600 MW超臨界對沖燃燒鍋爐主蒸汽溫度偏差模擬與試驗(yàn)研究

唐 文，丁皓軒，黃 鑒，寧新宇，柳 順，江 龍，向 軍*

（1.中電華創(chuàng)（蘇州）電力技術(shù)研究有限公司，江蘇 蘇州 215000；2.華中科技大學(xué)煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074）

0 引言

根據(jù)國家統(tǒng)計(jì)局在2021年工業(yè)生產(chǎn)提供的數(shù)據(jù)，指出了我國的火力發(fā)電量仍然占總發(fā)電量的71.13%［1］，能源結(jié)構(gòu)將長期以火力發(fā)電為主?；鹆Πl(fā)電技術(shù)的提高將會有效保障工業(yè)生產(chǎn)、居民生活、環(huán)境保護(hù)、產(chǎn)業(yè)升級等社會各方面的發(fā)展。受到運(yùn)行成本、電價改革和環(huán)境保護(hù)政策等因素的影響，燃煤火力發(fā)電廠會根據(jù)自身的發(fā)展?fàn)顩r調(diào)整煤種的使用。發(fā)電機(jī)組及其配套裝置如果未能及時進(jìn)行調(diào)整，以適應(yīng)不穩(wěn)定煤種變化將會導(dǎo)致殘?jiān)奶己吭黾印t膛與換熱器壁面結(jié)焦、燃燒不均勻和風(fēng)管堵塞等問題［2］。這些不利因素都將直接作用于爐膛的燃燒，進(jìn)而產(chǎn)生鍋爐的主汽溫偏差的問題。蒸汽溫度偏差過大，直接導(dǎo)致汽輪機(jī)內(nèi)部產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，使汽缸變形，危及機(jī)組安全，并將導(dǎo)致減溫水大量投入［3］和局部超溫爆管［4］等問題，嚴(yán)重時會引起機(jī)組非計(jì)劃停運(yùn)，影響電網(wǎng)的安全生產(chǎn)［5-6］。

聶鑫等［7］對1 000 MW 超超臨界鍋爐水冷壁出現(xiàn)的較大汽溫偏差進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)升負(fù)荷速率和局部熱負(fù)荷過大會造成較大汽溫偏差。李學(xué)顏等［8］的研究表明一次風(fēng)管中煤粉分配偏差所引起的汽溫偏差是水冷壁超溫的主要原因，而磨煤機(jī)啟動過程也會由于給煤機(jī)的虛假煤量信號使煤水比失調(diào)，加劇煤粉分配偏差，引起更大的汽溫偏差及震蕩。李虎［9］發(fā)現(xiàn)煤質(zhì)的改變、粉管系統(tǒng)阻力特性和爐膛負(fù)壓擾動會使某臺磨煤機(jī)的一次風(fēng)粉流的狀態(tài)產(chǎn)生較大變化，從而造成燃燒偏差產(chǎn)生汽溫偏差。陳瑞龍［10］發(fā)現(xiàn)燃燒器對沖布置，同層燃燒器各一次風(fēng)粉管分布不均勻會使對沖射流動量不相等，氣流就可能偏向動量小的一側(cè)，使?fàn)t內(nèi)火焰的充滿度變差，爐內(nèi)熱負(fù)荷沿爐膛寬度和高度分布的均勻性較差造成汽溫偏差。

以某電廠的600 MW 鍋爐為對象，重點(diǎn)研究該型鍋爐在低氮改造后，兩側(cè)主蒸汽出口溫度存在偏差較大的運(yùn)行問題。主要體現(xiàn)在75%BRL負(fù)荷下，兩側(cè)主蒸汽溫度平均偏差約20 ℃（A 側(cè)汽溫高于B 側(cè)），嚴(yán)重時可達(dá)50 ℃～70 ℃。本文研究通過調(diào)整燃燒組織、風(fēng)量和粉量分配、磨組合和負(fù)荷變化的變化針對在75%BRL 負(fù)荷時主蒸汽溫度偏差的影響，把實(shí)際工況條件與模擬數(shù)值相互結(jié)合的方法作為該鍋爐機(jī)組主蒸汽溫度偏差解決方案的指導(dǎo)依據(jù)，實(shí)現(xiàn)機(jī)組穩(wěn)定、安全運(yùn)行。

1 研究對象

某火力電廠鍋爐為600 MW 超臨界直流鍋爐，鍋爐經(jīng)過改造后采用單爐膛、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、π 型布置。燃燒器采用前、后墻對沖布置，前墻由低到高布置了C、D、E 3 層燃燒器，后墻由低到高布置了A、B、F 3 層燃燒器，3 層燃燒器平面的標(biāo)高由低到高分別為21.18 m、26.19 m 和31.20 m，每層5 只燃燒器，燃燒器布置在分層風(fēng)箱內(nèi)，燃盡風(fēng)噴口平面標(biāo)高為34.71 m，鍋爐的幾何模型見圖1。鍋爐燃燒采用配煤摻燒的方式，設(shè)計(jì)煤種與摻燒煤種煤質(zhì)分析見表1，不同磨組的配煤摻燒方案見表2。

圖1 鍋爐幾何模型及燃燒器平面的標(biāo)高Fig.1 Boiler geometric model and elevation of burner plane

表1 設(shè)計(jì)煤種與摻燒煤種煤質(zhì)分析Table 1 Coal quality analysis of designed and blended coal

表2 不同磨的配煤摻燒方案Table 2 Coal blending and burning schemes of different mills

2 研究方法

2.1 幾何建模與網(wǎng)格劃分

利用基于Gambit軟件平臺針對600 MW超臨界直流鍋爐的外形設(shè)計(jì)進(jìn)行1∶1 建模，該鍋爐爐膛斷面尺寸為22.19 m 寬、15.63 m 深，水平煙道深度為5.32 m，鍋爐高度為58.55 m。由于鍋爐系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在保證計(jì)算準(zhǔn)確度的前提下對燃燒器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡化，保留了各風(fēng)道的形狀，省略了其中的導(dǎo)流葉片和其他機(jī)械結(jié)構(gòu)，并且用矩形平面代替了爐內(nèi)換熱器的吸熱面。針對鍋爐實(shí)際幾何結(jié)構(gòu)建模之后，采用分區(qū)網(wǎng)格的劃分方法對鍋爐進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，并在燃燒反應(yīng)劇烈的燃燒器區(qū)域?qū)W(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，同時為了加快計(jì)算收斂的速度對網(wǎng)格線的走向也做了調(diào)整，盡量保證從燃燒器噴出的氣流會沿著網(wǎng)格線的方向發(fā)展，減少了偽擴(kuò)散效應(yīng)［11-14］，劃分好的網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 鍋爐整體與燃燒器區(qū)域的網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of whole boiler and burner area

2.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證與反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)

網(wǎng)格的數(shù)量提升能有效地提高模型計(jì)算的準(zhǔn)確性，但是網(wǎng)格數(shù)量過多會消耗服務(wù)器的計(jì)算資源，因此在顧及模型計(jì)算精度的同時也要充分考慮到算力成本，原理就是計(jì)算精度能夠保證的前提下盡量減少網(wǎng)格的數(shù)量，所以進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性的驗(yàn)證就能保證成本與精度兼顧，科學(xué)地劃定網(wǎng)格數(shù)量?；诟咝阅苡?jì)算公共服務(wù)平臺對模型展開網(wǎng)格的無關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格數(shù)量與爐膛出口煙氣溫度和氧量的關(guān)系如表3所述。本次網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量接近200 萬個，所劃分的網(wǎng)格均為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量良好且可以很好地滿足計(jì)算要求。設(shè)定的模型反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)：指數(shù)前因子為0.002、極限速率活化能為7.9×107。

表3 模型的驗(yàn)證Table 3 Model test verification

2.3 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

本文模型選用及邊界條件設(shè)置方法基于前期模擬研究基礎(chǔ)，采用旋流流動精度較高的自帶旋流修正項(xiàng)Realizable k-ε湍流模型模擬湍流流動；選用的輻射換熱模型為P1模型計(jì)算爐內(nèi)輻射換熱；選取隨機(jī)顆粒軌道模型計(jì)算煤粉粒子的運(yùn)動軌跡。爐膛內(nèi)揮發(fā)分的均相燃燒過程為非預(yù)混擴(kuò)散燃燒，通過混合分?jǐn)?shù)/概率密度函數(shù)（PDF）模型引入混合分?jǐn)?shù)f及其脈動值g來模擬化學(xué)反應(yīng)過程各化學(xué)組分濃度的分布及湍流對燃燒的影響。揮發(fā)分的燃燒選取雙方程競爭模型，焦炭的燃燒選用動力學(xué)/擴(kuò)散控制速率模型［15-18］。

本文模型的一次風(fēng)為直流風(fēng)、二次風(fēng)為旋流風(fēng)；同時一次風(fēng)口設(shè)置為速度入口、二次風(fēng)口設(shè)置為旋流風(fēng)。二次風(fēng)口入口邊界條件較為復(fù)雜，因此在柱坐標(biāo)系下增設(shè)置質(zhì)量流量入口。爐膛出口則設(shè)置為-120 Pa 的壓力出口邊界。爐內(nèi)各壁面設(shè)置為無滑移的溫度邊界條件，其中水冷壁的輻射率根據(jù)爐膛內(nèi)部水冷壁的沾污情況設(shè)置；在豎直方向上設(shè)置重力項(xiàng)。煤粉顆粒按照Rosin-Rammler 公式［19-20］分布粒徑，煤粉顆粒粒徑為10 μm ～250 μm，平均粒徑為50 μm，經(jīng)計(jì)算煤粉顆粒的分布指數(shù)為1.1。表4和表5的煤粉量和一次風(fēng)口的風(fēng)速是根據(jù)現(xiàn)場測試結(jié)果的偏差值來對應(yīng)設(shè)置，各粉管的偏差值計(jì)算基準(zhǔn)是5 個粉管粉量的平均值，各風(fēng)速的偏差值計(jì)算的基準(zhǔn)是5 個粉管風(fēng)速的平均值。表中的1 號至5號粉管編號規(guī)則是靠近鍋爐水冷壁左墻的為1號粉管，從左到右序號依次增大。

表4 不同磨煤機(jī)對應(yīng)燃燒器粉管粉量偏差Table 4 Powder quantity deviation of burner powder pipe corresponding to different coal mills

表5 各磨煤機(jī)粉管熱態(tài)一次風(fēng)風(fēng)速偏差Table 5 Deviation of hot primary air speed of pulverized coal pipe of each pulverizer

3 結(jié)果討論與分析

3.1 一次風(fēng)管煤粉量與風(fēng)量對汽溫偏差的影響

根據(jù)現(xiàn)場燃燒器粉管粉量偏差（如表4）和各磨煤機(jī)粉管熱態(tài)一次風(fēng)風(fēng)速偏差（如表5）數(shù)據(jù)顯示，鍋爐內(nèi)部的煤粉量和一次風(fēng)速的分配都有明顯差異，總體上呈現(xiàn)左側(cè)區(qū)域大，右側(cè)區(qū)域小的問題。為了對比煤粉量與一次風(fēng)量偏差帶來的影響，用上述構(gòu)建的模型模擬了各粉管中一次風(fēng)與煤粉量調(diào)整前的實(shí)際偏差以及調(diào)整后的無偏差兩種工況，對比模擬結(jié)果見圖3。在風(fēng)量與煤粉量存在偏差時，一層、二層燃燒器工況的流場組織較差、煤粉速度流場較紊亂；同時溫度場分布不均，高溫區(qū)域分布較廣。將流速場與溫度場結(jié)合來看，在水冷壁周圍會出現(xiàn)噴射火焰的沖刷現(xiàn)象，這可能是風(fēng)速偏差量過高導(dǎo)致風(fēng)口流速變化大的一側(cè)氣流剛性更強(qiáng)，直接干擾對面風(fēng)口的氣流流動，擾動的火焰可能會無規(guī)律地沖刷壁面，這都直接導(dǎo)致鍋爐左右區(qū)域的熱負(fù)荷分布不均。調(diào)整后的流場與溫度場分布圖可以看出整體更加穩(wěn)定，燃燒組織良好，火焰沖刷水冷壁的情況減弱，鍋爐左右兩側(cè)燃燒偏差的情況得到了顯著改善。這可以說明各粉管中的一次風(fēng)速和煤粉量的偏差對鍋爐偏燒有重要影響，實(shí)際運(yùn)行過程中建議調(diào)平粉管風(fēng)量和煤粉量偏差。

圖3 一次風(fēng)與煤粉量調(diào)整前后爐內(nèi)燃燒工況Fig.3 Combustion conditions in the boiler before and after primary air and pulverized coal volume adjustment

爐膛中的煤粉在經(jīng)歷不充分燃燒的時候會產(chǎn)生CO，同一個層面的CO 濃度差異可以直觀地反映燃燒情況。因此，如圖4 所示通過模型的數(shù)值模擬得到標(biāo)高24 m、27 m、30 m 和33 m 平面內(nèi)的CO 濃度（體積分?jǐn)?shù)）分布情況，可以很明顯觀察到一個平面上的CO濃度分布是相對不均勻的，同時擁有燃燒器的平面的CO濃度明顯比燃盡風(fēng)噴口平面的要多，總體呈現(xiàn)鍋爐左側(cè)區(qū)域CO含量大于右側(cè)，在靠近鍋爐左右墻水冷壁的區(qū)域尤為明顯。結(jié)合現(xiàn)場一次粉管粉量偏差測試數(shù)據(jù)來看，由于左側(cè)的煤粉偏差量明顯多于右側(cè)，區(qū)域內(nèi)的煤粉濃度提升會顯著影響鍋爐燃燒狀況，因此會發(fā)生部分區(qū)域CO的濃度過高以及燃燒偏差問題的突顯。

圖4 標(biāo)高24 m～33 m平面CO濃度分布Fig.4 CO concentration distribution at elevation 24 m-33 m

鍋爐四周布置了由上部垂直管圈（標(biāo)高46.66 m～65.55 m）和下部的螺旋管圈（標(biāo)高8.00 m～46.66 m）組成的螺旋管圈水冷壁，通過這種布置方案可以在一定程度上消除鍋爐周圍熱負(fù)荷偏移對汽溫的影響，因此可以重點(diǎn)探討垂直管圈區(qū)域水冷壁壁面的熱流分布，以此來反映一次風(fēng)與煤粉量偏差對熱負(fù)荷的影響。圖5展示了一次粉管風(fēng)量與粉量調(diào)平前后垂直管圈區(qū)域水冷壁壁面的熱流分布情況，調(diào)平前鍋爐左墻和前墻的熱流密度明顯大于右墻與后墻，這直接導(dǎo)致靠近左墻的A 側(cè)主蒸汽吸熱比靠近右墻的B 側(cè)高，使屏式過熱器入口A 側(cè)主汽溫溫度高于B 側(cè)，這與現(xiàn)場DCS 溫度測點(diǎn)數(shù)據(jù)一致。調(diào)平后結(jié)果顯示，左墻、前墻、后墻的熱流密度得到了顯著改善，整體的熱流分布更加均勻，水冷壁四周的熱流分布偏差減小，將有效降低主蒸汽溫度偏差。

圖5 調(diào)整前后垂直管圈區(qū)域水冷壁壁面的熱流分布Fig.5 Adjusting the heat flow distribution of the water-cooled wall in the front and rear vertical pipe coil area

根據(jù)fluent軟件模擬，通過調(diào)整一次風(fēng)量與粉量改變各壁面的平均熱流（如表6），可以很清楚分析出各壁面的熱流情況。在調(diào)整前，左墻與前墻的平均熱流接近，分別為：-63 964.97 W/m2、-65 501.98 W/m2，右墻平均熱流為-42 363.42 W/m2，左墻平均熱流是右墻的1.51倍。經(jīng)過調(diào)整后，左墻熱流最大為-56 346.48 W/m2，右墻為-47 752.30 W/m2，左墻平均熱流是右墻的1.18倍。這表明一次空氣流和粉量流之間的差異與水冷壁中的熱流分布不均之間有密切的關(guān)系。所研究的電廠鍋爐實(shí)際上是在爐子左側(cè)的煤粉量明顯高于右側(cè)的情況下運(yùn)行的，而且整體的一次風(fēng)速往往在A 側(cè)較高，在B 側(cè)較低，導(dǎo)致垂直管圈區(qū)域左側(cè)的熱流明顯高于右側(cè)。

表6 調(diào)整前后垂直管圈區(qū)域水冷壁的平均熱流Table 6 Adjusting the average heat flow of the water wall in the front and rear vertical pipe coil area

3.2 二次風(fēng)量的分配對汽溫偏差的影響

根據(jù)3.1節(jié)的研究結(jié)果，一次風(fēng)和煤粉量偏差會對爐膛左右側(cè)的水冷壁產(chǎn)生較大的影響而對前后水冷壁影響很弱，但是該機(jī)組在實(shí)際運(yùn)行時的火孔溫度分布（如圖6）會出現(xiàn)后墻水冷壁區(qū)域溫度比前墻水冷壁區(qū)域溫度高150 ℃～200 ℃的異?，F(xiàn)象。由于只有DCS系統(tǒng)二次風(fēng)總量無法確定單個燃燒器具體二次風(fēng)量，在對一次風(fēng)和煤粉量偏差研究時沒有考慮二次風(fēng)量的偏差，所以二次風(fēng)量的偏差可能引起后墻水冷壁區(qū)域溫度比前墻水冷壁區(qū)域溫度高的原因。

圖6 標(biāo)高22 m～33 m平面前后墻看火孔溫度分布Fig.6 Temperature distribution of fire hole on the front and rear walls of the plane with an elevation of 22 m-33 m

在控制總二次風(fēng)量不變與同層的5個燃燒器二次風(fēng)量相等的條件下，通過同時等量增加和減少的前墻燃燒器與后墻燃燒器的二次風(fēng)量創(chuàng)造對照組來研究爐膛內(nèi)部的熱負(fù)荷分布。圖7 分別展示了無偏差、偏差5%和偏差10%3 個工況的鍋爐寬度方向中心截面溫度分布與速度分布的模擬結(jié)果，結(jié)果表明，隨著前墻二次風(fēng)量的提高，主燃燒區(qū)域頂端火焰向后墻偏移的趨勢，當(dāng)風(fēng)量偏差為5%時，上升的煙氣受到前后流體不對稱風(fēng)量吹動干擾煙氣會對后墻壁輕微沖刷；當(dāng)風(fēng)量偏差為10%時會產(chǎn)生明顯的高溫?zé)煔鉀_刷后墻水冷壁的情況，所以二次風(fēng)量的偏差過大會直接導(dǎo)致后側(cè)壁面的熱負(fù)荷過高，進(jìn)而導(dǎo)致汽溫偏差過大。

圖7 二次風(fēng)量分配對鍋爐燃燒工況的影響Fig.7 Influence of secondary air volume distribution on boiler combustion conditions

圖7的結(jié)果只是從定性的角度去探討二次風(fēng)量偏差對水冷壁溫度的影響，通過研究前后墻溫差量化研究二次風(fēng)量偏差的影響，圖8 給出了數(shù)值模擬中標(biāo)高22 m、27 m、30 m 和33 m 平面在有二次風(fēng)量偏差時前后墻附近區(qū)域?qū)?yīng)點(diǎn)的溫度差值（后墻溫度-前墻溫度），每層平面前后墻壁面上各取10個位置點(diǎn)，其中的橫坐標(biāo)值是各位置點(diǎn)距離左墻的距離。隨著二次風(fēng)偏差的增大，后墻的輻射換熱進(jìn)一步增強(qiáng)，后墻與前墻對應(yīng)點(diǎn)的溫度差值也在增大。偏差為5%時，后墻中線不同高度位置的溫度差明顯在100 ℃以上；當(dāng)偏差到達(dá)10%時，基本上后墻各平臺的大部分位置溫度都比前墻的溫度要高，尤其是靠近右側(cè)壁面的溫度上升較快，每一層平臺溫度差的波動都比偏差為5%時有顯著減小，整體上后墻的輻射換熱進(jìn)一步增強(qiáng)會加劇汽溫差距，這和圖6 的試驗(yàn)測量結(jié)果一致，這說明二次風(fēng)量偏差是引起前后墻水冷壁區(qū)域溫度偏差的原因。

圖8 模擬計(jì)算中二次風(fēng)量偏差時前后墻對應(yīng)位置點(diǎn)的溫度差Fig.8 Temperature difference of the corresponding position of the front and rear walls in the simulation calculation of secondary air volume deviation

為了定量描述二次風(fēng)偏差對熱負(fù)荷的影響，進(jìn)一步分析了垂直管圈區(qū)域水冷壁壁面的熱流分布特性，結(jié)果見表7。隨著前墻燃燒器的二次風(fēng)量提高，后墻垂直管圈的平均熱流逐漸增大，而前墻、左墻與右墻的平均熱流呈現(xiàn)下降趨勢；后墻平均熱流從前墻的0.87倍增加至1.15 倍，意味著后墻與前墻的平均熱流偏差加大，這與火焰中心向后墻偏向有關(guān)；左墻和右墻的熱流偏差依舊存在，同時偏差程度也有增加，這可以推斷是二次風(fēng)的擾動加強(qiáng)了燃燒火焰對左右墻面的沖刷，因此燃燒器的二次風(fēng)分配不勻也會使水冷壁整體的吸熱不均進(jìn)而導(dǎo)致主汽溫出現(xiàn)偏差。

表7 二次風(fēng)量偏差下垂直管圈區(qū)域水冷壁的平均熱流Table 7 Average heat flow of water wall in vertical coil area under secondary air volume deviation

3.3 現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

根據(jù)現(xiàn)場的鍋爐前墻水冷壁垂直段出口30 個壁溫測點(diǎn)監(jiān)測數(shù)據(jù)，圖9所示在數(shù)據(jù)時段為20 h、機(jī)組負(fù)荷在300 MW～600 MW，前墻水冷壁壁溫分布差異較大，A側(cè)壁溫較大幅度高于B側(cè)，這與數(shù)值模擬中A側(cè)熱負(fù)荷高于B側(cè)的結(jié)果相符。

圖9 前墻垂直水冷壁溫度分布Fig.9 Temperature distribution of vertical water wall in front wall

如表8所示鍋爐的磨組合系統(tǒng)也會對熱負(fù)荷有影響，具體是B、C、D磨對主汽溫偏差有較明顯影響。粉量偏差試驗(yàn)結(jié)果表明，與B、C、D磨相連的燃燒器的煤粉量分布偏差程度更大，相應(yīng)的對燃燒偏差的影響也更大，所以消除B、C、D磨的煤粉量分布偏差可以有效減少磨煤機(jī)對主汽溫偏差的影響。

表8 燃燒系統(tǒng)切磨試驗(yàn)對主汽溫偏差的影響Table 8 Influence of grinding test on main steam temperature deviation in combustion system

4 結(jié)語

1）通過實(shí)際測量得到鍋爐各燃燒器的一次風(fēng)量與煤粉量分布，發(fā)現(xiàn)鍋爐左側(cè)區(qū)域煤粉量顯著多于右側(cè)，且一次風(fēng)速整體呈現(xiàn)鍋爐左側(cè)側(cè)墻區(qū)域大，右側(cè)小的趨勢。在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明爐內(nèi)燃燒工況組織較差，鍋爐熱負(fù)荷分布不均。在垂直管圈，左墻平均熱流是右墻的1.51 倍。調(diào)平一次風(fēng)和煤粉量后，左墻平均熱流是右墻的1.18 倍。這說明消除各燃燒器一次風(fēng)與粉量的偏差能顯著降低垂直管圈區(qū)域水冷壁左右墻的熱流偏差，進(jìn)而減小A、B兩側(cè)的主蒸汽溫度差。

2）燃燒器的二次風(fēng)分配不勻會導(dǎo)致該鍋爐后墻水冷壁溫度比前墻高，表現(xiàn)為主燃燒區(qū)域頂端火焰向后墻偏移，隨著前墻燃燒器的二次風(fēng)量提高，后墻垂直管圈的平均熱流逐漸增大，后墻平均熱流從前墻的0.87 倍增加至1.15 倍，而左墻與右墻的平均熱流呈現(xiàn)下降趨勢。

3）磨組優(yōu)化運(yùn)行方式表明，B、C、D磨對主汽溫偏差有較明顯影響。從粉量偏差試驗(yàn)可知，由于B、C、D磨運(yùn)行導(dǎo)致對應(yīng)燃燒器煤粉量分布偏差程度更大，因此消除煤粉量偏差有助于減小主汽溫偏差。