JPS6039849B2 - タ−ビンロ−タの熱応力制御によるタ−ビン起動方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は高圧タービン初段後ダイヤフラムッキング部に
相対向するロータの熱応力を監視してタービンの起動を
行う方法に関するものである。

蒸気タービンの起動時には蒸気入口部付近で熱応力およ
び熱衝撃が大きくなるので、この熱応力および熱衝撃を
小さくするようなタービン起動方式が要望されている。
第１図に示す高圧タービンにおいて前記熱応力および熱
衝撃が問題となるのは、ノズルボックス２、初段動翼４
後の高圧ケーシング１およびロータ３である。一方、中
圧タービンでは特に高温となる再熱蒸気入口部である。
ところで従来、熱応力に対する監視方法は比較的に検出
器の取付けやすし、初段動翼４後の高圧ケーシング１に
注目し、このケーシング１の内外壁面に初段後ケーシン
グ内外壁温度検出器１５を取付け、タービン起動時のケ
ーシングメタル温度を計測して、初段敷翼後の蒸気温度
との誤差温度をもとにして制御を行う方法であった。し
かるに近年、初段動翼後のロータの熱応力が注目され、
これにもとづく起動制御が必要であることが指摘されて
いる。その理由は、初段ディスク根元部６に熱応力によ
るクラツクが発生し、また理論解析からもケーシングよ
りもロータの熱応力が厳しいためである。ロータ部の熱
応力が高くなるのは、熱伝達の境界条件を表わす熱伝達
部がケーシングに比べてロータの方が大きくかつ肉厚が
厚いためである。

ロータの熱伝達部が一番大きくなるのはダイヤフラムパ
ツキング１３に相対向するロータ３表面である。したが
って従来のように高圧ケーシング１の内外壁の温度を計
測して制御する方法、あるいは高圧ケーシング１の内壁
部の熱伝達率を使用して、初段動翼４後のロータの熱応
力を算出して制御する方法でも、ロータ部の熱伝達率が
ケーシング部のそれに比べて著しく高くなるため、従来
の起動方式は安全性および経済性の見地から問題がある
。本発明は上記のような従来技術の欠点を解消し、信頼
性の高いタービン起動方法を提供することを目的とする
もので、前記ダイヤフラムパッキングの高圧側入口部と
低圧側出口部にそれぞれ配置した各検出器により検出し
た蒸気の温度と圧力から熱伝導率、動粘性係数、比重量
およびパッキングの漏れ流量をそれぞれ算出し、ついで
前記動粘性係数および漏れ流速からしィノルズ数を算出
し、このレィノルズ数と前記熱伝導率から算出したロー
タ表面熱伝達率によりロ−夕の熱応力を求め、この熱応
力をｏ‐タ材の許容熱応、力以下に常時抑制すると共に
、タービンの起動時間を最短時間で完了するように制御
するようにしたものである。

以下本発明の−実施例を図面を参照して説明する。

第１図および第２図は高圧タービンの初段近傍部を示し
たもので、ロータ３、初段ディスク５および初段動翼４
からなる回転部および内部ケーシング１、ノズルボック
ス２およびダイヤフラム１０からなる非回転部により構
成されている。

６は初段ディスクの根元部、７はロータ３に設けられた
２段ディスク８に取付けられた２段勤翼、９は２段ディ
スク８に設けられたバランスホール、１３はダイヤフラ
ム１０のロータ３に対向する部分に取付けられたダイヤ
フラムパッキング、１４はロータ３の表面にダイヤフラ
ムパッキング１３と対向して設けられた各種形状の突起
で、この突起１４とダイヤフラムパツキング１３の先端
部の間隙は普通１肌以下にセットされていて、高圧側か
ら低圧側への蒸気漏れを軽減するように構成されている
。

１５は初段後ケーシング１の内外壁にそれぞれ取付けら
れた温度検出器、１６はダイヤフラム１０‘こ設けられ
たりード線の導入孔、１７は導入孔１６にかん入された
導入管、１８は導入管１７に挿入されたりード線、１９
は初段側ダイヤフラム側壁１ １と２段側ダイヤフラム
側壁１２にそれぞれ取付けられた蒸気の温度と圧力を計
測する温度および圧力検出器でリード線１８に接続され
ている。

本実施例の制御系統は第３図に示すように、アナログ系
統２１とデジタル系統２２からなり、前者２１は高圧タ
ービン２３に接続するジェネレータ２５、速度検出器２
６、負荷検出器２７、加減弁２４に接続するサーボ機構
２８および前記温度検出器１５と温度、圧力検出器１９
に接続するアナログ−デジタルコンバータ２９（以下コ
ンバータと称す）から構成されている。

後者２２はロータ熱応力演算装置３１、前記温度検出器
１５およびこの温度検出器１５のアナログ信号をデジタ
ル信号に変換するコンバータ２９に接擁する設定装置３
２、負荷運転判断器３７、目標負荷判断器４０、昇遠率
設定装置４１、負荷上昇率設定装置４２および加減弁位
置設定装置４３から構成されている。また前記熱功６力
演算装置３１はコンバータ２９を介して前記温度圧力検
出器１９および速度検出器２６に接続する初段パッキン
グ部熱伝達率計算装置３３、ロータ熱応力計算装贋３４
、比較器３５および偏差装置３６から構成されている。
次に上記のような構成からなる制御系の作用について説
明する。タービン起動の際、運転員２０はロータ初期縞
度設定器３２を作動させるためのスタートスイッチ（図
示せず）を入れてタービン停止時間を入力する。

その設定器３２は現時点の初段後ケーシングの内外壁温
度を基にしてロータの現在の温度分布を推定し、この推
定値をロータ熱応力演算装置３１に出力した後、次の指
令が運転員２０から与えられるまでその機能を停止する
。ロータ熱応力演算装置３１では、まず初段ステータパ
ッキング部に相対するロータ表面の熱伝達率が初段パッ
キング熱伝達率計算装置３３で計算される。

この計算装置３３への入力信号はロータの回転数と初段
ステータパッキング部の蒸気の温度および圧力である。
ついでロータ熱応力計算装置３４により前記熱伝達率計
算装置３３で計算されたロータ表面の熱伝達率と、温度
、圧力検出器１９より送られる初段後パッキング高圧側
の温度とを境界条件として、通常の差分法によりロータ
の温度分布および熱応力分布、特に熱応力値が最大とな
るロータ表面およびロータボァ部の熱応力が計算される
。この計算されたロータ表面熱応力とロータボア部熱応
力は比較器３５で比較して引張応力の作用している側の
応力を選択する。次に偏差装置３６においてあらかじめ
計算によるサーべを行って求めた最適短時間起動運転時
のロータの最大引張応力、負荷上昇率、昇速率とこれら
に対応する実運転における引張応力、負荷上昇率、昇速
率との偏差を求める（第８図‘ａ｝参照）。一方、現在
のタービン運転が負荷運転中かどうかを負荷運転判断器
３７により判断する。

この判断器３７への入力信号としては、高圧タービン２
３のロータに接続されたジェネレータ２５からの負荷検
出器２７により検出し、コンバータ２９でデジタル信号
に変換して入力される。もし無負荷運転３９の場合には
、偏差装置３６からの出力は昇途率設定器４１に入力さ
れるが、負荷運転３８の場合には目標負荷判断器４川こ
入力される。また目標負荷であれば起動は完了し、目標
負荷に達しない場合には、偏差装置３６からの出力は負
荷上昇率設定器４１に入力される。目標負荷判断器４０
および負荷上昇率設定器４１では偏差装置３６の出力を
もとにして最適な昇遠率および最適な負荷上昇率が決定
され（第９図参照）、加減弁位置設定器４３に出力され
、この設定器４３で適切な加減弁関度位置が設定される
。前記設定器４３からの出力信号はアナログ系統２１に
送られ、まずコンバータ３０でデジタル信号からアナロ
グ信号に変換された後、加減弁サーボ機構２８に出力さ
れて加減弁２４を前記設定器４３より指令を受けた弁位
置に調整する。上記のような制御手順があらかじめ設定
された計算時間々隅ごとに目標負荷達成まで繰返し行わ
れる。次に前述した主要装置すなわちロー夕初期温度設
定装置３２、熱応力演算装置３１を構成する各装置３３
〜３６、昇速率設定装置４１および負荷上昇設定装置４
２についてさらに詳述する。

ロータ初期温度検出装置３２はケーシング内外壁測定メ
タル温度をもとにしてロータの初期温度分布を求めるも
のである。回転しているロータの温度分布を直接測定す
ることは困難であるが、ロータの起動時の初期温度分布
を比較的に精度よく求めておくことは重要である。第４
図はロータとケーシングの温度分布の特徴を示すもので
、ケーシング側はケーシング内壁４６とケーシング外壁
４７で熱の伝達があるので、定常状態でも内壁温度Ｔ；
ｎと外壁温度Ｔ。ｕｔの差の絶対値ＩＴｉｎ−Ｔ。ｕｔ
ｌは零ではなくてある温度がある。一方、ロータ側では
ボア部は断熱と考えられるので、ポア表面４５の温度勾
配は常に零であり、時間の経過に伴ってロータ表面４４
の温度Ｔｓとボア表面４５の温度Ｔｂの温度差は零に収
束し、ある時間経過後にはＴｓ＝Ｔｂとなる温度分布に
なる。ケーシングの内外壁温度の冷却特性は第５図に示
すとおりである。

すなわち時間ｔがｔ＜ｔｓの範囲内ではケーシング内外
肇温度差の絶対値ＩＴｉｎ−Ｔ側ｌは次第にある定常な
温度差Ｔｓに近ずきｔＺｔｓではほゞ一定なＴｓの温度
差を保つ冷却特性を示す。したがってタービン停止後の
ケーシング内外壁間の温度差を記録しておき、タービン
停止時間がｔｓより長い場合（定常温度城Ａａ）には、
ロータの温度分布はケーシング内壁温度に等しく均一と
する。またＯＳｔミｔｓの非定常温度Ａｂにある場合に
は、ロータの表面温度Ｔｓおよびロータボア温度Ｔｂは
【１’，【２ー式で表わされて近似し、さらにロータ内
部の温度分布はＴＳ，Ｔｂをもとにして‘４ー式で表わ
された２次曲線に近似する。Ｔｓ＝Ｔｂ
…｛１｝ＴｂニＴｉｎ＋ｋ（Ｔ。山−
Ｔｉｎ） …‘２）ｋ ニｆ（ｔＳｔ，ＩＴｉ
ｎ−ＴＯｕｔｌ） …【３ＩＴ市（Ｔｈ〆−のｈｒ
＋ｈかｂ＋Ｔｈｒｂ２）．・・【４１た）、し ＴＳ ：ロータ表面温度 Ｔｂ ：ロータボア温度 Ｔｉｎ ：ケーシング内壁温度 Ｔ。

止：ケーシング外壁温度ｔｓｔ ：タービン停止時間 ｋ ：ｔｓｔとＩＴｉｎ−Ｔ。

ｕｔｌにより定まる係数ｆ ：関数記号 Ｔ ：ロータの任意点の温度 Ｔｈ ：（ＩＴｓ一Ｔｂ） ｒ ：ロータ中心から任意点までの距離ｒｂ ：
ロータ中心からボア表面までの距離ｈ ：ロータボ
アとロータ表面間の距離次に初段パッキング部熱伝達率
計算装置３３は＊第６図に示すように、熱伝導計算装置
４８、動粘性係数計算装置４９、比重量計算装置５０、
漏れ流量計装置５１、体積漏れ流量計算装置５２、軸万
向漏れ流速計算装置５３、平均軸方向漏れ流速計算装置
５４、ロータ間遠計算装置５５、合成漏れ流速計算装置
５６、レィノルズ数計算装置５７、ヌッセルト数計算装
置５８およびロータ表面熱伝達率計算装置５９から構成
されている。

まず初段側および２段側のステータパッキング部にそれ
ぞれ設けられた各温度および圧力検出器１９により測定
された温度および圧力測定値Ｔ，ｓｆ，Ｐ・ｓｆおよび
Ｔ，ｓｂ，Ｐ，ｓｂに対応する蒸気の熱伝導率＾，ｓｆ
、動粘性係数レ，ｓｆ比重量ッ，小 ｙ，ｓｂを蒸気表
を用いた各計算装置４８〜５川こよりそれぞれ求めてお
く。漏れ流量計算装置５１は前記測定値Ｐ，ｓｆ，Ｐ，
小 Ｔ，ｓｆおよび比重量ｙ，ｓｆを入力し、‘５１式
によりパッキング部の漏れ豊ＧＰＬを計算して出力する
。ＧＰＬ＝〇．〇５２１ＫＰＬ６ｄ心Ｓ小，ＳｆＸふ宅
洋器量ｆ） ・・たゞし ＫＰＬ：定数６
：パッキング間隙 ｄ ：パッキング間隙中心直径 Ｎ ：パッキング歯数 体積漏れ流量計算装置５２は上記ｙ，小 ｙ＄ｂおよび
ＧＰＬを入力し、｛６１，【７｝式により体積漏れ流量
ＧＰＬＭ ＧＰＬｂｖを計算して出力する。

ＧＰＬｆＶ＝稀 ．・…側ＧＰＬｂＶ；ＳＬ
……｛７｝ｙｌｓｂ軸万向漏れ流速計
算装置５３は上記ＧＰＬｆｖ，ＧＦＬｂｖを入力し、■
，｛９１式により軸方向漏れ流速〃，Ｓｆ，し，Ｓｂを
計算して出力する。

しＭｉ亭暮旨 ……（８１ レ，Ｓｂ＝生じ ……■ｍ６ｄた
ゞし ｍ６ｄ：パッキング間隙面積 平均軸方向漏れ流速計算装置５４は上記し，Ｓｒ ，し
，ｓｂを入力し、■式により平均軸方向漏れ流速Ｖｍを
計算して出力する。

Ｖｍ＝ご辛ヂ三 肌。

Ｑロータ周速計算装壇５５はロータの回転数Ｎを入力し
、（１１方式によりロータ周速度Ｖｔを計算して出力す
る。

ＶＦ玲ご 肌（１１） たゞし ｒｓ：ロータ半径 合成漏れ流速計算装置５６は上記速度Ｖｔおよび前記流
速Ｖｍを入力し、（１２式によりパッキング部の有効な
合成漏れ速度ＶＥを計算して出力する。

ＶＥ＝ノＶｍ２ 十（Ｖｔ／２）２ ……（１２
）レイノルズ数計算装置５７は上記速度ＶＥおよび前記
漏れ流速〃，Ｓｆを入力し、（１３）式によりレィノル
ズ数Ｒｅを計算して出力する。

Ｒｅ＝２空２ ・・・・・・（１３
）し１ｓｆたゞし Ｄ：ロータ直径 ヌツセルト数計算装置５８は上記しィノルズ数Ｒｅを入
力し、（１４式によりヌッセルト数Ｎｕを計算して出力
する。

Ｎｕ：鮫２Ｒｅ９．８ ．・…側 ロー夕表面熱伝達率計算装置５９は上記ヌッセルト数Ｎ
ｕおよび前記熱伝達率＾，ｓｆを入力し、（１５右式に
よりステータパツキング部の熱伝達率Ｋを計算して出力
する。

Ｋ＝ム空＆ ……（ＩＱ２６次に
ロ−夕熱応力計算装置３４を第７図を参照して説明する
。

図中の４４はロータ表面、４５はボア表面を示す。内蓬
ｒｂ、外蓬ｒｓのロー夕円筒に対する非定常熱、、の
は１６ により わ★れる ※三‐豹＝ａ（
第十器） ．・・・‐‐（ＩＱたゞし Ｔ：円筒内の
半径ｒの点における温度ｒ：中心よりの距離ｔ：時間 ａ：温度伝導率 いま計算時間々隔を△ｔ、半径方向の分割を図示のよう
に等分割して分割数をＮＲとすると、計算半径間隔△ｒ
は（１７万式により表わされる。

△ｒ＝土土 ……（１７）ＮＲ（
１６）式を差分形式に変形すると（１８）式のようにな
る。

Ｔｎ小・−Ｔ小＝ａＴ川・水十王手ぞ−匁川ｋ十声学洋
云字琴三 ……（・８）△ｔた）、し ｎ
：半径方向の内側からｎ番目の分割を表わす数ｋ：時刻
を決定する任意の整数ｋ△ｔ ロータ表面４４での境界条件としてのパッキング部の熱
伝達率Ｋと蒸気温度ＴＭは（１９），（２の式のような
差分式で関係づけられる。

Ｔ秋＝Ｔ，水「十争老２（ＴＭ−Ｔ・心・）．・・．・
・（１９）△ｒ′２ ・）Ｔ舵ニＴ１，ｋ−・十入／Ｋ＋△ｒ／２（ＴＩＳｆ
−Ｔ１，ｒ…（２００たゞし Ｔ：温度 サフイックスｉ：。

‐猿面力）ら外側こ熟れた位置を表わす。

サフイックスｓ：ロータ表面を表わす。

サフィックス１：ロータ表面からロータ内部に学入った
点を表わすサフィックスｋ：ｋ△ｔの時間経過を表わす
＾：ロータ材の熱伝導率上記（１７）〜（１９）式から
任意時間経過後のロー夕内部の温度分布を求めることが
できる。

この温度分布が求まると、ロータ表面およびボアお熱応
力。ｓ， 。ｂは（２１），（２２）から求めることが
できる。ＯＳ＝畠今（ＴＷ８−ＴＳ） ……（２１）
。ｂ＝基子（Ｔ柵−Ｔｂ） ……（２めＴ机ｇ＝′；
貴２汀ｒ・Ｔのｄｒ ‐‐‐‐‐‐（２３）′叢
２の‐ｄｒたゞし Ｅ：ヤング率 Ｑ：熱塊酸張係数 ０ 〃：ポアソン比 Ｔ則ｇ：平均温度 偏差装置３６を第８図‘ａ’，‘ｂ｝を参照して説明す
る。

各タービンの起動パターン（コールドスタート、ホット
スタートなど）ごとに解析手法により、あらかじめｏ‐
タ材の寿命消費率と強度から決定されるロータ材の熱坊
６力許容値を越えないという条件のもとで、最短時間起
動が可能な起動曲線（回転数曲線Ｇと負荷曲線Ｈ）と、
このときの最大引張熱応力曲線Ｄを決めておく。

偏差装置３６では次の３種の偏差演算を行う。すなわち
任意時間ｔ＝Ｌ‘こおける最短時間起動時の最大引張応
力を物価線Ｄ）、負荷上昇率を（苦）ｍａＸ、昇遠滋鰐
）血とし、難の鋤■けるそれらを。

ｒ，（群）ｒ，（弾）ｒとすれば３種の演算は（２４式
により行われる。６０ニ。

ｍ枇−。ｒ６群＝（群）ｍａＸ−（群）ｒ ．．．．
．．（２■６群＝船脚−侍ｒなお図中のＣは許容熱応力
、Ｅ‘ま実際の引張熱応力。

ｔの曲線、Ｆは熱応力偏差をそれぞれ示す。次に昇速率
設定装置４１および負荷上昇率設定装置４２には第９図
ｂ｝，‘ｄ’に示すような線図がそれぞれ組込まれてお
り、新しい最適な昇速率および負荷上昇率がそれぞれ決
定される。

実際の演算は、昇遠過程においては熱応力偏差６０と昇
遠率の偏差６砦を変数とし、負荷上昇過観劇、て燃応力
偏差６０と負荷上郷偏差６群を変数とする（２５），（
２６）式が設定されている。

（帯）肌＝ｆ．（仇６朱）・．・・・．（２５）（鍔）
側ゴ２（６０，６群） ．・．．・．（２６）第１０図
‘刈まロ−タ表面の熱応力特性を示したもので、曲線１
，Ｊは従来の方法によるタービン初段後ケーシング内壁
部の熱伝達率Ｌ（第１０図ｂ）および本発明によるダイ
ヤフラムパツキング部の熱伝達率Ｍ（第１０図ｂ）をそ
れぞれ使用してロ−タ表面の熱応力を算出して図示した
ものである。第１０図ｃ｝‘まタービン起動曲線を示し
たもので、曲線Ｎ，Ｓは回転数および負荷をそれぞれ示
す。第１０図ｂの）らダイヤフラムパッキング部の熱伝
達率Ｍは回転数および負荷の上昇に伴ってケーシング内
壁部の熱伝達率Ｌより著しく増大することが容易にわか
る。

また同図｛ａ’からダイヤフラムパッキング部熱伝達率
曲線Ｊは熱応力の最大値が高くなり、この熱り瓦力の最
大値を含め熱り瓦力の現われ方が従釆の方法に比べて早
まる煩向を示していることがわかる。以上説明したよう
に、本発明は直接に蒸気の温度および圧力を計測してダ
イヤフラムパツキング部を算出するようにしたので、実
際の熱伝達率にきわめて近い値がえられる。

また前記熱伝達率を使用して。ータの熱応力を算出する
ようにしたので、熱り６・力分布も実機状態に比較的に
近いものがえられる。したがってタービン起動の信頼性
をより一層向上させることができる。なお本発明によれ
ばロータの最大熱応力をロータ材の熱舵、力の許容値以
下に抑制しながら最短時間起動を行わせることができる
ので、タービンの運転上、安全性および経済性などを向
上させることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は高圧タービン初段敷翼近傍の断面図、第２図お
よび第３図はそれぞれ本発明のタービン起動方法の一実
施例を示す断面図および制御系統図、第４図および第６
図は説明用図、第６図は本発明に使用される制御系の計
算装置のブロック図、第７図〜第１０図は説明用図であ
る。 ３…ロータ、１３…ダイヤフラムパツキング、１９・・
・温度、圧力検出器、４８・・・熱伝導率計算装置、４
９・・・動粘性係数計算装置、５０・・・比重量計算装
置、５１・・・漏れ流量計算装置、５５・・・ロー夕周
速計算装置、５６・・・合成漏れ流速計算装置、５７…
レィノルズ数計算装置、５８…ヌッセルト数計算装置、
５９・・・ロータ表面熱伝達率計算装置。 豹ー図第２図 菊Ｊ図 策４図 黍づ図 策６図 第７図 努８図 菊？図 弟′ｏ図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 高圧タービン初段後ダイヤフラムパツキング部に相
   対向するロータ部の熱応力を算出し、この熱応力により
   タービンの起動を決定するタービン起動方法において、
   前記ダイヤフラムパツキングの高圧側入口部と低圧側出
   口部にそれぞれ配置した各検出器により検出した蒸気の
   温度と圧力から熱伝導率、動粘性係数、比重量およびパ
   ツキングの漏れ流量をそれぞれ算出し、ついで前記動粘
   性係数および漏れ流量からレイノルズ数を算出し、この
   レイレルズ数と前記熱伝導率から算出したロータ表面熱
   伝達率によりロータの熱応力を求め、この熱応力をロー
   タ材の許容熱応力以下に常時抑制すると共に、タービン
   の起動時間を最短時間で完了するように制御することを
   特徴とするタービンロータの熱応力制御によるタービン
   起動方法。 ２ 特許請求の範囲第１項記載の起動方法において、比
   重量および漏れ流量から体積漏れ流量を算出し、この体
   積漏れ流量とロータ周速から合成漏れ流速を算出し、こ
   の合成漏れ流速と動粘性係数からレイレルズ数を算出す
   ることを特徴とするタービンロータの熱応力制御による
   タービン起動方法。 ３ 特許請求の範囲第１項記載の起動方法において、レ
   イノルズ数からヌツセルト数を算出し、このヌツセルト
   数と算出した熱伝導率からロータ表面熱伝達率を演算す
   ることを特徴とするタービンロータの熱応力制御による
   タービン起動方法。