JPS5849685B2 - パワ−ハツセイホウホウトソノネツリキガクテキソウチノカイリヨウ - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は熱力学的パワー発生に関し、特に、過熱スチー
ムサイクルと、流入温度をスチームより高くすることの
出来るもう１つの作動媒体を使った第２の即ち１トツピ
ング７サイクルとの両方を有する二元（ｂｉｎａｒｙ）
蒸気パワープラントに関する。

従来のパワープラントに於で、作動媒体は水であった。

しかしながら、水の熱力学的特性に関しては、過熱温度
を上げても、実際の効率の向上は期待されない。

現在、得られるか、又は近い将来、得られるであろう熱
源は、そのサイクルの理論上の効率をかなり上げる温度
を提供することができるが、この理論上の効率は、水が
冷媒として使用された場合には、なかんづく臨界以上の
サイクルで起こる熱の不可逆的流れのため、達成するこ
とができない。

特に、適度な温度でのみ生じる軽水、ＣＯ２及び黒鉛反
応炉とは対称的に、現在、使用中の、又はまだ設計中の
原子炉（なかでも、金属で冷却される高速度中性子炉、
高温度ガス炉、液体塩炉）は８５００Ｃ以上の温度を生
じさせることが出来る。

同様の考慮は計画された、酸素トーチボイラーにも適用
することが出来る。

将来、原子核の結合は非常な高温を生じさせるもう１つ
の手段となるであろう。

そのようなあらゆる場合、作動媒体としてスチームを使
用した単一サイクルを使用すると、高温効果を獲得する
ことが不可能となる。

二元サイクルの使用はすでに提案されている。

特ニ、低圧スチームサイクルにトツピング水銀サイクル
が付加された。

その水銀は周囲の温度で液体となる効果を有し、低い飽
和蒸気圧を有する。

他方、なかでも、その費用と毒性の点で欠点を有する。

又、カリウムと水の二元サイクルが提案されている。

不幸なことに、カリウムは重大な欠点を有する。

即ち、それは腐食し易い。それは又著しい不可逆現象に
関連した逆流スチームサイクルを要する。

更に、普通のタービン排出温度に保持し難い非常に低い
絶対タービン排出圧を必要とする。

もう１つの従来の二元蒸気パワープラント（デビットＲ
．ソール氏に与えられた米国特許第３２１８８０２号）
は沸騰硫黄型原子炉を有する。

蒸発硫黄はタービン内で膨張し、スチーム過熱式熱交換
器を通って流れ、熱だめ内で凝縮する。

その凝縮硫黄はそれから原子炉に戻される。

トツピングサイクルで作動流体として使用される硫黄は
飽和蒸気としてタービンに送られ、それによって熱の不
可逆的流れを減少する。

硫黄の特殊な熱力学的特性により、その蒸気はタービン
の排出部の所で過熱され、スチーム過熱式熱交換器に於
ける不可逆現象はその結果、減少する。

硫黄蒸気タービンの排出部における温度と圧力は今日の
技術と矛盾するところがない。

最後に、硫黄はカリウムより反応性が少く、水銀よりず
っと安価で毒性もない。

他方、硫黄はトツビングサイクルでの温度でニッケルに
悪影響を及ぼし、従って、ニッケル含有量の多いこれら
のオーステナイト鋼を腐食させ、硫黄と接触する構造部
材はそのような鋼では作られない。

しかしながら、ＯｒとＭｏの合金鋼は、５５０℃以上の
温度では、クリープに対しての抵抗性が弱い。

Ｏｒ ， Ｍｎ又はＭｏの合金フエライト鋼は、表面が
被覆されていても、７００゜Ｃ以上の温度（この温度で
も不充分である。

）でクリープに対する長時間の抵抗性を有するが、それ
らは２０パール以上の圧力差に合うような交換チューブ
の製造に使用するには適しない。

簡単に言えば、米国特許第３２１８８０２号は特に、発
掘燃刺を使用したプラントを設計し得るような指示を当
業者に伺ら与えていない。

最後に硫黄の中性子特性及び熱特性は沸騰硫黄型動力炉
の開発を少くとも疑わしくする。

そこで、本発明の目的は中でも、従来の二元サイクル熱
力学的パワー発生装置を改良することである。

従って、本発明は、熱源が硫黄を蒸発させるために使用
され、それがタービン内で膨張し、それが熱源へ戻る前
に、水との熱交換により凝縮され、その蒸気の相になっ
た水がコンデンサーを有するタービン内で膨張し、そこ
から水は熱交換器に戻り、その熱は蒸発硫黄の圧力に事
実上、等しい圧力で第１流体から硫黄に伝達される。

本発明の熱力学的パワー発生プラントは熱源と、硫黄を
飽和蒸気に変えるために熱源から熱を受け入れる硫黄第
１ループと、前記飽和蒸気を受け入れ、硫黄の熱の一部
を機械エネルギーに変える硫黄膨張タービンと、硫黄が
液状で戻って来る熱交換装置と、水とスチームがそこを
通って流動し、前記熱交換装置を有し且、前記熱交換器
の下流に位置づけられていてスチームの膨張及び凝縮を
行う装置を有する第２ループと、水を熱交換装置に戻す
装置とより成り、更に前記熱源は実質的に等圧力の熱交
換装置を含む。

スチームサイクルは、典型的に、前記熱交換装置に於け
る蒸発と過熱を行い、それからその交換器で再加熱を行
い、そしてスチームドレーンを行うことを含む。

又、硫黄蒸気サイクルは又、熱の不可逆的流れを少くす
るために再加熱、又はドレーン、又はその両者を使用し
ている。

７５０〜８００℃に硫黄を加熱する熱源の温度と共に、
硫黄の非常に特殊な特性のために、次のような連続状態
が生じる。

約２５〜３０バールの圧力の飽和蒸気が蒸気タービンに
取り入れられて、硫黄蒸気の等エンドロピー膨張が起こ
り更に、このタービンの排出口において、過熱された硫
黄蒸気がスチームを過熱及び再加熱することに使用する
ことができる。

過熱を解かれた硫黄蒸気は又、第２サイクルのスチーム
を蒸発させるために使用される。

そのために６５％のランキンサイクルの効率が可能であ
り、その数字はボイラーの有機効率に関して６０％台の
全効率を与える。

ここに使用される熱交換器の性質は熱源の性質次第で決
る。

原子炉の場合、交換器を炉の冷媒と硫黄とが流れる。

ここで興味深い性質は、ナトリウム及び水に対して事実
上、不活性の硫黄がナトリウムと水との間の障壁として
作用することによって液体ナトリウムで冷却される炉で
特別の安全性を与えることである。

ボイラーの場合、空気が平衡圧で導入されねばならず、
そのことは、硫黄蒸気圧が低い（２０〜２５バール）の
で、非常に容易に達威される。

又、空気圧に耐えるために、ボイラーの包囲体はプレス
トレストコンクリートで構成され、かくして従来のボイ
ラーにとって必要であって、且、交換チューブが固定さ
れるフレームワークの殆んどを省略することが出来、フ
レームワークの鋼におけるクリープ問題を避けることが
出来る。

本発明は装置に関する次の詳細な説明からよりはっきり
と理解され、その装置は本発明の単なる例であってそれ
に制限されるものでなく、添付図面に関連して説明され
ている。

ここで、第１図を参照すれば、大気圧に近い圧力で液体
アルカリ金属、普通ではナトリウムにより冷却される高
速中性子原子炉が示されており、その原子炉１０は燃料
要素の缶が破壊した場合に放射性生成物により汚染され
る原子炉の第１冷媒と液体ナトリウムである第２冷媒と
の間で熱を移動させるための熱交換器１１に接続する。

その原子炉１０と熱交換器１１とは安全な包囲体１２内
に包囲される。

第１冷媒ナトリウムは例えば、８５０’Ｃの流出温度と
約１バールの絶対圧を有する。

第２冷媒ナトリウムは、例えば、８２０℃の流出温度と
、膨張容器としても役立つ窒素大気加圧装置１３により
保持される２５バールの絶対圧とを有する。

原子炉１０と熱交換器１１とにより一体化されるシステ
ムは熱源を形成する。

第２冷媒ループはナトリウムと硫黄との熱交換器１４と
、その熱交換器１４を離れたナトリウムを熱交換器１１
の入口に戻すポンプ１５とで戒りたつ。

前述のように、硫黄と接触する熱交換器チナーブをニッ
ケル含有合金で形成することは出来ない。

なぜなら、ニッケルは腐食して硫酸ニッケルを連続的に
作ってしまうから。

その結果、５５０℃以上の温度で高圧に耐えるように普
通に使用されるニッケル鋼は熱交換器１４のチューブに
使用してはならない。

しかしながら、とにかく準備されねばならない中間熱交
換器１１は圧力相殺装置として働くので、第１図に示す
概略図の場合、その圧力は著しく小さい。

ナトリウムとだけ接触する熱交換器１１はニッケル含有
量の多いオーステナイトａで作られ、硫黄が流れる熱交
換器のチューブの圧力と同じ圧力でクリープに耐えるよ
うに工夫される。

その結果、熱交換器１４は等圧装置であって、例えば、
クロム、モリブデン及びマンカンを含有するフエライト
鋼で作られる。

更に、硫黄による耐腐食性を高めるために、その鋼はク
ロム接着、又はクロム被覆、又は他のよく知られた方法
で表面処理することも出来る。

熱交換器１４の下流に硫黄ループは多段階式の硫黄蒸気
タービン１６を有する。

高温高圧硫黄蒸気と接触するこれらのタービン部分は腐
食とクリープに耐えるような材料で作らねばならないが
、そこに使用される量が全く異るので、熱交換器とは対
称的に高価な合金を使用することが出来る。

特に、チタン、又はタンタルの合金で出来た可動フィン
、又はリブも高圧段階に対して使用出来る。

タービンを離れる硫黄蒸気は硫黄と水の交換器１７へ送
られ、そこで、硫黄は硫黄とナトリウムの交換器１４へ
戻すために液状になる。

そのループは硫黄蒸気がタービン１６への入口で飽和し
、出口で過熱され、スチーム発生器として作動する交換
器１７では、スチームが過熱硫黄により過熱され、硫黄
の凝縮により水が蒸発するように典型的なものとして設
計される。

タービンの入口を７５０℃の温度と２５バールの絶対圧
にし、タービンの出口を４７５℃の温度と０．１６バー
ルの絶対圧にすることが１つの方法である。

第２のループは従来の臨界以上のスチームプラントのそ
れに似ているが、次の点が異る。

即ち、蒸気発生器と過熱器フイードに関して、コンデン
サー１９を有する多段階タービン１８を有し、前記コン
デンサー１９から凝縮水がフイードポンプ２０により交
換器１γに戻されるようになっている。

それらのタービンは１個又は数個の交流発電機２１を駆
動し、その数は軸ラインの数次第で決る。

例えば、タービンの人口の温度と圧力はそれぞれ５３０
℃と１１０バール（ブリードフエツド過熱器を通った後
）であり、コンデンサーの所の温度は２５℃である。

そのようにして生じた装置は、７５０℃以上の出力温度
を有する原子炉を有する臨界ｕ上の単一サイクルパワー
プラントのそれに比較して、主要費用に対して６５％以
上の非常に高いランキン効率を出す。

又、ナトリウムと水を分離する硫黄ループを付加すると
安全性が高まる。

同一部材は第１図と同一符号で示されている第２図の装
置は、油生成物に取って代る傾向のある石炭のような発
掘燃利の燃焼ガスを熱源として使用している。

水ループは第１図のループに似ているので再度説明する
必要はない。

上流、即ち１トツピング“ループは燃焼ガスと硫黄の交
換チューブ束１４で成りたち、これは硫黄蒸気発生器と
して役立ち、実質的な圧力差を受けてはならない。

しかしながら、交換チューブに沿って流れる硫黄蒸気は
チューブの破壊時、空気の流入を避けるためにわずかに
大気圧より高くなければならない。

加圧空気は化学量の燃焼状態をこえたわずかに過剰の空
気に相当する流量割合でボイラー２２に送られる。

ボイラー２２を離れる高温燃焼ガスは、燃焼空気の加熱
のためにそれが熱交換器２５に流入する前に、１〜数個
のガスタービンを通って循環する。

ガスが膨張し、例えば７５０’Ｃから２００℃に冷やさ
れるような各ガスタービンは、空気加熱器２５のサイズ
を著しく小さくすることが出来、その空気加熱器２５か
らガスは例えば１３０℃の温度で貯留部へ流れる。

例えば、１５゜Ｃの温度で大気から取り入れられた空気
はガスタービン２３により駆動される多段階式の段階間
で冷却されるコンプレッサー２４により圧縮される。

そのガスタービンの余分の力はタービン軸に接続した交
流発電機２６を駆動するために使用される。

交換器１４で圧力平衡のために必要な例えば２４バール
の圧力でコンプレッサー２４により送り出される空気は
空気加熱器２５により約１８０℃の温度に加熱される。

第１，２図の非常に簡単な略図は装置の主部材だけを示
し、なかでも、熱の不可逆的流れを少くしてプラントの
総効率を上げるように働く補助部材の全部が省略されて
いる。

第３図は第２図の簡単な略図に相当するプラントのより
詳細な図面である。

第３図では、第２図のように、図示の構或要素部分の多
くは、事実、並列で操作する複数のお互いに関連した別
々のユニットを有する。

簡単化のために、第２，３図の同一部材は同一符号を有
し、空気と燃焼ガスの生回路、水の主回路と、硫黄の王
回路はそれぞれ、二重線と点線と細い線で示されている
。

少量の流れを有する回路、特にブリードは鎖線で示され
ている。

ボイラー２２の容器２７からスタートして、硫黄回路は
、高温高圧タービン２８で成りたち、それは再加熱する
ことなしに中間温度の二重ケース型タービン２９へ排出
する。

その回路は従来の１ベンソン〃又は１スルザー〃ボイラ
ーに似た構造の硫黄と水の交換器１４に排出する。

熱交換器１４に於で、タービンを離れた過熱硫黄蒸気は
はじめに水過熱用チューブの束３０を流れる。

脱過熱硫黄はそれから水蒸発用チューブ束３１に流れ、
それから流体状で交換器１４を離れる。

ボイラーに戻る前に、凝縮硫黄は後述する方法で硫黄が
排出されるカスケード式ヒーター３２〜３５へ引抜きポ
ンプ７０により送られる。

硫黄の強制的循環は各ヒーターに接続したフイードポン
プにより行われ、最後のポンプ３６が硫黄をボイラー２
２の配管へ戻す。

本発明の１つの実施例に於で、硫黄ループは温度と圧力
を次のようにして準備される。

ボイラー２２の交換管材の出口の所では２４バール、７
５０゜Ｃ（飽和蒸気）。

中間温度タービン２９の排出口の所では、硫黄が過熱状
態となるような圧力と、４７５℃の温度。

交換器１４の出口では０．１６バールの飽和圧力に相当
する３４℃の温度。

ボイラー２２の交換管材の入口の所では約７００℃の温
度。

交換器１４の過熱管材３０により送られる過熱スチーム
は過熱器３８の交換管材３７に送られ、その過熱器３８
には中間圧の硫黄蒸気タービン２９からの排出物が送ら
れる。

過熱器３８を循環した硫黄蒸気は例えば約５７０゜Ｃの
温度で混合ヒーター３２に達する。

管材３７を離れた水蒸気は高温硫黄蒸気タービン２８か
らの排出物を受け入れる第２過熱器４０の管材３９内で
再び過熱される。

例えば６２０℃の温度で過熱器４０を離れた硫黄蒸気は
第２予加熱器３３に送られる。

この場合、最後の２つの予加熱器３４ ，３５には、例
えば、それぞれ、６７０℃と７２０℃の温度で高温硫黄
蒸気タービン２８からの排出物が直接、供給される。

例えば５３０℃の温度と１１０バールの圧力で管材３９
を離れた過熱スチームは、交換器１４の再加熱用管材４
２に排出する高圧スチームタービン４１に達する。

管材４２は管材３０と同じであってよい。

再加熱されたスチームは中間圧スチームタービン４３に
入る前に過熱器３８ ．４０の管材（管材３７．３９に
同じ）を通り、そこで、低圧二重ケース型スチームター
ビン４４と４５との間に分配される。

それらのスチームタービン４４，４５は従来のスチーム
コンデンサー４６に接続し、このコンデンサーは符号７
１の所で流入シ、７２から出る生水により冷却される。

そのコンデンサーは例えば、フイードポンプ４７が０．
０３５バールの飽和圧で２５℃の温度で水を戻すように
工夫される。

熱の不可逆的流れを少くするために、コンデンサーを離
れた水は、交換器１４の蒸発用管材３１に戻される前に
、スチームタービンに配置された排出物が供給されるカ
スケード式ヒーター４８〜５２で加熱される。

図示の模範的略図に於で、ヒーター４８には、例えば５
８℃の温度でタービン４５による排出物が供給される。

ヒーター４９には例えば、１８０゜Ｃの温度でタービン
４４による排出物が供給される。

ヒーター５０には、例えば３５０℃の温度で中間圧ター
ビン４３による排出物が供給される。

ヒーター５１と５２には、例えば、それぞれ、３００℃
と４２０℃の温度で高圧スチームタービン４１による排
出物が供給される。

フイードポンプ５３は例えば２６２℃の温度で水を交換
器１４の蒸発用チューブ３１に戻す。

前述したように、高温度でのクリープに耐え得る唯一の
経済的材刺、オーステナイト鋼は硫黄と接触するチュー
ブに対しては使用することが出来ず、その交換チューブ
は平衡圧状態で操作しなければならない。

従って、加圧燃焼室ボイラーが使用され、それは、ボイ
ラー２２の出力部で燃焼ガスが硫黄蒸気の場合と同じオ
ーダーの温度と圧力となるように操作される。

第３図に示す実施例に於で、コンプレッサー、すなわち
ブロワ２４は符号５４の所から取入れた大気を適切な圧
力に圧縮スル。

そのコンプレッサー２４は普通、段階間で冷却を行う多
段階式である。

簡単化のために、第３図のコンプレッサー２４は生水に
より冷却される交換器５６に接続した単一パイプ５５に
接続して示されている。

そのコンプレッサー２４を離れた圧縮空気は後文で詳し
く説明されている熱交換器２５内で排出ガスにより加熱
される。

例えば１８０℃の温度で２４バールの圧力をもつ空気は
ボイラー２２の炉に送られる。

５７の所に導入された発掘燃刺の燃焼により、燃焼ガス
が発生し、このカスははじめに、ガスと硫黄の交換チュ
ーブを加熱し、それから例えば７５０’Ｃの温度と２３
バールの圧力でダクト５８を通って流れる。

そのガスはそれから平行に流れるように配置された複数
の多段階ガスタービン２３内で膨張する。

タービンは１個だけしか示されておらず、それはコンプ
レッサー２４と交流発電機２６（交流発電機２１に同じ
）とを駆動する。

そのガスはそれから交換器２５を通って大気に排出され
る。

必要とされる硫黄圧と取入れ空気圧との点から、空気の
温度が広範囲に亘って、例えば２５゜〜１００℃に亘っ
て変化するので、実質的に段階間を冷却するようになっ
た交換器を有するコンプレッサー２４を備える必要があ
る。

一方、ガスタービン２３は従来のガスタービンプラント
の最も高価なもの、即ち燃焼室を有しない。

なぜなら、ボイラー２２がその代りを働くから。

又、ボイラー２２をガスタービン２３用の燃焼室として
使用することはそのタービンの入口温度を工業的に受け
入れられる温度に保持するに普通、必要とされる著しい
量の空気を減らすことにもなる。

硫黄蒸気ボイラー２２には、余分の空気が送られるので
、それは、従来の水ボイラーよりずっと小さくてよい。

この寸法の減少は特にユニットの容量の増大する現在の
傾向からみて、効果的である。

実際に、ボイラー２２は、現在十分に開発されかつ比較
的低コストの技術を用いている１２００ＭＷプラントに
おいてもプレストレストコンクリートの容器を用いるこ
とができる。

この場合、従来のボイラーに必要とされかつコストの大
部分を占めていたチューブ支持構造体の多くを省略する
ことが可能となる。

第６図はそのようなボイラーの壁の１つの可能な構造体
を示し、プレストレストコンクリート圧力容器７３は容
器の内部金属皮体７４と、熱絶縁層７７で内張リしたシ
ール用板状金属部材７６との間の間隙７５に空気を流動
させることによってその機械的強度の保持と矛盾のない
温度に保持される。

熱絶縁体７７は、高温に耐え且現在、原子炉に使用され
る種類のもので出来ている肉厚絶縁層７９から、検査の
ために充分に到達出来るほど広い環状スペース７Ｂだけ
離された場合、高温に耐えることができないものであっ
てもよい。

層７９の内面はお互いに隣接して位置づけられた熱交換
チューブ８０を支持し、そこを硫黄が流動する。

又、ガスタービン２３と空気コンプレッサー２４との接
続は、タービン２３内の燃焼ガスの膨張エネルギーを使
用することにより、従来のボイラーと比較して、空気と
燃焼ガスの交換器２５の重量を著しく軽減することを可
能にする。

そのような交換器がかさばることは、圧縮空気が供給さ
れないボイラーの場合、避けるべきことである。

第３図のプラントは空気が供給されるボイラーの場合、
特別のヒーターを補足することも出来、そのようなヒー
ターはタービンにある現在の硫黄蒸気ドレーンを使用す
る。

この解決法の有用性は、普通の状態では操作しなくて、
燃焼ガスの余分のエネルギーを吸収するためにピーク負
荷時と緊急時に使用されるような特別のガスタービンを
付加することによって、その定格負荷より最高約１７％
も高いような一時的過負荷容量をそのプラントに出させ
るほどには、全効率の改善は望めない。

原則として、特別のタービンを付加することにより、付
加的な主要費用は伴わない。

なぜなら、ガスタービンは故障に陥り易いプラント部材
の１つであり、そこに備えられたタービンの数は、常時
、実際に必要とされる数より多いから、例えば４個の代
りに５個のタービンが備っている。

第３図のプラントに於で、特別のヒーターを例えば、フ
レーム６０．６１で示された位置に備えることが出来る
。

第４図に示され、システム６０を形成する交換器６２
．６３は交換器２５の出口に配置され、そしてその交換
器には誘導により、スチームドレーンから供給され、供
給水ヒーター５１．５２へそれぞれ送られる。

ヒーター６３を離れた空気は一連の余分の空気加熱器６
５〜６８に導かれ、それらの加熱器には過熱器３８．４
０及び混合過熱器３４〜３５（第５図）に対するドレー
ンから供給される。

温度が２５０℃以上になって、空気と硫黄とが接触する
場合に火災の危険が伴うほどに硫黄と酸素とが化学的に
親和性を有しているので、硫黄の流れと空気の流れとの
間に、硫黄に対して不活性なスチームのような障壁流体
の流れを介在させることが非常に望ましい。

そして、硫黄と空気より低い圧力で両壁間の間隙にスチ
ームを流すようにした二重壁式交換チューブを使用する
のも１つの方法であり、洩れの場合は、そのスチームは
それに沿って硫黄、又は空気を運ぶので、硫黄又は空気
の存在が直ちに探知される。

空気と接触する壁は圧力差から生じる圧縮応力に耐える
ものであり、これは高強度のオーステナイト鋼を使用出
来るので、容易に達成される。

硫黄と接触する壁は保護層で被覆し、変形自在となるほ
ど充分にうすいフエライト鋼で作られるので、硫黄とス
チームとの間の圧力差は外壁にかけられ、これらの材料
の膨張係数が相異るために、膨張時の差異に従うことが
出来る。

第４，５図に示した変形プラントが普通の操作状態にあ
る時、ヒーター６２．６３と６５〜６８は使用される。

１例として燃焼ガスのエネルギーを取り入れるために４
個のガスタービンを必要とするとする。

定格負荷の最高１７％の短時ピークを処理するために、
空気加熱器のフイードは切られ、スチームと硫黄蒸気の
ブリード流れにそれ相当の減少が得られる。

同時に、ボイラーの燃料の流量割合は、例えば余分の燃
刺インジエクターの使用により増加し、ボイラーの空気
の流動割合は緊急操作に備えて普通、保持されているガ
スタービンに接続したコンプレッサーの使用により増す
。

余分の燃焼ガスが配分されることにより、緊急用ガスタ
ービンを使用することも出来、同一アウトプットが交流
発電機２６に送られる。

この過負荷は燃焼ガスと硫黄との間でボイラー２２に於
ける熱交換を増させることにはならず、その流量割合は
、タービン２８の入口で一定に保持される。

この結果、かなりの過負荷を供するが非常に低い主要費
用を供することのできるプラントを工夫するために経済
的方法が提供され、その際余分のガスタービンはとにか
く安全装置として装備されねばならない。

必要がある場合、余分の燃焼インヂエクターの費用はプ
ラントの費用の僅少ですむ。

空気とスチームのヒーター６２．６３と、空気と硫黄の
ヒーター６５〜６８はほんのわずかな交換面積しか有せ
ず、その空気圧は、大気圧より非常に高いので交換係数
も高い。

プラントのもう１つの効果は硫黄回路が周囲の温度から
容易且、迅速に加熱されることである。

そのプラントは又、特に寒冷時のスタート用として平均
的設計者に知られている補助装置（図示せず）をも有す
る。

硫黄が凍りつくような全ての部材は現在、一般的となっ
ている技術に従って電気で加熱されるライン、又はコー
ドを有し′ていなければならない。

なぜなら、それは液状アルカリ金属で冷却される原子炉
に使用されるからである。

連続的硫黄及び水の純化設備も又、必要であり、その流
れからその設備により取り出された不純物を除去するた
めである。

次に本発明の実施の態様を付記する。

普通操作に必要なガスタービンに加えて、コンプレッサ
ーを駆動する緊急用ガスタービンを有し、前記付加的空
気加熱装置は、緊急用ガスタービンが操作され、ボイラ
ーに供給される燃料の流量割合が増して一時的にピーク
負荷となる時に、同時に操作しない状態になるように配
置されている、特許請求の範囲第２項記載の二元サイク
ル熱力学的パワープラント。

【図面の簡単な説明】

第１図は熱源が液体ナトリウムで冷却される原子炉であ
るような硫黄と水の二元サイクルをもつパワープラント
の概略図であり、第２図は熱源が発掘燃料のボイラーで
あるような装置の第１図に類似した図であり、第３図は
第２図の概略図に相当する装置の詳細図であり、第４，
５図は付加的空気加熱器を有する第３図の装置の２つの
部分を示す詳細図であり、第６図は第３図に示す装置の
ボイラー壁の可能な構造体の概略図である。 １０：高速中性子原子炉、１１：熱交換器、１２：原子
炉と熱交換器の安全包囲体、１３二窒素と大気の加圧装
置、１４：ソジウムと硫黄との熱交換器、１５：ポンプ
、１６：硫黄蒸気タービン、１７：硫黄と水の交換器、
１８：多段階タービン、１９：コンデンサー、２０．４
７，５３：フイードポンプ、２１：交流発電機、２２：
ボイラー、２３：ガスタービン、２４：コンプレッサー
、２５：空気加熱器、２７：容器、２８：高温高圧ター
ビン、２９：中間温度二重ケースタービン、３０：水過
熱チューブ束、３１：水蒸発チューブ束、３２〜３５：
カスケード式ヒーター、３６ニボンプ、３７：交換チュ
ーブ、３８：過熱器、３９：第２過熱器のチューブ、４
０：第２過熱器、４１：高圧スチームタービン、４２二
再加熱チューブ、４４，４５：低圧二重ケーススチーム
タービン、４８〜５２：カスケード式ヒーター、７３：
プレストレストコンクリート圧力容器、８０：熱交換チ
ューブ。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 熱源と、 実質的に液体状態の硫黄を受け入れかつこの硫黄を飽和
   蒸気に変換するため前記熱源と前記硫黄との間で熱交換
   を行ない、かつ硫黄に対して非反応性でありクリープに
   対しては比較的に低抵抗性をもつフエライト鋼より戒る
   硫黄用管を有する主熱交換装置と、少なくとも１の硫黄
   タービンと、前記少なくともｌの硫黄タービンより排出
   された硫黄を凝縮するための第１の熱交換装置とを有す
   る硫黄循環用の閉鎖式第ｌループと、 水が蒸発されかつ過熱される前記第１の熱交換装置と、
   スチームを膨張および凝縮するための熱機関装置と、凝
   縮された水を前記第１の熱交換装置に戻すための装置と
   を含む水およびスチームの循環用第２ループとより或り
   、 前記熱源は、主熱交換流体と、前記硫黄と前記主熱交換
   流体とを、前記主熱交換装置内で実質的に等しい圧力で
   循環する循環装置とを含む二元サイクルの熱力学的パワ
   ープラント。 ２ 熱源と、 実質的に液体状態の硫黄を受け入れかつこの硫黄を飽和
   蒸気に変換するために前記熱源と硫黄との間で熱交換を
   行い、かつ硫黄と接触する表面が硫黄に対して非反応性
   でありかつクリープに対しては比較的に低抵抗性をもつ
   フエライト鋼である主熱交換装置と、少なくとも１個の
   硫黄膨張タービンと、前記少なくとも１個の硫黄タービ
   ンによって排出された硫黄を凝縮する第１熱交換装置と
   をもつ、硫黄を循環するための閉鎖式第１／Ｌ−プと、
   水が蒸発されかつ過熱される前記第１熱交換装置と、ス
   チームを膨張しかつ凝縮する熱機関装置と、凝縮された
   水を前記第１熱交換装置に戻す装置とを含む、水および
   スチームの循環用の第２ループとを含み、 前記熱源は、主熱交換流体と、前記硫黄および主流体を
   前記主熱交換装置内の圧力と実質的に等しい圧力をもっ
   て循環する循環装置とを含み、更に前記熱源は硫黄が流
   れる熱交換チュービングをもつ発掘燃刺ホイラであり、
   このボイラに燃焼ガスの排出圧力が排出された硫黄蒸気
   の圧力と少なくとも実質的に等しいような圧力をもって
   燃焼支持用空気を供給する装置を含み、前記燃焼支持用
   空気供給装置が空気加熱器に続く空気圧縮機と、前記ボ
   イラから発出された燃焼ガスを受け入れかつ前記空気圧
   縮機を駆動するガスタービン装置とを含み、ポイラを離
   れる前記燃焼ガスは、前記ガスタービン装置内で膨張さ
   れ、前記タービンからの排出ガスは、前記空気加熱器に
   その加熱流体として送出され、さらに前記燃焼支持用空
   気供給装置は、空気通路上で燃焼ガスを供給されかつ前
   記熱エンジン装置からの排出ガスによって加熱される加
   熱器の下流に配置されて、ボイラに送出される空気を加
   熱する付加的加熱装置を含む二元サイクル熱力学的パワ
   ープラント。