压缩机压阀罩断裂失效分析.pdf

第4 3 卷第6 期化工机械 8 2 9 压缩机压阀罩断裂失效分析 初泰安+ ( 中国石化长城能源化工( 宁夏) 有限公司) 摘要 某公司芳烃重整装置往复式压缩机中压阀罩在使用两个月后出现开裂。为查明失效原因，通 过S E M 、金相观察及有限元分析等方法进行检验分析。结果表明：压阀罩受力过大是引起开裂的主要原 因，材料内部磷共晶含量偏高和石墨分布不均加剧了开裂。 关键词压缩机压阀罩失效分析有限元铸铁 中图分类号T Q 0 5 1 2 1 文献标识码 B 文章编号0 2 5 4 6 0 9 4 ( 2 0 1 6 ) 0 6 0 8 2 9 0 4 某公司芳烃厂往复式压缩机( 型号2 D 1 0 ) 中 压阀罩在使用两个月后出现变形开裂，影响压缩 机正常运行。为查明失效原因，对压阀罩开裂原 因进行分析。1 。 压阀罩为压缩机内部零件，材料为H T 2 5 0 ，其 上下端面分别与法兰和外壳接触，被法兰压紧。 法兰上均布1 2 个规格为M 3 0 的螺栓，每个螺栓 紧固扭矩为12 6 0 N m ，发生变形开裂后，螺栓扭 矩降为9 0 0 N m 。 1 宏观形貌分析 失效后的压阀罩如图1 所示。下端面周向上 均匀分布6 条轴向裂纹，长度基本一致，裂纹贯穿 内外壁。在压阀罩环向变截面处，沿周向均匀分 布沿环向扩展的裂纹，裂纹长度接近压阀罩中部 开孔宽度。 图1压阀罩宏观照片及局部取样位置 2 断口分析 在失效后的压阀罩上进行取样，因轴向和环 向裂纹在圆周上均匀分布，位置和长度基本一致， 故取典型的轴向( 18 ) 和环向( 2 。) 裂纹试样各一 处，取样位置如图1 所示。 对两处试样断面进行观察发现：断口表面无 明显塑性变形，有明显的人字或山形条纹，为典型 的脆性断裂特征；断口表面氧化生锈，1 试样氧化 程度从压阀罩下端面沿轴向逐渐减轻，在裂纹末 端可见新鲜的金属光泽，说明其启裂位置为压阀 罩下端面；1 。、2 。试样裂纹靠近外面处氧化程度大 于内表面，说明裂纹从外部启裂，沿厚度方向向内 扩展。 利用扫描电镜( S E M ) 对裂纹断面进行扫描， 结果如图2 所示。 初泰安，男，1 9 7 0 年7 月生，高级工程师。宁夏回族自治区银川市，7 5 0 4 1 1 。 万方数据 8 3 0 化 广机械2 0 1 6 焦 b 2 。1 0 0 图2 试样的S E M 照片 扫描电镜下可见断面表面有氧化物附着，断 面上可见解理面和小韧窝，可判定断口为混合断 裂，以脆性断裂为主。较高倍率下可以看到断口 表面呈冰糖状的完整晶粒面，可判断断口为沿晶 断裂。 3 金相分析 G B4 7 3 9 - 2 0 1 0 中规定H T 2 5 0 为珠光体类型 的灰铸铁，其金相组织应为片状石墨+ 珠光体。 片状石墨长度4 5 级，无定向分布，其含量占基 体的4 7 ，珠光体为细片状，二元磷共晶少 于2 。 对压阀罩上取得的试样进行打磨、抛光，浸蚀 前、后使用光学显微镜进行观察。结果如图3 所 示。光镜下观察可见试样内石墨为无方向性片状 A 型石墨，但分布不均，部分石墨粗大，存在石墨 块；石墨长度均为3 级，低于标准规定，这将使铸 铁硬度、强度偏低，力学性能下降。浸蚀后的试样 基体组织为细片状珠光体，同时存在孤立块状二 元磷共晶，其含量多于2 ，磷共晶数量为2 级。 基体中存在二元磷共晶且含量过多，易引起基体 开裂，在应力作用下不断扩展，导致最终开裂失 效。 a 浸蚀前x1 0 0b 浸蚀后X1 0 0 图3压阀罩金相照片 4受力分析 在压缩机中，压阀罩上端面被法兰压紧。该 法兰上均布1 2 个规格为M 3 0 的螺栓，每个螺栓 上的拧紧力矩为12 6 0 N m 。压阀罩失效后，将 拧紧力矩降为9 0 0 N m 。 压阀罩横截面尺寸沿轴向变化，从上到下选 取压阀罩上不同尺寸的4 个尺寸变化的截面进行 强度校核。 法兰上单个螺栓载荷Q 。为： 舯 Q r2 砑1 ( 1 ) 式中d 螺栓直径； r 作用在单个螺栓上的扭矩。 作用在压阀罩上的总作用力F 可表示为： F = 1 2 Q 。 ( 2 ) 作用在压阀罩不同截面上的压应力I T 可表 示为： F 矿2 寺 ( 3 ) 其中A 为不同截面截面积。 根据式( 1 ) 一( 3 ) 计算的结果列于表1 。 表1不同截面所受压应力 压应力o M P a 截面积A m m 2 失效前失效后 对比G B9 4 3 9 - 2 0 1 0 中规定的H T 2 5 0 的抗压 万方数据 第4 3 卷第6 期化工机械 8 3 1 强度为8 4 0 M P a ，失效前、后压阀罩所受压应力均 在安全范围内。 为了解压阀罩各处的应力情况，进行有限元 分析。在有限元软件A B A Q U S 中建立压阀罩的 等尺寸实体模型，定义材料为H T 2 5 0 ，弹性模量 1 1 0G P a ，泊松比0 2 6 6 1 ，仅考虑模型在弹性段的 力学性能。其网格划分结果如图4 所示。根据压 阀罩实际工作条件，将压阀罩上端所受法兰压力 等效为作用在上端面的均布压力载荷，根据失效 前、后的螺栓扭矩，计算得到均布压力载荷分别为 1 1 7 4 4 、8 3 8 8 M P a 。压阀罩下端面与筒体接触， 设为固支边界。 图4 压阀罩模型网格划分结果 当拧紧力矩为12 6 0 N m 时，压阀罩局部变 形如图5 所示，模拟结果与实际情况一致。 总体应力云图如图6 所示。压阀罩最大应力 为12 9 3 M P a ，出现在支撑梁根部；压阀罩在图示 局部放大处存在应力集中，应力集中位置与压阀 罩开裂位置一致。3 处最大应力分别为12 9 3 、 11 9 3 、9 2 3 M P a ，均超过了H T 2 5 0 的抗压强度，说 明在该扭矩下，压阀罩结构已失效，材料发生局部 开裂。 压阀罩失效后拧紧力矩降为9 0 0 N m ，此时 压阀罩应力云图如图7 所示。压阀罩总体结构最 大应力为9 2 4 M P a ，仍出现在支撑梁根部转角处； 图5压阀罩变形过程图 图6拧紧力矩为12 6 0 N m 时压阀罩应力云图 图7拧紧力矩为9 0 0 N I n 时压阀罩应力云图 压阀罩结构应力集中处最大应力分别为9 2 4 、 8 4 8 、6 6 4 M P a 。在拧紧扭矩9 0 0 N - m 时，结构最 大应力仍超过H T 2 5 0 抗压强度，故拧紧力矩仍需 减小。 当拧紧力矩降至8 1 8 N m 时，压阀罩整体最 大应力值为8 3 9 7 M P a ，低于H T 2 5 0 抗压强度，其 应力云图如图8 所示。故螺栓拧紧力矩不应大于 8 1 8 N m 。 图8拧紧力矩为8 1 8 N m 时压阀罩应力云图 5 结论 5 1 引起压阀罩开裂的主要原因为压阀罩压紧 载荷过大，其内部应力超过H T 2 5 0 抗压强度，导 致开裂。 万方数据 8 3 2化工机械 2 0 1 6 年 ( 上接第8 2 6 页) 计压力均大于6 0 M P a ，使整个L N G 系统设计难 度增大，设计笨重，体积庞大。为此，笔者根据 L N G 易过临界的特性，在止回阀设计过程中，应 用自增压安全平衡技术，设置控制L N G 截止的预 压力。当预压力超过截止设定压力时，可通过压 力调节阀导通L N G ，起到止回阀和安全阀的双重 功效，降低L N G 止回阀和L N G 输送系统的设计 压力，使阀门质量更轻、体积更小、更便于管 理p - sT 。 3结束语 笔者根据L N G 止回阀需要单向密封、单向止 回、双向导通的特点，在阀瓣处沿径向设置了两个 单向导通的压力调节阀门，该压力调节阀可根据 L N G 管道流程的具体要求，进行设置并调节各自 的控制压力。在止回阀关闭时，能够有效控制阀 门两侧管道的压力平衡，易于反流控制，起到既单 向止回又双向导通的安全控制效用，使L N G 止回 阀具有自动泄压、自动调节和自我保护的功能。 同时，固定锁紧主密封面，设置全焊接型阀门，减 小密封面数量，以最大限度地降低L N G 泄漏量。 最后，根据L N G 易过临界的特性，在止回阀设计 过程中，应用自增压安全平衡技术降低L N G 止回 阀和L N G 输送系统的设计压力，使阀门体积更 小，安全性更高，加工制造成本更低。 参考文献 1 陆培文实用阀门设计手册 M 北京：机械工业出 版社，2 0 0 2 ：I 6 2 张周卫，汪雅红，张小卫，等L N G 止回阀 P 中 国：2 0 1 4 1 0 0 7 1 2 6 0 8 。2 0 1 4 - 0 5 2 8 3 G B T2 4 9 2 5 - 2 0 1 0 ，低温阀门技术条件 s 北京：中 国标准出版社，2 0 1 0 4 J B T7 7 4 9 1 9 9 5 ，低温阀门技术条件 s 北京：中华 人民共和国机械工业部，1 9 9 5 5 张周卫，汪雅红，张小卫，等L N G 蝶阀 P 中国： 2 0 1 4 1 0 0 6 7 5 1 8 7 ，2 0 1 4 - 0 5 - 2 1 6 张周卫，汪雅红，张小卫，等L N G 球阀 P 中国： 2 0 1 4 1 0 0 6 0 7 4 6