新型管道风机高速卷筒分切机招工

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  压缩机气阀阀片断裂原因分析及改进_潘强_文学研究_人文社科_专业资料。Research and Exploration 研究与探索 ·监测与诊断· 压缩机气阀阀片断裂原因分析及改进 潘 强 马晓伟 胡建忠 刘 福 (中石油克拉玛依石化有限责任公司,新疆 克拉玛依市

  Research and Exploration 研究与探索 ·监测与诊断· 压缩机气阀阀片断裂原因分析及改进 潘 强 马晓伟 胡建忠 刘 福 (中石油克拉玛依石化有限责任公司,新疆 克拉玛依市 834000) 摘要:针对克拉玛依石化公司某加氢改质装置新氢压缩机运行过程中发生的多起气阀阀片断裂问题进行了原因 分析,通过对阀片断裂过程、表征现象及机组的运行参数、工艺参数等进行分析,发现造成阀片关闭时撞击过速 进而在阀片最薄弱的边缘位置发生断裂。在此基础上进行阀片结构设计改进,有效地解决了气阀阀片频繁断裂问 题。最后总结出了气阀阀片断裂时的 5 个表征现象,为今后同类装置处理类似问题提供借鉴和参照。 关键词:新氢压缩机;排气阀;阀片断裂;设计改进 中图分类号:TH45 文献标识码:B 文章编号:1671-0711(2016)06-0080-03 克拉玛依石化公司某加氢改质装置设置 2 台新氢压 缩机组 K-3101/AB,是装置生产运行的核心设备,运行条 件一开一备 , 采用三列三级压缩,其作用是保证系统氢 气压力,参与加氢反应。该机组于 2012 年 4 月投入运行, K-3101/A机采用HydroCOM无级气量调节作为装置运行的 主机组, K-3101/B 机作为备用机运行。 2013 年 8 ~ 9 月份, 由于 K-3101/A 机一级缸严重异响,进行多方原因排查未 果后, K-3101/B 机成为主力机运行。 K-3101/B 机运行后, 复合和转化,例如点蚀和腐蚀都可引发剥落失效,磨 损可引发游隙变化失效等,因此必须进行全面地观察 分析,才能找出诱发失效的直接原因。 二、抽油机减速器滚动轴承失效的分析方法 从外观上可以判定滚动轴承失效形式,但要确定 诱发滚动轴承失效的确凿原因就非常困难了,例如轴 承内圈断裂失效的原因可能有配合太紧、装配面形状 误差太大、轴承座变形、微动磨损、过载、外伤、有 内在裂纹和缺陷、装配时遭锤击、材质问题等,因此 探讨滚动轴承失效的分析方法是十分必要的。 1. 了解抽油机和滚动轴承的工作条件 (1)安装部位和安装情况。滚动轴承失效很多是其 它零件影响的结果,因此需要分析相关零件的变化,如传 动轴的弯曲变形、齿轮损伤、箱体缺陷等。此外不正确安 装如强力安装、游隙太小等都可以引发滚动轴承失效。 (2)载荷情况。了解油井运行中是否出现过载, 载荷大小、方向是否出现变化,按照滚动轴承寿命与 载荷 P 关系式进行分析:L =(C /P )ε 。 (3)润滑情况。分析滚动轴承的润滑方法、润滑 剂和密封。CYJY10—3—37HB 型抽油机减速器使用寒 区抽油机齿轮油,换油周期一般为 6 个月。换油不当, 密封不严,都会产生磨损失效和点蚀失效。 (4)周围介质情况。滚动轴承对周围的介质,如 潮湿的空气、 酸碱物质、 粉尘和其他有害气体非常敏感, 容易引起磨损和腐蚀。 2. 外观观察与测量 拆除失效的滚动轴承要注意避免附加的损伤,用 肉眼或放大镜仔细观察失效的形貌、部位、颜色,对 照以上的特征,可初步判定失效的形式,再测量几何 尺寸,推断滚动轴承的安装配合情况和实际的工作温 度、金属组织的稳定性。 3. 综合分析和结论 通过以上步骤掌握了抽油机减速器滚动轴承失效 的全面资料,经过综合分析和推断,可以最终确定失效 形式,找出诱发滚动轴承失效的主要原因和影响因素, 从而使失效分析有了比较正确的结论,提出防止滚动轴 承失效的具体措施,以保证抽油机减速器的正常运转。 三、结语 由于工况恶劣,通过对油田用抽油机减速器滚动 轴承失效形式的综合分析,掌握科学的分析方法,得 出正确的结论,对提高抽油机减速器的管理水平、修 理水平,避免减速器的损坏很有意义。 80 中国设备工程 2016.06 中国 设备 Engineering 工程 hina C Plant 近一年内陆续发生 5 次排气阀阀片断裂,同时 K-3101/A 机也发生了 2 次排气阀阀片断裂问题。 为此,对阀片断裂过程、断裂表征现象及当时压缩 机的运行参数、工艺参数等进行了详细分析,通过对比 机组工艺运行参数和气阀原始设计参数发现气阀原始设 计工况和实际运行工况介质组分 H2 含量发生了变化,由 于 H2 分子量小,H2 含量的少许变化将造成介质气体摩尔 分子量的成倍变化,使气阀运行时阀片的运动参数偏离 原始设计,气阀延迟关闭,造成阀片关闭时撞击过速进 而导致阀片最薄弱的边缘位置断裂,在此基础上对阀片 结构进行设计改进,最后总结出了气阀阀片断裂时的 5 个表征现象,有效地指导各级管理、操作人员在第一时 间内判断出阀片断裂问题,及时处理,为今后同类装置 处理类似问题提供借鉴和参照。 一、故障概况 2014 年 8 月 23 日 K-3101/B 机组运行时 DCS 画面趋 势显示一级缸排气压力由 3.85MPa 上升到 4.05MPa、高速卷筒分切机招工排 气温度由 85℃上升到 95℃,二级排气温度略有下降,其 余各级排气温度、新型管道风机压力正常,如图 1 和 2 所示。现场实 测二级盖侧排气阀阀盖温度 100℃,轴侧排气阀阀盖温度 90℃,二者温差达到 10℃,机组紧急停机,拆检盖侧排 气阀,发现阀片边缘对称位置有 2 处断裂。 度 85℃,二者温差达到 10℃,紧急停机后拆检发现盖侧 排气阀阀片圆周边缘断裂一块,如图 4 所示。对气阀进 行了更换,23 日开机后发现三级缸排气温度为 97℃,仍 然偏高,此时一级缸排气温度 81℃,二级缸排气温度为 88℃,并且现场实测 K-3101/A 三级缸盖侧排气阀阀盖温 度 90℃,轴侧排气阀阀盖温度 80℃,说明此阀仍然存在 泄漏,31 日停机后拆检发现盖侧排气阀阀片圆周边缘断 裂 2 处,如图 5 所示。 图 4 K-3101/A 机 12 月 22 日 图 5 K-3101/A 机 12 月 31 日 排气阀阀片断裂部位 排气阀阀片断裂部位 综上所述,K-3101/AB 机组运行一年时间内,排气 阀阀片先后发生了 7 次断裂,断裂位置均位于阀片边缘, 说明阀片断裂问题绝非偶然现象,需要深入分析原因。 二、原因分析 1. 阀片断裂表征现象原因分析 针对 K-3101/B 机,由于二级盖侧排气阀阀片断裂后 被压缩后的高温气体不能被完全排出,通过气阀内漏回 流的方式又返回到气缸内,造成盖侧排气阀阀盖温度偏 高。由于二级气阀泄漏后排气效率降低,造成一级出口 压力憋压偏高,一级压缩比增大,一级缸排气温度上升。 一级出口压力增大导致二级入口压力随之增大,二级压 图 1 各级进排气温度趋势图 图 2 各级进排气压力趋势图 缩比减小,所以二级排气温度会略有下降。 针对 K-3101/A 机 , 用上述同样的方法可以分析出三 级盖侧排气阀阀片断裂后排气温度和盖侧排气阀阀盖温 度偏高原因。 不同之处在于 K-3101/A 机组采用 HydroCOM 无级气量调节,各级出口压力要维持设定值不变时只能 通过三级负荷手操器自动加载负荷来实现。 以上很好地解释了 K-3101/AB 机气阀阀片断裂时出 现的各种表征现象的原因,新型管道风机为压缩机气阀阀片断裂判断 积累了宝贵经验。 2. 阀片断裂原因分析 该机组每个气缸均设置上、下两个注油点,各点注 油量如下(滴 /min):一级上 20、下 12;二级上 11、 下 15;三级上 4、下 17 ~ 18。拆检的故障气阀内外表面 同时查看 2013 年至 2014 年检修记录发现,自 2013 年 11 月 K-3101/B 机作为主力机运行后陆续发生过 5 次 排气阀阀片断裂故障, 断裂时间分别为 2013 年 11 月 18 日、 2013 年 12 月 26 日、2014 年 1 月 21 日、2014 年 8 月 11 日、 2014 年 8 月 23 日,气阀平均使用寿命严重不足。根据现 场拆检情况来看,这 5 次阀片断裂的位置,均发生于二 级缸盖侧排气阀边缘对称位置,如图 3 所示。 图 3 K-3101/B 机排气阀阀片断裂部位 油膜分布正常,根据注油量和气阀拆检情况来看,二级 气缸注油量是正常的。查看压缩机温度、压力等运行参 数稳定,因此排除压缩机操作因素造成气阀阀片断裂。 从阀片断裂总是固定发生于二级盖侧排气阀来看, 问题可能由于系统因素,而不是某些偶然因素造成,因 2014 年 12 月 22 日,K-3101/A 机组运行时 DCS 显 示三级缸排气温度突然由 90℃跳升至 98℃,HydroCOM 无级气量调节三级手操器负荷器从 81%自动增加至 95%, 现场实测盖侧排气阀阀盖温度 95℃,轴侧排气阀阀盖温 中国设备工程 2016.06 81 Research and Exploration 研究与探索 ·监测与诊断· 此可以排除气阀批次质量等偶然因素造成气阀故障。 重新审核二级气阀原始设计数据,排气阀主要参数, 如阀片开启关闭时的撞击速度、弹簧力、阀片关闭角等均 在正常范围。阀片正、反面与阀座、阀盖的撞击痕迹均比 较轻微(见图 6 和 7),表明气阀工作时,无论是开启还 是关闭,撞击速度均正常,阀片断裂不是设计因素造成。 综上所述分析认为,造成二级盖侧排气阀阀片连续 断裂的主要原因是介质组份中 H2 含量的变化,由于 H2 分 子量小,H2 含量的少许变化,造成介质气体摩尔分子量 成倍变化,该变化使气阀运行时,阀片的运动参数偏离 原始设计,气阀有延迟关闭的倾向,进而造成阀片关闭 时撞击过速在阀片最薄弱的边缘位置发生断裂。 三、处理建议及改 进措施 为了尽可能的利用 原阀,方便现场工作和 实施,试图通过改变弹 图 6 阀片开启撞击痕迹 (与阀盖) 图 7 阀片关闭撞击痕迹 (与阀座) 簧力的方式调整气阀, 以适应现场实际工况, 但由于选择合适的弹簧 图 9 CS 非金属网状阀的结构简图 与之匹配较为困难,因此只能通过改变弹簧数量来微调, 但改变弹簧数量,实际上已不能利用原阀,因此建议采用 改变阀型的措施,以适应现场实际工况(图 9)。 查阅相关气阀设计技术资料,认为采用 CS 型非金属 网状阀替换原阀可以实现。CS 型气阀是一款成熟阀型, 在石化、炼油、天然气、空分等众多领域广泛应用,并 有良好的应用效果记录。其特点如下: (1)选用 PEEK 材料阀片(与原阀片材料一致), 抗冲击性能强; (2) 该阀型槽道宽、 通流性好, 阀损低; (3) 相对于同尺寸的其它阀型, CS 气阀弹簧数量多, 布置均匀, 保证阀片平稳开启和关闭;(4)利用计算机模拟气阀的 运动,可精确设置合理的弹簧力,尤其对介质组分变化 有更宽的适应范围。 参考文献: [1] 潘强 . 新氢压缩机十字头销断裂的原因分析及应对措施 [J]. 压 缩机技术,2014,248(06):55-58. [2] 崔天生 . 压缩机的安装维护与故障分析 [M]. 西安:西安交通 大学出版社,1993:98-99. [3]Dai Yande.Energy Efficiency and Market Potential of Electric Motor System 压缩机介质 H2 是由制氢装置生产的高纯度氢和一 部分重整装置生产的重整氢混合而成,实际 H2 含量在 一定范围内变化。从故障前后压缩机介质组份的分析结 果可知,介质氢含量在 92.456% ~ 98.477% 之间变化, 如图 8 中的氢气组分变化所示,根据车间工艺卡片要 求,装置新氢 H2 含量只需大于 92% 就满足工艺要求, 对比气阀原始设计工况和实际运行工况,压缩机实际运 行参数接近原始设计参数,唯一变化明显的是介质气体 的摩尔分子量,设计介质组份为:H2:98.92%、CH4: 1.039%、C6H14:0.041%,摩尔分子量为 2.19g/mol,而 2014 年 8 月 12 日的介质组份,摩尔分子量达到 5.55g/ mol,变化超过一倍。 图 8 8 月氢气组分变化图ressed Air System Performance Measurement and Analysis Method Study[A].The 5th International Conference on Compressor and Refrigeration[C].XiAn:Xian Jiaotong University,2005:10-15. [5] 活塞压缩机设计编写组 . 活塞式压缩机设计 [M]. 北京:中国 机械工业出版社,1974:56-58. [6] 蒋 平 . 工 程 力 学 基 础(I)[M]. 北 京: 高 等 教 育 出 版 社, 2003:191-193. [7] 徐 芝 纶 . 弹 性 力 学 [M]. 第 4 版 . 北 京: 高 等 教 育 出 版 社,高速卷筒分切机招工 2006:73-77. 分 别 用 H2 含 量 98.48%、95.36%、92.46% 的 介 质 组 份校核各级气阀主要的设计参数,发现二级盖侧排气阀 片撞击速度分别为最大允许撞击速度的 92.7%、93.5%、 95.4%,阀片关闭时的撞击速度,随摩尔分子量的增加而 逐渐增大;同时,关闭弹簧力则随摩尔分子量增加而变 得越来越弱;更严重的是当介质气体中 H2 含量从 98.48% 向 92.46% 变化时,二级盖侧排气阀模拟运行时的关闭角 越来越大,并有二次关闭的情况,二次关闭的关闭角均 超过 180°,气阀实际延迟关闭;二级轴侧排气阀上述参 数则正常(轴、盖侧排气阀的差异,主要由于轴侧气缸 有活塞杆的影响)。新型管道风机 82 中国设备工程 2016.06

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