JP2007177736A - 翼列およびこれを備えた軸流圧縮機 - Google Patents
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Abstract
【課題】 低損失とされた翼列およびこれを備えた軸流圧縮機ことを目的とする。
【解決手段】 複数の動翼3が所定間隔を有して並べられた翼列1であって、隣り合う℃翼3との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、AD/AT−1によって与えられるエフェクティブ・キャンバーが、2%以上3%以下とされていることを特徴とする。
【選択図】 図1
【解決手段】 複数の動翼3が所定間隔を有して並べられた翼列1であって、隣り合う℃翼3との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、AD/AT−1によって与えられるエフェクティブ・キャンバーが、2%以上3%以下とされていることを特徴とする。
【選択図】 図1
Description
本発明は、翼間流路に遷音速流体が流れる翼列およびこれを備えた軸流圧縮機に関するものである。
例えばガスタービン用の軸流圧縮機は、大風量化に伴い、遷音速域にて用いられる。このような軸流圧縮機は、動翼間に形成される翼間流路に衝撃波が形成され、これによる損失が無視できないものとなる。このような衝撃波による損失を低減するために、動翼形状について種々の提案がなされている(特許文献1及び2参照)。
しかし、近年では、さらに効率向上が求められ、さらなる動翼形状の改良が求められている。
また、ガスタービン等に用いられる軸流圧縮機では、季節の変化等によって大気温度が変動し、効率が低下するという問題がある。具体的には、冬季のように大気温度が低下してくると、標準温度(例えば15℃)に換算した修正回転数および修正流量が増加し、圧縮機の動翼入口マッハ数が増加する。動翼入口マッハ数が増加すると、翼間流路には強い衝撃波が生じ、図17の曲線Iに示すように、圧縮機の効率が低下する。したがって、季節の変化等によって外気温が変動しても高効率を維持する軸流圧縮機が求められる。例えば、同図の曲線IIに示すように、大気温度が10℃以下であっても、圧縮機効率の減少を可及的に抑えた軸流圧縮機が求められる。
また、ガスタービン等に用いられる軸流圧縮機では、季節の変化等によって大気温度が変動し、効率が低下するという問題がある。具体的には、冬季のように大気温度が低下してくると、標準温度(例えば15℃)に換算した修正回転数および修正流量が増加し、圧縮機の動翼入口マッハ数が増加する。動翼入口マッハ数が増加すると、翼間流路には強い衝撃波が生じ、図17の曲線Iに示すように、圧縮機の効率が低下する。したがって、季節の変化等によって外気温が変動しても高効率を維持する軸流圧縮機が求められる。例えば、同図の曲線IIに示すように、大気温度が10℃以下であっても、圧縮機効率の減少を可及的に抑えた軸流圧縮機が求められる。
本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであって、低損失とされた翼列およびこれを備えた軸流圧縮機を提供することを目的とする。
上記課題を解決するために、本発明の翼列および軸流圧縮機は以下の手段を採用する。
すなわち、本発明の第1態様にかかる翼列は、複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、隣り合う前記翼との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、該流路の出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、AD/AT−1によって与えられるエフェクティブ・キャンバーが、2%以上3%以下とされていることを特徴とする。
すなわち、本発明の第1態様にかかる翼列は、複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、隣り合う前記翼との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、該流路の出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、AD/AT−1によって与えられるエフェクティブ・キャンバーが、2%以上3%以下とされていることを特徴とする。
エフェクティブ・キャンバー(Effective Camber:以下「EC」という。)が正の場合、翼間に形成される流路はディフューザに相当し、ECが大きい場合には、流路の拡大の程度が大きくなる。超音速流体は、ディフューザによって増速されるので、ECが大きい場合には衝撃波の強度が増大する。したがって、ECは小さい方が好ましい。一方、亜音速流体の場合、ECの減少に伴い損失が増大する。本発明者等は、ECを2%以上3%以下に設定することにより、超音速域および亜音速域のいずれの領域であっても比較的小さな損失にて運転できることを見出した。これにより、超音速域および亜音速域のいずれであっても高効率な運転が可能とされた翼列を提供することができる。
また、本発明の第2態様にかかる翼列は、複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、隣り合う前記翼との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、該流路の出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、AD/AT−1によって与えられる正とされたエフェクティブ・キャンバーに対して、前記入口部と前記出口部との間に衝撃波が形成される低温条件における損失を表す低温損失曲線と、前記入口部の上流側に衝撃波が形成される高温条件における損失を表す高温損失曲線とが交わる交差エフェクティブ・キャンバーを含む所定範囲内に、エフェクティブ・キャンバーが設定されていることを特徴とする。
エフェクティブ・キャンバー(Effective Camber:以下「EC」という。)は、翼間に形成される流路の形状を表現し、正とされる場合は、流路の入口部から出口部に向かって流路断面積が増大するディフューザを意味する。
ECに対して損失をプロットすると、次のような傾向が認められる。すなわち、流路の入口部と出口部との間に衝撃波が形成される低温条件の場合には、ECの増大に伴い損失が増大する。一方、入口部の上流側に衝撃波が形成される高温条件の場合には、ECの増大に伴い損失が減少する。したがって、低温損失曲線と高温損失曲線は、所定のEC(交差エフェクティブ・キャンバー)において交わる。この交差ECにて、低温条件および高温条件のいずれにおいても損失が小さいことになる。この交差ECを含む所定範囲内にECが設定された翼列とすることにより、高温条件および低温条件のいずれにおいても損失が小さい翼列を実現することができる。
ここで、低温条件とは、流体温度(大気温度)が低いことを意味し、例えば−20℃程度であり、高温条件とは、流体温度(大気温度)が高いことを意味し、例えば40℃程度である。
また、交差ECを含む所定範囲内とは、所望の損失範囲内に収まるように設定される範囲を意味し、例えば交差ECの前後1°程度である。
ECに対して損失をプロットすると、次のような傾向が認められる。すなわち、流路の入口部と出口部との間に衝撃波が形成される低温条件の場合には、ECの増大に伴い損失が増大する。一方、入口部の上流側に衝撃波が形成される高温条件の場合には、ECの増大に伴い損失が減少する。したがって、低温損失曲線と高温損失曲線は、所定のEC(交差エフェクティブ・キャンバー)において交わる。この交差ECにて、低温条件および高温条件のいずれにおいても損失が小さいことになる。この交差ECを含む所定範囲内にECが設定された翼列とすることにより、高温条件および低温条件のいずれにおいても損失が小さい翼列を実現することができる。
ここで、低温条件とは、流体温度(大気温度)が低いことを意味し、例えば−20℃程度であり、高温条件とは、流体温度(大気温度)が高いことを意味し、例えば40℃程度である。
また、交差ECを含む所定範囲内とは、所望の損失範囲内に収まるように設定される範囲を意味し、例えば交差ECの前後1°程度である。
また、本発明の第3態様にかかる翼列は、複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、各前記翼は、該翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の背側面上の各位置における接線がなす背側キャンバー角の変化が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から50%乃至70%までの間で、2°以下とされていることを特徴とする。
背側キャンバー角の変化を、前縁から50%乃至70%までの間で、2°以下とすることにより、翼の背側形状を直線形状に近付けることができる。これにより、翼背側における流れの加速が緩和され、衝撃波強度が低下し、衝撃波損失を低減することができる。
また、本発明の第4態様にかかる翼列は、複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、各前記翼は、該翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の腹側面上の各位置における接線がなす腹側キャンバー角が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から10%乃至20%までの間で、1°以上2°以下のネガティブキャンバーを有する領域が形成されていることを特徴とする。
超音速域では、流体は、スロート位置から出口まで加速される。本発明は、腹側キャンバー角に対して前縁から10%乃至20%までの間でネガティブキャンバーを与えることとし、この領域で流路を漸次狭めることとした。これにより、隣り合う翼間で形成されるスロート位置が前縁側から下流側に移動させられることになり、スロート位置から出口までの距離を相対的に短くすることとした。したがって、スロート位置から出口までの加速区間が短くなるので、衝撃波の成長を抑えることができ、衝撃波損失を減少させることができる。
また、本発明の第5態様にかかる翼列は、複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、各前記翼は、該翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の背側のキャンバーライン上の各位置における接線がなす背側キャンバー角の変化が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から50%乃至70%までの間で、2°以下とされ、かつ、前記翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の腹側のキャンバーライン上の各位置における接線がなす腹側キャンバー角が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から10%乃至20%までの間で、1°以上2°以下のネガティブキャンバーとされていることを特徴とする。
背側キャンバー角の変化を、前縁から50%乃至70%までの間で、2°以下とすることにより、翼の背側形状を直線形状に近付けることができる。これにより、翼背側における流れの加速が緩和され、衝撃波の成長を抑えることができ、衝撃波損失を減少させることができる。
また、腹側キャンバー角に対して前縁から10%乃至20%までの間でネガティブキャンバーを与えることとし、この領域で流路を漸次狭めることとした。これにより、隣り合う翼間で形成されるスロート位置が前縁側から下流側に移動させられることになり、スロート位置から出口までの距離を相対的に短くすることとした。したがって、スロート位置から出口までの加速区間が短くなるので、衝撃波の成長を抑えることができ、衝撃波損失を減少させることができる。
また、腹側キャンバー角に対して前縁から10%乃至20%までの間でネガティブキャンバーを与えることとし、この領域で流路を漸次狭めることとした。これにより、隣り合う翼間で形成されるスロート位置が前縁側から下流側に移動させられることになり、スロート位置から出口までの距離を相対的に短くすることとした。したがって、スロート位置から出口までの加速区間が短くなるので、衝撃波の成長を抑えることができ、衝撃波損失を減少させることができる。
また、本発明の軸流圧縮機は、上記第1態様から第5態様のいずれかの翼列がロータ上に設けられていることを特徴とする。
低損失とされた第1態様から第5態様のいずれかの翼列を用いることにより、低損失の軸流圧縮機を提供することができる。
なお、本発明の軸流圧縮機は、軸流ファンを含む概念である。
なお、本発明の軸流圧縮機は、軸流ファンを含む概念である。
翼間の流路に衝撃波が形成された場合であっても、衝撃波の強度を緩和することにより低損失とされた翼列および軸流圧縮機を提供することができる。
以下に、本発明にかかる実施形態について、図面を参照して説明する。
[第1実施形態]
以下、本発明の第1実施形態について、図1〜図3を用いて説明する。
図1には、ガスタービン用の軸流圧縮機に用いられる翼列1の一部が示されている。翼列1は、複数の動翼3から構成されており、各動翼3は、回転軸線周りに回転するロータの外周上に立設されている。
同図の矢印Rに示すように、各動翼3は、図において下方へと駆動されて回転する。この回転により、流体(空気)が吸い込まれ、圧縮される。
[第1実施形態]
以下、本発明の第1実施形態について、図1〜図3を用いて説明する。
図1には、ガスタービン用の軸流圧縮機に用いられる翼列1の一部が示されている。翼列1は、複数の動翼3から構成されており、各動翼3は、回転軸線周りに回転するロータの外周上に立設されている。
同図の矢印Rに示すように、各動翼3は、図において下方へと駆動されて回転する。この回転により、流体(空気)が吸い込まれ、圧縮される。
本実施形態にかかる軸流圧縮機は、標準状態における標準温度(15℃)または高温条件における温度(例えば40℃)では、隣り合う動翼3の間に形成される翼間流路の入口部(スロート位置)よりも上流側に衝撃波が形成される(図2の符号H参照)ので、その下流側である翼間流路における流速は亜音速となっている。一方、低温条件における温度(例えば−20℃)では、翼間流路の入口流速は超音速となり、衝撃波が翼間流路に形成される(図2の符号C参照)。
本実施形態の動翼3は、エフェクティブ・キャンバー(Effective Camber:以下「EC」という。)が、2%以上3%以下とされている。
ここで、ECは、翼間流路の入口部におけるスロート径をAT(図1参照)とし、この翼間流路の出口部におけるディスチャージ径をAD(図1参照)とした場合、
Ad/At−1
と定義される。
ここで、ECは、翼間流路の入口部におけるスロート径をAT(図1参照)とし、この翼間流路の出口部におけるディスチャージ径をAD(図1参照)とした場合、
Ad/At−1
と定義される。
ECは、正の場合、入口から出口に向けて流路が拡大することを意味し、動翼3間に形成される流路はディフューザを形成することになる。具体的には、図2に示した領域Aがディフューザとなる。
ECが正であってその値が大きい場合には、流路の拡大の程度が大きくなる。超音速流体は、ディフューザによって増速されるので、ECが大きい場合には衝撃波の強度が増大することになる。したがって、翼間流路の入口流速が超音速となる低温条件では、衝撃波を緩和させるように、ECを小さくした方が好ましい。具体的には、図3に示すように、低温条件(この場合は−15℃)では、低温損失曲線Lcを参照すれば分かるように、ECが小さいほど損失が小さくなる。
ここで、損失とは、以下のように定義される。
(Pt1−Pt2)/q1
Pt1は動翼入口における全圧、Pt2は動翼出口における全圧、q1は動翼入口における動圧(翼入口相対動圧:断面平均値)を意味する。
なお、図3は、スルーフローコード計算結果より、それぞれ低温条件、設計条件、高温条件での入口、出口境界条件(相対全圧、静圧、相対全温、軸流速度、周方向速度)を与えた数値シミュレーション結果である。
ECが正であってその値が大きい場合には、流路の拡大の程度が大きくなる。超音速流体は、ディフューザによって増速されるので、ECが大きい場合には衝撃波の強度が増大することになる。したがって、翼間流路の入口流速が超音速となる低温条件では、衝撃波を緩和させるように、ECを小さくした方が好ましい。具体的には、図3に示すように、低温条件(この場合は−15℃)では、低温損失曲線Lcを参照すれば分かるように、ECが小さいほど損失が小さくなる。
ここで、損失とは、以下のように定義される。
(Pt1−Pt2)/q1
Pt1は動翼入口における全圧、Pt2は動翼出口における全圧、q1は動翼入口における動圧(翼入口相対動圧:断面平均値)を意味する。
なお、図3は、スルーフローコード計算結果より、それぞれ低温条件、設計条件、高温条件での入口、出口境界条件(相対全圧、静圧、相対全温、軸流速度、周方向速度)を与えた数値シミュレーション結果である。
一方、翼間流路の入口流速が亜音速とされた場合には、ECの減少に伴い損失が増大する。したがって、翼間流路の入口流速が亜音速となる標準条件および高温条件では、ECを大きくした方が好ましい。具体的には、図3に示すように、標準条件(15℃)に対する標準損失曲線Ls及び高温条件(40℃)に対する高温損失曲線Lhを参照すれば分かるように、ECが大きいほど損失が小さくなる。
以上から、低温損失曲線LCと、高温損失曲線Lhおよび標準損失曲線Lsとは、それぞれ交点P1,P1にて交差することが分かる。本実施形態の動翼3は、各交点P1,P2が示す公差EC(公差エフェクティブ・キャンバー)を含む範囲である2〜3%となっている。
上記構成により、本実施形態によれば、以下の作用効果を奏する。
ECを2%以上3%以下に設定することにより、超音速域および亜音速域のいずれの領域であっても比較的小さな損失にて運転できることができる。これにより、超音速域および亜音速域のいずれであっても、すなわち大気温度が40℃程度の高温であっても、−20℃程度の低温であっても高効率な運転が可能とされた軸流圧縮機を提供することができる。
ECを2%以上3%以下に設定することにより、超音速域および亜音速域のいずれの領域であっても比較的小さな損失にて運転できることができる。これにより、超音速域および亜音速域のいずれであっても、すなわち大気温度が40℃程度の高温であっても、−20℃程度の低温であっても高効率な運転が可能とされた軸流圧縮機を提供することができる。
[第2実施形態]
次に、本発明の第2実施形態について、図4〜図8を用いて説明する。
本実施形態は、第1実施形態と同様に、軸流圧縮機の動翼3に関するものである。本実施形態の動翼3は、背側のプロファイル(形状)に特徴を有するものである。
図4は、動翼3の形状を特定するキャンバー角(camber angle)についての定義を示す。同図には、動翼の断面が上方に示されており、下方には、ミーン・キャンバー・ライン(mean camber line)の各位置におけるキャンバー角がプロットされている。キャンバー角は、動翼の前縁LEと後縁TEとを結ぶ直線であるスタガーラインSGと、ミーン・キャンバー・ラインMCの各位置における接線TAとがなす角である。スタガーラインSGをx軸とすると、第1象限側に接線TAが存在する場合(同図のα1及びα2)に正のキャンバー角となり、第4象限側に接線が存在する場合(同図のα3)に負のキャンバー角となる。同図下方のグラフの横軸は、全コード長に対する各位置の割合(%)を示している。したがって、0%は前縁LEを示し、100%は後縁TEを示す。
次に、本発明の第2実施形態について、図4〜図8を用いて説明する。
本実施形態は、第1実施形態と同様に、軸流圧縮機の動翼3に関するものである。本実施形態の動翼3は、背側のプロファイル(形状)に特徴を有するものである。
図4は、動翼3の形状を特定するキャンバー角(camber angle)についての定義を示す。同図には、動翼の断面が上方に示されており、下方には、ミーン・キャンバー・ライン(mean camber line)の各位置におけるキャンバー角がプロットされている。キャンバー角は、動翼の前縁LEと後縁TEとを結ぶ直線であるスタガーラインSGと、ミーン・キャンバー・ラインMCの各位置における接線TAとがなす角である。スタガーラインSGをx軸とすると、第1象限側に接線TAが存在する場合(同図のα1及びα2)に正のキャンバー角となり、第4象限側に接線が存在する場合(同図のα3)に負のキャンバー角となる。同図下方のグラフの横軸は、全コード長に対する各位置の割合(%)を示している。したがって、0%は前縁LEを示し、100%は後縁TEを示す。
図5には、動翼形状が、上述のように定義したキャンバー角を用いて表現されている。なお、同図のキャンバー角は、図4のような背側と腹側の中間位置を示すミーン・キャンバー・ラインにおけるキャンバー角を示しているのではなく、背側面および腹側面におけるキャンバー角を示している点に注意すべきである。
図5には、本実施形態の動翼3および比較例としての動翼10の形状が示されている。符号3nが本実施形態の動翼3の背側キャンバー角曲線を示し、符号3pが本実施形態の動翼3の腹側キャンバー角曲線を示し、符号10nが比較例の動翼10の背側キャンバー角曲線を示し、符号10pが比較例の動翼10の腹側キャンバー角曲線を示す。
図5から分かるように、本実施形態の動翼3の背側キャンバー角曲線3nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が2°以下とされている。これに対して、比較例の動翼10の背側キャンバー角曲線10nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が4°以上となっている。このようなキャンバー角の変化の違いは、図6に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図6に示すように、前縁LEから約60%コード長までの背側領域Bでは、本実施形態の動翼3は、ほぼ直線状とされており、比較例の動翼10は、所定の曲率を有した曲線となっている。
このような、背側の形状による違いは、衝撃波の成長に影響を及ぼす。つまり、比較例のように背側形状が所定の曲率を有した曲線として形成されている場合には、翼間流路に流入した流体が加速され、衝撃波が成長してしまう。これに対して、本実施形態の動翼3のように直線状とすれば、流体の加速が緩和され、衝撃波の成長が抑えられる。
図5には、本実施形態の動翼3および比較例としての動翼10の形状が示されている。符号3nが本実施形態の動翼3の背側キャンバー角曲線を示し、符号3pが本実施形態の動翼3の腹側キャンバー角曲線を示し、符号10nが比較例の動翼10の背側キャンバー角曲線を示し、符号10pが比較例の動翼10の腹側キャンバー角曲線を示す。
図5から分かるように、本実施形態の動翼3の背側キャンバー角曲線3nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が2°以下とされている。これに対して、比較例の動翼10の背側キャンバー角曲線10nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が4°以上となっている。このようなキャンバー角の変化の違いは、図6に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図6に示すように、前縁LEから約60%コード長までの背側領域Bでは、本実施形態の動翼3は、ほぼ直線状とされており、比較例の動翼10は、所定の曲率を有した曲線となっている。
このような、背側の形状による違いは、衝撃波の成長に影響を及ぼす。つまり、比較例のように背側形状が所定の曲率を有した曲線として形成されている場合には、翼間流路に流入した流体が加速され、衝撃波が成長してしまう。これに対して、本実施形態の動翼3のように直線状とすれば、流体の加速が緩和され、衝撃波の成長が抑えられる。
この様子を示したのが図7である。図7は、スルーフローコード計算結果より、入口、出口境界条件(相対全圧、静圧、相対全温、軸流速度、周方向速度)を与えた数値シミュレーション結果である。図において、横軸は表面上に沿った長さを示し、0が前縁、1が後縁を示す。縦軸はマッハ数を示す。符号3nが本実施形態の動翼3の背側マッハ数曲線を示し、符号3pが本実施形態の動翼3の腹側マッハ数曲線を示し、符号10nが比較例の動翼10の背側マッハ数曲線を示し、符号10pが比較例の動翼10の腹側マッハ数曲線を示す。同図の本実施形態の動翼3の背側マッハ数曲線3nから分かるように、本実施形態の動翼3では背側をほぼ直線状としたので、前縁側から流入した流体のマッハ数が殆ど増加していない。これに対して、比較例の動翼10の背側マッハ数曲線10nから分かるように、比較例の動翼10は背側においてマッハ数が徐々に増大している。したがって、横軸0.8あたりから後縁にかけてのマッハ数の変化に注目すると、本実施形態では△M1程度の変化に対して、比較例では△M1よりも大きい△M2の変化となっている。つまり、本実施形態の動翼3は、比較例の動翼10に比べて、衝撃波による損失が小さくなっていることがわかる。
図8には、損失が示されており、比較例では10%もの損失を示すのに対して、本実施形態では5%を下回る損失となっている。
図8には、損失が示されており、比較例では10%もの損失を示すのに対して、本実施形態では5%を下回る損失となっている。
以上の通り、本実施形態によれば、動翼3の背側の前縁側をほぼ直線状とすることとしたので、翼間流路に流入する流体の加速を抑えることができ、翼間流路に形成される衝撃波強度を緩和することができる。したがって、翼間流路に衝撃波が形成される低温条件であっても、損失の少ない高効率な軸流圧縮機を提供することができる。
なお、本実施形態では、前縁から60%コード長までの背側キャンバー角の変化を2°以下と規定したが、本発明はこれに限定されるものではない。要するに、流入した流体の加速を抑える程度の範囲で背側形状が直線状とされていれば良く、例えば、前縁から50乃至70%までの間で背側キャンバー角が2°以下であれば同様の効果を得ることができる。
[第3実施形態]
次に、本発明の第3実施形態について、図9〜図12を用いて説明する。
本実施形態は、第1実施形態と同様に、軸流圧縮機の動翼3に関するものである。本実施形態の動翼3は、腹側のプロファイル(形状)に特徴を有するものである。
本実施形態の動翼3は、図9に示されたキャンバー角を有している。キャンバー角の定義については第2実施形態と同様なので、その説明は省略する。
図9に示されているように、本実施形態の動翼3の腹側キャンバー角曲線3pは、前縁から20%コード長までの間で、1°以上2°以下の負のキャンバー角(ネガティブキャンバー)を有する領域が形成されている。これに対して、比較例の動翼10の腹側キャンバー角曲線10pは、前縁から20%コード長までの間で、1°未満のネガティブキャンバーとなっている。このようなキャンバー角の違いは、図10に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図10に示すように、前縁LEから20%コード長までの腹側領域Dでは、本実施形態の動翼3は、図において下側に向かう凸となった比較的曲率の大きな曲線が示されており、比較例の動翼10は、ネガティブキャンバーとされているものの、比較的小さな曲率を有する曲線となっている。
次に、本発明の第3実施形態について、図9〜図12を用いて説明する。
本実施形態は、第1実施形態と同様に、軸流圧縮機の動翼3に関するものである。本実施形態の動翼3は、腹側のプロファイル(形状)に特徴を有するものである。
本実施形態の動翼3は、図9に示されたキャンバー角を有している。キャンバー角の定義については第2実施形態と同様なので、その説明は省略する。
図9に示されているように、本実施形態の動翼3の腹側キャンバー角曲線3pは、前縁から20%コード長までの間で、1°以上2°以下の負のキャンバー角(ネガティブキャンバー)を有する領域が形成されている。これに対して、比較例の動翼10の腹側キャンバー角曲線10pは、前縁から20%コード長までの間で、1°未満のネガティブキャンバーとなっている。このようなキャンバー角の違いは、図10に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図10に示すように、前縁LEから20%コード長までの腹側領域Dでは、本実施形態の動翼3は、図において下側に向かう凸となった比較的曲率の大きな曲線が示されており、比較例の動翼10は、ネガティブキャンバーとされているものの、比較的小さな曲率を有する曲線となっている。
このような腹側プロファイルの違いは、スロート位置の違いとなって現れる。つまり、図11に示すように、比較例の動翼10の場合には、前縁LE近傍の位置T10にスロートが形成されるのに対し、本実施形態の動翼3の場合には、位置T10よりも下流側の位置T3にスロートが形成される。本実施形態のように、下流側にスロートを形成することにより、スロート位置から翼間流路の出口までの距離が短くなる。スロートから出口までは流路が拡大するディフューザとなっているので、超音速流体は加速されることになる。本実施形態では、このディフューザの距離を短くできるので、超音速流体の加速を抑えることができ、結果として衝撃波による損失を抑えることができる。
図12には、損失が示されており、比較例では10%もの損失を示すのに対して、本実施形態では5%を下回る損失となっている。
図12には、損失が示されており、比較例では10%もの損失を示すのに対して、本実施形態では5%を下回る損失となっている。
以上の通り、本実施形態によれば、動翼3の腹側の前縁側に所定値以上のネガティブキャンバーを与えることとしたので、スロート位置を下流側に設定することができ、翼間流路に形成される衝撃波強度を緩和することができる。したがって、翼間流路に衝撃波が形成される低温条件であっても、損失の少ない高効率な軸流圧縮機を提供することができる。
なお、本実施形態では、前縁から20%コード長までの間に、腹側キャンバー角が1〜2°とされたネガティブキャンバーを有する領域が形成されていると規定したが、本発明はこれに限定されるものではない。要するに、スロート位置を下流側に移動できる程度のネガティブキャンバーを腹側に与えれば良く、例えば、前縁から10乃至20%までの間で、ネガティブキャンバーが1°以上2°以下とされた領域が形成されていれば同様の効果を得ることができる。
[第4実施形態]
次に、本発明の第4実施形態について、図13〜図16を用いて説明する。
本実施形態は、第1実施形態と同様に、軸流圧縮機の動翼3に関するものであり、本実施形態の動翼3は、第2実施形態および第3実施形態を組み合わせたものである。
本実施形態の動翼3は、図13に示されたキャンバー角を有している。キャンバー角の定義については第2実施形態と同様なので、その説明は省略する。
図13から分かるように、本実施形態の動翼3の背側キャンバー角曲線3nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が2°以下とされている。これに対して、比較例の動翼10の背側キャンバー角曲線10nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が4°以上となっている。このようなキャンバー角の変化の違いは、図14に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図14に示すように、前縁LEから約60%コード長までの背側領域Bでは、本実施形態の動翼3は、ほぼ直線状とされており、比較例の動翼10は、所定の曲率を有した曲線となっている。
次に、本発明の第4実施形態について、図13〜図16を用いて説明する。
本実施形態は、第1実施形態と同様に、軸流圧縮機の動翼3に関するものであり、本実施形態の動翼3は、第2実施形態および第3実施形態を組み合わせたものである。
本実施形態の動翼3は、図13に示されたキャンバー角を有している。キャンバー角の定義については第2実施形態と同様なので、その説明は省略する。
図13から分かるように、本実施形態の動翼3の背側キャンバー角曲線3nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が2°以下とされている。これに対して、比較例の動翼10の背側キャンバー角曲線10nは、前縁LE(0%)から約60%コード長までの間で、キャンバー角の変化が4°以上となっている。このようなキャンバー角の変化の違いは、図14に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図14に示すように、前縁LEから約60%コード長までの背側領域Bでは、本実施形態の動翼3は、ほぼ直線状とされており、比較例の動翼10は、所定の曲率を有した曲線となっている。
また、図13に示されているように、本実施形態の動翼3の腹側キャンバー角曲線3pは、前縁から20%コード長までの間で、1°以上2°以下の負のキャンバー角(ネガティブキャンバー)を有する領域が形成されている。これに対して、比較例の動翼10の腹側キャンバー角曲線10pは、前縁から20%コード長までの間で、1°未満のネガティブキャンバーとなっている。このようなキャンバー角の違いは、図14に示した各動翼3,10の形状からも理解できる。すなわち、図14に示すように、前縁LEから20%コード長までの腹側領域Dでは、本実施形態の動翼3は、図において下側に向かう凸とされた比較的曲率の大きな曲線が示されており、比較例の動翼10は、ネガティブキャンバーとされているものの、比較的小さな曲率を有する曲線となっている。
上記構成とした動翼3は、第2実施形態と同様に背側における流体の加速を減じることができ、第3実施形態と同様にスロート位置を下流側に位置させることができる。したがって、本実施形態による動翼3によれば、翼間流路に形成される衝撃波を緩和することができる。
図15には、スルーフローコード計算結果より、入口、出口境界条件(相対全圧、静圧、相対全温、軸流速度、周方向速度)を与えた数値シミュレーション結果が示されている。同図は、横軸に平準化したコード長をとり、縦軸に静圧をとったグラフである。同図から分かるように、静圧の落差は、本実施形態の動翼3の方が、比較例よりも小さくなっている。したがって、本実施形態の動翼3によれば、翼間流路内で生じる衝撃波が緩和されるといえる。
図16には、損失が示されており、比較例では10%もの損失を示すのに対して、本実施形態では5%を下回る損失となっている。
図15には、スルーフローコード計算結果より、入口、出口境界条件(相対全圧、静圧、相対全温、軸流速度、周方向速度)を与えた数値シミュレーション結果が示されている。同図は、横軸に平準化したコード長をとり、縦軸に静圧をとったグラフである。同図から分かるように、静圧の落差は、本実施形態の動翼3の方が、比較例よりも小さくなっている。したがって、本実施形態の動翼3によれば、翼間流路内で生じる衝撃波が緩和されるといえる。
図16には、損失が示されており、比較例では10%もの損失を示すのに対して、本実施形態では5%を下回る損失となっている。
以上の通り、本実施形態によれば、動翼3の背側の前縁側をほぼ直線状とすることとしたので、翼間流路に流入する流体の加速を抑えることができ、翼間流路に形成される衝撃波強度を緩和することができる。
また、動翼3の腹側の前縁側に所定値以上のネガティブキャンバーを与えることとしたので、スロート位置を下流側に設定することができ、翼間流路に形成される衝撃波強度を緩和することができる。
したがって、翼間流路に衝撃波が形成される低温条件であっても、損失の少ない高効率な軸流圧縮機を提供することができる。
また、動翼3の腹側の前縁側に所定値以上のネガティブキャンバーを与えることとしたので、スロート位置を下流側に設定することができ、翼間流路に形成される衝撃波強度を緩和することができる。
したがって、翼間流路に衝撃波が形成される低温条件であっても、損失の少ない高効率な軸流圧縮機を提供することができる。
なお、上述の各実施形態では、ガスタービン用の軸流圧縮機について説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、翼間流路に遷音速流体が流れる翼列であれば適用できるものである。
1 翼列
3 動翼
AT スロート径
AD ディスチャージ径
3 動翼
AT スロート径
AD ディスチャージ径
Claims (6)
- 複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、
隣り合う前記翼との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、該流路の出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、
AD/AT−1
によって与えられるエフェクティブ・キャンバーが、2%以上3%以下とされていることを特徴とする翼列。 - 複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、
隣り合う前記翼との間で形成される流路の入口部におけるスロート径をATとし、該流路の出口部におけるディスチャージ径をADとした場合、
AD/AT−1
によって与えられる正とされたエフェクティブ・キャンバーに対して、前記入口部と前記出口部との間に衝撃波が形成される低温条件における損失を表す低温損失曲線と、前記入口部の上流側に衝撃波が形成される高温条件における損失を表す高温損失曲線とが交わる交差エフェクティブ・キャンバーを含む所定範囲内に、エフェクティブ・キャンバーが設定されていることを特徴とする翼列。 - 複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、
各前記翼は、該翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の背側面上の各位置における接線がなす背側キャンバー角の変化が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から50%乃至70%までの間で、2°以下とされていることを特徴とする翼列。 - 複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、
各前記翼は、該翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の腹側面上の各位置における接線がなす腹側キャンバー角が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から10%乃至20%までの間で、1°以上2°以下のネガティブキャンバーを有する領域が形成されていることを特徴とする翼列。 - 複数の翼が所定間隔を有して並べられた翼列であって、
各前記翼は、該翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の背側のキャンバーライン上の各位置における接線がなす背側キャンバー角の変化が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から50%乃至70%までの間で、2°以下とされ、かつ、
前記翼の前縁と後縁とを結ぶ直線状のスタガーラインに対して該翼の腹側のキャンバーライン上の各位置における接線がなす腹側キャンバー角が、前記前縁から前記後縁までのコード長のうち該前縁から10%乃至20%までの間で、1°以上2°以下のネガティブキャンバーとされていることを特徴とする翼列。 - 請求項1〜5のいずれかに記載の翼列がロータ上に設けられていることを特徴とする軸流圧縮機。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005378722A JP2007177736A (ja) | 2005-12-28 | 2005-12-28 | 翼列およびこれを備えた軸流圧縮機 |
Applications Claiming Priority (1)
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Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2007177736A true JP2007177736A (ja) | 2007-07-12 |
Family
ID=38303159
Family Applications (1)
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JP2005378722A Withdrawn JP2007177736A (ja) | 2005-12-28 | 2005-12-28 | 翼列およびこれを備えた軸流圧縮機 |
Country Status (1)
Country | Link |
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JP (1) | JP2007177736A (ja) |
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Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN103195756A (zh) * | 2012-01-10 | 2013-07-10 | 长沙理工大学 | 三叶片串联式压气机转子 |
JP2014505830A (ja) * | 2011-02-10 | 2014-03-06 | スネクマ | 超音速流れ用の翼およびプラットフォームアセンブリ |
JP2014505829A (ja) * | 2011-02-10 | 2014-03-06 | スネクマ | 亜音速流れ用の翼およびプラットフォームアセンブリ |
CN115076157A (zh) * | 2022-08-19 | 2022-09-20 | 中国航发沈阳发动机研究所 | 一种航空发动机风扇压气机末级静子叶片 |
-
2005
- 2005-12-28 JP JP2005378722A patent/JP2007177736A/ja not_active Withdrawn
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US9464526B2 (en) | 2011-02-10 | 2016-10-11 | Snecma | Airfoil and platform assembly for subsonic flow |
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A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
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