(57)【要約】遠心羽根にインデューサと軸流羽根と斜流羽根との特性を併有させて、吸込性能及び異物通過性に優れた高揚程大容量のターボ形ポンプを提供すべく、羽根入口角（β１）１４°で吸込ケーシング前部（９ａ）の吸込流路に延出するインデューサ部（１３ａ１）を備えた軸流式の上流側スクリュウ部（１３ａ）と、斜流式の中間スクリュウ部（１３ｂ）と、１０°〜１１．８°の羽根出口角（β２）を有する遠心式の下流側スクリュウ部（１３ｃ）とを無衝突に連結した２枚〜４枚の回転羽根（１３）をハブ（１２）に巻回して、羽根入口での外周径（ｄ１ｏ）に対する羽根出口での流路幅（ｂ２）の割合が２６％である回転流路（ＣＡ）を画成する構成のインペラ（２）を次第に拡径する吸込ケーシング後部（９ｂ）に配設している。
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
総数Ｉ枚（Ｉ＞１）の回転羽根（１３）を有する単一のインペラ（２，１０２，２０２）を単一のポンプケーシング（８；１７；２３）に配設してなるターボ形ポンプにおいて、各回転羽根（１３）は、
インデューサ部（１３ａ１）が連続的に形成された軸流羽根部（１３ａ）と、
この軸流羽根部（１３ａ）に無衝突に連結された斜流羽根部（１３ｂ）と、
この斜流羽根部（１３ｂ）に無衝突に連結された遠心羽根部（１３ｃ）と
からなることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項２】
請求項１において、前記インデューサ部（１３ａ１）は前記ポンプケーシング（８；１７）の吸込ケーシング部（９；１８）の直管部（９ａ）に臨んでいることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項３】
請求項１において、Ｉ＝２〜４であるであることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項４】
請求項１において、各回転羽根（１３）の羽根入口角度（β１）が１４°であることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項５】
請求項１において、各回転羽根（１３）の羽根出口角度（β２）が１０°〜１１．８°の範囲にあることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項６】
請求項１において、前記総数Ｉ枚の回転羽根（１３）により画成される総数Ｉ個の回転流路（ＣＡ）を備え、各回転流路（ＣＡ）の羽根出口での流路幅（ｂ２）が前記総数Ｉ枚の回転羽根（１３）の羽根入口での外周径（ｄ１ｏ）の２６％であるであることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項７】
請求項１において、前記インペラ（２，１０２，２０２）の下流に配設された総数Ｊ枚（Ｊ＜６）の固定案内羽根（１４）を備えるディフューザ（Ｄｆ，Ｄｆ１，Ｄｆ２）を有することを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項８】
請求項１において、前記ポンプケーシング（１７）は、前記インペラ（２，１０２，２０２）を収容する吸込ケーシング部（１８）と、この吸込ケーシング部（１８）に連結された渦巻形吐出ケーシング部（１９）とを有することを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項９】
請求項１において、前記インペラ（２，１０２，２０２）の主軸（５）が水平であることを特徴とするターボ形ポンプ。
【請求項１０】
請求項１において、前記インペラ（２，１０２，２０２）の主軸（２２）が垂直であることを特徴とするターボ形ポンプ。
【発明の詳細な説明】
技術分野
本発明はターボ形ポンプに関し、特に、高揚程、大吐出量で作動可能なターボ形ポンプに関する。
背景技術
液体輸送機械としてのポンプは、作動原理の面から、ターボ形と、容積形と、その他の特殊形とに分類される。
ターボ形ポンプは、ケーシングとその内部に配設したインペラと呼ばれる羽根車とで液体の流路を画成し、インペラを回して流路内の液体に揚程を与える。揚程を得た液体を揚液と呼ぶ。
表１に従来のターボ形ポンプのインペラの基本的な形式及び典型的な特徴を示す。
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表１に示されるように、ターボ形ポンプのインペラは、揚液の流出方向により３つの基本形式にわかれる。つまり、流出方向が回転軸に略直交する即ち（半）径方向に向いている遠心式と、流出方向が回転軸に斜行する斜流式と、流出方向が回転軸と略平行な軸流式とに分類される。軸流式では軸方向へ流れる液体が主にインペラの羽根から軸方向への揚力を受けて揚程を得、斜流式では半径方向への運動成分を持つ液体がそれに対応した遠心力と羽根からの揚力とを受けて揚程を得、遠心式では半径方向へ流れる液体が主に遠心力を受けて揚程を得る。従って、一般に、遠心式は揚程が高くて吐出量が少なく、逆に、軸流式は揚程が低くて吐出量が大きい。斜流式はそれらの中間に位置する。
この点、揚液の流出方向は、液体流路の径方向での変化に対応し、この流路の径方向変化は、流路のメリジアン写像、つまりメリジアン流路（以下、しばしば「Ｍ流路」と呼ぶ。）を観察することにより容易に理解できる。
メリジアン写像とは、回転体の子午面（つまり、回転軸を含むある平面）上への回転写像のことで、ターボ形ポンプの場合には、１つ以上の流路のシュラウドをなすケーシングとインペラとの実際にはそれぞれ湾曲変化しつつ周方向へ延びる内面輪郭を、インペラの軸を含む平面上に回転投影して、湾曲変化を顕現化したメリジアン輪郭（以下しばしば「Ｍ輪郭」と呼ぶ。）として表される。
このＭ輪郭は比速度と呼ばれる無次元パラメータによりほぼ特定できる。比速度とは単位揚程（１ｍ）の揚液を単位流量（１ｍ３／ｍｉｎ）吐出するのに必要なポンプの回転数（ｒｐｍ）に相当し、対象となるポンプの設計回転数Ｎ（ｒｐｍ）での吐出量をＱ（ｍ３／ｍｉｎ）、全揚程をＨ（ｍ）とすると、そのポンプの比速度Ｎｓは次式で表される。
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図２６に従来のターボ形ポンプの比速度ＮｓとＭ輪郭ＭＣ１〜ＭＣ７との関係を例示する。図２６から分かるように、Ｈが大きくＱが小さい遠心式（ＭＣ１、ＭＣ２）はＮｓが約１００〜約１５０と小さく、逆にＨが小さくＱが大きい軸流式（ＭＣ７）はＮｓが約１２００〜約２０００と大きい。斜流式（ＭＣ３〜ＭＣ６）は揚液の流出方向が半径方向へ近付く（ＭＣ３←ＭＣ４）に連れてＮｓが約５５０から約３５０まで減少し、逆に流出方向が軸方向へ近付く（ＭＣ５→ＭＣ６）に連れてＮｓが約６００から約１１００まで増大する。遠心式インペラのＭ輪郭ＭＣ１，ＭＣ２は吐出側が径方向に延びるＭ流路ｍｐ１，ｍｐ２を画成し、斜流式インペラのＭ輪郭ＭＣ３〜ＭＣ６は吐出側が回転軸に斜行するＭ流路ｍｐ３〜ｍｐ６を画成し、軸流式インペラのＭ輪郭ＭＣ７は吐出側が回転軸に略平行なＭ流路ｍｐ７を画成する。
かかる従来のターボ形ポンプの構成を次に説明する。以下の説明では、軸流式インペラを備えたターボ形ポンプを軸流ポンプと呼び、斜流式インペラを備えたターボ形ポンプを斜流ポンプと呼び、遠心式インペラを備えたターボ形ポンプを遠心ポンプと呼ぶ。
特開平７−２４７９８４号公報に従来の軸流ポンプが開示されている。この軸流ポンプは円筒状のケーシングに軸流式インペラを配設した構成で、吐出量が大きく、揚程が低い。またインペラのＭ流路を吸込側で広くし、有効吸込水頭を減少させている。
特開平１０−１８４５８９号公報に従来の斜流ポンプが開示されている。この斜流ポンプは、鼓状のポンプケーシングに斜流式インペラを配設した構成を有し、液体はインペラから揚力及び遠心力を受けて揚程を得る。またインペラの羽根の先端に隙間狭窄部材を固着して液体の漏れを低減している。
特開平７−９１３９５号公報に従来の遠心ポンプが開示されている。この遠心ポンプはインペラのＭ流路が吸込側で主軸の軸方向に沿い、途中緩やかに湾曲し、吐出側で径方向に延びる。遠心作用により、高所への揚水あるいは遠距離への送水に適する。また静圧式液中軸受の採用により回転軸を短くしている。
特開平１１−３０１９４号公報に別の従来の遠心ポンプが開示されている。この遠心ポンプは、遠心式インペラの吸込側にインデューサを付加した構成を有し、吸込性能が良い。また吐出側にバランスディスクを設け、インペラに作用するスラスト力をバランスさせている。
比速度が比較的大きい軸流ポンプは、吐出量は極めて大きくできるが、揚程が高いとキャビテーションが発生するので、揚程を高くできない。
比速度が中程度の斜流ポンプは、軸流ポンプに較べ、揚程は高くできるが、キャビテーションの関係で吐出量を大きくできない。
比速度が比較的小さい（１００〜３００程度）遠心ポンプは、斜流ポンプよりも揚程を高くできるが、キャビテーションの関係で吐出量が更に小さくなる。
遠心式インペラの入口径を大きくして吸込性能を上げれば、遠心ポンプのアンチキャビテーション性能を或る程度は改善できるが、充分な吐出量を得るには至らない。
この点、２枚〜４枚の螺旋羽根を備えたインデューサを遠心式インペラの吸込側に加設すれば、遠心ポンプの吸込性能を充分高めることが出来る。
しかしながら、高揚程を確保しつつ充分な吐出量を得る上で、従来の遠心式インペラは６枚以上の羽根を必要とした。
そこで、インデューサの各流路とインペラの各流路とを共通に結ぶ連通路を設け、インデューサからの流体をインペラへ均等に分配していた。
このため、流体中の異物が連通路に絡まることがあった。
本発明は、以上の点に鑑みなされたもので、その目的とするところは、高揚程を確保しつつも、充分な吐出量を得ることができ、しかも異物通過性の良いターボ形ポンプを提供するにある。
発明の開示
前記目的を達成すべく、本発明に係るターボ形ポンプは、総数Ｉ枚（Ｉ＞１）の回転羽根を有する単一のインペラを単一のポンプケーシングに配設してなり、各回転羽根は、インデューサ部が連続的に形成された軸流羽根部と、この軸流羽根部に無衝突に連結された斜流羽根部と、この斜流羽根部に無衝突に連結された遠心羽根部とからなることを特徴とする。
なお、好ましくは、前記インデューサ部を前記ポンプケーシングの吸込ケーシング部の直管部に臨ませる。
好ましくは、Ｉ＝２〜４にする。
好ましくは、各回転羽根の羽根入口角度を１４°にする。
好ましくは、各回転羽根の羽根出口角度を１０°〜１１．８°の範囲にする。
好ましくは、前記総数Ｉ枚の回転羽根により総数Ｉ個の回転流路を画成し、各回転流路の羽根出口での流路幅を前記総数Ｉ枚の回転羽根の羽根入口での外周径の２６％にする。
好ましくは、前記インペラの下流に、総数Ｊ枚（Ｊ＜６）の固定案内羽根を備えるディフューザを配設する。
好ましくは、前記ポンプケーシングは、前記インペラを収容する吸込ケーシング部と、この吸込ケーシング部に連結された渦巻形吐出ケーシング部とで構成する。
好ましくは、前記インペラの主軸を水平又は垂直にする。
発明を実施するための最良の形態
以下、本発明の３つの好適な実施例を図１〜図２５に基づき説明する。
まず本発明の第１の実施例に係るターボ形ポンプの構成を図１〜図６に基づき説明して、その内容を把握した後、本発明の実施例に係るポンプの要部の諸元及び作用を、図７〜図１１に基づいて、また図１２〜図２３を随時参照して、説明する。そして、第１実施例の第１の変更例に係る構成を図１２〜図１４に基づき説明し、第１実施例の第２の変更例に係る構成を図１５〜図１７に基づき説明し、第１実施例の第３の変更例に係る構成を図１８〜図２０に基づき説明し、第１実施例の第４の変更例に係る構成を図２１〜図２３に基づき説明する。次いで、本発明の第２の実施例に係る構成を図２４に基づき説明し、本発明の第３の実施例に係る構成を図２５に基づき説明する。
（第１実施例）
図１は第１実施例に係る単段の横軸式ターボ形ポンプ１（以下、「横軸ポンプ」と呼ぶ。）を備えたプラントの要部ＰＴ１を示す。
このプラント要部ＰＴ１は、低深度地下に貯留した雨水Ｗを揚水する揚水設備として構成され、エルボ形の揚水路ＰＬ１と、この揚水路ＰＬ１に介設した前記横軸ポンプ１の主軸５を水平に軸支する軸受機構ＢＲ１と、主軸５を回転駆動する駆動機構ＤＲ１とを含む。軸受機構ＢＲ１は主軸５の図中右半部５ｄを両持ちする左右の軸受４，４を備えた軸受箱３により構成される。駆動機構ＤＲ１は外部制御される電動モータ７と、このモータ７の出力軸７ａに前記主軸５の右端部５ｅを結合する軸継手６とを含む。
図２に揚水路ＰＬ１の断面を示す。
揚水路ＰＬ１は前記横軸ポンプ１と、このポンプ１の吸込ケーシング９の図中左半部９ａにフランジ接続された導水用直管Ｓｐと、ポンプ１の吐出ケーシング１０にフランジ接続された据置式エルボ管１１とで構成される。エルボ管１１は前記主軸５の左右中間部５ｃが水平に貫通する水封部１１ａを有する。
横軸ポンプ１は吸い込んだ水Ｗに揚程を与えて揚液Ｗｐに変える片吸込式の揚水部１Ａと、揚液Ｗｐを案内し吐出する吐水部１Ｂとを直結した構成を有する。
揚水部１Ａは後面シュラウドとしての前記吸い込みケーシング９と、これ９に回転自在に内接する前面シュラウドとしての二枚羽式インペラ２とで２つの揚水用螺旋状回転流路ＣＡｉ（ｉ＝１，２、図５参照。以下、総称的にはＣＡで表す。）を画成し、吐水部１Ｂは前記吐出ケーシング１０と、このケーシング１０と一体に鋳物成形されて前記主軸５の左部５ｂを軸支する五枚羽式ディフューザＤｆとで５つの揚液戻し用螺旋状固定流路ＣＢｊ（ｊ＝１〜５、図６参照。以下、総称的にはＣＢで表す。）を画成する。前記吸込ケーシング９と吐出ケーシング１０とは対向端部を突き合わせて水密に重ね継ぎすることにより内面段差の無いポンプケーシング８として一体化される。従って、横軸ポンプ１はポンプケーシング８に回転インペラ２と固定ディフューザＤｆとを内設して回転流路ＣＡ及び固定流路ＣＢを画成した構造になっている。なお、回転流路ＣＡと固定流路ＣＢとは比較的幅広なヴォリュート状の合流路ＣＣを介して結ばれており、直管Ｓｐと回転流路ＣＡとを通過した異物がこの合流路ＣＣ又は固定流路ＣＢで詰まることは想定し難い。
図３に横軸ポンプ１の流路ＣＡ，ＣＢをＭ輪郭で表した縦断面を示し、図４〜図６にインペラ２とディフューザＤｆと主軸左部５ｂとを含むポンプ内部（つまり、ポンプ１からケーシング８を切除した残部）ＰＩの構成を示す。図４、図５はポンプ内部ＰＩの斜視図及び正面図、図６はディフューザＤｆの後面図である。なお、ディフューザＤｆは吐出ケーシング１０から仮想的に切り離して示す。
図３に示すように、ポンプ１の各回転流路ＣＡｉは、そのＭ写像において、呼び込んだ水Ｗの主流が概ね主軸５の軸方向に流れる軸流部ＣＡａと、揚液Ｗｐの主流が概ね主軸５の半径方向に流出する遠心部ＣＡｃと、それらＣＡａ，ＣＡｃの間を滑らかに連結し従って水Ｗの主流が主軸に斜行する斜流部ＣＡｂとを有する。
また各固定流路ＣＢｊは、そのＭ写像において、各回転流路ＣＡｉから接線方向に流出し一旦合流した旋回成分を有する揚液Ｗｐの等分な流れが比較的高速で流入する比較的大径だが小断面積の流入部ＣＢａと、流入した揚液Ｗｐを拡散させつつ径方向内方へ螺旋状に案内する広がり流路部ＣＢｂと、拡散度合いに応じ減速増圧された揚液Ｗｐが主軸５に沿って流出する比較的小径だが断面積が大きい流出部ＣＢｃとを有する。
この点、ディフューザＤｆは、外周辺部が吐出ケーシング１０と一体に形成された、全長にわたり曲面の曲率が滑らかに変化する、静翼としての５枚の螺旋状固定案内羽根１４ｊ（ｊ＝１〜５、図６参照、以下総称的には１４で表す。）と、これらの案内羽根１４の内周辺部と一体に形成された羽根連結ボス１５とで構成され、ボス１５は、主軸小径部５ａの右半５ａ２に嵌着固定されたカラー５ｆを中央筒部１５ａ１で軸支するディスク部材１５ａと、この部材１５ａに全周溶接された外形洋梨状のボス部１５ｂとで構成される。
そして、上記ボス１５の外周と、ケーシング１０の内周と、その間に延在する固定羽根１４ｊとで前記固定流路ＣＢｊを画成する。
一方、インペラ２は、主軸５の左端に設けられた小径部５ａの左半５ａ１にキー固定された外形ロート状のハブ１２と、このハブ１２と一体に形成された、全長にわたり曲面の曲率が滑らかに変化する、動翼としての２枚の螺旋状回転羽根１３ｉ（ｉ＝１，２、図５参照、以下総称的には１３で表す。）とで構成される。
インペラ２のハブ１２は、外周の側面視（図３）での勾配が緩やかな乳頭状の前部１２ａと、外周の側面視での勾配が急な末広がりの後部１２ｃと、これら前後部１２ｂ，１２ｃ間を滑らかにつなぐ中間部１２ｂとを有し、このハブ１２に対面する吸い込みケーシング９の図中右半部９ｂも内周の側面視（図３）での勾配が緩やかなラッパ口状の前部９ｂ１と、内周の側面視での勾配が急な末広がりの後部９ｂ３と、これら前後部９ｂ１，９ｂ３間を滑らかにつなぐ中間部９ｂ２とを有する。
そして、上記ハブ１２の外周とケーシング右半部９ｂの内周とその間に延在する回転羽根１３ｉとで前記回転流路ＣＡｉを画成する。
より詳細には、ハブ１２の前部１２ａと、これ１２ａに対面するケーシング右半部９ｂの前部９ｂ１と、その間に延在する回転羽根１３の上流側スクリュウ部１３ａ（図４，５）とで前記回転流路ＣＡの軸流部ＣＡａを画成し、ハブ１２の中間部１２ｂと、これ１２ｂに対面するケーシング右半部９ｂの中間部９ｂ２と、その間に延在する回転羽根１３の中間スクリュウ部１３ｂ（図４，５参照）とで前記回転流路ＣＡの斜流部ＣＡｂを画成し、ハブ１２の後部１２ｃと、これ１２ｃに対面するケーシング右半部９ｂの後部９ｂ３と、その間に延在する回転羽根１３の下流側スクリュウ部１３ｃ（図４，５参照）とで前記回転流路ＣＡの遠心部ＣＡｃを画成し、更に上記回転羽根１３の上流側スクリュウ部１３ａを吸込側に延出させてインデューサ機能を持たせている。
つまり、図４に示すように、上記ハブ前部１２ａと上流側スクリュウ部１３ａとでインペラ２の軸流部２ａを構成し、上記ハブ中間部１２ｂと中間スクリュウ部１３ｂとでインペラ２の斜流部２ｂを構成し、上記ハブ後部１２ｃと下流側スクリュウ部１３ｃとでインペラ２の遠心部２ｃを構成する一方、図３に示すように、上流側スクリュウ部１３ａの吸込側端縁部を、この端縁部がハブ１２側からケーシング９側に近付くに連れて図中左方（即ち、吸込側）へ延出するように、また外周縁において上記上流側スクリュウ部１３ａのセクター状本体部と滑らかに（つまり、連続した曲率で無衝突に）つながるように形状付与することにより「連続的に」形成されたインデューサ部１３ａ１を一体にを設けている。このインデューサ部１３ａ１の延出端は、側面視でハブ前部１２ａの先端より図中右方（即ち、吐出側）に位置するが、ケーシング右半部９ｂの直管部９ｂ４近傍にまで達している。
なお、軸流式インペラ部２ａを構成する上流側スクリュウ部１３ａは軸方向に傾斜した断面を有するが、遠心式インペラ部２ｃを構成する下流側スクリュウ部１３ｃはほぼ主軸５の半径方向に延びる断面を有し、また斜流式インペラ部２ｂを構成する中間スクリュウ部１３ｂは若干傾斜してその間を滑らかに連結する。このため、インデューサ部１３ａ１を介して回転流路ＣＡに引き込まれた水Ｗは、先ず上流側スクリュウ部１３ａの羽根面の揚力を受けて軸方向に押し込まれ、この押込圧を受けた水Ｗが中間スクリュウ部１３ｂの羽根面からの揚力を受けて加圧されるとともに旋回に伴う遠心力で羽根沿いに加速され、更に下流側スクリュウ部１３ｃでの旋回に伴う大きな遠心力で羽根沿いに増速される。
次ぎに、上記第１実施例の構成を例示的に参照しながら、図７〜図１１に基づき、本発明の好適実施例に係るターボ形ポンプの諸元及び作用を説明する。その際、それぞれ第１実施例の第１、第２、第３、及び第４変更例を示す図１２〜１４、図１５−１７、図１８−２０、及び図２１−２３を随時参照して、関連する説明を併せ行い、各変更例の説明の簡略化を図る。
図７は本発明の実施例に係る任意なＩ枚（本発明ではＩ＝２〜４、第１実施例ではＩ＝２）のインペラ羽根｛１３ｉ：ｉ＝１〜Ｉ｝の内、隣合う羽根１３ｉ，１３ｉ＋１（第１実施例では１３１、１３２）間に画成される流路ＣＡｉ（第１実施例ではＣＡ１又はＣＡ２）の出入口における羽根角度と流れ場のパラメータとの関係を示す模式図（より具体的には、ハブ１２の外周面に投射された流路ＣＡｉをハブ１２の正面から見た図）である。
回転羽根１３ｉ，１３ｉ＋１間に画成される回転流路ＣＡｉは、各羽根１３ｉ，１３ｉ＋１の上流側端縁１３ｕ，１３ｕ（図４，５参照）とこれに交差するハブ前部１２ａの外周１２ａ１とで画成される凹曲面状の開口ａ（以下、「羽根入口」と呼ぶ。）を有し、また各羽根１３ｉ，１３ｉ＋１の下流側端縁１３ｄ，１３ｄ（図４，５参照）とこれに交差するハブ後部１２ｃの外周１２ｃ１とで画成される凸曲面状の開口ｂ（以下、「羽根出口」と呼ぶ。）を有する。各羽根１３ｉ（より詳細には、その切平面）は、上記羽根入口ａ及び羽根出口ｂの開口面（より詳細には、対応するハブ外周１２ａ１，１２ｃ１に接してハブ１２の軸方向に延びる切平面）と所定の正面視角度β１及びβ２で交差する。この角度を「羽根入口角度」及び「羽根出口角度」と呼ぶ。ポンプの回転対称性から、羽根入口角度β１は、ハブ外周へ投射された流路ＣＡｉのセンターラインＣＬｉが羽根入口ａのハブ外周１２ａ１と交差する角度に等しく、羽根出口角度β２は、ハブ外周へ投射された流路ＣＡｉのセンターラインＣＬｉが羽根出口ｂのハブ外周１２ｃ１と交差する角度に等しい。
ここで、インペラ２の羽根入口での諸元及び関連パラメータを説明する。
実施例では、羽根１３の厚みを考慮しない羽根入口角度β１を１４°と比較的小さく設定して、羽根入口ａの開口面積を大きくし、インペラ２の吸込性能を上げている。
ポンプ１の回転流路ＣＡｉはインペラ２の回転角と同じ角度ωだけ主軸５の軸芯Ｃｓ周りに回転し、各流路ＣＡｉ内の水Ｗの主流は回転する流路ＣＡｉのセンターラインＣＬｉとほぼ平行に流れる。従って、インペラ２の羽根入口における外周速度、水Ｗの主流の流速及び絶対速度をそれぞれベクトルｕ１，ｗ１及びｖ１で表し、また羽根出口における外周速度、水Ｗの主流の流速及び絶対速度をそれぞれベクトルｕ２，ｗ２及びｖ２で表わすと、次の関係が成立つ：
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図８は本発明の実施例に係る横軸ポンプ１のポンプケーシング８とインペラ２との間に画成される各回転流路ＣＡのＭ輪郭を示す。
回転流路ＣＡの羽根入口における流路幅（即ち、羽根１３のピッチ寸法）、インペラ外周径（即ち、羽根１３の外縁部のピッチ円の径）、インペラ中心径（即ち、流路センターラインＣＬのピッチ円の径）、及びインペラ内周径（即ち、ハブ１２の外周径）をそれぞれｂ１，ｄ１ｏ，ｄ１ｍ，及びｄ１ｉで表し、羽根出口における流路幅、インペラ外周径、インペラ中心径、及びインペラ内周径をそれぞれｂ２，ｄ２ｏ，ｄ２ｍ，及びｄ２ｉで表す。
横軸ポンプ１の比速度ｎｓ、接続口径ｄ、吐出量Ｑ、全揚程Ｈ、及び回転数ｎにつき、その例示的仕様を次の通り設定した。
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インペラ２の羽根入口における主流のメリジアン速度ｃｍ１（Ｍ写像での水流の速度、以下「Ｍ速度」と呼ぶ。）は、従来、ステパノフの線図に基づく羽根入口での速度係数をＫｍ１、重力の加速度をｇとして、次式により計算された。
2003038284.tif 000008
前記ポンプ仕様により、全揚程Ｈ＝２８ｍ。また比速度ｎｓの値が付与されているので、この値とステパノフの線図から、Ｋｍ１＝０．１５５。従って、羽根入口でのＭ速度ｃｍ１は、従来だと式３から、次のように計算される。
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これに対し、実施例では、インペラ２の羽根入口でのＭ速度ｃｍ１を２．５ｍ／ｓと従来より小さく設定し、吸込性能を改善している。
図７に示すインペラ２の各回転流路ＣＡは、その羽根入口での断面積をＡ０また回転羽根１３の厚みを考慮した各流路ＣＡの有効断面積をＡとおくと、図８に示す寸法に対し、次の関係を有する。
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ここに、ｋ１は有効面積比で、本実施例ではｋ１＝０．８９５とする。
一方、インペラ２の羽根入口での各流路ＣＡの有効断面積Ａは、ポンプ１の吐出流量Ｑ（非圧縮性）に対し、次の関係を有する。
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前記ポンプ仕様から流量Ｑが与えられ、また羽根入口でのＭ速度ｃｍ１が設定されているので、式６から各流路ＣＡの有効断面積Ａが求められ、式５から流路面積Ａ０が計算される。その結果をポンプ口径ｄの仕様値（０．１５ｍ）に適合させるべく羽根入口でのインペラ外周径ｄ１ｏ、インペラ中心径ｄ１ｍ、及びインペラ内周径ｄ１ｉを定めると、次のようになる。
2003038284.tif 000012
なお、羽根入口での流路幅ｂ１は、インペラ外周径ｄ１ｏの３３％に設定する。従って、ｂ１＝０．０４８ｍ。
インペラ２の羽根入口における中心径ｄ１ｍでの周方向の速度をｕ１ｍとすると、この周速ｕ１ｍはポンプ１の回転数ｎに対し、次の関係を有する。
2003038284.tif 000013
前記ポンプ仕様から、ポンプ回転数ｎ＝１７５０ｍｉｎ−１。
従って、上記周速ｕ１ｍは、次の値になる。
2003038284.tif 000014
羽根１３の厚みを無視した羽根入口角β１が次の条件を満たすと、水流が羽根入口で無衝突になる：
2003038284.tif 000015
ｃｍ１＝２．５ｍ／ｓ、ｕ１ｍ＝９．９ｍ／ｓだから、
2003038284.tif 000016
インペラ２の隣合う羽根１３ｉ，１３ｉ＋１の間の距離ｂ、１ｚは、羽根１３の枚数をｚ（＝Ｉ）で表すと、次の式により求められる：
2003038284.tif 000017
ｚ＝２（図５、図１８−２０、図２１−２３参照）として式９を計算すると、ｂ１ｚ＝０．０４１ｍであり、羽根入口でのインペラ外周径ｄ１ｏに対する割合ｂ１ｚ／ｄ１ｏは０．２８（つまり２８％）になる。
ｚ＝３（図１２−１４参照）では、ｂ１ｚ＝０．０２７ｍで、ｂ１ｚ／ｄ１ｏ＝０．１９。
ｚ＝４（図１５−１７参照）では、ｂ１ｚ＝０．０２１ｍで、ｂ１ｚ／ｄ１ｏ＝０．１４。
インペラ２の吸込性能を重視し且つ流路ＣＡの通過粒径を確保するには、羽根枚数ｚを少なくする方が良い。
この点、羽根枚数ｚが２枚（図５、図１８−２０、図２１−２３参照）なら、羽根入口でのインペラ外周径対羽根間距離の比（ｂ１ｚ／ｄ１ｏ）が２８％になり、羽根入口角β１を１４°に設定すれば羽根出口まで回転羽根１３を連続して形成でき、吸込性能を重視しつつ通過粒径を確保することができる。
羽根枚数ｚが３枚（図１２−１４参照）だと、羽根入口でのインペラ外周径対羽根間距離の比（ｂ１ｚ／ｄ１ｏ）が１９％になるが、ポンプ口径ｄの仕様値をφ２００ｍｍ以上に設定すれば、羽根入口から羽根出口まで連続した回転羽根が形成され、吸込性能を重視しつつ通過粒径を確保することができる。
羽根枚数ｚが４枚（図１５−１７参照）の場合には、羽根入口でのインペラ外周径対羽根間距離の比（ｂ１ｚ、／ｄ１ｏ）が１４％になるが、ポンプ口径ｄの仕様値をφ３００ｍｍ以上に設定すれば、羽根入口から羽根出口まで連続した回転羽根が形成され、吸込性能を重視しつつ通過粒径を確保することができる。
従って、ポンプ口径が大きいポンプでは、インペラの羽根枚数を３枚か４枚にして回転数を上げれば、吸込性能が向上して、高揚程・大吐出量での運転が可能になる。
なお、インペラの羽根枚数を３枚又は４枚とすると、流体へのエネルギー伝達を効率よく行え、その分、インペラ外周径を縮少し、羽根出口角を大きくできる。
次に、インペラ２の羽根出口での諸元及び関連パラメータを説明する。
従来の遠心ポンプだと、インペラの羽根出口角β２は、通常、β２＝１５°〜２５°であった。これは、羽根枚数ｚが５枚〜８枚であることが前提になっており、羽根枚数が２枚〜４枚になることを想定していない。
この点、仮に、羽根厚み及び漏れが無いものとして検討を行ってみる。
インペラの羽根出口における中心径ｄ２ｍでの流れの周速度ｕ２ｍは、その速度係数をｋｕ２ｍ（＝１．０１）とおくと、次式で与えられる。
2003038284.tif 000018
これを計算すると、
2003038284.tif 000019
一方、インペラの羽根出口での中心径ｄ２ｍは、次式で与えられる。
2003038284.tif 000020
これを計算すると、
2003038284.tif 000021
インペラの羽根出口における中心径ｄ２ｍでのＭ速度ｃｍ２は、その速度係数をｋｍ２（＝０．１１３）とおくと、次式で与えられる。
2003038284.tif 000022
これを計算すると、
2003038284.tif 000023
インペラの羽根出口における中心径ｄ２ｍでの流路幅ｂ２は、次式で与えられる。
2003038284.tif 000024
これを計算すると、
2003038284.tif 000025
従って、従来方式だと、インペラの羽根入口での外周径ｄ１ｏ＝０．１４４ｍに対する羽根出口での流路幅ｂ２＝０．０１５ｍの割合が１０％になり、充分な通過粒径を確保できない。
ここで有限枚数の羽根を無限枚数の羽根と比較したときの揚程損失について考える。有限枚数の羽根１３ｉによる理論揚程をＨｔｈ、無限枚数の羽根による理論揚程をＨ∞、無限枚数の羽根による羽根出口でＭ速度ｃｕ２∞とおくと、有限枚数の羽根における損失のすべり係数ｘが次式で与えられる。
2003038284.tif 000026
つまり、羽根枚数ｚを少なくすると、式１４右辺第２項の分母がそれだけ大きくなり、その分、すべり係数ｘが１に近づき、好ましくない。
本発明は、インペラ２の羽根出口角β２を小さく設定することで、この問題に対処している。
この点、前記無限枚数の羽根による理論揚程Ｈ∞は、インペラ２の羽根出口（流路断面積ｄ２ｍ・ｂ２）における中心径ｄ２ｍでの流れの周速度ｕ２及び半径方向速度ｃｍ２と羽根出口角β２とに依存し、羽根入口で予旋回がないとすると、次式で与えられる。
2003038284.tif 000027
従って、各実施例では、羽根出口での流路幅ｂ２を大きくして通過粒径を確保しつつ、すべりによる損失を少なくするため、羽根出口でのインペラ中心径ｄ２ｍを大きく設定し、羽根出口角β２を小さく設定している。より詳細には、インペラの入口での外周径ｄ１ｏ＝０．１４４ｍに対する羽根出口での流路幅ｂ２の割合を２６％（即ち、ｂ２＝０．０３８ｍ）に設定して通過粒径を確保している。
インペラ２の羽根入口での外周径がｄ１ｏ＝０．１４４ｍで、羽根出口での流路幅がｂ２＝０．０３８ｍであるから、羽根枚数が２枚（図５、図１８−２０、図２１−２３参照）の場合、羽根出口のインペラ中心径がｄ２ｍ＝０．２９０ｍとなり、羽根出口角がβ２＝１０°となる。
羽根枚数が３枚（図１２−１４参照）の場合は、羽根出口でのインペラ中心径がｄ２ｍ＝０．２８１ｍとなり、羽根出口角がβ２＝１１．１°となる。
羽根枚数が４枚（図１５−１７参照）の場合には、羽根出口でのインペラ中心径がｄ２ｍ＝０．２７３ｍとなり、羽根出口角がβ２＝１１．８°となる。
従って、上記実施例によれば、従来の遠心ポンプに比し、羽根出口でのインペラ中心径ｄ２ｍが５．４％〜１２％大きく、羽根出口幅ｂ２が２倍〜２．５倍大きい。これにより、羽根角度が入口角β１＝１４°から出口角β２＝１０°〜１１．８°へと緩やかに連続変化する２枚〜４枚の回転羽根を備えた構成となる。
羽根枚数を３枚又は４枚にすると、流体へのエネルギー伝達を効率よく行え、インペラ外径の低減及び羽根出口角の増大が容易になる。
なお、インペラ２の羽根出口側における中心径ｄ２ｍが０．２７３ｍ〜０．２９０ｍの範囲は遠心領域であり、この領域では、羽根枚数を２枚から３枚又は４枚に変えても、流路幅ｂ２を一定にすることができる。例えば、羽根出口での流路幅ｂ２＝３８ｍｍにすれば、インペラ２の羽根入口での外周径ｄ１ｏ＝０．１４４ｍに対する割合が２６％になり、充分な通過粒径を確保できる。大口径のポンプの場合、インペラの羽根枚数を３枚か４枚にして入口から出口まで連続した羽根を形成することにより、吸込性能を重視しつつ通過粒径を確保することができる。
ここで第１実施例（図１〜図６）を振り返るに、前記インペラ２は、その始端部である上流側スクリュウ部１３ａから終端部である下流側スクリュウ部１３ｃまで連続した２枚の回転羽根１３がハブ１２に巻着けられ、上流側スクリュウ部１３ａの羽根入口角度β１が１４°、下流側スクリュウ部１３ｃの羽根出口角度β２が１０°に設定されている。これらの回転羽根１３で画成される各回転流路ＣＡは、インペラ２の羽根入口における外周径に対する羽根出口での流路幅ｂ２の割合が２６％に設定され、充分な通過粒径を確保しつつも、羽根角度が入口から出口まで滑らかに変化する。
第１実施例に係るポンプ１では、インペラ２の回転羽根１３ｉの枚数が２枚（Ｉ＝２）、またディフューザＤｆの固定案内羽根１４ｊの枚数が５枚（Ｊ＝５）になっているが、これらの羽根枚数Ｉ，Ｊを、Ｉ＝３又はＩ＝４と増やし、或いはＪ＝４又はＪ＝３と減らしても、インペラの羽根入口における外周径に対する羽根出口での流路幅ｂ２の割合を２６％にすることが可能であり、そうした変更例を次に説明する。
図１２〜図１４は、第１実施例の第１の変更例に係るターボ形ポンプの要部ＰＩ１を示す。このポンプは、主軸５と、この主軸５に固定された３枚（Ｉ＝３）の回転羽根１３ｉ（ｉ＝１〜３）を有するインペラ１０２と、主軸５を軸支するボス１５を備えた５枚（Ｊ＝５）の固定案内羽根１４ｊ（ｊ＝１〜５）を有するディフューザＤｆとを含む。各回転羽根１３ｉは、羽根入口角度β１が１４°、羽根出口角度β２が１１．１°に設定されている。
図１５〜図１７は、第１実施例の第２の変更例に係るターボ形ポンプの要部ＰＩ２を示す。このポンプは、主軸５と、この主軸５に固定された４枚（Ｉ＝４）の回転羽根１３ｉ（ｉ＝１〜４）を有するインペラ２０２と、主軸５を軸支するボス１５を備えた５枚（Ｊ＝５）の固定案内羽根１４ｊ（ｊ＝１〜５）を有するディフューザＤｆとを含む。各回転羽根１３ｉは、羽根入口角度β１が１４°、羽根出口角度β２が１１．８°に設定されている。
図１８〜図２０は、第１実施例の第３の変更例に係るターボ形ポンプの要部ＰＩ３を示す。このポンプは、主軸５と、この主軸５に固定された２枚（Ｉ＝２）の回転羽根１３ｉ（ｉ＝１〜２）を有するインペラ２と、主軸５を軸支するボス１５を備えた４枚（Ｊ＝４）の固定案内羽根１４ｊ（ｊ＝１〜４）を有するディフューザＤｆ１とを含む。各回転羽根１３ｉは、第１実施例同様に、羽根入口角度β１が１４°、羽根出口角度β２が１０°に設定されている。
図２１〜図２３は、第１実施例の第４の変更例に係るターボ形ポンプの要部ＰＩ４を示す。このポンプは、主軸５と、この主軸５に固定された２枚（Ｉ＝２）の回転羽根１３ｉ（ｉ＝１〜２）を有するインペラ２と、主軸５を軸支するボス１５を備えた３枚（Ｊ＝３）の固定案内羽根１４ｊ（ｊ＝１〜３）を有するディフューザＤｆ２とを含む。各回転羽根１３ｉは、第１実施例同様に、羽根入口角度β１が１４°、羽根出口角度β２が１０°に設定されている。
なお、インペラの回転羽根が３枚（Ｉ＝３）又は４枚（Ｉ＝４）の場合にも、ディフューザの固定案内羽根を４枚（Ｊ＝５）又は３枚（Ｊ＝３）に低減可能なこと理解できよう。
但し、振動の観点から、任意な自然数ｎ，ｍ（ｎ＞０，ｍ＞０）について、ｎＩ≠Ｊ，Ｉ≠ｍＪであることが望ましい。つまり、Ｉ，Ｊの組合せ（Ｉ，Ｊ）が（２，３），（２，５），（３，４），（３，５），（４，３），又は（４，５）のいずれかになることが望ましい。
上述のように、回転羽根１３を２枚〜４枚とすれば、従来の羽根枚数の多い遠心羽根に軸流羽根を付加した構成あるいは斜流羽根に遠心羽根を付加した構成とは異なり、上流側スクリュウ部１３ａの羽根入口角度β１（１４°）から下流側スクリュウ部１３ｃの羽根出口角度β２（１０°〜１１．８°）へと滑らかに角度変化する回転羽根１３が得られ、しかもインペラの下流側スクリュウ部１３ｃが遠心式であるにもかかわらず、羽根入口外周径に対する羽根出口流路幅の割合が２６％と高い通過粒径を確保でき、途中に急な拡径部や急な曲路部がなく、従って、遠心羽根に単にインデューサーを付加した従来構成におけるような詰りは解消される。
上述の構成によれば、回転羽根１３ｉ（Ｉ＝２〜４）がハブ１２に等間隔に巻着けられ、軸対称にバランスよく配設されて、流体にエネルギーを与えるので、体積効率及び回転バランスがよい。ポンプのキャビテーションに関する吸込性能の良否を表す尺度として吸込比速度が用いられ、従来の遠心式インペラでは、その値を２０００以上に高めることが難しかった。本実施例によれば、上流側スクリュウ部１３ａを一体に備える回転羽根１３の採用により、インペラ２の吸込比
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性能の良さにより、キャビテーションを伴わない高速回転が可能である。
また回転羽根１３の枚数（Ｉ＝２〜４）にかかわらず各羽根の入口角β１を１４°に設定したので、アンチキャビテーション性が羽根枚数の影響を受けない。
第１実施例のディフューザＤｆは、上流側から下流側に向って縮径する吐出ケーシング１０の内に５枚の案内羽根１４を配設し、これらの案内羽根１４を吐出ケーシング１０と羽根ボス１５とに一体的に固定し、羽根ボス１５も下流側に向って縮径させ、以て主軸５の軸心方向へ戻る固定流路ＣＢｊを画成し、また羽根ボス１５で主軸５の先端部を軸支している。このディフューザＤｆは、インペラ２の回転により加圧された流体の旋回流を直線流に整流化し、振動や騒音を軽減する。
第１実施例は、インペラ２の回転羽根１３を２枚、またディフューザＤｆの固定羽根１４を５枚に設定して、回転羽根１３を上流側のインデューサ付き軸流式スクリュウ部１３ａと、中間部の斜流式スクリュウ部１３ｂと、下流側の遠心式スクリュウ部１３ｃとで構成することにより、吸込比速度を３０００ｍｉｎ−１・
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このため、インペラ２の回転速度を速くしてもキャビテーションが起きず、その増速分加圧された旋回流がディフューザＤｆで整流化され、高揚程、大吐出量で運転できる。
第１実施例に係る横軸式ターボ形ポンプ１の特性試験を行なった。その結果を図９〜図１１に示す。
図９はポンプ１の主要性能、つまり、Ｑ（吐出量）−Ｈ（全揚程），Ｑ（吐出量）−Ｐ（軸動力）、及びＱ（吐出量）−η（効率）特性を示すグラフで、Ｑ（吐出量）−Ｓ（吸込比速度）及びＱ（吐出量）−ＮＰＳＨｒ（必要有効吸込ヘッド）が併せ示されている。図中、Ｈは全揚程（ｍ）、ηはポンプ効率（％）、Ｐは軸動力（ｋＷ）、ＮＰＳＨｒは必要有効吸込ヘッド（ｍ）、Ｓは吸込比速度（ｍｉｎ−１・（ｍ３
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図９に示されるように、全揚程Ｈは吐出量Ｑの増加に伴い直線状に低下した。揚程Ｈの変化に対する流量Ｑの変化は少ない。
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程度で、これを２０００以上に改善することは難しかった。インデューサ付き軸流部と斜流部と遠心部とからなるインペラ２を備えたポンプ１では、吸込比速度
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上したことが分かる。
軸動力Ｐは、ポンプ効率ηの最高点より右（Ｑ＋）側では、インペラ２の外周部の負荷が減り、軸流部・斜流部の効果が出て、低減する。締切り点近傍で、軸流部の逆流効果による軸動力Ｐの増加がみられるが、出口側の遠心部で、従来の軸流羽根のように軸動力の大幅な増加がなく、従って、軸動力Ｐが平坦でポンプとして扱いやすい。
図１０は、ポンプ１の百分率Ｑ−Ｈ特性を従来の遠心式ポンプと比較して示すグラフである。横軸が吐出量Ｑ（ｍ３／ｍｉｎ）、縦軸が全揚程Ｈ（ｍ）で、それぞれ、ポンプ効率ηの最高点における値の百分率（％）で示す。
破線で示される従来の遠心ポンプは、吐出量Ｑが少なく（Ｑ＜１００％）揚程Ｈが高い（Ｈ＞１００％）左上の領域で右上がり特性を示し、管路抵抗曲線と２点で交差するため、その２点がプラントでの運転点となり、動作に安定性を欠く。
実線で示されるポンプ１は、吐出量Ｑの増加に伴い全揚程Ｈが単調に減少し、右上がりとならず、従って管路抵抗曲線と１点で交わり、動作が安定し、ポンプとして扱い易い。この点、吸込水位、吐出水位の変化が大きい汚水ポンプなどへの適用に有利である。
図１１はポンプ１の百分率Ｑ−Ｐ特性を従来の遠心式ポンプと比較して示すグラフである。横軸が吐出量Ｑ（ｍ３／ｍｉｎ）縦軸が軸動力Ｐ（ｋｗ）で、それぞれ、ポンプ効率ηの最高点における値の百分率（％）で示す。
破線で示される従来の遠心ポンプは、流量Ｑの増加に伴い軸動力Ｐが単調に増加するので、運転可能な範囲が極めて限定される。
実線で示されるポンプ１は、吐出量Ｑが大きい（Ｑ＞１００％）右側の領域で軸動力Ｐが緩やかな極大点を持つが略平坦な特性を示し、従って比較的広い運転範囲を確保できる。
（第２実施例）
図２４は第２実施例に係る単段の横軸式ターボ形ポンプ１６（以下、「横軸ポンプ」と呼ぶ。）を備えたプラントの要部ＰＴ２を示す。
このプラント要部ＰＴ２は、中高深度地下に貯留した雨水Ｗを揚水する揚水設備として構成され、側面視略Ｌ形の揚水路ＰＬ２と、この揚水路ＰＬ２に介設した前記横軸ポンプ１６の主軸５を水平に軸支する軸受機構ＢＲ２と、主軸５を回転駆動する駆動機構ＤＲ２とを含む。軸受機構ＢＲ２は主軸５の図中右半部５ｄを両持ちする左右の軸受４，４を備えた軸受箱３により構成される。駆動機構ＤＲ２は外部制御される電動モータ７と、このモータ７に前記主軸５の右端部５ｅを結合する継手とを含む。
揚水路ＰＬ２は、据置式の一体形ポンプケーシング１７を有する前記横軸ポンプ１６と、そのポンプケーシング１７の吸込ケーシング部１８にフランジ接続された導水用直管（不図示、図１の直管Ｓｐと同じ構成）と、上記ポンプケーシング１７の吐出ケーシング部１９にフランジ接続された送水用縦管（不図示）とで構成される。
横軸ポンプ１６は、吸い込んだ水Ｗに揚程を与えて揚液Ｗｐに変える実施例１と同様な片吸込式の揚水部１６Ａと、揚液Ｗｐを周方向に案内し吐出する吐水部１６Ｂとを有する。揚水部１６Ａは前記吸込ケーシング部１８と、これ１８に回転自在に内接する二枚羽式インペラ２とで構成され、その間にスパイラルな回転流路ＣＡｉ（ｉ＝１，２）が画成される。吐水部１６Ｂは、前記吐出ケーシング部１９と、この吐出ケーシング部１９の前面をシールするシールプレート２０とで構成される。そして、吐出ケーシング部１９の図中上半部１９ａにより揚液吐出口ＣＤが画成され、吐出ケーシング部１９の下半部１９ｂとシールプレート２０とにより前記回転流路ＣＡｉと揚液吐出口ＣＤとを連結するヴォリュート形固定流路ＣＥが画成される。前記シールプレート２０は主軸５の前部５ｂが水平に貫通する水封部２０ａを備える。
インペラ２は第１実施例同様に２枚の回転羽根１３ｉ（ｉ＝１，２）を有し、各回転羽根１３は、その上流側スクリュウ部１３ａが水Ｗを呼込んで押込圧を与え、この水を中間スクリュウ部１３ｂが加圧し、この水を下流側スクリュウ部１３ｃが更に加圧増速させて遠心方向へ向かう揚液Ｗｐを与える。この揚液Ｗｐがヴォリュート形固定流路ＣＥで揚液吐出口ＣＤへ案内され、ここＣＤから吐出される。
ヴォリュート形固定流路ＣＥがを有する横軸ポンプ１６は、キャビテーションの発生或いは過度の吸気により送水停止しても、復帰が容易である。
（第３実施例）
図２５は第３実施例に係る単段の縦軸式ターボ形ポンプ２１（以下、「縦軸ポンプ」と呼ぶ。）を備えたプラントの要部ＰＴ３を示す。
このプラント要部ＰＴ３は、大深度地下或いは井戸形貯水槽に貯留した雨水Ｗを揚水する揚水設備として構成され、側面視略Ｉ形の揚水路ＰＬ３と、この揚水路ＰＬ３に介設した前記縦軸ポンプ２１の主軸２２の上部２２ａを垂直に軸支する軸受機構ＢＲ３と、主軸２２を回転駆動する外部制御式駆動機構ＤＲ３とを含む。
揚水路ＰＬ３は、支持フレームに固定されたポンプケーシング２３を有する前記縦軸ポンプ２１と、上記ポンプケーシング２３の吐出ケーシング部２５にフランジ接続された送水用縦管２６とで構成される。縦管２６はエルボ２６ａを含み、このエルボ２６ａは主軸２２の上部２２ａが貫通する水封部２６ａを有する。
縦軸ポンプ２１は、吸い込んだ水Ｗに揚程を与えて揚液Ｗｐに変える片吸込式の揚水部２１Ａと、揚液Ｗｐを案内吐出する吐水部２１Ｂとを有する。揚水部２１Ａは前記吸込ケーシング部２４と、これ２４に回転自在に内接する二枚の回転羽根１３ｉ（ｉ＝１，２）を備えたインペラ２とで構成され、その間にスパイラルな回転流路ＣＡｉ（ｉ＝１，２）が画成される。吐水部２１Ｂは、揚液Ｗｐを軸寄りに戻して上方へ吐出するディフューザＤｆとして構成され、前記吐出ケーシング部２５と、この吐出ケーシング部２５と一体に成形された５枚の固定羽根１４ｊ（ｊ＝１〜５）と、これらの回転羽根１４に止着され主軸２２の下部２２ｂを軸支するボス１５とで５つの固定流路ＣＢｊ（ｊ＝１〜５）を画成している。
吸込ケーシング２４から吸引した水Ｗをインペラ２で加圧増速させて旋回流となし、この旋回流をディフューザＤｆが直線流に整流して縦管２６に吐出し、吐出エルボ２４から排出する。
以上に述べた本発明の実施例によれば、ポンプケーシング（８；１７；２３）にインペラ（２，１０２，２０２）を配設し、吸込ケーシング（９；１８；２４）から吸引した水（Ｗ）をポンプケーシング（８；７；２３）のインペラ（２，１０２，２０２）で加圧して、吐出ケーシング（１０；１９；２５）から排出するポンプ（１；１６；２１）において、前記ポンプケーシング（８；１７；２３）を始端側から後端に向って拡大させる一方、主軸（５；５；２２）に沿って突出させた上流側スクリュウ部（１３ａ）と、傾斜状とした中間スクリュウ部（１３ｂ）と、急勾配とした下流側スクリュウ部（１３ｃ）とからなる一連の回転羽根（１３）をポンプケーシング（８；１７；２３）に配設しており、遠心インペラにスクリュー羽根と斜流羽根とを付加し、インペラの羽根角度を滑らかに変化させることで、動力的に平坦で扱いやすいポンプが得られ、吸込性能を確保しつつ、高揚程を達成できる。
インペラ（２，１０２，２０２）は、回転羽根（１３）の中間スクリュウ部（１３ｂ）を緩傾斜するハブの前段部（１２ａ）に止着し、下流側スクリュウ部（１３ｃ）を急傾斜するハブの後段部（１２ｃ）に止着した構成で、出口側の遠心羽根部で、大幅な軸動力（Ｐ）の増加が防止される。ポンプケーシング（８）に配設した回転羽根（１３）は、その外周縁をポンプケーシング（８）の内周面に接近させ、且つ上流側スクリュウ部（１３ａ）の先端部（１３ａ１）を吸込ケーシング（９）の吸込流路に突出させて、同先端部（１３ａ１）の内側に広い吸込口を形成し、吸込性能を向上させている。
インペラ（２，１０２，２０２）の回転羽根（１３）は、羽根入口での外周径（ｄｉｏ）に対する羽根出口での流路幅（ｂ２）の割合を２６％に設定して、高い通過粒径を確保し、異物通過性に優れたポンプを得ている。
ハブ（１２）に巻着される、つまり、一体的に巻回される回転羽根（１３）は、羽根入口角度を１４°に設定して、上流側スクリュウ部（１３ａ）の吸込口径を大きくし、回転流路（ＣＡ）への流体の引込を増強し、吸込性能を向上させている。
回転羽根（１３）の羽根出口角度を１０°〜１１．８°に設定し、上流側スクリュウ部（１３ａ）から下流側スクリュウ部（１３ｃ）まで曲率が滑らかに変化する回転流路（１３）を得ている。
ハブ（１２）に巻着される回転羽根（１３）の枚数（Ｉ）を２枚〜４枚に限定して、回転羽根（１３）の主軸（５）周りの対称性を確保し、流体の回転バランス及び付与されるエネルギーの体積効率を向上させている。
ディフューザ（Ｄｆ、Ｄｆ１、Ｄｆ２）は、吸込ケーシング（９；２４）に連結される吐出ケーシング（１０；２５）の内周を上流側から下流側に向けて縮径させ、この吐出ケーシング（１０；２５）と洋梨状の羽根ボス（１５）との間に固定案内羽根（１４）を設けて、軸寄りの戻り流路（ＣＢ）を形成することにより、回転軸に沿った吐水を行い、渦室におけるようなラジアル荷重の発生を抑え、振動を軽減している。
上述のインペラ（２，１０２，２０２）は、吸込ケーシング（１８）の拡径後端部に渦巻形の吐出ケーシング（１９）を連結したターボ形ポンプ（１６）に適用してもよい。
上述のインペラ（２，１０２，２０２）は、横軸ポンプ（１；１６）、縦軸ポンプ（２１）いずれにも適用できる。
前記実施例に係る２枚〜４枚の回転羽根（１３）を有するインペラ（２，１０２，２０２）は、従来の遠心ポンプに較べ羽根入口での中心径（ｄ１ｍ）が５．４％〜１２％大きく、羽根出口での流路幅（ｂ２）が２倍〜２．５倍大きく、羽根入口角１４°の上流側スクリュウ部（１３ａ）から羽根出口角１０°〜１１．８°の下流側スクリュウ部（１３ｃ）まで無衝突な回転流路（ＣＡ）を画成する。回転羽根（１３）の枚数を３枚もしくは４枚に設定すると、流体へのエネルギー伝達を効率よく行え、入口側の外径を小さくし、出口側の角度を大きくすることが可能となる。下流側スクリュウ部（１３ｃ）が遠心式であるにもかかわらず、羽根入口での外周径（ｄ１ｏ）に対する羽根出口での流路幅（ｂ２）が２６％と大きな通過粒径を確保でき、各流路（ＣＡ）は途中で急な拡径や曲がりを持たず、滑らかに変化する。
このインペラ（２，１０２，２０２）は、入口側側が軸流式でも出口側が遠心式になっているので、従来の軸流式インペラのように大きな軸動力（Ｐ）を必要とせず、軸動力特性が平坦な扱い易いポンプが得られる。
羽根入口角を１４°に設定した回転羽根（１３）の上流側スクリュウ部（１３ａ）は、その先端にインデューサ部（１３ａ１）が連続して形成され、その分、吸込性能が向上し、しかも、遠心羽根にインデューサーを別途付加した従来方式におけるような異物の詰りがなくなる。
前記実施例によれば、２枚〜４枚の回転羽根（１３）がハブ（１２）周りに等間隔に巻着され、対応する主軸（５，２２）上の各位置において軸対称に配設され、回転バランスがよく、流体へのエネルギー伝達の体積効率が改善される。
ポンプ（１，１６，２１）が大型で管路（ＰＬ１，ＰＬ２，ＰＬ３）の接続口径が大きいときは、回転羽根（１３）の枚数（Ｉ）を３枚又は４枚に設定して、各羽根（１３）を入口から出口まで連続させ、成充分な通過粒径を確保しつつ、吸込性能を上げる。従来の遠心ポンプでは吸込比速度を２０００を以上に高めることが困難であったが、既述の上流側スクリュウ部（１３ａ）を備える本実施例
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高速回転でも吸込性能が良くキャビテーションが防止される。
上記上流側スクリュウ部（１３ａ）は、そのインデューサ機能により推力が増し、その分、吸込性能が向上し、中間スクリュウ部（１３ｂ）への押込圧も高くなる。このため中間スクリュウ部（１３ｂ）で局所的な圧力低下が生じ難く、キャビテーションによる振動や騒音が防止される。
斜流式の中間スクリュウ部（１３ｂ）では、回転羽根（１３）の揚力と流路（ＣＡｂ）沿いに斜めに流れる流体に作用する遠心力とにより流体が加圧され、この加圧された流体が、下流側スクリュウ部（１３ｃ）の遠心作用により更に加圧増速される。この加圧増速された流体、つまり、揚液Ｗｐが、第１及び第３実施例では、吐出ケーシング（１０，２５）の戻り流路（ＣＢ）で直線流に整流され、比較的高揚程であっても低振動低騒音に吐出され、第２実施例の場合には、渦巻式の吐出ケーシング（１９）を介し高揚程で吐出される。
つまり、吸込性能の向上により流量が増しても所要揚程を維持でき、高速での運転が可能になる。
以上の説明により明らかな如く、本発明の好適な実施の形態によれば、ポンプケーシング（８；１７；２３）にインペラ（２，１０２，２０２）を配設し、吸込ケーシング（９；１８；２４）から吸引した水（Ｗ）をインペラ（２，１０２，２０２）で加圧して、吐出ケーシング（１０；１９；２５）から排出するターボ形ポンプ（１；１６；２１）において、前記吸込ケーシング（９；１８；２４）の後部（９ｂ）をその始端側から後端に向って拡大し、そこに、主軸（５；５；２０）に沿って突出する上流側スクリュウ部（１３ａ）と、傾斜状の中間スクリュウ部（１３ｂ）と、急勾配の下流側スクリュウ部（１３ｃ）とからなる一連の回転羽根（１３）を配設している。
前記回転羽根（１３）は、中間スクリュウ部（１３ｂ）が傾斜状のハブ（１２）の前段部（１２ａ）に巻着され、下流側スクリュウ部（１３ｃ）が急勾配のハブ（１２）の後段部（１２ｂ）に巻着される。
前記回転羽根（１３）は、その外周縁が吸込ケーシング後部（９ｂ）の内周面に接近し、上流側スクリュウ部（１３ａ）の先端（１２ａ１）が吸込ケーシング（９；１８；２４）の吸込流路に突出する。
前記インペラ（２，１０２，２０２）は、その入口外周径（ｄ１ｏ）に対する羽根出口幅（ｂ２）の割合が２６％に設定される。
前記ハブ（１２）に巻着される回転羽根（１３）は、羽根入口角度（β１）が１４°に設定される。
前記ハブ（１２）に巻着される回転羽根（１３）は、羽根出口角度（β２）が１０°〜１１．８°に設定される。
前記ハブ（１２）に巻着される回転羽根（１３）の枚数は２枚〜４枚に限定される。
前記吸込ケーシング後部（９ｂ）に連結される吐出ケーシング（１０；２５）はその始端側から後端に向って縮小し、この吐出ケーシング（１０；２５）の内部に固定案内羽根（１４）を備える羽根ボス（１５）が配設され、軸心方向への戻り流路（ＣＢ）が形成される。
前記吸込ケーシング（１８）の後部に連結される吐出ケーシング（１９）は渦巻ケーシング部（１９ｂ）を備える。
前記ターボ形ポンプは横軸ポンプ（１；１６）として構成される。
前記ターボ形ポンプは縦軸ポンプ（２１）として構成される。
産業上の利用可能性
本発明によれば、ターボ形ポンプの吸込性能及び通過性能が改善され、雨水の排水、深度地下での揚水、下水または一般産業排水の移送等が容易になる。
【図面の簡単な説明】
図１は本発明の第１の実施例に係るターボ形ポンプを備えたプラント要部の一部をＭ輪郭で示した縦断面図である。
図２は図１のプラント要部の配管の縦断面図である。
図３は図２の配管に設けられた前記ターボ形ポンプの流路をＭ輪郭で表した縦断側面図である。
図４は図３のターボ形ポンプの主軸と、この主軸に固定された二枚羽式インペラと、主軸を軸支するボスを備えた五枚羽式ディフューザとを含むポンプ要部の斜視図で、ディフューザはポンプの吐出ケーシングから仮想的に切り離して示す。
図５は図４のポンプ要部の正面図である。
図６は図４のディフューザの後面図である。
図７は、本発明の実施例に係るポンプに関し、複数枚の羽根を有する例示的インペラの羽根出入口における羽根角度と流れ場のパラメータとの関係を示す模式図である。
図８は本発明の実施例に係るポンプのポンプケーシングとインペラとの間に画成される流路のメリジアン輪郭図で、流路出入口における流路寸法及びインペラ寸法を示している。
図９は前記第１実施例に係るポンプの性能曲線を示すグラフである。
図１０は第１実施例に係るポンプの百分率Ｑ−Ｈ特性を示すグラフで、従来の遠心ポンプとの違いを示している。
図１１は第１実施例に係るポンプの百分率軸動力特性を示すグラフで、従来の遠心ポンプとの違いを示している。
図１２は前記第１実施例の第１の変更例に係るターボ形ポンプの主軸と、この主軸に固定された三枚羽式インペラと、主軸を軸支するボスを備えた五枚羽式ディフューザとを含むポンプ要部の斜視図で、ディフューザはポンプの吐出ケーシングから仮想的に切り離して示す。
図１３は図１２のポンプ要部の正面図である。
図１４は図１２のディフューザの後面図である。
図１５は前記第１実施例の第２の変更例に係るターボ形ポンプの主軸と、この主軸に固定された四枚羽式インペラと、主軸を軸支するボスを備えた五枚羽式ディフューザとを含むポンプ要部の斜視図で、ディフューザはポンプの吐出ケーシングから仮想的に切り離して示す。
図１６は図１５のポンプ要部の正面図である。
図１７は図１５のディフューザの後面図である。
図１８は前記第１実施例の第３の変更例に係るターボ形ポンプの主軸と、この主軸に固定された二枚羽式インペラと、主軸を軸支するボスを備えた四枚羽式ディフューザとを含むポンプ要部の斜視図で、ディフューザはポンプの吐出ケーシングから仮想的に切り離して示す。
図１９は図１８のポンプ要部の正面図である。
図２０は図１８のディフューザの後面図である。
図２１は前記第１実施例の第４の変更例に係るターボ形ポンプの主軸と、この主軸に固定された二枚羽式インペラと、主軸を軸支するボスを備えた三枚羽式ディフューザとを含むポンプ要部の斜視図で、ディフューザはポンプの吐出ケーシングから仮想的に切り離して示す。
図２２は図２１のポンプ要部の正面図である。
図２３は図２１のディフューザの後面図である。
図２４は本発明の第２の実施例に係るターボ形ポンプを備えたプラント要部の縦断面図である。
図２５は本発明の第３の実施例に係るターボ形ポンプを備えたプラント要部の縦断面図である。
図２６は従来のターボ形ポンプの流路のメリジアン輪郭と比速度との関係を示す図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【国際調査報告】
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