CC BY
23УДК. 622.241.8
Джураев Р.У., Мустафаев О.Б., Хатамова Д.Н., Нормаев К.Х.
ИССЛЕДОВАНИЕ ФАКТОРОВ И ВЛИЯНИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО РЕЖИМА НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ ПОРОДОРАЗРУШАЮЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Джураев Р.У. - д.т.н, доцент; Мустафаев О.Б. - старший преподаватель; Хатамова Д.Н. - (PhD) доцент; Нормаев К.Х. - докторант 1 - курса. (Навоийский государственный горный институт)
Скважиналарни утишда уарорат омиллари бургилаш асбобининг ишлашига матрицалар деформацияси, олмосларнинг бузилиши, уларнинг ишчи юзаларининг емирилиши, олмос мустаукамлигининг пасайиши ва асбобларнинг куйиши каби омиллар орцали салбий таъсир курсатади.
Ушбу мацолада жинс парчаловчи асбобнинг самарадорлигига уарорат тартибларининг таъсири, скважина тубида ишлаётган бургилаш асбобининг уароратини аницлаш учун ифодалар келтирилган ва таулил цилинган, жинс парчаловчи асбобнинг уарорат тартибларини уисоблашнинг математик модели яратилган.
Калит сузлар: скважинани бургилаш, бургилаш долотаси, олмос тишли коронка, х,аво билан тозалаш, хдрорат тартиби, скважина туби, долотанининг чидамлилиги.
While drilling wells temperature factors negatively influence the performance of drilling tools through high contact temperatures with irreversible consequences such as deformations of matrixes, destruction of diamonds, grinding and soiling of their working surfaces, decrease of hardness of diamonds and tool burns.
This article considers the effect of temperature factors on the efficiency of rock destruction tools, presents and analyzes design formulas for determining the temperature of downhole tools and builds a mathematical modelfor calculating the temperature regime of rock destruction tools.
Key words: well drilling, drill bit, diamond drill bit, air blowing, temperature mode, bottom hole, bit wear resistance.
Исследование температурных факторов при бурении скважин приобретает актуальное значение в связи с внедрением новых современных технических средств и технологии бурения, применением сжатого воздуха для очистки забоя от шлама, ростом объёма буровых работ, увеличением забойной мощности и глубин скважин.
В результате высокой температуры бурового инструмента возникают аварийные ситуации, чаще алмазные коронки прижигаются, затраты времени на устранение прижога составляют 8-10 %. Очевидно, что повышение эффективности непосредственно связано с обеспечением температурного режима при бурении скважин [1].
Действие температурного фактора становиться наиболее заметным при применении низкотеплоемких и низкотеплопроводных очистных агентов, таких как сжатый воздух и аэрированные жидкости.
Износостойкость буровых снарядов напрямую зависит от температурного режима на забое скважины при бурении.
Наиболее неблагоприятны условия охлаждения инструмента, в особенности алмазного, при бурении с продувкой воздухом вследствие малого массового расхода, очень малой плотности и приблизительно в 4 раза меньшей, чем у воды, удельной теплоемкости (при постоянном давлении).
Условия охлаждения коронок и долот при бурении с продувкой существенно хуже, чем при использовании газожидкостных систем. Нормализация температурного режима работы породоразрушающего инструмента при бурении с продувкой возможна за счет расширения проходных каналов и кольцевых зазоров, увеличения на этой основе массового расхода Gг при умеренных скоростях движения воздуха и его принудительного охлаждения [2].
За меру нагрева бурового инструмента может быть принята усредненная температура на незначительной глубине в приторцевой части коронки, где отдельные поля температур,
развивающиеся от работающих в данный момент твердосплавных резцов или алмазов, сливаются в общее температурное поле. Расчетная формула для определения средней температуры торца работающей кольцевой коронки, имеет вид [3]:
*т= , Р + + ^ , (!)
п^Л1(а101+а202)(0%-0?) гисР
где Л1 - коэффициент теплопроводности материала коронки, Вт/ч (м-°С); а1 и а2 - коэффициенты теплоотдачи соответственно в зазорах между коронкой и керном, между коронкой и стенками скважины, Вт/(м2-°С); и Б2 - внутренний и наружный диаметры короночного кольца, м; ^ - начальная температура промывочного агента (внутри колонковой трубы над коронкой), °С; N - мощность, затрачиваемая коронкой, на забое, Вт; G - массовый расход очистного агента, кг/с; Ср -удельная массовая теплоёмкость воздуха, Дж/кг°С; Кр - безразмерный коэффициент распределения тепловых потоков, определяемый из выражения:
Формула (2) выражает максимальную осредненную температуру на незначительной глубине в приторцевой части коронки. Если для твердосплавных коронок понятие tТ условное, то для алмазных коронок и долот температура tТ торца имеет вполне реальное значение, что подтверждено экспериментально [4].
Формула (2) позволила проследить влияние на температуру торца коронки таких факторов, как развиваемая на забое мощность, температура очистного агента на подходе к забою, конструктивные поперечные размеры коронки, свойства ее материала и проходимых пород, а также свойства, расход и режим движения промывочной среды через коэффициенты теплоотдачи а1 и а2[5].
На рис. 1 графически представлены результаты расчетов по формуле (2) для условий бурения твердосплавной коронкой диаметром 93 мм в породах типа песчаников с положительными температурами при развиваемой на забое мощности N=2 кВт и использовании основных разновидностей очистных агентов: воды, нормального глинистого раствора и воздуха. В последнем случае учтена реальная плотность воздуха при глубине скважины 100 м [6].
В области наиболее приемлемых для выноса шлама, расход воздуха 4-6 м3/мин при твердосплавном бурении с продувкой температура охлаждения коронки держится в допустимых пределах. При незначительном уменьшении расхода, температура на торце коронки быстро достигает 500 °С, когда уже приходится считаться с изменением свойств материала коронки и твердого сплава [6].
Рис.1. Расчетные зависимости температуры на торце кольцевой коронки от расхода очистного агента: а - твердосплавная коронка: 1 - воздух; 2 - глинистый раствор; 3 - вода; б - мелкоалмазная коронка (при мощности на забое, кВт): 1 - 1.85; 2 - 1.47; 3 - 1.1; 4 - 0.74; 5 - 0.37
Анализ графиков показывает, что температура торца алмазной коронки прямо пропорциональна развиваемой на забое мощности и находится в сложной зависимости от расхода воздуха. С увеличением расхода свыше 3-4 м3/мин, снижение температуры торца замедляется. Одновременно возрастают потери давления в циркуляционной системе
скважины, утечки воздуха через неплотности соединений и расход энергии на привод компрессора. Увеличение подачи воздуха свыше 4 м3/мин, без изменения геометрии коронки нерационально, тем более что при этом в соответствии с формулой (4) возрастает температура торможения tр [7]
гр = г + кв £ , (2)
Ср
где Ьр - равновесная температура у стенки канала, °С; кв - безразмерный коэффициент восстановления температуры, выражающий степень превращения кинетической энергии в тепловую (при турбулентном обтекании пластины kв=0,89); V -средняя по сечению канала скорость потока, м/с; ср - удельная массовая теплоёмкость воздуха, Дж/(кг°С).
Анализ формулы (1) показывает, что имеются реальные пути улучшения охлаждения алмазной коронки при бурении с продувкой воздухом. Поскольку тепло от забоя распространяется по телу короночного кольца и колонковой трубы и воспринимается потоком воздуха с внутренних и внешних поверхностей, температура торца коронки будет тем меньше, чем выше теплопроводность материала, чем больше высота короночного кольца и плотнее резьба, соединяющая его с колонковой трубой, внутренняя и наружная поверхности короночного кольца (например, за счет продольного оребрения), массовый расход воздуха при умеренных скоростях его движения, а значит, чем больше суммарная площадь промывочных каналов и шире кольцевые зазоры.
Формула (1) правильно отражает основные закономерности температурного режима буровой коронки. Применительно к алмазному бурению с промывкой и продувкой справедливость этой формулы подтверждена экспериментальными замерами температуры
[7].
Аналитическое исследование зависимости, выравненной (на некоторой глубине) температуры торца алмазного долота от его радиуса как характеристики нагрева долота при бурении, позволило получить следующую расчетную формулу [7]:
^ = 36К1>Рп(~ +-^-- + —) + ^ , (3)
где Кр - безразмерный коэффициент распределения тепловых потоков; А - толщина торцевого диска долота, м; Я, Ко - наружный и внутренний радиусы корпуса долота, м; г -текущая координата, м; п - частота вращения, об/мин; Р - осевая нагрузка, Н; Л1 -коэффициент теплопроводности материала коронки, Вт/ч (м-°С); а - коэффициент температуропроводности, м2/с (индексы 1, 2 относятся к материалу коронки и горной породе); G - весовой расход (для воздуха - Gг) в кг/с; с - удельная весовая теплоемкость очистного агента, (для воздуха при постоянном давлении - ср) Дж/кг-°С; ^ - начальная температура промывочного агента, ° .
Наличие многих источников тепла (зубья шарошек, шариковые и роликовые опоры, спинки лап), большое количество и сложность конфигурации элементов шарошечного долота затрудняют аналитическое исследование его температурных полей и требуют выбора некоторого определенного участка, температура которого в процессе бурения могла бы характеризовать температурный режим долота в целом. В качестве такого участка можно принят поперечное сечение цапф в месте их сопряжения с лапами, через которое тепло от шарошек передается корпусу долота, и получено аналитическое выражение для установившейся температуры в цапфе шарошечного долота [7].
^ = + - + + (4)
ц Гц аГ„) т 2Сгср\ 2ср ъ 4 у
где И - средняя толщина лапы вдоль оси цапфы, м; ^ , - площади сечения основания цапфы и наружной поверхности лапы, м2; Л1 - коэффициент теплопроводности материала коронки, Вт/ч (м-°С); а - коэффициент температуропроводности, м2/с; ср - удельная весовая теплоемкость очистного воздуха при постоянном давлении, Дж/кг-°С; Gг - весовой расход воздуха, кг/с; к1, к2 - безразмерные коэффициенты потерь мощности на трение в опорах и
распределения тепловых потоков в подшипнике, доли ед.; N -забойная мощность, Вт; т -число шарошек; V - удельная теплота парообразования, Дж/кг; АЖ - влажность доли единицы.
Как способы нормализации температурного режима шарошечного долота могут быть применены снижение начальной температуры воздуха, его увлажнение в призабойной зоне (для обеспечения испарительного охлаждения), продувка опор.
Одним из причин, приводящих к преждевременной потере работоспособности инструмента и, как следствие, к удорожанию буровых работ, является нарушение нормального теплового режима работы породоразрушающего инструмента.
В настоящее время существует ряд рекомендаций по предупреждению прижога инструмента, которые в основном сводятся к контролю за работой циркуляционной системы, обеспечению герметичности бурового снаряда, выбору минимально допустимого расхода очистного агента. Однако достаточно высокий процент прижогов свидетельствует об их низкой эффективности.
Установить нормальный тепловой режим работы породоразрушающего инструмента можно путём принудительного охлаждения воздуха до необходимой температуры, способной исключить выделения тепла на забое.
С целью определения влияния величины начальной температуры очистного воздуха на температурный режим работы породоразрушающего инструмента, на основе формул (1) и (4) в графической программе МАТНСАО построена математическая модель расчета температурного режима работы породоразрушающего инструмента.
Для расчета температурного режима кольцевой буровой коронки на основе формулы (1) выбраны следующие параметры: Л1 - коэффициент теплопроводности материала коронки, Вт/ч (м-°С); а1 и а2 - коэффициенты теплоотдачи, соответственно, в зазорах между коронкой и керном, между коронкой и стенками скважины, Вт/(м2-°С); и Б2 -внутренний и наружный диаметры короночного кольца, м; ^ - начальная температура промывочного агента (внутри колонковой трубы над коронкой), °С; N - реализуемая на забое мощность (Вт), G - массовый расход очистного агента (кг/с), Ср - удельная массовая теплоёмкость воздуха, Дж/(кг°С), Кр - безразмерный коэффициент распределения тепловых потоков.
Результаты расчета температурного режима кольцевой буровой коронки приведен на рисунки 2.
Рис. 2. Расчетная зависимость температуры на торце кольцевой коронки (Т) от величины начальной температуры продувочного воздуха (Ъ). Б1=64 мм, Б2=7б мм; N=2500 Вт; G=400 кг/ч; ^
изменялся от -20° до 80°.
Результаты расчета по определению температуры на торце кольцевой буровой коронки показывают, что температура коронки изменяется в зависимости от величины начальных температур очистного воздуха. При увеличении температуры воздуха tl наблюдается повышение температуры торца коронки Н.
Для расчета температурного режима шарошечного долота на основе формулы (4) выбраны следующие параметры: И - средняя толщина лапы вдоль оси цапфы, м; /ц , /л -
площади сечения основания цапфы и наружной поверхности лапы, м2; Л1 - коэффициент теплопроводности материала коронки, Вт/ч (м-°С); а - коэффициент температуропроводности, м2/с; ср - удельная весовая теплоемкость очистного воздуха, Дж/кг-°С; Gг - весовой расход воздуха, кг/с; к1, к2 - безразмерные коэффициенты потерь мощности на трение в опорах и распределения тепловых потоков в подшипнике, доли ед.; N - забойная мощность, Вт; т - число шарошек; V - удельная теплота парообразования, Дж/кг; АЖ - влажность, доли единицы.
Результаты расчета температурного режима шарошечного долота приведен на рис. 3.
Рис. 3. Расчетная зависимость температуры цапфы трехшарошечного долота (1ц) от величины начальной температуры продувочного воздуха (ti). N=2500 Вт; G=0,210 кг/с; m=3; ti изменялась от
-20° до 80 °С.
Результаты расчета температуры цапфы трехшарошечного долота также показывают, что температура долота изменяется в зависимости от величины начальных температур очистного воздуха. При начальной температуре воздуха ti= -20 % температура цапфы трехшарошечного долота t4 составляла 229 %, при температуре очистного воздуха ti=80 % температура долота 1ц составляет 328 %. Таким образом, можно сделать вывод, что нормализация температурного режима работы породоразрушающего инструмента возможна за счет обеспечения низких температур на забое.
Для обеспечения оптимальной температуры воздуха в процессе бурения скважин с продувкой применяются разные холодильные установки. Широко применяются фреоновые парокомпрессорные холодильные устройства с воздушным охлаждением конденсатора, холодопроизводительность при стандартном режиме составляет от 1,3 до 14 кВт в зависимости от марки установки, мощностью двигателя, соответственно, от 1,0 до 10 кВт. Однако, применяемые в настоящее время охлаждающие устройства достаточно дорогие и потребляют большое количество энергии.
Кроме того, охлаждение продувочного воздуха в холодильных машинах осуществимо лишь на поверхности, так как, воздух имеет низкую теплоемкость и при ее подаче по бурильным трубам, у которых теплопроводность высока, воздух на начальных глубинах 20^40 м приобретает температуру близкой к температуре породы.
ЛИТЕРАТУРА
1. Кудряшов Б. Б. А.И. Кирсанов. Бурение разведочных скважин с применением воздуха. -Москва: «Недра», 1990. - 263 с.
2. Горшков Л.К., Гореликов В.Г. Температурные режимы алмазного бурения. - Москва: «Недра», 1992. - 173 с.
3. Джураев Р.У., Меркулов М.В. Нормализация температурного режима скважин при бурении с продувкой воздухом // - Навоий: «А. Навоий», 2016. - 128 с.
4. Merkulov M.V., Djuraev R.U., Leontyeva O.B., Makarova G.Y., Tarasova Y.B. Simulition of thermal power on bottomhole on the bases of experimental studies of drilling tool operation // International Journal of Emerging Trends in Engineering Research. -Volume 8. - No.8, August 2020. - pp. 4383-4389.
5. Джураев Р.У., Меркулов М. В., Косьянов В. А., Лимитовский А. М. Повышение эффективности породоразрушающего инструмента при бурении скважин с продувкой воздухом на основе использования вихревой трубы. // Горный журнал. - Изд. «Руда и металлы». - Москва, 2020. - №12. - С. 71-74.
6. Джураев Р.У., Меркулов М.В. Экспериментальные исследования тепловой мощности забоя при бурении геологоразведочных скважин с продувкой воздухом // Горный информационно-аналитический бюллетень. - Москва: МГГУ, 2016. - №1. - С. 288-293.
7. Кудряшов Б.Б., Зора О.В., Филатов О.С. Температурный режим шарошечных долот при бурении с продувкой воздухом // Нефтяное хозяйство. - Москва, 1969. - №8 . - С. 1-5.
