常慶東，王 斌?，高 磊

（1.國家能源集團科學技術研究院有限公司銀川分公司，寧夏 銀川 7500000；2.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710000）

1 引言

在“碳達峰，碳中和”大背景下，風力發(fā)電作為一種清潔環(huán)保的可再生能源，能夠有效推進能源結構調整和產業(yè)升級，對治理大氣霧霾和轉變經濟發(fā)展方式具有重要意義［1-2］。截至2021 年年底，我國風力發(fā)電累計裝機容量穩(wěn)居世界首位，為社會產生巨大經濟效益［3］，但是風電機組服役過程中產生的材料失效問題日益突出，嚴重影響機組安全穩(wěn)定運行［4］。

變槳系統(tǒng)是風電機組控制系統(tǒng)的核心，可自動調節(jié)風力發(fā)電機槳葉的迎風角度，被廣泛應用于變槳系統(tǒng)當中［5-8］。但是變槳軸承在服役過程中因其工作環(huán)境惡劣，受力復雜，通常有來自葉片轉動過程傳來的空氣動力載荷、重力載荷、離心力載荷以及機組啟停過程產生的沖擊載荷［7］，易造成變槳軸承的失效。付洋洋［10］、陶鋼正［11］等人研究了風機變槳軸承在腐蝕坑的誘發(fā)下引起的疲勞斷裂；薛永盛［12］等人研究了變槳軸承在原材料加工和熱處理工藝不當下造成的斷裂；顧婷等人［13］研究了變槳軸承服役中出現(xiàn)微量磨損時軸承潤滑系統(tǒng)的維護升級；屈德斌等人［14］研究了變槳齒的磨損并提出解決方案；魏瑞濤等人［15］通過熱力學仿真分析研究了風力變槳軸承因摩擦升溫導致的軸承老化和磨損問題。這些案例分別研究了變槳軸承失效的各類原因，對該結構失效分析提供了解決思路與方案，本文從風機變槳軸承的運行環(huán)境和基體質量入手，通過宏觀檢查、化學成分分析、機械性能分析、金相及掃描與能譜分析等方法，對其疲勞裂紋產生的原因從基體本身到實際運行進行了全方位分析，并對變槳軸承后期維護提供了可行性建議，因此本文研究變槳軸承螺栓孔內壁腐蝕坑引起的疲勞裂紋具有重要的意義，為后期風電機組變槳軸承的制造、安裝、運行、維護提供了理論知識和經驗支撐。

2 研究方法

2.1 研究對象

某風電場安裝24 臺由東方電氣股份有限公司生產的單機容量為2.0 MW，型號為FD108C—2000的風電機組，變槳軸承內圈通過螺栓與輪轂連接在一起，軸承內圈與外圈之間為滾道，滾道中放有鋼珠，變槳過程中鋼珠滾動連接軸承外圈轉動部分與內圈固定部分，變槳齒輪與軸承上的齒輪嚙合驅動變槳軸承外圈轉動，葉片與變槳軸承外圈通過螺栓連接在一起，跟隨變槳軸承外圈一起轉動［16-25］，變槳系統(tǒng)結構組成如圖1所示［7］。

圖1 變槳系統(tǒng)結構組成Fig.1 The structure of the pitch system

2020 年1 月某機組3 號葉片隨變槳軸承外圈脫落，開裂部位位于連接葉片的螺栓孔至滾道之間的軸承，從輪轂側觀察發(fā)現(xiàn)3 條裂紋已貫穿螺栓孔至滾道之間，缺陷位置和形貌如圖2（a）所示，軸承材質為42CrMo。在1 號位置滾道側截取縱向試樣，編號依次為1-1、1-2、1-3，如圖2（b）所示；在1 號位置齒輪側截取縱向試樣，編號為1-4，如圖2（c）所示；在2 號位置滾道側和齒輪側分別截取縱向試樣，編號為2-1、2-2，如圖2（d）所示；在3 號位置滾道側和齒輪側分別截取縱向試樣，編號為3-1、3-2，如圖2（e）所示。

圖2 裂紋缺陷所在部位及試樣取樣部位（a，裂紋缺陷所在部位；b，1-1、1-2、1-3號試樣取樣部位；c，1-4號試樣取樣部位；d.2-1、2-2號試樣取樣部位；e，3-1、3-2號試樣取樣部位）Fig.2 The location of the crack defec and sample sampling site（a，The location of the crack defect;b，Sample sampling site of 1-1、1-2、1-3；c，Sample sampling site of 1-4；d，Sample sampling site of 2-1、2-2；e，Sample sampling site of 3-1、3-2.）

2.2 分析方法

（1）宏觀檢查

通過對變槳軸承裂紋處宏觀特征的觀察，初步總結得到產生裂紋的可能原因，進一步對裂紋附近的基體等進行其他檢驗分析。

（2）化學成分分析試驗

依據標準《鋼鐵及合金化學分析方法》（GB/T 223），使用可見分光光度計和高頻紅外碳硫分析儀對軸承基體進行化學成分分析，試驗結果依據標準《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的化學成分要求。

（3）非金屬夾雜物試驗

依據標準《鋼中非金屬夾雜物含量的測定標準評級圖顯微檢驗法》（GB/T 10561—2005）對1-4 號試樣進行非金屬夾雜物試驗，實驗結果依據標準《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的非金屬夾雜物級別要求。

（4）機械性能試驗

室溫拉伸試驗：依據標準《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）在2號位置和3 號位置附近各取2 個縱向拉伸試樣，使用微機控制電子萬能試驗機進行室溫拉伸試驗，試驗結果依據標準《大型合金鋼鍛件技術條件》（JB/T 6396—2006）中42CrMo的技術要求。

沖擊試驗：依據標準《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》（GB/T 229—2007），在2 號位置和3 號位置附近各制取3 個55×10×10 mm 的V 型缺口沖擊試樣，使用半自動沖擊試驗機進行室溫沖擊試驗和-40 ℃下沖擊試驗，試驗結果依據標準《大型合金鋼鍛件技術條件》（JB/T 6396—2006）中42CrMo的技術要求。

硬度試驗：將1、2、3 號位置所取的8 個試樣依據標準《金屬材料布氏硬度試驗第1 部分：試驗方法》（GB/T 231.1—2009）進行基體布氏硬度檢測，依據標準《金屬材料洛氏硬度試驗第1 部分：試驗方法》（GBT 230.1—2009）進行基體表面硬化層洛氏硬度計檢測，試驗結果依據標準《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的技術要求。

有效硬化層深度檢測試驗：依據標準《鋼的感應淬火或火焰淬火后有效硬化層深度的測定》（GB/T 5617—2005）將1、2、3號位置所取的8個試樣使用洛氏硬度計進行有效硬化層深度檢測，從硬化層表面向內1mm 開始進行洛氏硬度試驗，每間隔1.5mm測量一個點，直到測出硬度值小于標準規(guī)定的有效硬化層硬度下限為止，當下限值處于相鄰兩個點硬度值之間時，通過線性擬合方式得出有效硬化層深度，標準《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）規(guī)定滾道有效硬化層深度為滾道表面到硬度值為48HRC 處的垂直距離，齒面和齒根有效硬化層深度為齒面或齒根表面到硬度值為40HRC 處的垂直距離。試驗結果依據標準《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的技術要求。

（5）金相試驗

依據標準《鋼的低倍組織及缺陷酸蝕檢驗法》（GB/T 226—2015）對1-4 號試樣使用金相顯微鏡進行金相組織觀察和非金屬夾雜物檢測，試驗結果依據標準《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的技術要求。

（6）掃描電鏡及能譜試驗

使用掃描電鏡（SEM）對1-1 試樣斷面進行形貌觀察，使用附帶的能譜儀（EDS）對腐蝕坑產物及進行定性分析。

3 結果與討論

表1 試驗儀器及設備Tab.1 Test instruments and equipment

3.1 宏觀檢查

從輪轂側端面觀察開裂部位，裂紋基本沿直線擴展，由螺栓孔至滾道側開裂長度為22 mm，如圖3（d）所示；螺栓孔內由輪轂側端面向葉片側端面開裂，深度為80 mm，如圖3（a）所示；滾道側由輪轂側端面向葉片側端面開裂，深度為70 mm，如圖3（e）所示；將螺栓孔沿縱向剖開，可以看到螺栓孔內壁沿周向均存在明顯的腐蝕坑，腐蝕區(qū)域覆蓋整個裂紋深度，如圖3（b）所示；將螺栓孔至滾道側的輪轂沿端面剖開，可見裂紋由螺栓孔向滾道側直線擴展，裂紋尖端已接近滾道側表面，如圖3（c）所示。

圖3 變槳軸承裂紋宏觀形貌（a，螺栓孔裂紋；b，螺栓孔內壁形貌；c，裂紋尖端形貌；d，輪轂側端面裂紋；e，滾道側裂紋）Fig.3 Macromorphology of cracks in variable propeller bearings（a，cracks in bolt holes;b，The inner wall morphology of the bolt hole;c，Morphology of the crack tip;d，cracks on the side of the hub;e，cracks on the side of the raceway）

通過宏觀檢測分析可以得到，在螺栓孔內壁腐蝕坑的作用下，由于螺栓孔中心與滾道連線方向軸承的有效壁厚較小，特別是螺栓孔與滾道油槽之間厚度遠小于該方向其他部位，該方向應力水平較高，導致裂紋最先出現(xiàn)在螺栓孔中心與滾道連線的方向。

3.2 化學成分分析試驗

在變槳軸承的基體上取樣進行化學成分定性定量分析，結果見表2。分析結果符合《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的化學成分要求，說明制造變槳軸承的原材料化學成分符合產品性能的最終要求。

表2 化學成分分析結果（wt%）Tab.2 Chemical composition analysis results（wt%）

3.3 非金屬夾雜物試驗

對1—4 號試樣螺栓孔與齒輪之間的軸承基體進行非金屬夾雜物試驗，通過金相顯微鏡可以看出基體中存在彌散無規(guī)則分布的黑色顆粒，屬于球狀氧化物類非金屬夾雜物，未見其他非金屬雜物，如圖4 所示，四類非金屬夾雜物試驗結果見表3，符合《滾動軸承風力發(fā)電機組偏航、變槳軸承》（GB/T 29717—2013）中42CrMo的標準要求。

表3 非金屬夾雜物分析結果Tab.3 Analysis results of non-metallic inclusion

圖4 軸承基體端面非金屬夾雜物形貌Fig.4 Non-metallic inclusion morphology of bearing matrix end face

圖4 1-2號試樣金相組織（a，基體顯微組織；b，螺栓孔腐蝕坑附近顯微組織；c，裂紋擴展部位顯微組織;d，裂紋尖端附件顯微組織）Fig.4 Metallographic Organisation of Sample No.1-2（a，Matrix microstructure;b，Microstructure near bolt hole corrosion pit;c，Microstructure of crack propagation site;d，Crack tip attachment microstructure）

3.4 機械性能試驗

（1）常溫拉伸試驗：將2 號位置和3 號位置各制取的2 個拉伸試樣進行室溫拉伸試驗，結果見表4，試驗結果均符合《大型合金鋼鍛件技術條件》（JB/T 6396—2006）中42CrMo的技術要求。該結果表明材料的塑性和強度滿足服役條件。

表4 室溫拉伸試驗結果Tab.4 Tensile test results at room temperature

（2）沖擊試驗：將2 號位置和3 號位置制取的沖擊試樣進行室溫沖擊試驗和-40 ℃沖擊試驗，結果見表5 所示，2、3 號試樣軸承基體低于《大型合金鋼鍛件技術條件》JB/T 6396—2006 標準中的室溫沖擊吸收能量≥35 J 要求的下限和-40 ℃沖擊吸收能量≥27 J 要求的下限。該結果表明材料的韌性差、應力集中敏感性高、抗疲勞性能低，導致螺栓孔附近的腐蝕坑成為機組運行過程中最薄弱部位。

表5 沖擊試驗結果Tab.5 Impact test results

（3）硬度試驗：將1、2、3 號位置所取的8 個試樣進行布氏硬度試驗（F=1.839 kN，D=2.5 mm），結果見表6所示，結果表明2-1試樣和3-2試樣基體硬度值略低于標準規(guī)定的下限值，其余試樣基體布氏硬度值符合標準要求。

表6 布氏硬度試驗結果（HBW2.5/187.5）Tab.6 Brinell hardness test results（HBW2.5/187.5）

（4）有效硬化層測量試驗：將1、2、3號位置所取的8 個試樣進行有效硬化層深度和洛氏硬度試驗（150 kgf）測量，結果見表7 所示。結果表明滾道側1-3 試樣有效硬化層深度小于1.0 mm，表面硬化層硬度為46.7 HRC，不符合標準要求，齒輪測有效硬化層深度和硬度均符合標準要求。

表7 有效硬化層測量試驗結果Tab.7 Test results of effective hardening layer measurement

通過以上機械性能實驗表明變槳軸承基體應力集中敏感性高、抗疲勞性能低，部分表面硬化層深度較小，硬度較低，說明變槳軸承表面硬化工藝不合格，未能很好改善材料本身的耐磨性及耐疲勞性。

3.5 金相組織試驗

在光學顯微鏡下對1-4號試樣進行金相組織檢驗，結果表明基體顯微組織為回火索氏體，存在輕微的帶狀組織偏析，平均晶粒度為6～7 級，如圖4（a）所示；螺栓孔內表面存在明顯腐蝕坑，深度最大為0.36 mm，大部分腐蝕坑較為圓鈍，內部充滿腐蝕產物，如圖4（b）所示；裂紋斷面附近的腐蝕坑較為尖銳，有向基體擴展的趨勢，如圖4（c）所示；螺栓孔內壁腐蝕坑處存在沿晶的二次裂紋，組織為回火索氏體如圖4（d）所示。

變槳軸承與葉片連接的螺栓孔周向存在多處腐蝕坑，僅在螺栓孔中心與滾道連線方向的腐蝕坑易形成開裂源區(qū)，在該處形成疲勞損傷累積，進一步萌生多個疲勞微裂紋，在交變應力與腐蝕共同作用下不斷向金屬基體內沿晶擴展，相鄰的微裂紋逐步連接形成較大的疲勞裂紋并繼續(xù)向滾道側擴展。

3.6 掃描電鏡及能譜試驗

使用掃描電鏡對1-1號試樣螺栓孔附近斷面進行觀察，結果表明裂紋源區(qū)附近均存在腐蝕坑，如圖5（a）所示；裂紋擴展區(qū)可見典型的疲勞條紋和沿晶開裂，如圖5（b）和圖5（c）所示；裂紋終斷區(qū)可見典型的冰糖塊形貌，如圖5（d）所示。

圖5 1-1號試樣斷面SEM形貌（a，裂紋源區(qū)；b，擴展區(qū)；c，高倍擴展區(qū)；d，終斷區(qū)）Fig.5 SEM morphology of sample section No.1-1（a，Crack source area;b，Expansion area;c，Highpower expansion area;d，Terminal area）

對1-1試樣螺栓孔內表面腐蝕產物進行能譜成分分析，能譜分析結果如圖6所示，結果表明腐蝕坑中的腐蝕產物處除O、Fe 外，還有Si、P、S、K、Ca 等元素，其中腐蝕性元素S的含量最高為0.58%。

圖6 1-1號試樣螺栓孔腐蝕產物能譜分析Fig.6 Energy spectrum analysis of corrosion products of bolt holes in sample No.1-1

通過掃描電鏡及能譜試驗分析，由于在疲勞循環(huán)過程中易形成滑移臺階，新生成的滑移臺階會通過化學吸附方式吸附氧形成氧化層，滑移臺階上的氧化物易沿滑移帶進入材料內部，從而促進裂紋形成，腐蝕坑往往會成為金屬表面裂紋萌生的位置，因此大氣環(huán)境中氧的存在嚴重影響循環(huán)滑移的動態(tài)不可逆性。

4 結論

變槳軸承發(fā)生疲勞開裂的原因是表面硬化工藝不合格，工件表面抗疲勞與抗腐蝕性能降低，長時間暴露在空氣中，會在交變應力較大的螺栓孔內壁產生腐蝕坑，并且變槳軸承基體抗疲勞性能較低，對疲勞裂紋在其內部的擴展起促進作用，當裂紋進一步擴展至臨界尺寸時將會發(fā)生失穩(wěn)快速斷裂。

因此，后續(xù)為防止變槳軸承發(fā)生疲勞開裂，可采取以下措施：（1）嚴格控制變槳軸承與葉片連接的螺栓孔表面加工工藝，避免出現(xiàn)表面缺陷，并對螺栓孔表面采取防腐措施；（2）通過結構優(yōu)化降低變槳軸承螺栓孔與滾道之間軸承基體的應力水平；（3）新變槳軸承的制造應按照GB/T 29727 等相關標準進行質量控制、檢驗和驗收，避免存在材質不合格的缺陷；（4）定期對在役風機變槳軸承內部缺陷進行無損檢測，發(fā)現(xiàn)裂紋等危害性缺陷應進行修復或更換處理。