某型燃气轮机圆柱滚子轴承失效原因分析

于 洋, 张智博, 赵文华, 李名家,赵 煜

(1. 海装驻哈尔滨地区某军事代表室,哈尔滨 150078;2. 中国船舶集团有限公司第七〇三研究所,哈尔滨 150078;3. 船舶与海洋工程特种装备和动力系统国家工程研究中心船舶及海洋工程燃气轮机研发与检测实验室,哈尔滨 150078)

轴承是机械设备中的重要部件,用于支撑轴和轴上的其他零件,降低运动过程中的摩擦系数,并保证回转精度。轴承在机械设备中的运行环境十分复杂,往往承受多种振动、摩擦等附加载荷的叠加影响,因而对加工质量、装配精度、润滑效果等都有着非常高的要求。在燃气轮机中,主轴承用于支撑高、低压转子和动力涡轮转子,一旦轴承失效,将造成系统紧急停机和传动系统故障等严重后果。在某型燃气轮机的前期使用过程中,曾发生压气机前轴承和动力涡轮轴承磨损、破裂等故障。因此,轴承寿命和失效模式是值得关注的研究内容。

目前的研究主要集中在以下几个方面:一是轴承失效模式转变机制研究,如Pattabhiraman和Wang等[1-2]研究了C形裂纹模型中裂纹尖端的应力强度因子与接触中摩擦引起的牵引力之间的关系,Deng等[3]研究了裂纹相交角与轴承疲劳损伤的关系,Zhang等[4]研究了动接触中等离子喷涂CRC-镍铬陶瓷涂层的失效行为以及失效机理,Gupta在文献[5]中详细讨论了轴承寿命相关的故障模式。二是失效模式影响因素研究,如Londhe等[6]研究了不同冶炼方式对轴承疲劳寿命的影响并进行了修正,Alinia等[7]采用傅里叶变换及有限元法分析功能梯度材料刚度及界面剪切力对应力分布的影响,卢光辉[8]研究了轴承加工表面完整性与滚动接触疲劳寿命的关系。三是加速寿命试验技术研究,如罗赓等[9]通过大量的重复模拟试验生成试验失效数据的方法来寻找最佳应力水平和试样分配比例,提出了加速寿命试验优化方法;关健等[10]在Miner疲劳累计损伤理论和改进的L-P理论的基础上,考虑了材料疲劳极限应力对寿命的影响,建立了考虑载荷次序的球轴承疲劳寿命计算模型。

本文针对某型燃气轮机圆柱滚子轴承加速寿命试验中的某次失效现象,进行了详细的检查和分析,最终确定了轴承外圈滚道疲劳剥落的原因,为该型轴承加速寿命试验系统的进一步优化提供了依据。

1 试验条件及失效情况

1.1 轴承基本情况

本试验中,受试轴承为某型燃气轮机使用的单列圆柱滚子轴承,其基本参数及试验条件如下:

(1) 试验类型:加速寿命,定时截尾试验。

(2) 受试轴承型号:单列圆柱滚子轴承8D2672944KN3Q(径向基本额定动载荷336 kN)。

(3) 陪试轴承型号:单列角接触球轴承7219ACTA P4(径向基本额定动载荷133 kN,极限转速12 000 r/min)。

(4) 试验载荷46 kN。

(5) 试验转速3 270 r/min。

(6) 基本额定寿命3 854 h。

(7) 润滑条件:8A-GB439-90润滑油喷射润滑,进油温度(40±10)℃,润滑油流量(450±30)kg/h。

1.2 失效现象

试验运行了867 h,发现轴向振动值和径向振动值均明显增大,检查试验机其他参数无显著异常。继续试验后轴向振动值和径向振动值持续增大,运行了915 h停机拆检发现受试轴承外圈疲劳剥落。失效后,对轴承外观进行了检查,主要现象如下:

(1) 外圈外径未见明显打滑现象,外径承载区有多条等间距排列的轴向痕迹,但痕迹未见明显深度,判断为工装配合受载痕迹,见图1。

图1 外圈外径承载区外观

(2) 外圈滚道承载区域位置有一段严重剥落区域,面积较大,剥落区域沿滚道长度约120 mm,最大宽度约25 mm,见图2。外圈滚道剥落区域偏向滚道一侧(以下称为A侧,另一侧称为B侧),A侧剥落区域已靠近越程槽,B侧越程槽及附近滚道未见剥落,见图3。外圈滚道上有较多压痕,靠近剥落区域的压痕较密集,且压痕偏向滚道A侧,见图4。与剥落区域正对的非承载区上压痕相对较少,但也具有滚道A侧压痕较多的特征,见图5。根据以上痕迹可知:外圈滚道压痕由疲劳剥落碎屑碾压造成,且疲劳剥落发生后未能及时停机。同时可知轴承运行过程中存在一定的偏载情况。

图2 外圈滚道剥落外观

图3 外圈剥落区域外观

图4 剥落区域附近滚道

图5 外圈非承载滚道外观

(3) 外圈挡边内圆面有长度约为1/4圆周的擦伤痕迹,擦伤痕迹呈暗灰色,见图6～图8,判断是与保持架外圈引导面摩擦产生。受试轴承保持架为外圈引导,外圈硬度较高,保持架硬度较低,在配合尺寸正常且润滑充分的情况下,外圈挡边不应产生显著擦伤。

图6 外圈挡边擦伤位置

图7 外圈挡边擦伤具体形貌

图8 剥落区与擦伤区相对位置

2 失效轴承检查

为查明轴承失效原因,进行了轴承尺寸精度、径向游隙、滚动表面轮廓、材料化学成分、显微组织等9项检测工作。

2.1 尺寸精度检测

依据GB/T 307.2—2005,对受试轴承进行尺寸精度检测,结果如表1所示。结果表明:除外径椭圆度较大外,受试轴承的内、外径装配面尺寸公差均符合新轴承标准值要求。轴承外圈椭圆变形显著,椭圆短轴方向基本为加载力作用方向,初步判断造成外圈变形应与工装或失效后长时间运行有关。

表1 尺寸精度检测结果

2.2 径向游隙检测

依据GB/T 25769—2010,对受试轴承进行径向游隙检测,实测值为220～270 μm,图纸允许的标准值为200～240 μm。检测结果表明:受试轴承径向游隙在整个圆周方向大小差别较大,略有超出图纸要求,考虑到轴承经过试验运行,存在磨损与疲劳剥落,且外圈椭圆较大,并结合轴承制造厂提供的《质量复查报告》中游隙测值为213 μm,判断轴承游隙正常,不会对外圈疲劳失效造成影响。

2.3 滚动表面轮廓检测

依据GB/T 1958—2017,对受试轴承零件滚动表面进行轮廓检测,实测值结果如表2所示。虽然零件滚动表面上的压痕对轮廓检测结果会造成一定影响,但检测结果显示,各零件凸度形状正常,且量级在正常水平,因此判断受试轴承外圈失效不是轴承零件滚动表面修形造成局部接触应力过大导致。

表2 滚动表面轮廓检测结果

2.4 材料化学成分检测

据GB/T 4336—2016,对受试轴承外圈失效零件化学成分进行检测,结果表明:受试轴承外圈化学成分与图纸标明的材料牌号(8Cr4Mo4V)一致。

依据JB/T 7361—2007,对受试轴承零件进行了硬度检测,结果为:(1) 受试轴承外圈硬度为62.2 HRC;(2) 受试轴承内圈硬度为62.5 HRC;(3) 受试轴承1#滚子硬度为62.8 HRC;(4) 受试轴承2#滚子硬度为62.7 HRC。结果表明:受试轴承零件硬度符合高温轴承钢零件热处理技术要求。

2.5 显微组织检测

依据JB/T 2850—2007标准,对受试轴承外圈进行显微组织检测(见图9),实测值为3,参考值为2～4。结果表明:受试轴承外圈显微组织符合高温轴承钢零件热处理技术要求。

图9 外圈显微组织(500倍)

2.6 材料碳化物不均匀性检测

依据YB 4105—2000标准,对受试轴承外圈进行碳化物不均匀性检测,实测值为3(见图10)。根据轴承制造厂提供的《质量复查报告》,外圈原材料使用Φ100棒料,依据标准YB 4105—2000《航空发动机用高温轴承钢》,该原材料碳化物不均匀性要求为≤7级;而在标准JB/T 2850—2007《滚动轴承Cr4Mo4V高温轴承钢零件热处理技术要求》中,未对套圈热处理后的碳化物不均匀性提出要求。本次碳化物不均匀性检测结果为3级,不会造成受试轴承早期失效。

图10 外圈碳化物(500倍)

2.7 材料非金属夹杂物检测

依据GB/T 10561—2005标准,对受试轴承外圈的非金属夹杂物进行电镜检测,通过检测结果与比对卡的比较来评判非金属夹杂物的分布等级,按照YB 4105—2000标准,结果为:(1) 氧化物含量为0.5级;(2) 硫化物含量为0.5级;(3) 点状不变形夹杂物为0级。

2.8 剥落区域扫描电镜检测

在扫描电镜下对受试轴承外圈剥落区域最大宽度处进行检查,剥落区域边缘和剥落区域中间可见疲劳辉纹,未见非金属夹杂物和明显冶金缺陷,见图11～14所示。

图11 剥落边缘部位形貌(放大200倍)

图12 剥落边缘部位形貌(放大1 000倍)

图13 剥落中间部位形貌(放大200倍)

图14 剥落中间部位形貌(放大1 000倍)

2.9 杂质元素测定

依据GB/T 17476—1998标准,对润滑油底部收集的固体杂质颗粒(收集时使用了含面粉混合物)进行元素含量检测。结果表明:杂质颗粒中主要含有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)等金属元素,判断应为轴承剥落的颗粒和保持架上的磨损颗粒,Ca应为面粉中含有,未发现其他显著异常元素。

2.10 失效轴承检测小结

通过以上检测,得到的初步结论是:

(1) 根据受试轴承零件滚道剥落及压痕外观,判断轴承运行过程中存在一定的偏载情况;受试轴承剥落面积较大,说明轴承剥落发生后运行了较长时间。

(2) 保持架外圈引导面整周有较严重周向擦痕,该痕迹与外圈挡边内圆面擦痕相对应,结合外圈椭圆变形较大情况,判断受试轴承外圈曾产生较严重变形,或轴承运行过程中轴系与外圈定位曾发生偏斜,或两种情况均有发生。

3 试验系统检查

3.1 试验设备及工装外观检查

将试验工装从试验机拆下后,试验机壳体下底座见图15;主轴上装有受试轴承内套和1件陪试轴承内圈,见图16;受试轴承外套见图17;受试轴承加载套为两半圆剖分结构,采用螺栓连接紧固在一起,见图18。

图15 壳体外观

图16 主轴外观

图18 受试轴承加载套

3.2 试验工装尺寸检测

用三坐标测量仪对相关试验工装进行了尺寸和硬度检测,检测结果见表3～表6。为确保检测结果准确性,对关键参数进行多次测量。检测发现加载套内径与设计值偏差较大,分两半分别检测加载套,内径均偏小约0.2 mm。同时加载套硬度较低,两半加载套安装在受试轴承外套上,使用螺栓拉紧时会产生变形,而受试轴承外套硬度也较低,将跟随加载套发生变形,进而造成受试轴承外圈的变形和偏载。

表3 尺寸检测结果(一)

表4 尺寸检测结果(二)

表5 尺寸检测结果(三)

表6 硬度检测结果

3.3 加载头设计复查

试验机的径向加载油缸采用球头加载,球头与加载套上的球窝接触,并向受试轴承传递径向力。球头与球窝的安装同轴度,两个球面间的密合情况会影响径向力的施加。理论上,若球头与球窝安装同轴存在偏差或两球面的最先接触点不在理想位置上时,将产生倾覆力矩,并作用在受试轴承外圈上,造成受试轴承滚动表面一定程度的偏载,进而引起受试轴承滚道局部接触应力的增大。

据了解,本次试验使用的“球头对球窝”方式加载,目的是为防止受试轴承的外套轴向滑移,且目前该加载结构在很多试验机上大量使用,并开展过很多试验,未发生异常现象。因此,只要能够确保球头与球窝的安装同轴度良好,使两个球面密合,该加载结构可以正常使用,不会导致受试轴承失效。

4 综合分析

依据轴承安装结构原理、试验工装尺寸和硬度检测结果,受试轴承安装在外套内,外套安装在加载套内。加载套内径尺寸比标准值偏小较多,同时加载套硬度较低,两件半圆形加载套安装在受试轴承外套上使用紧固螺栓连接并拉紧时,会产生椭圆变形。受试轴承外套硬度偏低,会跟随加载套产生椭圆变形。当试验加热至120 ℃时,因线膨胀系数差异,受试轴承外套外径膨胀量较大,加载套内径膨胀量较小,二者膨胀量差异将进一步引起较大的内力变形,从而造成受试轴承外圈椭圆变形,同时受试轴承外圈变形椭圆的短轴与加载套螺栓拉紧变形方向相吻合。外圈异常变形会造成保持架擦伤等后果。

5 整改措施

经过上述分析,本次轴承失效的原因为:加载套内径加工尺寸偏小、硬度较低,使用紧固螺栓连接拉紧时产生椭圆变形,进而造成轴承外圈的变形和偏载。试验过程中,因外圈滚道局部接触应力偏高而过早发生疲劳剥落,从而导致试验轴承失效。

针对上述原因,制定了改进措施:对工装进行适当的热处理,应考虑实际试验时工装热膨胀变形可能造成的影响,并对工装尺寸按设计图纸技术要求进行控制。

按照上述改进措施进行了整改,改进后已完成4 500 h试验,未再发生故障,证明原因分析合理、改进措施有效。

6 结语

通过本次故障分析及整改,成功找到了轴承失效的原因并进行整改,也获得了项目管理方面的经验。今后再开展相关试验时,技术人员应该在试验开始前,组织开展多轮次的试验设计方案评审,及时优化,消除试验系统隐患,保证试验顺利开展。