JP6034162B2 - 遠心式流体機械 - Google Patents

Description

本発明は、遠心式羽根車を有する遠心式流体機械に係り、特に遠心羽根車の翼形状に関する。

従来の遠心式流体機械の例が、特許文献１に記載されている。この公報に記載の遠心圧縮機では、作動範囲を拡大するとともに効率を向上させ、羽根車の周速度を大きくするために、羽根車の翼の翼角度を、次のように設定している。

すなわち、翼のシュラウド曲線における翼角度が、前縁部の近傍で最小値となると共に、後縁部に向かって増大し、シュラウド曲線の中間点と後縁部の間で最大値になる。一方、翼のハブ曲線における翼角度が、前縁部から後縁部に向かって増大し、ハブ曲線の中間点と前縁部との間で最大値になる。

なお、遠心式流体機械の羽根車が備える翼に関連する設計方法としては、特許文献２や非特許文献１に記載のものが知られている。

特開２０１０−１５１１２６号公報 特許第３６９３１２１号公報

M. Zangeneh, A. Goto, and H. Harada:"On the Design Criteria for Suppression of Secondary Flows in Centrifugal and Mixed Flow Impellers", ASME Journal of Turbomachinery, vol. 120, pp. 723-735, Oct., 1998

上記特許文献１に記載の遠心圧縮機では、羽根車のシュラウド側において翼前縁の近傍で翼角度を最小とし、軸方向であって吸込み側から羽根車を見た状態で、シュラウド側前縁近傍で翼がより周方向に近づいた形状となる。したがって、隣り合う２つの翼間の最小流路断面積であるスロート面積が、特にシュラウド側で減少する。そのため、スロート付近における流れの流速が増大し、チョークが発生し易くなる。チョークが発生すると、遠心圧縮機の大流量側の作動範囲が狭まってしまう。

一方、特許文献２に記載のように、羽根車の翼後縁付近（羽根車出口付近）においてハブ側をシュラウド側に対し羽根車の回転方向に先行するように傾斜させると、非特許文献１に示されている様に、低流量側の作動範囲が狭まる。

本発明は上記従来技術の不具合に鑑みなされたものであり、その目的は遠心式流体機械において、低流量側の作動範囲を従来の遠心羽根車よりも拡大しながら、大流量側の作動範囲を従来の遠心羽根車と同程度に維持することにある。そして、このように遠心羽根車の作動範囲を拡大しながら、遠心式流体機械の流体効率を向上させることも目的とする。

上記目的を達成する本発明の特徴は、ハブに複数の翼を円周方向に間隔をおいて配設した羽根車と、前記羽根車を回転軸に取り付けた遠心式流体機械において、前記羽根車の前記複数の翼の翼角度分布を、吸込み側端部であるハブ側前縁と吐出端部であるハブ側後縁とを結ぶハブ側キャンバー線を横軸に、前記羽根車の周方向からの傾きとして表され、前記翼のキャンバー線上の任意の２点間を結ぶ線分と前記任意の２点のうち一方の点の周方向接線とのなす角度であるハブ側翼角度を縦軸にして示した場合に、前記ハブ側キャンバー線の中央点よりもハブ側前縁に近い位置でハブ側翼角度が最大となり、前記ハブ側前縁とハブ側翼角度が最大となる位置の間までは前記ハブ側翼角度の分布が、翼角度が大きくなる方向に凸であり、反ハブ側であるシュラウド側の吸込み側端部であるシュラウド側前縁と吐出端部であるシュラウド側後縁とを結ぶシュラウド側キャンバー線を横軸に、前記羽根車の周方向からの傾きとして表され、前記翼のキャンバー線上の任意の２点間を結ぶ線分と前記任意の２点のうち一方の点の周方向接線とのなす角度であるシュラウド側翼角度を縦軸にして示した場合に、シュラウド側キャンバー線の中央点よりもシュラウド側前縁に近い位置でシュラウド側翼角度が最小となり、シュラウド側前縁から前記シュラウド側翼角度が最小となる点を含む区間で翼角度が小さくなる方向に凸の翼角度分布を有し、この翼角度が小さくなる方向に凸の翼角度分布区間よりシュラウド側後縁側の部分ではシュラウド側後縁まで前記シュラウド側翼角度分布が、翼角度が大きく方向に凸としたことにある。

本発明によれば、遠心式流体機械が備える遠心羽根車の翼のハブ側翼角度を、翼前縁と流れ方向中間点との間で最大値となるようにし、翼前縁から翼角度が最大値となる点までの翼角度分布において変曲点を有さないようにしたので、低流量側の作動範囲を従来の遠心羽根車よりも拡大しながら、大流量側の作動範囲を従来の遠心羽根車と同程度に維持できる。また、遠心羽根車の作動範囲を拡大しながら、遠心式流体機械の流体効率も向上する。

本発明に係る遠心式流体機械の一実施例(実施例１)における遠心羽根車の翼の形状分布を説明するグラフである。 図１に示した翼角度分布を有する遠心羽根車の翼の軸方向視図である。 遠心羽根車の形状の定義を説明する図である。 羽根車内流れの速度三角形を説明する図である。 本発明に係る遠心式流体機械の他の実施例(実施例２)における遠心羽根車の翼の形状分布を説明する図である。 図４に示した翼角度分布を有する遠心羽根車の翼の軸方向視図である。 遠心羽根車を軸方向視した場合における翼形状の定義を説明する図である。 本発明に係る遠心式流体機械のさらに他の実施例(実施例３)における遠心羽根車の翼形状分布を説明する図である。 遠心羽根車の隣り合う２つの翼間を流れる流れを説明する図である。 遠心羽根車の隣り合う２つの翼間を流れる流れを説明する図である。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示すグラフである。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示すグラフである。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示す図である。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示す図である。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示すグラフである。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示すグラフである。 遠心羽根車内流れを解析した結果の一例を示すグラフである。 図７に示した翼角度分布を有する遠心羽根車の翼の軸方向視図である。 図１３Ａに示した遠心羽根車が備える翼の子午面形状図である。 本発明に係る遠心羽根車のさらに他の実施例が備える翼の変形例の軸方向視図である。 図１４Ａに示した遠心羽根車が備える翼の子午面形状図である。 本発明に係る遠心羽根車を変形させる方法を説明する図である。 図１３Ａに示した翼を有する遠心羽根車内の流れを解析した結果を示す図である。 図１４Ａに示した翼を有する遠心羽根車内の流れを解析した結果を示す図である。 本発明に係る遠心式流体機械の一部を示す子午面断面図である。 本発明に係る遠心式流体機械の子午面断面図である。

以下、本発明に係る遠心式流体機械のいくつかの実施例を、図面を用いて説明する。
初めに、図１７および図１８を用いて、遠心式流体機械について説明する。

図１７は、本発明に係る遠心式流体機械２００の一部を取り出した子午面断面図である。
図１８は、図１７に示した部分を含む遠心式流体機械２００の全体の子午面断面図であり、一軸多段式の遠心圧縮機の例である。

遠心式流体機械２００は、回転エネルギーを流体に付与する遠心羽根車１７０と、この遠心羽根車１７０が取り付けられる回転軸１７４と、遠心羽根車１７０の半径方向外側にあって遠心羽根車１７０から流出された流体の動圧を静圧へと変換するディフューザ１７５を有している。ディフューザ１７５の下流には、後段の遠心羽根車１７０または機外へ流体を導くための下流流路１７８と、ディフューザ１７５から下流流路１７８へ流体を導くリターンチャネル１７６が設けられている。

羽根車１７０は、回転軸１７４に締結する円盤（ハブ）１７２と、ハブ１７２に対向して配置される側板（シュラウド）１７３と、ハブ１７２とシュラウド１７３間に位置し周方向に間隔をおいて配置された複数枚の翼１７１とを有している。なお、図１７ではシュラウド１７３を有する場合を示しているが、シュラウドを有しないいわゆるハーフシュラウド型羽根車も用いられる。

ディフューザ１７５には、図１７に示すように、周方向にほぼ等ピッチで配置された複数枚の翼を有するベーン付きディフューザと、図１７では示していないが、翼を有さないベーンレスディフューザのいずれかが用いられる。

図１８に、図１７に示した圧縮段を複数段軸方向に積層した形の多段遠心圧縮機２００を示す。回転軸１８１を回転自在に支持するラジアル軸受１８７が回転軸１８１の両端側に配置されている。回転軸１８１の一方の端部には、回転軸１８１を軸方向に支持するスラスト軸受１８８が配置されている。

回転軸１８１には、多段の圧縮段の羽根車１８０、この図１８では４枚の羽根車１８０が固定して取り付けられている。各羽根車１８０の下流側には、図１７に示したと同様に、ディフューザ１８２およびリターンチャネル１８３が設けられている。これら羽根車１８０およびディフューザ１８２、リターンチャネル１８３はケーシング１９０内に収容されている。ケーシング１９０吸込み側には吸込みケーシング１８４が設けられており、ケーシング１９０の吐出側には吐出ケーシング１８６が設けられている。初段羽根車１８０の上流側には、吸込流れに予旋回を付与するインレットガイドベーン１８５が設けられている。吐出ケーシング１８６は、スクロール１９１を有している。

この様に構成した遠心式流体機械２００においては、羽根車吸込口１７７から吸引された流体が、各段の羽根車１８０およびディフューザ１８２、リターンチャネル１８３を通過するごとに昇圧されて次段圧縮段に送られる。そして、圧縮された流体は、最終的に所定圧力になって下流流路１７８へ吐出される。

ところで、遠心式流体機械２００、特に気体を扱う遠心式流体機械では、流量減少に伴い遠心羽根車１８０やディフューザ１８２で流れが失速し、流量を減してもそれ以上圧力が上昇せずに、大きな圧力変動および流量変動を発生する現象が生じる。これをサージングといい、遠心式流体機械２００の小流量側の限界点となる。一方、サージング発生限界流量から流量調整弁等を開いて流量を増大させていく場合に、吐出圧力が低下しそれ以上流量が増大しない現象が生じる。これをチョークと呼び、遠心式流体機械２００の大流量側の限界点となる。これら２つの限界点、サージング及びチョーク間を、作動範囲と呼び、遠心式流体機械の効率を低下させずに作動範囲を増大させることが常に求められている。以下に、本発明に係る遠心式流体機械２００において、効率を低下させずに作動範囲を増大させるいくつかの実施例を示す。

図１ないし図３を用いて、本発明に係る遠心式流体機械２００の第１の実施例を説明する。図１は、遠心式流体機械２００が備える羽根車１８０の翼２０形状分布を示す図である。図１の横軸は、翼２０の圧力面と負圧面からの距離が等しくなる点を連ねた翼中心線（キャンバー線）の長さＳを、ハブ端及びシュラウド端のそれぞれについて、各々の前縁から後縁までの総キャンバー線長さで無次元化して示した長さＳである。縦軸は、翼角度β(°)である（図２参照）。翼２０のハブ側端の翼角度βを破線で、シュラウド側端における翼角度βを実線で示している。

図２は、羽根車１８０が備える翼１２０を１枚だけ取り出し、軸方向視した図である。翼２０のシュラウド側端を曲線２４で、翼２０のハブ側端を曲線２３で示している。なお、図２以下ではキャンバー線を翼２０の代表曲線として用いる。羽根車１８０の吸込み側端部である前縁２１及び羽根車の吐出側端部である後縁２２は、直線となっている。

翼角度βは、周方向からの傾きとして表わされ、例えばシュラウド側で半径Ｒの位置における翼角度β_ｓは、周方向微小長さＲ・ｄθと、子午面上の距離ｄｍの比で表わされる。ここで子午面上の距離ｄｍは、翼２０上の周方向微小長さＲ・ｄθ間に、シュラウド側端２４が点ｓ_１から点ｓ_２に変化したとして、点ｓ_１と点ｓ_２を羽根車１８０の子午面（Ｒ−Ｚ面）に投影して得られた点間の距離である。したがって、点ｓ_１と点ｓ_２間のキャンバー線上における翼角度βは、次式（１）で示される。なお、図２で、Ｎは回転方向であり、Ｏは原点である。

β＝tan^−１（ｄｍ／（Ｒ・ｄθ））・・・（１）
図３Ａは、相隣り合う２枚の翼Ａ、Ｂの任意の半径位置における軸方向視図であり、破線は翼角度βがβ=β_Ｇと大きい場合であり、実線はβ=β_Ｓと小さい場合である。翼Ａ、Ｂの負圧面はそれぞれ符号３１Ａ、３１Ｂであり、圧力面は符号３２Ａ、３２Ｂで示される。隣り合う２枚の翼Ａ、Ｂの一方の翼Ａから、他方の翼Ｂの負圧面上へ引いた垂線を、翼間流路幅Ｌとする。翼管流路幅Ｌは、翼角度β=β_Ｇの場合にはＬ_Ｇであり、翼角度β=β_Ｓの場合にはＬ_Ｓである。

図３Ｂは、羽根車１８０内の流れの速度三角形を示すベクトル図である。羽根車１８０の周方向速度がＵであり、翼角度βがβ_Ｇの場合には、羽根車１８０内流れの相対速度がＷ、羽根車内流れの絶対速度がＣである。翼角度βがβ_Ｓの場合には、羽根車１８０内流れの相対速度がＷ‘、羽根車内流れの絶対速度がＣ’に変化する、Ｃｍは絶対速度の子午面方向成分であり、流量に関連する速度成分である。

図１に戻り、本実施例で示した翼２０のシュラウド側の翼角度β_ｓの分布曲線１０は、翼前縁ｓ_{Ｌ_ｓ}において最小β_{ｓ_min}であり、下流にいくにしたがい増大する。そして、シュラウド側の翼角度β_ｓは、翼前縁ｓ_{Ｌ_ｓ}からキャンバー線長さＳ_Ａの範囲では下に凸状であり、キャンバー線長さＳ_Ａの点から翼後縁ｓ_{Ｔ_ｓ}までのキャンバー線長さＳ_Ｂの範囲では上に凸状の分布となっている。ここで、キャンバー線長さＳ_Ａは、流れ方向中間点（無次元キャンバー線長さＳ＝０．５）よりも小さい。

一方、ハブ側の翼角度β_ｈの分布曲線１１は、翼前縁ｓ_{Ｌ_h}から流れ方向中間点（無次元キャンバー線長さＳ＝０．５）ｓ_mの間で最大β_{ｈ_ｍａｘ} となる。そして、翼前縁ｓ_{Ｌ_ｈ}から翼角度β_{ｈ_ｍａｘ}の間では、ハブ側の翼角度β_ｈの分布曲線１１は変曲点を有していない。このように、翼２０の形状を設定した理由は以下のとおりである。

図３Ａで、翼角度β_Ｇとβ_Ｓの差異は、図３Ｂで速度三角形の形状の差異になって現れる。同一半径位置において、図３Ｂ中の絶対流速Ｃ、Ｃ’の子午面方向成分Ｃ_mの大きさをほぼ同一に設定すると、翼角度βが小さいβ_Ｓの場合の相対速度ベクトルＷ’の大きさが、翼角度βが大きいβ_Ｇの場合の相対速度ベクトルＷの大きさよりも大きい。

通常の遠心羽根車１８０では、ハブ側の相対流速よりもシュラウド側の相対流速の方が、減速率が大きい。したがって、壁面摩擦損失や減速損失（相対流速が減速して、流れ方向下流側に向かい壁面境界層厚みが増すことに起因する損失）等の値から決定される羽根車効率や羽根車失速特性は、シュラウド側における相対流速の減速を適切に設定すれば改善可能となる。

シュラウド側の翼角度β_ｓを翼前縁において最小にし、キャンバー線長さＳ_Ａの区間で下に凸状の分布として、相対流速の減速率が大きく翼２０が失速し易いシュラウド側前半における翼角度β_ｓの増大を抑制し、相対流速の減速率を低減する。これにより、より低流量側まで羽根車の失速を抑制できる。

翼２０のシュラウド側の前縁側（キャンバー線長さＳ_Ａ部）で相対流速を減速させないようにすると、翼前縁２１から流れ方向下流側に向かって相対流速の高い領域が拡大する。相対流速が高い領域では、壁面摩擦損失が大きく、相対流速の高い領域の増大は、羽根車効率の低下を引き起こす。そこで、シュラウド側の翼後縁２２側（キャンバー線長さＳ_Ｂ部）では翼角度β_ｓを上に凸状の分布とし、相対流速を減速させて、壁面摩擦損失がそれ以上増大するのを防止する。

すなわち、シュラウド側の翼前縁側（キャンバー線長さＳ_Ａ部）において、前縁部２１の近傍における翼角度β_ｓの増大を抑制し、その後翼角度β_ｓを急激に増大させ、相対流速の減速率を増大させる。つまり、翼角度のβ_ｓの増大を抑制された領域では図３Ｂに示されるように相対流速が高くなり、この相対流速の高い領域が下流側まで拡大される。その結果、相対流速の低下に起因する低流量側での羽根車失速が抑制され、羽根車の効率向上が可能となる。

ところで、本実施例の羽根車では、シュラウド側の前縁側（キャンバー線長さＳ_Ａの範囲）における翼角度β_ｓの増大を抑制したので、シュラウド側の前縁側（キャンバー線長さＳ_Ａの範囲）では、図３Ａに示した様に翼間流路幅Ｌが狭まる。キャンバー線長さＳの方向に関して、翼間流路幅Ｌは翼前縁２１で最も狭く、さらにシュラウド２４側でハブ２３側よりも短い。

隣り合う２枚の翼Ａ、Ｂが形成する翼間流路において、キャンバー線長さＳの方向に関して、最も流路断面積が狭い部分をスロートと呼ぶ。このスロートで、相対流速のマッハ数が１を超えると、チョークが発生し、それ以上流量を増やすことができなくなる。したがって相対流速が増大する遠心式流体機械の大流量側運転においては、作動範囲が狭まる。

この不具合を回避するため本実施例では、ハブ側の翼角度β_ｈが、翼前縁（無次元キャンバー線長さＳ＝０）から無次元キャンバー線長さＳ＝０．５になるまでの間に最大（β_{ｈ_ｍａｘ}）となるように設定した。さらに、翼前縁２１から翼角度β_ｈが最大となる間には、ハブ側の翼角度β_ｈの分布曲線が変曲点を有しないようにした。

これにより、無次元キャンバー線長さＳ＝０．５までに形成されることが多いスロートと、翼前縁２１（無次元キャンバー線長さＳ＝０）間で、ハブ側の翼角度β_ｈが滑らかにかつ急激に増大する。その結果、スロートにおけるハブ側の翼角度β_{ｈ_ｔｈｒｏａｔ}が大きくなり、スロートのハブ側付近では、翼間流路幅Ｌ_ｈが増大する。ハブ側付近で翼間流路幅Ｌ_ｈが増大するので、シュラウド側で翼間流路幅Ｌ_ｓが狭まってもスロート面積を維持できる。ハブ側の翼間流路幅Ｌ_ｈの増大は、ハブ側翼角度分布が変曲点を有せず、上に凸の形状であることにより実現される。この結果、相対流速のマッハ数が１を超える流量域を大流量側に延ばすことができ、羽根車１８０におけるチョーク発生が抑制され、遠心式流体機械の大流量側の作動範囲を確保できる。

なお、スロートにおけるハブ側翼角度β_ｈを大きくするため、ハブ側翼角度の最大値β_{ｈ_ｍａｘ}を、翼２０のハブ側面で剥離が生じない程度までできるだけ９０°に近づける。このようにハブ側翼角度の最大値β_{ｈ_ｍａｘ}を９０°に近づけると、ハブ側翼角度の最大値β_{ｈ_ｍａｘ}がハブ側の出口翼角度β_{ｈ_Ｔ}より大きくなることが多くなる。そこで、ハブ側翼角度が最大値β_{ｈ_ｍａｘ}となる点からハブ側出口までの翼角度β_ｈ分布を、滑らかに減少させるのが望ましい。

さらに、ハブ側の翼前縁径Ｒ_{ｈ_Ｌ}をシュラウド側翼前縁径Ｒ_{ｓ_Ｌ}よりも小さくすることが望ましい。この理由は、以下のとおりである。

遠心羽根車では、子午面におけるシュラウド側の曲率半径ρ_ｓがハブ側の曲率半径ρ_ｈより小さい（図１７参照）ので、翼前縁２１における子午面方向流速成分は、シュラウド側で大きくハブ側では小さい。そのため、ハブ側翼前縁径Ｒ_{ｈ_Ｌ}をシュラウド側翼前縁径Ｒ_{ｓ_Ｌ}に略等しくすると、ハブ側の翼前縁２１における羽根車の周速Ｕが過大になる。さらに、ハブ側の翼前縁２１では子午面方向流速が小さいので、ハブ側の翼前縁２１に流入する流体は、より周方向に傾いた方向からハブ側の翼前縁２１へ流入する。

一方、翼前縁２１で発生する圧力損失を低減するためには、翼前縁２１に流入する流れの相対流入角度と翼前縁２１の翼角度βを等しくする(迎え角のない状態)のが好ましい。もし、ハブ側の翼前縁径Ｒ_{ｈ_Ｌ}とシュラウド側の翼前縁径Ｒ_{ｓ_Ｌ}とが等しければ、ハブ側とシュラウド側の翼前縁２１における翼角度βを同じにするのが理想となる。図１を参考にすると、ハブ側における翼前縁２１の翼角度β_{ｈ_Ｌ}を、シュラウド側の翼前縁の翼角度β_{ｓ_Ｌ}＝β_{ｓ_ｍｉｎ}まで小さくしなければならなくなる。その結果、翼前縁２１から急激に翼角度βが増大し、翼角度βの増大量が過大となり、流れが翼２０に沿わず剥離等が生じて効率が悪化する恐れがある。この不具合を回避するために、ハブ側翼前縁径Ｒ_{ｈ_Ｌ}をシュラウド側翼前縁径Ｒ_{ｓ_Ｌ}よりも小さくするのが好ましい。

本発明に係る遠心式流体機械２００の他の実施例を、図４ないし図６を用いて説明する。本実施例が、上記実施例１に示した遠心式流体機械と異なるのは、遠心羽根車１８０が有する翼のシュラウド側の翼角度分布における極小値の位置を変化させたことにある。

図４に、本実施例に係る遠心羽根車１８０の翼角度分布の一例を示す。ハブ側の翼角度分布４１は、実施例１と同様である。これに対して、シュラウド側の翼角度分布４０は、翼前縁ｓ_{Ｌ_ｓ}から流れ方向下流側に向かうにつれて一度減少し、最小値β_{ｓ_min}になり、その後増大に転じる。さらに、シュラウド側翼前縁ｓ_{Ｌ_ｓ}と翼後縁ｓ_{T_ｓ}の間の翼角度は、キャンバー線方向に初めは下に凸状で、終りの方では上に凸状になっている。図４では、中間点Ｓｍ(キャンバー線長さＳ＝０．５)より上流側に位置する区間Ｓ_Ｃで下に凸状で、区間Ｓ_Ｃに続く区間Ｓ_Ｄで上に凸状になっているが、下に凸状の区間Ｓｃは中間点Ｓｍを越えていてもよい。

本実施例の遠心羽根車１８０は、上記実施例１に示した遠心羽根車１８０よりさらに羽根車１８０のシュラウド側前縁付近の相対流速の減速率を低減している。これにより、羽根車の低流量側の作動範囲をより拡大できる。なお、翼間流路幅Ｌは、スロートのシュラウド側で、実施例１に示した羽根車よりもさらに小さくなる。そこで、本実施例では、遠心羽根車１８０の大流量側での作動範囲を確保するために、ハブ側の最大翼角度β_{ｈ_ｍａｘ}を、実施例１における値と同等以上にしている。また、ハブ側の最大翼角度β_{ｈ_ｍａｘ}は、ハブ側出口翼角度β_{Ｔ_ｈ}より大きくなる場合が多いので、ハブ側の最大翼角度β_ｈ__ｍａｘとなる位置からハブ側出口Ｓ_{Ｔ_ｈ}までの間の翼角度は、滑らかに減少するような分布としている。

図５は、図４に示した翼角度分布を有する遠心羽根車の翼５０を１枚だけ取り出した、軸方向視図である。翼５０のシュラウド側のキャンバー線５４は、翼前縁５１側が半径方向外向きに凸となる部分Ａ５Ａを有する略Ｓ字形状を示す。一方、翼５０のハブ側のキャンバー線５３は、翼前縁５１側が半径方向内向きに凸となる部分Ａ５Ｂを有する略Ｓ字形状を示す。この理由を、図６を併用して説明する。

図６は、遠心羽根車１８０に関する座標系であり、軸方向視図である。この図６は、吸込み側から見た図である。遠心羽根車１８０は、回転軸Ｏを中心にして、回転方向Ｎに回転する。遠心羽根車１８０の翼の作用を説明し易くするために、翼キャンバー線が直線状となる翼６０を取り上げる。

翼の前縁６１における翼角度をβ_Ｌとしたときに、前縁６１より下流側の位置Ｐ_６２における翼角度βを示す図である。位置Ｐ_６２は、翼前縁６１から周方向にΔθだけ離れており、この位置Ｐ_６２における翼角度βは、幾何学的関係から、β＝β_Ｌ＋Δθで表される。翼キャンバー線が直線状となる翼では、翼前縁６１から下流側に行くに従い、翼角度βは周方向角度θに対し直線的に増大する。

翼キャンバー線の周方向角度θに対し翼角度βが線形的に変化せず、位置Ｐ_６２から下流側に行くにつれ、徐々に翼角度βの増加量が小さくなる場合、および翼角度βの増加量が大きくなる場合について考える。位置Ｐ_６２から、翼角度βの増加量がキャンバー線の周方向角度θに対し小さくなる場合には、キャンバー線の形状は図６の曲線６３のようになる。すなわち、位置Ｐ_６２を通る直線状のキャンバー線に接するとともに、半径方向外向きに凸状となる。これに対して、翼角度βの増加量がキャンバー線の周方向角度θに対し急激に増大する場合には、キャンバー線の形状は図６の曲線６４のようになる。すなわち、位置Ｐ_６２を通る直線状のキャンバー線に接するとともに、半径方向内向きに凸状となる。

図４に示した翼角度分布を有する遠心羽根車１８０では、シュラウド側の翼角度が、翼前縁から下流側に向かうにつれて一度減少し最小となった後増大に転じているので、図５に示すように、翼前縁５１側が半径方向外向きに凸となる略Ｓ字形状を示す。また、ハブ側の翼角度が、前縁５１から流れ方向中間点までの間で変曲点を有さずに最大となり、最大値の位置より下流側で滑らかに減少しているので、ハブ側のキャンバー線は、翼前縁５１側で半径方向内向きに凸となる略Ｓ字形状となる。

本実施例においても、実施例１と同様の理由で、ハブ側の翼前縁径をシュラウド側の翼前縁径よりも小さくすることが望ましい。

図７以下を用いて、本発明に係る遠心式流体機械２００のさらに他の実施例を説明する。本実施例が上記実施例１、２に示した遠心式流体機械２００と異なるのは、遠心羽根車１８０の翼後縁７２における翼７０の傾き方向を回転方向に対し後傾させたことにある。これにより、遠心羽根車１８０を軸方向視した場合に、翼のシュラウド側キャンバー線とハブ側キャンバー線が交差する。

図７は、遠心羽根車１８０が有する翼７０を１枚だけ取り出した軸方向視図である。翼７０の翼後縁７２で、シュラウド側キャンバー線７４がハブ側キャンバー線７３より回転方向に対し後傾している。なお、ハブ側キャンバー線７３およびシュラウド側キャンバー線７４の翼角度分布は、実施例１あるいは実施例２と同様の分布である。

以下に、本実施例で示す遠心羽根車１８０の作用を説明する。
図８Ａは、翼後縁８６でシュラウド側８３のキャンバー線がハブ側８４のキャンバー線よりも前傾している羽根車１８０(以下前傾羽根車とも称す)の図であり、翼間流路を形成する隣り合う２枚の翼８０を取り出した図である。翼８０の後縁８６において、シュラウド側８３がハブ側８４に対し、回転方向に対して前傾している。

このように翼後縁８６で、翼８０のシュラウド側８３をハブ側８４より回転方向に前傾させると、翼８０に作用する遠心応力を軽減可能となる。各翼８０から流体へ作用する翼力Ｆは、翼圧力面８１に対して垂直方向、換言すれば翼負圧面８２のハブ側８４方向に作用する。翼力Ｆの作用する方向では静圧が上昇するので、翼負圧面８２のハブ側８４では静圧が上昇する。これに対し、翼負圧面８２のシュラウド側８３では静圧が低下する。

遠心羽根車１８０の翼間流路では、主流流速よりも流速が遅くエネルギーが低い壁面速度境界層が、壁面付近に発生する。壁面速度境界層内の流体は、翼間流路断面内の静圧勾配に打ち勝つことができず、静圧の高い領域から低い領域へと流動する。ここで、翼間流路断面とは、翼間流路を回転軸の中心から半径ｒ＝一定の円筒面で切断した断面である。この流動する流れは、主流に対して垂直方向の流速成分を有する二次流れを、翼間流路断面内において形成する。

以上のとおり、遠心羽根車１８０の翼間流路断面内の壁面速度境界層付近では、静圧の高い翼圧力面８１から静圧の低い翼負圧面８２へ向かう二次流れが生じる。前傾羽根車では、さらに翼負圧面８２の壁面速度境界層付近において、ハブ側８４からシュラウド側８３へ向かう二次流れも生じる。したがって、翼負圧面８２のシュラウド側８３に低エネルギー流体が蓄積し、圧力損失が増大する。それとともに、翼間流路断面内の流れの一様性が悪化し、羽根車１８０より下流側のディフューザやリターンチャネル部の損失が増大する。

図８Ｂは、翼後縁８６でシュラウド側８３のキャンバー線がハブ側８４のキャンバー線よりも後傾している羽根車１８０(以下後傾羽根車とも称す)の図であり、翼間流路を形成する隣り合う２枚の翼８０を取り出した図である。後傾羽根車では、翼力Ｆは翼負圧面８２のシュラウド側８３の方向に作用する。したがって、翼負圧面８２のハブ側８４では静圧が低下し、翼負圧面８２のシュラウド側８３では静圧が上昇する。これにより、翼負圧面８２のシュラウド側８３へ向かう二次流れを抑制することが可能となり、翼間流路断面内の流れの一様性が向上し、遠心羽根車１８０の効率が向上する。

図９Ａは、前傾羽根車および後傾羽根車の３次元粘性流体解析結果であり、圧力特性を示す図である。
図９Ｂは、図９Ａに圧力特性を示した前傾羽根車および後傾羽根車についての、効率特性を示す図であり、３次元粘性流体解析結果である。これら両図に示す前傾羽根車および後傾羽根車は、従来技術の項の特許文献１に記載の羽根車とほぼ同じ翼角度分布を有しており、いわば従来羽根車である。細線９１は前傾羽根車の場合であり、太線９２は後傾羽根車の場合である。

前傾翼羽根車および後傾翼羽根車１８０の翼角度βの分布は同じであり、翼後縁８６の傾斜方向のみが異なっている。３次元粘性流体解析は、上記２種の遠心羽根車１８０に、同一形状のベーンレスディフューザおよびリターンチャネルを組み合わせた単段の遠心式流体機械について実施した。横軸は、前傾翼羽根車の設計点流量を１として基準化した流量比である。縦軸は、前傾翼羽根車の設計点圧力および設計点効率を１として基準化した圧力比および効率比である。後傾翼羽根車の方が前傾翼羽根車よりも設計点付近の圧力および効率の双方が、向上していることが分かる。

図１０Ａは、前傾羽根車の設計点における流速分布の一例を示す図である。羽根車翼後縁１０２を含む円筒面を展開して示しており、半径方向流速分布ＣＲを羽根車出口周速Ｕ_２で無次元化した無次元半径方向流速分布ＣＲ/Ｕ_２である。隣り合う２つの翼間の翼間流路を示している。
図１０Ｂは、後傾羽根車の設計点における流速分布の一例を示す図である。図１０Ａに対応する図である。

前傾羽根車では、図１０Ａに示すように、シュラウド１０１側の翼負圧面１０４付近に低速領域（黒色部）が顕著に表れているが、後傾羽根車では図１０Ｂに示すように、低速流域が縮小している。一方、図９Ａに示すように、後傾羽根車は前傾羽根車に比べ、より小流量で圧力が急減し、失速が早まっている。解析結果からは、後傾羽根車を有する遠心式圧縮段で失速が早まったのは、後傾羽根車で失速が早まったことに起因することが判明した。

後傾羽根車における失速が早まる原因を、図１１を用いて説明する。
図１１は、前傾羽根車および後傾羽根車におけるシュラウド側翼面付近の無次元相対速度Ｗ／Ｕ_２の分布を示したグラフであり、仕様点における解析結果に基づく。図１１の横軸は、無次元キャンバー線長さＳであり、左端が翼前縁８５、右端が翼後縁８６である。一点鎖線１１２、１１３が前傾羽根車についてであり、実線１１０、１１１が後傾羽根車についてである。線１１０、１１２は、負圧面８２における相対流速であり、線１１１、１１３は圧力面における相対流速である。

後傾羽根車では、遠心羽根車１８０の翼後縁８６において、シュラウド側がハブ側よりも回転方向に後傾している(図８Ａ参照)ので、翼負圧面８２のハブ側８４で静圧が低下し、翼負圧面８２のシュラウド側８３で静圧が上昇する。したがって、翼負圧面８２のシュラウド側８３では、翼前縁８５から後縁８６に向かい、流れ方向の静圧上昇量が増大する。流れ方向の静圧上昇量が増大すると、流れ方向の相対流速の減速が促進される。後傾羽根車では、特に翼８０が失速し易い翼負圧面８２のシュラウド側８３の前半部で、翼前縁８５からの相対流速の減速率が増大する(図１１の実線１１０参照)。すなわち、後傾羽根車の翼負圧面相対流速１１０は、前傾羽根車の翼負圧面相対流速１１２に比べ、翼８０の前半部において相対流速の低下が大きい。

翼前縁８５から翼後縁８６に向けて上昇する静圧に起因して逆圧力勾配が生じているが、翼８０の表面付近で相対流速が急減すると、この逆圧力勾配に打ち勝って下流側に流れるのに必要なエネルギーが不足する。その結果、翼８０のシュラウド側８３の負圧面８２では、翼前縁８５に近い前半部において翼面上の剥離が生じ易くなり、サージング限界に関係する羽根車失速がより大流量側で発生する。したがって後傾羽根車では、図１０Ｂに示すように、翼シュラウド１０１側の負圧面１０４への低エネルギー流体の集積が抑制されているにも係わらず、羽根車失速が早まる。なお通常は、低エネルギー流体が二次流れにより集積され、翼面上の大規模剥離を誘起する。

これらの従来技術の不具合に鑑み、本実施例では、実施例１または実施例２に記載の翼角度βの分布を採用した。つまり、シュラウド側２４の翼角度β_ｓを、翼前縁２１において最小とし、その後増大に転じさせる。それとともに、シュラウド側２４の翼前縁２１と翼後縁２２の間の翼角度β_ｓを、翼前縁２１側では下に凸状、翼後縁２２側では上に凸状の分布とする。ハブ側の最大翼角度β_{ｈ＿ｍａｘ}の位置を、翼前縁２１から流れ方向前半部に位置させ、前縁２１から最大翼角度β_{ｈ＿ｍａｘ}の位置までのハブ側２３の翼角度β_ｈの分布に変曲点が現れないようにする(図１、２参照)。

あるいは、シュラウド側５４の翼角度β_ｓを、翼前縁５１から流れ方向下流側に向かうにつれて一旦減少させて最小翼角度β_{ｓ_min}とした後、増大に転じさせる。それとともに、シュラウド側５４の翼前縁５１と翼後縁５２の間の翼角度β_ｓを、翼前縁５１側では下に凸状、翼後縁５２側では上に凸状とする。ハブ側５３の最大翼角度β_{ｈ_ｍａｘ}の位置を、翼前縁５１から流れ方向中間点までの位置とし、最大翼角度β_{ｈ_ｍａｘ}の位置より上流側ではハブ側５３の翼角度β_ｈの分布に変曲点が現れないようにする（ず４、５参照）。

上記いずれかの翼角度分布を採用することにより、効率向上を図ったがために羽根車の翼後縁でシュラウド側がハブ側よりも回転方向に後傾した羽根車で生じる、翼シュラウド側負圧面における相対流速の急激な減速を回避できる。さらに、低流量側の作動範囲を従来羽根車程度に確保できるとともに、大流量側の作動範囲も従来羽根車程度に確保でき、作動範囲を確保し効率向上した遠心式流体機械を実現できる。

以上説明したように、本実施例では、実施例１および実施例２に記載のいずれの翼角度分布も適用可能である。ただし、遠心式流体機械の大幅な効率向上が求められるときには、翼後縁においてシュラウド側がハブ側より回転方向に後傾する度合いを大きくする必要がある。そのような場合には、低流量側の作動範囲を確保するために、翼シュラウド側の負圧面の前半部で相対流速の減速率を大幅に減少させることが必要であり、実施例２に記載の翼角度βの分布の方が相対流速の減速率を減少可能であるから、好ましい。

図１２Ａは、実施例２に記載の翼角度βの分布を有する後傾羽根車（以下修正後傾羽根車とも称す）と上記従来型の前傾羽根車についての圧力特性である。細線１２１は図９Ａに示した細線９１と同一であり、太線１２２が修正後傾羽根車の場合である。
図１２Ｂは、図１２Ａに圧力特性を示した羽根車についての効率特性を示す図である。細線１２１は図９Ｂの細線９３と同一であり、太線１２２は修正後傾羽根車についての効率曲線である。図１２Ａ、図１２Ｂとも、３次元粘性流体解析から得られたもので、修正後傾羽根車と前傾羽根車に、同一形状のベーンレスディフューザおよびリターンチャネルを組み合わせた単段の遠心式流体機械についてである。修正後傾羽根車は前傾羽根車よりも、設計点付近の圧力および効率の双方が向上している。また、低流量側の作動範囲も大流量側の作動範囲も、従来型である前傾羽根車とほぼ同程度まで確保できている。

ところで、上記各実施例では、遠心羽根車１８０が有する翼２０、５０の形状を、遠心羽根車１８０のハブ側端およびシュラウド側端の翼形状を用いて規定している。高効率な遠心羽根車を得るためには、３次元の翼形状が必須となっている。そのため、ハブ側端おおびシュラウド側端で規定された翼形状を、ハブ側端とシュラウド側端間を適切に接続して３次元化する必要がある。

ハブ側端とシュラウド側端間の接続法のいくつかの例を、以下図面を用いて説明する。
図１３Ａは、遠心羽根車１８０が備える直線要素を有する翼１３０の軸方向視図である。図１３Ｂは、図１３Ａに示した翼１３０を有する遠心羽根車の子午面断面図である。破線１３６は、子午面流線の一例を示している。またＡｘは、回転軸の中心線を示している。ハブ側キャンバー線１３３およびシュラウド側キャンバー線１３４を、翼前縁１３１から翼後縁１３２まで複数の点Ｐ_ｓｉ，Ｐ_ｈｉ（ｉ＝０，ｎ；ｎ＝総分割点）で分割し、分割点Ｐ_ｓｉ，Ｐ_ｈｉ同士を直線で接続する。分割点Ｐ_ｓｉ，Ｐ_ｈｉ同士を接続する接続要素１３５が、直線要素である。

遠心羽根車１８０の翼１３０を直線要素１３５の集合体で規定するので、遠心羽根車を製作する時に、５軸ＮＣ加工機等を用い、エンドミル等の切削工具での加工が可能になる。エンドミルの側面を第１番目の直線要素１３５に位置決めし、切削工具を翼前縁１３１から翼後縁１３２までハブ側キャンバー線１３３およびシュラウド側キャンバー線１３４に沿って滑らかに移動させれば、３次元化された翼形状をＮＣ加工で製作でき、製作性が向上する。

ハブ側キャンバー線１４３およびシュラウド側キャンバー線１４４の接続方法の他の例を、図１４Ａおよび図１４Ｂを用いて説明する。
図１４Ａは、遠心羽根車１８０が備える曲線要素１４５を有する翼１４０の軸方向視図である。図１４Ｂは、図１４Ａに示した翼１４０を有する遠心羽根車の子午面断面図である。破線１４６は、子午面流線の一例を示している。図１３Ａおよび図１３Ｂに示した羽根車１８０とは異なり、翼１４０を曲線要素１４５の集合体で規定する。直線要素の場合と同様に、ハブ側キャンバー線１４３およびシュラウド側キャンバー線１４４を、翼前縁１４１から翼後縁１４２まで複数の点Ｐ_ｓｉ，Ｐ_ｈｉ（ｉ＝０，ｍ；ｍ＝総分割点）で分割し、分割点Ｐ_ｓｉ，Ｐ_ｈｉ同士を曲線で接続する。分割点Ｐ_ｓｉ，Ｐ_ｈｉ同士を接続する接続要素１４５が、曲線要素である。

ハブ側キャンバー線１４３とシュラウド側キャンバー線１４４の接続曲線の具体例のいくつかを、以下に説明する。
初めに、直線要素を変形して曲線要素を得る方法について説明する。図１３Ｂに記載した直線要素翼１３０を有する羽根車１８０において、シュラウド側キャンバー線１３４とハブ側キャンバー線１３３の間に形成される子午面流線１３６を、羽根車１８０の回転軸Ａｘ周りに回転させると、回転流面が得られる。

図１５は、回転流面１５０を３次元的に斜視図で示した図である。回転流面１５０上に形成される翼断面１５１の翼前縁１５２Ａと翼後縁１５３を結ぶ翼弦Ｓ方向に、翼断面１５１を相似拡大または相似収縮（本実施例ではＲｄだけ縮小）させて新たな翼断面１５５を得る。本実施例の翼断面１５５では、翼後縁１５３を固定し、翼前縁１５２Ａを翼前縁１５２Ｂに変化させ、翼前縁径１５６Ａを翼前縁径１５６Ｂまで変化させている。

図１３Ｂに示した複数の直線要素１３５を、シュラウド側キャンバー線１３４とハブ側キャンバー線間に形成される複数の流線で翼高さ方向に分割し、同様に回転流面１５０を形成する。得られた翼断面１５１を翼弦方向に相似拡大または相似収縮させて新たな翼断面１５５を得る。この手順を繰り返し、得られた複数の新たな翼断面１５５を翼高さ方向に積層する。

翼後縁径や無次元キャンバー線長さＳに対する翼角度分布βを変化させないようにして、羽根車１８０の仕事（理論圧力上昇）を維持する。積層の際には、相似拡大量や相似縮小量を各翼高さ位置で変化させ、それぞれ得られた翼断面を翼高さ方向に積層する。これにより、曲線要素化された翼が形成される。

子午面上で翼前縁形状が曲線状になる様に曲線要素化した遠心羽根車においては、特に図１４Ｂに示す子午面上で翼前縁１４６が吸込口方向に対して凹状となる場合に、スロート面積が増大することが本発明者らの知見により得られた。そこで、図１４Ａ、図１４Ｂに示す曲線要素化した翼を用いると、さらなる大流量側の作動範囲の改善が可能となる。

翼の曲線要素化の他の例として、子午面流線を回転軸周りに回転させて得られる回転流面を翼高さ方向に複数個求め、各回転流面上の翼断面を円周方向にスライドさせて新たな翼断面を得、スライド後の各翼断面を翼高さ方向に積層させる。この様に翼を曲線要素化すると、単に羽根車の翼後縁においてシュラウド側をハブ側よりも回転方向に後傾させた直線要素翼よりも、羽根車出口流れの一様化を促進できる可能性がある。

図１６Ａは、直線要素翼羽根車の羽根車出口における、無次元半径方向流速ＣＲ/Ｕ_２の分布を示す図である。

図１６Ｂは、曲線要素翼羽根車の羽根車出口における、無次元半径方向流速ＣＲ/Ｕ_２の分布を示す図である。
図１６Ｂに示す羽根車では、翼負圧面１６４が回転方向に対し凸状の形状となる様に、各翼高さ位置における翼断面の周方向へのスライド量を調整している。これら両図は、仕様点における３次元粘性解析の結果である。図１６Ａの直線要素翼では翼負圧面１６４のハブ１６０側付近に低速領域（黒色域）が現れていたが、図１６Ｂの曲線要素翼では消滅している。

本実施例によれば、製作性は多少犠牲となるものの、翼のハブ側端とシュラウド側端を接続する際に、接続法に尤度が増し、翼面を自由曲面で定義でき、さらなるスロート面積拡大や、緻密な二次流れの制御が可能になる。

上記各実施例によれば、ハブ側およびシュラウド側の翼角度分布と翼後縁形状の少なくともいずれかを変更し、ハブ側端とシュラウド側端の間を接続する要素として直線要素と曲線要素のいずれをも適用可能としたので、羽根車のさらなる高性能化が図られる。なお、上記実施例では曲線要素化として２種類の方法を単独に使用する場合について説明したが、これらを組み合わせた曲線要素化手法を用いてもよい。さらに、実施例３においても、実施例１、２と同様の理由で、ハブ側翼前縁径をシュラウド側翼前縁径よりも小さくすることが望ましい。

上記各実施例では、一軸多段型の遠心圧縮機を例にとり説明したが、端段の遠心圧縮機にも本発明を適用できることは言うまでもない。また、羽根車がシュラウド(側板)を有する遠心羽根車について説明したが、シュラウド(側板)を有しないオープン型の羽根車についても同様に適用できる。

上記各実施例を纏めると、シュラウド側翼角度が最小となる位置をシュラウド側前縁としてもよく、ハブ側翼角度分布の上に凸である区間では、ハブ側翼角度分布が変曲点を有しないことが必須である。

また、ハブに複数の翼を円周方向に間隔をおいて配設した遠心羽根車を回転軸に取り付けた遠心式流体機械の反ハブ側端であるシュラウド側で、回転軸の軸方向吸込み側から見て、翼は前縁から流れ方向中間点までの区間が上に凸形状となっていることが特徴であり、翼は、回転軸の軸方向吸込み側から見て、ハブ側端で前縁から流れ方向中間点までの区間が下に凸形状となっているのがよい。

さらに、翼は、回転軸の回転方向が右方向であれば軸方向吸込み側から見てシュラウド側キャンバー線がＳ字状でハブ側キャンバー線が逆Ｓ字状であり、回転方向が左方向であればその逆形状となっていればさらに好ましい。翼の吐出端部である後縁において、翼のシュラウド側がハブ側より回転方向に後傾していることが好ましく、翼のシュラウド側キャンバー線とハブ側キャンバー線が、回転軸の軸方向吸込み側から見て、交差していればさらに好ましい。

さらにまた、翼を複数の直線要素間を滑らかに接続して構成してもよく、翼を複数の曲線要素間を滑らかに接続して構成してもよい。上記いずれかの遠心羽根車を複数個、同一の回転軸に取り付けたものでも単段のものでもよい。

なお上記各実施例に示したものは例示的なものであって、限定的なものではない。発明の範囲は特許請求の範囲の記載に示されており、発明の真の精神及び範囲内に存在する変形例は、全て特許請求の範囲内に含まれる。

１０…シュラウド側翼角度、１１…ハブ側翼角度、２０…遠心羽根車の翼、２１…翼前縁、２２…翼後縁、２３…ハブ側キャンバー線、２４…シュラウド側キャンバー線、４０…シュラウド側翼角度、４１…ハブ側翼角度、５０…遠心羽根車の翼、５１…翼前縁、５２…翼後縁、５３…ハブ側キャンバー線、５４…シュラウド側キャンバー線、６０…遠心羽根車の翼、６１…翼前縁、６２…翼前縁より下流側の翼任意位置、６３、７４…キャンバー線、７０…遠心羽根車の翼、７１…翼前縁、７２…翼後縁、７３…ハブ側キャンバー線、７４…シュラウド側キャンバー線、８０…遠心羽根車の翼、８１…翼圧力面、８２…翼負圧面、８３…シュラウド側、８４…ハブ側、８５…翼前縁、８６…翼後縁、１００…ハブ、１０１…シュラウド、１０２…翼後縁、１０３…翼圧力面、１０４…翼負圧面、１１０、１１２…翼負圧面付近の相対速度、１１１、１１３…翼圧力面付近の相対速度、１３０…遠心羽根車の翼、１３１…翼前縁、１３２…翼後縁、１３３…ハブ側キャンバー線、１３４…シュラウド側キャンバー線、１３５…直線要素、１３６…任意翼高さ位置における子午面流線、１４０…遠心羽根車の翼、１４１…翼前縁、１４２…翼後縁、１４３…ハブ側キャンバー線、１４４…シュラウド側キャンバー線、１４５…直線要素、１４６…任意翼高さ位置における子午面流線、１５０…回転流面、１５１…翼断面、１５２…翼前縁、１５３…翼後縁、１５４…翼弦、１５５…翼弦方向への相似縮小後の翼断面、１６０…ハブ、１６１…シュラウド、１６２…翼後縁、１６３…翼圧力面、１６４…翼負圧面、１７０…遠心羽根車、１７１…遠心羽根車の翼、１７２…ハブ、１７３…シュラウド、１７４…回転軸、１７５…ディフューザ、１７６…リターンチャネル、１７７…羽根車吸込口、１７８…段下流流路、 １８０…遠心羽根車、１８１…回転軸、１８２…ディフューザ、１８３…リターンチャネル、１８４…吸込ケーシング、１８５…インレットガイドベーン、１８６…吐出ケーシング、２００…遠心式流体機械、Ｃ、Ｃ’…絶対流速、Ｃm…絶対流速の子午面方向成分、ＣＲ…絶対流速の半径方向成分、Ｆ…翼力、Ｌ…翼間流路幅、m…子午面方向長さ、Ｒ…半径、ｓ…無次元キャンバー線長さ、ｓ_Ｌ…翼前縁、 ｓ_{Ｌ_ｓ}…シュラウド側翼前縁、ｓ_{Ｌ_ｓ}…ハブ側翼前縁、ｓ_m…翼中間点、ｓ_T…翼後縁、ｓ_{T_ｓ}…シュラウド側翼後縁、 ｓ_{T_ｓ}…ハブ側翼後縁、Ｕ…羽根車周速、Ｕ_２…羽根車出口周速、Ｗ、Ｗ’…相対流速、β…翼角度、β_{h_mＡx}…ハブ側翼角度最大値、β_Ｌ…前縁翼角度、β_{ｓ_min}…シュラウド側翼角度最小値、θ…角度、ω…羽根車回転角速度。

Claims (9)

1. ハブに複数の翼を円周方向に間隔をおいて配設した羽根車と、
   前記羽根車を回転軸に取り付けた遠心式流体機械において、
   前記羽根車の前記複数の翼の翼角度分布を、
   吸込み側端部であるハブ側前縁と吐出端部であるハブ側後縁とを結ぶハブ側キャンバー線を横軸に、前記羽根車の周方向からの傾きとして表され、前記翼のキャンバー線上の任意の２点間を結ぶ線分と前記任意の２点のうち一方の点の周方向接線とのなす角度であるハブ側翼角度を縦軸にして示した場合に、前記ハブ側キャンバー線の中央点よりもハブ側前縁に近い位置でハブ側翼角度が最大となり、前記ハブ側前縁とハブ側翼角度が最大となる位置の間までは前記ハブ側翼角度の分布が、翼角度が大きくなる方向に凸であり、
   反ハブ側であるシュラウド側の吸込み側端部であるシュラウド側前縁と吐出端部であるシュラウド側後縁とを結ぶシュラウド側キャンバー線を横軸に、前記羽根車の周方向からの傾きとして表され、前記翼のキャンバー線上の任意の２点間を結ぶ線分と前記任意の２点のうち一方の点の周方向接線とのなす角度であるシュラウド側翼角度を縦軸にして示した場合に、シュラウド側キャンバー線の中央点よりもシュラウド側前縁に近い位置でシュラウド側翼角度が最小となり、シュラウド側前縁から前記シュラウド側翼角度が最小となる点を含む区間で翼角度が小さくなる方向に凸の翼角度分布を有し、この翼角度が小さくなる方向に凸の翼角度分布区間よりシュラウド側後縁側の部分ではシュラウド側後縁まで前記シュラウド側翼角度分布が、翼角度が大きくなる方向に凸となることを特徴とする遠心式流体機械。
2. 前記シュラウド側翼角度が最小となる位置が、シュラウド側前縁であることを特徴とする請求項１に記載の遠心式流体機械。
3. 前記ハブ側翼角度分布の翼角度が大きく方向に凸である区間では、ハブ側翼角度分布が変曲点を有しないことを特徴とする請求項１または２に記載の遠心式流体機械。
4. ハブに複数の翼を円周方向に間隔をおいて配設した羽根車と、
   前記羽根車を回転軸に取り付けた遠心式流体機械において、
   前記翼のシュラウド側端で、前記回転軸の軸方向吸込み側から見て、前記翼は前縁から流れ方向中間点までの区間が半径外向きに凸形状となり、
   前記翼は、前記回転軸の軸方向吸込み側から見て、ハブ側端で前縁から流れ方向中間点までの区間が半径内向きに凸形状となり、
   前記翼は、前記回転軸の回転方向が右方向であれば軸方向吸込み側から見てシュラウド側キャンバー線がＳ字状でハブ側キャンバー線が逆Ｓ字状であり、回転方向が左方向であればその逆形状となることを特徴とする遠心式流体機械。
5. 前記翼の吐出端部である後縁において、前記翼のシュラウド側がハブ側より回転方向に後傾していることを特徴とする請求項４に記載の遠心式流体機械。
6. 前記翼のシュラウド側キャンバー線とハブ側キャンバー線が、前記回転軸の軸方向吸込み側から見て、交差していることを特徴とする請求項４または請求項５に記載の遠心式流体機械。
7. 前記翼が複数の直線要素間に滑らかに接続されていることを特徴とする請求項１ないし請求項６のいずれか１項に記載の遠心式流体機械。
8. 前記翼が複数の曲線要素間に滑らかに接続されていることを特徴とする請求項１ないし請求項６のいずれか１項に記載の遠心式流体機械。
9. 複数個の前記羽根車を、同一の前記回転軸に取り付けたことを特徴とする請求項１ないし請求項８のいずれか１項に記載の遠心式流体機械。

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