摘 要：在對(duì)脫氫用離心壓縮機(jī)組解體大修時(shí)發(fā)現(xiàn)其滑動(dòng)軸承瓦面合金大面積脫落.采用材料性能測(cè)試、掃描電鏡觀察、金相檢驗(yàn)和氫含量測(cè)定等方法對(duì)該軸瓦進(jìn)行失效分析并進(jìn)行流體動(dòng)壓潤(rùn)滑理論計(jì)算.結(jié)果表明:該型軸瓦失效的主要原因?yàn)闅錃鉂B入材料.同時(shí),氫鼓泡和氫致開(kāi)裂的存在降低了軸瓦上巴氏合金與基體的結(jié)合強(qiáng)度及合金的疲勞強(qiáng)度,進(jìn)而引起軸瓦的疲勞失效.另外,軸瓦的局部過(guò)熱和轉(zhuǎn)子不對(duì)中加速了軸瓦失效。

    關(guān)鍵詞：壓縮機(jī)；巴氏合金；失效；氫

   
    脫氫裝置中的離心壓縮機(jī)組為脫氫提供動(dòng)力，其正常工作時(shí)轉(zhuǎn)速在5200r/min左右，轉(zhuǎn)子質(zhì)量為3200kg，工作介質(zhì)為氫氣，具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

在對(duì)該設(shè)備解體大修時(shí)發(fā)現(xiàn)，軸瓦上、下的巴氏合金層表面龜裂，合金大面積脫落。軸瓦的半徑為75mm，寬度為80mm，表面的錫基巴氏合金層厚度為1mm，供油方式為倆側(cè)開(kāi)槽，潤(rùn)滑油為46號(hào)透平油。筆者對(duì)該軸瓦進(jìn)行了理化檢驗(yàn)和分析，并提出了預(yù)防此類(lèi)失效的一些建議。

1.1 宏觀形貌

    對(duì)損壞軸瓦宏觀檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)（圖2），巴氏合金層大面積脫落（下瓦面更嚴(yán)重），存在大量裂紋及黑色凹坑，下瓦面可見(jiàn)珠狀粘滯物（見(jiàn)圖2-b）。

1.2 力學(xué)性能

    在軸瓦巴氏合金層未損壞位置選取待檢測(cè)試樣，采用線(xiàn)切割自軸瓦深度方向截取26mm深、10mm長(zhǎng)、3mm寬的試樣。根據(jù)GB/T7314-2005標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)單剪切法的夾具固定試樣并測(cè)試其結(jié)合強(qiáng)度，在INSTRON1195萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)上測(cè)試四次得到剪切屈服強(qiáng)度的平均值為46.66MPa，比軸瓦材料的強(qiáng)度56.9Mpa降低了18%。

    線(xiàn)切割制備10mm×10mm×10mm的試樣，采用401MVD顯微硬度計(jì)、在50g質(zhì)量即0.49N載荷下測(cè)試8次得到巴氏合金層表面的硬度平均值為17.3HV，比錫基巴氏合金α相的硬度22HV降低了21.4%。

1.3 氫含量

    在軸瓦表面錄取一片巴氏合金，經(jīng)打磨清洗，測(cè)試氫含量。在鋼背近結(jié)合面處沿其深度方向截取5mm深、1mm寬的試樣，作為鋼背近結(jié)合面中氫含量測(cè)試試樣。經(jīng)RH-600氫測(cè)定儀測(cè)試，巴氏合金中氫含量（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同）為0.058%，鋼背近結(jié)合面處的氫含量為0.001%。由于巴氏合金軸瓦的運(yùn)行工況比較惡劣，一般要求氫含量＜0.00014%，可見(jiàn)，巴氏合金中氫含量超標(biāo)兩個(gè)數(shù)量級(jí)，鋼背近結(jié)合面處氫含量超標(biāo)一個(gè)數(shù)量級(jí)。

    另外，根據(jù)檢修記錄發(fā)現(xiàn)兩級(jí)轉(zhuǎn)子氣封間隙在修前都超標(biāo)；低氣壓缸的已損壞軸承殼測(cè)得的數(shù)據(jù)表明其頂隙超標(biāo)（止推測(cè)軸承頂隙為0.285mm，技術(shù)要求為0.18-0.225mm），油封間隙也超標(biāo)（油封間隙為0.99mm，技術(shù)要求為0.40-0.55mm）。

    間隙超標(biāo)導(dǎo)致壓縮氫氣泄露進(jìn)入軸承中，氫氣在油中的低溶性和高擴(kuò)散性容易加速軸瓦表面失效。圖3和圖4證實(shí)巴氏合金表面與鋼背界面均存在明顯的鼓泡。從圖5階梯裂紋和合金剝落。

         

1.4 顯微組織

    由金相檢驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，巴氏合金表面主裂紋周邊衍射出大量裂紋分支，使整個(gè)表面裂紋分布呈鱗片狀（圖6）；其縱深方向的裂紋已到達(dá)結(jié)合面，且有轉(zhuǎn)向趨勢(shì)（圖7）。

1.5 端口形貌

    圖8為端口形貌，可見(jiàn)明顯的棒狀組織，斷裂形式為沿晶斷裂，且端口表面存在大量微米級(jí)顯微孔洞。棒狀組織經(jīng)X射線(xiàn)能譜分析（圖9）發(fā)現(xiàn)其主要為ε相（Cu₆Sn₅），并有少量β相（SnSb）。銅含量遠(yuǎn)遠(yuǎn)超標(biāo)，達(dá)29.98%（合金中含銅不應(yīng)超過(guò)6%），造成ε相偏析，而ε相屬脆性相，容易導(dǎo)致表面開(kāi)裂。

從圖10可見(jiàn)，軸瓦工作表面上呈石紋狀，并有輕微起伏現(xiàn)象，這反映了局部高溫引起的燒熔和高溫蠕變現(xiàn)象。

         

         

1.6 震動(dòng)數(shù)據(jù)及相關(guān)測(cè)試數(shù)據(jù)

    大修前的歷史數(shù)據(jù)顯示四個(gè)軸承座處的軸承振動(dòng)圖譜特征相似，其渦流位移傳感器的分布位置見(jiàn)圖1中a-f。以低壓氣缸排氣端軸承為例，其振動(dòng)譜圖見(jiàn)圖11其波形呈M形，可初步判斷為對(duì)中不良；頻譜圖及瀑布圖中二倍頻成分甚至高于工頻，軸心軌跡呈外“8”字，進(jìn)一步證實(shí)了存在轉(zhuǎn)子不對(duì)中故障。

    在設(shè)備大修一年后，現(xiàn)場(chǎng)看到密封處冒氣現(xiàn)象，拆檢后發(fā)現(xiàn)，拆檢前高壓氣缸進(jìn)氣側(cè)的軸向位移幅值為0.03-0.13mm（技術(shù)要求在0-0.10mm），而檢修浮環(huán)密封后該處幅值為0.02-0.065mm比大修前減少了一半，說(shuō)明設(shè)備在維修前存在密封泄露，這直接影響到止推軸瓦的極限承載能力以及合金層的磨損速度，為氫致材料退化提供了條件。

采用可變年度有限長(zhǎng)假設(shè)計(jì)算不同偏心率下軸承瓦面的最高溫度和最小油膜厚度，結(jié)果見(jiàn)表1.當(dāng)偏心率達(dá)到0.9時(shí)溫度超過(guò)了150℃，可能存在熱應(yīng)力對(duì)軸瓦的沖擊及局部高溫對(duì)材料的破壞。

 

    設(shè)備在高速下運(yùn)行，根據(jù)軸承運(yùn)行，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)（圖11）和大修前高壓氣缸進(jìn)氣側(cè)的軸向位移數(shù)據(jù)可知，軸承與軸瓦的間隙超標(biāo)改變了軸承的中立特性，引起軸承運(yùn)轉(zhuǎn)部穩(wěn)定而嚴(yán)重偏心，使得浮環(huán)密封中的彈簧大量斷裂，致使密封失效導(dǎo)致大量的工作介質(zhì)侵入軸承與軸瓦之間。從表1可知，偏心率達(dá)到0.9時(shí)，軸瓦表面的溫度可達(dá)154℃，除了超過(guò)了該合金層所能承受的極限溫度（120℃）外，同時(shí)使得軸承和軸瓦之間的潤(rùn)滑油物化性能發(fā)生變化，出現(xiàn)局部油膜過(guò)薄甚至破裂，引發(fā)干摩擦。從軸瓦面觀察到的燒熔和蠕變（見(jiàn)圖10）證實(shí)存在局部過(guò)熱。巴氏合金的強(qiáng)度和硬度隨溫度的升高而下降，由此產(chǎn)生疲勞裂紋及其擴(kuò)展（圖6和圖7）。同時(shí)，由于密封的失效和油膜的破裂使得大量工作介質(zhì)的侵入，則在軸瓦巴氏合金及其與鋼背界面上出現(xiàn)大量氫鼓泡（圖3和圖4），造成結(jié)合強(qiáng)度降低。在這種惡劣條件下繼續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)，使得巴氏合金層大面積脫落（圖2）和裂紋擴(kuò)展（圖5），最終導(dǎo)致設(shè)備大修時(shí)發(fā)現(xiàn)軸瓦失效。

    （1）軸承存在偏心運(yùn)行和密封泄露，導(dǎo)致氫的深入和擴(kuò)散，是軸瓦失效的外因。

    （2）巴氏合金層及其與鋼背界面上明顯的鼓泡及高的氫含量，軸瓦面大量量階梯狀裂紋的存在和斷口的沿晶斷裂，表明氫致材料退化降低了結(jié)合度和巴氏合金的疲勞強(qiáng)度，是軸瓦失效的內(nèi)因。

    （3）燒熔和蠕變現(xiàn)象說(shuō)明可能存在局部過(guò)熱，促進(jìn)了軸瓦的失效。

    （1）加強(qiáng)密封件檢測(cè)以確保其正常工作，改善密封狀況防止工作介質(zhì)的侵蝕。

    （2）隨時(shí)調(diào)整設(shè)備靜態(tài)和動(dòng)態(tài)對(duì)中狀況，保證軸承的平穩(wěn)運(yùn)轉(zhuǎn)。

    （3）加強(qiáng)軸瓦表面溫度監(jiān)測(cè)，防止過(guò)高的溫升引起的熱應(yīng)力沖擊對(duì)軸瓦的破壞。