污泥干燥及其與燃煤電站耦合的熱力特性分析

陳志董，林育超，劉銘宇，劉佳玲，張國強，張 鍇，楊立軍

（華北電力大學熱電生產過程污染物監測與控制北京市重點實驗室，北京 102206）

近年來隨著我國城市化的不斷發展以及環保要求的不斷提高，城市的污水處理量不斷增長。而污泥作為污水處理的最終產物，其產量也不斷地增長。據估算，2019 年全國每天產生的污泥量達到了1 232 萬t[1]；預計到2023 年我國的污泥產量將超過9 772 萬t[2]。污泥中含有大量的病菌、重金屬和有機污染物，如果不對其進行進一步的無害化處理，將會帶來嚴重的二次污染[3]。2020 年國家發展改革委與住房城鄉建設部聯合印發的《城鎮生活污水處理設施補短板強弱項實施方案》，提出要推進污泥無害化和資源化處理處置[2,4]。因此，如何對污泥進行無害化和資源化處理處置是亟待解決的問題。

污泥的處理技術主要包括污泥干燥、濃縮脫水、厭氧消化及好氧發酵等，對污泥進行處置的方式主要包括填埋、土地利用、建材利用和焚燒。目前，我國的污泥大部分通過土地利用和填埋的方式進行處置。污泥本身重金屬含量超標，且含有大量的有機污染物，土地利用和填埋勢必會對土壤和地下水造成嚴重的污染，并且還會危害到人民的生命健康。其中，污泥焚燒的優勢在于：焚燒可以大大減少污泥的體積，殺死其中的病原體，實現對污泥的無害化和穩定化處理[2,4-5]。污泥本身的熱值較低，但是經干燥后熱值可以得到極大的提升，進行焚燒發電可以實現污泥的資源化利用[6-8]。

我國已有較多污泥單獨干燥焚燒的工程應用，但大部分存在建設和運行費用高、鍋爐參數低及系統效率低的問題。我國燃煤火電機組的運行水平已經處于世界前列，借助現存火電機組耦合污泥干燥摻燒發電不僅可以實現對污泥的高效處理，解決污泥帶來的環境問題，還可以提升燃煤機組的燃料靈活性，降低化石燃料的比重，減少溫室氣體的排放[9-10]。燃煤機組摻燒污泥可以增加可再生能源的比重，進一步優化能源結構。此外，火電機組耦合污泥干燥摻燒發電還可以降低電廠的燃料成本，獲得市政補貼收入具有較好的經濟效益。

目前，很多學者已經對燃煤電站摻燒污泥進行了大量的研究。張全斌等[11]對某300 MW 等級燃煤機組摻燒20%、30%和40%含水率污泥時的情況進行了分析計算，分析鍋爐著火性能、鍋爐燃燒穩定性、鍋爐燃燒效率、鍋爐受熱面磨損、制粉系統、鍋爐煙氣污染物排放指標以及粉煤灰品質的變化，認為燃煤耦合污泥燃燒在技術上是可行的，且在工程上具有重要的推廣價值。王一坤等[2,12]研究了某300 MW 等級燃煤機組從鍋爐不同位置抽取煙氣及汽輪機不同位置抽取蒸汽，對污泥進行干燥后摻燒，鍋爐熱效率、燃煤量、煙氣溫度和減溫水量等參數的變化特性。周凌宇等[13]研究了某330 MW 等級燃煤機組在不同電負荷下摻燒不同含水率的污泥時，鍋爐熱效率、燃煤量、排煙溫度及減溫水量等參數的變化特性。張宗振等[14]研究了某1 000 MW等級燃煤機組摻燒不同比例含水率為60%的污泥的試驗，分析了不同摻燒比例對鍋爐燃燒特性、SO2排放、飛灰、爐渣、脫硫廢水中重金屬和煙囪的二噁英排放情況的影響。Peng Tan 等[5]對某100 MW等級燃煤電站鍋爐摻燒污泥進行了試驗研究，分析了污泥的摻混比例和含水率對爐內溫度分布和NOx質量濃度的影響，并且計算了摻燒污泥所能帶來的經濟收益。Sang-Woo Park 等[15]對污泥在不同溫度下進行碳化后的特性進行了分析，結果顯示污泥碳化后燃料比例升高，可磨性和可燃性得到改善，適合作為燃料與煤進行摻燒。

目前，針對燃煤電站摻燒污泥的研究多集中于污泥摻燒對鍋爐的影響，而較少對污泥干燥過程的熱力特性進行分析。本文首先基于傳熱傳質原理對污泥干燥的熱力過程進行建模，分析干燥過程的熱力特性，探尋存在的節能空間；然后將污泥干燥過程與燃煤電站進行耦合，使用不同熱源對污泥進行干燥，并且提出污泥干燥過程的綜合能耗指標，實現從熱力學第二定律的角度對污泥干燥過程的能耗進行綜合評價；最后對耦合系統中污泥干燥過程的能耗與系統性能的變化進行研究，并且進行敏感性分析。

1 污泥干燥過程熱力特性分析

1.1 基本參數與假設

圖1 為有內熱源的污泥干燥過程示意。干燥機中共有熱源、污泥和空氣3 種流股。干燥機為間接式逆流換熱器，熱源在換熱過程中放出熱量，污泥和空氣吸熱之后溫度升高，濕污泥從熱源獲取的能量用來提供水分蒸發和污泥升溫所需能量。

圖1 有內熱源的污泥干燥過程示意Fig.1 Schematic diagram of sewage sludge drying process with internal heat source

干燥機進口空氣中的水蒸氣分壓力較低，相對濕度也較低，濕污泥中的水分吸熱蒸發之后通過擴散作用進入空氣中，空氣吸收水蒸氣之后相對濕度逐漸升高直至達到90%飽和（由于空氣達到100%飽和較為困難，因此本文在計算中將濕空氣的飽和度的上限取為90%）。濕污泥中的水分逐漸蒸發后，濕污泥的含水率降低，成為干污泥并排出。在干燥的過程中，空氣主要起到將蒸發出的水分帶走的作用。

此外，本文還對無內熱源的污泥干燥過程（即純空氣干燥過程）進行了分析，將圖1 中內熱源去掉即為無內熱源的干燥過程。

表1 為污泥干燥過程各流股的熱力學參數。污泥干燥使用飽和蒸汽（壓力為0.39 MPa）作為干燥熱源，假定飽和蒸汽在干燥過程中釋放潛熱（即在干燥過程中飽和蒸汽的溫度始終為飽和溫度）。

表1 污泥干燥過程熱力學參數Tab.1 Thermodynamic parameters of sewage sludge drying process

從濕污泥中蒸發水量所需的空氣量由下式計算[16-17]：

式中：ma為干燥所需空氣量，kg/s；Δmw為蒸發出的水量，kg/s；d和d0分別為空氣在干燥機出口處和進口處的含濕量，kg/kg；p和ps分別為大氣壓和空氣在干燥機出口處的溫度所對應的水蒸氣飽和壓力（水蒸氣的最大分壓力），Pa。

對有內熱源的污泥干燥過程作以下假設：

1）熱源（蒸汽）的進出口溫度和壓力不變，其流量可以隨干燥過程所需換熱量的變化而變化。進口濕污泥的質量不變，出口干污泥與蒸發出水的質量不變，干燥機內處于穩態。

2）空氣進入干燥機后，會逐漸吸收蒸發出的水蒸氣達到飽和狀態，然后吸收熱量溫度升高，此時單位質量空氣所能吸收的水蒸氣量上升，空氣變得不飽和，繼續吸收水蒸氣，達到飽和后繼續升溫。重復這個過程，最后在出口時處于90%飽和狀態。

3）在干燥過程中，濕污泥的溫度也逐漸升高，并且濕污泥與接觸到的空氣溫度始終一致（空氣與接觸到的污泥處于熱平衡）。

4）蒸發出水量Δmw由表1 中進口污泥的質量和含水率以及出口污泥的含水率求得，為10.42 kg/s。空氣進口溫度為25 ℃，空氣質量流量（風量）從0逐漸增大。

5）熱源放熱量等于空氣升溫吸收的熱量、濕污泥升溫吸收的熱量及水蒸發吸收的熱量之和。

對于無內熱源的污泥干燥過程作以下假設：

1）空氣進入干燥機后，水分從濕污泥和空氣中吸收熱量作為水分蒸發所需能量（能量主要由空氣提供）。

2）空氣和濕污泥的溫度降低過程可以近似看成水和空氣的等焓加濕過程。最后空氣溫度降低為空氣相對濕度90%時的濕球溫度。

1.2 干燥過程熱力特性

由于干燥過程中污泥的質量流量保持不變，而風量是逐漸增大的，因此為了對不同風量的情況進行區分，將風（空氣）和濕污泥的質量流量之比定義為風泥比，即風量越大時風泥比的值越大。經過計算，污泥干燥過程中不同風泥比時的熱力特性如圖2 所示。圖2 中頂部的紅色線為蒸汽（干燥熱源）的溫度，下方各不同顏色的曲線則為不同風泥比時污泥和空氣的溫度變化曲線。

圖2 污泥干燥過程溫度分布曲線Fig.2 Temperature distribution curves of sewage sludge drying process

圖2 可得下列結論：

1）當風量為0（風泥比為0）時，污泥先升溫到100 ℃，然后水分蒸發，與純水的蒸發過程類似。當風量較低且不為0 時，出口空氣溫度接近卻未達到100 ℃。隨著風量升高，出口污泥的溫度逐漸降低。

2）當風量較小（風泥比較低）時，污泥先是較快地升溫，然后升溫速度變慢。這是因為風量低時，在換熱過程的初始階段，空氣吸收少量水蒸氣后就達到了飽和，然后吸收熱量，溫度繼續升高。溫度越高時，空氣溫度每升高1 ℃，飽和濕空氣的含濕量提升越大（此時更多的水蒸氣蒸發出來擴散進入空氣中），即更多的熱量被用來提供水的蒸發。這在圖2 中表現為，在風泥比越低時，污泥溫度的快速上升階段和緩慢上升階段之間的分界點越靠左。快速上升階段是從熱源吸收的大部分能量用來提升污泥自身的顯熱（溫度），而少部分能量用來提供水分的蒸發；緩慢上升階段是從熱源吸收的大部分能量用來提供水分的蒸發，而少部分能量用來提升污泥自身的顯熱（溫度）。隨著風量（風泥比）逐漸增大，污泥溫度的緩慢上升階段變得越來越長，即污泥溫度快速上升階段和緩慢上升階段之間的分界點越來越靠右。這是因為相比風量較小時的情況，風量大時空氣可以吸收較多的水蒸氣才達到飽和（更多的能量用來提供水分的蒸發），然后繼續通過吸熱使溫度升高，進而使得單位質量干空氣的含濕量增大。

3）風量（風泥比）較低時，污泥的出口溫度較高，隨著風量（風泥比）增大，污泥的出口溫度逐漸降低。根據公式(1)可知，當需要蒸發出相同質量的水蒸氣Δmw時，如果空氣的質量流量ma較低，則需要提高空氣中水蒸氣的飽和壓力ps，而ps越大對應的空氣飽和溫度就越高，這也就意味著需要提高空氣的溫度來提升其吸收水蒸氣的能力（空氣的含濕量d）。由于污泥與空氣在干燥機出口處達到了熱平衡（空氣與污泥的溫度相同），因此風量較低時，干燥機出口處污泥和空氣的溫度較高；而在風量（空氣的質量流量ma）較大時，干燥過程所需空氣的飽和溫度較低（對應的水蒸氣的飽和壓力ps也較低），因此風量較大時干燥機出口處污泥和空氣的溫度較低。

4）圖2 中黃色線為純空氣干燥過程的溫度變化曲線，與有內熱源的干燥過程不同：由于空氣是通過降低自身的顯熱來提供水分蒸發所需的能量，因此純空氣干燥過程中污泥的溫度逐漸降低，干燥機出口的污泥溫度為空氣90%飽和時的濕球溫度（17.18 ℃）。

5）圖2 中深藍色線為不同風泥比時污泥干燥過程所需能量的包絡線。隨著風泥比的增加，干燥過程所需能量逐漸增加，當風泥比為6.65 時達到最大，風泥比為13.29 時干燥過程所需能量比風泥比為6.65 時的要低；并且純空氣干燥過程所需能量比有內熱源的干燥過程低。

綜上，當風量較大時，蒸發相同質量的水所需空氣的飽和溫度（飽和壓力ps）較低，此時使用低溫熱源即可滿足干燥過程所需換熱溫差；當風量較低時，由于干燥所需的空氣的飽和溫度較高，需要使用高溫熱源才能滿足干燥過程所需換熱溫差；相比于使用高溫熱源，使用低溫熱源更節能，可有效降低干燥過程的能耗。

2 耦合污泥干燥系統

2.1 系統流程

目前，我國已經有不少耦合污泥干燥的實際工程。如浙江嘉興新嘉愛斯熱電協同污泥處置項目[18]、蘇州工業園區污泥處置及資源化利用項目[19]和華能重慶珞璜污泥處置中心項目[20]，都是將污泥干燥過程與熱電廠進行耦合，通過抽取電廠的蒸汽對污泥進行干燥并將污泥與煤進行摻燒發電。但這些污泥干燥項目大多采用蒸汽對污泥進行干燥，而從汽輪機中抽取蒸汽是以降低機組出功為代價的，因此使用蒸汽作為干燥熱源節能性欠佳。

根據1.2 節的結果：在干燥過程中，風量大時，干燥所需的空氣的飽和溫度較低，這意味著在風量大的情況下使用低溫熱源即可滿足干燥過程所需換熱溫差；而在風量低時需要使用高溫熱源才可滿足所需換熱溫差，相比而言使用低溫熱源更加節能。本文將污泥干燥過程與燃煤電站進行耦合，得到耦合系統；并在滿足干燥過程所需換熱溫差的前提下（保證干燥過程中熱源與污泥之間的最小溫差不小于(40±5) ℃），對使用不同參數熱源進行干燥時的能耗進行研究，分析耦合系統的熱力學性能（供電量和供電效率）。

本文選擇某660 MW 等級的超臨界、一次再熱燃煤機組作為研究案例。機組主要由超臨界燃煤鍋爐、凝汽式汽輪機（高壓缸、中壓缸和低壓缸）、凝汽器、發電機和回熱系統組成。回熱系統包含3 臺高壓加熱器、4 臺低壓加熱器和1 臺除氧器，回熱系統對應8 級抽汽。主要運行參數見表2。

圖3 為污泥干燥系統與燃煤電站的耦合系統。分別采用5 號抽汽、1 號低壓加熱器（RH5）出口給水、2 號低壓加熱器（RH6）出口給水和3 號低壓加熱器（RH7）出口給水作為熱源干燥污泥（與1.1 節保持一致，污泥干燥后的含水率從80%降至35%，污泥的處理量為15.05 kg/s），再將干燥后的污泥與煤進行摻混后輸送到鍋爐中進行焚燒發電。5 號抽汽、RH5 出口給水、RH6 出口給水和RH7 出口給水的參數分別為253.11 ℃/0.39 MPa、140.04 ℃/1.01 MPa、103.72 ℃/1.02 MPa 和83.89 ℃/ 1.03 MPa。濕污泥的質量為15.05 kg/s，含水率為80.0%，低位發熱量為1.28 MJ/kg。

圖3 污泥干燥過程與燃煤電站的耦合系統Fig.3 Schematic diagram of coal-fired power plant integrated with sewage sludge drying process

2.2 系統模擬與假設

本文使用專業的一體化電廠模擬軟件EBSILON Professional 14.0[21]對燃煤電站的熱力系統進行模擬。在使用EBSILON 軟件對耦合系統進行建模的過程中，軟件中各主要組件設置如下：1）將鍋爐視為黑箱，通過控制器組件對鍋爐吸熱量進行設置；2）回熱抽汽的管道壓損為3.0%～5.0%，各回熱加熱器的端差保持不變，無熱損失；3）凝汽器上端溫差為5.0 ℃，入口循環冷卻水溫度和壓力分別為20.0 ℃和0.1 MPa；4）汽輪機各級的機械效率為99.80%，發電機效率為98.80%；5）泵的等熵效率為80.00%，機械效率為99.80%；6）換熱器的冷流體溫度給定，同時給定一個熱流體的溫度，無熱損失。

為計算耦合系統的熱力學性能，比較其與案例機組的收益，給出下列假設：1）案例機組與耦合系統中的燃煤消耗量保持不變；2）耦合系統各方案廠用電量相同，且都為風泥比為0 情形下發電量的6%；3）汽輪機進口的主/再熱蒸汽參數保持不變；4）鍋爐排煙溫度和鍋爐效率保持不變；5）環境溫度和壓力為25 ℃、101.325 kPa，且不考慮環境的影響。

2.3 評價指標

在污泥干燥過程中，不僅需要消耗熱能，同時由于需要通入一定量的空氣，還會帶來風機耗功，并且干燥前后污泥的含水率都會對干燥過程的能耗產生影響。因此，為了對污泥干燥過程的能耗進行全面評估，提出了污泥干燥綜合能耗指標其物理意義為將含單位質量干污泥的濕污泥從含水率為X1干燥到X2所需折合當量功（機組因抽取熱源導致的出功變化量），可以從熱力學第二定律的角度對干燥過程所耗熱量和功量進行綜合評價[22-24]。的計算公式為：

ΣP由下式計算：

式中：P′為耦合系統只摻燒污泥而不從回熱系統中抽取熱源進行干燥情況下的發電量，MW；Ppro為耦合系統的發電量，MW。

干燥過程蒸發出的水量meva與mdry之間關系為：

式中：meva為蒸發出的水量，kg/s；m1、m2和X1、X2分別為干燥前后污泥的質量和含水率，單位分別為kg/s、%。

風機耗功Wfan為[25]：

式中：Vair為空氣的體積流量，m3/s；mair為空氣質量流量，kg/s；ρair為空氣密度，1.293 kg/m3；Δp為風機壓損，取大氣壓的5%，即為5.05 kPa；ηf為風機效率，選為0.85。

因此，可得：

此外，使用發電效率ηgross和供電效率ηnet對案例機組和耦合系統的熱力學性能進行評估：

式中：Pref為案例機組發電量，MW；Pa為案例機組廠用電量，MW；Pref,net為案例機組的供電量，MW；Qnet,coal為煤的低位發熱量，MJ/kg；mcoal為煤的質量流量，kg/s。

耦合系統的發電效率ηgross,pro和供電效率ηnet,pro可表示為：

式中：Pa′為耦合系統的廠用電量，MW；Ppro,net為耦合系統的供電量，MW；Qnet,sludge為濕污泥的低位發熱量，MJ/kg；msludge為濕污泥的質量流量，kg/s。

3 結果與分析

3.1 干燥過程能耗特性

經過模擬和計算，得到不同風泥比（采用不同熱源進行干燥）時的干燥過程能耗特性，結果如圖4 所示。

由圖4 可得下列結論：

1）隨風泥比的增大，干燥過程耗熱的當量功逐漸降低，但由于風泥比為6.65 時干燥所需能量略高于風泥比為3.32 時的干燥所需能量，因此風泥比為6.65 時的干燥過程耗熱當量功略高于風泥比為3.32時的當量功。

2）隨風泥比的增大（風量逐漸增加），風機耗功逐漸增加。風泥比為13.29 時干燥過程耗熱的當量功最低，但由于風機耗功增大，風泥比為13.29 時的干燥綜合能耗高于風泥比為3.32 時的干燥綜合能耗。風泥比為3.32 時干燥綜合能耗最低，為1 618.17 kJ/kg。

3）雖然風機耗功在總能耗中的占比較小，但當風機耗功增大到一定值時，會對干燥綜合能耗的變化趨勢帶來影響。這體現在雖然風泥比為3.32 時的耗熱當量功不是最低的，但由于此時的風機耗功較小，使得其干燥綜合能耗最低。

純空氣干燥過程所需空氣量為3 338.67 kg/s，風機耗功為 19 899.49 kW，干燥綜合能耗為6 612.75 kJ/kg，遠大于有內熱源的污泥干燥過程的能耗（如圖4 中的數據）。可見，純空氣干燥雖然不像有內熱源的干燥過程那樣需要耗費其他的熱能，但其風機耗功巨大，相比之下有內熱源的污泥干燥過程更節能。

圖4 使用不同熱源進行干燥時的干燥綜合能耗Fig.4 Comprehensive energy consumption of drying process when using different heat sources for drying

3.2 耦合系統熱力學性能

表3 給出了干燥前后濕污泥與干污泥的熱力參數對比。由表3 可得，干燥后污泥的含水率降低，質量降低，低位發熱量和總低位發熱量都得到了提升。低位發熱量從1.28 MJ/kg 提升到了9.78 MJ/kg，總低位發熱量從19.24 MW 提升到了45.27 MW。這里的總低位發熱量是污泥的總低位熱值，而低位發熱量是指單位質量污泥的發熱量，由總低位發熱量除以污泥的質量得到。

表3 濕污泥與干污泥熱力參數對比Tab.3 Comparison of thermodynamic parameters between wet sludge and dried sludge

表4 給出了案例機組與耦合系統的性能對比。由表4 可得以下結論：

表4 案例機組與耦合系統的性能對比Tab.4 Comparison of thermal performance between reference case unit and proposed system

1）與案例機組相比，耦合系統的鍋爐輸入熱量增加了45.27 MW；并且耦合系統中使用不同干燥熱源情況下的供電量和供電效率都有提升。這是因為：摻燒污泥后鍋爐的輸入熱量增加了，因此主蒸汽、再熱蒸汽和給水的流量會相應增加，機組發電量也隨之增加，且廠用電量變化不大；并且抽取蒸汽或給水進行干燥，低壓缸的抽汽量增加，凝汽器的乏汽流量降低，機組的冷源損失相應地降低。

2）與其他風泥比時的情況相比，風泥比為3.32時耦合系統的供電量和供電效率最高，為573.04 MW和42.86%。

3.3 敏感性分析

由于干燥綜合能耗包含干燥過程耗熱的當量功和風機耗功，而風機壓損會影響風機耗功，因此針對風機壓損對干燥綜合能耗的影響進行分析。分析不同壓損（占大氣壓的不同比例）對干燥綜合能耗的影響，結果如圖5 所示。由圖5 可得：1）不同風泥比時的干燥綜合能耗均隨壓損比例的增加而增加；2）風泥比越大，干燥綜合能耗的增加幅度越大；3）風泥比為2.66 時，當壓損比例在6%～10%時，其干燥綜合能耗超過了風泥比為1.99 時的干燥綜合能耗，風泥比為13.29 時，當壓損比例在8%～10%時，其干燥綜合能耗超過了風泥比為6.65時的干燥綜合能耗。

圖5 干燥機壓損對干燥綜合能耗的影響Fig.5 Effect of dryer pressure drop on comprehensive energy consumption

本文計算過程中假設耦合系統的鍋爐效率與案例機組一樣（即摻燒污泥后的鍋爐效率保持不變），但由于實際運行中濕污泥含水率較高，干燥后其含水率仍然高于煤。因此，與案例機組相比，污泥與煤摻燒后鍋爐中燃料（煤和污泥）的含水率上升，這會導致鍋爐排煙溫度和排煙熱損失上升，從而導致耦合系統中鍋爐效率有所下降，機組出功和效率也會較3.2 節的計算結果有所降低。為了探究摻燒污泥會對機組造成的影響，本文分析了鍋爐效率的變化對耦合系統供電效率的影響，結果如圖6 所示。

圖6 鍋爐效率變化對供電效率的影響Fig.6 Effect of boiler efficiency on net thermal efficiency

由圖6 可得：1）不同風泥比時，耦合系統的供電效率都隨著鍋爐效率的降低均勻下降，隨著風泥比由0 升高到13.29，供電效率降幅分別為0.50、0.51、0.48、0.49、0.49、0.49、0.49 和0.49 百分點；2）在不同鍋爐效率時，風泥比為3.32 時的供電效率都要高于其他風泥比的供電效率；3）鍋爐效率高于93.40%時，耦合系統中不同風泥比情形下的供電效率都高于案例機組，當鍋爐效率為93.20%時，耦合系統中風泥比為0、0.66 和1.33 情形下的供電效率低于案例機組，當鍋爐效率為93.00%時，耦合系統中只有風泥比為3.32 情形下的供電效率高于案例機組。

4 結論

1）在污泥干燥過程中，風量會對其熱力特性造成影響。隨著風量增大，干燥所需空氣的飽和溫度降低；在低風量時，干燥所需空氣的飽和溫度較高，需要使用高溫熱源才能滿足干燥過程所需換熱溫差；而在風量較大時，使用低溫熱源即可滿足干燥過程所需換熱溫差。

2）提出污泥干燥過程的綜合評價指標。在滿足干燥過程所需換熱溫差的前提下，風泥比為3.32 時干燥綜合能耗最低，為1 618.17 kJ/kg。

3）相比于案例機組，耦合系統中風泥比為3.32 時供電量和供電效率的提升最大，分別提高了14.84 MW 和0.50 百分點。干燥機壓損的增加，使得不同風泥比時的干燥綜合能耗均有不同程度的上升。當鍋爐效率降低時，使用不同熱源進行干燥時，耦合系統發電效率均小于不考慮鍋爐效率變化的情況。