某發(fā)動(dòng)機(jī)主軸軸承斷油試驗(yàn)與溫升趨勢(shì)分析

葉本遠(yuǎn)，劉廷武，李錕，陳松霆

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川 綿陽(yáng) 621000)

隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能的不斷提高，主軸軸承的工作條件越來(lái)越苛刻，要獲取軸承工況，必須進(jìn)行大量試驗(yàn)。基于專(zhuān)有試驗(yàn)機(jī)模擬軸承工況，對(duì)軸承進(jìn)行極限工況適應(yīng)性試驗(yàn)，再對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，是一種可靠性強(qiáng)、成本低、效率高的方法[1]。斷油狀態(tài)是航空軸承最苛刻的工況，航空發(fā)動(dòng)機(jī)型號(hào)規(guī)范中明確規(guī)定發(fā)動(dòng)機(jī)主軸軸承必須進(jìn)行潤(rùn)滑油供給中斷試驗(yàn)。

針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)主軸軸承斷油性能，許多學(xué)者進(jìn)行了較為廣泛的研究。文獻(xiàn)[2]系統(tǒng)分析了工作條件、保持架材料、結(jié)構(gòu)、引導(dǎo)方式和引導(dǎo)間隙等因素對(duì)主推力球軸承工作溫度和斷油次數(shù)的影響；文獻(xiàn)[3]分析了某航空發(fā)動(dòng)機(jī)主推力球軸承在不同載荷下的斷油特性，給出了相應(yīng)的軸承斷油溫升曲線(xiàn)；文獻(xiàn)[4-5]分析了航空發(fā)動(dòng)機(jī)主軸軸承的斷油通過(guò)性；文獻(xiàn)[6]通過(guò)對(duì)某發(fā)動(dòng)機(jī)主軸承進(jìn)行斷油試驗(yàn)研究，就軸承斷油狀態(tài)下產(chǎn)生的破壞形式及機(jī)理進(jìn)行分析；文獻(xiàn)[7]對(duì)在航空發(fā)動(dòng)機(jī)滑油系統(tǒng)斷油時(shí)的主推力球軸承進(jìn)行了瞬態(tài)熱分析，給出了主推力球軸承斷油30 s的安全裕度。

現(xiàn)利用專(zhuān)用軸承試驗(yàn)機(jī)，對(duì)某發(fā)動(dòng)機(jī)4個(gè)支點(diǎn)的軸承進(jìn)行斷油試驗(yàn), 分析其抗斷油能力。通過(guò)分析軸承外圈溫升趨勢(shì)，探討軸承在斷油過(guò)程中的溫升機(jī)理。

1 試驗(yàn)

1.1 試樣

試樣為某發(fā)動(dòng)機(jī)4個(gè)支點(diǎn)的支承軸承(總共5個(gè)支點(diǎn)，其中2#支點(diǎn)軸承未考核)，分別簡(jiǎn)稱(chēng)為1#軸承、3#軸承、4#軸承及5#軸承。軸承參數(shù)見(jiàn)表1，均為外圈固定、內(nèi)圈旋轉(zhuǎn)。

表1 試驗(yàn)軸承參數(shù)

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)在某航空發(fā)動(dòng)機(jī)專(zhuān)用軸承試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)頭主體全部采用簡(jiǎn)支結(jié)構(gòu)，其中1#軸承與5#軸承外圈與軸承座間安裝擠壓油膜阻尼器(圖1)，外圈溫度通過(guò)貼在其端面的E型熱電偶測(cè)量；3#軸承與4#軸承外圈直接安裝于剛性軸承座(圖2、圖3)，軸承外圈溫度通過(guò)鎧裝溫度傳感器測(cè)量(插入軸承座沿徑向預(yù)留的安裝孔)。

圖1 1#，5#軸承試驗(yàn)結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 3#軸承試驗(yàn)結(jié)構(gòu)示意圖

圖3 4#軸承試驗(yàn)結(jié)構(gòu)示意圖

1.3 試驗(yàn)條件及方法

試驗(yàn)軸承的斷油條件見(jiàn)表2,4套軸承的供油方式均為單邊噴射，潤(rùn)滑油牌號(hào)為4050，供油溫度為(120±5) ℃，斷油時(shí)間為15 s，工況為典型高轉(zhuǎn)速、小載荷。首先對(duì)軸承進(jìn)行跑合，然后按照表2工況運(yùn)轉(zhuǎn)300 s后開(kāi)始斷油，15 s后恢復(fù)供油，繼續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)1800s后停車(chē)。試驗(yàn)中，若在設(shè)定時(shí)間內(nèi)出現(xiàn)電流異常增大、噪聲或軸承溫度異常變化的情況，立即停車(chē)檢查，判斷是否中斷試驗(yàn)。

表2 斷油試驗(yàn)條件

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 溫度變化

試驗(yàn)過(guò)程中軸承的溫度變化如圖4所示。由圖可知，4套軸承的溫度變化趨勢(shì)基本一致，斷油前軸承外圈溫度已趨于穩(wěn)定；斷油期間，外圈溫度迅速降低，達(dá)到最低值后逐漸上升；斷油結(jié)束后，外圈溫度持續(xù)上升，達(dá)到最高點(diǎn)后緩慢降低并最終穩(wěn)定。其中，3#軸承的溫度變化最大，溫差達(dá)12.6 ℃，其他軸承的溫差不超過(guò)5 ℃；3#軸承溫升響應(yīng)時(shí)間也最長(zhǎng)，約為300 s；1#軸承與5#軸承溫升響應(yīng)時(shí)間最短，約50 s。

圖4 試驗(yàn)中軸承溫度變化

將3#軸承與5#軸承斷油期間及斷油前后部分?jǐn)?shù)據(jù)單獨(dú)提出，得到流量與溫升局部關(guān)系曲線(xiàn)如圖5所示。由圖可知，試驗(yàn)軸承在斷油期間，軸承外圈溫度先降低后升高，恢復(fù)供油后，外圈溫度繼續(xù)升高，達(dá)到最高點(diǎn)后開(kāi)始下降直至穩(wěn)定，斷油前、后的穩(wěn)態(tài)條件下，外圈溫度趨于一致。

圖5 斷油時(shí)刻軸承溫度變化

2.2 軸承外觀

2.2.1 自檢結(jié)果

試驗(yàn)結(jié)束后，現(xiàn)場(chǎng)檢查發(fā)現(xiàn)各軸承旋轉(zhuǎn)靈活，無(wú)卡滯。分解檢查結(jié)果如圖6～圖9所示。鑒于1#軸承與4#軸承的設(shè)計(jì)特殊，滾動(dòng)體無(wú)法單獨(dú)取出，因此無(wú)外滾道照片。由圖可知，試驗(yàn)后，所有軸承滾道承載面顏色均有不同程度加深，出現(xiàn)無(wú)深度劃痕，3#與4#軸承外滾道尤其突出，其中3#軸承外滾道劃痕面積最大，4#軸承內(nèi)滾道劃痕數(shù)最多；各滾動(dòng)體上均出現(xiàn)整圈的無(wú)深度劃痕。

圖6 1#軸承試驗(yàn)后分解檢查圖片

圖7 3#軸承試驗(yàn)后分解檢查圖片

圖8 4#軸承試驗(yàn)后分解檢查圖片

圖9 5#軸承試驗(yàn)后分解檢查圖片

軸承滾道顏色加深的原因在于斷油后滾道溫度較高;出現(xiàn)大量劃痕的機(jī)理是：斷油開(kāi)始時(shí)，隨著油膜減小直至消失，套圈、滾動(dòng)體和保持架的接觸面磨損加劇，造成表面劃傷。單個(gè)較為明顯的整圈劃痕是由潤(rùn)滑油中夾雜的硬質(zhì)顆粒物劃傷接觸面所致。3#和4#軸承損傷最為明顯的原因在于其工況最?lèi)毫?，轉(zhuǎn)速高、載荷大。

2.2.2 潤(rùn)滑油檢測(cè)結(jié)果

對(duì)試驗(yàn)后的潤(rùn)滑油進(jìn)行檢驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表3。由表可知，各項(xiàng)參數(shù)均滿(mǎn)足要求，說(shuō)明軸承的磨損正常。

表3 潤(rùn)滑油光譜分析結(jié)果

2.2.3 試驗(yàn)軸承性能檢測(cè)結(jié)果

將試驗(yàn)軸承委托專(zhuān)業(yè)機(jī)構(gòu)檢查，軸承尺寸精度、旋轉(zhuǎn)精度及游隙的檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)表4。由表可知，除了3#軸承內(nèi)徑偏差和5#軸承外徑偏差的檢測(cè)結(jié)果指標(biāo)超差外，其余參數(shù)均正常，超差項(xiàng)為惡劣的試驗(yàn)工況所致，屬正?，F(xiàn)象；1#軸承和4#軸承為進(jìn)口軸承，目前尚無(wú)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)。檢測(cè)表明，軸承整體完好，未發(fā)現(xiàn)影響軸承使用性能的問(wèn)題。

根據(jù)GJB 7268—2011《航空發(fā)動(dòng)機(jī)軸承試驗(yàn)定壽程序和要求》，4套軸承在斷油期間和恢復(fù)正常供油的30 min內(nèi)均正常工作，分解檢查未見(jiàn)明顯變化，通過(guò)斷油試驗(yàn)考核。

表4 軸承結(jié)構(gòu)檢測(cè)結(jié)果

3 溫度變化趨勢(shì)分析

3.1 軸承摩擦功耗分析

軸承溫升的直接影響因素在于2方面：生熱與散熱。針對(duì)圖4、圖5試驗(yàn)軸承溫升趨勢(shì)曲線(xiàn)，從軸承摩擦功耗(生熱)角度進(jìn)行分析。軸承摩擦功耗主要有2種計(jì)算方法：整體法和局部法。文獻(xiàn)[8]基于對(duì)各種類(lèi)型和尺寸軸承的試驗(yàn)結(jié)果獲得了計(jì)算軸承摩擦功耗的經(jīng)驗(yàn)公式，該方法廣泛應(yīng)用于軸承行業(yè)；文獻(xiàn)[9]利用局部法對(duì)整體法進(jìn)行了修正，得出了較為精確的計(jì)算模型，但計(jì)算過(guò)程較為復(fù)雜。文中主要對(duì)斷油過(guò)程中軸承溫升趨勢(shì)進(jìn)行分析，重點(diǎn)對(duì)溫升現(xiàn)象進(jìn)行解釋?zhuān)虼耍捎谜w法進(jìn)行討論和計(jì)算。

對(duì)于球軸承，摩擦力矩主要考慮由外載荷引起的力矩和潤(rùn)滑油黏性摩擦產(chǎn)生的力矩。

由外載荷引起的力矩為

M1=f1FβDpw，

(1)

潤(rùn)滑油黏性摩擦引起的力矩為

(2)

式中：f0為與潤(rùn)滑油相關(guān)的系數(shù)；ν0為潤(rùn)滑油黏度；n為轉(zhuǎn)速，r/min。

總力矩為

M=M1+Mν。

(3)

(1)～(3)式也適用于圓柱滾子軸承摩擦力矩的計(jì)算，但各參數(shù)需做調(diào)整，詳見(jiàn)文獻(xiàn)[10]。

由軸承摩擦力矩引起的功耗為

H=1.047×10-4Mn。

(4)

利用(1)～(4)式計(jì)算得到試驗(yàn)軸承的摩擦功耗見(jiàn)表5。由表可知，4套試驗(yàn)軸承外載荷引起的摩擦功耗量極小，軸承功耗的絕大部分是由潤(rùn)滑油黏性摩擦引起。參考(2)式，結(jié)構(gòu)確定后，影響滑油黏性摩擦力矩的主要因素為轉(zhuǎn)速和潤(rùn)滑油黏度系數(shù)。在恒定轉(zhuǎn)速下，潤(rùn)滑油黏度系數(shù)越小，力矩越小，功率損耗越小。影響潤(rùn)滑油黏度系數(shù)的主要因素是溫度，在試驗(yàn)過(guò)程中，上述影響因素始終確定，故無(wú)法由此解釋斷油期間試驗(yàn)軸承溫度先降后升的現(xiàn)象。

3.2 試驗(yàn)分析

取極限狀態(tài)分析，假設(shè)軸承在無(wú)油狀態(tài)下運(yùn)轉(zhuǎn)(存在油膜且軸承不損壞)，外載荷引起的力矩M1仍然存在，但此時(shí)的黏性摩擦力矩Mν與潤(rùn)滑油黏度無(wú)關(guān)，更大程度上取決于空氣黏度。由于空氣黏度系數(shù)比潤(rùn)滑油黏度系數(shù)低約3個(gè)數(shù)量級(jí)，因此，在極限狀態(tài)下軸承的黏性摩擦功耗將遠(yuǎn)低于表5中的計(jì)算值。而試驗(yàn)軸承的黏性摩擦功耗占總摩擦功耗的比例較大，則黏性摩擦功耗的急劇降低必然導(dǎo)致軸承總摩擦功耗急劇降低。因此，在極限工況下，試驗(yàn)軸承的總摩擦功耗也將遠(yuǎn)低于表5中計(jì)算值。斷油相當(dāng)于將試驗(yàn)軸承工況由正常工況向極限工況進(jìn)行切換。

表5 試驗(yàn)軸承摩擦功耗計(jì)算值

綜上，可對(duì)試驗(yàn)軸承溫度變化情況進(jìn)行解釋?zhuān)簲嘤颓埃S承摩擦功耗主要由潤(rùn)滑油黏性摩擦阻力產(chǎn)生；斷油后，由于油量急劇減少，黏性摩擦力迅速降低，最終使得軸承摩擦功耗大幅度降低，該結(jié)論可以通過(guò)5#軸承試驗(yàn)過(guò)程中驅(qū)動(dòng)電主軸的電流值佐證(圖10)。同時(shí)，滾動(dòng)體與滾道表面仍滯留少許潤(rùn)滑油，軸承的散熱能力變化不大。因此，在生熱大幅降低而散熱不變的情況下，軸承溫度下降。但隨著斷油的繼續(xù)，雖然軸承的生熱仍處于較低狀態(tài)，但因軸承滾道表面殘留吸附的潤(rùn)滑油量快速減少，軸承散熱介質(zhì)嚴(yán)重缺乏，散熱能力大幅下降，軸承熱能儲(chǔ)存逐漸增多，使軸承溫度降低一定值后開(kāi)始回升。

圖10 5#軸承斷油試驗(yàn)中電流變化曲線(xiàn)

恢復(fù)供油后，試驗(yàn)軸承功耗值恢復(fù)至表5水平，軸承散熱能力完全達(dá)到斷油前水平，但由于軸承在斷油狀態(tài)中的熱量積累，軸承溫度繼續(xù)上升，達(dá)到最高點(diǎn)后，軸承溫度逐漸降低至斷油前穩(wěn)態(tài)水平。

斷油試驗(yàn)過(guò)程中軸承溫升熱交換過(guò)程如圖11所示。

圖11 熱交換示意圖

文獻(xiàn)[3]中試驗(yàn)軸承所處工況為高轉(zhuǎn)速、中等載荷，外載荷引起的功耗在軸承總功耗中所占比例較大，因此斷油開(kāi)始后，盡管軸承功率損耗有所降低，但降低并不明顯，反而軸承的散熱能力急劇降低，使得軸承的溫度迅速升高。

為驗(yàn)證以上分析的正確性，采用某非圓滾道軸承的斷油試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，該試驗(yàn)軸承的工況仍然為高速(38 000 r/min)、小載荷(徑向載荷與額定載荷之比1.96%)，但其外滾道為非圓結(jié)構(gòu)，使軸承在裝配時(shí)施加了預(yù)載荷，故軸承實(shí)際承受的載荷比施加的外載荷大。該軸承的斷油試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖12所示，由圖可知，斷油后軸承溫度立即上升?？梢宰C明，文中斷油試驗(yàn)后，軸承溫度先降低后升高的根本原因在于軸承的外載荷過(guò)小，增加外載荷，此現(xiàn)象可消失。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)主軸軸承進(jìn)行單次15 s斷油試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行分析，得到如下結(jié)論：

圖12 非圓滾道軸承斷油時(shí)刻溫度變化

1)試驗(yàn)軸承均具有較強(qiáng)的抗斷油能力，在給定條件下通過(guò)了斷油試驗(yàn)考核；

2)在高轉(zhuǎn)速、小載荷工況下進(jìn)行斷油試驗(yàn)，軸承溫度呈現(xiàn)出先降后升最終穩(wěn)定的趨勢(shì)，其根本原因在于潤(rùn)滑油黏性摩擦阻力引起的功耗占軸承總功耗的比例較大；

3)針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)高轉(zhuǎn)速、小載荷工況，僅小部分潤(rùn)滑油有效用于軸承潤(rùn)滑，大部分潤(rùn)滑油用于軸承冷卻，過(guò)多的潤(rùn)滑油會(huì)使軸承摩擦損耗急劇上升。