(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｎ個の第１ステージベーン（１６）と、複数の回転する第１ステージブレード（１８）と、それぞれの間に弧状のスパンが存在するＮ個の第２ステージベーン（２４）と、を有するガスタービンエンジンで、第１ステージベーンに対して第２ステージベーンの周方向の位置を設定する方法であって、
予測される最長の作動条件を選択し、
前記作動条件における第１ベーン（１６）から前記第１ブレード（１８）へのウェークフローの流路を定め、
前記作動条件で、更に前記第１ブレードから前記第２ステージベーンへの前記ウェークフローの流路を定め、
この定められたウェークフローの流路から、前記第２ステージベーン（２４）のピッチの２５％の範囲内に、前記第２のステージベーンの前縁が位置するように、前記第１ステージベーンに対して前記第２ステージベーンの周方向の位置を設定すること、を特徴とする方法。
【請求項２】
前記第２ステージベーンの前縁の位置は、前記ウェークフローの流路から、前記第２ステージベーンのピッチの１５％の範囲内の位置にあることを特徴とする請求項１記載の方法。
【請求項３】
前記第２ステージベーンの前縁の位置は、前記ウェークフローの流路から、前記第２ステージベーンのピッチの５％の範囲内の位置にあることを特徴とする請求項２記載の方法。
【請求項４】
３つの連続するエアフォイル列（１６，１８，２４，１８，２４，３９）を有するガスタービンエンジンで、その第１及び第３のエアフォイル列は、第２のエアフォイル列に関して相対的に回転し、前記第３のエアフォイル列の各エアフォイルの間に弧状スパンが存在するガスタービンエンジンにて、前記第１のエアフォイル列のエアフォイルに対して前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの周方向の位置を設定するための方法であって、
予測される最長の作動条件を選択し、
前記作動条件における前記第１のエアフォイル列から前記第２のエアフォイル列へのウェークフローの流路を定め、
前記作動条件で、更に前記ウェークフローが前記第２のエアフォイル列を流通する際の流路を定め、
前記作動条件で、更に前記第２のエアフォイル列から前記第３のエアフォイル列（２４，３９）への前記ウェークフローの流路を定め、
この定められたウェークフローの流路から、前記第３のエアフォイル列のピッチの２５％の範囲内に、前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの前縁が位置するように、前記第１のエアフォイル列のエアフォイルに対して前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの周方向の位置を設定すること、を特徴とする方法。
【請求項５】
前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの前縁の位置は、前記ウェークフローの流路から、前記第３のエアフォイル列のピッチの１５％の範囲内の位置にあることを特徴とする請求項４記載の方法。
【請求項６】
前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの前縁の位置は、前記ウェークフローの流路から、前記第３のエアフォイル列のピッチの５％の範囲内の位置にあることを特徴とする請求項５記載の方法。
【請求項７】
前記第１のエアフォイル列から前記第２のエアフォイル列へのウェークフローの流路を定めるステップと、
更に前記ウェークフローが前記第２のエアフォイル列を流通する際の流路を定めるステップと、
更に前記第２のエアフォイル列から前記第３のエアフォイル列への前記ウェークフローの流路を定めるステップと、
この定められたウェークフローの流路から、前記第３のエアフォイル列のピッチの２５％の範囲内に前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの前縁が位置するように、前記第１のエアフォイル列のエアフォイルに対して前記第３のエアフォイル列のエアフォイルの周方向の位置を設定するステップと、は、各エアフォイルのスパンに沿っている複数の径方向位置のそれぞれに対して、各々繰り返されることを特徴とする請求項４〜６のいずれかに記載の方法。
【発明の詳細な説明】
技術分野
本願発明は、ガスタービンエンジンに関し、特に、第１ステージベーンまたはブレードに関しての、第２ステージベーンまたはブレードの配置に関する。
背景技術
ガスタービンエンジンにおいては、ガスがベーンの間を通過することによりベーンウェーク即ちベーンの後流が形成されることが知られている。このベーンウェークは、第２ステージベーン上にある回転ブレードステージを通過する。さらに、ガスが回転ベーンを通過する際に生じるパルスにより、種々のブレード及びベーン内で振動が起こることが知られている。
仏国特許ＦＲ−Ａ−２０６６６３４には、ピッチに関してステータベーンを位置決めする方法が開示されている。単一の段におけるそれぞれのベーンのピッチが、円周方向のガス温度差を補償するように変えられる。
また、ベーンウェークが第２ステージベーンと衝突すること自体、ガスタービンの効率を低下させるものと考えられてきた。
発明の概要
本願発明者は、これとは逆の事実、即ち、第１ベーンのウェークと第２ベーンの前縁との衝突によって、実際にはガスタービンの作動効率が上がるということを見いだした。
従来通りの第１ベーンの配置に対して、本願は、予測される最長の作動条件、即ち最長時間を占めると予測される作動条件（anticipated longest term operating condition）に基づいて設計されている。この状況で、第１ベーンのウェークフローから第２ベーンへの流路が定まる。そして、回転ブレードを通る流路が定められ、更に回転ブレードから第２ベーンへの流路が確定される。次に、第２ベーンの前縁、または、この前縁から第２ベーンのピッチの２５％以内の位置が、ウェークフロー位置となる。
このとき、ラジアル・アベレージ・コンディション即ち半径平均状態とせずに、第２ベーンを複数の半径位置を通じて整列されるように配置すれば、さらに性能が改善される。
ここではベーンについて述べているが、周囲のブレード列についても同様に改善することができる。
【図面の簡単な説明】
第１図は、ガスタービンエンジンの全体図である。
第２図は、２つの第１ベーンと第１ブレードの説明図である。
第３図は、２つの第１ベーンと２つの列のブレードの説明図で、フローパターンが図示されている。
第４図は、計測効果を示す曲線である。
発明の好適実施形態
第１図を参照する。第１図は、コンプレッサ１２と燃焼器１４とを有するガスタービンエンジン１０を示す。この排出ガスは、第１ステージベーン１６を通過し、その後回転ブレード１８を通過する。このブレードは、ロータ２０により回転される。
第２図を参照すると、ガスフロー２２は、固定ベーン１６と回転ブレード１８とを流通する。このフローは、第２ステージ固定ベーン２４を通って流れ続ける。これら第１ステージ及び第２ステージにはそれぞれＮ個のベーンがある。
第３図には、ベーンとブレード及びこれらの間を流れるガスフローが示される。第１ステージベーン１６の後縁２６には、タービュレントフロー領域、即ち乱流領域であるウェーク２８が形成される。流路３０を通るウェークの速度と角度を知ることにより、ブレード１８への流入路の配置が算出できる。図中の矢印に示されるように、これらのブレードは、その回転に伴って運動する。
このフロートライアングル即ち三角流の計算により、回転ブレードを通過する流路３４が算出される。また、この計算により、ブレードを出ていく流路３６の方向及び速度が決定される。
ブレード１８の列とベーン２４の列との間の間隔がわかれば、第２ステージベーンへの流入点３８が計算により導き出せる。
本発明者は、ロング・ターム・オペレーティング・コンディション、即ち長期作動条件においては、このウェークが、ブレード３９に流入する前に第２ステージのベーンの前縁に衝突すべきであることを見いだした。その結果、最適効率が得られるようになる。
三次元不安定流れの計算は、ブレード１８へと流入するフロー位置においてベーン１６を離れるベーンウェークを確定することにより行われる。そして、第１ベーンウェークは、ロータを通じて対流し、この結果、第２ベーン列への周方向の位置は、計算により数値として決定される。
この計算を行うための一つの方法は、Niスキーム（Ｎi's scheme）を用いた、時間進み有限体積オイラー解法（time marching finite volume Euler solver）である。このようなアプローチは、以下の文献に記載されている。
１．Ni,R.H., Bogoian,J.C.著「マルチ−グリッド  オイラーの解法を使用する三次元マルチ・ステージ・タービン・フロー・フィールドの予測」AIAA Paper 89-0203
２．Ni,R.H., Sharama,O.P., Takahashi,R., Bogoian,J.C.,著、「タービン段を通る三次元不安定フローシュミレーション」1989年  メルボルンにおけるオーストラリア航空会議  −  次の１０年の開発技術  −  にて文献発表
３．Takahasi,R., Ni,R.H.,編「タービン内のインレット温度爆発の不安定オイラー分析」AIAA paper 90-2262,1990
４．Ni,R.H.,「オイラーの方程式を解決するためのマルチ−グリッドスキーム」AIAA Paper 81-1025,1981及びAIAA Journal Vol.20,No.11,1982.
この計算において、第１ベーンウェークは、較正された表面剪断モデルを運動方程式(momentum equation)のソース・タームとして適用することで得られる。
そして、このウェークは、無粘性的にロータを通過可能となり、その軌道はエントロピー曲線で予測可能となる。第１ベーンウェークは、ロータの通過によって分断されて個別のパルスとなり、このパルスは、上記第２のベーンに対して周方向に関して固定位置にある通路から排出される。このフローフィールドを時間平均すると、これらのパルスは上記第２のベーンに流入する連続したストリームとして出現する。第２ベーンに流入するこれらの時間平均第１ベーンウェークこそが、第１ベーンに関する第二のベーンのクロッキング(clocking)を確定する。
効率のピークは、算出された時間平均第１ベーンウェークが上記第２ベーンの翼前縁に衝突する際に生じる。これとは逆に、効率の最小値は、上記第１ベーンの流入部が上記第２ベーンのチャンネルの真ん中付近、即ち隣り合う第２ベーン同士の中間になる場合に生じる。
図４を参照すると、Δ効率（Δefficiency)曲線４０は、第１ベーンウェークが第２ベーンのベーン自体の中心部にくる位置４２でピークとなる。この効率曲線は、第１ベーンウェークが、第２ベーンにおけるベーン間同士の中間点にくる位置４４において最小にまで下がる。図示されるように、位置の精度は臨界的なものではなく、最適位置の±２５％以内、特に±１５％以内の範囲において顕著に改善できる。この曲線上のゼロ点、即ち正弦曲線の中間点付近は、従来技術の状態を示すものであり、第１及び第２ステージのベーンの数が異なるもので、このため、固有のフローパフォーマンス平均化がなされる。
ここに示される顕著な効率は、平均的なものであり、この平均は所定のベーンの半径スパン即ち半径の長さで決まる効率の平均である。流路はベーンの半径スパンに応じて変化し、その結果、半径方向に位置が異なると、クロッキングも異なるという結果が見い出されている。各半径においてベーンがクロッキングされた場合に、最適なパフォーマンスが得られる。
上記説明は、最初の二つのベーン列のクロッキングの例に関してなされたものである。また、ブレードを含めて、他のエアフォイルの連続列にも適用できる。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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