JP2015001180A - 軸流タービン - Google Patents

Abstract

【課題】シール部における漏洩流量を低減し、タービン効率を向上させることができる軸流タービンを提供する。
【解決手段】実施形態の蒸気タービン１０は、タービンロータ３０に植設された動翼４０と、動翼４０の先端部４２との間に設けられた延設部５４と、延設部５４の内周から延出し、先端部４２との間に微小隙間を有するシールフィン５５と、先端部４２の上流側の端面４２ａと所定の距離を有し、延設部５４から半径方向内側に突出した環状突条部５６と、延設部５４、最上流シールフィン５５ａおよび環状突条部５６で形成されたキャビティ１００を備える。先端部４２の上流側の端面４２ａと環状突条部５６の下流側の端面５６ａとの間の距離をＡ_１、環状突条部５６の下流側の端面５６ａの半径方向の長さをＨ_１、動翼４０の先端部４２の厚さをＴとするとき、０．５×Ａ_１≦Ｈ_１−Ｔ／２≦２．５×Ａ_１の関係を満たす。
【選択図】図２

Description

本発明の実施形態は、軸流タービンに関する。

近年、地球温暖化の抑制が進められる中、発電プラントにおいても発電効率の改善によって、発電用の燃料消費を減らし、二酸化炭素の排出を抑制することが必要とされている。そのため、タービン性能の向上が要求されている。

タービン性能の向上を図るには、タービン段落の損失を改善する必要がある。タービン段落の損失には、様々なものがある。タービン段落の損失は、翼型形状そのものに起因するプロファイル損失と、タービン翼列間を流れる流体力に起因する二次流れ損失と、作動流体がタービン翼列間を通過せずにタービン翼列間外部を通過、つまりタービン翼列以外へ漏洩することによる外部漏洩損失とに区分される。

タービン段落は、静翼（ノズル）や、静翼を支持するダイアフラム外輪およびダイアフラム内輪などの静止部品と、タービンロータや動翼などの回転部品から構成されている。このような構成部品を有するタービン段落において、静止部品と回転部品との接触を避けるために、静止部品と回転部品との間に隙間を設けることは、必要不可欠である。

しかしながら、この隙間を設けることによって、タービン翼列以外に作動流体が漏れることになり、漏洩流量に応じてタービン出力が低下する。さらに、漏洩した作動流体は、タービン翼列を流れる作動流体と流れの方向が異なるため、これらが合流するときにも損失が発生する。そのため、タービン性能を向上させるためには、漏洩流量を低減させることが重要となる。

図８は、従来の蒸気タービン３００の鉛直方向の断面の一部を模式的に示した図である。図８には、軸流タービンである蒸気タービン３００の一つのタービン段落３１０が示されている。

タービン段落３１０は、静翼翼列３２０と、この静翼翼列３２０の直下流側に位置する動翼翼列３３０とから構成されている。静翼翼列３２０は、ダイアフラム内輪３２１とダイアフラム外輪３２２との間に、周方向に所定の間隔をあけて支持された複数の静翼３２３を備えている。動翼翼列３３０は、タービンロータ３４０に設けられたロータディスク３４１に周方向に所定の間隔をあけて植設された複数の動翼３３１を備えている。動翼３３１の翼先端には、スナッバ３３２が設けられている。動翼３３１の回転時、隣接するスナッバ３３２どうしが接触して周方向に連結する。

ダイアフラム内輪３２１とタービンロータ３４０との間には、蒸気の漏洩を減らすためにシールフィン３２４が周方向に亘って設けられている。また、動翼３３１のスナッバ３３２に対向するダイアフラム外輪３２２の壁面には、蒸気の漏洩を防止するためにシールフィン３２５が周方向に亘って設けられている。

図８に示すシール構造は、周方向に設けられた板形状のシールフィン３２４、３２５をタービンロータ軸方向に複数設置した構造である。複数のシールフィン３２４、３２５によって、小さな通過面積を有する狭路と相対的に広い空間が、タービンロータ軸方向に順次配列されている。シールフィン３２４、３２５の先端は、タービンロータ３４０またはスナッバ３３２の近傍に位置している。

このようなシール部を設けることで、漏洩した蒸気は、狭路と広い空間を通過し、加速、消失を順次繰り返しながら膨張する。これによって、流体抵抗が増加し、漏洩する蒸気の流量は低減する。

特開２００３−２５４００６号公報

しかしながら、従来のシール構造では、漏洩蒸気の流量は、蒸気タービンに導入された蒸気流量の数パーセントに相当するため、タービン効率の低下を招いている。また、スナッバ３３２とダイアフラム外輪３２２とによって形成されるキャビティ３２６に蒸気が出入りすることによって流れが乱れ、タービン段落のエネルギ損失を増加させている。

このように、従来の蒸気タービンでは、シール部における蒸気の漏洩流量を十分に低減させることができず、さらにキャビティ３２６に蒸気が出入りすることによって生じるエネルギ損失によって、タービン効率の低下を招いている。

本発明が解決しようとする課題は、シール部における漏洩流量を低減し、タービン効率を向上させることができる軸流タービンを提供するものである。

実施形態の軸流タービンは、ケーシング内に貫設されたタービンロータに周方向に植設された動翼と、前記動翼の先端部との間に半径方向に隙間を有して設けられた静止環状体と、タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、前記静止環状体の内周から前記動翼の先端部側に延出して前記先端部との間に微小隙間を形成するシールフィンと、前記動翼の先端部の上流側の端面と上流側に所定の距離を有し、前記静止環状体から半径方向内側に突出した環状突条部と、前記静止環状体、最も上流側の前記シールフィンおよび前記環状突条部によって形成された空洞部とを備える。

そして、前記動翼の先端部の上流側の端面と前記環状突条部の下流側の端面との間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_１、前記環状突条部の下流側の端面の半径方向の長さをＨ_１、前記動翼の先端部の半径方向の厚さをＴとするとき、次の式（１）の関係を満たす。
０．５×Ａ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ／２ ≦ ２．５×Ａ_１ …式（１）

第１の実施の形態の蒸気タービンの子午断面を示す図である。 第１の実施の形態の蒸気タービンのシール部の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。 タービン段落におけるタービン効率の増加効率を示した図である。 第１の実施の形態の蒸気タービンの、他の構成の動翼の先端部を備えるシール部の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。 第２の実施の形態の蒸気タービンのシール部の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。 第３の実施の形態の蒸気タービンのシール部の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。 第３の実施の形態の蒸気タービンの、他の構成のダイアフラム内輪を備えるシール部の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。 従来の蒸気タービンの鉛直方向の断面の一部を模式的に示した図である。

以下、本発明の実施の形態について図面を参照して説明する。

（第１の実施の形態）
図１は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０の子午断面を示す図である。ここでは、蒸気タービン１０として、高圧タービンを例示して説明する。なお、蒸気タービン１０は、軸流タービンとして機能する。

図１に示すように、蒸気タービン１０は、内部ケーシング２０とその外側に設けられた外部ケーシング２１とから構成される二重構造のケーシングを備えている。内部ケーシング２０内には、タービンロータ３０が貫設されている。

このタービンロータ３０は、半径方向外側に周方向に亘って突出されたロータディスク３１をタービンロータ軸方向に複数段備えている。各ロータディスク３１には、複数の動翼４０が植設され、動翼翼列４１を構成している。

内部ケーシング２０の内側には、ダイアフラム外輪５０が周方向に亘って備えられている。このダイアフラム外輪５０の内側には、ダイアフラム内輪５１が周方向に亘って備えられている。

ダイアフラム外輪５０とダイアフラム内輪５１との間には、複数の静翼５２（ノズル）が周方向に支持され、静翼翼列５３を構成している。この静翼翼列５３は、各動翼翼列４１の上流側に設けられ、タービンロータ軸方向に、静翼翼列５３と動翼翼列４１とが交互に複数段備えられている。そして、静翼翼列５３と、この静翼翼列５３の直下流の動翼翼列４１とによって１つのタービン段落を構成している。

動翼４０とダイアフラム外輪５０との間、ダイアフラム内輪５１とタービンロータ３０との間には、下流側への蒸気の漏洩を抑制するシール部６０、７０が設けられている。

また、蒸気タービン１０には、蒸気入口管８０が、外部ケーシング２１および内部ケーシング２０を貫通して設けられている。蒸気入口管８０の端部は、ノズルボックス８１に連通するように接続されている。なお、ノズルボックス８１の出口に、第１段の静翼５２が備えられている。

ノズルボックス８１が備えられた位置よりも外側（タービンロータ３０に沿う方向の外側であり、図１ではノズルボックス８１よりも左側）の内部ケーシング２０および外部ケーシング２１の内周には、タービンロータ軸方向に沿って、複数のグランドシール部９０が設けられている。これによって、内部ケーシング２０および外部ケーシング２１とタービンロータ３０との間から外部への蒸気の漏洩を防止している。

次に、動翼４０とダイアフラム外輪５０との間のシール部６０の構成について詳しく説明する。

図２は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０のシール部６０の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。図２に示すように、動翼４０の先端部４２は、動翼４０の背側および腹側に延出する板状の部材で構成され、具体的には、例えば、スナッバなどで構成される。

静翼５２を支持するダイアフラム外輪５０は、静翼５２の直下流側の動翼４０の先端部４２との周囲に、ダイアフラム外輪５０から下流側に延設された延設部５４を備えている。この延設部５４と先端部４２との間には、半径方向に隙間を有している。延設部５４は、環状に構成され、静止環状体として機能する。

延設部５４の内周には、動翼４０の先端部４２側に延出して先端部４２との間に微小隙間を形成するシールフィン５５が設けられている。シールフィン５５は、周方向に亘って設けられている。また、シールフィン５５は、タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、図２には、シールフィン５５を３段備えた一例を示している。

シールフィン５５と先端部４２との間の微小隙間は、内部ケーシング２０や動翼４０の熱伸びや遠心力による伸びなどを考慮して、シールフィン５５が先端部４２に接触しないように設定されている。

ダイアフラム外輪５０は、延設部５４の根元部から、周方向に亘って半径方向内側に突出した環状突条部５６を有している。環状突条部５６の下流側の端面５６ａと、動翼４０の先端部４２の上流側の端面４２ａとの間は、所定の距離をおいて離間されている。端面４２ａは、例えば、図２に示すように、タービンロータ軸方向に垂直な端面で構成される。

環状突条部５６、延設部５４および最も上流側のシールフィン５５（以下、最上流シールフィン５５ａという。）によってキャビティ１００が形成されている。このキャビティ１００は空洞部として機能する。

ここで、図２に示すように、動翼４０の先端部４２の半径方向の厚さをＴとし、環状突条部５６の下流側の端面５６ａと先端部４２の上流側の端面４２ａとの間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_１とし、環状突条部５６の下流側の端面５６ａの半径方向の長さをＨ_１とするとき、シール部６０は、次の式（１）の関係を満足するように構成されている。
０．５×Ａ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ／２ ≦ ２．５×Ａ_１ …式（１）

次に、シール部６０における蒸気の流れを説明する。

蒸気入口管８０を介して蒸気タービン１０内に導かれ、静翼５２を通過した主流の蒸気ＭＳは、動翼４０間を通過する蒸気とシールフィン５５を通過する漏洩蒸気である蒸気ＬＳに分岐される。その際、蒸気ＬＳは、キャビティ１００の入口で半径方向外側に偏向される。また、動翼４０の先端部４２の上流側が淀み点となり、この淀み点を迂回するように、蒸気ＬＳは、さらに偏向が助長され、キャビティ１００の内壁に沿った主渦Ｖａを形成する。

主渦Ｖａの反転渦として、キャビティ１００内の、延設部５４、最上流シールフィン５５ａおよび動翼４０の先端部４２のよって囲まれる空間に副渦Ｖｂを形成する。副渦Ｖｂは、時計回りの渦となり、最上流シールフィン５５ａの上流側の面５７近傍で、半径方向外側から半径方向内側に向かう流れが形成される。副渦Ｖｂの半径方向内側に向かう流れが、最上流シールフィン５５ａと動翼４０の先端部４２との微小間隙を通過する際に縮流効果を発揮し、流量係数が低減されて漏洩流量が抑制される。この縮流効果は、キャビティ１００の内部に発生する渦の大きさや位置により変化する。

このように、主渦Ｖａおよび副渦Ｖｂを安定して形成することで、漏洩流量を抑制し、タービン効率を向上することができる。

次に、前述した式（１）を満たすことが好ましい理由について説明する。

図３は、タービン段落におけるタービン効率の増加効率を示した図である。ここでは、主渦Ｖａおよび副渦Ｖｂを安定して形成するために、キャビティ１００の各種軸方向寸法と高さＨとの関係に注目し、それらを変化させてタービン効率の増加効率を調べた。なお、図３の結果は、実験によって得られたものである。

なお、図３の横軸のＨ_１、ＴおよびＡ_１は、前述した式（１）のそれらと同じことを示す。図３の縦軸は、「（Ｈ_１−Ｔ／２）／Ａ_１」との関係で、タービン段落において増加したタービン効率の増加効率を示している。図３に示すように、「（Ｈ_１−Ｔ／２）／Ａ_１」が０．５以上２．５以下において、タービン効率の向上がみられる。

この結果から、式（１）の関係式が得られた。式（１）は、キャビティ１００の形状を適切に決定するためのものであり、主渦Ｖａの形成される範囲と渦形状もこれによって決定される。

キャビティ１００内に定在する渦は、半径方向に長軸を有する楕円形状となることを考慮し、距離Ａ_１に対して長さＨ_１を大きく設定している。これによって、主渦Ｖａの安定化を図っている。また、蒸気ＬＳの流量の低減効果に加え、主渦Ｖａがキャビティ１００内を安定して占有することにより、蒸気ＭＳからキャビティ１００に非定常的に出入りする蒸気の流れを抑制する効果も得られる。

キャビティ１００内に流入し、再び流出する非定常流れは、空間平均および時間平均すると差し引き「０」となるが、再流出流れＦｒの半径方向内側の速度成分が増長すると、タービン段落の効率が低下する。しかしながら、上記したように、式（１）を満足することで、蒸気ＭＳからキャビティ１００に非定常的に出入りする蒸気の流れを抑制し、タービン効率の低下を抑制することができる。

ここで、動翼４０の先端部４２の内周４２ｂの半径Ｒ_１は、環状突条部５６の内周５６ｂの半径Ｒ_２以上であることが好ましい。これによって、主流の蒸気ＭＳとの混合時に主流を乱す、再流出流れＦｒの半径方向の速度成分が低減され、タービン効率の低下を抑制できる。

次に、副渦Ｖｂが前述した縮流効果をさらに高めるためには、次の式（２）を満たすことが好ましい。
Ｂ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ ≦ ５×Ｂ_１ …式（２）

ここで、Ｂ_１は、図２に示すように、動翼４０の先端部４２の上流側の端面４２ａと、最上流シールフィン５５ａの上流側の面５７とのタービンロータ軸方向の距離である。

キャビティ１００内に流入する流れは、軸方向速度成分を有しており、また、副渦Ｖｂの強さは主渦Ｖａよりも小さいため、主渦Ｖａが副渦Ｖｂを最上流シールフィン５５ａ側に押し付ける。これによって、副渦Ｖｂの半径方向幅を副渦Ｖｂの軸方向幅で除した値は、主渦Ｖａにおけるその値よりも大きくなる。

副渦Ｖｂの形成のためには、主渦Ｖａと反対側に、副渦Ｖｂの軸方向幅を制限するための突き当たり壁面が必要である。ここでは、突き当たり壁面として最上流シールフィン５５ａが機能している。この壁面が、主渦Ｖａの軸方向幅を副渦Ｖｂの軸方向幅で除した軸方向幅比が２程度となる位置に配置されるときに、最も副渦Ｖｂが形成されやすい結果が数値流体力学（ＣＦＤ）の解析から得られている。

この結果および式（１）から式（１−Ａ）の関係式が得られる。
０．５×２×Ｂ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ／２ ≦ ２．５×２×Ｂ_１ …式（１−Ａ）

式（１−Ａ）の関係式は、式（１−Ｂ）の関係式に書き換えられる。
Ｂ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ／２ ≦ ５×Ｂ_１ …式（１−Ｂ）

ここで、副渦Ｖｂが形成される空間高さは、「Ｈ_１−Ｔ」である。また、Ｔは、Ｈ_１に比べて非常に小さいため、式（１−Ｂ）の「Ｈ_１−Ｔ／２」は、「Ｈ_１−Ｔ」と近似でき、上記した式（２）が得られる。

前述したように、式（１）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができるが、さらに式（２）を満たすことで、縮流効果を高めて漏洩流量をさらに抑制することができる。

ここで、キャビティ１００の入口のタービンロータ軸方向の寸法にも相当する距離Ａ_１が、先端部４２の厚さＴに対して小さすぎると、先端部４２の上流側が、キャビティ１００内へ蒸気が流入する際の障壁となる。また、キャビティ１００の入口が絞られることで、半径方向の流速成分が増加し、キャビティ１００内での渦生成が抑制される。そこで、次の式（３）の関係式を満たすことが好ましい。
Ａ_１ ≧ Ｔ …式（３）

式（１）を満たすことで、前述したように、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができるが、さらに式（３）を満たすことで、的確な主渦Ｖａを形成することができる。

上記したように、第１の実施の形態の蒸気タービン１０によれば、少なくとも前述した式（１）を満たすようにシール部６０を構成することで、漏洩流量を低減し、タービン効率を向上させることができる。

なお、シール部６０は、式（１）以外にも、式（１）および式（２）、式（１）および式（３）を満たすように構成されることが好ましい。さらには、シール部６０は、式（１）、式（２）および式（３）のすべてを満たすように構成されることがさらに好ましい。

ここで、動翼４０の先端部４２の上流側の端面４２ａの形状は、前述したタービンロータ軸方向に垂直な端面形状に限られるものではない。図４は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０の、他の構成の動翼４０の先端部４２を備えるシール部６０の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。

図４に示すように、動翼４０の先端部４２の上流側の端面４２ａを、例えば、下流に行くに伴って、半径方向外側から半径方向内側に向かって傾斜する傾斜面で構成されてもよい。このように端面４２ａを形成することで、主流の蒸気ＭＳとの混合時に主流を乱す、再流出流れＦｒの半径方向の速度成分が低減され、タービン効率の低下を抑制できる。

（第２の実施の形態）
図５は、第２の実施の形態の蒸気タービン１１のシール部７０の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。第２の実施の形態では、ダイアフラム内輪５１とタービンロータ３０との間から下流側への蒸気の漏洩を抑制するシール部７０の構成について説明する。なお、第１の実施の形態の蒸気タービン１０の構成と同一の構成部分には同一の符号を付して、重複する説明を省略または簡略する。なお、シール部７０は、図１にも示されている。

図５に示すように、ダイアフラム内輪５１に対向するタービンロータ３０は、小径部３２および大径部３３を有する。ダイアフラム内輪５１とタービンロータ３０との間には、半径方向に隙間を有している。ダイアフラム内輪５１は、環状に構成され、静止環状体として機能する。

ダイアフラム内輪５１の内周には、タービンロータ３０側に延出して大径部３３との間に微小隙間を形成するシールフィン５８が設けられている。シールフィン５８は、周方向に亘って設けられている。また、シールフィン５８は、タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、図５には、シールフィン５８を４段備えた一例を示している。

大径部３３との間の微小隙間は、ダイアフラム内輪５１やタービンロータ３０の熱伸びや遠心力による伸びなどを考慮して、シールフィン５８が大径部３３に接触しないように設定されている。

ダイアフラム内輪５１の上流側の端部には、周方向に亘って半径方向内側に突出し、半径方向に間隙Ｃを有して小径部に対向する環状突条部５９が形成されている。環状突条部５９の下流側の端面５９ａと、大径部３３の上流側の端面３３ａとの間は、所定の距離をおいて離間されている。環状突条部５９の内周５９ｂの半径Ｒ_３は、大径部３３の半径Ｒ_４以下に設定されている。

環状突条部５９、ダイアフラム内輪５１および最も上流側のシールフィン５８（以下、最上流シールフィン５８ａという。）によってキャビティ１１０が形成されている。このキャビティ１１０は空洞部として機能する。

ここで、図５に示すように、大径部３３の上流側の端面３３ａと環状突条部５９の下流側の端面５９ａとの間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_２とし、環状突条部５９の下流側の端面５９ａの半径方向の長さをＨ_２とし、大径部３３の半径Ｒ_４と環状突条部５９の内周５９ｂの半径Ｒ_３との半径差をＷとする。

このような構成において、タービンロータ３０とダイアフラム内輪５１との間隙Ｃを通過する流れは、距離Ａ_２の間隙から半径方向外側に偏向しながらキャビティ１１０内に流入する。

主流の蒸気ＭＳから分岐した蒸気ＬＳが間隙Ｃを通過する際には、回転するタービンロータ３０の表面の境界層によって強い旋回成分が生じる。これは、前述した第１の実施の形態において、静翼５２の出口で軸方向速度に対して５倍程度の強い旋回成分を有しているのと同じ条件である。そのため、タービン段落におけるタービン効率の増加効率の特性は、図３に示したものと同様であり、キャビティ１１０内に形成される主渦Ｖａおよび副渦Ｖｂの流動形態は、第１の実施の形態において説明した主渦Ｖａおよび副渦Ｖｂの流動形態と同様である。

そのため、シール部７０は、次の式（４）の関係を満足するように構成されている。
０．５×Ａ_２ ≦ Ｈ_２−Ｗ／２ ≦ ２．５×Ａ_２ …式（４）

式（４）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができる。なお、本実施の形態におけるＨ_２、Ａ_２、Ｗは、それぞれ第１の実施の形態におけるＨ_１、Ａ_１、Ｔに対応する。

また、式（４）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができるが、さらに式（５）を満たすことが好ましい。
Ｂ_２ ≦ Ｈ_２−Ｗ ≦ ５×Ｂ_２ …式（５）

ここで、Ｂ_２は、大径部３３の上流側の端面３３ａと、最上流シールフィン５８ａの上流側の面１２０とのタービンロータ軸方向の距離である。

式（５）を満たすことで、第１の実施の形態における式（２）を満たすことで得られる効果と同様に、縮流効果を高めて漏洩流量をさらに抑制することができる。なお、本実施の形態におけるＢ_２は、第１の実施の形態におけるＢ_１に対応する。

ここで、キャビティ１１０の入口のタービンロータ軸方向の寸法にも相当する距離Ａ_２が、半径差Ｗに対して小さすぎると、大径部３３の上流側が、キャビティ１１０内へ蒸気が流入する際の障壁となる。また、キャビティ１１０の入口が絞られることで、半径方向の流速成分が増加し、キャビティ１１０内での渦生成が抑制される。そこで、次の式（６）の関係式を満たすことが好ましい。
Ａ_２ ≧ Ｗ …式（６）

前述した式（４）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができるが、さらに式（６）を満たすことで、的確な主渦Ｖａを形成することができる。

第２の実施の形態の蒸気タービン１１によれば、少なくとも上記した式（４）を満たすようにシール部７０を構成することで、漏洩流量を低減し、タービン効率を向上させることができる。

なお、シール部７０は、式（４）以外にも、式（４）および式（５）、式（４）および式（６）を満たすように構成されることが好ましい。さらには、シール部７０は、式（４）、式（５）および式（６）のすべてを満たすように構成されることがさらに好ましい。

ここで、環状突条部５９の構成は、前述した構成に限られるものではない。例えば、環状突条部５９の内周側において、内周５９ｂから大径部３３の半径Ｒ_４以上に相当する部分を軟切削材で構成してもよい。軟切削材は、例えば、ＮｉＣｒＡｌ合金などのアブレーダブル材料などで構成される。

例えば、蒸気タービン１１の運転の際、過渡的な熱変形によって、タービンロータ３０とダイアフラム内輪５１との相対的なタービンロータ軸方向の位置関係が変化し、環状突条部５９が大径部３３に接触することも考えられる。この場合、上記したように、環状突条部５９の内周側を軟切削材で構成することで、環状突条部５９が大径部３３に接触した場合でも、大きなロータ振動を発生することなく、蒸気タービン１１の運転を継続することができる。

（第３の実施の形態）
図６は、第３の実施の形態の蒸気タービン１２のシール部７０の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。第３の実施の形態では、ダイアフラム内輪５１とタービンロータ３０との間から下流側への蒸気の漏洩を抑制するシール部７０の構成について説明する。なお、第３の実施の形態では、第２の実施の形態と同様にシール部７０の構成について説明するが、その構成は、第２の実施の形態の構成と異なる。また、第１の実施の形態の蒸気タービン１０の構成と同一の構成部分には同一の符号を付して、重複する説明を省略または簡略する。

図６に示すように、タービンロータ３０は、半径方向外側に周方向に亘って突出されたロータディスク３１を有する。タービンロータ３０との間に半径方向に隙間を有してダイアフラム内輪５１が設けられている。ダイアフラム内輪５１は、環状に構成され、静止環状体として機能する。また、ロータディスク３１の下流側の端面３１ａと、ダイアフラム内輪５１の上流側の端面５１ａとの間は、所定の距離をおいて離間されている。端面５１ａは、例えば、図６に示すように、タービンロータ軸方向に垂直な端面で構成される。

タービンロータ３０の外周には、ダイアフラム内輪５１側に延出してダイアフラム内輪５１との間に微小隙間を形成するシールフィン１３０が設けられている。シールフィン１３０は、周方向に亘って設けられている。また、シールフィン１３０は、タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、図６には、シールフィン１３０を２段備えた一例を示している。

ダイアフラム内輪５１との間の微小隙間は、ダイアフラム内輪５１やタービンロータ３０の熱伸びや遠心力による伸びなどを考慮して、シールフィン１３０がダイアフラム内輪５１に接触しないように設定されている。

ロータディスク３１、タービンロータ３０および最も上流側のシールフィン１３０（以下、最上流シールフィン１３０ａという。）によってキャビティ１４０が形成されている。このキャビティ１４０は空洞部として機能する。

ここで、図６に示すように、ダイアフラム内輪５１の上流側の端面５１ａとロータディスク３１の下流側の端面３１ａとの間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_３とし、ロータディスク３１の下流側の端面３１ａの半径方向の長さをＨ_３とし、ダイアフラム内輪５１の半径方向の厚さをＳとする。

このような構成において、動翼４０を通過した主流通路の内周に沿った蒸気ＭＳの一部は、シールフィン１３０とダイアフラム内輪５１との間を通過する漏洩蒸気である蒸気ＬＳとして分岐する。蒸気ＬＳは、半径方向外側に偏向されながら、距離Ａ_３の間隙からキャビティ１４０内に流入する。

キャビティ１４０内では、タービンロータ３０の外周面に近接した領域で、蒸気ＬＳに旋回成分が与えられる。しかしながら、タービンロータ３０の外周面に近接した領域からダイアフラム内輪５１に到達するまでに、ほぼ軸方向成分が主の流れになる。

キャビティ１４０内において、シールフィン１３０が回転する系となるが、タービンロータ３０から見た相対系で考えれば、旋回流がキャビティ１４０およびシールフィン１３０とダイアフラム内輪５１との間に流入する形態となる。そのため、タービン段落におけるタービン効率の増加効率の特性は、図３に示したものと同様であり、キャビティ１４０内に形成される主渦Ｖａおよび副渦Ｖｂの流動形態は、第１の実施の形態において説明した主渦Ｖａおよび副渦Ｖｂの流動形態と同様である。

そのため、シール部７０は、次の式（７）の関係を満足するように構成されている。
０．５×Ａ_３ ≦ Ｈ_３−Ｓ／２ ≦ ２．５×Ａ_３ …式（７）

式（７）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができる。なお、本実施の形態におけるＨ_３、Ａ_３、Ｓは、それぞれ第１の実施の形態におけるＨ_１、Ａ_１、Ｔに対応する。

また、式（７）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができるが、さらに式（８）を満たすことが好ましい。
Ｂ_３ ≦ Ｈ_３−Ｓ ≦ ５×Ｂ_３ …式（８）

ここで、Ｂ_３は、ダイアフラム内輪５１の上流側の端面５１ａと、最上流シールフィン１３０ａの上流側の面１３１とのタービンロータ軸方向の距離である。

式（８）を満たすことで、第１の実施の形態における式（２）を満たすことで得られる効果と同様に、縮流効果を高めて漏洩流量をさらに抑制することができる。なお、本実施の形態におけるＢ_３は、第１の実施の形態におけるＢ_１に対応する。

ここで、キャビティ１４０の入口のタービンロータ軸方向の寸法にも相当する距離Ａ_３が、厚さＳに対して小さすぎると、ダイアフラム内輪５１の上流側が、キャビティ１４０内へ蒸気が流入する際の障壁となる。また、キャビティ１４０の入口が絞られることで、半径方向の流速成分が増加し、キャビティ１４０内での渦生成が抑制される。そこで、次の式（９）の関係式を満たすことが好ましい。
Ａ_３ ≧ Ｓ …式（９）

前述した式（７）を満たすことで、漏洩流量を抑制し、タービン効率の低下を抑制することができるが、さらに式（９）を満たすことで、的確な主渦Ｖａを形成することができる。

ここで、ダイアフラム内輪５１の外周５１ｂの半径Ｒ_５は、ロータディスク３１の外周３１ｂの半径Ｒ_６以下であることが好ましい。これによって、主流の蒸気ＭＳとの混合時に主流を乱す、再流出流れＦｒの半径方向の速度成分が低減され、タービン効率の低下を抑制できる。

第３の実施の形態の蒸気タービン１２によれば、少なくとも上記した式（７）を満たすようにシール部７０を構成することで、漏洩流量を低減し、タービン効率を向上させることができる。

なお、シール部７０は、式（７）以外にも、式（７）および式（８）、式（７）および式（９）を満たすように構成されることが好ましい。さらには、シール部７０は、式（７）、式（８）および式（９）のすべてを満たすように構成されることがさらに好ましい。

ここで、ダイアフラム内輪５１の上流側の端面５１ａの形状は、前述したタービンロータ軸方向に垂直な端面形状に限られるものではない。図７は、第３の実施の形態の蒸気タービン１２の、他の構成のダイアフラム内輪５１を備えるシール部７０の鉛直方向の断面を模式的に示した図である。

図７に示すように、ダイアフラム内輪５１の上流側の端面５１ａを、例えば、下流に行くに伴って、半径方向内側から半径方向外側に向かって傾斜する傾斜面で構成されてもよい。このように端面５１ａを形成することで、主流の蒸気ＭＳとの混合時に主流を乱す、再流出流れＦｒの半径方向の速度成分が低減され、タービン効率の低下を抑制できる。

なお、上記した実施の形態では、蒸気タービン１０として高圧タービンを例示して説明したが、本実施の形態の構成は、例えば、超高圧タービン、中圧タービン、低圧タービンなどに適用することができる。また、本実施の形態の蒸気タービンは、前述したシール部６０（第１の実施の形態）およびシール部７０（第２または第３の実施の形態）の少なくとも一方を備えていればよい。シール部６０（第１の実施の形態）およびシール部７０（第２または第３の実施の形態）の双方を備えてもよい。

以上説明した実施形態によれば、シール部における漏洩流量を低減し、タービン効率を向上させることが可能となる。

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。

１０，１１，１２…蒸気タービン、２０…内部ケーシング、２１…外部ケーシング、３０…タービンロータ、３１…ロータディスク、３１ａ，３３ａ，４２ａ，５１ａ，５６ａ，５９ａ…端面、３１ｂ，５１ｂ…外周、３２…小径部、３３…大径部、４０…動翼、４１…動翼翼列、４２…先端部、４２ｂ，５６ｂ，５９ｂ…内周、５０…ダイアフラム外輪、５１…ダイアフラム内輪、５２…静翼、５３…静翼翼列、５４…延設部、５５，５８，１３０…シールフィン、５５ａ，５８ａ，１３０ａ…最上流シールフィン、５６，５９…環状突条部、５７，１２０…面、６０，７０…シール部、８０…蒸気入口管、８１…ノズルボックス、９０…グランドシール部、１００，１１０，１４０…キャビティ。

Claims (14)

1. ケーシング内に貫設されたタービンロータに周方向に植設された動翼と、
   前記動翼の先端部との間に半径方向に隙間を有して設けられた静止環状体と、
   タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、前記静止環状体の内周から前記動翼の先端部側に延出して前記先端部との間に微小隙間を形成するシールフィンと、
   前記動翼の先端部の上流側の端面と上流側に所定の距離を有し、前記静止環状体から半径方向内側に突出した環状突条部と、
   前記静止環状体、最も上流側の前記シールフィンおよび前記環状突条部によって形成された空洞部と
   を備え、
   前記動翼の先端部の上流側の端面と前記環状突条部の下流側の端面との間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_１、前記環状突条部の下流側の端面の半径方向の長さをＨ_１、前記動翼の先端部の半径方向の厚さをＴとするとき、次の式（１）の関係を満たすことを特徴とする軸流タービン。
   ０．５×Ａ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ／２ ≦ ２．５×Ａ_１ …式（１）
2. 前記動翼の先端部の上流側の端面と、最も上流側の前記シールフィンの上流側の面とのタービンロータ軸方向の距離をＢ_１とするとき、次の式（２）の関係を満たすことを特徴とする請求項１記載の軸流タービン。
   Ｂ_１ ≦ Ｈ_１−Ｔ ≦ ５×Ｂ_１ …式（２）
3. 前記距離Ａ_１と前記厚さＴとが次の式（３）の関係を満たすことを特徴とする請求項１または２記載の軸流タービン。
   Ａ_１ ≧ Ｔ …式（３）
4. 前記動翼の先端部の上流側の端面が、下流に行くに伴って、半径方向外側から半径方向内側に向かって傾斜する傾斜面であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載の軸流タービン。
5. 前記動翼の先端部の内周の半径が、前記環状突条部の内周の半径以上であることを特徴とする請求項１乃至４のいずれか１項記載の軸流タービン。
6. ケーシング内に貫設され、小径部および大径部を有するタービンロータと、
   前記タービンロータとの間に半径方向に隙間を有して設けられた静止環状体と、
   タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、前記静止環状体の内周から前記タービンロータ側に延出して前記タービンロータの大径部との間に微小隙間を形成するシールフィンと、
   前記タービンロータの大径部の上流側の端面と上流側に所定の距離を有し、前記静止環状体から半径方向内側に突出し、半径方向に隙間を有して前記タービンロータの小径部に対向する環状突条部と、
   前記静止環状体、最も上流側の前記シールフィンおよび前記環状突条部によって形成された空洞部と
   を備え、
   前記環状突条部の内周の半径が、前記タービンロータの大径部の半径以下であり、
   前記タービンロータの大径部の上流側の端面と前記環状突条部の下流側の端面との間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_２、前記環状突条部の下流側の端面の半径方向の長さをＨ_２、前記タービンロータの大径部の半径と前記環状突条部の内周の半径との半径差をＷとするとき、次の式（４）の関係を満たすことを特徴とする軸流タービン。
   ０．５×Ａ_２ ≦ Ｈ_２−Ｗ／２ ≦ ２．５×Ａ_２ …式（４）
7. 前記タービンロータの大径部の上流側の端面と、最も上流側の前記シールフィンの上流側の面とのタービンロータ軸方向の距離をＢ_２とするとき、次の式（５）の関係を満たすことを特徴とする請求項６記載の軸流タービン。
   Ｂ_２ ≦ Ｈ_２−Ｗ ≦ ５×Ｂ_２ …式（５）
8. 前記距離Ａ_２と前記半径差Ｗとが次の式（６）の関係を満たすことを特徴とする請求項６または７記載の軸流タービン。
   Ａ_２ ≧ Ｗ …式（６）
9. 前記環状突条部の内周側において、内周から前記タービンロータの大径部の半径以上に相当する部分が軟切削材で構成されたことを特徴とする請求項６乃至８のいずれか１項記載の軸流タービン。
10. ケーシング内に貫設されたタービンロータと、
    前記タービンロータとの間に半径方向に隙間を有して設けられた静止環状体と、
    タービンロータ軸方向に少なくとも１段設けられ、前記タービンロータの外周から前記静止環状体側に延出して前記静止環状体との間に微小隙間を形成するシールフィンと、
    前記静止環状体の上流側の端面と上流側に所定の距離を有し、前記タービンロータから半径方向外側に周方向に亘って突出したロータディスクと、
    前記ロータディスク、最も上流側の前記シールフィンおよび前記タービンロータによって形成された空洞部と
    を備え、
    前記静止環状体の上流側の端面と前記ロータディスクの下流側の端面との間のタービンロータ軸方向の距離をＡ_３、前記ロータディスクの下流側の端面の半径方向の長さをＨ_３、前記静止環状体の半径方向の厚さをＳとするとき、次の式（７）の関係を満たすことを特徴とする軸流タービン。
    ０．５×Ａ_３ ≦ Ｈ_３−Ｓ／２ ≦ ２．５×Ａ_３ …式（７）
11. 前記静止環状体の上流側の端面と、最も上流側の前記シールフィンの上流側の面とのタービンロータ軸方向の距離をＢ_３とするとき、次の式（８）の関係を満たすことを特徴とする請求項１０記載の軸流タービン。
    Ｂ_３ ≦ Ｈ_３−Ｓ ≦ ５×Ｂ_３ …式（８）
12. 前記距離Ａ_３と前記厚さＳとが次の式（９）の関係を満たすことを特徴とする請求項１０または１１記載の軸流タービン。
    Ａ_３ ≧ Ｓ …式（９）
13. 前記静止環状体の上流側の端面が、下流に行くに伴って、半径方向内側から半径方向外側に向かって傾斜する傾斜面であることを特徴とする請求項１０乃至１２のいずれか１項記載の軸流タービン。
14. 前記静止環状体の外周の半径が、前記ロータディスクの外周の半径以下であることを特徴とする請求項１０乃至１３のいずれか１項記載の軸流タービン。

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