風力發電技術具有高效環保的特性，在新能源發電領域占有重要地位。隨著“碳達峰、碳中和”戰略目標的深入推進，我國新能源裝機容量及其在能源結構中的占比持續快速增長。然而，風機機型的更新迭代及風電機組大型化發展趨勢對關鍵金屬部件的工藝質量控制提出了更高的要求。關鍵金屬部件若存在原始制造缺陷，將顯著縮短設備的使用壽命。2013—2023年，我國風電行業發生的倒塔、火災損毀及關鍵金屬部件失效事故數量呈上升趨勢，其中關鍵部件失效占比高達62%，主要涉及偏航系統[1]、軸類傳動件[2]、葉片[3-4]及高強度螺栓緊固件[5]等。這些問題已成為影響風電機組安全穩定運行的主要制約因素，嚴重阻礙了我國風力發電技術水平的進一步提升。

高強度螺栓是風力發電機組的關鍵緊固件，其設計選材、熱處理工藝、加工精度、安裝調試及使用維護等環節的管控不當均可能導致螺栓提前斷裂。不同學者對風電機組高強度螺栓的斷裂原因開展了研究，如葉片連接螺栓異常帶狀組織導致的多源腐蝕疲勞斷裂、表面工藝缺陷及螺紋根部裂紋引發的疲勞斷裂、預緊力不均或不足誘發的疲勞斷裂，以及因表面脫碳造成的塔筒螺栓疲勞斷裂[6-9]等。這些研究成果為提升高強度螺栓的全壽命周期管理水平提供了重要依據。

某風機額定功率為2.0 MW，發電機類型為雙饋異步發電機，風輪額定轉速為13.4 r/min，額定風速為8.8 m/s，切入風速為3 m/s，切出風速為22 m/s。該風機的葉片與變槳軸承連接螺栓為高強度葉根螺栓，性能等級為10.9級，螺栓材料為42CrMoA鋼，螺栓斷裂時，累計服役時間約為9 a。

共有64根螺栓沿變槳軸承圓周均勻分布（見圖1），靠近葉片后緣第8根螺栓發生斷裂。

圖 1螺栓平面分布示意及現場照片

螺栓斷裂時，環境平均風速為9.99 m/s，風機功率為1 807 kW，發電機轉速為1 801.9 轉/min，運行數據正常，無異常情況出現。

1. 理化檢驗

1.1 宏觀觀察

兩根同批次螺栓宏觀形貌如圖2所示。一根為已斷裂螺栓，另一根為正常服役螺栓（安裝于斷裂螺栓左側相鄰位置）。經測量，螺栓總長度約為465.0 mm，腰部平均直徑為26.00 mm，端部平均直徑為35.98 mm，各項尺寸參數均符合設計要求。斷裂螺栓的宏觀形貌如圖3所示。由圖3可知：斷面沿螺紋根部呈橫向擴展；斷面整體呈灰色且較為平整，局部可見紅褐色氧化痕跡；斷面呈現典型的弧形海灘狀花樣，疲勞裂紋起始于5點鐘方向的螺紋根部，并沿周向擴展，最終在12點鐘方向邊緣形成斜向撕裂形貌的終斷區。根據上述特征可初步判定，該螺栓的斷裂模式為由螺紋根部萌生并擴展的疲勞斷裂。

圖 2兩根同批次螺栓宏觀形貌

圖 3斷裂螺栓的宏觀形貌

1.2 化學成分分析

根據GB/T 4336—2016《碳素鋼和中低合金鋼 多元素含量的測定 火花放電原子發射光譜法(常規法)》，使用全定量金屬元素分析儀對斷裂螺栓進行化學成分分析，結果如表1所示。由表1可知：斷裂螺栓的化學成分符合GB/T 3077—2015《合金結構鋼》對42CrMoA鋼的要求。

1.3 掃描電鏡（SEM）分析

依據GB/T 19267.6—2008《刑事技術微量物證的理化檢驗 第6部分：掃描電子顯微鏡/X射線能譜法》標準要求，采用掃描電子顯微鏡對斷口進行微觀分析，結果如圖4所示。由圖4可知：斷面區域（上側）呈現典型的準解理斷裂特征，與螺紋根部區域（下側）形成明顯對比；次表層存在多條平行于螺紋根部走向的二次裂紋；斷面可見明顯的氧化形貌特征，并在局部區域觀察到隱約可見的疲勞擴展條紋，這些特征進一步證實了螺栓發生疲勞斷裂。

圖 4裂紋起始區SEM形貌

裂紋擴展區SEM形貌如圖5所示。由圖5可知：裂紋擴展區呈準解理形貌，可見疲勞擴展條紋及二次裂紋。終斷區SEM形貌如圖6所示，該區呈韌窩花樣特征形貌。

圖 5裂紋擴展區SEM形貌

圖 6終斷區SEM形貌

1.4 金相檢驗

在斷裂螺栓及正常螺栓的橫截面心部截取試樣，采用體積分數為4%的硝酸乙醇溶液腐蝕試樣8~10 s，再將試樣置于光學顯微鏡下觀察，結果如圖7所示。由圖7可知：斷裂螺栓與正常螺栓的橫截面心部組織均由回火索氏體和鐵素體組成，其中部分鐵素體以塊狀形態分布，其余鐵素體沿原奧氏體晶界或沿特定晶面向晶內生長，形成典型的針狀魏氏組織，根據GB/T 13299—2022《鋼的游離滲碳體、珠光體和魏氏組織的評定方法》，該魏氏體組織評級為2.5B~3.0B級；同類型對比螺栓的顯微組織為回火索氏體和少量鐵素體，未觀察到魏氏組織；螺紋牙根部呈現纖維狀變形流變組織，并存在輕微脫碳現象，但未發現開裂、根部褶皺等表面缺陷。

圖 7不同螺栓的微觀形貌

1.5 力學性能測試

分別在斷裂螺栓、同批次正常螺栓和對比螺栓上截取并加工圓形棒狀試樣，根據GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》，使用萬能拉伸試驗機對這些試樣進行室溫（25 ℃）拉伸試驗，結果如表2所示。由表2可知：斷裂螺栓和正常螺栓的屈服強度和抗拉強度均不符合GB/T 3098.1—2010《緊固件機械性能 螺栓、螺釘和螺柱》的要求，對比螺栓的屈服強度和抗拉強度均滿足GB/T 3098.1—2010的要求。

根據GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》，使用沖擊試驗機對斷裂螺栓試樣進行低溫沖擊試驗，沖擊試驗溫度為-20 ℃，試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm（長度×寬度×高度），缺口為“V”型，結果如表3所示。由表3可知：斷裂螺栓、同批次正常螺栓和對比螺栓的沖擊吸收能量均符合GB/T 3098.1—2010的要求，斷裂螺栓及同批次螺栓的沖擊吸收能量明顯降低。

根據GB/T 231.1—2018《金屬材料 布氏硬度試驗 第1部分：試驗方法》和GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗 第1部分：試驗方法》，分別對斷裂螺栓、同批次正常螺栓和對比螺栓橫截面心部區域進行硬度測試。布氏硬度壓頭直徑為2.5 mm，試驗力為187.5 kgf（1 kgf=908 N），保持時間為10 s，檢測結果如表4所示。由表4可知：斷裂螺栓及同批次正常螺栓的硬度明顯降低，且已低于GB/T 3098.1—2010標準要求的下限值（316 HBW）。

利用顯微維氏硬度計對斷裂螺栓的軸向截面進行顯微硬度測試，顯微維氏硬度計的壓頭為金剛石椎體，載荷為0.3 kgf，保持時間為10 s，檢測結果如圖8所示。由圖8可知：測點4、5、7的硬度已超出GB/T 3098.1—2010標準規定的“表面硬度不應超過390 HV”的要求；螺紋牙底區域表面（測點1~8）的硬度明顯高于中間區域測點（測點9~11），不滿足GB/T 3098.1—2010的要求。

圖 8斷裂螺栓維氏硬度測試結果

2. 綜合分析

葉片與變槳系統連接螺栓在運行過程中不僅需要承受大幅變化的風速載荷、力矩及振動作用，還需長期耐受戶外惡劣氣候環境的考驗，其服役條件極為嚴苛[10]。風電機組高強度緊固螺栓的使用壽命不僅受設計、安裝工藝、材料性能、制造工藝及熱處理質量的影響，還與運行環境密切相關。經核查，確認其設計和安裝過程均符合相關標準要求；同時，斷裂螺栓的化學成分分析結果表明，其化學成分符合標準要求，由此可排除因材料選用不當導致螺栓斷裂的可能性。

根據GB/T 3098.1—2010標準規定，10.9級性能等級合金鋼的熱處理工藝應為淬火加回火，其標準顯微組織應為回火索氏體[11]。然而，金相檢驗結果表明：斷裂螺栓及同批次正常螺栓中存在大量魏氏組織，這與對比螺栓的正常組織（回火索氏體+少量鐵素體）存在顯著差異。魏氏組織的形成通常與熱處理過熱有關，該組織會顯著降低材料的抗拉強度[12]；同時，相鄰顯微組織條帶間的性能差異會導致材料產生應力集中，還會明顯惡化材料的塑性和沖擊韌性[13-14]。力學性能對比試驗進一步證實，斷裂螺栓的屈服強度和抗拉強度不僅顯著低于對比螺栓，甚至已低于GB/T 3098.1—2010標準規定的最低使用要求；雖然斷裂螺栓的沖擊吸收能量仍符合標準要求，但相比對比螺栓已大幅降低，表明其安全裕度明顯不足。

硬度測試結果顯示，斷裂螺栓心部硬度為313 HV，而表面9個測點的硬度為362.8~474.3 HV，均顯著超出GB/T 3098.1—2010標準規定。特別值得注意的是，螺紋牙根部的表面硬度最大值（474.3 HV）已超過標準規定（390 HV）。研究表明，過高的表面硬度會對材料的塑性和韌性產生不利影響。此外，由于葉片與變槳軸承連接螺栓需要承受頻繁的變槳運動載荷，本身就容易發生疲勞斷裂[15]，而斷裂螺栓的螺紋牙根部不僅存在金屬流變變形和組織微觀偏析，同時作為主要受力部位，在多重因素的共同作用下，材料更易萌生疲勞裂紋，最終導致螺栓斷裂。

3. 結論

（1）該風力發電機組42CrMoA鋼葉片與變槳軸承螺栓設計符合標準要求，運行環境也未見異常情況。

（2）斷裂螺栓斷面可見由螺紋牙根部起始、向對側擴展的輻射疲勞條紋，裂紋起始于螺紋牙根部。

（3）螺栓顯微組織含較多魏氏組織，導致基體硬度、強度、塑性和韌性降低，螺紋牙根部過高的表面硬度進一步導致局部韌性降低、脆性增大，在應力集中部位促使裂紋的萌生和擴展。

文章來源——材料與測試網