JP2010084704A - 燃焼器接続構造およびガスタービン - Google Patents

Abstract

【課題】コンバインド効率を向上すること。
【解決手段】燃焼器２の尾筒入口の断面積Ｄｉｎに対し、尾筒出口の断面積Ｄｏｕｔを、０．７９≦Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ≦０．９の範囲に設定し、かつ尾筒出口が接続されるタービンの第１段タービン静翼３２１において、上流側開口の径方向寸法（Ｈｉｎ）を尾筒出口の径方向寸法（ハ）に合わせる。具体的には、第１段タービン静翼３２１の径方向内側壁をなす内側シュラウド３５１をロータの軸心Ｒと平行に配置してその上流側端部を尾筒出口の径方向内側端と対向して配置し、かつ第１段タービン静翼３２１の径方向外側壁をなす外側シュラウド３５２を上流側端部が尾筒出口の径方向外側端と対向するように斜めに配置する。
【選択図】 図２

Description

本発明は、燃焼器接続構造およびガスタービンに関し、さらに詳しくは、タービンに繋がる燃焼器の尾筒出口の形状を最適化した燃焼器接続構造およびガスタービンに関するものである。

ガスタービンは、圧縮機と燃焼器とタービンとにより構成されている。圧縮機は、空気取入口から取り込まれた空気を圧縮させることで高温・高圧の圧縮空気とする。燃焼器は、圧縮空気に対して燃料を供給して燃焼させることで高温・高圧の燃焼ガスとする。タービンは、ケーシング内の排気通路に複数のタービン静翼およびタービン動翼が交互に配設されて構成されており、この排気通路に供給された燃焼ガスによりタービン動翼が駆動されることで、例えば、発電機に連結されたロータを回転駆動する。そして、タービンを駆動した燃焼ガスは、ディフューザにより静圧に変換されてから大気に放出される。

近年では、ガスタービンの高温化と共に、出力および効率を向上するため、ガスタービンの下流に蒸気発生装置および蒸気タービンを組み合わせたコンバインドサイクルが知られている。このコンバインドサイクルでは、蒸気タービンから排出された蒸気を用いてガスタービンの燃焼器の冷却を行うものがある。

このようなコンバインドサイクルにおいてコンバインド効率（熱効率）の向上を図るには、タービンに繋がる燃焼器の尾筒出口での冷却の交換熱量を削減することが好ましい。すなわち、燃焼器を冷却するための熱量は、熱交換を行った蒸気によって回収されるが、冷却される熱量を始めから削減できればコンバインド効率は向上する。そこで、尾筒出口の断面積を大きくして燃焼ガスの流速を遅くすれば熱伝達率も下がるので、熱交換量を削減できる。ところが、尾筒出口が繋がり燃焼ガスを受け入れるタービンの第１段タービン静翼において、前記静翼下流側（出口側）の径方向寸法が空力的に決められているので、尾筒出口の断面積を大きくするのには問題がある。

ここで、例えば、特許文献１に示すガスタービンにおいては、前記静翼の上流側開口の径方向寸法を下流側開口よりも大きくしたものがある。

特開２００２−３２７６０２号公報

上記特許文献１の構成を適用し、第１段タービン静翼の下流側開口の径方向寸法を空力的に決め、上流側開口の径方向寸法を大きくすれば、尾筒出口の断面積を大きくすることが可能であるかもしれない。しかしながら、第１段タービン静翼の上流側径方向寸法を単純に拡大するだけでは、前記静翼の冷却面積が増加することから、冷却空気量が増加するため、結果的にコンバインド効率が低下してしまうおそれがある。

ここで、冷却空気の増加がコンバインド効率を低下させる理由について説明する。一般的に、冷却空気は、ガスタービンの圧縮機で圧縮されたものを抽気してタービン内部に送るものである。一方、ガスタービンの圧縮機は、同軸上のタービンによって駆動されるが、冷却空気は燃焼には寄与しないことから、タービンの仕事にも余り貢献しない。従って、冷却空気が増加すると、それだけタービンの仕事が余分に圧縮機の駆動に消費され、結果的にガスタービンの出力が低下する。また、冷却空気の温度は燃焼ガスの温度よりも低いため、冷却空気の増加は、ガスタービンの排気ガスの温度をより下げることになる。この結果、ガスタービンの排気ガスによって発生される蒸気量も減少する。このため、冷却空気の増加はコンバインド効率を低下させることになる。

本発明は、上記に鑑みてなされたものであって、コンバインド効率を向上することのできる燃焼器接続構造およびガスタービンを提供することを目的とする。

上記の目的を達成するために、本発明の燃焼器接続構造では、燃焼器の尾筒入口の断面積Ｄｉｎに対し、尾筒出口の断面積Ｄｏｕｔを、０．７９≦Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ≦０．９の範囲に設定し、かつ前記尾筒出口が接続されるタービンの第１段タービン静翼において、前記静翼の上流側開口の径方向寸法を前記尾筒出口の径方向寸法に合わせたことを特徴とする。

この燃焼器接続構造は、燃焼器の尾筒について、燃焼ガスの壁面流速が低減されるので、尾筒出口部分の交換熱量が削減され、コンバインド効率を向上できる。しかも、タービンについては、第１段タービン静翼の上流側での流入速度が落ちるので、空力性能が改善され、コンバインド効率を向上できる。一方、タービンについて、第１段タービン静翼の上流側端での翼高さが増加することから、翼部の冷却空気量が増加する。しかし、静翼においても燃焼ガスの壁面流速が低減されることから、熱伝達率が低下するため、静翼全体の冷却空気量の増加は少ない。さらに、前述のタービンでの空力性能の改善により相殺され、かつ最適な絞り比の範囲で尾筒出口の断面積が定められていることで、ガスタービン全体としてコンバインド効率が向上する。

また、本発明の燃焼器接続構造では、前記静翼の径方向内側壁をなす内側シュラウドをロータの軸心と平行に配置し、前記内側シュラウドの上流側端を前記尾筒出口の径方向内側端に対向して配置し、かつ前記静翼の径方向外側壁をなす外側シュラウドを、その上流側端が前記尾筒出口の径方向外側端と対向するように斜めに配置したことを特徴とする。

この燃焼器接続構造は、燃焼器の中心線を軸心に対して斜めに配置した構成において、尾筒から静翼への燃焼ガスの流速の増減がないため、交換熱量を低減でき、コンバインド効率の向上を図れる。

上記の目的を達成するために、本発明のガスタービンでは、圧縮機で圧縮した圧縮空気に燃焼器で燃料を供給して燃焼し、発生した燃焼ガスをタービンに供給することで回転動力を得るガスタービンにおいて、上記の燃焼器接続構造を備えたことを特徴とする。

このガスタービンでは、燃焼器の尾筒について、燃焼ガスの壁面流速が低減されるので、尾筒出口部分の交換熱量が削減され、コンバインド効率を向上できる。しかも、タービンについては、第１段タービン静翼の上流側での流入速度が落ちるので、空力性能が改善され、コンバインド効率を向上できる。一方、タービンについて、第１段タービン静翼の上流側端での翼高さが増加することから、翼部の冷却空気量が増加する。しかし、静翼においても燃焼ガスの壁面流速が低減されることから、熱伝達率が低下するため、静翼全体の冷却空気量の増加は少ない。さらに、前述のタービンでの空力性能の改善により相殺され、かつ最適な絞り比の範囲で尾筒出口の断面積が定められていることで、ガスタービン全体としてコンバインド効率が向上する。また、燃焼器の中心線を軸心に対して斜めに配置した構成において、尾筒から静翼への燃焼ガスの流速の増減がないため、交換熱量を低減でき、コンバインド効率の向上を図れる。

本発明によれば、タービンに繋がる燃焼器の尾筒出口の形状を最適化して燃焼ガスの壁面流速を低減し、尾筒出口部分の交換熱量を削減したので、コンバインド効率を向上できる。

図１は、本発明の実施例に係るガスタービンの概略構成図、図２は、ガスタービンにおける燃焼器の概略構成図、図３は、燃焼器における尾筒の内形の概略図、図４は、尾筒の絞り比を示す図である。

ガスタービンは、図１に示すように、圧縮機１と燃焼器２とタービン３とにより構成されている。また、圧縮機１、燃焼器２およびタービン３の中心部には、ロータ４が貫通して配置されている。圧縮機１、燃焼器２およびタービン３は、ロータ４の軸心Ｒに沿い、空気または燃焼ガスの流れの上流側から下流側に向かって順に並設されている。なお、以下の説明において、軸方向とは軸心Ｒに平行な方向をいい、周方向とは軸心Ｒを中心とした周り方向をいい、径方向とは軸心Ｒに直交する方向をいう。また、径方向内側とは軸心Ｒに対して接近する側であり、径方向外側とは軸心Ｒに対して離隔する側である。

圧縮機１は、空気を圧縮して圧縮空気とするものである。圧縮機１は、空気を取り込む空気取入口１１を有した圧縮機ケーシング１２の内部の空気通路に、圧縮機静翼１３および圧縮機動翼１４が設けられている。圧縮機静翼１３は、圧縮機ケーシング１２側に取り付けられて周方向に複数並設されている。また、圧縮機動翼１４は、ロータ４側に取り付けられて周方向に複数並設されている。これら圧縮機静翼１３と圧縮機動翼１４とは、軸方向で交互に複数設けられている。

燃焼器２は、圧縮機１で圧縮された圧縮空気に対して燃料を供給することで、高温・高圧の燃焼ガスを生成するものである。燃焼器２は、圧縮空気と燃料を混合して燃焼させる内筒２１と、内筒２１から燃焼ガスをタービン３に導く尾筒２２と、内筒２１の外周を覆い、圧縮機１からの圧縮空気を内筒２１に導く外筒２３とを有している。この燃焼器２は、燃焼器ケーシング２４に対し周方向に複数（例えば１６個）並設されている。また、燃焼器２は、ガスタービンの車室内部の構造の制約から、燃焼器２の中心線Ｓをロータ４の軸心Ｒに対して傾けて（少なくとも３０度）、径方向外側から径方向内側に斜めに燃焼ガスを噴出するように配置されている。

また、燃焼器２には、図２に示すように、主に燃料を供給する燃料ノズル２５１，２５２が設けられている。燃料ノズル２５１は、内筒２１の中央に１本設けられたパイロットノズルである。また、燃料ノズル２５２は、内筒２１内でパイロットノズル２５１の周囲で周方向に複数（例えば８個）隣接して設けられたメインノズルである。このメインノズル２５２の周囲には、メインノズル２５２を覆うバーナー筒２５２ｂが設けられている。

この燃焼器２では、図２に示すように、高温・高圧の圧縮空気の空気流が外筒２３の内部に流れ込み、この圧縮空気が内筒２１の内部に流れ込む。内筒２１内では、圧縮空気がメインノズル２５２から噴射された燃料と混合され、バーナー筒２５２ｂにて予混合気の旋回流となって尾筒２２内に流れ込む。また、圧縮空気は、パイロットノズル２５１から噴射された燃料と混合され、図示しない点火装置により点火されて燃焼し、燃焼ガスとなって尾筒２２内に噴出する。このとき、パイロットノズル２５１から噴射した燃料による拡散火炎により、各メインノズル２５２のバーナー筒２５２ｂからの予混合気の燃焼を安定させるための保炎を行う。

タービン３は、燃焼器２で燃焼された燃焼ガスにより回転動力を生じるものである。タービン３は、燃焼ガスが送り込まれるタービンケーシング３１の内部の排気通路にタービン静翼３２およびタービン動翼３３が設けられている。タービン静翼３２は、タービンケーシング３１側に取り付けられて周方向に複数並設されている。また、タービン動翼３３は、ロータ４の軸心Ｒを中心とした円盤状のディスクの外周に固定されて周方向に複数並設されている。これらタービン静翼３２とタービン動翼３３とは、軸方向で交互に複数設けられている。また、タービンケーシング３１の下流側には、タービン３に連続するディフューザ部３４ａを内部に有した排気室３４が設けられている。

ロータ４は、圧縮機１側の端部が軸受部４１により支持され、排気室３４側の端部が軸受部４２により支持されて、軸心Ｒを中心として回転自在に設けられている。そして、ロータ４の排気室３４側の端部には、発電機（図示せず）の駆動軸が連結されている。

このようなガスタービンは、圧縮機１の空気取入口１１から取り込まれた空気が、複数の圧縮機静翼１３と圧縮機動翼１４とを通過して圧縮されることで高温・高圧の圧縮空気となる。この圧縮空気に対し、燃焼器２から燃料が供給されることで高温・高圧の燃焼ガスが生成される。そして、この燃焼ガスがタービン３のタービン静翼３２とタービン動翼３３とを通過することでロータ４が回転駆動され、このロータ４に連結された発電機に回転動力を付与することで発電を行う。そして、ロータ４を回転駆動した後の燃焼ガスは、排気室３４内のディフューザ部３４ａで静圧に変換されてから大気に放出される。

上述したガスタービンにおいて、図２および図３に示すように、燃焼器２の尾筒２２は、筒状に形成され、一方の開口である尾筒入口２２１が内筒２１に接続され、他方の開口である尾筒出口２２２がタービン３における排気通路の入口である第１段タービン静翼３２１に接続されている。尾筒入口２２１が接続される内筒２１は、円筒形状に形成されている。このため、尾筒入口２２１は円形断面形状に形成されている（図３参照）。また、尾筒出口２２２が接続される第１段タービン静翼３２１は、静翼３２２と、該静翼３２２を径方向で挟むように支持する内側シュラウド３５１および外側シュラウド３５２とから構成されている。内側シュラウド３５１は、第１段タービン静翼３２１の径方向内側壁をなし、外側シュラウド５３２は、第１段タービン静翼３２１の径方向外側壁をなす。そして、第１段タービン静翼３２１の周方向の配置に従って燃焼ガスの通路が円環状に形成されている。また、上述したように燃焼器２は、周方向に複数並設されている。このため、尾筒出口２２２は、第１段タービン静翼３２１に対応する円環状を燃焼器２の数で分割した弧形断面形状であって、言い換えると扇形から円弧部を切り取った略四辺形断面形状に形成されている（図３参照）。すなわち、尾筒２２は、尾筒入口２２１から尾筒出口２２２に至り断面形状が変形している。この尾筒出口２２２が接続される第１段タービン静翼３２１は、その円環状の円周がタービン３の空力的形状によりに決められている。このため、尾筒出口２２２の断面形状は、第１段タービン静翼３２１に対応する円環状を燃焼器２の数で分割した弧形の寸法が決められている。

ここで、第１段タービン静翼３２１は、内側シュラウド３５１と外側シュラウド３５２との間の下流側径方向寸法がタービン３の空力的形状によって決められている。本実施例では、第１段タービン静翼３２１の下流側開口の径方向寸法（下流側翼高さ）Ｈｏｕｔを空力的に決められた寸法とし、上流側開口の径方向寸法（上流側翼高さ）Ｈｉｎを尾筒出口２２２の径方向寸法（ハ）と同じくなるように合わせてある。具体的には、内側シュラウド３５１は、ロータの軸心Ｒと平行（製造上の誤差を含む）に配置され、その上流側端が尾筒出口２２２の径方向内側端と対向して配置されている。また、外側シュラウド３５２は、上流側端が尾筒出口２２２の径方向外側端と対向し、かつ上流側開口の径方向寸法（上流側翼高さ）Ｈｉｎが下流側開口の径方向寸法（下流側翼高さ）Ｈｏｕｔよりも大きく、下流側開口から上流側開口が漸次広がるように斜めに配置されている。

また、燃焼器２の尾筒２２は、燃焼ガスの流れを安定させるため、尾筒入口２２１から尾筒出口２２２に至り断面積が減少するように絞りが形成されている。より好ましくは、尾筒入口２２１の断面積Ｄｉｎに対する尾筒出口２２２の断面積Ｄｏｕｔの絞り比Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ＝０．９である。すなわち、尾筒入口２２１の断面積（直径（ニ））が決められると、絞り比により尾筒出口２２２の断面積（径方向寸法（ハ））が決まる。なお、図４に実線で示すように、尾筒入口２２１の直径（ニ）の範囲を設定し、絞り比が０．９となる尾筒出口２２２の断面積Ｄｏｕｔでの径方向寸法（ハ）に対し、第１段タービン静翼３２１の上流側開口の径方向寸法Ｈｉｎと下流側開口の径方向寸法Ｈｏｕｔとの比を翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔとし、この最小値をＸ＝１．１８とする。そして、図４に破線で示すように、第１段タービン静翼３２１のＨｉｎ／Ｈｏｕｔの最小値Ｘ＝１．１８において、尾筒入口２２１の直径（ニ）が最大寸法とした場合の絞り比は、０．７９となる。そこで、尾筒入口２２１の直径（ニ）の範囲内で、第１段タービン静翼３２１のＨｉｎ／Ｈｏｕｔの最小値Ｘ＝１．１８を基準とした好ましい絞り比として、０．７９≦Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ≦０．９の範囲が得られる。

かかる燃焼器接続構造およびガスタービンでは、燃焼器２について、尾筒出口２２２の径方向寸法（ハ）が、尾筒入口２２１の直径（ニ）に対する絞り比を、０．７９≦Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ≦０．９の範囲として最適化されている。このため、燃焼ガスの壁面流速が低減されるので、尾筒出口２２２部分の交換熱量を削減でき、コンバインド効率を向上できる。

さらに、タービン３については、第１段タービン静翼３２１の上流側での流入速度が落ちるので、空力性能が改善され、コンバインド効率を向上できる。一方、タービン３について、第１段タービン静翼３２１の上流側での翼高さ（第１段タービン静翼３２１の上流側の径方向寸法Ｈｉｎ）が増加するので、前記静翼３２１の翼部３２２の冷却面積が増加することから冷却空気が増加してコンバインド効率は悪化する要因となる。しかし、前記静翼３２１においても燃焼ガスの壁面流速が低減されることから、熱伝達率が低下するため、前記静翼３２１全体の冷却空気量の増加は少ない。さらに、タービン３での空力性能の改善により、前述の効率悪化分は相殺され、かつ最適な絞り比の範囲で尾筒出口２２２の断面積が定められていることで、ガスタービン全体としてコンバインド効率が向上する。

さらに、かかる燃焼器接続構造およびガスタービンでは、タービン３の第１段タービン静翼３２１について、内側シュラウド３５１をロータ４の軸心Ｒと平行に配置してその上流側端部を尾筒出口２２２の径方向内側端と対向して配置し、かつ外側シュラウド３５２を上流側端部が尾筒出口２２２の径方向外側端と対向するように斜めに配置してある。このため、図２に示すように燃焼器２の中心線Ｓを軸心Ｒに対して斜めに配置した構成において、尾筒２２から第１段タービン静翼３２１への燃焼ガスの流速の増減がないため、交換熱量を低減でき、コンバインド効率の向上を図れる。

これらを、図５〜図８を用いて説明する。図６は、第１段タービン静翼３２１の上流側開口の径方向寸法Ｈｉｎと下流側開口の径方向寸法Ｈｏｕｔの比（翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔ）とタービン効率との関係を示す図である。図６に示すように、Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔの比が大きくなるほど、タービン効率が向上することがわかる。

次に、図７は、翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔと第１段タービン静翼３２１の冷却空気量の増加率との関係を示す図である。この図の中で、細い実線は翼部の冷却空気量、破線はシュラウド部の冷却空気量、太い実線はこれらの合計の冷却空気量を示している。図７に示すように、Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔの比が大きくなるほど、翼部については冷却面積ガ増加することから冷却空気量は増加するが、燃焼ガスの壁面流速の低下により、熱伝達率が低下するため、シュラウドについては冷却空気量が減少することから、合計の冷却空気量の増加は少ないことがわかる。

次に、図５は、翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔに対する燃焼器尾筒の交換熱量の比率を示す図である。図５に示すように、外側シュラウドを斜めに配置していない場合、つまりＨｉｎ／Ｈｏｕｔ＝１を基準とした場合に対し、Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔの比が大きくなるほど、交換熱量が低減されることがわかる。

次に、図８は、翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔとコンバインド効率増加分との関係を示す図である。この図の中で、細い実線はタービン効率の感度、細い破線はタービン静翼の冷却空気量の感度、細い一点鎖線は、燃焼器尾筒の交換熱量の感度を示す。図８に示すとおり、翼高さ比の増加が冷却空気量はコンバインド効率を悪化させる要因となっているが、タービン効率が向上し、燃焼器尾筒の交換熱量が低減されることから、全体的にはコンバインド効率は向上することがわかる。

以上のように、本発明に係る燃焼器接続構造およびガスタービンは、コンバインド効率を向上することに適している。

本発明の実施例に係るガスタービンの概略構成図である。 ガスタービンにおける燃焼器の概略構成図である。 燃焼器における尾筒の内形の概略図である。 尾筒の絞り比を示す図である。 翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔに対する燃焼器尾筒の交換熱量を示す図である。 翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔに対するタービン効率増加率を示す図である。 翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔに対する第１段タービン静翼の冷却空気増加率を示す図である。 翼高さ比Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔに対するコンバインド効率の増加率を示す図である。

符号の説明

１ 圧縮機
２ 燃焼器
２１ 内筒
２２ 尾筒
２２１ 尾筒入口
２２２ 尾筒出口
２３ 外筒
２４ 燃焼器ケーシング
２５１ パイロットノズル
２５２ メインノズル
２５２ｂ バーナー筒
３ タービン
３１ タービンケーシング
３２ タービン静翼
３２１ 第１段タービン静翼
３２２ 翼部
３３ タービン動翼
３５１ 内側シュラウド
３５２ 外側シュラウド
４ ロータ
Ｄｉｎ 尾筒入口の断面積
Ｄｏｕｔ 尾筒出口の断面積
Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ 絞り比
Ｈｉｎ 第１段タービン静翼の上流側開口の径方向寸法（上流側翼高さ）
Ｈｏｕｔ 第１段タービン静翼の下流側開口の径方向寸法（下流側翼高さ）
Ｈｉｎ／Ｈｏｕｔ 径方向寸法比（翼高さ比）
Ｒ ロータの軸心
Ｓ 燃焼器の中心線

Claims (3)

1. 燃焼器の尾筒入口の断面積Ｄｉｎに対し、尾筒出口の断面積Ｄｏｕｔを、０．７９≦Ｄｏｕｔ／Ｄｉｎ≦０．９の範囲に設定し、かつ前記尾筒出口が接続されるタービンの第１段タービン静翼において、前記静翼の上流側開口の径方向寸法を前記尾筒出口の径方向寸法に合わせたことを特徴とする燃焼器接続構造。
2. 前記静翼の径方向内側壁をなす内側シュラウドをロータの軸心と平行に配置し、前記内側シュラウドの上流側端を前記尾筒出口の径方向内側端に対向して配置し、かつ前記静翼の径方向外側壁をなす外側シュラウドを、その上流側端が前記尾筒出口の径方向外側端と対向するように斜めに配置したことを特徴とする請求項１に記載の燃焼器接続構造。
3. 圧縮機で圧縮した圧縮空気に燃焼器で燃料を供給して燃焼し、発生した燃焼ガスをタービンに供給することで回転動力を得るガスタービンにおいて、
   請求項１または２に記載の燃焼器接続構造を備えたことを特徴とするガスタービン。

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