鍋爐爐膛及煙氣系統防爆設計壓力取值標準的分析

張建中

(中國電力建設工程咨詢公司，上海市 200137)

0 引言

爐膛及煙氣系統防爆設計壓力尤其是防內爆設計負壓的取值標準，對于鍋爐技術規范編制、風機選型及煙風系統設計都有直接影響。隨著脫硝、脫硫裝置的普遍使用以及環保部門出臺取消脫硫島煙氣旁路政策，選用高壓頭引風機的項目日益增多。新建火電機組鍋爐爐膛瞬態設計負壓是否必需提高到引風機選型點壓頭以上，已建成鍋爐加裝脫硝裝置時如何對爐膛進行核算及加固等問題突出，而現行設計規范對這些問題的看法各異。如何準確、完整地理解現行防爆規范中有關鍋爐爐膛防爆設計壓力(特別是防內爆設計負壓)的取值標準以及與引風機選型點壓力的關系，明確尾部煙道阻力對煙氣系統防爆設計負壓的增大幅度等，已成為鍋爐和燃燒系統設計中需要專門探討的問題［1-5］。

1 現行防爆設計規范執行中存在的問題

(1)執行依據。在現行設計規范中，爐膛及煙道瞬態設計負壓取值的標準主要有:(1)DL/T 5121—2000《火力發電廠煙風煤粉管道設計技術規程》［6］;(2)DL/T 435—2004《電站煤粉鍋爐爐膛防爆規程》［7］;(3)NFPA 8502［8］;(4)NFPA 85［9］;(5)CE 標準［10］等。這些規范對鍋爐爐膛內爆設計負壓取值標準的表述各異，其中最核心的問題是引風機選型點壓力絕對值超過8.7 kPa時，爐膛瞬態負壓取值標準的表述不同。

(2)爐膛瞬態設計負壓與引風機壓頭的關系。按國內標準，若引風機選型點壓力絕對值超過8.7 kPa時，必須增大爐膛設計瞬態負壓。NFPA 85規范認為爐膛防內爆瞬態設計壓力絕對值不必超過8.7 kPa，但同時又列有當鍋爐尾部煙道阻力過大，使引風機選型點壓力絕對值超過8.7 kPa時，應采取措施增加設計負壓條款。

(3)引風機與增壓風機分別設置或合并設置方案對爐膛內爆的影響。依據NFPA 85規范，爐膛防內爆設計壓力應考慮增壓風機的影響。為簡化系統，新設計及改造項目中多采用引風機與增壓風機合并設置方案，從爐膛防內爆設計角度應如何評價引風機與增壓風機設置方案的安全性也是值得分析的。

(4)爐膛“瞬態設計負壓”與“設計負壓”的選擇。目前，爐膛的“瞬態設計負壓”與“設計負壓”的比值出現了 -9.8/-6.5、-9.8/-5.8、-8.7/-5.2、-8.7/-5.8等多種匹配方案，需要明確哪種方案更符合規范要求。

(5)配置高壓頭引風機時尾部煙道防內爆設計壓力取值標準。當引風機入口負壓絕對值超過1.2倍爐膛防內爆設計壓力，例如風機入口負壓絕對值為7 kPa以上時，煙道工作壓力已超過所計算的防內爆設計壓力，DL/T 5121—2000《火力發電廠煙風煤粉管道設計技術規程》已不能適用。

2 對爐膛內爆現象的機理分析

2.1 爐膛內爆現象的機理及負壓源物理模型

爐膛內爆原因為:(1)鍋爐主燃料跳閘(main fuel trip，MFT)時，爐膛突然滅火，此時爐膛溫度迅速下降，爐膛中絕對壓力將隨絕對溫度成正比例降低;(2)煙風控制系統誤操作，例如，調試中解列連鎖，運行中開大引風機的控制擋板，同時關閉送風機擋板等，此時即使鍋爐沒有燃燒，也會造成破壞性的負壓。引發爐膛內爆的動力有來自爐膛MFT及引風機異常運行的2個負壓源，其對爐膛瞬態負壓所產生的影響如圖1所示。圖中:ΔA為爐膛溫度瞬態降低速率引起的爐膛負壓變化效應;ΔB為引風機壓頭引起的爐膛負壓變化效應;ΔC引風機執行機構響應時間引起的爐膛負壓變化效應。

(1)爐膛MFT負壓源對爐膛瞬態負壓的影響。MFT工況下，對于爐膛這樣一個固定容積的系統來說，可借助理想氣體狀態方程，按定容過程來分析爐膛內壓力的變化。從MFT到爐膛負壓峰值這段時間τ內，有

圖1 引起鍋爐內爆的負壓源物理模型Fig.1 Physical model of negative-pressure source causing boiler implosion

式中:P為爐膛內絕對壓力，kPa;T為爐膛內絕對溫度，K;M 為爐膛內介質質量，kg;GFDP、GFD、GID分別為一次風流量、送風機流量、引風機流量，kg/s。

根據式(1)，當主燃料切斷致使爐膛溫度下降200 Κ時，爐膛負壓為-11.76 kPa，切斷一次風更助長了爐膛負壓的增大;但MFT后，只要送風機擋板門不關閉，因爐膛負壓增大導致送風機流量增加及引風機流量減少，都使得式(1)中(d GFD-d GID)為正值，由此抑制了爐膛負壓值進一步的增大。

NFPA 85規范規定，MFT工況動態特性所引起爐膛瞬態負壓的標準值為-8.7 kPa，MFT工況與爐膛瞬態負壓之間的主要關系見圖1中的ΔA［11］。

(2)引風機側負壓源對爐膛瞬態負壓的影響。1)MFT工況。當主燃料被切斷時一次風量為0，爐膛負壓增大相當于煙氣系統總阻力加大，都使得風機工作點向小流量方向移動。對于離心式風機，風機工作點將一直延伸到零流量點;對于軸流式風機，風機工作點將先延伸到失速點并形成1個負壓峰值，然后恢復到新的較小流量穩定工況。若系統流量因故進一步減少時，可能再沿風機脫流線延伸到零流量點，如圖2所示。

2)煙風系統誤操作。根據NFPA 85規范，煙風系統誤操作時所引起的爐膛瞬態負壓按引風機在環境溫度下選型點壓力取用，但其絕對值也不必大于8.7 kPa。

2.2 2個負壓源之間的關聯

按照NFPA 85規范，2個負壓源對爐膛防內爆設計壓力取值的關聯可由圖3來表示。

由圖3可知，NFPA 85規范中“若環境溫度下引風機選型點壓力絕對值低于8.7 kPa，爐膛設計瞬態負壓允許按不高于引風機的選型點壓力取值。”與“若環境溫度下引風機的選型點壓力絕對值高于8.7 kPa，在采取必要的爐膛負壓保護措施條件下，爐膛設計瞬態負壓允許按 -8.7 kPa取值。”這2條規定是合理的。

圖2 引風機－爐膛－管系特性曲線Fig.2 Induced fan-boiler furnace-gas channeling characteristic curves

2.3 引風機零流量壓頭問題

(1)在正常連鎖條件下的MFT工況。此時，送風機擋板是不可能關閉的，即使假定2臺送風機都跳閘，因爐膛負壓增大而產生的補充風量仍是可觀的，相應的爐膛最大負壓將比零流量時小得多。對軸流式引風機來說，流量減小到失速點時，還可能出現:1)因失速/喘振保護動作而失壓或跳閘;2)脫流運行，即沿等開度脫流線繼續在較低負荷工況下運行，而不是零流量運行方式。

(2)極端情況下的MFT工況。此時，假定送風機擋板迅速關閉，而引風機控制擋板因故保持在一定開度位置，極端情況是風機脫流運行到趨近零流量時將出現最大爐膛負壓。對于離心式引風機，斷流點最高入口負壓近似等于風機選型點壓力;對軸流風機來說，爐膛負壓是指脫流線與阻力線之間壓差而不是與喘振線之間壓差，零流量時的爐膛負壓比喘振線的零流量壓頭為小。

圖3 2個負壓源對爐膛防內爆設計壓力取值的關聯Fig.3 Correlation between binary negative-pressure source and value of design explosion-proof pressure for boiler

(3)系統泄漏的影響。MFT工況若引風機脫流運行到趨近零流量時由于存在系統泄漏影響而不可能真正達到零流量，風機的最小流量、相應壓頭及爐膛負壓均將明顯低于理論上的風機零流量壓頭。

(4)風機冷態啟動時的零流量壓頭問題。對于大中型機組所采用的軸流式引風機，在環境溫度下進行冷態啟動，由于風機特性是一定開度下流量越小功率越大，為降低啟動電流其啟動程序是先關閉入口風門、啟動電機后快速打開入口風門盡量增大流量。此時零流量最大壓頭將出現在入口風門的風機一側，電機啟動后，傳遞到爐膛的壓頭已不是零流量最大壓頭。但對于單列配置風機方式，應慎重考慮引風機風門設置及啟動程序，避免出現冷態啟動時過大的引風機負壓傳遞到爐膛。

2.4 軸流引風機選型方案的優化

配置軸流引風機時出現零流量壓頭的幾率幾乎為0，最多是將其作為影響爐膛極限負壓因素。但對于采用2級動葉的高壓頭軸流引風機來說，不同機型風機的零流量點壓頭可能有較大差異，在引風機選型時仍需關注選型方案的優化問題。

3 對NFPA 85規范的解讀及對爐膛抗內爆設計壓力取值標準的選擇

3.1 對NFPA 85規范的解讀

3.1.1 煤粉爐爐膛瞬態設計壓力取值標準的原則

(1)煤粉鍋爐爐膛防爆壓力的取值宜以NFPA 85規范為依據。一般，爐膛結構瞬態防爆設計壓力均宜按標準值±8.7 kPa取用。

(2)若引風機在環境溫度下的選型點壓力絕對值大于8.7 kPa，為了使爐膛內爆風險降至最小，爐膛結構瞬態防爆設計負壓絕對值應不小于8.7 kPa。

(3)若引風機在環境溫度下的選型點壓力絕對值明顯超過8.7 kPa，爐膛瞬態設計負壓仍宜按-8.7 kPa取用，同時應重視對引風機選型方案的優化、熱工保護設施的完善化、引風機控制策略的優化。

(4)宜選用軸流式引風機。

3.1.2 引風機選型點壓力絕對值超過8.7 kPa時，爐膛瞬態設計負壓的取值原則

(1)仍按-8.7 kPa選用。即使引風機在環境溫度下選型點壓力為-12.46 kPa時，對爐膛瞬態設計負壓取用-8.7 kPa仍符合NFPA 85規范的取值原則。這一取值方案的前提是爐膛壓力保護設計必須符合NFPA 85規范中“爐膛壓力控制系統(防內爆)”的要求。

(2)按引風機在環境溫度下的選型壓力取用。雖然在NFPA 85規范的基本條款中有“不必要取得比±8.7 kPa更大”這一表述，但并沒有說一定不讓壓力絕對值取得比8.7 kPa更大。所以，當引風機選型點壓力絕對值大大超過8.7 kPa(例如為13 kPa以上)或業主有要求時，爐膛及煙氣系統結構也可按引風機選型點壓力來設計，但這一設計方案會導致鋼材和造價大大增加。對于大容量鍋爐來說，由于爐膛剛性梁已經布置得十分緊密，將設計負壓提得過高在技術上也有相當難度。而且按NFPA 85規范的觀點，在假定的最壞條件下(例如:引風機壓頭高且工作于冷空氣、送風機流量被切斷、運行中的引風機吸風控制擋板開大等)，即使結構設計合理，也難以保護爐膛。對于除塵器來說，提高設計負壓會增加造價。例如:某600 MW機組電除塵器瞬態設計負壓絕對值從9.9 kPa提高到11.1 kPa，鋼材消耗量從786 t增至982 t，增加了 196 t。

(3)根據具體情況優化爐膛瞬態設計負壓的取值。例如，通過合理設定爐膛設計負壓及采取完善的爐膛負壓保護系統從2個方面來考慮爐膛防內爆對策，這在原則上也符合NFPA 85規范在其總則中對設計者所提出的要求。

3.2 選擇爐膛抗內爆設計壓力取值標準時應注意的問題

(1)引風機壓頭按環境溫度折算問題。在2種不同負壓源所引起的內爆中，引風機的工作溫度實際上是不一樣的。MFT工況下，熄火2 s內，爐膛內溫度變化明顯(100～300℃)，煙道內溫度變化并不明顯，對引風機工作溫度的影響就更小［12］。現行規范將內爆工況下的引風機壓頭都按環境溫度來折算，這對于MFT工況來說是相當保守的，在規范沒有進一步澄清以前，不妨將其作為一種安全裕量來看待。

(2)關于引風機與增壓風機分設或合并的選擇。從減少內爆風險角度看，引風機與增壓風機分設方案較為有利。其前提條件是:1)同時設有脫硫塔或增壓風機的旁路煙道并配套相應的聯動保護設施;2)對于目前廣泛采用的無旁路煙道系統來說，可設置增壓風機的旁路煙道系統;(3)熱控保護設計中須保證在MFT工況下聯跳增壓風機，同時應核實此時引風機仍有足夠的失速安全裕量。

4 鍋爐煙氣系統尾部煙道防爆設計負壓取值標準分析

4.1 現行規范中鍋爐尾部煙道(防爆)設計負壓取值

鍋爐正常運行時，煙道結構的設計壓力為

式中:β為計算壓力的設計裕量;PGASMIN為計算區段終端的煙氣流動阻力，kPa。

MFT工況時，煙道結構設計壓力為

式中Pfds為爐膛結構設計負壓的數值。一般，Pfds=5.2 kPa。

4.2 鍋爐尾部煙道設計負壓區間初始界限的劃分

由于DL/T 5121—2000《火力發電廠煙風煤粉管道設計技術規程》實際上來源于CE標準，這2種規范的計算結果大體相同，其差異之一體現為“尾部煙道”區間初始界限的界定。前者認為鍋爐尾部煙道從鍋爐空氣預熱器出口開始，后者則認為是從爐膛出口開始。應該指出CE標準是更為合理的，對于裝設選擇性催化還原(selective catalytic reduction，SCR)裝置的煙道來說，這2種接口定義的偏差更加明顯。

4.3 現行規范的適用范圍

現行規范中對鍋爐尾部煙道設計負壓的取值主要與爐膛內爆設計負壓相關，而與引風機一端負壓源并無直接聯系。但高壓頭引風機條件下的風機入口煙道工作負壓有可能高于爐膛抗內爆設計負壓;實踐中，配高壓頭引風機鍋爐在MFT或冷態調試失控等異常工況下曾發生過爐膛未損傷，而引風機入口煙道部位因抽吸負壓過大導致電除塵器喇叭口被撕裂、煙道(尤其是補償器等薄弱部位)被吸癟，散落零件隨氣流帶入引風機的實例［13］。現行規范顯然不能適應這種情況。

4.4 鍋爐尾部煙道設計壓力取值的改進

4.4.1 引風機上游煙道設計負壓取值

文獻［14］基于2個負壓源物理模型的理念，在分析內爆工況下煙道系統壓力分布特性曲線的基礎上，推導得到鍋爐尾部煙道抗內爆設計壓力為

式中Kfdes為內爆工況下煙道設計負壓增大系數。對于空氣預熱器前的鍋爐尾部煙道，Kfdes≥0.15，這相當于CE準則;對于空氣預熱器后的鍋爐尾部煙道，Kfdes為0.15 ～0.4。

鍋爐尾部煙道以往多配置常壓引風機，新近設計或改造項目中多配置與增壓風機合并，且須克服SCR脫硝/脫硫以至袋式除塵或干法脫硫阻力的二合一高壓頭引風機，這2種情況對應的尾部煙道設計參數示例如表1所示。分別根據DL/T 5121—2000《火力發電廠煙風煤粉管道設計技術規程》、CE規范、阻力計算書和DL/T 5240—2010《火力發電廠燃燒系統設計計算技術規程》，計算了常壓引風機(方案I)和二合一高壓頭引風機(方案II)的鍋爐尾部煙道設計壓力，結果如表2所示。

?

?

由表2可知:

(1)爐膛內爆時煙道系統的負壓增大系數與引風機入口負壓有關;引風機壓頭越高、引風機運行裕量越大，煙道負壓增大系數也越大。

(2)式(4)與CE標準中的公式具有相同的形式。一般，Kfdes為0～0.4;CE標準中Kfdes=0.15也具有一定的代表性，但其適用范圍偏狹;對高壓頭引風機系統，Kfdes趨于更大。

(3)應區分瞬態防爆最大負壓與防爆設計負壓、引風機環境溫度下選型點壓力與內爆條件下引風機最大運行壓力這2組不同的概念及相互對應關系。

4.4.2 引風機下游煙道設計壓力的取值

DL/T 5121—2000《火力發電廠煙風煤粉管道設計技術規程》中，對與爐膛不相聯通的煙風道其設計壓力按±2 kPa取用，而實際上對引風機下游煙道雖不與爐膛直接聯通卻還與脫硫島甚至煙氣換熱器(gas gas heater，GGH)相聯通，此時煙道的設計壓力宜按CE準則規定如下:

(1)1.5倍工作正壓、+2 kPa選擇兩者中大的值。

(2)工作負壓、-2 kPa選擇兩者中絕對值大的值。

(3)±2 kPa僅適用于引風機后直接與煙囪相連通的煙道。

5 爐膛及尾部煙道設計承壓能力安全系數的取值

當爐膛瞬態防爆設計壓力PFmft確定后，即可按式(5)來確定結構設計壓力PFdes。

式中ns為安全系數。

爐膛設計壓力是影響造價的直接因素，在合理確定瞬態防爆設計壓力的同時必須合理確定安全系數ns的取值。從防爆角度考慮，在內爆或外爆瞬態壓力作用下，爐膛的剛性框架梁不應產生塑性變形，也即所產生的應力不允許超過鋼材屈服極限的0.9，按這一準則對通常剛性梁鋼材ns的核算值取為1.69～2.2。為了合理控制造價，ns值按NPFA 85規范取為1.67是合適的，沒有必要取得更低。

6 結論

(1)煤粉鍋爐爐膛及尾部煙道防爆壓力的取值宜以NFPA 85標準為依據。

(2)尾部煙道防爆壓力的取值宜按2個負壓源的影響進行核算，選擇兩者中絕對值大的值。

(3)在MFT工況下爐膛及尾部煙道內爆安全性評估中，對引風機TB點壓頭按環境溫度來折算是過于保守的。

(4)國內各大風機廠應設法提供引風機脫流線資料，作為進行鍋爐內爆安全性評估時的參考依據。

(5)對于國內以往一些傳統型鍋爐，其爐膛及尾部煙道結構防爆設計壓力絕對值低于8.7 kPa，當進行脫硝、除塵等技術改造而將引風機壓頭絕對值提高到8.7 kPa以上時，可采取:對爐膛進行加固核算;對難以進行加固的部位設置負壓保護系統;保留增壓風機并配置風機旁路煙道等措施。此外，也可對裝設泄內壓防爆門的可行性進行研究。

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