FR 2556773 A1 19850621 FR 8419423 A 19841219 La présente invention concerne les turbines à vapeur et elle porte plus particulièrement sur des disposi- tifs de contrôle des performances thermiques destinés à évaluer les performances instantanées de systèmes turbo- alternateurs à vapeur. Les grands systèmes turbo-alternateurs à vapeur représentent des investissements considérables pour leurs propriétaires, et le bénéfice économique pour les proprié- taires varie en fonction du rendement thermique dans les conditions dans lesquelles on fait fonctionner les turbi- nes à vapeur. Pour faire ressortir l'importance du fonc- tionnement avec un bon rendement thermique, on peut noter qu'une différence de 1% dans le rendement d'une turbine à vapeur entraînant un alternateur électrique de 1 GW, représente une somme de plusieurs centaines de millions de francs sur la durée de vie de l'installation. Les proprié- taires d'un turbo-alternateur à vapeur de forte puissance ont donc un intérêt vital à maintenir les paramètres de fonctionnement du système aussi près que possible du jeu optimal de paramètres de fonctionnement prévu au moment de la conception du système et/ou établi au cours de tests fonctionnels effectués à la suite de l'installation initiale du système, du fait qu'un écart par rapport à ces paramètres tend à réduire le rendement thermique. En outre, une dégra- dation inévitable des performances au cours du temps peut se produire du fait de la détérioration d'éléments internes et pour d'autres causes. Il est utile de disposer de moyens pour détecter l'apparition et l'importance d'une telle dété- rioration. Il est en outre souhaitable de contrôler la tur- bine pour détecter l'existence de défauts internes, en par- ticulier du type qui nécessite une détection rapide, permet- tant ainsi de prendre des mesures à temps. Malgré l'importance du maintien des paramètres de fonctionnement à des niveaux qui maximisent le rendement thermique, dans la pratique normale, englobant la commande continue de ceux des paramètres d'une grande turbine à vapeur qu'il est possible de commander, les opérateurs de quart qui ont la charge de la turbine maintiennent habituel- lement ces paramètres de fonctionnement à des valeurs pro- ches des niveaux optimaux, mais cependant assez différentes de l'optimum pour conduire à des écarts de rendement nota- bles qui se traduisent par des pénalités de coût. En outre, l'instrumentation classique d'une centrale électrique ne fournit pas une classe d'information dont la précision ou la nature soient susceptibles de guider un opérateur dans le réglage et le maintien d'une turbine à vapeur à ses meilleure niveaux de performances. En fait, lorsque l'opérateur de quart tente d'optimiser les-performances globales en utili- sant des systèmes de contrôle de l'art antérieur, il est possible qu'il fasse des réglages qui, au lieu de modifier les paramètres de fonctionnement dans la direction d'un meilleur rendement, modifient les paramètres de fonctionne- ment dans des directions qui conduisent à une dégradation du rendement. Dans.le cadre de la procédure d'installation d'un sous-système turboalternateur à vapeur, les propriétaires et/ou le contractant ou le fabricant de la turbine effec- tuent habituellement des tests très précis pour prouver ou pour déterminer le rendement thermique du système. On définit le rendement thermique d'un système turbo-alternateur à vapeur comme étant le nombre d'unités d'énergie thermique d'entrée par unité d'énergie électrique de sortie. On peut citer à titre de test standard de rendement thermique le test ASME qui est défini dans une publication de i'ASME intitulée ANSI/ASME PTC 6 1976 Steam Turbines. Un test ASME simplifié est décrit dans le document:A Simplified ASME Acceptance Test Procedure for Steam Turbines, présenté à la Joint Power Conference, 30 septembre 1980, Phoenix, Arizona, E.U.A. Une exigence et une caractéristique des deux tests ci-dessus résident dans l'utilisation d'une instrumentation précise pour la mesure des températures, des pressions et des débits dans une turbine à vapeur, ainsi que de l'énergie de sortie résultante de l'alternateur, pour déterminer avec précision les énergies qui interviennent dans de telles con- ditions et l'énergie de sortie résultante. La précision de la mesure est suffisamment grande pour qu'il ne soit néces- saire d'appliquer au résultat aucune tolérance relative aux mesures. L'accomplissement de tels tests est coûteux. A titre d'exemple, le test ASME standard exige une installa- tion considérable de matériel de mesure spécialisé et d'un coût important, avec une main d'oeuvre considérable pour accomplir le test. La réalité économique limite donc l'accomplissement de tels tests à la mise en serviee initiale d'un nouveau système turbo-alternateur à vapeur et (moins fréquemment) à la remise en servie d'un système turbo-alter- nateur à vapeur à une époque ultérieure, après une réfection. Outre leur coût, les tests du type ASME ont l'inconvénient supplémentaire qui consiste en ce qu'ils ne conviennent pas à l'exploitation quotidienne d'un système turbo-alternateur à vapeur. Les types d'instrumentation exigés peuvent ne pas conserver une précision utile sur des durées prolongées. En outre, même si on pouvait effectuer de tels tests d'une manière pratiquement simultanée, instantanée et quotidienne, l'information que produisent habituellement de tels tests, bien que d'une valeur irremplaçable dans l'évaluation techni- que initiale du système, est d'un type qui exige des inter- prétations et des calculs tellement considérables pour en déduire des réglages de commande, qu'elle est, au mieux, d'une valeur marginale pour le guidage d'un opérateur dans la manipulation des commandes dont il dispose. Habituellement, l'opérateur de quart, commandant directement le système de turbine à vapeur, n'a ni le temps, ni le désirni la qualification nécessaires pour réduire les résultats techniques des tests de type ASME en un format compréhensible, d'une manière pratiquement instantanée. Sa fonction essentielle est de contr8ler les performances du groupe turboalternateur en liaison avec d'autres groupes turbo-alternateurs connectés au système de transport d'élec- tricité. A cet égard, un dispositif de contrÈle des perfor- mances techniques doit collecter des données relativement instantanées provenant du système turbo-alternateur et pré- senter à l'opérateur de quart une quantité limitée d'infor- mation, dans un format très concis, que l'opérateur puisse lire et comprendre rapidement, de façon qu'il puisse régler le groupe turboalternateur pour qu'il fonctionne avec un meilleur rendement. Au contraire, un ingénieur chargé de l'analyse des résultats examine les statistiques périodiques des perfor- mances du groupe turbo-alternateur d'une manière plus élabo- rée et plus détaillée. Du fait que l'ingénieur d'analyse des résultats ne concentre pas immédiatement son attention sur les pressions et les températures de vapeur et d'autres paramètres affectant la turbine, il peut effectuer à loisir une analyse plus détaillée du fonctionnement de la turbine. Du point de vue de l'ingénieur d'analyse des résultats, il est souhaitable de disposer d'une présentation détaillée, à un niveau technique très supérieur, des performances thermi- ques de chaque constituant principal du système turbo- alternateur à vapeur. A titre d'exemple, les données de per- formances thermiques détaillées, accumulées sur une semaine de fonctionnement de la turbine, peuvent faire apparaître un problème naissant relatif au condenseur de vapeur, ce pro- blême se manifestant par une valeur accrue de la pression d'échappement. En concentrant son attention sur la pression d'échappement en liaison avec les autres composants de la turbine sur une durée étendue, par exemple deux mois, l'in- génieur d'analyse des résultats pourrait demander aux pro- priétaires du groupe turbo-alternateur d'effectuer un netto- yage ou une modification du condenseur. Un dispositif per- fectionné de contrôle des performances thermiques facilite- rait une analyse de tendance plus appronfondie. On peut cependant recourir aux tests de type ASME pour produire initialement une base de données nominales ou de référence, à partir de laquelle on peut établir des jeux optimaux de paramètres de fonctionnement, ainsi que les rendements thermiques associés et d'autres paramètres dans l'ensemble d'un nouveau système turbo-alternateur à vapeur. Une fois qu'on a établi de tels jeux optimaux de données de fonctionnement, on peut leur comparer des paramètres de fonctionnement au cours du fonctionnement ultérieur du sys- tème, pour déterminer si le système fonctionne correctement. Un but de l'invention est donc de procurer un appareil faisant fonction de guide pour parvenir au fonc- tionnement optimal d'un système turbo-alternateur à vapeur. Un autre but de l'invention est de procurer un appareil destiné à l'instrumentation d'un système turbo- alternateur à vapeur, et à produire un signal de sortie qu'on puisse utiliser d'une manière pratiquement instantanée pour commander les paramètres de la turbine à vapeur qui peuvent être commandés, et pour obtenir un meilleur rende- ment du système. Un but supplémentaire de l'invention est de procu- rer un appareil destiné à l'instrumentation d'un système turboalternateur à vapeur, et à produire un signal de sortie capable d'informer directement un opérateur des conséquences économiques d'un jeu existant de paramètres de fonctionnement et de guider l'opérateur dans la modification des paramètres de fonctionnement dans une direction qui tende à améliorer le rendement du système. Un but supplémentaire de l'invention est de procu- rer des moyens pour présenter à l'ingénieur d'analyse des résultats une information et une analyse détaillées concer- nant chaque constituant important dans le circuit de vapeur du système turbo-alternateur. Un autre but supplémentaire de l'invention est de procurer un appareil destiné à l'instrumentation d'un systè- me turbo-alternateur à vapeur, qui permette de contrôler et d'afficher les performances thermiques de chaque constituant principal dans le circuit de vapeur du système turbo-alterna- teur. Un dispositif de contrôle des performances thermi- ques d'un turbo-alternateur à vapeur comprend plusieurs cap- teurs destinés à mesurer la pression et la température de la vapeur dans un système turbo-alternateur à vapeur. On détec- te également la position de la soupape de commande d'admis- sion de vapeur. Un dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'opérateur mesure la pression et la tempéra- ture en amont de la soupape-de commande et la pression d'échappement de la vapeur en aval de la turbine. Le disposi- tif reçoit un signal de sortie de puissance provenant de l'alternateur, et il comporte également des moyens destinés à déterminer le pourcentage de la charge nominale auquel la turbine fonctionne de façon instantanée. Le dispositif pro- duit un facteur de correction du rendement thermique lié à la température initiale, en plus d'un facteur de correction du rendement thermique lié à la pression initiale et d'un fac- teur de correction du rendement thermique lié à la pression d'échappement. Le dispositif comporte des moyens de détermi- nation du rendement thermique nominal pratiquement instantané pour le système turbo-alternateur, sur la base de signaux de température et de pression, du signal de position de la sou- pape de commande et des valeurs nominales de température et de pression pour la turbine à vapeur. Le dispositif produit un signal de perte Uéeà latempérature delavapeur principale en multipliant le premier signal de correction du rendement thermique lié à la température, le signal.de puissance, le signal de rendement thermique nominal, et un signal représentatif du coût du fonctionnement du générateur de vapeur, par unité de facteur thermique, dans le système turbo- alternateur. Le signal de perteliée àlatampàature la vapeur principale peut être affiché à l'opérateur de la turbine en coût par unité de temps. Un signal de perte liée à]a pessicn de la vapeur, qui peut également être affiché en coût par unité de temps, est produit d'une manière similaire en utilisant le signal de correction du rendement thermique lié à la pression et d'autres signaux. Le dispositif produit un signal de perte liéeà lapressn d'échappement en utilisant le signal de correction de rendement thermique lié à la pression d'échap- pement et des signaux similaires. Le dispositif de contrôle pour l'opérateur comprend des moyens capables d'afficher, d'une manière pratiquement continue, le signal de perte liée la température de la vapeur principale, le signal de perte liéeàla pression de la vapeur, et le signal de perte liée la pression d'échappement, tous en un format de coût par unité de temps. Cette présentation informe les opérateurs des conséquences économiques du fonctionnement de la turbine à la température et la pression sélectionnées de la manière désirée et à une certaine pression d'échappement. Le système turbo-alternateur à vapeur peut com- prendre des première, seconde et troisième turbines, et des signaux de température et de pression supplémentaires sont générés et appliqués au dispositif de contrôle. Un signal de pteliée à latempératuredela vapeur réchauffée, qui peut être affiché en coût par unité de temps, est sommé avec le pre- mier signaldepertle laéeiatempérature de la vapeur, pour donner un signal de perte totale liée à latempéra=ue de la vapeur. Les moyens d'affichage présentent à l'opérateur du système turbo-alternateur à vapeur le signal de perte totale liée à]a tem- pérature de lavapeur, en format de coût par unité de temps. Un dispositif de contrôle des performances thermi- ques pour l'ingénieur d'analyse des résultats mesure la tem- pérature et les pressions de façon pratiquement instantanée dans l'ensemble du système de turbine à vapeur. Il calcule une chute d'enthalpie réelle et une chute d'enthalpie isen- tropique pour la première turbine ou turbine à haute pres- sion (qu'on appellera ci-après la turbine HP), et pour la seconde turbine ou turbine à moyenne pression (qu'on appel- lera ci-après la turbine MP). Le dispositif calcule les ren- dements nominaux pratiquement instantanés pour la turbine HP sur la base de la première température, de la première pres- sion et de la position de la soupape de commande, en plus des valeurs nominales de pression et de température pour la turbine HP. Le rendement nominal de la turbine MP fait in- tervenir une constante qui dépend de l'installation. Le dis- positif calcule les rendements réels des turbines HP et NP sur la base du rapport des chutes d'enthalpie réelles et des - chutes d' enthalpie isentropiques. Une paire decaloulateursd'écart du rendement thermique par rapport à]a valeur nominale génèrent des signaux appropriés respectivement pour les turbines HP et MP. Des moyens destinés à présenter les rendements réels des turbines HP et MP, les rendements nominaux des turbines HP et MP, et les écarts du rendement thermique par rapport aux valeurs nominales pour les turbines HP et MP permettent à l'ingénieur d'analyse des résultats de déterminer les performances globales de la turbine à un instant particulier. Le dispositif de contrôle des performances thermi- ques pour l'ingénieur d'analyse des résultats peut également comprendre des moyens destinés à calculer une perte de puis- sance liée à la température de la vapeur principale, une perte de puissance liée à la pression de la vapeur principa- le, une perte de puissance liée à la température de la vapeur réchauffée, une perte de puissance liée au rendement de la turbine, et une perte de puissance liée à la pression d'échappement. Ces signaux de perte de puissance sont pré- sentés à l'ingénieur d'analyse des résultats et constituent une information de base pour la modification des paramètres de fonctionnement du système turbo-alternateur à vapeur, pour effectuer la maintenance du système ou pour recommander des modifications du système. La suite de la description se réfère aux dessins annexés qui représentent respectivement: Figure 1: un schéma synoptique simplifié d'un système turbo-alternateur à vapeur conforme à un mode de réalisation de l'invention; Figure 2: un schéma simplifié d'un turbo- alternateur à vapeur montrant des points de contrôle emplo- yés dans l'invention; Figure 3: un schéma synoptique illustrant les aspects fonctionnels d'un dispositif de contrôle des perfor- mances thermiques pour l'opérateur, dans le cadre du sous- système de traitement de données de la figure 1; Figure 4: un exemple de Graphique de Facteur de Correction pour la Température Initiale; Figure 5: un exemple de Graphique de Facteur de Correction pour la Température de Réchauffage; Figure 6: un exemple de Graphique de Facteur de Correction pour la Pression Initiale; Figure 7: un exemple de Graphique de Facteur de Correction pour la Pression d'Echappement; Figure 8: un affichage d'opérateur relatif au dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'opérateur; Figure 9: un schéma synoptique illustrant les aspects fonctionnels du dispositif de contrôle des performan- ces thermiques pour l'ingénieur d'analyse des résultats, dans le cadre du sous-système de traitement de données de la figure 2; Figure 10: le reste du schéma synoptique représen- té sur la figure 9, qui montre des aspects fonctionnels supplémentaires d'un dispositif de contrôle pour l'ingénieur d'analyse des résultats; et Figure 11: un affichage d'ingénieur d'analyse des résultats pour le dispositif de contrôle de performances thermiques. Les principales commandes dont dispose un opérateur de quart d'un système turboalternateur à vapeur comprennent des commandes de chaudière qui déterminent la température et la pression des sources d'alimentation en vapeur principale et en vapeur de réchauffage, et une ou plusieurs eoupapes de commande d'admission de la vapeur principale, qui détermi- nent la quantité de vapeur admise dans le premier étage de turbine, ou étage à haute pression. Parmi les éléments sus- ceptibles de guider en pratique un opérateur d'un tel systè- me turbo-alternateur à vapeur figurent des évaluations des paramètres de fonctionnement pratiquement instantanés, d'une manière qui permette une interprétation aisée, rapide et sans analyse technique détaillée, pour faciliter la mani- pulation de ces principalescommandes. On va maintenant considérer la figure 1 sur laquelle on voit de façon générale un système turbo-alterna- teur à vapeur 10. Le système turbo-alternateur à vapeur 10 comprend un turbo-alternateur à vapeur 12 qui reçoit en entrée de l'énergie thermique provenant d'une chaudière à vapeur 14. La chaudière 14 peut être de n'importe quel type commode, comme une chaudière aucharbon ouau fuel. Le turbo- alternateur à vapeur 12 comme la chaudière 14 sont commandés par des signaux d'entrée d'opérateur représentés par une ligne 16 provenant d'un opérateur 18, pour produire de l'énergie électrique de sortie représentée par une ligne 20. Un ensemble de paramètres mesurés provenant du turbo- alternateur à vapeur 12 sont appliqués par une ligne 22 à un sous-système de traitement de données 24. Comme on l'envisa- gera plus complètement ci-après, les types de paramètres mesurés sont ceux qu'on peut obtenir avec une fiabilité et une précision suffisantes à long terme, et que le sous- système de traitement de données 24 peut interpréter d'une manière susceptible de guider l'opérateur 18 dans la comman- de minute par minutedu turbo-alternateur à vapeur 12 et de la chaudière 14. Les signaux de sortie du sous-système de traitement de données 24 sont appliqués à un sous-système d'interface d'opérateur 26 qui peut être d'un type classi- que, comme par exemple un dispositif d'affichage à tube cathodique, une imprimante ou d'autres types de dispositifs d'affichage analogiques ou numériques. L'information de sor- tie du sous-système de traitement de données 24 peut égale- ment être appliquée à un sous-système d'enregistrement de données 28 dans lequel les données peuvent être enregistrées à court terme ou à long terme. Le sous-système d'enregistre- ment de données 28 peut être de n'importe quel type commode comprenant une imprimante mais, dans le mode de réalisation préféré, le sous-système de traitement de données 24 com- prend un processeur numérique et le sous-système d'enregis- trement de données 28 comprend de préférence un dispositif d'enregistrement numérique tel par exemple qu'un disque optique ou magnétique ou un dispositif d'enregistrement à bande magnétique. Un sous-système d'interface d'ingénieur d'analyse desrésultats 27 est couplé en parallèle avec le sous-système d'interface d'opérateur 26. L'interface 27 permet à un ingé- nieur d'analyse desrésultats 29 d'étudier plus à loisir que l'opérateur 18 l'information de sortie du sous-système de traitement de données 24. L'ingénieur d'analyse desrésultats 29 communique avec l'opérateur 18 de façon à améliorer les performances à long terme du système turboalternateur 10, en partie du fait de l'analyse perfectionnée, de plus haut niveau, avec laquelle l'ingénieur examine les données. L'in- génieur détermine également les procédures de maintenance pour le système et le sous-système 27 est utilisé pour pro- mulguer ces procédures. On va maintenant considérer la figure 2 qui montre un schéma simplifié d'un turbo-alternateur à vapeur 12, ne comportant qu'un niveau de détail suffisant pour décrire entièrement la présente invention. Le turboalternateur à vapeur 12 est classique à l'exception des dispositifs de mesure qui sont installés dans celui-ci pour mettre en oeuvre l'invention. On ne présentera donc pas une description détaillée du turbo-alternateur 12. De façon générale, l'in- vention repose sur des mesures de température et de pression effectuées à divers emplacements dans le système turbo- alternateur à vapeur, avec une mesure de la puissance de sortie électrique produite, et elle compare les relations entre les paramètres mesurés avec des valeurs nominales cor- respondantes, pour déterminer les pertes d'énergie et les rendements thermiques ou autres dans l'ensemble du système, d'une manière pratiquement instantanée. Le turbo-alternateur à vapeur 12 de la figure 1 comprend une turbine à vapeur 30 accouplée par un accouple- ment mécanique 32 à un alternateur électrique 34 qui produit de la puissance électrique de sortie. Un transducteur (non représenté) dans l'alternateur électrique 34 produit un signal de puissance de sortie électrique W1 qui est appliqué à la ligne 20 pour être transmis au sous-système de traite- ment de données 24. Le signal d'entrée d'opérateur sur la ligne 16 est appliqué par des moyens hydrauliques, électro- hydrauliques, numériques ou d'autres moyens bien connus à un actionneur de soupape de commande principale 36 qui agit sur une soupape d'admission de vapeur de commande principale, 38, comme l'indique la ligne 40. Des moyens appropriés pro- duisent un signal de position de soupape V1, et ce signal représente le degré d'ouverture de la soupape de commande principale 38 et il est appliqué à la ligne 20 pour 8tre transmis au sous-système de traitement de données 24. On 2556-773 notera que la soupape 38 est représentative d'un certain nombre de soupapes de commande d'admission de vapeur qui sont habituellement associées à une turbine à vapeur. Un générateur de vapeur 42, qui fait partie de la chaudière 14, produit de la vapeur chaude sous pression qui est appliquée à la soupape de commande principale 38 par un conduit 44. La vapeur qui traverse la soupape de commande principale 38 est dirigée par un conduit de vapeur principal 46 vers une entrée d'une turbine à haute pression 48. On utilise ici le terme "HP" pour désigner la turbine à haute pression 48. La vapeur qui sort de la turbine HP 48 qui est maintenant partiellement détendue et refroidie, mais qui contient encore une énergie notable, est dirigée par un con- duit froid de réchauffeur 50 vers un réchauffeur 52 qui fait également partie de la chaudière 14. Des capteurs (non représentés) mesurent la pression et la température de la vapeur dans le conduit 44, en amont de la soupape de commande principale 38 et de façon générale à son entrée, pour pro- duire un premier signal de pression représentatif P1 et un premier signal de température T1, qui sont transmis vers le sous-système de traitement de données 24. Des capteurs (non représentés) mesurent la pression et la température de la vapeur dans le conduit froid de réchauffeur 50, en aval de la turbine à haute pression 48 et pratiquement à sa sortie, pour produire un troisième signal de pression représentatif P3 et un troisième signal de température T3, qui sont égale- ment transmis au sous-système de traitement de données 24. Un capteur de pression (non représenté) produit un signal de pression P2, représentant la pression détectée à proximité du premier étage de la turbine HP 48, et ce signal est transmis au sous-système de traitement de données 24. Une turbine à moyenne pression 54 (qu'on appellera ci-après turbine "MP") reçoit de la vapeur réchauffée provenant du réchauffeur 52 sur un conduit chaud de réchauffeur 56, elle détend la vapeur pour en extraire de l'énergie et elle évacue la vapeur par un conduit d'échappe- ment 58 vers une turbine à basse pression 60. Les sorties mécaniques de la turbine HP 48, de la turbine MP 54 et de la turbine à basse pression 60 (appelée ci-après turbine "BP") sont accouplées mécaniquement par des moyens d'accouplement 62 et 64 qui sont eux-mêmes reliés mécaniquement à l'accou- plement 32 et à l'alternateur. Des capteurs (non représen- tés) mesurent une quatrième température T4 et une quatrième pression P4 dans le conduit chaud de réchauffeur 56, en amont de la turbine MP 54, et des signaux représentatifs sont transmis vers le sous-système de traitement de données 24. En outre, des capteurs (non représentés) mesurent une cinquième température T5 et une cinquième pression P5 de la vapeur dans le conduit 58, en aval de la turbine MP 54, et des signaux représentant ces quantités sont également trans- mis vers le sous-système de traitement de données 24. Dans un autre mode de réalisation, T5 et P5 sont mesurées dans le corps de basse pression de la turbine BP 60. La vapeur d'échappement de la turbine BP 60 est appliquée par un conduit 66 à un condenseur 68 dans lequel la vapeur est condensée en eau et est ensuite acheminée par un conduit 70 vers le générateur de vapeur 42 pour être réutilisée. L'un des facteurs qui sont susceptibles de dégrader le rendement du système consiste dans le fonction- nement défectueux du condenseur 68, qui peut faire apparaî- tre une contre-pression supérieure à la normale au niveau de l'échappement de la turbine à basse pression 60. Une telle contre- pression est une indication du fait que le fonctionnement du condenseur 68 doit être réglé pour amé- liorer le rendement. Un capteur de pression (non représenté) dans le conduit 66 produit un signal de pression d'échappe- * ment P6 qui est transmis au sous-système de traitement de données 24 pour un traitement et un affichage ultérieurs. Il faut noter que les capteurs de température uti- lisés peuvent être de n'importe quel type commode mais, dans le mode de réalisation préféré, chaque capteur de températu- re comprend un ensemble de thermocouples chromel-constantan de haute précision (Type E) disposés dans un puits et posi- tionnés de façon à accéder à la vapeur dont il faut mesurer la température. En utilisant un ensemble de thermocouples pour chaque capteur, on peut faire la moyenne des résultats de l'ensemble des thermocouples pour réduire notablement les erreurs des thermocouples individuels ou de petites diffé- rences dans les températures du système. De plus, le fait de disposer de plus d'un thermocouple procure une redondance en cas de défaillance d'un ou de plusieurs des thermocouples à un emplacement de capteur. On peut effectuer la transmission des signaux de température en utilisant des tensions analo- giques, ou bien on peut numériser les signaux de température avant la transmission pour rendre les mesures moins sensi- bles aux longueurs de câble et au bruit. De façon similaire, les capteurs de pression peuvent être de n'importe quel type commode, comme par exemple des capteurs de pression disponi- bles dans le commerce sous la dénomination Heise, Modèle 715T, ayant des gammes appropriées de pression, de précision et de température d'environnement. En considérant maintenant la figure 3, on voit le schéma synoptique des principaux éléments qui composent un dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'opérateur, 72, dans le cadre du sous-système de traite- ment de données 24. Le schéma synoptique représente fonc- tionnellement les divers composants du dispositif de contrô- le des performances thermiques pour l'opérateur, 72. En commençant dans le coin supérieur gauche de la figure 3, on note que les signaux d'entrée de température et de pression sont appliqués au dispositif de contr8le 72. Tous les signaux d'entrée de température et de pression sont appli- qués à un calculateur d'écart de température et de pression par rapport aux valeurs nominales, 74. Le calculateur 74 contient une base de données qui conserve les valeurs nomi- nales de température et de pression pour chaque signal de température et de pression détecté. Par conséquent, la pres- sion P1, détectée à l'entrée de la soupape de commande 38, possède une première valeur de pression nominale correspon- dante, PiDES. De façon similaire, les températures T1, T3, etc, ont des valeurs de température nominales correspondan- tes TlDES, T3DES, etc. Ces valeurs nominales de pression et de température sont indiquées entre crochets dans le calcu- lateur 74. Les valeurs nominales de température et de pres- sion de la vapeur sont établies par le constructeur du turbo-alternateur, ou bien elles sont établies pendant la mise en service initiale du groupe turbo-alternateur. Les températures et les pressions pratiquement instantanées qui sont détectées dans l'ensemble du système turboalternateur sont présentées à l'opérateur par le dispositif d'affichage d'opérateur 76. Le calculateur 74 soustrait les valeurs nominales par rapport aux signaux correspondants détectés de façon instantanée, pour obtenir les écarts de température et de pression par rapport aux valeurs nominales. Les écarts de température et de pression par rapport aux valeurs nominales sont appliqués au dispositif d'affichage d'opérateur 76. Il est important de noter que le dispositif d'affichage d'opérateur 76 fait partie du sous-système d'interface d'opérateur 26 et que le sous-système doit pré- senter l'information à l'opérateur 18 d'une manière simpli- fiée, facile à comprendre. Conformément à la pratique indus- trielle courante, l'opérateur 18 est responsable de la supervision de plusieurs autres systèmes de commande princi- paux dans le système turbo-alternateur. Le dispositif d'affi- chage d'opérateur 76 présente donc à l'opérateur une informa- tion très élaborée, basée sur certains paramètres de fonc- tionnement, c'est-à-dire des températures et des pressions sélectionnées. Un calculateur de pertes économiques 78 constitue un élément central du traitement des données brutes de tempé- rature et de pression. Fondamentalement, le calculateur de pertes économiques 78 reçoit plusieurs facteurs de correc- tion du rendement thermique, le signal de sortie de puissan- ce électrique W1 et un signal de rendement thermique nominal H3. Comme on le décrira ultérieurement, le calculateur de pertes 78 manipule cette information et présente à l'opéra- teur, par l'intermédiaire du dispositif d'affichage d'opéra- teur 76, des chiffres de pertes économiques spécifiques, en un format de coût par unité de temps, soit normalement en francs par jour. Plus précisément, un calculateur de facteur de correction du rendement thermique pour la température ini- tiale, 80, produit un signal de facteur de correction du rendement thermique pour la température initiale, FHR1. Le calculateur 80 reçoit le signal T1 et un signal représenta- tif du pourcentage pratiquement instantané de la cage nomina- le auquel le système fonctionne. Ce signal est représenté ici par "% CHARGE". On peut calculer aisément le signal de pourcentage de la charge nominale, et ceci est bien connu dans la technique. Le facteur de correction du rendement thermique pour la température initiale, FHR1, est fonction des signaux T1 et % CHARGE. La fonction de température ini- tiale est une relation faisant intervenir l'écart de T1 par rapport à la valeur de température nominale TlDES qui pro- duit un certain pourcentage de variation d'une valeur nomi- nale de rendement thermique. La figure 4 représente graphiquement les valeurs du facteur de correction pour la température initiale dans le cas d'un système pris à titre d'exemple. FHR1 est repré- senté par les lignes qui s'étendent dans le quadrant infé- rieur et dans le quadrant supérieur droit. Comme le montre cette figure, la pente de la fonction de la température ini- tiale est affectée par le pourcentage de la charge nominale. Le graphique du facteur de correction pourla température initia- le, ainsi que le graphique du facteur de correction pour la température de réchauffage de la figure 5, le graphique du facteur de correction pour la pression initiale de la figure 6, et le graphique du facteur de correction pour la pression d'échappement de la figure 7, sont basés sur des données calculées de façon théorique qui concernent un certain groupe de turbines à vapeur et qui ont été vérifiées par des essais effectués sur des turbines à vapeur réelles. Ces graphiques sont bien connus dans la technique. Comme il est bien connu dans la technique, les graphiques représentés sur les figu- res 4, 5, 6 et 7 sont normalement fournis par les construc- teurs de turbo-alternateurs au moment o le système turbo- alternateur est vendu à la société distributrice d'électri- cité ou aux propriétaires du système. Les graphiques repré- sentés ici ne concernent de façon générale qu'un système représenté schématiquement sur la figure 2. Comme il est bien admis dans la technique, à la turbine HP 48 est associée une température nominale TiDES à laquelle une valeur nominale de rendement thermique doit 8tre atteinte. Lorsque T1 s'écarte de T1DES, le rendement thermique varie graphiquement de la manière représentée sur la figure 4. Un calculateur de facteur de correction de rende- ment thermique pour la température de réchauffage, 82, représenté sur la figure 3, procure un moyen pour déterminer un signal correspondant, FHR2, qui est fonction de T4 et de % CHARGE. On doit faire fonctionner la turbine MP 54 à une température nominale spécifique, c'est-à-dire T4DES et, par conséquent, le facteur FHR2 est un pourcentage de variation du rendement thermique, comme le représentent graphiquement les lignes de pente inférieure sur la figure 5. Un calculateur 84 de facteur de correction du ren- dement thermique pour la pression initiale FHR3 reçoit la pression P1 et le signal % CHARGE, comme le montre la figure 3. Le signal FHR3 est fonction de P1, de % CHARGE et de la valeur nominale de pression pour la turbine HP 48, PlDES. Graphiquement, le facteur de correction FHR3 est représenté sur la figure 6. Fondamentalement, la turbine HP 48 est con- çue de façon à fonctionner à une pression nominale PlDES et des écarts par rapport à cette pression nominale affectent le rendement thermique. Comme le montre clairement la figure 3, le signal FHR1, le signal FHR2 et le signal FHR3 sont appliqués au calculateur de pertes économiques 78. Tous les signaux sont des pourcentages de variation du rendement thermique par rapport à la valeur nominale et sont liés à l'écart par rapport aux valeurs nominales de certains para- mètres de fonctionnement. De façon générale, les performances globales du système turbo-alternateur sont affectées par la contre- pression ou la pression d'échappement présente à la sortie de la dernière turbine du système. Par conséquent, la tur- bine BP 60 comporte un capteur placé dans le conduit 66 pour déterminer la pression d'échappement P6. Le signal P6 est appliqué au calculateur 86 du facteur de correction du ren- dement thermique pour la pression d'échappement, FHR4, de même qu'un signal de débit ajusté AF provenant d'un calcula- teur de débit ajusté 88. On peut calculer le signal AF de nombreuses manières, comme il est couramment admis dans la technique. Un procédé pour calculer le débit ajusté AF est basé sur T1, V1 (la position de la soupape de commande d'admission de vapeur 38), P1, P1DES, la valeur nominale du débit de vapeur FL1, et TMDES. On peut utiliser l'algorithme suivant pour obtenir le signal de débit ajusté AF: AF = FL1*[(Tl + 460) /(TlDES + 460)]1/2*Pl/P1DES dans cette relation, FL1 est exprimé en kilogrammes par heure, T1, TlDES sont exprimés en degrés Celsius et AF est exprimé en kilogrammes par heure. Le signal AF et le signal de pression d'échappe- ment P6 sont appliqués au calculateur 86. La figure 7 repré- sente graphiquement un exemple de fonction pour la détermina- tion du facteur FHR4. Le facteur FHR4 est une relation por- tant sur l'écart de P6 par rapport à une valeur nominale de pression d'échappement P6DES qui donne un pourcentage de variation de la valeur nominale de rendement thermique pour le système turbo-alternateur. Comme le montre la figure 7, la pente instantanée de la pression d'échappement est affec- tée par le rapport entre le débit ajusté AF et la valeur nominale de débit FL1. Le rapport fournit le pourcentage du débit nominal. Le signal FHR4 est appliqué au calculateur de pertes économiques 78. Comme il est bien connu dans la technique, une valeur nominale de rendement thermique à un pourcentage spé- cifique de la charge nominale est associée au système turbo- alternateur. Pour obtenir la valeur nominale de rendement thermique pour le système turbo-alternateur, il faut, entre autres, que la turbine soit alimentée avec de la vapeur à la température nominale TlDES et à la pression nominale PlDES. Par conséquent, lorsque Pi et T1 s'écartent des valeurs nominales, le rendement thermique nominal du système de tur- bine change. Un calculateur de rendement thermique nominal constitue un moyen pour déterminer le rendement thermique nominal pratiquement instantané H3 pour le système compre- nant la turbine et l'alternateur. Le calculateur 90 produit un signal de rendement thermique nominal H3. Le signal de soupape de commande V1, le signal T1 et le signal P1 sont appliqués au calculateur 90. Le signal H3 est lié à un pour- centage de débit corrigé (PCF2) dans le système de turbine et, en comparant PCF2 à une base de données établie par le constructeur du turbo-alternateur ou après les essais ini- tiaux à l'installation du groupe turbo-alternateur, on obtient le signal de rendement thermique nominal H3. On peut calculer PCF2 par de nombreux procédés bien connus, dont l'un est basé sur l'équation: PCF2=f(V1) *[(P1/VOL(Pl,T1))/(PlDES/VOL(PlDES,TlDES))]1/2 dans laquelle f(V1) est le pourcentage de débit de vapeur traversant la soupape de commande, VOL(Pl, T1) est le volume spécifique de la vapeur aux valeurs de pression et de tempé- rature Pi, T1, et VOL(P1DES, TiDES) est le volume spécifique nominal de la vapeur aux valeurs nominales de pression et de température. La manière de déterminer le pourcentage de débit de vapeur traversant la soupape de commande en fonction de V1 est bien connue dans la technique. Le calculateur 78 reçoit le signal FHR1, le signal FHR2, le signal FHR3, le signal de puissance de sortie électrique W1 et le signal H3. Un facteur de coût par unité de chaleur CF auquel le système fonctionne est enregistré dans le calculateur 78. En d'autres termes, la chaudière 14 fournit de la chaleur ou de l'énergie thermique à un certain coût par unité de chaleur, exprimé par exemple en francs par gigajoule. Le calculateur 78 comprend de façon générale des moyens pour multiplier ensemble les différents signaux d'entrée, en utilisant un certain nombre de constantes de conversion, pour produire ainsi des signaux de pertes écono- miques qui peuvent 8tre présentées en coût par unité de temps. Il produit un signal de perte liée à la température de la vapeur principale PERTEl en multipliant ensemble et avec une première constante W1, FHR1, H3 et le signal de facteur de coût par unité de chaleur CF. En ce qui concerne le système de turbine à vapeur considéré ici, qui comprend la turbine HP 48, la turbine MP 54 et la turbine BP 60, le signal de perte liée à la température de la vapeur principa- le PERTEl est additionné à un signal de perte liée à la tem- pérature de la vapeur de réchauffage PERTE2, pour obtenir un signal de perte totale liée à la température, PERTE5. Comme il est admis de façon générale dans la technique, si le sys- tème de turbine à vapeur ne comportait qu'une seule turbine accouplée mécaniquement à un générateur électromagnétique, le signal de perte liée à la vapeur principale PERTEl serait directement présenté à l'opérateur de ce système à une seule turbine. On peut utiliser l'algorithme suivant pour déter- miner le signal de perte liée à la température de la vapeur principale PERTEl: PERTE1=(FHRl(Tl,%CHARGE)/lOO)*H3*10-3*Wl*10 6*24*CF*10-6s10 Dans l'équation ci-dessus, le signal de perte liée à la température de la vapeur principale PERTEl peut être présen- té en francs par jour. Le signal de perte liée à la température de la vapeur de réchauffage PERTE2 représente la perte économique qui résulte du fonctionnement de la turbine MP 54 à une température et une pression différentes de la température et de la pression nominales. On peut utiliser l'algorithme sui- vant pour déterminer le signal de perte liée à la températu- re de la vapeur de réchauffage PERTE2: PERTE2=(FHR2(T4,%CHARGE)/lOO) *H3*10O-3*Wl*106*24*CF*10-6*10 La perte économique qui résulte du fonctionnement du système de turbine à vapeur 30 à une certaine pression est fournie par un signal de perte liée à la pression de la vapeur prin- cipale PERTE3 qui est obtenu par l'équation: PERTE3=(FHR3(P1,%CHARGE)/100) *H*O *W* *24*CF*10- lO Un signal de perte liée à la pression d'échappe- ment PERTE4 concerne la perte économique qui résulte du fonctionnement du système de turbine à vapeur avec une pres- sion d'échappement P6, et on peut utiliser l'équation sui- vante pour déterminer le signal de perte liée à la pression d'échappement, PERTE4: PERTE4=(FHR4(P6,AF)/lOO)*H3*10-3*W1*1O6*24*CF*10-6 10 Comme indiqué précédemment, la perte économique totale liée à la température PERTE5 est la somme de PERTEl et de PERTE2. La perte totale liée à la température PERTES, la perte liée à la pression de la vapeur principale PERTE3 et la perte liée à la pression d'échappement PERTE4 sont appliquées au dispositif d'affichage d'opérateur 76. De cette manière, on présente à l'opérateur 18 les conséquences économiques, en francs par jour, du fonctionnement du systè- me de turbine à vapeur 30 à une température et une pression qui peuvent être commandées. La perte liée à la pression d'échappement indique que des éléments situés en aval de la turbine BP 60 élèvent la contre- pression et affectent donc de façon générale la détente de la vapeur dans le système de turbine à vapeur. En modifiant la position de la soupape de commande V1, et l'énergie appliquée à la chaudière 14, l'opérateur 18 peut agir sur la pression et la température de l'alimentation en vapeur du système de turbine à vapeur de façon à augmenter les performances thermiques et les performances économiques du système. Le dispositif d'affi- chage d'opérateur 76 indique également le signal de sortie de puissance électrique W1 et la position de la-soupape de commande globale V1, respectivement en mégawatts et en pourcentage. La figure 8 montre le dispositif d'affichage d'opérateur pour le dispositif de contrôle de performances thermiques pour l'opérateur. Le dispositif d'affichage d'opé- rateur peut être un tube cathodique ou un autre dispositif lisible par l'homme. On a expliqué ci-dessus les éléments qui composent l'affichage d'opérateur. Comme il est admis dans la technique, les données appliquées au dispositif d'affichage d'opérateur pourraient 8tre enregistrées conti- nuellement sur des moyens appropriés par le sous-système d'enregistrement de données 28. De plus, comme il est bien connu dans la technique, le dispositif de contrôle de per- formances thermiques pour l'opérateur peut être couplé à un système de commande électronique qui commande directement le système de turbine à vapeur 30. A cet égard, le système de commande fonctionnerait dans des plages acceptables de valeurs de perteséconomiques.Si le système de turbine à vapeur 30 ne fonctionnait pas à l'intérieur de ces plages pré-établies, le système de commande électronique modifie- rait les divers paramètres qu'il est possible de commander pour amener le système de turbine à vapeur 30 dans les pla- ges de fonctionnement acceptables. L'affichage, sur la figu- re 8, des températures et des pressions mesurées et des écarts correspondants par rapport aux valeurs nominales fait apparaître de manière simple les conditions de fonctionne- ment de zones sélectionnées dans le système de turbine à vapeur 30. L'affichage présente également P2, P3, PS et leurs écarts par rapport aux valeurs nominales. Le sous-système de traitement de données 24, représenté sur la figure 1, comprend également un dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'ingénieur d'analyse des résultats. De façon générale, le dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'ingénieur d'ana- lyse des résultats calcule le rendement réel des turbines HP et MP, l'écart par rapport au rendement thermique nominal pour ces turbines, et la perte de puissance qui résulte du fonctionnement du système de turbine à vapeur à une tempéra- ture d'alimentation instantanée et à une température de réchauffage instantanée, ainsi qu'à une pression d'alimenta- tion instantanée et à une pression d'échappement instanta- née. Du fait de son éducation, de ses connaissances techni- ques étendues et de l'expérience qu'il a du système turbo- alternateur, l'ingénieur d'analyse des résultats disposant de cette information peut recommander des procédures de maintenance ou des changements notables dans le fonctionne- ment d'ensemble du système de turbine à vapeur 30, de la chaudière 14, du condenseur 68 et d'autres éléments associés dans l'installation à turbine à vapeur. L'ingénieur d'analyse des résultats examine habituellement les performances du sys- tème de turbine sur une période relativement longue, comme par exemple une semaine, en comparaison de la supervision du fonctionnement du système de turbine par l'opérateur de 255-6773 quart. On utilise des périodes notablement plus longues pour l'analyse de tendance à long terme. La figure 9 montre un schéma synoptique qui pré- sente les aspects fonctionnels d'une partie du dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'ingénieur d'ana- lyse des résultats, qui fait partie du sous-système de trai- tement de données 24. La figure 9 concerne essentiellement des moyens qui permettent de calculer l'enthalpie de la vapeur qui entre dans la turbine HP et la turbine MP et sort de celles-ci, de convertir ces valeurs d'enthalpie en valeur de rendement pour les turbines HP et MP, et de calculer ensuite l'écart du rendement thermique des turbines HP et MP par rapport à la valeur nominale. Un calculateur d'enthalpie d'entrée 110 reçoit la température T1 et la pression P1 à l'entrée de la soupape de commande 38. Le calculateur 110 peut comprendre une base de données qui peut 8tre caractéri- sée par un diagramme de Mollier. Le calculateur calcule donc l'enthalpie d'entrée Jili de la vapeur et il applique un signal à un calculateur de rendement HP réel 112. Un calcu- lateur d'enthalpie de sortie 114 reçoit T3 et P3, détermine l'enthalpie de sortie Jile de la vapeur, et il applique ensuite le signal Jile au calculateur 112. Le signal Ji et le signal Jie sont calculés d'une façon pratiquement instan- tanée par rapport à la détection des températures et des pressions. Le calculateur 112 effectue donc une mise à jour continuelle du signal de rendement représentatif de la con- dition de fonctionnement de la turbine HP 48. Un calculateur d'enthalpie de sortie isentropique 116 reçoit T1, P1 et P3. La chute d'enthalpie isentropique Jleth est basée sur les mesures de température et de pres- sion instantanées, et elle suit un processus adiabatique et réversible dans la turbine à vapeur et la soupape de comman- de. Ce calcul est bien connu dans la technique et on peut l'effectuer à partir d'une base de données caractérisée par un diagramme de Mollier. Le calculateur 112 calcule le rapport entre la chute d'enthalpie réelle (Jli-Jle) et la chute d'enthalpie isentropique (Jl i-Jleth) et il produit un signal E3. Ce signal de rendement HP réel E3 est appliqué à un dispositif d'affichage d'ingénieur d'analyse des résultats 116 qui fait partie du sous-système d'interface d'ingénieur d'analy- se des résultats 27 représenté sur la figure 1. L'ingénieur d'analyse des résultats s'intéresse également au rendement de la turbine MP 54. Le calculateur 118 reçoit donc le signal T4 et le signal P4 détectés à l'entrée de la turbine MP 54, et il détermine l'enthalpie d'entrée J2i pour cette turbine. Le calculateur 120 reçoit le signal T5 et le signal PS, représentant la condition de la vapeur qui sort de la turbine MP 54, et il détermine le signal d'enthalpie de sortie J2e. Le calculateur 122 reçoit le signal T4, le signal P4 et le signal P5 pour déterminer l'enthalpie de sortie isentropique J2eth pour la turbine MP 54. Ces trois signaux d'enthalpie sont appliqués à un calcu- lateur de rendement MP réel 124. Le calculateur 124 sous- trait le signal d'enthalpie de sortie J2e du signal d'en- thalpie d'entrée J2i, et il soustrait également le signal d'enthalpie isentropique J2eth du signal d'enthalpie d'entrée J2i. Le rapport entre la chute d'enthalpie réelle et la chu- te d'enthalpie isentropique pour la turbine MP 54 donne le signal de rendement MP réel E4. Le signal E4 est finalement appliqué au dispositif d'affichage d'ingénieur d'analyse des résultats, 116. Un calculateur de rendement nominal 126 reçoit le signal TI, le signal P1 et le signal de position de la sou- pape de commande, V1, pour déterminer le rendement nominal pratiquement instantané de la turbine à vapeur. Le signal de rendement nominal El est basé sur les signaux d'entrée indi- qués ci-dessus et sur les valeurs nominales de pression et de température pour la turbine à vapeur. Plus précisément, le calculateur 126 contient une base de données qui est fournie par le constructeur du turboalternateur ou qui est établie au moment de la mise en service initiale du groupe turbo-alternateur. Le signal E1 est basé sur le pourcentage corrigé de débit de vapeur, PCF2, traversant le système de turbine. L'un des procédés de détermination de PCF2 est défini par l'algorithme envisagé ci-dessus en relation avec le calculateur de rendement thermique nominal 90, et il utilise Vl, P1 et T1 en tant que signaux d'entrée. Le signal E1 est appliqué au calculateur d'écart du rendement thermique HP par rapport à la valeur nominale, , de même que le signal de rendement HP réel E3. Le cal- culateur 130 constitue un moyen permettant d'obtenir l'écart du rendement thermique par rapport à la valeur nomi- nale, H1, en soustrayant le rendement HP nominal instantané E1 du rendement réel E3, et en divisant le résultat par le rendement nominal instantané El et par un facteur de conver- sion. L'algorithme pour le calcul du signal d'écart du ren- dement thermique HP est le suivant: HI = -(100*( (E3-E1)/E1))/6,7 Le signal Hi est appliqué au dispositif d'affichage d'ingé- nieur d'analyse des résultats, 116. Le diviseur 6,7 dépend de la conception spécifique de la turbine et n'est donc donné qu'à titre d'exemple. Le constructeur de la turbine fournit un rendement nominal pour la turbine MP 132, sous la forme d'une constan- te E2 qui dépend de l'installation. Il est bien connu dans la techniqueque le rendement nominal d'une turbine MP est pratiquement constant du fait de l'absence de soupapes ou d'autres dispositifs s'opposant au passage de la vapeur dans cette turbine. L'homme de l'art notera que le rendement nominal MP est constant sur la quasi-totalité de la plage de débit de vapeur. Le signal de rendement nominal E2 est appliqué à un calculateur d'écart du rendement thermique MP par rapport à la valeur nominale, 134. Le calculateur 134 reçoit également le signal de rendement MP réel E4. Le cal- culateur 134 soustrait le signal E2 du signal E4, il divise le résultat par le signal E2 et il le multiplie par un fac- teur de conversion pour produire le signal d'écart du ren- dement thermique MP par rapport à la valeur nominale, H2. On peut utiliser pour H2 l'algorithme suivant: H2 = -(100*( (E4-E2)/E2))/10) Le signal H2 est appliqué au dispositif d'affichage d'ingé- nieur d'analyse des résultats, 116, de même que le signal E2 et le signal E4. Le facteur 10 n'est donné qu'à titre d'exemple et concerne un système de turbine spécifique. Comme le montre la figure 9, le signal d'écart HP par rapport à la valeur nominale, Hi, et le signal d'écart MP par rapport à la valeur nominale, H2, sont transmis vers d'autres éléments représentés de façon fonctionnelle sur la *figure 10. La figure 10 est un organigramme qui montre la partie restante du dispositif de contr8le des performances thermiques pour l'ingénieur d'analyse des résultats. Fonda- mentalement, la figure 10 concerne les pertes de puissance associées au fonctionnement du système de turbine à vapeur à des températures et des pressions qu'on peut commander et qui diffèrent des valeurs nominales. Un calculateur de facteur de correction de charge, en kilowatts, pour la température initiale (FCHARGE1), 140, est appliqué avec T1 et avec le signal de pourcentage de la charge nominale % CHARGE. La fonction utilisée pour déter- miner le facteur FCHARGE1 est une expression basée sur l'écart de la température T1 par rapport à la température nominale TlDES qui conduit à un pourcentage de variation de la valeur nominale du rendement thermique pour le système de turbine. La pente de cette expression de la puissance liée à la température initiale est affectée par le signal %CHARGE. Une fonction FCHARGE1 est représentée graphique- ment sur la figure 4 par les lignes qui s'étendent du qua- drant supérieur gauche vers le quadrant inférieur droit. D'une manière similaire à la fonction du facteur de correc- tion du rendement thermique pour la température initiale, FHR1, décrite en relation avec le calculateur 80 de la figure 3, la fonction est basée sur des calculs théoriques qui sont confirmés par des essais effectués sur des systè- mes de turbine réels, sur les lieux d'utilisation. Le signal FCHARGE1 est appliqué à un calculateur 142 relatif à la perte de puissance liée à la température de la vapeur principale, W6. Le calculateur 142 reçoit le signal de puissance électrique de sortie W1, et on peut calculer W6 par l'expression suivante: W6 = (FCHARGEl(Tl,%CHARGE) /100)*Wl On peut appliquer directement le signal W6 au dispositif d'affichage d'ingénieur d'analyse des résultats 116b, ou bien l'appliquer au circuit de sommation 144, comme le mon- tre la figure 10. Un calculateur de facteur de correction de la charge, en kilowatts, lié à la température de réchauffage (FCHARGE2), 146, reçoit les signaux T4 et % CHARGE. La fonction utilisée pour déterminer le facteur FCHARGE2 est une expression basée sur l'écart de la température T4 par rapport à une valeur de température nominale de réchauffage T4DES qui conduit à un pourcentage de variation de la valeur nominale du rendement thermique pour le système de turbine. La fonction FCHARGE2 est représentée graphiquement sur la figure 5 et elle est produite d'une manière pratique- ment similaire à celle utilisée pour FHR2, FCHARGE1 et FHR1. Le signal FCHARGE2 est appliqué à un calculateur 148 relatif à la perte de puissance liée à la température de la vapeur de réchauffage, W7, de même que le signal W1. Le calculateur 148 divise le facteur FCHARGE2 par un facteur de correction et il le multiplie par le signal W1, en utilisant par exemple l'algorithme suivant: W7 = (FCHARGE2(T4, %CHARGE) /100)*Wl Le signal W7 est appliqué au circuit de sommation 144 dans lequel ce signal est additionné au signal W6 pour donner un signal de perte de puissance totale liée à la température, W9. Le signal W9 est finalement présenté.au dispositif d'affichage d'ingénieur d'analyse des résultats 116b. Un calculateur de facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la pression initiale (FCHARGE3), 150, reçoit P1 et % CHARGE. La fonction utilisée pour déterminer le signal FCHARGE3 est une expression basée sur l'écart du signal P1 par rapport à PlDES qui produit un pourcentage de variation de la valeur nominale du rendement thermique pour le système de turbine à vapeur. D'une manière similaire au facteur de correction du rendement thermique pour la pression initiale, FHR3, le facteur FCHARGE3 a une pente qui est affectée par le signal de pourcentage de la charge nominale. La figure 6 représente graphiquement un exemple du facteur de correction pour la pression initiale en ce qui concerne des variations de la charge, en kilo- watts. On notera que les fonctions donnant le facteur FCHARGE1, le facteur FCHARGE2 et le facteur FCHARGE3 sont établies de la même manière que pour les facteurs de cor- rection du rendement thermique correspondants, envisagés précédemment. Le signal FCHARGE3 est appliqué à un calculateur 152 relatif à la perte de puissance liée à la pression de la vapeur principale, W8, de même que le signal W1. Le cal- culateur 152 comporte des moyens pour déterminer le signal W8 en divisant le signal FCHARGE3 par un facteur de conver- sion et en le multipliant par le signal Wl, de la manière suivante: W8 = (FCHARGE3(Pl,%CHARGE)/100)*W1 Le signal W8 est appliqué au dispositif d'affichage 116b. Un mauvais signal de perte de puissance liée à la pression d'échappement W3 indique à l'ingénieur d'analyse des résultats l'existence d'une perte de puissance résul- tant d'une pression d'échappement excessivement élevée de la turbine, due à des éléments dans le système situés en aval de la turbine BP 60. Le signal W3 est produit par un calcu- lateur de perte de puissance liée à la pression d'échappe- ment, 154, qui reçoit le signal W1 et le signal de facteur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement FHR4. Le signal de facteur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement FHR4 est produit par un calculateur 156 approprié. Le calculateur 156 et un calculateur 158 calculant le débit ajusté AF, sont pratiquement similaires au calculateur 86 et au calcu- lateur 88 de la figure 3. Il faut noter que le dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'ingénieur d'analyse des résultats peut être indépendant du dispositif de contrôle des performances thermiques pour l'opérateur ou peut 8tre combiné au dispositif de contrôle pour l'opéra- teur. Dans cette dernière situation, il serait inutile de réaliser en double les calculateurs 158 et 156. On peut uti- liser l'algorithme suivant pour obtenir W3: W3 = [FHR4(P6,AF)/(100 + FHR4(P6,AF))]*W1 Un calculateur de perte de puissance liée au ren- dement des turbines HP et MP, 160, reçoit le signal d'écart du rendement thermique HP par rapport à la valeur nominale, Hi, et le signal d'écart du rendement thermique MP par rapport à la valeur nominale, H2, comme le montre la figure 10. Le signal W1 est également appliqué au calculateur 160. On calcule un signal de perte de puissance liée au rendement des turbines HP et MP, W2, en multipliant le signal H1 par un facteur de conversion, en additionnant le résultat au signal H2, et en multipliant la somme résultante par le signal W1 et par un autre facteur de conversion. On peut utiliser l'équation suivante pour calculer le signal de perte de puissance liée au rendement des turbines HP et MP: W2 = ((1,7*Hl) + H2) *(Wl/100) Le signal W2 est appliqué au dispositif d'affichage 116b. Le facteur de conversion 1,7 dans l'équation ci-dessus est lié au système de turbine spécifique. Ce facteur illustre le fait que l'écart du rendement thermique HP par rapport à la valeur nominale contribue davantage à une perte de puissance que l'écart du rendement thermique MP par rapport à la valeur nominale. Cet effet plus important se manifeste du fait que de plus faibles enthalpies dans la turbine HP, qui se traduisent dans le signal Hi, réduisent l'enthalpie qui peut être ajoutée à la vapeur dans le réchauffeur. L'éner- gie que la turbine MP peut extraire de la vapeur est donc réduite. La base de données de température et de pression nominales 162 fournit les valeurs nominales de pression et de température au dispositif d'affichage d'ingénieur d'ana- lyse desrésultats 116b. Le dispositif d'affichage d'ingé- nieur d'analyse des résultats 116b reçoit également toutes les pressions et les températures détectées P1, P2, P3, P4, P5, P6 et Ti, T3, T4 et T5. L'origine de ces signaux détec- tés est clairement indiquée sur la figure 2. La figure 11 montre de façon générale un afficha- ge d'ingénieur d'analyse des résultats qui présente la posi- tion de la soupape de commande V1, les rendements nominaux E1 et E2, les rendements réels E3 et E4, l'écart du rende- ment thermique par rapport à la valeur nominale, H1 et H2, ainsi que les divers signaux de perte de puissance W9, W8, W2 et W3, et leur relation avec la charge mesurée ou avec le signal de puissance électrique de sortie Wl. L'homme de l'art notera qu'on peut faire fonction- ner le système turbo-alternateur au-delà de ses paramètres nominaux recommandés, c'est-à-dire que T1 et P1 peuvent 8tre supérieurs à TlDES et PlDES. En développant ce point, on note qu'on peut faire fonctionner le système avec des rendements plus élevés qui conduisent à des pertes économiques négatives (dans le cas du dispositif de contrôle pour l'opérateur) et à des pertes de puissance négatives (dans le cas du dispositif de contrôle pour l'ingénieur d'analyse des résultats). On con- sidère que les dispositifs de contrôle décrits et revendiqués ici sont applicables à une telle situation. On notera qu'on peut combiner le dispositif de con- trôle des performances thermiques pour l'opérateur et le dis- positif de contrôle des performances thermiques pour l'ingé- nieur d'analyse des résultats en un seul dispositif de con- trôle général des performances thermiques. L'homme de l'art reconnaîtra la faisabilité d'une telle combinaison. Les revendications annexées englobent le cas d'un tel dispositif de contrôle général des performances thermiques. Dans toute la description du mode de réalisation de l'invention, on a considéré que le système de turbine à vapeur 30 comprenait la turbine HP 48, la turbine MP 54 et la turbine BP 60. L'homme de l'art notera que d'autres systè- mes de turbine à vapeur pourraient utiliser le dispositif de contrôle des performances thermiques de turbine qui est décrit ici. En fait, une seule turbine à vapeur pourrait entraîner un générateur électromagnétique et le dispositif de contrôle des performances thermiques pourrait fonctionner en association avec cette turbine à vapeur unique. Dans un but de clarté, la description précédente n'a porté que sur un système à trois turbines. Cependant, certaines des reven- dications annexées concernent un système à une seule turbine. Pour distinguer les divers signaux dans les deux systèmes, des lettres minuscules désignent des signaux dans le système à une seule turbine et des lettres majuscules désignent des signaux dans le système à plusieurs turbines. A titre d'exem- ple, dans le système à une seule turbine, la première tempé- rature est désignée par "tl" et le premier rendement nominal pratiquement instantané est désigné par "el". Au contraire, les signaux correspondants dans le système à plusieurs turbi- nes sont respectivement désignés par "Ti" et "E2". On utilise cette nomenclature dans une but de clarté et elle n'a aucune signification limitative. D'un autre point de vue, un système de turbine peut comporter deux turbines à vapeur à haute pression, ou plus, accouplées mécaniquement à une turbine à moyenne pres- sion et à une turbine à basse pression, et accouplées fina- lement à un générateur électrique. L'homme de l'art pourrait utiliser l'invention en ajoutant des moyens appropriés pour incorporer dans le dispositif de contrôle des performances thermiques les performances de cette turbine supplémentaire. Les revendications annexées englobent un tel système de tur- bine à vapeur. Bien qu'on envisage ici plusieurs capteurs pour obtenir des signaux P,T, il faut noter qu'on pourrait utili- ser avec les capteurs des moyens de conditionnement ou d'autres moyens de sécurité pour assurer l'intégrité des signaux d'entrée appliqués au dispositif de contrôle des performances thermiques. On pourrait régler périodiquement ces moyens de conditionnement, par exemple annuellement, pour corriger les données P,T brutes. L'homme de l'art notera qu'on pourrait utiliser de nombreux types de dispositifs électriques pour le dispo- sitif de contrôle des performances thermiques qui est décrit ici. Dans un mode de réalisation, on a utilisé un mini-ordinateur Hewlett Packard HP 1000 associé à un jeu de sous-programmes en Fortran. Dans un second mode de réalisa- tion, on a utilisé avec les sous-programmes en Fortran un mini-ordinateur Intel 8086 fabriqué par Intel Corporation. Il faut cependant noter que bien que plusieurs modes de réalisation effectifs aient utilisé du matériel électroni- que numérique, l'homme de l'art pourrait réaliser d'après les indications données ici un dispositif de contrôle des performances thermiques entièrement analogique. REVENDICATIONS 1. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques d'une turbine, utilisé en combinaison avec une turbine à vapeur (30) entraînant un générateur électrique ou alter- nateur (34), et un générateur de vapeur (42) fournissant de la vapeur à la turbine d'une manière commandée, par l'in- termédiaire d'une soupape de commande (38), à une pression et une température qui peuvent être sélectionnées, cette turbine à vapeur (30) fonctionnant avec un facteur de coût par unité de chaleur (cf) connu et la turbine (30) ayant des premières valeurs nominales de température (tldes), de pression (pldes) et de débit de vapeur (fll), ce dispositif de contrôle étant destiné à fournir une information aux opérateurs et à l'ingénieur d'analyse des résultats de la turbine, d'une manière pratiquement continue, caractérisé en ce qu'il comprend: des moyens destinés à détecter la première pression (pi) et la première température (tl) pra- tiquement instantanées de la vapeur en amont de la soupape de commande (38), et à fournir des signaux de pression et de température représentatifs; des moyens destinés à détecter la position pratiquement instantanée de la soupape de commande (vl) et à fournir un signal de position de sou- pape représentatif; des moyens destinés à détecter la pre- mière pression d'échappement (p3) pratiquement instantanée de la vapeur en aval de la turbine (30) et à fournir un premier signal de pression d'échappement représentatif; des moyens destinés à détecter la puissance de sortie élec- trique pratiquement instantanée (wl) de l'alternateur et à fournir un signal de puissance représentatif; des moyens destinés à déterminer le pourcentage de la charge nominale (% charge) auquel la turbine (30) fonctionne instantané- ment, et à fournir un signal représentatif; des moyens (80) destinés à déterminer un premier facteur de correction du rendement thermique pour la température initiale (fhrl), qui est fonction du premier signal de température (tl) et du signal de pourcentage de la charge nominale (% charge), et à fournir un premier signal de correction du rendement thermi- que pour la température; des moyens (84) destinés à déter- miner un premier facteur de correction du rendement thermi- que pour la pression initiale (fhr3), qui est fonction du premier signal de pression (pi) et du signal de pourcentage de la charge nominale (% charge), et à fournir un premier signal de correction du rendement thermique pour la pres- sion; des moyens (86) destinés à déterminer un premier fac- teur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement (fhr4), qui est fonction du premier signal de pression d'échappement (p3), du premier signal de températu- re (tl), de la première valeur de température nominale (tldes), du signal de soupape (vl) et de la première valeur nominale du débit de vapeur (fll) , et à fournir un premier signal de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement; des moyens (90) destinés à déterminer un premier rendement thermique nominal pratiquement instantané (h3) pour la turbine (30) et l'alternateur (34), et à pro- duire un signal, ce premier rendement thermique nominal pra- tiquement instantané (h3) étant lié aux signaux correspon- dant à la première température (tl) et à la première pres- sion (pi), au signal de soupape (vl) et aux première valeurs nominales de pression (pldes) et de température (tldes) pour la turbine (30); des moyens (78) destinés à multiplier ensemble et avec une première constante le signal de puis- sance (wl), le premier signal de correction du rendement thermique pour la température (fhrl), le signal de rende- ment thermique nominal (h3) et un signal représentatif du signal de facteur de coût par unité de chaleur (cf), pour produire un premier signal de perte liée à la température de la vapeur principale (pertel) qui peut être affiché en coût par unité de temps; des moyens (78) destinés à multi- plier ensemble et avec une seconde constante le signal de puissance (wl), le premier signal de correction du rendement thermique pour la pression initiale (fhr3), le premier signal de rendement thermique nominal (h3) et le signal de facteur de coût par unité de chaleur (cf), pour produire un premier signal de perte liée à la pression de la vapeur (perte3) qui peut être affiché en coût par unité de temps; des moyens (78) destinés à multiplier ensemble et avec une troisième constante le signal de puissance (wl), le premier signal de correction du rendement thermique pour la pres- sion d'échappement (fhr4), le signal de rendement thermique nominal (h3) et le signal de facteur de coût par unité de chaleur (cf), pour produire un premier signal de perte liée à la pression d'échappement (perte4) qui peut être affiché en coût par unité de temps; et des moyens (76) destinés à afficher d'une manière pratiquement continue le premier signal de perte liée à la température de la vapeur principa- le (pertel), le premier signal de perte liée à la pression de la vapeur (perte3) et le premier signal de perte liée à la pression d'échappement (perte4), tous ces signaux étant en format de coût par unité de temps, pour informer les opérateurs des conséquences économiques du fonctionnement de la turbine (30) à une température et une pression sélection- nées par les opérateurs, et pour informer ces opérateurs des conséquences économiques des conditions de fonctionnement des éléments qui se trouvent dans la partie restante du sys- tème auquel la turbine est incorporée, en aval de cette tur- bine. 2. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques selon la revendication 1, dans lequel on détecte la pre- mière température (tl) et la première pression (pl) à l'en- trée de la soupape de commande (38), caractérisé en ce qu'il comprend en outre: des moyens destinés à mesurer une tempé- rature de sortie pratiquement instantanée (t3), et la pres- sion d'échappement (p3) étant une pression de sortie prati- quement instantanée; des moyens (110, 114) basés sur la première température (tl) et la première pression (pi) et sur la température (t3) et la pression (p3) de sortie, pour cal- culer une première chute d'enthalpie réelle (deltaJ) dans la turbine à vapeur (30) et la soupape de commande (38); des moyens (116) destinés à calculer une première chute d'enthal- pie isentropique (delthJeth) dans la turbine à vapeur (30) et la soupape de commande (38), sur la base de la première tem- pérature (tl), de la première pression (pi) et de la pression de sortie (p3), en faisant l'hypothèse d'un processus adiaba- -10 tique et réversible dans la turbine à vapeur (30) et la sou- pape de commande (38); des moyens (126) destinés à détermi- ner un premier rendement nominal pratiquement instantané (el) de la turbine à vapeur (30) sur la base de la première tempé- rature (tl) et de la première pression (pl), de la position de la soupape de commande (vl) et des premières valeurs nomi- nales de pression (pldes) et de température (tldes) pour la turbine à vapeur (30); des moyens (112) destinés à calculer un premier rendement réel (e3) pour la turbine à vapeur (30) sur la base du rapport entre la première chute d'enthalpie réelle (deltaJ) et la première chute d'enthalpie isentropi- que (deltaJeth); des moyens (130) destinés à calculer un premier écart du rendement thermique par rapport à la valeur nominale (hi) pour la turbine à vapeur (30), en soustrayant le premier rendement nominal instantané (el) du premier ren- dement réel (e3), en divisant le résultat par le premier rendement nominal (el) et en le multipliant par un premier facteur de proportionnalité; et des moyens (116) destinés à- présenter le premier rendement nominal instantané (el), le premier rendement réel (e3) et le premier écart de rendement thermique (hi). 3. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques selon la revendication 2, caractérisé en ce qu'il com- prend en outre: des moyens (140) destinés à déterminer un premier facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température initiale (fchargel)y sur la base de la première température (tl) et du pourcentage de la charge nominale (pldes); des moyens (142) destinés à calculer une première perte de puissance liée à la température de la vapeur principale (w6), en multipliant le premier facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température initiale (fchargel) par la puissance de sortie électrique instantanée (wl), et en multipliant le résultat par un second facteur de proportionnalité; des moyens (150) desti- nés à déterminer un premier facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la pression initiale (fcharge3) sur la base de la première pression (pi) et du pourcentage de la charge nominale (pldes); des moyens (152) destinés à calculer une première perte de puissance liée à la pression de la vapeur principale (w8), en multipliant le premier fac- teur de correction de la charge, en kilowatts, pour la pression initiale (fcharge3) par la puissance de sortie électrique instantanée (wl) et en multipliant le résultat par un troisième facteur de proportionnalité; des moyens (160) destinés à calculer une première perte de puissance liée à l'écart par rapport au rendement nominal (w2) en mul- tipliant le premier écart du rendement thermique par rapport à la valeur nominale (hl) par la puissance de sortie élec- trique instantanée (wl) et par un quatrième facteur de pro- portionnalité; des moyens (154) destinés à calculer une première perte de puissance liée à la pression d'échappement (w3) en divisant le premier facteur de correction du rende- ment thermique pour la pression d'échappement (fhr4) par la somme d'un premier nombre et du premier facteur de correc- tion du rendement thermique pour la pression d'échappement (fhr4) et en multipliant le résultat par la puissance de sortie électrique (wl); et les moyens de présentation (116b) affichent également la première perte de puissance liée à la température de la vapeur principale (w6), la pre- mière perte de puissance liée à la pression de la vapeur principale (w8), la première perte de puissance liée à l'écart par rapport au rendement nominal (w2) et la première perte de puissance liée à la pression d'échappement (w3). 4. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques pour un opérateur, utilisé en combinaison avec, au moins, des première (48), seconde (54) et troisième (60) turbines à vapeur entraînant un générateur électrique ou alternateur (34), et un générateur de vapeur (42), consti- tuant un système turbo-alternateur à vapeur, le générateur de vapeur (42) fournissant de la vapeur à la première turbi- ne (48) de manière commandée, par l'intermédiaire d'une sou- pape de commande (38), à une température et une pression sélectionnées avec possibilité de commande, cette vapeur sortant de la première turbine (48) et traversant des moyens de réchauffage (52), puis entrant dans la seconde turbine (54) et passant ensuite vers la troisième turbine (60), ce système turbo-alternateur fonctionnant avec un facteur de coût par unité de chaleur (cf) connu, ce système turbo- alternateur ayant des premières valeurs nominales de tempé- rature (TlDES), de pression (PlDES) et de débit de vapeur (FL1); le dispositif de contrôle des performances thermi- ques fournissant une information aux opérateurs du système turboalternateur d'une manière pratiquement continue, caractérisé en ce qu'il comprend: des moyens destinés à détecter une première pression (P1) et une première tempéra- ture (T1) pratiquement instantanées de la vapeur en amont de la soupape de commande (38) et à fournir des signaux de pression et de température représentatifs; des moyens des- tinés à détecter une position pratiquement instantanée de la soupape de commande (Vl) et à fournir un signal de posi- tion de soupape représentatif; des moyens destinés à détec- ter une quatrième température pratiquement instantanée (T4) de la vapeur en amont de la seconde turbine (54), mais en aval des moyens de réchauffage (52), et à fournir un quatriè- me signal de température représentatif; des moyens destinés à détecter une pression d'échappement pratiquement instanta- née (P6) de la vapeur en aval de la troisième turbine (60), et à fournir un signal de pression d'échappement représenta- tif; des moyens destinés à détecter une puissance de sortie électrique pratiquement instantanée (W1) de l'alternateur et à fournir un signal représentatif; des moyens destinés à déterminer un pourcentage de la charge nominale (% CHARGE) auquel la turbine fonctionne de façon instantanée et à four- nir un signal représentatif; des moyens (80) destinés à déterminer un facteur de correction du rendement thermique pour la température initiale (FHR1), qui est fonction du premier signal de température (Tl) et du signal de pourcen- tage de la charge nominale (% CHARGE), et à fournir un signal de correction du rendement thermique pour la tempéra- ture initiale; des moyens (82) destinés à déterminer un facteur de correction du rendement thermique pour la tempéra- ture de réchauffage (FHR2), qui est fonction du quatrième signal de température (T4) et du signal de pourcentage de la charge nominale (% CHARGE), et à fournir un signal de correc- tion du rendement thermique pour la température de réchauffa- ge; des moyens (84) destinés à déterminer un facteur de correction du rendement thermique pour la pression initiale (FHR3), qui est fonction du premier signal de pression (P1) et du signal de pourcentage de la charge nominale (% CHARGE), et à fournir un signal de correction du rendement thermique pour la pression initiale; des moyens (86) destinés à déterminer un facteur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement (FHR4), qui est fonction du signal de pression d'échappement (P6), du premier signal de température (T1), de la première valeur de température nomi- nale (TlDES), du signal de soupape (V1), et de la valeur nominale du débit de vapeur (FL1), et à fournir un signal de correction du rendement thermique pour la pression d'échap- pement; des moyens (90) destinés à déterminer un rendement thermique nominal pratiquement instantané (H3) pour le sys- tème turbo-alternateur, et à fournir un signal de rendement thermique nominal, ce rendement thermique nominal pratique- ment instantané (H3) étant lié aux premiers signaux de tem- pérature (T1) et de pression (P1), au signal de soupape (V1) et aux premières valeurs nominales de pression (PiDES) et de température (TlDES) pour le système turbo-alternateur; des moyens (78) destinés à multiplier ensemble et avec une pre- mière constante le signal de puissance (W1), le signal de correction du rendement thermique pour la première tempéra- ture (FHR1), le signal de rendement thermique nominal (H3) et un signal représentatif du signal de facteur de coût par unité de chaleur (CF), pour donner un signal de perte liée à la température de la vapeur principale (PERTEl) qui peut être affiché en coût par unité de temps; des moyens (78) destinés à multiplier ensemble et avec une seconde constante le signal de puissance (W1), le signal de correction du ren- dement thermique pour la température de réchauffage (FHR2), le signal de rendement thermique nominal (H3) et le signal de facteur de coût par unité de chaleur (CF), pour produire un signal de perte liée à la température de la vapeur de réchauffage (PERTE2) qui peut être affiché en coût par unité de temps; des moyens (78) destinés à multiplier ensemble et avec une troisième constante le signal de puissance (Wl), le signal de correction du rendement thermique pour la première pression (FHR3), le signal de rendement thermique nominal (H3) et le signal de facteur de coût par unité de chaleur (CF) pour produire un signal de perte liée à la pression de vapeur (PERTE3) qui peut être affiché en coût par unité de temps; des moyens (78) destinés à multiplier ensemble et avec une quatrième constante le signal de puissance (Wl), le signal de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement (FHR4), le signal de rendement thermique nomi- nal (H3) et le signal de facteur de coût par unité de chaleur (CF), pour produire un signal de perte liée à la pression d'échappement (PERTE4) qui peut être affiché en coût par unité de temps; des moyens (78) destinés à faire la somme du signal de perte liée à la température de la vapeur principale (PERTE1) et du signal de perte liée à la température de la vapeur de réchauffage (PERTE2), pour produire un signal de perte totale liée à la température de la vapeur (PERTES); et des moyens (76) destinés à afficher d'une manière prati- quement continue le signal de perte totale liée à la tempé- rature de la vapeur (PERTES), le signal de perte liée à la pression de la vapeur (PERTE3) et le signal de perte liée à la pression d'échappement (PERTE4), pour informer les opé- rateurs des conséquences économiques du fonctionnement du système turboalternateur à la température et à la pression sélectionnées et pouvant être commandées, et pour informer ces opérateurs des conséquences économiques du fonctionne- ment des éléments qui se trouvent dans la partie restante du système turbo-alternateur, en aval de la troisième turbine (60). 5. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques selon la revendication 4, dans lequel le système turbo- alternateur a une valeur nominale de rendement thermique qui est établie à la première pression nominale (PlDES) et à-la première température nominale (T1DES), une valeur de tempé- rature nominale de réchauffage (T4DES) et une valeur de pression nominale d'échappement (P6DES); caractérisé en ce que: la, fonction utilisée pour déterminer le facteur de correction du rendement thermique pour la température ini- tiale (FHR1) est basée sur l'écart de la première tempéra- ture (T1) par rapport à la première valeur de température nominale (TlDES) qui produit un pourcentage de changement de la valeur nominale du rendement thermique, et la pente de la fonction de température initiale est affectée par le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); la fonction utilisée pour déterminer le facteur de correction du rende- ment thermique pour la température de réchauffage (FHR2) est basée sur l'écart de la quatrième température (T4) par rapport à la valeur de température nominale de réchauffage (T4DES) qui produit un pourcentage de changement de la valeur nominale du rendement thermique, et la pente de la fonction de température de réchauffage est affectée par le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); la fonction utilisée pour déterminer le facteur de correction du rendement thermique pour la pression initiale (FHR3) est basée sur l'écart de la première pression (P1) par rapport à la première valeur de pression nominale (PlDES) qui produit un pourcentage de changement de la valeur nominale du rendement thermique, et la pente de la fonction de pression initiale est affectée par le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); et la fonction utilisée pour déterminer le facteur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement (FHR4) est basée sur l'écart de la pression d'échappement (P6) par rapport à la valeur nominale de pression d'échappe- ment (P6DES) qui produit un pourcentage de changement de la valeur nominale du rendement thermique, et la pente instan- tanée de la fonction de pression d'échappement est affectée par la valeur ajustée du débit de vapeur (AF) dans la pre- mière turbine (48), la valeur ajustée du débit de vapeur (AF) étant calculée à partir du premier signal de températu- re (Tl), de la première valeur de température nominale (TlDES), du premier signal de pression (P1), de la première valeur de pression nominale (PlDES), de la valeur nominale du débit de vapeur (FL1) et du signal de position de soupape (Vi). 6. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques pour un ingénieur d'analyse des résultats, utilisé en combinaison avec des première (48), seconde (54) et troisiè- me (60) turbines entraînant un générateur électrique ou alternateur (34), et un générateur de vapeur (42) qui four- nit de la vapeur, de manière commandée, à la première turbi- ne (48), par l'intermédiaire d'une soupape de commande (38), à une pression et une température sélectionnées d'une maniè- re qui peut être commandée, la première turbine à vapeur ayant des premières valeurs nominales de température (TlDES), de pression (PlDES) et de débit de vapeur (FL1), et la seconde turbine (54) ayant un rendement nominal constant (E2) qui dépend de l'installation; ce dispositif de contr8- le des performances thermiques fournissant une information d'une manière pratiquement continue à l'ingénieur d'analyse des résultats du système turbo-alternateur, caractérisé en ce qu'il comprend: des moyens destinés à mesurer la posi- tion pratiquement instantanée de la soupape de commande (V1); des moyens destinés à mesurer une première température (T1) et une première pression (P1) pratiquement instantanées à une entrée de la soupape de commande (38); des moyens desti- nés à mesurer une troisième température (T3) et une troisième, pression (P3) pratiquement instantanées à une sortie de la première turbine (48); des moyens destinés à mesurer une quatrième température (T4) et une quatrième pression (P4) pratiquement instantanées à l'entrée de la seconde turbine (54); des moyens destinés à mesurer une cinquième tempéra- ture (T5) et une cinquième pression (P5) pratiquement instan- tanées entre la sortie de la seconde turbine (54) et l'entrée de la troisième turbine (60); des moyens destinés à mesurer une pression d'échappement pratiquement instantanée (P6) à la sortie de la troisième turbine (60); des moyens (110, 114) fonctionnant sur la base des premières et troisièmes températures et pressions instantanées (T1, P1, T3, P3), destinées à calculer une chute d'enthalpie réelle dans la première turbine (48) et la soupape de commande (38) (deltaJl); des moyens (116) destinés à calculer une chute d'enthalpie isentropique (deltaJleth) dans la première tur- bine (48) et la soupape de commande (38), sur la base de la première température instantanée (T1), de la première pres- sion instantanée (P1) et de la troisième pression (P3), dans l'hypothèse d'un processus adiabatique et réversible dans la première turbine (48) et la soupape de commande (38); des moyens (126) destinés à déterminer un rendement nominal pratiquement instantané (El) pour la première turbi- ne, sur la base de la première température (T1) et de la première pression (P1), de la position de la soupape de com- mande (V1) et des premières valeurs nominales de pression (PIDES) et de température (TlDES); des moyens (112) desti- nés à calculer le rendement réel de la première turbine (E3) sur la base du rapport entre la chute d'enthalpie réelle (deltaJ1) et de la chute d'enthalpie isentropique (deltaJleth) de la première turbine (48); des moyens (130) destinés à calculer l'écart du rendement thermique par rapport à la valeur nominale (Hi) pour la première turbine (48) en soustrayant le rendement nominal instantané (El) du rendement réel (E3) pour la première turbine (48), et en divisant le résultat par le rendement nominal (El) pour la première turbine et en le multipliant par un premier facteur de conversion; des moyens (118, 120) fonctionnant sur la base des quatrièmes et cinquièmes températures et pressions (T4, P4, T5, P5) de façon à calculer une chute d'enthalpie réelle pour la seconde turbine (deltaJ2); des moyens (122) destinés à calculer une chute d'enthalpie isentropique pour la seconde turbine (deltaJ2erh), sur la base de la quatrième température, de la quatrième pression et de la cinquième pression (T4, P4, P5) dans l'hypothèse d'un processus adia- batique et réversible dans la seconde turbine (54); des moyens (124) destinés à calculer le rendement réel de la seconde turbine (E4) sur la base du rapport entre la chute d'enthalpie réelle pour la seconde turbine (deltaJ2) et de la chute d'enthalpie isentropique pour la seconde turbine (deltaJ2eth); des moyens (134) destinés à calculer l'écart du rendement thermique par rapport à la valeur nominale pour la seconde turbine (H2), en soustrayant le rendement nominal constant pour la seconde turbine (E2) du rendement réel de la seconde turbine (E4) et en divisant le résultat par le rendement nominal constant de la seconde turbine (E2) et en le multipliant par un second facteur de conversion; des moyens destinés à mesurer la puissance de sortie élec- trique pratiquement instantanée (W1) de l'alternateur; des moyens (160) destinés à calculer un écart par rapport à la perte de puissance nominale (W2) en multipliant l'écart du rendement thermique par rapport à la valeur nominale pour la première turbine (H1) par un troisième facteur de conver- sion, en additionnant au résultat l'écart du rendement ther- mique par rapport à la valeur nominale pour la seconde tur- bine (H2), et en multipliant la somme résultante par la puissance de sortie électrique (W1) et par un quatrième fac- teur de conversion; des moyens destinés à déterminer le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE) auquel la tur- bine à vapeur fonctionne de façon instantanée; des moyens (140) destinés à déterminer un facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température initiale (FCHAR- GEl) sur la base de la première température (T1) et du pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); des moyens (142) destinés à calculer une perte de puissance liée à la température de la vapeur principale (W6) en multipliant le facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température initiale (FCHARGE1) par la puissance de-sortie électrique instantanée (W1) et en divisant le résultat par un cinquième facteur de conversion; des moyens (146) desti- nés à déterminer un facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température de réchauffage (FCHARGE2) sur la base de la quatrième température (T4) et du pourcen- tage de la charge nominale (% CHARGE); des moyens (148) destinés à calculer une perte de puissance liée à la tempé- rature de la vapeur de réchauffage (W7) en multipliant le facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température de réchauffage (FCHARGE2) par la puissance de sortie électrique (W1) et en divisant lerésultat par un sixième facteur de conversion; des moyens (150) destinés à déterminer un facteur de correction de la charge, en kilo- watts, pour la pression initiale (FCHARGE3) sur la base de la première pression (P1) et du pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); des moyens (152) destinés à calculer une perte de puissance liée à la pression de la vapeur prin- cipale (W8) en multipliant le facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la pression initiale (FCHARGE3) par la puissance de sortie électrique instantanée (W1) et en divisant le résultat par un septième facteur de conver- sion; des moyens (144) destinés à déterminer une perte de puissance totale liée à la température (W9) en faisant la somme de la perte de puissance liée à la température de la vapeur principale (W6) et de la perte de puissance liée à la température de la vapeur de réchauffage (W7); des moyens (156) destinés à déterminer un facteur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement (FHR4) sur la base de la pression d'échappement (P6), de la première température (T1), de la première température nomi- nale (TiDES), de la position de la soupape (V1) et de la valeur nominale du débit de vapeur (FL1); des moyens (154) destinés à calculer une perte de puissance liée à la pres- sion d'échappement (W3) en divisant le facteur de correc- tion du rendement thermique pour la pression d'échappement (FHR4) par la somme d'un premier nombre et du facteur de correction de rendement thermique pour la pression d'échap- pement (FHR4), et en multipliant le résultat par la puis- sance de sortie électrique (W1); et des moyens (116b) des- tinés à présenter à l'ingénieur d'analyse des résultats le rendement nominal pour la première turbine (El), le rende- ment nominal constant pour la seconde turbine (E2), le ren- dement réel de la première turbine (E3), le rendement réel de la seconde turbine (E4), l'écart du rendement thermique par rapport à la valeur nominale pour la première turbine (H1) et pour la seconde turbine (H2), la perte 'de puissance liée à l'écart par rapport au rendement nominal (W2), la perte de puissance liée à la pression d'échappement (W3), la perte de puissance liée à la pression de la vapeur prin- cipale (W8) et la perte de puissance totale liée à la tempé- rature (W9). 7. Dispositif de contrôle des performances thermi- ques selon la revendication 6, dans lequel le système turbo- alternateur possède une valeur nominale de rendement thermi- que aux premières valeurs nominales de température et de pression (TIDES, FlDES), une valeur nominale de température de réchauffage (T4DES) et une valeur nominale de pression d'échappement (P6DES), caractérisé en ce que: les moyens (140) destinés à déterminer le facteur de correction de la charge, en kilowatts, pour la température initiale (FCHARGE1) sont basés sur une relation avec l'écart de la première température (T1) par rapport à la valeur de tempé- rature nominale (TlDES) qui produit un pourcentage de chan- gement de la valeur nominale du rendement thermique, et la relation concernant la température initiale a une pente qui est affectée par le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); les moyens (146) destinés à déterminer le fac- teur de correction de la charge, en kilowatts, pour la tem- pérature de réchauffage (FCHARGE2) sont basés sur une rela- * tion avec l'écart de la quatrième température (T4) par rapport à la valeur de température nominale de réchauffage (T4DES) qui produit un pourcentage de changement de la valeur nominale du rendement thermique, et la relation con- cernant la température de réchauffage présente une pente qui est affectée par le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); les moyens (150) destinés à déterminer le fac- teur de correction de la charge, en kilowatts, pour la pres- sion initiale (FCHARGE3) sont basés sur une relation avec l'écart de la première pression (P1) par rapport à la valeur de pression nominale (PlDES) qui produit un pourcen- tage de changement de la valeur nominale du rendement ther- mique, et la relation concernant la pression initiale pré- sente une pente qui est affectée par le pourcentage de la charge nominale (% CHARGE); et les moyens (156) destinés à déterminer le facteur de correction du rendement thermique pour la pression d'échappement (FHR4) sont basés sur une relation avec l'écart de la pression d'échappement (P6) par rapport à une valeur nominale de pression d'échappement (P6DES) qui produit un pourcentage de changement de la valeur nominale du rendement thermique, et la relation con- cernant la pression d'échappement présente une pente ins- tantanée qui est affectée par une valeur de débit de vapeur ajusté (AF) dans le système de turbine, ce débit ajusté (AF) étant basé sur la première température (T1), la valeur de température nominale (TlDES), la valeur nominale du débit de vapeur (FL1), la première pression (P1), la valeur nominale de pression (PlDES) et la position de la soupape (Vl).