陳前明，方慶艷，張成，陳剛

(1. 廣東省粵電集團(tuán)有限公司沙角C電廠，廣東 東莞 523936；2.煤燃燒國家重點實驗室(華中科技大學(xué))，湖北 武漢 430074)

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墻式分離燃盡風(fēng)對660MW切圓燃燒鍋爐煙溫偏差影響的數(shù)值模擬研究

陳前明1，方慶艷2，張成2，陳剛2

(1. 廣東省粵電集團(tuán)有限公司沙角C電廠，廣東 東莞 523936；2.煤燃燒國家重點實驗室(華中科技大學(xué))，湖北 武漢 430074)

為研究墻式分離燃盡風(fēng)(separatedover-fireair，SOFA)對切圓燃燒鍋爐煙溫偏差的影響效果，對1臺660MW四角切圓燃燒鍋爐開展了多工況爐內(nèi)流動、燃燒和污染物排放數(shù)值模擬，研究了墻式SOFA風(fēng)率和擺角對鍋爐煙溫偏差的影響。結(jié)果表明：SOFA風(fēng)量增加，使得爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)和爐膛出口截面煙溫偏差減小，并且有利于降低NOx排放量，但對煤粉燃盡率影響不大；SOFA噴口水平擺角增大，有利于降低鍋爐煙溫偏差；SOFA噴口向下擺動，有利于降低鍋爐煙溫偏差。

鍋爐；分離燃盡風(fēng)；擺角方式；風(fēng)量配比；煙溫偏差；數(shù)值模擬

四角切圓燃煤鍋爐因其燃燒穩(wěn)定、燃燒效率高及煤種適應(yīng)性強等特點而得到廣泛應(yīng)用[1-2]。但在運行中，由于爐膛出口的煙氣殘余扭轉(zhuǎn)引起水平煙道中煙氣速度分布不均勻，進(jìn)而產(chǎn)生煙溫偏差[3]，且鍋爐體積越大，偏差越大[4]。溫度和速度偏差是造成過熱器超溫爆管的直接原因，在鍋爐實際運行過程中應(yīng)盡量避免此類現(xiàn)象。對于切圓燃燒鍋爐“殘余扭轉(zhuǎn)”造成煙溫偏差及其帶來的影響，目前的解決方法有：楊紅權(quán)等主張通過在線計算熱偏差，調(diào)整燃燒組織方式[5]；田登峰等通過上擺分離燃盡風(fēng)(separatedover-fireair，SOFA)解決了再熱蒸汽溫度偏差問題[6]；另外許多學(xué)者的研究都表明利用反切風(fēng)組織燃燒可有效減小殘余旋轉(zhuǎn)[7-9]，降低煙溫偏差。

某電廠660MW四角切圓燃煤鍋爐存在較嚴(yán)重的煙溫偏差問題，在實際運行過程中給該廠造成較大的安全隱患。低氮改造后，在爐膛側(cè)水冷壁上以水平對沖方式安裝4對SOFA燃燒器，SOFA噴口可沿水平方向左右擺動15°、沿豎直方向上下擺動15°，以調(diào)節(jié)鍋爐主蒸汽溫度。由于墻式SOFA在實際應(yīng)用中較少，這方面的研究較少。SOFA風(fēng)量占總風(fēng)量配比較大，勢必會對爐膛溫度場、速度場產(chǎn)生影響，進(jìn)而對煙溫偏差產(chǎn)生影響。

本文通過數(shù)值模擬的方法研究墻式SOFA配風(fēng)方式和噴口擺角對切圓燃燒鍋爐下爐膛出口和爐膛出口煙窗溫度分布的影響，進(jìn)而研究其對鍋爐煙溫偏差的影響，研究結(jié)果可為實際鍋爐燃燒調(diào)整降低煙溫偏差提供參考依據(jù)。

1　鍋爐概況

表1煤質(zhì)分析

收到基各成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%全水分灰分揮發(fā)分固定碳CHONS收到基低位發(fā)熱量Q/(kJ·kg-1)12.013.027.347.760.514.209.160.700.4323958

模擬鍋爐為660MW四角切圓燃煤鍋爐，鍋爐本體高57m、寬19.558m、深16.44m。鍋爐每角布置6層一次風(fēng)(primaryair，PA)噴口，7層二次風(fēng)(secondaryair，SA)噴口，2層緊湊燃盡風(fēng)(closecoupledover-fireair，CCOFA)噴口；爐膛側(cè)水冷壁上，以水平對沖方式安裝4對SOFA燃燒器，可沿水平方向和豎直方向擺動，調(diào)節(jié)鍋爐主蒸汽溫度。SOFA噴口為上下半圓、中間方形結(jié)構(gòu)，方形尺寸為0.534m×0.543m，上下半圓半徑均為0.267m，噴口面積為0.514m2。制粉系統(tǒng)采用鋼球磨煤機(jī)，直吹式，5運1備(根據(jù)實際運行情況，模擬過程中最上層停運)?？?cè)急M風(fēng)量(包括CCOFA和SOFA)占二次風(fēng)總量的37.2%，其中SOFA占26.8%(100%SOFA風(fēng)量)，可進(jìn)一步提高鍋爐的空氣分級程度，降低污染物NOx的排放。鍋爐本體結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中面P1和P2與線L1、L2和L3為本文重要研究對象，P1和P2分別代表下爐膛出口煙溫截面和爐膛出口煙溫截面，線L1、L2和L3表示鍋爐上部區(qū)域Y方向溫度檢測線。模擬煤質(zhì)為電廠運行燃煤，其煤質(zhì)分析見表1。

圖1　鍋爐本體結(jié)構(gòu)、鍋爐中心截面和燃燒器中心截面網(wǎng)格劃分

2　數(shù)學(xué)模型和計算方法

2.1數(shù)學(xué)模型

湍流流動采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε(k、ε分別為紊流脈動動能和紊流脈動動能)模型，且采用混合分?jǐn)?shù)-概率密度函數(shù)方法(probabilitydensityfunction，PDF)模型模擬氣相湍流燃燒，PDF采用截斷高斯分布[10]；采用顆粒隨機(jī)軌道模型分別模擬煤粉顆粒污泥顆粒的運動[11]；焦炭燃燒則采用動力-擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型[12]；輻射傳熱計算采用P-1算法[13]。壓力速度的耦合采用SIMPLE法求解。為研究SOFA擺角和風(fēng)量變化對鍋爐燃燒特性的影響，進(jìn)一步開展了NOx排放特性研究。煤粉燃燒NOx生成-還原模型中主要考慮熱力型NOx[14]和燃料型NOx[15]。熱力型NOx生成模型采用經(jīng)典的廣義Zeldovich機(jī)理。燃料型NOx根據(jù)DeSoete機(jī)理分為揮發(fā)分NOx和焦炭NOx兩部分：熱解中間產(chǎn)物為HCN，揮發(fā)分N全部轉(zhuǎn)化為HCN，轉(zhuǎn)換效率為0.8，HCN被O2氧化為NO，也可還原NO生成N2；而焦炭N則直接轉(zhuǎn)化為NO，轉(zhuǎn)化效率為1。模擬運算中NO和HCN體積分?jǐn)?shù)計算殘差小于10-8，其余各項小于10-4。

為評價水平煙道煙氣溫度分布的不均勻性，本文采用截面P2的溫度分布不均勻系數(shù)M和距離兩側(cè)墻相同距離x處溫度偏差ΔTx來評價鍋爐煙溫偏差。

本文中另外一個考察對象為溫度偏差ΔTx，且ΔTx=T1x-T2x，T1x、T2x分別是L1(或L2、L3)上距離左、右側(cè)墻x處的溫度，如圖2所示。

圖2　溫度偏差示意圖

溫度偏差ΔTx越小，說明爐膛兩側(cè)煙溫偏差越小。一般認(rèn)為200 MW鍋爐溫度偏差為100～150 K；300 MW鍋爐溫度偏差為150～200 K，而600 MW鍋爐溫度偏差達(dá)到200～250 K[9]。學(xué)者Yin等對某609 MW鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬，給出兩側(cè)墻的溫度偏差測量方法，即取特征溫度線進(jìn)行溫度偏差對比[9]。本文中對應(yīng)的特征線為圖1的L1、L2和L3。L1為下爐膛出口煙溫截面P1上的爐膛中心線，距離前墻8.22 m；L2和L3均在爐膛出口煙溫截面P2上，其中L3距離爐膛頂部0.3 m，L2為P2垂直方向的中心線。3條取樣線的樣本點數(shù)目均為56。

2.2網(wǎng)格處理和邊界條件

模型網(wǎng)格劃分的優(yōu)劣直接關(guān)系到模擬結(jié)果的合理性。本文采用分區(qū)劃分網(wǎng)格法，將計算區(qū)域分解為冷灰斗區(qū)域(0～14 m層)、燃燒器區(qū)域(14～26 m層)、燃盡區(qū)域(26～40 m層)和屏式過熱器區(qū)域(40～57 m層)。考慮屏式過熱器和再熱器，能更加準(zhǔn)確地模擬爐膛內(nèi)部煙氣流動和溫度分布。為減少網(wǎng)格偽擴(kuò)散給模擬帶來的偏差，對燃燒器區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密。為了提高計算精度，燃燒器區(qū)域與爐膛的連接面設(shè)置為內(nèi)部連接面(interface)，防止兩個面的網(wǎng)格質(zhì)量和網(wǎng)格形狀差異較大而引起誤差。為了兼顧計算量和網(wǎng)格的合理性，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性測試，采用的總網(wǎng)格數(shù)目約2×106，鍋爐中心截面和燃燒器中心截面網(wǎng)格劃分如圖1(b)和圖1(c)所示。

離散方法均采用一階迎風(fēng)格式。一次風(fēng)、二次風(fēng)均采用質(zhì)量入口邊界條件，流量、溫度為設(shè)計參數(shù)。燃盡風(fēng)和周界風(fēng)本體進(jìn)行適當(dāng)簡化，根據(jù)實際尺寸構(gòu)建入口模型，其質(zhì)量流量根據(jù)設(shè)計參數(shù)及工況條件計算得到。采用壓力出口邊界條件，出口壓力設(shè)置為-80 Pa。爐膛壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程，無滑移邊界條件，熱交換采用第二類邊界條件，即溫度邊界條件，給定壁面溫度和輻射率，壁面溫度設(shè)置為690 K，壁面輻射率設(shè)置為0.7。

本文通過數(shù)值模擬的方法研究滿負(fù)荷下SOFA的配風(fēng)風(fēng)率(即SOFA風(fēng)量占二次風(fēng)總風(fēng)量的比例)和噴口擺動方式對鍋爐煙溫偏差的影響，共開展12個工況，其中工況1至工況3為SOFA風(fēng)率由26.8%降低至16.1%(對應(yīng)100% SOFA風(fēng)量至60% SOFA風(fēng)量)的工況；工況4至工況6為SOFA噴口不同水平擺角工況(反切二次風(fēng)方向)；工況7至工況12為SOFA噴口豎直擺動工況，向上為正，向下為負(fù)。具體工況特性見表2。

表2　模擬工況表

3　結(jié)果分析

3.1模擬驗證分析

為驗證數(shù)學(xué)模型和網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的合理性，對比了相同配風(fēng)條件的現(xiàn)場實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果，見表3。結(jié)果表明，NOx質(zhì)量濃度(標(biāo)準(zhǔn)煙氣狀態(tài))相對誤差為4.35%，下爐膛出口煙溫的相對誤差為2.50%，爐膛出口飛灰含碳量和出口氧量相差較小，數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實驗數(shù)據(jù)結(jié)果一致，說明模擬實驗中所采用的數(shù)值模型和網(wǎng)格可以合理地模擬爐膛內(nèi)的煙氣流動、燃燒、傳熱(傳質(zhì))和出口NOx排放特性。

表3工況1模擬數(shù)據(jù)與現(xiàn)場實驗數(shù)據(jù)對比

項目出口氧量(體積分?jǐn)?shù))/%飛灰中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%左側(cè)爐膛出口煙溫/KNOx質(zhì)量濃度/(mg·m-3)實驗數(shù)據(jù)3.602.911523345模擬數(shù)據(jù)3.242.901485360

3.2SOFA風(fēng)量對煙溫偏差的影響

隨著SOFA風(fēng)量增大，由于總風(fēng)量保持不變，爐膛燃燒器區(qū)域(14～26 m層)空氣量減少，風(fēng)速降低，爐膛主燃燒區(qū)溫度降低，燃燒欠充分；燃盡區(qū)域(26～40 m層)燃料燃燒滯后，致使補充大量燃盡風(fēng)后未燃盡的煤粉顆粒劇烈燃燒反應(yīng)，煙溫上升。圖3是下爐膛出口截面P1的溫度場云圖，結(jié)果顯示，隨著SOFA風(fēng)門開度由工況1的100%降低到工況3的60%，下爐膛出口截面中心高溫區(qū)域面積減小，整體煙溫降低。

圖3　不同SOFA風(fēng)量工況P1溫度場云圖

工況1至工況3爐膛出口煙溫、溫度分布不均勻系數(shù)M、煤粉燃盡率及出口NOx排放結(jié)果對比見表4，3個工況不同高度溫度檢測線(L1、L2和L3)煙溫偏差曲線如圖4所示。表4結(jié)果顯示，當(dāng)SOFA風(fēng)量降低，爐膛主燃燒區(qū)風(fēng)量增加，煤粉燃燒較充分，未燃盡的煤粉顆粒燃燒減少，煤粉出口燃盡率提高；爐膛上部SOFA風(fēng)量補充減少，燃燒劇烈程度降低，下爐膛出口煙溫降低，爐膛出口煙溫也降低；與工況1相比較，工況3爐膛出口煙溫下降30 K，煤粉燃盡率提高0.3%，整體燃盡率差異較小。對比3個工況發(fā)現(xiàn)，隨著SOFA風(fēng)量增加，爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)M減小，說明煙溫偏差降低。這可能是由于SOFA風(fēng)量提高，爐膛主燃燒區(qū)風(fēng)量減少，旋流強度有所降低，大量的SOFA對沖，進(jìn)一步減低了爐膛出口的煙氣殘余扭轉(zhuǎn)強度，致使?fàn)t膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)M減小，煙溫偏差降低，這與圖4的煙溫偏差曲線趨勢符合。隨著SOFA風(fēng)量增加，ΔTx呈明顯降低的趨勢：在L1和L2上，工況1的ΔTx比工況3低10～30 K；在L3上，工況1的ΔTx比工況3低30～50 K。煙溫偏差隨著SOFA風(fēng)量的增加而減小，在L3上表現(xiàn)更為明顯，表明爐膛上部煙溫偏差降低。由此說明，增加SOFA風(fēng)量，可對減小爐膛出口煙溫偏差的控制產(chǎn)生正面作用。且增加SOFA風(fēng)量，爐膛空氣分級水平提高，NOx排放量明顯降低，降低幅度達(dá)到30%，這也說明適當(dāng)提高SOFA風(fēng)量有利于降低污染物排放。因此，提高SOFA風(fēng)量能有效降低爐膛上部煙溫偏差，減少NOx排放，對鍋爐煙溫偏差的改善起到良好作用。

表4　爐膛出口煙溫、溫度分布不均勻性系數(shù)M、煤粉燃盡率及出口NOx質(zhì)量濃度(標(biāo)準(zhǔn)煙氣狀態(tài))結(jié)果對比(工況1、2、3)

(a)L1

(b)L2

(c)L3圖4　不同SOFA風(fēng)量工況煙溫偏差

3.3SOFA噴口擺角對煙溫偏差的影響

鍋爐的4對SOFA噴口均可水平方向左右和豎直方向上下擺動15°，擺動方式?jīng)Q定其入射方向，對爐膛內(nèi)部煙氣速度場產(chǎn)生作用，進(jìn)而改變煙氣溫度場，對煙溫偏差產(chǎn)生影響。

3.3.1SOFA噴口不同水平擺角對煙溫偏差的影響

圖5和圖6分別是SOFA噴口不同水平擺角工況下的下爐膛出口截面P1和爐膛出口煙窗截面P2溫度場云圖。結(jié)果顯示，隨著反切于二次風(fēng)方向的水平擺角增大，下爐膛出口截面P1中心高溫區(qū)和爐膛出口煙窗截面P2左側(cè)高溫區(qū)均有所減小；爐膛出口煙溫、爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)M、煤粉燃盡率和NOx排放結(jié)果對比見表5。可以看出，增大水平擺角，爐膛出口煙溫降低，反切二次風(fēng)水平擺動15°較不擺動(垂直水冷壁入射，工況1)下降約11 K；爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)M降低，由工況1的12.35%下降至工況5的11.77%。

圖7為SOFA噴口不同水平擺角工況煙溫偏差曲線，結(jié)果顯示，與工況1相比，工況6在L1上的ΔTx下降了 30～80 K，在L2和L3上的ΔTx也下降了10～20 K，說明增大水平反切擺角有利于降低鍋爐煙溫偏差。這是由于SOFA反切角度越大，對二次風(fēng)的消旋作用越強，造成煙氣進(jìn)入屏式過熱器區(qū)域流速更加均勻，水平煙道煙溫偏差降低；而改變SOFA噴口水平擺角，煤粉燃盡率變化在0.2%以內(nèi)，說明SOFA噴口反切角度對燃盡率的影響較小。從表5看出，改變SOFA噴口水平擺角，對NOx排放影響較小。

圖5　不同SOFA噴口水平擺角工況P1溫度場云圖

圖6　不同SOFA噴口水平擺角工況P2溫度場云圖

工況水平擺角/(°)爐膛出口煙溫/KM/%煤粉燃盡率/%NOx質(zhì)量濃度/(mg·m-3)10964.612.3598.50359.445962.912.3398.56364.1510955.811.9898.38343.6615953.311.7798.33348.8

(a)L1

(b)L2

(c)L3圖7　不同SOFA噴口水平擺角工況煙溫偏差

3.3.2SOFA噴口不同豎直擺角對煙溫偏差的影響

圖8是SOFA噴口不同豎直擺角工況的下爐膛出口截面溫度云圖。隨著向上擺動SOFA噴口，爐膛上部燃盡區(qū)高溫區(qū)上移，且煙氣向上分速度增大，造成煙氣進(jìn)入屏式過熱器區(qū)域流速增大，煙氣對爐膛上部屏式過熱器和再熱器的沖擊加大。表6是工況7至工況12與工況1(擺角為0°)的爐膛出口煙溫、爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)M、煤粉燃盡率和NOx排放結(jié)果的對比。結(jié)果顯示，隨著SOFA噴口向上擺動，爐膛出口煙溫由工況7的1 476.7 K上升至工況12的1 489.0 K；SOFA噴口豎直擺角的增大造成煤粉燃盡區(qū)域上移，相當(dāng)于加大了鍋爐整體的空氣分級水平，煤粉燃盡率下降，由工況7的98.68%降低至工況12的98.34%，約下降0.3%，降幅較小，說明SOFA噴口上擺對煤粉燃盡率的影響較小。NOx排放與水平擺角工況相似，豎直擺角改變，爐膛整體NOx排放無明顯差異，說明SOFA噴口上下擺動對NOx排放的影響較小。爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)M也由于噴口的上傾而加大，由工況7的12.08上升至工況12的12.61；結(jié)合圖9的L1、L2和L3煙溫偏差曲線，隨著豎直擺角的增大(由向下擺動至向上擺動)，參考線上的溫度偏差均增加，與工況1(擺角為0°)相比較，工況7(下擺15°)在L1、L2和L3上的ΔTx分別下降10～20 K、20～60 K和20～40 K，工況12(上擺15°)在L1、L2與L3上的ΔTx分別上升10～50 K、30～50 K和20～60 K。結(jié)果說明，SOFA噴口豎直向下擺動有利于降低爐膛出口煙溫偏差，這可能是由于噴口下擺，SOFA風(fēng)豎直向下的分速度與煙氣上升速度起到對沖作用，使得煙氣上升速度減小，且旋轉(zhuǎn)作用減弱，最終導(dǎo)致溫度偏差減小。

圖8　不同SOFA噴口水平擺角工況P1溫度場云圖

工況水平擺角/(°)爐膛出口煙溫/KM/%煤粉燃盡率/%NOx質(zhì)量濃度/(mg·m-3)7-151476.712.0898.68351.58-101480.812.1498.58364.19-51484.612.2698.42356.2101485.312.3598.50359.41051487.812.3398.51359.111101488.612.5798.35353.012151489.012.6198.34348.3

(a) L1(工況1，7，8，9)

(b) L1(工況1，10，11，12)

(c) L2(工況1，7，8，9)

(d) L2(工況1，10，11，12)

(e) L3(工況1，7，8，9)

(f) L3(工況1，10，11，12)圖9　不同SOFA噴口豎直擺角工況煙溫偏差

4　結(jié)論

以1臺660 MW四角切圓燃燒鍋爐為例，通過數(shù)值模擬研究SOFA配風(fēng)方式和噴口擺角對鍋爐下爐膛出口煙溫、爐膛出口煙溫和爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)的影響，對比其對鍋爐煙溫偏差的影響。結(jié)果表明：

a)通過現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)的驗證，表明該模型可較為合理地模擬鍋爐燃燒特性。

b)增加SOFA風(fēng)量，煤粉燃盡率降低，下爐膛出口煙溫和爐膛出口煙溫升高，爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)減小，對減小爐膛出口煙溫偏差產(chǎn)生正面作用，且SOFA風(fēng)率增大有利于降低NOx排放。

c)增大SOFA噴口反切二次風(fēng)方向的水平擺角，下爐膛出口截面中心高溫區(qū)和爐膛出口煙窗截面左側(cè)高溫區(qū)均減小，有利于降低鍋爐煙溫偏差；向上擺動SOFA噴口，爐膛上部燃盡區(qū)的高溫區(qū)上移，下爐膛出口煙溫和爐膛出口煙溫升高，爐膛出口煙窗截面溫度分布不均勻系數(shù)增大，煤粉燃盡率下降但降幅較小，SOFA噴口向下擺動有利于降低煙溫偏差。

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(編輯彭艷)

NumericalStudyofEffectofWallSeparatedOver-fireAironFlueGasTemperatureDeviationin660MWTangentiallyCoal-firedBoiler

CHENQianming1,FANGQingyan2,ZHANGCheng3,CHENGang2

(1.GuangdongShajiaoCPowerPlantofYudeanGroupCo.,Ltd.,Dongguan,Guangdong523936,China; 2.StateKeyLaboratoryofCoalCombustion,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan,Hubei430074,China)

Tostudytheeffectofwallseparatedover-fireair(SOFA)onfluegastemperaturedeviation,numericalsimulationonfurnaceflow,combustionandpollutantemissionundermultipleloadingconditionsfora660MWtangentiallycoal-firedboilerwascarriedout.TheeffectofSOFAairrateandswingingangleonthefluegastemperaturedeviationwasinvestigatedcarefully.ThesimulationresultsindicatethatincreaseofairrateofSOFAcausessectionaltemperatureunevennesscoefficientofsmokestackatthefurnaceexitandsectionalfluegastemperaturedeviationatthefurnaceexitbothdecreaseandmakesforreducingNOxemissionwithoutlargeimpactonburn-offrateofpulverizedcoal.Meanwhile,levelswingingangleofSOFAnozzleextendsandSOFAnozzleswingsdownward,whicharebothgoodtoreducefluegastemperaturedeviationoftheboiler.

boiler;separatedover-fireair(SOFA);swingingangle;airflowrate;fluegasdeviation;numericalsimulation

2016-02-25

2016-04-01

國家自然科學(xué)基金資助項目(51006042)；廣東省省部產(chǎn)學(xué)研結(jié)合項目(2013B090500008)

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.07.004

TK227.1

B

1007-290X(2016)07-0016-08

陳前明(1968)，男，湖北大冶人。高級工程師，工學(xué)碩士，從事電力企業(yè)管理、生產(chǎn)管理工作。

方慶艷(1974)，男，湖北孝感人。副教授，工學(xué)博士，從事電站運行優(yōu)化及相關(guān)數(shù)值計算工作。

張成(1980)，男，湖北武漢人。副教授，工學(xué)博士，從事電站運行優(yōu)化、污染物脫除及低階煤利用相關(guān)工作。