KR100359943B1 - 원심또는혼류터보기계 - Google Patents

Abstract

터보기계 내의 임펠러(6)는 블레이드(3)의 흡입표면(3c) 상에서의 허브(2)와 측판(4) 사이의 감소된 정압차(ΔCp)가 임펠러 입구(6a)와 임펠러 출구(6b) 사이에서 임펠러 출구(6b)에 접근함에 따라 임펠러 출구(6b) 근처에서 현저히 감소하는 경향을 나타내도록 설계된 블레이드(3)를 갖는다.

Description

원심 또는 혼류 터보기계

종래, 원심 또는 혼류 터보기계의 임펠러의 유로에 있어서, 유로를 따라 흐르는 주류는 유로의 정압 경사도에 기인한 벽표면상의 경계층의 저에너지 유체의 이동에 의해 발생된 2차 흐름에 의해 영향을 받는다. 이 현상은, 임펠러에서 뿐아니라 디퓨저(diffuser) 또는 가이드 베인(guid vane)에서의 연속적인 유체에너지손실이 상기 임펠러의 하류로 발생되는, 흐름방향 소용돌이의 형성 또는 유로 내에서의 불균일한 속도를 갖는 흐름으로 이끈다.

이차적 흐름은 주류에 수직인 속도성분을 갖는 흐름으로 형성된다. 상기 이차적 흐름에 의해 발생된 전체 에너지손실은 이차적 흐름손실로 일컬어진다. 유로 내의 소정의 영역에 축적된 저에너지 유체는 큰 규모의 흐름분리를 발생시켜, 양의 기울기를 갖는 특성곡선을 발생시키고 터보기계의 안정한 동작을 방해한다.

터보기계 내의 상기 이차적 흐름을 억제하는 2가지 기지의 접근법이 있는데,하나는 임펠러가 특정의 기하학적 구조의 유로를 갖게 하는 것이고, 다른 하나는 외부로부터 에너지를 공급하는 것이다. 특정의 기하학적 구조의 유로를 사용한 전자의 접근법의 일예로서, 축방향 터보기계의 임펠러의 블레이드를 원주방향 또는 흡입 또는 방출방향으로 기울어지게 하는 방법(엘. 에이치. 스미스 및 에이치. 예,"축류터보기계 내의 스위프(sweep) 및 이면각효과", 트랜스 ASME, 기초공학저널, 제 85권, No. 3, 1963, pp.401-416), 방사상 로우터가 볼록 블레이드 압력표면 및/또는 오목 블레이드 흡입표면을 구비하는 V자형상의 방향으로 블레이드 만곡부를 갖는 방법(GB2224083A) 또는 직렬로된 터빈 내의 블레이드가 원주방향으로 경사지거나 구부러지는 방법(더블유. 종키 등, "입사각을 갖는 직렬로된 직사각형 터빈 내의 경사진 블레이드의 사용에 의해 이차적 흐름손실을 감소시키는 원인에 관한 실험적 조사", ASME 페이퍼 88-GT-4)이 있다. 이들 방법은 만일 적당하게 적용된다면 직렬관계에 있는 이차적 흐름에 유리한 영향을 준다고 알려져 있다.

그러나, 블레이드 만곡선 또는 이차적 흐름에 대한 블레이드 단면의 외형의 영향이 실질적으로 잘 알려져 있지 않기 때문에, 블레이드 기울기 또는 V자형상의 블레이드 만곡부의 효과는 블레이드 만곡선 또는 블레이드 단면을 실질적으로 변환함 없이 소정의 제한하에서 사용된다. 또한, 일본국 공개 특허공보 제 63-10281 호는 돌출부가 터보기계 내의 허브표면 및 블레이드표면의 코너에 제공되어 상기 이차적 흐름손실을 감소시키는 구조를 개시하고 있다. 이러한 유로 외형은 비축대칭 허브표면을 갖는 특정 블레이드 외형이기 때문에, 상기 임펠러를 제작하는 것은 어렵다.

상기 종래기술의 모든 경우에 있어서, 상기 효과를 달성하는 방법은 일반적으로 충분하게 연구되지 않았다.

따라서, 여러 가지 설계조건하에서 여러 가지 종류의 터보기계에 대해 이차적 흐름을 억제하는 일반적인 방법은 설정되지 않았다. 이러한 환경하에서는, 상기 효과가 감소되는 경우가 많고, 설상가상으로 바람직하지 않은 효과가 발생된다. 따라서, 지금 현재로는, 특정의 기하학적 구조의 유로를 사용함으로써 이차적 흐름을 감소시키는 표준설계기준이 없다. 따라서, 상기 이차적 흐름을 억제하는 임펠러의 최적외형을 찾아내기 위하여 임펠러의 3차원적 기하학적 구조가 시행착오에 의해 설계되었다.

이차적 흐름을 억제하기 위하여 외부로부터 에너지가 공급되어 터보기계의 불안정을 피하는 후자의 접근법의 일예로서는, 직렬로된 터빈 내의 이차적 흐름이 상기 직렬로된 터빈의 입구로 유체를 불어넣음으로써 제어되는 방법(티. 이. 비싱거 및 디. 지. 그레고리 스미스, "상류 경계층 블로우잉에 의한 직렬로된 터빈 내의 이차적 흐름 및 손실의 감축", ASME 페이퍼 93-GT-114) 또는 임펠러 내의 이차적 흐름이 상기 임펠러의 입구내로 분사물을 불어넣음으로써 제어되는 방법(PCT/JP92/01280)이 제안되었다. 그러나, 상기 제안된 방법은 유체 또는 분사물을 불어넣는 에너지원 및 이에 수반된 장치가 필요하다는 점에서 불리하다. 또, 상기 방법은 이차적 흐름을 억제하기 위하여 통상의 에너지소비가 필요한다는 점에서도 불리하다.

본 발명은 특정의 유로 외형을 사용하는 방법인 전자의 접근법에 관한 것이다. 임펠러의 이차적 흐름이 상기 임펠러의 회전 및 유선만곡의 효과에 의해 발생된 코리올리의 힘의 작용의 결과라는 것은 상기 이차적 흐름이론으로부터 명확하다. 임펠러 내의 이차적 흐름은 대체로 2개의 카테고리로 분할되며, 하나는 측판표면(shroud surface) 또는 허브표면을 따라 발생되는 블레이드대 블레이드 이차적 흐름이고, 다른 하나는 블레이드의 압축표면 또는 흡입표면을 따라 발생되는 이차적 흐름의 메리디오날성분이다.

상기 블레이드대 블레이드 이차적 흐름은 블레이드 외형을 뒤로 경사지도록 만드는 것에 의해 최소화될 수 있다는 것이 알려져 있다. 다른 종류의 이차적 흐름, 즉 이차적 흐름의 메리디오날성분에 관하여는, 용이하게 약화시키거나 제거하는 것이 어렵다. 만일 이차적 흐름의 메리디오날성분을 약화시키거나 제거하기를 원한다면, 유로의 3차원적 기하학적 구조를 매우 주의깊게 최적화하는 것이 필요하다.

본 발명의 목적은 원심 또는 혼류 터보기계 내의 이차적 흐름의 메리디오날성분을 억제하는 것이다.

본 발명은 액체를 퍼올리는 원심펌프 또는 혼류펌프, 송풍기 또는 가스압축용 압축기를 포함하는 터보기계에 관한 것으로서, 특히 유체역학적으로 개선된 블레이드 외형을 구비하여 2차 흐름의 메리디오날 성분을 억제하는 임펠러를 갖는 터보기계에 관한 것이다.

도 1 및 도 2는 배경기술을 설명하는 도면;

도 1(A) 및 도 1(B)는 폐쇄형 임펠러의 3차원 기하학적 구조의 이차적 흐름의 메리디오날성분을 설명하는 도면으로서,

도 1(A)는 부분단면 사시도, 도 1(B)는 도 1(A)의 선 A-A′의 메리디오날 단면도;

도 2(A) 및 도 2(B)는 폐쇄형 임펠러 내의 이차적 흐름의 메리디오날성분에 의해 발생된 이차적 소용돌이를 설명하는 도면으로서,

도 2(A)는 부분단면 사시도, 도 2(B)는 도 2(A)의 선 B-B′의 단면도;

도 3 내지 도 14는 본 발명을 실행하는 최상의 상태를 나타내는 도면;

도 3 내지 도 6은 비차원 메리디오날거리(m)과 압력계수(Cp) 사이의 관계를 나타내는 그래프;

도 7(A), 도 7(B) 및 도 8은 유로의 반지름(r)과 반지름(r)에서의 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_θ)의 접선방향 평균치의 곱인 _θ의 메리디오날 미분인 ∂( _θ)/∂m과 비차원 메리디오날거리(m) 사이의 관계를 나타내는 그래프;

도 9 내지 도 11은 원주방향으로의 블레이드경사를 설명하는 도면;

도 9(A)는 임펠러의 부분단면 사시도, 도 9(B)는 도 9(A)의 선 C-C′의 단면도;

도 10은 임펠러의 메리디오날 단면도;

도 11(A), 도 11(B) 및 도 11(C)의 하부 및 상부 도면은 각각 도 10의 D-D′ 및 E-E′로부터 본 도면으로서,

도 11(A)는 종래의 설계법에 의해 설계된 임펠럴∂ 나타내는 도면, 도 11(B)는 종래의 설계법에 의해 설계된 경사블레이드를 갖는 임펠러를 나타내는 도면, 도 11(C)는 본 발명에 의해 설계된 경사블레이드를 갖는 임펠러를 나타내는 도면;

도 12(A), 도 12(B) 및 도 12(C)는 블레이드대 블레이드 흐름표면상에 형성된 블레이드각을 설명하는 도면으로서,

도 12(A)는 임펠러의 사시도, 도 12(B)는 도 12(A)의 F방향의 허브(2)를 따르는 블레이드대 블레이드 흐름표면의 도면, 도 12(C)는 도 12(A)의 G방향의측판(4)를 따르는 블레이드대 블레이드 흐름표면의 도면;

도 13(A) 및 도 13(B)는 비차원 메리디오날거리(m)와 블레이드각 사이의 관계를 나타내는 그래프로서,

도 13(A)는 허브에서의 블레이드각(β_H)곡선을 나타내는 그래프, 도 13(B)는 측판에서의 블레이드각(β_S)곡선을 나타내는 그래프;

도 14는 허브에서의 블레이드각(β_H)과 측판에서의 블레이드각(β_S) 사이의 블레이드각차(β_H- β_S)의 곡선을 나타내는 그래프;

도 15 내지 도 74는 본 발명을 실행하는 최상의 상태의 검증데이터를 나타내는 도면;

도 15 내지 도 26은 낮은 비속도(specific speed)를 갖는 원심펌프의 임펠러용 검증데이터를 나타내며, 도 15, 도 18, 도 21 및 도 24는 압력계수(Cp)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 16, 도 19, 도 22 및 도 25는 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 17, 도 20, 도 23 및 도 26은 이차적 흐름 벡터선도를 나타내고, 도 15 내지 도 17은 종래의 설계법에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 18 내지 도 20은 본 발명에 따른 원주방향에서의 블레이드경사만을 사용하여 설계된 경우를 나타내고, 도 21 내지 도 23은 본 발명에 따른 블레이드 경사 및 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)의 결합에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 24 내지 도 26은 본 발명에 따른 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m) 만을 사용하여 설계된 경우를 나타낸다;

도 27 내지 도 38은 중간의 비속도를 갖는 혼류펌프의 임펠러용 검증데이터를 나타내며, 도 27, 도 30, 도 33 및 도 36은 압력계수(Cp)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 28, 도 31, 도 34 및 도 37은 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 29, 도32, 도35 및 도 38은 이차적 흐름 벡터선도를 나타내고, 도 27 내지 도 29는 종래의 설계법에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 30 내지 도 32는 본 발명에 따른 원주방향의 블레이드경사만을 사용하여 설계된 경우를 나타내고, 도 33 내지 도 35는 본 발명에 따른 블레이드 경사 및 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)의 결합에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 36 내지 도 38은 본 발명에 따른 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)만을 사용하여 설계된 경우를 나타낸다;

도 39 내지 도 50은 원심압축기의 임펠러용 검증데이터이고, 도 39, 도 42, 도 45 및 도 48은 상대 마하수(M)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 40, 도 43, 도 46 및 도 49는 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 41, 도 44, 도 47 및 도 50은 이차적 흐름 벡터선도를 나타내고, 도 39 내지 도 41은 종래의 설계법에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 42 내지 도 44는 본 발명에 따른 원주방향의 블레이드경사만을 사용하여 설계된 경우를 나타내고, 도 45 내지 도 47은 본 발명에 따른 블레이드경사 및 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)의 결합에 의해 설게된 경우를 나타내고, 도 48 내지 도 50은 본 발명에 따른 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m) 만을 사용하여 설계된 경우를 나타낸다;

도 51 내지 도 62는 혼류 압축기의 임펠러용 검증데이터이며, 도 51, 도 54, 도 57 및 도 60은 상대 마하수(M)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 52, 도 55, 도 58 및 도 61은 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)곡선(실선은 허브에서의 곡선을 나타내고 점선은 측판에서의 곡선을 나타낸다)을 나타내고, 도 53, 도 56, 도 59 및 도 62는 이차적 흐름 벡터선도를 나타내고, 도 51 내지 도 53은 종래의 설계법에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 54 내지 도 56은 본 발명에 따른 원주방향의 블레이드경사만을 사용하여 설계된 경우를 나타내고, 도 57 내지 도 59는 본 발명에 따른 블레이드경사 및 블레이드부하(∂( _θ)/∂m)의 결합에 의해 설계된 경우를 나타내고, 도 60 내지 도 62는 본 발명에 따른 블레이드부하(∂( _θ)/∂m) 만을 사용하여 설계된 경우를 나타낸다;

도 63 내지 도 74는 종래의 설계법에 의해 설계된 경우와 본 발명에 따른 원주방향의 블레이드경사만, 또는 본 발명에 따른 원주방향의 블레이드경사와 블레이드부하(∂( _θ)/∂m)의 결합 또는 본 발명에 따른 블레이드부하(∂( _θ)/∂m)만을 사용하여 설계된 경우를 비교하여, 메리디오날거리 및 블레이드각 사이의 관계를 나타내는 그래프이다;

도 63 내지 도 65는 낮은 비속도를 갖는 원심펌프의 임펠러용 검증데이터이며, 도 63은 허브에서의 블레이드각(β_H)곡선을 나타내고, 도 64는 측판에서의 블레이드각(β_S)곡선을 나타내고, 도 65는 블레이드각차(β_H- β_S)곡선을 나타낸다;

도 66 내지 도 68은 중간의 비속도를 갖는 혼류펌프의 임펠러용 검증데이터이며, 도 66은 허브에서의 블레이드각(β_H)곡선을 나타내고, 도 67은 측판에서의 블레이드각(β_S)곡선을 나타내고, 도 68은 블레이드각차(β_H- β_S)곡선을 나타낸다;

도 69 내지 도 71은 원심압축기의 임펠러용 검증데이터이며, 도 69는 허브에서의 블레이드각(β_H)곡선을 나타내고, 도 70은 측판에서의 블레이드각(β_S)곡선을 나타내고, 도 71은 블레이드각차(β_H- β_S)곡선을 나타낸다;

도 72 내지 도 74는 혼류압축기의 임펠러용 검증데이터이며, 도 72는 허브에서의 블레이드각(β_H)곡선을 나타내고, 도 73은 측판에서의 블레이드각(β_S)곡선을 나타내고, 도 74는 블레이드각차(β_H- β_S)곡선을 나타낸다;

도 75(A) 및 도 75(B)는 혼류펌프 임펠러 내의 블레이드 경사의 기하학적 구조의 차이를 나타내는 사시도이며, 도 75(A)는 본 발명에 따른 원주방향의 블레이드경사만을 사용하여 설계된 경우를 나타내고, 도 75(B)는 본 발명에 따른 블레이드 경사 및 블레이드 로딩(∂( _θ)/∂m)의 결합을 나타낸다;

도 76은 본 발명의 터보기계 임펠러용 검증데이터를 획득하기 위해 사용된 3차원 역설계법의 수치계산의 흐름을 나타내는 프로우챠트이다.

본 발명이 적용되는 터보기계 내의 전형적인 임펠러의 일예로서, 폐쇄형 임펠러의 3차원적 기하학적 구조가 대부분의 측판표면이 제거된 상태로 도 1(A) 및 도 1(B)에 개략적으로 도시되어 있다. 도 1(A)는 부분단면 사시도이고, 도 1(B)는 메리디오날 단면도인 선 A-A′의 단면도이다. 도 1(A) 및 도 1(B)에 있어서, 허브표면(2)은 회전샤프트(1)로부터 반지름방향으로 외향하여 연장되어 옥수수표면과유사한 만곡표면을 갖는다. 복수의 블레이드(3)는 허브표면(2)상에 제공되어 회전샤프트(1)로부터 반지름방향으로 외향하여 연장되고 원주방향으로 등간격으로 배치된다. 블레이드(3)의 블레이드선단부(3a)는 도 1(B)에 도시된 바와 같은 측판표면(4)으로 덮여있다. 유로는 서로 마주보고 있는 2개의 블레이드(3), 허브표면(2) 및 측판표면(4)으로 형성되어, 유체가 임펠러 입구(6a)로부터 임펠러 출구(6b)로 흐르도록 한다. 임펠러(6)가 회전샤프트(1)의 축에 대해 각속도(ω)로 회전될 때, 임펠러 입구(6a)로부터 상기 유로로 흐르는 유체는 임펠러(6)의 임펠러 출구(6b)로 전달된다. 이경우에 있어서, 회전방향과 마주보는 표면은 압축표면(3b)이고, 압축표면(3b)의 반대면은 흡입표면(3c)이다. 개방형 임펠러의 경우에 있어서는, 측판표면(4)을 형성하는 독립된 부분은 없지만, 임펠러(6)를 둘러싸는 케이싱(도시하지 않음)이 측판표면(4)으로서 기능한다. 따라서, 이차적 흐름의 메리디오날성분의 발생 및 억제의 견지에서, 개방형 임펠러와 폐쇄형 임펠러 사이의 기본적인 유체역학적 차이는 없고, 따라서 폐쇄형 임펠러만을 설명한다.

복수의 블레이드(3)를 갖는 임펠러(6)는 주성분으로서 내장되고, 회전샤프트(1)는 구동원에 결합되고, 이것에 의해 일체로 터보기계를 구성한다. 유체는 흡입파이프를 통하여 임펠러 입구(6a)로 도입되고, 임펠러(6)에 의해 펌핑되고 임펠러 출구(6b)로부터 방출되어, 방출파이프를 통하여 상기 터보기계의 외부로 전달된다.

터보기계의 임펠러에 관련된 풀리지 않은 심각한 문제는 이차적 흐름의 메리디오날성분의 억제이다. 그것의 억제가 본 발명의 목적인 이차적 흐름의 메리디오날성분의 발생의 메카니즘이 다음에 설명된다.

도 1(B)에 도시된 바와 같이, 상대흐름에 관하여는, p^＊=p-0.5 rho u²로 정의된 감소된 정압분포는 주류의 유선만곡부에 기인한 원심력(W²/R)의 작용 및 임펠러의 회전에 기인한 코리올리의 힘(2ωW_θ)의 작용에 의해 형성되며, 여기서 W는 흐름의 상대속도, R은 유선만곡부의 반지름, ω는 임펠러의 각속도, W_θ는 회전샤프트(1)에 대한 W의 원주방향의 성분, p^＊는 감소된 정압, p는 정압, rho 는 유체밀도, u는 회전샤프트(1)로부터 소정의 반지름(r) 떨어진 곳의 주변속도이다. 감소된 정압(p^＊)은 압력이 허브측에서는 높고 측판측에서는 낮은 분포를 구비하여, 압력경사도는 원심력(W²/R) 및 상기 허브측 방향의 코리6올리의 힘(2ωW_θ)의 균형을 이루게 한다.

블레이드표면을 따르는 경계층에 있어서, 상대속도(W)는 벽표면의 영향에 의해 감소되기 때문에, 상기 경계층의 유체에 작용하는 원심력(W²/R) 및 코리올리의 힘(2ωW_θ)은 작아진다. 따라서, 원심력(W²/R) 및 코리올리의 힘(2ωW_θ)은 상기 주류의 감소된 정압경사도의 균형을 유지시킬 수 없고, 경계층의 저에너지 유체는 낮게 감소된 정압(p^＊)의 영역으로 흐르고, 이리하여 이차적 흐름의 메리디오날성분을 발생시킨다. 즉, 도 1(A)에서 압축표면(3b)상의 점선 및 흡입표면(3c)상의 실선으로 도시된 바와 같이, 유체는 이차적 흐름의 메리디오날성분을 형성하는 압축표면(3b) 및 흡입표면(3c)상에서 허브측으로부터 측판측으로 블레이드표면을 따라 이동한다.

이차적 흐름의 메리디오날성분은 압축표면(3b) 및 흡입표면(3c)의 양 표면상에 발생된다. 통상적으로, 흡입표면(3c)상의 경계층이 압축표면(3b)상의 경계층보다 더 두껍기 때문에, 흡입표면(3c)상의 이차적 흐름은 터보기계의 성능특성에 더 큰 영향을 준다. 본 발명의 목적은 블레이드의 흡입표면상의 이차적 흐름의 메리디오날성분을 억제하는 것이다.

경계층의 저에너지 유체가 허브측으로부터 측판측으로 이동하는 경우, 유체흐름은 이동된 유체 유량을 보상하기 위하여 중간위치 주위에서 측판측으로부터 허브측으로 형성된다. 따라서, 도 2(A)의 선 B-B^′의 단면도인 도 2(B)에 개략적으로 도시된 바와 같이, 서로 다른 소용돌이 방향을 갖는 한 쌍의 소용돌이가 흐름이 출구쪽으로 갈 때 2개의 블레이드 사이의 유로에 형성된다. 상기 소용돌이는 이차적 소용돌이로 일컬어진다. 유로 내의 저에너지 유체는, 임펠러의 소정의 위치에서 상기 소용돌이에 기인하여 감소된 정압(p^＊)이 가장 낮은 출구쪽으로 축적되고, 상기 저에너지 유체는 유로 내에서 일정하게 흐르는 유체와 혼합되고, 큰 흐름손실의 발생을 초래한다.

또한, 낮은 상대속도(고손실)유체와 높은 상대속도(고손실)유체의 불충분한 혼합에 의해 발생된 불균일한 흐름이 블레이드의 유로 하류로 방출되는 경우, 양유체가 혼합될 때 큰 흐름손실이 발생된다.

임펠러를 떠나는 이러한 불균일 흐름은 디퓨저의 입구에서 바람직하지 않은 속도 삼각형을 만들고 디퓨저 베인상의 흐름분리 또는 무베인 디퓨저 내의 역류를 발생시키고, 터보기계의 전체성능의 실질적인 감소를 초래한다.

또한, 유로 내의 소정의 위치에 축적된 고손실유체의 영역에 있어서, 큰 규모의 역류가 발생하기 쉽고, 따라서 양의 기울기를 갖는 특성곡선을 생성한다. 따라서, 서징, 진동, 소음 등이 발생되고, 터보기계는 안정하게 동작될 수 없다.

따라서, 원심 또는 혼류 터보기계의 성능을 개선하고 터보기계의 안정한 동작을 실현하기 위하여, 유로의 3차원의 기하학적 구조를 설계하여 이차적 흐름을 가능한한 많이 억제하는 것이 필요하다. 이것에 의해 이차적 소용돌이의 형성, 그결과 발생하는 불균일흐름 및 대규모 흐름분리 등이 방지된다.

본 발명의 목적은 손실증가라는 결점 및 임펠러 내의 이차적 흐름의 메리디오날성분의 불충분한 억제에 의해 발생된 터보기계의 불안정한 동작을 극복하고, 상기 손실을 감소시키고 터보기계의 동작안정성을 개선할 수 있는 다음의 4가지 설계형태를 제공하는데 있다.

(1) 본 발명의 제 1형태에 따르면, 블레이드의 흡입표면상의 허브 및 측판 사이의 감소된 정압차(ΔCp) 또는 상대 마하수차분(ΔM)이 비차원 메리디오날거리가 증가함에 따라, 비차원 메리디오날거리(0)의 위치(임펠러 입구)와 비차원 메리디오날거리(1.0)의 위치(임펠러 출구) 사이에서 현저히 감소하는 경향을 나타내도록, 상기 임펠러가 설계되는 것을 특징으로 하는, 임펠러를 갖는 원심 또는 혼류터보기계가 제공된다. 또한, 임펠러 입구 및 임펠러 출구 사이에서, 감소된 정압차(ΔCp)(또는 마하수차분(ΔM))은 거의 0으로 되고 임펠러 출구에 접근함에 따라 양에서 음으로 부호를 변환한다.

상술한 방식에서와 같이 감소된 정압차(ΔCp)의 분포를 설계함으로써, 이차적 흐름의 메리디오날성분은 감소된 정압차(ΔCp) 또는 상대 마하수차분(ΔM)이 현저히 감소하는 경향을 나타내는 위치에서 현저하게 억제된다. 따라서, 전체 임펠러에 걸쳐 이차원흐름의 메리디오날성분은 효과적으로 억제될 수 있다. 이러한 경우에 있어서, 만일 감소된 정압차(ΔCp)의 현저히 감소하는 경향의 정도 및 그것이 발생된 위치가 최적이라면, 이차적 흐름의 메리디오날성분의 억제가 최대화된다.

감소된 정압차(ΔCp)(또는 상대 마하수차분(ΔM))의 최소치와 상기 최소치를 나타내는 비차원 메리디오날 거리로부터 비차원 메리디오날거리(0.4)를 뺌으로써 얻어진 비차원 메리디오날거리에 대응하는 위치에서의 감소된 정압차(ΔCp)(또는 상대 마하수차분(ΔM))의 값 사이의 차가 0.20(또는 상대 마하수차분(ΔM)에 대해서는 0.15) 이상이도록 배치될 때, 현저히 감소하는 경향의 정도는 최적이 된다. 현저히 감소하는 경향이 나타나는 상기 위치는 m=0.4 이상의 비차원 메리디오날거리에 배치될 때 최적이다. 여기서, 비차원 메리디오날거리는 도 1(B)에 도시된 바와 같이 임펠러의 메리디오날평면상에 형성된다. 측판에서, 비차원 메리디오날거리(m)는, 측판을 따라 측정된 임펠러 입구(6a) 및 임펠러 출구(6b) 사이의 메리디오날거리(l_T,S)에 대한, 측판을 따라 블레이드 입구(6a)로부터 측정된 메리디오날거리(l_S)의 비를 나타내는 m=l_S/l_T,S로 정의된다. 유사하게, 허브에서는, 비차원 메리디오날거리(m)는 허브를 따라 측정된 임펠러 입구(6a) 및 임펠러 출구(6b) 사이의 메리디오날거리(l_T,H)에 대한, 허브를 따라 블레이드 입구(6a)로부터 측정된 메리디오날거리(l_H)의 비를 나타내는 m=l_H/l_T,H로 정의된다. m=0은 임펠러 입구(6a)에 대응하고, m=1.0은 임펠러 출구(6b)에 대응한다.

ΔCp(또는 ΔM)의 거의 영의 값 또는 ΔCp(또는 ΔM)의 양에서 음으로의 부호의 변환이 m=0.6 이상의 위치에서 발생할 때, 이차적 흐름의 메리디오날성분이 억제된다. 이차적 흐름의 메리디오날성분의 억제는 상기 이차적 흐름이 비차원 메리디오날거리의 영역(m=0.65-0.9)내의 위치에서 발생될 때 최대화된다.

감소된 정압차(ΔCp)는 비압축성 유체에 대하여 액체펌프내에서 사용되고, 반면에 상대 마하수차분(ΔM)은 압축성 유체에 대하여 압축기내에서 사용된다. 이차적 흐름의 발생에의 감소된 정압차(ΔCp) 및 마하수차분(ΔM)의 영향은 서로에 대해 유체역학적으로 동등하고, 따라서 감소된 정압차(ΔCp)만을 사용하여 다음에 설명한다.

(2) 본 발명의 제 2형태에 따르면, _θ의 메리디오날 미분, 즉 메리디오날거리에 따른 ∂( _θ)/∂m의 분포를 특징으로 하는, 임펠러를 갖는 원심 또는 혼류 터보기계가 제공된다.

여기서, r은 도 1(B)에 도시된 바와 같이 원통 극좌표계의 반지름방향 좌표이고, _θ는 유체의 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_θ)의 접선방향 평균치이다. 측판에서의 ∂( _θ)/∂m의 최대치는 블레이드의 전방부에서 나타나고, 허브에서의 ∂( _θ)/∂m의 최대치는 블레이드의 후방부에 나타나도록 임펠러를 설계한다.

또한, 임펠러는 ∂( _θ)/∂m가 비차원 메리디오날거리(0) 근처의 위치(임펠러 입구측)에 있는 허브에서 보다 측판에서 더 크도록 설계되고, _θ의 상기 메리디오날 미분, 즉 ∂( _θ)/∂m는 비차원 메리디오날거리(1.0) 근처의 위치(임펠러 출구)에서 허브에서 보다 측판에서 더 작고, 허브에서의 _θ의 상기 메리디오날 미분의 분포는 비차원 메리디오날거리(0)의 상기 위치(임펠러 입구) 및 비차원 메리디오날거리(1.0)의 상기 위치(임펠러 출구) 사이의 측판에서의 _θ의 상기 메리디오날 미분의 분포와 교차한다.

∂( _θ)/∂m의 상기 분포를 실현하도록 임펠러를 설계함으로써, 블레이드 로딩은 측판에서 크고 임펠러 입구측의 허브에서 작을 수 있고, 블레이드 로딩은 측판에서 작고 임펠러 출구측의 허브에서 클 수 있다. 따라서, 상대적으로 큰 감소된 정압차(ΔCp)가 임펠러 입구에서 실현되고 상대적으로 작은 감소된 정압차(ΔCp)가 임펠러 출구에서 실현되기 때문에, 상술한 것은 본 발명의 제 1형태에 반영된다. 따라서, 감소된 정압차(ΔCp)의 현저한 감소가 실현될 수 있고,이차적 흐름의 메리디오날성분을 효과적으로 억제한다.

이경우에 있어서, 만일 측판과 허브 사이의 _θ의 메리디오날 미분의 분포의 상기 교차의 위치가 최적이라면, 이차적 흐름의 메리디오날 성분의 억제는 최대화된다. 바람직한 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.5) 이상이고, 최적위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.55-0.85)의 영역 내에 있다. 측판에서의 ∂( _θ)/∂m이 임펠러의 전방부에서 최대치를 갖는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0-0.3)의 영역에 있을 때 바람직하고, 허브에서의 ∂( _θ)/∂m이 임펠러의 후방부에서 최대치를 갖는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.6-1.0)의 영역에 있을 때 바람직하다.

(3) 본 발명의 제 3형태에 따르면, 블레이드는 입구 및 출구 사이의 임펠러의 전체 또는 일부에서 원주방향으로 기울어져, 허브에서의 블레이드가 임펠러회전 방향으로 측판에서의 블레이드에 선행하도록 하고, 또한 블레이드 경사각(γ)은 일정하게 유지되지 않고 임펠러 출구쪽으로 감소하는 경향을 갖도록 설계된다. 블레이드 경사각(γ)은 측판 표면과 유로의 단면상의 블레이드 중앙선 사이의 각으로서 정의되고, 도 11(C)는 도 10의 E-E′의 임펠러 출구에서의 단면상의 블레이드 경사각(γ)을 나타낸다. 또한, 임펠러의 입구측으로부터 본 임펠러의 평면도에서, 출구의 블레이드 만곡선과 접선방향 사이의 각으로서 정의된 블레이드출구각(α_TE)(도 11(C) 참조)의 값은 허브에서의 블레이드출구각(α_TE,H)으로부터 측판에서의 블레이드출구각(α_TE,S)으로 감소하고, 임펠러의 평면도상의 허브에서 블레이드 만곡선과접선방향 사이의 각으로서 정의된 블레이드각(α_H)(도 11(C) 참조)은 임펠러의 출구측에서 최대치 또는 국부적 최대치를 갖도록 설계된다.

즉, 허브상의 블레이드의 기하학적 구조는 임펠러의 후방부의 뒤로 경사지는 정도를 감소하도록 수정되고 측판에서의 블레이드각(α_S)에 대해 허브에서의 블레이드각(α_H)을 임펠러 출구로 증가시키고, 따라서 허브측이 임펠러회전 방향에 대해 측판측을 선행하도록 임펠러의 유로를 설계한다.

이러한 방식으로 원주방향으로 경사진 블레이드경사를 갖는 블레이드를 설계함으로써, 측판측의 감소된 정압(p^＊)은 증가하고, 이것에 의해 압력계수(Cp)는 감소한다. 한편, 허브측의 감소된 정압(p^＊)은 감소하고, 이것에 의해 압력계수(Cp)는 증가한다. 상술한 것은 본 발명의 제 1형태에 반영되고, 임펠러 출구에 접근함에 따라 임펠러 입구 및 임펠러 출구 사이에 나타나는 감소된 정압차(ΔCp)의 감소하는 경향이 강조된다.

이 경우에 있어서, 이차적 흐름억제의 효과는 원주방향의 상기 블레이드경사의 기하학적 구조가 적당할 때 최대화된다. 즉, 임펠러의 입구측으로부터 본 임펠러의 평면도상에서, 허브에서의 블레이드외형이 최대 블레이드각(α_H)을 갖는 반사지점의 위치는 r^＊=(r-r_1H)/(r_2H-r_1H)=0.6 인 반지름비 이상이거나 비차원 메리디오날거리(m=0.7) 이상이다. 임펠러 출구 쪽으로의 블레이드의 뒤로 경사지는 정도는허브에서 보다 측판에서 더 높고(도 11(C) 참조), 다음의 관계가 만족된다; {d(rθ)/dr}s > {d(rθ)/dr}_H. 여기서, r과 θ는 각각 원통 극좌표계의 반지름 및 각 좌표이다. 각 좌표(θ)는 임펠러의 회전반대방향으로 측정될 때 양(positive)으로서 정의된다. 블레이드경사비(S)는 전체의 블레이드경사도를 나타내는 파라미터로서 S=(θ_TE,S-θ_TE,H)/(θ_TE,M-θ_LE,M)으로 정의되고, 최적 블레이드 경사비는 S=0.14 이상이다. 여기서, θ_TE,S는 측판에서의 임펠러 출구의 각좌표, θ_TE,H는 허브에서의 임펠러 출구의 각좌표, θ_TE,M는 중간 위치, 즉 측판과 허브의 중간지점에서의 임펠러 출구의 각좌표, θ_LE,M는 상기 중간위치에서의 임펠러 입구의 각좌표를 나타낸다(도 11(C) 참조).

억제될 이차적 흐름이 강한 경우, 본 발명의 제 3형태만이 사용되어, 이차적 흐름의 메리디오날성분을 억제하기 위하여 측판과 허브 사이의 감소된 정압차(ΔCp)의 충분히 감소하는 경향을 발생시키고, 원주방향의 블레이드경사도는 제작상의 곤란을 일으킬 수 있을 정도로 심해진다. 이경우에 있어서, 본 발명의 제 3형태는 제작시의 곤란을 발생시키지 않고 제 2형태와 함께 이차적 흐름의 메리디오날성분을 효과적으로 억제하는 효과를 갖는다.

(4) 본 발명의 제 4형태에 따르면, 허브에서의 블레이드각(β_H)과 측판에서의 블레이드각(β_S) 사이의 블레이드각차(β_H-β_S)가 상기 비차원 메리디오날거리가 증가함에 따라 비차원 메리디오날거리(0)의 위치(임펠러 입구)로부터 비차원 메리디오날거리(1.0)의 위치(임펠러 출구)로 현저히 증가하는 경향을 나타내도록 원주방향으로부터 측정된 블레이드각 분포가 배치되도록 상기 임펠러가 설계되는 것을 특징으로 하는, 임펠러를 갖는 원심 또는 혼류 터보기계가 제공된다.

블레이드각은 만곡된 허브표면에 수직으로 도시되거나 측판표면상에 있고, 접선방향으로부터 측정된 블레이드대 블레이드 흐름표면상에 형성된다. 즉, 블레이드각(β_H)은 허브에서의 블레이드만곡선과 반지름(r)에서의 접선방향 사이의 각을 나타내고, 블레이드각(β_S)은 측판에서의 블레이드만곡선과 반지름(r)에서의 접선방향 사이의 각을 나타낸다(도 12(B) 및 도 12(C) 참조).

상술한 방식으로 블레이드각차(β_H-β_S)의 분포를 설계함으로써, 블레이드각(β_H)은 임펠러 출구에 접근함에 따라 허브에서 더 크게되고, 블레이드 로딩은 임펠러 출구 쪽으로 허브에서 더 클 수 있다. 한편, 블레이드각(β_S)은 임펠러출구에 접근함에 따라 측판에서 더 작게되고, 블레이드 로딩은 임펠러 출구쪽으로 측판에서 더 작을 수 있다. 따라서, 상술한 것은 본 발명의 제 1형태에 반영되고, 상대적으로 작은 감소된 정압차(ΔCp)는 임펠러 출구에서 실현된다. 즉, 임펠러 입구 및 임펠러 출구 사이의 감소된 정압차(ΔCp)의 현저한 감소는 이차적 흐름의 메리디오날성분이 효과적으로 억제되는 것을 가능하게 한다.

이경우에 있어서, 만일 블레이드각차(β_H-β_S)의 최대 또는 국부적 최대치 및 최대 또는 국부적 최대치가 나타나는 위치가 최적이라면, 이차적 흐름의 메리디오날성분의 억제효과는 최대화된다. 20도 이상인 최대치 또는 국부적 최대치가 최적이고, 최대 또는 국부적 최대 블레이드각차와 메리디오날거리(m=0-0.2)의 영역에서 평균된 평균 블레이드각차 사이의 차는 10도 이상이 바람직하다. 최대치가 나타나는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.5) 이상인 위치가 바람직하고, 비차원 메리디오날거리(m=0.7-1.0)의 영역내가 최적이다.

블레이드각차(β_H-β_S)의 분포가 비차원 메리디오날거리가 증가함에 따라 현저한 증가경향이 뒤따르는 m=0-1.0 사이의 비메리디오날거리의 일부에서 감소하는 경향을 나타내는 경우가 있다. 그러나, 이차적 흐름의 억제상의 블레이드각차의 현저한 증가의 효과는 기본적으로 동일하다.

본 발명의 제 1형태에 따른 실시예를 아래에서 설명한다.

점성의 영향은 임펠러의 유로 내의 상대류의 주류에 대해 무시될 수 있고, 따라서 다음의 공식이 액체펌프에서 처럼 비압축성 흐름에서 근사적으로 만족된다.

P_Trel= p^＊+ 0.5 rho W²= constant

여기서, P_Trel은 임펠러의 상류에서의 상대 전압력(stagnation pressure)이다.

블레이드표면상의 감소된 정압(p^＊)의 비차원양으로서, 압력계수(Cp)는 다음식으로 정의된다.

Cp = (P_Trel- p^＊)/(0.5 rho U²) = (W / U)²

여기서, U는 임펠러 출구에서의 주변속도를 나타낸다.

도 3은 블레이드의 허브 및 측판에서의 비차원 메리디오날거리(m)와 압력계수(Cp) 사이의 관계를 나타낸다. 상기식으로부터 명백한 것처럼, 압력계수(Cp)는감소된 정압(p^＊)이 낮은 측판에서 크고, 감소된 정압(p^＊)이 높은 허브에서 작다. 상술한 바와 같이, 블레이드 흡입표면상의 이차적 흐름의 메리디오날성분이 높은 감소된 정압(p^＊)을 갖는 허브측으로부터 낮은 감소된 정압(p^＊)을 갖는 측판측으로 향하기 때문에, 이차적 흐름의 메리디오날성분의 억제는 허브와 측판 사이의 압력차(ΔCp)를 감소시킴으로써 기대될 수 있다. 또한, 비압축성 유체의 경우에 있어서, 압력계수(Cp)는 (W / U)²와 동등하고, 여기서 W는 상대속도이다. 압축기에서와 같은 압축성 유체에 있어서, 이차적 흐름의 행동에 관계되는 물리적 변수는 상대 마하수이다. 설명을 간단히 하기 위하여, 압력계수(Cp)의 분포만이 아래에 기술된다. 이차적 흐름의 메리디오날성분상의 비압축성흐름의 압력계수(Cp)의 분포의 영향은 압축성흐름의 상대 마하수(M)의 영향과 같다.

임펠러 내의 유로의 벽을 따라 나타난 블레이드표면상의 경계층은 임펠러 입구로부터 임펠러 출구로 축적하여 두께가 증가시키기 때문에, 본 발명은 임펠러의 후방 반절의 압력계수(Cp)의 분포를 고려하여, 블레이드의 흡입표면상의 이차적 흐름의 메리디오날성분을 억제하는 구조를 제안한다. 즉, 블레이드외형은 도 4에 도시된 바와 같은 압력분포를 갖도록 설계되어 흡입표면상의 허브측 및 측판측 사이의 압력차(ΔCp)가 임펠러 출구쪽으로 현저히 감소하는 경향을 나타내도록 한다. 압력차(ΔCp)가 임펠러 출구쪽으로 현저히 감소하는 블레이드 압력분포는 다음에 의해 달성된다.

(a) 도 5에 도시된 바와 같이 허브측에서의 블레이드 로딩을 증가시키는 것,즉 허브측에서의 블레이드의 압축표면 및 흡입표면 사이의 압력차가 임펠러 출구쪽으로 현저히 증가된다.

(b) 도 6에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 측판측에서의 블레이드 로딩을 현저히 감소시키는 것.

(c) 상술된 (a) 및 (b)를 결합하는 것.

어느 경우에 있어서, 압력차(ΔCp)가 도 4에 도시된 바와 같이 블레이드의 흡입표면상의 임펠러 출구쪽으로 현저히 감소하도록 하는 블레이드상의 압력분포를 갖는 것이 필요하다.

복수의 검증데이터에 따르면, 상술된 현저히 감소하는 경향의 정도는, 감소된 정압차(ΔCp)(또는 상대 마하수차분(ΔM))의 최소치와 상기 최소치를 나타내는 비차원 메리디오날거리로부터 비차원 메리디오날거리(0.4)를 공제함으로써 얻어진 비차원 메리디오날거리에 대응하는 위치에서의 감소된 정압차(ΔCp)(또는 상대 마하수차분(ΔM))의 값 사이의 차가 0.2(상대 마하수차분(ΔM)의 경우에는 0.15)이상이 되도록 배치될 때 최적이다. 또한, 상기 검증데이터는 현저히 감소하는 경향이 나타나는 최적위치가 비차원 메리디오날거리(m=0.4-1.0)의 영역에 있는 것을 나타낸다.

낮은 비속도를 갖는 원심임펠러 또는 혼류임펠러에 있어서는, 임펠러의 폭이 좁고 허브표면 및 측판표면 사이의 압력차가 작다. 따라서, 상기 압력차(ΔCp)는 도 4에 도시된 바와 같은 임펠러 출구, 즉 비차원 메리디오날거리(m=1.0)의 위치에서 통상적으로 작다. 한편, 임펠러 입구에서는, 압력계수(Cp)는 허브에서보다 측판에서 더 크다. 따라서, 원심임펠러 내의 블레이드의 흡입표면상의 압력차(ΔCp)는 도 4에 도시된 바와 같은 유사한 방식으로 임펠러 출구쪽으로 감소하는 경향을 갖는다. 그러나, 이러한 임펠러 내의 이차적 흐름을 억제하기 위하여, 압력차(ΔCp)가 거의 영이 되거나, 압력차(ΔCp)가 음이 되는 것, 즉 허브에서의 압력계수(Cp)가 측판에서의 압력계수(Cp) 보다 더 크게되도록 압력차(ΔCp)의 감소하는 경향을 증가시키는 것이 필요하다. 복수의 검증데이터에 따르면, ΔCp가 거의 영으로되거나 그것의 부호를 양에서 음으로 변환하는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.6) 이상인 위치에 있는 것이 바람직하고, 상기 위치가 비차원 메리디오날거리(m=0.65-0.9)의 영역 내에 있는 것이 최적이다. 종래의 설계에 있어서는, 이러한 특별한 고려를 하지 않았기 때문에 이차적 흐름의 메리디오날성분은 효과적으로 억제될 수 없다.

본 발명의 제 2형태에 따른 실시예가 다음에 기술된다.

상술된 감소된 정압(p^＊)의 분포를 실현하기 위하여, 본 발명은 임펠러의 작동에 의해 주어진 유체의 원주방향의 평균 각운동량( _θ)의 비차원 메리디오날거리(m) 방향의 메리디오날 미분에 의거하여 블레이드 외형이 결정되는 구조를 제안한다.

통상적으로, 터보기계 내의 임펠러의 블레이드부하, 즉 압축표면 및 흡입표면 사이의 압력차(p^＊(+) - p^＊(-))는 다음식으로 표현된다.

p^＊(+)/ rho - p^＊(-)/ rho = 2 pi (W_{b1 θ})/B

여기서, W_b1은 블레이드표면위치에서의 상대 속도, B는 블레이드수,은 공간좌표 내의 일차 미분을 주는 미분 증폭기, V_θ는 예를들어 도 12(C)의 허브에서의 블레이드대 블레이드 평면에서 도시된 바와 같이 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_θ)의 접선방향 평균치를 나타낸다.

상기의 식으로부터, 압축표면과 흡입표면 사이의 압력차가 유로의 반지름(r)과 반지름(r)에서의 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_θ)의 접선방향 평균치의 곱인 _θ(각운동량)의 메리디오날 미분에 밀접하게 관련되어 있다는 것이 인지된다.

따라서, 도 5 및 도 6에 도시된 바와 같이, 압력계수(Cp)를 증가 또는 감소시키기 위하여, 메리디오날 미분( _θ)가 적당한 값으로 설정되어야 한다. 본 발명에 있어서, 메리디오날 미분( _θ)는 다음으로 주어진다.

허브에서의 ∂( _θ)/∂m의 분포는 도 7(A)에 도시된 바와 같이 ∂( _θ)/∂m이 임펠러 입구 근처에서는 작은 값을 갖고, 임펠러 출구 근처에서는 최대값을 갖도록 주어지고, 이것에 의해 허브표면상의 블레이드 로딩((p^＊(+) - p^＊(-))가 임펠러의 후방부에서는 증가되고 블레이드의 전방부에서는 감소된다. 측판표면상의 ∂( _θ)/∂m의 분포는 도 7(B)에 도시된 바와 같이 ∂( _θ)/∂m이 임펠러 입구근처에서는 최대치를 갖고, 임펠러 출구 근처에서는 낮은 값을 갖도록 주어지고, 이것에 의해 측판표면상의 블레이드 로딩((p^＊(+) - p^＊(-))가 임펠러의 전방부에서는 증가되고 블레이드의 후방부에서는 감소된다. 도 8에 있어서, 허브표면과 측판표면상의 ∂( _θ)/∂m 분포를 결합함으로써, 메리디오날거리 방향의 _θ의 메리디오날 미분은 임펠러 입구 근처에서는 허브에서보다 측판에서 더 높을 수 있고, 임펠러 출구 근처에서는 측판에서 보다 허브에서 더 높다. 이경우에 있어서, 허브에서의 ∂( _θ)/∂m의 분포는 비차원 메리디오날거리(m=0-1.0) 사이의 위치의 측판에서의 ∂( _θ)/∂m 분포와 교차한다. 이러한 형태의 ∂( _θ)/∂m 분포를 사용함으로써, 이러한 형태의 분포는 임펠어의 입구 근처에서는 비교적 큰 값의 ΔCp, 임펠러의 출구 근처에서는 비교적 작은 값의 ΔCp를 초래하기 때문에, 메리디오날방향의 임펠러 출구쪽으로의 감소된 정압차(ΔCp)의 감소하는 경향을 본질적으로 증가시키는 것이 가능하다. 이것에 의해 블레이드의 흡입표면상의 이차적 흐름의 메리디오날성분은 효과적으로 억제될 수 있다. 양 곡선이 교차하는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.5) 이상인 것이 바람직하고 비차원 메리디오날거리(m=0.55-0.85)의 영역 내에서 최적이라는 것은 많은 검증데이터를 통하여 증명된다. 측판에서의 ∂( _θ)/∂m 이 임펠러의 전방부에서 최대치를 갖는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0-0.3)의 영역에 있는 것이 바람직하고, 허브에서의 ∂( _θ)/∂m 이 임펠러의 후방부에서 최대치를 갖는 위치는 비차원 메리디오날거리(m=0.6-1.0)의 영역에 있는 것이 바람직하다.

만일 부하분포 ∂( _θ)/∂m 의 적당한 분포가 결정된다면, 이러한 분포를 실현하는 임펠러의 3차원적 기하학적 구조는 흐름분석법을 사용하여 블레이드 외형의 시행착오 수정에 의해 결정될 수 있다. 그러나, 더욱 효과적으로, 이러한 3차원적 기하학적 구조는 특정의 블레이드 로딩분포를 실현할 3차원적 블레이드 외형을 수치적으로 계산하는 방법으로서 널리 알려진 3차원적 역설계 접근법을 사용하여 결정될 수 있다. 3차원적 역설계법의 여러 가지 이론이 제안되었다. 예를 들어, 장게네, 엠., 1991, "반지름류 및 혼류 턴빈기 블레이드를 위한 압축성 3차원적 블레이드설계법", 유체 수치분석법의 국제 저널, 제13권, pp.599-624, 볼지, 제이.이., 1990, "터보기계를 위한 3차원적 역방법: 파트 I - 이론", ASME의 처리, 터비기 저널, 제112권, pp.346-354, 양, 와이.엘., 탠, 시. 에서. 및 호오돈, 더블유.알., 1992, "3차원적 흐름에 있어서의 터보기계 블레이딩의 공기역학적 설계: 내향 반지름류터빈에의 응용", ASME 페이퍼 92-GT-74, 댕, 티.큐., 1993, "음속흐름에서의 터보기계 블레이딩을 위한 완전 3차원적 역방법", ASME의 처리, 터보기계 저널, 제 115권, pp.354-361. 엠. 장게네에 의해 제안(1991)되고 본 발명에서 사용된 방법은 다음과 같이 간단히 설명된다. 블레이드는 블레이드 만곡선을 따라 분포된 보티시티(vorticity)의 시트에 의해 표현되고, 상기 보티시티의 강도는 원주방향 속도(V_θ)의 접선방향 평균값과 반지름(r)의 곱인 _θ의 특정분포에 의해 결정된다. _θ는 비차원 거리(m)를 따라 ∂( _θ)/∂m 의 적분에 의해 블레이드부하분포(∂( _θ)/∂m)와 메리디오날 기하학적 구조로부터 요이하게 결정될 수 있다. 본 발명에서 특정된 블레이드 로딩분포(∂( _θ)/∂m)를 실현하는 블레이드 외형은 유계(flow field) 내의 보티시티의 시트에 의해 유도된 보티시티가 블레이드표면에 정렬되야만 하는 조건을 사용하여 결정될 수 있다. 3차원 역방법에서의 수치적 계산의 흐름은 플로우챠트로서 도 76에 도시되어 있고 다음과 같이 간단히 설명될 수 있다.

(단계 1) 특정의 부하분포(∂( _θ)/∂m)를 비차원 메리디오날 거리(m)를 따라 적분하는 것에 의한 메리디오날 평면상의 _θ분포의 계산.

(단계 2) 임펠러의 특정설계 대규모 유량 및 특정의 메리디오날 기하학적 구조의 단면적에 의거한 속도(Vm)의 메리디오날 성분의 추정.

(단계 3) 임펠러 내의 각 위치에서 _θ를 반지름(r)로 나누는 것에 의한 속도( _θ)의 접선방향성분의 추정. 이 단계에서, 얻어진 속도장은 블레이드 형상의 효과가 정확하게 포함되지 않았기 때문에 실제 속도장의 최초의 접근이다.

(단계 4) 상기 속도장 및 상대적 흐름이 블레이드 표면에 정렬되어야만 하는 것을 나타내는 비점성 슬립조건을 사용한 각각의 위치에서의 블레이드 형상의 계산. 블레이드 형상은 일차 하이퍼볼릭 편미분 방정식을 풀어서 계산되고, 블레이드 출구에 따른 θ 분포를 특정하는 것에 의한 임펠러 출구에서의 블레이드 경사를 적분을 위한 초기치로서 제공하는 것이 가능하다.

(단계 5) 단계(1)에서 얻어진 계산된 _θ분포 및 단계(4)에서 얻어진 이 상태에서의 블레이드 형상에 의거한 블레이드 영역 전체에 걸친 속도 분포의 계산.

(단계 6) 단계(5)에서 얻어진 속도 분포 및 단계(4)에서 얻어진 계산된 블레이드 형상을 사용한 지배적인 편미분 방적식을 푸는 것에 의한 속도장의 계산.

(단계 7) 단계(6)에서 얻어진 개정된 속도장을 갖고 단계(4)로 되돌아가기, 및 반복 사이의 블레이드 형상의 변환이 소정의 주어진 허용차 아래로 떨어질 때 까지의 단계(4)로부터 단계(7)까지의 공정의 반복.

다음 본 발명의 제 3형태에 다른 실시예를 다음에 설명한다.

본 발명에 따르면, 임펠러 내의 감소된 정압(p^＊)의 분포를 최적화하기 위하여, 블레이드는 허브에서의 블레이드가 임펠러의 회전방향으로 슈라우드에서의 블레이드를 선행하는 방식으로 원주방향으로 기울어진다. 도 9(A)는 도 1(A)와 유사한 폐쇄형 임펠러의 3차원적 기하학적 구조의 부분단면 개략 사시도를 나타낸다. 도 9(B)는 도 9(A)의 선 C-C′의 단면도를 나타낸다. 도 9(A) 및 도 9(B)의 부호는 동일한 부호를 갖는 도 1(A)에 도시된 동일한 부분을 나타낸다.

도 9(B)에 개략적으로 도시된 바와 같이, 블레이드 압력표면(3b)과 블레이드 흡입표면(3c) 사이의 압력차에 기인하여, 유체력이 블레이드표면에 대해 거의 수직인 블레이드에 작용하고, 반작용력은 블레이드(3)에 거의수직인 블레이드 흡입표면(3c) 쪽으로 반대방향에 있는 유체에 작용한다. 도 9(B)에서 점선으로 도시된 원주방향의 블레이드 경사가 없다면, 힘은 원주방향의 유체에 작용하고 허브또는 측판에 수직인 힘성분은 없다.

한편, 만일 허브(3CH)에서의 블레이드가 임펠러의 회전방향으로 측판(3CS)에서의 블레이드를 선행하도록 블레이드(3)가 기울어진다면, 측판표면에 수직인 성분을 갖는 힘은 도 9(B)에 도시된 바와 같이 유로의 압축측으로부터 흡입측으로 향한 반작용력으로서 유체에 작용한다. 따라서, 감소된 정압장이 유로에 생성되어 유체에 작용하는 상술된 블레이드 힘의 균형을 이루게하고, 감소된 정압(p^＊)은 블레이드 경사를 갖지 않는 경우에 비하여 측판표면에서는 더 높은 값을 갖고 허브표면에서는 더 낮은 값을 갖는다. 따라서, 도 3의 압력계수(Cp)분포의 허브표면과 측판표면 사이의 압력차(ΔCp)는 감소하고, 따라서 이차적 흐름 억제에 적합한 압력장이 도 4에 도시된 바와 같이 형성될 수 있다.

이차적 흐름의 메리디오날 성분에 대한 원주방향의 블레이드 경사의 영향은 축류 터보기계에 관한 종래의 연구에 의해 정성적으로 연구되었다. 그러나, 이차적 흐름에의 블레이드 기하학적구조의 영향은 본질적이고 정량적으로 정량적으로 이해되지 않았기 때문에, 블레이드 경사각(γ)을 블레이드 입구 및 블레이드 출구 사이에서 동일하게 유지하여 원주방향에서 블레이드의 측판측을 단순히 이동시킴으로써, 또는 종래의 블레이드 외형을 만곡된 V자형상방향 퇴적라인을 따라 퇴적시킴으로써 종래의 블레이드경사의 소정의 제한 하에서 블레이드 경사의 효과가 활용되었다.

도 10은 폐쇄된 임펠러의 메리디오날 단면을 개략적으로 나타내고, 도11(A), 도 11(B) 및 도 11(C)의 하부 및 상부도면은 각각 임펠러입구(6a)로부터 도 10의 D-D′방향에서 본 임펠러의 평면도 및 임펠러출구(6b)로부터 도 10의 E-E′방향에서 본 임펠러 출구의 평면도를 나타낸다. 예를 들어 일본국 공개 특허공보 제 55-134798 호에 개시된 종래의 블레이드 경사가 도 11(A)에 도시된 종래의 임펠러에 적용되는 경우, 도 11(B)의 평면도를 갖는 임펠러가 얻어진다. 이 종래의 블레이드 경사에 있어서, 측판측의 블레이드는 측판에서의 블레이드 기하학적 구조를 수정함 없이 원주방향으로 간단히 이동된다. 이경우에 있어서, 블레이드 곡률이 부호가 바뀌는, 허브(2)에서의 블레이드 만곡선상의 반사점(q)의 위치는 도 11(A)에 도시된 종래의 임펠러의 반사점의 위치와 동일하다. 또한, 도 11(B)의 상부도면은 블레이드(3)의 중앙선과 슈라우드표면(4) 사이의 각으로서 정의된 블레이드 경사각(γ)이 임펠러 출구 근처에서 거의 일정한 것을 나타낸다.

한편, 본 발명의 제 3형태에 있어서, 허브에서의 블레이드 기하학적 구조는 반사점(q)의 위치를 반지름방향으로 외향으로 이동시켜 블레이드의 후방부에서의 뒤로 경사지는 정도를 감소시킴으로써 더욱 능동적으로 수정된다. 즉, 허브에서의 블레이드각(d_H)은 임펠러 출구쪽으로 증가되고, 유로의 블레이드 기하학적 구조는 허브측이 임펠러 회전 방향으로 측판측을 선행하도록 설계된다. 이경우에 있어서, 도 11(C)에 도시된 바와 같이, 허브에서의 블레이드 만곡선의 반사점(q)은 도 11(B)에 도시된 종래의 블레이드 경사의 경우에 비해 임펠러의 출구측쪽으로 이동된다. 또한, 임펠러는 임펠러 출구쪽으로의 뒤로 경사짐, 즉 {d(rθ)/dr}의 정도가 슈라우드측에서 더 높게 되어, {d(rθ)/dr}_S> {d(rθ)/dr}_H로 주어지도록 설계된다. 여기서, 첨자"S"는 슈라우드에서의 값을 나타내고 "H"는 허브에서의 값을 나타낸다.

또한, 블레이드 경사각(γ)이 도 11(C)에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 감소하는 경향을 나타내도록 블레이드 경사각(γ)을 설계하는 것이 바람직하다. 여기서, 블레이드 경사각(γ)의 값을 일정하게 유지하지 않을 필요가 있다. 이경우에 있어서, 압력차(ΔCp)는 블레이드 경사각(γ)의 비교적 큰 값을 갖는 블레이드 경사의 작은 효과 때문에 입구 근처에서 비교적 높게 유지되고, 압력차(ΔCp)는 임펠러의 출구쪽으로 블레이드 경사각(γ)의 작은 값을 갖는 블레이드 경사의 큰 효과 때문에 출구쪽으로 감소되고, 따라서 ΔCp의 현저하게 감소하는 경향이 얻어진다. 또한, 도 11(C)에 도시된 바와 같이, 임펠러 입구측으로부터 본 임펠러의 평면도상에 정의된 블레이드 출구각(α_TE)가 허브(2)에서의 α_TE,H의 각으로부터 측판(4)에서의 α_TE,S의 각으로 감소하는 경향을 갖고, 허브에서의 블레이드 각(α_H)이 임페러의 출구측에서 최대 또는 국부적 최대치를 갖도록 임펠러를 설계하는 것이 바람직하다.

블레이드 경사의 효과는 임펠러 회전의 반대방향으로 측판측을 이동시킴으로써 발생된 종래의 블레이드 경사 뿐아니라 허브에서의 블레이드 기하학적 구조를 특별히 고려함으로써 더욱 효과적으로 된다. 많은 검증데이터는 블레이드 각(α_H)이 최대가 되고 허브에서의 블레이드 외형이 곡률의 부호를 변환하는 반사지점의바람직한 반지름위치는 r^＊=(r-r_1H)/(r_2H-r_1H)=0.6의 반지름비 이상인 위치에 또는 비차원 메리디오날 거리(m=0.7) 뒤에 위치되는 것을 입증한다. 도 10에 도시된 바와 같이 r_1H는 허브에서의 임펠러 입구 반지름, r_2H는 허브에서의 임펠러 출구 반지름을 나타낸다. 또한, 블레이드 경사비(S)가 S=(θ_TE,S-θ_TE,H)/(θ_TE,M-θ_LE,M)=0.14 이상일 때 블레이드 경사의 효과가 가장 효과적이 된다는 것이 입증되었다. 여기서, θ는 도 11(C)에 도시된 바와 같이 원통 극좌표계의 원주방향 좌표, 첨자 "TE"는 블레이드 출구(블레이드 꼬리단부)에서의 값, "LE"는 블레이드 입구(블레이드 선단부)에서의 값, "S"는 측판(4)에서의 값, "H"는 허브(2)에서의 값, "M"은 중간부위치에서의 값을 나타낸다.

그러나, 축방향 터보기계의 경우보다 훨씬 더 강한 이차적 흐름을 나타내는 원심 또는 혼류 터보기계 내의 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 완전히 억제하기 위하여, 원주방향의 필요로되는 블레이드 경사는 과도하게 되고, 이러한 경사의 사용은 제작시의 곤란과 구조적 강도문제 때문에 비실제적이게 된다. 한편, 본 발명에 따르면, 제작시 곤란성, 구조적 강도문제 없이 블레이드 경사와 함께 제 2형태(블레이드 로딩분포(∂( _θ)/∂m)의 최적화)를 사용하여 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하는 한 방법이 제안된다.

본 발명의 제 4형태에 따른 실시예를 다음에 설명한다.

∂( _θ)/∂m 분포의 최적화, 또는 블레이드가 원주방향쪽으로 기울어진 원주방향으로의 블레이드 경사, 또는 본 발명에 따른 그 둘의 조합에 대하여, 3차원적 블레이드 외형은 도 76의 플로우챠트를 따르는 3차원적 역설계법에 의해 계산된다. 또, 이차적 흐름의 메리디오날 성분이 효과적으로 억제되는 임펠러가 특성 블레이드 각분포를 갖는다는 것, 즉 본 발명의 제 4형태가 다음의 블레이드 각분포를 갖는 임펠러를 설계해야 한다는 것이 입증되어 있다.

(a) 허브측에서의 비차원 메리디오날 거리에 대한 블레이드 각분포는 도 13(A)에 도시된 임페러 출구쪽으로 현저하게 증가한다.

(b) 슈라우드 표면측에서의 비차원 메리디오날 거리에 대한 블레이드 각분포는 도 13(B)에 도시된 임페러 출구쪽으로 현저하게 감소한다.

(c) 비차원 메리디오날 거리에 대한 블레이드 각분포에 있어서 허브와 측판 사이의 블레이드각차는 도 14에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 현저하게 증가한다.

이경우에 있어서, 블레이드각차의 최대치의 위치가 비차원 메리디오날 거리(m=0.5)이상이거나 가장 효과적으로 비차원 메리디오날 거리(0.7-1.0)의 영역에 있고 최대 블레이드각차가 20도 이상이라면, 이차적 흐름의 메리디오날 성분의 억제효과가 현저하다는 것이 많은 검증데이터에서 확인된다. 또한, 블레이드각차의 최대치가 비차원 메리디오날 거리(m=0.0-0.2)의 영역에서의 평균 블레이드각차보다 10도 이상 더 크다는 것이 확인된다. 상술된 블레이드 각의 정의가 도 12(A) 및 도 12(B)에 제공된다. 도 12(A)는 도 1(A)에 대응하는 폐쇄형 임펠러의 부분단면 사시도이다. 도 12(A)의 F 방향에서 본 도 12(B)는 만곡된 허브표면(2)을 따라허브(2)에 수직으로 본 허브표면(2)상의 블레이드 외형을 나타낸다. 허브(2)에서의 블레이드 각(β_H)은 블레이드(3)의 만곡선과 회전의 축(1)으로부터 반지름방향 거리(r)에서의 접선방향 사이의 각으로 정의된다. 도 12(A)의 G방향에서 본 도 12(C)는 만곡된 측판표면(4)을 따라 측판(4)에 수직으로 본 측판표면(4)상의 블레이드 외형을 나타낸다. 측판(4)에서의 블레이드 각(β_S)은 블레이드(3)의 만곡선과 회전의 축(1)으로부터 반지름방향 거리(r)에서의 접선방향 사이의 각으로 정의된다. 블레이드각차(β_H-β_S)는 허브(2)에서의 블레이드각(β_H)과 측판(4)에서의 블레이드각(β_S) 사이의 각 차로서 정의된다. 블레이드각의 특성분포의 물리적 의미는 도 4에 도시된 바와 같이 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하는 기본구조를 고려하여 이해될 수 있다. 블레이드각(원주방향으로부터 정의된다)이 커짐에 따라, 임펠러로부터 방출된 유체흐름은 큰 소용돌이 속도를 갖고, 따라서 유체흐름상에 큰 임펠러 일을 제공한다. 이 때, 임펠러 일을 발생시키는, 흡입표면과 압축표면 사이의 압력차도 증가하고, 따라서 블레이드 로딩이 증가한다. 즉, 허브표면상의 블레이드각이 도 13(A)에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 증가함에 따라, 허브표면상의 대응하는 블레이드 로딩(도 5에서 실선 및 점선으로 둘러싸인 면적)는 도 5에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 증가한다. 한편, 측판표면상의 블레이드각이 도 13(B)에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 감소함에 따라, 측판표면상의 대응하는 블레이드 로딩은 도 6에 도시된 바와 같이 임펠러 출구쪽으로 감소한다. 따라서, 이러한 블레이드각 분포를 갖도록 임펠러를 설계함으로써, 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 효과적으로 억제하는 블레이드상의 압력분포가 실현될 수 있다는 것이 명확하다. 도 4의 설명으로부터 명확한 바와 같이, 이차적 흐름의 메리디오날 성분의 억제효과는 블레이드 흡입표면상의 허브 및 측판 사이의 감소된 정압분포의 차에 의해 결정되기 때문에, 허브와 측판 사이의 블레이드각차는 물리적으로 중요하다. 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하는데 이로운 임펠러의 블레이드 외형의 특징이 도 14에 도시된 블레이드각차의 분포에 반영된다.

비차원 메리디오날 거리가 증가함에 따라 현저하게 증가하는 경향이 뒤따라오는 m=0-1.0 사이의 비차원 거리의 일부에서 블레이드각차(β_H-β_S)의 분포가 감소하는 경향을 나타내는 경우가 있다. 그러나, 이차적 흐름의 억제에 따른 블레이드각차의 현저한 증가의 효과는 기본적으로 동일하다.

블레이드각 분포의 상술한 측징은 본 발명의 제 3형태, 즉 원주방향의 블레이드 경사의 특징에 반영된다. 도 11(C)에 도시된 바와 같이 허브 블레이드 외형이 곡률의 부호를 변환하는 반사지점의 위치는 본 발명의 제 3형태의 특징을 제공하고, 반지름방향으로 최소의 위치(rθ)변환, 즉 d(rθ)/dr이 최소가 되는 위치로서 주어진다. 한편, 도 12(B)에서 정의된 블레이드각(β_H)은 tanβ_H={dm/d(rθ)}_H로서 주어진다. 여기서,

tanα_H={dr/d(rθ)}_H={dm/d(rθ)}_H(dr/dm)_H=tanβ_H(dr/dm)_H

이고 (dr/dm)_H의 값은 일단 메리디오날 기하학적구조가 특정되면 계산된다. 따라서, 최소의 {d(rθ)/dr}_H위치는 최대 β_H의 위치와 밀접하게 상호 관련된다. 이 때문에, 본 발명의 제 3형태의 특징인, 허브상의 이러한 반사지점의 가장 효과적인 위치는 비차원 반지름비(r^＊=0.6) 이상이거나 비차원 거리(m=0.7) 이상이라는 것이 용이하게 인식된다.

상기 실시예를 확인하는 검증데이터가 다음에 기술된다.

도 15 내지 도 26 및 도 27 내지 도 38은 펌프임펠러용 검증데이터를 나타내며, 도 15 내지 도 26은 낮은 비속도를 갖는 원심임펠러용 검증데이터를 나타내고, 도 27 내지 도 38은 중간 비속도를 갖는 혼류임펠러용 검증데이터이다. 도 39 내지 도 50 및 도 51 내지 도 62는 압축기 임펠러용 검증데이터를 나타내며, 도 39 내지 도 50은 원심임펠러용 검증데이터이고 도 51 내지 도 62는 혼류 임펠러용 검증데이터이다. 이차적 흐름의 메리디오날 성분의 억제효과를 확인하기 위하여, 잘 설정된 3차원 점성 계산법(도우즈, 더블유. 엔., 1988,"모든 형태의 터보기계에 적용을 위한 3차원 나비에르 스토어즈 솔버의 개발", ASME 페이퍼 제 88-GT-70)에 의한 수치분석의 결과가 사용되었다. 도 17, 도 20, 도 23, 도 26, 도 29, 도 32, 도 35, 도 38, 도 41, 도 44, 도 47, 도 50, 도 53, 도 56, 도 59 및 도 62는 수치분석에 의해 예견된 블레이드의 흡입표면 근처에서의 유속벡터 및 흡입표면을 따라 경계층에서의 이차적 흐름의 흐름패턴을 나타낸다.

본 발명을 원심펌프 임펠러에 대한 도 15 내지 도 26의 검증데이터에 의거하여 더욱 상세하게 설명한다. 종래의 임펠러의 설계에 있어서, 임펠러 내의 이차적흐름의 억제에 대한 고려가 없고, 이러한 임펠러 출구쪽으로 압력계수(Cp)의 메리디오날 분포는 도 15에 도시된 바와 같이 이차적 흐름을 억제하기에 불충분한 ΔCp의 감소를 나타내면서, 블레이드 흡입표면상의 허브와 측판 사이의 더 큰 압력계수차(ΔCp)를 나타낸다. 도 16에서의 ∂(rVθ)/∂m의 분포는 측판 및 허브에서는 비교적 평평한 분포를 나타내고 이차적 흐름을 억제하는데 바람직한 본발명의 제 2형태에서 기술된 분포와는 다르다. 이차적 흐름을 억제하기 위한 종래의 설계의 부하분포를 고려하지 않은 것이 확인된다. 따라서, 수치분석의 결과는 바람직하지 않은 흐름패턴을 나타내면서 도 17에 제공된 허브로부터 측판으로의 블레이드 흡입표면상의 강한 이차적 흐름을 예견했다.

한편, 본 발명의 제 3형태가 적용된, 도 18 내지 도 20의 검증데이터의 경우에 있어서, 본 발명의 제 1형태는 원주방향의 블레이드 경사의 효과에 기인하여 실현된다. 도 18은 허브와 측판 사이의 흡입표면상의 압력계수차(ΔCp)의 임펠러 출구쪽으로의 현저한 감소경향을 나타내고, ΔCp는 약 0.7의 비차원 메리디오날 거리에서 부호를 변환하고, 이차적 흐름을 억제하기에 충분한 경향을 제공한다. 이경우에 있어서, 비록 측판에서의 최대부하가 블레이드의 전방부에서 발생할지라도, 허브에서의 최대부하는 블레이드의 후방부에서 발생하지 않고 본 발명의 제 2형태는 충분하게 만족되지 않는다. 그러나, 본 발명의 제 3형태는 블레이드 경사비(S=0.142)를 사용하여 완전히 활용되고, 바람직한 압력분포가 도 18에 도시된 바와 같이 얻어진다. 따라서, 흡입표면상에서의 허브로부터 측판으로의 이차적 흐름은 완전히 억제되고 바람직한 흐름패턴이 도 20의 수치분석의 결과로 도시된바와 같이 달성된다.

도 21 내지 도 23은 본 발명의 제 3 및 제 2형태의 조합에 의해 얻어진 경우를 나타낸다. 원주방향의 블레이드 경사의 제 3형태와 블레이드 로딩의 제 2형태의 공동작용에 의해, 허브와 측판 사이의 흡입표면상의 압력계수차(ΔCp)의 임펠러 출구쪽으로의 현저한 감소경향이 실현되고, ΔCp는 약 0.75의 비차원 메리디오날 거리에서 부호를 변환하고, 이차적 흐름을 억제하기에 충분한 경향을 제공한다. 따라서, 흡입표면상에서의 허브로부터 측판으로의 이차적 흐름은 억제되고 바람직한 흐름패턴이 도 23의 수치분석의 결과로 도시된 바와 같이 달성된다. 이경우에 있어서, 블레이드 경사비는 제 3형태만을 사용하여 설계된 도 18 내지 도 20의 경우에서 얻어진 경사비의 약 반인 S=0.078이다. 따라서, 제조에 더욱 바람직한 3차원 유로 기하학적구조가 성공적으로 얻어졌다.

도 24 내지 도 26은 본 발명의 제 2형태만이 적용된 경우를 나타낸다. 도 25의 블레이드 로딩(∂(rV_θ)/∂m)의 바람직한 분포 때문에, 허브와 측판 사이의 흡입표면상의 압력계수차(ΔCp)는 이차적 흐름을 억제하기에 바람직한 경향을 갖으면서 종래의 설계의 압력계수차에 비하여 임펠러 출구쪽으로 현저히 감소하는 경향을 나타낸다. 따라서, 흡입표면상에서의 허브로부터 측판으로의 이차적 흐름은 도 17의 종래의 설계경우의 이차적 흐름에 비해 도 26의 수치적해석의 결과에서 도시된 바와 같이 완전히 억제된다. 그러나, 도 18 및 도 24 사이의 비교로부터 명확한 바와 같이, 허브 및 측판 사이의 흡입표면상의 압력계수의 도 24에 있어서의 감소경향은 도 18의 감소경향 처럼 현저하지는 않다. 따라서, 도 20 및 도 26 사이의 비교로부터 명확한 바와 같이, 이차적 흐름은 본 발명의 제 3형태를 사용한 이전의 설계 보다 덜 효과적으로 억제된다.

도 27 내지 도 38은 혼류펌프 임펠러용 검증데이터와, 상술된 바와 같은 원심펌프 임펠러용 검증데이터(도 15 내지 도 26)와 유사한 이차적 흐름 억제효과를 나타내고, 본 발명의 응용가능성이 혼류펌프 임펠러에 대하여도 확인될 수 있다.

다음에, 원심 압축기 임펠러용의 도 39 내지 도 50의 검증데이터가 상세히 설명된다. 전술한 바와 같이, 압축성 흐름에서, 이차적 흐름의 작용과 밀접하게 관계되고 본 발명의 제 1형태에 사용되는 물리적 변수는 상대 마하수 분포이다. 종래에 설계된 임펠러에서는, 이차적 흐름의 억제에 관한 고찰이 이루어지지않으며, 임펠러 출구 쪽으로의 상대 마하수(M)의 메리디오날 분포는 도 39에 도시된 바와 같이 허브 및 측판 사이의 흡입표면상에서 상대 마하수(M)의 충분한 감소경향을 나타내지 않는다. 더욱이, 도 40에서 블레이드로딩은 허브 및 측판 모두에서 비교적 평탄한 분포를 나타내며, 이차적 흐름을 억제하기에 유리한 분포와는 상이하다. 그러므로, 종래 설계의 로딩분포에서는 이차적 흐름을 억제하기 위한 고찰이 이루어지지 않음을 확인할 수 있다. 이로써, 도 41에 제공되는 수치분석결과(1)는 임펠러 출구 쪽으로 허브로부터 측판까지의 블레이드 흡입표면상에 강한 이차적 흐름이 나타남을 예측하게 한다.

한편, 본 발명의 제 3형태가 적용된 도 42 내지 도 44의 검증데이터의 경우, 원주방향의 블레이드경사의 효과로 인하여 본 발명의 제 1형태가 실현된다. 도 42는 임펠러 출구 쪽으로 허브 및 측판 사이의 흡입표면상에서 상대 마하수차분(ΔM)의 현저한 감소경향을 도시하며, ΔM은 약 0.85의 비차원 메리디오날 거리에서 그 부호를 변환하며, 이차적 흐름을 억제하기에 충분한 경향을 제공한다. 이 경우, 측판에서의 최대로딩은 블레이드의 후방부에서 발생하며 본 발명의 제 2형태는 충분히 만족되지 않는다. 그러나, 본 발명의 제 3형태가 충분히 이용되어, 도 42에 도시된 바와 같이 유리한 상대 마하수 분포가 얻어진다. 이 결과, 흡입표면상에서 허브로부터 측판으로의 이차적 흐름은 완전히 억제되며 도 44의 수치분석결과에 도시된 바와 같이 유리한 흐름패턴이 달성된다.

다음에, 도 45 내지 47은 본 발명의 제 3 및 제 2형태의 조합에 의해 달성되는 경우를 도시한다. 원주방향 블레이드 경사의 제 3형태 및 블레이드 로딩의 제 2형태의 효과들의 상조작용으로 인하여, 도 45에 도시된 바와 같이, 임펠러 출구 쪽으로 측판과 허브 사이의 흡입표면상의 상대 마하수차분(ΔM)이 현저한 감소경향을 나타내는 한편, ΔM은 약 0.75의 비차원 메리디오날 거리에서 그 부호가 변화하며, 이차적 흐름을 억제하기에 충분한 경향을 제공한다. 이 결과, 흡입표면상에서 허브로부터 측판으로의 이차적 흐름이 억제되며, 도 47의 수치분석결과에 도시된 바와 같이 유리한 흐름패턴이 달성된다. 이 경우, 블레이드 경사비는 제 3형태만을 사용하여 창안된 도 42 내지 도 44의 경우에 적용된 경사비와 유사하다. 그러나, 도 42 및 도 45를 비교함으로써 분명해지듯이, 본 발명의 제 2형태를 조합하여 사용함으로써 상대 마하수의 현저한 감소경향을 얻을 수 있다.

도 48 내지 도 50은 본 발명의 제 2형태만을 적용하는 경우를 도시한다. 도49에 나타낸 블레이드 로딩 (∂( _θ)/∂m)의 분포로 인하여, 허브 및 측판 사이의 흡입표면상의 상대 마하수차분(ΔM)은 임펠러 출구 쪽으로 감소경향을 나타내며, ΔM은 약 0.90의 비차원 메리디오날 거리에서 제로에 매우 가까워지면서, 이차적 흐름을 억제하기에 유리한 분포를 제공한다. 이 결과, 흡입표면상에서 허브로부터 측판으로의 이차적 흐름은 도 50의 수치분석결과에 도시된 바와 같이 완전히 억제되며 유리한 흐름패턴이 얻어진다.

도 51 내지 도 62는 혼류압축기 임펠러에 대한 검증데이터를 도시하며, 전술된 원심압축기 임펠러(도 39 내지 도 50)의 이차적 흐름 억제효과와 유사한 효과, 및 본 발명의 응용가능성은 혼류압축기 임펠러에 대해서도 확인될 수 있다.

도 63 내지 도 74는 본 발명의 제 4형태에 따른 특징적인 블레이드각분포를 도시한다. 도 15 내지 도 38에 도시된 수치분석에 의하여 이차적 흐름의 메리디오날 성분의 예측결과들을 비교함으로써, 블레이드각분포의 특성이 현저해짐에 따라 이차적 흐름의 메리디오날 성분의 억제효과가 증가되는 것을 확인할 수 있다.

즉, 원심펌프 임펠러에 대한 수치분석결과는 도 20, 도 23 및 도 26의 순서대로 이차적 흐름 억제효과가 증가됨을 나타내며, 도 65에서 블레이드각차분의 대응분포는 동일한 순서대로 블레이드각차분이 임펠러 출구 쪽으로 더욱 현저하게 증가하는 경향을 도시한다. 따라서, 본 발명의 제 4형태의 효과가 아주 분명하게 확인될 수 있다. 또한, 허브 및 측판상의 블레이드각분포는 도 13(A) 및 (B)에 관하여 기술된 본 발명의 제 4형태의 특성을 도시한다.

혼류펌프 임펠러에 대한 검증데이터에서, 블레이드각(β_H, β_S)의 특성은 도 66 내지 도 68에서 관찰될 수 있다. 원심펌프 임펠러의 경우와 마찬가지로, 도 68의 본 발명의 제 4형태는 도 32, 도 35 및 도 38에 제공된 이차적 흐름 억제도와 잘 일치된다.

상기한 도면들에서, 종래의 설계방법에 의해 설계된 임펠러의 블레이드각분포는 점선으로 도시된다. 종래방법과 본 발명 사이의 차이가 명확히 확인된다. 원심 또는 혼류펌프 임펠러의 종래의 설계방법에 따라, 에이. 제이. 스테파노프의 "원심 및 축류펌프", 제 2판, 존 윌레이 & 선스, 뉴욕, 1957, 95-104쪽, 또는 제이. 엘. 딕마스의 "수직터빈, 혼류 및 프로펠러펌프", 맥그로-힐, 뉴욕, 1989, 305-311쪽에 개시된 바와 같이, 일단 임펠러 입구 및 임펠러 출구에서의 블레이드각이 설계내역으로부터 결정되면, 통상, 양 블레이드각을 점차 완만하게 변화하는 곡선으로 연결함으로써 임펠러 입구 및 임펠러 출구 사이의 블레이드각분포가 결정된다. 그러므로, 이차적 흐름의 억제에 관한 고찰은 종래의 설계방법에서 전혀 이루어지지 않는다. 도 63 내지 도 68의 점선은 이러한 종래방법에 의해 설계된 임펠러의 블레이드각분포를 도시한다. 이 때문에, 종래의 임펠러에서 이차적 흐름이 억제될 수 없으며, 도 65 및 도 68에 점선으로 나타낸 종래의 임펠러에 대응하는 도 17 및 도 29의 수치분석결과에 의하여 이러한 사항이 확인된다. 도 69 내지 도 74는 본 발명의 제 4형태의 블레이드각분포의 특성을 갖는 압축기 임펠러에 대한 검증데이터를 도시한다. 도 44, 도 47, 도 50, 도 56, 도 59 및 도69의 수치분석에 의하여 예측 메리디오날 이차적 흐름을 비교함으로써, 제 4형태의 블레이드각분포의 특성이 매우 현저해짐에 따라 이차적 흐름 억제효과가 증가되는 것을 분명히 확인할 수 있다. 이때, 도 69 내지 도 74의 점선은 통상적인 압축기의 종래의 임펠러의 블레이드각분포를 도시한다. 압축기에서, 마찰손실을 감소시키기 위하여, 측판 표면을 따르는 흐름의 감속은 블레이드의 전방부에서 이행되므로, 블레이드각분포는 펌프 임펠러의 분포와 상이하다. 그러나, 이차적 흐름을 억제하고자 하는 고찰이 전혀 이루어지지 않으므로, 이차적 흐름의 메리디오날 성분은 억제될 수 없다. 이것은 도 41 및 도 53에 도시된 바와 같이 대응하는 수치분석결과에 의해 확인될 수 있다.

도 75는 혼류펌프 임펠러의 경우에 블레이드 경사의 제 3형태 및 블레이드 로딩의 제 2형태를 조합하는 효과를 도시한다. 본 발명의 제 3형태만을 사용하여 설계된 임펠러의 기하학적 구조는 도 75(A)에 도시된 바와 같이 매우 작은 블레이드 경사각(γ)을 갖는 한편 원주방향의 실질적인 블레이드경사를 나타내는 S=0.217의 블레이드 경사비를 가지며, 임펠러는 제조하기 어려운 구조를 갖는다. 한편, 본 발명의 제 2형태와 제 3형태를 함께 조합하여 설계된 임펠러는 도 75(B)에 도시된 바와 같이 비교적 큰 블레이드 경사각(γ), S=0.10의 이등분된 블레이드 경사비를 가지게 되어, 제조상의 어려움을 해결하며, 본 발명의 효과가 확실해진다.

본 발명은 터보기계의 임펠러를 설계하는데 있어서 다음과 같은 특징을 갖는다.

(1) 감소된 정압 차분(ΔCp) 또는 상대 마하수차분(ΔM)은 비차원 메리디오날 거리에 대하여 현저하게 감소되는 경향을 나타낸다.

(2) _θ의 메리디오날 미분, 즉 임펠러의 반경(r)과 반경(r)에서의 유체의 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_∂)의 접선방향 평균치의 곱 _θ의의 미분인 ∂( _θ)/∂m은, 측판에서의 ∂( _θ)/∂m의 최대치가 블레이드의 전방부에 나타나고 및/또는 허브에서의 최대치가 블레이드의 후방부에 나타나는 메리디오날 거리에 따른 분포를 갖는다.

(3) 블레이드는 일정치 않은 블레이드 경사각(γ)을 가지면서 원주방향 쪽으로 경사져, 허브의 블레이드가 임펠러의 회전방향에서 측판의 블레이드를 선행하게 한다.

(4) 허브의 블레이드각(β_H) 및 측판의 블레이드각(β_S) 사이의 블레이드각차분(β_H-β_S)은 비차원 메리디오날 거리에 대하여 현저히 증가되는 경향을 나타낸다.

상기한 형태에 따라, 이차적 흐름의 메리디오날 성분이 효과적으로 억제될 수 있으므로, 터보기계 또는 하류측 유로에 발생하는 손실이 감소될 수 있고, 특성곡선이 몹시 경사지게 되는 사태가 방지될 수 있으며, 운전안전성이 향상될 수 있다. 따라서, 본 발명은 산업상 우수한 이용가치를 갖는다.

상기한 네 개의 형태에 관하여, 그 타당성은 현재 광범위하게 이용가능한 역설계방법 및 흐름분석기술에 따른 검증데이터에 의하여 입증되므로, 본 발명은 산업상 효과적으로 이용될 수 있다.

Claims (27)

1. 허브(2)에 의해 지지되는 복수의 블레이드(3)가 허브(2)위에서 원주방향으로 이격되어 있으며, 2개의 이웃하는 블레이드(3) 사이에서 흐름 방향을 형성하는 유로 내의 유체의 흐름에 대한 외부경계를 형성하는 측판표면(4)에 의해 상기 복수의 블레이드(3)가 덮히는 구성의 임펠러를 갖는 원심 또는 혼류 터보기계에 있어서,

   상기 임펠러(6)는,

   상기 블레이드의 흡임표면(3c)에서 허브(2) 및 측판(4) 사이의 감소된 정압 차분(ΔCp) 또는 상대 마하수차분(ΔM)이, 비차원 메리디오날 거리 m=0의 위치(임펠러 입구(6a))및 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치(임펠러 출구(6b)) 사이에서, 상기 비차원 메리디오날 거리가 증가함에 따라, 이차적 흐름의 메리디오날성분을 억제하도록 하는 정도로 감소하는 경향을 나타내도록 설계되며,

   상기 감소하는 경향은, 감소된 정압 차분(ΔCp)의 최소값 및 상기 최소값을 나타내는 비차원 메리디오날 거리로부터 비차원 메리디오날 거리 0.4를 뺌으로써 얻어지는 비차원 메리디오날 거리에 대응하는 위치에서의 감소된 정압 차분(ΔCp)의 값 사이의 차분이 0.2 이상이거나, 상대 마하수차분(ΔM)의 최소값 및 상기 최소값을 나타내는 비차원 메리디오날 거리로부터 비차원 메리디오날 거리 0.4를 뺌으로써 얻어지는 비차원 메리디오날 거리에 대응하는 위치에서의 상대 마하수차분(ΔM)의 값 사이의 차분이 0.15 이상이 되도록 하여 구성되며,

   상기 허브(2)에서 블레이드(3)의 압축표면(3b)상의 압력계수(Cp) 또는 마하수(M)와 흡입표면(3c)상의 압력계수(Cp) 또는 마하수(M) 사이의 차분이, 상기 블레이드(3)의 후방부에서 비차원 메리디오날 거리 m=1.0(임펠러 출구)의 바로 이웃 근방의 위치에서만 영이 되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
2. 제 1항에 있어서,

   상기 측판(4)에서 블레이드(3)의 압축표면(3b)상의 압력계수(Cp) 또는 마하수(M)와 상기 흡입표면(3c)상의 압력계수(Cp) 또는 마하수(M) 사이의 차분이, 상기 블레이드(3)의 후방부에서 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 바로 이웃 근방의 위치에서만 영이 되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
3. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

   상기 임펠러(6)는,

   _θ의 메리디오날 미분, 즉 상기 임펠러의 반경(r)과 상기 반경(r)에서의 상기 임펠러의 유로내 유체의 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_θ)의 접선방향 평균치의 곱 _θ의 미분인 ∂( _θ)/∂m은 상기 임펠러의 전방부의 위치의 측판(4)에서와 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하는데 필요한 비차원 메리디오날 거리에서 최대치를 갖고, 임펠러(6)의 후방부의 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치에서만 측판(4)에서의 영인 최소치를 가지며, 및/또는 상기 _θ의 메리디오날미분, 즉 ∂( _θ)/∂m은 상기 임펠러의 후방부의 위치의 허브(2)에서와 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하는데 필요한 비차원 메리디오날 거리에서 최대치를 갖고, 임펠러(6)의 후방부의 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치에서만 허브(2)에서 영인 최소치를 갖도록 설계되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
4. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

   상기 임펠러(6)는,

   _θ의 메리디오날 미분, 즉 상기 임펠러의 반경(r)과 상기 반경(r)에서의 상기 임펠러(6)의 유로내 유체의 절대속도(V)의 원주방향 속도성분(V_θ)의 접선 방향 평균치의 곱 _θ의 미분인 ∂( _θ)/∂m은, 비차원 메리디오날 거리 m=0(임펠러 입구측)에 인접한 위치의 허브(2)에서의 대응하는 ∂( _θ)/∂m의 값에 비하여 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제시킬 정도로 측판(4)에서의 값이 더 크고, 상기 _θ의 상기 메리디오날 미분, 즉 ∂( _θ)/∂m은 비차원 메리디오날 거리 m=1.0(임펠러 출구측)에 인접한 위치에서 허브(2)에서의 대응하는 ∂( _θ)/∂m의 값에 비하여 측판(4)에서의 값이 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제시킬 정도로 더 작으며, 상기 허브(2)에서의 _θ의 상기 메리디오날 미분의 분포는 상기 임펠러(6)의 후방부의 위치에서만 측판에서의 분포와 교차하고, 상기 _θ의 메리디오날 미분은 상기 임펠러(6)의 후방부의 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치(임펠러 출구(6b))에서만 측판(4) 및 허브(2)의 양측 모두에서 영인 최소치를 갖도록 설계되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
5. 제 4항에 있어서,

   상기 교차는 비차원 메리디오날 거리 0.50 이상의 범위의 위치(임펠러 출구측)에서 발생하는 것을 특징으로 하는 터보기계.
6. 제 4항에 있어서,

   상기 교차는 비차원 메리디오날 거리 0.55∼0.85 범위의 위치(임펠러 출구측)에서 발생하는 것을 특징으로 하는 터보기계.
7. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

   비차원 메리디오날 거리 m=0의 위치(임펠러 입구(6a)) 및 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치(임펠러 출구(6b)) 사이에서 상기 블레이드(3)는 원주방향 쪽으로 경사져서, 상기 허브측의 블레이드(3)가 상기 임펠러의 회전방향으로 측판측의 블레이드(3)를 선행하고, 유로의 단면도상에서 측판표면(4) 및 블레이드 중앙선 사이의 각으로서 정의되는 블레이드 경사각(γ)이 상기 임펠러(6)의 출구 쪽으로 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하도록 하는 정도로 감소하는 경향을 나타내는 것을 특징으로 하는 터보기계.
8. 제 7항에 있어서,

   상기 임펠러 입구측으로부터 보여지는 상기 임펠러(6)의 평면도상에서의 접선방향 및 상기 출구(6b)에서의 블레이드 만곡선 사이의 각으로서 정의되는 블레이드각(α_TE)은 허브에서의 값(α_TE,H)으로부터 측판(4)에서의 값(α_TE,S)쪽으로 감소되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
9. 제 8항에 있어서,

   상기 임펠러 입구측으로부터 보여지는 상기 임펠러의 평면도상에서의 허브 (2)의 접선방향 및 블레이드 만곡선 사이의 각으로서 정의되는 블레이드각(α_H)은 상기 임펠러의 상기 출구측에서 최대 또는 국부적 최대치를 갖는 것을 특징으로 하는 터보기계.
10. 제 9항에 있어서,

    상기 블레이드각(α_H)의 상기 최대 또는 국부적 최대치는 m=0.7 이상의 비차원 메리디오날 거리의 위치 또는 r^＊=0.6 이상의 비차원 반지름비의 위치(임펠러 출구측)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보기계.
11. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

    상기 블레이드(3)는 비차원 메리디오날 거리 m=0의 위치(임펠러 입구(6a)) 및 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치(임펠러 출구(6b)) 사이에서 원주방향 쪽으로 경사져서, 상기 허브측의 블레이드(3)가 상기 임펠러(6)의 회전 방향으로 측판측의 블레이드(3)를 선행하고, 상기 측판(4)에서 상기 블레이드(3)의 임펠러 출구(6b) 쪽으로의 뒤로 경사짐(backsweep)이 {d(rθ)/dr}_S＞{d(rθ)/dr}_H일 때 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제할 정도로 상당하게 되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
12. 제 7항에 있어서,

    상기 원주방향으로의 상기 블레이드경사는,

    상기 블레이드경사의 전체적인 정도를 나타내며, S = (θ_TE,S-θ_TE,H)/(θ_TE,M-θ_LE,M)[이때, θ_TE,S는 상기 측판(4)에서의 상기 임펠러 출구(6b)의 각좌표, θ_TE,H는 상기 허브(2)에서의 상기 임펠러 출구(6b)의 각좌표, θ_TE,M은 상기 측판(4) 및 상기 허브(2) 사이의 중점에서의 상기 임펠러 출구(6b)의 각좌표, θ_LE,M은 상기 측판(4) 및 상기 허브(2) 사이의 중점에서의 상기 임펠러 입구(6a)의 각좌표를 나타냄]로서 정의되는 블레이드경사비(S)가 S=0.14 이상이 되도록 설계되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
13. 제 1항에 있어서,

    상기 블레이드(3)는 원주방향 쪽으로 경사져, 상기 허브(2)의 상기 블레이드 (3)가 상기 임펠러(6)의 회전방향으로 상기 측판(4)의 상기 블레이드(3)를 선행하는 것을 특징으로 하는 터보기계.
14. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

    상기 임펠러(6)는,

    허브(2)에서의 상기 블레이드각(β_H) 및 측판(4)에서의 상기 블레이드각(β_S) 사이의 블레이드각차분(β_H-β_S)이, 비차원 메리디오날 거리 m=0의 위치(임펠러 입구(6a))로부터 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치(임펠러 출구(6b))까지 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하도록 하는 정도로 증가하는 경향을 나타내도록, 원주방향으로부터 측정되는 블레이드각이 분포되게 설계되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
15. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

    상기 임펠러(6)는,

    허브(2)에서의 상기 블레이드각(β_H) 및 측판(4)에서의 상기 블레이드각(β_S) 사이의 블레이드각차분(β_H-β_S)이, 이차적 흐름의 메리디오날 성분을 억제하도록 하는 정도로 비차원 메리디오날 거리의 증가에 따라 현저히 증가하는 경향에 선행하여 상기 비차원 메리디오날 거리 m=0의 위치(임펠러 입구(6a)) 및 비차원 메리디오날 거리 m=1.0의 위치(임펠러 출구(6b)) 사이의 비차원 메리디오날 거리의 일부에서 감소되는 경향을 나타내도록, 원주방향으로부터 측정되는 블레이드각이 분포되게 설계되는 것을 특징으로 하는 터보기계.
16. 제 14항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)은 20도 이상의 최대치 또는 국부적 최대치를 갖는 것을 특징으로 하는 터보기계.
17. 제 14항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)은 m=0∼0.2의 비차원 메리디오날 거리의 위치(임펠러 입구측) 사이의 블레이드각 차분의 평균치 보다 10도 이상 큰 최대치 또는 국부적 최대치를 갖는 것을 특징으로 하는 터보기계.
18. 제 16항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.5 이상의 범위의 위치(임펠러 출구측)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보기계.
19. 제 16항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.7∼1.0 범위의 위치(임펠러 출구 근처)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보기계.
20. 제 15항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)은 20도 이상의 최대치 또는 국부적 최대치를 갖는 것을 특징으로 하는 터보기계.
21. 제 15항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)이 m=0~0.2의 비차원 메리디오날 거리의 위치(임펠러 입구측) 사이의 블레이드각 차분의 평균치 보다 10도 이상 큰 최대치 또는 국부적 최대치를 갖는 것을 특징으로 하는 터보기계.
22. 제 17항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.5 이상의 범위의 위치(임펠러 출구측)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보기계.
23. 제 20항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.5 이상의 범위의 위치(임펠러 출구측)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보기계.
24. 제 21항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.5 이상의 범위의 위치(임펠러 출구측)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보 기계.
25. 제 17항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.7~1.0 이상의 범위의 위치(임펠러 출구 근처)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보 기계.
26. 제 20항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.7~1.0 이상의 범위의 위치(임펠러 출구 근처)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보 기계.
27. 제 21항에 있어서,

    상기 블레이드각 차분(β_H-β_S)의 상기 최대치는 비차원 메리디오날 거리 m=0.7~1.0 범위의 위치(임펠러 출구 근처)에서 나타나는 것을 특징으로 하는 터보기계.