某型燃氣輪機圓柱滾子軸承失效原因分析

于 洋, 張智博, 趙文華, 李名家,趙 煜

(1. 海裝駐哈爾濱地區某軍事代表室,哈爾濱 150078;2. 中國船舶集團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力系統國家工程研究中心船舶及海洋工程燃氣輪機研發與檢測實驗室,哈爾濱 150078)

軸承是機械設備中的重要部件,用于支撐軸和軸上的其他零件,降低運動過程中的摩擦系數,并保證回轉精度。軸承在機械設備中的運行環境十分復雜,往往承受多種振動、摩擦等附加載荷的疊加影響,因而對加工質量、裝配精度、潤滑效果等都有著非常高的要求。在燃氣輪機中,主軸承用于支撐高、低壓轉子和動力渦輪轉子,一旦軸承失效,將造成系統緊急停機和傳動系統故障等嚴重后果。在某型燃氣輪機的前期使用過程中,曾發生壓氣機前軸承和動力渦輪軸承磨損、破裂等故障。因此,軸承壽命和失效模式是值得關注的研究內容。

目前的研究主要集中在以下幾個方面:一是軸承失效模式轉變機制研究,如Pattabhiraman和Wang等[1-2]研究了C形裂紋模型中裂紋尖端的應力強度因子與接觸中摩擦引起的牽引力之間的關系,Deng等[3]研究了裂紋相交角與軸承疲勞損傷的關系,Zhang等[4]研究了動接觸中等離子噴涂CRC-鎳鉻陶瓷涂層的失效行為以及失效機理,Gupta在文獻[5]中詳細討論了軸承壽命相關的故障模式。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軸承疲勞壽命的影響并進行了修正,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應力分布的影響,盧光輝[8]研究了軸承加工表面完整性與滾動接觸疲勞壽命的關系。三是加速壽命試驗技術研究,如羅賡等[9]通過大量的重復模擬試驗生成試驗失效數據的方法來尋找最佳應力水平和試樣分配比例,提出了加速壽命試驗優化方法;關健等[10]在Miner疲勞累計損傷理論和改進的L-P理論的基礎上,考慮了材料疲勞極限應力對壽命的影響,建立了考慮載荷次序的球軸承疲勞壽命計算模型。

本文針對某型燃氣輪機圓柱滾子軸承加速壽命試驗中的某次失效現象,進行了詳細的檢查和分析,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系統的進一步優化提供了依據。

1 試驗條件及失效情況

1.1 軸承基本情況

本試驗中,受試軸承為某型燃氣輪機使用的單列圓柱滾子軸承,其基本參數及試驗條件如下:

(1) 試驗類型:加速壽命,定時截尾試驗。

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

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

(4) 試驗載荷46 kN。

(5) 試驗轉速3 270 r/min。

(6) 基本額定壽命3 854 h。

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

1.2 失效現象

試驗運行了867 h,發現軸向振動值和徑向振動值均明顯增大,檢查試驗機其他參數無顯著異常。繼續試驗后軸向振動值和徑向振動值持續增大,運行了915 h停機拆檢發現受試軸承外圈疲勞剝落。失效后,對軸承外觀進行了檢查,主要現象如下:

(1) 外圈外徑未見明顯打滑現象,外徑承載區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 外圈外徑承載區外觀

(2) 外圈滾道承載區域位置有一段嚴重剝落區域,面積較大,剝落區域沿滾道長度約120 mm,最大寬度約25 mm,見圖2。外圈滾道剝落區域偏向滾道一側(以下稱為A側,另一側稱為B側),A側剝落區域已靠近越程槽,B側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,靠近剝落區域的壓痕較密集,且壓痕偏向滾道A側,見圖4。與剝落區域正對的非承載區上壓痕相對較少,但也具有滾道A側壓痕較多的特征,見圖5。根據以上痕跡可知:外圈滾道壓痕由疲勞剝落碎屑碾壓造成,且疲勞剝落發生后未能及時停機。同時可知軸承運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 外圈剝落區域外觀

圖4 剝落區域附近滾道

圖5 外圈非承載滾道外觀

(3) 外圈擋邊內圓面有長度約為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面摩擦產生。受試軸承保持架為外圈引導,外圈硬度較高,保持架硬度較低,在配合尺寸正常且潤滑充分的情況下,外圈擋邊不應產生顯著擦傷。

圖6 外圈擋邊擦傷位置

圖7 外圈擋邊擦傷具體形貌

圖8 剝落區與擦傷區相對位置

2 失效軸承檢查

為查明軸承失效原因,進行了軸承尺寸精度、徑向游隙、滾動表面輪廓、材料化學成分、顯微組織等9項檢測工作。

2.1 尺寸精度檢測

依據GB/T 307.2—2005,對受試軸承進行尺寸精度檢測,結果如表1所示。結果表明:除外徑橢圓度較大外,受試軸承的內、外徑裝配面尺寸公差均符合新軸承標準值要求。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與工裝或失效后長時間運行有關。

表1 尺寸精度檢測結果

2.2 徑向游隙檢測

依據GB/T 25769—2010,對受試軸承進行徑向游隙檢測,實測值為220～270 μm,圖紙允許的標準值為200～240 μm。檢測結果表明:受試軸承徑向游隙在整個圓周方向大小差別較大,略有超出圖紙要求,考慮到軸承經過試驗運行,存在磨損與疲勞剝落,且外圈橢圓較大,并結合軸承制造廠提供的《質量復查報告》中游隙測值為213 μm,判斷軸承游隙正常,不會對外圈疲勞失效造成影響。

2.3 滾動表面輪廓檢測

依據GB/T 1958—2017,對受試軸承零件滾動表面進行輪廓檢測,實測值結果如表2所示。雖然零件滾動表面上的壓痕對輪廓檢測結果會造成一定影響,但檢測結果顯示,各零件凸度形狀正常,且量級在正常水平,因此判斷受試軸承外圈失效不是軸承零件滾動表面修形造成局部接觸應力過大導致。

表2 滾動表面輪廓檢測結果

2.4 材料化學成分檢測

據GB/T 4336—2016,對受試軸承外圈失效零件化學成分進行檢測,結果表明:受試軸承外圈化學成分與圖紙標明的材料牌號(8Cr4Mo4V)一致。

依據JB/T 7361—2007,對受試軸承零件進行了硬度檢測,結果為:(1) 受試軸承外圈硬度為62.2 HRC;(2) 受試軸承內圈硬度為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要求。

2.5 顯微組織檢測

依據JB/T 2850—2007標準,對受試軸承外圈進行顯微組織檢測(見圖9),實測值為3,參考值為2～4。結果表明: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

依據YB 4105—2000標準,對受試軸承外圈進行碳化物不均勻性檢測,實測值為3(見圖10)。根據軸承制造廠提供的《質量復查報告》,外圈原材料使用Φ100棒料,依據標準YB 4105—2000《航空發動機用高溫軸承鋼》,該原材料碳化物不均勻性要求為≤7級;而在標準JB/T 2850—2007《滾動軸承Cr4Mo4V高溫軸承鋼零件熱處理技術要求》中,未對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結果為3級,不會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

依據GB/T 10561—2005標準,對受試軸承外圈的非金屬夾雜物進行電鏡檢測,通過檢測結果與比對卡的比較來評判非金屬夾雜物的分布等級,按照YB 4105—2000標準,結果為:(1) 氧化物含量為0.5級;(2) 硫化物含量為0.5級;(3) 點狀不變形夾雜物為0級。

2.8 剝落區域掃描電鏡檢測

在掃描電鏡下對受試軸承外圈剝落區域最大寬度處進行檢查,剝落區域邊緣和剝落區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 雜質元素測定

依據GB/T 17476—1998標準,對潤滑油底部收集的固體雜質顆粒(收集時使用了含面粉混合物)進行元素含量檢測。結果表明:雜質顆粒中主要含有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,判斷應為軸承剝落的顆粒和保持架上的磨損顆粒,Ca應為面粉中含有,未發現其他顯著異常元素。

2.10 失效軸承檢測小結

通過以上檢測,得到的初步結論是:

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

(2) 保持架外圈引導面整周有較嚴重周向擦痕,該痕跡與外圈擋邊內圓面擦痕相對應,結合外圈橢圓變形較大情況,判斷受試軸承外圈曾產生較嚴重變形,或軸承運行過程中軸系與外圈定位曾發生偏斜,或兩種情況均有發生。

3 試驗系統檢查

3.1 試驗設備及工裝外觀檢查

將試驗工裝從試驗機拆下后,試驗機殼體下底座見圖15;主軸上裝有受試軸承內套和1件陪試軸承內圈,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構,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 試驗工裝尺寸檢測

用三坐標測量儀對相關試驗工裝進行了尺寸和硬度檢測,檢測結果見表3～表6。為確保檢測結果準確性,對關鍵參數進行多次測量。檢測發現加載套內徑與設計值偏差較大,分兩半分別檢測加載套,內徑均偏小約0.2 mm。同時加載套硬度較低,兩半加載套安裝在受試軸承外套上,使用螺栓拉緊時會產生變形,而受試軸承外套硬度也較低,將跟隨加載套發生變形,進而造成受試軸承外圈的變形和偏載。

表3 尺寸檢測結果(一)

表4 尺寸檢測結果(二)

表5 尺寸檢測結果(三)

表6 硬度檢測結果

3.3 加載頭設計復查

試驗機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,兩個球面間的密合情況會影響徑向力的施加。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不在理想位置上時,將產生傾覆力矩,并作用在受試軸承外圈上,造成受試軸承滾動表面一定程度的偏載,進而引起受試軸承滾道局部接觸應力的增大。

據了解,本次試驗使用的“球頭對球窩”方式加載,目的是為防止受試軸承的外套軸向滑移,且目前該加載結構在很多試驗機上大量使用,并開展過很多試驗,未發生異常現象。因此,只要能夠確保球頭與球窩的安裝同軸度良好,使兩個球面密合,該加載結構可以正常使用,不會導致受試軸承失效。

4 綜合分析

依據軸承安裝結構原理、試驗工裝尺寸和硬度檢測結果,受試軸承安裝在外套內,外套安裝在加載套內。加載套內徑尺寸比標準值偏小較多,同時加載套硬度較低,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,會產生橢圓變形。受試軸承外套硬度偏低,會跟隨加載套產生橢圓變形。當試驗加熱至120 ℃時,因線膨脹系數差異,受試軸承外套外徑膨脹量較大,加載套內徑膨脹量較小,二者膨脹量差異將進一步引起較大的內力變形,從而造成受試軸承外圈橢圓變形,同時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。外圈異常變形會造成保持架擦傷等后果。

5 整改措施

經過上述分析,本次軸承失效的原因為:加載套內徑加工尺寸偏小、硬度較低,使用緊固螺栓連接拉緊時產生橢圓變形,進而造成軸承外圈的變形和偏載。試驗過程中,因外圈滾道局部接觸應力偏高而過早發生疲勞剝落,從而導致試驗軸承失效。

針對上述原因,制定了改進措施:對工裝進行適當的熱處理,應考慮實際試驗時工裝熱膨脹變形可能造成的影響,并對工裝尺寸按設計圖紙技術要求進行控制。

按照上述改進措施進行了整改,改進后已完成4 500 h試驗,未再發生故障,證明原因分析合理、改進措施有效。

6 結語

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行整改,也獲得了項目管理方面的經驗。今后再開展相關試驗時,技術人員應該在試驗開始前,組織開展多輪次的試驗設計方案評審,及時優化,消除試驗系統隱患,保證試驗順利開展。