风电机组轮毂与主轴端面异响问题研究

2015-01-12黄爱武

化工机械 2015年3期

黄爱武

(许昌许继风电科技有限公司风电机组研究所)

随着我国风电行业的迅猛发展，兆瓦级风力发电机中风机坠头的恶性事故时有发生。风机坠头多由轮毂与主轴联接面的联接失效造成，而失效的初期常伴随轮毂与主轴端面异响(简称主轴端面异响)的发生。因此，研究主轴端面异响，对预防该类事故的发生有重要意义。

为避免其他异响对准确判断主轴端面异响的干扰，笔者首先对主轴端面异响源进行了定位辨识，并针对已涂覆无机富锌漆的主轴端面异响进行了汇总和分类。针对前期研究的端面异响的油污说[1]，结合实际经验，在创新的摩擦理论指导下提出了新的低成本处理方案；针对端面压溃说提出了新的计算方法，并对某国外3MW风机设计中存在的不足给出处理建议；针对漆膜破碎异响说，结合漆膜内部化学组织结构及其对应物理特性，阐明了该类异响的发生机理和防范重点；在对漆膜破裂异响的研究中，从裂隙扩展的能量平衡角度，创造性地推导了一种与接触面积正相关的摩擦系数计算公式，进而明确了端面虚接异响的真实存在。

1 主轴端面异响的辨识

由于垂直轴风机的一些特殊原因(市场占有率、前景受限)，其研究意义不如水平轴风机(Horizontal Axis Wind Turbine，HAWT)。为此，笔者仅结合HAWT的典型结构(图1)[1]对风力发电机轮毂与主轴端面附近的其他异响进行区分和辨识。

图1 HAWT的典型结构

1.1主轴端面异响与风轮异响

从图1可以看出，风轮总成由件号1(叶片)和件号2(轮毂)组成，悬伸在件号7(机舱)外。若叶片叶尖发生异响，则在机舱外可以听到，而且，随着叶尖距离听者位置的不同，频率会因多普勒效应而发生改变[2]；若叶根或轮毂内异响，则多是轮毂内部件(如变桨柜盖门等)松动或脱落，或变桨系统故障，这些可通过进入轮毂内查看或通过单独变桨进行排查。而件号3处的主轴端面异响，一般位置相对固定，没有多普勒效应，容易与叶尖异响进行区分，文中不再赘述。

1.2主轴端面异响与主轴轴承异响

在风机长久停运后，常会因承载油膜失效而导致主轴轴承接触面压伤，从而引发主轴轴承异响。这种异响常伴随着冲击振动，与风轮转频相关，可被目前推广使用的SCADA(数据采集与监视控制)系统实时监测和早期发现(也可被有经验的工程师现场发现，并通过螺丝刀等作为听诊工具得到确认)。而主轴端面异响，常发生在风机吊装后试运行期间，SCADA系统难以辨识，须由工程师根据经验进行现场判断。

1.3主轴端面异响与螺杆刮擦异响

螺杆刮擦异响也在主轴端面附近，但易于辨识。其主要特征是在机舱内可以看到螺杆或机体上明显的划痕。另外，这种异响音频尖锐、有间歇，间歇周期与风轮转动角度相关，而主轴端面异响无此特征。

2 主轴端面异响的划分和归类

笔者以涂覆富锌漆的主轴端面异响为主要讨论对象。这是因为，风机轮毂与主轴端面接触状态一般有3种：采用铸铁和钢的金属面直接接触(存放期间涂防锈油脂，安装前去除)、热镀锌、涂覆无机富锌漆。虽然3种方式均可保证传导雷击电流的要求，但热镀锌污染较大，不环保；而防锈油脂易残留，易导致端面错动异响；无机富锌漆不仅较环保，且有突出的抗油污能力，能保证足够高的摩擦系数，目前在兆瓦级风机中应用较为广泛，所以，笔者以涂覆无机富锌漆的主轴端面异响为主要研究对象。

因主轴端面的富锌漆漆膜破裂异响属于端面错动异响的伴随异响，为叙述方便，笔者将其归入端面错动异响进行简要分析。根据前期的研究和近期虚接异响的发现，笔者将涂覆富锌漆的主轴端面异响分为3类：端面压溃异响和螺杆断裂异响和端面错动异响(包含伴随的漆膜破裂异响)。

3 异响的计算分析

那么，风轮总成上的最大风载为[3]：

=1698766.31N

式中As——风轮的实心率，顺桨时的实心率约为0.2[4]；

cp——风轮处的风载系数，一般为0.8[3]；

VWind——风机风轮处的风速，标准风场中最大参考风速50m/s[3]；

ρ——空气密度，根据有关资料得我国中东部地区年平均约1.25kg/m3。

风载对主轴端面产生的最大弯矩(湍流风速50m/s作用在风机后上方，并与风轮扫掠面夹角为4.5°时)为：

MW50=FW50·L=3397532.62N·m

风轮悬重对主轴端面产生的弯矩：

MWG=G·g·L=980000N·m

轮毂与主轴联接端面传递的扭矩：

3.1端面压溃异响的计算分析

在螺杆预紧力作用下，主轴端面受到的附加压应力为：

在最大风载、风载弯矩和风轮悬重作用下，主轴端面下部边缘可能受到的最大压应力为[5]：

=25.68+1.69+106.58

≈133.95MPa

在主轴与轮毂的连接中，考虑到轮毂在低温地区的冲击韧性，多选用QT350-22U作为轮毂材料[6]，则端面许用挤压应力[σS]p=0.4σB=140MPa[7]，大于式(6)计算值(133.95MPa)，按概率设计的观点[7]，不需要进行设计防范。但这是在2MW风机参数假设的前提下进行的，对于3MW风机，某国外知名风机设计公司在设计中，将轮毂与主轴的接触面积S3MW增加至1.2m2，螺杆数量增加至96根(为防止因漆膜破碎而造成的摩擦力下降)，这时，主轴端面在螺杆预紧力作用下，受到的螺杆压应力为：

则累计最大压应力为：

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

显然，这种3MW轮毂端面发生压溃异响的可能性就必然存在。因此，通过片面增加螺杆数量和预紧力，不是防范主轴端面错动异响的根本方法，而应着眼于保证漆膜特性满足设计要求为宜。

3.2螺杆断裂异响的计算分析

螺杆可能受到的最大拉力增幅为：

该增幅因螺杆夹持长度lg≥4Df[8]对应力增幅的进一步削弱，将低于疲劳分析中最大增幅不超过预紧力(535kN)50%的要求[9]；螺杆受到的最大拉力(FLmax+Fi)为螺杆屈服极限的76.23%，也在允许的安全设计范围(屈服极限的80%)内[10]；最大载荷发生概率为50年一遇，所以，只要达克罗处理的10.9级高强度螺杆保证正确紧固，螺杆在设计期内发生拉断或疲劳断裂的可能性不大。

3.3端面摩擦理论和端面错动异响的分析

在实践中发现，摩擦力与端面特性及接触面积的大小等因素有关，但从摩擦力公式Ff=f·N中，很难看出接触面积对摩擦力或摩擦系数的影响，为此，笔者从漆膜破裂的能量平衡角度创立一种栓接面摩擦理论，推导一种普适性强的摩擦系数公式，并用该理论及公式，重新对端面错动异响进行分析。

一般的常规漆膜表面较光滑(图2a)[11]，漆膜间难以在栓接压力下彼此嵌入和钩挂，易出现滑移，而球状无机富锌漆漆膜(后续简称漆膜)不仅粗糙而且有较多的孔隙(图2b)[12]，表面间能够在足够的栓接正压力N下彼此嵌入和钩挂，形成一个统一的共同体。而一次喷涂成型的漆膜内具有连续均匀、各向同性的弹性特征(即符合线弹特性σ=E·ε)。所以，笔者将对接漆膜假定为统一的固体。

图2 常规漆膜与无机富锌漆漆膜扫描电镜SAE形貌对照

将漆膜接触表面的凸凹部分等效简化为固体内原始“裂隙”处理(图3a)。由漆膜连续均匀、各向同性的弹性特征，将单元体内的具有邻近影响效应的“裂隙”等效为一个“裂隙”特征(图3b)。

图3 主轴与轮毂栓接面间无机富锌漆漆膜剖面中的等效“裂隙”假设

依据断裂力学中的能量平衡法[13]和材料力学[5]中的有关应力计算知识，可知纯拉应力σ1对等效“裂隙”产生的变形能为：

(1)

其中，参数β的选择需使应力(σ1)与英格里斯解相一致，对于引起平面应力的载荷情况，β=π[13]。

因裂隙侧面有两个，所以，维持“裂隙”特征尺寸a不扩展的裂隙表面能为：

US=2γ·ac·Lc

(2)

其中，参数γ为裂隙表面能密度，单位为J/m2。由能量平衡可得，“裂隙”不扩展条件ΔU=US-U≥0。

在栓接面正压力N的作用下，“裂隙”表面类似气球的挤压变形，所以，接触表面积S、尺寸ac与表面能密度γ取值均与正压力N正相关，可进一步表述为：S→SN、ac·γ→acN·γ或ac·γN。

因“裂隙”一般沿最大压应力方向(即漆膜厚度方向)扩展[14]，在极限情况下，a、ac或acN均可近似取漆膜厚度的最大值amax(漆膜厚度δ≈amax)，此时，依据漆膜破裂的临界条件ΔU=US-U=0，可以得到漆膜不破裂时所能提供的最大摩擦系数：

(3)

其中，SN为在正压力N作用下实际栓接面接触面积；γN为在正压力N作用下漆膜“孔隙”表面的表面能；δ为端面漆膜厚度；E为漆膜弹性模量；β=π。

考虑到能量单元的独立性和可叠加性，该摩擦系数公式不仅对于某个单元体等效“裂隙”分析有意义，而且可适用于整个栓接接触表面的摩擦系数分析。

进一步地，可推广为更广义的摩擦系数公式：

(4)

其中，μ为摩擦系数；SNn为与滑动摩擦循环次数n有关的摩擦接触表面积(当n=0时，为静摩擦)；N为作用在摩擦接触表面的垂直正压力；E·γN为某一正压力N下接触表面的特性值；β=π；Ra为摩擦接触表面的粗糙度。

3.3.1漆膜破碎说的再认识

为防止发生这种端面错动异响，应保证漆膜不被剪切拉破，则漆膜内部抗拉强度应至少大于13.80MPa。分析一次喷涂成型5天后漆膜的拉拔试验观察结果可知，漆膜内部的结合力大于漆膜与基体的附着力。在附着力的实际测试中也存在超过12.00MPa的情况，因此，笔者认为按要求一次喷涂的漆膜内部强度足够13.80MPa，而不会被剪切拉破。

进一步的研究认为[15]：一次喷涂成型的醇溶性无机富锌漆漆膜，锌粉分布相对均匀，成膜过程中因正硅酸乙酯Si(OCH2CH3)4水解中醇的析出和其他溶剂的挥发，在锌粉的周围形成共价键长链的硅酸([-SiO32--]n)高聚物，这种具有负离子极性的链条周围吸附铁离子(Fe2+)或锌离子(Zn2+)，形成硅酸锌铁与硅酸锌的复盐，在足够粗糙的钢基体表面产生均匀、多向的硅酸-铁化学键键能，保证足够的基体附着力；在漆膜内部，因硅酸([-SiO32--]n)链条的共价键键能明显高于其与铁离子(Fe2+)间的短链库伦引力[16]，硅酸([-SiO32--]n)链条又可将锌粉颗粒均匀牢固地结合在一起；成膜后的漆膜表面形成锌盐及锌的络合物[15]，其与硅酸([-SiO32--]n)链条难以进行化学反应，产生强的结合力，这就是采用刷涂、复涂的无机富锌漆在复涂层难以存在较强的化学结合力而破碎的原因，也是一次喷涂成膜的漆膜内部强度远高于其与基体的附着力而不被剪切拉破的内在机理。

3.3.2油污的分类及不同处理办法

笔者将端面油污情况分为3类：油膜(光亮)、油斑(亮斑)、油迹(灰暗)。其特征是根据油膜对光反射强弱的不同，借用膜厚比λ界定边界摩擦、混合摩擦和液体摩擦的思路[7]，具体细化表述如图4所示。

图4 端面油液污染情况分类及特征说明

对于油膜(光亮)，因式(4)中接触表面的特性值E·γN已经转换为油膜的粘度特性，属于液体摩擦，摩擦力显然会低于设计值。而这种光亮油膜状态的端面易于发现，不可能吊装，所以，这种端面异响问题不讨论。

对于油迹、油斑，因油污被漆膜的多孔性特性限定在“裂隙”中，接触表面的弹性模量E、表面能γ等特性几乎保持原端面的特性不变，这样，端面间的摩擦系数变化也不大，不会低于设计值。而且，某吊装中发现轮毂端面油斑情况的风机，在让步使用5年期间，一直没有发生过主轴端面错动异响的问题。因此，对于油迹、油斑不应再采用重新喷涂的高成本处理措施来防范端面错动异响问题。

3.3.3端面虚接说的发现

借用其他风机厂商的经验，通过采用严格控制油污并采用一次喷涂等措施避免了轮毂与主轴端面的油膜污染或漆膜破碎问题的发生，按理应不会再发生主轴端面异响问题。但笔者发现在某一地区仍频繁发生主轴端面异响问题。当对风场录音中听到的明显异响进行频谱分析后，发现其属于1 000Hz左右的中高频异响[1]，并远高于主轴端面错动的最大转频(18r/min÷60min=0.3Hz)或48根螺杆受剪的切力时最大频率(48×0.3Hz=14.4Hz)。根据异响的特点，初步认为是漆膜破裂异响，笔者根据式(3)做出的解释是：漆膜通过破裂来增加裂隙的表面能，以抵抗局部摩擦变形能的剧增，这个平衡过程说明了主轴端面摩擦系数的不稳定，并极有可能存在局部错动异响。由于这种主轴端面错动异响属于20 Hz 以下的低频，很可能经录音中麦克的拾音、压缩和解压及音箱的功放滤波等过程而被滤除，保留下来的中高频异常部分仅为伴随的漆膜破裂异响。经笔者实地查看，发现录音中存在漆膜破裂异响的风机的确有主轴端面的低频错动异响。

在查证漆膜喷涂工艺监控记录后，排除这类异响风机的漆膜质量问题；在为排除接触压力不足问题而进行的排查中，仅发现联接螺杆有个别力矩不足的现象，其他方面与无异响的风机没有差别。随后，对力矩不足的螺杆重新紧固，运行7天后仍存在端面错动异响。为此，笔者对照上述摩擦系数理论认为：造成异响的主要原因应该是栓接面接触面积SN的不足。

经多方考证，发现吊装风机的施工人员多为当地招募的临时工，对“对称、交叉、多次”紧固力矩的工艺缺乏足够的认识。有资料显示[17]，由于施工安装人员缺乏对连接方式的深入认识，经常会发生不按规定控制预紧力的情况。因此，估计施工人员有可能为省时省力，用力矩扳手一次将力矩值紧固到位，从而导致轮毂与主轴止口偏斜，造成联接端面虚接、实际接触面积SN变小的情况发生，进而造成局部摩擦系数降低，引发端面与叶片重力产生的附加载荷有关的局部错动。这就和从机舱内观察到的异响还与某个叶片(单支叶片约8t左右)转动的位置有关的现场状况相吻合。

为进一步验证上述判断，将虚接的部位转动至下方，利用风轮悬重，反复预紧下部螺杆拉力，通过微变形的办法查看异响变化情况。结果发现异响变小，这就进一步说明了这类异响就是端面虚接造成的，笔者将新发现的这类异响称为端面虚接异响。

4 异响的处理和预防

4.1漆膜破裂异响

漆膜破裂异响主要是漆膜通过破裂来增加裂隙的表面能，以抵抗局部摩擦变形能的剧增。因此，保证漆膜自身强度足够、接触面积均匀，就可有效避免漆膜破裂异响的发生。即使运行初期偶尔有几声漆膜破裂异响，随着时间的推移和能量的平衡，这类异响就会消失，无须过多投入成本进行防范。

4.2漆膜破碎异响

对于漆膜破碎异响，其与虚接异响的主要区别特征是其响声与某一叶片转动位置无关。这类异响极易导致螺杆疲劳剪断而发生风机坠头的恶性事故，因此，应及早发现并辨识，尽快将轮毂或主轴吊下，对轮毂或主轴联接端面进行严格的喷砂、喷涂无机富锌漆的操作，并更换全部连接螺杆。

为防止漆膜破碎，应提高对漆膜破碎严重性的认识，加强对喷砂、喷涂无机富锌漆的工艺操作的过程控制。特别需注意：

a. 喷砂中的钢砂，建议钢丸与钢砂比例为7∶3，以保证基体凸起有足够的抗疲劳强度；

b. 喷砂后，表面的清洁度应达到ISO8501 Sa2.5，表面粗糙度RZ为50μm；

c. 喷砂后，4h内喷涂富锌漆；

d. 富锌漆要求为球状无机富锌漆，锌粉含量80%以上；

e. 喷涂时保证基体温度高于露点温度3℃以上，喷涂中防止干喷现象，保证一次成型，漆膜厚度按设计要求；

f. 干膜过程中，要保证一定的温度、湿度[18](温度和相对湿度应在涂装场地测量)和空气流动性。

4.3端面虚接异响

对于端面虚接异响的风机，连续一个多月对虚接部分的螺杆力矩进行每天一次的校核(根据风场情况，允许隔天)，利用微变形的积累，消除虚接间隙，增加实际接触面积。实践证明，此方法可简单有效地消除虚接异响。

因端面虚接异响多由违反螺杆紧固力矩的工艺造成，故应加强人员上岗培训和对紧固力矩的操作过程的监督，并保证高强度螺杆初拧、复拧和终拧时，一定要按顺序并保证同一天内完成[10]。

另外，为防止对端面虚接异响的误判，工程技术人员应重视实地考察的必要性；如果不能到现场考察，也需让录音人员对照录音资料进行复听，并用文字记录录音与实况的不同点，作为录音的补充资料上报。

5 结束语

笔者对风电机组轮毂与主轴端面异响进行分类辨识，并推导了一种含接触面积、接触特征值的摩擦系数公式及理论，解释了无机富锌漆抗油污的特性和漆膜破碎滚动摩擦系数近似为0的现象，有效指导了端面虚接异响的发现过程。该摩擦系数理论具有一定的正确性，可推广应用于其他栓接摩擦面的接触面积、栓接预紧力、端面粗糙度或漆膜厚度等的设计计算中。在端面压溃问题和螺杆疲劳断裂的分析中，给出了一种校核算法，以减少对国外技术的过分依赖；在油污分析中，给出了油迹、油斑、油膜的概念和分类处理的解决方案；在防止漆膜破碎的研究中，说明了无机富锌漆漆膜的化学物理特性和一次喷涂成型工艺的合理性和重要性，肯定了无机富锌漆漆膜设计的合理性，对无机富锌漆技术的推广应用具有重要意义。

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