海上大兆瓦風電鍛造行星架調質裂紋失效分析

顧曉明，許仁偉，呂藍冰

常州天山重工機械有限公司 江蘇常州 213000

1 序言

面對能源短缺、環(huán)境污染等人類共同的難題，以可再生能源為主題的能源革命在世界范圍內興起，而海上風電是綠色轉型的核心。行星架作為海上風電增速箱的關鍵部件，要求其具備良好的綜合力學性能。傳統(tǒng)的1.5MW類小兆瓦陸上風電行星架普遍采用鑄件，而鑄件內部組織的不均勻性及晶粒粗大等問題，會導致鑄件行星架使用壽命降低。基于大兆瓦海上風電的高強度要求，鑄件行星輪無法滿足高強度、高可靠性要求，在滿足可靠性和預期壽命的前提下，使齒輪箱結構盡量簡化且重量最輕，以追求 “高功率密度”指標[1]，因此現(xiàn)在大兆瓦海上風電行星架普遍采用鍛件，通過鍛造來提高組織致密性及均勻性，使其滿足高強度長壽命的使用要求。

2 行星架裂紋現(xiàn)象和情況介紹

2.1 裂紋現(xiàn)象

某海上風電增速機行星架，重量15t，材料42CrMo4鋼，結構如圖1所示，倒角均為R10mm。行星架制造工序：鋼錠→下料→鍛造→鍛后熱處理→粗車→鏜孔→調質→精加工，調質硬度要求300～340HBW，調質后實測硬度310～340HBW，行星架上下兩個端面硬度分布不均，一端310HBW，另一端340HBW，行星架在調質后精加工時發(fā)現(xiàn)內孔一端存在弧形裂紋，另一端無裂紋，考慮內孔一端單邊還有余量15mm，單邊去除15mm到達精車尺寸時，發(fā)現(xiàn)內孔一側依然殘留多條弧形分布裂紋，裂紋均在內孔一端的尖角位置出現(xiàn)，裂紋長100～300mm，裂紋位置及形貌如圖2、圖3所示。

圖1 行星架調質態(tài)結構尺寸

圖2 精加工后內孔裂紋位置

圖3 內孔裂紋形貌

2.2 鍛件工藝

每個鋼錠制造一件行星架，鋼錠重量26t，鍛造工藝為熱切冒口和澆道＋三鐓兩拔＋滾圓成形＋鍛后空冷＋鍛后熱處理＋粗加工，始鍛溫度1250℃，終鍛溫度850℃，鍛件無沖孔擴孔工藝，內孔在粗車工序加工完成。鍛后熱處理工藝為910℃保溫25h，然后風冷至表面溫度300～350℃時進行650℃保溫45h，保溫結束時關閉測溫儀表，爐冷至300℃以下出爐空冷。

2.3 調質工藝

調質設備為臺車爐加熱式，淬火冷卻介質為水基淬火液，濃度6%，最高冷卻速度180℃/s。工藝過程為860℃保溫9h預冷3min淬火，工件表面冷卻至250℃出介質空冷，檢測淬火表面硬度后540℃高溫回火16h，高溫回火后爐冷到260℃出爐空冷。裝爐方式為平放2層疊加，淬火方式為單件豎直入液。

3 行星架裂紋理化檢測

3.1 取樣方案

在內孔裂紋區(qū)域制取縱向試樣，包括內孔另一側無裂紋區(qū)域，以便對比分析確認另一側無裂紋的差異性，獲取裂紋位置選擇性產(chǎn)生的原因。

3.2 化學成分分析

采用臺式原子直讀光譜儀對裂紋區(qū)和另一側無裂紋區(qū)化學成分多點檢測，結果見表1。從表1可看出，裂紋區(qū)的C元素超上差且波動大于另一側無裂紋區(qū)。

表1 化學成分檢測結果 （質量分數(shù)） （%）

3.3 組織和硬度檢測

裂紋從行星架內孔位置萌生，由粗變細，具有“楔形”特征，如圖4所示。500倍下可觀察到裂紋尾部呈鋸齒狀，如圖5所示。采用4%硝酸酒精腐蝕，裂紋區(qū)組織為回火索氏體，無游離鐵素體，裂紋兩側組織和基體組織一致，主裂紋旁有分叉，裂紋內側及尾部有灰色氧化物，是裂紋界面在540℃高溫回火工藝下與空氣反應產(chǎn)生的，如圖6所示。圖4～圖6表現(xiàn)出明顯的淬火裂紋特征。無裂紋區(qū)域的金相組織為回火索氏體，與裂紋區(qū)金相組織無可見差異。裂紋區(qū)域的平均硬度為340HBW，另一側無裂紋區(qū)域的平均硬度為310HBW，兩個區(qū)域存在明顯的硬度差異。對裂紋區(qū)低倍腐蝕，未見明顯疏松孔洞現(xiàn)象，中心疏松符合GB/T 1979-2001《結構鋼低倍組織缺陷評級圖》規(guī)定的≤1.0級要求。依據(jù)GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定》檢測，裂紋兩側的非金屬夾雜物符合產(chǎn)品相應技術協(xié)議要求。

圖4 裂紋形貌（50×）

圖5 裂紋尾部呈鋸齒狀（500×）

圖6 裂紋區(qū)金相組織（500×）

3.4 偏析檢測

采用冷酸溶液，對內孔拋光后偏析程度進行酸蝕檢測，肉眼觀察裂紋周圍可見明顯鑄造樹枝晶偏析線殘留，最長偏析線達到40mm，無裂紋區(qū)域的偏析線長度明顯短于裂紋區(qū)域，采用超聲波硬度計檢測裂紋偏析區(qū)域，白色偏析線硬度300HBW左右，偏析線之間灰色區(qū)域硬度360HBW左右，無裂紋區(qū)域硬度在300～320HBW，偏析形貌如圖7所示。裂紋區(qū)域存在化學成分微區(qū)波動，鑄態(tài)樹枝晶偏析未被鍛造完全破碎，致使硬度微區(qū)波動，鑄態(tài)樹枝晶殘留減弱了基體力學性能連續(xù)性，枝晶間元素富集導致沖擊性能波動[2]，產(chǎn)生力學性能薄弱點，從而促進了淬火裂紋擴展。

圖7 行星架內孔偏析形貌

4 裂紋產(chǎn)生原因分析

4.1 裂紋性質

裂紋區(qū)微觀組織合格，裂紋兩側組織與基體組織一致，裂紋具有“楔形”特征，為典型的淬火裂紋形貌。裂紋區(qū)的化學成分檢測結果顯示C含量超上差且波動大，裂紋區(qū)域存在明顯的鑄態(tài)樹枝晶偏析殘留，內孔另一端無裂紋區(qū)域的化學成分、金相組織、硬度及偏析等均合格。經(jīng)檢測，裂紋深度為30mm左右，行星架對稱結構顯示為一端弧形裂紋，與內孔冷卻時形成環(huán)向的薄層硬化區(qū)有關，控制截面越大，表面淬硬層越小，越容易在尖角區(qū)產(chǎn)生弧形裂紋。

4.2 原材料原因分析

此類大兆瓦風電行星架，每個鋼錠鍛造1個行星架，因此行星架必然一側為鋼錠冒口端，另一側為鋼錠澆口端，行星架內孔上下兩端對應鋼錠中軸線偏析極端區(qū)域，冒口部位C含量由外壁至中心在不同高度沿徑向不斷增加，距離鋼錠中心部位越近，C碳含量就越高[3]。同一工件在不同部位C含量不一致，淬火時低碳部位的Ms點高，會先轉變成馬氏體，而高碳部位的Ms點低，后轉變?yōu)轳R氏體，因此馬氏體轉變不同時；C含量差異也會導致馬氏體的比體積差異，由于馬氏體轉變的不同時性及體積差異，會產(chǎn)生巨大的組織應力。行星架裂紋均在內孔的一側尖角區(qū)域產(chǎn)生，內孔一側的C含量超上限，尖角區(qū)域容易全淬硬，當成分超上限時，其區(qū)域的Ac3線會降低，在相同的加熱溫度下，相對于成分正常區(qū)域，高碳區(qū)有過熱的傾向，晶粒粗大，Ms點降低，淬火時易形成高碳馬氏體，組織應力增加，在向未全淬硬的基體區(qū)域過渡時，尖角區(qū)域將出現(xiàn)最大拉應力，同時內孔上下C含量不均，基體調質硬度偏差達到30HBW，將導致內應力分布不均，C含量最高的尖角區(qū)域拉應力超過基體強度時將產(chǎn)生裂紋，尖角越尖銳，截面突變越明顯，裂紋敏感性也越高。

大型調質件的質量控制難點在于易產(chǎn)生裂紋的C元素偏聚相對小型件明顯，調質后硬度組織不均勻性相對小型件也明顯，同時本體控制截面最大區(qū)域有效淬透層相對小型件淺，后續(xù)精加工后的硬度下降明顯。由于大型鋼錠C元素不可避免的偏析特征，鋼錠的C元素表現(xiàn)為冒口端正偏析，澆口端負偏析，偏析和疏松孔洞等缺陷主要存在于鋼錠中軸線上，鋼錠越大，中心區(qū)域的偏析越嚴重，如圖8所示。

圖8 大型鋼錠C元素偏析

裂紋區(qū)的C元素超上差原因在于該模鑄鋼錠冒口材料利用率較高，冒口切頭量14%不符合制造規(guī)范≥16%要求，澆口切尾量7%符合制造規(guī)范≥5%要求，冒口正偏析區(qū)切除不足，導致超上差C元素殘留，冒口端鑄態(tài)樹枝晶殘留明顯。

行星架的內孔位置剛好處于鋼錠中軸線上，因此行星架內孔容易出現(xiàn)偏析及致密性不足問題。由于C元素偏析，行星架調質后容易在內孔區(qū)域產(chǎn)生硬度不均勻現(xiàn)象，同時馬氏體膨脹的不同時性及體積差將萌生裂紋。裂紋來源于過剩的內應力，而過剩內應力來源于應力產(chǎn)生不均勻，當成分均勻一致，成分偏高時，表面容易硬化，容易產(chǎn)生大的淬火應力，但是均勻的應力可以整體抵消，不會產(chǎn)生明顯過剩內應力，裂紋傾向相對小一些。當化學成分不均勻且局部偏高時，將產(chǎn)生大的淬火應力且產(chǎn)生明顯過剩的內應力，此時極易產(chǎn)生裂紋。

4.3 調質工藝分析

對于大型調質件而言，調質工藝未充分考慮到大鋼錠的天然偏析特性，大型鍛件無法徹底解決冒口、澆口及中心區(qū)偏析問題。工藝采用的淬火冷卻介質濃度偏低而冷卻速度偏高，淬火液冷卻速度高有利于優(yōu)良調質組織及力學性能的實現(xiàn)，這也是開裂行星架基體組織均為回火索氏體且無任何鐵素體存在的原因，但是冷卻速度快的缺點在于淬火裂紋的可能性增大。

淬火液冷卻速度較快時，C含量高的尖角位置將完全淬透，會進一步加大內孔偏析區(qū)的應力分布不均勻性。

5 行星架調質無裂紋技術方案

5.1 鋼錠的選型及管理優(yōu)化

鋼廠優(yōu)化煉鋼工藝，調整澆注溫度和鋼錠規(guī)格，將原有的短粗型錠型改為細長型，以減少冒口、澆口位置偏析，同時增加冒口切除率，減小鋼錠的利用率，壓縮比增加，有利于鑄態(tài)樹枝晶變形和破碎，有利于減輕鋼材內部疏松和細化晶粒[4]。由于正負偏析無法完全避免，所以粗車后對行星架實物化學成分檢測，在行星架上注明冒口、澆口偏析面標識。若成分過低，則調質后硬度不足；若成分過高，則調質后開裂性傾向大。因此，對于成分過低或過高的行星架均需進入評審程序進行試驗挽救。連鑄坯的成分均勻性優(yōu)于大型鋼錠，但存在中心縮孔、疏松問題，對鍛件中心區(qū)域的致密性要求嚴格，同時受連鑄坯直徑的限制，無大直徑連鑄坯可以用于海上大型行星架鍛件。

5.2 反偏析加工技術

對于大型鋼錠而言，碳的整體分布分為兩種極端情況，一是整體偏上差，即冒口C含量超上差，澆口C含量中下差；二是整體偏下差，即冒口C含量中上差，澆口C含量超下差。第一種極端情況的鍛件，調質后表現(xiàn)為冒口端容易產(chǎn)生裂紋且硬度高，澆口端無裂紋同時硬度在技術要求范圍內；第二種極端情況的鍛件，調質后表現(xiàn)為冒口端無裂紋且硬度在技術要求范圍內，澆口端無裂紋，但硬度低于技術要求。行星架為非對稱結構，內孔兩端的精加工去除量差異明顯。針對第一種偏析極端情況，將正偏析冒口端在大加工量端加工去除；針對第二種偏析極端情況，將負偏析澆口端在大加工量端加工去除。

裂紋深度在30mm左右，通過將正偏析區(qū)在大加工量端去除，可以最大程度地減少精加工后裂紋殘留。通過反偏析機加工技術，可以控制行星架在精加工后內孔兩端的C含量偏差、硬度偏差和裂紋傾向差達到最小，如圖9所示。

圖9 反偏析加工示意

5.3 調質工藝的優(yōu)化

行星架調質允許存在少量鐵素體，采用880～900℃均溫再降至820～830℃均溫后淬火預冷工藝，淬火液濃度提高，控制最高冷卻速度在160～170℃/s。行星架淬火出液溫度提高至300℃，空冷，采用水基加空冷淬火工藝完成表面馬氏體組織轉變的同時，行星架內部熱量向外傳遞，可以實現(xiàn)自回火的效果，表面預冷工藝可降低淬火應力和畸變，同時獲得需要的組織和力學性能[5]。

5.4 防裂紋工裝的應用

內孔區(qū)域做防裂紋工裝，分布數(shù)個小孔徑透氣孔，通過限制內孔的散熱率來降低淬火效果，如圖10所示。采用內孔屏蔽工裝時，淬火時內孔不會大量接觸淬火液，內孔冷卻通過行星架端面熱量散失產(chǎn)生的熱梯度完成，工裝將減緩內孔的冷卻效果，內孔調質后硬度相比端面略低，但滿足技術要求。

圖10 防裂紋工裝淬火實例

通過上述工藝優(yōu)化，海上大兆瓦風電行星架的內孔裂紋問題得以消除，同時風電行星架的硬度、組織均勻性得到大幅提高，提高了大兆瓦風電行星架的生產(chǎn)能力和生產(chǎn)效率，技術創(chuàng)新為海上大兆瓦風電行星架調質處理構筑起堅實的質量護城墻。

6 結束語

行星架內孔存在鋼錠冒口正偏析殘留，C含量超上差和鑄態(tài)樹枝晶偏析殘留是行星架內孔弧形裂紋產(chǎn)生的主要原因；淬火冷卻介質冷卻速度相對于大型行星架鍛件而言偏高，工藝也未做內孔冷卻性能控制的預防性工藝，因此淬火冷卻因素是弧形裂紋產(chǎn)生的次要原因。

通過對鋼錠的選型及質量控制優(yōu)化、反偏析加工技術，以及調質工藝工裝的研發(fā)，減小了行星架內孔的偏析程度，海上大兆瓦行星架調質裂紋問題得以消除，風電鍛造行星架實現(xiàn)了調質無裂紋質量特征。