JP2022011589A - Blade of rotary machine and rotary machine - Google Patents
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Abstract
Description
本開示は、回転機械の翼及び回転機械に関する。 The present disclosure relates to blades of rotary machinery and rotary machinery.
例えば回転機械の一例としてのガスタービンでは、例えば圧縮機からの抽気を供給することにより、翼の冷却ならびに動翼及び静翼間のシールを行うようにしている(例えば特許文献1参照)。 For example, in a gas turbine as an example of a rotary machine, for example, by supplying bleed air from a compressor, the blades are cooled and the blades and the stationary blades are sealed (see, for example, Patent Document 1).
例えば特許文献1に記載のガスタービン等の回転機械では、複数の静翼を備える静翼段と、複数の動翼を備える動翼段とがロータの軸方向に沿って交互に配置されている。例えば特許文献1に記載のガスタービン等では、例えば動翼のハブ側の端部よりも径方向の内側の領域において静翼段と動翼段との間に空洞が設けられており、この空洞に燃焼ガス等の高温の作動流体が流入しないように例えば圧縮機からの抽気が供給されるように構成されている。
しかし、ガスタービンの運転状況等によっては、上述した空洞に高温の作動流体が流入するおそれがある。そのため、上述した空洞に高温の作動流体が流入することを抑制することが望まれている。
For example, in a rotary machine such as a gas turbine described in
However, depending on the operating conditions of the gas turbine and the like, there is a possibility that a high-temperature working fluid may flow into the above-mentioned cavity. Therefore, it is desired to suppress the inflow of high-temperature working fluid into the above-mentioned cavity.
本開示の少なくとも一実施形態は、上述の事情に鑑みて、回転機械における静翼段と動翼段との間の空洞への作動流体の浸入を抑制することを目的とする。 At least one embodiment of the present disclosure is an object of the present invention to suppress the infiltration of working fluid into the cavity between the stationary blade stage and the moving blade stage in the rotary machine in view of the above circumstances.
(1)本開示の少なくとも一実施形態に係る回転機械の翼は、
回転機械の翼であって、
前記翼の後縁によって規定される出口角が第1出口角となる第1位置を含む主流領域と、
前記主流領域よりもハブ側に位置するハブ側領域と、
を備え、
前記ハブ側領域の少なくとも一部は、前記出口角が前記第1出口角とは異なる第2出口角となる第2位置を含み、且つ、前記第2位置から前記ハブ側に近づくにつれて前記第1角度に対する前記出口角の差が大きくなる前記出口角の分布を有し、
前記翼のスパン方向の位置に対する前記出口角の前記第2位置での変化率の絶対値は、前記スパン方向の位置に対する前記出口角の前記第1位置での変化率の絶対値の2倍を超える。
(1) The blade of the rotary machine according to at least one embodiment of the present disclosure is
The wings of a rotating machine
A mainstream region including a first position where the exit angle defined by the trailing edge of the wing is the first exit angle.
The hub side region located on the hub side of the mainstream region and the hub side region
Equipped with
At least a part of the hub-side region includes a second position where the outlet angle is a second exit angle different from the first exit angle, and the first position as the second position approaches the hub side. It has a distribution of the exit angles in which the difference in the exit angles with respect to the angle is large.
The absolute value of the rate of change of the exit angle at the second position with respect to the position of the blade in the span direction is twice the absolute value of the rate of change of the exit angle at the first position with respect to the position in the span direction. Exceed.
(2)本開示の少なくとも一実施形態に係る回転機械は、
複数の静翼と、
複数の動翼と、
を備え、
前記複数の静翼、又は、前記複数の動翼の少なくとも何れか一方が上記(1)の構成の前記翼である。
(2) The rotary machine according to at least one embodiment of the present disclosure is
With multiple static wings,
With multiple blades,
Equipped with
At least one of the plurality of stationary blades or the plurality of moving blades is the blade having the configuration of the above (1).
本開示の少なくとも一実施形態によれば、回転機械における静翼段と動翼段との間の空洞への作動流体の浸入を抑制できる。 According to at least one embodiment of the present disclosure, it is possible to suppress the intrusion of working fluid into the cavity between the stationary blade stage and the moving blade stage in the rotary machine.
以下、添付図面を参照して本開示の幾つかの実施形態について説明する。ただし、実施形態として記載されている又は図面に示されている構成部品の寸法、材質、形状、その相対的配置等は、本開示の範囲をこれに限定する趣旨ではなく、単なる説明例にすぎない。
例えば、「ある方向に」、「ある方向に沿って」、「平行」、「直交」、「中心」、「同心」或いは「同軸」等の相対的或いは絶対的な配置を表す表現は、厳密にそのような配置を表すのみならず、公差、若しくは、同じ機能が得られる程度の角度や距離をもって相対的に変位している状態も表すものとする。
例えば、「同一」、「等しい」及び「均質」等の物事が等しい状態であることを表す表現は、厳密に等しい状態を表すのみならず、公差、若しくは、同じ機能が得られる程度の差が存在している状態も表すものとする。
例えば、四角形状や円筒形状等の形状を表す表現は、幾何学的に厳密な意味での四角形状や円筒形状等の形状を表すのみならず、同じ効果が得られる範囲で、凹凸部や面取り部等を含む形状も表すものとする。
一方、一の構成要素を「備える」、「具える」、「具備する」、「含む」、又は、「有する」という表現は、他の構成要素の存在を除外する排他的な表現ではない。
Hereinafter, some embodiments of the present disclosure will be described with reference to the accompanying drawings. However, the dimensions, materials, shapes, relative arrangements, etc. of the components described as embodiments or shown in the drawings are not intended to limit the scope of the present disclosure to this, and are merely explanatory examples. do not have.
For example, expressions that represent relative or absolute arrangements such as "in one direction", "along a certain direction", "parallel", "orthogonal", "center", "concentric" or "coaxial" are exact. Not only does it represent such an arrangement, but it also represents a tolerance or a state of relative displacement at an angle or distance to the extent that the same function can be obtained.
For example, expressions such as "same", "equal", and "homogeneous" that indicate that things are in the same state not only represent exactly the same state, but also have tolerances or differences to the extent that the same function can be obtained. It shall also represent the existing state.
For example, the expression representing a shape such as a quadrangular shape or a cylindrical shape not only represents a shape such as a quadrangular shape or a cylindrical shape in a geometrically strict sense, but also an uneven portion or a chamfer within the range where the same effect can be obtained. It shall also represent the shape including the part and the like.
On the other hand, the expressions "equipped", "equipped", "equipped", "included", or "have" one component are not exclusive expressions excluding the existence of other components.
以下の説明では、回転機械の一例としてガスタービンを例に挙げて、幾つかの実施形態について説明する。
図1は、回転機械の一例としてのガスタービンの全体構成を表す概略図であり、図2は、タービンのガス流路を表す模式的な断面図である。
In the following description, a gas turbine will be taken as an example of a rotary machine, and some embodiments will be described.
FIG. 1 is a schematic view showing an overall configuration of a gas turbine as an example of a rotary machine, and FIG. 2 is a schematic cross-sectional view showing a gas flow path of the turbine.
(ガスタービン10)
幾つかの実施形態では、図1に示すように、ガスタービン10は、圧縮機11と燃焼器12とタービン13がロータ14により同軸上に配置されて構成され、ロータ14の一端部に発電機15が連結されている。なお、以下の説明では、ロータ14の軸線が延びる方向を軸方向Da、このロータ14の軸線を中心とした周方向を周方向Dcとし、ロータ14の軸線Axに対して垂直な方向を径方向Drとする。
以下の説明では、軸方向Daにのうち、以下で説明する燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの流れにおける上流側を軸方向上流側又は単に上流側と称し、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの流れにおける下流側を軸方向下流側又は単に下流側と称する。
また、周方向Dcのうち、ロータ14の回転方向を回転方向Rとして表す。
(Gas turbine 10)
In some embodiments, as shown in FIG. 1, the
In the following description, of the axial Da, the upstream side in the flow of the combustion gas FG in the combustion
Further, among the circumferential directions Dc, the rotation direction of the
圧縮機11は、空気取入口から取り込まれた空気AIが複数の静翼及び動翼を通過して圧縮されることで高温・高圧の圧縮空気ACを生成する。燃焼器12は、この圧縮空気ACに対して燃料FLを供給し、燃焼することで高温・高圧の作動流体である燃焼ガスFGが生成される。タービン13は、燃焼器12で生成された高温・高圧の燃焼ガスFGが複数の静翼及び動翼を通過することでロータ14を駆動回転し、このロータ14に連結された発電機15を駆動する。
The
(タービン13)
図2に示すように、タービン13にて、複数のタービン静翼(静翼)21の各々は、翼型部23のハブ側が内側シュラウド25に固定され、先端側が外側シュラウド27に固定されて構成されている。幾つかの実施形態に係るタービン13では、複数の静翼21と内側シュラウド25と外側シュラウド27とによって静翼段20が形成されている。
幾つかの実施形態に係るタービン13では、ロータディスク16の外周部には、周方向に間隔を空けて複数のタービン動翼(動翼)41が取り付けられている。複数のタービン動翼(動翼)41の各々は、翼型部43のハブ側がプラットフォーム45に固定されて構成されている。幾つかの実施形態に係るタービン13では、ロータディスク16と、該ロータディスク16に取り付けられた複数の動翼41とによって動翼段40が形成されている。
(Turbine 13)
As shown in FIG. 2, in the
In the
幾つかの実施形態に係るタービン13では、静翼段20と動翼段40とが軸方向Daに沿って交互に複数配置されている。
以下の説明では、軸方向Daに沿って複数配置された静翼段20について、上流側から順に第1静翼段20A、第2静翼段20B、第3静翼段・・・と称する。なお、図2では第3静翼段以降の静翼段20の記載を省略している。
同様に、以下の説明では、軸方向Daに沿って複数配置された動翼段40について、上流側から順に第1動翼段40A、第2動翼段40B、第3動翼段・・・と称する。なお、図2では第3動翼段以降の動翼段40の記載を省略している。
In the
In the following description, a plurality of stationary blade stages 20 arranged along the axial direction Da will be referred to as a first
Similarly, in the following description, with respect to the plurality of rotor blade stages 40 arranged along the axial direction Da, the first
幾つかの実施形態に係るタービン13では、外側シュラウド27と動翼41の先端部側に配置される分割環50とが遮熱環39を介して車室(タービン車室)30に支持され、内側シュラウド25がサポートリング31に支持されている。そのため、燃焼ガスFGが通過する燃焼ガス流路32は、内側シュラウド25と、外側シュラウド27と、プラットフォーム45と、分割環50により囲まれた空間として軸方向Daに沿って形成される。
In the
なお、内側シュラウド25、外側シュラウド27及び分割環50は、ガスパス面形成部材として機能する。ガスパス面形成部材とは、燃焼ガス流路32を区画すると共に燃焼ガスFGが接触するガスパス面を有するものである。
The
図3は、軸方向Daに沿って隣り合う静翼段20と動翼段40とについて、プラットフォーム45及び内側シュラウド25の近傍を拡大した模式的な図である。
幾つかの実施形態に係るタービン13では、例えば動翼41の翼型部43のハブ側端43aよりも径方向の内側の領域において、軸方向Daに沿って隣り合う静翼段20と動翼段40との間に空洞37が設けられている。
幾つかの実施形態に係るタービン13では、主流路である燃焼ガス流路32から逸れた高温の燃焼ガスFGが上記空洞37へ流入するのを抑制するため、例えば動翼41のプラットフォーム45や静翼段20における内側シュラウド25のように軸方向Daに突出する部位(突出部25a、45a)等を設けることで、静翼段20と動翼段40との隙間を小さくするようにしている。説明の便宜上、このようにして静翼段20と動翼段40との隙間を小さくしている領域をシール領域35と称する。
さらに、幾つかの実施形態に係るタービン13では、上記空洞37への燃焼ガスFGの流入を抑制するため、例えば圧縮機11からの抽気がパージエアPAとして供給されるように構成されている。
しかし、ガスタービン10の運転状況等によっては、上述したシール領域35を介して上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入するおそれがある。そのため、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制することが望まれている。
FIG. 3 is an enlarged schematic view of the vicinity of the
In the
In the
Further, in the
However, depending on the operating conditions of the
そこで、幾つかの実施形態に係るタービン13では、以下で説明する構成により、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制するようにしている。
Therefore, in the
(燃焼ガスFGの挙動について)
以下、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制するための構成について説明する前に、燃焼ガスFGの挙動について説明する。
図4Aは、静翼21の出口角について説明するための模式的な断面図であり、翼型部23を周方向に沿って切断した断面を表している。
図4Bは、動翼41の出口角について説明するための模式的な断面図であり、翼型部43を周方向に沿って切断した断面を表している。
図5Aは、従来の静翼を通過した後の燃焼ガスFGの周方向速度の分布の例と、シール領域35及び空洞37における流体の周方向速度の分布の例を示す図である。
図5Bは、従来の静翼を通過した後の燃焼ガスFGの静圧の周方向の分布の例と、燃焼ガスFGとパージエアPAとの境界の位置の例とを併記した図である。
図6Aは、一実施形態の静翼21を通過した後の燃焼ガスFGの周方向速度の分布の例と、シール領域35及び空洞37における流体の周方向速度の分布の例を示す図である。
図6Bは、一実施形態の静翼21を通過した後の燃焼ガスFGの静圧の周方向の分布の例と、燃焼ガスFGとパージエアPAとの境界の位置の例とを併記した図である。
図7Aは、従来の動翼を通過した後の燃焼ガスFGの周方向速度の分布の例と、シール領域35及び空洞37における流体の周方向速度の分布の例を示す図である。
図7Bは、従来の動翼を通過した後の燃焼ガスFGの静圧の周方向の分布の例と、燃焼ガスFGとパージエアPAとの境界の位置の例とを併記した図である。
図8Aは、一実施形態の動翼41を通過した後の燃焼ガスFGの周方向速度の分布の例と、シール領域35及び空洞37における流体の周方向速度の分布の例を示す図である。
図8Bは、一実施形態の動翼41を通過した後の燃焼ガスFGの静圧の周方向の分布の例と、燃焼ガスFGとパージエアPAとの境界の位置の例とを併記した図である。
図9Aは、他の実施形態の動翼41を通過した後の燃焼ガスFGの周方向速度の分布の例と、シール領域35及び空洞37における流体の周方向速度の分布の例を示す図である。
図9Bは、他の実施形態の動翼41を通過した後の燃焼ガスFGの静圧の周方向の分布の例と、燃焼ガスFGとパージエアPAとの境界の位置の例とを併記した図である。
(About the behavior of combustion gas FG)
Hereinafter, the behavior of the combustion gas FG will be described before the configuration for suppressing the inflow of the high-temperature combustion gas FG into the
FIG. 4A is a schematic cross-sectional view for explaining the exit angle of the
FIG. 4B is a schematic cross-sectional view for explaining the exit angle of the
FIG. 5A is a diagram showing an example of the distribution of the circumferential velocity of the combustion gas FG after passing through the conventional stationary blade and an example of the distribution of the circumferential velocity of the fluid in the
FIG. 5B is a diagram showing an example of the distribution of the static pressure of the combustion gas FG after passing through the conventional stationary blade in the circumferential direction and an example of the position of the boundary between the combustion gas FG and the purge air PA.
FIG. 6A is a diagram showing an example of the distribution of the circumferential velocity of the combustion gas FG after passing through the
FIG. 6B is a diagram showing an example of the distribution of the static pressure of the combustion gas FG after passing through the
FIG. 7A is a diagram showing an example of the distribution of the circumferential velocity of the combustion gas FG after passing through the conventional rotor blade and an example of the distribution of the circumferential velocity of the fluid in the
FIG. 7B is a diagram showing an example of the distribution of the static pressure of the combustion gas FG after passing through the conventional rotor blade in the circumferential direction and an example of the position of the boundary between the combustion gas FG and the purge air PA.
FIG. 8A is a diagram showing an example of the distribution of the circumferential velocity of the combustion gas FG after passing through the
FIG. 8B is a diagram showing an example of the distribution of the static pressure of the combustion gas FG after passing through the
FIG. 9A is a diagram showing an example of the distribution of the circumferential velocity of the combustion gas FG after passing through the
FIG. 9B is a diagram showing an example of the distribution of the static pressure of the combustion gas FG in the circumferential direction after passing through the
例えば図5B及び図7Bに示すように、燃焼ガスFGが通過する主流路としての燃焼ガス流路32のうち静翼段20と動翼段40との間の領域では、周方向Dcに沿って燃焼ガスFGの圧力(静圧)p’が周期的に変化するような圧力分布を有している。そのため、燃焼ガスFGは周方向Dcへ流れる際に周期的に変化する圧力分布の影響を受ける。
なお、この圧力分布は、タービン13の出力変化がない状態では、時間が経過しても周方向Dcへ移動しない。
なお、図5B及び図7Bでは、周方向Dcの位置と燃焼ガスFGの静圧p’との関係を示す曲線Cは、静圧p’が大きくなるほど径方向Dr外側に位置するように描かれ、静圧p’が小さくなるほど径方向Dr内側に位置するように描かれている。すなわち、図5B及び図7Bに示した曲線Cは、燃焼ガス流路32における径方向Drの位置を示すものではない。なお、曲線Cが燃焼ガス流路32における径方向の位置を示すものではないことは、後述する図6B、図8B及び図9Bにおいても同様である。
For example, as shown in FIGS. 5B and 7B, in the region between the
It should be noted that this pressure distribution does not move in the circumferential direction Dc even after a lapse of time in the state where the output of the
In FIGS. 5B and 7B, the curve C showing the relationship between the position of the circumferential direction Dc and the static pressure p'of the combustion gas FG is drawn so as to be located outside the radial direction Dr as the static pressure p'is increased. , The smaller the static pressure p', the more it is drawn to be located inside the radial Dr. That is, the curve C shown in FIGS. 5B and 7B does not indicate the position of the radial Dr in the combustion
例えば図5B及び図7Bに示すように、燃焼ガス流路32のうち静翼段20と動翼段40との間の領域において燃焼ガスFGの静圧p’が高いと、燃焼ガスFGが上記空洞37に流入し易くなるため、燃焼ガスFGと上記空洞37に供給されているパージエアPAとの境界BLの位置が径方向Dr内側に移動する。逆に、該領域において燃焼ガスFGの静圧p’が低いと、燃焼ガスFGが上記空洞37に流入し難くなるため、上記境界BLの位置が径方向Dr外側に移動する。なお、図5B及び図7Bにおいて、曲線Cと境界BLとで山及び谷の周方向Dcの位置がずれているが、燃焼ガスFGの静圧p’の高低の影響が境界BLの径方向Drの位置の違いとして現れるまでの時間差が存在するからである。
For example, as shown in FIGS. 5B and 7B, when the static pressure p'of the combustion gas FG is high in the region between the
また、上記境界BLの位置は、高い静圧p’が作用している時間が長くなるほど径方向Dr内側に移動し、高い静圧p’が作用している時間が短くなるほど径方向Dr外側に移動する傾向がある。
そのため、上記空洞37に燃焼ガスFGが流入することを抑制するためには、高い静圧p’が作用している時間を短くすることが望ましい。
Further, the position of the boundary BL moves inward in the radial direction as the time during which the high static pressure p'acts acts, and outwards in the radial direction as the time during which the high static pressure p'acts shortens. Tends to move.
Therefore, in order to suppress the inflow of the combustion gas FG into the
(静翼の下流側における燃焼ガスFGの流入抑制について)
静翼の下流側における、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθm、シール領域35における流体の周方向速度Vθs、及び、上記空洞37におけるパージエアPAの周方向速度Vθcの速度分布について説明する。
図5Aに示すように、従来の静翼を通過した後の燃焼ガスFGは、ロータ14の回転方向Rと同じ方向に旋回する周方向の速度成分を有する。
上記空洞37では、ロータディスク16の回転の影響を受けるため、パージエアPAは、ロータ14(ロータディスク16)の回転方向Rと同じ方向に旋回する周方向の速度成分を有する。
従来の静翼を通過した後の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmは、パージエアPAの周方向速度Vθcよりも大きい。
(Regarding the suppression of the inflow of combustion gas FG on the downstream side of the stationary blade)
About the velocity distribution of the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the combustion
As shown in FIG. 5A, the combustion gas FG after passing through the conventional stationary blade has a circumferential velocity component that swivels in the same direction as the rotation direction R of the
Since the
The circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG after passing through the conventional stationary blade is larger than the circumferential velocity Vθc of the purge air PA.
なお、図5A、図6A、図7A、図8A及び図9Aでは、周方向速度を表す線の位置が、紙面において周方向Dcの中央で径方向Drに延在する基準線L0から周方向Dcに離れるにつれて周方向速度の絶対値が大きいことを表している。また、周方向速度を表す線の位置が基準線L0よりも紙面右側に位置している場合、流体がロータ14(ロータディスク16)の回転方向Rと同じ方向に流れていることを表し、周方向速度を表す線の位置が基準線L0よりも紙面左側に位置している場合、流体がロータ14(ロータディスク16)の回転方向Rとは逆の方向に流れていることを表している。 In FIGS. 5A, 6A, 7A, 8A, and 9A, the position of the line representing the circumferential velocity is from the reference line L0 extending in the radial direction Dr at the center of the circumferential direction Dc on the paper surface to the circumferential direction Dc. It shows that the absolute value of the circumferential velocity increases as the distance increases. Further, when the position of the line representing the circumferential velocity is located on the right side of the paper surface from the reference line L0, it means that the fluid is flowing in the same direction as the rotation direction R of the rotor 14 (rotor disk 16). When the position of the line representing the directional velocity is located on the left side of the paper surface with respect to the reference line L0, it means that the fluid is flowing in the direction opposite to the rotation direction R of the rotor 14 (rotor disk 16).
図5Aに示すように、シール領域35における流体は、ロータ14の回転方向Rと同じ方向に旋回する周方向の速度成分を有する。シール領域35のうち径方向Dr外側の領域における流体の周方向速度Vθsは、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmの影響を受ける。シール領域35のうち径方向Dr内側の領域における流体の周方向速度Vθsは、上記空洞37におけるパージエアPAの周方向速度Vθcの影響を受ける。
したがって、シール領域35における流体の周方向速度Vθsは、径方向Dr外側に近づくにつれて燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmに近づき、径方向Dr内側に近づくにつれて上記空洞37におけるパージエアPAの周方向速度Vθcに近づく。
As shown in FIG. 5A, the fluid in the
Therefore, the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
上述したように、上記空洞37に燃焼ガスFGが流入することを抑制するためには、高い静圧p’が作用している時間を短くすることが望ましい。
そこで、例えば図6Aに示すように、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmについて、ハブ側の領域、すなわちシール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくすると、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)が大きくなる。具体的には、後述するように、幾つかの実施形態に係る静翼21について、ハブ側に近い領域における出口角を従来の静翼とは異なる角度に設定することで、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくする。
該平均速度Vθs(ave)を大きくすることで、図6Bに示すように、図5Bに示した場合と比べて境界BLの位置を径方向Dr外側に移動させることができる。
なお、図6Aにおいて、破線で示した周方向速度Vθ1は、図5Aに示した従来の静翼を用いた場合の周方向速度を表している。図6Aにおいて、シール領域35における平均速度Vθs(ave)1は、図5Aに示した従来の静翼を用いた場合のシール領域35における平均速度である。シール領域35における平均速度Vθs(ave)2は、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくした場合のシール領域35における平均速度である。
As described above, in order to suppress the inflow of the combustion gas FG into the
Therefore, for example, as shown in FIG. 6A, when the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the combustion
By increasing the average velocity Vθs (ave), as shown in FIG. 6B, the position of the boundary BL can be moved to the outside of the radial Dr as compared with the case shown in FIG. 5B.
In FIG. 6A, the circumferential velocity Vθ1 shown by the broken line represents the circumferential velocity when the conventional stationary blade shown in FIG. 5A is used. In FIG. 6A, the average velocity Vθs (ave) 1 in the
(動翼の下流側における燃焼ガスFGの流入抑制について)
動翼の下流側における、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθm、シール領域35における流体の周方向速度Vθs、及び、上記空洞37におけるパージエアPAの周方向速度Vθcの速度分布について説明する。
図7Aに示すように、従来の動翼を通過した後の燃焼ガスFGは、ロータ14の回転方向Rとは逆方向に旋回する周方向の速度成分を有する。
上記空洞37では、上述したように、ロータディスク16の回転の影響を受けるため、パージエアPAは、ロータ14(ロータディスク16)の回転方向Rと同じ方向に旋回する周方向の速度成分を有する。
(Regarding the suppression of the inflow of combustion gas FG on the downstream side of the rotor blade)
About the velocity distribution of the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the combustion
As shown in FIG. 7A, the combustion gas FG after passing through the conventional rotor blade has a peripheral velocity component that swivels in the direction opposite to the rotation direction R of the
As described above, since the
図7Aに示すように、シール領域35における流体は、シール領域35のうち径方向Dr外側の領域では、ロータ14の回転方向Rとは逆方向に旋回する周方向の速度成分を有し、シール領域35のうち径方向Dr内側の領域では、ロータ14の回転方向Rと同じ方向に旋回する周方向の速度成分を有する。
ガスタービン10が産業用のガスタービンである場合、航空機用のガスタービン等と比べて燃焼ガスFGの流速が小さいので、動翼段40と該動翼段40の下流側で隣り合う静翼段20との間の燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGは、上述したようにロータ14の回転方向Rとは逆の方向に流れるものの、その周方向速度Vθmの絶対値|Vθm|が比較的小さくなる。そのため、シール領域35における流体の周方向速度Vθsについてロータ14の回転方向Rと同じ方向へ向かう場合を正とすると、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)は、正の値となる。
As shown in FIG. 7A, the fluid in the
When the
上述したように、上記空洞37に燃焼ガスFGが流入することを抑制するためには、高い静圧p’が作用している時間を短くすることが望ましい。
そこで、例えば図8Aに示すように、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmについて、ハブ側の領域、すなわちシール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくする(周方向速度Vθmの絶対値を小さくする)と、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)が大きくなる。具体的には、後述するように、幾つかの実施形態に係る動翼41について、ハブ側に近い領域における出口角を従来の静翼とは異なる角度に設定することで、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくする(周方向速度Vθmの絶対値を小さくする)。
なお、以下の説明では、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくする(周方向速度Vθmの絶対値を小さくする)ように動翼41の出口角を設定する場合をケース1と称する。
As described above, in order to suppress the inflow of the combustion gas FG into the
Therefore, for example, as shown in FIG. 8A, with respect to the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the combustion
In the following description, the outlet angle of the
上述したように、該平均速度Vθs(ave)を大きくすることで、図8Bに示すように、図7Bに示した場合と比べて境界BLの位置を径方向Dr外側に移動させることができる。
なお、図8Aにおいて、破線で示した周方向速度Vθ1は、図7Aに示した従来の動翼を用いた場合の周方向速度を表している。図8Aにおいて、シール領域35における平均速度Vθs(ave)1は、図7Aに示した従来の動翼を用いた場合のシール領域35における平均速度である。シール領域35における平均速度Vθs(ave)2は、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを大きくした(周方向速度Vθmの絶対値を小さくした)場合のシール領域35における平均速度である。
As described above, by increasing the average velocity Vθs (ave), as shown in FIG. 8B, the position of the boundary BL can be moved to the outside of the radial Dr as compared with the case shown in FIG. 7B.
In FIG. 8A, the circumferential velocity Vθ1 shown by the broken line represents the circumferential velocity when the conventional rotor blade shown in FIG. 7A is used. In FIG. 8A, the average velocity Vθs (ave) 1 in the
一般的に航空機用のガスタービン等のように遷音速ガスタービンと称されるガスタービンや超音速ガスタービンと称されるガスタービンでは、産業用のガスタービン10と比べて燃焼ガスFGの流速が大きいので、動翼段40と該動翼段40の下流側で隣り合う静翼段20との間の燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGは、ロータ14の回転方向Rとは逆の方向に流れ、その周方向速度Vθmの絶対値|Vθm|が比較的大きくなる。そのため、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)は、負の値となる。
Generally, in a gas turbine called a transonic gas turbine such as a gas turbine for an aircraft or a gas turbine called a supersonic gas turbine, the flow velocity of the combustion gas FG is higher than that of the
上述したように、上記空洞37に燃焼ガスFGが流入することを抑制するためには、高い静圧p’が作用している時間を短くすることが望ましい。
そこで、例えば図9Aに示すように、燃焼ガス流路32における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmについて、ハブ側の領域、すなわちシール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを小さくする(周方向速度Vθmの絶対値を大きくする)と、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)が小さくなる(平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|が大きくなる)。具体的には、後述するように、幾つかの実施形態に係る動翼41について、ハブ側に近い領域における出口角を従来の静翼とは異なる角度に設定することで、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを小さくする(周方向速度Vθmの絶対値を大きくする)。
なお、以下の説明では、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを小さくする(周方向速度Vθmの絶対値を大きくする)ように動翼41の出口角を設定する場合をケース2と称する。
As described above, in order to suppress the inflow of the combustion gas FG into the
Therefore, for example, as shown in FIG. 9A, with respect to the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the combustion
In the following description, the outlet angle of the
該平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きくすることで、図9Bに示すように、図7Bに示した場合と比べて境界BLの位置を径方向Dr外側に移動させることができる。
なお、図9Aにおいて、破線で示した周方向速度Vθ1は、遷音速ガスタービンと称されるガスタービンや超音速ガスタービンと称されるガスタービンにおいて従来の動翼を用いた場合の周方向速度を表している。図9Aにおいて、シール領域35における平均速度Vθs(ave)1は、上述した従来の動翼を用いた場合のシール領域35における平均速度である。シール領域35における平均速度Vθs(ave)2は、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを小さくした(周方向速度Vθmの絶対値を大きくした)場合のシール領域35における平均速度である。
By increasing the absolute value | Vθs (ave) | of the average velocity Vθs (ave), as shown in FIG. 9B, the position of the boundary BL is moved to the outside of the radial Dr as compared with the case shown in FIG. 7B. be able to.
In FIG. 9A, the circumferential speed Vθ1 shown by the broken line is the circumferential speed when a conventional moving blade is used in a gas turbine called a transonic gas turbine or a gas turbine called a supersonic gas turbine. Represents. In FIG. 9A, the average velocity Vθs (ave) 1 in the
(出口角について)
図4Aに示すように、静翼21の出口角αは、翼型部23の後縁23Tが軸線Axに対してなす角度である。
図4Bに示すように、動翼41の出口角βは、翼型部43の後縁43Tが軸線Axに対してなす角度である。
(About the exit angle)
As shown in FIG. 4A, the exit angle α of the
As shown in FIG. 4B, the outlet angle β of the moving
図10Aは、スパン方向の位置と静翼21の出口角αとの関係の一例を示す図である。
図10Bは、スパン方向の位置と静翼21の出口角αとの関係の他の一例を示す図である。
図10Cは、スパン方向の位置と静翼21の出口角αとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図10Dは、スパン方向の位置と静翼21の出口角αとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図10Eは、スパン方向の位置と静翼21の出口角αとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図10Fは、スパン方向の位置と静翼21の出口角αとの関係のさらに他の一例を示す図である。
FIG. 10A is a diagram showing an example of the relationship between the position in the span direction and the outlet angle α of the
FIG. 10B is a diagram showing another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle α of the
FIG. 10C is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle α of the
FIG. 10D is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle α of the
FIG. 10E is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle α of the
FIG. 10F is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle α of the
図11Aは、スパン方向の位置と動翼41の出口角βとの関係の一例を示す図である。
図11Bは、スパン方向の位置と動翼41の出口角βとの関係の他の一例を示す図である。
図11Cは、スパン方向の位置と動翼41の出口角βとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図11Dは、スパン方向の位置と動翼41の出口角βとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図11Eは、スパン方向の位置と動翼41の出口角βとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図11Fは、スパン方向の位置と動翼41の出口角βとの関係のさらに他の一例を示す図である。
図12は、主流領域及びハブ側領域について説明するための図であり、出口角度の分布の一例として図10Aに示した出口角度の分布を記載している。
なお、図11A乃至図11Fでは、上述したケース1に該当する場合とケース2に外筒すり場合の双方について記載している。
FIG. 11A is a diagram showing an example of the relationship between the position in the span direction and the outlet angle β of the
FIG. 11B is a diagram showing another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle β of the
FIG. 11C is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle β of the
FIG. 11D is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle β of the
FIG. 11E is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle β of the
FIG. 11F is a diagram showing still another example of the relationship between the position in the span direction and the exit angle β of the
FIG. 12 is a diagram for explaining the mainstream region and the hub side region, and shows the distribution of the exit angle shown in FIG. 10A as an example of the distribution of the exit angle.
It should be noted that FIGS. 11A to 11F describe both the case corresponding to the above-mentioned
なお、本明細書において、スパン方向とは、各無次元子午面長位置における翼型部23、43のハブ側端23a、43aとチップ側端23b、43bを結ぶ方向である。また、本明細書では、翼型部23、43のハブ側端23a、43aの位置を0%とし、チップ側端23b、43bの位置を100%として、ハブ側端23a、43aからのスパン方向の長さ(スパン方向長さL)によってスパン方向の位置を規定する。
また、図10A乃至10F及び図11A乃至図11Fにおいて、以下で説明する実施形態に係る出口角度を示す曲線は実線で表し、従来の静翼及び動翼の出口角度を示す曲線は破線で表す。但し、後述する主流領域71では、実施形態に係る出口角度を示す曲線と従来の静翼及び動翼の出口角度を示す曲線とが重なるため、従来の静翼及び動翼の出口角度の曲線の記載を省略している。換言すると、後述する主流領域71では、実施形態に係る出口角度を示す曲線と従来の静翼及び動翼の出口角度を示す曲線とは一致する。
In the present specification, the span direction is a direction connecting the hub side ends 23a and 43a of the
Further, in FIGS. 10A to 10F and FIGS. 11A to 11F, the curve showing the exit angle according to the embodiment described below is represented by a solid line, and the curve showing the exit angle of the conventional stationary blade and the moving blade is represented by a broken line. However, in the mainstream region 71, which will be described later, since the curve indicating the exit angle according to the embodiment and the curve indicating the exit angle of the conventional stationary blade and the moving blade overlap, the curve of the exit angle of the conventional stationary blade and the moving blade is used. The description is omitted. In other words, in the mainstream region 71, which will be described later, the curve indicating the exit angle according to the embodiment coincides with the curve indicating the exit angle of the conventional stationary blade and the moving blade.
図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41は、以下の特徴を有している。
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41は、例えば、図12に示すように、翼21、41の後縁23T、43Tによって規定される出口角α、βが第1出口角α1、β1となる第1位置P1を含む主流領域71と、主流領域71よりもハブ側に位置するハブ側領域73と、を備える。
また、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41では、例えば、図12に示すように、ハブ側領域73の少なくとも一部は、出口角α、βが第1出口角α1、β1とは異なる第2出口角α2、β2となる第2位置P2を含み、且つ、第2位置P2からハブ側に近づくにつれて第1出口角α1、β1に対する出口角α、βの差が大きくなる出口角α、βの分布を有する。
さらに、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41では、例えば、図12に示すように、翼21、41のスパン方向の位置に対する出口角α、βの第2位置P2での変化率△α/△L、△β/△Lの絶対値|△α/△L|、|△β/△L|は、スパン方向の位置に対する出口角α、βの第1位置P1での変化率△α/△L、△β/△Lの絶対値|△α/△L|、|△β/△L|の2倍を超える。
換言すると、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41において、上述した特徴を満たすような第1位置P1及び第2位置P2が存在しているとよい。
The
For example, the
Further, in the
Further, in the
In other words, in the
翼21、41のスパン方向の位置に対する出口角α、βの第2位置P2での変化率△α/△L、△β/△Lの絶対値|△α/△L|、|△β/△L|を上述したように設定することで、上記空洞37に燃焼ガスFGが流入することが抑制されるように、シール領域35に近い領域の燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを設定できる。すなわち、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きくすることができる。これにより、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制できるので、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生を抑制できる。
Absolute values of rate of change of outlet angles α and β at the second position P2 of
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41は、例えば、図12に示すように、主流領域71は、スパン方向におけるミーン高さ位置、すなわちハブ側からのスパン方向長さLが50%となる位置を含むとよい。ハブ側領域73は、ハブ側からのスパン方向長さLの0%以上5%以下の領域を少なくとも含むとよい。
これにより、ミーン高さ位置を含み翼21、41の性能に大きな影響を与える主流領域71の出口角α、βを翼21、41へ要求される性能の観点から設定できるとともに、翼21、41の性能への影響を抑制しつつ上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくできるように、ハブ側領域73における出口角α、βをハブ側に近い領域において設定できる。
For example, in the
As a result, the outlet angles α and β of the mainstream region 71 including the mean height position and having a great influence on the performance of the
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41では、例えば、図12に示すように、第1位置P1は、ハブ側からのスパン方向長さLが50%となる位置であるとよい。第2位置P2は、ハブ側からのスパン方向長さLが5%未満となる位置であるとよい。
これにより、翼21、41の性能に大きな影響を与える主流領域71の出口角α、βを翼21、41へ要求される性能の観点から設定できるとともに、翼21、41の性能への影響を抑制しつつ上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくできるように、ハブ側領域73における出口角α、βをハブ側に近い領域において設定できる。
For example, in the
As a result, the outlet angles α and β of the mainstream region 71, which greatly affects the performance of the
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21、及び、図11A乃至図11Fに係る動翼41では、ハブ側領域73は、スパン方向の位置に対する出口角α、βの変化率△α/△L、△β/△Lが第2位置P2での出口角α、βの変化率の±50%以内の変化率となる領域を含むとよい。主流領域71からハブ側領域73への遷移点Ptは、ハブ側からのスパン方向長さLの5%を超え35%以下の領域内に存在するとよい。
換言すると、遷移点Ptは、主流領域71から第2位置P2での出口角α、βの変化率の±50%以内の変化率となる領域への遷移点である。
これにより、翼21、41の性能に大きな影響を与える主流領域71のスパン方向長さLを確保しつつ、上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくするためのハブ側領域73のスパン方向長さLを確保できる。
For example, in the
In other words, the transition point Pt is a transition point from the mainstream region 71 to a region having a rate of change within ± 50% of the rate of change of the exit angles α and β at the second position P2.
As a result, the span direction of the hub side region 73 for increasing the above absolute value | Vθs (ave) | while ensuring the span direction length L of the mainstream region 71 that greatly affects the performance of the
例えば、遷移点Ptにおける出口角α、βは、スパン方向の位置に対する出口角α、βの極大値、又は、極小値であるとよい。
具体的には、図10A乃至図10Fに係る静翼21では、遷移点Ptにおける出口角αは、スパン方向の位置に対する出口角αの極小値である。
図11Aのケース1、図11Bのケース1、図11Cのケース1に係る動翼41では、遷移点Ptにおける出口角βは、スパン方向の位置に対する出口角βの極大値である。
図11Dのケース2、図11Eのケース2、図11Fのケース2に係る動翼41では、遷移点Ptにおける出口角βは、スパン方向の位置に対する出口角βの極小値である。
For example, the exit angles α and β at the transition point Pt may be the maximum value or the minimum value of the exit angles α and β with respect to the position in the span direction.
Specifically, in the
In the
In the
上述したように、主流領域71における出口角α、βは、翼21、41へ要求される性能の観点から設定されるべきものである。一方、ハブ側領域73における出口角α、βは、上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくするために設定されるものである。そのため、主流領域71における出口角α、βとハブ側領域73における出口角α、βとでは、設定目的が異なるため、スパン方向の位置に対する出口角α、βの変化率△α/△L、△β/△Lに表れる傾向も異なる場合がある。
したがって、上述したように、遷移点Ptにおける出口角α、βは、スパン方向の位置に対する出口角α、βの極大値、又は、極小値となることもある。
As described above, the outlet angles α and β in the mainstream region 71 should be set from the viewpoint of the performance required for the
Therefore, as described above, the exit angles α and β at the transition point Pt may be the maximum value or the minimum value of the exit angles α and β with respect to the position in the span direction.
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21では、第2位置P2での上記変化率△α/△Lは、負であるとよい。
図10A乃至図10Fに係る静翼21では、出口角α、すなわち軸方向Daとの角度の差が大きくなるほど静翼21の下流側において燃焼ガスFGの周方向速度Vθmは上昇する。
図10A乃至図10Fに係る静翼21では、第2位置P2での上記変化率△α/△Lが負であるので、ハブ側に近づくにつれて出口角αは大きくなる。これにより、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを効率的に上昇させることができる。
For example, in the
In the
In the
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21では、出口角αは、ハブ側からのスパン方向長さLが0%となる位置で最大となるとよい。
これにより、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを効率的に上昇させることができる。
For example, in the
As a result, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
例えば、図10A乃至図10Fに係る静翼21は、最上流段(第1静翼段20A)の静翼21を含んでいるとよい。
ガスタービン10等では、最上流段における燃焼ガスFGの温度は、最上流段よりも下流側の段における燃焼ガスFGの温度よりも高い。
したがって、燃焼ガスFGの温度が最も高くなる最上流段において、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを上昇させることができる。これより、高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生が最も起こり易い最上流段において、不具合発生を抑制できる。
For example, the
In the
Therefore, in the uppermost stream stage where the temperature of the combustion gas FG is the highest, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
例えば、図11A乃至図11Fにおけるケース1に係る動翼41では、第2位置P2での上記変化率△β/△Lは、正であるとよい。
すなわち、ガスタービン10が産業用のガスタービンである場合、上述したように、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)は、正の値となる。第2位置P2での上記変化率△β/△Lが正であれば、ハブ側に近づくにつれて出口角βは小さくなる。そのため、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθm(ロータ14の回転方向Rとは逆の方向に向かう周方向速度Vθm)は、ハブ側に近づくにつれて絶対値|Vθm|が小さくなる。
これにより、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)を大きくすることができ、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制できる。
For example, in the
That is, when the
As a result, the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
例えば、図11A乃至図11Fにおけるケース1に係る動翼41では、出口角βは、ハブ側からのスパン方向長さLが0%となる位置で最小となるとよい。
これにより、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmの絶対値|Vθm|を効率的に小さくすることができる。
For example, in the
As a result, the absolute value | Vθm | of the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
例えば、図11A乃至図11Fにおけるケース2に係る動翼41では、第2位置P2での上記変化率△β/△Lは、負であるとよい。
すなわち、ガスタービン10が航空機用のガスタービン等である場合、上述したように、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)は、負の値となる。第2位置P2での上記変化率△β/△Lが負であれば、ハブ側に近づくにつれて出口角βは大きくなる。そのため、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθm(ロータ14の回転方向Rとは逆の方向に向かう周方向速度Vθm)は、ハブ側に近づくにつれて絶対値|Vθm|が大きくなる。
これにより、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)を小さく(平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きく)することができ、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制できる。
For example, in the
That is, when the
As a result, the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
例えば、図11A乃至図11Fにおけるケース2に係る動翼41では、出口角βは、ハブ側からのスパン方向長さLが0%となる位置で最大となるとよい。
これにより、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域においてロータ14の回転方向Rとは逆の方向に向かう燃焼ガスFGの周方向速度Vθmの絶対値|Vθm|を効率的に大きくすることができる。
For example, in the
As a result, the absolute value | Vθm | of the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG heading in the direction opposite to the rotation direction R of the
例えば、図11A乃至図11Fに係る動翼41は、最上流段(第1動翼段40A)の動翼41を含んでいるとよい。
これにより、燃焼ガスFGの温度が最も高くなる最上流段において、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きくすることができる。これより、高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生が最も起こり易い最上流段において、不具合発生を抑制できる。
For example, the moving
Thereby, in the uppermost stream stage where the temperature of the combustion gas FG becomes the highest, the absolute value | Vθs (ave) | of the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
このように、幾つかの実施形態に係るタービン13では、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生を抑制できる。
As described above, in the
本開示は上述した実施形態に限定されることはなく、上述した実施形態に変形を加えた形態や、これらの形態を適宜組み合わせた形態も含む。
例えば、上述した幾つかの実施形態に係るタービン13は、ガスタービン10におけるタービン13であったが、ガスタービン10におけるタービン13に限らず、蒸気タービンやターボチャージャにおけるタービンであってもよい。
The present disclosure is not limited to the above-described embodiment, and includes a modification of the above-mentioned embodiment and a combination of these embodiments as appropriate.
For example, the
上記各実施形態に記載の内容は、例えば以下のように把握される。
(1)本開示の少なくとも一実施形態に係る回転機械の翼は、回転機械(タービン13)の翼21、41である。この翼21、41は、翼21、41の後縁23T,43Tによって規定される出口角α、βが第1出口角α1、β1となる第1位置P1を含む主流領域71と、主流領域71よりもハブ側に位置するハブ側領域73と、を備える。ハブ側領域73の少なくとも一部は、出口角α、βが第1出口角α1、β1とは異なる第2出口角α2、β2となる第2位置P2を含み、且つ、第2位置P2からハブ側に近づくにつれて第1出口角α1、β1に対する出口角α、βの差が大きくなる出口角α、βの分布を有する。翼21、41のスパン方向の位置に対する出口角α、βの第2位置P2での変化率△α/△L、△β/△Lの絶対値|△α/△L|、|△β/△L|は、スパン方向の位置に対する出口角α、βの第1位置P1での変化率△α/△L、△β/△Lの絶対値|△α/△L|、|△β/△L|の2倍を超える。
The contents described in each of the above embodiments are grasped as follows, for example.
(1) The blades of the rotary machine according to at least one embodiment of the present disclosure are
上記(1)の構成によれば、上述したように、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きくすることができる。したがって、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制できるので、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生を抑制できる。
According to the configuration of (1) above, as described above, the absolute value | Vθs (ave) | of the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
(2)幾つかの実施形態では、上記(1)の構成において、主流領域71は、スパン方向におけるミーン高さ位置(ハブ側からのスパン方向長さLが50%となる位置)を含む。ハブ側領域73は、ハブ側からのスパン方向の長さ(スパン方向長さL)の0%以上5%以下の領域を少なくとも含む。 (2) In some embodiments, in the configuration of (1) above, the mainstream region 71 includes a mean height position in the span direction (a position where the length L in the span direction from the hub side is 50%). The hub side region 73 includes at least a region of 0% or more and 5% or less of the length in the span direction (length L in the span direction) from the hub side.
上記(2)の構成によれば、ミーン高さ位置を含み翼21、41の性能に大きな影響を与える主流領域71の出口角α、βを翼21、41へ要求される性能の観点から設定できるとともに、翼21、41の性能への影響を抑制しつつ上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくできるように、ハブ側領域73における出口角α、βをハブ側に近い領域において設定できる。
According to the configuration of (2) above, the outlet angles α and β of the mainstream region 71 including the mean height position and having a great influence on the performance of the
(3)幾つかの実施形態では、上記(1)又は(2)の構成において、第1位置P1は、ハブ側からのスパン方向の長さが50%となる位置である。第2位置P2は、ハブ側からのスパン方向の長さが5%未満となる位置である。 (3) In some embodiments, in the configuration of (1) or (2) above, the first position P1 is a position where the length in the span direction from the hub side is 50%. The second position P2 is a position where the length in the span direction from the hub side is less than 5%.
上記(3)の構成によれば、翼21、41の性能に大きな影響を与える主流領域71の出口角α、βを翼21、41へ要求される性能の観点から設定できるとともに、翼21、41の性能への影響を抑制しつつ上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくできるように、ハブ側領域73における出口角α、βをハブ側に近い領域において設定できる。
According to the configuration of (3) above, the outlet angles α and β of the mainstream region 71, which greatly affects the performance of the
(4)幾つかの実施形態では、上記(1)乃至(3)の何れかの構成において、ハブ側領域73は、スパン方向の位置に対する出口角α、βの変化率△α/△L、△β/△Lが第2位置P2での出口角角α、βの変化率△α/△L、△β/△Lの±50%以内の変化率となる領域を含む。主流領域71からハブ側領域73への遷移点Ptは、ハブ側からのスパン方向の長さの5%を超え35%以下の領域内に存在する。 (4) In some embodiments, in any of the configurations (1) to (3) above, the hub-side region 73 has a rate of change of outlet angles α and β with respect to a position in the span direction Δα / ΔL. A region is included in which Δβ / ΔL has a rate of change within ± 50% of the rate of change of the exit angle angles α and β at the second position P2, Δα / ΔL and Δβ / ΔL. The transition point Pt from the mainstream region 71 to the hub side region 73 exists in a region of more than 5% and 35% or less of the length in the span direction from the hub side.
上記(4)の構成によれば、翼21、41の性能に大きな影響を与える主流領域71のスパン方向の長さを確保しつつ、上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくするためのハブ側領域73のスパン方向長さLを確保できる。
According to the configuration of (4) above, the absolute value | Vθs (ave) | is increased while ensuring the length of the mainstream region 71 in the span direction, which greatly affects the performance of the
(5)幾つかの実施形態では、上記(4)の構成において、遷移点Ptにおける出口角α、βは、スパン方向の位置に対する出口角α、βの極大値、又は、極小値である。 (5) In some embodiments, in the configuration of (4) above, the exit angles α and β at the transition point Pt are maximum values or minimum values of the exit angles α and β with respect to the position in the span direction.
上述したように、主流領域71における出口角α、βは、翼21、41へ要求される性能の観点から設定されるべきものである。一方、ハブ側領域73における出口角α、βは、上記の絶対値|Vθs(ave)|を大きくするために設定されるものである。そのため、主流領域71における出口角α、βとハブ側領域73における出口角α、βとでは、設定目的が異なるため、スパン方向の位置に対する出口角α、βの変化率△α/△L、△β/△Lに表れる傾向も異なる場合がある。
したがって、上記(5)の構成のように、遷移点Ptにおける出口角α、βは、スパン方向の位置に対する出口角α、βの極大値、又は、極小値となることもある。
As described above, the outlet angles α and β in the mainstream region 71 should be set from the viewpoint of the performance required for the
Therefore, as in the configuration of (5) above, the exit angles α and β at the transition point Pt may be the maximum value or the minimum value of the exit angles α and β with respect to the position in the span direction.
(6)幾つかの実施形態では、上記(1)乃至(5)の何れかの構成において、上記翼は、静翼21である。第2位置P2での上記変化率△α/△Lは、負である。
(6) In some embodiments, in any of the configurations (1) to (5) above, the wing is a
静翼21では、出口角α、すなわち軸方向Daとの角度の差が大きくなるほど静翼21の下流側において燃焼ガスFGの周方向速度Vθmは上昇する。
上記(6)の構成では、第2位置P2での上記変化率△α/△Lが負であるので、ハブ側に近づくにつれて出口角αは大きくなる。
したがって、上記(6)の構成によれば、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを効率的に上昇させることができる。
In the
In the configuration of (6) above, since the rate of change Δα / ΔL at the second position P2 is negative, the exit angle α increases as it approaches the hub side.
Therefore, according to the configuration of (6) above, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
(7)幾つかの実施形態では、上記(6)の構成において、出口角αは、ハブ側からのスパン方向の長さが0%となる位置で最大となる。 (7) In some embodiments, in the configuration of (6) above, the outlet angle α is maximized at a position where the length in the span direction from the hub side is 0%.
上記(7)の構成によれば、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを効率的に上昇させることができる。
According to the configuration of (7) above, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
(8)幾つかの実施形態では、上記(6)又は(7)の構成において、上記翼は、回転機械(タービン13)における最上流段(第1静翼段20A)の静翼21である。
(8) In some embodiments, in the configuration of (6) or (7), the blade is the
ガスタービン10等では、最上流段における燃焼ガスFGの温度は、最上流段よりも下流側の段における燃焼ガスFGの温度よりも高い。
上記(8)の構成によれば、燃焼ガスFGの温度が最も高くなる最上流段において、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmを上昇させることができる。これより、高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生が最も起こり易い最上流段において、不具合発生を抑制できる。
In the
According to the configuration of (8) above, in the uppermost stream stage where the temperature of the combustion gas FG is the highest, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
(9)幾つかの実施形態では、上記(1)乃至(5)の何れかの構成において、上記翼は、動翼41である。第2位置P2での上記変化率△β/△Lは、正である。
(9) In some embodiments, in any of the configurations (1) to (5), the blade is a moving
上記(9)の構成では、第2位置P2での上記変化率△β/△Lが正であるので、ハブ側に近づくにつれて出口角βは小さくなる。そのため、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθm(ロータ14の回転方向Rとは逆の方向に向かう周方向速度Vθm)は、ハブ側に近づくにつれて絶対値|Vθm|が小さくなる。
したがって、上記(9)の構成によれば、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)を大きくすることができ、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制できる。
In the configuration of (9) above, since the rate of change Δβ / ΔL at the second position P2 is positive, the exit angle β becomes smaller as it approaches the hub side. Therefore, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
Therefore, according to the configuration of (9) above, the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
(10)幾つかの実施形態では、上記(9)の構成において、出口角βは、ハブ側からのスパン方向の長さが0%となる位置で最小となる。 (10) In some embodiments, in the configuration of (9) above, the outlet angle β is minimized at a position where the length in the span direction from the hub side is 0%.
上記(10)の構成によれば、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθmの絶対値|Vθm|を効率的に小さくすることができる。
According to the configuration of (10) above, the absolute value | Vθm | of the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
(11)幾つかの実施形態では、上記(1)乃至(5)の何れかの構成において、上記翼は、動翼41である。第2位置P2での上記変化率△β/△Lは、負である。
(11) In some embodiments, in any of the configurations (1) to (5), the blade is a moving
上述したように、ガスタービン10が航空機用のガスタービン等である場合、上述したように、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)は、負の値となる。
上記(11)の構成では、第2位置P2での上記変化率△β/△Lが負であるので、ハブ側に近づくにつれて出口角βは大きくなる。そのため、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域における燃焼ガスFGの周方向速度Vθm(ロータ14の回転方向Rとは逆の方向に向かう周方向速度Vθm)は、ハブ側に近づくにつれて絶対値|Vθm|が大きくなる。
したがって、上記(11)の構成によれば、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)を小さく(平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きく)することができ、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することを抑制できる。
As described above, when the
In the configuration of (11), since the rate of change Δβ / ΔL at the second position P2 is negative, the exit angle β becomes larger as it approaches the hub side. Therefore, the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG in the region of the combustion
Therefore, according to the configuration of (11) above, the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
(12)幾つかの実施形態では、上記(11)の構成において、出口角βは、ハブ側からのスパン方向の長さが0%となる位置で最大となる。 (12) In some embodiments, in the configuration of (11) above, the outlet angle β is maximized at a position where the length in the span direction from the hub side is 0%.
上記(12)の構成によれば、燃焼ガス流路32のうちハブ側に近い領域においてロータ14の回転方向Rとは逆の方向に向かう燃焼ガスFGの周方向速度Vθmの絶対値|Vθm|を効率的に大きくすることができる。
According to the configuration of (12) above, the absolute value of the circumferential velocity Vθm of the combustion gas FG heading in the direction opposite to the rotation direction R of the
(13)幾つかの実施形態では、上記(9)乃至(12)の何れかの構成において、上記翼は、回転機械(タービン13)における最上流段(第1動翼段40A)の動翼41である。
(13) In some embodiments, in any of the configurations (9) to (12), the blade is a blade of the most upstream stage (
上記(13)の構成によれば、燃焼ガスFGの温度が最も高くなる最上流段において、シール領域35における流体の周方向速度Vθsの平均速度Vθs(ave)の絶対値|Vθs(ave)|を大きくすることができる。これより、高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生が最も起こり易い最上流段において、不具合発生を抑制できる。
According to the configuration of (13) above, in the uppermost stream where the temperature of the combustion gas FG is the highest, the absolute value of the average velocity Vθs (ave) of the circumferential velocity Vθs of the fluid in the
(14)本開示の少なくとも一実施形態に係る回転機械(タービン13)は、複数の静翼21と、複数の動翼41と、を備える。本開示の少なくとも一実施形態に係る回転機械(タービン13)は、上記複数の静翼21、又は、上記複数の動翼41の少なくとも何れか一方が上記構成(1)乃至(13)の何れかの翼21、41である。
(14) The rotary machine (turbine 13) according to at least one embodiment of the present disclosure includes a plurality of
上記(14)の構成によれば、上記空洞37に高温の燃焼ガスFGが流入することによる局所的な損傷等の不具合発生を抑制できる。
According to the configuration of the above (14), it is possible to suppress the occurrence of defects such as local damage due to the inflow of the high-temperature combustion gas FG into the
10 ガスタービン
13 タービン
14 ロータ
20 静翼段
21 タービン静翼(静翼)
32 燃焼ガス流路
35 シール領域
37 空洞
40 動翼段
41 タービン動翼(動翼)
71 主流領域
73 ハブ側領域
10
32 Combustion
71 Mainstream area 73 Hub side area
Claims (14)
前記翼の後縁によって規定される出口角が第1出口角となる第1位置を含む主流領域と、
前記主流領域よりもハブ側に位置するハブ側領域と、
を備え、
前記ハブ側領域の少なくとも一部は、前記出口角が前記第1出口角とは異なる第2出口角となる第2位置を含み、且つ、前記第2位置から前記ハブ側に近づくにつれて前記第1出口角に対する前記出口角の差が大きくなる前記出口角の分布を有し、
前記翼のスパン方向の位置に対する前記出口角の前記第2位置での変化率の絶対値は、前記スパン方向の位置に対する前記出口角の前記第1位置での変化率の絶対値の2倍を超える
回転機械の翼。 The wings of a rotating machine
A mainstream region including a first position where the exit angle defined by the trailing edge of the wing is the first exit angle.
The hub side region located on the hub side of the mainstream region and the hub side region
Equipped with
At least a part of the hub-side region includes a second position where the outlet angle is a second exit angle different from the first exit angle, and the first position as the second position approaches the hub side. It has a distribution of the exit angles in which the difference between the exit angles and the exit angles is large.
The absolute value of the rate of change of the exit angle at the second position with respect to the position in the span direction of the blade is twice the absolute value of the rate of change of the exit angle at the first position with respect to the position in the span direction. Over rotating machine wings.
前記ハブ側領域は、前記ハブ側からの前記スパン方向の長さの0%以上5%以下の領域を少なくとも含む
請求項1に記載の回転機械の翼。 The mainstream region includes a mean height position in the span direction.
The blade of a rotary machine according to claim 1, wherein the hub-side region includes at least a region of 0% or more and 5% or less of the length in the span direction from the hub side.
前記第2位置は、前記ハブ側からの前記スパン方向の長さが5%未満となる位置である
請求項1又は2に記載の回転機械の翼。 The first position is a position where the length in the span direction from the hub side is 50%.
The blade of the rotary machine according to claim 1 or 2, wherein the second position is a position where the length in the span direction from the hub side is less than 5%.
前記主流領域から前記ハブ側領域への遷移点は、前記ハブ側からの前記スパン方向の長さの5%を超え35%以下の領域内に存在する
請求項1乃至3の何れか一項に記載の回転機械の翼。 The hub-side region includes a region in which the rate of change of the outlet angle with respect to the position in the span direction is within ± 50% of the rate of change of the exit angle at the second position.
The transition point from the mainstream region to the hub side region is according to any one of claims 1 to 3 existing in a region of more than 5% and 35% or less of the length in the span direction from the hub side. The wing of the rotating machine described.
請求項4に記載の回転機械の翼。 The blade of a rotary machine according to claim 4, wherein the outlet angle at the transition point is a maximum value or a minimum value of the exit angle with respect to a position in the span direction.
前記第2位置での前記変化率は、負である
請求項1乃至5の何れか一項に記載の回転機械の翼。 The wing is a stationary wing and
The blade of a rotary machine according to any one of claims 1 to 5, wherein the rate of change at the second position is negative.
請求項6に記載の回転機械の翼。 The blade of the rotary machine according to claim 6, wherein the outlet angle is maximum at a position where the length in the span direction from the hub side is 0%.
請求項6又は7に記載の回転機械の翼。 The blade of the rotary machine according to claim 6 or 7, wherein the blade is a stationary blade of the most upstream stage in the rotary machine.
前記第2位置での前記変化率は、正である
請求項1乃至5の何れか一項に記載の回転機械の翼。 The wing is a moving blade,
The blade of a rotary machine according to any one of claims 1 to 5, wherein the rate of change at the second position is positive.
請求項9に記載の回転機械の翼。 The blade of a rotary machine according to claim 9, wherein the outlet angle is minimized at a position where the length in the span direction from the hub side is 0%.
前記第2位置での前記変化率は、負である
請求項1乃至5の何れか一項に記載の回転機械の翼。 The wing is a moving blade,
The blade of a rotary machine according to any one of claims 1 to 5, wherein the rate of change at the second position is negative.
請求項11に記載の回転機械の翼。 The blade of a rotary machine according to claim 11, wherein the outlet angle is maximum at a position where the length in the span direction from the hub side is 0%.
請求項9乃至12の何れか一項に記載の回転機械の翼。 The blade of the rotary machine according to any one of claims 9 to 12, wherein the blade is a moving blade of the most upstream stage in the rotary machine.
複数の動翼と、
を備え、
前記複数の静翼、又は、前記複数の動翼の少なくとも何れか一方が請求項1乃至13の何れか一項に記載の前記翼である
回転機械。 With multiple static wings,
With multiple blades,
Equipped with
The rotary machine in which at least one of the plurality of stationary blades or the plurality of moving blades is the blade according to any one of claims 1 to 13.
Priority Applications (1)
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---|---|---|---|
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