Содержание к диссертации
Введение
1 Технологические требования к буровым растворам и тампонажным композициям 9
1.1. Современные требования к буровым растворам и их классификация 9
1.1.1 Классификация химических реагентов 12
1.1.2 Базовые технологии приготовления буровых растворов 14
1.1.3 Особенности приготовления буровых растворов на неводной основе 18
1.2 Современные требования к качеству тампонажного раствора и камня 19
1.2.1 Современные представления о физико-химических процессах, происходящих при твердении тампонажних растворов и их механической активации 20
1.2.2 Стехиометрия продуктов гидратации портландцемента 26
1.2.3 Физико-механические основы процессов формирования дисперсных структур вяжущих веществ 29
1.2.4 Исследование процессов формирования дисперсной структуры цементного камня 31
1.2.5 Механическая активация тампонажных растворов 35
1.2.6 Природа механической активации цементных растворов 40
1.2.7 Экспериментальные исследования механической активации тампонажных суспензий 47
1.2.8 Микроструктура активированных тампонажных дисперсий 56
1.2.9 Основные требования к тампонажным системам
2 Теоретические основы совершенствования технологий приготовления буровых и тампонажных растворов 79
2.1. Научные предпосылки создания нового механизма для приготовления и активации буровых растворов 79
2.2. Локальное перемешивание. Кинематические основы определения эффективности смешения 82
2.2.1. Гидродинамические основы действия генератора 86
2.3. Обзор конструкций гомогенизаторов и диспергаторов 94
2.4. Теоретическое моделирование течения в вихревом кавитационном генераторе 111
2.4.1. Расчет гидродинамики генератора. Поле скоростей и гидродинамическое сопротивление 111
2.4.2. Частота излучения и амплитуда возбуждаемых волн 119
3 Обоснование необходимости волновой обработки при приготовлении тампонажного раствора 124
3.1. Регулирование процессов структурообразования тампонажного раствора (камня) 124
3.2. Влияние волнового поля на сроки схватывания цементных растворов 129
3.3 Влияние волнового поля на прочность цементного камня 130
3.4. Влияние волнового поля на проницаемость цементного камня 133
3.5. Влияние волнового поля на сцепление цементного камня с породой 133
3.5.1. Определение оптимального режима волнового поля на сцепление цементного камня с породой 144
4 Разработка технологии интенсификации процессов приготовления и гомогенизации промывочных и тампонажных растворов 150
4.1 Экспериментальные исследования 150
4.1.1 Экспериментальная установка 151
4.1.2 Методика проведения эксперимента и обработки экспериментальных данных 1 4.2 Методика обработки результатов микрофотографирования образцов 156
4.3 Результаты экспериментального исследования и их анализ 160
4.4 Интенсификация процессов приготовления промывочных и тампонажных растворов 175
Основные выводы и результаты работы 184
Список работ, опубликованных по теме диссертации 186
- Современные представления о физико-химических процессах, происходящих при твердении тампонажних растворов и их механической активации
- Гидродинамические основы действия генератора
- Влияние волнового поля на сцепление цементного камня с породой
- Интенсификация процессов приготовления промывочных и тампонажных растворов
Введение к работе
Актуальность проблемы
Строительство нефтяных и газовых скважин в нефтедобывающей отрасли России - одно из капиталоемких и наиболее ответственных мероприятий при разработке месторождений углеводородов. Поэтому снижение затрат на бурение, при сохранении качества и экологической безопасности буровых работ является актуальной задачей, позволяющей снизить объем капитальных вложений и, в конечном счете, повысить рентабельность отрасли.
В свою очередь, большая часть затрат на бурение зависит от буровых растворов. Геолого-технические условия бурения скважин постоянно меняются: растут глубины, расширяются регионы буровых работ на суше и на море. В последние годы резко возросли экологические требования к процессу бурения в целом, и к буровым растворам в частности, поскольку они содержат в своем составе до десятка необходимых, но опасных для окружающей среды компонентов (солей, щелочей, поверхностно-активных веществ и др.)
Не меньшее значение при строительстве нефтяных и особенно газовых скважин придается обеспечению герметичности заколонного пространства, заполняемого, как правило, тампонажным раствором на минеральной основе.
Вопросу создания буровых и тампонажных растворов с требуемыми технологическими свойствами уделяется достаточно серьезное внимание, но проблемам энергетически оправданного смешения порошкообразных материалов и дисперсионной среды с различными малыми добавками, регулирующими те или иные физико-механические и реологические характеристики сухих смесей и растворов из них - внимание явно недостаточное и до сих пор остается на уровне смешения механическими и гидродинамическими мешалками.
Цель работы
Повышение эффективности строительства нефтяных и газовых скважин интенсификацией процессов приготовления и активации буровых и тампонажных растворов аппаратами, реализующими эффекты волновой механики.
Основные задачи исследований
Обобщение технологических требований к буровым и тампонажним растворам.
Создание теоретических основ совершенствования технологий приготовления и активации буровых и тампонажных растворов.
Лабораторные и промысловые исследования волновой обработки исходных материалов (сухих смесей) и водных суспензий промывочных и тампонажных растворов для получения растворов с заданными технологическими характеристиками.
Создание устройств на волновых принципах и ресурсосберегающих технологий с их использованием для интенсификации процессов приготовления промывочных и тампонажных растворов.
Научная новизна работы
Теоретически обоснованы и экспериментально подтверждены эффекты энергосбережения при смешении и гомогенизации сухих композиций для приготовления буровых и тампонажных растворов с заранее заданными свойствами.
Экспериментально установлено, что при механической активации водных растворов полимеров происходит механическое расщепление и механодеструкция их макромолекул, появление свободных радикалов и ионов, образование и рост реакционных цепей и др., что позволяет решить целый ряд технологических задач:
уменьшить удельные расходы дорогостоящих компонентов, например, полимеров;
получать новые порошкообразные и жидкофазные композиционные материалы с заранее заданными свойствами (вязкостными, структурно-механическими и т.д.);
повысить уровень агрегативной устойчивости и стабильности структурно-механических свойств растворов;
повысить плотность структуры и прочность цементного камня при затвердевании тампонажных систем при одновременном уменьшении расхода цемента и полимерных добавок;
повысить степень герметизации заколонного пространства скважин;
создавать тампонажные композиционные материалы с использованием промышленных отходов (хроматных шламов, зол ТЭЦ и т.п.);
создавать жидкофазные буровые композиционные материалы с улучшенными трибологическими свойствами, применение которых позволяет уменьшить износ инструмента при высоких скоростях бурения. Практическая ценность и реализация результатов работ
На основании обобщения технологических требований к буровым и тампонажным растворам созданы теоретические основы совершенствования процессов приготовления, смешения, гомогенизации и активации как исходных сыпучих продуктов, так и водных суспензий на их основе с заранее заданными свойствами, позволяющие широко использовать новейшие достижения нелинейной волновой механики для создания наукоемких ресурсосберегающих технологий.
Разработаны технологические схемы введения различных химических добавок в сухие смеси для получения промывочных растворов с заранее заданными свойствами в условиях буровой.
Предложена технология приготовления и гомогенизации облегченных и утяжеленных тампонажных суспензий в условиях буровой, а
также волновая обработка тампонажного раствора в зоне продуктивного пласта с целью недопущения перетоков и герметизации заколонного пространства нефтяных и газовых скважин.
Апробация результатов исследований
Современные представления о физико-химических процессах, происходящих при твердении тампонажних растворов и их механической активации
Тампонажные растворы, применяемые для цементирования нефтяных и газовых скважин, в горной промышленности, гидротехнических сооружениях, являются полиминеральными полидисперсными гетерогенными системами, дисперсионной средой которых чаще всего служит вода, а дисперсная фаза представлена различными смесями вяжущих, наполнителей и добавок.
В качестве тампонажных материалов в настоящее время широко применяются минеральные вяжущие вещества - порошкообразные продукты на основе гидравлических цементов, образующие при смешивании с водой или водными растворами солей, нерасслаивающиеся суспензии, способные к затвердеванию. В основе твердения таких суспензий лежит как правило реакция гидратации - реакция между частицами порошка (твердой фазы суспензии) и жидкостью затворения (жидкой фазой суспензии), приводящая к следующему:
значительному увеличению объема твердой фазы за счет химической реакции присоединения к ней жидкой фазы;
повышению дисперсности твердой фазы, сопровождающемуся многократным увеличением поверхности раздела фаз, а следовательно, к росту числа контактов между частицами твердой фазы, причем в местах контакта частицы сращиваются;
образованию тонкокристаллической структуры тампонажного камня.
В качестве вяжущего обычно используется тампонажный цемент.
Тампонажный цемент представляет собой разновидность портландцемента -порошкообразного минерального неорганического вяжущего материала, состоящего главным образом из высокоосновных силикатов кальция. Портландцемент является продуктом высокотемпературного обжига и последующего помола смеси сырьевых компонентов, содержащих в строго определенном соотношении щелочной оксид - окись кальция (СаО) и кислотные оксиды - окись кремния (SiCb), окись алюминия (А12Оз) и окись железа (обычно Fe203).
Указанные выше четыре главных оксида содержатся в портландцементном клинкере обычно в следующих количествах, %: 60-75 СаО; 17-25 Si02; 3-8 А1203; 2-6 Fe203.
Содержание других оксидов, попадающих в клинкер из сырья и являющихся примесями, колеблется в следующих пределах, %: 0,1-5,5 MgO; 0,5-1,3 К20 + Na20; 0,3-1,0 S03; 0,2-0,5 ТЮ2; 0,1-0,3 Р205.
Тампонажный цемент производят путем совместного помола портландцементного клинкера, следующего минерального состава: алит ЗСаО Si02, C3S) - 40-65%, белит (2СаО Si02, C2S) - 12-35%, грехкальциевый алюминат (ЗСаО А1203, СЗА) -до 15%, іетьірехкальциевьш аллюмоферрит (4СаО А1203 Fe203, C4AF)-10-25%, тшс дигидрат 3—5% , а также 10—15% минеральных добавок в виде плака, трепела, опоки, глины и т.д.
Высокая прочность цементного камня обусловлена главным образом заличием двух и трех кальциевых силикатов. Остальные минеральные фазы дементного камня играют второстепенную роль, а во многих случаях и этрицательное влияние на свойства тампонажного цемента. Поэтому лучшим цементом был бы такой, в котором содержались только двухкальциевый ф-ZCaOSiCb) и трехкальциевыи (3CaOSi02) силикаты. Однако в промышленном масштабе такой цемент получить очень трудно.
Из минералов-силикатов высокой гидравлической активностью этличается трехкальциевыи силикат. Присутствие этого силиката эбеспечивает быстрый рост прочности цементного камня в ранний период гвердения (до одного месяца). Двухкальциевый силикат, напротив, является медленнотвердеющим минералом портландцемента, его присутствие повышает долговечность цементного камня, особенно, при высокой температуре. В условиях повышенных температур скорость гидратации цвухкальциевого силиката значительно возрастает, и цементы, с высоким содержанием двухкальциевого силиката быстро набирают прочность.
Считается, что в клинкере высококачественного портландцемента содержание минералов-силикатов должно в сумме составлять около 75 %, а содержание минералов-плавней (алюмината и аллюмоферита) около 25%.
Согласно ГОСТ 25597-83 «Цементы тампонажные. Классификация» тампонажные цементы подразделяются по следующим основным признакам:
по вещественному составу - портландцемент (без добавок); портландцемента с минеральными добавками не более 20 %; портландцементы с минеральными добавками от 20 до 80 %; глиноземистые цементы; бесклинкерные цементы;
по температуре применения - для низких температур ( 15 С); для нормальных температур (15-50 С); для умеренных температур (50-100 С); для повышенных температур (100-150 С); для высоких температур (150-250 С); для сверхвысоких температур ( 250 С); для циклически меняющихся температур;
по стойкости к агрессивному воздействию - стойкие к сульфатным средам; стойкие к кислым (углекислая, сероводородная) средам; стойкие к магнезиальным средам; стойкие к полиминеральным средам;
по величине собственных объемных деформаций при твердении - без особых требований; безусадочные (величина линейной деформации после 3 сут твердения до 0,1 %); расширяющиеся (величина линейной деформации после 3 сут твердения более 0,1 %).
Промышленностью выпускаются следующие разновидности портландцемента, используемые в бурении:
портландцемент общестроительного назначения марок 400, 500, 550 и 600;
высокопрочный портландцемент марок 600, 700 и 800, характеризующийся повышенным содержанием элита, более тонким измельчением и небольшим (до 5 %) содержанием активных минеральных добавок;
быстротвердеющий портландцемент, характеризующийся быстрым нарастанием прочности в начальные сроки твердения (до 7 суток); цементы марок 400, 500,700;
сульфатостойкий портландцемент, отличающийся строго нормированным составом клинкера (ограничивается содержанием элита и трехкальциевого алюминатэ) и повышенной коррозионной стойкостью и сульфатостойкостью; дорожный портландцемент с высоким содержанием алита и ограниченным расчетным содержанием трехкальциевого алюмината (до 10 %), как добавку содержит обычно доменный шлак;
пластифицированный портландцемент, содержащий пластифицирующую добавку, в качестве которой используют поверхностно-активные вещества (понизители вязкости) в количестве 0,1-0,4 %; эти цементы образуют весьма подвижные суспензии, обладающие замедленным твердением;
гидрофобный портландцемент с добавками, уменьшающими гидратацию цементных зерен в процессе длительного хранения; в качестве гидрофобизирующих добавок используются олеиновая кислота, асидол, мылонафт в количестве 0,1-0,3 %;
песчанистый портландцемент, получаемый путем совместного помола кварцевого песка (25-40 %) с портландцементным клинкером и гипсом и характеризующийся термостойкостью в гидротермальных условиях, однако обладающий плохой седиментационной устойчивостью и замедленным твердением;
шлакопортландцемент, содержащий, кроме клинкера и гипса, доменный гранулированный шлак в количестве 30-60 % и отличающийся повышенной коррозионной стойкостью к солям и сульфатам, замедленным схватыванием и твердением при незначительных температурах; при высоких температурах интенсивность структурообразования значительно возрастает;
пуццолановый портландцемент с добавками осадочного (20-30 %) или вулканического (25-40 %) происхождения (опоки, трепелы, диатомиты, глиежи, т.е. глины естественные жженые, пемзы, вулканические шлаки, вулканические пеплы, туфы, порфироиды), обладает пониженной интенсивностью твердения при низких температурах и ускоренным твердением при высоких. В качестве наполнителей в тампонажные растворы вводят песок, лесс, глины, трепел, перлит, золы, асбест, целлофан, руды и др.
Применение в цементировании находят как обычные портланд-цементные растворы из цемента для «холодных» (ХЦ), «горячих» (ГЦ) и высокотемпературных (ВЦ) скважин, так и растворы на основе шлака, белито-кремнеземистого цемента, известково-песчаных смесей, пластмасс и полимеров, природных минералов, горных пород [37-41]. В США при цементировании скважин в зоне вечной мерзлоты используются высокоалюминатные цементы (Ciment Fondu).
Несмотря на все разнообразие вяжущих веществ, служащих основой для получения тампонажных дисперсий, процесс превращения их из вязко-пластичного в камневидное состояние всегда включает образование специфических аквакомплексов — гидратных фаз, их частичную или полную кристаллизацию и вхождение в пространственную структуру твердеющего материала, постепенно приобретающего высокую механическую прочность.
Гидродинамические основы действия генератора
Механизм возникновения кавитации, изученный в НЦ НВМТ РАН основан на следующем широко известном в гидродинамике факте. Он заключается в том, что в кормовой зоне за плохо обтекаемыми телами в потоках вязкой жидкости образуются зоны пониженного давления, связанные с отрывом течения от поверхности обтекаемого тела и образованием вихрей. Опишем это явление более подробно на примере обтекания цилиндра.
Рассмотрим плоское течение вязкой несжимаемой жидкости вблизи кругового цилиндра, возникающее из состояния покоя. Известные классические способы расчета пограничного слоя при нестационарном движении позволяют проследить развитие течения только в продолжение очень небольшого промежутка времени после начала отрыва. В дальнейшем, когда отрыв уже произошел, течение вне пограничного слоя сильно изменяется, причем особенно сильно в случае тела с тупой кормовой частью, как, например, у круглого цилиндра. Это обстоятельство влечет за собой значительное отклонение действительного распределения давления от теоретического потенциального распределения, вследствие чего использование последнего распределения для продолжения расчета дает совершенно неверные результаты. Представление о действительной картине течения, возникающего позади круглого цилиндра после отрыва пограничного слоя, дает серия фотографий, изображенных на рис. 2.2 [65]
Первая фотографии (рис. 2.2, а) показывает, что в начальный момент разгона получается такая же картина линий тока, как при невязком потенциальном течении. Вторая фотография (рис. 2.2, б) снята в тот момент, когда в задней критической точке только что начался отрыв пограничного слоя. На третьей фотографии (рис. 2.2, в) точка отрыва уже успела переместиться далеко вверх по течению. Линия тока, отходящая от точки отрыва, окружает область, в которой скорости очень малы. Вихревая напряженность больше всего вне этой линии тока. Здесь образуется вихревой слой, который при дальнейшем развитии течения свертывается в два концентрированных вихря (рис. 2.2, г). В свободном течении позади этой пары вихрей, там, где сходятся обе линии тока, отходящие из точки отрыва, располагается критическая точка. На пятой фотографий (рис. 2.2, д) оба вихря выросли еще больше. В дальнейшем эта пара вихрей становится неустойчивой, внешнее течение отрывает их от цилиндра и увлекает за собой (рис. 2.2, е). Наконец, позади цилиндра образуется неправильное пульсирующее течение, создающее такое распределение давления около цилиндра, которое значительно отличается от теоретического потенциального распределения.
М. Швабе [66] подробно исследовал такое развитие течения около цилиндра. В частности, он измерил распределение давления вдоль контура цилиндра в различные моменты времени.
На рис. 2.3 приняты следующие обозначения: р и ро - давления на обтекаемой поверхности цилиндра и в невозмущенном набегающем потоке перед цилиндром соответственно, Ко - скорость невозмущенного набегающего потока вдали от цилиндра, р- плотность жидкости в невозмущенном набегающем потоке, (р - азимутальный угол, отсчитываемый по дуге окружности поперечного сечения цилиндра от передней критической точки. Кривые на рис.2.3 представляют собой полученные М. Швабе [66] распределения давления как функции (р для различных стадий разгона. Параметр d, характеризующий отдельные кривые, означает расстояние от цилиндра до критической точки, находящейся в свободном течении позади пары вихрей. Мы видим, что в начальной стадии течения измеренное распределение давления довольно близко к теоретическому потенциальному распределению, но при дальнейшем развитии течения все более и более от него отклоняется.
Давление на поверхности цилиндра в кормовой его части может быть существенно ниже давления ро. Согласно данным, приведенным на рис. 2.3, минимальное давление на поверхности р должно удовлетворять следующему соотношению
Аналогичное соотношение может быть получено и для других случаев обтекания различных объектов, например, группа различным образом расположенных цилиндров, цилиндр или группа цилиндров в канале с плоскими стенками и ряд других. Для каждого из случаев величина Лст может быть либо вычислена путем решения соответствующей задачи обтекания, либо определена экспериментально.
Рассматривались следующие течения:
1) Канал с плоскими стенками, между которыми на оси канала расположен один обтекаемый цилиндр.
2) Канал с тремя участками: сужающимся, плоским и расширяющимся, внутри которого на плоском участке расположен обтекаемый цилиндр.
3) Плоский канал с, внутри которого расположены пять обтекаемых потоком цилиндров
4) Канал с тремя участками: сужающимся, плоским и расширяющимся, внутри которого расположены 5 обтекаемых цилиндров.
Кроме того, анализировались также экспериментальные данные как известные из литературы, так и оригинальные.
Например, на рис. 2.8 приведена картина кавитационного обтекания трех цилиндров в канале.
Горизонтальная кривая 4 на рис.2.9 соответствует атмосферному давлению, меньше которого давление на входе в кавитатор (или на выходе из насоса) быть не может. Кривые 1, 2, и 3 соответствуют течениям со следующими значениями параметра Лст : -1,25; - 2,8; -5. Таким образом, условие (2.10) и условие превышения давления на входе в кавитатор значения атмосферного давления выполняются в областях на плоскости {/?0; Foo}, ограниченных сверху кривыми 1, 2 либо 3 и снизу прямой 4. Эти области позволяют произвести для каждого вида кавитаторов, характеризующихся разными значениями коэффициента Ясау, правильный выбор насоса по расходу и давлению.
Влияние волнового поля на сцепление цементного камня с породой
Первая серия опытов на установке была проведена с целью изучения влияния гидроударных волн различных по частоте на сцепление цементного камня с образцом из искусственного песчаника при малых скоростях прокачивания. В анализ включены опыты, в которых скорость потока цементного раствора в канале образца породы не превышала 0,6 м/с. Данные сведены в табл.3.1.
Из табл.3.1 видно, что при малых скоростях прокачивания сцепление цементного камня с породой явно недостаточно. Следует оговориться, что сцепление считается нормальным или хорошим при Т 2,0 МПа, когда отсутствует рыхлая, водонасыщенная часть глинистой корки. Если такая корка остается, то даже в случае хранения образцов во влажной среде (относительная влажность 100%) она быстро обезвоживается при твердении цемента (эффект контракции), образуя трещины и каналы (рис.3.7). Такие эффекты можно ожидать в скважинах против «сухих» коллекторов с большой проницаемостью.
Анализируя табл.3.1 можно заметить, что с увеличением частоты вибраций (а следовательно интенсивности вибрационного поля) наблюдается ухудшение сцепления, и особенно с увеличением скорости прокачивания до 0,6 м/с. Например, в опыте № 6 Т=1ДЗ МПа. Образец песчаника с цементным камнем, полученный в опыте № 6, представлен на рис.3.8.
Можно сделать предположение, что при таком сочетании скорости прокачивания и интенсивности вибрационного поля изменяется режим воздействия потока на глинистую корку. Это приводит к тому, что в нескольких местах корка размывается, и сцепление с породой улучшается.
Во второй серии опытов изучалось влияние скорости движения цементного раствора на размыв глинистой корки и последующее сцепление цементного камня с породой. В литературе имеются сведения о влиянии скорости течения цементного раствора на эрозионное разрушение глинистой корки [78]. Но применить их для конкретных расчетов и анализа в наших условиях оказалось невозможным, т.к. необходимо знать эмпирические коэффициенты, зависящие от проницаемости фильтра, свойств глинистой корки и параметров цементного раствора. Поэтому была проведена серия из 4-х опытов с различными скоростями прокачивания цементного раствора без наложения вибраций на размыв глинистой корки, сведены в табл.3.2.
Из табл.3.2 следует, что прокачивание цементного раствора в течении 30 минут со скоростями менее 2,5 м/с не приводит к «хорошему» сцеплению цементного камня с породой (при скорости v=l,58 м/с; т= 1,54 МПа). И лишь при скорости свыше 3 м/с сцепление вполне удовлетворительное (т =3,3 МПа).
На рис.3.9 показан образец песчаника после выдавливания из него цементного камня. Ясно видна глинистая корка, которая за 30 минут прокачивания с 3...4 мм уменьшилась до 0,5... 1,0 мм. В реальных условиях вполне возможна такая ситуация, т.к. в Татарии и Башкирии, например, скорости подъема цемента в затрубном пространстве не превышают 1,2... 1,5 м/с.
Даже при больших скоростях прокачивания (v =3 м/с) глинистая корка с образца песчаника не удаляется полностью (рис.3.10), а остается защемленной в отдельных участках.
Таким образом, для полного удаления глинистой корки с образца породы в течение 30 минутного прокачивания цементного раствора без вибраций необходимы скорости, по-видимому, намного выше 3 м/с, достижение которых затруднено.
Цель третьей серии опытов - исследование взаимодействия идродинамических импульсов и скорости потока на глинистую корку и юследующее сцепление цементного камня с породой.
С учетом выводов, сделанных по 1-й и П-й сериям опытов, нами ісследована область изменения скорости от 0,6 м/с до 3,0 м/с. При этом штенсивность - / вибрационного поля в форме гидродинамических імпульсов варьировалась от 30 до 200 МПа/с, что при амплитуде гидроудара ),8... 1,2 МПа соответствует варьированию частоты от 31 до 175 Гц.
Построены графики (рис.3.11) зависимости касательных напряжений ;двига при выдавливании цементного камня из песчаника т как функции от жорости прокачивания v цементного раствора через образец при інтенсивносте вибрационного поля 7=30 МПа/с и 7=200 МПа/с. На этом рафике для наглядности нанесены точки t = f(v) контрольных камер, в соторых цементный раствор прокачивается без вибраций. Как следует из графика, сцепление цементного камня с породой приволновом поле , независимо от скорости прокачивания (в диапазоне от 0,7 до 3,0 м/с) выше, чем без вибраций. Это объясняется тем, что при волновом поле разрушение глинистой корки происходит интенсивнее. Кроме того, в волновом поле, по-видимому, при сравнительно малых скоростях прокачивания цементного раствора в нем разрушаются структурные связи и поток турбулизируется. Наблюдаются случаи, когда при сравнительно небольших скоростях потока (до 1,2 м/с) полностью удаляется глинистая корка и частицы цементного раствора проникают в поры песчаника, образуя с ним монолит (рис.3.12), причем на образце № 17 (рис.3.12) была такая же корка (6-7 мм), как и на образце № 18 (3.13). Через образец № 18 контрольной камеры цементный раствор был прокачан без вибраций в течении 5 минут со скоростью 1,2 м/с с тем, чтобы выяснить картину для случая кратковременного взаимодействия цементного раствора с глинистой коркой. Такая картина, даже при сравнительно длительном взаимодействии цементного раствора с глинистой коркой, может наблюдаться в реальных условиях цементирования обсадной колонны с малыми скоростями прокачивания цементного раствора за колонной, т.е. при таких скоростях, когда размывающая способность цементных растворов практически равна нулю (при v 1,0 м/с.) Если в процессе продавливания давление на пласт со стороны столба цементного раствора будет больше давления гидроразрыва пласта, то можно наблюдать картину, которая показана на рис.3.13. в условиях опыта, после отсечения контрольной камеры на твердение, в ней согласно методике (приложение 2), должно подниматься давление до 2,0 МПа. В опыте 16 (рис.3.13) давление было поднято выше давления гидроразрыва песчаника. Цемент в этом случае проник в образовавшиеся трещины и там затвердел.
Анализируя ход кривых 1 и 2 на рис.3.11, можно сделать заключение, что при равных скоростях прокачивания сцепление увеличивается при повышении интенсивности вибрационного поля. В условиях опыта щепление не может быть выше т 5,5 МПа, что объясняется механической прочностью образцов искусственного песчаника.
Следует заметить, что в исследованном диапазоне скоростей при недостаточной интенсивности вибрации (30,0-35,0 МПа/с) не было достигнуто сцепление с т 3,5 МПа (рис.3.11). И хотя глинистая корка за 30 минут прокачивания в этих условиях удалась почти полностью (рис.3.14), по-видимому, процесс удаления ее к этому времени только заканчивался и цементный раствор не успевал проникнуть в поры образца песчаника. Без вибраций при сопоставимых условиях глинистая корка была размыта только наполовину (рис.3.15).
Заметим, что силы гравитации могут играть определенную роль при прокачивании цементного раствора с невысокими скоростями без вибраций в наклонных скважинах.
На рис.3.16 в качестве примера показан образец, который находился в контрольной камере, наклонной по отношению к вертикали на угол 25. В вибрационном поле этот эффект почти не сказывается (рис.3.17).
Интенсификация процессов приготовления промывочных и тампонажных растворов
Эксперименты были проведены на полупромышленной установке (рис.4.16) с применением проточного генератора с телами обтекания, рассчитанного на вязкие и высоковязкие суспензии.
Комплекс состоит из машины приготовления водного раствора вяжущего, волнового проточного генератора с телами обтекания и оборудования подачи различных добавок.
Сборочный чертеж одной из модификаций генератора приведен на рис. 4.17.
В соответствии с выбранными экспериментальными методиками [81-54] были исследованы зависимости технологических и физико-механических свойств различных суспензий от величины волнового воздействия. На основе компьютерного моделирования и теоретических расчетов в экспериментальных исследованиях использован проточный генератор с гелами обтекания.
По результатам проведенных экспериментальных исследований [80] шло установлено что с увеличением скорости обтекания в тракте за іеудообтекаемьім телом возникает кавитационная зона. Длина этой зоны /к !ависит от скорости набегающего потока в сечении, где установлены збтекаемые элементы. Экспериментально установлена зависимость между безразмерными параметрами Ъ=- /K/d и числом Рейнольдса Re=Qd /Sv, где v-шнематическая вязкость жидкости, d- диаметр обтекаемого элемента побудителя). Основываясь на данных, приведенных в [79,80,85] , характеристики волнового генератора подбирались таким образом, чтобы безразмерная длина кавитационной каверны за побудителем X, составляла 1,5. Не смотря на то, что рифленая поверхность побудителей тредпочтительнее гладкой, проблемы зарастания при работе с цементными системами обусловили применение побудителей волнового генератора в виде гадких цилиндров. Для получения наибольшего эффекта требовалось обеспечить условие, чтобы число Рейнольдса потока находилось в диапазоне )т 100 000 до 800 000.
Твердение экспериментальных образцов строительного раствора троходило в нормально-влажностных условиях при температуре 20±2С и злажности 50±1%.
На рисунках 4.18-4.23 приведены результаты экспериментальных ісследований.
Проведенные исследования подтвердили работоспособность ісследуемого генератора в сложных условиях при прокачивании через него тампонажного раствора.
В разработанной технологии такой генератор устанавливается на юверхности перед и после осреднительной емкости.
Подготовленный каим образом тампонажный раствор закачивается в жважину (рис.4.24). Это второй уровень разработки технологии антенсификации процессов приготовления и гомогенизации промывочных и сампонажньгх растворов.
Для обеспечения качества разобщения и герметизации заколонного тространства в наиболее ответственной зоне - продуктивном пласте, эазработан третий уровень технологии - создание волнового поля против іродуктивного горизонта размещением в башмаке обсадной колонны золнового генератора вихревого типа, методика расчета которого приведена эаныпе, в разделе 2.
Этот генератор работает от энергии прокачиваемой через него жидкости во время промывки перед цементированием, во время покачивания я продавливания через него тампонажного раствора.
По предварительным расчетам волновое поле, создаваемое вихревым енератором воздействует на прокачиваемую через него жидкость и мещающую среду примерно 50 м до и 50 м после генератора.
Таким образом, достигается смыв фильтрационной корки и )беспечение надежного сцепления тампонажного камня с породой, что юдтверждается экспериментальными исследованиями, описанными в азделе 3.
Таким образом можно констатировать, что разработана трехуровневая технология приготовления, гомогенизации и , тем самым, улучшения технологических и физико-механических свойств промывочных и :ампонажных растворов с применением волновых генераторов, работающих Ї энергосберегающем кавитационном режиме.
Разработанная технология позволяет значительно улучшить качество эабот по бурению основного ствола скважины и разобщению пластов с герметизацией заколонного пространства против продуктивных горизонтов.
