射孔槍與射孔槍管

江勇，李鵬沖，謝蕓霞

射孔槍與射孔槍管

江勇1，李鵬沖1，謝蕓霞2

（1.中油管道物資裝備有限公司，河北廊坊065000；2.勝利油田高原石油裝備有限責(zé)任公司，山東東營257091）

簡述了油氣井射孔工藝作業(yè)過程，總結(jié)了射孔工藝參數(shù)對油氣井產(chǎn)能的影響，分析了國內(nèi)外射孔槍產(chǎn)品及工藝水平的差距；借鑒兵器工業(yè)技術(shù)和爆炸力學(xué)研究進(jìn)展，闡述了射孔槍管體的材料性能指標(biāo)對射孔工藝參數(shù)的影響；研究了實(shí)彈射孔后槍身材料大開裂時止裂處斷面形貌，找出了開裂的脆性主因；對比分析了國內(nèi)外非通孔槍身材料發(fā)展的差異性，介紹不同公司和機(jī)構(gòu)的射孔技術(shù)及產(chǎn)品最新進(jìn)展。此外，介紹了一種新開發(fā)的高強(qiáng)韌射孔槍用無縫鋼管的各項(xiàng)性能。

射孔槍；射孔槍管；射孔；斷裂韌性

隨著人類的油氣鉆采活動朝著井深越來越深、井況越來越惡劣發(fā)展，新勘探油氣層類型更加復(fù)雜，低滲透、致密砂巖油層在油氣儲量中占據(jù)的比例越來越大。已有70多年歷史的射孔完井技術(shù)可高效實(shí)現(xiàn)井筒和預(yù)測產(chǎn)層之間的連通。在當(dāng)前大力發(fā)展致密頁巖油氣開發(fā)技術(shù)的時代背景下，有效的射孔孔眼對于正確評價油氣層、提高油氣井產(chǎn)能和油氣藏產(chǎn)出程度是至關(guān)重要的。提高射孔技術(shù)水平也成為油藏開發(fā)亟待技術(shù)突破的科技前沿。經(jīng)過近20年的高速發(fā)展，國內(nèi)油田開發(fā)觀念也由普遍的“為生產(chǎn)而射孔”轉(zhuǎn)變?yōu)椤盀樵霎a(chǎn)射孔”的射孔新觀念上來。

射孔器質(zhì)量的提高和技術(shù)水平的進(jìn)步給油田勘探開發(fā)帶來了巨大的經(jīng)濟(jì)效益，但是由于射孔彈受到槍體材料、槍身直徑、藥量和孔密等因素的限制，設(shè)計(jì)過程中不可能無限制地設(shè)計(jì)彈殼的形狀尺寸和射孔槍的布孔格式。那么對油氣產(chǎn)率比與這些影響因素之間的關(guān)系、射孔槍的設(shè)計(jì)和槍身材料的采選的研究就變得復(fù)雜。目前認(rèn)為，以美國為代表的西方國家在這一領(lǐng)域的研究水平遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了國內(nèi)，包括射孔對單井產(chǎn)能和酸化壓裂作業(yè)的影響分析，射孔工藝、槍身材料研究及射孔彈設(shè)計(jì)等。

1 射孔工藝及射孔槍（器）

射孔工藝如圖1所示，其簡要描述了實(shí)現(xiàn)油氣井井筒和預(yù)測產(chǎn)層之間連通的射孔工藝作業(yè)過程，圖1（b）展示了射孔槍構(gòu)造中由無縫鋼管制成的外部槍身和內(nèi)部射孔彈及彈架的關(guān)系。

圖1 射孔工藝示意

1.1 射孔參數(shù)對產(chǎn)能的影響

從井壁的角度來看，除了油藏地質(zhì)，影響射孔完井油氣井產(chǎn)能的因素主要集中在穿深、孔密、孔徑和相位角等人為因素。從射孔槍的角度來看，除了涵蓋孔密、孔徑和相位角等的布孔格式因素外，射孔彈的設(shè)計(jì)（彈藥類型、藥量以及藥罩的形狀等）必然影響穿深和孔徑。研究表明，穿深還會受到槍內(nèi)炸高H的影響［1］，而炸高主要受限于槍身尺寸和射孔彈的尺寸。炸高與預(yù)制臺階孔（外盲孔）如圖2所示。

在應(yīng)用方面，文獻(xiàn)［2－3］對上述因素的影響做了比較全面的總結(jié)，例如高孔密射孔器在改善油層出沙問題方面效果顯著，而國內(nèi)外在這一問題上的結(jié)論是一致的。文獻(xiàn)［4］針對勝利油田疏松砂巖油藏和碳酸鹽巖油藏，研究了射孔參數(shù)對油井產(chǎn)能的影響，同時給出了水平井和側(cè)鉆井的射孔工藝參數(shù)建議。

圖2 炸高與預(yù)制臺階孔（外盲孔）示意

在上述影響因素中，穿深和孔徑這兩個指標(biāo)主要來源于射孔彈的性能（彈藥類型、藥量和藥罩形狀等），而布孔格式則主要關(guān)聯(lián)槍身。目前，追求射孔器的高穿深性能成為共同研究目標(biāo)，這必然導(dǎo)致需要加強(qiáng)射孔彈的載荷強(qiáng)度和優(yōu)化藥罩形狀尺寸設(shè)計(jì)。為了適應(yīng)行業(yè)的發(fā)展，開發(fā)具有抵抗高載荷強(qiáng)度的槍身材料成為研發(fā)重點(diǎn)。

1.2 射孔槍的種類

根據(jù)不同射孔工藝和使用者對射孔參數(shù)的側(cè)重程度來看，國內(nèi)的射孔槍主要分為深穿透、高孔密和大孔徑這幾大系列，且性能要求指標(biāo)主要集中在孔徑和孔密上；國外的射孔槍分類則較為繁雜，有側(cè)重于射孔工藝的，也有側(cè)重于射孔彈的。一般情況下，射孔槍的尺寸最大為Φ178.7 mm，最小可達(dá)Φ39.69 mm。據(jù)統(tǒng)計(jì)，國際上主要的大型射孔器制造企業(yè)的深穿透系列產(chǎn)品主要集中在Φ114.3 mm及其以下尺寸規(guī)格，大孔徑系列則主要集中在Φ73.03 mm及其以上尺寸規(guī)格；從射孔彈藥來劃分則以使用HMX（環(huán)四亞甲基四硝胺）炸藥居多，Φ39.69～178.7 mm規(guī)格射孔槍基本都使用HMX炸藥，其次使用RDX（環(huán)三亞甲基三硝胺）炸藥的射孔槍主要分布在Φ73.03～117.5 mm規(guī)格范圍。國內(nèi)外的射孔槍發(fā)展水平存在較大差異，下面作詳細(xì)說明。

GB/T 20489—2006《油氣井聚能射孔器材通用技術(shù)條件》［5］標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定適用于20～40孔/m孔密的射孔器，其深穿透系列射孔槍的直徑最小為43 mm、最大為159 mm，穿深要求最小分別為140 mm和850 mm；其他系列以及高孔密大孔徑組合系列的射孔槍，其直徑最小為102 mm、最大為178 mm，穿深要求最小分別為300 mm/300 mm/150 mm和250 mm/580 mm/220 mm。SY/T 5562—2000《油氣井用射孔槍》［6］標(biāo)準(zhǔn)要求Ф152 mm射孔槍的穿深最小為850 mm。Q/HS 6001—2003《射孔槍技術(shù)規(guī)范》［7］標(biāo)準(zhǔn)要求射孔槍最大孔密達(dá)到40孔/m，但該標(biāo)準(zhǔn)沒有給出其對應(yīng)的規(guī)格。

美國斯倫貝謝公司在射孔作業(yè)領(lǐng)域積累了豐富的實(shí)際應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)和技術(shù)，其開發(fā)的高孔密系列射孔槍的最大規(guī)格為Φ178.7 mm，最小為Φ39.69 mm；最大孔密為其Φ178.7 mm規(guī)格射孔器的89孔/m，最小為16孔/m。該公司開發(fā)的深穿透系列射孔槍，其在孔密39孔/m的情況下，最大穿深達(dá)到1.57 m；可生產(chǎn)大孔徑系列射孔槍的最小規(guī)格為Φ50.8 mm，最大孔徑為Φ178.7 mm規(guī)格在孔密59孔/m的情況下達(dá)到29.21 mm。除此之外，該公司還可生產(chǎn)用于壓裂作業(yè)的Frac槍，用于定向井及水平井射孔作業(yè)的精準(zhǔn)定位OrientXact槍，以及可回收式Rej、Enerjet、HEGS槍等。

美國哈利伯頓公司生產(chǎn)的射孔器產(chǎn)品更側(cè)重于射孔彈，分為深穿透和大孔徑兩大系列射孔彈，射孔槍也可以按上述類別來劃分。該公司開發(fā)的射孔槍的最小規(guī)格為Φ39.69 mm，最大為Φ177.8 mm，其中大孔徑系列Φ130.2 mm射孔槍的最大孔密可達(dá)69孔/m。2000年，該公司在深穿透產(chǎn)品中，采用HMX炸藥制作MILLENIUM DEEP STAR射孔彈，在Φ54 mm規(guī)格射孔槍上13孔/m孔密的實(shí)彈射孔穿深達(dá)到779.8 mm。2011年，該公司采用MaxForce射孔彈的Φ117.5 mm規(guī)格Scalloped Gun系列射孔槍，其穿深達(dá)到了1 564.6 mm。該公司開發(fā)的大孔徑系列產(chǎn)品最大孔密曾做到69孔/m，而可回收式Ported槍發(fā)展停滯不前，少有性能數(shù)據(jù)公布。

此外，美國巖心Corelab實(shí)驗(yàn)室作為一家比較大的射孔器獨(dú)立研究機(jī)構(gòu)，它的射孔器產(chǎn)品則主要按照工藝來區(qū)分，而產(chǎn)品的性能主要依賴于射孔彈，最大穿深達(dá)到1 780.54 mm（采用Φ177.8 mm規(guī)格射孔槍，HERO射孔彈，彈藥類型不明），孔密39孔/m，最大孔密為其Φ130 mm規(guī)格UZI射孔槍的118孔/m。美國另外幾家大的油服公司都在開發(fā)射孔器產(chǎn)品，如國民油井NOV、貝克休斯Baker Hughes、威德福Weatherford和GeoDynamics等。其中比較有影響力的還有射孔壓裂復(fù)合作業(yè)的StimGun系統(tǒng)，該射孔槍在國內(nèi)有著廣泛的應(yīng)用［8］。德國DanaEnergetics公司的NDG槍以無毛刺技術(shù)為特色占據(jù)一定的市場份額，與上述射孔槍相比沒有強(qiáng)調(diào)孔密和穿深等傳統(tǒng)射孔器性能特點(diǎn)數(shù)據(jù)。

1.3 射孔器檢測及評價

通過幾十年的發(fā)展，我國在射孔器評價方面發(fā)布了等同執(zhí)行API RP 19B—2011標(biāo)準(zhǔn)［9］的SY/T 6297—2004《油氣井射孔器評價方法》［10］。我國射孔器生產(chǎn)制造和檢驗(yàn)檢測組織機(jī)構(gòu)在美國石油學(xué)會注冊有9家，其中大慶射孔器材檢驗(yàn)中心為射孔器制造企業(yè)、射孔彈廠、導(dǎo)爆索廠及其他無縫鋼管制造企業(yè)提供檢測（驗(yàn)）服務(wù)和質(zhì)量監(jiān)督與仲裁，并為油田射孔作業(yè)開發(fā)并儲備新技術(shù)。同時，各射孔器生產(chǎn)企業(yè)也都有自己的檢測評價體系。這些機(jī)構(gòu)針對射孔槍管體的檢測基本涵蓋以下幾個方面。

（1）實(shí)彈射孔。實(shí)彈射孔是射孔器檢驗(yàn)的必然步驟，俗稱打靶試驗(yàn)，檢驗(yàn)槍身材料在射孔載荷下的表現(xiàn)。國內(nèi)大多數(shù)射孔檢驗(yàn)是在地面大氣壓的條件下，以清水為介質(zhì)，按照API RP 19B—2011標(biāo)準(zhǔn)的要求來測試射孔槍管體。但在大部分實(shí)際工況條件下，存在著井底高壓流體，而不同外圍流體介質(zhì)和其壓力對實(shí)彈射孔作業(yè)產(chǎn)生的影響，目前還不得而知。

（2）耐壓試驗(yàn)。耐壓試驗(yàn)主要模擬的是射孔槍在工作壓力下承受槍外均勻井底流壓的情況。勝利油田測井公司采用的做法是：加工2支長度為3 m的測試規(guī)格槍體，分別置于密閉筒體內(nèi)加壓，至一定壓力后，穩(wěn)壓30 min無異常，繼續(xù)加壓至目標(biāo)工作壓力，穩(wěn)壓30 min，若無滲漏、失穩(wěn)情況發(fā)生則表示耐壓試驗(yàn)通過。但上述做法存在的問題是：加工了預(yù)制臺階孔（圖2）的槍身，其耐壓性能并不能簡單地比照鋼管的耐壓性能，而后者是可以類比到石油套管的抗擠毀問題上而預(yù)報出來。也就是說，由于預(yù)制臺階孔的存在，導(dǎo)致槍身的耐壓問題不能簡單地比照鋼管的耐壓問題。

（3）毛刺。SY/T 6297—2004中規(guī)定毛刺高度不大于2.5 mm。文獻(xiàn)［11］模擬了采用40CrNiMo鋼種的射孔槍槍身毛刺生成的過程，發(fā)現(xiàn)毛刺高度隨著槍身材料延展性的提高而增加，隨射流速度的增加而減小。另外，還發(fā)現(xiàn)臺階孔的尺寸（如半徑和深度等）對毛刺高度也有影響。材料的延展性主要采用伸長率和斷面收縮來表征。很明顯，單孔毛刺主要受到單發(fā)射孔彈的影響，而平均毛刺高度則受整體射孔載荷強(qiáng)度的影響。

（4）脹徑。脹徑指的是管體外徑的膨脹程度，SY/T 6297—2004中規(guī)定脹徑不大于5 mm。美國斯倫貝謝公司認(rèn)為，材質(zhì)的屈強(qiáng)比也是脹徑問題的一大影響因素；但沒有量化的研究報告發(fā)布。與毛刺高度問題一樣，槍身整體平均脹徑受整體射流載荷的影響，后者來源于射孔彈的設(shè)計(jì)。

2 射孔槍槍身材料

在產(chǎn)油層段狹小的空間里面，射孔槍除了起攜帶射孔彈藥、完成射孔動作的作用外，在絕大多數(shù)的射孔工藝中，射孔完畢后作業(yè)者還要將剩余物質(zhì)通過槍身起出地面。在這個瞬間高壓高速的射孔爆轟的作業(yè)過程中，除了要考慮射孔作業(yè)效率外，也需要兼顧防止卡槍等事故的發(fā)生。除通孔槍身的射孔器外，有效防止作業(yè)事故的射孔器的槍身材料制約著射孔增油水平的提高。

國內(nèi)在射孔工藝發(fā)展的早期，射孔槍設(shè)計(jì)者通常采用低鋼級油套管材料作為射孔槍槍身材料，并以此為基礎(chǔ)設(shè)計(jì)射孔槍孔密、相位角等參數(shù)以及射孔彈。除了材料生產(chǎn)工藝水平滯后等因素的影響外，人們也忽略了材料韌性性能也在一定程度上制約了射孔水平的提高，沒有在最大程度上挖掘射孔作業(yè)的潛能，更沒有研究代表著縱向開裂性能的橫向沖擊吸收功的要求。后來，GB/T 20489—2006、SY/T 5562—2000與Q/HS 6001—2003標(biāo)準(zhǔn)對槍身材料的鋼級要求達(dá)到110左右，橫向全尺寸沖擊吸收功要求達(dá)到27 J，但相對于油套管標(biāo)準(zhǔn)［12］對相同等級油套管的要求而言，其要求仍然是比較低的。

隨著鋼鐵行業(yè)冶金技術(shù)的進(jìn)步，純凈鋼生產(chǎn)工藝得到推廣，鋼材的性能也在不斷提升。通過與石油工業(yè)的結(jié)合發(fā)展，國內(nèi)有些無縫鋼管企業(yè)推出了自己的射孔槍管產(chǎn)品，明確其符合國內(nèi)射孔槍對管材的性能指標(biāo)的要求。例如，在寶山鋼鐵股份有限公司（簡稱寶鋼股分）早期的企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)［13］中，槍身材料采用32CrMo4鋼種，其在屈服強(qiáng)度Rt0.6達(dá)到國家標(biāo)準(zhǔn)要求的724 MPa的條件下，0℃橫向全尺寸最小沖擊韌性指標(biāo)達(dá)到27 J。但是遺憾的是，此前這一方向上國內(nèi)水平落后于國際。例如，阿根廷的Tenaris公司在10年前推出145鋼級該類產(chǎn)品，不僅沖擊韌性指標(biāo)優(yōu)異，而且產(chǎn)品的尺寸精度能達(dá)到ASTM A 519—2006［14］標(biāo)準(zhǔn)要求，實(shí)測精度為外徑0～1%，壁厚±7.5%，國內(nèi)需要經(jīng)過冷軋冷拔才能滿足這一指標(biāo)要求。另外，通過解剖德國Bentler鋼鐵公司的產(chǎn)品實(shí)物，性能指標(biāo)達(dá)到130鋼級，0℃橫向3/4尺寸沖擊吸收功達(dá)到83 J。

為關(guān)聯(lián)結(jié)合射孔工藝和材料技術(shù)，下面以具有優(yōu)良性價比的低合金鋼作為非通孔射孔槍槍身材料為例進(jìn)行闡述。

2.1 強(qiáng)度

從一般意義上講，強(qiáng)度是作為表征抵抗外力破壞主要力學(xué)性能指標(biāo)，但對于射孔槍來說，材料強(qiáng)度越高并不一定越好，原因是：①在射孔作業(yè)過程中，射孔彈在點(diǎn)火后產(chǎn)生的射流最終不僅要穿透槍身，還要在非裸眼完井的情況下穿透外圍完井套管，最終穿透水泥環(huán)并進(jìn)入油層；也就是說槍身材料的強(qiáng)度最終不足以抵抗射孔載荷，否則就會出現(xiàn)啞槍或者槍身膨脹而不開孔的作業(yè)質(zhì)量事故，且存在膨脹后從井底不能起出槍身的風(fēng)險；Tenaris公司將此類產(chǎn)品的屈服強(qiáng)度控制在最小991.8 MPa左右而非1 026 MPa即是一個佐證；②一般來說，鋼材的強(qiáng)度越高，其韌性就會越低，這對防止射孔作業(yè)槍身開裂很不利；槍身材料過高的強(qiáng)度對射孔彈的穿透能力是一種阻礙，最終影響射孔作業(yè)的穿深指標(biāo)。通常的做法是在槍身外表面一側(cè)加工預(yù)制臺階孔（圖2），成為射流方向的薄弱環(huán)節(jié)，不僅可引導(dǎo)射流，而且保障了射孔作業(yè)定向控制。

實(shí)際上，槍身材料的強(qiáng)度主要用來抵抗井底徑向壓力。由于槍身兩端密封，包括非通孔的槍身在內(nèi)的槍身整體必然要抵抗槍外環(huán)形空間C的均勻外壓，槍身內(nèi)部可視為零壓力，而且從射孔槍下放到指定位置并點(diǎn)火這一過程并不能算作瞬間完成，僅點(diǎn)火射孔的動作是瞬間完成的。那么可以將槍身抵受外部壓力的過程看作是類似套管的抗擠毀過程，但不能完全類比。也就是說，槍身材料的強(qiáng)度在這個過程中的作用可以按照石油套管擠毀失效模式來考慮。

文獻(xiàn)［15］詳細(xì)分析了影響套管抗擠毀強(qiáng)度的主要因素，在此不再論述。從國內(nèi)外的普遍情況來看，射孔槍用鋼管的名義徑厚比是比較小的，參考API Bull5C3—1983［16］的定義，基本處在屈服擠毀區(qū)間和塑性擠毀區(qū)間左側(cè)，管體為厚壁管或者類厚壁管。例如，寶鋼股份產(chǎn)品的D/t在7.37～14.83，以D/S≤12的居多；美國斯倫貝謝公司的HSD系列射孔槍槍身管材的D/t在9.00～13.58。文獻(xiàn)［17］認(rèn)為，當(dāng)槍體鋼管外徑與內(nèi)徑之比K∧1.1，可將槍體視為厚壁圓筒，可采用最大剪應(yīng)力理論和歪形能理論計(jì)算強(qiáng)度，推薦采用歪形能理論，但要求K≤1.2，其原因未知。

2.2 韌性

斷裂韌性反映的是材料抵抗裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展能力的性能指標(biāo)。對于無縫鋼管，在高強(qiáng)度的條件下，高韌性可以確保管體在高應(yīng)力場中抵抗裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展，對微細(xì)缺陷具有包容能力。目前大部分的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)均至少要求以縱向沖擊吸收功來表征其韌性，對于高鋼級鋼管還對橫向沖擊吸收功作要求。一般情況下，同尺寸試樣的縱向沖擊吸收功遠(yuǎn)大于橫向沖擊吸收功，二者的比值則反映了沖擊韌性分布的方向性和不均勻性。

對于采用無縫鋼管制造的射孔槍槍身，在強(qiáng)度要求一定的情況下，足夠高的韌性儲備是保障射孔施工安全的絕對必要條件，射孔槍槍身韌性較低或者不夠?qū)?dǎo)致射孔后管體災(zāi)難性開裂。射孔槍管體開裂與未開裂外觀形貌如圖3所示，圖3（a）～（b）所示中管體巨大的張開型裂紋將會阻塞完井井底，圖3（c）所示為管體未開裂情況，是比較理想的結(jié)果。

圖3 射孔槍管體開裂與未開裂外觀形貌對比

射孔槍管體開裂微觀結(jié)構(gòu)如圖4所示。圖4（a）所示為經(jīng)過超聲波清洗后的低倍斷面形貌；圖4（b）所示為圖3（a）中開裂裂紋左側(cè)止裂處的金相形貌，其中還有明顯微裂紋；圖4（c）所示為該微裂紋附近的組織形貌，可以看出裂紋擴(kuò)展路徑。

用掃描電鏡對圖3中破壞樣品裂紋斷面上的奇異突出點(diǎn)進(jìn)行分析，美國某專家認(rèn)為管體材料的脆性是導(dǎo)致開裂的主因，盡管強(qiáng)度、硬度和沖擊韌性指標(biāo)均滿足其采購技術(shù)規(guī)范要求。此外，還認(rèn)為圖3（b）所示裂紋是由于射孔彈碎片反彈造成的。

圖4 射孔槍管體開裂微觀結(jié)構(gòu)

在實(shí)際生產(chǎn)制造和開發(fā)過程中，由于斷裂力學(xué)試驗(yàn)需要較多的試驗(yàn)材料，試驗(yàn)也較為復(fù)雜，經(jīng)費(fèi)較高。國內(nèi)外大量文獻(xiàn)研究了傳統(tǒng)的V型缺口試樣與沖擊吸收功AkV和斷裂韌性KIC之間的統(tǒng)計(jì)關(guān)系，從而在一定程度上獲取了材料的斷裂韌性數(shù)學(xué)表征。V型缺口試樣的沖擊吸收功Akv與斷裂韌性KIC的關(guān)系可用公式（1）表示［18－21］：

式中σs——材料的實(shí)測屈服強(qiáng)度，MPa；

A、B——擬合系數(shù)。

由于V型缺口的韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)的沖擊吸收功較小，通常射孔作業(yè)環(huán)境溫度也基本處在上平臺區(qū)，所以可以不考慮韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)以下的沖擊吸收功與斷裂韌性關(guān)系。

借鑒對高鋼級石油套管的研究，工程上常見的做法是基于材料的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線建立套管的失效評估圖，從而對其斷裂韌性與沖擊韌性的關(guān)系進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，以便于實(shí)際應(yīng)用中直接利用沖擊韌性指標(biāo)而不是斷裂韌性指標(biāo)。文獻(xiàn)［22］統(tǒng)計(jì)分析了100～140鋼級石油套管KIC與AkV的關(guān)系（稱為TGRC關(guān)系），通過在套管上預(yù)制裂紋并做內(nèi)壓爆破試驗(yàn)的辦法獲得裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子，并根據(jù)TGRC關(guān)系進(jìn)一步得出套管安全服役的沖擊韌性指標(biāo)要求。殼牌SHELL公司則統(tǒng)計(jì)分析了高強(qiáng)度鋼級鉆桿的KIC與AkV的關(guān)系（稱為SHELL關(guān)系）。上述兩種關(guān)系均與公式（1）有類似的線性關(guān)系，只是擬合系數(shù)不同，靜態(tài)斷裂韌性與沖擊韌性統(tǒng)計(jì)關(guān)系擬合系數(shù)見表1。

表1 靜態(tài)斷裂韌性與沖擊韌性統(tǒng)計(jì)關(guān)系擬合系數(shù)

由于文獻(xiàn)［22］與本文都以經(jīng)過普通調(diào)質(zhì)熱處理生產(chǎn)的Cr－Mo－V系列低合金鋼無縫鋼管為研究對象，且鋼級比較接近，認(rèn)為采用TGRC關(guān)系來研究射孔槍槍身材料的斷裂韌性更具說服力。同時，由于射孔作業(yè)完成的瞬時性，本文僅研究其靜態(tài)斷裂韌性KIC指標(biāo)，帶有疲勞性質(zhì)的動態(tài)斷裂韌性KID不適用。

從材料冶金學(xué)的角度上講，有些韌化技術(shù)雖能有效地提高材料的斷裂韌性，但是付出的代價卻很高。因此，要綜合考慮韌化技術(shù)的經(jīng)濟(jì)效益，再決定取舍。目前，有槍身且非通孔射孔器的管材主要采用含有少量Cr、Mo、V合金的低合金鋼材，如寶鋼股份的32CrMo4鋼種。另外，筆者通過研究管體材料的織構(gòu)問題，認(rèn)為可以通過控制軋制比來改善管材的性能分布的方向性，從而將縱向沖擊韌性“搬遷”到橫向上來。這種“纖維”狀織構(gòu)問題必然影響韌性，但有待深入探討。

從生產(chǎn)工藝上提高韌性，在不犧牲材料強(qiáng)度的前提下，主要從以下幾點(diǎn)進(jìn)行控制：①嚴(yán)格控制鋼中的純凈度，尤其控制S含量，控制影響韌性的硫化物夾雜物；②在保證強(qiáng)度性能指標(biāo)的前提下，適當(dāng)稍高的回火溫度和合適的回火時間，能促使微合金析出，形成均勻回火索氏體組織，減少熱處理裂紋的生成幾率；③嚴(yán)格控制探傷檢驗(yàn)，因?yàn)槲⒘鸭y的存在導(dǎo)致其極易成為射孔開裂過程中的裂紋啟裂源；④控制在熱處理生產(chǎn)過程中管體內(nèi)產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。

2.3 本構(gòu)關(guān)系研究

從2.2節(jié)可以看出，材料的本構(gòu)關(guān)系在對其斷裂韌性的研究中至關(guān)重要。文獻(xiàn)［23］利用材料的單軸拉伸應(yīng)力－應(yīng)變曲線得到材料的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線，并將真應(yīng)力－應(yīng)變曲線劃分為彈性變形、裂紋啟裂和裂紋擴(kuò)展3個階段，并對比分析了這3個階段對材料韌性斷裂特征的影響，認(rèn)為應(yīng)變硬化速率可以敏感地反映出材料內(nèi)部的應(yīng)力分布和微觀斷裂機(jī)制。雖然受到變形的影響，真應(yīng)力－應(yīng)變曲線的第3階段直觀地說明了在材料中產(chǎn)生裂紋后的裂紋擴(kuò)展規(guī)律，這也是TGRC、SHELL等關(guān)系的由來。但無縫鋼管材料的沖擊韌性存在橫縱向的差異性，斷裂韌性也就相應(yīng)地存在著方向性，而實(shí)際產(chǎn)品檢驗(yàn)過程中往往測取縱向拉伸力學(xué)性能作為材料強(qiáng)度的表征，由于試樣制作的難度導(dǎo)致測取橫向強(qiáng)度指標(biāo)變?yōu)椴豢赡?，也就無法獲取橫向真應(yīng)力－應(yīng)變曲線，進(jìn)而不能通過這一渠道和公式（1）來分析橫向斷裂韌性。

大量的文獻(xiàn)表明，隨著加載速率的增大，材料斷裂韌性連續(xù)下降，并且大多存在臨界值。也就是說很多材料對高速加載的載荷沒有抵抗能力，不同材料的這個臨界值是不同的。文獻(xiàn)［24］研究了加載速率對船用鋼斷裂韌性的影響。在射孔作業(yè)過程中，射孔槍槍身的開孔過程就是射孔彈藥載荷的高速加載過程，美國斯倫貝謝公司的資料顯示，井下實(shí)際射孔射流速度達(dá)到7 000 m/s。文獻(xiàn)［25］研究了國產(chǎn)射孔槍槍身材料32CrMo4鋼的本構(gòu)關(guān)系，通過分析應(yīng)變速率為0.001 s－1、1 000 s－1、3 000 s－1時的真應(yīng)力－應(yīng)變曲線，得出基本的Johnson-Cook模型動態(tài)材料性能參數(shù)，為其有限元數(shù)值模擬復(fù)合射孔槍槍身的動態(tài)力學(xué)行為提供了材料模型，并估算出該槍身材料的靜態(tài)與動態(tài)斷裂韌性，分別為229.0 MPa·m1/2和163.5 MPa·m1/2。但該研究的遺憾是：①沒有進(jìn)一步研究斷裂韌性的臨界值，同時由于應(yīng)變加載速率數(shù)值較少，導(dǎo)致上述斷裂韌性數(shù)據(jù)精確性存疑；②應(yīng)變速率并不能完全反映實(shí)際射孔作業(yè)彈藥載荷的加載過程；③沒有說明橫向上的情況。

2.4 爆炸力學(xué)

射孔作業(yè)過程對槍身材料的破壞可以類比到軍工產(chǎn)品領(lǐng)域中彈丸對裝甲材料的破壞上來。

在爆炸過程解析和力學(xué)研究方面，有學(xué)者通過采用仿真技術(shù)與實(shí)物分析相結(jié)合的辦法，比較詳盡地分析了材料在爆炸過程中穿甲破壞的機(jī)理［26］。文獻(xiàn)［27］較為直觀和詳盡地演示分析了屈服強(qiáng)度∧1 500 MPa的鋼板作為靶材時，其穿甲破壞過程、裂紋生成與擴(kuò)展原理；文獻(xiàn)［28］更全面地分析了該過程，同時也分析研究了彈丸形狀對該過程的影響。與聚能射流射孔過程不同的是，前者主要集中在穿甲方面，而后者則集中在裂紋擴(kuò)展方面。文獻(xiàn)［29］研究了聚能射流穿甲過程（與射孔過程相似，屬于超高速穿甲過程），通過分析彈坑周圍與基體的微觀組織結(jié)構(gòu)，得出聚能射流穿甲過程中的剪切變形實(shí)現(xiàn)穿甲前進(jìn)，而射流應(yīng)力波反射造成正向開裂的結(jié)論。但文獻(xiàn)［29］中進(jìn)行的試驗(yàn)，其平均切應(yīng)變率達(dá)到2.24×106s-1，而這與射孔過程中的加載速率差距比較大。

目前，美國Lawrence Livermore國家實(shí)驗(yàn)室采用高速光纖工具拍攝了射孔爆炸瞬間13.1 ms、17.1 ms、24.1 ms、30.3 ms和31.5 ms時序點(diǎn)上的射流形態(tài)圖，并與其計(jì)算模擬結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果極為相似。

有一種子彈式射孔槍對鋼質(zhì)槍身的穿甲過程可以完全類比到軍事上彈丸對靶材的破壞上來，這種射孔技術(shù)在國內(nèi)也有應(yīng)用［30］。聚能射流式和子彈式射孔過程的模擬情況如圖5所示，5（c）為Lawrence Livemore實(shí)驗(yàn)室的模擬射流形態(tài)示意。圖5（b）中由于射孔彈碎片反射產(chǎn)生裂紋的過程則可以類比作是子彈式彈靶破壞。

圖5 聚能射流式和子彈式射孔過程的模擬情況

圖6 Φ120.1 mm規(guī)格高強(qiáng)韌管材實(shí)彈射孔后形貌

3 一種高強(qiáng)韌性射孔槍用無縫鋼管

經(jīng)過近些年的發(fā)展，為適應(yīng)國際射孔行業(yè)的技術(shù)要求，國內(nèi)開發(fā)了一種高強(qiáng)韌性射孔槍槍身用無縫鋼管。該射孔槍槍身用無縫鋼管材料達(dá)到150鋼級，最大規(guī)格為Φ178.7 mm，該材料多規(guī)格在美國某公司進(jìn)行了實(shí)彈射孔評價試驗(yàn)，其中最大射孔孔密達(dá)到69孔/m，相位角120°/60°。該公司在試驗(yàn)后認(rèn)為：該材料多規(guī)格射孔槍槍身用無縫鋼管在清水中射孔沒有產(chǎn)生裂紋，完全通過評價測試；耐壓等級評級達(dá)到137.9 MPa，平均毛刺高度3.05 mm，最大毛刺高度6.6 mm。但沒有脹徑數(shù)據(jù)，也沒有進(jìn)行干氣中射孔測試。

Φ120.1 mm規(guī)格高強(qiáng)韌管材實(shí)彈射孔后形貌如圖6所示。

3.1 強(qiáng)韌性與本構(gòu)關(guān)系分析

在高鋼級鋼管強(qiáng)韌性匹配方面，英國能源部的標(biāo)準(zhǔn)要求鋼管的橫向最低沖擊韌性為屈服強(qiáng)度的10%［31］，這成為業(yè)內(nèi)的新難題。從統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)來看，沖擊吸收功的檢驗(yàn)結(jié)果與管體尺寸存在著一定的關(guān)聯(lián)。在屈服強(qiáng)度不低于1 034 MPa的前提下，Φ114.3 mm射孔槍管管體在0℃的橫向半尺寸V型缺口夏比沖擊功達(dá)到53 J，按API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)的換算關(guān)系進(jìn)行換算，其相同試驗(yàn)條件下的全尺寸夏比沖擊功達(dá)到96 J；而對于其Φ178.7 mm規(guī)格管體在0℃的橫向全尺寸V型缺口夏比沖擊功平均值達(dá)到124 J，則滿足上述10%關(guān)系。由于這個換算關(guān)系與管體尺寸的關(guān)聯(lián)性導(dǎo)致完全按照API Spec 5CT來執(zhí)行并不完全科學(xué)，同時制取橫向沖擊試樣前需要對管料進(jìn)行展平處理，一定程度上也影響了真實(shí)的橫向沖擊吸收功，因此不能用經(jīng)過API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)關(guān)系換算后的沖擊功做橫向沖擊韌性統(tǒng)計(jì)分布分析。此外，上述沖擊韌性對應(yīng)的實(shí)測屈服強(qiáng)度大部分已經(jīng)超過150鋼級而達(dá)到160鋼級的要求（1 103 MPa）。因此，應(yīng)以全尺寸沖擊試樣的實(shí)測沖擊吸收功來表征其沖擊韌性。

3.1.1 強(qiáng)度和韌性檢驗(yàn)數(shù)據(jù)

統(tǒng)計(jì)3批次4種規(guī)格射孔槍管的力學(xué)性能。高強(qiáng)韌射孔槍管的力學(xué)性能指標(biāo)檢驗(yàn)結(jié)果見表2。其中，伸長率是按照API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)制作的條狀拉伸試樣測取的，由于大多數(shù)規(guī)格產(chǎn)品管體尺寸受限制，未能測取Φ10 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓棒拉伸試樣，也就沒有測取標(biāo)準(zhǔn)伸長率和斷面收縮率。

表2 高強(qiáng)韌射孔槍管的力學(xué)性能指標(biāo)檢驗(yàn)結(jié)果

高強(qiáng)韌射孔槍管的硬度和屈強(qiáng)比統(tǒng)計(jì)分布如圖7所示，基本均呈正態(tài)分布，硬度平均分布在39～40 HRC，屈強(qiáng)比典型值為95%，表明管體材料是一種低塑性材料，利于控制射孔后毛刺高度和脹徑。因伸長率與管材壁厚有關(guān)，故未進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

圖7 高強(qiáng)韌射孔槍管的硬度和屈強(qiáng)比統(tǒng)計(jì)分布

將TGRC關(guān)系中的擬合系數(shù)代入公式（1），計(jì)算出150鋼級所有規(guī)格的KIC分別達(dá)到平均橫向208.5 MPa·m1/2、縱向254.0 MPa·m1/2，顯然在強(qiáng)度達(dá)到150鋼級的情況下，高于32CrMo4鋼種的229.0 MPa·m1/2。另外，若將槍身管體上加工的預(yù)制臺階孔邊緣類比成預(yù)制裂紋，以管體屈服強(qiáng)度作為射流剪切載荷加載的臨界值，可以預(yù)估裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子KI：

式中σ——正應(yīng)力，MPa。

將預(yù)制臺階孔的半徑5 mm和屈服強(qiáng)度的最小值1 034 MPa代入公式（2），可得無方向性裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子KI=183.3 MPa·m1/2，由表2的統(tǒng)計(jì)結(jié)果計(jì)算出的橫向試樣的KIC，其至少超出這個預(yù)估值的10%，說明TGRC關(guān)系的實(shí)用性。

從表2可以看出，管體壁厚越厚，沖擊韌性越高。高強(qiáng)韌射孔槍管管體材料的韌脆轉(zhuǎn)變曲線如圖8所示，其中圖8（a）所示為Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管取樣后測取的韌脆轉(zhuǎn)變曲線，圖8（b）所示為Φ177.8 mm規(guī)格射孔槍管取樣后的韌脆轉(zhuǎn)變曲線。從圖8可以看出，研發(fā)的高強(qiáng)韌射孔槍管的韌脆轉(zhuǎn)變溫度在－20℃以下，約－30℃。一般情況下，射孔作業(yè)溫度遠(yuǎn)高于這個溫度而處在韌脆轉(zhuǎn)變曲線的上平臺，即便是試驗(yàn)射孔也都是在室溫下進(jìn)行。也就是說，不會因?yàn)楣荏w材料本身的溫度引起材質(zhì)的韌脆性轉(zhuǎn)變，從而導(dǎo)致研發(fā)的高強(qiáng)韌射孔槍管的韌性變低而開裂。

圖8 高強(qiáng)韌射孔槍管管體材料的韌脆轉(zhuǎn)變曲線

3.1.2 應(yīng)力－應(yīng)變曲線

高強(qiáng)韌射孔槍管管體的拉伸應(yīng)力－應(yīng)變曲線如圖9所示。圖9（a）中曲線顯示了彈性變形階段后圓滑過渡和屈服階段不明顯的特征，ASTM A 370—2009標(biāo)準(zhǔn)［32］要求用Rp0.2表征其屈服強(qiáng)度，其中虛線表示的是Rp0.2的取法。圖9（b）所示曲線也大致分為3個階段，與文獻(xiàn)［23］的研究大體一致。其中，第二個階段也就是彈性變形后的屈服階段的規(guī)律不明顯，第三階段則反映了線性失穩(wěn)過程。但在進(jìn)行圖9中的試驗(yàn)時，試驗(yàn)過程中加載速率單一且較小，與實(shí)際聚流射孔載荷作用下的超高應(yīng)變速率相比差距非常大。

3.1.3 動態(tài)沖擊曲線

在N1750型動態(tài)示波沖擊試驗(yàn)機(jī)上測取Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的橫向和縱向示波沖擊曲線，具體如圖10所示，沖擊試樣的尺寸為橫向半尺寸10 mm×10 mm×5 mm，縱向3/4尺寸10 mm ×10 mm×7.5 mm，試驗(yàn)溫度－20℃

圖9 高強(qiáng)韌射孔槍管管體的拉伸應(yīng)力－應(yīng)變曲線

圖10 Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的橫向和縱向示波沖擊曲線

從圖10可以看出：普通沖擊試驗(yàn)和示波沖擊試驗(yàn)的加載速率無法與射孔作業(yè)的射流加載速率相提并論，也就是說應(yīng)變速率相差仍然很大。但是對比橫向試樣與縱向試樣的沖擊曲線可以發(fā)現(xiàn)，整個過程明顯分為3個階段：試樣均在0～0.1 ms完成啟裂，在0.1～0.3 ms完成塑性擴(kuò)展，橫向試樣與縱向試樣在約0.3 ms后的最后裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展并斷裂階段耗時不一致，這應(yīng)該是試樣寬度的差異導(dǎo)致的。這與其真應(yīng)力－應(yīng)變曲線類似，不過后者的加載速率更小。

3.2 金相分析

（1）微觀清潔度。Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的夾雜物微觀形貌如圖11所示，是美國實(shí)驗(yàn)室給出的光學(xué)照片，其微觀形貌完全滿足規(guī)范要求，沒有大型有害性夾雜物。該實(shí)驗(yàn)室按ASTM E 45—2013標(biāo)準(zhǔn)［33］給出的微觀清潔度評級結(jié)果報告顯示，其中備受關(guān)注的嚴(yán)重影響韌性的硫化物夾雜物A類粗細(xì)評級均為0。這主要得益于電爐煉鋼時成功采用適當(dāng)?shù)拟}處理技術(shù)，S含量控制的非常低，同時探傷時嚴(yán)格控制夾雜物。

圖11 Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的夾雜物微觀形貌

（2）缺口沖擊斷面形貌。檢查V型缺口Charpy沖擊試驗(yàn)后試樣余料，目測端口為韌性斷面，剪切面積百分比基本都能達(dá)到100%，同時沖擊過程中撞擊聲音比較低沉（脆性材料在沖擊試驗(yàn)時則比較悅耳），少量熱處理不充分的條件下剪切面積百分比存在80%的情況。Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的沖擊斷口掃描電鏡形貌如圖12所示，可以看出管體材料中僅存在一些少量的球狀氧化物夾雜，與上述夾雜物評級結(jié)果一致。

圖12 Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的沖擊斷口掃描電鏡形貌

（3）金相組織和晶粒度。在熱處理過程中回火充分的情況下，管體從內(nèi)到外形成比較均勻一致的回火索氏體組織，晶粒度評級達(dá)到9級，與美國實(shí)驗(yàn)室檢測結(jié)果一致，Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的金相組織與晶粒度如圖13所示。

圖13 Φ114.3 mm規(guī)格射孔槍管的金相組織與晶粒度

3.3 產(chǎn)品性能介紹

采用開發(fā)的高強(qiáng)韌無縫鋼管制作的高孔密系列射孔槍最大規(guī)格達(dá)到Φ178.7 mm，最小達(dá)到Φ39.69 mm，孔密最大為其Φ178.7 mm規(guī)格射孔器達(dá)到的89孔/m，相位角120°/60°。該規(guī)格射孔槍耐壓達(dá)到206.73 MPa，采用PowerJet Omega 4505射孔彈，在孔密40孔/m、相位角135°/45°的情況下，最大穿深達(dá)到1.57 m。表3列出采用該種無縫鋼管的部分規(guī)格的射孔器實(shí)彈射孔性能參數(shù)。

表3 不同規(guī)格高孔密高強(qiáng)韌射孔槍的性能

4 總結(jié)

（1）射孔器的穿深性能指標(biāo)主要受到射孔彈的設(shè)計(jì)的影響。

（2）毛刺和脹徑主要受到管體材料的屈強(qiáng)比、伸長率和硬度的影響。

（3）射孔槍管的管體強(qiáng)度指標(biāo)主要影響射孔器在井底工作環(huán)境下的耐壓性能；管體的韌性指標(biāo)決定了其阻止裂紋擴(kuò)展的能力，尤其是其橫向韌性對其縱向開裂影響巨大，足夠的韌性儲備是其安全作業(yè)并從井底取出回收的保障。

（4）新開發(fā)的高強(qiáng)韌射孔槍用無縫鋼管，其管體屈服強(qiáng)度Rp0.2∧1 034 MPa，橫向半尺寸試樣在0℃的沖擊吸收功達(dá)到55 J，橫向全尺寸試樣的則超過120 J，韌脆轉(zhuǎn)變溫度達(dá)到-30℃，實(shí)彈射孔性能優(yōu)良。

［1］徐德惠，盧朝喜，周京風(fēng)，等.槍內(nèi)炸高對射孔器技術(shù)性能的影響［J］.測井技術(shù)，2005，29（增刊）：61-62.

［2］龔利平.射孔參數(shù)的優(yōu)化及應(yīng)用［J］.內(nèi)蒙古石油化工，2011（23）：145-146.

［3］劉萬明，韓迎鴿，趙月，等.射孔對石油開采產(chǎn)能影響的分析研究［J］.科技創(chuàng)新導(dǎo)報，2007（35）：9.

［4］宋開利，王增林，曹雪梅.勝利油田射孔技術(shù)現(xiàn)狀及發(fā)展建議［J］.石油機(jī)械，2004，32（6）：76-77.

［5］中華人民共和國國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局，中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會.GB/T 20489—2006油氣井聚能射孔器材通用技術(shù)條件［S］.2007.

［6］國家石油和化學(xué)工業(yè)局.SY/T 5562—2000油氣井用射孔槍［S］.2001.

［7］中國海洋石油總公司.Q/HS 6001—2003射孔槍技術(shù)規(guī)范［S］.2003.

［8］李林，陳鋒，姜德義，等.StimGun復(fù)合射孔技術(shù)的應(yīng)用［J］.重慶大學(xué)學(xué)報，2011，34（4）：36-39，46.

［9］American Petroleum Institute，Production Department. API RP 19B—2011 Recommended practices for evaluation of well perforators［S］.2011.

［10］國家發(fā)展和改革委員會.SY/T 6297—2004油氣井射孔器評價方法［S］.2004.

［11］張昭，劉亞麗，胡海飛，等.射孔槍射孔過程數(shù)值模擬及參數(shù)控制［J］.塑性工程學(xué)報，2008，15（6）：151-156.

［12］American Petroleum Institute.API Spec 5CT—1983 Specification for casing and tubing［S］.1983.

［13］寶山鋼鐵股份有限公司.Q/BQB 232—2003油氣井射孔槍用無縫鋼管［S］.2003.

［14］ASTM International.ASTM A 519—2006 Standard specifcation for seamless carbon and alloy steel mechanical tubing［S］.2006.

［15］江勇，吳永莉，焦麗峰.石油套管抗擠毀解決方案及發(fā)展［J］.鋼管，2016，45（2）：59-66.

［16］American Petroleum Institute.API Bulletin 5C3—1983 Formulas and calculations for casing，tubing，drill pipe and line pipe properties［S］.1983.

［17］李克儉.強(qiáng)度理論與射孔槍槍體的選材［J］.測井與射孔，1999（2）：74-76.

［18］BS PD 6493：1991 Guidence on methods for assessing the acceptability of flaws in fusion welded structure［S］.1991.

［19］American Petroleum Institute.API RP 579—1996 Recommended practice for fitness for service issue 5［S］.1996.

［20］Barsom J M，Rolfe S T.ASTM STP 466—1970 Correlations between KICand charpy V-notice test result in the transition temperature range in impact testing of metals［S］.1970.

［21］Robberts R，Newton C.Interpretative report on small scale test correlations with KICdata［R］.1981.

［22］陳秀麗，韓禮紅，馮耀榮，等.高鋼級套管韌性指標(biāo)適用性計(jì)算方法研究［J］.鋼管，2008，37（3）：13-17；2008，37（4）：23-27.

［23］陳黃浦，鄧增杰.高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼的韌性啟裂和穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展［J］.金屬學(xué)報，1989，25（6）：433-438.

［24］張曉欣，劉瑞堂.加載速率對船用鋼斷裂韌性的影響［J］.爆炸與沖擊，2003，23（1）：47-50.

［25］陶亮，虞青俊，李玉龍，等.射孔槍材料動態(tài)斷裂韌度的試驗(yàn)研究［J］.石油機(jī)械，2006，34（6）：11-13.

［26］許慶新，黃建中，沈榮瀛.裝甲材料侵徹試驗(yàn)仿真［J］.振動與沖擊，2006，25（2）：117-119，124.

［27］尹志新，馬常祥，李守新，等.超高強(qiáng)度鋼靶板穿甲過程中層裂斷口形貌分析［J］.金屬學(xué)報，2002，38（3）：273-277.

［28］馬文來，張偉，龐寶君，等.超高速撞擊彈丸形狀效應(yīng)數(shù)值模擬研究［J］.宇航學(xué)報，2006，27（6）：1174-1177，1232.

［29］尹志新，馬常祥，李守新，等.聚能射流穿甲后超高強(qiáng)度鋼靶板的損傷特征及其機(jī)理［J］.金屬學(xué)報，2002，38（11）：1210-1214.

［30］趙辰軍，隋怡冰，汪海林.聚能子彈射孔技術(shù)在歡西油田開發(fā)中的應(yīng)用［J］.油氣井測試，2012，21（1）：45-46.

［31］李鶴林.油井管發(fā)展動向及若干熱點(diǎn)問題［J］.石油機(jī)械，2004，32（特刊）：1-5.

［32］ASTM A 370—2009 Standard test methods and definitions for mechanical testing of steel products［S］.2009.

［33］ASTM E 45—2013 Standard test methods for determining the inclusion content of steel［S］.2013.

Perforating Guns and Tubes for Perforating Guns

JIANG Yong1，LI Pengchong1，XIE Yunxia2
（1.China Petroleum Pipeline Material&Equipment Co.，Ltd.，Langfang 065000，China；2.Shengli Oilfield Highland Petroleum Equipment Co.，Ltd.，Dongying 257091，China）

Briefed in the essay is the perforating operation in oil&gas well completion.Summerized is the influence of perforation parameters on well productivity.Also analyzed are the difference between domestic and oversea perforating guns as well as the difference between their technological levels.Learning from the research of the technology in ordnance industry and the mechanics of explosion，the effect of material properties of perforating gun on perforating performance is elaborated.The main cause of brittleness at the crack is found by studying the morphology of the crack arrest section at the big crack on the perforating gun body after firing live charges.The difference between domestic and oversea developments on materials for gun body with blind holes is compared and analyzed.The latest perforating technologies and products from different companies are introduced.Furthermore，the properties of a newly-developed type of high strength and toughness seamless steel tube for perforating gun are introduced.

perforating gun；tube for perforating gun；perforation；fracture toughness

TG113.25；TG335.71

B

1001-2311（2016）05-0041-11

2016-02-22；修定日期：2016-04-08）

江勇（1980-），男，碩士，工程師，主要從事油井管的采購工作。