效率系数

效率系数（精选4篇）

效率系数 篇1

目前使用的建筑给水系统设计方式多样, 二次供水和其他设备种类繁多, 在供水卫生安全可靠的前提下, 利用给水系统达到节能的目的是大家关注的焦点。

1 建筑给水系统节能设计

1.1 利用市政自来水管网压力直接供水。市政自来水的管网压力一般控制在0.5~0.6MPa, 基本能保证最不利点用户接管处的供水压力 (服务水头) 不小于0.28MPa (《城市给水工程规划规范》) 。因此, 低层或多层建筑给水系统应充分利用市政自来水管网压力直接供水;对采用二次加压供水 (以下简称二次供水) 的建筑, 在市政自来水管网压力范围内的底部几层 (以下称低区) , 也应利用市政自来水管网压力直接供水。

1.2 选择合理的分区供水系统, 选用节能型供水设备分区给水系统设计主要应考虑分区数量、分区形式及供水设备选用三方面问题。

1.3 控制供水管网的水头损失控制并减少管网的水头损失, 可实现节能。在设计中, 优化管网布置, 必要时适度放大最不利管路管径 (但其流速不宜小于当地经济流速) , 可减少管路的水头损失, 从而达到节能效果。

2 建筑给水系统效率系数的提出及其相关公式

就目前的研究范围来看, 业界尚未提出一个普通统一使用的给水设备节水评价标准, 因此专门提出“系统效率系数”及其相关公式, 以期给排水相关科研人员共同讨论。

式中ηs:系统效率系数, %ηE:设备效率系数, %ηpi:管网效率系数, %NA:由给水设备提供的 (不包括累积水头损失) 计算流量和扬程的乘积所折合的电量 (即实际获得的功) , kW·h

NR:求得NA实际所耗的电量, kW·h qi~qn:既定的各用水点的流量, m3 hi~hn:利用水泵抽水的储水池水面高度到各用水点垂直距离与各自由水头之和, mQ:计算流量, m3 H:静扬程=总扬程—管网水头损失, m hf:最不利用水点的自由水头, m

该公式虽然是一个近似公式, 但由于各个评价指标一致, 在评价不同设备的供水系统时公式所得到的结果并不会有失公正。并且, 因为这在一定程度上简化了计算过程, 有助于检测的顺利进行。

3 实际应用举例分析

3.1 如何评判各种给水设备耗能情况

首先, 在建筑中需要设定如下给水设备来帮助进行比较耗能指标。如:

(1) 水泵及屋顶水箱联合加压

(2) 调速给水:带气压罐的变频调速给水设备

(3) 变频调速给水:全流量高效变频调速给水设备

(4) 无负压供水:管网叠压供水设备

(5) 带增压水箱的管网叠压供水设备

(6) 二次给水前置设备

并对上述设备安装电表来记录耗电量和水表记录系统流量。设出一个固定的累积流量1000m3, 在水泵及屋顶水箱的联合加压设备的累积供水达到1000m3时记录其所耗电量, 接着将电表水表读数归零。随后, 再记录变频调速给水设备 (带气压罐) 供水量达到1000m3时, 记录其耗电量。这样通过反复测试并记录, 就能够得出六组耗电量 (NR1~NR6) , 再设自由水头和几何中点为定值, 且效率系数也是定值, Q为定值, 管网布置不变。便可以通过得出各设备的ηs。

根据上述方法, 可明确地评价各种给水设备的节能状况, 并根据具体情况来确定最终所适合的给水设备。

3.2 对同一建筑中不同的给水方式耗能情况进行评判

在实际情况中, 并不是所有建筑内部的供水方式均为同一种, 即使是同一建筑, 所使用的供水设备也不尽相同。比如笔者 (下转第5页) (上接第3页) 设计某一幢办公写字楼共有20层, 其中1—2层楼由市政管网统一供水, 3—20层则均使用二次加压供水的方式, 而二次加压供水从竖向又分为两个分区, 分别为3—13层和14—20层。如果采取串联和并联两种方式, 通过使用 (3) 号设备即变频调速供水设备供水, 给定供水量1000时, 那么通过比较这两种方式各自的耗电量便可分析出两种供水方式节能效果的好坏。

4 结语

建筑给水系统节能效率系数的提出具有较为直观的现实意义, 为建筑给水系统的节能和优化设计提供了量化的具体且较为统一的评价方法。在公式的使用中, 依据所给出的评判标准可以发现目前国内所采用的建筑给水系统各种设备的系统效率系数在0.15——0.4之间, 表示在节能方面效率偏低。但同时也表明, 在优化设计方面仍有很大空间, 将有利于今后建筑给水系统高端企业在节能设备方面的研发和应用。这也在一定程度上, 对建筑给水系统节能方面的发展提出了更高的要求。

参考文献

[1]GB50015-2003及其 (2009年版) , 建筑给水排水设计规范[S].

[2]陈政华·降低供水能耗的措施[J].中国给水排水, 2003, 19 (11) :100-101.

[3]马遵权·给水排水设计手册第1册[M], 中国建筑工业出版社, 2000.

效率系数 篇2

变频压缩机已被广泛使用于家用空调和商用空调产品,由于压缩机能耗占空调整机能耗的80%~90%,压缩机的能效水平也就决定了空调整机的能效水平。

变频压缩机在使用过程中,会在不同的工况条件下运行,压缩机转速也会在某一范围内变化。目前,变频压缩机能效要求所执行的国家标准是《GB/T 15765-2006房间空气调节器用全封闭型电动机-压缩机》[1],该标准只规定标准工况下额定制冷能力的测试要求,而各压缩机厂家所编制的压缩机规格书中,也是依据国标,仅提供了额定点的能效值。

对变频压缩机在变工况、变转速条件下能效特性研究,有助于找到更优的压缩机选型、设计方案,从而提高压缩机使用效率,间接降低空调整机成本,提升产品竞争力,提高企业利润。

1 变频压缩机能效测试

实验选取某型号R410A转子式直流变频压缩机,在标准压缩机性能试验台进行能效测试,实验设备与测试方法依照《GB/T 5773-2004容积式制冷剂压缩机性能试验方法》[2]。

实验在过冷度8℃、吸气过热度11℃、压缩机环境温度35℃条件下,对不同冷凝温度Tc、蒸发温度Te、压缩机转速进行交叉组合,并测试压缩机制冷能效系数COP。其中冷凝温度Tc分别选取40℃、50℃、60℃,蒸发温度Te分别选取-5℃、0℃、5℃、10℃,压缩机转速分别选取30 r/min、60 r/min、90 r/min、120 r/min,测试结果如下。

图1、图2显示了在相同压缩机转速情况下,工况变化对COP的影响。

从图1可见,蒸发温度较低时,冷凝温度的降低对COP提升的贡献较小。在实际制冷系统匹配过程中,当蒸发器过小时,一味增大冷凝器,对提升COP的贡献并不明显。此时,应考虑先提高蒸发温度。

从图2可见,冷凝温度越高,COP随蒸发温度的变化并不明显,在实际制冷系统匹配过程中,当冷凝温度很高时,一味提高蒸发温度,并不是提高COP的最佳方式,应考虑适当降低冷凝温度。

从图3、图4可以看出,COP随压缩机转速的变化关系。相比于工况的变化,转速在30~90 r/min期间的变化对COP影响较小,但转速从90 r/min升高到120 r/min时,COP出现衰减明显;当工况不变时,转速在60 r/min时,压缩机效率较高。所以,在变频空调匹配设计时,应选择合适排量的压缩机,避免压缩机以过高转速运行,可以将额定能力对应压缩机转速设计在60 r/min左右,使压缩机的额定COP相对较高[3,4]。

2 综合效率系数分析方法

2.1 理论性能系数COP0[5]

对于已知制冷剂的蒸汽压缩式制冷循环,假设压缩过程为等熵压缩,且压缩机的输入功率全部为制冷剂做功;不考虑蒸发、冷凝过程的压力损失。理论上,当系统的蒸发温度、冷凝温度、过冷度、吸气过热度四个参数确定的情况下,可以计算出制冷系统的理论性能系数COP0。

如图5所示,由冷凝温度与过冷度SC得到状态点3,根据蒸发温度和吸气过热度SH得到状态点1,画等熵线经过状态点1并与冷凝压力线相交,得到状态点2。

根据制冷剂热力性质表,可以得到各状态点1、2、3的焓值(h1、h2、h3),从状态点3到状态点4为等焓节流过程,即h4=h3。所以,根据以下公式可计算出理论性能系数。

COP0=(h1-h4)/(h2-h1) (1)

2.2 综合效率系数η_total

实际蒸汽压缩式制冷循环中,由于存在泄露损失、余隙容积损失、吸气加热损失、摩擦阻力损失、压缩机电机发热等影响因素,实际性能系数COP要低于该工况下理论性能系数COP0[6]。

考虑到上述影响因素较多,且相互耦合,难以独立测试及分析。本文将全部影响因素综合到一起,提出压缩机综合效率系数η_total,该系数等于实际性能系数与理论性能系数之比,即,

η_total=COP/COP0 (2)

压缩机综合效率系数,体现了压缩机在实际压缩过程接近理想状态的程度,越接近1,其实际性能系数越接近理论性能系数,压缩机的效率也就越高。

按照前面的各种实验工况,根据R410a制冷剂热力性质,可计算出个各测试点的COP0,再根据公式(2)和各测试点的实测COP,可以计算得到各测试点的综合效率系数,如表1。

在实验测试的所有条件下,综合效率系数最大值为74.0%,最小值为52.8%,可见,压缩机在不同的运行条件下,其综合效率系数相差较大。

从图6、图7可见,当工况确定的情况下,压缩机转速为60 r/min时,综合效率系数最高;转速在30~90 r/min范围内,综合效率系数相差不大,而从90 r/min上升到120 r/min,综合效率系数明显下降。

图8可见,在相同转速下,工况变化对综合效率系数的影响。相同蒸发温度下,冷凝温度越高,压缩机的综合效率系数越低;相同冷凝温度下,蒸发温度越高,综合效率系数越高。在实际制冷系统运行过程中,如果高低压差增加,那么余隙容积、泄漏损失等因素对能效影响更加明显,会导致压缩机综合效率系数降低。

在《GB/T 15765-2006房间空气调节器用全封闭型电动机-压缩机》中,规定压缩机测试标准工况:蒸发温度7.2℃、冷凝温度54.4℃、过冷度8.3℃、吸气过热度27.8℃。在此工况下,实测该压缩机的综合效率系数为73.4%。

变频空调器实际制冷运行条件一般是,蒸发温度范围在0~10℃,冷凝温度范围在40~55℃,压缩机转速一般在30~90 r/min范围内。那么,压缩机综合效率系数的范围也就缩小为68.1%~74.0%。

以上可见,压缩机的实际COP主要由COP0决定,在一般使用条件,其综合效率系数变化范围较小。可以根据压缩机规格书中标称的额定工况下COP计算出额定工况的综合效率系数,并以此估算其他运行条件的COP。

3 综合效率系数应用

目前,变频空调的能效等级评价方法主要是制冷季节能源消耗效率SEER和制冷综合性能系数IPLV(C)。SEER用于评价变频房间空调器的能效水平,IPLV(C)用于评价变频多联空调机组的能效水平。这两种评价方法都需要考察制冷系统不同负荷条件下的COP,而在已知负荷条件下,可以计算出压缩机的COP0,压缩机的实际性能系数又由综合效率系数决定。所以,根据压缩机的综合效率系数特性,对空调器进行压缩机选型设计,可以提升整机能效水平。

3.1 提高SEER的压缩机选型设计

根据 《GB/T 7725-2004房间空调器》[7]和《GB 21455-2008转速可控型房间空气调节器能效限定值及能源效率等级》[8]规定的SEER计算方法,作者对此方法进行拟合,得出了简化计算公式如下。

SEER=0.62×EERcr+0.53×EERcm-0.07 (3)

式(3)中,EERcr和EERcm分别是额定制冷能力测试的性能系数和额定中间制冷能力测试的性能系数。

从式(3)可以看到,EERcr要比EERcm对SEER贡献更大,所以在压缩机选型时,尽量选择η_total更高的转速下测试额定制冷能力。

3.2 提高IPLV(C)的压缩机选型设计

根据《GB/T 18837-2002多联式空调机组》[9]规定的IPLV(C)的计算方法,在负载比例为100%、75%、50%、25%运行条件下,对应的性能系数测试结果分别为EER1、EER2、EER3、EER4,可以得到。

IPLV(C)= EER1×5%+EER2×30%+EER3×40%

+EER4×25% (4)

从式(4)可见,在IPLV(C)计算中,50%负荷所占权重最大,然后大小依次是75%、25%、100%负荷。所以,对于变频多联空调的压缩机选型时,应尽量选择压缩机η_total较高的转速点来匹配IPLV(C)权重大的负荷测试点[10]。

3.3 多变频压机并联系统能效提升

对于采用多个压缩机并联的多联机系统,在某一已知能力需求条件下,压缩机能力输出存在多个转速组合方案。根据压缩机综合效率系数特性,可以找到更加节能的运行方案。例如,对于采用两个排量相同变频压缩机并联的系统,两个压缩机分别以30 r/min+90 r/min运行和60r/min+60 r/min运行,两种情况下的总能力输出基本一致,且系统压力、温度等状态参数也基本相同,由于压缩机在60 r/min左右的综合效率系数较高,与第一种方案相比,采用第二种方案的压缩机总体实际性能系数可提升3%左右。

4 结论

压缩机的实际性能系数主要由理论性能系数决定,本文提出的压缩机综合效率系数,可以直观地表示压缩机实际能效接近理论能效的程度。

通过对综合效率系数与工况、转速变化关系的分析,得到压缩机综合效率系数的基本规律。根据已知制冷系统运行工况,计算出压缩机的理论性能系数,再根据已知或估算的压缩机综合效率系数,可以计算得到压缩机实际性能系数,可以减少实验工作,提高产品开发效率。

本文举例介绍了压缩机综合效率系数分析方法在制冷系统设计中的应用,该方法对变频空调器SEER和变频多联空调机组IPLV(C)的提高,以及对多压机并联系统的控制优化具有一定的指导作用。

参考文献

[1]GB/T15765-2006:房间空气调节器用全封闭型电动机-压缩机[S].

[2]GB/T5773-2004:容积式制冷剂压缩机性能试验方法[S].

[3]唐景春,王铁军,刘向农.变频制冷压缩机的匹配研究[J].低温与超导,2004(11).

[4]张华俊,陈林,刘勇,等.直流调速滚动转子空调压缩机的实验研究[J].制冷空调与电力机械,2003(1).

[5]吴业正.制冷原理及设备[M].西安:西安交通大学出版社,1997:28-31.

[6]缪道平.制冷压缩机[M].北京:机械工业出版社,2004:113-117.

[7]GB/T7725-2004:房间空调器[S].

[8]GB21455-2008:转速可控型房间空气调节器能效限定值及能源效率等级[S].

[9]GB/T18837-2002:多联式空调机组[S].

效率系数 篇3

1 锅炉效率的计算

由于影响锅炉效率的因素众多, 很难直接得到其计算公式, 所以通常采用反平衡计算锅炉效率, 即:

式中分别表示有效利用热q1、排烟热损失q2、化学不 (或可燃气体未) 完全燃烧热损失q3、机械 (或固体) 不完全燃烧热损失q4、散热损失q5和灰渣物理热损失q6。

在锅炉的实际运行中, 为使燃料燃尽, 实际供给的空气量总是要大于理论空气量, 超过的部分称为过量空气量, 过量空气系数是指实际空气量Vk与理论空气量V0之比。过量空气系数直接影响排烟热损失q2、化学不完全燃烧热损失q3、或固体不完全燃烧热损失q4 (如图1) 。可见, 当炉膛出口过量空气系数增加时, q2+q3+q4先减少后增加, 有一个最小值, 与此最小值对应的空气系数称为最佳过量空气系数。因此, 过量空气系数α与锅炉效率有着密切的联系。

1.1 排烟热损失q2的确定

排烟热损失q2是锅炉热损失中最大的一项, 在运行中, 要尽可能地在保证燃料完全燃烧的条件下降低q2来提高锅炉的效率。影响排烟热损失的主要因素是排烟温度和烟气量, 排烟温度比环境温度越高, 烟气量越大, 排烟损失越大。有以下经验公式:

式中:θpy——排烟温度;

tamb——环境温度;

m、n——计算系数, 与燃料种类有关。见表1。

1.2 化学不完全燃烧损失q3的确定

锅炉排烟中残留的可燃气体未放出其燃烧热所造成的热量损失称为化学不完全燃烧损失。化学不完全燃烧损失q3较其他热损失小, 一般不超过0.5%, 但是对锅炉效率也有一定影响。q3与α和CO%乘积成线性关系, 而在正常运行的情况下, 若燃料不发生变化, CO%的量是很小的, 基本认为不变, 有经验公式:

q3=3.2αCO%

β为燃料特性系数, 与燃料种类有关

RO2为烟气中SO2和CO2的含量;

O2为烟气含氧量

对于300MW机组, 烟煤为燃料的锅炉, 根据统计数据得到计算公式:

1.3 固体不完全燃烧损失q4的确定

固体燃料在锅炉内燃烧时, 部分固体燃料颗粒被排烟带走或掉入炉膛下部灰坑中造成的热损失, 称为固体不完全燃烧热损失q4。q4的大小不仅与α有关, 也与q2有关。当α逐渐增大时, 空气供给量越来越充足, 燃料能充分燃烧, q4会随之减小;但当α过大时, 容易造成炉膛温度降低, 辐射换热量减小, 最终排烟温度θpy增加, 造成q4的增加。有经验公式:

式中:q2——排烟热损失;

θpy——排烟温度;

tamb——环境温度;

1.4 散热损失q5的确定

散热损失q5与锅炉容量和负荷有关。对于锅炉容量已经确定的情况下, 只考虑q5与负荷的关系, q5随着负荷的减小而增大, 可以近似地认为q5与锅炉实际负荷成反比变化, 按下列计算公式确定:

其中, Ded为额定蒸发量时的散热损失;

Ded为额定蒸发量, 对于300MW的锅炉, 查阅资料, Ded=890.5t/h;

D为实际蒸发量;

1.5 灰渣物理热损失q6的确定

灰渣物理热损失指的是高温炉渣排出炉外所造成的热损失, 与燃料灰分、灰渣份额以及灰渣温度有关。对于大型电站锅炉来说, 这部分占整个热损失的比例相对较小, 通常取:

1.6 锅炉效率的求解

前面已经给出了q2、q3、q4、q5和q6的表达式, 但是排烟热损失q2、固体不完全燃烧损失q4的表达式中都含有排烟温度θpy, 散热损失q5中含有蒸发量D, 这样锅炉效率的表达式中变量就较多, 下面利用参数之间的关系消去这两个变量。

1.6.1 消去排烟温度θpy

由锅炉的运行理论可知, 排烟温度与机组负荷和烟气含氧量有关。这是因为当机组负荷变化时, 必然要调整进入炉膛的燃料量和空气量, 相应的改变燃烧工况:负荷升高时, 燃料量增加, 空气量增加会使排烟温度升高, 此时炉膛温度较高, 着火条件好, 燃烧稳定, 可适当减小过量空气系数, 以达到减小排烟损失的目的, 相应的烟气含氧量也减小;负荷减小时, 应适当增大过量空气系数, 以使燃料充分燃烧, 此时烟气含氧量增大。因此, 排烟温度是机组负荷与烟气含氧量的函数。利用多元二项式回归模型:

可以建立如下函数模型:

根据上述模型以及可以得到排烟温度θpy与机组负荷Load、烟气含氧量O2的函数表达式。对于特定的机组, 利用统计数据以上关系式是可以确定的。又根据烟气含氧量与过量空气系数之间的关系:

式中:O2——烟气含氧量;

可以将O2用α表示, 得到排烟温度θpy与过量空气系数α、机组负荷load之间的函数关系式, 即:

1.6.2 消去蒸发量D

图1是蒸发量与机组负荷之间的关系图, 可以看出, 蒸发量D与负载load成线性关系, 通过拟合可以得到关系式:

将q2、q3、q4、q5和q6的表达式代入反平衡计算式, 并将公式 (7) 、公式 (8) 代入, 可以得到锅炉效率与α、load的函数表达式。即:

当机组负荷load确定时, 对q1关于α求导并令导数等于零, 可以求得此时的最佳过量空气系数。

2 过量空气系数调节曲线的制定

锅炉的运行效率与煤质、运行参数、设备状况、环境温度等参数有关。这些参数有些是可控的, 有些是不可控的, 其中, 过量空气系数是一个重要的可控参数。在假设煤质、设备情况等条件不变的情况下, 本文给出在不同环境温度、不同机组负荷下最佳过量空气系数的确定方法。

在锅炉效率的求取中, 将环境温度tamb看成了常量, 从而得到了锅炉效率与负荷、过量空气系数的关系:

将q1关于α求导, 令导数等于零, 并将负荷load与环境温度tamb同时当做变量, 可以得到最佳过空气系数αbest关于负荷load和环境温度tamb的隐函数:

依据该函数, 当负荷load和环境温度tamb确定, 就能得出与之对应的最佳α值, 即在该α值下, 锅炉效率最大。这样便为调节可控运行参数使锅炉运行目标q1得到优化提供了理论上的依据。同时, 可以将αbest、tamb、load三者之间的关系绘制成过量空气系数调节曲线图, 见图2。

例如, 当外界温度为10摄氏度、机组负荷为140MW时, 根据图2给出的曲线关系, 应将过量空气系数调整为1.28。即以温度和机组负荷为监测指标, 根据曲线对过量空气系数进行调节可以使锅炉运行效率得到优化。

3 结语

本文在分析锅炉各项热损失的基础上, 利用反平衡法给出了一种较为准确的锅炉效率计算方法, 明确的阐述了环境温度、锅炉负荷与过量空气系数对锅炉效率的影响, 并在此基础上, 提出在已知锅炉负荷与环境温度的条件下最佳过量空气系数的确定方法, 对于提高锅炉效率具有重要意义。

参考文献

[1]樊泉桂.锅炉原理[M].北京:中国电力出版社, 2008.

[2]吴味隆.锅炉及锅炉房设备[M].北京:中国建筑工业出版社, 2006.

[3]张斌.电站锅炉运行参数对供电煤耗率的影响[D].北京:华北电力大学, 2009 (12) .

[4]李智.蔡九菊.曹福毅等.电站锅炉效率在线计算方法[J].节能, 2005 (03) .

效率系数 篇4

能源、环境与经济(3E)是我们面临的全球性挑战。 作为世界第二大能源生产和消费国,我国能源资源以煤为主, 火电发电量占总发电量的80%左右,每年消耗电煤16亿吨左右, 能源生产和消费结构仍然不是很合理。 近期的雾霾天气与煤电为主的火力发电不无关系。 尽管如此,由于历史和资源等原因,火电将在很长一段时期内仍将是我国的主导能源。 在碳减排等热门话题下,电力,尤其是火电,其运营效率和环境效率评价是研究的重要领域, 对我国火力发电行业的运营效率进行研究非常有意义。

一、文献综述

国内外对于发电效率主要从三个方面进行研究:(1)横向比较。 主要有宏观和微观。 研究采用省际或企业横截面数据进行效率分析。 吴育华、 解百臣(2005)运用超效率模型等对2003年20家火电上市公司进行评价。闫庆友和丁子娴(2010)采用CCR模型对我国15家上市电力公司2009年的效率进行了分析。(2)纵向比较。 一般是宏观层面的时序效率分析。 A.Vaninsky运用DEA对美国1991-2004年的发电效率进行评价, 并用ARIMA模型等对2010年的效率进行预测。 任玉珑等将非期望产出作为投入,用DEA分析了我国1999-2009年10年间火电行业电能生产和环境协调效率。 (3)横向和纵向综合比较。 综合比较均基于面板数据,大都采用Malmquist指数法。 M.Abbort对澳大利亚1969-1999电力供应进行了Malmquist指数的效率分析。 杨淑云和于良春基于1996-2003年省际的面板数据, 运用Malmquist指数分析了电力改革前后的生产率的变化情况。

不难发现, 对电力行业效率分析多使用基于DEA的Malmquist方法, 而该方法需以唯一投影和唯一参考集的假设为前提。 Sueyoshi和Sekitani(2007;2009)对此进行的数学论证表明,基于DEA方法无法得到具有多个投影情况下准确的Malmquist指数。

此外, 为解决DEA效率评价中全排序的问题和传统DEA模型中权重为0的问题,相继有诸多方法研究1,但仍然存在权重不唯一、可能无可行解、存在多个投影和参考集、经济学含义不存在、人为限制权重需要大量的先验信息, 且可能无可行解等问题。 为此,Sueyoshi于2007年提出了DEA/SCSC的分析方法,并提出将DEA/SCSC与DEA-DA结合可以得到效率值的全排序,并运用此方法分析了日本2005-2009年电力行业的动态效率。 但该方法仍然存在有时无可行解、效率值可能为负或大于1、数据集较大时计算耗时、部分约束无经济学含义等问题2。

二、带惩罚系数的DEA-DA效率评价方法

基于以上论述, 在Sueyoshi提出的DEA-DA模型分析框架(见参考文献5)基础上,做出两点改进(本文分析步骤如图1):(1)用BCC模型划分DMU;(2)对将有效DMU错分为无效和将无效DMU错分为有效(下文分别称第一、二类错误)分别设置惩罚系数W1和W2, 以体现决策者对于第一类错误和第二类错误的不同偏好。 此时新目标函数为:

当W1/W2=M时,结果与原模型等价,但W1和W2的经济学含义比原模型中M更为明显。

新的DEA-DA效率评价得到的权重是全行业统一的,因此可以实现全排序,这也解决了传统DEA模型权重向量不唯一(各自评分)的问题。 另外,对于两类错误分别设置惩罚系数很好地体现了决策者偏好。

三、我国火力发电企业效率评价

(一)我国的火力发电行业

从2002年以来,厂网分离、主辅分离等系列改革措施的实施促进了电力行业的迅速发展。 国家能源政策(“上大压小”、脱硫脱硝电价政策等调整行业结构的政策)通过影响火电企业经营理念(如增加大型、高效、节能、环保的发电设备投资,引进洁净煤技术)而影响其电力行业的运营效率。 各经营主体对政策采纳的程度、采取措施力度的不同,也会导致企业运营效率的差异。 此外,2008年金融危机对电力市场需求的减少也可能一定程度上影响我国火力发电量,甚至导致利润下降。 为此,我们提出以下两个假设:

假设1:尽管存在各项能源政策,不同火力发电企业的运营效率无明显差异。

假设2:尽管有金融危机等影响,我国火力发电行业整体运营效率无显著变化。

(二)实证结果

DEA方法中的投入指标一般从人、财、物等方面进行选取。我们选择的投入指标是员工人数(年末,X2)、主营业务成本(X3)、总资产(X1)(电力行业是典型的资本密集型)。 产出指标为营业收入(Y1,通常为净发电量或总发电量,但对上市公司,全面获取此项数据难度太大,因此采用对应的财务指标)。

BCC计算结果如表1。 横向看,穗恒运A、赣能股份等10家公司部分年份为有效, 有效DMU个数共24个,无效个数为71个;纵向来看,2010年只有天富热电一家公司为有效,其他均为无效,该年的行业平均效率值最低。 假设决策者非常厌恶第一类错误(不允许将有效的DMU错分为无效),据此,我们设W1=100,W2=0.01,DEA-DA模型计算结果显示,所有的效率值为[0,1],这满足效率的要求(介于0到1之间)。 得分最高的为大唐国际(2007),得分最低的为华能国际(2008)。 可以发现, 全行业2008年的效率值整体偏低,即2008年运营效率有所降低。 除部分公司(华能国际、华电国际、国电电力和大唐国际)的效率值波动比较大以外,其他公司效率值变化幅度很小。

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不难看出,BCC模型和DEA-DA模型得到效率值存在差异(如华能国际这家龙头火电企业:除了2008年(0.887) 和2010 (0.994) 年,2007、2009、2011 均被BCC模型评为有效。 但DEA-DA模型给出的效率值分别为0.964、0.000、0.895、0.745和0.725)。 差异存在的原因为:DEA-DA方法得到的是全行业评价得到的效率值(权重是行业统一的)。

针对提出的两个假设进行检验。 假设1的H统计量为57.612>χ0.052(19-1)=28.87。 因此,我们应拒绝原假设,接受备择假设,即在各项能源政策下,不同火力发电企业运营效率有明显差异。 假设2的H统计量为7.113<χ02.05(5-1)=9.49。 因此,不能拒绝原假设,即尽管有金融危机等影响, 我国火力发电行业整体运营效率未产生显著变化。

四、结论

为体现决策者偏好, 在Sueyoshi提出的DEA-DA模型基础上,给两类错误分别设置惩罚系数。 另外,在划分DMU类别时,为避免DEA/SCSC模型有时无可行解等问题,采用投入导向的BCC模型。

通过对我国2007-2011年火电上市企业的综合效率分析发现:(1)在各项能源政策下,不同火力发电企业运营效率有明显差异。 原因可能是各个企业在政策导向下, 对节能增效的电力设备和技术加大了投入;(2)尽管有金融危机等影响,我国火力发电行业整体运营效率无显著变化。 总之,我国火力发电行业的效率值横向比较存在着差异。 纵向看,2008年行业整体效率有微弱下降,且整体无明显的上升趋势。