氫氣壓縮機活塞桿斷裂失效分析

馬小明，許 鋒

（華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣州510640）

0 引 言

氫氣壓縮機在石油化工領域應用廣泛，是石化裝置的關鍵設備，對石油化工工業的發展起著十分重要的作用。隨著煉化產業的發展，往復式氫氣壓縮機需求量迅猛躍增。與國外往復式氫氣壓縮機技術水平相比，我國在這方面的基礎理論研究落后，產品技術開發能力低，所以國內使用的大部分往復式氫氣壓縮機均由國外進口。而購買國外產品存在著問題反應慢、服務不到位等缺點，因此提高氫氣壓縮機的故障診斷技術對保障我國的氫氣壓縮機用戶的正當權益具有重要意義。據不完全統計，活塞桿斷裂在氫氣壓縮機的失效事故中十分普遍，由活塞桿斷裂引起的氫氣壓縮機連鎖破壞，甚至造成重大人員傷亡和經濟損失的事故時有發生。作者以某石化企業從國外進口的一臺氫氣壓縮機斷裂活塞桿作為研究對象，探討活塞桿失效原因，并提出改進建議。

1 理化檢驗及結果

1.1 斷口的宏觀形貌

該活塞桿在螺紋處完全斷裂成兩段，短段長約70mm，長段長約為2 330mm。短段端斷口標記為斷口1，如圖1所示，長段端斷口則標記為斷口2，如圖2所示。斷開處活塞桿直徑約為65mm。從斷口1上可以看出，斷口分為三個區域：裂紋源區、裂紋擴展區、瞬斷區；整個斷面呈輕微的凹杯形貌。裂紋源區，即弧形分界線包圍的區域，約占斷口面積八分之一，并且為下凹形貌；裂紋擴展區較為平滑，靠近邊緣處存在擦傷；瞬斷區缺口處與裂紋擴展區有較明顯的分界，該區約占斷口面積的十六分之一?；钊麠U斷口外側螺紋變形較嚴重，呈現從裂紋邊緣向斷口中心撕裂的形態。在斷口2上有兩處嚴重的撕裂，撕裂處2甚至出現了裂紋滑移及大的變形，可觀察到有兩個分層，靠近斷口的上層區域特別光滑，該處呈帶狀形態，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疲勞斷裂的特征，斷裂的起源處位于第二道螺紋根部過渡圓角處。斷口上弧形分界線為疲勞斷口上的前沿線，由于斷口上僅存在一條前沿線，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。瞬斷區遠離斷口中心部位，表明活塞桿在此處所受外力較小，瞬斷區的面積相對于整個斷口而言較小，初步判斷此處材料韌性較好［1］。活塞桿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，在超聲波里經丙酮反復清洗之后，置于HITACHI S3700型掃描電子顯微鏡下觀察。從圖3可見，裂紋源區內裂紋擴展在位置1受到較大阻力，在此處被截斷后擴展到位置2時出現分叉，因此導致了靠近活塞桿外表面的環向撕裂；裂紋擴展區的近源區可見許多凹凸不平的疲勞斷片，疲勞斷片上均布著疲勞輝紋；裂紋擴展區上密布著呈不同開裂方向的二次裂紋，并且局部可見細小的坑狀形貌，表明材料的脆性較高；瞬斷區存在臺階狀形貌，說明該處為高應力的快速斷裂區域［2］。

圖3 疲勞斷口不同區域的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 化學成分

活塞桿的材料為38CrMoAlA鋼。采用Panalytical型X射線熒光光譜儀和高頻紅外碳硫分析儀對斷裂失效的活塞桿進行化學成分分析，結果見表1。

表1 失效的活塞桿化學成分（質量分數）Tab.1 Chemical composition of the failed piston rod（mass）%

化學成分分析結果表明，所有元素的含量均符合GB／T 3077－1999《合金結構鋼》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記為1＃，2＃，3＃。對金相試樣進行研磨拋光，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型光學顯微鏡進行顯微組織觀察。

由圖4可見，1＃試樣的組織為馬氏體、索氏體的混合組織，馬氏體體積分數約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］。

結果表明，活塞桿各部位組織不均勻。調質處理過的活塞桿主要組織應該為回火索氏體。可見，活塞桿的熱處理工藝未達到要求。

1.5 拉伸性能

依據GB／T 228.1－2010《金屬材料室溫拉伸試驗方法》在距離斷口30，400，1 150mm三個不同區域取樣，試樣分別標記為1區、2區、3區。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型微機控制電液伺服萬能試驗機上對試樣進行拉伸試驗，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度相對較低。依據GB／T 3077－1999《合金結構鋼》，38CrMoAlA鋼的屈服強度不小于835MPa，抗拉強度不小于980MPa，因此活塞桿的拉伸性能均不符合標準要求。

1.6 沖擊性能

依據GB 229－2007《金屬夏比缺口沖擊試驗方法》在距離斷口30，400，1 150mm三個不同區域制取沖擊試樣，在ZBC－300J型金屬擺錘沖擊試驗機上進行沖擊試驗，試樣標記方法同拉伸試驗一樣，試驗結果如表3所示。

由表3可見，靠近斷口處的1區沖擊試樣沖擊功及沖擊韌度較高，變化大；2區沖擊試樣沖擊功及沖擊韌度最低，但較均勻；3區沖擊試樣沖擊功及沖擊韌度變化最大。依據GB／T 3077－1999《合金結構鋼》，38CrMoAlA鋼的沖擊功應當不小于71J，因此除了1區外，2及3區均不滿足沖擊性能要求。

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

1.7 硬 度

依據GB 4342－1991《金屬顯微維氏硬度試驗方法》，在活塞桿上切取厚度為20mm的圓形試樣鋼，采用MVC－1000A1／MVC－1000D1型顯微硬度計沿圓形試樣的徑向測試硬度，得平均硬度為288.24HV。依據 GB／T 3077－1999《合金結構鋼》，38CrMoAlA鋼的硬度應不高于229HB（相當于239HV），但活塞桿的硬度穩定在300HV左右，高于標準值，故活塞桿的硬度不滿足要求。

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，未達到調質要求。由于組織不一致，導致不同部位的綜合力學性能差別較大，特別是在斷口下方，其強度遠遠達不到要求，在螺紋根部應力集中區域出現的微裂紋就容易迅速擴展，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程中冷卻速率過慢，經過了C曲線的珠光體形成區域并在該區域停留較長時間，導致組織中出現了片狀珠光體。另外，回火溫度不夠高使馬氏體未能完全轉換成索氏體［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數達到40%，完全不符合調質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件疲勞性能的重要因素，抗疲勞性能好的材料應當成分均勻，組織細小均勻，無內在連續缺陷，缺口敏感性小，韌性好。在鋼的熱處理組織中，細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?；钊麠U的熱處理工藝不當使得活塞桿各部位組織極不均勻，導致活塞桿材料的屈服強度、抗拉強度、硬度、沖擊韌度等多項力學性能均不滿足標準要求，特別是螺紋區域的強度遠遠達不到要求，這是活塞桿過早發生疲勞斷裂的主要原因。

為防止類似事故的再次發生，建議：嚴格控制活塞桿的熱處理工藝，確保材料的組織與力學性能滿足要求；活塞桿投入使用前，應嚴格進行表面質量檢查和探傷，對服役活塞桿，應定期進行表面微裂紋檢驗，預防微裂紋源誘導活塞桿過早發生疲勞斷裂。

［1］吳連生，張靜江，劉正義，等.機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，陳質如，等.鋼鐵金相圖譜［M］.上海：上?？茖W技術文獻出版社，2003：138，140－141.

［4］陶亦亦，潘玉嫻.工程材料與機械制造基礎［M］.北京：化學工業出版社，2008：34－38.

［5］王國凡，趙中魁.材料成形與失效［M］.北京：化學工業出版社，2002：226－228.