JP2015098787A - Compressor with air intake spray cooler - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、ガスタービン等に用いられる、吸気噴霧冷却器を有する圧縮機に関する。 The present invention relates to a compressor having an intake spray cooler used in a gas turbine or the like.
圧縮機は、気体を吸い込み、圧縮して吐き出す装置である。その中でもターボ圧縮機は大容量の部類で、ガスタービン向けの燃焼用空気圧縮機などとして広く普及している。ターボ圧縮機は、軸流式圧縮機と遠心式圧縮機に大別されるが、ここではこれらのターボ圧縮機を区別なく圧縮機と称する。 The compressor is a device that sucks in gas, compresses it, and discharges it. Among them, turbo compressors are a class of large capacity, and are widely used as combustion air compressors for gas turbines. The turbo compressor is roughly classified into an axial flow compressor and a centrifugal compressor. Here, these turbo compressors are referred to as compressors without distinction.
圧縮機は回転軸に取り付けられた動翼と、圧縮機外周部のケーシングとの間隙量が小さい状態で運転すると効率が良いため、間隙量を縮小した設計がなされる。一方で、この間隙量は圧縮機構成部材の温度変化や遠心力による伸びで運転中、時々刻々変化する。間隙量が過度に縮小すると、動翼とケーシングとが接触するラビングと呼ばれる現象が発生し、信頼性が損なわれるため設計時にはこの特性が考慮される。 Since the compressor is efficient when operated in a state where the gap between the rotor blade attached to the rotating shaft and the casing on the outer periphery of the compressor is small, the design is made with a reduced gap. On the other hand, this gap amount changes from moment to moment during operation due to temperature changes of the compressor components and elongation due to centrifugal force. If the gap amount is excessively reduced, a phenomenon called rubbing where the moving blade and the casing come into contact with each other occurs, and the reliability is impaired.
圧縮機のもう一つの特徴として、吸い込む気体の温度に対する特性が挙げられる。気体は温度が上がるほど膨張し、密度が低下する。このため、圧縮機は吸い込む気体の温度が高くなるほど効率が低下し、吸い込める質量流量も低下する。また、これに伴い、吸い込む気体の温度が高くなるほど吐き出す圧縮気体の温度も上昇する。 Another characteristic of the compressor is a characteristic with respect to the temperature of the gas to be sucked. The gas expands and the density decreases as the temperature increases. For this reason, the efficiency of the compressor decreases as the temperature of the sucked gas increases, and the mass flow rate that can be sucked also decreases. Along with this, the temperature of the compressed gas discharged increases as the temperature of the sucked gas increases.
上述の特性は、特にガスタービンに関する分野では影響が顕著となる。ガスタービンを構成する圧縮機は大気を吸い込み圧縮するので、天候や季節、設置地域による大気温度の差が直接圧縮機の性能に影響する。圧縮機動力はタービン出力のおよそ半分程度に達するので、この特性がガスタービン性能に与える影響は大きい。 The above-described characteristics are particularly significant in the field related to gas turbines. Since the compressors that make up the gas turbines suck in and compress the atmosphere, the difference in the atmospheric temperature depending on the weather, season, and installation area directly affects the performance of the compressor. Since the compressor power reaches about half of the turbine output, this characteristic has a great influence on the gas turbine performance.
また、ガスタービンの燃焼温度は、機器の信頼性から各々の機種に応じて上限がある。燃焼温度は圧縮機から吐き出される圧縮空気の質量流量と温度に依存しており、大気温度が上昇すると、吸い込める空気の質量流量低下、圧縮機吐き出し空気温度の上昇により燃焼温度も上昇する。そこで、燃焼温度の上限超過を防ぐため、大気温度が高くなった場合は例え定格運転時であっても燃料投入量を減少して燃焼温度を下げざるを得ず、大気温度の上昇はガスタービンの出力低下につながる。 Moreover, the combustion temperature of a gas turbine has an upper limit according to each model from the reliability of an apparatus. The combustion temperature depends on the mass flow rate and temperature of the compressed air discharged from the compressor. When the atmospheric temperature rises, the combustion temperature also rises due to a decrease in the mass flow rate of the sucked air and an increase in the compressor discharge air temperature. Therefore, in order to prevent the upper limit of the combustion temperature from being exceeded, if the atmospheric temperature rises, even if it is during rated operation, the amount of fuel input must be reduced to lower the combustion temperature. Leads to a decrease in output.
このガスタービンの出力低下に対応し、出力低下を回復する方法として圧縮機の吸い込み空気を冷却する技術が各種提案されている。その一種に、吸い込み空気に水を噴霧し、噴霧液滴の蒸発潜熱によって空気温度の低下を図る吸気噴霧冷却がある。 Various techniques for cooling the intake air of the compressor have been proposed as a method for recovering the output decrease in response to the output decrease of the gas turbine. One type is intake spray cooling in which water is sprayed into the intake air and the air temperature is lowered by the latent heat of vaporization of the spray droplets.
吸気噴霧冷却を効果的に行う技術に関して、圧縮機吸い込み空気に噴霧した水を微粒化する方法が特許文献1に提案されている。この特許文献1に記載の技術は、ディフューザの案内羽根部に水噴射孔を設け、ガス流れに略直角に水を噴射する構成である。特許文献1に記載の技術では、高圧空気と混合せずに水単体で噴霧しても効果的に水の微粒化を促進し、吸い込み空気温度を低下することが可能である。
Regarding a technique for effectively performing intake air spray cooling,
ガスタービンを構成する圧縮機で吸気噴霧冷却を実施する場合、質量流量比で吸い込み空気流量の1%程度の水噴霧量を上限とし、全量を直ちに蒸発する構成とするのが一般的である。 When the intake spray cooling is performed by the compressor constituting the gas turbine, it is general that the water spray amount is about 1% of the intake air flow rate by the mass flow rate ratio and the entire amount is immediately evaporated.
水噴霧量をおよそ2%以上に増加すると、噴霧液滴は圧縮機内部へと流入する。圧縮機内部で空気が圧縮され、温度上昇すると噴霧液滴が蒸発し、空気から蒸発潜熱を奪う。このため、噴霧液滴が圧縮機内部まで流入すると、吸気冷却による出力回復効果だけでなく、内部冷却と同等の圧縮動力低減効果も得られ、圧縮機のさらなる効率向上が期待できる。 When the water spray amount is increased to about 2% or more, the spray droplets flow into the compressor. Air is compressed inside the compressor, and when the temperature rises, the spray droplets evaporate and take latent heat of evaporation from the air. For this reason, when the spray droplets flow into the compressor, not only the output recovery effect by the intake air cooling but also the compression power reduction effect equivalent to the internal cooling can be obtained, and further efficiency improvement of the compressor can be expected.
しかしながら、吸気噴霧冷却器の水噴霧量が増加すると、一部の噴霧液滴は蒸発前に圧縮機のケーシングに付着する。ケーシングに噴霧液滴が付着すると、ケーシングは冷却され温度低下する。温度低下によりケーシングの熱伸び量が縮小すると、圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量が縮まり、場合によってはラビングに至る。 However, as the water spray volume of the intake spray cooler increases, some spray droplets adhere to the compressor casing before evaporation. When spray droplets adhere to the casing, the casing is cooled and the temperature decreases. When the amount of thermal expansion of the casing is reduced due to a temperature drop, the amount of gap between the moving blade of the compressor and the casing is reduced, and in some cases, rubbing is caused.
特許文献1に示す方法は、圧縮機吸い込み空気へ噴霧する水の微粒化に関する技術であり、圧縮機の動翼とケーシングとの間隙制御を含めた吸気冷却技術に関する言及は特になく、ラビングを回避する技術についての記載はない。
The method disclosed in
吸気噴霧冷却器の噴霧液滴が圧縮機のケーシングへ付着することで生じるラビングを防止する一つの方法として、間隙量の計測値、あるいは推定値を考慮して、吸気噴霧冷却器の水噴霧量に制約を与える方法が挙げられる。この方法では吸気噴霧冷却器の水噴霧量が少ない場合、噴霧液滴が圧縮機のケーシングへ付着せず間隙量が大きくなる。このため間隙量が余剰に拡大した状態で運転をすることになり、圧縮機の効率が低下する。圧縮機の効率低下はガスタービン自体の燃料効率を下げることにつながり望ましく無い。 As one method of preventing rubbing that occurs when the spray droplets of the intake spray cooler adhere to the casing of the compressor, the water spray amount of the intake spray cooler is taken into account by taking into account the measured value or estimated value of the gap amount. There is a method of giving a constraint to. In this method, when the water spray amount of the intake spray cooler is small, spray droplets do not adhere to the casing of the compressor and the gap amount increases. For this reason, it will drive | operate in the state which the gap | interval amount expanded excessively, and the efficiency of a compressor falls. A reduction in compressor efficiency is undesirable because it leads to a reduction in fuel efficiency of the gas turbine itself.
ガスタービンの圧縮機に吸気噴霧冷却を行う主たる目的は、吸い込み空気の温度上昇に起因する出力低下の回復であり、これにより、天候や季節、設置地域による大気温度上昇を緩和して目標の出力を得る。ガスタービンの出力に関しては、近年、環境配慮の観点から再生可能エネルギーの導入が進んでおり、特に火力発電の分野では、応答性の高いガスタービンに再生可能エネルギー発電の発電量変動を相殺する協調運転が期待されている。 The main purpose of air-intake spray cooling for the gas turbine compressor is to recover the output drop due to the rise in the temperature of the intake air. Get. Regarding the output of gas turbines, in recent years, renewable energy has been introduced from the viewpoint of environmental considerations. Especially in the field of thermal power generation, cooperation that offsets fluctuations in the amount of power generated by renewable energy power generation with a highly responsive gas turbine. Driving is expected.
このため、外的要因である大気温度に対し、ガスタービン出力の調整パラメータとなる吸気噴霧冷却器の水噴霧量は極力、自由に変更可能な状態で運転することが望まれる。 For this reason, it is desirable to operate in a state where the water spray amount of the intake spray cooler, which is an adjustment parameter for the gas turbine output, can be freely changed as much as possible with respect to the atmospheric temperature, which is an external factor.
本発明の目的は、吸気噴霧冷却の水噴霧量に制約を与えることなく、圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を目標値に近づけることが可能な、吸気噴霧冷却器を有する圧縮機を実現することである。 An object of the present invention is to provide a compressor having an intake spray cooler that can bring the gap between the rotor blade and casing of the compressor close to a target value without restricting the water spray amount of the intake spray cooling. Is to realize.
上記目的を達成するため、本発明は次のように構成される。 In order to achieve the above object, the present invention is configured as follows.
本発明の吸気噴霧冷却器を有する圧縮機は、回転軸により回転駆動される動翼と、上記動翼を包囲するケーシングと、上記ケーシング内に吸い込まれる気体に、噴霧して冷却する吸気噴霧冷却器と、上記ケーシングと熱交換をするケーシング熱交換器と、上記動翼と上記ケーシングとの間隙寸法、上記ケーシングの温度、上記ケーシングから排出された圧縮気体の温度、及び上記回転軸の回転数のうちの少なくとも1つを計測する計測器と、間隙制御部とを備える。 The compressor having the intake spray cooler of the present invention includes a moving blade that is driven to rotate by a rotating shaft, a casing that surrounds the moving blade, and an intake spray cooling that sprays and cools the gas sucked into the casing. , A casing heat exchanger for exchanging heat with the casing, a gap between the rotor blade and the casing, a temperature of the casing, a temperature of the compressed gas discharged from the casing, and a rotational speed of the rotating shaft A measuring instrument for measuring at least one of the above and a gap controller.
間隙制御部は、上記計測器から出力された計測信号に基づいて得られた上記動翼と上記ケーシングとの間隙寸法と、所定の間隙寸法目標値との差を算出し、算出した差に基いて、上記ケーシング熱交換器の動作を制御する。 The gap control unit calculates a difference between the gap dimension between the moving blade and the casing obtained based on the measurement signal output from the measuring instrument and a predetermined gap dimension target value, and based on the calculated difference. And the operation of the casing heat exchanger is controlled.
ただし、上述した例は本発明の課題を解決する手段を限定するものではない。 However, the example mentioned above does not limit the means for solving the problems of the present invention.
吸気噴霧冷却の水噴霧量に制約を与えることなく、圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を目標値に近づけることが可能な、吸気噴霧冷却器を有する圧縮機を実現することができる。 A compressor having an intake spray cooler that can bring the gap between the moving blade of the compressor and the casing close to the target value without restricting the water spray amount of the intake spray cooling can be realized.
以下、本発明の実施形態について、添付図面を参照して説明する。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the accompanying drawings.
(実施例1)
まず、本発明の圧縮機についての概要を説明する。
Example 1
First, the outline | summary about the compressor of this invention is demonstrated.
本発明の圧縮機は、間隙制御装置も有しており、間隙制御装置は計測信号から得られた動翼とケーシングとの間隙量もしくは間隙推定値とケーシング温度の値を入力として間隙量を目標値に近づけるために必要なケーシング熱交換器の熱交換量を演算する。 The compressor of the present invention also has a gap control device, and the gap control device inputs the gap amount between the moving blade and the casing obtained from the measurement signal or the estimated gap value and the casing temperature value as a target for the gap amount. The amount of heat exchange of the casing heat exchanger necessary to approximate the value is calculated.
間隙制御装置は熱交換量の演算結果に応じてケーシング熱交換器の冷媒流量、温度、圧力を制御する。これにより、圧縮機のケーシング温度を変更し、ケーシング熱伸び量を変えて間隙量を望ましい値へと近づける。間隙量の目標値は、圧縮機の機種にも依存するが、おおよそ1mm程度である。 The gap control device controls the refrigerant flow rate, temperature, and pressure of the casing heat exchanger according to the calculation result of the heat exchange amount. As a result, the casing temperature of the compressor is changed and the amount of thermal expansion of the casing is changed to bring the gap amount closer to a desired value. The target value of the gap amount is about 1 mm although it depends on the type of the compressor.
本発明の圧縮機は、動翼とケーシングとの間隙量を吸気噴霧冷却器の水噴霧量を最大とした運転でも0より大きい状態を維持できるまで拡大する。吸気噴霧冷却を実行しない定格運転においては、ケーシング熱交換器の冷却量を大きくして、ケーシング熱伸び量を抑え、間隙量を目標値へと近づける。 In the compressor of the present invention, the gap amount between the moving blade and the casing is expanded until it can maintain a state larger than 0 even when the water spray amount of the intake spray cooler is maximized. In the rated operation that does not perform intake spray cooling, the cooling amount of the casing heat exchanger is increased to suppress the casing thermal expansion amount and bring the gap amount close to the target value.
一方、吸気噴霧冷却器の水噴霧量を増加させ、圧縮機のケーシングへ噴霧液滴の付着が始まると、付着によりケーシングが冷却される。過度な冷却となってケーシング熱伸び量が必要以上に縮小しないよう、ケーシング熱交換器の冷却量を小さくして、間隙量を目標値へと近づける。 On the other hand, when the amount of water spray in the intake spray cooler is increased and adhesion of spray droplets to the casing of the compressor starts, the casing is cooled by the adhesion. The amount of cooling of the casing heat exchanger is reduced so that the amount of gap approaches the target value so that the amount of thermal expansion of the casing is not reduced more than necessary due to excessive cooling.
圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を算出するには、例えば次式(1)、(2)を使用することが有効である。 In order to calculate the gap amount between the rotor blade and the casing of the compressor, it is effective to use the following expressions (1) and (2), for example.
ΔL=L0×α×(TL−T0)+mb×(N×c)2/(Ag×E×Lg) ・・・(1)
ΔR=R0×α×(TR−T0) ・・・(2)
ΔL = L0 × α × (TL−T0) + mb × (N × c) 2 / (Ag × E × Lg) (1)
ΔR = R0 × α × (TR−T0) (2)
ここで、ΔL、ΔRは、それぞれ、動翼とケーシングの伸び量である。また、L0およびR0は常温T0時の動翼高さおよびケーシング半径である。また、αは圧縮機を構成する部材の線膨張率、TLおよびTRはそれぞれ動翼およびケーシングの温度を表わす。 Here, ΔL and ΔR are the amount of elongation of the moving blade and the casing, respectively. L0 and R0 are the blade height and casing radius at room temperature T0. Α represents the linear expansion coefficient of the members constituting the compressor, and TL and TR represent the temperatures of the moving blades and the casing, respectively.
また、mbは動翼の質量、Nは圧縮機回転軸の回転数、Agは動翼重心における半径方向の断面積、Eは動翼構成部材のヤング率、Lgは動翼の重心高さ、cは角速度から回転数への単位換算係数である。上記式(1)及び(2)の2式は右辺第1項が熱伸びを、右辺第2項が遠心力による伸びを表わす。 Mb is the mass of the moving blade, N is the rotational speed of the compressor rotating shaft, Ag is the radial cross-sectional area at the center of gravity of the moving blade, E is the Young's modulus of the moving blade constituent member, Lg is the height of the center of gravity of the moving blade, c is a unit conversion factor from the angular velocity to the rotational speed. In the above two formulas (1) and (2), the first term on the right side represents thermal elongation, and the second term on the right side represents elongation due to centrifugal force.
常温、回転軸停止時の初期間隙量をδ0とおくと、間隙量δは次式(3)のように表わすことができる。 When the initial gap amount at room temperature and when the rotating shaft is stopped is set to δ0, the gap amount δ can be expressed as the following equation (3).
δ=δ0−ΔL+ΔR ・・・(3) δ = δ0−ΔL + ΔR (3)
なお、ここに挙げる方法はあくまで要素を簡略模擬した一例であり、圧縮機の機種や形状に応じ、他の手段で圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を求めて構わない。 Note that the method described here is merely an example in which the elements are simply simulated, and the gap amount between the moving blade and the casing of the compressor may be obtained by other means depending on the model and shape of the compressor.
圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を推定演算する場合に計測する信号の候補としては、例えば、圧縮機回転数、圧縮機ケーシング内部壁面温度、圧縮機抽気ガス温度、圧縮機抽気ガス圧力、吸気噴霧冷却器の水噴霧量、吸気噴霧冷却器の噴霧水温度である。圧縮機回転数は、動翼の遠心力による伸び量を推定するのに有効である。ガス温度は部材の熱伸び量推定に有効である。 Examples of signals to be measured when estimating the gap amount between the rotor blade and the casing of the compressor include, for example, the compressor rotation speed, the compressor casing inner wall surface temperature, the compressor bleed gas temperature, and the compressor bleed gas pressure. The water spray amount of the intake spray cooler and the spray water temperature of the intake spray cooler. The compressor rotation speed is effective in estimating the amount of elongation due to the centrifugal force of the moving blade. The gas temperature is effective for estimating the amount of thermal elongation of the member.
ガス圧力および水噴霧量は温度と合わせることで、圧縮機ケーシングに付着する噴霧液滴の量を推定するために利用できる。本発明ではこれらの値から推定演算を実行するものとしたが、この他、圧縮機の吐出空気の温度や圧力、軸トルクなど圧縮機の特性を表わすパラメータを計測し、予め実験で作成したデータマップと比較をとり、補間によって間隙量を推定、あるいは計算結果の補正をしても良い。 The gas pressure and water spray amount can be combined with the temperature and used to estimate the amount of spray droplets adhering to the compressor casing. In the present invention, the estimation calculation is executed from these values, but in addition to this, parameters representing the characteristics of the compressor such as the temperature, pressure and shaft torque of the discharge air of the compressor are measured, and data created in advance by experiments The gap amount may be estimated by interpolation or the calculation result may be corrected by comparing with the map.
図1は本発明が適用された圧縮機の概略構成図である。図1に示した例は多段構造の軸流式圧縮機を想定しており、吸気噴霧冷却器107と、ケーシング112と、ケーシング112内に支持され、回転軸104により回転駆動される動翼105とを備えている。動翼105はケーシングに包囲されている。動翼105とケーシング112との間隙量を吸気噴霧冷却器107の水噴霧量を最大とした運転でも0より大きい状態を維持できるまで拡大し、ケーシング温度の計測装置、ケーシング熱交換器114を設けたことを特徴とする圧縮機である。回転軸104がタービン123に接続されている。
FIG. 1 is a schematic configuration diagram of a compressor to which the present invention is applied. The example shown in FIG. 1 assumes an axial-flow compressor having a multistage structure. The intake spray cooler 107, the
図1において、吸い込みガス101は吸気ダクト102を通過して圧縮機103の内部へ導かれる。圧縮機103は回転軸104により駆動されており、回転軸104には動翼105が取り付けられている。圧縮機103にて圧縮した吸い込みガス101は、動翼105を通過する毎に圧縮され圧縮ガス106として放出される。吸気ダクト102には吸気噴霧冷却器107が取り付けられており、配管108を通じて調整弁109から高圧の噴霧水が供給される。調整弁109によりにより水噴霧量を調整できる。また、回転軸104には回転数計測器110が取り付けられ、圧縮機の回転数を計測可能である。圧縮ガス106の流路には温度計111が取り付けられ、圧縮ガス106の温度を計測可能である。
In FIG. 1, the
一方、圧縮機103のケーシング112には温度計113が取り付けられており、ケーシング112の温度を圧縮機103の外部より計測可能である。なお、図示の通り温度計113は圧縮機の軸手方向に複数個設定していることが望ましいが、温度計の数を限定するものではない。また、ケーシング112にはケーシング熱交換器114が取り付けられており、ケーシング112との熱交換によりケーシング112を冷却または加熱できる構成とする。
On the other hand, a
また、圧縮機103には間隙量を直接計測、あるいは推定演算するために必要な情報を計測する計測器115が設けられている。計測器115は、例えば間隙量を直接計測するギャップセンサでも良いし、間隙量の推定演算に必要な回転軸104の回転数や圧縮ガス106の温度、圧力など、複数情報を計測できるよう複数の計測器から構成して代用しても良い。
Further, the
計測器115の計測信号116および、回転数計測器110の計測信号117、温度計111の計測信号118、温度計113の計測信号119は間隙制御装置(間隙制御部)120へと接続する。
The
間隙制御装置120は受信した信号から間隙量を目標値に近づけるためのケーシング熱交換器114の熱交換量を演算し、熱交換量をこの値に近づけるべく、ケーシング熱交換器114の制御アクチュエータ122へ冷媒の流量、圧力、温度を変更するよう熱交換量指令121を出す。ケーシング熱交換器114の機器構成については特に限定しない。圧縮機103の運転範囲で安全に使える機種を適宜選定すれば良い。応答性の良い機種であることが望ましい。
The
図2は、本発明の実施例1における間隙制御装置118の動作制御フローチャートである。図2の(a)において、間隙制御装置118は計測信号を受信すると以下の通り信号処理をする。まず、計測信号116、117、118、119が間隙制御装置120に入力される(ステッS1)。次に、間隙制御装置120は、計測信号が入力されると、圧縮機103の動翼105とケーシング112との間隙量を直接計測しているか否かを判定する(ステップS2)。計測器115が間隙量を直接計測可能な構成としている場合は、ここで間隙量(間隙寸法)δを決定し、ステップS4に進む。
FIG. 2 is an operation control flowchart of the
計測器115は間隙量を直接計測せず、推定演算を実施している場合は間隙量δ推定演算の処理に移る(ステップS3)。間隙量δ推定演算の処理を図2の(b)に示す。
The measuring
図2の(b)において、実施例1では、動翼105の温度の代用として圧縮ガス106の温度TG、回転軸104の回転数N、ケーシング112の温度TRが信号として得られるものとする。ステップS3aの関数f1は動翼105の伸び量とケーシング112の伸び量を推定演算することで、間隙量δを求める式を与えるものとする。関数f1は上記式(1)、(2)、(3)を用い、入力に温度TG、TR、回転数Nを利用しているが、これ以外の入力を追加しても構わない。
2B, in the first embodiment, the temperature TG of the
間隙量δが決定すると、ステップS3bから、図2の(a)のステップS4に進み、間隙量許容誤差(間隙寸法許容誤差)εrefを設定する。 When the gap amount δ is determined, the process proceeds from step S3b to step S4 in FIG. 2A to set a gap amount allowable error (gap size allowable error) εref.
間隙量許容誤差εrefは予め設定した固定値でも良いし、圧縮機103に取り付けられた計測器115の計測信号を入力とする関数としても良い。間隙量許容誤差εrefを定める目的は大きく2つあり、1つは間隙量δが目標値と厳密に一致するまで制御信号の増減を繰り返すハンチング状態に陥るのを防ぐ目的であり、他の1つはケーシング熱交換器114の熱交換遅れに対する裕度確保の目的である。
The gap amount allowable error εref may be a fixed value set in advance, or may be a function having a measurement signal of the measuring
間隙制御装置120の制御周期が短いほど、また、ケーシング熱交換器114の応答性が高いほど、間隙量許容誤差εrefは小さく設定できる。機器の構成を勘案して適切な値を設定するのが望ましいが、0を設定しても実施例1の効果は得られる。
The shorter the control cycle of the
ステップS4で、間隙量許容誤差εrefの設定が完了すると、ステップS5に進み、間隙量δと間隙量許容誤差εrefとの大小比較を行う。間隙量δが間隙量許容誤差εrefより大きい場合、ステップS6に進み、予め設定された間隙量目標値(間隙寸法目標値)δrefと間隙量δとの差の絶対値で定義される間隙量誤差εの計算を実施する。次に、ステップS8において、間隙量誤差(間隙寸法誤差)εが間隙量許容誤差εrefより大きいか否かを判断し、間隙量誤差εが間隙量許容誤差εrefより大きい場合、間隙量δを間隙量目標値δrefに近づけるためケーシング目標温度Tref、ケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefを計算により求めるTref、Qref演算処理をステップS9で実施する。ステップS9の演算処理は、図2の(c)のステップS9aに示すように、この実施例1では、Tref、Qrefの演算処理にて、間隙量目標値δrefと、動翼105の温度の代用としての圧縮ガス106の温度TGと、回転軸104の回転数Nとを入力として、関数f2により、ケーシング112の熱伸び量を逆算する形でケーシング目標温度Trefを算出する。
When the setting of the gap amount allowable error εref is completed in step S4, the process proceeds to step S5, and the size comparison between the gap amount δ and the gap amount allowable error εref is performed. If the gap amount δ is larger than the gap amount allowable error εref, the process proceeds to step S6, and the gap amount error defined by the absolute value of the difference between the preset gap amount target value (gap dimension target value) δref and the gap amount δ. Calculate ε. Next, in step S8, it is determined whether or not the gap amount error (gap size error) ε is larger than the gap amount allowable error εref. If the gap amount error ε is larger than the gap amount allowable error εref, the gap amount δ is set to the gap amount. In order to approach the quantity target value δref, Tref and Qref calculation processing for calculating the casing target temperature Tref and the casing heat exchanger target heat transfer quantity Qref by calculation is performed in step S9. As shown in step S9a of FIG. 2C, the calculation process of step S9 is a substitute for the gap amount target value δref and the temperature of the moving
また、温度計113で計測したケーシング112の温度TRとケーシング目標温度Trefを入力として関数f3より、ケーシング112の温度をケーシング目標温度Trefにするために必要なケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefを算出する。そして、ステップS9bによりケーシング目標温度Trefとケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefとを出力し、ステップS12に進む。そして、ステップS12において、間隙制御装置120は演算した目標温度Trefとケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefとにより、間隙量が目標値δrefとなるように、ケーシング熱交換器114を制御する。
Moreover, the casing heat exchanger target heat transfer amount Qref necessary for setting the temperature of the
なお、実施例1では、ケーシング目標温度Trefとケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefの算出に温度TG、TR、回転数N、間隙量目標値δrefを利用しているがこれ以外の入力を追加しても構わない。また、関数f2、f3は、任意のものでよく、実験で得られたテーブルデータの補間参照などによりケーシング目標温度Tref、ケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefを決定しても良い。また、実施例1ではケーシング熱交換器114でケーシング112を冷却する事例を想定したが、令媒の代わりに熱媒を流通し、加熱により間隙量を望ましい値に近付けてもかまわない。ここで示す方法は、これらの演算処理を限定するものではない。
In the first embodiment, the temperatures TG, TR, the rotation speed N, and the gap amount target value δref are used to calculate the casing target temperature Tref and the casing heat exchanger target heat transfer amount Qref, but other inputs are added. It doesn't matter. The functions f2 and f3 may be arbitrary, and the casing target temperature Tref and the casing heat exchanger target heat transfer amount Qref may be determined by interpolation reference of table data obtained through experiments. Further, in the first embodiment, the case where the
一方、ステップS5において、間隙量δが間隙量許容誤差εref以下となる場合、動翼105とケーシング112との間隙量は何らかの不測の事態により0に近い状態にあることを意味する。このため、ステップS7に進み、保護機能としてケーシング熱交換器114を直ちに停止し、間隙量δを拡大する制御を実施するよう指令を生成する。そして、ステップS11に進み、予め設定された熱交換量指令となるケーシング目標温度Tref、ケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefは無効とし、ステップS12にて、ケーシング熱交換器114の冷媒の流れを停止する熱交換量指令121を間隙制御装置120より出力する。
On the other hand, when the gap amount δ is equal to or smaller than the gap amount allowable error εref in step S5, it means that the gap amount between the moving
ステップS8において、間隙量誤差εが間隙量許容誤差εref以下の場合は、ステップS10に進み、設定された熱交換量指令となるケーシング目標温度Tref、ケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefを保持し、ステップS12に進む。 In step S8, when the gap amount error ε is equal to or smaller than the gap amount allowable error εref, the process proceeds to step S10, and the casing target temperature Tref and the casing heat exchanger target heat transfer amount Qref, which are set heat exchange amount commands, are held. Proceed to step S12.
なお、実施例1では間隙量δを間隙量目標値δrefに近づけるためのケーシング目標温度Tref、ケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefを逆算する制御フローを構成したが、これに制御方法を限定するものではない。例えば、間隙量誤差εを0に収束させるようケーシング熱交換器114の冷媒流量を増減するPID制御を構成しても良いし、圧縮機103の運転特性をよく表わす状態量を各種計測し、それら計測信号を入力とするニューラルネットワークを構成することで、ケーシング熱交換器114の熱交換量を制御しても良い。
In the first embodiment, the control flow for calculating the casing target temperature Tref and the casing heat exchanger target heat transfer amount Qref for making the gap amount δ close to the gap amount target value δref is configured. However, the control method is limited to this. is not. For example, PID control for increasing / decreasing the refrigerant flow rate of the
図3は、実施例1における圧縮機103の間隙量δとケーシング112の熱伸びに関する模式図である。図3の(a)〜(d)のそれぞれは、圧縮機103を運転中の動翼105とケーシング112との間隙部分を拡大して示しており、図3の(a)はケーシング112へ液滴付着が生じていない場合、図3の(b)は吸気噴霧冷却器107の水噴霧量が増加し、ケーシング112へ液滴付着が生じた場合、図3の(c)は吸気噴霧冷却器107の水噴霧量を最大まで増加させた場合、図3の(d)はケーシング112へ液滴付着がなく、かつ、ケーシング熱交換器114を停止した場合である。なお、図3の(d)は比較のために示しているが、実施例1の運転で実行するものではない。
FIG. 3 is a schematic diagram regarding the gap amount δ of the
図3の(a)、(b)、(c)とも間隙量δは間隙量目標値δrefとの差が間隙量目標誤差εref(図3に示さず)以内の範囲で運転している。ここで、ケーシング112の熱伸びに対し、図3中のΔRcはケーシング熱交換器114の冷却による縮み量を表し、ΔRwはケーシング112への液滴付着による縮み量を表わしている。図3の(a)における運転では、ケーシング112へ液滴付着は生じていないので、ケーシング熱交換器114の熱交換量を増やすことで縮み量ΔRcを増大させ、間隙量δを間隙量目標値δrefへ近づける。
3 (a), 3 (b), and 3 (c), the gap amount δ is operated within the range where the difference from the gap amount target value δref is within the gap amount target error εref (not shown in FIG. 3). Here, ΔRc in FIG. 3 represents the amount of shrinkage due to cooling of the
一方、図3の(b)では、液滴301がケーシング112へ付着し、ケーシング112の温度が低下する。これにより、ケーシング112は縮み量ΔRwだけ縮む。図1に示した間隙制御装置120は、間隙量δを間隙量目標値δrefに近づけるために必要な温度、伝熱量を各種計測信号から演算し、ケーシング熱交換器114に熱交換量指令121として与える。ケーシング熱交換器114の熱交換量は、図3の(b)に示した場合では、図3の(a)に示した場合に比して低下し、縮み量ΔRcを低減することで間隙量δを間隙量目標値δrefへ近づける。
On the other hand, in (b) of FIG. 3, the
吸気噴霧冷却器107の水噴霧量を最大まで増加させると、図3の(c)に示すようになる。図3の(c)に示した状態は、図3の(b)に示した状態から、さらにケーシング112に付着する液滴301が増加した状態である。ケーシング112に付着する液滴301が多いほど縮み量ΔRwは大きくなるので、これを補うためにケーシング熱交換器114の熱交換量を減らすことで縮み量ΔRcを縮小させる。
When the water spray amount of the
最終的に、ケーシング熱交換器114は熱交換を停止し、縮み量ΔRcは0となる。ケーシング熱交換器114の機器容量の観点から、圧縮機103の運転中、ケーシング112に付着する液滴301の量が最大となる点でΔRcを0とできるのが良い。すなわち、間隙量δと間隙量目標値δrefとの誤差εを間隙量目標誤差εref以内とするために必要なケーシング112の縮み量の範囲に、図3の(c)の運転状態におけるケーシング112液滴付着による縮み量ΔRwが収まる間隙寸法に設計することが望ましい。
Finally, the
図3の(d)は実施例1の図2で示す制御フローでは実行しない運転であるが比較のために掲載している。ケーシング112へ付着する液滴301が無い状態では、ケーシング熱交換器114の熱交換量を増やすことで縮み量ΔRcを増大させ、間隙量δを間隙量目標値δrefへ近づけている。従って、この状態でケーシング熱交換器114を停止した場合、図3の(d)に示すように、間隙量δは増大する。
FIG. 3D is an operation that is not executed in the control flow shown in FIG. 2 of the first embodiment, but is shown for comparison. In a state where there is no
実施例1の圧縮機103の運転動作について図4を参照して説明する。図4は、実施例1の圧縮機103の運転特性概略図である。図4の(a)に示すグラフは、吸気噴霧冷却器107を使用しない場合の起動運転における間隙量δの概略変化を示すものである。図4の(a)に示したグラフは、横軸に圧縮機103の運転開始からの経過時間、縦軸は圧縮機103の回転軸104の軸中心からの半径方向長さを表わす。そして、動翼105の先端位置までの長さを破線で示し、従来技術におけるケーシング位置までの長さを一点鎖線で、実施例1のケーシング112の位置までの長さを太い実線で示している。なお、細い実線は、冷却停止の場合における実施例1のケーシング112の位置までの長さである。
The operation of the
任意時刻においてケーシング112の位置までの長さから動翼105の先端位置までの長さを差し引いた値が圧縮機103の動翼105とケーシング112との間隙量となる。
A value obtained by subtracting the length from the length to the position of the
時刻t0において、停止状態の圧縮機103の運転を開始する。時間の経過と伴に回転数および動力を上げ、時刻t1において、圧縮機103は定格動力での運転となり、時刻t1からは定格動力を保持した運転を想定している。本グラフでは停止から定格動力までの起動における間隙量の変化を確認することができる。
At time t0, operation of the stopped
ここで、圧縮機の機種によるが、一般に、ケーシングと回転軸とを比較すると、回転軸の熱容量の方が大きい。また、回転軸側は回転数が定格回転数に達するまで、遠心力による伸びも増大する。 Here, although it depends on the model of the compressor, in general, when the casing and the rotating shaft are compared, the heat capacity of the rotating shaft is larger. Further, the elongation due to centrifugal force increases on the rotating shaft side until the rotational speed reaches the rated rotational speed.
以上の理由から、一般的な圧縮機は起動時において動翼先端位置よりもケーシング位置の方が早く収束する。この関係は実施例1の図4にも示される。 For the above reasons, in a general compressor, the casing position converges faster than the moving blade tip position during startup. This relationship is also shown in FIG.
図4の(a)における領域a1に注目すると、時刻t0において実施例1のケーシング112の位置までの長さは、従来のケーシング位置までの長さに比較して大きくなっている。しかし、運転を開始すると、実施例1のケーシング112位置は、間隙量を間隙量目標値δrefに近づけるようケーシング熱交換器114で冷却しながら運転するため、間隙量は間隙量目標値δrefにすぐさま収束する。本発明の実施例1は、従来と異なり、起動中でも間隙量を間隙量目標値δrefに近づけて運転可能である。
When attention is paid to a region a1 in FIG. 4A, the length to the position of the
また、時刻t1以降の定格動力保持時の領域a2に注目する。運転状態を一定に保持して時間が経過したため、動翼105、ケーシング112の温度変化は収束する。温度変化の収束に伴い、動翼105、ケーシング112の熱伸び量変化も収束し、結果として間隙量も収束している。従来のケーシング位置は組み立て誤差により間隙量が間隙量目標値δrefに対してわずかに大きい値で収束したが、実施例1の間隙量は、ケーシング熱交換器114の効果により間隙量と間隙量目標値δrefとの差を目標間隙量誤差εref以下まで近づけることが可能である。
Further, attention is focused on a region a2 when the rated power is maintained after time t1. Since the time has elapsed while the operation state is kept constant, the temperature changes of the moving
また、図4の(a)に示すグラフでは、上述したように、参考値として細い実線で実施例1の圧縮機をケーシング熱交換器が停止した状態で運転した場合のケーシング位置までの長さも掲載した。 Further, in the graph shown in FIG. 4A, as described above, the length to the casing position when the compressor of the first embodiment is operated with the thin solid line as a reference value while the casing heat exchanger is stopped is also shown. Posted.
この場合、実施例1の効果は、得られないが、比較説明のために示した。細い実線で示すケーシング位置までの長さと、太い実線で示す実施例1のケーシング112位置までの長さとの差は、間隙量を間隙量目標値δrefに近づけるためケーシング熱交換器114で冷却することで低減したケーシング112の縮み量ΔRcに相当する。
In this case, the effect of Example 1 is not obtained, but is shown for comparative explanation. The difference between the length to the casing position indicated by the thin solid line and the length to the
次に、図4の(b)のグラフについて説明する。図4の(b)のグラフは、吸気噴霧冷却器107を使用した場合の起動運転ケースである。図4の(a)におけるグラフから、ケーシング熱交換器114停止時のケーシング位置を除き、2点鎖線で吸気噴霧冷却器107の水噴霧量の時間変化を表示している。時刻t0において、停止状態の圧縮機103の運転を開始する。時間の経過と伴に回転数および動力を上げ、時刻t1において、圧縮機103は定格動力での運転となり、時刻t1からは定格動力を保持した運転を想定している。ここで、起動途中の時刻t0wから吸気噴霧冷却器107より水噴霧を開始する。水噴霧量はケーシング112への液滴付着が顕著となる吸い込みガス101の流量の2%以上を想定している。さらに、グラフの時刻t1より圧縮機103は定格動力での運転となり、時刻t1からは定格動力を保持するが、時刻t1wより吸気噴霧冷却器107の水噴霧量をさらに増加させるものとする。
Next, the graph of FIG. 4B will be described. The graph of (b) of FIG. 4 is a start-up operation case when the
時刻t0wまでの挙動は、図4の(a)のグラフと同様である。時刻t0w直後の領域b1に注目する。時刻t0wで吸気噴霧冷却器107より水噴霧を開始したことで吸い込みガス101の温度が低下し、動翼105の熱伸び量が低減するため動翼先端位置までの長さも縮小する。ケーシング112は吸い込みガス101の温度の低下に加え、液滴付着による冷却効果も発生する。
The behavior up to time t0w is the same as the graph of FIG. Attention is paid to the region b1 immediately after the time t0w. By starting water spraying from the intake spray cooler 107 at time t0w, the temperature of the
従来のケーシング位置までの長さは、液滴付着の冷却効果による縮み量の分だけ、動翼先端位置までの長さよりも縮み量が大きくなり、過渡的に間隙量が0未満となる領域が発生している。このため、従来においては、起動中は一時的に水噴霧量を間隙量が確保できる分量まで抑える必要があった。 The length to the conventional casing position is larger than the length to the rotor blade tip position by the amount of shrinkage due to the cooling effect of droplet adhesion, and there is a region where the gap amount is transiently less than zero. It has occurred. For this reason, conventionally, during startup, it has been necessary to temporarily reduce the amount of water spray to an amount that can ensure the gap amount.
一方、実線で示す実施例1のケーシング112位置までの長さは、ケーシング熱交換器114の伝熱量を抑えることで、ケーシング112の過剰な縮みが発生しないように制御可能である。
On the other hand, the length to the
このため、間隙量を間隙量目標値δrefに近づけて運転可能であり、水噴霧量に制約を与える必要はない。 For this reason, it is possible to operate with the gap amount close to the gap amount target value δref, and there is no need to restrict the water spray amount.
次に、時刻t1wで水噴霧量をさらに増加させた後の領域b2に注目する。水噴霧量はt0wの時点でケーシング112へ液滴が付着するレベルに達しており、液滴付着量はさらに増加する。動翼先端位置と従来のケーシング位置の関係は間隙量を0より大きい状態を維持していたが、間隙量は再び0未満となる。時刻t0wでの水噴霧による間隙量縮小は、起動中であったため過渡的であり、定格動力に近づくにつれ解消されたが、時刻t1以降は運転状態を保持しているので、定常的に間隙量0未満となる。
Next, attention is paid to a region b2 after the water spray amount is further increased at time t1w. The amount of water spray reaches a level at which droplets adhere to the
従って、ラビング防止の観点から、水噴霧量は上限に達しており時刻t1wより開始する水噴霧の増加は不可となる。 Therefore, from the viewpoint of preventing rubbing, the water spray amount has reached the upper limit, and an increase in water spray starting from time t1w is not possible.
一方、実施例1においては、ケーシング熱交換器114の熱交換により熱伸び量を低減している運転範囲にある限り、ケーシング熱交換器114の伝熱量制御で間隙量を目標値に近づけることが可能である。従って、吸気噴霧冷却器107の水噴霧量の上限は従来に比して拡大し、圧縮機103の運転自由度を広げることが可能である。
On the other hand, in Example 1, as long as it is in the operation range in which the amount of heat elongation is reduced by heat exchange of the
以上のように、本発明の実施例1によれば、計測又は推定した、ケーシング112と動翼105との間隙量δが目標間隙誤差εrefより大であり、計測又は推定した間隙量δと間隙量δrefとの差が目標間隙量εrefより大の場合は、ケーシング112と動翼105との間隙量を目標値δrefに近づけるための、ケーシング目標温度Tref及びケーシング熱交換器目標伝熱量Qrefを演算し、演算した値に基いて、ケーシング熱交換器114の動作を制御するように構成している。
As described above, according to the first embodiment of the present invention, the measured or estimated gap amount δ between the
つまり、間隙量δが目標間隙誤差εrefより以下の場合は、ケーシング熱交換器114の運転を停止し、間隙量δが目標間隙誤差εrefより大の場合は、間隙量δが、目標値δrefプラス目標間隙誤差εrefを上限とし、目標値δrefマイナス目標間隙誤差εrefを下限とする所定の範囲であれば、現状を保持し、間隙量δが、上記所定範囲外の場合は、目標値δrefに近づけるために、目標温度Tref及び目標伝熱量Qrefを演算し、演算した値に基いて、ケーシング熱交換器114の動作を制御するように構成している。
That is, when the gap amount δ is smaller than the target gap error εref, the operation of the
したがって、吸気噴霧冷却の水噴霧量に制約を与えることなく、圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を目標値に近づけることが可能な、吸気噴霧冷却器を有する圧縮機を実現することができる。 Therefore, it is possible to realize a compressor having an intake spray cooler that can bring the gap between the moving blade and casing of the compressor close to a target value without restricting the amount of water spray for intake spray cooling. it can.
(実施例2)
次に本発明の実施例2について説明する。
(Example 2)
Next, a second embodiment of the present invention will be described.
実施例2の基本構成は図1、図2、図3および図4と同様であるため説明は省略する。実施例2は実施例1の構成において、ケーシング112に付着する液滴301によりケーシング112に温度低下ΔTが生じても、圧縮機103の動翼105とケーシング112との間隙量δを0より大きい状態とする初期間隙量(初期間隙寸法)δ0としたことを特徴とする。この初期間隙量δ0の決定方法を以下に説明する。
Since the basic configuration of the second embodiment is the same as that of FIGS. 1, 2, 3, and 4, description thereof is omitted. In the second embodiment, the gap δ between the moving
実施例2では説明のため、吸い込みガス101、圧縮ガス106となるガスを空気として考える。
In the second embodiment, for the sake of explanation, the gas that becomes the
動翼105およびケーシング112は、圧縮機103の内部ガス流路を通過する空気に晒されることから、動翼105、ケーシング112の温度TL、TRを通過する空気温度TGと同一と近似できる。一方、吸気噴霧冷却器107の水噴霧量が増加すると、図3に示す通り、圧縮機103のケーシング112は付着する液滴301により冷却される。このため、液滴301がケーシング112に付着する運転ではケーシング112の温度を付着する液滴301の温度と同一と近似できる。
Since the moving
ここで、液滴301が発生した場合、圧縮機103の内部ガス流路を通過する空気は湿り度が飽和蒸気量に達していると仮定する。この仮定によれば、液滴301の温度は、圧縮機103の内部ガス流路を通過する空気温度を乾球温度、相対湿度を100%とした湿球温度として与えることができる。乾球温度と湿球温度の関係は、各種の湿り空気線図や、飽和蒸気圧を介した近似多項式、あるいは上記湿り空気線図、飽和蒸気圧を介した近似多項式から導き出される派生式のうちの少なくとも一つを使用すればよい。
Here, when the
この関係を関数f4とおけば、ケーシング112の温度低下ΔTを以下の式(4)、(5)、(6)で表せる。
If this relationship is expressed as a function f4, the temperature drop ΔT of the
Twet=f4(Tdry) ・・・(4)
Tdry=TG ・・・(5)
ΔT=Tdry−Twet=Tdry−f4(Tdry)=TG−f4(TG) ・・・(6)
Twet = f4 (Tdry) (4)
Tdry = TG (5)
ΔT = Tdry−Twet = Tdry−f4 (Tdry) = TG−f4 (TG) (6)
ここで、Twetは相対湿度を100%とした湿球温度で、実施例2では液滴301の温度とする。Tdryは乾球温度である。関数f4を乾湿変換関数と定義する。
Here, Twet is a wet bulb temperature with a relative humidity of 100%, and in Example 2, the temperature of the
また、常温における、回転軸104停止時の初期間隙量δ0は、例えば前述の式(1)、(2)、(3)を用いて表わすことができる。さらに、圧縮機103の運転特性マップや熱平衡線図、理論計算式や実験式に当てはめることで、回転軸104の回転数Nを圧縮ガス(空気)106の温度TGの関数f5として次式(7)で表すことができる。
In addition, the initial gap amount δ0 when the
N=f5(TG) ・・・(7) N = f5 (TG) (7)
動翼105の温度TLを圧縮ガス(空気)106の温度TGに、ケーシング112の温度TRをTG−ΔTと近似したことから、式(1)、(2)、(3)、(6)、(7)より、間隙量δと、初期間隙量δ0の差は圧縮ガス(空気)106温度TGの関数f6で次式のように表わすことができる。
Since the temperature TL of the moving
δ=δ0−f6(TG) ・・・(8) δ = δ0−f6 (TG) (8)
ここで、間隙量δは0より大きいという条件を式(8)にあてはめ式(9)を得る。 Here, the condition that the gap amount δ is larger than 0 is applied to Expression (8) to obtain Expression (9).
δ0>f6(TG) ・・・(9) δ0> f6 (TG) (9)
圧縮機103の運転範囲内の圧縮ガス(空気)106の温度TGに対して式(9)が成立するように、初期間隙量δ0を設計することで、ケーシング112に付着する液滴301によりケーシング112に温度低下ΔTが生じても、圧縮機103の動翼105とケーシング112との間隙量δを0より大きい状態とする初期間隙量δ0を満たす。関数f6(TG)は、温度TLを温度TGとし、温度TRをTG−ΔTとして、上記式(1)、(2)、(3)に代入して得られる式であり、式(3)のΔL−ΔRに相当する関数である。関数f6を間隙量変化関数と定義し、関数f6により得られる値を変化間隙量と定義する。
By designing the initial gap amount δ0 so that Equation (9) is established for the temperature TG of the compressed gas (air) 106 within the operating range of the
なお、ここに示す計算はあくまで一例であり、必要に応じて計算式の拡充や実機特性による補正を追加して良い。 Note that the calculation shown here is merely an example, and if necessary, the calculation formula may be expanded or correction based on actual machine characteristics may be added.
本発明の実施例2によれば、実施例1と同様な効果が得られるほか、次に示す効果が得られる。 According to the second embodiment of the present invention, the same effects as those of the first embodiment can be obtained, and the following effects can be obtained.
つまり、動翼105とケーシング112との停止時における初期間隙量の拡大値は最低限で済ませる設計が可能となるため、従来における圧縮機から実施例2の圧縮機103への設計変更を容易にできる。また、初期間隙量の拡大量が少なければ、ケーシング熱交換器114の必要伝熱容量も低く抑えることができる。
That is, since it is possible to design to minimize the initial gap amount when the
したがって、特に指標なく間隙を拡大した場合に比してケーシング熱交換器114の構造をコンパクトにできるほか、熱交換量が小さくなるので応答性の向上も期待できる。作動温度範囲が絞られるので冷媒や熱交換器の機種に課せられる制約も少なくなる。
Therefore, the structure of the
(実施例3)
次に、本発明の実施例3について説明する。
(Example 3)
Next,
実施例3の構成を図5および図6により説明する。図5は実施例3の圧縮機の概略構成図である。実施例1と同様の部分については説明を省略する。実施例3では、実施例1にて示した圧縮機の構成において、圧縮機103の中間段にアンチサージ弁501を設けており、温度計113により計測されたケーシング112の温度を計測信号119として弁制御装置(弁制御部)502が受信し、弁制御装置502がケーシング112の温度上昇率によってアンチサージ弁501を開閉制御することを特徴とする。
The configuration of the third embodiment will be described with reference to FIGS. FIG. 5 is a schematic configuration diagram of a compressor according to the third embodiment. A description of the same parts as those in the first embodiment will be omitted. In the third embodiment, in the configuration of the compressor shown in the first embodiment, an
また、必須の構成ではないが、実施例3では、吸気噴霧冷却器107の水噴霧量を計測するために配管108に流量計503と、圧縮機103の圧縮ガス106の圧力を計測するための圧力計504と、吸気ダクト102に吸い込みガス101の流量を計測するための計測器505とを設置し、流量計503、圧力計504、計測器505の計測信号506、507、508と、回転数計測器110の計測信号117とを弁制御装置502に供給する構成となっている。
Further, although not essential, in the third embodiment, in order to measure the water spray amount of the
なお、ここでの説明は計測信号を限定するものではなく、適宜、追加、交換しても構わない。例えば、計測器505の計測信号508は、入口可変翼(IGV)を備える圧縮機であれば、入口可変翼開度と、回転軸104の回転数と、吸い込みガス101の温度とから推定演算することも可能である。この場合、推定演算に必要な入口可変翼開度の計測装置と、吸い込みガス101の温度とを計測する装置を追加すれば良い。
Note that the description here does not limit the measurement signal, and may be added or replaced as appropriate. For example, if the
アンチサージ弁501は全開もしくは全閉の制御指令のみを出力可能なON/OFF弁で、通常運転時閉止している。アンチサージ弁501は弁制御装置502から保護信号509を受信すると全開し、圧縮機103の途中段から吸い込みガス101の一部を排出し、圧縮機103の流量を下げる。弁制御装置502からの保護信号509が停止すると再び全閉する。
The
次に、図5、図6を参照して実施例3の動作について説明する。図6は弁制御装置502の制御フローチャートである。
Next, the operation of the third embodiment will be described with reference to FIGS. FIG. 6 is a control flowchart of the
図5、図6において、弁制御装置502は計測信号を受信すると以下の通り信号処理をする。まず、図6の(a)のステップS100において、弁制御装置502は計測信号を入力する。次に、計測信号として受信したケーシング温度TRについて、現在iステップ目の信号処理のケーシング温度TR(i)と、過去となる(i−1)ステップ目の処理のケーシング温度TR(i−1)との差分を演算し、ケーシング112の温度上昇率に相当する変化率dTRを求める(ステップS101)。
5 and 6, when the
次に、変化率dTRの上限値dTRlimを設定する(ステップS102)。上限値dTRlimは予め決定した定数でも構わないし、圧縮機103の特性を表わす計測信号の関数としても良い。実施例3は変化率上限dTRlimに補正演算処理を実施する構成とした。
Next, the upper limit value dTRlim of the change rate dTR is set (step S102). The upper limit value dTRlim may be a predetermined constant or may be a function of a measurement signal representing the characteristics of the
変化率上限dTRlimの補正演算(ステップS103)では、図6の(b)のステップS103aに示すように、関数f7、f8により、補正量X1、X2を計算し、変化率上限dTRlimから補正量X1、X2を差し引くことで補正する。関数f7は圧縮ガス106の温度TG、圧縮ガス106の圧力PG、回転数N、吸い込みガス101の流量Giを入力としており、計測時点での圧縮機103のサージング裕度が小さいほど大きい値を出力する。従って、圧縮機103がサージング領域に近い運転になるほど補正量X1は大きくなり、変化率上限dTRlimは小さく補正される。関数f8は吸気噴霧冷却器107の水噴霧量Gwを入力とし、水噴霧量Gwが大きくなるほど出力も大きくなる。従って、水噴霧量Gwが大きくなるほど補正量X2は大きくなり、変化率上限dTRlimは小さく補正される。ステップS103bにおいて、変化率上限dTRlimを補正した変化率上限dTRlimとし、ステップS104に進む。なお、実施例3で示す補正量の算出法は、補正方法を限定するものではない。
In the correction calculation of the change rate upper limit dTRlim (step S103), as shown in step S103a of FIG. 6B, the correction amounts X1 and X2 are calculated by the functions f7 and f8, and the correction amount X1 is calculated from the change rate upper limit dTRlim. , X2 is subtracted to correct. The function f7 receives the temperature TG of the
ステップS104において、変化率dTRと、補正演算後の変化率上限dTRlimとを大小比較する。変化率dTRが変化率上限dTRlimより大きい場合、保護信号ONの処理を実施し(ステップS105)、弁制御装置502は保護信号をアンチサージ弁501へと出力する(ステップS107)。ステップS104において、変化率dTRが変化率上限dTRlim以下の場合、保護信号OFFの処理を実施する(ステップS106)。その結果、弁制御装置502は保護信号をアンチサージ弁501への出力を停止する。
In step S104, the change rate dTR is compared with the change rate upper limit dTRlim after the correction calculation. When the change rate dTR is larger than the change rate upper limit dTRlim, the protection signal ON process is performed (step S105), and the
上述のように構成された本発明の実施例3の効果を以下に説明する。 The effects of the third embodiment of the present invention configured as described above will be described below.
実施例3では、実施例1、2と同様に、ケーシング熱交換器114によりケーシング112を冷却する構成である。ケーシング112に多量に液滴付着した状態で、何らかの理由、例えば故障によりケーシング熱交換器114の伝熱量が急激に低下した場合、ケーシング112に付着する液滴は蒸発を始める可能性がある。ここで、液滴の内部流入が生じた場合、内部冷却と同等の圧縮動力低減効果を期待することができるのは前述の通りである。一方で、液滴が蒸発した段から、圧縮機103のガス流量が増える。
In the third embodiment, as in the first and second embodiments, the
このため、内部に流入した液滴が急激に蒸発することはサージングに対する信頼性の観点から望ましくない。実施例3は、仮に不測の事態によりケーシング112に付着する液滴が急激に蒸発を始め、圧縮機103の運転状態がサージング現象に近づくと弁制御装置502からの保護信号によりアンチサージ弁501が全開し、サージングを回避することが可能となる。よって、吸気噴霧冷却器107の水噴霧量が高い運転状態であっても圧縮機103の信頼性を高めることができる。なお、実施例3ではアンチサージ弁501はON/OFF弁としたが、調整弁を選定し、開度をさらに細かく指示可能な構成としても良い。
For this reason, it is not desirable from the viewpoint of reliability with respect to surging that the droplets flowing into the inside evaporate rapidly. In the third embodiment, the droplets adhering to the
つまり、本発明の実施例3は、実施例1と同様な効果を得ることができる他、上述のような効果を得ることができる。 That is, the third embodiment of the present invention can obtain the same effects as those of the first embodiment and the above-described effects.
(実施例4)
次に、本発明の実施例4について、図7を参照して説明する。
Example 4
Next, a fourth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG.
実施例1と同様の構成部分については説明を省略する。実施例1と異なる部分は、図7に示すように、ケーシング112の4ヶ所に温度計113a、113b、113c、113dを設定し、ケーシング112の温度を計測し、対応する4ヶ所に、別々の系統として、ケーシング熱交換器114a、114b、114c、114dを設けたことである。
A description of the same components as those in the first embodiment will be omitted. As shown in FIG. 7, the difference from the first embodiment is that
なお、実施例4では説明のため計測点、ケーシング熱交換器を4系統としたが、数を限定するものではなく、2系統以上あれば実施例4の手法は有効である。また、図示は省略したが、温度計113a、113b、113c、113dの計測信号119a、119b、119c、119dは、それぞれ、間隙制御装置120a、120b、120c、120dに送信される。間隙制御装置120a、120b、120c、120dの内部で実施する演算処理、制御指令等は、図2に示したフローチャートと同様である。ここではそれぞれの制御装置120a、120b、120c、120dからケーシング熱交換器114a、114b、114c、114dに対する熱交換量指令121a、121b、121c、121dが制御アクチュエータ122(各ケーシング熱交換器114a、114b、114c、114dに接続される4つの制御アクチュエータ((図7では省略する))に出力され、ケーシング熱交換器114の制御が実施される。
In the fourth embodiment, four measurement points and casing heat exchangers are used for explanation, but the number is not limited, and the method of the fourth embodiment is effective if there are two or more systems. Although not shown, the measurement signals 119a, 119b, 119c, and 119d of the
実施例4では間隙制御装置120a、120b、120c、120dの内部演算は互いに独立で行われるものとしたが、信号を送受信し補正演算を実施させても良い。例えば、隣接する部位同士、ケーシング目標温度を近づける補正を行っても良い。
In the fourth embodiment, the internal calculations of the
また、温度計とケーシング熱交換器114との対応は必ずしも1対1である必要はない。例えば、図7において、温度計113cが無い場合、圧縮機103の円周方向の温度偏差は無いものと仮定して温度計113aの値を入力としてケーシング熱交換器114cの制御をおこなっても良い。あるいは、温度計113bが無い場合、温度計113aで計測する温度と、過去の実験データより求めた温度勾配から温度計113bを設置していた部分での推定温度を演算する機能を追加して代用することも可能である。
In addition, the correspondence between the thermometer and the
以下に、実施例4の効果を説明する。 The effects of Example 4 will be described below.
実施例4によれば、ケーシング112に温度分布が生じ、一律の温度制御では間隙量δが小さい部分と大きい部分が発生してしまう状況にあっても、ケーシング112の各部に対して目標温度を定め、複数のケーシング熱交換器114a、114b、114c、114dが別々に熱交換をすることでケーシング112全域にわたって間隙量δを間隙量目標値δrefに近づけることが可能である。
According to the fourth embodiment, the temperature distribution is generated in the
また、圧縮機103を設置する室内の換気や機器配置による温度分布など、運転に関する外的要因で生じるケーシング112の歪みに対しても、間隙量δを補正することが可能となる。
Further, it is possible to correct the gap amount δ against the distortion of the
つまり、本発明の実施例4は、実施例1と同様な効果を得ることができる他、上述のような効果を得ることができる。 That is, the fourth embodiment of the present invention can obtain the same effects as those of the first embodiment and the above-described effects.
なお、動翼の温度及びケーシングの温度は、圧縮器の吐出ガス温度と同一と近似でき、圧縮機の軸回転数は、圧縮器の吐出ガス温度の関数で表すことができる。したがって、圧縮器のガス温度のみ検出し、検出したガス温度から圧縮機の軸回転数を演算して、間隙量δを演算することも可能である。また、動翼の温度又はケーシングの温度のいずれかのみを検出して、上述した圧縮器の吐出ガス温度の関数と同様な関数により圧縮機の軸回転数を演算処理し、間隙量δを演算することも可能である。さらに、圧縮機の軸回転数のみ検出し、検出した軸回転数から、圧縮器のガス温度を逆算し、間隙量δを演算することも可能である。 The temperature of the moving blade and the temperature of the casing can be approximated to be the same as the discharge gas temperature of the compressor, and the shaft rotational speed of the compressor can be expressed as a function of the discharge gas temperature of the compressor. Therefore, it is also possible to calculate only the gas temperature of the compressor, calculate the shaft rotational speed of the compressor from the detected gas temperature, and calculate the gap amount δ. In addition, only the temperature of the rotor blade or the casing is detected, and the shaft rotational speed of the compressor is calculated by a function similar to the function of the compressor discharge gas temperature described above, and the gap amount δ is calculated. It is also possible to do. Furthermore, it is also possible to detect only the shaft rotational speed of the compressor, and calculate the gap amount δ by calculating back the gas temperature of the compressor from the detected shaft rotational speed.
以上のように、実施例1〜4を例として説明した本発明によれば、圧縮機構成部材の温度変化や遠心力による伸びで運転中、時々刻々変化する圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を目標値に近づけて運転することができる。特に、停止している圧縮機を起動した場合、温度変化や遠心力による伸びは大きく変化する。 As described above, according to the present invention described with Examples 1 to 4 as an example, the operation of the compressor blades and the casing that change from moment to moment during operation due to temperature changes of the compressor constituent members and elongation due to centrifugal force. It is possible to operate with the gap amount close to the target value. In particular, when a compressor that is stopped is started, the elongation due to temperature change and centrifugal force changes greatly.
本発明は、圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量の変化に応じてケーシング熱交換器とケーシングの熱交換量を制御するので、ケーシング温度を変化させケーシング熱伸び量を操作できる。従って、圧縮機の起動時を含めた運転全域において圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量を目標値に近づけて運転することができる。 According to the present invention, the amount of heat exchange between the casing heat exchanger and the casing is controlled in accordance with the change in the gap amount between the rotor blades and the casing of the compressor. Therefore, it is possible to operate with the gap amount between the moving blades of the compressor and the casing close to the target value throughout the entire operation including when the compressor is started.
本発明は、吸気噴霧冷却器の水噴霧量が増加し、噴霧液滴のケーシング付着によりケーシングが冷却された場合においても、ケーシング熱交換器の伝熱量を制御することで圧縮機の翼とケーシングとの間隙量を目標値へと近づけることができる。 The present invention controls the compressor blades and casing by controlling the heat transfer amount of the casing heat exchanger even when the water spray amount of the intake spray cooler is increased and the casing is cooled by the adhesion of the spray droplets to the casing. The gap amount can be brought close to the target value.
このため、本発明では、ケーシング熱交換器を設けていない圧縮機ではラビングを防ぐために吸気噴霧冷却器の水噴霧量を制約しなければならない状況であっても、ケーシング熱交換器の伝熱量を制御することで対応可能である。 For this reason, in the present invention, in a compressor not provided with a casing heat exchanger, even in a situation where the water spray amount of the intake spray cooler must be restricted to prevent rubbing, the heat transfer amount of the casing heat exchanger is reduced. It can respond by controlling.
以上により、吸気噴霧冷却器の水噴霧量の操作自由度が上がり、例えば、ガスタービン向けの圧縮機であれば温度上昇に起因する出力低下を回復することが容易となり目標出力が得やすくなる。 As described above, the degree of freedom of operation of the water spray amount of the intake spray cooler is increased. For example, in the case of a compressor for a gas turbine, it is easy to recover the output decrease due to the temperature increase and the target output is easily obtained.
また、本発明は上述の通り、吸気噴霧冷却器の水噴霧量が増加し、噴霧液滴のケーシング付着によりケーシングが冷却された場合に対する、補償策としてケーシング熱交換器を設けている。 Further, as described above, the present invention provides a casing heat exchanger as a compensation measure against the case where the water spray amount of the intake spray cooler increases and the casing is cooled due to the spray droplets adhering to the casing.
従って、本発明では吸気噴霧冷却器の水噴霧量が増加させる場合に生じるラビングに関する制約を解消でき、水噴霧量を増加させやすい。このため、噴霧液滴が圧縮機内部まで流入させ内部冷却と同等の圧縮動力低減を図ることが容易となる。 Therefore, in this invention, the restriction | limiting regarding the rubbing which arises when the water spray amount of an intake spray cooler is increased can be eliminated, and it is easy to increase the water spray amount. For this reason, it becomes easy to aim at reduction of compression power equivalent to internal cooling by making spray droplets flow into the compressor.
さらなる利点として、圧縮機組み立て完了後の間隙量調整が可能である。近年、圧縮機は性能向上の観点から、間隙量は機器寸法に対し非常に小さい計画値となる。しかしながら、精密製造には限界があり、ケーシングを含めた圧縮機の部品点数も多いことから、組み立て完了時に間隙量は計画値と誤差が生じる。 As a further advantage, the gap amount can be adjusted after the compressor assembly is completed. In recent years, from the viewpoint of improving the performance of compressors, the gap amount is a very small planned value relative to the equipment dimensions. However, there is a limit to precision manufacturing, and the number of parts of the compressor including the casing is large. Therefore, when the assembly is completed, the gap amount has a planned value and an error.
本発明は、吸気噴霧冷却を実施しない定格運転時、定常的にケーシング熱交換器によりケーシングを冷却する構成となるので、ケーシング冷却量を制御することで圧縮機組み立て完了後のケーシング熱伸び量調整することが可能である。 Since the present invention is configured such that the casing is constantly cooled by the casing heat exchanger during rated operation without performing the intake spray cooling, the casing thermal expansion adjustment after completion of the compressor assembly is controlled by controlling the casing cooling amount. Is possible.
従って、圧縮機の製造、組み立てで生じてしまった圧縮機の動翼とケーシングとの間隙量の計画値との誤差を相殺し、計画値に近づけて運転実施可能という利点となる。 Therefore, it is an advantage that the operation can be performed close to the planned value by offsetting the error between the planned value of the gap amount between the moving blade of the compressor and the casing, which has occurred in the manufacture and assembly of the compressor.
なお、本発明の圧縮機は、ガスタービンと接続され、ガスタービンの燃焼用空気を圧縮するように構成することができる。 In addition, the compressor of this invention is connected with a gas turbine, and can be comprised so that the combustion air of a gas turbine may be compressed.
(実施例5)
次に、本発明の実施例5について、図8を参照して説明する。
(Example 5)
Next, a fifth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG.
実施例1と同様の構成部分については説明を省略する。実施例1と異なる部分は、図8に示すように、給水タンク801から給水管により加圧ポンプ802へ給水し、高圧水を流量調整弁803へ流入する。流量調整弁803で流量調整された高圧水はケーシング熱交換器114へと流入し、熱交換後、高温水となって貯蔵タンク804へと貯蔵される。間隙制御装置120は熱交換量指令121を給水タンク801および流量調整弁803へと出力し、熱交換量指令121に応じて加圧ポンプ802および流量調整弁803はケーシング熱交換器114へ流入する高圧水の圧力、流量を変更する。
A description of the same components as those in the first embodiment will be omitted. As shown in FIG. 8, the part different from the first embodiment is that water is supplied from a
実施例5では、貯蔵タンク804を設けたが、直接高温水を需要元へ供給しても良い。ケーシング熱交換器114より得られる高温水の温度は間隙量の制御状態に依存するため、高温水の温度、流量バッファ機能を有する目的で貯蔵タンク804を備える構成とするのが望ましい。
In Example 5, although the
以下に、実施例5の効果を説明する。 The effects of Example 5 will be described below.
実施例5によれば、ケーシング112を冷却した後の高温水を貯蔵タンク804に貯蔵することができる。圧縮機103は機種にもよるが、例えば、圧縮機103の圧力比が15以上あれば圧縮ガス106温度は300℃に達し、これに準じてケーシング112の温度も上昇するため、貯蔵タンク804には100℃以上の高温水を貯蔵することが期待できる。
According to the fifth embodiment, the high-temperature water after cooling the
実施例5の圧縮機103の適用先が、例えばガスタービンであればコージェネレーションシステムを構成することになり、設備の有効活用となる。
If the application destination of the
また、実施例5の圧縮機103の適用先が湿分添加を加えた再生サイクルを構成する高湿分利用ガスタービンシステムであれば、高温水供給先を増湿塔とすることができる。高湿分利用ガスタービンシステムは増湿塔で圧縮ガス106に湿分を付与することがシステム効率向上のカギとなる。増湿塔が圧縮ガス106に効率よく湿分を添加するためには高温水を流下するのが良いとされる。
Moreover, if the application destination of the
そこで、高温水を得るため、エコノマイザを設け、ガスタービン排ガスから熱回収する構成が考えられている。実施例5によればケーシング熱交換器114からの高温水を利用することで、エコノマイザの伝熱面積を縮小可能となる。エコノマイザの伝熱面積が縮小すれば、コンパクト化、排気圧損低減による効率向上が期待できる。
In order to obtain high temperature water, an economizer is provided to recover heat from the gas turbine exhaust gas. According to the fifth embodiment, by using the high temperature water from the
あるいは太陽熱アシストガスタービンへの適用が考えられる。太陽熱アシストガスタービンの吸気噴霧冷却器は、噴霧水に100℃以上の高温水を利用することで噴霧液滴の微粒化を図っている。高温水は太陽熱から得るものとしており、天候によっては高温水の取得量が減少するため、蓄熱槽に高温水を貯蔵する構成が望ましいとされている。実施例5の構成を太陽熱アシストガスタービンへ適用すれば、ケーシング熱交換器114からも高温水を供給できるため、蓄熱槽に貯蔵する高温水量のさらなる安定化を図ることができる。
Or application to a solar heat assist gas turbine is considered. An intake spray cooler of a solar-assisted gas turbine uses atomized water at high temperature of 100 ° C. or higher to atomize spray droplets. The high temperature water is obtained from solar heat, and the amount of high temperature water obtained is reduced depending on the weather. Therefore, a configuration in which high temperature water is stored in a heat storage tank is desirable. If the structure of Example 5 is applied to a solar heat assist gas turbine, since high temperature water can be supplied also from the
つまり、本発明の実施例5は、実施例1と同様な効果を得ることができる他、上述のような効果を得ることができる。 That is, the fifth embodiment of the present invention can obtain the same effects as the first embodiment and the above-described effects.
(実施例6)
次に、本発明の実施例6について、図9を参照して説明する。
(Example 6)
Next, Embodiment 6 of the present invention will be described with reference to FIG.
実施例1と同様の構成部分については説明を省略する。実施例1と異なる部分は、図9に示すように、吸気噴霧冷却器107の噴霧ノズルにアクチュエータ901が取り付けられており、噴霧ノズルの噴霧方向を変更可能とした。アクチュエータ901へは間隙制御装置120からの方向指令902を受信して噴霧ノズルの方向を修正する。
A description of the same components as those in the first embodiment will be omitted. As shown in FIG. 9, the part different from the first embodiment is that an
間隙制御装置120はケーシング112の複数位置の温度を計測する。計測位置は回転軸104に対して周方向に分布して配置するのが望ましい。間隙制御装置120は計測信号119から温度が高い点を選出し、その向きへの水噴霧量を増やせるよう方向指令902を生成する。計測信号119から方向指令902を生成では予め変換テーブルを与えてもよいし、関数で与えてもよい。変換の過程では他の計測情報を利用しても良い。
The
以下に、実施例6の効果を説明する。 The effects of Example 6 will be described below.
実施例6によれば、吸気噴霧冷却器107の増加時にケーシング112に付着する液滴をケーシング112の特定の部位に集中させることができる。したがって、ケーシング112の特定の部位を集中して冷却することができる。ケーシング112は運転中、特に周方向の温度偏差が大きくなるとケーシング112の熱応力も大きくなる。このとき、アクチュエータ901により高温部方向への水噴霧量を増加することで、噴霧液滴によりケーシング112の高温部を冷却し、ケーシング112の温度分布を平滑化し、熱応力を緩和することができる。
According to the sixth embodiment, droplets attached to the
つまり、本発明の実施例6は、実施例1と同様な効果を得ることができる他、上述のような効果を得ることができる。 That is, the sixth embodiment of the present invention can obtain the same effects as those of the first embodiment and the above-described effects.
101・・・吸い込みガス、102・・・吸気ダクト、103・・・圧縮機、104・・・回転軸、105・・・動翼、106・・・圧縮ガス、107・・・吸気噴霧冷却器、108・・・配管、109・・・調整弁、110・・・回転数計測器、111・・・温度計、112・・・ケーシング、113・・・温度計、114・・・ケーシング熱交換器、115・・・計測器、116、117、118、119・・・計測信号、120・・・間隙制御装置、121・・・熱交換量指令、δ・・・間隙量、δref・・・間隙量目標値、ε・・・間隙量誤差、εref・・・間隙量許容誤差、f1、f2、f3・・・関数、N・・・回転数、Qref・・・ケーシング熱交換器目標伝熱量、TG・・・圧縮ガス温度、TR・・・ケーシング温度、Tref・・・ケーシング目標温度、301・・・液滴、ΔRc・・・ケーシング熱交換器の冷却によるケーシング縮み量、ΔRw・・・ケーシング液滴付着によるケーシング縮み量、t0・・・圧縮機運転開始時刻、t0w・・・吸気噴霧冷却器の水噴霧開始時刻、t1・・・圧縮機定格動力到達時刻、t1w・・・吸気噴霧冷却器の水噴霧増量開始時刻、δ0・・・初期間隙量、ΔT・・・ケーシング温度低下、f4、f5、f6・・・関数、Tdry・・・乾球温度、Twet・・・湿球温度、501・・・アンチサージ弁、502・・・弁制御装置、503・・・流量計、504・・・圧力計、505・・・計測器、506、507、508・・・計測信号、509…保護信号、dTR…変化率、dTRlim…変化率上限、Gw…水噴霧量、i…ステップ数、PG…圧縮ガス圧力、113a、113b、113c、113d・・・温度計、114、114a、114b、114c、114d・・・ケーシング熱交換器、119a、119b、119c、119d・・・計測信号、120a、120b、120c、120d・・・間隙制御装置、121a、121b、121c、121d・・・熱交換量指令、122・・・制御アクチュエータ、123・・・タービン、801・・・給水タンク、802・・・加圧ポンプ、803・・・流量調整弁、804・・・貯蔵タンク、901・・・アクチュエータ、902・・・方向指令
DESCRIPTION OF
Claims (12)
上記動翼を包囲するケーシングと、
上記ケーシング内に吸い込まれる気体に、噴霧して冷却する吸気噴霧冷却器と、
上記ケーシングを冷却または加熱するケーシング熱交換器と、
上記動翼と上記ケーシングとの間隙寸法、上記ケーシングの温度、上記ケーシングから排出された圧縮気体の温度、及び上記回転軸の回転数のうちの少なくとも1つを計測する計測器と、
上記計測器から出力された計測信号に基づいて得られた上記動翼と上記ケーシングとの間隙寸法と、所定の間隙寸法目標値との差を算出し、算出した差に基いて、上記ケーシング熱交換器の動作を制御する間隙制御部と、
を備えることを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A rotor blade driven to rotate by a rotating shaft;
A casing surrounding the blade,
An intake air spray cooler that sprays and cools the gas sucked into the casing;
A casing heat exchanger for cooling or heating the casing;
A measuring instrument for measuring at least one of a gap size between the moving blade and the casing, a temperature of the casing, a temperature of the compressed gas discharged from the casing, and a rotational speed of the rotating shaft;
A difference between a gap dimension between the moving blade and the casing obtained based on a measurement signal output from the measuring instrument and a predetermined gap dimension target value is calculated, and the casing heat is calculated based on the calculated difference. A gap controller for controlling the operation of the exchanger;
A compressor having an intake spray cooler.
上記間隙制御部は、
上記得られた動翼と上記ケーシングとの間隙寸法が、所定の間隙寸法許容誤差以下のときは、上記ケーシング熱交換器の動作を停止し、
上記間隙寸法が、上記所定の間隙寸法許容誤差より大であり、上記間隙寸法と所定の間隙寸法目標値との差が、上記間隙寸法許容誤差より大のときは、上記間隙寸法と上記所定の間隙寸法目標値との差に応じて、上記ケーシング熱交換器の動作を制御することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 In the compressor which has an intake spray cooler according to claim 1.
The gap controller is
When the gap dimension between the obtained moving blade and the casing is not more than a predetermined gap dimension tolerance, the operation of the casing heat exchanger is stopped,
When the gap dimension is larger than the predetermined gap dimension tolerance, and the difference between the gap dimension and the predetermined gap dimension target value is larger than the gap dimension tolerance, the gap dimension and the predetermined gap A compressor having an intake spray cooler which controls the operation of the casing heat exchanger according to a difference from a gap dimension target value.
上記圧縮機の運転範囲内の上記圧縮気体の温度と、この圧縮気体温度が所定の乾湿変換関数により変換された湿球温度との差を上記ケーシング温度低下ΔTとし、このケーシング温度低下ΔT及び上記圧縮気体の温度を所定の間隙量変化関数に代入して得られた値を、変化間隙量としたとき、上記ケーシングと記動翼との間隙寸法の初期値が、上記変化間隙量より大に設定されていることを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A compressor having an intake spray cooler according to claim 2,
The difference between the temperature of the compressed gas within the operating range of the compressor and the wet bulb temperature obtained by converting the compressed gas temperature by a predetermined dry / humidity conversion function is defined as the casing temperature decrease ΔT, and the casing temperature decrease ΔT and the above When the value obtained by substituting the temperature of the compressed gas into the predetermined gap amount change function is the change gap amount, the initial value of the gap dimension between the casing and the rotor blade is larger than the change gap amount. A compressor having an intake spray cooler characterized in that it is set.
上記圧縮機が圧縮する気体は空気であり、上記ケーシング温度低下ΔTの算出に用いる所定の乾湿変換関数は、湿り空気線図の関係式、飽和蒸気圧曲線の関係式、あるいは上記2つの関係式から導き出される派生式の内、少なくとも一つを含むことを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 In the compressor which has an intake spray cooler according to claim 3.
The gas compressed by the compressor is air, and the predetermined dry-humidity conversion function used to calculate the casing temperature drop ΔT is a relational expression of a wet air diagram, a relational expression of a saturated vapor pressure curve, or the above two relational expressions A compressor having an intake spray cooler including at least one of derivative formulas derived from
上記圧縮機は、多段形式であり、途中段にアンチサージ弁と、
上記間隙制御部は、上記ケーシングの温度上昇率と予め定められた閾値とを比較演算し、演算結果に応じて上記アンチサージ弁を開閉制御する弁制御部と、を有することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A compressor having an intake spray cooler according to claim 2,
The compressor is a multi-stage type, and an anti-surge valve in the middle stage,
The gap control unit includes a valve control unit that compares and calculates a rate of temperature increase of the casing and a predetermined threshold value, and controls the opening and closing of the anti-surge valve according to the calculation result. Compressor with spray cooler.
上記計測器は、ケーシングの温度を少なくとも2か所以上計測あるいは推定する温度計測器であり、上記間隙制御部は上記温度計測器から得られる上記ケーシングの温度分布情報を補正入力値として、上記ケーシング熱交換器の目標伝熱量あるいは上記ケーシングの目標温度、あるいはその両方を演算することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A compressor having an intake spray cooler according to claim 2,
The measuring instrument is a temperature measuring instrument that measures or estimates at least two casing temperatures, and the gap control unit uses the casing temperature distribution information obtained from the temperature measuring instrument as a correction input value to determine the casing. A compressor having an intake spray cooler that calculates a target heat transfer amount of a heat exchanger and / or a target temperature of the casing.
上記ケーシング熱交換器は少なくとも2つの複数のケーシング熱交換器であり、上記ケーシングの少なくとも2か所の異なる部位を冷却し、上記間隙制御部は、上記複数のケーシング熱交換器のそれぞれに対して、別個に部位目標伝熱量あるいは上記ケーシングの部位目標温度、あるいはその両方を演算し、上記ケーシング熱交換器の動作を制御することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A compressor having an intake spray cooler according to claim 6.
The casing heat exchanger is at least two of a plurality of casing heat exchangers, and cools at least two different portions of the casing, and the gap control unit is provided for each of the plurality of casing heat exchangers. A compressor having an intake air spray cooler that separately calculates a region target heat transfer amount or a region target temperature of the casing, or both, and controls the operation of the casing heat exchanger.
上記圧縮機はガスタービンと接続され、上記ガスタービンの燃焼用空気を圧縮することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 In the compressor which has an intake spray cooler according to claim 1.
A compressor having an intake spray cooler, wherein the compressor is connected to a gas turbine and compresses combustion air of the gas turbine.
上記ケーシング熱交換器の冷媒は高圧水であり、上記ケーシング熱交換器の熱交換により加熱され、温水となった上記高圧水を上記ケーシング熱交換器とは異なる他システムに利用することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 In the compressor which has an intake spray cooler according to claim 1.
The refrigerant of the casing heat exchanger is high-pressure water, and the high-pressure water that is heated by heat exchange of the casing heat exchanger and becomes hot water is used in another system different from the casing heat exchanger. A compressor having an intake spray cooler.
上記圧縮機は高湿分空気利用ガスタービンシステムの一部である、上記高湿分空気利用ガスタービンシステムの燃焼用空気圧縮機であり、上記温水を利用する上記他システムは、上記高湿分空気利用ガスタービンシステムの増湿塔であることを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A compressor having an intake spray cooler according to claim 9,
The compressor is a combustion air compressor of the high-humidity air-utilizing gas turbine system, which is a part of the high-humidity air-utilizing gas turbine system, and the other system using the hot water is A compressor having an intake spray cooler which is a humidification tower of an air-utilizing gas turbine system.
上記圧縮機は太陽熱アシストガスタービンシステムの一部である、上記太陽熱アシストガスタービンシステムの燃焼用空気圧縮機であり、上記温水を利用する上記他システムは、上記太陽熱アシストガスタービンシステムの上記吸気噴霧冷却器であることを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 A compressor having an intake spray cooler according to claim 9,
The compressor is a combustion air compressor of the solar assisted gas turbine system, which is a part of the solar assisted gas turbine system, and the other system using the warm water is the intake spray of the solar assisted gas turbine system. A compressor having an intake spray cooler, wherein the compressor is a cooler.
上記圧縮機の動力を計測、あるいは推定する推定部を備え、上記吸気噴霧冷却器の噴霧ノズルは可動で、ノズル制御装置により噴霧方向を変え、上記ノズル制御装置は上記間隙制御部の出力信号および上記圧縮機の動力情報を入力としてノズル噴霧方向を制御することを特徴とする吸気噴霧冷却器を有する圧縮機。 In the compressor which has an intake spray cooler according to claim 1.
An estimator for measuring or estimating the power of the compressor; the spray nozzle of the intake spray cooler is movable and the spray direction is changed by a nozzle control device; the nozzle control device outputs an output signal of the gap control unit and A compressor having an intake spray cooler, wherein the nozzle spray direction is controlled by using power information of the compressor as an input.
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Cited By (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2018066365A (en) * | 2016-10-21 | 2018-04-26 | 三菱重工業株式会社 | Rotary machine |
JP2019525064A (en) * | 2016-08-05 | 2019-09-05 | ダイキン アプライド アメリカズ インコーポレィティッド | Centrifugal compressor, impeller gap amount controller of centrifugal compressor, and impeller gap amount control method of centrifugal compressor |
CN110325258A (en) * | 2017-02-21 | 2019-10-11 | 通用电气公司 | It include starting the system discharged in the power plant of combustion gas turbine for reducing |
JP2020139455A (en) * | 2019-02-28 | 2020-09-03 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | Gas turbine operation method and gas turbine |
CN113155227A (en) * | 2021-04-08 | 2021-07-23 | 国网宁夏电力有限公司电力科学研究院 | SF6 waste gas continuous recovery method and recovery device |
WO2023090089A1 (en) * | 2021-11-22 | 2023-05-25 | 三菱重工業株式会社 | Monitoring and control device for rotating machine, rotating machine equipment, monitoring and control method for rotating machine, and monitoring and control program for rotating machine |
JP7399978B2 (en) | 2019-03-15 | 2023-12-18 | サフラン エアークラフト エンジンズ | How to control the temperature of turbomachinery exhaust gas |
-
2013
- 2013-11-18 JP JP2013237697A patent/JP2015098787A/en active Pending
Cited By (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2019525064A (en) * | 2016-08-05 | 2019-09-05 | ダイキン アプライド アメリカズ インコーポレィティッド | Centrifugal compressor, impeller gap amount controller of centrifugal compressor, and impeller gap amount control method of centrifugal compressor |
JP7112609B2 (en) | 2016-08-05 | 2022-08-04 | ダイキン工業株式会社 | Centrifugal Compressor, Impeller Clearance Controller for Centrifugal Compressor, and Impeller Clearance Control Method for Centrifugal Compressor |
JP2018066365A (en) * | 2016-10-21 | 2018-04-26 | 三菱重工業株式会社 | Rotary machine |
CN110325258A (en) * | 2017-02-21 | 2019-10-11 | 通用电气公司 | It include starting the system discharged in the power plant of combustion gas turbine for reducing |
JP2020139455A (en) * | 2019-02-28 | 2020-09-03 | 三菱日立パワーシステムズ株式会社 | Gas turbine operation method and gas turbine |
JP7173897B2 (en) | 2019-02-28 | 2022-11-16 | 三菱重工業株式会社 | Gas turbine operating method and gas turbine |
JP7399978B2 (en) | 2019-03-15 | 2023-12-18 | サフラン エアークラフト エンジンズ | How to control the temperature of turbomachinery exhaust gas |
CN113155227A (en) * | 2021-04-08 | 2021-07-23 | 国网宁夏电力有限公司电力科学研究院 | SF6 waste gas continuous recovery method and recovery device |
WO2023090089A1 (en) * | 2021-11-22 | 2023-05-25 | 三菱重工業株式会社 | Monitoring and control device for rotating machine, rotating machine equipment, monitoring and control method for rotating machine, and monitoring and control program for rotating machine |
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