行業新聞

導致風力發電機組齒輪箱軸承過早失效的次表面微裂紋研究

2024-11-04 00:00:03

導致風力發電機組齒輪箱軸承過早

失效的次表面微裂紋研究

[波蘭]Tahseen Ali Mankhi等

風力發電在成本、清潔度、可靠性、安全性和可負擔性方面是必不可少的綠色能源之一。對整體綠色能源發電的壽命周期評估(LCA)研究證實, 與其他發電技術相比, 風力發電的CO2排放量最低。此外, 全球經濟的快速增長導致對能源的需求增加和溫室氣體排放量增加, 造成了氣候變化。另一方面, 風力發電機組產生的能量幾乎是建設其所用能量的20倍, 這是不同系統中的最高范圍。這一優勢使風力發電技術處于有利地位, 與其他發電系統相比, 還可帶來顯著的經濟和環境效益。近年來, 維護成本高, 例如海上風力發電機組齒輪箱每次失效后進行更換的平均成本約為23萬歐元(僅材料)。約76%的齒輪箱故障是由于齒輪箱軸承沒有運行20～25年(根據軸承額定壽命L10), 而是在1～5年內過早失效。沒有明確理論可解釋軸承過早失效的原因。各種證據支持這樣一種說法, 即裂紋起源于軸承接觸區域次表面的非金屬夾雜物尖端。接觸面也會出現一些失效模式, 如剝落。然而, 在次表面區域中可見其他失效模式, 例如裂紋和白蝕區(WEA)。軸承次表面損傷以很小的微裂紋起始, 擴展到宏觀水平, 到達接觸面并導致剝落(從接觸面去除材料)。在擴展階段, 裂紋會改變方向。因此, 研究直而小的微裂紋將對裂紋萌生有更清晰的認識。本研究通過對次表面微裂紋的仿真和試驗結果的討論, 以表明最具影響的組成物和應力, 這些有可能導致風力發電機組齒輪箱軸承(WTGB)過早失效。

1 方法

從嚴重受損區域提取了2 MW陸上風力發電機組齒輪箱行星軸承的5個失效試樣。試樣經過精心制備, 并使用不同類型的顯微鏡進行檢測。觀察到的裂紋按照以下方面進行分類: 深度、密度、傾角和夾雜物。通過對失效行星軸承嚴重受損區域的切削、制備和檢測, 對嚴重受損區域進行了研究。通過分析微裂紋的位置、與滾動表面的傾角以及與非金屬夾雜物的相對位置等數據, 以確定微裂紋萌生導致過早失效的可能原因。先使用線切割機切削試樣, 再用線鋸機以高速(>3 000 r/min)和低切削速率(0.3 mm/min)切削試樣, 以減少試樣切削可能造成的損傷。切削可顯示周向平面, 即滾動平面和軸向平面, 如圖1所示。該圖還顯示了使用導電樹脂進行鑲嵌并通過掃描電子顯微鏡(SEM)檢測試樣, 因為樹脂具有吸收電子的能力。光學顯微鏡(光反射顯微鏡(LRM))也用于觀察試樣。鑲嵌后, 使用粗砂紙(低砂紙等級)對試樣進行磨削。第一個磨削階段是去除鑲嵌過程中不需要的雜質, 并使金屬試樣完全平整, 為其他磨削和拋光工藝做好準備。

圖1 顯微鏡檢測的試樣制備程序

磨削和拋光過程中使用的材料如圖2所示。將砂紙和拋光盤固定在旋轉磁性底座上。同時, 將試樣放入旋轉盤上的特定孔中, 該旋轉盤與帶有加載桿的旋轉頭相連, 在數據輸入屏幕上輸入需施加的磨削和拋光力。

圖2 磨削和拋光機及其所用的材料

在磨削和拋光過程中的轉速和方向以及在每個磨削和拋光步驟中按壓試樣的載荷見表1。整個試樣制備過程中相對較小的應力對于減少制備過程可能造成的損傷至關重要。

表1 磨削和拋光工藝數據

1%的硝酸酒精溶液(1%硝酸和99%乙醇)用于腐蝕過程。這種含量有助于顯示已檢測試樣中的晶界、碳化物和WEA。充分的腐蝕在試樣表面顯示出不同的淺色。使用SEM和LRM對這些裂紋進行了研究。記錄、分類并分析每個所研究試樣的裂紋深度(接觸面以下的距離)、裂紋傾角(在與滾動方向相反的方向上裂紋與接觸面的傾角)和裂紋長度(圖3)。

圖3 次表面裂紋的特征數據

2 觀察到的損傷模式

在試樣的整個顯微鏡檢測過程中觀察到不同的次表面損傷模式, 如圖4所示。一個有趣的觀察結果是夾雜物從基體材料中分離出來, 如圖5a所示。這種分離可能是在整個試樣制備過程中產生的損傷模式。然而, 由于在整個磨削和拋光過程中試樣上的應力相對較小, 這種可能性較低。另一種可能是分離是一種損傷類型, 其代表了由于軸承材料熱處理或軸承使用過程中夾雜物引起的初始裂紋萌生。

圖4 在已檢測試樣中觀察到的次表面損傷類型

圖5 觀察到的試樣損傷模式

非金屬夾雜物通常在夾雜物的一側、兩側或整個周圍與基體材料分離。分離模式可能代表夾雜物引起的初始裂紋萌生。分離的夾雜物可能與裂紋有關, 如圖5b所示。在整個顯微鏡檢測過程中, 還觀察到夾雜物從兩側開裂和夾雜物的自開裂, 如圖5c和圖5d所示。然而, 在特征上與夾雜物無關的裂紋是觀察到的最普遍損傷, 如圖5e所示。使用SEM在已檢測表面內觀察到的白點是碳化物。這些碳化物通過熱處理過程引入, 可能代表微裂紋萌生的觸發因素, 如圖5所示。許多碳化物與小黑點有關, 可能是軸承材料中的空洞。一些研究人員認為這些空洞是裂紋萌生的來源之一。空洞大多被壓縮, 并被高硬度碳化物包圍。

每組相鄰的空洞都極易引發新裂紋, 該裂紋沿空洞擴展(圖6)。通過改進軸承材料熱處理和減少軸承基體中的空洞來減少碳化物數量可能是至關重要的。

圖6 空洞和碳化物在軸承次表面區域受阻

X射線衍射(XRD)是SEM中可用的分析工具, 用于顯示指示區域的材料成分。利用這一優勢分析夾雜物周圍的霧狀黑色分離區域, 如圖7所示。

圖7 夾雜物周圍分離區域的XRD分析

如圖8所示, 在嚴重受損的夾雜物附近, 除了未受損的夾雜物外, 還觀察到自開裂、分離和相關開裂的混合損傷模式。該圖顯示了夾雜物在損傷起始中潛在的邊緣效應, 其中其他因素可能會影響損傷起始。

圖8 與夾雜物相關的混合損傷類型

放大一個夾雜物(×15 k)并對夾雜物邊界進行聚焦可發現, 小裂紋起源于非常靠近夾雜物邊界的地方, 而不是源自夾雜物本身, 如圖9所示。有大量證據表明, 損傷的主要起始部位不是夾雜物本身, 而是靠近夾雜物邊界的空洞。

圖9 裂紋在夾雜物附近萌生

研究發現, 在所研究的區域內沒有白蝕裂紋(WEC)或WEA。對這一結果的解釋是:WEC和WEA的形成可能在裂紋萌生之后。這一發現駁斥了WEA引起損傷的假設, 并支持Stadler和其他研究人員的結果。

3 接觸應力分析

物體的接觸是機械工程中最關鍵的問題之一, 因為接觸載荷會產生接觸應力, 從而導致損傷。Hertz分析了在特定條件下的2個透鏡接觸問題, 例如2個物體之間受到垂直載荷, 并且沒有滑動。此外, 與接觸體的測量值相比, 接觸區域的尺寸最小。由于受到輕微摩擦(小于5%)和軸承徑向載荷, Hertz接觸理論可應用于軸承。使用有限元(FE)技術對接觸應力進行分析, 揭示了滑動和摩擦對接觸應力值和位置及其分布的模擬作用。使用Hertz接觸理論的應力歸一化分析(量綱一的分析)代表了一般情況, 其中應力值除以接觸面上的法向接觸應力, 深度除以接觸區域長度。接觸區的2個圓形截面(等同于軸承的滾動體和內圈接觸)的次表面的3種應力的分布如圖10所示。滾動體運動引起的拖動力改變了在滾動方向之前朝向滾動表面的應力分布, 如圖11所示。在引入拖動力后僅分析剪切應力, 因為材料在這類應力下很快就會失效。拖動力還增加了接觸體垂直中心線前方(朝向滾動方向)的應力值。然而, 在接觸中心線的另一側上, 接觸應力減小。拖動力還減小了最大應力的深度, 即最大應力所在的位置更靠近接觸面。損傷由應力引起; 為此, 可將應力隨深度的分布與次表面損傷分布進行比較, 以預測哪種應力類型是損傷的主要原因。對接觸和拖動作用下最大應力隨深度分布的分析也有助于預測可能產生損傷的應力和拖動水平(如結果部分所述)。本研究使用該技術預測了最大剪切應力和Von Mises應力的分布, 如(1)～(8)式所示。將次表面損傷分布分析與次表面應力分布進行了比較。根據Hertz接觸理論, 并使用疊加技術引入摩擦效應, 計算這些應力和常數。

圖10 使用Hertz接觸理論的歸一化接觸應力

圖11 拖動對次表面最大剪切應力分布的影響(μ=0.15)

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

式中: μ為摩擦系數; q為摩擦力; po為滾子上的最大載荷; m和n為根據接觸長度和進行計算的點坐標(x和z)計算的常數; z為距接觸面的深度; σx, σz, τmax, τxz和σVM分別為笛卡爾接觸應力、最大剪切應力、笛卡爾剪切應力和Von Mises應力; b為Hertz接觸長度。

在風力發電機組的整個運行過程中確認了不同的運行情況, 如緊急制動、停機、電網連接/斷開以及發電機連接/斷開。在這些情況下, 加載(轉矩)方向發生逆轉, 并發生一些嚴重的瞬態加載。這些情況中的加載水平取決于事件發生時的風力發電機組輸出功率。相反方向的極端加載水平可能會產生不同于典型運轉損傷的損傷模式。

4 受損夾雜物分析

非金屬夾雜物是在整個制造過程中嵌入鋼基體的軸承材料中的雜質。在許多研究中, 其被指定為軸承接觸區域次表面最有效的損傷起始點之一。利用ABAQUS軟件, 應用有限元分析(FEA)技術研究了非金屬夾雜物區域周圍的應力分布。仿真結果顯示, 夾雜物本身及其鄰近區域之間的應力集中差異約為250 MPa, 如圖12所示。這一結果有助于使用試驗和統計工作來深入研究夾雜物在裂紋萌生中的作用。

圖12 約250 MPa的非金屬夾雜物的應力分布差異

夾雜物的長寬比(AR)值分為3個級別: 1～2, 2～3和>3。據觀察, 217條微裂紋(長度小于15 μm的小裂紋)與夾雜物有關。這約占1 447條已檢測微裂紋的15%。裂紋夾雜物的百分比相對較低, 這可能表明非金屬夾雜物的作用比以前關于裂紋損傷萌生的研究更為次要。大多數受損夾雜物的長寬比為1～2, 如圖13所示, 這意味著夾雜物長度可能不會顯著影響裂紋萌生。

圖13 觀察到的受損夾雜物長寬比的百分比

5 裂紋密度隨深度的變化

在5個試樣中觀察到的小而直的微裂紋(1447條次表面裂紋)及其深度如圖14所示。對每件試樣單獨進行了相同的分析程序, 各試樣(S1～S5)的裂紋分布(密度)與所研究的全部裂紋的分布模式相似, 如圖15所示。

圖14 所研究的小的微裂紋隨深度的分布

圖15 5個已檢測試樣的裂紋密度隨深度的變化

考慮了摩擦系數和拖動力增加的影響, 使用MATLAB軟件計算并給出了Von Mises應力隨深度的分布。最大次表面Von Mises應力位于接觸面下方; 然而, 小的微裂紋的最大密度也非常接近接觸面。裂紋密度隨深度的分布(圖15)與Von Mises應力分布(圖16)相同, 這可能表明Von Mises應力在裂紋萌生中的重要作用。已得出的結論是: 裂紋分布表明拖動力相對高于先前研究中提出的拖動力。

圖16 隨著拖動力的增加, 模擬Von Mises應力隨深度的變化情況

所有所研究試樣的淺層區域的微裂紋密度表明, 接觸應力可能比軸承設計的更高, 并且(或者)拖動力比整個軸承設計過程中考慮的拖動力更顯著。可能有必要在軸承選擇階段重新評估WTGB的接觸應力。這些高接觸應力水平可能在風力發電機組運行情況(制動、電網損耗、發電機連接/斷開等)的整個瞬態加載過程中產生, 在整個軸承選擇過程中應予以考慮。

6 裂紋傾角分析

根據失效理論, Von Mises應力σVM或最大主應力σ1是拉應力下裂紋萌生的可能原因。然而, 在壓縮和剪切作用下, 最大剪切應力τ也是軸承失效和損傷的可能原因。由于裂紋在整個擴展過程中方向的變化, 裂紋傾角不易確定。觀察到長度小于15 μm的裂紋的方向不變, 而長度大于15 μm的裂紋向多個方向擴展。因此, 15 μm被認為是區分大、小裂紋的極限, 如圖17所示。

圖17 大、小裂紋的分類基礎。(a), (b), (c)小的直裂紋; (d),(e)大的彎曲裂紋

本節以裂紋傾角為指標研究了2種因素(拖動力和次表面最大剪切應力)在次表面裂紋萌生中的作用。拖動力與裂紋傾角一樣與軸承滾動方向相同, 這被用作測量裂紋傾角的參考。最大剪切應力的傾角為±45°。因此, 由于觀察到靠近接觸面的裂紋方向的變化, 裂紋傾角趨勢被認為是裂紋萌生中拖動作用的指示。理論上, 軸承接觸面的理想標準摩擦系數μ為0.05。然而, 在整個使用過程中, 表面粗糙度預計會在運轉條件下增加。另一方面, 由于潤滑不良, 摩擦值和拖動力都會增加。在700 μm的深度對5個所研究試樣中每個試樣的受損層進行分析, 并將其分割為相同厚度(100 μm)的7個子層。如圖18所示, 在0～100 μm的較淺區域深度中, 微裂紋傾角傾向于近似平行于接觸面。這一結果證實了表面拖動力對裂紋萌生角變化的影響。另一方面, 深度為400～600 μm的裂紋的平均傾角為45°(圖19)。隨著接觸深度的增加, 平均微裂紋傾角近似等于最大剪切應力的傾角(45°)。這一發現表明了剪切應力在微裂紋萌生中的作用。5個所研究試樣的裂紋傾角中值與受損層深度截面的相關性如圖20所示。有些微裂紋傾角大于90°, 顯示了在整個風力發電機組運行情況(制動、電網損耗、發電機連接/斷開等)中轉矩逆轉對裂紋萌生的潛在作用。

圖18 在較淺的次表面深度處微裂紋傾角的特征

圖19 在較深的次表面深度處微裂紋傾角的特征

圖20 5個所研究試樣的裂紋傾角與深度的相關性

7 結論

從仿真和試驗工作的總體結果可得出以下結論:

1) 非金屬夾雜物在裂紋損傷起始中的作用較小, 因為大多數所研究的裂紋與非金屬夾雜物無關。

2) 大多數所研究的開裂夾雜物的長寬比較低, 這不支撐夾雜物尺寸影響裂紋萌生的假設。

3) 研究結果中沒有WEC和WEA, 表明其可能在裂紋萌生階段之后產生。

4) Von Mises應力、最大剪切應力和拖動力在裂紋萌生中起著相當大的作用。建議重新評估兩者的設計標準(軸承壽命和接觸應力), 以考慮實際的苛刻運行情況。

5) 微裂紋可在非金屬夾雜物旁邊和附近產生, 但不能由夾雜物本身產生。

6) 連續的一系列空洞可被視為軟區域, 其可通過周圍碳化物的作用促進裂紋萌生。建議在使用熱處理規范對軸承材料進行開發研究時, 考慮減少空洞和碳化物的形成。

7) 運行過程中產生的突然瞬態加載會影響損傷起始。研究風力發電機組運行情況對損傷起始和擴展的實際影響, 有助于理解軸承的過早失效。