1　前　言 　　F1300型三缸單作用鉆井泵，是寶雞石油機(jī)械廠為了滿足油田高泵壓和大排量鉆井工藝的需求，類比美國EMSCO泵自行設(shè)計(jì)制造的。它缺少必要的理論計(jì)算依據(jù)，不能完全適應(yīng)高壓噴射鉆井工藝的發(fā)展對泵的抗振性提出的高要求。為了全面了解F1300型三缸泵機(jī)架的應(yīng)力水平和剛度分布情況，發(fā)現(xiàn)薄弱環(huán)節(jié)和過剩部位，為減輕重量、降低成本、均衡整機(jī)應(yīng)力與剛度提供必要的改進(jìn)設(shè)計(jì)依據(jù)，我們進(jìn)行了靜力有限元計(jì)算。 　　在靜力分析的基礎(chǔ)上，我們還對機(jī)架的固有振動特性進(jìn)行了分析，目的在于全面了解泵的動剛度的分布，發(fā)現(xiàn)動剛度的薄弱環(huán)節(jié)和過剩部位，對泵體的改造進(jìn)行動態(tài)特性分析與動態(tài)設(shè)計(jì)，使泵體的質(zhì)量和剛度有一個合理的分布，進(jìn)一步改善泵的動態(tài)特性，提高其抗振性能，全面提高泵的質(zhì)量，延長泵的使用壽命。 　　2　機(jī)架力學(xué)計(jì)算模型 　　F1300型三缸泵采用鋼板組焊結(jié)構(gòu)。整個機(jī)架結(jié)構(gòu)由左右兩塊主墻板、前墻板、前底板、前聯(lián)接板、頂板一、頂板二、頂板三、上、下支承板、橫墻板(Ⅰ)、橫墻板(Ⅱ)、上橫板、底板—～四和兩根座架梁組成。機(jī)架內(nèi)部由于結(jié)構(gòu)上的需要，沿x和z方向有支承筋、加強(qiáng)筋和型鋼等零部件。在兩塊主墻板的主、被動軸承孔處分別焊接有鑄鋼軸承座。機(jī)架結(jié)構(gòu)計(jì)算模型簡圖見圖1。 2.1　機(jī)架結(jié)構(gòu)的離散 　　鉆井泵機(jī)架是由鋼板組焊而成的，可以按板殼單元計(jì)算；主、被動軸承座簡化為厚圓環(huán)結(jié)構(gòu)，按三維8～21節(jié)點(diǎn)塊元計(jì)算；支承筋、型鋼和兩根座架梁按空間梁單元計(jì)算，并從屬于相應(yīng)的主節(jié)點(diǎn)；圓環(huán)結(jié)構(gòu)和板殼結(jié)構(gòu)的弱連接采用罰單元處理；傾斜板單元節(jié)點(diǎn)的第6個自由度用邊界彈簧單元處理。整個機(jī)架結(jié)構(gòu)分成12批1331個板殼單元，2批141個空間梁單元，56個三維塊元，46個罰單元和182個邊界彈簧單元，總計(jì)1797個節(jié)點(diǎn)。離散后機(jī)架結(jié)構(gòu)單元網(wǎng)格圖和結(jié)構(gòu)坐標(biāo)系見圖2。 2.2　載荷工況和機(jī)架受力的簡化 2.2.1　前墻板受力 　　由缸套直徑和額定壓力兩個性能參數(shù)，可以獲得活塞水平方向所受最大力。該力作用在前墻板孔中心，假定1、2兩缸同時受力，按靜力等效原則簡化到前墻板總體節(jié)點(diǎn)上去，成為節(jié)點(diǎn)載荷。 2.2.2　下支承筋受力 　　垂直方向受力，可由十字頭受力分析求得。并假定這個集中壓力平均作用在下支承板的四根支承筋上。 　　2.2.3　主墻板受力 　　三缸單作用鉆井泵機(jī)架承受著三個活塞交替變化的作用力，通過液力端閥箱上的聯(lián)接螺栓將活塞的推力傳遞給前墻板，由主、被動軸對主墻板軸承座的作用力與之平衡。三缸的作用力按120°循環(huán)交替工作，一個缸滿負(fù)荷工作時，另外兩個缸以一定的重疊系數(shù)工作著。本文按兩缸同時滿負(fù)荷工作計(jì)算，并假定被動軸處于正轉(zhuǎn)狀態(tài)。 　　2.3　邊界條件 　　鉆井泵在油田鉆井現(xiàn)場，底座的固定方式不一。鉆井泵機(jī)架是通過8個聯(lián)接螺栓，與底座的座架梁牢固聯(lián)接在一起的。本文對機(jī)架的約束條件采用了在底座梁下翼緣分別沿X向設(shè)置一個桿支座，Y向設(shè)置6個桿支座，Z向設(shè)置2個桿支座，以約束X、Y、Z方向的線位移。這種邊界約束條件與油田鉆采現(xiàn)場的約束條件基本相同。 　　3　機(jī)架強(qiáng)度分析 　　當(dāng)1、2缸受力時，左右兩主墻板受力不相同，應(yīng)力、變形更不均勻，因而更危險(xiǎn)。根據(jù)計(jì)算結(jié)果分析如下： 　　左墻板最大拉應(yīng)力發(fā)生于單元209和159，其值分別為31.50MPa和25.33MPa，這是主、被動軸孔中心連線位置區(qū)(圖3-a)。單元209為二向拉應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)力值最大，此區(qū)為左墻板受力最大區(qū)，也是實(shí)際易損壞區(qū)。與主軸承座相連處、與前墻板相連處及動力端尾部受力也較大，整板應(yīng)力集中不明顯，應(yīng)力水平偏低。 　　前墻板是直接承受液力端活塞推力的一塊三孔平板，整板相當(dāng)應(yīng)力均在25.65MPa以下，對鋼板來說，強(qiáng)度足夠。前聯(lián)接板最大拉應(yīng)力發(fā)生于單元35，數(shù)值為σ1=55.61MPa，σ2=9.53MPa；上部邊緣為最大拉應(yīng)力區(qū)(圖3-b)，相當(dāng)應(yīng)力數(shù)值在42.67～51.51MPa之間；一般單元相當(dāng)應(yīng)力多數(shù)在30MPa左右，應(yīng)力分布較合理，為主要承力板之一。 　　頂板一最大拉應(yīng)力發(fā)生于單元58，數(shù)值為σ1=52.38MPa，σ2=2.07MPa，這是整個機(jī)架最大應(yīng)力值，次大拉應(yīng)力發(fā)生于單元62，數(shù)值為σ1=30.84MPa，σ2=2.68MPa；一般在20MPa以下。此兩單元都在過渡圓角處(圖3-c)，明顯大于平均應(yīng)力水平，即在開口、過渡圓角處存在明顯的應(yīng)力集中。 橫墻板二最大拉應(yīng)力值為σ1=20.87MPa，σ2=12.43MPa；最大壓應(yīng)力值為σ1=-24.1MPa，σ2=-34.26MPa，發(fā)生于同一單元；拉、壓應(yīng)力次大的單元為26和30，數(shù)值分別為σ1=20.25MPa，σ2=8.71MPa和σ1=-6.20MPa，σ2=-25.54MPa；三處位置皆在1、2缸開孔之間較薄處。其它單元相當(dāng)應(yīng)力皆在20MPa以下，應(yīng)力水平不高，強(qiáng)度富余。 　　右墻板、前底板、上、下支承板、頂板二、頂板三、底板一～四、筋板、上橫板應(yīng)力水平都偏低，相當(dāng)應(yīng)力均不足20MPa；兩軸承座最大主應(yīng)力為22.80MPa，應(yīng)力水平也偏低；橫墻板一最大相當(dāng)應(yīng)力僅6.15MPa，強(qiáng)度儲備大。 　　綜觀機(jī)架的強(qiáng)度計(jì)算表明，F(xiàn)1300型鉆井泵機(jī)架的結(jié)構(gòu)尺寸選取不盡合理?？傮w應(yīng)力水平偏低，且分布不均勻，部分板強(qiáng)度儲備過多。 　　4　機(jī)架剛度分析 　　每一個板單元節(jié)點(diǎn)有六個自由度，由有限元計(jì)算結(jié)果可得到各節(jié)點(diǎn)沿三個總體坐標(biāo)的線位移和繞三個座標(biāo)軸的轉(zhuǎn)角。就機(jī)架的剛度而言，其在額定工作載荷作用下總的變形見圖4。 　圖4表明，由于機(jī)架的上半部分，特別是后上部位，是開口薄壁結(jié)構(gòu)，又由于結(jié)構(gòu)上安裝液力端和動力端零部件的需要，機(jī)架的上半部分比下半部分剛度小，且整體有繞對稱面扭轉(zhuǎn)的趨勢。 　　左墻板主軸承座后部中心平面的節(jié)點(diǎn)相對前墻板底邊的x向相對位移最大，此面上下為x向相對位移最大的區(qū)域，數(shù)值在0.195～0.256mm之間，對液力端泥漿的吸入和壓出性能不會產(chǎn)生不良影響。底板一上x向變形量最大的兩點(diǎn)的變形量為0.197mm和0.207mm，變形量不大。 　　底板三的點(diǎn)相對前墻板底邊y向相對位移最大，數(shù)值在0.09～0.110mm之間，在減薄底板時考慮了這一重要因素。前底板上最大四點(diǎn)的y向相對位移在0.09～0.10mm之間，前聯(lián)接板的相對位移在0.088～0.096mm之間。均不會影響機(jī)架的正常工作。 　　左墻板鄰近前墻板區(qū)域的點(diǎn)相對左墻板底邊z向相對位移最大，數(shù)值在0.054～0.092mm之間；頂板一鄰近左墻板的過渡圓角處為z向相對位移最大的另一區(qū)域，數(shù)值在0.050～0.091mm之間，這是由應(yīng)力集中所致；由于z向不受作用力，故變形都偏小。 　　綜觀機(jī)架的變形表明，機(jī)架內(nèi)部各板變形偏小，剛度儲備大，不盡合理，應(yīng)適當(dāng)調(diào)整。 　　5　機(jī)架模態(tài)振型分析 　　為了全面了解機(jī)架的固有振動特性，利用SAP5/LISA動力分析有限元程序，對機(jī)架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了自由振動有限元分析，得到了模態(tài)頻率和模態(tài)振型的計(jì)算值。由于機(jī)架的振動模態(tài)主要由前十五階模態(tài)決定，因此重點(diǎn)分析了其中的部分振型，其部分振型見圖5。 　　第一階振型(105.5Hz)　主要表現(xiàn)為底板一上的加強(qiáng)筋作大幅前后、上下振動，頂板三上的筋小幅彎振，底板一作中小幅前后振，底板二繞Z軸小幅扭振，頂板二作小幅上下振，見圖5。 第三階振型(185.8Hz)　主要表現(xiàn)為前聯(lián)接板作異向中大幅左右振，泵頭側(cè)板作小幅左右振。 　　第五階振型(220.9Hz)　主要表現(xiàn)為頂板二的小幅扭振，頂板三的中大幅扭振，上橫板的小幅扭振，底板一繞X軸作小幅扭振。這是上、下方向最大振幅所在振型，頂板三的Y向振幅皆較大，其最大振幅值為0.16400。 　　第六階振型(269.3Hz)　主要表現(xiàn)為筋板的中大幅左右振動，橫墻板間側(cè)板的小幅左右振動。 　　第八階振型(348.2Hz)　主要表現(xiàn)為上橫板繞垂直軸作大幅扭振，頂板二繞Y軸作中小幅扭振，頂板三作小幅前后振，底板一繞垂直軸作小幅彎振。這是前后向最大振幅所在振型，上橫板最大振幅值為-0.51396，除上橫板外，底板一為另一薄弱部位，其上各點(diǎn)前后向振幅均較大，最大振幅為0.023557。 　　第九階振型(356.2Hz)　主要表現(xiàn)為上橫板的中大幅前后振，底板一繞Z軸的中幅扭振，底板二的中幅前后振，頂板二繞垂直軸中幅扭振。 　　第十階振型(386.2Hz)　主要表現(xiàn)為左右聯(lián)接板的中大幅扭振。 　　第十二階振型(418.0Hz)　主要表現(xiàn)為左右聯(lián)接板繞垂直軸作中大幅扭振，小軸承座附近側(cè)板作中幅左右振動，頂板三作中幅扭振。 　　第十三階振型(462.2Hz)　主要表現(xiàn)為筋板作中大幅左右振動，前聯(lián)接板作小幅左右振動。這是側(cè)向最薄弱部位，筋板最大側(cè)向振幅為0.36527。 　　第十五階振型(492.2Hz)　主要表現(xiàn)為底板一加強(qiáng)筋的中大幅振動，頂板三的中幅扭振，上橫板繞X軸的中幅扭振，下支承板的小幅扭振。 6　機(jī)架模態(tài)振型表現(xiàn)原因分析 　　從各階振型分析中，可以概括出兩個薄弱部位，首先是泵尾部開口部位，其次是泵頭部位，這兩部位在低頻階段的模態(tài)中振幅均較大，振幅較小的部位為泵體中部和泵后部的側(cè)板部位，由于這兩個部位的動剛度均較大，因而使振幅較小，下面針對上述兩個較薄弱的部位，進(jìn)行原因分析。 6.1　泵尾開口部位 　　從泵的結(jié)構(gòu)可以看出，泵尾開口部位的邊界為自由邊界，并且在開口部位附近又開了一個被動軸孔，雖有加強(qiáng)筋在起作用，但這不足以補(bǔ)償開口的減弱，使得開口部位在局部范圍內(nèi)振幅較大，主要表現(xiàn)為頂板二、頂板三、底板一至底板四，上橫板在大多數(shù)模態(tài)振型中振動幅值均較大，若考慮了后蓋的部分加強(qiáng)作用，開口部位仍是整個機(jī)架動剛度最小，最