姜方為 羅海波# 沈 剛 胡興廷

(1.貴州大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，貴州 貴陽 550000；2.中國航發(fā)貴州紅林航空動力控制科技有限公司，貴州 貴陽 550000；3.貴州富燃環(huán)?？萍加邢薰?，貴州 貴陽 550001)

垃圾焚燒是垃圾終端處置的有效手段之一，循環(huán)流化床(CFB)是垃圾焚燒處置的重要工藝，能夠較好的實(shí)現(xiàn)垃圾減容化、減量化、無害化和資源化。CFB垃圾焚燒工藝對高水分、低熱值且波動性大的生活垃圾表現(xiàn)出極強(qiáng)的適應(yīng)性，比較適合我國國情[1-2]。然而，生活垃圾入爐成分太過復(fù)雜，使空氣平衡難以控制、燃燒溫度波動較大，對CFB的運(yùn)行帶來不良影響[3-4]。在實(shí)際運(yùn)行過程中，CFB垃圾焚燒爐二次風(fēng)燃燒參與程度不高、爐膛正負(fù)壓波動性明顯，環(huán)保風(fēng)險(xiǎn)集中表現(xiàn)在CO排放量大幅度超標(biāo)上。針對這些問題，未見研究報(bào)道提出解決方法。張艷等[5]考察了機(jī)械爐排爐焚燒垃圾過程中增加生物質(zhì)垃圾的占比對污染物排放的影響，該研究僅基于爐排爐中單一氣相流進(jìn)行模擬分析，況且在垃圾焚燒行業(yè)中，CFB的沸騰燃燒方式有別于機(jī)械爐排爐的層燃燃燒方式，因此針對CFB垃圾焚燒爐的模型需要選擇氣固兩相流進(jìn)行分析。CFB垃圾焚燒爐存在流體場瞬時(shí)變化大、鍋爐存在正壓運(yùn)行工況、CO等常規(guī)煙氣監(jiān)測指標(biāo)難以穩(wěn)定達(dá)標(biāo)的特殊問題，這些特殊現(xiàn)象在機(jī)械爐排爐運(yùn)行過程中幾乎不發(fā)生。

本研究對CFB垃圾焚燒爐進(jìn)行助燃配風(fēng)改造，調(diào)整助燃配風(fēng)進(jìn)入的物理位置、強(qiáng)度、風(fēng)量及布置方式，以達(dá)到優(yōu)化CFB垃圾焚燒爐鍋爐配風(fēng)、強(qiáng)化二次風(fēng)參與燃燒的目的；并通過計(jì)算流體動力學(xué)(CFD)可視化數(shù)值模擬軟件(ANSYS Workbench Fluent軟件)對工程改造后助燃配風(fēng)的流向線、助燃配風(fēng)的湍流度影響以及整體煙氣軸向流動速度變化進(jìn)行分析，以期解決CFB垃圾焚燒爐CO排放超標(biāo)的問題，為CFB垃圾焚燒爐CO減排研究提供理論依據(jù)和模型數(shù)據(jù)參考。

1 鍋爐改造及CFD模擬方法

選取安徽某垃圾發(fā)電廠2號TG-35/3.82-LJ-400型CFB垃圾焚燒爐為研究對象，該鍋爐為單爐膛，自然循環(huán)，全鋼架π型布置，爐膛第一煙道的整體尺寸為5.93 m×4.23 m×27.20 m。鍋爐燃用當(dāng)?shù)氐拇螣熋汉蜕罾?，兩者設(shè)計(jì)質(zhì)量比約為48∶21。該CFB垃圾焚燒爐在實(shí)際運(yùn)行過程中存在CO排放指標(biāo)不可控、爐膛正負(fù)壓波動大、爐膛溫度偏低等問題。鍋爐改造前運(yùn)行工況與大氣污染物排放指標(biāo)見表1。

表1 鍋爐改造前日常運(yùn)行工況及排放指標(biāo)

針對CFB垃圾焚燒爐存在的問題，提出二次風(fēng)管道上移、增加二次風(fēng)噴入口以及增加燃盡風(fēng)管道等助燃配風(fēng)改造手段，使用CFD數(shù)值模擬結(jié)合理論分析，對改造后爐膛內(nèi)湍流模型、混合效果進(jìn)行可視化展現(xiàn)。

1.1 鍋爐本體助燃配風(fēng)的改造

1.1.1 鍋爐二次配風(fēng)的改造

將鍋爐標(biāo)高14.00 m處的鍋爐水冷壁進(jìn)行讓管處置，即將鍋爐二次風(fēng)進(jìn)入爐膛位置標(biāo)高由7.00 m提升至14.00 mm；鍋爐二次風(fēng)噴口公稱直徑均由300 mm縮小至40 mm，左右兩側(cè)墻單層二次風(fēng)噴口的數(shù)量由4個(gè)增加至24個(gè)；上移后的二次風(fēng)按照兩層布置。

1.1.2 鍋爐燃盡配風(fēng)的改造

將鍋爐第一煙道以下1.50 m處的水冷壁進(jìn)行讓管處置，在鍋爐后墻新增一排風(fēng)管，即在鍋爐煙氣出口處增加燃燼風(fēng)；燃盡風(fēng)噴口的公稱直徑為50 mm，噴口數(shù)量為8個(gè)；燃盡風(fēng)源引自鍋爐一次風(fēng)，以一次風(fēng)的壓力保證燃盡風(fēng)具有較強(qiáng)的湍流能力。

鍋爐助燃配風(fēng)改造如圖1所示。

圖1 鍋爐助燃配風(fēng)改造Fig.1 Air distribution renovation for combustion-supporting of boiler

1.1.3 鍋爐軸向顆粒體積分?jǐn)?shù)的測量

鍋爐的軸向顆粒體積分?jǐn)?shù)分布采用壓差法進(jìn)行測量[6]，在鍋爐的兩側(cè)墻上共設(shè)16個(gè)壓力測點(diǎn)，鍋爐標(biāo)高的10.90 m至鍋爐標(biāo)高的14.50 m處以及鍋爐標(biāo)高的22.10 m至23.50 m每隔1.00 m左右設(shè)置一個(gè)壓力測點(diǎn)，其余位置每3.00 m設(shè)置一個(gè)壓力測點(diǎn)，單面墻設(shè)置8個(gè)測點(diǎn)。通過測量兩個(gè)測點(diǎn)之間的壓差，根據(jù)式(1)得到顆粒軸向的體積分?jǐn)?shù)分布：

(1)

式中：fs為顆粒軸向體積分?jǐn)?shù)，%；ΔP為兩個(gè)測壓點(diǎn)之間的壓差，Pa；ρs為物料密度，kg/m3；g為重力加速度，取9.8 m/s2；Δh為兩測壓點(diǎn)間的高度差，m。

1.2 CFB爐膛內(nèi)氣固兩相湍流特性的CFD模擬

CFB垃圾焚燒爐內(nèi)，第一煙道內(nèi)氣相和固相混合方式和混合效果對物料間傳質(zhì)效果、傳熱效果、能源消耗等具有很大的影響，較差的混合效果會導(dǎo)致碳界面反應(yīng)效率低下甚至反應(yīng)失敗，因此，有必要對第一煙道內(nèi)氣固兩相的流變特性及其在第一煙道內(nèi)的流場做出全面了解[7]。近年來，隨著計(jì)算流體力學(xué)的高速發(fā)展，CFD模擬仿真技術(shù)可有效完成對不透明液體流場的可視化分析，極大提高了流場分析研究的效率以及數(shù)據(jù)分析的全面性[8]。

CFB鍋爐內(nèi)的流動狀態(tài)屬于典型的氣固兩相流動，有關(guān)爐膛內(nèi)氣體和顆粒間的耦合作用的模擬狀態(tài)已經(jīng)有大量的研究[9]。對于單煙道、中溫中壓、自然循環(huán)、非臨界的中小型CFB焚燒鍋爐而言，選擇雙歐拉流體曳力模型能夠滿足數(shù)值模擬的精確性要求[10]。本研究利用Solidworks對爐膛進(jìn)行三維建模，用ANSYS Workbench Fluent軟件對一臺規(guī)模為180 MW的CFB鍋爐進(jìn)行氣固流場數(shù)值模擬，研究助燃配風(fēng)的參與燃燒程度，分析了助燃配風(fēng)優(yōu)化改造對煙氣流速、湍流程度和氣固流場的影響，并最終結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果對CO的減排效果和機(jī)理作出可視化的分析。

網(wǎng)格模型是按照安徽某垃圾發(fā)電廠2號鍋爐的第一煙道實(shí)際尺寸建立的，并將鍋爐實(shí)際外形進(jìn)行簡化。y方向高為20.82 m，x方向?qū)挒?.93 m，z方向縱深為4.23 m。鍋爐下部設(shè)單塊大面積布風(fēng)板，尺寸為1.60 m×5.93 m。y方向分兩層布置48個(gè)二次風(fēng)口，第一層二次風(fēng)距離布風(fēng)板的距離為5.72 m，第二層二次風(fēng)距離布風(fēng)板的距離為6.92 m。在鍋爐后墻第一煙道以下1.50 m處沿x方向上布置一排8個(gè)燃盡風(fēng)口，在鍋爐后墻距布風(fēng)板高度1.40 m布置兩個(gè)回料口，回料口的直徑為1.10 m。對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)量為975 023個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為859 887個(gè)，圖2為簡化后模型的網(wǎng)格圖。

設(shè)置兩相流模擬條件為非穩(wěn)態(tài)的兩相流動，非穩(wěn)態(tài)時(shí)間步長為0.001 s。壁面反彈系數(shù)取0.01，湍流模型采用RNGk-ε湍流模型，模型常數(shù)c1=1.42，c2=1.68，cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3，σ1=0.85。氣固間的動量傳遞選用Gidaspow曳力模型描述，模型參數(shù)設(shè)置如表2所示。

圖2 模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation of model

表2 鍋爐模擬模型及計(jì)算參數(shù)

2 鍋爐助燃配風(fēng)改造效果模擬分析

2.1 對CO排放可控性的影響

助燃配風(fēng)改造后，CFB垃圾焚燒爐運(yùn)行指標(biāo)得到明顯的改善，表明配風(fēng)改造優(yōu)化了燃燒工況。圖3為助燃配風(fēng)率為37%、40%、43%時(shí)煙氣排放指標(biāo)變化情況。

由圖3可見，助燃配風(fēng)改造后，爐膛CO排放指標(biāo)出現(xiàn)明顯的改善。當(dāng)鍋爐助燃配風(fēng)率為40%以上時(shí)，CO排放均值可降低至80 mg/Nm3以下，煙氣含氧量保持在9.5%(體積分?jǐn)?shù))左右；當(dāng)鍋爐助燃配風(fēng)率低于40%時(shí)，尾部煙氣含氧量降至8.5%以下，CO的排放開始超出國家標(biāo)準(zhǔn)的要求。此外，CO的排放均值與NOx、HCl、尾部煙氣含氧量等排放均值存在一定的反比關(guān)系，CO排放降低，NOx和HCl等酸性氣體的排放出現(xiàn)一定上??；當(dāng)CO排放升高，尾部煙氣含氧量降低，NOx和HCl等酸性氣體排放也出現(xiàn)一定的降低。這是因?yàn)闋t膛內(nèi)CO等可燃性氣體存量降低，使尾部煙氣含氧量升高，瞬時(shí)過量空氣系數(shù)增加導(dǎo)致了折算值上升；另一方面，當(dāng)?shù)谝粺煹纼?nèi)CO存量減少，爐膛內(nèi)還原性氣氛減弱[11]，對NOx生成的抑制作用減少，導(dǎo)致煙氣中NOx排放量相應(yīng)增加。綜上，助燃配風(fēng)率宜為40%左右，后續(xù)對該比例下的溫度流場進(jìn)行分析。

圖3 不同助燃配風(fēng)率下煙氣排放指標(biāo)Fig.3 Flue gas emission under different ratio of combustion-supporting air distribution

2.2 對爐膛中上部溫度的影響

由圖4可見，對鍋爐助燃配風(fēng)方式進(jìn)行改造后，爐膛中上部的溫度均有明顯的上升，平均提升幅度為41.3 ℃；爐膛中上部溫度的波動性減小，波動區(qū)間由平均77.9 ℃縮小至46.3 ℃，波動范圍縮小31.6 ℃；爐膛中上部的溫度穩(wěn)定性提升，主要源于爐膛壓力場的突然波動或垃圾入料成分的變化而造成的爐膛溫度驟降現(xiàn)象得到明顯緩解，溫度降低的平均幅度由55.7 ℃減少至27.2 ℃，爐膛中上部的溫度穩(wěn)定性提升了51.2%左右?？傮w來說，助燃配風(fēng)的改造對穩(wěn)定爐膛中上部的溫度產(chǎn)生顯著影響。

圖4 助燃配風(fēng)改造前后爐膛中上部溫度變化曲線Fig.4 Temperature curve of upper and middle furnace before and after renovation of air distribution for combustion-supporting

CFB垃圾焚燒工藝屬于低溫、分級焚燒工藝[12]。CFB垃圾焚燒爐中影響碳燃燒反應(yīng)速率的因素包括溫度、過量空氣系數(shù)、氧擴(kuò)散混合能力等[13]。有研究表明，CFB垃圾焚燒爐在500～800 ℃下碳基無機(jī)化合物以界面反應(yīng)為主，是碳表面化學(xué)吸附反應(yīng)的過程：首先O2在碳表面發(fā)生化學(xué)吸附并轉(zhuǎn)化為吸附的C=O，而后進(jìn)一步形成CO2離開表面。由于化學(xué)吸附需要活化能，故溫度升高會導(dǎo)致O2的化學(xué)吸附增強(qiáng)，從而使化學(xué)反應(yīng)速率增加[14]。因此，提升溫度對降低CFB垃圾焚燒爐CO的排放有著積極作用；同樣因?yàn)榈蜏胤贌に嚄l件下以界面反應(yīng)為主，所以增加碳與O2接觸的幾率也同樣關(guān)鍵，增加助燃配風(fēng)的穿透力也是必要的。孔令然等[15]指出CFB垃圾焚燒爐中CO的反應(yīng)速率比純氣相條件下的反應(yīng)速率小很多，CO在CFB內(nèi)的燃燒速率除了與燃燒溫度、爐膛壓力、氣體濃度有關(guān)外，還需乘上一個(gè)有效空間的反應(yīng)系數(shù)，即空隙率。當(dāng)空隙率趨近于零，CO的燃燒反應(yīng)就不能進(jìn)行。CFB垃圾焚燒爐中CO的反應(yīng)在上部粉塵濃度較低處具備較為良好的反應(yīng)空間條件，因此需要將助燃配風(fēng)相應(yīng)上移。

CFB垃圾焚燒爐鍋爐助燃配風(fēng)進(jìn)行改造以后，爐膛中上部和第一煙道出口的溫度明顯上升。結(jié)果不僅說明因垃圾成分的特殊性導(dǎo)致第一煙道中上部聚集大量的可燃揮發(fā)分氣體，也說明助燃配風(fēng)補(bǔ)入增加了第一煙道煙氣的回流效果和湍流程度，起到了明顯提升氧擴(kuò)散能力的作用，因此在這區(qū)域內(nèi)碳的界面反應(yīng)得到加劇，溫度升高。其次，在爐膛上部的顆粒濃度較低，平均顆粒質(zhì)量濃度均在2.287 kg/m3以下，具有一定的空隙率。因此，在爐膛中上部增加相應(yīng)的助燃配風(fēng)實(shí)質(zhì)上是增加此處的氣流湍流強(qiáng)度、氧氣的擴(kuò)散參與能力以及顆粒物的空隙率，改善燃燒所需要的條件，從而實(shí)現(xiàn)揮發(fā)分氣體的燃燒與爐膛溫度的升高。

2.3 煙氣在第一煙道內(nèi)的運(yùn)動特性及顆粒濃度分布

2.3.1 第一煙道內(nèi)煙氣的運(yùn)動特性分析

助燃配風(fēng)的射流深度是表征爐膛內(nèi)部煙氣擾動強(qiáng)度的一個(gè)特征指標(biāo)。已有研究分析了CFB助燃配風(fēng)射流深度及其影響因素的關(guān)系，并且建立基于交叉射流動量比的初始射流深度模型[16]，其經(jīng)驗(yàn)公式為：

(2)

式中：s為射流軌跡橫軸位移，m；d0為助燃配風(fēng)的噴口公稱直徑，m；ρ2為助燃配風(fēng)射流氣相平均密度，kg/m3；u2為助燃配風(fēng)噴口的射流速度，m/s；ρ1為一次流化氣相平均密度，kg/m3；u1為一次流化氣體的射流速度，m/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；ε為顆?？障堵剩籾p為爐膛內(nèi)顆粒的運(yùn)動速度，m/s。

CFB中分為氣相和顆粒相兩相流體，大量的研究對氣固兩相流體進(jìn)行了探究，CFB稀相區(qū)的流體狀態(tài)可近似看做分散泡狀流[17]，王勤輝等[18]描述了CFB爐膛內(nèi)顆粒濃度和距離布風(fēng)板的高度之間的關(guān)系，明確距離布風(fēng)板的高度越大，顆粒的濃度越低；劉向軍等[19]的研究指出床內(nèi)顆粒的空隙率的變化范圍，并明確了二次風(fēng)補(bǔ)入處的空隙率為1.5～2.0。

鍋爐配風(fēng)改造前后CFB爐膛內(nèi)的煙氣流向的可視化模擬結(jié)果分別見圖5、圖6。

對比圖5、圖6可知，助燃配風(fēng)改造前，爐膛第一煙道的煙氣流動狀態(tài)類似“層流”，在二次風(fēng)補(bǔ)入處的一次風(fēng)存在一個(gè)明顯的流場收縮、流速增快的過程，但是原有二次風(fēng)的湍流作用效果并沒有預(yù)期那樣明顯；助燃配風(fēng)改造后，爐膛內(nèi)的一次風(fēng)的流動方向受到了明顯的干擾，尤其在助燃配風(fēng)的補(bǔ)入位置處，明顯看出助燃配風(fēng)形成一片導(dǎo)向“風(fēng)墻”，對一次風(fēng)風(fēng)向的導(dǎo)流作用十分明顯，在爐膛第一煙道的徑向上形成一定的“渦流”。煙氣的湍流范圍得到擴(kuò)張，爐膛內(nèi)焚燒死角的范圍有效縮減。通過可視化過程模擬可進(jìn)一步驗(yàn)證助燃配風(fēng)改造后，第一煙道內(nèi)物料間傳質(zhì)效果、傳熱效果得到明顯改善；碳基化合物的燃燒界面反應(yīng)條件得到優(yōu)化。因此第一煙道內(nèi)的燃燒過程更劇烈，燃燒速率更快，燃盡所需時(shí)間更短，爐膛出口CO的濃度也相應(yīng)下降。

注：圖為左視圖，箭頭表示煙氣流向，下同。圖5 改造前煙氣流向Fig.5 Air flow direction before the renovation

圖6 配風(fēng)改造后煙氣流向Fig.6 Air flow direction after the renovation

進(jìn)一步對局部助燃配風(fēng)的功能和效果進(jìn)行剖析，結(jié)果如圖7所示。二次風(fēng)改造后，二次風(fēng)從入口進(jìn)入爐膛的初始射流深度未發(fā)生明顯變化，但二次風(fēng)在風(fēng)管入口處的湍流深度得到明顯增加，結(jié)合改造后的總體風(fēng)流向曲線的模擬結(jié)果，二次風(fēng)補(bǔ)入處的整體煙氣流的湍流強(qiáng)度得到明顯增強(qiáng)；燃盡風(fēng)的補(bǔ)入效果則比二次風(fēng)效果更加明顯，在燃盡風(fēng)的作用下，第一煙道上部至出口位置形成明顯的“渦流”區(qū)域，煙氣在該區(qū)域出現(xiàn)明顯的旋流和回流效果。由于燃盡風(fēng)源引自鍋爐一次風(fēng)，燃盡風(fēng)的風(fēng)壓比二次風(fēng)風(fēng)壓大；并且燃盡風(fēng)進(jìn)入爐膛的位置比二次風(fēng)高，燃盡風(fēng)補(bǔ)入處煙道的一次風(fēng)壓力比二次風(fēng)補(bǔ)入處一次風(fēng)壓力小，因此燃盡風(fēng)對第一煙道煙氣的“導(dǎo)流效果”明顯強(qiáng)于改造后的二次風(fēng)。

圖7 助燃配風(fēng)的局部流線剖析Fig.7 Partial streamlines analysis of air distribution for combustion-supporting

除此之外，對鍋爐第一煙道的軸向速度分布進(jìn)行可視化模擬，模擬結(jié)果如圖8所示。模擬結(jié)果顯示第一煙道軸向上的煙氣平均流速為7.539 m/s，鍋爐煙氣流速在線監(jiān)測設(shè)備測得煙氣流速為7.900 m/s，偏差為-4.57%，說明模擬數(shù)據(jù)具有一定的可靠性。在助燃配風(fēng)改造前，第一煙道煙氣的軸向平均流速為12.100 m/s，相比而言煙氣軸向流速降低了37.69%，有助于煙氣在第一煙道內(nèi)停留更長的時(shí)間，更好地滿足行業(yè)焚燒垃圾停留時(shí)間要求，為第一煙道出口CO排放值降低提供有利條件。

圖8 第一煙道軸向速度分布Fig.8 Axial velocity distribution in the first gas flue

2.3.2 第一煙道內(nèi)顆粒濃度特性分析

對第一煙道內(nèi)顆粒的濃度分布進(jìn)行可視化數(shù)值模擬分析，結(jié)果見圖9?？傮w看來，鍋爐第一煙道軸向顆粒濃度隨著鍋爐標(biāo)高的升高而降低且CFB爐膛內(nèi)的顆粒濃度可呈現(xiàn)明顯的密相區(qū)與稀相區(qū)分布特性，與周星龍等[20]的研究一致。密相區(qū)軸向顆粒質(zhì)量濃度均值在3.846 kg/m3左右，除助燃配風(fēng)補(bǔ)入處周圍的顆粒質(zhì)量濃度降低至1.145 kg/m3左右外，第一煙道其他區(qū)域的顆粒質(zhì)量濃度分布比較均勻，均值在2.287 kg/m3左右?？梢娭寂滹L(fēng)的改造對整體稀相區(qū)的顆粒濃度分配的影響作用有限，在沒有助燃配風(fēng)進(jìn)入的爐膛區(qū)域顆粒濃度的變化并不明顯。但助燃配風(fēng)的改造拓寬了第一煙道內(nèi)較高空隙率的區(qū)域面積，對于低溫燃燒工藝的界面反應(yīng)起到了一定的積極作用，直接優(yōu)化了助燃配風(fēng)參與爐內(nèi)燃燒的能力。

圖9 顆粒質(zhì)量濃度分布Fig.9 Distribution of particle mass concentration

3 結(jié) 論

(1) 鍋爐助燃配風(fēng)改造對CFB燃燒工況有明顯的影響。助燃配風(fēng)率為40%左右時(shí)，CO排放均值可降至80 mg/Nm3以下，煙氣含氧量保持在9.5%左右。

(2) 助燃配風(fēng)改造可使CFB垃圾焚燒爐內(nèi)中上部溫度增加，平均溫度上升41.3 ℃，說明第一煙道中上部的燃燒反應(yīng)劇烈程度、可燃物的燃燒反應(yīng)速率得到明顯增強(qiáng)、燃盡所需時(shí)間更短。改造后CFB焚燒工藝物料間的傳質(zhì)效果、傳熱效果以及燃燒要素中氧擴(kuò)散參與燃燒的效果得到顯著改善。

(3) 可視化數(shù)值模擬結(jié)果表明，CFB垃圾焚燒爐改造后的助燃配風(fēng)起到了明顯的煙氣旋流和回流的作用。燃盡風(fēng)的風(fēng)壓大于二次風(fēng)，燃盡風(fēng)補(bǔ)入處一次風(fēng)的風(fēng)壓小于二次風(fēng)補(bǔ)入處一次風(fēng)的風(fēng)壓，導(dǎo)致燃盡風(fēng)的“導(dǎo)流效果”明顯優(yōu)于二次風(fēng)；煙氣回流使煙氣軸向速度降幅達(dá)37.69%，煙氣在第一煙道內(nèi)停留時(shí)間延長，有助于滿足行業(yè)對煙氣在煙道內(nèi)停留時(shí)間的要求。

(4) 助燃配風(fēng)補(bǔ)入處周圍的顆粒質(zhì)量濃度由2.287 kg/m3左右降低至1.145 kg/m3左右。助燃配風(fēng)的改造拓寬了第一煙道內(nèi)較高空隙率的區(qū)域面積，對于低溫燃燒工藝的界面反應(yīng)起到積極作用，直接優(yōu)化了助燃配風(fēng)參與爐內(nèi)燃燒的能力。