KR100393725B1

KR100393725B1 - 가스터빈버켓

Info

Publication number: KR100393725B1
Application number: KR1019960002316A
Authority: KR
Inventors: 시이저-프레페나 자칼라 아리엘; 말로리 데이비스 리차드; 아델버트 설리반 마이클; 파울 치우 롱-시; 스타우브 프레드
Original assignee: 제너럴 일렉트릭 캄파니
Priority date: 1995-03-31
Filing date: 1996-01-31
Publication date: 2003-11-03
Also published as: KR960034690A; EP0735240A1; EP0735240B1; IN186935B; JP3894974B2; US5536143A; DE69612319D1; DE69612319T2; JPH08319803A

Abstract

생크부, 반경방향 팁부 및 에어포일을 가지며, 상기 에어포일은 선단 및 후단 연부와, 압력 및 흡입 측면과, 내부 유체 냉각 회로를 갖도록 된 가스 터어빈 버켓에 있어서, 상기 내부 유체 냉각 회로는 복수의 반경방향 유출 통로와 복수의 반경방향 유입 통로를 구비하는 사형 구조를 갖는다. 이 반경방향 유출 통로는 일 실시예에 있어서 약 3.3 대 1 의 종횡 비와 0.15 보다 작거나 또는 0.80 보다 큰 부력 수를 갖는 현상을 지닌다. 가스 터어빈의 버켓 스테이지의 증기 냉각 통로의 구를 결정하는 방법은, 일 실시예에 있어서,

a) 상기 가스 터어빈 스테이지를 통과하는 연소가스의 매스 흐름율과 연소가스 입구 온도를 측정하는 단계와;

b) 상기 버켓 스테이지의 회전에 의하여 유발된 공기 냉각제내의 코리올리 및 부력 흐름 효과를 고려하는 단계와;

c) 상기 반경방향 유출 통로내에 0.15 보다 작거나 또는 0.80 보다 큰 부력수 및 약 3.3 대 1 의 종횡비를 제공하기에 충분한 크기 및 형상을 갖도록 상기 반경방향 유출 냉각제 통로를 구성하는 단계를 포함한다.

Description

가스 터빈 버켓

본 발명은, 사용자가 부품내의 변화를 최소로 하면서 고온 가스 터어빈 부분의 공기 또는 증기 냉각을 구현할 수 있게 함과 아울러, 50 및 60Hz의 터어빈의 변경없이 임의의 터어빈 부품을 사용할 수 있게 하는 설계구조의 변경을 구현하는 단순 또는 복합 사이클 구성의 신규한 육상기지 가스 터어빈에 관한 것으로, 특히 4 스테이지 복합 사이클 가스 터어빈의 제 1 및 제 2 스테이지에 사용되는 가스 터어빈 버켓용 냉각 증기 회로에 관한 것이다.

가스 터어빈 블레이드는 역사적으로 허용가능한 서비스 온도를 얻기 위하여 냉각 매체로서 압축기 추출 공기를 사용해 왔다. 이 설계구조 기술과 관련된 냉각통로는 블레이드의 평균 캠버 라인(mean camber line)을 따라 사(蛇)형 구조체(surpentine arrangement)를 갖는 것이 전형적이다. 이 캠버 라인은 에어포일의 저압 측면과 고압 측면 사이에 있는 점들의 궤적이다. 인접한 반경방향 통로의 상하부는 단일의 연속된 통로나 또는 독립적인 사형 통로 중 어느 하나를 형성하기 위하여 180° 귀환 U자형 절곡부(bend)에 교대로 연결되며, 냉각 공기는 이하의 구조체, 즉 (a) 선단 연부의 구멍, (b) 후단 연부를 따른 구멍 출구, (c) 블레이드 에어포일의 고압 측면 및 저압 측면상의 구멍 출구 및 (d) 팁 캡 구멍(tip cap hole)중의 하나 또는 이들의 조합에 의하여 상기 가스 경로내로 배출된다.

각각의 반경방향 통로는 전형적으로 블레이드 에어포일의 저압 측면 및 고압 측면 모두를 냉각한다. 각 반경방향 냉각 통로는 낮은 압력 강하와 높은 역 전달율이라는 상호 모순되는 요구에 균형을 맞출 수 있도록 특정 형상으로 설계된다. 열 전달율을 증가시키기 위하여 업계에서 사용되는 수단은 돌출형 리브 난류 촉진체[트립 스트립(trip strip) 또는 터뷸레이터로 알려져 있기도 함]와, 통로 크로스 오버 층돌과, 충돌 삽입체의 사용과, 핀의 뱅크(bank) 또는 여러 열의 사용을 포함한다. 이 수단은 흐름내의 국부적인 난류를 증가시켜서 열 전달율을 상승시킨다. 개회로의 공기 냉각 효율은 에어포일 표면의 개구를 통하여 추출되는 단열 공기막으로 블레이드 에어포일을 덮음으로써 더 증가된다. 그러나 압축기 추출 흐름을 사용하는 결점은 그것이 본래부터 기생적(parasitic)이라는 것이다. 다시 말해서, 터어빈 부품 냉각은 가스 터어빈의 열역학적 효율을 희생함으로써 이루어진다. 한편, 증기와 같은 고압 및 고 밀도 유체를 포함하는 냉각 수단은 블레이드 냉각에 아직 이용되고 있지 않으며 또한 시장에서 구매할 수 있는 가스 터어빈에서 실시되지 않고 있다.

본 발명의 목적은 복합 사이클 증기 및 가스 터어빈 동력 장치의 증기 터어빈 사이클로부터 이용할 수 있는 추출 증기의 전형인 상당히 높은 고온의 외부 연소 가스 온도(약 2400℉)와 내부 고압 냉각제 공급 상태(600 내지 1000 psi)에서 동작하도록 사용될 수 있는 터어빈 블레이드 구조를 제공하는데 있다. "Removable Inner Turbine Shell With Bucket Tip Clearance Coutrol"이라는 발명의 명칭의 본 출원인의 미국 특허 출원 제 08/414,698 호에는, 접근이 용이하고, 제 1 및 제 2 스테이지의 스테이터와 로터 부품에서 공기로부터 증기로 냉각 전환을 허용하는 제거가능한 내측 쉘이 개시되어 있다. "Closed Or Open Circuit Cooling Of Turbine Rotor Components"라는 발명의 명칭의 본 출원인의 미국 특허 출원 제 08/414,695호에는, 냉각 증기를 제 1 및 제 2 스테이지의 버켓으로 공급하는 방식이 개시되어 있다. 양자의 출원은 모두 본원에 참고로 인용된다.

본 발명은 제 1 및 제 2 스테이지 터어빈 블레이드 자체에 관련되며, 가스 터어빈의 제 1 및 제 2 스테이지에, 즉 냉각이 가장 중요한 스테이지에 터어빈 블레이드 냉각제로서 가스 터어빈 압축기로부터 추출되는 공기 대신에 증기를 이용하여 가스 터어빈 사이클의 열역학적 효율을 최대화하고자 한다. 소망하는 목표에 도달할 때, 폐회로 증기 냉각 블레이드 및 이와 관련된 냉각제 통로의 구조는 이하의 추가의 특징에 따라서 결정된다:

1) 최소 냉각제 압력 손실;

2) 예상가능한 적당한 열 전달;

3) 부품의 목표 수명에 일치하는 금속 온도;

4) 2 차 흐름 효과의 최소화;

5) 제조의 용이.

추가의 배경 설명으로서, 가스 터어빈의 열역학적 효율을 최대화시키기 위하여 필요한 높은 가스 입구 온도는 가스 터어빈 블레이드 구조로 사용되는 금속을 충분히 용융시킬 수 있다. 제 1 스테이지에 사용되는 몇몇 블레이드는 냉각되어, 용융, 응력 과괴, 과도한 크리프(crceep) 및 산화가 방지된다. 이러한 냉각은 저사이클 피로(low cycle fatigue)로 인한 조기 균열의 발생을 방지하기 위하여 적절히 제공되어야 한다. 가스 터어빈 입구 온도가 계속적으로 증가되고, 동력 장치의 열 효율을 최대화시키기 위하여 복합 사이클이 사용되므로, 가스 터어빈 고온 가스 경로의 부품에 냉각제로서 증기를 사용하는 것을 고려하게 된다.

가스 터어빈 블레이드 냉각용 냉각제로서 증기를 사용하는 것은 여러가지 잇점을 제공할 수 있다. 하나의 잇점은 열 전달이 잠재적으로 월등하다는 것이다. 예를 들면, 보통의 고압 추출 증기를 압축기 추출 공기와 비교할 때, 이 증기는 압축기 추출 공기 보다 비열(다른 사항은 동일함)이 높기 때문에, 도관내 난류 흐름의 열 전달 계수가 70% 까지 유리하다. 보다 중요한 잇점은 가스 터어빈의 열효율이 더 높다는데 있다. 제 1 및 제 2 스테이지를 냉각하기 위해서 압축기 추출 공기를 더 이상 필요로 하지 않기 때문에, 축의 일로 변환되는 가스 경로내의 흐름이 증가되어 양호하게 사용되어 동일한 연료 열 입력에 대하여 보다 높은 터어빈 출력을 얻을 수 있다. 그러나, 폐회로를 유지하기 위한 요건 및 증기 동력 장치의 재가열 추출시에 전형적인 전술한 고 공급 압력으로 인해, 냉각제로서 증기를 사용하는 것과 관련된 문제가 있다. 폐회로의 냉각시, 블레이드의 생크(shank)로부터 냉각제가 공급 및 제거되며, 블레이드의 내부에는 다중의 반경방향 유출 및 유입 통로를 갖는 단일의 사형 회로가 제공된다.

폐회로 냉각(공기가 냉각 매체일 경우에 전형적으로 사용되는 개회로 냉각과 반대되는 표현임)을 사용하는 것이 바람직하다. (a) 그것을 사용하지 않는 경우에는 증기 터어빈 사이클내에 대량의 물이 필요한 것이고(복합 사이클 구조를 가정함), (b) (공기와 비교하여) 증기의 보다 높은 가열 용량으로 인해서 고온 연소 가스의 일 능력을 억제하여 감소시키는 능력이 커서 증기를 가스 경로 내로 추출하여 혼합하는 것이 열역학적 효율이 더욱 손상될 것이기 때문이다.

재가열 증기는 증기 터어빈 사이클의 열역학적 효율을 극대화하기 위해서 통상 고압 상태로 추출되기 때문에, 냉각제의 압력이 높아야 한다. 통상의 냉각 목적으로 사용되는 얇은 에어포일 벽은 내부 냉각제와 증기 및 가스 경로 사이의 압력차로 인해서 과도한 기계적 응력이 유발될 수 있기 때문에 충분하지 않을 수도 있다. 증기 압력은 전형적인 압축기 추출 공기를 3 내지 5배 초과할 수도 있다(예를 들면, 공기 200 psi에 대해 증기 600 내지 1000 psi). 고열 유속 및 높은 공급 압력 하에서 동시에 동작할 수 있는 새로운 구조가 필요하다.

냉각제로서 사용되는 고압 및 고 밀도 증기로 인해서 다른 문제가 생긴다. 예를 들면, 1000 psi에서의 증기 밀도는 (동일 온도에서, 예를 들면 800°F에서) 200 psi에서의 공기 밀도의 3배이다. 동시에, 증기의 가열 능력은 동일 조건에서 공기의 가열 능력의 대략 2 배이다. 이것은 동등의 대류 냉각에 필요한 증기 질량흐름이 보다 적다는 것을 뜻한다. 부력 대 강제 대류 흐름(forced convectionflow)의 관성력에 대한 비로 얻은 부력수(Buoyancy Number) B₀는 그래쇼프수(Grashof number)를 레이놀드수의 제곱으로 나누는 것으로 규정된다(Gr/Re²). 공기 냉각식 블레이드의 경우에, 바람직하지 않은 부력 효과는 B₀< <1로서 보통 작다. 그러나, 증기의 경우에 부력 효과는 더 크며, 부력수 B₀가 1 에 근접할 때 바람직하지 않은 효과가 훨씬 더 중요해진다. 따라서, 증기 냉각식 시스템의 내부 냉각제의 통로는 코리올리 및 부력 효과(이하에 보다 상세히 설명하는 바와 같이, 2 차 흐름 효과라고 함)를 감안하여 설계되어야 한다.

특히, 증기의 보다 높은 밀도와 낮은 흐름율(소정의 통로 단면적에서의 보다 낮은 흐름속도)에서, 내부 블레이드 냉각 통로내의 냉각 유체는 (a) 열 전달 예상 가능성에 영향을 미치고, (b) 불균일한 열 픽업(pick up) 또는 잠재적인 역류에 의해 열 전달율을 떨어뜨리는 코리올리 힘 및 원심력에 의한 부력에 의해 2 차 흐름을 나타내기가 보다 쉽다. 블레이드가 축 선을 중심으로 회전할 때, 에어포일의 일 측면은 회전방향에 있어서 다른 측면보다 앞서 있다. 문헌[예를 들면, 프라카시와 저클(Prakash and Zerkle)의 "Prediction of Turbulent Flow and Heat Transfer in a Radially Rotating Square Duct", Paper HTD 188 권 참조]에는, 공기가 냉각제인 경우에 흐름이 냉각제 통로 단면의 평면에서 선단측면 근방의 고압 영역으로부터 후단측면 근방의 저압영역으로 이동하는 경향이 있다는 것을 나타내고 있다. 이 효과는 증기가 냉각제인 경우에 더욱 심하다.

또한, 코리올리 힘 및 부력 또는 이들의 효과는, 특히 피치선(버켓의 팁과허브 사이의 중간)으로부터 티켓 또는 블레이드의 팁까지의 영역에 있는 사형 냉각회로의 반경방향 유출 통로내에서 가장 중요하다. 따라서, 본 발명의 핵심은 버켓의 반경방향 유출 통로 구조에 있다. 임의의 이러한 설계는 이러한 불리한 흐름의 재순환을 생성하는 흐름 상태의 예비 지식을 필요로 하며, 이 지식을 얻은 시점에서 통로의 크기 및 형상을 이용하여 어떤 불리한 효과를 최소화할 수 있다.

이러한 임의의 설계 과정에서 감안하여야만 하는 변수는 다음과 같다.

a) 가스 터어빈내로 진입하는 연소 가스의 질량 흐름율;

b) 냉각제의 열 전달 계수;

c) 냉각할 표면적;

d) 버켓 선단 연부의 연소 가스의 온도;

e) 버켓의 온도;

f) 열 유속.

게다가, 재료의 제한이 설계에 영향을 나타낸다. 예를 들면, 일 실시예에 있어서, 로터 자체는 터어빈으로부터 배출되는 냉각제의 온도를 로터 재료인 인코넬(Inconel)의 특성으로 인하여 약 1050℉ 이하일 필요가 있다. 이것은 또한, 터어빈으로 진입하는 증기 냉각제(약 600 내지 1000 psi 의 압력이 설정된 경우에)의 온도는 약 690° 내지 760℉이어야 한다는 것을 나타낸다. 증기 냉각제가 터어빈의 제 1 및 제 2 스테이지에 도달하는 시간까지의 온도는 다소 높을 것이고(약 1000℉), 압력은 다소 낮을 것이다(약 700 psi).

이러한 신규한 가스 터어빈의 예상된 동작 변수에 따르면, 연소 가스는 약2400℉에서 제 1 스테이지로 진입되고, 최대 금속 온도가 약 1800℉ 미만까지 감소될 필요가 있다. 대응하는 제 2 스테이지의 온도는 2000℉ 및 1650° 일 것이다.

이 조건이 설정되면, 냉각제의 질량 흐름과 냉각제 통로의 면적이 결정될 수 있다. 동시에, 냉각제의 질량 흐름과 입구의 온도(T_IN)가 부여된 경우에, 통로는 코리올리 및 부력 효과를 조절하도록(즉, 최소화하도록) 설계될 수 있다.

본 발명에 따른 터어빈 블레이드 설계구조의 신규한 특징은, 블레이드 냉각 통로와, 가스 터어빈의 제 1 및 제 2 스테이지내의 블레이드 냉각 유체로서 고압 증기를 독점적으로 사용하는 것에 있다. 제 3 스테이지는 공기가 냉각된 상태로 있으며, 제 4 스테이지는 종래의 형태대로 냉각되지 않은 상태로 있다.

예시적인 제 1 실시예에 있어서, 터어빈 블레이드내의 반경방향 통로는 단일의 사형 폐회로로 구성되며, 증기는 블레이드의 후단 연부를 따라 진입하고 블레이드의 선단 연부를 따라 배출된다. 반경방향 유입 및 유출 통로의 수는 상기 설계특징의 요구에 따라 달라질 수도 있다. 이 반경방향 통로는 180 도 귀환 U 자형 절곡부에 의하여 교호형으로 접속되며, 각각의 통로는 45 도 각도의 돌출형 리브 난류 촉진체를 구비한다.

에어포일 피치선의 횡방향 단면에 있어서, 반경방향 유출 통로는 반경방향 유입 통로버다 작게 만들어지며, 다만 에어포일의 선단 연부를 따른 반경방향 유입 (또는 출구) 통로만은 예외이다. 이 예외의 이유는 나중에 추가로 설명하고자 한다.

보다 작은 반경방향 유출 통로는 냉각 유체상에 작용하는 원심력에 의한 부력으로 인한 반경방향의 2 차 흐름의 재순환 경향을 억제한다. 이러한 불리한 경향은 생산성 및 압력 강하 범주내에서 반경방향 유출 흐름의 체적 유속(bulk flow velocity)을 가급적 크게 함으로써 억제된다. 반경방향 유출 통로는 부력 변수가 시험 결과에 의해 입증되는 바와 같이 통로의 선단 측면에서 열 전달율이 최대화되도록 하는 종횡비(aspect ratio)(통로의 길이 대 폭의 단면 치수)를 갖도록 설계된다. 반경방향 유출 흐름에서 작동할 때 종횡비가 3.3 대 1 인 통로에 대해 부력수는 0.15 보다 작거나 또는 0.8 보다 크다. 전술한 바와 같이, 코리올리 힘과 부력의 불리한 효과는 공기가 냉각제로서 사용될 경우에 반경방향 유입 통로에 해를 끼치지 않는다는 것이 알려져 있다[예를 들면, 제이. 에이치. 바그너(J. H. Wagner), 비. 죤슨(B. Jnhnson) 및 에프. 코퍼(F. Kopper)의 "Heat Transfer in Rotating Serpentine Passages with Smooth Walls" ASME Paper 90-GT-331, 1990 년 참조.]. 본 발명자는 이것이 증기의 경우에도 해당된다는 것을 확인하였다. 따라서, 반경 방향 유입 통로는 소망하는 열 전달율과 압력 강하 요건의 범주에서 비교적 크게 유지된다.

또한, 전술한 실시예는 난류 증대를 위한 돌출형 리지 또는 트립 스트립을 사용하여 열 전단율을 상승시키는 것을 특징으로 한다. 이러한 특징은 국부적인 난류가 2 차 흐름 경향을 와해시키기 때문에, 부력 및 코리올리 힘의 불리한 효과를 감소시킨다는 추가의 이익을 갖는다. 또한, 이 효과는 문헌[예를 들면 제이. 에이치. 바그너(J. H. Wagner), 지. 스터버(G. Steuber), 비. 죤슨(B. Johnson) 및 에프. 예(F. Yeh)의 "Heat Transfer in Rotating Serpentine Passages with Trips Skewed to the Flow" 참조 요망]에 (공기에 대하여) 상세히 기재되어 있다. 또한, 여러 열의 핀은 기계적 강도와 열 전달을 위하여 후단 연부 통로에 사용될 수도 있다.

폐회로 냉각식 블레이드의 팁 부분을 냉각하는 것은 추가의 문제를 유발한다. 전형적인 첨단기술의 개회로 공기 냉각식 설계구조는 에어포일 팁의 근방으로 냉각제를 유입하여 팁 주변부의 근방에서 열 유속을 감소시킨다. 이 감소된 열 유속은 벽을 통한 온도 구배와 관련된 열 응력을 감소시킨다. 폐회로 냉각시, 이러한 문제를 해결하기 위한 메카니즘은 내부 대류 냉각에 의해서 뿐이다.

팁 냉각은 블레이드 팁 캡의 하측상에 돌출형 리브를 제공함으로써 해결된다. 이 리브는 국부적으로 난류를 증가시키고 따라서 열 전달율을 향상시킨다.

또 다른 특징은 리브가 벽 및 팁 캡과 만나는 접속부에 추출 구멍(bleed hole)을 제공하는데 있다. 전술한 특징은 코너 영역이 비교적 저온 리브에 구속되지 않기 때문에 높은 열 응력의 제거가 확립된다. 이 상황은 에어포일 벽과 팁 캡의 접속부의 외부 코너를 모따기하거나 또는 라운딩함으로써 더욱 개선된다. 이것은 벽의 유효 두께를 감소시키고, 팁 캡의 주변부 둘레에서 에어포일 벽을 관통하는 온도 구배를 감소시킨다.

상기 설계구조의 변형예에 있어서 흐름이 역전된다. 즉, 흐름이 선단 연부 통로를 통하여 반경방향 외항으로 이동한 다음, 역으로 유사한 사형 구조체를 따라 이동한 다음 후단 연부 통로를 통하여 배출된다.

또한, 실제의 블레이드 설계구조에 상기 실시예를 제공하는 경우에는, 블레이드의 온도를 허용가능한 범위내에 유지시키기 위하여 블레이드 외면에 단열 피막을 설치할 필요가 있을 수도 있다는 것을 알 수 있다.

따라서, 일 실시예로서, 본 발명은 생크부(shank portion)와, 반경 방향 팁부(tip portion)와, 선단 및 후단 연부 및 압력 및 흡입 측면을 갖는 에어포일과, 복수의 반경방향 유출 통로와 복수의 반경방향 유입 통로를 구비하는 사형 구조를 포함하는 내부 유체 냉각 회로를 가지는, 가스 터어빈 버켓에 있어서, 상기 반경방향 유출 통로는 약 3.3 대 1의 종횡비와 0.15 이하 또는 0.80 이상의 부력수를 갖도록 형성된 것을 특징으로 하는 가스 터어빈 버켓으로서 규정될 수도 있다.

다른 실시예로서, 본 발명은 생크부, 반경방향 팁부, 및 상기 생크부와 반경방향 팁부의 사이에서 연장된 에어포일 및 내부 유체 냉각 회로를 가지며, 상기 에어포일은 선단 및 후단 연부와, 압력 및 흡입 측면을 갖는 가스 터어빈에 있어서, 상기 내부 유체 냉각 회로는 복수의 반경방향 유출 통로와 복수의 반경방향 유입통로를 구비하는 사형 구조를 갖고, 상기 반경방향 유출 통로들은 평균으로 상기 반경방향 유입 통로보다 작은 단면적을 갖는 것을 특징으로 하는 가스 터어빈 버켓으로서 형성될 수 있다.

또 다른 실시예로서, 본 발명은 가스 터어빈의 버켓 스테이지의 증기 냉각통로의 구조를 결정하는 방법에 있어서, (a) 상기 가스 터어빈 스테이지를 통과하는 연소 가스의 질량 흐름율과 연소가스 입구 온도를 측정하는 단계와; (b) 상기 버켓 스테이지의 회전에 의한 증기 냉각제내의 코리올리 및 부력 흐름 효과를 고려하는단계와; (c) 상기 반경발향 유출 통로내에서 0.15 보다 작거나 0.8 보다 큰 부력수를 갖고 약 3.3 대 1의 종횡비를 제공하는 크기 및 형상을 갖도록 상기 반경방향 유입 및 유출 냉각제 통로를 구성하는 단계를 포함한다.

본 발명에 의하여 만들어지는 잇점은 다음과 같이 요약될 수 있다:

1. 고압 증기를 이용한 폐회로 증기 냉각은 개회로 공기 냉각보다 큰 벌크 냉각 효과를 얻는다.

2. 터어빈 블레이드의 폐회로 증기 냉각은 터어빈 블레이드 냉각을 위한 와류 압축기 유입 흐름을 제거함으로써 가스 터어빈의 열역학적 효율을 증가시킨다.

3. 회전식 코리올리 및 부력의 해로운 효과와 외향 흐름으로의 가능한 흐름반전이 특히 반경방향 유출 통로내에서의 냉각제 흐름율에 적합한 통로 구조를 통하여 감소된다.

4. 회전식 코리올리 및 부력의 해로운 효과와 가능한 흐름 반전이 난류 증대리브 또는 스트립을 사용하여 더욱 감소되었다.

5. 냉각제 캐비티 주변부 둘레의 열 전달율의 보다 균일한 분배가 통로의 설계구조에 의하여 최대화되었다.

6. 팁 전향시의 흐름 정체 영역은 전향 베인 및/또는 돌출형 리브 난류 촉진체를 사용함으로써 제거되었다.

7. 팁 냉각은 캡의 하측면상에서 돌출형 리브 난류 촉진체를 사용함으로써 증대되었다.

8. 열 응력은 리브, 에어포일 벽 및 팁 캡의 접속부에 배치된 유입 구멍에의하여 제거된다.

9. 통로는 열 전달을 최대화함과 아울러 높은 내부 압력을 유지하도록 설계되었다.

전술한 사항 이외의 장점 및 잇점은 이하의 상세한 설명으로부터 명백해질 것이다.

제 1 도는 단순 사이클 단축의 강력 가스 터어빈(10)의 개략도이다. 가스 터어빈은 로터 축(14)을 갖는 다단 축류 압축기(12)를 포함할 수도 있다. 압축기의 입구내로 진입하는 공기(16)는 축류 압축기(12)에 의해서 압축된 다음 연소기(18)로 배출되며, 연소기(18)에서는 천연가스와 같은 연료가 연소되어 고-에너지의 연소가스를 제공하며, 이 에너지는 터어빈(20)을 구동하는 역할을 한다. 터어빈(20)에서, 고온 가스의 에너지는 일(work)로 변환되며, 그 중 일부는 로터 축(14)을 통하여 압축기(l2)를 구동하는데 사용된다. 그 나머지는 로터 축(24)[축(14)의 연장부]을 통하여 발생기(22)와 같은 부하(load)를 구동시켜서 전력을 생산하는 유효 일로서 이용된다. 전형적인 단순 사이클의 가스 터어빈은 연료 입력의 30 내지 35%를 축의 출력으로 변환할 것이다. 그 나머지의 1 내지 2%를 제외한 전부가 배출 열(26)(exhaust heat)의 형태를 가지며, 이 배출 열(26)은 터어빈(20)으로부터 배출된다.

제 2 도는 가장 단순한 형태의 복합 사이클을 나타내는 도면으로서, 터어빈(20)으로부터 배출된 배기가스(25)의 에너지는 추가의 유효 일로 변환된다. 이 배기 가스는 열회수 증기 발생기(heat recovery steam generator: HRSG)(28)로공급되며, 이 증기 발생기에서 물은 보일러의 방식으로 증기로 변환된다. 이렇게 발생한 증기는 증기 터어빈(30)을 구동시키고, 이것에서 추가 열이 추출되어 샤프트(32)를 통하여 제 2 발생기(34)와 같은 추가 부하를 구동시키며, 또한 상기 제 2 증기 발생기(34)는 추가의 전력을 발생시킨다. 어떤 구조에 있어서, 터어빈(20, 30)은 공통의 제너레이터를 구동한다. 단순히 전력만을 생산하는 복합 사이클은 더욱 진보된 가스 터어빈을 이용하는 경우 50% 내지 60%의 열효율 범위에 있다.

본 발명에 있어서, 제 1 및 제 2 스테이지에서 가스 터어빈 버켓을 냉각시키는데 사용되는 증기는 1993 년 12 월 3 일에 출원된 본 출원인의 미국 특허 출원 제 08/161,070 호에 기술된 방식으로 복합 사이클 시스템으로부터 추출될 수도 있다. 본 발명은 복합 사이클 자체에 관련되지 않고, 오히려 전술한 설명에서와 같이 제 1 및 제 2 스테이지 가스 터어빈 버켓내의 내부 증기 냉각 통로의 구성에 관련된다.

제 3 도는 본 발명과 관련된 가스 터어빈 영역을 상세히 도시한다. 압축기(12')로부터의 공기는 통상적인 방식으로 가스 터어빈 로터(14')의 주변에 원주방향으로 위치된 여러 개의 연소기로 배출된다. 상기 연소기중 하나(36)를 도시한다. 연소 후의 생성 가스는 가스 터어빈(20')을 구동시키기 위하여 사용되며, 이 가스 터어빈(20')은 본 실시예에 있어서는 가스 터어빈 로터상에 그것과 함께 회전가능하게 장착된 4 개의 휠(38, 40, 42, 44)로 나타낸 4 개의 연속 스테이지(successive stage)를 구비하며, 상기 휠 각각의 버켓 또는 블레이드(46, 48, 50, 52)를 구비하고, 상기 버켓은 베인(54, 56, 58, 60)으로 나타낸 고정 스테이터 사이에 교대로 배치된다. 본 발명은 특히 블레이드(46, 48)로 나타낸 제 1 및 제 2 스테이지 버켓의 증기 냉각 및 내부 블레이드 냉각 통로내의 영향 또는 2 차 코리올리 및 원심 부력의 최소화에 관한 것이다.

제 4 도 및 제 4A 도를 참조하면, 전형적인 통로(2)를 선단(또는 흡입) 측면(6) 및 후단(또는 압력) 측면(8)을 갖는 블레이드(4)내에 도시한다. 코리올리에 의해 유도된 2 차 흐름은 코어로부터 후단 측면(8)으로 보다 냉각되고 보다 높은 운동량을 갖는 유체를 이송하며, 이에 의해 반경방향 속도 구배 및 온도 구배의 증가가 이루어지고, 그에 따라 대류 효과도 증대된다. 원심 부력은 후단 측면(8)의 근방에서 냉각제의 반경방향 속도를 증가시키며, 따라서 대류 효과의 증진이 이루어진다. 선단 측면(6)의 경우에 상황은 그 반대이다. 코리올리에 의하여 유도된 2 차 흐름으로 인하여, 유체는 열을 후단 측면(8) 및 측벽과 교환한 후 선단 측면(6)에 전달한다. 선단 측면(6) 근방의 유체는 온도가 올라가고, 유체내의 온도 구배는 낮아져서 대류 효과를 약화시킨다. 동일한 이유로, 코리올리에 의하여 유도된 흐름은 선단 측면(6)의 근방에서 보다 느린 반경방향 속도를 유발하여 대류 효과를 더욱 약화시킨다. 부력 효과는 고-밀도비에서 보다 강화되어, 통로(2)의 선단 측면(6)이 근방에서 흐름 반전을 발생시킬 수도 있다. 본 발명의 목적중 하나는 이러한 2 차 흐름의 존재를 감안하여, 버켓내의 내부 냉각 통로, 그리고 특히 2 차 흐름 효과가 보다 심한 경우에 반경방향 유출 통로의 적당한 설계에 의하여 불리한 효과를 완화시키는 것이다.

제 5 도에는 본 발명에 따른 가스 터어빈의 제 1 스테이지 버켓(46)의 외관을 도시한다. 블레이드 또는 버켓(46)의 외관은 나머지 가스 터어빈 블레이드와 비교되며, 이 버켓(46)은 플랫폼(64)에 부착된 에어포일(62)로 구성되며, 이 플랫폼은 반경방향 시일 핀(68)을 통한 흐름 경로내의 고온 가스로부터 버켓의 생크(66)를 밀봉한다. 이 생크(66)는 두개의 일체형 플레이트 또는 스커트(70)(전방 또는 후방)로 덮혀서, 축방향 시일 핀(도시하지 않음)을 통한 두개의 휠 공간의 캐비티로부터 생크 섹션을 밀봉한다. 이 생크는 더브테일 부착부(72)에 의해서 로터디스크에 부착된다. 날개형 시일(angel wing seal)(74, 76)은 휠 공간이 캐비티를 밀봉한다. 본 발명의 신규한 특징은 더브테일의 하측 생크 아래의 더브테일 부속물(78)로서 이것은 점선으로 도시한 냉각 증기를 버켓으로부터 축방향 통로(80, 82)를 통하여 공급 및 제거한다. 상기 축방향 통로(80, 82)는 축방향 로터 통로(도시하지 않음)와 연통한다.

제 6 도는 제 1 스테이지 버켓(46)내의 내부 냉각 통로를 개략적인 형태로 도시한다. 통로(80)를 통해 버켓내로 진입하는 증기는 단일의 사형 폐회로를 통하여 흐르고, 상기 폐회로는 180° 귀환 U자형 절곡부로 교호형으로 연결된 총 8 개의 반경방향 통로(84, 86, 88, 90, 92, 94, 96, 98)를 갖는다. 흐름은 계속하여 반경방향 유입 통로(98)를 경유하여 생크를 통과한다. 상기 반경방향 유입 통로(98)는 축방향 출구 도관(82)과 연통하고 있다. 유출 통로(84)는 통로(100)를 통하여 유입 통로(80)와 연통하고, 유입 통로(98)는 반경방향 통로(102)를 통하여 출구 통로(82)와 연통한다. 반경방향 통로의 총 수는 특정 설계 특징에 따라 변화될 수도 있다.

제 7 도는 제 5 도에 도시한 버켓의 개략적인 2 차원 구조로서, 제 1 반경방향 유출 통로 뒤에 반경방향 유입 및 유출 통로내에 대체로 45°의 각도로 배열된 일체형 돌출 리브(104)를 포함하고 있는 것을 도시하는 바, 이 리브는 난류 촉진체로서의 역할을 한다. 이 리브는 또한 각종 유입 및 유출 통로를 연결하는 180° U자형 절곡부내에 상이한 각도로 나타난다. 제 8A 도 내지 제 8C 도를 참조하면, 난류촉진 리브(104)가 블레이드 또는 버켓(46)의 선단 (또는 저압) 측면 및 후단(또는 압력) 측면의 양자를 따라 제공된다는 것을 알 수 있다.

후단 연부의 근방에서 반경방향 유출 통로(84)내에 제공된 핀(106)(제 6 도 및 제 7 도)은 기계적 강도 및 열 전달 특징을 모두 증가시킨다. 이 핀은 제 6 도 및 제 7 도를 비교하면 명백히 알 수 있는 바와 같이 상이한 단면 형상을 가질 수도 있다.

제 8A 도는 블레이드의 루트(root)를 절제한 횡단면을 나타내며, 흐름 화살표는 각종 통로(84, 86, 88, 90, 92, 94, 96, 98)내의 반경방향 유입 및 유출을 표시한다. 냉각 증기는 초기에 후단 연부(108)의 통로(84)를 통하여 버켓내로 흐르고, 선단 연부(109)의 근방에서 통로(98)를 통하여 배출된다. 반경방향 유출 통로(84, 88, 92, 96)는 반경방향 유입 통로(86)보다 작게 제작되며, 다만 후술하는 이유 때문에 반경방향 유입 통로(98)가 선단 연부(109)의 근방에 제공된다. 이미 알고 있는 바와 같이, 코리올리 힘과 부력의 불리한 효과는 반경방향 유입 통로 내에서 더욱 완화하며, 이 통로는 따라서 비교적 크게 유지된다.

선단 연부 통로(98)는 높은 열 전달계수를 필요로 한다. 이것은 흐름 영역을감소시켜서 벌크 흐름 속도를 증가시킴으로써 증대되며, 벌크 흐름 속도가 증가되면 열 전달계수가 상승하고, 이 열 전달계수는 0.8 배까지 상승된 주변부로 나누어진 질량 흐름에 비례한다. 통로(98)의 단면적이 작을 수록 주변부도 작아져서, 열 전달계수가 상승하게 된다.

대체로 보다 작은 반경방향 유출 통로(84, 88, 92, 96)는 반경방향 유출시 유체상에 작용하는 코리올리 및 원심력에 의한 부력으로부터 유발된 어떠한 반경방향 2 차 흐름의 재순환 경향을 억제한다. 이 불리한 경향은 생산성 및 압력 강하의 범주에서 반경방향 유출에서의 벌크(bulk) 흐름 속도를 가급적 크게 만듦으로써 억제된다. 반경방향 유출 통로(84, 88, 92, 96)는 부력 변수가 통로의 선단 측면에서 열 전달율을 최대화시킬 수 있도록 설계된다.

제 8B 도는 동일한 버켓(46)을 도시하는 바, 그러나 이 버켓은 단면이 허브 또는 루트와 팁 사이 중간의 블레이드의 피치선에 있다. 제 8C 도는 반경방향으로 보다 외측의 팁에서 동일 블레이드를 도시한다. 이 도면들로부터, 루트로부터 팁까지의 통로의 형상의 상대적인 변화를 인식할 수도 있다.

반경방향 유출 통로내의 종횡비(제 8B 도에 도시한 바와 같은 길이 치수 "L"대 폭 치수 "W"의 비)와 단면적비를 적절히 선택함에 의하여, 2 차 흐름 효과가 임계인 경우에 소정의 종횡비에 대하여 (증기의 경우) 반경방향 유출 통로(84, 88, 92, 96)내의 부력수를 1 보다 작게 그리고 심지어는 0.15 정도로 낮게 이루는 것이 가능하다. 이러한 방식으로, 원치 않는 2 차 흐름 효과(부력 및 코리올리)는 특히반경방향 유출 통로에서 최소화되고, 그와 동시에 국부적인 열 전달은 최대화될 수

게 이루는 것이 바람직하다고 결론지었다. 예를 들면, 반경방향 유출 통로가 약 3.3 대 1 의 종횡비를 갖도록 형성된 경우에, 높은 열 전달 증가 및 부력 수(B₀)와 관련하여 대응하는 B₀가 0.15 인 경우에 2 의 상승 인자를 이를 수 있다. B₀' 가 0.15 와 0.80 의 사이인 경우에는 상승 인자가 2 미만으로 저하된다는 것을 알 수 있다. 결과적으로, 반경방향 유출 통로는 종횡비가 약 3.3 대 1 인 경우에 0.15보다 작거나 0.80 보다 큰 B₀'를 갖도록 설계되어야 한다.

상기 분석의 목적을 달성하기 위하여, 통로는 난류 촉진체(104)도 구비하였다.

다른 종횡비에 대하여 유사한 바람직하지 않은 범위의 부력 수가 존재할 것이라고 예상하고 있으나, 아직까지 그것을 확인하지는 못하였다.

이러한 종횡비는 블레이드의 비틀림과 변화하는 곡률로 인하여 허브로부터 팁까지 블레이드의 길이를 따라 약간 변화될 것이라는 점을 인식할 것이다. 동시에, 피치선에서 보다 큰 반경방향 유출 통로(선단 연부를 따른 보다 작은 반경방향 유입 통로는 제외함)와 보다 작은 반경방향 유출 통로 사이의 단면적비는 평균하여 약 1½ 내지 1 이어야 한다.

2 차 흐름 효과는 전형적으로 제 1 스테이지 버켓에서 보다 중요하기 때문에, 종횡비 효과도 역시 제 1 스테이지 버켓에서 더욱 중요하다고 추정된다. 따라서 제 2 스테이지 버켓에서는 종횡비가 약 1 대 1 또는 2 대 1 일 수도 있으며, 한편 단면적비는 제 1 스테이지 버켓에 대해서 그대로 사실상 유지될 수도 있다. 반경방향 유출 통로의 구조를 결정하면, 반경방향 유입 통로는 열 전달계수 및 압력 강하 요건에 관련된 필요조건과 일치하도록 구성시킬 수 있다.

난류 촉진 리브 또는 난류 촉진체(104)는 또한 국부적인 난류에 의해 2 차 흐름 경향이 분쇄될 때 부력 및 코리올리 힘의 효과도 감소시키는 경향이 있다는 것을 인식하여야 한다.

제 9 도 및 제 10A 도 내지 제 10C 도는 제 2 스테이지 버켓을 도시하는 바, 이 도면은 제 6 도 및 제 8A 도 내지 제 8C 도에 도시한 제 1 스테이지 버켓에 대체로 대응하는 것이다. 이 제 2 스테이지의 버켓(110)은 제 1 스테이지의 버켓에 8 개의 냉각 통로가 형성된 것과는 다르게 6 개의 냉각 통로를 구비한다. 이것은 제 2 스테이지에서는 냉각 요구가 감소되기 때문이다. 따라서, 반경방향 유출 통로(112, 116, 120)는 단일의 사형 폐회로내에서 반경방향 유입 통로(114, 118, 122)와 교대로 존재한다. 제 1 반경방향 유출 통로(112)는 통로(126)를 통하여 축 방향 공급 도관(124)과 연결되지만, 마지막의 반경방향 유입 통로(122)는 통로(130)를 통하여 축방향 귀환 도관(128)과 연결된다. 핀(132)이 마지막 반경방향 유입 통로(122)내에 존재하며, 제 10A 도 내지 제 10C 도로부터 제 1 스테이지의 버켓에서와 마찬가지로 돌출형 리브(134)가 제공된다는 것을 알 수 있을 것이다. 부력수, 종횡비 및 단면적비는 전술한 바와 같다.

제 9 도에는 설계구조의 변형예도 도시하고 있다. 특히, 증기 냉각제 흐름 경로가 역전된다. 다시 말해서, 증기는 버켓(110)으로 진입하여 선단 연부 통로(112)내에서 반경방향 외향으로 흐른 다음 후단 연부 통로(122)를 경유하여 버켓으로부터 배출된다. 이 구조가 어떤 상황에서는 유익할 수도 있다.

제 1 및 제 2 의 터어빈 스테이지의 양자에 있어서, 버켓의 팁은 제 11 도 및 제 13 도에 도시한 바와 같이 팁 캡의 하측상의 돌출형 리브를 제공함으로써 냉각된다. 제 11 도에 있어서, 예를 들면 버켓(138)의 팁 캡(1,16)은 반경방향 유출 통로(142)와 반경방향 유입 통로(144) 사이에서 U 자형 절곡부의 하측면상에 일체형 리브(140)를 구비한다. 유출 통로(142)내에는 전향 베인(146)이 흐름을 정체흐름과 불충분한 냉각의 전형적인 위치가 되는 전향 공동 코너(148)내로 배향시키도록 위치될 수도 있다. 제 12 도에 있어서, 팁 캡(236)의 하측면상에 정사각형 구조의 일체형 리브(240)가 제공되며, 이에 추가하여 유출 및 유입 통로(242, 244)의 양자에 전향 베인(246, 246')이 각기 제공된다. 제 13 도에 있어서, 180° U자형 절곡부와 팁 캡(336)의 하측면상에는 돌출형 리브 난류 촉진체 또는 트립 스트립(149)이 제공되며, 팁 캡의 하측면상에는 원형 리브(340)가 제공된다. 또한 이 특징은 국부적인 난류를 촉진시키지만, 적어도 전향 베인(146) 및 난류 촉진체(149)와 관련하여 어떠한 열 전달 증대도 제공하지 않을 수도 있다.

제 14A 도 및 제 14B 도에 있어서, 통로 분할 리브(152)가 블레이드 벽(154, 156) 및 팁 캡(158)과 만나는 곳에 유입 구멍(150)이 제공될 수도 있다는 것을 알수 있다. 이 특징은 리브에 의해 코너 영역이 형성되지 않게 함으로써 높은 열응력을 제거하는 경향이 있다. 또 다른 잇점은 블레이드의 외부 코너를 160 도로 모따기하거나 또는 라운딩함으로써 얻어질 수도 있다. 이것은 유효 벽 두께를 감소시키고, 또한 팁 캡(158)의 주변부 둘레로 에어포일 벽내의 온도 구배를 감소시킨다.

제 15 도 내지 제 18 도에는 대체로 삼각형(단면 기준)의 후단 연부 냉각 통로내에서 열 전달을 증가시키도록 고안된 제 1 스테이지 터어빈 버켓의 또 다른 설계구조를 도시한다. 후단 연부 근방의 이 흐름은 경계층 사이의 코어 흐름의 압축으로 인하여 얇은 판자모양으로 된다. 제 2 스테이지의 버켓은 후단 연부의 쐐기 각도가 약 12° 미만인 한, 동일한 후단 연부 현상을 경험하지 않는다는 것을 알아야 한다.

특히 제 15 도를 참조하면, 블레이드(168)의 후단 연부(166)의 근방에 동일한 진입 통로(170)로부터 공급된 평행 흐름 통로(162, 164)가 제공된다. 하나의 통로(164)는 대향 배플(baffle)(172, 174)의 구조체를 통하여 후단 연부에서의 열전달을 향상시키도록 고안된다. 다른 브랜치(branch) 또는 통로(162)는 전체적인 압력 강하를 최소화시키기 위하여 바이패스(bypass)를 제공함으로써 관통 흐름 속도를 빠르게 허용하도록 고안된다. 양자는 블레이드의 팁 근방에서 만나서 사형 회로, 특히 반경방향 유입 통로(176)와 이어진다. 이 실시예에 있어서, 배플(172, 174) 구조를 갖는 후단 연부 통로(164)는 통로(164)의 양측면으로부터 교대로 돌출된 인접 배플 사이의 U 자형 절곡부(블레이드 팁에서의 귀환 절곡부와 유사함)에 의해서 야기된 소용돌이를 통해서 후단 연부 영역에 난류를 유발한다. 통로(164)는 모든 U 자형 절곡부에서의 수두 손실에 의한 고 흐름 저항 때문에, 진입 통로(170)로부터의 총 흐름의 10 내지 20%를 가질 것이다. 예시적 실시예에 있어서, 약 10 개 U 자형 절곡부가 있다[도면에는 11 개의 배플(172, 174)을 도시함].

시험에 의하면, 블레이드 팁에서의 U 자형 절곡부에는 1.5 내지 2 의 증가인자가 가능하다고 나타났다. 통로(164)내에 10 개의 배플이 있는 경우에, 약 0.35 인치의 U 자형 절곡부의 앞에 있는 출구의 수력학적 직경은 평활한 벽이 약 500 BTU/ft²의 열 전달계수를 갖도록 할 것이다. 난류의 촉진은 유효 열 전달계수를 약 1000 BTU/ft²까지 상승시킬 것이다. 게다가, 약 0.35 인치의 U 자형 절곡부의 앞에 있는 사형 유입 및 유출 통로의 수력학적 직경의 수는 평활한 벽이 약 500 BTU/ft²의 열 전달계수를 갖도록 할 것이다. 난류의 증가는 유효 열 전달계수를 약 1000 BTU/ft²까지 상승시킬 것이다. 또한, 사형 유입 및 유출 통로의 수는 전체 흐름율을 30 pps 이상으로 유지시키기 위해서 이 실시예에서는 6 개까지 감소될 수 있다. 출구의 온도를 1050℉ 미만으로 유지시킴과 아울러 선단 연부의 열 전달을 최대화하기 위해서 총 흐름율을 약 30 pps 이상으로 유지시키는 것은 중요하다.

블레이드(168)의 후단 연부(166)를 따른 흐름 분할과 전체 압력 강하는 (a)바이패스 반경방향 유출 통로의 상대적인 크기와; (b) 배플(172, 174)의 중첩 정도와; (c) 배플의 수와; (d) 배플, 특히 반경방향 최내측 배플의 경사 각도와; (e) 후단 연부 흐름의 입구 및/또는 출구 압축을 비롯한 여러 가지 변수에 의하여 제어될 것이다.

상기 후단 연흐 통로 구성의 변형예를 제 16 도에 도시하는 바, 이 도면에 있어서는 2 개의 평행한 바이패스 통로(178, 180)가 후단 연부 통로(182)와 평행하게 연장되어 있다. 이 도면의 경우에 있어서도, 반경방향 유출 통로(178, 180, 182)가 제 15 도의 실시예에서의 통로(170)와 유사한 공통 진입 또는 공급 통로(도시하지 않음)로부터 분할된다. 이 구조는 후단 연부 통로(182)를 바이패스하는 냉각제의 비율을 증가시킨다.

제 17 도를 참조하면, 반경방향 유출 통로 구조는 블레이드(190)의 후단 연부(188)를 따라 평행 통로(184, 186)를 구비한다. 반경방향 유출 통로(186)로부터의 흐름은 블레이드 팁에서 분할되며, 그 흐름중 일부는 협소한 직경의 유입 후단 연부 통로(184)로 이동하고, 일부는 사형 폐회로내의 내부 반경방향 유입 통로(192)내로 이동한다. 후단 연부 통로(184)는 통로(194)와 이어져서 배출을 허용한다.

제 18 도는 제 15 도의 변형예를 도시하는 바, 이 도면에 있어서는 베인(196)이 배플(172, 174) 대신에 난류를 촉진시키기 위하여 후단 연부 통로(164')내에 이용된다. 이 도면에 있어서도 제 15 도와 관련하여 전술한 변수에 의해서 흐름 분배가 제어된다.

또한 제 15 도 내지 제 18 도에 도시한 바와 같은 산형상 난류 촉진체(198)는 전술한 실시예에서의 45° 각도의 난류 촉진체(104)보다 특정 상황에서 바람직할 수도 있는 바, 그 이유는 이러한 유형의 난류 촉진체가 동일한 압력강하의 경우에 열 전달율이 더 높기 때문이다. 그러나, 특정 통로가 너무 작아서 산형상 난류촉진체를 수용시킬 수 없는 경우에는 약간의 45° 각도와 산형상의 난류 촉진체의 각종 구성이 포함될 수도 있다는 것을 이해할 것이다. 또한, 흐름진입 지점으로부터 측정한 통로 길이의 앞쪽 ⅓은 압력 강하를 최소화하기 위하여 난류화되지 않은 채로 있을 수 있다. 게다가, 입구 진입 난류는 통로 길이의 진입 부분에 난류 촉진체가 필요하지 않도록 필요한 증대를 제공한다.

이상에서, 현재에 가장 실용적이고 바람직한 실시예라고 생각되는 것에 대하여 본 발명을 기술하였지만, 본 발명은 전술한 실시예에만 제한되는 것은 아니고, 오히려 이하의 특허청구범위의 정신 및 범위내에 포함된 각종 변경 및 균등 구조를 포함한다.

제 1 도는 단순 사이클, 단일 축의 강력 가스 터어빈의 개략도

제 2 도는 복합 사이클의 가스 터어빈/증기 터어빈 시스템을 가장 단순한 형태로 도시하는 개략도

제 3 도는 본 발명에 따른 가스 터어빈중 일부의 부분 단면도

제 4 도는 내부 냉각 통로를 갖는 전형적인 터어빈 블레이드의 단면도

제 4A 도는 제 4 도의 흐름 통로의 확대도로서 2 차 흐름 효과를 도시함

제 5 도는 본 발명에 따른 제 1 스테이지 터어빈 블레이드의 사시도

제 6 도는 제 5 도와 유사한 사시도로서 내부 냉각 통로를 도시하기 위하여 절제하였음

제 7 도는 내부 냉각 통로를 점선으로 도시하는 제 5 도의 블레이드의 2 차원 측면도

제 8A 도 내지 제 8C 도는 본 발명에 따른 제 1 스테이지 가스 터어빈 블레이드의 단면도로서, 블레이드의 팁(tip)과 허브(hub) 및 피치선(pitchline)에서의 단면을 각기 도시함

제 9 도는 본 발명에 따른 제 2 스테이지 터어빈 블레이드의 부분 절제 사시도

제 10A 도 내지 제 10C 도는 허브와 피치선 및 팁에서의 제 2 스페이지 가스터어빈 블레이드의 단면도

제 11 도는 본 발명에 따라 내부 팁을 냉각하는 것을 도시하는 블레이드 팁의 부분 확대 단면도

제 12 도는 다른 블레이드 팁 냉각 장치를 도시하는 제 11 도의 유사도

제 13 도는 본 발명에 따른 또다른 블레이드 팁 냉각 장치를 도시하는 제 11 도의 유사도

제 14A 도는 본 발명에 따른 통로 분할기(divider)내의 추출 구멍(bleed hole)을 도시하는 블레이드의 단면도

제 14B 도는 제 14A 도의 14B-14B 선을 따라 취한 부분 단면도

제 15 도는 본 발명의 다른 예시적 실시예에 따른 제 1 스테이지 터어빈 블레이드의 부분 단면도

제 16 도는 본 발명의 또 다른 예시적 실시예에 따른 제 1 스테이지 터어빈 블레이드의 부분 단면도

제 17 도는 본 발명의 또 다른 예시적 실시예에 따른 제 1 스테이지 터어빈 블레이드의 부분 단면도

제 18 도는 제 15 도의 변형예를 도시하는 도면

※ 도면의 주요 부분에 대한 부호의 설명

2, 84, 86, 88, 90, 92, 94, 96, 98, 112, 114, 116, 118, 120, 122 : 통로

4, 168, 190 : 블레이드 6 : 흡입 측면

8 : 압력 측면 46 : 제 1 스테이지 버켓

62 : 에어포일 66 : 생크

104, 134, 152, 240, 340 : 리브 110 : 제 2 스테이지 버켓

136, 158, 236 : 팁 캡 166 : 후단 연부

172, 174 : 배플 246, 246' : 베인

Claims

생크부(66)(shank portion)와, 팁부(136)(tip portion)와, 선단 연부 및 후단 연부(109, 108) 및 압력 및 흡입 측면(8, 6)을 갖는 에어포일(62)과, 복수의 반경방향 유출 통로(84, 88, 92, 96) 및 복수의 반경방향 유입 통로(86, 90, 94, 98)를 구비한 사형 구조(serpentine configuration)를 갖는 내부 유체 냉각 회로를 포함하는, 가스 터어빈 버켓(46)(gas turbine bucket)에 있어서,

상기 반경방향 유출 통로는 평균으로 단면적이 상기 반경방향 유입 통로보다 작은 것을 특징으로 하는

가스 터어빈 버켓.
제 1 항에 있어서,

상기 버켓의 선단 연부에 인접한 반경방향 유입 통로(98)는 상기 반경방향 유출 통로보다 작은 단면적을 갖는 것을 특징으로 하는

가스 터어빈 버켓.
제 1 항에 있어서,

상기 반경방향 유출 통로는 각각 상기 버켓의 허브 또는 루트와 팁 사이 중간에서 상기 버켓의 피치선의 평면에 있어서 약 2:1에서 약 3.3:1까지의 종횡비(L/W)를 갖는 것을 특징으로 하는

가스 터어빈 버켓.
제 3 항에 있어서,

상기 반경방향 유입 통로의 단면적 대 상기 반경방향 유출 통로의 단면적의 비가 평균으로 약 1.5 대 1인 것을 특징으로 하는

가스 터어빈 버켓.
제 1 항 내지 제 3 항 및 제 4 항 중 어느 한 항에 있어서,

상기 반경방향 유출 통로는, 상기 반경방향 유출 통로내에 0.15 보다 작거나 또는 0.80 보다 큰 부력수(Buoyancy number)를 제공하도록 구성되는 것을 특징으로 하는

가스 터어빈 버켓.
제 1 항 내지 제 3 항 및 제 4 항중 어느 한 항에 있어서,

상기 반경방향 유입 통로 및 상기 반경방향 유출 통로는 약 700 psi의 압력에서 538℃(1000 ℉)의 증기 냉각제 온도를 위해 구성되는 것을 특징으로 하는

가스 터어빈 버켓.