半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機軸承發(fā)生微電流腐蝕的故障診斷分析

摘 要：軸承滾道形貌出現(xiàn)“搓衣板”紋路的故障模式是風電機組常見的主要故障之一。針對半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機軸承發(fā)生微電流腐蝕故障，首先通過在線監(jiān)測系統(tǒng)采集發(fā)電機軸承運行時的振動信號，然后對振動信號故障特征進行提取與診斷分析，研究和復現(xiàn)軸承滾道微電流腐蝕的失效模式和故障發(fā)展歷程，最后同步驗證抑制軸電流的措施的有效性，以此保障風電機組健康可靠地運行。分析表明：該故障風電機組的發(fā)電機軸承滾道出現(xiàn)的“搓衣板”紋路并非軸承的主要失效模式，而是軸承滾道發(fā)生二次損傷的表現(xiàn)。隨著時間推移， 軸承滾道出現(xiàn)的損傷（淺坑） 紋路逐漸重復疊加并變得更加清晰，說明該發(fā)電機的主要失效模式為軸承微電流腐蝕。

關(guān)鍵詞：微電流腐蝕；半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機；風電機組；軸承；振動信號；故障診斷；在線監(jiān)測

中圖分類號：TM315/TH17 文獻標志碼：A

0" 引言

目前，中國針對大兆瓦機型的風電機組持續(xù)更新?lián)Q代，直驅(qū)型和雙饋型風電機組在大兆瓦機型中的劣勢逐漸顯露，風電機組主機廠家已紛紛調(diào)整技術(shù)路線，半直驅(qū)型風電機組由于具有體積緊湊、功率大、效率高、運行平穩(wěn)等優(yōu)勢，已成為當前主流的風電機組機型。發(fā)電機軸承產(chǎn)生的軸電流會使其滾道被腐蝕，表面形成凹坑（即形成“搓衣板”紋路的形貌）[1]，導致軸承失效，這屬于雙饋型風電機組常見故障之一[2-3]，而當前在半直驅(qū)型風電機組中也發(fā)現(xiàn)了由半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機承軸軸電流引起的軸承早期失效的個別案例。

根據(jù)現(xiàn)有的測試與研究，半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機承軸軸電流的產(chǎn)生原因主要有兩種：

1）該發(fā)電機中使用的脈寬調(diào)制（PWM）功率電子轉(zhuǎn)換器（即PWM變流器）會導致共模電壓[4]的出現(xiàn)，該共模電壓可能通過發(fā)電機結(jié)構(gòu)中的寄生電路驅(qū)動雜散電容[5]。若不采用適當?shù)木徑獠呗裕l(fā)電機軸承潤滑會承受超過其介電強度的電應(yīng)力，軸承油膜將被擊穿，導致軸承產(chǎn)生放電電流，發(fā)生電腐蝕，嚴重的還會造成軸承損壞失效。

2）由于發(fā)電機定、轉(zhuǎn)子鐵芯采用扇形沖片、硅鋼片疊裝存在間隙等因素，再加上鐵芯槽、通風孔等的存在，會在磁路中造成不對稱的磁阻[6]。當發(fā)電機的定子鐵芯圓周方向上的磁阻發(fā)生不對稱時，會產(chǎn)生與軸相交鏈的交變磁通，從而產(chǎn)生交變電勢[7]，在軸或轉(zhuǎn)子支架的兩端感應(yīng)出軸電壓。通過發(fā)電機空心軸、外殼與軸兩側(cè)的軸承形成閉合回路，從而產(chǎn)生了軸電流。

在風電機組運行過程中，破壞性的電容持續(xù)形成，在軸承滾道上呈現(xiàn)出聚集性微小腐蝕凹坑。滾動體滾入和滾出凹坑時，釋放循環(huán)的承載荷載，在經(jīng)過電蝕淺坑時會激發(fā)軸承部件共振。因為風電機組采用的是NU系列圓柱滾子軸承，雜散電容通過的接觸面是線接觸，因此滾動體和滾道接觸面形成了明顯的凹槽，也就是俗稱的“搓衣板”紋路。由于半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機是在非恒定且范圍較寬的工作轉(zhuǎn)速下運行，其滾道上最終形成的“搓衣板”紋路是不規(guī)整的，如圖1所示。

根據(jù)ISO 15243：2017《Rolling bearings——Damage and failures——Terms，characteristics and causes》[8]第5章可知：軸承電蝕失效模式主要分為兩大類，分別為過電壓電蝕（即大電流腐蝕）和漏電流電蝕（即微電流腐蝕）。兩類失效模式的區(qū)別在于：大電流腐蝕會在軸承滾動體滾動方向上形成一系列直徑較大的、珠狀排列的電蝕坑，在軸承滾道也存在細微淺坑紋路；而微電流腐蝕是在軸承滾道呈現(xiàn)典型的“搓衣板”紋路，該狀態(tài)也是判斷軸電流腐蝕的依據(jù)。基于此，本文針對半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機軸承發(fā)生微電流腐蝕故障，首先通過在線監(jiān)測系統(tǒng)采集發(fā)電機軸承運行時的振動信號，然后對振動信號故障特征進行提取與診斷分析[9-11]，研究和復現(xiàn)軸承滾道微電流腐蝕的失效模式和故障發(fā)展歷程，最后同步驗證抑制軸電流的措施的有效性，以此保障風電機組健康可靠地運行。

1" 振動信號分析

1.1" 振動信號的特征及趨勢分析

振動信號的特征指標參量的趨勢分析在故障診斷領(lǐng)域具有重要意義，該趨勢分析可深入洞察整個故障的發(fā)展歷程。本文以某風電場某臺風電機組的半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機（文中的“發(fā)電機”均指此類發(fā)電機）發(fā)生的軸承外圈滾道故障為例進行故障診斷分析，研究時間跨度為2021年1月中旬—2023年4月中旬。

通過對該風電機組發(fā)電機振動信號的診斷分析，發(fā)現(xiàn)軸承故障特征及振動趨勢劣化顯著，筆者于2021年9月初下發(fā)預警工單，建議盡量避免該風電機組長時間運行，并擇機更換其發(fā)電機軸承。根據(jù)下發(fā)的預警工單，現(xiàn)場專工觀察到該風電機組運行時出現(xiàn)了異常振動和異響，觀察結(jié)果暗示該風電機組可能存在軸承故障，因此需要深入分析其振動信號，以準確識別故障的性質(zhì)和程度，并進行軸承更換。

頻率范圍為0～10 kHz，更換軸承前后發(fā)電機振動加速度的有效值、峰值和峭度值的趨勢圖如圖2～圖4所示。

從圖2～圖4可以看出：

1）更換發(fā)電機軸承后（即2022年2月中旬—2023年4月中旬），發(fā)電機的總體振動趨勢平穩(wěn)。

2）更換發(fā)電機軸承前，振動加速度的最大有效值為47.36 m/s2，最大峰值為146.33 m/s2；更換發(fā)電機軸承后，振動加速度的最大有效值為0.45 m/s2，最大峰值為2.60 m/s2。

3）發(fā)電機軸承早期故障的峭度值大于3（3為經(jīng)驗值，表示信號的幅值分布接近正態(tài)分布；當峭度值偏離3時，意味著軸承可能存在故障或異常情況），隨著故障的持續(xù)發(fā)展，峭度值在2021年年中下降至3以下，表征了故障劣化的一種現(xiàn)象，同時說明峭度值對早期故障較為敏感。

4） 2021年1月12日開始，振動趨勢呈線性劣化，據(jù)此表征可初步判斷發(fā)電機軸承滾道存在疲勞剝落或微電流腐蝕。

基于圖2，選擇發(fā)電機軸承故障在不同時刻的6組加速度最大有效值和最小有效值，以雙箭頭標注每組數(shù)據(jù)區(qū)間，如圖5所示，然后進行振動加速度的有效值相對偏差計算，結(jié)果如表1所示。

由表1 可知：第1組～第4組振動加速度的有效值相對偏差分別在7.76%～9.89%之間，而第5 組和第6 組振動加速度的有效值相對偏差分別達到12.21% 和10.91%。這表明在發(fā)電機軸承故障劣化的情況下，振動加速度的有效值相對偏差逐漸增加。通常情況下，軸承故障會導致振動信號的頻率和幅值發(fā)生變化，而相對偏差的增加可能暗示著軸承故障的進一步發(fā)展或劣化。特別是第5組～第6組的相對偏差相對較高，可能暗示著軸承故障已經(jīng)進入了較嚴重的階段，需要及時檢修或更換。因此，在監(jiān)測和診斷發(fā)電機軸承故障時，應(yīng)密切關(guān)注振動信號的相對偏差變化情況，及時發(fā)現(xiàn)和處理可以有效預防更嚴重的故障發(fā)生，確保發(fā)電機的可靠運行。

1.2" 發(fā)電機軸承軸電流抑制有效性驗證

更換發(fā)電機軸承時，采用絕緣軸承套和絕緣傳動法蘭的絕緣結(jié)構(gòu)方式，并沿用聯(lián)軸器制動盤增加等電位點的方法，通過這些改善措施來控制和減少軸電流所引起的危害。

對頻率范圍為0～2500 Hz，更換軸承前后發(fā)電機局部的振動加速度的頻域譜進行對比，如圖6所示。圖中：2021年9月25日譜線（圖例的標注方式為讀取數(shù)據(jù)的時間和發(fā)電機轉(zhuǎn)速，下文同）為更換軸承前發(fā)電機的振動信號；2023年3月14日譜線為更換軸承后發(fā)電機的振動信號。

根據(jù)圖6，結(jié)合圖2和圖3可知：軸電流故障未再次發(fā)生，說明采用的軸電流抑制方法基本有效。對比兩組振動信號可以看出：2021年9月25日，發(fā)電機軸承處于末期故障，峰值頻率的間隔為軸承外圈故障特征頻率，為47 Hz，軸承外圈故障特征明顯；2023年3月14日，更換發(fā)電機軸承約19個月后，振動信號未見明顯的故障特征頻率。

1.3" 振動加速度時域波形的信號對比

通過對發(fā)電機振動加速度的有效值、峰值和峭度值趨勢的分析，以及對頻域特征的分析和對比，定位了軸承損傷的基本情況。

根據(jù)時域波形和頻率范圍為550～1000 Hz發(fā)電機局部的加速度頻域譜，提取振動信號故障特征，對比指標特征參量的變化和時域波形的形態(tài)，以及指標特征參量的變化和頻域譜的形態(tài)，識別并佐證發(fā)電機軸承微電流腐蝕的歷史演變過程。發(fā)電機振動加速度的時域波形對比如圖7所示。

由圖7a可知：2021年7月19日和2021年9月25日發(fā)電機振動加速度的時域波形為發(fā)電機軸承末期故障的波形，其真峰-峰值約為180 m/s2；在2021年8月中旬后，發(fā)電機振動加速度的時域波形無明顯變化，保持在一個相對穩(wěn)定的狀態(tài)；2021年3月16日和2021年5月31日發(fā)電機振動加速度的時域波形為發(fā)電機軸承中期故障的波形，其真峰-峰值約為130～160 m/s2；2021年1月13日發(fā)電機振動加速度的時域波形為發(fā)電機軸承早期故障的波形，其真峰-峰值約為60 m/s2。

基于時域波形的變化形態(tài)可直觀甄別發(fā)電機軸承故障的發(fā)展階段。通過2021年1—9月期間真峰-峰值指標特征參量的變化可知，振動信號波形的真峰-峰值由原來的20 m/s2逐步增大至40 m/s2、50 m/s2、60 m/s2、100 m/s2，最終增大至約200 m/s2。基于發(fā)電機特征指標參量的趨勢和時域波形綜合判斷后發(fā)現(xiàn)，該發(fā)電機軸承故障的失效模式是由微電流腐蝕引起的。2021年4月，通過在聯(lián)軸器制動盤應(yīng)用增加等電位點（增加接地碳刷）的方法，達到控制和分流的效果。發(fā)電機軸承運轉(zhuǎn)過程中持續(xù)承受循環(huán)施加的荷載，軸承潤滑劑會經(jīng)歷超過其介電強度的電應(yīng)力，由圖2、圖3和圖5可知，該軸承故障是不可逆的，故障發(fā)生時已成故障狀態(tài)雛形，且隨著時間的推移，軸承滾道上聚集的微小腐蝕凹坑會逐漸加深加重，形成清晰的“搓衣板”紋路。

圖7b是將時域波形縮放至單一沖擊間隔的軸承故障特征頻率，此間隔可視作滾動體滾入和滾出缺陷區(qū)域的歷程，用于對比軸承故障處于早期、早中期、中期、末期4個階段的振動信號特征。其中：2021年1月17日譜線為早期故障的時域波形，2021年3月22日譜線為早中期故障的時域波形，2021年5月22日譜線為中期故障的時域波形，2021年9月1日譜線為末期故障的時域波形。發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率的最大時間間隔的沖擊為1/（2.08043–2.05855）=1/（2.10227–2.05855）=46 Hz；另外，該區(qū)間波形存在高頻的擬周期沖擊，例如圖中黑色箭頭標注的兩處峰值頻率間隔為729 Hz，經(jīng)核實，此頻率為絕緣柵雙極晶體管（IGBT）的開關(guān)頻率。

從圖7b可知：早期故障的時域波形沖擊輕微，波形中主要的低頻軸承故障特征頻率或高頻IGBT開關(guān)頻率的沖擊辨識度較低，且整體的波形形態(tài)近似正弦波；早中期故障的時域波形沖擊逐漸明顯，整體的波形形態(tài)顯露出擬周期或等周期軸承故障特征的沖擊，但頻率成分主要以高頻IGBT開關(guān)頻率為主；中期故障的時域波形沖擊顯著，沖擊的時間間隔為軸承故障特征頻率的倒數(shù)，還可以看見擬周期的高頻IGBT開關(guān)頻率的沖擊；末期故障的時域波形沖擊雖然明顯，但相比中期故障的時域波形，其真峰-峰值幅值和波形形態(tài)均有所減弱，僅可見明顯的高頻特征頻率沖擊，而低頻軸承故障特征頻率需仔細識別，分析原因可能與在線振動系統(tǒng)僅設(shè)定了單一高頻采樣頻率，以及末期故障振動信號存在衰減特性有關(guān)。

1.4" 振動加速度頻域譜對比

對2021年1—9月轉(zhuǎn)速為230 rpm、頻率范圍為550～1000 Hz，發(fā)電機局部的振動加速度的頻域譜進行對比，如圖8所示。

從圖8可知：綠色雙箭頭的頻率間隔為發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率（47 Hz），其振動加速度峰值從0.339 m/s2逐漸增大至16.633 m/s2；同時觀察可以看出，2021年9月8日譜線的頻率間隔（圖中灰色雙箭頭的頻率間隔）為發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率（47 Hz），故障振動信號明顯左移至低頻，這可能是軸承故障劣化的一種表征。

從2021年1—9月轉(zhuǎn)速為230 rpm、頻率范圍為550～1000 Hz時發(fā)電機局部的振動加速度頻域譜中選擇8組，繪制其頻率間隔為發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率的振動加速度的峰值變化曲線，如圖9所示，并觀察相鄰的頻率間隔為發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率的振動加速度峰值的變化趨勢。

從圖9可知：頻率間隔為發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率的振動加速度峰值趨勢與圖3的峰值趨勢基本相同，即從頻段和單峰值兩個不同維度可相互佐證振動隨時間變化的過程。

1.5" 包絡(luò)解調(diào)特征分析

對比2021年1月和9月頻率范圍為0～600 Hz時發(fā)電機的包絡(luò)解調(diào)譜，如圖10所示。圖中：2021年1月17日譜線為軸承早期故障的譜線；2021年8月22日譜線為軸承末期故障的譜線。

從圖10可以看出：

1）在軸承早期故障時期，以發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率（47 Hz）及其高次諧波振動為主，軸承故障特征的成分單一；在軸承末期故障，同樣可見發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率（47 Hz）及其高次諧波振動，但高次諧波成分和幅值均被隨機信號掩蓋，且譜圖底部的噪聲抬升顯著。

2）在圖中，除了軸承外圈故障特征頻率外，還觀察到了伴隨90 Hz及其高次諧波的異常振動頻率，這個頻率與兩倍軸承外圈故障特征頻率之間相隔4 Hz，并且與傳動鏈的其他部件特征頻率無關(guān)。需要注意的是，該發(fā)電機軸承為內(nèi)圈旋轉(zhuǎn)。根據(jù)滾動軸承故障特征頻率的機理，與軸承內(nèi)圈故障相比，當軸承出現(xiàn)外圈故障時，并不會產(chǎn)生轉(zhuǎn)頻邊帶的故障特征[9-11]。

已知發(fā)電機的輸出轉(zhuǎn)速為230 rpm，極數(shù)為24，同步轉(zhuǎn)速為250 rpm，因此發(fā)電機的額定交流電頻率（LF）為46.186 Hz，其兩倍的額定交流電頻率（2LF）為92.372 Hz。在包絡(luò)解調(diào)譜中觀察到的90 Hz振動頻率與兩倍的額定交流電頻率的相對偏差僅為2.60%。綜上所述，可確認該頻率為兩倍的額定交流電頻率。

1.6" 小結(jié)

1）隨著發(fā)電機軸承故障的持續(xù)劣化，表征振動信號能量大小的指標特征參量有效值呈緩慢指數(shù)遞增趨勢；峰值指標趨勢與有效值指標趨勢表現(xiàn)形態(tài)基本一致。但如果故障出現(xiàn)瞬時沖擊且波峰振幅較大，持續(xù)時間短，與有效值指標趨勢相比，峰值指標趨勢更適合復現(xiàn)整個故障的發(fā)現(xiàn)歷程；峭度指標對軸承早期故障和沖擊信號敏感，隨著故障持續(xù)劣化，峭度值下降至3以內(nèi)，因此峭度指標并不適用于末期故障的分析。振動加速度的真峰-峰值在時域波形主要表征沖擊能量的大小，可以發(fā)現(xiàn)在故障持續(xù)劣化時，加速度的真峰-峰值隨之增大，波形整體沖擊形態(tài)規(guī)整且未見明顯零散沖擊，說明軸承磨損是隨時間連續(xù)發(fā)生的，與潤滑不良或局部剝落無關(guān)。

2）軸承早期故障，振動信號時域波形出現(xiàn)輕微沖擊，信號衰減的速率快且時間短，波形近似正弦波的連續(xù)沖擊形貌，需要高采樣率捕捉，而此時的故障特征頻率成分以高頻為主。軸承中期故障，振動信號時域波形出現(xiàn)準周期等時沖擊，信號的衰減時間延長，波形形貌趨于固化，此時準周期等時沖擊為軸承故障特征頻率的倒數(shù)，且在低采樣率時信號相對模糊。軸承末期故障，其沖擊形貌與中期故障的沖擊形貌基本一致，此時的故障特征頻率成分以低頻為主，因此此時低采樣率足以描繪完整波形的沖擊形態(tài)。

3）軸承出現(xiàn)故障時，振動信號時域波形的表現(xiàn)特征為發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率的擬周期或準周期等間隔沖擊，頻域譜和包絡(luò)解調(diào)譜的表現(xiàn)特征為振動以發(fā)電機軸承外圈故障特征頻率及其高次諧波的頻率成分為主。時域波形中加速度真峰-峰值隨故障持續(xù)劣化而增大；隨著軸承故障劣化，最終頻域譜出現(xiàn)軸承故障特征頻率明顯左移至低頻的現(xiàn)象。另外，在包絡(luò)解調(diào)譜中振動信號可見兩倍的額定交流電頻率及其諧波。

綜合分析后發(fā)現(xiàn)，盡管該故障風電機組的發(fā)電機軸承滾道出現(xiàn)的“搓衣板”紋路是一個明顯特征，但其并非軸承的主要失效模式，而是軸承滾道發(fā)生二次損傷的表現(xiàn)。隨著時間推移， 軸承滾道出現(xiàn)的損傷（淺坑） 紋路逐漸重復疊加并變得更加清晰，說明該發(fā)電機的主要失效模式為軸承微電流腐蝕。因此，研究重點在于軸承微電流腐蝕的診斷與預防。

2" 結(jié)論

本文針對半直驅(qū)中速永磁同步發(fā)電機軸承發(fā)生微電流腐蝕故障，首先通過在線監(jiān)測系統(tǒng)采集發(fā)電機軸承運行時的振動信號，然后對振動信號故障特征進行提取與診斷分析，研究和復現(xiàn)軸承滾道微電流腐蝕的失效模式和故障發(fā)展歷程，最后同步驗證抑制軸電流的措施的有效性，以此保障風電機組健康可靠地運行。分析表明：故障風電機組的發(fā)電機軸承滾道出現(xiàn)的“搓衣板”紋路并非軸承的主要失效模式，而是軸承滾道發(fā)生二次損傷的表現(xiàn)。隨著時間推移， 軸承滾道出現(xiàn)的損傷（淺坑）紋路逐漸重復疊加并變得更加清晰，說明該發(fā)電機的主要失效模式為軸承微電流腐蝕。基于診斷分析，驗證了所采用的抑制軸電流方法基本有效，后續(xù)將會持續(xù)跟進。本文基于物理意義的診斷分析，歸納總結(jié)經(jīng)驗，建立診斷邏輯形成專家經(jīng)驗診斷庫，可提高識別此類故障的準確性。

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DIAGNOSIS AND ANALYSIS OF MICRO CURRENT CORROSION FAULTS IN BEARINGS OF SEMI DIRECT DRIVE MEDIUM SPEED PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS GENERATORS

Wang Zishun

（Mingyang Smart Energy Group Co.，Ltd.，Zhongshan 528400，China）

Abstract：The failure mode of bearing raceway with a \"washboard\" pattern is one of the common faults in wind turbines. This paper focuses on the micro current corrosion fault of bearings in semi direct drive medium speed permanent magnet synchronous generators. Firstly，the vibration signals of generator bearings during operation are collected through an online monitoring system. Then through the extraction and diagnostic analysis of vibration signal fault characteristics，the failure mode and fault development process of micro current corrosion in bearing raceways are studied and reproduced. Finally，the effectiveness of measures to suppress shaft current is synchronously verified to ensure the healthy and reliable operation of wind turbines. Analysis shows that the \"washboard\" pattern on the bearing raceway of generator in faulty wind turbine is not the main failure mode of the bearing，but a manifestation of secondary damage to the bearing raceway. Over time，the damage （shallow pits） pattern on the bearing raceway gradually overlap and becomes clearer，indicating that the main failure mode of the generator is bearing micro current corrosion.

Keywords：micro current corrosion；semi direct drive medium speed permanent magnet synchronous generator；wind turbines；bearings；vibration signal；fault diagnosis；online monitoring