某核電站閉式冷卻水泵電機軸承異響故障分析

李波，許德忠，趙亮，范瑞波

（中廣核工程有限公司 設備采購與成套中心，廣東 深圳518124）

1 電動機結構及故障現象

三相鼠籠式感應電動機結構如圖1所示，采用3套軸承定位、支承。驅動端布置1套深溝球軸承6222/C3，起軸向定位作用，1套圓柱滾子軸承NU222/C3，承擔徑向力；非驅動端布置1套圓柱滾子軸承NU218/C3，承擔徑向力；軸承設有不停機注排油裝置，油脂采用SKF LGWA2。軸承內外端蓋、甩油盤及軸承套材料為鑄鋼，軸承理論計算壽命大于105h。電動機參數見表1。

表1 電動機參數Tab.1 Data ofmotor

圖1 閉式冷卻水泵電動機結構圖Fig.1 Structure of SRImotor

電動機在運行期間，驅動端軸承噪聲偏大并伴有異響，具體表現為電動機空載時驅動端軸承發出間斷性、類似哨子的聲響，加油時暫時停止，隔一段時間又出現，異響無規律性。

現場對軸承進行拆解檢查，發現圓柱滾子軸承的滾子工作表面、內圈滾道面存在一定程度磨損，油脂發黑變色（圖2）。

圖2 軸承滾子及內圈滾道工作面磨損、油脂變色情況Fig.2 Wear of working surfaces of rollers and inner rings，grease discoloration

2 故障分析

為分析上述軸承異響問題，建立了軸承噪聲原因分析故障樹，如圖3所示。經核查軸承質量文件及油脂添加記錄，將X2及X4這2個因素排除。對于剩余的6個可能因素進行分析。

圖3 軸承噪聲原因分析故障樹Fig.3 RCA tree of bearing abnormal noise

2.1 軸承游隙及配合公差選擇（X3）

軸承的工作游隙受多個因素影響，各游隙之間的關系如圖4所示［1］，圖中：A為軸承的理論游隙；B為軸承外圈與外殼配合產生的游隙減少量；C為軸承的安裝游隙；D為軸承內圈與軸配合產生的游隙減少量；E為溫差膨脹產生的軸承游隙減少量；F為軸承的工作游隙；G為工作載荷引起的軸承游隙增加量；H為軸承的有效游隙（理論游隙減去有效過盈量引起的軸承游隙變化量，再減去由于軸承溫升等因素引起的軸承游隙變化量）。

圖4 軸承游隙關系圖Fig.4 Relation diagram of bearing clearance

軸承工作游隙過大，會使軸承振動和噪聲增大；游隙過小，容易引發軸承過熱甚至抱軸等問題。因此，軸承工作過程中存在一個最佳工作游隙，使得軸承既能滿足正常運轉的需要，又不會產生較大的振動和噪聲。文獻［1］采用6σ準則建立了計算軸承工作游隙的理論計算模型，為軸承最佳預緊力的確定提供了思路；文獻［2］分析了有效過盈量、溫度、離心力等因素對軸承工作游隙的影響，并通過編程計算，倒推出軸承初始理論游隙；文獻［3］對65臺電動機進行對比試驗，通過將軸承端蓋內孔尺寸由φ200+0.020mm擴大為φ200+0.040+0.015mm，解決了軸承過熱和運轉噪聲過大的問題。

以驅動端軸承為例，電動機采用球軸承、滾子軸承聯合的雙軸承結構，軸承均為大游隙（C3組）。經查SKF軸承手冊，NU222圓柱滾子軸承的普通組（CN）徑向游隙為0.050～0.090 mm，C3組徑向游隙為0.085～0.125 mm；6222深溝球軸承的普通組（CN）徑向游隙為0.015～0.041 mm，C3組徑向游隙為0.036～0.066 mm。采用文獻［2］中的計算方法，對該電動機驅動端的軸承游隙（X3）進行了校核分析。

1）計算有效過盈量對軸承游隙di的影響，對轉速引起的內徑及軸頸配合直徑的增量及軸承溫度引起的內圈配合過盈量Ii（軸承溫度T從30～60℃取值）進行計算，結果如圖5所示。由圖可知，有效過盈量對圓柱滾子軸承的游隙影響較大，計算的軸承游隙為0.155 mm；有效過盈量對深溝球軸承的游隙影響較小，計算的軸承游隙為0.077 mm。

圖5 有效過盈量對軸承游隙的影響Fig.5 Influence of effective interference on bearing clearance

2）計算軸承溫升ΔT對軸承游隙di的影響，結果如圖6所示。由圖可知，隨著軸承溫升的增加，軸承游隙減小量增大，當深溝球軸承溫升為60℃時，軸承游隙減小量約是軸承溫升為30℃時軸承游隙減小量的2倍，變化比較明顯。

圖6 軸承溫升對軸承游隙的影響Fig.6 Influence of bearing temperature rising on bearing clearance

3）計算電動機轉速n對軸承工作游隙的影響，結果如圖7所示。由圖可知，電動機不同轉速下，軸承游隙的變化幅值在0.14～0.15μm之間，因此轉速對游隙影響較小。

圖7 不同轉速對軸承游隙的影響Fig.7 Influence of speed on bearing clearance

在上述校核計算的基礎上，將軸承的理論計算游隙與目前使用的NU222/C3及6222/C3軸承的游隙進行對比，結果如圖8所示。由圖可知，深溝球軸承的理論計算游隙正好在所使用的范圍內，但圓柱滾子軸承的理論計算游隙明顯小于所采用的軸承游隙。圓柱滾子軸承游隙選擇偏大（X3），會使軸承運轉噪聲增大。

圖8 軸承游隙理論計算結果與實際值對比圖Fig.8 Comparison of bearing clearances calculated and being used

2.2 軸承結構對比（X6/X7/X8）

常見的異步電動機有雙球軸承結構、三軸承結構、球柱聯合的雙軸承結構等［4］，電動機驅動端軸承結構如圖9所示。文獻［5］通過對比不同廠家軸承安裝結構設計的特點，分析了不同因素對軸承運行的影響。

圖9 電動機驅動端軸承結構（X7）Fig.9 Structure of drive end bearing ofmotor（X7）

由圖9可知，軸承的擋油結構是設置在電動機軸上的甩油盤（X8），在電動機運轉過程中，甩油盤隨軸旋轉，軸承內部排出的舊油脂一旦運動到甩油盤上，會被甩油盤的離心力甩出，進入積油盒中。

有分析認為，只有甩油盤的設計可能導致軸承內部的油脂快速流失，從而引起軸承噪聲過大及過熱等問題。為此，對同類型其他電機軸承的運轉情況進行核查，發現同類型其他電動機已運轉2×104h以上，運轉情況良好，未出現軸承異響及過熱等問題。

鑒于此，對該電動機驅動端軸承室結構進行改造，改造后結構如圖10所示。

圖10 改造后的電動機驅動端軸承結構Fig.10 Structure of drive end bearing ofmotor after transformation

將甩油盤結構改為擋油盤和甩油盤相結合的結構，理論上該軸承室結構的存油能力將優于原結構，保持其他因素及參數不變進行試驗，結果表明軸承異響并未消除（排除X7/X8）。但軸承室儲油空間增大后，可以往軸承室注入更多的油脂，并因此可防止外部異物進入軸承內腔（X6）。

2.3 油脂的影響（X1/X4/X5）

文獻［6-9］研究了油脂基礎油種類、基礎油黏度、氧化劣化等因素對軸承噪聲、振動的影響，結果表明：同等條件下天然礦物油的降噪性能最優；提高油脂基礎油的黏度可以提高油脂的低噪聲壽命和抗微動磨損能力；油脂氧化劣化后生成的含羰基物質是導致軸承噪聲增大的主要原因；軸承噪聲對油脂內部異物有較強的敏感性，需特別關注。

電動機采用的油脂是以礦物油為基礎油的復合鋰基油脂，在軸承中應用較廣，從未有軸承異響方面的質量問題。對于電動機異響問題，油脂可疑因素包括油脂錯用或混用、油脂變質及油脂中混入雜質等，但經對軸承內油脂的觀察，排除了油脂的錯用或混用以及油脂變質的可能（排除X4/X5）。

對軸承做進一步檢查發現，NU222/C3軸承內圈滾道面既存在沿套圈回轉方向的劃痕，又存在不規則的壓痕（圖11）；滾子表面有沿圓周方向更加明顯的劃痕（圖12）。

圖11 內圈滾道面劃傷及壓痕Fig.11 Scratch and indentation of Inner ring working surface

圖12 滾子表面劃痕Fig.12 Scratch of roller working surface

綜合推斷，軸承內腔混入了硬態顆粒狀雜質（X1），劃痕和壓痕的寬度反映了雜質在某一維度的尺寸。軸承套圈和滾子產生劃痕后，將不可避免地引起軸承振動噪聲升高、甚至產生異響。

通過以上分析，確認導致該軸承異響的主要原因有：1）圓柱滾子軸承工作游隙偏大（X3）；2）電動機軸承室的儲油空間太小，沒有利用油脂的密封功能，外部異物容易侵入軸承內腔（X6）；3）電機軸承內部混入硬態雜質（X1）。

3 改進措施

根據該電動機異響問題的原因分析，制定了相應的改進措施：

1）將驅動端的圓柱滾子軸承游隙由C3組改為CN組；

2）對整個油腔的體積進行核算后，將油脂加注量由原來的1.65×105mm3增大至5.3×105mm3，將整個軸承室內部充滿油脂，使油脂在履行潤滑功能的同時起到一定的防塵功能。但隨著油脂加注量的增加，可能導致軸承溫升過快，需加強對軸承溫度的監測；

3）對軸承室進行清潔，確保內部無異物，重新加注新油脂。

采取上述措施后，軸承運轉噪聲明顯降低且不再發生無規律的異響，軸承溫度未超出報警值，證明對異響的原因分析正確，改進措施有效。