王春波，秦洪飛

（華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，保定071003）

溫室氣體的排放是導(dǎo)致全球變暖的原因之一，CO2是溫室效應(yīng)的主要貢獻(xiàn)者［1］.燃燒礦物燃料的火力發(fā)電廠是CO2的集中排放源.在控制CO2排放技術(shù)中，富氧燃燒技術(shù)作為最有應(yīng)用前景的技術(shù)之一［2-4］，近年為學(xué)術(shù)界和技術(shù)界高度關(guān)注.

富氧燃燒技術(shù)具有回收CO2簡單、燃燒效率高、煙氣生成量少和NOx生成量少等優(yōu)點(diǎn)［5-6］，是新一代潔凈煤發(fā)電技術(shù).美國能源部在2010年8月發(fā)布的Future GEN 2.0稱美國已投資建設(shè)一臺200 MW 富氧燃煤發(fā)電與捕集CO2的商業(yè)運(yùn)營示范機(jī)組，我國也已經(jīng)開展300 MW 富氧燃煤發(fā)電與捕集CO2示范工程的前期研究［7］.

空氣燃燒方式下煤粉的干燥介質(zhì)為空氣，磨煤機(jī)并不存在低溫腐蝕問題.富氧燃燒技術(shù)最顯著的特點(diǎn)是需要大量的鍋爐排煙再循環(huán)回到爐膛，其中，部分再循環(huán)煙氣用于干燥和輸送煤粉［8-9］.然而再循環(huán)煙氣在磨煤機(jī)干燥煤粉過程中會(huì)使原煤的部分水分蒸發(fā)到再循環(huán)煙氣中，加上煙氣中已含有的微量SO2和SO3，極易造成磨煤機(jī)及相關(guān)設(shè)備的低溫腐蝕，從而產(chǎn)生安全隱患［10］.但對此還未見詳細(xì)的計(jì)算與分析的報(bào)道.因此，有必要對富氧燃燒方式下磨煤機(jī)的低溫腐蝕特性進(jìn)行研究.

筆者以600 MW 富氧燃煤鍋爐為例，對磨煤機(jī)出口的煙氣酸露點(diǎn)進(jìn)行了理論計(jì)算，分析了再循環(huán)方式、煤種及鍋爐負(fù)荷等因素對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響，并比較了SO2和H2O 體積分?jǐn)?shù)對煙氣酸露點(diǎn)的影響，希望對富氧燃煤鍋爐磨煤機(jī)低溫腐蝕的預(yù)防提供一定的參考.

1 富氧燃煤鍋爐的再循環(huán)煙氣流程及煙氣酸露點(diǎn)算法

1.1 富氧燃煤鍋爐的再循環(huán)煙氣流程

富氧燃煤鍋爐的再循環(huán)煙氣分為2部分：一次循環(huán)煙氣（一次風(fēng)）用來干燥和輸送煤粉；二次循環(huán)煙氣主要用來調(diào)節(jié)爐膛溫度.再循環(huán)煙氣的布置與處理存在多種選擇［11-13］，大致分為3種方式，如圖1所示.方式1：再循環(huán)煙氣不脫硫不脫水，直接循環(huán)回爐膛；方式2：再循環(huán)煙氣脫硫后直接循環(huán)回爐膛；方式3：再循環(huán)煙氣脫硫脫水后再循環(huán)回爐膛.

圖1 富氧燃煤鍋爐再循環(huán)煙氣流程Fig.1 Flue gas recirculation in the oxy-fuel combustion boiler

1.2 煙氣酸露點(diǎn)的算法

富氧燃煤鍋爐再循環(huán)煙氣中含有H2O 和SO2，在干燥和輸送煤粉過程中，容易造成磨煤機(jī)的低溫腐蝕［10］.其中，煙氣酸露點(diǎn)是評價(jià)磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的關(guān)鍵參數(shù).

煙氣酸露點(diǎn)的計(jì)算方法很多［14-16］，大體分為按燃料中含硫量等成分的計(jì)算公式和按SO3與H2O含量的計(jì)算公式2類.富氧燃煤鍋爐再循環(huán)煙氣經(jīng)過處理后，煙氣中的H2O 和SO2體積分?jǐn)?shù)會(huì)有較大變化，從而影響煙氣酸露點(diǎn).然而，目前國內(nèi)外煙氣酸露點(diǎn)的計(jì)算公式大多僅考慮燃料組成和燃燒環(huán)境等因素，沒有考慮煙氣成分的變化，并不適用于再循環(huán)煙氣酸露點(diǎn)的計(jì)算.因此，筆者按SO3和H2O含量分類分別選取了Okkes A G公式［17］、BapahobaИ A 公式［18］和Verhoff ＆Banchero公式［19］進(jìn)行計(jì)算.

1.2.1 Okkes A G 公式

荷蘭學(xué)者Okkes A G 在1987年根據(jù)Muller實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出了煙氣酸露點(diǎn)tsld的計(jì)算公式：

式中：pH2O為煙氣中水蒸氣分壓，Pa；pSO3為煙氣中SO3分壓，Pa.

1.2.2 BapahobaИ A 公式

蘇聯(lián)巴拉諾娃提出BapahobaИ A 公式：

式中：φH2O和φSO3分別為煙氣中水蒸氣和SO3的體積分?jǐn)?shù)，%.

1.2.3 Verhoff ＆Banchero公式

美國Notre Dame大學(xué)Verhoff和Banchero在1974年提出的煙氣酸露點(diǎn)計(jì)算公式為：

2 富氧燃煤鍋爐磨煤機(jī)低溫腐蝕特性

為保持與空氣燃燒方式下近似的理論燃燒溫度，計(jì)算中O2的體積分?jǐn)?shù)一般為30%左右，過量氧氣系數(shù)α取1.05.計(jì)算所用煤種根據(jù)煤炭干燥基硫分分類［20］，分別選用了低硫煤、中硫煤和高硫煤.具體的元素分析與工業(yè)分析數(shù)據(jù)見表1，鍋爐主要額定參數(shù)見表2.

制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機(jī)直吹式制粉系統(tǒng)，相關(guān)參數(shù)見表3.通過制粉系統(tǒng)的熱平衡計(jì)算可獲得干燥一定水分的原煤所需的一次風(fēng)進(jìn)口溫度和干燥劑流量［21］，一般一次風(fēng)進(jìn)口溫度為200～300 ℃.磨煤機(jī)的出口溫度取決于防爆條件和設(shè)備允許溫度.對于采用再循環(huán)煙氣作為干燥劑在惰性氣氛下（此時(shí)煙氣中CO2體積分?jǐn)?shù)在80%以上，殘余O2體積分?jǐn)?shù)在5%以下）運(yùn)行的直吹式制粉系統(tǒng)，磨煤機(jī)出口溫度雖然不受防爆條件限制，但受到磨煤機(jī)軸承允許溫度的限制，最高可取110 ℃［22］.

表1 煤種的元素分析與工業(yè)分析Tab.1 Ultimate and proximate analysis of coal

表2 鍋爐主要額定參數(shù)Tab.2 Main rated parameters of boiler

表3 磨煤機(jī)主要參數(shù)Tab.3 Main parameters of mill

2.1 再循環(huán)方式對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響

首先選用低硫煤（晉華宮礦煤）進(jìn)行不同再循環(huán)方式下煙氣成分的計(jì)算，并假定煙氣冷凝器循環(huán)冷卻水的溫度為30 ℃，濕法煙氣脫硫的脫硫效率為95%，脫硫塔出口煙氣溫度為50 ℃，磨煤機(jī)出口溫度為100 ℃，再通過磨煤機(jī)熱平衡計(jì)算校核出一次風(fēng)量（一次循環(huán)煙氣量）和一次風(fēng)進(jìn)口溫度，具體數(shù)據(jù)見表4.

燃煤煙氣中SO3來自于SO2的轉(zhuǎn)化.Fleig等［23］根據(jù)建立的富氧燃煤鍋爐燃燒模型計(jì)算得到SO3的轉(zhuǎn)化率為0.3%～2%.Stanger等［24］在某燃燒試驗(yàn)裝置上進(jìn)行了富氧燃燒試驗(yàn)，結(jié)果表明SO3轉(zhuǎn)化率為1%左右.基于已有研究成果，本文SO3轉(zhuǎn)化率取1%.

表4 不同再循環(huán)方式下一次風(fēng)的成分?jǐn)?shù)據(jù)Tab.4 Compositional data of primary recycle stream under different recirculation modes

從表4可以看出，再循環(huán)方式對一次風(fēng)進(jìn)口溫度的影響較小，但對一次風(fēng)量和煙氣成分的影響顯著，特別是SO2和H2O 的體積分?jǐn)?shù).3種再循環(huán)方式下一次風(fēng)中H2O 體積分?jǐn)?shù)變化范圍為10.9%～33.0%，SO2體 積 分 數(shù) 變 化 范 圍 為0.014 5%～0.238%，且2種成分的變化規(guī)律基本一致.

根據(jù)1.2節(jié)中各煙氣酸露點(diǎn)公式計(jì)算出磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)（見表5）.

表5 不同再循環(huán)方式下磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)Tab.5 Acid dew point of flue gas at mill outlet under different recirculation modes °C

由表5可知，Okkes A G公式與Verhoff ＆Banchero公式的計(jì)算結(jié)果非常接近，兩者計(jì)算結(jié)果偏差在3K 以內(nèi)；BapahobaИ A 公式的計(jì)算結(jié)果與其他2個(gè)公式計(jì)算結(jié)果的偏差稍大，最大偏差可達(dá)14.36K.此外，3個(gè)公式計(jì)算結(jié)果的偏差隨煙氣中SO2和H2O 體積分?jǐn)?shù)的升高呈減小的趨勢，表明3個(gè)公式在計(jì)算高SO3和高H2O 體積分?jǐn)?shù)的煙氣酸露點(diǎn)時(shí)均具有一定的準(zhǔn)確度，而在計(jì)算低SO3和低H2O 體積分?jǐn)?shù)的煙氣酸露點(diǎn)時(shí)，Okkes A G 公式和Verhoff ＆Banchero公式的計(jì)算值比BapahobaИ A 公式的計(jì)算值更準(zhǔn)確.

由表5還可以看出，再循環(huán)方式對磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)的影響明顯，煙氣酸露點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果均高于設(shè)定的磨煤機(jī)出口溫度（100 ℃）.其中，方式1下的煙氣酸露點(diǎn)比方式3下高35～40K，這主要是由于再循環(huán)煙氣未脫硫脫水造成的.由此可知，采用方式1或方式2時(shí)，磨煤機(jī)會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的低溫腐蝕，影響到鍋爐及相關(guān)設(shè)備的安全運(yùn)行.因此，建議一次風(fēng)在進(jìn)入磨煤機(jī)之前進(jìn)行脫硫脫水處理（即方式3），以減輕或避免一次風(fēng)中腐蝕性成分對磨煤機(jī)的低溫腐蝕.

2.2 煤種對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響

煙氣中的SO2主要由燃料中的硫分燃燒而來，SO2體積分?jǐn)?shù)是計(jì)算煙氣酸露點(diǎn)的關(guān)鍵因素.為了評估煤中硫分含量對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響，根據(jù)干燥劑硫分的分類，選用了3種典型煤種，分別為低硫煤（晉華宮礦煤）、中硫煤（徐州煙煤）和高硫煤（芙蓉貧煤），各煤種的具體數(shù)據(jù)見表1.基于方式3（再循環(huán)煙氣脫硫脫水），對3種典型煤種進(jìn)行了煙氣成分計(jì)算和磨煤機(jī)熱平衡計(jì)算，結(jié)果見表6.

表6 不同煤種下的一次風(fēng)成分?jǐn)?shù)據(jù)Tab.6 Compositional data of primary recycle stream for different kinds of coal

由表6可知，一次風(fēng)進(jìn)口溫度受煤種的影響較大，可能的原因是在磨煤機(jī)出力一定的條件下，干燥不同水分的煤種時(shí)，只能通過改變一次風(fēng)進(jìn)口溫度來滿足要求.同時(shí)，SO3體積分?jǐn)?shù)隨煤中硫分含量的增加呈大幅度升高，而H2O 體積分?jǐn)?shù)變化并不明顯，在10.9%～14.9%內(nèi)變化.

按照表6中SO3和H2O 的體積分?jǐn)?shù)計(jì)算出磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)（見表7）.由表7可知，煙氣酸露點(diǎn)均高于設(shè)定的磨煤機(jī)出口溫度（100 ℃），且隨著煤中硫分含量的增加而升高.對比高硫煤與低硫煤煙氣酸露點(diǎn)的差值可知，采用BapahobaИ A 公式計(jì)算的差值最大，為20.73K，而采用Okkes A G公式計(jì)算的差值最小，為15.16K.在惰性氣氛下，磨煤機(jī)出口溫度主要受磨煤機(jī)軸承溫度的限制，最高溫度為110 ℃［21］，故富氧燃煤鍋爐燃燒高硫煤時(shí)，需要采取更嚴(yán)格的防腐措施來避免或減輕磨煤機(jī)的低溫腐蝕.

表7 不同煤種下的磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)Tab.7 Acid dew points of flue gas at mill outlet for different kinds of coal °C

2.3 鍋爐負(fù)荷對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響

根據(jù)用戶的不同需求，通過改變鍋爐負(fù)荷來調(diào)整發(fā)電機(jī)組的發(fā)電額度.鍋爐變負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，制粉系統(tǒng)的磨煤機(jī)出力、一次風(fēng)量及成分等相關(guān)參數(shù)也會(huì)發(fā)生相應(yīng)變化，進(jìn)一步可能會(huì)導(dǎo)致磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)的變化.選用100%、65%、45%和30%負(fù)荷時(shí)的相關(guān)參數(shù)，計(jì)算出一次風(fēng)成分和煙氣酸露點(diǎn)，分別見表8和圖2.

由圖2可知，鍋爐負(fù)荷的變化對磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)的影響不大.鍋爐負(fù)荷由100%降到30%時(shí)，煙氣酸露點(diǎn)只改變了3～5K.因?yàn)殡m然鍋爐負(fù)荷下降了70%，再循環(huán)煙氣量也隨之減少（見表8），但是再循環(huán)煙氣中的H2O 體積分?jǐn)?shù)只降低了3.5%左右，SO3體積分?jǐn)?shù)只改變了6×10-7，所以鍋爐負(fù)荷的變化對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響很小.

2.4 SO2 和H2O 體積分?jǐn)?shù)對煙氣酸露點(diǎn)的影響

SO2和H2O 體積分?jǐn)?shù)為評價(jià)磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的2個(gè)關(guān)鍵性因素.為了比較SO2和H2O 體積分?jǐn)?shù)這2個(gè)因素中哪一個(gè)對煙氣酸露點(diǎn)的影響更大，以磨煤機(jī)入口的一次風(fēng)成分作為基準(zhǔn)工況，在保持其他成分不變的前提下，假定煙氣中H2O 體積分?jǐn)?shù)升高1倍作為第一種工況，類似地，假定煙氣中SO2體積分?jǐn)?shù)升高1倍作為第二種工況.選用低硫煤和中硫煤進(jìn)行了相應(yīng)計(jì)算，一次風(fēng)的成分見表9，煙氣酸露點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果見表10和表11.

表8 不同負(fù)荷下的一次風(fēng)成分?jǐn)?shù)據(jù)Tab.8 Compositional data of primary recycle stream at different boiler loads

圖2 煙氣酸露點(diǎn)隨鍋爐負(fù)荷的變化Fig.2 Variation trend of acid dew point with boiler load

表9 一次風(fēng)的成分Tab.9 Composition of primary recycle stream%

表10 基于低硫煤煙氣酸露點(diǎn)的比較結(jié)果Tab.10 Comparison of the acid dew point with low sulphur coal

表11 基于中硫煤煙氣酸露點(diǎn)的比較結(jié)果Tab.11 Comparison of the acid dew point with medium sulphur coal

由表10和表11可以看出，采用低硫煤進(jìn)行計(jì)算得到的煙氣酸露點(diǎn)中，升高同等比例SO2體積分?jǐn)?shù)使煙氣酸露點(diǎn)的增幅比升高H2O 體積分?jǐn)?shù)的增幅僅僅高0.17K；采用中硫煤進(jìn)行計(jì)算得到的煙氣酸露點(diǎn)中，升高同等比例SO2體積分?jǐn)?shù)使煙氣酸露點(diǎn)的增幅也僅比升高H2O 體積分?jǐn)?shù)的增幅高0.37K.由此可知，SO2體積分?jǐn)?shù)對煙氣酸露點(diǎn)的影響雖然比H2O 體積分?jǐn)?shù)稍大，但煙氣酸露點(diǎn)還是由SO2和H2O 的體積分?jǐn)?shù)共同決定的.

3 結(jié) 論

（1）再循環(huán)方式對磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)的影響明顯.采用方式1或方式2時(shí)，煙氣酸露點(diǎn)大大高于磨煤機(jī)出口允許溫度，磨煤機(jī)會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的低溫腐蝕，建議對再循環(huán)煙氣進(jìn)行脫硫脫水處理.

（2）Bapahoba H A 公式僅適合計(jì)算高SO3和高H2O 體積分?jǐn)?shù)的煙氣酸露點(diǎn)；采用Okkes A G公式和Verhoff ＆Banchero公式得到的計(jì)算結(jié)果非常接近，并且沒有SO3和H2O 體積分?jǐn)?shù)的范圍限制.

（3）磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)與煤中硫分含量密切相關(guān).當(dāng)富氧燃煤鍋爐燃燒高硫煤時(shí)，需要采取嚴(yán)格的防腐措施來避免或減輕磨煤機(jī)的低溫腐蝕.

（4）磨煤機(jī)出口煙氣酸露點(diǎn)隨著鍋爐負(fù)荷的降低而呈下降趨勢，但鍋爐負(fù)荷的變化對磨煤機(jī)低溫腐蝕特性的影響很小.

（5）SO2體積分?jǐn)?shù)對煙氣酸露點(diǎn)的影響比H2O體積分?jǐn)?shù)的影響稍大，但煙氣酸露點(diǎn)還是由SO2和H2O 的體積分?jǐn)?shù)共同決定的.

［1］UMBERTO D，ALBERTO P.Performance modelling of a carbon dioxide removal system for power plants［J］.Energy Conversion and Management，1999，40（18）：1899-1915.

［2］XIONG Jie，ZHAO Haibo，ZHENG Chuguang，et al.An economic feasibility study of O2／CO2recycle combustion technology based on existing coal-fired power plants in China［J］.Fuel，2009，88（6）：1135-1142.

［3］CHEN Lei，SZE Z Y，GHONIEM A F.Oxy-fuel combustion of pulverized coal：characterization，fundamentals，stabilization and CFD modeling［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2012，38（2）：156-214.

［4］王春波，霍志紅，邢曉娜.增壓富氧燃燒流化床爐內(nèi)傳熱特性［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2012，32（3）：182-183. WANG Chunbo，HUO Zhihong，XING Xiaona.Heat transfer characteristics in a pressurized oxy-fuel fluidized bed boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（3）：182-183.

［5］NAKAYAMA S，NOGUCHI Y，KIGA T，etal.Pulverized coal combustion in O2／CO2mixtures on a power plant for CO2recovery［J］.Energy Conversion and Management，1992，33（5／6／7／8）：379-386.

［6］KIM H K，KIM Y，LEE S M，etal.NO reduction in 0.03-0.2 MW oxy-fuel combustor using flue gas recirculation technology［J］.Proceedings of the Combustion Institute，2007，31（2）：3377-3384.

［7］高建強(qiáng)，鐘錫鎮(zhèn)，王艷，等.O2／CO2煤粉鍋爐爐膛實(shí)時(shí)仿真模型研究［J］.華北電力大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，39（5）：82-83. GAO Jianqiang，ZHONG Xizhen，WANG Yan，et al.Research on real-time simulation of O2／CO2pulverized coal boiler furnace［J］.Journal of North China Electric Power University，2012，39（5）：82-83.

［8］閻維平，董靜蘭，馬凱.富氧燃煤鍋爐煙氣再循環(huán)方式選擇與水分平衡計(jì)算［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（12）：893-898. YAN Weiping，DONG Jinglan，MA Kai.Mode selection of flue gas recirculation and balance calculation of water vapor content for oxy-coal combustion boilers［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（12）：893-898.

［9］BUHRE B J P，ELLIOTT L K，SHENG C D，etal.Oxy-fuel combustion technology for coal-fired power generation［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2005，31（4）：283-307.

［10］TOFTEGAARD M B，BRIX J，JENSEN P A，etal.Oxy-fuel combustion of solid fuels［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2010，36（5）：589-591.

［11］董靜蘭，閻維平，馬凱.不同煙氣再循環(huán)方式下富氧燃煤鍋爐的經(jīng)濟(jì)性分析［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2012，32（3）：177-181. DONG Jinglan，YAN Weiping，MA Kai.Economic analysis of an oxygen-enriched coal-fired boiler at different modes of flue gas recirculation［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（3）：177-181.

［12］HU Yukun，YAN Jinyue，LI Hailong.Effects of flue gas recycle on oxy-coal power generation systems［J］.Applied Energy，2012，97：255-263.

［13］HU Yukun，YAN Jinyue.Characterization of flue gas in oxy-coal combustion processes for CO2capture［J］.Applied Energy，2012，90（1）：116-118.

［14］唐志永，金保升，孫克勤，等.濕法脫硫后凈煙氣酸露點(diǎn)計(jì)算公式的比較和評估［J］.動(dòng)力工程，2005，25（增刊）：18-21. TANG Zhiyong，JIN Baosheng，SUN Keqin，etal.The contrast and evaluation of the calculation formulas of acid dew point temperature of the flue gas after the WFGD［J］.Chinese Journal of Power Engineering，2005，25（s）：18-21.

［15］李鵬飛，佟會(huì)玲.煙氣酸露點(diǎn)計(jì)算方法比較和分析［J］.鍋爐技術(shù)，2009，40（6）：5-8. LI Pengfei，TONG Huiling.Comparison and analysis on the calculation methods of acid dew point of flue gas［J］.Boiler Technology，2009，40（6）：5-8.

［16］ZARENEZHAD B.New correlation predicts flue gas sulfuric acid dew points［J］.Oil ＆ Gas Journal，2009，107（35）：60-63.

［17］OKKES A G.Get acid dew point of flue gas［J］.Hydrocarbon Processing，1987，66（7）：53-55.

［18］岑可法，樊建人，池作和，等.鍋爐和熱交換器的積灰、結(jié)渣、磨損和腐蝕的防止原理和計(jì)算［M］.北京：科學(xué)出版社，1994：377-389.

［19］VERHOFF F H，BANCHERO J T.Predicting dew points of flue gases［J］.Chemical Engineering Progress，1974，70（8）：71-72.

［20］樊泉桂，閻維平，閆順林，等.鍋爐原理［M］.北京：中國電力出版社，2008：28-31.

［21］趙仲琥，張安國，王文元，等.火力發(fā)電廠煤粉制備系統(tǒng)設(shè)計(jì)和計(jì)算方法［M］.北京：中國電力出版社，1999：52-81.

［22］岑可法，周昊，池作和.大型電站鍋爐安全及優(yōu)化運(yùn)行技術(shù)［M］.北京：中國電力出版社，2003：342-431.

［23］FLEIG D，NORMANN F，ANDERSSON K，etal.The fate of sulphur during oxy-fuel combustion of lignite［J］.Energy Procedia，2009，1（1）：383-390.

［24］STANGER R，WALL T.Sulphur impacts during pulverised coal combustion in oxy-fuel technology for carbon capture and storage［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2011，37（1）：69-88.