李修真，涂愛(ài)民，朱冬生

（1. 中國(guó)科學(xué)院廣州能源研究所，廣州 510640；2. 中國(guó)科學(xué)院可再生能源重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640；3. 廣東省新能源和可再生能源研究開(kāi)發(fā)與應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州 510640；4. 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

0 引 言

翅片管作為一種高效換熱管，可以使整個(gè)傳熱過(guò)程得到強(qiáng)化，節(jié)省換熱管金屬耗量，提高余熱回收設(shè)備的經(jīng)濟(jì)性，在工業(yè)節(jié)能及煙氣余熱回收上具有很好的應(yīng)用前景；但在工業(yè)爐窯煙氣中，往往存在煙塵含量大、煙塵粒度細(xì)、煙塵粘附性強(qiáng)等特點(diǎn)，致使翅片管上的積塵清除難度大大增加，而積塵嚴(yán)重削弱翅片管的換熱能力，極大影響了該高效換熱管在余熱回收上的應(yīng)用推廣；已有的余熱鍋爐換熱管清灰技術(shù)包括振打清灰、脈沖清灰、聲波清灰、蒸汽吹灰等清灰技術(shù)各有優(yōu)點(diǎn)，但在一些煙塵濃度大而煙塵粘度高的應(yīng)用場(chǎng)合，均難以達(dá)到理想效果[1-3]；因此，開(kāi)發(fā)更有效的清灰技術(shù)，特別是利用機(jī)械接觸式原理的清灰技術(shù)，對(duì)翅片管在煙氣余熱回收領(lǐng)域的應(yīng)用推廣，具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 研究背景

余熱鍋爐面臨的受熱面積灰問(wèn)題大多屬于低溫積灰，煙氣中的煙塵與硫化物容易在受熱面形成積灰和腐蝕，顯著降低換熱效率，增大鍋爐阻力，嚴(yán)重時(shí)甚至出現(xiàn)大面積搭橋和堵灰現(xiàn)象，將導(dǎo)致被迫停爐清灰，嚴(yán)重影響到鍋爐的安全運(yùn)行以及余熱回收的經(jīng)濟(jì)效益，同時(shí)給生產(chǎn)帶來(lái)不利影響。對(duì)于類似爐窯及電石爐余熱回收系統(tǒng)，煙氣波動(dòng)較大，很難做到避免煙溫低于酸露點(diǎn)；特別對(duì)于鐵合金礦熱爐，煙塵本身含有大量的SiO2、Al2O3、CaO及MnO2等，其煙塵粒徑85% ～ 95%以上在10 μm以下，平均比表面積高達(dá)8 ～ 20 m2/g，主要特點(diǎn)是在空氣中停留時(shí)間長(zhǎng)、不易沉降、比電阻大、氣體的粘度隨溫度的增高而增大、含濕量較大、酸露點(diǎn)普遍偏低；鐵合金礦熱爐煙塵在金屬和紡織品表面上的粘結(jié)性很強(qiáng)，附著力大，親水性好，易于結(jié)團(tuán)，很難用傳統(tǒng)吹灰方式清除。針對(duì)這類煙氣余熱回收?qǐng)龊?，目前普遍?duì)采用翅片管余熱鍋爐回收余熱比較慎重，而以光管作為換熱面的余熱鍋爐存在體積及占地面積大、鍋爐投資大、余熱回收經(jīng)濟(jì)性下降等缺陷，嚴(yán)重影響企業(yè)采用余熱回收系統(tǒng)的積極性，導(dǎo)致余熱資源的浪費(fèi)[4-5]。

余熱鍋爐清除積灰的方法很多，一般分為機(jī)械接觸式清灰（落丸清灰和鋼刷清灰等均可歸于這一類）、機(jī)械振打清灰（另一種機(jī)械清灰方式，又分為高頻振打和低頻振打方式）、水力清灰、和氣體吹灰（蒸汽吹灰、聲波吹灰和爆燃吹灰）等幾大類，各種吹灰方式均有其特點(diǎn)和適用場(chǎng)合，聲波吹灰和爆燃吹灰適用性相對(duì)較廣，但對(duì)于高粘結(jié)性且含塵量大的積灰場(chǎng)合，在線清除效果以機(jī)械清灰更佳。幾種機(jī)械清灰方式各有特點(diǎn)，振打清灰對(duì)于松散性積灰效果較好，但對(duì)粘結(jié)性較高的積灰場(chǎng)合則效果欠佳；鋼刷清灰適合于臥式鍋爐受熱面清灰，且維護(hù)工作量較大；而對(duì)于應(yīng)用更普遍的立式余熱鍋爐，落丸清灰則更為有效。落丸清灰（或稱鋼珠清灰）技術(shù)最早用于電廠鍋爐尾部豎直煙道受熱面，傳統(tǒng)鋼珠清灰選擇的鋼珠粒徑較大（4 ～ 8 mm），適合于光管受熱面，清灰原理主要是靠鋼珠對(duì)受熱面的沖擊振動(dòng)導(dǎo)致積灰脫落達(dá)到清灰效果，但不太適合以翅片管為主的強(qiáng)化換熱管。為了解決翅片管用于高粘結(jié)性煙塵的煙氣余熱回收?qǐng)龊厦媾R的清灰問(wèn)題，文獻(xiàn)[6]公開(kāi)了一種適用于復(fù)雜受熱面的余熱鍋爐清灰系統(tǒng)，選用細(xì)粒徑合金鋼丸（粒徑2 ～ 3 mm）作為清灰媒介，并在云南的兩個(gè)鐵合金項(xiàng)目上進(jìn)行實(shí)踐應(yīng)用，結(jié)果表明，該種清灰方式很好地解決了翅片管鍋爐的積灰問(wèn)題，系統(tǒng)經(jīng)過(guò)數(shù)月的運(yùn)行檢驗(yàn)，清灰效果良好。本文將該專利系統(tǒng)的應(yīng)用實(shí)驗(yàn)情況做一詳細(xì)介紹，以為解決類似余熱回收系統(tǒng)的清灰問(wèn)題提供借鑒。

2 翅片管落丸清灰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)介紹

2.1 系統(tǒng)流程

圖1 翅片管落丸清灰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流程圖Fig. 1 Schematic diagram of drop pills for finned tube clean

2.2 主要設(shè)備參數(shù)

斗式提升機(jī)：額定輸料能力20 m3/h，提升高度26 m，電機(jī)功率11 kW。

皮帶輸送機(jī)：額定輸料能力20 m3/h，帶寬600 mm，輸送距離8 m，安裝傾角10°，電機(jī)功率2.2 kW。

分料器：進(jìn)料（出料）口口徑300 mm × 300 mm，電動(dòng)推桿功率4 × 1.5 kW。

收丸斗容積：1.6 m3。

2.3 中試試驗(yàn)對(duì)象介紹

云南某鐵合金企業(yè)的一臺(tái)25 000 kVA錳鐵合金電爐對(duì)應(yīng)的余熱鍋爐，余熱鍋爐為飽和雙壓，型號(hào)Q200/350-16.4(6.6)-2.45(0.35)，受熱面迎風(fēng)面尺寸7 880 mm × 3 675 mm，所采用的翅片管余熱鍋爐翅片間距8 mm，翅片厚度1.2 mm（即凈間距6.8 mm），翅片管采用錯(cuò)排排列，橫向管排間距為s1= 90 mm，縱向管排間距為s2= 88 mm，翅片管外徑為Φ68/Φ38，翅化比約5.2。

該電爐余熱回收系統(tǒng)的余熱鍋爐設(shè)有旁路煙道，鍋爐不投運(yùn)時(shí)電爐出來(lái)的煙氣可通過(guò)旁路煙道進(jìn)入原有的空氣冷卻器冷卻后再進(jìn)布袋除塵系統(tǒng)，余熱回收發(fā)電系統(tǒng)投運(yùn)后則關(guān)閉旁路空冷系統(tǒng)，系統(tǒng)切換到余熱回收模式。試驗(yàn)時(shí)先選擇業(yè)主電爐檢修間隙進(jìn)行冷態(tài)試驗(yàn)和系統(tǒng)調(diào)節(jié)，再在電爐及余熱鍋爐投運(yùn)后進(jìn)行熱態(tài)試驗(yàn)。

2.4 關(guān)鍵設(shè)備參數(shù)的選擇和設(shè)計(jì)

2.4.1 落料過(guò)程允許的最小傾角確定

鋼丸進(jìn)入鍋爐受熱面的布丸和鋼丸分散效果對(duì)確保整個(gè)鍋爐受熱面的清灰效果極為關(guān)鍵。根據(jù)鍋爐截面情況，以及事先進(jìn)行的布丸器布丸效果小試試驗(yàn)（冷態(tài)）情況，選擇采用8個(gè)布丸器，布丸器及分料器見(jiàn)專利[7]。清灰鋼丸采用2.5 mm粒徑合金鋼丸，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試攜灰鋼丸安息角26°左右，設(shè)計(jì)下料管時(shí)選擇傾角不小于35°，以確保鋼丸能從分料器順利分配到各布丸器入口以及下落至灰斗的鋼丸順利回收。

2.4.2 落料分散度的保證

為達(dá)到較好的落料分布效果，針對(duì)鍋爐截面形式，布丸器布料形式選擇為條縫口形式，并設(shè)有二次分散裝置，鋼丸經(jīng)過(guò)兩次分散（線式分散和面式分散，見(jiàn)圖 2），將均勻地分散到鍋爐受熱面的矩形受料區(qū)域，根據(jù)鍋爐矩形截面情況，通過(guò)多個(gè)布丸器的組合（本實(shí)驗(yàn)項(xiàng)目采用了8個(gè)布丸器）和布丸器相對(duì)于鍋爐首層受熱面高度的調(diào)整，確保整個(gè)受熱面不會(huì)出現(xiàn)清灰死區(qū)，且鋼丸落料分散度較均勻，確保覆蓋95%以上的受熱面，避免出現(xiàn)成片的清灰死區(qū)。

圖2 二次分散布丸器示意圖Fig. 2 Schematic diagram of secondary scatter arranger for pills

2.4.3 分料裝置、收丸/丸儲(chǔ)裝置設(shè)置要求

分料裝置包括分料倉(cāng)和可調(diào)式下料口，采用可調(diào)開(kāi)度的電動(dòng)插板閥控制下料量，并與鍋爐輸料設(shè)備和儲(chǔ)丸斗實(shí)現(xiàn)互鎖控制，可遠(yuǎn)程操控。

收丸斗或儲(chǔ)丸斗的作用一是可作為給料調(diào)節(jié)裝置調(diào)節(jié)落料量，二是在間歇運(yùn)行方式時(shí)落丸清灰系統(tǒng)停運(yùn)后將鋼丸順利收集到儲(chǔ)丸斗。

2.4.4 防鋼丸逃逸至爐后煙道的措施

在系統(tǒng)試驗(yàn)前，先根據(jù)所選鋼丸粒徑、比重和鍋爐內(nèi)的風(fēng)速情況，借助 fluent軟件進(jìn)行了鋼丸捕捉效果和逃逸情況模擬（冷態(tài)），并根據(jù)模擬狀況對(duì)鍋爐底部收灰斗進(jìn)行了改造，在收灰斗內(nèi)設(shè)置了捕丸裝置，以盡量避免鋼丸逃逸到爐后煙道系統(tǒng)。模擬的鋼丸粒徑2.5 mm，鍋爐煙氣流量20萬(wàn)N·m3/h，并假定鋼丸下落初始速度為0 m/s。鋼丸的下落采用離散模型，煙氣采用連續(xù)相模型，模擬過(guò)程未考慮煙塵對(duì)氣流的影響。模擬結(jié)果表明，設(shè)置的內(nèi)置式捕丸裝置可確保鋼丸逃逸率控制在2.5‰左右，實(shí)際試驗(yàn)期間鋼丸逃逸率1.2‰，見(jiàn)圖3。整個(gè)清灰系統(tǒng)總裝機(jī)功率21.6 kW，對(duì)應(yīng)一臺(tái)設(shè)計(jì)產(chǎn)汽量為16 t/h的余熱鍋爐。

圖3 鋼丸逃逸情況模擬圖：（a）煙氣速度場(chǎng)；（b）鋼丸軌跡Fig. 3 Simulation map of escaping pills

3 冷、熱態(tài)實(shí)驗(yàn)及效果

冷態(tài)試驗(yàn)及系統(tǒng)調(diào)試進(jìn)行了3 d（非連續(xù)），熱態(tài)試驗(yàn)進(jìn)行了168 h連續(xù)運(yùn)行試驗(yàn)后停爐檢查；冷態(tài)試驗(yàn)主要是檢測(cè)系統(tǒng)運(yùn)行布丸效果、下料量的調(diào)節(jié)、系統(tǒng)通暢性（包括布丸、輸丸和收丸等一些列過(guò)程）及控制系統(tǒng)的可靠性，以及觀察落丸在鍋爐內(nèi)部經(jīng)過(guò)逐層受熱面的分散效果；熱態(tài)試驗(yàn)則是檢測(cè)系統(tǒng)清灰效果，以及鋼丸在系統(tǒng)內(nèi)的滯留和逃逸情況，鋼丸對(duì)翅片的沖擊情況等。

系統(tǒng)冷態(tài)試驗(yàn)前，先搭了一個(gè)小型布丸器分散效果實(shí)驗(yàn)臺(tái)（圖4），測(cè)試條縫型布丸器的落料分布效果，并測(cè)算根據(jù)煙塵含量估算的單位時(shí)間需要的鋼丸落料量和實(shí)際落料時(shí)間的匹配情況。通過(guò)鋼丸下落過(guò)程的攜灰量測(cè)算，本項(xiàng)目需要的落丸強(qiáng)度約1 m3/(m2·h)，試驗(yàn)對(duì)象鍋爐迎風(fēng)受熱面截面積15 m2，即落料量15 m3/ h，根據(jù)這一落料量選擇輸料設(shè)備和設(shè)計(jì)分料裝置。冷態(tài)測(cè)試時(shí)，單個(gè)布丸器落料強(qiáng)度實(shí)際約為9 m3/h（或10 kg/s），即實(shí)際8個(gè)布丸器每小時(shí)只需運(yùn)行約12.5 min即可達(dá)到清灰效果，相當(dāng)于清灰系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)間為鍋爐投運(yùn)時(shí)間的1/5。

圖4 落丸分散效果測(cè)試實(shí)驗(yàn)裝置Fig. 4 Drop steel pill dispersion effect test experiment device

冷、熱態(tài)系統(tǒng)試驗(yàn)時(shí)，采用每小時(shí)啟動(dòng)落丸系統(tǒng)一次，每次運(yùn)行15 min的形式；鋼丸逃逸率在整個(gè)熱態(tài)運(yùn)行168 h過(guò)程中的測(cè)算值實(shí)際為1.2‰。熱態(tài)運(yùn)行過(guò)程的鍋爐系統(tǒng)阻力基本控制在500 Pa以內(nèi)（見(jiàn)圖5）。而在清灰改造前，余熱鍋爐原設(shè)計(jì)采用的是爆燃清灰，鍋爐投運(yùn)43 h后即因鍋爐阻力偏大而被迫停爐清灰（鍋爐阻力高達(dá)1 086 Pa）。

圖5 鍋爐熱態(tài)運(yùn)行第23 ～ 70 h的阻力變化情況Fig. 5 Variation of pressure drop during running of boiler

熱態(tài)試驗(yàn)清灰效果見(jiàn)圖6和圖7，圖8為采用爆燃清灰形式的表面積灰情況。試驗(yàn)期間鍋爐入口煙溫偏低，實(shí)際平均煙溫僅有 290℃，遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)的 350℃煙溫，且鍋爐存在一定的漏風(fēng)現(xiàn)象；根據(jù)煙溫、煙氣量和鍋爐受熱面設(shè)計(jì)情況校核得到的理論計(jì)算產(chǎn)汽量和發(fā)電量與實(shí)際測(cè)到的產(chǎn)汽量及折合發(fā)電量比較如表1所示。從表1可看出，實(shí)際測(cè)試高壓蒸汽產(chǎn)量與理論值接近，低壓蒸汽則比理論值偏低，主要原因是漏風(fēng)影響，減小了換熱溫差和降低了可利用熱量。

圖6 運(yùn)行168 h后高壓蒸發(fā)器（即鍋爐首組換熱面）迎風(fēng)面（左）和背風(fēng)面（右）積灰情況對(duì)比Fig. 6 Upwind side (left) and leeside (right) of high-pressure evaporator after running 168 h

圖7 運(yùn)行168 h后高壓省煤器迎風(fēng)面（左）和背風(fēng)面（右）對(duì)比Fig. 7 Upwind side (left) and leeside (right) of high-pressure economizer after running 168 h

圖8 采用爆燃清灰方式的受熱面積灰對(duì)比圖（左圖為高壓省煤器，右圖為高壓蒸發(fā)器）Fig. 8 Dust deposition of high-pressure economizer (left) and high-pressure evaporator (right) after deflagration cleaning

表1 試驗(yàn)期間的產(chǎn)汽量理論計(jì)算值及實(shí)際值對(duì)比Table 1 Theoretical value and measured value of steam production during test period

需要說(shuō)明的是，在2012年4月15日鍋爐啟爐后的熱態(tài)試驗(yàn)過(guò)程中，由于礦熱爐故障系統(tǒng)停運(yùn)了幾天，系統(tǒng)恢復(fù)后繼續(xù)熱態(tài)運(yùn)行，達(dá)到連續(xù)運(yùn)行168 h的時(shí)數(shù)后再停爐冷卻后檢查鍋爐受熱面表面積灰情況，圖6和圖7即是當(dāng)時(shí)停爐檢查時(shí)拍的受熱面積灰照，圖8是原來(lái)爆燃清灰方式運(yùn)行43 h堵灰后的停爐檢查積灰狀況照片。對(duì)比兩種清灰形式的鍋爐受熱面積灰情況可以很清楚的發(fā)現(xiàn)，落丸清灰可以很好的解決礦熱爐這種高粘度細(xì)粒徑煙塵在余熱鍋爐受熱面的積灰問(wèn)題。從表1也可以看出，余熱鍋爐因受熱面積灰情況性能衰減在可接受的工程應(yīng)用范圍內(nèi)（鍋爐出力達(dá)到了理論值的87.4%）；而在此前，該項(xiàng)目鍋爐采用過(guò)爆燃清灰和振打清灰都不能解決鍋爐積灰問(wèn)題，鍋爐基本在投運(yùn)3 d左右就因堵灰而被迫停爐清灰。

熱態(tài)試驗(yàn)后進(jìn)行了停爐檢查，鍋爐受熱面積灰情況表明，本試驗(yàn)方案采用的布丸器布局和清灰操作控制方案合理，運(yùn)行時(shí)僅存在極少的作用盲區(qū)，落丸作用區(qū)域覆蓋率高達(dá)95%以上。

熱態(tài)試驗(yàn)過(guò)程中還試驗(yàn)了清灰系統(tǒng)間歇運(yùn)行時(shí)間，基本上每2.5 h啟動(dòng)一次清灰系統(tǒng)，每次清灰系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)間在30 min，即可滿足鍋爐阻力不超過(guò)設(shè)計(jì)要求的鍋爐運(yùn)行允許阻力（一般設(shè)計(jì)控制要求是積灰后鍋爐阻力每增加15% ～ 20%后，即需要啟動(dòng)在線清灰操作），相當(dāng)于每天（24 h）進(jìn)行8次清灰操作，合計(jì)清灰系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)數(shù)4 h/d。試運(yùn)表明，落丸清灰方式可以承受短期的停運(yùn)檢修（不超過(guò)4 h）。對(duì)于類似礦熱爐這種煙塵細(xì)而粘且含塵量較大的余熱鍋爐，采用間歇運(yùn)行方式的落丸清灰系統(tǒng)，其運(yùn)行電耗和清灰成本，相對(duì)于爆燃清灰方式，具有明顯的成本優(yōu)勢(shì)。

通過(guò)鍋爐觀察孔還發(fā)現(xiàn)，細(xì)粒徑鋼丸與粗粒徑鋼丸清灰機(jī)理并不完全相同，雖然兩種方式均是振動(dòng)、擾動(dòng)、摩擦的共同作用結(jié)果，但粗粒徑鋼丸清灰主要靠鋼珠在換熱管表面形成振動(dòng)作用清灰為主，其他作用方式為輔；而細(xì)粒徑鋼丸則主要靠鋼珠下落過(guò)程中在換熱管表面和管間形成復(fù)雜的氣流擾動(dòng)（增強(qiáng)氣流的擾動(dòng)還起到了強(qiáng)化換熱的效果）、揚(yáng)塵現(xiàn)象帶走換熱表面干灰為主；細(xì)粒徑鋼丸由于相對(duì)比表面積較大，摩擦清灰作用占比也更大，振動(dòng)清灰作用則較小。

4 結(jié)論與建議

對(duì)于煙氣中含塵細(xì)而粘且含塵量較大的余熱鍋爐系統(tǒng)，細(xì)粒徑落丸清灰方式可以取得較好的清灰效果，采用間歇清灰方式時(shí)，鍋爐因積灰導(dǎo)致的換熱性能衰減極小，相對(duì)于傳統(tǒng)清灰系統(tǒng)（在礦熱爐煙氣余熱回收系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行中，采用傳統(tǒng)的間歇清灰方式，余熱鍋爐受積灰影響出力，一般平均蒸發(fā)量?jī)H有理論計(jì)算值的65% ～ 80%，甚至在堵灰嚴(yán)重時(shí)需要進(jìn)行停爐清灰操作），與傳統(tǒng)清灰方式相比，采用落丸清灰方式實(shí)際運(yùn)行時(shí)的余熱鍋爐蒸發(fā)量和余熱發(fā)電量可提高10% ～ 35%；

盡管選擇了2.5 mm粒徑鋼丸，鋼丸對(duì)翅片管仍有一定的沖擊和磨損作用，因此采用這種清灰方式時(shí)建議選擇較厚的翅片（厚度1.5 ～ 2.0 mm），同時(shí)翅片高度不宜太高（1.5 mm厚的翅片翅高不宜超過(guò)12 mm，2.0 mm厚的翅片翅高不宜超過(guò)15 mm），每組換熱器首排換熱面增設(shè)防磨條，且換熱管壁厚的選擇要比傳統(tǒng)方式宜增厚0.5 mm；

考慮到鋼丸的回收，需要采取對(duì)應(yīng)措施如優(yōu)化出口煙道位置設(shè)計(jì)、對(duì)余熱鍋爐的內(nèi)壁板及收丸設(shè)計(jì)做相應(yīng)處理等，避免鋼丸在壁板縫隙的藏匿和逃逸至出口煙道；

考慮到鍋爐存在停運(yùn)數(shù)天檢修的情況，儲(chǔ)丸裝置最好采取防潮措施（應(yīng)對(duì)鍋爐長(zhǎng)期停運(yùn)檢修），或?qū)ν＿\(yùn)48 h以上的系統(tǒng)，停運(yùn)期間鋼丸需要做防潮處理，以免鋼丸受潮粘結(jié)成團(tuán)，影響下次使用；

細(xì)粒徑鋼丸與粗粒徑鋼丸清灰機(jī)理有明顯差別，由于比表面積大，同樣重力強(qiáng)度的落丸量，細(xì)粒徑鋼丸下落過(guò)程中誘發(fā)的揚(yáng)塵左右和氣流擾動(dòng)作用要好于粗粒徑鋼丸，且對(duì)受熱面物理沖擊更小，更適合于低翅片強(qiáng)化換熱管應(yīng)用場(chǎng)合，也更有利于提高余熱鍋爐換熱效率。

參考文獻(xiàn)：

[1]孫亦. 國(guó)外防止大、中容量鍋爐結(jié)焦、堵灰的清掃受熱面經(jīng)驗(yàn)綜述[J]. 熱力發(fā)電, 1975(4): 27-71. DOI:10.19666/j.rlfd.1975.04.002.

[2]陳潔. 余熱鍋爐除灰裝置的設(shè)計(jì)應(yīng)用[J]. 余熱鍋爐,1999(3): 14-19.

[3]王偉萍. 淺析鐵合金礦熱爐煙氣余熱鍋爐的清灰方式[J]. 鐵合金, 2015(7): 33-36. DOI: 10.16122/j.cnki.issn1001-1943.2015.07.010.

[4]惠兆森, 李國(guó)芳. 硅鐵爐余熱發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J]. 鐵合金, 2011, 42(5): 33-36. DOI: 10.3969/j.issn.1001-1943.2011.05.010.

[5]涂愛(ài)民, 張青枝, 程珩, 等. 余熱發(fā)電技術(shù)在鐵合金生產(chǎn)節(jié)能中的應(yīng)用[J]. 鐵合金, 2013, 44(3): 38-41. DOI:10.3969/j.issn.1001-1943.2013.03.010.

[6]涂愛(ài)民, 陳恩鑒, 陽(yáng)德志, 等. 一種適合于復(fù)雜受熱面余熱鍋爐清灰系統(tǒng): CN103062782A[P]. 2013-04-24.

[7]陳恩鑒, 涂愛(ài)民, 尹銳佳, 等. 落丸清灰系統(tǒng)的布丸或拋丸裝置: CN203177189U[P]. 2013-09-04.