JP6052403B2 - 航空用ガスタービンエンジンのための可変ノズル - Google Patents

Description

本発明は、航空用ガスタービンエンジンのための可変ノズルに関し、特に、推力損失を低減しうる航空用ガスタービンエンジンのための可変ノズルに関する。

航空用ガスタービンエンジンの排気ノズルは、排気ガスを整流して後方に吐出させる機能のみならず、その流速を調整する機能をも有する。ガスタービンエンジンが亜音速域においてのみ運用される場合は、排気ガス流の速度を大きくするべく下流に向かって収束していく所謂コンバージェントノズルが利用される。超音速域においても運用される場合は、排気ガス流を一旦収束させた後に、スロート以降において逆に末広がりに整流する所謂コンバージェント・ダイバージェントノズルがしばしば利用される。広い速度域においてそれぞれ最適な性能を発揮するべく、コンバージェント・ダイバージェントノズルは、スロートおよび排気口における開度をそれぞれ調整可能な可変ノズルの形式を取ることがある。特許文献１乃至４は、可変ノズルに関する関連技術を開示している。

可変ノズルは、高温の排気ガスに直接に曝されるために、極めて高い耐熱性を必要とする。そのような耐熱性への要求を満足する素材は、一般的に難加工性であって、平板のごとき単純な形状以外は製造し難い。それ故可変ノズルは、一般的には、それぞれ平板状に形成した複数のフラップと複数のシールとを組み合わせて構成される。例えば排気ガスの流れ場を数値解析して理想的な流路形状を求め、これに近似するべく平板状のフラップおよびシールの寸法および配置を決定することが行われている。

日本国特許公開Ｈ５−１４１３１０号公報 日本国特許公開Ｓ５４−１９００４号公報 日本国特許公開Ｈ０４−３３４７４９号公報 日本国特許公開Ｈ０３−１００３５９号公報

上述のごとく、現実のフラップおよびシールは平板であるために、それが実現する流路の形状は、数値計算から求めた理想形状からは僅かに乖離している。かかる乖離は実機性能において実質的な相違をもたらさないとして無視されていたが、本発明者らによる検討によれば、これは衝撃波構造を生ぜしめる要因であり、発生する推力において無視し得ない損失をもたらしうることが明らかにされた。

本発明者らは、平板形状を前提として改めて検討を行うことにより、推力における損失を低減しうる本発明に想到した。

本発明の一局面によれば、航空用ガスタービンエンジンの排気ガスをその軸に沿って機首から機尾の方向へ吐出する可変ノズルは、前記排気ガスを前記機尾の方向へ導く排気ダクトと、前記機尾に向かって収束する一次流路を囲むべく配置され、前記一次流路の開度を調節するべく前記排気ダクトにそれぞれ旋回可能に軸支され、それぞれ第１の部分と、前記第１の部分に対して径方向外方に１３２°以上１８０°未満の角度を成す第２の部分と、を備えた複数の一次フラップと、前記一次流路に連通して前記機尾に向かって末広になりうる二次流路を囲むべく配置され、前記二次流路の開度を調節するべく前記一次フラップの前記第２の部分にそれぞれ旋回可能に軸支された複数の二次フラップと、を備える。

一次フラップが角度の異なる２つの部分を有することにより、一次フラップと二次フラップとが成す急峻な屈曲による衝撃波を抑制し、以って推力における損失が低減される。

図１は、本発明の一実施形態による航空用ガスタービンエンジンのための可変ノズルを機尾側の斜めの位置から見た斜視図である。 図２は、本実施形態による可変ノズルの縦断面図である。 図３Ａは、一例による可変ノズルの内面の一部を機首側の斜めの位置から見た部分斜視図である。 図３Ｂは、他の例による可変ノズルの内面の一部を機首側の斜めの位置から見た部分斜視図である。 図３Ｃは、さらに他の例による可変ノズルの内面の一部を機首側の斜めの位置から見た部分斜視図である。 図４Ａは、本実施形態による可変ノズルの模式的な縦断面図であって、可変ノズルが絞られた状態を表す。 図４Ｂは、本実施形態による可変ノズルの模式的な縦断面図であって、可変ノズルが開いた状態を表す。 図４Ｃは、本実施形態による可変ノズルの模式的な縦断面図であって、可変ノズルがさらに開いた状態を表す。 図５Ａは、理想形状による可変ノズル内における流れ場の解析結果の例である。 図５Ｂは、平板的なフラップを有する可変ノズル内における流れ場の解析結果の例である。 図５Ｃは、本実施形態による可変ノズル内における流れ場の解析結果の例である。 図６は、推力係数を比較したグラフである。 図７Ａは、一次，二次フラップが成す角度が推力係数に及ぼす影響を比較したグラフである。 図７Ｂは、プレスロートが成す角度が推力係数に及ぼす影響を比較したグラフである。 図８は、本実施形態による可変ノズルの流量特性を表すグラフである。 図９は、本実施形態による可変ノズルの推力特性を表すグラフである。

本発明の幾つかの実施形態を添付の図面を参照して以下に説明する。図面は必ずしも正確な縮尺により示されておらず、従って相互の寸法関係は図示されたものに限られないことに、特に注意を要する。

以下の説明および特許請求の範囲において、特に断らない限り、前方、前端、機首、後方、後端、機尾のごとき方向は、エンジンおよび航空機の向きに対するものである。

図１は本実施形態による航空用ガスタービンエンジンのための可変ノズル１を、機尾の方向から見た斜視図である。内部の構造を図示する便宜のために、図１において、一次フラップ５および二次フラップ７を覆うアウタフラップ８は一部を切り欠いて描かれており、二次フラップ７を駆動するリンク機構１３は描かれていない。図２は可変ノズル１において、排気ダクト３、一次フラップ５、二次フラップ７、一次フラップ５を駆動するリング構造１１、および二次フラップ７を駆動するリンク機構１３を示す縦断面図である。

図１に組み合わせて図２を参照するに、可変ノズル１は、概略、排気ダクト３と、複数の一次フラップ５と、複数の二次フラップ７と、を備える。排気ダクト３はエンジン本体の後端に連絡し、その排気を軸Ｘに沿って機首から機尾の方向へ導く。排気ダクト３の後端に複数の一次フラップ５がそれぞれ結合され、さらにそれらの後端に複数の二次フラップ７がそれぞれ結合され、それぞれ排気ガス流のための流路を囲むべく周方向に並べられている。

一次フラップ５間の間隙は、これらに接して従動する複数の一次シール５ａによりそれぞれ塞がれている。また二次フラップ７間の間隙も同様に複数の二次シール７ａによりそれぞれ塞がれている。以って内部の排気ガス流は外部に漏れることなく、軸Ｘに沿ってノズルの出口に向かって流れる。

主に図２および図３Ａを参照するに、複数の一次フラップ５および複数の一次シール５ａは、一次流路１５を囲むべく周方向に並べられている。図３Ａは可変ノズル１が絞られた状態を示しているために一次シール５ａは一次フラップ５に隠れているが、絞られた状態においても露出する態様もありうる。あるいは専ら複数の一次シール５ａが内方に露出する態様もありうる。

各一次フラップ５は、その前端において、ジョイント５１により排気ダクト３に旋回可能に軸支されており、以ってその開度が調節可能である。また各一次フラップ５は、その前方にある第１の部分５３と、第１の部分５３に一体的に連続した第２の部分５５と、よりなる。第１の部分５３と第２の部分５５とはそれぞれ平板状であり、第２の部分５５は屈曲部Ｂにおいて第１の部分５３に対して径方向外方に（収束を緩め、あるいは末広にする向きに）角度を成している。各一次シール５ａも同様に構成でき、同様に排気ダクト３に軸支される。

複数の二次フラップ７および複数の二次シール７ａは、二次流路１７を囲むべく周方向に並べられ、二次流路１７は一次流路１５に連通する。各二次フラップ７は、概して平板状であって、その前端において、ジョイント７１により一次フラップ５の第２の部分５５に旋回可能に軸支され、以ってその開度が調節可能である。各二次シール７ａも同様に構成でき、各一次シール５ａに軸支される。

排気ガス流Ｊ_０は、一次流路１５を通過する間収束させられ、圧縮を受ける代わりに速度が上昇する。一次流路１５の長さは、スロートＴにおいて排気ガス流Ｊ_０が音速程度となるように適宜に決定される。二次流路１７においては、排気ガス流Ｊ_０は断熱的に膨張することによりさらに速度が上昇し、以って音速を超えて流れうる。

一次フラップ５と二次フラップ７との間の境界は、流路において最も狭い部分であるスロートＴとして機能する。また詳しくは後述するが、一次フラップ５および二次フラップ７の開度によっては、一次フラップ５の屈曲部Ｂもスロートとして機能しうるので、本明細書においてこれをプレスロートと称することがある。排気ガス流Ｊ_０は、屈曲部Ｂにおいて曲げられ、スロートＴにおいてさらに曲げられるようにして流れる。

図３Ａに示した例においては、第１の部分５３および第２の部分５５は、一次フラップ５の全幅に亘る平板であるが、これらは全幅に亘らなくてもよい。例えば図３Ｂに示した例のごとく、第１の部分５３および第２の部分５５が一対の斜面Ｓに挟まれていてもよい。かかる例において屈曲部Ｂは先の例のものに比べて狭くなるが、排気ガス流Ｊ_０を誘導する効果は同様である。さらには図３Ｃに示した例のごとく、一対の斜面Ｓが屈曲部Ｂにおいて互いに接していてもよい。かかる例では屈曲部Ｂは第１の部分５３、第２の部分５５、および一対の斜面Ｓの頂点となるが、排気ガス流Ｊ_０を誘導する効果は同様である。

図３Ｂ，３Ｃに示した例では、一次シール５ａは平板的に構成することができる。一対の斜面Ｓの底辺は直線的であるので、可変ノズル１を開閉する間、一次シール５ａを平板な一次フラップ５に対して常に密に当接することができる。

主に図１を参照するに、可変ノズル１は、一次フラップ５および二次フラップ７の開度を調節するべく、適宜の駆動手段を備える。かかる駆動手段は、例えば、アクチュエータ９と、リング構造１１と、リンク機構１３と、よりなる。

アクチュエータ９は、例えば油圧により駆動されるピストンであって、ピストンから延びるプランジャはリング構造１１に結合されてこれを前後に駆動する。主に図２を参照するに、リング構造１１は、その内面において一次フラップ５の背面に摺動するべく配置されており、好ましくは滑らかな摺動のためにローラ１１Ｒを備える。なおリング構造１１に結合するプランジャは、図２に示す面とは異なる面を走るので、図中に現れていない。

一次フラップ５は、リング構造１１に対応してカムフォロワ構造５７を備え、これは弧状に曲がった形状を有する。リング構造１１が前後に運動してカムフォロワ構造５７上を移動することにより、移動に応じて一次フラップ５がジョイント５１を中心として旋回する。リング構造１１の前後運動に対する一次フラップ５の応答は、もっぱらカムフォロワ構造５７の形状により決定される。

リンク機構１３は、リング構造１１と連動して、あるいは独立に、駆動される。すなわち、リンク機構１３の駆動のために、アクチュエータ９とは独立に、さらに別のアクチュエータが設けられていてもよい。リンク機構１３の先端は、二次フラップ７の背面構造７３に、回動可能に結合している。リンク機構１３が前後に運動することにより、二次フラップ７がジョイント７１を中心として旋回する。

なお上述の駆動手段は一例に過ぎず、他の適宜の構成に代えることができる。

上述の通り、一次フラップ５、二次フラップ７ともにその開度が変わり得るが、比較的に開度の小さい或る状態において、図４Ａに示した位置関係をとりうる。すなわち、一次フラップ５が囲む一次流路１５は、その全体が機尾に向かって収束する。第１の部分５３と第２の部分５５とが成す角度αは、このときにも第２の部分５５が機尾に向かって収束するのに十分な角度を有する。一次フラップ５と二次フラップ７とが成す角度θは、このときにも二次フラップ７が囲む二次流路１７が機尾に向かって末広になるのに十分な小さな角度である。

数値計算からは、スロートには、収束から末広へと連続的に遷移する丸みを有する形状が最適である。従来技術によれば、収束フラップと末広フラップとは何れも平板であるので、スロートはかかる理想形状からは僅かに乖離しており、急峻に屈曲している。かかる乖離の結果として、スロートよりも下流において排気ガス流中に衝撃波構造が生じ、それ故推力に無視し得ない損失が生じる。本実施形態によれば、スロートよりもさらに上流の屈曲部Ｂが下流に影響を及ぼし、衝撃波構造を緩和し、以って推力における損失を低減する。かかる効果については、後により詳しく述べる。

好ましくは、一次フラップ５、二次フラップ７ともに開度を大きくする過程において、図４Ｂに示した位置関係をとりうるように角度αを決定してもよい。すなわち、少なくとも一次流路１５の開度が最大となったときに、一次フラップ５の第２の部分５５が、軸Ｘに対して平行ないしやや末広となる角度を取りうるよう、角度αを決定してもよい。このとき、屈曲部Ｂは、一次フラップ５と二次フラップ７との間の境界に代わり、スロートＴ’として機能する。排気ガス流Ｊ_１は、スロートＴ’を通過するまでは収束させられ、その後膨張して超音速となる。エンジンの運転条件によっては、スロート以前の圧縮に距離を要さない場合や、スロートより下流における膨張のための距離をより長くしたほうが有利な場合がある。スロートの位置を変更できる点で、図４Ｂに示した態様は有利である。

さらに好ましくは、一次フラップ５の開度を十分に大きくしたときに、図４Ｃに示した位置関係をとりうるように角度αを決定してもよい。すなわち、少なくとも一次流路１５の開度が最大となったときに、一次フラップ５の第２の部分５５が、二次フラップ７と略直線的になりうるよう、角度αを決定してもよい。排気ガス流Ｊ_２は、スロートＴ’を通過した後、矢印Ｊ_３のごとく直線的に膨張できるので、損失が生じにくくなる。

図５Ｃ乃至９を参照して本実施形態の効果を検証する。

図５Ａ乃至５Ｃは、実機におけるエンジン寸法と流速とを前提としたＣＦＤ解析結果の例であって、図５Ａは、数値計算から求めた理想形状に一致する理想形状ノズルＩｄに関する解析結果であり、図５Ｂは、平板的なフラップにより理想形状に近似したノズルＣを構成した場合の解析結果であり、図５Ｃは、本実施形態の可変ノズル１の解析結果である。それぞれ各部の流速を等速線で結んで表しており、図中の数字はマッハ数である。

図５Ａを参照するに、理想形状においても排気ダクト３_ｉ、一次フラップ５ｉ、二次フラップ７ｉはそれぞれ概して平板的であるが、それらの間は連続的に遷移する曲面であり、特にスロートＴｉは滑らかな曲面である。排気ダクト３ｉの奥部において流速は遅く、マッハ０．２前後であるが、一次フラップ５ｉにより絞られてスロートＴｉの付近において流速は音速（マッハ１）に達する。その後、末広な二次フラップ７ｉによって膨張しながら流速は音速を超え、ノズルの出口付近においてマッハ１．５前後に達する。

軸Ｘｉに沿った部分に注目すると、ノズルの出口よりやや上流において、マッハ１．８を僅かに越える部分があり、そのやや下流において、マッハ１．４以下の部分がある。これらのさらに下流において、マッハ１．６を越える部分とマッハ１．２以下の部分とが交互に並んでいる。すなわち、理想形状においても衝撃波構造が生じることは避けられない。衝撃波構造が発達すれば、推力の損失が生じ、さらに甚だしい場合はエンジン内部の燃焼に悪影響が及ぶことが知られている。

図５Ｂを参照するに、従来技術においては、通常、一次フラップ５ｃと二次フラップ７ｃとはそれぞれ平板であって、排気ダクト３ｃ、一次フラップ５ｃ、二次フラップ７ｃの間は急峻に遷移している。かかる解析結果においても、スロートＴｃ付近においてマッハ１前後の流速が、ノズルの出口付近においてマッハ１．５前後の流速が認められる。図５Ａとの比較において顕著であるのは、軸Ｘｃに沿ってノズルの出口よりやや上流の部分において、マッハ１．８を越える部分が顕著であることである。図だけからは理解できないが、最も流速が大きい点ではほぼマッハ２に達する。すなわち、従来技術においては衝撃波構造がより顕著となる。

図５Ｃを参照するに、本実施形態においては、軸Ｘに沿ってノズルの出口よりやや上流の部分においてもマッハ１．８を越える部分は生じず、またその下流においても流速の増大および減少はより緩やかであり、すなわち衝撃波構造が緩和されている。

これらのＣＦＤ解析より得られる推力係数Ｃｔの値（無損失ならば１）を比較したのが図６である。平板により構成されたノズルＣによる推力係数Ｃｔは約０．９８５であり、本実施形態による可変ノズル１ではこれより高い０．９９１が得られる。これは理想形状のノズルＩｄのものに匹敵するものであり、本実施形態によれば推力の損失が小さいことが理解できる。

図７Ａは、本実施形態において、一次フラップ５の第１の部分５３と第２の部分５５とが成す角度αを１３２°とし、一次フラップ５の第２の部分５５と二次フラップ７とが成す角度θが推力係数Ｃｔに及ぼす影響を示したグラフである。横軸は、一次フラップ５の最上流部分の開口面積をスロートＴの開口面積で除した値であるノズル圧縮比Ｒｃである。Ｒｃが３乃至５の範囲において、角度θが１３８°から１６２°に増大すると推力係数Ｃｔが増大する傾向がある。ノズル圧縮比Ｒｃが３乃至４の範囲において、角度θに関わらずノズル圧縮比Ｒｃが増大すると推力係数Ｃｔも増大する（推力の損失が少ない）。ノズル圧縮比Ｒｃが４乃至５の範囲においては、角度θが１３８°から１５１°の範囲ではノズル圧縮比Ｒｃが増大すると推力係数Ｃｔも増大するが、角度θが１５１°を越える何れかの角度、少なくとも１６２°においては、この効果は飽和するようである。かかる結果からは、好ましくは角度θは１３８°以上、より好ましくは１５１°以上であり、１６２°以下である。

図７Ｂは、本実施形態において、一次フラップ５の第２の部分５５と二次フラップ７とが成す角度θを１６２°に固定し、一次フラップ５の第１の部分５３と第２の部分５５とが成す角度αが推力係数Ｃｔに及ぼす影響を示したグラフである。いずれの場合においても、平板の一次フラップ（α＝１８０°に相当）によるノズルの場合よりも推力係数Ｃｔは大きい（損失が小さい）。一方、角度αが１３２°の場合と１４８°の場合とを比較しても推力係数Ｃｔの値に相違は見られない。すなわち、少なくともかかる角度範囲においては損失抑制の効果が明らかであるから、好ましくは角度αは１８０°未満であって、少なくとも１３２°乃至１４８°の範囲を含む何れかの角度範囲である。

図８は、流量係数Ｃｄを比較したグラフであり、横軸はノズル圧力比（外気圧に対するノズル内圧の比）ｎｐｒである。黒丸は本実施形態による可変ノズルの値であり、黒四角はプレスロートのない可変ノズルの値である。ノズル圧力比が１．５付近を除き、いずれのノズル圧力比においても、本実施形態による可変ノズルのほうが流量係数Ｃｄが高く、その差ΔＣｄは概ね０．０１２である。すなわち本実施形態によれば、流量が１．２％ほど向上することが期待できる。

図９は、本実施形態による可変ノズルが生ずる推力と、プレスロートのない可変ノズルが生ずる推力との比Ｒｔのグラフであり、横軸は同じくノズル圧力比ｎｐｒである。いずれのノズル圧力比においても、本実施形態による可変ノズルのほうが推力が大きく、２％に近い推力の増大が得られる。

好適な実施形態により本発明を説明したが、本発明は上記実施形態に限定されるものではない。上記開示内容に基づき、当該技術分野の通常の技術を有する者が、実施形態の修正ないし変形により本発明を実施することが可能である。

推力損失を低減しうる航空用ガスタービンエンジンのための可変ノズルが提供される。

Claims (5)

1. 航空用ガスタービンエンジンの排気ガスをその軸に沿って機首から機尾の方向へ吐出する可変ノズルであって、
   前記排気ガスの流れを前記機尾の方向へ導く排気ダクトと、
   前記機尾に向かって収束する一次流路を囲むべく配置され、前記一次流路の開度を調節するべく前記排気ダクトにそれぞれ旋回可能に軸支され、それぞれ第１の部分と、前記第１の部分に対して径方向外方に１３２°以上１８０°未満の角度を成す第２の部分と、を備えた複数の一次フラップと、
   前記一次流路に連通して前記機尾に向かって末広になりうる二次流路を囲むべく配置され、前記二次流路の開度を調節するべく前記一次フラップの前記第２の部分にそれぞれ旋回可能に軸支された複数の二次フラップと、
   を備えた可変ノズル。
2. 請求項１の可変ノズルにおいて、前記第１の部分と前記第２の部分とが成す角度は、前記一次流路の開度を最大とするべく前記複数の一次フラップが旋回したときに、前記第２の部分が前記機尾に向かって末広となるに十分であることを特徴とする、可変ノズル。
3. 請求項１の可変ノズルにおいて、前記第１の部分と前記第２の部分とが成す角度は、前記一次流路の開度を大きくするべく前記複数の一次フラップが旋回したときに、前記第１の部分と前記第２の部分との間の屈曲部が前記排気ガスの前記流れに対するスロートとなるに十分であることを特徴とする、可変ノズル。
4. 請求項１ないし３の何れか１項の可変ノズルにおいて、前記第１の部分と前記第２の部分とが成す角度は１３２°乃至１４８°の範囲であることを特徴とする、可変ノズル。
5. 請求項１ないし３の何れか１項の可変ノズルにおいて、前記排気ガスの前記流れの漏れを防止するべく、前記一次フラップおよび前記二次フラップにそれぞれ接して従動する複数のシールをさらに備えることを特徴とする、可変ノズル。

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