作為一種將氫氣增壓送入石油煉化反應系統的通用型流體機械裝置,新氫壓縮機在石化工業領域應用廣泛[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。隨著石油產業的快速發展,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。活塞桿失效的原因有很多,包括高周循環應力斷裂、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。

某石化企業加氫裂化裝置新氫壓縮機一級活塞桿發生斷裂事故,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曾發生開裂現象,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。活塞桿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；裂紋源區域已被碾壓至光滑發亮,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,該區域斷口已被反復碾壓為平整光滑的斷面；裂紋源區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SEM形貌與能譜分析結果

在裂紋擴展區截取試樣,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SEM形貌與能譜分析結果

圖6為斷裂活塞桿裂紋瞬斷區SEM形貌與能譜分析結果。由圖6可知：瞬斷區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,最后在瞬斷區斷裂,瞬斷區面積較小。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