Р. У. Джураев
М.В.Мерк7Л0в
НОРМ АЛИЗАЦИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО
РЕЖ И М А СКВАЖ И Н Ы ПРИ БУРЕНИИ С
ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ
Р. У ДЖ УРЛЕВ
М.В. М ЕРКУЛОВ
НОРМАЛИЗАЦИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА
СКВАЖИНЫ ПРИ БУРЕНИИ С ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ
Издательство имени Алишера Навои
Навои-2016
УДК 622.241.8: 622.244.46
ББК 33.131
Д 42
ДЖУРАЕВ Р.У., МЕРКУЛОВ М.В.
Нормализация температурного режима скважины при бурении с
продувкой воздухом / монография / Р.Джураев, М.В.Меркулов. Навои:
Алишер Навоий номли нашриёт, 2016. 128 стр.
ISBN 978-9943-4758-6-1
В монографии изложены материалы исследований, выполненных
авторами по вопросам нормализации температурного режима скважины и
повышению эффективности при бурении с продувкой воздухом.
Описаны преимущества и недостатки бурения с продувкой воздухом,
указаны геологические условия, благоприятные для применения этого способа
бурения. Обоснована возможность применения вихревой трубы для обеспечения
температурного режима скважины при бурении с продувкой воздухом.
Приведены результаты экспериментальных исследований по определению
температурного режима на забое.
В работе освещено решение актуальной научной задачи, заключающееся в
установлении закономерностей по регулированию и прогнозированию
температурного режима скважины при бурении разведочных скважин с
продувкой воздухом и снижению затрат на бурение за счет использования
вторичных энергоресурсов ДВС компрессора и вихревой трубы.
Табл. 22, ил. 36, список лит. 69 назв.
Рецензенты:
кандидат технических наук, доцент
Тошов Ж.Б.
кандидат технических наук, доцент
Абдуазизов Н.А.
ISBN 978-9943-4758-6-1
© Р.У. Джураев, М.В. Меркулов, 2016
© Издательство им. Алишера Навои, 2016
ВВЕДЕН И Е
В области бурения разведочных скважин, весьма важной для обеспечения
минерально-сырьевой базы народного хозяйства, одно из перспективных
направлений научно-технического прогресса -
рациональное применение
газообразных очистных агентов вместо промывочной жидкости. Практикой
бурения доказано, что применение сжатого воздуха как очистного агента
обеспечивает значительное повышение механических скоростей бурения и
снижает затрат времени на ликвидацию геологических осложнений, благодаря
чему резко возрастают производительность и экономичность буровых работ.
Бурение
с
продувкой
воздухом
является
эффективным
в
самых
неблагоприятных для жидкостной промывки условиях: при бурении в зонах
значительных потерь
циркуляции, при затруднениях с водоснабжением,
высокогорной или труднопроходимой местности или в районах с суровым
климатом. Однако воздух имеет низкую теплоёмкость по сравнению с
жидкостными
промывочными
растворами,
таким
образом,
возникает
отрицательное действие температурного фактора, сказывающегося на работе
породоразрушающего инструмента через высокие контактные температуры с
необратимыми последствиями как деформации матриц, разрушение алмазов,
зашлифования, снижение твердости алмазов и прижоги инструмента.
Кроме того, повышается энергоемкость бурения за счет применения
компрессорных установок, мощность привода которых значительно больше чем
у насосов, применяемых в аналогичных условиях.
В настоящей работе рассмотрены пути снижения энергоёмкости бурения с
продувкой
воздухом
и
нормализация
температурного
фактора
за
счет
применения вихревого холодильника, принцип работы которого основана на
эффекте Ранка.
3
ГЛАВА I
ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ БУРЕНИЯ СКВАЖИН С ПРОДУВКОЙ
ВОЗДУХОМ
1.1. Сущность способа бурения с продувкой воздухом.
Бурение скважин с продувкой воздухом и другими газообразными
агентами в определенных условиях является одним из наиболее прогрессивным
и высокоэффективным способом.
Сущность этого способа заключается в том, что для очистки забоя от
разбуренной породы применяется газообразный агент, в частности сжатый
воздух. Из компрессора воздух поступает через нагнетательный шланг в
бурильные трубы. При выходе из-под торца режущего инструмента воздух,
расширяясь, поднимается по затрубному пространству, увлекая за собой
разбуренную породу в выкидную линию и затем в шламосборник, где шлам
улавливается специальными приспособлениями, а воздух, свободный от породы,
уходит в атмосферу. При этом устье скважины необходимо герметизировать
таким образом, чтобы не препятствовать свободному вращению колонны
бурильных труб и в то же время не допускать утечки воздуха со шламом, ее
полностью направлять в выкидную линию.
При бурении с продувкой скорость бурения резко увеличивается за счет
отсутствия гидростатического давления столба промывочной жидкости. Чем
ниже давление на забой, тем меньше требуется усилий для разбуривания породы,
и наоборот.
Кроме того, благодаря большим скоростям воздушного потока происходит
более полная и быстрая очистка скважины от шлама. В результате улучшаются
условия работы породоразрушающего инструмента, что ведет к ускорению
проходки.
Продувка скважины газообразными агентами является эффективным
технологическим
средством,
позволяющим
в
определенных
условиях
существенно повысить производительность и снизить стоимость буровых работ.
4
1.2. История бурения с продувкой воздухом. Зарубежный опыт.
Исследования очистных агентов скважин, проведенные за последнее
десятилетие, благотворно повлияли на ход развития и массовое внедрение новой
прогрессивной технологии (газовоздушная продувка) в практику бурового дела
На западе первые опыты бурения с очисткой забоя воздухом были
проведены в 1932 г. в восточной части Техаса, но в дальнейшем были
прекращены из-за отрицательных результатов. Затем они возобновились в 1936
г. при бурении разведочных скважин. Полученные результаты, даже при
ограниченной подаче воздуха, оказались вполне обнадеживающими. Однако и
на этот раз способ не получил распространения [45].
Лишь спустя 14 лет, в 1950 г., начали планомерно изучать в широких
масштабах бурение с продувкой воздухом по трем направлениям, применяя
сухой воздух, воздух с небольшим добавлением воды и аэрированный раствор.
Бурение с небольшой добавкой воды в воздушную линию целесообразно
проводить при небольших притоках пластовых вод, которые могут вызвать
налипание породы на стенки скважины и образование сальниковых пробок [1].
Бурение с аэрированной жидкостью осуществляется путем введения
воздуха в нужных соотношениях в поток воды или глинистого раствора.
Важным импульсом к интенсивному развитию новой технологии послужили
опыты, проведенные в бассейне Сан-Хуан (США) на северо-западе штата НьюМексико, который по праву следует считать родиной описываемого метода. С
1951 г. здесь пробурено 400 скважин с использованием газа и 1000 скважин с
частичным применением газа при проходке свиты лиза-верде (мелового
возраста) мощностью 240 м. При бурении с промывочной жидкостью
продуктивные пласты закупоривались, и единственным способом из числа
известных до применения газообразных агентов было ударно-канатное бурение.
За 4 года применения газа в бассейне Сан-Хуан произошло несколько
пожаров с тяжелыми последствиями. Ввиду этого здесь впервые в 1953 г.
применили для очистки забоя воздух [30, 45].
5
К концу 1954 г. в указанном бассейне было пробурено 600 скважин глубиной до
2800 м, а к концу 1955 г. — 1200 скважин глубиной от 1000 до 2800 л/, со средней
механической скоростью, превышающей скорость проходки с промывочной
жидкостью на 85%. Достигнутые рекордные скорости и удешевление стоимости
работ вызвали большой интерес у нефтяных компаний: новый метод быстро
распространился по всей Америке и в другие страны [30, 52].
Американская практика в части применения новой технологии прошла два
этапа своего развития.
К первому этапу относится период 1951— 1957 гг., когда в широких
масштабах велись работы по изучению оптимальных условий применения
сжатого воздуха для бурения в различных геологических условиях. Основное
внимание уделялось борьбе с водопроявлениями, которые были главным
препятствием на пути к эффективному применению газовоздушной очистки
забоя. Не решив данный вопрос, нельзя было рассчитывать на широкое
внедрение нового метода [30, 45, 46].
Изучение условий бурения с водопроявлениями проводилось тремя
методами незначительных водопроявлениях: с осушением стенок скважины
воздухом, перекрытием водоносных горизонтов обсадными трубами, путем
цементирования или введения специальных химикатов в водоносные пласты для
уменьшения водоотдачи, обработкой вводимого потока воздуха реагентами,
служащими для защиты частиц шлама от проникновения воды, против
образования сальников [30].
В настоящее время, кроме США, указанный вид бурения применяется в
Канаде, Италии, Франции, Англии, Турции, Венесуэле, Эквадоре, Индии, Китае,
в безводных районах Средне-Восточной и Северной Африки и во многих других
странах [49].
В России первые опыты с продувкой воздухом начались при разведочном
колонковом бурении. Первая скважина пройдена в 1954 г. на Северном Кавказе
на месторождении мрамора. На глубине 100 м из-за встретившихся трудностей
дальнейшее бурение прекратилось. Однако механическая скорость по
6
пройденному интервалу оказалась значительно выше, чем при бурении с
промывочной жидкостью. Полученные результаты положили начало изучению
новой технологии [30].
В 1956— 1958 гг. многие геологоразведочные организации проводили
опыты по изучению проходки с продувкой воздухом. Но все эти работы были
бессистемны, проводились без знания основ технологии бурения с продувкой
воздухом, без помощи и руководства со стороны научно-исследовательских
институтов. При встрече первых же водопритоков или влажных и вязких глин
бурение прекращалось, так как были неизвестны способы преодоления этих
трудностей [45].
Из-за указанных причин, большинство геологоразведочных организаций
отказались от дальнейших экспериментов. Число организаций, занимающихся
опытным
бурением,
быстро
сократилось.
Лишь немногие из них, где
геологические условия требовали газовоздушной продувки, упорно преодолевая
трудности и постепенно накапливая опыт, добились положительных резуль­
татов.
Неудачи первого этапа опытных работ с продувкой воздухом объясняются:
- отсутствие компрессоров нужных параметров; - неправильный подбор
параметров компрессора при заданном диаметре и глубине бурения; - нарушение
элементарных правил сборки воздухопровода и циркуляционной системы; отсутствие удовлетворительной аппаратуры для герметизации устья скважины;
- отсутствие опыта по технологии бурения с продувкой воздухом в различных
геологических условиях; - отсутствие контрольно-измерительной аппаратуры.
Указанные выше причины надолго задержала развитие бурения с продувкой воз­
духом.
В 1957 г. Всесоюзный научно-исследовательский институт буровой
техники (ВНИИБТ) в содружестве с трестом «Башзапнефтеразведка»
проводили опыты по бурению с продувкой воздухом на нефть. В 1958 г. в
содружестве с трестом «Куйбышевнефтеразведка» пройдено несколько
структурных скважин с удовлетворительными технико-экономическими
7
показателями. В 1962 г. Азбурнефть начала бурение с аэрированным
раствором. В 1964 г. в Волгоградской области проведена попытка бурения с
продувкой воздухом. В 1965 г. ВНИИБТ выполнял опытные работы на нефть и
газ с использованием газообразных агентов на Долинском нефтяном
месторождении «Укрзападнефть» [30].
В 1963 г. впервые на Учаральском месторождении (Казахстан) пробурены
две скважины глубиной до 1100 м с водопритоками до 5 л/сек, где с начала до
конца проходки был использован для очистки забоя природный газ - азот под
давлением 50 кг/см2 с дебитом 200 л/' мин. При этом удалось преодолеть все
трудности, связанные с чрезвычайно большими водопроявлениями, и получить
высокие технико-экономические показатели. В небольших объемах проведены
опытные, работы в Краснодарском крае и на других месторождениях нефти [30,
45,46].
Опытные работы по разведке нефтяных месторождений подтверждают
неоспоримое
преимущество
газовоздушной
продувки
по
сравнению
с
промывкой раствором. Механическая скорость при этом увеличивается в
несколько раз и, кроме того, намного снижается расход долот.
К 80 г.г XX века в России и за рубежом большое внимание уделяется
вопросу использования газообразных агентов для забойных двигателей. Во
Франции
и
Италии
созданы
опытные
образцы
турбинных
аппаратов,
работающих на сжатом воздухе.
В 70-80 г.г. прошлого столетия ВНИИБТ работает над созданием
забойного двигателя, работающего на сжатом газе. Особое внимание институт
уделяет
вопросу
использования
сжатого
воздуха
при
электробурении.
Использование сжатого воздуха в турбинном аппарате и в электробурении
открывает широкие возможности резкого повышения механической скорости.
Бурение с продувкой воздухом получило промышленное применение в
Средней Азии, в частности в Узбекистане — в пустынных районах Кызылкума,
Устюрта и других. Ежегодный объем буровых работ в Средней Азии составляет
8
1000000 м, из которых большинство приходится на долю сейсмических скважин.
Широко используется бурение с продувкой воздухом при разведке на воду [30].
Второе важное место принадлежит районам многолетней мерзлоты.
Якутское геологическое управление в широких масштабах применяет продувку
воздухом;
бурение
в
небольших
объемах
производится
в
северных
геологических управлениях и во многих других районах России.
1.3. Преимущества и недостатки, область применения бурения с
продувкой.
Бурение скважин с применением воздуха в благоприятных условиях
обладает рядом существенных преимуществ:
- по сравнению с бурением с промывкой, механическая скорость проходки
увеличивается от 4^5 раз в более твердых и в 2^3 раза в мягких породах
вследствие уменьшения гидростатического давления на забой скважины,
отсутствие на забое фильтрационной глинистой корки или толстого ламинарного
подслоя, которые препятствуют удалению продуктов разрушения породы с
забоя. Стойкость буровых коронок возрастает от 2 до 5 раз, а иногда и больше.
Масштабы увеличения зависят в первую очередь от свойств пород, глубины
бурения и наличия водопротоков. При бурении с продувкой воздухом это
объясняется отсутствием вторичного измельчения шлама на забое, практически
мгновенно
выносимого
непосредственно
из-под
рабочих
органов
породоразрушающих инструментов высоко турбулентным потоком воздуха.
Эффект перехода на продувку проявляется тем больше, чем тверже порода и чем
глубже скважина, с появлением даже незначительного водопритока он
скачкообразно уменьшается и при дальнейшем увеличении количества жидкости
в скважине продолжает постепенно снижаться до нуля;
- исключаются расходы на приобретение и транспортировку воды, глины и
реагентов для обработки глинистых растворов, что особенно важно при сильных
морозах, в безводных местностях и т.д.;
- в ряде случаев можно беспрепятственно бурить интервалы полного
9
поглощения промывочной жидкости. При этом исключаются затраты времени и
средств на борьбу с поглощениями;
- улучшаются условия работы буровой бригады, особенно при низких
температурах атмосферного воздуха;
- упрощаются и облегчаются монтажные работы, так как не требуется
устраивать отстойники, желобную систему и т.п.
Такое преимущество особенно важно при массовом бурении мелких
скважин самоходными буровыми установками в мягких породах (например, при
бурении сейсмических скважин);
- устраняются выпучивания, размыв стенок скважин и обвалы в породах,
естественная структура которых нарушается при смачивании водой;
-
облегчаются гидрогеологические наблюдения в скважинах, легко
обнаруживаются водоносные, нефтеносные и газоносные горизонты;
- устраняются загрязнения и обводнения призабойной зоны в разведочных
скважинах, вследствие чего значительно облегчается освоение скважин и
увеличивается их дебиты при эксплуатации;
- устраняется загрязнение, размыв и растворение керна;
- исключаются простои буровых бригад и оборудования из-за недостатка
промывочной жидкости;
- облегчения производства измерений искривлений, температур в стволе
скважины и т.п.
Благодаря перечисленным выше преимуществам продувки стоимость 1
м проходки по сравнению с бурением с жидкостной промывкой снижается
иногда до 50 % [30, 45];
- улучшаются условия обнаружения литологических контактов по шламу
при бескерновом бурении, так как частицы шлама, отделяемые от забоя, не
смешиваются в скважине с частицами шлама вышележащих горизонтов и, имея
большую скорость подъема, быстро выносятся на поверхность;
- вследствие подачи в скважину сжатого воздуха или водовоздушной смеси
можно
бурить
при
помощи
пневматических
10
забойных
двигателей
-
пневмоударников, которые благодаря своей высокой эффективности получили
широкое распространение в горнорудной промышленности, а в настоящее время
начинают применяться и для проходки глубоких скважин в нефтяной
промышленности.
Выяснению причин увеличения механической скорости проходки и
стойкости буровых наконечников при переходе от промывки к продувке
посвящены многие экспериментальные работы [50, 55, 56, 57, 58, 60, 62, 64].
Сопоставляя результаты исследования различных авторов, можно установить,
что основные факторы, обуславливающие повышение эффективности бурения,
следующие:
а) снижение гидростатического давления на поверхность горных пород и
устранение превышения этого давления пластовых жидкостей в горных породах,
облегчающее отделение частиц породы от забоя;
б) уменьшение вязкости циркуляционного агента, улучшающее условия
захвата и выноса отдельных долотом частиц породы.
Наиболее тщательно были поставлены опыты по изучению действия этих
факторов Гарнье и Лингеном [58], которые исходили из предположения, что при
каждом воздействия бурового наконечника в породе образуются трещины, в
которых имеется вакуум. Этот вакуум постепенно заполняется фильтратом
промывочной жидкости или пластовой жидкостью.
До тех пор, пока давление в трещине не сравняется с гидростатическим
давлением в скважине, отколотая частица породы прижимается к забою, что
затрудняет ее отделение и обуславливает ухудшение буримости [2]. Повышение
гидростатического давления увеличивает силу поступление ее в трещины. При
бурении с продувкой сила прижимающая разбуренные частицы к забою в
монолитных породах мала и быстро становится равной нулю. В пористых
породах, заполненных жидкостью, пластовое давление, очевидно, должно
способствовать
отделению
частиц
от
забоя
вследствие
отсутствия
противодавления в скважине. Эти причины и обусловливают значительное
увеличение буримости.
11
JI. А. Шрейнер экспериментально установил [50], что в породах, не
имеющих водопритоков, показатели работы долот улучшаются за счет
увеличения объема разрушения при взаимодействии зуба долота с породой в
воздухе по сравнению с разрушением в жидкостной среде при прочих равных
условиях. В некоторых породах (например, тонкозернистые пелитоморфные
известняки) в сухом состоянии при вдавливании штампа прибора Л. А.
Шрейнера объемы зон разрушения были в 5^6 раз больше, чем в увлажненном
состоянии [51]. Этим, очевидно, объясняется то, что при появлении даже
небольших количеств воды в скважинах, буримых с продувкой, механическая
скорость и проходка на долото сразу снижаются, хотя и остаются выше, чем при
бурении с промывкой.
Иногда
благоприятное
влияние
на
удлинение
стойкости
буровых
наконечников при продувке может оказать улучшение условий их охлаждения.
Обычно в долотах для бурения сплошным забоем имеются суженные отверстия,
вытекая из которых в кольцевое пространство воздух (газ) расширяется.
Расширение идет по процессу, близкому к адиабатическому, при этом сильно
падает температура потока. Несмотря на меньшие значения коэффициентов
теплоемкости и теплопроводности газов по сравнению с жидкостями (при
одинаковых условиях), долота охлаждаются интенсивнее, чем при бурении с
промывкой.
Основным недостатком бурения с продувкой (на данном этапе развития
этого способа) является трудность применения в районах с неблагоприятными
геологическими и гидрогеологическими условиями.
Весьма противоречивы мнения высказываются о тен денциях к искривлению
скважин. Одни авторы [63,66] отмечают увеличение искривления скважин при
продувке по сравнению с промывкой, другие [59,61] считают, что вид
промывочной среды не влияет на интенсивность искривления, а Рэдфорд [65] и
Никольсон [67] приводят данные, показывающие, что искривление скважин
значительно уменьшается при использовании продувки.
Бурение с продувкой воздухом может быть малоэффективным или почти
12
невозможным по следующим породам [30]:
- сухие или водоносные галечники и валунно-галечниковые отложения.
Сложность заключается в том, что при проходке забоя на 1-г1,5 м происходит
разрушение стенок скважины, и бурение повторяется по вывалившимся
галечникам. Если же галечники начинаются с поверхности и мощность их
невелика, целесообразен комбинированный способ проходки;
- плывуны, водоносные пески и мощные толщи сухих песков. Бурение с
продувкой воздухом по ним чрезвычайно затруднительно, а в отдельных случаях
и невозможно вследствие частых прихватов снаряда. Бурение по сухим пескам
мощностью более 30 м с прямой циркуляцией воздуха не достигает цели; оно
возможно только при одновременном спуске обсадных труб; но возможна
заморозка плывунов при низких температурах воздуха;
- сильно трещиноватые и кавернозные породы. Бурение по ним связано с
полной потерей нагнетаемого воздуха. Закрытие трещин шламом, цементным
раствором, быстросхватывающимися смесями и разными наполнителями очень
часто не дает положительных результатов.
Продувка скважины газообразными агентами является эффективным
технологическим
средством,
позволяющим
в
определенных
условиях
существенно повысить производительность и снизить стоимость буровых работ
Отличием воздуха (газа) от промывочных жидкостей являются малая
вязкость, очень малая плотность и сжимаемость. Благодаря этому легко
обеспечиваются высокие скорости восходящего потока при сильной его
турбулентности. Происходит практически мгновенная и полная очистка забоя,
нет вторичного измельчения шлама, он во много раз быстрее выносится на
поверхность.
Высоко турбулентный поток удовлетворительно
охлаждает
породоразрушающий инструмент. Отсутствие гидростатического давления
столба жидкости на забой улучшает условия разрушения породы. Механическая
скорость бурения и рейсовая проходка возрастают и нередко в несколько раз.
Воздух (газ) не загрязняет продуктивных пластов при их вскрытии. Повышается
13
качество опробования.
В условиях, где применима продувка, существенно облегчается проблема
водоснабжения - одна из наиболее сложных в организации буровых работ, резко
упрощается проходка зон потерь циркуляции в необводненных горизонтах. Не
возникает типичных для жидкостной промывки осложнений, связанных с
отрицательными температурами. Быстрый вынос шлама позволяет вести
непрерывный контроль за проходимыми породами и четко регулировать режим
бурения. Легко осуществляемый отбор образцов шлама может заменить подъем
керна [62].
Массовые расходы воздуха обычно в 15^20 раз меньше массовых расходов
любой промывочной жидкости, а его теплоемкость в 4 раза меньше
теплоемкости воды. При одной и той же начальной температуре воздух несет в
60-80 раз меньше тепла, чем промывочная жидкость. Это существенно снижает
опасность осложнений, связанных с протаиванием мерзлых пород. Воздух
значительно эффективнее солевого раствора, который хотя и не замерзает в
скважине, но легко может нарушить естественное агрегатное состояние льда в
мерзлых породах путем его растворения [22].
Основной недостаток продувки заключается в том, что эффективность ее
применения в сильной мере зависит от степени обводненности проходимых
пород. Применение продувки затруднено в несвязных, сыпучих, а также в пла­
стичных, липких породах. Недостатком является также необходимость борьбы с
пылью, требуются герметизация устья и другие меры предосторожности. Расход
мощности на привод компрессоров выше, чем на привод насосов. Выход керна в
трещиноватых породах ниже, чем при промывке.
Продувку
скважин
газообразными
агентами
наиболее
рационально
применять:
-
при бурении по необводненным трещиноватым и закарстованным поро­
дам в условиях потерь циркуляции промывочной жидкости с целью сокращения
затрат средств и труда на борьбу с поглощениями;
- в безводных, пустынных и высокогорных районах, где затруднена доставка
14
воды;
- в районах распространения многолетнемерзлых пород, а также в районах
с суровой и продолжительной зимой для устранения простоев и осложнений,
связанных с замерзанием промывочной жидкости;
-при бурении в пучащихся породах, а также в породах, склонных к опо­
лзаниям под влиянием промывочной жидкости;
- при бурении скважин на жидкие полезные ископаемые в целях точной
отбивки
и высококачественного
вскрытия
слабонапорных продуктивных
горизонтов;
-во всех случаях, когда породы разреза безводны, для повышения меха­
нической скорости и рейсовой проходки [48];
- при бурении скважин с двойными бурильными трубами.
1.4. Влияние геологических условий на эффективность бурения с
продувкой воздухом.
Наибольшая
эффективность
бурения
с
продувкой
достигается
в
устойчивых породах при отсутствии водопритоков. Оно успешно производится
в обломочных породах, которые имеют слабую связь между частицами и при
бурении с промывкой дают обвалы. Без всяких осложнений происходит бурение
в сухих породах, набухающих или разрушающихся при смачивании водой: мел,
глины, аргиллиты, угли, мерзлые, насыщенные льдом породы, различные
растворимые соли и т. д.
Пористые, кавернозные и трещиноватые породы, часто встречаемые при
бурении разведочных скважин небольшой глубины, даже при отсутствии в них
жидкостей часто создают осложнения вследствие ухода воздуха в поры и
трещины в стенках скважины. Выход шлама на поверхность при этом
прекращается.
Если воздух уходит в отдельные крупные трещины и каверны, то он
обычно уносит туда и шлам, поэтому бурение можно продолжить. Иногда эти
трещины постепенно закупориваются осевшим в них шламом, и с течением
15
времени
циркуляция
воздуха
восстанавливается.
Однако
чаще
воздух
постепенно рассеивается в породы, особенно под долотом или коронкой и
против колонковой трубы, где имеется повышенное давление, а шлам остается в
скважине, вызывая затяжки и прихваты инструмента. Для ликвидации подобных
осложнений приходится создавать вакуум в кольцевом пространстве скважины.
Трудно бурить с продувкой вязкие липкие глины и подобные им породы.
Бурение таких пород без применения специальных технологических приемов
сопровождается резким повышением давления (до максимума), падением
расхода воздуха (практически до нуля) и сильными прихватами инструмента.
Высокая влажность породы и обводненность скважин препятствует бурению с
продувкой. При вскрытии водоносных пород процесс бурения нарушается и
применение продувки без специальных приемов становится сложным.
В последнее время борьба с вредным влиянием водопритоков начинает
решаться положительно.
В плывунах удается бурить с продувкой лишь при особо благоприятных
условиях (небольшой мощности прослоев плывунов, наличии подстилающих
пластов глины).
Рыхлые, сыпучие породы также создают осложнения во время бурения с
продувкой. Стенки скважины дают обвалы и осыпи, в стволе ее образуются
расширения и каверны.
Особенно трудно
содержащих крупную гальку и щебень.
16
бурить в сыпучих породах,
ГЛАВА II
ЦИРКУЛЯЦИОННЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ БУРЕНИИ СКВАЖИН С
ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ
2.1. Определение расхода воздуха при бурении.
Значительное увеличение расхода воздуха устраняет опасность затяжек и
прихватов, иногда повышает механическую скорость и проходку за рейс за счет
удаления все более и более крупных частиц породы и устранения необходимости
их дополнительного измельчения [45].
Однако увеличение числа компрессоров, установленных на скважине, и их
мощности неблагоприятно отражается на экономичности бурения. Мощность
двигателей
компрессоров
значительно
превышает
мощность
двигателей
буровых насосов. При установке на скважине более 1+2 компрессоров возникает
проблема их обслуживания и ремонта, а при бурении неглубоких скважин много
времени затрачивается на монтаж и демонтаж обвязки. Поэтому следует
использовать все возможности к ограничению расхода воздуха и допускать
увеличение числа компрессоров только в тех случаях, когда дополнительные
расходы будут оправданы получаемой экономией.
Обилие действующих факторов и неопределенность ряда из них сильно
затрудняют рассмотрение проблемы определения наивыгоднейшего расхода
воздуха или газа в общем случае. Поэтому единой общепринятой методики
расчета расхода воздуха при бурении с продувкой в настоящее время не имеется.
Зарубежными авторами был предложен ряд способов расчета расхода воздуха
для бурения сплошным забоем нефтяных скважин в неосложненных условиях
Общим почти для всех этих работ является то, что в них не
рассматриваются размеры, форма и вес фактически получаемых частиц шлама
и не используются понятия скорости витания и скорости выноса. Некоторые
исследователи [45] задаются так называемой «эквивалентной скоростью» v3KB
воздушного потока при нормальных условиях температуры и давления.
Определяется подъемная сила, достаточная для эффективного удаления шлама,
17
и затем рассчитывают производительность компрессоров таким образом, чтобы
подъемная сила воздушного потока у забоя скважины была не меньше
подъемной силы воздуха при нормальных условиях и эквивалентной скорости.
Большинство авторов [67 и другие] принимает для бурения сплошным забоем в
неосложненных условиях v3KB= 1 5 м/сек.
Наиболее
совершенный
способ
расчета,
который
основан
на
эквивалентной скорости и который учитывает не только изменения давления и
температуры
по
стволу
скважины,
но
также
и влияние
веса шлама,
содержащегося в восходящем потоке воздуха, на подъемную силу этого потока,
предложил Энджел [68]. Основными недостатками этого способа являются, вопервых, то, что автор не учел влияния стесненных условий движения частиц
шлама на подъемную силу потока, вследствие чего расчетные расходы воздуха
или газа в безводных скважинах несколько завышены и, во-вторых, отсутствие
рекомендаций по расчетам в случае водопритоков. Этот способ, а также другие
описаны в обзоре Шацова и Рыбакова [63].
В табл. 2.1 указаны рассчитанные по методике Энджела величины,
необходимые для определения расхода воздуха при эквивалентной скорости v3KB
= 15 м/сек [45].
18
Таблица 2.1
Диаметр
Наружный
Оо-Уэкв'Ркольца,
скважины,
диаметр
м3/мин
мм
бурильных
Значение коэффициента п в м3/мин на 1000 м
При механической скорости бурения, м/ч
0
9Д
18,3
27,4
труб, мм
229
127
25,4
4,56
6,78
8,77
10,60
114
27,6
4,28
6,36
8,22
9,94
89
31,6
3,85
5,67
7,34
8,87
127
23,4
4,55
6,75
8,66
10,40
114
26,0
4,27
6,30
8,10
9,75
89
29,2
3,79
5,57
7,18
8,70
114
19,0
4,15
6,04
7,68
9,13
89
22,6
3,64
5,27
6,73
8,07
187
89
19,1
3,58
5,11
6,48
7,73
171
89
15,1
3,46
4,90
6,14
7,25
159
89
12,2
3,44
4.78
5,91
6,94
73
14,0
3,05
4,27
5,32
6,29
73
6,5
2,93
3,84
4,50
5,25
70
7,7
2,58
3,45
4,16
4,79
210
200
121
Расход воздуха при помощи этой таблицы рассчитывают по формуле:
Q = Qo + п • L;
(2.1)
где Q - расчетный расход воздуха при нормальных условиях в м3/мин;
Qo = vэкв • F кольца - расход, определенный без поправок на глубину скважины и
количество образующегося шлама в м3/мин; п - коэффициент, учитывающий
глубину скважины и измененияп подъемной силы на забое скважины вследствие
наличия шлама в восходящем потоке воздуха в м3/мин на 1000 м;
L - глубина скважины в км.
Для диаметров скважины или бурильных труб, незначительно
19
отличающихся от указанных значений в таблице, можно интерполировать
величины Qo и n, Qo изменяется пропорционально разности квадратов диаметра
скважины D и диаметра бурильных труб dH.
Зависимость п от D и dHсложна, но, поскольку эта величина сравнительно
мало изменяется с изменением D и dH, при интерполяции можно принимать ее
пропорциональной
, 1 .
JD-dH
При небольших отклонениях значений D и dH от
указанных в таблице погрешность,
полученная при интерполяции или
экстраполяции, не превышает нескольких процентов.
Необходимая эквивалентная
скорость
восходящего
потока воздуха
определяется с учетом скорости витания частиц той или иной формы в
воздушной среде неограниченного пространства wmи скорости их выноса и
Уэкв = w hi
и;
(2-2)
Влиянием наличия шлама в потоке воздуха на величину его подъемной
силы
при
указанных
выше
условиях
можно
пренебречь
вследствие
незначительного объема и веса образующегося шлама. Возникающая в
результате этого погрешность частично компенсируется тем, что вместо
скорости витания в стесненных условиях wCT принимается скорость витания в
среде неограниченного пространства wm.
Действительно, наличие шлама в восходящем потоке воздуха вызывает
повышение давления в кольцевом пространстве и уменьшение подъемной силы
у забоя скважины, стесненность движения, наоборот, обусловливает увеличение
подъемной силы. Оба эффекта усиливаются с ростом содержания шлама в
воздушном потоке.
Расчетные размеры частиц шлама при бурении обычными (не ребристыми)
коронками можно принимать 1+2 мм в твердых скальных породах и до 3+4 мм в
пластичных глинах, рыхлых, разрушенных породах и т.д.
Задавшись определенным расчетным размером частиц шлама, определяют
скорость витания частиц шарообразной формы по методу Лященко [45] или по
формуле Коротаева [45]:
20
_ L и д я Л2 , 4#с*ш(уш- у в)
Ш~ ^ 2 й ш ГвР )
^
З у в/?
iи д а
2 й шу вр ’
К
где |i - коэффициент динамической вязкости, кг сек/м2', g - ускорение силы
земного притяжения, м/сек2', dul- диаметр частицы шарообразной формы, м; ув удельный вес воздуха, кг/м3; уш - удельный вес частиц шлама, кг/м3; а и р постоянные величины, соответственно равные 24 и 0,44.
Расчетную скорость витания с учетом поправки на форму частиц кф (см.
табл. 2.2 коэффициент формы по Успенскому кф) определяют по формуле:
W
ttt
w
(
2
'4 )
Таблица 2.2
Форма частиц
кф
Шарообразная
1
Округленная (окатанная)
2,5
Призматическая (угловатая)
-
Продолговатая
3
Пластинчатая
5
21
2.2. Потери давления в циркуляционной системе скважины.
Давление, возникающее на компрессорах при бурении с продувкой,
неустойчиво и изменяется в зависимости от ряда факторов, которые трудно
учесть при расчетах, как, например, геологические и гидрогеологические
условия, механическая скорость проходки, степень заполнения колонковой
трубы керном и т. п. Во время бурения в пластичных, мягких породах или при
поступлении в скважину пластовых жидкостей из окружающих пород давление
на компрессорах может увеличиться в несколько раз по сравнению с давлением
при бурении в твердых сухих породах при прочих равных условиях [45].
Ниже излагается методика расчета потерь давления в колонковых
разведочных скважинах, разработанная и апробированная в МГРИ. Эта методика
дает достаточно точные результаты при отсутствии водопритоков, а также
липких, пластичных пород, сальникообразования и выпучивания стенок
скважины.
Потери давления в трубах определяются на основании уравнения баланса
энергии в изотермическом потоке газа
, ,
v-dv
—dA = ------- Ь dZ +
д
где v -
,
X-v2dl
V ■dpг Н----------;
2g - d 3
скорость восходящего
потока, м/сек; X -
(2.5)
коэффициент
аэродинамического сопротивления турбулентного потока газа (воздуха); Z нивелирная высота, м; V - удельный объем газа (воздуха), м 3/кг; d3 эквивалентный диаметр, м.
Предположение об изотермическом движении газа в скважине не вносит
больших погрешностей в расчеты при тех глубинах, на которые в настоящее
время бурятся колонковые разведочные скважины. По многочисленным
измерениям температуры воздуха, входящего и выходящего из скважины
глубиной до 400 м, отличаются не более чем на 20^-30 °С [45]. Эта разница дает
незначительную погрешность при замене фактических температур средней
22
температурой для всей системы, поскольку в расчетные формулы входит
абсолютная температура в градусах Кельвина.
Для упрощения расчета пренебрегается значением члена vdv/g, так как в
циркуляционной системе буровых скважин изменения, кинетической энергии
газа невелики. По произведенным ориентировочным расчетам, при расходах
воздуха и глубинах скважин характерных для колонкового разведочного
бурения, эти изменения эквивалентны тысячным долям атмосферы.
В первом приближении пренебрегается величиной внешней работы,
совершаемой газом dA, в данном случае характеризующей затраты энергии на
подъем частиц шлама в восходящем потоке воздуха в кольцевом пространстве,
так как при бурении с отбором керна количество и вес шлама, образующегося в
единицу времени, невелики, особенно в твердых породах. Для примера возьмем
скважину глубиной L = 1000 м. Расход воздуха при р = 1 кГ/см2 и Т = 303 °К
равен [45]:
v ^ ( D 2 - dl ) = 1 1 ,2 ^ ( 0 ,1 3 4 2 - 0,052) = 0,132; м3/сек.
(2.6)
где D - диаметр скважины, м; dH- диаметр бурильных труб, м.
Примем диаметр керна 105 мм, механическую скорость бурения 12 м/ч,
плотность пород 2700 кг/м3. При этом вес породы, выбуриваемой в секунду,
будет равен G,„ = 0,041 кг/сек. Механическая работа, затрачиваемая на
перемещение этого количества шлама на поверхность, составляет:
Аг =
=
0,041 ■1000 = 41 кГ м /сек.
(2.7)
Весовой расход воздуха в этой скважине равен:
PoQ
1 1 0 4-0Д32
_ „
.
G = ---= -----------= ОД43 кг/сек.
RT
30-303
(2.8)7
v
где Q - расход воздуха, л/' мин: R - газовая постоянная, кГм/кг; Т температура, °К.
23
Работа изотермического расширения воздуха в кольцевом пространстве
определится [45]:
А2 = 2,3 G ' l g ^ )
(2.9)
^ВЫХ
Если в уравнении (2.5) принять dZ = 0, что соответствует горизонтальному
расположению трубопровода, то, выразив величины V и v через р и Т и
проинтегрировав (2.5), получим расчетную формулу, часто применяемую для
ориентировочного расчета газопроводов низкого давления
I 9
,
_
a g 2r t l
Р н - л Г к
(2Л 0)
где Fn - площадь сечения потока воздуха, м2.
Принимая dZ = dl и интегрируя, получаем расчетную формулу для определения
потерь напора в восходящем потоке газа (в кольцевом пространстве)
I
0 ,0 2 9 L
pH = J p Z - 10—
0 ,0 2 9 L
+ K G 2( 1 0 ~ - 1 );
(2 .11)
где коэффициент К, зависящий только от размеров трубы и температуры,
имеет значение:
^
= _ A 7 ^ _ kI W
2 g F 2d a кг2-м4
Аналогично, принимая dZ = -d l, получаем формулу для расчета потерь
давления в нисходящем потоке в бурильных трубах
I
/
рн = //CG2 (1 —10
\
V
— 0,029 L
\
^
- 0,029 L
) + Pfc ■10
^ ;
(2.13)
/
Потери давления в циркуляционной системе скважин при колонковом
бурении можно ориентировочно определять по формуле (2.10). При глубинах
скважин свыше 1000 м она дает несколько завышенные результаты, так как в ней
24
не учитывается влияние разности аэростатического давления столба воздуха в
бурильных трубах и в кольцевом пространстве. Погрешность может достигать
10%. При глубинах скважин выше 800^1000 м более точные результаты можно
получить, если потери давления в бурильных трубах вычислять по формуле
(2.11), а в кольцевом пространстве - по формуле (2.13) [45].
Коэффициент сопротивления X можно определять по формуле Веймаута:
-
0,009407
Я = ^
Г
^
;
<2 1 4 >
Входящие в формулы (2.10) и (2.14) величины, связанные с размерами
бурильных труб колонкового бурения, указаны в табл. 2.3.
Таблица 2.3
Обозначение
d, м
F . м2 • 1 0-3
бурильных труб по
ГОСТ или ТУ
42 ГОСТ 7909-56
0,032
0,804
0,0297
50 ГОСТ 7909-56
0,036
1,194
0,0278
50 Н722-54
0,040
1,256
0,0275
60 Н722-54
0,050
1,986
0,0255
63,5 ГОСТ 7909-56
0,0515
2,082
0,0253
Для учета потерь давления в замково-муфтовых соединениях и других
местных сопротивлениях целесообразно использовать метод эквивалентных
длин.
Этот метод заключается в том, что для каждого вида местных
сопротивлений предварительно определяют длину участка труб, для которых
производят основной расчет (в данном случае бурильных труб), потери давления
на котором равны потерям давления в местном сопротивлении, и увеличивают
длину бурильных труб при расчете по формуле (2.13) на эту величину [45].
Эквивалентную
длину
для
муфтово-замковых
определить по формуле:
25
соединений
можно
где n - число соединений в колонне.
Значение £, - безразмерного коэффициента местного сопротивления
можно определить по преобразованной формуле Борда-Карно [28]:
2
f
=
k[
( Я
' ”
(2.16)
1
где к[ - опытный коэффициент, равный 2 для ниппельных, муфтовых,
замковых резьбовых соединений и 1,5 - для приваренных замков; di - диаметр
проходного отверстия в соединении (наименьший из диаметров замка и
высаженной части труб) в м;
Расчетные величины, входящие в формулы (2.15) и (2.16) для соединений
бурильных труб колонкового бурения, указаны в табл. (2.4).
Таблица 2.4
Тип соединения
Обозначение
di. мм
труб
с1з в мм на одно
5
соединение
ниппе
замково­
ниппельное
замково­
ниппельное
льное
муфтовое
42 ГОСТ 7909-56
16
22
18
2,42
19,4
2,63
50 ГОСТ 7909-56
22
28
9,24
1,78
12,95
2,5
50 Н722-54
-
28
-
1,65
-
2,4
60 Н722-54
-
28
-
7Д
-
13,9
63,5 ГОСТ 7909-56
-
40
-
0,87
-
1,79
муфтовое
замково­
муфтовое
Метод эквивалентных длин можно использовать также для ускорения
расчетов потерь давления в коротких участках циркуляционной системы,
диаметр проходного сечения которых отличается от диаметра бурильных труб
(утяжеленные
трубы,
поверхностная
обвязка
и
т.п.).
В
этом
случае
эквивалентную длину следует определять по формуле [45]:
(2.17)
где
,
di,
h
-
соответственно
длина,
диаметр
и
коэффициент
аэродинамического сопротивления данного участка циркуляционной системы.
Отношение ХД в ряде случаев мало отличается от единицы. В этих случаях
можно применять упрощенную формулу [45]:
(2.18)
Сопротивлениями в местах изменения сечения труб можно пренебрегать,
так как их величина меньше возможных общих погрешностей расчета.
Потерями давления на коронке также можно пренебречь при большом
выходе резцов наружу и внутрь из боковой поверхности короночного кольца
или, если в короночном кольце сделаны наружные и внутренние пазы и
холодильники, как это рекомендуется при бурении с продувкой воздухом [45].
Потери давления в кольцевом зазоре между колонковой и шламовой
трубами и стенками скважины, а также между керном и колонковой трубой
могут иметь значительную величину, особенно при использовании стандартных
коронок, предназначенных для бурения с промывкой и имеющих малые выходы
резцов наружу и внутрь.
Эти потери можно определить по формуле (2.10). Для упрощения расчета
можно привести эти потери к потерям в кольцевом зазоре между керном и
колонковой трубой, рассчитав эквивалентную длину по формуле (2.18).
Потери давления в наземной обвязке удобнее всего учитывать по методу
эквивалентных длин. При этом коэффициент сопротивления для резинового
шланга приближенно можно определять также по формуле (2.14).
27
Потери давления в циркуляционной системе следует рассчитывать
последовательно, начиная с кольцевого пространства. Конечное давление р к для
кольцевого пространства при отсутствии шламоуловителей и вентиляторов
можно принимать равным атмосферному (обычно 1 кГ/см2), так как потери
давления в выкидной трубе бывают весьма малы. Для каждого последующего
этапа расчета конечное давление Р к принимают равным начальному давлению
предыдущего этапа [45].
28
ГЛАВА III
НОРМАЛИЗАЦИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА СКВАЖИНЫ ПРИ
БУРЕНИИ С ПРОДУВКОЙ. ПРИМЕНЕНИЕ ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ
3.1.
Возможность применения вихревой трубы для обеспечения
температурного режима коронки при бурении с продувкой воздухом.
Для устранения отрицательных действий температурного фактора при
бурении скважин с продувкой воздухом используются различные охлаждающие
устройства.
Применяемые холодильные установки достаточно дорогие и
энергоемкие.
С целью создания более эффективного, в тоже время и экономически
выгодного оборудования мы предлагаем применить вихревую трубу, в которой
происходит эффект Ранка, в качестве холодильно-нагревательной установки.
Разработаны также усовершенствованные конструкции вихревой трубы,
например, неохлаждаемые вихревые трубы, которые позволяют одновременно
получать потоки низкой и высокой температуры.
4
Рис. 3.1. Вихревая труба
1-трубка, 2-корпус, 3-гайка,
4-генератор холодной фракции на холодном
выходе, 5-дроссель, на горячем выходе.
При истечении воздуха через сопло образуется интенсивный круговой
поток, приосевые слои которого заметно охлаждаются и отводятся через
отверстие диафрагмы в виде холодного потока, а периферийные слои
подогреваются и вытекают через дроссель в виде горячего потока [39]. Дроссель
29
предназначен для регулировки расхода холодного и горячего потоков воздуха.
Данная конструкция позволяет расширить температурный диапазон воздуха и
получить, при работе в оптимальном режиме, холодный поток с температурой до
-40 °С, а также повысить температуру горячего потока от 50 до 100 °С. Доля
воздуха, направляемого через холодный выход называется холодной фракцией.
Холодная
фракция
имеет
достижении
наименьших
расположен
сменный
минимальное
температур
латунный
значение
холодного
генератор,
расхода воздуха при
потока.
который
Внутри
может
трубы
изменять
температуру и расход потока воздуха в вихревой трубе, а также контролирует
температурные диапазоны на холодном и горячем выходах.
Существует
несколько вариантов генераторов, в частности два основных типа - для
получения максимально низкой температуры генератор типа С и для получения
максимальной мощности охлаждения генератор Н. Для условий бурения
необходимо выполнить расчет вихревой трубы. На температуру на выходе
вихревой трубы влияет давление и расход воздуха, поэтому возникает
необходимость проведения экспериментальных исследований для определения
зависимости изменения температуры при различных режимах работы.
30
3.2. Методика расчета основных геометрических размеров вихревой
трубы.
Для рационального использования вихревой трубы в качестве холодильной
установки в геологоразведочном бурении скважин с продувкой воздухом,
необходимо определить оптимальные параметры и геометрические размеры
вихревой трубы.
Исходными данными для расчета воздушной охлаждающей системы
являются:
потребная
температура
холодного
потока
Тх
и
его
холодопроизводительность Q, также задается давление рх холодного потока.
В зависимости от требований перед расчетом устанавливается допустимая
величина изобарного подогрева AtK холодного потока при теплообмене с
охлаждаемым
объектом.
Потребный
весовой
расход
холодного
потока
определяется [34, 35]:
(ЗЛ)
где ср - теплоемкость воздуха, Дж/(кг-°С);
Потребное охлаждение воздуха в вихревой трубе:
Atx = T i - Т х;
(3.2)
где Ti - температура воздуха, перед соплом, °С; Тх -
потребная
температура холодного потока, °С;
Определение основных размеров вихревой трубы производиться в
следующем порядке [35]:
1. Общий расход воздуха определяется из выражения:
G =— = —
IX
n-cp -Atk
;
(3.3)
где ц - весовая доля холодного потока;
д = 7;
2. Площадь проходного сечения сопла:
(3.4)
где G - общий расход воздуха, кг/сек; Ос - коэффициент расхода сопла; pi давление воздуха перед соплом, кгс/см2;
3. Размеры сопла:
(3.6)
(3.7)
где h
высота сопла вихревой трубы, мм; b
ширина сопла вихревой
трубы, мм;
4. Диаметр трубы:
(3.8)
5. Диаметр отверстия диафрагмы:
Dg=D-(0.350+0.313-|u);
(3.9)
6. Длина вихревой зоны:
L=9-D;
(3.10)
Расчет вихревой трубы для получения горячего потока.
При расчете вихревой трубы для получения горячего потока исходными
величинами являются потребная температура горячего потока Тг и тепловой
поток Qr от него к горячему источнику при заданной величине AtK.
При заданном значение Т i
потребный эффект подогрева:
(3.11)
/"( _ Qr .
'Jr
.. 1
г
Cr,At„’
г 14
(3.12)
Общий расход сжатого воздуха:
Q
_
_ _____Qr
1 /1
(3.13)
Cp-AtK-(l fl)
32
Дальнейший расчет определения основных геометрических размеров
вихревой трубы производится аналогично предыдущему.
Пример расчета вихревой трубы для параметров бурения.
Рассмотрим примерный расчет вихревой трубы для геологоразведочного
бурения с продувкой воздухом для диаметра скважины 76 мм. Исходные данные
необходимые для расчета: расход воздуха Gx = 0,1 кг/сек (необходимый
массовый расход воздуха для колонкового бурения с продувкой при диаметрах
скважины 76 мм), температура холодного потока Тх = - 30°С, теплоотвод
холодного источника Q = 450 кДж, ц = 0,3, давление входящего потока pi = 5
кгс/см2, изобарная теплоемкость ср = 0,24 Дж/(кг-°С), допустимый подогрев
холодного потока AtK= 10°С, температура воздуха, поступающего в вихревую
трубу Ti=40°C.
Потребный эффект охлаждения:
Atx= Ti - Тх= 40 + 30 = 70°С;
Общий расход воздуха:
450
G = £* = _ £
II
[Х-Cp'Atk
0,3-0,24-10-3600
= 0,17 кг/сек;
Площадь проходного сечения сопла:
O A - a c-p±
и,4-и,УЬ-Ь
•100 = 158 мм2;
Размеры сопла:
Диаметр трубы:
D = 3,65'J ¥ c = 45,87 мм;
33
Диаметр отверстия диафрагмы:
D g = D • (0.350 + 0.313 • ц) = 45,87-(0.350 + 0.313 • 0,3) = 20,36 мм;
Длина вихревой зоны:
L = 9 • D = 9 • 45,87 = 412,83 мм.
Расчет позволяет определить технические параметры вихревой трубы для
заданного расхода и температуры воздуха.
3.3. Анализ и обоснование возможности применения вихревой трубы для
обеспечения температурного режима скважины при бурении с продувкой
воздухом.
Высокие температуры на забое отрицательно сказываются на работе
породоразрушающего инструмента за счет высоких контактных температур с
различными необратимыми последствиями.
Устранить такие осложнения
можно, лишь применяя принудительное охлаждение воздуха до температуры,
достаточной для нейтрализации выделенного на забое тепла.
Таким
образом,
необходимо
разработать
технические
средства
и
технологию эффективного обеспечения температурного режима скважины.
Под
температурным
распределение
температуры
режимом
бурящейся
циркулирующей
скважины
промывочной
понимают
среды
во
внутреннем канале бурильной колонны и в кольцевом канале, зависящее от
большого числа разнородных по своему действию факторов. Одно из наиболее
простых решений применительно к бурению скважин с продувкой воздухом
подробно изложено в работах [21, 22, 23, 30, 45, 48] и более ранних.
Вопросами температурных режимов при геологоразведочном бурении с
очисткой забоя воздухом детально занимался профессор Ленинградского
горного института Б.Б. Кудряшов, им предложена зависимость, позволяющая
определить и прогнозировать температуру в бурильной колонне и в кольцевом
канале скважине в зависимости от любой глубины h при конечной в данный
момент глубине Н.
34
Аналитические
температуру
в
выражения
любой
точке
(3.14)
системы
и
(3.15)
позволяют
«бурильные
трубы
определить
- затрубное
пространство» в любой момент времени от начала циркуляции, при известной
конечной глубине скважины Н. Эти зависимости применимы при любом виде
промывочной среды (глинистые и другие растворы, вода, воздух, пена) как в
случае ее охлаждения, так и в случае нагревания (например, при глубоком
бурении).
Аналитические выражения имеют вид:
для исходящего потока в бурильной колонне
t x — m 1e rih + п 1е г'2/г + Т0 — сг(------ h );
где m 1 =
А г 2 £ Г2-Н + В
(3.14)
А г х £ г ^н + В
для восходящего потока в кольцевом канале
(3.15)
t 2 = m 2e Tlh + n 2e T2h + Т0 + a h ;
Лг2£г 1н + в —
где m 2 = ------- -—
п2 =
Е
В этих выражениях А, В, Е - сокращающие обозначения:
Е = r 1e r’lH — г2е Г2Н;
где гг, г2 —корни характеристического уравнения:
35
tiH - температура промывочной среды °С, нагнетаемой в бурильные трубы;
То -
условная
постоянная
температура
поверхности,
°С
(температура
нейтрального слоя); о - геотермический градиент °С/м; h - глубина скважины
(текущая координата), м; Н - конечная глубина, м; D - диаметр скважины, м; к коэффициент теплопередачи через стенку бурильной колонны, отнесенной к
единице длины трубы, Вт/(м-°С). G-весовой расход (для воздуха - Gr) в кг/с; с удельная весовая теплоемкость очистного агента, (для воздуха при постоянном
давлении - ср) Дж/кг-°С; к т- коэффициент нестационарного теплообмена в
Вт/м2-°С;
s-деформация
горных
пород,
Н/м2;
ii,
12
-
безразмерный
гидравлический уклон; g - гравитационная постоянная, м/с2; At3 - прирост
температуры воздуха в призабойной зоне скважины, °С.
Бурение скважин с продувкой воздухом и другими газообразными
агентами является в определенных условиях наиболее прогрессивным и
высокоэффективным способом бурения. Для очистки забоя от разбуренной
породы применяется газообразный агент, в частности сжатый воздух.
В условиях продувки воздухом его температура превышает температуру
пород в призабойной зоне, которая непрерывно перемещается в процессе
бурения. Устранение резкого прироста температуры воздуха в призабойной зоне
может быть достигнуто на основе использования охлажденного сжатого воздуха.
Для охлаждения продувочного воздуха возможно использовать вихревую
трубу, но не известны зависимости параметров вихревой трубы, то есть
изменение температуры на холодном и на горячем выходе в зависимости от
давления и расхода воздуха. Поэтому возникает необходимость детальной
оценки эффекта, который мы можем получить в системе утилизации теплоты и
эффекта охлаждения при бурении скважин с очисткой забоя воздухом.
Таким образом возникает необходимость проведения экспериментальных
исследований
для
получения
зависимостей
позволяющих
рассчитать
температуру холодной и горячей фракции при различных расходах и давлении
воздуха.
36
3.4. Методика и результаты экспериментальных исследований вихревой
трубы.
Методика экспериментальных исследований вихревой трубы.
Для
того,
чтобы
установить
основные
закономерности
изменений
параметров в различных режимах и получения данных для моделирования
работы вихревой трубы на научно-исследовательском полигоне МГРИ-РГГРУ
нами были проведены экспериментальные исследования вихревой трубы.
Основными задачами экспериментальных исследований являются:
- определение расхода воздуха на холодных и горячих выходах;
- определение тепловой мощности вихревой трубы на холодных и горячих
выходах;
- определение зависимости температуры холодного потока от давления и
расхода воздуха;
-
определение зависимости температуры холодного потока от типа
хладогенератора;
- определение зависимости мощности охлаждения от давления воздуха;
- составление и обоснование аналитической модели вихревой трубы;
При экспериментальных работах были применены следующие приборы и
оборудование:
- компрессор поршневой, марки ПКСД-5,25ДМ(Р);
- вихревая труба марки 50008Н;
- сменные генераторы 2С и 8Н;
- клапан редукционный с манометром (регулятор давления);
- многоканальный измеритель температуры ИРТ-4;
- тепловизор для получения фото снимка температуры;
- анемометр марки smart sensor AR816;
- расширительные трубы диаметра с1=50мм.
Вихревая труба марки
50008Н
фирмы Nex Flow™
выполнена из
нержавеющей стали и использует генератор и клапан из латуни с кольцевым
уплотнением.
37
Экспериментальные работы с вихревой трубой были выполнены с
генераторами 2С и 8Н для холодной фракции. Эксперимент с генератором 2С на
вихревой трубе проводился следующем образом:
Вихревую трубу подключили к ресиверу компрессора с помощью
соединительных шлангов. Между вихревой трубой и ресивером компрессора на
шланги установили регулировочный редукционный клапан с манометром для
установки и поддержания заданной величины давления.
На вихревую трубу установили генератор 2 С и к холодному и горячему
выходу присоединили расширительную трубу с диаметром 50 мм для замера
скорости воздуха. Вихревую трубу с помощью дросселя 5 отрегулировали на
минимальный расход холодного воздуха, включили компрессор и с помощью
регулятора
давления
задали
давление
0,8
МПа.
После
стабилизации
температуры, с помощью многоканального измерителя температуры марки ИРТ4 замеряли температуру на холодном tx, горячем tr выходах вихревой трубы и
температуру окружающей среды, скорость воздуха на холодном и горячем
выходе вихревой трубы замеряли анемометром (рис 3.2).
о —
4
G X
t - t
ti*k*
Г
1
9 toKP
4
f
о —
1
G Г
Рис.3.2. Схема экспериментальной установки с вихревой трубой
38
1-компрессор, 2-регулятор давления, 3-вихревая труба, 4-расширительные
трубы. tx - температура на холодном выходе вихревой трубы, °С; tr-температура
на горячем выходе вихревой трубы, °С; Gx - точка замера скорости воздушного
потока на холодном, м/с; Gr - точка замера скорости воздушного потока на
горячем выходе, м/с; tBK- температура воздуха на выходе из компрессора, °С;
t0Kp - температура окружающей среды, °С.
На снимках (рис. 3.3) сделанных тепловизором при давлении воздуха
О,7-Ю,8 МПа видно, что температура достигала -40 °С, снимки получены при
температуре воздуха поступающего с ресивера компрессора 50^60 °С.
Рис. 3.3. Фото снимки, сделанные тепловизором температуры холодного
выхода вихревой трубы.
Замеры повторялись через 10 минут по три раза на каждое установленное
значение величины давления. Затем, регулятором давления 2, устанавливалось
новое значение давления с интервалом 0,1 МПа и комплекс замеров повторялся.
Замеры выполнялись для давлений 0,7; 0,6; 0,5; 0,4; 0,3; 0,2 МПа. Полученные
данные заносились в таблицу 3.1 приложений.
После выполнения замеров на вихревой трубе с генератором 2С и
минимальным расходом холодного воздуха, не меняя генератора, вихревую
трубу с помощью дросселя отрегулировали на средний расход холодного
воздуха. После чего весь комплекс измерений повторялся с новой регулировкой
вихревой трубы на среднем расходе воздуха с давлениями 0,8; 0,7; 0,6; 0,5; 0,4;
0,3; 0,2 МПа.
39
Результаты измерений заносились в таблицу 3.2 приложений. Точно таким
же образом проводились испытания вихревой трубы с генератором 8Н.
После выполнения всех измерений
с различными генераторами и
различными регулировками определялись расчетные параметры. Зная скорость
потоков воздуха в расширительных трубах 4 (рис. 3.2.) расход воздуха на
холодном выходе (Gx) и на горячем выходе (Gr) рассчитывался по следующим
формулам:
Gx=vx- ^
■р х, кг/с;
(3.16)
где, vx- скорость холодного потока, м/с;
dx - диаметр патрубка в месте замера скорости, м;
рх - плотность воздуха, кг/м3;
Точно также определяем расход воздуха для горячего потока Gr:
Gr=vr- ^
■р г, кг/с;
(3.17)
По величине перепада температур и расхода воздуха рассчитывалась
тепловая мощность на холодном и горячем выходе вихревой трубы по
следующей формуле:
- для холодной фракции:
Qx= Cx-Gx(tBK- tx), Вт;
где, Сх —теплоемкость воздуха;
(3.18)
Дж/кг-°С;
G x —расход воздуха, кг/с;
tBK- температура воздуха на выходе из компрессора, °С;
Точно также рассчитывается мощность для горячего потока.
- для горячей фракции:
Q r=Cr-Gr(tBK- tr), Вт;
(3.19)
Весь комплекс экспериментальных работ приведенных выше, точно таким
же образом, повторялся с генератором 8Н на вихревой трубе для минимального
и среднего расхода холодных потоков.
Расход воздуха G и тепловая мощность Q воздушных потоков для
40
генератора 8Н вихревой трубы определялись подобным образом.
Результаты экспериментальных исследований вихревой трубы.
Результаты
замеров
проведенных
экспериментальных
исследований
вихревой трубы позволили определить:
1. Расход воздуха на холодным (Gx) и горячих выходах (Gr) вихревой трубы:
„
nd2
,
G=v- — ■р, кг/с;
(3.20)
где, v - скорость потока воздуха на холодных и горячих концах, (м/с);
d - диаметр патрубка в месте замера скорости, (м);
р - плотность воздуха, кг/м3.
2. Тепловую мощность вихревой трубы на холодным (Qx) и на горячем (Qr)
выходе:
Q = c -G (tBK- t ) , B T;
(3.21)
где, С —теплоемкость воздуха; Дж/кг-°С;
G —расход воздуха, кг/с;
tBK- температура воздуха на выходе из компрессора, °С;
t - температура на выходе из вихревой трубы.
3. Зависимость изменения температуры холодного потока (tx) от величины
давления (Р).
По
результатам
экспериментальных
исследований
вихревой
трубы
установлена зависимость температуры холодного потока от давления сжатого
воздуха.
При испытании вихревой трубы с хладогенератором типа 2С при регулировке
дросселя на средний расход воздуха (рис. 3.4) при каждом увеличение давления
воздуха на 0,1 МПа наблюдалось снижение температуры на 4^8 °С, а
температура холодного потока при начальном давлении 0,2 МПа составляла 18°С, при максимальном давлении 0,8 Мпа - 43 °С. При повторении опыта с
точно
такой
же
регулировкой
трубы
(средний
расход
воздуха)
с
хлодогенератором типа 8Н (рис. 3.5) интенсивность снижения температуры
41
холодного потока при каждом увеличение давления воздуха на 0,1 МПа,
составляла 2+4°С, а температура холодного потока при начальном давлении 0,2
МПа составляла -16°С, при максимальном давлении 0,8 МПа -30°С.
о
-5 О
-10
-15
-20
и
° --25
X
+J -30
-35
-40
-45
-50
Рис. 3.4. Зависимость изменения температуры (t) холодного потока от
величины давления (Р), с хладогенератором типа 2С (средней расход воздуха).
о
0
ОД
0,,2
0,2
0,3
0,4
0,,5
0,5
-5
0,6
0,7
0,,8
0,8
0,
0,9
Р, М П а
-10
и -15
*J' -20
----- *
-35
Рис. 3.5. Зависимость изменения температуры (t) холодного потока от
величины давления (Р), с хладогенератором типа 8Н (средней расход воздуха).
При минимальных расходах воздуха т.е., при регулировке трубы на
(минимальный расход воздуха) интенсивность снижения температуры с
хладогенератором 2С составляла 2^4°С на 0,1 МПа (рис 3.6), а температура
холодного потока при начальном давлении 0,2 МПа составляла - 6°С, при
максимальном давлении 8 ата -18°С. С хладогенератором 8Н (рис. 3.7)
температура также снижалась на 2^4°С при каждом увеличение давления на 0,1
42
МПа, начальная температура потока составляла при давлении 0,2 МПа -12°С, а
при 0,8 МПа -24°С.
Рис. 3.6. Зависимость изменения температуры (tx) холодного потока от
величины давления (Р), с хладогенератором типа 2С (минимальный расход
воздуха).
о
Р, МПа
0
ОД
02
03
0,4
0,5
0,6
07
0,8
0,
-5
10
15
и
*
-20
-25
-30
Рис. 3.7. Зависимость изменения температуры (tx) холодного потока от
величины давления (Р), с хладогенератором типа
8
Н (минимальный расход
воздуха).
4.
Зависимость изменения температуры холодного потока (tx) от расхода
воздуха (Gx).
Разность температур с хладогенераторами типа 2 С и 8 Н при одинаковых
давлениях объясняется тем, что генераторы типа С предназначены для
получения максимально низкой температуры, а генераторы типа Н для
43
получения максимальной степени охлаждения. То есть с хладогенератором 2 С
на вихревой трубе расходы воздуха меньше, чем с хладогенератором 8 Н.
0,006
0,005
0,004
1
0,003
X
1
0,002
П
ПП1
и,ии±
0
-40
-45
-35
-30
-25
-20
tLx, °сVРис. 3.8. Зависимость температуры холодного потока (tx) от расхода воздуха
(Gx), с хладогенератором типа 2С (средней расход воздуха).
С
целью
более
подробного
объяснения
рассмотрим
зависимость
температуры (tx) от расхода воздуха (Gx) (рис. 3.8, 3.9, 3.10, 3.11). Температура
холодного потока, на вихревой трубе с хладогенератором 2 С при регулировке
дросселя на средней расход воздуха (рис. 3.8) при начальном расходе воздуха
0,003 кг/с составляло -26,7°С, а при расходе 0,0052 кг/с, -43,5°С. Таким образом
температура холодного потока (tx) снижалась на 3,5^4,5°С на каждое увеличение
расхода воздуха на 0,0003-0,0005 кг/с.
0,030
и,UZ J
0,020
0,015
о
1_
0,010
1Э
0,005
0,000
-31
-29
-27
-25
-23
-21
-19
-17
-15
ti x , °С
V-
Рис. 3.9. Зависимость температуры холодного потока (tx) от расхода воздуха
(Gx), с хладогенератором типа 8 Н (средней расход воздуха).
44
С хладогенератором 8 Н (рис. 3.9) на таких же регулировках трубы (средней
расход воздуха) при начальном расходе воздуха 0,016 кг/с, температура
холодного потока составляло -18°С, а при максимальном расходе 0,026 кг/с, 30°С. Здесь наблюдается изменение температуры холодного потока на 2+4°С на
каждое увеличение расхода воздуха на 0.002^0,003 кг/с.
При регулировке дросселя вихревой трубе на минимальный расход
воздуха с хладогенератором 2С на вихревой трубе, (рис. 3.10) температура
холодного потока была значительно меньше. При расходе 0,0018 кг/с,
температура холодного потока составляло -4°С, при максимальном расходе
0,0029 кг/с, -18°С.
0,0035
0,0030
0,0025
и
эс
х
CD
0,0020
0,0015
0,0010
0,0005
--070000—
-20
-18
-16
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
tLX' °С
^
Рис. 3.10. Зависимость температуры холодного потока (tx) от расхода
воздуха (Gx), с хладогенератором типа 2С (минимальный расход воздуха).
С хладогенератором
8
Н (рис. 3.11) на вихревой трубе при такой же
регулировке температура при расходе 0,0098 кг/с была -12°С, при максимальном
расходе 0,0171кг/с -24°С. Температура с хладогенератором 2С снижалась на 2°С
при увеличении расхода воздуха на 0,0002 кг/с. С хладогенератором
8
Н на
вихревой трубе, температура холодного потока так же снижалось на 2°С при
увеличении расхода воздуха на 0 ,0
0 1
^ 0 , 0 0 2 кг/с.
45
Рис. 3.11. Зависимость температуры холодного потока (tx) от расхода
воздуха (Gx), с хладогенератором типа 8 Н (минимальный расход воздуха).
5.
Зависимость температуры холодного потока воздуха (tx) от типа
генератора холодной фракции,
о
G, КГ/С
ООО
0,005
0,010
0,015
0,020
0,025
0,
-10
-15
-20
•
U -25
I-
■
V
-30
-35
-40
-45
-50
■ 2С • 8Н
Рис. 3.12. Зависимость температуры (tx) от типа генератора холодной
фракции, генераторы 2С и 8 Н (средней расход воздуха).
Существует несколько вариантов генераторов, в частности два основных
типа - для получения максимально низкой температуры генератор типа С и для
получения максимальной степени охлаждения генератор типа Н. На графики
(рис. 3 . 1 2 ) показано зависимость температуры холодного потока воздуха от типа
генератора холодной фракции, с генераторами 2С и 8 Н при среднем расходе
воздуха. Температура холодного потока воздуха с генератором типа 2С при
46
начальном давлении, подаваемого воздуха в вихревую трубу 0,2 МПа составляло
-18°С, расход воздуха 0,0029 кг/с. При максимальном давлении воздуха 0,8 МПа
температура холодного потока показывало -43,5°С, а расход воздуха 0,0053 кг/с.
Интенсивность нарастания отрицательной температуры холодного потока
с генератором типа 2С при начальных давлениях воздуха от 0,2 до 0,5 МПа
составляет 4-^8°С при каждом увеличение давления воздуха на 0,1 МПа. Свыше
0,5 МПа составляет 2^3°С. Расход воздуха увеличивался на 0,0004 кг/с.
С генератором типа
8
Н при таком же среднем расходе воздуха,
температура холодного потока при начальном давлении воздуха 0,2 МПа
составляло -16°С, расход воздуха 0,01413 кг/с. При давлении воздуха 0,8 МПа
температура воздуха -30°С, расход воздуха составляло 0,026 кг/с. С генератором
8
Н интенсивность нарастания отрицательной температуры холодного потока
составляло, при каждом увеличение давления на 0,1 МПа 2^4°С, расход воздуха
на 0,002^0,003 кг/с.
Анализ зависимости температуры холодного потока воздуха вихревой
трубы от типа генераторов холодной фракции показывает, что действительно,
температура воздуха холодного потока зависит от типа хладогенератора
холодной фракции. Хладогенераторы типа 2С предназначены для получения
экстремально низких температур при малых расходах воздуха. Расход воздуха у
хладогенераторов 2С меньше в 5 раз чем с хладогенератором
8
Н, а средняя
температура холодного потока воздуха ниже на 10^15°С. Однако, использование
хладогенератора
8
Н за счет большего расхода воздуха, дает возможность
получить высокую хладопроизводительность.
6
.
Зависимость мощности охлаждения (Qx) холодного потока вихревой
трубы от давления воздуха (Р).
47
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
МПА
♦
2С
■
8Н
Рис.3.13. Зависимость изменения мощности охлаждения (Q) от величины
давления (Р), с хладогенераторами типа 2С и
8
Н, при регулировке трубы на
средней расход воздуха.
Температура холодного потока вихревой трубы с хладогенератором
8
Н
меньше, чем с хладогенератором 2С, но за счет большего расхода воздуха у
вихревой трубы с хладогенератором 8 Н выше мощность охлаждения (Q).
По результатам исследования вихревой трубы, получены зависимости
мощности охлаждения (Q) холодного потока с генераторами 2С и
8
Н, при
средних и минимальных расходах воздуха.
На рисунках (3.13 и 3.14) приведены зависимости изменения мощности
охлаждения
(Q)
от
величины
давления
(Р).
Мощность
охлаждения
с
хладогенератором 2С (рис. 3.13) при среднем расходе воздуха и начальном
давлении 0,2 МПа составляла 82,9 Вт (Ватт), а при 0,8 МПа 284,6 Вт. При
увеличении давления воздуха на 0,1 МПа, мощность охлаждения увеличивается
на 27^42 Вт. С хладогенератором
8
Н (рис. 3.13) мощность охлаждения
составляла при начальном 0,2 МПа 373,2 Вт, а при максимальном давление 0,8
МПа 1046 Вт. В этом случае, при увеличении давления воздуха на 0,1 МПа,
мощность охлаждения увеличивается на 90 + 111 Вт.
48
При регулировке дросселя на минимальном расходе, мощность охлаждения
с хладогенератором 2С (рис. 3.14) при давлении воздуха 0,2 МПа составляет 22
Вт, а при давлении 0,8 МПа 82,6 Вт. С увеличением давления воздуха на каждые
0,1
МПа,
прирост
мощности
охлаждения
составляет
6^-16
Вт.
С
хладогенератором 8 Н (рис. 3.14) мощность охлаждения при начальном давлении
воздуха 0,2 МПа составляет 60,27 Вт, при максимальном давление 0,8 МПа 581
Вт. С этим хладогенератором мощность охлаждения увеличивается на 50^150 Вт
на каждые 0,1 МПа увеличения давления воздуха.
Мощность
охлаждения
холодного
потока
с хладогенератором
8
Н
относительно хладогенератора 2С, при среднем расходе воздуха выше в 3,5^4,5
раза, а при минимальном расходе воздуха разница достигает 7 раз.
700
600
500
£ 400
а зоо
Щ —■
—
200
100
и
0
0,1
1 _______ <к------ <
►
----- ♦------- * ------ < ----- ♦
•
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
МПА
♦ 2С ■ 8Н
Рис.3.14. Зависимость изменения мощности охлаждения (Q) от величины
давления (Р), с хладогенераторами типа 2С и
8
Н, при регулировке трубы на
минимальный расход воздуха.
7.
Установлена зависимость величины теплового потока температуры от
давления и расхода воздуха.
Результаты замеров температуры горячего потока вихревой трубы при
среднем расходе воздуха показывают повышение температуры на 4^6 °С при
увеличении давления сжатого воздуха на 0,1 МПа. При увеличении давления
сжатого воздуха на компрессоре на 0,1 МПа, расход воздуха на горячем выходе
вихревой трубы увеличивается на 0,003 кг/с. Экспериментально установленная
49
зависимость величины температуры горячего потока вихревой трубы от
давления и расхода воздуха показана на графике (рис 3.15).
+J
40
30
20
10
О
О
ОД
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
Р, МПа.
Рис. 3.15. Зависимость температуры горячего потока от давления.
Анализируя
результаты
экспериментальных
исследований
вихревой
трубы, можно сделать следующие выводы.
1. Температура холодного потока (tx) вихревой трубы зависит от величины
давления (Р) и расхода воздуха (G). Изменяя величину давления или расхода
воздуха, можно регулировать температуру холодного потока.
2. Температура холодного потока (tx) вихревой трубы зависит от типа
хладогенератора. В ходе эксперименте использовались два основных вида - для
получения максимально низкой температуры генератор типа С и для получения
максимальной степени охлаждения генератор типа Н. Установлено, что
мощность охлаждения с хладогенератором
8
Н относительно хладогенератора
2С, при среднем расходе воздуха выше в 3,5^4,5 раза, а при минимальном
расходе воздуха разница достигает 7 раз.
3. Мощность охлаждения холодного потока зависит от величины давления,
расхода воздуха и типа хладогенератора.
4. Температура горячего потока (tr) вихревой трубы зависит от величины
давления (Р) и расхода воздуха (G). Изменяя величину давления или расхода
воздуха, можно регулировать температуру горячего потока.
5. Установлена зависимость величины температуры горячего потока от
давления и расхода воздуха.
50
6
.
Оптимальной моделью вихревой трубы, для получения максимальной
степени охлаждения является вихревая труба с хладагенератором типа Н и при
регулировке дросселя на среднем расходе воздуха.
3.5. Моделирование режимов продувки скважин.
Результаты расчета температурного режима скважины с помощью формул
3.14 и 3.15 полученным Б.Б. Кудряшовым решающим образом зависят от
правильного определения входящих в них величин. Используем эти зависимости
для определения температурного режима скважины при бурении с продувкой
сжатым воздухом.
В эти выражения входит величина начальной температуры промывочной
среды tin, которая с применением вихревой трубы будет напрямую зависеть от
величины давления поступающего в скважину воздуха. Прирост температуры
промывочной среды у забоя скважины At, определяется количеством теплоты,
выделяемой на породоразрушающем инструменте, и существенно влияет на
результаты расчета. При этом остается неизвестным, какая часть мощности,
идущей на разрушение горной породы, преобразуется в теплоту. Поэтому
возникает необходимость правильной оценки величины параметра At..
При испытании вихревой трубы с хладогенератором типа 8 Н при (рис. 3.6)
при каждом увеличение давления воздуха на 0,1 МПа наблюдалось снижение
температуры на 2+4 °С, температура холодного потока при начальном давлении
0,2 МПа составляла -16°С, при максимальном давлении 0,8 Мпа -3 0 °С.
Проведя регрессионный анализ на основе экспериментальных данных
приведенных в таблице 3.1 приложений колонки 2 и 3 была получена следующая
зависимость температуры холодного потока вихревой трубы от давления
воздуха:
t i H= - 2 4 ,6 • Р - 10,9;
(3.22)
где Р - давление сжатого воздуха, выходящего с компрессора, МПа.
Коэффициент корреляции для данного уравнения составляет г=0,96.
51
Полученная регрессионная зависимость может быть использована в
качестве модели начальной температуры tiH(температура промывочной среды
°С, нагнетаемой в бурильные трубы) в зависимости от давления при бурении с
продувкой воздухом при условиях что она достаточна точна.
Точность данной модели проверяем, проведя регрессионный анализ по
формуле 3.22. Для определения расчетных данных составим таблицу 3.1. В
таблице приняты следующие обозначения: п - номер опыта; tiH - средняя
начальная температура продуваемого воздуха, полученная экспериментально,
°С; Р - давление воздуха, Мпа; tiH* - начальная температура воздуха, полученная
по регрессионной зависимости, °С.
Табл. 3.1.
п
1
2
3
4
5
6
7
Р, Мпа.
tiH, °с.
-16
-18
tiH*, °с.
-15,82
-18,28
-20,74
-23,2
-25,66
-28,12
-30,58
0 ,2
0,3
0,4
0,5
- 2 0
-24
-26,1
-28,4
-30
0 ,6
0,7
0 ,8
ti„
(tlH-tlH*)2 ,°C.
0,0324
0,0784
0,5476
0,64
0,1936
0,0784
0,3364
с.
-0,18
0,28
0,74
-0 , 8
-0,44
-0,28
0,58
I(tiH -tiH*)2=3,635
X ti» =-162.5
G2 _ U tiH -tin )2 _ 3,63588 _ q
п
7
EtlH _ 162,5_
tl u = —
1Н
л/o'2
п
=^ =
7
л/о 51942
А = ^ - • 100% = v '
11Н
23,21
5
5
!
.
5
23,21;
9
’
-100% = 2,2 % ;
Среднеквадратичная ошибка составляет 2,2 % от среднеарифметического
значения уравнения, следовательно, уравнение 3.22 с достаточной точностью
описывает зависимость начальной температуры воздуха tiH от величины
давления воздуха.
Закономерности температурного режима скважин, особенно в условиях
изменения агрегатного состояния окружающих горных пород, описываются
52
сложными аналитическими выражениями. Решение таких задач значительно
упрощается при использовании коэффициента нестационарного теплообмена к т
и коэффициента интенсификации теплообмена при агрегатном переходе кагр,
предложенного Ю. Д. Дядькиным.
Практически во всех случаях разведочного бурения для определения
коэффициента нестационарного теплообмена для конкретных условий можно
пользоваться приближенной формулой [2 2 ]
к т = — ^тт=;
(3-23)
где а 2 — коэффициент теплоотдачи в кольцевом канале скважины,
Вт/(м 2 -°С). к т- коэффициент нестационарного теплообмена в Вт/м 2 -ч-С°; B i= ^ яп
а ит
параметр Био; F„=-^- - параметр Фурье;
1'
\п ,
-
коэффициент теплопроводности, Вт/м 2 -ч- С°, а п -
коэффициент
температурапроводности пород массива, м 2 /ч;
т - время (продолжительность циркуляции очистного агента) в ч;
R- радиус скважины в м.
Коэффициент
изменения
агрегатного
состояния
пород
кагр в
виде
поправочного множителя к коэффициенту нестационарного теплообмена кт
вводится для учета влияния на теплообмен фазовых переходов влаги и основан
на допущении, что интенсификация теплообмена прямо пропорциональна
относительному приросту переданного или воспринятого в единицу времени
тепла за счет скрытой теплоты плавления.
Для определения кагр в конкретных условиях можно рекомендовать
приближенную расчетную формулу
с 1/И»
к сгр =
1 + 1,4 ■105 - ^ Ц
[t]cn
(3.24)
где м —абсолютная температура очистного агента, °С; wn - влажность
породы; сп - теплоемкость породы, Дж/кг-°С;
53
В случае зацементированных стальных обсадных колонн при практических
расчетах к т, пренебрегая сопротивлением стали, достаточно использовать
внешний радиус трубы, поскольку цементный камень и породы близки по
теплофизическим свойствам. Все остальные расчеты ведут по внутреннему
диаметру обсадной колонны.
Для определения коэффициента теплопередачи через стенку бурильной
колонны служит формула
1
^ — 1 ] 1 , d2 I i ’
-- 7,— I— Ч-ln-., '—
a±d± 2А\ Cl\ OL2&2
(3.25)
где d lt d 2 —внутренний и наружный диаметры трубы, м;
а 1,а 2 — коэффициенты теплоотдачи соответственно во внутреннем канале
бурильных труб и кольцевом канале скважины, Вт/(м 2 °С);
Л± —коэффициент теплопроводности материала труб, Вт/(м °С).
Безразмерный гидравлический уклон в бурильной колонне и в кольцевом
канале h определяется на основе предварительно проведенного расчета потерь
давления в циркуляционные системы скважины из соотношения
i = — ;
(3.26)
дрн
где Р —потери давления, Па;
р — плотность очистного агента, кг/м3;
//-к о н еч н ая глубина скважины, м;
При бурении с продувкой воздухом можно принимать it = i2 = 0.
Коэффициент теплоотдачи а в случаях бурения с промывкой жидкостью и
продувкой воздухом может быть определен по критериальным формулам М. А.
Михеева [37]. В случае обычно наблюдаемого при бурении с промывкой
турбулентного течения можно пользоваться формулой [41]:
а = 0 ,0 2 1 /? е О8 Р г ° 4 3 ^ - ;
54
(3.27)
п р и б у р ен и и с п р о д у в ко й в о зд ухом
(3.28)
а = О Д ШК е 0 8 - ;
В этих выражениях: А - коэффициент теплопроводности очистного агента
при средней температуре в скважине, Вт/(м °С); D3- Эквивалентный диаметр
кольцевого зазора
R e = V - 7 /-число Рейнольдса
Рт =
число Прандтля
v — средняя скорость движения жидкости по сечению канала (в случае
воздуха - при среднем давлении), м/с;
£ —кинематическая вязкость промывочной среды при средней температуре
в скважине, м 2 /с;
а —коэффициент
температуропроводности
промывочной
среды
при
средней температуре в скважине, м 2 /с.
Прирост температуры какой-либо промывочной среды в результате
местного нагрева у забоя скважины можно определить по формуле [2 1 ]
(3.29)
где
N — мощность, реализуемая на забое
(в частности, мощность,
развиваемая забойным двигателем), Вт; G - весовой расход промывочной среды
в кг/ч, ср - удельная весовая теплоемкость промывочной среды Дж/кг-°С.
3.6. Прогнозирование и регулирование температурного режима при
бурении скважин с продувкой воздухом.
Расчеты для прогнозирования и регулирования температурного режима
скважин с точки зрения Б.Б. Кудряшова ведутся следующим образом:
применительно к колонковому бурению с продувкой воздухом можно в
55
основных зависимостях принять i=i2 = 0 , а= 0 , е Г2 Я= 0 , что позволяет получить
простые формулы для распределения температуры:
в бурильных трубах
и в кольцевом канале
(3.31)
В связи с тем, что температура охлажденного воздуха на выходе из
вихревой трубы зависит от давления, развиваемого компрессором, это следует
учесть в расчетах температурного режима.
При определение температурных
режимов скважин при бурении с применением вихревой трубы, величина
параметра tiH (температура промывочной среды °С, нагнетаемой в бурильные
трубы)
может
быть
определена
экспериментально
полученной
нами
зависимостью 3.22.
Формулы расчета температурного режима скважины 3.30 и 3.31 с
применением вихревой трубы примут следующий вид:
в бурильных трубах
ti= ((-2 ,4 6 • Р - 1 0 , 9 ) - Тп) e r*h + —
^ГСр Г1
в кольцевом канале
+ Гп, “С;
(3.32)
где Тп - средняя постоянная по глубине естественная температура пород,
°С; Р-давление воздуха, МПа.
Важнейшими являются значения температуры воздуха в кольцевом
канале у забоя и устья. Их определение возможно с помощью приближенных
зависимостей, полученных из выражения (3.32) при условиях h = Н и h = 0
Gcrn ’
(3.34)
(3.35).
56
Последние выражения показывают, что при достаточно большой глубине
скважины забойная и устьевая температуры практически не зависят от глубины
и определяются температурой породы, условиями и продолжительностью
теплообмена.
Важнейшей функцией продувки является подъем в восходящем потоке
частиц шлама и удаление их из скважины. Малые вязкость и плотность воздуха
позволяют сравнительно легко создать высокие скорости движения воздуха в
скважине по сравнению с промывочной жидкостью.
При нормальных атмосферных условиях (рк=ро=9,8-104 Па; Тср=То=273
К), объемный расход воздуха вычисляется по формуле (м 3 /мин)
Q o = f(D c2 - d 2) i v 6 0 ;
(3.36)
где Dc и d - соответственно диаметры скважины и бурильных труб, м; уэ
- эквивалентная скорость восходящего потока воздуха;
v 3 = v B.4 + u;
(3.37)
v B . 4 - скорость витания частиц, и - скорость выноса выбуренной породы,
принимаемой равной u= 0 , 2 vB4 откуда
Уэ=Ув.ч+0,2Ув.ч;
(3.38)
При бурении геологоразведочных скважин расход воздуха (м 3 /мин)
определяют по формуле [16].
Q = K f ( D 2 - d > 3;
(3.39)
где К - коэффициент, учитывающий неравномерность скорости потока
по стволу из-за местной повышенной разработки, наличия каверн водопритоков
в скважину (К=1,3 - 1,5); Dc - диаметр скважины с учетом ее разработки, м; d диаметр бурильных труб, м.
Скорость восходящего потока воздуха ориентировочно принимают в
следующих пределах: при бурении твердосплавными коронками
1 0 - 1 2
м/с; при
алмазном бурении 15 - 18 м/с. Для бурения сплошным забоем в условиях
57
«сухого
разреза»
скважины
большинство
исследователей
при
расчетах
принимают v ,= 15 - 25 м/с [4].
Скорость витания определяется по формуле Риттенгера
v B.4 = 7 4 g /3 /c c j p n d 4/ p 0 ;
(3.40)
где d4 - диаметр наибольших частиц шлама, подлежащих выносу, кс составляет 0,805 (песчаник) и 1,40 (известняк); рп - плотность породы, кг/м3; р0
-плотность воздуха, кг/м3; g - ускорение силы тяжести, м/с2;
Диаметр наиболее крупных частиц породы для турбулентного их
обтекания
о Зкг
d4=v? с
Ро
;
(3.41)
Э 4д р п - р 0 ’
где
v
7
- эквивалентная скорость восходящего потока воздуха;
На больших глубинах давление и, следовательно, плотность воздуха
возрастают,
поэтому
объемный
расход
воздуха,
достаточный
для
транспортирования шлама из наиболее трудных условий определяется из
выражения [3]:
Q = Qo-ki;
(3.42)
где ki - коэффициент, учитывающий уменьшение подъёмной силы восходящего
потока воздуха в зависимости от глубины скважины, вследствие потерь
давления в кольцевом пространстве; Qo - расход воздуха без учета влияния
глубины скважины и механической скорости бурения, м 3 /мин.
Значение ki при геологоразведочном бурении ориентировочно могут
быть рассчитаны по формуле:
k i= V P 3/P y ;
(3.43)
р3- давление воздуха на забое, МПа; ру - давление воздуха на устье
скважины, МПа.
Для расчета потерь давления для различных участков в циркуляционные
системы Б.Б. Кудряшов рекомендует упрощенные формулы [21]:
58
для горизонтального потока в выкидной линии и горизонтальных участках
поверхностной обвязки при условии, что на указанных участках смонтировано
специальное оборудование (шламоуловитель, вентилятор)
I
а 2 рт
Рап.о=л/Рк + (1 + /crMi)A ds2cp I;
(3.44)
для восходящего потока в кольцевом пространстве
_ У р l + a 2G2l + p Kb l '
нк
1-Cl+j иг)Ы
’
’
(
для нисходящего потока по бурильным трубам и УБТ
„р
J ? l—
+ a 11G2(
l + Lэ _) )-_pиKbl
-Л —
к_
1+Ы
,з л ь
’
v
J
где ai, а2 и b - сокращающие обозначение, рассчитываемые по следующим
- RTcp
уравнениям:
ai_A l^
2
RTcv
; ^ 1 2 D- d 2s l ;
-
.qsina
b 2rtcp ’
^
^
В приведенных формулах Рк - давление в конце расчетного участка с
постоянным поперечным сечением в Па; кг - безразмерный коэффициент
Гастерштадта, определяемый в зависимости от вида породоразрушающего
инструмента: для шарошечных и лопастных долот кг= 1,5-2; для алмазных
коронок и долот кг=0,5-1,0 для твердосплавных коронок кг=1-1,5; щ - расходная
концентрация выбуренной породе в потоке воздуха; 1 - текущая координата для
нисходящего - от забоя к устью; Ь э - эквивалентная длина канала бурильной
колонны, м; X - безразмерный коэффициент аэродинамического сопротивления;
G - массовый расход газообразных агентов, кг/с; R - газовая постоянная, Дж/
(кг-К); Тср - средняя температура в циркуляционной системе скважины в К; D 3 эквивалентный диаметр канала потока (для круглого канала равный его
диаметру; для кольцевого - разность диаметров скважины Dcp и наружного
диаметр бурильных труб dHв м); S - площадь сечения канала потока в м2; а угол наклона скважины к горизонту, градусах. Расходная концентрация
выбуренной породы в потоке воздуха:
|ii = G n/G ;
(3.48)
59
где Gn- масса породы, выносимая с забоя (кг/ч)
G u=(ti/4)-D c ■р п ■v M;
где
(3.49)
- диаметр скважины с учетом ее разработки, м; vM- механическая
скорость проходки, м/с;
Не прибегая к трудоемким расчетам давление и расход воздуха можно
определит по составленным А.В. Пошенко таблицам для бурения с подъёмом
керна и сплошным забоем на глубину до 1000 м при параметрах бурения 95/50,
114/50, 134/63,5 и 154/63,5 мм [30].
На основе предложенного Кудряшовым Б.Б метода расчетов для
прогнозирования
и
регулирования
температурного
режима
скважин
применительно к колонковому бурению с продувкой воздухом, нами в
программе Mathcad было построена математическая модель для расчета
температурных режимов скважины.
Параметры для расчета прогнозирования и регулирования температурного
режима скважины
Наименование параметра
Единица
Индекс
измерения
параметра
2
3
Диаметр скважины
мм
D
Диаметр бурильных труб
мм
d
Теплоемкость породы
Дж/(кг-°С)
Сп
Коэффициент теплопроводности
Вт/(м°С)
Лп
°с
Тп
кг/ч
G
°С
tlH
кВт
N 336
ч
Т
1
Температура породы
Массовый расход воздуха
Начальная температура очистного агента (воздуха)
Мощность на забое
Продолжительность циркуляции
60
Нами был рассчитан температурный режим скважины при бурении с
очисткой
забоя
воздухом
в
программе
Mathcad
с использованием
ее
графического интерфейса на основе формул 3.32 и 3.33.
Температурный режим скважины был рассмотрен для двух случаев, в
первом случае вихревая труба устанавливается на устье скважины, охлажденный
воздух подается в скважину по теплоизолированным бурильным трубам (рис.
3.16).
Во втором случае вихревая труба встраивается в состав бурового снаряда
над колонковой трубой (рис. 3.19).
Температурный режим с не теплоизолированными бурильными трубами
не рассматривается, так как, воздух имеет низкую теплоемкость и при ее подаче
по не теплоизолированным бурильным трубам, у которых теплопроводность
высока, воздух на начальных глубинах 30-40 м приобретает температуру близкой
к температуре породы. Поэтому применение не теплоизолированных бурильных
труб в этом случае не рационально.
При расположении вихревой трубы на устье скважины (рис. 3.16) сжатый
воздух с ресивера компрессора
1
подается в вихревую трубу 3, после
температурного разделения холодный поток воздуха через вертлюг 4 поступает
в теплоизолированные бурильные трубы 5, охлаждая коронку 7 и очищая забой
от шлама, поднимается по кольцевому зазору и поступает в шламоуловитель 8 .
61
Рис. 3.16. Схема движения воздушного потока при бурении с продувкой
воздухом с применением вихревой трубы.
1-компрессор, 2-влагоотделителъ, 3-вихревая труба,
теплоизолированная бурильная труба, 6-герметизатор,
шламоуловителъ.
4-вертлюг,
7-коронка,
58-
В первом случае расчета для определения температурного режима
скважины
применялись теплоизолированные бурильные трубы. Скважина с
диаметром 76 мм с расходами воздуха 400 и 600 кг/ч; глубина скважины L=100
м; наружный диаметр бурильных труб D=0,063 м; внутренней диаметр d=0,04 м;
порода типа песчаников при 5=2600 кг/м3; сп=1,05-103; Хп=1,86 Вт/(м-°С) с
температурой Тп= 10°С; мощность на забои 2,5 кВт.
Результаты сделанных расчетов в программе Mathcad представлены на
рисунках 3.17, 3.18.
Рис.3.17. График распределения температуры в теплоизолированных
бурильных трубах (1) и кольцевом канале (2), G=400 кг/ч, Нк=100 м, т=2 ч.
Результаты расчета с теплоизолированными бурильными трубами при
расположении вихревой трубы на устье скважине с расходом воздуха 400 кг/ч
при глубине скважины 100 метров и температурой продувочного воздуха -2 0 °С
(рис. 3.17) показывает, что от верхних участков ствола до глубины 75^80 метров
происходит повышение температуры продувочного воздуха и температура
становится близкой к температуре породы. В призабойной зоне на глубине 90
метров наблюдается постепенное возрастание температуры воздуха под
действием
тепла,
отбираемого
от
породоразрушающего
инструмента.
Температура воздуха на конечной глубине 100 метров достигает в бурильной
трубе 11 °С и в кольцевом канале скважине 18 °С.
и
к
t.'Со
с
:<
к
'5
I, М.
мо
Рис. 3.18. График распределения температуры в теплоизолированных
бурильных трубах (1) и кольцевом канале (2), G=600 кг/ч, Нк=100 м, т=2 ч.
При увеличении расхода воздуха до 600 кг/ч (рис. 3.18) на верхних
участках скважины температура воздуха также постепенно повышается, на
конечной глубине
1 0 0
метров температура воздуха в бурильных трубах
составляет 7 °С, что ниже на 4 °С при сравнении с графиком 3.17 и в кольцевом
канале составляет 10°С также которая ниже на
8
°С.
Таким образом, можно сделать вывод, что с увеличением количества
продувочного воздуха, в призабойной зоне скважины снижается температура,
наблюдается зависимость температуры в призабойной зоне скважины от расхода
воздуха.
63
Рис. 3.19. Схема воздушного потока при расположении вихревой трубы над
колонковой трубой.
1-компрессор, 2-влагоотделителъ, 3-вертлюг, 4- бурильная труба, 5герметизатор, 6-вихревая труба, 7-колонковая труба, 8-шламоуловителъ.
Во втором случае расчетов вихревая труба встраивается в состав бурового
снаряда над колонковой трубой (рис.3.19). Сжатый воздух из компрессора 1 по
бурильным трубам 4 подается в вихревую трубу 6 , где разделяется на холодный
и горячий потоки. Холодный поток направляется внутрь колонковой трубы 7,
попадает на забой и по узкому кольцевому зазору между стенками скважины и
колонковой трубой направляется вверх, транспортируя шлам с забоя. Горячий
воздух выпускается непосредственно в широкий зазор между стенками
скважины и бурильными трубами, где смешивается с холодным потоком.
Параметры расчета: скважина с диаметром 76 мм с расходами воздуха 400
и 600 кг/ч; длина колонковой трубы L=5 м; порода типа песчаников при 5=2600
кг/м3; сп=1,05'103; Хп=1,86 Вт/(м-°С); температура породы Тп= 10°С; мощность на
забои 2,5 кВт.
Результаты сделанных расчетов в программе Mathcad представлены на
рисунках 3.20, 3.21.
64
Рис. 3.20. График распределения температуры при установки вихревой
трубы в состав бурового снаряда над колонковой трубой, 1 - в колонковой трубе
и 2- в кольцевом канале, G=400 кг/ч, Нк = 5 м, т=2 ч.
На графике (рис. 3.20) наблюдается интенсивное повышение температуры,
при начальной температуре tHi = -2 0 °С и расхода воздуха G=400 кг/ч на конечной
глубине температура составляет в колонковой трубе 1 °С, а в кольцевом канале
11°С.
При увеличении расхода продувочного воздуха до 600 кг/ч (рис. 3.21),
интенсивность повышения температуры ниже на два раза по сравнению с
графиком (рис. 3.20), а конечная температура в колонковой трубе составляет
- 8
°С, а в кольцевом канале -1°С. Здесь так же наблюдается зависимость изменения
температуры от расхода воздуха.
к
(.•С »
■4: 0
1,25
" "
2.5
3,75
U
5
Рис.3.21. График распределения температуры при установки вихревой
трубы в состав бурового снаряда над колонковой трубой, 1 -в колонковой трубе
и 2- в кольцевом канале, 0= 600 кг/ч, Нк = 5 м, т=2 ч.
Исходя из результатов расчета по определению температурного режима
скважины приведенных на графиках (рис. 3.17, 3.18, 3.20 и 3.21) можно сделать
65
вывод о том, что применение охлажденного продувочного воздуха значительно
снижает
температуру
температурные
в
условия
скважине,
для
работы
которая
создает
благоприятные
породоразрушающего
инструмента,
предотвращая отрицательные влияние высоких температур на забое скважине.
Наилучшего охлаждения на забое можно достичь, установив вихревую
трубу в состав бурового снаряда над колонковой трубой. Но в этом случае
возникает
необходимость
разработки
надёжной
конструкции
забойного
бурового снаряда, обеспечивающую бесперебойную работу.
3.7. Возможность использования вихревых труб для искусственного
замораживания горных пород при бурении скважин в осложненных
условиях.
Бурение
разведочных
скважин
в
сложных
геологических
и
гидрогеологических условиях, представляет собой трудную задачу, успешное
решение которой требует применения специальных технических средств и
технологических методов.
Бурение затруднено в обводненных и неустойчивых горных породах,
представленных плывунами, песками, гравием, галечниками
и в зонах
поглощения промывочной жидкости. При бурение многолетнемерзлых пород
наиболее часто осложнения встречаются при бурении немерзлых таликовых
пород, слагающих надмерзлотные, межмерзлотные и подмерзлотные зоны
геологического разреза [22]. Применение специальных буровых растворов в
подобных условиях, не всегда приводит к положительным результатам,
особенно при наличии в разрезе мерзлых пород и водоносных горизонтов с
высокой минерализацией.
Одним из перспективных направлений преодоления затруднения при
бурение геологоразведочных скважин в осложненных условиях является
искусственное замораживание слабосвязанных неустойчивых горных пород с
целью обеспечения их монолитности и устойчивости.
66
Сущность искусственного замораживания горных пород заключается в
том, что при циркуляции в скважине специального низкотемпературного
промывочного агента - хладоносителя непосредственно в процессе бурения
скважины происходит замерзание содержащейся в горных породах влаги с
образованием прочных и непроницаемых ледопородных корок в стенках
скважины и керна, а также впереди движущегося забоя. Образующаяся на
стенках скважины и керна ледопородная корка является временным креплением,
позволяющим поддерживать устойчивость ствола скважины, предохранять керн
от разрушения в процессе бурения и при спуско - подъемных и других
операциях.
Оценка потребного количество холода, необходимого для замораживания
обводненных горных пород, представленных плывунами, рассчитываться в
следующем порядке [ 1 1 ]:
1. Количество холода Qi, необходимое для охлаждения воды, заключенной
в замораживаемых породах, от естественной температуры ti до температуры
замерзания воды to определяется по формуле:
Qi = V!
-У!
-Ci(to - ti);
(3.50)
где Vi - объем воды, содержащейся в породе, м3;
yi - плотность воды, кг/м3;
Ci - удельная теплоемкость воды, Дж/кг-°С;
2.
Количество
холода
Q2
на
ледообразование
(скрытая
теплота)
определяется по формуле:
Q2 = Vi
7
i t 2;
(3.51)
где Г2 - скрытая теплота плавления льда, Дж/кг;
3. Количество холода Q 3 , потребное для охлаждения льда от температуры
to до средней температуры замораживания t2, определяется по формуле:
Q3 = V i 7 i-C 3 (t2 - t i ) ;
(3.52)
где Сз - удельная теплоемкость льда при средней температуре, Дж/кг-°С;
67
4. Количество холода Q 4 , потребное для охлаждения горной породы
(твердых частиц) от начальной до конечной температуры, определяют по
формуле:
Q4 =W 7 2 -C4 (t2 - t i ) ;
(3.53)
где W - объем твердых частиц породы, м3;
у 2 - плотность породы, кг/м3;
С4 - теплоемкость твердых частиц породы, Дж/кг-°С;
5. Общее количество холода Q, потребное для замораживания расчетного
объема горной породы, определяется по формуле
Q = Qi + Q2 + Q 3 + Q4;
(3 54)
Выполненные расчеты данным методом (пример расчетов приведена в
приложениях) показывают, что для заморозки
1
м 3 плывуна с содержанием воды
30% требуется 33,630 кВт-час. При геологоразведочном бурении скважины с
диаметром 76 мм, с продувкой воздухом с применением вихревой трубы расход
охлажденного воздуха составляет 0,125 кг/с. Мощность охлаждения вихревой
трубы при давлении 0,7 МПа и расходе воздуха 0,125 кг/с составляет 5,025 кВт.
Таким образом для заморозки 1 м 3 плывуна при бурении скважин с диаметром
76 мм с продувкой воздухом с применением вихревой трубы необходимо
33,630/5,025=6,7
часа.
Для
бурения
с
одновременным
замораживанием
плывунов, при применении фреоновых парокомпрессорных холодильных
машин
с
воздушным
холодопроизводительность
охлаждением
зависит
от
конденсатора
мощности
у
которых
электродвигателя,
при
мощности электродвигателя 3 кВт и холодопроизводительности 3,5 кВт для
заморозки 1 м 3 плывуна требуется 33,630/3,50=9,6 часа. При применении
холодильной
установки
с
мощностью
электродвигателя
4,5
кВт
и
холодопроизводительностью 7,0 кВт для заморозки 1 м 3 плывуна требуется
33,630/7,0=4,8 часа, но при этом увеличивается энергоемкость процесса, так как
холодильная машина в отличие от вихревой трубы имеет электродвигатель со
значительной мощностью.
68
ГЛАВА IV
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ
ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ НА ЗАБОЕ ПРИ РАБОТЕ БУРОВОГО
ИНСТРУМЕНТА
4.1. Метод определения забойной мощности и влияние температуры на
работу коронки и на буримость горных пород.
При бурении геологоразведочных скважин, мощность, затрачиваемая на
забое,
является
одним
из
важнейших
параметров,
определяющих
как
энергоемкость технологического процесса, так и эффективность процесса
разрушения горной породы. Точное определение уровня мощности на этапе
проектирования
процесса
бурения
позволяет
определить
рациональные
технологические режимы и обеспечить его экономическую эффективность [41,
42, 44].
Мощность при бурении скважин установками колонкового бурения [15]
складывается из трех основных составляющих:
N g= N 3a6 + N Bp + N CT;
(4.1)
где N 33 6 - мощность, расходуемая на забое скважины, Вт;
NBp - мощность, расходуемая на вращение колонны бурильных труб в
скважине, Вт;
NCT - мощность, расходуемая в трансмиссии и других узлах бурового
станка, Вт.
Рассмотрим мощность, затрачиваемая на забое (N 3a6 ). Мощность на
разрушение породы при бурении зависит от типа породоразрушающего
инструмента и параметров режима бурения [14, 41].
При бурении твердосплавными коронками затраты мощности на забои
определяются по формуле:
N 3a6= 0,53-C ос’П’Е)корср’(0,137+Цтр);
где Сое - осевая нагрузка, даН;
п - частота вращения, мин'1;
D K opc p
- средней диаметр коронки, м;
69
(4.2)
firp- коэффициент трения резцов коронки о породу забоя [41].
Мощность на забое при бурении алмазными коронками
N 3 3 6 ” 10,2* Coc’tt’Dicopcp,
(4-3)
При бескерновом бурении
N 3a6=0,35- Coc’ivD j;
где -
(4.4)
- диаметр долота, м.
Выше приведенные формулы для расчета забойной мощности являются
теоретическими.
Расчет
забойной
мощности
с
использованием
этих
зависимостей может отличаться от практических результатов. В процессе
разрушения горных пород будет выделятся некоторое количество тепла, которое
пойдет на нагревание призабойной зоны и коронки. Высокая температура
отрицательно влияет на структуру металла и породоразрушающий инструмент
потеряет свою первоначальную крепость
[6 ]. Поэтому, особый интерес
представляет величина теплового потока выделяющейся на забое за счет работы
породоразрушающего инструмента.
Высокие температуры на забое отрицательно сказываются на работе
породоразрушающего инструмента через высокие контактные температуры с
различными необратимыми последствиями.
При разрушении твердых пород возникают температуры 600-800 °С и выше,
вызывающие
снижение
абразивных
качеств
алмазов
на
30-60
%
от
первоначальных значений [6 ].
Исследование в этой области вели Е.А. Козловский, Б.Б. Кудряшов, Б.В.
Захарьев, П.Н. Курочкин, Ю.А. Оношка, P.M. Скрябин и JI.K. Горшков.
Так как температурный фактор является одним из основных факторов,
влияющих на эффективность работы породоразрушающего инструмента при
бурении
геологоразведочных
скважин,
то
возникает
необходимость
экспериментально оценить величину забойной мощности и количество теплоты,
выделяющееся на забое в зависимости от параметров бурения.
70
4.2. Методика экспериментальных исследований при опытном бурении с
продувкой.
Целью
экспериментальных
исследований
при
опытном
бурении
с
продувкой воздухом было определение тепловой мощности, выделяемой на
забое, что определяет прирост температуры продувочного воздуха.
Основные задачи экспериментальных исследований:
- выполнить непосредственное измерение мощности на забое;
- определение тепловой мощности при бурении с коронкой сильно
изношенными зубьями;
- измерение теплоты, выделяющейся при бурении;
При экспериментальном бурении с продувкой воздухом были применены
следующие приборы и агрегаты:
- счетчик электроэнергии для замера общего расхода электроэнергии;
- электрический перфоратор (применялся в режиме вращения, Status MPR-70: Р 1200 Вт, по-600 об/мин,);
- вихревая труба (применялся в качестве установки для охлаждения воздуха);
- вертлюг и твердосплавные коронки;
- Искусственный разбуриваемый блок (образец породы);
- Многоканальный измеритель температуры (ИРТ-4);
- Анемометр (для замера скорости воздуха, (smart sensor AR816));
- Тахометр для замера числа оборотов коронки (СЕМ. А Т - 8 );
- Электронные весы для определения осевой нагрузки;
- Компрессор поршневой (ПКСД-5,25ДМ(Р));
- Клапан редукционный с манометром, использовался для регулирования
давления воздуха, поступающего в вихревую трубу.
71
Рис. 4.1. Схема экспериментальной установки при бурении с продувкой
воздухом. 1- компрессор, 2 - электроперфоратор, 3 - разбуриваемая порода, 4 весы, 5 - вихревая труба, 6 - регулятор давления, 7 - вертлюг, 8 - коронка, 9 электросчетчик, 10 - герметизатор. 1г - точка замера температуры горячего
потока, °С; ti - точка замера температуры холодного воздуха на выходе с
вихревой
трубы,
°С;
h -
точка замера
температуры
на
выходе
с
герметизатора, °С; Gr - точка замера скорости воздуха горячего потока, м/с;
GBbix - точка замера скорости воздуха на выходе с герметизатора, м/с; Сос осевая нагрузка, кг; Р - давление воздуха, МПа; п - точка замера числа оборотов,
об/мин.
Экспериментальные
работы
проводились
следующим
образом:
на
вихревую трубу 5 установили генератор холодной фракции 8Н и вихревую трубу
присоединили к ресиверу компрессора 1, в соединительные шланги между
ресивером и вихревой трубой установили регулятор давления 6. Холодный
выход вихревой трубы подсоединили через шланг к вертлюгу 7. Далее
электроперфоратор 2 соединяли с породоразрушающим инструментом через
вертлюг, установили весы 4 под блок разбуриваемой породы 3. Подключили
перфоратор к сети через электросчётчик 9 и включили перфоратор в режиме
72
вращения и продувку. Установили давление 0,8 МПа с помощью регулятора
давления, и с помощью держателя передали перфоратору осевую нагрузку
1 0
кг,
осевую нагрузку определяли с помощью весов 4. Записали текущее время,
показания электросчетчика (Wh) и осевую нагрузку (Сос), тахометром замерили
число оборотов (п) на породоразрушающем инструменте.
После стабилизации температуры, многоканальным измерителем (ИРТ-4)
замеряли температуры окружающей среды (t0Kp), горячего потока (tr), холодного
выхода вихревой трубы (ti) и температуру потока, выходящего с герметизатора
Ю (t2).
Также замеряли анемометром (smart sensor AR816) скорость потока воздуха
на горячем выходе вихревой трубы и выходящею из герметизатора.
Зная скорость потоков воздуха в расширительных трубах, расход воздуха
(Gr) и (G bbix) рассчитывали по следующей формуле:
G=vгде, v
d
■р, кг/с;
(4.5)
скорость потока воздуха, м/с;
диаметр патрубка в месте замера скорости, м;
р - плотность воздуха, кг/м3;
Выключив перфоратор записывали показания электросчетчика и время,
замерили глубину и диаметр шпура.
Далее все замеры повторяли с давлениями воздуха 0,7; 0,6; 0,5; 0,4; 0,3 и 2
МПа. Также с осевыми нагрузками Сос=30 и 50 кг.
Для определения наибольшей величины теплового потока весь комплекс
проведенных работ повторяли при таких же значениях параметров заменив
коронку на коронку с значительно изношенными зубьями.
Все полученные экспериментальные данные и расчетные параметры
заносились в таблицы 4.1 и 4.2 приложений.
73
4.3. Результаты испытаний при опытном бурении с продувкой.
Результаты испытаний при опытном бурении с продувкой позволили
определить:
1. Мощность на валу при бурении:
. .
. ,
2пп
N - М кр — , Вт;
(4.6)
где, Мкр - момент на валу, Н-м;
п - обороты вала, 1 /мин;
2. Тепловую мощность, выделяемую на забое, т.е., мощность, которая идет
на нагревание призабойной зоны и коронки:
Ртепл = С ■G ■ (t.2
ti), Вт;
(4.7)
где, с - теплоемкость воздуха, Дж/кг-°С;
G - расход воздуха, G=v- - — ■р , кг/с;
4
3. Мощность, идущая на разрушение горной породы:
Npa3
N 3 3 6 —Ртепл, Вт;
(4.8)
где, N 3 36 - мощность на забое;
Ртепл - тепловая мощность забоя;
4. Зависимость изменения числа оборотов Поб бурильной трубы от осевой
нагрузки Сое на буровую трубу.
400
350
300
250
ю
с °
200
150
100
50
0
0
Сос, КГ'
Рис. 4.2. Зависимость изменения числа оборотов (п0б) бурильной трубы от
осевой нагрузки (Сос) на буровую трубу.
74
Построенный по результату испытаний, график зависимости числа оборотов
бурильной трубы от осевой нагрузки на буровую трубу (рис. 4.2), показывает
значительные снижение числа вращений буровой трубы при увеличение осевой
нагрузки на буровую трубу. При увеличении осевой нагрузки (Сос) на 20 кг
наблюдалась снижение числа оборотов бурильных труб (п) на 75^80 оборотов.
5. Зависимость изменения температуры забоя от осевой нагрузки.
В ходе испытаний выявлено, что температура забоя (t2 BHX) зависит от осевой
нагрузки на буровую трубу. Из графика (рис. 4.3) наблюдается, что при
увеличении осевой нагрузки, происходить значительный рост температуры
воздуха, выходящего с забоя. С увеличением осевой нагрузки на каждые 20 кг,
происходить рост температуры воздуха, выходящего с забоя на 4-5°С.
О
10
20
30
40
50
60
Рис. 4.3. Зависимость изменения температуры выходящего с забоя (t2 Bbix) от
осевой нагрузки Сос. (tixn = -28 °С).
Такое возрастание температуры объясняется тем, что при увеличение
осевой нагрузки, так же увеличивается мощность на забое, следовательно,
увеличивается тепло которые идет на нагревание призабойной зоны и коронки.
6.
Зависимость изменения температуры выходящего с забоя t 2 Bbix от
температуры продувочного воздуха tixn.
75
Рис. 4.4. Зависимость изменения температуры воздуха, выходящего с забоя
(12вых) от температуры продувочного воздуха (tiхл). При Сос = 50 кг.
На графики (рис. 4.4) построенного по результатам замеров наблюдается
изменение температуры воздуха выходящей с забоя в зависимости от
температуры продувочного воздуха при осевой нагрузке на буровую трубу 50 кг.
Из графика (рис. 4.4) видно, что температура воздуха, выходящего с забоя
снижается на 4^8 °С при увеличении отрицательной температуры продуваемого
воздуха на 2^3 °С.
При повторении опыта с осевой нагрузкой 30 кг (рис. 4.5) температура
воздуха, выходящего с забоя также снижается на 4^5 °С при увеличении
отрицательной температуры продуваемого воздуха,
о
5
-5
-10
U
■
*-15
X
О
+J
-20
-25
-30
Рис. 4.5. Зависимость изменения температуры выходящего с забоя (t2 BHX) от
температуры продувочного воздуха (tixn). При Сос=30 кг.
76
Рис. 4.6. Зависимость изменения температуры выходящего с забоя (t2 BHx) от
температуры продувочного воздуха (tiM). При Сос= Ю кг.
7.
Зависимость изменения температуры воздуха, выходящего с забоя от
расхода продувочного воздуха.
В ходе экспериментальных работ, при увеличении расхода продувочного
воздуха на 0,0018^0,002 кг/с, наблюдалось снижение температуры на холодном
выходе вихревой трубы на 2^4 °С, (рис. 4.7) а температура воздуха, на забое
снижалось на 4^5 °С. Так как воздух имеет малую теплоемкость, для более
интенсивного охлаждения забоя потребуется больший расход воздуха. Таким
образом, установлена зависимость изменения температуры воздуха на забое от
расхода воздуха в пределах указанных параметров бурения.
45
40
•
35
и
30
J
~
20
15
° и 25
•
•
10
5
0,012
0,013
0,014
0,015
0,016
0,017
0,018
0,019
0,02
0,021
0,0
G, кг/с
Рис. 4.7. Зависимость изменения температуры воздуха, на забое от расхода
продуваемого воздуха.
8. Изменение тепловой мощности забоя в зависимости от осевой нагрузки
на буровую трубу.
Тепловая мощность на забое зависит от осевой нагрузки, при увеличение
осевой нагрузки на буровую трубу увеличивается тепловая мощность на забое,
из графика (4.8) видно, что при увеличении осевой нагрузки на 20 кг тепловая
мощность увеличивается на 9 0 - 1 0 0 Ватт.
900
800
h
Qj 700
^
| 600
к
йн
500
400
0
10
20
30
40
50
60
С0С-КГ.
Рис. 4.8. Изменение тепловой мощности забоя
( Р Те п л )
в зависимости от
осевой нагрузки (Сос) на буровую трубу.
9. Изменение тепловой мощности забоя РТепл в зависимости от осевой
нагрузки Сос на буровую трубу и от состояния режущих зубьев коронки.
Рис. 4.9. Зависимость величины тепловой мощности от состояния режущих
зубьев
коронки.
1-Коронка
с
неизношенными
зубьями,
2-коронка
с
изношенными зубьями.
Величина тепловой мощности забоя, т.е. теплоты, которая идет на
нагревание призабойной зоны и долота, зависит от состояния режущих зубьев
78
коронки (рис. 4.9). Результаты сделанных замеров показывают, что величина
тепловой мощности забоя при бурении с коронкой изношенными зубьями,
значительно выше. Тепловая мощность при бурении с коронкой изношенными
зубьями
выше на 80^ 100 Ватт
(11^12%)
относительно
коронки
с не
изношенными зубьями. При бурении с коронкой изношенными зубьями, не
происходить
резания
породы
и
за
счет
трения
породоразрушающего
инструмента о породу возрастает температура на забое. При работе коронки на
забое происходит постепенный износ зубьев, следовательно, с увеличением
глубины скважины увеличивается тепловая мощность выделяющейся на забое.
10. Зависимость углубки скважины (hMM) от расхода продувочного воздуха
(G).
100
95
90
S
85
Л
80
•
75
70
0,01
0,012
0,014
0,016
0,018
0,02
0,022
G, кг/с.
Рис.4.10. Зависимость углубки скважины (hMM) от расхода продувочного
воздуха (G).
Из графика (рис. 4.10) видно, что при неизменной осевой нагрузки и числе
оборотов коронки, при увеличении расхода продувочного воздуха на 0,0014—
0.0018 кг/с, углубка забоя увеличивается на 3^4 мм. При увеличении расхода
продувочного воздуха, происходит более интенсивная углубление забоя. Это
можно объяснить тем, что при увеличении расхода продувочного воздуха более
качественно обеспечивается чистота ствола скважины и забоя. Не происходит
79
повторное измельчение частиц. Хорошо охлаждается буровая коронка. Все это
способствует эффективному разрушению породы.
11. Зависимость тепловой мощности от скорости объемного бурения.
В ходе испытаний выявлено, что тепловая мощность забоя наиболее
стабильно изменяется в зависимости от изменения скорости объемного
разрушения горной
породы.
Из
сделанных экспериментальных замеров
наблюдается что, тепловая мощность забоя составляет 640 ватт при объемной
скорости разрушения породы 1,04-10'7м3/с, при увеличении скорости объемного
разрушения породы до 1,16-10'7 м3/с, тепловая мощность возрастает до 724 ватт.
Результаты
экспериментальных
зависимость тепловой мощности
исследований
( Р Те п л )
позволили
установить
от скорости объемной разрушения (vn),
которая показана на рисунке 4.11.
900
850
1
—1 оии
ЯПЛ
Й
ffl 750
/эи
£
<D
ClT 700
650
СЛП
8,00Е-08
9,00Е-08
1,00Е-07
1Д0Е-07
1,20Е-07
1,30Е-07
!,■
vn, м3/с
Рис.
4.11.
Зависимость величины тепловой мощности от скорости
объемного бурения.
По результатам экспериментальных испытаний установлена зависимость
величины тепловой мощности забоя от скорости объемного бурения. Скорость
объемного бурения изменяется в зависимости от осевой нагрузки и числа
оборотов бурильной трубы. Изменение скорости бурения, частоты вращения
коронки и осевой нагрузки влияет на скорость объемного разрушения. С другой
стороны, известно влияние осевой нагрузки и числа оборотов на забойную
мощность. Таким образом, объемную скорость разрушения можно принять за
80
обобщающий параметр, оказывающий существенное влияние на тепловую
мощность.
Проведя регрессионный анализ [18] на основе экспериментальных данных
приведенных в таблице 4.1 колонки 2 и 3 была получена следующая зависимость
величины тепловой мощности от скорости объемного бурения:
Ртепл = 7 ■ 1 0 9 ■ v n — 8 3 ,8 2 ;
(4.9)
где vn- скорость объемного бурения, м3/с.
Коэффициент корреляции для параметров данного уравнения составляет
0,97.
Полученная зависимость может быть использована для определения
прироста температуры продувочного воздуха:
Ртепл
Gc
7-Ю9- Рп- 83, 82
= --------- £-----— ;
(4.10)
Gc
v
7
где Ртепл - тепловая мощность, выделяющейся на забое при бурении, Вт; степлоемкость воздуха, Дж/кг-°С; G - расход воздуха, кг/с; vn - скорость
объемного бурения, м3/с.
Точность данной модели проверяем, проведя регрессионный анализ по
формуле 4.9. Для определения расчетных данных составим таблицу 4.1. В
таблице приняты следующие обозначения: п - номер серии опыта; РТепл - среднее
значение внутри
серии опытов экспериментально полученной тепловой
мощность, выделяющейся на забое, Вт; vn - скорость объемного бурения, м3/с;
Р*тепл -
тепловая
мощность,
выделяющейся
на
забое,
полученная
по
регрессионной зависимости, Вт.
Табл. 4.1.
п
Ртепл.
Вт.
V n.
м3/сек
Р
тепл.
Вт.
Ртепл. _ Р тепл.
Вт
(Ртепл. _ Р тепл.)^,
1
648
1,04-10'07
644,18
3,82
14,5924
2
724
1,16-Ю-07
728,18
-4Д8
17,4724
3
843,5
1,32-10'07
840,18
3,32
Вт.
11,0224
X Ртепл
X (Ртепл. _ Р тепл.)^
=2215,5
=43,0872
81
£ (Р т е п л .- р*тепл ) 2
9
43,0872
. .
0
,
а ----------------------------------14,36;
п
3
9 9
X Р теп л_ 2215,5_
tin
= --------=
-----—
738,5;
1Н
п
3
99
л/гг 2
/1 4
А=-=- • 100% = v '
t lH
-100% = 1,94 %;
738
9
9
Среднеквадратичная ошибка составляет 1,94 % от среднеарифметического
значения уравнения, следовательно, уравнение 4,9 с достаточной точностью
описывает величины тепловой мощности от скорости объемного бурения.
При определение температурных режимов скважины при бурении с
продувкой
воздухом
с
использованием
вихревой
трубы
сокращающая
обозначение «В» в аналитическом выражении предложенные Б.Б. Кудряшовым
3.1 и 3.2, позволяющее определить температуру в любой точке системы примет
следующей вид:
В = С — f t , - '^
7-1оу
С*
С/р
2>;
(4Л1)
р
Также формулы для практических расчетов температурного режима
скважины 3.17 и 3.18 при бурении с применением вихревой трубы примут
следующий окончательный вид:
в бурильных трубах
ti= ((-2,46 • Р - 10,9) - Т„) e r*h -f^ 7'10’'
е^п -н ) + ^
.С;
-ср ' г 1
в кольцевом канале
t 2= (Тп - (-2,46 • Р - 1 0 ,9 ) ^ e r*n -
^ »С;
Gr ' cp'r 2
Г1
82
Выводы по главе
1. В процессе разрушения горных пород выделяется некоторое количество
тепла, которое идет на нагревание призабойной зоны и коронки.
2.
Сделанные замеры при опытном бурении с продувкой, позволили
определить тепловую мощность забоя т.е., мощность, идущая на нагревание
призабойной зоны и долота.
3. В ходе экспериментальных работ при увеличении осевой нагрузки (рис.
4.2) наблюдалась снижение числа оборотов бурильных труб. Таким образом
выявлена зависимость изменения числа оборотов бурильной трубы от осевой
нагрузки на буровую трубу.
4. Определено зависимость изменения температуры забоя от осевой
нагрузки, (рис. 4.3) При увеличении осевой нагрузки на бурильную трубу,
происходить
значительный
рост
температуры
продувочного
воздуха,
выходящего с забоя. При увеличение осевой нагрузки на 20 кг, температуры
воздуха, выходящего с забоя, повышалась на 4^5°С.
5. В ходе экспериментальных работ, при увеличении расхода продувочного
воздуха на 0,0018^0,002 кг/с, наблюдалось снижение температуры на холодном
выходе вихревой трубы на 2^4 °С, (рис. 4.7) а температура воздуха, входящего с
забоя снижалось на 4^5°С. Так как воздух несет малую теплоемкость для более
интенсивного охлаждения забоя потребуется больше расхода воздуха. Таким
образом, установлена зависимость изменения температуры воздуха на забое от
расхода воздуха.
6. Установлена зависимость тепловой мощности забоя от величины осевой
нагрузки на буровую трубу (рис. 4.8).
7. Установлена зависимость изменения тепловой мощности забоя от
состояния режущих зубьев коронки (рис. 4.9). Результаты сделанных замеров в
ходе эксперимента показывают, что величина тепловой мощности забоя при
бурении с коронкой изношенными зубьями выше на 80^100 Ватт (11^12%)
относительно коронки с не изношенными зубьями. При бурении с коронкой
83
сильно изношенными зубьями, почти не происходить резания породы и за счет
трения породоразрушающего инструмента о породу возрастает температура на
забое.
8. Установлена зависимость величины тепловой мощности забоя от
скорости объемного бурения.
9. Определена зависимость углубки скважины от расхода продувочного
воздуха (рис. 4.10). При увеличении расхода продувочного воздуха, происходит
более интенсивная углубление забоя. Это можно объяснить тем, что при
увеличении расхода продувочного воздуха более качественно обеспечивается
очистка ствола скважины и забоя, не происходит повторное измельчение частиц,
обеспечивается хорошее охлаждение породоразрушающего инструмента.
84
ГЛАВА V
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ КОМПРЕССОРА ПРИ
БУРЕНИИ С ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ ЗА СЧЕТ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
ВТОРИЧНЫХ ЭНЕРГОРЕСУРСОВ
5.1. Анализ работы и повышение эффективности компрессорных
установок на геологоразведочных работах.
При бурении геологоразведочных скважин с продувкой газообразными
агентами сжатый воздух имеет особое место.
Компрессорные установки - генерирующие пневматическую энергию,
являются
наиболее
энергоемким
оборудованием.
Их
удельный
вес
в
энергетическом балансе горных предприятий составляет значительную долю [9,
10]. Затраты на производство сжатого воздуха в течение последних лет
увеличиваются в связи с ростом затрать на топливо. Увеличение объемов
производства сжатого воздуха и снижение производительности компрессоров
ввиду увеличения доли изношенных компрессоров с истекшим сроком
эксплуатации также приводят к увеличению затрат [8, 36].
Учитывая это и перспективы применения пневматической энергии в
горнодобывающей
промышленности,
следует
особое
внимание
уделять
снижению затрат на энергоресурсы при производстве сжатого воздуха, в
соответствии с современными требованиями энергосбережения.
Производительность компрессора является основным его показателем,
поскольку определяет степень использования оборудования и влияет на
удельный расход энергоресурсов [38].
Факторами, влияющими на снижение производительности компрессорных
установок, являются:
- потери тепловой энергии в ДВС привода компрессора;
- потери производительности за счет нагрева воздуха;
- потери за счет снижения давления;
- потери за счет утечки в клапанах;
- потери за счет вредного пространства.
85
На
рисунки
5.1
показана
диаграмма
потерь
производительности
компрессорной установки в реальных условиях по данным [36].
Уменьшение
потерь
в
клапанах
приведет
к
увеличению
производительности компрессора. Увеличенный объем вредного пространства
приводит к снижению производительности на 14,1%. Потери вследствие
снижения давления в цилиндре компрессора во время процесса всасывания
составляет 17,2%. Утечки сжатого воздуха снижают производительность на
10,9%. Потери за счет подогрева воздуха при всасывании составляют 7,8%.
Потери производительности компрессора
За счет подогрева воздуха
Утечки
За счет вредного
пространства
За счет снижения
давления
Фактическая
производительность
Рис. 5.1. Диаграмма потерь производительности компрессора.
Потери
давления
конструктивным
в
цилиндре
совершенством
компрессора
также
определяются
воздухораспределительных
органов,
величиной проходного сечения всасывающих клапанов и зависят от их
своевременного открытия и закрытия. Тепловой режим работы компрессора в
некоторой
степени
определяется
состоянием
воздухораспределительных
органов. Тепловой режим связан с утечками сжатого воздуха через клапаны и
величиной потерь энергии от дросселирования в клапанах.
Увеличение скорости бурения скважин с продувкой охлажденным воздухом
связано
с
повышением
энергоемкости
бурения
за
счет
применения
компрессорных установок, мощность привода которых значительно больше, чем
у насосов, применяемых при бурении с промывкой в аналогичных условиях.
86
Анализ работы передвижных компрессорных установок показывает, что
значительная часть энергетических потерь приходится на ДВС привода
компрессора, так как не вся сгораемая топлива преобразовывается в полезную
мощность. Большее количество тепловой энергии отводится от двигателя в
систему охлаждения и уносится с отработавшими газами [69]. Отвод теплоты в
систему
охлаждения
необходим
для
воспрепятствования
пригоранию
поршневых колец, обгоранию седел клапанов, задиру и заклиниванию поршня,
растрескиванию головок цилиндров и возникновению детонации. По данным
[69] на рисунки 5.2 приведены тепловые потери дизельного двигателя.
Тепловые потери в ДВС привода компрессора
= теплота, преобразованная в
полезную мощность - 45%
30%
- тепловые потери отведенные
в систему охлаждения - 23%
■ тепловые потери, возникшие
при трении поршня - 2%
23%
тепловые потери, отведенные
с выхлопными газами - 30%
Рис. 5.2. Диаграмма тепловых потерь в дизельном двигателе привода
компрессора.
На геологоразведочных работах применяются поршневые и винтовые
компрессорные установки производительностью 4-10 м3/мин с приводом от
дизельных двигателей мощностью 25^75 кВт и расходом топлива 6-Н6 кг/ч.
Наибольшая доля потерь связана с тепловыми потерями. Поэтому,
повышение КПД компрессора возможно за счет использования теплоты,
отводимой системой охлаждения компрессорной установки и ДВС привода
компрессора.
Использование утилизируемой теплоты позволит снизить тепловые потери
в окружающую среду и повысить КПД энергоисточника.
87
5.2. Возможность использования теплоты ДВС привода компрессора и
избыточного воздуха для теплоснабжения буровых установок.
В настоящее время для бурения разведочных скважин применяют в
основном передвижные компрессорные станции с поршневыми компрессорами
и приводом от ДВС.
При сгорании топливо в ДВС только часть теплоты преобразуется
полезную работу. Эта часть определяется эффективным КПД двигателя,
величина которого зависит от ряда факторов и в реальных условиях не
превышает 30^35% [48]. Все остальное тепло отводится в атмосферу с
выхлопными газами и от системы охлаждения двигателя. В настоящее время эта
теплота не используется и теряется, загрязняя окружающую среду.
Например, общие потери теплового потока (5(Н55%) для компрессорной
установки ЗИФ-ПВ-8/0,7
с дизельным двигателем Д-243
номинальной
мощностью 60 кВт примерно эквивалентны теплоте сгорания 5^6 кг дизельного
топлива в час.
При бурении скважин с продувкой воздухом компрессорные установки
постоянно работает в номинальном режиме, например, компрессор ЗИФ-ПВ8/0,7 вырабатывает 8 м3/мин сжатого воздуха, а для бурения скважин с
диаметром 76 мм используется только 3,5^4 м3/мин, которая подается в
скважину, другая часть сбрасывается в атмосферу.
С целью повышения эффективности компрессора и снижения затрат на
теплоснабжение при бурении геологоразведочных скважин с продувкой
воздухом с применением вихревой трубы нами предлагается следующая система
утилизации теплоты ДВС компрессора и нагретого воздуха, выходящего с
горячего выхода вихревой трубы (рис. 5.3).
88
Рис. 5.3. Схема использования теплоты ДВС компрессора и вихревой трубы.
1-Компрессор, 2-ДВС, 3-ресивер компрессора, 4-сопло, 5-вихревая труба, 6вентилятор, 7-теплообменник.
Схема работает следующим образом: сжатый воздух из ресивера 3
компрессора 1 подается в вихревые трубы 5, где происходит температурное
разделение воздуха на холодный и горячий потоки. После разделения в вихревых
трубах 5 холодный поток воздуха подается в скважину. Горячий поток воздуха
через сопло 4 смешивается с тепловым потоком, поступающим с выхлопными
газами ДВС, и подается в теплообменник 7.
Теплообменник создает
сопротивление движению выхлопных газов, что снижает полезную мощность
двигателя и повышает его расход топлива. Для снижения вредного влияния
сопротивлений теплообменника, горячий поток высокого давления с вихревой
трубы подается в сопло, установленное в выхлопном трубопроводе. В сопле
происходит эффект эжекции, при котором струя горячего потока воздуха с
вихревой трубы выходя с большой скоростью из сопла создает разрежение и
увлекает за собой выхлопные газы (рис. 5.4). При этом снижается сопротивление
движению выхлопных газов создаваемое теплообменником, что способствует
снижению расхода топлива двигателем. При остановках процесса бурения на
небольшие промежутки времени не происходит очистка забоя, при этом
89
компрессор работает в холостую, что приводит к дополнительным затратам
топлива, это отрицательно сказывается на эффективности бурения. Второй
вихревой холодильник 5 предназначен для снабжения горячем воздухом
теплообменника для снижения потерь при холостой работе компрессора.
Рис. 5.4. Схема ижекционного сопла установленного утилизационную
установку.
1-сопло, 2-горячей поток сжатого воздуха с вихревой трубы, 3-выхлопные
газы, 4-эжектируемый горячий поток, 5-тепловой поток, подаваемый в
теплообменник.
Утилизируемое тепло от ДВС компрессора и горячего выхода вихревой
трубы (принцип действия вихревой трубы основан на эффекте вихревого
температурного разделения газа, см. § 5.1) возможно, использовать на отопление
объектов производственного и бытового назначения, на горячее водоснабжение,
а также на технологические нужды производства. Экономия топлива очевидна,
т.к. тепло от ДВС и вихревой трубы не выбрасывается в атмосферу, а
непосредственно полезно используется на теплоснабжение объекта. При таком
подходе сокращаются закупки топлива для этих нужд. Экономический эффект
от применения такой технологии возрастает при ее реализации в условиях
постоянного повышения цен на топливо
и с учетом затрат на его
транспортировку к месту эксплуатации энергоустановки.
При разработке систем утилизации теплоты необходимо решить ряд
вопросов [33]:
90
1. Выбрать вторичный теплоноситель (ТН).
2. Определить число ступеней утилизации.
3. Выбрать систему утилизации.
Вторичный ТН воспринимает теплоту от выхлопных газов и воды системы
охлаждения и передает ее потребителю. В схемах утилизации теплоты крупных
ДВС и компрессорных в качестве вторичного ТН принимают воду, т.к.
основными источниками теплоты являются котельные с водогрейными котлами.
В передвижных установках, при постоянной работе ДВС используют в качестве
вторичного ТН воздух, т.к. при переездах, остановках возможно замерзание
воды.
Число ступеней утилизации определяется числом теплообменников.
Система циркуляции обычно принимается принудительной, т.к. это увеличивает
скорость
движения
воды,
что
интенсифицирует
процесс
теплообмена.
Естественная циркуляция может быть использована для обогрева небольших
потребителей при отсутствии протяженных теплосетей [33].
91
5.3. Методика расчета и оценка тепловой мощности утилизационной
установки.
С целью повышения эффективности компрессора и снижения затрат на
теплоснабжение нами было предложена утилизационная установка теплоты, для
определения величины получаемой теплоты от утилизационной установки
необходимо провести оценку тепловой мощности.
Для расчетов общей тепловой мощности, передаваемой в теплообменник
утилизационной установки, при бурении с продувкой воздухом, выбрали
передвижную компрессорную установку марки ПКСД-5.25Д с ДВС Д-242 и
вихревую трубу с расходом воздуха на горячем выходе 0,125 кг/с и температурой
+120 °С. Технические характеристики дизельного двигателя Д-242 приведены в
таблице 2.3 приложений.
В результате расчета определяются следующие параметры:
-тепловой поток, отводимый системой охлаждения дизеля [28]:
Q p ~ 1 0 ' 4'
G
• Qh, кВт;
(5.1)
где G - расход топлива дизелем, кг/ч;
- низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг;
- расход вторичного теплоносителя, необходимого для отвода теплоты
системы охлаждения:
М2=^ к ’ кг/с;
(5-2)
где с2 - теплоемкость вторичного теплоносителя, кДж/кг-°С;
A t±- перепад температур теплоносителя, °С;
- тепловой поток, передаваемый выхлопными газами в теплообменнике:
Q r = C rM i(T i - Т 2), кВт;
(5.3)
где Ci - теплоемкость выхлопных газов, кДж/кг-°С; Mi - расход выхлопных
газов, кг/с; Ti и Т2 - температура выхлопных газов на входе и выходе из
теплообменника, °С:
92
-
тепловой поток, передаваемый горячем потоком вихревой трубы в
теплообменнике:
(5.4)
Q b t = C 2 - M b t ( T i b t - T 2) , к В т ;
С2 - теплоемкость воздуха, кДж/кг-°С; Мвт - расход воздуха на горячем
выходе вихревой трубы, кг/с; ТiBT- температура горячего потока вихревой трубы
на входе к теплообменнику, °С;
Величина ТiBT(температура горячего потока вихревой трубы) в формуле
35.4 при расчете теплового потока, передаваемый горячем потоком вихревой
трубы в теплообменнике может определяться по экспериментально полученной
нами зависимостью. График зависимости приведена на рисунке 3.16.
Проведя регрессионный анализ на основе экспериментальных данных
получена следующая зависимость температуры горячего потока вихревой трубы
от давления воздуха:
T ibt= 59,7 - Р + 44,2;
(5.5)
где Р - давление сжатого воздуха, выходящего с компрессора, МПа.
Коэффициент корреляции для переменных, входящих в данное уравнение
составляет 0,95.
Полученная зависимость может быть использована в качестве модели для
определения температуры горячего потока вихревой трубы в зависимости от
давления при оценки тепловой мощности утилизационной установки при
условиях что она достаточна точна.
Точность данной модели проверяем, проведя регрессионный анализ по
формуле 5.5. Для определения расчетных данных составим таблицу 5.1. В
таблице приняты следующие обозначения: п - номер опыта; ТiBT- температура
горячего потока воздуха, полученная экспериментально, °С; Р - давление
воздуха, Мпа; T*iBT - температура горячего потока воздуха, полученная по
регрессионной зависимости, °С.
Табл. 5.1.
93
п
1
Р, Мпа.
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
Т i ВТ, °С
52
63,7
70,4
76,5
81
85
90
2
3
4
5
6
7
т1 1ВТ “ т*.
JL 1ВТ°с
^•
Т*1вт, °С.
56,14
62,11
68,08
74,05
80,02
85,99
9 1 ,9 6
-4Д 4
1,59
2,32
2,45
0,98
-0,99
(Т1вт-Т*1вт)2,°С.
17,1396
2,5281
5,3824
6,0025
0,9604
0,9801
- 1 ,9 6
3 ,8 4 1 6
£ T ibt = 5 1 8 , 6
2 ( Т 1вт Т*1вт)2= 3 6 ,8 3
02 = X(T1bt- T i Bt)2 = 36,83 =
------
1Н
=
п
£ Т 1вт
51 8,6
п
7
\/7 т -2
9 9
7
_
74,8;
99
/ сг 0 / ^ 2
А = ^ = - 100% = ^ ^ - 1 0 0 % = 6 ,7 % ;
T ibt
74,8
9
9
Среднеквадратичная ошибка составляет 6,7 % от среднеарифметического
значения уравнения, следовательно, уравнение 5.5 с достаточной точностью
описывает зависимость температуры горячего потока воздуха Т iBTот величины
давления воздуха.
Таким
образом
формула
5.4
для
определения
теплового
потока,
передаваемый горячем потоком вихревой трубы в теплообменнике примет
следующий окончательный вид:
Q BT= С2-М вт((5,9 • Р + 44,2) - Т2), кВт;
(5.6)
где Р - давления воздуха подаваемая в вихревую трубу;
-расход выхлопных газов, кг/с:
G+MB
M i= ----- -;
и /г
3600 9
(5.7)
v
где Мв- расход воздуха дизелем, кг/ч.
Для четырехтактных дизелей:
М в=60— H ---N ;
4
2
9
где D - диаметр цилиндра дизеля, м;
Н - рабочий ход поршня, м;
94
(5.8)
4 7
7
n - число оборотов дизеля, об/мин;
N - число цилиндров дизеля.
Для четырехтактного дизеля формула для определения расхода выхлопных
газов примет вид:
, ,
,
G + 2 3 . 5 5 D 2H-n-N
,
M i= -------------------- , кг/с.
3600
_
(5.9)
9
v
7
Перепад температур вторичного теплоносителя в теплообменнике:
A t2= - ^ —, °С;
С2 М 2 ’
где
Qr -
тепловой
поток,
(5.10)
’
передаваемый
v
выхлопными
'
газами
в
теплообменнике, кВт.
В конструкции предлагаемой нами утилизационной установки применяется
сопло, через которого в теплообменник подается тепловой поток с вихревой
трубы и выхлопные газы. В сопле происходит эффект эжекции выхлопных газов,
принцип которого заключается в следующем: струя инжектирующего газа
(горячей поток с вихревой трубы), выходя с большой скоростью из сопла создает
разрежение и увлекает за собой выхлопные газы. При этом снижается
сопротивление движению выхлопных газов создаваемое теплообменником, что
способствует снижению расхода топлива двигателем.
Примерный расчет тепловой мощности предлагаемой утилизационной
установки.
Исходные данные для проведения расчета: мощность ДВС 46 кВт, расход
топлива 10,3 кг/ч, диаметр цилиндра и ход поршня 110/125 м, число оборотов
дизеля 1800 об/мин, число цилиндров дизеля 4, расход горячего воздуха
вихревой трубы 0,125 кг/сек, температура горячего потока вихревой трубы 90 °С.
1. Тепловой поток, отводимый системой охлаждения дизеля:
Qp=10'4- G • Й =10-4-10,2-41900 = 42,3 кВт;
-
расход теплоносителя, необходимого для отвода теплоты системы
охлаждения:
95
М -
° Р _ 4 3 , 1.57
С2 -A t ± 4 Д 9 -2 0
9
9
2. Тепловой поток, передаваемый выхлопными газами и горячем потоком
вихревой трубе в теплообменнике:
Q r = ci-M i (Ti - Т2) = 1,04-0,074-200 =15,3 кВт;
3. Тепловой поток, передаваемый горячем потоком вихревой трубы в
теплообменнике:
Q b t=
Сг'Мвт (Т 1вт
Тг)
=
1,04-0,04-40=1,7 кВт;
- расход выхлопных газов:
, ,
G + 2 3 . 5 5 D 2H-n-N
1 0 ,3 + 2 3 .5 5 -0 Д 1 2-0 Д 2 5 -1 8 0 0 -4
3600
3600
,
M i= -------------------- = —1------------:------ :------------- =0,074, кг/с.
’
’
Результаты расчетов показывает, что тепловой поток, отводимый системой
охлаждения дизеля Д-242-71
составляет 42,3
кВт, а тепловой поток,
передаваемый выхлопными газами и горячем потоком вихревой трубы в
теплообменник 17 кВт. Таким образом общая мощность источников теплоты
передаваемый в теплообменник составляет 59,3 кВт.
Выводы по главе
1. Из анализа работы передвижных компрессорных установок выявлено, что
значительная часть энергетических потерь приходится на ДВС привода
компрессора, так как не вся сгораемая топлива преобразовывается в полезную
мощность. Большее количество тепловой энергии отводится от двигателя в
систему охлаждения и уносится с выхлопными газами [69].
2. Величина тепловой мощности, утилизируемой теплоты выхлопных газов
и охлаждающей жидкости двигателя соизмеримы с эффективной мощностью
ДВС, а утилизация теплоты, отводимый радиатором дизеля, позволяет довести
коэффициент полезно используемого теплоты, образуемого от сгорания топлива,
до 80^85%.
96
3. Использование теплоты отработанных газов и систем охлаждения
позволит снизить потери теплоты в окружающую среду, т.е. повысить КПД
энергоисточника, который для ДВС составляет 30-^40%.
4. При бурение геологоразведочных скважин с очисткой забоя воздухом
возможно использование вихревой трубы в качестве холодильно-нагревательной
установки.
5.
Для рационального
использования
вихревой трубы
в качестве
холодильной установки в геологоразведочном бурении скважин с продувкой
воздухом, необходимо определить оптимальные параметры и геометрические
размеры вихревой трубы. Расчет вихревой трубы для параметров бурения
возможно выполнит по методике, приведенной в главе 3.2.
6. С целью повышения эффективности работы компрессорной установки и
снижения затрат на теплоснабжение при геологоразведочном бурении с
продувкой воздухом предложена система утилизации теплоты ДВС компрессора
и горячего воздуха, выходящего с горячего выхода вихревой трубы.
97
ГЛАВА VI
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ БУРЕНИЯ С
ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ
6.1. Экономические предпосылки для бурения с продувкой воздухом.
Для достижения экономической эффективности при выборе способа
очистки забоя в каждом отдельном случае необходимо тщательно изучить
литологический разрез скважины, геолого-технические и гидрогеологические
условия разведываемого месторождения. Это даст возможность выбрать в
конкретных условиях правильную технологию бурения и своевременно
подготовить необходимые технологические мероприятия для устранения
возможных осложнений.
Следующий
немаловажный
фактор
-
подбор
компрессора,
обеспечивающего проходку до проектной глубины, а также высококачественный
монтаж специального оборудования. Также целесообразен и экономически
оправдан комбинированный способ: бурение до технически возможной глубины
с продувкой воздухом, а далее - с промывкой жидкостью. Такой метод широко
применяется в тех случаях, когда верхняя часть ствола скважины состоит из
сухих пород, а нижняя - с водопротоками. Или, наоборот, верхний интервал с
неблагоприятным разрезом бурят с промывочным раствором, а затем, после
крепления стенок скважины путем тампонажа или обсадными трубами,
продолжают с продувкой воздухом [30].
Опыт комбинированного бурения в Самаркандской и Алмалыкской
экспедициях показал хорошие результаты. Стоимость 1 м комбинированного
бурения против бурения с промывочной жидкостью в среднем по скважине
снижается на 50+70 % [30].
98
6.2. Анализ технико-экономической эффективности бурения с продувкой
воздухом.
Важным из решающих условий для внедрения метода бурения с продувкой
воздухом в практику буровых работ является его экономическая эффективность.
Для выявления экономической эффективности бурения с продувкой
воздухом в крупных геологоразведочных партиях Узбекистана были проведены
хронометражные наблюдения по 78 скважинам общей глубиной 10 ООО метров.
8000 метров из них пробурено с продувкой воздухом. Для сравнения основных
показателей использованы данные о промывке 2000 метров с глинистым
раствором. При бурении диаметрами 132 и 112 мм в породах I-VII категорий
средние показатели по балансу рабочего времени приведены в табл. 6.1 [30].
Таблица 6.1
Промы­
вочный
Пробу­
Чистое
Вспомог.
Простои,
Аварии,
Монтаж
Переезды,
рено, м
бурение,
%
операции,
%
%
и
демонтаж,
%
агент
%
%
Воздух
8000
43,8
28,7
2,3
0,2
9,6
15,4
Раствор
2000
34,0
21,8
7,0
5,5
12,8
18,9
Простои и аварий при бурении с воздухом значительно меньше, чем при
промывке с раствором, а процент чистого бурения больше. При продувки
воздухом время вспомогательных операции несколько больше, что объясняется
нарушениями технологии; частично, несовершенством конструкции превентора,
а также не достаточным опытом бригады. При бурении с очисткой воздухом,
аварии составляло 0,21% всего затраченного времени, при бурении в том же
районе с глинистым раствором они составляли более 5%.
Скорость проходки наиболее важная из всех технико-экономических
показателей. Оно является одним из основных факторов в снижение стоимости
работ. В таблице 6.2 представлены данные о средней скорости проходки в
зависимости от промывочного агента.
99
19,84
13,6
2721,6
1785,6
1224
<о
тг
1195
450
Кол-во скважин
Ог
6,60
132
раствор
Г"-
30,24
I-VI
м
13,28
112-
Ц
2,48
Г линистый
т
1,60
132
м
8,78
Воздух
I-VI
На станко-смену
3,00
112­
пород по ЕНВ
агент
Категории
вочный
На станко-час
чистого
бурения
009
Промы­
Диаметр бурения, мм
Таблица 6.2
т
Ц
На станкомесяц
м
т
Ц
54
54
Примечание, м-механическая скорость, т-техннческая скорость, ц-цикловая.
Из таблицы 6.2 видно, что механическая скорость бурения на станко-месяц
с продувкой воздухом в 2,3 раза больше, чем с промывкой глинистым раствором,
а цикловая в 2,7 раза.
Полученные результаты от внедрения бурения с продувкой по данным
нормативно-исследовательских партий Красноярского, Иркутского, Якутского
геологических управлений и Узбекского главного геологического управления в
соответствующих районах приведены в таблице 6.3 [45].
100
Таблица 6.3
Геологические управления
Показатели
Способ
бурения
Якутское
Северо­
Дальне­
западное
восточное
Узбекское
Механическая
скорость, м/ч
С промывкой
1,8
1,4
0,5
2,4
С продувкой
4,15
4,70
0,90
6,45
Проходка за
смену, м
С промывкой
2,9
3,5
1,7
13,3
С продувкой
5,60
5,30
1,95
23,70
Стоимость 1
станкосмены, %
С промывкой
100
-
100
100
С продувкой
140
—
112
77
Стоимость 1
м проходки,
%
С промывкой
100
100
100
100
С продувкой
73
77
97
43
Выход керна,
%
С промывкой
80
70
-
42
С продувкой
96
44
”
48
Из таблицы 6.3 видно, что повышение производительности бурения с
очисткой забоя воздухом составляет от 42 до 98%, а снижение стоимости 1 м
проходки — от 37,6 до 65,5%.
Сравнительные показатели по пяти скважинам, пробуренным в одинаковых
условиях в округе Леа, Нью-Мексико приводит Э. Э. Гитциграт [5].
101
Таблица 6.4.
Показатели бурения
Промывка глинистым
раствором
Продувка
воздухом
№ скважины
78
81
85
86
88
Интервал бурения, м: от
510
503
514
504
521
ДО.....
1494
1435
1425
1439
1422
Проходка, м.
916
932
911
925
901
Расход долот, шт.
17
18
14
4
4
Средняя проходка на долото,
м.
54
52
65
231
225
Стоимость долот, долл.
2550
2700
2100
600
600
Стоимость долот на 1 м
проходки, долл.
2,79
2,90
2,31
0,65
0,67
Скорость проходки в м/ч по
интервалам: 610-915 м.
915-1220 м.
1220-1370 м.
9,54
8,23
13,87
19,05
3.36
3,90
4,59
13,87
1.37
1.49
2,20
6,92
Средняя скорость проходки
по видам бурения в м/ч по
интервалам 610-915 м.
915-1220 м.
1220-1370 м.
Затраты времени, ч:
Чистое бурение
Спускоподъёмные операции.
9,24
-
4,02
-
19,05
-
1,65
15,91
-
6,92
236,3
218,8
162,3
66,5
73,3
53,5
57,6
43,5
12,1
13,7
Всего
289,8
276,4
205,8
78,6
87,0
Стоимость 1 ч бурения, долл.
Всего бурения
30
30
30
50
50
8693
8219
6173
3930
4378
Стоимость 1 м бурения.
9,48
8,89
6,77
4,26
4,82
Долот на 1 м бурения.
2,79
2,90
2,31
0,65
0,67
1 м бурения, включая
стоимость долот.
12,27
11,79
9,08
4,91
5,49
Из анализа таблицы 6.4 видно, что при бурении с продувкой воздухом
расходы долота меньше в среднем на 4 раза в сравнение с промывкой глинистым
102
раствором. А средняя проходка на долота больше в среднем на 3,5^4 раза.
Стоимость 1 метра бурения снижается на 30-^50 %.
В Якутском геологическом управлении за 1957^1960 гг. проводились
хронометражные
эффективности
наблюдения,
бурения
с
для
выявления
очисткой
технико-экономической
забоя
сжатым
воздухом
в
многолетнемерзлых породах. Из всего пробуренного 5446 м, с очисткой забоя
воздухом бурились 3646 м и с промывкой жидкостью 1800 м. Сравнительный
анализ технико-экономических показателей приводится в таблице 6.5 [12].
Таблица 6.5.
Промывочный агент
Показатели
жидкость
воздух
Пробурено, м
400
500
Чистое бурение, %
46
40
Вспомогательные операции, %
36
51
Монтаж и демонтаж, %
9,5
6,3
Простои, %
0,5
0,7
Ликвидация аварий, %
8
2
Выход керна, %
81
92
Проходка на станка-смену, м
2,24
4,7
Механическая скорость бурения, м/ч
0,61
1,50
Сметная стоимость 1 станка-смены, руб.
81,97
81,97
Фактическая стоимость 1 станка-смены, руб.
77,00
81,00
Фактическая стоимость 1 м бурения, руб.
35,81
16,60
Из табл. 6.5 видно, что при бурении с продувкой воздухом снижаются
простои и аварии, улучшается выход керна и стоимость бурения на 1 м
снижается в 2 раза.
Из анализа технико-экономических показателей геологоразведочного
бурения видно, что производительность бурения с очисткой забоя воздухом в
103
среднем выше на 76%, а снижение стоимости 1 м проходки в определенных
условиях достигает в среднем до 50%.
6.3. Экономическая эффективность бурения с продувкой за счет
применения вихревой трубы.
Экономическую эффективность метода бурения с продувкой воздухом с
применением вихревой трубы для охлаждения воздуха и утилизатора тепла
вторичных энергоресурсов оценили, сравнивая с вариантом бурения с продувкой
не охлажденным воздухом и без утилизатора тепла.
Поскольку такого понятия, как «доход», в геологоразведочном бурении нет,
то при сравнении вариантов следует определять статьи расходов за определенное
время, приведенное к исходному моменту.
Технико - экономическое сравнение способов бурения с продувкой
воздухом проводится по изменяющимся денежным потокам в результате
рационального
использования
тепловой
энергии,
выделяющейся
в
технологическом процессы.
Основная формула затрат имеет вид [28]:
3 = - K - K 0 - H + D + E + A, (сум),
(6.1)
где: К - начальное капиталовложение на покупку оборудования, его ремонт и
транспортировку, сум;
К0 —начальный оборотный капитал, сум.
И - стоимость текущих затрат, приведенная к исходному моменту (издержки
производства), сум:
И = И к 1 4 1 : 0 "”,
(6.2)
где: Ик - затраты на рассматриваемый период времени;
i — ставка альтернативного вложения на рассматриваемый период времени,
в долях единиц;
п - количество временных интервалов, за которое проводится анализ, шт.
104
D - оценка остаточной стоимости оборудования и оборотного капитала на
конец прогнозного периода, приведенная к исходному моменту, сум:
_
D=
где:
р
К ( 1 - р п ) + К0
У +<)п
(6.3)
- коэффициент амортизации оборудования, в долях единицы;
Е - экономия на налоге на прибыль в связи с текущими затратами, сум:
1—Г1+П—п
Е = ИкСн ^ р - ,
(6.4)
где: Сн- ставка налога на прибыль, в долях единицы;
А - экономия на налоге на прибыль в связи с амортизационными
отчислениями, сум:
А = К ■р ■ Сн 1- V - V ~ n.
Экономия
объясняется
тем,
что,
(6.5)
производя
текущие
затраты,
сокращается прибыль, следовательно, и налог на прибыль.
Перед слагаемыми К, К0, И, показывающими отток средств, стоит
отрицательный знак, а перед слагаемыми D, Е и А, несущими в себе экономию
или приток средств - положительный.
Эксплуатационные затраты на рассматриваемый отрезок времени
слагаются из ряда издержек и применительно к разведочному бурению ГРР
могут быть представлены в общем виде зависимостью [48]:
Ик — Изп + Иэ + Ипэ + Ирл + Итр + Ипр + Иу,
(6.6)
где: Изп - затраты, связанные с обслуживанием энергоустановок, сум;
Иэ- затраты на энергию, сум;
Ипэ- издержки, связанные с потерей энергии в линиях энергопередач и
трансформаторных подстанциях, сум;
Ирл—затраты на распределительные электрические сети, демонтируемые
после окончания бурения скважин, сум;
Итр—затраты на текущий ремонт, сум;
Ипр- прочие затраты, сум;
105
Иу- издержки, связанные с вынужденным простоем, сум.
Если электроэнергия поступает от районной сети, то
Иэ = Wc ■сэ = Рс ■Т ■сэ,
(6.7)
где: Wc - расход электроэнергии, кВт ■ч;
сэ- стоимость 1 кВт • ч электроэнергии в сум;
Рс- средняя потребляемая мощность, кВт;
Т - средневзвешенное время работы потребителей в принимаемый период,
Если электроэнергия вырабатывается дизельными электростанциями, то
ИЭд
W q{cm
стр1ц ' Ю
)
PcTq ■(ст + стр1ц ■10
),
(6.8)
где: q - удельный расход топлива на выработку 1 кВт • ч;
ст- стоимость дизельного топлива на базе ГРП, сумм/кг;
стр- стоимость перевозки 1т топлива на 1км, сумм/(т-км);
1ц—расстояние от базы до ДЭС, км.
Затраты на отопление:
Иот = PCTTqT ■(сТт + стр/ц 1 0 _3),
(6.9)
где: Рст- средняя тепловая нагрузка, кВт;
qT- удельный расход топлива, идущего на отопление, кг/кВт • ч;
стт- стоимость топлива, идущего на отопление, сумм/кг.
Издержки связанные с потерями электроэнергии в линиях электропередач [28]
Ипэ = 3 ■Q ■R ■сэ ■Т ■10~3 =
Uc’
с
э
где: 1с~ средняя нагрузка в линии, А;
R - сопротивление линии, Ом;
L- протяженность линии, км
s - площадь сечения проводов, мм^
106
Л 2“Т С’ ;
U 2 - c o s 2( p - y s
(6.10)
у
у - проводимость материала проводов, м/(Ом • мм2).
Издержки, связанные с потерями энергии в трансформаторах для приближенных
расчетов, могут быть определены по формуле
ИПэт = 0 ,0 2 ■ST ■Т ■сэ,
(6.11)
где ST - мощность установленного трансформатора, кВ-А.
Затраты на распределительные электрические сети, т.е. на линии, подводящие
энергию к скважинам, и демонтируемые по завершению бурения:
И РЛ =
1 .1
- N' d' Kj y,
(6 .1 2 )
где: N - число скважин, пробуренных в принятый период;
d
- расстояние между потребителями (скважинами), км;
Кл - затраты на строительство 1 км распределительных цепей, сумм.
Затраты на текущий ремонт Итр и прочие затраты Ипр с некоторым допущение
можно принять:
И т р = 0 ,2
р- К;
( 6 .1 3 )
ИцР = 0,3 (Итр + Изп + Иа),
(6.14)
где р - коэффициент амортизационных отчислений, принимаемый для
соответствующего оборудования по справочникам.
Затраты по традиционному варианту бурения с продувкой воздухом
3i = -Ki - Hi + Di + Ei + Ai, (сумм),
где Ki - начальные капиталовложения на покупку оборудования, сумм;
Hi - стоимость текущих затрат, приведенные к исходному моменту, сумм;
Ei - экономия на налоге на прибыль в связи с текущими затратами, сумм;
Ai - экономия на налоге на прибыль в связи с амортизационными
отчислениями, сум;
Di - оценка остаточной стоимости оборудования и оборотного капитала на
конец прогнозного периода, приведенная к исходному моменту, сумм;
107
Затраты на тот же объем бурения по варианту бурения с вихревой
трубой в качестве холодильной установки и с использованием утилизатора
тепла
З 2 = —К2 —И 2 + Эут + Эээ + D 2 + Е 2 + А 2 , (Сумм)
где К2 - начальные капиталовложения на покупку оборудования по
варианту с использованием утилизатора тепла, сумм.;
И2 - стоимость текущих затрат, приведенные к исходному моменту, сумм;
Эут- экономия за счет использования утилизатора тепла, сумм;
Эээ - экономия электроэнергии, сумм;
Е2 - экономия на налоге на прибыль в связи с текущими затратами, сумм;
А2 - экономия на налоге на прибыль в связи с амортизационными
отчислениями, сумм;
D2 - оценка остаточной стоимости оборудования, сумм;
Экономия за счет использования утилизатора тепла:
1. Расход электроэнергии на работу компрессора:
W 33 = РскТм = Рнк-кн-Тм;
(6.15)
где Рнк - номинальная мощность компрессора, кВт; кн - коэффициент
использования.
2. Расход электроэнергии на компрегнирование воздуха:
W K= W 33 -Пк;
(6.16)
где Пк - кпд компрессора.
3. Энергия, теряемая с теплом:
W T = W 33- W K;
(6.17)
4. Утилизируемая тепловая энергия:
W yT= ( W 33- W K> Пут;
(6.18)
где - Пут - кпд утилизатора.
5. Экономия за счет утилизации тепла:
Эут = WyT- Сээ;
(6,19)
108
где Сээ - стоимость электроэнергии.
Затраты на 1000 метров бурения с продувкой воздухом
(цены указаны приблизительно за 2015 год по данным интернет ресурса)
Табл. 6.6.
Бурение с
продувкой не
охлажденным
воздухом и без
утилизатора тепла
Вариант 1, (тыс.
сумм.)
Бурение с
применением
вихревой трубы и
утилизатора тепла
1. Начальное капиталовложения на
покупку оборудования (К):
152 145
152 845
а) буровая установка
109 800
109 800
б) компрессор
29 625
29 625
Статья затрат
Вариант 2, (тыс.
сумм.)
в)вихревая труба
-
300
г) утилизационная установка тепла
-
400
д) прочие
12 720
12 720
2. Текущие затраты, приведенные к
исходному моменту (Итек)
27 926
28 664
3. Затраты на отопление (Иот)
2 767
4. Затраты на электроэнергию (Иэд)
15 344
15 344
5. Затраты на текущий ремонт (Итр)
3 812
3 177
6. Прочие затраты (Ипр)
6 477
5 300
7. Издержки, связанные с вынужденным
простоем (Иу)
5 503
3 377
213 974
208 707
Итого
109
—
Таблица экономия по вариантам
Табл. 6.7.
Бурение с
продувкой не
охлажденным
воздухом и без
утилизатора тепла
Вариант 1, (тыс.
сумм.)
Бурение с
применением
вихревой трубы
и утилизатора
тепла
Вариант 2, (тыс.
сумм.)
№
Статья экономия
1
Остаточной стоимости оборудования (D)
108 326
108 825
2
Экономия на налоге на прибыль в связи с
текущими затратами (Е)
Экономия на налоге на прибыль в связи с
амортизационными отчислениями (А)
7 573
7 453
8 738
8 599
3
4
5
Экономия за счет использования
утилизатора тепла (Эут)
Экономия за счет снижения расхода
породоразрушающего
Итого
—
2 767
—
1 260
124 637
128 904
Затраты по традиционному варианту на 1000 метров бурения с
продувкой не охлажденным воздухом и без утилизатора тепла:
3i = -Ki - Hi + Di + Ei + Ai = - 213 974 тыс. сумм.
Затраты на тот же объем бурения по варианту бурения с вихревой трубы в
качестве холодильной установки и с использованием утилизатора тепла:
З2
= —К2 —И2 + Эут + Эээ + D2 + Е2 + А2 = —208 707 тыс. сумм.
Экономический эффект составляет:
ДЗ = 3i - З2 = 5 267 тыс. сумм.
110
Выводы по главе
1. Из анализа техника-экономической эффективности бурения с продувкой
воздухом видно, что при бурении с продувкой воздухом снижаются простои и
аварии, улучшается выход керна.
2. Также из анализа выявлена, что производительность бурения с очисткой
забоя воздухом в среднем выше на 76% при сравнении бурения с промывкой, а
снижение стоимости 1 м проходки в определенных условиях достигает в среднем
до 50%.
3. Из анализа таблицы 6.4 при бурении с продувкой воздухом расходы
долота меньше в среднем на 4 раза в сравнение с промывкой глинистым
раствором.
4. При оценки экономической эффективности с продувкой воздухом с
использованием вихревой трубы и утилизатора теплоты, экономический эффект
достигается за счет применения утилизационной установки теплоты, при этом
сокращаются затраты, на теплоснабжение которые на 1000 метров бурения
составляют 5 267 ООО суммов.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В представленной работе на основе приведенных аналитических и
экспериментальных
исследований
и
установленных
закономерностей
предложено решение задачи по нормализации температурного режима при
бурении геологоразведочных скважин с продувкой воздухом.
Разработаны рекомендации по повышению эффективности бурения за счет
использования вторичных энергоресурсов ДВС компрессора и вихревой трубы.
Предложенные
решения
имеют
существенное
значение
для
совершенствования технологии и техники разведки месторождений полезных
ископаемых.
ill
СПИСОК ЛИТЕРА ТУРЫ
1. Абдумажитов А. А. Опыт бурения с продувкой воздухом в обводненных
породах. Бюлл. научно-техн. инф. №1, 1960.
2. Воздвиженский Б.И., Мельничук И.П., Пешалов Ю.А. Физико-механические
свойства горных пород и их влияние на эффективность бурения. -М: Недра, 1973.
3. Ганджумян Р.А., Калинин А.Г., Сердюк Н.И. Расчеты в бурении /Справочное
пособие/. - М.: РГГРУ, 2007.
4. Ганджумян Р.А., Калинин А.Г., Никитин Б.А. Инженерные расчеты при
глубоком бурении. М.: Недра, 2000.
5. Гитциграт Э. Э. Бурение с очисткой забоя воздухом в США и Канаде. Информ.
сб. № 14. ОНТИ, ВИТР, 1959.
6. Горшков JI.K., Гореликов В.Г. Температурные режимы алмазного бурения. М.: Недра, 1992.
7. Горшков JI.K. Диссертация на соискание учёной степени доктора технических
наук «Совершенствование
алмазного
бурения на основе
нормализации
температурного фактора», JI: ЛГИ, 1984.
8. Гохштейн Д. П.
Современные методы термодинамического анализа
энергетических установок. - М.: Энергия, 1979.
9. Джураев Р.У. Совершенствование системы воздухораспределения поршневых
компрессоров. Екатеринбург, 2010. (Международная научно-практическая
конференция молодых ученых и студентов).
10. Джураев Р.У. Диссертация на соискание степени магистра. «Исследование и
повышение эффективности работы компрессорной станции «ПО Навоиский
машиностроительный завод»», УГГУ, 2010.
11. Инструкция по проектированию и производству работ по искусственному
замораживанию грунтов при строительстве метрополитенов и тоннелей. ВСН
189-78. Минтрансстрой, 1978.
12. Елманов И. П. Бурение геологоразведочных скважин с продувкой воздухом в
многолетнемерзлых породах. М.: Недра, 1965.
13. Есьман Б.И. Дедусенко Г .Я. Яишиников Е.А. Влияние температуры на
112
процесс бурения глубоких скважин. М.: Недра, 1962.
14. Кардыш В. Г., Мурзаков Б. В., Окмянский А. С. Энергоемкость бурения
геологоразведочных скважин. - М.: Недра, 1984.
15. Кирсанов А. И. Илларионова Т. Т. Бурение геологоразведочных скважин с
очисткой забой воздухом в условиях вечной мерзлоты. Обмен опытом, сб. № 11,
ВИТР. Л. 1958.
16. Козловский Е.А. Справочник инженера по бурению геологоразведочных
скважин: В 2. - М.: Недра, 1984. -Т .1 .
17. Козловский Е.А. Бурение разведочных скважин стальной дробью с очисткой
забоя воздухом. //Разведка и охрана недр, №12, 1959.
18. Корн. Г., Корн. Т. Справочник по математике для научных работников и
инженеров. 4-е издание. М.: Наука, 1977.
19. Кудряшов Б. Б., Михайлова Н.Д. Влияние вида промывочной среды на
охлаждение породоразрушающего инструмента при вращательном бурении. Изд. Вузов. «Горный журнал», 1964, № 11, стр. 70-75.
20. Кудряшов Б. Б., Яковлев А. М. Бурение скважин в осложненных условиях М.: Недра, 1987.
21. Кудряшов Б. Б. А.И. Кирсанов. Бурение разведочных скважин с применением
воздуха. М.: Недра, 1990.
22. Кудряшов Б. Б, Чистяков В.К, Литвиненко B.C. «Бурение скважин в условиях
изменения агрегатного состояния горных пород». Л.: Недра, 1991.
23. Кудряшов Б. Б. Яковлев А. М. Бурение скважин в мерзлых породах. М.:
Недра. 1983.
24. Кудряшов Б.Б., Зора О.В., Филатов О.С. Температурный режим шарошечных
долот при бурении с продувкой воздухом // Нефтеное хозяйство. 1969. - №8 .-С.
25. Кулиев С.М., Есьман Б.Н., Габузов Г.Г. Температурный режим бурящихся
скважин. М.: Недра, 1968.
26. Куликов В.В. Определение мощности, затрачиваемой на процесс бурения
геологоразведочной скважины. Изв. Вузов. Геология и Разведка, №1. 2014.
113
27. Лактионов А.Т. Основы теории и техники бурения скважин с очисткой забоя
воздухом и газом. Гостоптехиздат, 1964.
28. Лимитовский А.М. Меркулов М.В. Косьянов В.А. Энергообеспечение
технологических потребителей геологоразведочных работ. М.: РГГРУ, 2008.
29. Лимитовский А.М., Марков Ю.А., Меркулов М.В и др. Электро- и
теплоснабжение геологоразведочных работ. Справочное пособие. М. Недра,
1988.
30. Магурдумов А.М. Разведочное бурение с продувкой забоя воздухом. М.:
Недра, 1970.
31. Макурин Н. С., Филатов Б. С. Бурение твердосплавными коронками с
продувкой забоя воздухом. Изв. высших учебн. заведений, Геология и разведка,
№ 9, 1959.
32. Макурин Н. С., Филатов Б. С. Аэродинамические характеристики
циркуляционной системы скважин при колонковом разведочном бурении с
продувкой. Разведка и охрана недр. № 6, 1961.
33.
Меркулов
М.В.
Косьянов
В. А.
Теплотехника
и
теплоснабжение
геологоразведочных работ. Волгоград. Ин-Фолио. 2009.
34. Меркулов А.П. Вихревые холодильно -
нагревательные установки.
Куйбышевское книжное издательства. 1961.
35.
Меркулов
А.П.
Вихревой
эффект и
его
применение
в техники.
Машиностроение. 1969.
36.
Миняев
Ю.
Н.
Энергетическое
обследование
пневмохозяйства
промышленных предприятий. Екатеринбург: Изд-во УГГГА, 2003.
37. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. Изд. 2-е -М.: Энергия,
1977.
38. Пластинин П. И. Поршневые компрессоры. Т. 1. Теория и расчет. М.: Колос,
2000 .
39. Пиралишвили Ш.А., Поляев В.М., Сергеев М.Н. Вихревой эффект.
Экспиремент, теория, технические решения. М.: УНПЦ Энергомаш, 2000.
40. Седов В.Т. Теплообмен при бурении мерзлых пород. - Л.: Недра, 1990.
114
41. Сердюк Н.И., Куликов В.В., Тунгусов А.А и др. Бурение скважин различного
назначения. - М.: РГГРУ, 2006.
42. Соловьев Н.В., Кривошеев В.В., Башкатов Д.Н., и др. Бурение разведочных
скважин. - М.: Высш. шк., 2007.
43.
Соловьев
Н.В.,
Чихоткин
В.Ф.,
Богданов
Р.К.,
Закора
А.П.
Ресурсосберегающая технология алмазного бурения в сложных геологических
условиях. - М.: ВНИИОЭНГ, 1997.
44. Страбыкин Н.Н. Влияние интенсивности теплообмена в призабойной зоне и
затрубном пространстве на эффективность очистки скважин при бурении
мерзлых пород//Изв. ВУЗов. Горный журнал. 1991. - №5. - С. 58-62.
45. Филатов Б.С, Макурин Н.С., Абрамсон М.Г., Кирсанов А. И. Бурение
геологоразведочных скважин с продувкой воздухом. М.: Недра, 1964.
46. Филатов Б.С., Макурин Н.С. Способ устранения осложнений при бурении
скважин с продувкой газообразными агентами. Бюлл. изобр., № 18, 1960.
47.
Черняк
В. П.
Прогноз
теплового
режима
глубокой
бурящейся
скважины//Нефтяное хозяйство. 1969. -№9. - С. 30-35.
48. Шамшев Ф.А. Тараканов С.Н. Кудряшов Б.Б. и др. Технология и техника
разведочного бурения - 3-е изд., - М.: Недра, 1983.
49. Шацов Н.И., Рыбаков Ю.Ф. Бурение скважин с продувкой воздухом или
газом за рубежом. Гостоптехиздат, 1961.
50. Шрейнер JI. А. и др. Механические и абразивные свойства горных пород.
Гостоптехиздат, 1958.
51. Шрейнер JI.A. Физические основы механики горных пород. Механические
свойства и процессы разрушения при бурении. М.: Гостоптехиздат, 1950.
52. Щербань А.Н., Черняк В.П. Прогноз и регулирование теплового режима при
бурении глубоких скважин. М.: Недра, 1974.
53. Яковлев А.М., Саламатин А.Н. Совершенствование техники и технологии
бурения скважин на твердые полезные ископаемые. Свердловск, 1981.
54. Ясов В.Г., Мыслюк М.А. Осложнение в бурении. Справ. Пособие. М.: Недра.
1991.
115
55. Moore С. L., La Fave V. O. “Air and gas drilling”. Petroleum Technology, v.8,
no.2, 1956.
56. Erbe С. B. Exhaust gas boots drilling rates. Oil and Gas J., v.53, N o.l, 1955.
57. Eckel J. R. Effect of mud properties on drilling rate. World Oil, v. 142, No. 1,1956.
58. Gamier A. I., Lingen N. H. Phenomena affecting drilling rates at depth. Petroleum
Technology, v. 11, No. 9, 1959.
59. Hollis W. T. Drilling wells with gas as a circulating medium instead of mud. Gas,
v. 30, No. 6, 1954.
60. Isto N. I., Stiles S. G., Foster S. G. Drilling with Gas in the Rocky Mountains.
Petroleum Engineer, v. 28, No. 11, 1956.
61. Knignt R. L. Air Drilling in Texas Panhandle. World Oil, v. 144, No. 4, 1957.
62. Me. Laughlin P. L. Here are the questions most often asked about air and gas
drilling. World Oil, v. 140, No. 2, 1955.
63. Magner H. I. Progress of air drilling in the Appalachian Area. Drilling, v. 16, No.
8, 1955.
64. Murrey A. S., Cunningham R. A. Effect of mud Collumn on drilling rates.
Petroleum Technology, No. 11, 1955.
65. Radford J. Air drilling pays dividens. Petroleum Engineer, v. 29, No. 1, 1957.
66. Cannon G. E., Watson R. A. Revie of Air and Gas Drilling. Petroleum Technology,
v. 8, No. 10, 1956.
67. Nicolson R. M. Air and Gas Drilling. Petroleum Engineer, v. 26,
No. 6, 1954.
68. Angel R. R. Volume requirements for air and gas drilling. Petroleum
Technology, v. 9, No. 12, 1957.
69. http://www.denisov-vinskiy.ru/energoauditorskoe/list/.
116
ПРИЛОЖЕНИЕ
Приложение 1.
Технические характеристики дизельного двигателя Д-242.
Табл. 2.3.
1
Показатель
Значение
2
Расположение и число цилиндров
4L
3
Рабочий объем, л
4,75
4
Диаметр цилиндра и ход поршня, мм
110/125
5
Степень сжатия
16
6
Расход топлива, кг/ч
10,3
7
Мощность, кВт
46
8
Частота вращения, об/мин
1800
9
Максимальный крутящий момент, Нм
241
117
Приложение 2.
Расчет потребного количество холода необходимого для заморозки 1 м3
плывуна с содержанием воды 30%:
Количество холода q\, необходимое для охлаждения воды, заключенной в
замораживаемых грунтах, от естественной температуры t\ до температуры
замерзания воды to определяется по формуле [26]
QI = Vi
7i
*Ci(10 - ti);
(1 )
Qi=0.3-1000-4.22- (Ю-(-1)) =13926 кДж;
где V\ - объем воды, содержащейся в грунте, (0,3 м3);
у 1 - плотность воды ( 1 0 0 0 кг/м3);
Ci - удельная теплоемкость воды, (4,2 кДж/кг °С); ti=10°C, to=-l;
Количество холода на ледообразование (скрытая теплота) определяется по
формуле
Q 2 = V j -yi Т2;
(2)
Q2=0.3-1000-336=100800 кДж;
где Г2 - скрытая теплота плавления льда, 336 кДж/кг;
Количество холода Q3 , потребное для охлаждения льда от температуры /() до
средней температуры замораживания fc, определяется по формуле
Q 3= V i
71
- С з ^ - ti);
(3 )
Q3=0.3-1000-2.26- 5=3402 кДж;
где Сз - удельная теплоемкость льда при средней температуре 2.26 кДж/кг °С;
t2 =-5.
Количество холода q4 , потребное для охлаждения грунтов (твердых частиц)
от начальной до конечной температуры, определяют по формуле
Q4 =W 7 2 -C4 (t2 - ti) ;
(4)
Q4=0.7-1400-0.88- 5=4312 кДж;
118
где W - объем твердых частиц грунта, м3; у 2 - плотность грунта, (для глины
1070 кг/м3, для песчанника-1400 кг/м3);
С4 - теплоемкость твердых частиц грунтов, (глина-0,88 кДж/кг-°С. Песчанник0,96 кДж/кг-°С).
Общее количество холода Q, потребное для замораживания расчетного объема
грунта и грунтовой воды, определяется по формуле
Q = q\ + qi + <7 з + #4 -
(5)
Q= 13926+100800+3402+4312=122450 кДж.
119
Приложение 3.
Регулировка трубки: 'Л (средней расход воздуха) насадка 2С
Таблица 3.1.
№
т, время
(мин)
Р,ата давление tКНф? °Г
^
на входе ВТ
1г,°С
tx,°C
те ми,холод,
струи
-43
-43,6
-43.5
-40,5
-40,6
-40,6
-37
-37
-37
-35
-34,8
-34,8
-30
-30.3
-30,2
-26,6
-26,7
-26.7
1,1
1.2
1,3
2.1
2,2
2,3
3.1
3,2
3,3
4,1
4,2
4,3
5.1
5,2
5,3
6,1
6,2
6,3
8,0
8.0
8.0
7,0
7,0
7,0
6,0
6,0
6,0
5,0
5,0
5.0
4,0
4,0
4,0
3,0
3.0
3.0
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
темп,горяч,
струи
90
90,4
90
85
85
85
81
81.6
81.5
76,5
76,4
76,5
70,4
70,2
70,2
63,7
63,8
63,7
10
7,1
2,0
10°С
52
10
7,2
2,0
10°С
52,4
10
7,3
2,0
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10°С
52,2
Vr, м/с
Vx, м/с
скорость
скорость
горяч,струи холод,струи
расчетные параметры
Qr, Вт
Gx, кг/с
Gr, кг/с
Qx, Вт
0.005299 0.003533 281.4087 284.0532
0,005299 0,003533 284,5945 285,4735
0,005299 0,003533 284,0635 284,0532
0.004906 0,003336 248,2485
251.451
0.004906 0,003336 248.7401
251.451
0.004906 0,003336 248.7401
251.451
0,004514 0,002944 212,5823 210,0691
0,004514 0,002944 212,5823 211,8444
0.004514 0,002944 212.5823 211.5485
0.004121 0,002748
185,8159 183,6557
0,004121 0,002748
184,99 183,3795
0,004121 0,002748
184,99 183,6557
0,003533 0,002355
141,6026 142,9532
0.003533 0,002355
142,6647 142,4799
0.003533 0,002355
142.3107 142,4799
0,00314 0,002159 115,1538
116,518
0,00314 0,002159 115,4685
116,735
1.8
1,8
1,8
1,7
1,7
1,7
1,5
1,5
1,5
1.4
1,4
1,4
1,2
1.2
1.2
1,1
1,1
2.7
2,7
2,7
2,5
2,5
2,5
2,3
2,3
2,3
2.1
2,1
2,1
1.8
1.8
1.8
1,6
1,6
1.6
0.00314
0,002159
115.4685
116.518
-18
1,1
1,0
1,5
82,59686
82,85823
1,0
1,5
0,002944
0,002944
0,001963
-18,1
0,001963
82,89185
83,64736
1.5
0,002944
0,001963
83.18684
83,25279
-18,2
1.0
120
Регулировка трубки: Ул (минимальный расход воздуха) насадка 2С
Таблица 3.2.
№
т, время
(мин)
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
Р,ата давление t1окр? ° г
на входе ВТ
t r ,° C
t x ,° C
темп,горяч,
струи
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
90
те мп,холод,
струи
-18
-18
-18
-16
-16
-16
-14
-14
-14
-12
-12
-12
-8
-8
-8
-6
-6
-6
1,1
1,2
1,3
2.1
2,2
2,3
3,1
3,2
3,3
4,1
4,2
4,3
5.1
5,2
5,3
6,1
6,2
6,3
8,0
8,0
8,0
7,0
7,0
7,0
6,0
6,0
6,0
5,0
5,0
5.0
4,0
4,0
4,0
3,0
3.0
3.0
10
7,1
2,0
10°С
82
-4
10
7,2
2,0
10°С
82
-4
10
7,3
2,0
82
-4
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
Vr, м/с
Vx, м/с
скорость
скорость
горяч,струи холод,струи
Gx, кг/с
Gr, кг/с
Qx, Вт
Qr, Вт
0.002944 0.005888 82.59686 473.3952
0,002944 0,005888 82,59686 473,3952
0,002944 0,005888 82,59686 473,3952
0,002748 0,005299
71,5909 426,0396
0.002748 0,005299
71,5909 426,0396
0.002748 0,005299
71,5909 426,0396
0,002551 0,004906 61,34645 394,4424
0,002551 0,004906 61,34645 394,4424
0.002551 0,004906 61.34645 394,4424
0.002355 0.004318 51.91362 347,1672
0.002355 0.004318 51.91362 347,1672
0,002355 0,004318 51,91362 347,1672
0,001963 0,003925 35,40467
315,57
0.001963 0,003925 35,40467
315.57
0.001963 0,003925 35,40467
315.57
0.001766 0,003533 28.31251 284,0532
0,001766 0,003533 28,31251 284,0532
3.0
3,0
3,0
2,7
2,7
2,7
2,5
2,5
2,5
2,2
2,2
2,2
2,0
2,0
2,0
1,8
1,8
1.5
1,5
1,5
1,4
1.4
1.4
1,3
1,3
1.3
1.2
1.2
1,2
1,0
1.0
1.0
0,9
0,9
1,8
0,9
0.001766
0,003533
28.31251
284,0532
1,6
0.8
0,00157
22,02396
227,2104
1,6
0.8
0,00157
0,00314
0,00314
22,02396
227,2104
0,00157
0.00314
22,02396
227,2104
1,6
121
расчетные параметры
0.8
Регулировка трубки: '/г (средней расход воздуха) насадка 8Н
Таблица 3.3.
№
т, время
(мин)
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
1Д
1,2
1,3
2Д
2,2
2,3
ЗД
3,2
з,з
4Д
4,2
4,3
5Д
5,2
5,3
6Д
6,2
6,3
7Д
7,2
7,3
Р,ата давление
на входе ВТ
8,0
8,0
8,0
7,0
7,0
7,0
6,0
6,0
6,0
5,0
5,0
5,0
4,0
4,0
4,0
з,о
з,о
з,о
2,0
2,0
2,0
tчжр> ° ^
Г
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
12°С
1г,°С
t x ,° C
темп,горяч,
струи
69
69
70
67
67
67
64
65
65
60
61
60
55
54
54
50
51
49
темп,холод,
струи
-30
-30,2
-30
-28,4
-28,2
-28,1
-26
-26,1
-26,3
-24
-24
-23,8
Vr, м/с
Vx, м/с
скорость
скорость
горяч,струи холод,струи
9,2
9Д
9,2
8,5
8,3
8,7
7,4
7,5
7,6
7Д
7Д
7,0
13,5
13,7
13,3
12,6
12,4
12,5
11,3
11,5
11,7
10,6
10,6
10,4
9,0
9,0
9,0
-20
-20
-20
6,0
6,0
6,0
-18
-18
-18
5,5
5,5
5,5
8,0
8,0
8,0
46
-15,8
4,8
45
-16
45
-15,9
122
расчетные параметры
Gx, кг/с
Gr, кг/с
Qx, Вт
Qr, Вт
0,026494 0,018055
1061,88 1070,571
0,026886 0,017859 1082,979 1058,949
0,026101 0,018055 1046,128 1088,717
0,024728 0,016681 951,4543 955,5711
0,024335 0,016289 931,4562 933,1154
0,024531 0,017074 936,5004 978,0841
0,022176 0,014523 799,9327 788,1632
0,022569 0,014719 816,3704 813,5927
0,022961 0,014915 835,1513 824,4266
0,020803 0,013934 708,7166 700,1835
0,020803 0,013934 708,7166 714,1872
0,02041 0,013738 691,2377 690,3345
0,017663 0,011775 530,9498 532,5244
0,017663 0,011775 530,9498 520,6905
0,017663 0,011775 530,9498 520,6905
0,0157 0,010794 440,4792 433,9188
0,0157 0,010794 440,4792 444,7668
0,0157
0,010794
440,4792
423,0708
7,2
0,01413
0,00942
365,2831
340,8156
5,0
7,3
0,014326
0,009813
373,221
345,1723
4,9
7,5
0,01413
0,009616
366,6989
338,2428
Регулировка трубки: Ул (минимальный расход воздуха) насадка 8Н
Таблица 3.4.
№
т, время
(мин)
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
10
и
1,2
1,3
2Д
2,2
2,3
ЗД
3,2
з,з
4Д
4,2
4,3
5Д
5,2
5,3
6,1
6,2
6,3
Р,ата
давление на
входе ВТ
8,0
8,0
8,0
7,0
7,0
7,0
6,0
6,0
6,0
5,0
5,0
5,0
4,0
4,0
4,0
3,0
3,0
3,0
эасчетные параметры
Vr, м/с
скорость
горяч,струи
Vx, м/с
скорость
холод,струи
13,0
13,2
12,8
12,1
11,9
12,0
10,8
11,0
11,2
10,1
10,1
9,9
8,5
8,6
8,4
7,4
7,6
8,7
8,6
8,7
8,0
7,8
8,2
6,9
6,9
7Д
6,6
6,6
6,5
5,5
5,5
5,5
5,0
5,0
7,5
5,0
0,009813
0,014719
216,3178
665,6668
-9,8
6,8
4,3
0,003038
0,004804
60,2727
197,9488
tr,°C
tx,°C
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
10°С
те мп,горяч,
струи
75
75
76
73
73
73
70
71
71
66
67
66
61
60
60
56
57
55
темп,холод,
струи
-24
-24,2
-24
-22,4
-22,2
-22,1
-20
-20,1
-20,3
-18
-18
-17,8
-14
-14
-14
-12
-12
-12
10°С
51
t'окр5 ° ^г
Qr, Вт
Gx, кг/с
Gr, кг/с
Qx, Вт
0,017074 0,025513
581,677 1666,637
0,016878 0,025905 578,3821 1692,244
0,017074
0,02512
581,677
1666,21
0,0157 0,023746 509,6974 1503,478
0,015308 0,023354 493,9034 1478,659
0,016093
0,02355 517,6185 1491,068
0,013541 0,021195 407,0425 1278,059
0,013541 0,021588 408,3993 1323,452
0,013934
0,02198 423,0446 1347,484
0,012953 0,019821 363,4094 1115,526
0,012953 0,019821 363,4094 1135,446
0,012756 0,019429
355,326 1093,464
0,010794 0,016681 259,5741 854,9847
0,010794 0,016878 259,5741 848,1195
0,010794 0,016485 259,5741 828,3713
0,009813 0,014523 216,3178 671,3983
0,009813 0,014915 216,3178
704,51
10
7Д
2,0
10
7,2
2,0
10°С
52
-10
6,8
4,5
0,003179
0,004804
63,70716
202,7768
10
7,3
2,0
10°С
51
-9,9
7,0
4,4
0,003109
0,004946
61,99284
203,7999
123
Приложение 4.
Таблица 4.1.
Wh
№
пок.
счет.ка
кВт/ч.
N
М кр.
момент
вращен
ИЯ
частота
вр.
об/мин.
tlx n ,
t2Bbix,
С вы х
Р эл,
°с.
°с .
кг/с
Вт.
Рм ех, Вт.
Р теп л,
Р , Вт
Вт.
КПД
ДВИГ.
КПД
коронк
и
глуби
Вт/мм
Рос
осевая
нагруз
ка кг.
H ah
мм.
Нм.
1Д
1,2
1,3
2,1
2,2
2,3
3,1
3,2
3,3
4,1
4,2
4,3
5,1
5,2
5,3
6,1
6,2
6,3
0,137
22
338
-28
2,5
0,149
32
242
-27,5
7
0,17
52
175
-27,8
12
0,021
137,80
0,82
73
1,89
10
0,91
0,85
82
1,51
30
0,93
0,87
93
1,30
50
0,84
71
1,80
10
822
778,3
640,5
0,95
0,0199
894
810,5
686,6
123,99
0,0209
1020
952,5
831,8
120,65
828
776,0
648,0
128,00
0,94
0,138
22
337
-26,4
6
0,02
0,152
33
245
-26,2
10
0,02
912
846,2
724,0
122,23
0,93
0,86
79
1,55
30
0,171
52
175
-26,1
16,5
0,0198
1026
952,5
843,5
108,99
0,93
0,89
90
1,21
50
0,136
21
331
-24
9,5
0,0181
816
727,5
606,4
121,19
0,89
0,83
69
1,76
10
0,152
33
235
-23,8
15
0,018
912
811,7
698,4
113,29
0,89
0,86
76
1,49
30
1008
898,0
787,6
110,44
0,89
0,88
87
1,27
50
1,93
10
1,48
30
0,168
52
165
-24
20
0,0179
0,136
21
329
-22
14
0,0165
816
723,1
594,0
129,14
0,89
0,82
67
0,149
32
230
-21,8
19
0,0162
894
770,3
661,0
109,39
0,86
0,86
74
0,168
51
162
-22,1
24
0,0165
1008
864,8
760,7
104,11
0,86
0,88
84
1,24
50
0,138
21
318
-18
20
0,015
828
699,0
570,0
128,96
0,84
0,82
64
2,02
10
900
763,6
655,1
108,53
0,85
0,86
71
1,53
30
1,25
50
1,97
10
1,62
30
0,15
32
228
-18,1
25
0,0152
0,169
51
160
-18,3
30,5
0,0154
1014
854,1
751,5
102,56
0,84
0,88
82
0,138
21
320
-16
28,5
0,0131
828
703,4
583,0
120,41
0,85
0,83
61
220
-16
32,5
0,0134
-16
39
0,0136
0,151
0,169
33
51
158
906
1014
759,9
843,4
649,9
748,0
109,98
95,40
0,84
0,83
0,86
0,89
68
78
1,22
50
Насадка 8Н, диаметр коронки 30 мм, вес 200 гр.,
Крепость породы f=7 по шкале Протодьяконова,
Перфоратор Status MPR-70: Р-1200 Вт, п0-600 об/мин,
124
Таблица 4.2.
Wh
№
пок.
счет.ка
кВт/ч.
N
Мкр.
момент
вращен
ИЯ
tlx n ,
частота
вр.
об/мин.
°с.
°с .
С и .,.;
Р эл,
кг/с
Вт.
Рм ех, Вт.
Р теп л,
Р заб .
Вт.
Вт.
К П Д
глуби
К П Д
ДВИГ.
коронк
и
Вт/мм
Рос
осевая
нагруз
ка кг.
H ah
мм.
Нм.
1Д
1,2
1,3
0,141
22
338
2,1
2,2
2,3
-29
6
0,0209
846
778,30
731,5
46,80
0,92
0,94
21
2,23
10
0,154
32
242
-28,5
0,174
52
175
-28,8
10
0,0205
924
810,54
789,3
21,29
0,88
0,97
24
0,89
30
15
0,0209
1044
952,47
915,4
37,05
0,91
0,96
26
1,42
50
0,142
22
337
-27,4
9
0,0201
852
776,00
731,6
44,36
0,91
0,94
19
2,33
10
0,156
33
245
0,174
52
175
-27,2
14
0,02
936
846,23
824,0
22,23
0,90
0,97
22
1,01
30
-27,1
19
0,02
1044
952,47
922,0
30,47
0,91
0,97
25
1,22
50
3,1
0,14
21
331
-25
12
0,0181
840
727,54
669,7
57,84
0,87
0,92
17
3,40
10
3,2
0,155
33
235
-24,8
19
3,3
0,173
52
165
-25
23
0,018
930
811,69
788,4
23,29
0,87
0,97
21
1,11
30
0,0181
1038
898,04
868,8
29,24
0,87
0,97
23
1,27
50
840
723,14
660,0
63,14
0,86
0,91
15
4,21
10
4,1
0,14
21
329
-23
17
0,0165
4,2
0,156
32
230
-22,8
23
0,0162
936
770,35
742,0
28,39
0,82
0,96
19
1,49
30
4,3
0,174
51
162
-23,1
28
0,0165
1044
864,76
843,2
21,61
0,83
0,98
21
1,03
50
5,1
0,141
21
318
-19
25
0,015
846
698,96
660,0
38,96
0,83
0,94
15
2,60
10
5,2
0,154
32
228
-19,1
30
0,0152
924
763,65
746,3
17,33
0,83
0,98
19
0,91
30
5,3
0,174
51
160
-19,3
35
0,0154
1044
854,08
836,2
17,86
0,82
0,98
21
0,85
50
6,1
0,142
21
320
-17
35
0,0132
852
703,36
686,4
16,96
0,83
0,98
14
1,21
10
6,2
0,155
33
220
-17,2
37
0,0136
930
759,88
737,1
22,76
0,82
0,97
18
1,26
30
6,3
0,175
51
158
-17,1
44
0,0136
1050
843,40
831,0
12,44
0,80
0,99
20
0,62
50
Насадка 8Н, диаметр коронки 30 мм, вес 200 гр., с изношенными зубьями,
Крепость породы f=7 по шкале Протодьяконова,
Перфоратор Status MPR-70: Р-1200 Вт, п0-600 об/мин,
125
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ.............................................................................................................3 стр.
ГЛАВА I. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ БУРЕНИЯ СКВАЖИН С
ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ...............................................................................4 стр.
1.1. Сущность способа бурения с продувкой воздухом................................... 4 стр.
1.2. История бурения с продувкой воздухом. Зарубежный опы т...................5 стр.
1.3. Преимущества и недостатки, область применения
бурения с продувкой.............................................................................................. 9 стр.
1.4. Влияние геологических условий на эффективность
бурения с продувкой воздухом...........................................................................15 стр.
ГЛАВА II. ЦИРКУЛЯЦИОННЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ БУРЕНИИ
СКВАЖИН С ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ..................................................17 стр
2.1. Определение расхода воздуха при бурении..............................................17 стр.
2.2. Потери давления в циркуляционной системе скважины.......................22 стр.
ГЛАВА III. НОРМАЛИЗАЦИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА
СКВАЖИНЫ ПРИ БУРЕНИИ С ПРОДУВКОЙ. ПРИМЕНЕНИЕ
ВИХРЕВОЙ ТРУБЫ.......................................................................................... 29 стр
3.1. Возможность применения вихревой трубы для обеспечения
температурного режима коронки при бурении с продувкой
воздухом................................................................................................................. 29 стр.
3.2. Методика расчета основных геометрических размеров
вихревой трубы......................................................................................................31 стр.
3.3. Анализ и обоснование возможности применения вихревой
трубы для обеспечения температурного режима скважины при
бурении с продувкой воздухом...........................................................................34 стр.
3.4. Методика и результаты экспериментальных исследований
вихревой трубы......................................................................................................37 стр.
3.5. Моделирование режимов продувки скважин........................................... 51 стр.
3.6. Прогнозирование и регулирование температурного режима
при бурении скважин с продувкой воздухом...................................................55 стр.
3.7. Возможность использования вихревых труб для
искусственного замораживания горных пород при
бурении скважин в осложненных условиях.....................................................66 стр.
ГЛАВА IV. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
ПО ОПРЕДЕЛЕНИЮ ТЕПЛОВОЙ МОЩНОСТИ НА ЗАБОЕ
ПРИ РАБОТЕ БУРОВОГО ИНСТРУМЕНТА............................................69 стр
4.1. Метод определения забойной мощности и влияние
температуры на работу коронки и на буримость горных пород...................69 стр.
126
4.2. Методика экспериментальных исследований при опытном
бурении с продувкой.............................................................................................71 стр.
4.3. Результаты испытаний при опытном бурении с продувкой...................74 стр.
ГЛАВА V. ПОВЫ Ш ЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ
КОМПРЕССОРА ПРИ БУРЕНИИ С ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ
ЗА СЧЕТ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВТОРИЧНЫХ
ЭНЕРГОРЕСУРСО В......................................................................................... 85 стр.
5.1. Анализ работы и повышение эффективности компрессорных
установок на геологоразведочных работах......................................................85 стр.
5.2. Возможность использования теплоты ДВС привода
компрессора и избытков воздуха для теплоснабжения буровых
установок................................................................................................................ 88 стр.
5.3. Методика расчета и оценка тепловой мощности
утилизационной установки.................................................................................92 стр.
ГЛАВА VI. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ
БУРЕНИЯ С ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ....................................................98 стр
6.1. Экономические предпосылки для бурения с
продувкой воздухом............................................................................................. 98 стр.
6.2. Анализ технико-экономической эффективности
бурения с продувкой воздухом...........................................................................99 стр.
6.3. Экономическая эффективность бурения с продувкой
за счет применения вихревой трубы............................................................... 104 стр.
ЗА КЛЮ ЧЕН И Е................................................................................................ 111 стр.
СПИСОК ЛИ ТЕРА ТУ РЫ ..............................................................................112 стр
ПРИЛОЖ ЕНИЯ................................................................................................ 117 стр
127
Р. У ДЖУРЛЕВ
М.В. МЕРКУЛОВ
НОРМАЛИЗАЦИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА
СКВАЖИНЫ ПРИ БУРЕНИИ С ПРОДУВКОЙ ВОЗДУХОМ
(МОНОГРАФИЯ)
Ответственный редактор: Р.У.Джураев
Дизайнер: З.Хасанова
Лицензия: AI-155, 14.08.2009 г.
Сдано в набор: 02.11.2016 г.
Подписано в печать: 02.12.2016 г.
Бумага офсетная. Формат 60x84.
Гарнитура Times New Roman. Печать офсетная,
п.л 8.0. Тираж 500. Заказ №189
Цена даговорная.
Подготовлено и отпечатано в издательстве им. Алишера
Навои:210100, г. Навои, ул Навои 36.
Тел:(0436)224-93-31
