JPH11241601A - 軸流タービン - Google Patents
軸流タービンInfo
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- JPH11241601A JPH11241601A JP6044298A JP6044298A JPH11241601A JP H11241601 A JPH11241601 A JP H11241601A JP 6044298 A JP6044298 A JP 6044298A JP 6044298 A JP6044298 A JP 6044298A JP H11241601 A JPH11241601 A JP H11241601A
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- 239000012530 fluid Substances 0.000 claims description 35
- 239000000284 extract Substances 0.000 claims 2
- 238000006243 chemical reaction Methods 0.000 abstract description 21
- 230000003068 static effect Effects 0.000 description 14
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- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 4
- 230000003187 abdominal effect Effects 0.000 description 3
- 238000000926 separation method Methods 0.000 description 2
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- 230000006866 deterioration Effects 0.000 description 1
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- 238000011144 upstream manufacturing Methods 0.000 description 1
Landscapes
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 半径方向での反動度の差違を減少させ得、内
周側の動翼間流れ及び二次流れを減少させると共に、外
周側でのチップクリアランスフローによるクリアランス
ロスを減少させることができ、エネルギー効率を向上さ
せて性能上昇を可能とする軸流タービンを提供する。 【解決手段】 静翼２１の前縁２１Ａの内周基部から動
翼３１の後縁３１Ｂの内周基部に至る内周ケーシング１
１の外径形状が、軸方向断面で静翼２１の前縁２１Ａの
内周基部と動翼３１の後縁３１Ｂの内周基部を結ぶ直線
（基準線：Ｂ）に対して中心軸側に凹んだ凹部１１Ａを
形成するようになっている。
周側の動翼間流れ及び二次流れを減少させると共に、外
周側でのチップクリアランスフローによるクリアランス
ロスを減少させることができ、エネルギー効率を向上さ
せて性能上昇を可能とする軸流タービンを提供する。 【解決手段】 静翼２１の前縁２１Ａの内周基部から動
翼３１の後縁３１Ｂの内周基部に至る内周ケーシング１
１の外径形状が、軸方向断面で静翼２１の前縁２１Ａの
内周基部と動翼３１の後縁３１Ｂの内周基部を結ぶ直線
（基準線：Ｂ）に対して中心軸側に凹んだ凹部１１Ａを
形成するようになっている。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、内周ケーシングと
外周ケーシングの間に形成された流体通路内に静翼列と
動翼列とで構成されたタービン段が設けられ、流体通路
内に高圧流体を通して低圧部に導くことにより、その圧
力差で生ずる運動エネルギーを回転機械エネルギーとし
て取り出す軸流タービンに関する。
外周ケーシングの間に形成された流体通路内に静翼列と
動翼列とで構成されたタービン段が設けられ、流体通路
内に高圧流体を通して低圧部に導くことにより、その圧
力差で生ずる運動エネルギーを回転機械エネルギーとし
て取り出す軸流タービンに関する。
【０００２】
【従来の技術】軸流タービンは、内周ケーシングと外周
ケーシングの間に形成された流体通路内に静翼列と動翼
列とで構成されたタービン段が設けられ、流体通路内に
高圧の作動流体を通して低圧部に導くことにより、その
圧力差で生ずる運動エネルギーを回転機械エネルギーと
して取り出すように構成される。
ケーシングの間に形成された流体通路内に静翼列と動翼
列とで構成されたタービン段が設けられ、流体通路内に
高圧の作動流体を通して低圧部に導くことにより、その
圧力差で生ずる運動エネルギーを回転機械エネルギーと
して取り出すように構成される。
【０００３】作動流体は段内で圧力降下によって膨張す
るため、下流側の流体通路は拡大形成されるが、その際
に内周ケーシングを小径化して流体通路面積を拡大させ
るものでは、当該部位の縦断面を概念的に示す図１１に
示すように、段内における内周ケーシング１１の形状
は、静翼２１の前縁２１Ａの内周基部と動翼３１の後縁
３１Ｂの内周基部の間を斜めに直線的に結ぶように（即
ち一定の割合で小径化するように）形成されている。
るため、下流側の流体通路は拡大形成されるが、その際
に内周ケーシングを小径化して流体通路面積を拡大させ
るものでは、当該部位の縦断面を概念的に示す図１１に
示すように、段内における内周ケーシング１１の形状
は、静翼２１の前縁２１Ａの内周基部と動翼３１の後縁
３１Ｂの内周基部の間を斜めに直線的に結ぶように（即
ち一定の割合で小径化するように）形成されている。
【０００４】また、翼の形状は、近時、作動流体が通過
する際の遠心力と半径方向の圧力勾配との釣合で定まる
流体の半径方向の平衡条件にその他様々な影響因子を考
慮して設定されるコントロールボルテックス形の三次元
ねじれ翼が用いられ、図７中破線で示すように損失の少
ない主流部の効率を重視して主流部の幾何学的流出角度
を最大とするように設定されている。
する際の遠心力と半径方向の圧力勾配との釣合で定まる
流体の半径方向の平衡条件にその他様々な影響因子を考
慮して設定されるコントロールボルテックス形の三次元
ねじれ翼が用いられ、図７中破線で示すように損失の少
ない主流部の効率を重視して主流部の幾何学的流出角度
を最大とするように設定されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】ところで、特に低圧タ
ービンでは、ボス比（内周ケーシング径／外周ケーシン
グ径の比）が小さく、従って、翼高が高い。このため、
作動流体の半径方向の圧力勾配が大きくなり、その結
果、内外周における反動度の差異が大きくなる。
ービンでは、ボス比（内周ケーシング径／外周ケーシン
グ径の比）が小さく、従って、翼高が高い。このため、
作動流体の半径方向の圧力勾配が大きくなり、その結
果、内外周における反動度の差異が大きくなる。
【０００６】即ち、反動度は当該タービン段における圧
力降下量（静翼入口圧力と動翼出口圧力の差）で動翼内
における圧力降下量（動翼入口圧力と動翼出口圧力の
差）を割った値で示され、静翼出口圧力（動翼入口圧
力）の低い内周側では反動度が小さくなり、静翼出口圧
力（動翼入口圧力）の高い外周側では反動度が大きくな
る。
力降下量（静翼入口圧力と動翼出口圧力の差）で動翼内
における圧力降下量（動翼入口圧力と動翼出口圧力の
差）を割った値で示され、静翼出口圧力（動翼入口圧
力）の低い内周側では反動度が小さくなり、静翼出口圧
力（動翼入口圧力）の高い外周側では反動度が大きくな
る。
【０００７】その結果、反動度が小さい内周側では、図
１２に動翼翼面のマッハ数分布を示すように動翼前縁の
流体速度が大きくなると共に翼背面から動翼後端の減速
が大きくなり、図１４に示す境界層の剥離が発達するこ
ととなって翼間でのエネルギー損失が増大する。更に、
図１３に示す内周面（内周ケーシング１１）に面した翼
面の二次流れが発達してこれによるエネルギー損失が増
大する。
１２に動翼翼面のマッハ数分布を示すように動翼前縁の
流体速度が大きくなると共に翼背面から動翼後端の減速
が大きくなり、図１４に示す境界層の剥離が発達するこ
ととなって翼間でのエネルギー損失が増大する。更に、
図１３に示す内周面（内周ケーシング１１）に面した翼
面の二次流れが発達してこれによるエネルギー損失が増
大する。
【０００８】また、反動度の大きい外周側では、図１５
に翼先端面静圧分布を示すように翼腹面と背面の圧力差
が大きくなり、図１６（Ａ）に正面図，（Ｂ）に平面図
を示すように、動翼３１の先端面３１Ｆと外周ケーシン
グ１２の隙間１４（チップクリアランス）を介して腹面
側から背面側に流体が流れるチップクリアランスフロー
が増加する。チップクリアランスフローは、仕事に寄与
しない流れであり、その量はチップクリアランスが同一
であれば腹面と背面の圧力差に依存する。このため、チ
ップクリアランスフローの増加によってエネルギー損失
が増大する。
に翼先端面静圧分布を示すように翼腹面と背面の圧力差
が大きくなり、図１６（Ａ）に正面図，（Ｂ）に平面図
を示すように、動翼３１の先端面３１Ｆと外周ケーシン
グ１２の隙間１４（チップクリアランス）を介して腹面
側から背面側に流体が流れるチップクリアランスフロー
が増加する。チップクリアランスフローは、仕事に寄与
しない流れであり、その量はチップクリアランスが同一
であれば腹面と背面の圧力差に依存する。このため、チ
ップクリアランスフローの増加によってエネルギー損失
が増大する。
【０００９】つまり、作動流体の半径方向の圧力勾配に
起因して半径方向で反動度が異なることから、特に低圧
タービンのように翼高が高く半径方向の圧力勾配が大き
なものでは、内周側では動翼間流れの悪化と二次流れに
よるエネルギー損失が大きく、外周側ではチップクリア
ランスフローによるクリアランスロスによるエネルギー
損失が大きいという問題を有するものであった。
起因して半径方向で反動度が異なることから、特に低圧
タービンのように翼高が高く半径方向の圧力勾配が大き
なものでは、内周側では動翼間流れの悪化と二次流れに
よるエネルギー損失が大きく、外周側ではチップクリア
ランスフローによるクリアランスロスによるエネルギー
損失が大きいという問題を有するものであった。
【００１０】本発明は、上記問題に鑑みてなされたもの
であって、半径方向での反動度の差違を減少させ得、内
周側の動翼間流れ及び二次流れを減少させると共に、外
周側でのチップクリアランスフローによるクリアランス
ロスを減少させることができ、エネルギー効率を向上さ
せて性能上昇を可能とする軸流タービンを提供すること
を目的とする。
であって、半径方向での反動度の差違を減少させ得、内
周側の動翼間流れ及び二次流れを減少させると共に、外
周側でのチップクリアランスフローによるクリアランス
ロスを減少させることができ、エネルギー効率を向上さ
せて性能上昇を可能とする軸流タービンを提供すること
を目的とする。
【００１１】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成する本発
明の軸流タービンは、内周ケーシングの軸方向断面が静
翼前縁から動翼後縁の間で凹部を形成して小径化するよ
う構成されていることを特徴とする。
明の軸流タービンは、内周ケーシングの軸方向断面が静
翼前縁から動翼後縁の間で凹部を形成して小径化するよ
う構成されていることを特徴とする。
【００１２】また、動翼列を構成する動翼の幾何学的流
出角度の半径方向分布が、内周側近傍を最大として外周
側で小さくなるように設定されていることを特徴とす
る。
出角度の半径方向分布が、内周側近傍を最大として外周
側で小さくなるように設定されていることを特徴とす
る。
【００１３】また、内周ケーシングはその軸方向断面が
静翼前縁から動翼後縁の間で凹部を形成して小径化し、
動翼列を構成する動翼はその幾何学的流出角度の半径方
向分布が内周側近傍を最大として外周側で小さくなるよ
うに設定されていることを特徴とする。
静翼前縁から動翼後縁の間で凹部を形成して小径化し、
動翼列を構成する動翼はその幾何学的流出角度の半径方
向分布が内周側近傍を最大として外周側で小さくなるよ
うに設定されていることを特徴とする。
【００１４】
【発明の実施の形態】以下、添付図面を参照して本願発
明の実施の形態について説明する。図１は本発明に係る
軸流タービンの一構成例であるタービン段の概念構成を
示す軸方向の断面図である。
明の実施の形態について説明する。図１は本発明に係る
軸流タービンの一構成例であるタービン段の概念構成を
示す軸方向の断面図である。
【００１５】図示タービン段は、内周ケーシング１１と
外周ケーシング１２の間に形成された流体通路１３内
に、静翼列２０（静翼２１）と動翼列３０（動翼３１）
が配設されており、流体通路１３を流れる高圧流体のエ
ネルギーを静翼２１で速度エネルギーに変換し、その速
度エネルギーによって動翼３１が移動操作される（速度
エネルギーを機械仕事に変換する）ようになっているも
のである。
外周ケーシング１２の間に形成された流体通路１３内
に、静翼列２０（静翼２１）と動翼列３０（動翼３１）
が配設されており、流体通路１３を流れる高圧流体のエ
ネルギーを静翼２１で速度エネルギーに変換し、その速
度エネルギーによって動翼３１が移動操作される（速度
エネルギーを機械仕事に変換する）ようになっているも
のである。
【００１６】流体通路１３は、内周ケーシング１１が小
径化することでその下流側面積が拡大するようになって
いる。即ち、内周ケーシング１１は下流側がより小径に
形成されているものである。
径化することでその下流側面積が拡大するようになって
いる。即ち、内周ケーシング１１は下流側がより小径に
形成されているものである。
【００１７】ここで、静翼２１の前縁２１Ａの内周基部
から動翼３１の後縁３１Ｂの内周基部に至る内周ケーシ
ング１１の小径化率は一定ではなく、上流側が大きく下
流側が小さく設定され、これにより、図示のごとく軸方
向断面で見ると、内周ケーシング１１の外径は静翼２１
の前縁２１Ａの内周基部と動翼３１の後縁３１Ｂの内周
基部を結ぶ直線（基準線：Ｂ）に対して中心軸側に凹ん
だ凹部１１Ａを形成するようになっている。
から動翼３１の後縁３１Ｂの内周基部に至る内周ケーシ
ング１１の小径化率は一定ではなく、上流側が大きく下
流側が小さく設定され、これにより、図示のごとく軸方
向断面で見ると、内周ケーシング１１の外径は静翼２１
の前縁２１Ａの内周基部と動翼３１の後縁３１Ｂの内周
基部を結ぶ直線（基準線：Ｂ）に対して中心軸側に凹ん
だ凹部１１Ａを形成するようになっている。
【００１８】この凹部１１Ａの基準線：Ｂに対する変位
量は、静翼２１の後縁２１Ｂと動翼３１の前縁３１Ａの
間で最も大きくなるように設定されている。
量は、静翼２１の後縁２１Ｂと動翼３１の前縁３１Ａの
間で最も大きくなるように設定されている。
【００１９】このように、静翼２１の前縁２１Ａから動
翼３０の後縁３１Ｂの間における内周側（内周ケーシン
グ１１）に凹部１１Ａが形成されている（内周ケーシン
グ１１の小径化が非線形となっている）ことにより、動
翼３１入口の内周側の静圧低下を抑えることができ、内
周側の反動度を増大させることができる。
翼３０の後縁３１Ｂの間における内周側（内周ケーシン
グ１１）に凹部１１Ａが形成されている（内周ケーシン
グ１１の小径化が非線形となっている）ことにより、動
翼３１入口の内周側の静圧低下を抑えることができ、内
周側の反動度を増大させることができる。
【００２０】即ち、静翼２１の前縁２１Ａから動翼３１
の後縁３１Ｂの間における内周ケーシング１１に凹部１
１Ａが形成されていることにより、図２に動翼入口のマ
ッハ数分布の一例を示すように、動翼入口の内周側にお
ける流体マッハ数の増加を抑えることができ、従って、
図３に動翼入口静圧分布を示すように内周側の静圧を局
所的に増加させて静圧勾配を緩和することができる。一
方、動翼出口の静圧分布は、図４に示すように内外周側
でほとんど変化なく略一定しており、その結果、図５に
当該タービン段の半径方向（翼高さ方向）における反動
度分布を示すように内周側の反動度を大きくすることが
でき、動翼内周部の流体流れを良くしてエネルギー効率
を向上させることができるものである。尚、図２〜図５
中の破線が内周ケーシング１１を図１における基準線：
Ｂで示す形状に設定した場合を示す。
の後縁３１Ｂの間における内周ケーシング１１に凹部１
１Ａが形成されていることにより、図２に動翼入口のマ
ッハ数分布の一例を示すように、動翼入口の内周側にお
ける流体マッハ数の増加を抑えることができ、従って、
図３に動翼入口静圧分布を示すように内周側の静圧を局
所的に増加させて静圧勾配を緩和することができる。一
方、動翼出口の静圧分布は、図４に示すように内外周側
でほとんど変化なく略一定しており、その結果、図５に
当該タービン段の半径方向（翼高さ方向）における反動
度分布を示すように内周側の反動度を大きくすることが
でき、動翼内周部の流体流れを良くしてエネルギー効率
を向上させることができるものである。尚、図２〜図５
中の破線が内周ケーシング１１を図１における基準線：
Ｂで示す形状に設定した場合を示す。
【００２１】また、上記のごとく内周ケーシング１１に
凹部１１Ａを形成することに代えて、動翼３１の翼高方
向の幾何学的流出角分布を内周側近傍が最大で翼端側で
小さくなるように設定することにより、内周側の反動度
を大きくすることができる。
凹部１１Ａを形成することに代えて、動翼３１の翼高方
向の幾何学的流出角分布を内周側近傍が最大で翼端側で
小さくなるように設定することにより、内周側の反動度
を大きくすることができる。
【００２２】即ち、図６（Ａ）に内周側断面図，（Ｂ）
に外周翼端図を示し、図７にその翼高方向の幾何学的流
出角度分布を示すように、動翼３１を、その幾何学的流
出角度：θが内周側近傍が最大（θＭＡＸ）で翼端側
（外周側）で小さく（θＭＩＮ）なる三次元形状に形成
する。
に外周翼端図を示し、図７にその翼高方向の幾何学的流
出角度分布を示すように、動翼３１を、その幾何学的流
出角度：θが内周側近傍が最大（θＭＡＸ）で翼端側
（外周側）で小さく（θＭＩＮ）なる三次元形状に形成
する。
【００２３】これにより、図８に動翼入口静圧分布を、
図９に動翼出口静圧分布をそれぞれ示すように、動翼３
１の入口では内外周でほとんど変化しないが、動翼３１
の出口では内周側の圧力が下降すると共に外周側の圧力
が上昇する。その結果、図１０に当該タービン段の半径
方向（翼高さ方向）における反動度分布を示すように、
内周側の反動度が大きく、外周側の反動度が小さくな
り、動翼３１の内周側の流体の流れが良くなると共に外
端縁のクリアランスフローを抑制することができ、エネ
ルギー効率を向上させることができる。尚、図７〜図１
１内の破線が主流部の流出角を最大とするように設定さ
れた動翼の場合を示すものである。
図９に動翼出口静圧分布をそれぞれ示すように、動翼３
１の入口では内外周でほとんど変化しないが、動翼３１
の出口では内周側の圧力が下降すると共に外周側の圧力
が上昇する。その結果、図１０に当該タービン段の半径
方向（翼高さ方向）における反動度分布を示すように、
内周側の反動度が大きく、外周側の反動度が小さくな
り、動翼３１の内周側の流体の流れが良くなると共に外
端縁のクリアランスフローを抑制することができ、エネ
ルギー効率を向上させることができる。尚、図７〜図１
１内の破線が主流部の流出角を最大とするように設定さ
れた動翼の場合を示すものである。
【００２４】上記の内周ケーシング１１に凹部１１Ａを
形成する構成と、動翼３１の翼高方向の幾何学的流出角
分布を内周側近傍が最大で翼端側で小さくなるように設
定する構成は、それぞれ独立して実施することで効果を
有するが、両者を複合させて実施することによってより
一層の相乗効果が得られるものである。
形成する構成と、動翼３１の翼高方向の幾何学的流出角
分布を内周側近傍が最大で翼端側で小さくなるように設
定する構成は、それぞれ独立して実施することで効果を
有するが、両者を複合させて実施することによってより
一層の相乗効果が得られるものである。
【００２５】
【発明の効果】以上述べたように、本発明に係る軸流タ
ービンでは、軸流タービンは、内周ケーシングの軸方向
断面が前記タービン段の静翼前縁から動翼後縁の間で凹
部を形成して小径化するよう構成されていることによ
り、動翼入口の内周側の静圧低下を抑えることができ、
内周側の反動度を増大させて、動翼内周部の流体流れを
良くしてエネルギー効率を向上させることができる。
ービンでは、軸流タービンは、内周ケーシングの軸方向
断面が前記タービン段の静翼前縁から動翼後縁の間で凹
部を形成して小径化するよう構成されていることによ
り、動翼入口の内周側の静圧低下を抑えることができ、
内周側の反動度を増大させて、動翼内周部の流体流れを
良くしてエネルギー効率を向上させることができる。
【００２６】また、動翼の幾何学的流出角度の半径方向
分布が、内周側近傍を最大として外周側で小さくなるよ
うに設定されていることにより、動翼の内周側での仕事
が大きくなって相対的に外周側の仕事が小さくなり、従
って、内周側の反動度を大きく、外周側の反動度を小さ
くすることができる。その結果、動翼内周側の流体の流
れを良くすると共に、動翼外端縁のクリアランスフロー
を抑制することができ、エネルギー効率を向上させるこ
とができるものである。
分布が、内周側近傍を最大として外周側で小さくなるよ
うに設定されていることにより、動翼の内周側での仕事
が大きくなって相対的に外周側の仕事が小さくなり、従
って、内周側の反動度を大きく、外周側の反動度を小さ
くすることができる。その結果、動翼内周側の流体の流
れを良くすると共に、動翼外端縁のクリアランスフロー
を抑制することができ、エネルギー効率を向上させるこ
とができるものである。
【００２７】また、内周ケーシングはその軸方向断面が
タービン段の静翼前縁から動翼後縁の間で凹部を形成し
て小径化し、動翼はその幾何学的流出角度の半径方向分
布が内周側近傍を最大として外周側で小さくなるように
設定されていることにより、動翼入口の内周側の静圧低
下を抑えることができると共に、内周側の反動度を相乗
的に増大させ、更に、動翼外端縁のクリアランスフロー
を抑制することができ、動翼内周部の流体流れを良くし
てエネルギー効率を向上させることができ、高効率の軸
流タービンを構成できるものである。
タービン段の静翼前縁から動翼後縁の間で凹部を形成し
て小径化し、動翼はその幾何学的流出角度の半径方向分
布が内周側近傍を最大として外周側で小さくなるように
設定されていることにより、動翼入口の内周側の静圧低
下を抑えることができると共に、内周側の反動度を相乗
的に増大させ、更に、動翼外端縁のクリアランスフロー
を抑制することができ、動翼内周部の流体流れを良くし
てエネルギー効率を向上させることができ、高効率の軸
流タービンを構成できるものである。
【図１】本発明に係る軸流タービンの一構成例であるタ
ービン段の概念構成を示す軸方向の断面図である。
ービン段の概念構成を示す軸方向の断面図である。
【図２】動翼入口のマッハ数分布の一例を示すグラフで
ある。
ある。
【図３】動翼入口静圧分布を示すグラフである。
【図４】動翼出口の静圧分布を示すグラフである。
【図５】タービン段の半径方向における反動度分布を示
すグラフである。
すグラフである。
【図６】動翼形状を示し、（Ａ）は内周側断面図，
（Ｂ）は外周翼端図である。
（Ｂ）は外周翼端図である。
【図７】翼高方向の幾何学的流出角度分布を示すグラフ
である。
である。
【図８】動翼入口静圧分布を示すグラフである。
【図９】動翼出口静圧分布を示すグラフである。
【図１０】タービン段の半径方向における反動度分布を
示すグラフである。
示すグラフである。
【図１１】従来例としてのタービン段を概念的に示す縦
断面図である。
断面図である。
【図１２】動翼翼面のマッハ数分布を示すグラフであ
る。
る。
【図１３】二次流れの説明図である。
【図１４】翼面の境界層の剥離の説明図である。
【図１５】翼先端面静圧分布を示すグラフである。
【図１６】チップクリアランスフローの説明図であり、
（Ａ）は正面図，（Ｂ）は平面図である。
（Ａ）は正面図，（Ｂ）は平面図である。
１１ 内周ケーシング（内周側） １２ 外周ケーシング １３ 流体通路 ２０ 静翼列 ２１ 静翼 ２１Ａ 静翼前縁 ３０ 動翼列 ３１ 動翼 ３１Ｂ 動翼後縁 θ 幾何学的流出角度
Claims (3)
- 【請求項１】 内周ケーシングと外周ケーシングの間に
形成された流体通路内に静翼列と動翼列とで構成された
タービン段が設けられ、前記流体通路内に高圧流体を通
して低圧部に導いて、その圧力差で生ずる運動エネルギ
ーを回転機械エネルギーとして取り出す軸流タービンに
おいて、 前記内周ケーシングは、その軸方向断面が静翼前縁から
動翼後縁の間で凹部を形成して小径化するよう構成され
ていることを特徴とする軸流タービン。 - 【請求項２】 内周ケーシングと外周ケーシングの間に
形成された流体通路内に静翼列と動翼列とで構成された
タービン段が設けられ、前記流体通路内に高圧流体を通
して低圧部に導いて、その圧力差で生ずる運動エネルギ
ーを回転機械エネルギーとして取り出す軸流タービンに
おいて、 前記動翼列を構成する動翼は、その幾何学的流出角度の
半径方向分布が、内周側近傍を最大として外周側で小さ
くなるように設定されていることを特徴とする軸流ター
ビン。 - 【請求項３】 内周ケーシングと外周ケーシングの間に
形成された流体通路内に静翼列と動翼列とで構成された
タービン段が設けられ、前記流体通路内に高圧流体を通
して低圧部に導くことにより、その圧力差で生ずる運動
エネルギーを回転機械エネルギーとして取り出す軸流タ
ービンにおいて、 前記内周ケーシングはその軸方向断面が静翼前縁から動
翼後縁の間で凹部を形成して小径化し、前記動翼列を構
成する動翼はその幾何学的流出角度の半径方向分布が内
周側近傍を最大として外周側で小さくなるように設定さ
れていることを特徴とする軸流タービン。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6044298A JPH11241601A (ja) | 1998-02-25 | 1998-02-25 | 軸流タービン |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6044298A JPH11241601A (ja) | 1998-02-25 | 1998-02-25 | 軸流タービン |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11241601A true JPH11241601A (ja) | 1999-09-07 |
Family
ID=13142402
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6044298A Pending JPH11241601A (ja) | 1998-02-25 | 1998-02-25 | 軸流タービン |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH11241601A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001271602A (ja) * | 2000-03-27 | 2001-10-05 | Honda Motor Co Ltd | ガスタービンエンジン |
| US6779973B2 (en) | 2001-01-25 | 2004-08-24 | Mitsubishi Heavy Industries, Ltd. | Gas turbine |
| CN103726890A (zh) * | 2014-01-05 | 2014-04-16 | 中国科学院工程热物理研究所 | 一种高低压涡轮过渡段布局结构及设计方法 |
| DE102018201389A1 (de) * | 2018-01-30 | 2019-08-01 | MTU Aero Engines AG | Turbine mit axial verlaufender wellenartiger Ringraumkontur |
-
1998
- 1998-02-25 JP JP6044298A patent/JPH11241601A/ja active Pending
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
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| US6837679B2 (en) | 2000-03-27 | 2005-01-04 | Honda Giken Kogyo Kabushiki Kaisha | Gas turbine engine |
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| CN103726890B (zh) * | 2014-01-05 | 2015-04-22 | 中国科学院工程热物理研究所 | 一种高低压涡轮过渡段布局结构及设计方法 |
| DE102018201389A1 (de) * | 2018-01-30 | 2019-08-01 | MTU Aero Engines AG | Turbine mit axial verlaufender wellenartiger Ringraumkontur |
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