WO2014080889A1 - ラジアルタービン - Google Patents

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WO2014080889A1
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nozzle vane
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vane
turbine
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大迫　雄志
横山　隆雄
陣内　靖明
白石　隆
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Mitsubishi Heavy Industries Ltd
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Mitsubishi Heavy Industries Ltd
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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    • F01D9/00—Stators
    • F01D9/02—Nozzles; Nozzle boxes; Stator blades; Guide conduits, e.g. individual nozzles
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
    • F02B37/00—Engines characterised by provision of pumps driven at least for part of the time by exhaust
    • F02B37/12—Control of the pumps
    • F02B37/24—Control of the pumps by using pumps or turbines with adjustable guide vanes
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D17/00—Regulating or controlling by varying flow
    • F01D17/10—Final actuators
    • F01D17/12—Final actuators arranged in stator parts
    • F01D17/14—Final actuators arranged in stator parts varying effective cross-sectional area of nozzles or guide conduits
    • F01D17/16—Final actuators arranged in stator parts varying effective cross-sectional area of nozzles or guide conduits by means of nozzle vanes
    • F01D17/165—Final actuators arranged in stator parts varying effective cross-sectional area of nozzles or guide conduits by means of nozzle vanes for radial flow, i.e. the vanes turning around axes which are essentially parallel to the rotor centre line
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
    • F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
    • F01D5/12—Blades
    • F01D5/14—Form or construction
    • F01D5/141—Shape, i.e. outer, aerodynamic form
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05D—INDEXING SCHEME FOR ASPECTS RELATING TO NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, GAS-TURBINES OR JET-PROPULSION PLANTS
    • F05D2220/00—Application
    • F05D2220/40—Application in turbochargers
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
    • Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
    • Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
    • Y02T10/12—Improving ICE efficiencies

Definitions

  • the present invention relates to a radial turbine, and more particularly to a nozzle vane structure that is arranged in a circumferential direction inside a spiral scroll and adjusts the flow of working gas from the scroll to the rotor blades of the turbine rotor.
  • a turbine rotor blade located inside a scroll from a spiral scroll formed in a turbine casing.
  • a radial turbine configured to rotationally drive the turbine rotor by causing the turbine rotor to flow in a radial direction and then acting on the rotor blades and then flowing out in the axial direction is often employed.
  • a plurality of nozzle vanes are arranged on the outer periphery side of the rotor blade, and the angle thereof is variable, or A fixed one is used.
  • FIG. 7 and 8 are cross-sectional views of the main part of an example of a supercharger using a variable nozzle radial turbine.
  • a spiral scroll 3 is formed in the turbine casing 2 and a gas outlet passage 5 (not shown in FIG. 7) is formed on the inner peripheral side.
  • a plurality of rotor blades 9 are fixed to the outer periphery of the turbine rotor 7 at equal intervals in the circumferential direction.
  • the turbine rotor 7 is connected to a compressor (not shown) fixed coaxially by a rotor shaft 11, and the rotor shaft 11 is supported by a bearing casing with a bearing.
  • nozzle vane 13 is a variable type, and is a variable type that is rotatable about a support shaft 15 attached to the main body of the nozzle vane 13 shown in the figure.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Laid-Open No. 2005-351241
  • Patent Document 2 Japanese Patent Publication No. 2011-509371
  • Patent Document 3 Japanese Patent Laid-Open No. 2000-18004. It is done.
  • Patent Document 1 shows a variable nozzle vane, and in order to obtain good nozzle characteristics over the entire use load range including a low load operation region of an exhaust turbine such as a turbocharger for a vehicle, It has been shown that a fluid deflecting bulge that bulges out from the airfoil cross-sectional shape over at least a portion of the blade length at the downstream end of the back surface.
  • Patent Document 2 shows a guide vane for a variable turbocharger, and the curvature line of the outer shape of the guide vane has at least one or more regions having discontinuous extension. It has been shown to achieve a number of flow patterns that are formed and depending on the desired purpose of use.
  • Patent Document 3 in the radial turbine with nozzle, in order to suppress the nozzle loss caused by the increase of the nozzle inflow angle in the vicinity of both the hub side and the shroud side wall of the variable nozzle, it is disclosed that the blade angle in the vicinity of the wall surface and the shroud side wall surface has a shape larger than the blade angle in the center of the flow path.
  • the working gas flows around the nozzle vanes 13 arranged in the circumferential direction while circulating along the spiral of the scroll 3.
  • the gas inflow velocity into the nozzle vane 13 has different velocity distributions in the width (height) direction of the nozzle vane 13 (Z direction in FIG. 6). That is, as shown in FIG. 6, the gas inflow velocity C at the inlet portion of the nozzle vane 13 is caused by the three-dimensional boundary layer formed at 15 to 20% of the entire width on both sides of the width W of the inlet front edge portion 17.
  • C is a circumferential component is circumferential velocity C theta of the inlet leading edge corner clogging shroud side 19 central large ends of the 17 and hub side 21 is reduced.
  • the radial velocity C R is the radial component, as shown in FIG. 6, the central portion is small corner clogging shroud side 19 and as the hub side 21 increases the distribution across the inlet leading edge 17.
  • the flow loss in the nozzle vane 13 increases and the turbine efficiency decreases. That is, the gas inlet angle ⁇ 2 on the wall side of the inlet leading edge 17, that is, the hub side 21 and the shroud side 19 is larger than the inlet central portion of the nozzle vane 13 in accordance with the optimum gas inlet angle ⁇ 1 to the nozzle vane 13.
  • the collision angle (incidence angle, the incidence angle is the difference between the blade angle of the nozzle leading edge and the gas inflow angle)
  • the gas flows into the nozzle vane 13.
  • the suction surface side 13b (see FIG. 9, 13a is the pressure surface side) flows into the suction surface with an impact angle (incidence angle), causing a collision loss of the inlet leading edge 17 of the nozzle vane 13,
  • the secondary flow loss increases in the flow from the nozzle vane 13 toward the moving blade 9 and the turbine efficiency decreases.
  • Patent Document 1 a fluid deflecting bulge bulging from the airfoil cross-sectional shape is provided over at least a part of the blade length at the downstream end of the back surface of the vane, and the downstream of the vane is provided.
  • the flow is prevented from flowing to the ventral side of the vane when leaving the end, and it is not disclosed until the flow angle that flows out from the downstream end of the vane and flows into the rotor blades of the turbine rotor is made uniform.
  • Patent Document 2 does not show the equalization of the flow angle of the working gas at the vane tip portion into which the working gas from the scroll flows and further at the rear end portion.
  • Patent Document 3 Although the uniformity of the incidence angle (collision angle) at the vane tip is shown, the flow angle flowing out from the downstream end of the vane and flowing into the rotor blades of the turbine rotor is uniform. It is not disclosed until conversion.
  • the present invention has been made in view of such problems, and it is possible to reduce the collision loss of the working gas flowing from the turbine scroll to the nozzle vane at the tip of the nozzle vane and to equalize the outflow flow at the rear end of the nozzle vane.
  • An object is to improve the turbine efficiency by suppressing the secondary flow loss in the nozzle vane and the moving blade.
  • the present invention achieves such an object, a radial turbine having a plurality of nozzles arranged in the circumferential direction inside a spiral scroll and having nozzle vanes for adjusting the flow of working gas from the scroll to the rotor blades of the turbine rotor.
  • the vicinity of both ends in the width direction of the inlet front edge of the nozzle vane bulges to the pressure surface side of the nozzle vane from the center in the width direction to form a front edge bulge, and the leading edge blade of the inlet front edge
  • the angle is made to coincide with the gas inflow angle of the working gas flowing into the nozzle vane in the entire width direction, and the vicinity of both end portions in the width direction of the rear edge of the nozzle vane is closer to the pressure surface side of the nozzle vane than the center portion.
  • a trailing edge bulging portion bulged to the left is formed.
  • the collision loss of the working gas flowing from the turbine scroll into the nozzle vane at the tip end portion of the nozzle vane can be reduced, and the outflow flow at the rear end portion of the nozzle vane is made uniform, so that the nozzle to the moving blade.
  • the total length of the nozzle vanes in the vicinity of both end portions in the width direction is longer than the total length in the center portion in the width direction.
  • the nozzle vane is a variable nozzle vane supported so as to be rotatable around an intermediate portion of the nozzle length, and the leading edge bulge of one nozzle vane of the adjacent nozzle vane is provided. It is preferable that the rear edge bulge portion of the other nozzle vane is formed so as to be close when the nozzle vane is fully closed.
  • the nozzle vane is a variable nozzle vane that is rotatably supported with a middle portion of the nozzle length as a rotation center, and is formed by connecting the vicinity of the rotation axis of each nozzle vane. Only within the range, the gap between the both ends in the width direction of the nozzle vane and the side wall may be formed narrower than the gap between the both ends and the side wall outside the annular range.
  • variable nozzle has a clearance (gap) between the nozzle end and the wall surface in order to make the nozzle opening movable.
  • the gas that passes through this clearance (the gas that leaks without passing through the nozzle throat) is not converted into velocity energy, so the loss of nozzle clearance increases and turbine efficiency decreases.
  • the loss of the nozzle clearance is prevented, thereby reducing the collision loss at the nozzle vane front end portion and making the outflow flow uniform at the rear end portion of the nozzle vane. Combined with the improvement in efficiency, the efficiency can be further improved.
  • the annular range is a region where a throat is formed by adjacent nozzle vanes when the opening degree of the nozzle vanes is in the range of the intermediate opening degree to the small opening degree.
  • the tendency of the loss increase due to the nozzle clearance is a region where the gas expansion at the nozzle portion is larger than that of the rotor blade of the turbine rotor, and the region where the ratio of the throat area between the nozzles is small with respect to the nozzle clearance,
  • the effect of the nozzle on the turbine efficiency increases, and nozzle clearance loss is prevented if the throat is formed by the adjacent nozzle vanes within the range of medium to small nozzle openings. Effectively obtained.
  • the blade angle is set in the vicinity of both ends in the width direction within a range of about 2 to 13 degrees from the center in the width direction to the pressure surface side of the nozzle vane.
  • the vicinity of both ends in the width direction is at a blade angle in the range of about 2 to 8 degrees from the center in the width direction to the pressure surface side of the nozzle vane. It is better to bulge in the direction that stands up.
  • the collision loss and the secondary flow loss in the turbine blade are reduced by reducing the collision loss of the working gas flowing from the turbine scroll to the nozzle vane at the tip end of the nozzle vane and equalizing the outflow flow at the rear end of the nozzle vane.
  • turbine efficiency can be improved.
  • the nozzle efficiency is further improved by reducing the size of the nozzle clearance within the range of medium to small opening of the nozzle opening where the influence of the nozzle clearance on the turbine efficiency increases. be able to.
  • the whole nozzle vane which shows 1st Embodiment is shown, (A) is a top view, (B) is a front view, (C) is a side view. (D) shows the shape of the nozzle vane leading edge bulge, and (E) shows the shape of the nozzle vane trailing edge bulge.
  • the nozzle vane of 1st Embodiment is arrange
  • the whole figure of the nozzle vane which shows a 2nd embodiment is shown, (A) is a top view, (B) is a front view, and (C) is a side view. It is principal part sectional drawing of the upper half which shows 3rd Embodiment.
  • FIG. 2 is a corresponding view of FIG. 1 showing an overall view of a prior art nozzle vane.
  • (First embodiment) 7 and 8 are cross-sectional views of main parts of an example of a supercharger using the variable nozzle type radial turbine 1.
  • a spiral scroll 3 is formed in a turbine casing 2 and a gas outlet passage 5 is formed on the inner peripheral side.
  • a plurality of rotor blades 9 are fixed to the outer periphery of the turbine rotor 7 at equal intervals in the circumferential direction.
  • the turbine rotor 7 is connected to a compressor (not shown) fixed coaxially by a rotor shaft 11, and the rotor shaft 11 is supported by a bearing casing with a bearing.
  • a plurality of nozzle vanes 13 are provided inside the spiral scroll 3 in the circumferential direction to adjust the angle at which the gas flow G from the scroll 3 flows into the rotor blades 9 of the turbine rotor 7. 7 and 8, the nozzle vane 13 is a rotary type, and is rotatable about a support shaft 15 attached to the main body of the nozzle vane 13 shown in the figure.
  • the nozzle vane 13 has a rectangular shape, and in the front view shown in FIG. 1B, it has an airfoil cross-sectional shape. Then, at the inlet front edge portion 17 of the nozzle vane 13 into which the working gas flows, the end portion on the shroud side 19 and the end portion on the hub side 21 which are both ends of the width W are more than the nozzle vane than the center portion W0 of the width W. 13 swelled to the pressure surface side 13a (the back side of the cross-sectional wing shape of FIG. 1B), and leading edge bulging portions 25, 25 are formed on both ends of the width W.
  • the leading edge blade angle (the angle at which the leading edge is directed) ⁇ of the inlet leading edge 17 matches the gas inflow angle ⁇ (see FIG. 6) of the working gas flowing into the nozzle vane 13 over the entire width W. It has become.
  • the end portion on the shroud side 19 and the end portion on the hub side 21 which are both ends of the width W are closer to the pressure surface side of the nozzle vane 13 than the central portion W0 of the width W.
  • 13a (the back side of the cross-sectional wing shape of FIG. 1B) bulges, and trailing edge bulging portions 29 and 29 are formed on both end sides W1 and W2 of the width W, respectively.
  • a leading edge bulging portion 25 is formed in a portion of L1 on the leading edge side with respect to the chord length L of the nozzle vane 13, and a trailing edge bulging portion 29 is formed in a portion of the trailing edge side L2.
  • the gas inflow angle ⁇ 2 on the wall side is equal to the gas inflow angle ⁇ 1 at the center in the width direction (Z direction) of the passage and the gas inflow angle ⁇ 2 on the wall side, that is, the hub side and the shroud side. Is bigger.
  • the leading edge blade angle ⁇ 1 of the central portion W0 of the width W of the nozzle vane 13 is set to coincide with ⁇ 1, and the leading edge blade angles ⁇ 2 of both end sides W1 and W2 of the width W coincide with ⁇ 2. It is set to be.
  • leading edge blade angle ⁇ of the inlet leading edge portion 17 of the nozzle vane 13 coincides with the gas inflow angle ⁇ of the working gas flowing into the nozzle vane 13 in the entire width W, it flows into the nozzle vane from the turbine scroll.
  • the collision loss of the working gas at the nozzle vane tip can be reduced.
  • the end portions of the shroud side 19 and the hub side 21 are bulged so as to substantially coincide with the gas inflow angle ⁇ (see FIG. 6) of the working gas into the nozzle vane 13 in the entire width direction of the outlet rear edge portion 27. ing.
  • the outflow flow at the rear end portion of the nozzle vane 13 is made uniform, that is, the circumferential inflow position of the working gas flowing out from the nozzle vane 13 into the rotor blade 9 is made uniform in the width direction of the flow path (with the central portion).
  • the formation regions of the leading edge bulging portions 25 and 25 and the trailing edge bulging portions 29 and 29 are W1 and W2 on both sides in the width W direction, as shown in FIGS. are preferably formed in a range of about 15 to 20%. This corresponds to a region where a boundary layer is formed as shown in FIG. 6, and this region corresponds to the tendency that the gas inflow angle ⁇ increases due to the influence of the boundary layer.
  • the bulge amounts ⁇ and ⁇ are set based on test results or simulation calculation results.
  • the bulging amount ⁇ of the leading edge bulging portion 25 is the difference between the gas inflow angle ⁇ 1 at the center in the width direction (Z direction) of the passage and the gas inflow angle ⁇ 2 on the wall side, that is, the hub side and the shroud side. It is equivalent to.
  • the bulging shape of the leading edge bulging portion 25 protrudes most at the positions of both end portions, and smoothly declines toward the central portion W0.
  • (D) shows the shape of the nozzle vane leading edge bulging portion, and ⁇ 2 is a nozzle leading edge center line 25c connecting the leading edge point 25d of the leading edge bulging portion 25 and the rotation center P1 of the support shaft 15 of the nozzle vane 13. The angle formed by the tangent line 25b at the front edge point 25d of the arc passing through the front edge point 25d with the rotation center P2 of the rotor blade 9 as the center.
  • (E) shows the shape of the nozzle vane trailing edge bulging portion
  • ⁇ 2 is a nozzle trailing edge center line 29c connecting the trailing edge point 29d of the trailing edge bulging portion 29 and the rotation center P1 of the support shaft 15 of the nozzle vane 13.
  • ⁇ 2 and ⁇ 2 have corresponding shapes so that a gap is not opened when the nozzle vane 13 is closed.
  • the front edge bulging portion 25 and the rear edge bulging portion 29 between the adjacent nozzle vanes 13 and 13 have shapes corresponding to each other. Can be close when closed. Therefore, when the nozzle vane 13 is fully closed, the throat S formed between the adjacent nozzle vanes 13 and 13 can be made as narrow as possible, and the turbine performance can be improved.
  • the operational effect of reducing the collision loss of the working gas flowing into the nozzle vane 13 from the turbine scroll 3 at the inlet front edge portion (tip portion) 17 of the nozzle vane 13, and the outlet of the nozzle vane 13 can be achieved.
  • the front edge bulging portion 26 having the extension portion 31 is formed by extending the inlet front edge portion 17 of the nozzle vane 33 by L ′ in the length direction.
  • the extended portion 31 has a shape in which the end surface portions of the shroud side 19 and the hub side 21 extend the most from the plan view of FIG. 3A and gradually decrease toward the center portion W0.
  • W1 and W2 on both sides are preferably formed in a range of about 15 to 20%. Similar to the description of FIG. 1C, this corresponds to the region where the boundary layer shown in FIG. 6 is formed. In this region, the gas inflow angle ⁇ tends to increase due to the influence of the boundary layer. This is to make it correspond.
  • a leading edge bulging portion 26 is formed at a portion L3 on the leading edge side with respect to the chord length La, and a trailing edge bulging portion 29 is formed at a portion on the trailing edge side L2.
  • the nozzle length in the vicinity of both end portions in the width W direction is formed longer than the central portion W0, the length of the overlapping portion with the adjacent nozzle vanes 33, 33 is ensured, and the throat S Since the formation range is not shortened, a decrease in the flow velocity of the working gas flowing between the adjacent nozzle vanes 33 is prevented. That is, the blade angle ⁇ is raised at the leading edge bulging portion 26 and the blade angle ⁇ is also raised at the trailing edge bulging portion 29, so that the nozzle vane in which the throat S is formed in the overlapping portion between the adjacent nozzle vanes 33.
  • the length of the overlapping portion can be ensured.
  • the third embodiment further improves gas turbine efficiency by preventing gas leakage from the nozzle clearance as in the first and second embodiments.
  • variable nozzle is provided with a clearance (nozzle clearance) 12 between the nozzle end and the wall surface in order to make the nozzle opening movable.
  • the gas that passes through the nozzle clearance 12 (the gas that leaks without passing through the nozzle throat) is not converted into velocity energy, so the loss of the nozzle clearance 12 increases and turbine efficiency decreases.
  • a gap formed between the end of the nozzle vane 13 and the side wall 37 is formed with a nozzle clearance 39 smaller than the nozzle clearance 12, and outside the annular range K is formed by the nozzle clearance 12 (FIG. 5). (See (B)).
  • the annular range K is formed in a region where a throat is formed by adjacent nozzle vanes when the opening degree of the nozzle vane 13 is an intermediate opening degree to a small opening degree. That is, since the nozzle clearance loss ⁇ is proportional to the nozzle clearance area / throat area, the tendency of the loss increase due to the nozzle clearance 12 is a region where the gas expansion at the nozzle portion is larger than that of the rotor blade 9 of the turbine rotor 7. In addition, it becomes particularly remarkable in a region where the ratio of the throat area between the nozzles becomes small with respect to the nozzle clearance 12. Therefore, the nozzle clearance loss is effectively reduced by narrowing the nozzle clearance to the clearance 39 within the range of the middle opening to the small opening of the nozzle opening where the influence of the nozzle clearance on the turbine efficiency becomes large. Is obtained.
  • the dimension adjusting structure of the nozzle clearance 12 of the third embodiment can be further improved by adding.
  • the collision loss of the working gas flowing into the nozzle vane from the turbine scroll at the tip end of the nozzle vane is reduced and the outflow flow at the rear end of the nozzle vane is made uniform to reduce the secondary flow loss at the nozzle vane and the moving blade.
  • the turbine clearance can be improved and the effect of the nozzle clearance on the turbine efficiency can be increased.
  • the turbine efficiency can be further improved, so that it is suitable for use in a radial turbine such as a supercharger (exhaust turbocharger), a small gas turbine, and an expansion turbine.

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Abstract

　タービンスクロールからノズルベーンへ流入する作動ガスのノズルベーン先端部における衝突損失の低減およびノズルベーンの後端部における流出流れの均一化を行って、動翼における衝突損失、２次流れ損失を抑制してタービン効率を向上させることを目的とし、渦巻状のスクロール３の内側に周方向に複数個配置され、スクロール３から動翼９への作動ガスの流れを調整するノズルベーン１３を備えたラジアルタービン１において、ノズルベーン１３の入口前縁部１７の幅方向の両端部近傍を、中央部よりもノズルベーンの圧力面側に膨出して前縁膨出部２５を形成し、ノズルベーン１３に流入する作動ガスのガス流入角度と一致するようにし、さらに、ノズルベーン１３の出口後縁部２７の幅方向の両端部近傍を、中央部よりも圧力面側に膨出させた後縁膨出部２９を形成することを特徴とする。

Description

ラジアルタービン
　本発明は、ラジアルタービンに関し、特に、渦巻状のスクロールの内側に周方向に複数個配置され、スクロールからタービンロータの動翼への作動ガスの流れを調整するノズルベーンの構造に関する。
　自動車用内燃機関等に用いられる比較的小型の過給機（排気ターボチャージャ）には、作動ガスをタービンケーシング内に形成された渦巻状のスクロールから該スクロールの内側に位置するタービンロータの動翼へと半径方向に流入させて該動翼に作用させた後軸方向に流出させることにより該タービンロータを回転駆動するように構成されたラジアルタービンが多く採用されている。
　そして、動翼へ流入する作動ガスの流れを改善してラジアルタービンの効率を向上するものとして、動翼の外周側にノズルベーンを周上に複数個配置し、その角度を可変化したもの、または固定化したものが採用されている。
　図７，図８に、可変ノズル式のラジアルタービンを用いた過給機の一例の要部断面図を示す。図においてタービンケーシング２内には、渦巻状のスクロール３、内周側にガス出口通路５（図７には不図示）が形成されている。
　また、タービンロータ７の外周に複数の動翼９が円周方向等間隔に固着されて構成されている。また、タービンロータ７はローターシャフト１１によって同軸に固定された図示しないコンプレッサと接続されており、このローターシャフト１１は軸受ケーシングに軸受で支持されている。
　また、渦巻状のスクロール３の内側に周方向に複数個配置されてスクロール３からのガス流Ｇを調整してタービンロータ７の動翼９へ流すノズルベーン１３が設けられている。
　この図７、８においては、ノズルベーン１３は可変式のものを示し、図に示すノズルベーン１３の本体に取り付けられた支持軸１５を回転軸として回転可能にした可変式である。
　ラジアルタービンのノズルベーンに関する先行技術としては、特許文献１（特開２００５－３５１２４１号公報）、特許文献２（特表２０１１－５０９３７１号公報）、特許文献３（特開２０００－１８００４号公報）が挙げられる。
　特許文献１には、可変式のノズル用ベーンが示され、車両用ターボ過給機等の排気タービンの低負荷運転領域を含む使用負荷範囲の全域にわたって良好なノズル特性を得るために、ベーンの背面の下流端部の翼長の少なくとも一部に亘って翼型断面形状より山形に膨出した流体そらせ隆起を設けることが示されている。
　また、特許文献２には、可変式のターボチャージャ用のガイドベーンが示され、当該ガイドベーンの外形形状の曲率線が、不連続的な延びを有する少なくとも１つ又は複数の領域を有して形成され、所望の使用目的に応じた多数の流動パターンを実現することが示されている。
　また、特許文献３には、ノズル付きラジアルタービンにおいて、可変ノズルのハブ側及びシュラウド側の両壁近傍でノズル流入角が大きくなることにより生じるノズル損失を抑えるために、ノズル前縁部のハブ側壁面近傍とシュラウド側壁面近傍の翼角を流路中央の翼角より大きい形状としたことが開示されている。
特開２００５－３５１２４１号公報 特表２０１１－５０９３７１号公報 特開２０００－１８００４号公報
　前述の図７、８に示したラジアルタービンにおいては、作動ガスはスクロール３の渦巻きに沿って周回しながら周方向に複数個配置されたノズルベーン１３の間に流入する。このノズルベーン１３へのガス流入速度は、ノズルベーン１３の幅（高さ）方向（図６のＺ方向）において、異なる速度分布を持つ。
　すなわち、ノズルベーン１３の入口部のガス流入速度Ｃは、図６に示すように、入口前縁部１７の幅Ｗの両側において全幅の１５～２０％に形成される３次元境界層によって、ガス速度Ｃの周方向成分である周方向速度Ｃθは前記入口前縁部１７の中央部が大きく両端の角部つまりシュラウド側１９及びハブ側２１が小さくなる。また半径方向成分である半径方向速度ＣＲは図６に示すように、入口前縁部１７の中央部が小さく両端の角部つまりシュラウド側１９及びハブ側２１が大きくなるような分布となる。
　そして、前記ノズルベーン１３の入口の幅Ｗの方向に、流入ガスの流動分布つまり流動歪みがあると該ノズルベーン１３での流動損失が増加してタービン効率の低下を招く。
　すなわち、前記ノズルベーン１３への最適なガス流入角度β１に合わせたノズルベーン１３の入口中央部に対して入口前縁部１７の壁側つまりハブ側２１及びシュラウド側１９のガス流入角度β２が大きくなり、ハブ側２１及びシュラウド側１９においてガス流入角度βの差つまり衝突角度（インシデンス角度、インシデンス角度はノズル前縁の翼角度とガス流入角度との差）が大きくなると、ガスが前記ノズルベーン１３の先端部において負圧面側１３ｂ（図９参照、１３ａを圧力面側とする）に衝突角度（インシデンス角度）を持って流入することとなってノズルベーン１３の入口前縁部１７の衝突損失を生じ、ノズルベーン１３から動翼９へ向かう流れに２次流れ損失が増加し、タービン効率が低下する問題があった。
　一方、特許文献１に示される技術は、前述のようにベーンの背面の下流端部の翼長の少なくとも一部に亘って翼型断面形状より膨出した流体そらせ隆起を設けて、ベーンの下流端を出たところで流れが該ベーンの腹側へ回り込む流れを防止するものであり、ベーンの下流端部から流出してタービンロータの動翼に流入する流れ角の均一化までは開示されていない。
　また、特許文献２においても、スクロールからの作動ガスが流入されるベーン先端部、さらに後端部における作動ガスの流れ角度の均一化については示されていない。
　また、特許文献３においても、ベーン先端部におけるインシデンス角度（衝突角度）の均一化については示されているものの、ベーンの下流端部から流出してタービンロータの動翼に流入する流れ角の均一化までは開示されていない。
　そこで、本発明はこのような課題に鑑みてなされたものであり、タービンスクロールからノズルベーンへ流入する作動ガスのノズルベーン先端部における衝突損失の低減、およびノズルベーンの後端部における流出流れの均一化を行って、ノズルベーンおよび動翼における２次流れ損失を抑制してタービン効率を向上させることを目的とする。
　本発明はかかる目的を達成するもので、渦巻状のスクロールの内側に周方向に複数個配置され、スクロールからタービンロータの動翼への作動ガスの流れを調整するノズルベーンを備えたラジアルタービンにおいて、前記ノズルベーンの入口前縁部の幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりも該ノズルベーンの圧力面側に膨出して前縁膨出部を形成し、入口前縁部の前縁翼角度を幅方向全域において前記ノズルベーンに流入する作動ガスのガス流入角度と一致するようにし、さらに、前記ノズルベーンの後縁部の幅方向の両端部近傍を、中央部よりも該ノズルベーンの圧力面側に膨出させた後縁膨出部を形成したことを特徴とする。
　かかる発明によれば、タービンスクロールからノズルベーンへ流入する作動ガスのノズルベーン先端部における衝突損失の低減が図れるとともに、ノズルベーンの後端部における流出流れの均一化がなされることによって、ノズルから動翼へ流入する作動ガスの流れの均一化によって、動翼による作動損失の低減が図れて、タービン全体のタービン効率を向上できる。
　また、本発明において、好ましくは、前記幅方向の両端部近傍におけるノズルベーンの全長を前記幅方向の中央部における全長より長く形成するとよい。
　このような構成を採用することによって、前縁膨出部が形成される幅方向の両端部分が延長して設けられて全長が長くなるため、隣接するそれぞれのノズルベーンの重なりによって形成されるスロートが形成される距離が確保され、その結果、スロートによる作動ガスの調整を十分行うことができる。すなわち、前縁膨出部においては翼角が立ち上がるため隣接するノズルベーン間の重なり距離が小さくなる傾向にあるが、本発明ではこのような隣接のノズルベーン間の重なり部の長さを確保できるようになる。
　また、本発明において、好ましくは、前記ノズルベーンがノズル長さの中間部を回転中心として回動可能に支持される可変式のノズルベーンからなり、隣設するノズルベーンの一方のノズルベーンの前記前縁膨出部と他方のノズルベーンの前記後縁膨出部とが前記ノズルベーンを全閉状態の時に近接するように形成されるとよい。
　このような構成を採用することによって、ノズルベーンの全閉時おいて、スロートを極力狭く設定することができ、タービン性能を低下させることがない。
　また、本発明において、好ましくは、前記ノズルベーンがノズル長さの中間部を回転中心として回動可能に支持される可変式のノズルベーンからなり、各ノズルベーンの回動軸近傍を連ねて形成される環状範囲内においてのみ、前記ノズルベーンの幅方向の両端部と側壁との隙間が、前記環状範囲外における前記両端部と前記側壁との隙間より狭く形成されているとよい。
　可変式のノズルは、ノズル開度を可動とするため、ノズル端部と壁面の間に、クリアランス（隙間）が設けられている。このクリアランスを通過するガス（ノズルのスロートを通過せずに漏れるガス）は、速度エネルギーに変換されないため、ノズルクリアランスの損失が増大し、タービン効率が低下する。
　従って、本発明では前記のような構成を採用することで、ノズルクリアランスの損失を防止することで、前記したノズルベーン先端部における衝突損失の低減およびノズルベーンの後端部における流出流れの均一化によるタービン効率を向上と合わされて、さらに効率向上が図れる。
　また、本発明において、好ましくは、前記環状範囲はノズルベーンの開度が中間開度～小開度の範囲内において隣接するノズルベーンによってスロートが形成される領域であるとよい。
　すなわち、ノズルクリアランスによる損失増大の傾向は、タービンロータの動翼に比べノズル部でのガス膨張が大きい領域であり、かつノズルクリアランスに対して、ノズル間のスロート面積の割合が小さくなる領域で、特に顕著になるため、タービン効率へのノズルの影響が大きくなるノズル開度の中開度～小開度の範囲内において隣接するノズルベーンによってスロートが形成される領域であるとノズルクリアランスの損失防止が効果的に得られる。
　また、本発明において好ましくは、前記ノズルベーンの入口前縁部において、幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりノズルベーンの圧力面側に約２度～１３度の範囲で翼角度を立たせる方向に膨出するとよく、また、前記ノズルベーンの出口後縁部において、幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりノズルベーンの圧力面側に約２度～８度の範囲で翼角度を立たせる方向に膨出するとよい。
　本発明によれば、タービンスクロールからノズルベーンへ流入する作動ガスのノズルベーン先端部における衝突損失の低減およびノズルベーンの後端部における流出流れの均一化を行ってタービン動翼における衝突損失及び２次流れ損失を抑制してタービン効率を向上させることができる。
　また、タービン効率へのノズルクリアランスの影響が大きくなるノズル開度の中開度～小開度の範囲内において、ノズルクリアランスの寸法を小さくして損失防止を行うことで、タービン効率をさらに向上させることができる。
第１実施形態を示すノズルベーンの全体図を示し、（Ａ）が平面図、（Ｂ）が正面図、（Ｃ）が側面図である。（Ｄ）はノズルベーン前縁膨出部の形状、（Ｅ）はノズルベーン後縁膨出部の形状を示す。 第１実施形態のノズルベーンが周方向に配設され全閉状態を示す。 第２実施形態を示すノズルベーンの全体図を示し、（Ａ）が平面図、（Ｂ）が正面図、（Ｃ）が側面図である。 第３実施形態を示す上半分の要部断面図である。 （Ａ）は第３実施形態の回転軸線に沿う上半分の要部断面図であり、（Ｂ）は（Ａ）のＦ部の拡大説明図である。 ノズルベーンの入り口における３次元境界層の影響によるが流速の変化を示す作用説明図である。 本発明が適用されるラジアルタービンを示す上半分の要部断面図である。 本発明が適用されるラジアルタービンの回転軸線に沿う上半分の要部断面図である。 従来技術のノズルベーンの全体図を示す図１の対応図である。
　以下、本発明を図に示した実施形態を用いて詳細に説明する。
　但し、この実施形態に記載されている構成部品の寸法、材質、形状、その相対配置などは特に特定的な記載がない限り、この発明の範囲をそれのみに限定する趣旨ではなく、単なる説明例にすぎない。
（第１実施形態）
　図７、８に、可変ノズル式のラジアルタービン１を用いた過給機の一例の要部断面図を示す。図においてタービンケーシング２内には、渦巻状のスクロール３、内周側にガス出口通路５が形成されている。
　また、タービンロータ７の外周に複数の動翼９が円周方向等間隔に固着されて構成されている。また、タービンロータ７はローターシャフト１１によって同軸に固定された図示しないコンプレッサと接続されており、このローターシャフト１１は軸受ケーシングに軸受で支持されている。
　また、渦巻状のスクロール３の内側に周方向に複数個配置されて、スクロール３からのガス流Ｇをタービンロータ７の動翼９へ流入する角度を調整するノズルベーン１３が設けられている。
　この図７、８においては、ノズルベーン１３は回転式のものを示し、図に示すノズルベーン１３の本体に取り付けられた支持軸１５を回転軸として回転可能になっている。
　ノズルベーン１３は、その本体部分は図１（Ａ）の平面図に示すように、長方形状をしており、（Ｂ）に示す正面図においては翼形の断面形状を有している。そして、作動ガスが流入するノズルベーン１３の入口前縁部１７において、幅Ｗの両端部であるシュラウド側１９の端部とハブ側２１の端部の部分が、幅Ｗの中央部Ｗ０よりもノズルベーン１３の圧力面側１３ａ（図１（Ｂ）の断面翼形状の背側）に膨出して、幅Ｗの両端側に前縁膨出部２５、２５を形成している。
　そして、入口前縁部１７の前縁翼角度（前縁部の指向する角度）αが、幅Ｗの全域においてノズルベーン１３に流入する作動ガスのガス流入角度β（図６参照）と一致するようなっている。
　さらに、ノズルベーンの出口後縁部２７においても、幅Ｗの両端部であるシュラウド側１９の端部とハブ側２１の端部の部分が、幅Ｗの中央部Ｗ０よりもノズルベーン１３の圧力面側１３ａ（図１（Ｂ）の断面翼形状の背側）に膨出して、幅Ｗの両端側Ｗ１、Ｗ２に後縁膨出部２９、２９を形成している。
　ノズルベーン１３の翼弦長Ｌに対して前縁側のＬ１の部分に前縁膨出部２５が形成され、後縁側Ｌ２の部分に後縁膨出部２９が形成されている。
　このようにノズルベーン１３の入口前縁部１７の幅方向の全域、および出口後縁部２７の幅方向全域において、作動ガスのノズルベーン１３へのガス流入角度β（図６参照）と一致するようにシュラウド側１９およびハブ側２１の端部を膨出させている。
　具体的には、図６において、通路の幅方向（Ｚ方向）の中央部のガス流入角度β１と、壁側つまりハブ側及びシュラウド側のガス流入角度β２とでは、壁側のガス流入角度β２の方が大きくなる。これに対応するように、ノズルベーン１３の幅Ｗの中央部Ｗ０の前縁翼角度α１がβ１に一致するように設定され、幅Ｗの両端側Ｗ１、Ｗ２の前縁翼角度α２がβ２に一致するように設定されている。
　従って、ノズルベーン１３の入口前縁部１７の前縁翼角度αが、幅Ｗの全域においてノズルベーン１３に流入する作動ガスのガス流入角度βと一致するようなっているため、　タービンスクロールからノズルベーンへ流入する作動ガスのノズルベーン先端部における衝突損失を低減できる。
　また、出口後縁部２７の幅方向全域においても、作動ガスのノズルベーン１３へのガス流入角度β（図６参照）と略一致させるようにシュラウド側１９およびハブ側２１の端部を膨出させている。このため、ノズルベーン１３の後端部における流出流れの均一化によって、すなわち、ノズルベーン１３から流出した作動ガスの動翼９への周方向流入位置が流路の幅方向で均一化する（中央部とシュラウド側およびハブ側との動翼９への周方向流入位置のずれを近づけるようにする）ことによって、動翼９による作動損失の低減が図れて、タービン全体のタービン効率を向上できる。
　なお、前縁膨出部２５、２５、及び、後縁膨出部２９、２９の形成領域は、図１（Ａ）～（Ｃ）に示すように、幅Ｗ方向において、両側のＷ１、Ｗ２をそれぞれ１５～２０％程度の範囲に形成するとよい。これは図６に示すように境界層が形成される領域に相当させたものであり、この領域では境界層による影響でガス流入角度βが大きくなる傾向に対応させてある。
　また、ノズルベーン１３の前縁膨出部２５の膨出量Δαについては、幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりノズルベーンの圧力面側にΔα＝約２度～１３度の範囲で翼角度を立たせる方向に膨出するとよく、また、ノズルベーン１３の後縁膨出部２９の膨出量Δβについては、幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりノズルベーンの圧力面側にΔβ＝約２度～８度の範囲で翼角度を立たせる方向に膨出するとよい（図１（Ｂ）参照）。この膨出量Δα、Δβについては、試験結果またはシミュレーション算出結果を基に設定している。
　なお、この前縁膨出部２５の膨出量Δαは、通路の幅方向（Ｚ方向）の中央部のガス流入角度β１と、壁側つまりハブ側及びシュラウド側のガス流入角度β２との差に相当するものである。
　また、前縁膨出部２５の膨出形状は、図１（Ｃ）に示すように、両端部の位置で最も突出しており、中央部Ｗ０に向かうように滑らかに低下している。
　（Ｄ）はノズルベーン前縁膨出部の形状を示し、α２は、前縁膨出部２５の前縁点２５ｄとノズルベーン１３の支持軸１５の回転中心Ｐ1とを結ぶノズル前縁中心線２５ｃと、動翼９の回転中心Ｐ２を中心として前縁点２５ｄを通る円弧の前縁点２５ｄにおける接線２５ｂとのなす角度である。
　（Ｅ）はノズルベーン後縁膨出部の形状を示し、γ２は、後縁膨出部２９の後縁点２９ｄとノズルベーン１３の支持軸１５の回転中心Ｐ１とを結ぶノズル後縁中心線２９ｃと、動翼９の回転中心Ｐ２を中心として後縁点２９ｄを通る円弧の後縁点２９ｄにおける接線２９ｂとのなす角度である。
　また、前記α２及びγ２はノズルベーン１３を閉じたときに隙間が開かないように対応する形状にもなっている。
　従って、図２に示すように、隣接して設けられるノズルベーン１３、１３間の前縁膨出部２５と後縁膨出部２９とが、互いに対応する形状からなっているため、ノズルベーン１３の全閉時において、近接することができる。従って、ノズルベーン１３の全閉時おいて、隣接するノズルベーン１３、１３間に形成されるスロートＳを極力狭くすることができ、タービン性能を向上できる。
　以上の第１実施形態によれば、タービンスクロール３からノズルベーン１３へ流入する作動ガスのノズルベーン１３の入口前縁部（先端部）１７における衝突損失の低減が図れるという作用効果と、ノズルベーン１３の出口後縁部（後端部）２７における流出流れの均一化がなされることによって、ノズルベーン１３から動翼９へ流入する作動ガスの均一化が得られるという作用効果とが重なりあって、ノズルベーン１３による作動ガス流の流れの損失低減と、動翼９による作動損失の低減が図れて、タービン全体のタービン効率を向上できる。
（第２実施形態）
　次に、図３を参照して、第２実施形態について説明する。この第２実施形態は、入口前縁部１７の部分を翼の長さ方向に延ばしたものである。その他の構成は第１実施形態と同様である。
　図３のように、ノズルベーン３３の入口前縁部１７の部分を長さ方向にＬ'だけ延ばして延長部３１を有した前縁膨出部２６を形成している。
　この延長部３１は、図３（Ａ）の平面図より、シュラウド側１９およびハブ側２１の端面部を最も伸ばし、そこから徐々に中央部Ｗ０に向かって低下していく形状をしている。幅Ｗ方向において、両側のＷ１、Ｗ２は、それぞれ１５～２０％程度の範囲において形成するとよい。これは図１（Ｃ）の説明と同様に、図６に示す境界層が形成される領域に相当させたものであり、この領域にでは境界層による影響でガス流入角度βが大きくなる傾向に対応させるためである。
　また、翼弦長Ｌａに対して前縁側のＬ３の部分に前縁膨出部２６が形成され、後縁側Ｌ２の部分に後縁膨出部２９が形成されている。
　第２実施形態によれば、幅Ｗ方向の両端部近傍のノズル長さを中央部Ｗ０より長く形成するため、隣接するノズルベーン３３、３３との重なり部分の長さが確保されて、スロートＳの形成範囲を短くすることがないため、隣接するノズルベーン３３間を流れる作動ガスの流速の低下が防止される。
　すなわち、前縁膨出部２６においては翼角αを立ち上げ、さらに後縁膨出部２９においても翼角γが立ち上がるため、隣接するノズルベーン３３間の重なりの部分においてスロートＳが形成されるノズルベーンの長さ方向の距離を確保できない問題が生じるおそれがあるが、本実施形態ではこのような重なり部の長さを確保できる。
　なお、第２実施形態としては前縁膨出部２６の部分だけを延長した例を説明したが、後縁膨出部２９の部分も延長するようにしてもよく、このように前縁側と後縁側を共に延長することで、隣接するノズルベーンの重なり部分の長さが一層確保されるので、スロート部分の長さが確保されて作動ガスの調整低下が防止される。
（第３実施形態）
　次に図４、５を参照して、第３実施形態について説明する。
この第３実施形態は、第１、２実施形態にさらにノズルクリアランスからのガス漏れを防止してタービン効率を向上させるものである。
　図５に示すように、可変式ノズルは、ノズル開度を可動とするため、ノズル端部と壁面の間に、クリアランス（ノズルクリアランス）１２が設けられている。このノズルクリアランス１２を通過するガス（ノズルのスロートを通過せずに漏れるガス）は、速度エネルギーに変換されないため、ノズルクリアランス１２の損失が増大し、タービン効率が低下する。
　従って、第３実施形態では、図４、５に示すように、ノズルベーン１３がノズル長さの中間部を回転中心として回動可能に支持する支持軸１５の近傍を連ねて形成される環状範囲Ｋ内においては、ノズルベーン１３の端部と側壁３７との間に形成される隙間がノズルクリアランス１２より小さいノズルクリアランス３９が形成され、環状範囲Ｋ外においてはノズルクリアランス１２によって形成されている（図５（Ｂ）参照）。
　そして、環状範囲Ｋはノズルベーン１３の開度が中間開度～小開度のときに隣接するノズルベーンによってスロートが形成される領域に形成される。すなわち、ノズルクリアランス損失Δηは、ノズルクリアランス面積／スロート面積に比例するため、ノズルクリアランス１２による損失増大の傾向は、タービンロータ７の動翼９に比べノズル部でのガス膨張が大きい領域であり、かつノズルクリアランス１２に対して、ノズル間のスロート面積の割合が小さくなる領域において特に顕著になる。
　このため、タービン効率へのノズルクリアランスの影響が大きくなるノズル開度の中開度～小開度の範囲内において、ノズルクリアランスを狭めて隙間３９とすることによって、ノズルクリアランス損失の低減を効果的に得られる。
　従って、前記第１実施形態、および第２実施形態のノズルベーン１３の前縁膨出部２５、２６および後縁膨出部２９の形成に加えて、第３実施形態のノズルクリアランス１２の寸法調整構造を付加することによって、タービン効率をさらに向上させることができる。
　本発明によれば、タービンスクロールからノズルベーンへ流入する作動ガスのノズルベーン先端部における衝突損失の低減およびノズルベーンの後端部における流出流れの均一化を行ってノズルベーンおよび動翼での２次流れ損失を抑制して、タービン効率を向上させることができ、さらにタービン効率へのノズルクリアランスの影響が大きくなるノズル開度の中開度～小開度の範囲内において、ノズルクリアランスの寸法を小さくして損失防止を行うことで、タービン効率をさらに向上させることができるので、過給機（排気ターボチャージャ）、小型ガスタービン、膨脹タービン等のラジアルタービンへ用いることに適している。
１　　ラジアルタービン
２　　タービンケーシング
３　　スクロール
７　　タービンロータ
９　　動翼
１２、３９　ノズルクリアランス
１３　　ノズルベーン
１７　入口前縁部
２５、２６　前縁膨出部
２７　出口後縁部
２９　後縁膨出部
３１　延長部
α　前縁翼角度
β　ガス流入角度
γ　後縁翼角度
Ｗ　幅
Ｗ０　幅の中央部
Ｋ　　環状範囲
Ｌ、Ｌａ　　翼弦長
Ｓ　　スロート
 
 

Claims (7)

  1. 　渦巻状のスクロールの内側に周方向に複数個配置され、スクロールからタービンロータの動翼への作動ガスの流れを調整するノズルベーンを備えたラジアルタービンにおいて、
    　前記ノズルベーンの入口前縁部の幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりも該ノズルベーンの圧力面側に膨出して前縁膨出部を形成し、入口前縁部の前縁翼角度を幅方向全域において前記ノズルベーンに流入する作動ガスのガス流入角度と一致するようにし、さらに、前記ノズルベーンの後縁部の幅方向の両端部近傍を、中央部よりも該ノズルベーンの圧力面側に膨出させた後縁膨出部を形成したことを特徴とするラジアルタービン。
  2. 　前記幅方向の両端部近傍におけるノズルベーンの全長を前記幅方向の中央部における全長より長く形成したことを特徴とする請求項１記載のラジアルタービン。
  3. 　前記ノズルベーンがノズル長さの中間部を回転中心として回動可能に支持される可変式のノズルベーンからなり、隣設するノズルベーンの一方のノズルベーンの前記前縁膨出部と他方のノズルベーンの前記後縁膨出部とが前記ノズルベーンを全閉状態の時に近接するように形成されたことを特徴とする請求項１または２記載のラジアルタービン。
  4. 　前記ノズルベーンがノズル長さの中間部を回転中心として回動可能に支持される可変式のノズルベーンからなり、各ノズルベーンの回動軸近傍を連ねて形成される環状範囲内においてのみ、前記ノズルベーンの幅方向の両端部と側壁との隙間が、前記環状範囲外における前記両端部と前記側壁との隙間より狭く形成されていることを特徴とする請求項１ないし３のいずれか一項に記載のラジアルタービン。
  5. 　前記環状範囲はノズルベーンの開度が中間開度～小開度の範囲内において隣接するノズルベーンによってスロートが形成される領域であることを特徴とする請求項４記載のラジアルタービン。
  6. 　前記ノズルベーンの入口前縁部において、幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりノズルベーンの圧力面側に２度～１３度の範囲で翼角度を立たせる方向に膨出したことを特徴とする請求項１記載のラジアルタービン。
  7. 　前記ノズルベーンの出口後縁部において、幅方向の両端部近傍を、幅方向の中央部よりノズルベーンの圧力面側に２度～８度の範囲で翼角度を立たせる方向に膨出したことを特徴とする請求項１記載のラジアルタービン。
     
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