石運鑫，謝 敏，劉 宏，康 達(dá)，石玉文，杜 謙

(1.哈電發(fā)電設(shè)備國家工程研究中心，黑龍江 哈爾濱 150028；2.哈爾濱電氣股份有限公司，黑龍江 哈爾濱 150028;3.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源與工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

工業(yè)煤粉爐最早出現(xiàn)在上世紀(jì)的歐洲，因為油、氣的價格日益昂貴，所以德國專家首先把煤粉應(yīng)用到工業(yè)鍋爐行業(yè)當(dāng)中充作原料，故工業(yè)煤粉鍋爐技術(shù)應(yīng)運而生。在德國，這種鍋爐發(fā)電量通常不大于21 MW，而低氮燃燒器技術(shù)[1](Low Nitrogen Technology，LNT)作為常用低氮技術(shù)被廣泛應(yīng)用于工業(yè)煤粉鍋爐中。Bonin等[2-4]通過煤粉粒子狀態(tài)來確定了工業(yè)煤粉爐中煤粉燃燒的主要空間區(qū)域。Dai和Low等[5-6]通過向煤粉中摻入二氧化硅添加劑來抑制工業(yè)煤粉鍋爐的結(jié)渣問題。

我國工業(yè)煤粉鍋爐則出現(xiàn)于上世紀(jì)60年代，馮俊凱[7]通過對原有手燒鍋爐的重新設(shè)計，成功將其改造為工業(yè)煤粉鍋爐，并大幅增加了鍋爐出力。隨著煤粉燃燒技術(shù)的日益成熟，國內(nèi)關(guān)于工業(yè)煤粉鍋爐的研究成果也日益豐富。王旋[8]通過對工業(yè)煤粉鍋爐的供粉系統(tǒng)和燃燒系統(tǒng)的再設(shè)計，成功改善了爐膛出口煙溫過高且壓力不穩(wěn)定的問題，同時提高了鍋爐效率。李明浩等[9]探究了工業(yè)現(xiàn)場下煤種、過量空氣系數(shù)和三次風(fēng)量對工業(yè)煤粉鍋爐效率的影響。池俊杰等[10]通過數(shù)值仿真分析了某4t/h工業(yè)煤粉鍋爐的燃燒狀態(tài)，并以二次風(fēng)旋流強度和鍋爐負(fù)荷為變量，探究了最佳運行參數(shù)。車得福等[11]則開發(fā)了一種新型工業(yè)煤粉鍋爐的低氮燃燒器，冷態(tài)、熱態(tài)試驗結(jié)果表明該燃燒器的性能較為優(yōu)良。

電站鍋爐與工業(yè)煤粉鍋爐相差較大，因此有必要針對工業(yè)煤粉鍋爐設(shè)計適用的低氮燃燒技術(shù)，通過數(shù)值仿真和試驗的方式進(jìn)行驗證。

如今降低工業(yè)煤粉鍋爐NOx排放主要采取這些方式：降低過量空氣系數(shù)、設(shè)置煙氣循環(huán)、采用空氣、燃?xì)夥旨壢紵萚12-13]。本設(shè)計選擇空氣分級燃燒技術(shù)和煙氣外循環(huán)技術(shù)，另耦合爐內(nèi)脫硝的SNCR實現(xiàn)煙氣低氮排放。

1 數(shù)學(xué)模型和計算方法

通過模擬仿真進(jìn)行熱態(tài)模擬是現(xiàn)場實驗前的主要研究手段之一。用仿真計算結(jié)果和工業(yè)實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，能夠矯正仿真參數(shù)的設(shè)計，令仿真計算結(jié)果更加準(zhǔn)確。另外仿真計算的結(jié)果可以進(jìn)一步指導(dǎo)現(xiàn)場試驗的進(jìn)行[14-16]。

本文在進(jìn)行仿真計算前進(jìn)行了部分假設(shè)：(a)煤粉顆粒為規(guī)則球形，且在燃燒過程中不存在破碎及粘連狀況；(b)顆粒為離散相，不考慮顆粒碰撞對流場的影響；(c)忽略未燃盡炭的影響。

通過查閱相關(guān)研究觀點，本研究利用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型來對連續(xù)相流體運動進(jìn)行仿真。該模型的輸運方程為[17]

(1)

(2)

式中k——流體的湍動能/m2·s-2；

ε——耗散率/m2·s-3;

Gk,m——湍動能產(chǎn)生項；

T——時間/s；

C1ε、C2ε、σk、σε——常數(shù)項。

對于煤粉離散相的湍流耗散采用拉格朗日隨機顆粒軌道模型進(jìn)行計算，利用P1輻射模型計算輻射效果。該模型的輸運方程為[17]

(3)

式中α——吸收系數(shù);

δs——散射系數(shù);

G——入射輻射;

C——線性-各向異性相函數(shù)系數(shù)。

對于煤粉燃燒模型，則采用非預(yù)混燃燒模型和渦耗散模型進(jìn)行對比，確定燃燒狀態(tài)更符合實際狀況的燃燒模型。采用雙步競爭熱解模型和動力-擴散控制燃燒模型分別對揮發(fā)分析出和焦炭燃燒過程進(jìn)行模擬。

2 幾何模型和網(wǎng)格劃分

本文研究的是某4 t/h的高效煤粉工業(yè)鍋爐，在鍋爐原型的基礎(chǔ)上，對其進(jìn)行適當(dāng)簡化，建立模擬對象，從而進(jìn)行數(shù)值模擬研究。爐膛結(jié)構(gòu)見圖1，其中長﹑寬﹑高的尺寸分別為5 m、1.4 m和1.95 m，燃燒器在前墻布置。左右墻布置了兩個循環(huán)煙氣口，實現(xiàn)煙氣再循環(huán)，起到降低NOx排放的目的。

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)示意圖

鍋爐配置的燃燒器內(nèi)置旋流葉片，如圖2，中心管內(nèi)的中心風(fēng)起到點火的作用，鍋爐運行時常開；中心風(fēng)管和一次風(fēng)管中間走一次風(fēng)，用來輸送煤粉和點火。一次風(fēng)外為旋流二次風(fēng)，為燃燒提供剩余氧氣。

圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖

對上述模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分?？紤]到二次風(fēng)道內(nèi)葉片結(jié)構(gòu)復(fù)雜，不易實現(xiàn)高質(zhì)量網(wǎng)格，因此在處理時，不特地繪制軸向葉片，在模擬時設(shè)置二次風(fēng)具備軸向、切向兩方向速度。所有區(qū)域均采用結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量1 207 645個，最低質(zhì)量0.269，滿足計算條件。

3 邊界條件

本實驗采用正交實驗法，工況設(shè)計如表1。表中帶下劃線參數(shù)表示標(biāo)準(zhǔn)工況，采用非預(yù)混燃燒模型計算。煤粉特性見表2，仿真邊界條件見表3。

表1 實驗工況安排

表2 煤樣工業(yè)分析與元素分析數(shù)據(jù)

表3 仿真邊界條件

4 結(jié)果與討論

4.1 冷態(tài)流場計算結(jié)果

工況設(shè)計參數(shù)如下：中心風(fēng)、一次風(fēng)、二次風(fēng)和三次風(fēng)的風(fēng)速分別為4 m/s、22 m/s、25 m/s和25 m/s，冷態(tài)無顆粒流場分布如圖3。

圖3 冷態(tài)流場分布

從圖中可以看出，氣體從一次、二次、三次和助燃風(fēng)口進(jìn)入爐膛，由于二次風(fēng)的旋流作用，助燃風(fēng)口前部形成了漩渦；由于三次風(fēng)具有較強剛性，因此直到進(jìn)入爐膛以后才逐漸衰減；在強烈的旋流風(fēng)作用下，爐膛上下兩部分分別形成了兩個較大的渦流中心。

顆粒的加入并未對流場分布產(chǎn)生較大影響。顆粒在旋流二次風(fēng)的作用下，在從一次風(fēng)口噴入后開始沿著燃燒器中心軸旋轉(zhuǎn)直至噴入爐膛；由于燃燒器-爐膛，流道發(fā)生突擴，顆粒隨著爐膛渦流產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，并在爐膛左右兩側(cè)的旋流中心劇烈旋轉(zhuǎn)，最終從頂棚的出口飛出。

4.2 標(biāo)準(zhǔn)工況燃燒場計算結(jié)果

按照標(biāo)準(zhǔn)工況打開燃燒模型進(jìn)行熱態(tài)計算，得到圖4結(jié)果。從圖中可以看出，煤粉點燃位置相對比較靠后，燃燒器出口時溫度之間升高，大約在出口1 m范圍內(nèi)開始燃燒。整個爐膛溫度較為均勻，僅在爐膛入口、出口位置溫度稍低。

圖4 標(biāo)準(zhǔn)工況下溫度場

標(biāo)準(zhǔn)工況下爐膛最高燃燒溫度為1 839 K，爐膛平均溫度為1 094 K，這兩個參數(shù)可顯著影響后續(xù)NOx排放量。根據(jù)現(xiàn)有研究，熱力型NOx生成量會明顯受到溫度的影響，溫度越高生成的熱力型NOx越多，在超過2 073 K后會呈現(xiàn)指數(shù)相關(guān)態(tài)勢，因此控制這兩個參數(shù)處于較低標(biāo)準(zhǔn)，十分有利于實現(xiàn)NOx低值排放。

另外，煙氣流量越大、含氧量越低、CO2含量越高，說明爐膛燃燒更加完全，產(chǎn)生更多的CO2，因此在盡量減低NOx生成量的同時，還要兼顧燃燒效率。

4.3 不同風(fēng)量配比下燃燒結(jié)果

二次風(fēng)、三次風(fēng)風(fēng)量配比比例β分別為：0.5、0.64、0.8和1。仿真表明，對于平均溫度，在β=1時可以獲得最低的爐膛平均溫度。但是，考慮到其最高的煙氣含氧量和CO2含量，因此燃燒效率最低。β=1時，排煙溫度也很低，但這并不意味著可以達(dá)到較高的傳熱效率，而是由于煤粉不完全燃燒、熱功率不足導(dǎo)致的。

綜合考慮燃燒熱效率和爐膛溫度，標(biāo)準(zhǔn)工況β=0.8無疑是最合適的。在煙氣含氧量最低的同時，最高爐膛溫度同樣較低。盡管爐膛平均溫度較高，但由于熱力型NOx在1 073 K以下產(chǎn)生量較少，因此可認(rèn)為二三次風(fēng)配比的最佳比例是0.8。

對比不同β參數(shù)下燃燒場溫度分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著β值的逐漸增大，二次風(fēng)比例逐漸增大，三次風(fēng)量隨之減小，相對來說，β=0.8時火焰較為集中，當(dāng)β值較小時，由于較強三次風(fēng)的作用，使得火焰呈現(xiàn)扁平狀。當(dāng)β較大時，三次風(fēng)風(fēng)量相對較低，使得著火點可以更加靠近燃燒器出口邊緣。

定義燃燒器出口中心點為0點，二次風(fēng)軸向方向為正方向，那么過零點且沿正方向的溫度分布就可以利用仿真軟件顯示出來。圖5中給出了各工況下中心線上的溫度分布。如圖所示，β=0.8時中心線上最快達(dá)到最高溫度，也就是說該工況下可在中心線區(qū)域?qū)崿F(xiàn)最早點火。另外，在該直線上β=0.8時所達(dá)到的最高溫度和平均溫度都非常低，排除不完全燃燒現(xiàn)象引起的可能，可視為最佳工況。

圖5 不同風(fēng)量配比工況下中心線上溫度分布

4.4 不同二次風(fēng)旋流度下燃燒結(jié)果

調(diào)整二次風(fēng)風(fēng)量的切向：軸向風(fēng)量分別為2∶3和4∶1，即總旋流強度γ共分為40%、60%和80%，可以得到不同的爐膛溫度分布及出口含氧量、煙溫等數(shù)據(jù)。

仿真結(jié)果表明，在γ由40%提升到60%時，爐膛最高溫度稍有提高；當(dāng)γ=80%時，最高溫度激增400 K以上，說明γ=80%時，盡管能有效提高燃燒效率，但會產(chǎn)生大量NOx。因此，γ=40%和60%可以兼顧爐膛溫度和燃燒效率。

從圖6可以看出，隨著γ的增大，煤粉著火位置發(fā)生明顯前移，這是由于二次風(fēng)剛性減弱即旋流強度增加導(dǎo)致的。三種工況的爐膛中心線溫度分布如圖6。觀察溫度隨位置的變化規(guī)律可以得出結(jié)論：旋流強度的增加可以明顯提高中心線區(qū)域的整體溫度和最高溫度，燃燒器出口位置在強旋流工況下可以較早達(dá)到最高溫度，說明更有利于點火。盡管點火越早更有利于換熱面與煙氣之間的換熱，但僅從上述三個工況結(jié)果來看，γ=60%時排煙溫度更低，說明燃燒不充分比點火位置前移對換熱量的影響程度更加明顯。

圖6 不同二次風(fēng)旋流強度下中心線上溫度分布

4.5 不同煤粉粒徑下燃燒結(jié)果

分別采用粒徑d為40 μm、70 μm和100 μm的煤粉進(jìn)行熱態(tài)仿真實驗，保持供粉質(zhì)量和相對滑移系數(shù)不變，探究煤粉粒徑對燃燒場的影響。

計算結(jié)果表明，增大煤粉粒徑會明顯降低爐膛燃燒溫度和燃燒效率，因為煤粉粒徑過大，在燃燒過程中煤粉顆粒內(nèi)部可能存在一部分未燃盡炭，會提高一部分機械未完全燃燒熱損失，導(dǎo)致燃燒效率降低。隨著煤粉粒徑的減小，其比表面積也會隨之增大，使得煤粉可以更有效的與高溫空氣進(jìn)行傳熱傳質(zhì)過程。因此，設(shè)計煤粉粒徑40 μm比較合理。

圖7給出了不同煤粉粒徑對鍋爐中心線溫度分布的影響。如圖所示，煤粉粒徑的增大會顯著推遲著火位置，在中心線上極值溫度點的出現(xiàn)位置分別推遲了0.6 m和0.65 m。而著火位置的延遲也往往意味著爐膛換熱量出現(xiàn)一定損失，在引火方面，小粒徑同樣具備一定優(yōu)勢。

圖7 不同煤粉粒徑對鍋爐中心線溫度分布的影響

4.6 不同循環(huán)風(fēng)下燃燒結(jié)果

煙氣再循環(huán)燃燒技術(shù)是在鍋爐的尾部煙道抽出一部分低溫?zé)煔饣蛑苯铀腿霠t膛，或滲入一次風(fēng)或二次風(fēng)風(fēng)中，不僅可以降低氧濃度，還能夠同時降低火焰溫度，使NOx的生成受到抑制。不過該方法的缺陷在于可能引起燃燒的不穩(wěn)定現(xiàn)象，甚至滅火。本試驗中，采取煙氣直接送入爐膛的方式進(jìn)行煙氣循環(huán)，循環(huán)風(fēng)入口布置方式用兩種作對比，一種是布置在鍋爐前墻，循環(huán)風(fēng)方向與三次風(fēng)一致；另一種是左右墻對稱布置。循環(huán)風(fēng)計算共三種工況，分別為q10%、zy10%和zy20%，其中q代表前墻，zy代表左右墻。

計算結(jié)果顯示，在相同循環(huán)風(fēng)率的條件下，前后循環(huán)風(fēng)更能有效降低爐膛最高溫度大小，同時可獲得更低的煙氣含氧量，這就說明循環(huán)風(fēng)前后布置可以在降低熱力NOx生成量的同時獲得更高的燃燒效率。另外加大循環(huán)風(fēng)量可以進(jìn)一步降低燃燒溫度與煙氣含氧量，但是容易導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象，因此不能過分提高循環(huán)風(fēng)量，工業(yè)上一般選取20%循環(huán)風(fēng)上限。

4.7 不同燃燒模型計算結(jié)果對比

燃燒模型的不同主要體現(xiàn)于假設(shè)和求解方式。非預(yù)混模型并不求解各組分的運輸方程，而是通過概率密度函數(shù)來計算流場運動，優(yōu)點在于可以計算反應(yīng)中間物質(zhì)，但要求系統(tǒng)必須達(dá)到局部平衡。渦耗散模型燃燒場的計算與湍流關(guān)系緊密，優(yōu)點在于在湍流下即可發(fā)生反應(yīng)，但往往出現(xiàn)點火超前性。圖8給出了分別采用非預(yù)混燃燒模型和渦耗散模型計算時，爐膛中心線上的溫度分布。可看出渦耗散模型在靠前位置(0.5～1 m)處可獲得更高的溫度，即煤粉點火前移。非預(yù)混燃燒模型中心線處溫度稍高，渦耗散計算模型點火較早。圖9給出了兩模型計算結(jié)果的煙氣成分含量對比，兩者的計算結(jié)果差別不大，其中非預(yù)混燃燒模型可以獲得稍高的燃盡率。通過兩種模型獲得了極為接近的計算結(jié)果，這也證明了計算結(jié)果的可靠性。

圖8 兩模型計算溫度對比

圖9 兩模型計算煙氣含量對比

4.8 NOx場分布計算結(jié)果

NOx低量排放是工業(yè)煤粉鍋爐的研究的重要方向之一，本設(shè)計中測量爐膛出口煙氣中NOx濃度。本研究基于拓展型澤爾多維奇(Zeldovich)機理和De Soete提出的模型分別對熱力型NOx和燃料型NOx進(jìn)行計算。以標(biāo)準(zhǔn)工況為例，整個爐膛縱截面上的NOx場分布如圖10所示。

圖10 標(biāo)準(zhǔn)工況NOx場分布

對比標(biāo)準(zhǔn)工況NOx分布場和溫度場，可以發(fā)現(xiàn)兩者具備較高的相似性，NOx濃度極值點出現(xiàn)于主燃區(qū)域。一般認(rèn)為，煤粉燃燒過程中75%～95%的NOx為燃料型NOx，主要在燃料燃燒的初始階段生成。這是由于，煤粉燃燒初期釋放能量產(chǎn)生局部高溫區(qū)，大量燃料型NOx生成于煤粉火焰鋒面，導(dǎo)致溫度場與NOx分布場相對應(yīng)。這也證實了NOx生成與溫度的緊密相關(guān)性。

圖11匯總了各工況下爐膛出口的煙氣NOx濃度。就二次風(fēng)旋流度β變量來看，β為0.4或0.6時，生成NOx濃度較低，而當(dāng)β=0.8時，NOx排量比標(biāo)準(zhǔn)工況上升60%，對比三工況的溫度場得出原因，當(dāng)旋流度較大時二次風(fēng)剛性不足，導(dǎo)致出現(xiàn)大面積高溫區(qū)，導(dǎo)致熱力型NOx生成量激增。γ對NOx生成量的影響呈現(xiàn)倒“V”狀分布，當(dāng)γ偏大或偏小時，燃燒效率或爐膛溫度相對較低，標(biāo)準(zhǔn)工況下燃燒效率最高，因而導(dǎo)致溫度偏高且生成更多的燃料型NOx，故需綜合考慮確定風(fēng)率比值。煤粉粒徑d對NOx排放呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)，原因同樣是較低的燃燒效率產(chǎn)生較低的溫度，熱力型NOx降低；同時燃燒效率降低產(chǎn)生更低的燃料型NOx。循環(huán)風(fēng)則主要受燃燒效率和循環(huán)風(fēng)量的影響，同等循環(huán)風(fēng)量下，前后前置循環(huán)風(fēng)可達(dá)到更高的燃燒效率，導(dǎo)致NOx排放增加；同等布風(fēng)位置，循環(huán)風(fēng)量升高，可降低爐膛溫度，進(jìn)而降低NOx的生成。

圖11 各工況下爐膛出口NOx濃度

4.9 SNCR脫硝效率計算

SNCR脫硝技術(shù)誕生于上世紀(jì)70年代，由美國專家Lyon首創(chuàng)。目前用于SNCR設(shè)備的主流還原劑為液氨、氨水和尿素三種。本計算選擇尿素作為催化劑，其脫硝原理如下列公式，NOx和尿素的摩爾比為2。然而實際工程中為保證脫硝效率會提高還原劑用量，故選擇氨氮摩爾比NSR=1.4。尿素溶液由爐膛左右墻噴入

CO(NH2)2+H2O=2NH3+CO2

4NH3+4NO+O2=4N2+6H2O

取標(biāo)準(zhǔn)工況進(jìn)行SNCR仿真計算，爐膛內(nèi)NOx分布云圖如圖12。由于爐膛左右墻中部位置通入尿素，使得該區(qū)域NOx濃度銳減，尿素?zé)峤鉃榘睔怆S爐膛配風(fēng)運動，由于底部存在低速旋流區(qū)導(dǎo)致NOx堆積。脫硝過程前后，爐膛出口的NOx濃度分別為324 mg/Nm3(6%O2)和160 mg/Nm3(6%O2)，脫硝效率50.6%，氨逃逸量為7.23 mg/Nm3。小于HJ563-2010《火電廠煙氣脫硝工程技術(shù)規(guī)范-選擇性非催化還原法》規(guī)定的8 mg/m3，符合標(biāo)準(zhǔn)。

圖12 標(biāo)準(zhǔn)工況脫硝后爐膛NOx分布

通過折合計算可得全工況脫硝后NOx排放量，結(jié)果如圖13。經(jīng)SNCR脫硝以后，部分工況NOx排放量可接近100 mg/Nm3。本文中對煤粉燃燒器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量簡化，因此其低氮效果會有所降低，實際工程中應(yīng)該可以達(dá)到100 mg/Nm3。經(jīng)SNCR處理后可有效降低鍋爐尾部煙氣中NOx含量，相比于SCR降低了大量成本，故工業(yè)煤粉鍋爐可以考慮采用低氮燃燒+SNCR方式控制NOx排放。

圖13 各工況脫硝后爐膛出口NOx濃度

4.10 試驗驗證

本文對照試驗數(shù)據(jù)來源于中國計量學(xué)院4 t/h煤粉工業(yè)鍋爐熱態(tài)實驗。鍋爐容量為4 t/h，爐膛尺寸為5 m×1.4 m×2 m，尺寸與設(shè)計鍋爐尺寸基本一致，爐膛內(nèi)部布置水冷受熱面，并在爐膛縱深距離2.4 m處布置測溫點。試驗與模擬的溫度場對比如圖14。

圖14 深度方向2.4 m處模擬、實測溫度對比

從圖中可以看出，模擬值略小于實際值，總體分布規(guī)律比較相似，這主要是由于燃燒器結(jié)構(gòu)、煤粉特性以及配風(fēng)差異導(dǎo)致的。首先，試驗所用燃燒器為鈍體燃燒器，相比于本設(shè)計中的燃燒器，點火更容易，前部溫度偏高；試驗所用煤粉為高揮發(fā)分35.2%煙煤，本仿真用煤揮發(fā)分含量稍低，點火延遲；另外試驗測試爐膛出口氧含量為3%～5%，大大低于仿真結(jié)果的7%，故大量的空氣使得爐膛冷卻，導(dǎo)致截面溫度偏低，產(chǎn)生了一定的溫差。

鍋爐尾部煙氣采樣分析工作由浙江省環(huán)境監(jiān)測中心完成，爐膛出口煙氣NOx含量為331 mg/Nm3，與EBU模型標(biāo)準(zhǔn)工況計算結(jié)果324 mg/Nm3十分接近。根據(jù)GB 13271-2014《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》，計算結(jié)果滿足在用和新建鍋爐NOx排放濃度限值分別為400 mg/Nm3和300 mg/Nm3。如需達(dá)到100 mg/Nm3的排放標(biāo)準(zhǔn)，則可通過有效調(diào)節(jié)低氮燃燒并耦合SNCR脫硝設(shè)備來達(dá)到。

5 結(jié)論

本文通過對1臺4 t/h工業(yè)煤粉鍋爐的模擬和實驗，為鍋爐運行狀態(tài)調(diào)節(jié)提供依據(jù)。文章結(jié)論如下：

(1)高二次風(fēng)旋流強度會使得二次風(fēng)剛性不足，燃燒火焰中心前移?？商岣呷紵实珪黾覰Ox生成。

(2)低二、三次風(fēng)配比可促進(jìn)煤粉著火，但易形成局部高溫區(qū)。推薦風(fēng)率比0.64或0.8。

(3)煤粉粒度越大，燃燒效率越低，因此鍋爐運行時不宜選用顆粒較大的煤粉。

(4)循環(huán)風(fēng)可有效降低爐膛溫度，兩者呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)，但總循環(huán)風(fēng)不宜超過20%。

(5)SNCR脫硝設(shè)備可達(dá)到50%以上的脫硝效率，通過調(diào)節(jié)運行參數(shù)并耦合脫硝設(shè)備，可達(dá)到100 mg/Nm3的排放標(biāo)準(zhǔn)，相比于常用的SCR系統(tǒng)可節(jié)省更多成本。