鄧 晶，李 強(qiáng)，曾柏森，黃 禧，盧福志

(1.中國(guó)石油集團(tuán)濟(jì)柴動(dòng)力有限公司成都?jí)嚎s機(jī)分公司，四川 成都 610100；2.中國(guó)石油塔里木油田分公司塔西南勘探開發(fā)公司澤普油氣開發(fā)部阿克采氣作業(yè)區(qū)，新疆維吾爾自治區(qū)喀什地區(qū) 844800；3.加拿大中加壓縮機(jī)撬及管道工程公司，卡爾加里 加拿大)

1 引言

往復(fù)壓縮機(jī)的氣體壓縮是在氣缸內(nèi)完成的。壓縮機(jī)曲軸運(yùn)轉(zhuǎn)一圈，活塞就運(yùn)動(dòng)一個(gè)來回完成吸氣和壓縮的周期。在此過程中，壓縮缸體內(nèi)的氣體載荷也經(jīng)歷一次從吸氣時(shí)的最低值到壓縮時(shí)的最高值的變化，在氣缸內(nèi)部產(chǎn)生交變循環(huán)應(yīng)力。氣體壓縮過程中，其溫度會(huì)升高，在缸體內(nèi)形成一個(gè)溫度場(chǎng)。該溫度場(chǎng)產(chǎn)生的溫度載荷加上氣體力產(chǎn)生的交變循環(huán)載荷極易在缸體內(nèi)產(chǎn)生疲勞裂紋，導(dǎo)致氣缸失效甚至報(bào)廢。在交變循環(huán)載荷的作用外，下列因素會(huì)加快缸體內(nèi)產(chǎn)生宏觀裂紋，如結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理，材質(zhì)不滿足要求，材料存在初始缺陷，制造加工工藝不完善或熱處理不滿足要求等。因此，氣缸一旦因產(chǎn)生宏觀裂紋而失效，要確定裂紋產(chǎn)生原因相對(duì)較復(fù)雜。

本文使用有限元法對(duì)某高壓失效氣缸進(jìn)行了應(yīng)力分析，結(jié)合電鏡掃描、磁粉探傷、酸蝕檢查、機(jī)械性能測(cè)試、化學(xué)成分分析及金相檢測(cè)等，成功找到了氣缸在短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生裂紋并失效的原因，為避免以后同類事故的發(fā)生提供了一個(gè)參考實(shí)例。

2 氣缸裂紋簡(jiǎn)述

某高壓氣缸(圖1)運(yùn)行過程中很短時(shí)間內(nèi)在氣缸內(nèi)壁產(chǎn)生長(zhǎng)度約280 mm裂紋，該裂紋貫穿進(jìn)氣閥孔和排氣閥孔，導(dǎo)致氣缸失效，如圖2所示。為了找到裂紋產(chǎn)生原因，首先對(duì)氣缸進(jìn)行有限元分析，以確定氣缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是否合理及缸內(nèi)應(yīng)力是否超標(biāo)。

圖1 氣缸組裝三維模型

圖2 氣缸內(nèi)壁裂紋

3 氣缸三維有限元模型

考慮到氣缸對(duì)稱性結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，只需對(duì)其一半的結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算。這樣可以大大提高計(jì)算效率及節(jié)省計(jì)算時(shí)間。其沿軸線豎直平面對(duì)稱的有限元模型如圖3所示。該有限元模型只包括了缸體結(jié)構(gòu)本身，其它組合件如活塞、活塞桿以及氣閥等沒有包含在本分析中。氣缸缸體的材料特性如表1所示。

表1 氣缸缸體有限元模型中的材料特性參數(shù)

圖3 氣缸缸體結(jié)構(gòu)有限元分析模型

該有限元模型包含有限元溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)兩個(gè)分析模型。這2個(gè)模型采用了相同的單元分布。并在應(yīng)力集中區(qū)域，即進(jìn)氣閥室通道和排氣閥室通道，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行了局部細(xì)化，以更加準(zhǔn)確計(jì)算該處應(yīng)力分布。

氣缸溫度場(chǎng)的分析采用對(duì)流換熱邊界條件，需根據(jù)其不同部位選取對(duì)應(yīng)的參數(shù)。在氣缸內(nèi)部，氣體溫度取進(jìn)、排氣溫度的平均值，缸內(nèi)表面換熱系數(shù)取為71.3 W/m2·℃。從氣缸進(jìn)氣法蘭到進(jìn)氣閥之間氣缸通道的氣體溫度為進(jìn)氣溫度，從氣缸排氣閥到排氣法蘭之間氣缸通道的氣體溫度為排氣溫度，其換熱系數(shù)均為26.5 W/m2·℃。氣缸缸體外部的氣體溫度為大氣溫度，其換熱系數(shù)取為11.3 W/m2·℃。

氣缸應(yīng)力場(chǎng)分析采用的邊界條件如下：根據(jù)其安裝方式，在氣缸軸端與中體連接部位施加水平方向位移約束，在伸入中體的圓柱面上施加旋轉(zhuǎn)方向旋轉(zhuǎn)約束；根據(jù)其對(duì)稱性，在對(duì)稱面上施加對(duì)稱約束。

壓縮機(jī)運(yùn)行過程中，氣缸同時(shí)承受溫度載荷和壓力載荷。分析時(shí)將溫度載荷和壓力載荷分開加載：

(1)載荷1：只有溫度載荷，即壓縮缸進(jìn)氣溫度57 ℃、排氣116 ℃。

(2)載荷2：在溫度載荷上增加進(jìn)、排氣氣體壓力載荷，即氣體進(jìn)氣壓力19.33 MPa、排氣壓力42.77 MPa

分析求解包括2個(gè)過程：一是求解缸體的溫度場(chǎng)分布；二是求解缸體在氣體壓力載荷作用下的應(yīng)力分布。

在氣缸溫度場(chǎng)分布計(jì)算中，施加相應(yīng)的熱邊界條件，計(jì)算得到整個(gè)氣缸溫度場(chǎng)分布。在氣缸應(yīng)力分布計(jì)算中，采用了2個(gè)荷載步逐步加載。其中，第一個(gè)荷載步是讀入前面計(jì)算的溫度場(chǎng)分布來施加溫度載荷；第二個(gè)荷載步是施加氣缸內(nèi)氣體進(jìn)、排氣壓力。

4 氣缸有限元分析結(jié)果

4.1 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

圖4和圖5分別顯示了計(jì)算得到的氣缸內(nèi)表面溫度分布和缸體外表面溫度分布。可以看到缸體在垂直方向上，自進(jìn)氣口到排氣口溫度逐步升高。在水平方向上，自氣缸內(nèi)部向氣缸兩端溫度逐步降低。就壓縮缸內(nèi)外壁而言，溫度內(nèi)高外低。內(nèi)、外表面溫度約最高68 ℃和最低54 ℃。這是因?yàn)閴嚎s缸外表面與大氣直接接觸，有換熱過程，限制了壓縮缸體溫度的進(jìn)一步升高。此溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果在后面的應(yīng)力計(jì)算中，被作為溫度載荷輸入。

圖4 氣缸缸體內(nèi)表面溫度場(chǎng)分布

圖5 氣缸缸體外表面溫度場(chǎng)分布

4.2 溫度和氣體壓力作用下的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果-軸端壓縮及蓋端壓縮

圖6及圖7分別顯示了氣缸在溫度和氣體壓力載荷聯(lián)合作用下軸端壓縮：軸端排氣、蓋端吸氣工作狀態(tài)及蓋端壓縮：蓋端排氣、軸端吸氣工作狀態(tài)的應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果。從圖中可以看出，應(yīng)力最大值分別出現(xiàn)在軸端氣缸內(nèi)孔與氣閥通道孔相貫處及蓋端氣缸內(nèi)孔與氣閥通道孔相貫處。

圖6 軸端壓縮時(shí)缸體內(nèi)部應(yīng)力分布圖

圖7 蓋端壓縮時(shí)缸體內(nèi)部應(yīng)力分布

5 有限元分析結(jié)果討論

從上面分析結(jié)果可以看到，氣缸裂紋發(fā)生區(qū)域計(jì)算得到的最大應(yīng)力值為273.64 MPa，低于材料的疲勞強(qiáng)度394.95 MPa，裂紋發(fā)生區(qū)域的應(yīng)力滿足要求。另外，壓縮機(jī)運(yùn)行過程中氣缸最大應(yīng)力位置總是發(fā)生在缸內(nèi)孔與氣閥通道孔的相貫處，這是因?yàn)樵谙嘭灳€處，缸內(nèi)氣壓引起的氣缸內(nèi)壁環(huán)向應(yīng)力和氣閥閥孔內(nèi)壁環(huán)向應(yīng)力在交貫線處疊加，在相貫線和缸體的垂直中截面交點(diǎn)處，兩環(huán)向應(yīng)力正好方向相同，合成應(yīng)力正好相加，此處合成應(yīng)力最大。同時(shí)可以看到，氣缸最大應(yīng)力值位置在吸氣、壓縮和排氣的循環(huán)過程中是變化的。在壓縮機(jī)曲軸循環(huán)運(yùn)動(dòng)過程中，最大應(yīng)力位置在軸端和蓋端的缸內(nèi)孔與氣閥通道孔的相貫處交替出現(xiàn)。氣缸由于應(yīng)力超標(biāo)而產(chǎn)生裂紋最有可能的位置是缸內(nèi)孔與氣閥通道孔的相貫處，而實(shí)際運(yùn)行過程中該處并未產(chǎn)生裂紋。說明氣缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)沒有問題。因此需要從其它方面來查找原因如：材質(zhì)是否滿足要求，材料是否存在初始缺陷，制造加工工藝是否完善以及熱處理是否滿足要求等。

6 氣缸裂紋及氣缸內(nèi)壁表面檢測(cè)結(jié)果

排除了缸體內(nèi)應(yīng)力超標(biāo)及氣缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)缺陷導(dǎo)致裂紋的可能性后，為了找到裂紋產(chǎn)生原因，對(duì)氣缸材料進(jìn)行了機(jī)械性能測(cè)試及化學(xué)成份檢測(cè)。機(jī)械性能測(cè)試結(jié)果為氣缸材料42CrMo抗拉強(qiáng)度851～868 MPa，屈服強(qiáng)度618～634 MPa，斷后伸長(zhǎng)率14%～16%，斷面收縮率43%～49%。機(jī)械性能測(cè)試結(jié)果表明其斷面收縮率正常，斷口正常，沒有氫致斷口特征。在斷口附近取樣進(jìn)行化學(xué)分析，分析結(jié)果表明其化學(xué)成分符合42CrMo材質(zhì)要求。另外，低倍組織及非金屬夾雜物檢查均正常。排除了材料缺陷導(dǎo)致裂紋的可能性。

然后對(duì)氣缸裂紋進(jìn)行了宏觀和微觀分析。宏觀分析時(shí)，將氣缸內(nèi)壁兩條裂紋打開，發(fā)現(xiàn)斷口呈現(xiàn)為疲勞斷口，斷口平整；裂紋從氣缸內(nèi)壁分別向兩邊氣閥通道孔擴(kuò)展并貫穿；內(nèi)壁斷口存在較多臺(tái)階，斷口上沒有觀察到明顯的原始缺陷區(qū)域。從斷口宏觀形貌看該斷口屬于從氣缸內(nèi)壁起始的多源疲勞斷口。在斷口起源部分取樣用超聲波清洗后在掃描電鏡下可以觀察到疲勞源區(qū)存在較明顯的應(yīng)力臺(tái)階，未見夾雜物或孔洞類冶金缺陷。

同時(shí)對(duì)氣缸內(nèi)壁進(jìn)行了磁粉探傷及酸蝕觀察。磁粉探傷發(fā)現(xiàn)氣缸內(nèi)壁表面存在大量單向均勻分布小裂紋。對(duì)氣缸內(nèi)壁用10%硝酸水溶液擦蝕后可以觀察到其表面有大量分布均勻的縱向小裂紋，沒有磨削燒傷痕跡。

在斷口附近取樣，經(jīng)制樣后測(cè)量得到裂紋深度0.65 mm，裂紋位于回火區(qū)邊緣。同時(shí)檢查淬火層發(fā)現(xiàn)其深度0.75～1.00 mm，淬火帶寬度最大約4.50 mm，相鄰淬火帶相互重疊，如圖13所示。對(duì)于激光淬火，相鄰淬火帶間的距離要求為1.5～2.0 mm。淬火帶相互重疊意味著后面淬火帶加熱過程中，將對(duì)前道淬火帶重疊區(qū)進(jìn)行回火，容易導(dǎo)致前道淬火帶的回火區(qū)邊緣開裂。因此可以判斷氣缸內(nèi)壁大量細(xì)小裂紋是由于激光淬火工藝不當(dāng)導(dǎo)致的。

7 初始裂紋對(duì)氣缸疲勞壽命的影響

上文提到由于氣缸內(nèi)壁激光淬火不滿足工藝要求導(dǎo)致內(nèi)部產(chǎn)生初始裂紋。對(duì)有初始裂紋的氣缸，其疲勞壽命NC可以通過下式估算

NC=(0.273e3.378φ+0.731)-3.07N0

(1)

式中N0是無初始缺陷氣缸的疲勞壽命，是裂紋深度。對(duì)深度0.65 mm裂紋，通過式(1)可以得到其疲勞壽命降低為原始?jí)勖?.9%?？紤]到引起氣缸宏觀裂紋的初始裂紋已擴(kuò)展，其尺寸無法測(cè)量，但其深度比0.65 mm要大的可能性很高。如果按該初始裂紋進(jìn)行計(jì)算的話，氣缸實(shí)際疲勞壽命應(yīng)該比原始?jí)勖?.9%還要低。因此，該初始裂紋的快速擴(kuò)展會(huì)使氣缸在很短時(shí)間內(nèi)因產(chǎn)生宏觀裂紋而失效。

8 結(jié)論

綜上所述，氣缸短時(shí)間內(nèi)開裂是由于其內(nèi)表面的大量縱向細(xì)小裂紋在溫度和氣體壓力載荷聯(lián)合作用下引發(fā)的疲勞擴(kuò)展。有限元分析結(jié)果表明，氣缸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足疲勞強(qiáng)度要求。機(jī)械性能測(cè)試及化學(xué)成份檢測(cè)排除了氣缸材料存在缺陷的可能性。對(duì)裂紋及氣缸內(nèi)壁的宏觀及微觀檢測(cè)結(jié)果表明，氣缸內(nèi)壁激光淬火不滿足要求會(huì)導(dǎo)致其表面產(chǎn)生大量初始裂紋。該初始裂紋在氣缸內(nèi)交變應(yīng)力作用下快速擴(kuò)展，使氣缸在短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生疲勞破壞，極大地降低了氣缸的使用壽命。