JP2008180130A - 軸流水車およびその運転方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる軸流水車およびその運転方法を提供する。
【解決手段】主軸のまわりに放射状に取付けられた複数のランナベーン6aを備えた軸流水車において、ランナベーン6aの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差17がつけられている構成とする。
【選択図】図1
【解決手段】主軸のまわりに放射状に取付けられた複数のランナベーン6aを備えた軸流水車において、ランナベーン6aの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差17がつけられている構成とする。
【選択図】図1
Description
本発明は、マイクロ水力向け発電装置等に使用される軸流水車およびその運転方法に関する。
一般的に水車は、設置場所により落差・流量といった自然条件が異なるため、設置場所毎に対応する水車を設計製作している。図18はその中でも代表的である可動翼を有する軸流型マイクロ水力向け発電装置の適用事例である。図19は図18の水車部分を拡大したものである。
図18,19に示すように、上池1より上部導水管2を経て導かれた水は直管型のケーシング3に流入し、ケーシング3の内部に同心状に配置された内筒4から外側に向かって放射状に配置されたガイドベーン5で整流された後、ランナ6を回転させる。この内筒4には、一端がランナ6に直結され、他端にプーリーを備えた主軸10が回転自在に収められている。ランナ6内で仕事をした水は、その後吸出し管7に流入し下部導水管8により下池9に流出する。この際、ランナ6で得られた回転動力は、主軸10端部のプーリーからベルトを介してケーシング3の外部に設置された動力伝達装置11に伝達され、この動力伝達装置11を介して水車外部に設けられた発電機12に伝達され、電気的出力を得る。本適用例の場合は、図中に示した上池1と下池9との水面間の垂直距離がこの水車に作用する有効落差Heとなる。また、1点鎖線で示す水車のランナ基準標高から下池水面までの垂直距離がこの水車の吸出し高さHsとなる。この吸出し高さHsは水車ランナの性能を評価する重要な要因の一つであるキャビテーション性能に直接的にかかわる重要な量である。
一般的にキャビテーション性能は、吸出し高さHsと有効落差Heの比率であるキャビテーション係数として表わされるが、実物水車の吸出し高さHsが小さくなると水車運転時のキャビテーション係数も小さくなり、ランナベーン負圧面に作用する圧力が低下する。これに伴ってキャビテーションと呼ばれる気相がランナベーン翼面に発生し発達することになる。特にランナベーン入口・出口の負圧面の圧力が著しく低下する部位やランナベーンと静止流路部との隙間近傍に発達する。キャビテーションは発生した後ランナベーン翼面に沿って下流に流れるが、その後の圧力回復に伴って破裂消滅し、その時のエネルギでランナベーン翼面が壊蝕されるという問題を引き起こす。つまり、吸出し高さHsを低くすることはランナベーンにとっては過酷な条件下での運転となり、これに伴いキャビテーションが発生したり、効率低下を生じたりする。従って、この吸出し高さをどこまで小さく設定できるかが水車ランナの性能評価項目の一つになっている。
一方、図18,19に示した適用例のように、上池1の水位よりも水車ランナ基準標高が低く、下池9の水位が水車ランナ基準標高よりも低い状態に据え付けられることがマイクロ水車設置工事の優位性の観点から望まれている。しかしながら、通常の軸流水車では下池水位が基準標高より高いこと考えれば容易に分かる様に、この様なマイクロ水車の設置をすると、吸出し高さが小さくなるため、キャビテーションを発生させない状態で運転することは困難となる。
図20に、マイクロ水車設置需要の最も多い吸出し高さ6m付近のサイトにおける、ランナベーン6aのキャビテーション発生状況を示す。6b,6cはそれぞれランナボス、ランナ軸である。このようなサイトでは、翼端渦の渦芯とランナベーン負圧面の下流域に低圧部が形成され、翼端渦キャビテーション13と翼面キャビテーション14が発生する。ランナベーンの壊蝕は、キャビテーション気泡の崩壊が起こる翼面キャビテーション後縁15付近で起こる。翼面キャビテーション後縁15の位置は、主に2つの要因により非定常的に変動する。第1の要因は、図21に示す様な、翼面キャビテーション14がランナベーン後縁付近まで成長した際、ランナベーン圧力面側から後縁を経由して発生するリエントラントジェット16という現象によるものである。
リエントラントジェット16は、極低圧部である翼面キャビテーション14と高圧部であるランナベーン圧力面が翼面キャビテーション14の成長により接近することで発生する逆流現象で、図21に示すように、翼面キャビテーション14とランナベーン負圧面との間を這うように上流側に流れ、翼面キャビテーション14を崩壊させた後に消滅する。そして、リエントラントジェット16が消滅すると、翼面キャビテーション14が下流に向かって成長し、再びリエントラントジェット16の影響を受け消滅する。この様な、翼面キャビテーション14の成長・崩壊のプロセスが繰り返され、キャビテーションが非定常的に変動する。
第2の要因は、翼端渦キャビテーション13との干渉である。ランナベーン入口部の外周端と内周端で発生する翼端渦は不安定な挙動をすると共に、翼面キャビテーション14に隣接した場所に発生するため、翼面キャビテーション14付近の圧力場が揺らいで、キャビテーションが非定常的に変動するのである。
上述の様なキャビテーション振動が発生すると、ランナベーン6aが壊蝕されるばかりでなく、ランナ振動により水車の強度的信頼性が低下する。この様な技術課題を克服する方法としては、ランナ上流のガイドベーン5の後端から給気し、キャビテーション気泡崩壊時の衝撃圧力を低減する方法(特許文献1参照)や、キャビテーション発生部位に耐キャビテーション性の良好な材料を適用することが提案されている。この様な方法により、吸出し高さが深くキャビテーション発生領域が小さいサイトでは、キャビテーションに起因したランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。
実開昭59−65985号公報
しかしながら、マイクロ水車設置需要の最も多い吸出し高さ6m付近のサイトでは、上述した様にキャビテーションの発生領域や振動量が大きいために、従来技術ではランナベーンの壊蝕や振動を十分に低減することができないことが課題であった。
本発明は上述した課題を解決するためになされたものであり、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる軸流水車およびその運転方法を提供することを目的とする。
請求項1の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差がつけられている構成とする。
請求項3の発明は、前記ランナベーンの内部に流体供給路を設けると共に、当該ランナベーンの負圧面の段差面に前記流体供給路から連通する流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにした構成とする。
請求項5の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの後縁に流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにした構成とする。
請求項7の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした構成とする。
請求項9の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの外周側端面の入口側に開口する流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの外周側隙間部に前記流体供給路から流体を流出させるようにした構成とする。
請求項11の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの内周側端面の入口側に開口する流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの内周側隙間部に前記流体供給路から流体を流出させるようにした構成とする。
本発明によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる軸流水車およびその運転方法を提供することができる。
以下、本発明の第1ないし第6の実施の形態の軸流水車およびその運転方法を図面を参照して説明する。
(第1の実施の形態)
図1は本発明の第1の実施の形態の軸流水車の要部を示す図である。図1(a)はランナベーンの平面図を示し、図1(b)はランナベーンの断面形状を示したものである。先に説明した図18〜21と同じ符合は同じ構成要素を表す(以下同様)。本実施の形態の軸流水車が従来の軸流水車と異なる点は、ランナベーン6aの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差部17をつけたことである。
(第1の実施の形態)
図1は本発明の第1の実施の形態の軸流水車の要部を示す図である。図1(a)はランナベーンの平面図を示し、図1(b)はランナベーンの断面形状を示したものである。先に説明した図18〜21と同じ符合は同じ構成要素を表す(以下同様)。本実施の形態の軸流水車が従来の軸流水車と異なる点は、ランナベーン6aの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差部17をつけたことである。
このように構成された本実施の形態のランナベーンにおけるフローパターンを図2に示す。図示の様に、段差部17によるランナベーン負圧面の後縁付近でキャビテーション14と翼面との間に隙間が形成される。そして、ランナベーン後縁で発生するリエントラントジェット16は、隙間を流れて段差部17で消滅する。このため、ランナベーン負圧面で発生する翼面キャビテーション14の崩壊は起こらず、翼面キャビテーション14がランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になる。スーパーキャビテーション状態になれば、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、ランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態の軸流水車によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。
なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、図1(b)に示すようにランナベーン負圧面の段差部17の位置とランナベーンの後縁位置との間の距離をL、ランナベーン負圧面段差の翼厚み方向の高さをH、ランナベーン後縁の翼厚みをHtとしたとき、L/HとH/(H+Ht)の値を適正にする必要がある。即ち、L/Hが大きすぎると、図3(a)に示す様に、段差部17で翼面を離脱した翼面キャビテーション14が翼面に最付着する。これにより、リエントラントジェット16の影響を受けて、段差17とランナベーン後縁の間で翼面キャビテーション14の後端が振動してしまう。逆に、L/HあるいはH/(H+Ht)が小さすぎると、図3(b)に示す様に、リエントラントジェット16が段差17を乗り越えて、さらに上流側へ進行するため、キャビテーション振動が発生してしまう。
図4(a),(b)に、それぞれ流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPとL/H、H/(H+Ht)の関係を示す。本図より、0.5<L/H<6 ,0.4 < H/(H+Ht) では、キャビテーション振動によるランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPが小さいことがわかる。従って、本実施の形態を 0.5<L/H<6 ,0.4 < H/(H+Ht)と数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動をより効果的に低減することができる。
(第2の実施の形態)
図5は本発明の第2の実施の形態を示す図である。図5(a)はランナベーンの平面図であり、図5(b)は図5(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が第1の実施の形態と異なる点は、ランナ軸6cおよびランナボス6bを同心状に貫通してランナベーン6a外周縁近くまで延びるように設けられた幹流路18aと、この幹流路18aから分岐して段差部17を終端とするように設けられた複数本(図では5本を示す)の枝流路18bとから成る流体供給路18と、枝流路18bの終端である段差部17に設けられた流体流出孔19とを設け、この流体流出孔19から水または空気等の流体を流出するように構成したことである。
図5は本発明の第2の実施の形態を示す図である。図5(a)はランナベーンの平面図であり、図5(b)は図5(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が第1の実施の形態と異なる点は、ランナ軸6cおよびランナボス6bを同心状に貫通してランナベーン6a外周縁近くまで延びるように設けられた幹流路18aと、この幹流路18aから分岐して段差部17を終端とするように設けられた複数本(図では5本を示す)の枝流路18bとから成る流体供給路18と、枝流路18bの終端である段差部17に設けられた流体流出孔19とを設け、この流体流出孔19から水または空気等の流体を流出するように構成したことである。
このように構成された本実施の形態においては、図6(a)に示す様に、流体供給路18を経て流体流出孔19から下流側に流出した噴流20が翼面キャビテーション14と翼面の間を流れるため、リエントラントジェットが翼面キャビテーション14と翼面の間を上流に遡って流れることで発生していたランナベーン負圧面上でのキャビテーション崩壊を防ぐことができる。これにより、負圧面上の翼面キャビテーション14はランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になり、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、スーパーキャビテーション状態ではランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態の軸流水車によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。
なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ0、流体流出孔19から流出する流体の密度をρ1、流体流出孔19の開孔面積をA0、流体流出孔19の数をN、ランナベーン6a後縁の翼厚みをHt、ランナベーン後縁位置の翼高さをLt、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン後縁の圧力をP、重力加速度をg、負圧面段差部17に開口する流体流出孔19における流出流体の速度をVとしたとき、(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×(2×g×(P−Pv))の値を適正にする必要がある。
即ち、概略的には、(ρ1×N×A0×V2)は流体流出孔19から流出する流体の運動量に相当し、(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))はリエントラントジェットの運動量に相当するので、これらの比率
(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))を十分に大きくとることでリエントラントジェットを完全に消滅させることができる。
(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))を十分に大きくとることでリエントラントジェットを完全に消滅させることができる。
図6(b)に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPと(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))の関係を示す。本図より、1.1<(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))では、キャビテーション振動によるランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を1.1<(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))と数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動をより効果的に低減することができる。
(第3の実施の形態)
図7は本発明の第3の実施の形態を示す図である。図7(a)はランナベーンの平面図であり、図7(b)は図7(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、ランナベーン6aの出口側負圧面に段差部17を設けずに、流体流出孔19をランナベーン6a後縁に設けたことである。
図7は本発明の第3の実施の形態を示す図である。図7(a)はランナベーンの平面図であり、図7(b)は図7(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、ランナベーン6aの出口側負圧面に段差部17を設けずに、流体流出孔19をランナベーン6a後縁に設けたことである。
このように構成された本実施の形態においては、図8(a)に示す様に、ランナベーン6a後縁の流体流出孔19から下流側に噴流20が流出するが、この噴流20が、ランナベーン後縁部圧力面で発生するリエントラントジェットがランナベーン後縁部負圧面側に流れこむことを遮るように作用する。このため、ランナベーン負圧面で発生するキャビテーションの崩壊は起こらず、キャビテーションがランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になる。スーパーキャビテーション状態になれば、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、ランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。
なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ0、流体流出孔19から流出する流体の密度をρ1、流体流出孔19の開孔面積をA0、流体流出孔19の数をN、ランナベーン後縁の翼厚みをHt、ランナベーン後縁位置の翼高さをLt、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をP、重力加速度をg、流体流出孔における流出流体の速度をVとしたとき、(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))の値を適正にする必要がある。
即ち、概略的には、(ρ1×N×A0×V2)は流体流出孔19から流出する流体の運動量に相当し、(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))はリエントラントジェットの運動量に相当するので、これらの比率
(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))を十分大きくとることでリエントラントジェットの方向を下流側へ転向させ、キャビテーションの崩壊位置をランナベーン後縁位置より下流側に移動させることができる。
(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))を十分大きくとることでリエントラントジェットの方向を下流側へ転向させ、キャビテーションの崩壊位置をランナベーン後縁位置より下流側に移動させることができる。
図8(b)に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPと(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))の関係を示す。本図より、1.5<(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))では、キャビテーション振動によるランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を 1.5<(ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))と数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動をより効果的に低減することができる。
(第4の実施の形態)
図9は本発明の第4の実施の形態を示す図である。図9(a)はランナベーンの平面図であり、図9(b)は図9(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が第1の実施の形態の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、ランナベーン6aの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差部17を設ける代りに、楔型溝21を設けた点にあり、その他の点は第1の実施の形態と同じである。
図9は本発明の第4の実施の形態を示す図である。図9(a)はランナベーンの平面図であり、図9(b)は図9(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が第1の実施の形態の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、ランナベーン6aの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差部17を設ける代りに、楔型溝21を設けた点にあり、その他の点は第1の実施の形態と同じである。
このように構成された本実施の形態においては、図10(a)に示す様に、流体供給路18を経て流体流出孔19から下流側に流出した噴流20が翼面キャビテーション14と翼面の間を流れるため、リエントラントジェットが翼面キャビテーション14と翼面の間を上流に遡って流れることで発生していたランナベーン負圧面上でのキャビテーション崩壊を防ぐことができる。これにより、負圧面上のキャビテーションはランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になり、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、スーパーキャビテーション状態ではランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。
なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ0、流体流出孔19から流出する流体の密度をρ1、楔型溝21との接続位置における流体流出孔19の開孔面積をA0、楔型溝21との接続位置における流体流出孔19の開孔数をN、ランナベーン後縁の翼厚みをHt、ランナベーン後縁位置の翼高さをLt、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をP、重力加速度をg、流体流出孔19から流出する流体の速度をV、楔型溝21との接続位置における流体供給路18の方向と楔型溝21の下流側縁におけるランナベーン負圧面の接線方向がなす角度をθとするとき、(ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))と(ρ1×N×A0×(V×sinθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))の値を適正にする必要がある。
即ち、概略的には、(ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)は流体流出孔19から流出する流体の翼面に沿った運動量成分に相当し、(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))はリエントラントジェットの運動量に相当するので、これらの比率(ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))を十分に大きくとることでリエントラントジェットを完全に消滅させることができる。しかしながら、流体流出孔19から流出する流体の運動量の翼面垂直方向成分(ρ1×N×A0×(V×sinθ)2)が大きくなると、図10(b)に示す様に、楔型溝21付近でのキャビテーション流れのせき止め効果が強くなり、同部位での圧力が増加してキャビテーションが崩壊してしまう。
図11(a)に、流れ解析で算定した楔型溝21付近での圧力変動振幅ΔPと(ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))の関係を示す。また、図11(b)には、流れ解析で算定した楔型溝21付近での圧力変動振幅ΔPと(ρ1×N×A0×(V×sinθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))の関係を示す。これらの図より、
1.1 < (ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))
かつ(ρ1×N×A0×(V×sinθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv)) < 0.3
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動を効果的に低減することができる。
1.1 < (ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))
かつ(ρ1×N×A0×(V×sinθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv)) < 0.3
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動を効果的に低減することができる。
(第5の実施の形態)
図12は本発明の第5の実施の形態を示す図である。図12(a)はランナベーンの平面図であり、図12(b)は図12(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、流体供給路18を構成する幹流路18aから分岐した枝流路18bを、ランナベーン6aの上流側端面近傍まで延びるように設け、さらに、この枝流路18bから分岐してランナベーン6aの外周側端面を終端とする枝流路18cを複数個設け、各枝流路18cの端部に翼高さ方向から圧力面側に傾けた形状で翼弦長方向にそれぞれ流体流出孔19を設けたことにある。
図12は本発明の第5の実施の形態を示す図である。図12(a)はランナベーンの平面図であり、図12(b)は図12(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、流体供給路18を構成する幹流路18aから分岐した枝流路18bを、ランナベーン6aの上流側端面近傍まで延びるように設け、さらに、この枝流路18bから分岐してランナベーン6aの外周側端面を終端とする枝流路18cを複数個設け、各枝流路18cの端部に翼高さ方向から圧力面側に傾けた形状で翼弦長方向にそれぞれ流体流出孔19を設けたことにある。
このように構成された本実施の形態においては、図13に示す様に、ランナベーン外周端の隙間部に流体供給路18から噴流20が翼高さ方向から圧力面側に傾いた方向に流出される。この流れの周方向運動量成分は、圧力面側から負圧面側に流れる隙間流れ23を少なくする様に作用するので、ランナベーン外周端で発生する翼端渦キャビテーションの強さを弱める。これにより、翼端渦キャビテーションとランナベーン負圧面上のキャビテーションの干渉が弱まり、キャビテーション振動を低減することができる。
なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ0、流体供給路18即ち流体流出孔19から流出する流体の密度をρ1、ランナベーン翼端における流体流出孔19の開孔面積をA0、流体流出孔19の開孔数をN、ランナベーン外周側の翼端隙間をG(図14(a)参照)、ランナベーン外周側の翼端部の翼弦長をLa、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン前縁の岐点圧力をP、重力加速度をg、流体流出孔から流出する流体の速度をV、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×La×(P−Pv))の値を適正にする必要がある。
即ち、概略的には、(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)は流体流出孔19から流出する流体の周方向運動量成分に相当し、(ρ0×G×La×(P−Pv))は漏れ流れの運動量に相当するので、これらの比率(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×La×(P−Pv))を適正化することにより、翼端渦キャビテーションを消滅させることができる。
図14(b)に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPと(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×La×(P−Pv))の関係を示す。この図より、
0.2 < (ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×La×(P−Pv)) < 0.5
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの振動を効果的に低減することができる。
0.2 < (ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×La×(P−Pv)) < 0.5
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの振動を効果的に低減することができる。
(第6の実施の形態)
図15は本発明の第5の実施の形態を示す図である。図15(a)はランナベーン平面図であり、図15(b)は図15(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、流体供給路18を構成する幹流路18aから分岐した枝流路18bを、ランナベーン6aの上流側端面近傍まで延びるように設け、さらに、この枝流路18bから分岐してランナベーン6aの内周側端面を終端とする枝流路18cを複数個設け、各枝流路18cの端部に翼高さ方向から圧力面側に傾けた形状で翼弦長方向にそれぞれ流体流出孔19を設けたことにある。
図15は本発明の第5の実施の形態を示す図である。図15(a)はランナベーン平面図であり、図15(b)は図15(a)のb−b断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、流体供給路18を構成する幹流路18aから分岐した枝流路18bを、ランナベーン6aの上流側端面近傍まで延びるように設け、さらに、この枝流路18bから分岐してランナベーン6aの内周側端面を終端とする枝流路18cを複数個設け、各枝流路18cの端部に翼高さ方向から圧力面側に傾けた形状で翼弦長方向にそれぞれ流体流出孔19を設けたことにある。
このように構成された本実施の形態においては、図16に示す様に、ランナベーン内周端の隙間部に流体供給路18を経て流体流出孔19から噴流20が翼高さ方向から圧力面側に傾いた方向に流出される。この流れの周方向運動量成分は、圧力面側から負圧面側に流れる隙間流れ23を少なくする様に作用するので、ランナベーン内周端で発生する翼端渦キャビテーションの強さを弱める。これにより、翼端渦キャビテーションとランナベーン負圧面上のキャビテーションの干渉が弱まり、キャビテーション振動を低減することができる。
なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ0、流体流出孔19から流出する流体の密度をρ1、ランナベーン翼端における流体流出孔19の開孔面積をA0、流体流出孔19の開孔数をN、ランナベーン内周側の翼端隙間をG(図17(a)参照)、ランナベーン内周側の翼端部の翼弦長をLb、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン前縁の岐点圧力をP、重力加速度をg、流体流出孔から流出する流体の速度をV、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×Lb×(P−Pv))の値を適正にする必要がある。
即ち、概略的には、(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)は流体流出孔から流出する流体の周方向運動量成分に相当し、(ρ0×G×Lb×(P−Pv))は漏れ流れの運動量に相当するので、これらの比率(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×Lb×(P−Pv))を適正化することにより、翼端渦キャビテーションを完全に消滅させることができる。
図17(b)に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔPと(ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×Lb×(P−Pv))の関係を示す。この図より、
0.1 < (ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×Lb×(P−Pv)) < 0.3
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの振動を効果的に低減することができる。
0.1 < (ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×Lb×(P−Pv)) < 0.3
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔPが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの振動を効果的に低減することができる。
1…上池、2…上部導水管、3…ケーシング、4…内筒、5…ガイドベーン、6…ランナ、6a…ランナベーン、6b…ランナボス、7…吸出し管、8…下部導水管、9…下池、10…主軸、11…動力伝達装置、12…発電機、13…翼端渦キャビテーション、14…翼面キャビテーション、15…翼面キャビテーション後縁、16…リエントラントジェット、17…段差部、18…流体供給路、18a…幹流路、18b…枝流路、19…流体流出孔、20…流体流出孔からの噴流、21…楔型溝、23…翼端隙間流れ、ΔP…ランナベーン後縁での圧力変動振幅。
Claims (12)
- 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
前記ランナベーンの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなるように段差部を設けたことを特徴とする軸流水車。 - 前記ランナベーンの負圧面の段差部の位置とランナベーンの後縁位置との間の距離をL、ランナベーンの負圧面段差の翼厚み方向の高さをH、ランナベーン後縁の翼厚みをHtとするとき、
0.5 < L/H < 6.0
かつ 0.4 < H/(H+Ht)
を満たしていることを特徴とする請求項1記載の軸流水車。 - 前記ランナベーンの内部に流体供給路を設けると共に、当該ランナベーンの負圧面の段差面に前記流体供給路から連通する流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにしたことを特徴とする請求項1記載の軸流水車。
- 請求項3記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ0、流体流出孔から流出する流体の密度をρ1、流体流出孔の開孔面積をA0、流体流出孔の数をN、ランナベーン後縁の翼厚みをHt、ランナベーン後縁位置の翼高さをLt、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン後縁の圧力をP、重力加速度をg、負圧面段差面の流体流出孔における流出流体の速度をVとするとき、
1.1 < (ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))
を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。 - 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
前記ランナベーンの後縁に流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。 - 請求項5記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ0、流体流出孔から流出する流体の密度をρ1、流体流出孔の開孔面積をA0、流体流出孔の数をN、ランナベーン後縁の翼厚みをHt、ランナベーン後縁位置の翼高さをLt、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をP、重力加速度をg、流体流出孔における流出流体の速度をVとするとき、
1.5 < (ρ1×N×A0×V2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))
を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。 - 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
前記ランナベーン内に設けられた流体供給路と、前記ランナベーン負圧面の下流側に設けられた楔型溝と、前記流体供給路から連通し前記楔型溝の上流側面に開口する流体流出孔とを備え、流体を前記流体供給路を経て前記流体流出孔から下流側へ流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。 - 請求項7記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ0、流体流出孔から流出する流体の密度をρ1、楔型溝との接続位置における流体流出孔の開孔面積をA0、楔型溝との接続位置における流体流出孔の開孔数をN、ランナベーン後縁の翼厚みをHt、ランナベーン後縁位置の翼高さをLt、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をP、重力加速度をg、流体供給路から流出する流体の速度をV、楔型溝との接続位置における流体供給路の方向と楔型溝の下流側縁におけるランナベーン負圧面の接線方向がなす角度をθとするとき、
1.1 < (ρ1×N×A0×(V×cosθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv))
かつ
(ρ1×N×A0×(V×sinθ)2)/(ρ0×Ht×Lt×2×g×(P−Pv)) < 0.3
を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。 - 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
前記ランナベーンの外周側端面の入口側に流体流出孔を開口させた流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの外周側隙間部に前記流体流出孔から流体を流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。 - 請求項9記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ0、流体流出孔から流出する流体の密度をρ1、ランナベーン翼端における流体流出孔の開孔面積をA0、流体流出孔の開孔数をN、ランナベーン外周側の翼端隙間をG、ランナベーン外周側の翼端部の翼弦長をLa、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン前縁の岐点圧力をP、重力加速度をg、流体流出孔から流出する流体の速度をV、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、
0.2 < (ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×La×(P−Pv)) < 0.5
を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。 - 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
前記ランナベーンの内周側端面の入口側に流体流出孔を開口させた流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの内周側隙間部に前記流体流出孔から流体を流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。 - 請求項11記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ0、流体流出孔から流出する流体の密度をρ1、ランナベーン翼端における流体流出孔の開孔面積をA0、流体流出孔の開孔数をN、ランナベーン内周側の翼端隙間をG、ランナベーン内周側の翼端部の翼弦長をLb、作動流体の飽和蒸気圧をPv、ランナベーン前縁の岐点圧力をP、重力加速度をg、流体供給路から流出する流体の速度をV、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、
0.1 < (ρ1×A0×N×(V×tanθ)2)/(ρ0×G×Lb×(P−Pv)) < 0.3
を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。
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