鐵黃顏料生產線氧化反應工序事故原因分析及安全整改建議

王勤獲

上海華誼工程有限公司（上海 200241）

2015年5月，某氧化鐵顏料生產企業鐵黃生產線氧化反應工序處于停產技改狀況時，4#生產線氧化反應釜頂部的水封蓋突然彈出，碰撞到反應釜旁邊的尾氣管線。事故造成該玻璃鋼材質的尾氣管線（管徑為200 mm）局部開裂損壞，幸好當時現場無人，未造成人員傷亡。

該氧化反應釜直徑為5 m，高度約為9.3 m，容積約為124 m3。水封蓋為玻璃鋼材質，外形近似倒扣盆狀（帶頂蓋圓筒短節），外徑為1.85 m，高度為0.45 m，厚度為10 mm，質量約為40 kg。該氧化反應釜為間隙操作，每批次反應周期為84～110 h。為了便于原料鐵皮投料，在反應釜頂部封頭處設有鐵皮原料投料口，投料口處設有一環形水封槽。正常操作時，水封蓋倒扣在環形水封槽中形成水封，環形水封槽內充滿水時的最大水封高度約為300 mm。當需要進行投料操作時，臨時將水封蓋吊移至釜頂投料口旁邊的平臺。反應釜簡圖如圖1所示。

在查閱相關項目資料和公開發表的文獻資料的基礎上，從該氧化反應工序的工藝原理著手，對過程的工藝本質安全等問題進行分析和探討，并分析發生該事故的主要原因。從改進和優化工藝操作規程與工藝操作條件、增設必要的氫氣濃度在線檢測手段等安全措施的角度出發，提出改善該反應工序過程本質安全的若干建議和措施，供鐵黃車間實施安全整改時參考。

圖1 反應釜簡圖

1 鐵黃生產過程中氧化反應工序的配料及主要操作條件

1.1 氧化反應工序每批次配料情況

（1）初始晶種料液：來自前一工序即鐵黃晶種制備工序的料液約90 000 kg，是含有羥基氧化鐵（α-FeOOH）鐵黃晶種并溶解有FeSO4·7H2O及少量Na2SO4的懸浮水溶液。其組成見表1（FeSO4·7H2O折合成無水FeSO4計）。

表1 初始晶種料液組成

（2）鐵皮投料量：6 000～7 000 kg；反應50 h后，根據需要補加鐵皮約2000 kg；氧化反應過程中鐵皮消耗量為5 800～6000 kg，在整個反應過程中鐵皮保持過量。

1.2 主要操作條件及過程參數

（1）空氣流量：825～975 m3/h（標準狀態下，下同），平均值約為900 m3/h；風機送入的空氣進料提供氧化反應所需的氧源，同時兼具攪拌和帶出反應熱的作用。

（2）氧化反應溫度：80～85℃。

（3）反應時間：每批次氧化反應周期為84～110 h；釜內目標產物FeOOH的量在整個反應周期中逐漸增加，由初始晶種料液投料時的約495 kg增加至氧化反應結束時的約9875 kg。

（4）氧化反應末期釜內溶液中FeSO4的質量分數約為3.5%，溶液pH約為5。

（5）氧化反應釜釜頂排氣被送至洗滌塔，回收熱量及所含的大部分凝結水后，塔頂排放尾氣溫度約為55℃。

2 基礎物性數據

鐵黃生產過程中氧化反應工序所涉及到的各主要組分的溶度積及溶解度數據如表2[1-2]所示。其中：溶度積常數為常溫(18～25℃)下的數據；溶解度為80℃下的數據，以每百克水中溶解的無水物克數計。硫酸亞鐵通常以FeSO4·7H2O的形式存在，很少有文獻報道無水FeSO4的溶解度數據，一般僅給出“溶解”的定性結果，估計其與FeSO4·H2O的溶解度相近。

表2 主要組分溶度積常數及溶解度

因該項目所采用的鐵皮法生產鐵黃工藝屬于酸法工藝，FeSO4水解產生的稀硫酸與鐵皮反應會放出氫氣，為了便于分析過程本質安全等問題，需了解氫氣的爆炸極限等基礎數據[3]。氫氣的爆炸極限范圍為4.1%～74.2%（體積分數）；當以氮氣為惰化介質時，氫氣在氮氣-空氣混合物中的氧含量安全限值(LOC)為5.0%（體積分數），即當氧含量低于該LOC時，氫氣-氮氣-空氣混合物不屬于爆炸性氣體混合物，是相對安全的；二氧化碳是較好的惰化介質，其惰化效果略優于氮氣，LOC為5.2%；水蒸氣的惰化效果與氮氣相當。

反應釜釜頂排氣中的水蒸氣分壓對應反應溫度下溶液的飽和蒸汽壓，釜內溶液中的主要溶質組分為FeSO4和Na2SO4。查文獻[1]可得：100 g水中溶解10 g溶質的Na2SO4溶液和FeSO4溶液的沸點升高值分別為0.6和0.28℃。與該反應系統中溶液相對應的質量分數為0.88%的Na2SO4溶液和3.5%的FeSO4溶液，其沸點升高值分別約為0.06和0.11℃，微量的H2SO4等組分對溶液沸點升高的影響可以忽略不計，即釜內溶液的常壓沸點約為100.17℃，折合100℃時溶液上方的飽和水蒸氣分壓約為同溫度下水的0.99倍。操作溫度(80～85℃)下溶液上方的水蒸氣分壓也按同溫度下水的0.99倍估算，這一近似不會對后續計算和分析產生大的影響，即：80℃時，pw=47.3×0.99=46.8 kPa，其中47.3 kPa為水在80℃時的飽和蒸汽壓。

氧化反應釜釜頂排氣被送至洗滌塔回收熱量及所含的大部分凝結水后，塔頂排放尾氣溫度約為55℃，對應水的飽和蒸汽壓為15.7 kPa。

3 氧化反應工序的工藝原理

根據該項目氧化反應工序配料，所采用的鐵皮法生產鐵黃工藝屬于酸法工藝，工序主要包括鐵黃晶種制備（前一工序）和氧化反應，二者分別在各自的氣液固三相反應釜中完成。

鐵黃晶種制備工序化學反應方程式：

鐵皮酸法生產鐵黃顏料氧化反應工序化學反應方程式：

上述（3）（4）（5）步反應式相加并配平后，得到氧化反應工序的總反應式（6）。

在晶種制備工序中：首先是向晶種制備釜中送入預先配制好的一定質量分數的FeSO4溶液，然后加入適量NaOH溶液，FeSO4與NaOH反應生成Fe（OH）2膠體；最后向釜內通入空氣，空氣中的氧氣與Fe（OH）2反應生成鐵黃晶種（α-FeOOH）。由于晶種制備配料中采用較低的堿比（NaOH與FeSO4的物質的量比），由前述氧化反應工序初始晶種料液進料組成可推算出其堿比約為0.415，因此，晶種制備結束并停止通入空氣后，所得到的晶種料液中仍含大部分未反應的FeSO4，儲存陳化時FeSO4會發生水解反應（3）并達到平衡，產生的微量H2SO4使晶種料液pH=3～4.5[5,8,11-13]。

在氧化反應工序中，將前述工序所制備的晶種料液輸送到氧化反應釜中，隨后加入鐵皮原料，通入空氣和低壓蒸汽，在80～85℃下反應一段時間（84～110 h），得到富含鐵黃顏料晶體顆粒的懸濁液。經過過濾、干燥和研磨等工序處理后，得到氧化鐵黃顏料產品。

氧化反應在氣液固三相反應釜中進行，同時存在以下反應：FeSO4發生水解反應（3）生成Fe（OH）2和H2SO4；Fe（OH）2與溶解的氧氣發生氧化反應（4）生成FeOOH并吸附沉積于晶種表面，使微晶顆粒逐步長大為鐵黃顏料晶體顆粒；水解反應產生的H2SO4與鐵皮發生酸溶氧化反應（5），以補充水解反應（3）所消耗的FeSO4并釋放出H2。同時，由于氧化反應過程中鐵皮始終過量，只要過程中維持通入空氣就能使反應（3）、（4）和（5）持續進行，各步反應動態平衡的結果，使得溶液的pH和FeSO4含量被較穩定地維持在某一數值范圍內[4,10-11]。

反應式（2）與（4）雖然形式上相同，但代表的含義不同。前者代表α-FeOOH晶核的生成反應過程，而后者代表微晶長大并形成具有顏料性能的鐵黃晶粒的反應過程。

不少研究者對鐵黃顏料制備的氧化反應及微晶生長過程的機理進行了研究和探討。

堯世斌等[6]采用電位法對氧化反應體系中的Fe2+和Fe3+離子進行定量分析，并對氧化過程中的晶體生長機理進行了探討和解釋。認為：Fe（OH）2轉變為α-FeOOH屬于重建性相變，通入空氣氧化期間，液相中的Fe2+被溶解的氧氣所氧化，生成不穩定的[Fe2（OH）3]3+等多聚絡合體，多聚絡合體進一步水解形成α-FeOOH，并使晶體長大。反應體系中存在著溶解與結晶的動態平衡，即小于臨界尺寸的α-FeOOH晶核趨于溶解，而大于臨界尺寸的微晶則繼續長大。隨著氧化反應的進行，料液中Fe（OH）2不斷轉化為α-FeOOH并使晶體長大，從而實現由Fe(OH)2到α-FeOOH的相轉變過程。

古緒鵬等[7]以電子顯微鏡為主要手段，通過分段取樣的方法，觀察了不同氧化反應時期晶體的生長過程和物理形貌變化，定量分析了Fe2+離子的氧化速率。認為：氧化反應是在微晶固體表面進行的，氧化反應體系中存在著溶解與結晶的動態平衡，隨著氧化反應的進行，Fe（OH）2解離出的［FeOH］+吸附在微晶固體表面上，并進一步被氧化成α-FeOOH，從而使晶體長大。

李春忠等[8-9]研究探討了鐵黃晶體生長過程的特征，認為鐵黃晶體生長可能存在兩種途徑：一種是外延生長；另一種是凝并生長，即大的鐵黃晶粒捕獲小晶粒而長大，小晶粒逐步消失，直到體系處于動態平衡。同時研究和考察了操作參數和微觀混合效果等工程因素對鐵黃晶體形態及結構的影響，好的微觀混合效果是鐵黃晶體呈外延生長為主的必備條件，以避免二次成核和孿晶與枝杈的產生，確保制得均勻、規則的鐵黃晶體。

結合氧化反應工序工藝原理和鐵黃晶體生長機理分析，可以預見：氧化反應速率受到水解可逆反應化學平衡、電解質溶液電離平衡、晶體生長動力學和相間氧傳質等因素的耦合影響；溫度變化和通入空氣攪拌與混合作用的強弱對晶體生長動力學、所形成晶體的形態以及氧化反應的相間氧傳質等都會產生影響。鑒于過程復雜，目前公開發表的文獻資料中尚缺乏對氧化反應過程速率控制步驟、關鍵因素的影響規律及動力學速率方程的定量研究結果。

4 氧化反應過程中排氣組成的估算

由于缺少氧化反應過程的定量動力學速率方程式，無法定量計算氧化反應周期內瞬時產氫速率等隨時間的變化，只能先按整個氧化反應周期物料組分變化的累計值及每批次氧化周期來估算平均值，然后再考慮瞬時反應速率高于平均速率等情況。氧化周期時長暫按100 h計算。

4.1 整個氧化周期物料組分變化的累計量

反應生成FeOOH的量=9 875-495=9 380 kg=105.57 kmol；

反應消耗鐵皮量=105.57 kmol=105.57×55.85=5896 kg［按總反應式（6）的化學計量比計算，暫不考慮過程中釜內FeSO4濃度有限變化的影響］；

反應生成氫氣量=105.57 kmol；

氧化反應消耗氧氣量=105.57/4=26.39 kmol。

4.2 反應釜排氣組成

（1）通入空氣流量按平均值900 m3/h計

空氣流量=900/22.414=40.15 kmol/h；

氮氣流量=40.15×79%=31.72 kmol/h；

氧氣流量=40.15×21%=8.43 kmol/h；

氧化反應平均耗氧速率=26.39 kmol/100 h=0.264 kmol/h；

空氣過量倍數=(8.43/0.264)-1≈31；

鐵皮反應平均產氫速率=105.57 kmol/100 h=1.06 kmol/h；

干基排氣流量=氮氣流量+氧氣流量+氫氣流量=31.72+(8.43-0.264)+1.06=40.95 kmol/h。

如前所述，80℃時氧化反應過程反應釜釜頂排氣中的水蒸氣分壓約為46.8 kPa，排氣壓力為尾氣洗滌塔入口壓力，約101.5 kPa(絕壓)。則有：

反應過程平均排氣流量=40.95÷(1-46.8/101.5)=75.98 kmol/h；

排氣中水蒸氣流量=75.98-40.95=35.03 kmol/h。

因此，估算得出的釜頂排氣體積百分組成為：氫氣1.40%,氧氣10.75%,氮氣41.75%,水蒸氣46.10%；混合物相對分子質量為23.5。

反應釜排氣經尾氣洗滌塔處理后，溫度降至約55℃，對應水的飽和蒸汽壓為15.7 kPa。同理可計算得出洗滌塔塔頂排放尾氣體積百分組成為：氫氣2.19%，氧氣16.86%，氮氣65.48%，水蒸氣15.47%；混合物相對分子質量為26.6。尾氣中的水蒸氣大部分冷凝后，洗滌塔塔頂排放尾氣中的氫氣和氧氣體積分數上升。

（2）通入的空氣流量按600m3/h計

空氣流量=600/22.414=26.77 kmol/h；

氮氣流量=26.77×79%=21.15 kmol/h；

氧氣流量=26.77×21%=5.62 kmol/h；

空氣過量倍數=(5.62/0.264)-1≈20；

干基排氣流量=氮氣流量+氧氣流量+氫氣流量=21.15+(5.62-0.264)+1.06=27.57 kmol/h；

反應過程平均排氣流量=27.57÷(1-46.8/101.5)=51.15 kmol/h；

排氣中水蒸氣流量=51.15-27.57=23.58 kmol/h。

因此，釜頂排氣體積百分組成為：氫氣2.07%，氧氣10.47%，氮氣41.35%，水蒸氣46.11%，合計100%；混合物相對分子質量為23.3。

反應釜排氣經尾氣洗滌塔處理后的塔頂排放尾氣體積百分組成為：氫氣3.25%，氧氣16.42%，氮氣64.86%，水蒸氣15.47%；混合物相對分子質量為26.6。尾氣中的水蒸氣大部分冷凝后，洗滌塔塔頂排放尾氣中的氫氣和氧氣體積分數上升。

對比上述（1）和（2）可知，反應釜排氣中氧的體積分數均高于10%，且顯著高于氫氣的LOC（5.0%），一旦反應釜氣相空間及排氣系統出現局部氫氣累積，存在形成爆炸性氣體混合物的危險；降低空氣流量或空氣過量倍數，則反應釜排氣中的氫氣含量顯著上升，經洗滌塔處理使水蒸氣部分冷凝后，塔頂排放尾氣中的氫氣和氧氣體積分數會進一步上升，發生氫氣爆炸的危險性相應增大。

4.3 瞬時反應速率及產氫速率對工藝過程本質安全性影響的初步分析

4.2是基于整個氧化周期物料組分變化的累計值及周期時間，估算反應速率和產氫速率等的平均值，進行相關的計算并對結果進行初步分析。由于缺少各反應的機理及動力學速率方程式，較準確地計算和分析過程中反應速率及產氫速率變化對工藝過程本質安全性的影響尚不具備條件。雖然水解反應產生硫酸的速率會受到反應（3）可逆反應平衡的制約，進而制約反應（5）鐵皮反應的產氫速率，但理論上整個過程中反應速率及產氫速率變化是客觀存在的。例如：操作中空氣流量或反應溫度的波動會影響相間傳質和結晶生長動力學等，從而導致過程中反應速率的變化；在氧化反應初期，由于釜內初始物料組成偏離反應平衡組成且鐵皮的絕對量較大，鐵皮與溶液的接觸面積也較大，可能會導致初期反應速率顯著大于整個過程的平均值；等等。湯瑞湖[11]實驗考察了鐵皮法氧化反應體系中溶液的pH和Fe2+濃度隨時間的變化規律，在有過量鐵皮存在和85℃的條件下，37 h的氧化反應過程中，pH由初期的2.7緩慢上升至后期的3.7，相應溶液中的Fe2+濃度由初期的0.35 mol/L緩慢降低至后期的0.25 mol/L，也間接證實了過程中速率變化的存在。上述Fe2+濃度折合成FeSO4質量濃度，分別為53和38 g/L，而該項目初始晶種料液及氧化反應末期溶液中FeSO4的質量分數分別約為3.61%和3.5%。相比之下，文獻[11]中反應初期的FeSO4濃度顯著高于該項目初始料液中的濃度，而二者氧化反應末期的FeSO4濃度則相近。因此，在工業反應釜中，氧化反應初期一定時間內，溶液中FeSO4的濃度很可能先呈上升趨勢，然后逐漸接近多種平衡同時制約的某一動態平衡值。

對于間歇反應過程，相對反應速率呈下降趨勢并逐漸接近末期值是一種較為普遍的規律，初期的相對反應速率會顯著大于末期值，也顯著大于整個過程的平均值。而反應產氫速率的變化與該宏觀相對反應速率的變化存在相應的關系。因此，當瞬時反應產氫速率顯著大于整個過程的平均值時，會使反應釜氣相空間和排氣系統以及洗滌塔塔頂排放尾氣系統中的氫氣濃度在短期內顯著增加，從而導致形成爆炸性混合物的可能性顯著增加。

若假定過程中最大瞬時反應速率為整個過程平均反應速率的1.5倍，并按通入空氣流量600 m3/h計算，參照4.2，則有：

通入空氣流量=600/22.414=26.77 kmol/h；

氮氣流量=26.77×79%=21.15 kmol/h；

氧氣流量=26.77×21%=5.62 kmol/h；

氧化反應最大瞬時耗氧速率=0.264×1.5=0.396 kmol/h；

空氣過量倍數=(5.62/0.396)-1≈13；

鐵皮反應最大瞬時產氫速率=1.06×1.5=1.59 kmol/h；

干基排氣流量=氮氣流量+氧氣流量+氫氣流量=21.15+(5.62-0.396)+1.59=27.96 kmol/h；

反應過程排氣流量=27.96÷(1-45/101.5)=51.89 kmol/h；

排氣中水蒸氣流量=51.89-27.96=23.93 kmol/h。

因此，釜頂排氣體積百分組成為：氫氣3.06%，氧氣10.07%，氮氣40.76%，水蒸氣46.11%；混合物相對分子質量為23.0。

經尾氣洗滌塔處理后的塔頂排放尾氣體積百分組成為：氫氣4.81%，氧氣15.79%，氮氣63.93%，水蒸氣15.47%；混合物相對分子質量為25.8。尾氣中的水蒸氣大部分冷凝后，洗滌塔塔頂排放尾氣中的氫氣和氧氣體積分數上升，并且可能達到氫氣的爆炸下限值。

可知，當過程中最大瞬時反應速率為整個過程平均反應速率的1.5倍（該工況在氧化反應初期有可能發生）時，釜頂排氣中氫的體積分數約為3.16%，而尾氣洗滌塔處理后的塔頂排放尾氣中氫的體積分數約為4.81%，氧的體積分數約為15.79%。因此，過程中氧化反應釜系統操作稍有不慎，就有可能出現排氣氫體積分數達到爆炸下限（4.1%）且氧體積分數也顯著高于氫的LOC(5.0%)的工況，即反應釜氣相空間和排氣系統存在形成含氫爆炸性混合物的可能性，存在安全隱患。

5 氧化反應過程本質安全及反應釜水封蓋突然彈出事故原因分析

如上所述，該反應工序反應釜氣相空間及排氣含有一定量的氫氣，存在形成含氫爆炸性氣體混合物的可能性。特別是在反應投料后，通入空氣流量從低流量向正常流量提升的初期階段，由于空氣過量倍數偏低，可能會導致反應釜氣相空間和排氣系統以及洗滌塔塔頂排放尾氣系統中的氫氣體積分數偏高而形成含氫爆炸性氣體混合物。因此，建議合理優化崗位操作方法，例如：反應釜投料后，反應初期通入空氣時應迅速提升空氣流量，避免開車初期釜氣相空間及排氣中氫氣的體積分數過高。

此外，當反應釜帶料停車時，也會由于停止了向釜內通入空氣和蒸汽，而釜內FeSO4繼續發生水解反應生成少量硫酸，低濃度硫酸與殘留的過量鐵皮繼續發生反應并釋放出少量氫氣，導致氫氣在反應釜氣相空間積聚而形成含氫爆炸性氣體混合物。因此，建議反應釜停車時先停蒸汽，維持空氣在大氣量下繼續通入一段時間，待釜溫顯著降低之后再停止，以盡可能減少和避免氫氣的產生與積聚。該反應釜釜頂水封蓋彈出事故恰好發生在氧化反應工序停產技改之時，也說明了開、停車過程的本質安全應予以特別重視。

原工藝規程中，反應過程中間補加鐵皮的操作不盡合理。過程中間為了補加鐵皮勢必要打開反應釜水封蓋等，會造成含氫和硫酸霧的氣體自反應釜頂向車間環境逸出，污染環境。鐵皮相互摩擦可能會產生靜電與火花，存在引發釜頂含氫氣體爆炸的隱患。

下面結合氧化反應釜頂部水封蓋突然彈出的事故現象，對事故原因作進一步的剖析。

根據反應釜的各項參數可得出：對應水封蓋質量所產生的重力Fw約為40×9.81=392 N（若扣除淹埋在水封液面以下部分所受到的浮力，該重力會略低些）。

頂開該重力所需的釜內與外界環境的壓差為：

雖然水封蓋與水封環槽所形成的最大水封高度約為300 mm，但當釜內與外界環境的壓差Δp接近0.20 kPa時，就會使水封蓋克服重力而上浮，直至維持有效水封高度約為20 mm，多出的氣體則會從水封環隙處逸出。因此，即使釜頂排氣管線上的閥門關閉，當反應釜停車后殘留鐵皮繼續發生微量反應并釋放出少量氫氣，釜內壓力最高只能上升至約0.20 kPa(表壓)，多出的氣體會經水封環槽與水封蓋之間的縫隙逸出，積聚的微小壓力不可能使水封蓋克服自身重力并彈出到水封環槽以外。

水封蓋上浮和氣體從水封逸出時的特征為：當反應釜內壓力上升到接近有效水封高度（20 mm）時，多出的氣體會經水封環槽與水封蓋之間的縫隙逸出。通常氣體首先從某一側的縫隙中沖破水封液層而逸出，同時該側水封蓋會短時產生微升，隨后平穩地回落，不會出現彈開的現象。

反應釜水封蓋好比烹飪中的蒸鍋，加熱時會有一些蒸汽自鍋蓋與鍋體的縫隙逸出，文火加熱時鍋蓋不發生抖動，中火與強火加熱時蒸汽逸出可能使鍋蓋產生輕微的抖動，但不會彈開。例如，某26 cm直徑的不銹鋼蒸鍋，其鍋蓋質量約為150 g，該重力折合或鍋內外壓差為0.028 kPa或2.8 mmH2O；另有一26 cm直徑的蒸鍋，采用鋼化玻璃材質的鍋蓋，質量約為600 g，折合鍋內外壓差為0.11 kPa或11 mmH2O，與目前反應釜水封蓋所形成的壓差相近。此外，過去采用鋁制蒸鍋，鍋蓋容易變形，為了減少其與鍋體之間的縫隙，經常使用若干小木夾將鍋蓋與鍋體夾住。所有這些在使用中都不會造成鍋蓋自鍋體上方彈出的現象。

結合上述反應工序工藝過程本質安全初步分析，可以認為：反應釜頂部水封蓋的彈出不太可能是由物理超壓引起的。比較合理的原因很可能是：當反應釜停車時，由于停止了向釜內通入空氣和蒸汽，而釜內FeSO4繼續發生水解反應生成少量硫酸，低濃度硫酸與殘留鐵皮繼續發生反應并釋放出少量氫氣，導致氫氣在反應釜頂部氣相空間積聚而形成爆炸性氣體混合物，并且由于釜頂部器壁或排氣管的管壁上有凝結液滴跌落，撞擊電解質溶液液面產生靜電，造成含氫爆炸性氣體混合物發生爆炸，產生的沖擊使水封蓋彈出；即使反應釜頂部排氣管線上的閥門處于開啟閥位，含氫氣體混合物爆炸產生的沖擊也能使水封蓋彈出。

6 鐵黃生產線氧化反應車間安全整改建議

（1）鑒于鐵黃生產線氧化反應工序過程的復雜性，在缺乏可靠的動力學方程用于預測反應過程中不同時期及不同條件下排放氣中的氫氣濃度時，建議在釜頂排氣管道和洗滌塔排氣管道上開設取樣口，對不同反應時段和操作條件下的釜頂管道排氣進行取樣分析，以摸索釜頂排氣中氫氣的含量隨反應時間和操作條件變化的規律，分析并確定避免反應釜和洗滌塔排氣中的氫氣含量接近和達到爆炸下限的合適操作條件和對策，以確保工藝過程的本質安全。

（2）如果生產操作中反應釜氣相空間和排氣系統以及洗滌塔塔頂排放尾氣系統中的氫氣體積分數有可能接近或達到爆炸下限值，則應設置在線分析儀對反應排氣中的氫氣體積分數進行檢測和報警，以便采取相應措施。GB 50058—2014《爆炸危險環境電力裝置設計規范》第3.1.3條規定：對區域內易形成和積聚爆炸性氣體混合物的地點應設置自動測量儀器裝置，當氣體或蒸汽濃度接近爆炸下限值的50%時，應能可靠地發出信號或切斷電源。因此，若選用在線氣相色譜儀，為節省費用，建議每4～6臺反應釜共用一套在線檢測系統，采用多路開關閥在數分鐘內定時切換的方式進行測量。

（3）根據GB 50058—2014第3.2.2條，當“可燃物質可能出現的最高濃度不超過爆炸下限值的10%”時，才可以劃為非爆炸危險區。結合該項目氧化反應工藝特點，宜將反應釜氣相空間、靠近水封蓋和洗滌塔排氣口的一定范圍內劃分為爆炸危險區，該區域內的儀表、電氣及照明燈具等應按規定選用防爆產品，車間屋頂設置通風天窗以防氫氣積聚。

（4）合理優化崗位操作方法。例如：原工藝規程中氧化反應過程中間補加鐵皮的操作不盡合理，應避免；反應釜初期通入空氣時應迅速提升空氣流量，避免開車初期釜內氣相空間及排氣中的氫氣含量過高。此外，當反應釜帶料停車時，建議先停蒸汽，并維持空氣在大氣量下繼續通入一段時間，待釜溫顯著降低后再停止，以盡可能減少和避免氫氣的產生與積聚。

（5）建議設置一臺帶壓的氮氣罐供多臺反應釜共用，利用氮氣鋼瓶或吸附制氮機向氮氣罐充氣至合適的壓力。當停止向反應釜內通入空氣和蒸汽而帶料停車時，打開氮氣管線上的閥門，由氮氣罐經管線向釜內充入適量氮氣對釜內氣相空間的含氫物料進行惰化，使該氣相空間及排氣管道中物料的氧氣含量降至含氫氣混合物的LOC以下，以避免微量反應繼續發生時形成含氫爆炸性混合物，確保停車時的過程本質安全。