Table 2 – The compositional analysis of cooled combustion products of the basic composition

The actual content of combustible components (CO and H₂) in the mixture is close to the lower concentration limits of the flame propagation (12.5% for CO and 4.0 for H₂ [8]), but, in accordance to [9], owing to large volume fractions of nitrogen and carbon dioxide the mixture is noncombustible: a jet coming out of the elastic container cannot be ignited by the open flame of a gas lighter.

In order to determine the fire extinguishing effectiveness, the prototype of the GGFEM with a 220-g gas generating charge and a coolant with a weight of up to 550 g was tested in a closed vessel having a capacity of 1.0 m³ to put out model fires of classes A2 and B according to the “Program and technique of acceptance tests of prototypes of gas fire extinguishing generators” agreed upon with the Scientific Research Center of Fire Safety Engineering of the Federal State Institution the All-Russian Order of the Badge of Honour Institute of Fire Defense of the Ministry of Emergency Situations of Russia. It has consequently been shown that the 100% suppression of model fire sources is provided. To preliminary estimate the dust level of a protected object, special trials of the generator of gaseous fire extinguishing mixture (GGFEM) in the same cabinet have been conducted. Before activating the GGFEM, paper sheets were placed onto the wall surfaces. Five minutes after the activation, the “dusted” paper sheets were withdrawn out of the cabinet, and samples were cut out therefrom and weighed on analytical balances. The sediment weight was 0.14 mg/cm² on the average. With consideration of the wall surfaces of the cabinet, this corresponds in the first approximation to the concentration of condensed particles in a volume unit at a level of 8.5 g/m³, which is less by an order of magnitude than the aerosol concentration when an aerosol fire extinguisher is triggered [10].

From the technical economical point of view, the application of the system developed has a variety of merits as compared to conventional cylinder-type systems of gas fire extinguishing in respect to fire-fighting protection of small stationary and mobile objects.

In summary, a solid-propellant generator of fire extinguishing mixture, which is unified by used materials and component parts that are serially produced, has been developed, tested and recommended for manufacturing application.

References

1. RU Patent no. 2174972, Gas generating composition / V.N. Osipkov, et al. – Filed 12.01.2001, Published 20.10.2001, Bulletin no. 29.

2. RU Patent no. 2372125, Gas generating composition / V.N. Osipkov, et al. – Filed 20.08.2008, Published 10.11.2009, Bulletin no. 31.

3. A.G. Gruzdev, K.A. Neverov, V.N. Osipkov, G.Yu. Sheitelman, Results of developing gas generating composition with increased gas capacity for powder fire extinguishing automatic devices // Proc. of the International Conference HEM’s-2008, Belokurikha, 3-5 Sept., 2008.

4. GOST 4545-88, High explosives. Methods to determine shock sensitivity characteristics. Introduced 01.07.1989, M.: Izdatelstvo standartov, 1989, p. 15.

5. GOST R 50835-95, High explosives. Methods to determine friction sensitivity characteristics at shock shear, Introduced 15.11.1995, Gosstandard of Russia, 1995, p. 16.

6. RU Useful model patent no. 87356, Gas generator / A.G. Gruzdev, D.V. Kuchin, K.A. Neverov, et al., Filed 24.04.2009, Published 10.10.2009, Bulletin no.28.

7. E.M. Mitkevich, A study of the process of calcination of industrial sodium bicarbonate / E.M. Mitkevich // Applied Chemistry Journal, 1958, Vol. 31, Iss. 2, pp. 158-166.

8. I.N. Shokin, S.A. Krashennikov, Soda technology: Tutorial for students of chemical engineering specialties of higher education institutions / I.N. Shokin, S.A. Krashennikov, M.: Khimia, 1975, p. 287.

9. Explosion and fire safety of substances and materials and methods of extinguishing thereof: Handbook edited by A.N. Baratov, M.: Khimia, 1990.

10. GOST 12.1.044-89, Explosion and fire safety of substances and materials and methods of determining thereof, Introduced 01.01.09, M.: Izdatelstvo standartov, 1990, p. 143.

[11] S.V. Sobur, Automatic fire extinguishing modules: reference book, M.: Spetstekhnika, 2003, p. 399.

А.В. Литвинов, Г.Н. Нестеров, В.В. Кодолов, А.В. Курбатов

В ФНПЦ «Алтай» начата разработка комбинированного перфоратора, позволяющего получить заданную глубину при сохранении щадящего режима перфорации. В его конструкции совмещены два типа перфораторов: газоструйный и пулевой (рисунок 1).

Кроме того, высокие динамические нагрузки на стенку обсадной колонны, присущие кумулятивному и пулевому способам перфорации, приводят к деформации обсадной трубы, а в некоторых случаях – к растрескиванию цементного камня вдоль обсадной трубы и, как следствие этого, к обводнению продуктивных пластов. Введение в конструкцию пулевого перфоратора газогенерато­ра твердого топлива имеет целью «мягкое» (щадящее, практически без динамических нагрузок) прожигание отверстия в обсадной трубе и частично в цементном камне, а затем пулевую перфорацию породы.

Для обеспечения максимальной плотности перфорации габариты газоструйно-пулевого перфоратора должны быть минимальными, поэтому рассматривается комбинация пулевого перфоратора с горизонтальным стволом и газоструйного перфоратора с зарядом минимально необходимой массы.

В газоструйном перфораторе используется топливо ЭКА-Ж/11 с температурой продуктов сгорания 3200 К. Удельное теплосодержание истекающей из газогенератора струи с учетом тепловых потерь в камере сгорания составляет 6,6 МДж/кг.

В работе [6] приводится зависимость, связывающая длительность перфорирования стальной пластины продуктами сгорания ракетных топлив с ее толщиной и позволяющая определить необходимую для перфорации массу топлива:

где α – теплота плавления материала пластины, Дж/кг; c – теплоемкость материала пластины, Дж/(кг·К); T_пл – температура плавления материала пластины, К; Т₀ – начальная температура пластины, К;  – плотность материала пластины, кг/м³; δ – толщина пластины, м; d_c – диаметр перфорируемого отверстия, м; J – удельное теплосодержание газа в струе, Дж/кг; Z – эмпирический безразмерный коэффициент.

Полученная масса заряда составляет 1,82 кг. При диаметре заряда 90 мм длина заряда равна 125 мм.

Для расчета глубины проникания пули в породу по параметрам ствола и пули воспользуемся законом сохранения энергии при движении пули в стволе и эмпирической зависимостью глубины проникания в породу от скорости пули на выходе из ствола.

Закон сохранения энергии при движении пули в стволе имеет вид:

, (1)

где l_c – длина ствола, м; d – диаметр канала ствола, м; φ – коэффициент, учитывающий второстепенные работы при расширении пороховых газов в канале ствола; p – среднее по длине ствола давление пороховых газов, Па; m – масса пули, кг; v – скорость пули, м/с.

В соответствии с данными работ [4, 5] в данном случае =1,26.

Глубина проникания пули в породу определятся зависимостью [4]:

где K_п – коэффициент проникания, зависящий от физико-механических характеристик породы.

Из зависимости (1) можно получить выражение для определения скорости пули на выходе из канала ствола и подставить его в формулу для определения глубины проникания (2). Выразив массу пули через плотность материала пули и ее геометрические характеристики, получим следующую зависимость для определения глубины проникания:

, (3)

где ρ_о – плотность материала пули, кг/м³; l, h – длина цилиндрической и конической частей пули соответственно, м.

Из зависимости (3) видно, что при одинаковой баллистической мощности пулевого перфоратора (среднеинтегральном давлении) и длине ствола для увеличения глубины проникания необходимо увеличивать плотность материала пули и ее длину. В связи с этим в качестве материала для пули предлагается использовать высокоплотный псевдосплав ВНЖ (плотность 17000 кгс/м³).

Существенное влияние на глубину проникания оказывает форма головной части пули. На основании расчетных и экспериментальных данных, приведенных в работах [4, 7], выбрана форма пули, показанная на рисунке 2.

Получено, что для обеспечения скорости пули 449 м/с необходима навеска пороха массой 0,035 кг с силой не менее 980000 Дж/кг (например, порох типа НБ пл). Максимальное давление в каморе при этом составляет 1607,5 МПа (16400 кгс/см²).

1. Комбинированный газоструйно-пулевой перфоратор ГПП-1 обеспечивает щадящую перфорацию глубиной не менее 300 мм (около 350 мм с учетом части канала, занятого пулей) при р_н = 30 МПа (306 кгс/см²). Плотность перфорации 4 канала на один метр. Кратность применения ствола и камер сгорания должна быть установлена экспериментально.

2. По такому же принципу можно спроектировать газоструйно-кумулятивный перфоратор, позволяющий получать перфорационные каналы без динамического воздействия на обсадную колонну глубиной более 500 мм.

Список литературы

1. Краткий справочник по прострелочно-взрывным работам в скважинах: Под ред. Н.Г. Григоряна. М.: Недра, 1982.

2. Григорян Н.Г. Прострелочные и взрывные работы в скважинах. М.: Недра, 1980.

3. Фридляндер Л.Я. Прострелочно-взрывная аппаратура и ее применение в скважинах. М.: Недра, 1975.

4. Золин М.Л., Чичварин А.П. Мощные пулевые перфораторы. М.: Недра, 1975.

5. Серебряков М.Е. Внутренняя баллистика ствольных систем и пороховых ракет. М.: Оборонгиз, 1962.

6. Заботин В.Г., Косенко А.И., Осипов А.И., Первышин А.Н. Тепловой механизм разрушения преграды трансзвуковой струей продуктов сгорания ракетных топлив//ИФЖ.– 1983.– Т.44.– С.755–760.

7. Куров В.Д., Ю.М. Должанский. Основы проектирования пороховых ракетных снарядов. М.: Оборонгиз, 1961.

A.V. Litvinov, G.N. Nesterov, V.V. Kodolov, A.V. Kurbatov

The perforator allowed one to get the necessary depth in case of saving the perforation sparing mode is being developed at FR&PC ALTAI. This goal can be achieved by combining the constructions of gas-jet and bullet perforators. Schematic diagram of gas jet-bullet perforator GBP-1 is presented in Figure 1.

As it is known, while perforation the casing pipes, first of all, it is necessary to make bore in steel pipe then in annular cement rock and later the perforation of channel in rock. The presence of casing pipe (steel pipe of strength group K with thickness 12 mm. plus 25 mm. of cement rock) [2] reduces the length in channel pierced by jet perforator PK105PU in 2-6 times depending on compression strength of rock (10…45 MPa). It is obvious that steel barrier will greatly reduce the channel depth in rock in case of bullet perforation.

Besides, high dynamic loads on casing wall related to jet and bullet methods of perforation lead to deformation of casing pipe. In some cases these loads bring to fracturing of cement rock along casing pipe and as a result - the water encroachment of pays.

The usage in construction of bullet perforator of solid propellant gas generator ensures “soft” (spare almost without dynamic loads) jetting of bores in casing pipe and partially in cement rock and then bullet perforation of rock.

The dimension of gas-jet perforator should be minimal for ensuring maximal shot density. That is why the combination of bullet perforator with horizontal drill cylinder and of gas-jet perforator with minimal necessary mass charge is considering.

Special propellant with combustion products temperature 3200 K is used in gas-jet perforator. The specific heat content of stream flowing out of the gas generator in consideration of thermal loss in combustion chamber is 6.6 MJ/kg.

The correlation united the period of steel plate perforating by propellants combustion products with its thickness is presented in work [6]. This correlation allows one to determine the necessary propellant mass for perforation:

where ω – propellant mass, kg; α – melting heat of plate material, J/kg; c – heat content of plate material, J/(kg·К); T_ml – melting point of plate material, К; Т_о – initial temperature of plate, К; Ρ – density of plate material, kg/m³; δ – plate thickness, m; d_c – perforation diameter, m; J – specific heat content of gas in the jet, J/kg; Z – empirical dimensionless coefficient .

The got mass of charge is 1.82 kg. If the diameter of charge is 90 mm then its length is 125 mm.

Energy conservation law when moving of bullet in the drill cylinder is used to calculate the bullet pierced depth. The empirical dependence of perforation depth into the rock on output bullet speed is also used.

Energy conservation law when moving of bullet in the drill cylinder looks like:

_ , (1)

where l_c – drill cylinder length, m; d – diameter of drill cylinder channel, m; φ – coefficient that includes minor works in case of powder gases expansion in the channel of drill cylinder; P – medium pressure of powder gases on length of drill cylinder, Pa; m – bullet mass, kg; v – bullet speed, m/sec.

Minor works coefficient in accordance with data of works [4, 5] in this case is 1.26.

The bullet pierced depth into the rock is calculated by the dependence [4]:



where K_p – pierced coefficient depended on physical-mechanical properties of the rock.

The expression for determination of output bullet speed can be obtained from correlation (1) and put it in the formula (2). The following correlation for determination of bullet pierced depth has been got after the expression of bullet mass by means of bullet material density and its geometrical adjectives:

_, (3)

where ρ_о – bullet material density, kg/cm³; l, h – length of cylindrical and conic parts of the bullet correspondingly, m.

It is seen from correlation (3) that increasing of the bullet material density and length is necessary for deeper perforation in case of equal ballistic power of bullet perforator (medium integral pressure) and drill cylinder length. It is suggested to use high-density pseudoallay VNZH (density 17000 kgf/cm³) as material for bullet.

It is known that the shape of bullet head influences greatly on perforation depth. The shape bullet has been chosen on the basis of calculation and test data given in works [4, 7] and shown in Figure 2.

It is necessary to notice that bullet perforators with horizontal drill cylinders have high pressure level in chamber (in case of medium pressure level 900 MPa then the suggested maximal pressure level is 1700 MPa) and relatively low output speed. In this case if the bullet has 15 mm. caliber and 0.115 kg mass then the maximal bullet speed is 449 m/sec. (in case of perforator PVN90 – 850 m/sec). Preliminary gas-jet perforation of casing walls and the usage of developed bullet allow one to increase greatly the perforation depth. The ensuring of medium 900-1000 MPa pressure level is a difficult but feasible task. First of all, it is necessary to provide strength characteristics of powder chamber and drill cylinder. The right choice of boosting pressure and its engineering are the main problems for short-barrel guns. Charge density should be no less than 1200 kg/m³. Preliminary estimate of required powder charge (solid propellant) is in expressions [3, 5]:



where _; l_{1 –} reduced length of charge, m; θ = k-1; k – polytrope index of powder gases; f – powder force, J/kg.

Powder charge with mass 0.035 kg and with force not less than 980000 J/kg (for example, powder NBpl type) is necessary for securing of bullet speed 449 m/sec. Maximal pressure in chamber is 1607.5 MPa (16400 kgf/cm²).

Conclusion

The combined gas-jet-bullet perforator GBP-1 should secure spare perforation with depth not less than 300 mm. (about 350 mm. in view of channel part occupied by bullet) at р = 30 MPa (306 kgf/cm²). Shot density is 4 bores per meter. The ratio usage of drill cylinder and combustion chambers should be established experimentally.

By analogy with this principle it is possible to design gas-jet-shaped-charge perforator that allows one to get perforation channels up to 500 mm depth without dynamic impact on casing pipe.

References

1. Short reference book on perforating works in wells/edited by N.G. Grigoryan. –M.: Nedra, 1982.

2. N.G. Grigoryan. Shooting and blasting works in wells–M.: Nedra, 1980.

3. L.Ya. Fridlyander. Perforating equipment and its usage in wells. – M.: Nedra, 1975.

4. M.L. Zolin, A.P. Chichvarin High-performance perforators.–M.: Nedra, 1975.

5. M.Ye. Serebryakov. Interior ballistics of gun barrel systems and powder rockets.–M.: Oborongiz, 1962.

6. V.G. Zabotin., A.I. Kosenko, A.I. Osipov etc. Thermal mechanism of barrier failure of propellant combustion products by transonic jet //IFZH.– 1983.– Т. 44.– pp. 755–760.

7. V.D. Kurov, Yu.M. Dolzhanskiy Design basis of powder rockets.–M.: Oborongiz, 1961.