金建國，商建波，劉 歡，曹麗華

(1.東北電力大學(xué)能源與動力工程學(xué)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(jiān)理有限公司，廣東 510600)

汽輪機作為熱力發(fā)電廠的主機之一，其實際運行的熱經(jīng)濟性能直接影響到發(fā)電廠的總體經(jīng)濟效益。由于汽輪機的相對內(nèi)效率是反映汽輪機通流部分運行經(jīng)濟狀態(tài)的一項重要指標，通過熱力試驗獲得汽輪機的相對內(nèi)效率和其它一些經(jīng)濟性指標來評價汽輪機的熱經(jīng)濟性能成為發(fā)電廠的一項重要工作。同時，機組在線監(jiān)測也需要獲取相對內(nèi)效率這一經(jīng)濟性指標，以進行汽輪機運行經(jīng)濟狀態(tài)診斷和分析。目前，汽輪機相對內(nèi)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(nèi)效率和以汽輪機的內(nèi)功率與理想功率之比定義的汽輪機相對內(nèi)效率。這兩種定義方法測量和計算相對內(nèi)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(nèi)效率在汽輪機經(jīng)濟性評價領(lǐng)域是否相同的功效，運用哪種相對內(nèi)效率可以有效、便捷的評價汽輪機運行的經(jīng)濟性能是值得討論的問題。

1 汽輪機相對內(nèi)效率兩種定義的討論與分析

1.1 以焓降比定義的相對內(nèi)效率

在以蒸汽為工質(zhì)的熱力發(fā)電廠中，高溫高壓蒸汽在汽輪機內(nèi)進行熱功轉(zhuǎn)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(zhuǎn)換為有用功。其中，能量轉(zhuǎn)換為有用功部分稱為有效焓降。

文獻[1]指出，對于沒有回?zé)岢槠⒉淮嬖谇昂筝S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(fā)，汽輪機的相對內(nèi)效率定義為蒸汽在汽輪機內(nèi)的有效焓降和理想焓降之比，此即被稱為指標性相對內(nèi)效率，定義式如下

式中:ηri為汽輪機指標性相對內(nèi)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(nèi)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(nèi)效率可以直觀的反映蒸汽在汽輪機通流部分能量轉(zhuǎn)換的實際過程的相對關(guān)系，也稱為圖解相對內(nèi)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(fā)電廠中，為了提高機組經(jīng)濟性，絕大多數(shù)凝汽式汽輪機設(shè)計有回?zé)岢槠到y(tǒng)或再熱循環(huán)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?zé)岢槠?、存在軸封或門桿漏汽的汽輪機的相對內(nèi)效率定義方法，文獻[1]并沒有說明。

文獻[2]認為，回?zé)岢槠俊⑤S封或門桿漏氣量的變化對指標性相對內(nèi)效率的計算不產(chǎn)生影響，指標性相對內(nèi)效率只單純是汽輪機通流部分運行經(jīng)濟狀態(tài)的量度。從而，對于非純凝汽式汽輪機，指標性相對內(nèi)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?zé)岢槠?、軸封或門桿漏汽量發(fā)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(fā)生偏移。由圖2可見，這將是最終導(dǎo)致汽輪機排汽焓發(fā)生相應(yīng)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(nèi)效率隨之改變。也就是說，汽輪機指標性效率同樣受到回?zé)岢槠俊⑤S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(nèi)效率

在熱力發(fā)電廠的熱動力循環(huán)中，化學(xué)能或核能轉(zhuǎn)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(zhuǎn)換，在克服各項損失后，才由發(fā)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(nèi)蒸汽理想焓降全部轉(zhuǎn)換成的機械功[3]，kW;Pi為汽輪機的內(nèi)功率，表示在單位時間內(nèi)蒸汽實際焓降全部轉(zhuǎn)換成的機械功，kW;Pm為汽輪機的軸端功率，kW;Pel為發(fā)動機輸出有效功率，kW;ηt為汽輪機的理想循環(huán)熱效率，ηt=3600Pt/Q;ηi為汽輪機相對內(nèi)效率;ηm為汽輪機的機械效率，ηel=Pm/Pi;ηel為發(fā)動機效率，ηel=Pel/Pm。

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

式(3)中，汽輪機的內(nèi)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(shù)及軸封或門桿的漏汽系數(shù);αit、αsgt分別為汽輪機等熵膨脹過程的抽汽系數(shù)及軸封或門桿的漏汽系數(shù);Yi、Ysg分別為汽輪機實際過程的抽汽作功不足系數(shù)及軸封或門桿的漏汽作功不足系數(shù);Yit、Ysgt分別為汽輪機等熵膨脹過程的抽汽作功不足系數(shù)及軸封或門桿的漏汽作功不足系數(shù)。

由能量傳遞方程式(2)也可以逆向確定汽輪機相對內(nèi)效率為

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

1.3 相對內(nèi)效率兩種定義的內(nèi)在聯(lián)系

前兩節(jié)所述的汽輪機的相對內(nèi)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(nèi)效率ηri(簡稱焓降型相對內(nèi)效率)和以汽輪機的內(nèi)功率和理想功率之比的汽輪機相對內(nèi)效率ηi(簡稱功率型相對內(nèi)效率)，對于圖1所示的無回?zé)岢槠淮嬖谳S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(nèi)效率和功率型相對內(nèi)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?zé)岢槠?、存在軸封或門桿漏汽的非純凝汽式汽輪機，功率型相對內(nèi)效率和焓降型相對內(nèi)效率之間的關(guān)系為

式中比例系數(shù)β為

同時，也可由下式計算得出功率型相對內(nèi)效率和焓降型相對內(nèi)效率的相對差值，即式

式中:δ為功率型相對內(nèi)效率和焓降型相對內(nèi)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(nèi)效率和焓降型相對內(nèi)效率的值相差一個比例系數(shù)β。若系統(tǒng)沒有回?zé)岢槠也豢紤]軸封和門桿漏汽時，式(8)中的系數(shù) αi、αri、Yi、Yri、αsg、αsgt、Ysg、Ysgt均為零，比例系數(shù)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(nèi)效率的測量

2.1 熱力試驗系統(tǒng)及參數(shù)

某火電廠125 MW汽輪機的回?zé)嵯到y(tǒng)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(jié)構(gòu)。主蒸汽通過兩個主汽門和四個調(diào)速汽門進入高壓缸，再熱蒸汽經(jīng)過兩個聯(lián)合汽門進入中壓缸。機組共有七級非調(diào)整抽汽:高壓缸設(shè)有第一級抽汽;再熱冷段設(shè)有第二級抽汽;中壓缸共設(shè)三級抽汽，其中第一級抽汽供除氧器;低壓缸共設(shè)兩級抽汽。

圖4 某125 MW汽輪機熱力試驗時的回?zé)嵯到y(tǒng)圖

該汽輪機某次熱力試驗測量得到的主要熱力參數(shù)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?zé)岢槠烟幱跐裾羝麉^(qū)。試驗以除氧器入口凝結(jié)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(shù)

2.2 相對內(nèi)效率計算結(jié)果比較

根據(jù)以上汽輪機熱力試驗的測量參數(shù)，運用常規(guī)計算方法，獲得了汽輪機的焓降型相對內(nèi)效率ηri和一些相關(guān)的主要參數(shù)，如表2所示。同時，本文對功率型相對內(nèi)效率ηi進行了計算，其值以及一些相關(guān)的主要參數(shù)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(nèi)效率在數(shù)值上只有微小的差別，相對差值δ 僅為0.0022，系數(shù) β 值為0.9978。

表2 熱力試驗焓降型相對內(nèi)效率的計算結(jié)果

表3 熱力試驗功率型相對內(nèi)效率的計算結(jié)果

3 結(jié) 論

綜上所述，汽輪機功率型相對內(nèi)效率和焓降型相對內(nèi)效率均在一定程度上受到回?zé)嵯到y(tǒng)運行狀態(tài)、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(dāng)汽輪機通流部分運行狀態(tài)發(fā)生變化時，兩種相對內(nèi)效率均明顯降低。另外，兩種相對內(nèi)效率在數(shù)值上是非常接近的。由此可以得出，汽輪機回?zé)嵯到y(tǒng)運行狀態(tài)、軸封或門桿漏汽量變化不會影響兩種相對內(nèi)效率對汽輪機通流部分熱經(jīng)濟性能的反映，兩種相對內(nèi)效率在反映汽輪機通流部分運行經(jīng)濟狀態(tài)方面是等效的。因此，可以任選一種相對內(nèi)效率作為汽輪機經(jīng)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(fā)電廠汽輪機設(shè)備的熱力試驗[M].柳椿生，任曙，譯.北京:中國工業(yè)出版社，1965.

[3]曹麗華，李勇，趙會剛.汽輪機相對內(nèi)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(shù)，2004，46(4):278－280.

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