JPH06212903A - ガスタービンの冷却 - Google Patents
ガスタービンの冷却Info
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- JPH06212903A JPH06212903A JP5210394A JP21039493A JPH06212903A JP H06212903 A JPH06212903 A JP H06212903A JP 5210394 A JP5210394 A JP 5210394A JP 21039493 A JP21039493 A JP 21039493A JP H06212903 A JPH06212903 A JP H06212903A
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- turbine
- shaft
- blade
- alloy
- coating
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Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01D—NON-POSITIVE DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES, e.g. STEAM TURBINES
- F01D5/00—Blades; Blade-carrying members; Heating, heat-insulating, cooling or antivibration means on the blades or the members
- F01D5/02—Blade-carrying members, e.g. rotors
- F01D5/08—Heating, heat-insulating or cooling means
- F01D5/085—Heating, heat-insulating or cooling means cooling fluid circulating inside the rotor
-
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- F01D5/18—Hollow blades, i.e. blades with cooling or heating channels or cavities; Heating, heat-insulating or cooling means on blades
- F01D5/187—Convection cooling
- F01D5/188—Convection cooling with an insert in the blade cavity to guide the cooling fluid, e.g. forming a separation wall
- F01D5/189—Convection cooling with an insert in the blade cavity to guide the cooling fluid, e.g. forming a separation wall the insert having a tubular cross-section, e.g. airfoil shape
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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- F01D5/28—Selecting particular materials; Particular measures relating thereto; Measures against erosion or corrosion
- F01D5/288—Protective coatings for blades
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Turbine Rotor Nozzle Sealing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】 熱障壁コーティング（３８）を備えた内部冷
却式タービンブレード（１４）を持つガスタービン（１
０）を提供する。 【構成】 タービンブレードは、低熱膨張率の合金基材
でできており、中間接合コーティング（３８Ｂ）及びセ
ラミック製外コーティング（３８Ａ）を備えている。冷
却流体はコンプレッサ（５２）のシャフト（４６）から
供給され、この流体はタービンブレードに流入し、これ
から流出する。熱障壁コーティングを備えたタービンブ
レードにより、更に効率が優れたタービンを設計するこ
とができる。
却式タービンブレード（１４）を持つガスタービン（１
０）を提供する。 【構成】 タービンブレードは、低熱膨張率の合金基材
でできており、中間接合コーティング（３８Ｂ）及びセ
ラミック製外コーティング（３８Ａ）を備えている。冷
却流体はコンプレッサ（５２）のシャフト（４６）から
供給され、この流体はタービンブレードに流入し、これ
から流出する。熱障壁コーティングを備えたタービンブ
レードにより、更に効率が優れたタービンを設計するこ
とができる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、ガスタービン発電設備
に関し、更に詳細には、セラミック製外コーティングを
備えた内部冷却式タービンブレード及びベーン構造に関
する。
に関し、更に詳細には、セラミック製外コーティングを
備えた内部冷却式タービンブレード及びベーン構造に関
する。
【０００２】
【従来の技術】移動型及び定置型の両方のガスタービン
発電設備の効率を上げるためには、通常は、効率の上昇
に従ってこれらの装置の作動温度及び圧力を上昇させな
ければならない。超合金でできた構成要素及び被覆材料
は作動パラメータを増大させてある。
発電設備の効率を上げるためには、通常は、効率の上昇
に従ってこれらの装置の作動温度及び圧力を上昇させな
ければならない。超合金でできた構成要素及び被覆材料
は作動パラメータを増大させてある。
【０００３】その証拠に、これらのユニットは、冷却空
気により高いタービン入口温度で作動できる。空冷によ
り、先進のタービン設計において、冷却が行われていな
いブレードについての１１００0C（２０１２0F）から空
冷ブレードについての１４５０0C（２５４２0F）まで入
口温度を上昇させることができる。設計によっては、空
気は、ブレード、ブレードの基部、ベーン、又はベーン
の基部に設けられた多くの小さな穴を通して排出され
る。議論の目的のため、特に表示しない場合でも、「ブ
レード」という用語及び「ベーン」という用語は相互交
換的に使用される。高温の膨張済みのタービンガスより
も低温の冷却空気は、ブレードの膜冷却並びに内部冷却
を行う。他の設計では、冷却空気はブレード本体を通っ
て内部に通される。これらの設計の例は、米国特許第4,
415,310 号、米国特許第3,275,294 号、米国特許第4,04
0,767 号、米国特許第3,909,412 号、米国特許第3,782,
852 号、米国特許第3,584,458 号、米国特許第2,618,12
0 号、米国特許第3,647,313 号、及び米国特許第2,487,
514 号にみられる。他の設計がカナダ特許第991,829 号
及び英国特許第602,530 号に開示されている。上述の英
国特許は、熱障壁コーティングを使用し、冷却空気を後
縁から排出する。
気により高いタービン入口温度で作動できる。空冷によ
り、先進のタービン設計において、冷却が行われていな
いブレードについての１１００0C（２０１２0F）から空
冷ブレードについての１４５０0C（２５４２0F）まで入
口温度を上昇させることができる。設計によっては、空
気は、ブレード、ブレードの基部、ベーン、又はベーン
の基部に設けられた多くの小さな穴を通して排出され
る。議論の目的のため、特に表示しない場合でも、「ブ
レード」という用語及び「ベーン」という用語は相互交
換的に使用される。高温の膨張済みのタービンガスより
も低温の冷却空気は、ブレードの膜冷却並びに内部冷却
を行う。他の設計では、冷却空気はブレード本体を通っ
て内部に通される。これらの設計の例は、米国特許第4,
415,310 号、米国特許第3,275,294 号、米国特許第4,04
0,767 号、米国特許第3,909,412 号、米国特許第3,782,
852 号、米国特許第3,584,458 号、米国特許第2,618,12
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514 号にみられる。他の設計がカナダ特許第991,829 号
及び英国特許第602,530 号に開示されている。上述の英
国特許は、熱障壁コーティングを使用し、冷却空気を後
縁から排出する。
【０００４】現在の標準的な非冷却タービンは、通常
は、約９３０0C（１７０６0F）で作動する。冷却式のブ
レード、ベーン（即ちステータ）及びディスクは１３１
６0C乃至１４５０0C（２４００0F乃至２６４２0F）の範
囲で作動する。冷却空気は、コーティングから流出し、
迂回してブレード及びベーンの周りに通される。冷却
は、膜、蒸散、対流の態様で行われる。
は、約９３０0C（１７０６0F）で作動する。冷却式のブ
レード、ベーン（即ちステータ）及びディスクは１３１
６0C乃至１４５０0C（２４００0F乃至２６４２0F）の範
囲で作動する。冷却空気は、コーティングから流出し、
迂回してブレード及びベーンの周りに通される。冷却
は、膜、蒸散、対流の態様で行われる。
【０００５】現在の設計には、冷却空気が比較的高圧の
ガス流内に出るという欠点がある。これは、冷却空気に
コンプレッサの全力の圧力を使用する必要がある。更に
熱障壁コーティングを備えたブレード又はブレードの基
部の剥き出しになった穴は、セラミックコーティングの
早期破損につながる。ブレードの冷却の程度は、主とし
て、ブレードを通って流れる冷却空気の質量流量の関数
であり、空気の圧力によっては特に影響を受けない。熱
障壁コーティングを備えたブレードの性能は、冷却空気
によって制限されるということが決定された。ガスター
ビンを高性能にするのに必要なことは、ブレード及びベ
ーン上に熱障壁コーティングを使用すること、及び内部
空冷システムを変更してこれをタービンシステムと一体
化することである。
ガス流内に出るという欠点がある。これは、冷却空気に
コンプレッサの全力の圧力を使用する必要がある。更に
熱障壁コーティングを備えたブレード又はブレードの基
部の剥き出しになった穴は、セラミックコーティングの
早期破損につながる。ブレードの冷却の程度は、主とし
て、ブレードを通って流れる冷却空気の質量流量の関数
であり、空気の圧力によっては特に影響を受けない。熱
障壁コーティングを備えたブレードの性能は、冷却空気
によって制限されるということが決定された。ガスター
ビンを高性能にするのに必要なことは、ブレード及びベ
ーン上に熱障壁コーティングを使用すること、及び内部
空冷システムを変更してこれをタービンシステムと一体
化することである。
【０００６】一般に譲渡された米国特許第4,900,640 号
には、膨張率調整合金上にセラミック製の熱障壁コーテ
ィングを使用し、合金の熱膨張率（ＣＴＥ）を上側のセ
ラミックの熱膨張率とほぼ一致させるという概念が開示
されている。熱膨張率を一致させると、セラミックは、
熱が周期的に加わる状況で金属から剥げ落ちない。更
に、一致させた熱膨張率を使用することによって、従来
の熱膨張率が一致していない場合よりも厚い断熱特性に
優れたセラミックを使用することができる。厚い熱障壁
コーティングは、本明細書中に開示し且つ特許請求の範
囲した新たな内部冷却装置に加えて、タービンの性能を
改善する。
には、膨張率調整合金上にセラミック製の熱障壁コーテ
ィングを使用し、合金の熱膨張率（ＣＴＥ）を上側のセ
ラミックの熱膨張率とほぼ一致させるという概念が開示
されている。熱膨張率を一致させると、セラミックは、
熱が周期的に加わる状況で金属から剥げ落ちない。更
に、一致させた熱膨張率を使用することによって、従来
の熱膨張率が一致していない場合よりも厚い断熱特性に
優れたセラミックを使用することができる。厚い熱障壁
コーティングは、本明細書中に開示し且つ特許請求の範
囲した新たな内部冷却装置に加えて、タービンの性能を
改善する。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】従って、本発明の目的
は、熱障壁がコーティングされた低熱膨張率合金ででき
た内部冷却式ブレードを持つガスタービン式発電設備を
提供することである。コンプレッサからの空気は、ブレ
ードに通される。
は、熱障壁がコーティングされた低熱膨張率合金ででき
た内部冷却式ブレードを持つガスタービン式発電設備を
提供することである。コンプレッサからの空気は、ブレ
ードに通される。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明は、流体コンプレ
ッサと、タービン区分と、これらの間に配置された燃焼
区分と、コンプレッサとタービン区分とを連結する回転
自在のシャフトと、コンプレッサからの流体の一部をシ
ャフトを通してタービン区分に向かってそらすためのシ
ュラウドとを有するタービンにおいて、熱障壁コーティ
ングを備えた膨張率調整合金でできた内部冷却式タービ
ンブレードを有し、これらのタービンブレードはシャフ
トに連結され、前記タービンブレードは流体を受入れる
ためシャフトと連通した入口内部冷却通路と、シャフト
と連通した出口内部冷却通路とを有する、ことを特徴と
するものである。
ッサと、タービン区分と、これらの間に配置された燃焼
区分と、コンプレッサとタービン区分とを連結する回転
自在のシャフトと、コンプレッサからの流体の一部をシ
ャフトを通してタービン区分に向かってそらすためのシ
ュラウドとを有するタービンにおいて、熱障壁コーティ
ングを備えた膨張率調整合金でできた内部冷却式タービ
ンブレードを有し、これらのタービンブレードはシャフ
トに連結され、前記タービンブレードは流体を受入れる
ためシャフトと連通した入口内部冷却通路と、シャフト
と連通した出口内部冷却通路とを有する、ことを特徴と
するものである。
【０００９】
【実施例】図１は、ガスタービン１０の内部を概略に示
す。最新型のガスタービンの設計及び作動は、タービン
が据置型発電装置又は動力装置（図示のような）のいず
れで使用されようと、周知である。ガスタービン１０
は、本質的には、前空気ファン６８、コンプレッサ５
２、中間燃焼室５４、及び後部タービン区分５６からな
り、この後部タービン区分は、代表的には、高圧タービ
ン５８及び低圧タービン６０を有する。中央回転シャフ
ト６６がコンプレッサ５２とタービン５６とを連結す
る。ダクテッドファン６８及びコンプレッサ５２は連結
されていてもよいし連結されていなくてもよく、高圧タ
ービン５８及び低圧タービン６０は同じシャフト６６に
固定されていてもよいし固定されていなくてもよい。構
成によっては、低圧タービン６０がダクテッドファン６
８に別に連結され、高圧タービン５８がコンプレッサ５
２に別に連結されている。コンプレッサ５２及びタービ
ン５６は、固定ベーン（即ちステータ）６２及び７０と
回転ブレード６４及び７２の交互の密な列を有する。ブ
レード６４及び７２は、シャフト６６とともに回転する
ディスク（図示せず）に取付けられている。
す。最新型のガスタービンの設計及び作動は、タービン
が据置型発電装置又は動力装置（図示のような）のいず
れで使用されようと、周知である。ガスタービン１０
は、本質的には、前空気ファン６８、コンプレッサ５
２、中間燃焼室５４、及び後部タービン区分５６からな
り、この後部タービン区分は、代表的には、高圧タービ
ン５８及び低圧タービン６０を有する。中央回転シャフ
ト６６がコンプレッサ５２とタービン５６とを連結す
る。ダクテッドファン６８及びコンプレッサ５２は連結
されていてもよいし連結されていなくてもよく、高圧タ
ービン５８及び低圧タービン６０は同じシャフト６６に
固定されていてもよいし固定されていなくてもよい。構
成によっては、低圧タービン６０がダクテッドファン６
８に別に連結され、高圧タービン５８がコンプレッサ５
２に別に連結されている。コンプレッサ５２及びタービ
ン５６は、固定ベーン（即ちステータ）６２及び７０と
回転ブレード６４及び７２の交互の密な列を有する。ブ
レード６４及び７２は、シャフト６６とともに回転する
ディスク（図示せず）に取付けられている。
【００１０】空気はコンプレッサ５２に入り、ここで高
度に圧縮される。圧縮空気は、燃焼室５４内に差し向け
られ、この燃焼室内で燃料と燃焼され、空気の温度を上
げ、結果的に燃焼ガスを得る。加熱された空気／ガス混
合物は、多数のタービンベーン６２及びブレード６４に
対して膨張し、タービン５６を回転させる。シャフト６
６により、コンプレッサ５２及びファン６８が同時に回
転される。冷却式タービンでは、種々のベーン及びブレ
ードを冷却するため、コンプレッサ５２からの空気の一
部を流出させる。
度に圧縮される。圧縮空気は、燃焼室５４内に差し向け
られ、この燃焼室内で燃料と燃焼され、空気の温度を上
げ、結果的に燃焼ガスを得る。加熱された空気／ガス混
合物は、多数のタービンベーン６２及びブレード６４に
対して膨張し、タービン５６を回転させる。シャフト６
６により、コンプレッサ５２及びファン６８が同時に回
転される。冷却式タービンでは、種々のベーン及びブレ
ードを冷却するため、コンプレッサ５２からの空気の一
部を流出させる。
【００１１】図２は、好ましいタービン区分１２を示
す。複数の熱障壁がコーティングされたタービンブレー
ド１４が、二重シャフト４６を中心にアレイをなしてい
る。コンプレッサ（図示せず）に連結されたシャフト４
６は、外中空シャフト１６及び同心の内中空シャフト１
８を含む。コンプレッサから通常の方法で流出させた空
気は、方向矢印２２が示すように、内シャフト１８と外
シャフト１６との間に形成された環状空間２０を通して
圧送される。
す。複数の熱障壁がコーティングされたタービンブレー
ド１４が、二重シャフト４６を中心にアレイをなしてい
る。コンプレッサ（図示せず）に連結されたシャフト４
６は、外中空シャフト１６及び同心の内中空シャフト１
８を含む。コンプレッサから通常の方法で流出させた空
気は、方向矢印２２が示すように、内シャフト１８と外
シャフト１６との間に形成された環状空間２０を通して
圧送される。
【００１２】コーティングを備えたブレード１４は、シ
ャフト４６から半径方向に延びる連続したディスク状タ
ワー２４に取付けられている。タワー２４は、内シャフ
ト１８と直接連通した円形の出口プレナム２６を有す
る。出口プレナム２６は、部材２８を介してブレード１
４内に延びている。複数のコネクタ３０が外シャフト１
６から枝状に延び、これらのコネクタは円形の入口プレ
ナム３２に取付けられている。ライザ３４が入口プレナ
ム３２とブレード１４とを橋渡しする。空気は、ブレー
ド１４に到るまで、コネクタ３０を通って入口プレナム
３２及びライザ３４内に流れ続ける。次いで、空気は方
向を転じて部材２８に流入し、その後、出口プレナム２
６を通る。空気は、コンプレッサ５２に向かって内シャ
フト１８を通って（矢印３６が示すように）再び戻さ
れ、及び／又は（矢印３８が示すように）排出される。
ャフト４６から半径方向に延びる連続したディスク状タ
ワー２４に取付けられている。タワー２４は、内シャフ
ト１８と直接連通した円形の出口プレナム２６を有す
る。出口プレナム２６は、部材２８を介してブレード１
４内に延びている。複数のコネクタ３０が外シャフト１
６から枝状に延び、これらのコネクタは円形の入口プレ
ナム３２に取付けられている。ライザ３４が入口プレナ
ム３２とブレード１４とを橋渡しする。空気は、ブレー
ド１４に到るまで、コネクタ３０を通って入口プレナム
３２及びライザ３４内に流れ続ける。次いで、空気は方
向を転じて部材２８に流入し、その後、出口プレナム２
６を通る。空気は、コンプレッサ５２に向かって内シャ
フト１８を通って（矢印３６が示すように）再び戻さ
れ、及び／又は（矢印３８が示すように）排出される。
【００１３】最新式のバイパスタービンエンジンについ
ては、高圧タービン区分及び低圧タービン区分を収容
し、これらのタービン区分を最終的にコンプレッサ及び
ダクテッドファン区分に連結するのに、追加の同軸のシ
ャフト（図示せず）を使用するのがよい。
ては、高圧タービン区分及び低圧タービン区分を収容
し、これらのタービン区分を最終的にコンプレッサ及び
ダクテッドファン区分に連結するのに、追加の同軸のシ
ャフト（図示せず）を使用するのがよい。
【００１４】ブレード１４を図３及び図４に更に詳細に
示す。参考のため本願に組み込んだ米国特許第4,900,64
0 号で論じられているように、ブレード１４は、インコ
ロイ合金９０９（インコロイ(INCOLOY) は登録商標であ
る）のような低膨張率合金４０でできており、ZAl のよ
うな（Z は、Ni、Fe、Co、Cr、及びY からなる群から選
択した１つ乃至５つの元素である）耐酸化中間接合コー
ティング及び部分的に安定化した８％酸化イットリウム
−酸化ジルコニウム（８YZ）のような断熱セラミック製
の外層からなる熱障壁コーティング３８を備えている。
示す。参考のため本願に組み込んだ米国特許第4,900,64
0 号で論じられているように、ブレード１４は、インコ
ロイ合金９０９（インコロイ(INCOLOY) は登録商標であ
る）のような低膨張率合金４０でできており、ZAl のよ
うな（Z は、Ni、Fe、Co、Cr、及びY からなる群から選
択した１つ乃至５つの元素である）耐酸化中間接合コー
ティング及び部分的に安定化した８％酸化イットリウム
−酸化ジルコニウム（８YZ）のような断熱セラミック製
の外層からなる熱障壁コーティング３８を備えている。
【００１５】合金９０９は、鉄−ニッケル合金を基材と
した９００シリーズの熱膨張率調整合金であり、約３８
％のニッケルと、約１３％のコバルトと、約４．７％の
ニオブと、約１．５％のチタニウムと約４５％の鉄とを
含有する。この特定の合金は、約６４９0Cで１ｍ当たり
約１０μｍと線膨張率が低く、この線膨張率は、８％Y2
O3-ZrO2 のセラミックコーティングの線膨張率とほぼ適
合する。現存の、又は考えられる他の膨張率調整合金を
これに代えてもよい。
した９００シリーズの熱膨張率調整合金であり、約３８
％のニッケルと、約１３％のコバルトと、約４．７％の
ニオブと、約１．５％のチタニウムと約４５％の鉄とを
含有する。この特定の合金は、約６４９0Cで１ｍ当たり
約１０μｍと線膨張率が低く、この線膨張率は、８％Y2
O3-ZrO2 のセラミックコーティングの線膨張率とほぼ適
合する。現存の、又は考えられる他の膨張率調整合金を
これに代えてもよい。
【００１６】膨張率調整合金４０には、インコネル合金
７１８（インコネル(INCONEL) は登録商標である）のよ
うな超合金内スキン４２が取り付けられる。合金４０と
スキン４２との間を拡散接合するのが好ましい取付け態
様である。この内スキン４２は、高温での使用中に合金
９０９の内面が酸化しないようにする。
７１８（インコネル(INCONEL) は登録商標である）のよ
うな超合金内スキン４２が取り付けられる。合金４０と
スキン４２との間を拡散接合するのが好ましい取付け態
様である。この内スキン４２は、高温での使用中に合金
９０９の内面が酸化しないようにする。
【００１７】随意の変形例の構造は、合金７１８のよう
な耐酸化合金の薄いコーティングを接合コーティングと
合金９０９の外面との間、並びに合金９０９の内面上に
配置することを含む。これは、合金９０９に酸化に対す
る極めて大きな保護を与える。勿論、合金７１８の厚さ
は、合金７１８−合金９０９−合金７１８のサンドイッ
チ構造の複合熱膨張率に影響しないように、合金９０９
に関して薄くなければならない。
な耐酸化合金の薄いコーティングを接合コーティングと
合金９０９の外面との間、並びに合金９０９の内面上に
配置することを含む。これは、合金９０９に酸化に対す
る極めて大きな保護を与える。勿論、合金７１８の厚さ
は、合金７１８−合金９０９−合金７１８のサンドイッ
チ構造の複合熱膨張率に影響しないように、合金９０９
に関して薄くなければならない。
【００１８】中空内翼４４がブレード１４内に配置さ
れ、入口内部冷却室４８及び出口内部冷却室５０をブレ
ード１４とともに構成する。円形の内プレナム３２、ラ
イザ３４、及び入口内部冷却室４８は、冷却空気をブレ
ード１４に提供するため、全て相互連結されている。冷
却空気２２は、室４８を通って移動し、次いで出口内部
冷却室５０、部材２８、及び円形の出口プレナム２６を
通って別経路で送出される。
れ、入口内部冷却室４８及び出口内部冷却室５０をブレ
ード１４とともに構成する。円形の内プレナム３２、ラ
イザ３４、及び入口内部冷却室４８は、冷却空気をブレ
ード１４に提供するため、全て相互連結されている。冷
却空気２２は、室４８を通って移動し、次いで出口内部
冷却室５０、部材２８、及び円形の出口プレナム２６を
通って別経路で送出される。
【００１９】外コーティング３８は、低い熱伝導率、及
び下にある合金基材４０に受容可能に適合する熱膨張率
を有する。断熱が施されたブレード１４は、コーティン
グを備えていないブレード１４よりも高温のガス流中で
作動できる。ブレードは、溶接及び／又は機械的な連結
のような従来の手段でタワー２８に取付けられている。
び下にある合金基材４０に受容可能に適合する熱膨張率
を有する。断熱が施されたブレード１４は、コーティン
グを備えていないブレード１４よりも高温のガス流中で
作動できる。ブレードは、溶接及び／又は機械的な連結
のような従来の手段でタワー２８に取付けられている。
【００２０】温度が周期的に変化する使用状態での熱障
壁コーティングの試験が米国特許第4,900,640 号に記載
されている。この特許で明らかにされた結果によれば、
セラミック製の熱障壁コーティングと基材金属の熱膨張
率が同じである場合には、熱障壁でコーティングしたピ
ンの剥げ落ち抵抗が優れているということが示されてい
る。しかしながら、これらの結果は、タービンの用途で
の熱障壁コーティングの利点を示すことができなかっ
た。これは、使用された繰り返し炉には高温の側方ガス
流がないためである。従って、バーナーリグをつくっ
た。バーナーリグは、天然ガス／空気バーナーを使用
し、このバーナーは、内径が５０．８mm（２インチ）で
長さが５０８mm（２０インチ）のアルミナファイバ製シ
リンダ内に火炎を差し向ける。試験ピンは、バーナーか
らシリンダ直径３３０mm（１３インチ）に亘ってシリン
ダの軸線に対して直角に位置決めされた。試験ピンは、
熱膨張率調整合金９０９からつくられていた。これらの
ピンは、長さが７６mm（３．０インチ）、外径が１５．
８８mm（０．６３インチ）、内径が６．５３mm（０．２
６インチ）で丸味のある肩部を備えているように機械加
工されていた。熱電対を配置するため、直径２．１mm
（０．０８３インチ）で深さ４０mm（１．６インチ）の
穴を金属製環体の中央に穿孔してある。これらのピン
を、（外径６．３５mm（０．２５インチ）で内径４．５
７mm（０．１８インチ））のインコネル合金６００（イ
ンコネル(INCONEL) は登録商標である）製の金属製内チ
ューブ上に嵌めた。試験中、冷却空気をこの内チューブ
に通した。このチューブは、耐酸化性が劣った合金９０
９基材を保護するために必要とされた。次いで、ピン及
びチューブの構成を所望のコーティングでプラズマスプ
レーする。
壁コーティングの試験が米国特許第4,900,640 号に記載
されている。この特許で明らかにされた結果によれば、
セラミック製の熱障壁コーティングと基材金属の熱膨張
率が同じである場合には、熱障壁でコーティングしたピ
ンの剥げ落ち抵抗が優れているということが示されてい
る。しかしながら、これらの結果は、タービンの用途で
の熱障壁コーティングの利点を示すことができなかっ
た。これは、使用された繰り返し炉には高温の側方ガス
流がないためである。従って、バーナーリグをつくっ
た。バーナーリグは、天然ガス／空気バーナーを使用
し、このバーナーは、内径が５０．８mm（２インチ）で
長さが５０８mm（２０インチ）のアルミナファイバ製シ
リンダ内に火炎を差し向ける。試験ピンは、バーナーか
らシリンダ直径３３０mm（１３インチ）に亘ってシリン
ダの軸線に対して直角に位置決めされた。試験ピンは、
熱膨張率調整合金９０９からつくられていた。これらの
ピンは、長さが７６mm（３．０インチ）、外径が１５．
８８mm（０．６３インチ）、内径が６．５３mm（０．２
６インチ）で丸味のある肩部を備えているように機械加
工されていた。熱電対を配置するため、直径２．１mm
（０．０８３インチ）で深さ４０mm（１．６インチ）の
穴を金属製環体の中央に穿孔してある。これらのピン
を、（外径６．３５mm（０．２５インチ）で内径４．５
７mm（０．１８インチ））のインコネル合金６００（イ
ンコネル(INCONEL) は登録商標である）製の金属製内チ
ューブ上に嵌めた。試験中、冷却空気をこの内チューブ
に通した。このチューブは、耐酸化性が劣った合金９０
９基材を保護するために必要とされた。次いで、ピン及
びチューブの構成を所望のコーティングでプラズマスプ
レーする。
【００２１】代表的なプラズマコーティングは、厚さ５
００μｍ乃至１０００μｍの８重量％酸化イットリウム
−酸化ジルコニウム（８YZ）コーティングで被覆した厚
さ１８０μｍのNiCrAlY 製（２２重量％のCr、１０重量
％のAl、１重量％のY 、残りがNi）中間接合コーティン
グからなる。中間接合コーティングは、合金９０９基材
に耐酸化保護を与えるため、及び８YZ層を機械的に接合
するための粗い表面を提供するため、必要とされる。ピ
ンは、８YZコーティングの厚さに応じて、バーナーリグ
の断面積の４０％乃至４５％を占有する。
００μｍ乃至１０００μｍの８重量％酸化イットリウム
−酸化ジルコニウム（８YZ）コーティングで被覆した厚
さ１８０μｍのNiCrAlY 製（２２重量％のCr、１０重量
％のAl、１重量％のY 、残りがNi）中間接合コーティン
グからなる。中間接合コーティングは、合金９０９基材
に耐酸化保護を与えるため、及び８YZ層を機械的に接合
するための粗い表面を提供するため、必要とされる。ピ
ンは、８YZコーティングの厚さに応じて、バーナーリグ
の断面積の４０％乃至４５％を占有する。
【００２２】選択したバーナーリグ試験の結果を表１に
示す。ピンの前方約２５mm（０．９インチ）、ピンの上
方の高温のガス流内に１３mm（０．５インチ）に配置し
たシースのないタイプＲ熱電対でバーナー温度を計測し
た。バーナー速度は、ピン（ピンによって占有されてい
ない断面積）を通過する速度について算出した値であ
る。算出に当たり、完全燃焼が起こっているというこ
と、圧力が１気圧であるということ、及びガスが理想的
な挙動を示すことを仮定した。金属温度は、上文中で言
及した基材の穴に挿入したタイプＫ熱電対で計測され
た。ピンは、金属熱電対が、バーナーに面して高温のガ
ス流の中央に配置されるように配向されている。冷却空
気流ΔＴは、ピンに進入する冷却空気の温度（２２0C乃
至２５0C（７１0F乃至７７0F）とガス流中に挿入したタ
イプＫ熱電対で計測したピンを出る空気の温度との差で
ある。熱伝達は、計測したΔＴ及び冷却空気流量から、
平均温度での空気の熱力学的性質を使用して算出され
る。
示す。ピンの前方約２５mm（０．９インチ）、ピンの上
方の高温のガス流内に１３mm（０．５インチ）に配置し
たシースのないタイプＲ熱電対でバーナー温度を計測し
た。バーナー速度は、ピン（ピンによって占有されてい
ない断面積）を通過する速度について算出した値であ
る。算出に当たり、完全燃焼が起こっているというこ
と、圧力が１気圧であるということ、及びガスが理想的
な挙動を示すことを仮定した。金属温度は、上文中で言
及した基材の穴に挿入したタイプＫ熱電対で計測され
た。ピンは、金属熱電対が、バーナーに面して高温のガ
ス流の中央に配置されるように配向されている。冷却空
気流ΔＴは、ピンに進入する冷却空気の温度（２２0C乃
至２５0C（７１0F乃至７７0F）とガス流中に挿入したタ
イプＫ熱電対で計測したピンを出る空気の温度との差で
ある。熱伝達は、計測したΔＴ及び冷却空気流量から、
平均温度での空気の熱力学的性質を使用して算出され
る。
【００２３】NiCrAlY 製接合コーティング及び８YZセラ
ミック層で被覆した合金９０９チューブからなる複合シ
リンダに亘る定常状態での温度分布を算出するため、数
学的モデルを準備した。熱は、輻射及び対流でシステム
に進入する。コーティングの輻射率及び吸収率は、温度
の関数である。外部対流熱伝達は、単一のシリンダに亘
る流れについての平均熱伝達率を使用して算出した。算
出した対流熱伝達率を使用すると、全ての熱がチューブ
の内側から除去された。これらの値及び等式は標準的な
熱伝達テキストブックで見つけることができる。８YZセ
ラミック層の熱伝達率は０．８０W/mKとされ、NiCrAlY
製接合コーティングの伝達率は７．０W/mKとされる。大
まかな平均値が公開されている。温度の関数としてのイ
ンコロイ合金９０９の伝達率は、製造者である米国ウェ
ストバージニア州ハンチントンのインコ合金インターナ
ショナル社が発行した刊行物で見つけることができる。
ミック層で被覆した合金９０９チューブからなる複合シ
リンダに亘る定常状態での温度分布を算出するため、数
学的モデルを準備した。熱は、輻射及び対流でシステム
に進入する。コーティングの輻射率及び吸収率は、温度
の関数である。外部対流熱伝達は、単一のシリンダに亘
る流れについての平均熱伝達率を使用して算出した。算
出した対流熱伝達率を使用すると、全ての熱がチューブ
の内側から除去された。これらの値及び等式は標準的な
熱伝達テキストブックで見つけることができる。８YZセ
ラミック層の熱伝達率は０．８０W/mKとされ、NiCrAlY
製接合コーティングの伝達率は７．０W/mKとされる。大
まかな平均値が公開されている。温度の関数としてのイ
ンコロイ合金９０９の伝達率は、製造者である米国ウェ
ストバージニア州ハンチントンのインコ合金インターナ
ショナル社が発行した刊行物で見つけることができる。
【表１】
【００２４】セラミック製熱障壁コーティングの利点を
表１の試験Ａ及び試験Ｂを比較して例示する。試験Ｂで
は、セラミックコーティングが削り取ってあるが、その
他の状態は不変である。金属温度は、セラミックが存在
しない場合には、１９１0C（３７６0F）下がる。試験Ｃ
と試験Ｄとを比較すると、バーナー速度を４０m/s から
（毎秒１３１フィート）乃至７２．２m/s から（毎秒２
３７フィート）まで高めると、金属が熱障壁コーティン
グで覆われている場合、金属温度に及ぼされる影響が最
小であるということがわかる。コーティングの厚さの重
要な効果は、試験Ｄと試験Ｅとを比較することによって
わかる。しかしながら、二つの異なるピンについて値が
得られているため、直接的に比較するのは困難である。
これらの値は、合金６００冷却チューブと合金９０９基
材との間の界面間の相違によって影響を受ける。実際に
は、この界面では、拡散接合が行われ、熱流に対する障
害がない。計算によれば、試験を行った形状及び状態に
ついて、冷却チューブと基材との界面が存在することに
よる金属温度に及ぼされる影響は、界面が存在しない場
合よりも１００0C（２１２0F）高い。ガスタービンエン
ジンの熱障壁コーティングに対する経済的な用途におい
て、何が定常状態の温度であるかを算出することができ
る。このような計算によれば、タービンの入口ガス流が
１６００0C（２９１２0F）で圧力が４０気圧で、相対的
ガス速度が５００m/s （毎秒１６５１フィート）のガス
タービン内で作動する場合、一段のブレードを冷却して
合金９０９の温度を８５０0C（１５６２0F）以下に保つ
のにコンプレッサ区分からの空気の１％以下を必要とす
る。しかしながら、熱障壁でコーティングされたブレー
ドに新たな冷却空気経路を使用するのがよい。多数の可
能な経路を表２で探す。全ての場合において、コンプレ
ッサ効率は８７％であり、タービン効率は８５％であ
る。全ての場合において、コンプレッサガスの公称１０
％が、ブレード、ベーン、及びシュラウド等の冷却に使
用される。
表１の試験Ａ及び試験Ｂを比較して例示する。試験Ｂで
は、セラミックコーティングが削り取ってあるが、その
他の状態は不変である。金属温度は、セラミックが存在
しない場合には、１９１0C（３７６0F）下がる。試験Ｃ
と試験Ｄとを比較すると、バーナー速度を４０m/s から
（毎秒１３１フィート）乃至７２．２m/s から（毎秒２
３７フィート）まで高めると、金属が熱障壁コーティン
グで覆われている場合、金属温度に及ぼされる影響が最
小であるということがわかる。コーティングの厚さの重
要な効果は、試験Ｄと試験Ｅとを比較することによって
わかる。しかしながら、二つの異なるピンについて値が
得られているため、直接的に比較するのは困難である。
これらの値は、合金６００冷却チューブと合金９０９基
材との間の界面間の相違によって影響を受ける。実際に
は、この界面では、拡散接合が行われ、熱流に対する障
害がない。計算によれば、試験を行った形状及び状態に
ついて、冷却チューブと基材との界面が存在することに
よる金属温度に及ぼされる影響は、界面が存在しない場
合よりも１００0C（２１２0F）高い。ガスタービンエン
ジンの熱障壁コーティングに対する経済的な用途におい
て、何が定常状態の温度であるかを算出することができ
る。このような計算によれば、タービンの入口ガス流が
１６００0C（２９１２0F）で圧力が４０気圧で、相対的
ガス速度が５００m/s （毎秒１６５１フィート）のガス
タービン内で作動する場合、一段のブレードを冷却して
合金９０９の温度を８５０0C（１５６２0F）以下に保つ
のにコンプレッサ区分からの空気の１％以下を必要とす
る。しかしながら、熱障壁でコーティングされたブレー
ドに新たな冷却空気経路を使用するのがよい。多数の可
能な経路を表２で探す。全ての場合において、コンプレ
ッサ効率は８７％であり、タービン効率は８５％であ
る。全ての場合において、コンプレッサガスの公称１０
％が、ブレード、ベーン、及びシュラウド等の冷却に使
用される。
【表２】
【００２５】熱障壁コーティングを設けることにより、
タービン入口温度を１４５０0C（２６９２0F）から１６
００0C（２９１２0F）まで上昇させることができる。例
２と例１とを比較するとわかるように、これは熱効率を
１．８％改善し、更に重要なことには、タービンを通過
する空気の正味仕事を１．６２×１０7Joules/kg mole
から１．９７×１０7Joules/kg mole まで（６９８１BT
U/lb mole から８４８９BTU/lb mole まで）上昇（２
１．６％上昇）する。エンジンの最大推力は正味仕事に
正比例する。本明細書の最初の方で述べたように、従来
の設計では、冷却空気は、金属製ブレードに膜冷却を行
うように、シャフトを通りブレードの穴を通って出る。
タービン入口温度を１４５０0C（２６９２0F）から１６
００0C（２９１２0F）まで上昇させることができる。例
２と例１とを比較するとわかるように、これは熱効率を
１．８％改善し、更に重要なことには、タービンを通過
する空気の正味仕事を１．６２×１０7Joules/kg mole
から１．９７×１０7Joules/kg mole まで（６９８１BT
U/lb mole から８４８９BTU/lb mole まで）上昇（２
１．６％上昇）する。エンジンの最大推力は正味仕事に
正比例する。本明細書の最初の方で述べたように、従来
の設計では、冷却空気は、金属製ブレードに膜冷却を行
うように、シャフトを通りブレードの穴を通って出る。
【００２６】熱障壁コーティング３８が設けられている
場合には、冷却空気を内シャフト１８に後方に差し向け
ることができ、適当な低圧降下通路が使用される場合、
かなりの低圧降下が必要とされる。この場合、冷却空気
は、タービンシャフト１４から外に周囲に放出される
（方向矢印３８）だけである。この場合（例３対例
２）、タービンの効率は４２．２％から４４．３％まで
上昇し、タービンを通る空気の質量モル当たりの正味仕
事は、１．９７×１０7Joules/kg mole から２．０７×
１０7Joules/kg mole まで（８４８９BTU/lb mole から
８９１４BTU/lb moleまで）上昇し、又は更に５％上昇
させる。排気冷却空気をシャフト１８の中央部分に戻す
ダクトを備えているように形成した場合には、冷却空気
をコンプレッサ入口に（方向矢印３６が示すように）差
し向け戻すことができる。これによって、タービンの効
率が改善される。タービン効率は、ブレードを通る冷却
空気の温度上昇に左右される。ブレードを通過する冷却
空気の温度上昇が３３３0C（６３１0F）である場合、冷
却空気をコンプレッサに戻すようにダクトを形成すると
効率が４４．３％から４５．５％まで上昇するが、空気
の質量モル当たりの正味仕事は、２．０７×１０7Joule
s/kg moleから２．０×１０7Joules/kg mole に（８９
１４BTU/lb mole から８６２０BTU/lb mole まで）減少
する（例４対例３）。温度上昇が期待した１６６0C（３
３１0F）に近い場合には、例６に示すように、効率は４
４．９％であり、空気の質量モル当たりの正味仕事は
２．０４×１０7Joules/kg mole （８７６８BTU/lb mol
e ）である。
場合には、冷却空気を内シャフト１８に後方に差し向け
ることができ、適当な低圧降下通路が使用される場合、
かなりの低圧降下が必要とされる。この場合、冷却空気
は、タービンシャフト１４から外に周囲に放出される
（方向矢印３８）だけである。この場合（例３対例
２）、タービンの効率は４２．２％から４４．３％まで
上昇し、タービンを通る空気の質量モル当たりの正味仕
事は、１．９７×１０7Joules/kg mole から２．０７×
１０7Joules/kg mole まで（８４８９BTU/lb mole から
８９１４BTU/lb moleまで）上昇し、又は更に５％上昇
させる。排気冷却空気をシャフト１８の中央部分に戻す
ダクトを備えているように形成した場合には、冷却空気
をコンプレッサ入口に（方向矢印３６が示すように）差
し向け戻すことができる。これによって、タービンの効
率が改善される。タービン効率は、ブレードを通る冷却
空気の温度上昇に左右される。ブレードを通過する冷却
空気の温度上昇が３３３0C（６３１0F）である場合、冷
却空気をコンプレッサに戻すようにダクトを形成すると
効率が４４．３％から４５．５％まで上昇するが、空気
の質量モル当たりの正味仕事は、２．０７×１０7Joule
s/kg moleから２．０×１０7Joules/kg mole に（８９
１４BTU/lb mole から８６２０BTU/lb mole まで）減少
する（例４対例３）。温度上昇が期待した１６６0C（３
３１0F）に近い場合には、例６に示すように、効率は４
４．９％であり、空気の質量モル当たりの正味仕事は
２．０４×１０7Joules/kg mole （８７６８BTU/lb mol
e ）である。
【００２７】例５を除く表２の全ての値は、１５気圧の
圧力上昇に基づいて算出されている。これは、この圧力
上昇が、タービンを通る空気の質量モル当たりの正味仕
事を最大値（最大推力）にするためである。例５に示す
ような最大推力についての最適の圧力上昇での正味仕事
の選択の自由を常に有する。コンプレッサでの圧力上昇
を増大することによって、効率を４７．５％まで上昇さ
せることができるが、空気の質量モル当たりの正味仕事
は１．９８×１０7Joules/kg mole （８５３８BTU/lb m
ole ）まで減少する。
圧力上昇に基づいて算出されている。これは、この圧力
上昇が、タービンを通る空気の質量モル当たりの正味仕
事を最大値（最大推力）にするためである。例５に示す
ような最大推力についての最適の圧力上昇での正味仕事
の選択の自由を常に有する。コンプレッサでの圧力上昇
を増大することによって、効率を４７．５％まで上昇さ
せることができるが、空気の質量モル当たりの正味仕事
は１．９８×１０7Joules/kg mole （８５３８BTU/lb m
ole ）まで減少する。
【００２８】通常、発電用ガスタービンには二つのター
ビンが設けられ、一方のタービンはコンプレッサに直接
取付けられ、他方のタービンは動力駆動装置又はファン
に取付けられている。通常は、コンプレッサに取付けら
れたタービンが最も高温であるが、動力タービン即ちフ
ァンベーン及びブレードもまた熱障壁コーティングを有
するのがよく、これらを冷却するのがよい。ブレードを
通して動力シャフトの下流に空気をパージし、動力シャ
フトの中央隔室を通して戻すことによって、低圧空気を
動力タービンブレードに通すことができる。
ビンが設けられ、一方のタービンはコンプレッサに直接
取付けられ、他方のタービンは動力駆動装置又はファン
に取付けられている。通常は、コンプレッサに取付けら
れたタービンが最も高温であるが、動力タービン即ちフ
ァンベーン及びブレードもまた熱障壁コーティングを有
するのがよく、これらを冷却するのがよい。ブレードを
通して動力シャフトの下流に空気をパージし、動力シャ
フトの中央隔室を通して戻すことによって、低圧空気を
動力タービンブレードに通すことができる。
【００２９】簡単に述べると、合金９０９上に熱障壁コ
ーティングを使用することによって、ブレードに損傷を
与えることなくタービンの入口温度を１６００0C（２９
１２0F）にすることができる。熱障壁コーティングの利
点を最適化するため、タービンの設計を変更しなければ
ならない。シャフトを通ってブレードに到り、ブレード
からシャフトの中央部分を通って戻る圧力降下をできる
だけ小さくするように設計された冷却空気通路が効率を
改善できる。この効率は、タービンの作動温度を上昇さ
せることによって得られる効率の改善とほぼ同じであ
る。シャフトの中央部分内の使用済みの冷却空気をター
ビンの排気部にダクトで排出するか或いはコンプレッサ
に戻すかのいずれかを行うという設計もまた可能であ
る。これによって、最大推力又は最大効率を得るように
飛行中にタービンを所望の通りに制御することができ
る。
ーティングを使用することによって、ブレードに損傷を
与えることなくタービンの入口温度を１６００0C（２９
１２0F）にすることができる。熱障壁コーティングの利
点を最適化するため、タービンの設計を変更しなければ
ならない。シャフトを通ってブレードに到り、ブレード
からシャフトの中央部分を通って戻る圧力降下をできる
だけ小さくするように設計された冷却空気通路が効率を
改善できる。この効率は、タービンの作動温度を上昇さ
せることによって得られる効率の改善とほぼ同じであ
る。シャフトの中央部分内の使用済みの冷却空気をター
ビンの排気部にダクトで排出するか或いはコンプレッサ
に戻すかのいずれかを行うという設計もまた可能であ
る。これによって、最大推力又は最大効率を得るように
飛行中にタービンを所望の通りに制御することができ
る。
【００３０】本発明の特定の実施例を法令の規定に従っ
て本明細書中に例示し且つ説明したが、特許請求の範囲
の範疇の本発明の形態を変更でき、本発明の特定の特徴
をこれに対応して他の特徴を使用することなく有利に使
用できるということは、当業者には理解されよう。
て本明細書中に例示し且つ説明したが、特許請求の範囲
の範疇の本発明の形態を変更でき、本発明の特定の特徴
をこれに対応して他の特徴を使用することなく有利に使
用できるということは、当業者には理解されよう。
【図１】ガスタービンの概略断面図である。
【図２】本発明の部分断面図である。
【図３】本発明の一実施例の詳細図である。
【図４】本発明の図３の４−４線での断面図である。
１０ ガスタービン １２ タービン区分 １４ タービンブレード １６ 外中空シャフト １８ 内中空シャフト ２０ 環状空間 ２４ ディスク状タワー ２６ 出口プレナム ３０ コネクタ ３２ 入口プレナム ３４ ライザ ３８ 熱障壁コーティング ３８Ａ セラミック製外コーティング ３８Ｂ 中間接合コーティング ４０ 熱膨張率調整合金基材 ４２ 内スキン ４４ 中空内翼 ４６ 二重シャフト ５２ コンプレッサ ５４ 中間燃焼室 ５６ 後部タービン区分 ５８ 高圧タービン ６０ 低圧タービン ６２ 固定ベーン ６４ 回転ブレード ６６ 中央回転シャフト ６８ 前空気ファン ７０ 固定ベーン ７２ 回転ブレード
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 ジョン、ジョセフ、ドバーバディロ アメリカ合衆国ウエストバージニア州、バ ーバーズビル、ウォーター、ストリート、 804エー (72)発明者 ゲイロード、ダレル、スミス アメリカ合衆国ウエストバージニア州、ハ ンチントン、スタムフォード、パーク、ド ライブ、120 (72)発明者 カート、ケニス、カシュニー カナダ国オンタリオ州、バーリントン、ブ レイモア、ロード、593
Claims (11)
- 【請求項１】流体コンプレッサと、タービン区分と、こ
れらの間に配置された燃焼区分と、コンプレッサとター
ビン区分とを連結する回転自在のシャフトと、コンプレ
ッサからの流体の一部をシャフトを通してタービン区分
に向かってそらすためのシュラウドとを有するタービン
において、熱障壁コーティングを備えた膨張率調整合金
でできた内部冷却式タービンブレードを有し、これらの
タービンブレードはシャフトに連結され、前記タービン
ブレードは流体を受入れるためシャフトと連通した入口
内部冷却通路と、シャフトと連通した出口内部冷却通路
とを有する、ことを特徴とするタービン。 - 【請求項２】前記シャフトは、二つの同心のシャフトを
含み、入口内部冷却通路は一方の同心シャフトと連通
し、出口内部冷却通路は他方の同心のシャフトと連通し
ている、請求項１に記載のタービン。 - 【請求項３】シャフトに連結されたタワー、タービンに
連結されたタービンブレード、及び流体をシャフトから
タービンブレード内に流入させ及びタービンブレードか
らシャフトに流出させるための手段を有する、請求項１
に記載のタービン。 - 【請求項４】前記タワーは、円形の入口プレナム及び円
形の出口プレナムを有し、円形の入口プレナムは入口内
部冷却通路と連通し、円形の出口プレナム出口内部冷却
通路と連通している、請求項３に記載のタービン。 - 【請求項５】前記タービンブレードは、セラミック層、
中間接合コーティング、及び膨張率調節合金基材を備え
た外部コーティングを有し、合金及びセラミック層はほ
ぼ同じ熱膨張率を有する、請求項１に記載のタービン。 - 【請求項６】基材には超合金スキンが取付けられてい
る、請求項５に記載のタービン。 - 【請求項７】タービンブレード内には中空内翼が配置さ
れている、請求項５に記載のタービン。 - 【請求項８】鉄−ニッケル含有膨張率調整合金基材、ZA
l （Z は、Ni、Fe、Co、Cr、Y 及びこれらの混合物から
なる群から選択した) を含む中間接合コーティング、酸
化イットリウム及び酸化ジルコニウムを含む、前記合金
の熱膨張率とほぼ同じセラミック製外コーティング、内
面に取付けられた内部耐酸化合金、及びタービンブレー
ド内に配置された翼を含む外面を持つタービンブレー
ド。 - 【請求項９】前記翼は、外面から間隔を隔てられ、少な
くとも二つの冷却通路がブレード内に形成されている、
請求項８に記載のタービン。 - 【請求項１０】シャフトに連結され、該シャフトは、流
体を冷却通路に導入し且つ流体を冷却通路から取り出す
ための手段を提供する、請求項９に記載のタービン。 - 【請求項１１】酸化イットリウム及び酸化ジルコニウム
を含むセラミック製外コーティング、ZAl （Z は、Ni、
Fe、Co、Cu、Y 及びこれらの混合物からなる群から選択
した)を含む随意の中間接合コーティング、耐酸化合金
製内スキン及び外スキンを膨張率調整合金でできた中央
の大きな部分に接合してなる合金サンドイッチ、及びタ
ービンブレード内に配置された内部冷却空気ダクトを有
し、セラミック製外コーティングの膨張率と合金サンド
イッチの膨張率とはほぼ同じである、タービンブレー
ド。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US07/936,115 US5279111A (en) | 1992-08-27 | 1992-08-27 | Gas turbine cooling |
| US936115 | 1992-08-27 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06212903A true JPH06212903A (ja) | 1994-08-02 |
| JP2771430B2 JP2771430B2 (ja) | 1998-07-02 |
Family
ID=25468193
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5210394A Expired - Lifetime JP2771430B2 (ja) | 1992-08-27 | 1993-08-25 | ガスタービンおよびタービンブレード |
Country Status (3)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5279111A (ja) |
| JP (1) | JP2771430B2 (ja) |
| GB (1) | GB2270126B (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JP2013053521A (ja) * | 2011-08-31 | 2013-03-21 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 監視装置及び方法並びにプログラム、それを備えたガスタービン設備、及びガスタービン監視システム |
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| JP3621523B2 (ja) * | 1996-09-25 | 2005-02-16 | 株式会社東芝 | ガスタービンの動翼冷却装置 |
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