JP2012041822A - 蒸気タービン - Google Patents

Abstract

【課題】クロスオーバー管の曲管における二次流れを抑制して損失を低減できるとともに、応力集中を緩和して機械的強度の低下を抑制することができる蒸気タービンを提供する。
【解決手段】蒸気タービンは、中圧タービン１１から排出された蒸気を低圧タービン１２ａ、１２ｂへ導くクロスオーバー管２０を備える。クロスオーバー管２０は、中圧タービン１１に連結される第１直管２１と、第１直管２１と第１曲管２２を介して連結される第２直管２３と、入口が第２直管２３の出口と離間された状態で対向配置される第２曲管２４と、第２曲管２４と低圧タービン１２ａ、１２ｂとの間に連結される第３直管２５とを備える。第２直管２３の出口側の外周面に一端が固定され、第３直管２５の端部に亘って、間隙をあけて、第２直管２３の一部、第２曲管２４および第３直管２５の外周を覆うように外周配管２６が設けられている。
【選択図】図３

Description

本発明の実施形態は、蒸気を低圧タービンに供給するクロスオーバー管を備えた蒸気タービンに関する。

蒸気タービンの中圧タービン（もしくは高圧タービン）から排出された蒸気を低圧タービンに導入するための連絡管は、一般にクロスオーバー管と呼ばれている。一般的に、クロスオーバー管は、中圧タービンから垂直上方に延び、９０度に曲がる曲管を介して水平方向に延設され、さらに９０度に曲がる曲管を介して垂直下方に延びて低圧タービンに連結されている（例えば、特許文献１参照。）。このように、クロスオーバー管は、９０度に曲がる曲管を２箇所に備えている。

クロスオーバー管において、蒸気が曲管を通過する際に発生する二次流れに起因した圧力損失が発生することが知られている。クロスオーバー管の圧力損失が１％低減されると蒸気タービンのヒートレートは０．０８％向上すると言われており、クロスオーバー管の圧力損失を低減することは重要な課題である。クロスオーバー管の曲管で誘起される二次流れの発生を抑え、損失低減を図る方法としては、通路断面の形状を変形させる手法が用いられる（例えば、特許文献２参照。）。一方で、クロスオーバー管においては、高圧の蒸気が流れるため、圧力容器としての設計が要求される。

特開平１１−２２９８１８号公報 特開２００９−９８１２２号公報

クロスオーバー管において、断面形状を円形から逸脱する場合は、曲率の小さい場所での応力集中が問題となる。図２２は、流路断面が楕円形状の一般的な直管に生じる最大応力を示した図である。図２２において、横軸は、楕円形状の長軸と短軸との長さの比（直軸／短軸）であり、縦軸は、流路断面が円形状の直管に生じる最大応力に対する応力比（楕円形状の直管の最大応力／円形状の直管の最大応力）である。なお、最大応力は、数値解析の結果であり、楕円形状の直管および円形状の直管における肉厚および流路断面積は同一として数値解析を行っている。また、図２２には、長軸と短軸との長さの比（直軸／短軸）が１、すなわち断面形状が円形となる条件における、肉厚と流路断面の直径との比（肉厚／直径）が０．９５％または１．９１％となる２条件の結果を示している。ここで、流路断面の形状が楕円形状となるときには、（長軸×短軸）の１／２乗を流路断面の直径としている。

曲管で形状を変形させても、曲管の出口の流路断面の形状がそのまま、その下流側に連結される直管に反映されるため、流路断面が楕円形となる直管においては、図２２に示すように、強度的な問題が生じる。

また、曲管の場合の応力の傾向は複雑であり、流路断面が円形の場合には、曲管の内径側に最大応力を生じるが、流路断面が楕円形状の曲管の場合には、その長軸と短軸との長さの比と曲率半径によって最大応力を生じる位置が異なる。

図２３は、一般的な曲管に生じる最大応力を示した図である。図２３において、横軸は、曲管の曲率半径Ｒｊと曲管入口における流路断面の直径Ｄｊとの比（Ｒｊ／Ｄｊ）であり、縦軸は、流路断面が円形状の直管に生じる最大応力に対する応力比（曲管の最大応力／円形状の直管の最大応力）である。最大応力は、数値解析の結果であり、曲管および直管における、肉厚と流路断面の直径との比（肉厚／流路断面の直径）を０．９５％とし、曲管の流路断面の長軸と短軸との長さの比（長軸／短軸）を１、１．２、１．８としたときの結果が示されている。なお、ここでは、曲管の流路断面が楕円形となる場合の流路断面の直径Ｄｊとして、後述する式（１）から（長軸Ａ×短軸Ｂ）の１／２乗の値を用いている。

図２３に示すように、曲率半径Ｒｊを大きくすれば、断面形状が円形の曲管（長軸／短軸が１の場合）は、応力比は、単調に減少するが、断面形状が楕円形状の曲管では単純に増加する。一般的に、曲率半径Ｒｊを大きくとることは二次流れの抑制につながるが、断面形状が楕円形状の曲管においては強度的な問題は避けられない。

一般的な低圧タービンの吸気室における蒸気の流れは、クロスオーバー管を経て、蒸気入口部からノズルに向けて流れ込み、ノズル全周にわたって均一な流量配分が望まれる。この場合、蒸気入口部と低圧タービンの中心軸を介して反対側に位置する領域へ蒸気が流れやすくするために、蒸気入口部における流路断面積を大きくする方法が考えられる。しかしながら、上流側に配置される曲管内における流れの影響により、主流は、蒸気入口部の中心部から流入しやすい速度分布を有するため、上記した均一な流量配分の実現は困難である。

そこで、本発明は、上記課題を解決するためになされたものであり、クロスオーバー管の曲管における二次流れを抑制して損失を低減できるとともに、応力集中を緩和して機械的強度の低下を抑制することができる蒸気タービンを提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、本発明の実施形態の蒸気タービンは、低圧タービンよりも高圧条件で作動される高圧側タービンから排出された蒸気を前記低圧タービンへ導くクロスオーバー管を備えている。このクロスオーバー管は、前記高圧側タービンの蒸気排出口に連結され、前記高圧側タービンのタービンロータ軸方向に直交する方向に延びる第１直管と、前記第１直管と第１曲管を介して連結され、水平方向に延びる第２直管と、入口が前記第２直管の出口と離間された状態で対向配置され、前記タービンロータ軸方向に直交する方向に曲がる第２曲管と、前記第２曲管と前記低圧タービンの蒸気導入口との間に連結される第３直管とを備えている。さらに、前記クロスオーバー管は、前記第２直管の出口側の外周面に一端が固定され、当該固定部から前記第３直管の端部に亘って、間隙をあけて、前記第２直管の一部、前記第２曲管および前記第３直管の外周を覆うように設けられた外周配管とを備えている。

本発明の一実施の形態の蒸気タービンの系統の一例を模式的に示した図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおける、クロスオーバー管を介して連結された中圧タービンと低圧タービンの構成の一部を子午断面で示した図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンのクロスオーバー管の断面を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンの低圧タービン側のクロスオーバー管の一部を示す断面斜視図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンの低圧タービン側のクロスオーバー管の一部を示す断面図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管の第２曲管の流路断面を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンのクロスオーバー管を低圧タービンに固定する他の方法を示した、低圧タービン側のクロスオーバー管の一部を示す断面斜視図である。 圧力損失の数値解析を行った結果を示す図である。 圧力損失の数値解析を行った結果を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管の第３直管の他の構成を示す断面図である。 圧力損失の数値解析の結果を示す図である。 従来曲管における応力分布を示す図である。 単体第２曲管における応力分布を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管に係る外周配管付き第２曲管における応力分布を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管に係る外周配管付き第２曲管における圧力分布を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管に係る外周配管付き第２曲管の外周配管における応力分布を示す図である。 全圧損失の結果を示す図である。 本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおける、クロスオーバー管を備えた低圧タービンをタービンロータ軸方向から見たときの外観を示す図である。 従来の蒸気タービンにおける、流路断面が円形のクロスオーバー管を備えた低圧タービンをタービンロータ軸方向から見たときの外観を示す図である。 吸気室の入口における速度分布の結果を示す図である。 吸気室の出口における速度分布の結果を示す図である。 流路断面が楕円形状の一般的な直管に生じる最大応力を示した図である。 一般的な曲管に生じる最大応力を示した図である。

以下、本発明の一実施の形態について図面を参照して説明する。

図１は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンの系統の一例を模式的に示した図である。図２は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおける、クロスオーバー管２０を介して連結された中圧タービン１１と低圧タービン１２ａ、１２ｂの構成の一部を子午断面で示した図である。

図１に示すように、蒸気タービンは、高圧タービン１０、中圧タービン１１、低圧タービン１２ａ、１２ｂの３つの要素で構成され、それらが一本のタービンロータ１３で貫かれ発電機１４と連結されたタンデムコンパウンド型の蒸気タービンで構成されている。

この蒸気タービンにおいて、ボイラー（図示しない）で加圧、加熱された蒸気は、主蒸気配管１５を介して高圧タービン１０へ導入される。高圧タービン１０で仕事をした蒸気は、蒸気管１６に介在するボイラー再熱器（図示しない）によって再び加熱された後、中圧タービン１１へ導入される。中圧タービン１１で仕事をした蒸気は、クロスオーバー管２０を通り低圧タービン１２ａ、１２ｂに導入される。

低圧タービン１２ａ、１２ｂに流入した蒸気は、図２に示すように、吸気室１００を通り、左右の低圧段落に分岐して流入して仕事をし、それぞれの最終段落の通過した後、図１に示すように、排気管１７を介して復水器（図示しない）に導かれる。

なお、蒸気タービンの構成は、上記した構成に限定されるものではない。ここでは、クロスオーバー管２０と連結される高圧側タービンを中圧タービン１１とした一例を示しているが、例えば、中圧タービン１１を備えない場合において、クロスオーバー管２０と連結される高圧側タービンを高圧タービン１０としてもよい。また、低圧タービンとして、複流タービンを示したが、単流タービンで構成されてもよい。また、蒸気タービンは、タンデムコンパウンド型の構成に限らず、クロスコンパウンド型に構成されてもよい。

次に、本発明の一実施の形態の蒸気タービンのクロスオーバー管２０の構成について説明する。

図３は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンのクロスオーバー管２０の断面を示す図である。図４は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンの低圧タービン１２ａ、１２ｂ側のクロスオーバー管２０の一部を示す断面斜視図である。図５は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンの低圧タービン１２ａ、１２ｂ側のクロスオーバー管２０の一部を示す断面図である。図６は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管の第２曲管２４の流路断面を示す図である。図７は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンのクロスオーバー管２０を低圧タービン１２ａ、１２ｂに固定する他の方法を示した、低圧タービン１２ａ、１２ｂ側のクロスオーバー管２０の一部を示す断面斜視図である。

クロスオーバー管２０は、図３に示すように、中圧タービン１１の蒸気排出口に連結され、タービンロータ軸方向に直交する方向に延びる第１直管２１と、この第１直管２１と第１曲管２２を介して連結され、水平方向（例えばタービンロータ軸方向に平行）に延びる第２直管２３と、入口が第２直管２３の出口と離間された状態で対向配置され、タービンロータ軸方向に直交する方向に曲がる第２曲管２４と、この第２曲管２４と低圧タービン１２ａ、１２ｂの蒸気導入口との間に連結される第３直管２５とを備える。また、クロスオーバー管２０は、第２直管２３の出口側の外周面に一端が固定され、この固定部２７から第３直管２５の端部に亘って、間隙をあけて、第２直管２３の一部、第２曲管２４および第３直管２５の外周を覆うように設けられた外周配管２６を備える。第２直管２３と第２曲管２４の隙間から流出した蒸気は、外周配管２６で覆われているため、外部に排出されることはない。

第１直管２１の一端は、図２に示すように、中圧タービン１１の蒸気排出口を構成する外車連結フランジ２８にボルト（図示しない）によって締結されている。また、第３直管２５の一端および外周配管２６の他端は、図４および図５に示すように、低圧タービン１２ａ、１２ｂの蒸気導入口を構成する内車連結フランジ５０にボルト（図示しない）によって締結されている。

なお、クロスオーバー管２０を低圧タービン１２ａ、１２ｂに固定する方法は、上記した方法に限られるものではない。例えば、図７に示すように、第３直管２５の外周面の一部に周方向に亘ってフランジ２５ａを設け、外周配管２６の内周面の一部に周方向に亘ってフランジ２６ａを設け、それぞれのフランジをボルトで締結してもよい。この場合、内車連結フランジ５０における、第３直管２５の出口側に張り出し部５１を設け、第３直管２５の出口側を張り出し部５１の内側に挿入する構造となる。

上記したように、クロスオーバー管２０は、９０度に曲がる２つの曲管を備えて、中圧タービン１１の蒸気排出口と低圧タービン１２ａ、１２ｂの蒸気導入口との間を連結している。

ここで、本明細書に記載する「平行」や「直交」、あるいは「水平」という表現は、厳密な平行、直交あるいは水平を限定するものではなく、製作公差や設計公差、またはこれらの累積による誤差等の範囲を許容するものである。

ここで、第２曲管２４の構成について説明する。

第２曲管２４の曲率半径Ｒｃ方向に沿う、第２曲管２４の流路断面は、図６に示すように、第２曲管２４の曲率半径Ｒｃ方向が短軸３０となる楕円形状に構成されている。すなわち、図５においては、紙面に垂直な方向が長軸３１となる。

この楕円形の、長軸３１の長さをＡ、短軸３０の長さをＢとしたときに、長軸３１の長さＡと短軸３０の長さＢとの比（Ａ／Ｂ）が、下流に行くに伴い大きくなるように、第２曲管２４の流路が構成されていることが好ましい。Ａ／Ｂの値が下流に行くに伴い大きくなるように第２曲管２４を構成することで、二次流れを抑制することができる。

ここで、Ａ／Ｂを大きくするために、Ｂを固定してＡを大きくすることも考えられるが、第２曲管２４の製造コストの増大につながる。そこで、第２曲管２４の流路断面積を第２直管２３の流路断面積と等しくしつつ、Ａ／Ｂの値が下流に行くに伴い大きくなるように第２曲管２４を構成することが好ましい。なお、第２直管２３の流路断面積（換言すると、流路断面の直径）は、長さ方向に一定である。

これを関係式で示すと式（１）となる。
π／４×Ａ×Ｂ＝π／４×Ｄ×Ｄ …式（１）

ここで、Ｄは、第２直管２３の流路断面の直径（第２直管２３の内径）であり、上記したように一定値である。

また、Ａ／ＢをＣとし、上記した式（１）を整理すると式（２）が得られる。
Ｃ＝Ｄ^２／Ｂ^２ …式（２）

このＣの値が０．８〜２．２となる範囲で数千種類の第２曲管２４の形状を作成し、数値解析を行った。図８は、圧力損失の数値解析を行った結果を示す図である。ここで、θは、図５に示すように、第２曲管２４の曲率半径Ｒｃの中心Ｏを原点とし、第２曲管２４の入口端面からの曲げ角度を示す角度（度）である。Ｃの範囲を０．８〜２．２とすることで従来よりも損失を低減することができる。

図８に斜線で示した領域は、θが０〜９０度のすべての範囲において、従来よりも二次流れが抑制され、圧力損失が小さくなる範囲を示している。この範囲をＣとθの関係で示すと以下の式（３）となる。
０．００７×θ＋１．０５≦Ｃ≦０．００９×θ＋１．１５ …式（３）

そのため、第２曲管２４において、各曲げ角度θにおける流路断面が、式（３）の関係を満たすようにＣ、すなわちＡ／Ｂを設定することが好ましい。なお、Ｃの値は、上記した式（３）を満たす範囲内で、曲げ角度θの増加とともに増加する範囲で設定されることが好ましい。具体的には、例えば、曲げ角度θが３０度のときのＣの範囲と、曲げ角度θが４０度のときのＣの範囲では、図８からも明らかなように、重複するＣの範囲が存在する。このような場合、曲げ角度θが３０度のときのＣの値よりも、曲げ角度θが４０度のときのＣの値を大きく設定することが好ましい。

次に、Ｒｃ／Ｄが０．９〜１．０となる範囲で数千種類の第２曲管２４の形状を作成し、数値解析を行った。図９は、圧力損失の数値解析を行った結果を示す図である。Ｒｃ／Ｄの範囲を０．９〜１．０とすることで従来よりも損失を低減することができる。

図９に斜線で示した領域は、θが０〜９０度のすべての範囲において、従来よりも二次流れが抑制され、圧力損失が小さくなる範囲を示している。この範囲をＲｃ／Ｄとθの関係で示すと以下の式（４）となる。
０．０００１×θ＋０．９６≦Ｒｃ／Ｄ≦０．０００１×θ＋０．９８ …式（４）

そのため、第２曲管２４において、各曲げ角度θにおける流路断面が、式（４）の関係を満たすようにＲｃを設定することが好ましい。なお、Ｒｃ／Ｄの値は、上記した式（４）を満たす範囲内で、曲げ角度θの増加とともに増加する範囲で設定されることが好ましい。具体的には、例えば、曲げ角度θが３０度のときのＲｃ／Ｄの範囲と、曲げ角度θが４０度のときのＲｃ／Ｄの範囲では、図９からも明らかなように、重複するＲｃ／Ｄの範囲が存在する。このような場合、曲げ角度θが３０度のときのＲｃ／Ｄの値よりも、曲げ角度θが４０度のときのＲｃ／Ｄの値を大きく設定することが好ましい。

上記した第２曲管２４と連結される第３直管２５は、第２曲管２４の出口断面形状と同じ形状の断面形状で形成された直管である。

また、図５に示すように、第２曲管２４の入口端部から第２直管２３側に向かって徐々に内径が増加する、いわゆるベルマウス状の環状管６０を備えることが好ましい。この環状管６０は、第２直管２３と第２曲管２４との間の隙間内に位置するように設けられ、環状管６０の入口端部と第２直管２３の出口端部との間に、若干の隙間を備えるように形成されている。また、環状管６０の入口端部の口径Ｄｂは、第２直管２３の流路断面の直径Ｄよりも大きくなるように構成され、環状管６０と第２直管２３との中心軸がほぼ同一線上となるように構成されている。

このように、第２直管２３と環状管６０との間に隙間を設け、第２直管２３の出口側、第２曲管２４および第３直管２５と外周配管２６との間に形成される空間と、蒸気が主として流れる流路とを連通させることで、第２曲管２４の外側にも流体である蒸気の圧力が作用することとなる。そのため、第２曲管２４の内部と外部とで大きな差圧が生じず、第２曲管２４に生じる最大応力の値を小さくすることができる。

図１０は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管の第３直管２５の他の構成を示す断面図である。

図１０に示すように、第３直管２５の出口側の管壁に貫通孔７０ａを設けてもよい。貫通孔７０ａを設けることで、排除しきれない二次流れを使用して外周配管２６との間の圧力を均衡させて局所的な圧力上昇を抑えることにより、全圧損失を低減することができる。

貫通孔は、例えば、楕円形状となる第３直管２５の流路断面の短軸３０と交わる位置（図１０において実線で示した貫通孔７０ａの位置や破線で示した貫通孔７０ｂの位置）や、第３直管２５の流路断面の長軸３１と交わる位置（図１０において破線で示した貫通孔７０ｃの位置）などの、第３直管２５の周方向のいずれかの位置に設けることができる。特に、全圧損失をより低減するために、楕円形状となる第３直管２５の流路断面の短軸３０と交わり、かつ第１直管２１側とは異なる側の位置（図１０において実線で示した貫通孔７０ａの位置）に設けることが好ましい。

なお、貫通孔は、複数形成されてもよい。この場合には、貫通孔を形成する位置は、第３直管２５とすることが好ましい。この場合においても、上記同様に全圧損失を低減することができる。

上記したように本発明の一実施の形態の蒸気タービンによれば、第２曲管２４の形状を、上記したＣおよびＲｃ／Ｄの範囲を満たすように構成して流路断面形状を楕円形状とし、第２曲管２４等を覆うように環状管６０を設けることで、第２曲管２４の内部と外部の圧力差を小さくすることができる。これによって、第２曲管２４に生じる最大応力の値を小さくし、応力集中を緩和して、機械的強度の低下を抑制することができる。

また、第２曲管２４の流路断面形状を楕円形状とすることで、二次流れを抑制して損失を低減することができる。さらに、第２曲管２４の出口の断面形状に対応させて、この第２曲管２４に連結する第３直管２５の流路断面形状を楕円形状とすることで、低圧タービン１２ａ、１２ｂの吸気室１００における蒸気の速度分布の均一化を図ることができる。

（圧力損失の評価）
上記したＣおよびＲｃ／Ｄの範囲で第２曲管２４を構成した場合にける第２曲管２４内における圧力損失と、従来の曲管と同様に、流路断面が円形となるように構成された曲管（以下、従来曲管という）内における圧力損失を評価した。これらの圧力損失を数値解析により求めた。

図１１は、圧力損失の数値解析の結果を示す図である。ここで、図１１の縦軸は、従来曲管の出口における全圧損失を１としたときの全圧損失比を示し、横軸は曲げ角度θを示している。また、第２曲管２４における結果は、上記したＣおよびＲｃ／Ｄの範囲で第２曲管２４を構成した場合にける全圧損失を平均した結果である。なお、全圧とは、静圧と動圧の和である。

図１１に示すように、従来曲管における全圧損失は、θが４５度をピークに一旦下降し、θが８０度付近で再び上昇している。これこそが二次流れの発生による影響を示すものである。一方、第２曲管２４では、θの増加に伴って全圧損失が漸増し、二次流れが抑制されていることがわかる。

（応力分布の評価）
ここでは、クロスオーバー管の低圧タービン１２ａ、１２ｂ側（下流側）の曲管に生じる応力分布について評価した。応力分布の評価は、従来曲管、本実施の形態に係るクロスオーバー管２０の第２曲管２４のみで構成され、外周配管２６構成を備えない曲管（以下、単体第２曲管２４という）、および本実施の形態に係るクロスオーバー管２０の、外周配管２６構成を備える第２曲管２４（以下、外周配管２６付き第２曲管２４という）について実施した。なお、単体第２曲管２４および外周配管２６付き第２曲管２４においては、Ｃが１．８、Ｒｃ／Ｄが０．９８の形状のものについて評価した。

応力分布を数値解析により求めた。図１２は、従来曲管における応力分布を示す図であり、図１３は、単体第２曲管２４における応力分布を示す図であり、図１４は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管に係る外周配管２６付き第２曲管２４における応力分布を示す図である。なお、図１２〜図１４において、最大応力が発生する領域を斜線で示している。

従来曲管においては、図１２に示すように、最大応力８０は、従来曲管の曲率半径よりも内側で、かつ従来曲管の内周部に発生している。

単体第２曲管２４においては、図１３に示すように、最大応力８１は、単体第２曲管２４の曲率半径よりも外側で、かつ単体第２曲管２４の内周部に発生している。この最大応力８１の値は、図１２に示した最大応力８０の４倍程度である。クロスオーバー管における配管の肉厚の値は、配管の内径の値よりも小さいため、圧力強度の観点では、肉厚と応力が比例する。すなわち、最大応力が４倍の場合、肉厚も４倍必要となり、配管を構成する材料の量も４倍必要となる。

外周配管２６付き第２曲管２４においては、図１４に示すように、最大応力８２は、第２曲管２４のほぼ曲率半径上で、かつ第２曲管２４の外周部に発生している。この最大応力８２の値は、図１２に示した最大応力８０の１／１０程度である。

ここで、図１５は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管に係る外周配管２６付き第２曲管２４における圧力分布を示す図である。圧力分布は、数値解析により求めた。

図１５に示すように、第２曲管２４の曲率半径よりも内側では、蒸気の流速が高くなるため、この領域における静圧は低くなり、低圧領域９０（斜線で示した領域）が存在する。一方、第２曲管２４の曲率半径よりも外側では、蒸気の流速が低くなるため、この領域における静圧は高くなり、高圧領域９１（斜線で示した領域）が存在する。また、環状管６０と第２直管２３との隙間により、第２曲管２４の外側にも蒸気の圧力が作用するため、第２曲管２４の内部と外部との差圧は小さくなる。そのため、第２曲管２４に発生する最大応力８２が低くなる。

ここで、図１６は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおけるクロスオーバー管に係る外周配管２６付き第２曲管２４の外周配管２６における応力分布を示す図である。この応力分布も上記同様に数値解析により求めた。

図１６に示すように、最大応力８３は、外周配管２６の曲率半径よりも内側で、かつ外周配管２６の内周部に発生している。この最大応力８３の値は、図１２に示した最大応力８０の１．５倍程度であり、強度上設計変更が必要となるレベルではない。

以上のことから、外周配管２６付き第２曲管２４の構成とすることで、第２曲管２４に発生する最大応力８２の値を、従来曲管における最大応力８０の値よりも大幅に小さくすることができる。

（第３直管２５に貫通孔を備える場合の圧力損失の評価）
ここでは、第３直管２５に貫通孔を備える場合の圧力損失を評価した。圧力損失の評価は、図１０に示した貫通孔７０ａ、貫通孔７０ｂ、貫通孔７０ｃをそれぞれ形成したときの全圧圧力損失を数値解析により求めた。なお、比較のため、第３直管２５に貫通孔を備えない場合についても全圧損失を求めた。

図１７は、全圧損失の結果を示す図である。ここで、図１７の縦軸には、第３直管２５に貫通孔を備えない場合における全圧損失を１としたときの全圧損失比を示している。

図１７に示すように、貫通孔を備えることによって全圧損失が低減している。特に、貫通孔７０ａを備える場合には、全圧損失が著しく低減している。

（低圧タービンの吸気室における速度分布の評価）
低圧タービン１２ａ、１２ｂの初段のノズルに蒸気が導入される際、周状に配置された各ノズル間に均一な流量の蒸気が導入されることが好ましい。そのためには、低圧タービン１２ａ、１２ｂの吸気室１００（図２参照）における速度分布を均一にすることが必要となる。そこで、ここでは、低圧タービン１２ａ、１２ｂの吸気室１００の所定の流路断面における速度分布を評価した。

図１８は、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおける、クロスオーバー管２０を備えた低圧タービン１２ａ、１２ｂをタービンロータ軸方向から見たときの外観を示す図である。図１９は、従来の蒸気タービンにおける、流路断面が円形のクロスオーバー管１１０を備えた低圧タービン１２ａ、１２ｂをタービンロータ軸方向から見たときの外観を示す図である。

低圧タービン１２ａ、１２ｂの吸気室１００の入口（すなわち、クロスオーバー管の出口）の流路断面１２０、および低圧タービン１２ａ、１２ｂの吸気室１００の出口の流路断面１２１での速度分布を数値解析により求めた。図２０は、吸気室１００の入口における速度分布の結果を示す図である。図２１は、吸気室１００の出口における速度分布の結果を示す図である。なお、ここで示された速度分布は、上記した流路断面１２０、１２１のタービンロータ軸方向に直交し、かつ流路断面１２０、１２１の中心を通る直線上における速度分布である。

ここで、図２０および図２１において、横軸は、流路断面１２０、１２１の中心を原点（０）とし、原点からの距離を第２直管２３の流路断面の直径Ｄで除して無次元化している。例えば、本発明の一実施の形態の蒸気タービンにおいては、吸気室１００の入口における流路断面形状は楕円となり、速度分布は、この楕円の長軸３１上の速度分布となる。縦軸は、数値解析により求められた速度を、（流量／流路断面積）で求められる平均速度で除して無次元化している。

吸気室１００の入口において、図２０に示すように、クロスオーバー管２０を備えた場合（以下、本実施の形態という）には、流路断面が円形のクロスオーバー管１１０を備えた場合（以下、従来の形態という）よりも、流路断面中心部で速度が小さくなり、外周部（横軸の±０．６付近）で速度が大きくなる。

吸気室１００の出口において、図２１に示すように、本実施の形態では、従来の形態よりも、流路断面中心部で速度が小さくなり、外周部で速度が大きくなる。

これらの結果から、吸気室１００の出口において、本実施の形態の方が従来の形態よりも、均一な速度分布が得られることがわかる。すなわち、第２曲管２４の出口の断面形状（楕円形状）に対応するように第３直管２５の流路断面形状を構成することで、従来の形態よりも、均一な速度分布が得られる。

本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、特許請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。

１０…高圧タービン、１１…中圧タービン、１２ａ，１２ｂ…低圧タービン、１３…タービンロータ、１４…発電機、１５…主蒸気配管、１６…蒸気管、１７…排気管、２０，１１０…クロスオーバー管、２１…第１直管、２２…第１曲管、２３…第２直管、２４…第２曲管、２５…第３直管、２５ａ，２６ａ…フランジ、２６…外周配管、２７…固定部、２８…外車連結フランジ、３０…短軸、３１…長軸、５０…内車連結フランジ、５１…張り出し部、６０…環状管、７０ａ，７０ｂ，７０ｃ…貫通孔、８０，８１，８２，８３…最大応力、９０…低圧領域、９１…高圧領域、１００…吸気室。

Claims (7)

1. 低圧タービンよりも高圧条件で作動される高圧側タービンから排出された蒸気を前記低圧タービンへ導くクロスオーバー管を備えた蒸気タービンにおいて、
   前記クロスオーバー管が、
   前記高圧側タービンの蒸気排出口に連結され、前記高圧側タービンのタービンロータ軸方向に直交する方向に延びる第１直管と、
   前記第１直管と第１曲管を介して連結され、水平方向に延びる第２直管と、
   入口が前記第２直管の出口と離間された状態で対向配置され、前記タービンロータ軸方向に直交する方向に曲がる第２曲管と、
   前記第２曲管と前記低圧タービンの蒸気導入口との間に連結される第３直管と、
   前記第２直管の出口側の外周面に一端が固定され、当該固定部から前記第３直管の端部に亘って、間隙をあけて、前記第２直管の一部、前記第２曲管および前記第３直管の外周を覆うように設けられた外周配管と
   を備えることを特徴とする蒸気タービン。
2. 前記第３直管の流路断面が、前記第２直管の軸方向が短軸となる楕円形状に構成されていることを特徴とする請求項１記載の蒸気タービン。
3. 前記第２曲管の流路断面が、前記第２曲管の曲率半径方向が短軸となる楕円形状に構成され、前記短軸の長さをＢ、前記短軸に直交する長軸の長さをＡとしたときに、前記長軸の長さＡと前記短軸の長さＢとの比（Ａ／Ｂ）が、下流に行くに伴い大きくなることを特徴とする請求項１または２記載の蒸気タービン。
4. 前記第２曲管の曲率半径の中心を原点とし、前記第２曲管の入口端面からの曲げ角度をθ（度）とし、前記第２直管の流路断面積と前記第２曲管の流路断面積を等しくしたときに、前記（Ａ／Ｂ）が、０．００７×θ＋１．０５≦Ａ／Ｂ≦０．００９×θ＋１．１５の関係を満たしていることを特徴とする請求項３記載の蒸気タービン。
5. 前記第２直管の直径をＤとし、前記第２曲管の曲率半径をＲｃとし、前記第２曲管の曲率半径の中心を原点として前記第２曲管の入口端面からの曲げ角度をθ（度）としたときに、前記曲率半径Ｒｃと前記第２直管の流路断面の直径Ｄとの比（Ｒｃ／Ｄ）が、０．０００１×θ＋０．９６≦Ｒｃ／Ｄ≦０．０００１×θ＋０．９８の関係を満たしていることを特徴とする請求項１乃至４いずれか１項記載の蒸気タービン。
6. 前記第２直管と前記第２曲管との間の隙間内に、前記第２曲管の入口端部から前記第２直管側に向かって徐々に内径が増加する環状管を備えることを特徴とする請求項１乃至５のいずれか１項記載の蒸気タービン。
7. 前記第３直管の出口側の管壁に貫通孔を設けたことを特徴とする請求項１乃至６のいずれか１項記載の蒸気タービン。

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