汽輪機相對內效率測量及計算方法研究

金建國，商建波，劉 歡，曹麗華

(1.東北電力大學能源與動力工程學院，吉林 吉林 132012;2.大唐長春第三熱電廠，長春 130001;3.廣東天安工程監理有限公司，廣東 510600)

汽輪機作為熱力發電廠的主機之一，其實際運行的熱經濟性能直接影響到發電廠的總體經濟效益。由于汽輪機的相對內效率是反映汽輪機通流部分運行經濟狀態的一項重要指標，通過熱力試驗獲得汽輪機的相對內效率和其它一些經濟性指標來評價汽輪機的熱經濟性能成為發電廠的一項重要工作。同時，機組在線監測也需要獲取相對內效率這一經濟性指標，以進行汽輪機運行經濟狀態診斷和分析。目前，汽輪機相對內效率的概念存在兩種不同的定義方法，即以汽輪機的有效焓降與理想焓降之比定義的指標性相對內效率和以汽輪機的內功率與理想功率之比定義的汽輪機相對內效率。這兩種定義方法測量和計算相對內效率的難易程度不同。在熱力試驗或在線測量中，兩種相對內效率在汽輪機經濟性評價領域是否相同的功效，運用哪種相對內效率可以有效、便捷的評價汽輪機運行的經濟性能是值得討論的問題。

1 汽輪機相對內效率兩種定義的討論與分析

1.1 以焓降比定義的相對內效率

在以蒸汽為工質的熱力發電廠中，高溫高壓蒸汽在汽輪機內進行熱功轉換的過程中存在著各種能量損失，蒸汽的理想焓降不能全部轉換為有用功。其中，能量轉換為有用功部分稱為有效焓降。

文獻[1]指出，對于沒有回熱抽汽、不存在前后軸封漏汽和門桿漏汽的純凝汽式汽輪機(圖1)，從蒸汽在汽輪機通流部分的膨脹過程出發，汽輪機的相對內效率定義為蒸汽在汽輪機內的有效焓降和理想焓降之比，此即被稱為指標性相對內效率，定義式如下

式中:ηri為汽輪機指標性相對內效率;ΔHi為汽輪機通流部分中蒸汽的有效焓降，kJ/kg;ΔHt為汽輪機通流部分中蒸汽的理想焓降，kJ/kg。

以上定義的指標性相對內效率的物理意義在焓—熵圖上表示為圖2，由圖2可以看出，指標性相對內效率可以直觀的反映蒸汽在汽輪機通流部分能量轉換的實際過程的相對關系，也稱為圖解相對內效率。

圖1 純凝汽式汽輪機示意圖

圖2 汽輪機膨脹熱力過程線

圖3 非純凝汽式汽輪機示意圖

然而，在熱力發電廠中，為了提高機組經濟性，絕大多數凝汽式汽輪機設計有回熱抽汽系統或再熱循環過程，即為非純凝汽式汽輪機，如圖3，且軸封或門桿漏汽的存在也是不可避免的，對于帶有回熱抽汽、存在軸封或門桿漏汽的汽輪機的相對內效率定義方法，文獻[1]并沒有說明。

文獻[2]認為，回熱抽汽量、軸封或門桿漏氣量的變化對指標性相對內效率的計算不產生影響，指標性相對內效率只單純是汽輪機通流部分運行經濟狀態的量度。從而，對于非純凝汽式汽輪機，指標性相對內效率的計算仍然簡單的采用式(1)進行。

但實際上，在進入汽輪機的主蒸汽流量一定的情況下，機組的回熱抽汽量、軸封或門桿漏汽量發生變化，必然引起汽輪機通流部分蒸汽流量的變化，蒸汽在各通流部分的作功量改變，汽輪機通流部分蒸汽的實際膨脹過程線發生偏移。由圖2可見，這將是最終導致汽輪機排汽焓發生相應的變化，蒸汽的實際焓降隨之改變。由式(1)可知，汽輪機實際焓降改變，指標性相對內效率隨之改變。也就是說，汽輪機指標性效率同樣受到回熱抽汽量、軸封或門桿漏汽量的變化的影響。

1.2 以功率比定義的相對內效率

在熱力發電廠的熱動力循環中，化學能或核能轉化為熱能后，以高溫高壓蒸汽的形式進入汽輪機進行熱功轉換，在克服各項損失后，才由發動機輸出有效電功率。這個過程的能量傳遞方程為

式中:Q為進入汽輪機的總熱量(包括中間再熱輸入熱量)，kJ/h;Pt為汽輪機的理想功率，表示在單位時間內蒸汽理想焓降全部轉換成的機械功[3]，kW;Pi為汽輪機的內功率，表示在單位時間內蒸汽實際焓降全部轉換成的機械功，kW;Pm為汽輪機的軸端功率，kW;Pel為發動機輸出有效功率，kW;ηt為汽輪機的理想循環熱效率，ηt=3600Pt/Q;ηi為汽輪機相對內效率;ηm為汽輪機的機械效率，ηel=Pm/Pi;ηel為發動機效率，ηel=Pel/Pm。

這樣，從汽輪機能量傳遞的角度看，相對內效率可以用汽輪機的內功率和理想功率之比定義[4－6]，即所謂的汽輪機相對內效率為:

式(3)中，汽輪機的內功率和理想功率的表達式分別為

式中:Gms為進入汽輪機的主蒸汽流量，kg/h;αi、αsg分別為汽輪機實際過程的抽汽系數及軸封或門桿的漏汽系數;αit、αsgt分別為汽輪機等熵膨脹過程的抽汽系數及軸封或門桿的漏汽系數;Yi、Ysg分別為汽輪機實際過程的抽汽作功不足系數及軸封或門桿的漏汽作功不足系數;Yit、Ysgt分別為汽輪機等熵膨脹過程的抽汽作功不足系數及軸封或門桿的漏汽作功不足系數。

由能量傳遞方程式(2)也可以逆向確定汽輪機相對內效率為

由式(3)、式(4)、式(5)可見，以汽輪機的內功率和理想功率之比定義的汽輪機相對內效率ηi，在反映汽輪機通流部分運行經濟性時，也受到回熱抽汽、軸封或門桿漏汽量的影響。

1.3 相對內效率兩種定義的內在聯系

前兩節所述的汽輪機的相對內效率的兩種定義，即以汽輪機實際焓降和理想焓降之比定義的指標性相對內效率ηri(簡稱焓降型相對內效率)和以汽輪機的內功率和理想功率之比的汽輪機相對內效率ηi(簡稱功率型相對內效率)，對于圖1所示的無回熱抽汽不存在軸封和門桿漏汽的純凝汽式汽輪機有[7]:

可見，在純凝汽式汽輪機中，焓降型相對內效率和功率型相對內效率的值是完全相同的，具有等價的物理意義。

但對于圖2所示的帶有回熱抽汽、存在軸封或門桿漏汽的非純凝汽式汽輪機，功率型相對內效率和焓降型相對內效率之間的關系為

式中比例系數β為

同時，也可由下式計算得出功率型相對內效率和焓降型相對內效率的相對差值，即式

式中:δ為功率型相對內效率和焓降型相對內效率的相對差值。

可見，在非純凝汽式汽輪機中，功率型相對內效率和焓降型相對內效率的值相差一個比例系數β。若系統沒有回熱抽汽，且不考慮軸封和門桿漏汽時，式(8)中的系數 αi、αri、Yi、Yri、αsg、αsgt、Ysg、Ysgt均為零，比例系數β=1，即式(7)所表達的非純凝汽式汽輪機的特殊情況。

2 某125 MW汽輪機相對內效率的測量

2.1 熱力試驗系統及參數

某火電廠125 MW汽輪機的回熱系統如圖4所示。該汽輪機為一次中間再熱凝汽式三缸單軸汽輪機，高、中壓缸均為雙層缸結構。主蒸汽通過兩個主汽門和四個調速汽門進入高壓缸，再熱蒸汽經過兩個聯合汽門進入中壓缸。機組共有七級非調整抽汽:高壓缸設有第一級抽汽;再熱冷段設有第二級抽汽;中壓缸共設三級抽汽，其中第一級抽汽供除氧器;低壓缸共設兩級抽汽。

圖4 某125 MW汽輪機熱力試驗時的回熱系統圖

該汽輪機某次熱力試驗測量得到的主要熱力參數如表1所示。這次熱力試驗是在額定負荷附近進行的。其中，低壓缸末級回熱抽汽已處于濕蒸汽區。試驗以除氧器入口凝結水流量的測量值為計算給水流量和主蒸汽流量的基準值。由于此次試驗中，高加大旁路和#4低壓加熱器旁路仍有流量存在，在計算中給予了考慮。

表1 某125 MW汽輪機熱力試驗的主要熱力參數

2.2 相對內效率計算結果比較

根據以上汽輪機熱力試驗的測量參數，運用常規計算方法，獲得了汽輪機的焓降型相對內效率ηri和一些相關的主要參數，如表2所示。同時，本文對功率型相對內效率ηi進行了計算，其值以及一些相關的主要參數如表3所示。

由表2和表3可見，通過熱力試驗計算得到的兩種相對內效率在數值上只有微小的差別，相對差值δ 僅為0.0022，系數 β 值為0.9978。

表2 熱力試驗焓降型相對內效率的計算結果

表3 熱力試驗功率型相對內效率的計算結果

3 結 論

綜上所述，汽輪機功率型相對內效率和焓降型相對內效率均在一定程度上受到回熱系統運行狀態、軸封或門桿漏汽量變化的影響，但兩者的相對變化量均小于0.3%，滿足工程試驗對計算精度的要求，而當汽輪機通流部分運行狀態發生變化時，兩種相對內效率均明顯降低。另外，兩種相對內效率在數值上是非常接近的。由此可以得出，汽輪機回熱系統運行狀態、軸封或門桿漏汽量變化不會影響兩種相對內效率對汽輪機通流部分熱經濟性能的反映，兩種相對內效率在反映汽輪機通流部分運行經濟狀態方面是等效的。因此，可以任選一種相對內效率作為汽輪機經濟性能的評價指標。

[1]黃淑紅.汽輪機原理[M].北京:中國電力出版社，2008.

[2]CJI克良母金.發電廠汽輪機設備的熱力試驗[M].柳椿生，任曙，譯.北京:中國工業出版社，1965.

[3]曹麗華，李勇，趙會剛.汽輪機相對內效率兩種定義方法物理意義上的等價性分析[J].汽輪機技術，2004，46(4):278－280.

[4]閻順林，郭佳雷.汽輪機熱力性能考核指標的通用方程[J].熱能動力工程，2009，24(1):65－67.

[5]洪文鵬，張玲，周勤，等.汽輪機各缸相對內效率變化對熱耗率影響的計算模型[J].東北電力學院學報，2001，21(4):9－12.

[6]張利平，王鐵生，高傳倉，等.凝汽式汽輪機低壓缸相對內效率的改進算法[J].動力工程，2009，29(3):228－231.

[7]劉武鋒.汽輪機各缸相對內效率變化對機組熱耗率的影響分析[J].熱力透平，2008，37(2):121－123.