秦彥斌，姚杰，竇益華，李明飛

西安石油大學機械工程學院（陜西 西安 710065）

0 引言

射孔槍射孔前承受井筒壓力，射孔爆轟過程中承受射孔瞬間的沖擊波壓力。盲孔處易出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，這都會使射孔槍的整體性和強度安全性降低。

哈里伯頓公司開發(fā)外徑120.1～177.8 mm的207 MPa的射孔槍；斯倫貝謝[1]公司研發(fā)出86型的172 MPa射孔槍，此射孔槍適用于127.0 mm套管射孔作業(yè)；川慶測井公司開發(fā)210MPa射孔槍，并成功應用于塔里木油田。朱公志等[2]進行射孔槍結構優(yōu)化設計，對射孔槍壁厚應用ANSYS的APDL參數(shù)化語言進行優(yōu)化設計，得到最小壁厚；同時分析盲孔直徑及深度對射孔槍抗外擠強度的影響，再對盲孔直徑和盲孔深度進行優(yōu)化設計。黃佳等[3]基于SPH方法對射孔槍進行高速射流情況下的分析，假設射孔彈彈型不變，分析在不同射流速度和不同材料下盲孔毛刺高度值；不同射流速度和不同盲孔深度下的穿孔直徑。唐凱等[4]建立等深盲孔和不等深盲孔射孔槍的ANSYS三維有限元模型，分析對比不等深盲孔和等深盲孔對射孔槍抗外擠強度的影響，仿真表明，不等深盲孔和等深盲孔射孔槍相比較，不等深盲孔射孔槍的抗外擠強度低于等深盲孔射孔槍，平均降低9.3%。李奔馳[5]等根據(jù)拉美公式，再根據(jù)國內(nèi)深層油氣藏超高溫、超高壓儲層特征，研制超高溫超高壓射孔槍及組件；并提出改善射孔槍成型技術與整體抗外擠強度的新結構，研制出89型210 MPa工作壓力的射孔槍。

然而，現(xiàn)有的射孔槍抗外擠強度已不能滿足射孔要求，因此，對石油現(xiàn)場射孔槍進行抗外擠強度的影響分析，并進行試驗校驗。

1 射孔槍抗外擠強度理論計算

1.1 射孔槍設計理論依據(jù)

將射孔槍看成厚壁圓筒殼體，主要承受射孔瞬間的沖擊波壓力和井筒液柱壓力等外載荷，射孔槍從內(nèi)壁開始屈服，破壞形式為強度破壞。

由于射孔時殼體內(nèi)部并不沒有壓力產(chǎn)生，因此把圓柱內(nèi)的壓力視為P1=0。根據(jù)著名的拉梅公式（Lame）[6]厚壁圓柱在彈性階段的應力分量與位移公式，當只有外壓作用時圓柱殼體的應力分量與位移分量分別為:

式中:P2為外壓，MPa；σr為徑向應力，MPa；σs為周向應力，MPa；a為內(nèi)半徑，mm；b為外半徑，mm；r為厚壁圓筒任意處半徑，mm。

根據(jù)第三強度理論，即最大剪應力理論[7]，由于射孔槍的內(nèi)壓為0，當射孔槍內(nèi)壁達到屈服強度極限σs時，其承受的外壓為:

射孔槍上設置盲孔，計算抗外擠強度時，必須考慮盲孔薄弱處的抗外擠強度。

1.2 射孔槍材料性能及三維有限元模型

選取89型210 MPa射孔槍為研究對象，材料為32CrMo4，屈服強度σs=945MPa，彈性模量E=2.06×1011Pa，泊松比μ=0.28，外徑D=89mm，壁厚t=8.8mm，內(nèi)徑d=71.4mm，內(nèi)半徑a=35.7mm，外半徑b=44.5mm。

選取射孔槍建模長度L=1 000 mm。選取孔密n=20孔/米，孔徑d=10 mm，相位角90°。圖1為射孔槍三維有限元模型。

圖1 射孔槍三維有限元模型

ANSYS有限元方法的過程是結構離散化、單元分析、整體求和、問題求解；也就是選擇靜力學模塊，建立幾何模型，賦予材料屬性、設置和劃分網(wǎng)格、設置邊界條件（兩端全約束、施加均布外壓），結果后處理應力。

射孔槍抗外擠強度的計算方法：除邊界條件外，只對射孔槍有限元網(wǎng)格模型施加1 MPa外壓，計算最大等效應力。材料屈服強度與所得到的1 MPa外壓作用下的最大等效應力之比等于抗外擠強度。例如：通過有限元計算得到1 MPa外壓作用下射孔槍的最大等效應力為1.536 MPa，故可知抗內(nèi)壓（外擠）強度為210/1.536=136.72(MPa)。

2 射孔槍抗外擠強度影響因素分析

2.1 射孔參數(shù)對射孔槍抗外擠強度影響分析

采用孔徑10 mm，相位角90°布孔,分析孔密對射孔槍抗外擠強度的影響。圖2為射孔槍內(nèi)壓140 MPa時隨孔密變化的最大等效應力變化規(guī)律圖。由圖2可知，射孔槍的最大等效應力隨著孔密的增加呈逐漸增加的非線性關系，抗外擠強度呈下降趨勢。當孔密在20～24孔/米，最大等效應力達到最大值并保持穩(wěn)定，耐壓性能達到最小值并保持穩(wěn)定，孔密最佳值為20孔/米。

采用孔密20孔/米，相位角90°布孔,分析孔徑對射孔槍抗外擠強度的影響。圖3為射孔槍內(nèi)壓140 MPa時隨孔徑變化最大等效應力變化規(guī)律圖。由圖3可知，射孔槍的最大等效應力隨著孔徑的增加呈逐漸增加的非線性變化，抗外擠強度逐漸減少,孔徑最優(yōu)取值10 mm。

圖2 隨孔密變化最大等效應力變化規(guī)律圖

圖3 隨孔徑變化最大等效應力變化規(guī)律圖

采用孔密20孔/米，孔徑10 mm布孔,分析相位角對射孔槍抗外擠強度的影響。圖4為射孔槍內(nèi)壓140 MPa時隨相位角變化的最大等效應力變化規(guī)律圖。由圖4知，射孔槍的最大等效應力隨著相位角的增加呈先增加后減少的非線性變化，抗外擠強度呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢，相位角最優(yōu)選取90°。

圖4 隨相位角變化的最大等效應力變化規(guī)律圖

2.2 盲孔結構對射孔槍抗外擠強度影響對比分析

從等效應力云圖5看出，不等深外盲孔和等深外盲孔射孔槍，射孔槍最薄弱的部位都是盲孔，在盲孔處均發(fā)生最大等效應力和最大變形；不等深盲孔應力和變形均沒有等深盲孔的分布均勻；等深盲孔可避免不等深盲孔處管壁厚度不均勻引起的應力集中；等深和不等深盲孔相比，等深盲孔更能提高射孔槍抗外擠強度。

2.3 盲孔深度對射孔槍抗外擠強度影響分析

盲孔深度影響著射孔質(zhì)量，太淺會影響毛刺高度，太深會影響射孔槍耐壓性能。對孔徑10 mm、孔密16孔/米、相位角60°、槍長1 m的射孔槍，改變盲孔深度，研究盲孔深度對射孔槍抗外擠強度的影響。建模時將射孔槍兩端端面施加固定約束，槍體表面施加210 MPa均布外壓。

圖6為盲孔深度對射孔槍最大等效應力的影響。對不同盲孔深度3～6 mm的射孔槍進行有限元仿真分析，射孔槍最大等效應力隨盲孔的增加呈持續(xù)增加趨勢，抗外擠強度下降。因此在生產(chǎn)過程中，建議將盲孔深度控制在（4±0.5）mm。

圖5 SQ89x8.8 mm射孔槍耐壓極限時的等效應力云圖

圖6 盲孔深度對射孔槍最大等效應力的影響

2.4 溫度對射孔槍抗外擠強度影響分析

溫度的影響主要是對槍管材料自身的屈服強度和溫度應力下抗拉強度的影響[8]。圖7為不同溫度下的屈服強度和抗拉強度。仿真結果說明，隨著溫度的升高，屈服強度和抗拉強度都降低，屈服強度在50℃到250℃下降16.25%。射孔槍的抗外擠強度也隨溫度的升高而下降。

圖7 溫度對射孔槍抗外擠強度的影響

2.5 軸向荷載對射孔槍抗外擠強度影響分析

分別對3.3 m、3.8 m射孔槍利用ANSYS有限元建模。建模時對射孔槍一端施加固定約束，另一端施加軸向拉力載荷2～10 t，外表面施加均布外壓210 MPa。仿真結果如圖8所示，軸向拉力載荷每增加2 t，最大等效應力增加4 MPa。隨軸向拉力載荷的增加，最大等效應力呈線性增長趨勢，且均布外壓對抗外擠強度的影響小于軸向拉力載荷對射孔槍對抗外擠強度的影響。

圖8 軸向載荷對射孔槍抗外擠強度的影響

3 射孔槍性能試驗

為校驗抗外擠強度，對超高壓89型210 MPa射孔槍進行超高壓試驗，如圖9為射孔槍的壓力試驗過程，（a）為常溫下試驗最高壓力210 MPa的加壓過程壓力變化曲線，（b）為常溫下試驗最高壓力260 MPa的加壓過程壓力變化曲線。加壓泄壓過程：將射孔槍裝入高壓釜，在常溫下加壓至210 MPa后保壓30 min；泄壓，重新加壓至260 MPa后保壓5 min。泄壓后取出射孔槍槍管，測量射孔槍直徑后可知管外形無變形。

從圖9可以看出：高壓釜在加壓過程中壓力沒有減小，說明射孔槍在加壓過程中沒發(fā)生形變。驗證超高壓89型射孔槍常溫下至少能承受260 MPa壓力。根據(jù)公式（2）計算出在200℃時超高壓89型射孔槍至少能承受228.02 MPa，達到設計目標，為提高射孔槍抗外擠強度提供依據(jù)。根據(jù)ANSYS仿真結果，結合提出提高抗外擠強度的新方法，不斷研制出新型的超高壓射孔槍。

圖9 射孔槍壓力試驗過程

4 結論

1）通過理論、仿真、試驗結合的方法總結形成射孔參數(shù)、盲孔參數(shù)、溫度、軸向載荷等因素對射孔槍抗外擠強度的影響規(guī)律，得到最佳值20孔/米的孔密、10 mm的孔徑、90°的相位角、等深外盲孔結構、盲孔深度控制在（4±0.5）mm，有利于指導后續(xù)射孔槍的研發(fā)。

2）對超高壓89型射孔槍進行試驗最高壓力210 MPa和260 MPa的壓力試驗，結果表明射孔槍在加壓過程中沒有發(fā)生形變，滿足要求，達到設計目標，為提高射孔槍抗外擠強度提供依據(jù)。根據(jù)ANSYS仿真結果，結合提高抗外擠強度的新方法，不斷研制出新型的超高壓射孔槍。