天然氣發動機活塞缸套碎裂故障分析

馮丞科，張舉，廖建，陳建潤，弋山，姜越

（1.中國石油西南油氣田分公司重慶氣礦，重慶 400707；2.中國石油西南油氣田分公司梁平采輸氣作業區，重慶 405200；3.中國石油西南油氣田分公司開州采輸氣作業區，重慶 405400）

某增壓站12SGTD/WH64天然氣壓縮機組為中速分體機，設計排量60×104m3/d，用于對某氣田井站單井氣集中增壓，輸送到中心站脫水外輸。2010年10月投產，累計運行23367．18小時。

機組為二級壓縮，進氣壓力1．8MPa，一級排壓 3．4MPa， 二 級 排 壓 6．0MPa， 動 力 缸 排 溫 450 ～480℃，日處理氣量60萬方米，機組負荷率66%。12SGTD天然氣發動機主要運行參數見表1。

表1 12SGTD天然氣發動機主要運行參數

1 故障描述

4#壓縮機組04:35因發動機扭矩大停機，檢查發現該機組發動機曲軸箱潤滑油乳化，L6缸進氣門彈簧斷，缸套、活塞頂部和裙部碎裂、進氣門有明顯擠壓痕（圖1）。

2 參數變化描述

增壓站現場DCS記錄顯示，4#壓縮機組凌晨3:45:54停機，停機前轉速818r/min，幾無波動，除故障前9．5小時開始L1缸不點火外，其余11個缸點火正常，其中L6缸507℃，R6缸496℃。

在DCS上羅列出發動機轉速、扭矩、功率、排溫、夾套水壓、振動等參數的趨勢記錄，進行數據的逐點比對，綜合匯總數據見表2。

由表2可見，從故障始發到保護停機整個過程持續50秒：故障發生5秒后L6缸不工作，排氣溫度由507℃逐步降低；故障發生26秒后發動機水套進氣，水壓由0．22MPa瞬間上升到0．29MPa；故障發生49秒后發動機轉速由818r/min下降到677r/min，發動機扭矩由78增大到118，實現保護停機。

圖1 L6缸損壞的活塞和缸套

3 故障原因分析

從初步解體情況結合DCS數據，對此次4#壓縮機組L6缸故障原因分析如下。

在4#壓縮機組運行23367．18小時后，部件進入疲勞期，存在故障風險。

初始故障發生在L6缸的活塞第3道環槽處。分析認為，活塞在第3道環槽處存在應力集中部位，在交變載荷沖擊下，應力集中部位出現裂紋，并快速發生延展，造成活塞頂部斷裂是事故發生的根源。

碎裂的活塞頂部擊打、擠壓缸套，使缸套出現裂紋，并延展貫穿。貫穿裂紋的出現，使氣缸燃燒室壓縮氣有了進入水套。大量壓縮氣進入水套，水壓明顯升高。3:45:49發動機高扭矩停機故障保護動作，實現保護停機。

表2 參數變化對比及故障過程分析表

3.1 活塞初始故障分析

活塞在工作過程中，受到來自燃燒室的交變載荷和熱負荷影響，即燃燒壓力與活塞熱效應產生的應力總和，應力集中部位易發初始裂紋，如圖2所示。

圖2 活塞受力情況示意

通過實驗室有限元分析顯示，活塞第3道環槽底部油道口部位存在高應力，如圖3、4所示。

圖3 有限元分析顯示在活塞環槽有高應力

圖4 有限元分析顯示在內部油道有高應力

此數據基本確認了初始故障起源于第3道活塞環槽底部的油道區域，如圖5所示。

圖5 活塞環槽處初始裂紋示意

針對實驗室有限元檢測分析，對活塞的薄弱環節做了設計改進（圖6）：第一，在活塞內壁上部環區和穹頂增加材料，提高強度；第二，設計取消了內部油道，環槽底部采用“R”過渡，改善活塞局部薄弱部位的強度；第三，在內部油腔添加擋板。

3.2 缸套掉塊及裂紋現象分析

通過對L6缸套的橫向裂紋觀察，位于缸套燃燒室位置的兩道貫穿裂紋平行，長度大于周長的1/4，間隔100mm，上部一道裂紋在凸臺水封處，如圖7所示。

圖6 活塞的工藝改進

圖7 L6缸套燃燒室部位掉塊及裂紋

從裂紋位置分析，認為是活塞頂部斷脫后，掉塊在缸內不斷擊打、頂壓缸蓋、活塞和缸套，活塞的頂部和裙部破損，導致活塞擺動量增加，連同活塞頂部掉塊，對缸套位于燃燒室部分的內壁沖擊，使缸套產生裂紋并最終碎裂。

4 結論與措施

4.1 單缸長時間不點火是故障誘因之一

天然氣壓縮機組運行過程中的參數變化，發動機單缸不點火或間斷點火，會造成其他缸的負載增加，這一般會反映在缸溫變化上，長時間的動力缸負載大（缸溫超高）會加大燃燒室故障發生的風險，需重視運行中參數異常的及時處置。

4.2 活塞環槽熱應力集中部位的設計缺陷是故障根源

通過使用有限元分析程序對活塞進行建模和有限元分析計算，找到了環槽油道的熱應力集中部位，為設計改進提供了理論依據。

[1]李維特，黃保海．熱應力理論分析及應用[M]．中國電力出版社．

[2]顧衛東．超臨界汽輪機高壓缸有限元熱應力分析．