JP2007056824A - Stationary blade and moving blade for axial flow turbine, and axial flow turbine provided with same - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、静翼および動翼を備えた軸流タービンに関し、特にタービン効率を向上させることができる軸流タービンに関する。 The present invention relates to an axial flow turbine including a stationary blade and a moving blade, and more particularly to an axial flow turbine capable of improving turbine efficiency.
近年、発電プラントに用いられる軸流タービンは、環境問題や省エネルギーの観点より、信頼性の確保および高効率化が重要な課題となっている。 In recent years, with respect to axial turbines used in power plants, ensuring reliability and increasing efficiency have become important issues from the viewpoint of environmental problems and energy saving.
一般的な軸流タービンを、図1に示す蒸気タービンを例にとり説明する。図1は、蒸気タービンの軸方向断面を概略的に示したものである。 A general axial turbine will be described by taking the steam turbine shown in FIG. 1 as an example. FIG. 1 schematically shows an axial section of a steam turbine.
回転軸(タービンロータ)4には、この軸と一体的に円盤状のロータディスク4aが軸方向に予め決められた間隔をもって複数枚設けられている。また、これらのロータディスク4aの周方向には通常数十枚の動翼5が決められた間隔で植設されている。また、動翼5の先端部には、振動防止などのためにシュラウド6が設けられている。
The rotating shaft (turbine rotor) 4 is provided with a plurality of disc-
一方、各ロータディスク4aおよび動翼5の間には、タービンケーシング9で支持された静翼外輪1および静翼内輪2に挟持された静翼3が配設されている。そして、これらの静翼3および動翼5を一対としてタービン段落を形成しており、蒸気タービン設備は、これらのタービン段落を回転軸4の軸方向に複数段設けることにより構成されている。
On the other hand, between each
作動流体としての蒸気は、これらの段落(静翼3および動翼5)で形成された環状流路P内を流通(図中左から右へ)する。そして、静翼により流れの方向を変えられた蒸気が動翼内を流れることにより、その運動エネルギが動翼の回転エネルギに変換されつつ順次段落内を流通する。回転エネルギを得た回転軸4は、図示しない発電機を回し発電を行うとともにエネルギを失った蒸気は最終段落より排気される。
The steam as the working fluid flows (from left to right in the drawing) in the annular flow path P formed by these paragraphs (the
このように、作動流体は発電を行う際のエネルギ源であり、作動流体の有するエネルギを全て回転軸4の回転エネルギに変換させるのが理想である。しかしながら、回転する回転軸4および動翼5と静止している静翼3(およびタービンケーシング9)との間には物理的な隙間が必要であるが、ここを流通する作動流体は、動翼5を通過しないため、回転軸4の回転エネルギに寄与しないことになる。そのため、この間隙を通過する作動流体をできるだけ減少させることが必須であり、その低減を目的として、前記動翼の先端(シュラウド6)と静翼外輪1との間、静翼内輪2と回転軸4との間には、それぞれラビリンスフィン7、8を設け、ここを通過する作動流体の減少を図っている。
As described above, the working fluid is an energy source for generating electric power, and ideally, all the energy of the working fluid is converted into the rotational energy of the rotating
次に、軸流タービン50の通路部において発生する損失について説明する。タービン通路部で発生する損失は、静翼53や動翼55の翼形状に起因する翼型損失と、静翼53や動翼55の翼内外端壁部(53a、53b、55a、55b近傍の壁部)に発生する二次損失と、ラビリンスフィン7とシュラウド6との間の間隙から蒸気が漏洩することにより発生するチップ漏洩損失と、ラビリンスフィン8と回転軸4との間の間隙から蒸気が漏洩することにより発生するラビリンス漏洩損失とに分類される。
Next, the loss which generate | occur | produces in the channel | path part of the
従来より、とりわけ静翼53や動翼55の翼内外端壁部に発生する二次損失の低減を目的として、静翼53や動翼55を、その後縁53c、55cが周方向に突き出るよう湾曲させて形成したり(例えば、特許文献1、2参照)、図8に示すように、周方向翼根元ピッチをt、後縁の周方向突き出し量をδcとしたときに、翼枚数や翼高さHの大小にかかわらず割合δc/tが一定となるよう静翼53や動翼55の設計を行ったりする方法等が知られている(例えば、特許文献3参照)。
静翼53や動翼55において割合δc/tを一定とすることにより、翼出口の流体流出角分布を翼枚数や翼高さHの大小にかかわらず同等のものとすることができ、3次元設計翼の損失低減効果を十分に発揮させることができる。
Conventionally, in order to reduce the secondary loss generated in the inner and outer end walls of the
By making the ratio δc / t constant in the
軸流タービン50の通路部において発生する損失は、上述のように翼型損失、二次損失および漏洩損失に分類される。このうち漏洩損失は他の損失に比べて非常に小さいため無視してもよい。上記各損失の中でも翼形状に起因する翼型損失は翼列性能全般に影響を及ぼすため、翼型損失の小さな翼列群を用いることにより、軸流タービン全体の性能向上を行うことができる。
図9(a)(b)に、翼列風洞試験により得られた静翼53の翼型幾何形状と翼型損失との関係を示す。翼型損失を定める大きなパラメータとしては、隣り合う静翼53間の周方向距離ピッチt、翼長さコードlおよび流体流出角αが挙げられる。また、静翼53の翼型幾何形状の無次元パラメータとして翼長さコードlに対する周方向距離ピッチtの割合t/l(以下、ピッチ/コード比ともいう。)が用いられる。また、図9(b)に示すグラフのパラメータとして流体流出角αが用いられる。この流体流出角αは翼負荷と密接に関係し、図9(b)に示すように流体流出角αが小さくなればなるほど翼負荷が大きくなる。ここで、図9(b)に示すように静翼53の翼列の特性は、翼負荷が大きくなればなるほど(流体流出角αが小さくなればなるほど)、翼型損失が大きくなる。そして、負荷の大きさが同じである場合、すなわち、流体流出角αの大きさが同じである場合には、翼型損失が極小値となる固有のピッチ/コード比(t/l)が存在し、実際のピッチ/コード比がこの固有のピッチ/コード比より大きい場合でも小さい場合でも翼型損失が増加することとなる。
The loss generated in the passage portion of the
FIGS. 9A and 9B show the relationship between the airfoil geometry of the
一方、二次損失は静翼53、動翼55の翼内外端壁部(53a、53b、55a、55b近傍の壁部)に発生する損失である。二次損失を定める大きな幾何学パラメータとしては翼長さコードlに対する翼高さHの割合、すなわち翼高さ/翼長さコード比(H/l、アスペクト比ともいう。)が挙げられる。図10(a)(b)に、アスペクト比と二次損失の大きさとの関係を表すグラフを示す。図10(b)のグラフにおける実線部分は、翼長さコードlを一定として翼高さHを変化させてアスペクト比を変えた場合の当該アスペクト比と二次損失との関係を表している。一方、図10(b)のグラフにおける破線部分は、翼高さHを一定として翼長さコードlを変化させてアスペクト比を変えた場合の当該アスペクト比と二次損失との関係を表している。なお、図10(a)(b)における翼高さHおよび翼長さコードlの単位はinch(インチ)である。
図10(b)のグラフに示すように、翼高さHを変化させた場合のほうが翼長さコードlを変化させた場合よりも二次損失が大きく変化することがわかる。しかも、アスペクト比が小さい場合において、二次損失の増減が顕著となる。
On the other hand, the secondary loss is a loss generated in the blade inner and outer end wall portions (wall portions near 53a, 53b, 55a, 55b) of the
As shown in the graph of FIG. 10B, it can be seen that the secondary loss changes more greatly when the blade height H is changed than when the blade length code l is changed. In addition, when the aspect ratio is small, the increase or decrease of the secondary loss becomes significant.
一般的な軸流タービンにおいては、入口側において圧力を数百kg/cm2とし、排気側において真空に近い状態まで圧力を低下させることにより、排気側の蒸気比容積は入口側の蒸気比容積に対して数千倍の大きさとなる。このことは、入口側から排気側に向かって翼高さHが大きくなるよう構成されることを示しており、一般的な軸流タービンにおいては、入口側の翼高さが数十mmであるのに対し排気側の翼高さは800〜1000mm程度となっている。 In a general axial turbine, the pressure on the inlet side is set to several hundred kg / cm 2 and the pressure on the exhaust side is reduced to a state close to vacuum. The size is several thousand times larger. This indicates that the blade height H is configured to increase from the inlet side toward the exhaust side. In a general axial turbine, the blade height on the inlet side is several tens of millimeters. On the other hand, the blade height on the exhaust side is about 800 to 1000 mm.
静翼列における翼型損失と二次損失との関係について図11のグラフを用いて説明する。図11のグラフにおいて、横軸は翼高さ比(h/H)、縦軸は損失係数を示す。また、破線部分は翼型損失を表し、斜線領域は二次損失を表し、実線部分は翼型損失と二次損失との和である翼列全損失を表している。
前述のように、静翼53の幾何学的形状と各損失との相関関係により、静翼53の周方向距離ピッチtに対するスロートsの割合s/tが小さくなればなるほど翼型損失は増大しており、一方、図10に示すようにアスペクト比(H/l)が小さくなればなるほど二次損失は増大するようになっている。また、軸流タービンを構成する翼は入口側において翼高さが数十mmであるのに対し排気側の翼高さは800〜1000mm程度と大きく変化し、アスペクト比も1程度から7〜8程度まで変化することにより、二次損失は入口側から排気側にかけて減少することとなる。
The relationship between the airfoil loss and the secondary loss in the stationary blade row will be described with reference to the graph of FIG. In the graph of FIG. 11, the horizontal axis represents the blade height ratio (h / H), and the vertical axis represents the loss factor. The broken line portion represents the airfoil loss, the shaded area represents the secondary loss, and the solid line portion represents the total cascade loss, which is the sum of the airfoil loss and the secondary loss.
As described above, the airfoil loss increases as the ratio s / t of the throat s to the circumferential distance pitch t of the
例えば前述の特許文献3に示す軸流タービンにおいて、静翼や動翼の3次元設計を行うことにより、翼半径方向の負荷を変化させて翼内外端壁部に発生する二次損失の低減を行っている。さらに、軸方向に複数段で構成されるタービン段落群の各々の翼半径方向負荷分布(流体流出角分布)を一定とするために、翼高さや翼ピッチの大小にかかわらず、周方向翼根元ピッチtに対する翼の後縁の周方向突き出し量δcの割合δc/tを一定としている。図12、図13に特許文献3に示す従来の3次元設計翼の翼高さ方向(Span)を横軸とした流体流出角αの分布を表すグラフを示す。図12、図13のグラフに示すように、周方向翼根元ピッチtに対する翼の後縁の周方向突き出し量δcの割合δc/tを一定とすることにより、翼高さHの大きさによらず流体流出角αはほぼ同等の分布となる。
For example, in the axial turbine shown in
しかしながら、従来の軸流タービンにおいては、直列に設けられた複数の段落からなる軸流タービンの各段落の流体流出角分布(α)を一定に保つことによりタービン全体の性能の最適化を図ることは困難である。このことについて以下に詳しく説明する。
翼列の全損失は翼型損失と二次損失との和により表されるが、従来の3次元設計翼は二次損失低減のために翼中央部にて負荷を大きく(流体流出角αを小さく)翼内外端壁部において負荷を小さく(流体流出角αを大きく)している。これは、図9のグラフに示す翼型損失でみると翼中央部においては流体流出角αが小さくなるために翼型損失が大きくなり、翼内外端壁部においては流体流出角αが大きくなるために翼型損失が小さくなることを示している。
また、二次損失は翼内外端壁部における負荷が小さくなるために低減されるが、翼列全体の性能でみると翼中央部において増加した翼型損失と翼内外端壁部において低減した二次損失との比較により決定される。
However, in the conventional axial flow turbine, the performance of the entire turbine is optimized by keeping the fluid outflow angle distribution (α) of each stage of the axial flow turbine composed of a plurality of stages arranged in series constant. It is difficult. This will be described in detail below.
The total blade loss is expressed by the sum of the blade loss and the secondary loss, but the conventional three-dimensional design blade increases the load at the center of the blade to reduce the secondary loss (fluid outflow angle α). The load is reduced (fluid outflow angle α is increased) at the blade inner and outer end wall portions. In the airfoil loss shown in the graph of FIG. 9, the fluid outflow angle α is small in the central part of the blade, so the airfoil loss is large, and the fluid outflow angle α is large in the blade inner and outer end walls. Thus, the airfoil loss is reduced.
In addition, the secondary loss is reduced because the load on the inner and outer end walls of the blade is reduced. However, in terms of the performance of the entire blade cascade, the blade loss increased at the center of the blade and the second loss reduced at the inner and outer end walls of the blade. It is determined by comparison with the next loss.
軸流タービンにおいて翼列全体の性能を向上させるためには、翼中央部における翼型損失の増加量よりも二次損失の低減量を大きくする必要がある。前述のように、この二次損失は、アスペクト比が大きくなると反比例して小さくなり(図10参照)、とりわけ、翼高さが大きくなるにしたがって二次損失が低減するようになっている。軸流タービンを構成するタービン段落のアスペクト比は入口側に対して排気側が7〜8倍にも大きくなるために、各段における二次損失および翼型損失の全損失に占める割合は大きく変化する。 In order to improve the performance of the entire blade cascade in the axial turbine, it is necessary to make the reduction amount of the secondary loss larger than the increase amount of the airfoil loss at the blade center portion. As described above, this secondary loss decreases in inverse proportion as the aspect ratio increases (see FIG. 10). In particular, the secondary loss decreases as the blade height increases. Since the aspect ratio of the turbine stage constituting the axial turbine is 7 to 8 times larger on the exhaust side than on the inlet side, the ratio of the secondary loss and the airfoil loss to the total loss in each stage varies greatly. .
図7に、軸流タービン翼列における比アスペクト比と各損失との関係を表すグラフを示す。図7のグラフにおいて、横軸は入口側翼列のアスペクト比を基準とした比アスペクト比を示し、縦軸に入口側翼列全損失を1とした場合の損失割合である比翼列損失を示す。図7のグラフ中において破線部分は二次損失比を示し、一点鎖線は翼型損失比を示す。図7に示すように、入口側翼列に対する排気側翼列の全損失の割合は、排気側において入口側の約30%程度となる。翼型損失は比アスペクト比とはほとんど関係なく全ての翼列において一定の大きさで発生するが、二次損失は比アスペクト比が大きくなるに従って(とりわけ翼高さが大きくなるに従って)減少する。比アスペクト比が小さい場合(入口側に近いタービン段落)は二次損失量が翼型損失量を上回り、排気側に向かうにつれて二次損失量は大きく減少し、翼列全損失の大部分が翼型損失となる。 FIG. 7 is a graph showing the relationship between the specific aspect ratio and each loss in the axial turbine cascade. In the graph of FIG. 7, the horizontal axis indicates the specific aspect ratio based on the aspect ratio of the inlet-side blade row, and the vertical axis indicates the specific blade row loss, which is the loss ratio when the inlet-side blade row total loss is 1. In the graph of FIG. 7, the broken line portion indicates the secondary loss ratio, and the alternate long and short dash line indicates the airfoil loss ratio. As shown in FIG. 7, the ratio of the total loss of the exhaust side blade row to the inlet side blade row is about 30% on the exhaust side on the inlet side. The airfoil loss occurs at a constant magnitude in all cascades with little relation to the specific aspect ratio, but the secondary loss decreases as the specific aspect ratio increases (especially as the blade height increases). When the specific aspect ratio is small (the turbine stage close to the inlet side), the secondary loss amount exceeds the blade type loss amount, and the secondary loss amount greatly decreases toward the exhaust side. Mold loss.
このように、従来の軸流タービンの3次元設計翼においては、翼中央部における負荷を増加させ、翼内外端壁部における負荷を減少させることにより二次損失を低減し、翼列全体の性能を向上させ、かつ周方向翼根元ピッチtに対する翼の後縁の周方向突き出し量δcの割合δc/tを一定とすることにより、どの段落でも翼半径方向負荷分布を同等のものとしている。しかしながら、図7のグラフに示すように、入口側よりも排気側に向かって二次損失が減少するために、翼半径方向負荷分布をどの段落でも同等のものとすると、アスペクト比の大きな段落においては翼中央部における翼型損失が増加するために翼列全損失が増加するという問題がある。 As described above, in the three-dimensional design blade of the conventional axial flow turbine, the load at the blade central portion is increased and the load at the inner and outer end wall portions of the blade is decreased, thereby reducing the secondary loss and the performance of the entire blade row. And the ratio δc / t of the circumferential protrusion amount δc of the trailing edge of the blade with respect to the circumferential blade root pitch t is made constant, so that the blade radial load distribution is made equal in every paragraph. However, as shown in the graph of FIG. 7, since the secondary loss decreases from the inlet side toward the exhaust side, if the blade radial load distribution is the same in any paragraph, the paragraph with a large aspect ratio However, there is a problem that the total blade loss increases due to the increase in the blade loss at the center of the blade.
本発明は、このような点を考慮してなされたものであり、軸流タービンの全体性能(タービン効率)を向上させることができる軸流タービンの静翼、動翼ならびにこれらの静翼および動翼を備えた軸流タービンを提供することを目的とする。 The present invention has been made in consideration of such points, and the stationary blades and moving blades of an axial-flow turbine capable of improving the overall performance (turbine efficiency) of the axial-flow turbine, and the stationary blades and the moving blades. An object is to provide an axial turbine having blades.
本発明は、環状流路内に複数段設けられた、軸流タービンの静翼において、各静翼は、後縁が周方向翼腹側に突き出るよう湾曲して形成され、前記各静翼の周方向翼根元ピッチをts、前記各静翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量をδcs、前記各静翼の翼高さをHsとしたとき、静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて当該静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するよう各静翼の形状が設定されていることを特徴とする軸流タービンの静翼である。
このような軸流タービンの静翼によれば、静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて当該静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するよう各静翼の形状が設定されているので、各段落毎の静翼において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービンの全体性能を向上させることができる。
The present invention provides a stationary blade of an axial-flow turbine provided in a plurality of stages in an annular flow path, wherein each stationary blade is formed to be curved so that a trailing edge protrudes toward the circumferential blade side. When the circumferential blade root pitch is t s , the amount of protrusion of the trailing edge of each stationary blade to the circumferential blade surface is δc s , and the blade height of each stationary blade is H s , the circumferential direction of the stationary blade as the proportion H s / t s of blade height H s of the vanes relative to the blade root pitch t s is increased in the circumferential direction blade pressure side of the trailing edge of vanes with respect to the circumferential direction blade base pitch t s of the stator blade it vanes of an axial flow turbine, wherein the ratio δc s / t s of the protrusion amount .delta.c s is set the shape of each vane to reduce.
According to stator vanes such axial flow turbine, the circumferential wings of the vane as the proportion H s / t s of blade height H s of the vanes relative to the circumferential direction blade base pitch t s of the stationary blade is increased since the shape of each vane so that the ratio .delta.c s / t s of the protruding amount .delta.c s to the edge of the circumferential blade pressure side after the vanes relative to the root pitch t s is reduced is set, static for each paragraph An optimum load distribution can be formed on the blades, and the overall performance of the axial turbine can be improved.
また、本発明は、環状流路内に複数段設けられた、軸流タービンの動翼において、各動翼は、後縁が周方向翼腹側に突き出るよう湾曲して形成され、前記各動翼の周方向翼根元ピッチをtr、前記各動翼の後縁の周方向突き出し量をδcr、前記各動翼の翼高さをHrとしたとき、動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて当該動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するよう各動翼の形状が設定されていることを特徴とする軸流タービンの動翼である。
このような軸流タービンの動翼によれば、動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて当該動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するよう各動翼の形状が設定されているので、各段落毎の動翼において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービンの全体性能を向上させることができる。
Further, according to the present invention, in the rotor blade of the axial flow turbine provided in a plurality of stages in the annular flow path, each rotor blade is formed to be curved so that a trailing edge protrudes toward the circumferential blade side. circumferential blade root pitch t r of the blade, the .delta.c r a circumferential projection amount of the trailing edge of each rotor blade, wherein when the blade height of the blades was set to H r, blade circumferential blade root pitch projection amount δc in the circumferential direction blade pressure side of the blade trailing edge of the rotor blade with respect to the circumferential direction blade base pitch t r as the proportion H r / t r of the blade of the blade height H r for t r increases it is moving blade of the axial flow turbine, characterized in that the shape of each blade is configured to proportion .delta.c r / t r of r is reduced.
According to the rotor blades of such axial flow turbine, the blades of the circumferential blade as the proportion H r / t r of the blade of the blade height H r for the rotor blades in the circumferential direction the blade root pitch t r increases since the shape of each blade such that the ratio δc r / t r of the protrusion amount .delta.c r in the circumferential direction blade pressure side of the blade trailing edge for the root pitch t r decreases is set, the dynamic of each paragraph An optimum load distribution can be formed on the blades, and the overall performance of the axial turbine can be improved.
本発明は、上記の軸流タービンの静翼と、上記の軸流タービンの動翼とを備えたことを特徴とする軸流タービンである。
このような軸流タービンによれば、上述のように形状が設定された静翼および動翼を備えているので、各段落毎の静翼および動翼において共に最適な負荷分布を形成することが可能となり当該軸流タービンの全体性能をより確実に向上させることができる。
The present invention is an axial flow turbine comprising the stationary blade of the axial flow turbine and the moving blade of the axial flow turbine.
According to such an axial flow turbine, since the stationary blades and the moving blades having the shapes set as described above are provided, it is possible to form an optimum load distribution in both the stationary blades and the moving blades for each stage. Thus, the overall performance of the axial flow turbine can be improved more reliably.
本発明の軸流タービンの静翼においては、各静翼は、下記式を満たすようその形状が設定されていることが好ましい。
δcs/ts=Cs×(Hs/ts)−βs
(ただし、Csは0以上0.5以下の定数、βsは0.3以上1.2以下の定数とする。)
また、本発明の軸流タービンの動翼においては、各動翼は、下記式を満たすようその形状が設定されていることが好ましい。
δcr/tr=Cr×(Hr/tr)−βr
(ただし、Crは0以上0.5以下の定数、βrは0.3以上1.2以下の定数とする。)
このような軸流タービンの静翼または動翼によれば、各々、各段落毎に、より精度良く最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービンの全体性能をより向上させることができる。
In the stationary blade of the axial flow turbine of the present invention, it is preferable that the shape of each stationary blade is set so as to satisfy the following formula.
δc s / t s = C s × (H s / t s) -βs
(However, C s is a constant between 0 and 0.5, and β s is a constant between 0.3 and 1.2.)
Moreover, in the moving blade of the axial-flow turbine of this invention, it is preferable that the shape of each moving blade is set so that the following formula may be satisfied.
δc r / t r = C r × (H r / t r) -βr
(However, Cr is a constant between 0 and 0.5, and βr is a constant between 0.3 and 1.2.)
According to such a stationary blade or moving blade of an axial flow turbine, it is possible to form an optimum load distribution with higher accuracy for each stage, and it is possible to further improve the overall performance of the axial flow turbine. .
本発明の軸流タービンにおいては、上記式を満たす軸流タービンの静翼と、上記式を満たす軸流タービンの動翼とを備えたことが好ましい。
このような軸流タービンによれば、上述のように形状が設定された静翼および動翼を備えているので、各段落毎の静翼および動翼において共により精度良く最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービンの全体性能をより向上させることができる。
In the axial turbine according to the present invention, it is preferable that the stationary blade of the axial turbine satisfying the above equation and the moving blade of the axial turbine satisfying the above equation are provided.
According to such an axial flow turbine, since the stationary blades and the moving blades having the shapes set as described above are provided, an optimal load distribution is formed with higher accuracy in both the stationary blades and the moving blades in each stage. It is possible to improve the overall performance of the axial turbine.
本発明の軸流タービンの静翼によれば、静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて当該静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するよう各静翼の形状が設定されているので、各段落毎の静翼において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービンの全体性能を向上させることができる。 According to vane of the axial flow turbine of the present invention, the circumferential wings of the vane as the proportion H s / t s of blade height H s of the vanes relative to the circumferential direction blade base pitch t s of the stationary blade is increased since the shape of each vane so that the ratio .delta.c s / t s of the protruding amount .delta.c s to the edge of the circumferential blade pressure side after the vanes relative to the root pitch t s is reduced is set, static for each paragraph An optimum load distribution can be formed on the blades, and the overall performance of the axial turbine can be improved.
また、本発明の軸流タービンの動翼によれば、動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて当該動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するよう各動翼の形状が設定されているので、各段落毎の動翼において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービンの全体性能を向上させることができる。 Further, according to the rotor blades of an axial flow turbine of the present invention, of the rotor blade as the proportion H r / t r of the blade of the blade height H r for the rotor blades in the circumferential direction the blade root pitch t r increases peripheral since the shape of each blade such that the ratio δc r / t r of the protrusion amount .delta.c r to the edge of the circumferential blade pressure side after the blades is decreased is set with respect to the direction the blade root pitch t r, for each paragraph It is possible to form an optimum load distribution on the moving blades of the turbine and improve the overall performance of the axial turbine.
また、本発明の軸流タービンによれば、上述のように形状が設定された静翼および動翼を備えているので、各段落毎の静翼および動翼において共に最適な負荷分布を形成することが可能となり当該軸流タービンの全体性能をより確実に向上させることができる。 Further, according to the axial flow turbine of the present invention, since the stationary blades and the moving blades having the shapes as described above are provided, an optimal load distribution is formed in both the stationary blades and the moving blades for each stage. This makes it possible to improve the overall performance of the axial turbine more reliably.
以下、図面を参照して本発明の実施の形態について説明する。
図1乃至図7は、本発明による軸流タービンの実施の形態を示す図である。このうち、図1は、軸流タービンの構成を示す断面図であり、図2は、本実施の形態の軸流タービンの静翼の構成を示す図1のA−A矢視図であり、図3は、図2の軸流タービンの静翼における割合δcs/tsと割合Hs/tsとの関係を示すグラフであり、図4は、図2の軸流タービンの静翼における割合δcs/tsと軸流タービンの運転効率の偏差△ηとの関係を示すグラフである。また、図5は、本実施の形態の軸流タービンの動翼の構成を示す図1のB−B矢視図であり、図6は、図5の軸流タービンの動翼における割合δcr/trと割合Hr/trとの関係を示すグラフであり、図7は、軸流タービンの静翼における比アスペクト比と比翼列損失との関係を示すグラフである。
Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings.
1 to 7 are diagrams showing an embodiment of an axial turbine according to the present invention. Among these, FIG. 1 is a cross-sectional view showing the configuration of the axial flow turbine, and FIG. 2 is a view taken along the line AA of FIG. 1 showing the configuration of the stationary blades of the axial flow turbine of the present embodiment. Figure 3 is a graph showing the relationship between the ratio δc s / t s and the ratio H s / t s in the stationary blade of an axial flow turbine of FIG. 2, FIG. 4, the stator blade of the axial-flow turbine of FIG. 2 is a graph showing the relationship between the ratio δc s / t s and axial deviation of operating efficiency of the turbine △ eta. Further, FIG. 5 is B-B in arrow view of FIG. 1 showing a blade structure of an axial flow turbine of the present embodiment, FIG. 6, the ratio of the rotor blades of an axial flow turbine of FIG. 5 .delta.c r / t is a graph showing the relationship between r and the ratio H r / t r, 7 is a graph showing the relationship between the ratio the aspect ratio and wing column losses in stator vanes of an axial flow turbine.
一般的な軸流タービンを、図1に示す蒸気タービンを例にとり説明する。図1は、蒸気タービンの軸方向断面を概略的に示したものである。 A general axial turbine will be described by taking the steam turbine shown in FIG. 1 as an example. FIG. 1 schematically shows an axial section of a steam turbine.
回転軸(タービンロータ)4には、この軸と一体的に円盤状のロータディスク4aが軸方向に予め決められた間隔をもって複数枚設けられている。また、これらのロータディスク4aの周方向には通常数十枚の動翼5が決められた間隔で植設されている。また、動翼5の先端部には、振動防止などのためにシュラウド6が設けられている。
The rotating shaft (turbine rotor) 4 is provided with a plurality of disc-shaped
一方、各ロータディスク4aおよび動翼5の間には、タービンケーシング9で支持された静翼外輪1および静翼内輪2に挟持された静翼3が配設されている。そして、これらの静翼3および動翼5を一対としてタービン段落を形成しており、蒸気タービン設備は、これらのタービン段落を回転軸4の軸方向に複数段設けることにより構成されている。
On the other hand, between each
作動流体としての蒸気は、これらの段落(静翼3および動翼5)で形成された環状流路P内を流通(図中左から右へ)する。そして、静翼により流れの方向を変えられた蒸気が動翼内を流れることにより、その運動エネルギが動翼の回転エネルギに変換されつつ順次段落内を流通する。回転エネルギを得た回転軸4は、図示しない発電機を回し発電を行うとともにエネルギを失った蒸気は最終段落より排気される。
The steam as the working fluid flows (from left to right in the drawing) in the annular flow path P formed by these paragraphs (the
このように、作動流体は発電を行う際のエネルギ源であり、作動流体の有するエネルギを全て回転軸4の回転エネルギに変換させるのが理想である。しかしながら、回転する回転軸4および動翼5と静止している静翼3(およびタービンケーシング9)との間には物理的な隙間が必要であるが、ここを流通する作動流体は、動翼5を通過しないため、回転軸4の回転エネルギに寄与しないことになる。そのため、この間隙を通過する作動流体をできるだけ減少させることが必須であり、その低減を目的として、前記動翼の先端(シュラウド6)と静翼外輪1との間、静翼内輪2と回転軸4との間には、それぞれラビリンスフィン7、8を設け、ここを通過する作動流体の減少を図っている。
As described above, the working fluid is an energy source for generating electric power, and ideally, all the energy of the working fluid is converted into the rotational energy of the
次に、軸流タービン10の静翼について図2乃至図4を用いて詳述する。
図2に示すように、各静翼3は、後縁3cが周方向の翼腹側面側に突き出るよう湾曲して形成されている。ここで、各静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量をδcs、各静翼3の翼高さ(静翼外輪1と静翼内輪2との間の距離)をHs、隣り合う2つの静翼3の周方向翼根元ピッチをtsとする。
Next, the stationary blade of the
As shown in FIG. 2, each
各静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量をδcsと、この静翼3の翼高さHsと、静翼3の周方向翼根元ピッチtsとの関係について図3および図4を用いて説明する。
図3のグラフにおいて、横軸は静翼3の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsを示し、縦軸は静翼3の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の翼高さHsの割合Hs/tsを示している。また、図4のグラフにおいて、横軸は前述の割合δcs/tsを示し、縦軸は3次元設計が行われていない軸流タービンの運転効率に対する本実施の形態の軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを示している。ここで、3次元設計が行われていない軸流タービンとは、各静翼3において後縁3cが周方向に突き出ていないような軸流タービンのことをいう。なお、図4のグラフにおいて、ラインA、B、CのうちラインAにおいて割合Hs/tsの値が最も大きく、ラインCにおいて割合Hs/tsの値が最も小さくなっている。
And .delta.c s the amount of protrusion of the circumferential blade pressure side surface of the
In the graph of FIG. 3, the horizontal axis represents the percentage .delta.c s / t s of the protruding amount .delta.c s in the circumferential direction blade pressure side surface of the
図4のグラフにおいて、3次元設計が行われていない場合の軸流タービンに対する本実施の形態の軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを大きくすることにより、本実施の形態の軸流タービン10の良好な運転効率が得られる。ここで、軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを極大値とする場合には、図4のグラフにより、割合Hs/tsの値を小さくするに従って割合δcs/tsの値が徐々に大きくなる。このように軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを極大値とする場合の、割合Hs/tsと割合δcs/tsとの関係を示したのが図2のグラフである。
In the graph of FIG. 4, the axial flow turbine of the present embodiment is increased by increasing the deviation Δη of the operation efficiency of the
すなわち、軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを極大値とする場合には、図3に示すように、静翼3の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて当該静翼3の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するようになる。
さらに、図2に示すように、割合Hs/tsおよび割合δcs/tsは下記の関係式(1)を満たすようになる。
δcs/ts=Cs×(Hs/ts)−βs ・・・式(1)
なお、式(1)において、Csは0以上0.5以下の定数、βsは0.3以上1.2以下の定数である。
That is, when the maximum value of the deviation △ eta operational efficiency of the axial-
Furthermore, as shown in FIG. 2, the ratio H s / t s and the ratio δc s / t s is to satisfy the following relational expression (1).
δc s / t s = C s × (H s / t s ) −βs (1)
In the formula (1), C s is a constant of 0 or more and 0.5 or less, and β s is a constant of 0.3 or more and 1.2 or less.
次に、軸流タービン10の動翼について図5および図6を用いて詳述する。
図5に示すように、各動翼5は、後縁5cが周方向の翼腹側面側に突き出るよう湾曲して形成されている。ここで、各動翼5の後縁5cの周方向の翼腹側面へ突き出し量をδcr、各動翼5の翼高さをHr、隣り合う2つの動翼5の周方向翼根元ピッチをtrとする。
Next, the moving blades of the
As shown in FIG. 5, each
各動翼5の後縁5cの周方向の翼腹側面への突き出し量をδcrと、この動翼5の翼高さHrと、この動翼5の周方向翼根元ピッチtrとの関係について図6を用いて説明する。
図6のグラフにおいて、横軸は動翼5の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trを示し、縦軸は動翼5の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の翼高さHrの割合Hr/trを示している。
And .delta.c r a protrusion amount in the circumferential direction of the blade ventral side edges 5c after moving
In the graph of FIG. 6, the horizontal axis represents the percentage δc r / t r of the protrusion amount .delta.c r in the circumferential direction blade pressure side surface of the
静翼の場合と同様に、3次元設計が行われていない軸流タービンに対する本実施の形態の軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを極大値とした場合には、割合Hr/trの値を小さくするに従って割合δcr/trの値が徐々に大きくなる。軸流タービン10の運転効率の偏差△ηを極大値とした場合の割合Hr/trと割合δcr/trとの関係を示したのが図6のグラフである。
As in the case of the stationary blade, when the deviation Δη of the operation efficiency of the
図6に示すように、動翼5の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて当該動翼5の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面側への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するようになる。
さらに、図6に示すように、割合Hr/trおよび割合δcr/trは下記の関係式(2)を満たすようになる。
δcr/tr=Cr×(Hr/tr)−βr ・・・式(2)
なお、式(2)において、Crは0以上0.5以下の定数、βrは0.3以上1.2以下の定数である。
As shown in FIG. 6, the circumferential blade root pitch t of the
Furthermore, as shown in FIG. 6, the ratio H r / t r and the ratio δc r / t r will satisfy the following relational expression (2).
δc r / t r = C r × (H r / t r) -βr ··· formula (2)
In the equation (2), the C r 0 or more and 0.5 or less constant, the beta r is a constant of 0.3 to 1.2.
次にこのような構成からなる本実施の形態の作用について説明する。
図1に示す軸流タービン10において、環状流路Pに作動流体が右方向に流れると、この作動流体が静翼3および動翼5を通って回転軸4、ロータディスク4aを回転させ、このことにより作動流体の持つエネルギーが回収されて動力が得られる。
Next, the operation of the present embodiment having such a configuration will be described.
In the
この際に、各静翼3において、周方向翼根元ピッチtsに対する翼高さHsの割合Hs/tsが減少すると、この周方向翼根元ピッチtsに対する当該静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが増加し、図4に示すように三次元設計が行われていない軸流タービンに対する本実施の形態の軸流タービン10の運転効率の偏差△ηも大きくなっている。
このことについて図7を用いて詳述する。図7は、軸流タービン10の静翼における比アスペクト比と比翼列損失との関係を示すグラフである。ここで、比アスペクト比とは、各段落毎の静翼3のアスペクト比(翼高さHs/翼長さコードls、図10(a)参照)を入口側の静翼のアスペクト比で割った値のことをいう。
At this time, each
This will be described in detail with reference to FIG. FIG. 7 is a graph showing the relationship between the specific aspect ratio and specific blade row loss in the stationary blades of the
軸流タービン10の静翼の翼列の全損失は翼型損失と二次損失との和によって決まる。図7に示すように、静翼3の翼高さHsが小さい場合には比アスペクト比も小さくなり二次損失の翼列損失全体に占める割合が大きくなる。このため、半径方向翼負荷分布を中央部で増加させることにより(すなわち、静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsを増加させることにより)、翼内外端壁部にて損失を減少させることができ、二次損失を低減させて翼列の全体性能を向上させることができる。
一方、静翼3の翼高さHsが大きい場合には比アスペクト比も大きくなり二次損失の翼列損失全体に占める割合が小さくなる。このため、静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsを増加させて翼内外端壁部にて損失を減少させても大幅な二次損失の低減を行うことができず、逆に翼中央部にて増加した負荷のために翼型損失が増加し、翼列の全体性能が低下してしまう。
このように、静翼3の翼高さHsによって、各段落で翼列の全体性能が最適となる静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsが変化することとなる。このため、図3のグラフに示すように、周方向翼根元ピッチtsに対する翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて、周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するよう各静翼3の形状を設定することにより、各段落毎の静翼3において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービン10の全体性能を向上させることができる。
The total loss of the cascade of the stationary blades of the
On the other hand, proportions of blade height H s of the
Thus, the by blade height H s of the
同様に、各動翼5において、周方向翼根元ピッチtrに対する翼高さHrの割合Hr/trが減少すると、この周方向翼根元ピッチtrに対する当該動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが増加し、三次元設計が行われていない軸流タービンに対する本実施の形態の軸流タービン10の運転効率の偏差△ηも大きくなっている。
このことについて静翼群の場合と同様に詳述する。
Similarly, in each
This will be described in detail as in the case of the stationary blade group.
軸流タービン10の動翼の翼列の全損失は翼型損失と二次損失との和によって決まる。静翼の場合と同様に、動翼5の翼高さHrが小さい場合には比アスペクト比も小さくなり二次損失の翼列損失全体に占める割合が大きくなる。このため、半径方向翼負荷分布を中央部で増加させることにより(すなわち、動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrを増加させることにより)、翼内外端壁部にて損失を減少させることができ、二次損失を低減させて翼列の全体性能を向上させることができる。
一方、動翼5の翼高さHrが大きい場合には比アスペクト比も大きくなり二次損失の翼列損失全体に占める割合が小さくなる。このため、動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrを増加させて翼内外端壁部にて損失を減少させても大幅な二次損失の低減を行うことができず、逆に翼中央部にて増加した負荷のために翼型損失が増加し、翼列の全体性能が低下してしまう。
このように、動翼5の翼高さHrによって、各段落毎で翼列の全体性能が最適となる動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrが変化することとなる。このため、図6のグラフに示すように、周方向翼根元ピッチtrに対する翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて、周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するよう各動翼5の形状を設定することにより、各段落毎の動翼5において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービン10の全体性能を向上させることができる。
The total loss of the blade cascade of the
Meanwhile, the ratio of total blade cascade loss of the secondary loss becomes larger the ratio the aspect ratio when blade height H r of the
Thus, the blade height H r of the
以上のように本実施の形態の軸流タービン10によれば、静翼3の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて当該静翼3の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼3の後縁3cの周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するよう各静翼3の形状が設定されているので、各段落毎の静翼3において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービン10の全体性能を向上させることができる。
According to the axial-
また、各静翼3は、下記式(1)を満たすようその形状が設定されているので、各段落毎に、より精度良く最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービン10の全体性能をより向上させることができる。
δcs/ts=Cs×(Hs/ts)−βs ・・・式(1)
(なお、式(1)において、Csは0以上0.5以下の定数、βsは0.3以上1.2以下の定数である。)
In addition, since the shape of each
δc s / t s = C s × (H s / t s ) −βs (1)
(In Formula (1), C s is a constant of 0 or more and 0.5 or less, and β s is a constant of 0.3 or more and 1.2 or less.)
また、本実施の形態の軸流タービン10によれば、動翼5の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて当該動翼5の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼5の後縁5cの周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するよう各動翼5の形状が設定されているので、各段落毎の動翼5において最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービン10の全体性能を向上させることができる。
Furthermore, the rotor blade as according to the
また、各動翼5は、下記式(2)を満たすようその形状が設定されているので、各段落毎に、より精度良く最適な負荷分布を形成することが可能となり軸流タービン10の全体性能をより向上させることができる。
δcr/tr=Cr×(Hr/tr)−βr ・・・式(2)
(なお、式(2)において、Crは0以上0.5以下の定数、βrは0.3以上1.2以下の定数である。)
In addition, since the shape of each
δc r / t r = C r × (H r / t r) -βr ··· formula (2)
(In the expression (2), the C r 0 or more and 0.5 or less constant, beta r is a constant of 0.3 to 1.2.)
また、本実施の形態の軸流タービン10は、上述のように形状が設定された静翼および動翼を備えているので、各段落毎の静翼3および動翼5において共に最適な負荷分布を形成することが可能となり当該軸流タービン10の全体性能をより確実に向上させることができる。
Moreover, since the
1 静翼外輪
2 静翼内輪
3 静翼
3c 後縁
4 回転軸
4a ロータディスク
5 動翼
5c 後縁
6 シュラウド
7 ラビリンスフィン
8 ラビリンスフィン
9 タービンケーシング
10 軸流タービン
50 軸流タービン
53 静翼
53c 後縁
55 動翼
55c 後縁
P 環状流路
Q 間隙
DESCRIPTION OF
Claims (5)
各静翼は、後縁が周方向翼腹側に突き出るよう湾曲して形成され、
前記各静翼の周方向翼根元ピッチをts、前記各静翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量をδcs、前記各静翼の翼高さをHsとしたとき、静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の翼高さHsの割合Hs/tsが増加するにつれて当該静翼の周方向翼根元ピッチtsに対する静翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcsの割合δcs/tsが減少するよう各静翼の形状が設定されていることを特徴とする軸流タービンの静翼。 In a stationary blade of an axial flow turbine provided in a plurality of stages in an annular flow path,
Each stationary blade is curved and formed so that the trailing edge protrudes to the ventral side of the circumferential blade,
When the circumferential blade root pitch of each stationary blade is t s , the amount of protrusion of the trailing edge of each stationary blade to the circumferential blade surface is δc s , and the blade height of each stationary blade is H s , circumferential direction of the trailing edge of the vanes relative to the circumferential direction blade base pitch t s of the vane as the proportion H s / t s of blade height H s of the vanes relative to the circumferential direction blade base pitch t s of the stationary blade is increased overhang .delta.c s ratio δc s / t s is stator blade of the axial flow turbine, characterized in that it is configured as a shape of each vane to reduce to Tsubasahara side.
δcs/ts=Cs×(Hs/ts)−βs
(ただし、Csは0以上0.5以下の定数、βsは0.3以上1.2以下の定数とする。) The stator blade of an axial-flow turbine according to claim 1, wherein each stator blade has a shape that satisfies the following formula.
δc s / t s = C s × (H s / t s) -βs
(However, C s is a constant between 0 and 0.5, and β s is a constant between 0.3 and 1.2.)
各動翼は、後縁が周方向翼腹側に突き出るよう湾曲して形成され、
前記各動翼の周方向翼根元ピッチをtr、前記各動翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量をδcr、前記各動翼の翼高さをHrとしたとき、動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の翼高さHrの割合Hr/trが増加するにつれて当該動翼の周方向翼根元ピッチtrに対する動翼の後縁の周方向翼腹側面への突き出し量δcrの割合δcr/trが減少するよう各動翼の形状が設定されていることを特徴とする軸流タービンの動翼。 In an axial flow turbine blade provided in multiple stages in an annular flow path,
Each blade is curved and formed so that the trailing edge protrudes to the ventral side of the circumferential blade,
When each blade circumferential blade root pitch t r, the .delta.c r a projection amount of the edge of the circumferential blade pressure side after each rotor blade, wherein the blade height of the blades was set to H r, circumferential direction after the rotor blades of the rotor blade with respect to the circumferential direction blade base pitch t r edge as the proportion H r / t r of the blade of the blade height H r for the rotor blades in the circumferential direction the blade root pitch t r increases rotor blades of an axial flow turbine, wherein the shape of each blade is configured to proportion δc r / t r of the protrusion amount .delta.c r to Tsubasahara side is reduced.
δcr/tr=Cr×(Hr/tr)−βr
(ただし、Crは0以上0.5以下の定数、βrは0.3以上1.2以下の定数とする。) 4. The rotor blade of an axial flow turbine according to claim 3, wherein the shape of each rotor blade is set so as to satisfy the following formula.
δc r / t r = C r × (H r / t r) -βr
(However, Cr is a constant between 0 and 0.5, and βr is a constant between 0.3 and 1.2.)
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