基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计.pdf

基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计*王波，王江阳，赵崇胜，黄鲲鹏，程明皓，胡勇（中国东方电气集团有限公司 四川宏华电气有限责任公司，四川 成都610036）摘要：针对高压压裂泵现场施工中由于铜套裂纹引起液力端盘根密封总成快速失效的现象，提出了优化铜套开口角度和底部圆角R，进行基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计方法。首先，通过现场施工中的4.5 in（1 in=2.54cm）V形铜套损坏情况，估算了现有V形铜套的疲劳寿命为2 830 000次；然后，使用SolidWorks Simulation建立了4.5 in V形铜套的静力学有限元模型，反推确定了吸入缸压强传递系数为0.3，对4.5 in V形铜套进行了疲劳分析，计算了疲劳寿命为2 797 000次；最后，计算了4.5，4，3.75，3.25和5 in V形铜套在不同开口角度和圆角的疲劳寿命。结果表明：优化设计后的4 in V形铜套在开口角度改为120后疲劳寿命增大了81.5倍，现场测试满足在液缸最大生命周期内不再产生疲劳裂纹；通过现场施工数据反推传递系数，验证疲劳寿命计算方法的有效性，优化设计了5种压力等级下铜套的开口角度和圆角。同时，为其他型号盘根铜套优化设计提供了参考方法。关键词：铜套；盘根；疲劳寿命；电动压裂泵；液力端；优化设计中图分类号：TH114文献标识码：A文章编号：1001-2354（2023）S2-0168-07Optimization design of fracturing pump packing copper sleevebased on finite fatigue lifeWANG Bo，WANG Jiangyang，ZHAO Chongsheng，HUANG Kunpeng，CHENGMinghao，HU Yong（Sichuan Honghua Electric Co.，Ltd.，China Dongfang Electric Corporation，Chengdu 610036）Abstract：In view of the phenomenon of rapid failure of hydraulic end packing assembly caused by copper sleeve crack inhigh-pressure fracturing pump construction，an optimization design method based on finite fatigue life was proposed by optimizethe opening angleand bottom fillet of copper sleeveR.Firstly，the fatigue life of the existing V copper sleeve is estimated to be2 830 000 times by the damage of 4.5 in V-shaped copper sleeve in field construction；Then，the static finite element model of 4.5V-shaped copper sleeve was established using SolidWorks Simulation，and the pressure transfer coefficient of suction cylinderwas determined to be 0.3，fatigue analysis of 4.5 in V-shaped copper sleeve was carried out，and the fatigue life was calculated tobe 2 797 000 times；Finally，the fatigue lives of 4.5，4，3.75，3.25 and 5 in V-shaped copper sleeves at different opening angles andfillet corners were calculated.The results show that the fatigue life of the optimized 4 in V-shaped copper sleeve is increased by81.5 times after the opening angle is changed to 120，which can satisfy the maximum life cycle of the cylinder without fatiguecracks.The effectiveness of the fatigue life calculation method was verified by the transfer coefficient of the field construction data，and the opening angle and fillet of the copper sleeve under five pressure levels were optimized.At the same time，it provides a ref-erence method for the optimization design of other types of packing copper sleeve.Key words：copper sleeve；packing；fatigue life；electric fracturing pump；hydraulic end；optimization design*收稿日期：2023-07-07；修订日期：2023-10-12基金项目：2019 年第一批省级工业发展项目“iFrac 压裂装备智能服务系统的研制”（金经信发（2019）10号）近几年，电动压裂系统越来越广泛地应用到页岩油气藏储层改造中1，为主压裂和泵送桥塞等工艺提供动力，电动压裂泵是电力驱动压裂系统的做功单元，单泵功率为2 5008 000 hp（1 hp=0.746kW）。越来越多的平台采用24 h作业施工，容易发生各种故障2-5；盘根和铜套是其关键零部件，也是主要易损件，其密封性的好坏与使用寿命的长短直接影响压裂酸化作业第 40 卷 增刊 22023 年 12 月Vol.40S2Dec.2023机械设计JOURNAL OF MACHINE DESIGNDOI:10.13841/ki.jxsj.2023.s2.0262023年12月的正常连续施工，盘根密封不良将给使用者带来很大的维护工作量，延长压裂泵盘根铜套寿命对于页岩油气压裂高效安全施工和提质增效具有重要意义。张作龙等6研制了RST200型柱塞往复密封试验台，可以研究密封件的材质、结构形状、表面特性对密封行为的影响，以及不同介质、温度、线速度和压力对密封摩擦系数与工作寿命的影响等；织构化柱塞对压裂泵密封副的摩擦学性能改善取得了一定效果7-8；曾盛渠等9推导了往复泵接触体温升计算公式，并在经典摩擦面温升解析计算公式的基础上，提出了 一种基于摩擦面温升的往复泵密封件设计校验简洁公式；黄志强等10和朱维兵等11-12通过对密封圈进行有限元计算分析和实践经验，认为=114的密封结构比较理想；孔丽娟13应用ABAQUS有限元分析软件，通过对柱塞泵液力端密封系统进行应力分析，找出4 in柱塞泵运行过程中液力端密封总成盘根铜套断裂的主要原因，分析不同结构的受力情况，V形开口角度在150比120和90的最大Von Mises应力得以减小，未进行疲劳寿命的定量计算和现场验证。通过有限元法进行模型疲劳寿命求解，并与工作装置疲劳台架试验结果对比误差，为结构优化和抗疲劳设计提供了研究方法14。目前针对压裂泵用的铜套一般采用开口角度=100，底部圆角R=2 mm。文中根据施工现场实际损坏现象和频率等，基于有限疲劳寿命的优化设计方法，分析计算了5种不同压力等级、开口角度和圆角R尺寸下的疲劳寿命，达到了延长盘根铜套使用寿命满足施工要求的目的。1现有电动压裂泵盘根铜套结构根据页岩油气开发特点，某6 000 hp电动压裂泵设计为卧式五缸单作用柱塞泵，双吸双排，电机额定输出功率6 000 hp，冲程为 304.8 mm，最高冲数为230 次/min，齿轮副速比为5.6087，根据现场施工需求，开发了5种柱塞直径：采用127 mm（5in）柱塞时最大输出压强为 77 MPa；采用114.3 mm（4.5 in）柱塞时最大输出压强为 95 MPa；采用101.6mm（4 in）柱塞时最大输出压强为 120 MPa；采用95.3mm（3.75 in）柱塞时最大输出压强为 140 MPa；采用82.55mm（3.25 in）柱塞时最大输出压强为175 MPa。6 000 hp压裂泵盘根密封是轴向往复式动密封，属于 V形自封式接触密封，结构如图 1 所示。该密封的唇部内径比柱塞直径略小而外径则比盘根腔内径略大，组装后主要是靠输送压裂液的压力使密封圈唇部张开与柱塞表面和盘根腔内壁紧密接触形成密封。弧形密封材料为氢化丁晴橡胶，V形密封-1和V形密封-2材料为夹布橡胶。间隙油泵通过油孔和油环上8个孔使盘根润滑油到达柱塞表面，在柱塞前推过程中润滑盘根。为了减小在高压下 V形橡胶密封圈的变形量和防止柱塞偏磨时损坏柱塞，增加了铜套加以固定扶正。铜套可提高密封效果，延长使用寿命。另外，为补偿密封圈唇口内径在使用过程中的摩擦磨损，当该泵运转一定时间后，旋转柱塞压帽可适当压紧铜套，压迫密封圈变形，以保证密封圈始终抱紧柱塞。柱塞基体材质为42CrMo钢，外表面喷焊Ni60粉，喷焊层硬度为HV650720，厚度为0.7 mm。当铜套产生裂纹后，V形密封-2会在吸入缸压力下挤入裂缝，密封圈开始变形影响密封性能并漏液；当裂纹扩展后，在R2圆角和半径3 mm的储屑槽之间断裂，密封圈严重损坏后开始周期性喷液，停泵后会持续漏液。1.14.5 in V形铜套疲劳寿命估算中石化西南石油工程有限公司井下作业分公司威页37平台为页岩气全电动压裂施工，8台6 000 hp 4.5 in柱塞的电动泵用于主压裂，2台6 000 hp 4.5 in柱塞的电动泵用于泵送桥塞射孔，施工平均压力6888 MPa，累计施工液量282 943.6 m3，累计更换渗水盘根 140 个，其中因为铜套裂纹造成的盘根损坏 32个，如图2所示，裂纹沿底部圆角圆周扩展。P机械=pQ容（1）T=FR（2）P=Fv（3）v=2Rne60（4）Q=5 4D2snei60（5）式中：P电机输出功率，kW；机械泵机械效率，%；容泵容积效率，%；ne电机转速，r/min；T电机扭矩，Nm；p压强，MPa；Q流量，m3/min；s冲程，m；D柱塞直径，m；i大小齿轮传动比；F牵引力，N；R旋转半径，m；v速度，m/s。通过式（5）计算4.5 in现有V形铜套的平均疲劳寿命为泵123456789101 柱塞；2 垫圈；3 弧形密封；4 V形密封-1；5 V形密封-2；6 V形铜套；7 油孔；8 油环；9 柱塞压帽；10 卡箍总成图14.5 in 液力端盘根铜套剖视图王波，等：基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计-169机 械 设 计第40卷增刊2冲2.83106次，当平均冲次为120次/min时，运行时间为393 h，现有4.5 in V形铜套采用开口角度=100，底部圆角R=2 mm。1.2静力学分析为了满足中压大排量压裂施工要求，开发了4.5 in液力端总成，对4.5 in V形铜套应用SolidWorks Simulation静应力有限元分析，V形铜套开口角度=100，底部圆角R=2 mm。盘根腔和柱塞同时对盘根产生摩擦力，压裂液作用于盘根环面的力部分传递到V形铜套接触面，通过理论计算疲劳寿命和实际损坏疲劳寿命对比，可得传递系数为0.3。V形铜套与油环接触面固定，平均压强78 MPa作用于吸入腔，与盘根接触的V形面承受23 MPa正压力。铜套材料为黄铜，抗拉强度Rm478 MPa，屈服强度ReL239 MPa，伸长率12%，热膨胀系数1.810-5/K，剪切模量G=37 GPa，弹性模量E=100 GPa，泊松比=0.33。通过使用测温枪对施工后停泵的柱塞表面进行测量，柱塞表面温度为4560，文中取材料的室温力学性能参数。对网格进行无关性验证后，选取模型中的网格尺寸为 0.8 mm，对接触面进行局部网格细化，节点总数1 944 919，单元总数1 374 329。铜套应力分布如图 3所示，最大 Von Mises应力出现在R2处，最大应力低于屈服强度，说明V形铜套损坏原因为高周疲劳裂纹扩展损坏。疲劳裂纹发生部位共同特点为R2处裂纹沿圆周方向扩展，同时沿轴向深度方向扩展。断口形貌可观察到疲劳源区、疲劳扩展区、快速断裂区及最终断裂区，呈明显的疲劳破坏特征，属高周疲劳破坏。1.3疲劳分析SolidWorks Simulation 提供了疲劳分析功能，其基于静力学分析的结果，可用作定义疲劳分析的基础，某一位置发生疲劳失效所需的周期数取决于材料性能和应力波动，对于确定材料，这些信息由S-N曲线给出。对于许多非含铁性金属和合金（例如铝、镁和铜合金）没有确切的疲劳极限，曲线的低应力部分不会收敛于水平线，这些材料显示不断下降的S-N曲线15，其定义周期性应力振幅（或交替应力）与指定应力比率 SR下失效所需的周期数，从材料弹性模量派生。应力比率 SR定义为最小周期性应力与最大周期性应力的比值，当应用并消除载荷（不可逆）时，SR=0；柱塞后退吸液时，作用于V形铜套上的力约为0；柱塞前推排液时，吸入缸内泵压通过盘根传递到V形铜套上，交变载荷选择基于应力比率等于0。因为模型中各个部位的应力水平是不同的，所以模型中最大应力、最小应力及平均应力的值也是变化的，即材料是每点都会承受不同的平均应力大小，针对铜套，平均应力的影响用Gerber平均应力纠正算法来近似计算。实际泵压为一定范围内波动量，为了简化分析，将变幅载荷简化为平均泵压下的等幅载荷。累积损坏理论假设交替应力超过忍耐极限的应力周期会造成可以测得的永久性损坏。还假设许多应力周期造成的总体损坏等于各个应力周期造成损坏总和。此规则称为Miner线性损坏规则。4.5 in V形铜套疲劳生命分布如图4所示，最小寿命出现在R2，即R2处最先出现疲劳破坏，与现场应用V形铜套破坏结果一致。同时最小疲劳寿命为2 797 000次，与实际损坏疲劳寿命相差1.1%，基本一致。2盘根铜套优化设计为了减小V形铜套最大Von Mises应力和延长疲劳寿命，分别分析计算了4.5，4，3.75，3.25和5 in铜套疲劳寿命，得到了优化后的开口角度和底部圆角值。2.14.5 in V形铜套V形铜套对盘根密封圈的固定扶正面为V形开口面和交汇处圆弧面组成，通过调整开口角度从100120，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表1所示，圆角R都为2 mm，载荷为23 MPa垂直于表面，其中，时间（h）为平均工况120冲/min、时间（年）为平均工况3 h/天计算所得。图2V形铜套疲劳裂纹损坏图34.5 in V形铜套应力分布图图44.5 in V形铜套疲劳寿命分布图-1702023年12月在现有开口角度100不变的情况下，通过调整圆角R从2mm到5 mm，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表2所示，载荷为23 MPa垂直于表面。2.24 in V形铜套为了满足高压大排量压裂施工要求，开发了4 in液力端总成，4 in铜套计划使用工况一般为80120 MPa，这里平均静载荷为100 MPa，传递系数为0.3，即垂直作用于4 in V形铜套接触面压力为30 MPa。对网格进行无关性验证后，选取模型中的网格尺寸为0.8mm，对接触面进行局部网格细化，节点总数为1 001 915，单元总数为703 070。4 in铜套开口角度=100，铜套应力分布如图5所示，最大Von Mises应力出现在R2处，最大应力低于屈服强度，说明V形铜套损坏原因为高周疲劳裂纹扩展损坏。4 in V形铜套疲劳生命分布如图6所示，最小寿命出现在R2，即R2处最先出现疲劳破坏，与现场应用4 inV形铜套破坏结果一致。通过调整开口角度从100到120，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表3所示，圆角R都为2 mm。在现有开口角度=100不变的情况下，通过调整圆角R从2 mm到5 mm，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表4所示。2.33.75 in V形铜套为了满足超高压大排量压裂施工要求，开发了3.75 in液力端总成，3.75 in铜套使用工况一般为100140 MPa，这里平均静载荷为120 MPa，传递系数为0.3，即垂直作用于3.75 in V形铜套接触面压力为36 MPa。对网格进行无关性验证后，选取模型中的网格尺寸为0.8mm，对接触面进行局部网格细化，节点总数为950 732，单元总数为667 715。铜套应力分布如图 7所示，最大 Von Mises应力出现在R2处，最大应力低于屈服强度，说明V形铜套损坏原因为高周疲劳裂纹扩展损坏。V形铜套疲劳寿命分布如图8所示，最小寿命出现在R2，即R2处最先出现疲劳破坏。开口角度/（）100104108112116120Von Mises/MPa156.8146137.6127.4125.7112.1寿命/次2 797 0007 742 00021 860 00078 170 00095 700 000506 600 000时间/h3881 0753 03610 85713 29270 361时间/年0.350.982.779.9212.1464.26表1不同开口角度下4.5 in V形铜套疲劳寿命表2不同圆角下4.5 in V形铜套疲劳寿命圆角R/mm2345Von Mises/MPa156.8130.6109.895.4寿命/次2 797 00050 550 000520 300 0003 042 000 000时间/h3887 02172 264422 500时间/年0.356.4165.99385.84图54 in V形铜套应力分布图图64 in V形铜套疲劳寿命分布图表3不同开口角度下4 in V形铜套疲劳寿命开口角度/（）100104108112116120Von Mises/MPa185.4173.1162.6150.4141.9129.8寿命/次657 2001 192 0002 014 0003 912 00012 550 00053 400 000寿命/h911662805431 7437 417寿命/年0.080.150.260.501.596.77表4不同圆角下4 in V形铜套疲劳寿命圆角R/mm2345Von Mises/MPa185.4151.6128.4110.3寿命/次657 2003 628 00063 540 00070 120 000寿命/h915048 8259 739寿命/年0.080.468.068.89图73.75 in V形铜套应力分布图王波，等：基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计-171机 械 设 计第40卷增刊2通过调整开口角度从100到140，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表5所示，圆角R都为2 mm。在现有开口角度 100不变的情况下，通过调整圆角R从2 mm到5 mm，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表6所示，载荷为36 MPa垂直于表面。2.43.25 in V形铜套近年来，随着油气勘探向超深高温高压储层和复杂岩性低渗储层领域的不断扩展，新疆和川渝地区部分平台地层破裂压力达到175 MPa级别16。虽然超出API 6A和API 7HU2等规范范围未能形成标准，但是越来越多单位开发了对应井口装置、泵液力端总成和高压件等设备来满足开发需求。3.25 in铜套使用工况一般为125175 MPa，这里取平均静载荷为150 MPa，传递系数为0.3，即垂直作用于3.25 in V形铜套接触面压力为45 MPa。对网格进行无关性验证后，选取模型中的网格尺寸为0.8mm，对接触面进行局部网格细化，节点总数为1 520 543，单元总数为1 078 214。铜套应力分布如图 9 所示，最大 Von Mises 应力出现在R处，最大应力低于屈服强度，说明V形铜套损坏原因为高周疲劳裂纹扩展损坏。V形铜套疲劳寿命分布如图 10所示，最小寿命出现在R2处，即R2处最先出现疲劳破坏，同时储屑槽靠近盘根端寿命出现相对寿命较短区域。通过调整开口角度从120到140，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表7所示，圆角R都为2 mm。在现有开口角度 120不变的情况下，通过调整圆角R从2 mm到5 mm，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表8所示，载荷为45 MPa垂直于表面。开口角度/（）100104108112116120124128132136140Von Mises/MPa222.4207.8195.1180.5170.3155.8148.2141.9131.9119.3108.6寿命/次138 700251 700425 000825 7001 344 0002 835 0005 073 00012 180 00040 620 000178 200 000277 000 000寿命/h1935591151873947051 6925 64224 75038 472寿命/年0.020.030.050.100.170.360.641.545.1522.6035.13圆角R/mm2345Von Mises/MPa222.4182154.1172.4疲劳寿命/次138 700765 7003 100 0003 261 000寿命/h19106431453寿命/年0.020.100.390.41图83.75 in V形铜套疲劳寿命分布图表5不同开口角度下3.75 in V形铜套疲劳寿命表6不同圆角下3.75 in V形铜套疲劳寿命图93.25 in V形铜套应力分布图图103.25 in V形铜套疲劳寿命分布图表7不同开口角度下3.25 in V形铜套疲劳寿命开口角度/（）120124128132136140Von Mises/MPa198.9186.6171.1160.5151.2137.6寿命/次352 900608 8001 227 0002 186 0003 605 00037 280 000寿命/h49851703045015 178寿命/年0.040.080.160.280.464.73圆角R/mm2345Von Mises/MPa198.9162.7151.2132.3疲劳寿命/次352 9001 743 0003 596 0006 620 000寿命/h49242499919寿命/年0.040.220.460.84表8不同圆角下3.25 in V形铜套疲劳寿命-1722023年12月2.55 in V形铜套为了满足低压大排量压裂施工要求，开发了5 in液力端总成，5 in铜套使用工况一般为4377 MPa，这里平均静载荷为60MPa，传递系数为0.3，即垂直作用于5 in V形铜套接触面压力为18 MPa。对网格进行无关性验证后，选取模型中的网格尺寸为0.8mm，对接触面进行局部网格细化，节点总数为2 107 611，单元总数为1 489 469。铜套应力分布如图11所示，最大Von Mises应力出现在R2处，最大应力低于屈服强度，说明V形铜套损坏原因为高周疲劳裂纹扩展损坏。V形铜套疲劳寿命分布如图12所示，最小寿命出现在R2，即R2处最先出现疲劳破坏。通过调整开口角度从100到112，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表9所示，圆角R均为2 mm。在现有开口角度 100不变的情况下，通过调整圆角R从2 mm到4 mm，在计算静应力基础上计算了疲劳寿命如表10所示，载荷为18 MPa垂直于表面。2.6计算方法总结压裂泵吸入缸压强通过不同橡胶件组成的盘根传递到铜套配合面的力的大小是精确计算铜套疲劳寿命的难点，提出了通过现场运行数据反推压力传递系数，基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计方法，具有较强的工程参考价值。计算方法流程图总结如图13所示。2.7现场铜套疲劳寿命需求现有电动压裂泵液缸在压裂泵以平均120冲/min运行工况下极限寿命为 1 357 h，在此以 1 500 h 为例，铜套寿命次数为1.08107。4.5 in V形铜套开口角度112或者圆角R=3 mm，4 in V形铜套开口角度120或者圆角R=4 mm，3.75 in V形铜套开口角度132，3.25 in V形铜套开口角度140，5 in V形铜套保持现有开口角度=100和R=2 mm时，有较大安全余量在液缸生命周期内不会损坏，同时，又对盘根密封具有更好的扶正效果。3.75 in和3.25 in的V形铜套，通过调整底部圆角R不能达到满意的疲劳寿命要求。3现场运用为进一步评价渝西地区深层页岩气资源开发潜力，中石油西南油气田分公司在渝西西山构造蒲吕场向斜部署了足203H3平台，该平台是渝西地区首个钻试一体化产能评价平台。采用地质工程一体化差异设计理念，坚持以“段内多簇+复合暂堵转向”为核心的压裂2.0工艺及“大排量、短簇距、强加砂”的区域作业模式提高单井产量。实施期间，立足压裂裂缝多种监测成果，实时优化支撑剂类型、压裂液黏度、射孔参数及施工排量等关键参数，确保平台井压裂零丢段。该平台共部署 6 口井，平均井深 6 774 m，平均垂深 4 300m，平台共计注入液量477 000 m3、支撑剂5.1 万t，平均用液强度36.7 m3/m，加砂强度3.9 t/m，创国内深层页岩气单平台深度最深、注入液量最多和注入支撑剂量最多的3项新纪录。该平台为页岩气全电动压裂施工，14台4 in柱塞的6 000图115 in V形铜套应力分布图图125 in V形铜套疲劳寿命分布图开口角度/（）100104108112Von Mises/MPa131.8118.5110.4106寿命/次46 430 000166 400 000378 700 000832 300 000寿命/h6 44923 11152 597115 597寿命/年5.8921.1148.03105.57圆角R/mm234Von Mises/MPa131.8123.389.1疲劳寿命/次46 430 000579 300 0006 102 000 000寿命/h6 44980 458847 500寿命/年5.8973.48773.97表9不同开口角度下5 in V形铜套疲劳寿命表10不同圆角下5 in V形铜套疲劳寿命6 000 hp压裂泵4.5 in铜套实际平均疲劳寿命计算设置初始压强传递系数进行4.5 in铜套静力学分析与实际疲劳寿命比较，调整压强传递系数确定压强传递系数为0.3时与实际平均疲劳寿命基本一致其他型号和工况下铜套静力学分析其他型号和工况下铜套疲劳寿命分析4.5 in铜套疲劳寿命计算迭代计算图13计算方法流程图王波，等：基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计-173机 械 设 计第40卷增刊2hp电动压裂泵用于主压裂，一般施工压力84116 MPa，施工初期开口角度=100，R=2 mm的V形4 in铜套疲劳裂纹失效频发，至2022年5月1日采用开口角度=120、R=2 mm的4in V形铜套后，累计施工液量235 152 m3，未发现由于铜套裂纹损坏造成的盘根密封失效现象。4结论（1）针对电动压裂泵盘根铜套裂纹引起液力端盘根密封总成快速失效的现象，提出了通过现场运行数据反推压力传递系数，进行基于有限疲劳寿命的压裂泵盘根铜套优化设计方法。（2）V形铜套通过增大开口角度或者底部圆角半径R，减小最大Von Mises应力，达到了提高疲劳寿命的目的，现场测试证明了该方法的有效性。参考文献1 张斌，李磊，邱勇潮，等.电驱压裂设备在页岩气储层改造中的应用 J.天然气工业，2020，40（5）：50-57.2 王波，梁右其，沈心瑞，等.基于电机扭矩波动的电动压裂泵液力端故障诊断 J.盐科学与化工，2021，50（10）：47-53.3 王波，王龙庭，张金亚.基于扭矩和扭压比偏差率的压裂泵故障诊断 J.石油机械，2022，50（11）：90-97.4 Hu Gang，Deng Shengyi，Wang Guorong，et al.Corrosion crack spropagation analysis and fatigue life prediction of the cylinder of6000HP hydraulic fracturing pump J.Engineering Failure Analysis，2022，141：106652.5 Kiani M，Walker R，Babaeidarabad S，et al.Numerical modeling andanalytical investigation of autofrettage process on the fluid end moduleof fracture pumps J.Journal of Pressure Vessel Technology，2018，140（4）：041403.6 张作龙，张彦廷，李增亮，等.RST200型柱塞往复密封试验台的研制 J.石油矿场机械，2000，29（4）：27-29.7 何霞，钟林，王国荣，等.织构化柱塞对压裂泵密封副的摩擦学性能影响 J.摩擦学学报，2014，34（4）：364-370.8 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