董 琨,張瀚霖,譚厚章,張嘉燁,胡中發(fā),程占軍,周月桂,王學(xué)斌

(1. 天津大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院,天津 300350;2. 國家能源集團新能源技術(shù)研究院有限公司,北京 102211;3. 西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院,陜西 西安 710049;4. 上海交通大學(xué) 熱能工程研究所,上海 200240)

生物質(zhì)能源是一種可再生的零碳排放燃料,資源產(chǎn)量豐富,對其充分利用是實現(xiàn)我國“雙碳”目標(biāo)的重要途徑。目前對生物質(zhì)能源進行利用的方式主要有直燃、氣化與熱解3種,其中,直燃技術(shù)具有成本低、應(yīng)用范圍廣等優(yōu)勢,是基于我國國情下的重點研究對象[1]。純燒生物質(zhì)往往會產(chǎn)生爐內(nèi)結(jié)渣與腐蝕等問題,相比之下,煤與生物質(zhì)耦合燃燒能夠充分利用已有的燃煤設(shè)備,是實現(xiàn)燃煤過程CO2減排成本最低且最為成熟的技術(shù)。目前國內(nèi)外關(guān)于煤與生物質(zhì)耦合燃燒技術(shù)在燃煤電站鍋爐上的應(yīng)用研究已較為豐富,但受制于生物質(zhì)收集成本高等約束,研究重點仍集中在低比例摻燒帶來的各方面影響上。MUNIR等[2]在20 kW下行爐上進行生物質(zhì)摻燒比例15%以內(nèi)的實驗研究,關(guān)注燃燒特性與污染物的排放情況,發(fā)現(xiàn)摻燒生物質(zhì)有利于提高燃燒效率,并能降低NOx排放。HELMUT等[3]在0.5 MW燃燒爐上進行煤與生物質(zhì)的耦合燃燒實驗,重點關(guān)注了摻燒比例等因素對爐內(nèi)燃燼率與NOx排放的影響,結(jié)果表明生物質(zhì)摻燒比例在20%以下的工況均能實現(xiàn)99%的整體燃燼率,且生物質(zhì)作為再燃燃料顯著增強了NOx的還原。

不同于集中供能的電站鍋爐,現(xiàn)有分布式供能的燃煤工業(yè)鍋爐具備進行大比例耦合甚至全部改燒生物質(zhì)燃料的條件。目前鏈條爐和流化床鍋爐摻燒和全燒生物質(zhì)在國內(nèi)已得到較為廣泛的應(yīng)用。陳拓等[4]在60 MW循環(huán)流化床鍋爐上開展大比例摻燒生物質(zhì)實驗,發(fā)現(xiàn)鍋爐熱效率升高,同時NOx排放有所降低。然而,相比之下更高效且自動化程度更高的煤粉工業(yè)鍋爐大比例直燃耦合生物質(zhì)的研究和工業(yè)應(yīng)用案例較少。目前煤粉工業(yè)鍋爐所面臨的主要挑戰(zhàn)是NOx排放控制,而預(yù)熱解式燃燒技術(shù)已逐漸被認(rèn)可為解決低氮難題的有效手段之一。朱書駿等[5]研究了難燃燃料在循環(huán)流化床內(nèi)的預(yù)熱解燃燒應(yīng)用,其試驗系統(tǒng)最終驗證了預(yù)熱解式燃燒技術(shù)的可行性與通用性,實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒的同時降低了NOx排放。許鑫偉等[6]設(shè)計了一種煤粉工業(yè)鍋爐預(yù)熱解式低氮燃燒器,實驗結(jié)果表明,應(yīng)用該燃燒器能夠使得煤粉著火穩(wěn)定,在最佳配風(fēng)比下NOx排放可達到相應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)。陳隆等[7]以6 t/h、采用旋流預(yù)熱解式燃燒器的鍋殼式小容量煤粉工業(yè)鍋爐作為研究對象,研究了生物質(zhì)摻燒比例對鍋爐熱效率與污染物排放的影響,結(jié)果表明隨著生物質(zhì)摻混比例的提高,燃料中揮發(fā)分升高,NOx排放降低。由此可見,若能利用預(yù)熱解式的煤粉燃燒技術(shù)實現(xiàn)大比例耦合甚至純燒生物質(zhì),將有效解決低氮難題,實現(xiàn)生物質(zhì)能源的充分利用。

筆者對25 t/h預(yù)熱解式煤粉工業(yè)鍋爐內(nèi)耦合燃燒生物質(zhì)進行數(shù)值模擬研究,討論大比例耦合生物質(zhì)對爐內(nèi)溫度場、壁面熱流密度、氣氛場與NOx排放的影響,以期對大比例直燃耦合生物質(zhì)甚至全燒生物質(zhì)在預(yù)熱解式煤粉工業(yè)鍋爐上的應(yīng)用提供理論支撐。

1 模型與設(shè)置

1.1 模型驗證與燃料特性

本文數(shù)值模擬依托某25 t/h預(yù)熱解式煤粉工業(yè)鍋爐展開。該鍋爐爐膛呈L型布置,臥式爐為火焰燃燒的主要區(qū)域,立式爐為火焰燃燼區(qū)域。該煤粉工業(yè)鍋爐的燃燒器為新型預(yù)熱解式低氮燃燒器,由內(nèi)到外包括中心風(fēng)、一次風(fēng)、旋流內(nèi)二次風(fēng)、預(yù)燃室、外二次風(fēng)及燃燒區(qū)域等,一次風(fēng)與內(nèi)二次風(fēng)之間設(shè)有分離套筒,使一次風(fēng)射流與內(nèi)二次風(fēng)射流分離布置。內(nèi)二次風(fēng)出口與預(yù)燃室相連,預(yù)燃室上在圓周上均勻布置16個外二次風(fēng)噴口,外二次風(fēng)可通過風(fēng)箱均勻布風(fēng)送入爐膛。生物質(zhì)將與煤質(zhì)燃料耦合后經(jīng)由一次風(fēng)送入爐膛,通過改變2者的相對給粉量來調(diào)節(jié)生物質(zhì)的摻燒比。鍋爐的物理模型與燃燒器噴口的布置如圖1所示。

數(shù)值模擬的網(wǎng)格模型采用ICEM軟件進行劃分,采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并在預(yù)燃室內(nèi)部、爐膛主燃區(qū)等重要計算區(qū)域進行網(wǎng)格加密。經(jīng)網(wǎng)格獨立性驗證,最終選擇網(wǎng)格數(shù)量為118.2萬。同時,對典型煤粉燃燒工況進行模擬計算,將計算結(jié)果與實驗測量溫度場進行對比,驗證了模擬的可靠性,可參照文獻[8]。實驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比如圖2所示,誤差為±4.5%,小于工業(yè)常規(guī)要求的10%。因此,可認(rèn)為該模型能較為準(zhǔn)確地預(yù)測爐膛內(nèi)的燃燒情況。

圖2 測點實驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比[10]Fig.2 Temperature comparison between experiment and modleing[10]

數(shù)值模擬研究選用煙煤作為煤質(zhì)燃料,生物質(zhì)燃料為一種典型的通用生物質(zhì)[9]。2種燃料的工業(yè)分析與元素分析見表1。

表1 燃料的元素分析及工業(yè)分析Table 1 Ultimate and proximate analysis of fuels

1.2 計算方法與模型設(shè)置

固體燃料顆粒在鍋爐內(nèi)發(fā)生氧化、燃燒并釋放熱量的過程是一個復(fù)雜的物理化學(xué)過程,伴隨著大量輻射、對流換熱及熱傳導(dǎo)[12]。

煤粉工業(yè)鍋爐運行時,爐膛內(nèi)部高溫?zé)煔獾牧鲃诱J(rèn)為處于湍流狀態(tài),為了考慮湍流對流動帶來的影響,本文采用Realizablek-ε模型進行求解[10],該模型適用于模擬圓形旋轉(zhuǎn)射流等帶旋的湍流流動,與本文的燃燒器產(chǎn)生的流場十分貼合。對于固體燃料顆粒在爐膛內(nèi)部的運動,采用離散相模型進行模擬,該模型分別采用歐拉法與拉格朗日法對連續(xù)相與離散相的運動過程進行求解。對于固體燃料顆粒內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)行為,結(jié)合實際工藝流程,煤、生物質(zhì)燃料在進入煤粉工業(yè)鍋爐前已進行磨制處理,粒徑較小,能較好地符合顆粒內(nèi)部溫度均勻假說的成立條件;同時,前人研究[11]指出,當(dāng)顆粒粒徑在幾百微米以下時,其內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)行為十分微弱,對燃燒過程的影響極小,因此,暫不考慮燃料顆粒內(nèi)部的傳熱傳質(zhì)行為。

固體燃料顆粒在爐膛內(nèi)部的燃燒過程是數(shù)值模擬的重點,包括熱解、揮發(fā)分氣相燃燒和焦炭燃燒3個過程。由于燃料特性差異,煤、生物質(zhì)在燃燒過程中可能存在較大差別,在模型選擇時需考慮。

對于煙煤燃燒過程,其熱解過程采用兩步競爭反應(yīng)速率模型進行描述,考慮了揮發(fā)分析出速率受揮發(fā)分的影響。焦炭燃燒過程采用擴散/動力模型進行描述,該模型考慮了焦炭表面的反應(yīng)速率和O2向顆粒表面的擴散速率對焦炭表面燃燒過程的影響,能夠較好地模擬焦炭的實際燃燒狀況[12]。

對于生物質(zhì)燃燒過程,考慮到其揮發(fā)分高且更易揮發(fā)的特點,參考前人研究[13],采用單步反應(yīng)速率模型對其熱解過程進行描述,其中指前因子為4.310 6×107s-1,活化能為8.349 2×107J/kmol。同時,由于生物質(zhì)焦炭更易著火與燃燒,直接采用煤焦炭的模型參數(shù)將無法對生物質(zhì)焦炭燃燒過程進行準(zhǔn)確描述,因此采用Intrinsic模型對該過程進行模擬,參數(shù)選擇參考文獻[14],參數(shù)包括控制質(zhì)量擴散的系數(shù)為5×10-12,控制動力反應(yīng)的指前因子和活化能分別為0.66 s-1和7.48×107J/kmol,焦炭的孔隙率為0.4,平均孔半徑為1.6×10-6mm,比內(nèi)表面積為4×105m2/kg。

對于固體燃料顆粒的揮發(fā)分氣相燃燒過程,參考文獻[9],認(rèn)為煤和生物質(zhì)的揮發(fā)分為單一組分,并根據(jù)元素守恒假設(shè)其組成形式為CxHyOz,經(jīng)計算,本文煤和生物質(zhì)的揮發(fā)分組成分別為C1.44H2.75O0.57和C1.02H2.52O0.88。采用有限速率/渦耗散模型對該過程進行描述,對于揮發(fā)分氣相燃燒過程發(fā)生的化學(xué)反應(yīng),假設(shè)其為生成中間產(chǎn)物CO的兩步反應(yīng),反應(yīng)的化學(xué)方程式與動力學(xué)參數(shù)見表2。對于爐膛內(nèi)部的輻射作用,采用WSGGM模型計算三原子氣體的吸收系數(shù),并選擇適用性更廣的DO模型求解[15]。

基于收斂的熱態(tài)場對爐膛內(nèi)部的NOx生成進行計算,同時考慮熱力型NOx和燃料型NOx的生成。針對煤和生物質(zhì)不同的燃燒特性,參考YIN等[16]研究,認(rèn)為煤的揮發(fā)分氮直接轉(zhuǎn)化為HCN,生物質(zhì)的揮發(fā)分氮轉(zhuǎn)化為NH3,2者的焦炭氮均直接轉(zhuǎn)化為NO。

表2 氣相反應(yīng)方程Table 2 Reaction of gas-phase

完成各模型設(shè)置后,根據(jù)耦合燃燒生物質(zhì)的比例設(shè)計不同工況,對其邊界條件進行相應(yīng)調(diào)整后模擬計算。最終模擬結(jié)果采用TECPLOT進行后處理,以便后續(xù)分析討論。

1.3 模擬工況與邊界條件

L型煤粉工業(yè)鍋爐中變比例耦合燃燒生物質(zhì)的數(shù)值模擬研究,按照生物質(zhì)摻燒比例分為了6個工況。模擬鍋爐額定設(shè)計參數(shù),并計算燃料的理論燃燒空氣量,按照過量空氣系數(shù)1.65送入過量空氣,燃料經(jīng)由燃燒器的一次風(fēng)送入。為保證一定的爐膛輸入熱量與過量空氣系數(shù),在不同工況中根據(jù)摻燒比例計算得到生物質(zhì)的需求量,并通過調(diào)節(jié)其質(zhì)量流量實現(xiàn)摻燒比例的改變。

不同工況的編號與參數(shù)見表3。

表3 不同工況編號及參數(shù)Table 3 Numbers and conditions parameters of different cases

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 溫度場與壁面熱流密度分布

2.1.1 溫度場分布

不同工況下鍋爐內(nèi)部的溫度場分布云圖如圖3所示。從圖3可以看出,各工況下爐膛內(nèi)部火焰充滿程度較好,且高溫區(qū)域集中在預(yù)燃室與臥式爐的主燃區(qū),而在立式爐燃盡區(qū)內(nèi),隨著爐膛高度的增加,溫度迅速降低。同時,隨著耦合燃燒生物質(zhì)比例的增加,臥式爐內(nèi)的高溫區(qū)域逐漸擴大,火焰呈變大的趨勢。其原因在于:生物質(zhì)的揮發(fā)分較高,初期受熱后大量釋放,而且生物質(zhì)焦的著火特性優(yōu)于煙煤,因此臥式爐主燃區(qū)內(nèi)的燃燒隨著耦合生物質(zhì)比例的增加而得到強化。

圖3 不同工況下爐膛溫度分布云圖Fig.3 Temperature distribution in furnace

結(jié)合圖4可知,隨著耦合生物質(zhì)比例的增加,臥式爐中心的最高溫度位置存在延后現(xiàn)象,純生物質(zhì)燃燒與純煤粉燃燒相比,臥式爐中心最高溫度位置后移約0.9 m,其主要原因為:所選生物質(zhì)燃料含有更高的水分,當(dāng)摻燒比例增大時會影響燃料的著火特性。

圖4 不同工況下臥式爐中心溫度的變化曲線Fig.4 Variation of temperature distribution in horizontal furnace center under different conditions

2.1.2 壁面熱流密度分布

圖5為不同工況下爐膛左墻的壁面熱流密度分布對比。從圖5可看出,不同工況下的爐膛左墻壁面熱流密度呈基本相同的分布規(guī)律:在臥式爐內(nèi),沿著水平方向壁面熱流密度呈先升高、后降低的分布,結(jié)合溫度分布特點可知,這是由于臥式爐的主燃區(qū)處于爐膛前中段,在該區(qū)域內(nèi)燃燒最為劇烈、煙氣溫度最高,同時隨著內(nèi)、外二次風(fēng)的進入,煙氣流動速度有所增加,因此輻射傳熱與對流傳熱均得到強化。而在立式爐燃燼區(qū),隨著爐膛高度的增加,燃燒已基本完全,煙氣溫度逐漸降低,因此壁面熱流密度也逐漸減小。對比不同工況下爐膛左墻的壁面熱流密度分布,隨著耦合直燃生物質(zhì)比例的增加,高傳熱量的區(qū)域延后,這與生物質(zhì)的高含水量所造成的著火延遲有直接關(guān)系。

2.2 組分分布

2.2.1 O2分布

爐膛內(nèi)部O2體積分?jǐn)?shù)可用以分析燃燒規(guī)律與煙氣流動情況。不同工況下臥式爐中心O2摩爾分?jǐn)?shù)的變化如圖6所示。從圖6可以發(fā)現(xiàn),各工況下O2摩爾分?jǐn)?shù)沿臥式爐中心具有相似的變化規(guī)律:在預(yù)燃室與臥式爐主燃區(qū),燃料將發(fā)生劇烈燃燒,O2被迅速消耗,形成低氧區(qū)域;而在臥式爐后半段,隨著內(nèi)、外二次風(fēng)的噴入,O2摩爾分?jǐn)?shù)逐漸升高,使燃料完全燃燒。對比不同工況下的變化曲線,可以發(fā)現(xiàn),隨著生物質(zhì)摻燒比例的增加,預(yù)燃室與臥式爐主燃區(qū)消耗O2的速率有減慢趨勢,且所形成的低氧濃度區(qū)域也存在滯后現(xiàn)象。分析認(rèn)為,這是因為生物質(zhì)中的O元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于煙煤,在各工況輸入熱量相同的條件下,其需氧量更低;同時,結(jié)合溫度場分布規(guī)律,認(rèn)為低氧濃度區(qū)域滯后與著火延遲相符,臥式爐內(nèi)主燃區(qū)后移將使得低氧濃度區(qū)域形成滯后。

2.2.2 揮發(fā)分分布

圖7為不同工況下的爐膛內(nèi)部揮發(fā)分分布云圖。從圖7可以發(fā)現(xiàn),隨著生物質(zhì)摻燒比例的增加,爐膛內(nèi)部的揮發(fā)分摩爾分?jǐn)?shù)明顯增大,且在預(yù)燃室存在集中的趨勢。因為生物質(zhì)燃料的揮發(fā)分高,約為煤質(zhì)燃料的2倍,因此,在耦合燃燒生物質(zhì)時,生物質(zhì)摻燒比例越大,混合燃料的揮發(fā)分越高。同時,相比于煤質(zhì)燃料,生物質(zhì)燃料由于揮發(fā)分高、熱值低,在預(yù)燃室內(nèi)更易脫除揮發(fā)分并參與燃燒,因此,隨著生物質(zhì)摻燒比例的增加,預(yù)燃室內(nèi)揮發(fā)分沿一次風(fēng)流道析出量不斷增加,并在水平爐膛前段高溫區(qū)呈集中的趨勢。

圖5 不同工況下爐膛左墻壁面熱流密度分布云圖Fig.5 Heat flux distribution on left wall of furnace

圖6 不同工況下爐膛中心氧氣摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.6 Distribution of oxygen concentration along the central direction of furnace

2.2.3 CO分布

圖8為不同工況下爐膛內(nèi)部的CO摩爾分?jǐn)?shù)分布。由圖8可知,爐膛內(nèi)CO主要分布在預(yù)燃室與臥式爐主燃區(qū),且在預(yù)燃室出口分布更為集中,而立式爐燃盡區(qū)的CO摩爾分?jǐn)?shù)已基本降至0,其原因在于:部分燃料在預(yù)燃室內(nèi)劇烈燃燒,使得O2摩爾分?jǐn)?shù)迅速降低,導(dǎo)致該區(qū)域發(fā)生不完全燃燒,CO摩爾分?jǐn)?shù)明顯升高;部分預(yù)燃室出口的高溫?zé)煔馀c一次風(fēng)混合后,將會迅速加熱一次風(fēng)所攜燃料并與O2反應(yīng),促使燃料在低氧濃度的還原性氣氛中生成大量CO;而隨著外二次風(fēng)的噴入,主燃區(qū)內(nèi)將逐漸擁有充足的O2使得燃燒進行完全,CO摩爾分?jǐn)?shù)逐漸降低。

圖7 不同工況下爐膛內(nèi)揮發(fā)分分布云圖Fig.7 Volatile distribution of volatile in furnace at different conditions

圖8 不同工況下下爐膛內(nèi)CO濃度分布云圖Fig.8 CO distribution in furnace at different conditions

結(jié)合圖9發(fā)現(xiàn),隨著耦合燃燒生物質(zhì)比例增加,上述分布規(guī)律更為明顯,且預(yù)燃室出口CO摩爾分?jǐn)?shù)逐漸增大,這是由于生物質(zhì)的揮發(fā)分遠高于煙煤,隨著生物質(zhì)摻燒比例的增加,混合燃料的揮發(fā)分逐漸升高,更易著火并燃燒,爐膛內(nèi)O2被迅速消耗,低氧區(qū)域?qū)l(fā)生更多不完全燃燒,導(dǎo)致CO摩爾分?jǐn)?shù)上升。

圖9 不同工況下爐膛中心CO分布Fig.9 Distribution of CO concentration along the central direction of furnace at different conditions

2.3 氮氧化物排放

由于煤質(zhì)燃料與生物質(zhì)燃料的性質(zhì)差異,在煤粉工業(yè)鍋爐中大比例耦合燃燒生物質(zhì)將會顯著影響爐膛內(nèi)部NOx的生成,造成最終污染物排放的差異。由于以往研究所選取生物質(zhì)N元素含量較低,在燃燒過程中生成的燃料型NOx較少,因此最終NOx排放量下降。本文選取的生物質(zhì)N元素含量高于煙煤,分析其不同摻混比例耦合燃燒工況下NOx排放的規(guī)律,將進一步完善耦合燃燒應(yīng)用的理論支撐。

圖10為6個不同摻燒比例工況下爐膛出口NOx的變化規(guī)律。在生物質(zhì)摻燒比例從0增至20%時,爐膛出口NOx質(zhì)量濃度呈上升趨勢;而隨著摻燒比例的進一步增加,爐膛出口NOx質(zhì)量濃度逐漸下降,純燒生物質(zhì)工況較純燒煤粉工況下降了23%。分析認(rèn)為,生物質(zhì)的摻燒對于NOx的生成主要產(chǎn)生2個影響:① 由于所選生物質(zhì)N元素含量較高,隨著其摻燒比例的增加,混合燃料中N元素含量相應(yīng)提高,生成的燃料型NOx較多,在摻燒比例較低時導(dǎo)致最終NOx排放濃度上升;② 生物質(zhì)燃料具有燃點低、揮發(fā)分高的特點,其受熱分解后析出的碳?xì)浠衔锏扰cNOx發(fā)生還原反應(yīng),有效降低了NOx排放[17],而在本文新型預(yù)熱解式低氮燃燒器中,在預(yù)燃室內(nèi)易形成還原性氛圍,更利于在燃燒初期反應(yīng),實現(xiàn)NOx的高效還原。

圖10 NOx出口排放濃度Fig.10 NOx emissions at furnace outlet

從圖10可以看出,隨著生物質(zhì)摻燒比例增加,生物質(zhì)燃料熱解產(chǎn)生的還原性氣氛對NOx生成的影響強于N元素含量的影響,但在低比例摻燒條件下,生物質(zhì)燃料N元素含量同樣也會顯著影響NOx生成。因此,在實際應(yīng)用中,可通過對生物質(zhì)燃料中N元素含量和燃燒氣氛的控制實現(xiàn)較顯著的NOx控制。

3 結(jié) 論

(1)針對分布式供熱的工業(yè)鍋爐,預(yù)熱解式煤粉燃燒技術(shù)可實現(xiàn)煤粉工業(yè)鍋爐大比例耦合生物質(zhì)甚至全部改燒生物質(zhì),在適當(dāng)控制生物質(zhì)燃料含水量與收到基氮含量的條件下,大比例耦合生物質(zhì)具備良好的爐內(nèi)燃燒特性,同時可顯著降低鍋爐NOx排放。預(yù)熱解式煤粉燃燒技術(shù)是實際工程上實現(xiàn)耦合生物質(zhì)供能的有效技術(shù)手段之一。

(2)數(shù)值模擬結(jié)果表明,預(yù)熱解式煤粉工業(yè)鍋爐大比例耦合生物質(zhì)后,爐內(nèi)的溫度場和壁面熱流密度總體分布趨勢與純煤粉燃燒相似。隨著生物質(zhì)耦合比例增加,主燃區(qū)燃燒過程得到強化,但由于生物質(zhì)水分較高,火焰總體存在火延遲現(xiàn)象,生物質(zhì)燃燒與純煤粉燃燒相比,爐膛中心最高溫度推遲。預(yù)熱解式煤粉工業(yè)鍋爐大比例耦合生物質(zhì)后,主燃區(qū)消耗O2的速率有所降低,揮發(fā)分與CO含量明顯上升,且在預(yù)燃室內(nèi)呈集中趨勢。

(3)在生物質(zhì)耦合比例低于20%時,受生物質(zhì)燃料中氮含量高和火焰推遲的雙重作用影響,NOx排放濃度隨生物質(zhì)耦合比例的增加逐漸上升;而當(dāng)耦合比例進一步增大甚至全燒生物質(zhì)時,還原性氛圍的快速形成使NOx排放濃度逐漸降低,純生物質(zhì)燃燒相較于純煤粉燃燒下降23%。