DE68917496T2

DE68917496T2 - Aktivkontrolle des Zwischenraumes.

Info

Publication number: DE68917496T2
Application number: DE68917496T
Authority: DE
Inventors: Aidan William Clark; Samuel Henry Davison; Kevin Howard Kast
Original assignee: General Electric Co
Current assignee: General Electric Co
Priority date: 1988-02-24
Filing date: 1989-02-24
Publication date: 1995-04-06
Anticipated expiration: 2009-02-25
Also published as: DE68917496D1; EP0330492B1; JPH01310130A; EP0330492A3; JP2774301B2; EP0330492A2; US4928240A

Description

Die Erfindung bezieht sich auf das Regeln des Spaltes zwischen (1) den Spitzen von Turbinenschaufeln in einem Gasturbinentriebwerb und (2) dem Mantel, der die Turbine umgibt.
In der folgenden Erläuterung und Beschreibung werden Abmessungen in Zoll, die durch Multiplikation mit 25,4 in Millimeter umzuwandeln sind, und Drucke in US-Pfund pro Quadratzoll (psi) angegeben, die durch Multiplikation mit 6.895 in Newton pro Quadratmeter (N/m²) umzuwandeln sind.
Als eine Basis für die Erläuterung des Hintergrundes der Erfindung stellt Figur 1 ein zwei Rotoren aufweisendes Gasturbinen-Flugzeugtriebwerk mit hohem Bypass-Verhältnis dar. Der erste Rotor bzw. Kern enthält eine Welle 3, die einen Fan 6, einen Zusatz- bzw. Booster-Verdichter 9 und eine Niederdruckturbine 12 trägt. Ein zweiter Rotor bzw. Kern weist eine Welle 15 auf, die einen Hochdruck-Verdichter 18 und eine Hochdruck-Turbine 21 trägt. Im Betrieb wird eine eintretende Luftströmung 24 durch den Booster 9 verdichtet, durch den Hochdruck-Verdichter (18) weiter verdichtet und an eine Brennkammer 27 geliefert. Dort wird Brennstoff eingespritzt, die Mischung verbrennt, expandiert und entspannt sich der Reihe nach durch die Hochdruck-Turbine 21 und die Niederdruck-Turbine 12, wobei Energie geliefert wird, um die Turbinen, die Verdichter und den Fan 6 in Rotation zu versetzen. Der Fan erzeugt eine antreibende Luftströmung 30.
Der Spalt, der durch die Abmessung 33 dargestellt ist, zwischen der Hochdruck-Turbine 21 und einem Mantel 36, der sie umgibt, muß so klein wie möglich gehalten werden, um eine Leckage von Luft durch den Spalt 33 zu verhindern. Eine Leckage von Luft erteilt wenig oder gar kein Moment an die Turbine und stellt somit einen Energieverlust dar. Eine mögliche Lösung für das Leckageproblem könnte darin gesehen werden, das Triebwerk so zu fertigen, daß der Spalt 33 eine kleine Abmessung, beispielsweise 25 um (1/1000tel Zoll), hat. Dieser Lösungsversuch ist jedoch nicht ratsam, wie Figur 2 darstellt. In dieser Figur sind die Turbinenschaufeln und der Mantel in zwei Zuständen gezeigt, nämlich in ihrem kalten, unexpandierten Zustand, durch die Bezugszahlen 40 und 42 bezeichnet, und ihrem heißen, expandierten Zustand, der gestrichelt gezeichnet und mit den Bezugszahlen 44 und 46 bezeichnet ist.
Die Expansion des Turbinenrotors kann so betrachtet werden, daß sie aus den kombinierten Effekten von drei Faktoren resultiert: (1) zentrifugale Expansion der Turbinenrotorscheibe, die vom Leerlauf auf dem Boden bis zum Abheben (Take-Off) auftritt, was durch die Bezugszahl 123 in Figur 1 angegeben ist und was zu einer Vergrößerung des Radius der Turbinenschaufeln (Abmessung 49A in Figur 2) von etwa 500 um (0,020 Zoll) beitragen kann; (2) thermische Expansion der Turbinenrotorscheibe 123 in Figur 1, die etwa gleich 1.600 um (0,065 Zoll) zu der zentrifugalen Expansion ist, und (3) thermische Expansion Schaufeln selbst, die die Abmessung 49A in Figur 2 um etwa 120 um (0,005 Zoll) vergrößert.
Etwa zu der gleichen Zeit, zu der sich der Spitzenradius 29A in Figur 2 ändert, bewirkt die heiße Gasströmung, die über die Turbinenschaufeln streicht, daß der Mantel 44 sich zu der gestrichelten Position 46 ausdehnt. Insbesondere während einer Beschleunigung vom Leerlauf am Boden zu einer Drehzahl von 14.500 U/Min. in der Hochdruck-Turbine 21 in Figur 1 treten die vorstehend beschriebenen Ereignisse im allgemeinen in der folgenden Folge auf: (1) zentrifugale Expansion der Rotorscheibe, der unmittelbar die (2) thermische Schaufelexpansion folgt, gefolgt von (3) der thermischen Expansion des Mantels und schließlich (4) thermische Expansion der Rotorscheibe.
Diese Abfolge ist zwar zu stark simplifiziert, da die tatsächliche Zusammenwirkung der vier Faktoren komplexer ist als sie vorstehend beschrieben wurde, aber es wird das folgende Prinzip klar. Wenn die angenommenen Abmessungsänderungen gegeben sind, muß der Spalt 33, wenn die Komponenten nicht rotieren, größer als 630 um (0,025 Zoll) sein, weil die zentrifugale Expansion der Scheibe von etwa 500 um (0,020 Zoll) zusammen mit der thermischen Expansion der Schaufeln 40 von 120 um (0,005 Zoll) diesen Spalt verbrauchen wird, bevor die thermische Expansion des Mantels 42 den Mantel wegbewegen wird. Jedoch gestattet dieser Spalt von 630 um (0,025 Zoll) Leckverluste an den Schaufelspitzen, die bevorzugt zu vermeiden sind.
Weiterhin ist die thermische Expansion des Mantels 42 von der gezeigten ausgezogenen Position zu der gestrichelten Position 46 etwa gleich groß wie die thermische Expansion der Rotorscheibe, die etwa 500 um (0,020 Zoll) beträgt, wie es vorstehend angegeben wurde. Es wurde jedoch auch angegeben, daß die thermische Expansion des Mantels der thermischen Expansion der Scheibe um 10 bis 30 Minuten vorangeht, was von der Rotordrehzahl abhängt. Deshalb kann während dieser Periode ein unerwünschter Spalt von bis zu 0,020 Zoll existieren.
GB-A-2 078 859 beschreibt ein System zum Regeln des Verdichterschaufelspaltes, wobei ein Spaltsignal aus der Verdichtergehäusetemperatur, der Verdichereinlaßspalttemperatur und der Verdichterdrehzahl und einem Referenz-Gehäusetemperatursignal erhalten wird, um eine Luftströmung durch ein Ventil zu dem Verdichtergehäuse zu steuern, um den Spalt zu regelnn. Das Problem mit dieser Anordnung besteht darin, daß es nicht unter allen Bedingungen genügend empfindlich ist, da nur das Volumen der Luft gesteuert werden kann, aber nicht die Temperatur.
EP-A-231 952 beschreibt die Aufrechterhaltung eines optimalen Spalts der Rotorschaufelspitzen durch eine unabhängige Steuerung der Größe der Wärmeenergie, die einem Raum zwischen dem Turbinengehäuse und dem Turbinenrotor zugeführt wird. Die Größe der Wärmeenergie, die dem Turbinengehäuse zugeführt wird, wird unabhängig gesteuert von der Menge, die dem Turbinenrotor zugeführt wird. Das Problem dieser Anordnung besteht darin, daß es nicht unter allen Bedingungen ausreichend empfindlich ist.
Zur Überwindung der vorgenannten Probleme schafft die vorliegende Erfindung gemäß einem Aspekt ein Verfahren zum Regeln eines Spalts zwischen einer Rotorschaufelspitze und einem umgebenden Mantel in einer Gasturbine, bei dem die Rotortemperatur ermittelt wird und das dadurch gekennzeichnet ist, daß eine Mantelsolltemperatur ermittelt wird, die auf der Rotortemperatur basiert, und daß die Aufwärm- und Kühlluft selektiv gemischt und zusammen gemäß der Mantelsolltemperatur an den Mantel geliefert werden.
Gemäß einem weiteren Aspekt schafft die vorliegende Erfindung eine Einrichtung zum Regeln eines Spalts zwischen einer Rotorschaufelspitze und einem umgebenden Mantel in einem Gasturbinentriebwerk, enthaltend:
(a) eine Temperaturberechnungseinrichtung zur Lieferung eines Signals, das die Rotortemperatur angibt;
(b) eine Einrichtung zum Abzapfen von Luft auf einer ersten, niedrigen Temperatur von einer Verdichterstufe des Triebwerks;
(c) eine Einrichtung zum Abzapfen von Luft auf einer zweiten Temperatur, die höher als die erste ist, von einer anderen Verdichterstufe des Triebwerks;
(d) Leitungsmittel zum Liefern von Abzapfluft zu dem Mantel, gekennzeichnet durch:
(e) eine Mantelsollwerteinrichtung zur Lieferung eines Signals, das eine Mantelsolltemperatur als Antwort auf eine Rotortemperatur angibt;
(f) eine Ventileinrichtung zum selektiven Mischen und Steuern von relativen Mengen von eine niedrige Temperatur und eine hohe Temperatur aufweisender Luft, die dem Mantel zugeführt werden.
Gemäß einem Ausführungsbeispiel der Erfindung wird der Durchmesser von einem Turbinenrotor von der Turbinendrehzahl abgeleitet. Auf der Basis dieses abgeleiteten Durchmessers wird heiße und kalte Luft auf den die Turbine umgebenden Mantel geblasen, um den Mantel um einen entsprechenden Betrag zu expandieren oder schrumpfen zu lassen, um den Spalt zwischen der Turbine und dem Mantel auf einem richtigen Wert zu halten.
In den beigefügten Zeichnungen zeigen:
Figur 1 ein Gasturbinentriebwerk um Querschnitt, wie es bereits beschrieben wurde;
Figur 1A ausgewählte Komponenten aus Figur 1;
Figur 2 einen Spalt in einer Turbine, wie er ebenfalls bereits beschrieben wurde;
Figuren 3A - 3F sechs unterschiedliche Positionen von einem Ventilschieber 94;
Figur 4 eine Übersicht der Erfindung;
Figur 5 den Prozentsatz einer Ventilöffnung, die über der Ventilschieberposition aufgetragen ist;
Figur 6 eine zweite Übersicht der Erfindung;
Figur 7 bis 13 mit größeren Einzelheiten die Blöcke gemäß Figur 6;
Figur 14 ein Bode-Diagramm von einem Proportional-Integral- Differential-Regler;
Figuren 15A - 15C das Zeitverhalten von zwei Signalen in Figur 7.
Die folgende Erläuterung gibt (1) eine sehr verallgemeinerte Übersicht der Erfindung, (2) eine Beschreibung der durch die Erfindung verwendeten Einrichtung, (3) eine Übersicht der Regeleinrichtung, gefolgt von (4) einer detaillierten Beschreibung der Regeleinrichtung.

ÜBERSICHT

Eine verallgemeinerte Übersicht der Erfindung ist in Figur 4 gegeben. Block 60 berechnet die Temperatur des Turbinenrotors auf der Basis einer Drehzahl des Rotors. Dann wird im Block 63 die richtige Manteltemperatur für diese Rotortemperatur berechnet. Die Erfinder weisen darauf hin, daß keine Durchmesser berechnet werden: Die Rotortemperatur gestattet, daß der Rotordurchmesser berechnet wird. Der Rotordurchmesser bestimmt den Manteldurchmesser, der die erforderliche Manteltemperatur bestimmt. Somit kann die notwendige Manteltemperatur direkt aus der Rotortemperatur erhalten werden.
Um den Mantel auf die geforderte Temperatur zu bringen, regelt ein Proportional-Integral-Differential (PID)-Regler, der in Block 66 angegeben ist, unter Verwendung von einem ventil zwei Luftquellen (nicht gezeigt), um den Mantel auf die richtige Temperatur zu bringen. Die zwei Luftquellen werden von unterschiedlichen Verdichterstufen des Triebwerks erhalten.
Weil die durch die Blöcke 60 und 63 dargestellte Einrichtung versagen kann, sind Unterstützungs- bzw. Reserve-Systeme vorgesehen, die durch Blöcke 71, 72 und 74 dargestellt sind. Diese letztgenannten Blöcke berechnen Reserve-Sollstellungen des Ventils auf der Basis der Rotortemperatur. Block 68 entscheidet, ob das Reservesystem verwendet werden sollte. Wenn dies der Fall ist, fragt der Block 74 ab, ob ein transienter Zustand auftritt. Wenn dies der Fall ist, sorgt der Block 72 für eine Reserve-Sollventilposition, die während eines transienten Zustandes richtig ist. Wenn kein transienter Zustand auftritt, sorgt der Block 71 für eine Reserve-Ventilsollposition, die für einen stationären Betrieb richtig ist.
Die Reserve-Ventilsollpositionen werden auf der Basis von Faktoren berechnet, wie beispielsweise (1), ob das Triebwerk eine Beschleunigung oder eine Verlangsamung durchläuft (d. h. einen transienten Zustand durchläuft) oder im stationären Zustand arbeitet; (2) wenn ein transienter Zustand auftritt, die Intensität des transienten Zustandes; (3) ob Temperatursensoren, die die Manteltemperatur angeben, ausgefallen sind; (4) ob ein später beschriebener Zustand, der als "Reburst des heißen Rotors" bekannt ist, auftritt; und (5), ob das Flugzeug ein Abhebemanöver durchläuft. Es wird nun eine genauere Beschreibung der Einrichtung gegeben, die in der Erfindung verwendet wird, wobei mit einer Beschreibung der Hardware begonnen wird, die die Manteltemperatur steuert.

EINRICHTUNG

Figur 1A ist eine Vereinfachung von Figur 1 und zeigt zusätzlich ein Ventil 80, das die oben beschriebene heiße und kalte Luft steuert. Eine Verdichterabzapfung an der fünften Stufe, die am Punkt 83 in Figur 1A erfolgt, liefert Luft bei etwa 370ºC (70ºF) und 1,03 x 10&sup6; Nm&supmin;² (150 psia (US- Pfund pro Quadratzoll absolut)) an eine erste Kammer 86 des Ventils 80. Eine Abzapfung an der neunten Stufe, die am Punkt 89 erfolgt, liefert Luft bei etwa 527 ºC (980ºF) und 2,26 x 10&sup6; Nm&supmin;² (380 psia) an eine zweite Kammer 92 in dem Ventil. Der Ventilkolben 94 kann sich nach links und rechts bewegen, wie es durch den Pfeil 96 angegeben ist. Die Position des Ventilkolbens 94 bestimmt die relativen Prozentsätze der Abzapfungen an der fünften und neunten Stufe, die an eine Ausgangskammer 98 zum Mischen geliefert werden (eine weitere Erläuterung dieser Mischung wird nachfolgend in Verbindung mit Figur 3 gegeben).
Die Ausgangskammer 98 ist mit Verteilern 101 verbunden, die Ringe 104 umgeben, die den Mantel 36 tragen. Wie durch Pfeile 109 angegeben ist, wird den Verteilern 101 zugeführte Luft auf die Ringe 104 geblasen, wodurch die Temperatur der Ringe geändert wird, wodurch sich die Ringe ausdehnen oder zusammenziehen, um den Durchmesser des Mantels 36 auf den Durchmesser zu verändern, der für den geltenden Turbinendurchmesser richtig ist.
Das Ventil 80 in Figur 1A hat auch ein Abzapf-Merkmal, das nachfolgend näher erläutert wird und wobei Verdichterluft der neunten Stufe in das Turbinenabgas 110 unmittelbar stromabwärts von der Turbine abgezapft wird, wie es durch einen Pfeil 112 angegeben ist. Dieser Typ einer Abzapfung dient dazu, eine Strömungsabrißgrenze während des Triebwerkstartes beizubehalten, wie es in der Technik bekannt ist.
Figuren 3A - 3F stellen die relativen Anteile der Luft der fünften und neunten Stufe dar, die in der Ausgangskammer 92 erhalten werden können, was von der Position des Ventilkolbens bzw. -schiebers 94 abhängt. Die Position des Ventilkolbens ist in Prozentsätzen angegeben. Die Prozentsätze beziehen sich auf die tatsächliche lineare Verschiebung des Kolbens von seiner am weitesten rechts liegenden Position, aber ausgedrückt als ein Prozentsatz der Verschiebung, wenn er sich in seiner am weitesten links liegenden Position befindet. Wenn sich beispielsweise der Kolben in seiner ganz rechten Position befindet, beträgt die Verschiebung 0 %, wie es in Figur 3A angegeben ist. Wenn der Kolben in seiner am weitesten links liegenden Position wäre, wie es in Figur 3F gezeigt ist, würde die Verschiebung 100% sein. Wenn der Kolben in der Mitte zwischen den linken und rechten Positionen wäre, würde die Verschiebung 50% betragen.
Wie in Figur 3A gezeigt ist, gezeigt ist, wird bei 0 % Verschiebung Luft von sowohl der fünften Stufe als auch der neunten Stufe an den Mantel 36 geliefert. Die entsprechenden Flächen des Ringraumes 117A der fünften Stufe und des Ringraumes 117 der neunten Stufe bei verschiedenen prozentualen Positionen sind in der folgenden Tabelle 1 angegeben. "NDT" in Tabelle 1 bezeichnet die Niederdruck-Turbine 12 in Figur 1, und die Zahlen in der NDT Spalte geben die Querschnittsfläche des Durchlasses in Figur 1A an, durch den der Pfeil 12 hindurchführt. Tabelle 1 effektive Fläche x 10&supmin;&sup4; m² (Zoll²) neunte Stufe Verschiebung (%) fünfte Stufe NDT
Die 0% Verschiebung in Figur 3A wird als eine fehlersichere Position betrachtet, wie es angegeben ist, weil sie für eine signifikante Erwärmung (Luft der neunten Stufe ist heißer als Luft der fünften Stufe) und somit Expansion des Mantels sorgt. Das heißt, im Falle eines Versagens der Einrichtung ist es wünschenswert, den Mantel auf einen großen Durchmesser und entfernt von den Turbinenschaufeln zu halten, anstatt auf einem kleinen, unkontrollierten Durchmesser. Die Erwärmung, die durch die 0% Verschiebung geliefert wird, sorgt für diese Expansion.
Obwohl jedoch, wie die nachfolgende Erläuterung zeigen wird, eine andere Position (die 81,5% Position in Figur 3E) eine größere Menge an heißerer Luft an den Mantel liefert, wird trotzdem die 0% Position als die fehlersichere Position benutzt. Ein Grund ist der, daß ein auf einfache Weise verfügbares Stellglied (nicht gezeigt), wie beispielsweise eine Feder oder ein hydraulischer Kolben, auf einfache Weise den Schieber 94 gegen einen Sitz 119 drücken kann, um die 0% Position zu erreichen. Auf der anderen Seite ruht in der 81,5% Position der Schieber nicht gegen einen derartigen Sitz, sondern "schwimmt" und somit würde eine komplexere Steuereinrichtung erforderlich sein, um den Schieber an der 81,5% Position zu halten.
Die der 0% Position nächstgelegene Position ist die 12,5% Position, die alle Luft der fünften Stufe und keine Luft der neunten Stufe an den Mantel liefert, wie es in Figur 3B gezeigt ist.
Die nächste Position ist die 62,5% Position in Figur 3C, die, in einem gewissen Sinn, die Umkehrung der 12,5% Position ist, weil in der 62,5% Position nur Luft der neunten Stufe an den Mantel geliefert wird, im Gegensatz zu dem Fall für die 12,5% Position, wo nur Luft der fünften Stufe geliefert wird. Der Schieber 94 kann durch bekannte Stellglieder gesteuert werden, um Positionen zwischen der 12,5% Position und der 62,5% Position einzunehmen, um die relativen Prozentsätze der dem Mantel zugeführten Luft der fünften und neunten Stufe einzustellen. Der Bereich von 12,5% bis 62,5% wird ein Steuer- bzw. Modulationsbereich genannt. Während des Betriebs in dem Steuerbereich wird die Temperatur des Mantels durch die relativen Masseströmungen von Luft der fünften Stufe im Vergleich zu Luft der neunten Stufe bestimmt.
Die 71% Position, die in Figur 3D gezeigt ist, sperrt die gesamte Luft von sowohl der fünften als auch neunten Stufe. In der 71% Position wird keine erwärmende oder kühlende Luft an den Mantel geliefert.
Die 81,5% Position ist in Figur 3E dargestellt. Die 81,5% Position ist ähnlich der 62,5% Position gemäß Figur 3C dahingehend, daß beide ausschließlich Luft der neunten Stufe an den Mantel liefern. Wie jedoch in Figur 5 und Tabelle 1 angegeben ist, ist die Fläche des Ringraumes 117 der neunten Stufe, der den Schieber 94 in Figur 3E umgibt, größer für den 81,5% Fall (0,234 Quadratzoll) im Vergleich zu dem 62,5% Fall (0,0107 Quadratzoll). Die 81,5% Position wird eine "Super-Neunte"-Position genannt und verwendet, wenn eine sehr rasche Expansion des Mantels gewünscht wird.
Figur 3F stellt die 100% Position dar, in der Luft der neunten Stufe zu sowohl dem Mantel als auch der Niederdruck-Turbine abgezapft wird, wie es oben erläutert wurde. Die prinzipielle Funktion dieser Art von Abzapfung besteht darin, die Tendenz des Verdichters zum Strömungsabriß zu verkleinern, wie er während des Startvorganges des Triebwerks auftreten kann. Die Verdichter-Abzapfung für diesen Zweck ist in der Technik bekannt. Die Querschnittsfläche von 0,616 in Tabelle 1 für die 100% Verschiebung bezieht sich auf die Gesamtfläche der Löcher 117A in Figur 3F.
Die Beschreibung wendet sich nun der Regeleinrichtung zu, die die gewünschte Manteltemperatur berechnet und als Antwort darauf die Position des Ventilschiebers 94 in Figur 1A einstellt, um Luft mit der richtigen Temperatur und Volumen an den Mantel zu liefern.

REGELEINRICHTUNG-ÜBERBLICK

Figur 6 gibt einen Überblick über die Regeleinrichtung. Die einzelnen Blöcke in Figur 6 sind mit größeren Einzelheiten in Figuren gezeigt, die später beschrieben werden. Der Block 120 empfängt als Eingang N2, der die Drehzahl von sowohl dem Hochdruck-Verdichter 18 als auch der Hochdruck-Turbine 21 in Figur 1 ist, und er empfängt ENGOFFTIME, die ein Indikator für die Länge der Zeit ist, wahrend das Triebwerk gelaufen ist. Sowohl N2 als auch ENGOFFTIME werden durch eine bekannte Einrichtung abgeleitet.
Auf der Basis von N2 und ENGOFFTIME berechnet der Block 120 die Temperatur des Turbinenrotors 123 in Figuren 1 und 1A. Der berechneten Rotortemperatur ist der Name HPRTEMP gegeben, wie es in Figur 6 angegeben ist. HPRTEMP wird drei Blöcken zugeführt, nämlich den Blöcken 126, 128 und 130. Der erste Block 126 berechnet die Solltemperatur (TCDMD) der Ringe 104 in Figur 1A. Wie vorstehend angegeben wurde, steuert die Ringtemperatur den Durchmesser des Mantels 36. Die Ring-Solltemperatur wird auf der Basis von drei Eingangsgrößen in den Block 126 in Figur 6 berechnet: (1) der abgeleiteten Rotortemperatur HPRTEMP, (2) der Rotordrehzahl N2 und (3) der Temperatur der Abzapfung 89 der neunten Stufe in Figur 1A, die in Figur 6 T&sub3; genannt ist.
Die Ring-Solltemperatur TCDMD wird einem Ringtemperatur-Regler zugeführt, der durch den Block 133 dargestellt ist. Dem Block 133 wird auch die gemessene Ringtemperatur TC zugeführt. Der Ringtemperatur-Regler liefert ein Positionssignal auf der Leitung 135, der die prozentuale Position angibt, in die der Schieber 94 in Figur 1A gebracht werden sollte, um die richtige Menge und Temperatur der Luft zu dem Mantelverteiler 101 zu liefern. Dieses Positionssignal wird einem Sollwertwahl-Block 138 zugeführt, der nun erlautert wird.
Es ist möglich, daß die Temperatursensoren, die Temperaturen T&sub3; und TC erzeugen, die den Blöcken 126 und 133 zugeführt werden, versagen. Wenn ein derartiges Versagen auftritt, kann es für diese zwei Blöcke 126 und 133 unmöglich sein, ihre entsprechenden Ausgangsgrößen richtig zu berechnen. In einem derartigen Fall berechnen andere Blöcke 128 und 130 Reserve (fehlersichere)-Sollwerte. Der Sollwertwahl-Block 138 wählt einen der Ventilposition-Sollwerte aus, entweder das Signal, das durch den Ringtemperatur-Regler 133 erzeugt wird, oder eines der Reservesignale, die durch die Blöcke 128 oder 133 erzeugt werden, in Abhängigkeit von anderen Signalen, die angeben, ob ein Versagen aufgetreten ist. Der Sollwertwahl-Block 138 erzeugt dann ein Signal HPTCDMDO auf der Basis des gewählten Sollwertsignales, das einer bekannten Vorrichtung zugeführt wird (in Figur 6 ein "Stellungsregler" genannt), der den Ventilschieber 94 in Figur 1 in die gewünschte Stellung bringt. Die einzelnen Blöcke in Figur 6 werden nun mit weiteren Einzelheiten erläutert.

DETAILLIERTE BESCHREIBUNG DER REGELEINRICHTUNG

Rotortemperatur-Berechnung

Der Rotortemperatur-Berechnungsblock 120 in Figur 6 ist in Figur 7 mit weiteren Einzelheiten gezeigt. Die Drehzahl des Hochdruck-Verdichters N2 (d. h. Kerndrehzahl) wird sowohl einem Rotortemperatur-Programm bzw. -Kurve 140 als auch einem Abfallgeschwindigkeits-Programm bzw. -Kurve 142 zugeführt. Die Rotortemperaturkurve 140 ergibt die Rotortemperatur, die im stationären Zustand für jede gegebene Kerndrehzahl N2 erreicht wird. Beispielsweise bewirkt eine Kerndrehzahl von 7.000 U/Min., wie es angegeben ist, daß eine stationäre Rotortemperatur von 0,75 auftritt (die vertikale Achse in der Kurve 140 reicht von 0 bis 1,5 und ist nicht in üblichen Temperatureinheiten, wobei die Gründe hierfür nachfolgend deutlich werden).
Die Abkling- bzw. Abfallgeschwindigkeitskurve 142 kommt in Benutzung, nachdem die Kerndrehzahl sich ändert und bewirkt, daß die berechnete Rotortemperatur das Verhalten der tatsächlichen Rotortemperatur nachahmt. Später gegebene Beispiele werden diese Nachahmung darstellen.
Die tatsächliche berechnete Variable ist HPRTEMP, wie sie angegeben ist und die von minus 1 bis plus 1 reicht und die den Grad der Stabilisierung der Rotortemperatur angibt. Anders ausgedrückt, HPRTEMP gibt an, wie viel die tatsächliche Rotortemperatur von der stationären Temperatur abweicht, die in der Kurve 140 enthalten ist. Weiterhin ist HPRTEMP von der Kerndrehzahl N2 abgeleitet und nicht von einer direkten Temperaturmessung. Ein Beispiel wird die Funktion von Figur 7 darstellen.
Es sei angenommen, daß sich N2 bei 7.000 U/Min. stabilisiert hat. Deshalb hat das Signal auf der Leitung 145 einen Wert, der angibt, daß N2 gleich 7.000 U/Min. ist. Es sei auch angenommen, daß die stabilisierte Rotortemperatur in Block 140, die 7.000 U/Min. entspricht, 0,75 ist, wie es angegeben ist. Infolgedessen ist die Eingangsgröße 147 in die Summierstelle 149 -0,75. Die andere Eingangsgröße in die Summierstelle 149 an dem positiven Anschluß 151 ist positiv +0,75. Dies ist so, weil ein "Z-Block" 153, der das Symbol Z&supmin;¹ enthält, an den positiven Eingang 151 den programmierten bzw. geplanten Wert anlegt, der bei der letzten Iteration der Berechnung existiert, die in Figur 7 dargestellt ist. [Der Leser sei daran erinnert, daß Figuren 6 und 7 Blockdiagramme sind, die Computer-Code darstellen. Infolgedessen existiert beispielsweise der Punkt 155 (nachfolgend erläutert) nicht tatsächlich als ein Punkt im Raum. Der Punkt 155 stellt den Wert von einer Variablen dar, der zu der angegeben relativen Zeit berechnet ist].
Dementsprechend ist die Ausgangsgröße der Summierstelle 149 am Punkt 155 0. Diese Ausgangsgröße 0 wird dem positiven Anschluß von einer Summierstelle 157 zugeführt, während die andere Eingangsgröße, ebenfalls positiv, auf der Leitung 159 ebenfalls 0 ist, wie es nachfolgend erläuert wird. Wieder legt ein Z-Block 161 den letzten iterierten Wert, der am Punkt 163 existiert, an die Summierstelle 157 an. Es sei angenommen, daß das Signal auf der Leitung 165 eine Abfallgeschwindigkeit von eins abgibt. Deshalb ist im stationären Zustand das am Punkt 163 entstehende Signal kontinuierlich 0 (Null am Punkt 155 wird zu Null auf der Leitung 159 hinzuaddiert. Das Ergebnis wird mit Eins im Multiplizierer 167 multipliziert, um eine Null am Punkt 163 zu erhalten). Ein Maximum-Wähler 169 und ein Minimum-Wähler 172 begrenzen Ausschläge dieses Signals zwischen -1 und +1, wie es angegeben ist. (Das Symbol S+ bedeutet, daß das maximale Signal der zwei Eingangsgrößen gewählt wird.) Deshalb hat HPRTEMP, das durch den Maximum-Wähler 169 erzeugt wird, im stationären Zustand den Wert von 0, der angibt, daß keine Abweichung in der tatsächlichen Rotortemperatur von der stationären Temperatur bei der vorhandenen Rotordrehzahl N2 existiert.
Es wird nun ein übersteigertes, erstes Beispiel gegeben, das darstellt, wie HPRTEMP eine Abweichung von der thermischen Stabilisierung durch den Rotor 123 in Figur 1A angibt. Es sei angenommen, daß N2 augenblicklich von 7.000 U/Min. auf 9.000 U/Min. springt. In diesem Fall wird die normierte Rotortemperatur in Block 140 von 0,75 auf 0,95 springen, wie es gezeigt ist. Nun ist die negative Eingangsgröße in die Summierstelle 149 -0,95. Der Z-Block 153 addiert hierzu den Wert 0,75, der der letzte vorhergehende programmierte bzw. geplante Ausgangswert war. Nun ist die Ausgangsgröße der Summierstelle 149 -0,20. Wenn dies zu dem letzten vorherigen Wert am Punkt 163 hinzuaddiert wird, wie er durch den Z-Block 161 an die Summierstelle 157 angelegt wird, ergibt sich der Wert von -0,20 am Punkt 163. (Wiederum sei angenommen, daß das Abfallgeschwindigkeitssignal auf der Leitung 165 Eins ist.) Deshalb nimmt die Variable HPRTEMP einen Wert von -0,20 an.
Dieser negative Wert von HPRTEMP gibt an, daß die vorhandene, tatsächliche Rotortemperatur der tatsächlichen Rotortemperatur nacheilt, die erreicht wird, sobald ein stationärer Zustand bei der höheren N2 erreicht ist. (Ein positiver Wert von HPRTEMP gibt das Umgekehrte an: die gegenwärte Temperatur ist oberhalb der stationären Temperatur für die gegenwärtige Drehzahl.) Das Erreichen des stationären Zustandes durch HPRTEMP wird nun erläutert.
Bei der nächsten Iteration ist der Wert von N2 noch auf 9.000 U/Min., wie zuvor. In ähnlicher Weise ist die stabilisierte Rotortemperatur noch 0,95 und ist eine negative Eingangsgröße in die Summierstelle 149. Sowohl der Z- Block 153 als auch die Summierstelle 149 addieren zu dieser negativen Eingangsgröße den letzten programmierten bzw. geplanten Wert, der 0,95 ist, wodurch sich eine Ausgangsgröße der Summierstelle 149 von 0 ergibt. Diese Ausgangsgröße wird der Summierstelle 157 zugeführt und zu dem letzten vorhergehenden Signal an dem Punkt 163 durch den Z-Block 161 hinzuaddiert. Dieses letzte Signal war -0,20, so daß die Ausgangsgröße der Summierstelle 157 immer noch -0,20 ist. Infolgedessen ist der Wert von HPRTEMP zu diesem Zeitpunkt weiterhin bei 0,20.
Der Leser wird bemerken, daß der Wert von HPRTEMP von -0,20 nach der ersten Iteration durch die Summierstelle 149 verursacht war: die Ausgangsgröße der Summierstelle 157 war 0. In der zweiten Iteration jedoch war die Ausgangsgröße der Summierstelle 149 Null und die Ausgangsgröße der Summierstelle 157 war -0,20. Die Ausgangsgröße der Summierstelle 157 wird bei -020 gehalten während nachfolgender Iterationen durch den Z-Block 161, solange der auf der Leitung 165 bezeichnete Abfall Eins ist. Der Abfall des -0,20 Wertes auf Null durch Änderung in dem Abfallsignal wird am Ende dieses Abschnittes erläutert.
Das vorhergehende Beispiel ist zumindest in dem Sinne stark übersimplifiziert worden, daß die Drehzahl, mit der die Variable N2 ihre Werte ändert, im Vergleich zu der Drehzahl, mit der die Software die in Figur 7 beschriebene Berechnung durchführt, zu Darstellungszwecken stark übertrieben worden ist. Tatsächlich ist die schnellste zu erwartende Beschleunigung von N2 in der Größenordnung von 1.500 U/Min. pro Sekunde. Im Gegensatz dazu liegt die Zeitdauer für den Regelcomputer, um die in Figur 7 dargestellte Berechnung durchzuführen, in der Größenordnung von 120 Millisekunden (d. h. 0,120 Sekunden).
Ein zweites, etwas komplexeres Beispiel wird diesen Punkt darstellen. Drei wichtige Variable verändern sich während dieses Beispieles, nämlich die Rotordrehzahl (N2) und die Werte der zwei Signale an den Punkten 155 und 163 in Figur 7, und Kurven dieser Änderungen, die in diesem Beispiel auftreten, sind in den Figuren 15A - 15C gezeigt.
Es sei angenommen, daß die Zeitdauer, um die Berechnung zwischen dem Punkt 175 (links) und dem Punkt 177 (rechts) durchzuführen, eine Millisekunde (0,001 Sekunde) beträgt. Es sei weiterhin angenommen, daß die Rotordrehzahl, die mit N2 bezeichnet ist, mit der Geschwindigkeit von zehn U/Min. pro Millisekunde beschleunigt wird, wobei mit einem stationären Wert von 7.000 U/Min. begonnen wird. Wie zuvor, unmittelbar vor dem Einsetzen der Beschleunigung, hat HPRTEMP einen Wert von 0. Es sei nun angenommen, daß ein zehn U/Min. Inkrement in N2 auftritt, was einen Wert von 7.010 U/Min. ergibt. Zu diesem Zeitpunkt beginnt die Berechnung am Punkt 175 in Figur 7. Die stabilisierte Rotortemperatur, die 7.010 entspricht, ist 0,76, aber nicht gezeigt. Somit wird -0,76 an der Summierstelle 149 zu dem vorherigen Wert von 0,75, der durch den Z-Block 153 geliefert wird, hinzuaddiert, was einen Wert von -0,01 am Punkt 155 ergibt. Dies wird durch die Summierstelle 157 zu dem letzten vorherigen Wert am Punkt 163, der 0 war, hinzuaddiert, was eine Ausgangsgröße am Punkt 163 von -0,01 ergibt. Wiederum sei angenommen, daß der Wert des Signals auf der Leitung 165 Eins ist. Deshalb hat HPRTEMP nun einen Wert von -0,01.
Jedoch wird der Rotor weiterhin beschleunigt, so daß zu der Zeit, zu der die Berechnung zum Punkt 175 zurückkehrt, die Rotordrehzahl nun 7.020 U/Min. ist. Die normierte Temperatur für die Drehzahl ist 0,77 und somit wird -0,77 in der Summierstelle 149 zu dem vorherigen Wert, der durch den Z-Block 153 geliefert wird, hinzuaddiert, der +0,76 ist, wodurch sich ein Wert von -0,01 am Punkt 155 ergibt. Die Berechnungen nach rechts von dem Punkt 155 sind die gleichen wie in dem vorstehenden Absatz. Dieser Wert von -0,01 herrscht während der Beschleunigung, bis eine 5konstante Drehzahl erreicht ist.
Das Signal auf der Leitung 165, das durch die Abfallgeschwindigkeitskurve 142 erzeugt wird, ist mit Eins angenommen worden. Tatsächlich ist jedoch der Wert des Abfallsignals eine Funktion von N2, und das Signal ist im allgemeinen zwischen 0,9 und Eins, wie es angegeben wurde. Das Abfall- bzw. Abkling-Signal bestimmt, wie schnell sich HPRTEMP Null nähert. Beispielsweise war in dem ersten oben gegebenen Beispiel während der zweiten Iteration die Ausgangsgröße der Summierstelle 149 Null, aber das Signal auf der Leitung 159 war -0,20. Weiterhin ist der Wert am Punkt 163 ebenfalls -0,20. In dem Beispiel ist darauf hingewiesen worden, daß der Wert am Punkt 163 bei -0,20 nach der zweiten Iteration solange bleibt, wie das Abfallsignal bei Eins bleibt. Es sei nun jedoch angenommen, daß das Abfallsignal gleich 0,9 ist. Nun wird der Wert am Punkt 163 -0,18 (d. h. 0,9 x -0,20). Während der nächsten Iteration wird dieser Wert von -0,18 an die Summierstelle 157 angelegt, was eine Ausgangsgröße der Summierstelle von -0,18 ergibt, die dann mit dem Abfallsignal multipliziert wird, was einen Wert von -0,162 am Punkt 163 (0,9 x -0,18 gleich -0,162) ergibt. Diese fortgesetzte Multiplikation durch die Abfallgeschwindigkeit bringt HPRTEMP dazu, sich Null zu nähern (Ein Schritt in dem Computer-Programm setzt HPRTEMP auf Null, wenn HPRTEMP unter einen gewissen Wert, beispielsweise 0,005, abfällt. Das heißt, HPRTEMP nähert sich nicht ewig asymptotisch an Null an).
Die Abklinggeschwindigkeitskurve wird aus Tests der Turbine erhalten, mit der die vorliegende Erfindung arbeiten soll, so daß HPRTEMP in der gleichen Zeit auf Null abklingt, in der der Turbinenrotor seine stabilisierte Temperatur erreicht. Deshalb ist HPRTEMP veranlaßt, die Rotortemperatur nach Änderungen in der Rotordrehzahl nachzuahmen.
Es wurde eine Einrichtung bzw. ein System zum Abschätzen der Abweichung der Rotortemperatur von dem stationären Wert auf der Basis der Rotordrehzahl beschrieben. Diese Abweichung vom stationären Wert, die mit HPRTEMP bezeichnet ist, wird dazu verwendet, die erforderliche Temperatur zu berechnen, auf die der Mantel (präziser die Ringe 104 in Figur 1B) gebracht werden muß. Die Berechnung der erforderlichen oder Solltemperatur des Mantels wird nun erläutert.

Berechnung der Mantelsolltemperatur

In Figur 8 wird die Rotordrehzahl N2 zwei Programmen bzw. Kurven zugeführt, nämlich einer Kurve 180 für den kalten Rotor und einer Kurve 183 für den stabilisierten Rotor. Diesen zwei Kurven ist in der gleichen Weise wie der Kurve 140 in Figur 7 ein Temperaturverhältnis (TC/T&sub3;) jeder Rotordrehzahl zugeordnet, wobei die letztere auf der horizontalen Achse in jeder Kurve aufgetragen ist. TC ist die Mantelsolltemperatur und T&sub3; ist die Temperatur der Abzapfung der neunten Verdichterstufe. Der Grund für das Dividieren von TC durch T&sub3; wird später erläutert.
Es wird zunächst eine vereinfachte Erläuterung der Verwendung der Kurven 180 und 183 in Figur 8 gegeben, woran sich eine detailliertere Erläuterung anschließt. Vereinfacht ausgedrückt zeigen die Kurven 180 und 183 den Parameter TC/T&sub3; als eine Funktion der Kerndrehzahl N2 sowohl für einen kalten Rotor als auch für einen stabilisierten Rotor. Die Berechnung gemäß Figur 8 interpoliert zwischen den zwei Kurven, die auf der Rotortemperatur basieren, wie es durch HPRTEMP angegeben ist, wie folgt. Es sei angenommen, daß die Kerndrehzahl N2 14.000 U/Min. beträgt, woraus sich Kurventemperaturen von 0,7 und 0,4 für einen stabilisierten Rotor bzw. einen kalten Rotor ergeben, wie es angegeben ist. (Wiederum ist wie in der Kurve 140 in Figur 7 die Temperatur nicht in Graden angegeben.) Die Summierstelle 186 subtrahiert die Temperatur für den kalten Rotor von der Temperatur für den stabilisierten Rotor, was ein Ergebnis von +0,3 auf der Leitung 189 ergibt. Diese Differenz von 0,3 wird in dem Multiplizierer 192 mit HPRTEMP multipliziert. (Der Leser sei daran erinnert, daß HPRTEMP von -1 bis +1 reicht. Somit ergibt im Effekt die Multiplikation, die in dem Multiplizierer 192 auftritt, einen Prozentsatz der Differenz von 0,3.) Das Produkt des Multiplizierers 192 auf der Leitung 195 wird in der Summierstelle 198 zu der Temperatur des stabilisierten Rotors hinzuaddiert, womit sich eine Interpolation zwischen der Kurve 180 für den kalten Rotor und der Kurve 183 für den stabilisierten Rotor auf der Leitung 202 ergibt.
Das heißt, Figur 8 beschreibt eine Interpolation der folgenden Form: Wert am Punkt 202 - (stabilisierter Rotor TC/T&sub3; - kalter Rotor TC/T&sub3;) X HPRTEMP + stabilisierter Rotor TC/T&sub3;. Wenn HPRTEMP gleich 0,5 ist, nimmt die Interpolation einfach den Mittel (d. h. Durchschnitts)-Wert zwischen den zwei Kurven 180 und 183.
Die Wirkung von HPRTEMP auf die Interpolation sollte beachtet werden. Wenn HPRTEMP 0 ist, womit, wie oben ausgeführt wurde, angezeigt wird, daß die Rotortemperatur stabilisiert ist, dann ist die Ausgangsgröße des Multiplizierblockes 192 0, wodurch die stabilisierte Rotortemperatur, die von der Kurve 183 erhalten wird, direkt an die Leitung 202 angelegt wird. Wenn HPRTEMP einen Wert von -1 hat, womit angezeigt wird, daß der Rotor sehr kalt ist in bezug auf die stabilisierte Betriebstemperatur, die er erreichen wird, wenn seine gegenwärtige Drehzahl beibehalten wird, wird die Differenz zwischen den zwei Kurven (d. h. die Ausgangsgröße der Summierstelle 186) von der stabilisierten Kurve 183 subtrahiert (in der Summierstelle 198), und das Ergebnis erscheint auf der Leitung 202. Dies hat die Wirkung, daß die geplante Manteltemperatur abgesenkt wird, beispielsweise von Punkt 205 zum Punkt 207 in der Kurve 183, was richtig ist, weil der kalte Rotor einen kleineren, kälteren Ring erfordert.
Wenn jedoch HPRTEMP einen Wert von +1 hat, womit angezeigt wird, daß der Rotor heiß ist im Vergleich zu der stabilisierten Rotortemperatur, die bei der vorhandenen Betriebsdrehzahl auftreten würde, werden die Kurven 180 und 183 nicht benutzt, aber TC/T&sub3; wird auf einen konstanten Wert von 2,0 durch die Wirkung des Blockes 225 gesetzt, der über einen Schalter 215 wirksam wird: das den Multiplizierer 217 erreichende Signal ist nun 2,0.
Es wird nun die Normierung von TC durch T&sub3; in den Temperaturkurven 180 und 183 betrachtet. T&sub3; ist die Temperatur der Verdichterluft an der neunten Stufe. Diese Luft wird auch in die den Rotor 123 in Figur 1A enthaltende Kammer abgelassen, wie es durch den Pfeil 212 angegeben ist. Die Gründe für die Entlüftung sind nicht mit der Spaltregelung gemäß der vorliegenden Erfindung verbunden. Jedoch hat diese Abzapfluft der neunten Stufe die Tendenz, die Temperatur des Rotors zu erhöhen, wodurch der Rotor expandiert. Infolgedessen beeinflußt T&sub3; den Rotordurchmesser, weil T&sub3; den Rotor thermisch expandiert. Deshalb wird T&sub3; benutzt, um TC in den Kurven 180 und 183 in Figur 8 zu normieren, und ein Beispiel soll diese Normierung mit weiteren Einzelheiten erläutern.
Wenn beispielsweise TC hoch ist, was einem heißen Rotor mit einem großen Durchmesser entspricht, dann muß auch T&sub3; groß sein, damit das Verhältnis TC/T&sub3; gleich dem geplanten bzw. programmierten Wert ist. Wenn beispielsweise der geplante Wert 0,4 ist, wie es in der Kurve 180 angegeben ist, und wenn T&sub3; einen Wert von 370º hat, dann muß, damit das Verhältnis TC/T&sub3; gleich 0,4 ist, TC gleich 148º sein. Wenn T&sub3; einen kleineren Wert hat, beispielsweise 200º, dann muß für den gleichen geplanten Wert von 0,4 TC gleich 80º sein. Deshalb stellt dieses Beispiel dar, daß T&sub3; das geplante TC normiert, indem das TC gemäß dem thermischen Zustand des Rotors, wie es angegeben ist, durch Verdichterabzapfluft der neunten Stufe modifiziert wird. In dem Beispiel ruft ein größeres T&sub3; ein größeres TC hervor, weil ein heißerer, expandierter Rotor einen heißeren, expandierten Mantel erfordert.
Diese Erläuterung kehrt nun zu der Berechnung der Mantelsolltemperatur nach der Interpolation zwischen den Kurven 180 und 183 zurück. Wenn angenommen wird, daß der Schalter 215 den Punkt 202 mit dem Multiplizierer 217 verbindet, dann wird der Nenner in dem Verhältnis TC/T&sub3; in dem Multiplizierblock 217 beseitigt durch Multiplikation mit T&sub3;. Die vorherige Addition des Wertes 273 in der Summierstelle 219 wandelt die Temperatur T&sub3; in Grad Kelvin um, die eine absolute Temperatur ist. Diese Umwandlung in eine absolute Skala wird vorgenommen, weil die thermische Expansion, in der Näherung der ersten Ordnung, proportional zu absoluten Temperaturänderungen ist.
Die Ausgangsgröße des Multiplizierers 217 wird durch Subtraktion von 273 in der Summierstelle 221 in ºC zurückgewandelt. Die Ausgangsgröße der Summierstelle 221 ist TCDMD, das die Solltemperatur ist, auf die der Mantel gebracht werden soll.
Wenn der Schalter 215 in der gezeigten Position ist, im Gegensatz zu der vorstehenden Annahme, resultiert die gezeigte Position aus dem Vergleich, der in dem Block 225 gemacht wird. Dieser Vergleich hat ermittelt, daß HPRTEMP (die die Größe der Abweichung der Rotortemperatur von der stationären Temperatur bei der gegenwärtigen Drehzahl angibt) einen heißen Schwellenwert überschreitet und dementsprechend wird TCDMD verdoppelt durch Multiplizieren mit dem Faktor 2,0. Diese Verdoppelung ist notwendig, weil eine schnelle, große Expansion des Mantels erforderlich ist wegen der Abweichung von HPRTEMP von dem Schwellenwert. Ein Beispiel, das diese Verdoppelung von TCDMD erfordert, ist das folgende.
Nach einer schnellen Verlangsamung des Triebwerkes kühlt sich die Gasströmung 489 in Figur 1 in signifikanter Weise ab, wodurch der Mantel 36 sich abkühlen und schrumpfen kann. Jedoch ist die thermische Masse des Rotors 123 groß, und so schrumpft der Rotor nicht um einen entsprechenden Betrag. Deshalb wird TCDMD verdoppelt, um eine Expansion des Mantels zu fordern.
Es ist ein Verfahren zum Berechnen von TCDMD durch Interpolieren zwischen Kurven für einen kalten und einen heißen Rotor, normiert mit TC, und auf der Basis von HPRTEMP beschrieben worden. Sobald TCDMD, die Mantelsolltemperatur, berechnet worden ist, erzeugt der PID Ringtemperatur-Regler 133 in Figur 6 ein Signal HPTCDMD 1, das die prozentuale Position angibt, bis in die der Ventilschieber 94 in Figur 1A gebracht werden sollte. Der Ringtemperatur-Regler ist mit weiteren Einzelheiten in Figur 9 gezeigt.

PID-Regler

Der Regler in Figur 9 ist ein bekannter proportionaler, integraler, differentialer Regler (PID), der digital implementiert ist. Der proportionale Aspekt ist in dem Kästchen 230 dargestellt, der differentiale Aspekt in dem Kästchen 233 und der integrale Aspekt in dem Kästchen 236. Eine Verstärkungskurve 239, die die Verstärkung der Kerndrehzahl N2 vorgibt, liegt die geplante bzw. vorgegebene Verstärkung an einem Multiplizierer 242 an. In dem bevorzugten Ausführungsbeispiel ist die Verstärkung tatsächlich konstant, wie es durch die gestrichelte Linie 245 angegeben ist. Es können jedoch Situationen ins Auge gefaßt werden, bei denen die Verstärkung sich als eine Funktion von N2 ändert, wie es durch die ausgezogene Kurve 247 angegeben ist, um eine Änderung in der Dynamik des in Figur 1A dargestellten Systems zu kompensieren, wenn sich die Kerndrehzahl ändert. Beispielsweise spricht bei hohen Triebwerksdrehzahlen die Manteltemperatur schneller auf Änderungen in der Luft an, die durch Verteiler 101 in Figur 1A geliefert wird, weil die Massenströmungsgeschwindigkeit durch die Verteiler größer ist als bei kleinen Drehzahlen. Deshalb ist in Figur 9 eine Verstärkungsfunktion 247 gezeigt, die als eine Funktion der Drehzahl geplant bzw. vorgegeben ist.
Der differentiale Aspekt des Reglers im Kästchen 233 leitet ein Fehlersignal zwischen der gemessenen Manteltemperatur TC und der Mantelsolltemperatur TCDMD ab. Das Fehlersignal tritt auf der Leitung 249 auf. Der Z-Block 251 und die Summierstelle 255 subtrahieren von der laufenden gemessenen Manteltemperatur TC auf der Leitung 269 die letzte gemessene Manteltemperatur TC, und die Differenz wird dem Multiplizierer 257 auf der Leitung 259 zugeführt. Diese Temperaturdifferenz auf der Leitung 257 ist die Anderung in der Manteltemperatur, die über der Zeitperiode zwischen der gegenwärtigen Berechnungs-Iteration und der letzten Iteration auftritt. In dem Grenzwert, wenn sich die Zeitperiode 0 nähert, ist die Differenz eine wahre Ableitung nach der Zeit. Die Zeitdifferenz wird mit der auf der Leitung 261 gelieferten Ableitungsverstärkung multipliziert und in der summierstelle 264 von dem Fehlersignal subtrahiert.
Der Leser wird bemerken, daß, wenn das Ableitungs (d. h. Differenz)-Signal auf der Leitung 259 sehr klein ist, womit angegeben ist, daß die Manteltemperatur TC sich mit einer sehr geringen Geschwindigkeit ändert, und wenn die Ableitungsverstärkung auf der Leitung 261 Eins ist, die Modifikation des Fehlersignals 249, die in der Summierstelle 264 durch das Ableitungssignal auf der Leitung 259 auftritt, klein ist. Anders ausgedrückt, kleine Änderungsgeschwindigkeiten der Manteltemperatur haben einen kleinen Einfluß auf das Fehlersignal auf der Leitung 249.
Wenn umgekehrt eine große Schwankung in der Manteltemperatur auftritt, dann wird ein großes Ableitungssignal an die Summierstelle 264 angelegt.
Ein Beispiel wird eine Betriebsphase des Differential-Reglers darstellen. Es sei angenommen, daß die Mantelsolltemperatur TCDMD die Ist-Temperatur TC des Mantels überschreitet, so daß ein Fehlersignal auf der Leitung 249 existiert und ein positives Vorzeichen hat. Weiterhin sei angenommen, daß TC kürzlich drastisch abgefallen ist, wodurch ein großes Ableitungssignal auf der Leitung 259 geliefert wird, das negativ ist. (Das negative Vorzeichen tritt auf, weil der letzten vorhergehenden Temperatur TC auf der Leitung 267 ein negatives Vorzeichen gegeben ist, wie es angegeben ist. Der Abfall von TC bedeutet, daß das letzte TC größer als das vorhandene TC ist und somit (vorhandenes TC) - (letztes TC) negativ ist.) Die negative Ableitung auf der Leitung 249 wird in der Summierstelle 264 subtrahiert, und somit wird das bereits positive Fehlersignal noch positiver gemacht.
Qualitativ kann dies als eine Situation betrachtet werden, in der ein plötzlich geschrumpfter Mantel, wenn er von einer Forderung nach einem viel größeren Mantel begleitet wird, bewirkt, daß das Fehlersignal auf der Leitung 249 drastisch vergrößert wird durch das Ableitungssignal auf der Leitung 259. Anders ausgedrückt, eine schnelle Änderung in der Manteltemperatur in einer Richtung, die das Fehlersignal auf der Leitung 249 vergrößert, bewirkt eine weitere Vergrößerung des Fehlersignals aufgrund der Ableitung auf der Leitung 259. Andererseits bewirkt eine schnelle Änderung in der Manteltemperatur, die zur Verkleinerung des Fehlersignals auf der Leitung 249 dient, daß das Fehlersignal weiter verkleinert wird, wie das folgende Beispiel zeigen wird.
Es sei, wie oben, angenommen, daß die Mantelsolltemperatur TCDMD die Ist-Temperatur des Mantels überschreitet, mit dem Ergebnis, daß ein positives Fehlersignal auf der Leitung 249 erscheint. Weiterhin sei angenommen, daß die Manteltemperatur TC rasch gesteigert worden ist, so daß die zuvor gemessene Manteltemperatur auf der Leitung 267 kleiner als die gegenwärtige Temperatur auf der Leitung 269 ist, wodurch sich ein positives Ableitungssignal auf der Leitung 259 ergibt. Dieses positive Ableitungssignal wird in der Summierstelle 264 subtrahiert und hat somit den Effekt, daß das Fehlersignal auf der Leitung 249 verkleinert wird.
Anders ausgedrückt, wenn die Mantelisttemperatur sich gerade in der Richtung der Mantelsolltemperatur bewegt, verkleinert der Differential-Regler das Fehlersignal auf der Leitung 249 durch Verwendung der Summierstelle 264. Wenn sich umgekehrt die Mantelisttemperatur von der Mantelsolltemperatur wegbewegt, wird das Fehlersignal auf der Leitung 249 äurch die Summierstelle 264 vergrößert. Der Betrag der Vergrößerung und Verkleinerung des Fehlersignals ist eine Funktion von sowohl der zeitlichen Änderungsgeschwindigkeit der Manteltemperatur (auf der Leitung 259) und der an den Multiplizierer 257 angelegten Ableitungsverstärkung. Allgemein gilt, je größer die Geschwindigkeit der Temperaturänderung, desto größer ist die Modifikation des Fehlersignals 249.
Es wird nun der integrale Aspekt des PID Reglers betrachtet. Mit einfachen Worten, der Integral-Regler 236 erzeugt ein Zeitintegral des Signals, das auf der Leitung 270 erscheint. Das Signal auf der Leitung 270 ist die Ausgangsgröße des Ableitungsblockes 233, die das Fehlersignal auf der Leitung 249 enthält, das (TCDMD - TC) ist. Das Signal auf der Leitung 270 wird ein P/D-Fehlersignal 270 genannt.
Beispielsweise wird ein kleines, konstantes P/D- Fehlersignal zu einem ansteigenden Fehlersignal auf der Leitung 273 integriert. Das heißt, die Größe des integrierten Signals 273 und somit sein Einfluß auf die gesamte Einrichtung bzw. das gesamte System hängt von der Lebensdauer des P/D-Fehlersignals 270 und auch von seiner Größe ab. Mit anderen Worten, ein kleines, langlebiges P/D-Fehlersignal 270 hat einen im allgemeinen ähnlichen Einfluß wie ein großes, kurzlebiges P/D-Fehlersignal.
Das P/D-Fehlersignal wird der Summierstelle 275 zugeführt, nachdem es durch die integrale Verstärkung in dem Multiplizierer 277 multipliziert worden ist. Die letzte vorherige Ausgangsgröße der Summierstelle 275 wird dann der Summierstelle 275 durch den Z-Block 279 hinzuaddiert, und die Ausgangsgröße der Summierstelle 275 wird zu dem ursprünglichen P/D-Fehlersignal auf der Leitung 270 in der Summierstelle 278 hinzuaddiert, wobei das letztere durch die proportionale Verstärkung im Multiplizierer 242 multipliziert worden ist. Ein Zahlenbeispiel soll dies darstellen.
Wenn angenommen wird, daß das P/D-Fehlersignal 270 0,1 ist (willkürliche Einheiten) und die integrale Verstärkung mit 1 angenommen ist, und wenn ferner angenommen wird, daß der Wert von 0,1 auf der Leitung 270 einen plötzlichen Sprung von einem Wert von 0 darstellt, dann ist die Eingangsgröße in die Summierstelle 275 auf der Leitung 281 0,1. Die Eingangsgröße von dem Z-Block 279 auf der Leitung 284 ist 0. Somit ist die Ausgangsgröße der Summierstelle 275 0,1, was zu dem Fehler von 0,1 in der Summierstelle 278 hinzuaddiert wird, was eine Ausgangsgröße auf der Leitung 273 von 0,2 ergibt. Während der-nächsten Iteration wird der 0,1 P/D-Fehler auf der Leitung 270 zu der letzten Ausgangsgröße der Summierstelle 275 durch den Z-Block 279 hinzuaddiert, die 0,1 beträgt, wodurch eine gegenwärtige Ausgangsgröße der Summierstelle 275 von 0,2 entsteht, die zu 0,1 in der Summierstelle 278 hinzuaddiert wird, was eine gegenwärtige Ausgangsgröße von 0,3 auf der Leitung 273 ergibt, usw. Deshalb steigt die Ausgangsgröße auf der Leitung 273 bei einer konstanten Eingangsgröße kontinuierlich an.
Die Ausgangsgröße der Summierstelle 275 wird durch einen Begrenzer 290 zwischen Werten von 12,5 und 62,5 begrenzt.
Die Ausgangsgröße des PID-Reglers ist eine Variable HPTCDMDI, die eine geforderte bzw. Soll-Ventilposition für den Ventilschieber 94 in Figur 1A darstellt. Das Signal HPTCDMDI ist im Effekt ein Prozentsatz in dem Bereich von 0 bis 100 und wählt eine der Ventilpositionen, wie es in Verbindung mit Figur 3 beschrieben wurde.
Ein signifikantes Merkmal der Verwendung eines PID Reglers liegt in seiner zugeordneten Bode-Kurve, die in Figur 14 gezeigt ist. In der Bode-Kurve ist die Systemverstärkung als eine Funktion der Frequenz aufgetragen. Auf zwei Punkte sei hingewiesen. Erstens bezieht sich die Verstärkung auf die Größe der Mantelerwärmung im Vergleich zu dem Fehlersignal auf der Leitung 249 in Figur 9. Im allgemeinen stellt ein großer Betrag der Erwärmung bei einem kleinen Fehlersignal eine große Verstärkung (Gewinn) dar.
Zweitens hat die Frequenz eine andere Bedeutung in der Bode-Kurve, als sie üblicherweise verstanden wird. Das heißt, die Frequenz in Figur 14 bezieht sich auf eine Frequenz-Variable in dem Frequenz-Bereich, in dem eine La-Place-Transformation existiert. Wenn die mathematische Gleichung im Zeitbereich, die den PID Regler in Figur 9 darstellt, in den Frequenzbereich umgewandelt wird durch seine LaPlace-Transformation, dann ist eine rein mathematische Operation vorgenommen worden. Die transformierte Gleichung wird eine Funktion von einer unabhängigen Variablen s, die eine Frequenz ist; in dem Zeitbereich war die unabhängige Variable t, die Zeit. Jedoch wird tatsächlich der PID Regler selten ein Fehlersignal in sinusförmiger Form sehen, die der Typ ist, der üblicherweise als eine Frequenz habend betrachtet wird. Vielmehr hat der Begriff Frequenz in der Bode-Kurve, vielleicht, mehr Bedeutung, wenn er auf die Änderungsgeschwindigkeit von Fehler signalen bezogen wird. Das heißt, sich schnell ändernde Signale werden als hochfrequent betrachtet, während sich langsam ändernde Signale als niederfrequent bezeichnet werden.
Bei der vorliegenden Erfindung gibt die Bode-Kurve an, daß die Systemverstärkung mit zunehmender Frequenz im Bereich 300 abfällt, etwa in dem Bereich 303 flach wird und dann mit zunehmender Frequenz im Bereich 306 ansteigt. Der Bereich 300, der Niederfrequenzbereich, wird durch den Integral-Regler mehr beeinflußt, während der Bereich 306, der Hochfrequenzbereich, durch den Differential-Regler mehr beeinflußt wird, während der Bereich 300, der flache Bereich, mehr durch den Proportional-Regler beeinflußt wird.
Die geforderte bzw. Soll-Ventilposition HPTCDMDI, die durch den PID Regler erzeugt wird, wird nicht direkt an das Ventil 80 in Figur 1 angelegt, sondern wird aus Gründen, die nun erläutert werden, verändert und begrenzt, wie es in Figur 10 beschrieben ist.

GRENZEN FÜR VENTILSCHIEBERPOSITION

In Figur 10 fragt ein Komparator 320 ab, ob T&sub3; TC überschreitet, was äquivalent zu der Abfrage ist, ob die Abzapfluft der neunten Verdichterstufe heißer ist als die gemessene Manteltemperatur. Wenn dies so ist, womit angezeigt wird, daß der Rotor in einem stark expandierten Zustand ist, weil die Abzapfluft der neunten Stufe auf ihn aufprallt, dann bewirkt der Komparator 320, daß der Schalter 323 ein 81,5% Signal an die Leitung 326 anlegt. Dieses Signal bezieht sich auf die Ventilposition, die in Figur 3E gezeigt ist.
Anders betrachtet, der Komparator 320 entscheidet, ob Super-9.-Luft (die 81,5% Position in Figur 3E) oder 0- Luft (die 71% Position in Figur 3D) an den Mantel angelegt wird, wenn eine maximale Erwärmung gewünscht wird. Für eine maximale Mantelerwärmung ist Super-9.-Luft besser, wenn T&sub3; größer als TC ist, aber wenn T&sub3; nicht größer als TC ist, dann wird 0-Luft zur Erwärmung des Mantels vorgezogen.
Wenn T&sub3; nicht größer als TC ist, dann legt der Schalter 323 ein 71% Signal an die Leitung 326 an. Das Signal auf der Leitung 326 wird nur benutzt, wenn der Komparator 329 findet, daß HPTCDMD (d. h. die geforderte oder Sollventilposition) 65% überschreitet, womit angegeben wird, daß eine große Mantelerwärmung oberhalb des Modulations- bzw. Steuerbereiches (d. h. des Bereiches von 12,5% bis 62,5%) gefordert wird. Wenn dies der Fall ist, dann wird entweder das 71% oder das 81,5% Signal von dem Schalter 323 in dem Komparator 320 verwendet, was von der Rotortemperatur abhängt, die von der Abzapfluft T&sub3; der neunten Stufe abgeleitet ist.
Wenn der Komparator 329 angibt, daß eine große Mantelexpansion nicht erforderlich ist, dann legt der Schalter 332 HPTCDMDI auf der Leitung 336 an die Leitung 339 an. Ein anderer Weg zur Betrachtung der gerade beschriebenen Operation ist der folgende.
Wenn der Komparator 320 angibt, daß Luft der neunten Stufe heißer ist als der Mantel, dann wird das 81,5% Signal, das eine große Mantelerwärmung fordert, an die Leitung 326 angelegt und wird dann an das Ventil 80 in Figur 1A angelegt, wenn der Komparator 329 in Figur 10 angibt, daß eine große (mehr als 65% Ventilposition) Mantelexpansion von dem PID Regler in Figur 9 gefordert wird.
Wenn Luft der neunten Stufe nicht heißer ist als der Mantel, wie es von dem Komparator 320 in Figur 10 ermittelt wird, dann wird das 71% Signal an die Leitung 326 angelegt und verwendet, wenn der Komparator 329 ermittelt, daß eine große (mehr als 65%) Mantelexpansion gefordert wird. Jedoch unabhängig davon, ob Luft der neunten Stufe heißer als der Mantel ist, wie es in dem Komparator 320 deduziert wird, wenn der Komparator 329 ermittelt, daß eine große Mantelexpansion nicht gefordert wird (es wird weniger als 65% gefordert), dann wird die geforderte Ventilposition HPTCDMDI auf der Leitung 336, begrenzt durch den Begrenzer 342 zwischen 12,5 und 62,5%, an die Leitung 339 angelegt.
Das Signal auf dieser letztgenanten Leitung 339 wird an die Leitung 345 angelegt, die zu einem Ventil 90 in Figur 1A führt, wenn der Komparator 347 ermittelt, daß eine Mantelkühlung nicht gefordert wird Das Fehlen des Mantelkühlungsbedarfs wird durch einen Wert von HPTCDMDI angegeben, der nicht unter 10% fällt, wodurch veranlaßt wird, daß der Schalter 350 die NEIN-Position einnimmt. Wenn der Schalter 350 in der JA-Position ist, womit angezeigt wird, daß eine Mantelkühlung gefordert wird, dann ermittelt die Kühllogik unterhalb der gestrichelten Linie 353 das Signal, das an die Leitung 345 angelegt wird.
Das Kästchen 355 in der Kühllogik schätzt T&sub2;&sub7;, die die Temperatur der Abzapfluft der fünften Verdichterstufe ist, aus der gemessenen Temperatur der Abzapfluft T&sub3; der neunten Stufe. Zwei Gründe für dies sind, (1) eine direkte Messung der Abzapfluft der fünften Stufe würde einen zusätzlichen Temperatursensor mit zugehöriger Schaltung erfordern, und (2) die Temperatur der fünften Stufe ist, allgemein gesprochen, ein bekannter Bruchteil der Temperatur der neunten Stufe.
In dem Kästchen 355 wird die Temperatur T&sub3; der Abzapfluft der neunten Stufe in der Summierstelle 360 zunächst in Grad Kelvin umgewandelt und dann in dem Multiplizierer 363 mit RT27QT&sub3; multipliziert. RT27QT&sub3; ist der bekannte Bruchteil, der oben beschriebenen wurde. Dann wird in der Summierstelle 366 die Ausgangsgröße des Multiplizierers 363 wieder in Celsius-Einheiten rückgewandelt, und die Ausgangsgröße der Summierstelle 366 ist eine geschätzte Temperatur T&sub2;&sub7; (gesch.) der fünften Stufe.
Ein Komparator 369 vergleicht T&sub2;&sub7; (gesch.) mit der Manteltemperatur TC. Wenn die Manteltemperatur größer ist als T&sub2;&sub7; (gesch.), was bedeutet, daß die Abzapfluft der fünften Stufe kälter als der Mantel ist, dann legt der Schalter 372 das angegebene 12,5% Signal an die Leitung 375 an. Wie vorstehend in Verbindung mit Figur 3B erläutert wurde, hat dies den Effekt, daß der Mantel nur mit Luft der fünften Stufe beaufschlagt wird. Unter diesen Umständen schrumpft der Mantel, weil die Luft der fünften Stufe kälter als der Mantel ist.
Wenn der Komparator 369 jedoch angibt, daß die Abzapfluft der fünften Stufe heißer als der Mantel ist, dann wird das 71% Signal an die Leitung 375 angelegt. Wie Figur 3D angibt, bewirkt das 71% Signal, daß das Ventil 80 die gesamte Abzapfluftströmung zu dem Mantel sperrt. Der Mantel nimmt dann eine Temperatur an, die von den Verdichterabzapfungen unbeeinflußt ist. In dem einen Sinn wird keine aktive Spaltregelung ausgeübt, wenn die Abzapfluft der fünften Stufe heißer als die Manteltemperatur ist.
Anders ausgedrückt, der Komparator 369 entscheidet über den Weg, um den Mantel so kalt wie möglich zu halten. Die Abzapfluft der fünten Verdichterstufe ist die kälteste verfügbare Abzapfluft, aber unter gewissen Umständen kann sie heißer als der Mantel sein. Somit wählt der Komparator 369 die Abzapfluft der fünften Stufe (d. h. die 12,5% Position), wenn T27 (gesch.) kleiner als TC ist. Wenn TC kleiner als T27 (gesch.) ist, dann wird keine Luft (d. h. die 71% Position) gewählt.
Ein anderer Weg der Betrachtung der maximalen Kühllogik ist der folgende: wenn der Komparator 347 angibt, daß eine Mantelkühlung angefordert wird, dann tritt eine Kühlung nur auf, wenn Luft der fünften Stufe (die kältere der fünften und neunten Stufen) kälter ist als der Mantel. Wenn nicht, wird die Luftströmung zu dem Mantel durch die 71% Position des Ventils 80 in Figur 1A gesperrt. Es sei darauf hingewiesen, daß das Vorstehende nur zutrifft, wenn ein Reservesystem nicht die Steuerung über die Mantel-Luftströmung übernommen hat. Die Reserve- bzw. Unterstützungssysteme werden nun erläutert.

RESERVE-MANTELTEMPERATURBERECHNUNG

Transiente Abtastung

Das Reservesystem kann als drei Komponenten enthaltend betrachtet werden, nämlich eine Komponente, die das Auftreten eines transienten Vorgangs ermittelt ( d. h. eine Beschleunigung oder Verlangsamung), eine Komponente, die eine Reserveventilposition zur Verwendung während des transienten Vorganges berechnet, und eine Komponente, die eine Reserveventilposition zur Verwendung während eines stationären Betriebes berechnet. Die Komponente, die das Auftreten eines transienten Vorganges ermittelt, ist in Figur 11 gezeigt.
In dieser Figur liefert ein Regler (nicht gezeigt) ein Signal an Blöcke 400 und 404. Der Regler ist eine bekannte Komponente, die der Triebwerksbrennstoffregelung (wiederum nicht gezeigt) zugeordnet ist, die ebenfalls bekannt ist.
Wie der Block 400 angibt, gibt ein Reglerwert von entweder 6 oder 8 an, daß eine Verlangsamung auftritt, während der Block 404 angibt, daß ein Reglerwert gleich entweder 7 oder 9 anzeigt, daß eine Beschleunigung auftritt. Wie in dem vorherigen Fall, wenn eine Verlangsamung auftritt, legt der Schalter 406 ein -0,04 Signal an die Leitung 408. Notwendigerweise wird ein zweiter Schalter 410 eine Unwahr-Position einnehmen, weil die Antworten auf die Abfragen der Blöcke 400 und 404 sich gegenseitig ausschließen; sie können nicht beide wahr oder beide unwahr sein. Deshalb wird während einer Verlangsamung ein Signal mit einem Wert von -0,04 an den Eingang 412 der summierstelle 414 angelegt.
Wenn, gegenwärtig, der Effekt von irgendeinem Signal ignoriert wird, der auf der Leitung 416 an den Multiplizierer 420 während jeder Iteration angelegt werden kann, so bewirken die Summierstelle 414 und der Z-Block 423, daß die Variable HPTCTRANS während jeder Berechnungs-Iteration um 0,04 verkleinert wird. Die Dekrementierung setzt sich fort, bis HPTCTRANS einen begrenzenden Wert von -1 erreicht, wie es durch den Begrenzer 426 gezeigt ist.
In ähnlicher Weise wird während einer Beschleunigung der Schalter 410 in der Wahr-Position sein, wodurch bewirkt wird, daß HPTCTRANS um den Wert von +0,12 während jeder Iteration inkrementiert wird und einen Grenzwert von +1 erreicht, wie es durch den Begrenzer 426 angegeben ist. Die Programmierschritte, die zwischen dem Punkt 430 auf der linken Seite und dem Punkt 433 auf der rechten Seite angegeben sind, werden in weniger als 120 Millisekunden ausgeführt. Wenn deshalb die Blöcke 400 und 404 angeben, daß entweder eine Verlangsamung oder eine Beschleunigung aufgetreten ist, erreicht HPTCTRANS schnell einen Wert von entweder einer positiven oder einer negativen 1 im allgemein in fünf Sekunden oder weniger.
Die vorstehende Erörterung hat den Effekt ignoriert, den irgendein Signal auf der Leitung 416 bei der Berechnung von HPTCTRANS haben kann. Derartige Signale werden nun betrachtet. Zwei Abklingratenkurven sind in den Blöcken 440 und 443 enthalten, und diese Abklingraten beeinflussen die Geschwindigkeit, mit der HPTCTRANS auf 0 gebracht wird, sobald der transiente Vorgang beendet ist. Der Block 447 steuert den Schalter 450, der bestimmt, welche Kurve benutzt wird. Ein Beispiel wird den Abfall bzw. das Abklingen von HPTCTRANS darstellen.
Sobald der transiente Vorgang beendet ist, wird ein Null- Signal an den Eingang 412 der Summierstelle 414 angelegt aufgrund der Effekte der Blöcke 400 und 404 auf die Schalter 406 und 410 Wenn das Signal auf der Leitung 416 Eins wäre, würde die in dem Kästchen 453 angegebene Berechnung HPTCTRANS unendlich lange auf seinem gegenwärtigen Wert halten. Jedoch sind die Abklingraten tatsächlich Zahlen, die in dem Bereich von negativ eins bis positiv eins liegen; die Beschleunigungs-Abklingraten in der Kurve 443 reichen von -1 bis 0; die Verlangsamungs-Abklingraten in der Kurve 440 reichen von 0 bis +1. Wenn beispielsweise HPTCTRANS einen Wert von -1 hat, womit angegeben ist, daß eine Verlangsamung aufgetreten ist, wird der Schalter 450 in die Falsch- bzw. Unwahr-Position gebracht, wodurch eine Verlangsamungsrate an den Multiplizierer angelegt wird. Es sei angenommen, daß die Rate in dem Block 440 0,9 ist. Infolgedessen wird HPTCTRANS während jeder Iteration des Kästchens 453 mit 0,9 multipliziert, was HPTCTRANS innerhalb von 20 oder 30 Sekunden sehr nahe an 0 bringt.
Ein signifikantes Merkmal der HPTCTRANS Berechnung ist, daß HPTCTRANS einen Wert von positiv oder negativ Eins nur annimmt, wenn der Regler angibt, daß eine Beschleunigung oder Verlangsamung für eine ausreichende Zeitlänge aufgetreten ist, die die wiederholte Addierung, im Falle einer Beschleunigung, von +0,12 gestattet, um auf Eins zu akkumulieren. Auf andere Weise betrachtet, es wird eine Zeit-Hysterese eingeführt. Das heißt, lediglich eine momentane Anzeige einer Beschleunigung oder Verlangsamung durch den Regler bringt HPTCTRANS nicht unmittelbar auf +1 oder -1, wenn die momentane Anzeige nicht lange genug andauert, um ausreichende Iterationen durch die Summierstelle 414 zu gestatten, um HPTCTRANS auf +1 oder -1 zu bringen. Wenn die momentane Anzeige endet, läßt das Signal auf der Leitung 416 dann HPTCTRANS auf 0 abfallen.
HPTCTRANS ist in einigen Bezügen ähnlich der Variablen HPRTEMP, die in Figur 7 berechnet wurde. Das heißt, wenn HPTCTRANS einen Wert von plus oder minus Eins hat, tritt eine Beschleunigung bzw. Verlangsamung ein. Wenn die Beschleunigung oder Verlangsamung stoppt, klinkt HPTCTRANS graduell auf Null ab. HPTCTRANS wird verwendet, um die Reserve-Mantelsollwerttemperatur zur Verwendung während eines transienten Vorgangs zu berechnen, wie es in Figur 12 gezeigt ist.

Reserve-Manteltemperarurberechnung für transienten Vorgang

In Figur 12 wird HPTCTRANS drei Programmen bzw. Kurven zugeführt, eine für einen heißen Rotor (460), eine für einen stabilisierten Rotor (463) und eine für einen kalten Rotor (466). Der Effekt des Kästchens 469 am unteren Teil der Figur wird für den Moment ignoriert. Es sei angenommen, daß HPTCTRANS einen Wert von +1 hat, womit angezeigt wird, daß eine Beschleunigung auftritt. Die Ausgangsgröße der Kurve 460 für den heißen Rotor ist 71% und 81,5% von beiden Kurven 463 und 466 für den stabilisierten Rotor und den kalten Rotor. Es sei für den Moment angenommen, daß Schalter 471A- C alle in der Wahr-Position sind, und das Kästchen 474 unter den drei Ventilpositionen auf der Basis von HPRTEMP interpoliert.
Die Interpolation geschieht wie folgt. Wenn HPRTEMP größer als Null ist, interpoliert das Käastchen 474 zwischen der heißen Kurve 460 und der stabilisierten Kurve 463 in der Art und Weise gemäß Figur 8. Wenn HPRTEMP kleiner als Null ist, interpoliert das Kästchen 474 zwischen der kalten Kurve 466 und der stabilisierten Kurve 463, wiederum wie in Figur 8.
Als eine Folge wird eine transiente Reserve- Sollventilstellung HPTCTRNDMD berechnet. Dieses Reserve- bzw., Unterstützungssignal wird dem Sollwert-Wahl-Kästchen 138 in Figur 6 zugeführt und zu dem Ventil 80 übertragen, wenn die Umstände dies erfordern.
Die Schalter 471A-C werden durch die Ausgangsgröße eines OR Gatters 476 gesteuert. Wie bereits ausgeführt wurde, wenn entweder das gemessene TC oder T&sub3; als ungültig betrachtet wird, werden die Schalter 471A-C in die 71% (unwahr-bzw. F- ) Position gebracht. Da, wie in Figur 3D angegeben ist, die 71% Ventilposition Verdichteranzapfluft sperrt, damit diese den Mantel nicht erreicht, wird keine erwärmende oder kühlende Luft aufgebracht, wenn diese gemessenen Temperaturen ungültig sind. (Das Auftreten der Interpolation im Kästchen 474 beeinflußt dies nicht, weil die Interpolation unter den drei identischen 71% Werten, die durch die Schalter 471A-C aufgebracht werden, 71% als ein Ergebnis erzeugt.)
Weiterhin werden drei 71% Werte auch dem Kästchen 474 zugeführt, wenn TC größer als T&sub3; ist, was in dem OR Gatter 476 ermittelt wird, was bedeutet, daß die Abzapftemperatur (T&sub3;) der neunten Verdichterstufe die Manteltemperatur (TC) überschreitet. Dies hat den Effekt, daß die gesamte Luftströmung zu dem Mantel während eines Zustandes beendet wird, der als heißer Rotor-Rückstoß (Reburst) bekannt ist, der nun erläutert wird.
Wenn ein Flugzeugpilot die Gas- bzw. Throtteleinstellung zurücknimmt, wie er dies beim Abstieg zur Landung macht, fällt die Kerndrehzahl N2 ab, wodurch die auf den Rotor ausgeübte Zentrifugalkraft verkleinert wird, wodurch die zentrifugale Belastung verkleinert wird, die er zuvor erfahren hat. Zusätzlich wird die Temperatur der Gasströmung 489 in Figur 1, die auf die Schaufeln 21 auftriff t, verkleinert, wodurch das thermische Wachsen der Schaufeln verkleinert wird, und da diese Luft auch mit dem Mantel 36 in Berührung kommt, wird der Durchmesser des Mantels ebenfalls verkleinert, obwohl das Schrumpfen des Mantels demjenigen des Rotors um wenige Sekunden nacheilt.
Aus verschiedenen Gründen kann der Pilot eine plötzliche Schubvergrößerung unter diesen Umständen anfordern, woraufhin der Turbinenrotor 123 auf eine hohe Drehzahl beschleunigt. Der Rotor 123 erfährt eine Expansion wegen der Zentrifugalkraft, die nahezu augenblicklich ist und die den Spalt 33 verkleinert. Etwas später bewirkt die Wärme der Luftströmung 489, daß die Turbinenschaufeln expandieren und den Spalt weiter verkleinern. Es kann zwar wünschenswert sein, den Mantel zu der Zeit zu expandieren, wenn die Beschleunigung auftritt, aber die Temperatur der Abzapfluft der neunten Verdichterstufe wird im allgemein zu niedrig sein aufgrund der geringen Verdichtung, die während der Zeit der verminderten Drehzahl N2 und auch während der Anfangsstufen der Beschleunigung auftritt. Deshalb ist das Triebwerk so ausgelegt, daß der kalte Durchmesser des Mantels 36 den Rotor freigibt, wenn der Rotor diese augenblickliche Expansion erfährt.
Anders ausgedrückt, während derartiger Rückstöße gibt es keine auf zweckmäßige Weise verfügbare Quelle für heiße Luft zum Expandieren des Mantels 36. Deshalb ist der Mantel so hergestellt, daß er einen ausreichenden Spalt 33 hat, um die Turbinenschaufeln während eines Rückstoßes bei heißem Rotor freizugeben. Nach dem Rückstoß, wenn T&sub3; größer als TC ist (d. h. die Abzapfluft der neunten Stufe wird heißer als der Mantel), erreichen die Schalter 471A-C in Figur 12 alle ihre entsprechenden wahren Zustände (T-Stellung), und ein Wert zwischen 71% und 81,5% wird dem Ventil in der Form von HPTCTRNDMD zugeführt. Wie in den Figuren 3D und 3E gezeigt ist, machen diese prozentualen Werte einen Teil oder die gesamte Super-Neunte-Abzapfluft verfügbar, die die heißeste verfügbare Verdichterabzapfluft ist. Dementsprechend wird der Mantel 36 gezwungen, thermisch zusammen mit dem thermischen Wachstum des Rotors zu wachsen.
Es wird nun das Kästchen 469 am unteren Teil von Figur 12 betrachtet. Der Schalter 490 bezieht sich auf einen Schalter unter der Steuerung des Piloten, durch den der Pilot angibt, ob ein Start bzw. Takeoff oder ein gedrosselter Start bzw. Takeoff erfolgt. Eine Art des gedrosselten Takeoffs ist derjenige, der an einem heißen Tag von beispielsweise 38ºC (100ºF) auftritt. An einem derartig heißen Tag wird kein voller Schub verwendet, sondern es wird eine verminderte Schubeinstellung gewählt. Dies führt dazu, daß die Rate der Brennstoffzufuhr zu der Brennkammer verkleinert wird, wodurch sich die Wärmemenge, die von dem verbrennenden Brennstoff abgegeben wird, verkleinert, wodurch die Temperatur der Gasströmung 489 in Figur 1, die die Turbinenschaufeln 21 erreicht, gesenkt wird. Wenn die Brennstoffströmung nicht verkleinert werden würde, addiert die ankommende 38ºC (100ºF) Luft im Vergleich zu der üblicheren 15ºC (60ºF) Luft im Endeffekt 23ºC (40ºF) zu der Temperatur der Gasströmung, die auf die Turbinenschaufeln auftrifft. Diese überhöhte Temperatur kann die Turbinenschaufeln beschädigen, und so wird die verminderte Brennstoffströmung verwendet, um die durch die Brennkammer zugeführte Wärme zu senken, um die erhöhte Wärme, die von der Atmosphäre geliefert wird, zu kompensieren.
Unter diesen Umständen des Takeoff oder gedrosselten Takeoff ist der Schalter 490 in Figur 12 in seiner Wahr-bzw. T-Position, wobei die Ventilposition, die in der Kurve 466 für den kalten Rotor vorgesehen ist, der Leitung 493 zugeführt wird. Jedoch wird bei Fehlen des Takeoff oder gedrosselten Takeoff das 81,5% Signal auf der Leitung 496 der Leitung 493 zugeführt. Dieses 81,5% Signal (d. h. Super- Neunte) hat den Effekt, daß die Beendigung der Luftströmung zu dem Mantel verhindert wird, wenn langsame Beschleunigungen auftreten.
Während einer langsamen beschleunigung kann HPTCTRANS, das in Figur 11 berechnet ist, einen Wert nahe 0 haben, weil das Abklingratesignal auf der Leitung 416 die Tendenz haben kann, das Inkrementieren oder Dekrementieren aufzuheben, das durch das Signal auf der Leitung 412 auftritt. Deshalb kann die Ventilposition, die durch die Kurve 474 in Figur 12 vorgesehen ist, so sein, wie es durch den Punkt 505 gezeigt ist, was die 71% Position ist, die die Luftströmung beendet. Anders betrachtet, die Kurve 466 für den kalten Rotor enthält Planungsinformation, die nur relevant ist, wenn der Rotor kalt ist, d. h. unmittelbar vor dem Start bzw. Takeoff. Zu Zeiten, zu denen diese Information relevant ist, veranlaßt der Pilot, daß der Schalter 490 in der Wahr-Position ist. Anderenfalls ist der Schalter 490 in der Unwahr-Position, bei der das 81,5% Signal an die Leitung 493 angelegt wird.

Reserve-Manteltemperatur für stationären Zustand

Es wird nun Figur 13 erläutert, die die Mantelsollwerttemperatur beschreibt, die für den stationären Reservefall berechnet wird. (Der Begriff "stationär" bezieht sich auf die Situation, wenn die Kerndrehzahl N2 konstant ist anstelle von Beschleunigung oder Verlangsamung. Dieser Begriff sollte nicht mit dem Begriff "Stabilisation" verwechselt werden, der vorstehend in Verbindung mit der Rotortemperatur verwendet wurde. Beispielsweise kann die Drehzahl N2 stationär sein, aber trotzdem muß der Rotor nicht auf einer stabilisierten Temperatur sein.)
Es wird eine Interpolation zwischen den Kurven 510 und 512 in Figur 13 auf der Basis von HPRTEMP unternommen. Diese Interpolation ist ähnlich zu derjenigen, die in Figur 8 vorgenommen wird, und die für diese Figur gegebene Erläuterung gilt auch für diese Interpolation. Weiterhin wählt aus Gründen, die denjenigen ähnlich sind, die in Verbindung mit dem Kästchen 469 in Figur 12 erläutert wurden, das Kästchen 512 in Figur 13 die Kurve 510 für den kalten Rotor, wenn der Pilot angibt, daß ein Takeoff oder gedrosselter Takeoff auftritt. Anderenfalls wird die 62,5% (Regel-Neunte) Position gewählt.
Die Interpolation sorgt für eine prozentuale Ventilposition am Punkt 514. Ob diese interpolierte Ventilposition verwendet wird oder die 71% (keine Luft) Position am Punkt 516 verwendet wird, wird durch einen Schalter 518 bestimmt. Der Schalter 518 wird durch einen Komparator 520 gesteuert, der abfragt, ob die Abweichung der Rotortemperatur für den stationären Zustand, angegeben durch HPRTEMP, größer ist als ein Grenzwert HOTTH. Wenn dies der Fall ist, wird die Luftströmung zu dem Mantel beendet, weil der Schalter 516 die Wahr-Position erreicht. Die Ausgangsgröße des Schalters 518 ist eine stationäre Reserve-Mantelsolltemperatur HPTCSSDMD. Die Kurven 510 und 512 werden aus Triebwerksleistungsdaten in der gleichen Weise generiert, wie die Kurven 180 und 183 in Figur 8.
Die zwei Reserve-Sollwertsignale HPTCSSDMD aus Figur 13 und HPTCTRNDMD in Figur 12 werden einem Sollwertwahl-Block 138 in Figur 6 zugeführt, wie es angegeben ist. Ferner wird das Indikatorsignal HPTCTRANS für einen transienten Zustand dem Sollwertwahl-Kästchen zugeführt wie auch die Ausgangsgröße HPTCDMD des PID Reglers 19 in Figur 9, das gemäß Figur 10 begrenzt ist. Das Sollwertwahl-Kästchen 138 wählt auf der Basis von Signalen T3SST und TCSST, die angeben, ob die Signale TC und T&sub3; gültig sind und geglaubt werden sollten, eines der drei Mantelsollwertsignale (d. h. HPTCDMD, HPTCRNDMD oder HPTCSSDMD) und liefert das gewählte Signal HPTCDMDO an einen bekannten Regler, der das Ventil 80 in Figur 1A auf die prozentuale Position bringt, die durch HPTCDMD angegeben ist.
Die Signale TCSST und T2SST werden in einer bekannten Weise abgeleitet.

ALLGEMEINE ÜBERLEGUNGEN

Einige wichtige Aspekte der vorstehenden Beschreibung sind:
1. Der PID Regler 133 in Figur 6 beeinflußt nicht die Unterstützungs- bzw. Reservesignale, die durch die Kästchen 128 und 130 erzeugt sind. Anders ausgedrückt, wenn ein Reservesignal verwendet wird, wird es ohne Modifikation durch den PID Regler verwendet.
2. Die Abklingratenkurve 142 in Figur 7, die dazu verwendet wird, den Stabilitäts-Indikator HPTRTEMP auf 0 zu bringen, hat im allgemeinen einen Wert zwischen 0,9 und 1,0, wie es angegeben ist. Die exakte Form der Kurve 142 wird empirisch ermittelt. Das heißt, der zweite Kern oder Rotor (d. h. der Hochdruck-Verdichter 18 und die -Turbine 21 in Figur 1) wird von der einen Drehzahl auf eine zweite Drehzahl beschleunigt, und die Länge der Zeit, die zum Erreichen der stationären Betriebstemperatur an der zweiten Drehzahl nötig war, wird gemessen. Der Vorgang wird wiederholt, um genügend Daten zu erhalten, um die Abklingrate in Kurve 142 in Figur 7 zu generieren.
Weiterhin wird die exakte Form der Abklingratenkurve von der Länge der Zeit abhängen, die von dem Computer benötigt wird, um zum Punkt 175 auf der linken Seite in Figur 7 zurückzukehren, nachdem der Rest seiner Aufgaben ausgeführt worden ist, wie beispielsweise das Berechnen der Logik, die in Figuren 8-13 beschrieben ist. (Die Erzeugung der Kurven bzw. Programme ist in der Technik bekannt.) Als eine Folge wird HPRTEMP auf 0 in einer Weise abklingen bzw. abfallen, die der Annäherung der Rotortemperatur an ihren stationären Wert nachfolgt oder parallel zu dieser ist.
3. Die vorstehende Erörterung in bezug auf den Proportional- und Integral-Regler in Figur 9 kann auf die Z-Blöcke 153 und 161 in Figur 7 angewendet werden. Eine derartige Anwendung zeigt, daß der Z-Block 153 dazu dient, ein Ableitungss.ignal am Punkt 155 zu liefern, wobei die Ableitung die zeitliche Ableitung der Rotortemperatur ist, während der Z-Block 161 dazu dient, das am Punkt 163 vorhandene Signal zu integrieren, aber gewichtet durch die Abklingrate im Multiplizierer 167.
4. Die in Figur 8 beschriebe Interpolation kann auch als eine Mittelwertbildung, eine Gewichtung oder selbst eine Extrapolation betrachtet werden. Bezüglich Gewichtung und Mittelwertbildung wird die Differenz zwischen den zwei Kurven 180 und 183, die auf der Leitung 189 erscheint, durch HPRTEMP gewichtet und dann in der Summierstelle 198 zu der Kurve 183 für den stabilisierten Rotor hinzuaddiert.
Ein ähnliches Resultat kann unter Verwendung einer Extrapolation erhalten werden. Die maximal Differenz, die auf der Leitung 189 zu erwarten ist, ist bekannt, und dieses gleiche Maximum (anstelle der Ausgangsgröße der Summierstelle 186) kann einfach gewichtet werden durch HPRTEMP in dem Multiplizierer 192 und dann zu der Kurve 183 für den stabilisierten Rotor hinzuaddiert werden. Alternativ kann die tatsächliche Differenz selbst als eine Funktion von N2 als Kurve vorgegeben sein und dem Multiplizierer 192 direkt zugeführt werden, wodurch das Erfordernis für eine Subtraktion durch die Summierstelle 186 eliminiert wird.
5. Wie in dem vorstehenden Abschnitt mit der Bezeichnung "Rotortemperaturberechnung" erläutert wurde, wird die berechnete Temperatur modifiziert in Abhängigkeit davon, ob das Triebwerk einen transienten Zustand durchläuft. Beispielsweise gibt die Erläuterung, die in Verbindung mit der Abklingratenkurve 142 gegeben wurde, an, daß während einer Beschleunigung die stationäre Temperatur des Rotors, die bei der vorhandenen Drehzahl erreicht werden würde, um einen Verzögerungsfaktor modifiziert wird, um die tatsächliche Verzögerung nachzuahmen, die der Rotor beim Erreichen der stationären Temperatur durchläuft. Wenigstens in diesem Beispiel wird die Rotortemperatur berechnet auf der Basis von Faktoren, die die Zeitgeschichte der Rotordrehzahl enthalten.
Es können zahlreiche Substitutionen und Modifikationen vorgenommen werden, ohne von der Erfindung, wie sie durch die nachfolgenden Ansprüche definiert ist, abzuweichen.

Claims

1. Verfahren zum Regeln eines Spalts zwischen einer Rotorschaufelspitze (40) und einem umgebenden Mantel (42) in einer Gasturbine, bei dem die Rotortemperatur ermittelt wird (60) und das dadurch gekennzeichnet ist, daß eine Mantelsolltemperatur ermittelt wird (63), die auf der Basis der Rotortemperatur (60) basiert, und daß Aufwärm- und Kühlluft selektiv gemischt und zusammen gemäß der Mantelsolltemperatur an den Mantel geliefert werden.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß eine Reserve-Mantelsolltemperatur ermittelt wird (68), die verwendet wird, falls die zuerst genannte Mantelsolltemperatur nicht ermittelt werden kann.

3. Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß ermittelt wird, ob die Reserve-Mantelsolltemperatur (68) gewählt werden sollte anstelle der Mantelsolltemperatur (63).

4. Verfahren nach Anspruch 2, ferner dadurch gekennzeichnet, daß eine transiente Reserve-Matelsolltemperatur (72) und eine stationäre Reserve-Mantelsolltemperatur (71) ermittelt werden, ermittelt wird, ob ein transienter Zustand (74) in der Temeperatur auftritt, und, wenn dies der Fall ist, die transiente Reserve-Mantelsolltemperatur verwendet wird, und, wenn dies nicht der Fall ist, die stationäre Reserve- Mantelsolltemperatur verwendet wird.

5. Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Schritt zur Ermittlung der Rotortemperatur enthält:

Bereitstellen einer Kurve (140) von Datenpaaren, wobei jedes Paar eine Rotortemperatur und eine Turbinendrehzahl enthält,

Speichern eines Zwischensignals (149), das die Rotortemperatur in dem Paar mit der vorhandenen Drehzahl angibt, gekennzeichnet durch:

wenn sich die Turbinenrotordrehzahl ändert, wird veranlaßt (153), daß das Zwischenrotortemperatursignal die Größe und Richtung der Änderung angibt, und

nach einer Turbinendrehzahländerung wird veranlaßt (167), daß das Zwischenturbinentemperatursignal (149) mit einer gesteuerten Geschwindigkeit zu einem Wert zurückkehrt, der einen stationären Betrieb angibt.

6. Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Schritt der Ermittlung der primären Mantelsolltemperatur gekennzeichnet ist durch den Schritt, daß zwischen (i) einer Mantelsolltemperatur für einen kalten Rotor (180) bei Rotordrehzahl und (ii) einer Mantelsolltemperatur für einen Rotor bei einer stabilisierten Temperatur (183) bei Rotordrehzahl interpoliert wird.

7. Verfahren nach Anspruch 4, wobei der Schritt der Ermittlung einer transienten Reserve-Mantelsolltemperatur dadurch gekennzeichnet ist, daß (i) ermittelt wird, ob das Triebwerk einen transienten Zustand durchläuft und als Antwort ein transientes Signal erzeugt (433), (ii) als Antwort auf das transiente Signal Mantelsolltemperaturen (460,463,466) für unterschiedliche Rotortemperaturen ermittelt werden und (iii) die tranisente Reserve- Mantelsolltemperatur abgeleitet wird durch Interpolieren zwischen den Mantelsolltemperaturen von (ii).

8. Verfahren nach Anspruch 4, wobei die Ermittlung einer stationären Reserve-Mantelsolltemperatur gekennzeichnet ist durch den Schritt, daß zwischen (i) einer Mantelsolltemperatur für einen kalten Rotor (510) und (ii) einer Mantelsolltemperatur für einen Rotor bei einer stabilisierten Temperatur (512) bei Rotordrehzahl interpoliert wird.

9. Einrichtung zum Regeln eines Spalts zwischen einer Rotorschaufelspitze und einem umgebenden Mantel in einem Gasturbinentriebwerk, enthaltend:

(a) eine Temperaturberechnungseinrichtung (120) zur Lieferung eines Signals, das die Rotortemperatur angibt,

(b) eine Einrichtung (83) zum Abzapfen von Luft auf einer ersten, niedrigen Temperatur von einer Verdichterstufe des Triebwerks,

(c) eine Einrichtung (89) von Abzapfen von Luft auf einer zweiten Temperatur, die höher als die erste ist, von einer anderen Verdichterstufe des Triebwerks,

(d) Leitungsmittel zum Liefern von Abzapfluft zu dem Mantel, gekennzeichnet durch:

(e) eine Mantelsollwerteinrichtung zur Lieferung eines Signals, das eine Mantelsolltemperatur (126) als Antwort auf eine Rotortemperatur angibt,

(f) eine Ventileinrichtung (80) zum selektiven Mischen und Steuern von relativen Mengen von eine niedrige Temperatur und eine hohe Temperatur aufweisender Luft, die dem Mantel zugeführt werden.

10. Einrichtung nach Anspruch 9, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (71,72) zum Liefern einer Reserve- Mantelsolltemperatur bei einem Ausfall der Mantelsolltemperatur.

11. Einrichtung nach Anspruch 10, gekennzeichnet durch eine Einrichtung (68) zum Ermittteln, ob die Mantelsolltemperatur (63) oder eine Reserve- Mantelsolltemperatur (71,72) verwendet werden sollte.

12. Einrichtung nach Anspruch 9, gekennzeichnet durch

(a) eine Einrichtung (130) zum Liefern eines transienten Reserve-Mantelsolltemperatursignals,

(b) eine Einrichtung (128) zum Liefern eines stationären Reserve-Mantelsolltemperatursignals und

(c) eine Einrichtung (433) zum Ermitteln des Auftretens eines transienten Zustands des Rotors.

13. Einrichtung nach Anspruch 12, wobei die Mantelsolltemperatur und die stationären Temperatursollsignale auf einer interpolierten Rotordrehzahl (N2) und der Mantelsolltemperatur bei Rotordrehzahl (TC/T3) für einen kalten Rotor und einen stabilisierten Rotor und auch der Rotortemperatur basieren.

14. Einrichtung nach Anspruch 12, wobei die transiente Reserve-Mantelsolltemperatur bestimmt wird durch die Einrichtung (433) zum Ermitteln des Auftretens eines transienten Rotorzustandes, getrennte Kurven für einen heißen Rotor (460), einen stabilisierten Rotor (463) und einen kalten Rotor (466) und eine Einrichtung (474) zum Interpolieren unter den drei auf der Rotortemperatur basierenden Kurven.

15. Einrichtung nach Anspruch 9, wobei die Temperatur- Berechnungseinrichtung (120) die Rotortemperatur aus der gemessenen Rotordrehzahl (N2) ableitet.

16. Einrichtung nach Anspruch 9, wobei die Manteltemperatursollwerteinrichtung (126) die Mantelsolltemperatur ableitet durch Interpolieren zwischen (i) einer Mantelsollwerttemperatur für einen kalten Rotor (180) bei unterschiedlichen Temperaturen und (ii) einer Mantelsolltemperatur für einen Rotor bei stabilisierter Temperatur (183) bei unterschiedlichen Drehzahlen.

17. Einrichtung nach Anspruch 12, wobei Mittel zum Verändern der transienten und stationären Reserve- Mantelsolltemperaturen (469,511) beim Starten vorgesehen sind.

18. Einrichtung nach Anspruch 9, wobei die Ventileinrichtung enthält:

(i) eine erste Einlaßluftkammer (86) zum Aufnehmen eine niedrige Temperatur aufweisender Luft,

(ii) eine zweite Einlaßluftkammer (92) zum Aufnehmen von eine höhere Temperatur aufweisender Luft,

(iii) eine Auslaßkammer (98),

(iv) eine erste Öffnung, die die erste Einlaßkammer mit dem Auslaß verbindet,

(v) eine zweite Öffnung, die die zweite Einlaßkammer mit dem Auslaß verbindet,

(vi) einen Ventilkegel (94) zum selektiven:

(A) Blockieren beider Öffnungen,

(B) Blockieren der ersten Öffnung vollständig, während die zweite Öffnung bis zu einem ersten vorbestimmten Grad blockiert wird,

(C) Blockieren der ersten Öffnung vollständig, während die zweite Öffnung bis zu einem zweiten, größeren, vorbestimmten Grad blockiert wird,

(D) teilweises Blockieren beider Öffnungen bis zu entsprechenden vorbestimmten Graden,

(E) Blockieren der zweiten Öffnung vollständig, während die erste Öffnung in einem vorbestimmten Ausmaß begrenzt wird, und

(F) teilweises Blockieren beider Öffnungen in Ausmaßen, die als Antwort auf die Mantelsolltemperatur berechnet sind.

19. Einrichtung nach Anspruch 9 mit einer Steuereinrichtung zum Steuern des Ventils, in dem sich die Verstärkung in der Bode-Kurve, wobei die Frequenz angibt, wie schnell sich das Temperatursignal ändert, etwa wie folgt verändert:

(i) für Frequenzen unterhalb einer ersten Frequenz nimmt die Verstärkung mit zunehmender Frequenz ab,

(ii) für Frequenzen zwischen der ersten Frequenz und einer zweiten Frequenz bleibt die Verstärkung im wesentlichen konstant, und

(iii) für Frequenzen oberhalb der zweiten Frequenz nimmt die Verstärkung mit zunehmender Frequenz zu.