重型燃气轮机结构完整性分析

2022-12-18束国刚张晓毅宋志强魏泽明

动力工程学报 2022年12期

关键词：燃气轮机完整性部件

束国刚，陈坚，张晓毅，范玮，宋志强，魏泽明，吴宏

(中国联合重型燃气轮机技术有限公司，北京 100016)

符号说明：

σa——应力，MPa

T——温度，℃

N——应力梯度下的低周疲劳寿命

∇σ——应力梯度，MPa

N0——不考虑应力梯度的低周疲劳寿命

燃气轮机的结构完整性主要指在设计要求的使用期限内，燃气轮机结构的强度、刚度(变形)、振动、疲劳、蠕变、氧化/腐蚀、裂纹扩展和热障涂层失效等满足燃气轮机设计寿命要求，在保证燃气轮机功能和性能的前提下确保结构的可靠性和安全性。重型燃气轮机尺寸大、检修间隔时间长，在研发及验证阶段涉及机械设计、流体力学、传热学、材料、固体力学和振动等多学科，各部件之间存在复杂的多学科耦合，结构完整性分析与验证作为重型燃气轮机设计研发过程中的重要组成部分，直接关系到重型燃气轮机运行的可靠性、安全性以及市场竞争力。

长期以来，对于重型燃气轮机设计、制造、试验及后期维护等尖端技术，德国西门子、美国通用电气和日本三菱等少数公司有深入研究，目前以中国联合重型燃气轮机技术有限公司(以下简称中国重燃)为代表，国内正在逐步形成重型燃气轮机材料研发、产品设计、制造和试验体系。

为设计制造出符合市场需求的燃气轮机产品，需要借鉴和对标国际主流燃气轮机设计制造商的研发体系，形成自主研发的设计流程和方法，构建燃气轮机结构完整性分析和验证的体系。笔者首先简要介绍了燃气轮机研发及结构完整性分析的基本流程，阐述了燃气轮机结构的主要失效模式与损伤机理；对标国际主流燃气轮机设计制造商，系统性地介绍了燃气轮机主要部件结构完整性分析的内容和任务、燃气轮机结构完整性分析的试验验证方法，分析了某商业机组事故原因，论证了燃气轮机结构完整性分析在确保燃气轮机可靠性和安全性方面的关键作用。

1 结构完整性分析流程

重型燃气轮机研发需要结合市场需求，并且需要具备市场竞争力。在产品设计之初，首先，开展市场需求分析，掌握重型燃气轮机的运行寿命、运行环境及产品特点，评估不同重型燃气轮机产品竞争力，估算运营成本等。其次，根据市场需求分析结果，制定新设计重型燃气轮机的整机规范，并逐级分解为部件规范和零件规范，明确其运行条件、性能参数、商业策略、检修间隔、成本控制要求及部件寿命设计要求等。由于重型燃气轮机在实际运行过程中的运行模型和运行环境不同，因此需要依据零部件的损伤机理，将复杂多变的实际运行工况简化为具有代表性的设计点工况和非设计点工况。最后，开展结构设计、二次空气系统分析、传热分析和结构完整性分析等工作，对零部件进行寿命评估，通过迭代设计使得零部件满足设计标准以及功能和寿命要求。研发流程如图1所示。

图1 燃气轮机产品研发和寿命评估流程

完成重型燃气轮机产品设计和制造后，首先需要在试验电站上对试验机组开展性能测试和可靠性初步验证，然后在商业运行中对所设计的重型燃气轮机可靠性和寿命进行最终验证。

2 零部件的失效模式与损伤机理

2.1 主要失效模式

为了确保燃气轮机结构完整性满足部件设计寿命要求和安全运行，根据燃气轮机部件的失效模式，寿命设计要求必须转化为与失效模式及损伤机理相对应的设计标准。

燃气轮机的主要失效模式包括：(1) 零部件在局部高应力下发生脆性断裂；(2) 高温高应力下的蠕变变形和蠕变断裂；(3) 循环载荷下发生的高周疲劳(HCF)、低周疲劳及疲劳断裂；(4) 局部接触面的磨损与微动疲劳断裂；(5) 高温下的金属氧化与腐蚀；(6) 由于热端部件的热障涂层脱落而导致的局部过热等。

在重型燃气轮机实际运行中许多故障是由于设计不当或多种因素综合作用下而导致的意外失效，这种失效形式不包括在正常的结构完整性分析流程中。

2.2 低周疲劳

低周疲劳和热-机械疲劳是燃气轮机的主要损伤机理之一，决定了整机或部件的起停次数。

疲劳载荷主要由热应力或应变以及机械应力或应变组成。对于静子部件，气体压力引起的应力为主要机械应力，但通常远低于由温度梯度引起的热应力；对于旋转部件，由离心力引起的机械应力是疲劳载荷的重要部分。

若使用热-机械疲劳数据评估一个零部件热-机械疲劳寿命，需要根据最高与最低循环温度以及温度与应变之间的相位关系尽可能地模拟零部件的疲劳状态，还需要大量的材料试验数据和仿真计算。因此，燃气轮机的热-机械疲劳寿命评估通常采用等温低周疲劳数据进行，也就是将变温的热-机械疲劳等效为一个等温的低周疲劳。不同的燃气轮机制造商对等温低周疲劳所用的参考温度(等效损伤温度)有不同的定义，甚至对于同一型号燃气轮机不同部件的参考温度也会根据材料数据的置信度、部件在运行中的温度变化范围以及热载荷与机械载荷变化特征采用不同的定义，以兼顾结构安全性和经济性。需要强调的是，低周疲劳分析时使用等效损伤温度代替零部件的瞬态温度是疲劳寿命评估存在偏差的主要因素之一。

低周疲劳分析主要是针对疲劳裂纹萌生阶段，包含以下3个分析步骤：

(1) 温度场的计算。对于转子或厚壁结构，瞬态起动和停机过程中的温度梯度和应力较大，需要计算起动、稳态和停机过程中的瞬态温度场。对于热惯性较小的部件，如空心叶片、静叶或燃烧室火焰筒，计算稳态温度场即可。

(2) 考虑温度载荷和机械载荷，进行应力与应变计算。

(3) 确定整个加载周期内的应力与应变幅以及等效损伤温度，并与低周疲劳数据或者热-机械疲劳数据进行比较，计算疲劳裂纹萌生时的低周疲劳次数，必要时应进一步开展断裂力学分析。

2.3 疲劳断裂

为了开展损伤容限设计，需要进行断裂力学分析。断裂力学分析主要是为了评估零部件在循环载荷下的最大许用裂纹长度(即临界裂纹尺寸)，从而保证部件的安全运行；也可以评估出达到最大允许裂纹尺寸时，裂纹扩展可达到的循环次数，并且可以确定部件安全检查间隔时间。

工程设计中，疲劳断裂分析一般采用一维的线弹性断裂力学分析方法，必要时则需要进一步采用三维断裂力学分析方法。需要注意的是，一维线弹性断裂力学计算精准度远低于低周疲劳寿命分析精准度；为获得准确的疲劳断裂寿命，则需要采用三维断裂力学分析方法，但此时需要大量的有限元建模和耗时的计算工作。

2.4 高周疲劳

高周疲劳寿命分析一般使用海格(Haigh)图或古德曼(Goodman)图进行分析。以海格图为例，其中持久极限与温度相关：在低温时，持久极限与时间无关，一般取材料的疲劳极限(>107循环次数)；在高温时，持久极限与时间有关，一般取材料的蠕变强度(如30 000 h持久强度)。此外，其许用动应力与平均应力有关。在存在裂纹情况下，如果发生高周疲劳时部件将会迅速断裂，因此必须避免在高周疲劳条件下的裂纹扩展，并且将产生初始裂纹或裂纹扩展阈值作为高周疲劳失效判断的准则。

2.5 蠕变与应力松弛

长期运行在高温高应力作用下，零部件会发生蠕变变形或断裂。燃气轮机运行时间通常为15～25 a，意味着除了运维中需要更换的燃烧室部件和透平叶片等高温部件外，其他零部件的蠕变寿命设计要求为96 000～144 000 h，而燃烧室和透平高温部件的蠕变寿命通常要求为24 000～48 000 h。

针对旋转部件，由离心力和气动压力等机械载荷引起的一次应力，将会导致零部件发生较大的非弹性变形，从而发生蠕变断裂。对于静子部件，由温度梯度引起的热应力属于二次应力，在热应力的作用下静止部件会出现应力松弛现象。在停机过程中，由于已经累积了较大的蠕变，零部件将会产生较大的残余应力或者变形。因此针对旋转部件，使用一维评估方法，比较零部件的一次应力和材料的持久强度，避免发生蠕变断裂；当需要较精确的蠕变损伤评估时，则需要开展三维的黏塑性有限元分析，对其局部蠕变应变和蠕变变形进行评估。

2.6 热障涂层剥落

热障涂层剥落是燃气轮机高温部件典型失效模式。热障涂层一旦剥落，涂层下面的金属表面直接暴露在热环境中，会导致热疲劳开裂、蠕变变形和燃气腐蚀等后续损伤。热障涂层剥落的主要原因包括黏结层的氧化层过厚和热障涂层热疲劳开裂等因素。因此，在设计中需要考虑的重要参数包括黏结层和陶瓷层的厚度、黏结层温度以及喷涂表面的曲率等因素。燃气轮机设计过程中，可以通过限制热障涂层表面和黏合涂层的温度值以及热障涂层应变值，避免热障涂层剥落。

2.7 磨损与微动疲劳

在循环载荷作用下，当相互接触的燃气轮机部件发生相对移动时，就可能会产生磨损损伤或微动疲劳裂纹萌生与扩展。磨损引起的损伤机理是接触部件的1个或2个材料的损失。磨损损伤的结果是局部弱化甚至是带有随后开裂的缺口[1-3]。磨损损伤多由结构振动/高周疲劳载荷驱动产生。影响磨损损伤的主要参数有材料、温度、接触压力、振动或循环载荷频率。

磨损与微动疲劳评估通常需要根据试验测试值来进行。磨损试验需要选择合适的材料配对，并在试验中测试其最低的材料损耗。在振动台上通过测量可以得到部件磨损行为和动力学特性，如果部件发生共振，其磨损损伤可能会显著增强，在振动台开展相关测试时，需要将部件的固定方式接近真实燃气轮机安装条件。针对磨损故障，通常以材料损耗情况作为判断依据，如壁厚减薄的百分比等。

2.8 氧化与腐蚀

热端部件在高温燃气的作用下发生氧化或腐蚀，其损伤的特征包括材料损失和微观组织变化等，材料的老化将会导致其承力能力下降甚至丧失。当燃料中含有一些化学元素(如硫)时，将会加剧损害热端部件的氧化和腐蚀情况。

燃气轮机转子和冷端结构件虽然不直接暴露在高温燃气中，但是依旧会发生腐蚀。如在燃气轮机冷却后，水分将会沉积在部件上，根据金属的化学成分以及水分中的盐含量和氧含量，将会形成锈膜或局部腐蚀坑。点蚀导致局部锈蚀，降低零件的低周疲劳强度和裂纹萌生阈值。腐蚀与氧化相关的其他寿命问题是应力腐蚀开裂和应力加速晶间腐蚀，在应力、材料和腐蚀环境的共同影响下，裂纹萌生和扩展。

在重型燃气轮机设计中需要考虑材料氧化与腐蚀的厚度以及氧化膜生长与剥落机理，常用的评估方法是计算金属温度并与材料氧化与腐蚀厚度曲线进行比较。

2.9 非设计点工况下寿命敏感性

针对非设计点工况，燃气轮机部件的温度与设计工况温度会有偏差。燃气轮机部件的几种主要失效模式都与温度相关，因此可以使用一维寿命分析模型对其寿命(蠕变、低周疲劳与氧化)变化进行初步评估。以高温透平叶片为例，几种失效模式对平均温度变化量(ΔT)的敏感度如图2所示，在相同的平均温度变化量下，蠕变寿命的变化最为敏感。需要强调的是，在设计中充分考虑非设计点工况下燃气轮机结构各类损伤累积的敏感性是保证燃气轮机结构可靠性和安全性的重要措施。

图2 平均温度变化对寿命的敏感性曲线

3 结构完整性分析要求

结构完整性分析工作任务包括针对燃气轮机主要失效模式，分析其零部件是否在设计要求的运行时间和起停次数范围内能安全正常地工作, 即开展国际标准化组织(ISO)定义的燃气轮机标准工况和非设计点工况下零部件的结构完整性分析，特别是寿命评估是否满足设计指标要求；需要基于试验测试数据和现场运行经验，对寿命模型进行验证；对现场运行出现的问题进行技术支持，如剩余寿命预测；对结构设计相关内容进行技术支持，如壁厚和涂层厚度限制；对制造过程中的不符合项进行处理。下面以压气机叶片、透平叶片、转子和气缸为例，介绍各部件结构完整性分析的要求和任务。

3.1 压气机结构完整性分析

压气机结构完整性分析流程如图3所示。首先对压气机动叶进行有限元分析，包括静态分析和动态分析，获得静态载荷下的应力分布和振动坎贝尔(Campbell)图。根据坎贝尔图判断频率避开率是否合格，若不合格则调整叶型并进行气动优化和计算流体动力学(CFD)分析，直至气动设计和振动分析合格。振动频率合格后，进行高周疲劳寿命分析。将静态应力和动应力作为输入，在古德曼图中评估其高周疲劳寿命。同时，开展部件测试以验证结构完整性，若不合格则返回并调整叶型，直至高周疲劳寿命合格。高周疲劳寿命合格后开始整机测试，验证最终结果，确认设计合格。

图3 压气机结构完整性分析流程

压气机叶片静强度分析是分析在各种载荷作用下叶片的受力状态。压气机动叶在工作过程中承受离心力和气动力等多种载荷的作用。离心力对叶片主要产生径向拉力，气动力施加在叶片上表现为切向力和轴向力，进而对叶片根部圆角部位产生气动弯矩。

在设计过程中，为减小动叶根部圆角部位的应力，可以通过离心力弯矩平衡气动力弯矩。当动叶质心与叶型根部圆角部位在周向上存在一定偏差时，动叶离心力会对动叶根部圆角部位产生一个弯矩。当质心偏差方向与气动力方向相同时，离心力产生的弯矩方向与气动力弯矩相反，达到相互抵消的作用，从而减小根部圆角部位应力。

压气机动叶在各种力的作用下会产生变形，这就导致产品状态和工作状态下的叶型存在差异，即冷态叶型和热态叶型。在压气机叶片设计过程中，通过三维有限元分析获得叶片变形量或叶型角度变化量，不断迭代反算，最终通过修正获得冷态(产品状态)的叶片。

压气机叶片振动包括气流引起的振动和机械振动，其中气流引起的振动包括强迫振动(共振)和气弹不稳定性问题，气弹不稳定性问题主要指颤振和失速喘振。

对于强迫振动问题，需通过振动分析识别叶片的共振点，要求在额定转速附近不发生共振，并具有足够的避开裕度。振动分析结果通过坎贝尔图的形式呈现，其中需要考虑的激振源包括上、下游叶片数和叶片数之差以及低阶激振力。

对于压气机叶片，颤振是指非线性效应导致的自激振动。一般情况下，叶片倾向于以小振幅的固有模式振动，非稳态气动力加载到叶片上导致叶片变形，叶片受到气动力从而获取能量，当叶片的机械阻尼不能消耗所吸收的能量时，初始的小振动就会放大，从而发生颤振。根据颤振发生的气动条件，颤振可分为亚音失速颤振、堵塞颤振、跨音失速颤振和跨音非失速颤振4类[4]。

除了叶片本身的振动问题，还需分析外部激振力的影响，减小叶片振动失效风险。为了避免压气机下游叶片对上游叶片的激励作用引起的振动失效，需考虑压气机轴向间隙大小。压气机上下游叶片轴向间隙减小，尾流掺混减弱，效率增加，但是下游叶片对上游叶片的扰动增强。太小的轴向间隙可能会导致叶片激振增强[5]，因此压气机叶片设计时应考虑合适的轴向间隙，兼顾气动性能和振动安全要求。

压气机叶片振动分析完成后，需通过古德曼图评估其高周疲劳分析，根据静载荷计算获得的静应力，在古德曼图中确定允许的最大动应力。进而考核计算的动应力或试验监测获得的动应力是否满足要求，评估高周疲劳失效的风险。

3.2 透平结构完整性分析

透平部件的结构完整性分析主要是为了保证透平部件在检修周期内具有足够的设计寿命。透平部件结构完整性分析的基本流程如图4所示：基于计算得出的金属基体温度场分布，开展一维、二维和三维应力场分析，并对金属基体和涂层寿命开展寿命评估；根据热电偶测温或示温漆试验以及燃气轮机现场经验修正传热分析模型，并基于新的温度场再次开展寿命迭代分析。

图4 透平部件寿命分析流程

在燃气轮机不同设计阶段，透平部件的结构完整性分析内容也不相同。在概念设计阶段，重点是开展方案的设计迭代，一般使用一维分析方法进行静强度校核。在详细设计阶段，需要采用三维(或二维)寿命分析方法开展详细的寿命分析和校核工作以及振动强度校核计算。

一维分析重点是开展围带、叶根和叶身等关键位置在不同工况下的静强度校核。采用基于梁理论的简单一维方法获得叶片的质量、径向平均金属温度分布和径向平均应力分布的信息，并开展应力优化，气流弯应力根据叶片倾斜的离心应力进行优化，以达到一次应力最优的情况。

三维(或二维)寿命分析则需要开展动力学评估、低周疲劳寿命分析、断裂力学分析、蠕变寿命评估、叶片及涂层的氧化寿命评估以及热障涂层寿命评估等。

针对透平叶片，需要开展动力学评估，以避免高周疲劳失效。针对低频的激振源和激振频率，在设计中叶片的固有频率满足避开率设计要求；针对上下游静叶等带来的高频激振力，动叶的固有频率也需要保持一定的避开率；针对叶片的颤振，可以使用一维分析方法对其风险进行评估，必要时需要使用三维流固耦合的分析方法。当叶片发生共振时，可以使用古德曼图或海格图对其动应力进行校核，同时还需要对其磨损情况进行校核和评估。

透平部件的疲劳寿命评估通常使用线弹性分析方法进行三维有限元应力计算，可以根据局部应力与应变结果开展低周疲劳寿命分析，以获得疲劳裂纹萌生的次数。但是对于应力集中位置(如枞树型叶根)，直接采用峰值应力计算则会过于保守，可采用考虑应力梯度的寿命分析模型[6]，对其低周疲劳寿命进行分析。针对冷却孔等结构，为避免网格过多，在有限元分析过程中可以忽略冷却孔结构，低周疲劳寿命分析时则使用应力集中系数和名义应力作为应力输入。针对静子部件，比如透平静叶，则需要进一步进行断裂力学分析，可以允许部件存在一定长度的裂纹。对于旋转部件，比如透平动叶，不同的燃气轮机制造商会根据自身设计和运维经验判断是否允许动叶在一定范围内存在裂纹扩展。

透平部件的蠕变寿命需要对其蠕变断裂强度和局部蠕变应力进行分析，主要采用三维有限元蠕变分析，保证在设计寿命期间其局部蠕变应变和叶片蠕变变形在设计范围之内。随着机械载荷的增加和金属温度的升高，蠕变损伤会加速。因此，一个良好的设计中应防止叶片的蠕变损伤进入加速蠕变阶段。

通常，金属基体和抗氧化涂层的氧化厚度只是温度和时间的函数。为了保障零部件的可靠性，需要确保抗氧化涂层和金属基体在设计寿命内，两者的氧化厚度低于设计允许值。

对于带热障涂层材料，需要对其剥落寿命进行评估，包括检查黏结层的最小厚度、叶片曲率大位置的热障涂层厚度、运行过程中的最大许用应变值、黏结层温度和涂层烧结温度等，以避免涂层提前剥落。在设计过程中还需要考虑异物损伤引起的热障涂层脱落。热障涂层裂纹由基材和黏结或覆盖涂层的变形不匹配导致的，在满负荷运行时，涂层表现出韧性，在室温下涂层变脆。如果在停机期间，涂层达到一定的应力或应变极限，则会发生脆性涂层开裂。

针对透平部件的寿命预测，边界条件、材料数据、有限元模型、寿命安全系数以及实际燃气轮机运行差异等因素会对预测寿命造成一定的不确定性。因此透平部件的实际寿命会通过试验机组的试验校核温度分布和实际燃气轮机现场运行经验来验证。

3.3 转子和气缸结构完整性分析

转子及气缸零部件(特别是排气缸)在燃气轮机长期运行过程中承受较高温度，易发生蠕变从而产生蠕变应变和蠕变变形。为了防止燃气轮机在运行期间转子和气缸零部件发生蠕变断裂，通常根据材料的蠕变方程在稳态温度场作用下开展蠕变分析，考核蠕变应变，防止蠕变进入加速蠕变阶段。同时为了防止燃气轮机在运行期间由于零部件的蠕变变形而发生碰摩，在整机间隙设计中需要提取蠕变变形，将其作为设计输入或限制零部件的蠕变变形量。

燃气轮机在运行期间频繁起停，在循环载荷作用下易发生疲劳开裂，通常用基于标准试样的材料低周疲劳参数开展低周疲劳寿命分析。通常材料的低周疲劳试验采用应变控制方法，在测试载荷下降2%～5%时即可认为疲劳裂纹萌生[7]。一般采用标准试样的低周疲劳试验测出的疲劳裂纹深度小于1 mm[8]。

基于光滑试样的材料疲劳参数开展燃气轮机转子的低周疲劳寿命评估时，转子局部缺口处的低周疲劳寿命计算值往往过于保守。由于缺口处应力梯度较大，因此为了计算出较为准确的低周疲劳寿命，会开展缺口试样的低周疲劳试验，用于修正采用材料的标准疲劳参数计算出的低周疲劳寿命。应力梯度下的低周疲劳实际寿命总是高于标准疲劳参数计算出的寿命值[6]，如图5所示。

图5 某材料带应力梯度下循环寿命与标准循环寿命的对比

不考虑应力梯度下低周疲劳寿命评估如下：

N0=f(σa,T, 低周疲劳材料参数)

(1)

转子应力梯度下寿命增强因子为：

(2)

通常会将转子、气缸零部件低周疲劳计算寿命与实际燃气轮机现场运行经验进行比较验证，例如某F级燃气轮机某气缸的低周疲劳计算寿命(疲劳裂纹萌生寿命)较高，但在现场运行后发现该气缸产生裂缝，值得注意的是气缸上裂纹萌生并不意味着使用寿命的结束，通常使用寿命是疲劳裂纹萌生寿命叠加疲劳裂纹扩展寿命。针对气缸上裂缝破裂带来的漏气风险，可以通过在线监测以及焊接维修来降低风险。

在循环载荷的作用下，当相互接触的燃气轮机部件相对移动时，特别是相互接触的转动零部件，例如转子轮盘槽与动叶根部、拉杆转子相邻轮盘、拉杆与轮盘等，在接触面区域是可能发生微动疲劳裂纹萌生与扩展的[2]。各大燃气轮机厂商并未建立能较好地预测微动疲劳裂纹萌生的评估准则，但是根据实际经验，通过合理设计限制两接触面上的平均挤压应力可以有效降低微动疲劳裂纹萌生的风险。在不需要考虑蠕变影响的温度范围内，可以认为设计允许的最大接触面平均挤压应力大约为50%～70%的屈服极限。

3.4 寿命设计准则

3.4.1 通用流程与准则

燃气轮机各部件的寿命设计准则必须保证部件寿命有足够的安全裕度。当一个部件有一种或几种损伤机理，或者当它对其他部件造成风险，或者当它不再能够发挥其功能时，就达到了部件的使用寿命。但是，产品真实寿命结束通常无法量化准确描述，任何一种寿命评估方法的精度水平都不允许部件在实际运行中工作至失效才结束。相反，零部件的设计寿命应与真实寿命有一个合理的安全裕度，这在设计准则或者计算过程中应予以考虑。安全裕度的大小取决于相应部件损坏的后果，对燃气轮机安全风险影响大的部件需要足够大的安全裕度，对安全风险影响小的部件可以减小安全裕度。

在设计开发阶段，部件寿命设计与评估通过多步骤流程进行。在这个过程中，随着评估精准度的提高，评估工作量会越来越大，保守性也会逐步降低。如果一个寿命评估，可以通过一个简单保守的准则(比如简化的一维公式)校核，不需要进行后续的评估，那么就可以节省时间和成本。如果第一步简单准则校核不通过，这并不能说明该部件不满足最终寿命要求，因此评估流程需要考虑提高评估方法的复杂程度，降低预设条件的保守性，从而提高评估的精准性。在大多数情况下，使用第一步校核仅能表明在经验范围内，该部件所需的寿命能够得到保证，但无法从这种方法中获得比较确切的寿命数值。相对准确的寿命评估只有在后几个步骤中才能获得。

3.4.2 各部件的寿命设计要求

高温部件和转子的设计寿命要求不同，存在差异的主要原因是当前燃气轮机温度水平下，高温部件的设计寿命无法满足4次大修所需的间隔时间。另一个区别在于如何处理结构裂纹的扩展，比如对于透平和压气机动叶，裂纹产生决定了其部件寿命的终结，即动叶要求其不发生裂纹扩展；而对于静叶片和燃烧室内衬等静态部件，裂纹是可以接受的，并且可以将一定量的低于临界裂纹尺寸的裂纹扩展包含在寿命设计过程中。对于采用高温合金钢的转子，裂纹扩展也可以包含在寿命设计中。与动叶相比，转子寿命设计的差异是因为采用的转子材料具有相当的韧性并具有高断裂韧性和低裂纹扩展速率。这种材料特性与转子检修相结合，实现对裂纹扩展的风险可控，允许存在一部分的裂纹扩展寿命。

当前主流F级燃气轮机透平寿命设计要求约为1 200次起停、24 000运行小时(OH)，即1次大修间隔时间。针对透平动叶，低周疲劳寿命设计不包括疲劳裂纹扩展寿命，即不允许疲劳裂纹扩展；针对透平静叶，如果疲劳裂纹萌生寿命偏小，则低周疲劳寿命可叠加疲劳裂纹扩展寿命。燃烧室高温部件寿命最小满足1次大修间隔，可在第1、第2次大修间隔之间进行维修，即要求1 200次(24 000 OH)或2 400次起停(48 000 OH)；该部件的裂纹扩展寿命可以包含在设计寿命中。转子设计寿命需至少满足4次大修间隔，即达到96 000 OH以上；对于可修复的部位，要求满足2 400次起停，对于不可修复的部位，要求满足4 800次起停。裂纹扩展寿命可以包含在设计寿命中。气缸设计寿命与转子相当，即9 6000 OH以上，满足2 400次起停，且裂纹扩展寿命包含在设计寿命中。

4 转子与整机动力学分析

转子动力学及整机动力学是结构完整性的一个重要组成。因其建模方式和分析方法的独特性以及对燃气轮机运行安全的重要性，转子动力学及整机动力学分析需要着重描述。

为了保证重型燃气轮机转子安全稳定运行，需开展轴系转子动力学分析，考核临界转速、不平衡响应以及扭振固有频率。转子轴系临界转速与额定转速之间需具备足够的避开率，通常临界转速避开率不小于10%；轴颈振动位移以及轴承座振动速度必须满足国际ISO标准[9]。由于发电机并网运行时可能会发生电气故障，因此还需考核电气故障下轴系轴颈的剪切应力以及扭振疲劳寿命损耗，保证在极端工况下燃气轮机能够安全运行。

传统的转子动力学分析中通常对转子模型进行一维简化，将气缸和支撑结构模型简化为支撑参数，这样就不能准确地预测转子横向振动频率。为了准确预测转子与气缸支撑的动态特征，燃气轮机设计时采用转子和气缸的详细有限元模型开展整机动力学分析，进行模态分析以及不平衡响应分析，获得振型图、振动频率、轴颈振动位移及轴承座振动速度等。在整机动力学分析模型中，转子采用一维梁单元，并考虑结构阻尼；建立三维气缸与支撑的装配模型，静叶和持环等气缸内部零部件以质量点方式加载，在不影响计算速度的情况下采用更详细的计算模型开展整机动力学分析，可以提高计算的准确性。

5 整机间隙设计

合理的间隙设计能保证燃气轮机性能，也是结构完整性分析工作的一个组成部分，对燃气轮机结构的可靠性和安全性有重要影响。

燃气轮机在起动、运行、停机、再起动过程中，转子与静子零部件在离心力、热及压力等载荷作用下产生不同的变形，导致转子与静子之间产生变形差(即胀差)，且变形大小随时间而变化，进而造成转子与静子之间的间隙在起停过程中不断变化。

间隙设计的目的是为了设置足够大的冷态间隙，确保燃气轮机在运行期间静子与转动部件碰摩可控；同时获得尽可能小的稳态间隙，以确保良好的整机性能。

为了设定合理的间隙，首先通过整机二维热与结构分析获得整机瞬态变形数据，计算出关键位置的瞬态轴向和径向胀差，寻找机组运行过程最大胀差；然后叠加二维变形计算中未涉及因素影响，如制造装配公差、气缸与持环椭圆度、气缸挠度和叶片三维变形修正等，并给予一定的设计裕度，从而得到机组安全运行所需的最小冷态间隙。

为了防止稳态工况下大径向间隙影响整机性能，可采用以下措施：

(1) 在气动设计方面，减小各级负荷系数，增加叶片的刚性，例如每级叶片数增多。

(2) 在结构设计方面，提高燃气轮机零部件之间的对中，减小装配公差；采用被动间隙控制，例如控制冷却量和采用不同线膨胀系数的材料降低胀差。

(3) 在运行中控制碰磨，比如在调试过程中按设定仔细控制机器磨合过程以及喷涂立方氮化硼涂层。

(4) 采用主动间隙控制和特殊的叶顶轮廓设计等。

6 结构完整性试验验证

由于燃气轮机零部件的完整性分析是在诸多假设以及简化下进行的，无法考虑不同失效模式之间的相互影响，有些失效模式无法预测，而且错误的生命周期预测会对商业运行产生重大影响，因此燃气轮机的试验验证是必不可少的。

非保守的结构完整性分析可能会使燃气轮机机组产生事故停机，无法满足可靠性和安全性的设计要求。过于保守的结构完整性分析可能导致零部件不必要的更换，延长研发周期，降低部件利用率。

在试验条件下开展部件试验测试周期短、成本相对较低，可以对比不同结构特性下的试验结果，校验结构完整性分析方法和工具。在真实现场条件下开展整机试验，试验周期长，作为结构完整性试验验证的最终步骤，可以对燃气轮机可靠性和寿命进行验证。如果在客户商业机组上开展整机试验则会带来不可忽略的商业风险，因此通常在试验机组上开展整机试验。同时，将新设计的燃气轮机与类似机组或早期机型的整机试验进行对比，有助于验证寿命评估工具，可开展统计学评估设计的优势和劣势。本节以压气机、燃烧室和透平叶片为例，介绍各部件试验验证的目的与方法。

6.1 压气机试验验证

重型燃气轮机压气机会采用缩尺试验件开展试验，以验证气动性能和结构完整性结果。通过试验，以一种经过验证的设计为基础开发新产品。缩尺压气机试验件要求其马赫数、雷诺数等无量纲参数与原尺寸压气机保持一致以及气流速度和速度三角形保持一致，保证气动相似。

在缩尺试验中，压气机结构完整性参数也能保证一定的相似。试验件所承受的离心力和气动弯应力与原尺寸工况下受力基本相等。试验件叶片频率与原尺寸叶片频率的比值约等于缩尺系数的倒数，但因试验件转速与原尺寸压气机转速的比值为缩尺系数的倒数，可保证其振动坎贝尔图基本相似。

在试验过程中，可通过应变片和遥测装置或叶尖计时(Blade Tip Time)测试系统监测试验件叶片振动情况，获得叶片振动应力、共振频率和叶尖振幅等参数，为高周疲劳寿命分析提供试验数据支撑，并验证叶片是否存在共振风险。

6.2 燃烧室试验验证

燃气轮机设计制造商通常需要在接近燃气轮机机组运行条件下进行燃烧室部件试验，以验证寿命评估方法。图6展示了某F级两级环形燃烧室环保型燃烧器衬套部件试验台。该试验主要包括以下内容：

(1) 衬套以及衬套侧壁开展1 200次循环的寿命试验。

(2) 侧壁冷却孔开展寿命试验。

(3) 在循环载荷条件下测试不同磨损保护涂层，测量裂纹萌生寿命和裂纹扩展速率，并测量衬套残余变形量。

(4) 根据测试结果对结构完整性分析和冷却设计进行验证，对传热分析进行标定，预测裂纹萌生寿命和裂纹扩展寿命，评估蠕变变形。

图6 某F级环形燃烧室试验台及衬套结构示意图

6.3 透平试验验证

针对透平部件的寿命验证，由于长寿命的特点，一般通过试验机组和商业机组的现场运行经验进行验证。

在试验机组上开展透平叶片动频试验，以验证其振动特性的可靠性，避免透平叶片发生高周疲劳失效。通过应变片和遥测装置或者叶尖计时测试系统可以在燃气轮机起停过程和满负荷运行状态下开展叶片的振动响应幅值监测，以获得透平叶片在起停过程中的坎贝尔图，并监测叶片的振动响应幅值。通过坎贝尔图分析可以获得透平叶片的共振转速和共振频率，从而验证叶片是否存在共振的风险；通过振动响应幅值监测，能评估叶片的动应力幅值和高周疲劳失效风险。

在试验机组中，通过测量透平部件温度达到对叶片寿命修正和验证的目的，具体流程如图7所示。在试验机组中，在透平部件中及燃气通道中布置温度测点或开展示温漆试验，可以获得燃气周向温度不均匀度(ODTF)和径向温度不均匀度(RTDF)以及透平叶片自身温度分布。根据试验数据修正三维温度场模型，可以进一步修正叶片等透平部件的寿命模型，以提高透平部件寿命预测的精准性。

图7 透平叶片寿命验证试验流程

透平部件的实际寿命验证需要在商业机组中进行，通过对长时间运行的商业机组透平叶片等部件的定期检查和统计，以验证透平叶片等部件的寿命是否满足设计要求。

6.4 商业机组事故分析

即使国际上各大燃气轮机制造厂商制定了完善的结构完整性评估体系，并通过了部件级甚至试验机组的验证，但商业运营的燃气轮机机组事故仍时有发生。因此，需要对出现事故的燃气轮机进行事故原因分析，以改进燃气轮机设计。事故原因分析过程中需要结合事故现象和金相分析结果，对零部件失效形式进行初步判断，从设计、制造、材料及使用等方面开展事故原因分析，并对相应的设计和制造规范进行改进。

以某F级重型燃气轮机透平第三级动叶事故为例，在机组运行早期，出现了2次叶片断裂事故，均发生在15%叶高位置，如图8所示。通过对断口位置进行检查，发现断口截面存在大面积的疏松(见图9)，导致该截面承力面积减小，拉伸应力过大而使叶片断裂。

图8 某F级燃气轮机透平叶片断裂位置示意图

图9 某F级燃气轮机透平叶片断口截面示意图

针对该位置的疏松缺陷，通过调研发现，铸件供应商改变后，在透平叶片铸造过程中，在疏松位置较敏感的位置调整了保温棉厚度，从而导致叶身截面存在较大面积疏松；其次通过热等静压工序，并未改善该位置的疏松情况；最后在射线检查过程中，由于缺陷对射线检查不敏感，导致未能及时发现缺陷。最终导致在燃气轮机运行早期，透平叶片内部缺陷在循环载荷的作用下逐渐扩大而断裂。

通过对事故原因调查和现场运行叶片的检查，一方面重新修订了叶片的验收规范，采用高分辨率的电子计算机断层扫描(CT)代替传统的射线检查，修订了叶身许用的最大疏松值和疏松宽度；另一方面，通过改进铸造过程中的保温棉厚度改善铸造质量。