JP2001221012A - 蒸気タービンおよび発電設備 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 蒸気条件の高圧高温化を進めていく上で問題
となる、高温強度確保および蒸気漏れの防止を図るとと
もに、過大伸び差に起因するラビング振動の発生防止、
軸封部の漏洩蒸気量の最小化を実現する。 【解決手段】 蒸気タービンの高圧部５の高圧第１段７
から高圧排気段８より前の所定の段落までの範囲に対応
する車室を二重化し、それ以降の段落に対応する車室を
一重のままとする。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、コンバインド発電
プラントなどの火力発電設備に使用される蒸気タービン
の車室構造、およびこの蒸気タービンを適用した発電設
備に関する。

【０００２】

【従来の技術】ガスタービンと蒸気タービンを組み合わ
せたコンバインドサイクル発電プラントが数多く建設さ
れてきている。蒸気タービンを適用した発電プラントで
は蒸気条件の向上が一般的には直接的に発電プラント効
率向上に結びつくことから、発電設備の効率向上と高出
力化の目的で、近年、コンバインドサイクル発電設備に
おいても蒸気タービンの蒸気条件の高圧高温化が要求さ
れてきている。

【０００３】ところで、図８に示すように、従来のコン
バインドサイクル発電用蒸気タービンの高圧部５の車室
１１０は、通常、一重の車室構造をとっている。通常、
入口蒸気圧力が高くなると、一重車室構造では耐圧強度
上必要な肉厚が増大する。このため、主蒸気を高圧化、
高温化して、蒸気タービンを高効率化・高出力化しよう
とした場合、従来の一重車室構造を踏襲した蒸気タービ
ンでは、主として車室肉厚増大の影響により、蒸気ター
ビン車室の圧力応力、熱応力が増大して蒸気タービンの
運用期間中に熱疲労または高温低サイクル疲労による損
傷が発生し、タービンの運転に支障をきたす。

【０００４】また、熱変形が増大して車室水平継手から
の蒸気漏れの不具合が発生する危険度が高くなって蒸気
タービンの信頼性が著しく低下するという不都合な状況
を生み出す。蒸気漏れは蒸気タービンの運転にとっては
致命的な高温高圧蒸気の大気への直接放出となることか
ら火災や人身事故の危険度を有する。

【０００５】また、車室の肉厚が厚くなると起動時の熱
応力が過大になり、その緩和のために起動時間を延ばす
必要が生じるが、コンバインドサイクル発電プラントの
ように急速起動が要求される場合にはその要求に応えら
れずに渋滞をきたし、発電設備運用コストの上昇を招く
という不都合な状況を併発する。

【０００６】更に、主蒸気を高圧化、高温化して、蒸気
タービンを高出力化した場合、従来の一重車室構造を踏
襲した蒸気タービンでは、車室の高温強度を確保する必
要があることから、車室には従来の低合金鋼に替えて高
温高強度ではあるけれども高価な１２Ｃｒ鋼または９Ｃ
ｒ鋼を適用せざるを得ず、このことは蒸気タービンのコ
ストを大きく増加させる要因となる。

【０００７】しかも、１２Ｃｒ鋼や９Ｃｒ鋼は線膨張係
数が従来材であるＣｒＭｏＶ鋼に代表される低合金鋼よ
りも小さいため、１２Ｃｒ鋼や９Ｃｒ鋼からなる車室の
熱伸びは従来に増して小さくなり、従来に比べて大きな
伸び差（スラスト軸受位置をタービン軸方向の基準位置
とした際の車室とロータの熱膨張量の差）が発生する。
その結果、回転体であるロータと静止部品であるケーシ
ング附属部品との間のタービン軸方向の間隙が不足して
接触するいわゆる軸方向ラビング現象を誘発し、運転の
継続に支障をきたすような大きな軸振動が発生するとい
う不具合を生じる。

【０００８】これらの問題を解決する目的で、例えば図
９に示すような、高圧部５の高圧第１段７から高圧排気
段落８までの全域を内部車室１１１および外部車室１１
２からなる二重車室構造（以後、簡単のため、「完全二
重車室構造」と称することにする）が従来型コンバイン
ドサイクルの蒸気タービンにおいて近年採用されること
があった。

【０００９】車室の熱応力は基本的には車室の内外面の
温度差に比例する。タービン車室を簡単のために薄肉円
筒と仮定した場合、内外面温度差による円周方向の定常
熱応力σθtは内外面温度差Ｔを用いてσθt＝0.714α
×Ｅ×Ｔで表される。αは材料の線膨張係数である。

【００１０】車室の内外面の温度差は一重構造だった車
室を二重構造とすることにより、一重車室構造ではＴ１
であった内外面温度差を例えば外部車室で0.7Ｔ1、内部
車室で0.3Ｔ1程度の割合で分担させることができる。従
って、二重車室構造の内部車室の定常熱応力は一重車室
の熱応力の０．７倍程度、二重車室構造の外部車室の熱
応力は一重車室の熱応力の０．３倍程度となる。このよ
うに高圧部を二重車室構造とすることにより車室の定常
熱応力を大幅に低減することが可能となる。

【００１１】また、タービン車室を簡単のために薄肉円
筒と仮定した場合、内圧による円周応力σθpは肉厚ｔ
を用いてσθp＝ａ×ｐ／ｔで表される。内圧が作用し
ている一重構造車室を二重構造とすることにより、一重
車室構造ではＰ1であった内外圧力差を例えば外部車室
で0.3Ｐ1、内部車室で0.7Ｐ1程度の割合で分担させるこ
とができる。

【００１２】タービン車室を薄肉円筒と仮定した場合、
一重車室の場合の半径をａとしたとき二重車室の内部車
室の半径はおおよそ0.9ａ、外部車室の半径はおおよそ
1.5ａ程度であることから、車室の円周方向の圧力応力
をσ１、二重車室の外部車室の円周方向の圧力応力をσ
２、二重車室の内部車室の円周方向の圧力応力をσ３と
したとき、一重車室の場合の肉厚はａ×Ｐ１／σ１、二
重車室の外部車室の肉厚はおおよそ0.45×Ｐ１／σ２、
二重車室の内部車室の肉厚はおおよそ0.63ａ×Ｐ１／σ
３と表わされる。

【００１３】例えば圧力応力が同一すなわちσ１＝σ２
＝σ３で構わないとした場合には、二重車室構造の内部
車室の肉厚は一重車室の肉厚の０．６３倍程度、二重車
室構造の外部車室の肉厚は一重車室の肉厚の０．４５倍
程度の肉厚で良いということになる。

【００１４】逆の観点から言うと二重車室の場合、圧力
応力を一重車室の０．７倍に抑えようとしたとき、内部
車室の肉厚は一重車室の肉厚の０．９倍程度、二重車室
構造の外部車室の肉厚は一重車室の肉厚の０．６５倍程
度の肉厚で良いということになる。すなわち、肉厚を薄
くしながら圧力応力を小さくすることが可能となる。こ
のように二重車室構造は一重車室構造に比べて定常熱応
力を低減しかつ圧力応力をも低減できるという効果を有
する。

【００１５】他方、タービンの起動時などのようにター
ビンの車室温度が急激に変化する際には車室に大きな非
定常熱応力と非定常熱変形が発生する。これら非定常熱
応力や非定常熱変形の大きさは車室内外面温度差に基本
的に比例し、タービンの起動時などのように蒸気温度と
熱伝達率が急激に変化していくような場合の車室内外面
温度差は車室の肉厚に大きく左右される。

【００１６】一重車室では車室内面は主蒸気に直接さら
され車室外面は保温材を介して大気にさらされるために
車室内外面温度差が大きいのに対して、二重車室構造で
は車室内外面の温度が内部車室と外部車室の二段階に区
分されるために各車室の内外面に作用する蒸気の温度も
内部車室と外部車室の二段階に分割されることから二重
車室の内部車室、外部車室ともその内外面温度差は一重
車室の車室内外面温度差に比べて大幅に小さくて済むこ
とになる。

【００１７】車室の非定常熱応力や非定常熱変形の大き
さは一般的に車室内外面の温度差に比例することから二
重車室構造は一重車室構造に比べて非定常熱応力や非定
常熱変形を小さく抑えることができる。

【００１８】また、蒸気タービンの車室材料に使用され
る鉄鋼材料の熱伝導率は小さいので、車室の肉厚が厚い
と車室内面の温度（熱量）が車室外面まで伝わるのに時
間がかかって車室内外面温度差が大きくなるが、この点
からも、各車室の肉厚を一重車室の場合よりも薄くでき
る二重車室構造は過大な非定常熱応力や非定常熱変形の
発生を抑制する上で有効である。

【００１９】すなわち、二重車室構造は一重車室構造に
比べて車室内外の雰囲気温度の差を小さくできると同時
に車室肉厚を薄くできることから、車室内外面の温度差
を大幅に小さくすることが可能となり、タービン起動時
などにおける過大な非定常熱応力や非定常熱変形の発生
を抑制することができる。

【００２０】このように二重車室構造は一重車室構造に
比べて圧力応力の低減、定常熱応力の低減、非定常熱応
力の低減、非定常熱変形の低減を可能ならしめることか
ら、車室のクリープ損傷、熱疲労損傷または高温低サイ
クル疲労損傷、車室水平継手からの蒸気漏洩などの不具
合の発生を防止できるという効果を有する。

【００２１】しかしながら、従来の事業用大容量蒸気タ
ービンに適用されているような高圧第１段７から高圧排
気段落８までを二重車室とした高圧部完全二重車室構造
は外部車室が大幅に大きくなることから、コストアップ
という不利益をもたらす。また、高圧部完全二重車室構
造は、蒸気タービンの定期検査その他のメンテナンスに
際し、構造が複雑であること、かつ、上半車室と下半車
室とを締結する車室水平継手締結ボルトの数が大幅に増
加することからタービンの分解・組立が煩雑であり、そ
の作業に長期間を要す。故に定期検査等の費用がかさみ
定期検査期間が長期化して発電設備の運用性が悪化し発
電コストの増加を引き起こすという不利益をもたらす。

【００２２】更に大きな問題点としては、高圧部完全二
重車室構造の採用によりタービン軸方向ラビング現象の
発生の危険度が高くなることが挙げられる。高圧部完全
二重車室構造は外部車室の内面の蒸気温度が、高圧部で
は一番温度の低い高圧排気の蒸気温度とほぼ等しくなる
ことから外部車室の熱伸びが小さくなる。

【００２３】このため、特に、高圧排気側の軸封部９で
回転体であるロータシャフト１０と静止部品である車室
附属部品１１との間のタービン軸方向伸び差が一重車室
構造に比べて非常に大きくなってタービン軸方向の間隙
が不足し、その結果、高圧部完全二重車室構造では軸方
向で接触してラビング振動と呼ばれる軸振動を生じるこ
とになり、ひいては、軸振動が過大になってタービンの
運転に支障をきたすなどしてタービンの信頼性が著しく
低下するという不都合をきたす危険度が大幅に増大す
る。

【００２４】この危険度を低減する目的で軸方向間隙を
大きくすると軸封部９の漏洩蒸気量が増大してタービン
性能の悪化をもたらすことになり、今度は性能の観点か
ら好ましくなくなる。事実上、高圧部完全二重車室構造
では、伸び差が大きくなることにより軸封部の軸方向の
間隙も一重車室構造の場合よりも相当に大きく取らざる
を得ず、軸封部における漏れ蒸気量が増大してタービン
の性能が低下するという問題が発生する。

【００２５】尚、これらはコンバインドサイクル発電用
蒸気タービンと同様に、高圧高温化が要求されてきてい
る産業用の蒸気タービンに関しても言えることである。

【００２６】また、コンバインドサイクル用の蒸気ター
ビンは、蒸気タービンとしては小容量機または中容量機
であることから主蒸気流量が少なく、したがって翼長が
短くなりがちでありタービン性能の低下をもたらすとい
う問題があった。従って、タービン性能を確保するには
コンバインドサイクル用蒸気タービンとして動翼翼部根
元直径と動翼翼部先端部直径に関し構造強度と性能の観
点から好ましい相対的大小関係を明確にして性能悪化を
防止しなければならないという課題もある。

【００２７】

【発明が解決しようとする課題】本発明は、上記実状に
鑑みてなされたものであり、本発明の目的は、蒸気ター
ビンの蒸気条件の高圧高温化を進めていく上で問題とな
る高温強度確保の課題と蒸気漏れ防止の課題を克服する
と同時に、過大伸び差の発生を抑制することによりラビ
ング現象の発生予防と軸封部からの漏洩蒸気量の最小化
という課題を同時に解決することにある。

【００２８】

【課題を解決するための手段】上記目的を達成するた
め、本発明は、高圧部の高圧第１段から高圧最終段より
前の所定の段落までの範囲に対応する車室を内部車室お
よび外部車室からなる二重車室構造とし、前記所定の段
落以降の段落から前記高圧最終段までの範囲に対応する
車室を一重車室構造とした軸流型の蒸気タービンを提供
する。

【００２９】このような部分二重車室構造は、主蒸気圧
力が１２０kgf／cm^２以上、主蒸気温度が５５０℃以
上、かつ蒸気タービンの定格出力が１２０ＭＷ以上の蒸
気タービンに好適に適用することができる。

【００３０】なお、高圧部のうち、蒸気通路部の蒸気圧
力が少なくとも９０kgf／cm^２以上の範囲、または蒸気
通路部の蒸気温度が少なくとも４８０℃以上の範囲を二
重車室構造とすることが好適である。

【００３１】また、本発明は、高圧部から排出される蒸
気が再熱器において再熱されて中圧部に供給される形式
の軸流型の蒸気タービンにおいて、前記高圧部の高圧第
１段から高圧最終段より前の所定の段落までの範囲に対
応する車室を内部車室および外部車室からなる二重車室
構造とし、前記所定の段以降の段落から前記高圧最終段
までの範囲に対応する車室を一重車室構造とし、前記中
圧部の中圧第１段から中圧最終段より前の所定の段落ま
での範囲に対応する車室を内部車室および外部車室から
なる二重車室構造とし、前記所定の段以降の段落から前
記中圧最終段までの範囲に対応する車室を一重車室構造
とし、前記高圧部および前記中圧部の内部車室が一体的
に形成されていることを特徴とする蒸気タービンを提供
する。

【００３２】このような高圧部および中圧部への部分二
重車室構造の適用は、主蒸気圧力が１２０kgf／cm^２以
上、主蒸気温度が５５０℃以上、蒸気タービンの出力が
１２０ＭＷ以上であり、かつ、再熱蒸気温度が５５０℃
以上である蒸気タービンに適用することが好適である。

【００３３】なお、蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも
４８０℃以上の範囲の高圧部および中圧部の車室を二重
車室構造とすることが好適である。

【００３４】上記の部分二重車室構造をとった場合、前
記外部車室の材料として、Ｃｒを１〜３％含有するＣｒ
ＭｏＶ鋼等の低合金鋼を用い、前記内部車室の材料とし
て、Ｃｒを８〜１０％含有するＣｒ鋼またはＣｒを９．
５〜１２．５％含有するＣｒ鋼を用いることが好適であ
る。また、これに代えて、Ｃｒを１〜３％含有するＣｒ
ＭｏＶ鋼等の低合金鋼を用いて外部車室および内部車室
を形成することも可能である。

【００３５】また、前記高圧部のうちの二重車室構造と
なっている範囲内にある段落において、動翼の翼部根元
直径Ｄｒと動翼の翼部先端直径Ｄｔとの比Ｄｒ／Ｄｔ
を、０．８５＜Ｄｒ／Ｄｔ＜０．９５とすることが好適
である。

【００３６】上記の部分二重車室構造を有する蒸気ター
ビンは、コンバインドサイクル発電設備用の蒸気タービ
ンとして、またはガスタービンと組み合わせない火力発
電用プラント用または産業用の発電設備のための蒸気タ
ービンとして好適に用いることができる。

【００３７】

【発明の実施の形態】以下に図面を参照して本発明の実
施の形態について説明する。

【００３８】［第１の実施形態］まず、図１を参照して
第１の実施形態について説明する。図１は本発明による
蒸気タービンの第１の実施形態の高圧部５および中圧部
６の主要部分の縦断面図である。図１において、蒸気タ
ービンの低圧部の記載は省略されている。

【００３９】高圧部５および中圧部６は、それぞれ、静
翼３および動翼４を組み合わせてなる複数の段落から構
成されている。高圧部５および中圧部６の動翼４は、共
通のロータシャフト１０に取り付けられている。

【００４０】主蒸気は流入部５ａから高圧部５に流入
し、高圧第１段７に入り、順次段落を経て、高圧排気段
８から出て、流出部５ｂから流出する。流出部５ｂから
流出した蒸気は、流入部６ａから中圧部６に流入し、中
圧第１段１２に入り、順次段落を経て、中圧排気段１３
から出て、流出部６ｂから流出する。

【００４１】なお、図１において、符号９は軸封部、符
号１１は車室付属部品を示している。

【００４２】ここで、図１に示すように、蒸気タービン
の高圧部５の車室は、高圧第１段７から高圧排気段８よ
り前の所定の段落まで（図１の場合は高圧第１段７から
高圧第４段まで）の範囲に対応する領域が、内部車室１
と外部車室２とから構成される二重車室構造となってい
る。

【００４３】一方、前記の所定の段落（図１の場合は高
圧第４段）以降の段落、すなわち高圧第５段から高圧排
気段８までの範囲に対応する領域は、外部車室２のみか
ら成る一重車室構造となっている。このように、高圧部
５の車室は、「部分二重車室構造」をとる。なお、図１
に示すように、外部車室２は、高圧第１段７から高圧排
気段８までの範囲において一体的に形成されている。

【００４４】この高圧部５の車室を「部分二重車室構
造」とした蒸気タービンは、主蒸気圧力が１２０kgf／c
m^２以上、主蒸気温度が５５０℃以上、蒸気タービンの
定格出力が１２０ＭＷ以上であるものに対して好適に適
用される。

【００４５】高圧部５の車室は、蒸気通路部の蒸気圧力
が少なくとも９０kgf／cm^２以上の範囲を二重化する
か、または、蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも４８０
℃以上の範囲を二重化することが好ましい。

【００４６】二重化する範囲を上記のようにする理由
は、以下の通りである。蒸気タービンの車室に使用する
材料は一般的におおよそ４８０℃を超えるとクリープ現
象が著しくなり、クリープによる高温強度の低下を考慮
した設計が必要となる。すなわち縦軸に応力Ｓ、横軸に
温度Ｔを用いて材料の耐力と１０^５時間破断強度を示す
と、図２に示すように、耐力は温度によって破線Ｂ−
Ｂ’の如く変化し、１０^５時間破断強度は温度によって
実線Ａ−Ａ’の如く変化し、これらの線はおおよそ４８
０℃付近で交差する（交点をＰで示す）。

【００４７】すなわち設計のクライテリアとしては、お
およそ４８０℃以下では耐力を基準とし、おおよそ４８
０℃以上では１０^５時間破断強度を基準とすることによ
り、設計の際の基準とすべき材料強度は、図２の基準曲
線Ｂ−Ｐ−Ａ’で表わされる。従って、材料の強度が急
激に低下する温度範囲の段落、すなわち設計上クリープ
強度を設計の基準としなければならなくなる４８０℃以
上の段落の範囲の車室を二重構造にすることによって、
高温における材料強度の急激な低下に効果的に対処する
ことができることになる。

【００４８】尚、水蒸気のプラントル数は熱伝達率に大
きな影響を及ぼすが、従来火力発電プラントやコンバイ
ンドサイクルプラントなどの一般的な火力発電用の蒸気
タービンにおいては蒸気通路部のプラントル数は１．０
前後であり、このとき蒸気温度約４８０℃での圧力はお
およそ９０kgf／cm^２程度である。

【００４９】従って、蒸気通路部の蒸気圧力が少なくと
も９０kgf／cm^２以上の範囲の車室を二重化するか、ま
たは、蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも４８０℃以上
の範囲の車室を二重化することにより、高温部の車室の
熱応力とタービン軸方向伸び差を十分な裕度をもって設
計許容値の範囲内に納めることが可能となると共に車室
の熱変形をも十分に小さくすることができ、運転の継続
に支障をきたすような損傷や蒸気漏洩がない安全で信頼
度の高い蒸気タービンを提供することが可能となる。

【００５０】すなわち、蒸気タービン高圧部の高圧高温
の蒸気に晒される範囲の車室を二重化して過大な熱応力
と過大な熱変形の発生を抑制すると同時に、過大なター
ビン軸方向伸び差が発生しないように高圧排気段まで車
室を二重化することなく二重化の範囲を制限することに
より、蒸気タービンの蒸気条件の高圧高温化を進めてい
く上で問題となる高温強度確保の課題と漏洩蒸気量低減
の課題を克服し、更に、過大伸び差の発生を抑制してラ
ビング現象の発生を予防し、振動問題で運転に支障をき
たすことの無い安全な蒸気タービンを提供し、かつ、製
作コスト、運用コストの増大を抑制することが可能とな
る。

【００５１】次に、内部車室１と外部車室２の材料選定
について説明する。

【００５２】図１に示すような部分二重車室構造をとる
蒸気タービンの高圧部５においては、外部車室２の材料
としてＣｒを１から３％含有するＣｒＭｏＶ鋼に代表さ
れる低合金鋼を用い、かつ、内部車室１の材料としてＣ
ｒを８から１０％含有する９Ｃｒ鋼またはＣｒを９．５
から１２．５％含有する１２Ｃｒ鋼を用いることが好適
である。

【００５３】このように特に高圧高温の蒸気に晒される
内部車室１だけに対して高温強度が高い１２Ｃｒ鋼また
は９Ｃｒ鋼を適用することにより、コストアップを大幅
に抑制することができる。また、熱膨張係数の低い１２
Ｃｒ鋼または９Ｃｒ鋼の使用範囲を制限することによ
り、ロータ軸方向伸び差の増大を抑制をすることが可能
となり、軸方向間隙増大による軸封部９からの漏洩蒸気
量の増大を軽減し、かつ、軸方向ラビングによる軸振動
発生の危険度を低減することができる。これにより、製
作コスト、運用コストの増大を抑制することが可能な蒸
気タービンを提供することができるようになる。

【００５４】なお、部分二重車室構造をとったことによ
り、車室の熱応力ならびに熱変形を一重車室構造の場合
に比べて大幅に低減できるようになるため、Ｃｒを１〜
３％含有するＣｒＭｏＶ鋼に代表される低合金鋼を用い
て外部車室２および内部車室１を形成してもよい。この
場合、設計に十分な配慮が必要となるが、コストアップ
を最小限に抑えることが可能となり、またロータ軸方向
伸び差の増大も最小となるため、軸封部からの漏洩蒸気
量を最小化することができ、かつ軸方向ラビングをより
効果的に防止することができる。

【００５５】また、高圧部５の段落のうち二重車室構造
部分に対応する範囲の段落における、動翼４の翼部根元
直径Ｄｒと動翼４の翼部先端直径Ｄｔの比Ｄｒ／Ｄｔ
は、０．８５＜Ｄｒ／Ｄｔ＜０．９５とすることが好適
である。その理由について図３乃至図６を参照して以下
に説明する。

【００５６】一般に、コンバインドサイクルプラント用
の蒸気タービンは同容量の従来火力発電用の蒸気タービ
ンに比べて高圧部のロータシャフト１４の径が大きくな
る。それは次の理由による。

【００５７】従来型の火力発電プラントの場合は、一般
に、図３に示す蒸気タービン１５と発電機１６との構成
となっており、蒸気タービン高圧部のロータシャフト１
４は、蒸気タービンの高圧部で発生する軸トルクのみを
伝達するので高圧部のロータシャフト１４の直径を大き
くする必要がない。

【００５８】これに対してコンバインドサイクルプラン
トにおいては、図４に示すようなガスタービン１７、蒸
気タービン１５、発電機１６をひとつの軸上に配列する
一軸型と呼ばれる構成が近年一般的となってきている。
この図４の配置の場合、蒸気タービン１５の高圧部のロ
ータシャフト１４には、蒸気タービン１５の高圧部で発
生した軸トルクのみならずガスタービン１７で発生した
軸トルクが重畳されて作用することから、蒸気タービン
高圧部のロータシャフト１４のねじり強度を確保するに
はロータシャフト径を大きくしなければならない。

【００５９】ここで図５を参照する。上述のように蒸気
タービンにおいてロータシャフト径が大きくなれば、そ
のロータシャフトに取り付けられる動翼４の根元直径も
大きくなるが、流量は変わらないので、動翼出口面積を
ほぼ一定に保つには動翼翼長４３を短くせざるをえな
い。

【００６０】動翼翼長４３をＨｂ、動翼翼幅４４をＷｂ
とするとき、一般にＨｂ／Ｗｂ＜１では翼列の流れにお
ける二次流れの影響が急激に大きくなってきて動翼の流
体性能が急激に悪化する。従って、このような状況に陥
ることを回避する必要がある。

【００６１】すなわち翼長が短い高圧部の動翼の翼長は
長くすることが望ましく、タービンの性能確保の観点か
らはＤｒ／Ｄｔ（Ｄｒは動翼の翼部根元直径、Ｄｔは翼
部先端直径）を小さく採ることが望まれる。

【００６２】一軸型コンバインドサイクル用で出力が１
２０ＭＷ以上の蒸気タービンの高圧部の動翼の翼幅Ｗｂ
の最小値は一般に２０ｍｍ程度であり、また、動翼の翼
部根元径Ｄｒは上述の理由から極端に小さくすることは
困難であってその最小値はおよそ８００ｍｍが限度であ
ることから、Ｄｒ／Ｄｔ＜（Ｄｔ−２Ｈｂ）／Ｄｔ＝１
−２Ｈｂ／Ｄｔ≒１−２Ｗｂ／（Ｄｒ＋２Ｗｂ）≒１−
２×２０／（８００＋２×２０）≒０．９５すなわちＤ
ｒ／Ｄｔ＜０．９５を満足することが蒸気タービン高圧
部の性能を高く維持する上で重要となる。

【００６３】他方、蒸気タービンの高圧部は高温にさら
されている。特に高圧部の二重構造の範囲内の段落はお
およそ４８０℃以上の高温部であることが多いことか
ら、動翼やロータの材料においても図２と同様の現象が
現れ、高温強度の低下の問題が顕著になって、むやみに
動翼翼長を長くするとクリープ損傷等により蒸気タービ
ンの運用期間中に動翼あるいはロータホイールに損傷を
引き起こして破損に至る確率が急激に高くなってくる。

【００６４】蒸気タービンにおいては一般に動翼植え込
み部４１１の局所応力がロータシャフト中心部１１４の
応力とほぼ同レベルになるように設計されている。蒸気
タービンの動翼の翼部根元径Ｄｒはタービン性能と製造
技術とのマッチングから決定されるために本発明の対象
となるような出力が１２０ＭＷ以上の比較的大形の蒸気
タービンにおいてはその値がタービン毎に大きく変わる
ことはない。

【００６５】従って例えばＤｒを一定と仮定した場合、
図６に例示するように、動翼植え込み部の局所応力とロ
ータシャフト中心部の周方向応力はＤｒ／Ｄｔの増大に
つれていずれも減少するが、動翼植え込み部の局所応力
は急減するのに対してロータシャフト中心部の周方向応
力は漸減であり高Ｄｒ／Ｄｔでは平坦に近い変化となっ
ている。

【００６６】このような蒸気タービンでは高Ｄｒ／Ｄｔ
の領域においてもロータシャフト中心部の周方向応力は
通常、強度的に限界値に近い値となっていることからそ
れを大きく超えるような応力での設計製造は不可能であ
る。また、低Ｄｒ／ＤｔではＤｒ／Ｄｔの減少につれて
動翼植え込み部の局所応力がロータシャフト中心部の周
方向応力を超えて急激に増大することから、この領域で
の設計製造は困難である。

【００６７】ここで、図６を参照すると、Ｄｒ／Ｄｔと
動翼植え込み部の局所応力との関係を示すカーブ６２
が、Ｄｒ／Ｄｔとロータシャフト中心部の周方向応力と
の関係を示すカーブ６１と交差する位置は、経験上Ｄｒ
／Ｄｔがおおよそ０．８５の位置であり、Ｄｒ／Ｄｔが
これ以下の場合は応力が強度限界を超えて実現困難とな
る。故に、 Ｄｒ／Ｄｔが少なくとも０．８５＜Ｄｒ／
Ｄｔを満足することが蒸気タービン回転部分の高温強度
上から重要な事項となる。

【００６８】以上説明したように、高圧部の部分二重車
室構造を有している範囲内にある段落において、動翼の
翼部根元直径Ｄｒと動翼の翼部先端直径Ｄｔとの比Ｄｒ
／Ｄｔを、０．８５＜Ｄｒ／Ｄｔ＜０．９５を満足する
ように設定することにより、二次流れの影響による動翼
の性能低下を予防して蒸気タービン高圧部の性能を高く
維持することが可能となると共に、タービン回転部分の
高温部の応力が強度限界を超えてタービン運用期間中に
動翼あるいはロータホイールに損傷を引き起こして破損
に至ることの無いような安全で信頼性の高い蒸気タービ
ンを提供することができるという効果が得られる。

【００６９】［第２の実施形態］次に、図７を参照して
第２の実施形態について説明する。

【００７０】図７は、本発明による蒸気タービンの第２
の実施形態の高圧部５および中圧部６の主要部分の縦断
面図である。図７において、蒸気タービンの低圧部の記
載は省略されている。なお、第２の実施形態において、
第１の実施形態と同一部分については、同一符号を付し
重複する説明は省略する。

【００７１】本実施形態の蒸気タービンは、高圧部５の
流出部５ｂから排出される蒸気が、図示しない再熱器に
より再熱された後に中圧部６の流入部６ａに導入される
再熱サイクルタービンである。

【００７２】本実施形態に係る蒸気タービンは、主蒸気
圧力が１２０kgf／cm^２以上、主蒸気温度が５５０℃以
上、蒸気タービンの定格出力が１２０ＭＷ以上、再熱蒸
気温度が５５０℃以上のものに対して好適に適用され
る。

【００７３】図７に示すように、本実施形態において
も、第１の実施形態と同様に、蒸気タービンの高圧部５
の車室は、高圧第１段７から高圧排気段８より前の任意
の段落まで（この図の場合は高圧第１段から高圧第４段
まで）の範囲が、内部車室１０１および外部車室１０２
からなる二重車室構造となっており、それ以降の段落に
対応する範囲は外部車室１０２のみからなる一重車室構
造となっている。

【００７４】しかしながら、本実施形態においては、中
圧部６の車室も、中圧第１段１２から中圧最終段１３よ
り前の任意の段落まで（この図の場合は中圧第１段から
中圧第２段まで）の範囲が二重車室構造となっており、
それ以降の段落、すなわち中圧第２段から中圧最終段１
３までの範囲が、一重車室構造となっている。すなわ
ち、本実施形態においては、高圧部５および中圧部６の
両方の車室が部分車室構造をとっている。

【００７５】図７に示すように、内部車室１０１は、高
圧第４段から中圧第２段までの範囲すなわちその全体が
一体的に形成されている。すなわち、内部車室１０２は
高圧部５および中圧部６の両方をカバーする高中圧一体
の内部車室となっている。また、同様に外部車室１０２
も高圧部５および中圧部６の両方をカバーする高中圧一
体の外部車室となっている。

【００７６】本実施形態においては、再熱サイクルター
ビンにおいては中圧部６に導入される蒸気も高温高圧に
なることに鑑み、中圧部においても部分二重車室構造を
採用したものである。従って、本実施形態においても、
第１の実施形態と略同一の作用効果を奏する。

【００７７】なお、中圧部６のどの範囲を二重化するか
については、第１の実施形態で説明したのと同様の考え
方に基づいて定めればよく、蒸気通路部の蒸気圧力が少
なくとも９０kgf／cm^２以上の範囲を二重化するか、ま
たは、蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも４８０℃以上
の範囲を二重化することが好ましい。

【００７８】また、内部車室１０１および外部車室１０
２の材料についても、第１の実施形態で説明したのと同
様の考え方に基づいて定めればよく、外部車室１０２の
材料としてＣｒを１から３％含有するＣｒＭｏＶ鋼に代
表される低合金鋼を用い、かつ、内部車室１０１の材料
としてＣｒを８から１０％含有する９Ｃｒ基鋼またはＣ
ｒを９．５から１２．５％含有する１２Ｃｒ基鋼を用い
てもよいし、内部車室１０１および外部車室１０２とも
にＣｒを１〜３％含有するＣｒＭｏＶ鋼に代表される低
合金鋼を用いてもよい。

【００７９】上述した部分二重車室構造（第１の実施形
態、第２の実施形態のいずれの構造でもよい）を有する
蒸気タービンは、ガスタービンと蒸気タービンを含むコ
ンバインドサイクル発電設備のための蒸気タービンとし
て好適に用いることができる。この場合、コンバインド
サイクル発電設備の方式としては、ガスタービンの冷却
に水蒸気を使用する蒸気冷却方式のものにも適用可能で
ある。さらに、上述した部分二重車室構造を有する蒸気
タービンは、ガスタービンと組み合わせない火力発電プ
ラント用または産業用の火力発電設備用の蒸気タービン
としても適用が可能である。

【００８０】上述の蒸気タービンを火力発電プラントに
適用することによって蒸気条件が高圧高温化された発電
プラントの運用コストの増大を抑制して社会に貢献する
ことができる。コンバインドサイクル発電プラントのみ
ならず、ガスタービンと組み合わせない火力発電プラン
ト用または産業用の発電設備用の蒸気タービンの高圧高
温化に際しても同様の効果・作用を発揮できる。

【００８１】

【発明の効果】以上説明したように、本発明によれば、
蒸気タービンの蒸気条件の高圧高温化を進めていく上で
問題となる車室の高温強度の確保および蒸気漏れの防止
を実現でき、かつ、伸び差に起因するラビング現象の防
止、軸封部の漏洩蒸気量の最小化を実現できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明による蒸気タービンの第１の実施形態を
示す図であって、高圧部および中圧部の主要部分の縦断
面図。

【図２】蒸気タービン車室材料の耐力と１０^５時間破断
強度の温度依存性を示すグラフ。

【図３】従来型火力発電プラントにおける蒸気タービン
と発電機の構成を示す説明図。

【図４】一軸型コンバインドサイクル発電プラントにお
けガスタービン、蒸気タービン、および発電機の構成を
示す説明図。

【図５】動翼の翼部根元と動翼の翼部先端の説明図。

【図６】Ｄｒ/Ｄｔによる蒸気タービン回転部の応力の
変化を示す説明図。

【図７】本発明による蒸気タービンの第２の実施形態を
示す図であって、高圧部および中圧部の主要部分の縦断
面図。

【図８】一重車室構造を適用した従来構造の蒸気タービ
ン高圧部および中圧部の主要部分の縦断面図。

【図９】従来手法を踏襲して高圧部完全二重車室構造を
適用した従来技術の延長上の蒸気タービンの高圧部およ
び中圧部の主要部分の概念的縦断面図。

【符号の説明】

１、１０１ 内部車室 ２、１０２ 外部車室 ５ 高圧部 ６ 中圧部 ７ 高圧第１段 ８ 高圧排気段（高圧最終段） ９ 軸封部 １２ 中圧第１段 １３ 中圧最終段 ４１ 動翼の翼部根元 ４２ 動翼の翼部先端

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 青 柳 和 雄 東京都港区芝浦一丁目１番１号 株式会社 東芝本社事務所内 (72)発明者 沖 田 信 雄 東京都港区芝浦一丁目１番１号 株式会社 東芝本社事務所内 (72)発明者 大 平 浩 之 東京都港区芝浦一丁目１番１号 株式会社 東芝本社事務所内

Claims (11)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】軸流型の蒸気タービンにおいて、 高圧部の高圧第１段から高圧最終段より前の所定の段落
   までの範囲に対応する車室を内部車室および外部車室か
   らなる二重車室構造とし、前記所定の段落以降の段落か
   ら前記高圧最終段までの範囲に対応する車室を一重車室
   構造としたことを特徴とする蒸気タービン。
2. 【請求項２】主蒸気圧力が１２０kgf／cm^２以上、主蒸
   気温度が５５０℃以上、かつ蒸気タービンの定格出力が
   １２０ＭＷ以上であることを特徴とする、請求項１に記
   載の蒸気タービン。
3. 【請求項３】高圧部のうち、蒸気通路部の蒸気圧力が少
   なくとも９０kgf／cm^２以上の範囲、または蒸気通路部
   の蒸気温度が少なくとも４８０℃以上の範囲を二重車室
   構造としたことを特徴とする、請求項１または２に記載
   の蒸気タービン。
4. 【請求項４】高圧部から排出される蒸気が再熱器におい
   て再熱されて中圧部に供給される形式の軸流型の蒸気タ
   ービンにおいて、 前記高圧部の高圧第１段から高圧最終段より前の所定の
   段落までの範囲に対応する車室を内部車室および外部車
   室からなる二重車室構造とし、前記所定の段以降の段落
   から前記高圧最終段までの範囲に対応する車室を一重車
   室構造とし、 前記中圧部の中圧第１段から中圧最終段より前の所定の
   段落までの範囲に対応する車室を内部車室および外部車
   室からなる二重車室構造とし、前記所定の段以降の段落
   から前記中圧最終段までの範囲に対応する車室を一重車
   室構造とし、 前記高圧部および前記中圧部の内部車室が一体的に形成
   されていることを特徴とする蒸気タービン。
5. 【請求項５】主蒸気圧力が１２０kgf／cm^２以上、主蒸
   気温度が５５０℃以上、蒸気タービンの出力が１２０Ｍ
   Ｗ以上であり、かつ、再熱蒸気温度が５５０℃以上であ
   ることを特徴とする、請求項４に記載の蒸気タービン。
6. 【請求項６】蒸気通路部の蒸気温度が少なくとも４８０
   ℃以上の範囲の高圧部および中圧部の車室を二重車室構
   造としたことを特徴とする、請求項４または５に記載の
   蒸気タービン。
7. 【請求項７】前記外部車室の材料として、Ｃｒを１〜３
   ％含有するＣｒＭｏＶ鋼等の低合金鋼を用い、前記内部
   車室の材料として、Ｃｒを８〜１０％含有するＣｒ鋼ま
   たはＣｒを９．５〜１２．５％含有するＣｒ鋼を用いた
   ことを特徴とする、請求項１乃至６のいずれか一項に記
   載の蒸気タービン。
8. 【請求項８】Ｃｒを１〜３％含有するＣｒＭｏＶ鋼等の
   低合金鋼を用いて前記外部車室および前記内部車室を形
   成したことを特徴とする、請求項１乃至６のいずれか一
   項に記載の蒸気タービン。
9. 【請求項９】前記高圧部のうちの二重車室構造となって
   いる範囲内にある段落において、動翼の翼部根元直径Ｄ
   ｒと動翼の翼部先端直径Ｄｔとの比Ｄｒ／Ｄｔを、０．
   ８５＜Ｄｒ／Ｄｔ＜０．９５としたことを特徴とする、
   請求項１乃至８のいずれか一項に記載の蒸気タービン。
10. 【請求項１０】ガスタービンと、請求項１乃至９のいず
    れか一項に記載の蒸気タービンとを組み合わせて構成さ
    れたコンバインドサイクル発電設備。
11. 【請求項１１】前記ガスタービンの冷却に水蒸気を使用
    する蒸気冷却方式をとることを特徴とする、請求項１０
    に記載のコンバインドサイクル発電設備。