JP2000110510A

JP2000110510A - 高効率ガスタービン

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Publication number: JP2000110510A
Application number: JP10316769A
Authority: JP
Inventors: Takeshi Hatanaka; 武史畑中
Original assignee: Individual
Current assignee: Individual
Priority date: 1998-10-05
Filing date: 1998-10-05
Publication date: 2000-04-18

Abstract

(57)【要約】【目的】本発明は廃熱回収効率が高く、小型軽量、
低コスト、高効率のガスタービンを提供することを目的
とする。【構成】この発明のガスタービンにおいて、第１コ
ンバスタ（１８）で水蒸気と燃焼ガスからなる第１作動
流体を生成して、これによりコンプレッサ駆動タービン
（２０）を駆動し、コンプレッサ駆動タービンに接続さ
れた第２コンバスタ（３８）で水蒸気と燃焼ガスからな
る第２作動流体を生成して、これにより第１パワーター
ビン（４０）を駆動し、第１パワータービンの廃熱エネ
ルギーを利用して熱交換器（４６）により低沸点混合有
機溶媒の第３作動流体を生成し、これにより第２パワー
タービン（４４）を駆動し、再熱器（４８）により第１
パワータービンの排気を凝縮水と低温排ガスとに分離
し、凝縮水を第１および第２コンバスタに循環させるよ
うにしたものである。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明はガスタービンに関し、
とくに、スチームインジェクション型ガスタービンに関
する。

【０００２】

【従来の技術】近年、ガスタービンの廃熱を利用してス
チームを発生させ、スチームを燃焼ガス内に噴射するこ
とにより熱効率を高めるとともに排ガス中のＮＯｘを低
減する技術がチェンサイクルまたはスチーム増力型ガス
タービン（ＳＡＧＴ）として注目されている。米国特許
第５，３２９，７５８号にはチェンサイクル型ガスター
ビンの欠点を改良してさらに熱効率を高めるようにした
ＳＡＧＴエンジンが提案されている。この特許の技術に
おいて、ＳＡＧＴエンジンをシンプルサイクル（単純な
ブレイトンサイクル）モードで運転した場合に１６，１
００馬力の出力を得られるものが、同一のエンジンにス
チームインジェクションを利用することにより、ＳＡＧ
Ｔエンジンの出力を３倍の５０，０００馬力に増大させ
る点において画期的である。米国特許第５，５６４，２
６９号には同じく廃熱エネルギーでスチームを発生さ
せ、高圧スチームでスチームタービンを駆動し、その排
気を加熱した後にガスタービンの燃焼ガスに噴射するよ
うにしたシステムが提案されている。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】’７５８特許および’
２６９特許ではタービンに導入される高温ガスがそれぞ
れ１２０４℃（２２００°Ｆ）および１３１０°〜１３
７０℃（２４００°〜２５００°Ｆ）にも達するため、
コンプレッサは理論空気量よりも余分の空気を圧縮し、
その一部をタービンの各パーツの冷却用に消費しなけれ
ばならない。この場合、コンプレッサの駆動エネルギー
が増加するため、ガスタービンの熱効率を改善すること
ができない。通常、コンプレッサの所要動力はタービン
出力の１／２〜２／３にも達するため、熱効率を改善す
るにはコンプレッサの所要動力を低減することが必要で
ある。一般に、コンプレッサの所要動力を１％下げる
と、エンジンの熱効率が２％改善されるため、コンプレ
ッサの効率改善はエンジンの熱効率改善に大きな影響を
与える。

【０００４】つぎに、’７５８特許および’２６９特許
ではタービンの排気系統にスチーム発生用廃熱回収ボイ
ラーが配置されているが、これは以下に説明するような
大きな問題を発生する。ＳＡＧＴエンジンにおいて排ガ
ス温度は５４０゜〜５９０℃（１０００゜〜１１００°
Ｆ）前後に達し、炭素鋼を利用した廃熱ボイラーの作動
温度は５９０℃（１１００°Ｆ）が限界値であるため、
廃熱ボイラーは高価な材質で製造しなければならず、製
造コストが上昇する。

【０００５】しかも、廃熱回収ボイラーではスチームの
圧力が上昇すると、水の飽和温度が上昇し、タービンの
廃熱エネルギーは水の飽和温度を超えた高温の熱エネル
ギーのみがスチーム発生に貢献し、飽和温度以下の熱エ
ネルギーはスチーム発生のためには有効に利用されな
い。しかも、このとき、スチームの発生量は極めて小さ
くなるため、大容量のガスタービンで充分なスチーム発
生量を得るには相当大型の廃熱回収ボイラーを用意しな
ければならない。とくに’７５８特許のように限られた
スペースにエンジンルームが必要なときに、大型の廃熱
ボイラーの採用は構造的なネックとなる。

【０００６】しかも、エンジン排気中のスチームは再利
用せずに大気に放出されているため、逆浸透膜装置のモ
ジュール（ＲＯＤモジュール）が大型化し、この装置に
関連した電力消費やメンテ費が大きくなる。さらに、’
７５８特許および’２６９特許において、タービンは、
通常、静止翼を有する固定仕切板と、外周に動翼を有す
る回転円板とを交互に配置しているため、エンジン構造
が必然的に大型化して製造コストが高い。しかも、ター
ビンが高速回転しているため、大型で大重量の減速機を
必要とし、とくに、’７５８特許の図８Ａ、図８Ｂに示
されるように、限られた船内で大きな設置スペースを割
かなければならず、しかも、コストアップの要因ともな
る。

【０００７】本発明は上記両特許の長所は有効利用し、
タービンの廃熱回収効率を飛躍的に高めて小型軽量、低
コスト、高効率のガスタービンを提供することを目的と
する。

【０００８】さらに、本発明は低速高トルクの新規ター
ビンの採用により、減速機の大幅な小型軽量化、低コス
ト化が可能な高効率ガスタービンを提供することを目的
とする。

【０００９】

【問題を解決するための手段】本発明では高効率ガスタ
ービンが圧縮空気を生成するためのコンプレッサと、圧
縮空気と燃料との燃焼ガスおよび水蒸気からなる第１作
動流体を発生させる第１コンバスタと、第１作動流体に
より駆動されるコンプレッサタービンと、コンプレッサ
タービンの排気と、燃焼ガスおよび水蒸気からなる第２
作動流体を発生させる第２コンバスタと、第２作動流体
により駆動される第１パワータービンと、第１パワータ
ービンの排気側に接続されて廃熱エネルギーで低沸点の
混合有機溶媒を第３作動流体に変換する廃熱回収熱交換
器と、第１パワータービンに連結されて第３作動流体に
より駆動される第２パワータービンと、第２パワーター
ビンの排気を凝縮して第３作動流体を凝縮液に変換し凝
縮する凝縮器と、凝縮液を廃熱回収熱交換器に圧力下で
循環させる昇圧ポンプと、第１および第２コンバスタに
給水する給水手段とを備えることにより達成される。

【００１０】

【作用】本発明の高効率ガスタービンにおいて、コンバ
スタに直接水を噴霧することにより燃焼ガスおよび水蒸
気からなる高温高圧の作動流体を発生させ、これにより
第１パワータービンを駆動し、第１パワータービンの排
気エネルギーを有効利用して低沸点混合有機溶媒を高圧
の作動流体に変換してこれにより第２パワータービンを
駆動し、廃熱回収効率を飛躍的に高めて軸動力を増大さ
せ、高効率化、小型軽量化、低コスト化、省スペース化
を図るようにしたものである。

【００１１】

【実施例】以下、本発明について図面を用いて詳細に説
明する。図１において、本発明による高効率ガスタービ
ン１０を利用したＳＡＧＴエンジンの系統図が示されて
いる。ガスタービン１０は周辺の空気を圧縮するための
第１コンプレッサ１２を備える。第１コンプレッサ１２
は１４９゜〜２０４℃（３００゜〜４００°Ｆ）の圧縮
空気をインタークーラ１４に供給する。インタークーラ
１４は圧縮空気を２１゜〜１２１℃（７０゜〜２５０°
Ｆ）まで冷却して第２コンプレッサ１６に給送する。第
２コンプレッサ１６はインタークーラ１４から給送され
た冷却圧縮空気を圧縮する。第２コンプレッサ１６は、
１４９゜〜２６０℃（３００゜〜５００°Ｆ）の圧縮空
気を第１蒸気発生型コンバスタ１８に供給する。

【００１２】図２において、第１蒸気発生型コンバスタ
１８は第２コンプレッサ１６に接続されたインレット１
８ａとコンプレッサタービン２０に接続されたアウトレ
ット１８ｂと、圧縮空気導入室２２と、燃焼室２４と、
圧縮空気導入室２２と燃焼室２４との間に配置されてい
て圧縮空気と水蒸気との高温気体混合物を生成する蒸気
発生室２６と、蒸気発生室２６と燃焼室２４との間に形
成された混合室２８とを備える。蒸気発生室２６は圧縮
空気導入室２２から燃焼室２４に圧縮空気を導入するた
めの複数の空気通路３０と、蒸気発生室２６の上流側に
開口している複数のスプレーノズル３２とを備える。ス
プレーノズル３２は後述の給水手段に接続される。イン
レット１８ａから圧縮空気導入室２２に流入した圧縮空
気は蒸気発生室２６に流入する。このとき、蒸気発生室
２６の内壁２６ａは燃焼室２４の高温ガスにより加熱さ
れるため、スプレーノズル３２により噴霧された水滴は
高温の圧縮空気と高温の内壁２６ａとにより水蒸気に変
換されて圧縮空気との気体混合物Ａに生成される。混合
室２８には燃料ノズル２８が開口しており、その開口部
に隣接して点火プラグ３６が配置されている。混合室２
８に噴霧された燃料は渦流発生用バッフルプレート２８
ａを介して、気体混合物Ａと効率的に混合され、燃焼室
２４に導入された圧縮空気Ｂと混合されて、燃焼ガスお
よび水蒸気との約８７１℃（１６００°Ｆ）の作動流体
Ｃが生成される。後述のように、蒸気発生室２６内には
空気量に対して最大５０％の水を噴霧することにより、
一方で、コンプレッサの所要動力を低減し、他方で、作
動流体Ｃのボリュームが水蒸気の膨張により拡大されて
高圧となり、エンジン出力が増大する。なお、水蒸気に
よって燃焼ガスの温度は約８７１℃（１６０°Ｆ）に制
御されて排ガス中のＮＯｘが著しく低減される。

【００１３】図１に戻って、第１コンバスタ１８の高温
高圧の作動流体はコンプレッサタービン２０を駆動す
る。コンプレッサタービン２０の排気は第２蒸気発生型
コンバスタ３８のインレット３８ａに供給される。第２
コンバスタ３８は燃料ノズル３８ｂおよび水噴射用スプ
レーノズル３８ｃとを備え、図２に例示したものと同様
の構造であり、燃焼ガスと水蒸気とからなる大きなボリ
ュームの約８７１℃（１６００°Ｆ）の第２作動流体を
生成する。第２作動流体は第２コンバスタ３８のアウト
レット３８ｄ、３８ｅを経て第１パワータービン４０の
インレット４０ａ、４０ｂに供給される。第２作動流体
は第１パワータービン４０で膨張しながら、出力軸４２
を駆動する。出力軸４２には第１パワータービン４０の
廃熱エネルギーを軸動力に変換するための第２パワータ
ービン４４が連結される。

【００１４】第１パワータービン４０の約３２１℃（６
１０°Ｆ）の排気ガスは廃熱回収熱交換器４６のインレ
ット４６ａに供給される。熱交換器４６内には加熱用の
コイル状チューブ４６ｂが内蔵され、第１パワータービ
ン４０の排ガスにより加熱される。加熱チューブ４６ｂ
内には５〜２５重量％のアンモニアと７５〜９５重量％
のメチルアルコールからなる低沸点の混合有機溶媒が収
納されている。混合有機溶媒は、好ましくは、１２重量
％のアンモニアを混合したメチルアルコールが良く、こ
の場合、沸点は約５０℃で融点は−８５℃であり、１７
５℃で４０ａｔｍ、２０５℃で８０ａｔｍ、２１５℃で
１００ａｔｍ、２６０℃で２６０ａｔｍの高圧となる。
この混合有機溶媒は５０℃の低温で蒸発して２１５゜〜
２６０℃（４１９゜〜５００°Ｆ）の低温エネルギーで
高圧となるため、熱交換器４６の加熱チューブ４６ｂ内
で完全に蒸発して高圧の第２作動流体が生成される。第
２作動流体は第２パワータービン４４のインレット４４
ａ、４４ｂに供給されて第２パワータービン４４を駆動
する。第１パワータービン４０の廃熱エネルギーは第２
パワータービン４４を駆動するための高圧作動流体の発
生用に高効率で利用されるため、廃熱回収率が飛躍的に
向上する。熱交換器４６のアウトレット４６ｂは再生器
４８に接続される。

【００１５】第２パワータービン４４の排出口４４ｃの
１０４゜〜１１５℃（２２０゜〜２３９゜Ｆ）の膨張ガ
スは凝縮器５０で２５゜〜３５℃（７７°〜９５゜Ｆ）
の冷却水５２により冷却されて凝縮液となる。凝縮液は
昇圧ポンプ５４により加圧されて再生器４８により予熱
されて熱交換器４６に循環される。再生器４８において
熱交換器４６のアウトレット４６ｂから排出された排気
ガス中の水蒸気は凝縮液と熱交換して凝縮水となり、排
ガスから分離される。凝縮水は昇圧ポンプ５６からなる
給水手段により加圧下でインタークーラ１４に給送さ
れ、そこで予熱された後第１および第２コンバスタ１
８、３８に給送される。昇圧ポンプ５６は開閉弁５８を
介して給水タンク６０に接続され、必要時に開閉弁５８
を開いて給水タンク６０から追加的な水がシステム内に
補給される。低温の排ガスは再生器４８のアウトレット
４８ｂを通じて大気に放出される。

【００１６】上述の’７５８特許に開示されているよう
に、ＳＡＧＴシステムに水蒸気を添加することによっ
て、シンプルサイクル（ブレイトンサイクル）エンジン
の３倍の出力増加が得られる。これは給水のための昇圧
ポンプ５６の所要動力がコンプレッサの所要動力に比べ
て無視できる程少ないためである。このように、エンジ
ン出力は空気量を増大せずに、水蒸気添加により、３倍
に増大できる。すなわち、一定の出力であれば、水蒸気
添加により、３倍の空気量を低減することが可能とな
り、コンプレッサの所要動力を少なくしてエンジンの熱
効率を改善することができる。

【００１７】図３は図１の第１および第２パワータービ
ン４０、４４の断面図を示す。図３において、第１およ
び第２パワータービン４０、４４はハイブリッドエンジ
ン７０の構造を有するものとして示されている。ハイブ
リッドエンジン７０はタービンハウジング７２を備え
る。タービンハウジング７２は第１パワータービン４０
のインレット４０ａ、４０ｂにそれぞれ連通していて圧
力エネルギーを速度エネルギーに変換する作動流体噴射
ノズル７４、７４’と、第２パワータービン４４のイン
レット４４ａ、４４ｂにそれぞれ連通する作動流体噴射
ノズル７６、７６’を備える。タービンハウジング７２
は、さらに、第１パワータービンのステータ８４、８
４’と、第２パワータービン４４のステータ８６、８
６’とを備え、ステータ８４’、８６’は共通の固定デ
ィスク８０に一体的に形成されたものとして図示されて
いるが分離しても良い。

【００１８】図３において、ステータ８４はエンドプレ
ートとしての機能も備え、ベアリング８８を介して出力
軸４２を支持している。実際の製作においてステータ８
４はエンドプレートから独立して構成しても良い。図
３、４に示すように、ステータ８４は作動流体噴射ノズ
ル７４と連通する第１および第２環状通路９４、９６
と、中央排気口９８とを備える。第１および第２環状通
路９４、９６はステータ８４のラジアル面に形成され、
旋回流発生手段１００として機能する。第１環状通路９
４は連絡部９４ａを経て第２環状通路９６と連通し、第
２環状通路９６は連絡部９６ａを経て中央排気口９８と
連通する。このように、インレット４０ａの高圧の作動
流体は噴射ノズル７４内で高速の旋回流Ｄ（図４参照）
として旋回流発生手段１００内を高速で通過して中央排
気口９８から排出される。図３、４において、第１およ
び第２環状通路９４、９６内には複数の案内翼１０２が
形成され、その先端部は旋回流の一部を周期的に軸方向
に偏向させるように放射方向に配置されている。図３に
戻って、第１ステータ８４は中央排気口９８と連通する
排気路１０４を備える。排気路１０４はアウトレット４
０ｃに接続され、第１パワータービン４０の排気ガスは
これらの経路を介して次の工程へ給送される。

【００１９】図３において、ステータ８４’はステータ
８４と同様に噴射ノズル７４’と連通する旋回流発生手
段１００’をラジアル面に備える。旋回流発生手段１０
０’は第１および第２環状通路９４’、９６’と、これ
らの中に形成された複数の案内翼１０２’と、中央開口
部８０ａとを備える。第２環状通路９６’の端部は中央
開口部８０ａに連通するように形成される。

【００２０】第２ステータ８６、８６’はそれぞれ噴射
ノズル７６、７６’と連通する旋回流発生手段１０６、
１０６’を備える。旋回流発生手段１０６はステータ８
６のラジアル面に互いに連通するように形成された第１
および第２環状通路１０８、１１０と、これらの中に形
成された複数の案内翼１１２と、中央排気口１１４とを
備える。ステータ８６はフレームまたはエンドプレート
１１６により、タービンハウジング７２に固定され、ス
テータ８６とフレーム１１６との間にはベアリングサポ
ート１１８がサンドイッチされている。ベアリングサポ
ート１１８はベアリング１２０を介して出力軸４２の端
部を支持するとともに、排気路１２２と連通するアウト
レット４４ｃを支持している。排気路１２２はステータ
８６の排気路１２４を介して中央開口部１１４と連通し
ていて、旋回流発生手段１０６、１０６’から吐出され
た膨張ガスをアウトレット４４ｃから凝縮器５０へ給送
する。ステータ８６’の旋回流発生手段１０６’はステ
ータ８６と同様に第１および第２環状通路１０８’、１
１０’と、これらの中に形成された複数の案内翼１１
２’と中央開口部８０ｂとを備える。

【００２１】固定ディスク８０の中央開口部８０ａ、８
０ｂの中間部には出力軸４２に固定されたスリーブ４２
ａの外周に形成されたラビリンスパッキン４２ｂからな
るシール手段が配置されていて、第１および第２パワー
タービン４０、４４を互いに流体力学的に分離してい
る。しかし、シール手段はその他のシール構造から構成
しても良い。

【００２２】図３において、第１ステータ７４、７４’
の間には第１パワータービン４０のタービンロータ１２
６が配置され、第２ステータ７６、７６’の間には第２
パワータービン４４のタービンロータ１２８が配置さ
れ、タービンロータ１２６、１２８は出力軸４２に固定
される。タービンロータ１２６、１２８の両ラジアル面
はそれぞれ第１ステータ７４、７４’のラジアル面およ
び第２ステータ７６、７６’のラジアル面に対向するよ
うにタービンハウジング７２内で配置される。

【００２３】図３、図５において、タービンロータ１２
６はハブ１２７を介して出力軸４２に固定支持された回
転ディスクからなる。タービンロータ１２６の両ラジア
ル面には第１、第２環状案内溝１３０、１３２が形成さ
れ、その中に、それぞれ複数のタービン動翼１３４、１
３６が形成されている。タービン動翼１３４、１３６の
頂部は放射状に配列される。第１、第２環状案内溝１３
０、１３２はそれぞれ対面するステータ７４の第１、第
２環状通路９４、９６と同一軌道上に形成されている。
タービンロータ１２６は、さらに、中心部に軸流ファン
ブレード１４０と、複数の連通口１４２とを備える。同
様に、ステータ７４’に対向するタービンロータ１２６
のラジアル面は第１、第２環状案内溝１３０’、１３
２’と、これらの中に形成された複数のタービン動翼１
３４’、１３６’とを備える。ステータ７６に対向する
タービンロータ１２８のラジアル面は第１、第２環状案
内溝１５０、１５２と、複数のタービン動翼１５４、１
５６とを備える。ステータ７６’に対向するタービンロ
ータ１２８のラジアル面は第１、第２環状案内溝１５
０’、１５２’と、複数のタービン動翼１５４’、１５
６’とを備える。タービンロータ１２８は軸流ファン１
５７を有するハブ１５８を介して出力軸４２に固定さ
れ、中心部に複数の連通口１６０とを備える。

【００２４】図３〜図６において、噴射ノズル７４に流
入した作動流体の高速流Ｄ１はステータ８４の第１環状
通路９４を旋回流となって流れ、連絡部９４ａを経て第
２環状通路９６に流入する。第２環状通路９６の連絡部
９６ａを経て旋回流は排気となって中央排気口９８、排
気路１０４およびアウトレット４０ｃを経て熱交換器４
６に排出される。上記工程において、図６に示されるよ
うに、高速流Ｄ１はステータ８４の案内翼１０２によっ
て偏向流Ｄ２となってタービン動翼１３４に衝突してタ
ービンロータ１２６を矢印Ｅ方向に移動させる。タービ
ン動翼１３４に衝突した旋回流はタービン動翼の曲面壁
によって方向が変えられ、偏向流Ｄ３となり、この偏向
流Ｄ３はステータ８４の案内翼１０２により再びタービ
ン動翼１３４の方向に案内される。このように噴射ノズ
ル７４から第１環状通路９４および第２環状通路９６を
通過する旋回流は案内翼１０２およびタービン動翼１３
４、１３６で流れ方向が偏向されながらタービン動翼１
３４、１３６に直接衝突して回転エネルギーを与える。
図６（ａ）および図６（ｂ）はステータ８４に対するタ
ービンロータ１２６のそれぞれ異なる相対位置関係を示
す。図３において、タービンロータ１２６の両側のラジ
アル面の複数のタービン動翼１３４、１３６、１３
４’、１３６’には複数の旋回流が同時に衝突するた
め、タービンロータ１２６には大きな回転力が与えられ
る。第１ステータ７４、７４’の第２環状通路９６、９
６’の旋回流はそれぞれ中央開口部８０ａおよび中央排
気口９８に流入する。中央開口部８０ａの作動流体はタ
ービンロータ１２６の軸流ファン１４０によって中央排
気口９８に強制的に送られ、そこから排気路１０４およ
びアウトレット４０ｃを介して熱交換器４６（図１参
照）に給送される。一方、第２パワータービン４４の噴
射ノズル７６、７６’に流入した第３作動流体は第２ス
テータ８６、８６’の旋回流発生手段１０６、１０６’
にて高速の旋回流となって通過し、タービンロータ１２
８に対してタービンロータ１２６と同一方向に回転力を
与える。膨張したガスは中央開口部８０ｂ、中央排気口
１１４ならびに排気路１２２、１２４を経てアウトレッ
ト４４ｃから凝縮器５０（図１参照）に送られる。

【００２５】図７、図８は図４、図５のステータおよび
タービンロータの変形例を示し、図７、図８と同一部品
については同一符号を用い、類似部品については同一符
号にダブル・アポストロフィを用いる。図７において、
ステータ７４”はそのラジアル面に外周から中心部へ延
びるように形成されたスパイラル旋回通路１６０、１６
２からなる旋回流発生手段１００”を備える。スパイラ
ル旋回通路１６０、１６２はステータ７４”の外周近辺
で作動流体噴射ノズル７４と連通して高速の作動流体Ｄ
１”を導入する。スパイラル旋回通路１６０、１６２内
で作動流体Ｄ１”はそれぞれ高速のスパイラル旋回流と
なって流れ、タービンロータへ回転エネルギーを与えた
後、中央排気口９８を経て、前述したような次工程に給
送される。図８において、タービンロータ１２６”はラ
ジアル面に外周から中心部へ延びるように、しかも、ス
テータ７４”のスパイラル旋回通路１６０、１６２とそ
れぞれ同一軌道上に形成されたスパイラル案内溝１６
４、１６５を備えた回転ディスクからなる。スパイラル
案内溝１６４、１６５にはそれぞれ複数のタービン動翼
１６６、１６８が放射状に延びるように形成される。ス
パイラル案内溝１６４、１６５の中心部は複数の連通口
１４２”と軸流ファンブレード１４０”を備える。ター
ビンロータ１２６”はハブ１２７”を介して出力軸に圧
入その他適当な手段で固定支持される。

【００２６】図７、図８のステータ７４”およびタービ
ンロータ１２６”は図３に示されるようにタービンハウ
ジング７２内に互いに対面するように配置される。この
変形例において、ステータ７４”のスパイラル旋回流発
生手段１００”はそのラジアル面に複数の高速スパイラ
ル旋回流を発生させる。このとき、スパイラル旋回流の
一部はタービンロータ１２６”の複数のタービン動翼１
６６、１６８に同時に衝突してタービンロータ１２６”
を回転させる。このとき、スパイラル旋回流Ｄ１”の遠
心力により、スパイラル旋回通路１６０、１６２の旋回
流の一部は周方向に高速で飛び出して、対面するタービ
ンロータ１２６”の案内溝１６４、１６５にガイドされ
て放射状のタービン動翼１６６、１６８に衝突する。タ
ービンロータ１２６”のスパイラル案内溝１６４、１６
５の位相はステータ７４”のスパイラル旋回通路１６
０、１６２に対して変化し、１回転毎に位相が一致す
る。タービンロータ１２６”の回転時に多数のタービン
動翼１６６、１６８にステータ７４”のスパイラル旋回
通路１６０、１６２から飛び出した高速の作動流体が同
時に回転方向に衝突するため、タービンロータ１２６”
は低速高トルクで駆動される。このため、減速機が大幅
に小型化され、全体システムの小型軽量化に貢献する。

【００２７】

【発明の効果】以上説明したように、本発明の高効率ガ
スタービンにおいて、コンバスタで燃焼ガスおよび水蒸
気からなる大きなボリュームの作動流体を発生させ、こ
れにより第１パワータービンを駆動するとともに第１パ
ワータービンの廃熱により低沸点混合有機溶媒からなる
高圧の第２作動流体を発生させ、これにより第２パワー
タービンを駆動したため、廃熱回収効率を飛躍的に高め
て軸動力を増加させ、小型軽量化、低コスト化、高効率
化を図るようにしたものである。また、パワータービン
に特殊構造を採用することにより、減速機の小型軽量化
が可能となる。さらに、第１パワータービンの排気中の
水蒸気を凝縮して再利用をしているため、海水淡水化装
置等の水処理装置の小型化と低コスト化が図れ、実用上
の効果が大きい。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明による高効率ガスタービンの系統図であ
る。

【図２】図１のコンバスタの１例を示す図である。

【図３】図１の第１および第２パワータービンを組み込
んだハイブリッドエンジンの断面図である。

【図４】図３のＩＶ−ＩＶ線より見たステータの平面図
である。

【図５】図３のＶ−Ｖ線より見たタービンロータの平面
図である。

【図６（ａ）】および

【図６（ｂ）】図３のステータとタービンロータとの相
対位置関係を示す図である。

【図７】図４のステータの変形例を示す図である。

【図８】図５のタービンロータの変形例を示す図であ
る。

【符号の説明】

１０高効率ガスタービン５６昇圧ポ
ンプ１２第１コンプレッサ７０ハイブ
リッドエンジン１４インタークーラ７２タービ
ンハウジング１６第２コンプレッサ７４、７４’
第１流体噴射ノズル１８第１蒸気発生型コンバスタ７６、７６’
第２流体噴射ノズル２０コンプレッサ駆動タービン８４、８４’
第１ステータ２２圧縮器導入室８６、８６’
第２ステータ２４燃焼室９４第１環
状旋回通路２６蒸気発生室９６第２環
状旋回通路２８混合室１００旋回流
発生手段３０空気通路１００” 旋回流
発生手段３２スプレーノズル１０２案内翼３８第２蒸気発生型コンバスタ１２６第１タ
ービンロータ４０第１パワータービン１２８第２タ
ービンロータ４４第２パワータービン１３０第１環
状案内溝４６廃熱回収熱交換器１３２第２環
状案内溝４８再熱器１３４タービ
ン動翼５０凝縮器１６０第１ス
パイラル旋回通路５４昇圧ポンプ１６２第２ス
パイラル旋回通路１６４第１スパイラル案内溝１６５第２スパイラル案内溝１６６タービン動翼

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号ＦＩテーマコート゛(参考）Ｆ０１Ｋ 25/10 Ｆ０１Ｋ 25/10 ＧＤＦ０２Ｃ 3/30 Ｆ０２Ｃ 3/30 Ｃ 6/18 6/18 Ａ

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】圧縮空気を生成するためのコンプレッサ
と、圧縮空気と燃料との燃焼ガスおよび水蒸気からなる
第１作動流体を発生させる第１コンバスタと、第１作動
流体により駆動されるコンプレッサタービンと、コンプ
レッサタービンの排気と、燃焼ガスおよび水蒸気からな
る第２作動流体を発生させる第２コンバスタと、第２作
動流体により駆動される第１パワータービンと、第１パ
ワータービンの排気側に接続されて廃熱エネルギーで低
沸点の混合有機溶媒を第３作動流体に変換する廃熱回収
熱交換器と、第１パワータービンに連結されて第３作動
流体により駆動される第２パワータービンと、第２パワ
ータービンの排気を凝縮して第３作動流体を凝縮液に変
換し凝縮する凝縮器と、凝縮液を廃熱回収熱交換器に圧
力下で循環させる昇圧ポンプと、第１および第２コンバ
スタに給水する給水手段とを備える高効率ガスタービ
ン。
【請求項２】請求項１において、さらに、廃熱回収熱交
換器と凝縮器との間に接続された再生器を備え、再生器
が第１パワータービンの排気を凝縮水と、大気に排出さ
れる低温排ガスとに分離し、給水手段が凝縮水を第１お
よび第２コンバスタに給水する高効率ガスタービン。
【請求項３】請求項２において、給水手段が昇圧ポンプ
を備えている高効率ガスタービン。
【請求項４】請求項１または２において、コンプレッサ
が第１および第２コンプレッサからなり、さらに、第１
および第２コンプレッサ間にインタークーラを備え、給
水手段がインタークーラを介して第１および第２コンバ
スタに給水する高効率ガスタービン。
【請求項５】請求項１または２において、混合有機溶媒
が５〜２５重量％のアンモニアと７５〜９５重量％のメ
チルアルコールからなる高効率ガスタービン。
【請求項６】請求項１または２において、第１および第
２コンバスタが、それぞれ、圧縮空気導入室と、圧縮空
気導入室に連通する燃焼室と、燃焼室と圧縮空気導入室
との間に配置されていて圧縮空気と水蒸気との高温気体
混合物を生成する蒸気発生室と、高温気体混合物を混合
して燃焼室に供給する混合室とを備える高効率ガスター
ビン。
【請求項７】請求項６において、蒸気発生室が圧縮空気
導入室と燃焼室とを連通させるための複数の空気通路を
備える高効率ガスタービン。
【請求項８】請求項１または２において、第１および第
２パワータービンが、それぞれ、作動流体噴射ノズル
と、作動流体噴射ノズルと連通するステータと、ステー
タに対向して配置されたタービンロータとを備え、ステ
ータのラジアル面が旋回流発生手段を備え、タービンロ
ータのラジアル面が旋回流発生手段に対面する案内溝手
段と、案内溝手段に配置されている複数のタービン動翼
を備える高効率ガスタービン。
【請求項９】請求項８において、さらに、タービンハウ
ジングを備え、タービンハウジングが第１および第２パ
ワータービンの作動流体噴射ノズルと、ステータとター
ビンロータを収納したハイブリッド構造を有する高効率
ガスタービン。