JP2008180130A - 軸流水車およびその運転方法 - Google Patents

Abstract

【課題】吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる軸流水車およびその運転方法を提供する。
【解決手段】主軸のまわりに放射状に取付けられた複数のランナベーン６ａを備えた軸流水車において、ランナベーン６ａの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差１７がつけられている構成とする。
【選択図】図１

Description

本発明は、マイクロ水力向け発電装置等に使用される軸流水車およびその運転方法に関する。

一般的に水車は、設置場所により落差・流量といった自然条件が異なるため、設置場所毎に対応する水車を設計製作している。図１８はその中でも代表的である可動翼を有する軸流型マイクロ水力向け発電装置の適用事例である。図１９は図１８の水車部分を拡大したものである。

図１８，１９に示すように、上池１より上部導水管２を経て導かれた水は直管型のケーシング３に流入し、ケーシング３の内部に同心状に配置された内筒４から外側に向かって放射状に配置されたガイドベーン５で整流された後、ランナ６を回転させる。この内筒４には、一端がランナ６に直結され、他端にプーリーを備えた主軸１０が回転自在に収められている。ランナ６内で仕事をした水は、その後吸出し管７に流入し下部導水管８により下池９に流出する。この際、ランナ６で得られた回転動力は、主軸１０端部のプーリーからベルトを介してケーシング３の外部に設置された動力伝達装置１１に伝達され、この動力伝達装置１１を介して水車外部に設けられた発電機１２に伝達され、電気的出力を得る。本適用例の場合は、図中に示した上池１と下池９との水面間の垂直距離がこの水車に作用する有効落差Ｈｅとなる。また、１点鎖線で示す水車のランナ基準標高から下池水面までの垂直距離がこの水車の吸出し高さＨｓとなる。この吸出し高さＨｓは水車ランナの性能を評価する重要な要因の一つであるキャビテーション性能に直接的にかかわる重要な量である。

一般的にキャビテーション性能は、吸出し高さＨｓと有効落差Ｈｅの比率であるキャビテーション係数として表わされるが、実物水車の吸出し高さＨｓが小さくなると水車運転時のキャビテーション係数も小さくなり、ランナベーン負圧面に作用する圧力が低下する。これに伴ってキャビテーションと呼ばれる気相がランナベーン翼面に発生し発達することになる。特にランナベーン入口・出口の負圧面の圧力が著しく低下する部位やランナベーンと静止流路部との隙間近傍に発達する。キャビテーションは発生した後ランナベーン翼面に沿って下流に流れるが、その後の圧力回復に伴って破裂消滅し、その時のエネルギでランナベーン翼面が壊蝕されるという問題を引き起こす。つまり、吸出し高さＨｓを低くすることはランナベーンにとっては過酷な条件下での運転となり、これに伴いキャビテーションが発生したり、効率低下を生じたりする。従って、この吸出し高さをどこまで小さく設定できるかが水車ランナの性能評価項目の一つになっている。

一方、図１８，１９に示した適用例のように、上池１の水位よりも水車ランナ基準標高が低く、下池９の水位が水車ランナ基準標高よりも低い状態に据え付けられることがマイクロ水車設置工事の優位性の観点から望まれている。しかしながら、通常の軸流水車では下池水位が基準標高より高いこと考えれば容易に分かる様に、この様なマイクロ水車の設置をすると、吸出し高さが小さくなるため、キャビテーションを発生させない状態で運転することは困難となる。

図２０に、マイクロ水車設置需要の最も多い吸出し高さ６ｍ付近のサイトにおける、ランナベーン６ａのキャビテーション発生状況を示す。６ｂ，６ｃはそれぞれランナボス、ランナ軸である。このようなサイトでは、翼端渦の渦芯とランナベーン負圧面の下流域に低圧部が形成され、翼端渦キャビテーション１３と翼面キャビテーション１４が発生する。ランナベーンの壊蝕は、キャビテーション気泡の崩壊が起こる翼面キャビテーション後縁１５付近で起こる。翼面キャビテーション後縁１５の位置は、主に２つの要因により非定常的に変動する。第１の要因は、図２１に示す様な、翼面キャビテーション１４がランナベーン後縁付近まで成長した際、ランナベーン圧力面側から後縁を経由して発生するリエントラントジェット１６という現象によるものである。

リエントラントジェット１６は、極低圧部である翼面キャビテーション１４と高圧部であるランナベーン圧力面が翼面キャビテーション１４の成長により接近することで発生する逆流現象で、図２１に示すように、翼面キャビテーション１４とランナベーン負圧面との間を這うように上流側に流れ、翼面キャビテーション１４を崩壊させた後に消滅する。そして、リエントラントジェット１６が消滅すると、翼面キャビテーション１４が下流に向かって成長し、再びリエントラントジェット１６の影響を受け消滅する。この様な、翼面キャビテーション１４の成長・崩壊のプロセスが繰り返され、キャビテーションが非定常的に変動する。

第２の要因は、翼端渦キャビテーション１３との干渉である。ランナベーン入口部の外周端と内周端で発生する翼端渦は不安定な挙動をすると共に、翼面キャビテーション１４に隣接した場所に発生するため、翼面キャビテーション１４付近の圧力場が揺らいで、キャビテーションが非定常的に変動するのである。

上述の様なキャビテーション振動が発生すると、ランナベーン６ａが壊蝕されるばかりでなく、ランナ振動により水車の強度的信頼性が低下する。この様な技術課題を克服する方法としては、ランナ上流のガイドベーン５の後端から給気し、キャビテーション気泡崩壊時の衝撃圧力を低減する方法（特許文献１参照）や、キャビテーション発生部位に耐キャビテーション性の良好な材料を適用することが提案されている。この様な方法により、吸出し高さが深くキャビテーション発生領域が小さいサイトでは、キャビテーションに起因したランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。
実開昭５９−６５９８５号公報

しかしながら、マイクロ水車設置需要の最も多い吸出し高さ６ｍ付近のサイトでは、上述した様にキャビテーションの発生領域や振動量が大きいために、従来技術ではランナベーンの壊蝕や振動を十分に低減することができないことが課題であった。

本発明は上述した課題を解決するためになされたものであり、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる軸流水車およびその運転方法を提供することを目的とする。

請求項１の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差がつけられている構成とする。

請求項３の発明は、前記ランナベーンの内部に流体供給路を設けると共に、当該ランナベーンの負圧面の段差面に前記流体供給路から連通する流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにした構成とする。

請求項５の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの後縁に流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにした構成とする。

請求項７の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした構成とする。

請求項９の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの外周側端面の入口側に開口する流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの外周側隙間部に前記流体供給路から流体を流出させるようにした構成とする。

請求項１１の発明は、流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、前記ランナベーンの内周側端面の入口側に開口する流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの内周側隙間部に前記流体供給路から流体を流出させるようにした構成とする。

本発明によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる軸流水車およびその運転方法を提供することができる。

以下、本発明の第１ないし第６の実施の形態の軸流水車およびその運転方法を図面を参照して説明する。
（第１の実施の形態）
図１は本発明の第１の実施の形態の軸流水車の要部を示す図である。図１（ａ）はランナベーンの平面図を示し、図１（ｂ）はランナベーンの断面形状を示したものである。先に説明した図１８〜２１と同じ符合は同じ構成要素を表す（以下同様）。本実施の形態の軸流水車が従来の軸流水車と異なる点は、ランナベーン６ａの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差部１７をつけたことである。

このように構成された本実施の形態のランナベーンにおけるフローパターンを図２に示す。図示の様に、段差部１７によるランナベーン負圧面の後縁付近でキャビテーション１４と翼面との間に隙間が形成される。そして、ランナベーン後縁で発生するリエントラントジェット１６は、隙間を流れて段差部１７で消滅する。このため、ランナベーン負圧面で発生する翼面キャビテーション１４の崩壊は起こらず、翼面キャビテーション１４がランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になる。スーパーキャビテーション状態になれば、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、ランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態の軸流水車によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。

なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、図１（ｂ）に示すようにランナベーン負圧面の段差部１７の位置とランナベーンの後縁位置との間の距離をＬ、ランナベーン負圧面段差の翼厚み方向の高さをＨ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔとしたとき、Ｌ／ＨとＨ／(Ｈ＋Ｈｔ)の値を適正にする必要がある。即ち、Ｌ／Ｈが大きすぎると、図３（ａ）に示す様に、段差部１７で翼面を離脱した翼面キャビテーション１４が翼面に最付着する。これにより、リエントラントジェット１６の影響を受けて、段差１７とランナベーン後縁の間で翼面キャビテーション１４の後端が振動してしまう。逆に、Ｌ／ＨあるいはＨ／(Ｈ＋Ｈｔ)が小さすぎると、図３（ｂ）に示す様に、リエントラントジェット１６が段差１７を乗り越えて、さらに上流側へ進行するため、キャビテーション振動が発生してしまう。

図４（ａ），（ｂ）に、それぞれ流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰとＬ／Ｈ、Ｈ／(Ｈ＋Ｈｔ)の関係を示す。本図より、０．５＜Ｌ／Ｈ＜６ ，０．４ ＜ Ｈ／(Ｈ＋Ｈｔ) では、キャビテーション振動によるランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰが小さいことがわかる。従って、本実施の形態を ０．５＜Ｌ／Ｈ＜６ ，０．４ ＜ Ｈ／(Ｈ＋Ｈｔ)と数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動をより効果的に低減することができる。

（第２の実施の形態）
図５は本発明の第２の実施の形態を示す図である。図５（ａ）はランナベーンの平面図であり、図５（ｂ）は図５（ａ）のｂ−ｂ断面を示したものである。本実施の形態が第１の実施の形態と異なる点は、ランナ軸６ｃおよびランナボス６ｂを同心状に貫通してランナベーン６ａ外周縁近くまで延びるように設けられた幹流路１８ａと、この幹流路１８ａから分岐して段差部１７を終端とするように設けられた複数本（図では５本を示す）の枝流路１８ｂとから成る流体供給路１８と、枝流路１８ｂの終端である段差部１７に設けられた流体流出孔１９とを設け、この流体流出孔１９から水または空気等の流体を流出するように構成したことである。

このように構成された本実施の形態においては、図６（ａ）に示す様に、流体供給路１８を経て流体流出孔１９から下流側に流出した噴流２０が翼面キャビテーション１４と翼面の間を流れるため、リエントラントジェットが翼面キャビテーション１４と翼面の間を上流に遡って流れることで発生していたランナベーン負圧面上でのキャビテーション崩壊を防ぐことができる。これにより、負圧面上の翼面キャビテーション１４はランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になり、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、スーパーキャビテーション状態ではランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態の軸流水車によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。

なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ０、流体流出孔１９から流出する流体の密度をρ１、流体流出孔１９の開孔面積をＡ０、流体流出孔１９の数をＮ、ランナベーン６ａ後縁の翼厚みをＨｔ、ランナベーン後縁位置の翼高さをＬｔ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン後縁の圧力をＰ、重力加速度をｇ、負圧面段差部１７に開口する流体流出孔１９における流出流体の速度をＶとしたとき、（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×（２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の値を適正にする必要がある。

即ち、概略的には、（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）は流体流出孔１９から流出する流体の運動量に相当し、（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））はリエントラントジェットの運動量に相当するので、これらの比率
（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））を十分に大きくとることでリエントラントジェットを完全に消滅させることができる。

図６（ｂ）に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰと（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の関係を示す。本図より、１．１＜（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））では、キャビテーション振動によるランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を１．１＜（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））と数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動をより効果的に低減することができる。

（第３の実施の形態）
図７は本発明の第３の実施の形態を示す図である。図７（ａ）はランナベーンの平面図であり、図７（ｂ）は図７（ａ）のｂ−ｂ断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、ランナベーン６ａの出口側負圧面に段差部１７を設けずに、流体流出孔１９をランナベーン６ａ後縁に設けたことである。

このように構成された本実施の形態においては、図８（ａ）に示す様に、ランナベーン６ａ後縁の流体流出孔１９から下流側に噴流２０が流出するが、この噴流２０が、ランナベーン後縁部圧力面で発生するリエントラントジェットがランナベーン後縁部負圧面側に流れこむことを遮るように作用する。このため、ランナベーン負圧面で発生するキャビテーションの崩壊は起こらず、キャビテーションがランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になる。スーパーキャビテーション状態になれば、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、ランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。

なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ０、流体流出孔１９から流出する流体の密度をρ１、流体流出孔１９の開孔面積をＡ０、流体流出孔１９の数をＮ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔ、ランナベーン後縁位置の翼高さをＬｔ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体流出孔における流出流体の速度をＶとしたとき、（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の値を適正にする必要がある。

即ち、概略的には、（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）は流体流出孔１９から流出する流体の運動量に相当し、（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））はリエントラントジェットの運動量に相当するので、これらの比率
（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））を十分大きくとることでリエントラントジェットの方向を下流側へ転向させ、キャビテーションの崩壊位置をランナベーン後縁位置より下流側に移動させることができる。

図８（ｂ）に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰと（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の関係を示す。本図より、１．５＜（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））では、キャビテーション振動によるランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を １．５＜（ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））と数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動をより効果的に低減することができる。

（第４の実施の形態）
図９は本発明の第４の実施の形態を示す図である。図９（ａ）はランナベーンの平面図であり、図９（ｂ）は図９（ａ）のｂ−ｂ断面を示したものである。本実施の形態が第１の実施の形態の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、ランナベーン６ａの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなる様に段差部１７を設ける代りに、楔型溝２１を設けた点にあり、その他の点は第１の実施の形態と同じである。

このように構成された本実施の形態においては、図１０（ａ）に示す様に、流体供給路１８を経て流体流出孔１９から下流側に流出した噴流２０が翼面キャビテーション１４と翼面の間を流れるため、リエントラントジェットが翼面キャビテーション１４と翼面の間を上流に遡って流れることで発生していたランナベーン負圧面上でのキャビテーション崩壊を防ぐことができる。これにより、負圧面上のキャビテーションはランナベーン下流まで成長したスーパーキャビテーション状態になり、ランナベーン負圧面がキャビテーションで覆われ、キャビテーション気泡の崩壊はランナベーン下流域で起こる。また、スーパーキャビテーション状態ではランナベーン負圧面上のキャビテーションの大きさはほぼ一定に保たれるため、キャビテーション振動も発生しない。従って、本実施の形態によれば、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでもランナベーンの壊蝕や振動を低減することができる。

なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ０、流体流出孔１９から流出する流体の密度をρ１、楔型溝２１との接続位置における流体流出孔１９の開孔面積をＡ０、楔型溝２１との接続位置における流体流出孔１９の開孔数をＮ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔ、ランナベーン後縁位置の翼高さをＬｔ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体流出孔１９から流出する流体の速度をＶ、楔型溝２１との接続位置における流体供給路１８の方向と楔型溝２１の下流側縁におけるランナベーン負圧面の接線方向がなす角度をθとするとき、（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｃｏｓθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））と（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｓｉｎθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の値を適正にする必要がある。

即ち、概略的には、（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｃｏｓθ）²）は流体流出孔１９から流出する流体の翼面に沿った運動量成分に相当し、（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））はリエントラントジェットの運動量に相当するので、これらの比率（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｃｏｓθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））を十分に大きくとることでリエントラントジェットを完全に消滅させることができる。しかしながら、流体流出孔１９から流出する流体の運動量の翼面垂直方向成分（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｓｉｎθ）²）が大きくなると、図１０（ｂ）に示す様に、楔型溝２１付近でのキャビテーション流れのせき止め効果が強くなり、同部位での圧力が増加してキャビテーションが崩壊してしまう。

図１１（ａ）に、流れ解析で算定した楔型溝２１付近での圧力変動振幅ΔＰと（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｃｏｓθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の関係を示す。また、図１１（ｂ）には、流れ解析で算定した楔型溝２１付近での圧力変動振幅ΔＰと（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｓｉｎθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））の関係を示す。これらの図より、
１．１ ＜ （ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｃｏｓθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））
かつ（ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｓｉｎθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ）） ＜ ０．３
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔＰが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの壊蝕や振動を効果的に低減することができる。

（第５の実施の形態）
図１２は本発明の第５の実施の形態を示す図である。図１２（ａ）はランナベーンの平面図であり、図１２（ｂ）は図１２（ａ）のｂ−ｂ断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、流体供給路１８を構成する幹流路１８ａから分岐した枝流路１８ｂを、ランナベーン６ａの上流側端面近傍まで延びるように設け、さらに、この枝流路１８ｂから分岐してランナベーン６ａの外周側端面を終端とする枝流路１８ｃを複数個設け、各枝流路１８ｃの端部に翼高さ方向から圧力面側に傾けた形状で翼弦長方向にそれぞれ流体流出孔１９を設けたことにある。

このように構成された本実施の形態においては、図１３に示す様に、ランナベーン外周端の隙間部に流体供給路１８から噴流２０が翼高さ方向から圧力面側に傾いた方向に流出される。この流れの周方向運動量成分は、圧力面側から負圧面側に流れる隙間流れ２３を少なくする様に作用するので、ランナベーン外周端で発生する翼端渦キャビテーションの強さを弱める。これにより、翼端渦キャビテーションとランナベーン負圧面上のキャビテーションの干渉が弱まり、キャビテーション振動を低減することができる。

なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ０、流体供給路１８即ち流体流出孔１９から流出する流体の密度をρ１、ランナベーン翼端における流体流出孔１９の開孔面積をＡ０、流体流出孔１９の開孔数をＮ、ランナベーン外周側の翼端隙間をＧ（図１４（ａ）参照）、ランナベーン外周側の翼端部の翼弦長をＬａ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン前縁の岐点圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体流出孔から流出する流体の速度をＶ、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌａ×（Ｐ−Ｐｖ））の値を適正にする必要がある。

即ち、概略的には、（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）は流体流出孔１９から流出する流体の周方向運動量成分に相当し、（ρ０×Ｇ×Ｌａ×（Ｐ−Ｐｖ））は漏れ流れの運動量に相当するので、これらの比率（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌａ×（Ｐ−Ｐｖ））を適正化することにより、翼端渦キャビテーションを消滅させることができる。

図１４（ｂ）に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰと（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌａ×（Ｐ−Ｐｖ））の関係を示す。この図より、
０．２ ＜ （ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌａ×（Ｐ−Ｐｖ）） ＜ ０．５
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔＰが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの振動を効果的に低減することができる。

（第６の実施の形態）
図１５は本発明の第５の実施の形態を示す図である。図１５（ａ）はランナベーン平面図であり、図１５（ｂ）は図１５（ａ）のｂ−ｂ断面を示したものである。本実施の形態が従来の軸流型マイクロ水車のランナベーンと異なる点は、流体供給路１８を構成する幹流路１８ａから分岐した枝流路１８ｂを、ランナベーン６ａの上流側端面近傍まで延びるように設け、さらに、この枝流路１８ｂから分岐してランナベーン６ａの内周側端面を終端とする枝流路１８ｃを複数個設け、各枝流路１８ｃの端部に翼高さ方向から圧力面側に傾けた形状で翼弦長方向にそれぞれ流体流出孔１９を設けたことにある。

このように構成された本実施の形態においては、図１６に示す様に、ランナベーン内周端の隙間部に流体供給路１８を経て流体流出孔１９から噴流２０が翼高さ方向から圧力面側に傾いた方向に流出される。この流れの周方向運動量成分は、圧力面側から負圧面側に流れる隙間流れ２３を少なくする様に作用するので、ランナベーン内周端で発生する翼端渦キャビテーションの強さを弱める。これにより、翼端渦キャビテーションとランナベーン負圧面上のキャビテーションの干渉が弱まり、キャビテーション振動を低減することができる。

なお、本実施の形態の構成を効果的に機能させるためは、作動流体の密度をρ０、流体流出孔１９から流出する流体の密度をρ１、ランナベーン翼端における流体流出孔１９の開孔面積をＡ０、流体流出孔１９の開孔数をＮ、ランナベーン内周側の翼端隙間をＧ（図１７（ａ）参照）、ランナベーン内周側の翼端部の翼弦長をＬｂ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン前縁の岐点圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体流出孔から流出する流体の速度をＶ、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌｂ×（Ｐ−Ｐｖ））の値を適正にする必要がある。

即ち、概略的には、（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）は流体流出孔から流出する流体の周方向運動量成分に相当し、（ρ０×Ｇ×Ｌｂ×（Ｐ−Ｐｖ））は漏れ流れの運動量に相当するので、これらの比率（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌｂ×（Ｐ−Ｐｖ））を適正化することにより、翼端渦キャビテーションを完全に消滅させることができる。

図１７（ｂ）に、流れ解析で算定したランナベーン後縁での圧力変動振幅ΔＰと（ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌｂ×（Ｐ−Ｐｖ））の関係を示す。この図より、
０．１ ＜ （ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌｂ×（Ｐ−Ｐｖ）） ＜ ０．３
では、キャビテーション振動による圧力変動振幅ΔＰが小さくなっていることがわかる。従って、本実施の形態を上記の様に数値限定することで、吸出し高さが浅くキャビテーションの発生領域が大きいサイトでのランナベーンの振動を効果的に低減することができる。

本発明の第１の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 本発明の第１の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンにおけるフローパターンを示す図。 （ａ）および（ｂ）は本発明の第１の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの形状寸法が不適切な場合のフローパターンを示す図。 （ａ）および（ｂ）は本発明の第１の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの形状寸法の好ましい範囲を示すグラフ。 本発明の第２の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 本発明の第２の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの作用効果を示し、（ａ）はフローパターンを示す図、（ｂ）は形状寸法および運転条件の好ましい範囲を示すグラフ。 本発明の第３の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 本発明の第３の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの作用効果を示し、（ａ）はフローパターンを示す図、（ｂ）は形状寸法および運転条件の好ましい範囲を示すグラフ。 本発明の第４の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 本発明の第４の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンのフローパターンを示し、（ａ）は適切な場合、（ｂ）は不適切な場合を示す図。 （ａ）および（ｂ）は本発明の第４の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの形状寸法および運転条件の好ましい範囲を示すグラフ。 本発明の第５の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 図１２（ｂ）のXIII部分の拡大図。 本発明の第５の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの作用効果を示し、（ａ）はフローパターンを示す図、（ｂ）は形状寸法および運転条件の好ましい範囲を示すグラフ。 本発明の第６の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 図１５（ｂ）のXVI部分の拡大図。 本発明の第６の実施の形態の軸流水車に備えられるランナベーンの作用効果を示し、（ａ）はフローパターンを示す図、（ｂ）は形状寸法および運転条件の好ましい範囲を示すグラフ。 従来の軸流型マイクロ水力発電施設を示す立面図。 図１８の水車部分の拡大断面図。 従来の軸流水車に備えられるランナベーンを示し、（ａ）は負圧面からみた平面図、（ｂ）は（ａ）のｂ−ｂ線に沿う断面図。 従来の軸流水車に備えられるランナベーンにおけるフローパターンを示す図。

符号の説明

１…上池、２…上部導水管、３…ケーシング、４…内筒、５…ガイドベーン、６…ランナ、６ａ…ランナベーン、６ｂ…ランナボス、７…吸出し管、８…下部導水管、９…下池、１０…主軸、１１…動力伝達装置、１２…発電機、１３…翼端渦キャビテーション、１４…翼面キャビテーション、１５…翼面キャビテーション後縁、１６…リエントラントジェット、１７…段差部、１８…流体供給路、１８ａ…幹流路、１８ｂ…枝流路、１９…流体流出孔、２０…流体流出孔からの噴流、２１…楔型溝、２３…翼端隙間流れ、ΔＰ…ランナベーン後縁での圧力変動振幅。

Claims (12)

1. 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
   前記ランナベーンの負圧面の下流側に翼肉厚が薄くなるように段差部を設けたことを特徴とする軸流水車。
2. 前記ランナベーンの負圧面の段差部の位置とランナベーンの後縁位置との間の距離をＬ、ランナベーンの負圧面段差の翼厚み方向の高さをＨ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔとするとき、
   ０．５ ＜ Ｌ／Ｈ ＜ ６．０
   かつ ０．４ ＜ Ｈ／(Ｈ＋Ｈｔ)
   を満たしていることを特徴とする請求項１記載の軸流水車。
3. 前記ランナベーンの内部に流体供給路を設けると共に、当該ランナベーンの負圧面の段差面に前記流体供給路から連通する流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにしたことを特徴とする請求項１記載の軸流水車。
4. 請求項３記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ０、流体流出孔から流出する流体の密度をρ１、流体流出孔の開孔面積をＡ０、流体流出孔の数をＮ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔ、ランナベーン後縁位置の翼高さをＬｔ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン後縁の圧力をＰ、重力加速度をｇ、負圧面段差面の流体流出孔における流出流体の速度をＶとするとき、
   １．１ ＜ （ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））
   を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。
5. 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
   前記ランナベーンの後縁に流体流出孔を設け、前記流体流出孔から流体を下流側へ流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。
6. 請求項５記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ０、流体流出孔から流出する流体の密度をρ１、流体流出孔の開孔面積をＡ０、流体流出孔の数をＮ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔ、ランナベーン後縁位置の翼高さをＬｔ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体流出孔における流出流体の速度をＶとするとき、
   １．５ ＜ （ρ１×Ｎ×Ａ０×Ｖ²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））
   を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。
7. 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
   前記ランナベーン内に設けられた流体供給路と、前記ランナベーン負圧面の下流側に設けられた楔型溝と、前記流体供給路から連通し前記楔型溝の上流側面に開口する流体流出孔とを備え、流体を前記流体供給路を経て前記流体流出孔から下流側へ流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。
8. 請求項７記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ０、流体流出孔から流出する流体の密度をρ１、楔型溝との接続位置における流体流出孔の開孔面積をＡ０、楔型溝との接続位置における流体流出孔の開孔数をＮ、ランナベーン後縁の翼厚みをＨｔ、ランナベーン後縁位置の翼高さをＬｔ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン後縁の圧力面側の圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体供給路から流出する流体の速度をＶ、楔型溝との接続位置における流体供給路の方向と楔型溝の下流側縁におけるランナベーン負圧面の接線方向がなす角度をθとするとき、
   １．１ ＜ （ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｃｏｓθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ））
   かつ
   （ρ１×Ｎ×Ａ０×（Ｖ×ｓｉｎθ）²）／（ρ０×Ｈｔ×Ｌｔ×２×ｇ×（Ｐ−Ｐｖ）） ＜ ０．３
   を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。
9. 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
   前記ランナベーンの外周側端面の入口側に流体流出孔を開口させた流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの外周側隙間部に前記流体流出孔から流体を流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。
10. 請求項９記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ０、流体流出孔から流出する流体の密度をρ１、ランナベーン翼端における流体流出孔の開孔面積をＡ０、流体流出孔の開孔数をＮ、ランナベーン外周側の翼端隙間をＧ、ランナベーン外周側の翼端部の翼弦長をＬａ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン前縁の岐点圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体流出孔から流出する流体の速度をＶ、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、
    ０．２ ＜ （ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌａ×（Ｐ−Ｐｖ）） ＜ ０．５
    を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。
11. 流路を形成する管状のケーシングと、このケーシング内に収容される内筒と、この内筒に回転自在に支持された主軸と、この主軸の下流側端部に取り付けられ、複数のランナベーンを有するランナと、このランナによる回転動力で前記主軸を介して発電機を駆動するようにした軸流水車において、
    前記ランナベーンの内周側端面の入口側に流体流出孔を開口させた流体供給路を翼高さ方向より圧力面側に傾けて翼弦長方向に複数個接続し、ランナベーンの内周側隙間部に前記流体流出孔から流体を流出させるようにしたことを特徴とする軸流水車。
12. 請求項１１記載の軸流水車において、作動流体の密度をρ０、流体流出孔から流出する流体の密度をρ１、ランナベーン翼端における流体流出孔の開孔面積をＡ０、流体流出孔の開孔数をＮ、ランナベーン内周側の翼端隙間をＧ、ランナベーン内周側の翼端部の翼弦長をＬｂ、作動流体の飽和蒸気圧をＰｖ、ランナベーン前縁の岐点圧力をＰ、重力加速度をｇ、流体供給路から流出する流体の速度をＶ、流体供給路の管軸方向と翼高さ方向がなす角度をθとするとき、
    ０．１ ＜ （ρ１×Ａ０×Ｎ×（Ｖ×ｔａｎθ）²）／（ρ０×Ｇ×Ｌｂ×（Ｐ−Ｐｖ）） ＜ ０．３
    を満たすことを特徴とする軸流水車の運転方法。

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