氫氣壓縮機(jī)活塞桿斷裂失效分析

馬小明，許 鋒

（華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車(chē)工程學(xué)院，廣州510640）

0 引 言

氫氣壓縮機(jī)在石油化工領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，是石化裝置的關(guān)鍵設(shè)備，對(duì)石油化工工業(yè)的發(fā)展起著十分重要的作用。隨著煉化產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，往復(fù)式氫氣壓縮機(jī)需求量迅猛躍增。與國(guó)外往復(fù)式氫氣壓縮機(jī)技術(shù)水平相比，我國(guó)在這方面的基礎(chǔ)理論研究落后，產(chǎn)品技術(shù)開(kāi)發(fā)能力低，所以國(guó)內(nèi)使用的大部分往復(fù)式氫氣壓縮機(jī)均由國(guó)外進(jìn)口。而購(gòu)買(mǎi)國(guó)外產(chǎn)品存在著問(wèn)題反應(yīng)慢、服務(wù)不到位等缺點(diǎn)，因此提高氫氣壓縮機(jī)的故障診斷技術(shù)對(duì)保障我國(guó)的氫氣壓縮機(jī)用戶(hù)的正當(dāng)權(quán)益具有重要意義。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，活塞桿斷裂在氫氣壓縮機(jī)的失效事故中十分普遍，由活塞桿斷裂引起的氫氣壓縮機(jī)連鎖破壞，甚至造成重大人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失的事故時(shí)有發(fā)生。作者以某石化企業(yè)從國(guó)外進(jìn)口的一臺(tái)氫氣壓縮機(jī)斷裂活塞桿作為研究對(duì)象，探討活塞桿失效原因，并提出改進(jìn)建議。

1 理化檢驗(yàn)及結(jié)果

1.1 斷口的宏觀形貌

該活塞桿在螺紋處完全斷裂成兩段，短段長(zhǎng)約70mm，長(zhǎng)段長(zhǎng)約為2 330mm。短段端斷口標(biāo)記為斷口1，如圖1所示，長(zhǎng)段端斷口則標(biāo)記為斷口2，如圖2所示。斷開(kāi)處活塞桿直徑約為65mm。從斷口1上可以看出，斷口分為三個(gè)區(qū)域：裂紋源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)、瞬斷區(qū)；整個(gè)斷面呈輕微的凹杯形貌。裂紋源區(qū)，即弧形分界線(xiàn)包圍的區(qū)域，約占斷口面積八分之一，并且為下凹形貌；裂紋擴(kuò)展區(qū)較為平滑，靠近邊緣處存在擦傷；瞬斷區(qū)缺口處與裂紋擴(kuò)展區(qū)有較明顯的分界，該區(qū)約占斷口面積的十六分之一?；钊麠U斷口外側(cè)螺紋變形較嚴(yán)重，呈現(xiàn)從裂紋邊緣向斷口中心撕裂的形態(tài)。在斷口2上有兩處嚴(yán)重的撕裂，撕裂處2甚至出現(xiàn)了裂紋滑移及大的變形，可觀察到有兩個(gè)分層，靠近斷口的上層區(qū)域特別光滑，該處呈帶狀形態(tài)，下層則存在較多的撕裂條紋。

宏觀形貌表明活塞桿斷口呈現(xiàn)疲勞斷裂的特征，斷裂的起源處位于第二道螺紋根部過(guò)渡圓角處。斷口上弧形分界線(xiàn)為疲勞斷口上的前沿線(xiàn)，由于斷口上僅存在一條前沿線(xiàn)，并未形成貝殼狀條紋，表明活塞桿裂紋起源處材料脆性顯著。瞬斷區(qū)遠(yuǎn)離斷口中心部位，表明活塞桿在此處所受外力較小，瞬斷區(qū)的面積相對(duì)于整個(gè)斷口而言較小，初步判斷此處材料韌性較好［1］?；钊麠U受到的主要是交變拉壓載荷，該斷裂具有典型拉壓疲勞斷口特征。

1.2 斷口微觀形貌

制取斷口2的SEM試樣，在超聲波里經(jīng)丙酮反復(fù)清洗之后，置于HITACHI S3700型掃描電子顯微鏡下觀察。從圖3可見(jiàn)，裂紋源區(qū)內(nèi)裂紋擴(kuò)展在位置1受到較大阻力，在此處被截?cái)嗪髷U(kuò)展到位置2時(shí)出現(xiàn)分叉，因此導(dǎo)致了靠近活塞桿外表面的環(huán)向撕裂；裂紋擴(kuò)展區(qū)的近源區(qū)可見(jiàn)許多凹凸不平的疲勞斷片，疲勞斷片上均布著疲勞輝紋；裂紋擴(kuò)展區(qū)上密布著呈不同開(kāi)裂方向的二次裂紋，并且局部可見(jiàn)細(xì)小的坑狀形貌，表明材料的脆性較高；瞬斷區(qū)存在臺(tái)階狀形貌，說(shuō)明該處為高應(yīng)力的快速斷裂區(qū)域［2］。

圖3 疲勞斷口不同區(qū)域的SEM形貌Fig.3 SEM morphology of different areas of fatigue fracture：（a）fatigue origin；（b）fatigue propagation area close to origin；（c）fatigue propagation area and（d）final rupture area

1.3 化學(xué)成分

活塞桿的材料為38CrMoAlA鋼。采用Panalytical型X射線(xiàn)熒光光譜儀和高頻紅外碳硫分析儀對(duì)斷裂失效的活塞桿進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 失效的活塞桿化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of the failed piston rod（mass）%

化學(xué)成分分析結(jié)果表明，所有元素的含量均符合GB／T 3077－1999《合金結(jié)構(gòu)鋼》中38CrMoAlA鋼的成分要求。

1.4 顯微組織

在活塞桿斷口2下方距離為10，200，300mm處取金相試樣并分別標(biāo)記為1＃，2＃，3＃。對(duì)金相試樣進(jìn)行研磨拋光，并用氯化鐵鹽酸水溶液（氯化鐵5g，鹽酸50mL，水100mL）腐蝕。采用 DMM－400C型光學(xué)顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察。

由圖4可見(jiàn)，1＃試樣的組織為馬氏體、索氏體的混合組織，馬氏體體積分?jǐn)?shù)約40%左右；2＃試樣組織用均勻分布的索氏體；3＃試樣組織由板狀馬氏體、片狀珠光體、少量針狀馬氏體及馬氏體位向的索氏體組成［3］。

結(jié)果表明，活塞桿各部位組織不均勻。調(diào)質(zhì)處理過(guò)的活塞桿主要組織應(yīng)該為回火索氏體?？梢?jiàn)，活塞桿的熱處理工藝未達(dá)到要求。

1.5 拉伸性能

依據(jù)GB／T 228.1－2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》在距離斷口30，400，1 150mm三個(gè)不同區(qū)域取樣，試樣分別標(biāo)記為1區(qū)、2區(qū)、3區(qū)。其中，1－3，2－3，3－3試樣在軸心處取樣，其他試樣分別在靠近活塞桿外表面處取樣。在WAW－500C型微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，載荷50kN，拉伸速度0.5mm·min－1。

由表2可明顯看出，活塞桿軸心處材料強(qiáng)度相對(duì)較低。依據(jù)GB／T 3077－1999《合金結(jié)構(gòu)鋼》，38CrMoAlA鋼的屈服強(qiáng)度不小于835MPa，抗拉強(qiáng)度不小于980MPa，因此活塞桿的拉伸性能均不符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

1.6 沖擊性能

依據(jù)GB 229－2007《金屬夏比缺口沖擊試驗(yàn)方法》在距離斷口30，400，1 150mm三個(gè)不同區(qū)域制取沖擊試樣，在ZBC－300J型金屬擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，試樣標(biāo)記方法同拉伸試驗(yàn)一樣，試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

由表3可見(jiàn)，靠近斷口處的1區(qū)沖擊試樣沖擊功及沖擊韌度較高，變化大；2區(qū)沖擊試樣沖擊功及沖擊韌度最低，但較均勻；3區(qū)沖擊試樣沖擊功及沖擊韌度變化最大。依據(jù)GB／T 3077－1999《合金結(jié)構(gòu)鋼》，38CrMoAlA鋼的沖擊功應(yīng)當(dāng)不小于71J，因此除了1區(qū)外，2及3區(qū)均不滿(mǎn)足沖擊性能要求。

圖4 三個(gè)試樣的顯微組織Fig.4 Microsturcture of three specimens：（a）specimen 1＃（b）specimen 2＃and（c）specimen 3＃

1.7 硬 度

依據(jù)GB 4342－1991《金屬顯微維氏硬度試驗(yàn)方法》，在活塞桿上切取厚度為20mm的圓形試樣鋼，采用MVC－1000A1／MVC－1000D1型顯微硬度計(jì)沿圓形試樣的徑向測(cè)試硬度，得平均硬度為288.24HV。依據(jù) GB／T 3077－1999《合金結(jié)構(gòu)鋼》，38CrMoAlA鋼的硬度應(yīng)不高于229HB（相當(dāng)于239HV），但活塞桿的硬度穩(wěn)定在300HV左右，高于標(biāo)準(zhǔn)值，故活塞桿的硬度不滿(mǎn)足要求。

表2 不同試樣的拉伸性能Tab.2 Tensile properties of specimens

表3 不同試樣的沖擊性能Tab.3 Impact properties of specimens

2 斷裂原因分析

由顯微組織觀察可知，活塞桿不同部位的組織均不相同，未達(dá)到調(diào)質(zhì)要求。由于組織不一致，導(dǎo)致不同部位的綜合力學(xué)性能差別較大，特別是在斷口下方，其強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)達(dá)不到要求，在螺紋根部應(yīng)力集中區(qū)域出現(xiàn)的微裂紋就容易迅速擴(kuò)展，最終造成活塞桿斷裂事故。活塞桿顯微組織不均勻的原因在于活塞桿在淬火過(guò)程中冷卻速率過(guò)慢，經(jīng)過(guò)了C曲線(xiàn)的珠光體形成區(qū)域并在該區(qū)域停留較長(zhǎng)時(shí)間，導(dǎo)致組織中出現(xiàn)了片狀珠光體。另外，回火溫度不夠高使馬氏體未能完全轉(zhuǎn)換成索氏體［4］。因此活塞桿組織為珠光體、馬氏體及索氏體的混合組織，特別是斷口附近的組織中馬氏體體積分?jǐn)?shù)達(dá)到40%，完全不符合調(diào)質(zhì)后組織為均勻回火索氏體的基本要求。而材料的組織是影響構(gòu)件疲勞性能的重要因素，抗疲勞性能好的材料應(yīng)當(dāng)成分均勻，組織細(xì)小均勻，無(wú)內(nèi)在連續(xù)缺陷，缺口敏感性小，韌性好。在鋼的熱處理組織中，細(xì)小均勻的回火索氏體較馬氏體及珠光體加馬氏體混合組織具有更佳的疲勞抗力［5］。

3 結(jié)論與建議

活塞桿的失效形式為疲勞斷裂，裂紋起源位于第二道螺紋根部。活塞桿的熱處理工藝不當(dāng)使得活塞桿各部位組織極不均勻，導(dǎo)致活塞桿材料的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、硬度、沖擊韌度等多項(xiàng)力學(xué)性能均不滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求，特別是螺紋區(qū)域的強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)達(dá)不到要求，這是活塞桿過(guò)早發(fā)生疲勞斷裂的主要原因。

為防止類(lèi)似事故的再次發(fā)生，建議：嚴(yán)格控制活塞桿的熱處理工藝，確保材料的組織與力學(xué)性能滿(mǎn)足要求；活塞桿投入使用前，應(yīng)嚴(yán)格進(jìn)行表面質(zhì)量檢查和探傷，對(duì)服役活塞桿，應(yīng)定期進(jìn)行表面微裂紋檢驗(yàn)，預(yù)防微裂紋源誘導(dǎo)活塞桿過(guò)早發(fā)生疲勞斷裂。

［1］吳連生，張靜江，劉正義，等.機(jī)械裝備失效分析圖譜［M］.廣州：廣東科技出版社，1990：219.

［2］HULL D.Fractography：observing，measuring and interpreting fracture surface topography［M］.Cambridge，Eng：Cambridge University Press，1999：289－290.

［3］任頌贊，張靜江，陳質(zhì)如，等.鋼鐵金相圖譜［M］.上海：上?？茖W(xué)技術(shù)文獻(xiàn)出版社，2003：138，140－141.

［4］陶亦亦，潘玉嫻.工程材料與機(jī)械制造基礎(chǔ)［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2008：34－38.

［5］王國(guó)凡，趙中魁.材料成形與失效［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2002：226－228.