陈 涛，王云华，王崇桓，赵崇胜，曹 雷

(1.上海清河机械有限公司，上海201802；2.大庆钻探工程有限公司 井下作业工程公司，吉林 松原138000；3.四川宏华电气有限责任公司，成都 610037；4.长庆油田分公司 机械制造总厂，西安 710201)

压裂泵(车)是目前提高油、气井采收率的重要设备，通过向井下泵送高压泥浆液、清水、各种压裂液等各类作业介质，对地层进行加砂压裂或酸化压裂作业，并进行压力测试等工作[1]。伴随着压裂施工要求的不断变化，尤其是我国西南川渝等地页岩油气的开发，各类大型压裂设备相继问世，压裂设备的工作压力以及排量要求不断提高，同时这些要求对作为高值易损件的阀箱实际使用寿命影响极大。因此,如何有效延长压裂泵阀箱使用寿命便成为了设计以及生产工艺中一个重要的目标。

关于液力端阀箱的失效模式，张庆根、赵艳琼、莫丽等先后在阀箱破坏的原因、失效形式、延长阀箱寿命等方面开展了研究[2-4]，也总结了众多提高液力端使用寿命的指导性结论，其中超高压自增强工艺对有效延长液力端使用寿命有着显著的指导意义。超高压自增强工艺的原理是在阀箱内腔施以超高压力，使得阀箱内腔表面材料形成塑性变形。阀箱内腔塑性变形后的残余压应力在阀箱实际工作中会抵消部分工作压力导致的应力，从而达到减小关键位置应力集中程度的效果，阀箱的疲劳使用寿命得到延长[5-8]。本文通过对阀箱内腔关键位置在工作状态下应力集中程度的分析，以及自增强处理后的对比，超高压力自增强后阀箱内腔残余应力场在受载条件下的分布特征，以及不同自增强压力下阀箱内腔应力状态的对比，获得了符合现状的压裂泵阀箱高压自增强工艺和参数。

1 压裂泵阀箱工作状态下内腔有限元分析

以某型号压裂泵液力端阀箱为例，使用有限元分析工具进行工作状态分析。当网格尺寸减小为8 mm时，计算应力结果已基本稳定，其与网格尺寸为10 mm 时的结果差异主要是由于网格尺寸不同带来的计算积分点的不同，所以可以认为网格尺寸为8 mm时，计算结果已经收敛，以下分析结果网格尺寸均为 8 mm。

在140 MPa的工作压力下，其内腔的应力分布如图1所示。

图1 某型号压裂泵液力端阀箱在140 MPa工作压力下内腔应力分布

从图1可以看出，内腔应力集中点主要在相贯线的4处位置，即，A、B、C、D处，这是与现场压裂泵液力端阀箱常见开裂失效位置是一致的。通过高压自增强工艺处理，减小A、B、C、D4处结构的应力集中程度，可有效延长液力端阀箱的使用寿命。

2 现有超高压自增强工艺有限元分析

目前设计的自增强压力加载方式为台阶式加载，当自增强压力值到达一定增量后保压一段时间，再继续加载，重复直至达到设计的自增强压力值，然后全部卸载。使用有限元法仿真超高压自增工艺时，压力载荷施加与实际工艺一致，在最后施加工作压力，观察超高压自增强后的实际效果，压力加载形式如图2所示。

图2 实际工艺与有限元仿真的载荷加载曲线

通过使用有限元分析手段对关键失效位置的应力梯度与网格尺寸的变化分析，当网格尺寸为8 mm时计算应力结果已基本稳定，计算结果已经收敛。按照图2所示的压力载荷曲线，最高施加300 MPa的自增强压力。如图2a中时间节点9，自增强压力卸载后压力端阀箱内腔应力分布如图3所示。

图3 300 MPa自增强压力卸载后内腔

通过分析可知，经过300 MPa的自增强压力后液力端阀箱内腔相贯线位置出现了塑性变形，并且存在较大的残余应力，内腔存在的是残余压缩应力，外部存在残余拉伸应力，等效最大压缩残余应力为829.93 MPa。

再观察图2b中时间节点11，即超高压自增强后内腔施加工作压力140 MPa后的仿真结果，其应力分布云图如图4所示，最大等效应力为463.97 MPa，内腔的等效应力分布状态发生了变化。

图4 300 MPa自增强后施加140 MPa工作压力时内腔Von-Mises应力分布云图

如前文所述，A、B、C、D4处结构的应力分布将很大程度上决定液力端阀箱的疲劳寿命。将自增强后应力(图4)与图1应力进行对比，如图5所示。

图5 300 MPa超高压自增强与未进行超高压自增强结构应力比较

通过比较可以看出，经过超高压自增强后液力端阀箱整体应力分布比较均匀，最大应力出现在相贯线位置，A、B、C、D4处结构的应力集中程度得到了大幅度的减小。分析自增强后A位置的Vector Principal三向主应力矢量状态，可以发现残余压应力占主导地位，如图6所示。

图6 某型号压裂泵液力端内腔A位置300 MPa自增强后的三向主应力矢量状态

通过以上分析可以看出，经过300 MPa的超高压自增强后阀箱内腔关键位置A、B、C、D4处生成了有效的残余压缩应力，因此，在140 MPa工作压力条件下阀箱内腔常见开裂位置的应力大小得到了有效控制。

3 高压自增强工艺的优化

在进行液力端阀箱的超高压自增强的过程中必须要考虑到材料的包辛格效应，这是因为金属材料由于塑性变形的增加，屈服极限在一个方向上提高，同时在反方向将会降低[6，9]。刘小宁在文献[10 ]中对于超高压容器常用钢材的包辛格系数进行了探讨，其中结论之一是对于无试验数据的超高压容器用钢，建议其包辛格系数取值为0.909 1。

目前在非常规油气压裂作业中，为了使得压裂泵液力端达到更长的使用寿命，马氏体沉淀硬化不锈钢(17-4PH、15-5PH)材质的阀箱的使用成为主流，不同厂商对材料的屈服强度要求不同，一般控制在900～1 000 MPa，包辛格系数取值为0.909 1。根据产品材料的实际情况可计算得出初始反向屈服极限约为890.9 MPa，经300 MPa超高压自增强后的压裂泵液力端阀箱残余应力为829.93 MPa，其值小于初始反向屈服极限，也就是说超高压自增强压力有继续优化的空间。尝试将自增强压力调整至305、310、320 MPa，仿真后进行最大等效残余应力的比较，结果如表1所示。

表1 不同自增强压力下液力端阀箱内腔最大等效残余应力比较 MPa

根据表1的分析结果可知，310 MPa下的自增强效果逼近初始反向屈服极限，当自增强压力达到320 MPa后其等效残余应力值已大于初始反向屈服极限，考虑到工程误差，留取安全余量，判断自增强压力的最佳值为310 MPa。自增强导致的塑性变形可能导致液力端阀箱的尺寸失效，最关键的是腔体孔径的变化可能会影响其与柱塞的配合精度。310 MPa自增强后的变形云图如图7所示，左侧与柱塞配合腔体的孔径变化为 0.01 mm，满足精度0.05 mm的要求，主要塑性变形发生在内腔A、B、C、D4个位置，在右侧吸入压盖密封孔位置也发生了约0.02 mm的变形，但变形尺寸可以满足密封孔的尺寸公差要求。

图7 310 MPa自增强压力下液力端阀箱内腔变形云图

在有限元仿真过程中，压力载荷均布施加并且每个分析步的结果都是稳定的，但在实际生产现场，泵头体内自增强压力载荷不可能瞬间达到设定值，也不可能瞬间实现均布，因此就需要逐级加载并保压，通过多个载荷步最终达到设定值，减少加载过程可能产生的冲击载荷以及应力集中带来的负面影响，避免自增强工艺对液力端阀箱产生损伤。经过试验，载荷增量可考虑按照20～50 MPa 逐级增加，每级保压5 min，到达最终自增强压力后保压 15 min，卸载时以最高自增强压力的10%左右减少，控制在每5 min压降100 MPa左右，20 min左右实现完全泄压，图8为优化后的超高压自增强工艺压力加载示意图。优化后的310 MPa自增强工艺的自增强结果优于原工艺，有效地减小了阀箱关键位置的应力集中程度，提高了阀箱的疲劳寿命。

图8 超高压自增强工艺压力加载曲线

4 结论

1) 不论是碳钢液力端阀箱，还是不锈钢液力端阀箱，超高压自增强工艺都可有效减小关键位置的应力集中程度，从而延长液力端阀箱的疲劳寿命。

2) 液力端阀箱自增强压力需要考虑到材料的包辛格效应，在无明确阀箱材料包辛格系数的前提下可取值为0.909 1，自增强压力产生的残余应力要小于初始反向屈服极限，考虑到工程误差，建议取值小于理论计算得到的初始反向屈服极限，留下安全余量。

3) 自增强载荷增量及保压时间在实际工况下很难达到有限元仿真的效果，可考虑20～50 MPa逐级增加，每级保压5～10 min，到达最终自增强压力后保压15 min。泄压过程和加压过程一致，采用逐级降压方案，可适当减少泄压台阶值，直至压力全部泄出。

4) 超高压自增强工艺的确认必须考虑到密封面的塑性变形问题，合理安排整个液力端阀箱的生产工序。