(57)【要約】      （修正有）【課題】ガスタービン及び蒸気タービン用排気ディフューザ性能の改善。【解決手段】ディフューザ１０は、主流の境界層分離を阻止するか又は遅らせるためのディフューザ壁２２に沿った開口部２６を含む。開口部２６は、コアンダ効果を利用するために主流に対して凸状の湾曲部を有する湾曲通路を含むことができる。ガスタービンは、各々が流体の二次的な流れをディフューザに供給するための開口部を有するディフューザと、開口部を有する中央本体とを含むことができる。ガスタービンは、流体を上流のタービン段から開口部に配向させることができる。蒸気タービンは、ディフューザを含むことができ、開口部をディフューザ入口の下流側になるが、境界分離位置の上流側に位置させることができる。【選択図】図１
2004162715.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
流体作動が増強されるディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）であって、
縦方向軸と、
幅Ｗを有するディフューザ入口（１６、３０４、３３６、４３８、４８６、５１０）と、
ディフューザ壁（２２、４３４、４６０、４８８、５２０）を有する末広部分（５１２）と、
前記ディフューザ入口（１６、３０４、３３６、４３８、４８６、５１０）に隣接して前記ディフューザ壁（２２、４３４、４６０、４８８、５２０）に形成された開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）と、
前記開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）に隣接した湾曲通路（４７０）と、
を備え、前記湾曲通路は、前記縦方向軸に対して凸状に湾曲し、二次ジェットを前記開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）内に前記該ディフューザ壁（２２、４３４、４６０、４８８、５２０）に沿って導入し、コアンダ効果を用いて、前記二次ジェットを前記ディフーザ壁（２２、４３４、４６０、４８８、５２０）に沿って維持する、
ことを特徴とするディフューザ。
【請求項２】
独立したブースタユニット（４０２）が前記湾曲通路（４７０）に連結された請求項１に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項３】
前記ディフューザ壁（２２、４３４、４６０、４８８、５２０）の周りに分布された複数の開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）を備える請求項１に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項４】
流体が、前記ディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）内に位置する中央本体（３１０、３４０、４３６、５０４）の開口部（１６４、３１１、４１２、４９０、５２２）を通して該ディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）内にさらに噴射されるようになった請求項１に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項５】
複数の開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）が均等に分布された請求項３に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項６】
前記ディフーザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）の外側ケーシング（５１６）の周りに取り付けられた環状マニホルド（４７２、５１４）をさらに備え、前記環状マニホルド（４７２、５１４）が流体を外部源から収集し、該流体を前記開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）に分配するようになった請求項３に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項７】
前記ディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）を出る流体が、前記環状マニホルド（４７２、５１４）に移送されるようになった請求項６に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項８】
独立したブースタユニット（４０２）からの流体が、前記環状マニホルド（４７２、５１４）に配向されるようになった請求項６に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項９】
前記開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）が、０．０２Ｗと０．０５Ｗとの間の直径を有する円形開口部である請求項１に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項１０】
前記開口部（２６、１６２、３１４、３３４、４１４、４３２、４７０、４８４、５１８）が、０．０１５Ｗと０．０２Ｗとの間の高さを有する環状スロットである請求項１に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【請求項１１】
空気を上流のタービン（１６６）から前記湾曲通路（４７０）の中に配向する通気路（１７４）をさらに備える請求項１に記載のディフューザ（１０、１６０、３００、３３０、４００、４３０、４６４、４８０、５００）。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、一般に流体作動方式に関し、より具体的には、本発明は改善されたディフューザ性能の流体作動に関する。
【背景技術】
【０００２】
典型的には、ガスタービンの排気ディフューザの出口対入口の最大面積比（及びこれによる最終タービン段の後での有効流れ拡散量）は、流れの分離問題及び／又は軸流ディフューザの許容長さにより制約される。ディフューザは、膨張が急激過ぎる（大きなディフューザ角度）か、又はディフューザの面積比が大き過ぎる場合に分離流を示す。
【０００３】
所定のディフューザ長さにおいては、面積比は、該ディフューザの膨張角により定められる。著しい流れの分離が生じない許容可能な最大狭角は、ほぼ１０度程度である。長さが制限されていないディフューザにおいては、著しい分離が生じない許容可能な最大面積比は、ほぼ２．４程度（入口面積で割った出口面積）である。付着流れにおいては、圧力回復は面積比の関数であり、面積比が増大すると増加する。タービン排気システムにおいては、排気ディフューザの面積比に対する制約が、該タービンにより抽出できる最大仕事量に制限を課すものとなる。
【０００４】
同じであるか又はより小さい軸長さの中で流れの分離のない、より大きな拡散角度を可能にする設計が、より大きな面積比、圧力回復の改善、及びガスタービン効率の向上をもたらす。許容できる圧力回復を既に有するシステムにおいては、ディフューザ長さが大幅に削減される結果となる。現在、Ｆクラスのガスタービンの排気拡散システムは、ガスタービン長さの全体のおおよそ半分を占める。
【０００５】
最後に、ディフューザ性能は圧力回復に関係するために、該ディフューザ性能はディフューザ入口の流れ特性に強く影響されることになる。典型的なＦクラスのガスタービンにおいては、入口の流れ特性は、機械負荷の関数及び生成された出力量の関数として変化する。タービンディフューザは、全負荷作動条件で最も高い圧力回復を達成するように設計されている。設計外の入口の流れ特性及び結果として生じる流れの分離に起因する部分負荷の条件では、ディフューザの圧力回復は、３の係数だけ低下することになる。
【０００６】
同様に、蒸気タービンの排気システムの性能も、幾何学的形状の制約及び流れの分離問題により制限される。例えば、降流型フードの軸方向長さは、機械のロータの軸受スパンを変えることなく増加させることはできず、流れの分離が生じない程度の蒸気ガイドの流路における許容可能な最大面積比は、排気フード全体について０．３という低い値の圧力回復係数を生み出すものとなる。蒸気タービンにおいて用いられる１つの種類の軸流ディフューザにおいては、著しい分離（及び損失）が生じない程度の許容できる最大狭角は、１０度ないし１５度程度である。ディフューザ長さにおける制約に加えて、この問題も排気の圧力回復係数を０．２５ないし０．３までの値に制限する。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
これまで、従来の設計に対してディフューザ性能を改善するために特定された選択は、スプリッタ羽根、ボルテックス生成器、及び壁面リブレットの使用を含むものであった。スプリッタ羽根は、表面摩擦の増加（及びこれによる損失）という欠点を有し、入口の流れが均一な場合にだけ、比較的うまく作用するように見える。例えば、入口のスワールは、実質的に性能を低下させることになる。ボルテックス生成器及び他の受動的装置は、境界層を再活性化し分離を遅らせるために高い運動量のコア流れを必要とする。原則として、ディフューザ入口における最終タービン段の下流側の場合のように、ディフューザ入口の流れ形状が極度に歪められ、分離点の近くにおいて、低運動量の流体が大きくなっている場合には、ディフューザ性能に大幅な向上を生み出すができないと予測される。末広ディフューザ壁上のリブ／リブレットの使用によるディフューザ性能の改善の形跡は定かではない。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上述の及び他の難点及び欠陥は、幅Ｗを有するディフューザ入口と、ディフューザ壁を有する末広部分と、該ディフューザ入口に隣接してディフューザ壁に形成された開口部と、該開口部に隣接する湾曲通路とを備え、湾曲通路が、該縦方向軸に対して凸状に湾曲し、二次ジェットを該開口部内に該ディフューザ壁に沿って導入し、コアンダ効果を用いて、二次ジェットを該壁に沿って維持するようになった、流体作動が増強され、縦方向軸を有するディフューザにより克服され、又は軽減される。
【０００９】
別の実施の形態においては、流体作動が増強されたディフューザを有するガスタービンは、空気の主流を主流方向に通すディフューザ入口と、ディフューザ壁を有する末広部分と、該末広部分の中に配置される中央本体と、該ディフューザ入口に隣接してディフューザ壁に形成された少なくとも１つの開口部と、該ディフューザ入口の近傍で該中央本体壁に形成された少なくとも１つの開口部とを含む。
【００１０】
別の実施の形態においては、流体作動が増強されたディフューザを有するガスタービンは、該タービンに隣接して配置されるディフューザ入口と、ディフューザ壁を有する末広部分と、該ディフューザ壁における開口部と、該タービンにおける出口ポートと、主タービン出口から離れた出口ポートと、出口ポートから該開口部まで延びる通気路とを含み、空気が該タービンから抽出され該末広部分に導入されるようになっている。
【００１１】
別の実施の形態においては、蒸気タービンは、最終タービン段と、該最終タービン段から主流を受け取る軸流ディフューザと、ディフューザ入口からディフューザ出口まで延びる該軸流ディフューザの末広壁と、該軸流ディフューザの中央本体と、主流を流体的に作動させるための末広壁の開口部及び中央本体の開口部とを含み、これら開口部は、該ディフューザ入口より下流側で境界層分離が開口部のないディフューザ壁に沿って生じる地点から上流側に配置される。
【００１２】
別の実施の形態においては、蒸気タービンは、最終タービン段と、降流型排気フードと、該降流型排気フードにおける中心円錐と、該最終タービン段から空気の主流を受け取る該降流型排気フードにおける蒸気ガイド通路と、主流を流体的に作動させるための蒸気ガイドに形成された開口部とを含み、該開口部は、該ディフューザ入口より下流側で境界層分離が開口部のない蒸気ガイドに沿って生じる地点より上流側に配置される。
【００１３】
別の実施の形態においては、ディフューザ性能を改善する方法は、主流がディフューザを通過することを可能にし、ディフューザ壁に開口部を設け、流体源を選択し、該ディフューザ壁からの主流の分離を阻止するように、流体を該開口部の中に噴射し、該主流に対して及び該ディフューザ壁に対して、有効性が最大になる角度で該流体を配向させることを含む。
【００１４】
当業者は、以下の詳細な説明及び図面から、本発明の上述された及び他の特徴並びに利点を評価し理解するであろう。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１５】
この設計は流体作動を用いることにより、次の属性、すなわち、所定の値の面積比については費用を低減しタービン長さを最小にするように短いディフューザを設計すること、所定の値のディフューザ長さについては膨張角（面積比）を大きくしてディフューザ性能を改善しタービン効率を上げること、分離流を有する既存のディフューザに流体アクチュエータを後付けして、あらゆる作動条件（例えば、全負荷及び部分負荷）で性能が向上するようにすることの１つ又はすべてを備えてタービンディフーザを設計することが可能になる。
【００１６】
流体作動を分離したディフューザの流れに適用することにより、排気ディフューザの圧力回復が、異なる作動条件で大幅に改善できるようになることが以下に示される。
【００１７】
ディフューザ性能が改善されるように設計された流体作動方式は、理想的なニ次元ディフューザの幾何学的形状に関して説明することができる。流れの数値シミュレーションの結果について以下に説明する。検討された事例においては、ディフューザの主流は、大きなディフューザ角度のためにダクトの末広部分の入口で分離する。
【００１８】
図１を参照すると、第１端１２と第２端１４とを有するディフューザ１０が示される。第１端１２が、ガス／蒸気タービン又は該第１端１２より上流側にある他のエンジンからの主流１８を受けるディフューザ入口１６を定める。主流１８は、ディフューザ１０の縦方向軸２０に沿って流れるように示されるが、該主流１８がディフューザ入口１６の幅ｗを満たしていることを理解されたい。ディフューザ１０は、末広部分２３を定める末広ディフューザ壁２２をさらに含む。ディフューザの性能（圧力回復）は、該ディフューザを横断する面積比によって決まる。ディフューザ壁に沿って生成される境界層の流れが壁面に付着したままである限り、より大きな面積比は、より高い圧力回復をもたらす。所定の長さについては、ディフューザ１０の面積比は、ディフューザ壁２２がディフューザ軸２０に対して形成する角度αにより求められる。さらに、所定の面積比については、ディフューザ長さは、角度αにより求められる。所定の面積比について角度αを大きくすることは、関連する費用についての利点と併せて、より短いディフューザをもたらす。しかしながら、典型的には、ディフューザ壁２２からの境界層分離により、角度αが性能上最適な角度よりも小さくなる。分離領域の大きさを縮小し、これにより広角ディフューザ１０に沿って圧力回復を高めるために、二次的な定常空気流２４を、該ディフューザ１０の入口１６における下方壁及び上方壁に沿って配置された２つの小さな（主ジェットの厚さに比べて）縦方向スロット２６から同時に噴射する。噴射スロット２６の適切な設計により、小さな厚さの壁面ジェット２４が、図１に示すように、上方及び下方の末広ディフューザ壁２２と平行に生成される。流体アクチュエータ（二次的な流れ２４）の合計圧力（及びその結果として質量流量及び運動量）が、制御可能であると予想される。
【００１９】
ディフューザの主流１８と二次的壁面ジェット２４との間の空力的な相互作用が、全体の流れパターンを実質的に変える。壁面ジェット２４は、コア流れと再循環流れとの間に形成される剪断層２８を活性化して、流れの分離自体を遅らせる。コア流れは、横流方向に沿って矢印３０で示されるように拡大し、より大きな静圧回復が達成される。以下に説明されるように、分離領域の大きさの減少及びこれに対応する拡散の増加は、全噴射質量流量とディフューザの主流質量流量との比率によって決まる。
【００２０】
図１における二次的壁面ジェット２４を用いた流体作動技術がディフューザ性能を向上させることを証明する数値シミュレーション結果が示される。ディフューザ性能の尺度として、末広部分２３の入口１６において静圧を用いることができる。ディフューザ排気における静圧は通常は一定であるので、タービン出口（ディフューザ入口１２）におけるより低い静圧は、該ディフューザの末広部分２３に沿って回復を向上させることにより、すなわち、拡散流中の分離領域の大きさ（及びこれに対応する損失）を縮小することにより、又は広角ディフューザ内での分離を全体として排除することにより達成される。
【００２１】
図２は、二次元で１５度の角度（α）のディフューザ流れにおける軸方向速度分布のプロット４０及び静圧分布のプロット５０を示す。二次元ディフューザは、実際に採用される実施の形態ではないが、コンピュータシミュレーションの結果は、上述の流体作動方式の有効性についての例示的な証明となる。ディフューザ１０の部品について図１を参照すると、検討中のディフューザ（図２ないし図４）においては、入口１６のｗのような入口高さは２．７インチであり、末広壁２２の長さＬは２５インチである。主流１８の合計圧力は、１５．１ｐｓｉａであり、出口圧力、すなわち、ディフューザ１０の第２端１４における静圧は、大気条件（１４．７ｐｓｉａ）で一定である。末広部分２３の入口１６から始まる大きな分離領域４２（図２のプロットにおける白い領域）が、流れを特徴付ける。分離パターン４２の結果として、プロット５０から推論されるように、コア流れ４４が上方壁に付着し、圧力回復が最小となる。入口のマッハ数は、おおよそ０．２６である。
【００２２】
二次平行フィルム状（ジェット）噴射をもった１５度のディフューザ流れについての軸方向速度分布のプロット６０及び静圧分布のプロット７０が、図３に示される。よどみ条件及び主流１８の出口静圧は、図２のシミュレーションの場合と同じである。二次フィルム（例えば、図１に示す二次的壁面ジェット２４）の合計圧力は１５．１ｐｓｉａであり、縦方向軸２０から垂直に測定されたスロットの高さは０．１６インチである。図３に見られるように、速度分布のプロット６０は、ディフューザの幾何学的形状内のどこにも再循環する流れの形跡を示さず、ディフューザ入口部分１６における静圧は、フィルム状噴射がない場合（図２）よりもかなり低い（図２の圧力範囲は、性能を直接比較できるように、図３のものと同じである）。速度分布のプロット６０は、主流１８と二次ジェット２４との間で生じる空力的な相互作用をはっきりと示し、壁に隣接した高速の流体の「翼」が形成され（壁面ジェット）、一方、主流コアは、ディフューザの中心線２０に沿って横流方向に拡大している。プロット７０から及びディフューザの出口における静圧が一定であるという事実から推論されるようなより大きな圧力回復のために、主流１８の入口マッハ数は、おおよそ０．５５まで上昇する（そして、質量流量も増加する）。
【００２３】
従って、主流１８のよどみ圧にほぼ等しい合計圧力で、少しの二次的な空気流２４を噴射することにより、広角ディフューザを通して大きな質量流量の流れを操作することが可能になる。二次ジェット２４の運動量（空力的な相互作用の強度を判断する主要な評価パラメータの１つ）は、噴射の合計圧力と比べたスロット２６にわたる圧力比（スロットマッハ数）によって決まることに留意することが重要である。全体の流れパターンが、フィルム２４と主流１８との間の空力的な相互作用により変化すると、分離領域の大きさが減少し、従って末広部分２３の入口１６における静圧が減少する。二次ジェット２４の入口マッハ数は、スロット２６でのより大きな圧力比のため上昇し、（スロットの合計圧力は一定である）それで噴射運動量も増加する。興味深いことに、図３に示されるシミュレーションの結果においては、スロット流れがチョークされている（マッハ＝１）。
【００２４】
適用に関連する問題についての重要なパラメータは、或る程度のディフューザ性能を達成するのに必要とされる質量流量比（例えば、質量流量を１秒当たりＫｇ、又は１時間当たりｌｂで測定することができる、主流の質量流量で除算した二次ジェットの平均質量流量）である。
【００２５】
ディフューザ性能パラメータ１０２に対する質量流量比１０４（すなわち、質量流量比）が図４に示される。完全に付着した流れ及び大きな圧力回復が、Ｐ静圧／Ｐ０＜０．８５（図４の線１０６より下）において達成される。ゼロ噴射（及び完全に分離した主流）に対応する点１０８が、さらに参照のためにプロット１００に示される。質量流量比が増加するにつれて、圧力回復も単調に高まる（入口の静圧は、一定の出口静圧及び入口合計圧力では減少する）。さらに、点１１０及び点１１２のそれぞれにより示されるように、より低い入口の静圧は、１９ｐｓｉａの合計圧力においてではなく、１５ｐｓｉａに等しい噴射合計圧力において達成される（一定のスロット高さ０．０８インチについて）。これは、合計吹き込み圧力が実質的に増加すると、より低い流体作動の有効性を示すように見える。さらに、初期条件に応じて、Ｐ０（フィルム）＝１５ｐｓｉａ及びｈ＝０．０８インチにおいて異なる圧力回復が達成される。図４に示すように、より大きな噴射質量流量及びより大きな圧力回復は、計算の全過程において１５ｐｓｉａのスロットの合計圧力が加えられる場合ではなく、噴射合計圧力が最初に３０．２ｐｓｉａに設定され、次に１５ｐｓｉａに低減された場合に得られる（図４において点１１０及び１１４により示される。）これは、ある期間にわたり、大きな噴射合計圧力を好都合に維持することはできないが、起動時に短時間だけ適用することができる場合において有益なものとなる空力的なヒステリシスの結果であると思われる。
【００２６】
二次的な壁面吹き込み２４並びに吸い込みを用いて、ガスタービンの排気ディフューザ性能を改善することができる。強いディフューザの幾何学的形状、すなわち、所定の長さに対してより大きな狭角、及び所定の面積比に対してより短いディフューザが提案され、ここで、理想的な２Ｄディフューザの幾何学的形状に関して図１ないし図４を参照して上述したような流量制御を用いて分離を阻止し、従来の設計に対して圧力回復の可能性のある増加を引き出すことができる。ここで、単純サイクル及び複合サイクルの地上設置型ガスタービン環状排気システムに対する流量制御技術の実際の実施のために重要である、吹き込み／吸い込み源及び吹き込み／吸い込みポートの幾何学的形状のような問題を考えることにする。
【００２７】
地上設置型ガスタービンの性能は、排気システムによる圧力回復が不十分である難点を有する場合が多い。典型的には、ガスタービンの排気ディフューザの出口対入口の最大面積比（及びこれによる最終タービン段の後の効率的な流量拡散量及び圧力回復）は、流れの分離問題及び／又は軸流ディフューザの許容長さにより制約される。ディフューザは、膨張が急激過ぎるか（１０度よりも大きいディフューザ角度）又はディフューザの面積比が大き過ぎる（２．４よりも大きい）場合に分離流を示すことになる。面積比における如何なる制約も、タービンから抽出され得る最大仕事量に制限を課すものとなる。
【００２８】
例示の目的としてのみ、図５はゼネラル・エレクトリック社の機械７ＥＡにおいて用いられる排気ディフューザ１２０を示しているが、提案された吹き込み作動方式によって他の排気システムを増強することができ、本明細書で示された特定の実施例を適用例についての種々の可能性として制限するものと考えるべきではないことを理解されたい。図５に示される排気構造は、その長さが下流側の発電機の存在により制約される排気ディフューザの一実施例である。
【００２９】
図５から図９においては、図５を参照して次の定義に注目されたい。
【００３０】
無次元半径：Ｒ無次元＝（Ｒ−Ｒ内）／（Ｒ外−Ｒ内）
圧力回復係数（ここで、Ｐは静圧及びＰ０は合計圧力である）：
Ｃｐ＝（Ｐｅｘ−Ｐｉｎ）／（Ｐ０ｉｎ−Ｐｉｎ）
噴射の合計圧力：Ｐ０Ｂ
噴射の質量流量：ｍＢ
ディフューザ主質量流量：ｍ
質量流量比：ｍＲ＝ｍＢ／ｍ
噴射スロット高さ：ｈ
【００３１】
図６を参照すると、上記で定められたように、合計圧力Ｐ０１３２が無次元半径１３４Ｒ無次元に対してプロットされた状態で、ディフューザの入口合計圧力分布のプロット１３０が示される。３つの入口流量分布の選択肢である、ＣＡＦＤ合計圧力特性（実際の７ＥＡ機の作動条件についてのＣＡＦＤ設計ツール解析）、対称的な合計圧力分布（異なる入口流量分布に対する方式のロバスト性を試験するために用いられる）、及び均一な入口Ｐ０が示される。
【００３２】
反りのあるストラット幾何形状を有する公称ディフューザについての圧力回復係数Ｃｐ１４２（上で定められるような）対マッハ数１４４のプロット１４０が、図７に示される。スケールモデル及びフルスケールの７ＥＡディフューザについての試験及びコンピュータシミュレーション（計算流体力学「ＣＦＤ」）の結果が含まれる。ここでは、入口Ｐ０形状が、ディフューザ性能にかなり影響を及ぼすことが示される。「弱い」入口形状（例えば、ＣＡＦＤ入口特性）においては、性能は著しく低下する。同様に、ストラットがなく、出口半径方向羽根がなく、入口スワールがない７ＥＡディフューザにおけるＣｐ１４２対マッハ数１４４のプロット１５０が、図８（ＣＦＤの結果）に示される。これらのプロットは、スケールモデルについての結果がフルサイズの機械に適用可能であることを示し、ＣＦＤツールのロバスト性を出口の境界条件の選択に対して証明する。
【００３３】
強い（大きな側壁角）の環状ディフューザの幾何学的形状においては、高い運動量のジェットが、末広ディフューザ壁と平行に、かつ可能であれば中央本体壁に沿って噴射されて、境界層の流れを活性化して分離を阻止する。ディフューザは、より強い形状（高面積比）を有するように設計することができ、この結果、圧力回復及び機械性能が改善される。吹き込み空気源についての選択肢は、上流のタービン段と、独立したブースタユニット（吹き込み空気温度がより低いために少ない不利益で済ませることができる）と、上流の圧縮機段と、周囲空気（これを選択することの最大の利点は、エンジンサイクルに何の不利益も与えないという事実である）とを含むことができる。
【００３４】
図９は、１４度の角度の環状ディフューザモデルを通る流れのコンピュータシミュレーション結果による速度分布のプロットを示す。スロット１８２を通る吹き込みがない場合（プロット１８０）（二重スロット構造、スロット高さ＝０．０３５インチ、マッハ＝０．５３、対称Ｐ０入口特性、出口周囲ｐ）、ディフューザ性能は、外壁からの流れの分離により悪影響を受け、Ｃｐは僅か０．６５である。吹き込みがスロット１８２を通して導入されると（プロット１８４）、外壁の流れの分離が除去され、Ｃｐは０．８８であり、圧力回復係数が３５％増加したことになる。
【００３５】
図１０は、８度（７ＥＡガスタービンにおいて用いられる現在の構成）の公称末広壁角度を有する図５の排気ディフューザ１２０の概略図を示し、ここで、Ｐ０及びＴ０は合計圧力及び合計温度、ｍは質量流量、Ｐａｍｂは出口静圧を表す。長さの制約のため、圧力回復係数は、僅か約０．５ないし０．６である（図７、図８）。所定の軸方向長さについての性能を改善するために、図１１の増強されたディフューザ１６０に示されるように、末広壁角度は、８度の公称値から１４度ないし１５度の値まで大きくなり、これに対応して面積比も増加する。吹き込みを外壁及び中央本体の周囲のディフューザ入口に印加して、流れの分離を阻止することができる。図１１に示すように、入口１６２、１６４への空気の吹き込みを、部品番号１６６により表されるタービン自体から推し量ることができる。タービン１６６は、主流が流れる主タービン出口１７２とは別の１つ、２つ、又はそれ以上のポート１６８、１７０を含むことができる。ポート１６８、１７０は、図示されるように管状で湾曲したものとすることができる通路１７４、１７６を通して入口１６２、１６４につながることになる。噴射位置で外壁及び中央本体の周囲に沿って配置される環状マニホルドを用いて、比較的高圧の空気を収集し安定させ、入口１６２、１６４を通る均一な吹き込みのための条件をもたらす。以下により詳細に説明されるように、内壁及び外壁に沿って周方向に配置された１つ又はそれ以上の環状スロット又は個別の孔をタービンの抽出ポート１６８、１７０及びディフューザ入口の吹き込みポート１６２、１６４として用いることができる。面積比が大きく、及び分離流がないために、ディフューザ１６０内の合計圧力Ｐ０’及び合計温度Ｔ０’は、公称ディフューザ１２０の合計圧力Ｐ０及び合計温度Ｔ０よりも低い。従って、タービン１６６からの仕事量抽出が増加する。
【００３６】
能動的吹き込みは、「不十分な」ディフューザ入口の流れ条件に関して、典型的なガスタービン（図６のＣＡＦＤ特性）のタービン出口において広く行われるものであり、この吹き込み力は実際の機械の作動条件に調整することができる。時間の経過に伴う性能低下がなく、能動的制御システムはあまり保守を必要としない。図１１に関して説明されるように、能動的吹き込みのタービン空気抽出を選択することは、実施のために主として配管作業を必要とする。
【００３７】
最適な方式の性能、すなわち、タービン作動における最大正味ゲインを求めるために、Ｗゲイン／Ｗタービン％対質量流量比％のプロットにおける最大値を見つける。図１１に示すようなタービン空気抽出の実施の形態について、例示的なプロットが図１２に示され、ここでＷゲイン／Ｗタービン％は、図１３に示される式を用いて求められる。これに対応して、噴射の最適な質量流量比が特定される。図１３に示される式においては、次の値が用いられた。
【００３８】
タービンの合計圧力比：Ｐ０ｉ／Ｐ０＝１０．７４２５
タービンの熱量（ポリトロープ）効率：ｅｔ＝０．８９９６
ガンマ（タービン）：γ＝１．３４３
【００３９】
もちろん、与えられた値及び結果としてもたらされたプロットは、１つの可能性のある最適な方式の性能判断についての例示的な実施の形態に過ぎないことを理解されたい。スロット高さ、Ｐ０、ｅｔ、及びガンマのような変数の値のいずれかが変わると、結果として得られる最適な方式の性能値も変わることになる。
【００４０】
図１４は、入口吹き込みを備えた増強された１４度の排気ディフューザ４００についての図を示すものであり、吹き込み源は、ガスタービン４０４とは別の独立したブースタユニット４０２（例えば、ポンプ）である。このユニット４０２を排気ディフューザ４００に隣接して配置して、パイプ４０６、４０８を通して必要とされる配管作業及び流れの損失を最小にすることができる。中央本体壁４１０に沿った噴射については、図１４に示されるように、パイプ４０６を、噴射ポート４１２の位置からディフューザのストラットを通して延ばし、外部ブースタ出力４０２に連結することができる。
【００４１】
図１２と同様に、図１５は、タービン空気抽出の実施の形態と独立したブースタユニットの実施の形態との性能を比較するＷゲイン／Ｗタービン％対質量流量比％のプロットを示す。図１６は、独立したブースタユニットを選択した場合にＷゲイン／Ｗタービン％を導き出すための式を示すものであり、ここで、タービンの合計圧力比は図１３の場合と同じままであり、以下の値が用いられた。
【００４２】
ガンマ（ブースタ）：γ’＝１．４、ブースタユニットのポリトロープ効率：ｅｃ＝０．８５。
【００４３】
図１５に示すように、独立したブースタユニットを吹き込み源として用いるタービンからの仕事量抽出は、おおよそ０．６５％の最大正味ゲインになる。排気システム性能が改善された結果、ガスタービン出力が増大する。７ＥＡ排気ディフューザに関するこの特定の検討結果は、上述の流体作動方式をガスタービンの排気ディフューザに対して実施することにより、発電機のシャフトでの供給仕事量がおおよそ１％から１．５％に増加する（単純サイクル効率が０．５ポイント上昇する）ことを示す。
【００４４】
ここで噴射ポートの幾何学的形状、噴射モード（定常対脈動）、及び地上設置型動力用ガスタービンの排気システムに対する入口吹き込み技術の適用に関する吹き込み源の選択について説明する。
【００４５】
噴射ポートの幾何学的形状についての２つの実施の形態、すなわち環状スロットと個別孔とについて考える。
【００４６】
外壁及び中央本体の周囲の一部の周りに延びるディフューザ入口にある１つ又はそれ以上の環状スロットが、１つの幾何学的形状の実施の形態を提供する。提案されたスロット高さｈは、０．０１５から０．０２Ｗまでである（Ｗは図１０にあるような環状ディフューザの入口通路の高さである）。
【００４７】
図１７のディフューザ４３０に示されるような外壁４３４及び中央本体４３６からの高い運動量の二次ジェットを、ディフューザ入口４３８における壁の境界層領域の中に排出する個別孔４３２は、別の幾何学的形状の実施の形態である。提案された孔４３２の直径は、０．０２から０．０５Ｗまでの範囲にわたる。特定の用途に対して最大の有効性を達成するために、二次ジェットの軸線４４２と流れの方向４４４との角度４４０（スワール角度φ４４０）と、二次ジェットの軸線４４８と局所的なディフューザ壁４３４の傾斜との角度４４６（β４４６）とを制御する設備が設けられている。本実施の形態は、末広ディフューザ壁と接する二次ジェットをディフューザの軸方向に排出する個別の孔の場合と、主流の方向と平行な二次ジェットの場合とを含むことに注目されたい。
【００４８】
ディフューザ４６４の末広ディフューザ壁４６０に対し接線方向にスロット／孔噴射を行う場合には、図１８に示されるコアンダ効果を用いて二次ジェット／フィルム流を該壁４６０に付着したままに維持することができる。コアンダ効果は、１９３０年代にルーマニア人科学者のＨｅｎｒｉ  Ｃｏａｎｄａによって述べられたものである。この効果は、近傍の湾曲した又は傾斜した表面に追従する、流動空気又は他の流体の傾向について説明するものである。すなわち、コアンダ効果という名称は、通常、薄く高速の流体ジェットが固体表面に接触し、湾曲部の周りの表面に追従する如何なる状況にも適用される。この場合、スロット／孔通路４７０の出口方向４６８は、空気を外側本体のマニホルド４７２から配向するために、ディフューザ４６４の主流通路４６６に対して凸状に湾曲したものである。
【００４９】
スロットとの対比では、個別の孔は、ガスタービン排気システムで実施するのがより容易であるという利点を有する。吹き込み源から、吹き込み空気を排気外側ケーシングの周囲及び中央本体内に取り付けられた環状マニホルドの中に収集することができる。続いて、マニホルドに連結された小さい円形の管を用いて、二次的空気ジェットを主流中に噴射することができる。マニホルドの断面は、孔の直径よりも少なくとも１５ないし２０倍大きくして、噴射の周方向ばらつきを避けるようにするべきである。或いは、小さな管を用いて、吹き込み空気を吹き込み源から主流内の噴射位置まで直接運ぶことができる。
【００５０】
周方向のスロットとの対比での個別の孔のさらに別の利点は、局所的な環状ジェットがディフューザ壁に沿って境界層内の三次元的な乱れの生成を促進することが期待されることである。これが混合を高め、原則として必要とされる二次的な空気の質量流量を減少させ、このようにして吹き込み方式の有効性を高めることができる。
【００５１】
これまで、定常的に二次的な流れを噴射して、大きな狭角の排気ディフューザの幾何学的形状における分離を阻止するものと考えられていた。必要とされる量の二次空気を実質的に減少させることができる代替的な実施の形態は、脈動するフィルム／ジェットをディフューザ壁の境界層に噴射して分離を阻止するようにするものである。低運動量の境界層流れと高運動量のコアとの混合を大幅に高めるようなディフューザ壁の境界層における一貫構造を人為的に生成し開発しているので、非定常の噴射が、分離を遅らせる点で、定常の噴射より一層有効になると期待される。この実施の形態を採用する場合には、脈動周波数、負荷サイクル、及び脈動の振幅のような要因を考慮に入れる必要がある。
【００５２】
この流体作動方式をガスタービンにおいて実行するためには、排気ディフューザ入口において流量制御を与える吹き込み源を選択する必要がある。本発明の技術的範囲内の実施の形態は、図１１に示すように上流側のタービン段から、例えば、最終タービン段の上流側からの抽気、上流側の圧縮機段からの抽気、ディフューザ入口と周囲条件との間における固有の静圧勾配の活用（図１９に示すように「何らの不利益な選択肢もない」）、及び図１４に示すような独立したブースタ源ユニットを含む。
【００５３】
図１９は、大気圧４８２の空気を、ポート４９５からディフューザ入口４８６の近傍で末広壁４８８に隣接する開口部４８４に入れ、中央本体壁４９２に隣接する開口部４９０を通ってポート４９４に出すことを可能にするディフューザ４８０を示す。
【００５４】
吹き込み源の適切な選択は、特定の用途（単純サイクルの機械か複合サイクルの機械か、ディフューザ入口における流動条件、機械全域にわたる合計圧力比、機械の幾何学的形状構成）、実施の容易さ、及び費用対利益バランスに関する最適な源の特定を可能にするシステム解析の結果（方式の有効性）によって決まる。
【００５５】
２Ｄの真っ直ぐな壁のディフューザモデル２００が図２０に示される。スロット２０２は、マニホルド２０４からの吹き込み空気が、縦方向軸又は中心線２０８と平行にではなく、末広ディフューザ壁２０６（図１８に示されるような「コアンダ」吹き込みスロット）と平行に生成されるように配置される。マッハ＝０．５で、ディフューザ角度＝１５°としたときの特定の実施例について、測定されたＣｐ対測定された質量流量比（％）のプロットが図２１に示される。これらの実験の結果は、ディフューザ入口２１２における吹き込みにより、ディフューザの圧力回復係数Ｃｐを最大１００％まで増大できることを示す。これらの初期実験においては、吹き込みは、真っ直ぐな側壁上ではなく、上方及び下方の末広壁２０６に沿ってのみ与えられた。さらに、「制御されていない」流れ（吹き込みのない）は、入口２１２で分離し、下方か又は上方のいずれかの壁２０６に完全に付着することが見出された。
【００５６】
入口吹き込みのための装備がなされた、７ＥＡガスタービンのような増強された環状ディフューザモデル５００の幾何学的形状が、図２２ないし図２４に示される。モデル５００は、フルスケールの７ＥＡディフューザの幾何学的形状の１：８．１スケールモデルである。フルスケールの排気ディフューザとは異なり、モデル５００には、末広部分に支持ストラットが設けられていない。さらに、モデルの末広壁の角度は、７ＥＡの機械に現在用いられている公称フルスケールの幾何学的形状における８度の角度ではなく１４度である。
【００５７】
図２２において、環状ディフューザモデル５００のベルマウス５０２及び中央本体５０４が示される。モデル５００の両端のスパイダ５０６、５０８を用いて、中央本体５０４を該モデル５００の外側本体５１６に対して支持する。図２３及び図２４は、完成モデル５００の図を示す。入口部分５１０の内径は３．６インチであり、外径は５．５６インチである。モデル５００の末広部分５１２の長さはおおよそ１０インチである。外側本体５１６の周りに配置され、４つのパイプ入口５１８が設けられた環状マニホルド５１４を用いて、２つの大容量高圧タンクにより供給される高圧空気が収集されるが、別の数のパイプ入口も、このシステムの範囲内である。高圧空気は、末広壁５２０と平行に、外側本体５１６の円周周りのディフューザ５００の入口部分５１０に配置された幅３０ミルの環状スロット５２１を通って、ディフューザの主流の中に均一に噴射される（図２３から図２４）。中央本体５０４の円周周りの入口部分５１０からおおよそ２．５インチだけ下流側に配置された図２２に示す付加的な環状スロット５２２を噴射に用いて、中央本体５０４からの境界層分離を阻止する。
【００５８】
図２５は、４つの入口孔を通してマニホルド５１４の中に空気を吹き込む４つのホースを備えたマニホルド５１４を示す実験的な装備５４０を示すものであり、これら入口孔の２つは図２３及び図２４に示されている。試験は、境界層分離を阻止し、ディフューザにより高い圧力回復をもたらすという点で、入口の吹き込みの有効性を裏付けた。図２６は、実験からの結果とＣＦＤシミュレーションとの間の比較を示す。質量流量比に伴う圧力回復（Ｃｐ）の相対的な増加が、ＣＦＤにより十分に予測される。入口吹き込みがない場合（ゼロの質量流量比）には、境界層は、外壁から入口部分の近傍で分離し、その結果、０．５という低い値の圧力回復係数が測定される。図２６における２つの曲線の間の量的なオフセットは、実験とシミュレーションとの間の入口の流れ分布における違いの結果であり、これは、上述（図７）のようにディフューザ性能に影響するものである。
【００５９】
特定の寸法をモデル５００に用いたが、これら寸法は例示的なものに過ぎず、しかもこれら寸法は、特定のディフューザの大きさ、位置、及び用途に応じて変えることができ、従ってこれを限定的なものとして解釈するべきではないことを理解されたい。特に、８度のディフューザが増強されて１４度のディフューザが構成されるように上述されているが、８度以外の膨張側壁角をもった他のディフューザも説明されているように増強することができること、しかもこうした増強は、１４度以外の壁角を含むことができることを理解されたい。
【００６０】
ガスタービンに適用される上述の流体作動方式はさらに、発電用蒸気タービンの排気システムにも適用可能である。高い潜在的な圧力回復（高い面積比、短い軸方向長さ）を有する積極的蒸気タービン排気システムを流量制御（吹き込み／吸い込み）の実施の形態により設計して、壁の境界層分離を阻止することができる。本実施の形態は、蒸気タービンの軸流ディフューザ及び降流型排気フードに対する流れ制御技術の実用的な実施のために重要な吹き込み／吸い込み源及び吹き込み／吸い込みポートの幾何学的形状に対処するものである。基本的な技術は、先に詳細に説明され、ガスタービンに適用されたものと同じであるが、主として、この技術を実際の蒸気タービンの排気システムに実施することに関する細部における違いが示される。
【００６１】
図２７に示される軸流ディフューザと図２８に示される降流型排気フードが、対処される２種類の蒸気タービンの排気システムである。どちらの排気システムにおいても、壁面吹き込み／吸い込み技術の実施は、排気構成の幾何学的な制約内で高い圧力回復（低いエネルギ損失）を生み出す設計を可能にする可能性を有する。結果として、機械からの仕事量抽出の増加を達成することができる。
【００６２】
増強された蒸気タービンの軸流ディフューザ３００の実施例が図２７に示される。環状ディフューザ３００は、中央本体３１０と、末広ディフューザ壁３０２とを含み、該ディフューザ３０２は、最終タービン段３０６に隣接したディフューザの入口部分３０４から該ディフューザの出口プレーン３０８まで延びる。流れの方向を矢印により示される主流３１２は、最終タービン段３０６からディフューザ３００を通り、該ディフューザの出口平面３０８を通って流れる。地点３１４及び３１１は、境界層の噴射／吸い込みポートのおおよその位置を示す。外側の末広ディフューザ壁３０２及び真っ直ぐな中央本体３１０に沿って噴射ポート３１１、３１４があることに注目されたい。噴射／吸い込みポートは、境界層分離が生じる点のすぐ上流側に配置されるべきである。さらに、中央本体３１０上に設けられた噴射ポート３１１は、ディフューザ壁３０２に設けられた噴射ポート３１４の下流側にある。
【００６３】
図２８に示される降流型排気フードにおいて、現在の幾何学的形状では圧力回復が非常に低く、典型的な機械の作動条件においてはＣｐが約０．３であり、これはダクトを通るエネルギの実質的な損失を示すものであるが、しかしながら、幾何学的形状の制約及び流れの分離は性能の向上を阻止する。流量制御（吹き込み／吸い込み）が、境界層分離及び関連する損失を阻止する一方で、潜在的により高い圧力回復をもった、より積極的な、より高い面積比の排気フードの幾何学的形状の設計及び実施を可能にする。降流型排気フード３３０における拡散の大部分が蒸気ガイド通路３３２を通して生じるため（図２８）、流れの分離が阻止される限り、より高い面積比の蒸気ガイド通路が、より高い圧力回復を生み出す可能性がある。最終タービン段３３８に隣接したフード入口３３６近くの蒸気ガイド３３２の円周周りの位置３３４で吹き込み／吸い込みを適用して、境界層を活性化／除去し、主流３４２の流れの分離を阻止する。中央本体３４０は円錐形であるために、中央の円錐壁に沿った噴射は、通常は必要とされない。
【００６４】
図２７に示されるような軸流ディフューザにおいては、上述のガスタービンの環状排気ディフューザの場合と同様に環状のスロット又は個別の孔を、噴射ポートの幾何学的形状について採用することができる。
【００６５】
外壁３０２及び中央本体３１０の周囲の一部の周りに延びる１つ又はそれ以上の環状スロットをディフューザ入口３０４の近くに配置する。提案されたスロットの高さは、ｈが０．０１５ないし０．０２Ｗである（ここでＷは環状ディフューザの入口通路の高さである）。
【００６６】
個別の孔は、外壁３０２及び中央本体３１０からの高い運動量の二次ジェットをディフューザ入口３０４において主流３１２の壁面境界層の中に吐出する。提案された孔の直径は、０．０２から０．０５Ｗまである。特定の用途に対して最大の有効性を達成するために、二次ジェットの軸と主流方向との間の角度と、該二次ジェットの軸と局所的なディフューザ壁の勾配（図１７を参照）との間の角度とを制御する備えがなされている。この実施の形態は、末広ディフューザ壁に対し接線方向の二次ジェットをディフューザ軸の方向に排出する個別の孔の場合と、主流の方向に平行な二次ジェットの場合とを含むことに注目されたい。
【００６７】
図２８に示される降流型排気フードにおいては、環状スロット又は個別の孔を用いることができる。
【００６８】
フード入口３３６の近傍に配置され、蒸気ガイド３３２の周囲の一部の周りに延びる環状スロットを採用することができる。提案されたスロットの高さｈは、０．０１５ないし０．０２Ｗである（ここでＷは環状フードの入口通路３３６の高さである）。
【００６９】
さらに、蒸気ガイド３３２からの高い運動量の二次ジェットをフード入口３３６の近傍の主流３４２の壁面境界層に排出する個別の孔を採用することができる。提案された孔の直径は、０．０２から０．０５Ｗまでである。特定の用途に対して最大の有効性を達成するために、二次ジェットの軸と流れの方向との間の角度と、該二次ジェットの軸と局所的な蒸気ガイドの勾配との間の角度とを制御する備えがなされている。この実施の形態は、蒸気ガイド壁と接する二次ジェットをフード軸の方向に排出する個別の孔の場合と、主流の方向に平行な二次ジェットの場合とを含むものである。
【００７０】
排気ディフューザ／フード壁に対し接線方向の噴射の場合には、図１８に示されるようなガスタービン排気ディフューザについて前述したように、コアンダ効果を用いて二次ジェット／フィルム流を壁に付着したままに維持することができる。
【００７１】
蒸気タービンの排気システムでの実施においては、スロットとの対比で、個別の孔の方が容易であるという利点を有する。吹き込み源から、吹き込み流体を排気外側ケーシングの周囲に取り付けられた環状マニホルドの中に収集することができる。マニホルドに連結された小さい円形の管を用いて、二次ジェットを主流の中に噴射することができる。マニホルドの断面は、孔の直径よりも少なくとも１５ないし２０倍大きくして、噴射の周方向ばらつきを避けるようにするべきである。或いは、小さな管を用いて、二次的な流れを吹き込み源から主流内の噴射位置まで直接運ぶこともできる。
【００７２】
周方向のスロットとの対比での個別の孔のさらに別の利点は、局所部的な環状ジェットがディフューザ壁に沿って境界層内に三次元的な乱れの生成を促進することが期待されることである。これが混合を高め、原則として必要とされる二次的な質量流量を減少させ、これによって吹き込み方式の有効性を高めることができる。
【００７３】
ここまで、定常の二次的な流れを噴射し／吸い込んで、高い面積比の排気の幾何学的形状の分離を阻止するようにすることが示唆された。必要量の二次的な流れを実質的に減少させることができる代替的な実施の形態は、脈動するフィルム
／ジェットを噴射することである。低運動量の境界層流れと高運動量のコアとの混合を大幅に高めるようになった壁面境界層における一貫構造を人為的に生成し開発するため、非定常噴射が、分離を遅らせる点で、定常の噴射より一層有効になると期待される。脈動フィルム／ジェットの有効性に関して役割を果たすパラメータは、脈動周波数、デューティ比、及び脈動振幅を含む。
【００７４】
流体作動方式を蒸気タービン機械において実行するためには、排気入口において流量制御をもたらす吹き込み／吸い込み源の選択を考慮すべきである。この流体作動方式の範囲内にある実施の形態は、最終タービン段（吹き込み）の上流側からのような上流のタービン段からの蒸気抽出と、独立したブースタ／真空源ユニット（吹き込み／吸い込み）と、排気出口（高圧）からの蒸気抽出及び閉ループ回路を通る入口（低圧）における再噴射とを含む。最後の選択肢においては、必要であれば、上流のタービン段（吹き込み）から抽出された少量の蒸気により駆動される蒸気エゼクタを使用することにより、排気出口の流れの合計圧力を噴射の前に増加させることができる。
【００７５】
復水型蒸気タービンにおいて吸い込みを採用する場合には、主復水器の冷却水よりも低い温度の冷却水が供給される付加的な「吸い込み復水器」を採用することにより、より低圧の流れのシンクを得ることができる。このより低い温度の冷却水は、場合によっては、主復水器に供給するために用いられるものと同じ冷却水であってもよいが、その温度が主復水器に送られる前に最低となるときには、最初に吸い込み復水器に送られる。復水型蒸気タービンにおける典型的な圧力である１．５ｉｎ・Ｈｇ・ａｂｓ（インチで表す水銀柱絶対圧力）の圧力において、温度差が１０度Ｆ（吸い込み）よりも小さい状態で、主流と吸い込み復水器との間で１．２の圧力比を達成することができる。
【００７６】
吹き込み源の適切な選択は、特定の用途（機械構成、排気入口における流れ条件、機械における合計圧力比）、実施の容易さ、及び費用対利益バランスに関する最適な源の特定を可能にするシステム解析の結果（方式の有効性）によって決まる。
【００７７】
単流１００ＭＷ  Ｍ／Ｃ−Ａ１０のような蒸気タービンにおいては、入口の吹き込み／吸い込みをもった増強された軸流ディフューザは、蒸気タービンの出力を４００ＫＷ（すなわち０．４％）まで増加させる可能性を有する。この見積もりは、０．２５ないし０．３から０．６までの圧力回復係数値Ｃｐの増加に対応する。
【００７８】
従って、本発明は、吹き込み／吸い込みをガスタービン及び蒸気タービンの排気システムに適用すること、噴射／吸い込みポートの幾何学的形状及び実施の詳細、遂行される特定の用途における噴射／吸い込みのモード（定常か脈動か）、及び種々の提案された吹き込み／吸い込み源を提供する。
【００７９】
本発明は、好ましい実施の形態に関して述べてきたが、当業者であれば、本発明の技術的範囲から逸脱することなく種々の変更を行うことができ、均等技術をその要素に代えることができることを理解するであろう。特許請求の範囲において示される参照符号は、本発明の範囲を狭めるためではなく、本発明を容易に理解できるようにするものであることが意図される。さらに、第１、第２などの用語の使用は、どのような順序又は重要性をも示すものではなく、むしろ第１、第２などの用語は、ある要素を別の要素と区別するために用いられるものである。
【図面の簡単な説明】
【００８０】
【図１】流体作動（入口吹き込み）をもった２Ｄディフューザの図。
【図２】流体作動がない２Ｄディフューザのコンピュータシミュレーションによる軸方向速度分布のプロット。
【図３】流体作動（入口吹き込み）をもった２Ｄディフューザのコンピュータシミュレーションによる軸方向速度分布のプロット。
【図４】２Ｄディフューザについての圧力回復対噴射の質量流量比のグラフ。
【図５】ガスタービンエンジンについての排気ディフューザの図。
【図６】ディフューザ数値検討のために用いられる２つの入口合計圧力分布のグラフ。
【図７】実験と数値シミュレーションの両方からの結果を含むストラットを有するディフューザについてのＣｐ対マッハのグラフ。
【図８】ストラット及び半径方向羽根のないディフューザについてのＣｐ対マッハのグラフ。
【図９】入口吹き込みあり及び入口吹き込みなしの広角（１４度）環状ディフューザの速度分布のプロット。
【図１０】図５のディフューザの単純化した図。
【図１１】タービン空気抽出を用いる、流体作動（入口吹き込み）をもった増強された排気環状ディフューザの図。
【図１２】タービンの空気抽出を用いる、流体作動により増強されたディフューザについてのＷゲイン／Ｗタービン％対質量流量比％のグラフ。
【図１３】図１２についてのＷゲイン／Ｗタービンを導出するための式。
【図１４】独立したブースタを吹き込み源として用いる、流体作動（入口吹き込み）をもった増強された排気環状ディフューザの図。
【図１５】独立したブースタを吹き込み源として用いる、流体作動が増強されたディフューザについてのＷゲイン／Ｗタービン％対質量流量比％のグラフ。
【図１６】図１５についてのＷゲイン／Ｗタービンを導出するための式。
【図１７】孔噴射の方向を定めるために用いられる角度の図。
【図１８】コアンダ吹き込み孔／スロットの図。
【図１９】周囲空気を吹き込み源として用いる流体作動（入口吹き込み）が増強された排気環状ディフューザの図。
【図２０】入口吹き込みをもった広角２Ｄディフューザモデルの図を示す。
【図２１】図２０のディフューザモデルについての測定されたＣｐ対測定された質量流量比のグラフ。
【図２２】入口吹き込みが設けられた部分的な広角（１４度）環状ディフューザモデルの側面図。
【図２３】入口吹き込みが設けられた広角（１４度）ディフューザモデルの側面図。
【図２４】入口吹き込みが設けられた広角（１４度）ディフューザモデルの斜視図。
【図２５】図２２から図２４のディフューザモデルによる装備。
【図２６】実験とコンピュータシミュレーションの結果を比較するグラフ。
【図２７】流体作動が増強された蒸気タービンの軸流ディフューザの略図。
【図２８】流体作動が増強された蒸気タービンの下降流型排気フードの概略図。
【符号の説明】
【００８１】
１０  ディフューザ
１６  ディフューザ入口
１８  主流
２０  縦方向軸
２２  ディフューザ壁
２４  二次ジェット
２６  開口部
【図１】
2004162715.tif 000003
【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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【図２７】
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【図２８】
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【外国語明細書】
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