Влияние параметров отрицательных перекрытий рабочих щелей пары «Золотник-втулка» на автоколебания в следящем гидроприводе Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 622.245.142

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ДОБЫЧИ НЕФТИ ПУТЕМ ГИДРОПЕСКОСТРУЙНОЙ ГЛУБОКОПРОНИКАЮЩЕЙ ПЕРФОРАЦИИ

А.М. СЕЛЮТИН, В.М. ТКАЧЕВ,

A.И. СТОЛЯРОВ, В.А. СТАХЕЙКО

Учреждение образования «Гомельский государственный технический университет имени П.О. Сухого»,

Республика Беларусь

B.В. ШКАНДРАТОВ

Белорусский научно-исследовательский и проектный институт нефти, Республика Беларусь

Трудности белорусской нефтяной промышленности, возникшие в 90-х годах, обусловлены не только экономическими, но и геолого-технологическими причинами, вызванными изменением структуры запасов нефти. В связи со значительной выработкой высокопродуктивных месторождений, возросла актуальность разработки современных наукоемких методов добычи трудноизвлекаемых запасов нефти. В ГГТУ им. П.О. Сухого в сотрудничестве с БелНИПИнефть в течение последних лет ведутся работы по созданию глубокопроникающих методов вскрытия нефтесодержащих пластов.

Продуктивность скважины значительно зависит от числа флюидопроводящих микротрещин, пересеченных эксплуатационным забоем [1]. Широко применяемые в настоящее время методы перфорации эксплуатационных колонн в обсаженной скважине (пулевая, кумулятивная, сверлящая) вскрывают пласт точечно, поэтому не могут обеспечить полной реализации его потенциальных возможностей.

При увеличении глубины перфорационного канала преследуются, главным образом, две цели: увеличение площади пластового флюида и разрушение в продуктивном пласте зоны кольматации, которая образовалась во время бурения, что в итоге определяет продуктивность скважины.

Известен ряд конструкторских решений по созданию скважинных гидромониторов, закрепленных в нижней части колонны насосно-компрессорных труб (НКТ) и имеющих гидроцилиндр, обеспечивающий выдвижение гибкого рабочего органа и образование в пласте одного или нескольких радиальных от ствола скважины каналов за счет гидропескоструйной, кислотной или комбинированной обработки струей рабочей жидкости (РЖ) слагающей породы [2].

Для выхода гибкого рабочего органа за пределы обсадной колонны необходимо вырезать в ней окно. Разделение операций по выполнению радиально расположенного окна и последующего позиционирования сопла гидромонитора относительно окна технически реализовать сложно и экономически не оправдано из-за увеличения количества спускоподъемных операций. Совмещение операций гидропескоструйной перфорации обсадной колонны и дальнейшего проникновения гибкого рабочего органа в пласт также трудно выполнимо из-за ограниченных размеров входного отверстия, получаемого в обсадной колонне. Проще при вращении колонны НКТ выполнить кольцевое окно режущим инструментом, закрепленным в месте выхода гибкого шланга из рабочей головки аппарата.

Рассмотрим основные узлы и порядок работы одного из предлагаемых вариантов комбинированного гидромонитора по выполнению перфорации в обсадной трубе и проходке канала на примере схемы, представленной на рис. 1.

а) б)

Рис. 1. Схема гидромотора

в)

Исполнительная часть аппарата состоит из двух последовательно соединенных частей: гидроцилиндра 8 и рабочей головки 14. Гидроцилиндр 8 состоит из трубы

НКТ, на обоих концах которой закреплены расширительные полости 9 и 10. Поршень гидроцилиндра 7 имеет сквозной центральный канал с входным отверстием В. К поршню присоединен шланг, способный выдерживать рабочее давление 100 МПа. Уплотнение поршня осуществляется комплектными наборами сжимаемых колец из полимерных материалов, способных работать при температуре 80...120 °С. Рабочая головка 14 позволяет осуществить размещение канала-отклонителя 11, шланга гибкого рабочего органа с соплом 13 гидромонитора, запорного клапана 15, обратного клапана 16, неподвижного 17 режущего инструмента, а также отклонителя колонны НКТ, состоящего из катковых опор 19, которые монтируются на поршнях гидротолкателей 18.

Принудительное перемещение поршня S, вращение колонны НКТ 1, герметизация рабочих полостей, подвод РЖ от насоса высокого давления, слив отработанной смеси, выполнение соединительно-разъединительных операций на колонне насосных штанг осуществляются с помощью устьевого сальника 3, вертлюга 4, сливного патрубка 5, быстродействующего соединения 11. Конструктивные особенности узлов гидромонитора в данной статье не рассматриваются.

Гидроцилиндр 8 с поршнем 7, находящимся в верхней расширительной полости 9, рабочая головка аппарата 14 со вставленным гибким шлангом 12 присоединяются к нижней части колонны НКТ до спуска в скважину. После спуска на необходимую глубину колонна НКТ 1 фиксируется в продольном направлении и осуществляется спуск колонны насосных штанг 2. Присоединение колонны насосных штанг к хвостовику поршня 7 посредством быстродействующего соединения 6 можно проконтролировать по перепадам давления нагнетаемой в колонну НКТ жидкости, возникающим при перемещении поршня S к верхнему или нижнему проходному отверстию расширительной области 9. Колонна насосных штанг остается подвешенной, а колонна НКТ план-шайбой приводится во вращение с частотой 15.25 об/мин. При этом колонна насосных штанг за счет имеющегося в быстродействующем соединении 9 подшипника во вращение не увлекается. Клапаны 15 и 16 закрыты. Через вертлюг 4 внутреннюю полость колонны НКТ подключают к нагнетательной магистрали насосного агрегата. При этом подающаяся под избыточным давлением жидкость воздействует на поршни гидротолкателей 18. Выдвигаются катковые опоры отклонителя колонны НКТ. Осуществляется прорезание кольцевого окна в трубе обсадной колонны.

Затем колонну НКТ фиксируют от перемещения в продольном направлении. До проходки канала открывают клапан 15 и производят промывку внутренних полостей колонны НКТ 1, гидроцилиндра 8, канала отклонителя 11 и забоя скважины чистой жидкостью. Поршень 7 находится в верхней расширительной полости 9. Поскольку диаметры канала отклонителя 11 и шланга 12 близкие, то часть нагнетаемой жидкости через отверстия В попадает в гибкий шланг и промывает сопло рабочего органа.

После завершения промывки поршень 17 опускают в устье гидроцилиндра 8. При этом резко возрастает давление промывочной жидкости в колонне НКТ.

Нагнетаемая рабочая жидкость через отверстие В и канал гибкого шланга поступает к соплу 13 гидромонитора. Струя РЖ под избыточным давлением 15.20 МПа производит размыв или растворение породы. Скорость продвижения поршня 7 определяется предварительно в зависимости от свойств и состава продуктивного пласта. Длина канала определяется длиной гидроцилиндра 8. В момент окончания проходки одного канала поршень 7 выйдет в нижнюю расширительную полость 10 и будет отмечено падение давления РЖ в колонне НКТ.

Через ранее проделанное в трубе обсадной колонны окно можно выполнить несколько отходящих от ствола скважины каналов. При этом поршень 7 возвращается

в исходное положение, а колонна НКТ поворачивается на заданный угол. Если технологией не предусматривается создание системы каналов на другом горизонте, то колонна насосных штанг извлекается вместе с поршнем и гибким рабочим органом. Затем осуществляется подъем колонны НКТ вместе с подвешенной исполнительной частью аппарата.

В случае, если предусматривается работа аппарата на нескольких горизонтах, можно наращивать колонну НКТ, а затем применять быстродействующие соединения 6 для наращивания колонны насосных штанг.

После окончания проходки каждого канала необходимо осуществить его промывку чистой жидкостью, а перед подъемом аппарата должна быть промыта вся скважина. Затем скважину вводят в эксплуатацию в соответствии с предусмотренным регламентом.

Для исследования возможности продвижения гибкого рабочего органа с заданными габаритами в получаемое в пласте отверстие проведено численное моделирование истечения РЖ из сопла гидромонитора в скважинное пространство при следующих начальных и граничных условиях: температура в скважине 70 °С, давление в скважине 30 МПа, давление в рабочем органе 70 МПа, динамический коэффициент вязкости РЖ 0,4 мПас, плотность 978 кг/м .

Исследуемый процесс может быть описан уравнением Навье-Стокса для двумерного случая в декартовых координатах при постоянных свойствах и температуре, решаемого совместно с уравнением неразрывности потока:

ды ды _ дp (д2ы д2ы ^

ри — + Р» — _- — + РЕХ + V

• + -

,2

дх ду дх ^дх ду

дv ду _ др (д2V д2у ^

Ры~ + ру— _- — + РЕу + V

дх ду ду ^дх ду ,

ды ду

— + — _ 0,

дх ду

где р - плотность РЖ;

V - динамический коэффициент вязкости РЖ;

р - давление;

х, у - координаты жидкой частицы;

ы, V - проекции ее скорости;

&, ёу - компоненты вектора ускорения свободного падения.

Как показывают многочисленные исследования [3], глубина выработки в горной породе при гидропескоструйной перфорации зависит от предела прочности на одноосное сжатие этой породы. Так при пределе прочности на одноосное сжатие, равным 20.40 МПа, и перепаде давления жидкости на гидромониторной насадке 20.25 МПа, максимальная глубина перфорационного канала равна 20.25 см.

Для оценки прочности нефтесодержащих пород белорусских месторождений проведены испытания на одноосное сжатие образцов карбонатного керна скважины № 202 Вишанского месторождения задонского горизонта. Интервал отбора проб 2559,3.2586,3 м. На рис. 2 представлена зависимость предела прочности образцов от пористости.

Анализ полученных в результате расчета распределений давления на разрушаемой поверхности и суммарного вектора скоростей в прилегающем к рабочей зоне скважинном пространстве позволил сделать вывод о невозможности продвижения

рабочего органа в глубь пласта при использовании стандартного сопла, применяемого для гидропескоструйной перфорации с внутренним диаметром 6 мм.

Пористость, %

Рис. 2. Зависимость предела прочности керна на одноосное сжатие от пористости = 88 МПа Ртах = 70 МПа

а) б)

Рис. 3. Распределение давлений на обрабатываемой поверхности и линии тока рабочей жидкости при угле наклона рабочего инструмента: а - 30°, б - 60°

На рис. 3 показаны распределения давлений на разрушаемой поверхности породы и характер течения РЖ в рабочей зоне скважины, вычисленных при угле наклона рабочего органа 30° (рис. 3 а) и 60° (рис. 3б) к оси скважины. Полученные данные свидетельствуют о том, что разрушение обрабатываемой поверхности будет иметь абразивный характер с возможностью возникновения трещин под действием динамического нагружения. Оптимальным можно считать угол наклона рабочего инструмента близким к 60°, т. к. это позволяет создавать отверстие в породе, необходимое для продвижения рабочего органа.

Предлагаемое техническое решение можно отнести к наиболее перспективным технологиям интенсификации добычи нефти начала XXI века. Оно позволит направленно воздействовать на пласты с ухудшенными коллекторскими свойствами и существенно повысить добывные возможности скважин, а в конечном итоге, и степень извлечения нефти из недр.

Литература

1. Овнатанов Г.Т. Вскрытие и обработка пласта. - М.: Недра, 1970. - 310 с.

2. А.с. 1818895 СССР, МКИ Е 21 В 43/28. Скважинный гидромонитор /О.В. Гвозде-вич и др. - 1989.

3. Яремейчук Р.С., Качмар Ю.Д. Вскрытие продуктивных горизонтов и освоение скважин. - Львов: Вища школа. Издательство при Львовском университете, -1982. - 151 с.

Получено 11.12.2001 г.

УДК 681.583.31

ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ОТРИЦАТЕЛЬНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ РАБОЧИХ ЩЕЛЕЙ ПАРЫ «ЗОЛОТНИК-ВТУЛКА» НА АВТОКОЛЕБАНИЯ В СЛЕДЯЩЕМ ГИДРОПРИВОДЕ

В.В. БОЛОТСКИЙ

Учреждение образования «Гомельский государственный технический университет имени П.О. Сухого»,

Республика Беларусь

При развертке частоты сейсмическим вибрационным источником с электрогид-равлическим следящим приводом, применяемым при сейсморазведке на нефть и газ, часто возникают режимы автоколебаний в гидроприводе, которые приводят к нарушению устойчивой работы виброисточника и, как следствие, искажению получаемых данных по геологическому срезу.

т

Рис. 1. Золотниковый гидрораспределитель

Одним из факторов, приводящих к автоколебаниям, является несимметричность изготовления рабочих окон золотниковых пар гидрораспределителей управляющего и распределительного каскадов электрогидравлического усилителя. Возможным вариантом устранения автоколебаний является создание отрицательных перекрытий рабочих щелей пары «золотник-втулка», причем в пропорциональной зависимости между величинами отрицательного перекрытия на напорной «х0» и сливной «кх0» щелях (рис. 1).

х

Примем следующие допущения:

- геометрические размеры пары «золотник-втулка» симметричны относительно продольной и поперечной осей;

- гидравлические проводимости при равных значениях перемещений золотника « х »на сливных щелях и на напорных щелях равны друг другу соответственно;

- утечки жидкости и сопротивления внутренних каналов малы и ими можно пренебречь;

- коэффициенты расхода рабочих щелей постоянны;

- потери расхода в радиальном зазоре при перемещении золотника и перепад давления на нагрузке равны нулю;

- при перемещении золотника не наступает насыщения по расходу.

Введя обозначения

G0 = м0Ьд а1 (х) = d1 (х) =

2

' ; РПИТ = РН РСЛ ;

1 +

^0 + х)2

У

+ d2 (х); а2 (х) = d1 (х) +

1 + (х0 - х)2 .

5

і + ; d2 «

о

1 +

(кх0 - х)

У ’

Ьі(х ) = dl (х) + ^;

М0

с1 (х) = d1 (х) + —; с2 (х) =

И .

И0

У

1 + (kх0 + х )2 +

51

И0

и учитывая принятые допущения, нелинейная расходная характеристика золотникового распределителя при положительных перемещениях золотника будет иметь вид [1,2,3]:

Q(х) =

Ql(х) = Q2(х) =

Go^J~Pпm

л/к(х )]2 + [а2(х)]'

Go лІР пит

[d1 (х)а1 (х) - d2 (х) а2 (х)] при 0 < х < х0

Q3(х) =

), . ■ . - [d1 (х)а1 (х)-2 (*) Ь1(х)] прИ х0 < х < ^0

л/[аі (х )]2 +[*і (х )]2

, Г dl (х С (х ) - М- Сі (х)

л/[Сі(х)]2 + С (х)]2 - ■

мп

при kх0 < х

где Q(х) - величина расхода рабочей жидкости на нагрузке [м3/с];

Q1 (х), Q2 (х), Q3 (х) - величины расхода рабочей жидкости на нагрузке, соответственно, в первой, второй и третьей зонах перемещений золотника [м /с]; м0 - коэффициент расхода щели с нулевым перекрытием [1]; Ь - длина окна рабочей щели [м]; д - радиальный зазор [м]; с - плотность рабочей жидкости [кг/м ]; рПИТ - давление питания [Па]; рН - подводимое давление [Па]; рСл - давление слива [Па]; х0

- величина отрицательного перекрытия на напорной щели [м]; k - коэффициент пропорциональности между величинами отрицательного перекрытия на напорной и

с

сливной щелях [1]; kx0 - величина отрицательного перекрытия на сливной щели [м]; М - коэффициент расхода открытой щели [1].

Для получения коэффициента гармонической линеаризации примем следующие допущения [4]:

- в качестве нелинейной части системы ограничимся рассмотрением нелинейной характеристики золотникового гидрораспределителя;

- в электрогидравлическом приводе существуют автоколебания вида x = A sin o>at, где A и o>a - амплитуда и частота автоколебаний, соответственно;

- линейная часть системы является фильтром нижних частот.

В этом случае для полученной системы уравнений выражение для определения коэффициента гармонической линеаризации можно записать в виде:

n-ß2

4,A)=- (I а(*) sin фdф + IQ2 (x )sin ^d^ + IQ3 (x )sin ^d^

— 0 ß ß2 —-ßi —

| Q2 (x )sinфdф+ | Q1 (x )sinфdф),

+

—-ßi

+ I QA x}

—-ßi

где

x,

ß1 = arcsin — I, ß2 = arcsin

f kx0

а передаточная функция нелинейного звена ЖН (/А) будет равна ч(А) •

С помощью прикладного математического пакета Mathcad получаем зависимость обратного отрицательного годографа нелинейного звена системы для ряда значений амплитуды автоколебаний и фиксированных коэффициентов пропорциональности к, а также для фиксированных величин отрицательных перекрытий « х0» (рис. 2 а, б).

A • 10

-3

а)

А • 10"3 ------------►

б)

Рис. 2. Зависимость обратного отрицательного годографа нелинейного звена системы от амплитуды автоколебаний: а) при х0 = 0,05-10-3 м; б) при k = 1,7

Анализируя рис. 2 а, б можно сделать следующий вывод: начало обратного отрицательного годографа нелинейного звена системы удаляется от мнимой оси комплексной плоскости, тем самым снижая вероятность возникновения автоколебаний в системе и она тем меньше, чем выше коэффициент пропорциональности и чем меньше начальное отрицательное перекрытие рабочей щели пары «золотник-втулка».

Таким образом, выбор оптимальных параметров отрицательных перекрытий рабочих щелей пары «золотник-втулка» еще на стадии проектирования следящего гидропривода позволяет в дальнейшем снизить вероятность возникновения автоколебаний.

Литература

1. Гамынин Н.С., Каменир Я.А., Коробочкин Б.Л., Крассов И.М., Лещенко В.А., Хай-мович Е.М. Гидравлический следящий привод. Москва: Машиностроение, 1968. -563 с.

2. Лещенко В.А. Гидравлические следящие приводы станков с программным управлением. - Москва: Машиностроение, 1975. - 287 с.

3. Гамынин Н.С. Гидравлический привод систем управления. - Москва: Машиностроение, 1972. - 376 с.

4. Попов Д.Н. Динамика и регулирование гидро- и пневмосистем. - Москва: Машиностроение, 1976. - 423 с.

Получено 11.01.2002 г.