王一坤，鄧 磊，王 濤，王志超，李 陽，賈兆鵬，周 飛

(1.華能長江環(huán)?？萍加邢薰?，北京 100031；2.西安交通大學(xué) 動力工程多相流國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049；3.華能萊蕪發(fā)電有限 公司，山東 濟(jì)南 271102；4.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；5.西安西熱鍋爐環(huán)保工程有限公司，陜西 西安 710054)

0 引 言

習(xí)近平總書記在2020年第75屆聯(lián)合國大會提出的“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)向電力行業(yè)提出了緊迫的CO2減排任務(wù)。2019年我國煤炭碳排放量占全國總CO2排放量的80%，能源消費(fèi)的CO2排放度比世界平均水平高30%以上[1]。2019年我國煤電機(jī)組CO2排放約838 g/kWh[2]，要實(shí)現(xiàn)電力行業(yè)的碳中和目標(biāo)，使用無碳綠色燃料成為一條重要途徑。

從能量密度、污染物排放的角度來看，氫能的低位發(fā)熱量為120 000 kJ/kg，燃燒后的產(chǎn)物只有水，是最理想的能源。氫能來源廣泛，可以通過各種可再生能源以電解、催化等方式產(chǎn)生。但氫能最大的問題在于儲運(yùn)成本過高，氫氣標(biāo)況密度僅為0.089 9 kg/m3，液氫密度也僅為70 g/L，密度過低成為氫能儲運(yùn)過程的最大難題?，F(xiàn)階段氫能的儲運(yùn)方式主要有高壓氣態(tài)儲氫、低溫液態(tài)儲氫、儲氫合金、有/無機(jī)物儲氫和其他材料儲氫等。與常溫下H2液化壓力70 MPa相比，NH3的常溫液化壓力僅為1.03 MPa，且NH3的氫質(zhì)量分?jǐn)?shù)為17.647%，儲運(yùn)NH3可以利用現(xiàn)有的成熟管線及基礎(chǔ)設(shè)施，能夠大幅度降低氫基能源的基礎(chǔ)投資，燃燒后生成的主要產(chǎn)物只有N2、H2O以及NOx，污染物脫除工藝成熟，得到了日本[3]、澳大利亞[4]及歐洲地區(qū)[5-6]的重視。

學(xué)者對NH3燃燒時(shí)的火焰?zhèn)鞑ヌ匦赃M(jìn)行了深入研究[7-11]。20世紀(jì)60年代，研究人員就對含氨反應(yīng)展開了機(jī)理性研究，并提出了多種反應(yīng)機(jī)理[12-15]。在NH3燃料應(yīng)用方面，已有研究大都集中在中小規(guī)模的內(nèi)燃機(jī)[16-18]、多孔介質(zhì)[19-21]領(lǐng)域，對于大型燃?xì)廨啓C(jī)和燃煤鍋爐的應(yīng)用研究較少。

KURATA等[3]研究了純?nèi)糔H3微型燃?xì)廨啓C(jī)的燃燒效率和NO排放濃度，并開發(fā)出了新型濃淡低NOx燃燒器。HAYAKAWA[22]和OKAFOR[23]等研究表明，主燃燒區(qū)域當(dāng)量比為1.1時(shí)的NO排放濃度最低，燃燒效率相對較高。YAMAMOTO[24]在臥式試驗(yàn)爐中進(jìn)行了NH3與煤粉混燃試驗(yàn)，NH3的輸入熱量占比為20%，試驗(yàn)結(jié)果表明，全部NH3從煤粉下游1 m處進(jìn)入爐膛時(shí)的NOx排放濃度與單獨(dú)燃用煤粉時(shí)相當(dāng)。ISHIHARA等[25]模擬了NH3摻燒位置對NO排放的影響，發(fā)現(xiàn)從主燃燒區(qū)內(nèi)噴入NH3時(shí)的NO排放最低。ZHANG等[26]通過試驗(yàn)和模擬研究了NH3摻燒比例在0～80%時(shí)的燃燒特性，結(jié)果表明，隨著NH3摻燒比例的增加，火焰形狀逐漸從梨形變?yōu)榧?xì)長型，同時(shí)飛灰可燃物上升，NO排放濃度下降。馬侖等[27]模擬研究了20 kW沉降爐上煤粉耦合氨深度空氣分級燃燒特性及NO生成規(guī)律。牛濤等[28]在40 MWth氨煤混合燃燒系統(tǒng)上證明高混氨比例下，分級燃燒可實(shí)現(xiàn)鍋爐NOx排放低于燃煤工況。

雖然前人已經(jīng)針對NH3燃燒進(jìn)行了諸多研究，但已有研究大都集中在火焰?zhèn)鞑ヌ匦?、反?yīng)機(jī)理等基礎(chǔ)層面，對于燃煤機(jī)組大比例摻燒NH3的研究較少。筆者對燃煤電站大比例摻燒NH3發(fā)電進(jìn)行了系統(tǒng)性的研究，分析了摻燒對機(jī)組各方面的影響，為推進(jìn)無碳富氫燃料、降低燃煤機(jī)組碳排放提供借鑒。

1 計(jì)算基礎(chǔ)參數(shù)

1.1 機(jī)組概況

目前我國仍存在大量投產(chǎn)20 a左右的300 MW等級燃煤機(jī)組，與國外燃煤機(jī)組平均40 a的服役壽命相比仍可延壽服役數(shù)十年以上[29]，由于300 MW等級機(jī)組的效率較低，單位電量的CO2排放值更高，選擇300 MW燃煤機(jī)組進(jìn)行CO2減排分析更為現(xiàn)實(shí)。因此，筆者選擇一臺典型的300 MW機(jī)組進(jìn)行計(jì)算分析，鍋爐為常規(guī)Π型布置，采用正壓直吹式制粉系統(tǒng)和四角切圓燃燒方式，考慮到NH3更易燃燒的特性，允許燃燒器上下擺動30°調(diào)節(jié)再熱汽溫，機(jī)組配備一臺亞臨界、一次中間再熱、單軸、雙缸雙排汽、反動、凝汽式汽輪機(jī)，其余設(shè)計(jì)參數(shù)見文獻(xiàn)[30]。

1.2 設(shè)計(jì)煤質(zhì)及NH3參數(shù)

計(jì)算煤質(zhì)選用實(shí)際燃用煤種，為簡化計(jì)算，假定NH3純度為100%，摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為20%～100%，具體燃料參數(shù)見表1。

表1 燃料參數(shù)

1.3 計(jì)算方法

本次計(jì)算采用西安交通大學(xué)車得福教授課題組開發(fā)的鍋爐熱力計(jì)算校核軟件，該軟件的準(zhǔn)確性得到了各大鍋爐廠的多個(gè)工程實(shí)例(鍋爐容量為75～2 955 t/h)的驗(yàn)證。計(jì)算時(shí)需要按照摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)將原煤和NH3折算為新燃料，具體計(jì)算流程見文獻(xiàn)[31]，計(jì)算的主要流程如圖1所示。

圖1 熱力計(jì)算流程示意Fig.1 Sketch of the thermal calculation

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 摻燒NH3發(fā)電對鍋爐主要參數(shù)的影響

2.1.1對理論燃燒溫度的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對煙氣理論燃燒溫度的影響如圖2所示(BMCR為最大連續(xù)蒸發(fā)量工況；THA為熱耗保證工況)。

圖2 NH3摻燒對理論燃燒溫度的影響Fig.2 Effect of NH3 blending on the theoretical combustion temperature

由圖2可知，全負(fù)荷不同摻燒比例下，理論燃燒溫度分別變化了-117.3～-25.6 ℃(BMCR)、-112.1～-25.0 ℃(75% THA)、-106.0～-23.6 ℃(50% THA)和-89.6～-17.7 ℃(30% THA)。煙氣的理論燃燒溫度與燃料的熱值、過量空氣系數(shù)和燃燒產(chǎn)物的特性(流量、比熱容)等因素有關(guān)。由圖2可知，由于NH3的熱值低于計(jì)算用原煤，混合燃料熱值隨著摻燒比例的增加而降低，理論燃燒溫度基本呈線性下降趨勢。

2.1.2對爐膛出口煙溫的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對爐膛出口煙溫的影響如圖3所示。

圖3 NH3摻燒對爐膛出口煙溫的影響Fig.3 Effect of NH3 blending on the furnace outlet gas temperature

爐膛出口煙氣溫度除受入爐熱量、燃燒產(chǎn)物特性、爐膛內(nèi)受熱面的布置等因素影響外，還受火焰中心(燃燒器擺動角度)的影響。計(jì)算結(jié)果表明，不同摻燒比例全負(fù)荷下爐膛出口煙溫分別變化了-3.6～1.9 ℃(BMCR)、-11.6～1.0 ℃(75% THA)、-12.8～0.7 ℃(50% THA)和-47.1～-8.8 ℃(30% THA)。

由圖3可知，由于煙氣量減少和NH3燃燒產(chǎn)物特性的變化，低負(fù)荷下需要上擺燃燒器保證再熱汽溫，全負(fù)荷下的爐膛出口溫度均隨著摻燒比例的增加而降低，30% THA工況時(shí)由于燃燒器角度已經(jīng)上擺至30°無法繼續(xù)上擺，因此煙溫下降幅度遠(yuǎn)大于其他工況。由于NH3燃燒后的產(chǎn)物均為氣態(tài)產(chǎn)物，對灰熔融溫度的影響較小，因此爐膛出口煙溫的降低有利于緩解受熱面的積灰和結(jié)渣。

2.1.3對省煤器出口煙溫的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對省煤器出口煙氣溫度的影響如圖4所示。

圖4 NH3摻燒對省煤器出口溫度的影響Fig.4 Effect of NH3 blending on the economizer outlet gas temperature

由圖4可知，摻燒NH3后全負(fù)荷下的省煤器出口煙氣溫度均隨摻燒比例的增加有不同程度的降低。計(jì)算結(jié)果表明，不同摻燒比例全負(fù)荷下省煤器出口煙氣溫度分別變化了-3.3～-1.3 ℃(BMCR)、-2.8～-1.3 ℃(75% THA)、-2.0～-0.7 ℃(50%THA)和-2.7～-0.2 ℃(30% THA)。從計(jì)算結(jié)果來看，摻燒NH3后省煤器出口煙溫在264.0～346.4 ℃，可以通過增設(shè)旁路煙道等措施提高低負(fù)荷下的煙溫以保證脫硝效率。

2.1.4對排煙溫度的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對排煙溫度的影響如圖5所示。由圖5可知，全負(fù)荷下排煙溫度均隨摻燒比例的增加而升高。計(jì)算結(jié)果表明，不同摻燒比例下排煙溫度分別變化了4.7～26.2 ℃(BMCR)、4.1～23.4 ℃(75% THA)、3.9～20.2 ℃(50% THA)和3.6～16.2 ℃(30% THA)。由于NH3燃燒所需的理論空氣量小于原煤，與純燒原煤相比，NH3摻燒比例越大，加熱空氣所需煙氣放熱量越少，煙溫隨之升高，但即使NH3摻燒比例增至100%后，最高排煙溫度也低于141 ℃，因此不會出現(xiàn)排煙溫度過高影響空氣預(yù)熱器運(yùn)行的問題。

圖5 NH3摻燒對排煙溫度的影響Fig.5 Effect of NH3 blending on the exhaust outlet gas temperature

2.1.5對鍋爐熱效率的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后鍋爐熱效率變化值如圖6所示?？芍獡綗齆H3后的鍋爐熱效率均隨摻燒比例的增大而降低。不同摻燒比例下鍋爐熱效率分別變化了-2.04%～-0.36%(BMCR)、-1.86%～-0.32%(75% THA)、-1.65%～-0.31%(50% THA)和-1.49%～-0.31%(30% THA)，鍋爐熱效率降低主要是由于煙氣比焓增加導(dǎo)致排煙熱損失增大。

圖6 NH3摻燒對鍋爐熱效率的影響Fig.6 Effect of NH3 blending on the thermal efficiency

2.1.6對煙氣量的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后煙氣量如圖7所示。由圖7可知，摻燒NH3后的煙氣量隨摻燒比例的增加而略有降低。隨著全負(fù)荷下NH3摻燒比例從20%增加至100%后，BMCR、75% THA、50% THA、30% THA工況下煙氣量變化幅度分別為-0.41%～0.11%、-0.94%～-0.26%、-1.24%～-0.26%和-2.45%～-0.40%。雖然摻燒NH3后煙氣量并未顯著增加，但由于煙氣溫度升高，體積流量增大，增加了對流受熱面的換熱量，以省煤器為例，當(dāng)NH3摻燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)從0增至100%后，省煤器的換熱量從847.3 kJ/kg(以燃料計(jì))增加至922.6 kJ/kg，增加了8.9%。

圖7 NH3摻燒對煙氣量的影響Fig.7 Effect of NH3 blending on the flue gas volume

2.1.7對減溫水量的影響

圖8 NH3摻燒對過熱蒸氣減溫水量的影響Fig.8 Effect of NH3 blending on the superheater attempering water consumption

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后鍋爐過熱蒸氣減溫水量如圖8所示。由圖8可知，摻燒NH3后，除30%THA工況外，其余3個(gè)負(fù)荷下的過熱蒸氣減溫水量均隨著摻燒比例的增大而明顯增大，30%THA工況下的過熱蒸氣減溫水量變化不大。計(jì)算結(jié)果表明，不同摻燒比例下過熱蒸氣減溫水量分別為11.0～51.0 t/h(BMCR)、43.9～58.4 t/h(75% THA)、32.3～39.0 t/h(50% THA)和33.5～35.0 t/h(30% THA)。過熱蒸氣減溫水量增加主要是由于對流換熱增強(qiáng)導(dǎo)致的。從計(jì)算結(jié)果來看，大比例摻燒NH3后，原有的減溫水系統(tǒng)基本滿足蒸氣溫度調(diào)節(jié)的需要。

2.2 摻燒NH3發(fā)電對燃煤機(jī)組煙風(fēng)系統(tǒng)的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對理論空氣量的影響如圖9所示。由圖9可知，與原煤相比，NH3中氫含量更高，因此混合燃料所需的理論空氣量隨著摻燒比例的增大而迅速下降。NH3摻燒比例從0增大至100%后，標(biāo)態(tài)理論空氣量從5.17 m3/kg(原煤)分別降低至5.07 m3/kg(摻燒20% NH3)、4.97 m3/kg(摻燒40% NH3)、4.87 m3/kg(摻燒60% NH3)、4.77 m3/kg(摻燒80% NH3)和4.67 m3/kg(摻燒100% NH3)。

圖9 NH3摻燒對理論空氣量的影響Fig.9 Effect of NH3 blending on the theoretical air requirement

由于NH3的熱值與原煤相當(dāng)，因此同負(fù)荷下所需燃料量隨著摻燒比例的增大僅略有增加。雖然相同輸入熱量時(shí)的燃料消耗量有所增加，但由于理論空氣量的降低，BMCR工況下的總?cè)霠t風(fēng)量從1 311.5 t/h降低至1 246.6 t/h，原有的送風(fēng)系統(tǒng)能夠滿足全燒NH3的風(fēng)量需求。

從不同摻燒比例下的煙氣量計(jì)算結(jié)果來看，由于排煙溫度的上升和煙氣量的變化，摻燒NH3后的煙氣體積流量均有不同程度增加。以摻燒比例100%為例，BMCR工況下的煙氣體積流量從1 508 890.4 m3/h 增加至1 853 378.6 m3/h，即使通過調(diào)整入爐總風(fēng)量引風(fēng)機(jī)也難以滿足需求，必須進(jìn)行引風(fēng)機(jī)增容改造。

2.3 摻燒NH3發(fā)電對燃煤機(jī)組制粉及燃燒系統(tǒng)的影響

由于燃煤量減少，原有制粉系統(tǒng)的制粉電耗大幅下降。而液氨需要吸熱變成氨氣后才能進(jìn)入爐膛燃燒，以最簡單的蒸氣加熱為例，取25 ℃時(shí)液氨的汽化潛熱1 166.7 kJ/kg計(jì)算，BMCR工況下?lián)綗?00% NH3時(shí)需抽汽約78.7 t/h才能滿足液氨的氣化需要。

現(xiàn)有300 MW等級機(jī)組大都采用四角切圓方式，為盡量減少摻燒NH3對煤粉燃燒的影響，同時(shí)盡可能降低NH3產(chǎn)生的燃料型NOx，需要為NH3增設(shè)專用的燃燒器。雖然NH3的最大層燃火焰速度0.07 m/s遠(yuǎn)低于H2(2.91～3.51 m/s)和CH4(0.37 m/s)[32]，但與煤粉相比仍屬于極易燃燒的燃料。YAMAMOTO[24]、ISHIHARA等[25]、ZHANG等[26]通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法驗(yàn)證了NH3和煤粉混燃后，仍能將NOx排放控制在與現(xiàn)有燃煤機(jī)組相當(dāng)?shù)乃健Ｓ捎贜H3與煤粉“搶風(fēng)”會導(dǎo)致飛灰可燃物含量增加、鍋爐熱效率降低，如何兼顧鍋爐熱效率和NOx排放濃度需深入研究。

2.4 摻燒NH3發(fā)電對燃煤機(jī)組運(yùn)行安全性的影響

NH3在空氣中的爆炸極限在16%～25%，屬于低毒性氣體。與煤粉相比，NH3對設(shè)備的防爆要求等級更高，因此需要提高就地電氣設(shè)備的防爆等級。此外，空氣中NH3質(zhì)量濃度超過0.037 mg/L有異味，NH3質(zhì)量濃度大于1.2 mg/L后刺激感強(qiáng)烈，需將空氣中NH3質(zhì)量濃度控制在0.03 mg/L以下，對NH3儲運(yùn)系統(tǒng)提出了很高的防泄漏要求。

NH3與原煤摻燒后易導(dǎo)致燃燒產(chǎn)物中生成大量NH4HSO4和(NH4)2SO4，當(dāng)NH4/SO3物質(zhì)的量比大于2時(shí)主要生成(NH4)2SO4。為避免生成的NH4HSO4和(NH4)2SO4吸收水分腐蝕受熱面，需要在爐內(nèi)良好組織NH3與煤粉燃燒，同時(shí)對SCR系統(tǒng)入口煙氣的均勻性提出了更高要求。

煙氣酸露點(diǎn)是煙氣中SO3與水蒸氣凝結(jié)生成硫酸霧時(shí)的臨界煙氣溫度，主要與燃料中的硫分和煙氣中水蒸氣分壓有關(guān)。目前我國常用的前蘇聯(lián)73鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)中酸露點(diǎn)可按照式(1)進(jìn)行計(jì)算：

(1)

式中，tld為煙氣酸露點(diǎn)溫度，℃；ted為煙氣水露點(diǎn)溫度，℃；ω(Sar,zs)為以1 000 kJ/kg燃料發(fā)熱量折算的硫分，%；ω(Aar,zs)為以1 000 kJ/kg燃料發(fā)熱量折算的灰分，%；αfh為飛灰系數(shù)，一般煤粉鍋爐取0.95。

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對酸露點(diǎn)的影響如圖10所示。

圖10 NH3摻燒對酸露點(diǎn)的影響Fig.10 Effect of NH3 blending on the flue gas dew point

由圖10可知，不同負(fù)荷下的酸露點(diǎn)趨勢基本相同，隨著NH3摻燒比例的增加，酸露點(diǎn)先上升然后迅速降低。這主要是由于隨著NH3的摻入，煙氣中的水蒸氣分壓逐漸增加，此時(shí)水露點(diǎn)升高；但原煤比例的降低會導(dǎo)致煙氣中的硫分和灰分降低，當(dāng)NH3摻入質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大至100%后，燃燒后產(chǎn)物中不含硫分和灰分，此時(shí)煙氣酸露點(diǎn)即等于水露點(diǎn)。

煙氣酸露點(diǎn)的升高對燃煤機(jī)組普遍增設(shè)的低溫?zé)煔庥酂峄厥障到y(tǒng)會造成不利影響，需要通過減少受熱面或調(diào)整運(yùn)行參數(shù)來適應(yīng)大比例摻燒NH3帶來的影響。

2.5 摻燒NH3發(fā)電對燃煤機(jī)組CO2排放的影響

摻燒不同質(zhì)量分?jǐn)?shù)NH3后對發(fā)電CO2排放值的影響如圖11所示。

圖11 NH3摻燒對CO2排放的影響Fig.11 Effect of NH3 blending on the CO2 emission reduction

由圖11可知，摻燒NH3發(fā)電后的CO2排放值隨著摻燒比例的增大迅速降低。由于NH3中不含碳元素，用NH3替代燃煤發(fā)電可以大幅度降低機(jī)組的CO2排放量，取300 MW機(jī)組年利用小時(shí)數(shù)4 500 h計(jì)算，摻燒比例20%、40%、60%、80%、100%時(shí)每年可分別減排CO2約23.3萬、47.0萬、71.2萬、95.9萬、121.2萬t。

2.6 摻燒NH3發(fā)電對燃煤機(jī)組污染物排放的影響

雖然NH3燃燒時(shí)會生成大量NOx，但適當(dāng)設(shè)計(jì)燃燒系統(tǒng)可將NOx排放控制在與原煤相當(dāng)?shù)乃絒24]，HAYAKAWA等[22]、OKAFOR等[23]和YAMAMOTO[24]研究得到了相似結(jié)論。由于未燃盡的NH3還可以直接作為現(xiàn)有SCR系統(tǒng)的還原劑，因此摻燒NH3對燃煤機(jī)組的NOx排放無影響，但需要優(yōu)化NH3的燃燒方式以減少NH3逃逸。

NH3燃燒后不產(chǎn)生灰分，但與煤混燃后會產(chǎn)生大量亞微米級的微細(xì)顆粒，常規(guī)靜電除塵器的脫除效果有待進(jìn)一步研究。此外，NH3燃燒效率過低、NH3逃逸量大時(shí)會導(dǎo)致灰渣中的氨含量過高，影響灰渣的利用。由于NH3中不含硫，原煙氣中SO2會大幅下降，采用濕法脫硫時(shí)，煙氣中殘余的NH3極易溶于石灰漿液，同時(shí)會與SO2反應(yīng)進(jìn)一步提高脫硫效率。已有的研究結(jié)果[33-34]表明，NH3是二次有機(jī)氣溶膠形成的重要前體物，現(xiàn)有的濕法脫硫系統(tǒng)對氣溶膠的脫除效率很低，因此應(yīng)進(jìn)一步研究濕式電除塵或其他新型捕集系統(tǒng)降低此類物質(zhì)的排放。

3 結(jié) 論

1)大比例摻燒NH3發(fā)電后，機(jī)組的排煙溫度上升，鍋爐熱效率下降，煙氣體積流量增大，減溫水量增加，但原有受熱面布置基本能夠滿足換熱需要。

2)由于NH3含氫量高，混燃后燃料的理論空氣量下降，原有的送風(fēng)系統(tǒng)能夠滿足大比例摻燒NH3的要求；由于排煙溫度升高和煙氣量變化，引風(fēng)機(jī)需要進(jìn)行擴(kuò)容改造才能滿足大比例摻燒NH3的需求。

3)大比例摻燒NH3需要增設(shè)獨(dú)立的燃燒系統(tǒng)以降低對煤粉燃燒的影響，并減少未燃盡NH3逃逸，同時(shí)也對現(xiàn)場電氣設(shè)備提出了更高的防爆要求。

4)大比例摻燒NH3能夠大幅度降低機(jī)組的CO2排放量，以300 MW機(jī)組為例，年利用4 500 h時(shí)最大可減排CO2約121.2萬t。

5)大比例摻燒NH3后對機(jī)組脫硝和脫硫系統(tǒng)的影響較小，但容易導(dǎo)致灰渣氨含量過高影響資源化利用；酸露點(diǎn)升高可能需要對現(xiàn)有的低溫?zé)煔庥酂峄厥障到y(tǒng)進(jìn)行適應(yīng)性調(diào)整；產(chǎn)生的大量亞微米級氣溶膠顆粒也需要增設(shè)濕式電除塵或其他新型捕集系統(tǒng)。