JP4515404B2 - 軸流タービン - Google Patents

Description

本発明は蒸気タービンやガスタービン等の軸流タービンに係り、特に、低圧領域の軸流タービン（低圧タービン）に関する。

軸流タービンは、静翼を通過させることで作動流体を増速させてタービンロータ回転方向に偏向させ、回転方向の速度成分を持った流れにより動翼に運動エネルギーを与えタービンロータを回転させる。こうしたタービンロータを駆動させる作動流体の流れを誘起させるため、タービンの段落入口部が段落出口部に比して高圧となることに合わせてタービンロータの径方向に測った段落出口流路高さは段落入口流路高さよりも高くなっている。そのため各段落の静翼環帯外周部では、段落の入口から出口に向かって流路高さが単調に高くなる、即ち、静翼の入口部の半径方向高さに対し該静翼の出口部の半径方向高さが高くなるのが通常である（特許文献１等参照）。

特開２００３−２７９０１号公報

一般のタービンでは、前述したように段落出口に向かって静翼環帯外周部の流路高さが単調に高くなるため、静翼を通過した流れは径方向外向きの速度成分を持つ。径方向外向きの速度成分を持った流れはそれだけ動翼に対して相対速度が増すのが通常である。しかしながら、今後はさらなる性能向上のためにタービンの長翼化が見込まれ、動翼外周部の周速はますます速くなる可能性がある。現状の設計のまま軸長を延長せずに長翼化を図る場合、静翼環帯外周部の傾斜角度がより急になり静翼を出た流れの径方向外向きの速度成分が増加する。その結果、動翼に流入する流れの動翼に対する相対速度が音速を超え、動翼の衝撃波損失が生じ易くなる等の要因からタービン効率が却って低下する恐れがある。

本発明の目的は、動翼に流入する流れの動翼に対する相対速度を抑制しタービン段落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ことにある。

上記目的を達成するために、本発明は、複数の段落を有する軸流タービンにおいて、静翼の入口部の半径方向高さに対し該静翼の出口部の半径方向高さが高い静翼を、タービン中心軸を含む面と静翼外周部との交線が静翼出口部を含んでタービン中心軸の延伸方向に伸びる部分を有するように形成する。

本発明によれば、動翼に流入する流れの動翼に対する相対速度を抑制しタービン段落効率を向上させることができる。

始めに図１を用いて一般的な軸流タービンのタービン段落部の基本構造を説明する。
図１に示すように、軸流タービンのタービン段落は、作動流体の流れ方向上流側（以下単に上流側と記載する）の高圧部Ｐ０と下流側の低圧部ｐ１との間にある。タービン段落は、静止体内壁面６と内周側ダイアフラム外周面７の間に固設された静翼４１、及び中心軸２１周りに回転するタービンロータ１５に設けられた動翼４２からなり、作動流体流れ方向に複数段設けられている。各段落において、静翼４１の作動流体の流れ方向下流側（以下単に下流側と記載する）に動翼４２が対向する。

なお「静止体内壁面６」とは回転体であるタービンロータ１５を覆う静止体（静翼を除く）の内周壁面を指し、例えば、ケーシングの内周側にダイアフラム（外周側ダイアフラム）を環状に取り付けた場合には外周側ダイアフラムの内周側壁面が「静止体内壁面６」に該当し、外周側ダイアフラムを設けない場合にはケーシングの内周側壁面が「静止体内壁面６」に該当する。また、後の説明のため、静止体内壁面６のうち、静翼４１が接続された部分を「静翼外周側静止体壁面６ａ」、動翼４２の外周側に対向する部分を「動翼外周側静止体壁面６ｂ」と定義する。

上記構成により、圧力差Ｐ０−ｐ１によって作動流体の流れ２０が誘起されると、流れ２０は静翼４１を通過する際に増速され、またタービン周方向に偏向される。静翼４１を通過して周方向の速度成分を与えられた流れは動翼４２にエネルギーを与えタービンロータ１５を回転させる。

段落入口部は段落出口部に比べて高圧で作動流体の比容積が小さいため、段落入口流路高さＨ１は段落出口流路高さＨ２よりも小さくなる。つまり、静翼４１の外周部及び動翼外周側静止体壁面６ａは、タービン中心軸２１を含む面（子午面）とこの静翼４１の外周部との交線である外径線４が前段落の動翼出口部から同じ段落を構成する動翼入口部にかけて径方向外側に傾斜しており、静翼４１の部分では直線的に（あるいは単調に）作動流体の環状流路の半径が増している。即ち、静翼の入口部の半径方向高さ（段落入口流路高さ）Ｈ１に対して該静翼の出口部の半径方向高さＨ３が高くなっている。そのため、一般的な軸流タービンの特に長翼の段落においては、静翼４１の出口外周部（外径線４上の静翼後縁部の点又は静翼外周端後縁部）３の半径Ｒ１が動翼４２の入口外周部（動翼外周端前縁部）１１の半径Ｒ２に対し小さい。

動翼４２の外周端（有効長内における外周部）に流入する流体の音速で動翼４２の入口外周部１１の回転周速を割った動翼外周端周速マッハ数が１．０を超えると、動翼４２に流入する作動流体の動翼４２に対する相対速度が超音速となる可能性がある。動翼外周端周速マッハ数が１．７を超えると、動翼４２に対する作動流体の相対速度は完全に超音速となる。

図２は動翼に対する作動流体の相対マッハ数（動翼相対流入速度）の動翼の翼長方向への変化を表したグラフである。
翼長が長く動翼外周端周速マッハ数が１．０を超える段落の動翼相対流入速度は、点線で示したように動翼の根元部周辺と先端部周辺で１．０を超え易く、動翼の根元部周辺と先端部周辺では相対速度が超音速に達した作動流体が流入する場合がある。動翼相対流入速度が超音速に達すると、動翼の上流側で流れがチョークするために動翼のスロート（周方向に隣接する動翼の最小距離）で流量を決めることができず、設計通りの作動流体の流れを実現することができなくなる。また、動翼前縁上流で形成される離脱衝撃波が翼面境界層と干渉することで大きな損失が生じる。特に動翼先端側では環帯面積が大きく作動流体の流量が大きいため、作動流体が超音速で流入することによる性能低下の割合が動翼根元付近に比べて大きい。以上のように一般的なタービン段落で長翼化を測った場合、動翼に対する作動流体の相対流入速度が超音速に達することにより、段落性能が著しく低下する恐れがある。

次に図３を用いて図１に示したタービン段落で動翼相対流入速度が動翼先端側で超音速になる原理を説明する。
図３において、周方向に隣接する静翼４１ａ，４１ｂにより形成される流路を出た作動流体は静翼出口外周部３（図１参照）において流速ｃ１を持つ。流速ｃ１は周方向速度成分である旋回速度ｃｔ１と軸方向速度成分である軸流速度ｃｘ１とタービン径方向外向き（紙面直交方向手前向き）の速度成分である半径速度ｃｒ１（図示せず）とからなる。一方、流速ｃ１で静翼４１ａ，４１ｂを通過した流れは動翼４２ａ，４２ｂの外周側前縁１１（図１参照）に流速ｃ２で流入する。流速ｃ２の旋回速度成分をｃｔ２とする。

ここで旋回速度ｃｔ１，ｃｔ２には、静翼及び動翼の間の角運動量保存則から、静翼外周後縁半径Ｒ１と動翼外周前縁半径Ｒ２（ともに図１参照）を用いて、
Ｒ１×ｃｔ１＝Ｒ２×ｃｔ２・・・（式１）
の関係が成立する。

図１に示した軸流タービンでは、
Ｒ１＜Ｒ２・・・（式２）
であるため、（式１）（式２）から
ｃｔ１＞ｃｔ２・・・（式３）
の関係が導かれる。
このように動翼４２ａ，４２ｂの入口における旋回速度ｃｔ２は静翼４１ａ，４１ｂの出口における旋回速度ｃｔ１に比べて小さくなる。

一方、動翼先端側では動翼４２ａ，４２ｂの周速Ｕが大きいため、動翼４２ａ，４２ｂに対する作動流体の相対流入速度ｗ２は流速ｃ２とは逆に動翼４２ａ，４２ｂの回転方向と反対方向を向いた速度成分を持つこととなる。そのため流速ｃ２の周方向速度成分ｃｔ２が小さいほど動翼相対流入速度ｗ２は大きくなる。

以上の関係を考慮すると、静翼４１ａ，４１ｂにより与えられた旋回速度ｃｔ１は、タービン径方向外向きの速度成分を持って拡径して動翼４２ａ，４２ｂに流入すると、（式３）で説明したように角運動量保存則に従ってｃｔ２（＜ｃｔ１）に減速するため、動翼相対流入速度ｗ２が増大し超音速となる。すなわち、長翼化を図った場合、静翼４１の外周部を通過した作動流体がタービン径方向外向きの速度成分を持つようであれば、それは動翼相対流入速度ｗ２が超音速となってタービン段落効率が著しく低下する一因となる。

以上を踏まえ、本発明の軸流タービンの実施の形態を以下に説明する。
図４は本発明の一実施の形態に係る軸流タービンの要部構造を表す断面図である。この図において先の各図と同様の部分に相当する箇所には同符号を付して説明を省略する。
図４に示すように、本実施の形態では、静翼外径線４が静翼４１の出口部（出口外周部３）を含み且つタービン中心軸２１の延伸方向（図４中の左右方向）に伸びる部分６０を有するように、静翼４１及び静翼外周側静止体壁面６ａが形成されている。つまり、静翼出口外周部３から静翼外径線４に沿って距離ｄだけ上流側にある点をタービン中心軸２１に沿って伸びる部分６０の始端（上流端）５と定義すると、始端５から静翼出口外周部３までの区間では一定の半径Ｒ３の円筒状の環状流路が構成されている。つまり、本実施の形態では、同一のタービン段落において、
Ｒ１＝Ｒ３・・・（式４）
の関係が成立する。

ここで、静翼外径線４の「タービン中心軸２１の延伸方向に伸びる部分６０」は、実質的にタービン中心軸２１と平行に延在する部分であり、上記のように一定の半径Ｒ３の円筒状の環状流路を形成することから、便宜上、以下の説明において「流路同径部６０」と記載する。

また静翼４１及び静翼外周側静止体壁面６ａは、静翼外径線４が作動流体流れ方向の下流側に向かってタービン半径方向外周側に傾斜した部分６１を流路同径部６０よりも上流側に有するように形成されている。先のタービン径方向外周側に傾斜した部分６１では静翼外周側静止体壁面６ａにより形成される環状流路が下流側に向かうほど拡径するので、以下の説明において、この傾斜した「部分６１」を流路拡径部６１と記載する。この流路拡径部６１は流路同径部６０に滑らかに接続している。

それに加え、流路同径部６０のタービン半径方向高さ（すなわち静翼外周後縁半径Ｒ１）は、同段落の動翼４２の有効長外周部のタービン半径方向高さにほぼ等しい。本実施の形態においては、動翼４２が周方向に隣接する他の動翼と連結するための連結カバー１２を先端に備えているため、動翼４２の有効長外周部は連結カバー１２の内周面の高さ位置に定める。この場合、動翼４２の有効長外周部のタービン半径方向高さは動翼外周前縁半径Ｒ２である。よって本実施の形態では、
Ｒ１＝Ｒ２・・・（式５）
の関係が成立している。
なお、動翼４２の有効長外周部については後に図６や図１０でまた触れることにする。

ここで、図４に示したタービン段落は、前段落の動翼よりも翼長の長い動翼４２を有している。流路同径部６０を含む段落は、動翼４２の翼長が長く、具体的には、運転時に動翼４２の先端部の回転周速を動翼４２の先端部に流入する作動流体の音速で割った動翼先端周速マッハ数が１．０を超え得る長翼を有する段落である。

このようなタービン段落において、本実施の形態は、静翼出口付近の作動流体の環状流路をＲ３＝Ｒ１となる円筒形状の流路としている。そのため、静翼４１を通過した作動流体はタービン径方向外向きの速度成分が抑制されたタービン中心軸２１にほぼ平行な流れとなる。したがって、図５に示すように本実施の形態の軸流タービンにおいて静翼４１ａ，４１ｂを出た流速ｃ３の流れの旋回速度ｃｔ３は流れが拡径することで減速することがないので、ほぼ流速ｃ３のまま動翼４２ａ，４２ｂ間に流入することとなる。その結果、動翼相対流入速度ｗ３を音速以下に抑制することができ、設計通りのフローパターンを実現することができる。また、動翼相対流入速度ｗ３を音速以下に抑えることができるので、衝撃波損失を大幅に低減することができる。

また、本実施の形態においては、静翼外周後縁半径Ｒ１が動翼外周前縁半径Ｒ２にほぼ等しく設定されているため、静翼外周部近傍を通過してタービン中心軸２１とほぼ平行に流れる作動流体は動翼外周部近傍に流入する。したがって、動翼４２の有効長部分にバランス良く作動流体を流入させることができ、長翼化した動翼４２の性能を最大限に発揮させることができる。

ここで、図６は連結カバー１２を設けた動翼４２の先端部の拡大図である。
前述したように、動翼４２の先端部には周方向に隣り合う動翼同士を連結するカバー１２が設けられている。この連結カバー１２と動翼４２との接合部には過大な応力集中を避けるためにＲ部（肉盛り部）１４が設けられている。この場合、動翼４２の先端側からタービン径方向内周側のＲ部１４の高さｈの領域は、流体力学的に本来設計された翼形状と異なるため、作動流体のエネルギーを回転動力に変換する機能を果たす有効長に含めるのが妥当でない場合もある。そのため、動翼４２の有効長外周部は、連結カバー１２のタービン径方向内周側の面の高さ位置とそこからＲ部１４の高さｈ分だけタービン径方向内周側の位置との間に位置することとする。つまり動翼有効長の外周部は翼根元からタービン半径方向外側に（Ｒ２−ｈ）〜Ｒ２の間の距離にあると定義することができる。

したがって、流体力学的に連結カバー１２の接合部のＲ部１４のことまで考慮に入れると、動翼有効長が最大限に活かされる静翼外周側後縁半径Ｒ１は、厳密に動翼外周側前縁半径Ｒ２と等しくする必要はなく、上記（式５）は、
０≦Ｒ２−Ｒ１＜ｈ・・・（式５’）
で表される範囲に許容される。

また、前述したように流路同径部６０がタービン中心軸２１に厳密に平行である必要がないことと上記した動翼４２の有効長の範囲から、上記式（４）は、
−ｈ＜Ｒ３−Ｒ１＜ｈ・・・（式４’）
で表される範囲に許容される。この場合、Ｒ３はＲ２との関係では（式５’）から、
０≦Ｒ２−Ｒ３＜２ｈ・・・（式６）
で表される範囲の値となる。

つまり、本例のように動翼先端に連結カバーを備えている場合、流路同径部６０の傾斜は、流路同径部６０が連結カバー１２の内周面の高さ位置とそこからＲ部１４の高さｈだけタービン径方向内周側の位置との間に収まる範囲での傾斜であることが好ましいが、下流側に向かって環状流路を拡径する向きに傾斜する場合、流路同径部６０の始端５は、連結カバー１２の内周面の高さ位置とさらに高さ２ｈだけタービン径方向内周側の位置との間にある場合も許容される。

ここで、図７は流路同径部６０の軸方向領域（長さ）の説明図で、周方向に隣り合う静翼４１ａ，４１ｂの外周部を径方向外側から見た状態（連結カバー１２は図示省略）を模式的に表している。
図７に示すように、静翼４１ａ，４１ｂの間には絞り流路１０２が形成されている。静翼４１ａ，４１ｂの間の距離が最小となる線であるスロート１０３は翼負圧面１０５と点１０４で交差している。この場合、作動流体は静翼４１ａ，４１ｂ間に形成される絞り流路１０２に沿って最小流路幅となるスロート１０３まで加速され、スロート１０３を通過した後はほぼ慣性運動によって動翼４２に流入する。

つまり、スロート部を通過中の作動流体は静翼に拘束されてガイドされるが、スロート部を通過した後の流れがフリーになる。本実施の形態は、このスロート部を通過した流れを流路同径部６０によって半径方向の速度成分を抑えて動翼有効長に導くものであり、静翼４１から出た流れの半径方向位置を大きく変化させることなく動翼４２に流入させることが重要である。このことを考慮した場合、流路同径部６０には絞り流路１０３で作動流体が最も加速されるスロート１０３が含まれていることが望ましい。

すなわち、スロート１０３の中で最も上流側に位置するのは静翼負圧面側のスロート点１０４であるため、流路同径部６０の始端５（図４参照）は、静翼外周部における負圧面側のスロート点１０４の軸方向位置かそれよりも上流側から出口外周部３にかけて延在していることが望ましい。これを具体的に図示すると、図８に示すように、流路同径部６０の始端５は、点１０４を通りタービン中心軸２１と直交する面１０６上、若しくはそれよりも上流側にあることが望ましい。例えば図８において下流側に向かう方向を正とするｘ座標をとり、始端５から面１０６までのｘ軸方向距離をαとした場合、α≧０となるように流路同径部６０を確保する。これにより作動流体は、流路同径部６０に達し流れの外周側が拘束された状態で絞り流路１０２による最大の加速力を付与されるので、静翼４１を出た後の作動流体の径方向外向きの速度成分がより効果的に抑制される。

また前述した通り、本発明を適用したタービン段落では、出口流れの半径方向の速度成分が抑制される。複数の段落を有する本発明の軸流タービンにあって、図４〜図８で説明した特徴を最終段落に適用する場合、最終段落のさらに下流側には排気ディフューザ（図示せず）があるのみなので、通過した作動流体の半径方向の速度成分が小さくても問題はない。

しかし、複数の段落を有する軸流タービンでは、作動流体を膨張させ作動流体の比容積を増加させるために下流側の段落ほど翼長が大きくなる場合がある。そのため、下流側に段落が続く段落（つまり最終段以外の段落）では、段落出口で作動流体に半径方向外周向き速度成分がある方が下流側の段落に作動流体が滑らかに流入する。その意味では、本発明の特徴はタービン最終段のみに適用した場合に最も効果が大きくなる。但し、今後更なる長翼化が進んだ場合には、最終段を含めてその近傍の段落に本発明を適用した場合にも効果が期待される。また、本発明は現状の原子力発電設備等に用いられる蒸気タービンのように回転数が低く（１５００ｒｐｍ又は１８００ｒｐｍ）動翼先端に対する作動流体の相対速度が音速より遅いものに適用した場合には所望する効果は得られ難い。但し、将来的に原子力発電設備等に用いられる蒸気タービンも火力発電所の蒸気タービンの回転数（３０００ｒｐｍ又は３６００ｒｐｍ）並みの回転数となる可能性があり、その場合には本発明が適用でき、所望の効果が得られる。

図９は本発明をタービン最終段のみに適用した本発明の軸流タービンの一構成例の要部構造を表す断面図である。
図９に示すように、本例ではｎ段のタービン段落を有する軸流タービンにおいて、タービン最終段（第ｎ段落）を構成する最終段静翼４１_ｎのみが、外周部に流路同径部６０を有している。先の図４の例でも同様だが、本例のように動翼先端に連結カバーを設けた場合、最終段動翼４２_ｎの連結カバー１２_ｎの内周面は、最終段静翼４１_ｎの流路同径部６０と同様に円筒形をなしている。つまり、タービン回転軸２１を含む面との交線である外径線１３_ｎはタービン中心軸２１の延伸方向に延びており、最終段動翼４２_ｎの有効長はほぼ一定となっている。

最終段よりも上流側の段落の静翼は、外径線（第（ｎ−１）段落の静翼４１_ｎ−１の外径線４_ｎ−１のみ図示した）が下流側に向かって径方向外側に傾斜するように形成されている。すなわち、本構成例で最終段以外の段落では静止体内壁面６が下流側に広がる筒状に形成されている。また、最終段以外の段落の動翼の連結カバー（第（ｎ−１）段落の動翼４２_ｎ−１の連結カバー１２_ｎ−１のみ図示した）の内周面は、同じ段落の静翼の外径線と同様に下流側に広がる筒状に形成されている。つまり、タービン回転軸２１を含む面との交線である外径線（連結カバー１２_ｎ−１の外径線１３_ｎ−１のみ図示した）は下流側に向かって径方向外側に傾斜している。

そして、静翼の外径線の延長線は同じ段落の動翼の外径線に、その動翼の外径線の延長線は次の段落の静翼の外径線に、最終的に動翼４２_ｎ−１の外径線１３_ｎ−１の延長線は最終段静翼４１_ｎの外径線（流路拡径部６１）にある程度滑らかに接続しており、最終段静翼４１_ｎの流路同径部６０の始端５よりも上流側において、作動流体の環状流路が拡径するようになっている。このように構成することにより、作動流体の流れは流路同径部６０部分に至るまでは半径方向外向きの速度成分１０１を持ち、各段落の入り口部に流入する際に剥離などを起こすことなく滑らかに流通し、なおかつ最終的に流路同径部６０によって翼長の長い最終段動翼４２_ｎに対する相対速度が抑制されタービン段落効率を飛躍的に向上させることができる。つまり最終段よりも上流側にあって作動流体の動翼先端部に対する相対速度が音速に至る可能性の低い段落では、次の翼列に対する作動流体の導入の円滑性を重視した構成である。

ここで、上記では動翼先端に連結カバーを設けた軸流タービンに本発明を適用した場合を例に挙げて説明したが、本発明は動翼先端が連結カバーで拘束されていない軸流タービンにも適用可能であり、同様の効果を得ることができる。動翼４２に連結カバー１２がなく、仮に動翼４２の先端が自由端である場合には、動翼４２の有効長外周部は動翼４２の先端部（外周部）である。この場合、動翼４２の有効長が最大限に活かされる静翼外周側後縁半径Ｒ１は、動翼外周側前縁半径Ｒ２に等しくなるため、先の（式４）及び（式５）を満たすことで動翼相対流入速度を音速以下に抑制し、なおかつ動翼４２の有効長を最大限に活かすことができる。但し、（式４）（式５）に定めた関係において、製作誤差範囲の差（翼長にもよるが、例えば１〜２ｍｍ程度）は許容される。先端が連結カバーで隣接翼と連結されていない動翼４２’を有する場合の本発明の軸流タービンの一構成例の要部構造を表す断面図を図１０に示した。

また、静止体内壁面６の形状についてさらに検討する。
例えば図１１に示すように静翼外周側後縁半径Ｒ１が動翼外周側前縁半径Ｒ２よりも大きい場合、動翼入口１１の相対流入速度ｗ３は亜音速に抑えられるが、静翼４１の外周部を通過した流れが動翼４２の先端部（厳密には連結カバー１２の外周部）と動翼側静止体壁面６ｂとの間に形成されるシール間隙１６に向かって流れる。この場合、静翼４１の外周部を通過した流れがシール間隙１６を通過してしまいタービンロータ１５を回転させるために有効に使用されない。このことから、動翼４２の有効長を最大限に活かすためには、動翼先端に連結カバーを備える場合は（式５’）及び（式６）を満たすことが好ましく、動翼先端に連結カバーを設けない場合は（式５）を満たすことが好ましい。

この場合、構造上、動翼有効長外周部の外周側には動翼側静止体壁面６ｂとの間の所要の間隙を確保しなければならないため、静翼外周部の流路同径部６０の半径方向位置を同じ段落の動翼の有効長外周部と同程度に設定する場合、流路同径部６０を有する段落の動翼側静止体壁面６ｂは、必然的に流路同径部６０よりも径方向外側に位置する。言い換えれば、このように静止体内壁面６に静翼側と動翼側とで段差を設けることにより、静翼側静止体壁面６ａで整流した作動流体を効率的に動翼有効長に導くことができる。

なお、以上で説明した本実施の形態の軸流タービンは種々設計変更することで動翼相対流入速度をより効果的に抑制することができる。以下にそうした効果的な構成を組み合わせた変形例を順次説明する。

図１２は静翼４１の翼長方向の形状変化をスロートとピッチとの比で表したグラフである。
図４に示した実施の形態では、図１２に実線で表したように、翼長方向中間部分よりも外周側の方が静翼スロートｓとピッチｔとの比ｓ／ｔが小さくなるように静翼４１にねじりを与えて形成することにより、動翼相対流入速度をさらに低減することができる。

ここで静翼スロートｓとは、図１３に示したように周方向に隣り合う静翼翼４１ａ，４１ｂとの間に形成される流路において流路面積が最も小さくなる部分（つまり静翼４１ａ，４１ｂの最小間隙部）をさす。一方ピッチｔとは静翼４１ａ，４１ｂの周方向間隔をさす。

一般に、スロート・ピッチ比ｓ／ｔは図１２に点線で示したように翼内周側で小さく外周側で大きくなるように設計される。動翼先端周速マッハ数が１．０を超える場合、先の（式４）の条件成就に加え、図１２に実線に示したように静翼スロート・ピッチ比ｓ／ｔを外周側で小さくするように静翼を形成することで、図１４に示すように、作動流体の静翼流出角ａ５（＜ａ４）に小さくなる。ａ４は図１２に点線で示した静翼形状を用いた場合の作動流体の静翼流出角である。また、静翼スロートｓが絞られた分、静翼４１ａ，４１ｂから流出した流速ｃ５の流れの旋回速度ｃｔ５は点線に示した静翼形状を用いた場合の作動流体の旋回速度ｃｔ４よりも大きくなる。よって、本変形例における動翼相対流入速度ｗ４は、図１２に点線に示した静翼形状を用いた場合の作動流体の動翼相対流入速度ｗ５よりも小さくすることができる。すなわち、図４の軸流タービンに比しても、本変形例は動翼相対流入速度を低減することができる。

図１５はタービン段落における静翼と動翼との間の静圧の翼長方向の変化を表した図である。
図１５に示したように、タービン段落における静翼と動翼との間の静圧は、静翼を通過することで発生した旋回流により外周側で大きく内周側で小さくなる。そのため動翼の周速が遅い内周側では、図１６に示したように外周側とは反対に動翼周速Ｕ６に対して静翼流出速度ｃ６が大きくなり、動翼相対流入速度ｗ６が超音速となる。

図１７は動翼相対流入速度（マッハ数）の翼長方向変化を表すグラフであり、一般の軸流タービンにおいて長翼化を図った場合の動翼相対流入速度の翼長方向変化を点線で示している。このグラフからも分かる通り、図１５及び図１６で説明した要因により、一般の軸流タービンで長翼化を図った場合、動翼の外周側だけでなく内周側においても動翼相対流入速度が音速を超える恐れがある。動翼外周側への作動流体の超音速流入は、先に説明したように静翼外周側を通過した流れのタービン径方向外向きの速度成分を抑制することにより対策される。

図１８は動翼内周側への作動流体の超音速流入を抑制するための静翼の構成を表した概念図である。
図１８において、静翼４１は、翼長方向中間部の後縁２が動翼回転方向Ｗに突出するように湾曲して形成されている。但し、本例において静翼４１は湾曲させてあるが、翼長方向中間部の後縁２が動翼回転方向Ｗに突出するように屈曲して形成しても良い。いずれにしても静翼４１の外周側はほぼタービン径方向に延び、タービン径方向に延びる基準線５０に対して静翼４１の内周側部分がタービン径方向外側に向かって動翼回転方向Ｗに傾斜している。

図１８のように静翼４１を湾曲（又は屈曲）させることにより、静翼の内周側部分において、径方向内向きに昇圧する圧力勾配が生じ、タービン段落の静翼及び動翼の間の内周側の静圧が上昇する。これにより、図１６に示した静翼出口流速ｃ６を減少させることができ、動翼相対流入速度ｗ６を音速以下に抑制することができる。したがって、図１８に示す静翼構成を図４の実施の形態に組み合わせることにより、さらに長翼化を図っても図１７に実線で示したように動翼翼長方向の全領域で動翼相対流入速度を音速以下に抑制することができる。よって、設計通りのフローパターンをより確実に実現することができ、衝撃波損失をさらに低減することができる。

図１９は本発明の軸流タービンのさらに他の変形例の要部構造を表す断面図である。
図１９に示すように、本例では、静翼外径線４が、流路同径部６０よりも上流側に、流路同径部６０よりもタービン半径方向外側を通り下流側に向かって径方向内側に向かう部分６２を有するように静翼４１及び静止体内壁面６が形成されている。なお、このタービン径方向内周側に向かう部分６２では静翼外周側静止体壁面６ａにより形成される環状流路が下流側に向かうほど縮小されるので、以下の説明において、この「部分６２」を流路縮径部６２と記載する。

つまり、流路縮径部６２は流路拡径部６１及び流路同径部６０の間に位置し、タービン径方向上向きに凸の曲率を与えられ、流路同径部６０との境界部付近で変曲し、流路同径部６０に滑らかに連続している。流路拡径部６１に対してはそのまま連続している。流路縮径部６２の最外周部の半径Ｒ４は、
Ｒ４＞Ｒ３・・・（式７）
の関係を満たす。その他の構成は図４に示した構成と同様である。

静翼外周側を通る流れは静翼外径線４に沿って流れるため、流路縮径部６２を通過する際にタービン径方向内周側に凸となる曲率を一旦与えられる。このような内周側に凸となる曲率を流れに与えることにより、タービン段落において静翼４１と動翼４２との間で遠心力によりタービン径方向外周側に流れが膨らもうとする作用を緩和することができる。図２０に示された静翼と動翼との間の静圧分布の翼長方向変化のグラフを見て分かるように、一般的な軸流タービンの静翼と動翼との間の静圧分布は、点線で示したように翼長方向内周側から外周側に向かって高圧となる。それに対し、図１９に示した構成の軸流タービンにおける静翼と動翼との間の静圧分布は、図２０に実線で示したようにタービン径方向外周側の領域で静圧の上昇が抑制される。よって、図４の構成に図１９の構成を組み合わせることにより、図４の構成と同様の効果が得られるとともに、静翼外周側から流出する流れの流速をより増加させ、動翼相対流入速度をさらに低減することができる。

なお、以上において、静翼外径線４に流路拡径部６１を設けた場合を各図の例に挙げて説明したが、静翼を通過した流れのタービン径方向外向きの速度成分を抑える限りにおいては、少なくとも静翼外周後縁部３を含む流路同径部６０が設けられていれば足りる。よって、流路拡径部６１は必ずしも静翼外径線４上に設ける必要はなく、場合によっては静翼入口部とその全段落の動翼出口部との間に設ける構成とすることも考えられる。この場合も同様の効果が得られる。

また、静翼外周後縁半径Ｒ１を動翼外周前縁半径Ｒ２（又は動翼有効長外周半径）にほぼ等しくした場合を例に挙げて各図で図示説明したが、この条件は静翼を通過した流れのタービン径方向外向きの速度成分を抑える限りにおいては、必ずしも設計上満たさなければならない訳ではない。径方向外向きの速度成分を流れに与えず動翼相対流入速度を音速以下に抑える限りにおいては、静翼外径線４の少なくとも下流部に流路同径部６０があれば良く、静翼外周後縁半径Ｒ１と動翼外周前縁半径Ｒ２（又は動翼有効長外周半径）の関係は必ずしも（式５’）の範囲内である必要はない。

一般的な軸流タービンのタービン段落部の基本構造を表す断面図である。 動翼に対する作動流体の動翼相対流入速度の動翼翼長方向への変化を表したグラフである。 タービン段落で動翼相対流入速度が動翼先端側で超音速になる原理の説明図である。 本発明の一実施の形態に係る軸流タービンの要部構造を表す断面図である。 本発明の一実施の形態に係る軸流タービンにおける動翼相対流入速度を表す概念図である。 連結カバーを設けた動翼先端部の拡大図である。 流路同径部の軸方向領域（長さ）の説明図である。 流路同径部の軸方向領域（長さ）の説明図である。 本発明をタービン最終段のみに適用した本発明の軸流タービンの一構成例の要部構造を表す断面図である。 先端が連結カバーで隣接翼と連結されていない動翼を有する本発明の軸流タービンの一構成例の要部構造を表す断面図である。 本発明の軸流タービンの比較例を表す断面図である。 本発明の一変形例に係る軸流タービンの静翼の翼長方向の形状変化をスロートとピッチとの比で表したグラフである。 本発明の一変形例に係る軸流タービンの静翼断面図である。 本発明の一変形例に係る軸流タービンにおける動翼相対流入速度を表す概念図である。 静動翼間静圧の翼長方向変化を表すグラフである。 動翼内周側における動翼相対流入速度を表す概念図である。 動翼に対する作動流体の動翼相対流入速度の動翼翼長方向への変化を表したグラフである。 動翼内周側への作動流体の超音速流入を抑制する他の変形例の静翼の構成を表した概念図である。 本発明の軸流タービンのさらに他の変形例の要部構造を表す断面図である。 本発明のさらに他の変形例に係る軸流タービンにおける静動翼間静圧の翼長方向変化を表すグラフである。

符号の説明

３ 静翼出口外周部
４ 静翼外径線
５ 流路同径部の始端
６ 静止体内壁面
６ａ 静翼側静止体壁面
６ｂ 動翼側静止体壁面
１１ 動翼入口外周部
１２ 連結カバー
１４ Ｒ部
２１ タービン中心軸
４１ 静翼
４１’ 静翼
４２ 動翼
４２’ 動翼
６０ 流路同径部
６１ 流路拡径部
６２ 流路縮径部
１０３ スロート
１０３ スロートの動翼負圧面側の点
１０５ 動翼負圧面
ｈ Ｒ部の高さ
ｉ 動翼最大厚み
Ｒ１ 静翼外周後縁半径
Ｒ２ 動翼外周前縁半径
ｓ 静翼スロート
ｔ 静翼ピッチ

Claims (13)

1. 静翼とこの静翼の作動流体流れ方向の下流側に対向した動翼とからなる段落を複数有する軸流タービンにおいて、
   静翼入口部の半径方向高さに対し静翼出口部の半径方向高さが高い静翼は、タービン中心軸を含む面と静翼外周部との交線が静翼出口部を含んでタービン中心軸方向に伸びる部分を有するように形成され、
   前記タービン中心軸方向に伸びる部分を有する段落の動翼の外周側に対向する静止体内壁面は、前記タービン中心軸方向に伸びる部分よりも半径方向外側に位置しており、
   動翼の翼長のうち作動流体のエネルギーを回転動力に変換するのに有効に機能する部分を動翼有効長と定義した場合、前記タービン中心軸方向に伸びる部分の半径方向高さは、同じ段落の動翼の動翼有効長の外周部の半径方向高さに設定されており、
   前記タービン中心軸方向に伸びる部分を含む段落は、動翼先端部の回転周速をこの動翼先端部に流入する作動流体の音速で割った動翼先端周速マッハ数が１．０を超える
   ことを特徴とする軸流タービン。
2. 静翼とこの静翼の作動流体流れ方向の下流側に対向した動翼とからなる段落を複数有する軸流タービンにおいて、
   静翼入口部の半径方向高さに対し静翼出口部の半径方向高さが高い静翼は、タービン中心軸を含む面と静翼外周部との交線が静翼出口部を含んでタービン中心軸方向に伸びる部分を有するように形成され、
   前記タービン中心軸方向に伸びる部分の半径方向高さは、同じ段落の動翼の動翼有効長の外周部の半径方向高さに設定されており、
   前記タービン中心軸方向に伸びる部分を含む段落は、動翼先端部の回転周速をこの動翼先端部に流入する作動流体の音速で割った動翼先端周速マッハ数が１．０を超える
   ことを特徴とする軸流タービン。
3. 静翼とこの静翼の作動流体流れ方向の下流側に対向した動翼とからなる段落を複数有する軸流タービンにおいて、
   静翼入口部の半径方向高さに対し静翼出口部の半径方向高さが高い静翼は、タービン中心軸を含む面と静翼外周部との交線が静翼出口部を含んでタービン中心軸方向に伸びる部分を有するように形成され、
   前記タービン中心軸方向に伸びる部分は、周方向に隣接する静翼との距離が最小となる前記静翼外周部の負圧面側のスロート点の軸方向位置かそれよりも上流側から延伸している
   ことを特徴とする軸流タービン。
4. 請求項３の軸流タービンにおいて、
   前記タービン中心軸方向に伸びる部分を含む段落は、動翼先端部の回転周速をこの動翼先端部に流入する作動流体の音速で割った動翼先端周速マッハ数が１．０を超えることを特徴とする軸流タービン。
5. 請求項３又は４の軸流タービンにおいて、前記タービン中心軸方向に伸びる部分の半径方向高さは、同じ段落の動翼の動翼有効長の外周部の半径方向高さに設定されていることを特徴とする軸流タービン。
6. 請求項５の軸流タービンにおいて、前記動翼が周方向に隣接する他の動翼と連結する連結カバーを先端に備えている場合、前記動翼の動翼有効長の外周部は、前記連結カバーの内周面の高さ位置とそこから前記連結カバー及び動翼の接合部のＲ部の高さ分だけ半径方向内周側の位置との間に位置することを特徴とする軸流タービン。
7. 請求項５の軸流タービンにおいて、前記動翼の先端が自由端である場合、前記動翼の動翼有効長の外周部は前記動翼の先端部であることを特徴とする軸流タービン。
8. 請求項１〜４のいずれかの軸流タービンにおいて、前記動翼が周方向に隣接する他の動翼と連結する連結カバーを先端に備えている場合、前記タービン中心軸方向に伸びる部分は、当該部分が前記連結カバーの内周面の高さ位置とそこから前記連結カバー及び動翼の接合部のＲ部の高さ分だけ半径方向内周側の位置との間に収まる範囲で傾きを有していることを特徴とする軸流タービン。
9. 請求項１〜４のいずれかの軸流タービンにおいて、前記タービン中心軸方向に伸びる部分が、最終段静翼のみに形成されていること特徴とする軸流タービン。
10. 請求項１〜４のいずれかの軸流タービンにおいて、前記静翼は、タービン中心軸を含む面と静翼外周部との交線が、前記タービン中心軸方向に伸びる部分よりも上流側に、下流側に向かって半径方向外周側に傾斜した部分を有するように形成されていることを特徴とする軸流タービン。
11. 請求項１０の軸流タービンにおいて、前記静翼は、タービン中心軸を含む面と静翼外周部との交線が、前記タービン中心軸方向に伸びる部分よりも半径方向外側を通り、前記タービン中心軸方向に伸びる部分に向かって流路を縮小させる部分を有するように形成されていることを特徴とする軸流タービン。
12. 請求項１〜４のいずれかの軸流タービンにおいて、周方向に隣接する静翼同士の最小間隙を当該静翼の周方向間隔で割った値が、当該静翼の翼長方向中間部分よりも外周側で小さくなるように当該静翼が形成されていることを特徴とする軸流タービン。
13. 請求項１〜４のいずれかの軸流タービンにおいて、前記静翼は、半径方向外周側に向かって動翼回転方向に傾斜し、翼長方向中間部が動翼回転方向に突出するように湾曲又は屈曲して形成されていることを特徴とする軸流タービン。

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