重型燃氣輪機結構完整性分析

束國剛， 陳 堅， 張曉毅， 范 瑋， 宋志強， 魏澤明， 吳 宏

(中國聯合重型燃氣輪機技術有限公司， 北京 100016)

符號說明：

σa——應力，MPa

T——溫度，℃

N——應力梯度下的低周疲勞壽命

?σ——應力梯度，MPa

N0——不考慮應力梯度的低周疲勞壽命

燃氣輪機的結構完整性主要指在設計要求的使用期限內，燃氣輪機結構的強度、剛度(變形)、振動、疲勞、蠕變、氧化/腐蝕、裂紋擴展和熱障涂層失效等滿足燃氣輪機設計壽命要求，在保證燃氣輪機功能和性能的前提下確保結構的可靠性和安全性。重型燃氣輪機尺寸大、檢修間隔時間長，在研發及驗證階段涉及機械設計、流體力學、傳熱學、材料、固體力學和振動等多學科，各部件之間存在復雜的多學科耦合，結構完整性分析與驗證作為重型燃氣輪機設計研發過程中的重要組成部分，直接關系到重型燃氣輪機運行的可靠性、安全性以及市場競爭力。

長期以來，對于重型燃氣輪機設計、制造、試驗及后期維護等尖端技術，德國西門子、美國通用電氣和日本三菱等少數公司有深入研究，目前以中國聯合重型燃氣輪機技術有限公司(以下簡稱中國重燃)為代表，國內正在逐步形成重型燃氣輪機材料研發、產品設計、制造和試驗體系。

為設計制造出符合市場需求的燃氣輪機產品，需要借鑒和對標國際主流燃氣輪機設計制造商的研發體系，形成自主研發的設計流程和方法，構建燃氣輪機結構完整性分析和驗證的體系。筆者首先簡要介紹了燃氣輪機研發及結構完整性分析的基本流程，闡述了燃氣輪機結構的主要失效模式與損傷機理；對標國際主流燃氣輪機設計制造商，系統性地介紹了燃氣輪機主要部件結構完整性分析的內容和任務、燃氣輪機結構完整性分析的試驗驗證方法，分析了某商業機組事故原因，論證了燃氣輪機結構完整性分析在確保燃氣輪機可靠性和安全性方面的關鍵作用。

1 結構完整性分析流程

重型燃氣輪機研發需要結合市場需求，并且需要具備市場競爭力。在產品設計之初，首先，開展市場需求分析，掌握重型燃氣輪機的運行壽命、運行環境及產品特點，評估不同重型燃氣輪機產品競爭力，估算運營成本等。其次，根據市場需求分析結果，制定新設計重型燃氣輪機的整機規范，并逐級分解為部件規范和零件規范，明確其運行條件、性能參數、商業策略、檢修間隔、成本控制要求及部件壽命設計要求等。由于重型燃氣輪機在實際運行過程中的運行模型和運行環境不同，因此需要依據零部件的損傷機理，將復雜多變的實際運行工況簡化為具有代表性的設計點工況和非設計點工況。最后，開展結構設計、二次空氣系統分析、傳熱分析和結構完整性分析等工作，對零部件進行壽命評估，通過迭代設計使得零部件滿足設計標準以及功能和壽命要求。研發流程如圖1所示。

圖1 燃氣輪機產品研發和壽命評估流程

完成重型燃氣輪機產品設計和制造后，首先需要在試驗電站上對試驗機組開展性能測試和可靠性初步驗證，然后在商業運行中對所設計的重型燃氣輪機可靠性和壽命進行最終驗證。

2 零部件的失效模式與損傷機理

2.1 主要失效模式

為了確保燃氣輪機結構完整性滿足部件設計壽命要求和安全運行，根據燃氣輪機部件的失效模式，壽命設計要求必須轉化為與失效模式及損傷機理相對應的設計標準。

燃氣輪機的主要失效模式包括：(1) 零部件在局部高應力下發生脆性斷裂；(2) 高溫高應力下的蠕變變形和蠕變斷裂；(3) 循環載荷下發生的高周疲勞(HCF)、低周疲勞及疲勞斷裂；(4) 局部接觸面的磨損與微動疲勞斷裂；(5) 高溫下的金屬氧化與腐蝕；(6) 由于熱端部件的熱障涂層脫落而導致的局部過熱等。

在重型燃氣輪機實際運行中許多故障是由于設計不當或多種因素綜合作用下而導致的意外失效，這種失效形式不包括在正常的結構完整性分析流程中。

2.2 低周疲勞

低周疲勞和熱-機械疲勞是燃氣輪機的主要損傷機理之一，決定了整機或部件的起停次數。

疲勞載荷主要由熱應力或應變以及機械應力或應變組成。對于靜子部件，氣體壓力引起的應力為主要機械應力，但通常遠低于由溫度梯度引起的熱應力；對于旋轉部件，由離心力引起的機械應力是疲勞載荷的重要部分。

若使用熱-機械疲勞數據評估一個零部件熱-機械疲勞壽命，需要根據最高與最低循環溫度以及溫度與應變之間的相位關系盡可能地模擬零部件的疲勞狀態，還需要大量的材料試驗數據和仿真計算。因此，燃氣輪機的熱-機械疲勞壽命評估通常采用等溫低周疲勞數據進行，也就是將變溫的熱-機械疲勞等效為一個等溫的低周疲勞。不同的燃氣輪機制造商對等溫低周疲勞所用的參考溫度(等效損傷溫度)有不同的定義，甚至對于同一型號燃氣輪機不同部件的參考溫度也會根據材料數據的置信度、部件在運行中的溫度變化范圍以及熱載荷與機械載荷變化特征采用不同的定義，以兼顧結構安全性和經濟性。需要強調的是，低周疲勞分析時使用等效損傷溫度代替零部件的瞬態溫度是疲勞壽命評估存在偏差的主要因素之一。

低周疲勞分析主要是針對疲勞裂紋萌生階段，包含以下3個分析步驟：

(1) 溫度場的計算。對于轉子或厚壁結構，瞬態起動和停機過程中的溫度梯度和應力較大，需要計算起動、穩態和停機過程中的瞬態溫度場。對于熱慣性較小的部件，如空心葉片、靜葉或燃燒室火焰筒，計算穩態溫度場即可。

(2) 考慮溫度載荷和機械載荷，進行應力與應變計算。

(3) 確定整個加載周期內的應力與應變幅以及等效損傷溫度，并與低周疲勞數據或者熱-機械疲勞數據進行比較，計算疲勞裂紋萌生時的低周疲勞次數，必要時應進一步開展斷裂力學分析。

2.3 疲勞斷裂

為了開展損傷容限設計，需要進行斷裂力學分析。斷裂力學分析主要是為了評估零部件在循環載荷下的最大許用裂紋長度(即臨界裂紋尺寸)，從而保證部件的安全運行；也可以評估出達到最大允許裂紋尺寸時，裂紋擴展可達到的循環次數，并且可以確定部件安全檢查間隔時間。

工程設計中，疲勞斷裂分析一般采用一維的線彈性斷裂力學分析方法，必要時則需要進一步采用三維斷裂力學分析方法。需要注意的是，一維線彈性斷裂力學計算精準度遠低于低周疲勞壽命分析精準度；為獲得準確的疲勞斷裂壽命，則需要采用三維斷裂力學分析方法，但此時需要大量的有限元建模和耗時的計算工作。

2.4 高周疲勞

高周疲勞壽命分析一般使用海格(Haigh)圖或古德曼(Goodman)圖進行分析。以海格圖為例，其中持久極限與溫度相關：在低溫時，持久極限與時間無關，一般取材料的疲勞極限(>107循環次數)；在高溫時，持久極限與時間有關，一般取材料的蠕變強度(如30 000 h持久強度)。此外，其許用動應力與平均應力有關。在存在裂紋情況下，如果發生高周疲勞時部件將會迅速斷裂，因此必須避免在高周疲勞條件下的裂紋擴展，并且將產生初始裂紋或裂紋擴展閾值作為高周疲勞失效判斷的準則。

2.5 蠕變與應力松弛

長期運行在高溫高應力作用下，零部件會發生蠕變變形或斷裂。燃氣輪機運行時間通常為15～25 a，意味著除了運維中需要更換的燃燒室部件和透平葉片等高溫部件外，其他零部件的蠕變壽命設計要求為96 000～144 000 h，而燃燒室和透平高溫部件的蠕變壽命通常要求為24 000～48 000 h。

針對旋轉部件，由離心力和氣動壓力等機械載荷引起的一次應力，將會導致零部件發生較大的非彈性變形，從而發生蠕變斷裂。對于靜子部件，由溫度梯度引起的熱應力屬于二次應力，在熱應力的作用下靜止部件會出現應力松弛現象。在停機過程中，由于已經累積了較大的蠕變，零部件將會產生較大的殘余應力或者變形。因此針對旋轉部件，使用一維評估方法，比較零部件的一次應力和材料的持久強度，避免發生蠕變斷裂；當需要較精確的蠕變損傷評估時，則需要開展三維的黏塑性有限元分析，對其局部蠕變應變和蠕變變形進行評估。

2.6 熱障涂層剝落

熱障涂層剝落是燃氣輪機高溫部件典型失效模式。熱障涂層一旦剝落，涂層下面的金屬表面直接暴露在熱環境中，會導致熱疲勞開裂、蠕變變形和燃氣腐蝕等后續損傷。熱障涂層剝落的主要原因包括黏結層的氧化層過厚和熱障涂層熱疲勞開裂等因素。因此，在設計中需要考慮的重要參數包括黏結層和陶瓷層的厚度、黏結層溫度以及噴涂表面的曲率等因素。燃氣輪機設計過程中，可以通過限制熱障涂層表面和黏合涂層的溫度值以及熱障涂層應變值，避免熱障涂層剝落。

2.7 磨損與微動疲勞

在循環載荷作用下，當相互接觸的燃氣輪機部件發生相對移動時，就可能會產生磨損損傷或微動疲勞裂紋萌生與擴展。磨損引起的損傷機理是接觸部件的1個或2個材料的損失。磨損損傷的結果是局部弱化甚至是帶有隨后開裂的缺口[1-3]。磨損損傷多由結構振動/高周疲勞載荷驅動產生。影響磨損損傷的主要參數有材料、溫度、接觸壓力、振動或循環載荷頻率。

磨損與微動疲勞評估通常需要根據試驗測試值來進行。磨損試驗需要選擇合適的材料配對，并在試驗中測試其最低的材料損耗。在振動臺上通過測量可以得到部件磨損行為和動力學特性，如果部件發生共振，其磨損損傷可能會顯著增強，在振動臺開展相關測試時，需要將部件的固定方式接近真實燃氣輪機安裝條件。針對磨損故障，通常以材料損耗情況作為判斷依據，如壁厚減薄的百分比等。

2.8 氧化與腐蝕

熱端部件在高溫燃氣的作用下發生氧化或腐蝕，其損傷的特征包括材料損失和微觀組織變化等，材料的老化將會導致其承力能力下降甚至喪失。當燃料中含有一些化學元素(如硫)時，將會加劇損害熱端部件的氧化和腐蝕情況。

燃氣輪機轉子和冷端結構件雖然不直接暴露在高溫燃氣中，但是依舊會發生腐蝕。如在燃氣輪機冷卻后，水分將會沉積在部件上，根據金屬的化學成分以及水分中的鹽含量和氧含量，將會形成銹膜或局部腐蝕坑。點蝕導致局部銹蝕，降低零件的低周疲勞強度和裂紋萌生閾值。腐蝕與氧化相關的其他壽命問題是應力腐蝕開裂和應力加速晶間腐蝕，在應力、材料和腐蝕環境的共同影響下，裂紋萌生和擴展。

在重型燃氣輪機設計中需要考慮材料氧化與腐蝕的厚度以及氧化膜生長與剝落機理，常用的評估方法是計算金屬溫度并與材料氧化與腐蝕厚度曲線進行比較。

2.9 非設計點工況下壽命敏感性

針對非設計點工況，燃氣輪機部件的溫度與設計工況溫度會有偏差。燃氣輪機部件的幾種主要失效模式都與溫度相關，因此可以使用一維壽命分析模型對其壽命(蠕變、低周疲勞與氧化)變化進行初步評估。以高溫透平葉片為例，幾種失效模式對平均溫度變化量(ΔT)的敏感度如圖2所示，在相同的平均溫度變化量下，蠕變壽命的變化最為敏感。需要強調的是，在設計中充分考慮非設計點工況下燃氣輪機結構各類損傷累積的敏感性是保證燃氣輪機結構可靠性和安全性的重要措施。

圖2 平均溫度變化對壽命的敏感性曲線

3 結構完整性分析要求

結構完整性分析工作任務包括針對燃氣輪機主要失效模式，分析其零部件是否在設計要求的運行時間和起停次數范圍內能安全正常地工作, 即開展國際標準化組織(ISO)定義的燃氣輪機標準工況和非設計點工況下零部件的結構完整性分析，特別是壽命評估是否滿足設計指標要求；需要基于試驗測試數據和現場運行經驗，對壽命模型進行驗證；對現場運行出現的問題進行技術支持，如剩余壽命預測；對結構設計相關內容進行技術支持，如壁厚和涂層厚度限制；對制造過程中的不符合項進行處理。下面以壓氣機葉片、透平葉片、轉子和氣缸為例，介紹各部件結構完整性分析的要求和任務。

3.1 壓氣機結構完整性分析

壓氣機結構完整性分析流程如圖3所示。首先對壓氣機動葉進行有限元分析，包括靜態分析和動態分析，獲得靜態載荷下的應力分布和振動坎貝爾(Campbell)圖。根據坎貝爾圖判斷頻率避開率是否合格，若不合格則調整葉型并進行氣動優化和計算流體動力學(CFD)分析，直至氣動設計和振動分析合格。振動頻率合格后，進行高周疲勞壽命分析。將靜態應力和動應力作為輸入，在古德曼圖中評估其高周疲勞壽命。同時，開展部件測試以驗證結構完整性，若不合格則返回并調整葉型，直至高周疲勞壽命合格。高周疲勞壽命合格后開始整機測試，驗證最終結果，確認設計合格。

圖3 壓氣機結構完整性分析流程

壓氣機葉片靜強度分析是分析在各種載荷作用下葉片的受力狀態。壓氣機動葉在工作過程中承受離心力和氣動力等多種載荷的作用。離心力對葉片主要產生徑向拉力，氣動力施加在葉片上表現為切向力和軸向力，進而對葉片根部圓角部位產生氣動彎矩。

在設計過程中，為減小動葉根部圓角部位的應力，可以通過離心力彎矩平衡氣動力彎矩。當動葉質心與葉型根部圓角部位在周向上存在一定偏差時，動葉離心力會對動葉根部圓角部位產生一個彎矩。當質心偏差方向與氣動力方向相同時，離心力產生的彎矩方向與氣動力彎矩相反，達到相互抵消的作用，從而減小根部圓角部位應力。

壓氣機動葉在各種力的作用下會產生變形，這就導致產品狀態和工作狀態下的葉型存在差異，即冷態葉型和熱態葉型。在壓氣機葉片設計過程中，通過三維有限元分析獲得葉片變形量或葉型角度變化量，不斷迭代反算，最終通過修正獲得冷態(產品狀態)的葉片。

壓氣機葉片振動包括氣流引起的振動和機械振動，其中氣流引起的振動包括強迫振動(共振)和氣彈不穩定性問題，氣彈不穩定性問題主要指顫振和失速喘振。

對于強迫振動問題，需通過振動分析識別葉片的共振點，要求在額定轉速附近不發生共振，并具有足夠的避開裕度。振動分析結果通過坎貝爾圖的形式呈現，其中需要考慮的激振源包括上、下游葉片數和葉片數之差以及低階激振力。

對于壓氣機葉片，顫振是指非線性效應導致的自激振動。一般情況下，葉片傾向于以小振幅的固有模式振動，非穩態氣動力加載到葉片上導致葉片變形，葉片受到氣動力從而獲取能量，當葉片的機械阻尼不能消耗所吸收的能量時，初始的小振動就會放大，從而發生顫振。根據顫振發生的氣動條件，顫振可分為亞音失速顫振、堵塞顫振、跨音失速顫振和跨音非失速顫振4類[4]。

除了葉片本身的振動問題，還需分析外部激振力的影響，減小葉片振動失效風險。為了避免壓氣機下游葉片對上游葉片的激勵作用引起的振動失效，需考慮壓氣機軸向間隙大小。壓氣機上下游葉片軸向間隙減小，尾流摻混減弱，效率增加，但是下游葉片對上游葉片的擾動增強。太小的軸向間隙可能會導致葉片激振增強[5]，因此壓氣機葉片設計時應考慮合適的軸向間隙，兼顧氣動性能和振動安全要求。

壓氣機葉片振動分析完成后，需通過古德曼圖評估其高周疲勞分析，根據靜載荷計算獲得的靜應力，在古德曼圖中確定允許的最大動應力。進而考核計算的動應力或試驗監測獲得的動應力是否滿足要求，評估高周疲勞失效的風險。

3.2 透平結構完整性分析

透平部件的結構完整性分析主要是為了保證透平部件在檢修周期內具有足夠的設計壽命。透平部件結構完整性分析的基本流程如圖4所示：基于計算得出的金屬基體溫度場分布，開展一維、二維和三維應力場分析，并對金屬基體和涂層壽命開展壽命評估；根據熱電偶測溫或示溫漆試驗以及燃氣輪機現場經驗修正傳熱分析模型，并基于新的溫度場再次開展壽命迭代分析。

圖4 透平部件壽命分析流程

在燃氣輪機不同設計階段，透平部件的結構完整性分析內容也不相同。在概念設計階段，重點是開展方案的設計迭代，一般使用一維分析方法進行靜強度校核。在詳細設計階段，需要采用三維(或二維)壽命分析方法開展詳細的壽命分析和校核工作以及振動強度校核計算。

一維分析重點是開展圍帶、葉根和葉身等關鍵位置在不同工況下的靜強度校核。采用基于梁理論的簡單一維方法獲得葉片的質量、徑向平均金屬溫度分布和徑向平均應力分布的信息，并開展應力優化，氣流彎應力根據葉片傾斜的離心應力進行優化，以達到一次應力最優的情況。

三維(或二維)壽命分析則需要開展動力學評估、低周疲勞壽命分析、斷裂力學分析、蠕變壽命評估、葉片及涂層的氧化壽命評估以及熱障涂層壽命評估等。

針對透平葉片，需要開展動力學評估，以避免高周疲勞失效。針對低頻的激振源和激振頻率，在設計中葉片的固有頻率滿足避開率設計要求；針對上下游靜葉等帶來的高頻激振力，動葉的固有頻率也需要保持一定的避開率；針對葉片的顫振，可以使用一維分析方法對其風險進行評估，必要時需要使用三維流固耦合的分析方法。當葉片發生共振時，可以使用古德曼圖或海格圖對其動應力進行校核，同時還需要對其磨損情況進行校核和評估。

透平部件的疲勞壽命評估通常使用線彈性分析方法進行三維有限元應力計算，可以根據局部應力與應變結果開展低周疲勞壽命分析，以獲得疲勞裂紋萌生的次數。但是對于應力集中位置(如樅樹型葉根)，直接采用峰值應力計算則會過于保守，可采用考慮應力梯度的壽命分析模型[6]，對其低周疲勞壽命進行分析。針對冷卻孔等結構，為避免網格過多，在有限元分析過程中可以忽略冷卻孔結構，低周疲勞壽命分析時則使用應力集中系數和名義應力作為應力輸入。針對靜子部件，比如透平靜葉，則需要進一步進行斷裂力學分析，可以允許部件存在一定長度的裂紋。對于旋轉部件，比如透平動葉，不同的燃氣輪機制造商會根據自身設計和運維經驗判斷是否允許動葉在一定范圍內存在裂紋擴展。

透平部件的蠕變壽命需要對其蠕變斷裂強度和局部蠕變應力進行分析，主要采用三維有限元蠕變分析，保證在設計壽命期間其局部蠕變應變和葉片蠕變變形在設計范圍之內。隨著機械載荷的增加和金屬溫度的升高，蠕變損傷會加速。因此，一個良好的設計中應防止葉片的蠕變損傷進入加速蠕變階段。

通常，金屬基體和抗氧化涂層的氧化厚度只是溫度和時間的函數。為了保障零部件的可靠性，需要確保抗氧化涂層和金屬基體在設計壽命內，兩者的氧化厚度低于設計允許值。

對于帶熱障涂層材料，需要對其剝落壽命進行評估，包括檢查黏結層的最小厚度、葉片曲率大位置的熱障涂層厚度、運行過程中的最大許用應變值、黏結層溫度和涂層燒結溫度等，以避免涂層提前剝落。在設計過程中還需要考慮異物損傷引起的熱障涂層脫落。熱障涂層裂紋由基材和黏結或覆蓋涂層的變形不匹配導致的，在滿負荷運行時，涂層表現出韌性，在室溫下涂層變脆。如果在停機期間，涂層達到一定的應力或應變極限，則會發生脆性涂層開裂。

針對透平部件的壽命預測，邊界條件、材料數據、有限元模型、壽命安全系數以及實際燃氣輪機運行差異等因素會對預測壽命造成一定的不確定性。因此透平部件的實際壽命會通過試驗機組的試驗校核溫度分布和實際燃氣輪機現場運行經驗來驗證。

3.3 轉子和氣缸結構完整性分析

轉子及氣缸零部件(特別是排氣缸)在燃氣輪機長期運行過程中承受較高溫度，易發生蠕變從而產生蠕變應變和蠕變變形。為了防止燃氣輪機在運行期間轉子和氣缸零部件發生蠕變斷裂，通常根據材料的蠕變方程在穩態溫度場作用下開展蠕變分析，考核蠕變應變，防止蠕變進入加速蠕變階段。同時為了防止燃氣輪機在運行期間由于零部件的蠕變變形而發生碰摩，在整機間隙設計中需要提取蠕變變形，將其作為設計輸入或限制零部件的蠕變變形量。

燃氣輪機在運行期間頻繁起停，在循環載荷作用下易發生疲勞開裂，通常用基于標準試樣的材料低周疲勞參數開展低周疲勞壽命分析。通常材料的低周疲勞試驗采用應變控制方法，在測試載荷下降2%～5%時即可認為疲勞裂紋萌生[7]。一般采用標準試樣的低周疲勞試驗測出的疲勞裂紋深度小于1 mm[8]。

基于光滑試樣的材料疲勞參數開展燃氣輪機轉子的低周疲勞壽命評估時，轉子局部缺口處的低周疲勞壽命計算值往往過于保守。由于缺口處應力梯度較大，因此為了計算出較為準確的低周疲勞壽命，會開展缺口試樣的低周疲勞試驗，用于修正采用材料的標準疲勞參數計算出的低周疲勞壽命。應力梯度下的低周疲勞實際壽命總是高于標準疲勞參數計算出的壽命值[6]，如圖5所示。

圖5 某材料帶應力梯度下循環壽命與標準循環壽命的對比

不考慮應力梯度下低周疲勞壽命評估如下：

N0=f(σa,T, 低周疲勞材料參數)

(1)

轉子應力梯度下壽命增強因子為：

(2)

通常會將轉子、氣缸零部件低周疲勞計算壽命與實際燃氣輪機現場運行經驗進行比較驗證，例如某F級燃氣輪機某氣缸的低周疲勞計算壽命(疲勞裂紋萌生壽命)較高，但在現場運行后發現該氣缸產生裂縫，值得注意的是氣缸上裂紋萌生并不意味著使用壽命的結束，通常使用壽命是疲勞裂紋萌生壽命疊加疲勞裂紋擴展壽命。針對氣缸上裂縫破裂帶來的漏氣風險，可以通過在線監測以及焊接維修來降低風險。

在循環載荷的作用下，當相互接觸的燃氣輪機部件相對移動時，特別是相互接觸的轉動零部件，例如轉子輪盤槽與動葉根部、拉桿轉子相鄰輪盤、拉桿與輪盤等，在接觸面區域是可能發生微動疲勞裂紋萌生與擴展的[2]。各大燃氣輪機廠商并未建立能較好地預測微動疲勞裂紋萌生的評估準則，但是根據實際經驗，通過合理設計限制兩接觸面上的平均擠壓應力可以有效降低微動疲勞裂紋萌生的風險。在不需要考慮蠕變影響的溫度范圍內，可以認為設計允許的最大接觸面平均擠壓應力大約為50%～70%的屈服極限。

3.4 壽命設計準則

3.4.1 通用流程與準則

燃氣輪機各部件的壽命設計準則必須保證部件壽命有足夠的安全裕度。當一個部件有一種或幾種損傷機理，或者當它對其他部件造成風險，或者當它不再能夠發揮其功能時，就達到了部件的使用壽命。但是，產品真實壽命結束通常無法量化準確描述，任何一種壽命評估方法的精度水平都不允許部件在實際運行中工作至失效才結束。相反，零部件的設計壽命應與真實壽命有一個合理的安全裕度，這在設計準則或者計算過程中應予以考慮。安全裕度的大小取決于相應部件損壞的后果，對燃氣輪機安全風險影響大的部件需要足夠大的安全裕度，對安全風險影響小的部件可以減小安全裕度。

在設計開發階段，部件壽命設計與評估通過多步驟流程進行。在這個過程中，隨著評估精準度的提高，評估工作量會越來越大，保守性也會逐步降低。如果一個壽命評估，可以通過一個簡單保守的準則(比如簡化的一維公式)校核，不需要進行后續的評估，那么就可以節省時間和成本。如果第一步簡單準則校核不通過，這并不能說明該部件不滿足最終壽命要求，因此評估流程需要考慮提高評估方法的復雜程度，降低預設條件的保守性，從而提高評估的精準性。在大多數情況下，使用第一步校核僅能表明在經驗范圍內，該部件所需的壽命能夠得到保證，但無法從這種方法中獲得比較確切的壽命數值。相對準確的壽命評估只有在后幾個步驟中才能獲得。

3.4.2 各部件的壽命設計要求

高溫部件和轉子的設計壽命要求不同，存在差異的主要原因是當前燃氣輪機溫度水平下，高溫部件的設計壽命無法滿足4次大修所需的間隔時間。另一個區別在于如何處理結構裂紋的擴展，比如對于透平和壓氣機動葉，裂紋產生決定了其部件壽命的終結，即動葉要求其不發生裂紋擴展；而對于靜葉片和燃燒室內襯等靜態部件，裂紋是可以接受的，并且可以將一定量的低于臨界裂紋尺寸的裂紋擴展包含在壽命設計過程中。對于采用高溫合金鋼的轉子，裂紋擴展也可以包含在壽命設計中。與動葉相比，轉子壽命設計的差異是因為采用的轉子材料具有相當的韌性并具有高斷裂韌性和低裂紋擴展速率。這種材料特性與轉子檢修相結合，實現對裂紋擴展的風險可控，允許存在一部分的裂紋擴展壽命。

當前主流F級燃氣輪機透平壽命設計要求約為1 200次起停、24 000運行小時(OH)，即1次大修間隔時間。針對透平動葉，低周疲勞壽命設計不包括疲勞裂紋擴展壽命，即不允許疲勞裂紋擴展；針對透平靜葉，如果疲勞裂紋萌生壽命偏小，則低周疲勞壽命可疊加疲勞裂紋擴展壽命。燃燒室高溫部件壽命最小滿足1次大修間隔，可在第1、第2次大修間隔之間進行維修，即要求1 200次(24 000 OH)或2 400次起停(48 000 OH)；該部件的裂紋擴展壽命可以包含在設計壽命中。轉子設計壽命需至少滿足4次大修間隔，即達到96 000 OH以上；對于可修復的部位，要求滿足2 400次起停，對于不可修復的部位，要求滿足4 800次起停。裂紋擴展壽命可以包含在設計壽命中。氣缸設計壽命與轉子相當，即9 6000 OH以上，滿足2 400次起停，且裂紋擴展壽命包含在設計壽命中。

4 轉子與整機動力學分析

轉子動力學及整機動力學是結構完整性的一個重要組成。因其建模方式和分析方法的獨特性以及對燃氣輪機運行安全的重要性，轉子動力學及整機動力學分析需要著重描述。

為了保證重型燃氣輪機轉子安全穩定運行，需開展軸系轉子動力學分析，考核臨界轉速、不平衡響應以及扭振固有頻率。轉子軸系臨界轉速與額定轉速之間需具備足夠的避開率，通常臨界轉速避開率不小于10%；軸頸振動位移以及軸承座振動速度必須滿足國際ISO標準[9]。由于發電機并網運行時可能會發生電氣故障，因此還需考核電氣故障下軸系軸頸的剪切應力以及扭振疲勞壽命損耗，保證在極端工況下燃氣輪機能夠安全運行。

傳統的轉子動力學分析中通常對轉子模型進行一維簡化，將氣缸和支撐結構模型簡化為支撐參數，這樣就不能準確地預測轉子橫向振動頻率。為了準確預測轉子與氣缸支撐的動態特征，燃氣輪機設計時采用轉子和氣缸的詳細有限元模型開展整機動力學分析，進行模態分析以及不平衡響應分析，獲得振型圖、振動頻率、軸頸振動位移及軸承座振動速度等。在整機動力學分析模型中，轉子采用一維梁單元，并考慮結構阻尼；建立三維氣缸與支撐的裝配模型，靜葉和持環等氣缸內部零部件以質量點方式加載，在不影響計算速度的情況下采用更詳細的計算模型開展整機動力學分析，可以提高計算的準確性。

5 整機間隙設計

合理的間隙設計能保證燃氣輪機性能，也是結構完整性分析工作的一個組成部分，對燃氣輪機結構的可靠性和安全性有重要影響。

燃氣輪機在起動、運行、停機、再起動過程中，轉子與靜子零部件在離心力、熱及壓力等載荷作用下產生不同的變形，導致轉子與靜子之間產生變形差(即脹差)，且變形大小隨時間而變化，進而造成轉子與靜子之間的間隙在起停過程中不斷變化。

間隙設計的目的是為了設置足夠大的冷態間隙，確保燃氣輪機在運行期間靜子與轉動部件碰摩可控；同時獲得盡可能小的穩態間隙，以確保良好的整機性能。

為了設定合理的間隙，首先通過整機二維熱與結構分析獲得整機瞬態變形數據，計算出關鍵位置的瞬態軸向和徑向脹差，尋找機組運行過程最大脹差；然后疊加二維變形計算中未涉及因素影響，如制造裝配公差、氣缸與持環橢圓度、氣缸撓度和葉片三維變形修正等，并給予一定的設計裕度，從而得到機組安全運行所需的最小冷態間隙。

為了防止穩態工況下大徑向間隙影響整機性能，可采用以下措施：

(1) 在氣動設計方面，減小各級負荷系數，增加葉片的剛性，例如每級葉片數增多。

(2) 在結構設計方面，提高燃氣輪機零部件之間的對中，減小裝配公差；采用被動間隙控制，例如控制冷卻量和采用不同線膨脹系數的材料降低脹差。

(3) 在運行中控制碰磨，比如在調試過程中按設定仔細控制機器磨合過程以及噴涂立方氮化硼涂層。

(4) 采用主動間隙控制和特殊的葉頂輪廓設計等。

6 結構完整性試驗驗證

由于燃氣輪機零部件的完整性分析是在諸多假設以及簡化下進行的，無法考慮不同失效模式之間的相互影響，有些失效模式無法預測，而且錯誤的生命周期預測會對商業運行產生重大影響，因此燃氣輪機的試驗驗證是必不可少的。

非保守的結構完整性分析可能會使燃氣輪機機組產生事故停機，無法滿足可靠性和安全性的設計要求。過于保守的結構完整性分析可能導致零部件不必要的更換，延長研發周期，降低部件利用率。

在試驗條件下開展部件試驗測試周期短、成本相對較低，可以對比不同結構特性下的試驗結果，校驗結構完整性分析方法和工具。在真實現場條件下開展整機試驗，試驗周期長，作為結構完整性試驗驗證的最終步驟，可以對燃氣輪機可靠性和壽命進行驗證。如果在客戶商業機組上開展整機試驗則會帶來不可忽略的商業風險，因此通常在試驗機組上開展整機試驗。同時，將新設計的燃氣輪機與類似機組或早期機型的整機試驗進行對比，有助于驗證壽命評估工具，可開展統計學評估設計的優勢和劣勢。本節以壓氣機、燃燒室和透平葉片為例，介紹各部件試驗驗證的目的與方法。

6.1 壓氣機試驗驗證

重型燃氣輪機壓氣機會采用縮尺試驗件開展試驗，以驗證氣動性能和結構完整性結果。通過試驗，以一種經過驗證的設計為基礎開發新產品。縮尺壓氣機試驗件要求其馬赫數、雷諾數等無量綱參數與原尺寸壓氣機保持一致以及氣流速度和速度三角形保持一致，保證氣動相似。

在縮尺試驗中，壓氣機結構完整性參數也能保證一定的相似。試驗件所承受的離心力和氣動彎應力與原尺寸工況下受力基本相等。試驗件葉片頻率與原尺寸葉片頻率的比值約等于縮尺系數的倒數，但因試驗件轉速與原尺寸壓氣機轉速的比值為縮尺系數的倒數，可保證其振動坎貝爾圖基本相似。

在試驗過程中，可通過應變片和遙測裝置或葉尖計時(Blade Tip Time)測試系統監測試驗件葉片振動情況，獲得葉片振動應力、共振頻率和葉尖振幅等參數，為高周疲勞壽命分析提供試驗數據支撐，并驗證葉片是否存在共振風險。

6.2 燃燒室試驗驗證

燃氣輪機設計制造商通常需要在接近燃氣輪機機組運行條件下進行燃燒室部件試驗，以驗證壽命評估方法。圖6展示了某F級兩級環形燃燒室環保型燃燒器襯套部件試驗臺。該試驗主要包括以下內容：

(1) 襯套以及襯套側壁開展1 200次循環的壽命試驗。

(2) 側壁冷卻孔開展壽命試驗。

(3) 在循環載荷條件下測試不同磨損保護涂層，測量裂紋萌生壽命和裂紋擴展速率，并測量襯套殘余變形量。

(4) 根據測試結果對結構完整性分析和冷卻設計進行驗證，對傳熱分析進行標定，預測裂紋萌生壽命和裂紋擴展壽命，評估蠕變變形。

圖6 某F級環形燃燒室試驗臺及襯套結構示意圖

6.3 透平試驗驗證

針對透平部件的壽命驗證，由于長壽命的特點，一般通過試驗機組和商業機組的現場運行經驗進行驗證。

在試驗機組上開展透平葉片動頻試驗，以驗證其振動特性的可靠性，避免透平葉片發生高周疲勞失效。通過應變片和遙測裝置或者葉尖計時測試系統可以在燃氣輪機起停過程和滿負荷運行狀態下開展葉片的振動響應幅值監測，以獲得透平葉片在起停過程中的坎貝爾圖，并監測葉片的振動響應幅值。通過坎貝爾圖分析可以獲得透平葉片的共振轉速和共振頻率，從而驗證葉片是否存在共振的風險；通過振動響應幅值監測，能評估葉片的動應力幅值和高周疲勞失效風險。

在試驗機組中，通過測量透平部件溫度達到對葉片壽命修正和驗證的目的，具體流程如圖7所示。在試驗機組中，在透平部件中及燃氣通道中布置溫度測點或開展示溫漆試驗，可以獲得燃氣周向溫度不均勻度(ODTF)和徑向溫度不均勻度(RTDF)以及透平葉片自身溫度分布。根據試驗數據修正三維溫度場模型，可以進一步修正葉片等透平部件的壽命模型，以提高透平部件壽命預測的精準性。

圖7 透平葉片壽命驗證試驗流程

透平部件的實際壽命驗證需要在商業機組中進行，通過對長時間運行的商業機組透平葉片等部件的定期檢查和統計，以驗證透平葉片等部件的壽命是否滿足設計要求。

6.4 商業機組事故分析

即使國際上各大燃氣輪機制造廠商制定了完善的結構完整性評估體系，并通過了部件級甚至試驗機組的驗證，但商業運營的燃氣輪機機組事故仍時有發生。因此，需要對出現事故的燃氣輪機進行事故原因分析，以改進燃氣輪機設計。事故原因分析過程中需要結合事故現象和金相分析結果，對零部件失效形式進行初步判斷，從設計、制造、材料及使用等方面開展事故原因分析，并對相應的設計和制造規范進行改進。

以某F級重型燃氣輪機透平第三級動葉事故為例，在機組運行早期，出現了2次葉片斷裂事故，均發生在15%葉高位置，如圖8所示。通過對斷口位置進行檢查，發現斷口截面存在大面積的疏松(見圖9)，導致該截面承力面積減小，拉伸應力過大而使葉片斷裂。

圖8 某F級燃氣輪機透平葉片斷裂位置示意圖

圖9 某F級燃氣輪機透平葉片斷口截面示意圖

針對該位置的疏松缺陷，通過調研發現，鑄件供應商改變后，在透平葉片鑄造過程中，在疏松位置較敏感的位置調整了保溫棉厚度，從而導致葉身截面存在較大面積疏松；其次通過熱等靜壓工序，并未改善該位置的疏松情況；最后在射線檢查過程中，由于缺陷對射線檢查不敏感，導致未能及時發現缺陷。最終導致在燃氣輪機運行早期，透平葉片內部缺陷在循環載荷的作用下逐漸擴大而斷裂。

通過對事故原因調查和現場運行葉片的檢查，一方面重新修訂了葉片的驗收規范，采用高分辨率的電子計算機斷層掃描(CT)代替傳統的射線檢查，修訂了葉身許用的最大疏松值和疏松寬度；另一方面，通過改進鑄造過程中的保溫棉厚度改善鑄造質量。

7 結 語

(1) 重型燃氣輪機研發需要結合市場需求，最終具備市場競爭力，燃氣輪機研發流程必須兼顧技術先進性和成本經濟性。結構完整性分析是研發流程中至關重要的環節，影響燃氣輪機的可靠性和安全性。

(2) 基于斷裂破壞、蠕變與應力松弛、疲勞失效(低周疲勞、高周疲勞與疲勞斷裂)、磨損與微動疲勞、氧化與腐蝕、熱障涂層失效等失效模式，開展重型燃氣輪機結構完整性分析，確保滿足壽命設計要求。

(3) 重型燃氣輪機作為復雜系統，各零部件的失效模式和損傷機理具有十分復雜的偶然性，需要通過必要的部件試驗和試驗機組整機試驗來驗證燃氣輪機結構的可靠性及壽命。

(4) 由于燃氣輪機設計壽命長，即使通過試驗機組驗證的燃氣輪機結構，在商業運行中仍可能有事故發生。對事故原因的查找和分析是進一步更新、改進、完善燃氣輪機結構完整性分析方法的有效手段，是保證后續改進機型商業運行可靠性和安全性的必由之路。