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

ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ГИДРОСМЕСЯХ ВОПРОСЫ ГИДРОДИНАМИКИ ВЯЗКОПЛАCТИЧНЫХ СУСПЕНЗИЙ

Из всех гидросмесей наиболее исследованы суспензии. Гидросмесям, составленным из жидкости с включениями твердой фазы относительно большого размера, а также содержащим помимо твердой и газообразную фазу, уделено недостаточное внимание. Существующие расчетные зависимости для определения потерь давления при движении гидросмесей содержат целый ряд коэффициентов, значения которых могут быть найдены из экспериментальных исследований. Это обстоятельство делает невозможным использование подобных формул для гидравлических расчетов соответствующих процессов на стадии проектирования.

В данном учебном пособии выведены формулы для определения потерь давления при движении гидросмесей по вертикальным и горизонтальным трубам. При этом исходили из условия, что твердая и жидкая фазы двигаются с одинаковыми скоростями, а вывод расчетной зависимости основывается на формулах Дарси - Вейсбаха, Блазиуса и Томаса, записанных для смеси жидкость — твердая фаза. Сопоставление результатов расчетов, полученных по выведенным формулам, с многочисленными экспериментальными исследованиями, проведенными на трубах трех диаметров (150, 200 и 300 мм) и длиной 15, 6 и 40 м, показало, что они незначительно отличаются друг от друга. Анализ предложенных расчетных зависимостей позволил вывести формулу для определения расхода жидкости, обеспечивающего минимум потерь давления при движении гидросмеси в вертикальной и горизонтальной трубах.

Основываясь на исследованиях А.А. Арманда, удалось получить расчетную зависимость для определения потерь давления при движении газожидкостной смеси в вертикальной трубе. Для того, чтобы использовать полученные соотношения в случае движения смеси газ — жидкость — твердая фа-

5

1

за, расход, вязкость и удельный вес жидкости, формирующие потери однородной жидкости, заменяются соответствующими значениями для смеси жидкость — твердая фаза. Цикл этих задач решается для вязкой и вязкопластичной жидкостей при изотермическом расширении газа, а также с учетом растворимости газа в жидкости. Выведенные количественные соотношения для расчета гидросмеси были использованы с целью определения давления нагнетания при бурении скважины двойной бурильной колонной в случае, когда промывка скважины осуществляется водой и глинистым раствором, а восходящий поток в центральной колонне труб представляет собой полидисперсную гидросмесь.

Особое место занимают задачи, связанные с движением “кусковой" гидросмеси. В общем случае вывод расчетных теоретических зависимостей для такой гидросмеси вряд ли возможен из-за неопределенности формы твердой фазы. Задача облегчается, когда твердая фаза, образующая “кусковую” гидросмесь, имеет правильную геометрическую форму. Именно этот случай и рассматривается далее, т.е. решается задача по определению расхода жидкости и скорости подъема породы цилиндрической формы в трубе в зависимости от механической скорости проходки при бурении скважины двойной бурильной колонной. Очевидно, что расход промывочной жидкости должен обеспечить полное удаление всей выбуренной породы с забоя скважины.

Важность этого обстоятельства становится очевидной, если учесть, что механическая скорость проходки достигает 800 м/ч. Значительный расход твердой фазы во внутренней полости центральной колонны обусловливает высокое давление нагнетания. Поэтому вопрос использования аэрированных жидкостей при проводке скважины двойной бурильной колонной является актуальным.

Задачи, связанные с движением породы цилиндрической формы (керна), решаются при ламинарном, турбулентном и структурном режимах течения промывочной жидкости в кольцевом пространстве, т.е. в пространстве между керном и внутренней полостью центральной колонны.

При ламинарном режиме задача решается по системе дифференциальных уравнений Навье - Стокса и уравнению неразрывности с соблюдением соответствующих граничных условий.

При турбулентном режиме течения жидкости в кольцевом пространстве задача решается с помощью степенного закона распределения скоростей и метода “сшивания”.

6

Так как проведение расчетов при турбулентном режиме течения в кольцевом пространстве связано с определенными сложностями, были выполнены соответствующие аппроксимации и предложены приближенные формулы, позволяющие с высокой точностью проводить необходимые вычисления.

При структурном режиме течения жидкости в кольцевом пространстве задача решается согласно модели Шведова — Бингама делением потока, движущегося в кольцевом пространстве, на ядро и области с положительным и отрицательным градиентами скорости.

В результате была получена система уравнений, использование которой для определения скорости движения керна и расхода жидкости связано с большим объемом вычислительных операций, обусловленных необходимостью нахождения радиусов ядра.

Это обстоятельство побудило вывести упрощенные расчетные соотношения, позволяющие определять необходимые величины с незначительной погрешностью по сравнению с точной системой уравнений.

Смесь жидкости с транспортируемым материалом принято называть гидросмесью.

В зависимости от размеров транспортируемых материалов гидросмеси делятся на:

1) суспензии с диаметром частиц до 0,074 мм;

2) тонкодисперсные, диаметр частиц которых колеблется в пределах 0,074-0,150 мм;

3) грубодисперсные, с диаметром частиц 0,150 -Змм;

4) неоднородно дисперсные, с размером частиц более Змм;

5) полидисперсные, с частицами более 0 мм.

Из перечисленных пяти видов гидросмесей суспензии по своим свойствам, степени изученности и гидродинамическим особенностям резко отличаются от остальных. Отличие заключается в способности образовывать структуру при спокойном состоянии жидкости.

Величина касательного напряжения, при котором жидкость выводится из состояния равновесия, называется статическим напряжением сдвига 9.

К суспензиям и коллоидным растворам можно отнести глинистые и цементные растворы, торф и торфомассы, па-рафинистые нефти, нефти при низких температурах и др.

Одной из особенностей глинистых растворов (суспензий) является тиксотропия, т.е. способность принимать разжиженное состояние после перемешивания. Тиксотропное со-

7

стояние покоя и разжижения при разрушении структуры имеет обратимый характер.

Величина статического напряжения сдвига может значительно изменяться в зависимости от времени пребывания раствора в покое. Для приближенного определения характера тиксотропных изменений принято определять статическое напряжение сдвига через 1 мин (9J и через 10 мин

(9ю)-

Известно, что касательное напряжение х вязких жидкостей определяется по закону Ньютона, согласно которому величина х прямо пропорционально зависит от градиента скорости du/dr, т.е.

х = и —, (1.1)

dr

где ц - коэффициент динамической вязкости; и - скорость жидкости в рассматриваемой точке; г — расстояние от оси до данной точки.

Из выражения (1.1) следует, что если градиент скорости равен нулю (состоянию покоя жидкости), то касательное напряжение также равно нулю, т.е. зависимость х = f(du/dr) выражается прямой, проходящей через начало координат с угловым коэффициентом \х. Таким образом, ньютоновская жидкость выводится из состояния равновесия при любом du/dr.

Наличие статического напряжения сдвига делает невозможным использование закона (1.1). Для практических расчетов вязкопластичных жидкостей рекомендуется пользоваться законом Шведова - Бингама:

x = Ti—+ х0, (1.2)

dr

где г| — структурная вязкость, являющаяся аналогом ц; х0 —

динамическое напряжение сдвига.

После вывода жидкости из равновесия статическое напряжение сдвига 9 трансформируется в динамическое напряжение х0; очевидно, что х0 * 9. Таким образом, зависимость х = = f(du/dr) для вязкопластичных жидкостей можно представить в виде прямой, отсекающей при du/dr = 0 на оси х некоторый отрезок, равный величине статического напряжения сдвига.

Наличие статического и динамического напряжения сдвига проявляется в том, что при движении жидкости часть потока, называемая ядром, перемещается как твердое тело; оставшаяся часть жидкости, заключенная между стенками канала и

8

границами ядра, называется градиентным слоем. Очевидно, что в области ядра потока скорости частиц не отличаются между собой, т.е. градиент скорости равен нулю.

Режим течения, при котором движение характеризуется наличием ядра, называется структурным.

1.1. УСТАНОВИВШЕЕСЯ ДВИЖЕНИЕ ВЯЗКОПЛАСТИЧНОЙ СУСПЕНЗИИ В ТРУБЕ КРУГЛОГО ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ

Рассмотрим известную задачу о течении вязкой и вязкоплас-тичной жидкости в трубе радиусом R и длиной 1 при ламинарном и структурном режимах.

Сначала рассмотрим течение вязкой жидкости при ламинарном режиме.

Двумя сечениями I —I и II —II, проведенными по концам трубы, выделим отсек, включающий в себя всю жидкость, движущуюся в трубе.

Внутри выделенного отсека мысленно проведем поверхность радиусом г (г < R) и составим уравнение равновесия сил, действующих на жидкость.

Если давление в сечениях I —I и II —II составляет рх и р2 (Pi > Рг)г то соответствующие силы давления будут жг2р1 и Jtr2p2.

Сила трения по боковой поверхности цилиндра радиусом г составляет Г = -2nih. (1.3)

Здесь знак “минус” свидетельствует об уменьшении влекущей силы. Градиент скорости в данном случае является отрицательным и поэтому согласно (1.1)

T = -|i*i. (1.4)

dr

Значит,

Т = 2лг1а —. (1.5)

dr

Согласно принципу Д'Аламбера, алгебраическая сумма сил, проектируемых на ось потока, должна равняться нулю; поэтому

лг2Ар + 2лг1а^- = 0, dr

где Ар = Pi — р2.

9

Следовательно,

du=^dr

2\xl

u=_Apj (16)

При i = R и = О, и тогда произвольная постоянная с1 находится как

c,=^PR2. (1.7)

Значит, согласно (1.6) и (1.7) скорость в любой точке поперечного сечения трубы молено определить так:

u = ^iR2-r2). (1.8)

А\й

Таким образом, получен параболический закон распределения скоростей.

Расход жидкости найдем по выражению

R

q = 2%frudr. (1.9)

о

Тогда по (1.8) и (1.9)

яАрд4

Соотношение (1.10) известно под названием формулы Пу-азейля.

Теперь рассмотрим течение вязкопластичной жидкости в трубе.

Следуя закону Шведова - Бингама (1.2), по аналогии с (1.5) можем записать:

Г = -2лг1\-ц— + т0|. (1.11)

\ dr )

Значит, в соответствии с принципом Д'Аламбера уравнение динамического равновесия сил примет вид

jtr2Ap - 2жг1\ -г) — + т0 =0. \ dr )

Отсюда

10

или

du=-^rdr+^dr.

2r\l r\

Значит,

u=_^Pr2+^r+c. (1.12)

4r\l r\

При r = R и = 0. Тогда

c = ApR2 t0 r 4r\l r\

Следовательно, скорость в любой точке можно найти по формуле

и= Ap{R ~T ] -^(R-r). (1.13)

4r\l r\

При х0 = 0 выражения (1.8) и (1.13) совпадают между собой.

Очевидно, что на поверхности ядра радиусом р скорость жидкости в данной точке переходит в скорость ядра щ, т.е. при г = р и = щ и, значит,

u0=^(R2-p2)-^L(R-p). (1.14)

4г\1 г\

Радиус ядра можно найти из уравнения динамического равновесия ядра

jtp2Ap = 2лр7т0.

Отсюда

р = ^-. (1.15)

Лр

Расход жидкости в области градиентного слоя и ядра потока

R

qTp=frudr, (1.16)

гр

р

q0 = JtpX- (1-17)

Очевидно, что расход жидкости через все поперечное сечение составляет

Ч = <7гР + ?о- (1-18)

Тогда по выражениям (1.13) — (1.18) получим:

11

q

jtiTAp

1_l? i? 3 R 3 r4

(1.19)

Формула (1.19) впервые была получена Букингамом и при х0 = 0, т.е. р = 0, переходит в известную формулу Пуазейля (1.10).

Из динамического равновесия жидкости, составленного для случая, когда ядро занимает практически всю площадь потока, имеем:

Ар0

21%

(1.20)

Тогда по выражениям (1.15) и (1.20) можно записать:

Ар0 _ ? Ар R

(1.21)

21% 0 КЛр'

где у

Ар0 Ар

Значит, выражение (1.19) можно переписать так:

яй4Лр

8ц1

4 Ар0 1 ( Лр0 ^

3 Ар

З^ Ар J

(1.22)

(1.23)

Представим выражение (1.23) в следующем “безразмерном” виде:

, = 1_4ApJL+ 1['Аро_^ 3 Ар 3{ Ар )

(1.24)

или

Я'
3
1 4

где
я' =
Если
8r\lq
яй4Лр

1-
4 Ар0 3 Ар
3{ Ар )

(1.25)

то формулу (1.24) можно записать так:

12

к

или

у

g

q' = \--y. (1.26)

Выражение (1.26) известно под названием упрощенной формулы Букингама.

В табл. 1.1 приведены значения q', найденные по (1.25) и

(1.26) при различных у\у =— i; здесь лее дано значение по-

{ Ар)

грешности А, определяемой как

д=д-(1.25)-д-(1.26) g'(1.25)

где g'(1.25) и g'(1.26) - значения q', найденные соответственно по (1.25) и (1.26).

Из табл. 1.1 видно, что при у > 0,54 использование приближенной формулы Букингама может привести к существенной погрешности. Часто в практических расчетах возникает необходимость определения Ар по заданному расходу жидкости.

Если эту задачу решать по упрощенной формуле Букингама (1.26), то получим:

д а[лч + 0_ п27)

Границы применимости формулы (1.27) определяются данными табл. 1.1. Определению Ар по точной формуле Букингама посвящена работа Г.Д. Розенберга и Б.И. Мительмана.

Таблица 1.1

7
(/(1.25)

0
1,00000

0,10
0,86670

0,20
0,73386

0,30
0,60270

0,40
0,47520

0,50
0,35417

0,51
0,34255

0,52
0,33104

0,53
0,31964

0,54
0,30834

0,55
0,29717

0,56
0,28611

0,57
0,27519

0,58
0,26439

0,59
0,25372

0,60
0,24320

0,70
0,14670

д'(1.26)
А, %

1,00000
0,00

0,86667
0,00

0,73333
0,07

0,60000
0,45

0,46667
1,80

0,33333
6,04

0,32000
6,58

0,30667
7,36

0,29333
8,23

0,28000
9,19

0,26667
10,26

0,25333
11,46

0,24000
12,79

0,22667
14,27

0,21333
15,92

0,20000
17,76

0,06667
54,55

д'(1.28)
А1г %

1,00000
0,00

0,86230
0,51

0,72987
0,55

0,60270
0,00

0,48081
1,18

0,36416
2,82

0,35278
2,99

0,34146
3,15

0,33019
3,30

0,31898
3,45

0,30781
3,58

0,29670
3,70

0,28564
3,80

0,27464
3,88

0,26368
3,93

0,25278
3,90

0,14667
0,00

13

При этом получается достаточно сложное выражение, затруднительное для практического использования.

Для получения более простого соотношения, имеющего относительно высокий диапазон применимости, необходима аппроксимация формулы (1.25) выражением, которое позволит найти Ар в явном виде и при этом не приведет к погрешности более 3-4%.

Формула (1.25) была аппроксимирована так:

q' = 1 - 1,403297у + 0,263225у2. (1.28)

В табл. 1.1 приводятся значения q' по (1.28). Из таблицы видно, что при 0 < у < 0,70 погрешность по формуле (1.28) Aj не превышает 4 %, что значительно ниже погрешности, получаемой по приближенной формуле Букингама.

Подставив в соотношение (1.28) выражения для q' и у, запишем:

J^ = l_2,8066^L + l,0529fi^]2.

яй4Лр «Ар [RApj

Таким образом, относительно Ар имеем квадратное уравнение, решив которое получим:

Ар = -

fog то If fog , о рпккто 1 _/loiir!Io!

+2,8066^+ „ ^- + 2,8066^ -4,2116

itR4

.

%r 4 R> {R>

(1.29)

При определенных условиях структурный режим течения переходит в турбулентный. В случае вязкой жидкости условия перехода ламинарного режима в турбулентный определяются по параметру Рейнольдса

Re = —, (1.30)

V

где v — кинематическая вязкость жидкости, v = цд/у.

Исследованиями О. Рейнольдса было установлено, что критическое значение параметра Рейнольдса составляет ReKp = = 2320.

Если Re < ReKp, то происходит движение жидкости в ламинарном режиме; в противном случае осуществляется турбулентное течение.

Установим условия существования структурного и турбулентного режимов движения вязкопластичной жидкости в трубе круглого поперечного сечения.

14

R

Молено предположить, что наличие твердой фазы в жидкости гасит турбулентную пульсацию, и поэтому следует ожидать более позднюю турбулентность в сравнении с вязкой жидкостью.

1.2. РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ СУСПЕНЗИИ (ВЯЗКОПЛАСТИЧНОЙ ЖИДКОСТИ) В ТРУБЕ

Решим задачу, пользуясь методом размерностей.

При течении суспензии в трубе критическая скорость зависит от диаметра d, плотности жидкости р, структурной вязкости г|, а также динамического напряжения сдвига х0.

Следовательно, физическое уравнение можно записать так:

vKp = f{d, p, Ti, т0). (1.31)

Так как d, р и г| являются величинами, имеющими независимые размерности, то на основании Jt-теоремы имеем

Ф--------------• (1-32)

Определив показатели степени из условия равенства размерностей числителя и знаменателя, функциональную зависимость (1.32) перепишем так:

ReKp = ^ (Не), (1.33)

где Не - параметр Хедстрема.

Не= МР

л2

Хенкс теоретически установил зависимость Re = ^(Не), подтвержденную многочисленными экспериментальными исследованиями течения глинистых и цементных растворов с изменяющимися в широком диапазоне реологическими свойствами (табл. 1.2).

Из теории турбулентности известно о так называемой динамической скорости

v = bLr (1.34)

1 Р

гАе V — касательное напряжение на стенке трубы.

15

Таблица 1.2

Не
ReKD
e
Не
ReKD
e

9 952
3 329
33,38
101 427
6 897
21,65

14 694
3 698
30,51
157 500
8 032
20,24

21 382
4 116
28,14
254 545
9 673
19,18

31 111
4 629
26,25
435 555
И 760
17,82

45 542
5 251
24,60
807 692
14 522
16,16

67 200
5 980
23,09
1 680 000
18 480
14,26

В многочисленных исследованиях, посвященных определению условий перехода структурного режима в турбулентный, величина xw заменена на х0, и критическую скорость молено представить как

^кр = С

(1.35)

где С - коэффициент, определяемый из эксперимента. Умножив левую и правую части (1.35) на pd/r\, получим

(1.36)

ReKp=CVHe.

В табл. 1.2 коэффициент С найден по формуле (1.36) при ReKp, равном соответствующим значениям, взятым из этой таблицы при том или ином параметре Хедстрема.

В настоящее время принято считать, что при 2-104 < Не <

< 1,6-Ю5 С = 25, т.е.

ReKp=25VHe. (1.37)

Однако, если сравнить значение С = 25 в указанном диапазоне параметра Хедстрема с соответствующими С, приведенными в табл. 1.2, то легко убедиться, что они могут существенно отличаться от 25. Это расхождение достигает 25 %.

Помимо этого такая “конструкция” формул (1.36) и (1.37) существенно сужает область их применения и не характеризуется достаточной точностью.

Для устранения этих недостатков по данным табл. 1.2 была построена кривая зависимости ReKp = /(He), аппроксимация которой позволила получить формулу

ReKp = 145,842He0'33498. (1.38)

Расчеты по формуле (1.38) показали, что при 9952 < Не <

< 1 680 000 максимальное отклонение ReKp от результатов, приведенных в табл. 1.2, не превышает 4,5%.

р

1.3. КОЭФФИЦИЕНТ

ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ПРИ ТУРБУЛЕНТНОМ РЕЖИМЕ ТЕЧЕНИЯ ВЯЗКОПЛАСТИЧНОЙ СУСПЕНЗИИ

Для гидравлических расчетов при турбулентном режиме течения глинистого раствора были получены различные эмпирические соотношения. Приведем некоторые из них, получившие наибольшую известность.

Для расчетов при 2500 < Re* < 50 000 рекомендуется формула Б.И. Мительмана

XM=0,08/VRe\ (1.39)

где

Re*

или

Re*

Re

1 + d

6Т1v

6 Re2 6 Re+ He '

Р.И. Шищенко и К.А. Ибатулов предложили следующую зависимость, рекомендуемую в диапазоне 2500 < Re* < 50 000:

хш = ^?Е. (1.40)

$Re* Б.С. Филатовым получено выражение

Хф = 0Д , (1.41)

Re.0,15

справедливое для неутяжеленных растворов при 0,05 < г| < < 0,2 Па-с, х0 < 20 Па.

Г.А. Матаевым предложено соотношение

1,2

lg(Re* л!К^) + 3. (1.42)

Н.И. Лещий и Д.Ю. Мочернюк получили выражение

1

l,231gRe*^ +2,6. (1.43)

'¦Ма

^Л

17

Коэффициент гидравлических сопротивлений при турбулентном режиме течения вязкой жидкости определяется по формуле Никурадзе

кн =0,0032 +

0,221

0,237

Re

(1.44)

В табл. 1.3 приведены результаты расчетов по формулам (1.39) — (1.44) при различных значениях Re и Не.

Таблица 1.3

Re-10"3

ReMO"3

К

6
2,84
0,03131

10
6,00
0,02811

20
15,00
0,02433

30
24,54
0,02240

40
34,29
0,03113

50
44,12
0,02021

60
54,00
0,01949

64
57,96
0,01924

6
1,86
0,03131

10
4,29
0,02811

20
12,00
0,02433

30
20,77
0,02240

40
30,00
0,02113

50
39,47
0,02021

60
49,09
0,01949

64
52,96
1,01924

6
1,38
0,03131

10
3,33
0,02811

20
10,00
0,02433

30
18,00
0,02240

40
26,67
0,02113

50
35,71
0,02021

60
45,00
0,01949

64
48,76
0,01924

6
1,23
0,03131

10
3,00
0,02811

20
9,23
0,02433

30
16,87
0,02240

40
25,26
0,02113

50
34,09
0,02021

60
43,20
0,01949

64
46,90
0,01924

ф

хн

ш

хн

Не = 40 000

0,96860 0,96471 0,97121 0,98004 0,98793 0,99475 1,00066 1,00281

0,88628 0,89932 0,92635 0,94635 0,96198 0,97474 0,98550 0,98937

Не = 80 000

1,03209 1,01465 1,00427 1,00491 1,00792 1,01148 1,01507 1,01646

0,93439 0,93795 0,95256 0,96632 0,97817 0,98839 0,99731 1,00058

Не = 120 000

1,07899 1,05363 1,03211 1,02671 1,02588 1,02678 1,02840 1,02915

0,96964 0,96788 0,97451 0,98376 0,99268 1,00083 1,00822 1,01098

Не = 140 000

1,09869 1,07042 1,04458 1,03678 1,03424 1,03397 1,03472 1,03517

0,98437 0,98071 0,98431 0,99173 0,99941 1,00667 1,01338 1,01591

м Хн

0,82022 0,82125 0,83221 0,84273 0,85155 0,85897 0,86532 0,86762

0,87129 0,86169 0,85916 0,86309 0,86795 0,87273 0,87700 0,87887

0,90896 0,89313 0,88184 0,88091 0,88268 0,88530 0,88816 0,88931

0,92476 0,90673 0,89198 0,88907 0,88952 0,89120 0,89335 0,89427

Ма

0,86214 0,85375 0,86287 0,89283 0,89897 0,89059 0,92346 0,93532

0,89408 0,88932 0,90396 0,89283 0,89897 0,89059 0,92346 0,93532

0,95794 0,92490 0,90396 0,89283 0,89897 0,94007 0,92326 0,93532

л Хн

0,92601 0,92490 0,94505 0,93747 0,94629 0,98954 0,97476 0,98729

0,98987 0,96047 0,94505 0,98211 0,99360 0,98954 0,97760 0,98729

1,05373 0,99604 0,98614 0,98211 0,99360 0,98954 0,97886 0,98729

0,95794
1,08566

0,92490
1,03162

0,90396
0,98614

0,93747
0,98211

0,94629
0,99360

0,94007
0,98954

0,92346
1,02606

0,93532
0,98729

18

X

н

Из табл. 1.3 следует, что при турбулентном режиме течения механизмы течения вязкой и вязкопластичной жидкостей не отличаются между собой.

Проф. Р.И. Шищенко установлено, что при течении вязкопластичной жидкости в открытом лотке увеличение скорости приводит к постепенному уменьшению размеров ядра и при определенных условиях структурный режим переходит в “квазиламинарный", т.е. профиль скоростей становится практически параболическим и при этом влияние х0 на гидродинамические показатели уменьшается [26]. Дальнейшее увеличение скорости приводит к переходу в турбулентный режим и к практически полному отсутствию влияния динамического напряжения сдвига на потери давления.

Часто вязкопластичная суспензия используется в качестве промывочной жидкости при бурении скважины. В связи с этим возникает необходимость определения расхода жидкости и соответствующей средней скорости, достаточных для выноса выбуренной породы.

Очевидно, что средняя скорость потока должна быть не ниже скорости свободного осаждения частицы.

Представляет также интерес решение задачи по определению скорости свободного осаждения частицы в вязкой жидкости.

В последние годы стали актуальными вопросы, связанные с бурением горизонтальных скважин, состоящих из вертикального, наклонного и собственно горизонтального участков. Поэтому возникает необходимость определения расхода жидкости и средней скорости потока, достаточной для сдвига выбуренной частицы, находящейся на горизонтальном участке ствола.

Скачать эту главу в формате PDF

Всё про нефть и газ / Литература(каталог книг)