JP2002513117A - 斜流ポンプ - Google Patents
斜流ポンプInfo
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- F04D29/42—Casings; Connections of working fluid for radial or helico-centrifugal pumps
- F04D29/44—Fluid-guiding means, e.g. diffusers
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
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- Structures Of Non-Positive Displacement Pumps (AREA)
Abstract
Description
を備えた斜流ポンプに関する。
転する羽根車12を収容するケーシング16と、羽根車12の下流側に配置され
た静止したディフューザ部14とを有する。ケーシング16とハブ18の間に形
成された環状空間には、ディフューザ羽根20で区画されて、ディフューザ部1
4の流路Pが3次元的に屈曲した空間として形成されている。ポンプ吸込口22
から吸い込まれた流体は、羽根車12の回転により運動エネルギーを与えられ、
流体を静止したディフューザ部14に流入させ、その旋回速度を減速させて羽根
車出口における運動エネルギーを静圧として回収する構造になっている。
(回転体面)の形状と、ディフューザ羽根20の幾何的形状の両者により定義さ
れる。これら3つのうち羽根の形状は、図13Aに示すように、羽根の長手方向
の任意の点における、ハブ18又はケーシング16の回転体面上の羽根中心線の
接線方向Mと、その点における周方向接線Lとのなす角である羽根角度βの分布
を決めることにより定められる。
交線に沿う距離として定義される)、及び羽根中心線の周方向座標θと半径方向
座標rにより次式で与えられる(図13C参照)。 tanβ=dm/d(rθ) (1)
羽根車12の出口における流れの方向に一致するように、またディフューザ部1
4の出口側におけるディフューザ羽根20の羽根角度βは、流れの旋回速度成分
が除去されて流れが軸方向に流出するように設定される。ディフューザ部14の
入口部と出口部の間の流路においては、従来設計技術では、入口角度と出口角度
を滑らかに接続する角度分布を採用するのが一般的であり、この羽根角度分布は
、図14Aに示すように、ハブ面とケーシング面間で類似した分布形状になって
いる。図14Aにおいて、無次元子午面距離m*は、ハブ面あるいはケーシング
面に沿う子午面距離mを羽根前縁・後縁間の距離lで正規化した距離として定義
する。図15は比速度280〜700(m,m3/min,rpm)の範囲の従
来形ディフューザ部におけるハブ羽根角度とケーシング羽根角度との羽根角度差
Δβの無次元子午面距離m*に対する羽根角度分布を示す。いずれの事例におい
ても、分布中の羽根角度差の絶対値|Δβ|は10度より小さく、ハブ面とケー
シング面に沿う羽根角度は実質的に類似の分布形状を示していることが分かる。
次元性の強い流れになっており、流路壁面での摩擦作用により生じた低エネルギ
ー流体は、2次流れの作用で負圧面とハブ面とのコーナー部に集積する傾向があ
る。上記の従来の技術においては、羽根角度分布によって滑らかな流路形状が与
えられるが、このような3次元流れ場を配慮していないため、ハブ面と羽根の負
圧面とが接触するコーナー部又は羽根基部で発生する大規模な剥離を防止するこ
とは困難であった。
それぞれ模式的に示したものである。ディフューザ部の羽根基部に集積した低エ
ネルギー流体は、ディフューザ部での圧力上昇に対抗するだけの運動エネルギー
を有さず、この結果、図17に示すようにこれらの羽根基部において剥離と逆流
が発生する。
次元粘性流れ解析を用いて詳しく説明する。図18Aは羽根の負圧面上の静圧分
布の等高線図、図18Bは無次元子午面距離m*=0.59における流路断面上
の全圧分布の等高線図であり、図19A及び図19Bは負圧面及びハブ面上の速
度ベクトル図の解析結果を示す。
)において等高線が流路Pとほぼ平行方向に形成されている。羽根壁面における
摩擦力により運動エネルギーを失った流体は、逆圧力勾配に対抗することができ
なくなり、図19Aに示すように、静圧分布の等高線の方向に向かう2次流れを
生じる。
摩擦損失が発生するが、この結果発生する低エネルギー流体は、上記の負圧面上
の2次流れにより、下流位置のハブ面と負圧面との間に形成されるコーナー部(
領域B)に集積する。
大きく、この結果、図19に示すような大規模な剥離が発生し、著しくポンプ性
能が低下する。特に、ポンプをコンパクト化すると、羽根の負荷が増大し、逆圧
力勾配も増大するため、こうした剥離現象を生じやすいことが知られており、こ
の状態がより顕著になる。これらは、ポンプのコンパクト化・高効率化を妨げる
主要な要因になっている。
ディフューザ部の流路のコーナー部で起こりやすい剥離を防止して、効率の良い
斜流ポンプを提供することを目的とするものである。
根車部と上記羽根車部の下流側に位置するディフューザ部とを区画するケーシン
グを備え、上記羽根車部は上記軸周りに回転する羽根車を有し、上記ディフュー
ザ部はハブと静止したディフューザ羽根とを有し、上記ディフューザ羽根は、ハ
ブ羽根角度とケーシング羽根角度との角度偏差が、上記ディフューザ部の流路に
沿って所定の分布を有するように形成されている。これにより、ディフューザ羽
根の羽根角度を適切に選択することで、ディフューザ部における流路に沿って適
正な圧力分布を得ることができ、2次流れを抑制することができる。
上記羽根面のある点における周方向接線と、上記ハブ面又はケーシング面に沿っ
た上記羽根の断面の中心線の接線とのなす角により定義し、上記所定の分布を、
広範な流路領域でハブ面側の羽根角度がケーシング面側の羽根角度よりも大きく
なるような分布としてもよい。これにより、ケーシング面に沿う圧力上昇よりハ
ブ面に沿う圧力上昇を相対的に早く完了し、ハブ側での流れの減速をケーシング
側での減速に先行させ、これによりポンプのハブ側での静圧の回収をケーシング
側の回収に対して増大させることができる。
発明の主要な特徴はディフューザ部14のディフューザ羽根20の構成にある。
このポンプのディフューザ部14の羽根20の羽根角度は、子午面に沿って図2
に示すように分布している。図2において、横軸は流路に沿って無次元化された
子午面距離を表し、縦軸は、図13Aで定義される羽根角度βを表す。これから
分かるように、羽根20のハブ面上の羽根角度βhは無次元子午面距離m*=0
.5付近までゆるやかに上昇し、そこから急勾配で上昇している。一方、ケーシ
ング面上の位置における羽根角度βcは、無次元子午面距離m*=0.4までβ h と同程度のゆるやかな勾配で増大し、そこから無次元子午面距離m*=0.7
5まで同様の勾配でゆるやかに増大した後、急な勾配で上昇する。
は、図3の比較図に示すように、ディフューザ流路Pの前半部においては、ハブ
羽根角度βhがケーシング羽根角度βcとほぼ同じであるが、ディフューザ流路
Pの中盤から後半にかけてハブ羽根角度βhがケーシング羽根角度βcより大き
くなるように分布することとなる。この例では、無次元子午面距離m*が0.5
の位置から、羽根角度差Δβが急激に増大し、無次元子午面距離m*=0.75
においてピーク値約30度に達する。この角度分布は図15に示す従来の分布と
は顕著に異なっていることが確認できる。
クトルを、コンピュータによる3次元粘性流れ解析により予測した結果を図4A
、図4B、図5A及び図5Bに示す。図4Aに示す静圧分布の等高線は、入口部
(領域A’)で流路Pにほぼ直交するように形成されており、等高線に沿って流
れる2次流れも、図5Aに示すようにハブ面に向かって流入する。したがって、
こうした2次流れの流動パターンの変化により、従来形ディフューザでコーナー
部に集積していた高損失流体は、コーナー部を通り越して流路の羽根間中央付近
のハブ側領域D’に集積する。コーナー部(領域C’、図4B参照)にはケーシ
ング側に存在していた高エネルギー流体が流入し、また同領域での逆圧力勾配は
小さいことから(領域B’、図4A参照)、図5Bにより確認できるように、ハ
ブ面上において発生する剥離領域が縮小され流れ場が著しく改善されている。
角度に先行して増大を開始する。この結果、ハブ側の圧力上昇をケーシング側の
圧力上昇よりも早く完了することができ、図6Aに示す従来の流動パターンに比
べて、図6Bに示すように、本発明のディフューザでは、流路Pに直交する傾向
を有する静圧等高線分布が実現される。また圧力上昇を、境界層厚さが薄く剥離
に対する抵抗力の強い羽根前半部で完了するので、境界層厚さが厚くなり剥離に
対する抵抗力が低下した領域(領域B’)での逆圧力勾配を流れ場により緩和す
ることができ、剥離現象を抑制する効果が実現される。
m,m3/min,rpm)における性能試験結果を、従来設計による羽根を備
えた同等品と比較したものである。本発明の羽根角度分布の採用により、従来設
計で用いられていた羽根角度分布に比べて顕著な効率改善が達成されていること
が確認できる。比速度Nsは次式で定義する。 Ns=NQ0.5/H0.75 (2) ここにおいて、Nは羽根車の回転速度(rpm)、Qは設計点流量(m3/min
)、Hは設計点流量におけるポンプの全揚程(m)である。
)までの本発明に係るディフューザの実施例を示す。各図には、各種の異なる子
午面形状を有するディフューザ羽根20の羽根角度差Δβの分布曲線が3つ又は
4つ示されている。子午面形状の違いにより、羽根角度差の最大値などに変化が
見られるが、いずれの場合も、ディフューザ部の入口側から出口側に向かって流
路に沿って羽根角度差が急激に増大するという本発明の特徴的な羽根角度差分布
を示すことが確認できる。
半部から前半部へと移動している。また最大羽根角度差も比速度が増大するにつ
れ低下することが確認できる。また、羽根角度差が増大を開始する位置は、比速
度280では無次元子午面距離m*=0.4であるのに対し、比速度400以上
ではディフューザ部の前縁近傍から羽根角度差が増大し始めている。比速度が低
下するにつれ、ディフューザ羽根の負荷が増大し、この結果低比速度において流
れの剥離現象を防止するためには、より大きな羽根角度差Δβを実現することが
必要になる。いずれの比速度でも、羽根角度差が最大値を示した後は、無次元子
午面距離m*が1である後縁に向かって急激に角度差が減少し、ディフューザ部
14の後縁でほぼゼロとなる。
ハブ(θTE=θTE,h)とケーシング(θTE=θTE,c)とで同一とし
、後縁が半径方向に向かうように設計することが多い。後縁における羽根が周方
向に傾斜する場合(すなわち、θh≠θcである場合)、羽根角度差の分布をθ h =θcを満たす等価なものへ修正すれば所定の改善効果が得られる。こうした
修正は次式により行う。 θ* h=θh+m*・ΔθTE (3) tanβ* h=dm/d(rθ* h) (4) Δβ*=β* h−βc (5) ここにおいて、θhはハブ面上の羽根中心線の周方向座標、ΔθTEは羽根後
縁のハブとケーシングでの周方向角度差(θTE,c−θTE,h)、θ* hは
修正後のハブ面上の中心線の周方向座標、β* hは修正後のハブ面上の羽根角度
、Δβ*は修正後の羽根角度差を表す(図13D参照)。
プの実施形態について、上記の羽根傾斜角度ΔθTEを約−6度から17度まで
変化させた場合の効果を示す。図9Aに示すように、上記の修正を施す以前の羽
根角度差ΔθTEの分布は羽根傾斜角度ΔθTEによって異なった分布を示して
いるのに対し、上式で定義される修正を施した羽根角度差Δβ*の分布はほぼ同
一となり、Δβ*による修正が一般的に適用できることが確認できる。なお、式
(1)の定義式からも明らかなように、θh=θc、すなわちΔθTE=0の場
合には、Δβ*=Δβとなる。
羽根角度差Δβ*の最大値を、いずれも比速度の関数として多くの実施例につい
て整理したものを示す。なお、図中の●印は、ディフューザ部の羽根後縁での傾
斜がある場合(θh≠θc)を示す。
面位置m* pの下限値m* p,minと上限値m* p,max、最大羽根角度差
の下限値Δβ* minと上限値Δβ* maxは次式で与えることができる。 m* p,min=0.683−0.0333・(Ns/100) (6) m* p,max=1.12−0.0666・(Ns/100) (7) Δβ* min=30.0−2.50・(Ns/100) (8) Δβ* max=53.3−3.33・(Ns/100) (9)
例に関し、ディフューザ部の羽根間中央位置における羽根角度の平均値の分布形
状を、本発明のディフューザ部(図2参照)と従来のディフューザ部(図14A
のケースN参照)とで比較したものである。この図から明らかなように、両者は
類似した平均羽根角度分布を有しているが、従来のポンプでは図19A及び図1
9Bに示す大規模な剥離が発生するのに対し、本発明のポンプでは図5A及び図
5Bに示すように剥離が抑制され、図7A及び図7Bに示すようにポンプ性能が
著しく改善されている。この結果からも、平均的な羽根角度分布ではなく、ハブ
とケーシングにおける羽根角度差の分布がディフューザ性能を支配していること
が理解できる。従来のディフューザでは、羽根角度分布が入口から出口に向かっ
て滑らかに変化することに主眼をおき、羽根のハブ面とケーシング面での羽根角
度差の分布のディフューザ部の入口から出口に向かう変化に対して特別な配慮が
なされていなかったために、ポンプ性能の低下を生じていたことが理解できる。
根角度の偏差が、ディフューザ部の入口側から出口側に向かう流路に沿って所定
の分布を有するように、ディフューザ羽根を形成することにより、効率の良い斜
流ポンプを提供することができる。この分布は、ディフューザ部の2次流れを抑
制し、流路断面におけるコーナー部での剥離を防止するように決定される。
る。
とで比較して示すグラフである。
負圧面の圧力分布を示す等高線であり、図4Bは本発明の一実施形態のポンプの
ディフューザ部の流路における無次元子午面距離m*=0.59における周方向
断面における全圧分布を示す等高線である。
れ場を示す速度ベクトルである。
発明の斜流ポンプにおける圧力分布を示す等高線である。
して示すグラフである。
に向かう流路に沿ったディフューザ羽根角度の偏差を示すグラフである。
あり、図9Bは本発明の斜流ポンプの修正後の羽根角度差△β*の分布を示すグ
ラフである。
の無次元子午面位置との関係を示すグラフである。
すグラフである。
するための図であり、図13Bはディフューザ羽根の子午面の座標の定義を説明
するための図であり、図13Cはディフューザ羽根部の回転体面における座標と
羽根角度βとを説明するための図であり、図13Dはディフューザ羽根が傾斜し
ている場合の修正された羽根角度β*の定義を説明するだめの図である。
ラフであり、図14Bは本発明に係る斜流ポンプのディフューザ部における平均
羽根角度の分布を従来の斜流ポンプと比較して示すグラフである。
ラフである。
図である。
である。
力分布の等高線を示し、図18Bは従来の斜流ポンプのディフューザ部の無次元
子午面距離m*=0.59における周方向流路断面上の全圧分布の等高線を示す
。
トルのパターンを示す。
羽根車12の出口における流れの方向に一致するように、またディフューザ部1
4の出口側におけるディフューザ羽根20の羽根角度βは、流れの旋回速度成分
が除去されて流れが軸方向に流出するように設定される。ディフューザ部14の
入口部と出口部の間の流路においては、従来設計技術では、入口角度と出口角度
を滑らかに接続する角度分布を採用するのが一般的であり、この羽根角度分布は
、図14Aに示すように、ハブ面とケーシング面間で類似した分布形状になって
いる。従来技術については、例えば、”Vertical Turbine, Mixed Flow, and Pr opeller Pumps”(John L. Dicmas著、McGraw-Hill Book社)の314頁〜32
1頁に記載されている。 図14Aにおいて、無次元子午面距離m*は、ハブ面あ
るいはケーシング面に沿う子午面距離mを羽根前縁・後縁間の距離lで正規化し
た距離として定義する。図15は比速度280〜700(m,m3/min,r
pm)の範囲の従来形ディフューザ部におけるハブ羽根角度とケーシング羽根角
度との羽根角度差Δβの無次元子午面距離m*に対する羽根角度分布を示す。い
ずれの事例においても、分布中の羽根角度差の絶対値|Δβ|は10度より小さ
く、ハブ面とケーシング面に沿う羽根角度は実質的に類似の分布形状を示してい
ることが分かる。
大きく、この結果、図19に示すような大規模な剥離が発生し、著しくポンプ性
能が低下する。特に、ポンプをコンパクト化すると、羽根の負荷が増大し、逆圧
力勾配も増大するため、こうした剥離現象を生じやすいことが知られており、こ
の状態がより顕著になる。これらは、ポンプのコンパクト化・高効率化を妨げる
主要な要因になっている。 なお、US-A-4865519には、多段遠心ポンプが開示されている。
は、図3の比較図に示すように、ディフューザ流路Pの前半部においては、ハブ
羽根角度βhがケーシング羽根角度βcとほぼ同じであるが、ディフューザ流路
Pの中盤から後半にかけてハブ羽根角度βhがケーシング羽根角度βcより大き
くなるように分布することとなる。この例では、無次元子午面距離m*が0.5
の位置から、羽根角度差Δβが急激に増大し、無次元子午面距離m*=0.75
においてピーク値約30度に達する。この角度分布は図15に示す従来の分布と
は顕著に異なっていることが確認できる。図3において、太線は本発明を示し、 細線は従来技術を示している。
Claims (6)
- 【請求項1】 軸を備えると共に羽根車部と前記羽根車部の下流側に位置す
るディフューザ部とを区画するケーシングを備え、前記羽根車部は前記軸周りに
回転する羽根車を有し、前記ディフューザ部はハブと静止したディフューザ羽根
とを有し、 前記ディフューザ羽根は、ハブ羽根角度とケーシング羽根角度との角度偏差が
、前記ディフューザ部の流路に沿って所定の分布を有するように形成されている
ことを特徴とする斜流ポンプ。 - 【請求項2】 前記羽根角度は、ハブ面又はケーシング面上の前記羽根面の
ある点における周方向接線と、前記ハブ面又はケーシング面に沿った前記羽根の
断面の中心線の接線とのなす角により定義され、前記所定の分布は、ハブ面側の
羽根角度がケーシング面側の羽根角度に前記流路に沿って先行して増大するよう
な分布であることを特徴とする請求項1に記載の斜流ポンプ。 - 【請求項3】 羽根のハブ側の修正羽根角度βh *と前記羽根のケーシング
側の羽根角度βcとの差(βh *−βc)で定義される修正羽根角度差Δβ*の
分布の最大値が、m* p,min=0.683−0.0333・(Ns/100
)で表される無次元子午面距離m* p,minの位置の出口側に位置しているこ
とを特徴とする請求項1又は2に記載の斜流ポンプ。 - 【請求項4】 前記修正羽根角度差Δβ*の分布の最大値が、m* p,ma x =1.12−0.0666・(Ns/100)で表される無次元子午面距離m * p,max の位置の入口側に位置していることを特徴とする請求項3に記載の
斜流ポンプ。 - 【請求項5】 羽根のハブ上の修正羽根角度βh *と前記羽根のケーシング
上の羽根角度βcとの差(βh *−βc)で定義される修正羽根角度差Δβ*の
分布の最大値が、Δβ* min=30.0−2.50・(Ns/100)で与え
られる値以上であることを特徴とする請求項1又は2に記載の斜流ポンプ。 - 【請求項6】 前記修正羽根角度差Δβ*の最大値が、Δβ* max=53
.3−3.33・(Ns/100)で与えられる値以下であることを特徴とする
請求項5に記載の斜流ポンプ。
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