第10卷第5期Vol. 10 No 52010年10月Journal of safety and Environmentet,2010文章編號(hào):10096094(2010)05014105出現(xiàn)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(jī)理分析化爐內(nèi)和O2管線的壓力大于水煤漿管內(nèi)壓力,爐內(nèi)合成氣O2一起經(jīng)燒嘴倒沖問(wèn)水煤漿眢線楊一,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(jié)(南京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)與安全工程學(xué)院,南京21000構(gòu)可知,水煤漿管道壓力下降后,爐內(nèi)的合成氣和O2將一起經(jīng)燒嘴內(nèi)的水煤漿流道回流。由于回流的合成氣中存在CO摘要:某化工廠水煤裳管線因誤操作發(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(cái)產(chǎn)損失。根據(jù)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(nèi)形成預(yù)混空間,同時(shí)高速回流的的機(jī)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(jié)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(dǎo)和加劇了物理爆炸。物理爆炸產(chǎn)生的超壓是電5。當(dāng)混合氣處于爆炸極限范圍內(nèi)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(nèi)回流的高溫混合氣體和化關(guān)鍵詞:安全工程;事故機(jī)理分析;管線爆裂: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,傳中圖分類號(hào):X937文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)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(dǎo)致管道破裂。0引言2化學(xué)爆炸能量計(jì)算合成氨生產(chǎn)技術(shù)復(fù)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TCP,是世界上較為先進(jìn)的的濃度處于其爆炸極限范圍內(nèi)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(yīng),生成以CO和H2為主的粗合成氣2。TcPG氣化裝置核心設(shè)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(guó)內(nèi)實(shí)現(xiàn)工業(yè)化運(yùn)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(xiàn)了各種問(wèn)題,引起了廣泛的重視。對(duì)氣化裝置中燒嘴使用周期短、耐火材料磨蝕嚴(yán)重和碳洗塔黑水管線堵塞等問(wèn)題,國(guó)內(nèi)外專家展開(kāi)了深人研究,提出了各種改進(jìn)圖1現(xiàn)場(chǎng)散落的碎片方案1。相對(duì)于煤漿泵故障和O2管線燃爆等常見(jiàn)事故,水Fig. I Scattered debris at the spot煤漿管線爆炸十分少見(jiàn),尚未有相關(guān)研究。本文通過(guò)對(duì)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(yùn)用 MATLAB數(shù)學(xué)軟件計(jì)算過(guò)程參數(shù)變化,論證事故形成機(jī)理。1事故過(guò)程及分析某化T廠合成穌部采用 TCGP T藝制取合成氣。2008年的某一天,一位操作工誤開(kāi)水煤漿管線上的排凈閥,58后管道發(fā)生爆炸,造成1人死亡,管線嚴(yán)重破壞。通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)管逆燥炸產(chǎn)生了大量碎片,其中以靠近氣化爐段的管線爆炸圖2斷裂的管段最為劇烈,碎片小幾數(shù)艸多,上游管線形成大塊碎片,甚至整段管道斷裂,見(jiàn)圖1和2。氧氣管線98MPa裝置正常運(yùn)行時(shí),水煤漿管線和O2管線內(nèi)的溫度都為常溫,壓力分別為95MPa和98MPa。氣化爐內(nèi)的反應(yīng)溫度約為1300℃,壓力為87MPa。水煤漿管線長(zhǎng)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,水煤漿管道內(nèi)水煤漿管線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(diào)查與分析研究, zhangj@嗎u,咖d,c基盒項(xiàng)目:國(guó)家863項(xiàng)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(nèi)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(jì)算。21混合氣體濃度計(jì)算已知正常生產(chǎn)時(shí),O2管線的流量為0.007m3/s,管道面積為0077m2,計(jì)算得O2流速為512m/s,5s內(nèi)回流的O2量為0.4535m3。O2從管線進(jìn)入燒嘴內(nèi)O2流道后流道截面積的變化使O2流速增加,從流道凵高速噴出用于剪切霧化水煤漿的O2流速達(dá)120m/s當(dāng)發(fā)生回流時(shí),O2與合成氣一起流入燒嘴內(nèi)水煤漿流道受O2卷吸作用的影響,近似認(rèn)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(nèi)回流合成氣為1.18m3。氣化爐內(nèi)合成氣組分見(jiàn)表1圖4三流式外混燒嘴流道結(jié)構(gòu)在工程計(jì)算中,能否將實(shí)際氣體簡(jiǎn)化為理想氣體考慮,應(yīng)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(jì)算結(jié)果而定。對(duì)O2和合成氣內(nèi)各組分的物質(zhì)的量(忽略N2等微量組衰1氣化爐內(nèi)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(shù)見(jiàn)表2。體組分C02C02N2等其余組分體積分?jǐn)?shù)/%(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(shù)1物質(zhì)的量,mol;R為熱力學(xué)常數(shù),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為與氣體種類有關(guān)的范德華常數(shù)。a/(Pa·mmdl-2)0.15050.02470.36390.1378運(yùn)用 MATLAB數(shù)學(xué)軟件求解非線性方程,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表bx103/(m3·mol計(jì)算結(jié)果表明,兩種方法計(jì)算得到的結(jié)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(dá)到平衡狀態(tài)。根據(jù)混合氣理想氣體狀態(tài)方程計(jì)算值/m361203814901m9體內(nèi)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(jì)算值m31.3620567144519885氣內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)為30.22%?？偲?%22混合氣體爆炸范圍的估算根據(jù)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(shù)據(jù)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?jǐn)?shù),%。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?xì)怏w在Q2中的C和H形成的可燃?xì)怏w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(jì)算為9.21%,U凡L。為95.14%。=100此上述計(jì)算結(jié)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(kuò)大9,即爆炸下UFL=100/(4)限降低,爆炸上限升高。根據(jù)計(jì)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(nèi)滿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(shù),%。將CO和H2的體積分?jǐn)?shù)換算成可燃?xì)怏wCO和H2中由于合成氣與O2的溫度不同,當(dāng)合成氣與O2一起回流的相對(duì)體積分?jǐn)?shù),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(jù)熱力學(xué)第一可算得可燃?xì)怏w在0中的爆炸極限為751%,UHL為定律穩(wěn)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(tǒng)與外界交換的熱量,△B為氣體的焙變爆炸極限可用式(5)計(jì)算。m△c2為氣體流經(jīng)燒嘴的動(dòng)能變化,J;mgΔz為氣體勢(shì)能變1+(5)化,;為氣體在燒嘴內(nèi)部對(duì)燒嘴做的功,J。由于系統(tǒng)對(duì)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(jī)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(duì)管的焓變?nèi)坑糜跓崃拷粨Q。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(yuǎn)大于化學(xué)爆炸的最高壓力,即化學(xué)短,可認(rèn)為系統(tǒng)不對(duì)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(shù)溫度、壓力及體積中任何1煤漿中的水,加劇管內(nèi)的物理變化個(gè)都無(wú)法確定因此對(duì)混合氣體的溫度采用估算的方法。由3物理爆炸能量計(jì)算理想氣體熱容性質(zhì)可知,壓力對(duì)熱容沒(méi)有影響,氣體熱力學(xué)能31水煤漿管內(nèi)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(nèi)。當(dāng)閥門打開(kāi)后導(dǎo)致管道內(nèi)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(shè)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(yáng)程,m。等壓熱容參數(shù),見(jiàn)表4。如圖5所示,根據(jù)流體管路特性,由于BC和BD管道類運(yùn)用 MATLAB軟件將式()和(8)聯(lián)立求解,計(jì)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(jì)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(jì)算可知,混合氣體滿足了發(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(rèn)為反應(yīng)是在絕熱系統(tǒng)內(nèi)進(jìn)行,爆炸后,系統(tǒng)內(nèi)HBc S05(13)(14)所有物質(zhì)的相對(duì)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(yīng)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(yīng)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(yáng)程H為6分別為486.63mol,1480.63ml和290.38molH= HAB+ hacD根據(jù)表5。的數(shù)據(jù),計(jì)算得爆炸前730K時(shí)反應(yīng)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(shù)值門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(jù)熱力學(xué)能前后不變,由表5的數(shù)據(jù)進(jìn)行迭代計(jì)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(yīng)在2800~3000K之間。用內(nèi)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(jù)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(yīng)后的最高壓力,Pa;P。為反應(yīng)前的壓力,280015.8721804917.0330.382Pa;T最在為反應(yīng)后的最高溫度,K;T為反應(yīng)前的溫度,K;n為30001722419.55318.47332.978反應(yīng)前的物質(zhì)的量,mol;m為反應(yīng)后的物質(zhì)的量,mol。計(jì)算上述各組分反應(yīng)前后的物質(zhì)的量可得,反應(yīng)前氣體的物質(zhì)的c S g量n為2571.09mol,反應(yīng)后氣體的物質(zhì)的量m為2257.10由經(jīng)驗(yàn)可知,合成氣與O2形成的混合氣初始?jí)毫0小于98MPa,將98MPa帶入式(10)計(jì)算得P最在為33.58MPa圖5門處管道結(jié)構(gòu)因此,爆炸后的壓力小于33.58MPa。若考慮管道內(nèi)水蒸氣對(duì)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(dāng)閥門處于關(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(shù)取1.13515。H=HAs+HBc=S,Q1+S,Q2=(S,+ Saco)Qi (19)將1.18MPa下水蒸氣應(yīng)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(jù)的體積xm3一起代入式(25),計(jì)算得在干飽和蒸汽狀態(tài)N=Pg(S,+ Sacp)Q1(20)下,管道壓力達(dá)當(dāng)閥門打開(kāi)后,根據(jù)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(shè)水蒸發(fā)為干飽和蒸氣下的計(jì)算壓力已遠(yuǎn)高于臨根據(jù)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(jī)理分析與對(duì)策措施量Q1升高,由式(17)可知AB管道水頭HA增加。從而根據(jù)(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(rèn)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(jié)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(dǎo)由上述分析可知:當(dāng)閥門開(kāi)啟后,BC管道內(nèi)的壓力將下和加劇了物理爆炸,物理爆炸的超壓是導(dǎo)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(zhǎng)約5m,BC段管長(zhǎng)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(zāi)段管道和1個(gè)閘閥沿程水頭損失計(jì)算式(22)和局部水頭計(jì)難性的后果,因此德七古氣化裝置系統(tǒng)的合理設(shè)計(jì)和生產(chǎn)中算式(23)如下。的規(guī)范操作顯得非常重要。針對(duì)此次事故的起因,建議采取如下措施。1)加強(qiáng)安全生產(chǎn)操作管理,制定嚴(yán)格的操作規(guī)程?？蓪?shí)(23)行開(kāi)停檢修牌制度,當(dāng)裝置出常運(yùn)行時(shí),任何可操作的部位都懸掛生產(chǎn)標(biāo)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(zhǎng)度,m;D為管道直徑,m;在場(chǎng)監(jiān)督。為流體流速,m/s;λ為管道的摩擦系數(shù);為閘閥的局部阻2)從本質(zhì)安全考慮,可在水煤漿管線閥門處增設(shè)連鎖裝力系數(shù)。置,使正常運(yùn)行條件下閥門不能開(kāi)啟,從根本上避免事故的發(fā)聯(lián)立式(2)、(23),將閥門處的阻抗折合成同等阻抗下的生當(dāng)量管長(zhǎng)為3)結(jié)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)水煤漿件線靠近氣化爐一側(cè)安裝單向閥以防止各種意外狀況下物料的回流勺絕對(duì)粗糙度e取0.05m-1,則/D=1.4x10-·5結(jié)論mm2。閥門打開(kāi)后,管道內(nèi)的流體為非恒定流,由莫迪圖事故機(jī)理分析表明,閥門誤操作引起水煤漿管內(nèi)壓力急可得,管道的摩擦系數(shù)λ=0.013。由式(24)計(jì)算得,閥門處阻抗的當(dāng)碌管長(zhǎng)為286m,加之連接閥門的小段管道,BD段管劇下降使得氣化爐中的尚溫合成氣和O2管線中的O2一起倒流入水煤漿管道,導(dǎo)致管內(nèi)混合氣體發(fā)生化學(xué)爆炸,水煤漿道的當(dāng)最管長(zhǎng)約為3m。根據(jù)水力計(jì)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(jié)果。通過(guò)對(duì)推算出,當(dāng)閥門打開(kāi)后,BC段管道內(nèi)的壓力將下降為1.18化學(xué)爆炸和物理爆炸能噠的定量計(jì)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(rèn)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(nèi)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(xiàn)以臨界狀態(tài)考慮,水被蒸 References(魯考文獻(xiàn))發(fā)為1.18MPa壓力下對(duì)應(yīng)的飽和蒸汽。查表0并插值計(jì)算[1] HUANG Z M, ZHANG JS, YUE G X. 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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