JP4090613B2 - 軸流タービン - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、軸流タービンに係り、特に、渦損失の発生を低く抑えてタービン性能の向上を図った軸流タービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】
最近の軸流タービンは、経済的効果を高めるため、種々の技術の検討・見直しが行われており、その検討・見直しの一つにタービンノズルとタービン動翼とで構成したタービン段落の翼列性能の改善がある。
【０００３】
翼列性能を高くすることができない要因には、壁面境界層の発達に伴って発生する２次流れによる２次流れ渦や、拡大流路の壁面での流体剥離に伴って発生する流れの乱れによる損失がある。
【０００４】
これらの損失を低く抑えて、蒸気の持つ熱エネルギをあますことなく回転エネルギに変換することがタービン段落の翼列性能を向上させる重要な課題になっている。
【０００５】
ところで、従来の軸流タービンにおけるタービン段落は、図８に示す構造になっている。
【０００６】
タービン段落は、タービンケーシング１の中央に収容されたタービン軸（タービンロータ）２の周方向に沿って環状列に配置され、蒸気の流れの上流側に位置するタービンノズル３と、環状列のタービンノズル３に対応し、その下流側に位置するタービン動翼４とを備えた構成になっている。
【０００７】
タービンノズル３は、一端をリング状のダイヤフラム内輪５で支持させ、他端をタービンケーシング１に係合するリング状のダイヤフラム外輪６で支持させている。また、タービン動翼４は、翼有効部７と翼植込み部８とを備え、翼有効部７の頂部にシュラウド９を設けるとともに、翼植込み部８を、例えばフォーク状または鞍型状に形成し、タービン軸２と一体形成のタービンディスク１０に植設する構成になっている。
【０００８】
このような構成を備えたタービン段落において、タービンノズル３は、圧力・温度の高い上流側から圧力・温度の低い下流側に向って流れる蒸気に膨張仕事をさせ、熱エネルギを速度エネルギに変えている。
【０００９】
また、タービン動翼４は、タービンノズル３から流出する蒸気の持つ速度エネルギで回転し、その回転エネルギで発電機等を廻して動力を取り出している。
【００１０】
また、タービン段落は、高圧側から低圧側に向って流れる蒸気に膨張仕事をさせているので、低圧側に向うにしたがい、圧力が低くなり、その比容積が増加する。このため、タービン段落は、比容積の増加に伴う蒸気の流れを良好にするため、低圧側に向ってタービンノズル３およびタービン動翼４のそれぞれの翼長を高くして蒸気の流路を大きく確保する一方、その際、タービンノズル３やタービン動翼４の外周側にスラント（傾斜）角δを設けて拡大流路を形成している。
【００１１】
外周側にスラント角δを設けて拡大流路を形成したタービンノズル３やタービン動翼４は、その通路面積、流出角分布などの流体設計条件を、従来から多く採用されているフリーボルテックス設計法（翼のルート部から翼のチップ部に向う各半径方向における軸流速度を一定にする翼設計方法）やコントロールボルテックス設計法（翼のルート部から翼のチップ部に向う半径方向の速度成分を考慮し、実際の流線に沿う翼設計方法）などが用いられている。
【００１２】
例えば、タービンノズル３に流出角を設定する場合、図９に示すように、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとで形成される流路のうち、最狭部分をスロートＳとし、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとの距離をピッチＴとするとき、 sin-1（Ｓ／Ｔ）を簡易的に幾何学的な流出角と定めている。
【００１３】
この幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）を、フリーボルテックス設計法を用いて翼ルート部から翼チップ部までを分布させると、その幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の分布線図は図１０の実線で示すように、直線状に増加している。
【００１４】
また、幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）を、コントロールボルテックス設計法を用いて翼ルート部から翼チップ部までを分布させると、その幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の分布線図は図１０の破線で示すように、翼ルート部でフリーボルテックス設計法に較べて大きく、翼チップ部でフリーボルテックス設計法に較べて小さくなっている。
【００１５】
ところで、上述２次流れの発生メカニズムを、図１１を用いて詳しく説明する。なお、図１１は、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとを後縁側から見た斜視図であり、各タービンノズル３ａ，３ｂはタービン軸（図示せず）の回転中心を通るラジアル線Ｆ（半径方向線）に対して傾斜しておらず、ダイヤフラム内輪５に対して垂直に設置した例を示している。
【００１６】
今、高圧、高温の蒸気は、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとで形成した翼間流路を流れるとき、流路内で円弧状の曲線Ｃに沿って流れる。このとき、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂから隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａに遠心力Ｄを生じ、この遠心力Ｄと静圧とが圧力バランスしているため、隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａにおける静圧が高くなるのに対し、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂにおける蒸気の流速が速いので、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂの圧力が低くなっている。このため、流路内では、隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａから一方のタービンノズル３ａの背面Ｂに向って圧力勾配が生じる。この圧力勾配は、ダイヤフラム内輪５とダイヤフラム外輪６とのそれぞれの壁面上に形成される流速の遅い層、つまり境界層においても同じである。
【００１７】
ところが、境界層付近においては流速が遅く、作用する遠心力も小さいため、圧力勾配に抗しきれず、隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａから一方のタービンノズル３ａの背面Ｂに向う２次流れＥ1 が発生する。そして、この２次流れＥ1 は、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂに衝突して巻き上がり、各タービンノズル３ａ，３ｂとダイヤフラム内外輪５，６との接続部分において、それぞれ２次流れ渦Ｅ2 が発生する。このため、蒸気の持つエネルギは、２次流れ渦Ｅ2 の形成に費され、その一部が失われる。しかも、２次流れ渦Ｅ2 は、蒸気の流線を乱し、タービンノズル３ａ，３ｂの性能を著しく低下させるうえ、下流側のタービン動翼４に流れる蒸気のエネルギ損失を招き、各タービン段落の性能を低下させている。
【００１８】
最近、タービンノズル３ａ，３ｂ間で形成された流路内で発生する２次流れ渦に起因する２次流れ損失を低くさせる研究成果が数多く提案されている。
【００１９】
例えば、特開平１−１０６９０３号公報に見られるように、翼をコンパウドリーン翼状に形成したタービンノズルが開示されている。このタービンノズルは、図１２に示すように、ダイヤフラム内輪５とダイヤフラム外輪６との接続部分をタービン軸の中心点を通るラジアル線Ｆに対し、傾斜状の直線にし、中間部分を腹面Ａに向って突状のわん曲面に形成して結んだものである。
【００２０】
このように、翼チップ部とルート部とを傾斜状の直線にし、翼中間部をわん曲面で結ぶと、傾斜状の直線のそれぞれからダイヤフラム内外輪５，６に向って押圧力Ｇ，Ｊが与えられ、境界層の発達を低く抑えている。その結果、タービンノズルは、図１３の破線で示す圧力損失分布Ｐ2 が従来の実線で示す圧力分布Ｐ1 に較べて低くなっている。特に、翼チップ部と翼ルート部での圧力損失分布Ｐ2 が著しく低くなる。
【００２１】
また、他の従来の実施例には、図１４に示すように、タービンノズル３の翼断面が軸方向の下流側に向って突状になるように、翼長の中央部分でわん曲させ、このわん曲の両端をダイヤフラム内輪５およびダイヤフラム外輪６のそれぞれに向い、かつタービン軸の中心点を通るラジアル線Ｆ1 ，Ｆ2 に対し、傾斜状の直線に形成した翼面線Ｘ1 ，Ｘ2 のそれぞれで結ぶタービンノズルが開示されている。このタービンノズルも傾斜状の直線に形成した翼面線Ｘ1 ，Ｘ2 から発生する押圧力Ｋ，Ｍを利用して境界層の発達を低く抑えたものである。
【００２２】
さらに他の従来の実施例には、図１５に示すように、圧力損失の低い翼中間部分に、より多くの蒸気を流すタービンノズルが開示されている。このタービンノズルは、ダイヤフラム内外輪５，６に対し、取付角度を変えてねじりを加え、翼中央部分でのスロートＳｐを、翼ルート部のスロートＳｒおよび翼チップ部のスロートＳｔに較べて大きく設定し、翼中央部分に、より多くの蒸気を流すことにより蒸気の持つ熱エネルギをより多くの回転エネルギに変換させたものである。
【発明が解決しようとする課題】
図１２で示した従来のタービンノズルは、ダイヤフラム内外輪５，６から翼中央部分に向って傾斜状の直線に形成し、翼中央部分を腹面Ａに向って突状のわん曲線で結んでいるので、直線部分からダイヤフラム内外輪５，６に向う押圧力が充分に活用でき、この押圧力により境界層を低く抑えることができる。
【００２３】
しかし、従来のタービンノズルでは、蒸気が下流側のタービン段落に向うに従って比容積が増加し、比容積の増加による蒸気の流れを良好にする必要上、図８で示した外周壁側にスラント角δを持たせて拡大流路を形成している。このため、従来では、拡大流路側を流れる蒸気の流量が少なくなり、流量不足に伴う渦流Ｎが発生し易くなるおそれがある。
【００２４】
また、図１４で示した従来のタービンノズルも、上述と同様にダイヤフラム外輪６側をスラント角δを持たせて拡大流路に形成している関係上、蒸気の流量不足に伴う渦流Ｎが発生し易くなる不都合、不具合があった。
【００２５】
さらに、図１５で示した従来のタービンノズルも、損失の少ない翼中央部分を巧みに利用してより多くの蒸気を流して蒸気の持つ熱エネルギをより多くの速度エネルギに変換する点で優れてはいるものの、上述と同様にダイヤフラム外輪６側をスラント角δを持たせて拡大流路に形成している関係上、蒸気の流量不足に伴う渦流Ｎの発生を防止することができない問題点があった。
【００２６】
本発明は、このような事情に基づいてなされたもので、翼チップ部に形成する拡大流路に発生する渦流を低く抑え、蒸気の持つ熱エネルギをより多くの速度エネルギに変換できるように図った軸流タービンを提供することを目的とする。
【００２７】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る軸流タービンは、上記目的を達成するために、請求項１に記載したように、ダイヤフラム外輪とダイヤフラム内輪との間に形成される環状流路の周方向に沿って配置したタービンノズルと、このタービンノズルに対応し、下流側に配置したタービン動翼と、上記タービンノズルと上記タービン動翼を組み合せて構成したタービン段落を軸方向に複数配置するとともに、上記タービンノズルと上記タービン動翼との上記ダイヤフラム外輪側に５°〜３０°のスラント角を設けて拡大流路を形成した軸流タービンにおいて、上記タービンノズルの出口側から見て上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と、上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線とを結ぶわん曲突状部を隣のタービンノズルの周方向に向って形成するとともに、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点の上記ダイヤフラム内輪側からの高さをＷとし、上記タービンノズルの出口側における翼長をＨとし、タービン前段落における上記タービン動翼の出口側における翼長をＢとするとき、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈを、
Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％
の範囲に設定し、かつ、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点のタービン動翼の翼長に対する高さ比Ｗ／Ｂを、
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲に設定したものである。
【００２９】
また、本発明に係る軸流タービンは、上記目的を達成するために、請求項２に記載したように、タービンノズルの出口側から見てダイヤフラム内輪側から延びる翼面線の、タービン軸の中心を通るラジアル線に対する傾斜角度をθｒとするとき、翼面線の傾斜角度θｒを、
θｒ＝１０°±５°
の範囲に設定したものである。
【００３５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明に係る軸流タービンの実施形態を図面および図面に付した符号を引用して説明する。
【００３６】
図１は、本発明に係る軸流タービンの第１実施形態を示す概略縦断面図である。
【００３７】
本実施形態に係る軸流タービンは、蒸気ＳＴの流れ方向に沿って複数段落に配置したタービン段落１１を備えて構成されている。
【００３８】
タービン段落１１は、タービンケーシング１２の中央に収容されたタービン軸１３の周方向に沿って環状列に配置され、蒸気ＳＴの流れの上流側に位置するタービンノズル１４と、環状列のタービンノズル１４に対応し、その下流側に位置するタービン動翼１５とを備えた構成になっている。
【００３９】
タービンノズル１４は、一端をリング状のダイヤフラム内輪１６で支持させ、他端をタービンケーシング１２に係合するリング状のダイヤフラム外輪１７で支持させている。また、タービン動翼１５は、翼有効部１８と翼植込み部１９とを備え、翼有効部１８の頂部にシュラウド２０を設けるとともに、翼植込み部１９を、例えばフォーク状または鞍型状に形成し、タービン軸１３と一体形成するタービンディスク２１に植設する構成になっている。
【００４０】
また、タービン段落１１は、高圧側から低圧側に向って流れる蒸気ＳＴに膨張仕事をさせているので、低圧側に向う蒸気ＳＴの圧力が低くなり、その比容積が増加する。このため、タービン段落１１は、比容積の増加に伴う蒸気ＳＴの流れを良好にするため、タービンノズル１４およびタービン動翼１５のそれぞれの翼長を高くして蒸気ＳＴの流路を大きく確保するとともに、タービンノズル１４やタービン動翼１５の外周側にスラント角δを設けて拡大流路を形成している。
【００４１】
外周側にスラント角δを設けて拡大流路を形成したタービンノズル１４は、図２に示すように、それぞれの両端をダイヤフラム内輪１６およびダイヤフラム外輪１７に固設し、各固設位置から隣のタービンノズル１４の翼背面２２の中央部分に向って延びる翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 を直線に形成し、かつタービン軸１３の中心Ｏを通るラジアル線Ｆに対し、角度θｔ，θｒだけタービン軸１３の周方向に沿ってずれた位置に形成する。
【００４２】
また、タービンノズル１４は、その中央部分の翼面線ＢＳＬ3 を上述の直線に形成した翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 に滑かに接続し、隣のタービンノズル１４の翼背面２２方向に向って突状の曲率Ｒのわん曲線に形成する。
【００４３】
また、タービンノズル１４は、ダイヤフラム外輪１７から隣のタービンノズル１４の翼背面２２の中央部分に向って延びる直線状の翼面線ＢＳＬ1 のタービン軸１３の中心Ｏを通るラジアル線Ｆに対する傾斜角度θｔを５°±５°の範囲に設定することが好ましく、さらに、ダイヤフラム内輪１６から隣りのタービンノズル１４の翼背面２２の中央部分に向って延びる直線状の翼面線ＢＳＬ2 のタービン軸１３の中心Ｏを通るラジアル線Ｆに対する傾斜角度θｒを１０°±５°の範囲に設定することが好ましい。傾斜角度θｔ，θｒを、上述の数値の範囲から超えると、蒸気流れの流線の変動に伴ってタービンノズル１４の翼効率に悪影響を与えることになる。なお、翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 は直線状にしているが、曲率の大きな曲面にしてもよい。
【００４４】
一方、図２で示した翼面線ＢＳＬ1 と翼面線ＢＳＬ2 との交点Ｑは、その高さ位置の高低設定如何によって蒸気がダイヤフラム内輪１６側およびダイヤフラム外輪１７側のいずれか一方に、より多く流れる点になる。この交点Ｑを、タービンノズル１４の出口側から見た場合、わん曲突状部と記す。このわん曲突状部を、タービンノズル１４の横断方向に沿ってプロットすると、線Ｖとして表わされる。
【００４５】
ところで、本実施形態は、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側にスラント角δを設けて拡大流路に形成し、蒸気の流量が少ないとき拡大流路に渦流が発生することを考慮してわん曲突状部の高さ位置とスラント角δとの関係を調べておく必要がある。
【００４６】
今、スラント角δがδ＝５°〜３０°の範囲内において、タービンノズル１４の翼長をＨとし、わん曲突状部をプロントした線Ｖのダイヤフラム内輪１６からの高さをＷとすると、線Ｖの高さＷのタービンノズル１４の翼長Ｈに対する高さ比Ｗ／Ｈとスラント角δとの関係は、図３に示すように、Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％の範囲に収まっていれば拡大流路に渦流が発生しないことが認められた。図３に示したわん曲突状部のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈは、解析計算とモデルタービンによって確認した最も好ましい適用範囲である。
【００４７】
このように、本実施形態は、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成し、ダイヤフラム外輪１７側からの翼面線ＢＳＬ1 とダイヤフラム内輪１６側からの翼面線ＢＳＬ2 との交点Ｑのわん曲突状部のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％の範囲に設定したので、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の翼効率を向上させることができる。
【００４８】
ところで、本実施形態は、わん曲突状部の高さ比Ｗ／Ｈを設定するにあたり、タービンノズル１４を流れる蒸気流線の挙動に着目してなされたものであるが、実際にはタービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動からも影響を受けるので、この点も検討・考察しておく必要がある。
【００４９】
再び図１１を引用してタービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮してタービンノズル１４におけるわん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂの設定を試みた。
【００５０】
今、Ｂをタービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長とし、Ｗをタービンノズル１４におけるダイヤフラム内輪（翼ルート部）１６からのわん曲突状部の高さ、Ｌをタービン前段落におけるタービン動翼１５の出口端からタービン次段落のタービンノズル１４の出口端までの距離、δをタービンノズル１４のダイヤフラム外輪（翼チップ部）１７側に形成するスラント角、ＷＲをタービンノズル１４におけるわん曲突状部とタービンノズル１４の翼長Ｈとの高さ比（ＷＲ＝Ｗ／Ｈ）とするとき、タービンノズル１４におけるわん曲突状部の高さＷとタービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、次式で与えられる。
【００５１】
【数１７】
【００５２】
タービンノズル１４のスラント角δが５°の場合、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、上式（１）を用いて計算すると、Ｈ／Ｌ＝約０．６で、ＷＲ＝０．５であるから、Ｗ／Ｂ＝約０．６になる。
【００５３】
また、スラント角δ＝３０°の場合、Ｈ／Ｌ＝約１．８で、ＷＲ＝０．６５であるから、わん曲突状部の高さＷとタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、Ｗ／Ｂ＝約０．９５になる。
【００５４】
このように、本実施形態では、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮するとともに、タービンノズル１４のスラント角δが５°〜３０°の範囲の場合、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂを、
【数１８】
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲内に設定したので、タービンノズル１４の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４の翼効率をより一層向上させて軸流タービンに経済的な運転を行わせることができる。
【００５５】
図４は、本発明に係る軸流タービンの第２実施形態を示す概略縦断面図である。なお、第１実施形態の構成部分または対応する部分と同一部分には同一符号を付す。
【００５６】
本実施形態に係る軸流タービンに適用されるタービンノズル１４は、ダイヤフラム内輪（翼ルート部）１６側およびダイヤフラム外輪（翼チップ部）１７側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向うわん曲突状部を形成する。
【００５７】
また、タービンノズル１４は、下流側のタービン動翼１５の中央部分に向うわん曲突状部を形成するにあたり、図５に示すように、ダイヤフラム外輪１７側およびダイヤフラム内輪１６側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向って延びる翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 を直線状および曲率大なる曲線のいずれか一方に形成し、各翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 のダイヤフラム内外輪１６，１７からの始点のタービン軸の中心を通るラジアル線Ｆに対する距離をそれぞれＺｔ，Ｚｒとするとともに、翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 を互いに結ぶ翼面線ＢＳＬ3 の曲率をＲに形成する。さらに、翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 の接続点Ｑであるわん曲突状部を翼横断方向に沿ってプロットした線Ｖは、タービンノズル１４のスラント角δ＝５°〜３０°の範囲内で、その高さＷのタービンノズル１４の翼長Ｈに対する高さ比Ｗ／Ｈを、第１実施形態と同様に、
【数１９】
Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％
の範囲に設定したものである。
【００５８】
このように、本実施形態では、ダイヤフラム内輪１６側およびダイヤフラム外輪１７側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向うわん曲突状部を形成するとともに、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成したタービンノズル１４において、ダイヤフラム外輪１７側からの翼面線ＢＳＬ1 とダイヤフラム内輪１６側からの翼面線ＢＳＬ2 との接続点Ｑのわん曲突状部の高さ比Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％の範囲に設定したので、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の翼効率を向上させることができる。
【００５９】
また、わん曲突状部の高さ比Ｗ／Ｈの設定は、第１実施形態と同様に、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮して検討・考察しておく必要がある。この場合、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、上述（１）式で求めることができる。
【００６０】
今、タービンノズル１４のスラント角δがδ＝５°〜３０°であるから、第１実施形態における計算と同様に、わん曲突状部の高さＷとタービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％の範囲になる。
【００６１】
このように、本実施形態では、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮する一方、ダイヤフラム内輪１６側およびダイヤフラム外輪１７側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向って突状の曲面を形成するとともに、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成したタービンノズル１４において、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂと高さ比Ｗ／Ｂを、
【数２０】
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲内に設定したので、タービンノズル１４の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４の翼効率をより一層向上させて軸流タービンに経済的な運転を行わせることができる。
【００６２】
図６および図７は、本発明に係る軸流タービンの第３実施形態を示す概略図で、図６は軸流タービンの縦断面図を、図７は、タービンノズルの後流側から見た概略斜視図をそれぞれ示している。なお、第１実施形態の構成部分または対応する部分と同一部分には同一符号を付す。
【００６３】
本実施形態に係る軸流タービンに適用されるタービンノズル１４は、ピッチをＴ、スロートをＳとするとき、幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大値のダイヤフラム内輪（翼ルート部）１６側からダイヤフラム外輪（翼チップ部）１７側に向う最大高さ位置Ｗmax を、翼長Ｈに対し、
【数２１】
Ｗmax ／Ｈ＝５０％〜７０％
の範囲に設定したものである。なお、図７の符号中、Ｓｒはダイヤフラム内輪１６側のスロート、Ｓｐはタービンノズル１４の翼中央部におけるスロート、Ｓmax はタービンノズル１４の最大高さにおける最大スロート、Ｓｔはダイヤフラム外輪１７側のスロートをそれぞれ示している。
【００６４】
一般に、タービンノズル１４における幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）を、その高さ方向に沿って適正な位置に設定しておかないと、タービンノズル１４は、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°の拡大流路を形成しているので、蒸気流量が少ないとき、拡大流路に渦流を発生させることがあった。
【００６５】
本実施形態は、このような点に着目したもので、拡大流路の渦流の発生を抑制するためにダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°の拡大流路を形成したタービンノズル１４において、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の翼長方向の最大高さ位置Ｗmax を、翼長Ｈに対して、上述のＷmax ／Ｈ＝５０％〜７０％の範囲に設定される。この範囲は、計算結果およびモデルタービンで確認した最も好ましい適用範囲である。
【００６６】
また、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax の設定は、第１実施形態と同様に、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮して検討・考察しておく必要がある。
【００６７】
この場合、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax と、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗmax ／Ｂは上述（１）式と同一にして求めることができる。すなわち、
【数２２】
【００６８】
今、タービンノズル１４のスラント角δがδ＝５°〜３０°であるから、第１実施形態における計算と同様に、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax と、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗmax ／Ｂは、Ｗmax ／Ｂ＝５５％〜１００％の範囲になる。
【００６９】
このように、本実施形態では、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮する一方、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成したタービンノズル１４において、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax と、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗmax ／Ｂを、
【数２３】
Ｗmax ／Ｂ＝５５％〜１００％
の範囲内に設定したので、タービンノズル１４の２次流れ損失を低くすることができ、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４の翼効率をより一層向上させて軸流タービンに経済的な運転を行わせることができる。
【００７０】
【発明の効果】
以上の説明のとおり、本発明に係る軸流タービンは、ダイヤフラム外輪側スラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路を形成したタービンノズルにおいて、ダイヤフラム外輪側およびダイヤフラム内輪側のそれぞれに向う押圧力を発生させる翼面線の交点としてのわん曲突状部の高さを、翼中央部分よりもややダイヤフラム外輪側の適正高さ位置に設定したので、２次流れ損失を低く抑えてタービンノズルの翼効率を向上させることができる。
【００７１】
また、本発明に係る軸流タービンは、ダイヤフラム外輪側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路を形成したタービンノズルにおいて、幾何学的な流出角の最大高さを、翼中央部分よりもややダイヤフラム外輪側の適正高さ位置に設定したので、２次流れ損失を低く抑えてタービンノズルの翼効率を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る軸流タービンの第１実施形態を示す概略縦断面図。
【図２】本発明に係る軸流タービンの第１実施形態に適用されるタービンノズルの出口側から見た概略斜視図。
【図３】本発明に係る軸流タービンの第１実施形態において、タービンノズルのダイヤフラム外輪側（翼チップ部側）にスラント角を設けたときのわん曲突状部の高さとタービンノズルの翼長との高さ比の分布線図。
【図４】本発明に係る軸流タービンの第２実施形態を示す概略縦断面図。
【図５】本発明に係る軸流タービンの第２実施形態に適用されるタービンノズルの側断面図。
【図６】本発明に係る軸流タービンの第３実施形態を示す概略縦断面図。
【図７】本発明に係る軸流タービンの第３実施形態に適用されるタービンノズルの出口側から見た概略斜視図。
【図８】従来の軸流タービンを示す概略縦断面図。
【図９】従来の軸流タービンを示す概略展開平面図。
【図１０】コントロールボルテックス法を用いたタービンノズルの流出角と、フリーボルテックス法を用いたタービンノズルの流出角とを対比させた流出角分布線図。
【図１１】タービンノズルに発生する２次流れ損失を説明する模式図。
【図１２】従来のタービンノズルの実施例を示す概略模式図。
【図１３】図１２で示したタービンノズルの圧力損失を示す圧力損失分布線図。
【図１４】従来のタービンノズルの別の実施例を示す概略断面図。
【図１５】従来のタービンノズルの別の実施例を示す下流側から見た概略斜視図。
【符号の説明】
１ タービンケーシング
２ タービン軸
３ タービンノズル
４ タービン動翼
５ ダイヤフラム内輪
６ ダイヤフラム外輪
７ 翼有効部
８ 翼植込み部
９ シュラウド
１０ タービンディスク
１１ タービン段落
１２ タービンケーシング
１３ タービン軸
１４ タービンノズル
１５ タービン動翼
１６ ダイヤフラム内輪
１７ ダイヤフラム外輪
１８ 翼有効部
１９ 翼植込み部
２０ シュラウド
２１ タービンディスク
２２ 翼背面
【発明の属する技術分野】
本発明は、軸流タービンに係り、特に、渦損失の発生を低く抑えてタービン性能の向上を図った軸流タービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】
最近の軸流タービンは、経済的効果を高めるため、種々の技術の検討・見直しが行われており、その検討・見直しの一つにタービンノズルとタービン動翼とで構成したタービン段落の翼列性能の改善がある。
【０００３】
翼列性能を高くすることができない要因には、壁面境界層の発達に伴って発生する２次流れによる２次流れ渦や、拡大流路の壁面での流体剥離に伴って発生する流れの乱れによる損失がある。
【０００４】
これらの損失を低く抑えて、蒸気の持つ熱エネルギをあますことなく回転エネルギに変換することがタービン段落の翼列性能を向上させる重要な課題になっている。
【０００５】
ところで、従来の軸流タービンにおけるタービン段落は、図８に示す構造になっている。
【０００６】
タービン段落は、タービンケーシング１の中央に収容されたタービン軸（タービンロータ）２の周方向に沿って環状列に配置され、蒸気の流れの上流側に位置するタービンノズル３と、環状列のタービンノズル３に対応し、その下流側に位置するタービン動翼４とを備えた構成になっている。
【０００７】
タービンノズル３は、一端をリング状のダイヤフラム内輪５で支持させ、他端をタービンケーシング１に係合するリング状のダイヤフラム外輪６で支持させている。また、タービン動翼４は、翼有効部７と翼植込み部８とを備え、翼有効部７の頂部にシュラウド９を設けるとともに、翼植込み部８を、例えばフォーク状または鞍型状に形成し、タービン軸２と一体形成のタービンディスク１０に植設する構成になっている。
【０００８】
このような構成を備えたタービン段落において、タービンノズル３は、圧力・温度の高い上流側から圧力・温度の低い下流側に向って流れる蒸気に膨張仕事をさせ、熱エネルギを速度エネルギに変えている。
【０００９】
また、タービン動翼４は、タービンノズル３から流出する蒸気の持つ速度エネルギで回転し、その回転エネルギで発電機等を廻して動力を取り出している。
【００１０】
また、タービン段落は、高圧側から低圧側に向って流れる蒸気に膨張仕事をさせているので、低圧側に向うにしたがい、圧力が低くなり、その比容積が増加する。このため、タービン段落は、比容積の増加に伴う蒸気の流れを良好にするため、低圧側に向ってタービンノズル３およびタービン動翼４のそれぞれの翼長を高くして蒸気の流路を大きく確保する一方、その際、タービンノズル３やタービン動翼４の外周側にスラント（傾斜）角δを設けて拡大流路を形成している。
【００１１】
外周側にスラント角δを設けて拡大流路を形成したタービンノズル３やタービン動翼４は、その通路面積、流出角分布などの流体設計条件を、従来から多く採用されているフリーボルテックス設計法（翼のルート部から翼のチップ部に向う各半径方向における軸流速度を一定にする翼設計方法）やコントロールボルテックス設計法（翼のルート部から翼のチップ部に向う半径方向の速度成分を考慮し、実際の流線に沿う翼設計方法）などが用いられている。
【００１２】
例えば、タービンノズル３に流出角を設定する場合、図９に示すように、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとで形成される流路のうち、最狭部分をスロートＳとし、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとの距離をピッチＴとするとき、 sin-1（Ｓ／Ｔ）を簡易的に幾何学的な流出角と定めている。
【００１３】
この幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）を、フリーボルテックス設計法を用いて翼ルート部から翼チップ部までを分布させると、その幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の分布線図は図１０の実線で示すように、直線状に増加している。
【００１４】
また、幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）を、コントロールボルテックス設計法を用いて翼ルート部から翼チップ部までを分布させると、その幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の分布線図は図１０の破線で示すように、翼ルート部でフリーボルテックス設計法に較べて大きく、翼チップ部でフリーボルテックス設計法に較べて小さくなっている。
【００１５】
ところで、上述２次流れの発生メカニズムを、図１１を用いて詳しく説明する。なお、図１１は、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとを後縁側から見た斜視図であり、各タービンノズル３ａ，３ｂはタービン軸（図示せず）の回転中心を通るラジアル線Ｆ（半径方向線）に対して傾斜しておらず、ダイヤフラム内輪５に対して垂直に設置した例を示している。
【００１６】
今、高圧、高温の蒸気は、一方のタービンノズル３ａと隣のタービンノズル３ｂとで形成した翼間流路を流れるとき、流路内で円弧状の曲線Ｃに沿って流れる。このとき、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂから隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａに遠心力Ｄを生じ、この遠心力Ｄと静圧とが圧力バランスしているため、隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａにおける静圧が高くなるのに対し、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂにおける蒸気の流速が速いので、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂの圧力が低くなっている。このため、流路内では、隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａから一方のタービンノズル３ａの背面Ｂに向って圧力勾配が生じる。この圧力勾配は、ダイヤフラム内輪５とダイヤフラム外輪６とのそれぞれの壁面上に形成される流速の遅い層、つまり境界層においても同じである。
【００１７】
ところが、境界層付近においては流速が遅く、作用する遠心力も小さいため、圧力勾配に抗しきれず、隣のタービンノズル３ｂの腹面Ａから一方のタービンノズル３ａの背面Ｂに向う２次流れＥ1 が発生する。そして、この２次流れＥ1 は、一方のタービンノズル３ａの背面Ｂに衝突して巻き上がり、各タービンノズル３ａ，３ｂとダイヤフラム内外輪５，６との接続部分において、それぞれ２次流れ渦Ｅ2 が発生する。このため、蒸気の持つエネルギは、２次流れ渦Ｅ2 の形成に費され、その一部が失われる。しかも、２次流れ渦Ｅ2 は、蒸気の流線を乱し、タービンノズル３ａ，３ｂの性能を著しく低下させるうえ、下流側のタービン動翼４に流れる蒸気のエネルギ損失を招き、各タービン段落の性能を低下させている。
【００１８】
最近、タービンノズル３ａ，３ｂ間で形成された流路内で発生する２次流れ渦に起因する２次流れ損失を低くさせる研究成果が数多く提案されている。
【００１９】
例えば、特開平１−１０６９０３号公報に見られるように、翼をコンパウドリーン翼状に形成したタービンノズルが開示されている。このタービンノズルは、図１２に示すように、ダイヤフラム内輪５とダイヤフラム外輪６との接続部分をタービン軸の中心点を通るラジアル線Ｆに対し、傾斜状の直線にし、中間部分を腹面Ａに向って突状のわん曲面に形成して結んだものである。
【００２０】
このように、翼チップ部とルート部とを傾斜状の直線にし、翼中間部をわん曲面で結ぶと、傾斜状の直線のそれぞれからダイヤフラム内外輪５，６に向って押圧力Ｇ，Ｊが与えられ、境界層の発達を低く抑えている。その結果、タービンノズルは、図１３の破線で示す圧力損失分布Ｐ2 が従来の実線で示す圧力分布Ｐ1 に較べて低くなっている。特に、翼チップ部と翼ルート部での圧力損失分布Ｐ2 が著しく低くなる。
【００２１】
また、他の従来の実施例には、図１４に示すように、タービンノズル３の翼断面が軸方向の下流側に向って突状になるように、翼長の中央部分でわん曲させ、このわん曲の両端をダイヤフラム内輪５およびダイヤフラム外輪６のそれぞれに向い、かつタービン軸の中心点を通るラジアル線Ｆ1 ，Ｆ2 に対し、傾斜状の直線に形成した翼面線Ｘ1 ，Ｘ2 のそれぞれで結ぶタービンノズルが開示されている。このタービンノズルも傾斜状の直線に形成した翼面線Ｘ1 ，Ｘ2 から発生する押圧力Ｋ，Ｍを利用して境界層の発達を低く抑えたものである。
【００２２】
さらに他の従来の実施例には、図１５に示すように、圧力損失の低い翼中間部分に、より多くの蒸気を流すタービンノズルが開示されている。このタービンノズルは、ダイヤフラム内外輪５，６に対し、取付角度を変えてねじりを加え、翼中央部分でのスロートＳｐを、翼ルート部のスロートＳｒおよび翼チップ部のスロートＳｔに較べて大きく設定し、翼中央部分に、より多くの蒸気を流すことにより蒸気の持つ熱エネルギをより多くの回転エネルギに変換させたものである。
【発明が解決しようとする課題】
図１２で示した従来のタービンノズルは、ダイヤフラム内外輪５，６から翼中央部分に向って傾斜状の直線に形成し、翼中央部分を腹面Ａに向って突状のわん曲線で結んでいるので、直線部分からダイヤフラム内外輪５，６に向う押圧力が充分に活用でき、この押圧力により境界層を低く抑えることができる。
【００２３】
しかし、従来のタービンノズルでは、蒸気が下流側のタービン段落に向うに従って比容積が増加し、比容積の増加による蒸気の流れを良好にする必要上、図８で示した外周壁側にスラント角δを持たせて拡大流路を形成している。このため、従来では、拡大流路側を流れる蒸気の流量が少なくなり、流量不足に伴う渦流Ｎが発生し易くなるおそれがある。
【００２４】
また、図１４で示した従来のタービンノズルも、上述と同様にダイヤフラム外輪６側をスラント角δを持たせて拡大流路に形成している関係上、蒸気の流量不足に伴う渦流Ｎが発生し易くなる不都合、不具合があった。
【００２５】
さらに、図１５で示した従来のタービンノズルも、損失の少ない翼中央部分を巧みに利用してより多くの蒸気を流して蒸気の持つ熱エネルギをより多くの速度エネルギに変換する点で優れてはいるものの、上述と同様にダイヤフラム外輪６側をスラント角δを持たせて拡大流路に形成している関係上、蒸気の流量不足に伴う渦流Ｎの発生を防止することができない問題点があった。
【００２６】
本発明は、このような事情に基づいてなされたもので、翼チップ部に形成する拡大流路に発生する渦流を低く抑え、蒸気の持つ熱エネルギをより多くの速度エネルギに変換できるように図った軸流タービンを提供することを目的とする。
【００２７】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る軸流タービンは、上記目的を達成するために、請求項１に記載したように、ダイヤフラム外輪とダイヤフラム内輪との間に形成される環状流路の周方向に沿って配置したタービンノズルと、このタービンノズルに対応し、下流側に配置したタービン動翼と、上記タービンノズルと上記タービン動翼を組み合せて構成したタービン段落を軸方向に複数配置するとともに、上記タービンノズルと上記タービン動翼との上記ダイヤフラム外輪側に５°〜３０°のスラント角を設けて拡大流路を形成した軸流タービンにおいて、上記タービンノズルの出口側から見て上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と、上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線とを結ぶわん曲突状部を隣のタービンノズルの周方向に向って形成するとともに、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点の上記ダイヤフラム内輪側からの高さをＷとし、上記タービンノズルの出口側における翼長をＨとし、タービン前段落における上記タービン動翼の出口側における翼長をＢとするとき、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈを、
Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％
の範囲に設定し、かつ、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点のタービン動翼の翼長に対する高さ比Ｗ／Ｂを、
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲に設定したものである。
【００２９】
また、本発明に係る軸流タービンは、上記目的を達成するために、請求項２に記載したように、タービンノズルの出口側から見てダイヤフラム内輪側から延びる翼面線の、タービン軸の中心を通るラジアル線に対する傾斜角度をθｒとするとき、翼面線の傾斜角度θｒを、
θｒ＝１０°±５°
の範囲に設定したものである。
【００３５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明に係る軸流タービンの実施形態を図面および図面に付した符号を引用して説明する。
【００３６】
図１は、本発明に係る軸流タービンの第１実施形態を示す概略縦断面図である。
【００３７】
本実施形態に係る軸流タービンは、蒸気ＳＴの流れ方向に沿って複数段落に配置したタービン段落１１を備えて構成されている。
【００３８】
タービン段落１１は、タービンケーシング１２の中央に収容されたタービン軸１３の周方向に沿って環状列に配置され、蒸気ＳＴの流れの上流側に位置するタービンノズル１４と、環状列のタービンノズル１４に対応し、その下流側に位置するタービン動翼１５とを備えた構成になっている。
【００３９】
タービンノズル１４は、一端をリング状のダイヤフラム内輪１６で支持させ、他端をタービンケーシング１２に係合するリング状のダイヤフラム外輪１７で支持させている。また、タービン動翼１５は、翼有効部１８と翼植込み部１９とを備え、翼有効部１８の頂部にシュラウド２０を設けるとともに、翼植込み部１９を、例えばフォーク状または鞍型状に形成し、タービン軸１３と一体形成するタービンディスク２１に植設する構成になっている。
【００４０】
また、タービン段落１１は、高圧側から低圧側に向って流れる蒸気ＳＴに膨張仕事をさせているので、低圧側に向う蒸気ＳＴの圧力が低くなり、その比容積が増加する。このため、タービン段落１１は、比容積の増加に伴う蒸気ＳＴの流れを良好にするため、タービンノズル１４およびタービン動翼１５のそれぞれの翼長を高くして蒸気ＳＴの流路を大きく確保するとともに、タービンノズル１４やタービン動翼１５の外周側にスラント角δを設けて拡大流路を形成している。
【００４１】
外周側にスラント角δを設けて拡大流路を形成したタービンノズル１４は、図２に示すように、それぞれの両端をダイヤフラム内輪１６およびダイヤフラム外輪１７に固設し、各固設位置から隣のタービンノズル１４の翼背面２２の中央部分に向って延びる翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 を直線に形成し、かつタービン軸１３の中心Ｏを通るラジアル線Ｆに対し、角度θｔ，θｒだけタービン軸１３の周方向に沿ってずれた位置に形成する。
【００４２】
また、タービンノズル１４は、その中央部分の翼面線ＢＳＬ3 を上述の直線に形成した翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 に滑かに接続し、隣のタービンノズル１４の翼背面２２方向に向って突状の曲率Ｒのわん曲線に形成する。
【００４３】
また、タービンノズル１４は、ダイヤフラム外輪１７から隣のタービンノズル１４の翼背面２２の中央部分に向って延びる直線状の翼面線ＢＳＬ1 のタービン軸１３の中心Ｏを通るラジアル線Ｆに対する傾斜角度θｔを５°±５°の範囲に設定することが好ましく、さらに、ダイヤフラム内輪１６から隣りのタービンノズル１４の翼背面２２の中央部分に向って延びる直線状の翼面線ＢＳＬ2 のタービン軸１３の中心Ｏを通るラジアル線Ｆに対する傾斜角度θｒを１０°±５°の範囲に設定することが好ましい。傾斜角度θｔ，θｒを、上述の数値の範囲から超えると、蒸気流れの流線の変動に伴ってタービンノズル１４の翼効率に悪影響を与えることになる。なお、翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 は直線状にしているが、曲率の大きな曲面にしてもよい。
【００４４】
一方、図２で示した翼面線ＢＳＬ1 と翼面線ＢＳＬ2 との交点Ｑは、その高さ位置の高低設定如何によって蒸気がダイヤフラム内輪１６側およびダイヤフラム外輪１７側のいずれか一方に、より多く流れる点になる。この交点Ｑを、タービンノズル１４の出口側から見た場合、わん曲突状部と記す。このわん曲突状部を、タービンノズル１４の横断方向に沿ってプロットすると、線Ｖとして表わされる。
【００４５】
ところで、本実施形態は、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側にスラント角δを設けて拡大流路に形成し、蒸気の流量が少ないとき拡大流路に渦流が発生することを考慮してわん曲突状部の高さ位置とスラント角δとの関係を調べておく必要がある。
【００４６】
今、スラント角δがδ＝５°〜３０°の範囲内において、タービンノズル１４の翼長をＨとし、わん曲突状部をプロントした線Ｖのダイヤフラム内輪１６からの高さをＷとすると、線Ｖの高さＷのタービンノズル１４の翼長Ｈに対する高さ比Ｗ／Ｈとスラント角δとの関係は、図３に示すように、Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％の範囲に収まっていれば拡大流路に渦流が発生しないことが認められた。図３に示したわん曲突状部のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈは、解析計算とモデルタービンによって確認した最も好ましい適用範囲である。
【００４７】
このように、本実施形態は、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成し、ダイヤフラム外輪１７側からの翼面線ＢＳＬ1 とダイヤフラム内輪１６側からの翼面線ＢＳＬ2 との交点Ｑのわん曲突状部のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％の範囲に設定したので、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の翼効率を向上させることができる。
【００４８】
ところで、本実施形態は、わん曲突状部の高さ比Ｗ／Ｈを設定するにあたり、タービンノズル１４を流れる蒸気流線の挙動に着目してなされたものであるが、実際にはタービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動からも影響を受けるので、この点も検討・考察しておく必要がある。
【００４９】
再び図１１を引用してタービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮してタービンノズル１４におけるわん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂの設定を試みた。
【００５０】
今、Ｂをタービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長とし、Ｗをタービンノズル１４におけるダイヤフラム内輪（翼ルート部）１６からのわん曲突状部の高さ、Ｌをタービン前段落におけるタービン動翼１５の出口端からタービン次段落のタービンノズル１４の出口端までの距離、δをタービンノズル１４のダイヤフラム外輪（翼チップ部）１７側に形成するスラント角、ＷＲをタービンノズル１４におけるわん曲突状部とタービンノズル１４の翼長Ｈとの高さ比（ＷＲ＝Ｗ／Ｈ）とするとき、タービンノズル１４におけるわん曲突状部の高さＷとタービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、次式で与えられる。
【００５１】
【数１７】
タービンノズル１４のスラント角δが５°の場合、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、上式（１）を用いて計算すると、Ｈ／Ｌ＝約０．６で、ＷＲ＝０．５であるから、Ｗ／Ｂ＝約０．６になる。
【００５３】
また、スラント角δ＝３０°の場合、Ｈ／Ｌ＝約１．８で、ＷＲ＝０．６５であるから、わん曲突状部の高さＷとタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、Ｗ／Ｂ＝約０．９５になる。
【００５４】
このように、本実施形態では、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮するとともに、タービンノズル１４のスラント角δが５°〜３０°の範囲の場合、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂを、
【数１８】
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲内に設定したので、タービンノズル１４の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４の翼効率をより一層向上させて軸流タービンに経済的な運転を行わせることができる。
【００５５】
図４は、本発明に係る軸流タービンの第２実施形態を示す概略縦断面図である。なお、第１実施形態の構成部分または対応する部分と同一部分には同一符号を付す。
【００５６】
本実施形態に係る軸流タービンに適用されるタービンノズル１４は、ダイヤフラム内輪（翼ルート部）１６側およびダイヤフラム外輪（翼チップ部）１７側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向うわん曲突状部を形成する。
【００５７】
また、タービンノズル１４は、下流側のタービン動翼１５の中央部分に向うわん曲突状部を形成するにあたり、図５に示すように、ダイヤフラム外輪１７側およびダイヤフラム内輪１６側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向って延びる翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 を直線状および曲率大なる曲線のいずれか一方に形成し、各翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 のダイヤフラム内外輪１６，１７からの始点のタービン軸の中心を通るラジアル線Ｆに対する距離をそれぞれＺｔ，Ｚｒとするとともに、翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 を互いに結ぶ翼面線ＢＳＬ3 の曲率をＲに形成する。さらに、翼面線ＢＳＬ1 ，ＢＳＬ2 の接続点Ｑであるわん曲突状部を翼横断方向に沿ってプロットした線Ｖは、タービンノズル１４のスラント角δ＝５°〜３０°の範囲内で、その高さＷのタービンノズル１４の翼長Ｈに対する高さ比Ｗ／Ｈを、第１実施形態と同様に、
【数１９】
Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％
の範囲に設定したものである。
【００５８】
このように、本実施形態では、ダイヤフラム内輪１６側およびダイヤフラム外輪１７側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向うわん曲突状部を形成するとともに、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成したタービンノズル１４において、ダイヤフラム外輪１７側からの翼面線ＢＳＬ1 とダイヤフラム内輪１６側からの翼面線ＢＳＬ2 との接続点Ｑのわん曲突状部の高さ比Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％の範囲に設定したので、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４のダイヤフラム外輪１７側の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の翼効率を向上させることができる。
【００５９】
また、わん曲突状部の高さ比Ｗ／Ｈの設定は、第１実施形態と同様に、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮して検討・考察しておく必要がある。この場合、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、上述（１）式で求めることができる。
【００６０】
今、タービンノズル１４のスラント角δがδ＝５°〜３０°であるから、第１実施形態における計算と同様に、わん曲突状部の高さＷとタービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗ／Ｂは、Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％の範囲になる。
【００６１】
このように、本実施形態では、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮する一方、ダイヤフラム内輪１６側およびダイヤフラム外輪１７側のそれぞれから下流側のタービン動翼１５の中央部分に向って突状の曲面を形成するとともに、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成したタービンノズル１４において、わん曲突状部の高さＷと、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂと高さ比Ｗ／Ｂを、
【数２０】
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲内に設定したので、タービンノズル１４の２次流れ損失を低く抑えることができ、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４の翼効率をより一層向上させて軸流タービンに経済的な運転を行わせることができる。
【００６２】
図６および図７は、本発明に係る軸流タービンの第３実施形態を示す概略図で、図６は軸流タービンの縦断面図を、図７は、タービンノズルの後流側から見た概略斜視図をそれぞれ示している。なお、第１実施形態の構成部分または対応する部分と同一部分には同一符号を付す。
【００６３】
本実施形態に係る軸流タービンに適用されるタービンノズル１４は、ピッチをＴ、スロートをＳとするとき、幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大値のダイヤフラム内輪（翼ルート部）１６側からダイヤフラム外輪（翼チップ部）１７側に向う最大高さ位置Ｗmax を、翼長Ｈに対し、
【数２１】
Ｗmax ／Ｈ＝５０％〜７０％
の範囲に設定したものである。なお、図７の符号中、Ｓｒはダイヤフラム内輪１６側のスロート、Ｓｐはタービンノズル１４の翼中央部におけるスロート、Ｓmax はタービンノズル１４の最大高さにおける最大スロート、Ｓｔはダイヤフラム外輪１７側のスロートをそれぞれ示している。
【００６４】
一般に、タービンノズル１４における幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）を、その高さ方向に沿って適正な位置に設定しておかないと、タービンノズル１４は、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°の拡大流路を形成しているので、蒸気流量が少ないとき、拡大流路に渦流を発生させることがあった。
【００６５】
本実施形態は、このような点に着目したもので、拡大流路の渦流の発生を抑制するためにダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°の拡大流路を形成したタービンノズル１４において、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の翼長方向の最大高さ位置Ｗmax を、翼長Ｈに対して、上述のＷmax ／Ｈ＝５０％〜７０％の範囲に設定される。この範囲は、計算結果およびモデルタービンで確認した最も好ましい適用範囲である。
【００６６】
また、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax の設定は、第１実施形態と同様に、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮して検討・考察しておく必要がある。
【００６７】
この場合、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax と、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗmax ／Ｂは上述（１）式と同一にして求めることができる。すなわち、
【数２２】
今、タービンノズル１４のスラント角δがδ＝５°〜３０°であるから、第１実施形態における計算と同様に、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax と、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗmax ／Ｂは、Ｗmax ／Ｂ＝５５％〜１００％の範囲になる。
【００６９】
このように、本実施形態では、タービン前段落から流れてくる蒸気流線の挙動を考慮する一方、ダイヤフラム外輪１７側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路に形成したタービンノズル１４において、最大幾何学的な流出角 sin-1（Ｓ／Ｔ）の最大高さ位置Ｗmax と、タービン前段落におけるタービン動翼１５の翼長Ｂとの高さ比Ｗmax ／Ｂを、
【数２３】
Ｗmax ／Ｂ＝５５％〜１００％
の範囲内に設定したので、タービンノズル１４の２次流れ損失を低くすることができ、タービンノズル１４の拡大流路における渦流の発生を防止することができ、タービンノズル１４の翼効率をより一層向上させて軸流タービンに経済的な運転を行わせることができる。
【００７０】
【発明の効果】
以上の説明のとおり、本発明に係る軸流タービンは、ダイヤフラム外輪側スラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路を形成したタービンノズルにおいて、ダイヤフラム外輪側およびダイヤフラム内輪側のそれぞれに向う押圧力を発生させる翼面線の交点としてのわん曲突状部の高さを、翼中央部分よりもややダイヤフラム外輪側の適正高さ位置に設定したので、２次流れ損失を低く抑えてタービンノズルの翼効率を向上させることができる。
【００７１】
また、本発明に係る軸流タービンは、ダイヤフラム外輪側にスラント角δ＝５°〜３０°を設けて拡大流路を形成したタービンノズルにおいて、幾何学的な流出角の最大高さを、翼中央部分よりもややダイヤフラム外輪側の適正高さ位置に設定したので、２次流れ損失を低く抑えてタービンノズルの翼効率を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る軸流タービンの第１実施形態を示す概略縦断面図。
【図２】本発明に係る軸流タービンの第１実施形態に適用されるタービンノズルの出口側から見た概略斜視図。
【図３】本発明に係る軸流タービンの第１実施形態において、タービンノズルのダイヤフラム外輪側（翼チップ部側）にスラント角を設けたときのわん曲突状部の高さとタービンノズルの翼長との高さ比の分布線図。
【図４】本発明に係る軸流タービンの第２実施形態を示す概略縦断面図。
【図５】本発明に係る軸流タービンの第２実施形態に適用されるタービンノズルの側断面図。
【図６】本発明に係る軸流タービンの第３実施形態を示す概略縦断面図。
【図７】本発明に係る軸流タービンの第３実施形態に適用されるタービンノズルの出口側から見た概略斜視図。
【図８】従来の軸流タービンを示す概略縦断面図。
【図９】従来の軸流タービンを示す概略展開平面図。
【図１０】コントロールボルテックス法を用いたタービンノズルの流出角と、フリーボルテックス法を用いたタービンノズルの流出角とを対比させた流出角分布線図。
【図１１】タービンノズルに発生する２次流れ損失を説明する模式図。
【図１２】従来のタービンノズルの実施例を示す概略模式図。
【図１３】図１２で示したタービンノズルの圧力損失を示す圧力損失分布線図。
【図１４】従来のタービンノズルの別の実施例を示す概略断面図。
【図１５】従来のタービンノズルの別の実施例を示す下流側から見た概略斜視図。
【符号の説明】
１ タービンケーシング
２ タービン軸
３ タービンノズル
４ タービン動翼
５ ダイヤフラム内輪
６ ダイヤフラム外輪
７ 翼有効部
８ 翼植込み部
９ シュラウド
１０ タービンディスク
１１ タービン段落
１２ タービンケーシング
１３ タービン軸
１４ タービンノズル
１５ タービン動翼
１６ ダイヤフラム内輪
１７ ダイヤフラム外輪
１８ 翼有効部
１９ 翼植込み部
２０ シュラウド
２１ タービンディスク
２２ 翼背面
Claims (2)
- ダイヤフラム外輪とダイヤフラム内輪との間に形成される環状流路の周方向に沿って配置したタービンノズルと、このタービンノズルに対応し、下流側に配置したタービン動翼と、上記タービンノズルと上記タービン動翼を組み合せて構成したタービン段落を軸方向に複数配置するとともに、上記タービンノズルと上記タービン動翼との上記ダイヤフラム外輪側に５°〜３０°のスラント角を設けて拡大流路を形成した軸流タービンにおいて、上記タービンノズルの出口側から見て上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と、上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線とを結ぶわん曲突状部を隣のタービンノズルの周方向に向って形成するとともに、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点の上記ダイヤフラム内輪側からの高さをＷとし、上記タービンノズルの出口側における翼長をＨとし、タービン前段落における上記タービン動翼の出口側における翼長をＢとするとき、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点のタービンノズルの翼長に対する高さ比Ｗ／Ｈを、
Ｗ／Ｈ＝５０％〜６５％
の範囲に設定し、かつ、上記ダイヤフラム外輪側から延びる翼面線と上記ダイヤフラム内輪側から延びる翼面線との交点のタービン動翼の翼長に対する高さ比Ｗ／Ｂを、
Ｗ／Ｂ＝６０％〜９５％
の範囲に設定したことを特徴とする軸流タービン。 - タービンノズルの出口側から見てダイヤフラム内輪側から延びる翼面線の、タービン軸の中心を通るラジアル線に対する傾斜角度をθｒとするとき、翼面線の傾斜角度θｒを、
θｒ＝１０°±５°
の範囲に設定したことを特徴とする請求項１記載の軸流タービン。
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