着重阐述了气瓶爆炸事故的起因。分析认为,由于氮气瓶错装氧气,导致气瓶内部残存烃类油被高压氧气迅速氧化分解放出热量,使瓶内的氧气迅速升温升压,超出气瓶承压极限引起气瓶爆炸。结合实际应用与工作经验,提出了氧气瓶安全使用的建议以及相关措施,对氧气瓶的安全管理具有参考价值和实际意义。     

氧气瓶气体不纯造成爆炸

1981年10月10日,南京市东郊社办五金厂发生了一起氧气瓶爆炸事故,厂房炸塌,多人受伤。 事故发生后,南京市劳动局请有关方面专家对氧气瓶中充装的气体进行了相色谱分析,结果表明,氧中含氢为14.92%,混合气体中可燃气的百分比已超过了爆炸下限(氧气中氢含量4.65—93.7%即形成爆鸣性气体)。当焊工在关闭焊枪时,氢氧混合气体流速降低,火焰迅速顺着皮管进入气瓶引起激烈燃烧,使气瓶内压力突然升高,导致气瓶爆炸。 鉴于这次事故发生的根本原因是气体制造厂的气体不纯。事后,南京市劳动局和公安局组织了气瓶安全检查小组对全市气体制造厂进行了检查,…     

氧气瓶余压自动控制与预防可燃气体倒灌

氧气瓶作为一种承压设备,管理不好就会发生爆炸事故。发生爆炸的重要原因之一,是瓶内混入了可燃气体。 氧气瓶内混入可燃气体的途径有二:一是制氧设备的因素而混入可燃气体;二是在施焊(割)中瓶内的氧气压力耗尽,或者剩余压力过低,加上焊嘴被堵塞,造成压力稍高的可燃气体倒灌入氧气瓶。1991年6月10日上午,大庆油建公司氧气厂往氧气瓶内充装氧气时,十条充氧高压软管爆坏了九条;1992年 6月 25日大庆采油二厂检出数只氧气瓶内含有可燃气体。经分析确认,都是上述原因造成的。 为防止可燃气体倒灌入氧气瓶,原国家劳动总局早在1979年 4月25日就颁布…     

防止充氧用高压橡胶软管爆燃

我厂制氧站充氧台(10 × 2)分流排使用的高压橡胶软管,在7个多月的时间内曾两次发生爆破燃烧事故。第一次发生在1991年10月25日晚10点15分,在一组气瓶充灌结束,向另一组空瓶转换过程中,其分流排最后一只高压软管处发生爆炸。第二次发生在1992年6月5日上午8时,在充灌过程中,操作人员发现一只氧气瓶阀杆处漏气,修理后打开分流排充气阀时发生爆炸(此时充装压力为二11.0兆帕)。 分析事故原因,认为是由于氧气的绝热压缩产生高温,造成软管中炭粉在纯氧中急剧燃烧而发生的。输氧系统压力为15.1兆帕,在和氧气瓶压力0.1兆帕转换时,发生的时间短,可以…     

氧气瓶为什么会爆炸?

引起氧气瓶爆炸,主要有以下原因: 1.渗入或沾污油脂,当与被压缩的氧气接触后,便急剧氧化、燃烧,就会引起爆炸。 2.氧气瓶接近明火、热源及在阳光下曝晒。 3.放气速度过快,气流与瓶嘴产生磨擦引起静电火花,未及时采取有效措施。 4.在运输钢瓶时,摔打、冲击、强烈震动,使气瓶局部受伤,以及由于长期使用,瓶壁氧化、腐蚀、强度减弱。 5.从钢瓶上拆卸瓶嘴时,操作不当,瓶嘴受高度打击,严重时也会导致爆炸。 6.氧气瓶盛其他易燃爆气体或液体,未经清洗而充氧,产生化学作用引起爆炸。 7.氧气瓶材料不好,使用过期等。氧气瓶为什么会爆炸?…     

气瓶爆炸事故常见原因

气瓶发生爆炸事故的原因,常见的有如下几类: （1）盛装液化气体钢瓶,在温度升高时,所装液态气体的体积膨胀,把原来的气相空间充满,使气瓶压力急剧增高,当压力超越气瓶极限强度时,致使气瓶爆炸。（2）气瓶安全装置失灵,如压缩气体气瓶安全防爆膜太厚,以致气瓶超压后,防爆膜不起作用;或者液化     

地层条件下油气混合气安全氧含量实验研究

为了确定地层高温高压环境下油气混合气的安全氧含量，避免在采油过程中形成可燃性混合气体引发燃烧或者爆炸事故，保证注空气采油工艺过程的安全性，设计了1种测试地层高温高压环境下油气混合气体安全氧含量的实验装置；通过对采油现场井筒内的气体进行取样分析，选取一定组分的混合气体，在理论分析的基础上，对混合气体分别在1，5，10 MPa和40，120℃条件下的安全氧含量进行了实验研究，并将实验结果与理论分析结果进行了比较分析。研究结果表明:随着温度和压力的升高，安全氧含量逐渐降低；在地层高温高压环境下所测得的安全氧含量要远低于常温常压下的理论估算值；在10 MPa，120℃时达到8.27%，很大程度上增加了采油工艺过程的危险性。     

叔丁醇燃爆危险性研究

为预防叔丁醇氧化制甲基丙烯酸甲酯工艺过程中燃爆危险的发生,利用11L爆轰管测定不同工况温度、压力条件下,叔丁醇在不同氧含量的氧氮混合气中的爆炸极限,得到不同工况条〖JP2〗件下“叔丁醇-氧气-氮气”混合体系的燃爆区域;针对工艺过程中存在水蒸汽的条件,研究了水蒸汽含量对叔丁醇燃爆的影响。结果表明:叔丁醇在80℃、015MPa,170℃、015MPa,280℃、01MPa条件下的极限氧含量分别为159%、153%和135%;随着水蒸汽含量的升高,叔丁醇爆炸极限范围变小,在80℃、015MPa,170℃、015MPa条件下当水蒸汽含量增加到27%和34%时无燃爆现象发生。     

丙烯燃爆危险性分析

为预防丙烯氧化制环氧丙烷工艺流程中丙烯燃爆危险的发生,利用5 L爆炸极限测试仪测定丙烯在空气中常压不同温度条件下的爆炸极限,得到丙烯在常压下爆炸极限随温度的变化情况;针对丙烯工艺中的典型工况,采用11 L爆轰管测定不同工况温度、压力条件下,丙烯在空气中不同氧含量下的爆炸极限,并以此绘制爆炸极限三元图,得到不同工况条件下"丙烯-氧气-氮气"混合体系的燃爆区域。结果表明:随着温度、压力及氧气含量的升高,丙烯爆炸上限明显提高,但爆炸下限变化不明显;丙烯在80℃、0.24 MPa,130℃、0.96 MPa,40℃、1.90 MPa条件下的极限氧含量(LOC)分别为11.0%,10.2%和10.8%。降低体系中氧气含量有助于预防丙烯燃爆危险的发生。     

原油管道氮气抑爆实验研究

为了探究不同浓度下的氮气对管道受限空间内油气爆炸的影响作用，通过原油实验管道测得不同油气浓度下的最大爆炸压力值，研究氮气对原油管道爆炸特性的抑制作用。研究结果表明:实验原油管道油气浓度在4.32%~14.25%区间管道油气发生爆炸，在低油气浓度的爆炸区间内，相近油气浓度的爆炸压力等爆炸特性上升较快，高浓度的爆炸区间内，变化较缓慢，在9.23%的油气浓度时爆炸特性变化最明显；在爆炸区间内充入浓度为0%~30%的不同浓度的氮气，随原油管道内氮气浓度的扩充，实验所测得爆炸区间不断压缩，在26%的氮气浓度时几乎不发生油气爆炸，且实验研究的爆炸特性均有所减弱。     

氧气瓶爆炸事故性质认定及原因分析

在事故现场勘查的基础上,通过材料成分、力学性能、金相组织与断口、碎片附着物以及充装气体成分等检测和试验,结合爆炸能量的理论估算,对一起氧气瓶爆炸事故的性质和原因进行了系统分析。结果表明：瓶体存在的脱碳、微裂纹及局部腐蚀凹坑这些类裂纹缺陷在爆炸产生的巨大载荷下诱发了气瓶的开裂及扩展,其宏观断口表现为韧脆交替的快速断裂特征。依据碎片抛射距离估算的气瓶实际爆炸能量远大于其发生物理爆炸所产生的能量,气瓶爆炸属于化学爆炸。气瓶内存在的碳烃类油脂有机物以及瓶阀关闭时产生的摩擦热或静电火花是氧气瓶发生化学爆炸的直接原因。     

The explosion parameters of methanol under variable pressures and 423 K

The high-temperature and high-pressure methanol one-step oxidation has been the primary process for the mass production of dimethoxymethane. However, the risk of explosion for this process is still not properly defined. This paper presents new results from the experimental study on the explosion characteristics, including the explosion pressure and the explosion limits for methanol/air mixtures with a variable oxygen level, under an initial pressure between 0.3 MPa and 0.75 MPa and at the initial temperature of 423 K. The upper explosive limits were found to increase along with the initial pressure. If the limits for normal air are known, the oxygen effect on flammability is predictable from the thermal balance method. With a correlation for the pressure effect and a method for the oxygen effect, we can have the flammable range predictable.     

Effect of pyrolysis and oxidation characteristics on lauric acid and stearic acid dust explosion hazards

The effect of pyrolysis and oxidation characteristics on the explosion sensitivity and severity parameters, including the minimum ignition energy MIE, minimum ignition temperature MIT, minimum explosion concentration MEC, maximum explosion pressure P_max, maximum rate of pressure rise (dP/dt)_max and deflagration index K_st, of lauric acid and stearic acid dust clouds was experimentally investigated. A synchronous thermal analyser was used to test the particle thermal characteristics. The functional test apparatuses including the 1.2 L Hartmann-tube apparatus, modified Godbert-Greenwald furnace, and 20 L explosion apparatus were used to test the explosion parameters. The results indicated that the rapid and slow weight loss processes of lauric acid dust followed a one-dimensional diffusion model (D1 model) and a 1.5 order chemical reaction model (F1.5 model), respectively. In addition, the rapid and slow weight loss processes of stearic acid followed a 1.5 order chemical reaction model (F1.5 model) and a three-dimensional diffusion model (D3 model), respectively, and the corresponding average apparent activation energy E and pre-exponential factor A were larger than those of lauric acid. The stearic acid dust explosion had higher values of MIE and MIT, which were mainly dependent on the higher pyrolysis and oxidation temperatures and the larger apparent activation energy E determining the slower rate of chemical bond breakage during pyrolysis and oxidation. In contrast, the lauric acid dust explosion had a higher MEC related to a smaller pre-exponential factor A with a lower amount of released reaction heat and a lower heat release rate during pyrolysis and oxidation. Additionally, due to the competition regime of the higher oxidation reaction heat release and greater consumption of oxygen during explosion, the explosion pressure P_m of the stearic acid dust was larger in low concentration ranges and decayed to an even smaller pressure than with lauric acid when the concentration exceeded 500 g/m³. The rate of explosion pressure rise (dP/dt)_m of the stearic acid dust was always larger in the experimental concentration range. The stearic acid dust explosion possessed a higher P_max, (dP/dt)_max and K_st mainly because of a larger pre-exponential factor A related to more active sites participating in the pyrolysis and oxidation reaction. Consequently, the active chemical reaction occurred more violently, and the temperature and overpressure rose faster, indicating a higher explosion hazard class for stearic acid dust.