楊志偉, 王 哲, 李 政, 孫紀(jì)寧, 倪維斗

(1.清華大學(xué)熱能工程系,電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100084;2.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)熱力國際重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100084)

隨著引進(jìn)Alstom技術(shù)的300 MW等級循環(huán)流化床(CFB)鍋爐在我國的應(yīng)用,褲衩腿結(jié)構(gòu)CFB的動(dòng)態(tài)特性開始受到重視,其主要表現(xiàn)為:由于該類型循環(huán)流化床爐膛下部被分隔為兩個(gè)彼此獨(dú)立的“褲腿”,而一次風(fēng)由兩路相對獨(dú)立的布風(fēng)系統(tǒng)分別供入,在爐膛的兩個(gè)“褲腿”之間由于運(yùn)行參數(shù)不一致而容易導(dǎo)致橫向物料轉(zhuǎn)移,即很容易發(fā)生一側(cè)“褲腿”向另一側(cè)“褲腿”持續(xù)倒料的現(xiàn)象,當(dāng)大量床料堆積在一側(cè)“褲腿”中無法正常流化時(shí),即發(fā)生了所謂的“翻床”事故.

目前,關(guān)于褲衩腿循環(huán)流化床動(dòng)態(tài)特性模型的研究相對較少,主要集中于對“翻床”過程中爐膛床壓(爐膛床料量)變化過程的模擬和分析[1-5],而對“翻床”過程中由物料交換所引起的爐膛燃燒、傳熱狀態(tài)變化的研究則更少見.一些研究人員[2-4]根據(jù)國內(nèi)300 MW等級CFB鍋爐的運(yùn)行經(jīng)驗(yàn),從操作參數(shù)的不平衡和控制設(shè)備故障等方面對“翻床”原因進(jìn)行了分析,提出了鍋爐運(yùn)行中可能導(dǎo)致“翻床”的原因以及一些有效的預(yù)防和調(diào)節(jié)措施.李前宇等人[5]從流動(dòng)特性的角度深入分析了“翻床”的具體原因,認(rèn)為“翻床”的根本原因在于爐膛內(nèi)存在的馬鞍型的床料壓降特性曲線.在風(fēng)量較大的情況下,當(dāng)風(fēng)機(jī)總風(fēng)量保持一定而兩側(cè)風(fēng)量產(chǎn)生不平衡時(shí)(爐膛一側(cè)風(fēng)量增大而另一側(cè)風(fēng)量減小),根據(jù)該床料壓降特性曲線,風(fēng)量增大的一側(cè)床料壓降反而減小,而床料壓降的減小又會使氣流阻力減小,從而促使風(fēng)量進(jìn)一步增大;反之,風(fēng)量減小的一側(cè)床料壓降會上升,而床料壓降的上升又使風(fēng)量進(jìn)一步減小.這個(gè)過程將一直持續(xù)到風(fēng)量大的一側(cè)床料被吹空,而風(fēng)量小的一側(cè)床料無法流化為止,從而導(dǎo)致“翻床”.李金晶等人[1]從整個(gè)風(fēng)煙流體網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)的角度對“翻床”現(xiàn)象進(jìn)行了分析,他們借鑒了李政等人[6-9]的循環(huán)流化床復(fù)合壓降模型,將左右側(cè)的風(fēng)門、風(fēng)箱、布風(fēng)板和爐膛視為風(fēng)煙流體網(wǎng)絡(luò)中的不同支路,由于兩側(cè)支路具有相同的出口和入口,因此支路的總壓降是相同的,與李前宇等人只是針對布風(fēng)板和爐膛所組成的支路相比,這種分析方法更能反映處在風(fēng)煙系統(tǒng)耦合壓降流體網(wǎng)絡(luò)下的循環(huán)流化床的運(yùn)行特性.通過采用集總參數(shù)法對左、右兩側(cè)爐膛分別建模,李金晶等人成功地模擬了褲衩腿循環(huán)流化床“翻床”過程中兩側(cè)物料的變化情況.

在考慮復(fù)合壓降的循環(huán)流化床兩段模型[10]的基礎(chǔ)上,通過考慮兩側(cè)爐膛參數(shù)不一致時(shí)爐內(nèi)氣體和物料的橫向流動(dòng)過程,筆者建立了褲衩腿循環(huán)流化床的動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型,并得到實(shí)際“翻床”過程運(yùn)行數(shù)據(jù)的驗(yàn)證.該模型與李金晶等人模型的主要區(qū)別為:①以循環(huán)流化床兩段模型為基礎(chǔ),使模型能夠反映爐膛上、下段的溫度差異,而這種考慮對正在設(shè)計(jì)中的四川白馬電站600 MW超臨界循環(huán)流化床的直流汽水蒸發(fā)系統(tǒng)模擬過程求解精度的提高很有必要;②重新考慮了橫向氣體和物料交換量的計(jì)算方法;③考慮了兩側(cè)爐膛間橫向氣體交換過程對循環(huán)流化床爐膛內(nèi)能量平衡的影響.筆者利用該模型對褲衩腿循環(huán)流化床“翻床”過程產(chǎn)生的原因及影響因素進(jìn)行了分析.

1 風(fēng)機(jī)穩(wěn)定性與床料壓降變化對“翻床”過程的影響

當(dāng)褲衩型循環(huán)流化床兩側(cè)爐膛的流動(dòng)狀態(tài)不一致時(shí),爐膛兩側(cè)的壓力差將驅(qū)動(dòng)氣體從一側(cè)流向另一側(cè),由于氣體的橫向流動(dòng)對固體物料有拖曳作用,爐膛兩側(cè)的固體物料也會隨氣體的攜帶而發(fā)生橫向流動(dòng).爐膛內(nèi)的床料對流化風(fēng)來說相當(dāng)于阻力件,爐膛兩側(cè)床料量的差異將直接導(dǎo)致兩側(cè)床料壓降產(chǎn)生差異.

以往的研究[1-5]和工業(yè)經(jīng)驗(yàn)已經(jīng)表明,爐膛兩側(cè)床料壓降的差異對兩側(cè)風(fēng)量的不平衡性具有正反饋?zhàn)饔?這是導(dǎo)致該類型循環(huán)流化床發(fā)生“翻床”事故的主要原因.圖1為褲衩型循環(huán)流化床兩側(cè)床料壓降對物料橫向流動(dòng)影響的示意圖,黑色箭頭代表爐膛兩側(cè)對應(yīng)參量之間的定性大小關(guān)系.圖中兩側(cè)爐膛的總壓降均由風(fēng)門、風(fēng)箱和布風(fēng)板的壓降與床料壓降組成,并且兩側(cè)爐膛總壓降相同[1].當(dāng)兩床的運(yùn)行參數(shù)在擾動(dòng)下發(fā)生失穩(wěn),導(dǎo)致一側(cè)(如左側(cè))爐膛的床料壓降小于右側(cè)時(shí),則該側(cè)風(fēng)門、風(fēng)箱和布風(fēng)板的總壓降必定大于右側(cè).由于風(fēng)門、風(fēng)箱和布風(fēng)板等固定節(jié)流件的阻力大小與布風(fēng)板入口風(fēng)速的平方成正比,因此左側(cè)入口的風(fēng)量也大于右側(cè).兩側(cè)風(fēng)量的差異引起氣體和固體物料從左側(cè)流向右側(cè),進(jìn)而導(dǎo)致左側(cè)床料壓降更小,右側(cè)床料壓降更大.爐膛兩側(cè)床料壓降的偏差越大時(shí),風(fēng)量偏差也越大,氣體和物料的橫向流動(dòng)越劇烈.這樣,褲衩型循環(huán)流化床爐膛兩側(cè)床料壓降的偏差對物料的橫向流動(dòng)就形成了正反饋?zhàn)饔?當(dāng)不存在風(fēng)量自動(dòng)控制系統(tǒng)對兩側(cè)風(fēng)量的不平衡性進(jìn)行調(diào)節(jié)時(shí),兩側(cè)床料壓降的不一致就有可能導(dǎo)致爐內(nèi)物料轉(zhuǎn)移不斷加劇,直至發(fā)生“翻床”.

圖1 褲衩型循環(huán)流化床兩側(cè)床料壓降對物料橫向流動(dòng)影響的示意圖Fig.1 Influence of bed pressure drop at both sides on the horizontal solid flow

由以上分析可知,褲衩型循環(huán)流化床內(nèi)風(fēng)量對床料壓降的敏感程度可作為衡量其是否容易發(fā)生“翻床”事故的重要指標(biāo).而這種敏感性主要由一次風(fēng)機(jī)(羅茨風(fēng)機(jī))的運(yùn)行特性決定,同時(shí)也受到整體流體網(wǎng)絡(luò)中各結(jié)構(gòu)部件(包括風(fēng)門、風(fēng)箱、布風(fēng)板)以及床料阻尼特性的影響.一次風(fēng)機(jī)的運(yùn)行穩(wěn)定性不僅與自身性能有關(guān),而且與工作條件有關(guān),當(dāng)在不穩(wěn)定工況區(qū)工作時(shí),其運(yùn)行穩(wěn)定性大大下降.而各流體阻力部件對風(fēng)量變化的影響主要反映在床料壓降占總壓降的比例上,床料壓降占爐膛總壓降的比例越大,則爐內(nèi)風(fēng)量受床料壓降波動(dòng)的影響就越大.

圖2 不平衡擾動(dòng)時(shí)兩側(cè)爐膛參數(shù)的變化Fig.2 Parameters variation at both sides of furnace with unbalanced disturbances

利用模型可對不同條件下循環(huán)流化床的運(yùn)行性能進(jìn)行模擬,結(jié)果示于圖2.模擬的初始時(shí)刻,循環(huán)流化床處于穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài),兩側(cè)床料壓降相同,然后給右側(cè)壓降施加一脈沖擾動(dòng),使右側(cè)床料壓降在一段很短的時(shí)間內(nèi)大于左側(cè),考察兩側(cè)爐膛內(nèi)床料壓降和布風(fēng)板入口風(fēng)量的變化情況.

由圖2可見,在case1的條件下,由于布風(fēng)板風(fēng)量對床料壓降變化的敏感性較強(qiáng),兩側(cè)床料壓降的不一致使得兩側(cè)風(fēng)量產(chǎn)生不平衡并逐漸加劇,最終導(dǎo)致左側(cè)床料被吹空;而在case2的條件下,由于床料壓降的變化與總壓降相比幾乎可以忽略,因此兩側(cè)布風(fēng)板風(fēng)量基本保持不變.這種情況是一種理想情況,在實(shí)際條件下床料壓降很小意味著物料量很少,不利于循環(huán)流化床內(nèi)燃料的穩(wěn)定燃燒和床溫的控制,同時(shí)也失去了流態(tài)化燃燒傳熱能力強(qiáng)、燃燒強(qiáng)度大的優(yōu)點(diǎn).

實(shí)際情況中更有可能實(shí)現(xiàn)的是適當(dāng)降低床料壓降占爐膛總壓降的比例,即圖2中case3的情況.case1和case3中布風(fēng)板風(fēng)量對床料壓降的敏感性見圖3.由圖2可見,當(dāng)適當(dāng)降低床料壓降占爐膛總壓降的比例時(shí),隨著布風(fēng)板風(fēng)量對床料壓降變化的敏感性減弱,爐內(nèi)物料橫向流率及其增長速度都減小,盡管兩側(cè)物料的不平衡性仍然會隨時(shí)間逐漸加劇,但變化速度明顯減慢.

圖3 圖2中case1和case3條件下布風(fēng)板風(fēng)量對床料壓降的敏感性Fig.3 Sensitivity of air flow rate through air distributor to bed pressure drop under case 1 and case 3 in Fig.2

需要注意的是,在實(shí)際運(yùn)行的褲衩型循環(huán)流化床中,兩側(cè)爐膛的床料壓降始終處于小幅度的波動(dòng)狀態(tài),不可能完全相同,這一方面是由于無法保證兩床的操作參數(shù)完全一致,另一方面主要是由于循環(huán)流化床內(nèi)的氣固兩相流動(dòng)十分劇烈,并且包含強(qiáng)烈的湍流混合,因此兩側(cè)爐膛間始終存在隨機(jī)性的壓力勢差和固體移動(dòng),從而導(dǎo)致兩側(cè)床料壓降不斷波動(dòng).在模型中,由于沒有考慮湍流混合的影響并且假設(shè)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)床內(nèi)各點(diǎn)的流動(dòng)狀態(tài)保持穩(wěn)定,因此不能反映床料壓降的波動(dòng)狀態(tài),但這并不影響其對不同擾動(dòng)條件下循環(huán)流化床整體動(dòng)態(tài)性能的預(yù)測.

由于床料壓降的波動(dòng)性,工業(yè)上為了防止“翻床”事故的發(fā)生,一般通過風(fēng)量自動(dòng)控制系統(tǒng)對兩側(cè)風(fēng)門開度進(jìn)行自動(dòng)調(diào)節(jié),以保持兩側(cè)床料壓降的相對平衡.但這種控制系統(tǒng)的調(diào)節(jié)能力也是有限的,當(dāng)兩側(cè)床料壓降差異超出允許范圍時(shí),循環(huán)流化床仍然會有發(fā)生“翻床”的危險(xiǎn).根據(jù)上述討論結(jié)果,選用對壓力變化相對穩(wěn)定的一次風(fēng)機(jī)并保證其在穩(wěn)定工況區(qū)工作以及在合理范圍內(nèi)適當(dāng)減小兩側(cè)床料壓降占爐膛總壓降的比例,可以減小爐膛兩側(cè)風(fēng)量對兩側(cè)床料壓降差異的敏感性,降低物料橫向不平衡流動(dòng)的劇烈程度,有助于增強(qiáng)風(fēng)量自動(dòng)控制系統(tǒng)的可靠性,抑制“翻床”現(xiàn)象的發(fā)生.

2 溫度對“翻床”過程的影響

除床料壓降會對爐膛兩側(cè)風(fēng)量變化產(chǎn)生重要影響外,兩側(cè)的溫度偏差對其也有一定影響.這主要是由于在爐膛兩側(cè)流通面積和氣體摩爾流量等同的情況下,溫度高的一側(cè)氣體體積流量大于溫度低的一側(cè),這種風(fēng)量偏差所引起的氣、固體的橫向轉(zhuǎn)移雖然不如床料壓降的正反饋?zhàn)饔脧?qiáng)烈,但在兩側(cè)溫度偏差較大時(shí)也有可能導(dǎo)致兩側(cè)床料量的失穩(wěn).

為了說明這種情況,假設(shè)爐膛兩側(cè)給風(fēng)量對床料壓降變化的敏感性極低,模擬左側(cè)爐膛發(fā)生傳熱惡化時(shí)循環(huán)流化床的整體動(dòng)態(tài)變化,結(jié)果示于圖4.由圖4可見,當(dāng)循環(huán)流化床左側(cè)爐膛突然發(fā)生傳熱惡化時(shí),該側(cè)的傳熱系數(shù)減小,溫度驟升,導(dǎo)致爐膛內(nèi)風(fēng)速增大,左、右兩側(cè)爐膛的風(fēng)速偏差導(dǎo)致物料的橫向持續(xù)轉(zhuǎn)移,兩側(cè)床料的不平衡性也逐漸加劇.可見在風(fēng)量對床料壓降的敏感性較低時(shí),爐膛兩側(cè)較大的溫度偏差也會導(dǎo)致兩側(cè)床料失穩(wěn).

雖然一般情況下,爐膛兩側(cè)床料壓降對爐膛風(fēng)量的影響程度大于溫度的影響,但是當(dāng)兩側(cè)溫度偏差較大時(shí),其對爐膛內(nèi)風(fēng)量變化的影響也不能忽略.并且在實(shí)際運(yùn)行的褲衩型循環(huán)流化床中,床溫不僅會影響爐內(nèi)的流化風(fēng)速,還會影響物料的流化性能,這一點(diǎn)在模型中無法得到反映,因?yàn)槟Ｐ椭屑僭O(shè)物料流化性能屬于其自身屬性,與溫度無關(guān).

在實(shí)際情況中,溫度越高,物料流化性能越好,反之則越差.因此,當(dāng)爐膛兩側(cè)溫度偏差較大時(shí),兩側(cè)物料的流化特性也會產(chǎn)生較大差異,若控制不及時(shí)或處理不當(dāng),同樣可能導(dǎo)致兩床流動(dòng)狀態(tài)出現(xiàn)失穩(wěn).因此,在褲衩腿循環(huán)流化床的運(yùn)行控制中,應(yīng)盡量保持爐膛兩側(cè)床溫基本一致,從而保證在相同配風(fēng)條件下兩側(cè)爐膛床料量和流動(dòng)特性的相對平穩(wěn).

圖4 爐膛左、右兩側(cè)溫度差異導(dǎo)致的“翻床”過程Fig.4 The“bed turning” process caused by temperature difference between the two sides of the furnace

3 “翻床”過程中各重要參數(shù)的變化

圖5給出了褲衩型循環(huán)流化床在不平衡擾動(dòng)下的“翻床”過程中各重要參數(shù)的變化情況.起初循環(huán)流化床處于穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài),0時(shí)刻施加擾動(dòng)使?fàn)t膛兩側(cè)床料壓降出現(xiàn)微小差異.由圖5可見,床料壓降差異導(dǎo)致兩側(cè)布風(fēng)板風(fēng)量出現(xiàn)失穩(wěn),兩側(cè)爐膛間開始出現(xiàn)氣體和物料的橫向流動(dòng),在床料壓降變化對物料橫向流動(dòng)的正反饋?zhàn)饔孟?兩側(cè)床料壓降偏差和布風(fēng)板給風(fēng)量偏差迅速增大,物料橫向流率不斷加劇,直至一側(cè)物料被完全吹空.這些現(xiàn)象在前文的分析中已經(jīng)得到解釋.

值得注意的是,“翻床”過程中兩側(cè)爐膛內(nèi)的流化風(fēng)速差異并沒有如同布風(fēng)板風(fēng)量差值一樣持續(xù)增大,如圖5(b)所示.這是由于流化風(fēng)速不僅與布風(fēng)板給風(fēng)量有關(guān),還與溫度有關(guān).當(dāng)一側(cè)爐膛物料量不斷減少時(shí),該側(cè)碳燃燒率減小,溫度下降,從而使該側(cè)流化風(fēng)速上升的趨勢逐漸減緩甚至向反方向變化,這在一定程度上也減弱了爐內(nèi)氣體和物料橫向流動(dòng)的劇烈程度,見圖5(c)所示.但總體來說,兩側(cè)床料壓降差異對兩側(cè)風(fēng)量變化的正反饋?zhàn)饔眠€是對“翻床”的最終進(jìn)程起了主導(dǎo)作用.

圖5 “翻床”過程中各參數(shù)的變化Fig.5 Parameters variation during“bed turning” process

4 結(jié) 論

(1)爐膛壓降與風(fēng)機(jī)流量的相互影響是導(dǎo)致“翻床”現(xiàn)象發(fā)生的根本原因.當(dāng)爐膛兩側(cè)存在壓差時(shí),床料壓降大的一側(cè)風(fēng)量減小,物料持續(xù)向該側(cè)轉(zhuǎn)移,導(dǎo)致床料壓降更大,風(fēng)量更小,加劇兩側(cè)的不平衡,導(dǎo)致“翻床”現(xiàn)象發(fā)生.

(2)一次風(fēng)機(jī)(羅茨風(fēng)機(jī))的給風(fēng)量對爐膛壓降的敏感程度較低時(shí),“翻床”現(xiàn)象不容易發(fā)生.因此,選用對壓力變化相對穩(wěn)定的羅茨風(fēng)機(jī)并保證其工作在穩(wěn)定工況區(qū)對控制“翻床”的發(fā)生具有積極意義.

(3)爐膛內(nèi)壓降由床料壓降以及風(fēng)門、風(fēng)箱和布風(fēng)板的總壓降組成,當(dāng)布風(fēng)板壓降占主導(dǎo)作用時(shí),“翻床”現(xiàn)象相對不容易發(fā)生,即在風(fēng)門、風(fēng)箱和布風(fēng)板特性不變的情況下,在合理范圍內(nèi)降低床料壓降有助于防止“翻床”發(fā)生.

(4)即使在爐膛兩側(cè)給風(fēng)量對床料壓降不敏感的情況下,兩側(cè)較大的溫度偏差也有可能造成兩側(cè)物料量的失穩(wěn).因此,運(yùn)行時(shí)應(yīng)盡量保持爐膛兩側(cè)床溫基本一致.

[1]李金晶,李燕,劉樹清,等.褲衩腿結(jié)構(gòu)循環(huán)流化床鍋爐床料不平衡現(xiàn)象的數(shù)值模擬[J].動(dòng)力工程,2008,28(1):28-32.LI Jinjing,LI Yan,LIU Shuqing,et al.Numerical simulation of the bed material unbalance between the breeches-legs in a circulating fluidized bed boiler[J].Journal of Power Engineering,2008,28(1):28-32.

[2]蔣茂慶,高洪培,鄺偉,等.300 MW 循環(huán)流化床鍋爐床料翻床原因分析及運(yùn)行對策[J].熱力發(fā)電,2007,36(6):127-129.JIANG M aoqing,GAO Hongpei,KUANG Wei,et al.Cause analysis concerning turning-over of the bedmaterial in 300 MW CFB boiler and countermeasures in its operation[J].Thermal Power Generation,2007,36(6):127-129.

[3]劉劍,董志乾,朱勁松.300 MW循環(huán)流化床鍋爐兩床失穩(wěn)及“翻床”的特性分析[J].熱力發(fā)電,2007,36(4):53-73.LIU Jian,DONG Zhiqian,ZHU Jingsong.Cause analysis of losing stability and turning over for two beds in a 300 M W CFB boiler[J].Thermal Power Generation,2007,36(4):53-73.

[4]吳玉平,周嗣林,蔣茂慶.300 MW循環(huán)流化床鍋爐“翻床”現(xiàn)象及處理方法[J].熱力發(fā)電,2007,36(8):55-57.WU Yuping,ZHOU Silin,JIANG M aoqing.Bed-overturn phenomenon of underpants leg in 300 MW CFB boiler and remedial method thereof[J].Thermal Power Generation,2007,36(8):55-57.

[5]李前宇,趙凱,米子德.雙支腿循環(huán)流化床鍋爐“翻床”問題研究[J].華北電力技術(shù),2007(7):43-51.LI Qianyu,ZHAO Kai,MI Zide.Research on overturn beds of CFB boiler with double feet structure[J].North China Electric Power,2007(7):43-51.

[6]李政,倪維斗,張巍,等.循環(huán)流化床整體物料平衡通用動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型[J].清華大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,1997,37(2):24-27.LI Zheng,NI Weidou,ZHANG Wei,et al.General dynamic mathematical model for the total mass balance of CFBC[J].Journal of TsinghuaUniversity:Science and Technology,1997,37(2):24-27.

[7]李政,倪維斗,王哲,等.循環(huán)流化床實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型研究[J].動(dòng)力工程,1999,19(2):33-36.LI Zheng,NI Weidou,WANG Zhe,et al.A real time dynamic mathemtical model of CFBC[J].Journal of Power Engineering,1999,19(2):33-36.

[8]李政,王哲,倪維斗.循環(huán)流化床全工況實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型的研究[J].動(dòng)力工程,2000,20(1):511-514.LI Zheng,WANG Zhe,NI Weidou.Study of full working scope dynamic mathematical model for CFBC[J].Journal of Power Engineering,2000,20(1):511-514.

[9]李政,倪維斗,岳光溪,等.循環(huán)流化床復(fù)合壓降數(shù)學(xué)模型[J].動(dòng)力工程,1997,17(3):13-16.LI Zheng,NI Weidou,YUE Guangxi,et al.The compounded pressure drop mathematical model of circulating fuidized bed boilers(CFBC)[J].Journal of Power Engineering,1997,17(3):13-16.

[10]王哲,李政,倪維斗.多工況吻合的兩段循環(huán)流化床動(dòng)態(tài)仿真模型研究[J].動(dòng)力工程,2009,29(7):627-631.WANG Zhe,LI Zheng,NI Weidou.Dynamic simulation model of two-stage CFB with multi-condition coincidence[J].Journal of Power Engineering,2009,29(7):627-631.