BH38RDX－46－89型大孔径射孔弹性能优化

吴焕龙，向旭，杜明章，杨超，王庆兵

（1.四川石油射孔器材有限责任公司，四川 内江 642177；2.中国石油川庆钻探工程有限公司测井

公司，重庆 400021；3.中国石油大学机电工程学院，山东 青岛 266580）

0 引 言

非均匀地质理想储存条件下或生产状态下孔眼直径是影响产率比的重要因素，应针对不同地层选择合适的孔眼直径有效提高产率比。研究表明，除非在用清洁的无固相射孔液及负压射孔条件下可选用9 mm以下孔径射孔弹，一般均采用孔径为10 mm以上的射孔弹才有利于生产［1］。孔径是衡量射孔弹性能的一项重要指标，用于低渗透、出砂层、稠油层等地质条件下射孔作业的大孔径射孔弹更是如此。GB／T 20489－2006中对小药量大孔径射孔弹穿孔规格限提出了相对更高的要求。根据科研攻关计划，选择25 g装药量的BH38RDX46－89型射孔弹进行性能优化。依据GB／T 20489－2006及装弹尺寸要求，确定地面穿钢靶性能指标为：孔径≥15 mm，穿深≥85 mm。在理论分析基础上运用微差法、CAE设计了药型罩与壳体内腔装药结构，采用有限元软件对设计结构模拟计算；调选药型罩配方进行现场打靶试验，经优化设计后的89型大孔径射孔弹性能远超国标规定，具有明显的大孔径高穿深效果。

1 理论分析

式中，rc为破甲孔径；k为常数；rj、vj、ρj、ρt、σ分别为射流元半径和速度、射流元和靶材密度及靶板强度。

可见，在药型罩与靶材料确定后，射流在靶板上穿孔孔径与射流元半径和速度能成正比，其中射流元半径rj可由射流微元质量mj表征。由射流形成的定常流体力学理论可知，近似地有

式中，v0为压合速度；m为药型罩微元质量；α为药型罩半锥角［3］。

影响穿孔孔径的射流元速度和质量在药型罩结构设计时呈现反向变化趋势，因此必须综合考虑与射流速度和质量相关的射流动能，大孔径射孔弹要求大的射流动能，更要求射流动能在轴向有合理的分布。

2 结构设计

2.1 药型罩结构设计

设计基于粉末药型罩。孔径指标在大孔径射孔弹穿孔性能整体评价中所占的权重一般在0.7以上，在满足孔径指标的前提下还应尽可能追求高穿深。综合考虑射流动能、射流稳定性诸因素，吸收借鉴微差设计主导思想［4－6］设计优化定型的药型罩结构见图1。

图1 结构设计

该种组合结构下罩顶第2段弧曲率半径设计是一个关键点，过小则射流成形可能发生翻转，且追赶现象明显，头部形成伞状盘结构。这种状态的射流头部会使最大孔径在靶孔入口处形成，同时使得穿深显著减小，不符合有枪身大孔径射孔弹的设计意图。图2为3个典型时刻的数值计算图像（模型钢靶长30 mm）。

图2 曲率半径下射流成形与开孔状态

2.2 壳体装药结构设计

由爆轰理论可知，壳体具有减小稀疏波作用，其内腔结构直接影响爆轰波的形成和传递。大孔径射孔弹壳体结构设计主要是为获得合理装药结构以有效地分配能量分布，其核心要求是射孔后在射孔枪上形成小孔眼、套管与岩层上形成较大孔眼，保证足够的穿深。

实际应用的聚能装药都是药型罩顶部药量大、中部及底部药量逐步减小的收敛性结构，装药过于集中在罩顶结构下射流可拥有大的头部速度，这对形成大的孔径有利。由于实际材料都多少存在一些黏性，而这些黏性在动力学过程中很容易显示出来，射流头部以极高的速度接触靶板的瞬间靶板材料的非线性本构存在率效应，这种反应材料黏性现象会使得射流动能消耗过多，不利于射流后续穿深、稳定性及孔道规则程度，最主要的是不符合大孔径射孔的孔道形状分布要求。基于这些原因，壳体结构设计也依据微差设计原理，整个聚能射孔弹装配设计采用图1（b）结构［4－5］。

整体观察整个射孔弹，该设计相当于通过分别对药型罩和壳体进行微差设计达到和实现对装药结构复合型微差设计的目的，既益于增大孔径，又利于保证穿深，微差设计思想对于改善射孔弹产品整体性能具有积极有效的作用［6］。

高校应该呼吁社会各界以及高校内部教师对基层行政管理者同等对待，除了出台对应的经济等基本需求政策之外，更应该认可他们的工作。笔者曾亲身经历被亲戚问起是一个基层行政工作者时，对方一脸的鄙视和不屑为本就烦躁的心情火上浇油。

3 仿真分析

应用显式有限元分析软件LS－DYNA对优化设计的结构进行模拟计算，若得到理想的计算结果，则可进行模拟射孔试验，最后对设计结果进行系列化推广应用。

3.1 数值建模

建立聚能装药射流侵彻钢靶的计算模型对结构设计进行仿真计算。物理模型原型参考GBT 20488－2006与 GB／T 20489－2006中大孔径射孔弹穿钢靶检测规格条件，几何模型见图3。计算采用1／4有限元模型以节约计算资源。

图3 模拟计算几何模型

聚能射流在力学上属于弹塑性流体动力学范畴，数值计算方法可分为Lagrangian方法、Eulerisn方法以及2种方法的结合ALE。Lagrangian对于高速流动的流体力学不适用；Eulerisn方法中材料通过单元对流，本构方程的处理与更新困难；而ALE有限元格式集合了Lagrangian方法和Eulerisn方法二者的优点，可将它们的缺陷降至最低［7］，计算过程运用流固耦合算法，即装药壳体与靶板采用Lagrange方法，药型罩、炸药与空气采用ALE方法。

仿真模型表达材料在各种作用力下的应力应变关系，用正确的数学模型反映这种关系是进行有效数值模拟的重要前提。本文采用高能炸药燃烧模型HIGH＿EXPLOSIVE＿BURN和应用最广泛、不显含产物组分的JWL状态方程共同描述炸药的爆炸产物。药型罩、靶与壳体材料采用Johnson－Cook模型以及Gruneisen状态方程描述其动态响应过程。Johnson－Cook模型是描述材料在大变形、高应变率和高温条件下的本构模型，适用于许多材料，包括大部分金属材料；Johnson－Cook模型在较低的应变率条件下，甚至在准静态范围内仍然有效，模型的典型应用包括金属爆炸成型、弹丸侵彻和冲击［8］。空气材料采用NULL模型，该材料没有屈服强度和类似流体的行为，在拉伸时压力截止值为负；此外，NULL必须与一状态方程同时使用。本文选理想气体状态方程描述

式中，p为空气压力；γ为多方指数；ρ为空气现时密度；ρ0为初始密度；E为空气能量密度。理想气体状态方程可以通过设置LS－DYNA程序中预定义的线性多项式状态方程LINEAR＿POLYNOMIAL的相关常数得到。

3.2 计算分析

图4为3个典型时刻现象的相应数模图。为了清晰表达射流状态及侵彻钢靶，仅给出射流和靶板2个部分。图4（a）为射流刚接触靶板瞬间的状态，射流短而粗，头部明显呈现为一段大质量蘑菇头状，且存在极少高速细束射流已先行作用于靶面，此射流成形特点是判定大孔径射孔弹设计成败的关键［9－10］。图4（b）为射流侵彻钢靶的初期，靶钢翻出，在靶板上形成一个近漏斗状的开坑，该阶段是考核大孔径弹穿孔性能的主要阶段。图4（c）中射流已基本失去继续穿孔的能力，主要展示孔道形状。整个孔道除漏斗区外的其他部分径向尺寸一致性较好，测得最大孔径Dmax＝16.170 96 mm（1／3D装药≤Dmax≤1／2D装药，D装药＝38 mm）出现在距入口17.063 mm处附近，穿深L≥100 mm（模型钢靶总长100 mm）。

图4 聚能射流姿态与穿45号钢靶孔形

3.3 模拟评价

整个模拟过程侵彻体射流的轮廓外形、连续性、拉伸性良好，杵体质量小。应用后处理软件可测绘得射流头部速度历程曲线，与深穿透射孔弹相比，最大速度较低，约6 170 m／s，总侵彻时间也小于一般深穿透射孔弹的侵彻时间。

此外，在钢靶上形成的孔道锥度小、均匀性好。考虑到射孔枪井下作业施工的实际情况，该结构设计可形成枪管上小孔径、而套管和岩层上大孔径的效果，这表明射流速度在轴向分布合理，有效利用了装药能量。

依据GB／T 20489－2006按装药量分组的射孔弹地面穿钢靶孔径、深度值指标（见表1）可知，优化后的大孔径射孔弹达标。鉴于模拟采用的是紫铜罩，主要是观察射流的成形状态与侵彻孔道规律，所以只要选择合适的粉末配方按照该设计结构进行实验，完全可以满足指标或得到更大孔径值与穿深值。

表1 大孔径射孔弹穿钢靶孔径和深度下规格限

4 实验分析

4.1 实验设计

为了保证材料强度模型和状态方程各参数取值的准确性，模拟计算采用紫铜罩，生产应用粉末罩。选择某一预定低密度药型罩配方压制粉末罩若干发，从中选取6发压弹［11］。参照 GB／T 20488－2006中射孔弹地面穿钢靶试验要求，对BH38RDX－46－89型优化弹进行组合靶射孔性能测试；其中在全面考虑射孔施工作业环境状况的基础上，对试验检测装置进行了改进（见图5），副靶1厚6.5 mm，副靶2厚10 mm。穿孔效果见图6；副靶通孔及组合靶穿深数据结果见表2。

图5 试验检测装置原理图

4.2 数据分析

图6 穿孔效果图

依据GB／T 20489－2006，将副靶2通孔孔径作为考核的核心指标。从表2中可以看出，优化后的89型大孔径射孔弹在地面条件下穿钢靶的综合性能指标大幅提高，其中在能较真实地表征套管孔径的副靶2上达到了平均值16.3 mm的良好开孔效果，并且穿深优势明显。该设计使得BH38RDX－46－89型大孔径射孔弹兼具大孔径、高穿深双优特点，弥补了原产品不甚理想的缺点，为进一步研发高孔密大孔径深穿透射孔弹打下了基础。

表2 地面穿钢靶射孔试验数据

应用微差法设计的优势表现为药型罩、壳体内腔均是一分段组合结构，可通过确定主要考查指标的权重分配，分析当前结构指标优势偏向，适当将对主要指标贡献较大段药型罩或壳体内腔侧重设计以得到预期最佳性能。因此，该优化设计仅是一个成功应用案例，不排除再经过进一步调节修改各段尺寸参数后推广应用到其他弹型达到更好的性能效果。

5 结 论

（1）在理论分析的基础上运用CAE软件对89型大孔径射孔弹进行了优化设计，提出了一种新结构药型罩及装药壳体，该结构得到了实验检测，为新结构的推广引用提供了参考。

（2）利用FEM动力学分析模块LS－DYNA3D对初步优化设计结构方案下的射流成形和侵彻钢靶进行了数值模拟，模拟过程与结果为进一步分析设计提供了依据。

（3）大孔径射孔弹的设计要充分考虑大孔径的形成机制，综合基础理论分析、CAE辅助设计、数值仿真及试验检测进行新产品开发和设计，避免仅靠经验反复改进，确保设计更加科学规范。

［1］ 李晋庆.几种新型石油射孔弹的研究和讨论［J］.爆破器材，2003，32（4）：27－30.

［2］ Szendrei T.Analytical Model of Crater Formation by Jet Impact and Its Application to Calculation of Penetration Curves and Hole Profile［C］∥the 7th International Symposium on Ballistics，Hague，Netherlands，May，1983.

［3］ 张国伟.终点效应及其应用技术［M］.北京：国防工业出版社，2006.

［4］ 王秉敏.新型大孔径射孔弹设计构想［J］.测井与射孔，2008（2）：74－75.

［5］ 黄风雷，张雷雷，段卓平.大锥角药型罩聚能装药侵彻混凝土实验研究［J］.爆炸与冲击，2008，28（1）：17－19.

［6］ 王彦明.石油民用爆破技术［M］.西安：中国兵器工业第二一三研究所，2011：120－122.

［7］ Ted Belytschko，Wing Kam Liu，Brian Moran.连续体和结构的非线性有限元［M］.庄茁，译.北京：清华大学出版社，2002.

［8］ 叶文通，陈勇，郁炜.聚能金属射流开采石矿的形成过程数值研究［J］.微计算机信息，2009，25（16）：201－203.

［9］ 潘永新，曾新吾.大孔径射孔弹射流特征研究［J］.测井与射孔，2002，5（4）：79－80.

［10］郭圣延，陈树凡，李庆福.粉末罩大孔径射孔弹研究［J］.测井技术，2005，29（增刊）：24－26.

［11］赵云涛，徐文新，周曌，等.药型罩对射孔弹射孔性能的影响［J］.测井技术，2005，29（增刊）：37－39.