風電機組法蘭用摩擦墊片的摩擦系數實驗研究*

陳中亞,吳 煒,何俊尉,裘 園,應華冬,周偉達

(浙江運達風電股份有限公司 浙江省風力發電技術重點實驗室,浙江 杭州 310012)

0 引 言

隨著全球范圍內風力發電技術的快速發展,風電機組整機的功率不斷增大。機組所承受的風載荷增大,會使得機組各零部件的體積和重量不斷增大。

風電機組零部件設計時需要重點考慮技術性和經濟性[1,2]。法蘭螺栓連接是機組零部件間最主要的連接方式,螺栓連接的可靠性直接影響著機組的安全運行,同時螺栓連接的緊湊性影響著零部件的設計尺寸和設計成本,甚至影響到設計方案的可行性[3,4]。

在風電機組中,風輪系統、傳動系統和塔架等關鍵部件的聯接經常采用法蘭摩擦聯接的形式[5]。提高主軸與齒輪箱法蘭聯接面的靜摩擦系數,可減少其最小夾緊力,以及螺栓預緊力,進而減少螺栓的數量或降低螺栓規格,實現主軸與齒輪箱法蘭聯接面的緊湊設計,最終減少相關部件的設計尺寸,降低材料重量,實現風電機組的輕量化。

摩擦聯接傳遞力和力矩的能力主要由聯接部件結合面間的摩擦系數所決定,許多學者提出了很多方法來增加摩擦聯接之間的摩擦力。其中,在摩擦聯接件間增加高摩擦因數的摩擦墊片,以此來增加聯接間摩擦力的方法得到研究人員的廣泛關注。

常用來提高材料硬度和耐磨性的復合微粒有SiC、Al2O3、金剛石等。由于金剛石具有極高的硬度和化學穩定性,Ni-P金剛石化學復合鍍成為了國內外提高材料硬度和耐磨性領域的研究熱點。

王顯彬等人[6]采用差熱分析法,對Ni-P金剛石復合鍍的初始晶化峰和晶化動力學進行了對比研究。王健等人[7]研究了不同粒徑的金剛石以及熱處理方式,對Ni-P金剛石化學復合鍍的組織形貌、硬度和摩擦磨損性能的影響規律。陳華等人[8]研究了在摩擦墊片上進行大顆粒金剛石復合鍍的方法。ISLAMD M等人[9]研究了在拋光銅基體上,進行化學鍍Ni-P和Ni-P/SiC復合涂層的具體方法。PETROVA M等人[10]研究了金剛石顆粒濃度和粒徑對涂層厚度和復合粒子數量的影響。ASHASSI-SORKHABI H等人[11]研究了金剛石納米顆粒加入鎳化學鍍液后,對Ni-P涂層耐蝕性的影響。廖強等人[12]研究了化學復合鍍Ni-P金剛石鍍層操作條件對復合鍍層鍍速、復合量及硬度的影響規律,并對復合鍍層的組織和性能進行了分析。劉蘊鋒等人[13]研究了金剛石質量濃度、攪拌轉速及粉體熱處理工藝,對復合鍍層摩擦、磨損性能的影響規律。

綜上所述,以上學者針對Ni-P金剛石復合鍍層方法及復合鍍層的耐腐蝕、耐磨損等分別進行了各自的研究。但是到目前為止,尚無針對摩擦墊片在風電領域大部件材料球墨鑄鐵QT400-18AL和QT700-2間的實際摩擦系數的實驗研究。

摩擦墊片工作原理的核心,是在鎳涂層中以一定重量比分布且具有一定平均粒徑的金剛石顆粒。在安裝摩擦墊片過程中,金剛石顆粒會“咬進”配合面,從而形成微連接[14]。摩擦墊片的摩擦系數跟金剛石的粒度和表面壓入金剛石密度以及被連接面粗糙度都有一定關系。

目前,風電行業多個主機廠主軸和齒輪箱聯接面用到一款金剛石平均粒度約35 μm、表面壓入金剛石密度10%～30%的摩擦墊片。

筆者選取常用的主軸和齒輪箱低速端法蘭材料球墨鑄鐵QT400-18AL和QT700-2做試樣,基于拉扭組合試驗機,加載準靜態扭轉和壓縮載荷來測試靜摩擦系數方法,對風電機組主軸和齒輪箱聯結法蘭用摩擦墊片的摩擦系數進行實驗研究。

1 風電機組法蘭用摩擦墊片試樣

為了對風電機組法蘭用摩擦墊片的摩擦系數進行實驗研究,筆者首先給出了風電機組主軸和齒輪箱法蘭摩擦聯接示意圖,如圖1所示。

圖1 風電機組主軸和齒輪箱法蘭摩擦聯接示意圖

圖1中,主軸和齒輪箱法蘭的摩擦連接形式為風電機組主軸與齒輪箱常用的法蘭摩擦聯接形式。

根據德國《VDI2230—2015高強度螺栓連接系統計算》標準[15],螺栓所需提供的最小夾緊力如下式所示:

(1)

式中:FKQ—螺栓所需提供的最小夾緊力,kN;FQmax—最大橫向載荷,kN;MYmax—最大扭矩,kN·m;qF—傳遞橫向載荷的接觸面個數;qM—傳遞扭矩的接觸面個數;ra—摩擦半徑,m;μTmin—靜摩擦系數。

由式(1)可知,在進行風電機組設計時,可通過提高主軸與齒輪箱法蘭聯接面的靜摩擦系數,來減少所需要的最小夾緊力FKQ,從而可以減小螺栓的預緊力。

而螺栓預緊力的減小,意味著可以減少螺栓的數量,或降低螺栓的規格,這樣就可以實現主軸與齒輪箱法蘭聯接面更緊湊的設計,最終可以減小主軸軸承和齒輪箱低速端軸承的設計尺寸,以及降低該聯接部位的材料重量,降低整個風電機組的設計制造成本。

為了研究該摩擦墊片用于主軸和齒輪箱摩擦聯接時的靜摩擦系數,該處,筆者采用主軸與齒輪箱法蘭材料球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2作為實驗的試樣。

實驗試樣的具體加工尺寸如圖2所示。

圖2 實驗試樣加工尺寸

圖2中,試樣1(QT400—18AL)與試樣2(QT700—2)的具體加工尺寸相同。其中,試樣1和試樣2與摩擦墊片接觸的一面為外徑20 mm、內徑12 mm的圓環面,且該圓環面為粗糙度Ra3.2的機加工面,該面上涂有防銹油,實驗時用抹布擦干。

實驗用摩擦墊片的原理圖如圖3所示。

圖3 實驗摩擦墊片原理圖

該摩擦墊片的材料特性如表1所示。

表1 摩擦墊片的材料特性

該摩擦墊片的應用條件如表2所示。

表2 摩擦墊片的應用條件

2 實驗方法與結果分析

2.1 實驗原理

在對主軸和齒輪箱摩擦聯接時的摩擦墊片進行實驗研究前,筆者先給出了實驗試樣的外形與載荷施加方式,如圖4所示。

圖4 試樣外形與載荷方式

圖4中,具體的實驗步驟為:

將摩擦墊片放在試樣1與試樣2之間,以一定壓縮載荷FN壓緊試樣,并保持力值不變,再緩慢施加扭矩TR,直至轉動5°(實驗采用扭角控制,加載速度為1°/min);

在實驗過程中,筆者全程采集(采樣頻率5 Hz)壓縮載荷、位移、扭矩和扭角的數據,并分別加以記錄;在實驗結束后,再根據壓縮載荷和扭矩數據計算摩擦墊片的摩擦系數。

摩擦墊片摩擦系數的計算公式如下:

(2)

(3)

式中:μ—摩擦系數;TR—試驗機加載扭矩,kN·m;FN—結合面壓力,kN;dR—當量直徑,m;do—結合面外徑,m;di—結合面內徑,m;p—平均接觸壓強,MPa。

2.2 實驗設備

在對摩擦墊片進行的實驗中,筆者所采用的實驗設備為MTS809—100 kN電液伺服拉、扭組合試驗機,其實物圖如圖5所示。

該電液伺服拉、扭組合試驗機的最大載荷為:±100 kN,扭矩為1 000 N·m,精度為±0.5%。

實驗設備所處的環境溫度為(20±2)℃,濕度為(60±5)%。該溫濕度為風電機組實際運行的典型溫濕度,該溫濕度下試樣和摩擦墊片性能穩定。在實驗過程中,保持該溫濕度基本穩定。

為了保持圖4中試樣1與試樣2的水平對中,在實驗前,筆者參考GB/T 34104—2017《金屬材料試驗機加載同軸度的檢驗》,預先對試驗機進行了同軸度校準。

2.3 實驗方法

在實際風電機組中,主軸與齒輪箱之間的法蘭摩擦聯接面的設計平均接觸壓強p約為125 MPa,且在機組長期運行后,p會逐漸發生衰減。

鑒于此,為涵蓋機組運行中所有的p范圍,首先,筆者在實驗中分別在p為50 MPa、100 MPa、150 MPa的條件下,分別測試了摩擦墊片的摩擦系數共3次;

接著,在p為125 MPa時,測試了墊片的摩擦系數8次;

隨后,在p為125 MPa時,測試了無摩擦墊片的摩擦系數3次;

最后,考慮到在風電機組的實際運行中,摩擦墊片可能面臨多次拆卸的問題,筆者兩次測試了p為150 MPa時,摩擦墊片拆卸1～3次后的摩擦系數。

2.4 實驗結果分析

2.4.1 接觸面壓力對靜摩擦系數的影響

當p為50 MPa、100 MPa、150 MPa時,扭矩在dR處隨周向角位移的變化關系,如圖6所示。

圖6 扭矩在dR處隨周向角位移的變化關系(工況一)

由圖6可見:隨著試樣1和試樣2的相對轉動,扭矩呈現出先逐漸增大到一個峰值,再緩慢減小到一數值,然后保持不變的現象。

其中,扭矩峰值Tmax即為用于計算靜摩擦系數的扭矩值。

當p為50 MPa、100 MPa、150 MPa時,接觸面的靜摩擦系數如表3所示。

表3 p為50 MPa、100 MPa、150 MPa時的靜摩擦系數

由表3可知:

當p為50 MPa、100 MPa和150 MPa時,靜摩擦系數平均值分別為0.647、0.655和0.679,且最大值與最小值介于0.63與0.72之間;

隨著結合面壓強的增大,靜摩擦系數略有增大,但差異不大。

當p為125 MPa時,扭矩在dR處隨周向角位移的變化關系,如圖7所示。

圖7 扭矩在dR處隨周向角位移的變化關系(工況二)

由圖7可知:

p為125 MPa時,多次重復工況實驗條件下,摩擦墊片用于試樣1和試樣2間在整個準靜態扭轉和壓縮載荷加載過程中,試驗機加載扭矩的一致性較高。

對應于圖7的實驗,當p為125 MPa時,接觸面的靜摩擦系數如表4所示。

表4 p為125 MPa時的靜摩擦系數

由表4可知:當p為125 MPa時,靜摩擦系數的最大值為0.681,最小值為0.660,平均值為0.674。

結合表(3,4)所示的4種結合面平均接觸壓強p,即共17組實驗數據可知:

在結合面平均接觸壓強大于50 MPa時,球磨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2試樣使用該摩擦墊片,靜摩擦系數相差不大;當接觸面的壓力增大,且試樣1和試樣2相對摩擦轉動時,最大扭矩峰值越明顯,但靜摩擦系數平均值增加不明顯。

在4種結合面壓力下,共17組實驗靜摩擦系數的統計分析結果,如表5所示。

表5 4種結合面壓力共17組實驗靜摩擦系數統計分析

表5給出了17組試驗數據摩擦系數總的平均值和標準差以及最大、最小值。

2.4.2 有、無摩擦墊片對靜摩擦系數影響

當p為125 MPa,有、無摩擦墊片時,扭矩在當量直徑dR處隨周向角位移的變化,如圖8所示。

圖8 扭矩在dR處隨周向角位移的變化(工況三)

由圖8可見:

在相同結合面平均接觸壓強下,無摩擦墊片時,扭矩峰值明顯小于有摩擦墊片;且無摩擦墊片時,扭矩峰值不明顯。

當p為125 MPa,且無摩擦墊片時的靜摩擦系數,如表6所示。

表6 p為125 MPa，無摩擦墊片時的靜摩擦系數

由表6可知:

p為125 MPa時,無摩擦墊片靜摩擦系數最大值為0.341,最小值為0.326,平均值為0.332。

當p為125 MPa,有、無摩擦墊片時靜摩擦系數比較,如表7所示。

表7 p為125 MPa，有、無摩擦墊片時靜摩擦系數比較

由表7可知:

在p為125 MPa之時,球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2試樣之間,使用摩擦墊片比不使用摩擦墊片的情況下,其靜摩擦系數提高了約一倍。

2.4.3 摩擦墊片重復使用對靜摩擦系數的影響

p為150 MPa,墊片重復使用時,扭矩在dR處隨周向角位移的變化,如圖9所示。

圖9 墊片重復使用時扭矩在dR處隨周向角位移的變化

由圖9可知:p為150 MPa時,摩擦墊片重復使用條件下,摩擦墊片用于試樣1和試樣2間在整個準靜態扭轉和壓縮載荷加載過程中,試驗機加載扭矩的一致性偏差較大。

對應于圖9,其墊片的重復使用對靜摩擦系數的影響,如表8所示。

表8 墊片重復使用對靜摩擦系數的影響

由表8可知:

在試樣和摩擦墊片2次和3次重復使用時,未對其結合面進行清潔;隨著使用次數的增加,其靜摩擦系數呈下降趨勢。試樣和摩擦墊片2次使用較首次使用時,其靜摩擦系數下降34%;

試樣和摩擦墊片3次使用較首次使用時,其靜摩擦系數下降44%;

試樣和摩擦墊片第4次使用時,用干抹布對試樣和摩擦墊片表面進行了簡單擦拭清潔,其靜摩擦系數較第3次使用時有所上升,但較首次使用時,其靜摩擦系數仍降低32%。

3 結束語

提高主軸與齒輪箱法蘭聯接面的靜摩擦系數,可以間接實現主軸與齒輪箱法蘭聯接面的緊湊設計,實現風電機組的輕量化。同時,目前尚無針對摩擦墊片在風電領域大部件材料球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2間的實際摩擦系數的實驗研究。

為此,筆者以主軸和齒輪箱低速端法蘭材料球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2為試樣,基于拉、扭組合試驗機,通過加載準靜態扭轉和壓縮載荷的方法,對風電機組主軸和齒輪箱聯結法蘭用摩擦墊片的摩擦系數進行了實驗研究。

具體結論如下:

(1)當結合面平均接觸壓強大于50 MPa時,在球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2試樣間使用摩擦墊片的靜摩擦系數可達到0.6以上。實驗測得的17個靜摩擦系數數據的最大值為0.719,最小值為0.630,平均值為0.667,標準差為0.023。由于摩擦系數直接受到金剛石的粒度和表面壓入金剛石密度及連接面粗糙度的影響,因此,在實際工程中,選取靜摩擦系數設計值時需要考慮一定的安全系數;

(2)當結合面的平均接觸壓強為125 MPa時,在球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2試樣間未用摩擦墊片,實驗測得其靜摩擦系數最大值0.341,最小值0.326,平均值為0.332。在相同的結合面平均接觸壓強下,與未使用摩擦墊片時相比,使用摩擦墊片后可將其靜摩擦系數提高約1倍;

(3)在結合面平均接觸壓強為150 MPa條件下,將試樣和摩擦墊片重復使用2、3、4次時,其靜摩擦系數呈現下降趨勢。若實際風電機組中需要重復使用摩擦墊片時,則應采取相關措施,以保證其結合面的靜摩擦系數不會過低,以免影響相關聯接的可靠性。

在該研究中,筆者僅選取了常用的主軸和齒輪箱低速端法蘭材料球墨鑄鐵QT400—18AL和QT700—2做試樣,并對特定環境溫濕度、多種結合面接觸壓強條件下,摩擦墊片的摩擦系數做了實驗研究。

因此,在今后的研究中,筆者將對不同材料試樣、不同粗糙度、不同金剛石粒度和密度、不同溫濕度環境下,該摩擦墊片的摩擦系數開展進一步的研究。