KR100554854B1 - 혼류 펌프 - Google Patents

Abstract

고효율 혼류 펌프는 디퓨저 구역의 유로의 코너 부분에서 발생되기 쉬운 유동 분리를 방지할 수 있다. 상기 혼류 펌프는 임펠러 구역 및, 상기 임펠러 구역의 하류에 배치되며 허브로부터 돌출된 고정 디퓨저 블레이드를 구비하는 디퓨저 구역을 형성하며 축을 구비하는 케이싱을 포함한다. 디퓨저 블레이드는 허브 블레이드 각과 케이싱 블레이드 각 사이의 각도 차가 디퓨저 구역의 유로를 따라 특정 분포 패턴을 따르게 선택될 수 있도록 형성된다.

Description

혼류 펌프{MIXED FLOW PUMP}

본 발명은 일반적으로 내부의 유동을 안내하는 디퓨저 블레이드(diffuser blade)를 가진 디퓨저 구역을 구비하는 혼류 펌프에 관한 것이다.

도 12의 단면도에 도시된 바와 같이, 종래의 혼류 펌프는 회전 샤프트(10)의 축 주위로 회전하는 임펠러(12)를 수용하는 케이싱(16)과, 임펠러(12)의 하류에 배치된 정치(stationary) 디퓨저 구역(14)을 포함하여 구성된다. 디퓨저 구역(14) 내의 유로(flow passage)(P)는 디퓨저 블레이드(20)에 의해 분리된 케이싱(16)과 허브(20)의 사이에 형성된 링 형상 공간 내에서 3차원으로 휘어진 공간으로 형성된다. 펌프 입구(22)를 통해 유입된 유체는 회전 임펠러(12)에 의해 운동 에너지를 받고, 유체가 고정 디퓨저 구역(14)으로 유입되면서 그것의 원주속도가 줄어들고, 임펠러 출구에서의 운동 에너지는 펌핑 시스템 내의 정압으로 회복된다.

디퓨저 구역(14) 내의 유로(P)의 모양은 케이싱(16)과 허브(18)의 자오(축 대칭)면의 모양 및 디퓨저 블레이드(20)의 기학학적 모양에 따라 형성된다. 도 13a에 도시된 바와 같이, 상기 세 가지 요소 중에서 블레이드의 모양은 블레이드의 길이 방향을 따라 임의의 소정 지점에서 케이싱(16) 또는 허브(18)의 축 대칭면 상의 블레이드의 중심선에 대한 접선 방향(M)과 상기 지점에서 원주에 대한 접선 방향(L) 사이의 각도인 블레이드 각(β)의 분포 패턴을 선택함으로써 결정된다.

블레이드 각(β)은 자오 거리(m;임펠러(12)의 회전축을 포함하는 평면과 축 대칭면이 교차하는 선의 길이로 정의됨)와 블레이드 중심선에 대한 원주좌표(θ) 및 반지름 방향 좌표(r)의 관계인 다음의 수학식에 따라 주어진다(도 13c 참조).

디퓨저 구역(14)의 입구측에서의 디퓨저 블레이드(20)의 블레이드 각(β)은 임펠러(12)의 출구에서의 유동 방향과 일치하도록 결정되고, 디퓨저 구역(14)의 출구측에서의 디퓨저 블레이드(20)의 블레이드 각(β)은 유동의 원주방향 속도 성분의 제거 후에 배출 유동(exiting flow)이 주로 축 방향으로 생성되도록 결정된다. 종래에는, 디퓨저 구역(14)의 입구와 출구 영역 사이에 놓인 유로에 있어서 블레이드 각의 완만한 전이를 채택하여, 도 14a에 도시된 바와 같이, 블레이드 각의 분포 패턴이 허브 표면을 따라 그리고 케이싱 표면을 따라 유사하게 되는 것이 일반적인 관행이었다. 종래기술에 대하여는 예를 들어, '수직터빈, 혼류 및 프로펠러 펌프'(John L. Dicmas 저, McGraw-Hill 출판사)의 314쪽 내지 321쪽에 기술되어 있다. 도 14a에 도시된 도면에 있어서, 비차원 거리(m*)는 허브 표면 또는 케이싱 표면 중 하나를 따르는 블레이드의 전연으로부터 후연에 이르는 길이(l)에 의해 자오 길이(m)를 정규화함으로써 정의된다. 도 15는 280~700(m, m³/min, rpm) 사이의 비속도(specific speed) 범위에서 작동하는 종래의 디퓨저 구역에서의 허브 블레이드 각과 케이싱 블레이드 각간의 블레이드 각도차(Δβ)의 블레이드 각의 분포 패턴을 비차원 거리(non-dimensional distance, m*)에 관하여 나타낸다. 각각의 경우에 있어서, 분포 패턴에서의 블레이드 각도차의 절대값(｜Δβ｜)이 10˚이하이고, 블레이드의 허브 표면 및 케이싱 표면에서의 블레이드 각 분포 패턴이 어느 블레이드를 따르더라도 대략 유사하다는 것을 나타냄을 알 수 있다.

하지만, 작동 중인 펌프의 디퓨저 구역에서의 실제 유동 필드는 복합적인 3차원 유동 패턴으로 구성되며, 유로 상의 벽면을 따라 나타나는 마찰 효과는 2차 유동 작용에 기인하여 흡입 표면 및 허브 표면의 코너 영역에서 축적되는 저 에너지 유체를 생성한다. 종래의 설계에서는, 상술한 바와 같은 블레이드 각 분포를 선택함에 따라 유로의 완만한 통합이 이루어지지만, 3차원 유동 필드는 고려되지 않았기 때문에, 허브 표면이 블레이드의 흡입 표면과 만나는 블레이드 루트 영역 또는 코너 영역에서 발생되는 대규모 유동 분리를 방지하기 곤란하다.

도 16은 블레이드의 흡입 표면 상에 발생된 2차 유동의 개략 평면도이며, 도 17은 종래 기술에서 허브 표면 상에 발생된 2차 유동 패턴의 개략 평면도이다. 디퓨저 구역의 블레이드 루트 영역에 축적된 저에너지 유체는 디퓨저 구역에서의 압력 상승을 극복할 만한 충분한 운동에너지를 가지지 못하며, 그 결과 도 17에 도시된 바와 같이 이들 블레이드 루트 영역에서 유동 분리 및 역류가 일어난다.

아래에 디퓨저 구역의 종래 설계에 따라 봉착하게 되는 문제점이 3차원 점성류 분석에 관하여 더욱 상세히 서술될 것이다. 도 18a는 블레이드의 흡입면 상의 정압 분포 다이어그램의 등고선을 나타내고, 도 18b는 비차원 거리 m*=0.59에서의 유로영역에서 전체 압력 분포 다이어그램의 등고선을 나타내며, 도 19a 및 도 19b는 흡입 표면 및 허브 표면에 근처에서 예상되는 속도 벡터를 나타낸다.

도 18a에 도시된 바와 같이, 종래의 디퓨저 구역에서는 흡입 표면(영역 A)의 입구 영역에서의 등고선이 대체로 유로(P)와 평행하다. 블레이드 벽면을 따라 나타나는 마찰 효과에 의해 운동 에너지를 잃은 유동은 역압 구배에 대항할 수 없으며, 도 19a에 도시된 바와 같이 정압 분포 다이어그램의 등고선을 따라 2차 유동을 발생시킨다.

디퓨저 입구 영역, 특히 흡입 표면 부근에서는 유속이 크기 때문에 블레이드 벽면 상에 큰 마찰 손실이 발생되며, 저에너지 유체는 흡입 표면 상의 2차 유동에 의해 이끌려 하류 허브 구역과 흡입 표면 사이에 형성된 코너 영역(영역 B)에 축적된다.

도 18a에 도시된 등고선의 밀집 분포로부터 알 수 있듯이, 코너 영역 B에서 역압 구배가 높고, 따라서 도 19에 도시된 바와 같이 대규모의 유동 분리를 발생시켜 펌핑 효율의 막대한 손실을 초래한다. 특히 펌프가 소형화되면 블레이드 상의 하중이 증가되고 이에 따라 역압 구배가 증가되어 펌프가 분리 현상에 대하여 더욱 더 예민해지므로, 이러한 상황은 더욱 심각해진다. 이것은 종래의 기술이 소형의 고효율 펌프를 만들지 못하는 근본적인 요인의 일부이다.
US-A-4865519에 다단 원심 펌프(Multistage centrifugal pump)가 개시되어 있다.

본 발명의 목적은 디퓨저 구역에서의 2차 유동을 최적화하여 디퓨저 구역의 유로의 코너 영역에서 발생되기 쉬운 유동 분리를 방지할 수 있는 고효율 혼류 펌프를 제공하는 것이다.

상기 목적을 달성하는 혼류 펌프는, 임펠러 구역과 상기 임펠러 구역의 하류에 배치된 디퓨저 구역을 형성하며 축을 구비하는 케이싱을 포함하고, 상기 임펠러 구역은 상기 축 주위로 회전하는 임펠러를 구비하고, 상기 디퓨져 구역은 허브와 고정 디퓨저 블레이드를 구비하며, 상기 디퓨저 블레이드는 허브 블레이드 각과 케이싱 블레이드 각 사이의 각도 차가 디퓨저 구역의 유로를 따라 특정 분포 패턴을 따르게 선택될 수 있도록 형성된다. 따라서, 디퓨저 블레이드의 블레이드 각의 설계를 적당히 선택함으로써, 2차 유동을 최적화하여 디퓨저 구역에서의 유로를 따라 적합한 압력 분포 패턴이 얻어진다.

본 발명에 따른 혼류 펌프에 있어서, 상기 블레이드 각은 허브 표면 또는 케이싱 표면의 레벨의 블레이드 표면 상의 일 지점에서 원주의 접선과, 허브 표면 또는 케이싱 표면을 따른 블레이드의 단면의 중심선의 접선이 이루는 각도로 정의되며, 상기 특정 분포 패턴이란 허브 블레이드 각이, 넓은 범위의 유로에서 케이싱 블레이드 각보다 큰 것이다. 따라서, 허브 표면을 따른 압력 상승이 케이싱 표면을 따른 압력 상승 전에 완료되어, 허브 표면을 따른 유속 감소가 케이싱 측에서의 유속 감소 전에 완료됨에 따라, 정압이 펌프의 케이싱 측에서 회복되지 않고 허브 측에서 회복될 수 있다.

도 1은 본 발명의 혼류 펌프의 실시예의 주요부를 나타내는 사시도;

도 2는 본 발명의 펌프의 디퓨저 구역에서의 블레이드 각 분포 패턴을 나타내는 그래프;

도 3은 종래의 펌프와 본 발명의 실시예에 따른 펌프에서 유로를 따른 블레 이드 각의 차이를 비교한 그래프;

도 4a는 본 발명의 실시예에 따른 펌프에서 디퓨저 구역 내의 유로에서 블레이드의 흡입 표면 상에서의 압력 분포의 등고선을 나타내는 도면;

도 4b는 본 발명의 실시예에 따른 펌프에서 디퓨저 구역 내의 비차원 거리 (m*=0.59)에서 유로 구역의 원주방향 단면에서의 전체 압력 분포의 등고선을 나타내는 도면;

도 5a 및 도 5b는 본 발명의 실시예에 따른 펌프에서 디퓨저 구역 내의 유동 필드의 속도 벡터를 나타내는 도면;

도 6a는 종래 설계의 혼류 펌프에서의 압력 분포의 등고선을 나타내는 도면;

도 6b는 본 발명의 혼류 펌프에서의 압력 분포의 등고선을 나타내는 도면;

도 7a 및 도 7b는 본 발명의 혼류 펌프의 성능을 종래의 것과 비교하여 나타내는 그래프;

도 8a 내지 도 8f는 서로 다른 비속도에서, 입구에서 출구 영역에 이르기까지, 본 발명의 유로를 따른 디퓨저 블레이드 각의 차이를 나타내는 그래프;

도 9a는 본 발명의 혼류 펌프에 대한 교정 전의 블레이드 각도 차(Δβ)의 분포를 나타내는 그래프;

도 9b는 본 발명의 혼류 펌프에 대한 교정 후의 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 분포를 나타내는 그래프;

도 10은 도 8a 내지 도 8f에 도시된 혼류 펌프에 대하여 블레이드 각도 차가 최대인 지점에서의 비속도와 비차원 거리간의 관계를 나타내는 그래프;

도 11은 도 8a 내지 도 8f에 도시된 혼류 펌프에 대한 비속도의 함수로서 최대 블레이드 각도 차를 나타내는 그래프;

도 12는 종래의 혼류 펌프의 개략 단면도;

도 13a는 디퓨저 블레이드의 케이싱 표면 상의 블레이드 각(β)의 정의를 나타내는 도면;

도 13b는 디퓨저 블레이드의 자오면 상의 좌표의 정의를 나타내는 도면;

도 13c는 디퓨저 블레이드 구역의 축 대칭면 상의 좌표 및 블레이드 각(β)을 나타내는 도면;

도 13d는 디퓨저 블레이드가 기울어진 경우에 그것의 교정된 블레이드 각(β^*)의 정의를 나타내는 도면;

도 14a는 종래의 혼류 펌프의 디퓨저 구역에서 블레이드 각의 분포 패턴을 나타내는 그래프;

도 14b는 본 발명의 혼류 펌프의 디퓨저 구역에서 평균적인 블레이드 각의 분포 패턴과 종래의 그것을 비교하는 그래프;

도 15는 종래의 혼류 펌프에서의 비차원 거리(m*)의 함수로서 블레이드 각도 차(Δβ)를 나타내는 그래프;

도 16은 종래의 혼류 펌프에서 디퓨저 블레이드의 흡입 표면 상의 2차 유동 패턴을 나타내는 도면;

도 17은 종래의 혼류 펌프에서 디퓨저 구역의 허브 표면 상의 2차 유동 패턴의 평면도;

도 18a는 종래의 혼류 펌프에서 디퓨저 구역 내의 유로에서 블레이드의 흡입 표면 상의 압력 분포의 등고선을 나타내는 도면;

도 18b는 종래의 혼류 펌프의 디퓨저 구역의 비차원 거리 m*=0.59에서 유로 구역의 원주방향 단면에서의 전체 압력 분포 다이어그램의 등고선을 나타내는 도면;

도 19a 및 도 19b는 종래의 혼류 펌프의 디퓨저 구역에서의 속도 벡터 패턴을 나타내는 도면.

도 1은 본 발명에 따른 실시예의 혼류 펌프의 주요 구성요소를 나타낸다. 본 발명의 중요한 특성은 디퓨저 구역(14) 내의 디퓨저 블레이드(20)의 형태에 있다. 펌프의 블레이드(20)의 블레이드 각은 도 2에 도시된 바와 같이 자오면을 따라 분포되며, 도 13a에서 정의된 바와 같이 수평축은 유로를 따라 비차원거리와 관련되며 수직축은 블레이드 각(β)과 관련된다. 이로부터 알 수 있듯이, 허브 평면 상의 블레이드(20)의 블레이드 각(β_h)은 비차원 거리 m*=0.5로 주어진 지점 부근까지는 완만히 증가하지만, 그 이후로는 보다 급격히 증가한다. 한편, 케이싱 표면 상의 블레이드 각(β_c)은 비차원 거리 m*=0.4까지는 각(β_h)과 거의 동일한 비율로 완만히 증가하고, 계속해서 비차원 거리 m*=0.75까지는 그와 거의 비슷한 비율로 증가하며, 그 이후로는 상당히 급격히 증가한다.

그 결과 도 3의 비교 다이어그램에 도시된 바와 같이, 허브 블레이드 각(β_h)과 케이싱 블레이드 각(β_c) 사이의 블레이드 각도 차(Δβ)가 디퓨저 유로(P)의 전반부에서는 거의 동일하지만, 디퓨저 유로(P)의 후반부에서는 허브 블레이드 각(β_h)이 케이싱 블레이드 각(β_c)보다 크다. 상기 예시에서, 블레이드 각도 차(Δβ)는 m*=0.5인 지점부터 급격히 증가하며, m*=0.75에서 약 30˚의 절정 값에 이른다. 이러한 각도 분포 패턴은 도 15에 도시된 종래의 분포 패턴과는 상당히 다르다는 것을 알 수 있다. 도 3에서, 굵은 선은 본 발명을 나타내고 가는 선은 종래기술을 나타낸다.

도 4a, 4b 및 5a, 5b는 본 발명의 혼류 펌프의 디퓨저 구역(14) 내의 유로(P)에서 예상되는 압력 분포 및 속도 벡터를 3차원 점성류 분석을 사용하여 계산된 결과를 나타낸다. 도 4a에 도시된 입구 영역(영역 A')에서의 정압의 등고선은 유로(P)에 대하여 거의 수직으로 형성되며, 도 5a에 도시된 바와 같이 등고선을 따라 흐르는 2차 유동은 허브 표면을 향한다. 따라서, 2차 유동 패턴이 변하기 때문에, 종래 기술로 설계된 디퓨저에서 디퓨저 구역의 코너 영역에 축적되었을 고손실 유체가 코너 영역을 지나쳐 통과하며, 유로의 중간 피치 위치에서 허브측 상에 있는 영역 D'에 축적된다. 케이싱측에 흐르는 고에너지 유체는 코너 영역(영역 C', 도 4b 참조)으로 흐르고, 이 영역에서의 역압 구배는 작기 때문에(영역 B', 도 4a 참조), 도 5b에서 확인할 수 있는 바와 같이 허브 표면 상에 발생된 유동 분리가 감소되어, 유동 필드를 확실히 개선한다.

본 발명의 블레이드 각의 분포 패턴에 있어서, 허브 표면 상의 블레이드 각(β_h)의 증가는 케이싱 표면 상의 블레이드 각(β_c)의 증가보다 선행된다. 그 결과 케이싱측의 압력 증가가 완료되기 전에 허브측의 압력 증가가 완료되고, 따라서 본 발명의 디퓨저는 도 6a에 나타낸 종래의 유동 패턴과 비교하여 도 6b에 나타낸 비교 유동 패턴으로 도시된 바와 같이, 정압 등고선이 유로(P)와 거의 수직이 되도록 할 수 있다. 또한, 경계층 두께가 얇고 유동 분리에 대한 저항이 큰 블레이드의 전반부에서 압력 증가가 완료되기 때문에, 본 발명의 유동 필드는 경계층 두께가 두껍고 유동 분리에 대한 저항이 작은 영역 B'에서 역압 구배를 조정함에 따라 유동 분리 현상의 억제 효과를 실현한다.

도 7a 및 도 7b는 비속도 280(m, m³/min, rpm)에서, 본 발명의 블레이드 설계를 갖는 혼류 펌프와 종래의 블레이드 설계를 갖는 등가 혼류 펌프의 성능을 비교한 것을 나타낸다. 본 발명의 설계를 갖는 블레이드 각 분포는 종래의 설계에서 사용된 블레이드 각 분포보다 상당히 성능이 향상되었음을 알 수 있다. 비속도(Ns)는 다음의 수학식에 의해 주어진다:

여기서, N은 rpm 단위인 임펠러의 회전 속도이고, Q는 m³/min 단위인 설계 유동 속도이며, H는 이 설계 유동 속도에서 미터 단위인 펌프의 총 헤드이다.

도 8a 내지 도 8f는 280 내지 1000(m, m³/min, rpm) 범위의 비속도에서 본 발명에 따라 설계된 디퓨저의 예시를 나타낸다. 각 도면은 상이한 자오면 형상을 갖는 디퓨저 블레이드(20)의 블레이드 각도 차(Δβ)에 대한 3개 또는 4개의 분포 곡선을 나타낸다. 자오면 형상의 차이에 따른 최대 블레이드 각의 차이가 관찰될 수 있지만, 일반적으로 블레이드 각도 차가 디퓨저 구역의 입구측으로부터 출구측에 이르는 유로를 따라 급격하게 증가되는 본 발명의 디퓨저 설계의 특징을 각각의 예시에서 명확히 관찰할 수 있다.

비속도가 증가함에 따라 블레이드 각도 차(Δβ)가 최대가 되는 정점이 유로의 후반부에서 전반부로 이동하는 것을 알 수 있다. 또한, 더 큰 비속도에서는 최대 블레이드 각도 차가 감소하는 것도 알게 될 것이다. 또한, 블레이드 각도 차가 증가하기 시작하는 상승점은 비속도 280에서 비차원 거리 m*=0.4인 곳이며, 한편 400이상의 비속도에서는 블레이드 각도 차가 디퓨저 구역의 전연 가까이에서 증가되기 시작한다. 비속도가 감소됨에 따라, 디퓨저 블레이드에 대한 부하가 증가되므로, 낮은 비속도에서의 유동 분리 현상을 방지하기 위해서는 블레이드 각도 차(Δβ)가 더 커질 필요가 있다. 모든 비속도에서, 블레이드 각도 차가 최대에 이른 다음에 상기 각도 차는 비차원 거리(m*)가 1인 후연을 향하여 급격하게 감소하며, 디퓨저 구역(14)의 후연에서 각도 차는 거의 0이다.

디퓨저 구역의 후연 위치에서의 원주좌표(θ_TE)는 제조의 용이함이라는 관점에서 종종 허브(θ_TE=θ_TE,h) 또는 케이싱(θ_TE=θ_TE,c) 상에서 동일하게 되어 후연이 반지름 방향으로 배향된다. 후연에서의 블레이드가 원주 방향으로 기울어진 경우(즉, θ_h≠θ_c), 블레이드 각도 차의 분포가 θ_h=θ_c상태를 만족시키는 등가각으로 교정된다면 성능이 향상될 수 있다. 그러한 교정은 다음의 수학식에 따라 행해진다.

여기서, θ_h는 블레이드의 허브 표면 상의 중심선에 대한 원주좌표이고; Δθ_TE는 허브와 케이싱 사이의 후연에서의 원주 각도 차(θ_TE,c - θ_{TE, h})이고; θ^* _h는 교정된 허브 표면의 중심선의 원주좌표이고; β^* _h는 교정된 허브 표면 상의 블레이드 각이며; Δβ^*는 교정 후의 블레이드 각도 차이다(도 13D 참조).

도 9a 및 도 9b는 비속도 400(m, m³/min, rpm)을 갖는 혼류 펌프의 실시예에서 블레이드 경사 각(Δθ_TE)을 약 -6˚내지 17˚로 변화시키는 효과를 나타낸다. 교정 전의 블레이드 각도 차(Δβ)의 분포는 도 9a에 도시된 바와 같이 상이한 블 레이드 경사 각(Δθ_TE)에 따라 다르지만, 상기 수학식에 따른 교정 처리 후에는 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 분포가 대략 동일하게 되어, 각도 차(Δβ^*)에 대한 교정 처리가 보편적으로 적용가능하다는 사실이 명확해진다. 수학식(1)로부터 θ_h=θ_c, 즉 Δθ_TE=0 이면, Δβ^*=Δβ임이 명확할 것이다.

도 10은 m*_p로 표시된 비차원 거리를 개략적으로 보여주며, 여기서 블레이드 각도 차(Δβ^*)는 다양한 예시에서의 최대값을 비속도의 함수로서 나타내고, 또한 도 11은 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 최대값을 개략적으로 보여준다. 도면에서 검은 점(ㆍ)은 디퓨저 구역의 후연에서 블레이드가 기울어진 경우(θ_h ≠θ_c)를 의미한다.

도면에서 실선으로 도시된 바와 같이, 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 값을 최대화하는 비차원 거리에 대한 하한(m*_p,min) 및 상한(m*_p,max)과, 최대 블레이드 각도 차에 대한 하한(Δβ^* _min) 및 상한(Δβ^* _max)은 다음의 수학식에 따라 주어진다:

도 14b는 비속도 280(m,m³/min, rpm)을 갖는 펌프의 예시를 나타내고, 본 발명의 디퓨저 구역 내의 중간 스팬 위치에서 평균 블레이드 각 분포 패턴(도 2 참조)과 종래의 디퓨저 구역의 분포 패턴(도 14a 참조, N에 해당)을 비교한다. 명백히 알 수 있는 바와 같이, 비록 두 경우가 평균 블레이드 각의 대체로 유사한 분포 패턴을 공유하기는 하지만, 종래의 펌프는 도 19a 및 도 19b에 도시된 바와 같이 커다란 정도의 유동 분리를 보여주는 반면, 본 발명의 펌프는 도 5a 및 도 5b에 도시된 바와 같이 유동 분리의 억제를 보여주며, 도 7a 및 도 7b에 도시된 바와 같이 펌프의 성능이 뚜렷하게 향상된다. 이것은 결과적으로 펌프의 성능을 결정하는 중요한 요인은 평균적인 블레이드 각 분포 패턴이 아니라 허브 및 케이싱 상에서 블레이드 각의 차이라는 것을 나타낸다. 펌프의 성능을 저하시키는 주요 원인은 종래의 디퓨저가 입구에서부터 출구까지의 블레이드 각 분포 패턴의 변화를 완만하게 하는 데에 너무 치중하고, 본 발명에서와 같이 디퓨저 구역의 입구에서부터 출구에 이르는 블레이드의 허브 표면과 케이싱 표면 사이에서의 블레이드 각도 차 분포 패턴을 변화시키는 중요한 기능에 대하여 어떠한 고려도 하지 않았기 때문이란 것을 알 수 있다.

요컨데, 본 발명은 허브와 케이싱에서의 블레이드 각도 차가 디퓨저 구역 내의 입구측으로부터 출구측에 이르는 유로를 따라 특정 분포 패턴에 맞게 변화되도록 디퓨저 블레이드를 설계하면 효율적인 혼류 펌프를 생산할 수 있다는 것을 보여준다. 상기 분포 패턴은 2차 유동의 발생을 최적화하고 디퓨저 구역 내의 유로 단면의 코너에서의 분리를 방지할 수 있는 기준에 따라 결정된다.

Claims (6)

1. 임펠러 구역(12) 및 상기 임펠러 구역의 하류에 배치된 디퓨저 구역(14)을 형성하며 축(10)을 구비한 케이싱을 포함하고, 상기 임펠러 구역은 상기 축 주위로 회전하는 임펠러(12)를 구비하고, 상기 디퓨져 구역(14)은 허브(18)와 고정 디퓨저 블레이드(20)를 구비하는 혼류 펌프에 있어서,

   상기 디퓨저 구역(14)의 유로(P)를 따라 상기 유로(P)의 후반부에서 허브의 블레이드 각(β_h)과 케이싱의 블레이드 각(β_c) 사이의 각도 차(Δβ)가 급격히 증가하는 특정 분포 패턴을 만족하도록 설정되어 상기 디퓨저 블레이드(20)가 형성되는 것을 특징으로 하는 혼류 펌프.
2. 제 1항에 있어서,

   상기 블레이드 각(β_c, β_h)은, 상기 허브 또는 케이싱 표면 레벨에서 상기 블레이드 표면 상의 어느 한 지점에서의 원주의 접선(L)과 상기 허브 표면(18) 또는 케이싱 표면(16)을 따르는 상기 블레이드 단면의 중심선(M)의 접선 사이의 각도로 정의되며, 상기 특정 분포 패턴에서 허브 표면 상의 블레이드 각(β_h)의 증가는 상기 유로를 따르는 케이싱 표면 상의 블레이드 각(β_c)의 증가보다 선행되는 것을 특징으로 하는 혼류 펌프.
3. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

   상기 블레이드의 허브 상의 교정된 블레이드 각(β^* _h)과 상기 블레이드의 케이싱 상의 블레이드 각(β_c)의 차(β^* _h - β_c)로 정의되는, 분포 패턴에서 교정된 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 최대값은, 수학식 m*_p,min = 0.683 - 0.0333ㆍ(Ns/100)으로 주어지는 비차원 거리(m*_p,min)를 갖는 위치의 출구측에 위치되는 것을 특징으로 하는 혼류 펌프.
4. 제 3항에 있어서,

   상기 교정된 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 분포 패턴에서 최대값은 수학식 m*_p,max = 1.12 - 0.0666ㆍ(Ns/100)으로 주어지는 비차원 거리(m*_p,max)를 갖는 위치의 입구측에 위치되는 것을 특징으로 하는 혼류 펌프.
5. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,

   블레이드의 허브 상의 교정된 블레이드 각(β^* _h)과 상기 블레이드의 케이싱 상의 블레이드 각(β_c)의 차(β^* _h - β_c)로 정의되는, 교정된 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 분포패턴에서 최대값은 수학식 Δβ^* _min = 30.0 - 2.50ㆍ(Ns/100)으로 주어지는 값 이상인 것을 특징으로 하는 혼류 펌프.
6. 제 5항에 있어서,

   상기 교정된 블레이드 각도 차(Δβ^*)의 최대값은 수학식 Δβ^* _max = 53.3 - 3.33ㆍ(Ns/100)으로 주어지는 값 이하인 것을 특징으로 하는 혼류 펌프.

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