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某型號(hào)的風(fēng)電鑄鋼一級(jí)行星架為風(fēng)力發(fā)電齒輪箱中的重要傳動(dòng)部件，風(fēng)電齒輪箱采用一級(jí)行星兩級(jí)平行軸傳動(dòng)的傳動(dòng)方式，其中的行星輪和軸承都裝配在一級(jí)行星架鑄件上面。

 

一級(jí)行星架鑄件在使用過程中是輸入載荷與輸出載荷的承載體，在運(yùn)行過程中承受各個(gè)方向的不同載荷，目前的大型風(fēng)電齒輪箱均采用行星傳動(dòng)，行星架是典型的低速、重載、變轉(zhuǎn)矩和增速傳動(dòng)件，在風(fēng)電齒輪箱的故障中行星傳動(dòng)的故障率約占40%。

 

因此風(fēng)電齒輪箱對(duì)于行星架鑄件的質(zhì)量有很高的要求，一級(jí)行星架的質(zhì)量可靠性直接影響風(fēng)電齒輪箱能否正常運(yùn)行。

 

1.鑄件的結(jié)構(gòu)和技術(shù)要求

 

該風(fēng)電一級(jí)行星架平均壁厚在100mm左右，主體結(jié)構(gòu)為輸入端軸承檔和輸出端軸承擋之間用兩個(gè)大平面和三根立柱連接，材料要求機(jī)械性能滿足：

 

σb≥830MPa，σs≥700MPa，δ5≥12%，AKv(-40℃)≥27J。

 

鑄件的內(nèi)在質(zhì)量要達(dá)到關(guān)鍵部位超聲波探傷EN12680-2 II級(jí)以上的要求，其他部位不超過EN12680-2 III級(jí)；

 

表面質(zhì)量要達(dá)到關(guān)鍵部位表面磁粉探傷達(dá)到EN1369 II級(jí)的要求，其他部位達(dá)到EN1369 III級(jí)的要求。

圖1 鑄件示意圖

 

2.缺陷成因失效分析

 

2.1 缺陷形貌分析

 

在風(fēng)電齒輪箱的組裝過程中發(fā)現(xiàn)一級(jí)行星架輸入端軸承孔內(nèi)壁存在肉眼可見類似于裂紋的缺陷，其長(zhǎng)度約為130mm，為確認(rèn)該缺陷是否為裂紋，對(duì)該部位進(jìn)行了磁粉探傷，經(jīng)探傷后發(fā)現(xiàn)其中缺陷較長(zhǎng)的存在斷續(xù)的磁痕積聚現(xiàn)象，斷續(xù)分布的磁痕長(zhǎng)約2~3mm，見圖2、3。

 

可以確認(rèn)此現(xiàn)行缺陷不屬于裂紋缺陷范疇，對(duì)于此類無(wú)法確認(rèn)定性的缺陷類型，無(wú)法判斷其對(duì)鑄件的危害，因此對(duì)缺陷部位取樣進(jìn)行了本體的成分及本體金相分析。

圖2 缺陷宏觀形貌

 

圖3 磁粉探傷積聚情況

 

2.2 化學(xué)成分檢查

 

首先在鑄件的缺陷附近取樣進(jìn)行成份檢查，其結(jié)果見表1，由此可知該風(fēng)電一級(jí)行星架化學(xué)成份符合相關(guān)技術(shù)規(guī)范。

表1 風(fēng)電一級(jí)行星架化學(xué)成分 ωB/%

 

2.3 金相檢查

 

對(duì)疑似裂紋部位取樣進(jìn)行金相檢查，其非金屬夾雜物級(jí)別為：

 

Ⅰ、Ⅲ型細(xì)系2級(jí)，Ⅰ、Ⅲ型粗系1.5級(jí)，Ⅱ型2級(jí)，見圖4，基體組織為回火索氏體+少量鐵素體，基體硬度為249HBW，均符合技術(shù)條件要求。

圖4 基體組織（500×）

 

在疑似裂紋部位分段取了5個(gè)試樣，所有試樣經(jīng)金相檢查，均未在疑似缺陷部位發(fā)現(xiàn)裂紋，其中1#、2#、3#試樣在缺陷部位發(fā)現(xiàn)存在明顯的偏析帶，偏析帶寬約1mm，深度存在差異，但都超過10mm，偏析部位組織為回火索氏體，正常部位組織為回火索氏體+鐵素體，偏析部位HV0.3為：361、358、369，正常部位 HV0.3 為：

 

287、253、265，見圖5、6，其中在偏析帶上存在較多的顯微疏松。

圖5 試樣偏析帶宏觀形貌（約2×）

圖6 偏析帶組織（25×）

 

為了分析偏析帶形成原因，分別測(cè)定了偏析帶能譜成分和正常部位能譜成分進(jìn)行對(duì)比，其能譜成份見圖7、8，從能譜結(jié)果可知偏析部位Cr、Mn、Ni元素含量都較正常部位高，偏析帶主要為成分應(yīng)為合金元素偏析形成的碳化物。

 

3.缺陷發(fā)生原因及鑄造工藝分析

 

圖7 偏析部位能譜成份

 

圖8 正常部位能譜成份

 

根據(jù)以上分析內(nèi)容可以表明，在一級(jí)行星架輸入端軸承檔內(nèi)孔出現(xiàn)的疑似裂紋缺陷實(shí)際應(yīng)該是該部位帶狀偏析痕跡，斷續(xù)的磁痕積聚應(yīng)該為鑄件的顯微縮松缺陷。

 

研究表明，鑄件產(chǎn)生宏觀偏析、縮松縮孔缺陷甚至是其他類型的凝固缺陷均與其在凝固過程中的補(bǔ)縮行為息息相關(guān)，因此如果要研究宏觀偏析帶的發(fā)生原因，必須要分析其凝固過程。

 

并且一級(jí)行星架鑄件選用的材質(zhì)為合金成分含量較高的低合金鋼，合金的結(jié)晶溫度范圍較寬，更易產(chǎn)生縮松、裂紋以及宏觀偏析等缺陷，并且很難通過后續(xù)的熱處理措施消除。

 

為此借助了Magma鑄造模擬分析軟件，對(duì)一級(jí)行星架鑄件的鑄造凝固收縮過程及溫度場(chǎng)分布情況進(jìn)行了分析計(jì)算，更進(jìn)一步分析鑄件產(chǎn)生宏觀偏析的原因。

 

從圖9一級(jí)行星架的鑄造工藝方案模擬結(jié)果看，一級(jí)行星架上型放置的頂冒口和內(nèi)腔泥芯放置的暗冒口可以有效的對(duì)下方軸承擋和軸孔進(jìn)行補(bǔ)縮，該鑄造方案可以保證軸承擋、小孔等關(guān)鍵受力部位的致密度，其他非關(guān)鍵部位無(wú)大的的縮松傾向，不會(huì)產(chǎn)生縮松缺陷。

圖9 一級(jí)行星架鑄造工藝方案縮松計(jì)算模擬結(jié)果

 

隨后計(jì)算了一級(jí)行星架鑄造工藝方案的凝固溫度場(chǎng)及凝固時(shí)間，結(jié)果如下圖10、11所示，由圖可以看到，在軸孔部位鑄件的溫度場(chǎng)分布未能按照鑄鋼件理想的逐層凝固的理想方式進(jìn)行，凝固時(shí)的溫度梯度偏小，合金結(jié)晶凝固溫度范圍很寬，容易形成糊狀凝固，鑄件內(nèi)部會(huì)形成微小的縮松。并且從圖11可以看到在軸孔靠根部部位的凝固時(shí)間約為5000s，其余部位的凝固時(shí)間約在1500s左右，鑄件軸孔靠根部部位凝固時(shí)間過長(zhǎng)，很容易造成合金的宏觀偏析。

 

圖10 一級(jí)行星架凝固溫度場(chǎng)

圖11 一級(jí)行星架凝固時(shí)間

 

4.解決措施及工藝改進(jìn)

 

為了解決一級(jí)行星架鑄件的宏觀偏析問題，在后續(xù)生產(chǎn)時(shí)制定了如下改進(jìn)措施：

 

（1）在一級(jí)行星架輸入端軸承孔外側(cè)增加一圈冷鐵，增加對(duì)軸承孔末端的激冷作用，降低行星架內(nèi)腔三個(gè)發(fā)熱冒口對(duì)軸承孔需要補(bǔ)縮的距離，提升冒口的補(bǔ)縮作用，保證軸承孔補(bǔ)縮充分，避免產(chǎn)生顯微縮松，同時(shí)縮減軸承孔的凝固時(shí)間。

 

（2）調(diào)整軸承孔內(nèi)腔泥芯制作方式，泥芯面層30~50mm,采用鉻鐵礦砂制作，提升軸承孔內(nèi)部泥芯的散熱能力，盡量降低軸承孔的凝固時(shí)間，防止形成宏觀偏析。

 

（3）嚴(yán)格控制鑄件的澆注溫度，對(duì)于厚大鑄件將其澆注溫度控制在1550~1565℃，在較低的溫度下澆注，盡量減少厚大部位的凝固時(shí)間。

 

對(duì)更改后的工藝方案，采用Magma模擬計(jì)算的方式分析了一級(jí)行星架的鑄件凝固過程的溫度場(chǎng)分布情況，具體見圖12、13，從溫度場(chǎng)分布可以看到，鑄件凝固時(shí)的溫度梯度有了明顯的改善，符合合金鑄鋼理想的逐層凝固的凝固方式，并且軸承孔區(qū)域的凝固時(shí)間約為4000s，較之前縮短了1000s以上，可以有效地改善鑄件的顯微縮松和宏觀偏析問題。

 

圖12 工藝更改后一級(jí)行星架凝固溫度場(chǎng)

 

圖13 工藝更改后一級(jí)行星架凝固時(shí)間

 

根據(jù)優(yōu)化后的鑄造工藝重新澆注生產(chǎn)了16件一級(jí)行星架鑄件，交付精加工，之后觀察軸承孔內(nèi)壁并進(jìn)行磁粉探傷，均未再發(fā)現(xiàn)宏觀偏析缺陷，避免了廢品產(chǎn)生，改善效果理想。

 

5.結(jié)論

 

（1）針對(duì)一級(jí)行星架鑄件表面疑似裂紋缺陷進(jìn)行了缺陷確認(rèn)和原因分析，確認(rèn)表面疑似裂紋缺陷實(shí)際為鑄件凝固過程形成的宏觀偏析帶；

 

（2）通過Magma模擬分析，優(yōu)化了鑄件的生產(chǎn)工藝，對(duì)缺陷部位增加外冷鐵并改進(jìn)制芯工藝，解決了一級(jí)行星架鑄件的宏觀偏析問題。