JP2014092117A - Steam turbine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明の実施形態は、蒸気タービンに関する。 Embodiments of the present invention relate to a steam turbine.
低圧蒸気タービンにおいて、蒸気タービンの作動流体である蒸気は、一般に、高真空まで膨張するため、最終のタービン段落付近では、飽和蒸気線を越えて水滴を含む湿り蒸気となる。火力発電用の低圧蒸気タービンでは、最終のタービン段落を含む複数のタービン段落が湿り蒸気で作動されている。また、地熱発電用の蒸気タービンでは、大半のタービン段落が湿り蒸気で作動されている。 In the low-pressure steam turbine, the steam that is the working fluid of the steam turbine generally expands to a high vacuum, and therefore, near the final turbine stage, the steam becomes wet steam including water droplets beyond the saturated steam line. In a low-pressure steam turbine for thermal power generation, a plurality of turbine stages including the final turbine stage are operated with wet steam. Moreover, in the steam turbine for geothermal power generation, most turbine stages are operated with wet steam.
蒸気タービンが湿り蒸気で作動される場合、乾き蒸気で作動されるときには生じない、信頼性および性能に関する問題が生じる。信頼性に関する問題としては、水滴が高速で回転する動翼に衝突して生じる浸食などがあり、性能に関する問題としては、水滴の発生、成長、挙動に起因する湿り損失などがある。 When a steam turbine is operated with wet steam, reliability and performance issues arise that do not occur when operated with dry steam. Problems related to reliability include erosion caused by collision of water droplets with a rotating blade rotating at high speed, and problems related to performance include loss of wetness due to generation, growth, and behavior of water drops.
湿り損失は、過飽和損失、凝縮損失、加速損失、制動損失、捕捉損失、ポンプ損失などに分類することができる。ここで、過飽和損失は、蒸気が過飽和状態から水滴核が急激に発生して飽和状態に戻る過程で発生する損失である。凝縮損失は、水滴の周りの蒸気が凝縮する際に発生する損失である。加速損失は、水滴と蒸気との速度差によって発生する損失である。制動損失は、水滴が動翼の背側に衝突する際に発生する損失である。捕捉損失は、静翼および動翼の翼面に水滴が衝突する際に発生する損失である。ポンプ損失は、動翼の翼面に水滴が付着した際に発生する損失である。 Wet loss can be classified into supersaturation loss, condensation loss, acceleration loss, braking loss, capture loss, pump loss, and the like. Here, the supersaturation loss is a loss that occurs in a process in which water droplet nuclei are suddenly generated from a supersaturated state and returned to a saturated state. Condensation loss is loss that occurs when steam around a water droplet condenses. The acceleration loss is a loss generated due to the difference in velocity between the water droplet and the steam. The braking loss is a loss generated when a water droplet collides with the back side of the moving blade. The trapping loss is a loss generated when water droplets collide with the blade surfaces of the stationary blade and the moving blade. The pump loss is a loss that occurs when water droplets adhere to the blade surface of the rotor blade.
従来の湿り損失を低減する方法としては、主に水分を除去する方法が検討されている。例えば、動翼の遠心力によって外周壁面に飛ばされた水滴を効果的に分離して除去するドレンキャッチャを備えることで湿り損失を低減することが検討されている。また、ノズル(静翼)内部を中空とし、ノズルの翼面と壁面に形成される水膜を吸引して粗大水滴の発生を抑制するスリットやドレンセパレータを備えることで湿り損失を低減することが検討されている。 As a conventional method for reducing wet loss, a method of mainly removing water has been studied. For example, it has been studied to reduce the wet loss by providing a drain catcher that effectively separates and removes water droplets blown to the outer peripheral wall surface by the centrifugal force of the moving blade. In addition, the loss of wetness can be reduced by making the inside of the nozzle (static blade) hollow and providing a slit or drain separator that sucks the water film formed on the blade surface and wall surface of the nozzle and suppresses the generation of coarse water droplets. It is being considered.
しかしながら、従来の湿り損失を低減する方法では、水分を分離して除去するため、湿り損失の中の制動損失や加速損失の低減に効果はあるものの、水滴が発生する際に生じる過飽和損失を抑制する効果はない。また、従来、過飽和損失を抑制する有効な対策が取られていない。 However, the conventional method for reducing wet loss separates and removes moisture, which is effective in reducing braking loss and acceleration loss in wet loss, but suppresses supersaturation loss that occurs when water droplets are generated. There is no effect to do. Conventionally, effective measures for suppressing the supersaturation loss have not been taken.
本発明が解決しようとする課題は、過飽和損失が抑制され、タービン効率の向上を図ることができる蒸気タービンを提供するものである。 The problem to be solved by the present invention is to provide a steam turbine in which supersaturation loss is suppressed and turbine efficiency can be improved.
実施形態の蒸気タービンは、複数の静翼で構成される静翼翼列と、当該静翼翼列の直下流側に配置され複数の動翼で構成される動翼翼列とからなるタービン段落を備える。そして、最終3段のタービン段落において、同じタービン段落の静翼翼列と動翼翼列、または隣接する異なるタービン段落の動翼翼列と静翼翼列の2列の翼列のうち、通過する蒸気が過飽和状態になり始める上流側の上流側翼列を構成する各翼の翼高さ方向の中央部における翼弦長が、他の部分の翼弦長よりも長い。 The steam turbine according to the embodiment includes a turbine stage including a stationary blade cascade composed of a plurality of stationary blades, and a moving blade cascade composed of a plurality of moving blades arranged immediately downstream of the stationary blade cascade. Then, in the last three stages of the turbine stage, the steam passing therethrough is supersaturated among the two stages of the stationary blade cascade and the stationary blade cascade of the same turbine stage, or the stationary blade cascade and the stationary blade cascade of the different adjacent turbine stages. The chord length at the center in the blade height direction of each blade constituting the upstream upstream cascade starting to enter a state is longer than the chord length of the other portion.
以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
まず、蒸気タービン(低圧蒸気タービン)の膨張過程について説明する。ここで、図1は、蒸気タービンの膨張過程を示すエンタルピ−エントロピ線図(以下、h−s線図という)の概要を示す図である。図2は、蒸気の膨張速度とウィルソン点湿り度の関係を示した図である。図3は、蒸気の膨張速度と過飽和損失の関係の概要を示した図である。なお、図2に示された関係は、上記した非特許文献2(99頁)および非特許文献3(511−521頁)の記載に基づいて得られたものである。 First, the expansion process of the steam turbine (low pressure steam turbine) will be described. Here, FIG. 1 is a diagram showing an outline of an enthalpy-entropy diagram (hereinafter referred to as hs diagram) showing the expansion process of the steam turbine. FIG. 2 is a graph showing the relationship between the expansion rate of the steam and the Wilson point wetness. FIG. 3 is a diagram showing an outline of the relationship between the expansion rate of steam and the supersaturation loss. The relationship shown in FIG. 2 is obtained based on the description of Non-Patent Document 2 (page 99) and Non-Patent Document 3 (pages 511-521).
蒸気タービンに導入された高温高圧の蒸気は、複数のタービン段落を通過するに伴い、その熱エネルギをタービンの機械エネルギに変換して低温低圧の蒸気となる。この蒸気は、h−s線図上の飽和蒸気線L1を通過して湿り域に到達しても直ぐには凝縮しない。そして、湿り度が2〜4%程度の状態まで膨張した後に蒸気中に水滴が発生する。 As the high-temperature and high-pressure steam introduced into the steam turbine passes through a plurality of turbine stages, the thermal energy is converted into mechanical energy of the turbine to become low-temperature and low-pressure steam. This steam does not condense immediately even if it passes through the saturated vapor line L1 on the hs diagram and reaches the wet region. Then, after expanding to a state where the wetness is about 2 to 4%, water droplets are generated in the steam.
これは、不純物を含まない蒸気が急激に膨張する場合、湿り域に達しても蒸気の核化過程が起こらない過飽和状態となるために生じる。このような状態の蒸気を過飽和蒸気という。過飽和蒸気の状態から水滴核が発生する点をウィルソン点と呼び、このウィルソン点をh−s線図上で結んだ線をウィルソン線L2と呼ぶ。ウィルソン線L2は、等湿り度線とほぼ平行となる。 This occurs because when the vapor containing no impurities expands rapidly, it reaches a supersaturated state where the vapor nucleation process does not occur even when reaching the wet region. Steam in such a state is called supersaturated steam. A point where water droplet nuclei are generated from the supersaturated steam state is called a Wilson point, and a line connecting the Wilson points on the hs diagram is called a Wilson line L2. The Wilson line L2 is substantially parallel to the isohumidity line.
図1に示すように、過飽和蒸気から水滴核が急激に発生して飽和蒸気に戻る過程で、エントロピは、増加するため、過飽和現象が無い場合よりも熱落差は減少する。なお、図1において熱落差の減少分をΔhとして示している。ウィルソン点は、蒸気の膨張速度の大きさに影響され、図2に示すように、蒸気の膨張速度が大きいほどウィルソン点湿り度は大きくなる。ここで、蒸気の膨張速度は、次の式(1)で定義される。 As shown in FIG. 1, the entropy increases in the process in which water droplet nuclei are suddenly generated from the supersaturated steam and return to the saturated steam, so that the heat drop is reduced as compared with the case where there is no supersaturation phenomenon. In FIG. 1, the decrease in the heat drop is shown as Δh. The Wilson point is affected by the magnitude of the expansion rate of the steam, and as shown in FIG. 2, the Wilson point wetness increases as the expansion rate of the steam increases. Here, the expansion rate of the steam is defined by the following equation (1).
ここで、Pは圧力、tは時間、Caは軸方向速度、aは軸方向距離、Vは絶対速度、xは絶対距離である。 Here, P is pressure, t is time, C a is axial velocity, a is axial distance, V is absolute velocity, and x is absolute distance.
ウィルソン点湿り度が大きくなるほど、過飽和蒸気から飽和蒸気に戻る過程のエントロピの増加量は大きくなる。そして、図3に示すように、蒸気の膨張速度が大きくなるほど過飽和損失は増加する。 The greater the Wilson point wetness, the greater the entropy increase in the process of returning from supersaturated steam to saturated steam. As shown in FIG. 3, the supersaturation loss increases as the expansion rate of the steam increases.
そこで、本発明の実施の形態の蒸気タービンにおいては、蒸気の膨張速度を小さくすることに着目し、蒸気の膨張速度を小さくするための構成を備えることで、過飽和損失を抑制することが図られている。 Therefore, in the steam turbine according to the embodiment of the present invention, focusing on reducing the expansion rate of the steam, it is possible to suppress the supersaturation loss by providing a configuration for reducing the expansion rate of the steam. ing.
(第1の実施の形態)
図4は、第1の実施の形態の蒸気タービン10の鉛直方向の子午断面を示す図である。また、以下において、同一の構成部分には同一の符号を付して、重複する説明を省略または簡略する。なお、以下説明する蒸気タービンは、低圧蒸気タービンである。この低圧蒸気タービンとしては、例えば、火力発電設備に備えられる低圧タービンが挙げられる。また、低圧蒸気タービンとしては、原子力発電設備に備えられ、高圧タービンからの排気を例えば湿分分離加熱器などによって再熱した蒸気が導入される蒸気タービン(低圧タービン)などが挙げられる。
(First embodiment)
FIG. 4 is a diagram showing a meridional section in the vertical direction of the
図4に示すように、蒸気タービン10は、ケーシング20を備え、このケーシング20内には、動翼21が植設されたタービンロータ22が貫設されている。タービンロータ22には、ロータディスク22aが形成され、このロータディスク22aに、複数の動翼21が周方向に植設されている。複数の動翼21を周方向に備えた動翼翼列は、タービンロータ22の軸方向に複数段構成されている。なお、タービンロータ22は、図示しないロータ軸受によって回転可能に支持されている。
As shown in FIG. 4, the
ケーシング20の内周には、ダイアフラム外輪23が設置され、このダイアフラム外輪23の内側には、ダイアフラム内輪24が設置されている。また、ダイアフラム外輪23とダイアフラム内輪24との間には、周方向に複数の静翼25が配置され、静翼翼列を構成している。この静翼翼列は、タービンロータ22の軸方向に動翼翼列と交互に複数段備えられている。そして、静翼翼列と、その直下流側に位置する動翼翼列とで一つのタービン段落を構成している。
A diaphragm
ダイアフラム外輪23とダイアフラム内輪24との間には、主蒸気が流れる環状の蒸気通路29が形成されている。すなわち、ダイアフラム外輪23は、蒸気通路29の外径側の外周壁としても機能し、ダイアフラム内輪24は、蒸気通路29の内周側の内周壁としても機能している。
An
タービンロータ22とケーシング20との間には、蒸気の外部への漏洩を防止するために、グランドシール部26が設けられている。また、タービンロータ22とダイアフラム内輪24との間には、この間を蒸気が下流側へ通過するのを防止するために、シール部27が設けられている。
A
また、蒸気タービン10には、クロスオーバ管28からの蒸気を蒸気タービン10の内部に蒸気を導入するための蒸気入口管(図示しない)がケーシング20を貫通して設けられている。最終段のタービン段落の下流側には、タービン段落において膨張仕事をした蒸気を排気するための排気通路(図示しない)が設けられている。この排気通路は、復水器(図示しない)に連通されている。
Further, the
次に、蒸気タービン10における最終3段のタービン段落の構成について説明する。
Next, the configuration of the final three-stage turbine stage in the
図5および図6は、第1の実施の形態の蒸気タービン10における最終3段のタービン段落の上半側の断面を示した図である。なお、図5および図6には、説明の便宜上、飽和蒸気線L1、ウィルソン線L2を示し、過飽和域Sを斜線で示している。また、図5では、同じタービン段落の静翼翼列と動翼翼列との間に亘って過飽和域Sが存在する一例を示している。図6では、隣接する異なるタービン段落の動翼翼列と静翼翼列との間に亘って過飽和域Sが存在する一例を示している。なお、図5および図6に示された飽和蒸気線L1やウィルソン線L2の分布は、試験用タービンにおける計測結果に基づいて得られた結果を模式的に示している。
5 and 6 are views showing a cross section of the upper half side of the final three-stage turbine stage in the
蒸気タービン10の静翼25および動翼21の半径方向の損失分布において、根元部25a、21a側および先端部25b、21b側となる壁面に近い位置では、プロファイル損失の他に二次流れ損失や漏洩損失が加わる。これに対し、翼高さ方向の中央部付近では、プロファイル損失のみの影響を受けるため、中央部付近の性能は、根元部25a、21aおよび先端部25b、21bよりも優れている。なお、静翼25において、根元部25aは、ダイアフラム内輪24側の端部であり、先端部25bは、ダイアフラム外輪23側の端部をいう。
In the radial loss distribution of the
この特性が複数のタービン段落で継続することにより、図5および図6に示すように、蒸気状態は、性能が優れる中央部付近から飽和蒸気線L1を越えて過飽和損失が発生する過飽和域Sとなる。一方、性能が劣る根元部25a、21a付近および先端部25b、21b付近は、中央部付近よりも下流側で過飽和域Sとなる。
As this characteristic continues in a plurality of turbine stages, as shown in FIG. 5 and FIG. 6, the steam state is a supersaturated region S where supersaturation loss occurs from the vicinity of the central portion where the performance is excellent and over the saturated steam line L1. Become. On the other hand, the vicinity of the
ここで、蒸気が過飽和状態となる過飽和域Sは、飽和蒸気線L1とウィルソン線L2で囲まれる領域で示される。また、過飽和域Sとなるタービン段落の位置は、蒸気条件によって変化するが、一般的に、低圧蒸気タービンにおいては、最終3段のタービン段落のいずれかの位置になる。そして、図5および図6に示すように、過飽和域Sは、翼高さ方向の中央部付近から形成され、その下流側の翼列の根元部25a、21aおよび先端部25b、21bに向かって形成されている。
Here, the supersaturated region S where the steam is supersaturated is indicated by a region surrounded by the saturated vapor line L1 and the Wilson line L2. In addition, the position of the turbine stage that becomes the supersaturated region S varies depending on the steam condition. In general, in the low-pressure steam turbine, the position is one of the last three stages of the turbine stage. As shown in FIGS. 5 and 6, the supersaturated region S is formed from the vicinity of the central portion in the blade height direction, toward the
実施の形態の蒸気タービン10では、図5および図6に示すように、最終3段のタービン段落において、同じタービン段落の静翼翼列と動翼翼列、または隣接する異なるタービン段落の動翼翼列と静翼翼列の2列の翼列のうち、通過する蒸気が過飽和状態になり始める上流側の翼列(以下、上流側翼列という。)を構成する各翼の翼高さ方向の中央部における翼弦長は、他の部分の翼弦長よりも長い。ここで、翼の翼高さ方向の中央部とは、例えば、翼の翼高さ方向の中心をいう。
In the
上流側翼列の直下流側の翼列(以下、下流側翼列という。)を構成する翼の形状は、通常使用されている一般的な動翼や静翼の形状を有している。 The shape of the blade constituting the blade row immediately downstream of the upstream blade row (hereinafter referred to as the downstream blade row) has the shape of a general moving blade or stationary blade that is normally used.
図7は、第1の実施の形態の蒸気タービン10において、上流側翼列を構成する翼の斜視図である。図8は、図7に示された翼を腹側40から見たときの平面図である。ここでは、図5に示すように、上流側翼列が静翼翼列で構成された場合について示し、翼として静翼25が例示されている。なお、上流側翼列が動翼翼列で構成された場合における動翼21の突出部の構成も、以下に説明する静翼25の突出部の構成と同様の構成となる。
FIG. 7 is a perspective view of the blades constituting the upstream blade cascade in the
図7および図8に示すように、上流側翼列を構成する静翼25の翼高さ方向の中央部における後縁41は、下流側に突出している。この突出部は、例えば、図8に示すように、静翼25の根元部25aおよび先端部25bから、翼高さ方向の中央部に行くに伴い徐々に下流側に突出する形状となる。すなわち、中央部の静翼25の後縁41が下流側に最も突出することで、中央部における翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。
As shown in FIGS. 7 and 8, the trailing
ここでは、突出部が静翼25の根元部および先端部から形成される一例を示したが、例えば、図5に示した過飽和域Sの分布に対応させて、静翼25の根元部25aおよび先端部25bよりも中央側から突出部を形成してもよい。この場合においても、中央部の静翼25の後縁41を下流側に最も突出させることで、中央部における翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。
Here, an example in which the protruding portion is formed from the root portion and the tip portion of the
ここで、図9は、図7および図8に示した上流側翼列の翼の翼高さ方向の中心における翼面圧力分布を示した図である。図9には、比較のため、翼の後縁41を突出させない構造の翼の翼高さ方向の中心における翼面圧力分布も示している。なお、比較に用いた翼(以下、比較翼という。)は、翼の後縁41を突出させない以外は、図7および図8に示した翼と同じ構造である。また、図9に示した分布は、モデル翼の翼型、入口圧力や出口圧力などの試験データに基づく数値解析によって得られたものである。
Here, FIG. 9 is a diagram showing the blade surface pressure distribution at the center in the blade height direction of the blades of the upstream blade row shown in FIGS. 7 and 8. For comparison, FIG. 9 also shows blade surface pressure distribution at the center in the blade height direction of a blade having a structure in which the trailing
図9に示すように、双方の翼における翼列入口圧力と翼列出口圧力は同じである。一方、本実施の形態の翼は、比較翼に比べて、翼面の背側43および腹側40の双方で圧力の変化が小さい。これは、本実施の形態の翼は、比較翼に比べて、中央部における翼弦長Lcが長くなっていることによるものである。そのため、前述した式(1)における圧力の変化割合(∂P/∂x)が小さくなり、蒸気の膨張速度が小さくなる。
As shown in FIG. 9, the cascade inlet pressure and the cascade outlet pressure in both blades are the same. On the other hand, the wing of this embodiment has a smaller pressure change on both the
この結果および図3に示す蒸気の膨張速度と過飽和損失の関係から、通過する蒸気が過飽和状態になり始める上流側翼列を構成する各翼の翼高さ方向の中央部における翼弦長Lcを他の部分の翼弦長Lcよりも長くすることで、過飽和損失を低減できることがわかる。 From this result and the relationship between the expansion rate of steam and the supersaturation loss shown in FIG. 3, the chord length Lc at the center in the blade height direction of each blade constituting the upstream blade row in which the passing steam begins to become supersaturated is different. It can be seen that the supersaturation loss can be reduced by making the chord length Lc longer than the chord length Lc.
ここで、上流側翼列を構成する各翼の形状は、上記した形状に限られるものではない。図10は、第1の実施の形態の蒸気タービン10において、上流側翼列を構成する他の形状の翼の斜視図である。図11は、図10に示された翼を腹側40から見たときの平面図である。図12は、第1の実施の形態の蒸気タービン10において、上流側翼列を構成するさらに他の形状の翼の斜視図である。図13は、図12に示された翼を腹側40から見たときの平面図である。
Here, the shape of each blade constituting the upstream blade row is not limited to the shape described above. FIG. 10 is a perspective view of blades having other shapes constituting the upstream blade row in the
図10および図11に示すように、上流側翼列を構成する静翼25の翼高さ方向の中央部における前縁42を上流側に突出させてもよい。この突出部は、例えば、図11に示すように、静翼25の根元部25aおよび先端部25bから、翼高さ方向の中央部に行くに伴い徐々に上流側に突出する形状となる。すなわち、中央部の静翼25の前縁42が上流側に最も突出することで、中央部における翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。
As shown in FIGS. 10 and 11, the leading
ここでは、突出部が静翼25の根元部25aおよび先端部25bから形成される一例を示したが、例えば、図5に示した過飽和域Sの分布に対応させて、静翼25の根元部25aおよび先端部25bよりも中央側から突出部を形成してもよい。この場合においても、中央部の静翼25の前縁42を上流側に最も突出させることで、中央部における翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。
Here, an example in which the projecting portion is formed from the
図12および図13に示すように、上流側翼列を構成する静翼25の翼高さ方向の中央部において、前縁42を上流側に突出させ、かつ後縁41を下流側に突出させてもよい。この突出部は、例えば、図13に示すように、静翼25の根元部25aおよび先端部25bから、翼高さ方向の中央部に行くに伴い、徐々に上流側および下流側に突出する形状とすることができる。すなわち、中央部の静翼25の前縁42を上流側に最も突出させ、かつ後縁41を下流側に最も突出させることで、中央部における翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。
As shown in FIGS. 12 and 13, the
ここでは、突出部が静翼25の根元部25aおよび先端部25bから形成される一例を示したが、例えば、図5に示した過飽和域Sの分布に対応させて、静翼25の根元部25aおよび先端部25bよりも中央側から突出部を形成してもよい。この場合においても、中央部の静翼25の、前縁42を上流側に最も突出させ、かつ後縁41を下流側に最も突出させることで、中央部における翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。
Here, an example in which the projecting portion is formed from the
図14は、図10および図11に示した上流側翼列の翼の翼高さ方向の中心における翼面圧力分布を示した図である。図15は、図12および図13に示した上流側翼列の翼の翼高さ方向の中心における翼面圧力分布を示した図である。 FIG. 14 is a view showing the blade surface pressure distribution at the center in the blade height direction of the blades of the upstream blade row shown in FIGS. 10 and 11. FIG. 15 is a diagram showing the blade surface pressure distribution at the center in the blade height direction of the blades of the upstream blade row shown in FIGS. 12 and 13.
図14および図15には、翼の後縁41および前縁42を突出させない構造の比較翼の翼高さ方向の中心における翼面圧力分布も示している。なお、比較翼は、翼の後縁41および前縁42を突出させない以外は、図10および図11、または図12および図13に示した翼と同じ構造である。また、図14および図15に示した分布は、図9に示した分布と同様の方法で得たものである。
14 and 15 also show the blade surface pressure distribution at the center in the blade height direction of the comparative blade having a structure in which the trailing
図14および図15に示すように、本実施の形態の翼および比較翼における翼列入口圧力と翼列出口圧力は同じである。一方、本実施の形態の翼は、比較翼に比べて、翼面の背側43および腹側40の双方で圧力の変化が小さい。これは、本実施の形態の翼は、比較翼に比べて、中央部における翼弦長Lcが長くなっていることによるものである。そのため、前述した式(1)における圧力の変化割合(∂P/∂x)が小さくなり、蒸気の膨張速度が小さくなる。
As shown in FIGS. 14 and 15, the cascade inlet pressure and the cascade outlet pressure in the blades and the comparative blades of the present embodiment are the same. On the other hand, the wing of this embodiment has a smaller pressure change on both the
この結果および図3に示す蒸気の膨張速度と過飽和損失の関係から、通過する蒸気が過飽和状態になり始める上流側翼列を構成する各翼の翼高さ方向の中央部における翼弦長Lcを他の部分の翼弦長Lcよりも長くすることで、過飽和損失を低減できることがわかる。 From this result and the relationship between the expansion rate of steam and the supersaturation loss shown in FIG. 3, the chord length Lc at the center in the blade height direction of each blade constituting the upstream blade row in which the passing steam begins to become supersaturated is different. It can be seen that the supersaturation loss can be reduced by making the chord length Lc longer than the chord length Lc.
上記したように、第1の実施の形態の蒸気タービン10によれば、最終3段のタービン段落の過飽和域Sにおいて、蒸気の膨張速度を小さくすることができる。そのため、過飽和損失を低減することができ、タービン効率の向上を図ることができる。
As described above, according to the
(第2の実施の形態)
第2の実施の形態の蒸気タービンにおいて、下流側翼列を構成する翼の形状以外は、第1の実施の形態の蒸気タービン10の構成と同じである。そのため、ここでは、下流側翼列を構成する翼の形状について主に説明する。
(Second Embodiment)
The steam turbine of the second embodiment is the same as the configuration of the
すなわち、第2の実施の形態の蒸気タービンにおいては、図5に示された蒸気タービン10と、下流側翼列を構成する各動翼21の形状が異なり、また、図6に示された蒸気タービン10と、下流側翼列を構成する各静翼25の形状が異なる。
That is, in the steam turbine according to the second embodiment, the shape of each moving
図16は、第2の実施の形態の蒸気タービンにおいて、下流側翼列を構成する翼の斜視図である。図17は、図16に示された翼を腹側50から見たときの平面図である。ここでは、下流側翼列が動翼翼列で構成された場合について示し、翼として動翼21が例示されている。図16および図17においては、動翼21の翼有効部以外の構成は省略している。なお、下流側翼列が静翼翼列で構成された場合における静翼25の突出部の構成も、以下に説明する動翼21の突出部の構成と同様の構成となる。
FIG. 16 is a perspective view of blades constituting the downstream blade row in the steam turbine according to the second embodiment. FIG. 17 is a plan view of the wing shown in FIG. 16 when viewed from the
図16および図17に示すように、下流側翼列を構成する動翼21の根元部21a側および先端部21b側の後縁51は、下流側に突出している。この突出部は、例えば、図17に示すように、翼高さ方向の中央部から、静翼25の根元部25aおよび先端部25bに行くに伴い、下流側に徐々に突出する形状となる。すなわち、根元部25aおよび先端部25bにおける動翼21の後縁51が下流側に最も突出することで、根元部25aおよび先端部25bにおける翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。なお、突出部の形状は、例えば、図5に示した過飽和域Sの分布に対応させて、変形させることが好ましい。
As shown in FIGS. 16 and 17, the trailing
下流側翼列をこのように構成することで、前述した上流側翼列の翼弦長Lcを長くした場合の効果と同様に、突出部を備えない翼に比べて、翼面の背側53および腹側50の双方で圧力の変化を小さくすることできる。そのため、過飽和域Sにおいて、前述した式(1)における圧力の変化割合(∂P/∂x)が小さくなり、蒸気の膨張速度が小さくなる。これによって、過飽和損失が低減され、タービン効率の向上を図ることができる。
By configuring the downstream blade row in this manner, the
なお、ここでは、下流側翼列を構成する各動翼21の後縁51を下流側に突出させた一例を示したこの構成に限られるものではない。例えば、翼高さ方向の中央部から、静翼25の根元部25aおよび先端部25bに行くに伴い、徐々に前縁52を上流側に突出させてもよい。また、翼高さ方向の中央部から、静翼25の根元部25aおよび先端部25bに行くに伴い、前縁52を上流側に徐々に突出させ、かつ後縁51を下流側に徐々に突出させてもよい。
In addition, here, it is not restricted to this structure which showed the example which protruded the
このように構成しても、根元部25aおよび先端部25bにおける翼弦長Lcは、他の部分の翼弦長Lcよりも長くなる。いずれの場合においても、上記した作用効果と同様の作用効果を得ることができる。
Even if comprised in this way, the chord length Lc in the
(第3の実施の形態)
第3の実施の形態の蒸気タービンにおいて、下流側翼列の直下流側の蒸気通路29の構成以外は、第1の実施の形態の蒸気タービン10の構成と同じである。そのため、ここでは、下流側翼列の直下流側の蒸気通路29について主に説明する。
(Third embodiment)
In the steam turbine according to the third embodiment, the configuration of the
まず、下流側翼列が動翼翼列で構成された一例について説明する。なお、下流側翼列が動翼翼列で構成された場合、上流側翼列は、同じタービン段落の静翼翼列で構成される(図5参照)。 First, an example in which the downstream blade row is composed of a moving blade row will be described. In addition, when the downstream blade row is constituted by a moving blade row, the upstream blade row is constituted by a stationary blade row of the same turbine stage (see FIG. 5).
図18は、第3の実施の形態の蒸気タービンにおける、下流側翼列および下流側翼列の直下流側の蒸気通路29の上半側の断面を示した図である。
FIG. 18 is a diagram showing a cross section of the upper half side of the downstream side cascade and the
図18に示すように、下流側翼列である動翼翼列の翼列出口の下流側において、蒸気通路29を構成する内径側の壁面が半径方向内側に、外径側の壁面が半径方向外側に広げられている。
As shown in FIG. 18, on the downstream side of the cascade outlet of the moving blade cascade that is the downstream cascade, the inner wall surface that constitutes the
ここで、動翼翼列の翼列出口の下流側における内径側の壁面は、動翼翼列の直下流の静翼翼列の静翼25を支持しているダイアフラム内輪24の内周面で構成されている。動翼翼列を構成する動翼21側のダイアフラム内輪24の内周面は、図18に示すように、下流側に行くに伴って、半径方向内側(タービンロータ軸側)に徐々に広がる傾斜面24aを有している。この傾斜面24aは、下流側に行くに伴い、滑らかに連続して半径方向内側に広げられている。
Here, the inner diameter side wall surface on the downstream side of the cascade outlet of the moving blade cascade is constituted by the inner peripheral surface of the diaphragm
一方、動翼翼列の翼列出口の下流側における外径側の壁面は、上流側翼列を構成する静翼25を支持するとともに、動翼21の外周に延長されたダイアフラム外輪23の内周面で構成されている。動翼21の外周に延長された、ダイアフラム外輪23の延長部の内周面は、動翼翼列の翼列出口の下流側において、図18に示すように、下流側に行くに伴って、半径方向外側(ケーシング20側)に徐々に広がる傾斜面23aを有している。この傾斜面23aは、下流側に行くに伴い、滑らかに連続して半径方向外側に広げられている。
On the other hand, the outer diameter side wall surface downstream of the cascade outlet of the moving blade cascade supports the
ここで、一般的に、蒸気タービンにおいては、下流側のタービン段落に行くに伴い、蒸気通路29の流路断面積が大きくなるように構成されている。そのため、例えば、蒸気通路29を構成する外径側の壁面は、下流側に行くに伴って、半径方向外側(ケーシング20側)に徐々に広がるように傾斜面で構成されることがある。そこで、本実施の形態における傾斜面23aは、流れの剥離などが生じない範囲で、一般的な蒸気タービンにおける傾斜面よりも、さらに傾斜角度を大きく設定するものである(以下において同じ。)。
Here, in general, the steam turbine is configured such that the flow passage cross-sectional area of the
このように、下流側翼列である動翼翼列の翼列出口の下流側において、蒸気通路29の流路断面積を下流側に行くに伴って徐々に大きくすることで、翼列出口の下流側における蒸気の流速が減速し、静圧が上昇する。静圧が上昇することにより、過飽和域Sにある動翼21の根元部21aと先端部21bにおける膨張速度が低下して、過飽和損失が低減する。
Thus, on the downstream side of the blade row outlet of the moving blade blade row that is the downstream blade row, the flow passage cross-sectional area of the
次に、下流側翼列が静翼翼列で構成された一例について説明する。なお、下流側翼列が静翼翼列で構成された場合、上流側翼列は、直上流側のタービン段落の動翼翼列で構成される(図6参照)。 Next, an example in which the downstream blade row is composed of a stationary blade row will be described. In addition, when the downstream blade row is constituted by a stationary blade row, the upstream blade row is constituted by a moving blade cascade of the turbine stage on the immediately upstream side (see FIG. 6).
図19は、第3の実施の形態の蒸気タービンにおける、下流側翼列の蒸気通路29の上半側の断面を示した図である。図19に示すように、下流側翼列である静翼翼列の翼列出口の下流側において、蒸気通路29を構成する内径側の壁面が半径方向内側に、外径側の壁面が半径方向外側に広げられている。
FIG. 19 is a view showing a cross section of the upper half side of the
ここで、静翼翼列の翼列出口の下流側における内径側の壁面は、当該静翼翼列の静翼25を支持しているダイアフラム内輪24の内周面で構成されている。静翼翼列の翼列出口の下流側における外径側の壁面は、当該静翼翼列の静翼25を支持しているダイアフラム外輪23の内周面で構成されている。
Here, the wall surface on the inner diameter side on the downstream side of the blade cascade outlet of the stationary blade cascade is constituted by the inner peripheral surface of the diaphragm
図19に示すように、ダイアフラム内輪24の内周面は、下流側に行くに伴って、半径方向内側(タービンロータ軸側)に徐々に広がる傾斜面24aを有している。この傾斜面24aは、下流側に行くに伴い、滑らかに連続して半径方向内側に広げられている。
As shown in FIG. 19, the inner peripheral surface of the diaphragm
一方、ダイアフラム外輪23の内周面は、下流側に行くに伴って、半径方向外側(ケーシング20側)に徐々に広がる傾斜面23bを有している。この傾斜面23bは、下流側に行くに伴い、滑らかに連続して半径方向外側に広げられている。
On the other hand, the inner peripheral surface of the diaphragm
このように、下流側翼列である静翼翼列の翼列出口の下流側において、蒸気通路29の流路断面積を下流側に行くに伴って徐々に大きくすることで、翼列出口の下流側における蒸気の流速が減速し、静圧が上昇する。静圧が上昇することにより、過飽和域Sにある静翼25の根元部25aと先端部25bにおける膨張速度が低下して、過飽和損失が低減する。
Thus, on the downstream side of the cascade outlet of the stationary blade cascade that is the downstream cascade, the flow passage cross-sectional area of the
なお、図18および図19に示した一例において、蒸気通路29を構成する内径側および外径側の双方の壁面に、蒸気通路29の流路断面積を大きくするための構成を備えた一例を示したが、この構成は、少なくとも、内径側の壁面および外径側の壁面のいずれか一方に備えられていればよい。
In the example shown in FIGS. 18 and 19, an example in which both the inner diameter side and the outer diameter side of the
ここで、図20は、第3の実施の形態の蒸気タービンにおける、過飽和域Sとなる下流側翼列の翼列出口の静圧について説明するためのh−s線図である。なお、図20には、比較のため、下流側翼列の翼列出口の下流側において、傾斜面23a、23b、24aを備えない場合(比較構造)についても示している。図20において、本実施の形態に係る膨張線をE1、比較構造に係る膨張線をE2で示している。また、図20において、L1は飽和蒸気線を示し、L3およびL4はウィルソン線を示す。ここでは、下流側翼列が静翼翼列で構成された場合について評価した。
Here, FIG. 20 is an hs diagram for explaining the static pressure at the cascade outlet of the downstream cascade in the supersaturated region S in the steam turbine according to the third embodiment. For comparison, FIG. 20 also shows a case where the
本実施の形態の場合、下流側翼列の翼列出口の静圧が上昇して膨張速度が小さくなるため、図2に示した特性により、ウィルソン点湿り度は小さくなる。そのため、本実施の形態の場合、ウィルソン線L3に到達すると過飽和蒸気から飽和蒸気に戻る。これに対し、比較構造の場合、ウィルソン線L3よりも湿り度が大きなウィルソン線L4に到達するまで過飽和蒸気の状態が継続する。 In the case of the present embodiment, the static pressure at the blade row outlet of the downstream blade row is increased and the expansion speed is reduced, so that the Wilson point wetness is reduced by the characteristics shown in FIG. Therefore, in this embodiment, when the Wilson line L3 is reached, the supersaturated steam returns to saturated steam. On the other hand, in the case of the comparative structure, the state of supersaturated steam continues until the Wilson line L4 having a higher wetness than the Wilson line L3 is reached.
このようなことから、本実施の形態におけるエントロピの増加量は、比較構造におけるそれよりも小さくなる。これによって、本実施の形態における熱落差は、比較構造におけるそれよりも大きくなる。 For this reason, the amount of increase in entropy in the present embodiment is smaller than that in the comparative structure. Thereby, the heat drop in the present embodiment becomes larger than that in the comparative structure.
(第4の実施の形態)
第4の実施の形態の蒸気タービンは、下流側翼列を構成する翼の形状以外は、第1の実施の形態の蒸気タービン10の構成と同じである。そのため、ここでは、下流側翼列を構成する翼の形状について主に説明する。
(Fourth embodiment)
The steam turbine of the fourth embodiment is the same as the configuration of the
すなわち、第4の実施の形態の蒸気タービンにおいては、図5に示された蒸気タービン10と、下流側翼列を構成する各動翼21の形状が異なり、また、図6に示された蒸気タービン10と、下流側翼列を構成する各静翼25の形状が異なる。
That is, in the steam turbine according to the fourth embodiment, the shape of each moving
図21は、第4の実施の形態の蒸気タービンにおいて、下流側翼列を構成する周方向に配列された翼の斜視図である。ここでは、下流側翼列が動翼翼列で構成された場合について示し、翼として動翼21が例示されている。図21においては、動翼21の翼有効部以外の構成は省略している。なお、下流側翼列が静翼翼列で構成された場合における静翼25の形状も、以下に説明する動翼21の形状と同様の構成となる。
FIG. 21 is a perspective view of blades arranged in the circumferential direction constituting the downstream blade row in the steam turbine according to the fourth embodiment. Here, the case where the downstream blade row is constituted by a moving blade blade row is shown, and the moving
図21に示すように、下流側翼列を構成する各動翼21は、翼高さ方向の中央部において、腹側50が周方向に突出するように湾曲している。動翼21は、例えば、図21に示すように、動翼21の根元部21aおよび先端部21bから、翼高さ方向の中央部に行くに伴い徐々に周方向に湾曲する形状となる。すなわち、中央部の動翼21の腹側50が周方向に最も突出する。
As shown in FIG. 21, each moving
このように構成された動翼21間を流れる蒸気において、流線は、壁面方向に向かう。すなわち、流線は、内径側の壁面および外径側の壁面に向かう。そのため、下流側翼列の翼列出口における半径平衡式から、壁面近傍の圧力を上昇させる流体力が発生し、過飽和域Sにある根元部21aや先端部21bの静圧が上昇することとなる。
In the steam flowing between the moving
図22は、翼の翼高さ方向の静圧分布を示す図である。図22には、上記した湾曲する翼を備える場合(実施の形態の翼)の静圧分布、および湾曲しない一般的な動翼21を備える場合(比較翼)の静圧分布を示している。なお、図22に示された静圧分布は、翼列出口の位置における翼の翼高さ方向の分布であり、三次元流体解析から得られたものである。
FIG. 22 is a diagram showing a static pressure distribution in the blade height direction of the blade. FIG. 22 shows the static pressure distribution when the above-described curved blades are provided (the blades in the embodiment) and the static pressure distribution when the general moving
図22に示すように、比較翼における静圧分布は、翼高さ方向に、ほぼ直線状に変化する。一方、実施の形態の翼の場合、過飽和域Sとなる根元部21aおよび先端部21bにおける静圧が上昇する。そのため、第3の実施の形態において図20を参照して説明したとおり、静圧の上昇によって、膨張速度を小さくすることができる。これによって、過飽和損失が低減され、タービン効率の向上を図ることができる。
As shown in FIG. 22, the static pressure distribution in the comparative blade changes substantially linearly in the blade height direction. On the other hand, in the case of the blade of the embodiment, the static pressure at the
以上説明した実施形態によれば、過飽和損失が抑制され、タービン効率の向上を図ることが可能となる。 According to the embodiment described above, the supersaturation loss is suppressed, and the turbine efficiency can be improved.
本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。 Although several embodiments of the present invention have been described, these embodiments are presented by way of example and are not intended to limit the scope of the invention. These novel embodiments can be implemented in various other forms, and various omissions, replacements, and changes can be made without departing from the scope of the invention. These embodiments and modifications thereof are included in the scope and gist of the invention, and are included in the invention described in the claims and the equivalents thereof.
10…蒸気タービン、20…ケーシング、21…動翼、21a,25a…根元部、21b,25b…先端部、22…タービンロータ、22a…ロータディスク、23…ダイアフラム外輪、23a,23b,24a…傾斜面、24…ダイアフラム内輪、25…静翼、26…グランドシール部、27…シール部、28…クロスオーバ管、29…蒸気通路、40,50…腹側、41,51…後縁、42,52…前縁、43,53…背側。
DESCRIPTION OF
Claims (11)
最終3段のタービン段落において、同じタービン段落の静翼翼列と動翼翼列、または隣接する異なるタービン段落の動翼翼列と静翼翼列の2列の翼列のうち、通過する蒸気が過飽和状態になり始める上流側の上流側翼列を構成する各翼の翼高さ方向の中央部における翼弦長が、他の部分の翼弦長よりも長いことを特徴とする蒸気タービン。 A steam turbine comprising a turbine stage comprising a stationary blade cascade composed of a plurality of stationary blades, and a stationary blade cascade composed of a plurality of moving blades arranged immediately downstream of the stationary blade cascade,
In the last three stages of the turbine stage, the passing steam is supersaturated in the stationary blade cascade and the moving blade cascade of the same turbine stage, or in the two cascades of the moving blade cascade and the stationary blade cascade of different adjacent turbine stages. A steam turbine characterized in that a chord length in a central portion in a blade height direction of each blade constituting an upstream side cascade starting to become longer is longer than a chord length of another portion.
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Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN114542193A (en) * | 2020-11-25 | 2022-05-27 | 三菱重工业株式会社 | Steam turbine rotor blade |
CN114651113A (en) * | 2019-12-11 | 2022-06-21 | 三菱重工业株式会社 | Turbine stator blade, turbine stator blade assembly and steam turbine |
Families Citing this family (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
WO2024160360A1 (en) | 2023-01-31 | 2024-08-08 | General Electric Technology Gmbh | A steam turbine, a power plant and a small modular reactor comprising the turbine and a method of manufacturing or servicing of said turbine |
Citations (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS54153908A (en) * | 1978-05-26 | 1979-12-04 | Toshiba Corp | Nozzle diaphragm |
JPS61265305A (en) * | 1985-05-21 | 1986-11-25 | Toshiba Corp | Steam turbine |
JPS6480705A (en) * | 1987-09-24 | 1989-03-27 | Hitachi Ltd | Stationary blade construction for steam turbine |
JPH05222901A (en) * | 1992-02-10 | 1993-08-31 | Hitachi Ltd | Structure of stationary blade of turbine |
JP2004263602A (en) * | 2003-02-28 | 2004-09-24 | Toshiba Corp | Nozzle blade, moving blade, and turbine stage of axial-flow turbine |
JP2006233857A (en) * | 2005-02-24 | 2006-09-07 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Turbine bucket and turbine provided with it |
JP2006307846A (en) * | 2005-03-31 | 2006-11-09 | Toshiba Corp | Axial turbine |
JP2011021525A (en) * | 2009-07-15 | 2011-02-03 | Toshiba Corp | Turbine blade cascade, and turbine stage and axial flow turbine using the same |
JP2012172588A (en) * | 2011-02-22 | 2012-09-10 | Hitachi Ltd | Turbine stationary blade and steam turbine equipment using the same |
-
2012
- 2012-11-06 JP JP2012244157A patent/JP5936992B2/en active Active
Patent Citations (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS54153908A (en) * | 1978-05-26 | 1979-12-04 | Toshiba Corp | Nozzle diaphragm |
JPS61265305A (en) * | 1985-05-21 | 1986-11-25 | Toshiba Corp | Steam turbine |
JPS6480705A (en) * | 1987-09-24 | 1989-03-27 | Hitachi Ltd | Stationary blade construction for steam turbine |
JPH05222901A (en) * | 1992-02-10 | 1993-08-31 | Hitachi Ltd | Structure of stationary blade of turbine |
JP2004263602A (en) * | 2003-02-28 | 2004-09-24 | Toshiba Corp | Nozzle blade, moving blade, and turbine stage of axial-flow turbine |
JP2006233857A (en) * | 2005-02-24 | 2006-09-07 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Turbine bucket and turbine provided with it |
JP2006307846A (en) * | 2005-03-31 | 2006-11-09 | Toshiba Corp | Axial turbine |
JP2011021525A (en) * | 2009-07-15 | 2011-02-03 | Toshiba Corp | Turbine blade cascade, and turbine stage and axial flow turbine using the same |
JP2012172588A (en) * | 2011-02-22 | 2012-09-10 | Hitachi Ltd | Turbine stationary blade and steam turbine equipment using the same |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN114651113A (en) * | 2019-12-11 | 2022-06-21 | 三菱重工业株式会社 | Turbine stator blade, turbine stator blade assembly and steam turbine |
CN114542193A (en) * | 2020-11-25 | 2022-05-27 | 三菱重工业株式会社 | Steam turbine rotor blade |
Also Published As
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