1 MW風電增速機軸承內圈斷裂原因分析

李 其 王長健 曹泉波

(中國二重大型鑄鍛件研究所，四川618013)

某齒輪廠在裝配1 MW風電增速機軸承時，有3件B26雙列圓錐滾子軸承的內圈發生斷裂，該軸承為進口軸承，材質牌號為SUJ3(日本牌號)，型號為230/530CA/W33/530X780X1/，內孔直徑為?530 mm，為查明斷裂原因，對其中的兩件失效的軸承內圈進行理化檢驗分析，以查明軸承內圈斷裂的原因。

1 試驗方法

(1)將軸承內圈斷口采用丙酮清洗后進行宏觀斷口分析；

(2)將斷口切下后，將剩余部分軸承內圈的內壁面、外壁面進行低倍酸蝕試驗，檢查軸承內圈的內外壁是否存在缺陷；

(3)在圖1虛線處沿斷口面方向(軸向)、垂直于斷口面方向(橫向)在軸承內圈內壁缺陷處切取低倍試片，檢查軸承低倍組織及缺陷深度；

(4)在軸向低倍試片上切取化學成分分析試樣，對軸承內圈進行化學成分分析；

(5)在軸向低倍試片缺陷處切取金相試樣，對缺陷的微觀形態、軸承的金相組織進行分析。

2 試驗結果

2.1 宏觀斷口分析

圖1 軸承內圈分析取樣圖Figure 1 The sampling drawing for bearing inner ring analysis

兩件軸承內圈的斷口經清洗后觀察，斷口形貌基本一致，斷口面均大致平行于內圈軸向，斷口呈淺灰色、均有以斷裂源為中心的發散撕裂棱，斷口較為平齊，為脆性斷裂。斷口面上均存在兩處斷裂源，見圖2中箭頭所指位置。

2.2 化學成分檢驗

按JIS G 4805—1999標準，對軸承內圈進行化學元素分析，結果見表1。結果表明：除Cr元素外，化學成分符合標準的規定。

2.3 硬度檢驗

按照JB/T 7361—1994，采用Akashi MVK-H11維氏硬度計對軸承內圈內壁進行硬度檢驗，沿軸向共打8個點，每個點測量三次，取平均值，測試結果見表2。從檢驗結果看到，內圈內壁硬度值符合JB/T1255—2001標準要求，但硬度的均勻性不符合標準要求。

圖2 軸承內圈斷口宏觀照片Figure 2 The macrograph of bearing inner ring fracture

表1 化學成分檢驗結果(質量分數，%)Table 1 The test results of chemical composition (mass fraction，%)

表2 硬度檢驗結果HRCTable 2 The hardness test result(HRC)

2.4 熱酸洗檢驗

將斷口面切去后剩余部分軸承內圈采用50%的鹽酸熱腐蝕后，在內圈外壁未發現缺陷；在內圈內壁的兩端觀察到兩種形態的裂紋。一種裂紋較細，呈龜裂狀；另一種裂紋較有規則排列，裂紋為大致平行且間距大致相等的條狀裂紋，條狀裂紋方向為軸向，未觀察到其他明顯的冶金缺陷，見圖3和圖4。

圖3 內圈內壁一端裂紋形貌Figure 3 Crack appearance on one side of inner ring wall

圖4 內圈內壁另一端的裂紋形貌Figure 4 Crack appearance on the other side of inner ring wall

圖5 內圈軸向低倍組織及內壁裂紋Figure 5 The inner ring axial macroscopic structure and the inner wall crack

圖6 軸承橫向低倍組織及內壁裂紋Figure 6 The bearing transverse macroscopic structure and the inner wall crack

圖7 裂紋深度方向微觀形態 ×100Figure 7 The microscopic appearance along crack depth direction

軸向及橫向低倍試片經50%的鹽酸熱腐蝕后觀察，內圈內壁的裂紋無論是網狀裂紋還是條狀裂紋，其深度均很小，最深的不足1 mm，見圖5和圖6。

2.5 金相檢驗

試樣經拋光后，采用徠卡DMI500M型金相顯微鏡觀察，在拋光面上能觀察到一條長約0.5 mm的裂紋，在深度方向呈弧形擴展，其形貌見圖7。夾雜物按GB10561—2002檢驗，結果見表3；試樣經4%的HNO3酒精溶液腐蝕后檢驗，裂紋兩側組織未見氧化脫碳現象，見圖8。按GB/T 18254—2002評定網狀、帶狀碳化物級別和碳化物液析級別，評定結果見表3。碳化物液析形貌和帶狀偏析形貌，見圖9。按JB/T1255—2001標準對熱處理質量進行評定，結果見表3，組織為回火隱針馬氏體+碳化物。

表3 軸承內圈金相檢驗結果Table 3 Metallographic test results of bearing inner ring

圖8 裂紋與金相組織 ×500Figure 8 Crack and metallographic structure ×500

圖9 碳化物帶狀偏析及液析 ×100Figure 9 Carbide zonal segregation and liquation ×100

3 結果與討論

(1)軸承內圈的化學成分，夾雜物、碳化物、顯微組織均按我國相關標準進行檢驗，軸承的冶煉質量及熱處理質量良好，軸承內圈內壁兩端的裂紋與軸承冶煉過程和熱處理制度無關。

(2)從斷口的宏觀形貌觀察得知，軸承內圈的斷裂起源于內壁的兩端。由斷裂軸承內圈內外壁的低倍熱酸腐蝕檢驗結果可知，在軸承內圈內壁的兩端存在網狀裂紋及條狀裂紋，網狀裂紋及條狀裂紋的深度均較淺，不足1 mm，這均是磨削裂紋的典型特征。磨削裂紋的產生主要與磨削用砂輪粒度、硬度、磨削速度和進給量等工藝參數選用不當有關。參數選擇不當會使軸承在磨削過程中產生大量的磨削熱，使零件表面溫度劇烈升高。當溫度升高到軸承鋼的相變溫度以上時，會重新發生組織轉變，在再次冷卻過程中所產生的組織應力和熱應力極易超過該處的強度極限，導致磨削表面出現磨削裂紋[1]。

4 結論

文中所分析的1 MW風電增速機軸承內圈斷裂原因是軸承內圈內壁兩端存在磨削裂紋，而裝配后內圈內壁又承受較大的應力，磨削裂紋在應力作用下擴展，最終導致斷裂。

[1] 廖衛.鋼制軸承典型裂紋原因分析[J].國外金屬熱處理，2004，25(6)：41-44.