汽轮机相对内效率测量及计算方法研究

第３２卷第６期２０１２年１２月

东北电力大学学报ＪｏｕｒｎａｌＯｆＮｏｒｔｈｅａｓｔＤｉａｎｌｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ

Ｖ０１．３２，Ｎｏ．６

Ｄｅｃ．，２０１２

文章编号：１００５—２９９２（２０１２）０６—００７２—０５

汽轮机相对内效率测量及计算方法研究

金建国１，商建波２，刘

程监理有限公司，广东５１０６００）

欢３，曹丽华１

（１．东北电力大学能源与动力３２程学院，吉林吉林１３２０１２；２．大唐长春第三热电厂，长春１３０００１；３．广东天安工

摘要：汽轮机相对内效率是反映汽轮机运行经济性的重要指标之一，它一般是通过汽轮机热力

试验或在线监测获得。发电厂通过测量和计算相对内效率，对汽轮机热经济性能进行分析与诊断，进而指导机组安全运行和节能工作。然而，目前在相对内效率的测量和计算中存在一些困难和问题。通过对汽轮机相对内效率的两种定义方式进行了分析和比较，说明两种定义方式的联系和在经济性评价方面的等效性。

关键词：汽轮机；热力试验；经济性指标；相对内效率中图分类号：ＴＫ

１２４

文献标识码：Ａ

汽轮机作为热力发电厂的主机之一，其实际运行的热经济性能直接影响到发电厂的总体经济效益。由于汽轮机的相对内效率是反映汽轮机通流部分运行经济状态的一项重要指标，通过热力试验获得汽轮机的相对内效率和其它一些经济性指标来评价汽轮机的热经济性能成为发电厂的一项重要工作。同时，机组在线监测也需要获取相对内效率这一经济性指标，以进行汽轮机运行经济状态诊断和分析。目前，汽轮机相对内效率的概念存在两种不同的定义方法，即以汽轮机的有效焓降与理想焓降之比定义的指标性相对内效率和以汽轮机的内功率与理想功率之比定义的汽轮机相对内效率。这两种定义方法测量和计算相对内效率的难易程度不同。在热力试验或在线测量中，两种相对内效率在汽轮机经济性评价领域是否相同的功效，运用哪种相对内效率可以有效、便捷的评价汽轮机运行的经济性能是值得讨论

的问题。

１

１．１

汽轮机相对内效率两种定义的讨论与分析

以焓降比定义的相对内效率

在以蒸汽为工质的热力发电厂中，高温高压蒸汽在汽轮机内进行热功转换的过程中存在着各种能量损失，蒸汽的理想焓降不能全部转换为有用功。其中，能量转换为有用功部分称为有效焓降。

文献［１］指出，对于没有回热抽汽、不存在前后轴封漏汽和门杆漏汽的纯凝汽式汽轮机（图１），从蒸汽在汽轮机通流部分的膨胀过程出发，汽轮机的相对内效率定义为蒸汽在汽轮机内的有效焓降和理想焓降之比，此即被称为指标性相对内效率，定义式如下

７７ｎ

２云，

＆Ｈ

（１）

式中：＇７，。为汽轮机指标性相对内效率；△Ｅ为汽轮机通流部分中蒸汽的有效焓降，ｋＪ／ｋｇ；ＡＨ，为汽轮机

收稿日期：２０１２—０９—１４

作者简介：金建国（１９６２一），男，吉林省吉林市人，东北电力大学能源与动力工程学院高级实验师，主要研究方向：热力系统经济性

诊断．

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第６期

金建国等：汽轮机相对内效率测量及计算方法研究７３

通流部分中蒸汽的理想焓降，ｋＪ／ｋｇ。

以上定义的指标性相对内效率的物理意义在焓一熵图上表示为图２，由图２可以看出，指标性相对内效率可以直观的反映蒸汽在汽轮机通流部分能量转换的实际过程的相对关系，也称为图解相对内效

率。

图１

纯凝汽式汽轮机不意图图２汽轮机膨胀热力过程线

然而，在热力发电厂中，为了提高机组经济性，绝大多数凝汽式汽轮机设计有回热抽汽系统或再热循环过程，即为非纯凝汽式汽轮机，如图３，且轴封或门杆漏汽的存在也是不可避免的，对于带有回热抽汽、存在轴封或门杆漏汽的汽轮机的相对内效率定义方法，文献［１］并没有说明。

文献［２］认为，回热抽汽量、轴封或门杆漏气量

的变化对指标性相对内效率的计算不产生影响，指

图３

非纯凝汽式汽轮机示意图

标性相对内效率只单纯是汽轮机通流部分运行经济状态的量度。从而，对于非纯凝汽式汽轮机，指标性

相对内效率的计算仍然简单的采用式（１）进行。

但实际上，在进入汽轮机的主蒸汽流量一定的情况下，机组的回热抽汽量、轴封或门杆漏汽量发生变化，必然引起汽轮机通流部分蒸汽流量的变化，蒸汽在各通流部分的作功量改变，汽轮机通流部分蒸汽的实际膨胀过程线发生偏移。由图２可见，这将是最终导致汽轮机排汽焓发生相应的变化，蒸汽的实际焓降随之改变。由式（１）可知，汽轮机实际焓降改变，指标性相对内效率随之改变。也就是说，汽轮机指标性效率同样受到回热抽汽量、轴封或门杆漏汽量的变化的影响。

１．２

以功率比定义的相对内效率

在热力发电厂的热动力循环中，化学能或核能转化为热能后，以高温高压蒸汽的形式进入汽轮机进行热功转换，在克服各项损失后，才由发动机输出有效电功率。这个过程的能量传递方程为

伽ｍ３∥半鲁鲁争：Ｑ６０Ｐ：ｆ＝—≠吾｛尹五竺＝叼。７７。７７。ｆ，

Ｑ

（２）

式中：Ｑ为进入汽轮机的总热量（包括中间再热输入热量），ｋＪ／ｈ；Ｐ。为汽轮机的理想功率，表示在单位时问内蒸汽理想焓降全部转换成的机械功口］，ｋＷ；Ｐ。为汽轮机的内功率，表示在单位时间内蒸汽实际焓降

全部转换成的机械功，ｋＷ；Ｐ。为汽轮机的轴端功率，ｋＷ；Ｐ。，为发动机输出有效功率，ｋｗ；叼。为汽轮机的理想循环热效率，７７。＝３６００Ｐ。／Ｑ；叼ｉ为汽轮机相对内效率；叼。为汽轮机的机械效率，叼。ｆ＝Ｐ。／Ｐｉ；叼。ｒ为发动机效率，叼。，＝Ｐ。ｆ／Ｐ。。

这样，从汽轮机能量传递的角度看，相对内效率可以用汽轮机的内功率和理想功率之比定义Ｈ“。，即所谓的汽轮机相对内效率为：

叼。＝虿Ｐｉ，

式（３）中，汽轮机的内功率和理想功率的表达式分别为

（３）

Ｐ。２赢（１一∑ａ。Ｙｉ一∑ｄ。｝Ｉｓｓ）ＡＨ，

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（４）

７４

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第３２卷

Ｐｒ

２赢（１一∑ｄ…Ｙｉ一∑ａｓ酽匕）△日，

（５）

式中：Ｇ。为进入汽轮机的主蒸汽流量，ｋｇ／ｈ；ｔｘ。、ＯＬ。。分别为汽轮机实际过程的抽汽系数及轴封或门杆的

漏汽系数；ｄ。ｄ。分别为汽轮机等熵膨胀过程的抽汽系数及轴封或门杆的漏汽系数；Ｙ／、ｋ分别为汽轮机实际过程的抽汽作功不足系数及轴封或门杆的漏汽作功不足系数；×。、Ｆ。分别为汽轮机等熵膨胀过程的抽汽作功不足系数及轴封或门杆的漏汽作功不足系数。

由能量传递方程式（２）也可以逆向确定汽轮机相对内效率为

叼ｉ

２—Ｑ＇ｑｔＴ—Ｉｍ＂ｑ。ｌ

３６００Ｐ。ｆ

２而’

３６００Ｐ。ｆ

（ｂ）

…

由式（３）、式（４）、式（５）可见，以汽轮机的内功率和理想功率之比定义的汽轮机相对内效率叼。，在

反映汽轮机通流部分运行经济性时，也受到回热抽汽、轴封或门杆漏汽量的影响。

１．３

相对内效率两种定义的内在联系

前两节所述的汽轮机的相对内效率的两种定义，即以汽轮机实际焓降和理想焓降之比定义的指标性相对内效率叼，。（简称焓降型相对内效率）和以汽轮机的内功率和理想功率之比的汽轮机相对内效率７７ｉ（简称功率型相对内效率），对于图１所示的无回热抽汽不存在轴封和门杆漏汽的纯凝汽式汽轮机

有‘７｜：

Ｐ。

叼‘２一Ｐｔ

可见，在纯凝汽式汽轮机中，焓降型相对内效率和功率型相对内效率的值是完全相同的，具有等价

的物理意义。

２否：面２蕊２叼一

Ｇ。△Ｈ。△Ｈ。

Ｌ

，。

７

Ｊ

但对于图２所示的带有回热抽汽、存在轴封或门杆漏汽的非纯凝汽式汽轮机，功率型相对内效率和焓降型相对内效率之间的关系为

吖‘

式中比例系数口为

叩。＝—ＰｉＰ＝—Ｇ芝｝ｉ生１三二主呈Ｏ昙Ｌ≥等｝－三÷黜ＯＬ

。

。（一∑，。ｙｒ。一∑。匕）ＡＨ＝ｐ。一ｔｌｒｉ，

’

（８）¨７

同时，也可由下式计算得出功率型相对内效率和焓降型相对内效率的相对差值，即式

Ｆ瓦蠢■蒇，／３＝羔鬻避，

２

㈩（９）

６：坦卫ｄ：Ｉ卢一１Ｉ，

式中：６为功率型相对内效率和焓降型相对内效率的相对差值。

（１０）

可见，在非纯凝汽式汽轮机中，功率型相对内效率和焓降型相对内效率的值相差一个比例系数口。

若系统没有回热抽汽，且不考虑轴封和门杆漏汽时，式（８）中的系数ＯＬ。、ＯＬ。Ｋ、ｋ、ｄ。、仅＂ｋ、Ｙｓ鲋均为

零，比例系数卢＝１，即式（７）所表达的非纯凝汽式汽轮机的特殊情况。２

某１２５ＭＷ汽轮机相对内效率的测量

热力试验系统及参数

某火电厂１２５ＭＷ汽轮机的回热系统如图４所示。该汽轮机为一次中间再热凝汽式三缸单轴汽轮

２．１

机，高、中压缸均为双层缸结构。主蒸汽通过两个主汽门和四个调速汽门进入高压缸，再热蒸汽经过两个联合汽门进入中压缸。机组共有七级非调整抽汽：高压缸设有第一级抽汽；再热冷段设有第二级抽汽；中压缸共设三级抽汽，其中第一级抽汽供除氧器；低压缸共设两级抽汽。

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图４某１２５ＭＷ汽轮机热力试验时的回热系统图

该汽轮机某次热力试验测量得到的主要热力参数如表１所示。这次热力试验是在额定负荷附近进行的。其中，低压缸末级回热抽汽已处于湿蒸汽区。试验以除氧器人ＩＳｌ凝结水流量的测量值为计算给水流量和主蒸汽流量的基准值。由于此次试验中，高加大旁路和＃４低压加热器旁路仍有流量存在，在计算中给予了考虑。

表１

名

发电机端功率（ｋＷ）主凝结水流量（ｋｇ／ｈ）主汽门前主蒸汽压力（ＭＰａ）调节级后汽室压力（ＭＰａ）第一段抽汽压力（ＭＰａ）高压缸排汽压力（ＭＰａ）中压联汽门前蒸汽压力（ＭＰａ）

称

某１２５ＭＷ汽轮机热力试验的主要热力参数参数值

１１９９５９．１３４０２６０

名

惦低加进汽压力（ＭＰａ）柏低加进汽压力（ＭＰａ）主汽门前主蒸汽温度（℃）高压缸排汽温度（℃）

称参数值

２．６５３８４３．７３８７５３６．９５

给水箱水位变化当量流量（ｋｇ／ｈ）４９１０

１２．８５９ｌ１０．３０４７３．８８０８２．７１２６４２．６２８７５

第一段抽汽温度（℃）４００．４５

３４６．７４５４３．９２３２８．９８３４４．８７２６８．４４２６７．６８２６７．３６１５８

中压联汽门前再热汽温度（ｏｃ）第三段抽汽温度（℃）第四段抽汽温度（℃）第五段抽汽温度（ｏＣ）中压缸排汽温度（℃）低压缸迸汽温度（ｃｃ）第六段抽汽温度（℃）轴封冷却器进水温度（℃）｛｝１低加进水温度（℃）｛｝１低加出水温度（℃）＃１低加疏水温度（。ｃ）｝｝２低加进水温度（℃）＃２低加出水温度（℃）＝Ｉ｝２低加疏水温度（℃）舵低加进汽温度（℃）除氧器进汽温度（ｏＣ）＃５低加进水温度（ｏＣ）＃５低加出水温度（℃）ｊ｝５低加疏水温度（℃）｝｝５低加进汽温度（ｑＣ）｛｝６低加进水温度（℃）蝤低加出水温度（℃）鼻６低加疏水温度（℃）＿ｆ１６低加进汽温度（ｏＣ）给水温度（℃）

第三段抽汽压力（ＭＰａ）０．８６０４４第四段抽汽压力（ＭＰａ）０．５２２３４第五段抽汽压力（ＭＰａ）０．２９１

０６

中压缸排汽压力（ＭＰａ）０．２８２２４低压缸进汽压力（ＭＰａ）０．２７９３第六段抽汽压力（ＭＰａ）０．０７６１７第七段抽汽压力（ＭＰａ）０．０１６凝汽器喉部压力（ＭＰａ）０．００７６＃ｌ低加疏水压力（ＭＰａ）０．０１４９９＃２低加迸汽压力（ＭＰａ）０．０７４４９船低加进汽压力（ＭＰａ）０．２７６３６｛｝４低加进汽压力（ＭＰａ）０．４７３３４除氧器进汽压力（ＭＰａ）０．５８５０６＃３低加进水温度（ｏＣ）８７．５３＃３低加出水温度（℃）躬低加疏水温度（ｏＣ）躬低加进汽温度（℃）＃４低加进水温度（℃）＃４低加出水温度（℃）＃４低加疏水温度（℃）＃４低加进汽温度（ｏＣ）除氧器入口凝结水温度（℃）除氧器出口凝结水温度（℃）

１２４．８９１２９．０８２６５．２９１２４．８４

凝汽器热井凝结水温度（℃）４１。４６

４１．３９４３．８１５０．０９４９．５５５１．０１８７．２２８８．０２１７８．６６２８３．６４１５８．３５２２３．４３２２２．１３４５．２２２５．３２４４．４２４１．６３９７．２２３９，５

１５０．“

１４８．３７３４０．８６１４５．６８１５４．８６

２．２相对内效率计算结果比较

根据以上汽轮机热力试验的测量参数，运用常规计算方法，获得了汽轮机的焓降型相对内效率，７。和一些相关的主要参数，如表２所示。同时，本文对功率型相对内效率叼ｉ进行了计算，其值以及一些相

关的主要参数如表３所示。

由表２和表３可见，通过热力试验计算得到的两种相对内效率在数值上只有微小的差别，相对差值６仅为０．００２２，系数ｐ值为０．９９７

８。

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７６

东北电力大学学报

第３２卷

表２热力试验焓降型相对内效率的计算结果

名

主蒸汽流量（ｋｇ／ｈ）

高压缸实际焓降（ｋＪ／ｋｇ）

称

参数值

３７２８００３２０．３３

名称参数值

１０５９．６５中低压缸实际焓降（ｋＪ／ｋｇ）

９９２７．２６汽轮机的热耗率（ｋＪ／ＫＷ・ｈ）

文献ｆ９］给定焓降型相对内效率０．８１５８

２４９８．４汽轮机排汽焓（ｋＪ／ｋｇ）

高压缸理想焓降（ｋＪ／ｋｇ）４４９．１８

１２４１．３６中低压缸理想焓降（ｋＪ／ｋｇ）

焓降型相对内效率０．８１６３

表３热力试验功率型相对内效率的计算结果

名

主蒸汽流量（ｋｇ／ｈ）汽轮机内功率（ｋＷ）

汽轮机热耗率（ｋＪ／ｋＷ・ｈ）

称

参数值

３７２８００１２３２５８．７８９９２７．２６

名称参数值

３３６２８４除氧器入口折算凝结水流量（ｋｇ／ｈ）

１５１３３４．１１汽轮机理想内功率（ｋＷ）

功率型相对内效率０．８１４５

３

结论

综上所述，汽轮机功率型相对内效率和焓降型相对内效率均在一定程度上受到回热系统运行状态、轴封或门杆漏汽量变化的影响，但两者的相对变化量均小于０．３％，满足工程试验对计算精度的要求，而当汽轮机通流部分运行状态发生变化时，两种相对内效率均明显降低。另外，两种相对内效率在数值

上是非常接近的。由此可以得出，汽轮机回热系统运行状态、轴封或门杆漏汽量变化不会影响两种相对

内效率对汽轮机通流部分热经济性能的反映，两种相对内效率在反映汽轮机通流部分运行经济状态方面是等效的。因此，可以任选一种相对内效率作为汽轮机经济性能的评价指标。

参考文献

［１］黄淑红．汽轮机原理［Ｍ］．北京：中国电力出版社，２００８．［２］［３］

ＣＪＩ克良母金．发电厂汽轮机设备的热力试验［Ｍ］．柳椿生，任曙，译．北京：中国工业出版社，１９６５．

曹丽华，李勇，赵会刚．汽轮机相对内效率两种定义方法物理意义上的等价性分析［Ｊ］．汽轮机技术，２００４，４６（４）：２７８—２８０

［４］阎』嘎林，郭佳雷．汽轮机热力性能考核指标的通用方程［Ｊ］．热能动力工程，２００９，２４（１）：６５—６７．［５］

洪文鹏，张玲，周勤，等．汽轮机各缸相对内效率变化对热耗率影响的计算模型［Ｊ］．东北电力学院学报，２００１，２１（４）：９—１２

［６］张利乎，王铁生，高传仓，等．凝汽式汽轮机低压缸相对内效率的改进算法［Ｊ］．动力工程，２００９，２９（３）：２２８—２３１．［７］刘武锋．汽轮机各缸相对内效率变化对机组热耗率的影响分析［Ｊ］．热力透平，２００８，３７（２）：１２ｌ一１２３．

Ｒｅｓｅａｒｃｈ

ｏｎ

ｔｈｅ

ＭｅａｓｕｒｉｎｇａｎｄＣａｌｃｕｌａｔｉｎｇＭｅｔｈｏｄｓＩｎｔｅｒｎａｌＥｆｆｉｃｉｅｎｃｙｆｏｒＳｔｅａｍＴｕｒｂｉｎｅ

ｏｆｔｈｅＲｅｌａｔｉｖｅ

ＪＩＮＪｉａｎ－ｇｕ０１，ＳＨＡＮＧＪｉａｎ＿ｂ０２．ＬＩＵＨｕａｎ２．ＣＡ０Ｌｉ．ｈｕａｌ

（１．ＥｎｅｒｇｙＲｅｓｏｕｒｃｅｓａｎｄＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｏｌｌｅｇｅ，ＮｏｒｔｈｅａｓｔＤｉａｎｌｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，ＪｉｌｉｎＪｉｌｉｎ１３２０１２；２．Ｔｈｉｒｄｔｈｅｒｎｌａｌｐｏｗｅｒ

ｐｌａｎｔｏｆＪｉｌｉｎＤａｔａｎｇｃｏｒｐｅｒａｔｉｏｎ，Ｃｈａｎｇｃｈｕｎ１３０００１；３．ＧｕａｎｇＤｏｎｇＴｉａｎＡｎＰｒｏｊｅｃｔＭａｎａｇｅｍｅｎｔＣｏ．，Ｌｔｄ，ＧｕａｎｇＤｏｎｇ５１０６００）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅｒｅｌａｔｉｖｅｉｎｔｅｒｎａｌｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｆｏｒｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｉｓｏｎｅｏｆｔｈｅｍａｉｎｅｃｏｎｏｍｉｃｉｎｄｅｘｅｓｉｎｅｖａｌｕａｔｉｎｇｔｈｅｅｃｏｎｏｍｉｃｏｐｅｒａｔｉｏｎｏｆｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅ．Ｉｔｉｓ

ｕｓｕａｌｌｙｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｔｈｅｒｍａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｔｅｓｔｓｏｒｏｎｌｉｎｅｍｏｎｉｔｏ．

ｒｉｎｇ・Ｉｎｐｏｗｅｒｐｌａｎｔｓ，ｂｙｍｅａｎｓ０±ｍｅａｓｕｒｉｎｇａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇｔｈｅｒｅｌａｔｉｖｅｉｎｔｅｒｎａｌｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｆｏｒｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅ．

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ｗｏｒｋ

ｃａｎ

ｂｅａｎａｌｙｚｅｄａｎｄｄｉａｇｎｏｓｅｄ，ａｎｄｔｈｅｓａｆｅｏｐｅｒａｔｉｏｎａｎｄｅｎｅｒｇｙｓａｖｉｎｇ

ｂｅｄｉｒｅｃｔｅｄ．Ｂｕｔｔｈｅｒｅｓｔｉｌｌｅｘｉｓｔｓｏｍｅｐｒｏｂｌｅｍｓｉｎｍｅａｓｕｒｉｎｇａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇｔｈｅｒｅｌａｔｉｖｅｉｎｔｅｒｎａｌｅｆｆｉ．

ｃａｎ

ｅａｅｎｅｙ±ｏｒｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅａｔｐｒｅｓｅｎｔ．Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，ｔｈｅｔｗｏｄｅｆｉｎｉｎｇｍｅｔｈｏｄｓｏｆｔｈｅｒｅｌａｔｉｖｅｉｎｔｅｒｎａｌｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙａｒｅａｎａｌｙｚｅｄａｎｄｃｏｍｐａｒｅｄ．Ｔｈｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｏｆｔｗｏｋｉｎｄｓｏｆｒｅｌａｔｉｖｅｉｎｔｅｒｎａｌｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙａｎｄｔｈｅｓａｍｅｅｆｉｅｃｔｉｎｅｖａｌｕ．ａｔｉｎｇｔｈｅｏｐｅｒａｔｉｏｎ

ｅｃｏｎｏｍｙｏｆｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｓ

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ｉｎｄｉｃａｔｅｄ．

Ｔｅｓｔ；Ｅｃｏｎｏｍｉｃｉｎｄｅｘ；Ｒｅｌａｔｉｖｅｉｎｔｅｒｎａｌｅｍｃｉｅｎｃｖ

Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅ；Ｔｈｅｒｍａｌ

ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ

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