JP2008045538A - ガスタービンエンジンのタービンステージおよびシュラウド - Google Patents

Abstract

【課題】シュラウド１０の軸方向に亘る半径方向の熱膨張を安定させ、シュラウド１０とタービンブレード５との間の間隙を最小化するために、実質的に均一な温度分布を実現させる。
【解決手段】シュラウド１０は、金属製支持リング６によりタービンエンジンケース３に連結されている。シュラウド１０の前側部分１２は、冷却空気を冷却口３２を通してブリードして冷却しており、後側部分１４は断熱されている。これにより、シュラウド１０は、軸方向に実質的に均一な温度分布を示し、熱膨張は均一に保たれる。この結果、シュラウド１０とタービンブレード５との間の間隙は、軸方向に亘り最小化され得る。
【選択図】図１

Description

本発明は、ガスタービンエンジンで使用される外側シュラウドに関する。さらに具体的には、外側シュラウドの実質的に均一な熱膨張を達成する手段に関する。

なお、本発明は、米国空軍に付与の契約番号Ｗ３１Ｐ４Ｑ−０５−Ｄ−Ｒ００２に基づき、米国政府の補助によりなされたものであり、米国政府は本発明の一定の権利を有する。

ガスタービンエンジンにおいて、固定シュラウドは、ディスクから半径方向に延びる複数のブレードを備えたタービンロータの半径方向外側に位置している。シュラウドリングは、燃焼ガスが燃焼室からタービンステージを通過するときの燃焼ガスの流路を少なくとも部分的に画定している。ガスタービンエンジン作動中にのブレードの熱膨張に対応するために、シュラウドリングとロータブレード翼端との間には一般的に間隙がある。シュラウドとロータブレードが、高い作動温度に応じて半径方向に熱膨張するので、間隙の大きさはエンジン作動中に変化する。ブレードの先端領域を通って漏れる高温燃焼ガスの割合を最小限にするために、ブレード先端とシュラウドリングとの間隙を最小限にすることが一般に望ましい。この漏れは、ガスの流れからタービンブレードへ移行されるエネルギの量を減少させ、エンジン性能を低下させ得る。これは、燃焼ガスの流路に対する先端の間隙の割合が大きくなるより小型のガスタービンエンジンで特に顕著である。

タービンブレードやシュラウドのようなガスタービンエンジン内の多くの部品は、不均一な温度環境で利用される。この不均一な温度は、部品を不均一に膨張させ、ある場合では、部品の原型を損なう。シュラウドの場合では、シュラウドが半径方向外側に（タービンブレードから離れて）膨張するときに先端の間隙が広がるため、このような不均一な変形は、ガスタービンエンジンの性能に影響を与え得る。

本発明は、ガスタービンエンジンの利用に適したシュラウドの実質的に均一な熱膨張を達成する手段に関する。実質的に均一に熱膨張させることによって、シュラウドアッセンブリとタービンブレード先端との間の間隙は最小化でき、これによりタービンエンジンの効率は向上する。第１の実施例では、シュラウドの前端縁はインピンジメント冷却されており、後端縁は断熱されている。第２の実施例では、前端縁から後端縁に向うシュラウドの熱膨張係数を変化させることによって、実質的に均一な熱膨張を達成する。第３の実施例では、シュラウドが、隣接したブレード先端の幅よりも長く延びる延長部分によって、実質的に均一な熱膨張を達成させる。第４の実施例では、前側部分の熱膨張を抑制するのに寄与するために、シュラウドの前側部分に機械的にクランプ力をかけて、実質的に均一な熱膨張を達成する。第５の実施例では、シュラウドは、後縁端の厚さより大きな厚さを備えた前端縁を含んでいる。第６の実施例では、シュラウドは、シュラウドの熱膨張量を制限するのに寄与している前端縁に沿った複数のスロットを備えている。

本発明において、ガスタービンエンジンのシュラウドは、ガスタービンエンジン作動中に実質的に均一に熱膨張する。実質的に均一に熱膨張することは、シュラウドとタービンブレード翼端との間の隙間を最小化することによってガスタービンの効率を向上させるのに寄与する。

図１は、ガスタービンエンジンのタービンステージ２の概略の部分断面図であり、タービンエンジンケース３、ノズルベーン４（軸１１を中心として、タービンエンジンケース３内に周方向に配置される）、ロータディスク（図示せず）から半径方向に延びるタービンブレード５（複数のブレードの一つである）、タービンエンジンケース３に取り付けられた金属製支持リング６、プラットフォーム７、インタレイヤ８および固定シュラウド１０を備えている。タービンブレード５は、それぞれブレード先端５Ａ、前縁５Ｂ、後縁５Ｃを含む。金属製支持リング６は、シュラウド１０をタービンエンジンケース３に連結し、限定されるものではないが、ファスナまたは締まりばめのような適切な方法によってシュラウド１０に取り付けられる。このことは、「ＣＥＲＡＭＩＣ ＳＨＲＯＵＤ ＡＳＳＥＭＢＬＹ」という題名の米国特許出願第１１／５０２，２１２号に記述されている。追従性インタレイヤ８は、金属製支持リング６とシュラウド１０との間に位置し、両者間の相対的な熱膨張を許容している。さらに、追従性インタレイヤ８は、高温燃焼ガスにさらされるために高温であるシュラウド１０から金属製支持リング６を断熱している。このことは、「ＣＥＲＡＭＩＣ ＳＨＲＯＵＤ ＡＳＳＥＭＢＬＹ」という題名の米国特許出願第１１/５０２，２１２号に記述されている。

ガスタービンエンジン作動中に、燃焼チャンバ（図示せず）からの高温ガスは、第１高圧タービンステージ２に流入し、下流／後方向（矢印９に示す）に流れ、ノズルベーン４を通過する。ノズルベーン４は、本技術分野で知られるように、ロータディスク（図示せず）から半径方向に延びる回転式ロータブレード５を通過する高温ガスの流れを案内する。本技術分野で知られるように、シュラウド１０は、高温燃焼ガスが燃焼室からタービンステージ２を通過するときの高温燃焼ガスの流路の外側境界面を画定しており、シュラウドアッセンブリ１０からタービンブレード５の反対側の端部に位置しているプラットフォーム７は、内側流路面を画定している。

シュラウド１０は、前端縁１０Ａ（前方の縁）から後端縁１０Ｂ（後方の縁）に向かって延び、背面１０Ｃおよびタービンブレード５の前縁に最も近い所にある前側面１０Ｄ（図３Ａ）を備えている。前端縁１０Ａと後端縁１０Ｂは、シュラウド１０の軸方向の両側に位置し、本技術分野で知られるように、前端縁１０Ａはシュラウド１０の概ね前方の縁であり（つまり、ガスタービンエンジンの前方に最も近い）、後端縁１０Ｂはシュラウド１０の後方の縁である。シュラウド１０の背面１０Ｃと前側面１０Ｄは、シュラウド１０の両側に位置している。シュラウド１０の前側部分１２は、前端縁１０Ａに隣接しており、後側部分１４は後端縁１０Ｂに隣接している。

図１に直交軸ｘ-ｚを示す。Ｚ軸方向は半径方向（直線１１で概略的に示されるガスタービンエンジンの中心線に対する）を示しており、Ｘ軸方向は軸方向を示す。シュラウド１０が熱膨張すると、半径方向外側に膨張する（つまり、中心線１１から離れる）。

背景技術の項で説明したように、ブレード先端５Ａとシュラウド１０との間の間隙は、第１高圧タービンステージ２内の高い作動温度に対するタービンブレード５の熱膨張に対応している。間隙１６を決定する際に、シュラウド１０の予測される熱膨張量とタービンブレード５の予測される熱膨張量を考慮すべきである。間隙１６は、タービンブレード５とシュラウド１０が互いに接触しないようにするのに必要な距離に概ね等しくすべきである。シュラウド１０が半径方向外側に熱膨張するときに、シュラウド１０の熱膨張がタービンブレード５の熱膨張より大きければ、ブレード先端５Ａとシュラウド１０との間の間隙１６は増加する。エンジン性能を低下させ得るタービンブレード５のブレード先端５Ａを通る高温燃焼ガスが漏れる割合を最小限にするために、ブレード先端５Ａとシュラウド１０との間の間隙１６を最小化することが概ね望ましい。

シュラウド１０の不均一な熱膨張は、間隙１６に悪影響を与え、ある領域では間隙１６は他よりも大きくなる。シュラウド１０が不均一な熱膨張をする理由が少なくとも２つあることが分かっている。第１の理由として、シュラウド１０の前側部分１２は、後側部分１４より高い作動温度にさらされ、これによりシュラウド１０の前側部分１２は後側部分１４より大きく熱膨張し得るからである。タービンブレード５は、高温燃焼ガスからエネルギを抽出し、抽出後、燃焼ガスの温度はブレードの前縁５Ｂから後縁５Ｃに向かって低下する。燃焼ガスが熱をシュラウド１０に伝達するので、ブレードの前縁５Ｂと後縁５Ｃとの間でのこの温度低下は、シュラウド１０に不均一な熱荷重を与え得る。シュラウドの前側部分１２にはより多くの熱が伝達される。これは、前側部分１２がブレードの前縁５Ｂにおいて、より高温の燃焼ガスと隣接していて、前縁５Ｂが後縁５Ｃよりも高い燃焼ガスにさらされているからである。シュラウド１０がこのような不均一な作動温度にさらされると、シュラウド１０の前側部分１２はシュラウド１０の後側部分１４より大きく熱膨張し、これによりシュラウド１０の前側部分１２におけるシュラウド１０とブレード先端５Ａとの間の間隙（図１に示す）はより大きくなり得る。

図２Ａはシュラウド１０の斜視図であり、一繋ぎのリングである。図２Ａはさらに、前端縁１０Ａ、後端縁１０Ｂ、前側部分１２および後側部分１４（シュラウド１０の軸方向の概ね中心を示す破線１３によって、前側部分１２から区画されている）を示している。図２Ａに直交軸ｘ-ｙ-ｚを示す。ｚ軸方向およびｙ軸方向はガスタービンエンジンの中心線１１に対する半径方向を示しており、ｘ軸方向は軸方向を示している。シュラウド１０が不均一に熱膨張し得る第２の理由は、燃焼室の出口パターン（つまり、燃焼室からタービンステージへ向かう高温ガスの流れのパターン）に応答したシュラウド１０の温度の周方向の変化である。詳しく説明すると、“高温点（ｈｏｔ ｓｐｏｔ）”１８Ａ、１８Ｂ、１８Ｃ、１８Ｄ、１８Ｅおよび１８Ｆ（集合的に１８Ａ-１８Ｆ）は、燃焼室の出口パターンのために、残りの領域より高温にさらされるシュラウド１０の領域である。高温点１８Ａ-１８Ｆは、周方向に不均一に熱膨張し得る。６つの高温点１８Ａ-１８Ｆが図２Ａに示してあるが、代替の実施例では、シュラウド１０は、シュラウド１０を組み込んでいる特定のガスタービンエンジンの燃焼室の出口パターンに概ね対応したいかなる数の高温点を含み得る。シュラウド１０は、一繋ぎのリング状のシュラウドとされているが、周方向に不均一に熱膨張するという同一の原理は、分割したリング状のシュラウドにも適応される（つまり、リングを構成している複数のシュラウドセグメント）。

図２Ｂは、タブ１９（図２Ａに示す）の位置を９０°とする周方向位置の関数として、シュラウド１０の半径方向の変位を示したグラフである。タブ１９は、図２Ｂに示されるグラフに対する基準点として用いられ、本発明を限定するためのものではない。シュラウド１０の０°〜１８０°の周方向の位置は図２Ｂに示されており、１８Ａ-１８Ｃの高温点を含んでいる。図２Ｂのように、シュラウド１０の半径方向の変位は、高温点１８Ａ-１８Ｃのおおよその位置により変化する。線２０は、シュラウド１０の前端縁１０Ａの半径方向の変位を示しており、線２２は後端縁１０Ｂの半径方向の変位を示している。線２０の点２０Ａおよび線２２の点２２Ａは、高温点１８Ａに対応しており、高温点１８Ａで温度が増加したことにより半径方向の変位が増加したことを示している。同様に、点２０Ｂおよび点２２Ｂは、高温点１８Ｂで増加した半径方向の変位に対応しており、点２０Ｃおよび点２２Ｃは、高温点１８Ｃで増加した半径方向の変位に対応している。

図１に戻り、第１の実施例では、後側部分１４を断熱して、シュラウド１０の前側部分１２をインピンジメント冷却することにより、シュラウド１０の均一な熱膨張が達成される。現在のガスタービンエンジンでは、様々な部品を冷却するためにコンプレッサから冷却空気がブリードされ、タービンステージに流れる。現行の設計で冷却される部品の１つとして、シュラウド１０の後側部分１４があり、前側部分１２より大いに冷却されている。これにより、シュラウド１０の前端縁１０Ａは半径方向外側に撓み、先端の間隙１６を増加させている。これは望ましくない結果である。第１の実施例は、背面の冷却と、撓みを引き起こしている厚さ方向の付随した温度勾配と、を減少させることで、現在のシュラウド冷却システムが備えた問題に取り組んでいる。

第１の実施例では、本発明の冷却システムは矢印３２のように、冷却空気が金属製支持リング６内の冷却口３０を通って、シュラウド１０の前側部分１２へと向かうように案内している。さらに具体的には、冷却空気はコンプレッサセクションからブリードされ（この技術分野で知られる方法を用いて）、流路３４を通過し、タービンエンジンケース３内の冷却口３６を通過し、金属製支持リング６内の冷却口３０を通過する。次に冷却空気は、シュラウド１０の前側部分１２を横切り、シュラウド１０の前端縁１０Ａを横切る。一実施例では、金属製支持リング６内の冷却口３０からの冷却空気は、シュラウド１０の前側部分１２の後方側１２Ａに案内される。シュラウド１０の前側部分１２を冷却することで、シュラウド１０の軸方向に亘る温度変化を一様に逃がすのに寄与しており、これは前側部分１２が一般的に後側部分１４より高い作動温度にさらされるためである。図１に第１高圧タービンステージ２の断面が示されているが、シュラウド背面（即ち、外径）の環状部全体を冷却するために、金属製支持リング６の周りに複数の冷却口３０が周方向に位置し、タービンエンジンケース３の周りに複数の冷却口３６が位置していることは理解されるべきである。

さらに、高温点１８Ａ-１８Ｆに冷却空気を案内する冷却口を金属製支持リング６およびインタレイヤ８内に配置させ、高温点１８Ａ-１８Ｆ（図２に示す）を能動的に冷却することで、シュラウド１０の周方向の温度変化は改善でき得る。

後側部分１４を断熱することで、シュラウド１０に亘る軸方向の均一な温度分布にさらに寄与することもわかった。図１の実施例では、後側部分１４は後側部分１４（後端縁１０Ｂを含む）を覆うインタレイヤ８で断熱されている。インタレイヤ８は、Ｃｏｇｅｂｙによって製造され、かつ「ＣＯＧＥＴＨＥＲＭ」（登録商標）の商品名で売られるマイカのような断熱材で形成される。代替の実施例では、インタレイヤ８は、これに限定されないが、イットリア安定化ジルコニアのような熱遮断コーティングであり得る。

図３Ａは、ガスタービンエンジンの定常作動時でシュラウド１０の有限要素法を用いた温度予測の斜視図であり、このときシュラウド１０の前側部分１２はインピンジメント冷却されており、後側部分１４は第１の実施例により断熱されている。前述したように、シュラウド１０の背面１０Ｃは、高温燃焼ガスから最も離れているシュラウド１０の面であり、前側面１０Ｄはシュラウド１０の半径方向に反対側にある面であり、高温燃焼ガスに最も近い。シュラウド１０の背面１０Ｃに沿って、領域Ｅは約９５８℃（１７５７°Ｆ）の温度、領域Ｆは約９９５〜１００７℃（１８２４〜１８４６°Ｆ）の温度、領域Ｇは約９８３℃（１８０２°Ｆ）の温度を示す。シュラウド１０の背面１０Ｃに沿った温度変化の予測は、前側部分１２を直接冷却することが、前側部分１２に沿った温度を減少させるのに寄与していることを示している。背面１０Ｃに沿った前側部分１２が後側部分１４より低い温度を示すように、背面１０Ｃに沿った温度分布が変化するので、前側部分１２の背面１０Ｃが後側部分１４の背面Ｃより熱膨張しない。

シュラウド１０の前側面１０Ｄに沿って、領域Ｈは約１０５７℃（１９３６°Ｆ）の温度、領域Ｉは約１０４５℃（１９１４°Ｆ）の温度、領域Ｊは約１０３２℃（１８９１°Ｆ）の温度、領域Ｋは約１０２０℃（１８６９°Ｆ）の温度、領域Ｌは約１００７℃（１８４６°Ｆ）の温度、領域Ｍは約９９５℃（１８２４°Ｆ）の温度、および領域Ｎは約９８３℃（１８０２°Ｆ）の温度を示す。冷却空気が前側部分１２の背面１０Ｃに案内されるため、前側面１０Ｄに沿って、前側部分１２は後側部分１４より高い温度を示す。前側部分１２の前側面１０Ｄに沿ってより高温になるので、前側部分１２の前側面１０Ｄは、後側部分１４の前側面１０Ｄより熱膨張する傾向がある。しかし、前側部分１２の背面１０Ｃは、後側部分１４の背面１０Ｃほど熱膨張しないので、シュラウド１０の前側面１０Ｄおよび背面１０Ｃに沿った熱膨張は、シュラウド１０が実質的に均一に熱膨張するように互いに作用している。さらに、前側部分１２の背面１０Ｃに沿ったより低い温度は、前側部分１２の前側面１０Ｄに沿った熱膨張を抑制するのに寄与している。

図３Ｂは、シュラウドの後端縁に案内された冷却空気を含んだ従来技術のシュラウドと比較して、シュラウド１０に沿った軸方向の位置の関数として、シュラウド１０の半径方向の変位を示したグラフである。線５０は従来技術のシュラウドの半径方向の変位を示し、点５２は前端縁に対応しており、点５４は後端縁に対応している。線５０が示すように、従来技術のシュラウドは、後端縁５４より前端縁５２で大きく半径方向に変位する。線５６は、シュラウド１０（前側部分１２に案内されたインピンジメント冷却と断熱された後側部分１４を含む）の半径方向の変位を示しており、点５８は前端縁１０Ａに対応しており、点６０は後端縁１０Ｂに対応している。線５６が示すように、第１の実施例によるシュラウド１０は、実質的に一様な半径方向の変位を示す。図３Ｂは、シュラウドの後端縁を直接冷却する従来技術の方法に比べて、第１の実施例は、シュラウド１０が実質的に均一に熱膨張することを示している。

図４Ａは、実質的に均一に熱膨張する第２の実施例の断面図であり、シュラウド１００の熱膨張係数（ＣＴＥ）は、前端縁１００Ａから後端縁１００Ｂに向かって増加している。シュラウド１００の断面を示すために，図４Ａに直交軸ｘ-ｚ（図２Ａの直交軸ｘ-ｙ-ｚに対応）を示す。前端縁１００Ａから後端縁１００Ｂに向かって増加する熱膨張係数を示すシュラウド１００は、適切な方法で形成され得る。この適切な方法とは、例えば異なる熱膨張係数を有する複数の層を積層したり、またはシュラウド１００の材料を積層するときに、徐々に熱膨張係数の高い材料の割合を増やすというものである。図４Ａのシュラウド１００では、セラミック材料で構成された複数の層１０２が積層され、各々の材料の層は、先に積層された材料の層よりそれぞれ熱膨張係数が高い。層１０２Ａは、シュラウド１００の前端縁１００Ａに最も近く、層１０２Ｂは後端縁１００Ｂに最も近く、層１０２Ｃは概ね層１０２Ａと層１０２Ｂとの間の中間にある。代替の実施例では、２つの隣接した層は同等または近い熱膨張係数を備え得る。一実施例では、前端縁の層１０２Ａを形成している材料は、中間層１０２Ｃを形成している材料よりも約１０％低い熱膨張係数を示し、後端縁の層１０２Ｂを形成している材料は、中間層１０２Ｃを形成している材料より約１０％高い熱膨張係数を示す。

シュラウド１００を形成する一つの方法では、各層１０２は、高い熱膨張係数を有する第１の材料および低い熱膨張係数を有する第２の材料を異なる割合含んでいる。この割合は、熱膨張係数が異なるように調整される。一実施例では、高い熱膨張係数を有する第１の材料は炭化ケイ素であり得て、低い熱膨張係数を有する第２の材料は窒化ケイ素であり得る。このような実施例では、層１０２Ａは純窒化ケイ素であり得て、層１０２Ｂは純炭化ケイ素であり得る。シュラウド１００が複数の個別の層ではなく、単一の層で形成されるある実施例では、単一の層はセラミック材料が堆積されるときに、材料の合成を変えることで形成される。一実施例では、前端縁１００Ａでの材料が後端縁１００Ｂでの材料より約２０％低い熱膨張係数を示すように単一の層の合成量を変える。

周知のように、熱膨張／成長の量は熱膨張係数と温度に関係する。シュラウド１００の熱膨張係数を変えることで、前端縁１００Ａから後端縁１００Ｂの温度変化を補って、熱膨張を実質的に均一にするのに寄与している。前述したように、シュラウド１００の前端縁１００Ａは、後端縁１００Ｂより高い作動温度にさらされることがわかっている。前端縁１００Ａは、後端縁１００Ｂより高温にさらされるが、熱膨張の差を補うために低い方の熱膨張係数を有する材料を前端縁１００Ａ付近に配置する。これは作動中に前端縁１００Ａと後端縁１００Ｂの熱膨張量が実質的に近くなるようにするためである。シュラウド１００’（破線で示す）は、ガスタービンエンジン作動中に前端縁１００Ａと後端縁１００Ｂの実質的に均一な熱膨張を示している。

図４Ｂは、シュラウド１００の軸方向の位置（図４Ａに示すようにｘ軸に沿って測定された）の関数として測定されたシュラウド１００の半径方向の変位を示したグラフである。直線１１０は、均一な熱膨張係数を示す材料で形成される従来技術のシュラウドの半径方向の変位を示している。線１１２は、シュラウド１００の熱膨張係数が前端縁１００Ａ（図４Ａに示す）から後端縁１００Ｂ（図４Ａに示す）に向かって増加するように調整された２つ以上の材料で形成されたシュラウド１００の半径方向の変位を示している。直線１１０の点１１０Ａは、従来技術のシュラウドの前端縁における半径方向の変位に対応しており、点１１０Ｂは後端縁における半径方向の変位に対応している。同様に、線１１２の点１１２Ａは、シュラウド１００の前端縁１００Ａ（図４Ａに示す）における半径方向の変位に対応しており、点１１２Ｂは後端縁１００Ｂにおける半径方向の変位に対応している。図４Ｂに示すように、第２の実施例によるシュラウド１００の半径方向の変位（線１１２で示す）は、従来技術のシュラウドの半径方向の変位（直線１１０で示す）より一定である。シュラウド１００が半径方向に実質的に均一に変位するのは、軸方向で（つまり、ｘ軸方向で）熱膨張係数を変えることにより、シュラウド１００が実質的に均一に熱膨張するからである。

図５は、シュラウド２００をタービンブレード翼端に隣接する幅Ｗ_BTより長く延ばすことにより、実質的に均一な熱膨張を達成するシュラウド２００の第３の実施例の概略の断面図である。詳しく説明すると、延長部分２００Ａが、主なシュラウド部分２００Ｂから延びている。ガスタービンエンジン作動中に、熱は一般的に燃焼ガスによってシュラウド２００に移される。ブレード２０２が回転すると、これに付随して燃焼ガスがシュラウド２００の主なシュラウド部分２００Ｂへと循環する。しかし、延長部分２００Ａは、ブレード２０２からの熱伝達を受けにくく、これは延長部分２００Ａがブレード２０２に直接隣接しておらず、これにより、より低く熱伝達され、主なシュラウド部分２００Ｂより熱膨張しないためである。主なシュラウド部分２００Ｂは、ブレード２０２と整列し、ブレード２０２が主なシュラウド部分２００Ｂの下を通過するときの高温燃焼ガスの直接の通路内にある。結果として、主なシュラウド部分２００Ｂは、延長部分２００Ａより高い温度に応答してより大きく熱膨張する。シュラウド２００は、実質的に均一に熱膨張するように設計されており、これは延長部分２００Ａがより小さく熱膨張するため、主なシュラウド部分２００Ｂの前端縁部分の熱膨張を抑制するのに寄与するからである。

延長部分２００Ａが無ければ、主なシュラウド部分２００Ｂの前端縁２００Ｃは、後端縁２００Ｄより熱膨張しやすいことがわかっている。しかし、シュラウド２００の構造では、主なシュラウド部分２００Ｂの前端縁２００Ｃの熱膨張は、延長部分２００Ａによって抑制され、半径方向外側に膨張しにくくなり、これは延長部分２００Ａが前端縁２００Ｃほど熱膨張しないからである。主なシュラウド部分２００Ｂの前端縁２００Ｃがもはや無制限に熱膨張できないため、シュラウド２００は実質的に均一に熱膨張する。

図６は、シュラウド３００の第４実施例の概略の断面図である。前側部分３００Ａの熱膨張を抑制するために、クランプ力３０２をシュラウド３００の前側部分３００Ａに機械的にかけることで実質的に均一に熱膨張する。シュラウド３００の前側部分３００Ａが後側部分３００Ｂより熱膨張しやすい傾向があるため、シュラウド３００の第４の実施例は、前側部分３００Ａをクランプし、後側部分３００Ｂの熱膨張を拘束しないことによって、シュラウド３００の熱膨張を均一に逃がしている。いかなる外部のクランプ力３０２も、前側部分３００Ａを抑制するのに使用され得る。例えば、クランプ力３０２は、一般的にシュラウド３００に隣接しているガスタービン支持ケースに取り付けられる。当事者が認めるように、クランプ力３０２の量的な値は、シュラウド３００の前側部分３００Ａの予測される熱膨張量を含めた様々な要因をもとに決定される。

図７Ａは、前端縁４００Ａから後端縁４００Ｂに向かって延びるシュラウド４００の第５実施例の概略の断面図である。前端縁４００Ａは厚さＴ_LEを備えており、後端縁４００Ｂは厚さＴ_TEを備えており、厚さＴ_LEは厚さＴ_TEより大きい。シュラウド４００は、厚さＴ_LEから厚さＴ_TEに向かってテーパが付けられている。前端縁４００Ａの大きい厚さＴ_LEによって前端縁４００Ａの剛性が高くなり、前端縁４００Ａの熱膨張を抑制するのに寄与しているので、シュラウド４００は実質的に均一に熱膨張する。さらに、前端縁４００Ａで厚さＴ_LEを増加させることによって、前端縁４００Ａの背面４００Ｃは前側面４００Ｄより低い温度にさらされる。結果として、前端縁４００Ａの背面４００Ｃは、前側面４００Ｄより熱膨張しない傾向にあり、前端縁４００Ａの前側面４００Ｄの熱膨張を抑制するのにさらに寄与している。前端縁４００Ａの背面４００Ｃが前側面４００Ｄほど熱膨張しなければ、前側面４００Ｄは半径方向に膨張するのに対し、背面４００Ｃは半径方向の膨張を妨害するので、前側面４００Ｄの熱膨張は抑制される。

図７Ｂは、シュラウド４５０の概略の断面図であり、図７Ａのシュラウド４００の代替の実施例を示している。シュラウド４５０は、前側部分４５０Ａと後側部分４５０Ｂを含んでいる。シュラウド４００のように、シュラウド４５０の前側部分４５０Ａは、後側部分４５０Ｂの厚さＴ_450Bより大きい厚さＴ_450Aを含んでいる。しかし、シュラウド４５０は、厚さＴ_450Aから厚さＴ_450Bに向かって徐々にテーパを付けるのではなく、厚さＴ_450Aと厚さＴ_450Bの別々の区画を有している。

図８Ａおよび図８Ｂは、第６実施例によるシュラウド５００を示している。図８Ａは、シュラウドリング５００の断面図であり、図８Ｂはシュラウド５００の平面図である。シュラウド５００は、前端縁５００Ａから後端縁５００Ｂまで延びており、前端縁５００Ａから後端縁５００Ｂに向かって延びる複数のスロット５０２を含んでいる。スロット５０２を図８Ａに断面で示す。図８Ａおよび図８Ｂに示される実施例において、各スロット５０２の長さＬｓは、シュラウドの軸方向の長さの約４０％である。スロットの幅Ｗｓは、約０．２５４ミリメータ（１０ミル）から約０．５０８ミリメータ（２０ミル）である。しかし、長さＬｓと幅Ｗｓの両者は異なった大きさのシュラウドに適応するために、代替の実施例において調節され得る。シュラウド５００は、適切な数のスロット５０２を備え得る。一実施例では、シュラウド５００はリング状のシュラウドで、８つの一定間隔に配置されたスロット５０２を含んでいる。

複数のスロット５０２は、シュラウド５００を形成している材料の一繋ぎの輪を前端縁５００Ａ付近で分散させ、シュラウド５００の前端縁５００Ａの熱膨張の蓄積された影響を減少させるのに寄与している。前端縁５００Ａの熱膨張の蓄積された影響を減少させることによって、前端縁５００Ａの熱膨張量は、後端縁５００Ｂの熱膨張量に近くなり、シュラウド５００が実質的に均一に熱膨張するのに寄与している。スロット５０２は、シュラウド５００が半径方向（図８Ａのｚ軸方向）に撓む原因となるが、この撓み量はスロット５０２なしのシュラウドリング５００の予測される熱膨張量より小さいと考えられている。

図９は、シュラウド５５０を示し、図８Ａおよび図８Ｂのシュラウド５００の代替の実施例である。ここで、シュラウド５５０は、前端縁５００Ａから後端縁５００Ｂに向かって延びるスロット５５４に加えて、後端縁５００Ｂから前端縁５００Ａに向かって延びるスロット５５２を含んでいる。シュラウド５５０の一体性を保つために、後端縁５５０Ｂに沿った各スロット５５２が前端縁５５０Ａに沿ったスロット５５４と直接一直線上に並ばないように、スロット５５２とスロット５５４は互い違いに配列されている。スロット５５２とスロット５５４は、中間部５５６を画定し、さらにシュラウド５５０を一体化するのに寄与している。

シュラウドの前端縁が、インピンジメント冷却されており、後端縁が断熱されているシュラウドを均一に熱膨張させる第１の実施例を示すガスタービンエンジンのタービンステージの概略的な断面図である。 ガスタービンエンジン作動中のシュラウドに亘る温度分布を示すガスタービンエンジンの利用に適したシュラウドの斜視図である。 周方向位置の関数として、図２Ａのシュラウドの半径方向の変位を示したグラフである。 ガスタービンエンジンの定常作動時の図１のシュラウドに亘る温度分布を有限要素法により予測した図である。 シュラウドの全背面（即ち、外径）に亘って冷却空気を案内する従来技術の設計と比較して、シュラウドに沿った軸（ｘ軸）方向の位置の関数として、図１のシュラウドの半径方向の変位を示したグラフである。 シュラウドの熱膨張係数が、前端縁から後端縁に向かって増加することで、実質的に均一な熱膨張を達成するための第２実施例の断面図である。 シュラウドの軸方向の位置の関数として、図４Ａのシュラウドの半径方向の変位を示したグラフである。 隣接したブレード先端の幅より長くシュラウドを延ばすことにより、実質的に均一な熱膨張を達成するための第３実施例の概略の断面図である。 前端縁の熱膨張を抑制するのに寄与するために、シュラウドの前側部分にクランプ力をかけて、実質的に均一な熱膨張を達成するための第４実施例の概略の断面図である。 シュラウドが、後端縁の厚さより大きな前端縁の厚さを備えることで、実質的に均一な熱膨張を達成するための第５実施例の概略の断面図である。 図７Ａのシュラウドの代替の実施例の概略の断面図である。 シュラウドが、前端縁に沿った複数のスロットを備えることで、実質的に均一な熱膨張を達成するための第６実施例を示す図である。 シュラウドが、前端縁に沿った複数のスロットを備えることで、実質的に均一な熱膨張を達成するための第６実施例を示す図である。 シュラウドが、前端縁と後端縁の両者に沿った複数のスロットを備えている図８Ａおよび図８Ｂのシュラウドの代替の実施例を示す図である。

Claims (27)

1. 前方部分と前記前方部分に隣接する後方部分とを備えた前側部分および前記前側部分の前記後方部分に隣接する断熱された後側部分を有するシュラウドと、
   前記シュラウドの前記前側部分にインピンジメント冷却を施すように構成された冷却システムと、
   を有することを特徴とするガスタービンエンジンのタービンステージ。
2. 前記冷却システムは、前記シュラウドの前記前側部分の前記後方部分にインピンジメント冷却を施すように構成されていることを特徴とする請求項１記載のタービンステージ。
3. 前記シュラウドの前記後側部分が、対流で冷却されることを特徴とする請求項１記載のタービンステージ。
4. 断熱層が熱遮断コーティングされることを特徴とする請求項１記載のタービンステージ。
5. 断熱層がマイカを含むことを特徴とする請求項１記載のタービンステージ。
6. 前記シュラウドは、金属製支持リングで前記ガスタービンエンジン内に支持されるように構成され、
   前記冷却システムは、
   コンプレッサブリード空気を前記ガスタービンエンジンのタービンセクションに至る流路に案内し、
   前記コンプレッサブリード空気を前記流路からタービンケース内の第１の冷却口を通して案内し、
   前記コンプレッサブリード空気を前記タービンケース内の前記冷却口から前記金属製支持リング内の第２冷却口を通して案内することを特徴とする請求項１記載のシュラウドアッセンブリ。
7. 前側部分と後側部分を備えたタービンシュラウドを実質に均一に熱膨張させるシステムであって、前記システムは、前記前側部分にコンプレッサブリード空気を案内し、前記後側部分を断熱することを特徴とするシステム。
8. 前記シュラウドの前記後側部分は、対流で冷却されることを特徴とする請求項７記載のシステム。
9. 前記シュラウドの前記後側部分は、断熱材料で覆われることを特徴とする請求項７記載のシステム。
10. ガスタービンエンジンの利用に適したシュラウドであって、
    前端縁と、
    前記前端縁と反対側にある後端縁と、
    前記前端縁と前記後端縁との間で延び、かつセラミック材料で形成されるメインボディと、を備え、
    前記セラミック材料の熱膨張係数（ＣＴＥ）が、前記前端縁から前記後端縁に向かって増加することを特徴とするシュラウド。
11. 前記メインボディの前記セラミック材料は、
    第１の熱膨張係数を示し、かつ前記前端縁に隣接する第１のセラミック材料の第１の層と、
    第２の熱膨張係数を示し、かつ前記後端縁に隣接する第２のセラミック材料の第２の層と、
    を備え、
    前記第１の熱膨張係数は前記第２の熱膨張係数より小さいことを特徴とする請求項１０記載のシュラウド。
12. 前記第１の材料の層は、少なくとも９０重量％の窒化ケイ素を含むことを特徴とする請求項１０記載のシュラウド。
13. 前記第２の材料の層は、少なくとも９０重量％の炭化ケイ素を含むことを特徴とする請求項１０記載のシュラウド。
14. 前記第１の熱膨張係数は、前記第２の熱膨張係数より約２０％低いことを特徴とする請求項１０記載のシュラウド。
15. 前記第１の材料の層と前記第２の材料の層との間に位置する第３の材料の層をさらに備え、前記第３の材料の層は、前記第１の熱膨張係数より高く、前記第２の熱膨張係数より低い第３の熱膨張係数を示すことを特徴とする請求項１０記載のシュラウド。
16. 前記第１、前記第２および前記第３の材料の層は、別々の層として配置されることを特徴とする請求項１５のシュラウド。
17. 前記第２の熱膨張係数は、前記第３の熱膨張係数より約１０％高く、前記第３の熱膨張係数は、前記第１の熱膨張係数より約１０％高いことを特徴とする請求項１５記載のシュラウド。
18. ブレード先端の幅を含んだ隣接ロータブレードと組み合わせて利用されるシュラウドであって、
    前記ロータブレードのブレード先端の幅より長く延びるように構成された延長部分と、
    前記延長部分に隣接するメインシュラウド部分と、
    を備えることを特徴とするシュラウド。
19. 前記シュラウドの前記延長部分を拘束するように構成された外部クランプ装置をさらに有することを特徴とする請求項１８記載のシュラウド。
20. 前記延長部分は第１の厚さを備え、前記メインシュラウド部分は、前記第１の厚さより小さい第２の厚さを備えた後側部分を有することを特徴とする請求項１８記載のシュラウド。
21. ガスタービンエンジンの利用に適したシュラウドであって、
    第１の厚さを備える前側部分と、
    前記前側部分に隣接し、前記第１の厚さより小さい第２の厚さを備えた後側部分と、
    を備えたシュラウド。
22. 前記シュラウドは、前記第１の厚さから前記第２の厚さへとテーパが付けられていることを特徴とする請求項２１記載のシュラウド。
23. ガスタービンエンジンの利用に適したシュラウドアッセンブリであって、
    前側部分と前記前側部分に隣接する後側部分とを備えるシュラウドと、
    前記前側部分の熱膨張を抑制するために、前記前側部分に力を作用させるクランプ装置と、
    を備えることを特徴とするシュラウドアッセンブリ。
24. 第１のスロットのセットを備えた前側部分と、
    前記前側部分に隣接する後側部分と、
    を備えることを特徴とするガスタービンエンジン用のシュラウド。
25. 前記第１のスロットのセットが、軸方向に延びることを特徴とする請求項２４記載のシュラウド。
26. さらに、前記後側部分は、第２のスロットのセットを備えることを特徴とする請求項２４記載のシュラウド。
27. 前記第１のスロットのセットおよび前記第２のスロットのセットが、互い違いに配列されることを特徴とする請求項２６記載のシュラウド。

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