锅炉炉膛及烟气系统防爆设计压力取值标准的分析

2012-08-09张建中

电力建设 2012年10期

张建中

(中国电力建设工程咨询公司，上海市 200137)

0 引言

炉膛及烟气系统防爆设计压力尤其是防内爆设计负压的取值标准，对于锅炉技术规范编制、风机选型及烟风系统设计都有直接影响。随着脱硝、脱硫装置的普遍使用以及环保部门出台取消脱硫岛烟气旁路政策，选用高压头引风机的项目日益增多。新建火电机组锅炉炉膛瞬态设计负压是否必需提高到引风机选型点压头以上，已建成锅炉加装脱硝装置时如何对炉膛进行核算及加固等问题突出，而现行设计规范对这些问题的看法各异。如何准确、完整地理解现行防爆规范中有关锅炉炉膛防爆设计压力(特别是防内爆设计负压)的取值标准以及与引风机选型点压力的关系，明确尾部烟道阻力对烟气系统防爆设计负压的增大幅度等，已成为锅炉和燃烧系统设计中需要专门探讨的问题［1-5］。

1 现行防爆设计规范执行中存在的问题

(1)执行依据。在现行设计规范中，炉膛及烟道瞬态设计负压取值的标准主要有:(1)DL/T 5121—2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》［6］;(2)DL/T 435—2004《电站煤粉锅炉炉膛防爆规程》［7］;(3)NFPA 8502［8］;(4)NFPA 85［9］;(5)CE 标准［10］等。这些规范对锅炉炉膛内爆设计负压取值标准的表述各异，其中最核心的问题是引风机选型点压力绝对值超过8.7 kPa时，炉膛瞬态负压取值标准的表述不同。

(2)炉膛瞬态设计负压与引风机压头的关系。按国内标准，若引风机选型点压力绝对值超过8.7 kPa时，必须增大炉膛设计瞬态负压。NFPA 85规范认为炉膛防内爆瞬态设计压力绝对值不必超过8.7 kPa，但同时又列有当锅炉尾部烟道阻力过大，使引风机选型点压力绝对值超过8.7 kPa时，应采取措施增加设计负压条款。

(3)引风机与增压风机分别设置或合并设置方案对炉膛内爆的影响。依据NFPA 85规范，炉膛防内爆设计压力应考虑增压风机的影响。为简化系统，新设计及改造项目中多采用引风机与增压风机合并设置方案，从炉膛防内爆设计角度应如何评价引风机与增压风机设置方案的安全性也是值得分析的。

(4)炉膛“瞬态设计负压”与“设计负压”的选择。目前，炉膛的“瞬态设计负压”与“设计负压”的比值出现了 -9.8/-6.5、-9.8/-5.8、-8.7/-5.2、-8.7/-5.8等多种匹配方案，需要明确哪种方案更符合规范要求。

(5)配置高压头引风机时尾部烟道防内爆设计压力取值标准。当引风机入口负压绝对值超过1.2倍炉膛防内爆设计压力，例如风机入口负压绝对值为7 kPa以上时，烟道工作压力已超过所计算的防内爆设计压力，DL/T 5121—2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》已不能适用。

2 对炉膛内爆现象的机理分析

2.1 炉膛内爆现象的机理及负压源物理模型

炉膛内爆原因为:(1)锅炉主燃料跳闸(main fuel trip，MFT)时，炉膛突然灭火，此时炉膛温度迅速下降，炉膛中绝对压力将随绝对温度成正比例降低;(2)烟风控制系统误操作，例如，调试中解列连锁，运行中开大引风机的控制挡板，同时关闭送风机挡板等，此时即使锅炉没有燃烧，也会造成破坏性的负压。引发炉膛内爆的动力有来自炉膛MFT及引风机异常运行的2个负压源，其对炉膛瞬态负压所产生的影响如图1所示。图中:ΔA为炉膛温度瞬态降低速率引起的炉膛负压变化效应;ΔB为引风机压头引起的炉膛负压变化效应;ΔC引风机执行机构响应时间引起的炉膛负压变化效应。

(1)炉膛MFT负压源对炉膛瞬态负压的影响。MFT工况下，对于炉膛这样一个固定容积的系统来说，可借助理想气体状态方程，按定容过程来分析炉膛内压力的变化。从MFT到炉膛负压峰值这段时间τ内，有

图1 引起锅炉内爆的负压源物理模型Fig.1 Physical model of negative-pressure source causing boiler implosion

式中:P为炉膛内绝对压力，kPa;T为炉膛内绝对温度，K;M 为炉膛内介质质量，kg;GFDP、GFD、GID分别为一次风流量、送风机流量、引风机流量，kg/s。

根据式(1)，当主燃料切断致使炉膛温度下降200 Κ时，炉膛负压为-11.76 kPa，切断一次风更助长了炉膛负压的增大;但MFT后，只要送风机挡板门不关闭，因炉膛负压增大导致送风机流量增加及引风机流量减少，都使得式(1)中(d GFD-d GID)为正值，由此抑制了炉膛负压值进一步的增大。

NFPA 85规范规定，MFT工况动态特性所引起炉膛瞬态负压的标准值为-8.7 kPa，MFT工况与炉膛瞬态负压之间的主要关系见图1中的ΔA［11］。

(2)引风机侧负压源对炉膛瞬态负压的影响。1)MFT工况。当主燃料被切断时一次风量为0，炉膛负压增大相当于烟气系统总阻力加大，都使得风机工作点向小流量方向移动。对于离心式风机，风机工作点将一直延伸到零流量点;对于轴流式风机，风机工作点将先延伸到失速点并形成1个负压峰值，然后恢复到新的较小流量稳定工况。若系统流量因故进一步减少时，可能再沿风机脱流线延伸到零流量点，如图2所示。

2)烟风系统误操作。根据NFPA 85规范，烟风系统误操作时所引起的炉膛瞬态负压按引风机在环境温度下选型点压力取用，但其绝对值也不必大于8.7 kPa。

2.2 2个负压源之间的关联

按照NFPA 85规范，2个负压源对炉膛防内爆设计压力取值的关联可由图3来表示。

由图3可知，NFPA 85规范中“若环境温度下引风机选型点压力绝对值低于8.7 kPa，炉膛设计瞬态负压允许按不高于引风机的选型点压力取值。”与“若环境温度下引风机的选型点压力绝对值高于8.7 kPa，在采取必要的炉膛负压保护措施条件下，炉膛设计瞬态负压允许按 -8.7 kPa取值。”这2条规定是合理的。

图2 引风机－炉膛－管系特性曲线Fig.2 Induced fan-boiler furnace-gas channeling characteristic curves

2.3 引风机零流量压头问题

(1)在正常连锁条件下的MFT工况。此时，送风机挡板是不可能关闭的，即使假定2台送风机都跳闸，因炉膛负压增大而产生的补充风量仍是可观的，相应的炉膛最大负压将比零流量时小得多。对轴流式引风机来说，流量减小到失速点时，还可能出现:1)因失速/喘振保护动作而失压或跳闸;2)脱流运行，即沿等开度脱流线继续在较低负荷工况下运行，而不是零流量运行方式。

(2)极端情况下的MFT工况。此时，假定送风机挡板迅速关闭，而引风机控制挡板因故保持在一定开度位置，极端情况是风机脱流运行到趋近零流量时将出现最大炉膛负压。对于离心式引风机，断流点最高入口负压近似等于风机选型点压力;对轴流风机来说，炉膛负压是指脱流线与阻力线之间压差而不是与喘振线之间压差，零流量时的炉膛负压比喘振线的零流量压头为小。

图3 2个负压源对炉膛防内爆设计压力取值的关联Fig.3 Correlation between binary negative-pressure source and value of design explosion-proof pressure for boiler

(3)系统泄漏的影响。MFT工况若引风机脱流运行到趋近零流量时由于存在系统泄漏影响而不可能真正达到零流量，风机的最小流量、相应压头及炉膛负压均将明显低于理论上的风机零流量压头。

(4)风机冷态启动时的零流量压头问题。对于大中型机组所采用的轴流式引风机，在环境温度下进行冷态启动，由于风机特性是一定开度下流量越小功率越大，为降低启动电流其启动程序是先关闭入口风门、启动电机后快速打开入口风门尽量增大流量。此时零流量最大压头将出现在入口风门的风机一侧，电机启动后，传递到炉膛的压头已不是零流量最大压头。但对于单列配置风机方式，应慎重考虑引风机风门设置及启动程序，避免出现冷态启动时过大的引风机负压传递到炉膛。

2.4 轴流引风机选型方案的优化

配置轴流引风机时出现零流量压头的几率几乎为0，最多是将其作为影响炉膛极限负压因素。但对于采用2级动叶的高压头轴流引风机来说，不同机型风机的零流量点压头可能有较大差异，在引风机选型时仍需关注选型方案的优化问题。

3 对NFPA 85规范的解读及对炉膛抗内爆设计压力取值标准的选择

3.1 对NFPA 85规范的解读

3.1.1 煤粉炉炉膛瞬态设计压力取值标准的原则

(1)煤粉锅炉炉膛防爆压力的取值宜以NFPA 85规范为依据。一般，炉膛结构瞬态防爆设计压力均宜按标准值±8.7 kPa取用。

(2)若引风机在环境温度下的选型点压力绝对值大于8.7 kPa，为了使炉膛内爆风险降至最小，炉膛结构瞬态防爆设计负压绝对值应不小于8.7 kPa。

(3)若引风机在环境温度下的选型点压力绝对值明显超过8.7 kPa，炉膛瞬态设计负压仍宜按-8.7 kPa取用，同时应重视对引风机选型方案的优化、热工保护设施的完善化、引风机控制策略的优化。

(4)宜选用轴流式引风机。

3.1.2 引风机选型点压力绝对值超过8.7 kPa时，炉膛瞬态设计负压的取值原则

(1)仍按-8.7 kPa选用。即使引风机在环境温度下选型点压力为-12.46 kPa时，对炉膛瞬态设计负压取用-8.7 kPa仍符合NFPA 85规范的取值原则。这一取值方案的前提是炉膛压力保护设计必须符合NFPA 85规范中“炉膛压力控制系统(防内爆)”的要求。

(2)按引风机在环境温度下的选型压力取用。虽然在NFPA 85规范的基本条款中有“不必要取得比±8.7 kPa更大”这一表述，但并没有说一定不让压力绝对值取得比8.7 kPa更大。所以，当引风机选型点压力绝对值大大超过8.7 kPa(例如为13 kPa以上)或业主有要求时，炉膛及烟气系统结构也可按引风机选型点压力来设计，但这一设计方案会导致钢材和造价大大增加。对于大容量锅炉来说，由于炉膛刚性梁已经布置得十分紧密，将设计负压提得过高在技术上也有相当难度。而且按NFPA 85规范的观点，在假定的最坏条件下(例如:引风机压头高且工作于冷空气、送风机流量被切断、运行中的引风机吸风控制挡板开大等)，即使结构设计合理，也难以保护炉膛。对于除尘器来说，提高设计负压会增加造价。例如:某600 MW机组电除尘器瞬态设计负压绝对值从9.9 kPa提高到11.1 kPa，钢材消耗量从786 t增至982 t，增加了 196 t。

(3)根据具体情况优化炉膛瞬态设计负压的取值。例如，通过合理设定炉膛设计负压及采取完善的炉膛负压保护系统从2个方面来考虑炉膛防内爆对策，这在原则上也符合NFPA 85规范在其总则中对设计者所提出的要求。

3.2 选择炉膛抗内爆设计压力取值标准时应注意的问题

(1)引风机压头按环境温度折算问题。在2种不同负压源所引起的内爆中，引风机的工作温度实际上是不一样的。MFT工况下，熄火2 s内，炉膛内温度变化明显(100～300℃)，烟道内温度变化并不明显，对引风机工作温度的影响就更小［12］。现行规范将内爆工况下的引风机压头都按环境温度来折算，这对于MFT工况来说是相当保守的，在规范没有进一步澄清以前，不妨将其作为一种安全裕量来看待。

(2)关于引风机与增压风机分设或合并的选择。从减少内爆风险角度看，引风机与增压风机分设方案较为有利。其前提条件是:1)同时设有脱硫塔或增压风机的旁路烟道并配套相应的联动保护设施;2)对于目前广泛采用的无旁路烟道系统来说，可设置增压风机的旁路烟道系统;(3)热控保护设计中须保证在MFT工况下联跳增压风机，同时应核实此时引风机仍有足够的失速安全裕量。

4 锅炉烟气系统尾部烟道防爆设计负压取值标准分析

4.1 现行规范中锅炉尾部烟道(防爆)设计负压取值

锅炉正常运行时，烟道结构的设计压力为

式中:β为计算压力的设计裕量;PGASMIN为计算区段终端的烟气流动阻力，kPa。

MFT工况时，烟道结构设计压力为

式中Pfds为炉膛结构设计负压的数值。一般，Pfds=5.2 kPa。

4.2 锅炉尾部烟道设计负压区间初始界限的划分

由于DL/T 5121—2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》实际上来源于CE标准，这2种规范的计算结果大体相同，其差异之一体现为“尾部烟道”区间初始界限的界定。前者认为锅炉尾部烟道从锅炉空气预热器出口开始，后者则认为是从炉膛出口开始。应该指出CE标准是更为合理的，对于装设选择性催化还原(selective catalytic reduction，SCR)装置的烟道来说，这2种接口定义的偏差更加明显。

4.3 现行规范的适用范围

现行规范中对锅炉尾部烟道设计负压的取值主要与炉膛内爆设计负压相关，而与引风机一端负压源并无直接联系。但高压头引风机条件下的风机入口烟道工作负压有可能高于炉膛抗内爆设计负压;实践中，配高压头引风机锅炉在MFT或冷态调试失控等异常工况下曾发生过炉膛未损伤，而引风机入口烟道部位因抽吸负压过大导致电除尘器喇叭口被撕裂、烟道(尤其是补偿器等薄弱部位)被吸瘪，散落零件随气流带入引风机的实例［13］。现行规范显然不能适应这种情况。

4.4 锅炉尾部烟道设计压力取值的改进

4.4.1 引风机上游烟道设计负压取值

文献［14］基于2个负压源物理模型的理念，在分析内爆工况下烟道系统压力分布特性曲线的基础上，推导得到锅炉尾部烟道抗内爆设计压力为

式中Kfdes为内爆工况下烟道设计负压增大系数。对于空气预热器前的锅炉尾部烟道，Kfdes≥0.15，这相当于CE准则;对于空气预热器后的锅炉尾部烟道，Kfdes为0.15 ～0.4。

锅炉尾部烟道以往多配置常压引风机，新近设计或改造项目中多配置与增压风机合并，且须克服SCR脱硝/脱硫以至袋式除尘或干法脱硫阻力的二合一高压头引风机，这2种情况对应的尾部烟道设计参数示例如表1所示。分别根据DL/T 5121—2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》、CE规范、阻力计算书和DL/T 5240—2010《火力发电厂燃烧系统设计计算技术规程》，计算了常压引风机(方案I)和二合一高压头引风机(方案II)的锅炉尾部烟道设计压力，结果如表2所示。

由表2可知:

(1)炉膛内爆时烟道系统的负压增大系数与引风机入口负压有关;引风机压头越高、引风机运行裕量越大，烟道负压增大系数也越大。

(2)式(4)与CE标准中的公式具有相同的形式。一般，Kfdes为0～0.4;CE标准中Kfdes=0.15也具有一定的代表性，但其适用范围偏狭;对高压头引风机系统，Kfdes趋于更大。

(3)应区分瞬态防爆最大负压与防爆设计负压、引风机环境温度下选型点压力与内爆条件下引风机最大运行压力这2组不同的概念及相互对应关系。

4.4.2 引风机下游烟道设计压力的取值

DL/T 5121—2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》中，对与炉膛不相联通的烟风道其设计压力按±2 kPa取用，而实际上对引风机下游烟道虽不与炉膛直接联通却还与脱硫岛甚至烟气换热器(gas gas heater，GGH)相联通，此时烟道的设计压力宜按CE准则规定如下:

(1)1.5倍工作正压、+2 kPa选择两者中大的值。

(2)工作负压、-2 kPa选择两者中绝对值大的值。

(3)±2 kPa仅适用于引风机后直接与烟囱相连通的烟道。

5 炉膛及尾部烟道设计承压能力安全系数的取值

当炉膛瞬态防爆设计压力PFmft确定后，即可按式(5)来确定结构设计压力PFdes。

式中ns为安全系数。

炉膛设计压力是影响造价的直接因素，在合理确定瞬态防爆设计压力的同时必须合理确定安全系数ns的取值。从防爆角度考虑，在内爆或外爆瞬态压力作用下，炉膛的刚性框架梁不应产生塑性变形，也即所产生的应力不允许超过钢材屈服极限的0.9，按这一准则对通常刚性梁钢材ns的核算值取为1.69～2.2。为了合理控制造价，ns值按NPFA 85规范取为1.67是合适的，没有必要取得更低。

6 结论

(1)煤粉锅炉炉膛及尾部烟道防爆压力的取值宜以NFPA 85标准为依据。

(2)尾部烟道防爆压力的取值宜按2个负压源的影响进行核算，选择两者中绝对值大的值。

(3)在MFT工况下炉膛及尾部烟道内爆安全性评估中，对引风机TB点压头按环境温度来折算是过于保守的。

(4)国内各大风机厂应设法提供引风机脱流线资料，作为进行锅炉内爆安全性评估时的参考依据。

(5)对于国内以往一些传统型锅炉，其炉膛及尾部烟道结构防爆设计压力绝对值低于8.7 kPa，当进行脱硝、除尘等技术改造而将引风机压头绝对值提高到8.7 kPa以上时，可采取:对炉膛进行加固核算;对难以进行加固的部位设置负压保护系统;保留增压风机并配置风机旁路烟道等措施。此外，也可对装设泄内压防爆门的可行性进行研究。

［1］张建中.锅炉炉膛及烟风系统瞬态防爆设计压力取值标准问题探讨［J］.热机技术，2005(4):55-60.

［2］赵振宙，金保升，熊源泉，等.锅炉“内爆”的动态模拟和预测［J］.热能动力工程，2007，22(2):163-167，225-226.

［3］程星星，金保升，王赐鹏，等.基于锅炉压力平衡理论的炉膛内爆分析及防范［J］. 华东电力，2008，36(10):111-113.

［4］叶勇健.锅炉炉膛瞬态防爆设计压力的取值［J］.电力建设，2009，30(7):72-75.

［5］汤晓舒，彭红文，谈琪英.引进型煤粉锅炉炉膛防内爆设计压力研究［J］. 电力建设，2010，31(2):81-85.

［6］DL/T 5121—2000火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程［S］.北京:中国电力出版社，2000.

［7］DL/T 435—2004电站煤粉锅炉炉膛防爆规程［S］.北京:中国电力出版社，2004.

［8］NFPA 8502多燃烧器锅炉炉膛防外爆/内爆标准［S］.北京:电力部热工自动化标准化委员会，1995.

［9］NFPA 85 Boiler and combustion systems hazards code［S］.USA:NFPA，2011.

［10］CE 295-76-4 Air and gas side design pressures and temperatures for boilers［S］.USA:CE，1983.

［11］Durrant O W，Lansing E G.Furnace implosions and explosions［C］//American Power Conference.Chicago，illinois，1976，38:311-325.

［12］赵振宙，赵振宁.锅炉熄火后压力变化特性的数值研究［J］.锅炉技术，2011，42(3):18-23.