JP5067928B2

JP5067928B2 - 軸流ターボ機械

Info

Publication number: JP5067928B2
Application number: JP2007126169A
Authority: JP
Inventors: 淳一黒川
Original assignee: Yokohama National University NUC
Current assignee: Yokohama National University NUC
Priority date: 2007-05-11
Filing date: 2007-05-11
Publication date: 2012-11-07
Anticipated expiration: 2027-05-11
Also published as: JP2008280932A

Description

本発明は、軸流ターボ機械に関するものであり、より詳細には、最高効率を低下させることなく、右上がり不安定特性を確実に防止することができる軸流ターボ機械に関するものである。

比速度が高い斜流ポンプ、軸流ポンプ等のターボ機械においては、部分流量域において揚程曲線が右上がりになる現象が生じる。この現象は、一般に、「右上がり不安定特性」又は「右上がり特性」と呼ばれている。この種の不安定特性は、振動・騒音発生の原因になるばかりではなく、サージ現象や流体の旋回失速等を誘起し、機械の損傷等をもたらす原因ともなり得る。

このような不安定特性は、再循環流の強い旋回の影響により、羽根車通過流体に予旋回運動が付加的に与えられる結果、理論揚程が急激に低下することに起因すると考えられる。本発明者は、このような不安定特性を抑制する手段として、再循環流の予旋回を抑制するための多数の浅い溝を圧力勾配の方向にケーシング内壁面に形成した構造のターボ機械を特許第３８８４８８０号公報、特開２００３−１３８９８号公報、特開２００４−１３２２０９号公報（特許文献１〜３）において提案している。この溝は、通称「Jグルーブ」として当業界に知られている。

上記特許文献１〜３に記載されたターボ機械においては、ケーシング壁面に溝を形成するにすぎない非常に簡易な構造によって予旋回流を制動して各種の異常流動現象を抑制することができる。殊に、このような不安定特性抑制手段を備えた斜流ポンプ等では、最高効率が低下することなく、全流量域に亘って安定特性が得られ、旋回失速が抑制され、インデューサの吸込み性能が飛躍的に向上し、しかも、多段ポンプの軸スラストが大幅に低減するなど、顕著且つ極めて有益な効果が得られることが既に確認されている。
特許第３８８４８８０号公報特開２００３−１３８９８号公報特開２００４−１３２２０９号公報

しかしながら、このような構成の不安定特性抑制手段を軸流ポンプ等の軸流ターボ機械に適用した場合、最高効率を維持した状態で不安定特性を抑制することが困難であると判明した。例えば、ケーシング壁面に形成した溝の寸法・形状を大型化した場合、前述の不安定特性を実質的に完全に抑制することは可能となるが、反面、最高効率が低下してしまい、その実効性が損なわれる。他方、ケーシング壁面に形成した溝の寸法・形状を小型化した場合、最高効率の低下を防止し得る反面、不安定特性を完全に抑制することはできない。

本発明は、このような課題に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、最高効率を低下させることなく、右上がり不安定特性を確実に防止することができる軸流ターボ機械を提供することにある。

本発明は、上記目的を達成すべく、回転駆動される羽根車と、円形断面の流路を形成するケーシングとを備えた軸流ターボ機械において、
前記ケーシングの内周面と前記羽根車の動翼先端部との間の間隙と、前記羽根車の前方の流入側領域とに跨がって延び、前記ケーシングの内周面に周方向に間隔を隔てて配置される複数の突条と、
前記突条によって形成され、前記間隙と前記流入側領域とを連通する複数のチャンネル流路とを有し、
前記羽根車の動翼の前縁先端部が、前記突条と相補する形態に欠落し又は変形しており、
前記突条は、前記ターボ機械の回転駆動軸の回転軸線と実質的に平行に延び、或いは、流体の流れに対して適当な迎え角をなす方向に延びるように配向され、
前記突条は、前記動翼の前縁先端部の近傍から上流側に延びる上流側部分と、前記動翼の前縁先端部の近傍から下流側に向かって高さが漸減するように延びる下流側部分とから構成されること特徴とする軸流ターボ機械を提供する。

本発明の上記構成によれば、チャンネル流路は、遠心力の作用より比較的高い圧力を有するケーシング及び動翼先端部の間の間隙と、動翼の前側（上流側）に形成される相対的に低圧の領域（流入側領域）とを流体連通させる流路を構成し、ターボ機械の主流と逆行する逆流がチャンネル流路内に発生する。チャンネル流路内の逆流は、ターボ機械の主軸方向に流入側領域に噴流し、羽根車通過流体の予旋回運動を制動するように働く。

本発明者等は、上記構成の軸流ターボ機械の性能を評価すべく、各種の実験を実施するとともに、ＣＦＤ（Computational Fluid Dynamics）解析等の数値解析を実行した。本発明者等の実験結果及び解析結果によれば、本発明の軸流ターボ機械では、最高効率を低下させることなく、右上がり不安定特性を確実に防止し得る。また、本発明者等の実験結果及び解析結果によれば、本発明の軸流ターボ機械の作用効果は、上記構成の突条及びチャンネル流路の作用と、動翼の前縁先端部の欠落又は変形による作用との相乗効果である。

本発明の軸流ターボ機械によれば、最高効率を低下させることなく、右上がり不安定特性を確実に防止することができる。

本発明の好適な実施形態によれば、迎え角は、４５度以下に設定される。突条の上流側部分は、例えば、実質的に均一な高さを有する。突条の上流側部分を流体の流れに対して若干先下がり、先上がり又は湾曲させることも可能である。突条の上流側部分の長さは、突条の高さと同程度又はそれ以上の寸法に設定することが望ましい。好ましくは、突条の下流側部分は、回転軸線に対して所定角度をなして傾斜する傾斜面を有し、動翼の前縁先端部は、突条の傾斜面と相補するように傾斜面と同一角度をなして欠落し又は変形してなる傾斜部を備える。傾斜面の角度は、２０度以下に設定することが望ましく、例えば、１５度に設定される。好適には、上記突条を環状基部の内周面に突設してなる斜流化リングが、ケーシングの内周面に一体的に配設され、上記チャンネル流路の溝底面は、環状基部の内周面によって形成される。変形例として、チャンネル流路の溝底面をケーシングの内周面によって形成し、或いは、ケーシングの内周面に形成された凹所又は溝の底面によって形成しても良い。チャンネル流路の溝底面は、ケーシングの内周面と平行な面に形成することが望ましい。

本発明の好ましい実施形態によれば、突条の高さ(チャンネル流路の深さ)は、１mm以上、好適には、２mm以上に設定される。本発明の他の好ましい実施形態によれば、軸流ターボ機械の全流路断面積に対するチャンネル流路の流路断面積の合計値（チャンネル流路全断面積）の比（チャンネル流路面積比）が、１％以上、好適には、２％以上に設定される。なお、チャンネル流路を形成する突条は、軸流ターボ機械の最高効率を低下させることなく、右上がり不安定特性を効果的に解消することを意図したものであり、突条の高さ(チャンネル流路の深さ)や、突条の間隔（チャンネル流路の幅）及び突条の本数（チャンネル流路数）は、このような意図に相応して適切に設定すべきものである。

他の観点より、突条の高さ、間隔及び本数（チャンネル流路の深さ、幅及び流路数）を輸送流体の逆流量に基づいて設定しても良い。好ましくは、逆流量は、軸流ターボ機械の輸送流体の流量に対する逆流量（総量）の比率（以下、逆流量比）で示され、逆流量比は、３％以上、好適には、４％以上に設定される。更に好ましくは、突条の高さ、間隔及び本数（チャンネル流路の深さ、幅及び流路数）は、（突条の高さ(チャンネル流路の深さ)）／（ターボ機械の流路半径）の値が０．０１以上の値を示すように設定される。

また、液体輸送用のターボ機械においては、液体局所圧の低下によりキャビテーション現象が発生すると、前述の右上がり不安定特性によるサージ現象等と相まって、ターボ機械に過大な自励振動が発生する事態が生じ得ると考えられる。本発明の軸流ターボ機械によれば、キャビテーション現象の発生をも抑制し得ることが、本発明者等の実験及び数値解析により確認された。これは、比較的高い圧力を有する逆流ジェット噴流が羽根車の上流側領域の低圧部分に供給されることに起因すると考えられる。

以下、添付図面を参照して、本発明の好適な実施例について詳細に説明する。
図１は、本発明の構成を適用した軸流ポンプの実施例を示す断面図及び部分拡大断面図であり、図２は、斜流化リングの全体構成を示す正面図及び背面図である。

軸流ターボ機械を構成する軸流ポンプ１は、主として、回転軸線Ｘ−Ｘを中心に同心に配置された回転駆動軸２、ケーシング３、羽根車（インペラ）４、静翼部５及び旋回制止部６から構成される。ケーシング３は、流入管５１、５２及び流出管５３に接続され、流入管５１、５２及び流出管５３の管内流路と連続する円形断面（直径Ｄ）の液体流路を形成する。軸流ポンプ１の主軸を構成する回転駆動軸２は、電動モータ等の駆動源（図示せず）に連結される。回転駆動軸２は、静翼部５の軸受５ａを貫通し、軸受５ａに回転可能に支承される。静翼部５は、軸受５ａを支持する軸受支持体５ｂと、支持体５ｂから径方向外方に延びる７体の静翼（ガイドベーン）５ｃとから構成される。静翼５ｃの先端部（径方向外端部）は、ケーシング３に固定される。羽根車４は、回転駆動軸２の先端部に固定されたハブ８と、ハブ８から径方向外方に一体的に延びる４体の動翼９とから構成される。旋回制止部６は、上流側流路に突出するドーム状中心部６ａと、中心部６ａから径方向外方に一体的に延びる４体の固定板６ｂとを備える。固定板６ｂは、十字形態に配置される。各固定板６ｂの先端部（径方向外端部）は、ケーシング３に固定される。

図１に示す軸流ポンプ１の性能及び容量に関する主要パラメータが、図３に示されている。軸流ポンプ１は、比速度Ｎ_S＝2000［m,m³/min,min^-1］、吐出量Q＝23 m³/min（φ=0.33）、全揚程H_d＝5.5m（ψ=0.23）、回転数(回転速度) N＝1500min^-1 、インペラ直径ｄ＝280mmの後置静翼形軸流ポンプである。

図１（Ｂ）、図１（Ｅ）及び図２に示す如く、ケーシング３の内周壁面には、斜流化リング１０が取付けられる。斜流化リング１０は、環状基部１３と、複数の突条１１とから構成される。環状基部１３は、回転軸線Ｘ−Ｘを中心とした円形輪郭の金属製環体からなり、突条１１は、環状基部１３から径方向内方に一体的に突出する。斜流化リング１０は、ケーシング３に堅固に取付けられ、ケーシング３と一体化し、環状基部１３の外周面は、ケーシング３の内周面に密着する。

突条１１は、周方向に所定間隔Ｗを隔てて配置され、回転軸線Ｘ−Ｘと平行に延びる所定幅Ｗのチャンネル流路１２を形成する。図１及び図２に示す斜流化リング１０は、周方向に所定間隔を隔てた４０個の突条１１を環状基部１３に突設し、４０箇所のチャンネル流路１２を環状基部１３の内周に形成した構造を有する。突条１１及びチャンネル流路１２の数及び寸法（高さｈ及び幅Ｗ）は、軸流ポンプ１の容量・要求性能等に相応して適当に設定変更し得る。

斜流化リング１０は、図１（Ｃ）及び図１（Ｄ）に示す如く、高さＨ及び長さＬ１の上流側部分１４と、下流側に向かって高さが漸減する長さＬ２の下流側部分１５とから構成されており、軸方向寸法Ｌ＝Ｌ１＋Ｌ２の全長を有する。なお、斜流化リング１０の高さＨは、突条１１の高さｈと、環状基部１３の厚さとの合計値である。

均一な高さｈを有する突条１１の上流側部分１４が、動翼前縁９ａの先端部近傍から上流側端部１６まで距離Ｌ１の範囲に亘って延在する。突条１１の下流側部分１５が、動翼前縁９ａの先端部近傍から下流側に向かって高さを漸減しながら距離Ｌ２の範囲に亘って延在する。突条１１の突出端面１７は、下流側部分１５において、回転軸線Ｘ−Ｘに対して所定角度θをなして傾斜する。好ましくは、長さＬ１は、少なくとも高さｈと同程度の寸法に設定され、傾斜角度θは、約２０度以下、例えば、１５度に設定される。

下流側部分１５は、通常は動翼９の前縁先端部が占める帯域に配置されるので、動翼前縁９ａの先端部は、斜流化リング１０との物理的干渉を回避するように、傾斜面１７の傾斜角度θに相当する傾斜角度にカットされる。即ち、動翼前縁９ａの先端部は、斜流化リング１０の下流側部分１５と相補する形態に欠落し又は変形した傾斜部９ｂを備え、動翼前縁９ａは、傾斜部９ｂを介して動翼先端縁９ｃに連接する。かくして、突条１１は、ケーシング３の内周面と動翼９の傾斜部９ｂとの間の間隙７と、羽根車４の流入側領域２０とに跨がって、軸流ポンプ１の主軸方向に延在する。

図４には、チャンネル流路１２の数（突条１１の数）、チャンネル流路１２の幅Ｗ（突条１１の間隔）および突条１１の高さｈ（チャンネル流路１２の深さ）が異なる実施例１〜６の斜流化リング１０（RING１〜６）が示されている。図４には又、比較例に係る凹凸リング１０’（RING７）の各部寸法が示されている。

図５は、比較例の凹凸リング１０’（RING７）を備えた軸流ポンプ１’の構造を示す断面図である。

図５に示す凹凸リング１０’（RING７）は、図１に示す斜流化リング１０の下流側部分１５を除去した形態を有し、斜流化リング１０の上流側部分１４と同じ位置に配置される。動翼９は、動翼前縁９ａの先端部をカットされておらず、前述の傾斜部９ｂ（図１）を備えていない。従って、動翼９の動翼先端縁９ｃは、従来の軸流ポンプの動翼と同じく、全体的にケーシング３の内周面に近接する。

ここに、斜流ポンプ等のターボ機械においては、羽根車入口付近のケーシング壁面近傍の圧力は、羽根車の昇圧作用によって流れ方向に急激に上昇する。従って、特許第３８８４８８０号公報（特許文献１）に記載される如く、ケーシング壁面に沿って流れ方向に多数の浅い溝（Jグルーブ）を形成すると、正の圧力勾配に起因する逆流ジェット流が溝内に誘起される。羽根車入口に再循環流が発生する部分流量域においては、この逆流ジェット流は羽根入口に発生する再循環流域に流入し、再循環流の角運動量を著しく低減させる。この結果、羽根車に流入する流れの予旋回運動が消勢され、理論揚程の落込み（右上がり不安定特性）を抑制することができる。しかしながら、このような構成によっては、右上がり不安定特性を防止し得たとしても、その反面、最高効率が低下することがあり、この現象は、殊に軸流ポンプ等の軸流ターボ機械において顕著に観られる。この種の最高効率低下は、溝（Jグルーブ）の寸法、形状等の最適化によっては容易に防止し難い。これは、軸流ターボ機械においては、軸流羽根の昇圧作用のみに依存して逆流ジェット流を羽根車の上流側領域に供給したとしても、溝内の逆流ジェットの流量が十分に得られず、主流の予旋回運動を十分に制動し難いことに起因すると考えられる。このような事情より、最高効率を大きく低下させることなく溝の効果を向上させる新規な方式（図１及び図２）を開発する必要が生じた次第である。

本発明者は、斜流化リング１０又は凹凸リング１０’を備えない従来構造の軸流ポンプと、上記実施例１〜６の斜流化リング１０を備えた軸流ポンプと、比較例のリング１０’を備えた軸流ポンプ１’とに関し、ケーシング３の内周壁面に沿って１４点の静圧測定孔（図示せず）を配設し、半導体圧力センサによってケーシング３の内壁面の圧力分布及び圧力脈動等を測定した。本発明者は又、羽根車４の上流側領域に対する逆流ジェット噴流の供給により、羽根車４のキャビテーション性能を向上し得る可能性に着目し、特定の試験装置を用いて各軸流ポンプの吸込み性能試験を実施した。本発明者は更に、斜流化リング１０、１０’による右上がり不安定特性抑制の効果を検証すべく、ＣＦＤ（Computational Fluid Dynamics）解析ソフトウェアを用いて各軸流ポンプ内の流動現象を解析した。

図６は、軸流ポンプ１の性能曲線を示す線図である。

リング１０、１０’を備えない従来構造の軸流ポンプ（original）では、最高効率点流量の約６５％の流量（不安定発生流量）において、揚程曲線ψに急激な右上がり不安定特性が顕れるとともに、軸動力νの不連続な変化が生じる。これに対し、高さｈ＝１．５mmの斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１（実施例６）においては、不安定特性はかなり解消し、高さｈ≧３mmの斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１（実施例２、４、５）においては、不安定特性は完全に解消し、軸動力νの不連続的変化も生起しないことが確認された。他方、比較例のリング１０’を備えた軸流ポンプ１’においては、リング１０’を高さｈ＝５mmに設定したにもかかわらず、右上がり不安定特性の発生を防止することができなかった。従って、不安定特性を抑制するには、斜流化リング１０と、動翼９の傾斜部９ｂとの組合せが重要であると考えられる。

図６を参照し、高さｈ＝３mmのチャンネル流路１２をいずれも採用した実施例４及び実施例５を対比すると、実施例５の軸流ポンプ１は、チャンネル流路１２の本数が４０（実施例４）から２０（実施例５）に半減しているにもかかわらず、右上がり不安定特性を防止する効果は、実施例４の軸流ポンプ１と大きく相違しない。また、高さｈ＝５mmのチャンネル流路１２を備えた実施例２の軸流ポンプ１と、高さｈ＝５mmのチャンネル流路１２の本数を１０に低減し且つ不等間隔に配置した実施例３の軸流ポンプ１とを対比した場合においても、右上がり不安定特性を防止する効果は、大きく相違しない。なお、実施例３の軸流ポンプ１の性能曲線は、図６において図示を省略されている。

本発明者等は更に、動翼前縁９ａの傾斜部９ｂ（図１）が軸流ポンプ１の性能に与える影響を検討すべく、リング１０、１０’を備えない従来構造の軸流ポンプにおいて動翼前縁９ａの先端部をカットして傾斜部９ｂを形成し、性能試験を実施した。これまでに得られた性能試験の結果（図示せず）を検討する限りでは、動翼前縁９ａに傾斜部９ｂを形成しただけでは、軸流ポンプの性能は、実質的に変化しない。

図７は、斜流化リング１０の作用を示す線図である。

揚程曲線の右上がり不安定特性を抑制する作用が斜流化リング１０によって得られる理由は、右上がり不安定特性の発生時における羽根車入口断面の流体速度分布を検討することにより判明すると考えられる。羽根車入口断面における流体速度の計算結果（速度分布）が図７に示されている。図７に示すように、斜流化リング１０を備えない従来構造の軸流ポンプにおいては、不安定特性の発生とともに、メリディアン速度Ｖｍ＜０となる入口逆流が発生し、旋回速度Ｖｕが著しく増大する。これに対し、斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１においては、逆流域の大きさは、大きく変化しないものの、旋回速度Ｖｕが著しく低下する。即ち、斜流化リング１０は、予旋回に起因する理論揚程の低下を抑制し、不安定特性の発生を防止する上で有効に働く。

図８は、ＣＦＤ解析法によって得られた軸流ポンプの性能曲線を示す線図である。

ＣＦＤ解析ソフトウェアを用いて実行した軸流ポンプ１の性能特性の解析結果が、図８に示されている。図８に示す如く、高さｈ＝１．５mmの斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１（実施例６）においては、右上がり不安定特性は概ね解消し、高さｈ≧３mmの斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１（実施例２、４）においては、右上がり不安定特性は実質的に完全に解消する。即ち、ＣＦＤ解析法によって得られた計算結果は、前述の実験結果と酷似しており、これは、斜流化リング１０の作用をＣＦＤ解析法によって模擬し、予測し又は再現し得ることを意味する。なお、図８には、高さｈ＝１mmの斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１に関するＣＦＤ解析の計算結果が参考例１として示されている。

図９は、斜流化リング１０のチャンネル流路面積比、揚程曲線の不安定度ΔＳおよび最高効率の低下割合Δη_max/η_maxの関係を示す線図である。

斜流化リング１０は、軸流ポンプの最高効率η_maxを低下させることなく、右上がり不安定特性の発生を効果的に防止することを意図したものであるので、斜流化リング１０に配設されるチャンネル流路１２の流路断面積及び本数は、このような意図に相応して設定することが望まれる。図９に示す線図の横軸は、チャンネル流路面積比の値を指示する。チャンネル流路面積比は、軸流ポンプ１の全流路断面積πＤ²／４に対するチャンネル流路１２の流路断面積合計値（チャンネル流路全断面積）の比率として定義される。なお、符号Ｄは、軸流ポンプ１の流路直径（図１）である。

図９に示す線図の縦軸は、揚程曲線の不安定度ΔＳおよび最高効率の低下割合Δη_max/η_maxを指示する。揚程曲線の不安定度ΔＳは、揚程差Δψ／原揚程差Δψ_originalとして定義され、揚程差Δψは、流化リング１０を備えた軸流ポンプ１における揚程極大値と揚程極小値との差として定義され、原揚程差Δψ_originalは、斜流化リング１０を取外し又は備えない従来構造の軸流ポンプにおける揚程極大値と揚程極小値との差として定義される。なお、右上がり不安定特性が解消した場合の揚程差Δψには、流量係数φ＝0.182における揚程ψと、従来構造の軸流ポンプにおける揚程極大値との差が用いられている。

図９において、不安定度ΔＳ＜０は、右上がり不安定特性が完全に解消したことを示す。図９に示す如く、不安定特性抑制効果は、チャンネル流路断面積の増大につれて向上するが、これに伴って最高効率の低下割合Δη_max／η_maxも増大する。チャンネル流路本数ｎ＝４０の場合、右上がり不安定特性を抑制するには、チャンネル流路面積比を１％以上、好ましくは、少なくとも２％程度に設定することが望ましい。この場合、最高効率の低下割合Δη_max／η_maxは、０．４％程度であるにすぎず、これは、無視し得る程度の値である。また、前述の検討結果より、突条１１の高さｈは、１mm以上、好ましくは、少なくとも２mm程度に設定することが望ましい。

図９には、チャンネル流路本数ｎ＝２０の場合と、チャンネル流路本数ｎ＝１０（不等間隔）の場合における揚程曲線の不安定度ΔＳが示されている。チャンネル流路面積比が同一であっても、チャンネル流路本数ｎが減少し、チャンネル流路間隔が不均等化するほど、不安定特性抑制効果が強く顕れると考えられる。

図１０は、キャビテーションが発生していない状態で顕れる軸流ポンプのケーシング壁面近傍の圧力分布を示す線図である。図１０には、飽和蒸気圧が点線で示されている。

斜流化リング１０を軸流ポンプ１に配設した場合、羽根車入口直前の流れが増速し、流体圧力が部分的に低下するので、軸流ポンプ１のキャビテーション性能が低下することが懸念される。キャビテーションが発生していない状態であって、右上がり不安定特性も発生していない状態（φ／φ_０＝１．０）で顕れるケーシング壁面近傍の圧力分布が、図１０にプロットされている。斜流化リング１０の影響による圧力低下は、僅かに顕れるにすぎないことが、図１０より理解し得る。しかしながら、不安定特性が発生すると、羽根車入口の前方（上流側）に形成される再循環流の強い旋回の影響により、上流側壁面の圧力が若干上昇するのに対して、斜流化リング１０を軸流ポンプ１に付設すると、再循環流域が上流に延びず、このため、斜流化リング１０の絞り効果によってケーシング壁面近傍の圧力が低下し、キャビテーション発生の可能性が増すと考えられる。

図１１は、流量を広範囲に変化させた状態で得られるキャビテーション性能を比較した線図である。図１１の縦軸は、揚程が急低下する点（３％低下点）の吸込み水頭NPSH_R（必要有効吸込水頭）を指示する。

揚程３％低下点のNPSH_R（必要有効吸込水頭）が、図１１に示されている。図１１には、比較例のリング１０’（Ring7）と、高さｈ＝３mmのチャンネル流路１２を備えた斜流化リング１０（RING8、参考例２）と、高さｈ＝３mmのチャンネル流路１２を下流側に１５mm延長した斜流化リング１０（RING9、参考例３）とに関し、NPSH_R／最高効率点NPSH_Rの値が示されている。なお、リング１０、１０’自体の高さＨは、いずれも７mmである。

図１１に丸印で示す如く、斜流化リング１０を備えていない軸流ポンプでは、不安定特性が発生する流量点φ／φ_０＝０．６５付近でNPSH_Rが著しく増大する。他方、斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１においては、絞り効果にも拘らずNPSH_Rが増大せず、チャンネル流路１２によってキャビテーションが抑制され、吸込み性能が大きく改善されている。特に、比較例のリング１０’（Ring7）を備えた軸流ポンプでは、極低流量を除き、広範囲で吸込み性能が向上しキャビテーションが抑制されている。

図１２は、斜流化リング１２の直前（上流側）の領域におけるケーシング壁面近傍の圧力脈動に関する周波数分析結果を示す線図である。

斜流化リング１０のチャンネル流路１２内に誘起される高速のジェット噴流は、圧力脈動を増大させる可能性があると考えられる。これを検討するために、斜流化リング１２の直前の領域（l/z＝-0.44）におけるケーシング壁面近傍の圧力脈動に関し、周波数分析を行った結果、NZ (Z=動翼の羽根数)の周波数において、パワースペクトルがピーク値を示すが、その大きさは、斜流化リング１０を備えない従来構造の軸流ポンプと同程度のものであるにすぎず、また、チャンネル流路１２の高さｈを増大した場合であっても、振幅は多少増大するにすぎないと判明した。

図１３は、流量比（φ／φ_０）と振動加速度との関係を示す線図である。
本発明者は、回転する羽根車４の動翼９と、斜流化リング１０のチャンネル流路１２とのポテンシャル干渉が、装置構造に与える影響を検討すべく、ケーシング３に加速度計を取付け、振動加速度を測定した。図１３には、回転速度600min^-1で羽根車４を回転させた場合に検出された振動加速度のピーク値が、流量比との関係においてプロットされている。部分流量域においては、リング１０、１０’を備えない軸流ポンプと比較すると、振動加速度は増大する。しかも、振動加速度は、チャンネル流路１２の高さｈの増大に伴って、大きく増大する。但し、振動加速度は、チャンネル流路１２の高さｈ＝７mmにおいては、減少する。また、いずれの実施例においても、最高効率点付近では、振動加速度はあまり変化せず、過大流量域においては、振動加速度は、いずれも略０付近の値であった。

周波数分析の結果を更に検討すると、振動加速度は、ケーシング３の固有振動数５９０Hz及びnNとその整数倍でピーク値を示すことから、振動は、動翼９と斜流化リング１０のチャンネル流路１２との干渉によって生起していると考えられる。チャンネル流路１２の本数や、チャンネル流路１２の高さｈを半減すると、振動加速度は、ほぼ６０％程度に低下する。

図１４は、ケーシング３の壁面から３mm内方に離間した仮想円筒上に発生する速度ベクトル及び圧力分布を示す概念図である。図１４において、速度ベクトルは、矢印で示され、圧力分布は、図の濃淡で示されている。

図１４に示す速度ベクトル及び圧力分布は、実施例２の斜流化リング１０を備えた軸流ポンプ１に関し、不安定特性が発生する条件における流動現象をＣＦＤ解析した結果を示すものである。チャンネル流路１２に誘起される逆流ジェット噴流は、全てのチャンネル流路１２に発生し、特に、動翼前縁９ａの近傍に強い流れが発生する。動翼９の負圧面側及び羽根間流路部分においても、比較的強い流れが生じる。

図１５は、逆流ジェット噴流の流量を単位流路断面毎に積分して求めた逆流量の周方向分布を示す線図である。

逆流量は、単位流路断面当りの軸流ポンプ１の輸送流体流量Ｑに対する単位流路断面当りの局所逆流量ｑの比で示されている。逆流量は、動翼前縁９ａの近傍でピーク値を示す。逆流量は、動翼９の負圧面で急低下するが、全てのチャンネル流路１２内で逆行流れが形成される。また、逆流量は、チャンネル流路１２の高さｈが低減すると、高さｈの低下に伴って急激に減少し、チャンネル流路１２の高さｈ＝１mmでは、逆流量が大きく減少する。

図１６は、各チャンネル流路１２の局所流量ｑを積分して求めた各チャンネル流路１２の逆流量ΔＱと、チャンネル流路１２の高さｈとの関係を示す線図である。

前述の如く、半径１５０mm程度の軸流ポンプ１において右上がり不安定特性の発生を確実に防止するには、チャンネル流路１２の高さｈは、１mm以上、好ましくは、少なくとも２mm程度を要する。高さｈを約２mmに設定した場合に得られる逆流ジェット噴流の総量は、軸流ポンプ１の主流の全流量の４％程度である。従って、逆流量の観点より不安定特性の抑制を考慮すると、チャンネル流路１２は、軸流ポンプ１の全流量の３％以上、好ましくは、４％程度の逆流量を少なくとも確保するように設定することが望ましい。

以上説明した如く、突条１１及びチャンネル流路１２を有する斜流化リング１０と、動翼９の傾斜部９ｂとを組み合わせた不安定特性抑制手段を有する軸流ポンプ１によれば、軸流ポンプ１の最高効率をほとんど低下させることなく右上がり不安定特性を実質的に完全に解消することができ、しかも、軸流ポンプ１のキャビテーション性能をも向上させることができる。

以上、本発明の好適な実施例について詳細に説明したが、本発明は上記実施例に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載された本発明の範囲内で種々の変形又は変更が可能である。

例えば、上記実施例では、本発明を液体輸送用の軸流ポンプに適用しているが、本発明を軸流ファン又は軸流コンプレッサに適用しても良い。

また、チャンネル流路の寸法及び配置等は、ターボ機械の特性に相応して適宜設定し得るものである。

更に、上記実施例では、環状基部を備えた斜流化リングによって突条及びチャンネル流路を形成しているが、突条をケーシング内周面に直に形成することにより、チャンネル流路を形成しても良い。

本発明は、軸流ポンプ、軸流ファン、軸流コンプレッサ等の軸流ターボ機械に好ましく適用される。本発明を斜流ターボ機械又は遠心式ターボ機械に応用しても良い。

本発明の構成を適用した軸流ポンプの実施例を示す断面図及び部分拡大断面図である。斜流化リングの全体構成を示す正面図及び背面図である。図１に示す軸流ポンプの構造及び容量に関する主要パラメータを示する図表である。実施例１〜６及び比較例のリング（RING１〜７）のチャンネル流路数（突条本数）、チャンネル流路の幅（突条の間隔）及び突条の高さ（チャンネル流路の深さ）を示す図表である。比較例のリング（RING７）を備えた軸流ポンプの構成を示す断面図である。斜流化リングを備えた軸流ポンプの性能曲線を示す線図である。斜流化リングの作用を示す線図である。ＣＦＤ解析によって得られた軸流ポンプの性能曲線を示す線図である。斜流化リングのチャンネル流路面積比、揚程曲線の不安定度ΔＳおよび最高効率の低下割合Δη_max/η_maxの関係を示す線図である。キャビテーションが発生していない状態で顕れる軸流ポンプのケーシング壁面近傍の圧力分布を示す線図である。流量とNPSH_R（必要有効吸込水頭）との関係を示す線図である。斜流化リングの直前（上流側）の領域におけるケーシング壁面近傍の圧力脈動に関する周波数分析結果を示す線図である。流量と振動加速度との関係を示す線図である。ケーシングの内壁面から３mm内方に離間した仮想円筒上に発生する速度ベクトル及び圧力変化を示す概念図である。逆流ジェット噴流の流量を単位流路断面毎に積分して求めた逆流量の周方向分布を示す線図である。各チャンネル流路の局所流量を積分して求めた各チャンネル流路の逆流量と、チャンネル流路の高さとの関係を示す線図である。

符号の説明

１軸流ポンプ（軸流ターボ機械）
２回転駆動軸
３ケーシング
４羽根車（インペラ）
５静翼部
６旋回制止部
７間隙
８ハブ
９動翼
１０斜流化リング
１１突条
１２チャンネル流路
１３環状基部
１４上流側部分
１５下流側部分
１６上流側端部
１７突出端面
２０流入側領域
Ｘ−Ｘ回転軸線

Claims

回転駆動される羽根車と、円形断面の流路を形成するケーシングとを備えた軸流ターボ機械において、
前記ケーシングの内周面と前記羽根車の動翼先端部との間の間隙と、前記羽根車の前方の流入側領域とに跨がって延び、前記ケーシングの内周面に周方向に間隔を隔てて配置される複数の突条と、
前記突条によって形成され、前記間隙と前記流入側領域とを連通する複数のチャンネル流路とを有し、
前記羽根車の動翼の前縁先端部が、前記突条と相補する形態に欠落し又は変形しており、
前記突条は、前記ターボ機械の回転駆動軸の回転軸線と実質的に平行に延び、或いは、流体の流れに対して適当な迎え角をなす方向に延びるように配向され、
前記突条は、前記動翼の前縁先端部の近傍から上流側に延びる上流側部分と、前記動翼の前縁先端部の近傍から下流側に向かって高さが漸減するように延びる下流側部分とから構成されることを特徴とする軸流ターボ機械。
前記下流側部分は、回転軸線に対して所定角度をなして傾斜する傾斜面を有し、前記動翼の前縁先端部は、前記傾斜面と相補するように該傾斜面と実質的に同一の角度をなして欠落し又は変形してなる傾斜部を備えることを特徴とする請求項１に記載の軸流ターボ機械。
前記突条を環状基部の内周面に突設してなる斜流化リングが、前記ケーシングの内周面に一体化し、前記チャンネル流路の底面は、前記環状基部の内周面によって形成されることを特徴とする請求項１又は２に記載の軸流ターボ機械。
前記突条の高さは、１mm以上に設定されることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項に記載の軸流ターボ機械。
（突条の高さ）／（ターボ機械の流路半径）の値が０．０１以上の値を示すように前記突条の高さが設定されることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項に記載の軸流ターボ機械。
前記軸流ターボ機械の全流路断面積に対する前記チャンネル流路の流路断面積の合計値の比が、１％以上に設定されることを特徴とする請求項１乃至５のいずれか１項に記載の軸流ターボ機械。
前記軸流ターボ機械の輸送流体主流の流量に対する逆流量の比が、３％以上に設定されることを特徴とする請求項１乃至６のいずれか１項に記載の軸流ターボ機械。