14-3HHE-VL-3型壓縮機托瓦活塞環斷裂原因分析

宋子良(鎮海石化建安工程有限公司，浙江 寧波 315000)

0 引言

該公司C3102AB往復機投產于2002年8月，剛開始投用機組運行正常。自2003年6月開始一、二級缸出現間斷性雜音，分別在2003年6月和2005年10月進行了兩次專題檢修，但此問題仍然遺留。在后續的生產中該問題反復出現，根據拆解情況，對應活塞環的缺陷比較明顯。2009年和2013年檢修后開機運行不到一周就出現間歇性雜音，后拆解發現活塞環碎裂。針對該型往復機活塞環短期失效的問題亟需進行攻關解決，文章旨在通過分析和論證，總結出活塞環失效的具體原因所在，通過對整個攻關過程的整理，得出一套可行的方案，真實有效地解決所面臨的問題，維護好機組的平穩運行。

1 原因分析

1.1 托瓦、活塞環失效情況

從圖1托瓦失效照片來看，整個失效的狀態類似高溫熔化狀或者說介質與托瓦存在反應現象。通過參數表來分析該機一、二級缸的排氣溫度最高也不過120 ℃且氣缸內采用的是注油潤滑?；钊h和托瓦的材質是相同的。從圖2活塞環失效照片來看，活塞環的損壞集中在邊緣地帶，類似撞擊剝落和本身的材料致密性和融合性不佳相結合產生，也不能排除介質與其反應的可能。從實物狀態來看，斷口位置在活塞環斜口端，從斷面分析來看因為活塞環開后間隙不足，導致斜口擠壓撕裂。這些斷裂現象分別指向了三個方向：

(1)由于活塞環和托瓦的結構設計不合理，導致工作狀態下，潤滑效果差，摩擦熱量高；

(2)材質和加工工藝存在問題，耐用性差；

(3)熱膨脹間隙設計不合理。

圖1 托瓦失效照片

圖2 活塞環失效照片

1.2 失效原因分析

原始托瓦、活塞環的設計全部是整段式的結構，托瓦兩側設計有泄壓槽，活塞環為普通斜口型。具體結構如圖3、圖4所示。

圖4 活塞環結構照片

這種結構在其他設備上也有使用，但摩擦過熱產生熔化的還未發生過。從拆解下來的實物觀察，托瓦兩側面的平整度尚可，與過熱熔化的現象不完全符合。根據廠家提供的資料托瓦、活塞環的材質為PTFE(聚四氟乙烯)，正常使用溫度可以達到250 ℃，與120 ℃的排氣溫度相比，實際托瓦和活塞環在工作狀態下的溫度不會高于250 ℃。從現場實地查看來看，氣缸內存在一定量的潤滑油，不存在缺油的現象。該存量的潤滑油也不足以形成破壞性的液擊，致使托瓦產生這么嚴重的損壞。

圖5中左側的托瓦為后采購的新件，右側的為使用后狀態尚可的舊托瓦，從兩者的外觀來分析，新的托瓦在加工精度、材料的致密性方面均遠遠不如舊托瓦，而且進一步細看的話還能發現舊托瓦內有黃色小顆粒物，而新托瓦內有明顯的白色四氟顆粒。從實際使用效果來看新托瓦壽命非常短暫。

圖5 新舊托瓦對比

廠家提供了一份二級活塞環設計參數：二級活塞環的寬度為13 mm，軸向間隙為0.20～0.25 mm，材料的熱膨脹系數為6×10-5，假設環境溫度為20 ℃，則溫差達到100 ℃，計算可得工作狀態下活塞環的熱膨脹量為0.055 mm，是設計間隙值的1/4，還有余量?；钊h間隙大小所產生的問題如圖6所示。

圖6 活塞環間隙大小所產生的問題

二級缸活塞環的直徑為406.4 mm，活塞環開口間隙值設計為10 mm，熱膨脹系數6×10-5，假設環境溫度為20 ℃，則溫差達到70 ℃，計算可得工作狀態下活塞環的熱膨脹量為5.35 mm，按照設計不存在開口脹死的問題。

1.3 小結

根據上述分析基本可以判斷，在托瓦和活塞環的結構設計上不是問題形成的主要原因，但是如果后期進行改型，在結構上還有一定的優化空間。針對活塞環的材質以及加工工藝，通過對比，各批次之間還是存在一定的變化。對外觀不佳的托瓦、活塞環備件在直角邊部位用手指甲蹭壓也能使其脫落。對于膨脹間隙，我們對斷裂的活塞環進行了采樣試驗，實測得到的膨脹系數大于9×10-5，根據這個計算膨脹量，算得活塞環斜口位置的膨脹量為10.2 mm，軸向膨脹量為0.104 mm。實際在活塞體經過一定時間的運行之后，活塞環槽和托瓦槽的寬度均有所磨損導致尺寸變大。特別是活塞環槽，檢測已經呈現喇叭口形狀。根據這個情況運行中斜口位置將發生頂死現象，與之前斜口端斷裂狀況吻合。而軸向間隙隨著時間推移已經越來越大，當活塞體運動時，活塞環和托瓦前后撞擊環槽兩側面，由于材料粘合效果和致密性不好，逐層脫落，脫落物再擠壓磨損，造成了最終的損壞狀態。綜上，我們得出了改進的方向：

(1)更換托瓦、活塞環的供貨商，提升材質，提高加工工藝水平；

(2)重新設計熱膨脹預留間隙值；

(3)對托瓦的結構形式進行升級。

軸向間隙變大后托瓦撞擊環槽示意圖如圖7所示。

圖7 軸向間隙變大后托瓦撞擊環槽示意圖

2 改進

2.1 改進措施

從實際的損傷來看，托瓦的狀態更加惡劣，在上述的分析過程中，雖然托瓦采用兩側開設泄壓槽的設計方式，相對比較簡單，為確保改造的效果更加理想，在保證不改變原有設計理念的基礎上進行優化。

從圖8中可以看出，經過托瓦處壓力P1，P2產生了壓差，壓差將對托瓦形成一個壓向氣缸的力，從而成為托瓦摩擦力的一個來源。摩擦力越大，托瓦產生的熱量越大，磨損加快，更加容易失效。從對托瓦的工作要求而言，我們希望托瓦只是承載活塞體組件的質量，起到支撐作用，免其擔任活塞環的密封作用，所以結構改型上，我們采用了圖9的形式。帶斜切口，有側向和表面泄壓槽，充分減少氣體壓力對環的影響，泄壓槽的方向相互錯列，防止托瓦的轉動，減少磨損。同時，將對材質進行升級，由原先的PTFE材質升級為PTWFE(企業內部代號)，之所以未采用CRPTFE(加碳纖維)，主要目的在于PTWFE內部添加的是鈦酸鉀晶須，相比于碳纖維而言更加的細，混合后可以使復合材料更加的均勻，使用效果更好[1]。

圖8 托瓦受壓示意圖

圖9 新托瓦結構

根據我們的意見加工廠家標注了圖紙尺寸：開口間隙為16 mm，托瓦軸向間隙為0.55～0.65 mm，該材質熱膨脹系數為12×10-5，環境溫度為20 ℃。計算托瓦的溫差Δt=出口溫度-入口溫度/2+10 ℃+ (入口溫度-環境溫度)

計算可得托瓦在正常工作狀態下的溫升為70 ℃。按熱膨脹計算公式：

σ=λ×L×Δt=0.000 12×3.14×406×70=10.7 mm＜16 mm，開口間隙安全。

σ=λ×L×Δt=0.000 12×63×70=0.52 mm＜0.55 mm，側向間隙安全。

針對活塞環部分，其結構無明顯的缺陷，所以整體改造按照材料升級展開。首先方案一：將活塞環的材質升級為PTWFE，詳細圖紙如圖10所示。

圖10 方案一活塞環改造示意圖

根據圖紙上的尺寸開口間隙值為13.2 mm，軸向間隙值為0.37～0.42 mm，該材質熱膨脹系數為12×10-5，環境溫度為20 ℃。計算活塞環的溫差Δt=出口溫度-入口溫度/2+10 ℃+ (入口溫度-環境溫度)

計算可得活塞環在正常工作狀態下的溫升為70 ℃。按熱膨脹計算公式：

σ=λ×L×Δt=0.000 12×3.14×406×70=10.7 mm＜13.2 mm，開口間隙安全。

σ=λ×L×Δt=0.000 12×12.5×70=0.10 5mm＜0.37 mm，側向間隙安全。

方案二：將活塞環的材質升級為PEEK(聚醚醚酮)。該材質具有耐高溫260 ℃、機械性能優異、自潤滑性好、耐化學品腐蝕、阻燃、耐剝離性、耐磨性、耐強硝酸、濃硫酸、抗輻射、超強的機械性能等特點［3］。

由于PEEK材料總體的“鋼性”要比一般的PTWFE材質要高很多，所以想要制作成一整根的結構會對后期的安裝造成較大的困難，很難掰開且安裝過程開口過大容易使其折斷。PEEK材質的熱膨脹系數接近于鋁，在2.3×10-5左右(添加物不同該系數會有變化)，所以應重新調整斜口開口間隙和活塞環側向間隙。調整以開口間隙接近熱膨脹間隙但必須確保不脹死，側向間隙在熱膨脹后還留有0.20 mm左右為原則。另外，由于廠家磨具沒有2段式的，所以將其改成3段式的結構，較2段式結構，在安裝上難度要稍高一些[2]。

2.2 改進范圍

根據之前的運行情況，一、二級缸托瓦活塞環發生故障現象概率相同，為了確保改造性質的穩定和節約成本考慮，且二級缸的壓力相對而言更加高一些，故先對二級缸提起改造。改造的詳細方案如下：托瓦材質升級為PTWFE，加工數量二級缸2套，寄售庫物資編碼保持不變；活塞環材質升級為PTWFE，加工數量二級缸1套，寄售庫物資編碼保持不變；另再加工1套二級缸活塞環，材質升級為PEEK，暫時不進行物資編碼，待使用后再結算。改造從2016年3月開始。

3 結語

2016年3月21日, C3102B往復機計劃中修，利用本次中修機會，先將PTWFE材質的托瓦、活塞環進行了安裝試用。安裝后運行至2017年1月6日，機組解體后檢查托瓦、活塞環情況，未發現托瓦、活塞環碎裂以及嚴重磨損的現象。將PTWFE材質的托瓦和PEEK三段式的活塞環安裝試用。安裝后運行至2019年2月18日解體中修，檢查托瓦、活塞環情況，磨損正常無碎裂現象。同步比對活塞環槽、托瓦槽寬度和氣缸直徑的變化，根據前后兩次的比對，活塞環、托瓦槽寬無明顯增加，氣缸直徑無明顯變大。這意味著新材質的托瓦、活塞環在材質升級后并未在自身各方面提高后反向造成活塞體和氣缸的過大磨損。從兩次試用的結果來看，均滿足實際使用的需求，考慮到PEEK材質的活塞環較PTWFE材質的活塞環在生產成本上更加高，且結構為3段式，現場安裝難度較大。

綜合考慮后決定采取材質均升級為PTWFE這個方案。至此，本次改造已經全部實現初始設定的目標，改造結果非常成功。文章通過對此次改造過程問題的分析和總結，并通過試驗得到了一些相關經驗，希望能為同類設備在今后處理類似問題上提供一些借鑒。