шлама позволяет ориентировочно вычислить содержание час­ тиц в буровом растворе.

15 мм.

Очевидно, что при расчетах процесса гидротранспорта следует ориентироваться на шлам либо наибольшего размера, либо наибольшего объема. Так, представляется рациональным для предотвращения зашламления ствола скважины принять меры для удаления частиц размером более 1,5 —2 мм, а при внезапных остановках циркуляции предотвратить осаждение наиболее крупных частиц. Однако при сальникообразовании,

Определение скорости осаждения частиц выбуренной породы в буровых растворах

Согласно механическому принципу относи-

тельности, широко практикуемому при проектировании гид­ ротранспорта с использованием ньютоновских жидкостей и газообразных агентов, транспортирующая способность буро­ вого раствора зависит от скорости осаждения взвешенных частиц.

В общем случае при равномерном падении частицы в жид­ кой изотропной покоящейся среде скорость падения (м/с) определяется по формуле Риттингера:

бой жидкости зависит от коэффициента сопротивления об­ теканию С/. Величина С„ в свою очередь, находится в слож­

ной взаимосвязи с критерием Рейнольдса (Re), включающим искомую скорость.

В связи с отсутствием методики определения скорости осаждения взвешенных частиц в неньютоновских жидкостях при проектировании процессов гидротранспорта бурового шлама обычно принимают С, = const, что оправдано в случае турбулентного режима течения промывочной жидкости в кольцевом пространстве скважины.

Ниже предлагается разработанный Г.Г. Габузовым и Ю.М. Проселковым простой способ определения скорости осаждения шарообразных частиц в безграничной вязкоплас­ тичной среде при всех возможных режимах обтекания.

На рис. 8.11 в виде точек представлены опытные данные различных авторов, характеризующие изменение С, в диапа­ зоне 10"1 < Re < 5 • 105. Известны формулы, аппроксимиру­

ющие опытные данные в отдельных интервалах Re. Так, при Re < 1 справедлива зависимость (кривая 1)

где р — абсолютная вязкость жидкости, Па с.

После подстановки (8.74) в формулу (8.73) можно получить известную зависимость Стокса, выведенную теоретическим путем из дифференциальных уравнений гидродинамики без учета инерционных членов:

При Re < 5 справедлива аналитическая зависимость Озеена (кривая 2), полученная при частичном учете сил инерции:

рующая экспериментальные данные (кривая 3) в широком диапазоне изменения критерия Рейнольдса, имеющая вид

Рис. 8.11. Значения С, в зависимости от режима обтекания частиц

1 < Re < 1000.

При значениях 1000 < Re < 2 • 105 имеет место чисто турбулентный режим обтекания, коэффициент С{ не зависит

от Re и может быть принят равным приблизительно 0,43 (см. рис. 8.11).

Процесс осаждения частиц в неньютоновских жидкостях изучен недостаточно. Зарубежные исследователи либо огра­ ничиваются рассмотрением качественной стороны вопроса, либо ориентируют на необходимость оперативного определе­ ния скорости осаждения частиц по вычисленной скорости сдвига с использованием реограммы, снятой на специальном вискозиметре.

В 1932 г. была издана работа Р.И. Шищенко и Б.Д. Бакла­ нова по экспериментальному определению скорости осажде­ ния шарообразных частиц и кубиков в буровом растворе.

Опытные данные представлены в координатах к — Re':

Па; у — средний градиент скорости, принятый равным полу­ сумме градиентов на границе шара и на поверхности воз­ мущения среды, с"1.

Пересчет к на С, (табл. 8.6) позволил построить графичес­

кую зависимость (8.78) в координатах Cf — Re* (кривая 4). Из графика (см. рис. 8.11) следует, что зависимости коэффи-

Т аблица 8.6

Трансформация данных Р.И. Шищенко и Б.Д. Бакланова в новые переменные

Данные Р.И. Шищенко и Перевод данных в новые переменные Б.Д. Бакланова

циента сопротивления обтекания для ньютоновских и вязко­ пластичных жидкостей не совпадают между собой. Чисто турбулентный режим обтекания начинается при Re' > 700,

при этом С, = 0,82 и не зависит от Re". Указанное несовпа­ дение создает соответствующие неудобства.

Так, кривая 4 (см. табл. 8.11) не может быть с достаточной уверенностью экстраполирована в область малых чисел Рей­ нольдса, наиболее интересных с точки зрения изучения усло­ вий, препятствующих осаждению.

Между тем экспериментальные данные Р.И. Шищенко и БД. Бакланова могут быть по-новому интерпретированы при условии применения модифицированного определяющего критерия. Покажем это.

Сила тяжести (вес) шарообразной частицы в жидкости

G = 7td03(p„ -р)д/6.

Сила сопротивления F при падении шарообразной части­ цы любой жидкости равна произведению касательного на­ пряжения сдвига на стенках шара т* на поверхность частицы

Jtd02:

F= x ' n d l

Вчастном случае, когда действующая сила есть сила тяже­ сти и шар равномерно падает в жидкость, G = F, тогда

Решая совместно (8.75) и (8.79), получим выражение, свя­ зывающее т* со средним градиентом скорости у для ньюто­ новских жидкостей:

Принимая во внимание вид функций, предназначенных для описания реологического состояния жидкостей, и имея в виду зависимости (8.80) и (8.81), для вязкопластичных сред можно записать

(8.82)

При структурном режиме обтекания скорость осаждения следует вычислять по формуле (8.82), которая может быть

Таким образом, зависимости (8.87) и (8.88) для расчета ко­ эффициента сопротивления при обтекании шарообразной частицы безграничной вязкопластичной жидкостью совпада­ ют с классическими формулами для ньютоновских жидкостей при замене критерия Рейнольдса новым модифицированным

критерием Re*, вычисленным по формуле (8.85). Коэффициент сопротивления при развитом турбулентном

режиме обтекания шарообразной частицы вязкопластичной жидкостью примерно в 2 раза выше по сравнению с ньюто­ новской жидкостью.

В момент перехода к развитому турбулентному режиму обтекания выражение (8.85) примет вид

(8.89)

Re*P = “кр^оР/л; Не = ^ р / л 2.

где Re*Kp — критическое значение модифицированного кри­ терия Рейнольдса; ReKp — критическое значение критерия Рейнольдса, подсчитанного по критической скорости осажде­ ния икр; Не — критерий Хедстрема для шарообразных час­ тиц диаметром d0. __

Из выражения (8.89) следует формула для расчета ReKp:

(8.90)

При достаточно высоких значениях Не зависимость (8.90) можно упростить и привести к виду

(8.91)

режимах обтекания (Re<ReKp) по вычисленным значениям

критериев Не и Аг.

При развитом турбулентном режиме обтекания (Re > ReKp) следует принять Сг « 0,82 = const и вычислять ско­ рость осаждения непосредственно по уравнению Риттингера (8.73).

Для примера определим скорость осаждения шарообраз­ ных частиц шлама диаметром 0,01 м в структурном потоке вязкопластичной жидкости при условиях: т = 5 Па; т| =

=0,015 Па с; р = 1300 кг/м3; рч = 2300 кг/м3. Вычислим критерии Не и Аг

По формуле (8.90) определим

ReKp = 85 + (852 + 57 • 2890)1/2 = 500.

Поскольку Re<ReKp, то применение уравнения (8.94) пра­ вомерно.

Поправка на стесненность движения в скважине произво­ дится в соответствии с рекомендациями Р.Ф. Уханова, А.В. Голованчикова и др., после чего формулы (8.73) и (8.94) принимают соответственно вид

где e — безразмерный коэффициент, характеризующий стесненное движение; D — диаметр скважины, м; dH — на­ ружный диаметр бурильных труб, м; vM — средняя механи­ ческая скорость бурения, м/с; О — подача насосов, м3/м.

Таким образом, аналитико-экспериментальным путем ус­ тановлены закономерности изменения скоростей осаждения частиц шлама в покоящихся буровых растворах с учетом стесненного движения и режимов обтекания. Обнаружена адекватная аппроксимация опытных данных классическими зависимостями для ньютоновских жидкостей при условии замены в определяющих критериях абсолютной вязкости на

новую эффективную (ц*). Критериальное уравнение (8.96) позволяет в явном виде определить скорости осаждения час­ тиц шлама при квазиламинарном и переходном режимах об­ текания. Определены условия перехода к турбулентному ре­ жиму обтекания, обусловливающие адекватный расчет скоро­ сти осаждения по формуле Риттингера (8.73) при постоянном значении коэффициента сопротивления (С, = 0,82) обтекания частиц.

Подстановка формулы (9.3) в уравнение (9.2) приводит к выражению

(9.4)

п30р5 о иП

Разделив обе части уравнения (9.4) на D и учитывая, что момент на долоте можно выразить через удельный момент Му и осевую нагрузку G, получаем

к — безразмерный коэффициент, зависящий от типоразмера долота, к = 2л/30р.

Уравнение (9.5) полностью согласуется с эмпирической за­ висимостью М.Г. Бингхема. Здесь примечательно то, что за­ висимость (9.5) установлена аналитическим путем. Для общего случая, в точном соответствии с теорией размерностей, урав­ нение (9.5) целесообразно записать в виде

(например А.А. Погарского и др.) достаточно стабильна, зави­ сит в основном от сочетания долото — порода, имеет слабую связь с частотой вращения долота и уменьшается при пере­ ходе к бурению более твердых и крепких пород. Удельный

удельного момента и износа зубьев долота, естественно его изменение во времени за период отработки долота. Поэтому при бурении однородных по литологической характеристике пород с постоянными режимными параметрами бурения ха­ рактер изменения механической скорости во времени опре­ деляется как величиной Му, так и параметром 8.

Уравнение (9.6) может использоваться для исследования изменения опорной поверхности долота во времени непо-

средственно на буровой, объяснения причин изменения ме­ ханической скорости и текущей проходки на долото во вре­ мени при использовании шарошечных долот с фрезерован­ ными зубьями.

Уравнение (9.6) справедливо и для расчета средней механи­ ческой скорости vMдля условий бурения штыревыми долота­ ми при постоянных режимных параметрах в породах, одно­

Выражение (9.8) указывает на независимость коэффици­ ента к от свойств пород при условии постоянного значения

приходим к выводу об одинаковой физической природе ко­ эффициентов к и кэ. В связи с этим становится понятным заключение М.Г. Бингхема о постоянстве значения кэ и пред­ ложенном им уравнении (9.9).

Обратим теперь внимание на такую важную составляющую выражения (9.7), как прочность пород ап.

На основании исследований А.А. Шрейнера величина ап зависит от линейных размеров образцов 1, что проявляется в той или иной форме при различных видах разрушения:

где o0 — прочность толстых образцов; а, — коэффициент пропорциональности.

Из выражения (9.10) следует, что при возрастании линей­ ных размеров образца прочность асимптотически стремится к наименьшему предельному значению ап. Физический смысл уравнения (9.10) при разрушении единичных образцов вполне ясен — регистрируемая прочность при разрушении мелких образцов больше, чем крупных.

Разумеется, формула (9.10) не предназначалась для опреде­ ления прочности пород в забойных условиях, когда разруше­ нию подвергаются как материнская горная порода на забое скважины, так и частицы породы, не удаленные с забоя вследствие недостаточной выносной способности потока бу­ рового раствора. Между тем формулу (9.10) можно обобщить и на этот случай. Исследования А.Э. Акопова показывают, что при наличии большого количества шлама на забое сква­ жины долото не производит полезную работу по разруше­ нию пород, поскольку подвергается износу в осколках гор­ ной породы (шламовой подушке). Подобные примеры могут служить иллюстрацией очевидного явления — повышения со­ противления внедрению в любую среду при наличии дополни­ тельных помех.

При работе долота на забое следует допустить повсемест­ ные излишние затраты энергии на повторное дробление, величина которой, надо полагать, зависит от объема и дис­ персного состава шлама под вооружением долота. Таким об­ разом, сопротивление забоя внедрению элементов долота будет выше при наличии на забое шламовых частиц. Обоб­ щение формулы (9.10) на забойные условия приводит к за­ ключению об относительном росте сопротивления бурению при увеличении удельного объемного содержания частиц ма­ лого размера. Теперь допустим, что параметр I отображает средний характерный размер шламовых частиц, образовав­ шихся при разбуривании монолитного забоя, имеющего наи­ меньшую прочность о0. При использовании долот конкретно­ го типоразмера будем считать величину а0 условным физиче­ ским параметром, зависящим лишь от минералогического состава, структуры и текстуры скелета горной породы.

Очевидно, что в этом случае параметры ах и 1 в формуле (9.10) должны учитывать дополнительное влияние на проч­ ность горных пород таких факторов, как поровое и внешнее

давления, вид и характер разрушения, пористость, проницае­ мость, свойства насыщающего флюида, окружающей среды и та Вполне очевидно, что конструктивное строение зависи­ мости (9.10) при включении хотя бы части значимых факто­ ров должно быть намного сложнее. Например, учет нестаци­ онарных прочностных характеристик горных пород приве­ дет к введению релаксационных показателей, появлению экспоненциальной функции и т.д. В связи со сложностью процесса установить аналитическим путем вид функции при многофакторном воздействии на прочность горных пород не представляется возможным, поэтому ниже рассмат­ риваются лишь общие соображения, представляющиеся ло­ гичными.

Очевидно, что при стационарном бурении монолитного забоя для образования в единицу времени равного объема частиц малого размера потребуется больше энергии, чем на крупные, поэтому величина 1 должна находиться в обратно пропорциональной зависимости от удельной механической мощности, подведенной к долоту. Имея в виду зависимость (9.1), можно записать эквивалентное равенство.

1 riMyG

ИЛИ -1 D2

где F3 — площадь забоя скважины.

Поскольку удельный момент Му находится в пропорцио­ нальной зависимости от диаметра долота D, то пропорцию запишем в виде

(9.11)

1D

Сдругой стороны, объясняя эффект разрушения горных пород от воздействия гидромониторной струи возникновени­ ем растягивающих напряжений, естественно предположить пропорциональную зависимость размеров частиц (консолей),

отделившихся от массива, от удельной гидравлической мощ­ ности, обусловливающей возникновение напряжения в порах и трещинах горной породы:

где Л/г — гидравлическая мощность в насадках долота. Очевидно, прочность должна уменьшаться при росте по-

рового (пластового) рп и снижении гидростатического рг дав­ лений. В первом приближении примем, что а, = Ар, где Ар =

= Pr — рп. С учетом пропорций (9.11) и (9.12) уравнение (9.10) запишем в виде

где а — безразмерный коэффициент.

Слагаемое правой части уравнения (9.13) безразмерно, что в некоторой мере оправдывает его конструктивное стро­ ение.

Связь переменных в уравнении (9.14) в целом удовлетвори­ тельно объясняет наблюдаемое на практике влияние регули­ руемых факторов G/D, Nr/D2 и л на механическую скорость, однако имеет существенные недостатки. Например, при Др —>°° механическая скорость стремится к нулевому значе­ нию, что противоречит практике бурения. Кроме того, рас­ четные значения механической скорости одинаковы при Др = = 0 и Nr —> оо, что также свидетельствует о конструктивном несовершенстве зависимости (9.14).

Н.А. Колесниковым обнаружено, что нулевые значения дифференциального давления свидетельствуют лишь о равен­ стве порового (пластового) и давления в стволе скважины и не характеризуют разгрузку скелета породы. В результате им выявлена существенная зависимость процессов образования магистральных трещин и лунок выкола от сложного взаимо­ действия дифференциального и угнетающего давлений, а так­ же осевых нагрузок, частот вращения долота и качества бу­ ровых растворов. Эти обстоятельства позволяют предпола­ гать более сложную связь между переменными в уравнении (9.14). Промысловые наблюдения М.Г. Бингхема и других ис­

следователей указывают на расслоение кривых 1 мfG' в об­

л [ D )

ласти недостаточной очистки забоя. Таким образом, степень

влияния параметров | —п и Л[р на механическую скорость

{D2

вполне логично, так как в общем случае трудно представить одинаковую степень влияния этих параметров на характер­ ный размер шламовых частиц I, образующихся на забое скважины.

В то же время с целью сопоставления и выяснения физи­ ческого смысла входящих коэффициентов искомая модель буримости по конструктивному строению не должна сущест­ венно отличаться от известных зависимостей Галле —Вудса и АЛ. Погарского, отображающих взаимосвязь механической скорости с режимными параметрами в виде степенной функ­ ции и не учитывающих в явном виде влияния дифференци­ альных давлений.

На основании изложенного выше уравнение буримости при стационарном разрушении горных пород однородной литологической характеристики с постоянным дифференци­ альным давлением на пласт можно записать в виде

(9.15)

где kf — средний коэффициент буримости горных пород; а - размерный коэффициент; а, у, у — безразмерные ко­ эффициенты.

В общем случае коэффициенты уравнения (9.15) в неявном виде учитывают влияние дифференциального давления, физи­ ко-механических свойств горных пород и бурового раствора. Степень этого влияния может быть выявлена лишь при идентификации коэффициентов модели по промысловым данным.

По физическому смыслу числитель уравнения (9.15) пред­ ставляет собой предельную механическую скорость бурения при бесконечной гидравлической мощности на долоте, а зна­ менатель характеризует соотношение между механической Gdn и гидравлической Nr мощностями, реализуемыми на единицу площади забоя. Удельная механическая мощность

—п при конечном значении N компенсирует пропорцио­

нальное влияние частоты вращения на механическую ско­ рость бурения при несовершенной очистке забоя, что согла­ суется с физическим смыслом общеизвестной модели Гал­

ле — Вудса. В частном случае, при а = 2 и у = 4, зависи­ мость (9.15) преобразуется в уравнение А.А. Погарского.

Взависимости от соотношения между коэффициентами а,

уи у математическая модель (9.15) позволяет аппроксимиро­

вать кривые буримости — (— любой формы с учетом гид­

n { D )

равлической мощности, реализуемой на забое, и поэтому представляется обобщенной.

Уравнение (9.15) оказалось полезным для выявления непра­ вомерности использования при оптимизации в отечественной практике данных фирмы "Фрактоматик Дриллинг Систем", основанных на результатах разбуривания более 6 млн. м гор­ ных пород и устанавливающих оптимальные соотношения между параметрами бурения. Так, при анализе материалов фирмы на первом этапе казалось очевидным, что соотноше­ ния между требуемой удельной гидравлической мощностью

| и параметром ^~/1j соответствуют условиям обеспече­

ния максимума механической скорости бурения или перегиба кривой vM(G/D) при переходе из области объемного разру­ шения в зону несовершенной очистки забоя. Вместе с тем из

Анализ уравнения (9.16) показывает, что существование реального максимума механической скорости возможно при условии у > а. Аналогичный вывод можно получить при по­

тов модели буримости (9.15) будет показано, что величины а и у зависят от дифференциального давления на забое сква­ жины. Следовательно, безоговорочное использование при расчете оптимального режима бурения рекомендаций зару­ бежной фирмы относительно рациональных соотношений между гидравлической и механической мощностями на забое представляется неоправданным. Для идентификации коэффи­

ности 0,95 составила ±5 %. Дальнейшая математическая обра­ ботка данных проведена на ЭВМ методом скользящего допу­ ска при условии у\г = 1 .

Установленные усредненные значения коэффициентов мо­ дели (9.15) и сводные сведения по скважинам представлены в табл. 9.2. Нелинейный множественный коэффициент корре­ ляции при аппроксимации данных по площадям составил 0 ,9 . Совпадение промысловых и расчетных значений механичес­ кой скорости бурения проиллюстрировано рис. 9 .1 .

Результаты идентификации при уровне значимости 0,05 позволяют сделать следующий вывод.

Коэффициенты k f и а в математической модели (9.15) не зависят от дифференциального давления и, по-видимому, коррелируются в зависимости от прочности скелета и кате­ гории сплошности горной породы, типоразмера долота, кон-

Та блица 9.2

Результаты идентификации коэффициентов модели буримости (9.15)

П рим ечан и е. Данные по скв. 75 Карабаглы не использованы при идентификации изза постоянного уровня удельной осевой нагрузки (G/D = 8,4 кН/см).

Рис. 9.1. Зависимость средней механической скорости vMот удельной гид­ равлической мощности в насадках долота N/D* (экспериментальные дан­ ные по площадям):

/ — Мурадханлы; II, III — Куйджик, интервал соответственно 2000 —2200 и 2200 —2500 м; IV — Карабаглы

струкции промывочных каналов, долевого и компонентного составов бурового раствора. Например, несмотря на значи­ тельную разницу глубин бурения, коэффициент kf для площа­ дей Мурадханлы и Карабаглы оказался одинаковым по зна­ чению.

При проверке гипотезы о разности между среднеарифме­ тическим по критериям Стьюдента и Ван-дер-Вардена была выявлена значимая разница между генеральными средними величинами безразмерных дифференциальных давлений по площадям (см. табл. 9.2). Интервалы изменения средних без­ размерных дифференциальных давлений по соседним площа­

дям почти на порядок превышают доверительные интервалы колебания средних значений дифференциальных давлений на любой конкретной площади. Здесь можно говорить о значи­ мой связи безразмерных коэффициентов а и 7 с дифферен­ циальным давлением (см. табл. 9.2). Примечательно сущест­ венное снижение этих коэффициентов с ростом репрессии на пласт. Анализ уравнения (9.15) показывает, что в зависи­ мости от изменения значений и соотношений между коэф­ фициентами а и 7 форма кривой vM/n(G/D) при прочих рав­ ных условиях может изменяться от S-образной до прямой, параллельной оси абсцисс (а = 7 = 0 ).

Для иллюстрации влияния гидравлической мощности в на­ садках долота на механическую скорость бурения уравнение (9.15) представим в виде

Из зависимости (9.17) следует, что степень влияния пара­ метра Nr/D2 на механическую скорость определяется коэф­ фициентом |. При малых значениях этого коэффициента увеличивается эффективность воздействия реализуемой гид­ равлической мощности на механическую скорость бурения, чему способствует повышенная осевая нагрузка на долото. Вместе с тем из табл. 9.2 следует, что по мере роста диффе­ ренциального давления разность (2 а — 7 ) интенсивно умень­ шается. В этом случае коэффициент § практически не зави­ сит от осевой нагрузки и повышение гидравлической мощно­ сти в насадках долота оказывается неэффективным. Приве­ денные пояснения подтверждаются графическими данными (см. рис. 9 .1 ).

Таким образом, одним из существенных условий получе­ ния в реальных условиях бурения традиционной бингхемовской "рабочей кривой" является снижение гидростатического и гидродинамического давления на забое скважины. Без вы­ полнения этого условия мероприятия по повышению осевой нагрузки на забой и гидравлической мощности, подводимой к ДОдоту, малоэффективны. Вполне очевидно, что следует ожидать различной степени влияния дифференциального дав-

ления на коэффициенты а и 7 в зависимости от литологии пород, компоновки низа бурильной колонны, долевого и компонентного составов бурового раствора. Однако можно считать установленным, что при бурении глинистых отложе­ ний снижение дифференциального давления приводит к ин­ тенсификации гидромеханических процессов разрушения горных пород. Снижение дифференциальных давлений за счет уменьшения плотности буровых растворов или гидроди­ намических перепадов давления в кольцевом пространстве скважины способствует проявлению гидромониторного эф­ фекта даже при постоянном уровне остальных режимных параметров бурения.

Математическая модель (9.15) может использоваться как основная составляющая при оптимизации по стоимостному критерию (независимо от совершенства очистки забоя) тра­ диционными способами при условии идентификации коэф­ фициентов на начальном участке бурения или в скважинеаналоге. Адекватное описание процесса углубления позволяет рекомендовать коэффициенты модели в качестве информа­ тивных параметров, требующих накопления в банке данных в целях дальнейшего использования при проектировании бу­ рения скважин или управлении бурением.

Результаты разработки и идентификации коэффициентов новой модели буримости (9.15) позволяют сделать следующие выводы:

изменение средней механической скорости бурения в за­ висимости от гидравлической мощности в насадках долота и режимных параметров бурения адекватно описывается мате­ матической моделью (9.15);

показателем количественного влияния гидравлической мощности на среднюю механическую скорость является обобщенный коэффициент зависящий от удельной осевой нагрузки, частоты вращения долота и показателей степени а и 7 ;

дифференциальное давление на забое влияет на коэффи-

циенты а и 7 , определяет форму кривой буримости

меру воздействия гидравлической мощности в насадках доло­ та на механическую скорость бурения;

реализация больших гидравлических мощностей в насад­ ках долота при высоких репрессиях на пласт неэффективна;

снижение дифференциальных давлений на забое скважины (при прочих равных условиях) способствует проявлению гид­

ромониторного эффекта в результате интенсификации гид­ ромеханических процессов разрушения горных (глинистых) пород.

Вместе с тем математическая модель (9.15) включает четы­ ре коэффициента (kf, а, а, у), для которых требуется иден­ тификация, и учитывает влияние дифференциального давле­ ния на механическую скорость в неявном виде (с помощью коэффициентов а и у), что затрудняет практическое исполь­ зование этой модели в настоящее время.

рость бурения vM. Поскольку одинаковую гидравлическую мощность можно реализовать при множестве сочетаний ско­ рости истечения vMи подачи насосов О, то величины vHи О в общем случае должны быть включены в раздельные критерии подобия. Предполагаемая неодинаковая степень влияния этих критериев на механическую скорость бурения и приведенная Б.В. Байдюком и Р.В. Винярским зависимость интенсивности разрушения горных пород от контактной поверхности пря­ мого действия гидромониторной струи обусловливают необ­ ходимость изолированного учета средневзвешенного диамет­ ра насадок долота dH в соответствующем критерии подобия. Кроме того, по данным Б.А. Александрова и С.Г. Фурсина, на буримость горных пород влияет разность между горным рго и гидростатическим рг давлениями, что также должно быть уч­ тено отдельным комплексом.

Установленные параметры с учетом уравнения (9.7) состав­ ляют следующую функциональную зависимость:

(D-Dy)3(Z> + Dy)2

размерный коэффициент, который характеризует геометрию и меру гидравлических сопротивлений кольцевого простран­ ства, м"4; е1 — коэффициент для кольцевого пространства с учетом замковых соединений за бурильными трубами, внеш­ ним диаметром dr и длиной (Н — 1у — 1ЗА); е2 — то же, за УБТ длиной Ly и диаметром Dy; е3 — то же, за забойным дви­ гателем длиной 1 3Аи диаметром L3 А; е4 — то же, за опорноцентрирующими элементами, калибраторами, центраторами и прочей вспомогательной оснасткой КНБК.

Диапазоны изменения коэффициента е4 в неравенстве (9.27) установлены В.Г. Гераськиным в результате промысло­ вых исследований в бурящихся скважинах ПО "Грознефть" для наиболее распространенных элементов КНБК, включаю­ щих два спиральных калибратора и один спиральный цент­ ратор (5КС 311.1 СТК и ЦС 309 - е4 = 1,04-10® м“4; 5КС 295, ЗСТК и ЦС 293 - е4 = 1.09-106 м"4; 5КС 215,9 СТ и ЦС214 - е4 = 1,31-10® м '4; КС 165,1 СТ и ЦТ 164 - е4 = 14,44 х 10б м"4).

Критериальное уравнение (9.19) с учетом выражения (9.20) можно представить в виде степенной зависимости:

Показатели степени а,, а2,..., а5 и постоянный безразмер­ ный коэффициент А в уравнении (9.28) в принципе могут быть определены методом наименьших квадратов при обра­ ботке промысловых данных. Однако неопределенность вели­ чины о0 приводит к незамкнутой системе уравнений для оп­ ределения постоянных характеристик зависимости (9.28).

Вместе с тем величина A/og‘ по физическому смыслу анало­

гична коэффициенту kf в уравнении (9.15), значение которого постоянно в пределах выборочной совокупности данных по

Отклонение подачи насосов (в большую или меньшую сто­ рону) от значения Оэ, определяемого формулой (9.30), приве­ дет к снижению механической скорости бурения. Элемен­ тарный анализ указывает, что экстремальная подача снижает­ ся при увеличении депрессии на пласт и росте гидравличес­ ких сопротивлений в кольцевом пространстве скважины. Та­ ким образом, зависимость

(а и Ь — коэффициенты, зависящие от свойств проходимых пород, качества промывочной жидкости и размера кольцево­ го пространства), установленная В.С. Федоровым и характе­ ризующая асимптотическое приближение vH с ростом О к некоторому предельному значению, носит частный характер. По-видимому, это объясняется анализом данных при бурении скважин с высокими репрессиями на пласт.

Вполне очевидно, что действительная подача насосов 0 Ане должна превышать величину Оэ, которая определяется по формуле (9.30), т.е.

Зр£е,

1

Неравенство (9.32) можно использовать как одно из важ­ ных ограничений гидравлических программ на подачу насо­ сов. Впервые подобное ограничение установлено А.В. Ор­ ловым и В.Г. Гераськиным, однако оно базируется на анализе эмпирического уравнения буримости

(vM— механическая скорость проходки, м/ч; С — осевая на­ грузка на долото, кН, п — частота вращения долота, мин"1; О — подача буровых насосов, м3/с; / 0 — суммарная площадь поперечных сечений промывочных каналов долота, м2; D — диаметр долота, мм; Ар — дифференциальное давление на забое, МПа; а,, а2,..., а5 — опытные коэффициенты) и по­ этому не носит обобщающего характера.

показателей гидравлической программы. Вместе с тем следует учесть и объективные обстоятельства, при которых невоз­ можна реализация оптимизированных показателей гидравли­ ческой программы в полном объеме (особые горно­ геологические условия, износ оборудования, невозможность регулирования реологических характеристик, отсутствие тре­ буемой номенклатуры насадок долот и т.д.).

Представляется рациональной разработка нескольких ти­ пов гидравлических программ — с различной степенью при­ ближения выходных показателей к оптимальным значениям с учетом объективных обстоятельств бурения. Так, разрабо­ танный оптимизированный вариант гидравлической програм­ мы позволяет не только произвести выбор требуемых диапа­ зонов изменения реологических характеристик буровых рас­ творов, но и задать эти диапазоны в виде ограничений, соот­ ветствующих существующим реальным условиям бурения. В этом случае результаты решения не потребуют каких-либо воздействий для регулирования свойств буровых растворов, однако требования на изменение подачи насосов и гидравли­ ческой мощности в насадках долота могут оказаться более Жесткими. Возможен также перевод всех показателей гидрав­ лической программы в ограничения, соответствующие суще­ ствующим условиям бурения. Однако при этом гидравличес­ кая программа произведет пассивный расчет гидравлических сопротивлений в циркуляционной системе, что, естественно, не приведет к улучшению показателей процесса бурения.

Гидравлические программы предназначаются для использо­ вания на буровых предприятиях при формировании проект­ ных и управленческих решений, включая автоматизирован­ ные системы.

Математические модели, а также исходная информация и выходные показатели гидравлических программ предусматри­ вают использование Международной системы единиц изме­ рения (СИ).

Условные обозначения исходной информации гидравлических программ углубления скважин

р — плотность бурового раствора, кг/см3;

G0 — максимальный градиент порового (пластового) дав­ ления в необсаженной части ствола, Па/м;

Gr — минимальный градиент давления гидроразрыва (поглощения) в необсаженной части ствола, Па/м;

д — ускорение силы тяжести, м/с2 (д = 9,81 м/с2); Н — текущая или конечная глубина скважины (интерва­

ла), м;

Ly —длина утяжеленных бурильных труб, м; 1 ЗЛ — д/шна забойного двигателя, м;

7Э, d3 — эквивалентная длина и диаметр кольцевого прост­ ранства, м;

D — средневзвешенный диаметр ствола скважины (долота), м;

dTQ, Dyo — внутренний диаметр бурильных труб и УБТ со­ ответственно, м;

dT, Dy — внешний диаметр бурильных труб и УБТ соответ­ ственно, м;

D3A — внешний диаметр забойного двигателя, м; F3 — площадь забоя скважины, м2;

FK — площадь кольцевого пространства за бурильными трубами, м2;

vH — средняя механическая скорость бурения, м/ч; л — частота вращения бурильных труб, с-1; Ро — коэффициент расхода насадок долота;

NH — полезная мощность насоса, Вт.

Условные обозначения выходных показателей гидравлических программ углубления скважин

т0 — динамическое напряжение сдвига буро­ вого раствора, Па;

г\ — пластическая вязкость, Па с; О — расчетная теоретическая подача буровых насосов

(насоса), м3/с; От — дискретное значение теоретической подачи насоса

конкретного типа в соответствии с диаметром втулок и уста­ новленным числом двойных ходов штока, м3/с;

0 „ — дискретное значение действительной подачи насоса (насосов) с учетом коэффициента наполнения, м3/с;

к — число работающих насосов; DB —диаметр втулок насоса, м;

а — коэффициент наполнения цилиндров насоса; Рх — число двойных ходов штока в 1 мин;

d — средневзвешенный диаметр разноразмерных насадок (dp d2, d3), мм;

т — количество насадок гидромониторного долота;

f0, ^оа ““ расчетная и действительная площадь сечения наса­ док, м ,

vHI vHA — расчетная и действительная скорости истечения из насадок долот, м/с;

N r — гидравлическая мощность в насадках долота, Вт;

%—удельная гидравлическая мощность на забое при исте­ чении из насадок долота, Вт/м2;

ReA— критерий Рейнольдса при истечении из насадок до­ лота;

wK — средняя скорость восходящего потока в скважине,

УБТ, замках и забойном двигателе соответственно, Па;

Рк.э.А» Рк.у&г* Рк.т — потери давления в кольцевом простран­ стве за забойным двигателем, УБТ и бурильными трубами соответственно, Па;

Л

^ р , — суммарные гидравлические сопротивления в цир-

1

куляционной системе без учета долота, Па;

рэ — суммарное давление на забое, Па; Лр —дифференциальное давление на забое, Па.

Оптимизированный вариант гидравлической программы предусматривает выбор подачи насосов, диаметров и числа насадок гидромониторных долот, а также допустимых диапа­ зонов изменения реологических характеристик буровых рас­ творов с учетом горно-геологических и технико-технологи­ ческих условий бурения. Помимо этой основной выходной информации определяются гидравлические сопротивления в элементах циркуляционной системы, гидравлическая мощ­ ность и критерий Рейнольдса в насадках долота, допустимая скорость восходящего потока, дифференциальное давление на забое скважины, предельные скорости спуска и подъема бурильных труб для наибольших значений реологических ха­ рактеристик буровых растворов.

Использование гидравлической программы предполагает снижение стоимости 1 м проходки в результате повышения

показателей работы долот за счет реализации гидромонитор­ ного эффекта, снижения забойного гидродинамического дав­ ления и обеспечения требуемого режима работы забойных двигателей при разрушении горных пород; рационального использования гидравлической мощности насосной установ­ ки; снижения вероятности осложнений и аварий, связанных с зашламлением ствола, флюидопроявлениями и поглощениями бурового раствора путем гарантированного выноса разбурен­ ной горной породы и выполнения ограничений на изменение давлений в стволе скважины.

Методические основы оптимизированного варианта гид­ равлической программы сводятся к следующему.

Закономерности, выявленные при исследовании влияния режимных параметров бурения на стоимость 1 м проходки оптимизационными методами, позволили сделать вывод о целесообразности поддержания гидравлической мощности в насадках долота на максимально возможном уровне. Эффек­ тивность снижения стоимости 1 м. проходки при этом зави­ сит от степени приближения осевых нагрузок и частот вра­ щения долота к оптимальным значениям, что считается апри­ орно установленным по действующим методикам для ротор­ ного бурения, а для турбинного бурения рассматривается да­ лее.

Из-за опасности размыва элементов долота удельная гид­

ср = Nr/F3, q = Q/F3

(фА—удельная гидравлическая мощность на единицу площади забоя F3; — коэффициент расхода; qr3 — удельный расход жидкости на единицу площади забоя; Nr — гидравлическая мощность в насадках долота), можно записать

_L pv;2

f Q < 0,45 • 107

D2 ■o

или

(9.35)

гидравлическая мощность одного насоса (к = 1) составляет 330, 510, 700 и 1062 кВт соответственно.

В случае составления гидравлической программы при бу­ рении с использованием забойных двигателей перепад давле­ ния в насадках долота рд2 необходимо ограничить с целью предотвращения повреждения уплотнения вала с присоеди­ ненным гидромониторным долотом. Перепад давления при использовании турбобуров не должен превышать 6 МПа. С учетом этого ограничения при минимизации целевой функ­

обычно регламентируется на основании положительного опыта бурения в конкретных условиях. При отсутствии этих данных для определения параметров серийных турбобуров и

обоснованных данных при использовании забойных двигате­ лей можно принять рд2 = 5 МПа, а требуемую подачу насо­ сов определить по табл. П.1 (см. прил.). В общем случае, независимо от способа бурения, подача насосов устанавлива­ ется в результате минимизации функции отклика (9.37) с уче­ том ограничений оптимизационной задачи. При этом харак­ теристика забойного двигателя должна быть изменена в соответствии с требуемой подачей насосов, регламентируе­ мой гидравлической программой, например путем подбора количества и типа секций в турбобуре.

Принципиальная схема алгоритма при поиске оптималь­ ных показателей гидравлической программы в резуль­ тате минимизации функции отклика (9.37) сводится к следу­ ющему.

Практическое постоянство коэффициента гидравлических сопротивлений в зоне перехода буровых растворов к турбу­ лентному режиму течения позволяет в первом приближении определять гидравлические сопротивления в элементах цирку­ ляционной системы без учета влияния реологических харак­ теристик. Гидравлические сопротивления в циркуляционной системе в этом случае зависят лишь от плотности буровых растворов и подачи насосов и могут определяться по следу­ ющим формулам:

л

численным методом на ЭВМ минимизируется функция от­ клика (9.37) с учетом ограничения (9.36) и зависимостей (9.30) — (9.47) при дискретныхзначениях скорости истечения

Расчетная действительная подача насосов О при коэф­ фициенте наполнения, вычисленном по формуле (9.38), пересчитывается в теоретическую QT, после чего по паспорт­ ной характеристике насосов (см. прил., табл. П.2) определя­ ется наиболее близкое наименьшее значение Оти соответст­ вующие этому значению — диаметр втулок DB, допустимое

давление нагнетания рн и число двойных ходов штока в ми­ нуту рх.

Дискретное значение действительной подачи Оп насосов (насоса) определяется по От с учетом коэффициента наполне­ ния и используется далее для вычисления суммарной площади насадок долот по формуле

Ь = 0 H/ v H.

При отсутствии решения во всем диапазоне действитель­ ных подач насосов (насоса) величина [уи] в неравенстве (9.36)

снижается на 5 м/с и функция отклика (9.37) минимизируется заново.

Выбор числа насадок зависит от конкретных условий бу­ рения и должен базироваться на анализе производственных данных. На основании опыта бурения на некоторых площа­ дях при механических скоростях бурения более 1 5 ^ 2 0 м/ч, обусловливающих сальникообразование, целесообразно ис­ пользовать три насадки, в остальных случаях —две.

Диаметр и число одноразмерных и разноразмерных наса­ док определяются перебором с учетом нормированного ряда. В результате выбирается действительное значение foA наи­ более близкое по величине к /0. После этого производится автоматическая проверка выполнения всех ограничений оп­ тимизационной задачи.

При выборе рациональных реологических характеристик буровых растворов учитываются возможные диапа3°ны из­ менения пластической вязкости буровых растворов с учетом коагуляционной устойчивости и статистических промысловых данных, полученных в условиях, когда не исподЬэовалась трехступенчатая система очистки. В результате используется следующее двухстороннее ограничение:

1ft + Г

---- < г| < (0,033 • 10 Зр - 0,022).

4500

Выбор парных значений динамического напряжения сдвига т0 и пластической вязкости т) буровых растворов, удовлетво­ ряющих неравенству (9.49), производится численным методом на ЭВМ, что позволяет установить рациональные диапазоны изменения реологических характеристик.

После определения реологических характеристик вычисля­ ется коэффициент гидравлических сопротивлений в кольце­ вом пространстве.

Затем во втором приближении повторяется весь цикл по­ иска оптимальных показателей при минимизации целевой функции (9.37). На основе реологических характеристик, ус­ тановленных гидравлической программой, определяются пре­ дельные допустимые значения скоростей спуска и подъема бурильного инструмента. При этом используются неравенст­ ва, полученные на базе зависимости В.И. Крылова с учетом формул (9.45) - (9.47).

Алгоритм оптимизированного варианта гидравлической программы предусматривает цикличную автоматическую про­ верку ограничений и возврат на минимизацию функции от­ клика (9.37) при фиксированных значениях выходных пере­ менных — подачи насосов при турбинном бурении, числа и диаметра насадок долота, а также диапазонов изменения рео­ логических характеристик буровых растворов.

Действительные значения подачи насосов Он и площади сечения насадок долот /0д используются для определения вто­ ричной выходной полезной информации:

где \IQ = 0,9 — металлокерамические насадки, Цо = 0,67 — демонтированный гидромониторный узел;

действительной скорости истечения из насадок долота

гидравлических сопротивлений в элементах циркуляцион­ ной системы [см. формулы (9.39) — (9.47)] и давления на выкиде насосов рс при бурении на глубине Н (конечной глуби­ не)

1

Соответствие реологических характеристик реальных бу­ ровых растворов рекомендациям гидравлической программы следует контролировать на ротационных вискозиметрах типа ВСН-3 с учетом средней температуры в скважине при цирку­ ляции промывочной жидкости tc.

Температуру в кольцевом пространстве на глубине z мож­ но приближенно определить по формуле

После подстановки формулы преобразований (9.58) и со­ отношения (А » т0 — 0О), предложенного Ю.М. Проселковым, получим

Н < 4500 м, 0 < z < Н.

Формула (9.59) позволяет вычислить температуру выходя­ щего бурового раствора (z = 0 , т = т0), температуру на лю­ бой глубине кольцевого пространства (0 < z < Н) и забойную температуру циркулирующего бурового раствора (z = Н, т =

= *„).

Алгоритм выбора оптимизированных показателей гидрав­ лической программы предусматривает получение двух реше­ ний при эксплуатации одного и двух насосов (при к = 1 и

к = 2). В случае наличия двух решений, как правило, рацио­ нально использовать для работы один насос.

При проектировании показатели гидравлической програм­ мы рекомендуется определять для конечных глубин интерва­ лов, предназначенных к последующему креплению обсадны­ ми колоннами.

Рационально составление гидравлических программ при изменении диаметра долот, компоновки бурильного инстру­ мента, типа забойного двигателя, неопробованного планиро­ вания пуска двух и более насосов, появлении новой инфор­ мации о давлениях поглощения (поровых, пластовых давле­ ниях), определении потребности в насадках долот, глубин смены втулок насоса.

При управлении процессом бурения показатели гидравли­ ческой программы рекомендуется определять при наличии ЭВМ на каждый последующий спуск долота с учетом уточненной входной информации.

Оптимизированный вариант гидравлической программы под шифром "МАГДА" запрограммирован в б. ВНИИКРнефти на языках PL/I и ПАСКАЛЬ для персональных компьюте­ ров и включен в отраслевой фонд алгоритмов и программ ОФАП МНП (инв. номер 010 000).

Упрощенные варианты гидравлических программ углубления скважин

При использовании оптимизированного вари­ анта гидравлической программы, формализованной на основе полных математических моделей, требуется применение ЭВМ.

Вместе с тем результаты исследований гидромеханических процессов позволяют реализовать оптимизированный вари­ ант гидравлической программы на элементарных счетных устройствах и программируемых микрокалькуляторах, что особенно важно для производственных условий бурения. Ме­ тодические основы, а также исходная и выходная информа­ ция этой упрощенной программы идентичны описанной, од­ нако математические модели и алгоритм счета упрощены.

Элементы методического подхода к упрощенному выбору оптимальных показателей гидравлической программы разра­ ботаны в соавторстве с А.Х. Мирзаджанзаде. В результате институтами б. ВНИИКРнефть, ВНИИБТ и АзННФТЕХИМ разработана инструкция по составлению оптимизированного

варианта гидравлической программы бурения скважин, реа­ лизованная в РД 39-0147009-518 —8 6 .

Методические основы упрощенного оптимизированного варианта гидравлической программы базируются на заключе­ нии о рациональности реализации в кольцевом пространстве движения буровых растворов в условиях перехода к турбу­ лентному режиму течения и сводятся к следующим положе­ ниям:

гидравлические сопротивления в зоне перехода к турбу­ лентному режиму течения буровых растворов могут опреде­ ляться по формуле Дарси — Вейсбаха при постоянном зна­ чении коэффициента гидравлических сопротивлений;

критическая скорость перехода к турбулентному режиму течения бурового раствора практически не зависит от геоме­ трии канала и определяется динамическим напряжением сдви­ га и плотностью бурового раствора;

вкритической области течения (при переходе к турбу­ лентному режиму) транспортирующая способность потока бурового раствора наибольшая при практически реализуемых подачах буровых насосов в условиях массового бурения;

вкритической области течения буровых растворов интен­ сивность поперечных пульсаций, способствующих дисперги­ рованию шлама и размыву стенок скважины, наименьшая по сравнению с турбулентным режимом течения;

скорость истечения струи из насадок гидромониторных долот в соответствии с требованиями ЕТП должна быть не менее 80 м/с;

тип бурового раствора по химическому составу соответст­ вует литологической характеристике разбуриваемых горных пород, плотность и показатель фильтрации бурового раство­ ра регламентированы.

Критический режим течения буровых растворов в кольце­

вом пространстве реализуется искусственно — путем выбора требуемого значения динамического напряжения сдвига. Так, в диапазоне изменения критерия Хедстрема 2104 < Не < < 1 ,6 -Ю5 критическая скорость течения не зависит от геомет­ рии канала и может определяться по упрощенной формуле, которая устанавливает взаимосвязь критической скорости течения с динамическим напряжением сдвига т0 и плотностью бурового раствора р.

Следовательно, при любой плотности бурового раствора и действительной подаче буровых насосов Он критический ре­ жим течения в кольцевом пространстве наступает при на­ пряжении сдвига

Q ljL

F 2 6 2 5 ‘

При соотношениях между динамическим напряжением сдвига, скоростью восходящего потока (й^к = Ou/FK) и плот­ ностью бурового раствора, регламентируемых формулой (9.60), одновременно обеспечивается рациональный гидро­ транспорт выбуренной породы (шлама) по всему кольцевому пространству скважины.

Возможно двукратное увеличение значений т0, определяе­ мых по формуле (9.60), в случае промывки с вращением бу­ рильных труб (п > 1с-1). Вынос шлама при этом превысит 75 % выбуренной породы. Однако динамическое напряжение сдвига буровых растворов не должно превышать предельных значений, обусловленных допустимой концентрацией колло­ идной составляющей. По данным РД 39-014009-516 —8 6 при определении этих значений можно воспользоваться форму­ лой

мальные буровые растворы, р < 1200 кг/м3; ф = 40,4-10“4 — утяжеленные буровые растворы, р > 1 2 0 0 кг/м3).

При использовании буровых растворов с динамическим напряжением сдвига, превышающим расчетные значения, оп­ ределенные по формуле (9.60), возрастает вероятность сальникообразования, затяжек, посадок и прихватов бурильных колонн из-за зашламления ствола скважины. Поскольку вра­ щение бурильных труб интенсифицирует транспортирующую способность буровых растворов, то поддержание требуемых значений динамического напряжения сдвига особенно важно при гидротранспорте шлама без вращения бурильных труб. При невозможности реализации требуемых значений дина­ мического напряжения сдвига в турбинном бурении перед подъемом бурильного инструмента необходимо промыть ствол (не изменяя подачи насосов) с постоянным вращением бурильных труб (п > 1с-1). Продолжительность промывки при этом следует определять в соответствии с методическим подходом, изложенным далее.

Пластическую вязкость буровых растворов следует под­ держивать на минимальном достижимом уровне. Для ориен­ тировочного определения рациональных значений пластичес­ кой вязкости при условии использования совершенной очи-

стки и химической обработки буровых растворов можно воспользоваться эмпирическими соотношениями:

для диспергирующего и утяжеленного буровых растворов

Выбранные значения т| должны соответствовать диапазо­ нам, регламентированным двухсторонним неравенством (9.49).

Перед определением реологических характеристик бу­ ровых растворов выбирают основные показатели упрощен­ ного оптимизированного варианта гидравлической програм­ мы.

Допустимые диапазоны изменения плотности бурового раствора при бурении скважин (интервалов) глубиной Н вы­ бирают на основе ЕТП или определяют из утвержденных технологических регламентов на буровые работы. На стадии проектирования скважины в качестве исходной переменной используется среднеарифметическое значение плотности на каждый интервал бурения. При составлении гидравлической программы в процессе бурения выбирают среднее значение плотности бурового раствора, используемой при бурении ли­ тологически однородных пород предшествующим долотом.

Плотность бурового раствора, используемого в начале бу­ рения, должна быть по возможности наименьшей. Влияние показателей гидравлической программы на эффективность бурения скважины будет существенно возрастать в случаях бурения с минимально возможным гидростатическим давле­ нием на пласт, способствующим интенсификации гидромеха­ нических процессов разрушения горных пород.

Далее на основании данных о конструкции скважин опре­ деляются вспомогательные коэффициенты а,, а2, а3, а4, а5, а6, а7 (в м"4), характеризующие геометрию и меру гидравличес­ кого сопротивления отдельных элементов циркуляционной системы без учета долота (а, — бурильные трубы, а2 — УБТ, а3 — кольцевое пространство за бурильными трубами, а4 — то же, за УБТ, а5 — то же, за забойным двигателем, а6 — обвязка буровой установки, а7 — забойный двигатель).

В случае использования бурильных или обсадных труб по­ стоянного поперечного сечения

(9.63)

Л

rAe £*>. = V

1

Коэффициент а7 для турбобуров и винтовых забойных двигателей определяется по справочным данным (см. прил., табл. П.1).

Затем вычисляют сумму

Л = И- а2 “I" ... + а7. (9.69) Требуемый перепад давления в насадках гидромониторных

= 0,9 из формулы (9.70) получают следующее соотношение:

С целью последующего уточнения условий реализации гид­ ромониторного эффекта рекомендуется контрольное (вспомогательное) определение требуемых перепадов в насад­ ках долота в зависимости от диаметра и твердости горных пород по штампу (табл. 9.3).

Таблица 9.3

Ориентировочный требуемый перепад давления в насадках гидромониторного долота (обработка данных Б.В. Байдюка и P.B. Винярского)

*Перепад давления, МПа: в числителе -- для полной очистки забоя от разрушенной породы, в знаменателе — для удаления предразрушенной породы (проявление гидромониторного эффекта).

Подачу буровых насосов выбирают с учетом предотвра­ щения гидроразрыва пород (поглощения), обеспечения требу­ емого рационального режима работы гидромониторных до­ лот, забойных двигателей и насосной установки (транспорти­ рующая способность потока регулируется увязкой подачи насосов [см. формулу (9.60)] с реологическими характеристи­ ками.

Максимальная подача насосов, при которой возможен ги­ дроразрыв пород, определяется по формуле (9.48), приведен­ ной к виду

При использовании забойных двигателей с регламентиро­ ванной подачей насосов [О] проверяется выполнение нера­

Коэффициент загрузки насосов по давлению в формуле (9.74) так же, как и в уравнении (9.37), принят равным 0,8; коэффициент наполнения а определяется по формуле (9.38).

При невыполнении неравенства (9.73) реализация регла­ ментированной подачи насосов создает опасность гидрораз­ рыва пород и поглощения бурового раствора. В этом случае необходимо рассмотреть возможности уменьшения требуе­ мого значения [О] или отказаться от использования забой­ ных двигателей.

Невыполнение неравенства (9.74) при к = 2 и рд2 = = 5 -1 0 бПа свидетельствуете невозможности реализации гид­ ромониторного эффекта при бурении забойными двигателя­ ми. В этом случае в неравенство (9.74) подставляется значение перепада давления на долоте, гарантирующего полную очист­ ку забоя от разрушенной породы (см. табл. 9.3), и проверка повторяется. При очередном невыполнении неравенства (9.74) бурение следует вести роторным способом, приняв в после­

дующих расчетах а5 = а? = 0 .

Если неравенство (9.74) выполняется, то следует определить число работающих насосов и диаметр втулок по следующему

правилу: при к = 1 для нагнетания используется один насос, при к = 2 — два насоса. Учитывая наличие нерегулируемого привода, для выбора втулок насоса необходимо определить теоретическую подачу одного насоса, используя формулу

Вычисленное значение [Ох'] сопоставляется с табличными (см. прил., табл. П.2), выбирается наиболее близкое наи­ меньшее 0 Ти соответствующие этому значению диаметр вту­ лок DB, допустимое рабочее давление нагнетания насосов рн и число двойных ходов штока рх в 1 мин.

В итоге действительная подача насосов, обеспечивающая эффективную работу забойного двигателя, определяется из выражения

Следует учесть, что при строго регламентированной подаче бурового раствора на забойный двигатель и вынужденном ограничении перепада давления на долоте гидравлическая мощность насосов в большинстве случаев используется нера­ ционально.

Расчетную подачу буровых насосов О для любого способа бурения (если подача не регламентирована) определяют по уравнению

При роторном бурении р , = 6,2- 103р, при бурении забой­ ными двигателями р# = 5*1(г Па.

Уравнение решают графическим способом (при отсутствии

рационально использовать для работы один насос, приняв в последующих расчетах к = 1 .

По определенным таким образом значениям О и к вычис­

Затем, используя значение Qmax, вычисляют теоретическую подачу одного насоса, приводящую к гидроразрыву пород (при к = 2 —доля подачи);

Меньшая из вычисленных по формулам (9.78) и (9.79) величин сопоставляется с табличными значениями (см. прил., табл. П.2), выбирается наиболее близкое наименьшее От и соответствующие этому значение —диаметр втулок DB, допу­ стимое рабочее давление нагнетания рн и число двойных хо­ дов штока в 1 мин. Действительная подача насосов вычисля­ ется по формуле (9.76).

Суммарная площадь насадок гидромониторных долот оп­

Диаметр одноразмерных насадок гидромониторных долот

Выбор числа насадок зависит от конкретных условий бу­ рения и должен базироваться на анализе производственных данных. На основании опыта бурения на некоторых площа­ дях при механических скоростях бурения более 15—2 0 м/ч, обусловливающих сальникообразование, целесообразно ис­ пользовать три насадки, в остальных случаях —две.

Диаметр и число одноразмерных и разноразмерных наса­ док гидромониторных долот могут быть определены по нор­ мированному ряду требуемой суммарной площади промывоч­ ных каналов.

Действительные потери давления в элементах циркуляци­ онной системы определяются по формуле

где а, — коэффициенты, определяемые для конкретных эле­ ментов циркуляционной системы.

Для получения вторичной выходной информации исполь­ зуются зависимости (9.50) — (9.57).

При составлении упрощенного оптимизированного вари­ анта гидравлической программы бурения скважин целесооб­ разно использование вычислительной техники, в частности программирующих микрокалькуляторов.

Помимо оптимизированных вариантов гидравлических программ, для производственных условий на базе разрабо-