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JP4183612B2 - Axial flow pump - Google Patents

Axial flow pump Download PDF

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JP4183612B2
JP4183612B2 JP2003431186A JP2003431186A JP4183612B2 JP 4183612 B2 JP4183612 B2 JP 4183612B2 JP 2003431186 A JP2003431186 A JP 2003431186A JP 2003431186 A JP2003431186 A JP 2003431186A JP 4183612 B2 JP4183612 B2 JP 4183612B2
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JP
Japan
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impeller
ratio
blade
axial flow
rotor blade
Prior art date
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Expired - Lifetime
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JP2003431186A
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Japanese (ja)
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JP2005188397A (en
Inventor
和芳 宮川
和幸 南部
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Mitsubishi Heavy Industries Ltd
Original Assignee
Mitsubishi Heavy Industries Ltd
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Publication date
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  • Structures Of Non-Positive Displacement Pumps (AREA)

Description

本発明は、軸流ポンプに関するものである。   The present invention relates to an axial flow pump.

従来より、水等の液体を大流量低揚程で輸送するポンプとして軸流ポンプが広く用いられている。一般の軸流ポンプは、回転翼の枚数が3枚または4枚とされており、また、子午面、周方向のいずれにおいても、前縁および後縁の中心線は回転軸に対して垂直とされている。   Conventionally, an axial pump has been widely used as a pump for transporting a liquid such as water with a large flow rate and a low head. The general axial flow pump has three or four rotor blades, and the center line of the leading edge and the trailing edge is perpendicular to the rotation axis in both the meridian and circumferential directions. Has been.

このように3〜4枚程度の羽根枚数では、回転翼1枚あたりの負荷が大きく、回転翼表裏間に圧力差が発生する。さらに、前縁および後縁が垂直に立設しているので、回転翼先端とケーシング内周との間の隙間で漏れ流れが多く発生し、強い渦流を発生させていた。また、圧力条件によってはキャビテーションが発生していた。   Thus, when the number of blades is about 3 to 4, the load per rotor blade is large and a pressure difference is generated between the front and back of the rotor blade. Furthermore, since the leading edge and the trailing edge are erected vertically, a large amount of leakage flow is generated in the gap between the tip of the rotor blade and the inner periphery of the casing, and a strong vortex is generated. Also, cavitation occurred depending on the pressure conditions.

このようなキャビテーションの発生を抑制する軸流ポンプとして、特開2002−364579号公報(特許文献1)に示されるものがある。   As an axial flow pump which suppresses generation | occurrence | production of such a cavitation, there exists a thing shown by Unexamined-Japanese-Patent No. 2002-364579 (patent document 1).

この文献には、回転翼を羽根車の回転方向に前進させ、かつ子午面内で前傾させた軸流ポンプが開示されている。
特開2002−364579号公報(段落[0019]〜[0022]、図2及び図3)
This document discloses an axial flow pump in which a rotor blade is advanced in the rotational direction of an impeller and is tilted forward in the meridian plane.
JP 2002-364579 A (paragraphs [0019] to [0022], FIGS. 2 and 3)

例えば、図12に示したキャビテーショントンネル100では、水を循環させるために軸流ポンプ105が用いられる。このキャビテーショントンネルの検査領域103で測定対象の発生音を測定する際に、軸流ポンプ105から騒音が発生してしまうとノイズとなり測定精度を低下させるので、可能な限り軸流ポンプを低騒音化する必要がある。   For example, in the cavitation tunnel 100 shown in FIG. 12, an axial pump 105 is used to circulate water. When measuring the generated sound in the inspection area 103 of the cavitation tunnel, if noise is generated from the axial flow pump 105, noise is generated and the measurement accuracy is lowered. Therefore, the axial flow pump is reduced as much as possible. There is a need to.

上記文献は、流量範囲全域で安定して運転し得る大流量低揚程ポンプを提供することを目的としている(段落[0008]参照)が、低騒音化については考慮されていない。特に、回転翼が2枚とされた実施形態が示されており、これでは回転翼への負荷が大きく、低騒音化が図れない。   The above document aims to provide a large flow rate and low head pump that can be operated stably over the entire flow rate range (see paragraph [0008]), but does not take into account noise reduction. In particular, an embodiment in which there are two rotor blades is shown, and this imposes a heavy load on the rotor blades and cannot reduce noise.

また、回転翼を回転方向に前進化(スキュー)させるとの記載はあるものの、どの程度の前進が必要であるかの検討がなされていない。   Further, although there is a description that the rotor blade is advanced (skewed) in the rotation direction, no examination is made as to how much advancement is necessary.

本発明は、上記問題点に鑑み、低騒音化を実現する軸流ポンプを提供することを目的とする。   In view of the above problems, an object of the present invention is to provide an axial pump that achieves low noise.

上記課題を解決するために、本発明の軸流ポンプは、以下の手段を採用する。   In order to solve the above problems, the axial pump of the present invention employs the following means.

本発明の軸流ポンプは、ケーシング内に回転自在に配置した羽根車に複数の回転翼を備え、前記各回転翼を、前記羽根車の回転方向に前進させ、かつ子午面内で上流側に前傾させた軸流ポンプにおいて、前記回転翼の枚数を6〜9枚とし、最外周の回転翼円筒断面における翼弦上の中心位置の前縁からの距離を、最内周の回転翼円筒断面における翼弦上の中心位置の前縁からの距離で除したスイープ比が、1.5〜4.0となるように前進させたことを特徴とする。   The axial flow pump according to the present invention includes a plurality of rotating blades in an impeller rotatably disposed in a casing, and advances the rotating blades in the rotation direction of the impeller and on the upstream side in the meridian plane. In the axial flow pump inclined forward, the number of the rotor blades is 6 to 9, and the distance from the front edge of the center position on the blade chord in the outermost rotor cylinder cross section is the innermost rotor blade cylinder. The sweeping ratio divided by the distance from the front edge of the center position on the chord in the cross section is advanced so as to be 1.5 to 4.0.

回転翼の前進の程度としてスイープ比を導入する。このスイープ比を1.5〜4.0としたことで、揚程を確保しつつ、損失すなわち騒音を低減することができる。スイープ比が1.5よりも小さいときは損失が大きくなり、騒音が許容レベルを超える。スイープ比が4よりも大きいときは必要な揚程が確保できない。   The sweep ratio is introduced as the degree of advancement of the rotor blades. By setting the sweep ratio to 1.5 to 4.0, it is possible to reduce loss, that is, noise, while securing the lift. When the sweep ratio is less than 1.5, the loss increases and the noise exceeds the allowable level. When the sweep ratio is larger than 4, the necessary lift cannot be secured.

スイープ比は、より好ましくは、2.2〜3.4、さらに好ましくは、2.4〜3.0とされる。   The sweep ratio is more preferably 2.2 to 3.4, and still more preferably 2.4 to 3.0.

回転翼の枚数を6枚以上にして回転翼1枚あたりの負荷を低減させる。これにより、回転翼表裏の圧力差が低減され、回転翼先端からの漏れ流量が減り、騒音が低下する。一方、回転翼の数が9枚を超えると、回転翼の濡れ面積が増大して性能が低下するだけでなく、コストも上昇する。   By reducing the number of rotor blades to 6 or more, the load per rotor blade is reduced. Thereby, the pressure difference between the front and back of the rotor blade is reduced, the leakage flow rate from the tip of the rotor blade is reduced, and the noise is reduced. On the other hand, when the number of rotor blades exceeds 9, not only the wet area of the rotor blades increases and the performance decreases, but also the cost increases.

また、回転翼は子午面内で上流側に前傾させられているので、粘性損失の低減が図られ、各種渦の低減が可能となる。   Further, since the rotor blade is tilted forward in the meridian plane, the viscosity loss can be reduced and various vortices can be reduced.

また、本発明の軸流ポンプは、前記ケーシングの内周と前記回転翼先端との間のチップ間隔が、該回転翼の翼スパンに対する比で0.001〜0.010とされていることを特徴とする。

チップ間隔(チップクリアランス)を、翼スパンに対する比で0.010以下とすることで、初生キャビテーションを低く抑えることができる。キャビテーションを回避することで、低騒音化が実現される。
Further, in the axial flow pump of the present invention, the tip interval between the inner periphery of the casing and the tip of the rotor blade is 0.001 to 0.010 in a ratio to the blade span of the rotor blade. Features.

By setting the tip interval (tip clearance) to 0.010 or less as a ratio to the blade span, the initial cavitation can be kept low. Noise can be reduced by avoiding cavitation.

一方、翼スパンに対する比を小さくするほど初生キャビテーションの低減に効果があるが、この比が0.001を下回ると、チップ間隔が小さすぎて構造が成り立たない。

より好ましくは、チップ間隔は、翼スパンに対する比で、0.002〜0.007とされる。
On the other hand, the smaller the ratio to the blade span is, the more effective the reduction of the initial cavitation is. However, when this ratio is less than 0.001, the tip interval is too small and the structure is not realized.

More preferably, the tip interval is 0.002 to 0.007 as a ratio to the blade span.

また、本発明の軸流ポンプは、前記各回転翼の下流側に固定配置された複数の固定翼を備え、
前記回転翼の後縁と前記固定翼の前縁との間の軸間距離が、回転翼直径に対する比で0.1〜0.3とされていることを特徴とする。
Further, the axial flow pump of the present invention comprises a plurality of fixed blades fixedly arranged on the downstream side of the respective rotary blades,
The axial distance between the trailing edge of the rotor blade and the leading edge of the fixed blade is 0.1 to 0.3 as a ratio to the rotor blade diameter.

軸間距離が近いほど効率は良くなるが、回転翼で発生したウェークが直後の固定翼に衝突することになり、騒音の観点から好ましくない。したがって、軸間隔を、回転翼直径に対する比で0.1以上とする。   The shorter the distance between the shafts, the better the efficiency. However, the wake generated by the rotating blade collides with the immediately following fixed blade, which is not preferable from the viewpoint of noise. Therefore, the shaft interval is set to 0.1 or more in the ratio to the rotor blade diameter.

軸間隔が大きくなると、騒音は減少するが、効率が低下する。したがって、軸間隔を、回転翼直径に対する比で0.3以下とする。   As the shaft spacing increases, noise decreases but efficiency decreases. Therefore, the shaft interval is set to 0.3 or less in the ratio to the rotor blade diameter.

なお、「軸間距離」とは、回転翼の後縁と固定翼の前縁との間の距離をいうが、例えば、羽根車を子午面で見たときに、回転翼の後縁と固定翼の前縁との間の最も近い距離をいう。   Note that the “distance between axes” refers to the distance between the trailing edge of the rotating blade and the leading edge of the fixed blade. For example, when the impeller is viewed from the meridian plane, it is fixed to the trailing edge of the rotating blade. The closest distance to the wing's leading edge.

本発明によれば、スイープ比を1.5〜4.0としたので、揚程を確保しつつ、損失すなわち騒音を低減することができる。   According to the present invention, since the sweep ratio is set to 1.5 to 4.0, loss, that is, noise can be reduced while securing the head.

また、回転翼の枚数を6枚〜9枚にしたので、高性能を維持しつつ低騒音化を両立させることができる。

チップ間隔を、翼スパンに対する比で0.001〜0.010程度としたので、初生キャビテーションを低く抑えることができ、低騒音化を実現することができる。
In addition, since the number of rotor blades is 6 to 9, it is possible to achieve both noise reduction while maintaining high performance.

Since the tip interval is about 0.001 to 0.010 as a ratio to the blade span, the initial cavitation can be suppressed low, and the noise can be reduced.

回転翼の後縁と固定翼の前縁との間の軸間隔が、回転翼直径に対する比で0.1〜0.3としたので、高効率および低騒音化を両立させることができる。   Since the axial interval between the trailing edge of the rotor blade and the leading edge of the fixed blade is 0.1 to 0.3 in terms of the ratio to the rotor blade diameter, both high efficiency and low noise can be achieved.

以下に、本発明にかかる軸流ポンプの実施形態について、図面を参照して説明する。   Embodiments of an axial flow pump according to the present invention will be described below with reference to the drawings.

図1には、軸流ポンプに用いられる羽根車1の斜視図が示されている。   FIG. 1 is a perspective view of an impeller 1 used for an axial pump.

羽根車1は、ケーシング(図示せず)内に回転自在に配置される。この羽根車1には、複数のインペラ(回転翼)3が固定されている。本実施形態では、インペラ3の枚数は7枚とされている。このインペラ3は、その先端にシュラウドが設けられていないオープンインペラとなっている。   The impeller 1 is rotatably arranged in a casing (not shown). A plurality of impellers (rotary blades) 3 are fixed to the impeller 1. In the present embodiment, the number of impellers 3 is seven. The impeller 3 is an open impeller that is not provided with a shroud at its tip.

インペラ3は、図2に示すように、羽根車1の回転方向に前進するようになっている。   As shown in FIG. 2, the impeller 3 moves forward in the rotational direction of the impeller 1.

つまり、インペラ3は、各円筒断面において図3に示すような翼形を半径方向に積み上げた形状となっている。これら翼形上には、前縁7と後縁8とを結ぶ翼弦5が定義され、この翼弦上に中心9が位置する。各翼弦5上の中心9は、羽根車1の回転中心を通る基準線L上に配置される。この中心9をインペラ3の回転方向にずらすことにより、インペラ3は前進させられる。ここで、中心9は、最大翼厚となる翼弦5上の位置(stacking center)である。   That is, the impeller 3 has a shape in which airfoils as shown in FIG. On these airfoils, a chord 5 connecting the leading edge 7 and the trailing edge 8 is defined, and a center 9 is located on the chord. A center 9 on each chord 5 is arranged on a reference line L passing through the rotation center of the impeller 1. The impeller 3 is moved forward by shifting the center 9 in the rotation direction of the impeller 3. Here, the center 9 is a position (stacking center) on the chord 5 which is the maximum blade thickness.

ここで、前進の程度を表すパラメータとして、スイープ比を導入する。   Here, a sweep ratio is introduced as a parameter representing the degree of advance.

スイープ比は、図3に示すように、最外周のインペラ3の円筒断面における翼弦5上の中心9位置の前縁7からの距離を、最内周のインペラ3の円筒断面における翼弦5上の中心9位置の前縁からの距離で除したものとする。   As shown in FIG. 3, the sweep ratio is the distance from the leading edge 7 at the center 9 position on the chord 5 in the cylindrical cross section of the outermost impeller 3, and the chord 5 in the cylindrical cross section of the innermost impeller 3. It is assumed that it is divided by the distance from the leading edge of the upper 9 positions.

図3に示した場合では、チップ側である最外周のインペラ3の円筒断面における翼弦5aの中心9aは、全弦長に対して55%だけ前縁7から離れた位置となっている。ハブ側である最内周のインペラ3の円筒断面における翼弦5bの中心9bは、全弦長に対して25%だけ前縁7から離れた位置となっている。したがって、この場合、スイープ比は、55/25=2.2となる。   In the case shown in FIG. 3, the center 9a of the chord 5a in the cylindrical cross section of the outermost impeller 3 on the tip side is located at a position away from the leading edge 7 by 55% with respect to the total chord length. The center 9b of the chord 5b in the cylindrical cross section of the innermost impeller 3 on the hub side is a position away from the leading edge 7 by 25% with respect to the entire chord length. Therefore, in this case, the sweep ratio is 55/25 = 2.2.

図4には、インペラ3を含む羽根車1の子午面を見た図である。   FIG. 4 is a view of the meridian plane of the impeller 1 including the impeller 3.

インペラ3は、その前縁および後縁が流体流れの上流側に前傾させた形状を有している。   The impeller 3 has a shape in which the leading edge and the trailing edge are inclined forward toward the upstream side of the fluid flow.

流体の流れから見てインペラ3の下流には、ディフューザ(固定翼)11が配置されている。図示しないが、ディフューザ11の枚数は、本実施形態において9枚とされている。   A diffuser (fixed vane) 11 is disposed downstream of the impeller 3 as viewed from the fluid flow. Although not shown, the number of diffusers 11 is nine in the present embodiment.

以上の構成を有する軸流ポンプは、図示しない駆動源により羽根車1を回転させ、羽根車1に固定された7枚のインペラ3によって流体を送り出す。インペラ3から送り出された流体は、ディフューザ11によって運動エネルギーを回収する。   The axial flow pump having the above configuration rotates the impeller 1 by a driving source (not shown) and sends out fluid by the seven impellers 3 fixed to the impeller 1. The fluid sent out from the impeller 3 collects kinetic energy by the diffuser 11.

表1に示す諸元を有する軸流ポンプについて、数値解析を行なった。   Numerical analysis was performed on the axial flow pump having the specifications shown in Table 1.

Figure 0004183612
Type A及びtype Bともに、本発明の軸流ポンプであり、回転方向に前進し、子午面内において前傾したインペラを7枚有している。また、ディフューザは9枚となっている。
Figure 0004183612
Both Type A and Type B are axial flow pumps according to the present invention, and have seven impellers that move forward in the rotational direction and tilt forward in the meridian plane. There are 9 diffusers.

インペラおよびディフューザの外径は、Type Aが300mm、Type Bが500mmとなっている。   The outer diameters of the impeller and diffuser are 300 mm for Type A and 500 mm for Type B.

図5には、インペラの枚数について検討した解析結果が示されている。   FIG. 5 shows an analysis result of examining the number of impellers.

(a)には、インペラの枚数に対して、羽根1枚あたりの負荷が相対的に示されている。   (A) shows the load per blade relative to the number of impellers.

(b)には、インペラの枚数に対して、減速比が相対的に示されている。   (B) shows the reduction ratio relative to the number of impellers.

図5(a)からわかるように、インペラの枚数が6枚以上であれば、羽根1枚あたりの負荷が軽減されるので、インペラ先端におけるキャビテーションを防止することができ、低騒音化が図れる。   As can be seen from FIG. 5A, when the number of impellers is 6 or more, the load per blade is reduced, so that cavitation at the tip of the impeller can be prevented, and noise can be reduced.

一方、図5(b)からわかるように、インペラの枚数が9枚を超えると、減速比が増大し、効率が落ちる。   On the other hand, as can be seen from FIG. 5B, when the number of impellers exceeds 9, the reduction ratio increases and the efficiency decreases.

以上から、インペラの枚数は、6枚以上9枚以下が好ましい。より好ましくは、7枚である。   From the above, the number of impellers is preferably 6 or more and 9 or less. More preferably, the number is 7.

図6には、スイープ比について検討した解析結果が示されている。   FIG. 6 shows an analysis result of examining the sweep ratio.

(a)には、スイープ比に対して、損失が相対的に示されている。   In (a), the loss is shown relative to the sweep ratio.

(b)には、スイープ比に対して、全圧が相対的に示されている。   In (b), the total pressure is shown relative to the sweep ratio.

各図において、スイープ比は、1.0,1.5,2.2,2.4,3.0,3.4,4.0,5.0についてプロットした。   In each figure, the sweep ratio is plotted for 1.0, 1.5, 2.2, 2.4, 3.0, 3.4, 4.0, 5.0.

これらの図からわかるように、スイープ比が大きくなるほど、損失は減る(騒音も減る)が、全圧すなわち全揚程も減少してしまう。したがって、1.5〜4.0の範囲のスイープ比が望ましい。より好ましくは、2.2〜3.4、さらに好ましくは、2.4〜3.0の範囲である。   As can be seen from these figures, as the sweep ratio increases, the loss decreases (noise also decreases), but the total pressure, that is, the total lift also decreases. Therefore, a sweep ratio in the range of 1.5 to 4.0 is desirable. More preferably, it is 2.2-3.4, More preferably, it is the range of 2.4-3.0.

図7には、インペラとディフューザとの軸間距離について検討した解析結果が示されている。   FIG. 7 shows an analysis result of examining the interaxial distance between the impeller and the diffuser.

図7の横軸は、無次元化した軸間距離を示したものであり、縦軸はヘッドを相対的に示したものである。   The horizontal axis in FIG. 7 shows the dimensionless inter-axis distance, and the vertical axis shows the head relatively.

軸間距離は、次のように無次元化した。すなわち、インペラのハブ側後縁とディフューザのハブ側前縁との最短距離を、インペラの外径で除した値を無次元化した軸間距離とした。   The distance between axes was made dimensionless as follows. That is, the distance obtained by dividing the shortest distance between the hub-side rear edge of the impeller and the hub-side front edge of the diffuser by the outer diameter of the impeller was defined as the dimensionless inter-axis distance.

図7からわかるように、軸間距離は、無次元化した値で0.2がもっともヘッドが大きくなり、したがって、騒音も小さいことになる。

軸間距離が小さいほど効率は良くなるが、インペラで発生したウェークが直後のディフューザに衝突するので、騒音の観点から好ましくない。したがって、無次元化した軸間距離を0.1以上とするのが好ましい。
As can be seen from FIG. 7, the inter-axis distance is a dimensionless value of 0.2, and the head is the largest, and therefore the noise is also small.

The smaller the distance between the shafts, the better the efficiency. However, the wake generated by the impeller collides with the diffuser immediately after that, which is not preferable from the viewpoint of noise. Therefore, it is preferable that the dimensionless axis distance is 0.1 or more.

軸間距離が大きくなると、騒音は減少するが、効率が低下する。したがって、無次元化した軸間距離を0.3以下とするのが好ましい。   As the distance between the axes increases, the noise decreases but the efficiency decreases. Therefore, it is preferable that the dimensionless center distance is 0.3 or less.

図8には、インペラ先端とハウジング内周との間の隙間(チップクリアランス)が初生キャビテーションに及ぼす影響について検討した解析結果を示す。   FIG. 8 shows the analysis result of examining the effect of the gap (tip clearance) between the impeller tip and the inner periphery of the housing on the initial cavitation.

図8は、Type A(表1参照)について検討した結果である。   FIG. 8 shows the result of study on Type A (see Table 1).

図8において、横軸が流量、縦軸がキャビテーション係数を示す。なお、流量は1.0を設計点とした相対的な数値である。   In FIG. 8, the horizontal axis represents the flow rate, and the vertical axis represents the cavitation coefficient. The flow rate is a relative numerical value with 1.0 as a design point.

実線が0.10mmのチップクリアランスを示し、破線が0.50mmのチップクリアランスを示す。なお、0.10mmのチップクリアランスをインペラの翼スパンで除して無次元化すると、Type Aの翼スパンは67.5mmなので、0.0015、0.50mmのチップクリアランスの場合は0.0074となる。   A solid line indicates a chip clearance of 0.10 mm, and a broken line indicates a chip clearance of 0.50 mm. When the tip clearance of 0.10 mm is divided by the impeller blade span to make it dimensionless, the blade span of Type A is 67.5 mm, so the tip clearance of 0.0015 and 0.50 mm is 0.0074. Become.

(a)は、インペラ表面におけるキャビテーションについての解析結果である。   (A) is the analysis result about the cavitation in the impeller surface.

(b)は、チップクリアランスにおけるキャビテーションについての解析結果である。   (B) is an analysis result about cavitation in the tip clearance.

(a)からわかるように、チップクリアランスの違いは、インペラ表面における初生キャビテーションには影響を与えない。   As can be seen from (a), the difference in tip clearance does not affect the primary cavitation on the impeller surface.

しかし、(b)からわかるように、チップクリアランスの違いは、チップクリアランスにおける初生キャビテーションに影響を及ぼす。したがって、チップクリアランスを考慮して設計を行なう必要がある。

上記検討結果から、チップクリアランスを、翼スパンに対する比で0.0015〜0.007程度とすることで、初生キャビテーションを低く抑えることができる。また、このようにキャビテーションを回避することで、低騒音化が実現される。

一方、翼スパンに対する比が0.001を下回ると、チップクリアランスが小さすぎて製作の上で困難である。
However, as can be seen from (b), the difference in the tip clearance affects the initial cavitation in the tip clearance. Therefore, it is necessary to design in consideration of the tip clearance.

From the above examination results, the initial cavitation can be kept low by setting the tip clearance to about 0.0015 to 0.007 as a ratio to the blade span. Moreover, noise reduction is realized by avoiding cavitation in this way.

On the other hand, if the ratio with respect to the blade span is less than 0.001, the tip clearance is too small and difficult to manufacture.

図9には、Type Aについて解析された、翼スパンで除して無次元化したチップクリアランスに対する静圧係数が示されている。チップクリアランスが増加するほど、静圧係数が減少することが示されている。

しかし、チップクリアランスの翼スパンに対する比が0.010を超えると、キャビテーション発生が助長される。したがって、0.01を超えない範囲でチップクリアランスの翼スパンに対する比を決定する必要がある。
FIG. 9 shows the static pressure coefficient for the tip clearance analyzed for Type A and made dimensionless by dividing by the blade span. It is shown that the static pressure coefficient decreases as the tip clearance increases.

However, if the ratio of tip clearance to blade span exceeds 0.010, cavitation generation is encouraged. Therefore, it is necessary to determine the ratio of the tip clearance to the blade span within a range not exceeding 0.01.

図10には、Type Aについて解析された、キャビテーション係数に対するヘッド係数が示されている。   FIG. 10 shows the head coefficient with respect to the cavitation coefficient analyzed for Type A.

キャビテーション係数が0.4のあたりで初生キャビテーションが確認されるが、これはポンプの運転点(NPSHav)よりも低い値となっている。したがって、キャビテーションが発生しないことがわかる。   Initial cavitation is confirmed around the cavitation coefficient of 0.4, which is lower than the pump operating point (NPSHav). Therefore, it can be seen that cavitation does not occur.

図11には、Type Aについて解析された、キャビテーション係数に対する音圧レベルが示されている。   FIG. 11 shows the sound pressure level with respect to the cavitation coefficient analyzed for Type A.

この図からわかるように、キャビテーション係数が0.4を下回ると、キャビテーションにより騒音が増大することがわかる。   As can be seen from this figure, when the cavitation coefficient falls below 0.4, it can be seen that noise increases due to cavitation.

キャビテーション係数が0.4以上の領域では、110dB以下の低騒音が実現されている。   In a region where the cavitation coefficient is 0.4 or more, low noise of 110 dB or less is realized.

以上説明した本実施形態にかかる軸流ポンプによれば、以下の作用効果を得ることができる。   According to the axial flow pump concerning this embodiment explained above, the following operation effects can be obtained.

スイープ比を1.5〜4.0、より好ましくは2.2〜3.4としたので、揚程を確保しつつ、損失すなわち騒音を低減することができる。   Since the sweep ratio is 1.5 to 4.0, more preferably 2.2 to 3.4, loss or noise can be reduced while securing the head.

インペラの枚数を6枚〜9枚、より好ましくは7枚にしたので、高性能を維持しつつ低騒音化を両立させることができる。   Since the number of impellers is 6 to 9, more preferably 7, it is possible to achieve both noise reduction while maintaining high performance.

チップクリアランスを、翼スパンに対する比で、0.001〜0.010、より好ましくは0.002〜0.007程度としたので、初生キャビテーションを低く抑えることができ、低騒音化を実現することができる。   Since the tip clearance is set to 0.001 to 0.010, more preferably about 0.002 to 0.007 as a ratio with respect to the blade span, the initial cavitation can be kept low, and the noise can be reduced. it can.

インペラ3とディフューザ11との間の軸間距離が、インペラ直径に対する比で0.1〜0.3、より好ましくは0.2としたので、高効率を維持しつつ低騒音化を両立させることができる。   Since the inter-axis distance between the impeller 3 and the diffuser 11 is 0.1 to 0.3, more preferably 0.2 as a ratio to the impeller diameter, it is possible to achieve both low noise while maintaining high efficiency. Can do.

インペラ3の枚数を7枚とし、ディフューザ11の枚数を9枚としたので、これらの圧力バランスを最適化して騒音を低下させることができる。   Since the number of impellers 3 is 7 and the number of diffusers 11 is 9, the pressure balance can be optimized to reduce noise.

本実施形態にかかる羽根車を示した斜視図である。It is the perspective view which showed the impeller concerning this embodiment. 流体の流れからみて上流側からみたインペラを示した図である。It is the figure which showed the impeller seen from the upstream from the flow of the fluid. スイープ比の定義を示す図である。It is a figure which shows the definition of a sweep ratio. 子午面におけるインペラおよびディフューザを示した側面図である。It is the side view which showed the impeller and diffuser in a meridian surface. インペラの枚数について検討した解析結果が示されており、(a)には、インペラの枚数に対して、羽根1枚あたりの相対負荷が示され、(b)には、インペラの枚数に対して、相対減速比が示されている。The analysis results for the number of impellers are shown. (A) shows the relative load per blade relative to the number of impellers, and (b) shows the number of impellers. The relative reduction ratio is shown. スイープ比について検討した解析結果が示されており、(a)には、スイープ比に対して、損失が相対的に示されており、(b)には、スイープ比に対して、全圧が相対的に示されている。The analysis results for the sweep ratio are shown. (A) shows the loss relative to the sweep ratio, and (b) shows the total pressure against the sweep ratio. Shown relatively. インペラとディフューザとの軸間距離について検討した解析結果が示されている。The analysis results of examining the distance between the impeller and the diffuser are shown. チップクリアランスが初生キャビテーションに及ぼす影響について検討した解析結果を示し、(a)は、インペラ表面におけるキャビテーションについて、(b)は、チップクリアランスにおけるキャビテーションについて示している。The analysis result which examined about the influence which a tip clearance has on primary cavitation is shown, (a) shows cavitation in an impeller surface, and (b) shows about cavitation in tip clearance. Type Aについて解析された、チップクリアランスに対する静圧係数が示されている。The static pressure coefficient for the tip clearance analyzed for Type A is shown. Type Aについて解析された、キャビテーション係数に対するヘッド係数が示されている。The head coefficient with respect to the cavitation coefficient analyzed for Type A is shown. Type Aについて解析された、キャビテーション係数に対する音圧レベルが示されている。The sound pressure level for cavitation coefficient analyzed for Type A is shown. 軸流ポンプが設けられたキャビテーショントンネルを示した側断面図である。It is side sectional drawing which showed the cavitation tunnel provided with the axial flow pump.

符号の説明Explanation of symbols

1 羽根車
3 インペラ(回転翼)
11 ディフューザ(固定翼)
1 impeller 3 impeller (rotary blade)
11 Diffuser (fixed wing)

Claims (3)

ケーシング内に回転自在に配置した羽根車に複数の回転翼を備え、
前記各回転翼を、前記羽根車の回転方向に前進させ、かつ子午面内で上流側に前傾させた軸流ポンプにおいて、
前記回転翼の枚数を6〜9枚とし、
最外周の回転翼円筒断面における翼弦上の中心位置の前縁からの距離を、最内周の回転翼円筒断面における翼弦上の中心位置の前縁からの距離で除したスイープ比が、1.5〜4.0となるように前進させた
ことを特徴とする軸流ポンプ。
Provided with a plurality of rotating blades on an impeller disposed rotatably in a casing,
In the axial flow pump in which each of the rotor blades is advanced in the rotation direction of the impeller and inclined forward in the meridian plane,
The number of rotor blades is 6-9,
The sweep ratio obtained by dividing the distance from the leading edge of the central position on the chord in the outermost rotor blade cross section by the distance from the leading edge of the center position on the chord in the innermost rotor blade cross section, An axial flow pump characterized by being advanced so as to be 1.5 to 4.0.
前記ケーシングの内周と前記回転翼先端との間のチップ間隔が、該回転翼の翼スパンに対する比で0.001〜0.010とされていることを特徴とする請求項1記載の軸流ポンプ。
2. The axial flow according to claim 1, wherein a tip interval between an inner periphery of the casing and the tip of the rotor blade is 0.001 to 0.010 in a ratio to the blade span of the rotor blade. pump.
前記各回転翼の下流側に固定配置された複数の固定翼を備え、

前記回転翼の後縁と前記固定翼の前縁との間の軸間距離が、回転翼直径に対する比で0.1〜0.3とされていることを特徴とする請求項1または2に記載の軸流ポンプ。
A plurality of fixed blades fixedly arranged on the downstream side of each of the rotor blades;

The axial distance between the trailing edge of the rotor blade and the leading edge of the fixed blade is 0.1 to 0.3 as a ratio to the rotor blade diameter. The described axial flow pump.
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