JPH0641723B2 - 蒸気タ−ビン - Google Patents
蒸気タ−ビンInfo
- Publication number
- JPH0641723B2 JPH0641723B2 JP59125265A JP12526584A JPH0641723B2 JP H0641723 B2 JPH0641723 B2 JP H0641723B2 JP 59125265 A JP59125265 A JP 59125265A JP 12526584 A JP12526584 A JP 12526584A JP H0641723 B2 JPH0641723 B2 JP H0641723B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- steam
- casing
- outer casing
- rotor
- temperature
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
Links
Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
- F01D25/00—Component parts, details, or accessories, not provided for in, or of interest apart from, other groups
- F01D25/24—Casings; Casing parts, e.g. diaphragms, casing fastenings
- F01D25/26—Double casings; Measures against temperature strain in casings
Description
【発明の詳細な説明】 〔発明の利用分野〕 本発明は、蒸気タービン、特に超高温高圧蒸気が使用さ
れる蒸気タービンに関する。
れる蒸気タービンに関する。
近年、燃料費、建設費の高騰に伴い発電プラントの効率
向上が強く要請され各種機器の効率向上策が検討される
と共に一部実用化されている。又蒸気サイクルの改善、
特にタービン入口蒸気条件の高温高圧化によるタービン
効率の抜本的向上が注目されている。これは、従来の新
鋭超臨界圧火力発電所の主蒸気圧力２４６ata，主蒸気
温度５６６℃クラスの蒸気条件を、３１６ata ，５９３
℃及び３５０ata,６５０℃などに上昇させることによつ
て熱効率を向上させるものである。
向上が強く要請され各種機器の効率向上策が検討される
と共に一部実用化されている。又蒸気サイクルの改善、
特にタービン入口蒸気条件の高温高圧化によるタービン
効率の抜本的向上が注目されている。これは、従来の新
鋭超臨界圧火力発電所の主蒸気圧力２４６ata，主蒸気
温度５６６℃クラスの蒸気条件を、３１６ata ，５９３
℃及び３５０ata,６５０℃などに上昇させることによつ
て熱効率を向上させるものである。
しかしながら、これら超高温高圧タービンを実現するた
めには、高温高圧に耐えうる高温強度の高い耐熱材を用
いるか、又は、クーリング等により高温部を従来機並の
温度に下げて従来材を用いる方法が必要である。
めには、高温高圧に耐えうる高温強度の高い耐熱材を用
いるか、又は、クーリング等により高温部を従来機並の
温度に下げて従来材を用いる方法が必要である。
従来、上述したクーリングの採用と耐熱鋼の使用の組合
せにより超高温高圧タービンを構成した例が雑誌COMBUS
TION／January 1962 page44で紹介されている。このタ
ービンによると主蒸気をタービン内部へ導く蒸気入口管
と外ケーシングの間に空間を設け、この空間に温度の低
下した排気蒸気を流過させることにより外ケーシングの
冷却を行つている。これにより外ケーシングの材料とし
て従来使用されていたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の採用を可能と
している。一方、クーリングが不可能なロータには、高
温強度のすぐれたオーステナイト鋼を使用している。
せにより超高温高圧タービンを構成した例が雑誌COMBUS
TION／January 1962 page44で紹介されている。このタ
ービンによると主蒸気をタービン内部へ導く蒸気入口管
と外ケーシングの間に空間を設け、この空間に温度の低
下した排気蒸気を流過させることにより外ケーシングの
冷却を行つている。これにより外ケーシングの材料とし
て従来使用されていたＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼の採用を可能と
している。一方、クーリングが不可能なロータには、高
温強度のすぐれたオーステナイト鋼を使用している。
しかしながらこの方法では、ロータと外ケーシングのロ
ータ軸方向における熱伸び差が大きいのでダイヤフラム
部の漏洩、蒸気量が増大し、タービンの効率を向上でき
ないという問題がある。
ータ軸方向における熱伸び差が大きいのでダイヤフラム
部の漏洩、蒸気量が増大し、タービンの効率を向上でき
ないという問題がある。
本発明は、タービン内部における漏洩蒸気を低減するこ
とによりタービン効率を向上しうる蒸気タービンを提供
することを目的とする。
とによりタービン効率を向上しうる蒸気タービンを提供
することを目的とする。
蒸気タービンにおいて、外ケーシングの熱膨張率より小
さい熱膨張率を有する材料でロータを構成したのでロー
タ軸方向におけるロータと外ケーシングの熱伸び差を低
減でき、これに伴いダイヤフラム部における漏洩蒸気量
を減少できる。
さい熱膨張率を有する材料でロータを構成したのでロー
タ軸方向におけるロータと外ケーシングの熱伸び差を低
減でき、これに伴いダイヤフラム部における漏洩蒸気量
を減少できる。
本発明の蒸気タービンは、Ｃｒが３％以下の低Ｃｒ鋼で
形成された外ケーシング、内ケーシング、Ｃｒが９％以
上の高Ｃｒ鋼で形成され、外ケーシングの熱膨張率より
小さい熱膨張率を有するロータ及び高温蒸気をタービン
の内側へ導く蒸気入口管を備えたものであって、蒸気入
口管と外ケーシングとの間及び外ケーシングと内ケーシ
ングとの間に間隙を設け、間隙に排気蒸気の一部を流す
ことにより、外ケーシングを冷却し、外ケーシングと内
ケーシングとの間隙の内ケーシングの外周側に複数の隔
壁板を設け、更に、内ケーシングから外ケーシングに伝
わる熱を遮る熱遮蔽板を設けることを特徴とするもので
ある。
形成された外ケーシング、内ケーシング、Ｃｒが９％以
上の高Ｃｒ鋼で形成され、外ケーシングの熱膨張率より
小さい熱膨張率を有するロータ及び高温蒸気をタービン
の内側へ導く蒸気入口管を備えたものであって、蒸気入
口管と外ケーシングとの間及び外ケーシングと内ケーシ
ングとの間に間隙を設け、間隙に排気蒸気の一部を流す
ことにより、外ケーシングを冷却し、外ケーシングと内
ケーシングとの間隙の内ケーシングの外周側に複数の隔
壁板を設け、更に、内ケーシングから外ケーシングに伝
わる熱を遮る熱遮蔽板を設けることを特徴とするもので
ある。
第１図は、本発明の１実施例であり、高中圧タービンの
上半断面図である。符号１は高クロム鋼ロータ、２は高
クロム鋼ブレード、３は高クロム鋼ダイヤフラム、４は
高クロム鋼ノズルボツクスである。ボイラからの高温主
蒸気８は高クロム鋼主蒸気管７よりタービン内に導入さ
れ、高クロム鋼蒸気入口管（エキスパンシヨン）１９を
通り高クロム鋼内部ケーシング５へ導入される。この内
部ケーシングの排気側は低クロム鋼５″と溶接されてお
り、これを包含して低クロム鋼外部ケーシング６があ
る。高圧段落で仕事をした排気蒸気９はボイラで再熱さ
れ高温蒸気となつて高クロム鋼再熱管１１よりタービン
内に導入される。この再熱蒸気１０はエキスパンシヨン
２０を介し内部ケーシング５を通る。次に低クロム鋼内
部ケーシング５′を通つて排気蒸気１２となり２段再熱
プラントの場合は再びボイラで再熱される。ここで主蒸
気入口部及び再熱蒸気入口部においては外部ケーシング
６とエキスパンシヨン１９及び２０との間に間隙を設け
ており、この間隙へ排気蒸気９及び排気蒸気２１の１部
を流すことにより外部ケーシング６を冷却している。こ
れにより高温の主蒸気８及び再熱蒸気１０の熱は外部ケ
ーシング６まで伝導されないため外部ケーシング６の材
料としては比較的強度の低い低クロム鋼が使用可能とな
る。又、内部ケーシングの外周にはロータ１の軸に直角
に円板状の隔壁２９を複数個使用しており外部ケーシン
グ６との間にわずかの間隙を設けている。低温の排気蒸
気９はこの間隙を通る時速度が増すための外部ケーシン
グ６を冷却することになる。また隔壁２９を数個設ける
ことにより蒸気は絞り効果により温度圧力が低下して蒸
気入口管の冷却には効果的である。また、内部ケーシン
グからの熱放射によりこの冷却蒸気を加熱し、しいては
外部ケーシングも加熱されることになるが、熱遮蔽板３
０を設けることによりこれを防止している。従つて内部
ケーシングはロータと同等に高温となるが外部ケーシン
グはタービン排気と同様の低温度にできる。このため熱
伸びの小さい材料をロータ及び内部ケーシングなどの高
温部に適用し、外部ケーシングに熱伸びの大きな材料を
使用することにより、回転部と静止部との伸び差を少さ
くできる。
上半断面図である。符号１は高クロム鋼ロータ、２は高
クロム鋼ブレード、３は高クロム鋼ダイヤフラム、４は
高クロム鋼ノズルボツクスである。ボイラからの高温主
蒸気８は高クロム鋼主蒸気管７よりタービン内に導入さ
れ、高クロム鋼蒸気入口管（エキスパンシヨン）１９を
通り高クロム鋼内部ケーシング５へ導入される。この内
部ケーシングの排気側は低クロム鋼５″と溶接されてお
り、これを包含して低クロム鋼外部ケーシング６があ
る。高圧段落で仕事をした排気蒸気９はボイラで再熱さ
れ高温蒸気となつて高クロム鋼再熱管１１よりタービン
内に導入される。この再熱蒸気１０はエキスパンシヨン
２０を介し内部ケーシング５を通る。次に低クロム鋼内
部ケーシング５′を通つて排気蒸気１２となり２段再熱
プラントの場合は再びボイラで再熱される。ここで主蒸
気入口部及び再熱蒸気入口部においては外部ケーシング
６とエキスパンシヨン１９及び２０との間に間隙を設け
ており、この間隙へ排気蒸気９及び排気蒸気２１の１部
を流すことにより外部ケーシング６を冷却している。こ
れにより高温の主蒸気８及び再熱蒸気１０の熱は外部ケ
ーシング６まで伝導されないため外部ケーシング６の材
料としては比較的強度の低い低クロム鋼が使用可能とな
る。又、内部ケーシングの外周にはロータ１の軸に直角
に円板状の隔壁２９を複数個使用しており外部ケーシン
グ６との間にわずかの間隙を設けている。低温の排気蒸
気９はこの間隙を通る時速度が増すための外部ケーシン
グ６を冷却することになる。また隔壁２９を数個設ける
ことにより蒸気は絞り効果により温度圧力が低下して蒸
気入口管の冷却には効果的である。また、内部ケーシン
グからの熱放射によりこの冷却蒸気を加熱し、しいては
外部ケーシングも加熱されることになるが、熱遮蔽板３
０を設けることによりこれを防止している。従つて内部
ケーシングはロータと同等に高温となるが外部ケーシン
グはタービン排気と同様の低温度にできる。このため熱
伸びの小さい材料をロータ及び内部ケーシングなどの高
温部に適用し、外部ケーシングに熱伸びの大きな材料を
使用することにより、回転部と静止部との伸び差を少さ
くできる。
第２図は第１図で説明した主蒸気入口部の拡大図であ
る。高クロム鋼主蒸気管７は組立構造上溶接２２にて、
又低クロム鋼外部ケーシング６とは溶接２２′にて溶接
される。高温主蒸気８からの入熱Ｑは外部ケーシング６
へ流れようとするが、外部ケーシング６とエキスパンシ
ヨン１９との間の間隙を流れる低温蒸気９で除去され
る。すなわち第２図中の破線のような等温度分布となり
外部ケーシング６への高温の入熱はなくなる。
る。高クロム鋼主蒸気管７は組立構造上溶接２２にて、
又低クロム鋼外部ケーシング６とは溶接２２′にて溶接
される。高温主蒸気８からの入熱Ｑは外部ケーシング６
へ流れようとするが、外部ケーシング６とエキスパンシ
ヨン１９との間の間隙を流れる低温蒸気９で除去され
る。すなわち第２図中の破線のような等温度分布となり
外部ケーシング６への高温の入熱はなくなる。
同様な構造を再熱蒸気入口部に適用すると第３図とな
る。高温再熱蒸気１０からの入熱Ｑ２は抽気蒸気２１に
てエキスパンシヨン２０と外部ケーシング６との間を冷
却することによつて除去され、外部ケーシング６への入
熱はなくなり、外部ケーシング６の材料として信頼性の
ある低クロム鋼が使用可能となる。
る。高温再熱蒸気１０からの入熱Ｑ２は抽気蒸気２１に
てエキスパンシヨン２０と外部ケーシング６との間を冷
却することによつて除去され、外部ケーシング６への入
熱はなくなり、外部ケーシング６の材料として信頼性の
ある低クロム鋼が使用可能となる。
第４図は他の実施例で、第２再熱タービンの断面図を示
す。符号２３は高クロム鋼ロータ、２４は高クロム鋼内
部ケーシング、２４′は低クロム鋼内部ケーシングであ
りその内部にノズルダイヤフラム３を包含している。内
部ケーシング２４，２４′の外側には低クロム鋼外部ケ
ーシング２５があり、それに高クロム鋼再熱蒸気管２６
が溶接にて取りつけられている。ここで再熱蒸気管２６
と外部ケーシング２５とは溶接２７にて接合されてい
る。再熱蒸気１０′はケーシング下側から流入し、複流
の各段落を流れて再熱排気１２′となり抵抗タービンへ
導入される。またその途中には抽気２１′があり、これ
を使つてエキスパンシヨン２０′と外部ケーシング２５
との間を冷却し、プラント内の別系統へ排出される。こ
のときも冷却効果を増すために内部ケーシングに隔壁２
９と熱遮蔽板３０を設けてある。
す。符号２３は高クロム鋼ロータ、２４は高クロム鋼内
部ケーシング、２４′は低クロム鋼内部ケーシングであ
りその内部にノズルダイヤフラム３を包含している。内
部ケーシング２４，２４′の外側には低クロム鋼外部ケ
ーシング２５があり、それに高クロム鋼再熱蒸気管２６
が溶接にて取りつけられている。ここで再熱蒸気管２６
と外部ケーシング２５とは溶接２７にて接合されてい
る。再熱蒸気１０′はケーシング下側から流入し、複流
の各段落を流れて再熱排気１２′となり抵抗タービンへ
導入される。またその途中には抽気２１′があり、これ
を使つてエキスパンシヨン２０′と外部ケーシング２５
との間を冷却し、プラント内の別系統へ排出される。こ
のときも冷却効果を増すために内部ケーシングに隔壁２
９と熱遮蔽板３０を設けてある。
第５図は第４図のＡ−Ａ断面を示す。この第２再熱蒸気
は高温であるが低圧であること及び入口本数が２本であ
ることから、上述した主蒸気管及び第１再熱管各４本に
て導入する方法に比べて管径が大きくなる。このため第
２再熱管２６と外部ケーシング２５との溶接部は製作上
のスペースから、外部ケーシング側の位置２７になる。
このような構造により、ロータ外部ケーシング及び下流
側に位置する内部ケーシングの低温部に低クロム鋼を使
用できる。
は高温であるが低圧であること及び入口本数が２本であ
ることから、上述した主蒸気管及び第１再熱管各４本に
て導入する方法に比べて管径が大きくなる。このため第
２再熱管２６と外部ケーシング２５との溶接部は製作上
のスペースから、外部ケーシング側の位置２７になる。
このような構造により、ロータ外部ケーシング及び下流
側に位置する内部ケーシングの低温部に低クロム鋼を使
用できる。
以上説明した第１図，第４図における高中圧タービン及
び中圧タービン構造とすることにより次の効果がある。
び中圧タービン構造とすることにより次の効果がある。
高温部において直接蒸気が接する場所例えば主蒸気管、
内部ケーシング蒸気導入部を高クロム化することにより
十分なる高温強度が確保できる。又、高クロム鋼の使用
により高温部においてメタル内厚を薄くできるため非定
常的な熱応力を小さくできる。第６図は第２図における
シエル部、Ｂ−Ｂ断面の負荷変化による熱応力変化を示
す。負荷流量ｆが変化すると蒸気温度θｓは追従する。
内部ケーシング内側のメタル温度θｉは、時間遅れが少
くθｓに追従するが、メタルの平均温度θｍは時間遅れ
のため追従性が劣る。このため内部ケーシング５の内面
に大きな熱応力σｉが、又外面にσ０が発生する。しか
し、シエル肉厚を薄くし、シエル外部に熱遮蔽板を設け
ると高クロム鋼は低クロム鋼と熱伝導の差が少ないため
ケーシングシエル平均温度とケーシング内面温度との差
が少なくなりメタル平均温度θｍは、θｓに追従する傾
向となり、これに伴つて、ケーシング内外面の熱応力は
それぞれ第６(b)図のようにσi′及びσ0′のように小
さくなる。
内部ケーシング蒸気導入部を高クロム化することにより
十分なる高温強度が確保できる。又、高クロム鋼の使用
により高温部においてメタル内厚を薄くできるため非定
常的な熱応力を小さくできる。第６図は第２図における
シエル部、Ｂ−Ｂ断面の負荷変化による熱応力変化を示
す。負荷流量ｆが変化すると蒸気温度θｓは追従する。
内部ケーシング内側のメタル温度θｉは、時間遅れが少
くθｓに追従するが、メタルの平均温度θｍは時間遅れ
のため追従性が劣る。このため内部ケーシング５の内面
に大きな熱応力σｉが、又外面にσ０が発生する。しか
し、シエル肉厚を薄くし、シエル外部に熱遮蔽板を設け
ると高クロム鋼は低クロム鋼と熱伝導の差が少ないため
ケーシングシエル平均温度とケーシング内面温度との差
が少なくなりメタル平均温度θｍは、θｓに追従する傾
向となり、これに伴つて、ケーシング内外面の熱応力は
それぞれ第６(b)図のようにσi′及びσ0′のように小
さくなる。
更に直接高温蒸気が接触する主蒸気管、再熱蒸気管及び
蒸気入口部近傍の内部ケーシングを高クロム化すること
により、高温酸化を少なくできる。
蒸気入口部近傍の内部ケーシングを高クロム化すること
により、高温酸化を少なくできる。
更に又、ロータに高温強度の高い高クロム鋼を使用し、
外ケーシングに低クロム鋼を使用するのでロータとケー
シングのロータ軸方向における熱伸び差を小さくでき
る。以下その理由を説明する。
外ケーシングに低クロム鋼を使用するのでロータとケー
シングのロータ軸方向における熱伸び差を小さくでき
る。以下その理由を説明する。
一般的にケーシングはロータと違つて静止体であること
からケーシング表面の熱伝達率が悪いため急速起動停止
時にはメタル温度の時間変化が遅くロータと大きな温度
差が生ずる。又、ロータ表面は高温蒸気に包まれてある
のに対し、外部ケーシングは低温の排気蒸気の雰囲気中
にあることからロータとケーシングの温度差が大きくな
り従つて外部ケーシングとロータの伸び差が大きくな
る。このためロータとケーシング間のロータ軸方向にお
ける間隙を大きくする必要がある。
からケーシング表面の熱伝達率が悪いため急速起動停止
時にはメタル温度の時間変化が遅くロータと大きな温度
差が生ずる。又、ロータ表面は高温蒸気に包まれてある
のに対し、外部ケーシングは低温の排気蒸気の雰囲気中
にあることからロータとケーシングの温度差が大きくな
り従つて外部ケーシングとロータの伸び差が大きくな
る。このためロータとケーシング間のロータ軸方向にお
ける間隙を大きくする必要がある。
第７図はこの間隙の設定例である。まずロータ１にはブ
レード２が設置されておりそのブレード２の外周端には
シユラウドリング１３がめなどにより取り付けられブ
レード間を連結している。又内部ケーシング５にはダイ
ヤフラム３が設置されている。蒸気１４はダイヤフラム
３を通過後速度エネルギをブレード２に衝突させてロー
タを回転する。しかしブレードとダイヤフラム間１５と
ブレード１６との間には圧力差があるため蒸気１４はブ
レード２の間を全て流れるわけではなくシユラウドカバ
ー１３とダイヤフラム３の間を漏れて流れる。これを少
なくするためダイヤフラム３にはラビリンスパツキン１
７が植込まれている。このラビリンスパツキンの歯数は
第８図のように多いほど漏洩量は少ない。パツキン歯数
１７を多くするためにはロータ軸方向の間隙Ｇ１及びＧ
２をなるべく小さくすることが肝要である。このパツキ
ン枚数を多くすれば、漏洩蒸気量を少なくできるため、
動翼へのエネルギー負荷効率が増すためしいてはタービ
ン効率の大幅な向上が可能となる。
レード２が設置されておりそのブレード２の外周端には
シユラウドリング１３がめなどにより取り付けられブ
レード間を連結している。又内部ケーシング５にはダイ
ヤフラム３が設置されている。蒸気１４はダイヤフラム
３を通過後速度エネルギをブレード２に衝突させてロー
タを回転する。しかしブレードとダイヤフラム間１５と
ブレード１６との間には圧力差があるため蒸気１４はブ
レード２の間を全て流れるわけではなくシユラウドカバ
ー１３とダイヤフラム３の間を漏れて流れる。これを少
なくするためダイヤフラム３にはラビリンスパツキン１
７が植込まれている。このラビリンスパツキンの歯数は
第８図のように多いほど漏洩量は少ない。パツキン歯数
１７を多くするためにはロータ軸方向の間隙Ｇ１及びＧ
２をなるべく小さくすることが肝要である。このパツキ
ン枚数を多くすれば、漏洩蒸気量を少なくできるため、
動翼へのエネルギー負荷効率が増すためしいてはタービ
ン効率の大幅な向上が可能となる。
このラビリンスパツキンは、シユラウドカバー１３とダ
イヤフラム３の間に使用しているほか、ダイヤフラムル
ートフイン１８や、ロータとダイヤフラム間及びケーシ
ングとシヤフト間にも多く使用されており、効率向上の
ためにはこの伸び差を小さくすることが重要である。
イヤフラム３の間に使用しているほか、ダイヤフラムル
ートフイン１８や、ロータとダイヤフラム間及びケーシ
ングとシヤフト間にも多く使用されており、効率向上の
ためにはこの伸び差を小さくすることが重要である。
以下、本実施例におけるロータとケーシングの熱伸びに
ついて第９図を用い説明する。ロータはスラスト軸受TH
1B を基準としてタービン側及び発電機側へ伸びる。し
かもロータ廻りは蒸気温度が高く、かつ回転しているた
めタービン起動・停止には急激な縮みをくり返す。
ついて第９図を用い説明する。ロータはスラスト軸受TH
1B を基準としてタービン側及び発電機側へ伸びる。し
かもロータ廻りは蒸気温度が高く、かつ回転しているた
めタービン起動・停止には急激な縮みをくり返す。
一方ケーシング側（静止体側）はスラスト軸受部を基準
にするとロータと同様にタービン前後に伸びてゆく。伸
び量は区分長温度及び線膨張係数に比例するため、高圧
内部ケーシングはタービン側にｌ１の区分長分、すなわ
ちスラスト軸受から外部ケーシングと高圧内部ケーシン
グの接合部までの距離ｌ１分だけ伸び、又そこを基準に
して高圧内部ケーシングはタービン側、発電機側へ伸び
る。第１中圧部の内部ケーシング５′はスラスト軸受TH
1B を基準としタービン側へｌ２の区分長分だけ伸び、
この外部ケーシングと内部ケーシングの接合部を基準と
してタービン前後に伸びる。又、第２中圧タービンのケ
ーシングはｌ３の区分長分だけ伸び、内部ケーシング２
４はケーシング内外連結部を基準にタービン前後に伸
び、２つの内部ケーシング２４′はそれぞれ区分長（ｌ
３−ｌ４）及び（ｌ３＋ｌ４）だけ伸びて、連結部を基
準にタービン前側及び後側へ伸びる。外部ケーシングの
伸びΔｌＣ及びロータの伸びΔｌＲはそれぞれ次のよう
に表わせる。
にするとロータと同様にタービン前後に伸びてゆく。伸
び量は区分長温度及び線膨張係数に比例するため、高圧
内部ケーシングはタービン側にｌ１の区分長分、すなわ
ちスラスト軸受から外部ケーシングと高圧内部ケーシン
グの接合部までの距離ｌ１分だけ伸び、又そこを基準に
して高圧内部ケーシングはタービン側、発電機側へ伸び
る。第１中圧部の内部ケーシング５′はスラスト軸受TH
1B を基準としタービン側へｌ２の区分長分だけ伸び、
この外部ケーシングと内部ケーシングの接合部を基準と
してタービン前後に伸びる。又、第２中圧タービンのケ
ーシングはｌ３の区分長分だけ伸び、内部ケーシング２
４はケーシング内外連結部を基準にタービン前後に伸
び、２つの内部ケーシング２４′はそれぞれ区分長（ｌ
３−ｌ４）及び（ｌ３＋ｌ４）だけ伸びて、連結部を基
準にタービン前側及び後側へ伸びる。外部ケーシングの
伸びΔｌＣ及びロータの伸びΔｌＲはそれぞれ次のよう
に表わせる。
ここに αＣ：外部ケーシング材線膨張係数 αＲ：ロータ材線膨張係数 ΔＴａ：常温からのロータメタル温度差 ΔＴＣ：常温からの外部ケーシングメタル温度
差 ところで、本実施例の場合、線膨張係数はαＣ＞αＲ、
温度差はΔＴＲ＞ΔＴＣなので互いの関係をよく検討し
設計することによりケーシング伸び量ΔｌＣとロータ伸
び量ΔｌＲをほぼ等しくできる。非定常的には蒸気入口
部の冷却蒸気量を制御することにより伸び差を最小に管
理できる。又、内部ケーシングの高温部はロータとほぼ
温度が等しくなるのでロータ材とほぼ等しい線膨張係数
を有する高クロム鋼とすることが望ましい。このように
熱伸び差を小さくできるので第９図に示すシヤフトパツ
キン部２８，２８′，２８″，２８におけるパツキン
の軸方向間隙をも小さくできる。
差 ところで、本実施例の場合、線膨張係数はαＣ＞αＲ、
温度差はΔＴＲ＞ΔＴＣなので互いの関係をよく検討し
設計することによりケーシング伸び量ΔｌＣとロータ伸
び量ΔｌＲをほぼ等しくできる。非定常的には蒸気入口
部の冷却蒸気量を制御することにより伸び差を最小に管
理できる。又、内部ケーシングの高温部はロータとほぼ
温度が等しくなるのでロータ材とほぼ等しい線膨張係数
を有する高クロム鋼とすることが望ましい。このように
熱伸び差を小さくできるので第９図に示すシヤフトパツ
キン部２８，２８′，２８″，２８におけるパツキン
の軸方向間隙をも小さくできる。
本実施例におけるロータ及び外ケーシングの伸びは第１
０図に示すようにそれぞれＲ，Ｃとなり、熱伸び差は小
さい。外ケーシング材は低Ｃｒ鋼のままでロータ材料と
してオーステナイト鋼を用いた従来例では、オーステナ
イト鋼の熱膨張率が低Ｃｒ鋼より大きいのでロータの伸
びはＲ′のようになり熱伸び差が大きい。仮りに、外ケ
ーシング材としてロータ材と同様高Ｃｒ鋼を用いた場
合、雰囲気温度の差により外ケーシングの伸びがＣ″の
ように小さくなりすぎ熱伸び差は増大する。
０図に示すようにそれぞれＲ，Ｃとなり、熱伸び差は小
さい。外ケーシング材は低Ｃｒ鋼のままでロータ材料と
してオーステナイト鋼を用いた従来例では、オーステナ
イト鋼の熱膨張率が低Ｃｒ鋼より大きいのでロータの伸
びはＲ′のようになり熱伸び差が大きい。仮りに、外ケ
ーシング材としてロータ材と同様高Ｃｒ鋼を用いた場
合、雰囲気温度の差により外ケーシングの伸びがＣ″の
ように小さくなりすぎ熱伸び差は増大する。
本発明によれば、蒸気温度が上昇してもロータと外部ケ
ーシングのロータ軸方向における伸び差を小さくできる
のでダイヤフラム部の蒸気漏洩量を低減でき、もつてタ
ービン効率を向上できる。
ーシングのロータ軸方向における伸び差を小さくできる
のでダイヤフラム部の蒸気漏洩量を低減でき、もつてタ
ービン効率を向上できる。
第１図は、高中圧タービンへ本発明を適用した一実施例
を示す図、第２図は、第１図における主蒸気入口部の拡
大図、第３図は、再熱蒸気入口部の拡大図、第４図は、
本発明の他の実施例を示す図、第５図は、第４図のＡ−
Ａ矢視図、第６図(a)は、流量と蒸気温度、ケーシング
温度の関係を示す図、第６図(b)は、ケーシング内外面
の熱応力を示す図、第７図は、ラビリンスパツキンの配
置を示す図、第８図は、ラビリンスパツキン歯数と漏洩
量の関係を示す図、第９図は、ロータ及びケーシングの
熱伸びを説明するための図、第１０図は、ロータ軸方向
における熱伸び量を示す図である。 １……高中圧ロータ、３……ダイヤフラム、５，５′，
５″……内部ケーシング、６……外部ケーシング、７…
…主蒸気管、８……主蒸気、９……排気蒸気、１５，１
６……間隙、１７……ラビリンスパツキン、１９……主
蒸気エキスパンシヨン、Ｎｏ１〜Ｎｏ４……軸受、ＴＨ
１Ｂ……スラスト軸受、ＨＰ……高圧タービン、ＩＰ…
…中圧タービン、２ＩＰ……第２中圧タービン、Ｇ１，
Ｇ２……パツキン間隙。
を示す図、第２図は、第１図における主蒸気入口部の拡
大図、第３図は、再熱蒸気入口部の拡大図、第４図は、
本発明の他の実施例を示す図、第５図は、第４図のＡ−
Ａ矢視図、第６図(a)は、流量と蒸気温度、ケーシング
温度の関係を示す図、第６図(b)は、ケーシング内外面
の熱応力を示す図、第７図は、ラビリンスパツキンの配
置を示す図、第８図は、ラビリンスパツキン歯数と漏洩
量の関係を示す図、第９図は、ロータ及びケーシングの
熱伸びを説明するための図、第１０図は、ロータ軸方向
における熱伸び量を示す図である。 １……高中圧ロータ、３……ダイヤフラム、５，５′，
５″……内部ケーシング、６……外部ケーシング、７…
…主蒸気管、８……主蒸気、９……排気蒸気、１５，１
６……間隙、１７……ラビリンスパツキン、１９……主
蒸気エキスパンシヨン、Ｎｏ１〜Ｎｏ４……軸受、ＴＨ
１Ｂ……スラスト軸受、ＨＰ……高圧タービン、ＩＰ…
…中圧タービン、２ＩＰ……第２中圧タービン、Ｇ１，
Ｇ２……パツキン間隙。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.5 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０１Ｄ 25/26 Ｆ
Claims (1)
- 【請求項１】Ｃｒが３％以下の低Ｃｒ鋼で形成された外
ケーシング、内ケーシング、Ｃｒが９％以上の高Ｃｒ鋼
で形成され、前記外ケーシングの熱膨張率より小さい熱
膨張率を有するロータ及び高温蒸気をタービンの内側へ
導く蒸気入口管を備えた蒸気タービンであって、 前記蒸気入口管と前記外ケーシングとの間及び前記外ケ
ーシングと内ケーシングとの間に間隙を設け、前記間隙
に排気蒸気の一部を流すことにより、外ケーシングを冷
却し、 前記外ケーシングと内ケーシングとの間隙の内ケーシン
グの外周側に複数の隔壁板を設け、更に、前記内ケーシ
ングから外ケーシングに伝わる熱を遮る熱遮蔽板を設け
ることを特徴とする蒸気タービン。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59125265A JPH0641723B2 (ja) | 1984-06-20 | 1984-06-20 | 蒸気タ−ビン |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59125265A JPH0641723B2 (ja) | 1984-06-20 | 1984-06-20 | 蒸気タ−ビン |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS614804A JPS614804A (ja) | 1986-01-10 |
| JPH0641723B2 true JPH0641723B2 (ja) | 1994-06-01 |
Family
ID=14905798
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59125265A Expired - Lifetime JPH0641723B2 (ja) | 1984-06-20 | 1984-06-20 | 蒸気タ−ビン |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0641723B2 (ja) |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP3611365B2 (ja) * | 1995-04-05 | 2005-01-19 | 株式会社東芝 | 蒸気タービンのケーシング冷却装置 |
| EP1559872A1 (de) * | 2004-01-30 | 2005-08-03 | Siemens Aktiengesellschaft | Strömungsmaschine |
| JP4664857B2 (ja) | 2006-04-28 | 2011-04-06 | 株式会社東芝 | 蒸気タービン |
| JP4909113B2 (ja) * | 2007-02-16 | 2012-04-04 | 三菱重工業株式会社 | 蒸気タービン車室構造 |
| US8662821B2 (en) * | 2010-12-29 | 2014-03-04 | General Electric Company | Removable steam inlet assembly for steam turbine |
| JP6639514B2 (ja) | 2015-10-23 | 2020-02-05 | 東芝エネルギーシステムズ株式会社 | 軸流タービン |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5141616A (ja) * | 1974-10-04 | 1976-04-08 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Jokitaabinyorootaazai |
| JPS5575971A (en) * | 1978-11-30 | 1980-06-07 | Tokyo Shibaura Electric Co | Ceramic turbine rotor |
| JPS56102559A (en) * | 1980-01-17 | 1981-08-17 | Toshiba Corp | Integrated high and low pressure rotor for steam turbine and its manufacture |
| JPS6054385B2 (ja) * | 1980-02-20 | 1985-11-29 | 株式会社東芝 | 耐熱鋼 |
-
1984
- 1984-06-20 JP JP59125265A patent/JPH0641723B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS614804A (ja) | 1986-01-10 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |