6M50压缩机一级吸气压力为0.1065MPa，一级排气压力为0.32MPa，一级气缸直径1400mm，曲柄半径225mm，连杆长度950mm，相对余隙0.07，活塞质量836.5kg，曲轴转速300r/min.活塞工作过程中受到盖侧气体力、轴侧气体力、惯性力以及往复摩擦力的作用，其中往复摩擦力较小，可以忽略不计。这些力随曲轴转角的变化而变化.通过VB编程，能方便地得到活塞所受的各力及其合力随曲轴转角的变化情况，如所示。从中可以看出，活塞在曲轴转角286°时所受综合活塞力*大。
此时，活塞盖侧气体压力为0.32MPa，轴侧气体压力为0.1065MPa，活塞加速度为16.6m/s2，惯性力为正，表明惯性力使得活塞杆受拉，其方向是从轴侧指向盖侧。
一级活塞力图考虑到活塞受力及结构的对称性，分析活塞的应力时，仅取1/2活塞体为研究对象。通过Solidworks建立原活塞几何实体模型，在Solidworks建立活塞实体模型后，用Iges格式导出，然后利用ANSYS导入功能，将实体模型导入ANSYS中.网格划分采用10节点四面体等参数单元SOLID92.对原一级活塞应力分析时，将1/2活塞实体划分为44397个单元，89101个节点。
应力分析过程中，活塞材料特性如下：活塞材料为20号钢，这种材料常温下弹性模量为206GPa，泊松比为0.3，密度为7.85×103kg/m3.应力分析边界条件如下：活塞的对称剖分面上规定其法向位移为零，这是由其对称条件决定的；另外，活塞中心孔内壁与活塞杆联接，内壁有限元网格节点的各向位移约束为零；活塞外缘为自由端。活塞应力随载荷的变化而变化，当活塞所受综合活塞力较大时，相应活塞的应力也较大。基于前面对活塞力的分析，取曲轴转角286°时，活塞所受盖侧气体压力、轴侧气体压力及活塞的加速度当作活塞应力分析时的载荷。活塞内部气体压力近似取为0.1MPa.
通过ANSYS分析，得到改造前活塞的应力分布情况，如所示。从图中可以看出，活塞的环板与筋板焊缝*外侧，接近于环板与筒体焊缝处的应力*大，其值达122.98MPa.由于焊接应力及其它缺陷会导致材料的抗疲劳性能下降，因此容易在环板与筒体焊缝处产生裂纹，这与活塞实际破裂情况吻合。从中还可以看出，筋板中心孔附近*大应力值相对于整个活塞的*大应力值较小。
原活塞Mises等效应力分布云氮氢气压缩机一级活塞改造及应力分析6M50-340/320-BX氮氢气压缩机一级活塞改造的目的是通过改变其结构尺寸，降低活塞工作过程应力。考虑到活塞改造前后，其活塞力不应有较大变化，同时考虑到惯性力的平衡性能，活塞改造前后总质量应大致相同。综合考虑各种因素，并基于前面的应力分析，6M50-340/320-BX氮氢气压缩机一级活塞改造方案如下：活塞上、下环板外缘厚度均由12mm增加到18mm；活塞筋板由10块增加到12块；活塞筒体壁厚沿半径方向减薄4mm.改造后，活塞总质量仅增加2kg.
采用与前面原活塞应力分析相同的方法，对改造后的活塞进行ANSYS应力分析。在对改造后的活塞进行应力分析过程中，边界条件不变，单元类型不变，单元数变化很小，活塞所受的*大载荷仍为曲轴转角286°时的盖侧气体力、轴侧气体力、往复惯性力。改造后活塞的应力分布情况如所示。
改造后活塞Mises等效应力分布云图通过与对比可知，活塞改造后，其*大应力值从122.975MPa下降到75.395MPa，下降幅度达38.7%.同时改造后活塞应力分布趋于合理，活塞的*大应力与筋板中心孔附近*大应力值逐渐趋于相近，这表明活塞承受的载荷中，筋板承担的比重趋于合理。
结论通过利用ANSYS有限元软件，对6M50-340/320-BX氮氢气压缩机一级活塞改造前、后的应力进行分析可知：原活塞工作过程中，*大应力在活塞的环板与筋板焊缝*外侧，接近于环板与筒体焊缝处，且该应力值大，这是造成活塞环板与筒体焊缝处破裂的主要原因；改造后活塞工作过程中，*大应力有较大幅度下降，且活塞应力分布趋于合理。改造后活塞自2005年5月运行至今未发生破裂，表明改造方案成效明显。
