Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современные технологические достижения в области разработки, обоснования и совершенствования промывки разведочных скважин в сложных геологических условиях 9
1.1. Факторы, влияющие на выход керна и его качество 11
1.2 Схемы циркуляции очистного агента в скважине. Анализ основных преимуществ и недостатков 17
1.3. Параметры технологического процесса очистки скважин: скорость течения, объемный (массовый) расход и давление очистного агента 28
1.3.1 Параметры технологического процесса промывки разведочных скважин при бурении на твердые полезные ископаемые 28
1.3.2 Параметры технологического процесса продувки разведочных скважин при бурении на твердые полезные ископаемые 46
1.3.3 Параметры технологического процесса промывки глубоких разведочных скважин при бурении на жидкие и газообразные полезные ископаемые 47
1.4. Технология промывки разведочных скважин при бурении эрлифтыми буровыми снарядами 54
1.5. Технология бурения разведочных скважин эжекторными буровыми снарядами 62
1.6. Технология безнасосного бурения разведочных скважин 69
1.7 Выводы 73
Глава 2. Методика определения расхода очистного агента различной реологии для очистки ствола разведочной наклонно направленной скважины от шлама при бурении в сложных геологических условиях 74
2.1. Систематизация осложнений технологического процесса промывки разведочных скважин при бурении в сложных геологических условиях 74
2.2. Относительное движение тяжелого тела (частицы шлама) и очистного агента (жидкости, газа) по стволу скважины 78
2.2.1 Равномерное движение частицы шлама в ньютоновской жидкости 79
2.2.2 Обобщенная модель механического взаимодействия ньютоновской и бингамовской жидкости с частицами транспортируемого шлама 82
2.3. Методика определения рациональной скорости движения восходящего потока очистного агента различной реологии 92
2.4. Давление, расходуемое па перемещение шлама по стволу наклонно направленной скважины 95
2.5. Механика движения шлама в местах локального искривления ствола скважины 98
2.6. Совершенствование промывки скважин ступенчатых конструкций 104
2.7. Выводы 107
Глава 3. Повышение эффективности промывки разведочных скважин при бурении эрлифтными буровыми снарядами 108
3.1. Буровое оборудование и конструкции эрлифтных буровых снарядов 108
3.2. Параметры газожидкостной смеси (ГЖС), образуемой при работе эрлифтного бурового снаряда 119
3.3. Расчет параметров работы эрлифтной буровой установки 122
3.4. Гидравлическая программа процесса промывки скважин при бурении эрлифтными буровыми снарядами в сложных геологических условиях 126
3.5. Выводы 130
Глава 4. Повышение эффективности промывки разведочных скважин при бурении эжекторными буровыми снарядами 131
4.1. Конструкции эжекторных буровых снарядов 131
4.1.1 Одинарные эжекторные колонковые снаряды 131
4.1.2 Двойные эжекторные колонковые снаряды 135
4.2. Принцип действия и основные параметры работы эжекторныхбуровых снарядов 140
4.3. Управление эжектируемым потоком очистного агента в колонковом наборе 149
4.4. Рациональная конструкция промывочной системы буровых коронок при бурении эжекторными снарядами в сложных геологических условиях 155
4.5. Выводы 160
Глава 5. Повышение эффективности безнасосного бурения разведочных скважин в сложных геологических условиях 161
5.1. Конструкции буровых снарядов для безнасосного бурения скважин 161
5.2. Принцип действия бурового снаряда безнасосного бурения 166
5.3. Анализ и пути совершенствования гидродинамических характерне і ик снарядов безнасосного бурения скважин 168
5.4. Выводы 177
Глава 6. Методика расчета коцентраций компонентов промывочных жидкостей для бурения скважин в сложных геологических условиях 178
Основные выводы по диссертационной работе и рекомендации 187
Приложения 189
Направления получения экономического эффекта 200
Список литературы
- Параметры технологического процесса очистки скважин: скорость течения, объемный (массовый) расход и давление очистного агента
- Относительное движение тяжелого тела (частицы шлама) и очистного агента (жидкости, газа) по стволу скважины
- Параметры газожидкостной смеси (ГЖС), образуемой при работе эрлифтного бурового снаряда
- Одинарные эжекторные колонковые снаряды
Введение к работе
Сложность геологического строения и состояния горных пород, характеризующаяся раздробленностью, трещиноватостью, неустойчивостью, перемежаемостью, избирательной истираемостью, размываемостью и другими подобными свойствами, является основной причиной получения непредставительной геологической иi[формации по результатам бурения скважин с отбором кернового материала.
Трудность получения кондиционной керновой пробы в указанных условиях выдвигает на передний план необходимость обоснования, разработки и внедрения в производственную сферу специализированной технологии производства буровых работ. При этом особое внимание следует обращать на режим промывки скважины, как на один из основных важнейших технологических факторов, определяющих количество и качество кернового материала, а, следовательно, достоверность и информативность результатов буровой разведки месторождений полезных ископаемых. > Несмотря на то, что бурение в сложных геологических условиях с промывкой имеет широкое распространение в практике геологоразведочных работ (колонковое бурение с прямой и обратной промывкой скважин, безнасосное бурение, бурение с использованием эрлифтных и эжекторных колонковых снарядов и др.), единый подход к обоснованию технологии промывки, научно обоснованные требования к показателям режима промывки (расходы, скорости и давления жидкости) отсутствуют не только в нормативных документах на ведение буровых работ (инструкции, руководства, регламенты и пр.), но и в научной литературе. Все это существенно сдерживает развитие технологии бурения, приводит к значительному увеличению временных и денежных затрат на разведку месторождений и снижает качество геологической информации о полезных ископаемых.
Научное обоснование технологии промывки при бурении разведочных скважин в сложных геологических условиях является важнейшей производственной задачей и, одновременно, актуальным научным направлением повышения эффективности бурения разведочных скважин в целом.
Таким образом, целью работы является повышение эффективности бурения разведочных скважин в сложных геологических условиях за счет научного обоснования технологии промывки скважин.
Идея работы заключается в использовании параметров очистных агентов, характеристик транспортируемой разрушенной горной породы (шлама) и значений зенитного угла для научно обоснованного определения режимов промывки разведочных скважин при бурении в сложных геологических условиях.
Для достижения поставленной цели в процессе научных исследований необходимо было решить следующие задачи: • проанализировать возможные осложнения технологического процесса промывки скважин (места, причины, показатели, виды и условия
проявления) и установить пути их предупреждения; • разработать методику определения рациональной скорости восходящего потока очистного агента, в том числе, в условиях промывки наклонно направленных скважин при бурении с высокой механической скоростью; • разработать методику определения давления, расходуемого на транспортирование шламонесущего потока, которая, в отличие от известных, учитывала бы зенитный угол и механическую скорость бурения скважины; • разработать гидравлическую программу управления процессом промывки скважин при бурении эрлифтными снарядами; • установить зависимость величины расхода восходящего потока жидкости в колонковом наборе при бурении эжекторными снарядами от глубины скважины и величины гидравлических сопротивлений; • разработать конструкцию промывочной системы алмазных буровых коронок, способствующую поддержанию эжектируемого потока промывочной жидкости на забое скважины и, как следствие, повышению углубки скважины за рейс и выхода керна; • установить закономерности, позволяющие сравнивать имеющиеся и разрабатывать новые, гидравлически наиболее совершенные, конструкции колонковых наборов для безнасосного бурения скважин.
Для решения поставленных задач применялись общие принципы методологии научных исследований, включающие в себя анализ и обобщение литературных источников, проведение экспериментальных и теоретических исследований. Использовались методики научных исследований и фундаментальные результаты технической гидромеханики.
Расчеты проводились на ПЭВМ в системе MATHCAD.
Практические рекомендации и защищаемые научные положения обоснованы достаточным объемом теоретических и экспериментальных исследований, а также проверкой положений, выводов и рекомендаций в экспериментальных условиях, максимально приближенных к производственным, и достаточной сходимостью опытных данных с результатами ранее проведенных теоретических исследований.
Основные положения диссертации докладывались на научных заседаниях Второй международной научно-практической конференции «Наука и новейшие технологии при освоении месторождений полезных ископаемых на рубеже XX - XXI веков» (МГГА, ФТРиР, 2000 г.), VI Международной конференции «Новые идеи в науках о Земле» (МГГРУ, 2003 г.), V Международной научно-практической конференции «Наука и новейшие технологии при поисках, разведке и разработке месторождений полезных ископаемых» (РГГРУ, 2006 г.), VIII Международной конференции «Новые идеи в науках о Земле» (РГГРУ, 2007 г.), научно-практической конференции «Геоэкологические и инженерно-геологические проблемы развития гражданского и промышленного комплекса города Москвы» (РГГРУ, 2008 г.), на научных семинарах кафедры разведочного бурения им. проф.
Б.И.Воздвиженского (РГГРУ, 2004, 2005, 2006, 2007, 2008 г.г.), на межкафедральном научном семинаре кафедр факультета техники разведки и разработки месторождений полезных ископаемых (РГГРУ, 2008 г.).
Положения диссертации содержатся в 61 публикации.
Диссертационная работа состоит из оглавления, введения, 6 глав, основных выводов и рекомендаций, списка использованной в работе литературы, включающего 206 наименований и 7 приложений. Диссертация содержит 219 страниц машинописного текста, 39 рисунков и 37 таблиц.
Диссертационная работа выполнена на кафедре разведочного бурения имени проф. Б.И. Воздвиженского в государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Российский государственный геологоразведочный университет имени Серго Орджоникидзе» (РГГРУ).
Автор выражает благодарность коллективу кафедры разведочного бурения имени Б.И. Воздвиженского РГГРУ за консультации и поддержку в процессе подготовки и выполнения диссертационной работы.
Параметры технологического процесса очистки скважин: скорость течения, объемный (массовый) расход и давление очистного агента
Расход промывочной жидкости, подаваемой на забой скважины, должен, в первую очередь, обеспечивать очистку забоя от разрушенной породы и активное охлаждение алмазных резцов во избежание прижога коронок. Минимальный расход жидкости для обеспечения этого условия составляет 5-7дм3/мин [80].
Недостаточное количество очистного агента приводит к скоплению на забое скважины шлама, который препятствует нормальному процессу разрушения породы, вызывает повышенный износ алмазов и матрицы коронки, а также неоправданные энергозатраты на бурение; избыточное количество -способствует быстрому выносу разрушенной породы и не обеспечивает необходимого обнажения алмазов из-за малого износа матрицы коронки. При этом могут наблюдаться размыв керна, эффект гидравлического подпора и другие нежелательные явления. Средний расход очистного агента при алмаз-ном бурении составляет 2,7 - 3,0 дм/мин на 1 см" площади поперечного сечения кольцевого пространства между бурильными трубами и стенками скважины (скорость восходящего потока жидкости 0,5 - 1,0 м/с) [80].
Во всех случаях, с повышением механической скорости бурения должно увеличиваться количество жидкости, подаваемой на забой. С увеличением твердости пород (особенно в очень твердых, способствующих заполирова-нию алмазов) расход промывочной жидкости уменьшают.
Давление промывочной жидкости является параметром, позволяющим контролировать эффективность процесса бурения. Постепенное повышение давления в нагнетательной системе может свидетельствовать об износе коронки, зашлифовании торца матрицы или о бурении более хмягких пород;
резкое повышение - о нарушении температурного режима промывки (наступление момента прижога), прихвате снаряда породой или осевшим шламом. Падение давления может быть связано с плохим качеством соединений бурильной колонны или с появлением водопоглощающих горизонтов в скважине.
Проблема определения рационального расхода промывочной жидкости, учитывающая охлаждение породоразрушающего инструмента, раскрыта в исследованиях С.А. Волкова [43], Н.В. Соловьева [178, 179, 181], Л.К. Горшкова [55 - 58] и других.
Главным фактором, обеспечивающим необходимую степень охлаждения и очистки алмазного инструмента, является, по данным исследований Л.К. Горшкова, скорость движения промывочной жидкости в каналах инструмента. Требуемое значение скорости движения промывочной жидкости зависит от соотношения геометрических характеристик промывочных каналов и расхода самой жидкости. При этом увеличение скорости движения промывочной жидкости в каналах алмазной коронки способствует росту механической скорости бурения [163].
Повышение скорости движения промывочной жидкости может быть достигнуто за счет: 1. увеличения расхода жидкости при неизменных числе и размерах промывочных каналов (обычно два - шесть каналов шириной 4-6 мм в серийных коронках диаметрами соответственно 36 - 76 мм); 2. увеличения числа и сокращения размеров промывочных каналов при неизменном или даже пониженном расходе промывочной жидкости.
Последнее достигается при условии, что суммарная площадь поперечных сечений большего числа каналов в коронке должна быть меньше исходной, как у современных серийных коронок.
Второй путь представляется более перспективным [163], так как подача меньшего количества жидкости в скважину требует применения менее гро моздких и металлоемких буровых насосов; кроме того, при малых расходах жидкости, движущейся в призабойной зоне, снижается степень эрозионного воздействия потока как на коронку, так на стенку скважины и столбик керна. При этом большее число промывочных каналов обеспечивает более равномерное охлаждение матрицы коронки по ее объему.
Для оценки влияния изменения геометрии промывочных каналов коронки на изменение расхода жидкости воспользуемся методикой, базирующейся на учете гидравлической мощности, подводимой к работающему на забое поро-доразрушающему инструменту потоком промывочной жидкости. Согласно этой методике расход промывочной жидкости (в л/мин) определяется с помощью зависимости [55, 58]: где Рг — гидравлическая мощность, подводимой к забою скважины промывочной жидкости, кВт; Арк - падение давления потока промывочной жидкости в каналах коронки, обеспечивающее требуемую степень очистки от шлама и охлаждение инструмента, МПа.
Необходимо заметить, что для расчетов по формуле (1.3) требуется, чтобы Арк 1 МПа. Если же Арк окажется меньше этой величины, то следует принимать Ар,. = 1 МПа. Гидравлическая мощность (в кВт) по Л.К. Горшкову Рг=РгудР, Щ, (1.4) где Ргуд — удельная гидравлическая мощность, по опытным данным Ргуд = 0,114 -0,228 кВт/см"; FK - площадь торца коронки (в проекции на плоскость забоя скважины), взаимодействующая с потоком промывочной жидко-сти, см ; //о - коэффициент, учитывающий степень обогащения промывочной жидкости шламом и представляющей собой отношение плотности жидкости, обогащенной шламом, к исходной плотности.
Относительное движение тяжелого тела (частицы шлама) и очистного агента (жидкости, газа) по стволу скважины
Одним из возможных путей предохранения кернового материала и стенок скважины от разрушения потоком очистного агента при бурении легкоразру-шаемых горных пород низких категорий по буримости, характеризующихся потенциально недостаточным выходом керна, а также снижения влияния эффекта гидравлического подпора на механическую скорость бурения, является ограничение объемного расхода промывочной жидкости и, как следствие, скорости движения восходящего потока (ограниченный, или щадящий, режим промывки).
Научно обоснованные рекомендации по , определению технологии промывки в данных условиях, учитывающие как направление трассы скважины и возможные высокие значении механической скорости бурения, так и реологические свойства очистного агента, отсутствуют.
Для определения рационального ограниченного режима промывки рассмотрим падение единичной частицы шлама в неподвижной ньютоновской жидкости (воде, воздухе). Форму частицы примем шаровой, а объем - равным объему реальной частицы, имеющей плотность рш, большую плотности жидкости р. Падение такой частицы является ускоренным [196]. Уравнение движения шлама: dv dv „ _ „ mTr=mvYs=F-FA Fc (2Л) где т - масса частицы; v - скорость шлама относительно жидкости; т- время падения; s - путь шлама в жидкости; F - сила тяжести; FA - подъемная сила Архимеда; Fc - сила лобового сопротивления движению частицы шлама в жидкости. После преобразований (2.20) получим [33, 34, 97, 100, 104 - 106, 118, 122, 126, 128]: ( ІЗ 1 "Л I ( Ъс о Л v = veh т--с - 1--?- =v 1-ехр -S—-2- , (2.26) \4d А/Л Рш)) V V 2(1Рш) где ve — предельное недостижимое значение скорости частицы шлама относительно жидкости; d - диаметр частицы (он соизмерим с размером зазора между поверхностью забоя скважины и торцом буровой коронки); th - гиперболический тангенс; ехр — экспоненциальная функция.
Скорость падения частицы относительно жидкости, согласно (2.26), возрастает по мере падения. Лишь в пределе при т— оо (или при s — оо) v —» ve.
Однако при оценке условий удаления шлама восходящим потоком ньютоновской жидкости пользоваться строгим решением (2.26) неудобно. Кроме того, по мере падения частицы ее ускорение стремится к нулю, а скорость относительного движения - к некоторой предельной величине ve. Поэтому, как правило, в буровых расчетах промывки, с целью их упрощения, вводится условное понятие "скорость витания" ("гидравлическая крупность").
Под скоростью витания ve понимается условная скорость равномерного падения тела в неограниченной неподвижной жидкости (газе). Если восходящему потоку сообщить скорость витания, то тело, находящееся в потоке, зависнет (остановится) на некотором уровне. Это зависание и называют витанием.
Характер изменения коэффициента лобового сопротивления в зависимости от величины числа Рейнольдса Re при обтекании шара экспериментально изучался многими исследователями (рис. 2.6). При Re » 2-Ю5 Па наблюдается кризис обтекания: резко уменьшается значение коэффициента лобового сопротивления.
Изменение коэффициента с при докризисном обтекании (Re 2-Ю5, рис. 2.6), характерном для условий выноса шлама из скважины, аппроксими Для определения величины с при движении шлама в бингамовской жидкости (глинистом растворе) можно воспользоваться опытными формулами для ньютоновской жидкости (воды, воздуха), если в последних величину Re заменить на так называемый модифицированный критерий Рейнольдса Re [71,72]: Re = Re — 4d (2.29) 1 + где т0 - начальное напряжение сдвига очистного агента (для ньютоновских жидкостей т0 = 0, для бингамовских т0 0). Тогда подставляя (2.17) в (2.27), а результат - в (2.29) и заменяя в (2.6) Re на. Re , после преобразований окончательно получим [33, 34, 100, 106, 118, 122, 126, 128]: 36// + 0,67 dl 5ppg(pM-p) 1 6г0 8а(Рш - Р) \1 (2.30) Обобщенное выражение (2.30) справедливо как для ньютоновских, так и для бингамовских жидкостей (табл. 2.2, рис. 2.7) и при ve = const подтверждается экспериментальными исследованиями (рис. 2.6). Но, в отличие от ньютоновской, в бингамовской, из-за наличия начального напряжения сдвига (г0 0), может тонуть не каждая тяжелая (рш р) частица шлама. По этой причине уравнения (2.17) и (2.30) справедливы для равномерного падения шлама в бингамовской жидкости только при выполнении следующего неравенства: 6т0 /(рш-р). (2.31) При 6г0 gd(pui - р) (2.32) частица шлама перемещаться относительно бингамовской жидкости не будет. Следовательно, в этом случае уравнение (2.17) неправомочно, ve = 0.
Параметры газожидкостной смеси (ГЖС), образуемой при работе эрлифтного бурового снаряда
Рассмотрим [111] произвольную наклонную скважину, заполненную (для примера) аэрированной жидкостью. Смесь примем неподвижной. Проскальзыванием пузырьков воздуха в жидкости пренебрежем. Структуру такой ГЖС именуют эмульсионной [197], или пузырьковой [109, 139]. Подобная статическая задача частично была рассмотрена в работе [205].
Обозначим Ш-- - - гг (3-1) =Т Г = у— (3-2) где 7о - объемная концентрация воздуха в жидкости (степень аэрации) на устье скважины, т.е. при P=PQ (PQ - атмосферное давление); (р0 - объемная концентрация воздуха в ГЖС на устье скважины, т.е при P=PQ\ VQ - объем воздуха на устье скважины; Усм0 - объем ГЖС на устье скважины. Тогда Рсщ =Р0 Р0+ РІ1 Ро) (3.3) где рСщ - плотность ГЖС на устье скважины; / 0 - плотность атмосферного воздуха; р - плотность жидкости.
На забое скважины глубиной L-cosO (L - длина ствола скважины, О -среднее значение зенитного угла), где абсолютное давление Р, объем смеси сожмется. При этом объем воздуха в силу закона Бойля-Мариотта (изотерм ныи процесс) уменьшится в —— раз. Следовательно [111], CMQ CM 1- р0+ р0 Л (3.4) где рсм - плотность смеси на забое скважины. В соответствии с основным уравнением гидростатики в дифференциальной форме записи: dP=pCM(P)gcosedL. (3.5) После подстановки (3.4) в (3.5) и интегрирования, получим: P = Pt ( р\ ( Р 1 - Чо In— + pgLcos&\ l + qQ- ро) V Р J (3.6) Так какро«р, то 0, поэтому (3.6) можно упростить [111]: Р Р - PQ + pgL cos в - /Q O In — (3.7) С другой стороны, P = PO+PcMcpgLcos0 где рсм - средняя плотность ГЖС. (3.8) Приравнивая (3.7) и (3.8), имеем [111]: ср gLcosU PQ (3.9) После преобразований (3.6), с учетом (3.1), окончательно получим [33,111]: ?0 P0 + pgLcosO-P _ Pol" — - PugLcosO (3.10) Po V + ln PQ + pgL cos в - P \ oy + pgLcosO V p J (3.11) Qo 0,9 0 =0,82 Qo При движении ГЖС можно принять [61]: при Qa CMQ «0 а (3.12) а а а при - - 0,9 ро = 2»503 - - -1,503 CMQ см0 (3.13) Следовательно, если о 0,738, а если q Q 0,738, то то бо 0,82 Со 0 +1,503 -сир 2,503 (3.14) (3.15) ,с,м0 где 2о и бсмл " объемный расход при Р = Р0 газовой фазы и смеси соот встственно.
В качестве примера рассчитаем параметры ГЖС для следующих условий: длина ствола скважины L = 2500 м, зенитный угол в = 0 (скважина вертикальная), плотность неаэрированного раствора р = ИЗО кг/м3, абсолютное давление Р = 200-10 Па, атмосферное давление PQ= 105 Па, плотность атмо-сферного воздуха /?0 = 1,2 кг/м . Решая уравнение (3.11), получим р{) = 0,9398. Тогда в соответствии с Q (3.15) - -= 0,976. При =/ 0 по (3.3) рсм = 69,15 кг/м3, а на забое по (3.4) CMQ 121 рсм = 1065,56 кг/м3. Уравнения (3.1) и (3.10) дают величину q0 = 15,61. Следо-вательно, средняя по скважине плотность смеси (3.9) рсм = 792,77 кг/м . 3.3. Расчет параметров работы эрлифтной буровой установки Для получения кондиционного выхода керна в породах, склонных к растворению, размыву и избирательному истиранию, может использоваться бурение установкой с эрлифтными снарядами. Жидкость в скважину подается либо с поверхности (из емкости), либо из водоносных пластов, пересекаемых скважиной (рис. 3.5). В статике столб смеси высотой Н (рис. 3.5) уравновешен столбом воды высотой (Н - И). Приравнивая давления, получим: (3.16) Н р H-h рс см ср где р - плотность воды; р , ср средняя плотность газожидкостной смеси (ГЖС). Одной из важных характеристик работы эрлифтного бурового снаряда является величина коэффициента погружения смесителя под динамический уровень жидкости-Л [109, 127].
Одинарные эжекторные колонковые снаряды
Обратная схема циркуляции жидкости в призабойной части скважины может быть получена при нагнетании ее по бурильным трубам (прямая схема) и использовании потока для привода в действие погружного насоса того или иного типа. Часть этого потока, именуемого рабочим, после использования устремляется вверх по стволу скважины, вынося мелкие частицы шлама, а другая часть движется к забою, омывая который, удаляет продукты разрушения внутрь колонкового снаряда, который снабжается при этом шламо-улавливателем. Такая схема может осуществляться с помощью различных средств и специальных снарядов: забойных насосов, приводимых в действие электричеством или потоком жидкости (устройства В.В. Большакова, СГИ, А.А. Минина, Б.Б. Кудряшова и др.), насосов водоструйного (эжекторного) типа (снаряды Н.С. Левченко, Ф.И. Твердохлебова, А.А. Минина, КазИМСа и др.), а также снарядов с пакерным устройством.
Однако из этой группы снарядов практическое применение нашли только снаряды эжекторного (водоструйного) типа (ЭС) [195].
Сущность работы снарядов с погружным эжекторным насосом (КС-ПЭжН) заключается в том [195], что поток жидкости, нагнетаемой по колонне бурильных труб, обладающий достаточной энергией, вызывает движение жидкости в призабойной части за счет явления эжекции (подсасывания). Основной поток жидкости, нагнетаемой насосом с поверхности земли и возвращающийся по стволу скважины, называется рабочим, а второй поток -эжектируемым (откачиваемым). Схема такого устройства приведена на рис. 4.5. Рабочий поток, нагнетаемый по колонне труб, проходит через на 140 садку (сопло) 2 и приемную камеру (воронку) 3 с большой скоростью, куда поступает и поток эжектируемой жидкости. Далее оба потока попадают в смеситель 4, где энергия потоков выравнивается, а затем в диффузор 5, где кинетическая энергия смешанного потока преобразуется в потенциальную энергию давления. Выходя из отводных патрубков 6, поток разделяется на два - один из них а движется в колонковый снаряд 7 и далее в приемную камеру, где за счет эжекции создается область пониженного давления, а второй б направляется вверх по стволу скважины. Эжектируемый поток создает при-забойную циркуляцию жидкости в обратном основному рабочему потоку направлении. Очевидно успех бурения и условия формирования керна будут определяться режимом движения эжектируемого потока. Он должен быть таким, чтобы обеспечивался вынос шлама с забоя и не разрушался керновый материал.
Основные параметры, которыми характеризуется эжекторный насос, являются следующие [195]: и — коэффициент эжекции; Qp — расход потока рабочей жидкости; 2„ расход потока эжектируемой жидкости; Qc - суммарный расход жидкости смешанного потока; Рр — давление рабочего потока жидкости в насадке; Р,„ Р,а - давление эжектируемого потока в приемной камере и в начале смесителя (в сечении I - I); Pclh Рс\\\ — давление смешанного потока в сечениях II - II и III - III; vp, vp\ - скорость рабочего потока в насадке и в сечении 1-І; v,„ vHl - скорость эжектируемого потока во всасывающей линии и вначале смесителя (сечения I - I); vcih vclu - скорость смешанного потока в сечениях II - II и III - III; dH и dc - диаметры насадки и смесителя; f,,ac,fp,fii,fc- площади сечения насадки, рабочего, эжектируемого и смешанного потоков (fc =fp+f„); l„ - расстояние от конца насадки до начала смесителя; 1С - длина смесителя; а - угол конуса насадки; /? - угол раскрытия конуса смесителя (конфузора); д - угол раскрытия диффузора.
Принцип действия эжекторного насоса в составе эжекторного бурового снаряда заключается в следующем [98, 103, ПО, 117] (рис. 4.6). Рабочий поток, проходя через сопло, приобретает высокую кинетическую энергию. В результате уменьшается потенциальная энергия давления в струе жидкости, вытекающей из сопла. Из-за падения давления и перемешивания рабочей струи с окружающей жидкостью, последняя подсасывается (инжектируется) в приемную камеру и движется с рабочей струей, образуя смешанный поток. Qc = Q„ + QP (4.1) u = Q„/QP, (4.2) АРС = Рс - Ри, (4.3) ЛРр = Рр - Р„, (4.4) Рн Рс РР, (4.5) 11 си = Nnp IN3 = Q,r(Pc - Plt) I (Qp (Pp - Pc)) = и APc / {APC - APP), (4.6) где Q,„ Qp, Qc - эжектируемый, рабочий и сжатый (смешанный) потоки соответственно; Р,„ Рр, Рс - абсолютные давления эжектируемого, рабочего и смешанного потоков соответственно; и - объемный коэффициент эжекции (подмешивания); ijcll - полный КПД водоструйного насоса (7/с// тах =0,3 при и = 1 [144, 177]); Nnp, N3 - произведённая и затраченная мощности; АРС - перепад давления, создаваемый водоструйным насосом; АРр — перепад давления рабочего потока; АРс/АРр - относительный перепад давления, создаваемый водоструйным насосом, АРС/АРР тах= 0,7 [144, 177].
Создаваемый эжектором перепад давления АРС = РСІІІ - Рп затрачивается на преодоление сопротивлений движению суммарного потока в нагнетательной линии - в смесителе, диффузоре и отводном патрубке или зазоре между двумя трубами и эжектируемого потока 0„, во всасывающей линии - в зазоре между колонковым снарядом и керном, в отверстиях переходника, в зазоре между диффузором, смесителем и колонковой трубой.
