厲彥民，嚴 謹,，孫榮岳，王泰淇，王 鵬，盧嘯風

(1.南京工程學院 能源與動力工程學院，江蘇 南京 211167；2.重慶大學 低品位能源利用技術及系統(tǒng)教育部重點實驗室，重慶 400044)

0 引 言

近年來，為實現(xiàn)能源結構轉(zhuǎn)型，政府大力施行“超低排放”政策，以達到火電機組NOx質(zhì)量濃度小于50 mg/m3[1]；2021年9月，中共中央國務院明確提出嚴格控制化石能源消費，加快現(xiàn)役煤電節(jié)能升級和靈活性改造，為實現(xiàn)“碳達峰、碳中和”目標，對燃煤機組低負荷運行提出了更苛刻的要求[2]。CFB鍋爐燃燒技術因其在燃料適應性、負荷調(diào)節(jié)性和低溫燃燒等方面的優(yōu)勢[3-5]，在目前政策引導下必將繼續(xù)大力發(fā)展。

煙氣再循環(huán)隨富氧燃燒技術的發(fā)展而提出，獲得了長足發(fā)展，鍋爐尺寸已達到工業(yè)示范規(guī)模等級[6]。HOUSHFAR等[7]在生物質(zhì)層燃反應器上開展了空氣分級燃燒與煙氣再循環(huán)降低NOx排放試驗，結果表明空氣分級燃燒可降低NOx排放約70%，加入煙氣再循環(huán)后可達75%～80%。JIANG等[8]對2臺俄制2 650 t/h煤粉鍋爐進行試驗，發(fā)現(xiàn)采用二次風代替再循環(huán)煙氣后，NOx平均質(zhì)量濃度下降了123.2 mg/m3，該項技術可進一步降低主燃區(qū)氧濃度，更有利于分級燃燒，可有效控制燃料型NOx。上述文獻表明，煙氣再循環(huán)技術應用于層燃爐和煤粉爐減排效果較好，有必要將其應用于循環(huán)流化床鍋爐并研究其減排效果，多級煙氣再循環(huán)配風方式和二次風代替循環(huán)煙氣等方法為優(yōu)化循環(huán)流化床鍋爐煙氣再循環(huán)技術提供了思路。

SUNG等[9]研究了煙氣再循環(huán)(FGR)對富氧摻燒污泥和生物質(zhì)的影響。煙氣再循環(huán)率由0增至60%時，CO體積分數(shù)由3.60%降至0.91%，NO體積分數(shù)由38×10-6降至14×10-6。DUAN等[10]研究了FGR工況下各種生物質(zhì)燃料摻燒的污染物排放特性，得到FGR對NOx抑制作用的主要機理及最佳運行工況。針對大型CFB鍋爐，BLASZCZUK[11]詳細評估了低FGR工況下床層的熱傳遞行為。我國部分小型流化床電廠也采用一次風改造的煙氣再循環(huán)方式，將NOx初始質(zhì)量濃度降低18.0%～27.9%，但對應的煙氣再循環(huán)率超過25%，床溫下降，排煙溫度上升，直接影響了機組穩(wěn)燃和燃燒效率。上述文獻表明，F(xiàn)GR在鏈條爐和煤粉爐應用較廣泛，在流化床則集中于以FGR為載體的富氧燃燒研究。

針對常規(guī)CFB電站鍋爐，絕大多數(shù)研究集中于循環(huán)煙氣與一次風混合的情形，鮮見再循環(huán)煙氣與二次風混合的嘗試以及再循環(huán)煙氣入爐位置對NOx減排效果的影響研究。隨著我國“深度調(diào)峰”的推進，這種技術方案使床溫下降約50 ℃，嚴重制約了機組低負荷穩(wěn)燃能力，亟需尋求更優(yōu)的解決方案。為了保證燃燒效率、穩(wěn)定床溫和低氮燃燒等，筆者提出了一種爐膛稀相區(qū)FGR與補燃風協(xié)同作用下的新型煙氣再循環(huán)方式，探求其燃燒特性(效率)、NOx排放特性與協(xié)同運行能力。在1臺0.2 t/h CFB上開展了直通FGR試驗，重點分析FGR/補燃風流量和通入位置對溫度場和NOx排放特性的影響，以期為基于FGR的低氮燃燒系統(tǒng)提供設計指導，也為常規(guī)CFB電站鍋爐的低氮燃燒改造提供參考。

1 試 驗

1.1 試驗裝置

試驗在小型循環(huán)流化床燃燒試驗臺上進行，爐膛由碳化硅材料組成，橫截面積150 mm×150 mm，高度為3 000 mm。燃料由螺旋給料機送入爐內(nèi)，通過調(diào)速電機調(diào)節(jié)給料量。沿爐膛高度方向布置多個K型熱電偶，可連續(xù)測量爐內(nèi)溫度分布，同時還配備了壓力和氣體成分分析等測點。溫度和壓力數(shù)據(jù)由計算機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(MCGS)采集分析，煙氣成分則由ECOM-J2KN型煙氣分析儀(精度：氧氣體積分數(shù)0.2%，其他組分10×10-6)進行在線監(jiān)測。對于FGR系統(tǒng)，袋式除塵器后的煙氣由再循環(huán)風機抽出，通過噴水和干燥過濾器送入煙氣洗滌器以獲得清潔煙氣。然后，通過轉(zhuǎn)子流量計調(diào)節(jié)流量，將煙氣/空氣送入爐內(nèi)，通入點分別距布風板1.31和2.26 m，試驗臺裝置如圖1所示，裝置詳細介紹可參考文獻[12]。

圖1 小型循環(huán)流化床燃燒試驗臺示意

1.2 試驗物料

試驗用煤經(jīng)破碎、篩分，粒度控制在0～3 mm，其工業(yè)分析及元素分析見表1，可知該煤種灰分低、熱值高。粒徑0.15～1.00 mm且純度為95%的石英砂用作床層材料。旨在尋求循環(huán)煙氣/補燃空氣的最佳通入位置和方式以達到最佳NOx排放控制需求，因此暫不考慮爐內(nèi)脫硫。

表1 煤種工業(yè)分析和元素分析

1.3 試驗過程與步驟

啟動點火前，首先通過螺旋給料機向爐內(nèi)加入約7 kg床料，同時開啟爐膛和流化風電加熱系統(tǒng)加熱密相區(qū)床料。待爐膛密相區(qū)溫度加熱至600 ℃后，投入少量燃料點火。隨燃料著火燃燒，床溫逐漸升高，逐步關閉爐膛電加熱系統(tǒng)，并調(diào)節(jié)流化風量和流化風溫達設定工況。隨后開始煙氣再循環(huán)試驗，進行底渣飛灰取樣及煙氣成分測量。

1.4 工況安排

試驗工況見表2。由于床溫顯著影響NOx生成濃度[13]，因此所有工況中床溫穩(wěn)定維持在930 ℃左右。工況1為無煙氣再循環(huán)時的對比工況；工況2～4為煙氣再循環(huán)率對燃燒效率和NOx排放的影響研究；工況5～7為保持截面流速不變的前提下，爐膛中部補燃風送入的影響研究；工況8～13為再循環(huán)煙氣/補燃風從爐膛上部送入的對比研究。

表2 流化床新型煙氣再循環(huán)試驗工況

為合理評價再循環(huán)過程中NO還原效果，定義NO轉(zhuǎn)化率φzh，充分考慮供風中再循環(huán)NO的影響[14]：

(1)

其中，ρFGR(NO)為FGR中NO質(zhì)量濃度，mg/m3；ρfuel(NO)為燃料中NO質(zhì)量濃度，mg/m3；ρout(NO)為NO質(zhì)量濃度，mg/m3，由式(2)計算：

ρout(NO)=Vfρout,s(NO)，

(2)

式中，ρout,s(NO)為實測NO質(zhì)量濃度，mg/m3；Vf為實際煙氣量，m3/kg，根據(jù)給煤量、過量空氣系數(shù)和排煙溫度計算求得。

1.5 不確定度分析

采用插入爐內(nèi)的鎧裝K型熱電偶進行溫度測量，顯示值與實際氣固溫度的關系為

tm=tr+Δt。

(3)

其中，Δt為指示誤差，℃；tm為指示值，℃；tr為實際氣固溫度，℃。溫度測量系統(tǒng)的傳輸和記錄信號實際上是電信號。因此，需基于電信號不確定度分析溫度測量系統(tǒng)的不確定度。

測量重復性與爐內(nèi)溫度波動有關，采用A類方法進行評價。以工況3為例，由貝塞爾公式計算單次測量標準差s(xi)為0.057 6 mV。實際測量中，取20次測量平均值作為最終結果，因此測量重復性的不確定度u(Δt1)為

(4)

最高床溫時，K型熱電偶的精度為0.35 mV，此時由于熱電偶精度引起的不確定度u(Δt2)為

(5)

同理，數(shù)據(jù)采集模塊的不確定度u(Δt3)為

u(Δt3)=0.10×0.05%=0.000 05 mV，

(6)

則復合不確定度u(Δt)為

(7)

覆蓋因子k=2，擴展的不確定度U(Δt)為

U(Δt)=ku(Δt)=0.352 mV。

(8)

數(shù)據(jù)波動較大的工況14～16中床溫對應的電動勢隨時間的變化如圖2所示，用圓點標記2個工況床溫對應的電動勢差達到0.352 mV的位置，可知2個工況附近至少存在200 s的床溫數(shù)據(jù)合理。因此可認定所有床溫數(shù)據(jù)在整個試驗過程中可靠。

圖2 工況14～16中床溫對應的電動勢隨時間的變化

NOx排放不確定度的計算過程類似，在此不做贅述。典型工況下NOx排放隨時間的變化如圖3所示，可知工況7及工況13中NOx平均質(zhì)量濃度分別為256.156和203.033 mg/m3，這2個時間間隔開始和結束時，NOx質(zhì)量濃度較低，這是為了保證測量準確性，排空采樣管道內(nèi)剩余煙氣。此外，2個工況時間間隔內(nèi)以及各工況前后10 s內(nèi)數(shù)據(jù)都在虛線之間穩(wěn)定波動。因此，可認定NOx質(zhì)量濃度測量值可靠。

圖3 不同工況下NOx排放量隨時間的變化

2 結果和分析

2.1 再循環(huán)工況下溫度分布特性

中部送入不同流量的再循環(huán)煙氣后爐膛溫度分布如圖4所示。送入位置下部的溫度分布一致，說明再循環(huán)煙氣不會影響其下部燃燒，但通入位置上部的煙氣溫度逐漸下降。煙氣再循環(huán)率越大，溫度下降越多，爐膛出口的最大溫降約為30 ℃。中部送入不同流量的再循環(huán)煙氣/補燃風時爐膛的溫度分布如圖5所示，可知溫度變化與僅通入再循環(huán)煙氣時類似。保持截面流速恒定，隨補燃風流量增加，通入位置上方的煙溫略增加，不超過10 ℃。與初始工況相比，爐膛出口煙溫降低約20 ℃，小于純再循環(huán)煙氣工況下的30 ℃。同時，出口過量空氣系數(shù)從1.15 逐漸升高至1.73，可認定送入的再循環(huán)煙氣/補燃風對稀相區(qū)風煤分布無顯著影響，通過含碳量分析得知燃燒效率僅提升了約0.3%。因此，從爐膛稀相區(qū)送入再循環(huán)煙氣/補燃風對燃燒效果的提升作用不大。

圖4 中部再循環(huán)煙氣工況下的溫度分布

圖5 中部再循環(huán)煙氣/補燃風工況下的溫度分布

頂部送入不同流量再循環(huán)煙氣時爐膛的溫度分布如圖6所示?？芍鞴r下，在通入位置區(qū)域溫降約60 ℃，隨后又迅速提升，爐膛出口溫度最高可達880 ℃。隨再循環(huán)煙氣的通入，各工況下爐膛密相區(qū)的煙溫均高于初始工況1，表明該區(qū)域內(nèi)燃燒份額逐漸增加。結合飛灰含碳量分析，通入再循環(huán)煙氣后，可燃物停留時間減少，飛灰可燃物質(zhì)量分數(shù)從14.67%增至20.54%，但CO質(zhì)量濃度從1 678降至332 mg/m3，說明頂部通入再循環(huán)煙氣能促進CO消耗，主要包括CO和NO之間的均相還原反應，以及O2對CO的進一步氧化。煙氣再循環(huán)率進一步增大，最大燃燒效率提升了1.02%。這是因為爐膛中部氣體橫向擴散很弱[15]，燃燒不充分。而顆粒在爐頂?shù)姆磸棥F聚及出口煙窗對煙氣的吸力，可強化氣固混合，爐膛上部煙氣的通入也加強了該區(qū)域內(nèi)氣體擾動，二者共同促進了氧量和焦炭的消耗，提升燃燒效率。爐膛上部送入不同再循環(huán)煙氣/補燃風時的溫度分布如圖7所示，與僅通入再循環(huán)煙氣時的趨勢類似，比參考工況的爐膛出口煙溫僅偏低5～10 ℃，說明從爐膛上部通入補燃風可進一步促進可燃物再燃，形成良好的再燃區(qū)。此外，工況12～13中補燃風量由10增至15 m3/h后，過量空氣系數(shù)由1.41增至2.03，各燃燒參數(shù)指標未發(fā)生變化，此時富足的空氣無法進一步促進焦炭燃燒。因此，該區(qū)域內(nèi)通入的補燃風流量不宜太大。爐膛中部通入煙氣+爐頂通入補燃風時的溫度分布規(guī)律與上述規(guī)律類似，在此不作贅述，只分析NOx排放特性。

圖6 頂部再循環(huán)煙氣工況下的溫度分布

圖7 頂部再循環(huán)煙氣/補燃風工況下的溫度分布

2.2 再循環(huán)工況下NOx脫除特性

不同煙氣再循環(huán)率下NO折算質(zhì)量濃度如圖8(a)所示，可知初始NOx質(zhì)量濃度達344 mg/m3，與部分大型CFB鍋爐接近。隨煙氣再循環(huán)率增加，NOx質(zhì)量濃度逐漸下降，NO轉(zhuǎn)化率降至11%。研究表明，燃料N主要包括揮發(fā)分N和焦炭N，揮發(fā)分N在高溫條件下化學活性很高，會迅速分解成NH3、HCN等小分子化合物，并在高氧環(huán)境中被NH2、NH、NCO等基團進一步氧化為NO和N2O等，焦炭N會在燃燒過程中逐漸釋放NO[16]。同時NCO以及NHi基團等作為HCN的重要中間產(chǎn)物能通過均相反應路徑還原NO[17]。而焦炭N釋放的NO在焦炭表面和內(nèi)部空隙被還原為N2或N2O，還原反應程度與外部燃燒條件密切相關。如床溫升高通常會使CFB鍋爐NOx質(zhì)量濃度增加，主要是由于高溫下燃料熱解過程中揮發(fā)分N釋放量明顯增加，以及揮發(fā)分N氧化時生成NOx的選擇性升高。隨煙氣再循環(huán)率增加，煙氣含氧量和溫度減小，流速增加，還原性氣氛增強，抑制了焦炭充分燃燒和焦炭NO生成，并促進了NH3/HCN和NO的均相還原反應以及焦炭和NO的均相還原反應。此外，煙氣體積增加也增強了對NO的稀釋作用。

圖8 不同再循環(huán)工況下NOx折算質(zhì)量濃度與N轉(zhuǎn)化率

中部送入不同再循環(huán)煙氣/補燃風時NOx折算質(zhì)量濃度如圖8(b)所示。可知同截面流速下，即與煙氣再循環(huán)率16.15%相比，各工況的NOx質(zhì)量濃度均有增加，且補燃風流量越高，對NOx的抑制能力越差，NO轉(zhuǎn)化率從17%逐漸升高至30%。焦炭N在最終NOx排放中起關鍵作用[18]。引入補燃風促進了剩余焦炭的燃燒，隨爐膛出口過量空氣系數(shù)增加，NOx排放量增大，無論是揮發(fā)分N還是焦炭N，只有在O2存在的條件下，才能被氧化，因此燃料燃燒過程中隨O2體積分數(shù)增加，HCN和NH3的氧化反應加劇，NO排放值增加；同時焦炭對NO的還原性與煤種、爐膛燃燒溫度及周圍氣氛等有關：隨床溫升高，煤顆粒揮發(fā)分釋放速度變快，NH3和HCN分壓升高，二者更易被氧化生成NOx。同時，床溫升高進一步強化了爐內(nèi)的氧化性氣氛，強烈的氧化氛圍限制了焦炭和NOx之間的還原反應[19]以及HCN/NH3和NO的均相反應，加速其向NO的轉(zhuǎn)化速率，增大焦炭和CO燃燒份額，逐漸減弱了對NOx的還原效果。此外，DE DIEGO等[20]研究表明，煙氣中H2O也能抑制NO形成。煙氣比例減少，抑制作用減弱。因此，從中部通入再循環(huán)煙氣/補燃風混合氣不會明顯強化焦炭燃燒，同時造成燃盡區(qū)充足的氧濃度，在低氮燃燒中應該避免。

爐膛上部送入不同F(xiàn)GR時NOx折算質(zhì)量濃度如圖8(c)所示。雖然NOx質(zhì)量濃度和NO轉(zhuǎn)化率的變化趨勢相同，但從爐膛頂部通入FGR的減排效果劣于從爐膛中部通入，且煙氣再循環(huán)率越大，NOx質(zhì)量濃度的差值逐漸由27增至51 mg/m3。由于底部一次風不變，密相區(qū)原始還原性氣氛得以維持，同時FGR通入位置升高增大了下部還原氣氛的空間，從而抑制NOx生成。此外，密相區(qū)的流化風速降低，氣體和煤顆粒在該區(qū)域的停留時間增加，即揮發(fā)分析出后在還原性氣氛下停留時間延長，雖然揮發(fā)分N可以分解為NH3、HCN等小分子化合物，但在還原性氣氛下將失去最佳生成NOx的機會。在FGR通入位置上方，由于稀相區(qū)物料懸浮質(zhì)量濃度的增加及燃燒份額的提高，未燃盡碳濃度增加，對NOx還原效果有所增加。爐膛中部通入低氧濃度的FGR更大程度抑制主燃區(qū)NOx的生成，在更大的擴散空間內(nèi)維持還原性氣氛；同時在爐頂煙氣會發(fā)生偏折，當FGR通入位置升高至爐膛上部處，橫向通入煙氣，隨煙氣再循環(huán)率增加，爐頂溫度有所提升，將進一步促進爐內(nèi)氣固混合和燃燒，從而使再燃區(qū)誘導生成更多的燃料型NO。過量空氣系數(shù)相近時，NOx質(zhì)量濃度理應增加，但本試驗采用高揮發(fā)分煤種，在上部燃燒過程中產(chǎn)生更多的HCN/NH3來促進NO轉(zhuǎn)化。因此各工況下NOx質(zhì)量濃度會低于參考工況，但高于從中部送入FGR的工況。

爐膛上部送入不同再循環(huán)煙氣/補燃風時NOx折算質(zhì)量濃度如圖8(d)所示。在相同截面流速時，頂部通入再循環(huán)煙氣/補燃風的NOx質(zhì)量濃度均高于僅通入FGR時的NOx質(zhì)量濃度，且隨補燃風流量增加和煙氣量減少，NOx質(zhì)量濃度從249增至304 mg/m3，NOx轉(zhuǎn)化率從17%逐漸增至33%。與前文分析類似，再燃區(qū)內(nèi)可燃物的燃燒生成了更多燃料型NO。同時，較短的反應路徑和強烈的氧化性氣氛阻礙了焦炭和NOx之間的還原反應以及HCN/NH3和NO的均相反應，此時HCN/NH3將進一步氧化生成NO。因此，從NOx控制角度考慮，頂部通入補燃風的流量不宜太大。

爐膛中部直通煙氣，NOx質(zhì)量濃度相較于通入補燃風由344降至235 mg/m3，NOx排放減幅達32%；而從爐膛上部通入再循環(huán)煙氣的NOx減排效果要劣于從爐膛中部通入，應首先考慮從爐膛中部通入煙氣。為進一步降低NOx排放并提高燃燒效率，基于以上工況在爐膛頂部通入補燃風，研究恒定出口氧量下煙氣再循環(huán)對NOx排放和燃燒特性的影響。擬采用“爐膛中部煙氣+爐頂補燃風的煙氣再循環(huán)方式”，并調(diào)整風量維持煙氣含氧量為6%，以獲得最優(yōu)的污染物控制能力和燃燒性能，具體見表3。

表3 爐膛中部通煙氣+爐頂通補燃風工況

爐膛中部通入不同煙氣流量+爐膛頂部通入補燃風維持煙氣含氧量6%的工況與無煙氣再循環(huán)工況下NOx折算質(zhì)量濃度和燃燒效率如圖9所示?？芍獱t膛中部通入不同煙氣流量+爐膛頂部通入補燃風維持煙氣含氧量6%的煙氣再循環(huán)方式NOx質(zhì)量濃度均低于250 mg/m3，爐膛中部通入煙氣對于維持低NOx排放發(fā)揮了重要作用；另外，隨煙氣量增加，NOx質(zhì)量濃度先降低后趨于不變，這主要是由于隨煙氣量增加，爐內(nèi)未燃盡碳增多，且為維持煙氣含氧量恒定，爐頂通入補燃風增多，導致爐頂NOx生成量增加，總NOx質(zhì)量濃度基本不變。

圖9 爐膛中部通入煙氣+頂部通補燃風對NOx排放和燃燒效率的影響

與無煙氣再循環(huán)工況相比，爐膛中部通入不同煙氣流量+爐膛頂部通入補燃風的煙氣再循環(huán)方式的燃燒效率更高，且始終維持在98.7%以上，其主要原因為：① 只從底部通入一次風的工況下會形成垂直向上的“塞柱流”影響燃燒效率；② 中部通入一定量FGR，保持流化風量不變，會增加氣固擾動，提高燃燒效率；③ 爐膛頂部的氣固擾動最強烈，可促進氣固混合，有利于進一步提高燃燒效率。

2.3 再循環(huán)工況下NOx排放預測

現(xiàn)有很多基于NOx生成機理的傳統(tǒng)NOx排放預測公式，但鮮見考慮煙氣再循環(huán)工況下的NOx排放預測。因此根據(jù)已有NOx質(zhì)量濃度預測公式，結合本文工況擬合適用于煙氣再循環(huán)工況下的NOx預測公式。本文所有工況的試驗均在自主搭建的小型流化床鍋爐試驗臺上完成，擬合的NOx排放預測經(jīng)驗公式需在工業(yè)級CFB鍋爐進一步驗證。

無煙氣再循環(huán)時，式(9)給出了燃料N理論上全部轉(zhuǎn)化為NOx的排放值，然而在CFB鍋爐實際運行中，NOx排放值還需考慮燃用煤質(zhì)不同導致N元素轉(zhuǎn)化率不同以及燃燒溫度對NOx排放的影響，總結出標準狀態(tài)下的NOx排放預測公式(10)：

(9)

(10)

(11)

其中，α為過量空氣系數(shù)。有煙氣再循環(huán)時，根據(jù)工況安排和測試計算結果，需重點考慮煙氣再循環(huán)率β和煙氣通入位置(h/l)的影響。經(jīng)過MATLAB擬合計算，得到煙氣再循環(huán)工況下的NOx排放預測公式：

(12)

可知隨煙氣再循環(huán)率的增大，NOx質(zhì)量濃度降低；煙氣通入位置上移，低氮燃燒效果減弱。為確保公式的準確性，擬合的NOx排放預測公式中β和h/l取值有一定范圍，分別為(0,0.35)和(0.05,0.85)。NOx質(zhì)量濃度測量值與計算值比較如圖10所示，可知各工況誤差均在10%以內(nèi)，預測較精確?；诠衙鞯萚22]對鎮(zhèn)江某熱電廠CFB鍋爐的研究，計算得到NOx質(zhì)量濃度為449.19 mg/m3，與文獻中NOx初始質(zhì)量濃度451 mg/m3基本吻合。結合本文提出的公式(12)，當過量空氣系數(shù)α為1.05、煙氣再循環(huán)率β為30%、煙氣入爐位置與爐膛高度之比為0.1 時，NOx質(zhì)量濃度可降至341.83 mg/m3，與文獻中采用傳統(tǒng)底部煙氣通入的方式相比，NOx減排效果相當，但本文采用的新型煙氣再循環(huán)方式能保證足夠的床溫，能更好地適應深度調(diào)峰需求。

圖10 煙氣再循環(huán)工況下NOx質(zhì)量濃度預測值和測量值對比

3 結 論

1)爐膛中部通入FGR能有效控制NOx排放。隨煙氣再循環(huán)率增加，NOx質(zhì)量濃度從344降至235 mg/m3，爐膛出口最大溫降約為30 ℃，燃燒效率下降；當中部混合送入補燃風后，燃燒效率升高，NOx抑制效果減弱，應避免從爐膛中部通入補燃風。

2)爐膛頂部通入FGR可保證880 ℃出口煙溫及高燃燒效率，同時控制NOx排放，但效果低于從中部通入。頂部混合送入補燃風后，燃燒器燃燒效率最高，但NOx抑制效果明顯減弱。

3)爐膛中部通入FGR+爐頂通補燃風維持煙氣含氧量為6%的方式能使NOx初始質(zhì)量濃度低于250 mg/m3，爐膛中部通入煙氣對于維持低NOx排放發(fā)揮重要作用。燃燒效率較高，且隨著煙氣量增加，燃燒效率始終維持在98.7%以上且變動不大。

4)提出了煙氣再循環(huán)工況下NOx排放模型，在工業(yè)級CFB鍋爐中同樣具備預測和應用價值。