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嘉峪檢測網(wǎng) 2025-04-27 15:20
隨著新能源普惠化進(jìn)程的不斷推進(jìn)，風(fēng)電行業(yè)發(fā)展迅猛。風(fēng)力發(fā)電機(jī)日益向大型化、智能化方向發(fā)展，其中偏航系統(tǒng)是風(fēng)力發(fā)電機(jī)實(shí)現(xiàn)最佳能量轉(zhuǎn)換效率的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。兆瓦級風(fēng)電機(jī)組的質(zhì)量均超百噸，這需要巨大的偏航動力，故采用多臺偏航電機(jī)提供動力，搭配減速齒輪箱，以實(shí)現(xiàn)降低偏航轉(zhuǎn)速、增大偏航扭矩等效果，同時配備了液壓剎車裝置。偏航驅(qū)動的工作時長較短，齒輪箱的工作轉(zhuǎn)速較低，輸出扭矩較小，對材料的要求較低。末端傳動結(jié)構(gòu)承受驅(qū)動電機(jī)的扭轉(zhuǎn)載荷，以及風(fēng)機(jī)末端的不規(guī)律性沖擊、振動載荷等作用，導(dǎo)致其部件易出現(xiàn)過載斷裂、扭轉(zhuǎn)開裂、斷齒等多種形式的失效。據(jù)統(tǒng)計(jì)，陸上低功率機(jī)型的控制類、機(jī)械類故障高發(fā)，偏航驅(qū)動相關(guān)的故障約占4%，與齒輪箱、葉片、軸承等一樣，被認(rèn)為是對停機(jī)時間影響較大的部件。目前正處于葉片、主機(jī)等結(jié)構(gòu)降重優(yōu)化熱潮，偏航結(jié)構(gòu)的可靠運(yùn)行是保障風(fēng)機(jī)穩(wěn)定提升效能的重要保障之一。很多關(guān)于偏航驅(qū)動加速壽命測試、高精度故障監(jiān)控的研究驗(yàn)證了偏航驅(qū)動扭矩、潤滑條件、使用頻率等因素對偏航系統(tǒng)壽命的影響，發(fā)現(xiàn)扭矩和疲勞載荷對偏航系統(tǒng)的影響最大，高扭力加速壽命測試裝置已經(jīng)被用于偏航系統(tǒng)的性能驗(yàn)證，后續(xù)也有很多研究人員采用研究偏航軸承布置、優(yōu)化傳動結(jié)構(gòu)和輸出齒等方法有效降低了扭矩和疲勞載荷，提升了偏航系統(tǒng)的穩(wěn)定性。
某陸上風(fēng)機(jī)的偏航驅(qū)動齒輪箱工作約3a后出現(xiàn)了多起4級中心輪斷軸事故，引發(fā)同機(jī)組其余4級中心輪產(chǎn)生關(guān)聯(lián)性斷軸或電機(jī)過載損壞，直接影響了整機(jī)運(yùn)行的可靠性與經(jīng)濟(jì)性。研究人員采用一系列理化檢驗(yàn)方法，結(jié)合故障機(jī)組的運(yùn)行狀態(tài)，從設(shè)計(jì)制造與使用方面分析了中心輪斷軸的原因，計(jì)算了軸肩R角優(yōu)化后的應(yīng)力與壽命改善狀態(tài)，以避免該類問題再次發(fā)生。
1.理化檢驗(yàn)
1.1 宏觀觀察
該機(jī)組偏航系統(tǒng)采用4臺偏航電機(jī)驅(qū)動齒輪箱提供動力，搭配液壓制動完成偏航動作。4根斷裂及開裂中心輪的宏觀形貌如圖1所示。由圖1可知：4根中心輪的輸出齒和花鍵表面均無明顯變形、開裂及疲勞損傷，嚙合痕跡正常，說明部件齒條、齒面強(qiáng)度無異常，不存在異常偏載現(xiàn)象；1號、2號中心輪從花鍵側(cè)軸肩位置斷開，3號、4號中心輪未斷開，但軸肩位置有不同程度的微裂紋；1號中心輪的斷口表面摩擦磨損情況嚴(yán)重，斷口初始特征消失，推測其最先發(fā)生斷裂，原因是中心輪斷裂后的偏航電機(jī)依舊執(zhí)行同步變槳指令而持續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)，導(dǎo)致兩側(cè)斷口因轉(zhuǎn)速差而持續(xù)產(chǎn)生配合磨損，且持續(xù)時間較長。
2號中心輪斷口的宏觀形貌如圖2 所示。由圖2可知：斷口參差不齊，斷面可以依照粗糙度、摩擦磨損程度、斷面光澤情況區(qū)分為3個區(qū)域，a區(qū)為起源與初始擴(kuò)展區(qū)，裂紋圍繞花鍵側(cè)的軸肩不斷向內(nèi)部擴(kuò)展；b區(qū)為裂紋擴(kuò)展區(qū)，斷面相對平滑，顏色較暗，整體摩擦痕跡較輕；c區(qū)為瞬時斷裂區(qū)，中心殘留棘輪狀花樣，瞬斷區(qū)占比較小。推測該中心輪的斷裂性質(zhì)為低應(yīng)力扭轉(zhuǎn)疲勞斷裂。
3號、4號中心輪軸肩位置均存在呈環(huán)繞形的不連續(xù)裂紋（見圖3），說明中心輪的軸肩位置為裂紋源區(qū)，且屬于多源起裂。
1.2 安全性分析
2號中心輪強(qiáng)度校核結(jié)果如表1所示，其所在截面的軸強(qiáng)度設(shè)計(jì)安全系數(shù)如表2所示。由表1，2可知：2號中心輪的計(jì)算等效扭矩不超過極限轉(zhuǎn)矩，各項(xiàng)強(qiáng)度設(shè)計(jì)安全系數(shù)均滿足GL IV-1∶2010《工業(yè)服務(wù)規(guī)則和指南 第4部分：風(fēng)力渦輪機(jī)認(rèn)證指南》的要求，軸的危險截面計(jì)算結(jié)果滿足設(shè)計(jì)要求，但接觸強(qiáng)度的安全系數(shù)設(shè)計(jì)值偏低，兩個軸肩部位的安全系數(shù)較小，軸肩部位為危險截面。
1.3 化學(xué)成分分析
2號中心輪的化學(xué)成分分析結(jié)果如表3所示。由表3可知：2號中心輪的化學(xué)成分符合GB/T 3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》對20CrMnMo鋼的要求。
1.4 力學(xué)性能測試
2號中心輪的力學(xué)性能測試結(jié)果如表4所示，其硬化層深度測試結(jié)果如表5所示。由表4，5可知：2號中心輪心部的抗拉強(qiáng)度、沖擊性能略低于設(shè)計(jì)要求，硬度滿足設(shè)計(jì)要求，齒根部位有效硬化層深度合格，軸肩部位硬度與心部硬度基本一致，說明軸肩位置的硬度均勻，未經(jīng)過異常加工硬化和特殊工藝處理；輸出齒的有效硬化層深度過大。中心輪生產(chǎn)工藝為表面滲碳淬火，推測輸出齒在齒面成型后的淬火過程中工藝控制不當(dāng)，導(dǎo)致其被完全淬透，但該現(xiàn)象僅對齒條強(qiáng)度有影響，不是引發(fā)軸肩斷裂的主要原因。
1.5 金相檢驗(yàn)
參照GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標(biāo)準(zhǔn)評級圖顯微檢驗(yàn)法》中方法A對2號中心輪輸出齒側(cè)進(jìn)行非金屬夾雜物檢測，結(jié)果如圖4所示。經(jīng)分析判定為A、B、Ds 類細(xì)系0.5級，滿足GB/T 3077—2015的要求。
參照GB/T 6394—2017《金屬平均晶粒度測定方法》對2號中心輪輸出齒側(cè)進(jìn)行平均晶粒度評定，結(jié)果如圖5所示。經(jīng)分析判定，花鍵、軸肩、輸出齒不同位置的平均晶粒度等級均不低于9.0級，滿足技術(shù)要求（不小于5級）。
參照GB/T 25744—2010《鋼件滲碳淬回火金相檢驗(yàn)》對2號中心輪的顯微組織進(jìn)行觀察，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知：該中心輪經(jīng)滲碳淬火+回火處理，輸出齒的表層組織為針狀馬氏體+ 少量殘余奧氏體，心部組織為貝氏體+ 低碳馬氏體；軸肩部位的表層、心部組織均為貝氏體+低碳馬氏體，符合技術(shù)要求，顯微組織未見異常。
1.6 掃描電鏡（SEM）及能譜分析
用丙酮、乙醇超聲清洗2號中心輪斷口試樣，然后將其置于SEM下觀察，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知：該中心輪斷口初始裂紋源區(qū)域存在的摩擦痕跡最嚴(yán)重，裂紋呈階梯式向內(nèi)擴(kuò)展，多處缺口位置特征一致，說明材料發(fā)生了多源開裂，裂紋緩慢向內(nèi)擴(kuò)展；a區(qū)以階梯式斷裂為主，b區(qū)臺階擴(kuò)展形貌消失，斷口較平滑，摩擦痕跡減輕，a、b 過渡區(qū)位置存在多處扭轉(zhuǎn)裂紋，說明b區(qū)的裂紋擴(kuò)展速率明顯加快；b、c過渡區(qū)形貌突變明顯，出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)撕裂棱，微觀形貌特征趨向于沿晶斷裂，并伴隨少許剪切韌窩特征，說明斷裂速率明顯加快，由裂紋的加速擴(kuò)展轉(zhuǎn)變?yōu)椴牧系乃矔r斷裂；瞬斷區(qū)c區(qū)的占比較小（約為15.6%）。
結(jié)合設(shè)計(jì)最大扭矩、輸出末端與4級結(jié)構(gòu)傳動比進(jìn)行扭矩及力值的換算，工程領(lǐng)域材料的扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度一般為屈服強(qiáng)度的0.6~0.8，扭轉(zhuǎn)疲勞極限一般為屈服強(qiáng)度的0.25~0.40，故設(shè)計(jì)扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度約為510~680MPa，扭轉(zhuǎn)疲勞極限約為212~340MPa；部件未開裂時的扭轉(zhuǎn)應(yīng)力約為296MPa，低于扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度極限，但超過材料扭轉(zhuǎn)剪切的疲勞極限；斷裂時的扭轉(zhuǎn)應(yīng)力約為656MPa，接近扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度極限，故材料發(fā)生瞬斷。確認(rèn)該中心輪斷裂性質(zhì)為低應(yīng)力扭轉(zhuǎn)疲勞斷裂。
在3 號、4號中心輪的軸肩處取樣，對試樣進(jìn)行SEM分析，結(jié)果如圖8所示。由圖8可知：兩個中心輪兩側(cè)軸肩局部殘留的毛刺、刀槽機(jī)等加工刀痕較明顯，多處裂紋與加工刀痕重合；3 號、4號中心輪未斷裂花鍵側(cè)的裂紋徑向擴(kuò)展深度分別約為2.10，1.73mm，兩側(cè)軸肩過渡R角的設(shè)計(jì)尺寸（半徑）分別為1.5mm（輸出齒側(cè)）、1.0mm（花鍵側(cè)），設(shè)計(jì)粗糙度為3.2mm。重載類傳動部件的R角過小會引發(fā)應(yīng)力集中，導(dǎo)致部件發(fā)生開裂，中心輪的強(qiáng)度校核結(jié)果也證實(shí)了兩側(cè)軸肩過渡區(qū)是該中心輪的危險截面。加工刀痕也會產(chǎn)生缺口效應(yīng)，降低材料的疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值和臨界應(yīng)力場強(qiáng)度因子，工作時材料易產(chǎn)生應(yīng)力集中，加速裂紋的萌生和擴(kuò)展，縮短材料的疲勞壽命。
將3號、4號中心輪沿裂紋人工打開，2~4號中心輪斷口處夾雜物的微觀形貌如圖9所示。由圖9可知：3個中心輪斷口處的夾雜物形貌基本相同。
利用能譜儀對夾雜物進(jìn)行面掃描分析，結(jié)果如圖10所示。由圖10可知：夾雜物為Al、Si系氧化物，為原材料熔煉、精煉后的遺留產(chǎn)物。夾雜物彌散分布在金屬基體中，使基體的強(qiáng)度降低，導(dǎo)致材料產(chǎn)生應(yīng)力集中，并最終發(fā)生開裂。
2.有限元仿真分析
根據(jù)該系列中心輪的工作載荷要求及4級結(jié)構(gòu)傳動比進(jìn)行綜合計(jì)算，其承載的極限扭矩為25.45kN·m，該類工況所占整個產(chǎn)品的生命周期不足萬分之一，因此計(jì)算當(dāng)量疲勞載荷對應(yīng)的等效扭矩約為8.11kN·m，故極限工況計(jì)算供參考，重點(diǎn)以等效扭矩進(jìn)行靜態(tài)結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力和疲勞壽命計(jì)算。
根據(jù)4級中心輪的實(shí)物和設(shè)計(jì)圖紙校核仿真計(jì)算模型關(guān)鍵區(qū)域的尺寸，其中花鍵側(cè)軸肩R角半徑為1.0mm，輸出齒側(cè)軸肩R角半徑為1.5 mm。借助Ansys軟件進(jìn)行計(jì)算時，設(shè)定三齒嚙合、軸向分量載荷均載、花鍵雙側(cè)剛性約束，以還原實(shí)際工況，設(shè)定材料疲勞強(qiáng)度因子為工程經(jīng)驗(yàn)值0.8，采用Gerber平均應(yīng)力理論分析疲勞壽命，采取高質(zhì)量加密網(wǎng)格，并設(shè)定等效應(yīng)力迭代收斂10% 為計(jì)算要求。計(jì)算結(jié)果如圖11~14所示。由圖11~14可知：當(dāng)原模型中心輪齒條表面嚙合正常，且承受25.45kN·m的瞬間極值扭矩時，其軸肩R角、花鍵根部為高應(yīng)力區(qū)，花鍵側(cè)R角處承受應(yīng)力最大，局部剪切應(yīng)力、等效交變應(yīng)力均超出了材料設(shè)計(jì)極限，會使材料出現(xiàn)損傷；當(dāng)承受8.11kN·m的等效扭矩時，軸肩 R角、花鍵根部雖然為高應(yīng)力區(qū)，但應(yīng)力明顯減弱，等效應(yīng)力和剪切應(yīng)力符合設(shè)計(jì)要求；在8.11kN·m的等效扭矩作用下，優(yōu)化花鍵R角尺寸為模型1，軸肩R角的應(yīng)力降低了約16%，軸肩應(yīng)力為355.7~ 508.5MPa，且危險位置轉(zhuǎn)移至花鍵齒條根部與端部交接尖角處，軸肩極限疲勞壽命提升了約84%；優(yōu)化花鍵位置、輸出齒側(cè)的軸肩R角尺寸為模型2，等效應(yīng)力、交變應(yīng)力和疲勞壽命幾乎與模型1保持一致，改善效果不明顯。綜合考慮部件的工程優(yōu)化經(jīng)驗(yàn)、加工難度及裝配關(guān)系，優(yōu)化花鍵側(cè)R角半徑為1.5mm是改善該中心輪軸肩應(yīng)力狀態(tài)、優(yōu)化綜合疲勞壽命的最佳措施。
3.綜合分析
宏觀觀察結(jié)果表明，中心輪齒條表面嚙合正常、無偏載現(xiàn)象，部件齒面無點(diǎn)蝕、剝落現(xiàn)象，齒面強(qiáng)度無異常。中心輪斷口表面存在多處擠壓磨損痕跡，裂紋源區(qū)摩擦痕跡最為嚴(yán)重。裂紋源位于花鍵側(cè)軸肩表面，結(jié)合軸肩不連續(xù)裂紋可知，中心輪發(fā)生了多源開裂，裂紋由外側(cè)向內(nèi)側(cè)呈階梯、螺旋狀擴(kuò)展，軸最終因低應(yīng)力扭轉(zhuǎn)疲勞而斷裂。
該中心輪輸出齒的淬火工藝控制不當(dāng)，導(dǎo)致齒條的有效硬化層深度為9.3mm，遠(yuǎn)超設(shè)計(jì)要求的1.0~1.5mm，導(dǎo)致齒條韌性降低，減弱了其對沖擊載荷的緩解能力。中心輪的抗拉強(qiáng)度、沖擊性能均低于設(shè)計(jì)指標(biāo)，表明材料抗斷裂性能較差。冶煉工藝殘留在基體中隨機(jī)分布的非金屬夾雜物降低了材料的極限強(qiáng)度，材料產(chǎn)生了應(yīng)力集中，造成中心輪開裂。
4.結(jié)論及建議
結(jié)合不同載荷狀態(tài)下的仿真計(jì)算結(jié)果可知，軸肩部位屬于高應(yīng)力區(qū)，原模型花鍵側(cè)的R角設(shè)計(jì)半徑1.0mm 偏小，且表面加工刀痕粗糙，引起了應(yīng)力集中，加速了裂紋的萌生與擴(kuò)展，使軸肩部位成為結(jié)構(gòu)薄弱位置，導(dǎo)致中心輪受扭轉(zhuǎn)應(yīng)力時出現(xiàn)開裂、斷裂現(xiàn)象。
建議將花鍵側(cè)R角的設(shè)計(jì)半徑增加至1.5mm，以避免軸肩部位產(chǎn)生應(yīng)力集中，提高危險截面的設(shè)計(jì)強(qiáng)度。同時降低軸肩成型時的機(jī)械加工速率，以降低軸肩的表面粗糙度。采用軸肩表面噴丸、拋光工藝，可以提升材料表面疲勞強(qiáng)度，有效延長產(chǎn)品在額定載荷狀態(tài)下的工作壽命。
作者：厲旭旺，金子文，李貴方，李玉志，黃成彥，魏煜鋒
單位：明陽智慧能源集團(tuán)股份公司
來源：《理化檢驗(yàn)-物理分冊》2025年第2期
來源：理化檢驗(yàn)物理分冊
