锅炉炉膛及烟风系统瞬态防爆设计压力取值标准问题的专业研究.docx

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锅炉炉膛及烟风系统瞬态防爆设计压力取值标准问题的专业研究

锅炉炉膛及烟风系统瞬态防爆设计压力取值标准的研究

摘要：

锅炉炉膛及烟风系统瞬态防爆设计压力的取值，对锅炉及燃煤机组运行的安全性和经济性都有重要影响，但国内外现行设计规程中的有关规定存在一定的矛盾和不足。

本文通过对锅炉MFT动态特性和引风机匹配特性分析，论证了按美国NFPA规范对炉膛瞬态防爆设计压力取值通常不必超过±8.7KPa的合理性，并推导得到了对烟气系统瞬态设计压力取值的评估法则，为修订相关的设计规程提供了参考依据。

关键词：

炉膛烟气系统瞬态防爆设计压力MFT引风机

0.前言

炉膛及烟风系统防爆设计压力的取值标准，对于火电厂设计中的锅炉技术规范书编制、风机选型及烟风系统的设计标准都有直接影响，而这些问题在国内外防爆规范中的规定及表述上均存在着差异或疑点，由此引起使用者不同的理解。

随着脱硝、脱硫装置的普遍使用并对锅炉尾部烟道阻力及引风机配置方式产生愈来愈密切的影响，在这种情况下如何全面、确切、完整地理解国内外防爆规范中有关锅炉炉膛防爆设计压力（特别是炉膛防内爆设计负压）的取值标准及与送、引风机选型点能力的关系，明确脱硫、脱硝后烟气系统瞬态设计负压是否必须增大等，往往成为锅炉和电厂设计中一个需要专门研究澄清的课题。

1.现行防爆规范执行中出现的问题

1.1现行防爆规范中对炉膛瞬态防爆设计压力取值标准的几种表述

（1）电力行业标准DL/T5121-2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》［1］中有如下规定：

炉膛瞬态设计压力±PF·mft按送、引风机在环境温度下的选型点（T.B点）能力取用，一般取用±8.7kPa，但不必要求更高于此值；

如果由于锅炉尾部烟气净化设备阻力增大等因素，使得引风机在环境温度下的T.B点能力显著高于-8.7kPa时，则炉膛瞬态设计负压须考虑相应的增大。

（2）电力行业标准DL/T435-2004《电站煤粉锅炉炉膛防爆规程》［2］中的要求为

炉膛设计瞬态压力不应低于±8.7kPa；

无论由于什么原因使引风机选型点的能力超过-8.7kPa时，炉膛设计瞬态负压都应考虑予以增加。

（3）国际标准NFPA85。

在按引进技术制造的锅炉中均执行NFPA85规定，实际上国内上述两种规范中的规定也来源于NFPA85，只是由于理解不同等原因出现了差异。

NFPA85中规定条款的内容随标准的逐年升版而有一定变化，见本文2.1/2.2所述。

1.2现行防爆规范执行中出现的问题

根据上述规范，设计院在编制锅炉和除尘器的技术规范书及烟风系统设计中，对煤粉锅炉炉膛、除尘器及与炉膛相通部分烟风道的瞬态设计压力多取为不低于±8.7kPa。

近几年来，随着环保标准的日益严格，锅炉机组普遍配置了烟气脱硫装置，并设计或预留了烟气脱硝装置，使得烟气系统的阻力明显上升，有些新设计的工程，已将炉膛、脱硝装置（SCR）和除尘器的瞬态设计负压-PF·mfe提高到了-9.8kPa甚至更高。

然而防爆设计压力取值愈高，意味着炉膛、除尘器及烟风道钢材耗量愈多，过高的防爆设计压力还增加了锅炉及除尘器结构的设计难度，有些锅炉厂已经明确表示难以接受将炉膛防爆设计压力提高到-9.8kPa以上这一要求。

另一方面，关于炉膛瞬态设计压力与送引风机选型点能力间的关系，关于锅炉尾部烟道阻力增大到什么程度才需要将炉膛及除尘器瞬态设计负压提高到-8.7kPa以上等问题，在上述两个国内行业标准中的表述并不完全相同，且与它们所依据的国际标准NFPA85［3］～[6]之间更是存在有相当大的差异。

尤其在炉膛瞬态设计负压取值问题上，NFPA85中明确提示，当引风机选型点（T.B点）能力大于-8.7kPa，例如为-9.9kPa时，炉膛瞬态设计负压仍可按-8.7kPa取用，这与国内行业标准DL/T435的规定截然不同，但另一方面NFPA85又列有当锅炉尾部烟道阻力过大使引风机选型点能力超过了-8.7kPa时，应采取措施增加设计负压这一内容的条款，似乎存在着语焉不详、难以操作的问题。

鉴于国内行业标准DL/T435及DL/T5121中的内容主要来源于NFPA85，首先要从解读NFPA85中有关规定的角度，对这些问题进行探讨。

2对NFPA85规范中相关规定的解读

2.1NFPA8502《多燃烧器锅炉炉膛防外爆/内爆标准》1995年版本［3］中相关内容简解

2.1.1关于炉膛瞬态设计压力PF·mft

行业规范DL/T435及DL/T5121中关于炉膛瞬态设计压力的取值标准均参照了NFPA8502-1995版本，而后者对于炉膛瞬态设计压力的取值实际上有一套比较完整的规定。

2.1.1.1对煤粉炉炉膛瞬态设计压力的标准值PF·mft取为±8.7kPa，而且不必要取得更大；

2.1.1.2PF·mft的取值与送、引风机在环境温度下的选型点能力PTB·a相联系：

a.若环境温度下送风机的选型点（T.B点）能力高于+8.7kPa，例如为+9.9kPa，则炉膛瞬态设计压力+PF·mft取值标准仍为+8.7kPa；

b.若环境温度下送风机的选型点（T.B点）能力PTB·a低于+8.7kPa，例如为+6.2kPa，则炉膛瞬态设计压力+PF·mft取值标准的下限可降为+6.2kPa；

c.若环境温度下引风机的选型点（T.B点）能力低于-8.7kPa，例如为-6.72kPa（或-3.7kPa），则炉膛瞬态设计负压-PF·mft的取值下限可降为-6.72kPa（或-3.7kPa）。

d.若环境温度下引风机的选型点（T.B点）能力超过-8.7kPa，例如为-9.9kPa，则炉膛瞬态设计负压-PF·mft的取值标准仍为-8.7kPa（该条款列于本版标准的附录中，作为提示性说明）。

2.1.1.3炉膛瞬态设计负压-Pmft的取值还与锅炉尾部烟道下游阻力水平有关。

若在空气预热器以后的烟气流程中由于阻力过大或其它原因（例如引风机的裕量过大），使引风机选型点的能力超过-8.7kPa时，则应采取措施增加设计负压。

2.1.1.4在“炉膛内爆保护”一节中又指出：

没有一个（运行）导则可以保证消除炉膛内爆，NFPA85规范提供了对炉膛设备强度加固和在操作程序、控制系统及联锁系统的限制和可靠性要求之间的平衡，以求得使炉膛发生内爆的风险达到最小。

如果假定的最坏条件同时发生（如：

高压头引风机、输送冷空气、送风机流量切断、在引风机运行工况下控制挡板开启），是很难通过对炉膛结构的合理设计来达到对炉膛保护要求的。

2.1.2当引风机抽吸能力超过炉膛结构设计能力时，为减少炉膛内爆危险性，可考虑采取下列一种或两种解决方法：

a.核算炉膛和烟道系统的结构使之能承受引风机工作于环境温度时的最大压头，此时结构的许用应力按风荷载及地震荷载条件选用（参照美国钢结构学会《钢结构手册》A.5.2）,此时许用应力可按0.6倍屈服极限选用,即安全系数为1.67倍）；

b.炉膛瞬态设计压力按NFPA8205条款4.1.1取值，而炉膛压力保护系统按NFPA8205中“炉膛压力控制系统（防内爆）”一章中的要求设置。

2.1.3采用本规范中的措施，如果引风机提供的压头合理，则炉膛发生内爆损坏的风险可被消除。

如果引风机的压头增加太大，则应当对引风机的特性、烟道配置设计或控制系统及仪表配置进行专门的考虑。

2.1.4关于烟风系统的瞬态设计压力PD·trdn，在设计从送风机出口至烟囱的烟风道时，必须考虑2.1.1.1及2.1.1.2中所规定的瞬态内部设计压力。

2.2NFPA85《BoilerandCombustionSystemHazardsCode》［4］～[6]中相关内容简介：

从2001年开始，美国国家防火协会将NFPA8501～NFPA8506这6份锅炉及燃烧系统防爆规范改编升版为NFPA85《BoilerandCombustionSystemHazardsCode》汇集合订版本。

现已有2001、2004及20073个版本。

炉膛瞬态设计压力规定的内容，新版有下列改动：

a.对“送风机出口一直到烟囱所有的烟风道，均应考虑炉膛承受瞬态设计压力时烟风道所受到的压力”这一表述，被移到附录A的条文说明中。

b.对“在空气预热器以后的烟气流程中，由于阻力过大或其它原因使引风机选型点（T.B点）的能力超过-8.7kPa时，应考虑增大设计负压”这一表述，被移到附录A的条文说明中。

而在NFPA85-2007的附录A中，这一表述后面还紧接以下示例：

若引风机在环境温度下的T.B点能力是-9.9kPa，则最小瞬态设计负压为-8.7kPa”，并未要求将最小瞬态设计负压增加到-9.9kPa,说明-8.7KPa是一个可以适用于更高引风机压头时的一个标准值。

c.补充了下列提示，“炉膛设计压力若大于+8.7KPa，当发生燃料爆炸时可能导致炉膛围包体更剧烈的能量释放”。

d、NFPA85-2007版中对有些条款的表述有如下改动（下划横线的文字为增加部分）：

“设备结构设计要求”一节对原条款的表述改为“炉膛必须能承受瞬态设计压力和正常运行压力，不因任何支撑部件的屈服或弯曲而产生永久变形。

所考虑的瞬态压力包括但未必限于：

风机或挡板的误操作，及锅炉在最大设计出力工况下的MFT”。

“炉膛内爆保护”一节对“瞬态设计压力”条款补充：

“本规范中的瞬态设计压力不必与地震力及风力一类的其它瞬态负载同时考虑”。

上述改动,可以认为是NFPA85对炉膛设计压力条款的补充性注解。

e、NFPA85中增加了循环流化床锅炉炉膛设计瞬态承压能力的规定（略）。

2.3对NFPA85中炉膛防爆设计压力取值标准有关条款特点的分析

2.3.1关于炉膛瞬态设计压力取值标准的一些原则

a.炉膛瞬态设计压力的取值标准先取决于送、引风机在环境温度下选型点能力，而不是简单地将其一概取用为±8.7kPa。

如果送、引风机选型点能力低于±8.7kPa，炉膛瞬态设计压力可以取用得更低一些，表明NFPA85更加重视依靠完善的燃烧控制系统及炉膛压力控制系统来保护炉膛这一观点。

b.对炉膛瞬态设计压力下限设有不同的参考标准。

由于在炉膛爆燃工况下所产生的瞬间正压与送风机选型点能力之间的关系较小，而在炉膛内爆工况下所产生的瞬间负压与引风机选型点能力之间的联系十分紧密，NFPA85中对炉膛瞬态设计正、负压分别提供不同下限参考标准的提示无疑是比较合理的。

c.对炉膛瞬态设计压力的上限提出了明确的参考标准：

煤粉炉炉膛瞬态设计正压的上限不宜超过+8.7kPa，还提示，过高的设计正压将带来负面影响。

而炉膛瞬态设计负压的上限则取决于引风机选型点能力，一般不超过-8.7kPa；从NFPA85的文字表述上来理解，仅当引风机选型点能力超过-9.9kPa时，才考虑是否有必要将瞬态设计负压的取值超过-8.7kPa的问题。

2.3.2关于引风机选型点能力超过-8.7kPa时，炉膛瞬态设计负压的取值原则

这种情况下，NFPA85并不是简单地要求将炉膛瞬态设计负压都增大到引风机在环境温度下的选型点能力，而是建议设计者分析具体情况，在综合考虑安全与经济因素的基础上进行取值。

根据对NFPA85的解读，当引风机选型点能力超过-8.7kPa时，炉膛瞬态设计负压的取值实际上有三种方案可供选择。

a.仍按-8.7kPa选用。

按NPFA85标准中示例，这一取值方案至少可用于引风机在环境温度下选型点能力不超过-9.9kPa这类场合，经向NFPA技术委员会进行咨询中所得到的非正式回复［7］中得知，如果引风机在环境温度下选型点能力即使达到-50inH2O，即-12.46kPa时，对炉膛瞬态设计负压取用-8.7kPa仍然是符合NFPA85的取值原则的。

这一取值方案的前提是炉膛压力保护系统的设计必须符合NFPA85中“炉膛压力控制系统（防内爆）”一章的要求，而对引进型机组的热控设计来说，实际都能满足这一要求。

b.按引风机在环境温度下的选型能力取用。

虽然在NFPA85的基本条款中有“不必要取得比±8.7kPa更大”，但并没有说一定不让炉膛瞬态设计负压取得比-8.7kPa更大。

所以，当引风机选型点能力大大超过-8.7kPa例如为-13kPa时，炉膛及烟气系统结构也可以按-13kPa来进行设计。

但这一设计方案将导致锅炉及烟气系统钢材和造价大大增大。

国外锅炉厂对炉膛设计负压提高而增大的分析结果见图1所示[8]。

须要指出的是，对于大容量锅炉，炉膛设计负压提得过高不但引起造价大幅度增大，而且由于刚性梁已经布置得十分紧密，在技术上也有相当的难度。

对于除尘器来说其造价随设计负压而增大的幅度也是可观的,以电气除尘器为例，国内某600MW机组配置的电除尘器瞬态设计负压从-9.9kPa提高到-11.1kPa时，钢材消耗量从原设计的786t增加到982t，增加了196t。

而且按NFPA85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启），即使结构设计合理,也难以保护炉膛，所以在美国一般不予推荐。

图1炉膛结构造价随炉膛设计压力而增加的关系

c.根据具体情况进行具体分析，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热控保护系统从两方面来考虑炉膛防内爆对策。

这类方案在原则上也是符合NFPA85在其总则中对设计者所提出的要求的。

上述几种方案以a

方案更加符合NPFA85的要求。

据了解，欧美国家电站锅炉设计中除非业主方有特别要求，通常情况下即使引风机选型点压头超过-8.7kPa很多，均采用方案a。

3.与炉膛内爆有关一些主要影响因素的分析

3.1炉膛内爆现象可因

（1）锅炉MFT，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下降成正比例下降）。

（2）烟风系统控制系统的误操作（例如，开大运行中引风机的控制挡板，同时关闭送风机挡板，此时即使锅炉没有燃烧，也会造成破坏性的负压）；这两种故障情况中的一种或两种同时出现而产生，其主要影响因素包括MFT动态特性及引风机匹配特性两个方面。

3.2运行方式对炉膛瞬态负压的影响

根据文献[9]进行的仿真研究，对运行方式与炉膛瞬态负压之间的关系提供了如下一组定量分析结果。

（1）火焰消失速度的影响见图2，表明燃料切断愈快，对炉膛瞬态负压造成的冲击愈大，这可以解释为什么燃油锅炉出现炉膛内爆的风险大于燃煤锅炉；

图2燃料切断时间对炉膛瞬态负压的影响

（2）MFT起点负荷的影响见图3，表明发生MFT的负荷工况对炉膛瞬态负压水平的影响不大,但负荷低时所造成的冲击相对较小。

图3MFT起点负荷对炉膛瞬态负压的影响

（3）引风机执行机构速度的影响见图4，引风机调节装置执行机构的跟踪速度愈快，对炉瞠瞬态负压的影响愈小。

图4引风机调节机构响应时间对炉膛瞬态负压的影响

3.3炉膛防内爆风险与引风机选型的关系

应该指出，现行锅炉防爆规范中将炉膛瞬态防爆负压与引风机在环境温度下选型点能力联系起来的做法，主要是基于定速离心风机的特性。

在最不利情况下，当锅炉发生MFT引起主燃料中断，假定送风机挡板迅速关闭，而引风机控制挡板由于故障或人为地保持在一定开度位置（这相当于引风挡板反应速度为零），因烟量迅速减少，引风机将沿等开度“静压——风量”特性曲线上升到断流点，此时可能产生的炉膛负压极限显然是风机特性曲线上的最高静压值。

对离心式引风机来说，这个值等于风机零流量时的数值，也可近似于风机选型点（T.B点）的能力。

但对轴流式引风机而言，风机零流量时的静压比风机选型点能力要低得多，约为用进口挡板门调节的离心风机的1/2。

而且在运行条件下，流量减小到一定程度，风机可因喘振而失压或跳闸。

从防炉膛内爆角度，轴流风机的这种特性相当于一只安全阀，因此选用轴流式引风机时的风险明显比选用离心式风机要小很多，而在轴流式引风机中动叶可调机型的风机由于调节的反应速率较快，其防内爆性能应较静叶可调机型更好些。

在评估烟气系统瞬态设计负压取值时，应当考虑引风机选型特性的上述影响。

图5是轴流引风机运行特性对MFT工况下炉膛瞬态负压变化特性影响的典型关系曲线[8]，按该图，当MFT时炉膛负压绝对值从-12Pa以2118Pa/s的速度增大到-4236Pa时，因引风失速，炉膛负压立即减小并稳定在-2000Pa左右。

此时引风机可在失速点以下沿脱流线继续运行（60%～70%流量），如果引风机恢复正常运行，炉膛负压绝对值可出现第二个瞬时峰值-3688Pa然后恢复正常状态，这清楚表明轴流引风机的失速特性（包括：

失速点、脱流特性曲线等），对于控制炉膛内爆压力的峰值和变化都有十分有利的影响。

更换图

图35MFT工况下炉膛负压随轴流引风机失速特性变化的关系[8]

3.4炉膛瞬态负压水平与引风机特性的关系

（1）风机型式的影响：

如上所述,锅炉在100%负荷工况发生MFT时，在相同的风机选型点设计裕量条件下，离心引风机所产生的炉膛瞬态负压最大，轴流引风机则要小得多。

（2）引风机选型点设计裕量的大小：

图6引风机断流点压头对炉膛瞬态负压的影响

图6是文献[9]对一台离心式引风机断流点压头高低与炉膛瞬态负压关系的仿真分析结果，引风机压头愈高，炉膛瞬态负压也愈大，这实际上也是在相当程度上反映了引风机压头裕量对炉膛瞬态负压水平的影响。

4.锅炉烟风系统瞬态设计负压取值标准的分析

4.1炉膛及烟道瞬态负压分布的特点

4.1.1炉膛内爆情况下，在脱硝装置、除尘器及烟道内也将形成瞬态负压、此时对烟道系统来说实际上存在两个负压源：

（1）炉膛一侧负压源，固因MFT工况而形成。

（2）引风机一侧负压源，因MFT或送引风机误操作而形成。

4.1.2炉膛内爆情况下，炉膛及烟道系统瞬态负压的分布特性取决于炉膛最大瞬态负压PF.mft及引风机入口最大负压PID.en两者的比值，图7是文献[14]按动态数值模似分析方法的结果，图8是按高压头引风机条件的推论结果，由这两个图都可发现：

（1）当炉膛瞬态负压PF.mft小于引风机入口负压PID.en时，引风机上游烟道内的负压沿流程逐渐增大，但增大幅度远小于稳态工况时，最大负压将发生在引风机入口烟道段；

（2）当炉膛瞬态负压PF.mft大于引风机入口负压PID.en时，烟道系统内的压力分布不同于稳态工况时，形成了炉膛侧负压最大而沿推负压逐渐变小的趋势，可以认为此时出现烟气倒流现象；（3）炉膛内爆情况下，炉膛负压波动幅度明显高于了其他部位，而靠近引风机入口处的压力波动最小。

图10炉膛内爆时烟道瞬态负压增大系数Kmft.d

图9炉膛及尾部烟道在锅炉MFT以后的瞬态负压分布曲线

图9是文献[8][10]中对一台165MW煤粉炉炉膛、空预器及尾部烟道系统瞬态负压分布的试验结果,所显示的规律与上述定性分析是相一致的。

从实际情况来看，已有不止一例关于在锅炉MFT等异常工况下炉膛未损伤，但引风机入口烟道部位却因瞬态负压太大而导致烟道（尤其是补偿器等薄弱环节部位）被吸瘪，以至有散落另件随气流带走并损伤引风机的报道。

说明对尾部烟道瞬态设计负压进行准确评估应引起高度的重视。

4.2现行规范中关于锅炉尾部烟道（瞬态）设计负压取值标准的规定及讨论

4.2.1现行规范简介

（1）行业标准DL/T5121-2000中对尾部烟道的设计压力规定如下：

空气预热器→除尘器区间烟道

（1）

除尘器→引风机入口区间烟道

（2）

式中q01——尾部烟道设计压力kPa

（一）Pfds——炉膛设计负压kPa

（2）CE公司标准[11]，对尾部烟道的设计压力规定如下：

（3）

式中

——计算区段终端的烟气流动压降kPa

CE公司对“尾部烟道”的定义为炉膛出口开始的下游烟道，包括空预器在内。

应该指出，由于DL/T5121的方法实际上来源于CE标准，按上述两种规范的计算结果是大体相同的,其中的主要差异在于对“尾部烟道”区间初始界限的确定上。

行标DL/T5121-2000是从锅炉空气预热器出口开始，CE标准则是从炉膛出口开始，应该认为后者比较合理，对于装设SCR装置的烟道来说，这种偏差更加明显。

而从内爆工况下的烟道系统压力分布特性来看对这两种规范的适应条件需要进一步分析。

4.2.2对锅炉烟道系统瞬态设计负压取值标准的讨论

（1）引风机流量＞0时：

分析前述关于内爆工况下烟道系统压力分布特性曲线图7、图8，可以推导得到如下近似方程（适用于引风机有流量通过时）：

（-）PG.mft=（-）PF。

mftF.mft+（4_）

或（-）PG.mft=（-）PF.mft+Kmft.d（-）ΔPGASMIN（4）a

式中：

（-）PG.mft——与炉膛相连通区段烟道的瞬态设计负压，kPa

（-）PF.mft——炉膛瞬态设计负压，kPa

（-）PID.en.o——稳态工况下引风机入口负压，kPa

Kt——内爆工况下及稳压工况下引风机入口负压比值；

Kt=

（-）ΔPID.en——内爆工况下引风机入口负压，kPa；

Kmft.d——炉膛内爆时烟道负压增大系数。

对方程（4）、（4）a的图解见图10所示，由方程式及图可知：

①炉膛内爆时烟道系统的负压增大系数Kmft.d与引风机入口负压增大系数Kt及“引风机入口负压/炉膛瞬态负压”这两个比值密切相关；同一Kt条件下，引风机压头越高Kmft.d越大，即三合一引风机的烟道负压增大系数较大；引风机运行裕量Kt越大，烟道负压增大系数也越大。

②方程式（4）a与CE标准中的方程式（3）具有相同的形式；由图10可知，一般情况下系数Kmft.d的数值在0～0.4之间，CE标准中将Kmft.d取为0.15也具有一定的代表性但其适用范围是偏狭的。

（2）引风机流量≈0时：

在MFT或送风、引风机误操作情况下，有可能出现引风机接近零流量这一运行工况使炉膛-SCR-除尘器-引风机入口烟道之间的负压基本上处于同一水平。

对离心式引风机来说，此时炉膛负压达到最大，NFPA85中将炉膛瞬态设计负压取为引风机在环境温度下的选型点能力也是基于这一考虑。

（3）引风机流量﹤0时：

当引风机入口负压值明显小于炉膛内爆可控负压，即出现4.1.2第

（2）种情况（相当于图7中燃料切断时间0.4s，导致炉膛瞬态负压达到-8.2kPa，明显超过应风机入口负压-6.2kPa时，烟道系统内的负压沿程减小，此时按炉膛瞬态负压来作为烟道设计压力显然是偏于保守的。

由于在实际运行中很难设想会出现引风机倒流这种工况，所以NFPA85允许将炉膛瞬态设计负压的低限取为引风机在环境温度下的选型点能力，是有其合理性的。

但若引风机选型点压头偏小，则建议对炉膛瞬态设计负压的取值进行安全性评估。

5．对炉膛及尾部烟道设计承压能力安全性的评估

5.1按引风机匹配特性来对炉膛及尾部烟道设计承压能力进行安全性评估的问题

按前述对NFPA85规范的解读，当引风机在环境温度下的TB点能力大于-8.7kPa时，允许仍以-8.7kPa作为炉膛瞬承压能力的设计标准，但实际工程设计中经常会关注这种情况下的安全性问题。

例如在“进口大容量火力发电技术谈判指南[13]”中就提出“设计上考虑内爆对炉膛和烟道所产生的负压荷载力应不低于吸风机入口最大负压值（应考虑烟气脱硫所增加的压降）”这一要求。

近年来随着环保要求进一步严格，新设计火电机组中不设脱硫岛烟气旁路和采用“引风机一增压风机”合一技术的比例趋于增加,对具有较高阻力的布袋吸尘器应用比例也在上升，此时引风机设计压头明显提高，按环境温度核算的引风机TB点能力可能达到10kPa或更高。

在高压头引风机条件下如何评估炉膛设计承压的安全性，实际上是分析以下问题：

当炉膛瞬态设计承压能力为-8.7kPa时,在炉膛热控保护系统失控这种假设条件下,所选用引风机的TB点能力允许上限是多少？

或换言之，当选用引风机TB点能力已确定时，炉膛所允许的最