JP2015194085A - 蒸気タービン - Google Patents

Abstract

【課題】タービンロータ軸方向における排気室の長さが従来よりも短く、これによるタービン排気損失の増加も抑制された蒸気タービンを提供する。【解決手段】実施形態の蒸気タービンにおけるベアリングコーンは、タービン最終段落側に位置し、下流側に向かって拡開する入口側拡大筒状構成部と、この入口側拡大筒状構成部の下流側に位置し、下流側に向かって拡開する中央拡大筒状構成部と、この中央拡大筒状構成部の下流側に位置し、下流側に向かって拡開する出口側拡大筒状構成部とを有する。また、タービン最終段落の動翼の直径（Ｄ）に対するベアリングコーンのタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ０）の比（Ｌ０／Ｄ）は、２／５以下である。【選択図】図２

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。

特開２００６−２８３５８７号公報 特開２０１２−２０２３９３号公報

近年、製造、設置等の費用の観点から、タービンロータ軸方向における排気室の長さを短くすることが求められている。これにより、排気室の内部に配置されてディフューザを構成するベアリングコーンについても、タービンロータ軸方向における長さを短くすることが求められている。例えば、従来の蒸気タービンにおいては、タービン最終段落の動翼の直径（Ｄ）に対するタービンロータ軸方向におけるベアリングコーンの長さ（Ｌ_０）の比（Ｌ_０／Ｄ）が２／５を超えている。

しかし、比（Ｌ_０／Ｄ）が２／５以下となるようにベアリングコーンの長さ（Ｌ_０）を短くすると、ベアリングコーンの蒸気接触面（外壁面、蒸気流路側の面）が急激に拡開することから、蒸気の流れが斜流化しやすくなる。蒸気の流れが斜流化すると、ベアリングコーンを囲むように位置するスチームガイド側に蒸気の流れが偏在しやすくなり、ベアリングコーンの蒸気接触面付近、特にタービン最終段落側の蒸気接触面付近において、蒸気の流れが剥離することにより渦が発生して性能が低下しやすい。

本発明が解決しようとする課題は、タービンロータ軸方向における排気室の長さが従来よりも短く、これによるタービン排気損失の増加も抑制された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、タービン最終段落の下流側に設けられ、スチームガイドと、その内側のベアリングコーンとによって形成された、前記タービン最終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を備える。前記ベアリングコーンは、前記タービン最終段落側に位置し、下流側に向かって拡開する入口側拡大筒状構成部と、前記入口側拡大筒状構成部の下流側に位置し、下流側に向かって拡開する中央拡大筒状構成部と、前記中央拡大筒状構成部の下流側に位置し、下流側に向かって拡開する出口側拡大筒状構成部とを有する。また、前記タービン最終段落の動翼の直径（Ｄ）に対する前記ベアリングコーンのタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ_０）の比（Ｌ_０／Ｄ）は、２／５以下である。

本発明に係る第１の実施の形態の蒸気タービンの鉛直方向の子午断面を示す図である。 本発明に係る第１の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の鉛直方向の子午断面を示す図である。 本発明に係る第１の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の上半部を拡大したときの鉛直方向の子午断面を示す図である。 本発明に係る第２の実施の形態の蒸気タービンにおける排気室の上半部を拡大したときの鉛直方向の子午断面を示す図である。 入口側拡大筒状構成部の角度（θ_１）と、タービン排気損失との関係を示す図である。 入口側拡大筒状構成部の長さ（Ｌ_１）とベアリングコーンの長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_１）と、タービン排気損失との関係を示す図である。 中央拡大筒状構成部の円弧の半径（Ｒ_２）と出口側拡大筒状構成部の円弧の半径（Ｒ_３）との比（Ｒ_３／Ｒ_２）と、タービン排気損失との関係を示す図である。 中央拡大筒状構成部の長さ（Ｌ_Ｓ）とベアリングコーンの長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）とタービン排気損失との関係を示す図である。 入口側スチームガイドの角度（θ_Ｓ）と、タービン排気損失との関係を示す図である。 中央拡大筒状構成部の角度（θ_２）と入口側拡大筒状構成部の角度（θ_１）との差（θ_２−θ_１）と、タービン排気損失との関係を示す図である。 出口側拡大筒状構成部の角度（θ_３）と中央拡大筒状構成部の角度（θ_２）との差（θ_３−θ_２）と、タービン排気損失との関係を示す図である。

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、本発明に係る第１の実施の形態の蒸気タービン１０の鉛直方向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、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。また、以下において、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。

蒸気タービン１０において、外部ケーシング２０内には、内部ケーシング２１が備えられている。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。

内部ケーシング２１の内周には、タービンロータ軸方向に動翼２２と交互になるように、ダイヤフラム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す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、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。

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。

環状ディフューザ５０を備え下方排気型の排気室の下方（すなわちタービンロータ２３の下方）には、復水器（図示しない）が備えられる。

なお、上記した、外部ケーシング２０、内部ケーシング２１、スチームガイド３０、ベアリングコーン４０などは、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よって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。

ここで、蒸気タービン１０の動作について説明する。

クロスオーバー管２７を経て蒸気タービン１０内の吸気室２８に流入した蒸気は、左右のタービン段落に分岐して流れる。そして、各タービン段落のノズル２６、動翼２２を備える蒸気流路を膨張仕事をしながら通過し、タービンロータ２３を回転させる。膨張仕事をした蒸気は、流速が減じられ、静圧を回復しながら、環状ディフューザ５０を通過し、タービンロータ２３の下方に設置された復水器（図示しない）に導かれる。

このような複流排気（ダブルフロー）型の低圧タービンを用いる場合、タービンロータ軸方向の中央から流入させた蒸気を両端部に向けて二方向に流すことで蒸気の流量を多くすることができ、単流排気（シングルフロー）型の低圧タービンの最終段動翼の環状面積も大きくすることができる。しかしながら、このように複流排気型の低圧タービンとする場合、タービンからの排気蒸気をタービンロータ軸方向にそのまま流出させることは困難であり、通常、復水器をタービンロータ２３の下方に設置するとともに排気室を下方排気型とする。

次に、環状ディフューザ５０を構成するスチームガイド３０およびベアリングコーン４０の構成について詳しく説明する。なお、以下の説明では、特に断らない限り、長さはタービンロータ軸方向における長さを意味するものとする。

図２は、本発明に係る第１の実施の形態の蒸気タービン１０における排気室の鉛直方向の子午断面を示す図である。図３は、本発明に係る第１の実施の形態の蒸気タービン１０における排気室の上半部を拡大したときの鉛直方向の子午断面を示す図である。

図２および図３に示すように、最終のタービン段落の下流側には、スチームガイド３０と、その内側のベアリングコーン４０と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５０が形成されている。

ベアリングコーン４０は、図３に示すように、入口側拡大筒状構成部４１、中央拡大筒状構成部４２、出口側拡大筒状構成部４３の３つの構成部で構成されている。なお、上記したように、ベアリングコーン４０は、一体として筒状に構成されているものではなく、半筒状の形状の上半側および下半側を組み立てることで筒状となる。また、後述するスチームガイド３０においてもベアリングコーン４０の場合と同様に、半筒状の形状の上半側および下半側を組み立てることで筒状となる。ここでは、上下に２つ割り構造で構成されるベアリングコーン４０やスチームガイド３０について、上半側および下半側を組み立てた後の筒状の構造に基づいて説明する。

ベアリングコーン４０において、入口側拡大筒状構成部４１、中央拡大筒状構成部４２、出口側拡大筒状構成部４３は、それぞれが結合されて一体的に構成されていてもよい。また、それぞれ別個に構成され、それぞれを接触させて固定することでベアリングコーン４０を構成してもよい。さらに、例えば、中央拡大筒状構成部４２と出口側拡大筒状構成部４３とを一体的に構成し、これを入口側拡大筒状構成部４１と接触させて固定することでベアリングコーン４０を構成してもよい。なお、いずれの場合においても、各接続部は、蒸気接触面側（蒸気流路側）が連続的に滑らかになるように接続されている。

ベアリングコーン４０における、入口側拡大筒状構成部４１、中央拡大筒状構成部４２、出口側拡大筒状構成部４３の区別は、通常、蒸気接触面の観察により行うことができる。例えば、蒸気接触面について、直線状か円弧状かの違いにより、また円弧状が連続する部分については半径の違いにより、また直線状の部分が連続する部分については角度の違いにより、各部の区別を行うことができる。また、入口側拡大筒状構成部４１と中央拡大筒状構成部４２とは、接合されていないことが多いことから、このような接合されていない部分により区別を行うことができる。また、中央拡大筒状構成部４２と出口側拡大筒状構成部４３とは、接合されていることが多いが、接合の痕跡が残ることから、この接合の痕跡により区別を行うことができる。

タービン最終段落の動翼２２の直径（Ｄ）に対するベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）の比（Ｌ_０／Ｄ）は、２／５以下である。ここで、ベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）は、入口側拡大筒状構成部４１の最終のタービン段落側の端縁から、外部ケーシング２０の垂直壁２０ａに接触する出口側拡大筒状構成部４３の端縁までの長さである。垂直壁２０ａは、タービンロータ軸方向に垂直な方向に形成され、外部ケーシング２０のタービンロータ軸方向の端部を構成している。

比（Ｌ_０／Ｄ）が２／５以下の場合、排気室が十分に小型化されたものとなり、製造、設置等の費用が低減される。比（Ｌ_０／Ｄ）は、１／５程度まで低下させることができる。比（Ｌ_０／Ｄ）が１／５未満となる場合、蒸気の流れが急激に半径方向外側に曲げられることから、曲がり損失が発生しやすくなる。このため、比（Ｌ_０／Ｄ）は、１／５以上が好ましく、３／１０以上がより好ましい。

ここで、２／５以下という比（Ｌ_０／Ｄ）の値は、後述するように入口側拡大筒状構成部４１の蒸気接触面（入口側拡大筒状構成部４１の外壁面、蒸気流路側の面）が下流側に向かって拡開するように構成されることにより、より好ましくは入口側拡大筒状構成部４１の蒸気接触面が直線的に拡開するとともにこの蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_１）が０度を超えるように構成されることにより達成される。すなわち、このように構成されることにより、比（Ｌ_０／Ｄ）を２／５以下にしつつ、タービン排気損失の増加も抑制できる。なお、従来の蒸気タービンにおける比（Ｌ_０／Ｄ）は、通常、５／１０以上である。

入口側拡大筒状構成部４１は、最終のタービン段落側に位置し、タービンロータ２３を包囲するように設けられるとともに、下流側に向かって拡開するように設けられている。ここで、入口側拡大筒状構成部４１の蒸気接触面は、通常、下流側に向かって直線的に拡開している。

入口側拡大筒状構成部４１の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_１）は、０度を超え２０度以下であることが好ましい。なお、以下の説明では、特に断らない限り、構成部材の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度を単に構成部材の角度と記す。入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）が０度を超える場合、従来構造において渦が発生しやすい部分が入口側拡大筒状構成部４１の傾斜部分によって埋められるために、環状ディフューザ５０の全領域においてスムーズな流れが得られる。これにより、タービン排気損失が低下する。入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）は、タービン排気損失を低下させる観点から、５度以上がより好ましく、１０度以上がさらに好ましい。

ここで、従来の比（Ｌ_０／Ｄ）が２／５を超えるような十分な長さを有するベアリングコーンにおいては、タービン排気損失を低減するために、入口側拡大筒状構成部４１に相当する部分の角度（θ_１）を０度にすることが好ましい。すなわち、従来のベアリングコーンにおいては、入口側拡大筒状構成部４１に相当する部分が下流側に拡開していないことが好ましい。このような場合、その長さが短くされて蒸気の流れが斜流化したとき、角度（θ_１）が０度、すなわち拡開してない入口側拡大筒状構成部４１に相当する部分の蒸気接触面付近に流れの剥離が発生して、これにより発生する渦によりタービン排気損失が十分に低減されない。

ベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）と入口側拡大筒状構成部４１の長さ（Ｌ_１、図３参照）との比（Ｌ_１／Ｌ_０）は、１／７以上１／３以下であることが好ましい。比（Ｌ_１／Ｌ_０）は、より好ましくは、１／６以上１／４以下である。

比（Ｌ_１／Ｌ_０）を１／７以上１／３以下とすることで、入口側拡大筒状構成部４１と、後述するスチームガイド３０の入口側スチームガイド３１との間で、蒸気の速度を十分に低減し、静圧を回復することができる。そのため、タービン排気損失を低減することができる。

中央拡大筒状構成部４２は、入口側拡大筒状構成部４１に上流側が接続され、下流側に向けて断面が円弧状に拡開する拡大筒状に構成されている。換言すると、中央拡大筒状構成部４２は、タービン排気方向でかつタービンロータ軸方向（図２および図３では右方向）に行くに伴い、半径方向外側に広がりながら円弧状に拡開する。図３に示した断面図において、中央拡大筒状構成部４２の蒸気接触面は、半径（Ｒ_２）の円弧で形成されている。

出口側拡大筒状構成部４３は、中央拡大筒状構成部４２に一端側が接続され、下流側に向けて断面が円弧状に拡開する拡大筒状に構成されている。また、出口側拡大筒状構成部４３は、環状ディフューザ５０の出口を構成する部分であり、他端部は、外部ケーシング２０の垂直壁２０ａに接合されている。換言すると、出口側拡大筒状構成部４３は、タービン排気方向でかつタービンロータ軸方向（図２および図３では右方向）に行くに伴い、半径方向外側に広がりながら円弧状に拡開する。図３に示した断面図において、出口側拡大筒状構成部４３の蒸気接触面は、半径（Ｒ_３）の円弧で形成されている。

ここで、出口側拡大筒状構成部４３の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_３）は、中央拡大筒状構成部４２の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_２）よりも大きいことが好ましい。半径（Ｒ_３）を半径（Ｒ_２）よりも大きく構成することで、中央拡大筒状構成部４２において半径方向外側に流れの方向が変えられた蒸気を、さらに半径方向外側に向けて緩やかに流れの方向を変えながら流すことができる。そのため、曲がり損失の発生を抑制することができる。

中央拡大筒状構成部４２の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_２）は、ベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）以下であることが好ましい。また、中央拡大筒状構成部４２の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_２）に対する出口側拡大筒状構成部４３の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_３）の比（Ｒ_３／Ｒ_２）は、１．５以上であることが好ましい。比（Ｒ_３／Ｒ_２）は、より好ましくは、１．５以上２以下である。

ここで、半径（Ｒ_２）の値を長さ（Ｌ_０）以下とすることが好ましいのは、環状ディフューザ５０の内部で、流れの方向をタービンロータ２３の軸方向からタービンロータ２３の軸方向に垂直な方向へと完全に転向することが望ましいからである。比（Ｒ_３／Ｒ_２）を１．５以上とすることが好ましいのは、半径（Ｒ_３）を半径（Ｒ_２）よりも大きく構成する理由と同じである。

中央拡大筒状構成部４２の長さ（Ｌ_２）と出口側拡大筒状構成部４３の長さ（Ｌ_３）との比（Ｌ_２／Ｌ_３）は、中央拡大筒状構成部４２の内部で、可能な限り流れの方向をタービンロータ２３の軸方向からタービンロータ２３の軸方向に垂直な方向に近い角度まで転向させておくことが好ましいという理由から、０．６以上４以下であることが好ましい。

スチームガイド３０は、図３に示すように、入口側スチームガイド３１、出口側スチームガイド３２の２つの構成部で構成されている。

入口側スチームガイド３１は、最終のタービン段落側に位置し、下流側に向けて直線的に拡開する拡大筒状に構成されている。換言すると、入口側スチームガイド３１は、タービン排気方向でかつタービンロータ軸方向（図２および図３では右方向）に行くに伴い、半径方向外側に直線的に拡開する。そのため、図３に示した断面図において、入口側スチームガイド３１における蒸気接触面（内壁面、蒸気流路側の面）は、タービンロータ軸方向に対して傾斜した直線状となる。

ベアリングコーンの長さ（Ｌ_０）と入口側スチームガイド３１の長さ（Ｌ_Ｓ）との比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）は、１／７以上１／３以下であることが好ましい。比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）は、より好ましくは、１／６以上１／４以下である。

比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）を１／７以上１／３以下とすることで、入口側スチームガイド３１と、前述した入口側拡大筒状構成部４１との間で、蒸気の速度を十分に低減し、静圧を回復することができる。そのため、タービン排気損失を低減することができる。

入口側スチームガイド３１の角度（θ_Ｓ）は、７度以上２７度以下であることが好ましい。入口側スチームガイド３１の角度（θ_Ｓ）は、より好ましくは、１４度以上２０度以下である。

角度（θ_Ｓ）を上記した範囲とすることが好ましいのは、入口側スチームガイド３１と、前述した入口側拡大筒状構成部４１との間で、蒸気の速度を十分に低減し、静圧を回復することができるからである。

出口側スチームガイド３２は、入口側スチームガイド３１に一端側が接続され、下流側に向けて断面が円弧状に拡開する拡大筒状に構成されている。換言すると、出口側スチームガイド３２は、タービン排気方向でかつタービンロータ軸方向（図２および図３では右方向）に行くに伴い、半径方向外側に広がりながら円弧状に拡開する。

図３に示した断面図において、出口側スチームガイド３２の蒸気接触面は、半径（Ｒ_Ｓ）の円弧で形成されている。半径（Ｒ_Ｓ）は、特に限定されるものではないが、出口側スチームガイド３２が、中央拡大筒状構成部４２および出口側拡大筒状構成部４３とともにスムーズな流路断面を形成することが望ましいという理由から、半径（Ｒ_２）よりも大きく半径（Ｒ_３）よりも小さい範囲で設定されることが好ましい。

また、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、出口側スチームガイド３２の出口側の端縁は、出口側拡大筒状構成部４３の出口側の端縁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、出口側スチームガイド３２の出口側の端縁のタービンロータ軸からの半径方向の距離と、出口側拡大筒状構成部４３の出口側の端縁のタービンロータ軸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。

次に、環状ディフューザ５０内における蒸気流れについて説明する。

最終のタービン段落から環状ディフューザ５０内に流入した蒸気は、入口側拡大筒状構成部４１と入口側スチームガイド３１との間に形成されるディフューザ部を減速され、静圧を回復しながら流れる。

速度が低減された蒸気は、中央拡大筒状構成部４２と出口側スチームガイド３２との間に導かれ、半径方向外側に流れの方向が変えられる。この際、蒸気は減速されているため、曲がり損失の発生を小さく抑えることができる。

続いて、蒸気は、出口側拡大筒状構成部４３と出口側スチームガイド３２との間に導かれ、さらに半径方向外側に向けて緩やかに流れの方向が変えられる。出口側拡大筒状構成部４３の円弧の半径（Ｒ_３）は、前述したように半径（Ｒ_２）よりも大きく構成されているため、曲がり損失の発生を小さく抑えることができる。また、環状ディフューザ５０の出口においては、半径方向外側の方向、換言すれば、タービンロータ２３の軸方向に垂直な方向に整流された蒸気の流れが得られる。

環状ディフューザ５０から流出した蒸気は、整流されているため、流れが大きく乱れることなく復水器（図示しない）に導かれる。そのため、環状ディフューザ５０と復水器との間における圧力損失の発生も抑制される。

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、排気室の環状ディフューザ５０におけるタービン排気損失を低減することができる。さらに、環状ディフューザ５０の出口における蒸気の流れを整流することができるため、環状ディフューザ５０と復水器との間におけるタービン排気損失を低減することができる。

（第２の実施の形態）
第２の実施の形態の蒸気タービン１０は、ベアリングコーン４０の中央拡大筒状構成部４２、出口側拡大筒状構成部４３の構成以外は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０の構成と同じであるため、ここでは、この異なる構成について主に説明する。

図４は、本発明に係る第２の実施の形態の蒸気タービン１０における排気室の上半部を拡大したときの鉛直方向の子午断面を示す図である。

図４に示すように、最終のタービン段落の下流側には、スチームガイド３０と、その内側のベアリングコーン４０と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５０が形成されている。

ベアリングコーン４０は、図４に示すように、入口側拡大筒状構成部４１、中央拡大筒状構成部４２、出口側拡大筒状構成部４３の３つの構成部で構成されている。なお、入口側拡大筒状構成部４１の構成は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０における構成と同じである。

中央拡大筒状構成部４２は、入口側拡大筒状構成部４１に上流側が接続され、下流側に向けて直線的に拡開する拡大筒状に構成されている。換言すると、中央拡大筒状構成部４２は、タービン排気方向でかつタービンロータ軸方向（図４では右方向）に行くに伴い、半径方向外側に直線的に拡開する。そのため、図４に示した断面図において、中央拡大筒状構成部４２における蒸気接触面は、タービンロータ軸方向に対して傾斜した直線状となる。

中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）は、入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）よりも大きければよいが、通常、中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）と入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）との差（θ_２−θ_１）は、１０度以上が好ましく、１５度以上がより好ましい。また、タービン排気損失を抑制する観点から、差（θ_２−θ_１）は、３０度以下が好ましい。

タービンロータ軸方向における中央拡大筒状構成部４２の両端部の位置（タービンロータ軸方向における位置、半径方向における位置）は、例えば、第１の実施の形態における中央拡大筒状構成部４２の両端部の位置と同様である。

出口側拡大筒状構成部４３は、下流側に向けて直線的に拡開する拡大筒状に構成されている。換言すると、出口側拡大筒状構成部４３は、タービン排気方向でかつタービンロータ軸方向（図４では右方向）に行くに伴い、半径方向外側に直線的に拡開する。そのため、図４に示した断面図において、出口側拡大筒状構成部４３における蒸気接触面は、タービンロータ軸方向に対して傾斜した直線状となる。

出口側拡大筒状構成部４３の角度（θ_３）は、中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）よりも大きくければよいが、通常、出口側拡大筒状構成部４３の角度（θ_３）と中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）との差（θ_３−θ_２）は１０度以上が好ましく、１５度以上がより好ましい。また、タービン排気損失を抑制する観点から、差（θ_３−θ_２）は、３０度以下が好ましい。

タービンロータ軸方向における出口側拡大筒状構成部４３の両端部の位置（タービンロータ軸方向における位置、半径方向における位置）は、例えば、第１の実施の形態における出口側拡大筒状構成部４３の両端部の位置と同様である。

また、出口側拡大筒状構成部４３は、環状ディフューザの出口を構成する部分でもあり、他端部は、外部ケーシング２０の垂直壁２０ａに接合されている。

中央拡大筒状構成部４２の長さ（Ｌ_２）と出口側拡大筒状構成部４３の長さ（Ｌ_３）との比（Ｌ_２／Ｌ_３）は、中央拡大筒状構成部４２の内部で、可能な限り流れの方向をタービンロータ２３の軸方向からタービンロータ２３の軸方向に垂直な方向に近い角度まで転向させておくことが好ましいという理由から、０．６以上４以下であることが好ましい。

なお、中央拡大筒状構成部４２は、図４に示されるような全体が１つの直線的に拡開するものに限られず、２以上の直線的に拡開する部分を有するものでもよい。このような２以上の直線的に拡開する部分を有する中央拡大筒状構成部４２としては、例えば、図３に示されるような円弧状の中央拡大筒状構成部４２において、円弧上の１以上の点を直線で結んだものが挙げられる。この場合、中央拡大筒状構成部４２におけるタービン最終段落側の部分の角度（θ_２）が、入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）よりも大きければよく、またこれらの差（θ_２−θ_１）が１０度以上であることが好ましく、１５度以上であることがより好ましく、また３０度以下であることが好ましい。

同様に、出口側拡大筒状構成部４３についても、図４に示されるような全体が１つの直線的に拡開するものに限られず、２以上の直線的に拡開する部分を有するものでもよい。このような２以上の直線的に拡開する部分を有する出口側拡大筒状構成部４３としては、例えば、図３に示されるような円弧状の出口側拡大筒状構成部４３において、円弧上の１以上の点を直線で結んだものが挙げられる。この場合、出口側拡大筒状構成部４３におけるタービン最終段落側の部分の角度（θ_２）が、中央拡大筒状構成部４２におけるタービン最終段落側の部分の角度（θ_２）よりも大きければよく、またこれらの差（θ_３−θ_２）が１０度以上であることが好ましく、１５度以上であることがより好ましく、また３０度以下であることが好ましい。

スチームガイド３０の構成は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０における構成と同じである。

次に、環状ディフューザ５０内における蒸気流れについて説明する。

最終のタービン段落から環状ディフューザ５０内に流入した蒸気は、入口側拡大筒状構成部４１と入口側スチームガイド３１との間に形成されるディフューザ部を減速され、静圧を回復しながら流れる。

速度が低減された蒸気は、中央拡大筒状構成部４２と出口側スチームガイド３２との間に導かれ、半径方向外側に流れの方向が変えられる。この際、蒸気は減速されているため、曲がり損失の発生を小さく抑えることができる。

続いて、蒸気は、出口側拡大筒状構成部４３と出口側スチームガイド３２との間に導かれ、さらに半径方向外側に向けて緩やかに流れの方向が変えられる。そのため、曲がり損失の発生を小さく抑えることができる。また、環状ディフューザ５０の出口においては、半径方向外側の方向、換言すれば、タービンロータ２３の軸方向に垂直な方向に整流された蒸気の流れが得られる。

環状ディフューザ５０から流出した蒸気は、整流されているため、流れが大きく乱れることなく復水器（図示しない）に導かれる。そのため、環状ディフューザ５０と復水器との間における圧力損失の発生も抑制される。

上記したように、第２の実施の形態の蒸気タービン１０によれば、排気室の環状ディフューザ５０におけるタービン排気損失を低減することができる。さらに、環状ディフューザ５０の出口における蒸気の流れを整流することができるため、環状ディフューザ５０と復水器との間におけるタービン排気損失を低減することができる。

なお、上記した実施の形態では、蒸気タービン１０として、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したが、本実施の形態は、例えば、単流形の低圧タービンに適用することもできる。

（タービン排気損失の評価）
次に、各部の構成とタービン排気損失との関係について、図面を参照して具体的に説明する。ここで、以下に示される１〜５の関係は、第１の実施の形態の蒸気タービン１０、すなわち中央拡大筒状構成部４２および出口側拡大筒状構成部４３が円弧状に拡開するものにおける関係を示したものである。また、６〜７の関係は、第２の実施の形態の蒸気タービン１０、すなわち中央拡大筒状構成部４２および出口側拡大筒状構成部４３が半径方向外側に直線的に拡開するものにおける関係である。なお、１〜７の関係は、いずれも実機での結果から得られた関係である。

＜１．入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）と、タービン排気損失との関係＞

図５は、入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）と、タービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。
形態：第１の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_１／Ｌ_０）：０．２６
比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）：０．２５
比（Ｒ_３／Ｒ_２）：２．５
Ｒ_Ｓ：Ｒ_２＜Ｒ_Ｓ＜Ｒ_３
角度（θ_Ｓ）：２５度

同図に示すように、角度（θ_１）が０度を超えて大きくなるにつれて静圧回復量が上昇する。同図より、角度（θ_１）は、５度以上が好ましく、１０度以上がより好ましい。なお、角度（θ_１）が２０度を超えると、静圧回復量が急激に低下して、タービン排気損失が増加する。このため、角度（θ_１）は２０度以下が好ましい。

＜２．入口側拡大筒状構成部４１の長さ（Ｌ_１）とベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_１）と、タービン排気損失との関係＞

図６は、入口側拡大筒状構成部４１の長さ（Ｌ_１）とベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_１）と、タービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。なお、比（Ｌ_０／Ｌ_１）の調整は、ベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）を一定とし、ベアリングコーン４０における入口側拡大筒状構成部４１とこれ以外の部分との長さの割合を変更することにより行った。
形態：第１の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）：０．２５
比（Ｒ_３／Ｒ_２）：２．５
Ｒ_Ｓ：Ｒ_２＜Ｒ_Ｓ＜Ｒ_３
角度（θ_１）：１５度
角度（θ_Ｓ）：２５度

なお、同図では、比（Ｌ_０／Ｌ_１）で示しているため、前述した実施の形態において好ましい範囲として示した長さ（Ｌ_１）と長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_１／Ｌ_０）の逆数になっている。

同図に示すように、比（Ｌ_０／Ｌ_１）が５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。これは、入口側拡大筒状構成部４１の長さ（Ｌ_１）が短すぎると、スムーズな流れが実現できないことによる。

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％低下した静圧回復量までを許容する。同図には、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、比（Ｌ_０／Ｌ_１）を３以上７以下に設定することで、上記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。

＜３．中央拡大筒状構成部４２の円弧の半径（Ｒ_２）と出口側拡大筒状構成部４３の円弧の半径（Ｒ_３）との比（Ｒ_３／Ｒ_２）と、タービン排気損失との関係＞

図７は、中央拡大筒状構成部４２の円弧の半径（Ｒ_２）と出口側拡大筒状構成部４３の円弧の半径（Ｒ_３）との比（Ｒ_３／Ｒ_２）と、タービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。なお、比（Ｒ_３／Ｒ_２）の調整は、Ｒ_２を固定し、Ｒ_３を調整することにより行った。
形態：第１の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_１／Ｌ_０）：０．２６
比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）：０．２５
Ｒ_Ｓ：Ｒ_２＜Ｒ_Ｓ＜Ｒ_３
角度（θ_１）：１５度
角度（θ_Ｓ）：２５度

同図に示すように、（Ｒ_３／Ｒ_２）が１．５以上の場合、タービン排気損失が減少している。（Ｒ_３／Ｒ_２）が１．５以上の場合、中央拡大筒状構成部４２の円弧の半径（Ｒ_２）に比べて、出口側拡大筒状構成部４３の円弧の半径（Ｒ_３）が十分に大きくなる。そのため、流れが緩やかに半径方向外側に曲げられ、曲がり損失が抑制されるとともに、整流効果が得られ、タービン排気損失が低下する。この結果から、（Ｒ_３／Ｒ_２）の値を１．５以上に設定することによって、タービン排気損失を抑制できることがわかる。

＜４．入口側スチームガイド３１の長さ（Ｌ_Ｓ）とベアリングコーンの長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）と、タービン排気損失との関係＞

図８は、入口側スチームガイド３１の長さ（Ｌ_Ｓ）とベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）と、タービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。なお、比（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）の調整は、ベアリングコーン４０の長さ（Ｌ_０）を一定とし、入口側スチームガイド３１の長さ（Ｌ_Ｓ）を変更することにより行った。
形態：第１の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_１／Ｌ_０）：０．２６
比（Ｒ_３／Ｒ_２）：２．５
Ｒ_Ｓ：Ｒ_２＜Ｒ_Ｓ＜Ｒ_３
角度（θ_１）：１５度
角度（θ_Ｓ）：２５度

なお、同図では、長さ（Ｌ_Ｓ）と長さ（Ｌ_０）との比（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）で示しているため、前述した実施の形態において好ましい範囲として示した長さ（Ｌ_０）と長さ（Ｌ_Ｓ）との比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）の逆数になっている。

同図に示すように、（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）の値が５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％低下した静圧回復量までを許容する。同図には、最高静圧回復量から２０％低下した静圧回復量を破線で示している。そのため、比（Ｌ_０／Ｌ_Ｓ）を３以上７以下に設定することで、上記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。

＜５．入口側スチームガイド３１の角度（θ_Ｓ）と、タービン排気損失との関係＞

図９は、入口側スチームガイド３１の角度（θ_Ｓ）とタービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。
形態：第１の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_１／Ｌ_０）：０．２６
比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）：０．２５
比（Ｒ_３／Ｒ_２）：２．５
Ｒ_Ｓ：Ｒ_２＜Ｒ_Ｓ＜Ｒ_３
角度（θ_１）：１５度

同図に示すように、角度（θ_Ｓ）が７度以上２７度以下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。これは、入口側拡大筒状構成部４１と入口側スチームガイド３１との間に形成されるディフューザ部における流路の拡大が小さいと、蒸気が十分に減速されず、静圧が十分に回復されないことを示している。一方、ディフューザ部における流路の拡大が大きすぎると、流れが剥離して拡大損失と呼ばれる圧力損失が発生し、タービン排気損失が増加することを示している。

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％低下した静圧回復量までを許容する。同図には、最高静圧回復量から２０％低下した静圧回復量を破線で示している。そのため、角度（θ_Ｓ）を７度以上２７度以下の範囲に設定することで、上記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。

＜６．入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）と中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）との差（θ_２−θ_１）と、タービン排気損失との関係＞

図１０は、入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）と中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）との差（θ_２−θ_１）と、タービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。なお、差（θ_２−θ_１）の調整は、入口側拡大筒状構成部４１の角度（θ_１）を一定とし、中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）を変更することにより行った。
形態：第２の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_１／Ｌ_０）：０．２６
比（Ｌ_２／Ｌ_３）：２．４
比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）：０．２５
角度（θ_１）：１５度
角度（θ_３）：６５度
角度（θ_Ｓ）：２５度

同図に示すように、差（θ_２−θ_１）が大きくなるにつれて静圧回復量が徐々に低下し、３０度を超えると静圧回復量が急激に低下する。このため、差（θ_２−θ_１）は３０度以下が好ましい。

＜７．中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）と出口側拡大筒状構成部４３の角度（θ_３）との差（θ_３−θ_２）と、タービン排気損失との関係＞

図１１は、中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）と出口側拡大筒状構成部４３の角度（θ_３）との差（θ_３−θ_２）と、タービン排気損失との関係を示す図である。ここで、蒸気タービンの構成は、以下に示す通りである。なお、差（θ_３−θ_２）の調整は、中央拡大筒状構成部４２の角度（θ_２）を一定とし、出口側拡大筒状構成部４３の角度（θ_３）を変更することにより行った。
形態：第２の実施の形態
比（Ｌ_０／Ｄ）：０．３５
比（Ｌ_１／Ｌ_０）：０．２６
比（Ｌ_２／Ｌ_３）：２．４
比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）：０．２５
角度（θ_１）：１５度
角度（θ_２）：３５度
角度（θ_Ｓ）：２５度

同図に示すように、差（θ_３−θ_２）が大きくなるにつれて静圧回復量が徐々に低下し、３０度を超えると静圧回復量が急激に低下する。このため、差（θ_３−θ_２）は３０度以下が好ましい。

以上説明した実施形態によれば、タービンロータ軸方向における排気室の長さを従来よりも短くでき、かつタービン排気損失の増加も抑制できる。

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。

１０…蒸気タービン、２０…外部ケーシング、２０ａ…垂直壁、２１…内部ケーシング、２２…動翼、２３…タービンロータ、２４…ロータ軸受、２５ａ，２５ｂ…ダイヤフラム、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、３１…入口側スチームガイド、３２…出口側スチームガイド、４０…ベアリングコーン、４１…入口側拡大筒状構成部、４２…中央拡大筒状構成部、４３…出口側拡大筒状構成部、５０…環状ディフューザ、Ｄ…タービン最終段落の動翼の直径、Ｌ_０…ベアリングコーンの長さ、Ｌ_１…入口側拡大筒状構成部の長さ、Ｌ_２…中央拡大筒状構成部の長さ、Ｌ_３…出口側拡大筒状構成部の長さ、Ｌ_Ｓ…入口側スチームガイドの長さ、Ｒ_２…中央拡大筒状構成部の蒸気接触面（外壁面）の円弧の半径、Ｒ_３…出口側拡大筒状構成部の蒸気接触面（外壁面）の円弧の半径、Ｒ_Ｓ…出口側スチームガイドの蒸気接触面（内壁面）の円弧の半径、θ_１…入口側拡大筒状構成部の角度、θ_２…中央拡大筒状構成部の角度、θ_３…出口側拡大筒状構成部の角度、θ_Ｓ…入口側スチームガイドの角度。

Claims (12)

1. タービン最終段落の下流側に設けられ、スチームガイドと、その内側のベアリングコーンとによって形成された、前記タービン最終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を備える蒸気タービンであって、
   前記ベアリングコーンは、
   前記タービン最終段落側に位置し、下流側に向かって拡開する入口側拡大筒状構成部と、
   前記入口側拡大筒状構成部の下流側に位置し、下流側に向かって拡開する中央拡大筒状構成部と、
   前記中央拡大筒状構成部の下流側に位置し、下流側に向かって拡開する出口側拡大筒状構成部とを有し、
   前記タービン最終段落の動翼の直径（Ｄ）に対する前記ベアリングコーンのタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ_０）の比（Ｌ_０／Ｄ）が２／５以下である蒸気タービン。
2. 前記入口側拡大筒状構成部が下流側に向かって直線的に拡開する請求項１記載の蒸気タービン。
3. 前記入口側拡大筒状構成部の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_１）が０度を超え２０度以下である請求項２記載の蒸気タービン。
4. 前記中央拡大筒状構成部および前記出口側拡大筒状構成部の蒸気接触面がそれぞれ円弧状に拡大し、
   前記中央拡大筒状構成部における蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_２）よりも前記出口側拡大筒状構成部における蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_３）が大きい請求項１または２記載の蒸気タービン。
5. 前記中央拡大筒状構成部の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_２）が前記ベアリングコーンの軸方向の長さ（Ｌ_０）以下、前記中央拡大筒状構成部の蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_２）に対する前記出口側拡大筒状構成部における蒸気接触面の円弧の半径（Ｒ_３）の比（Ｒ_３／Ｒ_２）が１．５以上である請求項４記載の蒸気タービン。
6. 前記ベアリングコーンのタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ_０）に対する前記入口側拡大筒状構成部のタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ_１）の比（Ｌ_１／Ｌ_０）が１／７以上１／３以下である請求項１乃至５のいずれか１項記載の蒸気タービン。
7. 前記スチームガイドは、前記タービン最終段落側に位置し、下流側に向かって直線的に拡開する入口側スチームガイドと、前記入口側スチームガイドの下流側に位置し、下流側に向かって円弧状に拡開する出口側スチームガイドとを有する請求項１乃至６のいずれか１項記載の蒸気タービン。
8. 前記ベアリングコーンのタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ_０）に対する前記入口側スチームガイドのタービンロータ軸方向の長さ（Ｌ_Ｓ）の比（Ｌ_Ｓ／Ｌ_０）が１／７以上１／３以下である請求項１乃至７のいずれか１項記載の蒸気タービン。
9. 前記入口側スチームガイドの蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_Ｓ）が７度以上２７度以下である請求項７または８記載の蒸気タービン。
10. 前記中央拡大筒状構成部および前記出口側拡大筒状構成部がそれぞれ１以上の直線的に拡開する部分からなる請求項１乃至３のいずれか１項記載の蒸気タービン。
11. 前記入口側拡大筒状構成部の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_１）よりも前記中央拡大筒状構成部における前記タービン最終段落側の部分の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_２）が大きく、
    前記角度（θ_２）と前記角度（θ_１）との差（θ_２−θ_１）が３０度以下である請求項１０記載の蒸気タービン。
12. 前記中央拡大筒状構成部における前記タービン最終段落側の部分の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_２）よりも前記出口側拡大筒状構成部における前記タービン最終段落側の部分の蒸気接触面とタービンロータ軸方向とのなす角度（θ_３）が大きく、
    前記角度（θ_３）と前記角度（θ_２）との差（θ_３−θ_２）が３０度以下である請求項１０または１１記載の蒸気タービン。

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