BH38RDX－46－89型大孔徑射孔彈性能優化

吳煥龍，向旭，杜明章，楊超，王慶兵

（1.四川石油射孔器材有限責任公司，四川 內江 642177；2.中國石油川慶鉆探工程有限公司測井

公司，重慶 400021；3.中國石油大學機電工程學院，山東 青島 266580）

0 引 言

非均勻地質理想儲存條件下或生產狀態下孔眼直徑是影響產率比的重要因素，應針對不同地層選擇合適的孔眼直徑有效提高產率比。研究表明，除非在用清潔的無固相射孔液及負壓射孔條件下可選用9 mm以下孔徑射孔彈，一般均采用孔徑為10 mm以上的射孔彈才有利于生產［1］?？讖绞呛饬可淇讖椥阅艿囊豁椫匾笜?，用于低滲透、出砂層、稠油層等地質條件下射孔作業的大孔徑射孔彈更是如此。GB／T 20489－2006中對小藥量大孔徑射孔彈穿孔規格限提出了相對更高的要求。根據科研攻關計劃，選擇25 g裝藥量的BH38RDX46－89型射孔彈進行性能優化。依據GB／T 20489－2006及裝彈尺寸要求，確定地面穿鋼靶性能指標為：孔徑≥15 mm，穿深≥85 mm。在理論分析基礎上運用微差法、CAE設計了藥型罩與殼體內腔裝藥結構，采用有限元軟件對設計結構模擬計算；調選藥型罩配方進行現場打靶試驗，經優化設計后的89型大孔徑射孔彈性能遠超國標規定，具有明顯的大孔徑高穿深效果。

1 理論分析

式中，rc為破甲孔徑；k為常數；rj、vj、ρj、ρt、σ分別為射流元半徑和速度、射流元和靶材密度及靶板強度。

可見，在藥型罩與靶材料確定后，射流在靶板上穿孔孔徑與射流元半徑和速度能成正比，其中射流元半徑rj可由射流微元質量mj表征。由射流形成的定常流體力學理論可知，近似地有

式中，v0為壓合速度；m為藥型罩微元質量；α為藥型罩半錐角［3］。

影響穿孔孔徑的射流元速度和質量在藥型罩結構設計時呈現反向變化趨勢，因此必須綜合考慮與射流速度和質量相關的射流動能，大孔徑射孔彈要求大的射流動能，更要求射流動能在軸向有合理的分布。

2 結構設計

2.1 藥型罩結構設計

設計基于粉末藥型罩?？讖街笜嗽诖罂讖缴淇讖棿┛仔阅苷w評價中所占的權重一般在0.7以上，在滿足孔徑指標的前提下還應盡可能追求高穿深。綜合考慮射流動能、射流穩定性諸因素，吸收借鑒微差設計主導思想［4－6］設計優化定型的藥型罩結構見圖1。

圖1 結構設計

該種組合結構下罩頂第2段弧曲率半徑設計是一個關鍵點，過小則射流成形可能發生翻轉，且追趕現象明顯，頭部形成傘狀盤結構。這種狀態的射流頭部會使最大孔徑在靶孔入口處形成，同時使得穿深顯著減小，不符合有槍身大孔徑射孔彈的設計意圖。圖2為3個典型時刻的數值計算圖像（模型鋼靶長30 mm）。

圖2 曲率半徑下射流成形與開孔狀態

2.2 殼體裝藥結構設計

由爆轟理論可知，殼體具有減小稀疏波作用，其內腔結構直接影響爆轟波的形成和傳遞。大孔徑射孔彈殼體結構設計主要是為獲得合理裝藥結構以有效地分配能量分布，其核心要求是射孔后在射孔槍上形成小孔眼、套管與巖層上形成較大孔眼，保證足夠的穿深。

實際應用的聚能裝藥都是藥型罩頂部藥量大、中部及底部藥量逐步減小的收斂性結構，裝藥過于集中在罩頂結構下射流可擁有大的頭部速度，這對形成大的孔徑有利。由于實際材料都多少存在一些黏性，而這些黏性在動力學過程中很容易顯示出來，射流頭部以極高的速度接觸靶板的瞬間靶板材料的非線性本構存在率效應，這種反應材料黏性現象會使得射流動能消耗過多，不利于射流后續穿深、穩定性及孔道規則程度，最主要的是不符合大孔徑射孔的孔道形狀分布要求?；谶@些原因，殼體結構設計也依據微差設計原理，整個聚能射孔彈裝配設計采用圖1（b）結構［4－5］。

整體觀察整個射孔彈，該設計相當于通過分別對藥型罩和殼體進行微差設計達到和實現對裝藥結構復合型微差設計的目的，既益于增大孔徑，又利于保證穿深，微差設計思想對于改善射孔彈產品整體性能具有積極有效的作用［6］。

高校應該呼吁社會各界以及高校內部教師對基層行政管理者同等對待，除了出臺對應的經濟等基本需求政策之外，更應該認可他們的工作。筆者曾親身經歷被親戚問起是一個基層行政工作者時，對方一臉的鄙視和不屑為本就煩躁的心情火上澆油。

3 仿真分析

應用顯式有限元分析軟件LS－DYNA對優化設計的結構進行模擬計算，若得到理想的計算結果，則可進行模擬射孔試驗，最后對設計結果進行系列化推廣應用。

3.1 數值建模

建立聚能裝藥射流侵徹鋼靶的計算模型對結構設計進行仿真計算。物理模型原型參考GBT 20488－2006與 GB／T 20489－2006中大孔徑射孔彈穿鋼靶檢測規格條件，幾何模型見圖3。計算采用1／4有限元模型以節約計算資源。

圖3 模擬計算幾何模型

聚能射流在力學上屬于彈塑性流體動力學范疇，數值計算方法可分為Lagrangian方法、Eulerisn方法以及2種方法的結合ALE。Lagrangian對于高速流動的流體力學不適用；Eulerisn方法中材料通過單元對流，本構方程的處理與更新困難；而ALE有限元格式集合了Lagrangian方法和Eulerisn方法二者的優點，可將它們的缺陷降至最低［7］，計算過程運用流固耦合算法，即裝藥殼體與靶板采用Lagrange方法，藥型罩、炸藥與空氣采用ALE方法。

仿真模型表達材料在各種作用力下的應力應變關系，用正確的數學模型反映這種關系是進行有效數值模擬的重要前提。本文采用高能炸藥燃燒模型HIGH＿EXPLOSIVE＿BURN和應用最廣泛、不顯含產物組分的JWL狀態方程共同描述炸藥的爆炸產物。藥型罩、靶與殼體材料采用Johnson－Cook模型以及Gruneisen狀態方程描述其動態響應過程。Johnson－Cook模型是描述材料在大變形、高應變率和高溫條件下的本構模型，適用于許多材料，包括大部分金屬材料；Johnson－Cook模型在較低的應變率條件下，甚至在準靜態范圍內仍然有效，模型的典型應用包括金屬爆炸成型、彈丸侵徹和沖擊［8］?？諝獠牧喜捎肗ULL模型，該材料沒有屈服強度和類似流體的行為，在拉伸時壓力截止值為負；此外，NULL必須與一狀態方程同時使用。本文選理想氣體狀態方程描述

式中，p為空氣壓力；γ為多方指數；ρ為空氣現時密度；ρ0為初始密度；E為空氣能量密度。理想氣體狀態方程可以通過設置LS－DYNA程序中預定義的線性多項式狀態方程LINEAR＿POLYNOMIAL的相關常數得到。

3.2 計算分析

圖4為3個典型時刻現象的相應數模圖。為了清晰表達射流狀態及侵徹鋼靶，僅給出射流和靶板2個部分。圖4（a）為射流剛接觸靶板瞬間的狀態，射流短而粗，頭部明顯呈現為一段大質量蘑菇頭狀，且存在極少高速細束射流已先行作用于靶面，此射流成形特點是判定大孔徑射孔彈設計成敗的關鍵［9－10］。圖4（b）為射流侵徹鋼靶的初期，靶鋼翻出，在靶板上形成一個近漏斗狀的開坑，該階段是考核大孔徑彈穿孔性能的主要階段。圖4（c）中射流已基本失去繼續穿孔的能力，主要展示孔道形狀。整個孔道除漏斗區外的其他部分徑向尺寸一致性較好，測得最大孔徑Dmax＝16.170 96 mm（1／3D裝藥≤Dmax≤1／2D裝藥，D裝藥＝38 mm）出現在距入口17.063 mm處附近，穿深L≥100 mm（模型鋼靶總長100 mm）。

圖4 聚能射流姿態與穿45號鋼靶孔形

3.3 模擬評價

整個模擬過程侵徹體射流的輪廓外形、連續性、拉伸性良好，杵體質量小。應用后處理軟件可測繪得射流頭部速度歷程曲線，與深穿透射孔彈相比，最大速度較低，約6 170 m／s，總侵徹時間也小于一般深穿透射孔彈的侵徹時間。

此外，在鋼靶上形成的孔道錐度小、均勻性好?？紤]到射孔槍井下作業施工的實際情況，該結構設計可形成槍管上小孔徑、而套管和巖層上大孔徑的效果，這表明射流速度在軸向分布合理，有效利用了裝藥能量。

依據GB／T 20489－2006按裝藥量分組的射孔彈地面穿鋼靶孔徑、深度值指標（見表1）可知，優化后的大孔徑射孔彈達標。鑒于模擬采用的是紫銅罩，主要是觀察射流的成形狀態與侵徹孔道規律，所以只要選擇合適的粉末配方按照該設計結構進行實驗，完全可以滿足指標或得到更大孔徑值與穿深值。

表1 大孔徑射孔彈穿鋼靶孔徑和深度下規格限

4 實驗分析

4.1 實驗設計

為了保證材料強度模型和狀態方程各參數取值的準確性，模擬計算采用紫銅罩，生產應用粉末罩。選擇某一預定低密度藥型罩配方壓制粉末罩若干發，從中選取6發壓彈［11］。參照 GB／T 20488－2006中射孔彈地面穿鋼靶試驗要求，對BH38RDX－46－89型優化彈進行組合靶射孔性能測試；其中在全面考慮射孔施工作業環境狀況的基礎上，對試驗檢測裝置進行了改進（見圖5），副靶1厚6.5 mm，副靶2厚10 mm。穿孔效果見圖6；副靶通孔及組合靶穿深數據結果見表2。

圖5 試驗檢測裝置原理圖

4.2 數據分析

圖6 穿孔效果圖

依據GB／T 20489－2006，將副靶2通孔孔徑作為考核的核心指標。從表2中可以看出，優化后的89型大孔徑射孔彈在地面條件下穿鋼靶的綜合性能指標大幅提高，其中在能較真實地表征套管孔徑的副靶2上達到了平均值16.3 mm的良好開孔效果，并且穿深優勢明顯。該設計使得BH38RDX－46－89型大孔徑射孔彈兼具大孔徑、高穿深雙優特點，彌補了原產品不甚理想的缺點，為進一步研發高孔密大孔徑深穿透射孔彈打下了基礎。

表2 地面穿鋼靶射孔試驗數據

應用微差法設計的優勢表現為藥型罩、殼體內腔均是一分段組合結構，可通過確定主要考查指標的權重分配，分析當前結構指標優勢偏向，適當將對主要指標貢獻較大段藥型罩或殼體內腔側重設計以得到預期最佳性能。因此，該優化設計僅是一個成功應用案例，不排除再經過進一步調節修改各段尺寸參數后推廣應用到其他彈型達到更好的性能效果。

5 結 論

（1）在理論分析的基礎上運用CAE軟件對89型大孔徑射孔彈進行了優化設計，提出了一種新結構藥型罩及裝藥殼體，該結構得到了實驗檢測，為新結構的推廣引用提供了參考。

（2）利用FEM動力學分析模塊LS－DYNA3D對初步優化設計結構方案下的射流成形和侵徹鋼靶進行了數值模擬，模擬過程與結果為進一步分析設計提供了依據。

（3）大孔徑射孔彈的設計要充分考慮大孔徑的形成機制，綜合基礎理論分析、CAE輔助設計、數值仿真及試驗檢測進行新產品開發和設計，避免僅靠經驗反復改進，確保設計更加科學規范。

［1］ 李晉慶.幾種新型石油射孔彈的研究和討論［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］ 張國偉.終點效應及其應用技術［M］.北京：國防工業出版社，2006.

［4］ 王秉敏.新型大孔徑射孔彈設計構想［J］.測井與射孔，2008（2）：74－75.

［5］ 黃風雷，張雷雷，段卓平.大錐角藥型罩聚能裝藥侵徹混凝土實驗研究［J］.爆炸與沖擊，2008，28（1）：17－19.

［6］ 王彥明.石油民用爆破技術［M］.西安：中國兵器工業第二一三研究所，2011：120－122.

［7］ Ted Belytschko，Wing Kam Liu，Brian Moran.連續體和結構的非線性有限元［M］.莊茁，譯.北京：清華大學出版社，2002.

［8］ 葉文通，陳勇，郁煒.聚能金屬射流開采石礦的形成過程數值研究［J］.微計算機信息，2009，25（16）：201－203.

［9］ 潘永新，曾新吾.大孔徑射孔彈射流特征研究［J］.測井與射孔，2002，5（4）：79－80.

［10］郭圣延，陳樹凡，李慶福.粉末罩大孔徑射孔彈研究［J］.測井技術，2005，29（增刊）：24－26.

［11］趙云濤，徐文新，周曌，等.藥型罩對射孔彈射孔性能的影響［J］.測井技術，2005，29（增刊）：37－39.