四角切圓無煙煤燃燒系統(tǒng)靈活性改造優(yōu)化研究

熊英瑩譚厚章

(1.山西大學動力工程系,山西太原 030006;2.西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,陜西西安 710049)

0 引 言

我國電力工業(yè)中70%以上的燃料來自于煤炭,無煙煤和貧煤在電站鍋爐燃用煤量中占40%以上。難燃煤的煤化程度高,揮發(fā)分低,可磨性能差,反應性低,著火與燃盡都比較困難,需要較高的著火與燃盡溫度,以及較長的燃盡時間。燃燒無煙煤鍋爐基本存在燃煤著火性能差、燃盡率低、鍋爐設備燃燒不穩(wěn)、效率下降、受熱面結渣嚴重等一系列問題。有些電廠由于現(xiàn)有燃用煤種與設計煤種嚴重偏離,為電廠運行安全帶來極大隱患。此外,由于電廠普遍承擔著調峰任務,調峰意味著現(xiàn)有設備可以在較低負荷下安全工作,所以必須適時結合鍋爐實際情況進行優(yōu)化調整,維持鍋爐安全高效運轉。

對于無煙煤鍋爐改造研究較多。王春昌等[1]將燃用無煙煤鍋爐進行了改燒煙煤的改造。崔永忠等[2]對420 t/h燃燒無煙煤鍋爐進行穩(wěn)燃改造,包括燃燒器改造、增加衛(wèi)燃帶等。目前改善鍋爐對煤種、低負荷運行適應性的主要辦法是:采用對煤種、負荷具有良好適應性的寬調節(jié)比高穩(wěn)燃性能的燃燒器;在燃燒器區(qū)域的水冷壁爐墻上敷設一定厚度和面積的隔熱材料——衛(wèi)燃帶。采用設計性能良好的燃燒器可取得一定成果,但由于煙氣溫度會隨鍋爐負荷下降而降低,當負荷下降到某一極限值時,煙氣溫度過低,不能滿足煤粉氣流著火要求,為避免出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定及熄火,必須投油運行,不利于電廠低成本運行[3],所以燃用低揮發(fā)分劣質煤的鍋爐大多在燃燒器區(qū)域附近的水冷壁爐墻上敷設衛(wèi)燃帶。但是,衛(wèi)燃帶的面積和敷設方式很難把握,敷設面積過大,燃燒器區(qū)域煙溫過高會加劇結渣,面積過小,其穩(wěn)燃作用不明顯。敷設方式不當,可能形成結渣源,影響正常運行。因此有必要對衛(wèi)燃帶敷設面積進行系統(tǒng)研究,特別從穩(wěn)定著火和燃燒角度等方面。本文針對某220 t/h燃燒無煙煤鍋爐,進行燃燒系統(tǒng)靈活性改造優(yōu)化研究,以期望最大限度減輕鍋爐受熱面結焦情況,同時改善熱電站鍋爐摻燒劣質煤的運行特性,為同類鍋爐改造提供借鑒作用。

1 系統(tǒng)概況

某220 t/h鍋爐采用北京巴布科克·威爾科克斯(Babcock&Wilcox,簡稱B&WB)公司設計生產的B&WB-220/9.81-M型四角切圓固態(tài)排渣煤粉鍋爐,鍋爐采用Π型布置,自然循環(huán),單汽包、單段蒸發(fā)、集中下降管循環(huán)蒸發(fā)系統(tǒng)。鍋爐為全鋼結構,鍋爐前部為爐膛,四周布滿膜式水冷壁,爐膛出口處布置屏式過熱器,水平煙道內裝設高低溫兩級過熱器,尾部豎井交錯布置兩級省煤器和兩級空氣預熱器。鍋爐設計煤種為無煙煤,采用球磨機、中間粉倉、熱風送粉的制粉系統(tǒng)。該鍋爐爐膛斷面為正方形,寬度和深度均為7 570 mm。四周由光管和扁鋼焊成全密封的膜式水冷壁。

鍋爐燃燒器為四角切圓布置,各風口從上到下分別是三、上二、中二、上一、下一、下二,其中在下二次風口內設有蒸汽霧化的助燃油槍,在鍋爐運行時引入了瓦斯燃燒系統(tǒng),在各組噴燃器的下二次風口加入了瓦斯噴嘴,燃用瓦斯量為0～4 200 m3/h,正常情況下瓦斯氣用量為1 500 m3/h。燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器切圓示意及噴口布置Fig.1 Burner cutting circle schematic and nozzle layout

2 存在問題

由于燃用煤種和設計煤種之間的差異,煤質揮發(fā)分降至7%～8%時,鍋爐飛灰可燃物含量由5%增至25%,鍋爐煤種適應性差,燃用超低揮發(fā)分無煙煤時燃燒穩(wěn)定性較差,易出現(xiàn)鍋爐滅火事故;下一次風和下二次風的實際切圓可能偏大,燃燒器區(qū)域有明顯結焦現(xiàn)象,水冷壁、屏式過熱器結焦嚴重;制粉系統(tǒng)起停對爐內燃燒擾動太大,制粉系統(tǒng)起停能對爐膛出口溫度造成近100℃波動。

3 熱、冷態(tài)試驗及結果分析

3.1 熱態(tài)試驗

根據影響煤粉著火的因素,對煤粉細度變化、鍋爐負荷、磨煤機啟停、三次風、二次風、瓦斯等進行研究。試驗工況為停甲乙磨煤機,停瓦斯,關甲排粉機時,觀察三次風對爐膛出口煙溫偏差的影響,測得乙側溫度與甲側溫度間的溫差,結果如圖2所示。由圖2可知,三次風對爐膛出口煙溫偏差的影響很大,接近100℃左右。

圖2 三次風對爐膛出口煙溫偏差的影響Fig.2 Influence of tertiary air on deviation of furnace exit temperature

停甲乙磨煤機、停瓦斯、關甲乙排粉機,觀測乙側爐膛出口溫度與甲側爐膛出口溫度差,研究二次風對爐膛出口溫度偏差的影響,如圖3所示。由圖3可知,沒有三次風影響時,煙溫偏差為60℃左右,說明二次風的切圓直徑仍很大,造成出口殘余旋轉大,溫差偏大。

圖3 二次風對爐膛出口煙溫溫差的影響Fig.3 Influence of secondary air on deviation of furnace exit temperature

停甲乙磨煤機、停甲乙排粉機后,停瓦斯與供瓦斯的爐膛出口溫度偏差(乙側爐膛出口溫度-甲側爐膛出口溫度)和平均溫度(甲側爐膛出口溫度和乙側爐膛出口溫度的平均值)如圖4所示。由圖4(a)可知,瓦斯供入時會影響爐膛出口溫度偏差。供入瓦斯后,爐膛出口溫度偏差波動20℃,因此要合理控制瓦斯供入,盡量減少其對燃燒工況的影響。由圖4(b)可知,加入瓦斯后,爐膛出口平均溫度升高,對屏式過熱器掛渣不利,因為瓦斯的通入,煤粉著火推遲,飛灰可燃物升高,影響熱經濟性。

圖4 瓦斯對爐膛出口溫度偏差影響Fig.4 Influence of mashgas on deviation of furnace exit temperature

熱態(tài)試驗結果表明:① 煤粉變細后,煤粉著火提前,爐膛溫度升高,機械未完全燃燒熱損失下降明顯,飛灰含碳量和大渣含碳量都有所降低,有利于穩(wěn)定燃燒和提高鍋爐經濟性。②大負荷時,燃燒狀況良好,爐膛溫度升高,而出口煙溫基本不變;飛灰含碳量和大渣含碳量下降明顯,化學未完全燃燒熱損失降低明顯,散熱損失小,鍋爐效率上升,熱經濟性好。③ 停某側磨煤機時,對爐膛出口溫度影響很大,爐膛出口溫度下降100℃左右;停掉排粉機,爐膛溫度升高,有利于燃燒,機械未完全燃燒損失降低,鍋爐熱經濟性高。

3.2 冷態(tài)試驗

冷態(tài)試驗是熱態(tài)試驗的補充,根據冷熱態(tài)模化條件——動量相等的原則,計算得出冷態(tài)下一、二、三次風風速,試驗包括飄帶試驗、爐膛速度場的測量、貼壁速度場的測量。

改前飄帶試驗如圖5所示(0表示貼墻)。冷態(tài)試驗中,下一次風和上一次風貼壁嚴重,切圓燃燒方式的流場組織較差,切圓直徑過大,引起鍋爐結渣。

圖5 飄帶試驗Fig.5 Tie-floating test

根據試驗數(shù)據繪制下二次風和下一次風速度分布如圖6所示。由圖6得冷態(tài)時實際切圓直徑分別為5 407.2和5 240.8 mm,明顯偏大。冷態(tài)試驗說明爐膛內流場組織不好,切圓直徑偏大,燃燒貼壁,這也是結渣的原因之一。

圖6 風速分布Fig.6 Wind velocity distribution

4 靈活性改造優(yōu)化方案

4.1 爐內實際切圓直徑計算

試驗機組燃燒系統(tǒng)為直流式四角切圓燃燒方式,雙切圓燃燒,其中一次風煤粉氣流為反切(順時針旋向),假想切圓直徑為600 mm;二次風氣流為正切(逆時針旋向),假想切圓直徑為850 mm;投運以來爐內受熱面結焦嚴重影響鍋爐安全、經濟運行。

影響爐內結渣的因素繁多,但爐內空氣動力場不良是導致燃燒器區(qū)結渣的最主要因素之一。而爐內假想切圓大小又直接影響了爐內空氣動力場。如果假想切圓太大,鍋爐運行時,從燃燒器噴口噴出的射流容易偏轉,造成熾熱的煤粉氣流直接沖刷水冷壁,導致結渣。但假想切圓直徑越大,從上游鄰角過來的火焰氣流更靠近射流根部,越有利于著火,混合更強烈,爐內充滿度更好。相反,若假想切圓直徑過小,高溫火焰集中在爐膛中部,爐膛四周溫度水平低,不利于煤粉著火、混合和燃盡[4-5]。

文獻[6]推薦假想切圓直徑D0=(0.05～0.12)×B0(B0為爐膛平均寬度)。但對于不同容量不同形式的鍋爐并沒有精確的計算公式,無法指導實際鍋爐調整與改造,因此,有必要針對鍋爐找到相對精確的實際切圓計算公式,對于鍋爐改造與運行指導具有重要意義。

4.2 影響實際切圓直徑的因素

影響實際切圓直徑的因素主要有:假想切圓大小,射流動量矩流率、氣流偏斜、燃燒器組高寬比及燃燒器噴口間隙、一次風和二次風的動量比、一次風射流剛性、燃燒煤種及燃燒過程、四角風粉均勻性。

假想切圓直徑越大,其實際切圓直徑越大。射流沿噴口軸線方向隨距離的增長,其射流動量逐步減弱,對圓形射流軸線上速度為[7]

式中,um為離噴口出口x距離處軸向速度,m/s;u0為噴口出口處軸向速度,m/s;Ku為系數(shù)(對等溫射流Ku=6.3);ρ0為噴出流體密度,kg/m3;ρα為周圍流體密度,kg/m3;d0為噴嘴直徑,mm;x為離噴口軸向距離,mm。

由式(1)可知,射流進入爐膛后,沿軸線上速度逐漸變小,射流剛性逐漸減弱,受到上鄰角氣流沖擊時射流產生偏斜,導致實際切圓直徑比假想切圓直徑大。假想切圓直徑越大,其射流受上鄰角射流沖擊偏移就越大。

對已定尺寸的爐膛,從噴口到達切圓邊緣的距離是固定的,如式(1)中的x為定值,此時,射流動量矩流率越大,表明射流出口速度越高,u0越大,um值就會越大。um值(即射到達切圓邊的速度)越高,其射流剛性就越好,射流偏移減小,因此,射流動量矩流率越大,實際切圓相對就會越小。

影響因素可從設計和運行兩方面考慮[8-10]。設計方面考慮因素:①假想切圓直徑與爐膛等效直徑之比D0/Ddl(Ddl=2AB/(A+B)),其中A為爐膛寬,B為爐膛深;② 燃燒器的高寬比h/b(h為燃燒器高度,b為燃燒器噴口寬度);③燃燒器總面積與爐膛截面積之比ΣAi/A;④ 燃燒器間隙率s/b。運行方面考慮因素:① 二、一次風動量比(m2v2)/(m1v1);②燃燒器擺角α。

對以上影響因素進行分析,得出實際切圓的關聯(lián)式為[11-12]

式中,Dy為實際切圓直徑,mm;Kxs為修正系數(shù)。

經過計算(下二次風)得修正系數(shù)Kxs=1.132。

在設計一、二次風速狀態(tài)下,冷態(tài)時實際切圓直徑為5 407.2 mm,爐膛寬度為7 570 mm,切圓上氣流速度最大點離水冷壁只有1 000 mm左右,若一次風速稍微降低(熱態(tài)時經常發(fā)生),爐內切圓就會刷墻,加上熱態(tài)時煤粉燃燒膨脹將進一步降低射流剛性,熱態(tài)時射流偏斜將更加嚴重,因此,原設計工況下實際切圓太大,有必要通過降低燃燒器噴口假想切圓直徑來降低爐內實際切圓直徑。

根據已有改造經驗,將實際切圓直徑控制在3 600～4 000 mm,使冷態(tài)下切圓邊緣離水冷壁的距離保持在2 000 mm左右。由式(2)可得到假想切圓直徑D0為653.5～699.3 mm,考慮保證爐膛內煤粉氣流既不沖刷水冷壁而引起結渣,又有較大的火焰充滿度,最后選定改造后假想切圓直徑為D0=700 mm,實際切圓直徑為4 000 mm。

在冷態(tài)下依據式(2)計算實際切圓直徑隨二次風、一次風風速的變化,一次風速度為23、25、27m/s下,實際切圓大小隨二次風速的變化如圖7所示。

圖7 實際切圓大小與二次風速的關系Fig.7 Relationship between the actual cut circle size and the secondary air speed

由圖7可知,總風量一定的情況下,二次風速增大時,一次風速減小,則實際切圓直徑變大,容易引起結渣;一次風速增大時,一次風剛性增強,則實際切圓直徑變小;一次風射流偏轉的主要原因之一是由于上游鄰角橫掃過來的慣性力,慣性力是由上游一、二、三次風混合后形成的綜合動量所決定,特別是一、二次風混合后形成的綜合動量,二、一次風動量比越大,則一次風射流偏轉程度越大,爐內實際切圓越大,越易引起結焦。

在熱態(tài)設計狀態(tài)下,一次風速v1=25 m/s,二次風速v2=45 m/s時,充滿度為0.697 9,一次風不會刷墻,但如果一次風速降低,火焰充滿度快速增加,還會引起結渣。

4.3 燃煤特性分析

在實際燃用煤種方面,根據熱電站數(shù)據,選取試驗期間14 d數(shù)據進行統(tǒng)計,具體見表1。由表1可知,入爐煤揮發(fā)分Vdaf為8.33% ～14.78%,平均為10.99%,Qnet,ar為 20.19 ～ 25.32 kJ/g, 平 均 為23.46 kJ/g,基本可以代表該機組日常的燃料情況。

表1 熱電站日常燃用煤種性質Table 1 Coal sample properties in thermal power plant

由于現(xiàn)場條件有限,無法對燃煤進行細致測試,采用普華煤質特性判別準則(文獻[8])進行判斷,結果如下:

1)著火穩(wěn)定性指數(shù)Rw

Rw判斷依據見表2。試驗期間入爐煤Rw=4.146 ～4.617,設計煤種Rw=4.058,校核煤種Rw=4.272,因此,該機組燃用的無煙煤著火穩(wěn)定難。

表2 著火穩(wěn)定性指數(shù)判斷依據Table 2 Decision fundament on fire stability index

2)燃料燃盡性指數(shù)Rj

Rj判斷依據見表3。試驗期間入爐煤Rj=2.353 ～3.313,設計煤種Rj=2.174,校核煤種Rj=2.609,因此,該機組燃用的無煙煤燃盡指數(shù)為中等～極難。

表3 燃料燃盡性指數(shù)判斷依據Table 3 Decision fundament on fuel burnout index

3)著火溫度指數(shù)Td

Td判斷依據見表4。試驗期間入爐煤Td=621～640℃,設計煤種Td=630℃,校核煤種Td=632℃,因此,該機組燃用的無煙煤燃燒穩(wěn)定性為難～極難。

表4 著火溫度指數(shù)判斷依據Table 4 Decision fundament on ignition temperature index

由上述分析可知,該機組設計煤種、校核煤種與現(xiàn)有燃煤差別較大,原有設計方案在實際使用中要重新考量。對于燃料供給方面,要適時根據煤種調整煤粉細度。考慮到瓦斯氣體在四角供應不均勻的情況和瓦斯自身特點(瓦斯的流量在3 000 m3/h時供應熱量可占到整個熱負荷的15.15%左右,運行時對出口煙溫的影響在30～40℃),建議加裝4臺瓦斯流量表。

4.4 衛(wèi)燃帶面積計算

試驗機組采用約80 m2的銷釘式衛(wèi)燃帶,衛(wèi)燃帶表面采用耐火材料,衛(wèi)燃帶敷設方式為在四面爐墻中部各敷設5 600 mm×2 800 mm長方形,其中衛(wèi)燃帶最高處與三次風噴口下沿持平。該衛(wèi)燃帶主要敷設在燃燒器區(qū)域,預期目的是減少輻射換熱,提高敷設區(qū)域爐膛中心區(qū)域溫度,最大限度地保證燃料著火,穩(wěn)定燃燒。衛(wèi)燃帶敷設情況如圖8所示。

圖8 衛(wèi)燃帶敷設情況Fig.8 Refractory belt laying condition

式中,Fr為衛(wèi)燃帶面積,m2;Fl為爐內水冷壁管面積,m2;Dmin為最低穩(wěn)燃負荷,%;r為氣化潛熱,kJ/kg;Tlm為爐內最低平均溫度,K;Tw為水冷壁管外表溫度,K;φ為爐膛保溫系數(shù);ξ為相對灰污系數(shù);σ0為玻爾茨曼常數(shù),J/K;αl為水冷壁管與爐內火焰間系統(tǒng)黑度。

設入爐煤揮發(fā)分為10%,鍋爐設計出力為220 t/h,考慮最低穩(wěn)燃負荷為75%。爐內穩(wěn)定燃燒的最低溫度為1 159 K,相應Tw=650 K,r=1 300 kJ/kg,對于ξ、αl,均采用相關資料的推薦值ξ=0.5,φ=0.98,αl=0.98,σ0=5.67×10-8J/K,可以計算出Fr在75%負荷情況下的數(shù)值為50.79 m2。若鍋爐運行在75%以下時,衛(wèi)燃帶還有必要增加部分面積,目前鍋爐多數(shù)時間在滿負荷220 t/h狀態(tài)下運行,現(xiàn)有衛(wèi)燃帶面積約為80 m2,顯然偏高,有必要減少部分面積。

按上述衛(wèi)燃帶面積計算公式,可得不同衛(wèi)燃帶敷設面積下,燃燒器區(qū)域的平均溫度T隨鍋爐負荷D的變化,具體如圖9所示。

對圖9曲線進行擬合,結果為:①不敷設衛(wèi)燃帶時,T=683.643 79+740.136 21D-487.183 45D2+162.738 26D3;② 敷設30 m2衛(wèi)燃帶,T=717.563 57+990.826 59D-710.627 56D2+246.569 26D3;③ 敷設60 m2衛(wèi)燃帶,T=738.696 29+1 108.232 85D-816.283 31D2+286.548 51D3;④ 敷設 90 m2衛(wèi)燃帶時,T=753.087 54+1 178.945 11D-879.876 06D2+310.649 44D3。

衛(wèi)燃帶敷設面積為[13-15]

圖9 衛(wèi)燃帶敷設面積關聯(lián)圖Fig.9 Association graph of refractory belt laying area

調整前衛(wèi)燃帶面積為80.64 m2,根據圖9計算調整后衛(wèi)燃帶面積為63.36m2,減小了約20%,通過利用兩側結焦特性不同的特點,減小焦塊大小,可在一定程度上緩解結焦嚴重的現(xiàn)象。

5 結 論

1)220 t/h無煙煤鍋爐靈活性改造方案如下:①假想切圓直徑為700 mm,對應的實際切圓直徑為4 000 mm;②下一次風噴口的V型由垂直方向改為水平方向;③ 將原上一次風百葉窗水平濃淡燃燒器噴口V型穩(wěn)燃體去除,改為直板型;④ 衛(wèi)燃帶面積由80.64 m2調整為63.36 m2;⑤由于瓦斯氣體在四角供應不均勻,建議加裝4臺瓦斯流量表。

2)該機組經過靈活性燃燒優(yōu)化改造后,鍋爐燃盡性能較好,風粉濃度在線監(jiān)測裝置顯示,飛灰含碳量平均控制在3.29%;鍋爐結焦特性也得到改善。

3)通過優(yōu)化研究,提出了修正后的冷態(tài)實際切圓計算公式。通過試驗數(shù)據得到主氣流(下二次風)修正系數(shù)Kxs=1.132,并做出實際切圓與一次風速、二次風速的關系曲線,這對熱態(tài)時實際切圓大小的預測有指導意義。

[1]王春昌,王恩澤,張偉.燃用無煙煤鍋爐改燒煙煤的實踐[J].熱力發(fā)電,2013,42(5):69-71.

WANG Chunchang,WANG Enze,ZHANG Wei.Retrofitting of firing bituminous coal for boilers burning anthracite coal[J].Thermal Power Generation,2013,42(5):69-71.

[2]崔永忠,高苑輝,王力,等.燃燒無煙煤鍋爐穩(wěn)定燃燒的治理[J].電力建設,2002,23(8):25-27.

CUI Yongzhong,GAO Yuanhui,WANG Li,et al.Control on stability of combustion of anthracite coal fired boiler[J].Electric Power Construction,2002,23(8):25-27.

[3]魏博,文彪,譚厚章,等.準東煤摻混焦炭燃燒特性研究[J].熱力發(fā)電,2017,46(6):51-55.

WEI Bo,WEN Biao,TAN Houzhang,et al.Co-combustion characteristics of Zhundong coal mixed with coke powder[J].Electric Power Construction,2017,46(6):51-55.

[4]周志軍,黃鎮(zhèn)宇,朱自力,等.射流偏轉及實際爐膛切圓的分析計算方法[J].浙江大學學報(工學版),2000,34(6):642-646.

ZHOU Zhijun,HUANG Zhenyu,ZHU Zili,et al.Jet deflection and analytic calculation of the actual furnace tangential circle[J].Journal of Zhejiang University(Engineering Science),2000,34(6):642-646.

[5]岑可法.鍋爐燃燒試驗研究方法及測量技術[M].北京:水利電力出版社,1987.

[6]陳學俊,陳聽寬.鍋爐原理[M].2版.北京:機械工業(yè)出版社,1991.

[7]陳剛,丘紀華,張志國,等.穩(wěn)燃腔煤粉燃燒器的試驗研究及應用[J].動力工程,1994(6):37-41,63.

CHEN Gang,QIU Jihua,ZHANG Zhiguo,et al.Experimental research on tubular pulverized coal burenrs[J].Power Engineering,1994(6):37-41,63.

[8]陳剛.四角切向燃煤鍋爐爐內實際切圓的計算[J].電站系統(tǒng)工程,2002,18(4):17-18.

CHEN Gang.Calculation of actual tangential circle diameter in tangential PC-fired boiler furnace[J].Power System Engineering,2002,18(4):17-18.

[9]胡光,金正淑.四角切圓鍋爐濃淡燃燒器的應用研究[J].華東電力,2003,31(1):32-33.

[10]劉福國,潘風國.切向燃燒爐內實際切圓直徑的回歸分析[J].鍋爐技術,1999,30(2):7-9.

LIU Fuguo,PAN Fengguo.Regression analysis of the actual tangential circle diameter in furnace for tangential-firing boiler[J].Boiler Technology,1999,30(2):7-9.

[11]何佩繁,趙仲虎,秦裕餛.煤粉燃燒器的設計和運行[M].北京:機械工業(yè)出版社,1987.

[12]岑可法,焚建人.燃燒流體力學[M].北京:水力電力出版社,1991.

[13]陳冬林,李慧勇,周臻.確定燃煤鍋爐衛(wèi)燃帶敷設面積的一種代數(shù)計算方法[J].動力工程,2006,26(5):638-640,675.

CHEN Donglin,LI Huiyong,ZHOU Zhen.An algebraic method for determ ining the refractory belt area of coaI fired boilers[J].Journal of Power Engineering,2006,26(5):638-640,675.

[14]陳冬林.準恒的燃燒理論與試驗研究[D].武漢:華中科技大學,2003.

[15]趙鐵軍,曹際恒.火電廠鍋爐衛(wèi)燃帶的改造[J].中國電力,1997,30(12):68-69.