風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)抽爐煙防爆改造研究

張 鋒，晉中華，趙衛(wèi)東，楊培軍，嚴俊山

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054； 2.西安益通熱工技術(shù)服務(wù)有限責(zé)任公司，陜西 西安 710032）

風(fēng)扇磨煤機屬于高速磨煤機，適用于磨制高水分褐煤和高揮發(fā)分、易磨制的煙煤[1-2]。近年來由于煤質(zhì)變化造成風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)運行發(fā)生爆炸的情況時有發(fā)生。某熱電廠鍋爐采用的MFH風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)，干燥介質(zhì)由高溫爐煙、熱風(fēng)組成，屬于二介質(zhì)干燥系統(tǒng)。該廠風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)發(fā)生過爆燃事故，給企業(yè)造成了較大的損失，制粉系統(tǒng)存在安全隱患，嚴重威脅機組安全運行。為此，進行了制粉系統(tǒng)爆炸原因分析和抽低溫爐煙改造。

1 制粉系統(tǒng)爆炸原因分析

制粉系統(tǒng)爆燃或爆炸根本上屬于煤粉爆燃或爆炸，是一種壓力急劇上升的燃燒過程[3-4]。煤粉爆燃或爆炸形成的條件主要有以下3個。

1）煤粉質(zhì)量濃度 煤粉達到一定的質(zhì)量濃度范圍時，爆炸的危險性會提高。對于煙煤而言，氣粉混合物質(zhì)量濃度在0.32～4.00 kg/m3范圍內(nèi)會發(fā)生爆炸。一般制粉系統(tǒng)中，氣粉混合物質(zhì)量濃度均處于該范圍之內(nèi)。

2）點火能 點火能是煤粉爆炸的一個重要條件，而且決定了爆炸時產(chǎn)生的壓力等級和爆炸強度。明火能夠提供點火能。

3）氧量（體積分數(shù)，下同） 不同煤種防爆對氣粉混合物的氧量要求不同[5]。

該廠鍋爐現(xiàn)有風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)原設(shè)計磨制褐煤，采用高溫爐煙、熱風(fēng)二介質(zhì)干燥。而鍋爐實際燃用煤種屬于煙煤，原煤水分、熱值等參數(shù)與設(shè)計煤種相比發(fā)生了較大變化，具體參數(shù)見表1。由表1可見，由于實際入爐煤的全水分低于設(shè)計值，且收到基低位發(fā)熱量高于設(shè)計值，原風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)已無法滿足現(xiàn)有實際煤種的需要。

表1 設(shè)計煤質(zhì)與實際入爐煤質(zhì)對比Tab.1 The design coal quality and actual coal quality

目前，磨煤機入口干燥介質(zhì)由高溫爐煙和熱風(fēng)構(gòu)成，在當前入爐煤質(zhì)條件下，習(xí)慣的運行方式是磨煤機入口熱風(fēng)調(diào)節(jié)閥全開、高溫爐煙或熱風(fēng)混合調(diào)節(jié)閥全關(guān)，磨煤機入口溫度在400～500 ℃。由高溫爐煙溫度（1000 ℃）及熱風(fēng)溫度（350 ℃）混合而得，可初步判斷干燥介質(zhì)的組成主要是以熱風(fēng)為主，高溫爐煙的比例較低，因此造成磨煤機入口氧量偏高，加上制粉系統(tǒng)漏風(fēng)、密封風(fēng)等因素[6]，導(dǎo)致磨煤機的分離器出口氧量偏高。實際測試結(jié)果見表2。

表2 磨煤機分離器出口氧量 單位：%Tab.2 The oxygen content at outlet of the mill separator

由表2可見，即使在磨煤機入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥全關(guān)時，2號磨煤機和5號磨煤機的分離器出口氧量也分別達到17.6%和17.5%。褐煤氣粉混合物的防爆氧量應(yīng)小于12%，而煙煤氣粉混合物的氧量要求小于14%[2]。因此，實際運行氧量已遠超過風(fēng)扇磨煤機直吹式制粉系統(tǒng)安全運行的限值，磨煤機出口氧量偏高給制粉系統(tǒng)帶來了極大的安全隱患。另外，從爐膛出口抽取的高溫爐煙中存在未燃盡的碳顆粒，有可能以“火星”的方式進入制粉系統(tǒng)，給風(fēng)扇磨制粉系統(tǒng)的安全運行帶來進一步的威脅。

因此，必須對現(xiàn)有的風(fēng)扇磨制粉系統(tǒng)進行相關(guān)改造，解決制粉系統(tǒng)安全運行問題，減少和杜絕制粉系統(tǒng)發(fā)生爆燃的機會。

2 制粉系統(tǒng)改造方案

以燃用褐煤的標準進行制粉系統(tǒng)改造初步設(shè)計，即要求制粉系統(tǒng)改造后，磨煤機出口或系統(tǒng)末端氧量不得高于12%[1]。為此，需要改變磨煤機入口干燥劑的組成[7]，本文提出5個制粉系統(tǒng)改造方案。

方案1：將磨煤機入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥封閉，將磨煤機入口熱風(fēng)通道封閉，從電除塵器出口通過爐煙風(fēng)機抽取低溫爐煙代替熱風(fēng)和冷風(fēng)作為調(diào)溫介質(zhì)，與從爐膛出口來的高溫爐煙組成高溫爐煙、低溫爐煙二介質(zhì)干燥系統(tǒng)。

方案2：將磨煤機入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥封閉，從電除塵器出口或引風(fēng)機出口通過爐煙風(fēng)機抽取低溫爐煙代替冷風(fēng)，保留熱風(fēng)通道（但需要增加熱風(fēng)調(diào)節(jié)閥和隔絕閥），與從爐膛出口來的高溫爐煙組 成高溫爐煙、低溫爐煙、熱風(fēng)三介質(zhì)干燥系統(tǒng)。方案2系統(tǒng)布置如圖1所示。

圖1 方案2系統(tǒng)布置Fig.1 The system layout of scheme 2

方案3：將磨煤機入口冷風(fēng)調(diào)節(jié)閥封閉，將磨煤機入口熱風(fēng)通道封閉，從空氣預(yù)熱器（空預(yù)器）進口通過爐煙風(fēng)機抽取中溫爐煙代替熱風(fēng)和冷風(fēng)作為調(diào)溫介質(zhì)，與從爐膛出口來的高溫爐煙組成高、中溫爐煙二介質(zhì)干燥系統(tǒng)。

方案4：在脫硝系統(tǒng)入口煙道適當位置抽取中溫爐煙，通過爐煙管道和風(fēng)扇磨煤機自身負壓將中溫爐煙引至風(fēng)扇磨煤機入口，與熱風(fēng)、高溫爐煙混合，組成高、中溫爐煙、熱風(fēng)的三介質(zhì)干燥系統(tǒng)。

方案5：在脫硝系統(tǒng)入口煙道適當位置抽取中溫爐煙，以方案4為基礎(chǔ)增加爐煙風(fēng)機，通過爐煙風(fēng)機抽取中溫爐煙并經(jīng)過爐煙管道送至風(fēng)扇磨煤機入口，與熱風(fēng)、高溫爐煙混合，組成高、中溫爐煙、熱風(fēng)的三介質(zhì)干燥系統(tǒng)；同時增設(shè)爐煙風(fēng)機旁路，在爐煙風(fēng)機故障或檢修時，通過風(fēng)扇磨煤機自身負壓抽取中溫爐煙，可達到方案4的效果。方 案5系統(tǒng)布置如圖2所示。

圖2 方案5系統(tǒng)布置Fig.2 The system layout of scheme 5

3 改造方案分析比較

3.1 方案1

方案1采用高溫爐煙、低溫爐煙二介質(zhì)干燥系統(tǒng)，不摻混冷風(fēng)和熱風(fēng)，可以有效控制磨煤機出口氧量，實際運行中高溫爐煙氧量在3.5%（爐膛出口氧量），電除塵器出口實測氧量在6.5%左右。采用此方案后，磨煤機出口氧量可控制在9%以內(nèi)。方 案1的缺點是一次風(fēng)占總?cè)霠t風(fēng)量的比例降低，可能會在一定程度上推遲煤粉氣流的著火時間，影響燃燒穩(wěn)定性。

3.2 方案2

方案2采用高溫爐煙、低溫爐煙和熱風(fēng)三介質(zhì)干燥系統(tǒng)，與方案1相比，由于一定比例熱風(fēng)的摻入，磨煤機出口氧量會有所升高。

3.2.1 抽低溫爐煙位置

為選擇低溫爐煙抽取點，在不同位置抽出低溫爐煙，實測得到氧量、煙氣靜壓、煙氣溫度等參數(shù)見表3。

表3 低溫爐煙抽取點測試結(jié)果Tab.3 Test result of low temperature furnace flue gas extraction point

方案2低溫爐煙抽取點的位置是在引風(fēng)機的入口還是出口，應(yīng)根據(jù)引風(fēng)機的性能曲線和運行特性確定。

1）從表3中測試結(jié)果來看，引風(fēng)機進、出口的氧量差別不大，不作為選擇抽煙氣點的主要因素。若低溫爐煙抽出點選在引風(fēng)機進口，再循環(huán)煙氣不經(jīng)過引風(fēng)機，通過引風(fēng)機的煙氣量沒有變化，僅是提升壓頭增加；若低溫爐煙抽出點改至引風(fēng)機出口，引風(fēng)機的煙氣量和提升壓頭同時升高。

2）在主蒸汽流量680 t/h，引風(fēng)機出口循環(huán)風(fēng)調(diào)節(jié)閥全關(guān)時，實測A、B側(cè)引風(fēng)機入口的煙氣量分別為430580、430165 m3/h；在出口循環(huán)風(fēng)調(diào)節(jié)閥全開時，實測A、B側(cè)引風(fēng)機入口的煙氣量分別為467154、453565 m3/h。查閱引風(fēng)機工作曲線可知，目前引風(fēng)機的工作點煙氣量偏低，在增加提升壓頭后工作點更靠近失速曲線，引風(fēng)機運行容易失穩(wěn)。應(yīng)考慮在引風(fēng)機出口抽取低溫爐煙，以增加通過引風(fēng)機的煙氣量，使工作點更加遠離失速曲線，同時提高引風(fēng)機運行效率[8]。

3）從能耗方面考慮，無論從引風(fēng)機進口或出口抽取低溫爐煙的影響不大，區(qū)別在于這部分能量是由爐煙風(fēng)機提供還是引風(fēng)機提供。從投資成本考慮，如果在引風(fēng)機出口抽取低溫爐煙，并且引風(fēng)機能夠穩(wěn)定工作，爐煙風(fēng)機的壓頭則可以較低，風(fēng)機的投資可以減少。

綜上所述，在目前引風(fēng)機設(shè)備條件下，針對改造方案2，在引風(fēng)機出口抽取低溫爐煙更有利于引 風(fēng)機的安全運行，因此選取引風(fēng)機出口作為低溫爐煙的抽取位置。

3.2.2 制粉系統(tǒng)熱力計算

方案2熱風(fēng)具體的摻入比例需要經(jīng)過制粉系統(tǒng)熱力計算和運行調(diào)試確認。當前煤種下針對方案2進行制粉系統(tǒng)熱力計算，其結(jié)果見表4。低溫爐煙溫度和磨煤機出口溫度均確定為150 ℃，制粉系統(tǒng)漏風(fēng)系數(shù)為0.3。由表4可見：爐膛出口高溫爐煙的氧量為3.5%，相應(yīng)的過量空氣系數(shù)為1.2；低溫爐煙抽出點定于引風(fēng)機出口處，該處的煙氣氧量為6.5%，相應(yīng)的過量空氣系數(shù)為1.448%。方案2的設(shè)計工況對應(yīng)磨煤機出力為25 t/h，熱風(fēng)比例較高（占干燥劑總量的28.44%）；方案2的校核工況1對應(yīng)磨煤機出力為25 t/h，熱風(fēng)比例較低（僅占干燥劑總量的0.78%）；方案2的校核工況2對應(yīng)磨煤機出力為40 t/h，熱風(fēng)比例較低（僅占干燥劑總量的0.08%）。方案2校核工況1和工況2為基本不摻熱風(fēng)，分別對應(yīng)磨煤機出力25、40 t/h，磨煤機入口干燥劑初溫分別為356、472 ℃。

表4 制粉系統(tǒng)熱力計算結(jié)果Tab.4 Thermodynamic calculation result of the pulverizing system

對于設(shè)計工況，通過設(shè)定磨煤機出口氧量略低于12%，計算得到可摻入的熱風(fēng)比例最高時，干燥劑中熱風(fēng)的質(zhì)量分數(shù)為28.44%，高溫爐煙和低溫爐煙的質(zhì)量分數(shù)分別為17.00%和54.56%，一次風(fēng)中熱風(fēng)占爐膛總風(fēng)量的份額達到17.0%。因此，可以有效保證煤粉氣流的及時著火，同時保證終端干燥劑中（磨煤機出口）氧的體積分數(shù)在11.71%（小于12%）。

計算得到方案2校核工況1和工況2終端干燥劑中（磨煤機出口）氧體積分數(shù)分別為8.76%和8.07%，可遠低于規(guī)定數(shù)值12%。磨煤機出口風(fēng)量分別為96785、94519 m3/h。

3.2.3 鍋爐熱力計算

鍋爐出力680 t/h時，改造前鍋爐熱效率測試[9]結(jié)果見表5。按照方案2改造后鍋爐熱力計算結(jié)果見表6[10]。由表6鍋爐熱力計算結(jié)果可知，排煙溫度將達到188.43 ℃，較改造前（表5）約升高28 ℃，鍋爐運行經(jīng)濟性降低。

表5 改造前鍋爐效率測試結(jié)果Tab.5 The boiler efficiency test result before the retrofit

表6 按照方案2改造后鍋爐熱力計算結(jié)果Tab.6 Thermodynamic calculation result of the boiler after retrofit using scheme 2

3.3 方案3

與方案1、方案2相比，方案3抽取低溫爐煙的位置發(fā)生了改變，在空預(yù)器進口抽取中溫爐煙比從除塵器出口抽取低溫爐煙更容易，爐煙風(fēng)機壓頭和能耗會有所降低[11]。但由于尚未經(jīng)過電除塵器，所抽取中溫爐煙的溫度、含塵量較高，對爐煙風(fēng)機的磨損會更強，需要選擇耐磨型的高溫爐煙風(fēng)機，大大增加了成本。同時中溫爐煙輸送管道也存在積灰和阻力增加的可能。

3.4 方案4

方案4抽取中溫爐煙的位置在脫硝系統(tǒng)入口， 由于該位置的負壓較?。s-700 Pa），可以利用風(fēng)扇磨煤機的自身入口負壓將中溫爐煙抽至磨煤機入口，因此無需配置爐煙風(fēng)機。按照方案4改造后鍋爐熱力計算結(jié)果見表7。

表7 按照方案4改造后鍋爐熱力計算結(jié)果Tab.7 Thermodynamic calculation result of the boiler after retrofit using scheme 4

由表7可見，方案4主要有2個優(yōu)點：1）排煙溫度比改造前升高幅度小，改造后排煙溫度171.18 ℃，較改造前升高10 ℃以內(nèi)；2）不存在爐煙風(fēng)機停轉(zhuǎn)檢修等問題，各臺磨煤機的中溫爐煙量可以按需分配，互不影響，并且不受磨煤機組合方式的制約。

方案4還存在以下缺點：1）由于中溫爐煙的溫度與熱風(fēng)溫度相差不大，其調(diào)溫效果不及由引風(fēng)機前后所抽的低溫爐煙；2）中溫爐煙、高溫爐煙、熱風(fēng)之間的比例控制不及方案2靈活，且干燥劑中高溫爐煙的比例僅為2%，由于所需高溫爐煙量較少，因此可能需要縮小高溫爐煙入口面積；3）對爐煙輸送速度有一定的要求，速度偏低時可能會造成爐煙輸送管道積灰和堵灰。

3.5 方案5

方案5和方案4的鍋爐熱力計算結(jié)果相同。方案5與方案4相比，增加爐煙風(fēng)機后運行的可靠性和靈活性更高。西安熱工研究院有限公司曾利用類似的方案對國內(nèi)20余臺中儲式制粉系統(tǒng)進行過改造[12-13]，未發(fā)生爐煙管道堵灰問題，但抽爐煙口的結(jié)構(gòu)需按圖3示意進行優(yōu)化。由于抽爐煙口采用了擴口結(jié)構(gòu)，進入擴口的煙氣流速降低至5～6 m/s，且從與煙氣流向垂直的方向抽取中溫爐煙，使得進入爐煙管道的灰量大為減少。另外，還可以考慮在爐煙管道上增加流化措施，進一步防止爐煙管道堵灰。

圖3 抽中溫爐煙擴口示意Fig.3 Schematic diagram of the duct for extracting medium temperature furnace flue gas

電廠風(fēng)扇磨煤機設(shè)計出力在40 t/h，日常習(xí)慣運行在25 t/h，磨煤機的壓頭裕量較大，將爐煙流速控制在不低于15 m/s，則爐煙管道堵灰的風(fēng)險很低。

3.6 方案比較

采用方案2具有較高的運行靈活性，通過使用熱風(fēng)隔絕閥可以達到方案1的效果，同時由于保留了熱風(fēng)接入通道，對煤種的適應(yīng)范圍寬，在運行中可調(diào)節(jié)的手段較為豐富；另外，由于低溫爐煙的溫度低、含塵量低，爐煙風(fēng)機的造價較小，并且可降低其運行維護成本。方案2的缺點是改造后排煙溫度約升高28 ℃，對鍋爐運行經(jīng)濟性影響較大。采用方案4無需爐煙風(fēng)機，并且爐煙管道改造工程量小，改造成本低，但其對煤種的適應(yīng)性和調(diào)節(jié)的靈活程度不及方案2，另外改造后引風(fēng)機煙氣量不變，但壓頭增加，會導(dǎo)致風(fēng)機更接近失速曲線運行，需要通過開大引風(fēng)機回流閥等手段，以提高引風(fēng)機運行的安全性。方案5在方案4基礎(chǔ)上進行了改進，通過增設(shè)爐煙風(fēng)機旁路可以達到方案4的效果，運行的可靠性和靈活性更高，由于抽煙氣口后各設(shè)備處理的煙氣量不變，因此對其性能（如脫硝催化劑壽命、除塵器效率等參數(shù)）影響小。

4 空氣動力計算

4.1 方案2

4.1.1 爐煙風(fēng)機選型

按照改造方案2，從A、B側(cè)引風(fēng)機出口煙道引出低溫爐煙，通過安裝在鍋爐房零米的爐煙風(fēng)機加壓后通過管道送入空預(yù)器出口熱風(fēng)管道。爐煙風(fēng)機需要一定的壓頭克服引風(fēng)機出口煙道內(nèi)的負壓，以及低溫爐煙輸送管路的摩擦阻力和彎頭等局部阻力[14]。爐煙風(fēng)機提升壓頭以及煙氣量參數(shù)的計算結(jié)果見表8。

表8 制粉系統(tǒng)空氣動力計算結(jié)果Tab.8 Aerodynamic calculation result of the pulverizing system

綜合設(shè)計工況和校核工況的計算結(jié)果，最終選定爐煙風(fēng)機參數(shù)如下：工作介質(zhì)為低溫爐煙；介質(zhì)溫度為150 ℃；風(fēng)機壓頭為1789 Pa；風(fēng)機風(fēng)量為111941 m3/h。

4.1.2 引風(fēng)機核算

經(jīng)過計算，按照改造方案2，制粉系統(tǒng)在基本不摻熱風(fēng)的條件下，最大抽低溫爐煙的煙氣量約占原煙氣量的15%，抽低溫爐煙后引風(fēng)機入口負壓相應(yīng)會提高33%左右。即制粉系統(tǒng)改造后爐膛出口至低溫爐煙抽出位置的煙氣量比改造前增加15%，引風(fēng)機入口負壓估計將由改造前的-2.9 kPa變化至 -3.8～ -3.9 kPa。

風(fēng)機開度為50%（A側(cè)）和60%（B側(cè)），尚有裕量，滿足制粉系統(tǒng)改造后煙氣量和煙氣阻力提高的要求。

4.1.3 低溫爐煙和熱風(fēng)混合管道

按照改造方案2，低溫爐煙與熱風(fēng)在空預(yù)器出口熱風(fēng)管道處混合，然后通過原熱風(fēng)管道送至爐膛出口混合室與高溫爐煙混合。由于低溫爐煙的摻入，熱風(fēng)管道內(nèi)的介質(zhì)流速將會升高，表9為根據(jù)表8各工況數(shù)據(jù)計算得到的低溫爐煙和熱風(fēng)混合后熱風(fēng)管道內(nèi)的介質(zhì)流速。

表9 低溫爐煙和熱風(fēng)混合管道內(nèi)的介質(zhì)流速Tab.9 Flow rate of the mixture of low temperature furnace flue gas and hot air in the pipe

上述3個工況的熱風(fēng)冷煙混合物速度均較高，且高于規(guī)程[14]的推薦值（10～15 m/s）。因此，需要考慮增加低溫爐煙和熱風(fēng)混合管道的直徑以降低介質(zhì)速度。如管道內(nèi)徑更換為1.8 m，則3個工況對應(yīng)的熱風(fēng)冷煙混合物速度將分別變化為13.70、11.53、20.55 m/s。

4.2 方案5

采用方案4，即由脫硝系統(tǒng)入口抽取中溫爐煙，考慮到防止爐煙管道積灰（中溫爐煙流速應(yīng)不低于15 m/s），通過計算可得到中溫爐煙管道的尺寸及其阻力參數(shù)，結(jié)果見表10。由表10可知，選定爐煙氣流平均速度為15.4 m/s。一側(cè)中溫爐煙供2臺磨煤機，以爐煙管道末端2臺磨煤機運行考慮時，爐煙輸送管道的總阻力為295.8 Pa；以爐煙管道首尾各1臺磨煤機運行考慮時，爐煙輸送管道的總阻力為231.1 Pa。在一側(cè)中溫爐煙供3臺磨煤機時，爐煙輸送管道的總阻力為394 Pa。脫硝系統(tǒng)入口煙道內(nèi)煙氣的靜壓為-700 Pa，風(fēng)扇磨煤機入口的負壓為-1400～ -1900 Pa，兩者之間的壓差在700～1200 Pa，有足夠的裕量為2臺或3臺磨煤機提供中溫爐煙[15]。

表10 方案4爐煙管道尺寸及阻力計算結(jié)果Tab.10 Calculation result of size and resistance of the flue duct in scheme 4

方案5在方案4的基礎(chǔ)上，增加了爐煙風(fēng)機及其相應(yīng)的出入口管道，在方案4爐煙管道尺寸及阻力計算的基礎(chǔ)上，按爐煙輸送管道的總阻力為 800 Pa和爐煙風(fēng)機為3臺磨煤機提供中溫爐煙考慮，爐煙風(fēng)機的參數(shù)為：工作介質(zhì)是由脫硝入口抽取的中溫爐煙；介質(zhì)溫度為360 ℃；風(fēng)機壓頭為 1725 Pa；風(fēng)機風(fēng)量為215473 m3/h。

從運行可靠性、靈活性、經(jīng)濟性等方面綜合比較各方案，尤其重點比較方案2和方案5后，綜合考慮已有工程經(jīng)驗等因素，本文推薦方案5作為對制粉系統(tǒng)進行改造的最終方案。

5 結(jié)論

1）由于實際入爐煤種與設(shè)計煤種發(fā)生較大的變化，原有風(fēng)扇磨煤機制粉系統(tǒng)已無法滿足實際入爐煤種的需要，磨煤機出口氧量遠高于規(guī)定數(shù)值，對磨煤機的安全運行造成了巨大的威脅，制粉系統(tǒng)必須進行相關(guān)改造。

2）最終確定的改造方案：在脫硝系統(tǒng)入口煙道適當位置抽取中溫爐煙，通過爐煙管道和風(fēng)扇磨煤機自身負壓將中溫爐煙引至風(fēng)扇磨煤機入口，與熱風(fēng)、高溫爐煙混合，組成高、中溫爐煙、熱風(fēng)的三介質(zhì)干燥系統(tǒng)；同時增設(shè)爐煙風(fēng)機旁路，在爐煙風(fēng)機故障或檢修時，通過風(fēng)扇磨煤機自身負壓抽取中溫爐煙。改造后，磨煤機分離器出口氧量也可以控制在12%以內(nèi)，排煙溫度升高幅度在10 ℃左右，可以有效避免爐煙管道積灰堵灰問題，同時增加了運行的可靠性和靈活性。

3）該方案已經(jīng)實施，但目前運行時間較短，具體改造效果有待進一步跟蹤考察。