(57)【要約】【課題】振動が少なく運転性が良好でかつ高出力の高中圧一体の蒸気タービンを提供すること。【解決手段】発電端定格出力が９００ＭＷ以上で、高圧タービン３５と中圧タービン３６と低圧タービン３７，３８とからなり、高圧タービン３５と中圧タービン３６は一体となった一つのケーシング３０に収められ、かつタービンロータ３１も高圧タービン３５と中圧タービン３６で一本からなる高中圧一体の蒸気タービンにおいて、高圧タービン３５または中圧タービン３６の最終段または中間グランド部前後の段落の少くともいずれかの段落のホイール部（６０）にグランドパッキン６４を有する構成とする。【選択図】図５
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
発電端定格出力が９００ＭＷ以上で、高圧タービンと中圧タービンと低圧タービンとからなり、前記高圧タービンと前記中圧タービンは一体となった一つのケーシングに収められ、かつタービンロータも前記高圧タービンと前記中圧タービンで一本からなる高中圧一体の蒸気タービンにおいて、前記高圧タービンまたは前記中圧タービンの最終段または中間グランド部前後の段落の少くともいずれかの段落のホイール部にグランドパッキンを有することを特徴とする蒸気タービン。
【請求項２】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、再熱蒸気を前記ケーシングへ導入する再熱インレット管を４本以上有することを特徴とする蒸気タービン。
【請求項３】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、前記中圧タービンから前記低圧タービンへ蒸気を導入するクロスオーバ管を２本有することを特徴とする蒸気タービン。
【請求項４】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、前記タービンロータの中圧高温部を冷却する冷却蒸気管を２本以上有するとともに、再熱蒸気温度を６００℃以上としたことを特徴とする蒸気タービン。
【請求項５】
請求項１乃至請求項４の高中圧一体の蒸気タービンにおいて、前記高圧タービンと前記中圧タービンの段落にクリスマスツリー型植込み部を採用したことを特徴とする蒸気タービン。
【請求項６】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、前記高圧タービンと前記中圧タービンの段落にスナッバ翼を採用したことを特徴とする蒸気タービン。
【請求項７】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、前記高圧タービンの高圧第２段落の上流に蒸気を導入する配管を接続したことを特徴とする蒸気タービン。
【請求項８】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、定格出力、定格条件にて蒸気加減弁が全開となるように構成したことを特徴とする蒸気タービン。
【請求項９】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、定格の主蒸気圧力が２８０ａｔｇ以上でかつ３１０ａｔｇ以下であることを特徴とする蒸気タービン。
【請求項１０】
請求項１に記載の蒸気タービンにおいて、定格負荷運転時の中圧排気圧力が１５ａｔａ以上でかつ２０ａｔａ以下であることを特徴とする蒸気タービン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は高圧タービンと中圧タービンを一つのケーシングに収めたコンパクトな高中圧一体の蒸気タービンに関する。
【背景技術】
【０００２】
通常、発電端出力が９００ＭＷ以上では高圧タービンと中圧タービンが独立した別のケーシングに収められた高中圧別体タービンとするのが一般的であった。このような例として図１５に示すような高中圧別体タービンがある。この高中圧別体タービンは、高圧ケーシング３内に高圧ロータ２を収納した高圧蒸気タービン１と、中圧ケーシング１２内に中圧ロータ１１を収納した中圧蒸気タービン１０とから構成されている。また、高圧蒸気タービン１には上下の主蒸気インレット管４，５、高圧排気管６が設けられており、また中圧蒸気タービン１０には中圧排気管１３、クロスオーバ管１４、抽気管１５、再熱インレット管１６が設けられている。
【０００３】
また、従来技術による高中圧一体の蒸気タービンは、図１６に示すように高圧タービン２１と中圧タービン２２が一つのケーシング２０内に収められ、かつロータも一本の高中圧ロータ２３で構成されている。また、この高中圧一体の蒸気タービンには、中間グランド部２４、中圧排気管２５、クロスオーバ管２６、再熱インレット管２７が設けられている。しかし、このような高中圧一体の蒸気タービンは、発電端定格出力が８００ＭＷ以下のものであり、発電端出力が９００ＭＷ以上で、かつ高圧タービンと中圧タービンが一体となった一つのケーシングに収められた高中圧一体の蒸気タービンは、技術的困難さから現在まで実用化されていなかった。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
従来技術の高中圧一体の蒸気タービンでは、高圧と中圧のタービンロータも一本であり、図１６に示すように高圧タービン２１部と中圧タービン２２部が単流であるので、蒸気の流れが反対になるようにしてスラスト軸受２８にかかる力を軽減するようにしている。また、高圧タービン初段は単流であり、この高圧タービン２１の高圧側漏れ蒸気を中圧タービン２２へ回収して有効に利用しているが、漏れ蒸気が中圧タービン２２に流れ過ぎて効率が著しく低下しないように、中央部には中間グランド部２４を設けている。この中間グランド２４を通過する蒸気は、中圧タービン２２のロータの高温部の冷却にも寄与している。
【０００５】
ところが、高中圧一体の蒸気タービンで蒸気タービンの出力が増大すると、ロータ一本にかかる蒸気力が増大し、振動の原因になるロータのふれ回り、いわゆるスチームホワールが発生しやすくなる。
【０００６】
このスチームホワールを防止する方法としては、図２のようなロータ剛性と安定性の関係を利用する方法がある。すなわち、この関係はゾンマフェルト数Ｓ0と呼ばれるもので下記式で表現される。
【０００７】
【数１】
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【０００８】
この図２からわかるように、ロータの剛性を上げた方が不安定領域（斜線部）が減ることがわかる。  
一般に、ロータの剛性を上げる方法としては、具体的にはロータ軸径を太くするかまたはロータの軸受けスパンを短くするかである。ロータ軸径を太くするのは、ロータに植えられた動翼の遠心力を大きくするため強度上の余裕が減って信頼性が低下し、またロータとノズル等静止部の間隙面積が増加するため、蒸気の漏洩損失が増えて性能が低下するので好ましくない。
【０００９】
一方、軸受けスパンを短くするために、ノズルと動翼の段落数を減らしたり、グランド部のパッキン段数を減らす等の方法があるが、いずれも最適な設計からずれて性能が低下する。またノズルと動翼の幅を減らすのは強度上必要な余裕を削ることになり、信頼性が低下する。
【００１０】
また、中央部については、出力の増加とともに再熱インレット管が太くなり、それを導入する必要スペースも大きくなり、中間グランド部が不必要に長くなる傾向がある。このため、インレット管を細くする方法があるが、この方法は蒸気流速の増加により配管の侵食速度が増加したり、圧力損失の増加による性能の低下が生じる。
【００１１】
また、クロスオーバ管と中圧排気管については、出力の増加とともに管口径が太くなり、再熱インレット管と中圧排気管が干渉するのを防ぐために軸受けスパンが長くなる。さらに、中圧部が単流のため、高中圧別体（中圧部は複流）よりも翼長が長く、遠心力が大きいという特徴があり、高出力化・再熱蒸気高温化と相俟ってロータ材の許容強度を超えてしまうため、中圧高温部の冷却が必要となる。一方、中間グランド部の蒸気を増加させるのは性能の低下を招くとともに、蒸気温度が高いため、中圧第２段部の冷却には有効ではない。また、外部からの中圧２段部への冷却蒸気導入だけでは冷却管の導入スペースが大きく、軸受けスパンの増加につながる。
【００１２】
ところで、９００ＭＷ級以上、例えば１０００ＭＷ級の高中圧別体タービンは初段が複流のため、初段翼長は５００ＭＷと同程度になるが、高中圧一体タービンでは初段翼長は５００ＭＷの約２倍となり、遠心力が大幅に増大する。特に、近年の蒸気条件の高温化により蒸気温度が高くなると、図１１のように材料の高温クリープ強度が低下するため、高温の蒸気が触れる初段動翼と高中圧ロータは、現有材では強度が足りなくなる。これを材料の開発により、高強度材料を採用する方法もあるが、一般に高強度材料は高価であり、特に、高中圧ロータに高級材を採用すると、高価格となり不経済である。上述したように、従来技術では前記条件を有する高出力の高中圧一体蒸気タービンの実用化は困難であった。
【００１３】
本発明は上記状況に鑑みてなされたもので、その目的は振動が少なく運転性が良好でかつ高出力の高中圧一体の蒸気タービンを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
上記目的を達成するために、本発明の請求項１は、発電端定格出力が９００ＭＷ以上で、高圧タービンと中圧タービンと低圧タービンとからなり、前記高圧タービンと前記中圧タービンは一体となった一つのケーシングに収められ、かつタービンロータも前記高圧タービンと前記中圧タービンで一本からなる高中圧一体の蒸気タービンにおいて、前記高圧タービンまたは前記中圧タービンの最終段または中間グランド部前後の段落の少くともいずれかの段落のホイール部にグランドパッキンを有す構成とする。
【発明の効果】
【００１５】
請求項１の発明によれば、軸受けスパンを縮小させてタービン軸系の剛性を確保し、スチームホワールを防止する。これにより性能低下、信頼性低下の要因となるロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力化に対応する高中圧一体の蒸気タービンを提供することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１６】
以下、本発明の実施の形態を図を参照して説明する。  
（第１実施例）
図１は本発明の第１実施例の蒸気タービンの構成図である。
【００１７】
図に示すように、本実施例の再熱式蒸気タービンは、発電端出力９００ＭＷ以上であり、高圧タービン３５と中圧タービン３６と２つの低圧タービン３７，３８とから構成され、かつ高圧タービン３５と中圧タービン３６が一体となった一つのケーシング（高中圧ケーシング）３０内に収められいる。また、タービンロータ（高中圧ロータ）３１も高圧タービン３５と中圧タービン３６とに共通するものであり、さらに再熱蒸気を高中圧ケーシング３０へ導入する再熱インレット管３２を４本を備えている。３３はクロスオーバ管、３４は中間グランド部である。
【００１８】
通常、再熱インレット管は２本であるが、本実施例では再熱インレット管３２を４本用いている。このように再熱インレット管３２を４本用いることにより、蒸気流速は上げずに配管径を下げられるため、再熱インレット管の導入必要スペースを押さえられる。これにより中間グランド部３４の増加が押さえられ、高中圧ロータ３１の軸受けスパンの増大を防止することが可能となる。したがって、タービン軸系の剛性を確保し、スチームホワールを防止できる。
【００１９】
上述したように、本実施例によると、性能低下や信頼性低下の要因となるタービンロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力化に対応する高中圧一体の再熱式蒸気タービンを提供できる。なお、本実施例では再熱式蒸気タービンについて説明したが、他の形式の蒸気タービンに容易に適用可能であり、以下の各実施例についても同様に他の形式の蒸気タービンに容易に適用可能である。
【００２０】
（第２実施例）
図３は本発明の第２実施例の蒸気タービンの要部の構成図であり、同図（ａ）は側面図、同図（ｂ）は同図（ａ）のＡ−Ａ方向から見た図である。  
図に示すように、本実施例の蒸気タービンは、発電端出力９００ＭＷ以上であり、高圧タービン４５と中圧タービン４６と低圧タービン４７とから構成され、かつ高圧タービン４５と中圧タービン４６が一体となった一つのケーシング（高中圧ケーシング）４０内に収められいる。タービンロータ（高中圧ロータ）４１も高圧タービン４５と中圧タービン４６とに共通するものである。また再熱蒸気を高中圧ケーシング４０へ導入する再熱インレット管４２と、クロスオーバ管４４と接続する中圧排気管４３を設けている。低圧タービン４７は低圧ケーシング４８内に収納されている。４９はロータシャフトである。
【００２１】
従来例では通常クロスオーバ管は１本であったのを本実施例ではクロスオーバ管４４と中圧排気管４３を２本設けた点に特徴がある。このようにクロスオーバ管４４を２本とすることにより、蒸気流速は上げずに配管径を下げ、中圧排気管４３の軸方向導入に必要なスペーサを押さえることが可能となり、再熱インレット管４２との干渉が避けられるので、高中圧ロータ４１の軸受けスパンの増大を防止できる。したがって、タービン軸径の剛性を確保し、スチームホワールを防止できる。
【００２２】
上述したように、本実施例によると、性能低下や信頼性低下の要因となるロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力化に対応する高中圧一体の再熱式蒸気タービンを提供できる。
【００２３】
（第３実施例）
図４は本発明の第３実施例の蒸気タービンの要部の構成図である。  
図に示すように、本実施例の蒸気タービンは、発電端出力９００ＭＷ以上であり、温度の低い高圧途中段落からの冷却蒸気を２本に分け、１本は中間グランド部５１（バランスウェート取り付け管のスペースを利用）へ、１本は中圧２段ノズル部５２のパッキン上流へ導入する点に特徴がある。
【００２４】
このように中間グランド部５１のバランスウェート取り付け管の隣のスペースへ導入することにより、軸受けスパンの増加なしに中圧第１段および第２段のロータの冷却を行い、また中圧２段ノズル部５２のパッキン上流への冷却蒸気は必要最小限で済むため、冷却蒸気管の導入スペースによる高中圧ロータ５０の軸受けスパンの増大を防止できるので、タービン軸系の剛性を確保し、スチームホワールを防止する。
【００２５】
上述したように、本実施例によると、性能低下や信頼性低下の要因となるロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力・高温化に対応する高中圧一体の蒸気タービンが可能となる。
【００２６】
（第４実施例）
図５は本発明の第４実施例の蒸気タービンの要部の構成図である。  
図に示すように、本実施例の蒸気タービンは、発電端出力９００ＭＷ以上であり、中圧最終段のホイール６０のグランド側６１および対応するケーシング６２にフィン（ラジアルフィン６３）を設け、グランドパッキン６４を構成する。
【００２７】
本実施例では中圧最終段のホイール６０にグランドパッキン６４を設けているので、従来のロータシャフトのグランド部６１をその分減らすことができ、性能を低下させずに、高中圧ロータの軸受けスパンを縮小できる。即ち、タービン軸系の剛性を確保し、スチームホワールを防止できる。
【００２８】
上述したように、本実施例によると、性能低下や信頼性低下の要因となるロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力化に対応する高中圧一体蒸気タービンが可能となる。また高圧最終段でも同じである。さらに中間グランド前後の段落のホイールおよび対応するケーシングにフィンを設けてグランドパッキンを構成すると、その分中間グランド部を減らすことができる。
【００２９】
（第５実施例）
図６は本発明の第５実施例の蒸気タービンの要部の構成図である。  
図に示すように、本実施例の蒸気タービンは、発電端出力９００ＭＷ以上であり、高中圧の段落にクリスマスツリー型植込み部７１を採用したものである。このクリスマスツリー型植込み部７１は、軸方向に動翼７０を挿入するもので、図７の従来のアウトサイド型植込み部７２よりも植込み部の体積が小さいため自重が軽く、遠心力を小さくできるので、翼長が長くて遠心応力の厳しい中圧タービンの一部に近年採用されている。
【００３０】
一方、従来のアウトサイド型植込み部７２は、円周方向に動翼を挿入する構造のためホイール７３の加工が簡単であるという特徴があり、遠心応力の厳しい一部を除いて従来より一般的に広く採用されている。また、アウトサイド型植込み部７２は、動翼側の植込み部がホイール側植込み部を挟む構造であるため、動翼植込み部の幅（軸方向幅）がホイール幅より大きくなっていて、そのため、クリスマスツリー型植込み部７１の場合よりも動翼植込み部の軸方向幅が大きい。
【００３１】
従来の１０００ＭＷの高中圧タービンでは、遠心応力上問題がないため、加工が簡単なアウトサイド型植込み部を高中圧前段落に採用しており、今回の高中圧一体型タービンの高圧タービンにおいても第２段以降は従来の１０００ＭＷと同じ翼長，遠心力なので、アウトサイド型植込み部で十分である。
【００３２】
本実施例では、高中圧一体型タービンの高中圧の段落にクリスマスツリー型植込み部７１を採用することにより、従来のアウトサイド型植込み部より動翼植込み部の軸方向幅を小さくできるので、軸方向の必要スペースが減少し、高中圧ロータの軸受けスパンを減少できる。即ち、タービン軸系の剛性を確保し、スチームホワールを防止できる。また、高圧の初段を除く全ての高中圧段落にクリスマスツリー型植込み部を採用すると最も効果がある。
【００３３】
上述したように、本実施例によると、性能低下及び信頼性低下の要因となるロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力化に対応する高中圧一体蒸気タービンが可能となる。
【００３４】
（第６実施例）
図８は本発明の第６実施例の蒸気タービンの要部の部分構成図である。  
図に示すように、本実施例の蒸気タービンは、発電端出力９００ＭＷ以上であり、高中圧の段落にシュラウド８０を動翼８１と一体に削り出し、チップフィン８２にＨｉ−Ｌｏフィンを採用したスナッバ翼を採用し、従来よりも段落を２段減らした、すなわち高圧と中圧各１段減らしたものである。
【００３５】
段落数と内部効率の関係を図９の特性図に示す。一般に、圧力比（熱落差Ｈ）と動翼の平均直径（周速Ｕ）が決まると、以下の式で求まる最適の段落数Ｎが存在し、それより多くても少なくても効率が低下し、最適段数から離れる程低下量が大きくなる。
【００３６】
Ｎ＝Ａ2 ＊９１．５2 ＊Ｈ／Ｕ2
ここで、Ａは衝動タービンでは０．５、
単位はＨ：ｋｃａｌ／ｋｇ、Ｕ：ｍ／ｓ
一方、スナッバ翼を採用すると、チップフィンにＨｉ−Ｌｏフィンを採用できるので、動翼先端のチップ漏洩損失が減少し、段落効率は図１０に示すように従来例は曲線ロであるのに対して本実施例では曲線イとなるので、本実施例の方が段落効率が向上している。従って、段落数を減らしてもスナッバ翼を採用することにより、従来並みのタービン内部効率を確保することが可能である。
【００３７】
また、スナッバ翼は運転中に全周一群となるため、一般に最も振幅の大きい円周方向の振動モードがないので、段落数減少により蒸気による１段落あたりの励振力が増加しても、振動応力は従来以下にすることができる。
【００３８】
本実施例では、従来よりも段落を２段減らすことにより高中圧ロータの軸受けスパンを縮小できるので、タービン軸系の剛性を確保し、スチームホワールを防止できる。
【００３９】
上述したように、本実施例によると、性能低下及び信頼性低下の要因となるロータ径の増大を必要とせず、振動が少なく運転性の良好な高出力化に対応する高中圧一体蒸気タービンが可能となる。
【００４０】
（第７実施例）
本発明の第７実施例として、高圧第２段落の上流に蒸気を導入する配管を接続し、主蒸気の一部を導入するように構成し、途中に止め弁と加減弁を設け、この蒸気量を制御する。この場合、出力調整は従来の加減弁で行い、新しい加減弁は主蒸気との分配割合を例えば３：２に制御する。
【００４１】
このように、本実施例によると、高圧初段を通過する蒸気量は従来に対して約６０％に低下させることができるので、高圧初段動翼の翼長も約６０％に短くできる。これにより、高圧初段の遠心力が大幅に低減する。本実施例を用いたものは、図１２に示すように、従来材（１２Ｃｒロータ）でも高中圧一体蒸気タービンが可能となる。
【００４２】
（第８実施例）
本発明の第８実施例として、定格出力、定格条件（主蒸気圧力・温度，再熱蒸気温度，復水器真空度等）での必要蒸気量において、蒸気加減弁が全開となるように、高圧タービン初段のノズル面積と翼長を決定する。即ち、定格蒸気量および定格蒸気条件にて高圧タービン初段を設計し、それより必要蒸気量が多い場合は、主蒸気圧力を上げることにより蒸気密度が上がるので、ノズル面積は変えずに加減弁全開のままで、夏場の真空度が悪い場合や過負荷等に出力を確保することが可能となる。
【００４３】
ここで、従来の定格条件においては、例えば加減弁４弁の内３弁全開で、第４弁は半開とし、それより必要蒸気量が多い場合は、第４弁を開け制御することにより蒸気量を増加させ、低真空度や過負荷等に出力を確保していた。このため、加減弁４弁全開時の設計流量は定格流量の１１０％〜１３０％となっていた（図１３参照）。
【００４４】
一方、本実施例によると、設計蒸気量が従来よりも減少し、初段翼長が減少するので、遠心力が低減し、従来材でも高中圧一体タービンが可能となる。即ち、高出力化，高温化に対応する経済的な高中圧一体蒸気タービンが可能となる。また、従来よりも初段動翼に均一に蒸気が流れるため、従来のような局部的な曲げ応力の増加を減らすことができる。
【００４５】
（第９実施例）
本発明の第９実施例として、５０Ｈｚの再熱式蒸気タービンにおいて、定格主蒸気温度を６００℃、定格主蒸気圧力を３００ａｔｇとする。比容積はほぼ圧力に反比例するため、この場合、従来（２５０ａｔｇ）に対して比容積が約８３％（２５０／３００）となる。また主蒸気圧力の上昇はサイクル効率が向上するので、蒸気量が若干減少して、体積蒸気量では従来の約８０％となる。従って、初段翼長が約２０％減少するので、遠心力が低減し、従来材でも高中圧一体タービンが可能となる。
【００４６】
一方、主蒸気圧の上昇はボイラチューブや蒸気タービンケーシングの設計圧力の上昇による肉圧増加や、給水ポンプの揚程上昇による段数増加を招くため、コストアップとなる。一般的に約２５０ａｔｇを超えると、図１４（ａ）のように主蒸気圧力上昇によるコストの増加が性能の増加に伴う燃料費の低減よりも大きくなって不経済となるため、現在あまり採用されていない。
【００４７】
本実施例では、主蒸気圧力を３００ａｔｇとしているため、従来よりもボイラチューブや蒸気タービンケーシングの肉圧が上昇するが、給水ポンプについては、以下に示すように、段数増加にならない。
【００４８】
一般に、ポンプの最適な流量と揚程と回転数には密接な関係があるが、流量については、出力により設計流量がほぼ決まり、揚程は主蒸気圧力によりほぼ決まる。回転数は、高いほど最適揚程が大きくなるので段数を減らすことができるが、遠心力により上限があるため、通常は５０００ｒｐｍから６０００ｒｐｍを採用している。ここで、１０００ＭＷ（流量約１７００ｔ／ｈ）で主蒸気圧力が２５０ａｔｇ（揚程約３１０ａｔ）の従来プラントの給水ポンプは、回転数が５５００ｒｐｍで６段となっている。一般に揚程は回転数の２乗に比例するため、このポンプを６０００ｒｐｍで設計すると、揚程は約３７０ａｔで、約６０ａｔの増加となる。従って、主蒸気圧力も約６０ａｔ増加でき、約３１０ａｔｇまで可能となるので、主蒸気圧３００ａｔｇでは従来と同じ６段となり、段数の増加にならないのである。
【００４９】
また、給水ポンプの段数を変えないことは、段数が増加した場合のポンプ軸長の増加による剛性低下と不安定性の増加を防止できるので、信頼性も確保できる効果がある。
【００５０】
なお、主蒸気温度５９０℃程度で５０Ｈｚの場合は、主蒸気圧力を２８０ａｔｇにすることにより、主蒸気の体積流量が１０％以上減少するので、初段翼長を１０％以上小さくでき、遠心力がその分小さくなるため、従来材でも高中圧一体タービンが可能となる。
【００５１】
即ち、主蒸気圧力を２８０ａｔｇから３１０ａｔｇにすることにより、給水ポンプの段数を変えずに、蒸気タービンがコンパクトになるので、ボイラチューブやケーシングの肉圧上昇を考慮しても図１４（ｂ）のように経済的なプラントを実現できる。
【００５２】
上述したように、本実施例によると、設計体積蒸気量が従来よりも減少し、初段翼長が減少するので、遠心力が低減し、従来材でも高中圧一体タービンが可能となる。即ち、高出力化，高温化に対応する高性能で経済的な高中圧一体の蒸気タービンが可能となる。
【００５３】
（第１０実施例）
次に、本発明の第１０実施例として、定格運転時の中圧排気圧力を従来の１０ａｔａから１７ａｔａに上げ、その分中圧タービンの熱落差が減るので、中圧タービンの段落数を一段減らす。なお、低圧タービンの入口圧力が増加して、低圧タービンの熱落差が増加するので、必要に応じ、低圧段落を一段増やす。また、低圧タービンの入口圧力の増加は、入口温度の増加につながり、低圧ロータの高温脆化の原因となるため、入口温度を４５０℃以下にするよう、入口圧力を２０ａｔａ以下にするのが好ましい。
【００５４】
中圧タービンの段落が一段減ったことにより、高中圧ロータのスパンを低減でき、剛性が上がるので、スチームホワールの防止になる。また、中圧排気圧力が上がったことにより、体積流量が減り、中圧最終段動翼の翼長を低減でき、遠心応力が低減できるので、高中圧ロータの材料のグレードアップを押さえることができる。即ち、高出力化，高温化に対応する経済的な高中圧一体蒸気タービンが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００５５】
【図１】本発明の第１実施例の構成図。
【図２】ロータ剛性と安定性の関係を示す特性図。
【図３】本発明の第２実施例の構成図。
【図４】本発明の第３実施例の構成図。
【図５】本発明の第４実施例の構成図。
【図６】本発明の第５実施例に係わるクリスマスツリー型植込み部の斜視図。
【図７】従来のアウトサイド型植込み部の斜視図。
【図８】本発明の第６実施例におけるスナッバ翼の構成図。
【図９】段落数と内部効率の関係を示す特性図。
【図１０】本発明の第６実施例におけるフィン形状と段落効率を示す特性図。
【図１１】ロータ材のクリープ強度を示す特性図。
【図１２】本発明の第７実施例における温度とロータ材のクリープ破断強度を示す特性図。
【図１３】本発明の第８実施例における負荷と蒸気流量、加減弁開度、主蒸気圧力の関係を示す特性図。
【図１４】同図（ａ）は一般的な主蒸気圧力と経済性の関係を示す特性図、同図（ｂ）は本発明の第９実施例の主蒸気圧力と経済性の関係を示す特性図。
【図１５】従来の高中圧別体の蒸気タービンの構成図。
【図１６】従来の高中圧一体の蒸気タービンの構成図。
【符号の説明】
【００５６】
１…高圧蒸気タービン、２…高圧ロータシャフト、３…高圧ケーシング、４，５…主蒸気インレット管、６…高圧排気管、１０…中圧蒸気タービン、１１…中圧ロータシャフト、１２…中圧ケーシング、１３…中圧排気管、１４…クロスオーバ管、１５…抽気管、１６…再熱インレット管、２０…ケーシング、２１…高圧タービン、２２…中圧タービン、２３…高中圧ロータシャフト、２４…中間グランド部、２５…中圧排気管、２６…クロスオーバ管、２７…再熱インレット管、２８…スラスト軸受、３０…高中圧ケーシング、３１…高中圧ロータシャフト、３２…再熱インレット管、３３…クロスオーバ管、３４…中間グランド部、３５…高圧タービン、３６…中圧タービン、３７，３８…低圧中圧タービン、４０…高中圧ケーシング、４１…高中圧ロータシャフト、４２…再熱インレット管、４３…中圧排気管、４４…クロスオーバ管、４５…高圧タービン、４６…中圧タービン、４７…低圧タービン、４８…低圧ケーシング、４９…ロータシャフト、５０…高中圧ロータ、５１…中間グランド部、５２…中圧２段ノズル部、６０…中圧最終段ホイール、６１…グランド側、６２…ケーシング、６３…ラジアルフィン、６４…グランドパッキン、７０…動翼、７１…クリスマスツリー型植込み部、７２…アウトサイド型植込み部、７３…ホイール、８０…シュラウド、８１…動翼、８２…チップフィン。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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