35 t/h純?nèi)汲蛽]發(fā)分碳基燃料預(yù)熱燃燒鍋爐運(yùn)行特性研究

歐陽(yáng)子區(qū)，滿承波，李增林，李詩(shī)媛，3*，龐青濤，朱建國(guó)，范志剛，劉敬樟

（1.中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所，北京100190；2.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京100049；3.中國(guó)科學(xué)院潔凈能源創(chuàng)新研究院，遼寧大連116023；4.陜西煤業(yè)新型能源科技股份有限公司，西安710100）

0 引言

“十三五”期間，我國(guó)將煤炭分級(jí)分質(zhì)梯級(jí)利用列為煤炭清潔高效利用技術(shù)創(chuàng)新的戰(zhàn)略方向之一。我國(guó)低階煤探明儲(chǔ)量巨大［1］，隨著煤化工技術(shù)的不斷發(fā)展，低階煤分級(jí)分質(zhì)轉(zhuǎn)化過(guò)程中將產(chǎn)生大量的熱解半焦和氣化殘?zhí)?，這類副產(chǎn)品作為高品位潔凈燃料燃燒發(fā)電是煤炭梯級(jí)利用產(chǎn)業(yè)鏈的重要組成部分［2］。熱解半焦和氣化殘?zhí)康膿]發(fā)分極低，通常在10%以下，統(tǒng)稱為超低揮發(fā)分碳基燃料?，F(xiàn)有的煤粉鍋爐燃用該類燃料通常存在著火穩(wěn)燃困難、燃盡率低、NOx排放質(zhì)量濃度高等問(wèn)題，實(shí)現(xiàn)其清潔高效燃燒難度很大。因此，如何清潔高效燃燒利用此類超低揮發(fā)分碳基燃料已成為制約整個(gè)產(chǎn)業(yè)發(fā)展的瓶頸。

目前，針對(duì)于低揮發(fā)分燃料燃燒技術(shù)的研究主要集中在W 形火焰鍋爐方面，燃料一般以無(wú)煙煤和貧煤為主，雖然可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒，但NOx排放質(zhì)量濃度普遍較高，目前國(guó)內(nèi)技術(shù)能夠達(dá)到的最低NOx原始排放質(zhì)量濃度約為600 mg/m3（標(biāo)態(tài)，下同）［3-4］。

國(guó)內(nèi)近年來(lái)針對(duì)熱解半焦及氣化殘?zhí)咳紵夹g(shù)的研究逐漸興起，科研人員在實(shí)驗(yàn)室中對(duì)不同煤熱解及氣化工藝生成的半焦及殘?zhí)康娜紵匦院臀廴疚锱欧盘匦赃M(jìn)行了大量深入的研究，但僅局限于熱重分析裝置和中小型燃燒試驗(yàn)裝置［5-7］。

在燃燒技術(shù)開發(fā)方面，科研人員一方面是研發(fā)新型燃燒器以及燃燒裝置，用于燃燒此類超低揮發(fā)分碳基燃料［8］，另一方面是嘗試在大型電站煤粉鍋爐中摻燒一定比例的超低揮發(fā)分碳基燃料以代替動(dòng)力煤［9］。

近年來(lái)，中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所對(duì)預(yù)熱燃燒技術(shù)開展了相關(guān)研究，通過(guò)預(yù)熱式燃燒器將燃料預(yù)熱到800～950 ℃后送入鍋爐爐膛中燃燒。目前，在熱功率為0.2，0.4，2.0 MW 的預(yù)熱燃燒試驗(yàn)裝置上燃燒神木半焦，都已經(jīng)實(shí)現(xiàn)了燃燒效率達(dá)95%以上、NOx原始排放質(zhì)量濃度低于200 mg/m3的目標(biāo)［10-13］。該項(xiàng)技術(shù)徹底解決了超低揮發(fā)分碳基燃料著火穩(wěn)燃難、燃盡難和污染物排放水平高等問(wèn)題。

在此基礎(chǔ)上，中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所聯(lián)合陜西煤業(yè)新型能源科技股份有限公司對(duì)35 t/h 工業(yè)煤粉鍋爐進(jìn)行了改造，在該鍋爐上增加了預(yù)熱燃燒器以及相關(guān)的輔助系統(tǒng)，并以神木煙煤、神木半焦和氣化殘?zhí)繛槿剂线M(jìn)行試驗(yàn)，探索該鍋爐的燃燒特性及污染物排放特性。

1 鍋爐燃燒試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

35 t/h 純?nèi)汲蛽]發(fā)分碳基燃料預(yù)熱燃燒鍋爐是在原35 t/h 煤粉工業(yè)鍋爐的基礎(chǔ)上改造而成的，該鍋爐額定蒸發(fā)量為35 t/h，額定蒸汽壓力為1.6 MPa，額定蒸汽溫度為250 ℃，設(shè)置有4 個(gè)對(duì)噴旋流燃燒器，2個(gè)側(cè)墻各設(shè)置2個(gè)燃燒器。改造主要內(nèi)容為拆除4 個(gè)旋流燃燒器，更換為底噴布置的預(yù)熱燃燒器，并對(duì)二次風(fēng)供風(fēng)和給粉設(shè)備進(jìn)行改造。

改造后的35 t/h 純?nèi)汲蛽]發(fā)分碳基燃料預(yù)熱燃燒鍋爐燃燒工藝流程如圖1所示。系統(tǒng)主要包括煙風(fēng)系統(tǒng)、物料系統(tǒng)、點(diǎn)火燃燒系統(tǒng)和尾部煙氣處理系統(tǒng)。燃料燃燒用風(fēng)分為一次風(fēng)、二次風(fēng)和三次風(fēng)（燃盡風(fēng)），即采用分級(jí)配風(fēng)方式實(shí)現(xiàn)半焦的燃燒。一次風(fēng)供風(fēng)進(jìn)入預(yù)熱燃燒器底部，二次風(fēng)經(jīng)過(guò)預(yù)熱后從爐膛底部供入爐內(nèi)，三次風(fēng)從爐膛中部供入爐內(nèi)。爐前設(shè)置了半焦塔，半焦塔底部設(shè)置2 臺(tái)給粉機(jī)，分別由對(duì)應(yīng)的送粉風(fēng)機(jī)以氣力輸送的方式將半焦輸送到預(yù)熱燃燒器內(nèi)。燃燒生成的高溫?zé)煔饨?jīng)余熱回收和布袋除塵后由引風(fēng)機(jī)引至煙囪排放。一次風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、三次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)、送粉風(fēng)機(jī)均為變頻風(fēng)機(jī)，以利于工況調(diào)整和系統(tǒng)節(jié)能。尾部煙氣處理裝置包括布袋除塵器、濕法脫硫裝置和脫硝系統(tǒng)。布袋除塵器收集燃燒后的飛灰，除塵后的煙氣由引風(fēng)機(jī)引至煙囪排放。

圖1 35 t/h純?nèi)汲蛽]發(fā)分碳基燃料預(yù)熱燃燒鍋爐燃燒工藝流程Fig.1 Process flow of a 35 t/h preheating combustion boiler with pure ultra-low volatile carbon-based fuels

預(yù)熱燃燒器設(shè)有5 個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，分別位于預(yù)熱燃燒器底部、中部、上部和2 個(gè)出口。爐膛內(nèi)設(shè)有3個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，分別距離噴口1.0，2.5，10.0 m。

預(yù)熱燃燒器是實(shí)現(xiàn)半焦預(yù)熱的重要設(shè)備，半焦粉在預(yù)熱燃燒器中通過(guò)缺氧氣氛下的部分氣化和燃燒放出熱量，將自身穩(wěn)定地預(yù)熱到900 ℃以上，不需要外界熱量的輸入。預(yù)熱燃燒器為絕熱的小型循環(huán)流化床，安裝在爐膛的正下方，其與爐膛的安裝位置關(guān)系如圖2 所示。預(yù)熱燃燒器有2 個(gè)噴口，預(yù)熱后的燃料從爐膛底部向上噴入爐膛。爐膛底部設(shè)置有4 個(gè)排渣口，用于將運(yùn)行過(guò)程中爐膛內(nèi)的結(jié)渣排出爐膛。預(yù)熱燃燒器的具體原理及運(yùn)行條件可參考文獻(xiàn)［10］。

圖2 預(yù)熱燃燒器與爐膛安裝位置示意Fig.2 Installation positions of the preheating combustor and furnace

鍋爐尾部煙道有1 個(gè)煙氣取樣口和1 個(gè)飛灰取樣口，煙氣取樣口設(shè)置在選擇性催化還原（Selective Catalytic Reduction，SCR）脫硝裝置之前，飛灰取樣口設(shè)置在布袋除塵器之前。運(yùn)行過(guò)程中，通過(guò)德圖350 煙氣分析儀對(duì)煙氣進(jìn)行在線測(cè)量，對(duì)典型工況的飛灰進(jìn)行等速取樣，進(jìn)行含碳量分析，在爐膛底部的排渣口收集渣樣進(jìn)行含碳量分析。

1.2 試驗(yàn)燃料

本研究所用燃料為神木煙煤、神木半焦以及神木半焦和氣化殘?zhí)康幕旌先剂?，混合燃料中氣化殘?zhí)康膿交毂壤秊?%，干燥無(wú)灰基揮發(fā)分為4.26%，燃料分析結(jié)果見表1。其中：神木煙煤的粒徑為0～120 μm，中位粒徑為40 μm；神木半焦的粒徑為0～200 μm，中位粒徑為82 μm；氣化殘?zhí)康牧綖?～108 μm，中位粒徑為24 μm。

表1 燃料分析結(jié)果Tab.1 Fuel analysis results

進(jìn)入煤粉塔之前，稱取相應(yīng)比例的半焦和氣化殘?zhí)?，加入罐車中?duì)兩者進(jìn)行摻混。摻混后的燃料以氣力輸送的方式從罐車進(jìn)入半焦塔，再通過(guò)直吹送粉的方式進(jìn)入到預(yù)熱燃燒器中。

1.3 試驗(yàn)工況

本試驗(yàn)研究了燃料種類、預(yù)熱溫度和鍋爐負(fù)荷對(duì)鍋爐燃燒特性和NOx排放特性的影響，其中預(yù)熱溫度為預(yù)熱燃燒器內(nèi)最高溫度。不同燃料對(duì)比試驗(yàn)工況參數(shù)見表2，不同預(yù)熱溫度對(duì)比試驗(yàn)工況參數(shù)見表3，不同負(fù)荷對(duì)比試驗(yàn)工況參數(shù)見表4。

表2 不同燃料對(duì)比試驗(yàn)工況參數(shù)Tab.2 Experimental conditions of different fuels

表3 不同預(yù)熱溫度對(duì)比試驗(yàn)工況參數(shù)Tab.3 Experimental conditions at different preheating temperatures

表4 不同負(fù)荷對(duì)比試驗(yàn)工況參數(shù)Tab.4 Experimental conditions under different loads

2 鍋爐運(yùn)行特性分析

整個(gè)試驗(yàn)持續(xù)約240 h，試驗(yàn)期間預(yù)熱燃燒器溫度變化趨勢(shì)如圖3 所示，試驗(yàn)過(guò)程中預(yù)熱燃燒器溫度平穩(wěn)，調(diào)整工況時(shí)溫度有所波動(dòng)，但基本都在800～950 ℃范圍內(nèi)波動(dòng)。在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)調(diào)整一次風(fēng)對(duì)給煤量進(jìn)行匹配，保證預(yù)熱燃燒器的溫度保持在850～950 ℃。

試驗(yàn)過(guò)程中爐膛底部溫度變化如圖4 所示，隨著鍋爐負(fù)荷的調(diào)整，給煤量發(fā)生變化，爐膛底部溫度有所波動(dòng)，最低為520 ℃，最高達(dá)1 250 ℃。

由圖3、圖4 可以看出，3 種不同燃料在35 t/h 純?nèi)汲蛽]發(fā)分碳基燃料預(yù)熱燃燒鍋爐中都可以穩(wěn)定燃燒，即使干燥無(wú)灰基揮發(fā)分為4.30%的半焦粉也能穩(wěn)定地純?nèi)?，說(shuō)明預(yù)熱燃燒鍋爐具有很好的燃料適應(yīng)性，這是傳統(tǒng)煤粉鍋爐燃燒技術(shù)的突破。

圖3 試驗(yàn)全程預(yù)熱燃燒器溫度變化趨勢(shì)Fig.3 Temperature change trend of the preheating burner during the whole test

圖4 試驗(yàn)全程爐膛底部溫度變化趨勢(shì)Fig.4 Temperature change trend of the bottom of the furnace during the whole test

2.1 不同燃料的預(yù)熱燃燒特性

工況1—3 的鍋爐負(fù)荷都在24.0 t/h 以上，試驗(yàn)過(guò)程中由于受較多外部因素的限制，無(wú)法做到3 種燃料的運(yùn)行參數(shù)完全一樣，但3 個(gè)工況除了燃料不一樣，其余的運(yùn)行參數(shù)已經(jīng)非常接近。

穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)預(yù)熱式燃燒器內(nèi)溫度變化趨勢(shì)如圖5所示。3個(gè)工況下預(yù)熱燃燒器的溫度基本不變，說(shuō)明預(yù)熱燃燒器運(yùn)行穩(wěn)定；3 個(gè)工況下預(yù)熱燃燒器內(nèi)溫度分布均勻，說(shuō)明預(yù)熱燃燒器內(nèi)建立了穩(wěn)定的循環(huán)且循環(huán)量非常大，導(dǎo)致預(yù)熱燃燒器內(nèi)部溫差很小。

圖5 穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)預(yù)熱式燃燒器內(nèi)溫度變化趨勢(shì)Fig.5 Temperature change of the preheating burner during its stable operation

工況1—3下燃燒室內(nèi)溫度沿軸向的分布如圖6所示。3 個(gè)工況下爐膛的溫度分布情況基本相同，由于工況1 的鍋爐負(fù)荷最低，因此爐膛內(nèi)的平均溫度最低。為了控制爐膛內(nèi)不結(jié)焦，通過(guò)調(diào)整二次風(fēng)和三次風(fēng)的配風(fēng)，使3 個(gè)工況下燃燒室內(nèi)的最高溫度都未超過(guò)1 200 ℃。運(yùn)行過(guò)程中通過(guò)觀火孔觀察爐膛內(nèi)部的火焰形態(tài)，2 個(gè)噴口的火焰長(zhǎng)度和寬度基本一致，爐膛的火焰充滿度也比較好，火焰整體長(zhǎng)度為3.0 m 左右，沒有明顯的偏斜。試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)尾部飛灰進(jìn)行取樣及可燃物含量檢測(cè)，檢測(cè)結(jié)果及燃燒效率計(jì)算結(jié)果見表5。

圖6 燃用不同燃料時(shí)燃燒室溫度沿軸向的分布Fig.6 Temperature profiles along the axis of combustion chamber with different fuels

燃燒效率ηcf計(jì)算公式為

式中：q3為化學(xué)未完全燃燒損失；q4為機(jī)械未完全燃燒損失；w（afh）為飛灰質(zhì)量分?jǐn)?shù)，90%；w（ahz）為爐渣質(zhì)量分?jǐn)?shù)，10%；w（Cfh）為飛灰中可燃物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；w（Chz）為灰渣中可燃物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Qr為煤的收到基低位發(fā)熱值；w（Cy）為煤的收到基含碳量；w（Sy）為煤的收到基硫分；w（Ay）為煤的收到基灰分；ρ（CO）為煙氣中CO 的質(zhì)量濃度；ρ（RO2）為煙氣中CO2，SO2，NO2質(zhì)量濃度之和。

不同燃料的飛灰含量及燃燒效率見表5。由表5 可見，3 個(gè)工況的燃燒效率都在99.0%以上，表明燃料的燃盡性都很好。

表5 不同燃料的飛灰含量及燃燒效率Tab.5 Fly ash content and combustion efficiency of different fuels

試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)尾部煙氣中的NOx進(jìn)行了在線分析，工況1—3 下尾部煙氣中NOx質(zhì)量濃度隨時(shí)間的變化如圖7 所示。由圖7 可見，尾部煙氣的成分在各工況下均比較穩(wěn)定。

圖7 尾部煙氣中NOx質(zhì)量濃度隨時(shí)間的變化Fig.7 Mass concentration of NOx in discharged flue gas varying with time

該鍋爐執(zhí)行GB 13271—2017《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》，因此進(jìn)行NOx折算時(shí)，基準(zhǔn)O2體積分?jǐn)?shù)φ（O2）選9%。3 個(gè)工況下的NOx排放質(zhì)量濃度見表6，由表6 可見：神木煙煤的NOx排放質(zhì)量濃度最低，為145.8 mg/m3（φ（O2）=9%），而以神木半焦和神木半焦摻混氣化殘?zhí)繛槿剂蠒r(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度都超過(guò)了200.0 mg/m3（φ（O2）=9%）。

表6 工況1—3下NOx排放質(zhì)量濃度Tab.6 Mass concentration of NOx discharged under working condition 1—3

2.2 預(yù)熱溫度對(duì)燃燒及NOx排放的影響

試驗(yàn)過(guò)程中保證給煤量和送粉風(fēng)量不變，通過(guò)改變一次風(fēng)量來(lái)改變預(yù)熱溫度，工況4—6的預(yù)熱溫度分別為855，887，942 ℃?？梢钥吹?，預(yù)熱燃燒器空氣當(dāng)量比越高，預(yù)熱燃燒器的溫度越高。

3 個(gè)工況下燃燒室內(nèi)溫度沿軸向的分布如圖8所示。隨著預(yù)熱溫度的升高，爐膛底部的溫度明顯升高，當(dāng)預(yù)熱溫度為855 ℃時(shí)爐膛底部的溫度為840 ℃，當(dāng)預(yù)熱溫度升高到942 ℃后爐膛底部的溫度也升高到894 ℃；另外，隨著預(yù)熱溫度的升高爐膛的整體溫度也有所升高，說(shuō)明預(yù)熱溫度升高有利于預(yù)熱后的燃料在爐膛中燃燒放熱，可提升爐膛內(nèi)的燃燒份額，使預(yù)熱燃料燃盡性更好，有助于提升鍋爐的整體熱效率。

圖8 不同預(yù)熱溫度下燃燒室溫度沿軸向的分布Fig.8 Temperature profiles along the axis of combustion chamber with different preheating temperatures

不同預(yù)熱溫度下的NOx排放質(zhì)量濃度見表7，3個(gè)工況下NOx排放質(zhì)量濃度都比較低，尾部煙氣中的CO 質(zhì)量濃度也比較低。隨著預(yù)熱溫度的升高，NOx排放質(zhì)量濃度呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢(shì)，當(dāng)預(yù)熱溫度為887 ℃時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度最低，為110.6 mg/m3（φ（O2）=9%）。

表7 不同預(yù)熱溫度下NOx排放質(zhì)量濃度Tab.7 Mass concentration of NOx discharged at different preheating temperatures

該試驗(yàn)結(jié)果與在30 kW預(yù)熱燃燒試驗(yàn)臺(tái)以神木半焦和陽(yáng)泉無(wú)煙煤為燃料進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)得到的試驗(yàn)結(jié)果相同［14］，這是因?yàn)轭A(yù)熱溫度升高有利于預(yù)熱過(guò)程中燃料N的還原，但當(dāng)預(yù)熱溫度過(guò)高時(shí)，預(yù)熱燃料的空隙會(huì)坍塌，對(duì)后續(xù)燃燒過(guò)程中焦炭對(duì)N 的還原造成影響。

2.3 鍋爐負(fù)荷對(duì)燃燒及NOx排放的影響

不同鍋爐負(fù)荷的試驗(yàn)中分別選取了13.3，19.3，28.0 t/h 負(fù)荷進(jìn)行研究，3 個(gè)工況下預(yù)熱燃燒器空氣當(dāng)量比和預(yù)熱溫度基本相同，由于試驗(yàn)中需要綜合考慮運(yùn)行安全和生產(chǎn)要求，3 個(gè)工況中二次風(fēng)當(dāng)量比相差較大，試驗(yàn)結(jié)果可為實(shí)際運(yùn)行和下一步的鍋爐設(shè)計(jì)提供參考。

不同負(fù)荷下爐膛溫度分布如圖9 所示。從圖9可知，3 個(gè)工況下燃燒室內(nèi)的溫度分布曲線基本相同，溫度不同主要是由負(fù)荷不同引起的。鍋爐負(fù)荷為13.3 t/h時(shí)爐膛內(nèi)的最高溫度只有846 ℃，爐膛出口溫度只有579 ℃，雖然燃燒溫度較低但運(yùn)行比較穩(wěn)定，說(shuō)明預(yù)熱燃燒技術(shù)對(duì)于低負(fù)荷下的鍋爐穩(wěn)燃有較好的作用。

圖9 不同負(fù)荷下燃燒室溫度沿軸向的分布Fig.9 Temperature profiles along the axis of combustion chamber with different boiler loads

不同負(fù)荷下的NOx排放質(zhì)量濃度見表8，3 個(gè)工況下NOx排放質(zhì)量濃度都低于200 mg/m3（φ（O2）=9%）。隨著鍋爐負(fù)荷的增加，尾部煙氣中O2的體積分?jǐn)?shù)降低，CO 質(zhì)量濃度增加，NOx排放質(zhì)量濃度增加。值得注意的是，鍋爐負(fù)荷越低，NOx排放質(zhì)量濃度越低，這是因?yàn)榈拓?fù)荷下預(yù)熱燃料的射流剛度較小，預(yù)熱燃料射流與二次風(fēng)摻混更加容易且摻混更均勻，使NOx排放質(zhì)量濃度降低，同時(shí)燃燒加強(qiáng)，CO的質(zhì)量濃度也降低。

表8 不同負(fù)荷下NOx排放質(zhì)量濃度Tab.8 Mass concentration of NOx discharged under different loads

3 結(jié)論

針對(duì)35 t/h 純?nèi)汲蛽]發(fā)分碳基燃料預(yù)熱燃燒鍋爐，以神木煙煤、神木半焦及神木半焦摻混6%的氣化殘?zhí)繛槿剂线M(jìn)行了熱態(tài)試驗(yàn)，研究了燃料種類、預(yù)熱溫度、二次風(fēng)當(dāng)量比以及負(fù)荷對(duì)預(yù)熱燃燒特性及NOx排放的影響，結(jié)論如下。

（1）預(yù)熱燃燒鍋爐具有較好的燃料適應(yīng)性，煙煤、半焦和氣化殘?zhí)慷寄軐?shí)現(xiàn)穩(wěn)定、高效的燃燒。

（2）研究了不同燃料的預(yù)熱燃燒及NOx排放特性，結(jié)果表明：3 種燃料通過(guò)預(yù)熱后進(jìn)行燃燒，燃燒效率都超過(guò)99%；神木煙煤的NOx排放質(zhì)量濃度最低，其余2 種燃料的NOx排放質(zhì)量濃度都超過(guò)200 mg/m3（φ（O2）=9%）。

（3）以神木半焦摻混氣化殘?zhí)繛槿剂希芯苛祟A(yù)熱溫度對(duì)燃燒及NOx排放特性的影響，研究結(jié)果表明：隨著預(yù)熱溫度的升高，爐膛整體溫度有所升高，說(shuō)明預(yù)熱溫度升高有利于預(yù)熱后的燃料在爐膛中燃燒放熱；隨著預(yù)熱溫度的升高，NOx排放質(zhì)量濃度先降低后增加，當(dāng)預(yù)熱溫度達(dá)到887 ℃時(shí)，NOx排放質(zhì)量濃度達(dá)最低值110.6 mg/m3（φ（O2）=9%）。

（4）以神木半焦摻混氣化殘?zhí)繛槿剂?，研究了鍋爐負(fù)荷對(duì)燃燒及NOx排放特性的影響，研究結(jié)果表明：預(yù)熱燃燒鍋爐低負(fù)荷下穩(wěn)燃特性較好，鍋爐負(fù)荷越低NOx排放質(zhì)量濃度越低，最低可達(dá)到108 mg/m3（φ（O2）=9%）。