拉萨地区生活垃圾焚烧炉燃烧过程仿真及优化.pdf

拉萨地区生活垃圾焚烧炉燃烧过程仿真及优化*张志宸，孙贺江，马德刚（天津大学 环境科学与工程学院，天津300072）【摘要】以拉萨地区某生活垃圾焚烧发电厂配套的 500 t/d 炉排炉为研究对象，分别运用 FLIC 和 ANSYSFLUENT 软件来模拟低气压条件下床层固相燃烧过程和炉膛气相组分燃烧过程，并将数值模拟结果与焚烧炉监测数据进行对比，模拟结果与监测数据吻合良好。验证了燃烧模拟方法的正确性后，对垃圾焚烧炉采取正交试验的方法进行配风优化模拟研究。经过方差分析，预测出锅炉处于最佳工况下的运行条件，并确定了影响锅炉运行的主要因素和次要因素为一、二次风量分配比例，一次风室风量分配和送风温度。在低气压环境下运行炉膛温度不满足要求时，优先调整一、二次风量比例和一次风室风量配比，在满足二次燃烧及对燃烧室内烟气扰动的前提下，适当减少二次风量，提高燃烧室烟气温度水平。【关键词】低气压；垃圾焚烧；运行优化；数值模拟中图分类号：X799.3文献标识码：A文章编号：1005-8206（2023）04-0035-06DOI：10.19841/ki.hjwsgc.2023.04.006Simulation and Optimization of Combustion Process of the MSW Incinerator in LhasaZHANG Zhichen，SUN Hejiang，MA Degang（School of Environmental Science and Engineering，Tianjin University，Tianjin300072）【Abstract】A 500 t/d grate furnace of a domestic waste incineration power plant in Lhasa was taken as the researchobject，FLIC and ANSYS FLUENT software were respectively used to simulate the bed solid-phase combustion process andfurnace gas-phase component combustion process under low pressure conditions.The numerical simulation results werecompared with the monitoring data of the power plant，and the simulation results were in good agreement with the test data.After verifying the correctness of the combustion simulation method，the orthogonal test method was adopted to carry out theoptimization simulation research on the air distribution of the waste incinerator.Through variance analysis，the operatingconditions of the boiler under the optimal working conditions were predicted，and the main and secondary factors affected theboiler operation were determined to be the distribution ratio of primary and secondary air volume，and the distribution ofprimary air volume and the supply air temperature，respectively.When the furnace temperature did not meet the requirementsin low pressure environment，it was provided that the ratio of primary and secondary air volume and the ratio of primary airvolume could be preferentially adjusted.On the premise of satisfying the secondary combustion and the disturbance to the fluegas in the combustion chamber，the secondary air volume could be appropriately reduced to improve the flue gas temperaturelevel in the combustion chamber.【Key words】low atmospheric pressure；waste incineration；operation optimization；numerical simulation*基金项目：国家重点研发计划项目（2019YFC1904100）收稿日期：2022-09-01；录用日期：2023-02-100引言拉萨地区由于大气压低、空气含氧量低，对垃圾燃烧性能、炉膛传热及锅炉运行效率会产生较大影响。因此，直接把平原地区成熟而通用的垃圾焚烧技术工艺套用到高原低压缺氧地区可能导致垃圾焚烧不充分、焚烧效率低下。卢原1针对高海拔地区大气压力降低导致的锅炉燃烧反应速度下降和传热减弱的问题，对 1 台 20 t/h 链条垃圾焚烧炉进行了设计优化研究，采用增大炉排面积和烟气流通截面的方法稳定垃圾燃烧，但未见锅炉实际运行结果及相关数据验证。李彩亭等2研究了 1 台在贵阳（88 kPa）运行的 4 t/h 蒸汽锅炉，针对运行时出现的出力不足现象提出需根据大气压力低的特点提高进风量，但对于总风量增大后一、二次风量的分配，一次风各风室的分配比例问题未进行充分研究。瞿兆舟3对低气压条件下垃圾焚烧锅炉炉内气相燃烧进行数值模拟分析，但并未对低压条件下床层固相燃烧进行模拟并与气相燃烧进行耦合，未对一次风量在各风室热化学处理与烟气污染控制第 31 卷第 4 期2023年8月环境卫生工程Environmental Sanitation EngineeringVol.31 No.4Aug.2023第 31 卷第 4 期2023年8月环境卫生工程Environmental Sanitation EngineeringVol.31 No.4Aug.2023环境卫生工程2023 年 8 月第 31 卷第 4 期的分配情况进行讨论及优化，从而无法对影响锅炉稳定运行的因素进行优先级排序。目前对于生活垃圾焚烧炉在高原条件下运行性能的认识仍相当不足，缺少科学有效的理论知识和工程经验来指导锅炉的设计和运行。以拉萨某生活垃圾焚烧发电厂为例，单台焚烧炉在设计工况下垃圾处理量为 350 t/d，而该电厂选用了 1台平原地区垃圾处理量为 500 t/d 的大型机械炉排炉，则实际焚烧炉的炉排面积增加了 33.3%，炉膛体积相对增加了 33.3%。因此，以该焚烧炉为研究对象，研究其在低压环境下床层固相燃烧过程和炉膛气相组分燃烧过程。将模拟结果与现场试验数据进行对比后，从一、二次风量分配，一次风室风量分配及送风温度 3 个角度对焚烧炉的燃烧过程进行仿真优化。1材料与方法研究对象为 1 台垃圾处理量 500 t/d 的 VON-ROLL 式 L 型机械往复炉排炉。炉排总长度为14.43 m，宽度为 5.08 m，运行周期为 120 min。一次风由炉排下方 6 个风室配送，二次风由前后墙各 6 只口径为 DN108 mm 的喷口送入炉膛。其中前拱二次风喷口以一定的角度下倾，后拱二次风喷口以水平方向朝炉内喷入。垃圾焚烧系统还配置 1 台中压、单锅筒自然循环水管锅炉和 1 台 15MW 的汽轮发电机组，该汽轮机进汽参数确定为3.9 MPa、390，设计工况锅炉热效率为 80%。根据炉膛实际结构尺寸，通过 GAMBIT 建立三维模型（图 1）。网格划分时，单元采用 Tet/Hybrid，类型采用 Tgrid，二次风入口采用局部加密处理，整个模型总网格数约 101 万。网格质量良好并通过无关性检测。焚烧炉内的垃圾燃烧可分为炉排上床层固相燃烧和炉膛内气相组分燃烧。固相燃烧过程按水分蒸发、挥发分析出及燃烧、焦炭燃烧等多个阶段进行，采用 FLIC 软件进行模拟。FLIC 常用于模拟常压下的固相燃烧，因求解时假定温度和各组分浓度仅沿着炉排运动方向变化，在床层宽度方向上不存在差异，故可根据 Yang 等4提出的一维数学模型描述固相燃烧，固相控制方程如式（1）式（4）所示。1）连续性方程：sbt+sb（VS-VB）=SS（1）2）动量方程：sbVSt+sb（VS-VB）VS=-+sbg+A（2）3）组分输运方程：sbYiSt+sb（VS-VB）YiS=DS（sbYiS）+Syis（3）4）能量方程：sbVSt+sb（VS-VB）HiS=（STS）+qrQsh（4）式中：sb为垃圾密度，VS和 VB分别为颗粒速度和床层速度，SS为固体颗粒的质量源项，、和 g 分别为作用在固体颗粒上的正应力、切应力和重力，A 表示因颗粒随机运动引起的动量交换，YiS为颗粒组分的质量分数，DS为表征颗粒随机运动的混合系数，Syis为颗粒各组分源项，HiS为颗粒各组分的焓，S与 TS分别为颗粒导热系数和颗粒温度，qr为辐射热流，Qsh为颗粒热源相。图 1焚烧炉几何模型Figure 1Geometric model of incinerator垃圾的元素分析与工业分析作为 FLIC 的边界条件输入，如表 1 所示。表 1元素、工业分析Table 1Elemental and industrial analysis元素分析（湿基）/%Cdaf56.73Hdaf8.57Odaf31.71Ndaf1.42Sdaf0.33Cldaf1.23工业分析（湿基）/%Mar43.38Var28.62FCar8.00Aar20.00低位热值/（kJ/kg）7 955炉膛出口处测温点炉膛下部测温点燃烬炉排燃烧炉排二次风口干燥炉排GyGzGx 36张志宸，等.拉萨地区生活垃圾焚烧炉燃烧过程仿真及优化炉膛内气相燃烧通过 FLUENT 软件进行模拟，湍流模型采用标准 k-模型，辐射模型采用 DO 模型，组分模型采用组分输运模型，湍流-化学反应模型采用有限速率/涡耗散模型5-6如式（5）所示，求解器采用 SIMPLE 算法：通过连续性方程和动量方程推导压力方程；速度场质量守恒的约束通过求解压力方程来实现；通过压力校正的速度场满足连续性。通过迭代求解整个控制方程组，直到解收敛。化学反应如式（6）式（8）所示。（vYi）=+Ri+Si（5）式中：为密度，v 为速度，Yi为质量分数，Ji为扩散通量，Ri为净产生速率，Si为额外产生速率。2CH4+3O2 2CO+4H2O（6）2CO+O2 2CO2（7）2CO2 2CO+O2（8）炉膛壁面采用绝热边界条件，水冷壁为等温条件，温度为 280。设置炉排沿程、二次风口均为速度入口，风速约为 84 m/s，出口设为压力出口。垃圾焚烧炉所在地海拔约为 3 700 m，大气压力约为 65 kPa，空气中氧气质量分数约为 15%。干燥段、燃烧段、燃烬段的长度比为 0.240.38 0.38，风量配比为 0.10.70.2，燃烧段三风室风量配比为 0.200.250.25。输入参数如表 2 所示。表 2输入参数Table 2Input parametersMCR工况一次风二次风送风量/（m3/h）52 37520 136设计温度/220220低压过量空气系数1.661.66注：送风量为 0、1 个标准大气压下的标准流量。为使炉排固相燃烧过程与炉膛气相燃烧过程进行耦合，将 FLIC 计算得到的烟气各组分浓度、速度、温度等数据导入到 FLUENT 中，作为气相燃烧的边界条件。FLUENT 得到的床层辐射温度作为固相燃烧的边界条件导入 FLIC 再次迭代，直至收敛得到垃圾焚烧炉模拟结果。2结果与讨论床层表面烟气温度如图 2 所示。床层最高温度为 1 460 K 左右。生活垃圾的高热值以及大量焦炭充分燃烧这两个因素使得整个炉排燃烧温度都较高。气体温度沿炉排长度的分布主要与一次风的分配有关。床层表面气体组分分布如图 3 所示。反应顶层的 CO 和 CH4浓度随着顶层垃圾挥发分析出过程的开始出现增加，而后由于挥发分与氧气发生燃烧，导致其浓度出现下降趋势，最终随着反应的结束，CO 等可燃气体的质量分数降为 0，燃烧产物 CO2也不再产生，O2的质量分数也回升到 15%左右，说明在燃烬段 O2和 CO 等可燃气体已燃烧完全。1 465.01 281.01 097.0913.1729.0544.9360.914.401.83.65.47.29.010.812.6炉排长度/m气体温度/K图 2床层表面烟气温度Figure 2Flue gas temperature on bed surface51.1542.6234.1025.5717.058.5314.401.83.65.47.29.010.812.6炉排长度/m气体质量分数/%CH4COO2CO2H2O图 3床层表面气体组分分布Figure 3Gas composition distribution on the bed surface宽度中心截面气相模拟结果如图 4 所示。从图 4（a）可以看出，床层前端、中段、末端分别对应干燥段、燃烧段和燃烬段，烟气温度也呈现先升高再降低的趋势。干燥段垃圾水分被烘干，可燃气体析出较少，形成约 400 K 的低温区域。燃烧段由于挥发分析出及焦炭燃烧过程，温度达到峰值 1 650 K 左右，高温烟气上升至炉膛进行二次燃烧，随后在第一烟道内气流逐渐混合，与水冷壁换热后温度逐渐下降并趋于稳定。由图 4（b）所示，炉排中部 O2的低浓度区对应着床层的燃烧段，挥发分析出和焦炭燃烧阶段，炉排末端 O2含量充足，由此可以说明此工况下垃圾已燃烧完全，燃烬段不再消耗 O2。炉膛内 O2低浓度区域主要在二次风射流区域内，对应着挥发分的二次燃烧。烟气出口 O2浓度约为 6%7%。将模拟结果与现场监测数据进行对比，结果如表 3 所示。模拟结果与现场试验结果较吻合，模拟方法的正确性得到了验证。Ji 37环境卫生工程2023 年 8 月第 31 卷第 4 期（a）温度温度/K1 7001 6001 5001 4001 3001 2001 1001 000900800700600500400（b）O2浓度O2/%131211109876543210图 4宽度中心截面气相模拟结果Figure 4Width center section gas phase simulation result表 3数据对比Table 3Data comparison项目模拟值实验值炉膛下部温度/957950炉膛中部温度/902897炉膛出口温度/814807出口含氧量/%6.96.8烟气停留时间/s2.672.70根据 GB/T 187502008 生活垃圾焚烧炉及余热锅炉的要求，垃圾焚烧炉正常运行时须满足：烟气温度不应低于 850、产生的烟气在该区域的停留时间不低于 2 s、有足够的湍流强度确保均匀混合、烟气含氧量不应低于 6%，而炉膛内烟气温度为最关键因素。此工况下除了烟气出口温度低于规范要求温度之外，含氧量及停留时间均满足要求。因此，为解决锅炉在高原低气压环境下炉膛温度过低的问题，考虑对相关参数设置进行调整以优化锅炉运行，以此得出影响垃圾焚烧炉在高原条件下正常运行的关键因素，并对影响炉膛烟气温度的各因素进行优先级排序。GB/T 187502022 生活垃圾焚烧炉及余热锅炉于 2023 年 7 月 1日实施，新标准实施后应在二次风喷口上方设置至少两层炉膛温度监测点，正常工况下应满足中部断面监测点温度均值大于或等于 850。2.1垃圾焚烧过程的运行优化2.1.1主要因素确定导致烟气温度较低的原因可能有送风温度较低，一、二次风量及各风室一次风量配比不合理。因此，从以下 3 个方面对锅炉运行进行优化模拟。1）一、二次风分配比例。当总风量确定后，一、二次风分配比例将决定一、二次风的送风量。一次风需满足垃圾干燥和燃烧所需风量，二次风则为二次燃烧创造条件，影响烟气混合。但过多的二次风将造成炉膛温度降低，锅炉排烟热损失增加7-9。因此一、二次风量的调节和配比是影响锅炉燃烧状况的关键。2）一次风室风量配比。在垃圾焚烧炉内垃圾会经过干燥、热解、燃烧和燃烬 4 个阶段，每个阶段对一次风量的需求也不尽相同。当垃圾焚烧锅炉在低压环境下运行时需增大一次风量，而压力降低主要影响空气含氧量的变化，对燃烧段影响最大。故当一次风量增大时，如何对燃烧段各风室的一次风量进行按需分配是稳定燃烧的关键。3）送风温度。送风温度主要对床层的干燥和燃烧产生影响，送风温度过低会导致炉膛焚烧温度无法满足 850 的要求，过高则会导致烟道高温腐蚀。2.1.2方案设计为减少模拟工作量，采用正交试验的方法设计模拟工况，探究各参数对炉膛燃烧情况的影响。锅炉 MCR 工况下总风量为 72 511 m2/h，一、二次风量配比约为 7.22.8。考虑锅炉在拉萨低压缺氧环境下运行，上述给出的一、二次风量均为标况下流量（Q0），在低压工况下需进行温度和压力修正如式（9）所示。Q=Q0273+t273101b（9）式中：Q 为修正后流量，m3/h；Q0为标况下流量，m3/h；t 为进入风机的空气温度，；b 为当地大气压，kPa。按照 t 为 20、b 为 65 kPa 计算，总供风量修正后为 120 368 m3/h。此次正交试验需考察的因素有：一、二次风分配比例（A）；燃烧段一次风室风量配比（B），一次风送风温度（C）。先确定各个因素的各个水平，根据因素和水平确定三因素三水平的正交试验（表 4），然后设计 9 个模拟工况（表 5）并进行数值模拟分析。38张志宸，等.拉萨地区生活垃圾焚烧炉燃烧过程仿真及优化表 4因素水平Table 4Factor level水平123A738291B0.250.250.200.200.250.250.1500.2750.275C/220240200表 5模拟方案Table 5Simulation scheme工况123456789A737373828282919191B0.250.250.200.200.250.250.1500.2750.2750.250.250.200.200.250.250.1500.2750.2750.250.250.200.200.250.250.1500.2750.275C/220240200240200220200220240以模拟工况 1 为例进行说明：总风量为 120 368m3/h，一、二次风分配比例（A1）为 73，燃烧段三风室一次风分配比例（B1）为 0.250.250.20（干燥段有 1 个风室，燃烬段有 2 个风室，这 3 个风室的风量都占一次总风量的 0.1），一次风送风温度（C1）为 220。2.1.3气相燃烧模拟结果对比工况 19 的气相燃烧模拟结果如表 6 所示。表 6气相燃烧模拟结果Table 6Gas phase combustion simulation results工况123456789炉膛出口烟气温度数值/K1 1021 0801 0511 0851 0551 0851 1391 1321 081是否满足标准烟气停留时间数值/s3.532.962.962.632.722.662.482.542.57是否满足标准出口含氧量数值/%8.68.78.96.98.68.67.77.48.0是否满足标准在相同的总供风量条件下，工况 7、8 中垃圾焚烧炉燃烧室内的烟气温度水平总体较高，满足炉温大于 850 的要求，其中工况 7 接近最优工况，这与良好的一、二次风量配比与一次风量的分配和组织有关。工况 79 的一、二次风量相同，相比工况 7、8，工况 9 的一次风量分配不理想。工况 79 的二次风量在 9 个工况中最小，而烟气温度水平总体较高。相比而言，其他工况二次风量过大，导致烟气温度水平明显较低。因此在运行过程中炉膛内温度较低时，可适当增大一、二次风比例，即在满足二次燃烧及对燃烧室内烟气扰动的前提下，适当减少二次风量，提高燃烧室烟气温度水平。2.2方差分析方差分析是分类变量与定距变量之间的相关性分析，根据刘明磊10提供的计算方法对模拟结果进行分析。平方和的计算见式（10）式（13），其中：T1代表因素 A、B、C 的 1 水平下对应的 3个工况的炉膛出口烟气温度之和，T2、T3同理；yi为第 i 个工况下炉膛出口烟气温度。然后计算出总离差平方和及误差平方和等数据。方差分析结果见表 7。SA=（T12+T22+T32）/3-（i=19yi）2/9=（3 2332+3 2252+3 3522）/3-9 8102/9=3 372.67（10）同理，SB=（3 3262+3 2672+3 2172）/3-9 8102/9=1 984.67（11）SC=（3 3192+3 2462+3 2452）/3-9 8102/9=1 200.67（12）SE=（3 2382+3 3042+3 2682）/3-9 8102/9=728.00（13）表7方差分析结果Table 7Analysis results of variance来源因素A因素B因素C误差E平方和S3 372.671 984.671 200.67728.00自由度f2222均方和V1 686.34992.34600.34364.00F比4.632.731.65P值0.180.270.38显著性P0.05P0.05P0.05注：均方和为平方和除以相应的自由度，F比为因素均方和除以误差均方和。显然，F 比的值越大，其相应的因素对试验的影响程度越高，故能根据 F 比的大小排列出因素的主次程度。经查表：F0.90（2，2）=9.00，F0.75（2，2）=3.00。FAF0.75（2，2）=3.00，故 A 因素达到 25%显著。由表 7 可知，一、二次风分配比例（A）与燃烧段三风室一次风分配比例（B）比一次风送风温度（C）对炉膛内烟气温度的影响程度更大。根据表 6 选择使烟气出口温度最大的 A 因素水平，再用相同的方法选出 B 和 C，得到的搭配A3B1C1为最优水平的搭配，即一、二次风分配比例（A）为 91，燃烧段三风室一次风分配比例（B）39环境卫生工程2023 年 8 月第 31 卷第 4 期为 0.250.250.20，一次风送风温度（C）为220。对此工况进行垃圾燃烧数值模拟，得到炉膛内烟气温度、烟气停留时间和出口氧含量分别为 884、2.82 s 和 7.3%，均满足标准要求，且燃烧效果优于模拟工况 19。因固体垃圾开始燃烧的位置更靠近干燥段末端、燃烧段的前端，此处挥发分的快速析出和剧烈燃烧消耗大量氧气，故燃烧段前部需氧量更大，燃烧温度更高。3结论通过对拉萨 500 t/d 的炉排炉焚烧过程进行模拟，并对一、二次风量配比，燃烧段各风室风量配比及一次风送风温度这 3 个参数进行优化，可得出以下结论：1）生活垃圾焚烧炉固、气相耦合计算模拟验证表明，FLIC 和 FLUENT 可以耦合模拟低压工况下的垃圾焚烧。相比常压，低压条件下焚烧相同规模的垃圾不仅要选取炉排面积与烟气流通截面更大的锅炉，还要对进风量大小、风室风量分配进行优化调整。2）一、二次风分配比例与燃烧段各风室一次风分配比例比一次风送风温度对炉膛内烟气温度的影响程度更高。一、二次风量分配比例和一次风室风量分配是影响炉膛烟气温度的主要因素，送风温度为次要因素。3）将一、二次风分配比例从 73 提高到 91，燃烧段三风室一次风分配比例从 0.200.250.25 调整为 0.250.250.20，可有效提高炉膛内烟气温度水平，此时垃圾焚烧炉排炉能在拉萨地区 65 kPa 大气压力下稳定运行和燃烧，是运行时的最佳参数设置。4）当运行过程中炉膛内温度较低时，可优先调整一、二次风比例，在满足二次燃烧及对燃烧室内烟气扰动的前提下，适当减少二次风量，提高燃烧室烟气温度水平。当炉膛温度满足标准时，适当提高二次风速，可以加强气流混合，使炉膛内温度分布更加均匀。参考文献：1 卢原.高海拔地区生活垃圾焚烧锅炉的设计 J.工业锅炉，2016（1）：31-33，38.LU Y.Design of municipal solid waste incineration boiler usedin high altitude area J.Industrial Boilers，2016（1）：31-33，38.2 李彩亭，曾光明，宁友荣.烟气除尘脱硫技术在高原地区的应用 J.四川环境，1998，17（1）：35-37.LI C T，ZENG G M，NING Y R.Application about dedusting anddesulfurization of the flue gas in plateaus J.Sichuan Environment，1998，17（1）：35-37.3 瞿兆舟.低气压条件下垃圾焚烧锅炉炉内气相燃烧数值模拟J.环境卫生工程，2017，25（5）：84-87.QU Z Z.Numerical simulation of waste incinerator chamber under low atmospheric pressure with gas combustion J.Environmental Sanitation Engineering，2017，25（5）：84-87.4 YANG Y B，GOH Y R，ZAKARIA R，et al.Mathematical modelling of MSW incineration on a travelling bed J.Waste Management，2002，22（4）：369-380.5 刘瑞媚.大型炉排炉垃圾焚烧过程的 CFD 模拟研究 D.杭州：浙江大学，2017.LIU R M.CFD simulation study on combustion of municipalsolid waste in the large-scale grate incinerator D.Hangzhou：Zhejiang University，2017.6 马剑.基于 ANSYS Fluent 系统的炉排炉垃圾焚烧过程数值模拟 J.能源环境保护，2014，28（2）：26-30.MA J.Numerical simulation of the mechanical grate garbage incinerator system based on ANSYS FluentJ.Energy Environmental Protection，2014，28（2）：26-30.7 林海，马晓茜，余昭胜.大型城市生活垃圾焚烧炉的数值模拟J.动力工程学报，2010，30（2）：128-132.LIN H，MA X Q，YU Z S.Numerical simulation of large-scalemunicipal solid waste incinerator J.Journal of Chinese Societyof Power Engineering，2010，30（2）：128-132.8 刘健.烟气再循环对生物质层燃特性及脱硝性能的影响D.济南：山东大学，2020.LIU J.The influence of flue gas recycling on biomass grate combustion and denitration D.Jinan：Shandong University，2020.9 陆燕宁.生物质炉排炉燃烧过程的 CFD 数值模拟研究 D.杭州：浙江大学，2019.LU Y N.Numerical study of biomass combustion process in agrate incinerator D.Hangzhou：Zhejiang University，2019.10 刘明磊.正交试验设计中的方差分析 D.哈尔滨：东北林业大学，2011.LIU M L.Variance analysis of orthogonal experimental designD.Harbin：Northeast Forestry University，2011.第一作者：张志宸（1998），硕士研究生，研究方向为锅炉燃烧 CFD模拟。E-mail：。通信作者：孙贺江（1976），博士，副教授，主要从事热工设备与室内外环境 CFD 模拟、建筑设备自动化、室内空气环境控制技术等研究。E-mail：。40