Kontaminace je hlavní příčinou opotřebení ložisek, která nakonec způsobí jejich selhání

Opotřebení a povrchová únava valivých ložisek

Ani pečlivé pozorování, měření a monitorování neumožňuje spolehlivě předvídat průběh opotřebení ložisek. Společnost SKF vynaložila značné úsilí na výzkum a analýzu na studium prokluzování a opotřebení ložisek a jejich vliv na trvanlivost ložisek.

V některých aplikacích může docházet k významnému úbytku materiálu ložisek (opotřebení) vlivem nedostatečného mazání, přítomnosti abrazivních částic, koroze, oscilačního pohybu a dalších příčin. Takové opotřebení má dále negativní vliv na funkci ložisek – od poklesu předpětí po potenciálně katastrofické důsledky. Jedním z běžných a asi neočekávaných důsledků nerovnoměrného opotřebení oběžných drah ložiska je zvýšená pravděpodobnost vzniku povrchové únavy. V některých ložiskách se poměrně často setkáváme s pásy porušeného povrchu nebo odlupováním na povrchu oběžných drah. Tento jev souvisí s možnou změnou profilu oběžné dráhy vyvolanou nerovnoměrným opotřebením, což může způsobit koncentraci napětí ve směru působení vysokého tlaku a zeslabení tloušťky mazivového filmu.

Obr. 1: Příklad abrazivního opotřebení vnitřního kroužku soudečkového ložiska způsobené nedostatečným mazáním a přítomností abrazivních částic.

Obr. 1: Příklad abrazivního opotřebení vnitřního kroužku soudečkového ložiska způsobené nedostatečným mazáním a přítomností abrazivních částic.

V ložiskách, v nichž dochází za podmínek nedostatečného mazání k nerovnoměrnému prokluzování nebo do nichž pronikly abrazivní částice anebo byly kontaminovány kapalinami, může docházet k podstatným změnám profilů oběžných drah (obr. 1). V průběhu doby mohou tyto změny způsobit koncentrace napětí v nejvíce zatížených oblastech (obr. 2) a následně vyvolat zvýšenou lokální povrchovou únavu, která se projeví pásy mikroodlupování nebo odlupováním materiálu na oběžných drahách v oblastech působení vyššího napětí (obr. 3). Tento potenciální způsob poškození může vzniknout v jakémkoli valivém ložisku, ale setkáváme se s ním především v silně znečištěných, zkorodovaných a nedostatečně mazaných ložiskách nebo v ložiskách, v nichž dochází k prokluzování anebo na něž působí proměnné zatížení. Příklady lze najít v důlním průmyslu, celulózkách a papírnách, větrných elektrárnách i v dalších odvětvích.

Obr. 2: Příklad profilu oběžné dráhy ložiska a 3D zobrazení změněné drsnosti v důsledku nerovnoměrného opotřebení.

Obr. 2: Příklad profilu oběžné dráhy ložiska a 3D zobrazení změněné drsnosti v důsledku nerovnoměrného opotřebení.

Obr. 3: Příklad porušení povrchu, pásy odlupujícího se materiálu na oběžných drahách způsobené nerovnoměrným opotřebením vnitřního kroužku válečkového ložiska

Obr. 3: Příklad porušení povrchu, pásy odlupujícího se materiálu na oběžných drahách způsobené nerovnoměrným opotřebením vnitřního kroužku válečkového ložiska.

Opotřebení ložisek s čárovým stykem je nelineární jev. Dokonce i pozorování a měření opotřebení ložisek s čárovým stykem v pravidelných intervalech ukazují, že nelze vystačit s prostou intuicí, jestliže chceme předpovědět vývoj opotřebení v průběhu času. Má to mnoho příčin: Opotřebení závisí především na místním prokluzování a místním zatížení, přičemž však samotné opotřebení mění tyto dva faktory, a tedy prostá extrapolace není možná. Je tedy nutné provést náročnější analýzu. Z toho důvodu se společnost SKF zaměřila na výzkum prokluzování a opotřebení ložisek a vliv obou těchto jevů na trvanlivost ložisek [1].

V každém ložisku dochází do určité míry k prokluzování – je to běžný jev. Je způsoben vnitřní geometrií ložiska a/nebo zatěžovacími podmínkami. Např. v radiálním ložisku, které je ideálně radiálně zatěžováno, dochází rovněž k prokluzování (Heathcotův prokluz) způsobenému geometrií styku valivého tělesa a ložiskového kroužku a elastickou deformací vyvolanou zatížením (obr. 4a a 4b). Vzhledem k tomu, že opotřebení je způsobeno prokluzováním, v průběhu doby (pokud jsou správné podmínky) lze očekávat, že pásy vzniklé čistým odvalováním (A a A1) jsou jediné oblasti, kde nedojde k opotřebení, a tedy jsou to jediné oblasti, které budou přenášet veškeré zatížení v místě styku.

Obr. 4a: Kontakt valivého tělesa a oběžné dráhy se zakřivenou stykovou plochou a vliv elastické deformace. Obrázek ukazuje, jak vzniká prokluzování.

Obr. 4a: Kontakt valivého tělesa a oběžné dráhy se zakřivenou stykovou plochou a vliv elastické deformace. Obrázek ukazuje, jak vzniká prokluzování.

Obr. 4b: Vliv elastické deformace na vnitřní kroužek kuličkového ložiska.

Obr. 4b: Vliv elastické deformace na vnitřní kroužek kuličkového ložiska.

Naštěstí k tomu může docházet pouze v případě rozsáhlého ­opotřebení, které je např. způsobeno abrazivními částicemi, rozsáhlou korozí nebo neobvyklým prokluzováním vyvolaným nevhodným zatížením či nesprávnou montáží ložiska. Ve většině případů ložiska pracují správně a takové prokluzování za normálních provozních podmínek by na ně nemělo mít nepříznivý vliv.

Tento článek se zabývá poněkud podrobněji hlavním mechanismem způsobu poškození vyvolaného potenciální kombinací opotřebení a únavy. Byly vytvořeny modely a provedeny experimenty se záměrem lépe pochopit tyto jevy a zjistit, jak předejít jejich vzniku.

Modelování

Modelování opotřebení

[2] pojednává o různých modelech opotřebení v případě správného mazání a dochází k závěru, že ve všech případech lze použít Archardův model [3] a v některých případech náročnější model s koeficientem opotřebení. Ve většině případů je koeficient opotřebení empirický faktor zjištěný experimentálně. Základní obecná rovnice opotřebení je tedy:

Formula 1

 

kde:
V = objem opotřebení [m3] za určitý čas,
k= bezrozměrný Archardův součinitel opotřebení [-],
F = síla v místě styku [N],
H = aktuální povrchová tvrdost materiálu [Pa],
s = dráha prokluzování [m] za určitý čas.

Objem opotřebení lze vyjádřit jako:

Formula 2

 

kde:
h = tloušťka odebrané povrchové vrstvy [m] za určitý čas,
As = plocha prokluzování [m2] za určitý čas.

Pokud dosadíme (2) do (1) a za předpokladu, že střední tlak v místě styku p = F/A:

Formula 3
Formula 3 row 2

Nyní předpokládejme, že celkový čas styku   t na jeden zatěžovací cyklus představuje čas průchodu obou kluzných povrchů místem styku kluznou rychlostí. Pak plochou prokluzování je prostě styková plocha, a tedy As = A. Tloušťku odebrané vrstvy za počet převalení (N) lze vypočítat podle [2] jako:

Formula 4

kde:
us = místní kluzná rychlost [m/s]
u1 = střední rychlost analyzovaného povrchu [m/s]
l = kontaktní délka ve směru prokluzu [m].

Povšimněte si, že téměř všechny veličiny jsou místní (x,y.) Také v tomto případě je považována tvrdost ocele oběžných drah a valivých těles za konstantní. Rovnice (4) udává místní tvrdost odstraněné opotřebované vrstvy při každém převalení v místě styku.

Model interakce opotřebení a únavy

Při modelování interakce opotřebení a únavy v ložiskách je třeba aplikovat model únavy v místě valivého styku (RCF) při každém převalení oběžné dráhy na profil, který se předtím změnil (na obou površích) v důsledku opotřebení; v takovém případě dochází k interakci obou jevů (opotřebení a únava). Vždy, když opotřebení změní profil, je třeba vypočítat pro model únavy nové rozložení tlaku v místě styku. Tento proces odráží to, co se děje ve skutečném provozu. Z počítačového hlediska je to však poměrně nákladné, protože RCF se může typicky projevit po miliónech převalení. Z toho důvodu jsou provedena zjednodušení, která podstatně snižují náklady na výpočet:
 

  1. Místo řešení pro elastohydrodynamické mazání (EHL) je proveden výpočet pro suché místo styku, abychom se v tomto případě vyhnuli řešení problematiky mazání a mohli prostě používat (změřený) pevný součinitel tření.
  2. Změna profilu způsobená opotřebením je aktualizována vždy po určitém počtu převalení a nikoli po každém jednotlivém převalení.
  3. Z bodu 2 dále vyplývá, že aktualizovaný výpočet pro místo styku a výpočet poškození (únavové) mohou být rovněž provedeny současně jako aktualizace profilu změněného opotřebením a nikoli po každém jednotlivém převalení.

Blokové schéma na obr. 5 ukazuje přehled postupu výpočtu. Upozorňujeme, že v tomto případě se používá Dang Vanovo únavové kritérium [4] a kumulace únavového poškození je provedena podle Palmgren-Minerova lineárního zákona [5,6]. Bylo však možné použít jakékoli jiné kritérium únavy a kumulace únavového poškození, pokud to experimenty umožňují.

Obr. 5: Model únavy v místě valivého styku s možností zahrnutí opotřebení oběžné dráhy.

Obr. 5: Model únavy v místě valivého styku s možností zahrnutí opotřebení oběžné dráhy.

Pokusy

Pro ověření únavového modelu byla provedena únavová zkouška s axiálním válečkovým ložiskem 81107 TN (obr. 6a), které bylo axiálně zatíženo silou C/P = 6,5. Podmínky mazání určuje  k approx.≈ 0.5.

Před testováním byl vyroben v novém ložisku umělý profil (obr. 6b), který odpovídá silnému opotřebení ložiska. V průběhu testování došlo k selhání některých ložisek především vlivem poškozeného valivého tělesa (obr. 6c), a tedy model trvanlivosti mohl být porovnán s výsledky krátkodobého testu. Přesně stejná opotřebená valivá tělesa a nové ložiskové kroužky byly použity v modelu podle obr. 5; zobrazené výsledky vykazují velmi dobrou shodu s dolní mezní hodnotou změřené trvanlivosti L10 za předpokladu platnosti Weibullova rozdělení.

Fig. 6: a) Cylindrical thrust roller bearing schematics b) Artificially modified profile of tested bearings c) Damaged rolling element of a bearing after test.

Obr. 6:
a) Schématické zobrazení axiálního válečkového ložiska
b) Uměle upravený profil testovaných ložisek
c) Poškozené valivé těleso ložiska po testu.

Současně byly rovněž provedeny zkoušky opotřebení a měření na úplných ložiskách, aby bylo možné také vypočítat koeficient opotřebení a poté ověřit model pomocí různých souborů experimentů. Shoda modelu a experimentů byla rovněž uspokojivá.

Výsledky

V axiálních válečkových ložiskách se prokluzování lineárně mění (klesá) ve směru od obou hran válečků k roztečné čáře, na níž nedochází k prokluzování (obr. 7). Na vnějším průměru ložiska se nachází povrch s nejvyšší rychlostí, zatímco na vnitřním průměru nejpomalejší povrch. Pro ilustraci současného vlivu opotřebení a únavy v ložisku s proměnným prokluzováním na oběžné dráze byl posuzován ještě jeden případ s větším axiálním ložiskem (81212 TN), pro něž jsou uvedeny údaje v tabulce 1.

Obr. 7: Schématické zobrazení geometrických parametrů pro výpočet prokluzování v axiálním válečkovém ložisku. Poloměr P/2 představuje umístění roztečného průměru v místě, v němž nedochází k prokluzování.

Obr. 7: Schématické zobrazení geometrických parametrů pro výpočet prokluzování v axiálním válečkovém ložisku. Poloměr P/2 představuje umístění roztečného průměru v místě, v němž nedochází k prokluzování.

    

Tabulka 1: Hlavní parametry geometrie ložiska 81212 TN a působící zatížení.

Tabulka 1: Hlavní parametry geometrie ložiska 81212 TN a působící zatížení.

Provedená simulace ­umožnila modelu měnit profil vlivem potřebení s rozměrovým ­koeficientem opotřebení (definovaným Formula 6) za zatěžovacích podmínek, které jsou uvedeny v tabulce 1, přičemž simulace měla podle předpokladů dosáhnout jmenovitých 300 mil. převalení.

Místo aktualizace profilů na základě opotřebení při každém převalení bylo zjištěno, že aktualizace by mohla být provedena po každých 15,5 miliónech převalení ­válečku, aby se ušetřil výpočetní čas bez ztráty přesnosti. Pro účely simulace byl použit stejný model jako na obr. 5 včetně rovnice (4) podle Archardova modelu opotřebení:

Výsledky simulace ukazuje obr. 8. Obrázek zachycuje:

 

  1. bezrozměrné tlaky
  2. von Misesova smyková napětí
  3. mapa poškození
  4. původní profily válečku a kroužku
  5. profily opotřebovaného válečku a kroužku odpovídající časovému kroku na konci simulace.

Je třeba zdůraznit, že mapa poškození dosáhla celkové hodnoty poškození vyšší než 1 (práh vzniku trhliny) po pouhých 31 mil. převalení. Výsledky zachycené na obr. 8 souvisejí s počátečními a konečnými kroky simulace. Počáteční tlak (obr. 8a) při prvním převalení vypadá více méně jako Hertzův, avšak vykazuje hranové napětí, protože byl použit běžný váleček s rovným profilem místo válečku se správným profilem, u něhož nedochází k hranovému napětí. Z výsledků je patrné, že na roztečné čáře nedochází k prokluzování; část simulace s Archardovým modelem opotřebení vykazuje v tomto místě nulové opotřebení.

Opotřebení je skutečně spojeno s rozložením prokluzování na oběžné dráze. Z toho důvodu dochází ke zvýšenému opotřebení oběžné dráhy se zvětšováním vzdálenosti od roztečné čáry. Upozorňujeme, že původně je tlak v místě styku téměř pravoúhlý (obr. 8a), avšak s úběrem materiálu na obou stranách místa valivého styku klesá tlak v oblastech vysokého prokluzování a výrazně vzrůstá a koncentruje se v oblastech nulového prokluzování (roztečná čára) (obr. 8b). Tento zvýšený tlak urychluje vznik vysokých napětí a únavy, dokud nedojde k únavovému poškození uprostřed válečku (obr 8c). Současný a souběžný vliv opotřebení a únavy může skutečně urychlit odlupování materiálu v místě styku (RCF). Toto zrychlené únavové odlupování nesouvisí s třecím napětím vyvolaným prokluzováním, nýbrž je spíše výsledkem změny původního profilu valivých těles (obr. 8d a 8e), která vyvolává prudký nárůst napětí v místě styku a lokalizovaného zeslabení tloušťky mazivového filmu.

Obr. 8: a) počáteční bezrozměrné tlaky, von Misesův tlak smyková napětí

Obr. 8: a) počáteční bezrozměrné tlaky, von Misesův tlak smyková napětí

Obr. 8: b) konečné bezrozměrné tlaky, von Misesův tlak smyková napětí

Obr. 8: b) konečné bezrozměrné tlaky, von Misesův tlak smyková napětí

Palmgren-Miner damage map after simulation for the same example of Table 1 with a wear coefficient of =0.5x10-11 [s]

Obr. 8: c) Palmgren-Minerova mapa poškození po simulaci stejného příkladu podle tabulky 1 s koeficientem opotřebení k=0.5x10-11 =0,5x10-11 [s]

Obr. 8: d) původní a opotřebené profily dolního kroužku

Obr. 8: d) původní a opotřebené profily dolního kroužku

Obr. 8: e) původní a opotřebené profily válečku. Konec trvanlivosti po 31 mil. převaleních, kdy došlo k selhání válečku.

Obr. 8: e) původní a opotřebené profily válečku. Konec trvanlivosti po 31 mil. převaleních, kdy došlo k selhání válečku.

Shrnutí

Na základě modelu souběžných vlivů abrazivního opotřebení a RCF bylo zjištěno, že prokluzování by se mohlo stát důležitým prvkem podporujícím vznik únavového poškození ložiska. Vyžaduje však přítomnost abrazivních částic a/nebo podmínek nedostatečného mazání v ložisku. Nerovnoměrné rozložení prokluzování v místě Hertzova styku rovněž přispívá ke vzniku koncentrátorů napětí, které podstatně zkrátí předpokládanou únavovou trvanlivost ložiska. Zdá se, že je to nejvýznamnější mechanismus, kterým prokluzování v místě Hertzova styku může v konečném důsledku zkrátit trvanlivost ložiska.

V zájmu snížení tohoto rizika je třeba dodržovat následující doporučení:
 

  1. Zajistěte trvalé dostatečné mazání ložisek, především velkorozměrových ložisek, která pracují s nízkými otáčkami nebo provádějí oscilační pohyb, jakož i ložisek kontaminovaných velkým množstvím abrazivních částic nebo ložisek vystavených působení korozivního prostředí.
  2. Optimalizujte konstrukci těsnění, popř. použijte ložiska s kryty nebo těsněními.
  3. V největší možné míře omezte kontaminaci pevnými částicemi a kapalinami.
  4. Zabraňte působení rázových zatížení a vibrací, které mohou výrazně podpořit prokluzování v ložisku.
  5. Pokud je zjištěno ­nerovnoměrné opotřebení velkorozměrových ložisek, je vhodné zvážit jejich repasování jako hospodárnou alternativu.

Obchodní kontakty

evolution@skf.com

Autoři:
Guillermo E Morales-Espejel,
vedoucí vědecký pracovník, SKF Research & Technology Development, Nieuwegein, Nizozemsko

Author děkuje Ralphu Meeuwenoordovi za podporu poskytnutou při provádění experimentální části tohoto projektu.

Literatura

[1] Morales-Espejel, G.E., Gabelli, A., Rolling Bearing Seizure and Sliding Effects on Fatigue Life, Proc. IMechE, part J, Journal of Eng. Tribology, DOI: 10.1177/1350650118779174, 2018.
[2] Morales-Espejel, G.E., Brizmer, V., Piras, E., Roughness Evolution in Mixed Lubrication Condition due to Mild Wear, Proc. IMechE, part J, Journal of Eng. Tribology, 229(11), pp. 1330-1346, 2015.
[3] Archard, J.F., Contact and Rubbing of Flat Surface, Journal of Applied Physics; 24(8): 981–988, 1953.
[4] Dang Van, K., Griveau, B., and Message, O., On a New Multiaxial Fatigue Limit Criterion: Theory and Application, Biaxial and Multiaxial Fatigue, Brown, M. and Miller, K. (Eds.), Mechanical Engineering Publications: London, pp. 479-498, 1989.
[5] Palmgren, A., Die Lebensdauer von Kugellagern [Life Length of Roller Bearings], Zeitschrift des Vereines Deutscher Ingenieure (VDI Zeitschrift), 68(14), 1924,
pp 339-341. (In German)
[6] Miner, M.A., Cumulative Damage in Fatigue, Journal of Applied Mechanics, 67 A157, 1945.

Související obsah