船用三軸燃氣輪機性能退化指標體系的構建

劉東風，房友龍，劉永葆，余良武，鄧志明

(1． 海軍工程大學 動力工程學院，武漢 430033； 2． 中國人民解放軍91663部隊，山東 青島 266012； 3． 海軍士官學校 機電系，安徽 蚌埠 233012)

燃氣輪機在使用過程中，腐蝕或結垢導致的葉片表面的變化、磨損導致的葉片表面形狀和葉頂間隙的改變、外來物造成的通流部件的損傷、熱變形、燃油噴嘴堵塞等均會導致氣路幾何參數與新機偏離，使得壓氣機、渦輪等部件的流量和效率發生變化，導致燃氣輪機的性能發生退化，燃油消耗增加、部件效率下降、使用壽命下降，直到不穩定工作甚至完全失效[1-2]。

壓氣機和渦輪性能的退化主要有三個影響因素：葉頂間隙的增加，葉片幾何形狀變化和葉片表面質量的變化。前兩個因素通常導致不可恢復的性能退化，第三個因素可以通過清洗壓氣機而至少部分恢復[3]。一般來說，退化的壓氣機喘振或失速裕度也會降低[4]。燃燒系統退化會潛在地導致燃燒室出口溫度分布的變化。進氣過濾器隨著時間增加逐漸發生結垢，導致進氣系統壓力損失增加，進而降低燃氣輪機功率和效率。

Kurz等[5]綜述了壓氣機、渦輪、燃燒室等性能退化機理，并研究了性能退化是如何發展并影響燃氣輪機壓氣機工作點、全負載和部分負載下的性能特性及可測的工作參數[6]。Khani等[7]綜述了性能退化機理和對燃氣輪機各部件的影響。Zachary[8]論述了結垢、磨損、間隙增大等內部因素和燃油質量、水等外部因素對壓氣機、渦輪、燃燒室退化的影響，并提出了燃油質量處理、提高進氣過濾裝置效果、在線和離線清洗等降低性能退化的方法。Zwebek等[10]用絕熱效率和流量變化表征壓氣機和渦輪結垢、磨損、外來物損傷等，利用性能軟件仿真研究壓氣機、渦輪單獨和同時發生結垢、磨損等退化對燃氣輪機熱效率、功率、排氣流量和排氣溫度的影響，并分析了退化對燃氣-蒸汽聯合循環的影響。Hanachi等[12]基于物理模型，利用排溫、焓值、熱效率和功率等幾個參數提取出單軸燃氣輪機性能退化指標，采用粒子濾波、模糊神經網絡等方法，對額定功率5MW的單軸燃氣輪機兩次大修期間從2008年至2011年38個月運行數據進行了分析。

到目前為止，系統闡述燃氣輪機性能退化指標體系的文獻還未看到。本文旨在前人研究的基礎上，成體系的提出船用三軸燃氣輪機性能退化的指標，及指標的計算方法和閾值確定方法，為系統研究燃氣輪機性能退化打下基礎。

1 性能退化指標的建立

本文以某型船用三軸燃氣輪機為例進行闡述，其示意圖如圖1所示。圖1和下文中LC、HC、B、HT、LT、PT分別表示低壓壓氣機、高壓壓氣機、燃燒室、高壓渦輪、低壓渦輪和動力渦輪。文中字母各下標數字對應圖1中標注的相應截面。

1.1 整機性能退化指標

1.1.1 排溫裕度

隨著部件性能退化，燃氣輪機轉化利用的熱能不可能像健康狀態時一樣多，為獲得同樣推力必須增大供油量，從而導致燃氣發生器排溫(即低壓渦輪出口溫度T6)和動力渦輪排溫上升。受部件材料溫度的限制，排溫有一個限制值。針對本文研究的燃氣輪機，由于T6設定了閾值T6,threshold，定義排溫裕度(exhaust gas temperature margin,Megt)為

Megt=T6,threshold-T6/θa

(1)

1.1.2 熱損失指標

對于相同的工況，在動態模型里考慮燃氣輪機進口溫度、進口壓力、燃油流量等控制條件，低壓渦輪出口溫度升高的量級主要取決于燃氣發生器性能退化水平。定義熱損失指標(heat loss index，Ihl)為低壓渦輪出口溫度與模型期望值的差與設計點溫度之比，即

Ihl=(T6-T6,exp)/T6d

(2)

式中：T6是實時監測值，T6,exp是與監測值在同樣環境參數和控制條件下，由健康燃氣輪機模型求得的期望值，T6d是額定工況設計點溫度值。Ihl可以反映燃氣發生器的性能退化水平。

1.1.3 功率不足指標

由于性能退化，同樣的燃油流量，功率一般比健康狀態的燃氣輪機功率低，功率下降的量級主要取決于燃氣輪機性能退化水平。定義功率不足指標[13](power deficit index，Ipd)為功率不足量與設計點功率之比，即

Ipd=(Nexp-N)/Nd

(3)

式中：N為實際輸出功率；Nexp為由實測值T6求得的理論輸出功率；Nd為設計額定功率。

1.1.4 額外熱功比

當產生一定功率時，性能退化得越厲害，導致能量損耗得越多，產生更熱的排氣。這意味著實際排氣的焓與模型求得的焓的差值可用來表征性能的退化。定義額外熱功比[14](excess heat ratio，Reh)為排氣損失的額外的熱量與功率的比值，即

Reh=(Hpto-Hpto,m)/Nd

(4)

式中：Hpto和Hpto,m分別為動力渦輪出口焓值和模型理論焓值。

1.1.5 熱效率比

定義熱效率比[15](thermal efficiency ratio，Rte)為真實的熱效率與相同運行條件下模型預測的熱效率之比，即

Rte=ηr/ηm

(5)

ηr=N/(Gf·Hu)

(6)

ηm=Nexp/(Gfm·Hu)

(7)

Gfm·Hu-Gf·Hu=Nexp-N

(8)

式中：ηr是實測值求得的熱效率，ηm是模型預測的熱效率；N為實際輸出功率，Nexp為由實測值T6求得的理論輸出功率；Gf是實際燃油流量，Gfm是理論輸出功率對應的理論燃油流量；Hu是燃油低熱值。熱效率比Rte的下降反映了燃氣輪機部件內部的性能退化。

1.2 氣路部件性能退化指標

1.2.1 退化因子

參考氣路故障診斷中故障因子[18]的定義，本文引入退化因子的概念。如圖2所示，燃氣輪機在正常狀態點A的某部件工作特性為xA=f(yA)，其中xA=(x1,x2,…,xn)T為該部件的特性參數，yA=(y1,y2,…,ym)T為可測的工作參數。

當燃氣輪機的某一特性或某些特性發生性能退化時，燃氣輪機的工作點將發生變化。如果發生變化的特性是由其它部件的特性變化引起，而自身特性未發生變化，則新的工作點將只沿正常特性線(曲線1)移動。如果該部件自身特性也發生了變化，則其工作點將移動到圖中的B點。變化了的真實的部件特性線(圖中曲線2)是不知道的，但可以通過將曲線1特性線平移至B點(即曲線3)而完成性能退化評估任務。

燃氣輪機性能退化后，部件性能參數會因自身部件尺寸變化而變化，也會因其他部件尺寸變化而重新匹配后變化。部件特性參數的變化有三部分：

(9)

1.2.2 喘振裕度

在運行過程中，應保證燃氣輪機的工作點離壓氣機喘振工作線有足夠距離，以保證有足夠大的穩定裕度，即喘振裕度(surge margin)，其定義式為：

(10)

式中：π0、G0為工作點的壓比和流量，πs、Gs為對應的等轉速線與喘振邊界線的交點的壓比和流量。

1.2.3 熱電偶溫度分散度

在低壓渦輪出口處周向布有16個熱電偶溫度傳感器。熱電偶溫度分散度為熱電偶讀數之差。定義熱電偶溫度1#分散度S1為熱電偶最高讀數與最低讀數之差，2#分散度S2為熱電偶最高讀數與次低讀數之差，3#分散度S3為熱電偶最高讀數與第3低讀數之差。熱電偶溫度分散度允許值為Sa，它是熱電偶平均值和低壓壓氣機出口溫度的函數，即

(11)

通過比較S1、S2和S3(下文統稱S)和Sa，可綜合反映燃燒室燃燒部件、燃料供給系統和高壓渦輪靜葉等的狀態[19]。當分析同一工況時，負荷保持定值，則S只與燃燒室燃燒情況、燃料供給系統、渦輪氣流通路和環境溫度有關。為消除環境溫度T0的影響，定義折合分散度為

Sc=S/θa

(12)

式中：θ=T0/288.15，a即式(1)中的a值。

1.3 滑油系統性能退化指標

(1) 滑油污染和衰敗指標：污染度、粘度、含水量、氧化水平、光譜污染元素濃度、光譜添加劑元素濃度等。

(2) 燃氣輪機磨損指標：光譜金屬磨粒濃度、光譜金屬磨粒濃度變化梯度、PQ指數、直讀鐵譜DL和DS值、磁性金屬屑信號等?？煞从橙細廨啓C內部軸承、齒輪等部件的磨損情況。

(3) 滑油濾器壓差。壓差下降表明旁通狀態或需要更換濾器。

1.4 結構振動指標

(1) 振動速度有效值。在壓氣機、動力渦輪機匣上裝有在線振動加速度傳感器，可實時測量對應部件的振動速度有效值，反應相應部件的振動烈度。

(2) 臨界轉速。當轉子轉動時，會出現橫向干擾，在某些轉速下還會引起系統強烈振動(即共振)，出現這種情況時的轉速就是臨界轉速。臨界轉速的大小與軸的結構、粗細、葉輪質量及位置、軸的支承方式等因素有關。隨著燃氣輪機的使用，葉片質量會因磨損、斷裂或結垢而發生變化，軸承也可能會出現疲勞磨損，故而高壓軸和低壓軸轉子的臨界轉速會發生變化。

2 性能退化指標的計算與閾值的確定

2.1 數學模型與回歸分析

利用壓氣機、渦輪特性曲線擬合建立部件特性關系式，結合部件進出口截面參數關系方程、流量連續方程、功率平衡方程等部件匹配關系式，在一定的控制條件下建立數學模型，由式(13)描述，得相同環境和控制條件下的健康期望值，與實際值比較進而可求取熱損失指標等整機性能退化指標。各整機性能退化指標可經數據平滑處理后，回歸分析求得其變化趨勢。具體可參考文獻[21]。

F(T0,P0,Gf,n1,nh,T6,T7,P2,P3,P6,P7,N)=0

(13)

2.2 統計三限值法

在沒有相關標準的情況下，指標的閾值如熱電偶溫度分散度、滑油磨損濃度和梯度閾值可以由統計三限值法求得。

警告閾值：

(14)

異常閾值：

(15)

2.3 小偏差法

退化因子可采用小偏差法求解。由燃氣輪機健康數學模型，即式(13)，通過特性線平移的方法引入退化因子構建退化模型，取小偏差可得

(16)

(17)

(18)

2.4 卡爾曼濾波

卡爾曼濾波算法是基于燃氣輪機退化數學模型轉化而得的狀態空間模型，即部件特性方程和參數聯系方程組經某方法(如小擾動法[23])轉化為狀態更新方程Ft和測量方程Ht，如式(19)所示，進而利用線性或非線性卡爾曼濾波遞推公式求解。

(19)

式中，x(t)為退化因子和狀態參數向量，u(t)為控制參數向量，y(t)為測量參數向量，w(t)為狀態噪聲，v(t)為測量噪聲。設計好狀態和噪聲初始值，結合實測數據，該方法可實現對效率、流量等退化因子的實時評估。具體方法可見參考文獻[24]。

3 實例分析

某船用三軸燃氣輪機歷時2年多進行了2 000 h性能退化試驗，期間在595 h、986 h、1 274 h進行了三次水清洗。監測參數有環境溫度T0、大氣壓力P0、低壓軸轉速n1、高壓軸轉速nh、PT轉速npt、LC出口壓力P2、HC出口壓力P3、LT出口壓力P6、LT出口溫度T6、PT出口溫度T7、輸出功率N、燃油流量Gf等。下面以氣路數據進行分析，以下數據均取自額定功率工況。

3.1 整機性能指標計算

由燃氣輪機數學模型求得排溫裕度Megt、熱損失指標Ihl、功率不足指標Ipd、額外熱功比Reh、熱效率比Rte分別如圖3～圖7所示。0～595 h、624～986 h、995～1 274 h和1 348～1 856 h四個時間段Ihl、Ipd和Reh均呈逐步上升趨勢，Megt和Rte呈逐步下降趨勢。

由圖3～圖7可知每經一次離線清洗，燃氣輪機的性能就會明顯得到恢復，而隨后的運行中性能會逐漸下降?？芍x線清洗可以改善結垢等引起的性能退化水平。

3.2 熱電偶溫度分散度計算

圖8顯示了額定工況下折合分散度S1c、S2c、S3c在2 000 h內的變化趨勢，并用三限值法計算了S1c的警告和異常閾值。圖8最上方虛線是由式(11)求得的允許分散度Sa。S1c、S2c、S3c均未超過允許分散度Sa。異常閾值接近于Sa。在300～480 h時間段S1c接近警告閾值。可知在未知相關標準的情況下，三限值方法能有效提出警告和異常預警。

3.3 影響系數矩陣求解

表1 影響系數矩陣

3.4 卡爾曼濾波求退化因子

X(k+1)=X(k)+W(k)
Y(k)=HX(k)+V(k)

綜合圖9和圖10可知，LC流量最大退化量約為7%，HC流量最大退化了約11%，HC要比LC流量退化得嚴重。第二次清洗LC和HC流量退化因子均明顯增加，說明第二次清洗對壓氣機流量退化修復效果較好，第一次和第三次清洗修復不明顯。

4 結束語

本文從燃氣輪機整體性能、氣路部件、滑油系統、結構振動等方面，較為全面地構建了燃氣輪機性能退化指標體系。提出了構建數學模型、統計三限值法、小偏差法和卡爾曼濾波等退化指標的求解和分析方法，并進行了實例分析。為進一步開展燃氣輪機性能退化狀態評估構建了基本框架。實例分析表明：

(1) 排溫裕度、熱損失指標、功率不足指標、額外熱功比和熱效率比等指標可以有效反應燃氣輪機整機的性能退化情況，對結垢和清洗前后的性能變化反映比較直觀。

(2) 熱電偶分散度反映燃燒室燃燒部件、燃料供給系統和高壓渦輪靜葉等的狀態，三限值方法能有效提出警告和異常預警。

(3) 退化因子是因退化導致部件性能特性發生變化的部分。在引入退化因子建立退化模型后，經小偏差法求得退化系數矩陣，進而利用卡爾曼濾波方法可求得退化因子的實時變化，便于開展退化狀態評估。