孟 濤，邢小林，張 杰，周 磊，張 濤，王長(zhǎng)安

(1.安徽淮南平圩發(fā)電有限責(zé)任公司，安徽 淮南 232089；2.西安交通大學(xué) 動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049；3.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，上海 200240)

0 引 言

隨著中國(guó)經(jīng)濟(jì)的迅速發(fā)展以及越來(lái)越深入的城鎮(zhèn)化與工業(yè)化進(jìn)程，城市污水廠的數(shù)量迅速增加[1]。由于污水處理過(guò)程中不可避免會(huì)產(chǎn)生副產(chǎn)物——污泥，同時(shí)由于污水處理廠的污水處理能力和效率有所提高，因而近些年污泥產(chǎn)量大幅增長(zhǎng)。城市生活污泥富集了污水中各種污染物，有機(jī)物含量高、易腐爛、具有刺激性臭味、含有病原微生物和有毒的重金屬元素，同時(shí)可能含有多氯聯(lián)苯、二噁英等大量難降解的有毒有害物質(zhì)[2- 3]。若不科學(xué)處理污泥而排放到環(huán)境中，會(huì)污染生態(tài)環(huán)境，威脅人類健康[4]。因此，如何對(duì)生活污泥進(jìn)行適宜處置成為重要問(wèn)題。污泥處置要做到“四化原則”，即減量化、穩(wěn)定化、無(wú)害化以及資源化，通常處理方式有海洋傾倒、衛(wèi)生填埋、厭氧消化、熱解、焚燒等[5]。其中，衛(wèi)生填埋由于空間不足、成本高、越來(lái)越嚴(yán)格的環(huán)境政策等原因受到限制。常用的處理技術(shù)，如衛(wèi)生填埋、農(nóng)用地堆肥、海洋傾倒在許多應(yīng)用領(lǐng)域受到限制[6-7]。污泥焚燒具有處理速度快、減容率高、處理無(wú)害化以及可以回收能量等優(yōu)點(diǎn)而得到廣泛利用[8-9]。但由于污泥通常具有高含水率、低熱值的特點(diǎn)，單獨(dú)燃燒特性較差[10]。因此，污泥與高熱值燃料的共燒利用得到廣泛關(guān)注[11-12]。污泥與煤摻燒不僅可以無(wú)害化處理污泥，還可以利用污泥熱值發(fā)電或?qū)ξ勰喔苫?，減少了燃煤消耗，是一種廣泛利用潛能的污泥共燒處置方式[13]。我國(guó)已有十余家燃煤電廠采用污泥與煤摻燒發(fā)電或供熱，包括流化床摻燒和煤粉爐摻燒[14]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)污泥與煤共燒的研究更多集中在燃燒特性、成灰特性以及污染物排放等方面。Niu等[15]分別研究了市政污泥與煙煤在空氣氣氛和富氧條件下的燃燒特性，得出污泥與煤的摻混燃料的著火指數(shù)和燃盡指數(shù)隨著污泥占比和加熱速率增大而增長(zhǎng)。Kang等[16]研究了市政污泥和準(zhǔn)東煤摻混燃料的灰熔融特性，結(jié)果表明：由于污泥具有較高的磷含量，污泥和準(zhǔn)東煤摻混燃料灰中產(chǎn)生了高熔點(diǎn)的磷酸鹽，改善了準(zhǔn)東煤的成灰特性，提高了灰熔融溫度，減緩了準(zhǔn)東煤的結(jié)渣特性。Zhao等[17]將市政污泥、煤焦化工業(yè)污泥分別與煙煤摻混，研究了摻混燃料污染物的排放特性。發(fā)現(xiàn)脫硫階段SO2排放峰值隨市政污泥占比增長(zhǎng)而增大，而煤焦化工業(yè)污泥則影響不大，在焦炭燃燒階段由于污泥灰的固硫作用，SO2排放被抑制。還得出隨著污泥占比的增加，含氮?dú)怏w排放中HCN濃度大幅增長(zhǎng)，而NO濃度則會(huì)降低。

本文針對(duì)600 MW四角切圓燃煤鍋爐，利用渦耗散模型模擬分析了不同種類污泥在不同摻混比下與煤摻燒過(guò)程中燃燒特性和污染物排放，此外，主要分析了主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)和二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)煤泥摻燒的影響，研究結(jié)果可以為實(shí)際電廠燃煤鍋爐摻燒污泥提供可行性的指導(dǎo)方案。

1 鍋爐概況

研究對(duì)象為600 MW四角切圓煤粉鍋爐，鍋爐本體高約64.4 m，爐膛深度為16.4 m，寬度為18.54 m。鍋爐采用單爐膛結(jié)構(gòu)，呈“Π”型半露天布置，一次中間再熱，制粉系統(tǒng)為正壓直吹式。燃燒系統(tǒng)為四角布置，切圓燃燒形成逆時(shí)針旋向的雙假想切圓，主燃區(qū)每邊切角布置6層一次風(fēng)噴口，從低到高依次為A、B、C、D、E、F。同時(shí)，主燃區(qū)每邊切角也布置了4層二次風(fēng)噴口，分別為AA、BC、DE、FF。在燃盡區(qū)布置了5層分離式燃盡風(fēng)噴口(SOFA 1～SOFA 5)。鍋爐本體結(jié)構(gòu)、燃燒器截面和噴口布置如圖1所示。模擬采用的煤種為淮南煙煤(HNM)，3種生活污泥(WN1、WN3、WN-PJ)樣品來(lái)自淮南3個(gè)污水處理廠。煙煤與污泥樣品元素和工業(yè)分析見(jiàn)表1，3種污泥不含固定碳，且含水量遠(yuǎn)高于淮南煤，而發(fā)熱量遠(yuǎn)低于煙煤。因此，摻混污泥必然對(duì)燃煤鍋爐的燃燒過(guò)程產(chǎn)生影響。

圖1 鍋爐本體結(jié)構(gòu)與燃燒器截面

表1 煙煤與污泥樣品元素和工業(yè)分析

2 數(shù)學(xué)模型和計(jì)算方法

2.1 網(wǎng)格劃分

本研究采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)鍋爐幾何模型進(jìn)行了相應(yīng)的劃分，整體網(wǎng)格包括3個(gè)子塊，為灰斗區(qū)域、燃燒器區(qū)域和爐膛上部區(qū)域。由于燃燒器區(qū)域?yàn)橹饕紵磻?yīng)區(qū)，且此區(qū)域反應(yīng)十分劇烈，因此在燃燒器區(qū)域?qū)W(wǎng)格進(jìn)行相應(yīng)加密以便準(zhǔn)確模擬該區(qū)域的流動(dòng)特性。此外，為了避免數(shù)值發(fā)生偽擴(kuò)散，燃燒器入口的網(wǎng)格線方向與流動(dòng)方向基本一致，具體網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 鍋爐與燃燒器部分網(wǎng)格示意

2.2 計(jì)算模型

煤粉燃燒過(guò)程主要包括熱分解、揮發(fā)氣相燃燒、焦炭燃燒等物理化學(xué)過(guò)程，這些過(guò)程非常復(fù)雜。由于涉及的因素很多，在Fluent里選擇不同模型得到的模擬結(jié)果不盡相同，因而選擇合適的計(jì)算模型對(duì)模擬結(jié)果至關(guān)重要。本研究采用realizablek-ε湍流模型模擬氣相湍流；焦炭燃燒采用動(dòng)力/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型；輻射傳熱計(jì)算采用P1輻射模型；采用顆粒隨機(jī)軌道模型模擬煤粉顆粒與污泥顆粒的運(yùn)動(dòng)。使用有限速率/渦耗散模型(EDM)模擬組分運(yùn)輸和燃燒，采用 EDM 模擬煤泥混燒時(shí)，輸入的是燃料工業(yè)分析的收到基，研究污泥水分對(duì)煤泥混燒后鍋爐燃燒特性的影響。揮發(fā)分析出燃燒為雙步反應(yīng)[23]，設(shè)定其摩爾質(zhì)量，根據(jù)煤和污泥工業(yè)分析和元素分析的結(jié)果，得出煤和污泥揮發(fā)分的燃燒過(guò)程，反應(yīng)系數(shù)和標(biāo)準(zhǔn)生成焓。第1步生成CO，第2步生成CO2，反應(yīng)機(jī)理見(jiàn)式(1)、(2)。

(1)

(2)

氮氧化物的生成過(guò)程對(duì)爐內(nèi)溫度和組分影響不大，因此NOx濃度分布的求解是在數(shù)值模擬得到爐內(nèi)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和組分分布后，獨(dú)立進(jìn)行相應(yīng)模擬計(jì)算。由于快速型NOx在煤粉鍋爐中生成量很少，因此本文不考慮快速型NOx的生成。NOx生成模型主要考慮了熱力型NOx和燃料型NOx。其中，熱力NOx生成模型采用經(jīng)典的廣義Zeldovich機(jī)理，燃料型NOx則根據(jù)De Soete機(jī)理[24]。

2.3 模型與網(wǎng)格驗(yàn)證

本研究在100%負(fù)荷下燃燒淮南煤，分別設(shè)置了3種不同網(wǎng)格數(shù)的算例，通過(guò)對(duì)算例模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比得到能夠精確快速計(jì)算的網(wǎng)格數(shù)目。不同網(wǎng)格數(shù)目下，爐膛不同高度橫截面的平均溫度如圖3所示。由圖3可知，3種網(wǎng)格數(shù)的結(jié)果基本一致，說(shuō)明此時(shí)網(wǎng)格數(shù)的增加對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大。因此，本研究選取網(wǎng)格數(shù)目1 146 781進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖3 沿爐膛高度方向溫度分布

爐膛出口參數(shù)的仿真結(jié)果與實(shí)際結(jié)果比較見(jiàn)表2?？芍c實(shí)際結(jié)果相比，爐膛出口溫度模擬結(jié)果的誤差只有1.38%。此外，實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，爐膛出口含氧量在3.2%，而模擬結(jié)果氧含量為3.4%，相對(duì)誤差為6.25%，滿足工程誤差允許范圍。

低年級(jí)寫(xiě)話教學(xué)是學(xué)生學(xué)習(xí)寫(xiě)作的基礎(chǔ)，也是低年級(jí)學(xué)生學(xué)習(xí)語(yǔ)文的重點(diǎn)之一。在日常寫(xiě)話教學(xué)中，經(jīng)常發(fā)現(xiàn)低年級(jí)學(xué)生寫(xiě)話往往語(yǔ)句不完整、用詞不當(dāng)，總是干巴巴的，缺少畫(huà)面感。怎樣讓學(xué)生寫(xiě)話的內(nèi)容變得具體生動(dòng)？我覺(jué)得借助文本指導(dǎo)學(xué)生寫(xiě)話是比較有效的。

表2 爐膛出口參數(shù)的仿真結(jié)果與實(shí)際結(jié)果的比較

2.4 邊界條件及模擬工況

鍋爐運(yùn)行工況為MCR工況，該工況關(guān)閉了燃燒器A層。在摻燒不同比例的污泥時(shí)，總的燃料量保持269.9 t/h。以純煤燃燒為例，煙煤給煤量為74.97 kg/s。過(guò)量空氣系數(shù)為1.2，一次風(fēng)比例占總風(fēng)量的30%，燃盡風(fēng)占總風(fēng)量的30%，一次風(fēng)溫為344.7 K，二次風(fēng)及燃盡風(fēng)溫為576 K。

在模擬過(guò)程中保持爐膛空氣過(guò)量系數(shù)保持1.2不變，考慮到實(shí)際磨煤機(jī)的負(fù)荷出力，保持總的燃料量為269.9 t/h不變，由于污泥高含水率、低熱值的特點(diǎn)，污泥摻混會(huì)出現(xiàn)負(fù)荷一定幅度的下降，具體模擬工況見(jiàn)表3。

表3 模擬工況

3 結(jié)果與討論

3.1 污泥摻混比對(duì)摻燒的影響

基于WN-PJ煤樣，得到不同污泥摻燒比例下?tīng)t膛中心截面溫度和流場(chǎng)云圖如圖4、5所示?？芍獪囟葓?chǎng)和流場(chǎng)在燃燒器截面形成一個(gè)清晰的環(huán)狀區(qū)，這是由于燃燒器4個(gè)角噴入爐膛的煤粉氣流在爐內(nèi)強(qiáng)烈旋轉(zhuǎn)，環(huán)狀區(qū)內(nèi)流速較高，而環(huán)狀區(qū)兩側(cè)流速較低，使得環(huán)狀區(qū)中心形成一個(gè)低壓區(qū)。同時(shí)截面溫度最高的位置在燃燒器的環(huán)形四角處，而中心處溫度最低。這表明煤粉射流著火后，在強(qiáng)旋流作用下，不斷盤(pán)旋上升，爐膛中心溫度較低，環(huán)流溫度高，這表明火焰中心是合理的。

圖4 不同污泥摻混比例對(duì)溫度場(chǎng)的影響

隨著污泥摻混比例增大，爐膛主燃區(qū)的溫度降低。這主要是因?yàn)槲勰酂嶂迪噍^于淮南煙煤較低，隨著污泥在摻混燃料占比提高，高熱值煙煤量降低，爐膛內(nèi)煙氣溫度下降。此外，摻混污泥后燃料中水分增大，進(jìn)入爐膛中的水分相應(yīng)提高，在爐膛燃燒過(guò)程中水分蒸發(fā)吸熱，導(dǎo)致沿爐膛高度方向的煙氣溫度下降。

圖5 不同污泥摻混比例對(duì)速度場(chǎng)的影響

不同污泥摻燒比例下沿爐膛高度方向溫度和煙氣組分參數(shù)分布如圖6所示?？芍S著污泥摻燒比例的增加，爐膛煙氣溫度降低。這是由于污泥的主要成分是灰分和揮發(fā)分，不含固定碳，故污泥燃燒主要過(guò)程是揮發(fā)分的析出與燃燒。因此相較于煤粉燃燒的主要過(guò)程是固定碳的燃燒，污泥會(huì)較早燃燒完全，從而導(dǎo)致后期爐膛中燃料不足，爐膛溫度下降。因此污泥摻燒比例不宜過(guò)大，較大的污泥摻燒比會(huì)使摻混燃料的著火與燃盡特性下降，從而使?fàn)t膛溫度降低。

圖6 爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布

在爐膛高度方向，主燃燒區(qū)域NOx濃度較高，這是由于在主燃燒區(qū)域溫度很高，產(chǎn)生了大量熱力型NOx。高度繼續(xù)增加，NOx濃度逐漸下降，這是由于溫度下降導(dǎo)致熱力型NOx排放量下降，同時(shí)NOx也被還原導(dǎo)致濃度下降。隨著污泥摻混比例增大，NOx濃度有一定程度下降。這主要是隨著污泥摻混比例增大，爐膛溫度下降，熱力型NOx生成量降低。另一方面，雖然污泥的氮含量略高于煙煤，但本文以濕污泥(80%含水率)量為摻混比例，干污泥量相較煙煤量很少，影響較小。同時(shí)，污泥揮發(fā)分較高，揮發(fā)性N生成的HCN導(dǎo)致NOx被還原成NO，造成燃料型NOx下降。因此，摻混燃料的NOx排放量仍然下降。不同污泥摻燒比例下?tīng)t膛出口參數(shù)見(jiàn)表4。隨著污泥比例增大，爐膛出口煙氣溫度下降，燃盡率下降，飛灰含碳量上升。污泥摻混比例達(dá)到25%時(shí)，相較于純煤燃燒，煙氣出口溫度下降94 ℃，NOx濃度下降53%，但同時(shí)飛灰含碳量上升。

表4 不同污泥摻混比下?tīng)t膛出口參數(shù)

3.2 污泥種類對(duì)摻燒的影響

不同污泥種類的爐膛溫度和流場(chǎng)分布如圖7所示。不同種類污泥爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布如圖8所示。由圖8可知，WN1在主燃區(qū)的煙氣溫度略高于WN3和WN-PJ，而在主燃區(qū)以上WN-PJ溫度略高，這可能是主燃區(qū)溫度較低導(dǎo)致燃料燃燒滯后，從而未燃盡的煤粉顆粒和污泥在燃盡區(qū)燃燒劇烈，WN-PJ在主燃區(qū)氧氣濃度最高也證明這點(diǎn)。3種污泥樣品在相同摻混比例下，沿爐膛高度溫度相差較小。這可能由于3種污泥干污泥(摻混污泥為含水率80%的濕污泥)占比相對(duì)較少，而且3種污泥的成分相差較小，尤其WN-PJ和WN3成分幾乎一致。因此，煤粉分別摻混3種污泥間燃燒特性差異較小。

圖7 污泥種類對(duì)溫度場(chǎng)分布的影響

圖8 爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布

污泥摻燒比例為10%時(shí)，不同污泥煙煤摻燒爐膛出口參數(shù)見(jiàn)表5?？芍猈N3和WN-PJ的出口參數(shù)基本一致，這可能是由于2種污泥的成分基本一致。此外，雖然WN1樣品爐膛出口溫度與另外2種污泥出口溫度基本一致，但飛灰含碳量和NOx排放濃度略高，爐膛出口NOx濃度高比另外2種高9.52%左右。這主要是由于WN1中氮含量相對(duì)較高，燃料型NOx生成量高，從而總NOx排放濃度高。

表5 不同污泥種類下?tīng)t膛出口參數(shù)

3.3 不同二次配風(fēng)方式對(duì)摻燒的影響

二次風(fēng)配風(fēng)方式分別采用倒塔配風(fēng)、鼓腰配風(fēng)、均等配風(fēng)、束腰配風(fēng)和正塔配風(fēng)5種方式，相應(yīng)的配風(fēng)比例如圖9所示。不同配風(fēng)方式下溫度場(chǎng)的分布如圖10所示，沿爐膛高度溫度和煙氣組分分布如圖11所示。由圖10、11可知，各種配風(fēng)方式的工況均在爐膛主燃區(qū)內(nèi)形成了高溫區(qū)域，其中鼓腰配風(fēng)條件下的溫度相對(duì)較高。5種二次風(fēng)配風(fēng)方式的煙氣溫度峰值均在主燃區(qū)與燃盡區(qū)高度之間，這是由于污泥含水率較高，致使摻混燃料燃燒滯后。采用鼓腰配風(fēng)時(shí)，主燃區(qū)中部較大的風(fēng)量使得污泥與煤的摻混燃料在相對(duì)充足的氧氣條件下充分燃燒，主燃區(qū)的煙氣溫度相對(duì)較高。在主燃區(qū)下部，倒塔配風(fēng)下溫度較低，可能是下部二次風(fēng)量小，造成燃料燃燒不完全，從而溫度較低，這與主燃區(qū)下部倒塔配風(fēng)型氧氣濃度較高相符合。倒塔型配風(fēng)在主燃區(qū)隨著爐膛高度升高二次風(fēng)量增大，煙氣溫度逐漸升高。鼓腰配風(fēng)在主燃區(qū)NOx濃度峰值遠(yuǎn)高于其他二次風(fēng)配風(fēng)工況，而束腰型配風(fēng)在主燃區(qū)的NOx濃度峰值最低。這主要由于鼓腰配風(fēng)在主燃區(qū)中部二次風(fēng)量較大，充足的氧含量使得還原性氣氛減弱，NOx濃度高，而束腰配風(fēng)與之相反。

圖9 二次風(fēng)配風(fēng)方式

圖10 不同二次風(fēng)配風(fēng)方式對(duì)溫度場(chǎng)的影響

在燃盡區(qū)及以上部位，束腰型配風(fēng)煙氣溫度較高，鼓腰型則溫度較低。而束腰型與鼓腰型NOx排放濃度沿高度方向與溫度分布趨勢(shì)相反。

不同主燃區(qū)配風(fēng)工況的爐膛出口參數(shù)見(jiàn)表6?？芍滹L(fēng)方式的出口NOx排放濃度最低，同時(shí)飛灰含碳量較低，而出口溫度相對(duì)較高，為1 332 K。倒塔配風(fēng)出口溫度最高(1 341 K)，NOx濃度相對(duì)較低。而鼓腰配風(fēng)出口溫度最低，可能是鼓腰配風(fēng)下?tīng)t膛主燃區(qū)燃燒較為充分，后期燃料不足導(dǎo)致出口溫度下降，這與圖11中鼓腰配風(fēng)在主燃區(qū)溫度較高，燃盡區(qū)后溫度逐漸下降一致。因此，采用束腰配風(fēng)和倒塔配風(fēng)2種配風(fēng)方式，煙氣出口溫度較高，同時(shí)NOx排放濃度相對(duì)較低。

圖11 不同二次風(fēng)下沿爐膛高度溫度和煙氣組分分布

3.4 主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)摻燒的影響

污泥摻混比例10%時(shí)，不同主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)的條件下，爐膛橫截面平均溫度和煙氣組分沿爐膛高度分布如圖12所示?？芍S著主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)增長(zhǎng)，主燃區(qū)煙氣溫度降低，而在主燃區(qū)以上部位溫度分布呈相反趨勢(shì)。這說(shuō)明主燃區(qū)空氣量較大時(shí)，較大的風(fēng)量起冷卻作用，從而降低了主燃區(qū)煙氣溫度。同時(shí)，主燃區(qū)較大的風(fēng)量使得燃料在主燃區(qū)停留時(shí)間相應(yīng)減小，因此在主燃區(qū)以上溫度升高。

表6 不同二次風(fēng)配風(fēng)下?tīng)t膛出口參數(shù)

圖12 不同主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)下沿爐膛高度溫度和煙氣組分分布

主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)為0.72時(shí)，氧量消耗較為劇烈，主燃區(qū)氧量一直處于較低狀態(tài)。而主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)為0.96時(shí)，由于主燃區(qū)空氣量充足，氧量一直較高。同時(shí)，隨著主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)增大，NOx濃度隨之上升。這是由于主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)較小時(shí)，較低的氧氣量會(huì)在主燃區(qū)形成還原性氣氛，從而抑制氮氧化物的生成。隨著主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)增大，較高的氧氣含量使得還原性氣氛減弱，NOx濃度相應(yīng)提高。主燃區(qū)空氣量較大時(shí)，相應(yīng)在燃盡區(qū)的風(fēng)量越小，還原性氣氛越強(qiáng)，NOx濃度下降較快。因此，控制氮氧化物的生成，需要平衡不同區(qū)域內(nèi)的氧量，需要合適的主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)。

不同主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)爐膛出口參數(shù)的對(duì)比見(jiàn)表7?？芍S著主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)的增大，NOx濃度不斷增加，出口溫度略有升高。當(dāng)主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)從0.72增長(zhǎng)到0.96，出口溫度僅提高了15 K；過(guò)量空氣系數(shù)分別為0.84和0.96時(shí)，出口溫度基本一致。主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)0.96與0.84相比，出口溫度基本一致，而NOx濃度則大幅度增長(zhǎng)，增長(zhǎng)了67.16%，燃盡率略有降低。

表7 不同主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)爐膛出口參數(shù)

4 結(jié) 論

1)隨著污泥摻混比例提高，摻混燃料燃燒特性變差，爐膛內(nèi)煙氣溫度呈下降趨勢(shì)，NOx濃度降低，而飛灰含碳量增加。因此，摻混污泥比例不宜過(guò)大，較高的摻混比影響爐內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性。

2)二次風(fēng)配風(fēng)方式影響煤泥摻燒過(guò)程中燃燒和污染物排放特性，由于相同污泥摻混比下?tīng)t膛出口NOx濃度最低，僅有156.42 mg/m3，且對(duì)出口溫度影響較小(1 332 K)，推薦采用束腰配風(fēng)方式。

3)隨著主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)增加，爐膛出口溫度增長(zhǎng)較小，而出口NOx濃度則大幅度增長(zhǎng)。主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)由0.72增長(zhǎng)到0.96，出口NOx濃度約增長(zhǎng)了50.4%。比較3種主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)對(duì)污泥摻混燃燒特性和污染物排放特性的影響，推薦主燃區(qū)過(guò)量空氣系數(shù)采用0.84。