事故油池（共4篇）
事故油池 篇1
引言
沉井法施工主要应用于施工场地狭小、大型挖方机械无法施工的工程, 或在经济上采用大开挖不划算的工程, 大唐信阳华豫电厂事故油池施工就属于场地狭小的这类情况。该工程直径7.8 m, 埋深-8.7 m, 两边临道路, 另两边有重要建筑物。根据施工场地的实际情况, 决定采用沉井法施工。
1 施工工艺
1.1 定位放线
根据施工图纸定出刃脚位置, 在该位置浇一层C 10素混凝土, 并捣实收光, 待混凝土达到一定强度后, 开始在其上放出刃脚位置线。
1.2 制作刃脚
刃脚示意图见图1。
1.3 固定吊架
在油池外边固定一钢架, 并安装单轨吊, 安装2 t电葫芦吊土。
1.4 洞口处理
对于壁上进水口、管道等连接的孔洞, 为避免沉井各处质量不均致使重心偏移, 造成沉井下沉时易发生倾斜, 在下沉前必须进行处理。在制作时, 在洞口预埋钢框, 用钢板、方木封闭, 中填与孔洞混凝土质量相等的砂石, 完工后拆除封闭挡木等。
1.5 挖土与出土
从沉井中间开始逐渐挖向四周, 每层挖土厚0.4～0.5 m, 沿刃脚周围保留0.5～1.5 m土堤, 然后再沿沉井壁每2～3 m为一段向刃脚方向逐层全面、对称、均匀地削薄土层, 每次削5～10 cm, 当土层经不住刃脚的挤压而破裂时, 沉井便在其自重作用下均匀地垂直挤土下沉 (见图2) , 不产生过大的倾斜。如果下沉很慢或不下沉, 可再从中间向下挖0.3 m, 并继续按图2向四周均匀地掏挖, 使沉井平稳下沉。出土采用电葫芦吊土。采用这种方法可显著提高工作效率。
1.6 测量控制
沉井位置标高的控制, 是在沉井外部地面及井壁顶部四面设置纵横十字中心控制线、水准基点。沉井垂直度的控制, 是在井筒内按4等分或8等分标出垂直轴线, 各吊1个线坠对准下部标板来控制 (见图3) , 并定时用两台经纬仪进行垂直度偏差观测。挖土时, 随时观测垂直度, 当线坠偏离墨线达50 mm或四面标高不一致时, 应立即予以纠正。沉井下沉的控制, 是在井筒壁周围弹水平线, 或在井外壁上两侧用白铅油画出标尺, 用水平尺或水准仪来观测沉降。在沉井下沉过程中, 应加强对位置、垂直度和标高 (沉降值) 的观测, 每班至少测量两次 (班中及每次下沉后检查1次) , 接近设计标高时更应加强观测, 每2 h观测1次, 以预防超沉。沉井由专人负责并做好记录, 如发现倾斜、位移和扭转, 应及时通知值班队长, 指挥操作人员纠正, 使偏差控制在允许范围以内。
1.7 封底
封底一般铺一层400 mm砂层, 再在其上浇厚约150 mm的混凝土垫层, 特别是刃脚下要切实填严、振捣密实, 以保证沉井最终的稳定。混凝土达到设计强度的50 %后, 在垫层上绑扎钢筋, 浇注上层底板混凝土。封底混凝土与旧混凝土的接触面应冲刷干净;浇注应在整个沉井面积上分层、不间断地进行, 由四周向中央推进, 每层厚30～50 cm, 并用振捣器捣实, 混凝土采用自然养护。
2 质量通病及防治措施
2.1 沉井下沉困难
2.1.1 产生原因
(1) 井壁与土壁间的摩阻力过大。
(2) 沉井自重不够, 下沉系数过小。
(3) 遇有地下管道、树根等障碍物。
2.1.2 防治措施
(1) 在井顶均匀地增加铁块或其他荷重。
(2) 在井外壁装射水管冲刷井周围土, 以减小摩擦力, 射水管也可埋于井壁混凝土内。此法仅适用于砂及砂类土。
(3) 清除障碍物;控制流沙、管涌。
2.2 沉井下沉过快
2.2.1 产生原因
(1) 遇软弱土层, 土的耐压强度小, 致使下沉速度超过挖土速度。
(2) 沉井外部土液化。
2.2.2 防治措施
(1) 可用木垛在定位垫架处给以支承, 并重新调整挖土, 刃脚下不挖或部分不挖土。
(2) 在沉井外壁间填粗糙材料, 或将井筒外的土夯实, 以增大摩擦力。如果沉井外部的土液化发生虚坑时, 可填碎石处理。
2.3 突沉
2.3.1 产生原因
挖土时不注意, 将“锅底”挖得太深, 沉井暂时被外壁摩擦力和刃脚托住, 使其处于相对稳定状态;当继续挖土时, 土壁的摩擦力达到极限值, 井壁阻力因土的触变性而突然下降, 发生突沉。
2.3.2 防治措施
(1) 适当加大下沉系数, 可沿井壁注一定的水, 以减少与井壁的摩擦力。
(2) 控制挖土, “锅底”不要挖得太深;刃脚下避免掏空过多。
(3) 在沉井梁中设置一定数量的支撑, 以承受一部分土的反力。
2.4 沉井倾斜
2.4.1 产生原因
(1) 沉井刃脚下的土软、硬不匀。
(2) 没有对称地抽除垫木或未及时回填夯实;井外四周的回填土夯实不匀。
(3) 未均匀挖土, 致使井内土面高差悬殊。
(4) 刃脚下掏空过多, 沉井突然下沉, 易于产生倾斜。
(5) 刃脚一侧被障碍物搁住, 未及时发现并进行处理。
(6) 井外弃土或堆物, 井上附加荷重分布不均, 造成对井壁的偏差。
2.4.2 防治措施
(1) 加强沉井过程中的观测和资料分析, 发现倾斜时及时予以纠正。
(2) 分区、依次、对称、同步地抽除垫木, 及时用砂或砂砾填夯实。
(3) 在刃脚高的一侧加强取土, 低的一侧则少挖土或不挖土, 待正位后再均匀地分层取土。
(4) 在刃脚较低的一侧适当回填砂石或石块, 以延缓下沉速度。
(5) 在井外深挖倾斜反面的土方, 回填到倾斜一面, 以增加倾斜面的摩擦力。
2.5沉井偏移
2.5.1产生原因
(1) 大多是由于倾斜引起的。当发生倾斜和纠正倾斜时, 井身会对倾斜的一侧下部产生较大的压力, 因而伴随产生一定的位移, 位移大小随土质情况以及向一侧倾斜的次数而定。
(2) 测量定位差错。
2.5.2防治措施
(1) 控制沉井不再向偏移方向倾斜, 有意识地使沉井向偏位的相反方向倾斜, 当进行几次倾斜纠正后, 即可恢复到正确位置。或有意识地使沉井向偏位的一侧倾斜, 然后沿倾斜方向下沉, 直至刃脚处中心线与设计中线位置相吻合或接近时, 再将倾斜纠正。
(2) 加强测量的检查复核工作。
事故油池 篇2
1 试验系统
通过建立B类火灾自由燃烧测试系统,可以得出乙醇、汽油和柴油在0.7 m和1.0 m两种直径油盘下的燃烧速率,测量火焰温度变化曲线、油温变化曲线和燃烧速率变化曲线。希望通过这些实验总结出油池直径和燃烧速率的关系、油温的变化规律、火焰温度的变化规律,为以后的灭火试验提供基础和依据。
试验在自然通风的大空间进行,保证燃料的充分燃烧,并且不受外界环境的影响。热电偶按图1布置,包括油层温度测量和火焰温度测量2部分。其中油层里的热电偶上下间隔25 mm,布置16个。火焰中的热电偶上下间隔200 mm,布置7个,架在支架上。数据通过数据采集装置采集。测量在燃料燃烧时的质量损失速率、油温、火焰温度。
2 燃烧速率
2.1 质量燃烧速率
对0.7 m和1.0 m直径油盘进行自由燃烧试验,测出汽油、柴油和乙醇质量损失速率,见图1～图3所示。
运用最小二乘法对汽油、柴油、乙醇的质量损失趋势进行线性回归分析,R2都趋近于1,说明建立的方程可靠性很高。质量损失曲线成直线,说明在自由燃烧过程内,同一燃料、同一油盘,质量损失速率是常数,即dm/dt=-k,单位是kg/s。同一燃料,油盘越大,质量损失速率越大,燃烧速率越大。在3种燃料中,汽油的质量损失速率大于柴油,柴油大于乙醇。
2.2 燃烧速率
通过试验得到汽油、柴油、乙醇的质量损失速率和密度,算出其燃烧速率和燃烧线速率等燃烧特性,见式(1)。
m"=m"inf(1-e-kβD) (1)
式中:m"inf为对于无穷大油盘的单位面积质量燃烧速率,kg/(m2·s);kβ为经验常数 (m-1);D为油盘直径,m。
m"的值与油盘直径有关,要根据图5查出实际值。但直径大于2 m的油盘,m"趋于稳定,在实际火场,油池火灾基本在2 m直径以上,故可按m"inf取。
将试验数据m"和D代入式(1)可得出m"inf和kβ,模拟出不同直径的燃油的燃烧速率和热释放速率,计算曲线见图5所示,可以根据油池燃烧直径查出其燃烧速率。
2.2 油池火的热释放速率
油池火的热释放速率计算见式(2)。
Q=m"ΔHcA (2)
式中:Q为油池火的热释放速率,kW;m"为单位面积的质量燃烧速度,kg/(m2·s);Hc为燃烧热,kJ/kg,汽油的Hc为47.3 MJ/kg,柴油为40.2 MJ/kg,乙醇为29.65 MJ/kg;A为油池表面积,m2。
根据式(2),可以算出3种燃油的总热释放速率和单位面积的热释放速率,见表1。
表2为表1数据与美国、中国灭火手册数据对比。其中,灭火手册的数据是20世纪80年代的试验数据,国外数据针对国外的燃油,和我国的燃油成分不完全相同,汽油和柴油燃烧速率比我国略高,乙醇略低。
3 液层温度
油层温度主要分为两个方面,一是随着燃烧时间过去,油面下降,原先在油里的测点慢慢暴露在空气中,从油温区进入火焰温度区,就会出现温度上升曲线突变,出现拐点,不同深度的热电偶在露出油面时温度都有一个拐点,且拐点温度都相同。二是测点始终在油里,温度始终是平滑上升曲线。见图6～图8所示。
由图6可知,汽油的拐点(油层表面温度)在125 ℃左右,火焰温度在25 ℃以上。由图7可知,柴油的油层表面温度在310 ℃左右,火焰温度在450 ℃以上。由图8可知,乙醇的油层表面温度在80 ℃左右。
4 火焰温度
图9为汽油火焰温度。由图9可以看出,汽油火焰温度区在250～900 ℃,最高温度为900 ℃。21#热电偶处温度最高,为火焰外焰。火焰在120 s左右达到稳定燃烧状态。图10为柴油火焰温度。
由图10可以看出,柴油火焰最高温度为847 ℃。在21#热电偶处为火焰的最高温度区,为火焰外焰。在添加汽油为助燃剂的情况下,火焰在150 s左右达到稳定燃烧状态。图11为乙醇火焰温度。由图11可以看出,乙醇火焰最高温度为852 ℃。3#热电偶处为火焰的最高温度区,为火焰外焰。火焰温度从油面起逐渐升高,到达外焰温度最高,然后温度开始逐渐下降。火焰在200 s左右达到稳定燃烧状态。
火焰最高温度点,汽油在油面上方45 cm,柴油次之,乙醇最低,在油面上方5.8 cm。
5 结 论
通过对3种燃料的自由燃烧试验,研究了3种燃料的燃烧特性。但实验条件有限,未进行大型试验。
摘要：通过对93#汽油、0#柴油和95%的乙醇的自由燃烧试验,得出了3种燃料的燃烧特性,包括液层温度、质量损失速率、燃烧速度、密度、热释放速率、火焰温度等,并结合理论公式拟合热释放速率随油盘直径变化的曲线。质量损失速率与火焰高度汽油>柴油>乙醇;汽油、柴油、乙醇燃烧时的液面温度分别为125、310、80℃;3种燃料都在2 min以后达到稳定燃烧状态。
关键词：油池火,燃烧特性,燃烧速度,油层温度
参考文献
[1]冯瑞,霍然,海春.受限空间油池火燃烧特性的实验研究[J].消防科学与技术,2005,24(3):288-291.
事故油池 篇3
笔者在不同机械通风条件下进行细水雾熄灭油池火的试验研究,通过改变机械通风设备的开启时间、调节变频器频率改变风机转数,改变机械通风的风速,获取细水雾熄灭油池火所需的时间,旨在找出不同通风条件对细水雾灭火效果的影响,找出细水雾灭火系统和通风系统耦合熄灭油池火的规律,为细水雾灭火系统与通风系统耦合提供支撑。
1试验模型及试验工况
如图1所示,试验是在5.0m×5.0m×3.1m的受限空间中进行的,门窗均处于关闭状态,侧面有通风孔, 通风方式为抽出式。选取柴油为燃料,细水雾喷头和油盘均布置在 房间的中 央,细水雾喷 头的工作 压力为8 MPa,喷头直径为0.6mm,距离地面高度为2.7m;油盘的直径为0.3 m。在油盘火焰的正上方布置热电偶,沿表面中心线每隔0.2m布置一个热电偶,共布置7个,自下而上编号依次为1~7。由数据采集系统输入计算 机进行处理,试验的环境温度为25 ℃。
试验开始前,将1 200mL水和400mL柴油、20mL汽油放在油盘里,使得油盘的边缘恰好与油面相平,调节油盘位置使其恰 好处于喷 头的正下 方。接着点燃 油盘火,当热电偶温度达 到600 ℃,油盘火达 到充分燃 烧阶段,开始施加细水雾,记录细水雾灭火所需时间。试验工况如表1所示,调节机械通风装置的开启时间和风机变频器的频率。每种工况进行多次试验,试验的测量结果取平均值。当火焰熄灭后,关闭细水雾灭火系统,对受限空间进行排烟,清理试验环境,准备下一组试验。对试验中采集的试验数据进行分析处理。
2细水雾灭火有效性分析
柴油被点燃后,燃烧旺盛,火焰呈黄色,发烟量大,能观测到明显的黑烟,火焰高度能达到80cm左右。当细水雾施加后火焰被拉伸变形,火焰高度明显降低直至火焰熄灭。图2为表1所示工况下细水雾灭火所需时间。
2.1无通风状态
由图2可以看出 ,工况1细水雾灭 火的平均 时间最长为56s(油盘火温度变化如图3所示)。在密闭的试验空间内点燃油盘 火,室内大量 热烟气聚 集、氧气含量 降低,在细水雾的灭火作用和密闭空间的窒息作用下油盘火被熄灭。
无通风的工况下,大量的热烟气悬浮在密闭空间内, 细水雾要克服较大的烟气羽流层的阻力,到达火焰区及燃料表面,因此工况1灭火所需时间长。
2.2通风设备保持开启状态
由图2可以看出,与工况1相比,工况2、3、4、5通风设备始终处于开启状态,细水雾熄灭油池火的时间缩短, 其中工况3细水雾的灭火时间最短为22s,油盘火温度变化,如图4所示。
在机械通风的作用下,油盘火燃烧产生的大量热烟气被排出室外,受限空间内温度、热烟气含量降低,细水雾克服烟气阻力减小,熄灭油盘 火的时间 缩短。工况2风机的风速大,将受限空间内的大量热烟气排出的同时将细水雾雾滴从通风口排出,细水雾的雾动量降低,灭火时间较长。工况3风机能将大量的热烟气排出且对细水雾的影响较小,此时灭火时间最短。由于工况4、5机械通风风速较小,热烟气未能及时排出,细水雾仍然需要克服较大的烟气阻力,灭火时间较长。
2.2通风设备与细水雾同时开启
由图2所示,风机转数相同时,通风设备与细水雾同时开启比通风设备保持开启的工况下灭火时间长,比工况1的灭火时间短。
工况7的灭火时间为43s(油盘火温 度变化如 图5所示)比工况6、8、9的灭火时间短,比工况3的灭火时间长,机械通风风速在3m/s左右时能大幅缩短细水雾的灭火时间。工况6的灭火时间54s与工况1的灭火时间56s接近,工况6风机的风速大,使细水雾和大量烟气同时排出,并且由于油池火预燃烧时产生大量的热烟气,使细水雾灭火的有效性降低。
3结论
对上述9种工况的试验研究可以发现:机械通风设备与细水雾灭火系统共同作用有助于保障火灾现场人员的安全。机械通风设备始终处于开启状态时比机械通风设备和细水雾同时开启时灭火时间短,灭火效果好。在无通风情况下细水雾灭火所需时间最长,适当增加机械通风风速可以缩短细水雾灭火时间,机械通风的风速过大时会对细水雾灭火产生不利影响。在试验中,某些工况对提升细水雾的灭火效能的影响较小。试验结果揭示了受限空间内机械通风对细水雾熄灭油池火的能力主要依赖于2个方面:
(1)机械通风设备的开启时间:在火灾初期开启机械通风设备比在火灾充分发展阶段开启通风设备细水雾的灭火效果好。
(2)机械通风设备与细水雾灭火系统耦合时存在最佳风速,能有效地缩短细水雾的灭火时间。
摘要：对细水雾灭火技术在机械通风作用下熄灭油池火的有效性进行了试验研究。试验中改变机械通风设备的开启时间、变频器频率等,获取不同机械通风条件下油池火的熄灭时间,分析讨论了机械通风对细水雾熄灭油池火的影响。结果表明:当机械通风设备始终处于开启状态、风机转数为1 200r/min时细水雾熄灭油池火的时间最短。
事故油池 篇4
用平流式隔油池的设计与计算方法所设计的隔油池与实际生产要求有较大的偏差。本文通过分析兰炭炼焦的含油废水的成分及分离过程中有别于一般污水的特点,重新设置了隔油池设计与计算方法的假设条件,在平流式隔油池的设计与计算方法的基础上,从原始流体流动模型出发,推导了适应于陕北地区兰炭炼焦的含油污水处理的隔油池的设计与计算方法,并与平流式隔油池的设计与计算方法进行对比,最终得到了较为满意的结果。
1 对兰炭炼焦的含油污水中油份的分析
通过分析陕北地区兰炭炼焦含油污水中的油份组成,发现油份的相对密度从0.867～1.277均匀分布[1],这样就增加了轻油滴与重油滴的在分层过程中的碰撞几率,如图2所示,大的轻油滴在上浮过程中与小的重油滴碰撞聚集,使重油滴进入轻油层。同理,大的重油滴在下沉过程中与小的轻油滴碰撞聚集,使小的轻油滴进入重油层,小的重油滴进入轻油层。这样,本文在设计与计算用于兰炭炼焦的含油污水处理的隔油池时就不能忽略水中油滴沉浮过程中大油滴对小油滴的捕集聚结作用。
与一般炼焦含油污水相比,陕北地区兰炭炼焦的含油污水中的油含量较大。在隔油池的分离区,被处理的含油污水的水层存在明显的轻油层,轻油层的存在会直接影响水流流动的速度分布,从而间接影响含油污水的分离效果。
通过以上分析,本文将从大颗粒油滴对小颗粒的碰撞聚集作用及水层中轻油层的存在对水流流动速度分布的影响入手,对平流式隔油池的设计与计算方法进行修正。
2 对平流式隔油池的设计与计算方法的修正
2.1 对隔油池设计关于油滴碰撞聚结的修正
考虑到油滴沉浮过程中油滴的随机碰撞聚结效应以及大油滴对小油滴的捕集聚结作用,本次设计在平流式隔油池的设计与计算方法的基础上进行修正。
2.1.1 基本假设
为描述含油污水通过平流隔油池分离区时油滴的沉浮分离过程,作如下基本假设:
(1) 在分离区,流体的流动状态为层流,按平行板间的一维流流动处理,依据Navier-Stokes[2]方程,其速度分布为:
式中:u——纵向位置y处的水流方向流速
Δp/L——流体流动方向上的平均压降
μ——污水的粘度
y——以流体上表面为坐标原点的纵向位置坐标
(2) 含油污水中油滴在竖直方向上的终端速度遵循Stokes [3,4]定理:
式中:uti——油滴的终端速度
ρ、ρ0——污水及油的密度,Δρ=|ρ-ρ0︱
g——重力加速度
di——油滴的粒径
β——修正系数,一般取0.95[3,4]
(3)考虑到水中油滴浮升过程中油滴的随机碰撞聚结和大油滴对小油滴的捕集聚结效果,假设:如图3所示,h为有效水深,在-h到-h/2间的轻油滴会因为随机碰撞聚结后沉降从底部排出,而在-h/2到0间的轻油滴则不受随机碰撞聚结的影响。我们定义恰好能从x=0,y=-h/2处浮升到x=L,y=0 处的油滴为临界油滴。此处的临界油滴不仅只是油滴直径的函数,而且是油滴密度与水密度差Δρ的函数。
(4)在分离区进口处,油滴的位置分布是均匀的。
(5)当油滴浮升至水层的上表面,不断聚结成油层从排油管道排出,因此,油滴浮升至水面,就可认为是得到脱除。
(6)忽略油层对水层流动速度分布的影响。
2.1.2 推导过程
如图3所示,取隔油池分离区进口处上端为原点,横坐标x与水流方向平行,纵坐标y与水流方向垂直。设油滴的临界直径为xc,相应utc为其浮升终端速度。
为确定隔油池的长度L,对此流动情况进行分析。从图3可以看到,油滴在浮升过程中的运行轨迹可用下式描述:
即
utidx=u(y)dy (3)
对于临界油滴来说,如从x=0,y=-h/2处浮升到x=L,y=0处,其运动轨迹的边界条件为:x=0时,y=-h/2;x=L时,y=0。
将式(1)、式(2)代入式(3),并用dc代替di,根据以上边界条件积分,得到:
一般对式(4)进行修正后,才能在实际设计中使用,这里用修正系数α[4]:
经比较,用平流式隔油池设计与计算方法得到的结果与实际偏差很大,而用修正过的计算方法得到的结果与实际偏差则较小,因此我们所做的基本假设基本符合陕北兰炭炼焦含油污水处理过程。为了得到更为准确的设计与计算方法,我们接下来对以上假设进一步进行修正。
2.2 对隔油池设计关于水层流动速度分布的修正
我们将含油污水流经分离区的流动以两种互不相溶毗邻流体的流动[5]来处理,为描述含油污水通过平流隔油池分离区时油滴的浮升分离过程,作如下基本假设:
(1)如图4所示,将液体流经隔油池分为两个流层,从上往下依次是轻油层、水层,其厚度分别为h1、h。
(2)在分离区,油层和水层的流动状态均为层流,按平行板上的一维流流动,以两种互不相溶毗邻流体的流动[5]来处理。
依据Navier-Stokes方程[6],其速度分布为:
式中:u——纵向位置y处的流速
u0——平均流速
μ1——油的粘度
y——以流体上表面为坐标原点的纵向位置坐标
对于临界油滴来说,如从x=0,y=-h/2处浮升到x=L,y=0处。其运动轨迹的边界条件为:x=0时,y=-h/2;x=L时,y=0。
将式(2)、(8)代入式(3),并用utc代替uti,根据以上边界条件积分,得到:
当油层相对于水层很薄时,或者μ1远大于μ时(可将油层视为固定的平板对待),我们就可以忽略油层的影响,将式(1)、(2)代入式(9)可得到式(4)。但是当油层较厚,且粘度不大时,则不可忽略油层存在的影响。油层对水层流动的速度分布的影响造成了所需分离区最小长度的增加。
同理,加上修正系数的修正,可得到:
用此结果设计和计算热循环隔油池得到了较好的效果,误差较小。
3 结 论
以平流式隔油池设计与计算方法为设计基础,根据陕北兰炭炼焦废水的具体组成特点及在隔油池里分离过程中的流动的特殊性,对其基本假设进行修正,推导得出能较好的用于实际生产的设计与计算的方法,同时也证明了此次设计中所做假设的正确性。
参考文献
[1]水恒福,张德祥,张超群.煤焦油分离与精制[M].北京:化学工业出版社,2007:5-9.
[2]陈涛,张国亮.化工传递过程基础[M].北京:化学工业出版社,2004:41-45.
[3]谭天恩,窦梅,周明华.化工原理[M].北京:化学工业出版社,2006:80-87.
[4]尹士君,李亚峰.水处理构筑物设计与计算[M].北京:化学工业出版社,2007:40-43.
[5]博德(著),戴干策(译).传递现象[M].北京:化学工业出版社,2004:49-51.
【事故油池】推荐阅读：
事故模拟预防重大事故10-03
事故整改防范措施及安全事故调查报告05-28
危害健康事故应急处理预案及事故报告制度10-07
故障事故07-16
事故预测07-16
中毒事故05-15
爆破事故05-16
危害事故06-06
行车事故06-09
“三违”事故06-09