佐景濤 ， 趙 燕 ， 劉紅莉 ， 劉雨健

（中國(guó)航發(fā)哈爾濱軸承有限公司，哈爾濱 150000）

0 引言

機(jī)械系統(tǒng)中軸系的支承均由滾動(dòng)軸承來(lái)完成，軸系的支承結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對(duì)于保證軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度、發(fā)揮軸承的工作能力至關(guān)重要。支承結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)需要綜合考慮軸承的位置、軸向位置的限定與調(diào)整、軸的熱膨脹補(bǔ)償、軸承游隙調(diào)整、軸承的緊固、軸承的潤(rùn)滑和密封等問(wèn)題，而根據(jù)工況設(shè)計(jì)的旋轉(zhuǎn)機(jī)械系統(tǒng)支承類型以及軸系尺寸鏈配置合理與否都將直接影響系統(tǒng)的可靠運(yùn)轉(zhuǎn)。

軸承失效的原因復(fù)雜，機(jī)理多變，但是隨著失效的發(fā)展，其真實(shí)原因往往會(huì)被掩蓋，因此，軸承失效診斷技術(shù)研究近年來(lái)發(fā)展較快，診斷方法基本上以滾動(dòng)軸承的失效模式分類為目標(biāo)，針對(duì)振動(dòng)信號(hào)的非平穩(wěn)性特點(diǎn)進(jìn)行信號(hào)分析以確定失效模式[1-8]，但存在失效識(shí)別率不高的問(wèn)題。目前，軸承失效分析還不能做到事前預(yù)防和診斷，僅能做到事中監(jiān)控、事后分析。隨著摩擦學(xué)研究的發(fā)展，在描述軸承失效機(jī)理和失效模式方面的新知識(shí)顯著增長(zhǎng)，滾動(dòng)軸承失效模式分類日趨完善，一般可以分為6大類，即疲勞、磨損、腐蝕、電蝕、塑性變形、斷裂和開裂[9]。而軸承失效的原因是多方面的，比如軸承設(shè)計(jì)和選材不當(dāng)、機(jī)械系統(tǒng)設(shè)計(jì)存在缺陷、軸承過(guò)載、潤(rùn)滑不足、軸承銹蝕、電流泄漏、軸承安裝使用不當(dāng)、外來(lái)異質(zhì)顆粒等。軸承失效分析的源頭首先應(yīng)從其機(jī)械系統(tǒng)合理性入手，然后以軸承失效形貌、理化分析為切入點(diǎn)開展全過(guò)程的逐一排查分析，最終找出失效原因，確定改進(jìn)措施和建議，避免問(wèn)題重復(fù)發(fā)生。

1 油霧分離器結(jié)構(gòu)及工況條件

本裝置屬于機(jī)械傳動(dòng)式離心油霧分離器，由高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子和殼體組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。油霧混合物由入口進(jìn)入轉(zhuǎn)子后，在離心力的作用下，滑油沿著殼體上的螺旋槽流回附件傳動(dòng)機(jī)匣內(nèi)，實(shí)現(xiàn)滑油的重復(fù)再利用，同時(shí)減少滑油消耗量，分離出的空氣由軸上的孔進(jìn)入氣腔，由通氣系統(tǒng)排出。

圖 1 油霧分離器Fig.1 Oil mist separator

機(jī)械系統(tǒng)的工作溫度為150 ℃，轉(zhuǎn)速為11 300 r/min，上端軸承僅承受軸系不平衡產(chǎn)生的徑向旋轉(zhuǎn)載荷，下端軸承承受軸系自重產(chǎn)生的軸向力以及軸系不平衡產(chǎn)生的徑向旋轉(zhuǎn)載荷。本機(jī)械系統(tǒng)僅由下端軸承承受較小的軸向載荷，支承結(jié)構(gòu)采用雙軸承組成（圖2），軸的徑向位置由2個(gè)支承共同限定，軸向位置采用兩端固定支承，其中一端軸承外圈端面與外殼孔之間預(yù)留適當(dāng)?shù)妮S向間隙δ，以適應(yīng)軸的熱伸長(zhǎng)。

圖 2 兩端固定支承Fig.2 Fixed support at both ends

2 油霧分離器失效分析定位

油霧分離器安裝于主機(jī)跑和跑用試車2 h后發(fā)現(xiàn)滑油光譜中金屬含量超標(biāo)，理化分析后確認(rèn)金屬屑中含有軸承材料，分解后發(fā)現(xiàn)上端軸承旋轉(zhuǎn)卡滯。

2.1 失效件形貌

軸承外圈滾道接觸軌跡略偏向非打字面，外圈滾道靠近非打字面一側(cè)存在局部金屬膠合現(xiàn)象，該側(cè)滾道邊緣有碾擴(kuò)堆邊現(xiàn)象（圖3），滾道表面未見剝落。外圈其他表面外觀正常。

圖 3 外圈滾道膠合Fig.3 Outer raceway agglutination

軸承內(nèi)圈滾道靠近打字面一側(cè)圓周遍布金屬膠合，形成了明顯的套圈滾道表面爬坡現(xiàn)象，與外圈滾道表面高溫膠合位置相對(duì)，該側(cè)滾道邊緣有碾擴(kuò)堆邊現(xiàn)象，同時(shí)內(nèi)圈外徑圓周表面存在寬約2 mm的高溫變色（圖4）。鋼球已產(chǎn)生嚴(yán)重的高溫碾壓變形（圖5）。

2.2 組織檢測(cè)

失效軸承套圈、滾動(dòng)體材料均為電渣重溶冶煉的甲組軸承鋼（ZGCr15–軍甲61）制造。套圈加工工藝路線為車加工成型→熱處理→磨加工→酸洗→除氫→磁粉檢測(cè)→精研滾道→提交，熱處理采用850 ℃淬火+250 ℃回火，硬度要求為HRC 58～62，組織要求為1～4級(jí)；滾動(dòng)體加工路線為冷沖壓成型→去應(yīng)力退火→軟磨→熱處理→硬磨→酸洗→除氫→精研→渦流檢測(cè)→超精研→提交，熱處理采用850 ℃淬火+150 ℃回火，硬度要求為HRC 62～66，組織要求為1～4級(jí)。鑒于軸承高溫失效必將使軸承套圈、滾動(dòng)體相關(guān)理化指標(biāo)被破壞，為進(jìn)一步查明失效原因，對(duì)套圈和滾動(dòng)體開展組織檢測(cè)。

外圈：觀察軸向試樣截面組織，滾道表面淺表層存在白亮層組織，深約0.03 mm，總體位置略偏向非打字面一側(cè)，屬于高溫二次淬火組織轉(zhuǎn)變，與其毗鄰的黑色區(qū)域?yàn)槎位鼗饏^(qū)域（圖6a）。

內(nèi)圈：觀察軸向試樣截面組織，偏離溝底一側(cè)的滾道表面存在明顯的月牙形白亮層二次淬火組織，位置明顯偏向打字面一側(cè)，與外圈滾道白亮層相對(duì)，最深處約為0.57 mm，白亮層表面存在裂紋（圖 6b）。

鋼球：觀察鋼球截面組織，鋼球表面存在明顯的月牙形白亮層二次淬火組織，最深處約為0.90 mm，白亮層表面存在裂紋（圖6c）。

圖 4 內(nèi)圈滾道膠合Fig.4 Inner raceway agglutination

圖 5 鋼球碾壓變形Fig.5 Ball rolling compaction

圖 6 外圈滾道、內(nèi)圈滾道及鋼球截面組織Fig.6 Section metallurgical structure of outer raceway, inner raceway and ball

2.3 失效定位

通過(guò)外觀形貌檢查發(fā)現(xiàn)，失效軸承外圈滾道膠合位置與內(nèi)圈滾道膠合位置相對(duì)，且對(duì)應(yīng)位置的滾道邊緣有碾擴(kuò)堆邊現(xiàn)象，組織檢測(cè)發(fā)現(xiàn)外圈和內(nèi)圈滾道表面白亮層相對(duì)位置與外觀形貌檢查結(jié)果一致，以上跡象表明軸承在運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中產(chǎn)生了爬坡。軸承外圈、內(nèi)圈、鋼球組織已經(jīng)明顯轉(zhuǎn)變，在套圈滾道截面可見偏溝月牙形白亮層二次淬火組織，與其相鄰的高溫回火組織硬度明顯降低，屬軸承零件在高溫作用下的組織轉(zhuǎn)變。綜上所述，該失效是由于軸承在過(guò)大軸向附加載荷作用下產(chǎn)生爬坡，使軸承內(nèi)部磨損加劇，進(jìn)而導(dǎo)致軸承高溫失效。

該型軸承屬深溝球軸承，在工作過(guò)程中主要承受徑向載荷，正常情況下鋼球與滾道的接觸軌跡應(yīng)居于滾道底部（即溝底）。失效軸承在工作過(guò)程中承受過(guò)大附加軸向載荷，鋼球與滾道接觸位置異常，類似于角接觸球軸承工作狀態(tài)，使軸承摩擦磨損加劇，軸承內(nèi)部溫度急劇升高，軸承零件在運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中相互碾壓、變形，形成了失效模式中常見的典型爬坡形貌，進(jìn)而導(dǎo)致軸承工作表面產(chǎn)生高溫失效。

3 油霧分離器軸系尺寸鏈設(shè)置分析

機(jī)械系統(tǒng)是由零部件組成，只有零部件之間保持正確的尺寸和位置關(guān)系，才能保證機(jī)械系統(tǒng)順利進(jìn)行裝配，并能滿足預(yù)設(shè)的功能要求。從機(jī)械系統(tǒng)裝配考慮，可以運(yùn)用尺寸鏈理論來(lái)協(xié)調(diào)各個(gè)零部件的有關(guān)尺寸和位置關(guān)系，合理地確定有關(guān)零部件的尺寸精度和形位精度[10]。

失效軸承的軸向附加載荷來(lái)源有可能與油霧分離器軸系尺寸鏈設(shè)置直接相關(guān)，因此，需對(duì)油霧分離器裝配尺寸鏈進(jìn)行核算，進(jìn)而查明問(wèn)題。為驗(yàn)證裝配尺寸鏈設(shè)置的正確性，根據(jù)完全互換原則，采用正計(jì)算法，以各組成環(huán)Li（零件）不需選配為前提，即各零件裝入后滿足封閉環(huán)的精度要求[11]。

油霧分離器裝配尺寸鏈中的增環(huán)由上下殼體軸向尺寸、石棉墊寬度尺寸組成，分別為L(zhǎng)1=16+0.1mm、L2=0.5±0.1 mm（石棉墊寬度尺寸）、L3=73+0.2mm。減環(huán)由軸系配置尺寸組成，分別為L(zhǎng)4=12?0.12mm、L5=4.5±0.04 mm、L6=1.8±0.04 mm、L7=3.5±0.04 mm、 L8=58.5?0.2mm、 L9=9?0.12mm。兩者間接保證的尺寸為上端軸承外圈端面與殼體孔之間的間隙δ，該尺寸即為封閉環(huán)，見圖7。

圖 7 油霧分離器裝配尺寸鏈Fig.7 Dimension chain of oil mist separator assembly

分別進(jìn)行計(jì)算：

由此可知，上端軸承外圈端面與殼體孔之間的間隙δ為?0.02～1.16 mm，由計(jì)算結(jié)果可以看出，在極限公差條件下，上端軸承外圈端面與殼體孔之間存在0.02 mm的干涉。

本核算的前提條件設(shè)定如下：1）上下殼體裝配后，石棉墊尺寸壓縮量b設(shè)定為0.1 mm；2）由于機(jī)械系統(tǒng)裝配后上下支點(diǎn)軸承軸向游隙可以相互補(bǔ)償，因此本核算忽略上下支點(diǎn)軸承軸向游隙對(duì)封閉環(huán)尺寸影響；3）考慮軸的熱伸長(zhǎng)影響，計(jì)算軸在工作溫度下的整體伸長(zhǎng)量。

針對(duì)軸的熱伸長(zhǎng)量進(jìn)行核算，軸的材料為12CrNi3A，該材料在20～150 ℃線膨脹系數(shù)a可取 13.0×10?6℃?1，軸的尺寸 L 為 110 mm，軸的熱伸長(zhǎng)量 ΔL=a×Δt×L=13.0×10?6×（150?20）×110=0.185 9 mm。

考慮相關(guān)影響因素后，上端軸承外圈端面與殼體孔之間的間隙 δ=(?0.02～1.16)?b?ΔL=(?0.02～1.16)?0.1?0.185 9=?0.31～0.87 mm。

通過(guò)尺寸鏈核算可確認(rèn)，失效軸承所受過(guò)大軸向載荷應(yīng)與軸系軸向尺寸鏈設(shè)置不合理有關(guān)，將石棉墊尺寸壓縮量和軸的熱伸長(zhǎng)量納入考慮后，上端軸承外圈端面與殼體孔之間最大干涉可達(dá)0.31 mm。

4 油霧分離器改進(jìn)措施及建議

鑒于機(jī)械系統(tǒng)軸系尺寸鏈設(shè)置不合理，使兩端固定支承結(jié)構(gòu)中的上端軸承外圈端面與殼體孔之間產(chǎn)生干涉，進(jìn)而使軸承承受過(guò)大軸向載荷導(dǎo)致軸承高溫失效的問(wèn)題，可從如下幾個(gè)方面進(jìn)行改進(jìn)：

1）機(jī)械系統(tǒng)裝配前對(duì)零件進(jìn)行選配；

2）調(diào)整并壓縮相關(guān)零件公差；

3）在不壓縮各相關(guān)零件公差的前提下，調(diào)增石棉墊厚度尺寸，實(shí)現(xiàn)零件裝配的完全互換。建議：應(yīng)針對(duì)機(jī)械系統(tǒng)裝配后的軸承外圈端面與殼體孔之間的間隙進(jìn)行檢測(cè)，確保其數(shù)值大于軸的熱伸長(zhǎng)量與石棉墊壓縮量之和。

5 結(jié)論

1）機(jī)械系統(tǒng)中軸承機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)選取合理的安裝配合、軸承配置方案、軸系尺寸鏈、軸向串動(dòng)間隙等。

2）多方位驗(yàn)證合理性，開展邊界尺寸和極限工況核算，消除由原始設(shè)計(jì)缺陷導(dǎo)致機(jī)械系統(tǒng)失效的風(fēng)險(xiǎn)。