JP2005320973A - タービンブレードユニット - Google Patents

Abstract

【課題】 タービンブレードユニットの設計、特に固定ブレードの環状配列体におけるブレードと端部ブロックとの界面の設計を改良すること。
【解決手段】 ブレードを端部ブロックと一体に機械加工又は鋳造し、スロート寸法の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有するすみ肉を形成する。ブレードの根元と先端のところで測定されたスロート寸法を基準にして２つの異なるすみ肉曲率値を用いてもよく、あるいは、ブレードの根元と先端のところで測定されたスロート寸法の平均値を基準にして単一のすみ肉曲率値を用いてもよい。閉塞作用を少なくするために、ブレードの後行縁の下流側のすみ肉を流線形等に「整形」することが好ましい。
【選択図】 図７

Description

本出願は、半径方向内端の根元から半径方向外端の先端まで少くともほぼ一定のエアフォイル型断面形状を有し、ブレードの圧力面が根元と先端の間で半径方向に凸面状となるように根元と先端との間で実質的に対称的に湾曲されていることを特徴とするタービンブレードに向けられた特願平７−２３７７３８号の分割出願である。
本発明は、複数のタービンブレードの環状配列体を有するタービンに関する。本発明は主として蒸気タービンに関連して説明されるが、その他のタービン及び圧縮機にも適用することができる。ここでいう「タービン」とは、エアフォイルブレードを有するタービンを含む。又、本発明は、主としてタービンの固定ブレードに関連して説明されるが、それに限定されるものではない。

タービンの効率は、僅かに増大しただけでも大きなコスト節減につながるような大型設備においては特に重要である。従って、タービンの臨界的な要素であるブレードの設計の研究に多大の費用と努力が費やされている。

慣用のブレードは、古くからエアフォイル（翼）型断面形状であり、固定ブレード（静翼）の場合、内端ブロック（リング）と外端ブロック（リング）の間に半径方向に延長しており、プリズム形状、即ち、それ自体に平行に延長し、エアフォイル型断面に交差する線によって創生された形状である。固定ブレード及び可動ブレード（動翼）のそれぞれのブレード軸線を中心とする向きも、このプリズム型ブレード設計に関して標準化されており、その向きは、タービンの軸方向と、エアフォイルブレードの圧力面（圧力を受ける面）の側のブレード先行縁及び後行縁上の円に対する接線との間をスタガー角（食い違い角）とすることによって規定されている。

タービンのためのプリズム型ブレードの性能は、ブレードに「傾き」を付与すること、即ち、ブレードをその根元を中心として円周平面、即ちタービン軸線に対して横断方向の又は垂直な平面内で傾斜させる（曲げる）ことによって改善されることは周知である。この「傾き」は、ブレードの根元から先端までの間でブレードの出口縁における流体の質量流量に変化をもたらす。ブレードの根元も先端も、図１に示されるように支持リング２１及び２２の端壁に終端しているが、ブレードの半径方向内端と外端は、それぞれ、「根元」と「先端」と称される。

ブレードの円周方向の間隔（即ち、ピッチ）は、根元から先端にいくにつれて漸次増大しているので、ブレード間のスロート線がブレード吸引面に交差する位置は、半径が増大するとともに上流側へ変位する。その結果、ブレードの吸引面が凸状の曲面となっているため、出口角度が、根元における約１３°（接線方向に対して）から、先端における１５°にまで増大する。これは、図６に示されている。

ブレードの出口角度αは、sin^−１（スロート／ブレードピッチ）として定義され、図（ａ）及び３（ｂ）に示されている。
図３（ａ）及び３（ｂ）には、以下のパラメータが示されている。即ち、
スロートｔは、ブレード間の通路の最小幅であり、通常、ブレードの圧力面の後行縁から隣接するブレードの吸引面に対して直角に延長する距離である。
スタガー角は、タービンの軸線と、エアフォイル型断面の先行円及び後行円に接触する接線との間の角である。
ブレードの弦長は、スタガー角の接線に沿ってのブレードの長さである。

基本的なプリズム型ブレード設計に対するいろいろな改変が従来から提案されている。例えば、「日立論評」第２７巻第３号１９７８年に、ねじりブレード及びその他のブレードのいろいろな形態が提案されている。「制御された渦流ノズル設計」と称されるものの中に、半径方向の高さの下半分は慣用のプリズム型ブレードの形態と同じであるが、上半分は漸進的に細密になるセッティング角を有するものとしたノズル（即ち、固定ブレード）が開示されている。セッティング角とは、ブレードの任意の高さのところのエアフォイル型断面をプリズム型ブレードの通常の配置位置からそれ自体の平面内で回転させる（曲げる、又はねじる）角度である。細密なセッティング角は、スロートを狭くし、従って出口角度を小さくするためにエアフォイル型断面形状を回転させることを表わし、粗大なセッティング角は、出口角度を大きくするためにエアフォイル型断面形状を回転させることを表わす。この「日立論評」の第３図に、根元から先端までのブレードの断面形状を連続的に回転させ、セッティング角がブレードの高さ方向に漸進的に細密になるようにした構成が示されている。
「日立論評」第２７巻第３号１９７８年

タービンブレードユニットの設計、特に固定ブレードの環状配列体におけるブレードと端部ブロックとの界面の設計を改良しようとするものである。

本発明によれば、内側端部ブロックと外側端部ブロックの間に取り付けられた複数のエアフォイル型ブレードの環状配列体を有し、隣接するブレードの間の動作流体の流路が該端部ブロックによって画定される両端壁によって閉鎖されているタービンであって、
該各ブレードとそれぞれの端部ブロックとは、一体に形成されており、各ブレードのエアフォイル面と前記両端壁との間にすみ肉を形成するように機械加工されており、該すみ肉は、隣接するブレードの間のスロート寸法の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有することを特徴とするタービンが提供される。

すみ肉は、ブレードの根元と先端のところで測定された隣接するブレード間のスロート寸法の平均値の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有するものとすることができる。あるいは、すみ肉は、ブレードの根元又は先端のところで測定された隣接するブレード間のスロート寸法の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有するものとしてもよい。

すみ肉の曲率の乗算係数は、使用されるスロート寸法の０．２〜０．２５の範囲、特にほぼ０．２３とすることが好ましい。

すみ肉は、各ブレードの後行縁の後へ延長させることができ、該後部領域のすみ肉は、凹面形状とし、対応する後行縁の下流地点において対応する端壁に連結させることができる。

各ブレードは、その半径方向内端の根元から半径方向外端の先端まで少くともほぼ一定のエアフォイル型断面形状を有し、該ブレードの圧力面が該根元と先端の間で半径方向に凸面状となるように該根元と先端との間で実質的に対称的に湾曲させたものとすることができる。

ブレードの根元と先端のエアフォイル型断面は、それら自身の平面内においてブレードの中間高さのところの断面に対して５°±２°、好ましくは５°±１°の範囲内の角度だけ回転された（ねじられた）ものとすることができる。

ブレードのエアフォイル型断面は、根元と先端の間で放物線上に位置するものとすることが好ましい。

ブレードの後行縁は、根元から先端まで直線状であることが好ましく、ブレードの圧力面の半径方向の凸面状曲面は、エアフォイル型断面を直線状後行縁を中心として回転変位させる（ねじる）ことによって形成することができる。

上述したブレードが固定ブレードとして使用される場合は、隣接する固定ブレード間のピッチに対するスロート寸法の比率が、ブレードの根元における好ましくは７°〜１１°、より好ましくは８°〜１０°の範囲の出口角度の正弦（sin ）を構成する。

前記固定ブレードの中間高さのところの断面のセッティング角は、根元の出口角度と相俟って、同じスタガー角のプリズム型ブレードを有するタービンの総スロート面積に等しい総スロート面積を提供するように定める。

動作流体の流体密度を減少させるように構成された一連のタービン段を有するタービンにおいては、各ブレードの根元の出口角を、該一連のタービン段のすべての段を通して一定とし、各ブレードの中間高さのところのエアフォイル型断面のセッティング角は、各タービン段のブレードの所定のスロート面積を維持するように定める。この所定のスロート面積は、ブレード以外の点では同様の慣用のタービンの対応するタービン段におけるプリズム型ブレードによって提供される面積に等しい面積とする。

この分割出願の親出願である特願平７−２３７７３８号の主題であるタービンブレードを蒸気タービンに組み入れた構成を添付図を参照して以下に説明する。

図１を参照すると、慣用の「ディスク・ダイアフラム」型（ディスクとダイアフラムから成る）高／中圧蒸気タービン段（以下、単に「段」とも称する）の概略軸方向断面図が示されている。動作流体、即ち蒸気の流れ方向Ｆは、タービン軸線即ちロータ１０の軸線Ａにほぼ平行である。ロータ１０は、タービンの各段においてディスク１１を有しており、ディスク１１に、１組又は１列の円周方向に間隔をおいて整列された可動ブレード１２が固定されている。各ブレード１２の半径方向外端にシュラウド（側板）１３が付設されている。

タービンの前部から後部へ矢印Ｆで示される方向に流れる蒸気内のエネルギーは、ロータ１２の機械的エネルギーに変換される。各段において、固定ブレード組立体が可動ブレード組に先行（動作流体の流れ方向でみて上流に位置）しており、タービンの内側ケーシング２０に固定されている。この固定ブレード組立体は、半径方向内側リング又は端部ブロック２１と、半径方向外側リング又は端部ブロック２２と、１組又は１列の円周方向に間隔を置いて手整列された固定ブレード２３とから成る。各固定ブレード２３は、内端において半径方向内側リング２１に、外端において半径方向外側リング２２に固定され、流れに対面する先行縁２４と、後行縁２５を有する。半径方向内側及び外側リング２１，２２とブレード２３との組立体は、ダイアフラムと称される。図１に示されるディスク（１１）とダイアフラム（２１，２２，２３）の段は、タービン軸線Ａに直交する内側リング２１と外側リング２２との間の面積が、固定ブレードの先行縁２４におけるより後行縁２５における方が大きくなっているタイプのものである。更に、図１に示される例では、ブレード２３が固定されているリング（又は端部ブロック）２１，２２の表面、即ち端壁は、タービン軸線Ａを中心とし、下の方向にブレード２３の先行縁２４から後行縁２５に向かって拡開する切頭円錐形である。

図２を参照すると、図１に示されたタイプの固定ブレード組立体の一部の背面図が示されている。図２に示された固定ブレード２３は、慣用のプリズム型である。即ち、各ブレード２３は、直線状であり、タービン軸線Ａからの半径線に直交するブレードの内端から外端までのすべてのエアフォイル（翼）型断面が同じ形状を有し、根元から先端までねじれられておらず、各ブレードの先行縁２４及び後行縁２５は、それぞれ直線上に重ねられている。各ブレード２３は、凹面状圧力面（エアフォイル面）２６と凸面状吸引面（エアフォイル面）２７を有している。

図３（ａ）を参照すると、タービン軸線Ａに対する固定ブレード２３，２９の向きと、固定ブレードのリングを含み、タービン軸線Ａに対して垂直な横断方向（即ち、接線方向又は円周方向）の平面Ｔが半径方向の平面図として示されている。ブレードのエアフォイル型断面は、後行縁の小径円１５と先行縁の大径円１７を基本としている。これらの２つの円１５，１７に対する接線１９は、軸線Ａからみて角度ψをなしており、この角度をスタガー角（食い違い角）という。

ブレード２３の吸引面２７から隣接するブレード２９の圧力面２６に交差する垂線を引き、それらの垂線のうち最も短いものがスロートの幅寸法ｔである。このスロート線は、ブレード２９の後行縁２５に交差する線である。固定ブレードのピッチｐに対するスロート寸法ｔの比率が、いわゆる出口角度αの正弦（sin ）を構成する。図から分かるように、この角度は、おおむね、横断方向の平面Ｔに対する各ブレードからの出口角度である。

図４は、本発明の原理に従って形成されたブレードを示す。本発明のブレードは、慣用のプリズム型ブレードのように直線状の後行縁２５を有しているが、ブレードの残部、特に先行縁２４は、直線ではなく、ブレードの圧力面２６が根元と先端の間で半径方向に（即ち、ブレード間の蒸気の流れ方向に対して横断方向の平面内で）凸面状となるような態様に湾曲している。そのような横断方向の平面の１つが、図４に符号３１で示されている。この平面３１における圧力面２６上の凸状曲線は、図４には見られないが、先行縁２４の凸状曲線に一致している。

詳述すると、この曲線は、図５では、図４のブレードの根元３５から先端３７までのいろいろなエアフォイル型断面３３のセッティング角の変化によって示されている。各エアフォイル型断面３３は、ブレードの半径方向の高さの中間部分では正（＋）の角度であり、根元及び先端部分では負（−）の角度であるセッティング角の分だけ後行縁２５を中心としてそれ自体の平面内で回転されて（曲げられて、又はねじられて）いるものとみなすことができる。ここで、「正」とは、圧力面２６の方に向かっての回転であり、「負」とは、吸引面２７の方に向かっての回転である。

図５に示された特定の例においては、そのエアフォイル型断面が慣用のタービンに組み込まれた慣用のプリズム型ブレードと同じスタガー角（即ち、タービン軸線に対する向き）を有している部位であるブレードの半径方向の高さの約５分の１のところと、約５分の４のところでは、セッティング角がゼロとなっている。この部位における慣用のプリズム型ブレードのスタガー角は、４８．５°とされている。

セッティング角は、ブレードの根元及び先端における−２．５°から半径方向の高さの中間部分における＋２．５°まで５°変化している。これは、慣用の、即ち標準スタガー角が４８．５°である場合に好ましい構成である。ただし、セッティング角のこの５°の差を多少変更しても、なお、タービンの効率上の利益を得ることができる（得られる利益は５°の差とした場合よりは少ないが）。即ち、５°±２°の範囲の差、即ち、ブレードの根元及び先端と中間の高さ部分とのセッティング角の差を３°から７°の範囲としても、効率上の利益が得られるが、この差は、５°±１°の範囲、即ち４°から６°の範囲に限定することが好ましい。
ブレードの全高に亙ってのセッティング角の変化は、図５に示されるように放物線状とすることが好ましい。

エアフォイル型断面を後行縁２５以外のある特定の軸線、例えば先行縁２４又は後行縁と先行縁との間にある中間軸線を中心として回転させる（曲げる又はねじる）ことも、ある程度許容し得るが、後行縁２５を回転軸線（ねじり軸線）として選択することにより幾つかの利点が得られる。第１に、それは、固定ブレード２３とその下流側に位置する可動ブレード（図１に符号１２で示されている）との間の臨界的な重要性を有するブレード間の間隙を一定に維持する。この間隙は、可動ブレードに作用する不安定な空気力学的力に影響を及ぼすとともに、端壁（リング２１，２２のブレード取付表面）に沿って流体の境界層が発生することによりタービン段の効率にも重要な影響を及ぼすので、重要な要素である。
第２に、曲面を主として先行縁に組み入れることによって、二次流れが発生する先行縁領域に「複合傾き」効果が導入される。この二次流れは、隣接する固定ブレードと固定ブレードの間の端壁の近傍に主流と平行に生じる渦流である。本発明の複合湾曲ブレードを用いることにより、ブレードの全高の半径方向内側半分（即ち、下半分）においてはブレードの圧力面２６が半径方向内方に向けられ、ブレードの全高の半径方向外側半分（即ち、上半分）においてはブレードの圧力面２６が半径方向外方に向けられる。流体の流れに作用するブレード本体の力は、端壁に作用するより高い静圧によって対抗され、その結果、端壁の近傍では流速が遅くなり、従って摩擦損失が減少される。

図６を参照すると、出口角αとブレードの断面（図４に符号３３で示されている）の半径方向の高さとの関係が示されている。
図６にみられるように、慣用のプリズム型ブレードの場合は、出口角は、ブレードの根元のところにおける約１３°から先端における約１５°までほぼ直線的に増大している。出口即ち開口部のこの増大は、ブレードの半径（即ち、高さ）の増大とともに大きくなるブレード間のピッチの増大に単純に対応している。
一方、本発明のこの実施形態の、即ち図５のセッティング角によって規定される形態を有する固定ブレードを組み入れたタービン段においては、出口角は、ブレードの根元のところにおける約９．６°から中間高さのところにおける約１５．６°にまで増大し、そこから先端における約１２°にまで減少している。この非対称も、やはり、ブレードの半径の変化とともに変化するブレード間のピッチの変化に基因している。なぜなら、ピッチが増大するとともにスロートが上流側（吸引面の側）に移動するからであり、スロートはピッチより速く増大し、出口角はピッチと共に、従って半径とともに増大するからである。根元と先端との間の出口角のこの差は、セッティング角が根元と先端とで同じであるにもかかわらず存在する。

本発明による湾曲ブレードの作用効果は、ブレードの根元側及び先端側の端壁の近傍の高い効率損失領域を通る流体の流れを少なくし、より効率の高いブレードの中間高さ領域を通る流体の流れを増大させることである。

出願人が承知している従来のプリズム型の最良の設計は、−８°の直線状傾きを有するものである。（即ち、固定ブレードが、根元を通る半径に対し横断平面において吸引面の方に向かって８°の角度で傾いている。）これに対して、本発明の湾曲ブレードは、２段式空気タービンでテストしたところ、上記の最良の設計の慣用プリズム型ブレードに比べて０．８％の効率の利得が得られることが実証された。
二次流れによる高い効率損失が生じる端壁領域へは比較的低い質量流量の流れが通されるので、本発明の利益は、固定ブレード列のみならず、その下流の可動ブレード列にも得られると考えられる。

ブレードの高さが高くなるにつれて蒸気の密度が低くなる高圧又は中圧シリンダ内の一連のタービン段に本発明を適用する場合は、下記の技法を用いる。
（ａ）すべてのタービン段を通して根元のブレード断面の出口角を約９°に維持する。
（ｂ）ブレードの先端にも根元と同じセッティング角を用いる。即ち、ブレードをその中間高さの部位に関して対称にする。
（ｃ）ブレードの全高の平均スロートを同じ段のプリズム型ブレードのそれと同じに維持するように中間高さの断面のセッティング角を選択する。それによって、タービン段の反動力は、対応する慣用設計のものと同じレベルに維持される。
（ｄ）セッティング角の変化は、本発明の基本設計におけるのと同様にブレード全高に亙って放物線状に規定する。
以上の説明から分かるように、一連のタービン段において、各ブレードの形態は各段のブレードの高さに応じて半径方向に単純に伸長させる。

以上、本発明は、低反動ディスク・ダイアフラム型蒸気タービンに低い高さのＨＰ／ＩＰ（高／中圧）用固定ブレードを使用する場合に関連して説明されたが、本発明は、他の型式の軸流タービンや圧縮機にも、又、固定ブレードだけでなく可動ブレードにも適用することができる。

本発明によるタービンは、端部ブロックと端部ブロックの間のブレードの製造態様に特徴を有する。即ち、本発明のブレードは、リング２１，２２（図１及び２参照）のセクションである端部ブロックと一体に一群として機械加工又は鋳造によって製造される。次いで、それらのブレードユニットを機械加工して所要の正確な寸法決めと表面仕上げを行う。

図７は、２つの固定ブレード間のスロート通路の一部の断面図である。端部ブロック２１，２２とブレードとの間のすみ肉の曲率（丸み）がタービン段の効率に重要な影響を及ぼすことが認められた。最適なすみ肉曲率は、スロートの寸法ｔの０．１５〜０．３倍の範囲、好ましくは０．２〜０．２５倍の範囲であり、特に０．２３倍とすることが好ましいことが認められた。

半径が大きくなるにつれてピッチが増大しているので、先端におけるスロートの開口度は根元におけるそれとは異なる。従って、外側端部ブロックの最適すみ肉曲率は、内側端部ブロックの最適すみ肉曲率とは異なる。それぞれの好ましい最適すみ肉曲率値は、下記の通りである。
根元の最適すみ肉曲率ｒ_Ｆ＝０．２３３×根元開口度
先端の最適すみ肉曲率ｒ_Ｆ＝０．２３３×先端開口度

しかしながら、２つの異なるすみ肉曲率値を用いるには、製造工程中異なる切削工具を用いなければならないので、妥協案として上記２つのすみ肉曲率値の平均である１つの曲率値だけを用いてもよい。２つのすみ肉曲率値の平均値は、下式によって表される。
ｒ_Ｆ＝０．２３３×（根元開口度＋先端開口度）／２

以上に説明した「流れ制御型」ブレードの設計に上記の「平均」すみ肉曲率を用いた２段空気タービンをテストしたところ、従来のプリズム型の最良設計のブレード（後行縁が−５°の直線状「傾き」を有するもの）と比較して、ほぼ１．２％のタービン段効率の利得が得られることが判明した。

又、閉塞作用を少なくするために、ブレードの後行縁の下流側のすみ肉を流線形等に「整形」するのが有利である。この態様は、図８に示されている。図８（ａ）は、後行縁２５と端壁２１との間のすみ肉を慣用の形状とした場合の後行縁２５の端面図であり、図８（ｂ）は、「整形」されたすみ肉を有する後行縁２５の端面図である。図８（ｃ）は、図８（ｂ）の部分側面図である。図８（ｃ）にみられるように、すみ肉は、後行縁２５から最も下流側の地点でゼロになっている。

図１は、蒸気タービンの軸方向の概略断面図であり、固定ブレードの組立体を含む慣用のディスク・ダイアフラム型高／中圧用蒸気タービン段を示す。 図２は、図１の蒸気タービン段のダイアフラムを構成する２つの慣用のブレードの透視図である。 図３（ａ）は、図２のブレードの半径方向の概略図である。図３（ｂ）は、固定ブレードからの出口角を示す図である。 図４は、本分割出願の親出願の発明による固定ブレードの透視図である。ブレードの表面の格子模様は、もちろん、実際には存在せず、ブレードの湾曲形状を強調するために示されたものである。 図５は、慣用のプリズム型ブレードと親出願の発明による「流れ制御型」ブレードに関して、ブレードの根元から先端までの断面の高さ対セッティング角を示すグラフである。 図６は、慣用のプリズム型ブレードと本発明による「流れ制御型」ブレードに関して、ブレードの根元から先端までの断面の高さ対出口角を示すグラフである。 図７は、２つの固定ブレード間のスロート通路の一部の断面図であり、２つのブレードと端部ブロックとの間のすみ肉を示す。 図８は、慣用のすみ肉を有する後行縁と、本発明による「整形」されたすみ肉を有する後行縁を示す概略図である。

符号の説明

２１：内側端部ブロック（内側リング）
２２：外側端部ブロック（外側リング）
２４：先行縁
２５：後行縁
２６：圧力面
３３：エアフォイル型断面
３５：根元
３７：先端
Ａ：タービン軸線
ｐ：ピッチ
ｔ：スロート寸法
α：出口角度
ψ：スタガー角

Claims (18)

1. 内側端部ブロックと外側端部ブロックの間に取り付けられた複数のエアフォイル型ブレードの環状配列体を有し、隣接するブレードの間の動作流体の流路が該端部ブロックによって画定される両端壁によって閉鎖されているタービンであって、
   該各ブレードとそれぞれの両端部ブロックとは、一体に形成されており、各ブレードのエアフォイル面と前記両端壁との間にすみ肉を形成するように機械加工されており、該すみ肉は、隣接するブレードの間のスロート寸法の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有することを特徴とするタービン。
2. 前記すみ肉は、ブレードの根元と先端のところで測定された隣接するブレード間のスロート寸法の平均値の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有することを特徴とする請求項１に記載のタービン。
3. 前記すみ肉は、ブレードの根元又は先端のところで測定された隣接するブレード間のスロート寸法の０．１５〜０．３倍の範囲の曲率を有することを特徴とする請求項１に記載のタービン。
4. 前記すみ肉の曲率の乗算係数は、０．２〜０．２５の範囲であることを特徴とする請求項２又は３に記載のタービン。
5. 前記すみ肉の曲率の乗算係数は、ほぼ０．２３であることを特徴とする請求項２又は３に記載のタービン。
6. 前記すみ肉は、前記各ブレードの後行縁の後へ延長されており、該後部領域のすみ肉は、凹面形状であり、対応する後行縁の下流地点において対応する端壁に連結していることを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載のタービン。
7. タービンの動作流体の環状流路内に配列される複数のブレードの環状配列体を有するタービンであって、該各ブレードは、半径方向内端の根元から半径方向外端の先端まで少くともほぼ一定のエアフォイル型断面形状を有し、該ブレードの圧力面が該根元と先端の間で半径方向に凸面状となるように該根元と先端との間で実質的に対称的に湾曲されていることを特徴とする請求項１〜６のいずれかに記載のタービン。
8. 前記各ブレードの前記根元と先端のエアフォイル型断面が、それら自身の平面内において該ブレードの中間高さのところの断面に対して５°±２°の範囲内の角度だけ回転されていることを特徴とする請求項７に記載のタービン。
9. 前記各ブレードの前記根元と先端のエアフォイル型断面が、それら自身の平面内において該ブレードの中間高さのところの断面に対して５°±１°の範囲内の角度だけ回転されていることを特徴とする請求項８に記載のタービン。
10. 前記各ブレードのエアフォイル型断面は、前記根元と先端の間で放物線上に位置していることを特徴とする請求項７〜９のいずれかに記載のタービン。
11. 前記各ブレードの後行縁は、前記根元から先端まで直線状であり、前記圧力面の半径方向の凸面状曲面は、前記エアフォイル型断面を該直線状後行縁を中心として回転変位させることによって形成されたものであることを特徴とする請求項７〜１０のいずれかに記載のタービン。
12. 前記ブレードは、固定ブレードであることを特徴とする請求項７〜１１のいずれかに記載のタービン。
13. 隣接する前記固定ブレード間のピッチに対するスロート寸法の比率が、該ブレードの根元における７°〜１１°の範囲の出口角度（α）の正弦を構成することを特徴とする請求項１２に記載のタービン。
14. 前記出口角度は、８°〜１０°の範囲であることを特徴とする請求項１３に記載のタービン。
15. 前記各固定ブレードの中間高さのところの断面のセッティング角は、前記根元の出口角度と相俟って、同じスタガー角のプリズム型ブレードを有するタービンの総スロート面積に等しい総スロート面積を提供するように定められていることを特徴とする請求項１３又は１４に記載のタービン。
16. 動作流体の流体密度を減少させるように構成された一連のタービン段を有し、各ブレードの根元の出口角は、該一連のタービン段のすべての段を通して一定であり、各ブレードの中間高さのところのエアフォイル型断面のセッティング角は、各タービン段のブレードの所定のスロート面積を維持するように定められていることを特徴とする請求項７〜１５のいずれかに記載のタービン。
17. 前記所定のスロート面積は、ブレード以外の点では同様の慣用のタービンの対応するタービン段におけるプリズム型ブレードによって提供される面積に等しい面積であることを特徴とする請求項１６に記載のタービン。
18. 蒸気タービンであることを特徴とする請求項１〜１６のいずれかに記載のタービン。
    

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