Аннотация
А.А. Каракозов, С.Н. Парфенюк, А.Н. Рязанов Теоретический анализ рабочего цикла гидравлического ударного механизма для лик-видации прихватов бурового снаряда в скважинах с низким уровнем промывочной жидкости.
В настоящей статье представлены результаты теоретического анализа
рабочего цикла гидравлического ударного механизма для ликвидации
прихватов бурового снаряда в скважинах с низким уровнем промывочной
жидкости, реализующего для разгона бойка давление столба жидкости в
бурильной колонне.
Прихваты бурового снаряда являются одним из наиболее тяжёлых видов аварий в геологоразведочном бурении. Несмотря на значительные успехи как в разработке мер по их предупреждению, так и в создании новых технических средств для борьбы с ними, на ликвидацию прихватов ежегодно затрачиваются значительные силы и средства.
При борьбе с прихватами в бурении достаточно широко используются ударные механизмы (УМЛП), причём их принципиальные схемы [1, 2] достаточно традиционны и не претерпели существенных изменений на протяжении многих лет. В Донецком национальном техническом университете (ДонНТУ) был предложен ряд устройств, реализующих для разгона бойка давление столба жидкости в скважине [3, 4]. Однако эти устройства не могут использоваться в случаях, когда прихваты обусловлены резким падением уровня жидкости в скважине вследствие поглощения промывочной жидкости, что очень часто наблюдается при бурении скважин на полях угольных шахт Донбасса. Для работы в подобных ситуациях в ДонНТУ была предложена новая конструктивная схема ударного механизма, реализующего для разгона бойка давление столба жидкости в бурильных трубах [4, 5].
Принцип действия механизма заключается в следующем. УМЛП может включаться в состав бурового снаряда или спускаться в скважину после аварии, соединяясь с прихваченным снарядом. При этом скважина остается пустой или частично заполненной жидкостью, а бурильная колонна заполняется промывочной жидкостью так, чтобы её уровень в трубах значительно превышал уровень в скважине. Затем подбойковая полость корпуса механизма соединяется с полостью бурильной колонны, и поршень-боёк перемещается под действием перепада давления между бурильными трубами и скважиной. В конечной точке траектории он наносит удар по наковальне, который передается прихваченному снаряду. Затем поршень-боёк принудительно возвращается в исходное положение, после чего цикл работы можно повторить. Аварийный снаряд освобождается от прихвата под воздействием ударных нагрузок и пульсаций давления промывочной жидкости в зоне работы механизма.
Основным параметром, определяющим эффективность работы устройства, является скорость его бойка в момент удара. Поэтому для определения энергетических характеристик механизма в конкретных условиях эксплуатации необходимо установление закономерностей изменения скорости бойка во времени в зависимости от конструктивных и технологических факторов, основанное на детальном анализе рабочего цикла УМЛП.
Ниже представлены результаты разработки математической модели рабочего цикла гидравлического ударного механизма для ликвидации прихватов бурового снаряда в скважинах с низким уровнем промывочной жидкости.
Математическая модель рабочего цикла предложенного УМЛП составлена на основании ранее разработанных моделей работы [3, 6] ударных механизмов, реализующих для разгона бойка давление столба жидкости в скважине, с учетом следующих допущений:
- Буровой снаряд расположен концентрично относительно оси скважины.
- Не учитываются потери напора и инерционный напор жидкости в корпусе механизма
- Не учитывается изменение уровня жидкости в скважине и бурильных трубах в процессе работы ударного механизма
- Учитывалось,что в случае малых затуханий волновой характер движения жидкости практически полностью сохраняется. Поэтому без большой погрешности в этом случае из уравнения движения бойка можно исключить слагаемое, учитывающее затухание волновых процессов при воздействии на боек волны повышенного давления [7].
Схема к анализу рабочего цикла УМЛП приведена на рис. 1. При работе поршень-боёк, разгоняясь под действием перепада давления между бурильными трубами и скважиной, наносит удар по наковальне, который через шток, передаётся на прихваченный снаряд.
Уравнение движения бойка под действием разности давления жидкости в бурильных трубах и скважине примет вид:
|
|
|
(1) |
,
где m – масса поршня-бойка, кг;
– ускорение бойка, м/с2; p – давление
жидкости в цилиндре механизма, Па; F – рабочая площадь
поршня-бойка, м2; R – сила механического
трения в цилиндре механизма, Н; g - ускорение свободного
падения, м/с2.
При определении значения p следует иметь в виду, что перемещение поршня-бойка происходит за счет волны повышенного давления, образующейся при обеспечении свободного доступа жидкости через распределительные отверстия в подпоршневую камеру (упругое расширение столба жидкости), и силы, обусловленной разностью уровней жидкости в скважине и бурильных трубах. С учетом вышеизложенного, давление на поршень-боёк можно определить по формуле:
|
|
|
(2) |
,
где
– плотность жидкости, кг/м3;
h
– высота столба жидкости в бурильных трубах, м; H
– уровень жидкости в скважине, м; c
– скорость распространения гидроударной волны, м/с; V0
– скорость течения жидкости в цилиндре механизма, м/с;
– скорость перемещения бойка, м/с.
Тогда уравнение (1) с учетом (2) примет вид:
|
|
|
(3) |
.Упростив форму записи и выполнив преобразования, уравнение (3) для случая, когда скважина частично заполнена жидкостью (H0) можно переписать в виде
|
|
|
(4) |
,
где
;
.
В результате интегрирования уравнения (4) получим формулу для определения скорости бойка устройства:
|
|
|
(5) |
,
где t – текущее значение времени, с.
Для нахождения значений V0 необходимо знать скорость потока в цилиндре механизма, обусловленную разностью уровней жидкости в скважине и бурильных трубах. Значение скорости определяется в результате решения уравнения баланса энергии жидкости, составленного для сечений I-I и II-II (рис.1):
|
|
(6) |
,
где V1, V2 – скорости движения жидкости соответственно в сечениях I-I и II-II, м/с; НП – потери напора на преодоление гидравлических сопротивлений, м; НИ – потери напора на преодоление сил инерции столба жидкости, м; НБ – потери напора, обусловленные весом бойка, м.
Потери напора на преодоление гидравлических сопротивлений являются суммой местных гидравлических потерь и потерь по длине (пренебрегая потерями напора между корпусом устройства и стенками скважины):
|
|
НП = (Нсоед + Нрасш + Нвых + Нотв + Ннап + Ннап) + (НДБТ + Нскв), |
(7) |
где Нсоед – потери на соединениях внутри колонны бурильных труб, м; Нрасш – потери при резком расширении потока жидкости, м; Нвых – потери в выхлопных отверстиях, м; Нотв – потери во впускных отверстиях, м; Ннап – потери при изменении направления движения потока, м; НДБТ – потери по длине бурильных труб, м; Нскв – потери по длине скважины, м.
Они определяются по известным формулам гидравлики [8, 9]. Так потери напора на соединениях внутри колонны бурильных труб определяются по формуле:
|
|
|
(8) |
,
где
– коэффициент местных сопротивлений; dБТ,
dсоед – соответственно внутренний
диаметр бурильных труб и соединений, м; β –
коэффициент, учитывающий вид соединений бурильных труб; nс1
– количество соединений внутри колонны труб на участке h;
–
коэффициент соотношения площадей;
– площадь канала бурильных труб, м2.
Потери напора при резком расширении потока:
|
|
|
(9) |
,
где
– коэффициент расширения потока;
– площадь живого сечения скважины, м2; Dскв
– диаметр скважины, м; DБТ –
наружный диаметр бурильных труб, м;
– площадь зазаора между корпусом устройства и стенками
скважины, м2; Dкорп –
наружный диаметр корпуса устройства, м;
.
Потери напора в выхлопных отверстиях корпуса:
|
|
|
(10) |
,
где
– коэффициент сжатия потока при течении через отверстия; nвых,
Fвых – соответственно количество и
площадь сечения (м2) выхлопных отверстий в устройстве.
Потери напора при изменении направления движения жидкости (с учётом величины угла поворота потока):
|
|
|
(11) |
.Потери напора во впускных отверстиях устройства:
|
|
|
(12) |
,
где
– коэффициент сжатия потока; nотв,
Fотв – соответственно количество и
площадь сечения (м2) впускных отверстий;
.
Потери по длине бурильных труб можно определить по формуле:
|
|
|
(13) |
,где λ1 – коэффициент гидравлических сопротивлений; ℓ1 – длина участка бурильных труб, м (ℓ1 = h).
Потери по длине скважины складываются из непосредственно потерь по длине и потерь на местных сопротивлениях (соединениях бурильных труб) – для труб муфто-замкового соединения:
|
|
|
(14) |
,
где λ2 – коэффициент
гидравлических сопротивлений; ℓ2 –
длина участка бурильных труб, находящихся в жидкости, м; ℓ2
= Н - ℓу; (ℓу
– длина устройства, м); Δ2 = Dскв
– DБТ;
– коэффициент потерь в местных сопротивлениях; nс2
– количество соединений бурильных труб на участке H;
.
Потери напора на преодоление сил инерции складываются из следующих составляющих:
|
|
|
(15) |
,где НИБТ – потери на преодоление сил инерции столба жидкости в бурильных трубах; НИскв – потери на преодоление сил инерции столба жидкости в скважине; НИБ – потери на преодоление сил инерции движения бойка.
Значения потерь можно определить по следующим формулам:
|
|
|
(16) |
;
;
.Потери напора, обусловленные весом бойка, определяются по формуле:
|
|
|
(17) |
После подстановки выражений и упрощения получим уравнение следующего вида:
|
|
|
(18) |
,
где
;
;
.
Поскольку величины HДБТ и Hскв зависят от величины V0, а вид их представления определяется видом и режимами течения жидкости, то рассмотрим следующие случаи.
1. Ньютоновская жидкость.
При ламинарном режиме течения выражение для определения коэффициента гидравлических сопротивлений имеет вид
|
|
|
(19) |
,где Re – число Рейнольдса.
Значение числа Рейнольдса определяется по известной формуле:
|
|
|
(20) |
где V – скорость течения жидкости, м/с; d – диаметр канала течения, м; – кинематическая вязкость жидкости, м2/с.
Подставляя соответствующие значения, получим следующие выражения:
,
где
;
,
где
.
В результате уравнение (18) примет вид:
|
|
|
(21) |
,
где
;
;
.
При турбулентном режиме течения выражение для определения коэффициента гидравлических сопротивлений имеет вид:
|
|
|
(22) |
.После подстановки получим:
,
где
;
,
где
;
В результате уравнение (18) примет вид:
|
|
|
(23) |
,
где
.
2. Неньютоновская жидкость.
При рассмотрении рабочего цикла УМЛП в расчётах для неньютоновской жидкости использовалась модель Шведова-Бингама [9].
При ламинарном режиме течения коэффициент гидравлических сопротивлений имеет вид:
|
|
|
(24) |
,где Re* – обобщенное число Рейнольдса.
Для данного вида жидкости значение обобщённого числа Рейнольдса можно определить по формуле:
|
|
|
(25) |
,где η – структурная вязкость, Па∙с; 0 – динамическое напряжение сдвига, Па.
Подставляя соответствующие значения, получим следующие выражения:
,
где
;
;
,
где
;
В результате уравнение (18) преобразовывается к виду:
|
|
|
(26) |
,
где
;
.
При турбулентном режиме течения жидкости коэффициент гидравлических сопротивлений определяется по формуле Шищенко:
|
|
|
(27) |
.Тогда
,
где
;
;
;
;
.
,
где
;
;
,
;
;
.
Подставляем данные выражения в уравнение (18) и получаем:
|
|
|
(28) |
где
.
Используя приведенные выше зависимости, при помощи пакета MathCad был определён характер изменения скорости бойка на протяжении рабочего цикла (t 2h/c) для различных условий эксплуатации механизма.
На рис. 2 и в табл. 1-2 приведены расчётные зависимости для устройства, предназначенного для эксплуатации в скважинах диаметром 93 мм (бурильная колонна СБТМ-50; промывочные жидкости – вода и глинистый раствор с параметрами: =1150 кг/м3, 0=2 Па, =0,007 Па.с). Анализ зависимости скорости бойка от величины рабочего хода (рис.2) позволяет сделать вывод о достаточно высоких энергетических параметрах механизма. Ход бойка устройства должен регулироваться в зависимости от уровня жидкости в бурильных трубах (h). Целесообразно выбирать его значение, соответствующее времени 2h/c, в случае, если отсутствуют ограничения по общей длине устройства и по прочности его составных частей.
Зависимость влияния массы бойка (m) на рабочую характеристику устройства представлена в табл. 1. Из полученных данных следует, что с увеличением массы бойка его скорость снижается практически прямолинейно, хотя энергия удара изменяется незначительно. При этом, с увеличением уровня жидкости в бурильных трубах, влияние массы бойка на значение его максимальной скорости в расчётных пределах резко снижается.
Из табл. 2 видно, что повышение уровня жидкости в скважине (H) резко снижает скорость бойка, уменьшая ее, в конечном итоге, до нулевой величины.
Из табл. 1-2 также видно, что скорость бойка для случая использования неньютоновской жидкости всегда несколько выше, чем при работе с водой, что объясняется, прежде всего, повышенной плотностью глинистого раствора, обуславливающей более высокое гидростатическое давление в рассматриваемой системе.
Таблица 1 – Значение максимальной скорости бойка в зависимости от массы бойка при различных уровнях жидкости в трубах.
|
m, кг |
Ньютоновская жидкость |
Неньютоновская жидкость |
||||
|
h=100 м |
h=300 м |
h=500 м |
h=100 м |
h=300 м |
h=500 м |
|
|
20 |
0,432 |
2,756 |
4,806 |
0,436 |
2,738 |
4,702 |
|
30 |
0,392 |
2,716 |
4,770 |
0,401 |
2,704 |
4,672 |
|
40 |
0,353 |
2,676 |
4,735 |
0,367 |
2,669 |
4,643 |
|
50 |
0,313 |
2,635 |
4,699 |
0,333 |
2,635 |
4,613 |
|
60 |
0,274 |
2,595 |
4,663 |
0,299 |
2,601 |
4,583 |
|
70 |
0,236 |
2,556 |
4,627 |
0,265 |
2,567 |
4,553 |
Таблица 2 – Значение максимальной скорости бойка в зависимости от уровня жидкости в скважине при различных уровнях жидкости в трубах.
|
Н, м |
Ньютоновская жидкость |
Неньютоновская жидкость |
||||
|
h=150 м |
h=200 м |
h=300 м |
h=150 м |
h=200 м |
h=300 м |
|
|
25 |
1,214 |
1,804 |
2,934 |
1,237 |
1,823 |
2,929 |
|
50 |
0,906 |
1,495 |
2,635 |
0,923 |
1,513 |
2,635 |
|
75 |
0,605 |
1,192 |
2,339 |
0,617 |
1,206 |
2,342 |
|
100 |
0,311 |
0,894 |
2,044 |
0,319 |
0,900 |
2,049 |
|
125 |
0,023 |
0,599 |
1,750 |
0,029 |
0,601 |
1,756 |
По значению предударной скорости бойка определяется величина силового воздействия на зону прихвата. Усилие в штоке устройства при ударе определяется по формуле [10]:
|
|
|
(29) |
,где f1, f2, f3 – площади поперечного сечения, соответственно, бойка, наковальни и штока УМЛП, м2; м – плотность материала элементов механизма, кг/м3; см – скорость распространения ударной волны в элементах устройства, м/с.
Тогда усилие, передаваемое на зону прихвата (с учетом отражения волны упругой деформации от границы прихвата и от перехода со штока на аварийный инструмент), определяется соотношением:
|
|
|
(30) |
,
где
;
fc
– площадь поперечного сечения прихваченного снаряда, м2.
Предлагаемая методика расчета позволяет получить основные закономерности работы устройств для ликвидации прихватов бурового снаряда, реализующих для разгона бойка гидростатическое давление жидкости в бурильных трубах. Полученные зависимости, в конечном итоге, дают возможность оценить энергетические показатели механизма в конкретных условиях эксплуатации и являются базой для их проектирования по заданным параметрам.
Список литературы
- Пустовойтенко, И. П. Предупреждение и ликвидация аварий в разведочном бурении / И. П. Пустовойтенко. – М.: Недра, 1988. – 279 с.
- Kemp G. Oilwell Fishing Operation: Tools and Techniques. – Gulf Publishing Company, Book Division, 1986. – 96 p.
- Каракозов А. А. Разработка и исследование ударных механизмов для ликвидации прихватов в скважине: дисс. … канд. техн. наук: 05.15.14: защищена 16.06.1993 / Каракозов Артур Аркадьевич. – Донецк, 1993. – 168 с.
- Каракозов, А. А. Перспективы создания ударных механизмов для ликвидации прихватов при бурении скважин в сложных условиях / А. А. Каракозов // Сб. Труды ДонГТУ. Серия «Горно-геологическая». – Донецк, ДонГТУ, 2002. – Вып. 45. – С. 54 – 59.
- Декл. Патент 63101 Україна, МПК7 Е21В31/113. Пристрій для ліквідації прихватів бурового снаряда / Каракозов А.А., Калиниченко О.И.; опубл. 15.01.2004, Бюл.№1.
- Каракозов, А. А. Математическое описание рабочего цикла гидравлических ударных механизмов для ликвидации прихватов / А. А. Каракозов, А. Н. Рязанов, О. И. Калиниченко // Сб. Труды ДонГТУ. Серия «Горно-геологическая». – Донецк, ДонГТУ, 2000. – Вып. 11 – С. 29-37.
- Чарный, И. А. Неустановившееся движение реальной жидкости в трубах / И. А. Чарный. – М.: Недра, 1975. – 222 с.
- Альтшуль, А. Д. Гидравлика и аэродинамика / А. Д. Альтшуль, Л. С. Животовский, Л. П. Иванов. – М.: Стройиздат, 1987. – 413 с.
- Ивачев, Л. М. Промывка и тампонирование геологоразведочных скважин: Справочное пособие / Л. М. Ивачёв. – М.: Недра, 1989. – 247 с.
- Александров, Е. В. Прикладная теория и расчет ударных систем / Е. В. Александров, В. Б. Соколинский. – М.: Наука, 1969. – 199 с.