JPS58126405A - 超高温高圧火力発電プラント - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は超關温冒圧の蒸気タービン発成プラントのシス
テムに関する。

現在の蒸気火力発電所の蒸気条件は、蒸気圧力２４６　
ａｔｇ、蒸気温度５６６Ｃに達ｔ、７’ｃ後Ｈ１我が国
で１０年以上、欧米においても２０年１…以上改善され
ていない。

蒸気火力発電所は、第１図のランキンサイクルの熱効率
に示すように蒸気条件の改善、即ち高圧。

高温化によりそのプラント効率を大幅に向上できるポテ
ンシャルを有しているにも拘らず蒸気条件は改善されて
いない。

これは、現有のプラントの主構成材料であるフェライト
系の耐熱鋼の使用限界温度が５６０Ｃ程度にあるところ
に原因がある。また、オイルショック前の原油価格が現
状の１／２０という低廉さにも原因があり、これがフェ
ライト系の現用の耐熱鋼に換え高価なオーステナイト系
耐熱材料を多量に必要とする超高温・高圧蒸気火力プラ
ントの開発を遅延させていた。

この種の超高温・高圧蒸気火力プラントとしては、１９
５７年運開の米国ｐｈｉｌｏ第６号機第６号機１プ５ １９５９年のＥｄｄｙｓ　ｔｏｎｅ第１号機３　２　５
　ＭＷプラントの３５２ａｔｇ，６４９Ｃなどの蒸気条
件の当時として画期的な実用プラントの試みがあるが、
既述の安因もありその後の計画は挫折している。

ところが、１９７３年及び１９７８年の２回にわたるオ
イルショックにより第２図に示すように原油価格は異常
高騰し、エネルギー危機が世界共通の問題となり省エネ
ルギー、エネルギー多様化への対応が急務となっている
。これを契機［ｐｈｉｌＯ。

Ｅｄｄｙｓｔｏｎｅなどで経験した蒸気火力プラントの
高温・高圧化は、石炭火力の推進とあいまって再びクロ
ーズアップされてきた。

第３図は、蒸気火力プラントの蒸気条件の改善によるプ
ラント効率の向上レベル（相対値）を示したものであり
、図より明らかな如＜６４９Ｃ１５６６ｃ１５６６ｔｌ
ｌ’の２段再熱プラントの場合では７％強の効率向上が
期待される。

しかし、このプラントの効率向上を実現するためには、
超高温に耐える材料の開発、超高温・高圧に適合し得る
機器構造設計技術の開発、さらにプラント運用上の経済
性、信頼性の確立が必要となる。

材料開発及び構造技術開発は、超高温・高圧のプラント
に適合させ得るという条件のもとに推進することになる
が、これら開発が機器コストを急騰させては経済的プラ
ントとはなり難い。また。

機器の運用信頼性も過去の運用経験に基づいて除徐に蓄
積される面もあるため、プラント全体が在来と比べ構造
、構成に犬＠な変革を伴う場合、この新プラントの運用
信頼性を的確に評価し碓い面を持っている。これはこの
種プラントが極めて大規模であるということになる。

プラントの設備利用率が在来と同じ程度となるとして、
即ち、同程度の機器の運用信頼性が得られるものとする
と、プラントの超高温・高圧化に伴う効率向上による利
得は、第４図に示す結果となる。本図は出力１００ＯＮ
ＷＫ換算したものである。燃料コストにより効率向上に
基づく利得は巨額となる。

しかし、超高温・高圧化に伴う機器のコストアップも、
現時点では正確なコストの積上げは困難ではあるが相当
の多額となってくる。蒸気条件をどのように設定するか
にも依るが、第４図に示した蒸気条件の場合では、ボイ
ラー、主蒸気管系。

蒸気タービンの超高圧セクション、超高圧給水ポンプ、
当該給水ポンプ以降の給水系が、在来のプラントとは異
なる条件で運用が必要となり、これらがコストアップの
主要部位となる。高圧化によるシェル構造物の高厚肉化
の他に、高温化に対するオーステナイト系の材料の多量
使用がコストアップの主要因である。例えば、主蒸気管
は、現用これが１ｓｃｒ−８Ｎｉ系のオーステナイト系
ステンレス鋼になると、材料単価だけで６〜７倍と両画
なものとなる。

以上のものは、主蒸気柔性を在来のものに対し高温・高
圧化したものであるが、再熱温度をも上昇させると、再
熱蒸気管及び再熱セクションのタービンなどにもオース
テナイト系の耐熱材料の導入、構造の改革が必要となる
。

そこで、上記の超高温・高圧火力プラントのコストアッ
プ要因を軽減し、かつ機器の運用信頼性を確保するため
に、プラント構成法としてコンポーネント設計を行なう
必要がある。

このコンポーネント設計は、現行の大形火力また原子カ
プラントに於いても活用されて来た役計法であり蒸気タ
ービンの低圧セクションが顕著な例である。これら低圧
セクションは、タービンの最終段の翼長により低圧セク
ションのフロー数がシリーズ化されており、出力の大き
さに応じ、所定の翼長のもの何フローという形で定めら
れている。

この方式の利点は、出力がアップしたとしても、シリー
ズ化された低圧セクションが使用される限り、その運用
実績より信頼性が既に確保されているところにある。

第５図は、現行の蒸気火力プラントの系統図の１例であ
る。説明を簡略化するため単段の再熱プラントを示し、
かつ抽気蒸気ラインは省略しである。ボイラー１の過熱
器（スーパヒータ）２よりの主蒸気は主蒸気管１７を経
て高圧タービン４で仕事をし、その排気（コールドリヒ
ート）はボイラーに戻り再熱器（リヒータ）３により再
加熱され（リヒート）中圧タービン（再熱タービン）５
に導入される。この中圧タービン５を経て低圧タービン
６．６′に入り復水器８に至る。蒸気は復水器８で熱交
換し水となり、復水ポンプ９．ボイラー給水ポンプ１２
によゆ昇圧しつつ低圧給水加熱器１０及び高圧給水加熱
器１３を経てボイラー１に戻る。

この系統は、在来のプラントの超高温・高圧化に対して
も基本的には変化しないが、本図において、第３図に示
した蒸気条件、即ち主蒸気の温度・出力が上昇する場合
、直接影響を受ける部位は、ボイラー１．高圧タービン
４．主蒸気管１７及びボイラー給水ポンプ１２とそれ以
降ボイラーに至る系統である。

ボイラーは、高圧化、高温化によりチューブ全体として
耐圧性の向上と共に、耐熱材としてオーステナイト系材
の使用範囲の拡大、さらに超合金の採用などによりチュ
ーブ円外の熱伝達特性が低下するため、伝熱面積の確保
が最重要課題である。

主蒸気管は、耐圧、耐熱よりオーステナイト系の材料の
採用となる。超高圧、特に超高温、高圧タービンの場合
は、タービンロータ、翼、内部ケーシング、ノズルボッ
クス、主弁及び加減弁に、耐熱、耐圧対応の為の材料選
定、構造開発が重要となる。また、ボイラ佛水ポンプは
超高圧対応のだめの軸シール法が主要課題であり、当該
給水ポンプ以降の系統は、耐圧技術が主題である。

ボイラー給水ポンプは、給水系統上の配置により他の給
水系統機器に影＃を及ぼすが、高圧給水加熱器前の配置
の場合は、高圧給水加熱器の超高圧対応設計技術が課題
となる。高圧給水加熱器の後流に、ブースタに追設配置
の場合は、高圧給水加熱器は在来の構造を踏襲できる。

以上のように、蒸気条件の超高温・高圧化に対し関連機
器の対応技術は多岐に渡るが、これら１つ１つの技術を
、現在確立し果際に運用され信頼されている技術のレベ
ルまで解決することは簡単ではなく、このため開発すべ
き技術課題を少なくするというプラントの構成上のサー
ベイが肝要となってくる。

第６図は、蒸気条件の高温・高圧化に対し将来の対応技
術を確立する目的として１９５７年米国ｆｔ連間された
出力１）ｈｉｌｏ発電所の扁１ユニット１２５ＭＷ、蒸
気条件４５００ｐｓｉｇ　、　１１５０°Ｆ／１０５０
下／１００００Ｆの二段再熱方式の原型プラントを示す
。ボイラー１′のスーパヒータ２′より過熱きれた超高
温・高圧の蒸気は超高圧タービン１５に入りこのタービ
ンで膨張仕事をし排気され。

ボイラー１′に戻り再熱器（リヒータ）３′で再加熱さ
れ高圧タービン（第１段再熱タービン）４′を通りボイ
ラー１に戻り第２段のりヒータ１９で再び再熱され中圧
タービン（第２段再熱タービン）５′に入る。この排気
は低圧タービン６に送気される。これらの一連の蒸気の
膨張過程での仕事は発電機７により発電される。低圧タ
ービン６の排気は、復水器８で凝縮し、復水ポンプ９．
低圧給水加熱器１０．脱気器１１．高圧給水加熱器１３
及び高圧給水ポンプ１４を通りボイラー１′に戻る。こ
のプラントの特長は、高圧給水加熱器１４（９） 以降ボイラー１／、主蒸気管１７’を経て超高圧タービ
ン１５に至る部分であり、これらの部分が、当時（”　
６０年代後半）として画期的な超高温（６２１Ｃ）、超
高圧（３１６ａｔｇ）の蒸気条件に技術的に対応してい
る。

第７図は、第６図のプラント連間より３年遅れ１９６０
年に連間したＥｄｄｙｓｔｏｎｅ発電所の扁１ユニット
、３２５Ｍ’Ｗ、蒸気条件５０００　ｐｓｉｇ、　１２
００′Ｆ／１０５０下／１０５０’Ｆの二段再熱方式の
実用プラントを示す。当該発ユニットの場合、タービン
プラントは、　ｐｈｉｌｏの漸６ユニツトの１軸に対し
。

２軸となっているが、蒸気はボイラー１′のスーパヒー
タ２′より超高圧タービン１５．高圧タービン４〃、リ
ヒータ３′　（第１段再熱）、第１中圧タービン２０．
２０’　、リヒータ（第２段再熱）１９、第２中圧ター
ビン５′、低圧タービン６゜６′の順に膨張仕事をし、
夫々の発電機７，７′により発電する。低圧タービン６
．６′以降の系統は、第６図に示したｐｈｉｌｏユニッ
トの場合と基本的に同等である。蒸気条件の超高温（１
２００下χ（１０） 超高圧（ｓｏｏｏｐｓｉｇ　）に技術的に対応している
部分は、第６図のｐｈｉｌｏユニットの場合と基本的に
同等であり、高圧給水加熱器１４以降ポイフー１゜主蒸
気管１７′を経て超高圧タービン１５に至る部分である
。

以上のプラントは、当時の発電プラントの蒸気圧力が２
４００ｐｓｉｇ　が主流（米国）であり、実用プラント
として初めて臨界圧３２０７ｐＳｉｇを赫える３５００
ｐＳｉｇ　の蒸気圧力のプラントが出現した時期に連間
している。この３ｓｏｏｐｓｉｇ　　の蒸気圧力は、現
在では超臨界圧プラントの蒸気圧力として定着しており
、同時に蒸気温度も１０５０°Ｆが最高値で定着してい
る。

第６図、第７図の双方の超高温（１０５０’Ｆを越える
）、超制圧（３５００ｐｓｉｇを越える）プラントの特
長は、これら蒸気条件に対応するための既述の材料技術
などに特別な配慮が為されていることは当然として、系
統的には、ｐｈｉｌｏユニットの場合、超高圧タービン
の排気が直接再加熱（ボイラー１のリヒータ３で）され
ており、超高圧ター（１１） ビン１５を含む軸は、超普圧タービン１５．高圧タービ
ン４′、中圧タービン５′及び低圧タービン６そして発
電機と圧力の高い順に配列されている。

Ｅｄｄｙｓｔｏｎｅ　ユニットの場合は、超高圧タービ
ンの排気は再加熱されず直接高圧タービン４“に導かれ
この排気が再熱される。また、超高圧タービン１５を含
む軸は、圧力の高い順に配列されておらず、超高圧ター
ビン１５．第１中圧タービン２０、高圧タービン４′、
第１中圧タービン２０′そして発電機の順となっている
。

以上は、蒸気条件が超高温・高圧化した場合の例である
が、出力が共に小さく、これらのプラント構成では、５
００ＭＷを越える出力が主流となっている現状のプラン
トに対し、蒸気条件の超高ビン６及び低圧タービン６が
１車室を構成しており、このままでの大出力化は困難で
ある。又、Ｂｃｔａｙｓ　ｔｏｎｅユニットの場合は、
高圧タービン（１２） ４“とこれを挾んで第１中圧タービン２０．２１’とで
１車室を構成している。この場合も、このままの構成で
の大出力化は容易では無い。

本発明の目的は、蒸気条件の超高温・高圧化に対し１以
上の先行のプラントの構成を改善し、かつ蒸気条件の超
高温高圧化に対応する部分（コンポーネント）の開発を
最少し、実績のあるコンポーネントを有効に活用するこ
とによって、現行の主流となっている大容量プラント（
一般にユニット出力が５０　ＯＭＷを越えるもの）に対
しても適応出来、かつ運転信頼性の高い超高温高圧火力
発電プラントを提供するものである。

第８図ｅま１本発明の一実施例である超高温高圧火力発
１プラントであって、第５図に表わしたものを超高温・
制圧化した場合について示した蒸気条件５ｏｏｏｐｓｉ
ｇ、１２００°Ｆ／１０００″Ｆ、出力１０１０００Ｉ
の単段再熱プラントの構成例である。

第８図において、ボイラー１′のスーパヒータ２′によ
り超高温・制圧に加熱された蒸気は、主蒸気管１７′金
経て超高圧タービン１５に入りこ（１３） の排気は高圧タービン４に導かれる。この高圧タービン
４の排気がボイラー１′のリヒータ３で再加熱され中圧
タービン５に入る。中圧タービン５を出た蒸気は低圧タ
ービン６．６′に入り復水器８に導かれ凝縮される。蒸
気の各タービンでの膨張仕事はそれぞれの軸に接続され
る発電機７，７′により発電する。復水器８で凝縮した
水は復水ポンプ９．低圧給水加熱器１０．脱気器１１．
低圧給水ポンプ１２．高圧給水加熱器１３及び高圧給水
ポンプ１４を経由再びボイラー１′に戻るように構成さ
れている。

この本発明となる超高温・高圧火力発電プラントは、第
５図に示した現行の蒸気条件３５ｏｏｐｓｉｇ。

１０００°Ｆ／１０５０′Ｆ、出力１０１００Ｏの蒸気
火力プラントの系統に、トップタービンとして超鵬圧タ
ービン１５を付は加え、高圧タービン４を有する軸（プ
ライマリ−軸）に接続した構成であり、このプライマリ
−軸は、超高圧タービン１５．高圧タービン４及び中圧
タービン５が圧力の高い順に配列され、軸端に発電機７
を連結している。

（１４） 従って、このプラントでは１図中破線で囲んだ部分以外
の各機器は、既存の運用実績のある諸機器（コンポーネ
ント）を多用しており、このため。

蒸気条件の超高温・制圧化に対応し新材料、新構造を採
用し新たに開発を要する機器は極少となるメリットを有
する。また第８図において、高圧給水ポンプ１４以降超
高圧タービン１５ｖＣ至る破線で囲った部分は少なくと
も在来のプラントに比べ超洲圧となるが、超高圧タービ
ン１５Ｉｄ、排気圧力の選だが゛重要であり、この選定
により当該超高圧タービン１５以降の諸機器の構造を左
右する。

この排気圧力は、超高圧タービン１５０ロータ材料のＪ
Ａ造能能力、運用実績のある高圧タービン４という２つ
の観点より決定される。ロータ材料は、超高温に対応す
るため前述したような市販されている耐熱強度のあるＡ
２８６とかＤｉｓｃａｌｏｙのようなｐｅ基超超合金採
用が必要であるが、当該材の大形鋼塊の製造能力が当該
超高圧タービン１５の大きさを限定している。また、高
圧タービン４については、実績機の活用がこのコンポー
ネント（１５） の信頼性を保証する上で好都合である。第９図は。

第８図に示した発電プラントにおける通常の高圧タービ
ンの蒸気入口部の構造を示す。図において。

蒸気人口３１より流入した蒸気は、シーリングバイブ４
０を通りノズルボックス３５に入る。この蒸気は初段ノ
ズル４１で膨張し初段（調整段）の動翼３６回転力を与
え、つづいて第２段ノズル３７に入り、第２段以降の動
翼（図示していない）に回転力を与え、ロータシャフト
３９を回転させる。このタービンでは、内部ケーシング
の最大設計圧力は、ノズルボックスの外側圧力、即ち、
ノズルボックスの出口圧力（はぼ初段動翼３６後の圧力
）となり、内部ケーシング３３の耐圧設計に必要な圧力
となる。従って、第８図に示す超高圧タービン１５の排
気圧力が、第９図に示した現行の夕〜ビンのノズルボッ
クス外側程度の圧力に選定されることによって、当該高
圧タービン４け運用実績のあるコンポーネント（通常３
５０ｏｐｓｉｇの蒸気圧力で使用されている）をそのま
ま使用可能というメリットが得られる。第８図の本発明
の（１６） 一実施例でば、この圧力は、５０〜地域の場合２８００
１）Ｓｉｇ　　前後、６０Ｑｏ地域でば２６００ｐＳｉ
ｇ前後である。同時に、当該排気の超高圧タービンのロ
ータを、その製造能力などの点より、適性な品質のもの
として供給できる限界に相応している。

この場合この高圧タービン４け、第５図の高圧タービン
４から、ノズルボックスと初段ＨＩ！いた２段以降のタ
ービンとなる。以上のように超高圧タービンのロータ材
料と運用実績のある高圧タービンの活用という観点より
、蒸気条件の超高温・高圧化に対応するコンポーネント
開発を極少し、同時に信頼性が確認されている諸コンポ
ーネントの多用によるプラントの運用信頼性の向上を図
ることが可能となる。

第８図のプラントの構成例は、１０００ＭＷ、蒸気条件
５０００ｐＳｉｇ　、　１２００’Ｆ／１０５０′Ｆの
例を示したが、主蒸気の圧力、温度の大きさにより、種
々の構成例がある。主蒸気温度が現行の１０６０〜１０
５０°Ｆ′級では、Ｃｒ−ＭＯ−ｖ系ノ現用（７）　Ｏ
−タ材が便用可能となるため、第８図に於いて超高（１
７） 圧タービン１５と高圧タービン４をコンバインドした構
造が可能であり、この場合は、中圧タービン５他が運用
実績のあるコンポーネントとなる。

また、第８図の実施例では、超高圧タービン１５、高圧
タービン４．中圧タービン５及び発電。

機７が第１軸（プライマリ−軸）を、低圧タービン６．
６′の２車室と発電機７′とで第２軸Ｃセコンダリー軸
）を構成しているが、超高圧タービン１５は、プライマ
リ−軸に直結される必要はなく、セコンダリー軸に直結
される場合もあり、さらに、独立軸として第３軸として
トップタービンを構成し既存のプライマリ−、セコンダ
リー軸と合せプラントを構成することも可能である。

プライマリ−軸またはセコンダリー軸との直結に対して
は、軸の伸び差の関係で伸び差吸収可能なフレキシブル
カップリング１８の採用が必要であり、同時に訝存両軸
のアライメントに影響を与えないという利点もある。

また％第５図のプラントが第４図のプラントの蒸気条件
を改善した結果、旧プラント改造として（１８） 第８図の超高圧タービン１５が必要となったものとする
と、当該超高圧タービン１５をプライマリ−軸またけセ
コンダリー軸いずれの軸に接続しても既存側のタービン
軸のトルクは増加しトルク伝達能力の許容範囲をρえる
場合が生ずると共に。

接続された軸に直結する発電機７−またけ７′の容量の
増加の必要性が生ずる。前者の場合は接続不可であり、
後者の場合は発電機７または７′の容量アップ改造ない
し必要な容量の発電機の新設を伴うことになる。

以上のような場合には、第７図に示すように超高圧ター
ビン１４を単独軸として当該軸で相応の発α（蒸気条件
にも依るが、第６図の例を１０１００Ｏ，２４６ａｔｇ
、５３８Ｃ１５６６ｒのプラントとし、第６図の蒸気条
件を３５０　ａｔｇ、　６５０Ｃ１５６６Ｃとすると、
約１３０ＭＷとなる）をさせ。

既存のプライマリ−及びセコンダリーで残り（約８７０
ＭＷ）を発電することになる。この場合。

仮想て回った部分が超高温、高圧対応部分であり、既存
プラント部では約８７％の部分負荷運転とな（１９） る。このため、既存プラント部では部分負荷運転の為効
率の低下を期たすが、この程度の部分負荷運転では効率
の低下程度は小さく（０，５％程度）、しかも大半は高
圧タービンによるものであり、その調整段〔初段）が効
光低下の原因となっている。

しかし、超高圧タービンをトップタービンとして設置し
た場合、既存プラントの制圧タービンの調整段としての
役割は不要であり、常に１００％のアークで運用できる
ため、この高圧タービンの若干の部分負荷状態における
効率低下はより微少となる。

従って、既存プラントの高圧タービン、中圧タービン及
び発電機′ｆｆ：、新たな超高温、高圧蒸気条件下のプ
ラントのコンポーネントとして利用し、新たにトップタ
ービンとして超高圧タービンを設置する運用法によって
も、既存のプラントの高効駆化が容易に計画され得る。

即ち、タービンプラント１ユニツト３軸とする方法であ
る。

この方法では、既存プラントの既存出力を遵守した場合
であるが、送電設備などに余裕があり。

（２０） 増出力が可能な場合には、前述のプライマリ−軸及びセ
コンダリー軸合せて１０１００Ｏを出力させ、。

第３軸に１４０ＭＷ程度増出力分を分担させることも出
来る。これらの方法は２軸方式（クロスコンパウンド）
を例にとったが、プライマリ−軸とセコンダリー軸が１
軸となったタンデムコンパウンド形の場合も同様である
（超高圧タービン及び発電機が別軸となる）。

以上のように１本発明の特長は、蒸気条件が現行の条件
を越えるものに対し、当該蒸気条件に直接影響される部
分を当該条件に対応できる構造要素（コンポーネント）
を配し、他の部分は既存の実績構造要素（コンポーネン
ト、この場合、第６゜７図では、高圧タービン４．中圧
タービン５．低圧タービン６．６’、また復水器８など
をいう。）を配置し全体プラントを構成させるものであ
る。

既述の実施例は本発明の１つの例であるが、超高温、高
圧化の程度、要求されるプラント出力の程度によって、
超高温、高圧対応コンポーネントと実績コンポーネント
の割合は異なってくる。ま（２１） た、全プラントの系統の在り方１例えば、超高圧給水加
熱器の位置などによっても異なる。第７図１たけ第６図
で、超高圧給水ポンプ１４が高圧給水加熱器１３の前に
配置した場合は、高圧給水加熱器も超高圧に対する対応
が必要となる。

以上１本発明は、蒸気条件が在来実績の蒸気条件に対し
て高温・高圧化したことにより、これに対応するコンポ
ーネントと、これに直接影響を受けない部分を在来より
運用実績のあるコンポーネントとを組み合せることを特
長とするが、在来より運用実績のあるコンポーネントと
は以下のものをいう。

即ち、基本的には、現行の圧力・温度条件及び出力の範
囲で、設計、製作されるコンポーネントをいうが、これ
ら実績コンポーネントは、主蒸気条件の超高温・高圧化
の程度により、当該コンポーネントの入口、出口での蒸
気の条件も異なり、これに伴う若干の対応が必要である
。これは、プラントの効率の最適化を図る為に必要なこ
とであり、既存プラントの高温化、高圧化の対応改造の
（２２） 場合はともかくとして、全プラントを新たに計画する用
台当然といえる。

例えば、１０１００Ｏ，３５００ｐｓｉｇ、１ｏｏｏ°
Ｆ／１０５０°Ｆの再熱プラントをベースに、蒸気条件
を５００Ｏｒ＋Ｓｉｇ、　１２００’Ｆ／１０５０°Ｆ
に高圧、高温化すると、第８図または第１０図に於いて
、高圧タービン４を運用実績、換言すれば実績設計範囲
のものとするためには、超高圧タービン１５の排気温度
を１０００〜１０５０上　程度には下げる必要がある。

即ち、既述のように排気圧力を５０〜地域で２８００ｐ
ｓｉｇ前後、６０Ｑ−地域で２６００１）８４ｇ前後に
超高圧タービンの出口圧力選定する必要がある。

この場合、制圧タービンは１元設計のタービン（第５図
の制圧タービン４）の初段落（調整段落）を１段分除去
したものと等価となる。

また、２段再熱タービンの場合では、性能的に最適再熱
−圧力は、第１再熱タービン入口で１２００ｐｓｉｇ前
、第２再熱タービン入口で５００　ｐｓｉｇであり、こ
れを、２段再熱タービンとして現行運用の最大出力規模
に近い６００ＭＷ超臨界圧プラ（２３） ントの場合、即ち、夫々約ｘｏｏｏｐｓｉｇ、　３ｓｏ
ｐｓｉｇと比較すると、第１再熱タービン及び第２再熱
タービンの段落数は変えなくても良い程度である。

これらは、いずれも段落数に関して比較したが、多段落
の翼長は若干異なることになる。しかし。

同一出力規模のコンポーネントを選定するかぎりタービ
ンケーシングの大きさが変化するほどのものでない。

以上のように現行の実績設計範囲で容易に設計製作され
るコンポーネントが、本稿で述べた訝存の実績コンポー
ネント、現行の主要機器、現行通りの形体で使用する機
器などに対する定義である。

以上本発明になる超高温・高圧蒸気火力発電プラントの
構゛成により以下の効果がある。

蒸気条件の超高温・高圧化により材料及び構造的に影響
を受ける機器の数を極少し、同時に運用実績のある諸機
器と組み合せて超高温測圧の火力発電プラントを構成す
ることにより、当該プラントの開発を容易にし、かつ運
用信頼性の高いプラントを実現出来る。

（２４、

【図面の簡単な説明】

第１図は、蒸気条件を変えたときのランキンサイクルの
熱効率を示す説明図、第２図は、石油価格の年度別変化
を示す図面、第３図は、蒸気火力プラントの蒸気条件変
化によるプラント効率の向上のレベルを示す説明図、第
４図は、プラントの効率向上に伴う相当建設費利得（許
容建設費増加）を示す説明図、第５図は、現行の火力発
電プラントの概略系統図、第６図は米国ｐｈｉｌｏ発電
所Ａ６ユニツトの先行開発原型プラントの構成図、第７
図は米国Ｅｄｄｙｓｔｏｎｅ発電所＆１ユニッ発電所行
１ユニツトラントのプラント構成図、第８図は、本発明
の一実施例である出力１０００　Ｍ　Ｗ　、蒸気条件５
０００ｐＳｉｇ　、　１２００’Ｆ／１０５０°Ｆの超
高温高圧火力発車プラントの構成図、第９図は、第８図
における高圧タービンの蒸気入口部分を含むタービンの
４半分８Ｏ！：断面図、第１０図は本発明の他の実施例
である超高温高圧火力発車プラントの構成図である。 １′・・・ボイラー、２′・・・スーパーヒータ％　３
・・・す（２５） ヒータ、４・・・高圧タービン％　５・・・中圧タービ
ン、６．６′・・・低圧タービン、７．７’・・・発覗
機、８・・・復水器、９・・・復水ポンプ、１０・・・
低圧給水加熱器、１１・・・脱気器、１２・・・給水ポ
ンプ％　１３・・・高圧給水加熱器、１４・・・超高圧
給水ポンプ、１５・・・超高圧タービン、１７′・・・
主蒸気管、１８・・・カップリング。 代理人　弁理士　高橋明夫 （２６） 第１図 Ｓ主ノ　’４４ｆｒＩよ下 ＠：二殿再熱 ○：ｌＮ再塾 主蒸気圧力（ｐｓｉＬＪ（αも））〕 相Ｎ＠手同−（乞）

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １、蒸気タービンに導入される蒸気の圧力、温度が、在
   来より一般に使用される条件より高いレベルにあるプラ
   ントで、当該超高温・温圧の蒸気をボイラより最初に送
   気される超高圧タービンを有する超高温高圧火力発電プ
   ラントにおいて、前記超高圧タービンの排気を再熱せず
   に高圧タービンに導入するようにし、当該超高圧タービ
   ンを含むタービン軸が超高圧タービン、高圧タービン及
   び中圧タービンの如く蒸気圧力が高い順に連結し、ター
   ビン発電機を駆動するようにしたプラント構成を有する
   ことを特徴とする超高温高圧火力発電プラント。