燃盡風(fēng)射流形式對(duì)墻式對(duì)沖煤粉鍋爐低氮燃燒改造的影響

李 明， 王雪彩， 孫樹(shù)翁， 甄曉偉， 李 強(qiáng)， 張 韜

（煙臺(tái)龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司，山東煙臺(tái)264006）

與目前應(yīng)用最為廣泛的尾部煙氣脫硝技術(shù)——選擇性催化還原法（SCR）脫硝技術(shù)相比，空氣分級(jí)低氮燃燒技術(shù)以其運(yùn)行成本低和操作簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)在我國(guó)電站鍋爐機(jī)組中得到越來(lái)越廣泛的重視.中華人民共和國(guó)環(huán)境保護(hù)部在2010年1月27日公布的《火電廠氮氧化物防治技術(shù)政策》［1］中明確指出：低氮燃燒技術(shù)應(yīng)作為燃煤電廠氮氧化物控制的首選技術(shù)；當(dāng)采用此技術(shù)后，氮氧化物排放濃度仍不達(dá)標(biāo)或不滿足總量控制要求時(shí)，應(yīng)配備煙氣脫硝設(shè)施.

國(guó)內(nèi)外已有眾多學(xué)者采用數(shù)值模擬方法對(duì)空氣分級(jí)低氮燃燒改造進(jìn)行了研究［2－3］，主要技術(shù)措施為在爐膛上方距最上層煤粉燃燒器一定距離增設(shè)燃盡風(fēng)噴口.孫保民等［4－5］對(duì)某800 MW 超臨界鍋爐進(jìn)行了不同燃盡風(fēng)風(fēng)率下?tīng)t內(nèi)燃燒及NOx排放的數(shù)值計(jì)算，結(jié)果表明在所研究的燃盡風(fēng)風(fēng)率范圍內(nèi)，爐膛出口NOx濃度隨燃盡風(fēng)風(fēng)率的增大基本呈線性遞減規(guī)律.王頂輝等［6］分析了不同燃盡風(fēng)噴口位置對(duì)爐膛燃燒及污染物生成情況的影響，指出上移燃盡風(fēng)噴口位置可以降低NOx的排放濃度，但同時(shí)會(huì)使?fàn)t膛出口煙氣溫度升高、煤粉焦炭轉(zhuǎn)化率降低.綜上所述，以往大多研究者主要側(cè)重于不同燃盡風(fēng)風(fēng)率或燃盡風(fēng)距最上層煤粉燃燒器的高度對(duì)燃燒及污染物排放的影響［7－9］，而對(duì)不同燃盡風(fēng)射流形式（直流、旋流、圓形射流和矩形射流等）的相關(guān)特性及其對(duì)爐膛內(nèi)各物理量影響的研究較少.

筆者采用CFD 軟件對(duì)某330 MW 墻式對(duì)沖煤粉鍋爐低氮燃燒改造進(jìn)行了數(shù)值模擬，討論了3種不同燃盡風(fēng)射流形式對(duì)爐內(nèi)燃料燃燒和NOx生成情況的影響，為今后的低氮燃燒改造提供有效的技術(shù)支持.

1 研究對(duì)象

所研究的對(duì)象是由北京巴布科克·威爾科克斯有限公司（B＆W）設(shè)計(jì)制造的330 MW 亞臨界參數(shù)、中間再熱、自然循環(huán)單汽包鍋爐.爐膛的斷面尺寸為寬14.100m、深12.300 m、高49.850 m，有效容積為7 097m3.鍋爐配置正壓直吹中速磨制粉系統(tǒng)，煤粉燃燒器采用前后墻布置、對(duì)沖燃燒方式、B＆W 標(biāo)準(zhǔn)的雙調(diào)風(fēng)EI－DRB 型旋流煤粉燃燒器，共32 個(gè)，分4層布置.每臺(tái)磨煤機(jī)供應(yīng)前后墻一層8個(gè)燃燒器所需煤粉，自下而上依次為A 磨煤機(jī)、B 磨煤機(jī)、C磨煤機(jī)和D 磨煤機(jī)（以下分別簡(jiǎn)稱為A 磨、B 磨、C磨和D 磨），電廠常規(guī)運(yùn)行方式為三運(yùn)一備：A／B／C磨運(yùn)行，D 磨備用并通以少量的二次風(fēng)進(jìn)行冷卻.

在該鍋爐目前燃用煤質(zhì)和燃燒方式下，NOx排放質(zhì)量濃度較高（約為500～800mg／m3），因此對(duì)其進(jìn)行低氮燃燒改造：將原32個(gè)雙調(diào)風(fēng)EI－DRB型旋流煤粉燃燒器全部更換為煙臺(tái)龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司生產(chǎn)的LYSC－III型低氮燃燒器；在距最上層煤粉燃燒器4 m 的高度布置一層燃盡風(fēng)（OFA）（4個(gè)主燃盡風(fēng)噴口和4個(gè)側(cè)燃盡風(fēng)噴口），主燃盡風(fēng)與煤粉燃燒器中心位于同一垂直水平面上，側(cè)燃盡風(fēng)噴口位于爐膛四角，以捕捉范圍內(nèi)的未燃盡碳和防止側(cè)墻高溫腐蝕及結(jié)渣；降低爐膛整體過(guò)量空氣系數(shù)并對(duì)爐膛配風(fēng)方式進(jìn)行重新優(yōu)化調(diào)整.燃用煤質(zhì)特性如表1所示.為了使低氮燃燒改造后的燃燒效率和降氮率的綜合效果達(dá)到最優(yōu)，在確定好爐膛配風(fēng)方式的前提下，分析并討論圓形直流、矩形直流及內(nèi)直外旋3種不同的燃盡風(fēng)射流形式對(duì)爐內(nèi)燃料燃盡及污染物生成情況的影響.計(jì)算工況見(jiàn)表2，其中模擬工況均為鍋爐常規(guī)運(yùn)行方式.

表1 煤質(zhì)特性Tab.1 Analysis of coal quality

表2 計(jì)算工況Tab.2 Numerical simulation conditions

2 模型及計(jì)算方法

2.1 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

經(jīng)過(guò)復(fù)雜結(jié)構(gòu)的一次風(fēng)粉混合物及經(jīng)過(guò)旋流葉片的二次風(fēng)和內(nèi)直外旋的主燃盡風(fēng)在噴口橫截面上的分布不能用統(tǒng)一的軸向、徑向和切向速度來(lái)表示，每一點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)都是不同的［10］.因此，數(shù)值模擬分以下2部分進(jìn)行：（1）單個(gè)煤粉燃燒器的兩相冷態(tài)數(shù)值模擬，內(nèi)直外旋的主OFA 燃燒器單相冷態(tài)數(shù)值模擬；（2）爐膛的全三維冷態(tài)、熱態(tài)數(shù)值模擬.將（1）部分燃燒器出口邊界的計(jì)算結(jié)果作為（2）部分爐膛燃燒器的入口邊界條件.

（1）部分中單個(gè)煤粉燃燒器的冷態(tài)數(shù)值模擬將風(fēng)箱也作為計(jì)算控制區(qū)域，這樣雖然增加了網(wǎng)格數(shù)量及高質(zhì)量網(wǎng)格的劃分難度，但卻實(shí)現(xiàn)了內(nèi)、外二次風(fēng)的自然分配，而非人為配比.大風(fēng)箱內(nèi)的內(nèi)、外二次風(fēng)可根據(jù)各自的開(kāi)度、角度自然配風(fēng)，更符合燃燒器實(shí)際運(yùn)行的調(diào)節(jié)機(jī)制，內(nèi)、外二次風(fēng)的流量（速度）和旋流強(qiáng)度也必然更接近真實(shí)工況.（2）部分中全爐膛的數(shù)值模擬選取冷灰斗底部至水平煙道入口之間作為計(jì)算區(qū)域，并考慮了爐膛上方的輻射受熱面（屏式過(guò)熱器和二級(jí)過(guò)熱器）對(duì)爐內(nèi)溫度分布的影響.燃燒器及爐膛模型如圖1所示.根據(jù)流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)及爐內(nèi)燃燒的特點(diǎn)分區(qū)劃分網(wǎng)格，單個(gè)燃燒器模擬中的小爐膛軸向網(wǎng)格從噴口開(kāi)始實(shí)行漸疏布置，而全爐膛模擬中沿爐膛深度方向采取向壁面逐漸加密的網(wǎng)格劃分方式［11］.除此之外，還對(duì)燃燒器噴口一定距離內(nèi)的區(qū)域進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密，以捕捉區(qū)域內(nèi)各計(jì)算量的劇烈變化.以上2部分均滿足網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證.

圖1 燃燒器與爐膛模型Fig.1 Calculation models for the burner and furnace

2.2 數(shù)學(xué)模型

僅對(duì)燃燒器進(jìn)行三維冷態(tài)數(shù)值模擬，對(duì)爐膛則先進(jìn)行冷態(tài)計(jì)算，并將冷態(tài)計(jì)算結(jié)果作為熱態(tài)計(jì)算的初始條件.湍流流動(dòng)采用帶旋流修正的Realizable k－ε 雙 方 程 進(jìn) 行 計(jì) 算［12］，通 過(guò) 標(biāo) 準(zhǔn) 壁 面 函 數(shù) 法（Standard Wall Function）將近壁區(qū)與爐內(nèi)湍流核心區(qū)的物理量聯(lián)系起來(lái).渦耗散（Eddy－Dissipation）模型用于考慮湍流與化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用.采用隨機(jī)軌道模型（Stochastic Tracking）來(lái)追蹤煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡［13］，其粒徑遵循Rosin－Rammler分布.爐膛熱態(tài)計(jì)算中的輻射傳熱采用離散坐標(biāo)DO（Discrete Ordinates）模型［14］，揮發(fā)分的釋放采用單步反應(yīng)模型（Single－Rate Model），焦炭的燃燒采用內(nèi)部控制反應(yīng)速率模型（Intrinsic Model）進(jìn)行計(jì)算.采取后處理方法對(duì)NOx的生成量進(jìn)行評(píng)估，且只考慮燃料型NOx與熱力型NOx.

2.3 邊界條件

單個(gè)煤粉燃燒器冷態(tài)數(shù)值模擬設(shè)定一次風(fēng)為質(zhì)量流量入口邊界條件，二次風(fēng)風(fēng)箱入口為壓力入口，內(nèi)、外二次風(fēng)在風(fēng)箱內(nèi)通過(guò)各自的通道擋板和葉片實(shí)現(xiàn)自主分配，小爐膛出口為－50 MPa的壓力出口邊界條件；在對(duì)內(nèi)直外旋的主OFA 燃燒器模擬時(shí)，中心直流與外圍旋流部分均采用質(zhì)量流量入口邊界條件，小爐膛出口的設(shè)定與煤粉燃燒器相同.在全爐膛的模擬計(jì)算中，側(cè)燃盡風(fēng)的主要作用是確保爐膛側(cè)墻不結(jié)渣，所以3種改造工況的側(cè)燃盡風(fēng)均采用剛性較強(qiáng)的直流射流形式，設(shè)定為質(zhì)量流量入口邊界條件.改造工況1和改造工況2的主燃盡風(fēng)也為質(zhì)量流量入口邊界條件，而改造工況3中主燃盡風(fēng)及所有工況中投運(yùn)的煤粉燃燒器入口參數(shù)則分別截取上述單個(gè)內(nèi)直外旋的主OFA 燃燒器及單個(gè)煤粉燃燒器對(duì)應(yīng)面的計(jì)算結(jié)果，停運(yùn)的煤粉燃燒器采用少量二次風(fēng)進(jìn)行冷卻，入口采用質(zhì)量流量入口邊界條件（見(jiàn)圖1）.邊界設(shè)定的所有參數(shù)均取自電廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù).

2.4 模型及計(jì)算方法的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所選模型及計(jì)算方法的正確性，先對(duì)鍋爐改造前的基準(zhǔn)工況進(jìn)行了模擬計(jì)算.爐膛溫度分布是反映燃料燃燒與污染物生成情況的重要指標(biāo)，因此模擬中在爐膛屏式過(guò)熱器入口及二級(jí)過(guò)熱器出口分別建立了溫度監(jiān)測(cè)截面，但由于爐膛及出口煙氣溫度非常高，無(wú)法直接進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)定，因此將模擬結(jié)果與鍋爐熱力計(jì)算中的相應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如表3所示.由表3可知，兩者的屏式過(guò)熱器入口溫度的誤差為3.15%，二級(jí)過(guò)熱器出口溫度的誤差為0.35%，表明本次模擬所選用的計(jì)算模型及方法較為恰當(dāng)，得到的結(jié)論具有較高的參考價(jià)值.

表3 基準(zhǔn)工況下模擬所得監(jiān)測(cè)截面溫度與鍋爐熱力計(jì)算數(shù)據(jù)的對(duì)比Tab.3 Comparison of cross section temperature between simulation and thermodynamic calculation results under base conditions °C

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 燃燒器流場(chǎng)特性

圖2 燃燒器中心縱截面的速度及出口煤粉質(zhì)量濃度分布Fig.2 Air speed at centre longitudinal cross section of burner and pulverized coal concentration distribution at burner exit

圖2 為改造工況下LYSC－III型低氮燃燒器中心縱截面的速度及燃燒器出口煤粉質(zhì)量濃度分布.由圖2可知，一次風(fēng)粉混合物在管道彎頭處受慣性力作用，外側(cè)壓力大、速度低、煤粉質(zhì)量濃度高，內(nèi)側(cè)壓力小、速度高、煤粉質(zhì)量濃度低.但經(jīng)過(guò)彎頭后部高效低阻的均流裝置和一定長(zhǎng)度的直管段后，在燃燒器出口處速度及煤粉質(zhì)量濃度沿周向表現(xiàn)出良好的均勻性.內(nèi)、外二次風(fēng)從風(fēng)箱兩側(cè)入口進(jìn)入，分別流經(jīng)獨(dú)立的內(nèi)、外二次風(fēng)通道進(jìn)入爐膛.具有一定剛性的直流一次風(fēng)將煤粉顆粒限制在燃燒器中心軸線附近，被高速旋轉(zhuǎn)的二次風(fēng)所包裹并在兩者之間形成環(huán)形回流區(qū)，卷吸爐內(nèi)高溫?zé)煔獠⒓訜崦悍凼蛊渲?風(fēng)包粉的流場(chǎng)特性使燃燒器噴口及附近爐膛水冷壁處于氧化性氣氛中，可有效降低高溫結(jié)渣風(fēng)險(xiǎn).

本文中同心圓式內(nèi)直外旋的燃盡風(fēng)直流部分和旋流部分風(fēng)率與各自所占的面積比相等，即2部分的軸向分速度相同，所以外圍的旋流部分在燃燒器噴口及以后一定距離內(nèi)的合速度大于中心直流部分.外圍旋流部分的旋流數(shù)S＝0.501，屬于弱旋流［15］，射流軸向的壓力梯度不足以產(chǎn)生回流區(qū)，如圖3中內(nèi)直外旋的燃盡風(fēng)中心縱截面的流場(chǎng)分布所示，旋流的作用僅表現(xiàn)在提高其對(duì)周圍氣流的卷吸能力和加速射流速度的衰減上，因此在噴口后某一截面出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，射流中心直流部分的平均速度大于外圍旋流部分的平均速度，且直流部分范圍越來(lái)越小，旋流部分范圍越來(lái)越大［16］，模擬結(jié)果與理論符合得很好.

圖3 內(nèi)直外旋燃盡風(fēng)中心縱截面的流場(chǎng)分布Fig.3 Distribution of flow field at centre longitudinal cross section of burner with outer cyclone inner direct flow

3.2 燃盡風(fēng)射流形式對(duì)爐膛各物理量的影響

圖4 為3種改造工況下主燃盡風(fēng)3（從爐膛左側(cè)至爐膛右側(cè)依次為主燃盡風(fēng)1、2、3、4）所在爐膛縱截面的溫度分布.由圖4可以看出，在主燃區(qū)的各次風(fēng)量及運(yùn)行方式保持一致、只改變?nèi)急M風(fēng)射流形式的條件下，爐膛主燃區(qū)的空氣動(dòng)力場(chǎng)及燃燒反應(yīng)情況基本不受影響.3種改造工況下均以主燃盡風(fēng)3中心縱截面及前墻燃盡風(fēng)中心橫截面的軸向速度從噴口29m／s衰減至5m／s為標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)燃盡風(fēng)射流特性進(jìn)行研究.如圖5所示，對(duì)比改造工況1和改造工況2可以發(fā)現(xiàn)，主燃盡風(fēng)以相同的軸向速度從噴口進(jìn)入爐膛后，由于與外界煙氣間存在速度差，在黏性力作用下，射流邊界最先產(chǎn)生紊流漩渦層，與周圍高溫?zé)煔膺M(jìn)行質(zhì)量、動(dòng)量和能量交換.紊流漩渦經(jīng)跨流擴(kuò)散侵蝕主流，形成楔形射流核.燃盡風(fēng)射流的卷吸作用使其沿運(yùn)動(dòng)方向的流量逐漸增大，能量和速度逐漸衰減.對(duì)于面積和初速度相同的紊動(dòng)直流射流來(lái)說(shuō)，改造工況1中的矩形直流燃盡風(fēng)外邊界面積大于改造工況2中的圓形直流燃盡風(fēng)，且在流動(dòng)過(guò)程中，矩形直流燃盡風(fēng)并不能保持射流的截面形狀為矩形，而是在射流尖角部位形成強(qiáng)烈的漩渦，這些漩渦使得矩形直流燃盡風(fēng)的卷吸能力有所增強(qiáng)，穿透爐內(nèi)高溫黏性煙氣的深度為5.10m，差于圓形直流的5.23m.改造工況3中燃盡風(fēng)的旋流部分使其卷吸外界高溫?zé)煔獾哪芰?qiáng)于改造工況1和改造工況2中的直流燃盡風(fēng)，而中心的直流部分又能在一定程度上阻止速度的過(guò)快衰減，保證其具有一定的穿透能力，但仍弱于直流燃盡風(fēng)工況，射入爐膛深度為4.83m.

圖4 3種改造工況下?tīng)t膛縱截面的溫度分布Fig.4 Temperature distributions at centre longitudinal cross section of furnace under three retrofit conditions

改造工況中的3種燃盡風(fēng)除具有各自的射流特性外，還同時(shí)受到爐內(nèi)上游高溫?zé)煔饬鞯耐信e作用，因此燃盡風(fēng)從噴口進(jìn)入爐內(nèi)一段距離后，射流出現(xiàn)明顯上翹現(xiàn)象，下側(cè)速度梯度大于上側(cè).矩形直流燃盡風(fēng)相比圓形直流燃盡風(fēng)工況，迎流面積大，射流上翹的轉(zhuǎn)折點(diǎn)更靠近噴口根部，這也在一定程度上削弱了其對(duì)爐內(nèi)高溫火焰的穿透能力，與圖5中的模擬結(jié)果相符.而對(duì)于改造工況3中內(nèi)直外旋的燃盡風(fēng)來(lái)說(shuō)，由于本身外圍氣流的旋轉(zhuǎn)，在距噴口相同距離時(shí)卷吸周圍的高溫?zé)煔饬看笥谥绷魅急M風(fēng)工況，因此氣流速度衰減較快，剛性減弱，在爐內(nèi)上升煙氣的沖擊作用下流向更容易發(fā)生改變：向爐膛下部空間擴(kuò)張的氣流被重新折向上方，擴(kuò)展角減小且在噴口中心橫截面上氣流延伸得更遠(yuǎn)，而向爐膛上部空間擴(kuò)張的氣流在上升煙氣的影響下，擴(kuò)展角顯著增大；主燃盡風(fēng)的旋向使每個(gè)噴口靠近爐膛側(cè)墻一面的速度分量與爐內(nèi)高溫?zé)煔獾牧飨蛞恢?，速度梯度較大，而靠近爐膛中心一面的速度分量與其相反，速度梯度較小.

圖5 3種改造工況下主燃盡風(fēng)3中心縱截面以及前墻燃盡風(fēng)中心橫截面的軸向速度分布Fig.5 Axial velocity distributions at centre longitudinal cross section of the main over fire air 3and at middle cross section of nozzles on the front wall under three retrofit conditions

為了量化分析改造工況中3種燃盡風(fēng)射流形式對(duì)鍋爐燃盡率及NOx生成情況的影響，在4層主燃燒器、一層燃盡風(fēng)燃燒器、屏式過(guò)熱器入口及二級(jí)過(guò)熱器出口建立監(jiān)測(cè)截面.以改造工況1矩形直流燃盡風(fēng)中各截面的CO 或NOx濃度為基準(zhǔn)，其他2種工況與改造工況1中相應(yīng)參數(shù)的比值為縱坐標(biāo)，繪制如圖6所示的2個(gè)參數(shù)沿爐膛高度的變化曲線.由圖6（a）可以看出，與前述分析的結(jié)論相同，只改變?nèi)急M風(fēng)的射流形式不會(huì)影響主燃區(qū)的燃燒情況，因此3種改造工況下從主燃區(qū)到燃盡風(fēng)所在爐膛高度各截面的CO 濃度基本相同，但經(jīng)不同射流形式的燃盡風(fēng)作用后，CO 濃度變化明顯.由于CO 在煤粉燃燒器噴口附近隨揮發(fā)分的釋放大量生成并且聚集，而后一邊參與燃燒反應(yīng)一邊隨爐內(nèi)高溫?zé)煔馍仙?，在爐膛前后墻部位的濃度較高.改造工況1中的矩形直流燃盡風(fēng)在爐膛高度橫截面上射流根部的覆蓋范圍最廣，因此CO 濃度最低.而改造工況3中的燃盡風(fēng)在爐膛高度橫截面上雖覆蓋面積不大，但沿?zé)煔饬鞒痰娜急M風(fēng)層厚度最厚，CO 生成量較矩形直流燃盡風(fēng)工況多，但遠(yuǎn)遠(yuǎn)少于射流根部覆蓋面積和沿?zé)煔饬鞒虤饬鲗雍穸染C合水平較低的圓形直流燃盡風(fēng)工況.由圖6（b）可以看出，3種改造工況下燃盡風(fēng)的射流形式幾乎不會(huì)對(duì)爐內(nèi)各截面及出口的NOx生成量產(chǎn)生影響.

圖6 3種改造工況下CO 濃度比與NOx 濃度比沿爐膛高度的變化Fig.6 Concentration ratio variation of CO and NOxalong with furnace height under three retrofit conditions

由于碳的燃盡過(guò)程較為緩慢，主燃區(qū)未來(lái)得及燃燒的碳粒主要集中在爐膛中心部位的高溫?zé)煔庵?，因此?duì)于穿透黏性煙氣能力和后期混合能力相當(dāng)?shù)闹绷魅急M風(fēng)（改造工況1和改造工況2）來(lái)說(shuō)，二級(jí)過(guò)熱器出口煙氣中的飛灰含碳量幾乎相同，分別為5.81%和5.79%.改造工況3的燃盡風(fēng)穿透能力雖不及其他2種工況，但旋流卷吸作用使煙氣與燃盡風(fēng)的后期混合劇烈程度大大增強(qiáng)，因此二級(jí)過(guò)熱器出口飛灰含碳量最低，為5.13%.

4 結(jié) 論

（1）燃盡風(fēng)射流根部在爐膛高度橫截面的覆蓋范圍和沿?zé)煔饬鞒痰臍饬鲗雍穸染C合水平對(duì)CO 濃度的影響顯著.迎流面積較大的矩形直流燃盡風(fēng)工況下CO 濃度最低，內(nèi)直外旋燃盡風(fēng)工況次之，圓形直流燃盡風(fēng)工況下CO 濃度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其他2 種工況.

（2）內(nèi)直外旋燃盡風(fēng)的中心直流部分使射流整體具有一定的穿透能力，外圍的旋流部分又使其具有較強(qiáng)的卷吸能力，增強(qiáng)了燃盡風(fēng)與爐膛中心高溫?zé)煔獾暮笃诨旌蟿×页潭?，因此飛灰含碳量最低.

（3）在主燃區(qū)的配風(fēng)方式、燃盡風(fēng)風(fēng)率、燃盡風(fēng)噴口面積和距最上層煤粉燃燒器高度均相同的條件下，3種改造工況出口NOx的濃度幾乎相等，說(shuō)明NOx的生成對(duì)燃盡風(fēng)射流形式不敏感.

［1］ 中華人民共和國(guó)環(huán)境保護(hù)部信息中心.火電廠氮氧化物防治技術(shù)政策［EB／OL］.北京：中華人民共和國(guó)環(huán)境保 護(hù) 部，2010［2014－03－10］.http：／／kjs.mep.gov.cn／hjbhbz／bzwb／wrfzjszc／201002／t20100201＿185221.html.

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