于 洋, 張智博, 趙文華, 李名家,趙 煜

(1. 海裝駐哈爾濱地區(qū)某軍事代表室,哈爾濱 150078;2. 中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司第七〇三研究所,哈爾濱 150078;3. 船舶與海洋工程特種裝備和動(dòng)力系統(tǒng)國(guó)家工程研究中心船舶及海洋工程燃?xì)廨啓C(jī)研發(fā)與檢測(cè)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱 150078)

軸承是機(jī)械設(shè)備中的重要部件,用于支撐軸和軸上的其他零件,降低運(yùn)動(dòng)過程中的摩擦系數(shù),并保證回轉(zhuǎn)精度。軸承在機(jī)械設(shè)備中的運(yùn)行環(huán)境十分復(fù)雜,往往承受多種振動(dòng)、摩擦等附加載荷的疊加影響,因而對(duì)加工質(zhì)量、裝配精度、潤(rùn)滑效果等都有著非常高的要求。在燃?xì)廨啓C(jī)中,主軸承用于支撐高、低壓轉(zhuǎn)子和動(dòng)力渦輪轉(zhuǎn)子,一旦軸承失效,將造成系統(tǒng)緊急停機(jī)和傳動(dòng)系統(tǒng)故障等嚴(yán)重后果。在某型燃?xì)廨啓C(jī)的前期使用過程中,曾發(fā)生壓氣機(jī)前軸承和動(dòng)力渦輪軸承磨損、破裂等故障。因此,軸承壽命和失效模式是值得關(guān)注的研究?jī)?nèi)容。

目前的研究主要集中在以下幾個(gè)方面:一是軸承失效模式轉(zhuǎn)變機(jī)制研究,如Pattabhiraman和Wang等[1-2]研究了C形裂紋模型中裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子與接觸中摩擦引起的牽引力之間的關(guān)系,Deng等[3]研究了裂紋相交角與軸承疲勞損傷的關(guān)系,Zhang等[4]研究了動(dòng)接觸中等離子噴涂CRC-鎳鉻陶瓷涂層的失效行為以及失效機(jī)理,Gupta在文獻(xiàn)[5]中詳細(xì)討論了軸承壽命相關(guān)的故障模式。二是失效模式影響因素研究,如Londhe等[6]研究了不同冶煉方式對(duì)軸承疲勞壽命的影響并進(jìn)行了修正,Alinia等[7]采用傅里葉變換及有限元法分析功能梯度材料剛度及界面剪切力對(duì)應(yīng)力分布的影響,盧光輝[8]研究了軸承加工表面完整性與滾動(dòng)接觸疲勞壽命的關(guān)系。三是加速壽命試驗(yàn)技術(shù)研究,如羅賡等[9]通過大量的重復(fù)模擬試驗(yàn)生成試驗(yàn)失效數(shù)據(jù)的方法來尋找最佳應(yīng)力水平和試樣分配比例,提出了加速壽命試驗(yàn)優(yōu)化方法;關(guān)健等[10]在Miner疲勞累計(jì)損傷理論和改進(jìn)的L-P理論的基礎(chǔ)上,考慮了材料疲勞極限應(yīng)力對(duì)壽命的影響,建立了考慮載荷次序的球軸承疲勞壽命計(jì)算模型。

本文針對(duì)某型燃?xì)廨啓C(jī)圓柱滾子軸承加速壽命試驗(yàn)中的某次失效現(xiàn)象,進(jìn)行了詳細(xì)的檢查和分析,最終確定了軸承外圈滾道疲勞剝落的原因,為該型軸承加速壽命試驗(yàn)系統(tǒng)的進(jìn)一步優(yōu)化提供了依據(jù)。

1 試驗(yàn)條件及失效情況

1.1 軸承基本情況

本試驗(yàn)中,受試軸承為某型燃?xì)廨啓C(jī)使用的單列圓柱滾子軸承,其基本參數(shù)及試驗(yàn)條件如下:

(1) 試驗(yàn)類型:加速壽命,定時(shí)截尾試驗(yàn)。

(2) 受試軸承型號(hào):單列圓柱滾子軸承8D2672944KN3Q(徑向基本額定動(dòng)載荷336 kN)。

(3) 陪試軸承型號(hào):單列角接觸球軸承7219ACTA P4(徑向基本額定動(dòng)載荷133 kN,極限轉(zhuǎn)速12 000 r/min)。

(4) 試驗(yàn)載荷46 kN。

(5) 試驗(yàn)轉(zhuǎn)速3 270 r/min。

(6) 基本額定壽命3 854 h。

(7) 潤(rùn)滑條件:8A-GB439-90潤(rùn)滑油噴射潤(rùn)滑,進(jìn)油溫度(40±10)℃,潤(rùn)滑油流量(450±30)kg/h。

1.2 失效現(xiàn)象

試驗(yàn)運(yùn)行了867 h,發(fā)現(xiàn)軸向振動(dòng)值和徑向振動(dòng)值均明顯增大,檢查試驗(yàn)機(jī)其他參數(shù)無顯著異常。繼續(xù)試驗(yàn)后軸向振動(dòng)值和徑向振動(dòng)值持續(xù)增大,運(yùn)行了915 h停機(jī)拆檢發(fā)現(xiàn)受試軸承外圈疲勞剝落。失效后,對(duì)軸承外觀進(jìn)行了檢查,主要現(xiàn)象如下:

(1) 外圈外徑未見明顯打滑現(xiàn)象,外徑承載區(qū)有多條等間距排列的軸向痕跡,但痕跡未見明顯深度,判斷為工裝配合受載痕跡,見圖1。

圖1 外圈外徑承載區(qū)外觀

(2) 外圈滾道承載區(qū)域位置有一段嚴(yán)重剝落區(qū)域,面積較大,剝落區(qū)域沿滾道長(zhǎng)度約120 mm,最大寬度約25 mm,見圖2。外圈滾道剝落區(qū)域偏向滾道一側(cè)(以下稱為A側(cè),另一側(cè)稱為B側(cè)),A側(cè)剝落區(qū)域已靠近越程槽,B側(cè)越程槽及附近滾道未見剝落,見圖3。外圈滾道上有較多壓痕,靠近剝落區(qū)域的壓痕較密集,且壓痕偏向滾道A側(cè),見圖4。與剝落區(qū)域正對(duì)的非承載區(qū)上壓痕相對(duì)較少,但也具有滾道A側(cè)壓痕較多的特征,見圖5。根據(jù)以上痕跡可知:外圈滾道壓痕由疲勞剝落碎屑碾壓造成,且疲勞剝落發(fā)生后未能及時(shí)停機(jī)。同時(shí)可知軸承運(yùn)行過程中存在一定的偏載情況。

圖2 外圈滾道剝落外觀

圖3 外圈剝落區(qū)域外觀

圖4 剝落區(qū)域附近滾道

圖5 外圈非承載滾道外觀

(3) 外圈擋邊內(nèi)圓面有長(zhǎng)度約為1/4圓周的擦傷痕跡,擦傷痕跡呈暗灰色,見圖6～圖8,判斷是與保持架外圈引導(dǎo)面摩擦產(chǎn)生。受試軸承保持架為外圈引導(dǎo),外圈硬度較高,保持架硬度較低,在配合尺寸正常且潤(rùn)滑充分的情況下,外圈擋邊不應(yīng)產(chǎn)生顯著擦傷。

圖6 外圈擋邊擦傷位置

圖7 外圈擋邊擦傷具體形貌

圖8 剝落區(qū)與擦傷區(qū)相對(duì)位置

2 失效軸承檢查

為查明軸承失效原因,進(jìn)行了軸承尺寸精度、徑向游隙、滾動(dòng)表面輪廓、材料化學(xué)成分、顯微組織等9項(xiàng)檢測(cè)工作。

2.1 尺寸精度檢測(cè)

依據(jù)GB/T 307.2—2005,對(duì)受試軸承進(jìn)行尺寸精度檢測(cè),結(jié)果如表1所示。結(jié)果表明:除外徑橢圓度較大外,受試軸承的內(nèi)、外徑裝配面尺寸公差均符合新軸承標(biāo)準(zhǔn)值要求。軸承外圈橢圓變形顯著,橢圓短軸方向基本為加載力作用方向,初步判斷造成外圈變形應(yīng)與工裝或失效后長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行有關(guān)。

表1 尺寸精度檢測(cè)結(jié)果

2.2 徑向游隙檢測(cè)

依據(jù)GB/T 25769—2010,對(duì)受試軸承進(jìn)行徑向游隙檢測(cè),實(shí)測(cè)值為220～270 μm,圖紙?jiān)试S的標(biāo)準(zhǔn)值為200～240 μm。檢測(cè)結(jié)果表明:受試軸承徑向游隙在整個(gè)圓周方向大小差別較大,略有超出圖紙要求,考慮到軸承經(jīng)過試驗(yàn)運(yùn)行,存在磨損與疲勞剝落,且外圈橢圓較大,并結(jié)合軸承制造廠提供的《質(zhì)量復(fù)查報(bào)告》中游隙測(cè)值為213 μm,判斷軸承游隙正常,不會(huì)對(duì)外圈疲勞失效造成影響。

2.3 滾動(dòng)表面輪廓檢測(cè)

依據(jù)GB/T 1958—2017,對(duì)受試軸承零件滾動(dòng)表面進(jìn)行輪廓檢測(cè),實(shí)測(cè)值結(jié)果如表2所示。雖然零件滾動(dòng)表面上的壓痕對(duì)輪廓檢測(cè)結(jié)果會(huì)造成一定影響,但檢測(cè)結(jié)果顯示,各零件凸度形狀正常,且量級(jí)在正常水平,因此判斷受試軸承外圈失效不是軸承零件滾動(dòng)表面修形造成局部接觸應(yīng)力過大導(dǎo)致。

表2 滾動(dòng)表面輪廓檢測(cè)結(jié)果

2.4 材料化學(xué)成分檢測(cè)

據(jù)GB/T 4336—2016,對(duì)受試軸承外圈失效零件化學(xué)成分進(jìn)行檢測(cè),結(jié)果表明:受試軸承外圈化學(xué)成分與圖紙標(biāo)明的材料牌號(hào)(8Cr4Mo4V)一致。

依據(jù)JB/T 7361—2007,對(duì)受試軸承零件進(jìn)行了硬度檢測(cè),結(jié)果為:(1) 受試軸承外圈硬度為62.2 HRC;(2) 受試軸承內(nèi)圈硬度為62.5 HRC;(3) 受試軸承1#滾子硬度為62.8 HRC;(4) 受試軸承2#滾子硬度為62.7 HRC。結(jié)果表明:受試軸承零件硬度符合高溫軸承鋼零件熱處理技術(shù)要求。

2.5 顯微組織檢測(cè)

依據(jù)JB/T 2850—2007標(biāo)準(zhǔn),對(duì)受試軸承外圈進(jìn)行顯微組織檢測(cè)(見圖9),實(shí)測(cè)值為3,參考值為2～4。結(jié)果表明:受試軸承外圈顯微組織符合高溫軸承鋼零件熱處理技術(shù)要求。

圖9 外圈顯微組織(500倍)

2.6 材料碳化物不均勻性檢測(cè)

依據(jù)YB 4105—2000標(biāo)準(zhǔn),對(duì)受試軸承外圈進(jìn)行碳化物不均勻性檢測(cè),實(shí)測(cè)值為3(見圖10)。根據(jù)軸承制造廠提供的《質(zhì)量復(fù)查報(bào)告》,外圈原材料使用Φ100棒料,依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)YB 4105—2000《航空發(fā)動(dòng)機(jī)用高溫軸承鋼》,該原材料碳化物不均勻性要求為≤7級(jí);而在標(biāo)準(zhǔn)JB/T 2850—2007《滾動(dòng)軸承Cr4Mo4V高溫軸承鋼零件熱處理技術(shù)要求》中,未對(duì)套圈熱處理后的碳化物不均勻性提出要求。本次碳化物不均勻性檢測(cè)結(jié)果為3級(jí),不會(huì)造成受試軸承早期失效。

圖10 外圈碳化物(500倍)

2.7 材料非金屬夾雜物檢測(cè)

依據(jù)GB/T 10561—2005標(biāo)準(zhǔn),對(duì)受試軸承外圈的非金屬夾雜物進(jìn)行電鏡檢測(cè),通過檢測(cè)結(jié)果與比對(duì)卡的比較來評(píng)判非金屬夾雜物的分布等級(jí),按照YB 4105—2000標(biāo)準(zhǔn),結(jié)果為:(1) 氧化物含量為0.5級(jí);(2) 硫化物含量為0.5級(jí);(3) 點(diǎn)狀不變形夾雜物為0級(jí)。

2.8 剝落區(qū)域掃描電鏡檢測(cè)

在掃描電鏡下對(duì)受試軸承外圈剝落區(qū)域最大寬度處進(jìn)行檢查,剝落區(qū)域邊緣和剝落區(qū)域中間可見疲勞輝紋,未見非金屬夾雜物和明顯冶金缺陷,見圖11～14所示。

圖11 剝落邊緣部位形貌(放大200倍)

圖12 剝落邊緣部位形貌(放大1 000倍)

圖13 剝落中間部位形貌(放大200倍)

圖14 剝落中間部位形貌(放大1 000倍)

2.9 雜質(zhì)元素測(cè)定

依據(jù)GB/T 17476—1998標(biāo)準(zhǔn),對(duì)潤(rùn)滑油底部收集的固體雜質(zhì)顆粒(收集時(shí)使用了含面粉混合物)進(jìn)行元素含量檢測(cè)。結(jié)果表明:雜質(zhì)顆粒中主要含有Fe(含量106 000 mg/kg)、Cr(含量1 880 mg/kg)、Cu(含量2 450 mg/kg)、Zn(含量3 340 mg/kg)以及Ca(含量1 749 mg/kg)等金屬元素,判斷應(yīng)為軸承剝落的顆粒和保持架上的磨損顆粒,Ca應(yīng)為面粉中含有,未發(fā)現(xiàn)其他顯著異常元素。

2.10 失效軸承檢測(cè)小結(jié)

通過以上檢測(cè),得到的初步結(jié)論是:

(1) 根據(jù)受試軸承零件滾道剝落及壓痕外觀,判斷軸承運(yùn)行過程中存在一定的偏載情況;受試軸承剝落面積較大,說明軸承剝落發(fā)生后運(yùn)行了較長(zhǎng)時(shí)間。

(2) 保持架外圈引導(dǎo)面整周有較嚴(yán)重周向擦痕,該痕跡與外圈擋邊內(nèi)圓面擦痕相對(duì)應(yīng),結(jié)合外圈橢圓變形較大情況,判斷受試軸承外圈曾產(chǎn)生較嚴(yán)重變形,或軸承運(yùn)行過程中軸系與外圈定位曾發(fā)生偏斜,或兩種情況均有發(fā)生。

3 試驗(yàn)系統(tǒng)檢查

3.1 試驗(yàn)設(shè)備及工裝外觀檢查

將試驗(yàn)工裝從試驗(yàn)機(jī)拆下后,試驗(yàn)機(jī)殼體下底座見圖15;主軸上裝有受試軸承內(nèi)套和1件陪試軸承內(nèi)圈,見圖16;受試軸承外套見圖17;受試軸承加載套為兩半圓剖分結(jié)構(gòu),采用螺栓連接緊固在一起,見圖18。

圖15 殼體外觀

圖16 主軸外觀

圖18 受試軸承加載套

3.2 試驗(yàn)工裝尺寸檢測(cè)

用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x對(duì)相關(guān)試驗(yàn)工裝進(jìn)行了尺寸和硬度檢測(cè),檢測(cè)結(jié)果見表3～表6。為確保檢測(cè)結(jié)果準(zhǔn)確性,對(duì)關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行多次測(cè)量。檢測(cè)發(fā)現(xiàn)加載套內(nèi)徑與設(shè)計(jì)值偏差較大,分兩半分別檢測(cè)加載套,內(nèi)徑均偏小約0.2 mm。同時(shí)加載套硬度較低,兩半加載套安裝在受試軸承外套上,使用螺栓拉緊時(shí)會(huì)產(chǎn)生變形,而受試軸承外套硬度也較低,將跟隨加載套發(fā)生變形,進(jìn)而造成受試軸承外圈的變形和偏載。

表3 尺寸檢測(cè)結(jié)果(一)

表4 尺寸檢測(cè)結(jié)果(二)

表5 尺寸檢測(cè)結(jié)果(三)

表6 硬度檢測(cè)結(jié)果

3.3 加載頭設(shè)計(jì)復(fù)查

試驗(yàn)機(jī)的徑向加載油缸采用球頭加載,球頭與加載套上的球窩接觸,并向受試軸承傳遞徑向力。球頭與球窩的安裝同軸度,兩個(gè)球面間的密合情況會(huì)影響徑向力的施加。理論上,若球頭與球窩安裝同軸存在偏差或兩球面的最先接觸點(diǎn)不在理想位置上時(shí),將產(chǎn)生傾覆力矩,并作用在受試軸承外圈上,造成受試軸承滾動(dòng)表面一定程度的偏載,進(jìn)而引起受試軸承滾道局部接觸應(yīng)力的增大。

據(jù)了解,本次試驗(yàn)使用的“球頭對(duì)球窩”方式加載,目的是為防止受試軸承的外套軸向滑移,且目前該加載結(jié)構(gòu)在很多試驗(yàn)機(jī)上大量使用,并開展過很多試驗(yàn),未發(fā)生異?，F(xiàn)象。因此,只要能夠確保球頭與球窩的安裝同軸度良好,使兩個(gè)球面密合,該加載結(jié)構(gòu)可以正常使用,不會(huì)導(dǎo)致受試軸承失效。

4 綜合分析

依據(jù)軸承安裝結(jié)構(gòu)原理、試驗(yàn)工裝尺寸和硬度檢測(cè)結(jié)果,受試軸承安裝在外套內(nèi),外套安裝在加載套內(nèi)。加載套內(nèi)徑尺寸比標(biāo)準(zhǔn)值偏小較多,同時(shí)加載套硬度較低,兩件半圓形加載套安裝在受試軸承外套上使用緊固螺栓連接并拉緊時(shí),會(huì)產(chǎn)生橢圓變形。受試軸承外套硬度偏低,會(huì)跟隨加載套產(chǎn)生橢圓變形。當(dāng)試驗(yàn)加熱至120 ℃時(shí),因線膨脹系數(shù)差異,受試軸承外套外徑膨脹量較大,加載套內(nèi)徑膨脹量較小,二者膨脹量差異將進(jìn)一步引起較大的內(nèi)力變形,從而造成受試軸承外圈橢圓變形,同時(shí)受試軸承外圈變形橢圓的短軸與加載套螺栓拉緊變形方向相吻合。外圈異常變形會(huì)造成保持架擦傷等后果。

5 整改措施

經(jīng)過上述分析,本次軸承失效的原因?yàn)?加載套內(nèi)徑加工尺寸偏小、硬度較低,使用緊固螺栓連接拉緊時(shí)產(chǎn)生橢圓變形,進(jìn)而造成軸承外圈的變形和偏載。試驗(yàn)過程中,因外圈滾道局部接觸應(yīng)力偏高而過早發(fā)生疲勞剝落,從而導(dǎo)致試驗(yàn)軸承失效。

針對(duì)上述原因,制定了改進(jìn)措施:對(duì)工裝進(jìn)行適當(dāng)?shù)臒崽幚?應(yīng)考慮實(shí)際試驗(yàn)時(shí)工裝熱膨脹變形可能造成的影響,并對(duì)工裝尺寸按設(shè)計(jì)圖紙技術(shù)要求進(jìn)行控制。

按照上述改進(jìn)措施進(jìn)行了整改,改進(jìn)后已完成4 500 h試驗(yàn),未再發(fā)生故障,證明原因分析合理、改進(jìn)措施有效。

6 結(jié)語

通過本次故障分析及整改,成功找到了軸承失效的原因并進(jìn)行整改,也獲得了項(xiàng)目管理方面的經(jīng)驗(yàn)。今后再開展相關(guān)試驗(yàn)時(shí),技術(shù)人員應(yīng)該在試驗(yàn)開始前,組織開展多輪次的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案評(píng)審,及時(shí)優(yōu)化,消除試驗(yàn)系統(tǒng)隱患,保證試驗(yàn)順利開展。