WO2001086121A1 - Verfahren zur kühlung einer welle in einem hochdruck-expansionsabschnitt einer dampfturbine - Google Patents

Verfahren zur kühlung einer welle in einem hochdruck-expansionsabschnitt einer dampfturbine Download PDF

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WO2001086121A1
WO2001086121A1 PCT/EP2001/004795 EP0104795W WO0186121A1 WO 2001086121 A1 WO2001086121 A1 WO 2001086121A1 EP 0104795 W EP0104795 W EP 0104795W WO 0186121 A1 WO0186121 A1 WO 0186121A1
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WO
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steam
cooling
expansion section
pressure expansion
pressure
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PCT/EP2001/004795
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Kai Wieghardt
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Siemens Aktiengesellschaft
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    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01K—STEAM ENGINE PLANTS; STEAM ACCUMULATORS; ENGINE PLANTS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; ENGINES USING SPECIAL WORKING FLUIDS OR CYCLES
    • F01K13/00—General layout or general methods of operation of complete plants
    • F01K13/006—Auxiliaries or details not otherwise provided for
    • 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
    • F01D25/08—Cooling; Heating; Heat-insulation
    • F01D25/12—Cooling
    • 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
    • F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
    • F01D5/02—Blade-carrying members, e.g. rotors
    • F01D5/08—Heating, heat-insulating or cooling means
    • F01D5/081—Cooling fluid being directed on the side of the rotor disc or at the roots of the blades
    • F01D5/084—Cooling fluid being directed on the side of the rotor disc or at the roots of the blades the fluid circulating at the periphery of a multistage rotor, e.g. of drum type

Definitions

  • the present invention relates to a method for cooling a shaft in a high-pressure expansion section of a steam turbine, live steam being produced at a temperature and a pressure in a steam generator and being fed to the high-pressure expansion section. It further relates to a high-pressure expansion section of a steam turbine with a rotatably mounted shaft and a housing surrounding the shaft, the high-pressure expansion section being provided with a feed for supplying live steam at a temperature and a pressure from a steam generator.
  • a high-pressure expansion section is understood to be any section of a steam turbine in which live steam expands.
  • An HD sub-turbine is understood to mean any sub-turbine that is directly supplied with live steam.
  • the term “HD partial turbine” therefore also extends to steam turbines in which the high-pressure expansion with subsequent expansion steps takes place in a common housing, in particular to a combined high-pressure medium-pressure partial turbine (HD / MD partial turbine).
  • Live steam is applied to one end face of the piston for the purpose of thrust compensation. It is a relatively large one Application area and thus a comparatively large diameter of the piston is required. Due to the large diameter, high centrifugal acceleration works.
  • the live steam is throttled over the shaft seal on the outer surface of the piston and also wets the rear end wall.
  • the piston is therefore exposed to high temperatures during operation.
  • the high temperatures lead to a reduced strength of the piston.
  • the piston is therefore subject to significant restrictions regarding the choice of material. As a rule, a high-quality material must be used. Since the piston is generally made in one piece with the shaft, there are considerably increased costs.
  • the live steam temperature can be reduced. However, this reduces the turbine output accordingly.
  • a constant pressure stage can be installed, which lowers the inlet temperature of the live steam. If this constant pressure level is not required for other reasons, it represents a complex and at the same time only limited solution.
  • the thrust acting in the axial direction can also be avoided by design.
  • a double flow HD Turbine required, which has two outflows and two separate blades on a continuous shaft.
  • the inflow is arranged approximately in the middle of the turbine.
  • the axial thrust that occurs during operation of the left and right turbine halves viewed along the turbine axis compensates for one another.
  • a piston for thrust compensation is therefore not necessary.
  • the costs for blading and housing a two-flow turbine are relatively high.
  • the piston can be steam-cooled.
  • a solution is shown in DE 198 23 251 Cl. Condensate and / or steam from a cooling system of the steam turbine is injected as a cooling medium via a metering device.
  • this method cannot be used in a high-pressure turbine section due to the high prevailing pressure.
  • the object of the present invention is therefore to enable cooling of a shaft of an HP partial turbine, in particular cooling of a piston for thrust compensation.
  • this object is achieved in a method of the type mentioned at the outset by removing cooling steam from the steam generator for cooling, the temperature of which is lower and the pressure of which is higher than that of the live steam.
  • the device according to the invention provides that the high-pressure expansion section has a further supply for supplying cooling steam, which is removed from the steam generator and has a lower temperature and a higher pressure than the live steam.
  • the cooling steam can be removed between a separator and a superheater of the steam generator. Alternatively, removal from a superheater of the steam generator between individual superheater elements is also possible.
  • the pressure difference between the cooling steam and the live steam corresponds approximately to the pressure loss of the bypassed superheater elements.
  • the pressure of the cooling steam is about 1 to 10 bar, in particular about 2 to 7 bar higher than the pressure of the live steam.
  • the temperature of the cooling steam is lower than the temperature of the live steam, depending on the number of superheater elements bypassed. In both configurations, a cooling steam with a lower temperature and higher pressure than the live steam is reliably provided.
  • the temperature of the cooling steam can be, for example, between about 350 ° C to 500 ° C.
  • the cooling steam is advantageously fed to the high-pressure expansion section in the vicinity of a feed for the live steam.
  • the required cooling thus takes place in an area in which the temperature of the live steam is still relatively high. As a result, a high cooling effect is achieved.
  • the cooling steam is overheated before it is removed from the steam generator. This prevents inadmissible condensation of water drops from the cooling steam.
  • the extent of overheating depends on the respective boundary conditions.
  • the supply for the cooling steam advantageously opens into an annular groove on the housing, which is guided around the shaft. The cooling steam is thus evenly distributed over the entire circumference of the shaft and housing.
  • the shaft in the region of the further feed is designed as a piston which serves to compensate for forces which act on blades on the shaft in the axial direction.
  • the piston required for the thrust compensation is cooled directly. A higher inlet temperature for the live steam or another material for the piston and thus the shaft can therefore be selected.
  • the leakage of the live steam via the shaft seal is blocked or at least reduced, thereby improving the efficiency of the high-pressure expansion section.
  • the feed for the live steam and the further feed for the cooling steam are arranged closely next to one another.
  • the seal lengths correspond to the existing pressure conditions. This results in an optimal cooling effect with minimal cooling steam flow even with only slight temperature differences between cooling steam and live steam. Furthermore, the cooling takes place in the area of the HD wave that is most thermally stressed.
  • the live steam is shielded from the shaft, for example by a control stage, a diagonal stage or a differently designed cover.
  • the cooling steam is advantageously added only immediately before or within the HP blading. In this way, other areas of the HD shaft and the HD blading that are subject to high thermal stress can be cooled.
  • the housing advantageously has an outer part and an inner part, and the feed runs at least partially between the outer part and the inner part. This simplifies the construction of the housing and enables the supply of the cooling steam with little effort. In addition, a cooling effect is brought about between the housing parts, that is to say between the inner part and the outer part.
  • Figure 1 is a schematic representation of a steam turbine plant
  • FIG. 2 shows a longitudinal section through an HP partial turbine
  • Figure 3 is a view similar to Figure 2 in a further embodiment
  • Figure 4 is an enlarged view of the detail X from
  • Figure 5 is an enlarged view of detail Y from
  • Figure 6 is a schematic representation of a steam generator with the proposed removal of the
  • a steam turbine system with a steam turbine 10 is shown schematically in FIG.
  • the steam turbine 10 has an HP sub-turbine 11 and an MD / LP sub-turbine 12 with a common shaft 13.
  • the shaft 13 rotates as indicated schematically and drives a generator 14
  • the shaft 13 and the generator 14 are coupled to one another via a connection, not shown.
  • the steam required to operate the high-pressure sub-turbine 11 and the MD / LP sub-turbine 12 is generated in a steam generator 15 with an associated superheater.
  • the steam flows through the high-pressure sub-turbine 11, possibly an intermediate superheater 21 and then the MD / LP sub-turbine 12.
  • the steam emerging from the MD / LP sub-turbine 12 is condensed in a condenser 16 and via pumps 17 by MD / LP preheaters 18 and HD preheater 19, 20 passed back to the steam generator 15.
  • feed water preheating A, B, C, D, E, n is provided. Valves shown schematically serve to act on the high-pressure turbine section 11 and the MD / LP section turbine 12. At this point, only the valves 43 and 44 will be described in more detail.
  • a mass flow m is fed to the steam generator 15.
  • the main part of this mass flow m emerges from the steam generator 15 as live steam Miaus.
  • the application of the HP sub-turbine 11 can be adjusted via the valve 43.
  • cooling steam m z is taken from the steam generator 15 for cooling the high-pressure turbine section 11.
  • the amount of cooling steam m 2 is adjusted via the valve 44. In this way, the application of live steam m 1 and
  • Cooling steam m 2 can be optimally adapted to the prevailing boundary conditions.
  • FIG. 2 schematically shows a longitudinal section through the HP sub-turbine 11
  • FIG. 3 shows a longitudinal section through a combined HD / MD sub-turbine 25 with an HD sub-turbine 11 and an MD sub-turbine 12.
  • the shaft 13 is in a housing 22 with an outer part 23, an inner part 24 and a cover 26 (so-called drum construction of the high-pressure turbine section).
  • There is an inflow 27 for the live steam mi and a discharge 28 are provided.
  • inflow 27 and outflow 28 are correspondingly provided for the high-pressure turbine section 11 and the MD-section turbine 12.
  • the assignment is made by specifying HD or MD after the respective reference symbol.
  • the sealing against the environment is carried out by means of schematically shown seals
  • the live steam m x flows through the blading of the high-pressure turbine section 11 or the high-pressure / high-pressure turbine section 25 in the direction of the arrow 32. This generates a force which acts on the shaft 13 in the direction of the arrow 32 in the axial direction.
  • a piston 31 is provided to compensate for the thrust generated from the HP blading.
  • the piston 31 has a comparatively large diameter and is supplied with the live steam m supplied. According to the invention, cooling of the piston 31 is therefore provided.
  • the cooling steam m 2 is guided according to arrow 30 through the outer part 23. It then flows between the outer part 23 and the inner part 24 and is then guided radially inwards to the piston 31 and the piston 31 is acted upon by the cooling steam m 2 . In this way, effective cooling of the piston 31 is achieved.
  • FIG. 4 shows an enlarged representation of the detail X from FIG. 3 or FIG. 4 and FIG. 5 shows an enlarged representation of the detail Y from FIG. 4 with additional shielding of the live steam m t .
  • the supply of live steam m x and cooling steam m z is also shown schematically.
  • the temperature T ⁇ of the live steam m is higher than the temperature T 2 of the cooling steam m 2 .
  • the pressure p 2 of the cooling steam m z is greater than that Pressure p x of live steam m x .
  • the live steam m x and the cooling steam m 2 together result in the mass flow m fed to the steam generator 15.
  • the live steam flow m is fed as shown via the valve 43 and an inflow 27.
  • the shaft 13 has a circumferential groove 33 next to the piston 31.
  • the inflow 27 is limited by the inner part 24 and a shield 46.
  • Guide blades 45 of the high-pressure turbine section 11 are arranged between the inner part 24 and the shield 46.
  • the cooling steam m z flows according to arrow 30 between the shield 46 and the shaft 13 to the rotor blades 34 and prevents leaks of the live steam m x .
  • a portion of the cooling steam m 2 emerges immediately before or in the area of the guide vanes 45.
  • the shield 46 prevents direct wetting of the HD shaft 13 in the region of the circumferential groove 33.
  • the live steam m flows through the blading and thereby causes a force in the direction of the arrow 32. At the same time, it presses on an end face 36 of the groove 33 and thereby generates a counterforce.
  • the end face 36 is chosen so that the force on the blades 34 and the force on the end face 36 approximately or completely equalize.
  • the piston 31 must therefore absorb forces in the direction of the arrow 32 and is simultaneously subjected to live steam m x with a high temperature T x .
  • cooling by means of cooling steam m z is therefore provided, the cooling steam m 2 being removed from the steam generator 15.
  • the amount of cooling steam m 2 is adjusted via the valve 44.
  • the cooling steam m 2 then flows into an annular gap 37 between the piston 31 and the inner part 24 of the housing 22.
  • There are one or more Feeds 42 are provided for the cooling steam m 2 , which in a
  • Annular groove 38 of the inner part 24 opens.
  • the cooling steam m 2 is thus distributed uniformly over the entire circumference of the piston 31.
  • the exact location and dimensions of the annular groove 38 depend on the individual case.
  • the position of the annular groove 38 is advantageously chosen so that the incoming cooling steam m 2 is thrust-neutral. This variant is particularly advantageous when retrofitting existing steam turbines 10.
  • the steam mass flow of cooling steam m 2 is kept as small as possible for reasons of efficiency. It is advantageously chosen so that a safe blocking of the live steam m is just achieved.
  • the ratio of cooling steam mass flow to live steam mass flow is set here between approximately 0.1% to 1.5%, in particular between approximately 0.5% to 0.8%, depending on the performance class of the steam turbine system.
  • the cooling steam m z thus brings about efficient cooling of the thermally highly stressed piston 31. Furthermore, leakage flows of live steam m through the gap 37 between the piston 31 and the inner part 24 of the housing 22 are reliably prevented by utilizing the blocking effect of the cooling steam m 2 . Therefore, the efficiency of the high-pressure turbine section 11 increases.
  • the supply 42 for the cooling steam m 2 through the housing 22 is designed to be heat-mobile.
  • thermal deformations of the outer part 23 and inner part 24 are compensated, in particular also possible thermally induced tensions (thermal tensions) between the housing 22 and the feed 42 are limited.
  • Such feeds are known to those skilled in the art in a he known from configurations and are therefore not explained in detail.
  • FIG. 6 schematically shows a steam generator 15 with an evaporator 39, a separator 40 and a superheater 41
  • Evaporator 39 the mass flow m supplied is converted into the vapor phase. Any water drops contained are separated in the separator 40.
  • the steam is then fed to the superheater 41 with superheater elements 41a, 41b. The temperature of the steam is increased in the superheater 41.
  • the cooling steam can be removed from the steam generator 15, for example, between the superheater elements 41a, 41b. In this case it is
  • Cooling steam m 2a overheats and has a temperature T 2a and a pressure p 2a . Overheating the cooling steam m 2a before it is removed from the steam generator 15 prevents inadmissible condensation of water drops from the cooling steam m 2a . The extent of the overheating required depends on the boundary conditions. The difference between the temperatures Ti, T 2a and the pressures P ⁇ and p 2a of the live steam mi and the cooling steam m 2a depends on the number of bypassed (non-flowed) superheater elements 41b.
  • the cooling steam m 2b between the separator 40 and the superheater 42 can be removed from the steam generator 15.
  • the differences in temperature Ti, 2 b and pressure pi and p 2 b again result from the number of bypassed (not flowed through) superheater elements 41a, 41b.
  • the temperature T 2a / T 2b of the cooling steam m 2a , m 2b is lower than the Ternpe rature T x of live steam m.
  • the cooling steam m 2a , m 2b has a greater pressure p 2a , p 2b than the live steam mi.
  • the removal of cooling steam m 2 from the steam generator 15 is provided for the first time with the method and the device of the invention.
  • the temperature T 2 of the cooling steam m 2 is lower and the pressure p 2 is greater than that of the
  • Live steam m x This enables simple cooling of the high-pressure shaft 13, in particular a very efficient cooling of the piston 31 for thrust compensation.

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Abstract

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Kühlung einer Welle (13) in einem Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) einer Dampfturbine (10). Zur Erzeugung von Frischdampf (m1) mit einer Temperatur (T1) und einem Druck (p1) ist ein Dampferzeuger (15) vorgesehen. Erfindungsgemäß wird dem Dampferzeuger (15) zur Kühlung der Welle (13) Kühldampf ( m2) entnommen, dessen Temperatur (T2) kleiner und dessen Druck (p2) größer ist als die des Frischdampfs ( m1). Bei einem erfindungsgemäßen Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) ist eine Zuführung (42) für den Kühldampf ( m2) vorgesehen.

Description

Beschreibung
Verfahren zur Kühlung einer Welle in einem Hochdruck- Expansionsabschnitt einer Dampfturbine
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Kühlung einer Welle in einem Hochdruck-Expansionsabschnitt einer Dampfturbine, wobei in einem Dampferzeuger Frischdampf mit einer Temperatur und einem Druck erzeugt und dem Hochdruck- Expansionsabschnitt zugeführt wird. Sie betrifft weiter einen Hochdruck-Expansionsabschnitt einer Dampfturbine mit einer drehbar gelagerten Welle und einem die Welle umgebenden Gehäuse, wobei der Hochdruck-Expansionsabschnitt mit einer Zuführung zum Zuführen von Frischdampf mit einer Temperatur und einem Druck von einem Dampferzeuger versehen ist.
Als Hochdruck-Expansionsabschnitt wird jeder Abschnitt einer Dampfturbine verstanden, in dem Frischdampf expandiert. Unter einer HD-Teilturbine wird jegliche Teilturbine verstanden, die unmittelbar mit Frischdampf beaufschlagt wird. Die Bezeichnung „HD-Teilturbine erstreckt sich somit auch auf Dampfturbinen, in denen die Hochdruck-Expansion mit nachfolgenden Expansionsschritten in einem gemeinsamen Gehäuse erfolgt, insbesondere auf eine kombinierte Hochdruck- Mitteldruck-Teilturbine (HD/MD-Teilturbine) .
Bei Dampfturbinen mit Reaktionsbeschaufelung führt die Expansion des zugeführten Frischdampfes zu Kräften, die in axialer Richtung auf Laufschaufeln an einer Welle der Dampfturbine führen. Um diese Kräfte auszugleichen ist bei bekannten
Dampfturbinen ein Kolben zum Schubausgleich vorgesehen. Der Kolben ist gleichzeitig Teil der Wellendichtung. Ein derartiger Kolben ist beispielsweise in der DE 197 01 020 AI sowie in der DE 68 09 708 Ul beschrieben.
Zum Zwecke des Schubausgleichs wird eine Stirnfläche des Kolbens mit Frischdampf beaufschlagt. Es ist eine relativ große Beaufschlagungsfläche und damit ein vergleichsweise großer Durchmesser des Kolbens erforderlich. Auf Grund des hohen Durchmessers wirkt eine hohe Zentrifugalbeschleunigung.
Der Frischdampf wird über der auf der Mantelfläche des Kolbens befindlichen Wellendichtung gedrosselt und benetzt ebenfalls die rückwärtige Stirnwand. Der Kolben ist daher im Betrieb hohen Temperaturen ausgesetzt. Die hohen Temperaturen führen zu einer verringerten Festigkeit des Kolbens. Es liegt daher eine hohe Belastung bei verringerter Festigkeit vor.
Der Kolben unterliegt somit wesentlichen Einschränkungen hinsichtlich der Materialauswahl. Im Regelfall muß ein hochwertiges Material verwendet werden. Da der- Kolben im allgemeinen einstückig mit der Welle gefertigt wird, entstehen wesentlich erhöhte Kosten.
Zur Verringerung der Belastung des Kolbens kann beispielsweise die Frischdampftemperatur herabgesetzt werden. Hierdurch wird allerdings die Turbinenleistung entsprechend verringert. Alternativ kann eine Gleichdruckstufe vorgeschaltet werden, die die -Eintrittstemperatur des Frischdampfes absenkt. Wenn diese Gleichdruckstufe nicht aus anderen Gründen erforderlich ist, stellt sie eine aufwendige und zugleich nur einge- schränkte Lösung dar. Eine andere Variante sieht vor, den
Kolben als Stufenkolben auszubilden. Der erforderliche Schubausgleich in axialer Richtung erfolgt durch mehrere Kolbenstufen mit zunehmendem Durchmesser. Diese zunehmenden Kolbendurchmesser lassen sich realisieren, da die Temperatur des Frischdampfs während der Drosselung abnimmt. Allerdings führt diese Lösung zu einer weiträumigen Benetzung des Gehäuses mit Frischdampf, was dieses verteuert, oder erfordert Ausgleichsleitungen mit großem Querschnitt zur Beschaufelung, um eine sichere Funktion zu gewährleisten.
Der in axialer Richtung wirkende Schub kann auch konstruktiv umgangen werden. Hierfür ist allerdings eine zweiflutige HD- Turbine erforderlich, die zwei Abströmungen sowie jeweils zwei getrennte Beschaufelungen auf einer durchgehenden Welle aufweist. Der Einströmung ist hierbei etwa in der Mitte der Turbine angeordnet. Der im Betrieb entstehende axiale Schub der entlang der Turbinenachse betrachteten linken und rechten Turbinenhälfte gleicht sich gegenseitig aus. Es ist daher kein Kolben zum Schubausgleich erforderlich. Allerdings sind die Kosten für Beschaufelung und Gehäuse einer zweiflutigen Turbine relativ hoch.
Bei nachfolgenden Expansionsabschnitten, zum Beispiel in Mitteldruck-Teilturbinen, kann eine Dampfkühlung des Kolbens vorgenommen werden. Eine derartige Lösung ist in der DE 198 23 251 Cl dargestellt. Als Kühlmedium wird Kondensat und/oder Dampf aus einem Kühlsystem der Dampfturbine über eine Dosiereinrichtung eingespritzt. Dieses Verfahren läßt sich allerdings bei einer HD-Teilturbine auf Grund des hohen herrschenden Drucks nicht anwenden.
Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es daher, eine Kühlung einer Welle einer HD-Teilturbine zu ermöglichen, insbesondere eine Kühlung eines Kolbens zum Schubausgleich.
Erfindungsgemäß wird diese Aufgabe bei einem Verfahren der eingangs genannten Art dadurch gelöst, daß dem Dampferzeuger zur Kühlung Kühldampf entnommen wird, dessen Temperatur kleiner und dessen Druck größer ist als die des Frischdampfs. Die erfindungsgemäße Vorrichtung sieht zur Lösung der Aufgabe vor, daß der Hochdruck-Expansionsabschnitt eine weitere Zu- führung zum Zuführen von Kühldampf aufweist, der dem Dampferzeuger entnommen ist und eine kleinere Temperatur und einen größeren Druck als der Frischdampf aufweist.
Durch das Entnehmen des Kühldampfs aus dem Dampferzeuger kann auf einen separaten, aufwendigen Kühlkreislauf verzichtet werden. Besondere Mittel zum Bereitstellen des für die HD- Teilturbine erforderlichen Druckes des Kühldampfes sind nicht erforderlich. Die erfindungsgemäße Kühlung ist daher gut zu realisieren. Weiter ist nur ein geringer Querschnitt für die Zuführung des Kühldampfs erforderlich. Die erfindungsgemäß vorgeschlagene Lösung kann daher mit geringem Aufwand in be- stehende Anlagen nachgerüstet werden.
Vorteilhafte Ausgestaltungen und Weiterbildungen der Erfindungen gehen aus den abhängigen Ansprüchen hervor.
Der Kühldampf kann zwischen einem Separator und einem Überhitzer des Dampferzeugers entnommen werden. Alternativ ist auch eine Entnahme aus einem Überhitzer des Dampferzeugers zwischen einzelnen Überhitzerelementen möglich. Die Druckdifferenz zwischen dem Kühldampf und dem Frischdampf entspricht in etwa dem Druckverlust der umgangenen Überhitzerelemente.
Je nach Anwendungsfall liegt der Druck des Kühldampfes um etwa 1 bis 10 bar, insbesondere etwa 2 bis 7 bar höher als der Druck des Frischdampfs. Die Temperatur des Kühldampfs liegt entsprechend der Zahl der umgangenen Überhitzerelemente nied- riger als die Temperatur des Frischdampfs. Bei beiden Ausgestaltungen wird zuverlässig ein Kühldampf mit geringerer Temperatur und größerem Druck als der Frischdampf bereitgestellt. Die Temperatur des Kühldampfs kann beispielsweise zwischen etwa 350 °C bis 500 °C betragen.
Vorteilhaft wird der Kühldampf dem Hochdruck-Expansionsabschnitt in der Nähe einer Zuführung für den Frischdampf zugeführt. Die erforderliche Kühlung erfolgt damit in einem Bereich, in dem die Temperatur des Frischdampfs noch relativ hoch ist. Hierdurch wird eine hohe Kühlwirkung erreicht.
In vorteilhafter Weiterbildung wird der Kühldampf vor der Entnahme aus dem Dampferzeuger überhitzt. Dies verhindert ein unzulässiges Auskondensieren von Wassertropfen aus dem Kühl- dampf. Das Ausmaß der Überhitzung hängt wiederum von den jeweiligen Randbedingungen ab. Bei dem erfindungsgemäßen Hochdruck-Expansionsabschnitt mündet die Zuführung für den Kühldampf vorteilhaft in eine Ringnut am Gehäuse, die um die Welle herumgeführt ist. Der Kühldampf wird somit gleichmäßig über den gesamten Umfang von Welle und Gehäuse verteilt.
In vorteilhafter Weiterbildung ist die Welle im Bereich der weiteren Zuführung als Kolben ausgebildet, der zum Ausgleich von Kräften dient, die in axialer Richtung auf Schaufeln an der Welle wirken. Bei dieser Ausgestaltung wird der für den Schubausgleich erforderliche Kolben direkt gekühlt. Es kann daher eine höhere Eintrittstemperatur für den Frischdampf o- der ein anderes Material für den Kolben und damit die Welle gewählt werden. Gleichzeitig wird die Leckage des Frischdamp- fes über die Wellendichtung gesperrt oder zumindest verringert und hierdurch der Wirkungsgrad des Hochdruck- Expansionsabschnitts verbessert.
Gemäß einer vorteilhaften Weiterbildung sind die Zuführung für den Frischdampf und die weitere Zuführung für den Kühldampf eng nebeneinander angeordnet. Die Dichtungslängen entsprechen den vorliegenden Druckverhältnissen. Hierdurch ergibt sich auch bei nur geringen Temperaturunterschieden zwischen Kühldampf und Frischdampf eine optimale Kühlwirkung bei minimalem Kühldampfström. Weiter erfolgt die Kühlung in dem thermisch am stärksten beanspruchten Bereich der HD-Welle.
In vorteilhafter Weiterbildung erfolgt eine Abschirmung des Frischdampfs von der Welle, beispielsweise durch eine Regel- stufe, eine Diagonalstufe oder eine anders gestaltete Abdeckung. Die Zumischung des Kühldampfes erfolgt vorteilhaft erst unmittelbar vor beziehungsweise innerhalb der HD-Beschaufelung. Auf diese Weise lassen sich weitere, thermisch hochbeanspruchte Bereiche der HD-Welle und der HD-Beschaufe- lung kühlen. Vorteilhaft weist das Gehäuse ein Außenteil und ein Innenteil auf, und die Zuführung verläuft zumindest teilweise zwischen dem Außenteil und dem Innenteil. Hierdurch werden die Konstruktion des Gehäuses vereinfacht und das Zuführen des Kühl- dampfs mit geringem Aufwand ermöglicht. Zusätzlich wird ein Kühleffekt zwischen den Gehäuseteilen, das heißt zwischen dem Innenteil und dem Außenteil bewirkt.
Nachstehend wird die Erfindung an Hand von Ausführungsbei- spielen -näher erläutert, die in schematischer Weise in der
Zeichnung dargestellt sind. Für gleiche und funktionsidentische Bauteile werden durchgehend dieselben Bezugszeichen verwendet. Dabei zeigt:
Figur 1 eine schematische Darstellung einer Dampfturbinenanlage;
Figur 2 einen Längsschnitt durch eine HD-Teilturbine;
Figur 3 eine Ansicht ähnlich Figur 2 in weiterer Ausgestaltung;
Figur 4 eine vergrößerte Darstellung der Einzelheit X aus
Figur 2 oder Figur 3;
Figur 5 eine vergrößerte Darstellung der Einzelheit Y aus
Figur 4;
Figur 6 eine schematische Darstellung eines Dampferzeugers mit der erfindungsgemäß vorgesehenen Entnahme des
Kühldampfs .
In Figur 1 ist schematisch eine Dampfturbinenanlage mit einer Dampfturbine 10 dargestellt. Die Dampfturbine 10 weist eine HD-Teilturbine 11 und eine MD/ND-Teilturbine 12 mit einer gemeinsamen Welle 13 auf. Im Betrieb dreht sich die Welle 13 wie schematisch angedeutet und treibt einen Generator 14. Die Welle 13 und der Generator 14 sind über eine nicht näher dargestellte Verbindung miteinander gekoppelt.
Der zum Betrieb der HD-Teilturbine 11 und der MD/ND-Teil- turbine 12 erforderliche Dampf wird in einem Dampferzeuger 15 mit zugehörigem Überhitzer erzeugt. Der Dampf durchströmt die HD-Teilturbine 11, gegebenenfalls eine Zwischenüberhitzung 21 und anschließend die MD/ND-Teilturbine 12. Der aus der MD/ND- Teilturbine 12 austretende Dampf wird in einem Kondensator 16 kondensiert und über Pumpen 17 durch MD/ND-Vorwärmer 18 und HD-Vorwärmer 19, 20 zurück zum Dampferzeuger 15 geleitet. Zur Verbesserung des Wirkungsgrads der Dampfturbine 10 ist eine Speisewasservorwärmung A, B, C, D, E, n vorgesehen. Zur Beaufschlagung der HD-Teilturbine 11 und der MD/ND-Teilturbine 12 dienen schematisch dargestellte Ventile. Es sollen an dieser Stelle lediglich die Ventile 43 und 44 näher beschrieben werden.
Dem Dampferzeuger 15 wird ein Massenstrom m zugeführt. Aus dem Dampferzeuger 15 tritt der Hauptteil dieses Massenstroms m als Frischdampf Miaus. Die Beaufschlagung der HD-Teilturbine 11 kann über das Ventil 43 eingestellt werden. Weiter wird dem Dampferzeuger 15 Kühldampf m z zur Kühlung der HD- Teilturbine 11 entnommen. Die Menge des Kühldampfs m 2 wird über das Ventil 44 eingestellt. Auf diese Weise kann die Beaufschlagung der HD-Teilturbine 11 mit Frischdampf m 1 und
Kühldampf m 2 an die jeweils vorliegenden Randbedingungen optimal angepaßt werden.
Figur 2 zeigt schematisch einen Längsschnitt durch die HD- Teilturbine 11 und Figur 3 einen Längsschnitt durch eine kombinierte HD/MD-Teilturbine 25 mit einer HD-Teilturbine 11 und einer MD-Teilturbine 12. Die Welle 13 ist in einem Gehäuse 22 mit einem Außenteil 23, einem Innenteil 24 und einer Abde- ckung 26 aufgenommen (sogenannte Trommelbauweise der HD- Teilturbine) . Es sind eine Einströmung 27 für den Frischdampf m i und eine Abströrnung 28 vorgesehen. In Figur 3 sind entsprechend Einströmung 27 und Abströrnung 28 für die HD-Teilturbine 11 und die MD-Teilturbine 12 vorgesehen. Die Zuordnung erfolgt durch die Angabe HD beziehungsweise MD hinter dem jeweiligen Bezugszeichen. Die Abdichtung gegenüber der Umgebung erfolgt mittels schematisch dargestellter Dichtungen
29. Der Frischdampf m x durchströmt die Beschaufelung der HD- Teilturbine 11 oder der HD/MD-Teilturbine 25 in Pfeilrichtung 32. Hierdurch wird eine Kraft erzeugt, die in Pfeilrichtung 32 in axialer Richtung auf die Welle 13 wirkt. Zum Ausgleich des erzeugten Schubes aus der HD-Beschaufelung ist ein Kolben 31 vorgesehen.
Der Kolben 31 weist einen vergleichsweise großen Durchmesser auf und wird mit dem zugeführten Frischdampf m beaufschlagt. Gemäß der Erfindung ist daher eine Kühlung des Kolbens 31 vorgesehen. Der Kühldampf m 2 wird hierbei gemäß Pfeil 30 durch das Außenteil 23 geführt. Er strömt anschließend zwischen dem Außenteil 23 und dem Innenteil 24 und wird dann radial einwärts zum Kolben 31 geführt und der Kolben 31 wird mit dem Kühldampf m 2 beaufschlagt. Hierdurch wird eine effektive Kühlung des Kolbens 31 erreicht. Gleichzeitig wird
Leckage des Frischdampfes m x über den Kolben 31 gesperrt o- der zumindest verringert und somit der Wirkungsgrad der HD- Teilturbine 11 verbessert.
Figur 4 zeigt eine vergrößerte Darstellung der Einzelheit X aus Figur 3 beziehungsweise Figur 4 und Figur 5 eine vergrößerte Darstellung der Einzelheit Y aus Figur 4 mit zusätzli- eher Abschirmung des Frischdampfs m t . In Figur 4 ist weiter schematisch die Zuführung des Frischdampfs m x und des Kühldampfs m z dargestellt. Die Temperatur Tτ des Frischdampfs m ist hierbei größer als die Temperatur T2 des Kühldampfs m 2. Allerdings ist der Druck p2 des Kühldampfs m z größer als der Druck px des Frischdampfs m x . Der Frischdampf m x und der Kühldampf m 2 ergeben zusammen den dem Dampferzeuger 15 zugeführten Massenstrom m .
Der Frischdampfström m wird wie dargestellt über das Ventil 43 und eine Einströmung 27 zugeführt. Im Bereich der Einströmung 27 weist die Welle 13 eine Umfangsnut 33 neben dem Kolben 31 auf. Die Einströmung 27 wird von dem Innenteil 24 und einer Abschirmung 46 begrenzt. Zwischen dem Innenteil 24 und der Abschirmung 46 ist sind Leitschaufeln 45 der HD- Teilturbine 11 angeordnet.
Der Kühldampf m z strömt gemäß Pfeil 30 zwischen der Abschirmung 46 und der Welle 13 zu den Laufschaufeln 34 und verhin- dert Leckagen des Frischdampfs m x . Ein Teil des Kühldampfs m 2 tritt unmittelbar vor oder im Bereich der Leitschaufeln 45 aus. Die Abschirmung 46 verhindert eine direkte Benetzung der HD-Welle 13 im Bereich der Umfangsnut 33.
Im Betrieb strömt der Frischdampf m durch die Beschaufelung und bewirkt hierdurch eine Kraft in Pfeilrichtung 32. Er drückt gleichzeitig auf eine Stirnfläche 36 der Nut 33 und erzeugt hierdurch eine Gegenkraft. Die Stirnfläche 36 wird hierbei so gewählt, daß sich die Kraft auf die Laufschaufeln 34 und die Kraft auf die Stirnfläche 36 näherungsweise oder vollständig ausgleichen.
Der Kolben 31 muß daher Kräfte in Pfeilrichtung 32 aufnehmen und wird gleichzeitig mit Frischdampf m x mit hoher Tempera- tur Tx beaufschlagt. Gemäß der Erfindung ist daher eine Kühlung mittels Kühldampf m z vorgesehen, wobei der Kühldampf m 2 dem Dampferzeuger 15 entnommen wird. Die Menge des Kühldampfs m 2 wird über das Ventil 44 eingestellt. Der Kühldampf m 2 strömt dann in einen Ringspalt 37 zwischen dem Kolben 31 und dem Innenteil 24 des Gehäuses 22. Es sind eine oder mehrere Zuführungen 42 für den Kühldampf m 2 vorgesehen, die in eine
Ringnut 38 des Innenteils 24 mündet. Der Kühldampf m 2 wird somit gleichmäßig über den gesamten Umfang des Kolbens 31 verteilt.
Die genaue Lage und die Abmessungen der Ringnut 38 hängen vom Einzelfall ab. Vorteilhaft wird die Lage der Ringnut 38 so gewählt, daß der einströmende Kühldampf m 2 schubneutral ist. Diese Variante ist insbesondere bei der Nachrüstung in be- reits bestehenden Dampfturbinen 10 von Vorteil. Der Dampfmassenstrom an Kühldampf m 2 wird aus Gründen des Wirkungsgrads möglichst klein gehalten. Vorteilhaft wird er so gewählt, daß gerade ein sicheres Sperren des Frischdampfs m erreicht wird. Beispielsweise wird das Verhältnis von Kühldampfmassen- ström zu Frischdampfmassenstrom hierbei zwischen etwa 0,1 % bis 1,5 %, insbesondere zwischen etwa 0,5 % bis 0,8 % eingestellt abhängig von der Leistungsklasse der Dampfturbinenanlage .
Die Einströmung 27 für den Frischdampf m x und die Zuführung
42 für den Kühldampf m 2 sind eng nebeneinander angeordnet.
Der Kühldampf m z bewirkt somit eine effiziente Kühlung des thermisch stark beanspruchten Kolbens 31. Weiter werden Leckströme von Frischdampf m durch den Spalt 37 zwischen dem Kolben 31 und dem Innenteil 24 des Gehäuses 22 sicher verhindert, indem die Sperrwirkung des Kühldampfs m 2 ausgenutzt wird. Daher erhöht sich der Wirkungsgrad der HD-Teilturbine 11.
Die Zuführung 42 für den Kühldampf m 2 durch das Gehäuse 22 ist wärmebeweglich ausgeführt. Hierdurch werden thermische Verformungen von Außenteil 23 und Innenteil 24 ausgeglichen, insbesondere auch mögliche thermisch induzierte Spannungen (WärmeSpannungen) zwischen Gehäuse 22 und Zuführung 42 be- grenzt. Derartige Zuführungen sind dem Fachmann in einer Rei- he von Ausgestaltungen bekannt und werden daher nicht näher erläutert.
Figur 6 zeigt schematisch einen Dampferzeuger 15 mit einem Verdampfer 39, einem Separator 40 und einem Überhitzer 41. Im
Verdampfer 39 wird der zugeführte Massenstrom m in die Dampfphase überführt. Eventuell enthaltene Wassertropfen werden im Separator 40 abgetrennt. Anschließend wird der Dampf dem Überhitzer 41 mit Überhitzerelementen 41a, 41b zugeführt. Im Überhitzer 41 wird die Temperatur des Dampfes erhöht.
Gleichzeitig verringert sich der Druck auf Grund des Strömungswiderstandes der Überhitzerelemente 41a, 41b.
Gemäß dem Konzept der Erfindung kann der Kühldampf beispiels- weise zwischen den Überhitzerelementen 41a, 41b aus dem Dampferzeuger 15 entnommen werden. In diesem Fall ist der
Kühldampf m 2a überhitzt und weist eine Temperatur T2a und einen Druck p2a auf. Durch das Überhitzen des Kühldampfs m 2a vor der Entnahme aus dem Dampferzeuger 15 wird ein unzulässi- ges Auskondensieren von Wassertropfen aus dem Kühldampf m 2a verhindert. Das Ausmaß der jeweils erforderlichen Überhitzung hängt von den Randbedingungen ab. Der Unterschied zwischen den Temperaturen Ti, T2a und den Drücken Pα und p2a des Frischdampfs m i sowie des Kühldampfs m 2a hängt von der Anzahl der umgangenen (nicht durchströmten) Überhitzerelemente 41b ab.
Alternativ kann der Kühldampf m 2b zwischen dem Separator 40 und dem Überhitzer 42 aus dem Dampferzeuger 15 entnommen werden. Die Unterschiede in Temperatur Ti, 2b und Druck pi und p2b ergeben sich wiederum aus der Anzahl der umgangenen (nicht durchströmten) Überhitzerelemente 41a, 41b.
In beiden dargestellten Ausführungsbeispielen ist die Temperatur T2a/ T2b des Kühldampfs m 2a, m 2b kleiner als die Ternpe- ratur Tx des Frischdampfs m . Dafür weist der Kühldampf m 2a, m 2b einen größeren Druck p2a, p2b als der Frischdampf m i auf.
Das mit dem Verfahren und der Vorrichtung der Erfindung wird erstmals eine Entnahme von Kühldampf m 2 aus dem Dampferzeuger 15 vorgesehen. Die Temperatur T2 des Kühldampfs m 2 ist hierbei kleiner und der Druck p2 größer als die des
Frischdampfs m x . Es wird damit eine einfache Kühlung der HD- Welle 13 ermöglicht, insbesondere eine sehr effiziente Küh- lung des Kolbens 31 zum Schubausgleich bereitgestellt.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zur Kühlung einer Welle (13) in einem Hochdruck- Expansionsabschnitt (11) einer Dampfturbine (10) , wobei in einem Dampferzeuger (15) Frischdampf (mx) mit einer Temperatur (Ti) und einem Druck (pi) erzeugt und dem Hochdruck- Expansionsabschnitt (11) zugeführt wird, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß dem Dampferzeuger (15) zur Kühlung Kühldampf (m2) entnommen wird, des- sen Temperatur (T2) kleiner und dessen Druck (p2) größer ist als die des Frischdampfs (mi).
2. Verfahren nach Anspruch 1, d a d u r c h g e k e n n z e i c h-n e t, daß der Kühl- dampf (m2) zwischen einem Separator (40) und einem Überhitzer (41) des Dampferzeugers (15) entnommen wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß der Kühl- dampf (m2) aus einem Überhitzer (41) des Dampferzeugers (15) zwischen einzelnen Überhitzerelementen (41a, 41b) entnommen wird.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß der Kühldampf (m2) dem Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) in der Nähe einer Einströmung (27) für den Frischdampf (mi) zugeführt wird.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß der Kühldampf (m2) vor der Entnahme aus dem Dampferzeuger (15) überhitzt wird.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß die Zumi- schung des Kühldampfs [m2) erst unmittelbar vor der Beschaufelung des Hochdruck-Expansionsabschnitts (11) erfolgt.
7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß die Zumi- schung des Kühldampfs (m2) innerhalb der Beschaufelung des Hochdruck-Expansionsabschnitts (11) erfolgt.
8. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) einer Dampfturbine (10) mit einer drehbar gelagerten Welle (13) und einem die Welle
(13) umgebenden Gehäuse (22), wobei der Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) mit einer Einströmung (27) zum Zuführen von Frischdampf (mi) mit einer Temperatur (Tx) und einem Druck (pi) von einem Dampferzeuger (15) versehen ist, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß eine weitere
Zuführung (42) zum Zuführen von Kühldampf (m2) vorgesehen ist, wobei der Kühldampf (m2a) der dem Dampferzeuger (15) entnommen ist und eine kleinere Temperatur (T2) und einen größeren Druck (p2) als der Frischdampf (mi) aufweist.
9. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) nach Anspruch 8, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß die Zufüh- rung (42) in eine Ringnut (38) am Gehäuse (22) mündet, die um die Welle (13) herumgeführt ist.
10. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) nach Anspruch 8 oder 9, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß die Welle (13) im Bereich der weiteren Zuführung (42) als Kolben (31) ausgebildet ist, der zum Ausgleich von Kräften dient, die in axialer Richtung (32). auf Schaufeln (34) an der Welle (13) wirken.
11. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) nach einem der Ansprüche 8'bis 10, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß die Einströmung (27) für den Frischdampf (mi) und die weitere Zuführung (42) für den Kühldampf ( m 2) eng nebeneinander angeordnet sind.
12. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) nach einem der Ansprüche 8 bis 11, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß eine Abschirmung (46) des Frischdampfs [mx) von der Welle (13), beispielsweise durch eine Regelstufe, eine Diagonalstufe oder eine anders gestaltete Abdeckung, vorgesehen ist.
13. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) nach einem der Ansprüche 8 bis 12, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß die Zuführung (42) für den Kühldampf (mz) unmittelbar vor der Beschaufelung des Hochdruck-Expansionsabschnitts (11) angeord- net ist.
14. Hochdruck-Expansionsabschnitt (11) nach einem der Ansprüche 8 bis 13, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t , daß die Zufüh- rung (42) für den Kühldampf (m2) innerhalb der Beschaufelung des Hochdruck-Expansionsabschnitts (11) angeordnet ist.
15. Hochdruck-Expansionsabschnitt nach einem der Ansprüche 6 bis 14, d a d u r c h g e k e n n z e i c h n e t, daß das Gehäuse
(22) ein Außenteil (23) und ein Innenteil (24) aufweist und die Zuführung (42) zumindest teilweise zwischen dem Außenteil
(23) und dem Innenteil (24) verläuft.
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