作為一種將氫氣增壓送入石油煉化反應系統(tǒng)的通用型流體機械裝置,新氫壓縮機在石化工業(yè)領域應用廣泛[1-2]。新氫壓縮機在煉化裝置服役過程中具有進出口壓差較大、流量較小的特點,且一般以往復式壓縮機為主。隨著石油產業(yè)的快速發(fā)展,新氫壓縮機的需求量迅速增大。大型新氫往復式壓縮機組是石化企業(yè)氣體增壓并輸送工藝介質的石化過程裝置,其可靠性和安全性是設備平穩(wěn)運行的關鍵[3-5]。壓縮機的主要故障模式包括柱塞/活塞桿斷裂、曲軸斷裂、氣缸開裂/磨損、十字頭失效/軸瓦磨損、填料密封失效、螺栓斷裂/松動、氣閥失效等。壓縮機出現故障會使整套設備停機,給企業(yè)帶來經濟損失,重則造成生產安全事故[6-12]。其中,活塞桿斷裂占壓縮機失效故障模式的比例高達18%[13]。活塞桿疲勞斷裂位置一般都是螺紋連接部位,也就是說斷裂的原因是活塞桿產生裂紋后,裂紋疲勞擴展導致活塞桿斷裂。因此,活塞桿的失效原因主要為疲勞裂紋以及疲勞裂紋的擴展?；钊麠U失效的原因有很多,包括高周循環(huán)應力斷裂、熱處理工藝不當導致疲勞裂紋以及設計不合理造成應力集中。

某石化企業(yè)加氫裂化裝置新氫壓縮機一級活塞桿發(fā)生斷裂事故,機組緊急停機處理,避免了機組二次破壞和氫氣泄漏爆炸事故。筆者采用宏觀觀察、化學成分分析、力學性能測試、金相檢驗、掃描電鏡（SEM）及能譜分析等方法對活塞桿的斷裂原因進行分析,以防止該類事故再次發(fā)生。

1. 理化檢驗

1.1 宏觀觀察

斷裂活塞桿宏觀形貌如圖1所示。由圖1可知：活塞桿已完全斷裂,斷裂位置為活塞桿十字頭端,裂口位于活塞桿螺紋末端收紋和過渡處。此前該壓縮機一級活塞端蓋和隔環(huán)曾發(fā)生開裂現象,并且導致壓縮機一級氣缸或中體下沉,氣缸與中體同軸度偏離。

圖 1斷裂活塞桿宏觀形貌

該壓縮機工作環(huán)境含有氫氣和烴類物質,一、二、三級氣缸的吸氣壓力分別為 1.22,3.2,8.0 MPa,排氣壓力分別為3.3,8.18,19.68 MPa,吸氣、排氣溫度分別為40,150℃,壓縮機功率為 3 573 kW,轉速為300r/min?；钊麠U與十字頭通過螺紋連接,斷裂活塞桿直徑為120mm,材料為38CrMoAl鋼。

從斷口宏觀形貌看,斷口沒有受到沖擊變形,保持了原始斷裂形貌。清洗前斷口表面覆蓋較薄的氧化物和腐蝕產物,用煤油浸泡后再用丙酮和乙醇溶液清洗,可去除表面垢物,說明斷口表面垢物形成時間不長。清洗后活塞桿斷口宏觀形貌如圖2所示。由圖2可知：斷口總體平整光滑,沒有明顯的塑性變形和剪切唇；斷裂起源于活塞桿外表面的周向裂紋,裂紋源附近還有多條與其平行的周向裂紋；裂紋源區(qū)域已被碾壓至光滑發(fā)亮,且斷口存在明顯的以裂紋源為原點的放射狀條紋；裂紋擴展區(qū)分為兩個斷裂面,裂紋首先沿45°擴展,然后沿垂直于活塞桿軸線的平面擴展,最后在瞬斷區(qū)斷裂,瞬斷面積較小。

圖 2清洗后活塞桿斷口宏觀形貌

根據斷口平整光滑、塑性變形和剪切唇不明顯、瞬斷區(qū)面積較小等特征,結合活塞桿承受交變載荷的作用,判斷活塞桿的斷裂性質為疲勞斷裂,且活塞桿承受的應力不是很大,裂紋在相對較長的時間內以比較緩慢的速率擴展,裂紋從萌生到最終斷裂,經歷了較長的時間。因此推測,該活塞桿投入使用不久,其外表面就產生了疲勞裂紋。

1.2 化學成分分析

在斷裂活塞桿上截取試樣,用直讀光譜儀對試樣進行化學成分分析,結果如表1所示。由表1可知：活塞桿的化學成分符合技術要求。

1.3 力學性能測試

對斷裂活塞桿取樣,對試樣進行常溫拉伸試驗、沖擊試驗和硬度測試,結果如表2~4所示。

由表2可知：斷裂活塞桿的屈服強度、抗拉強度均略低于GB/T 3077—2015《合金結構鋼》對38CrMoAl鋼的要求,但高于原設計材料JIS G 4303:2012《不銹鋼棒》對SUS420J2鋼的要求和GB/T 1220—2007《不銹鋼棒》對3Cr13鋼的要求,說明該活塞桿材料的強度雖然略低于標準要求,但不是導致活塞桿快速斷裂的主要原因；斷后伸長率符合標準要求。

由表3可知：斷裂活塞桿的常溫沖擊吸收能量平均值為31 J,低于GB/T 3077—2015對38CrMoAl鋼的要求,但略高于JIS G 4303:2012對原設計材料SUS 420J2鋼的要求和GB/T 1220—2007對3Cr13鋼的要求,說明該活塞桿材料的沖擊吸收能量雖然低于標準要求,但不是導致活塞桿快速斷裂的主要原因。

由表4可知：斷裂活塞桿的硬度約為270 HB,高于GB/T 3077—2015對38CrMoAl鋼的要求,較高的硬度會增大材料疲勞開裂的敏感性。

1.4 金相檢驗

在斷裂活塞桿橫截面取樣,將試樣置于光學顯微鏡下觀察,結果如圖3所示。由圖3可知：活塞桿材料的顯微組織為具有馬氏體位向的回火索氏體,但局部存在塊狀鐵素體和滲碳體,這可能是導致沖擊吸收能量低于標準值的原因。

圖 3斷裂活塞桿橫截面顯微組織形貌

1.5 掃描電鏡和能譜分析

在裂紋源區(qū)截取試樣,將試樣置于掃描電子顯微鏡下觀察,并對其進行能譜分析,結果如圖4所示。由圖4可知：裂紋起源于活塞桿外表面,該區(qū)域斷口已被反復碾壓為平整光滑的斷面；裂紋源區(qū)的主要成分為金屬和金屬氧化物,無其他腐蝕產物及夾雜物。

圖 4斷裂活塞桿裂紋源區(qū)SEM形貌與能譜分析結果

在裂紋擴展區(qū)截取試樣,將試樣置于掃描電子顯微鏡下觀察,并對其進行能譜分析,結果如圖5所示。由圖5可知：裂紋擴展區(qū)呈解理斷裂形貌特征,可觀察到二次裂紋和碾壓特征；裂紋擴展區(qū)的主要成分為金屬和金屬氧化物,無其他腐蝕產物及夾雜物。

圖 5斷裂活塞桿裂紋擴展區(qū)SEM形貌與能譜分析結果

圖6為斷裂活塞桿裂紋瞬斷區(qū)SEM形貌與能譜分析結果。由圖6可知：瞬斷區(qū)呈準解理和撕裂形貌；斷口上主要成分也為金屬和金屬氧化物,無其他腐蝕產物。

圖 6斷裂活塞桿裂紋瞬斷區(qū)SEM形貌與能譜分析結果

2. 綜合分析

斷裂起源于活塞桿外表面的周向裂紋,裂紋自裂紋源啟裂后,首先沿45°擴展,然后沿垂直于活塞桿軸線的平面擴展,最后在瞬斷區(qū)斷裂,瞬斷區(qū)面積較小。從斷口為陳舊性斷口、斷口表面平整光滑、斷口上沒有明顯的塑性變形和剪切唇、瞬斷區(qū)面積較小等特征,結合活塞桿承受交變載荷作用,判斷活塞桿的斷裂性質為疲勞斷裂,且活塞桿承受的應力不是很大,裂紋在相對較長的時間內以比較緩慢的速率擴展,直到最終斷裂,經歷了較長的時間。因此推測,該活塞桿投入使用不久,外表面就產生了疲勞裂紋。

斷裂活塞桿的屈服強度、抗拉強度略低于GB/T 3077—2015對38CrMoAl鋼的要求；斷裂活塞桿的常溫沖擊吸收能量的平均值為31 J,低于GB/T 3077—2015對38CrMoAl鋼的要求；而斷后伸長率符合標準要求。斷裂活塞桿材料的強度和沖擊性能偏低,雖然會影響活塞桿的疲勞壽命,但不是導致活塞桿快速斷裂的主要原因。

斷裂活塞桿材料的硬度約為270 HB,高于標準要求,較高的硬度會增大材料疲勞開裂的敏感性。

裂紋起源于活塞桿外表面,在較大的彎曲應力作用下,裂紋呈撕裂狀快速擴展,斷口呈準解理和撕裂形貌；當裂紋擴展后,彎曲應力消除,斷口呈明顯低應力高周疲勞斷口特征形貌,進一步說明了該活塞桿斷裂性質為疲勞斷裂。上述裂紋的擴展特征是與活塞桿的受力狀態(tài)變化相關的,該壓縮機一級氣缸或中體已下沉,氣缸與中體同軸度偏離。在活塞桿的更換過程中,沒有對氣缸或中體下沉狀態(tài)進行調整,說明斷裂活塞桿是在氣缸與中體同軸度偏離的狀態(tài)下運行的。正是由于氣缸與中體同軸度偏離,活塞工作時才上下擺動,使活塞桿十字頭側螺紋末端受到較大的循環(huán)彎曲應力作用,并首先在活塞桿外表面萌生多條疲勞裂紋,其中一條裂紋沿應力集中較大的末圈螺紋擴展,直至活塞桿斷裂。

綜合上述分析,認為該活塞桿斷裂的主要原因是一級氣缸或中體下沉,以及氣缸與中體同軸度偏離。

3. 結語

某石化企業(yè)加氫裂化裝置新氫壓縮機一級活塞桿斷裂性質屬于疲勞斷裂,斷裂的主要原因是一級氣缸或中體下沉,氣缸與中體同軸度偏離；次要原因是該活塞桿材料的強度和沖擊性能偏低,硬度偏高,縮短了活塞桿的疲勞壽命。

文章來源——材料與測試網