JPH10115425A - 冷却用通路を有する円筒状構造の製造法 - Google Patents
冷却用通路を有する円筒状構造の製造法Info
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- JPH10115425A JPH10115425A JP9166927A JP16692797A JPH10115425A JP H10115425 A JPH10115425 A JP H10115425A JP 9166927 A JP9166927 A JP 9166927A JP 16692797 A JP16692797 A JP 16692797A JP H10115425 A JPH10115425 A JP H10115425A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】複雑な内部冷却通路を有するガスタービン構造
を製造する方法を提供する。 【解決手段】内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手段、
及び外壁からなる二重壁集成体を組立て、内壁と外壁と
は互いに相補的であり、両者の間に配置され接触する通
路形成手段により隔てられて少なくとも一つの通路を画
成し、通路充填犠牲手段は通路形成手段に相補的であ
り、少なくとも一つの通路を充填するために通路形成手
段内に配置されて、二重壁集成体が実質的に中実な構造
からなるようにされ、内壁、外壁、及び通路形成手段を
互いに冶金学的に結合させるのに十分な温度及び時間で
二重壁集成体をホットプレスし、そして、通路充填犠牲
手段を除去する。
を製造する方法を提供する。 【解決手段】内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手段、
及び外壁からなる二重壁集成体を組立て、内壁と外壁と
は互いに相補的であり、両者の間に配置され接触する通
路形成手段により隔てられて少なくとも一つの通路を画
成し、通路充填犠牲手段は通路形成手段に相補的であ
り、少なくとも一つの通路を充填するために通路形成手
段内に配置されて、二重壁集成体が実質的に中実な構造
からなるようにされ、内壁、外壁、及び通路形成手段を
互いに冶金学的に結合させるのに十分な温度及び時間で
二重壁集成体をホットプレスし、そして、通路充填犠牲
手段を除去する。
Description
【０００１】
【関連出願】本出願は、本出願人に同様に譲渡された米
国特許出願番号０８／６２７，８０７（１９９６年４月
１０日出願）、及び、米国特許出願番号０８／６６９，
０７０（１９９６年６月２４日出願）に関連し、その記
載をここに参考にする。
国特許出願番号０８／６２７，８０７（１９９６年４月
１０日出願）、及び、米国特許出願番号０８／６６９，
０７０（１９９６年６月２４日出願）に関連し、その記
載をここに参考にする。
【０００２】
【発明の背景】本願発明は、冷却用通路を有する円筒状
構造の製造方法に関し、特に、冷却用通路を有するガス
タービン燃焼器及び／又は遷移部材の製造方法に関し、
特に具体的には、フィルム冷却が極端に制限されるか、
できないかもしれない場合に利用される冷却用通路を有
する改良された燃焼器及び／又は遷移部材の製造方法に
関する。
構造の製造方法に関し、特に、冷却用通路を有するガス
タービン燃焼器及び／又は遷移部材の製造方法に関し、
特に具体的には、フィルム冷却が極端に制限されるか、
できないかもしれない場合に利用される冷却用通路を有
する改良された燃焼器及び／又は遷移部材の製造方法に
関する。
【０００３】従来のガスタービン燃焼器は燃料と空気が
別々に燃焼室に入る拡散（即ち、非予混合）火炎を用い
る。混合及び燃焼の過程で華氏３９００度を超える火炎
温度を生じる。ライナーを有する従来の燃焼器及び／又
は遷移部材は一般に最高温度華氏１５００度位で約１
０，０００時間耐えることができるから、燃焼器及び／
又は遷移部材のライナーを保護する手段が取られなけれ
ばならない。これは典型的にはフィルム冷却によってい
たが、これは燃焼器の外側を囲むプレナムに比較的冷た
い圧縮空気を導入するものである。この従来の構成で
は、プレナムからの空気は燃焼器ライナーのルーバーを
通り、それから、燃焼器ライナーの内側表面上をフィル
ムとして通過し、これにより燃焼器ライナーの形状を保
持する。
別々に燃焼室に入る拡散（即ち、非予混合）火炎を用い
る。混合及び燃焼の過程で華氏３９００度を超える火炎
温度を生じる。ライナーを有する従来の燃焼器及び／又
は遷移部材は一般に最高温度華氏１５００度位で約１
０，０００時間耐えることができるから、燃焼器及び／
又は遷移部材のライナーを保護する手段が取られなけれ
ばならない。これは典型的にはフィルム冷却によってい
たが、これは燃焼器の外側を囲むプレナムに比較的冷た
い圧縮空気を導入するものである。この従来の構成で
は、プレナムからの空気は燃焼器ライナーのルーバーを
通り、それから、燃焼器ライナーの内側表面上をフィル
ムとして通過し、これにより燃焼器ライナーの形状を保
持する。
【０００４】２個の原子からなる窒素は３０００°Ｆ
（約１６５０°Ｃ）を越える温度で急速に分解するの
で、高温の拡散燃焼は比較的多くのＮＯx排出をもたら
す。ＮＯx排出を減少させる方法の一つはできうる限り
最大の量の圧縮空気を燃料と予混合することである。そ
の結果の希薄な予混合の燃焼はより低い火炎温度を生
じ、従って、ＮＯx排出は低くなる。希薄な予混合燃焼
は拡散燃焼より温度が低いが、依然として火炎温度は従
来の燃焼器ライナーには高すぎて耐えられない。
（約１６５０°Ｃ）を越える温度で急速に分解するの
で、高温の拡散燃焼は比較的多くのＮＯx排出をもたら
す。ＮＯx排出を減少させる方法の一つはできうる限り
最大の量の圧縮空気を燃料と予混合することである。そ
の結果の希薄な予混合の燃焼はより低い火炎温度を生
じ、従って、ＮＯx排出は低くなる。希薄な予混合燃焼
は拡散燃焼より温度が低いが、依然として火炎温度は従
来の燃焼器ライナーには高すぎて耐えられない。
【０００５】しかも、先進の燃焼器は、ＮＯxを減少さ
せるさせるために、できうる限り最大の量の空気を燃料
と予混合するので、冷却空気はほとんど、或いは全く利
用できず、燃焼器ライナーのフィルム冷却を不可能にす
る。従って、「背面」冷却と関連して熱障壁被覆のよう
な手段が、燃焼器ライナーを高熱による破壊から保護す
る為に考えられた。背面冷却は、空気を燃料と予混合す
る前に燃焼器ライナーの外側表面の上に圧縮空気を通過
させるものである。
せるさせるために、できうる限り最大の量の空気を燃料
と予混合するので、冷却空気はほとんど、或いは全く利
用できず、燃焼器ライナーのフィルム冷却を不可能にす
る。従って、「背面」冷却と関連して熱障壁被覆のよう
な手段が、燃焼器ライナーを高熱による破壊から保護す
る為に考えられた。背面冷却は、空気を燃料と予混合す
る前に燃焼器ライナーの外側表面の上に圧縮空気を通過
させるものである。
【０００６】希薄予混合燃焼は、より低い温度の炎を発
生することによりＮＯx排出を減少させるものである。
しかし、低温にするほど、特に燃焼器ライナーの内側表
面或いは壁に沿って、一酸化炭素及び不燃焼炭化水素の
酸化を抑制する傾向があり、これらの物質の許容できな
い排出をもたらす。一酸化炭素及び不燃焼炭化水素の酸
化をするために、表面温度が十分に高く一酸化炭素及び
不燃焼炭化水素の完全な燃焼を保証するようにライナー
は極端な厚さ（５０−１００ミル）の熱障壁被覆を必要
とする。この温度は典型的な長さ及び流れ条件の燃焼器
に対して約１８００−２０００°Ｆのボンディングコー
ト温度で且つ約２２００°Ｆ ＴＢＣ（Ｔｈｅｒｍａｌ
Ｂａｒｒｉｅｒ Ｃｏａｔｉｎｇ：熱障壁被覆）温度
になる。しかし、従来のガスタービン構成部材の寿命に
対しこれらの熱障壁被覆の厚さ及び温度は現在の材料の
既知の性能を越えている。これらの温度で、公知の熱障
壁被覆は許容できない短い時間に劣化し、且つ、その厚
さの被覆は剥離しやすい。
生することによりＮＯx排出を減少させるものである。
しかし、低温にするほど、特に燃焼器ライナーの内側表
面或いは壁に沿って、一酸化炭素及び不燃焼炭化水素の
酸化を抑制する傾向があり、これらの物質の許容できな
い排出をもたらす。一酸化炭素及び不燃焼炭化水素の酸
化をするために、表面温度が十分に高く一酸化炭素及び
不燃焼炭化水素の完全な燃焼を保証するようにライナー
は極端な厚さ（５０−１００ミル）の熱障壁被覆を必要
とする。この温度は典型的な長さ及び流れ条件の燃焼器
に対して約１８００−２０００°Ｆのボンディングコー
ト温度で且つ約２２００°Ｆ ＴＢＣ（Ｔｈｅｒｍａｌ
Ｂａｒｒｉｅｒ Ｃｏａｔｉｎｇ：熱障壁被覆）温度
になる。しかし、従来のガスタービン構成部材の寿命に
対しこれらの熱障壁被覆の厚さ及び温度は現在の材料の
既知の性能を越えている。これらの温度で、公知の熱障
壁被覆は許容できない短い時間に劣化し、且つ、その厚
さの被覆は剥離しやすい。
【０００７】現在開発中の先進の冷却技術思想は薄壁構
造に複雑な冷却通路を作ることが要請されている。これ
らの構造が複雑であるほど、鋳造のような従来の技術を
用いて作ることが更に難しくなる。これらの構造が複雑
であり、且つ、壁の寸法が最新の超合金の鋳造出来る範
囲を越えるであろうし、又、鋳造に用いる脆いセラミッ
ク型芯の破損及び変形の観点に於いてその性能を越える
であろうので、これらの限界に打ち勝つ新しい製造法が
開発されなければならない。先進の冷却法に可能な形状
寸法が米国出願番号６０／０１９５０３に記載されてい
るのでここに参考に挙げる。
造に複雑な冷却通路を作ることが要請されている。これ
らの構造が複雑であるほど、鋳造のような従来の技術を
用いて作ることが更に難しくなる。これらの構造が複雑
であり、且つ、壁の寸法が最新の超合金の鋳造出来る範
囲を越えるであろうし、又、鋳造に用いる脆いセラミッ
ク型芯の破損及び変形の観点に於いてその性能を越える
であろうので、これらの限界に打ち勝つ新しい製造法が
開発されなければならない。先進の冷却法に可能な形状
寸法が米国出願番号６０／０１９５０３に記載されてい
るのでここに参考に挙げる。
【０００８】冷却用特徴部の配置及び厚さの精度がセラ
ミック型芯鋳造よりもかなり高いので、ここに参考に挙
げる米国特許第５，４２７，７３６号及び５，４８０，
４６８号に記載されているパウダー・フォイル法（ｐｏ
ｗｄｅｒ ｆｏｉｌ ｐｒｏｃｅｓｓ）が壁寸法の公差
をかなり減少するであろう。これらの性能は翼とは異な
る円筒形に出来る燃焼器、又遷移部材のようなより不規
則形状の構成部材を作る場合に又重要である。これらの
構造では、鍛練用合金を用いることが出来るが、かなり
の（衝突スリーブのような）冷却特徴部の鑞接且つ／又
溶接を要する。これら冷却特徴部の配置の精度並びに溶
接中の強超合金の機械的挙動を維持すること及び構造的
破損を避けることは、考慮しなければならない材料に対
する厳しい制限となるであろう。
ミック型芯鋳造よりもかなり高いので、ここに参考に挙
げる米国特許第５，４２７，７３６号及び５，４８０，
４６８号に記載されているパウダー・フォイル法（ｐｏ
ｗｄｅｒ ｆｏｉｌ ｐｒｏｃｅｓｓ）が壁寸法の公差
をかなり減少するであろう。これらの性能は翼とは異な
る円筒形に出来る燃焼器、又遷移部材のようなより不規
則形状の構成部材を作る場合に又重要である。これらの
構造では、鍛練用合金を用いることが出来るが、かなり
の（衝突スリーブのような）冷却特徴部の鑞接且つ／又
溶接を要する。これら冷却特徴部の配置の精度並びに溶
接中の強超合金の機械的挙動を維持すること及び構造的
破損を避けることは、考慮しなければならない材料に対
する厳しい制限となるであろう。
【０００９】より効率的な冷却用構造は金属温度を増加
させずにかなり冷却流を減少、多分６０％まで、させる
であろう。これらの減少は、新しい冷却用構造と他のシ
ステム／サイクルの変化と組み合わせて実現することも
できるであろう。従って、フィルム冷却なしに、しかも
火炎の安定性を保ち、低排出（特にＮＯx排出）の燃焼
器及び遷移部材に対する先進の冷却技術思想のように、
一酸化炭素及び未燃焼炭化水素を燃やし尽くすことがで
きる燃焼器／遷移部材のようなガスタービン構成部材を
作る新しい改良された方法が必要とされている。その構
造、例えば、燃焼器／遷移部材、は薄壁構造内に冷却通
路をもたらし、この冷却通路が燃焼器／遷移部材の内面
を妥当な金属温度に維持するものでなければならない。
効率的な冷却用燃焼器／遷移部材は、燃焼器の内側表面
の金属温度を増加させずに、約３５％から約６０％の冷
却流の減少をもたらさなければならなず、且つ、現在鋳
造で製造出来るものより更に鋭い内部縁を有しなければ
ならない乱流促進器のような内部特徴部を有しなければ
ならない。冷却用特徴部の配置及び厚さの精度がセラミ
ック型芯鋳造よりもかなり高いので、パウダー・フォイ
ル法の使用は壁厚の公差をかなり減少させ、且つ、鋭い
縁の内部特徴部を製造できるものとなるであろう。
させずにかなり冷却流を減少、多分６０％まで、させる
であろう。これらの減少は、新しい冷却用構造と他のシ
ステム／サイクルの変化と組み合わせて実現することも
できるであろう。従って、フィルム冷却なしに、しかも
火炎の安定性を保ち、低排出（特にＮＯx排出）の燃焼
器及び遷移部材に対する先進の冷却技術思想のように、
一酸化炭素及び未燃焼炭化水素を燃やし尽くすことがで
きる燃焼器／遷移部材のようなガスタービン構成部材を
作る新しい改良された方法が必要とされている。その構
造、例えば、燃焼器／遷移部材、は薄壁構造内に冷却通
路をもたらし、この冷却通路が燃焼器／遷移部材の内面
を妥当な金属温度に維持するものでなければならない。
効率的な冷却用燃焼器／遷移部材は、燃焼器の内側表面
の金属温度を増加させずに、約３５％から約６０％の冷
却流の減少をもたらさなければならなず、且つ、現在鋳
造で製造出来るものより更に鋭い内部縁を有しなければ
ならない乱流促進器のような内部特徴部を有しなければ
ならない。冷却用特徴部の配置及び厚さの精度がセラミ
ック型芯鋳造よりもかなり高いので、パウダー・フォイ
ル法の使用は壁厚の公差をかなり減少させ、且つ、鋭い
縁の内部特徴部を製造できるものとなるであろう。
【００１０】
【発明の概要】好適な方法で本発明を実施するに当た
り、一体の内部通路を有する二重壁構造を作る方法が次
の工程からなる：内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手
段、及び外壁からなる二重壁集成体を組立て、内壁と外
壁とは互いに相補的であり、両者の間に配置され接触す
る通路形成手段により隔てられて少なくとも一つの通路
を画成し、通路充填犠牲手段は通路形成手段に相補的で
あり、少なくとも一つの通路を充填するために通路形成
手段内に配置されて、二重壁集成体が実質的に中実な構
造からなるようにされ；内壁、外壁、及び通路形成手段
を互いに冶金学的に結合させるのに十分な温度及び時間
で二重壁集成体をホットプレスし；そして、通路充填犠
牲手段を除去する。
り、一体の内部通路を有する二重壁構造を作る方法が次
の工程からなる：内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手
段、及び外壁からなる二重壁集成体を組立て、内壁と外
壁とは互いに相補的であり、両者の間に配置され接触す
る通路形成手段により隔てられて少なくとも一つの通路
を画成し、通路充填犠牲手段は通路形成手段に相補的で
あり、少なくとも一つの通路を充填するために通路形成
手段内に配置されて、二重壁集成体が実質的に中実な構
造からなるようにされ；内壁、外壁、及び通路形成手段
を互いに冶金学的に結合させるのに十分な温度及び時間
で二重壁集成体をホットプレスし；そして、通路充填犠
牲手段を除去する。
【００１１】本発明の特定の方法を用いて、円周方向に
延在する複雑な内部冷却通路を有するリングを、ＨＩＰ
予成形体を熱間圧延し、引き続き冷間リングローリング
し、金属変形の間冷却通路を維持するのに用いられた犠
牲材を化学的除去して製造される。本発明の特定の方法
を用いて、直線状通路と共に複雑な内部冷却通路を有す
るパネルをステンレス鋼の通路配列と犠牲芯のＨＩＰに
より製造する。
延在する複雑な内部冷却通路を有するリングを、ＨＩＰ
予成形体を熱間圧延し、引き続き冷間リングローリング
し、金属変形の間冷却通路を維持するのに用いられた犠
牲材を化学的除去して製造される。本発明の特定の方法
を用いて、直線状通路と共に複雑な内部冷却通路を有す
るパネルをステンレス鋼の通路配列と犠牲芯のＨＩＰに
より製造する。
【００１２】本発明の他の目的及び利点は、図面及び特
許請求の範囲と共に、次の記載から明らかになるであろ
う。
許請求の範囲と共に、次の記載から明らかになるであろ
う。
【００１３】
【発明の詳しい説明】図１はガスタービン１０の模式図
である。運転にあたり、典型的なガスタービン１０は燃
料からの燃焼ガスによって駆動されるが、ここで、高エ
ネルギを有する流れ媒体、即ち燃焼ガス、はロータ上に
装着された動翼輪によって偏向される結果、回転動力を
生じる。動作において、圧縮機１６は新しい空気を引き
込み圧縮して約５０−７５lb／in2の代表的な圧力と
し、空気は圧縮機１６により熱交換器３２を通るように
押しやられ、ここでタービン部２２から出てくる排出燃
焼ガスにまだ存在する熱により予熱され、最後に、予熱
された空気は燃焼部１８の燃焼室に導入される。燃焼室
で、燃料が燃やされ、これにより、約１５００°Ｃ又は
約２７３０°Ｆの温度のガスを発生する。これら燃焼ガ
スは高速でタービン部２２に入り、それを駆動する。
である。運転にあたり、典型的なガスタービン１０は燃
料からの燃焼ガスによって駆動されるが、ここで、高エ
ネルギを有する流れ媒体、即ち燃焼ガス、はロータ上に
装着された動翼輪によって偏向される結果、回転動力を
生じる。動作において、圧縮機１６は新しい空気を引き
込み圧縮して約５０−７５lb／in2の代表的な圧力と
し、空気は圧縮機１６により熱交換器３２を通るように
押しやられ、ここでタービン部２２から出てくる排出燃
焼ガスにまだ存在する熱により予熱され、最後に、予熱
された空気は燃焼部１８の燃焼室に導入される。燃焼室
で、燃料が燃やされ、これにより、約１５００°Ｃ又は
約２７３０°Ｆの温度のガスを発生する。これら燃焼ガ
スは高速でタービン部２２に入り、それを駆動する。
【００１４】図示のように、タービン２２、圧縮機１
６、及び発電機１４は全て単一軸２４に装着される。周
知のように、タービンは動力出力の全部を発電機へ送達
できないが、それはかなりの部分が圧縮機１６を駆動す
るのに必要だからである。タービン部２２は電動機１２
の助けを借りて始動するが、電動機は、最初、圧縮空気
を発生するため圧縮機を動作させ、燃焼ガスを形成する
ことができるようにするために圧縮空気を燃焼室に供給
する。その時になって、タービンは運転を開始すること
ができる。
６、及び発電機１４は全て単一軸２４に装着される。周
知のように、タービンは動力出力の全部を発電機へ送達
できないが、それはかなりの部分が圧縮機１６を駆動す
るのに必要だからである。タービン部２２は電動機１２
の助けを借りて始動するが、電動機は、最初、圧縮空気
を発生するため圧縮機を動作させ、燃焼ガスを形成する
ことができるようにするために圧縮空気を燃焼室に供給
する。その時になって、タービンは運転を開始すること
ができる。
【００１５】図１に簡略に示されているように、燃焼室
３６を含む燃焼部１８は燃焼部１８からタービン入り口
３０への燃焼ガス２８の流れを生ずる。遷移部材３８は
タービン入り口と燃焼部１８を接続する。
燃焼ガスの温度が約１５００°Ｃかそれを越えるような
燃焼器又は燃焼器部分及び遷移部材を製造する場合、何
らかの冷却を形成することなく、そのような強烈な熱の
環境に残れることのできる材料は知られていない。
３６を含む燃焼部１８は燃焼部１８からタービン入り口
３０への燃焼ガス２８の流れを生ずる。遷移部材３８は
タービン入り口と燃焼部１８を接続する。
燃焼ガスの温度が約１５００°Ｃかそれを越えるような
燃焼器又は燃焼器部分及び遷移部材を製造する場合、何
らかの冷却を形成することなく、そのような強烈な熱の
環境に残れることのできる材料は知られていない。
【００１６】発明の背景の項に記載した様にＮＯx排出
を減少させる要請と組み合わせたガスタービンの各種の
構成部材の冷却法が、ガスタービンの各種の構成部材の
新しい製造法の開発につながった。ここで新規な方法
は、例えば、内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手段、
及び外壁からなる二重壁集成体を組立て、内壁と外壁と
は互いに相補的であり、両者の間に配置され接触する通
路形成手段により隔てられて少なくとも一つの通路を画
成し、通路充填犠牲手段は通路形成手段に相補的であり
少なくとも一つの通路を充填するために通路形成手段内
に配置されて、二重壁集成体が実質的に中実な構造から
なるようにされ；内壁、外壁、及び通路形成手段を互い
に冶金学的に結合させるのに十分な温度及び時間で二重
壁集成体をホットプレスし；そして、通路充填犠牲手段
を除去する、方法を包含する。
を減少させる要請と組み合わせたガスタービンの各種の
構成部材の冷却法が、ガスタービンの各種の構成部材の
新しい製造法の開発につながった。ここで新規な方法
は、例えば、内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手段、
及び外壁からなる二重壁集成体を組立て、内壁と外壁と
は互いに相補的であり、両者の間に配置され接触する通
路形成手段により隔てられて少なくとも一つの通路を画
成し、通路充填犠牲手段は通路形成手段に相補的であり
少なくとも一つの通路を充填するために通路形成手段内
に配置されて、二重壁集成体が実質的に中実な構造から
なるようにされ；内壁、外壁、及び通路形成手段を互い
に冶金学的に結合させるのに十分な温度及び時間で二重
壁集成体をホットプレスし；そして、通路充填犠牲手段
を除去する、方法を包含する。
【００１７】これらの方法で用いられる外壁の材料は、
ステンレス鋼、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、
Ｔｉ基合金、Ｃｒ基合金又は複合合金、ＦｅＣｒＡｌＹ
ーＷ合金、及びＮｂ基合金からなる群から選択すること
が出来る。これらの方法で用いられる内壁の材料は、ス
テンレス鋼、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、Ｔ
ｉ基合金、Ｃｒ基合金又は複合合金、ＦｅＣｒＡｌＹー
Ｗ合金、及びＮｂ基合金からなる群から選択することが
出来る。
ステンレス鋼、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、
Ｔｉ基合金、Ｃｒ基合金又は複合合金、ＦｅＣｒＡｌＹ
ーＷ合金、及びＮｂ基合金からなる群から選択すること
が出来る。これらの方法で用いられる内壁の材料は、ス
テンレス鋼、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、Ｔ
ｉ基合金、Ｃｒ基合金又は複合合金、ＦｅＣｒＡｌＹー
Ｗ合金、及びＮｂ基合金からなる群から選択することが
出来る。
【００１８】これらの方法で用いられる通路形成手段の
材料は、ステンレス鋼、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ
基合金、Ｔｉ基合金、及びＮｂ基合金からなる群から選
択することが出来る。これらの方法で用いられる通路充
填手段は、Ｎｉ及びＣｕを含む合金、グラファイト、炭
素鋼、他の炭素質材料からなる群であり、ガラス又は塩
であって、ＨＩＰ加工温度で固体でり、後にエッチング
されるものを含む、ものから選択することが出来る。
材料は、ステンレス鋼、Ｎｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ
基合金、Ｔｉ基合金、及びＮｂ基合金からなる群から選
択することが出来る。これらの方法で用いられる通路充
填手段は、Ｎｉ及びＣｕを含む合金、グラファイト、炭
素鋼、他の炭素質材料からなる群であり、ガラス又は塩
であって、ＨＩＰ加工温度で固体でり、後にエッチング
されるものを含む、ものから選択することが出来る。
【００１９】これらの方法で用いられるホットプレスは
熱間静水圧圧縮成形を含み、具体的には、二重壁集成体
を缶に入れ、ホットプレス加工の前に缶に入れた集成体
を排気する。ホットプレスの工程では粉末圧縮も含める
ことが出来る。これらの方法で用いられる通路充填手段
は、通路充填手段の化学的エッチング、通路充填手段の
熱分解、通路充填手段の融解及びその融解物の排除から
なる群から選択される除去方法によって行うことが出来
る。
熱間静水圧圧縮成形を含み、具体的には、二重壁集成体
を缶に入れ、ホットプレス加工の前に缶に入れた集成体
を排気する。ホットプレスの工程では粉末圧縮も含める
ことが出来る。これらの方法で用いられる通路充填手段
は、通路充填手段の化学的エッチング、通路充填手段の
熱分解、通路充填手段の融解及びその融解物の排除から
なる群から選択される除去方法によって行うことが出来
る。
【００２０】これらの方法で用いられる通路充填手段の
除去方法は、壁通路材料に関して攻撃的でない液体内で
通路充填手段を溶解することからなる群から選択される
除去方法によって行うことが出来る。これらの方法で用
いられる通路形成手段は内部に少なくとも一つの通路を
形成する単一物品を含む。
除去方法は、壁通路材料に関して攻撃的でない液体内で
通路充填手段を溶解することからなる群から選択される
除去方法によって行うことが出来る。これらの方法で用
いられる通路形成手段は内部に少なくとも一つの通路を
形成する単一物品を含む。
【００２１】これらの方法で用いられる少なくとも一つ
の通路は、ある用途では、通路を通る流体流の乱流を促
進するための少なくとも一つの階段状オフセットを有す
る。これらの方法で用いられる通路形成手段は互いに連
通して少なくとも一つの通路を形成する複数の構成要素
を含む。使用される一方法は、更に、二重壁集成体を組
み立てる工程の前に、内壁を貫通し少なくとも一つの通
路に延びる複数の穴を作る工程を有し、二重壁集成体は
組み立て工程中、穴に挿入される穴充填手段も含む。
の通路は、ある用途では、通路を通る流体流の乱流を促
進するための少なくとも一つの階段状オフセットを有す
る。これらの方法で用いられる通路形成手段は互いに連
通して少なくとも一つの通路を形成する複数の構成要素
を含む。使用される一方法は、更に、二重壁集成体を組
み立てる工程の前に、内壁を貫通し少なくとも一つの通
路に延びる複数の穴を作る工程を有し、二重壁集成体は
組み立て工程中、穴に挿入される穴充填手段も含む。
【００２２】使用される一方法は、更に、ホットプレス
加工後であって通路充填手段の除去前に、内壁を貫通し
少なくとも一つの通路に延びる複数の穴を作る工程を有
する。使用される一方法は、更に、通路充填手段の除去
後に、内壁を貫通し少なくとも一つの通路に延びる複数
の穴を作る工程を有する。
加工後であって通路充填手段の除去前に、内壁を貫通し
少なくとも一つの通路に延びる複数の穴を作る工程を有
する。使用される一方法は、更に、通路充填手段の除去
後に、内壁を貫通し少なくとも一つの通路に延びる複数
の穴を作る工程を有する。
【００２３】前記したように、フィルム冷却が可能でな
いか、或いは選択できるものではないような場合に、高
温壁表面と低温壁表面との間に冷却通路を作った燃焼器
及び遷移部材が増大した熱伝達を有して必要なな冷却を
もたらす。そのような燃焼器及び遷移部材が下記の実施
例に示す方法により作ることが出来る。 実施例１（製作したが、試験はしていない） 図７の約１・１／４インチ×約３・１／２インチのパネ
ル９２を製作した。ステンレス鋼通路の形状は下記実施
例と同様であり、犠牲材片は下記実施例のようなモネル
の代わりに低炭素鋼から作った。底壁８６は下記のよう
にステンレス鋼の板から作った。しかし上壁はパウダー
・フォイル法で作った。この方法は高強合金から箔を作
るのに用いた。
いか、或いは選択できるものではないような場合に、高
温壁表面と低温壁表面との間に冷却通路を作った燃焼器
及び遷移部材が増大した熱伝達を有して必要なな冷却を
もたらす。そのような燃焼器及び遷移部材が下記の実施
例に示す方法により作ることが出来る。 実施例１（製作したが、試験はしていない） 図７の約１・１／４インチ×約３・１／２インチのパネ
ル９２を製作した。ステンレス鋼通路の形状は下記実施
例と同様であり、犠牲材片は下記実施例のようなモネル
の代わりに低炭素鋼から作った。底壁８６は下記のよう
にステンレス鋼の板から作った。しかし上壁はパウダー
・フォイル法で作った。この方法は高強合金から箔を作
るのに用いた。
【００２４】パネル９２関して、約０．０２インチの厚
さのステンレス鋼箔を鋼通路集成体９０の上にタック溶
接し、ステンレス鋼箔とＨＩＰ缶壁との間に空隙を残し
て、ＨＩＰ缶内に置いた。集成体９０は部片８０、８
２、８４、及び８６からなる。それから前記空隙にＮｉ
ＣｒＡｌＹ粉末を充填した。この粉末はＨＩＰ工程中、
ステンレス鋼通路集成体上の約０．０２インチの厚さの
上壁８８に合体した。下記のパネルでしたように、ＨＩ
Ｐ缶と犠牲部片はＨＩＰ工程後にエッチング除去され
た。最初の粉末箔構造は、ＨＩＰ加工に於いて８０個の
冷間圧延された鋼ブロック８２に支持され、１６個の冷
間圧延された溝付き鋼部片８４によって分離された８０
個のステンレス鋼Ｕ字通路８０を含んでいた（図７）。
これらの部片は０．０２インチのステンレス箔の上に組
み立てられ、他方の面上にＮｉ合金粉末を付してＨＩＰ
加工して０．０２インチの外壁を作った。鋼を除去する
ためにエッチングした後、ステンレス及びＮｉ合金の両
外壁８６、８８の間に、図７に示すようなパターンで垂
直のステンレス仕切り壁からなる空間が構成された。
さのステンレス鋼箔を鋼通路集成体９０の上にタック溶
接し、ステンレス鋼箔とＨＩＰ缶壁との間に空隙を残し
て、ＨＩＰ缶内に置いた。集成体９０は部片８０、８
２、８４、及び８６からなる。それから前記空隙にＮｉ
ＣｒＡｌＹ粉末を充填した。この粉末はＨＩＰ工程中、
ステンレス鋼通路集成体上の約０．０２インチの厚さの
上壁８８に合体した。下記のパネルでしたように、ＨＩ
Ｐ缶と犠牲部片はＨＩＰ工程後にエッチング除去され
た。最初の粉末箔構造は、ＨＩＰ加工に於いて８０個の
冷間圧延された鋼ブロック８２に支持され、１６個の冷
間圧延された溝付き鋼部片８４によって分離された８０
個のステンレス鋼Ｕ字通路８０を含んでいた（図７）。
これらの部片は０．０２インチのステンレス箔の上に組
み立てられ、他方の面上にＮｉ合金粉末を付してＨＩＰ
加工して０．０２インチの外壁を作った。鋼を除去する
ためにエッチングした後、ステンレス及びＮｉ合金の両
外壁８６、８８の間に、図７に示すようなパターンで垂
直のステンレス仕切り壁からなる空間が構成された。
【００２５】この最初のパネルは異なる部分の組成を異
なる熱或いは機械的要件に合わせることが出来る方法で
あることを実証した。 実施例２（製作し、且つ、試験した） ジグザグ冷却通路を持ち、約６．４４インチ×約４．１
４インチのパネル５２を３０４ステンレス鋼からＨＩＰ
製造した。ＨＩＰ加工後のパネルの寸法及び内部構造は
図４に示されている。パネル５２はそれぞれ厚さが約１
／１６インチ及び約３／１６インチのステンレス鋼上板
５４及び底板５６から構成された。ステンレス鋼Ｕ字通
路５８は上壁が約０．０４０インチ厚さであり、側壁が
約０．０８０インチの厚さであった。通路は約０．４１
０インチの幅であり、側壁から側壁までの開口は約０．
２５０インチであった。通路内の上から底までの開口は
約０．１６０インチであった。通路間の間隔は約０．２
５０インチであり、通路間の上から底までの寸法は約
０．２００インチであった。
なる熱或いは機械的要件に合わせることが出来る方法で
あることを実証した。 実施例２（製作し、且つ、試験した） ジグザグ冷却通路を持ち、約６．４４インチ×約４．１
４インチのパネル５２を３０４ステンレス鋼からＨＩＰ
製造した。ＨＩＰ加工後のパネルの寸法及び内部構造は
図４に示されている。パネル５２はそれぞれ厚さが約１
／１６インチ及び約３／１６インチのステンレス鋼上板
５４及び底板５６から構成された。ステンレス鋼Ｕ字通
路５８は上壁が約０．０４０インチ厚さであり、側壁が
約０．０８０インチの厚さであった。通路は約０．４１
０インチの幅であり、側壁から側壁までの開口は約０．
２５０インチであった。通路内の上から底までの開口は
約０．１６０インチであった。通路間の間隔は約０．２
５０インチであり、通路間の上から底までの寸法は約
０．２００インチであった。
【００２６】パネル５２の構成にあたり、通路５８は、
実施例１の部片８４と同様にジグザグである犠牲材モネ
ル片（図示せず）の上に強固に取り付けた。全集成体を
冷間圧延したＨＩＰ缶内に置き、排気した。約１５ｋｓ
ｉ且つ約１１５０°ＣでＨＩＰ加工後、缶と犠牲モネル
材は約４５％硝酸／約５％の硫酸／約５０％の水の溶液
でエッチング除去した。それから、ステンレス集成体の
底板５６を貫通する衝突冷却用の一連の約０．０６０イ
ンチ径の穴（図５で６２）をドリル加工した。穴は薄い
側壁にも内部冷却通路壁にも接触しない。
実施例１の部片８４と同様にジグザグである犠牲材モネ
ル片（図示せず）の上に強固に取り付けた。全集成体を
冷間圧延したＨＩＰ缶内に置き、排気した。約１５ｋｓ
ｉ且つ約１１５０°ＣでＨＩＰ加工後、缶と犠牲モネル
材は約４５％硝酸／約５％の硫酸／約５０％の水の溶液
でエッチング除去した。それから、ステンレス集成体の
底板５６を貫通する衝突冷却用の一連の約０．０６０イ
ンチ径の穴（図５で６２）をドリル加工した。穴は薄い
側壁にも内部冷却通路壁にも接触しない。
【００２７】図５のドリル加工したパネルのＸ線像は冷
却通路と壁に対するドリル加工された穴６２の位置を示
している。図５で白く見える６個の中央通路には像の見
えない穴もある。この方法を用いて、直線状冷却通路
（図６）を持つ、寸法及び壁厚さが同じのパネルも製作
し、次いで穴をドリル加工して図８のパネルを作った。
却通路と壁に対するドリル加工された穴６２の位置を示
している。図５で白く見える６個の中央通路には像の見
えない穴もある。この方法を用いて、直線状冷却通路
（図６）を持つ、寸法及び壁厚さが同じのパネルも製作
し、次いで穴をドリル加工して図８のパネルを作った。
【００２８】それから、これら二つのパネルは下記の熱
伝達試験で評価した。これらパネルからのデータは性能
が本質的に同様であることを示した。しかし、簡易の衝
撃冷却法と比較すると、熱伝達性能は、低レイノルズ数
の状態で約２２％から約２８％だけ改善され、高レイノ
ルズ数の状態で約１０％から約１８％だけ改善された。
伝達試験で評価した。これらパネルからのデータは性能
が本質的に同様であることを示した。しかし、簡易の衝
撃冷却法と比較すると、熱伝達性能は、低レイノルズ数
の状態で約２２％から約２８％だけ改善され、高レイノ
ルズ数の状態で約１０％から約１８％だけ改善された。
【００２９】二つのパネルを試験した目的は、共に衝撃
通路として特徴付けられる二つの冷却形状の熱伝達性能
を評価するためであった。これらの通路は、直線状か、
ある形状での蛇行形状であるが、冷却流管又は通路で構
成され、これらに一つの壁を貫通して衝撃ジェットが供
給される。このような通路の目的は、冷却の要請に従っ
て流れを向けさせる形でではあるが、衝撃に関連して高
熱伝達性能の利点を得るためである。理想的には、衝撃
と対流導管熱伝達を上手く組み合わせれば、衝撃か対流
導管熱伝達か、それら自体に優る結果が得られるであろ
う。更に、粗い横断素子、ギザギザの蛇行形状、或いは
他の手段を用いて、対流熱伝達を高めた幾何形状を見分
けることが出来るであろう。しかし、最適な形状を決め
るのは、衝撃の多くのファクタ、対流のファクタ、と同
様にこれら二つの相互作用により生じるファクタに依存
する。
通路として特徴付けられる二つの冷却形状の熱伝達性能
を評価するためであった。これらの通路は、直線状か、
ある形状での蛇行形状であるが、冷却流管又は通路で構
成され、これらに一つの壁を貫通して衝撃ジェットが供
給される。このような通路の目的は、冷却の要請に従っ
て流れを向けさせる形でではあるが、衝撃に関連して高
熱伝達性能の利点を得るためである。理想的には、衝撃
と対流導管熱伝達を上手く組み合わせれば、衝撃か対流
導管熱伝達か、それら自体に優る結果が得られるであろ
う。更に、粗い横断素子、ギザギザの蛇行形状、或いは
他の手段を用いて、対流熱伝達を高めた幾何形状を見分
けることが出来るであろう。しかし、最適な形状を決め
るのは、衝撃の多くのファクタ、対流のファクタ、と同
様にこれら二つの相互作用により生じるファクタに依存
する。
【００３０】試験は上述した二つのパネル７０と５２に
関する。図８に示すベースライン・パネル７０は通路中
心線に沿って規則的に間隔を置いた衝撃ジェットを有す
る直線状通路で形成される。二つめのパネル５２は図９
に示されるように、ジグザグ通路と言われる蛇行形状で
ある。図９において、衝撃ジェットは図８のように間隔
と寸法が同じであるが、中心線に対してずれている。図
に示す寸法のこれらの装置に対して、全熱伝達性能を、
圧力降下も試験した。これらの試験の結果を比較し、
又、結合リブのない平行板の簡易衝撃の場合と比較す
る。
関する。図８に示すベースライン・パネル７０は通路中
心線に沿って規則的に間隔を置いた衝撃ジェットを有す
る直線状通路で形成される。二つめのパネル５２は図９
に示されるように、ジグザグ通路と言われる蛇行形状で
ある。図９において、衝撃ジェットは図８のように間隔
と寸法が同じであるが、中心線に対してずれている。図
に示す寸法のこれらの装置に対して、全熱伝達性能を、
圧力降下も試験した。これらの試験の結果を比較し、
又、結合リブのない平行板の簡易衝撃の場合と比較す
る。
【００３１】
【試験の構成】図１０及び１１は各装置に対して用いる
試験の構成を示す。適度の圧力空気が、ワァティングト
ン （Ｗｏｒｔｈｉｎｇｔｏｎ）コンプレッサーから約
７５ｐｓｉｇ、７０°Ｆ でフローベンチュリーに供給
された。流量は入り口圧力、差圧、及び温度のインライ
ン・ベンチュリー測定から決定した。試験部分の流れ及
び圧力は、ベンチュリーの上流のボール弁、ベンチュリ
ーの下流のニードル弁、試験部分の出口下流のボール
弁、の３個の手動弁を用いて確定した。
試験の構成を示す。適度の圧力空気が、ワァティングト
ン （Ｗｏｒｔｈｉｎｇｔｏｎ）コンプレッサーから約
７５ｐｓｉｇ、７０°Ｆ でフローベンチュリーに供給
された。流量は入り口圧力、差圧、及び温度のインライ
ン・ベンチュリー測定から決定した。試験部分の流れ及
び圧力は、ベンチュリーの上流のボール弁、ベンチュリ
ーの下流のニードル弁、試験部分の出口下流のボール
弁、の３個の手動弁を用いて確定した。
【００３２】各パネル５２、７０は１３×８ジェットの
配列を有している、即ち、中央の１３の通路のそれぞれ
に等間隔の８ジェットがあり、ほかの通路には試験では
流れはない。図１１に示すように、パネル５２、７０は
入り口プレナム９４と出口プレナム９６に同じ様に固定
した。入り口プレナム９４は全衝撃ジェットに均一な空
気の分布が確実となるのに十分な大きさとした。出口プ
レナム９６は、背圧による流れの不均一な分布を最小に
するために通路から広がり出る（拡大）ようにした。温
度と静圧は入り口プレナム９４と一つの出口プレナム９
６（二つの出口は対称な流れと仮定）で測定した。別に
熱電対が各出口プレナム９６の出口におかれた。
配列を有している、即ち、中央の１３の通路のそれぞれ
に等間隔の８ジェットがあり、ほかの通路には試験では
流れはない。図１１に示すように、パネル５２、７０は
入り口プレナム９４と出口プレナム９６に同じ様に固定
した。入り口プレナム９４は全衝撃ジェットに均一な空
気の分布が確実となるのに十分な大きさとした。出口プ
レナム９６は、背圧による流れの不均一な分布を最小に
するために通路から広がり出る（拡大）ようにした。温
度と静圧は入り口プレナム９４と一つの出口プレナム９
６（二つの出口は対称な流れと仮定）で測定した。別に
熱電対が各出口プレナム９６の出口におかれた。
【００３３】各試験部分の衝撃表面（板）は機械加工し
た溝に２個の熱電対がしっかりと取り付けられた。熱電
対の一つは流通路の上に配置される様にし、他方の熱電
対は分離用リブの上にあるようにしたものである。衝撃
表面への熱入力は厚い銅ブロックを介したが、それには
小型の加熱棒が５個埋め込まれていた。装置の最大加熱
速度は約７１７０ｂｔｕ／ｈｒ（２１００Ｗ）でった。
銅ブロック温度も監視した。銅ブロックとステンレス鋼
試験表面との熱接触はサーマルグリースと万力クランプ
により促進した。集成体全体を絶縁物で覆った。
た溝に２個の熱電対がしっかりと取り付けられた。熱電
対の一つは流通路の上に配置される様にし、他方の熱電
対は分離用リブの上にあるようにしたものである。衝撃
表面への熱入力は厚い銅ブロックを介したが、それには
小型の加熱棒が５個埋め込まれていた。装置の最大加熱
速度は約７１７０ｂｔｕ／ｈｒ（２１００Ｗ）でった。
銅ブロック温度も監視した。銅ブロックとステンレス鋼
試験表面との熱接触はサーマルグリースと万力クランプ
により促進した。集成体全体を絶縁物で覆った。
【００３４】試験条件 表１はこれらの装置に対して計画された初期の試験範囲
のマトリクッスである。各種のジェットＲｅ対しこの表
は関連する衝撃圧力比及び関わる差圧を示している。表１ 通路装置に対する初期の試験マトリクッス 次のマトリクッスは近似的な数を含む。これらの範囲を
確定する基準は１）衝撃圧力比Ｐｒａｔを１．１０以下
に保ち、２）ジェット・マッハ数を０．０３０以下のＭ
ｊの非圧縮範囲に保った。これらの基準は試験を代表的
な範囲に保って実際のハードウェアを単量化するためで
ある。５３０Ｒの入力温度が仮定された。装置を通る全
質量流量は、０．０６０インチの直径の衝撃穴が１３×
８の配列で、空気を流体に使い、平均吐出係数を０．８
と仮定している。
のマトリクッスである。各種のジェットＲｅ対しこの表
は関連する衝撃圧力比及び関わる差圧を示している。表１ 通路装置に対する初期の試験マトリクッス 次のマトリクッスは近似的な数を含む。これらの範囲を
確定する基準は１）衝撃圧力比Ｐｒａｔを１．１０以下
に保ち、２）ジェット・マッハ数を０．０３０以下のＭ
ｊの非圧縮範囲に保った。これらの基準は試験を代表的
な範囲に保って実際のハードウェアを単量化するためで
ある。５３０Ｒの入力温度が仮定された。装置を通る全
質量流量は、０．０６０インチの直径の衝撃穴が１３×
８の配列で、空気を流体に使い、平均吐出係数を０．８
と仮定している。
【００３５】
【表１】 入口 Ｐs 衝突後 ΔＰ Ｐrat Ｒｈｏ Ｇj Ｒｅj ｍ psia Ｐｅ psid lbm/ft3 lbm/ft2/s lbm/s psia 16.2 14.7 1.5 1.10 .0825 27.0 11000 .042 32.4 29.4 3.0 1.10 .165 54.3 22000 .085 30.9 1.5 1.05 38.4 15600 0.60 31.4 1.0 1.03 31.4 12700 .049 60.0 54.8 5.3 1.09 .306 97.5 40000 .199 57.0 3.0 1.05 73.0 30000 .149 58.5 1.5 1.03 51.0 21000 .105 79.7 71.8 7.9 1.11 .406 138.0 56600 .282 74.7 5.0 1.07 110.0 45000 .224 76.7 3.0 1.04 85.3 35000 .174 78.2 1.5 1.02 60.9 25000 .125 ６００ｐｓｉａ、８５０°Ｆでの蒸気冷却に対し、１．
０１５のＰｒａｔで、仮定した設計点はＲｅｊ=５６６
００且つＧｊ=２０７ ｌｂｍ／ｆｔ2／ｓｅｃ（これは
衝撃圧力降下９ｐｓｉｄに基づいている。） 試験は約６３ｐｓｉａの一つの入力圧力に限定した。各
装置に対して３個のＲｅ数、３個の異なる加熱速度で試
験を行った。この３個のＲｅ数の場合、表１の６０ｐｓ
ｉａレベルの値とほぼ同じである。加熱速度は略１７０
０、２７００、及び４４００ｂｔｕ／ｈｒ（５００、８
００、及び１３００Ｗ）であった。これらの試験の組み
合わせのすべてが、所定の流量及び加熱速度に対して、
流体および金属温度ともに定常状態を得るために行われ
た。平行板衝撃性能 これらの評価は、「横断流を伴うジェット配列衝撃に対
するストリーム様流れ及び熱伝達分布」フロシュエッツ
（Ｆｌｏｒｓｃｈｕｅｔｚ）、トルウマン（Ｔｒｕｍａ
ｎ）、メッツア（Ｍｅｔｚｇｅｒ）、１９８１年、ジャ
ナル・オブ・ヒート トランスファ（Ｊｏｕｒｎａｌ
ｏｆ Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ）Ｖｏｌ．１０３、
ｐｐ．３３７−３４２、によって与えられた相関に基づ
いて行われた。この研究は通路内のジェットではなく、
インライン及びジグザグの両方のジェット配列に対する
ものである。これらの概算は、試験した衝撃通路と比較
するための「増強」されていない衝撃熱伝達を提供する
のである。
０１５のＰｒａｔで、仮定した設計点はＲｅｊ=５６６
００且つＧｊ=２０７ ｌｂｍ／ｆｔ2／ｓｅｃ（これは
衝撃圧力降下９ｐｓｉｄに基づいている。） 試験は約６３ｐｓｉａの一つの入力圧力に限定した。各
装置に対して３個のＲｅ数、３個の異なる加熱速度で試
験を行った。この３個のＲｅ数の場合、表１の６０ｐｓ
ｉａレベルの値とほぼ同じである。加熱速度は略１７０
０、２７００、及び４４００ｂｔｕ／ｈｒ（５００、８
００、及び１３００Ｗ）であった。これらの試験の組み
合わせのすべてが、所定の流量及び加熱速度に対して、
流体および金属温度ともに定常状態を得るために行われ
た。平行板衝撃性能 これらの評価は、「横断流を伴うジェット配列衝撃に対
するストリーム様流れ及び熱伝達分布」フロシュエッツ
（Ｆｌｏｒｓｃｈｕｅｔｚ）、トルウマン（Ｔｒｕｍａ
ｎ）、メッツア（Ｍｅｔｚｇｅｒ）、１９８１年、ジャ
ナル・オブ・ヒート トランスファ（Ｊｏｕｒｎａｌ
ｏｆ Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ）Ｖｏｌ．１０３、
ｐｐ．３３７−３４２、によって与えられた相関に基づ
いて行われた。この研究は通路内のジェットではなく、
インライン及びジグザグの両方のジェット配列に対する
ものである。これらの概算は、試験した衝撃通路と比較
するための「増強」されていない衝撃熱伝達を提供する
のである。
【００３６】この試験の通路形状に対し、 ｄ=０．０６０インチｘ／ｄ=７ｙ／ｄ=４．１７（ｚ／
ｄ）ａｖｅ=３Ｐｒ=０．６８ Ｇｃ=０として、最初のジェット Ｎｕ1=０．０６４１
Ｒｅｊ0.727、そしてあい次ぐジェットは インライン配列に対し、Ｎｕｄ=Ｎｕ1｛１−０．６８４
（Ｇｃ／Ｇｊ）0.561｝ ジグザグ配列に対し、Ｎｕｄ=Ｎｕ1｛１−０．９６９
（Ｇｃ／Ｇｊ）0.660｝。この形状に対し、最大横断流
係数は約Ｇｃ／Ｇｊ=０．２２、であり、４個のジェッ
ト流領域に対し平均のＮｕは Ｎｕａｖｅ=０．８２９Ｎｕ1 インライン （１） Ｎｕａｖｅ=０．７９９Ｎｕ1 ジグザグ （２） である。
ｄ）ａｖｅ=３Ｐｒ=０．６８ Ｇｃ=０として、最初のジェット Ｎｕ1=０．０６４１
Ｒｅｊ0.727、そしてあい次ぐジェットは インライン配列に対し、Ｎｕｄ=Ｎｕ1｛１−０．６８４
（Ｇｃ／Ｇｊ）0.561｝ ジグザグ配列に対し、Ｎｕｄ=Ｎｕ1｛１−０．９６９
（Ｇｃ／Ｇｊ）0.660｝。この形状に対し、最大横断流
係数は約Ｇｃ／Ｇｊ=０．２２、であり、４個のジェッ
ト流領域に対し平均のＮｕは Ｎｕａｖｅ=０．８２９Ｎｕ1 インライン （１） Ｎｕａｖｅ=０．７９９Ｎｕ1 ジグザグ （２） である。
【００３７】本試験において、作動冷却通路の上にある
加熱面積として選んだ作動表面積は約０．１０７ｆｔ2
である。表２の概要は、式（２）の熱伝達係数と、Ｒｅ
の範囲及び３個の異なる壁−流体温度ポテンシャルに対
する加熱速度を示し、これらはすべて冷却材の供給は７
０°Ｆである。この相関は断熱壁温度の使用に基づくも
ので、ジェット入力温度に基づくものではないことに注
意されたい。
加熱面積として選んだ作動表面積は約０．１０７ｆｔ2
である。表２の概要は、式（２）の熱伝達係数と、Ｒｅ
の範囲及び３個の異なる壁−流体温度ポテンシャルに対
する加熱速度を示し、これらはすべて冷却材の供給は７
０°Ｆである。この相関は断熱壁温度の使用に基づくも
ので、ジェット入力温度に基づくものではないことに注
意されたい。
【００３８】表２ 平行板に対する加熱速度及びヌッセ
ルト数の概算
ルト数の概算
【００３９】
【表２】 Ｒｅj Ｎｕave ｈave Ｑave btu/hr/ft2/F btu/hr DT=Twall ave-Tair in=50°F kair= .0157 btu/hr/ft/F 20000 68.7 216 1156 30000 92.3 290 1552 40000 113.7 357 1910 50000 133.7 420 2247 DT=Twall ave-Tair in=100°F kair= .0162 btu/hr/ft/F 20000 68.7 223 2386 30000 92.3 299 3199 40000 113.7 368 3938 50000 133.7 433 4633 DT=Twall ave-Tair in=150°F kair= .0168 btu/hr/ft/F 20000 68.7 231 3708 30000 92.3 310 4976 40000 113.7 382 6131 50000 133.7 449 7207装置試験結果 表３及び４はそれぞれベースラインパネル７０及びジグ
ザグパネル５２の試験データを示す。これらの表におい
て、空気出口温度は３個の出口熱電対の平均であり、壁
平均温度は２個の金属表面熱電対の平均であり、ＤＴf
は入力と平均出口の流体温度差、出力はヒーターへ供給
されるもの全部である。表３ 直線状通路パネル７０（ベースライン）
ザグパネル５２の試験データを示す。これらの表におい
て、空気出口温度は３個の出口熱電対の平均であり、壁
平均温度は２個の金属表面熱電対の平均であり、ＤＴf
は入力と平均出口の流体温度差、出力はヒーターへ供給
されるもの全部である。表３ 直線状通路パネル７０（ベースライン）
【００４０】
【表３】 Ｐatm=14.54 psia Ｔatm＝７２°Ｆ Ｔair in Ｔair out ave ＤＴf Ｔwallave Ｐair in Ｐair out ＤＰf Ｐower (Ｆ） (Ｆ） （Ｆ） (Ｆ） (psia) (psia) (psid) (btu/h r) Ｒｅjet＝２２６２０ 70 87 17 125.5 48.15 46.66 1.49 1721 70 98 28 161.0 48.39 46.98 1.41 2773 71 117 46 225.0 48.34 46.94 1.40 4616 Ｒｅjet＝３１９００ 70 82 12 117.5 48.38 45.31 3.07 1704 71 90 19 147.5 48.53 45.51 3.02 2786 71 103 32 194.5 48.48 45.39 3.09 4514 Ｒｅjet＝４１６４０ 69 78 9 108.5 48.25 42.78 5.47 1711 69 84 15 135.5 48.19 42.71 5.48 2803 70 94 24 177.5 48.29 42.81 5.48 4517表４ ジグザグパネル装置５２
【００４１】
【表４】 Ｐatm=14.79 psia Ｔatm＝７1°Ｆ Ｔair in Ｔair out ave ＤＴf Ｔwallave Ｐair in Ｐair out ＤＰf Ｐower (Ｆ） (Ｆ） （Ｆ） (Ｆ） (psia) (psia) (psid) (btu/h r) Ｒｅjet＝２２６７０ 69 87 18 125.0 48.20 46.66 1.54 1722 71 100 29 160.5 48.28 46.69 1.59 2763 73 120 47 219.0 48.20 46.59 1.61 4531 Ｒｅjet＝３２３００ 66 79 13 114.0 48.50 45.19 3.31 1712 66 86 20 141.5 48.84 45.56 3.28 2756 66 99 33 184.5 48.81 45.53 3.28 4473 Ｒｅjet＝４１７２０ 67 77 10 106.0 48.23 42.50 5.73 1728 66 82 16 129.5 48.19 42.44 5.75 2774 65 91 26 165.5 48.21 42.44 5.77 4439 これら２つの試験条件は非常に類似していた。結果を比
較するとジグザグパネル５２のベースラインパネル７０
に対する改善は非常に少なく、実際、全く実験の不確定
さの範囲にある。ベースラインパネルからジグザグパネ
ルへ行くにつれ圧力降下は確実に増加する様に見える
が、これも不確定さの範囲内である。
較するとジグザグパネル５２のベースラインパネル７０
に対する改善は非常に少なく、実際、全く実験の不確定
さの範囲にある。ベースラインパネルからジグザグパネ
ルへ行くにつれ圧力降下は確実に増加する様に見える
が、これも不確定さの範囲内である。
【００４２】これらの結果を先に示した平行板相関と更
に比較するため、装置の周囲への熱損失を決定した。一
つの装置は数時間３個の異なる出力レベルで加熱され、
各出力 供給／損失に対する定常温度を決定した。熱損
失は次のように要約される。
に比較するため、装置の周囲への熱損失を決定した。一
つの装置は数時間３個の異なる出力レベルで加熱され、
各出力 供給／損失に対する定常温度を決定した。熱損
失は次のように要約される。
【００４３】
【表５】 Ｔwall Ｔwall−Ｔatm Ｑloss （Ｆ） （Ｆ） （btu/hr) ９９ ２８ ３５ １３７ ６６ ６８ １６８ ９７ １０３ これらの損失は装置の特定の温度レベルに対して、全出
力入力から除去した。
力入力から除去した。
【００４４】下に二つの場合、約４１７００の高Ｒｅで
高加熱速度の場合と、約２２６５０の低Ｒｅで高加熱速
度の場合が比較されている。ここでｈａｖｅが壁平均対
流体温度ポテンシャル（流体入口と出口の平均）を用い
て決められる。
高加熱速度の場合と、約２２６５０の低Ｒｅで高加熱速
度の場合が比較されている。ここでｈａｖｅが壁平均対
流体温度ポテンシャル（流体入口と出口の平均）を用い
て決められる。
【００４５】
【表６】 ベースライン ７０ ジグザグ ５２ Ｒｅ ｈ of Eq.(Ｉ) ｈave ｈave （btulhr/ft2/F) ２２６５０ ２６２ ３２０ ３３５ ４１７００ ３９３ ４３２ ４６３ この比較によると、インラインジェットの良好な簡易な
場合に対して、衝撃パネル（５２、７０）の熱伝達性能
は低Ｒｅのとき約２２−２８％大きく、高Ｒｅのとき約
１０−１８％大きい。
場合に対して、衝撃パネル（５２、７０）の熱伝達性能
は低Ｒｅのとき約２２−２８％大きく、高Ｒｅのとき約
１０−１８％大きい。
【００４６】結論 同じジェット配列形状に対して及び平均流体温度に基づ
いて、衝撃パネル５２、７０の全熱伝達特性を簡易衝撃
のそれと比較すると、１０−３０％くらいの改善が見ら
れた。ベースラインの直線状衝撃通路をジグザグ蛇行形
状衝撃通路５２と比較すると、後者の全熱伝達性能のわ
ずかな改善は実験の不確定さの範囲内である。又、ジグ
ザグパネルのわずかの圧力降下の増加は測定精度の範囲
内であるが、熱伝達の増加と整合した。
いて、衝撃パネル５２、７０の全熱伝達特性を簡易衝撃
のそれと比較すると、１０−３０％くらいの改善が見ら
れた。ベースラインの直線状衝撃通路をジグザグ蛇行形
状衝撃通路５２と比較すると、後者の全熱伝達性能のわ
ずかな改善は実験の不確定さの範囲内である。又、ジグ
ザグパネルのわずかの圧力降下の増加は測定精度の範囲
内であるが、熱伝達の増加と整合した。
【００４７】前述した熱伝達の増加は、製造又は費用の
考慮に優先して重要な改善を表わしている。通路を追加
すれば通路間で流体の動き及び分布を行うことが出来
る。これは利用出来る内部熱伝達表面積も増加するが、
圧力降下も増加するであろう。多くの形状パラメータを
別として、通路リブの存在は衝撃表面から主要な熱伝達
表面の効果を減じるという事実に打ち勝たねばならな
い。通路壁を使用して、内部表面積或いは内部熱伝達係
数を増加することは、高温壁からリブへ効果的なエネル
ギの伝達を伴わなければならない。材料はこの効果に大
きな役割を果たす。この試験のステンレス鋼は超合金と
同じような低熱伝導度であり、エネルギを通路リブへ運
ばない。熱勾配は関連した問題である。伝導度が２乃至
４倍高いＮｉＡｌのようなより高い電導度の材料は本通
路と同じような設計に対して、熱性能が計算上かなりの
利点があることを示した。
考慮に優先して重要な改善を表わしている。通路を追加
すれば通路間で流体の動き及び分布を行うことが出来
る。これは利用出来る内部熱伝達表面積も増加するが、
圧力降下も増加するであろう。多くの形状パラメータを
別として、通路リブの存在は衝撃表面から主要な熱伝達
表面の効果を減じるという事実に打ち勝たねばならな
い。通路壁を使用して、内部表面積或いは内部熱伝達係
数を増加することは、高温壁からリブへ効果的なエネル
ギの伝達を伴わなければならない。材料はこの効果に大
きな役割を果たす。この試験のステンレス鋼は超合金と
同じような低熱伝導度であり、エネルギを通路リブへ運
ばない。熱勾配は関連した問題である。伝導度が２乃至
４倍高いＮｉＡｌのようなより高い電導度の材料は本通
路と同じような設計に対して、熱性能が計算上かなりの
利点があることを示した。
【００４８】本試験は可能な寸法形状（流体及び構造）
の出発点を表わすにすぎない。パラメータの最適化によ
りかなり大きな熱伝達性能が得られるであろう。共に通
路内の衝撃を有する、ベースライン直線状通路パネル７
０及び蛇行形状ジグザグ通路パネル５２の作られた２つ
の装置に対する上記の試験報告から、これらの装置を平
行板間の簡易ジェット配列衝撃と比較すると、いずれも
全熱伝達がかなり増強されると結論される。しかしこれ
らの２つの装置の構成の結果は、それらを互いに比較す
ると、実験の不確定さの範囲内である。簡易衝撃に対し
１０−３０％以上の増強が実現出来るかもしれないの
で、同様な冷却形状のある形を調べる価値がる。
の出発点を表わすにすぎない。パラメータの最適化によ
りかなり大きな熱伝達性能が得られるであろう。共に通
路内の衝撃を有する、ベースライン直線状通路パネル７
０及び蛇行形状ジグザグ通路パネル５２の作られた２つ
の装置に対する上記の試験報告から、これらの装置を平
行板間の簡易ジェット配列衝撃と比較すると、いずれも
全熱伝達がかなり増強されると結論される。しかしこれ
らの２つの装置の構成の結果は、それらを互いに比較す
ると、実験の不確定さの範囲内である。簡易衝撃に対し
１０−３０％以上の増強が実現出来るかもしれないの
で、同様な冷却形状のある形を調べる価値がる。
【００４９】実施例３（製作したが試験せず） 約１・１／２インチ×７・１／２インチの板予成形体４
０を、約０．０４インチ厚ＨＡ２１４上面４２及び底面
４４、約０．００５インチ厚３０４ステンレス鋼箔分離
板４６、及び犠牲モネル片５０の周りの３０４ステンレ
ス鋼Ｕ字通路４８からなる約０．２インチ厚の内部コア
から作った。板４０の断面は図２に示されている。通路
及びモネル片はその板の下方に連続して延在している。
通路はジグザグに構成されたが、乱流を増加する構造で
熱伝達を増大する設計思想である。板は缶に入れられ、
約１１５０℃、約４時間、約１５ｋｓｉでＨＩＰ加工さ
れた。ＨＩＰ加工後、約７５％の全圧下げ量を得るため
板４０は約９５０℃まで加熱され、それから、熱間圧延
された。次いで、約２４インチの長さの部材片が約７・
１／２径まで冷間フープロールされた。このリングを約
４５％の硝酸、約５％の硫酸、約５０％の水からなる高
温溶液中でエッチングし、炭素鋼のＨＩＰ缶とＵ字通路
内の犠牲モネル片５０を除去した。
０を、約０．０４インチ厚ＨＡ２１４上面４２及び底面
４４、約０．００５インチ厚３０４ステンレス鋼箔分離
板４６、及び犠牲モネル片５０の周りの３０４ステンレ
ス鋼Ｕ字通路４８からなる約０．２インチ厚の内部コア
から作った。板４０の断面は図２に示されている。通路
及びモネル片はその板の下方に連続して延在している。
通路はジグザグに構成されたが、乱流を増加する構造で
熱伝達を増大する設計思想である。板は缶に入れられ、
約１１５０℃、約４時間、約１５ｋｓｉでＨＩＰ加工さ
れた。ＨＩＰ加工後、約７５％の全圧下げ量を得るため
板４０は約９５０℃まで加熱され、それから、熱間圧延
された。次いで、約２４インチの長さの部材片が約７・
１／２径まで冷間フープロールされた。このリングを約
４５％の硝酸、約５％の硫酸、約５０％の水からなる高
温溶液中でエッチングし、炭素鋼のＨＩＰ缶とＵ字通路
内の犠牲モネル片５０を除去した。
【００５０】モネルの除去により、図３ｂに示すよう
に、二重壁構造６４が、約０．０５インチ高の冷却空洞
７４と内部３０４ステンレス鋼の仕切り壁７６によって
分離された約０．０１１インチ厚のＨＡ２１４の壁６
６、６８を有して残された。鋼の缶をエッチングで除去
する際に、冷間加工の部分的な弛緩により巻かれたリン
グが開いた。このことは、エッチングの前に、部材片の
拘束及び応力弛緩により避けることが出来る。
に、二重壁構造６４が、約０．０５インチ高の冷却空洞
７４と内部３０４ステンレス鋼の仕切り壁７６によって
分離された約０．０１１インチ厚のＨＡ２１４の壁６
６、６８を有して残された。鋼の缶をエッチングで除去
する際に、冷間加工の部分的な弛緩により巻かれたリン
グが開いた。このことは、エッチングの前に、部材片の
拘束及び応力弛緩により避けることが出来る。
【００５１】上記の方法はガスタービンに用いる燃焼器
及び遷移部材のような構造を製造するに用いることが出
来るし、外壁としてより強い合金のような異なる材料を
用いて製作することも可能である。高強度の超合金の箔
は得られないであろうから、予成形体の上面及び底面は
超合金粉末の工程中ＨＩＰ圧密化を用いて作ることが出
来る。使う材料の種類によるが、構造は冷間の代わり
に、熱間リングロールすることが出来る。
及び遷移部材のような構造を製造するに用いることが出
来るし、外壁としてより強い合金のような異なる材料を
用いて製作することも可能である。高強度の超合金の箔
は得られないであろうから、予成形体の上面及び底面は
超合金粉末の工程中ＨＩＰ圧密化を用いて作ることが出
来る。使う材料の種類によるが、構造は冷間の代わり
に、熱間リングロールすることが出来る。
【００５２】冷却通路を持つ円筒構造、例えば、複数の
冷却通路を持つ二重壁を有するガスタービン用燃焼器／
遷移部材を作る上記した方法は、構造の内側部材と外側
部材との間に配置され冷却空気をもたらす軸方向及び／
又は円周方向横断流流路を作るのに用いることが出来
る。冷却通路は、構造の内側部材と外側部材との間の領
域に形成することが出来る。構造を通る流れの方向に対
して、流路は好ましくは軸方向及び／又は円周方向に延
在する。軸方向流路は一端から他端まで完全に延在し、
円周方向流路は構造の周囲の周りに延在する。
冷却通路を持つ二重壁を有するガスタービン用燃焼器／
遷移部材を作る上記した方法は、構造の内側部材と外側
部材との間に配置され冷却空気をもたらす軸方向及び／
又は円周方向横断流流路を作るのに用いることが出来
る。冷却通路は、構造の内側部材と外側部材との間の領
域に形成することが出来る。構造を通る流れの方向に対
して、流路は好ましくは軸方向及び／又は円周方向に延
在する。軸方向流路は一端から他端まで完全に延在し、
円周方向流路は構造の周囲の周りに延在する。
【００５３】ここに記載した方法は、内部特徴部、簡単
な或いは高度に複雑な蛇行形状流路、各種の厚さの壁、
所望の場合は流れ入り口及び出口を含む接近可能にし
て、かつ空気力学的に要求される構造に従う３Ｄ通路を
有する構造を作るのにも用いることが出来る。実施例が
示すことは、この技術は、冷却を増強する用途を持つ構
造、例えば、ガスタービンを製造するのに応用すること
が出来るが、同じ方法で中実の構成部材に代える二層又
は多層構造の航空機エンジン用途の重量の減少した構成
部材を製造するのに用いることが出来る。
な或いは高度に複雑な蛇行形状流路、各種の厚さの壁、
所望の場合は流れ入り口及び出口を含む接近可能にし
て、かつ空気力学的に要求される構造に従う３Ｄ通路を
有する構造を作るのにも用いることが出来る。実施例が
示すことは、この技術は、冷却を増強する用途を持つ構
造、例えば、ガスタービンを製造するのに応用すること
が出来るが、同じ方法で中実の構成部材に代える二層又
は多層構造の航空機エンジン用途の重量の減少した構成
部材を製造するのに用いることが出来る。
【００５４】ここに記載した方法は、本発明の好ましい
実施例であるが、本発明は開示した詳細な方法に限定さ
れるものではなく、特許請求の範囲に記載した本発明の
範囲内で様々な改変が可能であることを理解されたい。
実施例であるが、本発明は開示した詳細な方法に限定さ
れるものではなく、特許請求の範囲に記載した本発明の
範囲内で様々な改変が可能であることを理解されたい。
【図１】代表的なガスタービンの模式図。
【図２】本願発明の一方法によるＨＩＰ加工された板の
予成形体の断面図。
予成形体の断面図。
【図３】図３ａは本願発明の一方法により作られた全リ
ングローリングされた構造のマクロ図。図３ｂは本願発
明の一方法により作られた全リングローリングされた図
３ａの構造の断面図のマクロ図。
ングローリングされた構造のマクロ図。図３ｂは本願発
明の一方法により作られた全リングローリングされた図
３ａの構造の断面図のマクロ図。
【図４】本願発明の一方法により作られた冷却流の能力
が向上したステンレス鋼の例示用パネルを示す図。
が向上したステンレス鋼の例示用パネルを示す図。
【図５】冷却流の能力が向上したステンレス鋼の例示用
パネルをＨＩＰ加工しエッチングしたものの図４の０．
７５倍のＸ線写真像である。
パネルをＨＩＰ加工しエッチングしたものの図４の０．
７５倍のＸ線写真像である。
【図６】図４の冷却流の能力が向上したステンレス鋼の
例示用パネルと比較するための、直線状冷却流を有する
パネルを示す図。
例示用パネルと比較するための、直線状冷却流を有する
パネルを示す図。
【図７】ＨＩＰ加工に於いて８０個の冷間圧延された鋼
ブロックに支持され、１６個の冷間圧延された溝付き鋼
部片によって分離された８０個のステンレス鋼Ｕ字通路
を含む最初の粉末箔構造を示す図。
ブロックに支持され、１６個の冷間圧延された溝付き鋼
部片によって分離された８０個のステンレス鋼Ｕ字通路
を含む最初の粉末箔構造を示す図。
【図８】図９の冷却流の能力が向上したステンレス鋼の
例示用パネルと比較するためのもので、冷却流の能力が
向上したドリル加工の穴パターンを有する直線状冷却流
用の構成要素を示す図。
例示用パネルと比較するためのもので、冷却流の能力が
向上したドリル加工の穴パターンを有する直線状冷却流
用の構成要素を示す図。
【図９】ジグザグパターンを有する冷却流の能力を向上
させたパネルを示す図。
させたパネルを示す図。
【図１０】図８及び９の冷却用構成要素を試験するため
の試験用構成を示す略図。
の試験用構成を示す略図。
【図１１】図８及び９の冷却用構成要素を試験するため
の試験用構成図の斜視図。
の試験用構成図の斜視図。
１０：ガスタービン ３６：燃焼室 ３８：遷移部材
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 メルビン・ロバート・ジャクソン アメリカ合衆国、ニューヨーク州、ニスカ ユナ、ニスカユナ・ドライブ、2208番 (72)発明者 フランシス・ローレンス・カークパトリッ ク アメリカ合衆国、ニューヨーク州、ギャル ウェイ、ルート・29、1274番 (72)発明者 フランシスコ・ジョセ・テンレイロ・カン ハ アメリカ合衆国、ニューヨーク州、クリフ トン・パーク、フォックスファイヤー・ベ ンド、７番 (72)発明者 ネシム・アブアフ アメリカ合衆国、ニューヨーク州、スケネ クタデイ、バレンシア・ロード、1532番 (72)発明者 ロナルド・スコット・バンカー アメリカ合衆国、ニューヨーク州、ニスカ ユナ、クリフトン・パーク・ロード、1372 番
Claims (4)
- 【請求項１】一体の内部通路を有する二重壁構造を作る
方法であって、 内壁、通路形成手段、通路充填犠牲手段、及び外壁から
なる二重壁集成体を組立て、内壁と外壁とは互いに相補
的であり、両者の間に配置され接触する前記通路形成手
段により隔てられて少なくとも一つの通路を画成し、前
記通路充填犠牲手段は前記通路形成手段に相補的であ
り、前記少なくとも一つの通路を充填するために前記通
路形成手段内に配置されて、二重壁集成体が実質的に中
実な構造からなるようにされ、 前記内壁、前記外壁、及び前記通路形成手段を互いに冶
金学的に結合させるのに十分な温度及び時間で前記二重
壁集成体をホットプレスし、 次いで、前記通路充填犠牲手段を除去する、ことからな
る方法。 - 【請求項２】外壁の材料が、ステンレス鋼、Ｎｉ基合
金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、Ｔｉ基合金、Ｃｒ基合金
又は複合合金、ＦｅＣｒＡｌＹーＷ合金、及びＮｂ基合
金からなる群から選択することからなる請求項１記載の
方法。 - 【請求項３】内壁の材料が、ステンレス鋼、Ｎｉ基合
金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、Ｔｉ基合金、Ｃｒ基合金
又は複合合金、ＦｅＣｒＡｌＹーＷ合金、及びＮｂ基合
金からなる群から選択することからなる請求項１記載の
方法。 - 【請求項４】通路形成手段の材料が、ステンレス鋼、Ｎ
ｉ基合金、Ｃｏ基合金、Ｆｅ基合金、Ｔｉ基合金、及び
Ｎｂ基合金からなる群から選択することからなる請求項
１記載の方法。
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| US08/669,069 US5822853A (en) | 1996-06-24 | 1996-06-24 | Method for making cylindrical structures with cooling channels |
| US08/669069 | 1996-06-24 |
Publications (3)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10115425A true JPH10115425A (ja) | 1998-05-06 |
| JPH10115425A5 JPH10115425A5 (ja) | 2005-04-07 |
| JP4052363B2 JP4052363B2 (ja) | 2008-02-27 |
Family
ID=24684876
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP16692797A Expired - Fee Related JP4052363B2 (ja) | 1996-06-24 | 1997-06-24 | 冷却用通路を有する円筒状構造の製造法 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5822853A (ja) |
| EP (1) | EP0815995B1 (ja) |
| JP (1) | JP4052363B2 (ja) |
| DE (1) | DE69712983T2 (ja) |
Cited By (1)
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