行业新闻

导致风力发电机组齿轮箱轴承过早失效的次表面微裂纹研究

2024-11-04 00:00:03

导致风力发电机组齿轮箱轴承过早

失效的次表面微裂纹研究

[波兰]Tahseen Ali Mankhi等

风力发电在成本、清洁度、可靠性、安全性和可负担性方面是必不可少的绿色能源之一。对整体绿色能源发电的寿命周期评估(LCA)研究证实, 与其他发电技术相比, 风力发电的CO2排放量最低。此外, 全球经济的快速增长导致对能源的需求增加和温室气体排放量增加, 造成了气候变化。另一方面, 风力发电机组产生的能量几乎是建设其所用能量的20倍, 这是不同系统中的最高范围。这一优势使风力发电技术处于有利地位, 与其他发电系统相比, 还可带来显著的经济和环境效益。近年来, 维护成本高, 例如海上风力发电机组齿轮箱每次失效后进行更换的平均成本约为23万欧元(仅材料)。约76%的齿轮箱故障是由于齿轮箱轴承没有运行20～25年(根据轴承额定寿命L10), 而是在1～5年内过早失效。没有明确理论可解释轴承过早失效的原因。各种证据支持这样一种说法, 即裂纹起源于轴承接触区域次表面的非金属夹杂物尖端。接触面也会出现一些失效模式, 如剥落。然而, 在次表面区域中可见其他失效模式, 例如裂纹和白蚀区(WEA)。轴承次表面损伤以很小的微裂纹起始, 扩展到宏观水平, 到达接触面并导致剥落(从接触面去除材料)。在扩展阶段, 裂纹会改变方向。因此, 研究直而小的微裂纹将对裂纹萌生有更清晰的认识。本研究通过对次表面微裂纹的仿真和试验结果的讨论, 以表明最具影响的组成物和应力, 这些有可能导致风力发电机组齿轮箱轴承(WTGB)过早失效。

1 方法

从严重受损区域提取了2 MW陆上风力发电机组齿轮箱行星轴承的5个失效试样。试样经过精心制备, 并使用不同类型的显微镜进行检测。观察到的裂纹按照以下方面进行分类: 深度、密度、倾角和夹杂物。通过对失效行星轴承严重受损区域的切削、制备和检测, 对严重受损区域进行了研究。通过分析微裂纹的位置、与滚动表面的倾角以及与非金属夹杂物的相对位置等数据, 以确定微裂纹萌生导致过早失效的可能原因。先使用线切割机切削试样, 再用线锯机以高速(>3 000 r/min)和低切削速率(0.3 mm/min)切削试样, 以减少试样切削可能造成的损伤。切削可显示周向平面, 即滚动平面和轴向平面, 如图1所示。该图还显示了使用导电树脂进行镶嵌并通过扫描电子显微镜(SEM)检测试样, 因为树脂具有吸收电子的能力。光学显微镜(光反射显微镜(LRM))也用于观察试样。镶嵌后, 使用粗砂纸(低砂纸等级)对试样进行磨削。第一个磨削阶段是去除镶嵌过程中不需要的杂质, 并使金属试样完全平整, 为其他磨削和抛光工艺做好准备。

图1 显微镜检测的试样制备程序

磨削和抛光过程中使用的材料如图2所示。将砂纸和抛光盘固定在旋转磁性底座上。同时, 将试样放入旋转盘上的特定孔中, 该旋转盘与带有加载杆的旋转头相连, 在数据输入屏幕上输入需施加的磨削和抛光力。

图2 磨削和抛光机及其所用的材料

在磨削和抛光过程中的转速和方向以及在每个磨削和抛光步骤中按压试样的载荷见表1。整个试样制备过程中相对较小的应力对于减少制备过程可能造成的损伤至关重要。

表1 磨削和抛光工艺数据

1%的硝酸酒精溶液(1%硝酸和99%乙醇)用于腐蚀过程。这种含量有助于显示已检测试样中的晶界、碳化物和WEA。充分的腐蚀在试样表面显示出不同的浅色。使用SEM和LRM对这些裂纹进行了研究。记录、分类并分析每个所研究试样的裂纹深度(接触面以下的距离)、裂纹倾角(在与滚动方向相反的方向上裂纹与接触面的倾角)和裂纹长度(图3)。

图3 次表面裂纹的特征数据

2 观察到的损伤模式

在试样的整个显微镜检测过程中观察到不同的次表面损伤模式, 如图4所示。一个有趣的观察结果是夹杂物从基体材料中分离出来, 如图5a所示。这种分离可能是在整个试样制备过程中产生的损伤模式。然而, 由于在整个磨削和抛光过程中试样上的应力相对较小, 这种可能性较低。另一种可能是分离是一种损伤类型, 其代表了由于轴承材料热处理或轴承使用过程中夹杂物引起的初始裂纹萌生。

图4 在已检测试样中观察到的次表面损伤类型

图5 观察到的试样损伤模式

非金属夹杂物通常在夹杂物的一侧、两侧或整个周围与基体材料分离。分离模式可能代表夹杂物引起的初始裂纹萌生。分离的夹杂物可能与裂纹有关, 如图5b所示。在整个显微镜检测过程中, 还观察到夹杂物从两侧开裂和夹杂物的自开裂, 如图5c和图5d所示。然而, 在特征上与夹杂物无关的裂纹是观察到的最普遍损伤, 如图5e所示。使用SEM在已检测表面内观察到的白点是碳化物。这些碳化物通过热处理过程引入, 可能代表微裂纹萌生的触发因素, 如图5所示。许多碳化物与小黑点有关, 可能是轴承材料中的空洞。一些研究人员认为这些空洞是裂纹萌生的来源之一。空洞大多被压缩, 并被高硬度碳化物包围。

每组相邻的空洞都极易引发新裂纹, 该裂纹沿空洞扩展(图6)。通过改进轴承材料热处理和减少轴承基体中的空洞来减少碳化物数量可能是至关重要的。

图6 空洞和碳化物在轴承次表面区域受阻

X射线衍射(XRD)是SEM中可用的分析工具, 用于显示指示区域的材料成分。利用这一优势分析夹杂物周围的雾状黑色分离区域, 如图7所示。

图7 夹杂物周围分离区域的XRD分析

如图8所示, 在严重受损的夹杂物附近, 除了未受损的夹杂物外, 还观察到自开裂、分离和相关开裂的混合损伤模式。该图显示了夹杂物在损伤起始中潜在的边缘效应, 其中其他因素可能会影响损伤起始。

图8 与夹杂物相关的混合损伤类型

放大一个夹杂物(×15 k)并对夹杂物边界进行聚焦可发现, 小裂纹起源于非常靠近夹杂物边界的地方, 而不是源自夹杂物本身, 如图9所示。有大量证据表明, 损伤的主要起始部位不是夹杂物本身, 而是靠近夹杂物边界的空洞。

图9 裂纹在夹杂物附近萌生

研究发现, 在所研究的区域内没有白蚀裂纹(WEC)或WEA。对这一结果的解释是:WEC和WEA的形成可能在裂纹萌生之后。这一发现驳斥了WEA引起损伤的假设, 并支持Stadler和其他研究人员的结果。

3 接触应力分析

物体的接触是机械工程中最关键的问题之一, 因为接触载荷会产生接触应力, 从而导致损伤。Hertz分析了在特定条件下的2个透镜接触问题, 例如2个物体之间受到垂直载荷, 并且没有滑动。此外, 与接触体的测量值相比, 接触区域的尺寸最小。由于受到轻微摩擦(小于5%)和轴承径向载荷, Hertz接触理论可应用于轴承。使用有限元(FE)技术对接触应力进行分析, 揭示了滑动和摩擦对接触应力值和位置及其分布的模拟作用。使用Hertz接触理论的应力归一化分析(量纲一的分析)代表了一般情况, 其中应力值除以接触面上的法向接触应力, 深度除以接触区域长度。接触区的2个圆形截面(等同于轴承的滚动体和内圈接触)的次表面的3种应力的分布如图10所示。滚动体运动引起的拖动力改变了在滚动方向之前朝向滚动表面的应力分布, 如图11所示。在引入拖动力后仅分析剪切应力, 因为材料在这类应力下很快就会失效。拖动力还增加了接触体垂直中心线前方(朝向滚动方向)的应力值。然而, 在接触中心线的另一侧上, 接触应力减小。拖动力还减小了最大应力的深度, 即最大应力所在的位置更靠近接触面。损伤由应力引起; 为此, 可将应力随深度的分布与次表面损伤分布进行比较, 以预测哪种应力类型是损伤的主要原因。对接触和拖动作用下最大应力随深度分布的分析也有助于预测可能产生损伤的应力和拖动水平(如结果部分所述)。本研究使用该技术预测了最大剪切应力和Von Mises应力的分布, 如(1)～(8)式所示。将次表面损伤分布分析与次表面应力分布进行了比较。根据Hertz接触理论, 并使用叠加技术引入摩擦效应, 计算这些应力和常数。

图10 使用Hertz接触理论的归一化接触应力

图11 拖动对次表面最大剪切应力分布的影响(μ=0.15)

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

式中: μ为摩擦系数; q为摩擦力; po为滚子上的最大载荷; m和n为根据接触长度和进行计算的点坐标(x和z)计算的常数; z为距接触面的深度; σx, σz, τmax, τxz和σVM分别为笛卡尔接触应力、最大剪切应力、笛卡尔剪切应力和Von Mises应力; b为Hertz接触长度。

在风力发电机组的整个运行过程中确认了不同的运行情况, 如紧急制动、停机、电网连接/断开以及发电机连接/断开。在这些情况下, 加载(转矩)方向发生逆转, 并发生一些严重的瞬态加载。这些情况中的加载水平取决于事件发生时的风力发电机组输出功率。相反方向的极端加载水平可能会产生不同于典型运转损伤的损伤模式。

4 受损夹杂物分析

非金属夹杂物是在整个制造过程中嵌入钢基体的轴承材料中的杂质。在许多研究中, 其被指定为轴承接触区域次表面最有效的损伤起始点之一。利用ABAQUS软件, 应用有限元分析(FEA)技术研究了非金属夹杂物区域周围的应力分布。仿真结果显示, 夹杂物本身及其邻近区域之间的应力集中差异约为250 MPa, 如图12所示。这一结果有助于使用试验和统计工作来深入研究夹杂物在裂纹萌生中的作用。

图12 约250 MPa的非金属夹杂物的应力分布差异

夹杂物的长宽比(AR)值分为3个级别: 1～2, 2～3和>3。据观察, 217条微裂纹(长度小于15 μm的小裂纹)与夹杂物有关。这约占1 447条已检测微裂纹的15%。裂纹夹杂物的百分比相对较低, 这可能表明非金属夹杂物的作用比以前关于裂纹损伤萌生的研究更为次要。大多数受损夹杂物的长宽比为1～2, 如图13所示, 这意味着夹杂物长度可能不会显著影响裂纹萌生。

图13 观察到的受损夹杂物长宽比的百分比

5 裂纹密度随深度的变化

在5个试样中观察到的小而直的微裂纹(1447条次表面裂纹)及其深度如图14所示。对每件试样单独进行了相同的分析程序, 各试样(S1～S5)的裂纹分布(密度)与所研究的全部裂纹的分布模式相似, 如图15所示。

图14 所研究的小的微裂纹随深度的分布

图15 5个已检测试样的裂纹密度随深度的变化

考虑了摩擦系数和拖动力增加的影响, 使用MATLAB软件计算并给出了Von Mises应力随深度的分布。最大次表面Von Mises应力位于接触面下方; 然而, 小的微裂纹的最大密度也非常接近接触面。裂纹密度随深度的分布(图15)与Von Mises应力分布(图16)相同, 这可能表明Von Mises应力在裂纹萌生中的重要作用。已得出的结论是: 裂纹分布表明拖动力相对高于先前研究中提出的拖动力。

图16 随着拖动力的增加, 模拟Von Mises应力随深度的变化情况

所有所研究试样的浅层区域的微裂纹密度表明, 接触应力可能比轴承设计的更高, 并且(或者)拖动力比整个轴承设计过程中考虑的拖动力更显著。可能有必要在轴承选择阶段重新评估WTGB的接触应力。这些高接触应力水平可能在风力发电机组运行情况(制动、电网损耗、发电机连接/断开等)的整个瞬态加载过程中产生, 在整个轴承选择过程中应予以考虑。

6 裂纹倾角分析

根据失效理论, Von Mises应力σVM或最大主应力σ1是拉应力下裂纹萌生的可能原因。然而, 在压缩和剪切作用下, 最大剪切应力τ也是轴承失效和损伤的可能原因。由于裂纹在整个扩展过程中方向的变化, 裂纹倾角不易确定。观察到长度小于15 μm的裂纹的方向不变, 而长度大于15 μm的裂纹向多个方向扩展。因此, 15 μm被认为是区分大、小裂纹的极限, 如图17所示。

图17 大、小裂纹的分类基础。(a), (b), (c)小的直裂纹; (d),(e)大的弯曲裂纹

本节以裂纹倾角为指标研究了2种因素(拖动力和次表面最大剪切应力)在次表面裂纹萌生中的作用。拖动力与裂纹倾角一样与轴承滚动方向相同, 这被用作测量裂纹倾角的参考。最大剪切应力的倾角为±45°。因此, 由于观察到靠近接触面的裂纹方向的变化, 裂纹倾角趋势被认为是裂纹萌生中拖动作用的指示。理论上, 轴承接触面的理想标准摩擦系数μ为0.05。然而, 在整个使用过程中, 表面粗糙度预计会在运转条件下增加。另一方面, 由于润滑不良, 摩擦值和拖动力都会增加。在700 μm的深度对5个所研究试样中每个试样的受损层进行分析, 并将其分割为相同厚度(100 μm)的7个子层。如图18所示, 在0～100 μm的较浅区域深度中, 微裂纹倾角倾向于近似平行于接触面。这一结果证实了表面拖动力对裂纹萌生角变化的影响。另一方面, 深度为400～600 μm的裂纹的平均倾角为45°(图19)。随着接触深度的增加, 平均微裂纹倾角近似等于最大剪切应力的倾角(45°)。这一发现表明了剪切应力在微裂纹萌生中的作用。5个所研究试样的裂纹倾角中值与受损层深度截面的相关性如图20所示。有些微裂纹倾角大于90°, 显示了在整个风力发电机组运行情况(制动、电网损耗、发电机连接/断开等)中转矩逆转对裂纹萌生的潜在作用。

图18 在较浅的次表面深度处微裂纹倾角的特征

图19 在较深的次表面深度处微裂纹倾角的特征

图20 5个所研究试样的裂纹倾角与深度的相关性

7 结论

从仿真和试验工作的总体结果可得出以下结论:

1) 非金属夹杂物在裂纹损伤起始中的作用较小, 因为大多数所研究的裂纹与非金属夹杂物无关。

2) 大多数所研究的开裂夹杂物的长宽比较低, 这不支撑夹杂物尺寸影响裂纹萌生的假设。

3) 研究结果中没有WEC和WEA, 表明其可能在裂纹萌生阶段之后产生。

4) Von Mises应力、最大剪切应力和拖动力在裂纹萌生中起着相当大的作用。建议重新评估两者的设计标准(轴承寿命和接触应力), 以考虑实际的苛刻运行情况。

5) 微裂纹可在非金属夹杂物旁边和附近产生, 但不能由夹杂物本身产生。

6) 连续的一系列空洞可被视为软区域, 其可通过周围碳化物的作用促进裂纹萌生。建议在使用热处理规范对轴承材料进行开发研究时, 考虑减少空洞和碳化物的形成。

7) 运行过程中产生的突然瞬态加载会影响损伤起始。研究风力发电机组运行情况对损伤起始和扩展的实际影响, 有助于理解轴承的过早失效。