JP5606473B2

JP5606473B2 - 蒸気タービン

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Publication number: JP5606473B2
Application number: JP2012038725A
Authority: JP
Inventors: 祐志佐伯; 竜朗内田; 直紀渋川; 健一今井
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Priority date: 2012-02-24
Filing date: 2012-02-24
Publication date: 2014-10-15
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Also published as: US20130224006A1; JP2013174160A; EP2631436A2; EP2631436A3

Description

本発明の実施形態は、蒸気タービンに関する。

火力発電所などで用いられる蒸気タービンの熱効率の向上は、エネルギ資源の有効利用や、二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量の削減につながる重要な課題となっている。

蒸気タービンの熱効率の向上は、与えられたエネルギを有効に機械仕事に変換することで達成することができ、そのためには様々な内部損失を低減することが必要である。

蒸気タービンの内部損失には、翼の形状に起因するプロファイル損失、蒸気の二次流れ損失、蒸気の漏洩損失、蒸気の湿り損失などに基づくタービン翼列損失、蒸気弁やクロスオーバー管に代表される翼列以外の通路における通路部損失、タービン排気室によるタービン排気損失などがある。

これら損失の中で、タービン排気損失は、全内部損失の１０〜２０％を占める大きな損失である。タービン排気損失は、最終段出口から復水器入口までの間で発生する損失であり、リービング損失、フード損失、環状面積制限損失、ターンナップ損失などにさらに分類される。このうち、フード損失は、排気室から復水器までの圧力損失であり、ディフューザを含めた排気室の形式、形状、サイズに依存する。

一般に、圧力損失は、蒸気の流速の二乗に比例して大きくなるため、許容される範囲で排気室のサイズを大きくして蒸気の流速を低減することが効果的である。しかしながら、排気室のサイズを大きくする際、製造コストや建屋の配置スペースなどからの制約を受ける。フード損失を低減させるために排気室のサイズを大きくする際にも、このような制約を受ける。そのため、限られた排気室のサイズで、圧力損失の小さい形状とすることが重要となる。

排気室における圧力損失を低減するためには、ディフューザにおいて、蒸気の速度を十分に減少させて静圧を回復させ、その下流における圧力損失を低減する必要がある。そのため、タービン排気損失を低減するために様々な検討がなされている。

図１３は、従来の蒸気タービン２００の上半部における、タービンロータの中心軸を含む鉛直方向の子午断面の一部を示す図である。図１３に示すように、最終のタービン段落を構成する動翼２１０を通過した蒸気は、スチームガイド２１１とベアリングコーン２１２とで構成される環状のディフューザ２１３に導かれる。

ディフューザ２１３の上半側から排出される蒸気は、直接、排気室出口に向かって流れずに、図１３に矢印で示すように、半径方向外側に向かって、放射状にほぼ均等に流出する。ディフューザ２１３から流出された蒸気は、外部ケーシング２１４と内部ケーシング２１５との間に流出する。特に、鉛直上方向に流出した蒸気は、上半側の外部ケーシング２１４に設けられた上半側フローガイド２１６や内部ケーシング２１５の外周面に衝突し、流れ方向が下向きに転向される。そして、下向きに流れが転向された蒸気は、タービンロータ２１７の下方、すなわち蒸気タービン２００の下方に設置された復水器（図示しない）に導かれる。

特開２００９−１０３０９９号公報

上記したように、下方に設置された復水器に排気された蒸気を導く排気室を備えた蒸気タービン２００では、半径方向外側に向かって流出した蒸気のうち、特に鉛直上方向に流出した蒸気は、上半側フローガイド２１６や内部ケーシング２１５に衝突して、流れ方向が下向きに転向される。そのため、ディフューザ２１３の上半側から排出された蒸気は、ディフューザ２１３の下半側から排出される蒸気よりも大きな圧力損失を受ける。そのため、排気室における蒸気の流れの圧力損失が増加する。

本発明が解決しようとする課題は、排気室における蒸気の流れの圧力損失を抑制し、タービン排気損失を低減することができる蒸気タービンを提供することである。

実施形態の蒸気タービンは、最終のタービン段落を通過した蒸気を下方に設けられた復水器に導く。この蒸気タービンは、タービンロータを包囲する、上半側内部ケーシングおよび下半側内部ケーシングからなる内部ケーシングと、前記内部ケーシングを包囲する、上半側外部ケーシングおよび下半側外部ケーシングからなる外部ケーシングと、最終のタービン段落の下流側に設けられ、最終のタービン段落を通過した蒸気を半径方向外側に向かって排出する環状ディフューザとを備える。

そして、前記タービンロータの中心軸から前記上半側外部ケーシングの内壁までの鉛直方向の距離Ｈ、最終のタービン段落を構成する最終段動翼の最外径Ｄ、前記最終段動翼の翼高さＢ、および前記復水器に向けて蒸気を排出する排出口を構成する、前記下半側外部ケーシングの底部における、前記タービンロータの中心軸に垂直で、かつ水平方向の内壁間の距離Ｗが、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂ≦１．７および（Ｗ−Ｄ）／２Ｂ≧２を満たすように設定されている。

第１の実施の形態の蒸気タービンの、タービンロータの中心軸を含む鉛直方向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排気室の一部を示した斜視図である。第１の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の、タービンロータの中心軸を含む鉛直方向の子午断面の一部を示す図である。第１の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の、タービンロータの中心軸を含む水平方向の子午断面の一部を示す図である。第１の実施の形態の蒸気タービンを示した図３のＡ−Ａ断面を示した図である。第２の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の、タービンロータの中心軸を含む鉛直方向の子午断面の一部を示す図である。第２の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の、タービンロータの中心軸を含む水平方向の子午断面の一部を示す図である。第２の実施の形態の蒸気タービンを示した図６のＢ−Ｂ断面を示した図である。（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。（Ｗ−Ｄ）／２Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。（Ｗ−Ｃ）／２Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。従来の蒸気タービンの上半部における、タービンロータの中心軸を含む鉛直方向の子午断面の一部を示す図である。

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、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む鉛直方向の子午断面を示す図である。図２は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０の排気室の一部を示した斜視図である。なお、図２では、外部ケーシング２０を取り除いた状態が示されている。

図３は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０における排気室７０の、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む鉛直方向の子午断面の一部を示す図である。図４は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０における排気室７０の、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む水平方向の子午断面の一部を示す図である。図５は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０を示した図３のＡ−Ａ断面を示した図である。なお、図４は、排気室７０の上半側を上半側から見たときの断面である。図５では、便宜上、構成の一部を省略して示している。

ここでは、蒸気タービン１０として、下方排気型の排気室を備えた複流排気型の低圧タービンを例示して説明する。

図１に示すように、外部ケーシング２０内には、内部ケーシング２１が備えられ、蒸気タービン１０は、いわゆる二重ケーシング構造を備えている。外部ケーシング２０および内部ケーシング２１は、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む水平面を境に、上下に２つ割り構造で構成されている。外部ケーシング２０は、上半側外部ケーシング２０ａおよび下半側外部ケーシング２０ｂから構成され、内部ケーシング２１は、上半側内部ケーシング２１ａおよび下半側内部ケーシング２１ｂから構成されている。

内部ケーシング２１内には、動翼２２が植設されたタービンロータ２３が貫設されている。動翼２２を周方向に複数植設されることで動翼翼列を構成し、この動翼翼列をタービンロータ２３の軸方向に複数段備えている。タービンロータ２３は、ロータ軸受２４によって回転可能に支持されている。なお、ここでは、動翼２２のうち、最終のタービン段落に備えられる動翼を最終段動翼２２ａとしている。

内部ケーシング２１の内周には、タービンロータ２３の中心軸方向に動翼２２と交互になるように、ダイアフラム２５ａ、２５ｂに支持されたノズル２６が配設されている。ノズル２６を周方向に複数植設されることでノズル翼列を構成し、ノズル翼列と直下流側に位置する動翼翼列とで一つのタービン段落を構成する。なお、内部ケーシング２１は、例えば、外部ケーシング２０によって支持されている。

蒸気タービン１０の中央には、クロスオーバー管２７からの蒸気が導入される吸気室２８を備えている。この吸気室２８から左右のタービン段落に蒸気を分配して導入する。

図１〜図４に示すように、最終のタービン段落の下流側には、外周側のスチームガイド３０と、その内周側のベアリングコーン４０とによって形成された、蒸気を半径方向外側に向かって排出する環状ディフューザ５０が形成されている。なお、ベアリングコーン４０の内部には、ロータ軸受２４などが備えられている。

図３および図４に示すように、スチームガイド３０、ベアリングコーン４０は、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む水平面を境に、上下に２つ割り構造で構成されている。例えば、上半側および下半側のスチームガイド３０によって、ベルマウス拡開形の筒状のスチームガイド３０が構成される。同様に、上半側および下半側のベアリングコーン４０によって、ベルマウス拡開形の筒状のベアリングコーン４０が構成される。そして、筒状のスチームガイド３０と、その内側に設けられた筒状のベアリングコーン４０とによって、環状ディフューザ５０が構成される。なお、スチームガイド３０およびベアリングコーン４０における上半側および下半側の構成は同じである。

図３および図４に示すように、環状ディフューザ５０の出口においては、蒸気の流れが半径方向外側の方向に流れるように、例えば、スチームガイド３０の出口側の最端部３０ａは、ベアリングコーン４０の出口側の最端部４０ａと水平方向位置が同じとなるように構成されることが好ましい。すなわち、最端部３０ａのタービンロータ２３の中心軸Ｏからの半径方向の距離と、最端部４０ａのタービンロータ２３の中心軸Ｏからの半径方向の距離とが等しく構成されることが好ましい。タービン段落において、膨張仕事をした蒸気は、前述した環状ディフューザ５０を通過し、環状ディフューザ５０の出口から半径方向外側に向かって排出される。

図２に示すように、外部ケーシング２０の底部には、蒸気タービン１０の下方に設けられた復水器（図示しない）に向けて蒸気を排出する排出口６０が形成されている。ここで、最終のタービン段落を通過した蒸気が、外部ケーシング２０の排出口６０から排出されるまでの蒸気通路は、排気室７０として機能している。

排気室７０は、例えば、図２および図５に示すように、上半側竜骨リブ８０ａを備えた上半側外部ケーシング２０ａと、下半側竜骨リブ８０ｂを備えた下半側外部ケーシング２０ｂとで囲われた広い空間部を備えている。また、上半側外部ケーシング２０ａには、上半側の環状ディフューザ５０から鉛直上方側に流出した蒸気を下向きに転向する上半側フローガイド８１を備えている。

下半側外部ケーシング２０ｂの底部側には、上記した下半側竜骨リブ８０ｂの他、仕切部８２、８３などが設けられている。このように、上半側竜骨リブ８０ａ、下半側竜骨リブ８０ｂ、仕切部８２、８３などを備えることで、排気室７０が外気圧力などの押圧力に耐えられる構造となる。

ここで、図３および図５に示すように、タービンロータ２３の中心軸Ｏから上半側外部ケーシング２０ａの内壁までの鉛直方向の距離をＨとする。図３および図４に示すように、最終のタービン段落を構成する最終段動翼２２ａの最外径をＤとする。ここで、最外径Ｄは、最終段動翼２２ａが回転する際、最終段動翼２２ａの翼先端が描く円の直径に等しい。また、最終段動翼２２ａの翼高さをＢとする。ここで、翼高さＢは、図３および図４に示すように、翼根元から翼先端までの距離であり、排気室７０の入口（環状ディフューザ５０の入口）を表す代表的寸法として機能する。

上記した、鉛直方向の距離Ｈ、最終段動翼２２ａの最外径Ｄおよび最終段動翼２２ａの翼高さＢは、次の式（１）を満たすように設定されている。

（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂ≦１．７ …式（１）

また、図５に示すように、復水器（図示しない）に向けて蒸気を排出する排出口６０を構成する、下半側外部ケーシング２０ｂの底部における、タービンロータ２３の中心軸Ｏに垂直で、かつ水平方向の内壁９０ａ、９０ｂ間の距離をＷとする。このＷ、前述した、最終段動翼２２ａの最外径Ｄおよび最終段動翼２２ａの翼高さＢは、次の式（２）を満たすように設定されている。

（Ｗ−Ｄ）／２Ｂ≧２ …式（２）

すなわち、蒸気タービン１０は、上記した式（１）および式（２）を満たすように構成されている。

ここで、上記した式（１）を満たすことで、鉛直上方向に形成される、上半側外部ケーシング２０ａと上半側内部ケーシング２１ａとの間の鉛直上方向空間が狭くなり、この空間に流れ込む蒸気ＳＴ１の流量が減少する（図５参照）。すなわち、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の下流側の最端部３０ａとの間の隙間を通過し、上半側フローガイド８１や上半側内部ケーシング２１ａに衝突して、流れが下向きに転向される蒸気の流量が減少する（図３参照）。そのため、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気の排気室７０における圧力損失を低減することができる。

ここで、上半側竜骨リブ８０ａの高さを確保して、排気室７０を外気圧力などの押圧力に耐えられる構造とするため、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂの下限値は、０．５程度である。

一方、上記した式（２）を満たすことで、水平方向に形成される、上半側外部ケーシング２０ａと上半側内部ケーシング２１ａとの間の水平方向空間が広くなり、この空間に流れ込む蒸気ＳＴ２の流量が増加する（図５参照）。すなわち、蒸気ＳＴ１の流量が減少した分、水平方向空間に流出する蒸気ＳＴ２の流量が増加する。水平方向空間に流出した蒸気ＳＴ２は、上半側フローガイド８１や上半側内部ケーシング２１ａに衝突することなく、下半側外部ケーシング２０ｂの排出口６０に導かれる。そのため、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気の排気室７０における圧力損失を低減することができる。

ここで、環状ディフューザ５０から流出した流れに対して、流路面積急拡大による拡大損失の発生を防止する理由から、（Ｗ−Ｄ）／２Ｂの上限値は、４程度である。

なお、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気ＳＴ１、ＳＴ２は、下半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気ＳＴ３と合流し、排出口６０から排出され、復水器（図示しない）に導かれる。

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、上半側の環状ディフューザ５０から半径方向に放射状に流出する蒸気において、狭い空間の鉛直上方向空間に流出する蒸気ＳＴ１の流量を減少させ、広い空間の水平方向空間に流出する蒸気ＳＴ２の流量を増加させることができる。これによって、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気の排気室７０における圧力損失を低減することができる。

（第２の実施の形態）
図６は、第２の実施の形態の蒸気タービン１１における排気室の、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む鉛直方向の子午断面の一部を示す図である。図７は、第２の実施の形態の蒸気タービン１１における排気室７０の、タービンロータ２３の中心軸Ｏを含む水平方向の子午断面の一部を示す図である。図８は、第２の実施の形態の蒸気タービン１１を示した図６のＢ−Ｂ断面を示した図である。なお、図７は、排気室７０の上半側を上半側から見たときの断面である。図８では、便宜上、構成の一部を省略して示している。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。

第２の実施の形態の蒸気タービン１１において、図６および図８に示すように、タービンロータ２３の中心軸Ｏから上半側外部ケーシング２０ａの内壁までの鉛直方向の距離をＨとする。図６〜図８に示すように、環状ディフューザ５０の出口を構成するスチームガイド３０の出口側（下流側）の最端部３０ａにおける最外径をＣとする。また、最終段動翼２２ａの翼高さをＢとする。ここで、翼高さＢは、図６および図７に示すように、翼根元から翼先端までの距離である。

上記した、鉛直方向の距離Ｈ、最端部３０ａの最外径Ｃおよび最終段動翼２２ａの翼高さＢは、次の式（３）を満たすように設定されている。

０．２≦（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂ≦０．８５ …式（３）

また、図８に示すように、復水器（図示しない）に向けて蒸気を排出する排出口６０を構成する、下半側外部ケーシング２０ｂの底部における、タービンロータ２３の中心軸Ｏに垂直で、かつ水平方向の内壁９０ａ、９０ｂ間の距離をＷとする。このＷ、前述した、最端部３０ａの最外径Ｃおよび最終段動翼２２ａの翼高さＢは、次の式（４）を満たすように設定されている。

１．１≦（Ｗ−Ｃ）／２Ｂ≦１．８ …式（４）

すなわち、蒸気タービン１１は、上記した式（３）および式（４）を満たすように構成されている。

ここで、図６および図７に示すように、上半側の環状ディフューザ５０の出口から半径方向外側に流出した蒸気の流れは、流れの向きが９０度転向され、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間に流入する。この隙間が狭い場合には、上半側の環状ディフューザ５０の出口から放射状に半径方向外側に流出した流れは、この隙間を流れ難くなり、大きな圧力損失が発生する。

一方、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間が広い場合には、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の距離が長くなる。そのため、上半側の環状ディフューザ５０の出口から流出した蒸気は、急激に空間が広がり、流れの急拡大による圧力損失が発生する。

また、上半側の環状ディフューザ５０の出口と上半側外部ケーシング２０ａの内壁面との距離が長いため、上半側外部ケーシング２０ａの内壁面は、蒸気の流れを、所定の方向に導く流れガイドとして機能しない。そのため、上半側の環状ディフューザ５０の出口から半径方向外側に流出した蒸気の流れを、９０度転向して、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間に適切に流入させることが困難となる。これによって、蒸気の流れは、ベアリングコーン４０側に偏り、排出口６０の排気面積を有効に使用することができず、圧力損失が増加する。

このように、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間には、最適値が存在する。すなわち、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間がこの最適値よりも小さくても、大きくても圧力損失が増加する。

また、この隙間をできる限り狭くすることで、上半側フローガイド８１や上半側内部ケーシング２１ａに衝突して、流れが下向きに転向される蒸気ＳＴ１の流量を減少することができる（図８参照）。これによって、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気の排気室７０における圧力損失を低減することができる。そのため、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間を、蒸気の流れの妨げにならない程度に可能な限り小さくし、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂの範囲が設定されている。

また、水平方向に形成される、上半側外部ケーシング２０ａと上半側内部ケーシング２１ａとの間の水平方向空間を流れの急拡大損失を生じない程度に広くすることで、この空間に流れ込む蒸気ＳＴ２の流量が増加する（図８参照）。すなわち、蒸気ＳＴ１の流量が減少した分、水平方向空間に流出する蒸気ＳＴ２の流量が増加する。

水平方向空間に流出した蒸気ＳＴ２は、上半側フローガイド８１や上半側内部ケーシング２１ａに衝突することなく、外部ケーシング２０の排出口６０に導かれる。そのため、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気の排気室７０における圧力損失を低減することができる。上記したことに基づいて、上記した式（３）、式（４）の関係式が得られる。

上記したように、第２の実施の形態の蒸気タービン１１によれば、上半側外部ケーシング２０ａとスチームガイド３０の最端部３０ａとの間の隙間を、蒸気の流れの妨げにならない程度に可能な限り小さくし、狭い空間の鉛直上方向空間に流出する蒸気ＳＴ１の流量を減少させ、広い空間の水平方向空間に流出する蒸気ＳＴ２の流量を増加させることができる。これによって、上半側の環状ディフューザ５０から流出した蒸気の排気室７０における圧力損失を低減することができる。

（タービン排気損失の評価）
（１）（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂおよび（Ｗ−Ｄ）／２Ｂとタービン排気損失
図９は、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。図１０は、（Ｗ−Ｄ）／２Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。これらの関係は、縮尺モデルによるモデル試験および数値解析から得られた結果である。

なお、図９および図１０に係る評価において、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂおよび（Ｗ−Ｄ）／２Ｂの双方の値を変化させて評価した。具体的には、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂの値を減少させるに伴って、（Ｗ−Ｄ）／２Ｂの値を増加させた。例えば、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂが１．７のときの（Ｗ−Ｄ）／２Ｂは２であり、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂを１．７から減少させるに伴って、（Ｗ−Ｄ）／２Ｂを２から増加させた。

図９に示すように、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂの値が１．７を超えると、タービン排気損失が急激に増加している。また、図１０に示すように、（Ｗ−Ｄ）／２Ｂが２未満では、タービン排気損失が急激に増加している。そのため、（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂを１．７以下とし、（Ｗ−Ｄ）／２Ｂを２以上に設定することで、タービン排気損失を低減できることがわかる。

（２）（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂおよび（Ｗ−Ｃ）／２Ｂとタービン排気損失
図１１は、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。図１２は、（Ｗ−Ｃ）／２Ｂとタービン排気損失との関係を示す図である。これらの関係は、実機において得られた結果である。

なお、図１１および図１２に係る評価において、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂおよび（Ｗ−Ｃ）／２Ｂの双方の値を変化させて評価した。具体的には、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂの値を増加させるに伴って、（Ｗ−Ｃ）／２Ｂの値を減少させた。例えば、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂが０．２のときの（Ｗ−Ｃ）／２Ｂは１．８であり、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂを０．２から増加させるに伴って、（Ｗ−Ｃ）／２Ｂを１．８から減少させた。（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂが０．８５のときの（Ｗ−Ｃ）／２Ｂは１．１である。

図１１に示すように、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂが０．６程度で最高静圧回復量となり、そこから外れると、静圧回復量が低下し、タービン排気損失が増加している。ここで、通常のタービン設計基準では、最高静圧回復量から２０％の低下した静圧回復量までを許容する設計がなされている。図１１には、最高静圧回復量から２０％の低下した静圧回復量を破線で示している。そのため、（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂを０．２以上０．８５以下、（Ｗ−Ｃ）／２Ｂを１．１以上１．８以下に設定することで、前述したタービン設計基準値以上の静圧回復量を得ることができ、タービン排気損失を低減することができることがわかる。

以上説明した実施形態によれば、排気室における蒸気の流れの圧力損失を抑制し、タービン排気損失を低減す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…蒸気タービン、２０…外部ケーシング、２０ａ…上半側外部ケーシング、２０ｂ…下半側外部ケーシング、２１…内部ケーシング、２１ａ…上半側内部ケーシング、２１ｂ…下半側内部ケーシング、２２…動翼、２２ａ…最終段動翼、２３…タービンロータ、２４…ロータ軸受、２５ａ，２５ｂ…ダイアフラム、２６…ノズル、２７…クロスオーバー管、２８…吸気室、３０…スチームガイド、３０ａ，４０ａ…最端部、４０…ベアリングコーン、５０…環状ディフューザ、６０…排出口、７０…排気室、８０ａ…上半側竜骨リブ、８０ｂ…下半側竜骨リブ、８１…上半側フローガイド、８２…仕切部、９０ａ…内壁。

Claims

最終のタービン段落を通過した蒸気を下方に設けられた復水器に導く蒸気タービンであって、
タービンロータを包囲する、上半側内部ケーシングおよび下半側内部ケーシングからなる内部ケーシングと、
前記内部ケーシングを包囲する、上半側外部ケーシングおよび下半側外部ケーシングからなる外部ケーシングと、
最終のタービン段落の下流側に設けられ、最終のタービン段落を通過した蒸気を半径方向外側に向かって排出する環状ディフューザと
を備え、
前記タービンロータの中心軸から前記上半側外部ケーシングの内壁までの鉛直方向の距離Ｈ、最終のタービン段落を構成する最終段動翼の最外径Ｄ、前記最終段動翼の翼高さＢ、および前記復水器に向けて蒸気を排出する排出口を構成する、前記下半側外部ケーシングの底部における、前記タービンロータの中心軸に垂直で、かつ水平方向の内壁間の距離Ｗが、次の式（１）および式（２）を満たすことを特徴とする蒸気タービン。
（Ｈ−Ｄ／２）／Ｂ≦１．７ …式（１）
（Ｗ−Ｄ）／２Ｂ≧２ …式（２）
最終のタービン段落を通過した蒸気を下方に設けられた復水器に導く蒸気タービンであって、
タービンロータを包囲する、上半側内部ケーシングおよび下半側内部ケーシングからなる内部ケーシングと、
前記内部ケーシングを包囲する、上半側外部ケーシングおよび下半側外部ケーシングからなる外部ケーシングと、
最終のタービン段落の下流側に設けられ、スチームガイドおよびその内側のベアリングコーンによって形成された、最終のタービン段落を通過した蒸気を半径方向外側に向かって排出する環状ディフューザと
を備え、
前記タービンロータの中心軸から前記上半側外部ケーシングの内壁までの鉛直方向の距離Ｈ、前記環状ディフューザの出口を構成する前記スチームガイドの最端部における最外径Ｃ、最終のタービン段落を構成する最終段動翼の翼高さＢ、および前記復水器に向けて蒸気を排出する排出口を構成する、前記下半側外部ケーシングの底部における、前記タービンロータの中心軸に垂直で、かつ水平方向の内壁間の距離Ｗが、次の式（３）および式（４）を満たすことを特徴とする蒸気タービン。
０．２≦（Ｈ−Ｃ／２）／Ｂ≦０．８５ …式（３）
１．１≦（Ｗ−Ｃ）／２Ｂ≦１．８ …式（４）