黃愛武

(許昌許繼風電科技有限公司風電機組研究所)

隨著我國風電行業(yè)的迅猛發(fā)展，兆瓦級風力發(fā)電機中風機墜頭的惡性事故時有發(fā)生。風機墜頭多由輪轂與主軸聯(lián)接面的聯(lián)接失效造成，而失效的初期常伴隨輪轂與主軸端面異響(簡稱主軸端面異響)的發(fā)生。因此，研究主軸端面異響，對預防該類事故的發(fā)生有重要意義。

為避免其他異響對準確判斷主軸端面異響的干擾，筆者首先對主軸端面異響源進行了定位辨識，并針對已涂覆無機富鋅漆的主軸端面異響進行了匯總和分類。針對前期研究的端面異響的油污說[1]，結(jié)合實際經(jīng)驗，在創(chuàng)新的摩擦理論指導下提出了新的低成本處理方案；針對端面壓潰說提出了新的計算方法，并對某國外3MW風機設計中存在的不足給出處理建議；針對漆膜破碎異響說，結(jié)合漆膜內(nèi)部化學組織結(jié)構(gòu)及其對應物理特性，闡明了該類異響的發(fā)生機理和防范重點；在對漆膜破裂異響的研究中，從裂隙擴展的能量平衡角度，創(chuàng)造性地推導了一種與接觸面積正相關的摩擦系數(shù)計算公式，進而明確了端面虛接異響的真實存在。

1 主軸端面異響的辨識

由于垂直軸風機的一些特殊原因(市場占有率、前景受限)，其研究意義不如水平軸風機(Horizontal Axis Wind Turbine，HAWT)。為此，筆者僅結(jié)合HAWT的典型結(jié)構(gòu)(圖1)[1]對風力發(fā)電機輪轂與主軸端面附近的其他異響進行區(qū)分和辨識。

圖1 HAWT的典型結(jié)構(gòu)

1.1主軸端面異響與風輪異響

從圖1可以看出，風輪總成由件號1(葉片)和件號2(輪轂)組成，懸伸在件號7(機艙)外。若葉片葉尖發(fā)生異響，則在機艙外可以聽到，而且，隨著葉尖距離聽者位置的不同，頻率會因多普勒效應而發(fā)生改變[2]；若葉根或輪轂內(nèi)異響，則多是輪轂內(nèi)部件(如變槳柜蓋門等)松動或脫落，或變槳系統(tǒng)故障，這些可通過進入輪轂內(nèi)查看或通過單獨變槳進行排查。而件號3處的主軸端面異響，一般位置相對固定，沒有多普勒效應，容易與葉尖異響進行區(qū)分，文中不再贅述。

1.2主軸端面異響與主軸軸承異響

在風機長久停運后，常會因承載油膜失效而導致主軸軸承接觸面壓傷，從而引發(fā)主軸軸承異響。這種異響常伴隨著沖擊振動，與風輪轉(zhuǎn)頻相關，可被目前推廣使用的SCADA(數(shù)據(jù)采集與監(jiān)視控制)系統(tǒng)實時監(jiān)測和早期發(fā)現(xiàn)(也可被有經(jīng)驗的工程師現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)，并通過螺絲刀等作為聽診工具得到確認)。而主軸端面異響，常發(fā)生在風機吊裝后試運行期間，SCADA系統(tǒng)難以辨識，須由工程師根據(jù)經(jīng)驗進行現(xiàn)場判斷。

1.3主軸端面異響與螺桿刮擦異響

螺桿刮擦異響也在主軸端面附近，但易于辨識。其主要特征是在機艙內(nèi)可以看到螺桿或機體上明顯的劃痕。另外，這種異響音頻尖銳、有間歇，間歇周期與風輪轉(zhuǎn)動角度相關，而主軸端面異響無此特征。

2 主軸端面異響的劃分和歸類

筆者以涂覆富鋅漆的主軸端面異響為主要討論對象。這是因為，風機輪轂與主軸端面接觸狀態(tài)一般有3種：采用鑄鐵和鋼的金屬面直接接觸(存放期間涂防銹油脂，安裝前去除)、熱鍍鋅、涂覆無機富鋅漆。雖然3種方式均可保證傳導雷擊電流的要求，但熱鍍鋅污染較大，不環(huán)保；而防銹油脂易殘留，易導致端面錯動異響；無機富鋅漆不僅較環(huán)保，且有突出的抗油污能力，能保證足夠高的摩擦系數(shù)，目前在兆瓦級風機中應用較為廣泛，所以，筆者以涂覆無機富鋅漆的主軸端面異響為主要研究對象。

因主軸端面的富鋅漆漆膜破裂異響屬于端面錯動異響的伴隨異響，為敘述方便，筆者將其歸入端面錯動異響進行簡要分析。根據(jù)前期的研究和近期虛接異響的發(fā)現(xiàn)，筆者將涂覆富鋅漆的主軸端面異響分為3類：端面壓潰異響和螺桿斷裂異響和端面錯動異響(包含伴隨的漆膜破裂異響)。

3 異響的計算分析

那么，風輪總成上的最大風載為[3]：

=1698766.31N

式中As——風輪的實心率，順槳時的實心率約為0.2[4]；

cp——風輪處的風載系數(shù)，一般為0.8[3]；

VWind——風機風輪處的風速，標準風場中最大參考風速50m/s[3]；

ρ——空氣密度，根據(jù)有關資料得我國中東部地區(qū)年平均約1.25kg/m3。

風載對主軸端面產(chǎn)生的最大彎矩(湍流風速50m/s作用在風機后上方，并與風輪掃掠面夾角為4.5°時)為：

MW50=FW50·L=3397532.62N·m

風輪懸重對主軸端面產(chǎn)生的彎矩：

MWG=G·g·L=980000N·m

輪轂與主軸聯(lián)接端面?zhèn)鬟f的扭矩：

3.1端面壓潰異響的計算分析

在螺桿預緊力作用下，主軸端面受到的附加壓應力為：

在最大風載、風載彎矩和風輪懸重作用下，主軸端面下部邊緣可能受到的最大壓應力為[5]：

=25.68+1.69+106.58

≈133.95MPa

在主軸與輪轂的連接中，考慮到輪轂在低溫地區(qū)的沖擊韌性，多選用QT350-22U作為輪轂材料[6]，則端面許用擠壓應力[σS]p=0.4σB=140MPa[7]，大于式(6)計算值(133.95MPa)，按概率設計的觀點[7]，不需要進行設計防范。但這是在2MW風機參數(shù)假設的前提下進行的，對于3MW風機，某國外知名風機設計公司在設計中，將輪轂與主軸的接觸面積S3MW增加至1.2m2，螺桿數(shù)量增加至96根(為防止因漆膜破碎而造成的摩擦力下降)，這時，主軸端面在螺桿預緊力作用下，受到的螺桿壓應力為：

則累計最大壓應力為：

σMR2>σL96+σG+σF50≈151.08MPa>[σS]p=140MPa

顯然，這種3MW輪轂端面發(fā)生壓潰異響的可能性就必然存在。因此，通過片面增加螺桿數(shù)量和預緊力，不是防范主軸端面錯動異響的根本方法，而應著眼于保證漆膜特性滿足設計要求為宜。

3.2螺桿斷裂異響的計算分析

螺桿可能受到的最大拉力增幅為：

該增幅因螺桿夾持長度lg≥4Df[8]對應力增幅的進一步削弱，將低于疲勞分析中最大增幅不超過預緊力(535kN)50%的要求[9]；螺桿受到的最大拉力(FLmax+Fi)為螺桿屈服極限的76.23%，也在允許的安全設計范圍(屈服極限的80%)內(nèi)[10]；最大載荷發(fā)生概率為50年一遇，所以，只要達克羅處理的10.9級高強度螺桿保證正確緊固，螺桿在設計期內(nèi)發(fā)生拉斷或疲勞斷裂的可能性不大。

3.3端面摩擦理論和端面錯動異響的分析

在實踐中發(fā)現(xiàn)，摩擦力與端面特性及接觸面積的大小等因素有關，但從摩擦力公式Ff=f·N中，很難看出接觸面積對摩擦力或摩擦系數(shù)的影響，為此，筆者從漆膜破裂的能量平衡角度創(chuàng)立一種栓接面摩擦理論，推導一種普適性強的摩擦系數(shù)公式，并用該理論及公式，重新對端面錯動異響進行分析。

一般的常規(guī)漆膜表面較光滑(圖2a)[11]，漆膜間難以在栓接壓力下彼此嵌入和鉤掛，易出現(xiàn)滑移，而球狀無機富鋅漆漆膜(后續(xù)簡稱漆膜)不僅粗糙而且有較多的孔隙(圖2b)[12]，表面間能夠在足夠的栓接正壓力N下彼此嵌入和鉤掛，形成一個統(tǒng)一的共同體。而一次噴涂成型的漆膜內(nèi)具有連續(xù)均勻、各向同性的彈性特征(即符合線彈特性σ=E·ε)。所以，筆者將對接漆膜假定為統(tǒng)一的固體。

圖2 常規(guī)漆膜與無機富鋅漆漆膜掃描電鏡SAE形貌對照

將漆膜接觸表面的凸凹部分等效簡化為固體內(nèi)原始“裂隙”處理(圖3a)。由漆膜連續(xù)均勻、各向同性的彈性特征，將單元體內(nèi)的具有鄰近影響效應的“裂隙”等效為一個“裂隙”特征(圖3b)。

圖3 主軸與輪轂栓接面間無機富鋅漆漆膜剖面中的等效“裂隙”假設

依據(jù)斷裂力學中的能量平衡法[13]和材料力學[5]中的有關應力計算知識，可知純拉應力σ1對等效“裂隙”產(chǎn)生的變形能為：

(1)

其中，參數(shù)β的選擇需使應力(σ1)與英格里斯解相一致，對于引起平面應力的載荷情況，β=π[13]。

因裂隙側(cè)面有兩個，所以，維持“裂隙”特征尺寸a不擴展的裂隙表面能為：

US=2γ·ac·Lc

(2)

其中，參數(shù)γ為裂隙表面能密度，單位為J/m2。由能量平衡可得，“裂隙”不擴展條件ΔU=US-U≥0。

在栓接面正壓力N的作用下，“裂隙”表面類似氣球的擠壓變形，所以，接觸表面積S、尺寸ac與表面能密度γ取值均與正壓力N正相關，可進一步表述為：S→SN、ac·γ→acN·γ或ac·γN。

因“裂隙”一般沿最大壓應力方向(即漆膜厚度方向)擴展[14]，在極限情況下，a、ac或acN均可近似取漆膜厚度的最大值amax(漆膜厚度δ≈amax)，此時，依據(jù)漆膜破裂的臨界條件ΔU=US-U=0，可以得到漆膜不破裂時所能提供的最大摩擦系數(shù)：

(3)

其中，SN為在正壓力N作用下實際栓接面接觸面積；γN為在正壓力N作用下漆膜“孔隙”表面的表面能；δ為端面漆膜厚度；E為漆膜彈性模量；β=π。

考慮到能量單元的獨立性和可疊加性，該摩擦系數(shù)公式不僅對于某個單元體等效“裂隙”分析有意義，而且可適用于整個栓接接觸表面的摩擦系數(shù)分析。

進一步地，可推廣為更廣義的摩擦系數(shù)公式：

(4)

其中，μ為摩擦系數(shù)；SNn為與滑動摩擦循環(huán)次數(shù)n有關的摩擦接觸表面積(當n=0時，為靜摩擦)；N為作用在摩擦接觸表面的垂直正壓力；E·γN為某一正壓力N下接觸表面的特性值；β=π；Ra為摩擦接觸表面的粗糙度。

3.3.1漆膜破碎說的再認識

為防止發(fā)生這種端面錯動異響，應保證漆膜不被剪切拉破，則漆膜內(nèi)部抗拉強度應至少大于13.80MPa。分析一次噴涂成型5天后漆膜的拉拔試驗觀察結(jié)果可知，漆膜內(nèi)部的結(jié)合力大于漆膜與基體的附著力。在附著力的實際測試中也存在超過12.00MPa的情況，因此，筆者認為按要求一次噴涂的漆膜內(nèi)部強度足夠13.80MPa，而不會被剪切拉破。

進一步的研究認為[15]：一次噴涂成型的醇溶性無機富鋅漆漆膜，鋅粉分布相對均勻，成膜過程中因正硅酸乙酯Si(OCH2CH3)4水解中醇的析出和其他溶劑的揮發(fā)，在鋅粉的周圍形成共價鍵長鏈的硅酸([-SiO32--]n)高聚物，這種具有負離子極性的鏈條周圍吸附鐵離子(Fe2+)或鋅離子(Zn2+)，形成硅酸鋅鐵與硅酸鋅的復鹽，在足夠粗糙的鋼基體表面產(chǎn)生均勻、多向的硅酸-鐵化學鍵鍵能，保證足夠的基體附著力；在漆膜內(nèi)部，因硅酸([-SiO32--]n)鏈條的共價鍵鍵能明顯高于其與鐵離子(Fe2+)間的短鏈庫倫引力[16]，硅酸([-SiO32--]n)鏈條又可將鋅粉顆粒均勻牢固地結(jié)合在一起；成膜后的漆膜表面形成鋅鹽及鋅的絡合物[15]，其與硅酸([-SiO32--]n)鏈條難以進行化學反應，產(chǎn)生強的結(jié)合力，這就是采用刷涂、復涂的無機富鋅漆在復涂層難以存在較強的化學結(jié)合力而破碎的原因，也是一次噴涂成膜的漆膜內(nèi)部強度遠高于其與基體的附著力而不被剪切拉破的內(nèi)在機理。

3.3.2油污的分類及不同處理辦法

筆者將端面油污情況分為3類：油膜(光亮)、油斑(亮斑)、油跡(灰暗)。其特征是根據(jù)油膜對光反射強弱的不同，借用膜厚比λ界定邊界摩擦、混合摩擦和液體摩擦的思路[7]，具體細化表述如圖4所示。

圖4 端面油液污染情況分類及特征說明

對于油膜(光亮)，因式(4)中接觸表面的特性值E·γN已經(jīng)轉(zhuǎn)換為油膜的粘度特性，屬于液體摩擦，摩擦力顯然會低于設計值。而這種光亮油膜狀態(tài)的端面易于發(fā)現(xiàn)，不可能吊裝，所以，這種端面異響問題不討論。

對于油跡、油斑，因油污被漆膜的多孔性特性限定在“裂隙”中，接觸表面的彈性模量E、表面能γ等特性幾乎保持原端面的特性不變，這樣，端面間的摩擦系數(shù)變化也不大，不會低于設計值。而且，某吊裝中發(fā)現(xiàn)輪轂端面油斑情況的風機，在讓步使用5年期間，一直沒有發(fā)生過主軸端面錯動異響的問題。因此，對于油跡、油斑不應再采用重新噴涂的高成本處理措施來防范端面錯動異響問題。

3.3.3端面虛接說的發(fā)現(xiàn)

借用其他風機廠商的經(jīng)驗，通過采用嚴格控制油污并采用一次噴涂等措施避免了輪轂與主軸端面的油膜污染或漆膜破碎問題的發(fā)生，按理應不會再發(fā)生主軸端面異響問題。但筆者發(fā)現(xiàn)在某一地區(qū)仍頻繁發(fā)生主軸端面異響問題。當對風場錄音中聽到的明顯異響進行頻譜分析后，發(fā)現(xiàn)其屬于1 000Hz左右的中高頻異響[1]，并遠高于主軸端面錯動的最大轉(zhuǎn)頻(18r/min÷60min=0.3Hz)或48根螺桿受剪的切力時最大頻率(48×0.3Hz=14.4Hz)。根據(jù)異響的特點，初步認為是漆膜破裂異響，筆者根據(jù)式(3)做出的解釋是：漆膜通過破裂來增加裂隙的表面能，以抵抗局部摩擦變形能的劇增，這個平衡過程說明了主軸端面摩擦系數(shù)的不穩(wěn)定，并極有可能存在局部錯動異響。由于這種主軸端面錯動異響屬于20 Hz 以下的低頻，很可能經(jīng)錄音中麥克的拾音、壓縮和解壓及音箱的功放濾波等過程而被濾除，保留下來的中高頻異常部分僅為伴隨的漆膜破裂異響。經(jīng)筆者實地查看，發(fā)現(xiàn)錄音中存在漆膜破裂異響的風機的確有主軸端面的低頻錯動異響。

在查證漆膜噴涂工藝監(jiān)控記錄后，排除這類異響風機的漆膜質(zhì)量問題；在為排除接觸壓力不足問題而進行的排查中，僅發(fā)現(xiàn)聯(lián)接螺桿有個別力矩不足的現(xiàn)象，其他方面與無異響的風機沒有差別。隨后，對力矩不足的螺桿重新緊固，運行7天后仍存在端面錯動異響。為此，筆者對照上述摩擦系數(shù)理論認為：造成異響的主要原因應該是栓接面接觸面積SN的不足。

經(jīng)多方考證，發(fā)現(xiàn)吊裝風機的施工人員多為當?shù)卣心嫉呐R時工，對“對稱、交叉、多次”緊固力矩的工藝缺乏足夠的認識。有資料顯示[17]，由于施工安裝人員缺乏對連接方式的深入認識，經(jīng)常會發(fā)生不按規(guī)定控制預緊力的情況。因此，估計施工人員有可能為省時省力，用力矩扳手一次將力矩值緊固到位，從而導致輪轂與主軸止口偏斜，造成聯(lián)接端面虛接、實際接觸面積SN變小的情況發(fā)生，進而造成局部摩擦系數(shù)降低，引發(fā)端面與葉片重力產(chǎn)生的附加載荷有關的局部錯動。這就和從機艙內(nèi)觀察到的異響還與某個葉片(單支葉片約8t左右)轉(zhuǎn)動的位置有關的現(xiàn)場狀況相吻合。

為進一步驗證上述判斷，將虛接的部位轉(zhuǎn)動至下方，利用風輪懸重，反復預緊下部螺桿拉力，通過微變形的辦法查看異響變化情況。結(jié)果發(fā)現(xiàn)異響變小，這就進一步說明了這類異響就是端面虛接造成的，筆者將新發(fā)現(xiàn)的這類異響稱為端面虛接異響。

4 異響的處理和預防

4.1漆膜破裂異響

漆膜破裂異響主要是漆膜通過破裂來增加裂隙的表面能，以抵抗局部摩擦變形能的劇增。因此，保證漆膜自身強度足夠、接觸面積均勻，就可有效避免漆膜破裂異響的發(fā)生。即使運行初期偶爾有幾聲漆膜破裂異響，隨著時間的推移和能量的平衡，這類異響就會消失，無須過多投入成本進行防范。

4.2漆膜破碎異響

對于漆膜破碎異響，其與虛接異響的主要區(qū)別特征是其響聲與某一葉片轉(zhuǎn)動位置無關。這類異響極易導致螺桿疲勞剪斷而發(fā)生風機墜頭的惡性事故，因此，應及早發(fā)現(xiàn)并辨識，盡快將輪轂或主軸吊下，對輪轂或主軸聯(lián)接端面進行嚴格的噴砂、噴涂無機富鋅漆的操作，并更換全部連接螺桿。

為防止漆膜破碎，應提高對漆膜破碎嚴重性的認識，加強對噴砂、噴涂無機富鋅漆的工藝操作的過程控制。特別需注意：

a. 噴砂中的鋼砂，建議鋼丸與鋼砂比例為7∶3，以保證基體凸起有足夠的抗疲勞強度；

b. 噴砂后，表面的清潔度應達到ISO8501 Sa2.5，表面粗糙度RZ為50μm；

c. 噴砂后，4h內(nèi)噴涂富鋅漆；

d. 富鋅漆要求為球狀無機富鋅漆，鋅粉含量80%以上；

e. 噴涂時保證基體溫度高于露點溫度3℃以上，噴涂中防止干噴現(xiàn)象，保證一次成型，漆膜厚度按設計要求；

f. 干膜過程中，要保證一定的溫度、濕度[18](溫度和相對濕度應在涂裝場地測量)和空氣流動性。

4.3端面虛接異響

對于端面虛接異響的風機，連續(xù)一個多月對虛接部分的螺桿力矩進行每天一次的校核(根據(jù)風場情況，允許隔天)，利用微變形的積累，消除虛接間隙，增加實際接觸面積。實踐證明，此方法可簡單有效地消除虛接異響。

因端面虛接異響多由違反螺桿緊固力矩的工藝造成，故應加強人員上崗培訓和對緊固力矩的操作過程的監(jiān)督，并保證高強度螺桿初擰、復擰和終擰時，一定要按順序并保證同一天內(nèi)完成[10]。

另外，為防止對端面虛接異響的誤判，工程技術人員應重視實地考察的必要性；如果不能到現(xiàn)場考察，也需讓錄音人員對照錄音資料進行復聽，并用文字記錄錄音與實況的不同點，作為錄音的補充資料上報。

5 結(jié)束語

筆者對風電機組輪轂與主軸端面異響進行分類辨識，并推導了一種含接觸面積、接觸特征值的摩擦系數(shù)公式及理論，解釋了無機富鋅漆抗油污的特性和漆膜破碎滾動摩擦系數(shù)近似為0的現(xiàn)象，有效指導了端面虛接異響的發(fā)現(xiàn)過程。該摩擦系數(shù)理論具有一定的正確性，可推廣應用于其他栓接摩擦面的接觸面積、栓接預緊力、端面粗糙度或漆膜厚度等的設計計算中。在端面壓潰問題和螺桿疲勞斷裂的分析中，給出了一種校核算法，以減少對國外技術的過分依賴；在油污分析中，給出了油跡、油斑、油膜的概念和分類處理的解決方案；在防止漆膜破碎的研究中，說明了無機富鋅漆漆膜的化學物理特性和一次噴涂成型工藝的合理性和重要性，肯定了無機富鋅漆漆膜設計的合理性，對無機富鋅漆技術的推廣應用具有重要意義。

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