竇益華,姚杰,李明飛,秦彥斌

(西安石油大學機械工程學院,陜西西安710065)

0 引 言

射孔槍的外壁上設置有等深外盲孔和不等深外盲孔,盲孔破環(huán)了射孔槍的完整性,降低了槍管的耐壓性能。唐凱等[1]利用Pro/E的CAD和CAE功能完成超高壓射孔槍的結構設計、數值分析以及多參數聯(lián)合控制進行有限元分析和優(yōu)化設計?？紤]射孔槍的密封和承壓等常規(guī)因素,綜合考慮3個關鍵因素:盲孔深度、孔密和相位角、拉力載荷和溫度對射孔槍的抗壓強度的影響,經過試驗驗證,超高壓射孔槍的設計滿足強度和耐壓性能的要求。李奔馳等[2]根據拉美公式和第三強度理論得到射孔槍槍體的外壓,利用ANSYS有限元分別分析形位公差、槍長、盲孔深度、拉力載荷、接頭、溫度對射孔槍耐壓性能的影響,為提高改善超高溫超高壓89型210 MPa射孔槍的耐壓性能提供新思路。經過260 MPa極限壓力性能試驗驗證,該射孔槍的安全性高。成功應用于塔里木油田克深9區(qū)塊KSX6井、KSY01井等井。唐凱等[3]利用ANSYS建立了不等深盲孔和等深盲孔射孔槍的有限元模型,對比分析不等深盲孔和等深盲孔對射孔槍耐壓性能的影響,結果表明等深盲孔射孔槍的耐壓性能優(yōu)于不等深盲孔射孔槍,平均提高9.3%。利用True Grid建立了射孔彈侵徹不等深盲孔和等深盲孔的有限元模型,通過仿真發(fā)現(xiàn),等深盲孔比不等深盲孔更能減少射流能量損失,提高射孔器穿深。

由于射孔槍受力的復雜性,難以用理論解析法或者力法進行求解最大等效應力和極限耐壓性能影響分析。因此,本文取射孔槍管體最大等效應力達到材料屈服強度時的外擠壓力作為極限耐壓性能,利用有限元分別計算和分析不同盲孔深度下的等深外盲孔和不等深外盲孔射孔槍極限耐壓性能,并分析溫度、軸向拉力載荷、槍長、接頭對射孔槍耐壓性能的影響。

1 射孔槍耐壓強度理論計算

將射孔槍看成厚壁圓筒殼體,主要承受井筒液柱壓力和射孔瞬間的沖擊波壓力等外載荷,從內壁開始屈服,破壞形式為強度破壞。假設射孔槍承受內壓p1、外壓p2,內半徑a、外半徑b、壁厚t,徑向應力σr、周向應力σs,厚壁圓筒任意處半徑r,泊松比μ。根據拉梅公式[3]厚壁圓柱在彈性階段的應力分量與位移分別為

(1)

射孔時殼體內部有壓力,把圓柱內的壓力即視為p1=0。當殼體只有外壓作用時圓柱殼體的應力分量與位移分量分別為

(2)

根據第三強度理論,即最大剪應力理論,由于射孔槍的內壓為0,當射孔槍內壁達到屈服強度極限σs時,其承受的外壓為

(3)

2 等深外盲孔和不等深外盲孔結構及對射孔槍耐壓性能影響

2.1 等深外盲孔和不等深外盲孔結構

圖1為等深外盲孔和不等深外盲孔結構示意圖。絕大多數射孔槍盲孔結構采用等深外盲孔,少數采用不等深外盲孔。無論采用等深外盲孔還是不等深外盲孔結構射孔槍圓周方向上深度都不均勻,造成射孔槍盲孔位置剩余管壁厚度不均勻。

圖1 等深外盲孔和不等深外盲孔結構示意圖

2.2 材料性能及網格模型

選取89型210 MPa射孔槍,材料為32CrMo4作為研究對象,屈服強度σs=945 MPa,彈性模量E=2.06×1011Pa,泊松比μ=0.25,壁厚t=8.8 mm,內半徑a=35.7 mm,外半徑b=44.5 mm。

選取射孔槍建模長度l=1 000 mm。選取孔密度n=20孔/m,孔徑d=10 mm,相位角90°。應用Solidworks三維建模軟件建立射孔槍實體模型,再將模型導入ANSYS有限元軟件中采用自由網格方式劃分所見實體模型,得到如圖2所示射孔槍有限元網格模型。

圖2 射孔槍有限元網格模型

在ANSYS中,將射孔槍有限元模型進行2個端面固定約束,給外表面加載均布外壓進行仿真計算。

2.3 等深外盲孔和不等深外盲孔射孔槍耐壓性能仿真

取射孔槍管體最大等效應力達到材料的屈服強度945 MPa時的外擠壓力(抗外擠強度)作為其極限耐壓性能(耐壓強度)。分別分析3.5、4.0、4.5、5.0 mm盲孔深度的等深外盲孔和不等深外盲孔射孔槍的耐壓性能。

以盲孔深度4.0 mm的SQ89×8.8 mm射孔槍為例,射孔槍外徑為44.5 mm,內徑為35.7 mm,盲孔處外徑為40.5 mm。由式(3)得到射孔槍的耐壓性能理論值在105.4～168 MPa(105.4 MPa為盲孔薄弱處的部位)。ANSYS仿真結果表明,當等深外盲孔射孔槍外擠壓力達到146.4 MPa時,射孔槍內壁最大等效應力為945 MPa,射孔槍開始屈服;當不等深外盲孔射孔槍外擠壓力達到126.2 MPa時,射孔槍內壁最大等效應力為945 MPa,射孔槍開始屈服?？梢姺抡嬗嬎愕玫降哪蛪褐翟谟墒?3)計算的理論值范圍內,且等深外盲孔比不等深外盲孔更能提高耐壓性能。

圖3為等深外盲孔和不等深外盲孔的射孔槍達到耐壓極限時的等效應變云圖。從圖3中看出,無論等深外盲孔和不等深外盲孔射孔槍,盲孔都是射孔槍槍體最薄弱的部位,最大等效應力和最大變形均發(fā)生在盲孔;等深盲孔的應力和變形比不等深盲孔分布更均勻;等深盲孔可以避免不等深盲孔處管壁厚度不均勻引起的應力集中;等深盲孔比不等深盲孔更能提高射孔槍的耐壓性能。

2.4 等深外盲孔和不等深盲孔射孔槍耐壓性能影響對比分析

根據仿真計算結果,繪制不同盲孔深度下等深外盲孔和不等深外盲孔射孔槍耐壓性能變化圖(見圖4),等深外盲孔比不等深外盲孔射孔槍耐壓性能平均提高15.5%;盲孔深為3.5、4.0、4.5、5.0 mm的SQ89×8.8 mm射孔槍采用等深盲孔后耐壓性能分別提高18.86%、16.01%、15.87%、10.79%。采用較深盲孔深度的等深射孔槍,其耐壓性能甚至超過較淺盲孔深度的不等深盲孔射孔槍的耐壓性能,如盲孔深度5.0 mm的射孔槍比盲孔深度3.5 mm的不等深外盲孔射孔槍耐壓性能更高。在滿足相同耐壓要求的情況下,采用深度較深的等深外盲孔結構以減少盲孔處槍管壁厚,進而減少能量損失。

圖4 不同盲孔深度下等深外盲孔和不等深外盲孔射孔槍耐壓性能變化圖

3 其他因素對射孔槍耐壓性能的影響

以89型210 MPa的SQ89×8.8 mm射孔槍為研究對象,分別分析溫度、軸向拉力載荷、槍長、接頭對射孔槍耐壓性能的影響。

3.1 溫度對射孔槍耐壓性能的影響

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的抗拉強度的影響。圖5為不同溫度下的屈服強度和抗拉強度。從圖5中可以看出,屈服強度和抗拉強度都隨著溫度的升高而降低,屈服強度在50 ℃到250 ℃下降16.25%。射孔槍的耐壓性能也隨溫度的升高而下降。

圖5 溫度對射孔槍耐壓性能的影響

3.2 軸向拉力載荷對射孔槍耐壓性能的影響

利用ANSYS有限元分別對3.3、3.8 m射孔槍建模。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210 MPa的均布外壓。仿真結果見圖6。軸向拉力載荷每增加2 t,最大Von Mises應力增加4 MPa;最大Von Mises應力隨軸向拉力載荷的增加呈線性增長趨勢,且軸向拉力載荷對耐壓性能的影響小于均布外壓對射孔槍的耐壓性能的影響。在一定軸向載荷作用下,射孔槍越長,承壓能力越低。3.8 m射孔槍耐壓性能低于3.3 m射孔槍。

圖6 軸向載荷對射孔槍耐壓性能的影響

3.3 槍長對射孔槍耐壓性能的影響

射孔槍長度應適中,太長會降低安全系數,太短會早造成射孔盲段和接頭數量的增加。取10 mm的孔徑,20 孔/m的孔密,相位角90°的射孔槍,對1.3～4.3 m的不同長度射孔槍建模,兩端施加固定約束,外表面施加210 MPa的均布外壓。仿真結果見圖7。射孔槍耐壓性能隨長度的增加呈下降趨勢,1.3～2.8 m下降8.79%,2.8～4.3 m下降5.75%,考慮到安全性,長度應該控制在3.8 m以內。實際應用中,為了射孔槍的安全性和不產生射孔盲段,需要使得射孔槍長槍變短槍,則在彈架上每隔1 m的位置增加1個支撐環(huán)結構。

圖7 槍長對射孔槍耐壓性能的影響

3.4 接頭對射孔槍耐壓性能的影響

利用ANSYS有限元分析時,接頭相當于增加固定約束。選取3.8 m槍長建模,外表面210 MPa均布外壓,對無接頭和有接頭的射孔槍建模,建模時,一種情況是射孔槍一端螺紋面加固定約束,另一端無接頭,無約束,加載軸向拉力載荷10 t;另一種情況是射孔槍螺紋面加固定約束,另一端有接頭(固定約束)、軸向拉力載荷10 t加載到接頭上。仿真結果表明,有接頭和無接頭的最大等效應力均位于盲孔處;沒有接頭的最大等效應力超過有接頭的最大等效應力;有接頭提高了射孔槍槍管的耐壓性能。

4 結 論

(1)在不同盲孔深度下,等深外盲孔射孔槍比不等深外盲孔射孔槍的耐壓性能平均提高15.5%。

(2)采用較深盲孔深度的等深射孔槍,其耐壓性能同樣可以達到甚至超過較淺盲孔深度的的不等深盲孔射孔槍的耐壓性能。在滿足相同耐壓的要求的情況下,可以采用深度較深的等深外盲孔結構以減少盲孔處槍管壁厚,進而減少射流穿透盲孔的能量損失。

(3)射孔槍的耐壓性能也隨溫度、軸向拉伸載荷、槍長的升高而下降,有接頭提高了射孔槍槍管的耐壓性能,為耐高溫耐高壓射孔槍的研制提供新的思路。