周登極， 張會(huì)生， 蘇 明

（上海交通大學(xué) 燃?xì)廨啓C(jī)研究院，上海200240）

燃?xì)廨啓C(jī)因其質(zhì)量輕、體積小、功率大、起動(dòng)快、污染小、熱效率高、經(jīng)濟(jì)性好、可靠性高、壽命長等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于發(fā)電、分布式供能、天然氣管線驅(qū)動(dòng)和航空、艦船驅(qū)動(dòng)等方面，對(duì)保障國防與能源安全、改進(jìn)能源結(jié)構(gòu)和實(shí)現(xiàn)環(huán)境可持續(xù)發(fā)展具有重要意義［1］.

由于燃?xì)廨啓C(jī)的高可用性要求，其維護(hù)費(fèi)用較高，燃?xì)廨啓C(jī)的維護(hù)一直是制約其應(yīng)用規(guī)模擴(kuò)大的主要環(huán)節(jié).破題的關(guān)鍵則是基于傳感器技術(shù)及診斷技術(shù)的發(fā)展，將燃?xì)廨啓C(jī)的維護(hù)從目前定時(shí)維護(hù)轉(zhuǎn)變?yōu)橐暻榫S護(hù)［2］.

目前，國內(nèi)大規(guī)模應(yīng)用的燃?xì)廨啓C(jī)主要由國外原始設(shè)備制造商生產(chǎn)，可分為2類：航改輕型燃?xì)廨啓C(jī)（如LM2500、工業(yè)RB211、工業(yè)Spey等）和重型燃?xì)廨啓C(jī)（如MS9001F、V94.3等）.隨著產(chǎn)業(yè)規(guī)模的擴(kuò)大，國內(nèi)燃?xì)廨啓C(jī)應(yīng)用單位已建立了較為完善的維護(hù)隊(duì)伍與體制、備件采購及管理機(jī)制，能初步完成對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)輔助系統(tǒng)及冷端部件的維護(hù).開展熱端部件的壽命分析，合理規(guī)劃大修周期將是下一步工作的重點(diǎn)［3］.

燃?xì)廨啓C(jī)熱端部件的故障模式主要有蠕變、熱機(jī)械疲勞和涂層的高溫氧化，熱端部件的壽命受一種或多種故障模式制約.一般認(rèn)為機(jī)組負(fù)荷波動(dòng)較小、運(yùn)行工況較高的燃?xì)廨啓C(jī)熱端部件壽命受蠕變制約；機(jī)組負(fù)荷波動(dòng)頻繁的燃?xì)廨啓C(jī)熱端部件壽命受熱機(jī)械疲勞制約［4］.筆者針對(duì)蠕變對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片壽命的損傷建模，為燃?xì)廨啓C(jī)視情維護(hù)中大修周期的規(guī)劃提供依據(jù).

蠕變是指材料工作在高溫環(huán)境、遠(yuǎn)低于屈服強(qiáng)度的應(yīng)力環(huán)境下，隨著加載時(shí)間的延長緩慢地產(chǎn)生塑性變形的現(xiàn)象.隨著這種塑性變形程度的增加，在晶界形成微孔和裂紋，產(chǎn)生縮頸，設(shè)備實(shí)際受力面積減小而應(yīng)力加大，最終導(dǎo)致斷裂破壞.因此，對(duì)于燃?xì)廨啓C(jī)葉片而言，蠕變發(fā)生的程度是時(shí)間、葉片應(yīng)力和葉片溫度的函數(shù).

目前燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片的蠕變損傷評(píng)定多是通過集成壽命分析（Integrated Lifing Analysis），即通過性能仿真模型計(jì)算燃?xì)廨啓C(jī)在特定工作狀態(tài)下的熱力參數(shù)，再通過CFD 模型判斷葉片的溫度和應(yīng)力分布，進(jìn)而依據(jù)材料特性確定蠕變損傷［5－6］.應(yīng)用該方法指導(dǎo)維護(hù)工作時(shí)，將各狀態(tài)下的實(shí)際運(yùn)行時(shí)間轉(zhuǎn)化為等效運(yùn)行時(shí)間來確定維護(hù)周期.然而該方法未考慮運(yùn)行中燃?xì)廨啓C(jī)的健康狀況，且僅能對(duì)若干主要狀態(tài)進(jìn)行分析，故計(jì)算結(jié)果較為粗糙.因此，筆者建立了可考慮燃?xì)廨啓C(jī)健康狀況的性能仿真模型，基于該模型計(jì)算出的熱力參數(shù)通過葉片溫度模型和葉片應(yīng)力模型獲取葉片溫度與應(yīng)力，最終通過Larson－Miller參數(shù)計(jì)算葉片的蠕變損傷.該蠕變損傷評(píng)估模型可用來指導(dǎo)燃?xì)廨啓C(jī)的定時(shí)維護(hù)和視情維護(hù).

1 燃?xì)廨啓C(jī)性能仿真模型

燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片的溫度是開展葉片蠕變損傷評(píng)估的重要參數(shù)，然而此溫度無法通過傳感器直接測量，需要通過燃?xì)廨啓C(jī)性能仿真模型進(jìn)行計(jì)算.

高溫渦輪葉片溫度是大氣環(huán)境、機(jī)組負(fù)荷和機(jī)組氣路故障程度的函數(shù).燃?xì)廨啓C(jī)的氣路故障是指使燃?xì)廨啓C(jī)氣體通道發(fā)生變形而氣動(dòng)參數(shù)改變的故障，這一故障將導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)在穩(wěn)態(tài)或動(dòng)態(tài)工作過程中性能不符合設(shè)計(jì)要求，葉片溫度也將因此而偏離設(shè)計(jì)值.從燃?xì)廨啓C(jī)故障部位的局部氣流流場來看，氣路故障導(dǎo)致局部形狀不符合要求，氣路損失增加或溫度場分布異常，從而使燃?xì)廨啓C(jī)出功下降，排氣溫度過高，油耗增加，啟動(dòng)時(shí)間增加或加速過程中超速，甚至發(fā)生喘振或停機(jī)［7］.當(dāng)氣路故障引起燃?xì)廨啓C(jī)做功能力損失時(shí)，如燃?xì)廨啓C(jī)仍然運(yùn)行在額定功率，則必將導(dǎo)致渦輪入口燃?xì)鉁囟壬仙~片溫度上升，蠕變損傷增加.

［8］，考慮如表1所示的氣路故障.

表1 燃?xì)廨啓C(jī)常見氣路故障Tab.1 Common gas path faults of gas turbines

所應(yīng)用的燃?xì)廨啓C(jī)性能仿真模型基于模塊化建模的思想開發(fā)［9］，其原理圖見圖1.首先建立部件模塊庫（如壓氣機(jī)模塊、燃燒室模塊、渦輪模塊等）和熱物性庫，接著進(jìn)行參數(shù)匹配，形成系統(tǒng)模型.

圖1 燃?xì)廨啓C(jī)性能仿真模型原理圖Fig.1 Schematic diagram for simulation of gas turbine performance

不同于文獻(xiàn)［9］，筆者考慮了氣路故障對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能的影響.假設(shè)F 為氣路故障向量：

式中：Fi為第i 種氣路故障的程度.可通過故障判據(jù)查得當(dāng)前故障情況對(duì)應(yīng)的燃?xì)廨啓C(jī)部件特性的降級(jí)，據(jù)此更新部件特性圖［10］.定義降級(jí)與特性圖的關(guān)系如下：

式中：δ為部件降級(jí)；x 為燃?xì)廨啓C(jī)的特性參數(shù)；下標(biāo)A 代表健康燃?xì)廨啓C(jī)，B 代表發(fā)生了氣路故障后的燃?xì)廨啓C(jī).

降級(jí)包括壓氣機(jī)流量降級(jí)、效率降級(jí)、壓比降級(jí)，以及渦輪流量降級(jí)、效率降級(jí)、焓降降級(jí).圖2為燃?xì)廨啓C(jī)壓氣機(jī)葉片結(jié)垢程度為70%時(shí)，壓氣機(jī)相對(duì)折合流量－相對(duì)壓比特性的變化.

圖2 氣路故障對(duì)壓氣機(jī)特性的影響Fig.2 Effect of gas path faults on compressor characteristics

對(duì)于葉片溫度的計(jì)算，按照?qǐng)D1建立的燃?xì)廨啓C(jī)性能仿真模型可表達(dá)為

式中：T2為壓氣機(jī)排氣溫度；T3為渦輪入口溫度；PL為機(jī)組功率；T0為大氣溫度；p0為大氣壓力；f為函數(shù).

相同的工況與大氣環(huán)境下，燃?xì)廨啓C(jī)的氣路故障情況變化導(dǎo)致部件特性變化后，性能仿真模型進(jìn)行系統(tǒng)匹配時(shí)，會(huì)匹配在不同的工作點(diǎn)，T2和T3也隨之發(fā)生變化.

2 渦輪葉片溫度與應(yīng)力模型

燃?xì)廨啓C(jī)一般以壓氣機(jī)的抽氣為冷卻工質(zhì)來冷卻渦輪葉片，因此葉片溫度可按照下式計(jì)算：

式中：Tblade為葉片溫度；η 為葉片冷卻效率；φ 為冷卻工質(zhì)溫度與壓氣機(jī)排氣溫度的比值.

以渦輪首級(jí)靜葉為例進(jìn)行計(jì)算，亦可分級(jí)建立葉片溫度模型，計(jì)算葉片溫度.葉片冷卻效率受燃?xì)馀c冷卻介質(zhì)的雷諾數(shù)、普朗特?cái)?shù)及冷卻空氣流量占?jí)簹鈾C(jī)入口處流量的比例φ 的影響［11］.

實(shí)際應(yīng)用中一般將冷卻效率擬合成工況的函數(shù)，或者直接應(yīng)用額定工況的冷卻效率.因?yàn)椴糠止r的冷卻效率高于額定工況，故應(yīng)用額定工況下的冷卻效率計(jì)算得到的部分工況的葉片溫度偏高，以此獲取的蠕變壽命偏低，這是一種偏安全的方法.

筆者針對(duì)常見氣路故障及機(jī)組負(fù)荷對(duì)渦輪首級(jí)葉片溫度的影響進(jìn)行了仿真研究.圖3和圖4給出了100%機(jī)組負(fù)荷時(shí)壓氣機(jī)和渦輪的氣路故障程度對(duì)葉片溫度的影響.圖5給出了燃?xì)廨啓C(jī)未發(fā)生氣路故障時(shí)，機(jī)組負(fù)荷對(duì)葉片溫度的影響.

由圖3～圖5可知，葉片溫度與氣路故障程度和機(jī)組負(fù)荷呈現(xiàn)線性度很高的相關(guān)性，壓氣機(jī)的氣路故障對(duì)葉片溫度的影響大于渦輪的氣路故障對(duì)葉片溫度的影響.氣路故障對(duì)葉片溫度的影響非常顯著，其中最常見的氣路故障（壓氣機(jī)葉片結(jié)垢）將使葉片溫度升高17.4K，約為10%機(jī)組負(fù)荷的影響；對(duì)葉片溫度影響最大的氣路故障（壓氣機(jī)葉片損傷）將使葉片溫度升高41.1K，約為20%機(jī)組負(fù)荷的影響.

圖3 壓氣機(jī)氣路故障程度對(duì)葉片溫度的影響Fig.3 Effect of compressor gas path faults on turbine blade temperature

圖4 渦輪氣路故障程度對(duì)葉片溫度的影響Fig.4 Effect of turbine gas faults on turbine blade temperature

圖5 機(jī)組負(fù)荷對(duì)葉片溫度的影響Fig.5 Effect of unit load on turbine blade temperature

燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片承受離心力、熱應(yīng)力、振動(dòng)應(yīng)力和氣動(dòng)力等復(fù)雜的應(yīng)力作用.蠕變主要受離心力影響，葉片任意橫截面上離心力產(chǎn)生的應(yīng)力為

式中：m 為截面上部葉片質(zhì)量；n為轉(zhuǎn)速；r為軸中心至截面的距離；A 為截面面積.

一般葉根處的應(yīng)力最大，可依據(jù)設(shè)計(jì)點(diǎn)轉(zhuǎn)速下葉根應(yīng)力值簡化計(jì)算.

式中：n0為設(shè)計(jì)點(diǎn)轉(zhuǎn)速；σ0為n0下的葉根應(yīng)力.

3 燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片蠕變損傷建模

確定設(shè)備基于蠕變的剩余壽命，就是計(jì)算蠕變形變導(dǎo)致材料斷裂的時(shí)間，而蠕變形變是溫度、應(yīng)力和時(shí)間的函數(shù).因此許多學(xué)者針對(duì)不同材料進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，揭示材料蠕變壽命與溫度和應(yīng)力之間的函數(shù)關(guān)系.然而這些實(shí)驗(yàn)結(jié)果并不能直接用于評(píng)估燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片的蠕變壽命，因?yàn)椋海?）燃?xì)廨啓C(jī)的工作狀態(tài)經(jīng)常發(fā)生變化，葉片溫度和應(yīng)力也將隨之變化；（2）由于蠕變時(shí)間較長，這些實(shí)驗(yàn)一般為加速實(shí)驗(yàn)，提高了實(shí)驗(yàn)時(shí)的材料溫度或者材料應(yīng)力.

基于葉片溫度模型與葉片應(yīng)力模型的計(jì)算結(jié)果，建立了實(shí)時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片蠕變損傷評(píng)估模型.溫度、應(yīng)力和時(shí)間是蠕變過程中影響材料組織的主要因素，如果能引入一個(gè)只與材料相關(guān)的參數(shù)，綜合考慮溫度和時(shí)間對(duì)蠕變的影響，將極大地簡化建模過程.常見材料的溫度－時(shí)間參數(shù)有Manson－Harferd參 數(shù)、Manson－Succop 參 數(shù)、Larson－Miller參數(shù)和Orr－Sherby－Dorn參數(shù)［12］.

應(yīng)用Larson－Miller參數(shù)描述溫度和時(shí)間對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)高溫渦輪葉片蠕變的影響，該參數(shù)是材料應(yīng)力的單值函數(shù).

式中：PLM為Larson－Miller參數(shù)；trem為當(dāng)前溫度與應(yīng)力條件下材料的蠕變壽命；C 為常數(shù)，僅與材料相關(guān).

目前常見燃?xì)廨啓C(jī)渦輪Ni基合金的Larson－Miller參數(shù)曲線均可在公開文獻(xiàn)中查到，如西門子公司V94.3 的GTD－111 和GE 公 司LM2500 的MAR M 002等［13－14］.

由式（8）可以計(jì)算蠕變壽命：

因此，可以依照下式計(jì)算燃?xì)廨啓C(jī)蠕變損傷程度Fcreep.

式中：ti為燃?xì)廨啓C(jī)在第i 種狀態(tài)下的運(yùn)行時(shí)間；trem，i為在第i 種狀態(tài)下計(jì)算所得燃?xì)廨啓C(jī)高溫渦輪葉片的蠕變壽命，燃?xì)廨啓C(jī)的狀態(tài)由大氣環(huán)境、燃?xì)廨啓C(jī)功率和燃?xì)廨啓C(jī)健康狀況決定.

依據(jù)蠕變損傷程度，建議機(jī)組的大修周期為

式中：toverhaul為大修周期；nSF為安全系數(shù).

由式（11）可知，蠕變損傷程度Fcreep達(dá)到1／nSF時(shí)需要安排大修.

在實(shí)際應(yīng)用該蠕變損傷評(píng)估模型指導(dǎo)維護(hù)活動(dòng)前，應(yīng)選取若干組需要進(jìn)行大修的燃?xì)廨啓C(jī)，基于其歷史運(yùn)行數(shù)據(jù)，應(yīng)用模型評(píng)估蠕變損傷，與拆卸下的高溫渦輪葉片的金相分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并對(duì)模型進(jìn)行校準(zhǔn).

4 模型應(yīng)用及分析

目前針對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)大修周期的規(guī)劃，主要有2種維護(hù)策略：定時(shí)維護(hù)（TBM，Time based Maintenance）和視情維護(hù)（CBM，Condition based Maintenance）.針對(duì)這2種維護(hù)策略應(yīng)用蠕變損傷評(píng)估模型，輔助規(guī)劃大修時(shí)間.

該模型的計(jì)算流程如圖6所示，以大氣參數(shù)、燃?xì)廨啓C(jī)健康狀況和機(jī)組負(fù)荷作為輸入量，計(jì)算葉片蠕變損傷程度.該模型應(yīng)用于定時(shí)維護(hù)和視情維護(hù)的主要區(qū)別在于輸入?yún)?shù)的形式不同.定時(shí)維護(hù)時(shí)，這3類參數(shù)通過對(duì)機(jī)組工作條件的預(yù)估獲得；視情維護(hù)時(shí)，大氣參數(shù)與機(jī)組負(fù)荷通過狀態(tài)監(jiān)測獲取，燃?xì)廨啓C(jī)健康狀況通過進(jìn)行氣路故障診斷獲取.

圖6 計(jì)算流程圖Fig.6 Calculation flow chart

燃?xì)廨啓C(jī)的主要參數(shù)見表2，其中的大修周期為原始設(shè)備制造商建議的大修周期.本節(jié)建立的大修周期僅基于葉片蠕變損傷，對(duì)于經(jīng)常啟停的機(jī)組還需計(jì)算疲勞損傷，計(jì)算二者耦合作用下葉片的總體損傷.

表2 燃?xì)廨啓C(jī)的主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of the gas turbine

當(dāng)用該蠕變損傷評(píng)估模型確定定時(shí)維護(hù)的大修周期時(shí)，需要先分別評(píng)估該燃?xì)廨啓C(jī)在使用過程中的機(jī)組負(fù)荷、大氣環(huán)境和健康狀況等.假設(shè)該燃?xì)廨啓C(jī)工作在大氣溫度15℃、大氣壓力101kPa環(huán)境下，分析2種不同工作負(fù)荷（滿負(fù)荷和部分負(fù)荷）、2種不同健康狀況（水洗及時(shí)和水洗不及時(shí)）共4種情況下的大修周期，采用的安全系數(shù)為1.2，結(jié)果見表3.

表3 4種情況下燃?xì)廨啓C(jī)的大修周期Tab.3 Overhaul period of the gas turbine under four cases

滿負(fù)荷指機(jī)組一直工作在100%負(fù)荷工況，部分負(fù)荷采用統(tǒng)計(jì)該燃?xì)廨啓C(jī)3年內(nèi)的實(shí)際工況分布情況，如圖7 所示.結(jié)垢是燃?xì)廨啓C(jī)不可避免的故障，可以階段性地通過水洗恢復(fù)性能.空氣質(zhì)量、空氣過濾系統(tǒng)質(zhì)量和水洗周期都將決定壓氣機(jī)在運(yùn)行中的結(jié)垢程度.水洗及時(shí)的燃?xì)廨啓C(jī)在運(yùn)行過程中的結(jié)垢程度降低，蠕變發(fā)生較為緩慢.

圖7 燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)際工況Fig.7 Actual working conditions of the gas turbine

觀察表3中的結(jié)果，發(fā)現(xiàn)燃?xì)廨啓C(jī)的機(jī)組負(fù)荷對(duì)蠕變發(fā)生速度的影響很大.故對(duì)于機(jī)組負(fù)荷經(jīng)常變動(dòng)且難于預(yù)測的燃?xì)廨啓C(jī)，采用定時(shí)大修的方法很難避免“維護(hù)不足”與“過度維護(hù)”.此外，及時(shí)水洗可以客觀地延長燃?xì)廨啓C(jī)的蠕變壽命.

當(dāng)應(yīng)用該蠕變損傷評(píng)估模型規(guī)劃視情維護(hù)的大修周期時(shí)，需要對(duì)大氣環(huán)境、機(jī)組負(fù)荷、氣路故障進(jìn)行狀態(tài)監(jiān)測與趨勢預(yù)測，利用蠕變損傷評(píng)估模型實(shí)時(shí)計(jì)算蠕變損傷程度.

以燃?xì)廨啓C(jī)12 000h的運(yùn)行數(shù)據(jù)為例，預(yù)測其大修周期.首先，需要評(píng)估歷史運(yùn)行時(shí)間內(nèi)燃?xì)廨啓C(jī)的蠕變損傷程度；接著需要基于歷史大氣環(huán)境參數(shù)、機(jī)組負(fù)荷和燃?xì)廨啓C(jī)健康狀況，預(yù)測相應(yīng)參數(shù)，應(yīng)用文獻(xiàn)［15］中的預(yù)測模型進(jìn)行預(yù)測；最終以預(yù)測值作為蠕變損傷評(píng)估模型的輸入，計(jì)算未來各時(shí)刻的蠕變損傷程度.圖8給出了歷史時(shí)刻蠕變損傷的評(píng)估結(jié)果.圖9給出了對(duì)未來蠕變損傷程度的預(yù)測結(jié)果.由圖9可以看出，取安全系數(shù)為1.2時(shí)，應(yīng)在機(jī)組累計(jì)運(yùn)行到30 000h時(shí)安排大修.

圖8 燃?xì)廨啓C(jī)歷史時(shí)刻的蠕變損傷評(píng)估結(jié)果Fig.8 Historical creep damage evaluation of the gas turbine

圖9 燃?xì)廨啓C(jī)大修周期預(yù)測結(jié)果Fig.9 Prediction on overhaul period of the gas turbine

5 結(jié) 論

（1）渦輪葉片溫度隨著各氣路故障程度的變化呈高度線性化，其中壓氣機(jī)葉片損傷對(duì)葉片溫度的影響最大，這一故障使葉片溫度升高41.1K.

（2）所建立的燃?xì)廨啓C(jī)渦輪葉片蠕變損傷評(píng)估模型可用于定時(shí)維護(hù)和視情維護(hù)體系下燃?xì)廨啓C(jī)大修周期的規(guī)劃.該規(guī)劃過程中僅考慮蠕變，對(duì)于經(jīng)常啟停的燃?xì)廨啓C(jī)，還需考慮疲勞損傷及其與蠕變損傷的耦合作用.

參考文獻(xiàn)：

［1］ 李孝堂.燃?xì)廨啓C(jī)的發(fā)展及中國的困局［J］.航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2011，37（3）：1－7.LI Xiaotang.Development of gas turbine and dilemma in China［J］.Aeroengine，2011，37（3）：1－7.

［2］ XIA Tangbin，XI Lifeng，ZHOU Xiaojun，et al.Modeling and optimizing maintenance schedule for energy systems subject to degradation［J］.Computers ＆Industrial Engineering，2012，63（3）：607－614.

［3］ 郭剛.西氣東輸天然氣壓縮機(jī)組的維護(hù)管理探討［J］.燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)，2007，20（3）：57－61.GUO Gang.A disccussion of maintenance management for natural gas compressors of west－east gas pipeline［J］.Gas Turbine Techonology，2007，20（3）：57－61.

［4］ RAMANAGIRI M.Influence of operational control modes of gas turbine degradation［D］.England，United Kingdom：Cranfield University，2014.

［5］ KARAIVANOV V G，MAZZOTTA D W，CHYU M K，et al.Three－dimensional modeling of creep damage in airfoils for advanced turbine system［C］／／Proceedings of the ASME Turbo Expo 2008：Power for Land，Sea，and Air.Berlin，Germany：American Society of Mechanical Engineers，2008：225－234.

［6］ TINGA T，VISSER W P J，de WOLF W B，et al.Integrated lifing analysis tool for gas turbine components［C］／／ASME Turbo Expo 2000：Power for Land，Sea，and Air.［S.l.］：American Society of Mechanical Engineers，2000.

［7］ LI Y G，NILKITSARANONT P.Gas turbine performance prognostic for condition－based maintenance［J］.Applied Energy，2009，86（10）：2152－2161.

［8］ ZHOU D J，WANG J Y，ZHANG H S，et al.A new gas path fault diagnostic method of gas turbine based on support vector machine［J］.Journal of Engineering for Gas Turbine and Power，2015，137（10）：102605－102605－6.

［9］ 付云鵬，黃宜坤，張會(huì)生，等.一種考慮變幾何特性的重型燃?xì)廨啓C(jī)建模方法［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2014，34（3）：200－204.FU Yunpeng，HUANG Yikun，ZHANG Huisheng，et al.A modeling method for heavy gas turbines considering variable－geometry characteristics［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2014，34（3）：200－204.

［10］ MULEOD J D，TAYLOR V，LAFLAMME J C G.Implanted component faults and their effects on gas turbine engine performance［J］.Journal of Engineering for Gas Turbine and Power，1993，114（4）：174－179.

［11］ 呼艷麗.高效渦輪鑄冷工作葉片冷卻設(shè)計(jì)［D］.成都：電子科技大學(xué)，2010.

［12］ RAY A K，TIWARI Y N，CHAUDHURI S.Evaluation of mechanical properties and assessment of residual life of a service－exposed water wall tube［J］.Engineering Failure Analysis，2000，7（6）：393－402.

［13］ SCHIKE P W.Advanced gas turbine materials and coatings［R］.［S.l.］：GE Energy，2004.

［14］ Siemens A G.Latest performance upgrade of Siemens gas turbine SGT5－400F［C］／／Power－Gen Europe.Milan，Italy：［s.n.］，2008.

［15］ ZHOU D J，ZHANG H S，WENG S L.A novel prognostic model of performance degradation trend for power machinery maintenance［J］.Energy，2014，78：740－746.