劉東風(fēng)，房友龍，劉永葆，余良武，鄧志明

(1． 海軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程學(xué)院，武漢 430033； 2． 中國人民解放軍91663部隊(duì)，山東 青島 266012； 3． 海軍士官學(xué)校 機(jī)電系，安徽 蚌埠 233012)

燃?xì)廨啓C(jī)在使用過程中，腐蝕或結(jié)垢導(dǎo)致的葉片表面的變化、磨損導(dǎo)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(huì)導(dǎo)致氣路幾何參數(shù)與新機(jī)偏離，使得壓氣機(jī)、渦輪等部件的流量和效率發(fā)生變化，導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)的性能發(fā)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(wěn)定工作甚至完全失效[1-2]。

壓氣機(jī)和渦輪性能的退化主要有三個(gè)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(zhì)量的變化。前兩個(gè)因素通常導(dǎo)致不可恢復(fù)的性能退化，第三個(gè)因素可以通過清洗壓氣機(jī)而至少部分恢復(fù)[3]。一般來說，退化的壓氣機(jī)喘振或失速裕度也會(huì)降低[4]。燃燒系統(tǒng)退化會(huì)潛在地導(dǎo)致燃燒室出口溫度分布的變化。進(jìn)氣過濾器隨著時(shí)間增加逐漸發(fā)生結(jié)垢，導(dǎo)致進(jìn)氣系統(tǒng)壓力損失增加，進(jìn)而降低燃?xì)廨啓C(jī)功率和效率。

Kurz等[5]綜述了壓氣機(jī)、渦輪、燃燒室等性能退化機(jī)理，并研究了性能退化是如何發(fā)展并影響燃?xì)廨啓C(jī)壓氣機(jī)工作點(diǎn)、全負(fù)載和部分負(fù)載下的性能特性及可測(cè)的工作參數(shù)[6]。Khani等[7]綜述了性能退化機(jī)理和對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)各部件的影響。Zachary[8]論述了結(jié)垢、磨損、間隙增大等內(nèi)部因素和燃油質(zhì)量、水等外部因素對(duì)壓氣機(jī)、渦輪、燃燒室退化的影響，并提出了燃油質(zhì)量處理、提高進(jìn)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(jī)和渦輪結(jié)垢、磨損、外來物損傷等，利用性能軟件仿真研究壓氣機(jī)、渦輪單獨(dú)和同時(shí)發(fā)生結(jié)垢、磨損等退化對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)熱效率、功率、排氣流量和排氣溫度的影響，并分析了退化對(duì)燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)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(gè)參數(shù)提取出單軸燃?xì)廨啓C(jī)性能退化指標(biāo)，采用粒子濾波、模糊神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)等方法，對(duì)額定功率5MW的單軸燃?xì)廨啓C(jī)兩次大修期間從2008年至2011年38個(gè)月運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析。

到目前為止，系統(tǒng)闡述燃?xì)廨啓C(jī)性能退化指標(biāo)體系的文獻(xiàn)還未看到。本文旨在前人研究的基礎(chǔ)上，成體系的提出船用三軸燃?xì)廨啓C(jī)性能退化的指標(biāo)，及指標(biāo)的計(jì)算方法和閾值確定方法，為系統(tǒng)研究燃?xì)廨啓C(jī)性能退化打下基礎(chǔ)。

1 性能退化指標(biāo)的建立

本文以某型船用三軸燃?xì)廨啓C(jī)為例進(jìn)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(jī)、高壓壓氣機(jī)、燃燒室、高壓渦輪、低壓渦輪和動(dòng)力渦輪。文中字母各下標(biāo)數(shù)字對(duì)應(yīng)圖1中標(biāo)注的相應(yīng)截面。

1.1 整機(jī)性能退化指標(biāo)

1.1.1 排溫裕度

隨著部件性能退化，燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)化利用的熱能不可能像健康狀態(tài)時(shí)一樣多，為獲得同樣推力必須增大供油量，從而導(dǎo)致燃?xì)獍l(fā)生器排溫(即低壓渦輪出口溫度T6)和動(dòng)力渦輪排溫上升。受部件材料溫度的限制，排溫有一個(gè)限制值。針對(duì)本文研究的燃?xì)廨啓C(jī)，由于T6設(shè)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(biāo)

對(duì)于相同的工況，在動(dòng)態(tài)模型里考慮燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)口溫度、進(jìn)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(jí)主要取決于燃?xì)獍l(fā)生器性能退化水平。定義熱損失指標(biāo)(heat loss index，Ihl)為低壓渦輪出口溫度與模型期望值的差與設(shè)計(jì)點(diǎn)溫度之比，即

Ihl=(T6-T6,exp)/T6d

(2)

式中：T6是實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)值，T6,exp是與監(jiān)測(cè)值在同樣環(huán)境參數(shù)和控制條件下，由健康燃?xì)廨啓C(jī)模型求得的期望值，T6d是額定工況設(shè)計(jì)點(diǎn)溫度值。Ihl可以反映燃?xì)獍l(fā)生器的性能退化水平。

1.1.3 功率不足指標(biāo)

由于性能退化，同樣的燃油流量，功率一般比健康狀態(tài)的燃?xì)廨啓C(jī)功率低，功率下降的量級(jí)主要取決于燃?xì)廨啓C(jī)性能退化水平。定義功率不足指標(biāo)[13](power deficit index，Ipd)為功率不足量與設(shè)計(jì)點(diǎn)功率之比，即

Ipd=(Nexp-N)/Nd

(3)

式中：N為實(shí)際輸出功率；Nexp為由實(shí)測(cè)值T6求得的理論輸出功率；Nd為設(shè)計(jì)額定功率。

1.1.4 額外熱功比

當(dāng)產(chǎn)生一定功率時(shí)，性能退化得越厲害，導(dǎo)致能量損耗得越多，產(chǎn)生更熱的排氣。這意味著實(shí)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(dòng)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(shí)的熱效率與相同運(yùn)行條件下模型預(yù)測(cè)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(shí)測(cè)值求得的熱效率，ηm是模型預(yù)測(cè)的熱效率；N為實(shí)際輸出功率，Nexp為由實(shí)測(cè)值T6求得的理論輸出功率；Gf是實(shí)際燃油流量，Gfm是理論輸出功率對(duì)應(yīng)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?xì)廨啓C(jī)部件內(nèi)部的性能退化。

1.2 氣路部件性能退化指標(biāo)

1.2.1 退化因子

參考?xì)饴饭收显\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?xì)廨啓C(jī)在正常狀態(tài)點(diǎn)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(shù)，yA=(y1,y2,…,ym)T為可測(cè)的工作參數(shù)。

當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)的某一特性或某些特性發(fā)生性能退化時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)的工作點(diǎn)將發(fā)生變化。如果發(fā)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(fā)生變化，則新的工作點(diǎn)將只沿正常特性線(曲線1)移動(dòng)。如果該部件自身特性也發(fā)生了變化，則其工作點(diǎn)將移動(dòng)到圖中的B點(diǎn)。變化了的真實(shí)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(diǎn)(即曲線3)而完成性能退化評(píng)估任務(wù)。

燃?xì)廨啓C(jī)性能退化后，部件性能參數(shù)會(huì)因自身部件尺寸變化而變化，也會(huì)因其他部件尺寸變化而重新匹配后變化。部件特性參數(shù)的變化有三部分：

(9)

1.2.2 喘振裕度

在運(yùn)行過程中，應(yīng)保證燃?xì)廨啓C(jī)的工作點(diǎn)離壓氣機(jī)喘振工作線有足夠距離，以保證有足夠大的穩(wěn)定裕度，即喘振裕度(surge margin)，其定義式為：

(10)

式中：π0、G0為工作點(diǎn)的壓比和流量，πs、Gs為對(duì)應(yīng)的等轉(zhuǎn)速線與喘振邊界線的交點(diǎn)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(gè)熱電偶溫度傳感器。熱電偶溫度分散度為熱電偶讀數(shù)之差。定義熱電偶溫度1#分散度S1為熱電偶最高讀數(shù)與最低讀數(shù)之差，2#分散度S2為熱電偶最高讀數(shù)與次低讀數(shù)之差，3#分散度S3為熱電偶最高讀數(shù)與第3低讀數(shù)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(jī)出口溫度的函數(shù)，即

(11)

通過比較S1、S2和S3(下文統(tǒng)稱S)和Sa，可綜合反映燃燒室燃燒部件、燃料供給系統(tǒng)和高壓渦輪靜葉等的狀態(tài)[19]。當(dāng)分析同一工況時(shí)，負(fù)荷保持定值，則S只與燃燒室燃燒情況、燃料供給系統(tǒng)、渦輪氣流通路和環(huán)境溫度有關(guān)。為消除環(huán)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(tǒng)性能退化指標(biāo)

(1) 滑油污染和衰敗指標(biāo)：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?xì)廨啓C(jī)磨損指標(biāo)：光譜金屬磨粒濃度、光譜金屬磨粒濃度變化梯度、PQ指數(shù)、直讀鐵譜DL和DS值、磁性金屬屑信號(hào)等。可反映燃?xì)廨啓C(jī)內(nèi)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(tài)或需要更換濾器。

1.4 結(jié)構(gòu)振動(dòng)指標(biāo)

(1) 振動(dòng)速度有效值。在壓氣機(jī)、動(dòng)力渦輪機(jī)匣上裝有在線振動(dòng)加速度傳感器，可實(shí)時(shí)測(cè)量對(duì)應(yīng)部件的振動(dòng)速度有效值，反應(yīng)相應(yīng)部件的振動(dòng)烈度。

(2) 臨界轉(zhuǎn)速。當(dāng)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，會(huì)出現(xiàn)橫向干擾，在某些轉(zhuǎn)速下還會(huì)引起系統(tǒng)強(qiáng)烈振動(dòng)(即共振)，出現(xiàn)這種情況時(shí)的轉(zhuǎn)速就是臨界轉(zhuǎn)速。臨界轉(zhuǎn)速的大小與軸的結(jié)構(gòu)、粗細(xì)、葉輪質(zhì)量及位置、軸的支承方式等因素有關(guān)。隨著燃?xì)廨啓C(jī)的使用，葉片質(zhì)量會(huì)因磨損、斷裂或結(jié)垢而發(fā)生變化，軸承也可能會(huì)出現(xiàn)疲勞磨損，故而高壓軸和低壓軸轉(zhuǎn)子的臨界轉(zhuǎn)速會(huì)發(fā)生變化。

2 性能退化指標(biāo)的計(jì)算與閾值的確定

2.1 數(shù)學(xué)模型與回歸分析

利用壓氣機(jī)、渦輪特性曲線擬合建立部件特性關(guān)系式，結(jié)合部件進(jìn)出口截面參數(shù)關(guān)系方程、流量連續(xù)方程、功率平衡方程等部件匹配關(guān)系式，在一定的控制條件下建立數(shù)學(xué)模型，由式(13)描述，得相同環(huán)境和控制條件下的健康期望值，與實(shí)際值比較進(jìn)而可求取熱損失指標(biāo)等整機(jī)性能退化指標(biāo)。各整機(jī)性能退化指標(biāo)可經(jīng)數(shù)據(jù)平滑處理后，回歸分析求得其變化趨勢(shì)。具體可參考文獻(xiàn)[21]。

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

(13)

2.2 統(tǒng)計(jì)三限值法

在沒有相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的情況下，指標(biāo)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(tǒng)計(jì)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?xì)廨啓C(jī)健康數(shù)學(xué)模型，即式(13)，通過特性線平移的方法引入退化因子構(gòu)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?xì)廨啓C(jī)退化數(shù)學(xué)模型轉(zhuǎn)化而得的狀態(tài)空間模型，即部件特性方程和參數(shù)聯(lián)系方程組經(jīng)某方法(如小擾動(dòng)法[23])轉(zhuǎn)化為狀態(tài)更新方程Ft和測(cè)量方程Ht，如式(19)所示，進(jìn)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(tài)參數(shù)向量，u(t)為控制參數(shù)向量，y(t)為測(cè)量參數(shù)向量，w(t)為狀態(tài)噪聲，v(t)為測(cè)量噪聲。設(shè)計(jì)好狀態(tài)和噪聲初始值，結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，該方法可實(shí)現(xiàn)對(duì)效率、流量等退化因子的實(shí)時(shí)評(píng)估。具體方法可見參考文獻(xiàn)[24]。

3 實(shí)例分析

某船用三軸燃?xì)廨啓C(jī)歷時(shí)2年多進(jìn)行了2 000 h性能退化試驗(yàn)，期間在595 h、986 h、1 274 h進(jìn)行了三次水清洗。監(jiān)測(cè)參數(shù)有環(huán)境溫度T0、大氣壓力P0、低壓軸轉(zhuǎn)速n1、高壓軸轉(zhuǎn)速nh、PT轉(zhuǎn)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(shù)據(jù)進(jìn)行分析，以下數(shù)據(jù)均取自額定功率工況。

3.1 整機(jī)性能指標(biāo)計(jì)算

由燃?xì)廨啓C(jī)數(shù)學(xué)模型求得排溫裕度Megt、熱損失指標(biāo)Ihl、功率不足指標(biāo)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(gè)時(shí)間段Ihl、Ipd和Reh均呈逐步上升趨勢(shì)，Megt和Rte呈逐步下降趨勢(shì)。

由圖3～圖7可知每經(jīng)一次離線清洗，燃?xì)廨啓C(jī)的性能就會(huì)明顯得到恢復(fù)，而隨后的運(yùn)行中性能會(huì)逐漸下降。可知離線清洗可以改善結(jié)垢等引起的性能退化水平。

3.2 熱電偶溫度分散度計(jì)算

圖8顯示了額定工況下折合分散度S1c、S2c、S3c在2 000 h內(nèi)的變化趨勢(shì)，并用三限值法計(jì)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(shí)間段S1c接近警告閾值?？芍谖粗嚓P(guān)標(biāo)準(zhǔn)的情況下，三限值方法能有效提出警告和異常預(yù)警。

3.3 影響系數(shù)矩陣求解

表1 影響系數(shù)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(yán)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(duì)壓氣機(jī)流量退化修復(fù)效果較好，第一次和第三次清洗修復(fù)不明顯。

4 結(jié)束語

本文從燃?xì)廨啓C(jī)整體性能、氣路部件、滑油系統(tǒng)、結(jié)構(gòu)振動(dòng)等方面，較為全面地構(gòu)建了燃?xì)廨啓C(jī)性能退化指標(biāo)體系。提出了構(gòu)建數(shù)學(xué)模型、統(tǒng)計(jì)三限值法、小偏差法和卡爾曼濾波等退化指標(biāo)的求解和分析方法，并進(jìn)行了實(shí)例分析。為進(jìn)一步開展燃?xì)廨啓C(jī)性能退化狀態(tài)評(píng)估構(gòu)建了基本框架。實(shí)例分析表明：

(1) 排溫裕度、熱損失指標(biāo)、功率不足指標(biāo)、額外熱功比和熱效率比等指標(biāo)可以有效反應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)整機(jī)的性能退化情況，對(duì)結(jié)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(tǒng)和高壓渦輪靜葉等的狀態(tài)，三限值方法能有效提出警告和異常預(yù)警。

(3) 退化因子是因退化導(dǎo)致部件性能特性發(fā)生變化的部分。在引入退化因子建立退化模型后，經(jīng)小偏差法求得退化系數(shù)矩陣，進(jìn)而利用卡爾曼濾波方法可求得退化因子的實(shí)時(shí)變化，便于開展退化狀態(tài)評(píng)估。