JP2010151126A - 遠心圧縮機およびその設計方法 - Google Patents
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Abstract
根車を備えた遠心圧縮機およびその設計方法を提供することを課題とする。
【解決手段】羽根車に備わる羽根のシュラウド曲線における翼角度βが、前縁部a1の近
傍で最小値となるとともに、後縁部a2に向かって増大し、シュラウド曲線の中間点ct
と後縁部a2の間で最大値になるように分布する。さらに、羽根のハブ曲線における翼角
度βが、前縁部b1から後縁部b2に向かって増大し、ハブ曲線の中間点ctと前縁部b
1の間で最大値になるように分布することを特徴とする。
【選択図】図8
Description
プラントに幅広く使用されている。最近では、エネルギー問題(省エネルギー)や環境問
題のため、その運用コストなどを含めたライフサイクルコストが重要視される傾向にあり
、広い作動範囲で効率の高い遠心圧縮機が求められている。
転限界であるサージ限界と、大流量側の運転限界であるチョーク限界に挟まれた領域とし
て定義される。そして、遠心圧縮機に流入する液体(作動流体)の流量がサージ限界以下
に減少した場合、流れが遠心圧縮機内部で剥離して吐出圧力や流量が変動するため、遠心
圧縮機を安定して運転できない。
また、遠心圧縮機の吐出圧力を低下させてチョーク限界以上に大流量化しようとしても
、遠心圧縮機内部における作動流体の流速が音速に達し、チョーク流量以上に作動流体の
流量を増やすことはできない。
したがって、遠心圧縮機は、作動流体の流量がサージ限界とチョーク限界の間にあるよ
うに運転する。
向上と作動範囲の拡大を図る技術が開示されている。具体的に、シュラウド側の負荷を羽
根の前縁の側(上流側)に集中し、ハブ側の負荷を羽根の後縁の側(下流側)に集中して
、羽根車内部における二次流れの発生を抑制し、作動範囲の拡大と効率の向上を図ってい
る。
ロート位置近傍までの負荷の分布を改善することで、遠心圧縮機の作動範囲がさらに拡大
し、効率(圧力比)がさらに向上することが判明した。
しかしながら、特許文献1には、シュラウド側の前縁部からスロート位置近傍までの負
荷分布についての記載がなく、遠心圧縮機の作動範囲の拡大と効率の向上のために、改善
の余地がある。
また、特許文献1に開示される技術は、羽根車の強度に関する検討がなされていないこ
とから、高速で回転して周速度の大きい羽根車に適用することができない場合がある。
くできる羽根車を備えた遠心圧縮機およびその設計方法を提供することを課題とする。
くできる羽根車を備えた遠心圧縮機およびその設計方法を提供することができる。
以下、本発明を実施するための形態について、適宜図を参照して詳細に説明する
。
図1は、第1の実施形態に係る遠心圧縮機の一部構造を示す断面図、図2は、羽根車の
構造を示す斜視図である。
図1に示すように、遠心圧縮機100は、羽根7を備え、軸中心5aの回りに回転する
回転軸5と一体に回転する羽根車1と、作動流体11の流路となるディフューザ2、リタ
ーンベンド3、リターンベーン4等を含んで構成される。
なお、図1では省略しているが、遠心圧縮機100は、羽根車1、ディフューザ2、リ
ターンベンド3、及びリターンベーン4を含んで構成される組を1段とし、この組が直列
に配置されて複数段で構成される。すなわち、前段のリターンベーン4を通過した作動流
体11が後段の羽根車1に流入し、作動流体11は順次圧縮される。
以下、「上流」は作動流体11の流れに対する上流を示し、「下流」は作動流体11の
流れに対する下流を示す。
るハブ6の上流側に向かって複数の羽根7が取り付けられて形成される。ハブ6は、例え
ば回転軸5に取り付けられる中心部6aが下流の側で滑らかに広がってフランジ状に形成
され、上流の側には、板状の部材がハブ6の形状に沿って立設した羽根7が備わる。
bから中心部6aに向かって、高さが高くなるように形成される。なお、羽根7の高さは
、ハブ6から離れる方向の長さとする。
そして、羽根7は、ハブ6の中心部6a側の端部が羽根車1の回転方向にねじれるよう
な曲面で形成される。
羽根7の形状の詳細は後記する。
,7、ハブ6、及びシュラウド8に囲まれた、複数の流路9が形成される。
なお、図2には、シュラウド8が一部に形成された状態を図示しているが、これは、羽
根7の形状を示すためであり、シュラウド8は、ハブ6の全周に備わっている。
また、シュラウド8を備えず、2枚の羽根7,7、及びハブ6で流路9を形成する「オ
ープン羽根車」であってもよい。
すると、羽根車1の回転によって羽根7に沿うように流路9に流入する。さらに、作動流
体11は羽根車1の回転による遠心力で昇圧し、流路9の下流側に開口する流出口9bか
ら吐出される。そして、図1に示すディフューザ2に流入する。
る複数の羽根(図示せず)によって減速して静圧が回復する。そして、作動流体11は、
リターンベンド3、及びリターンベーン4を経由して、下流に備わる後段の羽根車1に流
入する。
このように、ディフューザ2に取り付けられる図示しない複数の羽根で作動流体11の
流速が減速し、リターンベンド3に流入する際の損失を小さくすることができ、遠心圧縮
機100の効率を向上できる。
)と、シュラウド8側のキャンバー線(以下、シュラウド曲線7aと称する)とを含んで
形成される。
シュラウド曲線7aとハブ曲線7bの上流側の端部をそれぞれ前縁部a1,b1とし、
下流側の端部をそれぞれ後縁部a2,b2とする。
そして、前縁部a1と前縁部b1を結んだ縁が羽根7の前縁7Lになり、後縁部a2と
後縁部b2を結んだ縁が羽根7の後縁7Tになる。
決定され、シュラウド曲線7aによってシュラウド8側の形状が決定される3次元形状を
呈している。
そして、第1の実施形態に係るシュラウド曲線7a及びハブ曲線7bは、翼角度で数値
化される曲線とする。
面図、(b)は、子午面の側から見た断面図、(c)は翼角度を示す図である。
午面Mpは、点Paを通って軸中心5aを含む平面とする。
このような子午面Mpは、シュラウド曲線7a上の位置によって異なり、さらにハブ曲
線7b上の位置によっても異なる。
なお、図3の(a)に示すxは、前縁部a1から任意の点Paまでシュラウド曲線7a
に沿って計測した長さであり、キャンバー線長さと称する。
とで異なる値となり、さらに、シュラウド曲線7a上及びハブ曲線7b上においても、そ
の位置によって異なる値になる。
シュラウド曲線7a側の翼角度β)は、以下のように定義する。
図3の(b)に示すように、点Paにおける子午面Mpにシュラウド曲線7aを投影し
た投影線7a’を得る。さらに、投影線7a’と点Paで接する子午面Mp上の基準線L
aを得る。
、基準線Laと羽根7の面がなす角度を翼角度βとする。
なお、翼角度βは、羽根車1が回転する方向を正とし、回転と反対の方向を負とする。
方向となす角度を周方向位置θ、シュラウド曲線7aの前縁部a1から点Paまでを子午
面Mpに投影したときの長さ、すなわち、図3の(b)に示す投影線7a’の長さである
子午面長さをmとすると、翼角度βは次式(1)で示すことができる。
度β(シュラウド曲線7a側の翼角度β)を連続的に設定して決定される。同様に、ハブ
曲線7bの形状は、前縁部b1から後縁部b2までの翼角度β(ハブ曲線7b側の翼角度
β)を連続的に設定して決定される。
そして、シュラウド曲線7aとハブ曲線7bを滑らかに、例えば直線的に接続して、羽
根7が形成される。
作動範囲が広く、高い効率の遠心圧縮機100(図1参照)を得るためには、羽根7の形
状を好適に決定する必要がある。
したグラフである。図4の縦軸は、図2に示すシュラウド曲線7a側で羽根7にかかる負
荷(翼負荷BL)を示し、横軸は、図3の(b)に示すシュラウド曲線7aの無次元キャ
ンバー線長さSを示す。
無次元キャンバー線長さSは、図3の(a)に示すキャンバー線長さxをシュラウド曲
線7aの長さ(全長)で除した無次元数である。同様に、ハブ曲線7bにおいては、前縁
部b1からハブ曲線7b上の任意の点までハブ曲線7bに沿って計測した長さキャンバー
線長さをハブ曲線7bの長さ(全長)で除した無次元数である。
そして、中間点ctは、シュラウド曲線7a、ハブ曲線7bの無次元キャンバー線長さ
Sが共に0.5になる点で、シュラウド曲線7aにおいては、前縁部a1と後縁部a2の
シュラウド曲線7aに沿った中間の点(シュラウド曲線7aの中間点)と一致し、ハブ曲
線7bにおいては、前縁部b1と後縁部b2のハブ曲線7bに沿った中間の点(ハブ曲線
7bの中間点)と一致する。
す指標であり、翼負荷BLが大きいほど、羽根車1(図2参照)の内部を流れる作動流体
11の減速率が増加する。
グラフである。図5の縦軸は、シュラウド曲線7a側の作動流体11(図2参照)の羽根
7(図2参照)に対する相対流速を周方向に平均化した速度Wを羽根車1(図2参照)の
シュラウド曲線7a側の周速度Uで除して無次元化したシュラウド側相対速度(W/U)
を示し、横軸はシュラウド曲線7aの無次元キャンバー線長さSを示す。
軸5(図2参照)に沿った方向の主流流れの流速に、羽根車1(図1参照)の回転方向の
周速度(周方向速度)の成分を差し引いた速度である。シュラウド8(図2参照)は外周
側に、ハブ6(図2参照)は内周側に位置するため、シュラウド8側の周方向速度はハブ
6側よりも必然的に高くなり、シュラウド8が備わる側のシュラウド側相対速度(W/U
)はハブ6側の相対速度よりも大きくなる。流体損失は相対速度の2乗に略比例すること
から、シュラウド側の相対速度分布が遠心圧縮機100(図1参照)の性能に与える影響
が大きく、羽根7の、シュラウド8が備わる側の形状、すなわちシュラウド曲線7a(図
2参照)の形状を好適に決定することで、遠心圧縮機100の性能を確保できる。
ように、無次元キャンバー線長さSの増加に伴って、シュラウド曲線7a(図2参照)の
前縁部a1から一次関数的に一定の割合で上昇し、無次元キャンバー線長さSの中間点c
t付近で最大値になる。さらに、無次元キャンバー線長さSの増加に伴って一次関数的に
一定の割合で減少する。
分布する場合、図5に破線で示す従来例のように、作動流体11(図2参照)のシュラウ
ド側相対速度(W/U)は、前縁部a1で極大値(最大値)になり、その後低下して後縁
部a2に至る。
しかしながら、本願発明者による最近の研究成果から、作動流体11の流量を絞った際
に発生する前縁部a1側での逆流がサージ発生の要因となっていることが明らかになった
。したがって、サージの発生を遅らせるためには、前縁部a1での作動流体11のシュラ
ウド側相対速度(W/U)を大きくし、逆流を抑えることが好適である。
縮機100の効率を向上するためには、ハブ6(図2参照)側よりも相対速度が相対的に
高いシュラウド8(図2参照)側の相対速度を小さくすることが好適である。このように
、作動流体11のシュラウド側相対速度(W/U)を基準にすると、サージの発生を抑え
ることと遠心圧縮機100の効率を向上することは背反する。
ュラウド側相対速度(W/U)を、前縁部a1側で従来例より大きくし、前縁部a1を離
れたところで、従来例より小さくする構成とした。
例えば、図5に実線で示すように、第1の実施形態においては、前縁部a1から作動流
体11のシュラウド側相対速度(W/U)が上昇して最大値になり、その後シュラウド側
相対速度(W/U)は従来例より小さい値まで減少するような分布とした。
作動流体11のシュラウド側相対速度(W/U)がこのように分布する羽根車1を備え
ることで、サージの発生を抑えるとともに効率を向上できる遠心圧縮機100(図1参照
)を構成できる。ここで、スロート位置とは、ある回転流面(ここではシュラウド面)に
おいて、羽根7の前縁7L(図2参照)からその腹側隣接翼へ垂線を下ろしたときの垂線
足の位置である。
参照)のシュラウド側相対速度(W/U)の分布と、羽根7(図2参照)のシュラウド曲
線7aに沿った翼負荷BLの分布の相関関係から、例えば、図5に実線で示すようにシュ
ラウド側相対速度(W/U)が分布するとき、羽根7のシュラウド曲線7aに沿った翼負
荷BLは、図4に実線で示すように分布することがわかった。換言すると、羽根7のシュ
ラウド曲線7aに沿った翼負荷BLが小さいとシュラウド側相対速度(W/U)が大きく
、翼負荷BLが大きいとシュラウド側相対速度(W/U)が小さい。そして、シュラウド
曲線7aに沿った翼負荷BLが図4に実線で示すように分布すると、シュラウド側相対速
度(W/U)が図5に実線で示すように分布する。
(図2参照)の逆流を抑えるように、前縁部a1(図2参照)からスロート位置近傍のシ
ュラウド側相対速度(W/U)を大きくするためには、前縁部a1からスロート位置近傍
での翼負荷BLを小さくすることが好適である。
そこで、第1の実施形態においては、図4に示すように、前縁部a1からスロート位置
近傍でのシュラウド曲線7a側の翼負荷BLを従来例より小さくする。そして、前縁部a
1を翼負荷BLの最小点PMINとし、前縁部a1の翼負荷BLを最小値BLMINとす
る。また、前縁部a1からスロート位置近傍の翼負荷BLを支配する、翼負荷BLの分布
の屈曲点をP1とし、その点の翼負荷BLを、羽根7の前縁7Lからスロート位置近傍に
おける作動流体11の逆流を抑える大きさのBL1とする。このようなBL1の適正値は
、実験等によって求めることができる。また、特別な理由がない限り、前縁部a1、後縁
部a2の翼負荷BLは0としても差し支えない。
点P1を形成して翼負荷BLを急激に増加させ、翼負荷BLを従来例より大きな極大値ま
で増加し、その後は後縁部a2に向かって減少するように分布させる。
なお、第1の実施形態における極大値は、翼負荷BLの最大値BLMAXとなる。そし
て、翼負荷BLが最大値BLMAXとなる点を最大点PMAXとする。
、羽根車1(図1参照)の効率を向上でき、遠心圧縮機100(図1参照)の効率を向上
できることが実験によって明らかになった。
ロート位置の近傍に設ける方法が考えられる。すなわち、スロート位置より前縁部a1側
で翼負荷BLを小さく抑え、スロート位置よりも後縁部a2側で翼負荷BLを急激に増加
させる分布とする方法が考えられる。このような構成によってサージ発生に関与する、羽
根車1における羽根7の流入口9a(図2参照)での作動流体11(図2参照)の減速を
抑え、スロート位置より下流では、急激に作動流体11を減速させる理想的な相対速度分
布を得ることができる。
ことは、以下のような物理的な意味を持つ。例えば、標準的な翼負荷BLの例として、翼
負荷BLが前縁部a1と後縁部a2で0となり、中間点ctで最大値となるような分布を
考える。一般的にスロート位置は、キャンバー線長さxで見て前縁部a1から中間点ct
までの間の前縁部a1側1/3くらいの位置に相当する。よって、屈曲点P1における翼
負荷BL1を最大値BLMAXの1/3以下にすることは、前縁部a1から中間点ctま
での翼負荷BLを直線的に結んだときのスロート位置の翼負荷BLよりも小さくすること
を意味する。すなわち、屈曲点P1における翼負荷BL1を従来よりも小さくすることを
示す。
よって、屈曲点P1における翼負荷BL1を最大値BLMAXの1/3以下にすること
は、従来以上のサージマージンを確保することと同義であり、さらにサージマージンを確
保するためには、屈曲点P1における翼負荷BL1をより小さくすることが望ましい。
されると、逆解法の手法によってシュラウド曲線7aの形状を決定できる。逆解法は、例
えば、所望する翼負荷BLの分布を先に求め、その分布に基づいて羽根7の形状を決定す
る手法であり、羽根7の形状を先に決定する順解法より、所望する翼負荷BLの分布を実
現しやすい。
方向平均絶対速度がCθ、キャンバー線長さがxのとき、点Paにおける翼負荷BLは、
周方向平均絶対速度Cθと半径rの積「r・Cθ」の、キャンバー線長さxの変化量に対
する変化量であり、次式(2)で示される。
速度Cθに対応した、キャンバー線長さxと半径rの関係を算出することができる。そし
て、例えば式(1)に基づいて翼角度βを設定できる。
すなわち、翼負荷BLが決定すると、逆解法によって翼角度βを設定することができ、
さらにシュラウド曲線7aに沿って連続的に翼角度βを設定することで、シュラウド曲線
7aの形状を決定できる。
った好適な翼負荷BLの分布を求め、逆解法で決定してもよい。
しかしながら、前記したように、ハブ曲線7bに沿った翼負荷BLの分布、すなわちハ
ブ曲線7bに沿った作動流体11(図2参照)の相対速度の分布が遠心圧縮機100(図
1参照)の性能に与える影響は、シュラウド曲線7aに沿ったシュラウド側相対速度(W
/U)の分布が遠心圧縮機100の性能に与える影響より小さい。
いて、ハブ曲線7bの形状を決定する。
例えば、ハブ曲線7bの後縁部b2を、シュラウド曲線7aの後縁部a2に対して所定
の角度で傾斜させることで、羽根7の強度が向上することがわかっている。このようにハ
ブ曲線7bの後縁部b2がシュラウド曲線7aの後縁部a2に対して傾斜する角度を、以
下、レイク角度Lθと称する。
に示すように、レイク角度Lθは、ハブ曲線7bの後縁部b2における子午面Mpと後縁
7Tの間の角度とする。より詳細には、後縁7Tを後縁部b2における子午面Mpに投影
した直線Lbと後縁7Tの間の角度であり、羽根車1が回転する方向に後縁7Tが傾斜す
る場合のレイク角度Lθを正とする。
縁7Tの強度を決定する重要な指数であり、特に周速度が大きい羽根車1や圧力比の高い
羽根車1では、レイク角度Lθによって羽根7の強度が大きく左右される。
そこで、第1の実施形態においては、レイク角度Lθを規定して羽根7の形状を決定す
る。
する)が所定の角度になるように決定される。
図6の(b)は、前縁角度を説明する図である。図6の(b)に示すように、前縁角度
Fθは、前縁部b1における子午面Mpと前縁7Lのなす角度とする。より詳細には、前
縁7Lを前縁部b1における子午面Mpに投影した直線Lcと前縁7Lの間の角度であり
、羽根車1が回転する方向に前縁7Lが傾斜する前縁角度Fθを正とする。
囲の値とし、前縁角度Fθを−10〜+10°の範囲の値とした。
図7はレイク角度によって羽根の重量が軽減される状態を示す図である。
図6の(b)に示すように、羽根7の高さが高い前縁7L側では、前縁角度Fθの角度
を0°に近づけた方が、遠心力の働く方向である半径方向と前縁7Lの方向が一致するよ
うになり、遠心力によってシュラウド曲線7aの前縁部a1が半径方向へ引っ張られるこ
とによって生じる、ハブ曲線7bの前縁部b1の曲げ応力が小さくなる。
外周で切断されること、及び羽根7の後縁7Tが回転方向と逆向きに寝ていること(翼角
度β2が負であること)を考慮すると、レイク角度Lθが正の値である場合ほうが、レイ
ク角度Lθが負である場合よりも、後縁部b2で支持すべき羽根7の質量が小さくなって
応力が軽減する傾向にある。
すなわち、図7に示すように、羽根7のレイク角度Lθが0°より大きい値(正の値)
の場合、破線で示すレイク角度Lθが0°の場合の羽根7に比べて、ドットで示す部分が
軽量化される。
このようにレイク角度Lθと前縁角度Fθを設定することで、図2に示す羽根7に作用
する遠心力、作動流体11による曲げ力、及び羽根7の内部を伝達する力の合力による応
力を軽減できることがわかり、大きな周速度及び高い圧力比に耐えられる羽根車1を形成
できる。
b2の間を連結して、ハブ曲線7bが形成される。
そして、前記したように、シュラウド曲線7aとハブ曲線7bを滑らかに接続して、羽
根7を形成することができる。
高くすることができる。そして、羽根7の高さを高くすることで流路9(図1参照)の流
路面積を拡大して、作動流体11(図2参照)の流量が大きな遠心圧縮機100(図1参
照)を構成でき、例えば、作動流体11の流量の大きさを示す指数である流量係数(吸込
流量係数φ1)を0.09から0.15の間に設定できる。
2[m]と羽根車1の周速度U2[m/s]に反比例し、作動流体11(図1参照)の流
量(体積流量)Q[m3/s]に比例する。
流れる作動流体11の流量を示す指標で、吸込流量係数φ1が大きい遠心圧縮機100ほ
ど作動流体11の流量を大きくでき、効率(圧力比)を向上できる。
図8の縦軸は、羽根7(図2参照)の翼角度β(前記式(1)の定義によると、翼角度β
は負の値)を示し、横軸は、無次元キャンバー線長さSを示す。
図8を参照して、図2に示す羽根車1の羽根7の形状を説明する。
シュラウド曲線7a側の翼角度βは、前縁部a1の近傍で小さく、中間点ctよりも前
縁部a1側に極小値(最小値aMIN)を有する。
そして、シュラウド曲線7a側の翼角度βは、最小値aMINから増大して中間点ct
より後縁部a2側で極大値(最大値aMAX)になり、後縁部a2に向かって減少する。
で翼角度βの変化が小さいことになり、図4に実線で示すように、前縁部a1近傍の翼負
荷BLが小さいことに相当する。
さらに、図1に示す羽根車1に流入する作動流体11の流れ方向の変化が小さいことに
も相当する。したがって、前縁部a1において、羽根車1に流入した作動流体11の流速
を維持、または加速を微小にすることができ、前縁部a1におけるサージの発生を遅らせ
ることができる。すなわち、サージ限界を小さくすることができ、遠心圧縮機100の作
動範囲を拡大できる。
で翼角度βを急激に増大させている。
このような翼角度βの急激な増大は、図4の実線で示すような屈曲点P1前後の翼負荷
BLに対応している。翼負荷BLの大きな領域は、作動流体11(図2参照)が急激に減
速する領域であり、前縁部a1に近い上流で、作動流体11を低速に減速できる。このよ
うに作動流体11を減速することで流体損失を小さくすることができ、遠心圧縮機100
(図1参照)の効率を向上できる。
また、シュラウド曲線7a側の翼角度βが中間点ctより後縁部a2側で極大値(最大
値aMAX)をとることは、次のような理由で遠心圧縮機100の高効率化に関与してい
る。
いシュラウド側相対速度(W/U)を羽根車1(図1参照)のなるべく上流側で減速させ
ることが必要である。そのようなシュラウド側相対速度(W/U)の減速が発生する位置
、及び減速量は、シュラウド曲線7a(図2参照)側の翼角度βが急激に増える位置、及
び増加の傾きと相関が強い。ゆえに、効率を重視した設計の場合、シュラウド曲線7a側
の翼角度βが羽根車1の前半部(上流側)で急激に増加することになり、羽根7の後縁7
T(図2参照)の翼角度βは仕様から決定されることを考慮すると、効率を重視するほど
、翼角度βの最大値aMAXが大きくなる。ゆえに、効率を重視した設計では、シュラウ
ド曲線7a(図2参照)側の中間点ctよりも後縁部a2側に翼角度βの極大値(最大値
aMAX)が現われる。
最小値aMINになっているがこれに限定されるものではなく、前縁部a1より中間点c
t側でシュラウド曲線7a側の翼角度βが最小値aMINになる構成であってもよい。ま
た、シュラウド曲線7a側及びハブ曲線7b(図2参照)側の翼角度βは、後縁部a2,
b2で同一の翼角度β2になっている。シュラウド曲線7a側の後縁部a2における翼角
度βとハブ曲線7b側の後縁部b2における翼角度βは、遠心圧縮機100(図1参照)
の仕様に基づいて決定される値であり、シュラウド曲線7a側の後縁部a2とハブ曲線7
b側の後縁部b2とで同じ翼角度β2になるような設計が標準的である。
て翼角度βは中間点ctに向かって増大し、中間点ctより前縁部b1側で極大値(最大
値bMAX)になる。そして、後縁部b2に向かって減少する。このように、ハブ曲線7
bは、中間点ctより前縁部b1側に1つの極大値を有する曲線となる。
このことは、以下に示すように、羽根車1(図1参照)の二次流れ損失の低減と関係し
ている。
(図2参照)側の相対速度とハブ6(図2参照)側の相対速度の流速差に起因する損失の
ことで、その流速差が大きいほど、流速差を吸収するように発生するハブ6からシュラウ
ド8に向かう流れ(二次流れ)が大きくなる。このように発生する二次流れによって二次
流れ損失が発生する。
ハブ6側の相対速度は一般的にシュラウド8側の相対速度よりも小さくなる。よって、ハ
ブ6側の相対速度をなるべく早くシュラウド8側の相対速度(シュラウド側相対速度(W
/U))に近づけることで、二次流れ損失の発生を抑制できる。
羽根車1における羽根7の流入口9a(図2参照)から流出口9b(図2参照)に向か
って質量流量が保存されることを考慮すると、ハブ6側の任意の点における子午面方向流
速Cmは、翼角度βによらず一定とみなせる。子午面方向流速Cmは、相対速度の子午面
Mp(図3の(a)参照)への射影成分に等しいことを考慮すると、翼角度βが大きいほ
ど、羽根7に沿った流れの相対速度が大きくなる。
転速度、流量、作動流体の特性等)に基づいて決定される。
以上のことから、羽根車1における二次流れ損失を抑えるためには、ハブ6(図2参照
)側の流速をなるべく早くシュラウド8(図2参照)側の流速に近づけることが効果的で
あり、ハブ6側の翼角度βを羽根車1の前半部(上流側)で急激に大きくした後、後縁7
T(図2参照)の翼角度β(翼角度β2)に近づける必要がある。
図1参照)の流量係数の大小によって異なるが、第1の実施形態に係る遠心圧縮機100
が対象とする流量係数の羽根車1(図1参照)では、流入口9a(図2参照)での流速差
が大きいため、流速差を理想的に小さくするためには、ハブ曲線7b(図2参照)側の翼
角度βに、後縁部b2での翼角度β2よりも大きな最大値を設定する必要がある。
これらのことを考慮すると、ハブ曲線7b側の翼角度βは、図8に示すように中間点c
tより前縁部b1側に1つの最大値bMAX(極大値)を有する分布となる。このように
ハブ曲線7b側の翼角度βを分布させることで、信頼性が高く、効率の高い(二次流れ損
失の小さい)羽根車1を構成できる。
互いに交差する。すなわち、シュラウド曲線7a側の翼角度βとハブ曲線7b側の翼角度
βが同じ値になる点が、中間点ctより後縁部a2,b2側に存在する。
曲線7a(図2参照)側とハブ曲線7b(図2参照)側の翼角度βの大小関係は、遠心圧
縮機100(図1参照)の仕様に基づいて決定されるが、前記したような翼角度βの交差
は、特に効率を重視した設計の場合に発生する。
相対速度(シュラウド側相対速度(W/U))を、羽根車1(図2参照)のなるべく上流
側で減速することが必要である。このような減速が発生する位置及び減速量は、シュラウ
ド曲線7a(図2参照)側の翼角度βが急激に増える位置、及び増加の傾きと相関が強い
。ゆえに、効率を重視した設計の場合、シュラウド曲線7a側の翼角度βが羽根車1の前
半部(上流側)で急激に増加することになり、後縁部a2の翼角度βが仕様に基づいて決
定されることを考慮すると、効率を重視した設計ほど、シュラウド曲線7aの翼角度βの
最大値aMAXが大きくなる。
の翼角度βを急増させる位置を必要以上に上流に移動できない。
これらのことから、必要最小限のサージマージンを確保し、且つ効率を重視するように
設計すると、図8に示すように、ハブ曲線7b(図2参照)側の翼角度βとシュラウド曲
線7a側の翼角度βが交差する点が、中間点ctより後縁部(a2、b2)側に現われる
。
える羽根車1(図1参照)の性能を測定した。
図9は、羽根車の性能曲線である。図9に実線で示すように、第1の実施形態に係る羽
根車1は、破線で示す従来例より高い圧力比を得ることができる。さらに、少ない流量の
作動流体11(図1参照)であってもサージを発生することなく動作できる。すなわち、
サージ限界を小さくできる。なお、チョーク限界は、羽根車1を動作できる作動流体11
の最大流量であり、この値は従来例と変わらない。
従来例に比べて作動範囲を拡大できる。さらに、図6の(a)に示す、羽根7の後縁7T
におけるレイク角度Lθを好適な値(0〜+45°)に設定し、図6の(b)に示す、羽
根7の前縁7Lにおける前縁角度Fθを好適な値(−10〜+10°)に設定したことで
、羽根7の強度を高めることができる。
このことによって、高速で回転し周速度を大きくできる羽根車1を構成できる。
布は、図4に示すように、スロート位置に屈曲点P1を形成する分布としたが、屈曲点P
1を形成しない分布としてもよい。
図10は、変曲点を有する翼負荷の分布を示す図である。第1の実施形態に係る羽根7
において、シュラウド曲線7aに沿った翼負荷BLの分布は、前縁部a1の近傍で急激に
増加する分布であればよいことから、図10に示すように上昇率が滑らかに大きくなるよ
うな翼負荷BLの分布であってもよい。この場合、図10に示すように変曲点P2を形成
することで、翼負荷BLの分布を滑らかにできる。
ける場合、変曲点P2における翼負荷BL2を翼負荷BLの最大値BLMAXの1/3以
下にすると、羽根車1(図1参照)の効率を向上でき、遠心圧縮機100(図1参照)の
圧力比を向上できることが実験によって明らかになった。
布に依存している。したがって、翼負荷BLが、図10に示すように変曲点P2を有して
滑らかに分布する羽根7の翼面の形状は滑らかであり、例えば境界層の発達による流体損
失を小さくできる。
ラウド曲線7a(図2参照)側の翼角度βの分布を、シュラウド曲線7aに沿った翼負荷
BLの分布に基づいて決定することで、遠心圧縮機100の作動範囲を拡大することがで
きるとともに、効率及び圧力比を高めることができるという優れた効果を奏する。
そして、所望する翼負荷BLの分布から逆解法でシュラウド曲線7aの形状を決定する
ことで、所望する翼負荷BLの分布を有する羽根7の形状(シュラウド曲線7aの形状)
を容易に決定できる。
て決定することから、高い強度の羽根7を備える羽根車1(図1参照)を得ることができ
る。
特に、図6の(a)に示すレイク角度Lθを0〜+45°の範囲の値とし、図6の(b
)に示す前縁角度Fθを−10〜+10°の範囲の値とすることで、羽根7に発生する応
力を抑えることができ、羽根7の強度を向上できる。
したがって、高速で回転し周速度を大きくできる羽根車1を構成できるという優れた効
果を奏する。
すなわち、第1の実施形態に係る羽根7(図1参照)によって、作動範囲を拡大できる
とともに圧力比を向上でき、さらに周速度を大きくできる羽根車1(図1参照)を備えた
遠心圧縮機100(図1参照)を構成することができる。
次に、本発明の第2の実施形態について説明する。第2の実施形態に係る遠心圧縮機、
及び構成要素は、図1、図2に示す遠心圧縮機100、及びその構成要素と等しいものと
し、説明は適宜省略する。
バー線長さに対応して示した図、図12は、翼負荷分布に対応する翼角度の分布を示す図
である。図11に示すように、第2の実施形態に係る羽根7(図2参照)の、シュラウド
8(図2参照)側の翼負荷BLの分布は、無次元キャンバー線長さSの中間点ctよりも
後縁部a2側に最大値を有している。
図11に示すように、シュラウド8の翼負荷BLが、中間点ctより後縁部a2側に最
大値を有するように分布するのに対応して、図12に示すようにシュラウド曲線7a(図
2参照)側の翼角度βは、後縁部a2で最大値aMAXとなる。さらに、ハブ曲線7b(
図2参照)の後縁部b2における翼角度βと、最大値aMAXが略等しくなる。したがっ
て、ハブ曲線7b側の翼角度βとシュラウド曲線7a側の翼角度βが交差しない。
Xになるようにシュラウド曲線7a側の翼角度βを分布させたことで、シュラウド曲線7
a側の翼角度βの変化がより緩やかになり、作動流体11(図2参照)のシュラウド8(
図2参照)側の相対速度はハブ6(図2参照)側の相対速度よりも緩やかに減速する。
効率はやや低下するが、サージマージンを広げることができる。したがって、図11に示
すように翼負荷BLが分布し、図12に示すように翼角度βが分布する羽根7(図2参照
)を備える羽根車1(図2参照)によって、サージマージンを大幅に拡大することが可能
である。
5 回転軸
5a 軸中心
6 ハブ
7 羽根
7a シュラウド曲線(キャンバー線)
7b ハブ曲線(キャンバー線)
7L 前縁
7T 後縁
8 シュラウド
11 作動流体
100 遠心圧縮機
BL 翼負荷(負荷)
ct 中間点(シュラウド側のキャンバー線の中間点、ハブ側のキャンバー線の中間
点)
Mp 子午面
PMAX 最大点
PMIN 最小点
P1 屈曲点
P2 変曲点
β 翼角度
x キャンバー線長さ
Claims (13)
- 回転軸と一体に回転するハブの周方向に所定の間隔で配列した複数の羽根を有する羽根車を備え、
前記羽根のシュラウド側の翼角度が、前記シュラウド側のキャンバー線の中間点より前記羽根の前縁の側で極小値になるとともに、前記シュラウド側のキャンバー線の中間点より前記羽根の後縁の側で極大値になるように分布し、
前記羽根の前記ハブ側の翼角度が、前記ハブ側のキャンバー線の中間点より前記前縁の側で極大値になるように分布すること、を特徴とする遠心圧縮機。 - 前記シュラウド側の翼角度が、後縁部で最大となることを特徴とする請求項1に記載の遠心圧縮機。
- 前記ハブ側の翼角度が、前記ハブ側のキャンバー線の中間点より前記前縁の側で前記シュラウド側の翼角度より大きく、
前記ハブ側のキャンバー線の中間点より前記後縁の側で、前記シュラウド側の翼角度より小さくなる部分があるように分布することを特徴とする請求項1に記載の遠心圧縮機。 - 前記シュラウド側のキャンバー線上の任意の点における前記回転軸の軸中心からの半径がr、前記羽根車に形成される流路を流れる作動流体の周方向平均絶対速度がCθ、前記前縁から前記シュラウド側のキャンバー線上の任意の点まで、前記シュラウド側のキャンバー線に沿って計測した長さであるキャンバー線長さがxのときの前記任意の点における負荷が次式
前記負荷が、前記前縁で最小値になるとともに、前記最小値から前記シュラウド側のキャンバー線に沿って増大して最大値になり、前記最大値から前記シュラウド側のキャンバー線に沿って前記後縁に向かって減少するように、且つ前記負荷の最小値が、前記前縁における前記作動流体の逆流を抑える大きさになるように、前記シュラウド側の翼角度が分布していることを特徴とする請求項1又は請求項3に記載の遠心圧縮機。 - 前記負荷が、前記最小値から前記シュラウド側のキャンバー線に沿って増大して前記後縁より前記前縁の側で最大値になることを特徴とする請求項4に記載の遠心圧縮機。
- 前記負荷が、前記最小値から前記シュラウド側のキャンバー線に沿って増大して前記前縁より前記後縁の側で最大値になることを特徴とする請求項4に記載の遠心圧縮機。
- 前記シュラウド側のキャンバー線に沿った前記負荷の分布には、
前記負荷が最小値となる最小点と前記負荷が最大値となる最大点の間、且つ前記シュラウド側のキャンバー線の中間点より前記前縁の側に、前記負荷の上昇率が変化する変曲点又は前記負荷の上昇率が不連続に大きくなる屈曲点が形成されることを特徴とする請求項4に記載の遠心圧縮機。 - 前記変曲点または屈曲点における前記負荷が、前記負荷の最大値の1/3以下であることを特徴とする請求項7に記載の遠心圧縮機。
- 前記屈曲点は、前記羽根のスロート位置であることを特徴とする請求項7に記載の遠心圧縮機。
- 前記羽根車が、前記複数の羽根で前記ハブと対向するようにシュラウドを支持して構成されることを特徴とする請求項1に記載の遠心圧縮機。
- 吸込流量係数が0.09〜0.15であることを特徴とする請求項1に記載の遠心圧縮機。
- 回転軸と一体に回転するハブの周方向に所定の間隔で配列した複数の羽根を有する羽根車を備え、シュラウド側のキャンバー線上の任意の点における前記回転軸の軸中心からの半径がr、前記羽根車に形成される流路を流れる作動流体の周方向平均絶対速度がCθ、前記前縁から前記シュラウド側のキャンバー線上の任意の点まで、前記シュラウド側のキャンバー線に沿って計測した長さであるキャンバー線長さがxのときの前記任意の点における負荷が次式
- 前記シュラウド側の翼角度の分布は、前記シュラウド側のキャンバー線に沿った前記負荷の分布から逆解法で決定されることを特徴とする請求項12に記載の遠心圧縮機の設計方法。
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