Посмотрите также другие разделы нашего сайта!!!

Литература
много книг по нефти и газу

Программы нефтегазового комплекса

Медиафайлы про нефть

Анекдоты про нефтяников

Знакомства для буровиков

Всё про нефть и газ / Литература(каталог книг)

ВНИМАНИЕ

В текстах книг представленных на сайте в интернет формате очень много ошибок, не читаются рисунки, графики разбиты, это связанно с некачественной перекодировкой конвекторов из PDF формата и HTML.

Если Вам необходимы качественный текст с рисунками и графиками - то скачиваите книги с нашего сайта в формате PDF.

ссылка для скачивания книги или главы в формате PDF находится внизу страницы.

анекдоты

программы

истории

Глава 9

ОСНОВЫ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ РАСЧЕТОВ В БУРЕНИИ

При бурении нефтяных и газовых скважин практически все технологические процессы и операции сопровождаются различными гидромеханическими явлениями, которые во многом определяют качество и эффективность буровых работ.

Гидромеханика рассматривает явления, связанные с покоем (гидростатика) и движением (гидродинамика) жидкости. При этом основное внимание уделяется решению двух задач: нахождению взаимодействия жидкости с твердыми телами и определению распределения скоростей и давлений внутри жидкости.

9.1. ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА И РЕОЛОГИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ЖИДКОСТЕЙ

Основным предметом изучения гидромеханики является жидкость – агрегатное состояние вещества, сочетающее в себе черты твердого (сохранение объема, определенная прочность на разрыв и др.) и газообразного (изменчивость формы, подвижность и др.) состояний. Все жидкости способны в той или иной мере изменять свой объем под действием сжимающих усилий, т.е. обладают сжимаемостью. Это свойство характеризуется коэффициентом сжимаемости

R -- 1 dV Рр ~ V dp ,

где V – объем жидкости; р – давление.

Объем жидкостей изменяется и вследствие температурных воздействий. Это свойство жидкостей характеризуется коэффициентом теплового расширения

R -- 1 dV V dT ,

где Т – температура.

Коэффициенты сжимаемости и теплового расширения обычно принимают постоянными, так как для давлений и температур, представляющих интерес для практики бурения, их изменение незначительное. В этом случае изменение объема можно определять по формулам

V = V0(1 – РрАр);

V = У0(1 + РгАГ),

где V0 – начальный объем.

327

В гидромеханике жидкость представляется сплошной средой с непрерывным распределением в ней основных физических свойств, т.е. все механические характеристики являются функциями координат точки и времени. В этом заключается гипотеза о непрерывности и сплошности жидкой среды.

Одна из основных физических величин, характеризующих жидкость, – плотность

ДМ р = lim----,

ду^0 AV

где ДМ – масса жидкости в объеме AV.

По плотности жидкости можно определять удельный вес у, характеризующий объемные силы тяжести, согласно формуле

Y = Р9,

где д – ускорение силы тяжести.

Принимая во внимание сжимаемость и тепловое расширение, имеем р = f(p, T), а с учетом коэффициента сжимаемости и теплового расширения

р 1-ррАр 1-ргАГ

Все реальные жидкости обладают свойством сопротивляться усилиям, касательным к поверхности выделенного объема, т.е. усилиям сдвига. Это свойство называют вязкостью. Причина ее возникновения – диффузия молекул, сопровождающаяся переносом количества движения из одного слоя в другой и тем самым обусловливающая возникновение сил внутреннего трения в жидкости. Для того чтобы дать определение подобного рода силам, рассмотрим равновесие выделенного в жидкости элементарного объема.

В общем случае действующие силы можно разделить на поверхностные и объемные. К поверхностным силам относятся силы трения, поверхностного натяжения, упругости; к объемным – силы тяжести, инерции, электрического и магнитного взаимодействия и др. В общем случае поверхностные силы разлагаются на нормальную и касательную составляющие. Первая вызывает деформацию сжатия, и в гидромеханике ее называют давлением и обозначают р, а вторая вызывает деформацию сдвига или напряжения трения, и ее обозначают т. Взаимосвязь между касательными напряжениями т и характеристиками движения жидкости обусловливает реологические свойства.

Если рассмотреть две параллельные площадки в движущейся жидкости, которые отстоят друг от друга на расстоянии dh и движутся со скоростями соответственно у и у + dv, то для жидкости, подчиняющейся закону вязкости Ньютона, имеем следующую формулу для определения касательного напряжения:

dv ' dh

где г\ – коэффициент внутреннего трения или динамической (абсолютной) вязкости.

На практике используют коэффициент кинематической вязкости

v = ц/р.

328

Наряду с жидкостями, подчиняющимися закону Ньютона (например, вода), в практике бурения приходится иметь дело с жидкостями, которые отклоняются от этого закона. Их называют неньютоновскими или аномальными. Взаимосвязь деформаций и напряжений для подобных жидкостей является предметом изучения реологии – раздела физической механики. В общем случае в зависимости от реологического поведения жидкости можно разделить на две основные группы.

К первой группе относятся:

вязкопластичные жидкости, для которых

X = Т0 +Г|-----,

где т0 – динамическое напряжение сдвига; ц – коэффициент структурной вязкости;

аномально вязкие жидкости, для которых

т = к(Т,

где к – коэффициент консистентности; п – показатель степени; при п < 1 аномально вязкие жидкости называют псевдопластичными, при п > 1 – дилатантными, т.е. расширяющимися или растягивающимися, а при п = 1 имеем ньютоновскую жидкость.

Ко второй группе относятся жидкости, которые обладают свойствами твердого тела и жидкости, т.е. проявляют упругое восстановление формы после снятия напряжения. Эти жидкости называют вязкоупругими, и к ним относится модель Максвелла, или модель релаксирующего тела, для которого

1 , 1 dx dv

-т +-----= —,

т| G dt dn

где G – модуль упругости при сдвиге.

Для этих тел важным параметром является время релаксации t = ц/G, которое характеризует время затухания упругих напряжений в жидкости. Так, в случае dv/dn = 0 для этих тел имеем

т = т0 exp

т

где т0 – начальное упругое напряжение сдвига при мгновенном напряжении.

Из этого выражения следует, что при t = ц/G напряжение в жидкости уменьшится в ё раз, а при t —>¦ оо оно станет равным нулю, т.е. напряжение в теле полностью исчезнет. Чем меньше для жидкости время релаксации (G ->¦ оо), тем слабее проявляются твердообразные свойства таких жидкостей, так как в их модели член, содержащий dx/dt, будет стремиться к нулю, и поведение тела станет ньютоновским.

При рассмотрении неньютоновских жидкостей вводится понятие эффективной вязкости г|э, которое для вязкопластичных жидкостей определяется по формуле

п = п + 0 1э ' dv/dn ,

329

а для аномально вязких жидкостей

Использование приведенных гидромеханических моделей и свойств жидкостей позволяет решить основные задачи гидромеханики в бурении.

9.2. ОЧИСТКА БУРЯЩЕЙСЯ СКВАЖИНЫ ОТ ШЛАМА

Качественная очистка ствола скважины от осколков выбуренной породы (шлама) улучшает показатели работы долот и снижает вероятность осложнений и аварий, что представляет существенный резерв в сокращении сроков и стоимости бурения.

9.2.1. ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ ШЛАМА НА ПОВЕРХНОСТЬ

Анализ современного состояния проблемы очистки ствола бурящейся скважины от выбуренной породы показывает, что нет единого мнения о влиянии режимов течения, показателей свойств бурового раствора, продолжительности промывки и частоты вращения бурильных труб на транспортирующую способность потока бурового раствора. Заключения о влиянии реологических показателей на выносную способность буровых растворов противоречивы, а механический принцип относительности, широко используемый для расчета скорости восходящего потока ньютоновских жидкостей, в случае применения буровых растворов нуждается в экспериментальной проверке. Кроме того, не ясен вопрос о выборе расчетного диаметра частиц выбуренной породы, предназначенных к гидротранспорту по стволу скважины.

Таким образом, из-за отсутствия научно обоснованных рекомендаций по выбору основных параметров промывки, обеспечивающих совершенную очистку ствола скважины, и недостатка формализованных представлений о процессах гидротранспорта шлама составление важнейших ограничений гидравлических программ в настоящее время затруднено, что не позволяет использовать потенциальные резервы повышения эффективности бурового процесса в результате интенсификации гидротранспорта выбуренной породы по стволу бурящейся скважины.

Статистический анализ исследованных проб бурового шлама позволяет ориентировочно вычислить содержание частиц в буровом растворе.

Диаметр частиц, мм................. > 1,5-^2,2 > 3,0-^4,5 > 6-^7

Содержание частиц, %............ 78–82 50 5–10

Максимально возможный размер шлама достигает 14–15 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, по-видимому, следует рассматривать возможности удаления или предотвращения образова-

330

ния более мелких частиц, составляющих 20–30 % общей массы шлама, образовавшегося при бурении. Для уточнения этих вопросов необходимы четкие представления о транспортирующей способности буровых растворов.

9.2.2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТИ ОСАЖДЕНИЯ ЧАСТИЦ ВЫБУРЕННОЙ ПОРОДЫ В БУРОВЫХ РАСТВОРАХ

Согласно механическому принципу относительности, широко практикуемому при проектировании гидротранспорта с использованием ньютоновских жидкостей и газообразных агентов, транспортирующая способность бурового раствора зависит от скорости осаждения взвешенных частиц.

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

( и Л1/2

U = \---------q\ , (9.1)

где d0 – характерный размер (в случае шарообразной частицы – диаметр), м; рч – плотность частицы, кг/м3; р – плотность жидкости, кг/м3; д – ускорение силы тяжести, м/с2, Q – коэффициент сопротивления обтеканию частиц.

Согласно формуле (9.1), скорость осаждения частиц в любой жидкости зависит от коэффициента сопротивления обтеканию Q. Величина Q, в свою очередь, находится в сложной 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 Q = const, что оправдано в случае турбулентного режима течения промывочной жидкости в кольцевом пространстве скважины.

Ниже предлагается разработанный Г.Г. Габузовым и Ю.М. Проселко-вым простой способ определения скорости осаждения шарообразных частиц в безграничной вязкопластичной среде при всех возможных режимах обтекания.

На рис. 9.1 в виде точек представлены опытные данные различных авторов, характеризующие изменение Q в диапазоне 10-1 < Re < 5-105. Известны формулы, аппроксимирующие опытные данные в отдельных интервалах Re.

Так, при Re < 1 справедлива зависимость (кривая /)

Cf=24Re1; Re = ——, (9.2)

где ц – абсолютная вязкость жидкости, Па-с.

После подстановки (9.2) в формулу (9.1) можно получить известную зависимость Стокса, выведенную теоретическим путем из дифференциальных уравнений гидродинамики без учета инерционных членов:

331

Рис. 9.1. Зависимость Сf от характеристик режимов обтекания частиц

и= 0(ч )у. (9.3)

18ц

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

Ct =24Re-1(1 + 1,88Re). (9.4)

Л.М. Левиным приводится формула

Ct = 24Re _1(1 + 1,17Re0,665), (9.5)

хорошо аппроксимирующая экспериментальные данные (кривая 3) в широком диапазоне изменения критерия Рейнольдса

1 < Re < 1000.

При значениях 1000 < Re < 2-105 имеет место чисто турбулентный режим обтекания, коэффициент Q не зависит от Re и может быть принят равным приблизительно 0,43 (см. рис. 9.1).

Процесс осаждения частиц в неньютоновских жидкостях изучен недостаточно. Зарубежные исследователи либо ограничиваются рассмотрением качественной стороны вопроса, либо ориентируют на необходимость оперативного определения 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. Бакланова по экспериментальному определению скорости осаждения шарообразных частиц и кубиков в буровом растворе. Опытные данные представлены в координатах к - Re7 :

к= К Re= ud0p ; Y=T0(a"1); a = d0(pч"p)g, (9.6)

\3Cf г] + т0/у 2т| Gx0

где Re7 - обобщенный критерий Рейнольдса; г\ - пластическая вязкость, Па-с; т0 – динамическое напряжение сдвига, Па; у – средний градиент скорости, принятый равным полусумме градиентов на границе шара и на поверхности возмущения среды, с-1.

Пересчет к на Q (табл. 9.1) позволил построить графическую зависимость (9.6) в координатах Q - Re* (кривая 4). Из графика (см. рис. 9.1) следует, что зависимости коэффициента сопротивления обтекания для ньютоновских и вязкопластичных жидкостей не совпадают между собой.

Чисто турбулентный режим обтекания начинается при Re7 > 700, при этом

С( = 0,82 и не зависит от Re77 . Указанное несовпадение создает соответствующие неудобства.

Так, кривая 4 (см. рис. 9.1) не может быть с достаточной уверенностью экстраполирована в область малых чисел Рейнольдса, наиболее интересных с точки зрения изучения условий, препятствующих осаждению.

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

333

Т а б л и ц а 9.1

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

Данные Р.И. Шищен-ко и Б.Д. Бакланова
Перевод данных в новые переменные

к
a
Re
a -1
3J2
x0d0 ReCf
Re= Re
1 + x0d0/3ur|

ur| 8a

15 20 30 40
1,7 2,2 3,5 7,0
100 170 350 750
386 454 630 997
5,81 3,27 1,45 0,82
165 85 32 15
7 16 54 166

Сила тяжести (вес) шарообразной частицы в жидкости

G = 7id03(pч-p)g/6.

Сила сопротивления F при падении шарообразной частицы любой жидкости равна произведению касательного напряжения сдвига на стенках

шара т* на поверхность частицы nd0:

F =x*7id02.

В частном случае, когда действующая сила есть сила тяжести и шар равномерно падает в жидкость, G = F, тогда

т*

с?0(рч - р)д/6.

(9.7)

Решая совместно (9.3) и (9.7), получим выражение, связывающее т* со средним градиентом скорости у для ньютоновских жидкостей:

т = M-Y,

где

у = 3u/d0.

(9.8)

(9.9)

Принимая во внимание вид функций, предназначенных для описания реологического состояния жидкостей, и имея в виду зависимости (9.8) и (9.9), для вязкопластичных сред можно записать

х0+г|

3u .

d0

(9.10)

Объединяя формулы (9.7) и (9.10), получаем формулу для расчета скорости падения шарообразной частицы в безграничной вязкопластичной среде без учета инерционных сил:

d0 (Рч " P)ff ^0

18т|

3Л

(9.11)

При х0 = 0 зависимость (9.11) превращается в формулу Стокса (9.3). Совместное решение уравнений (9.1) и (9.11) относительно Q дает формулу

Ct =24Re"1 1 +

3ur|

(9.12)

и

334

Из формулы (9.12) следует выражение для расчета нового модифицированного критерия Рейнольдса для вязкопластичных жидкостей:

Re = Re(1+^V. (9.13)

В табл. 9.1 выполнен перерасчет критерия Re7 на (Re). В результате кривая 4 (см. рис. 9.1) переместилась влево и полностью совместилась с кривой 3, отображающей зависимость Cf (Re) для ньютоновских жидкостей. При этом критическое значение нового модифицированного критерия Рейнольдса (Re*) оказалось равным приблизительно 170.

По графику (см. рис. 9.1) при развитом турбулентном режиме обтекания

С1 «0,82 = const (9.14)

при (Re*) > 170.

Поскольку экспериментальные данные для вязких жидкостей аппроксимируются зависимостью (9.5), для структурного и переходного режимов обтекания шарообразной частицы вязкопластичной жидкостью можно за-

писать

С12 = 24(Re*

1 + 0,17(Re*

(9.15)

при 1 < (Re*) < 170.

При структурном режиме обтекания скорость осаждения следует вычислять по формуле (9.10), которая может быть получена также из формулы (9.1) путем подстановки значения

Cf3 =24(Re)1 (9.16)

при Re* < 1.

Таким образом, зависимости (9.15) и (9.16) для расчета коэффициента сопротивления при обтекании шарообразной частицы безграничной вязко-пластичной жидкостью совпадают с классическими формулами для ньютоновских жидкостей при замене критерия Рейнольдса новым модифицированным критерием Re* , вычисленным по формуле (9.13).

Коэффициент сопротивления при развитом турбулентном режиме обтекания шарообразной частицы вязкопластичной жидкостью примерно в 2 раза выше по сравнению с ньютоновской жидкостью.

В момент перехода к развитому турбулентному режиму обтекания выражение (9.13) примет вид

Reкр =Reкр 1 + ^He «170; (9.17)

^ 3Re кр )

Reкр = uкрd0p/r|; He = x0d02p/r|2,

где Reк р - критическое значение модифицированного критерия Рей-

335

нольдса; Re кр – критическое значение критерия Рейнольдса, подсчитанного по критической скорости осаждения икр; He - критерий Хедстрема для шарообразных частиц диаметром d0.

Из выражения (9.17) следует формула для расчета Re :

Reкр = 85 + (852+57He)1/2. (9.18)

При достаточно высоких значениях He зависимость (9.18) можно упростить и привести к виду

«кр =7,5у]т0/р. (9.19)

Так, погрешность расчета икр при использовании формулы (9.19) выражения (9.18) составит: 3,5 % при He = 105, 2,5 % при He = 3-105, 1,6 %

при He = 5-105.

Сопоставляя формулу (9.19) с известной зависимостью для расчета критической скорости потока в кольцевом пространстве, можно убедиться, что последняя почти в 3 раза больше критической скорости осаждения частиц. Таким образом, количественно подтвержден вывод Р.Ф. Уханова о возможности турбулентного режима обтекания частиц при структурном (квазиламинарном) режиме течения вязкопластичной жидкости в кольцевом пространстве бурящейся скважины.

Согласно формуле (9.13) выражение для расчета эффективной вязкости следует представить в виде

rif1 + 0H

г| =г|1 + 0 0М. (9.20)

Учитывая доказанное условие идентичности формул и имея в виду (9.20), запишем зависимость О.М. Тодеса, Р.Б. Розенбаума, предназначенную для расчета скорости обтекания шарообразных частиц в ньютоновских жидкостях, в виде

Re* = Ar*

18+0,61(Ar*)0,5

Re*=Re1+^M ; Ar*=Ar1 + ^M ; (9.21)

\ 3иц I \ 3ил /

Re = ^; Ar = d02(Pч 2P)Pg; 0<Re<170,

где Re*; Ar* - модифицированные критерии Рейнольдса и Архимеда соответственно.

После преобразования формулы (9.21) получим

Re= Ar"6He (9.22)

16+ 0,6VAr

Уравнение (9.22) позволяет в явном виде определять скорость осаждения частиц при квазиламинарном и переходном режимах обтекания (Re < < Re ) по вычисленным значениям критериев He и Ar.

336

При развитом турбулентном режиме обтекания (Re > Re кр) следует

принять С( и 0,82 = const и вычислять скорость осаждения непосредственно по уравнению Риттингера (9.1).

Поправку на стесненность движения в скважине можно ввести в соответствии с рекомендациями Р.Ф. Уханова, А.В. Голованчикова и др., после чего формулы (9.1) и (9.22) принимают соответственно вид

D-dJy3 0 p

[1 = 111-09630 IJ-d0ч-^g (9.23)

Re= Ars , _6He ; s = 1-"d0bм, (9.24)

18+ 0,61/Ar84,75 4 °

где 6 - безразмерный коэффициент, характеризующий стесненное движение; D – диаметр скважины, м; dн – наружный диаметр бурильных труб, м; ум – средняя механическая скорость бурения, м/с; Q – подача насосов, м3/с.

Таким образом, аналитико-экспериментальным путем установлены 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

(г|*). Критериальное уравнение (9.24) позволяет в явном виде определить скорости осаждения частиц шлама при квазиламинарном и переходном режимах обтекания. Определены условия перехода к турбулентному режиму обтекания, обусловливающие адекватный расчет скорости осаждения по формуле Риттингера при постоянном значении коэффициента сопротивления (С[= 0,82) обтекания частиц.

9.3. МЕСТНЫЕ ГИДРОДИНАМИЧЕСКИЕ ПОТЕРИ В ЦИРКУЛЯЦИОННОЙ СИСТЕМЕ

Местные гидравлические сопротивления создают элементы циркуляционной системы с переменной формой и размерами каналов, в которых изменяются скорости потока, образуются крупные вихри и возвратные течения. Такими элементами являются: ведущая труба, вертлюг, буровой рукав, стояк, замковые соединения, муфты, переводники, долота, центраторы, расширители и т.д.

Как показывают опыты, перепад давления Ар в этих элементах можно определять независимо от его относительной длины по формуле

Ар = apQ2, (9.25)

где а - коэффициент гидравлических сопротивлений, который для каждого элемента в первом приближении можно принять постоянным. Наибольшее значение коэффициент а имеет в забойных гидравлических двигателях, гидромониторных долотах и замковых соединениях типа ЗН. Лишь для немногих простейших моделей местных сопротивлений, например, внезап-

337

ного расширения трубы, коэффициент а можно определить теоретически. Обычно его находят экспериментальным путем.

Коэффициент а наземной обвязки циркуляционной системы находится по формуле

а

ас + аш + ав + ак,

(9.26)

где ас, аш, ав, ак - коэффициенты сопротивлений элементов обвязки, определяемые по данным ВНИИБТ (табл. 9.2).

Ввиду переменной геометрии каналов турбобуры можно считать одним из местных сопротивлений и перепад давления в них также вычислять по формуле (9.25) при

тн

Рс^*тн

(9.27)

где Дртн – перепад давления в турбобуре при номинальном режиме его работы на жидкости с известной подачей Qтн и плотностью (по паспортным данным конкретного турбобура) рс.

Для геометрически подобных сопротивлений, в частности отверстий долот, каналов замковых соединений и муфт одинаковых типов, при расчетах формулу (9.25) удобнее представить в традиционном виде:

АР

?V

2

(9.28)

где ?, = 2aF – коэффициент сопротивления; F, v – характерная площадь сечения канала и средняя скорость в нем соответственно.

В каналах замковых соединений в качестве характерной величины принимают диаметр поперечного сечения канала dв:

F =7idв2 /4,

(9.29)

где dв – диаметр поперечного сечения канала.

Опытные данные показывают, что среднее значение § для каналов замков типа ЗН можно принять равным 7,66, а для замков типа ЗШ § = = 1,52.

Диаметр каналов замков типа ЗУ и приваренных замков мало отлича-

Т а б л и ц а 9.2

Элемент обвязки
Условный размер,
Диаметр проход-
Обозначение в
а-10-5, м-4

мм
ного сечения, мм
формуле (9.26)

Стояк
114
-
ас
3,4

140
–

1,1

168


0,4

Буровой рукав

76 80 90 102
аш
1,2 0,93 0,52
0,3

Вертлюг

75 80 90 100
ав
0,9 0,7 0,44 0,3

Ведущая труба
112
74
ак
1,8

(квадрат)
140
85

0,9

155
100

0,4

338

ется от внутреннего диаметра бурильных труб, поэтому потери давления в них незначительны и в расчетах обычно не учитываются.

Для определения перепада давления от местных сопротивлений (муфт, замков и т.п.) в кольцевом пространстве также применяется формула (9.28), в которой в качестве характерного берется эквивалентный диаметр поперечного сечения кольцевого канала между трубами и стенкой скважины (dс - dн):

F =7i(dс2 -dн2)/4, (9.30)

где dс – диаметр скважины; dн – наружный диаметр труб. При этом коэффициент § вычисляют по формуле

2 \2

d н-1 , (9.31)

1 = 2

где dм - максимальный наружный диаметр муфты или замкового соединения.

Для расчета суммарных потерь давления от всех замков или муфт данного типоразмера в колонне нужно вычисленный перепад давления умножить на число замков или муфт.

Для расчета перепада давлений в долоте также пользуются формулой (9.28), в которой в качестве характерной площади берется суммарная площадь поперечного сечения насадок или промывочных отверстий долота; § = 1/ц2 (ц. - опытный коэффициент расхода, зависящий от формы отверстия, физических свойств жидкости и давления, при котором происходит истечение).

На основании многочисленных экспериментов установлено, что коэффициент расхода примерно равен 0,62 для отверстия в тонкой стенке; 0,82 для цилиндрической насадки; 0,945 для конической сходящейся насадки (с углом конусности 13°); 0,98 для коноидальной насадки. Ниже приведены коэффициенты расхода для характерных форм насадок буровых долот (по данным Б.С. Филатова).

Цилиндрические сверления с остроугольными кромками......................... 0,64–0,66

Сверления с коническим входом...................................................................... 0,8–0,9

Насадки с округлым входом и конусностью (гидромониторные)............ 0,9-0,95

С помощью показателя, подобного коэффициенту ц., можно охарактеризовать полное гидравлическое сопротивление всего долота любого типоразмера. Для этого при экспериментальном определении коэффициента \х следует измерять потери давления не в одних лишь насадках, а во всем долоте, т.е. в канале, составленном из насадок и внутренней полости долота.

9.4. ГИДРАВЛИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ЦИРКУЛЯЦИОННОЙ СИСТЕМЫ ПРИ БУРЕНИИ С ПРОМЫВКОЙ НЕСЖИМАЕМЫМИ ЖИДКОСТЯМИ

Точность гидравлического расчета процесса промывки скважины зависит в первую очередь от достоверности исходной информации.

Некоторые исходные данные для расчета могут быть определены приближенно. К таким данным относятся: диаметр необсаженного ствола скважины, реологические свойства промывочной жидкости, шероховатость

339

стенок труб и скважины и т.д. Поэтому при расчете следует пользоваться оценками, позволяющими удовлетворить всем технологическим и геологическим условиям бурения. Так, оценкой снизу для гидродинамического давления в кольцевом пространстве скважины, исходя из условий создания противодавления на продуктивные пласты, является гидростатическое давление столба промывочной жидкости. Для оценки сверху распределения давлений, исходя из условия недопущения гидроразрыва (поглощения) пластов, и при определении давления в насосе целесообразно применять расчетные соотношения и исходные данные, дающие несколько завышенные значения перепада (потерь) давления в различных элементах циркуляционной системы.

При определении расхода промывочной жидкости, обеспечивающего очистку забоя и транспорт шлама в кольцевом пространстве, необходимо знать среднюю скорость течения жидкости в затрубном пространстве vк, обеспечивающую вынос выбуренной породы из скважины. При промывке первых скважин на площади скорость vк выбирают по расчету. По мере разбуривания площади и накопления опыта значение vк может уточняться с учетом других факторов (тип разбуриваемых пород, способ бурения, конструкция долот и т.п.).

По известному vк определяется расход промывочной жидкости, необходимый для выноса шлама:

q = "(dс "dн)v (9 32)

4

где dс - диаметр скважины, м; dн - минимальный наружный диаметр труб бурильной колонны, м.

Полученное значение Q уточняется проверкой условия, обеспечивающего очистку забоя от шлама:

Q>d с2a, (9.33)

4

где a = 0,35-0,5 м/с при роторном способе и электробурении; a = 0,5ч-0,7 м/с при бурении гидравлическими забойными двигателями.

При выборе диаметра цилиндровых втулок насоса значение Q подбирают, ориентируясь на вынос шлама, а диаметры цилиндровых втулок бурового насоса окончательно выбирают из справочных таблиц. Суммарную подачу насосов определяют по формуле

Q = mnQн,

где m – коэффициент заполнения; Qн – подача насоса при данном диаметре втулок, м3/с; i – число насосов.

Коэффициент o выбирается в зависимости от условий всасывания жидкостей. При наличии подпора на всасывание o = 1. Если всасывание осуществляется из емкостей в грунте, то при промывке водой o = 0,9 и глинистым раствором o = 0,8.

При выборе плотности промывочной жидкости, применяемой при раз-буривании заданного интервала, необходимо учитывать следующие два условия: создание противодавления, препятствующего притоку в скважину пластовых флюидов, предотвращение гидроразрыва.

Первое условие имеет вид

340

p = min{^^, Рпл+Арр1 (9.34)

{ ffLк gLк J

где p - плотность промывочной жидкости, кг/м3;

Рпл – пластовое давление, Па; д – ускорение силы тяжести, м/с2; Lк – глубина залегания кровли пласта с максимальным градиентом пластового давления, м; кр – коэффициент резерва.

Согласно существующим правилам рекомендуются следующие значения кр и Дрр:

кр = 1,1-5-1,15; Дрр = 1,5 МПа при Lк < 1200 м;

кр = 1,05-5-1,1; Дрр = 2,5 МПа при 1200 м < Lк < 2500 м;

кр = 1,04-5-1,07; Дрр = 3,5 МПа при Lк > 2500 м.

Рассчитанную по формуле (9.34) плотность р необходимо проверить на соответствие второму условию, из которого следует, что давление промывочной жидкости в затрубном пространстве против каждого пласта должно быть меньше давления гидроразрыва данного пласта. Второе условие записывается следующим образом:

<Рг-1(АРкп)-(1-ф)(Ршд^п) (9.35)

Ф5г!п

Q где ф =---------------- – содержание жидкости в шламожидкостном потоке

без учета относительных скоростей; рг – давление гидроразрыва (поглощения) пласта, Па; 2(Дркп) - потери давления при движении промывочной жидкости в затрубном пространстве на пути от подошвы рассматриваемого пласта до устья скважины, Па; рш – плотность шлама, кг/м3; Lп – глубина залегания подошвы рассматриваемого пласта, м; ум – механическая скорость бурения, м/с.

Поскольку значения 2(Дркп) и ср зависят от расхода промывочной жидкости, то проверить второе условие можно только после установления подачи насосов.

При выборе турбобура расход промывочной жидкости Q, кроме очистки забоя и выноса шлама, должен обеспечить работу турбобура с заданным для разрушения породы моментом Мр. Поэтому необходимо по справочнику подобрать такой тип турбобура, который удовлетворяет следующим условиям: диаметр корпуса меньше диаметра долота более чем на 10 мм; расход жидкости при номинальном режиме работы Отн близок к принятой подаче насоса; крутящий момент Мт не менее чем на 20 % больше заданного Мр, необходимого для разрушения породы.

Крутящий момент турбобура при работе на жидкости плотностью р и подаче насоса Q определяется из соотношения

Мт=Мтн^, (9.36)

Рс^тн

где Мтн, рс, Qтн - соответственно тормозной момент на валу турбобура, плотность и расход жидкости при номинальном режиме его работы.

341

9.5. РАСЧЕТ ПОТЕРЬ ДАВЛЕНИЯ В ЭЛЕМЕНТАХ ЦИРКУЛЯЦИОННОЙ СИСТЕМЫ

Общие потери давления Ар (в Па) при движении промывочной жидкости в элементах циркуляционной системы определяются из выражения

Ар = S(Api) = Z(Apтр) + Z(Apкп) + Дрмт +

+ Дрмк + Дро + Дрт + Дрд + Дрг, (9.37)

где 2(Дртр), 2(Дркп) – потери давления на трение соответственно в трубах и кольцевом пространстве; Дрмт, Дрмк – потери давления в местных сопротивлениях соответственно в трубах и кольцевом пространстве; Дро – потери давления в наземной обвязке; Дрт - перепад давления в турбобуре; Дрд – потери давления в долоте; Дрг – разность между гидростатическими давлениями столбов жидкости в кольцевом пространстве и трубах.

Для расчета потерь давления на трение при движении промывочной жидкости без шлама в трубах и кольцевом канале необходимо определить режим течения, в зависимости от которого выбираются те или иные расчетные формулы. Для этого вычисляется значение критического числа Рейнольдса Reкр течения промывочной жидкости, при котором происходит переход от структурного режима к турбулентному. Это число для вязко-пластических жидкостей определяется из соотношения

Reкр = 2100 + 7,3He0,58. (9.38)

Если число Рейнольдса Re движения жидкости в трубах Reт или кольцевом пространстве Reкп больше вычисленного значения Reкр, то режим течения турбулентный. В противном случае движение происходит при структурном режиме.

Значения Reт и Reкп определяются по формулам:

Reт = pvтdт/r| = 4pQ/7idтr|; (9.39)

Reкп = РукпК-^н) =-----4pO-----, (9 40)

T| n(dс-dн)T|

где yт = 4Q/(Tia ), vкп =----- – средняя скорость жидкости соответст-

n(d 2 -dн)

венно в трубах и кольцевом канале; dт, dн – соответственно внутренний и наружный диаметры секций бурильной колонны, состоящей из труб одного размера, м.

При турбулентном режиме течения потери давления по длине канала определяются по формуле Дарси - Вейсбаха:

внутри труб

Ар =}?Хт1 = }81±; (9.41)

2dт n2dт5

в кольцевом пространстве

Аркп = ^кп рУкп /, (9.42)

2(dс-dн)

где / – длина секции бурильных труб одинакового диаметра dт или dн, м;

342

Ат
= 01 146* + 100 V ; ^ dт Reт J

^
-0,107Г ^ + 100

^т, ^кп – коэффициенты гидравлического сопротивления трения в трубах и кольцевом пространстве. Их значения следует вычислять по формулам:

(9.43)

(9.44)

vdс - dн Reк

Шероховатость к для стенок трубного и обсаженных участков затруб-ного пространства принимают равной 3-10–4 м, а для необсаженных участков затрубного пространства - 3-10–3 м. Формулы (9.43) и (9.44) получены для турбулентных течений в трубах и кольцевых каналах вязкой жидкости. Будем их использовать и для турбулентных течений неньютоновских жидкостей, поскольку для них нет полностью подтвержденных экспериментально аналогичных формул. В случае структурного режима течений формулы для определения потерь давления по длине канала имеют следующий упрощенный вид:

Apт=4l0i; (9.45)

pтdт

дРкп =-----4V-----, (946)

РкпК -<*н)

где рт, ркп – коэффициенты, значения которых можно определить по графику, предварительно вычислив число Сен-Венана для труб Sт или кольцевого пространства 5кп по формулам:

Sт=^0^т = ^Vт; (9.47)

x0dт nx0dт2

r\vт 4т|0

t0(dс ~ан) J"0(dс
-dн)2(dс+dн)

По формулам (9.42), (9.46) определяются потери давления в кольцевом канале между стенками скважины и турбобуром. При этом значениям dн и / в формулах будут соответствовать наружный диаметр корпуса турбобура dт и его длина /т. Местные потери давления от замков в кольцевом пространстве определяются из выражения

Армк = j

d -d 2

d2 - d2

1 ру2п, (9.49)

где /т - средняя длина трубы в данной секции бурильной колонны, м; dм -наружный диаметр замкового соединения, м; / – длина секции бурильных труб одинакового размера, м.

Для секции бурильной колонны, состоящей из труб, имеющих внутреннюю высадку, вычисляются потери давления в местных сопротивлениях внутри труб по формуле

ДРм=?РЬк п . (9.50)

343

Потери давления в наземной обвязке находят по формуле

Др0 = (осс + аш + ав + aк)pQ2, (9.51)

где ас, аш, ав, ак - коэффициенты гидравлических сопротивлений различных элементов обвязки (см. табл. 10.2).

Перепад давления в турбобуре вычисляют исходя из кинематического подобия по формуле

2

Дрт=Дртн^^, (9.52)

Рс^*тн

где Дртн, Отн – справочные данные турбобура при номинальном режиме его работы на жидкости известной плотности рс.

Перепад Дрг вычисляется по формуле Дрг = (1 - ср)(рш - p)gL. При промывке без углубления, когда плотности раствора на входе и выходе скважины сравниваются, Дрг равно нулю.

9.6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ ДАВЛЕНИЯ В ДОЛОТЕ. ВЫБОР ГИДРОМОНИТОРНЫХ НАСАДОК

Резерв давления Дрд, который может быть реализован в долоте, определяется как разность между давлением Ьрн, развиваемым насосом (или насосами) при выбранном диаметре втулок, и суммой перечисленных выше потерь давления в элементах циркуляционной системы Др = 2(Др*):

Дрд = Ьрн - 2(Др*), (9.53)

где Ъ - коэффициент, равный 0,75-0,80 и учитывающий, что рабочее давление нагнетания насосов должно быть, согласно правилам ведения буровых работ, меньше паспортного на 20–25 %.

По значению Дрд следует установить возможность использования гидромониторного эффекта при бурении данного интервала скважины. Для этого необходимо вычислить скорость движения жидкости в промывочных отверстиях долота уд по формуле

уд = щу2Дрд/р, (9.54)

где ц – коэффициент расхода, значение которого следует принимать равным 0,95. Если полученное исходя из резерва давления значение уд> 80 м/с, то это означает, что рассматриваемый интервал можно бурить с использованием гидромониторных долот.

Следует иметь в виду, что перепад давления, срабатываемый в насадках гидромониторного долота, не должен превышать некоторого предельного значения Дркр, определяемого как возможностью запуска турбобура, так и прочностью конструктивных элементов долота. В настоящее время этот предел Дркр = 12-13 МПа. Поэтому по формуле (9.54) необходимо подобрать такие значения уд и Дрд, чтобы выполнялись условия

уд > 80 м/с; Дрд < Дркр. (9.55)

При выполнении условий (9.55) рассчитывается суммарная площадь насадок гидромониторного долота Ф по формуле

344

Рис. 9.2. Зависимость утечек жидкости через пяту-сальник турбобура от перепада давления в долоте

O = (Q – Qу)/vд,

(9.56)

где Оу = i^Apд /kp - расход (утечки) промывочной жидкости через уплотнение вала турбобура, м/с; к, п - опытные коэффициенты, характеризующие негерметичность уплотнения конкретного турбобура. Найдя Qу, необходимо проверить выполнение условий выноса шлама и очистки забоя. Если разность Q – Qу превышает значения расходов, вычисленные по формулам (9.32) и (9.33), то названные условия будут соблюдены.

Зависимость Qу от Дрд для каждого конкретного турбобура легко найти экспериментально. Приближенное значение Qу можно определить по рис. 9.2 для турбобура 5ТСШ-195ТЛ.

По значению Ф подбирают диаметры насадок гидромониторного долота.

Если для данного долота уд < 80 м/с, то следует сделать вывод о том, что бурение данного интервала с использованием гидромониторного эффекта невозможно. В этом случае необходимо вычислить перепад давления в долоте по формуле

?pд

ру2/2ц2.

(9.57)

Скачать эту главу в формате PDF

Всё про нефть и газ / Литература(каталог книг)