JP2015175233A - タービン動翼翼列、タービン段落および蒸気タービン - Google Patents

Abstract

【課題】運転開始から長期間経過後においても水滴の浸食による性能低下を抑制できるタービン動翼翼列を提供する。
【解決手段】タービン動翼翼列の動翼は、タービンロータの周方向に互いに離間した複数の動翼を備えている。動翼は、タービンロータの側に設けられた基端側領域３２と、基端側領域３２より翼高さが高い先端側領域３３と、を有している。先端側領域３３は、隣り合う動翼との周方向の重なり量を示すラップ量Ｌと、動翼の翼コード長Ｃとの比であるラップ量比Ｌ／Ｃの先端側領域３３における最大値を有する頂点翼高さ位置３４を含み、頂点翼高さ位置３４から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向ってラップ量比が徐々に小さくなるように形成されている。
【選択図】図９

Description

本発明の実施の形態は、タービン動翼翼列、タービン段落および蒸気タービンに関する。

蒸気タービンは、火力発電プラント、ガスタービンと組み合わせたコンバインドサイクル発電プラント、原子力発電プラント、さらには、再生可能エネルギを利用した地熱発電プラント、太陽熱発電プラント等に広く適用されている。このような蒸気タービンの性能および信頼性を向上させることにより、ＣＯ_２排出の削減やエネルギ損失の削減へ大きく寄与することができる。

蒸気タービンの性能向上のための有効な対策の一つとして、排気環状面積を増加させ、作動流体の速度を小さくして排気損失を低減させることが挙げられる。排気環状面積を増加させるためには、最終タービン段落の動翼を長翼化して動翼の平均径を上げるといった対策が効果的である。しかしながらこの場合、遠心力が増加するという問題が生じ得る。この問題に対処するためには、動翼材料の開発や動翼の構造機構の開発、動翼の振動抑制機構の開発等が効果的となる。

また、動翼を長翼化させた場合、動翼の先端部の周速が増加して蒸気流れの相対マッハ数が増加し得る。従来の最終タービン段落においては、動翼の入口に流入する蒸気の相対速度は亜音速近傍にあり、動翼の出口から流出する蒸気の相対速度は超音速となっており、遷音速翼型の動翼が主流となっていた。しかしながら、上述したように、長翼化によって最終タービン段落の動翼の先端部の周速が増加する場合、動翼の先端部側の領域において、入口における蒸気の相対速度が超音速となり得る。超音速で蒸気が流入する場合には、衝撃波が発生し得るため、この衝撃波による損失の抑制が動翼の性能に関わってくる。そこで、衝撃波損失を抑制するために、超音速で流入した蒸気の流れを超音速で流出させる超音速翼型の動翼の開発が行われている。

このような超音速翼型の動翼として、動翼の入口での衝撃波を軽減するために、所望の翼面曲率を有し、出口側に向って動翼間通路が拡大するように形成された末広翼形状を有する動翼が提案されている。

特開２０１３−３２７７２号公報

ところで、原子力発電プラント用の蒸気タービンの大部分の段落、地熱発電プラント用の蒸気タービンの大部分の段落、あるいは火力発電プラント用の蒸気タービンのうちの低圧タービンの各段落では、作動流体である蒸気の一部が凝縮して液化する場合がある。液化した蒸気の一部は、静翼の翼面や、ダイアフラム外輪の内周面（壁面）に付着して水膜を形成し、静翼の後縁やダイアフラム外輪の内周面から吹き千切れて水滴となって、下流側の動翼に衝突する。このことにより、動翼の一部が水滴によって浸食される現象が発生する場合がある。このような現象は、動翼に流入する蒸気の速度が亜音速である場合にも生じ得るが、超音速となっている場合には、動翼に衝突する水滴の速度が増大し、浸食量が増大し得る。また、この水滴による浸食は、蒸気圧力や温度が低下した、湿り度が高い最終タービン段落において発生する可能性が高くなっている。

以上のことから、長期間にわたって蒸気タービンが運転されると、上述のように水滴の浸食により動翼の翼型形状が変化し得る。しかしながら、翼型形状は、初期的に動翼の性能が最大限発揮されるように設定されるため、運転開始から長期間経過後に性能が低下し得るという課題があった。

本発明は、このような点を考慮してなされたものであり、運転開始から長期間経過後においても水滴の浸食による性能低下を抑制できるタービン動翼翼列、タービン段落および蒸気タービンを提供することを目的とする。

実施の形態によるタービン動翼翼列は、タービンロータに設けられ、超音速の蒸気が流入するタービン動翼翼列である。このタービン動翼翼列は、タービンロータの周方向に互いに離間した複数の動翼を備えている。動翼は、タービンロータ側に設けられた基端側領域と、基端側領域より翼高さが高い先端側領域と、を有している。先端側領域は、隣り合う動翼との周方向の重なり量を示すラップ量Ｌと、動翼の翼コード長Ｃとの比であるラップ量比Ｌ／Ｃの先端側領域における最大値を有する頂点翼高さ位置を含み、頂点翼高さ位置から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向ってラップ量比が徐々に小さくなるように形成されている。

また、実施の形態によるタービン段落は、周方向に互いに離間した複数の静翼を有する静翼翼列と、静翼翼列の下流側に隣り合って配置された上述のタービン動翼翼列と、を備えている。

さらに、実施の形態による蒸気タービンは、ケーシングと、ケーシングに回転自在に設けられたタービンロータと、上述のタービン段落と、を備えている。

図１は、実施の形態における蒸気タービンの一例を示す子午断面図である。 図２は、図１の蒸気タービンにおける最終タービン段落とその上流側のタービン段落とを拡大して示す子午断面図である。 図３は、図２のＡ−Ａ線横断面を示す図である。 図４は、図２の最終タービン段落の動翼において、翼高さ比と１０年後の相対浸食量との関係を示すグラフである。 図５は、図２の最終タービン段落の動翼において、翼高さ比と相対マッハ数との関係を示すグラフである。 図６（ａ）は、図２の最終タービン段落において、ラップ量を説明するための動翼の横断面図であり、図６（ｂ）は、図６（ａ）のＢ部拡大図である。 図７は、図２の最終タービン段落において、ラップ量比と性能との関係を示すグラフである。 図８（ａ）〜（ｃ）は、図２の最終タービン段落において、衝撃波を説明するための動翼の横断面図である。 図９は、実施の形態による動翼の先端側領域において、翼高さ比とラップ量比との関係を示すグラフである。 図１０は、図９に示す動翼の先端側領域において、翼高さ比と１０年後のラップ量比との関係を示すグラフである。

以下、図面を参照して、本発明の実施の形態におけるタービン動翼翼列、タービン段落および蒸気タービンについて説明する。

ここでは、まず、蒸気タービンとして、蒸気の圧力が比較的低い低圧蒸気タービン（以下、単に蒸気タービンと記す）を例に挙げて説明する。低圧蒸気タービンの一例を図１に示す。

図１に示すように、蒸気タービン１は、ケーシング２と、ケーシング２内に回転自在に設けられたタービンロータ３と、を備えている。ケーシング２には、複数の静翼翼列１０が設けられ、タービンロータ３には、複数のタービン動翼翼列３０（以下、単に動翼翼列３０と記す）が設けられている。一の静翼翼列１０と、当該一の静翼翼列１０の下流側に隣り合って配置された一の動翼翼列３０とによって一のタービン段落が構成されている。蒸気タービン１には、複数のタービン段落２０ａ、２０ｂ、２０ｃが設けられており、最も高圧側（上流側）のタービン段落は第１タービン段落２０ａといい、最も低圧側（下流側）のタービン段落は、最終タービン段落２０ｃという。

静翼翼列１０は、タービンロータ３の周方向に所定のピッチで互いに離間して配置された複数の静翼１１（ノズル）を有している。より詳細には、図２に示すように、ケーシング２の内周側には、タービン段落毎にダイアフラム外輪１２が設けられている。このダイアフラム外輪１２より内周側にはダイアフラム内輪１３が設けられている。上述した静翼１１は、ダイアフラム外輪１２とダイアフラム内輪１３との間に設けられている。すなわち、静翼１１は、ダイアフラム外輪１２とダイアフラム内輪１３とによって支持され、周方向に均等に列状に配置されている。

動翼翼列３０は、周方向に所定のピッチで互いに離間して配置された複数の動翼３１を有している。より詳細には、動翼３１は、タービンロータ３に設けられたロータディスク４に植設され、周方向に均等に列状に配置されている。

図１に示すように、ケーシング２には、ボイラ（図示せず）等において生成された蒸気を作動蒸気としてタービン段落に供給する蒸気管５が連結されている。この蒸気管５により供給された蒸気は、第１タービン段落２０ａに入り、各タービン段落を通って下流側に流れて、最終タービン段落２０ｃから抜けていく。この間、蒸気の膨張仕事を動翼３１が受けてタービンロータ３が回転する。すなわち、動翼３１は、静翼１１において膨張された蒸気の速度エネルギを回転エネルギに変換して動力を発生させる。このようにして、タービンロータ３が回転駆動され、タービンロータ３に連結された発電機（図示せず）において発電が行われる。また、最終タービン段落２０ｃから抜けた蒸気は、ケーシング２の外部に設けられた復水器（図示せず）に送られて復水が生成され、生成された復水は、上述したボイラに供給される。

ところで、図２に示すように、動翼３１は、タービンロータ３の側に設けられた基端側領域３２と、基端側領域３２より翼高さが高い先端側領域３３と、を有している。すなわち、基端側領域３２は動翼３１うちの内周側の領域であって、翼高さが低い領域であり、先端側領域３３は外周側の領域であって、タービンロータ３の側とは反対側の領域となっている。ここで、翼高さは、タービンロータ３の回転軸線からの距離と言い換えることもできる。

動翼３１の先端側領域３３は、隣り合う動翼３１との周方向の重なり量を示すラップ量Ｌ（後述、図６（ａ）参照）と、動翼３１の翼コード長Ｃ（後述、図６（ａ）参照）との比であるラップ量比Ｌ／Ｃの先端側領域３３における最大値を有する頂点翼高さ位置３４を有し、当該頂点翼高さ位置３４から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向ってラップ量比が徐々に小さくなるように形成されている。

このように動翼３１の先端側領域３３を形成することにより、運転開始から長期間経過後においても水滴の浸食による性能低下を抑制できる。このことについて、以下により詳細に説明する。

蒸気タービン１が運転している間、図２に示すように、第１タービン段落２０ａ（図１参照）に流入した蒸気は、下流に流れるに伴って拡大する拡大流路内をＰ方向に沿って流れて膨張する。このことにより、蒸気の圧力および温度が降下し、湿り度が３％〜５％程度まで非平衡膨張した際に水滴が発生する。通常、火力発電プラント用の蒸気タービン１においては、最終タービン段落２０ｃよりも一段上流側の最終前タービン段落２０ｂで水滴が発生し得る。

最終前タービン段落２０ｂにおいて初期的に形成される水滴の径は、０．１μｍ〜１μｍ程度である。形成された水滴の一部は、当該最終前タービン段落２０ｂの静翼１１の表面や動翼３１の表面に衝突して付着する。しかしながら、この場合、水滴の径が小さいため、当該最終前タービン段落２０ｂにおける動翼３１の浸食は軽微となる。

最終前タービン段落２０ｂの静翼１１や動翼３１に衝突し付着した水滴は、図２の実線で示すように、遠心力やコリオリ力を受けながら、拡大流路内をＱ方向に沿って外周側へ流れる。これにより、最終タービン段落２０ｃに対応するダイアフラム外輪１２の内周面に、多くの水滴が付着し、液膜が形成される。

形成された液膜は、ダイアフラム外輪１２の内周面の近傍で発生する蒸気の二次流れによって、ダイアフラム外輪１２の内周面に沿って、静翼１１の腹側から隣り合う他の静翼１１の背側に向う。静翼１１の背側に達した液膜は、蒸気の二次流れ（静翼１１間に発生する渦流）によって、静翼１１の背側の外周側から内周側に拡散されながら静翼１１の後縁に延びる（図２の破線ハッチングで示したＲ領域参照）。静翼１１の後縁に達した液膜は、後縁より蒸気の主流に吹き千切られて水滴６となって主流内に放出される。このときの水滴６の径は、数百μｍになるため、静翼１１の下流側の動翼３１に衝突して、当該動翼３１を浸食し得る。

図３に、図２のＡ−Ａ線横断面を示す。図３に示す翼断面の高さ位置は、動翼３１の全高の９０％の位置となっている。

図３には、実線の矢印によって蒸気流れの速度ベクトルが示されている。Ｃｎは静翼１１の出口における蒸気の絶対速度を示し、Ｕは動翼３１の回転周方向速度を示し、Ｗｎは蒸気の相対速度を示している。また、図３には、破線の矢印によって水滴の速度ベクトルが示されている。Ｃｐは静翼１１の出口における水滴の絶対速度を示し、Ｗｐは水滴の相対速度を示している。

図３に示すように、水滴の絶対速度Ｃｐは、蒸気の絶対速度Ｃｎより小さくなっている。しかしながら、動翼３１の回転周方向速度は同じとなるため、動翼３１の入口における水滴の相対速度は、蒸気の相対速度より大きくなる。そして、水滴は、回転周方向速度Ｕに近い速度で動翼３１に流入する。ここで、動翼３１の浸食量は、水滴の相対速度Ｗｐに比例する。このため、動翼３１の長翼化によって回転周方向速度が大きくなり、蒸気の相対速度が上昇して浸食量が増大し得る。浸食量が増大すると、動翼３１の翼型形状が、設計時の形状とは異なる形状に変形し、翼型損失が増加し得る。

動翼３１の入口における蒸気の相対マッハ数が１を超える場合、動翼３１に流入する蒸気の流れが超音速の流れとなる。この場合、蒸気の膨張不足による翼型損失の増加を抑えるために、動翼３１が、出口側に向って動翼間通路が拡大するように形成された末広翼形状を有していることが好適である。しかしながら、上述したように、動翼３１が水滴によって浸食されると、動翼３１は末広翼形状を維持することが困難になり、翼型損失が増加して、性能低下が発生するおそれがある。本実施の形態による動翼翼列３０は、このような水滴の浸食による性能低下を抑制するためのものである。

図４に、現時点で世界最大級の翼長をもつ最終タービン段落２０ｃの動翼３１における運転開始から１０年経過後の相対浸食量の予測分布を示す。横軸は、翼高さと動翼３１の全高との比である翼高さ比を示している。例えば、動翼３１の全高の９０％の翼高さ位置は翼高さ比０．９の翼高さ位置となる。縦軸は動翼３１の前縁３５（図６参照）の相対浸食量を示す。相対浸食量は、浸食量を翼コード長Ｃ（図６（ａ）参照）で除した値である。ここで、翼コード長Ｃは、動翼の前縁３５と後縁３６（図６参照）との距離に相当する。翼コード長Ｃが、翼高さ位置ごとに異なる場合には、相対浸食量は、所定の翼高さ位置における浸食量を当該翼高さ位置における翼コード長Ｃで除した値とすることが好適である。なお、浸食量は、理論式から得られる浸食量に、実測データを用いて補正して得られた値となっている。

図４に示すように、最終タービン段落２０ｃの動翼３１においては、翼高さ比が０．９３の位置において浸食量が最大となっている。この翼高さ比０．９３の位置から上下方向（翼高さが低くなる方向および高くなる方向）に向って浸食量は小さくなっている。そして、翼高さ比０．８５〜１の範囲において、動翼３１の前縁３５が浸食される。

初期運転期間（運転開始後１年間程度）では、運転時間によらず図４に示す予測された浸食量の傾向に沿って浸食が進行するが、浸食量はまだ少ない。しかしながら、運転開始後１０年〜２０年を経過すると、浸食量が増大して、動翼３１の質量や剛性が変化し、動翼３１の固有振動数が変化し得る。この場合、タービンロータ３の回転数との離調不足により動翼３１の振動応力が増加し、場合によっては、動翼３１の損傷を招く可能性が生じる。このことを回避するために、動翼３１の交換や、溶接補修などによる再生措置を行うことがある。

図５に、現時点で世界最大級の翼長をもつ最終タービン段落２０ｃの動翼３１に、超音速翼型を適用する範囲を示す。横軸は翼高さ比を示し、縦軸は相対マッハ数を示している。

超音速翼型は、超音速で流入した蒸気の流れを超音速で流出させることが可能な翼型である。すなわち、超音速翼型は、動翼３１の入口における相対マッハ数および出口における相対マッハ数が１を超える場合に用いられる。図５によれば、相対マッハ数が１を超える翼高さ比は、０．８２以上であることが示されている。この相対マッハ数が１を超える翼高さ比の範囲は、図４に示した動翼３１の前縁３５（図６参照）が浸食される翼高さ比の範囲に概略重なっている。

図６（ａ）、（ｂ）は、翼高さ比０．９２における最終タービン段落２０ｃの動翼３１の横断面を示している。図６（ａ）に示すように、互いに隣り合う動翼３１は、タービンロータ３の回転軸線Ｘ（図１参照）に沿った方向（Ｙ方向）から見たときに、一部が重なり合っている。すなわち、動翼３１は、上流側に設けられた前縁３５と、下流側に設けられた後縁３６と、を含んでおり、動翼３１の前縁３５の側の領域が、隣り合う他の動翼３１の後縁３６の側の領域と重なり合ってラップ領域が形成されている。このラップ領域の周方向寸法（重なり量）をラップ量Ｌとする。また、ラップ領域には、図６（ｂ）に示すように、互いに隣り合う動翼３１との距離が最も小さくなる翼通路狭隘部（スロート部Ｔ）が形成されている。超音速翼型に用いられる末広翼形状は、このスロート部Ｔより下流側において動翼３１間の通路幅が出口側に向って拡大する形状となっている。

図７に、上述のように形成された超音速翼型形状を有する動翼３１の性能を示す。横軸はラップ量比を示し、縦軸は性能（効率）を示す。ここで、横軸に示されたラップ量比は、図６に示すラップ量Ｌと、動翼３１の翼コード長Ｃとの比（Ｌ／Ｃ）を示している。なお、翼コード長Ｃが、翼高さ位置ごとに異なる場合には、ラップ量比は、所定の翼高さ位置におけるラップ量Ｌを当該翼高さ位置における翼コード長Ｃで除した値とすることが好適である。また、縦軸に示された性能は、動翼３１を通過する蒸気のエネルギからタービンロータ３を回転駆動するエネルギへの変換効率を意味している。

図７に示されているように、ラップ量比が０近傍において効率が最大となっており、ラップ量比が減少または増大するに従って効率が低下している。このうち、ラップ量比が負の値となっている領域においては、ラップ量比が正の値となっている領域よりも効率低下の度合いが大きくなっている。

この理由を、図８を用いて説明する。図８（ａ）は、ラップ量比が正の値となっている場合に形成され得る衝撃波を示し、図８（ｂ）は、ラップ量比が０となっている場合に形成され得る衝撃波を示し、図８（ｃ）は、ラップ量比が負の値となっている場合に形成され得る衝撃波を示している。

図８（ａ）に示すように、ラップ量比が正の値となっている場合には、動翼３１の前縁３５が図８（ｂ）、（ｃ）に示す場合よりも上流側に形成されるため、動翼３１の入口に形成され得る入口衝撃波は、最も上流側に形成される。この入口衝撃波は、隣り合う動翼３１の翼面（表面）に反射しながら下流側へ伝播する。また、動翼３１の出口にも出口衝撃波が形成されるため、下流へ伝播した入口衝撃波は、出口衝撃波と干渉する。このような衝撃波の反射や干渉によって損失が増加し得る。すなわち、ラップ量比が大きくなると、衝撃波が反射する位置が上流側へ移動するため、衝撃波の干渉が大きくなり損失が増加する。

図８（ｂ）に示すように、ラップ量比が０となっている場合、入口衝撃波が隣り合う動翼３１の翼面で反射することを回避することができる。このことにより、損失の増加を防止でき、効率を最大にすることができる。

図８（ｃ）に示すように、ラップ量比が負の値となっている場合、スロート部Ｔが動翼３１の後縁３６に位置付けられるため、超音速流れに適した末広翼形状を形成することができなくなる。この場合、動翼３１の出口において超音速流れを実現することが困難になり、出口の流れが亜音速流れとなる。このことにより、動翼３１を通過する蒸気の速度が、入口における超音速から出口において亜音速に急減速することになり、動翼３１の翼面において流れが剥離し、効率が大きく低下し得る。

このように、最終タービン段落２０ｃの動翼翼列３０では、ラップ量Ｌによって動翼３１の効率が大きく変わる可能性がある。そこで、このような状況を考慮した本実施の形態における動翼翼列３０について、以下により詳細に説明する。

すなわち、本実施の形態においては、動翼３１の先端側領域３３は、翼高さ比が０．８２〜１となる領域となっている。このことにより、先端側領域３３を、水滴による浸食量が大きくなり得る超音速の蒸気が流入する領域（図５参照）とすることができ、浸食による動翼３１の効率低下をより確実に抑制することができる。また、先端側領域３３が、翼高さ比が０．８５〜１となる領域となっている場合には、先端側領域３３を、水滴による浸食が進行し得る領域（図４参照）とすることができ、浸食による動翼３１の効率低下をより確実に抑制することができる。なお、図９（後述する図１０も同様）においては、先端側領域３３の翼高さ比が０．８５〜１となっている例を示している。

また、頂点翼高さ位置３４における翼高さ比は、０．９３となっている。このことにより、水滴による浸食が最大となり得る翼高さ位置（図４参照）において、ラップ量比を最大にすることができ、浸食による動翼３１の効率低下を効果的に抑制できる。

また、先端側領域３３のラップ量比は、頂点翼高さ位置３４から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向って直線状に小さくなっている。このことにより、先端側領域３３の全体にわたって、ラップ量比を１０年後の予測浸食量より大きくすることができ、動翼３１の効率低下を効果的に抑制できる。

また、先端側領域３３のラップ量比は、０以上となっている。このことにより、水滴による浸食が予測される先端側領域３３において、運転開始から１０年経過後においても、ラップ量比が負の値となることを抑制できる。また、当該ラップ量比は、０．０９以上である場合には、１０年経過後においても、ラップ量比が負の値となることをより一層抑制できる。

また、頂点翼高さ位置３４のラップ量比（ラップ量比の最大値）は、０．１以下となっている。このことにより、ラップ量比が大きくなりすぎることによって損失が増大することを抑制できる。

また、先端側領域３３は、超音速で流入した蒸気の流れを超音速で流出させる超音速翼型形状を有している。すなわち、先端側領域３３は、動翼３１間の通路がスロート部Ｔ（図６（ｂ）参照）から出口側に向って拡大した末広翼形状を有していることが好ましい。このことにより、動翼３１に流入した超音速の蒸気の流れを、超音速で動翼３１から流出させることができる。このため、蒸気の流れが急減速して亜音速となることを防止し、効率低下を抑制できる。

さらに、上述した動翼３１を構成する動翼翼列３０は、最終タービン段落２０ｃを構成している。このことにより、蒸気圧力や温度が低下した、湿り度が高い最終タービン段落２０ｃの動翼３１において、水滴による浸食によって性能が低下することを効果的に抑制することができる。

図９に、上述のようにして構成された本実施の形態による動翼３１の翼高さ比とラップ量比との関係を実線で示す。また、図９には、図４に示す相対浸食量（運転開始から１０年経過後の浸食量の予測分布）が破線で示されている。

図９に示すように、先端側領域３３（翼高さ比：０．８５〜１）において、翼高さ比が０．９３の位置に頂点翼高さ位置３４が存在し、当該頂点翼高さ位置３４におけるラップ量比が０．１となっている。この頂点翼高さ位置３４から翼高さ比が０．８５の位置に向って、ラップ量比が直線状（線形的）に小さくなるとともに、翼高さ比が１の位置に向って、ラップ量比が直線状に小さくなっている。

また、図９の実線で示されるようなラップ量比とすることにより、破線で示すような浸食量の浸食が進行した場合であっても、運転開始から１０年経過後のラップ量比を、先端側領域３３の全体にわたって０以上に維持することが可能となる。

上述したようなラップ量比を有する先端側領域３３は、例えば、動翼３１の前縁３５を、隣り合う他の動翼３１の後縁３６を基準にして、流入する蒸気の上流側に延ばすことにより実現することができる。しかしながら、これに限られることはなく、動翼３１の後縁３６を、隣り合う他の動翼３１の前縁３５を基準にして、流出する蒸気の下流側に延ばすようにしてもよく、あるいは、動翼３１の前縁３５および後縁３６を、蒸気の上流側および下流側にそれぞれ延ばすようにしてもよい。

なお、図９には基端側領域３２におけるラップ量比を示していないが、基端側領域３２におけるラップ量比は任意とすることができる。

図１０には、図９に示す先端側領域３３において運転開始から１０年経過後に浸食が進行した場合のラップ量比が示されている。すなわち、図１０は、図９における実線のラップ量比から破線の相対浸食量を減じて得られたグラフである。

図１０に示されているように、先端側領域３３において１０年経過後に浸食が進行した場合であっても、ラップ量比を０以上に維持することができる。図７を用いて既に説明したように、ラップ量比が０近傍では動翼３１の性能を最大にすることができる。一方、ラップ量比が負の値となると動翼３１の効率が低下し得るため、設計時にラップ量比が０近傍に設定されている場合、浸食によってラップ量比が低減して負の値となり、動翼３１の性能が低下するおそれがある。これに対して本実施の形態によれば、上述したように、先端側領域３３における１０年経過後のラップ量比を０以上とすることができるため、動翼３１の性能が低下することを防止できる。更に言えば、１０年経過後に、動翼３１の性能を向上させて、効率を最大化させることが可能となるとともに、１０年経過するまでは、ラップ量比を正の値とすることができ、ラップ量比を負の値とするよりも動翼３１の性能の低下を抑制することができる。

以上述べた実施の形態によれば、運転開始から長期間経過した後においても水滴の浸食による性能低下を抑制できる。

なお、上述した実施の形態においては、動翼３１の先端側領域３３の翼高さ比、頂点翼高さ位置３４における翼高さ比、先端側領域３３のラップ量比および頂点翼高さ位置３４のラップ量比として、好ましい数値（あるいは数値範囲）が設定されている例について説明した。しかしながら、このことに限られることはなく、蒸気タービン１の設計条件（各部の寸法、形状など）、運転条件（流入蒸気の流量、圧力など）などに応じて、上記数値は好適に変更することができる。

すなわち、動翼３１の先端側領域３３を、ラップ量比Ｌ／Ｃの最大値を有する頂点翼高さ位置３４を有し、当該頂点翼高さ位置３４から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向ってラップ量比が徐々に小さくなるように形成することにより、先端側領域３３において水滴の浸食による性能低下を抑制することができる。図４および図９の破線にて示されたように、予測される浸食量は、翼高さ比が比較的高い所定の範囲において、浸食量が最大となる位置が存在し、この最大となる位置から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向って浸食量が徐々に小さくなっている。このため、動翼３１の先端側領域３３におけるラップ量比を上述のように設定することにより、当該先端側領域３３において浸食による性能低下を効果的に抑制することができる。

より具体的には、先端側領域３３における頂点翼高さ位置３４を、浸食量の予測分布に応じて浸食量が最も多くなる位置に適切に設定することにより、浸食量が最大となり得る翼高さ位置におけるラップ量比を大きくすることができ、浸食による性能低下を効果的に抑制することができる。そして、浸食量がそれ程大きくならない翼高さ位置では、ラップ量比が小さくなるため、必要以上にラップ量比が大きくなることを抑制でき、動翼３１の性能低下を抑制できる。

また、先端側領域３３を、浸食量の予測により浸食が発生し得る領域、または超音速流れが流入する領域に適切に設定することにより、先端側領域３３において浸食による性能低下を効果的に抑制することができる。

さらに、先端側領域３３におけるラップ量比を、予測される浸食量に応じて適切に設定することにより、運転開始から所定の期間経過後の浸食による性能低下を効果的に抑制することができる。

また、上述した本実施の形態においては、先端側領域３３のラップ量比は、頂点翼高さ位置３４から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向って直線状に小さくなっている例について説明した。しかしながら、このことに限られることはなく、ラップ量比は、頂点翼高さ位置３４から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向って徐々に小さくなっていれば、直線状に小さくなることに限られることはない。この場合においても、浸食による性能低下を効果的に抑制することができる。

また、上述した本実施の形態においては、先端側領域３３は、超音速で流入した蒸気の流れを超音速で流出させる超音速翼型形状を有している例について説明した。しかしながら、このことに限られることはなく、先端側領域３３は、超音速翼型形状を有していない場合であっても、上述のようにして浸食による性能低下を効果的に抑制することができる。

さらに、上述した本実施の形態においては、先端側領域３３のラップ量比を特定する動翼３１が最終タービン段落２０ｃを構成している例について説明した。しかしながら、このことに限られることはなく、本実施の形態による動翼３１は、最終タービン段落２０ｃ以外の他のタービン段落に適用してもよい。

本発明のいくつかの実施の形態を説明したが、これらの実施の形態は、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。これら新規な実施の形態は、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。これら実施の形態やその変形は、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。

１ 蒸気タービン
２ ケーシング
３ タービンロータ
１０ 静翼翼列
１１ 静翼
２０ｃ 最終タービン段落
３０ 動翼翼列
３１ 動翼
３２ 基端側領域
３３ 先端側領域
３４ 頂点翼高さ位置

Claims (12)

1. タービンロータに設けられ、超音速の蒸気が流入するタービン動翼翼列であって、
   前記タービンロータの周方向に互いに離間した複数の動翼を備え、
   前記動翼は、前記タービンロータ側に設けられた基端側領域と、前記基端側領域より翼高さが高い先端側領域と、を有し、
   前記先端側領域は、隣り合う前記動翼との前記周方向の重なり量を示すラップ量Ｌと、前記動翼の翼コード長Ｃとの比であるラップ量比Ｌ／Ｃの当該先端側領域における最大値を有する頂点翼高さ位置を含み、当該頂点翼高さ位置から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向って前記ラップ量比が徐々に小さくなるように形成されていることを特徴とするタービン動翼翼列。
2. 前記先端側領域の前記ラップ量比は、前記頂点から翼高さが低い側および翼高さが高い側に向って直線的に小さくなっていることを特徴とする請求項１に記載のタービン動翼翼列。
3. 前記先端側領域における前記ラップ量比は、０以上であることを特徴とする請求項１または２に記載のタービン動翼翼列。
4. 前記先端側領域における前記ラップ量比は、０．０９以上であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか一項に記載のタービン動翼翼列。
5. 前記頂点翼高さ位置の前記ラップ量比は、０．１以下であることを特徴とする請求項１乃至４のいずれか一項に記載のタービン動翼翼列。
6. 前記先端側領域は、翼高さと当該動翼の全高との比である翼高さ比が０．８２〜１となる領域であることを特徴とする請求項１乃至５のいずれか一項に記載のタービン動翼翼列。
7. 前記先端側領域は、翼高さと当該動翼の全高との比である翼高さ比が、０．８５〜１となる領域である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タービン動翼翼列。
8. 前記頂点翼高さ位置における前記翼高さ比は、０．９３であることを特徴とする請求項１乃至７のいずれか一項に記載のタービン動翼翼列。
9. 前記先端側領域は、超音速で流入した蒸気の流れを超音速で流出可能な形状を有している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タービン動翼翼列。
10. 最終タービン段落を構成することを特徴とする請求項１乃至９のいずれか一項に記載のタービン動翼翼列。
11. 周方向に互いに離間した複数の静翼を有する静翼翼列と、
    前記静翼翼列の下流側に隣り合って配置された請求項１乃至１０のいずれか一項に記載のタービン動翼翼列と、を備えたことを特徴とするタービン段落。
12. ケーシングと、
    前記ケーシングに回転自在に設けられた前記タービンロータと、
    請求項１１に記載の前記タービン段落と、を備えたことを特徴とする蒸気タービン。

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