Бурение грунтовых зондов, установка энергетических колодцев

Основной целью экспериментальных исследований, начатых на кафедре технологии и техники бурения скважин Ленинградского горного института, является оценка возможности технической реа­лизации и изучение основных закономерностей процесса бурения горных пород плавлением. Для достижения поставленной цели были выбраны в качестве первоочередных следующие конкретные задачи [291: /,,< V—‘ и

— создание лабораторного стенда и разработка методики экс­периментальных исследований;

— разработка конструкции, обоснование выбора нагреватель­ных элементов и конструкционных материалов, изготовление ма-

|у..- кета высокотемпературного пенетратора;

—экспериментальные испытания макета высокотемпературного пенетратора на образцах и блоках горных пород с целью анализа технических и технологических параметров, определяющих эф­фективность исследуемого процесса бурения.

Разработанный в ЛГИ экспериментальный стенд размещен в специальном помещении площадью 60 м2. Основная часть стенда (рис. 5.25) смонтирована на опорной сварной раме 1 и представ­ляет собой буровой станок 2 марки БСК-2М-100 с гидравлическим регулятором подачи, наружной несущей токоподводящей трубой 8 и внутренней токогазоподводящей трубой 7 со съемным высоко­температурным пенетратором 11. Корпус 14 блока горной породы 19, оборудованный нагревательными элементами 18, покрыт теп­лоизоляционным слоем 15. Кожух 12 крепится к опорной раме при помощи четырех болтов 16 подача инертного газа (гелия) под кожух производится от блока охлаждения 6. Герметизация отвер­стия для прохода наружной трубы производится при помощи уплотнителя 10 и зажимной гайки 9. Система термодатчиков 13 устанавливается в блоке горной породы. Электрический ток к пе — нетратору от электрического силового блока 3 подается на токо­подводящие трубы, изолированные между собой герметичным электроизолятором, через шины, закрепляемые к специальной под­жимной гайке 5 наружной трубы и переходнику внутренней трубы при помощи болтов. Между опорной рамой и кожухом устанавли­вается уплотнительное кольцо 17.

Техническая характеристика экспериментального стенда

15 500 42 . До 1800

Наибольшее усилие гидроподачи вниз, кН

Рабочий ход гидроподачи, мм…………………………..

Диаметр наружной несущей трубы, мм. .

Создаваемая температура, К…………………………….

Мощность нагревателя, кВт……………………… . .

Масса стенда без блока горной породы, кг

Рис. 5.25. Схема экспериментального стенда ЛГИ для исследования процесса бурения горных пород плавлением.

/ — опорная рама; 2 —буровой станок БСК-2М-І00; 3 — электросиловой блок; 4 — переходник-нзо — лятор; 5—поджимная гайка; 6 — блок охлаждения; 7—внутренняя токогазоподводящая труба; в—несущая токоподводящая труба; 9 — гайка; 10 — уплотнительное кольцо; // — пенетратор; 12 — кожух; 13 — термопары; 14 — корпус; 15—теплоизолятор; 16 — болт; 17 — уплотнитель; 18- электронагреватели: /9— блок породы.

Стенд работает следующим образом. В блок горной породы 19 устанавливаются термодатчики 13 для регистрации изменений температуры в радиальном и осевом направлениях и соединяются с самопишущим потенциометром КСП-4. Пенетратор 11 крепится внутри съемного кожуха 12 к наружной несущей токоподводящей трубе 8, закрепленной в шпинделе станка 2. Второй электрический контакт достигается при помощи нажимной гайки перемещением внутренней токогазоподводящей трубы 7 к нагревателю пенетра — тора. Кожух крепится к опорной раме /, между ними устанавли­вается уплотнение 17. Гайкой 9 производится сжатие уплотни­теля 10. Стенд готов к работе.

Инертный газ (гелий) поступает от блока охлаждения 6 в кор­пус пенетратора по внутренней трубе 7 и в кожух. Электрический ток подается через наружную несущую и внутреннюю трубы на нагревательный элемент пенетратора. Затем в процессе нагрева и

Показатели	Базальты Арамусского м-ння	Туфы Авганатурского м-ния
Объемная масса, 103 кг/м3	2,4	1,78
Плотность, 103 кг/м3	2,6	2,38
Пористость, %	7,9	30
Водопоглощенне, %	1,07	12,5
Предел прочности при сжатии, МПа	92	25
Температура плавления, °С	1200	1100
Плотность расплава, 103 кг/м3	2,7	2,47
Удельная массовая теплоемкость породы, кДж/(кг-°С)	1,05	0,95
Удельная массовая теплоемкость расплава, жДж/(кг-°С)	1,25	1.1
Теплопроводность породы, Вт/(м-°С)	1.6	1,95
Теплопроводность расплава, Вт/(м-°С)	0,25	0,19
Удельная теплота плавления породы, 105Дж/кг	4,2	2,03

подачи гелия при помощи гидравлической системы станка соз­дается осевая нагрузка на пенетратор и включается регистратор КСП-4. Рейс бурения плавлением горной породы, как правило, ограничивается высотой блока породы. В процессе эксперимента регистрируются показания всех приборов. Для исследования за­висимости показателей бурения от температуры горной породы производится предварительный нагрев и поддержание заданной температуры блока породы при помощи электрических нагрева­тельных элементов 18.

Для экспериментальных исследований были подготовлены бло­ки горных пород из базальтов Арамусского месторождения и ту­фов Авганатурского месторождения (Армянская ССР). Основные физико-механические и теплофизические свойства этих пород и их расплавов приведены в табл. 5.5,

Для экспериментального бурения по блокам — горных пород плавлением был разработан и изготовлен в 1984 г. в Проблемной научно-исследовательской лаборатории горной теплофизики Ле­нинградского горного института с участием Государственного ин­ститута прикладной химии (ГИПХ) макет высокотемпературного пенетратора уплотняющего типа для бурения скважин сплошным забоем (рис. 5.26). При разработке конструкции макета пенетра­тора учитывались особые условия работы его отдельных эле­ментов.

Изучаемый процесс бурения связан с плавлением горных по­род и перегревом расплавов до температур на 200—300 °С выше температуры плавления. Надежность и эффективность работы пе­нетратора зависят от следующих основных факторов:

— прочностной и термической усталости используемых для из­готовления материалов;

Рис. 5.26. Схема макета пенетратора уплотняющего действия для бурения сква­жин сплошным забоем. 1 — корпус; 2 — нагреватель; 3 —графитовый экран; 4 — высокотемпературный электроизолятор; 5—кристаллизатор-формователь; 6 — переходник; 7—гайка; 5 —несущая токоподводящая труба; 9—переходник; /0 —болт; // —шнна; 12—токогазоподводящая труба; 18—-поджимная гайка; 14 — электроизолятор.

— скорости воздушной и лавовой высокотемпературной корро-. зии;

— расчетного срока службы нагревательного элемента.

При выборе материалов для изготовления пенетратора учиты­вались значения и характер механических напряжений в элемен­тах и деталях конструкции, рабочая температура, свойства окру­жающей пенетратор среды, допускаемая по конструктивным сооб­ражениям деформация и рациональный срок службы.

К тугоплавким материалам, из которых главным образом из­готавливаются корпус (обтекатель) и внутренние части пенетра­тора, предъявлялись следующие требования:

— жаростойкость при температурах 1230—1630° С без окис­ления, расплавления и деформации;

— достаточная механическая прочность при высоких рабочих температурах;

— термостойкость при резких колебаниях температуры;

— сопротивляемость химическим воздействиям при нормаль­ных и высоких температурах, способность не образовывать соеди­нений с расплавом пород и нагревательным элементом;

— высокая теплопроводность для обеспечения максимального отвода тепла от нагревателя к породе;

— низкая стоимость и технологичность изготовления изделий различной конфигурации.

Нагревательный элемент пенетратора из жаростойкого мате­риала должен удовлетворять следующим требованиям:

— отсутствие фазовых превращений при нагреве и охлаждении в процессе эксплуатации;

— высокая температура плавления;

— высокая жаростойкость;

— высокое удельное электрическое сопротивление;

— пластичность и свариваемость.

В результате проведенного анализа свойств наиболее распро­страненных материалов для изготовления нагревательного эле­мента пенетратора был выбран пиролитический графит.

Конструктивные особенности и принцип работы высокотемпе­ратурного пенетратора уплотняющего типа для бурения без от­бора керна (см. рис. 5.26) заключаются в следующем. Корпус (об­текатель) пенетратора 1 изготавливается из сплава молибдена с рением (0,05 %) и служит для передачи излучаемой нагревате­лем высокотемпературной тепловой энергии горной породе или ее расплаву с минимальным температурным градиентом вдоль вер­тикальной оси. Кроме того, через корпус (обтекатель) передается усилие, уплотняющее расплав на забое и стенках скважины. На­гревательный элемент 2 изготовлен из пиролитического графита и закрепляется в корпусе пенетратора с помощью высокотемпера­турного электроизолятора 4, изготовленного из нитрида бора. С целью увеличения теплоотдачи внутренняя часть. корпуса обо­рудована графитовым экраном 3. Зазор между нагревателем-из­лучателем и приемником заполняется инертным газом (гелием). Нагреватель-излучатель изготовлен из набора ориентированных дисков, уплотненных и прижатых к торцевой внутренней части корпуса (обтекателя) пенетратора токоподводящим электродом.

В верхней части пенетратора расположен цилиндрический кри- сталлизатор-формователь 5, предназначенный для охлаждения расплава и формирования из него при застывании на стенках сква­жины плотного остеклованного слоя. В качестве материала для изготовления кристаллизатора был выбран графит, поскольку он обладает минимальной адгезией к расплаву. Кристаллизатор кре­пится с помощью гайки 7, изготовленной из вольфрама. Подача электрического тока производится по наружной токоподводящей трубе 8, изготовленной из титанового сплава, и внутренней токо-

Техническая характеристика макета пенетратора уплотняющего действия для бурения без отбора керна

50 До 15 1830 2,72

Максимальный наружный диаметр, мм

Мощность, кВт……………………………………….

Рабочая температура корпуса, °С. . Масса, кг

газоподводящей трубе 12 из того же материала через высокотем­пературный токоподвод 6 (вольфрам). Ток от электросилового блока подается через медные шины И, закрепленные на трубах при помощи болтов 10. Электроизолятор 14, являющийся одно­временно подвижным устройством для прижатия внутренней трубы, крепится поджимной гайкой 13.

Электрическая мощность пенетратора определялась с помощью амперметра постоянного тока со шкалой 150 А (класс точ­ности 1,5) и вольтметра постоянного тока со шкалой 250 В (класс

1, 5). Параметры обогрева блока горной породы контролировались с помощью амперметра переменного тока со шкалой 20 А (класс ■точности 1,5) и вольтметра со шкалой 250 В (класс точности 1,5). Вес снаряда определялся с помощью электромеханического дат­чика веса и фиксировался электрическим индикатором веса, от — маркированным в ньютонах и установленным в пульте управления работой снаряда. Проходка за рейс и глубина внедрения опреде­лялись с помощью синхронно следящей системы сельсин-датчик — сельсин-приемник. Сельсин-приемник установлен на пульте управ­ления и механически связан с индикатором, оттарированным в сантиметрах. Диаметр скважины, толщина остеклованного слоя из­мерялись с помощью штангенциркуля с ценой деления 1 мм. Время бурения определялось с помощью авиационных часов-секундо­меров.

В процессе экспериментальных исследований бурение проводи­лось по блокам базальта, туфа, монолитной каменной соли и дроб­леной поваренной соли.

Основные результаты экспериментального бурения плавлением пород на лабораторном стенде приведены в табл. 5.6 и 5.7 и пред­ставлены графически на рис. 5.27 и 5.28 [27].

Анализ полученных результатов показывает, что определяю­щими параметрами процесса бурения плавлением горных пород является реализуемая в зоне забоя тепловая мощность пенетра­тора и эффективное удаление расплава с поверхности забоя. При одной и той же мощности пенетратора скорость бурения плавле­нием в пористых и дробленых породах (туф, дробленая поварен­ная соль) значительно выше, чем в плотных (базальт, монолит­ная каменная соль). Толщина и перегрев слоя расплава в первом случае существенно меньше, чем во втором.

При увеличении осевой нагрузки на пенетратор повышается давление на слой расплава, уменьшается его толщина и увеличи­вается скорость выдавливания его из зоны забоя, что в пределах

Опытные значения влияния активной мощности пенетратора ЛГг на скорость бурении плавлением V, м/ч, при осевой нагрузке С = 5,0 кН

Nat кВт	Базальт	Туф	Соль монолнтная
V, м/ч	1>ср. м/ч	V* м/ч	пср, м/ч	V, м/ч	кср. М/ч
	0,03		0,30		0,08
1,0	0,02	0,02	0,22	0,22	0,09	0,08
	0,04		0,15		0,06
	0,01		0,20		0,07
	0,32		1,32		0,21
2,0	0,13	0,20	1,45	1,37	0,30	0,29
	0,14		1,40		0,40
	0,22		1,30		0,25
	0,32		2,42		0,62
3,0	0,61	0,42	2,60	2,56	0,58	0,60
	0,43		2,40		0,60
	0,30		2,81		0,58
	0,59		3,95		1,40
5,0	0,72	0,63	4,00	3,95	1,38	1,4
	0,70		3,98		1,29
	0,52		3,85		1,52
	1,02		4,98		1,60
7,0	0,92	0,83	5,02	4,96	1,62	1,66
	0,65		4,89		1,73
	0,72		4,95		1,70

Рис. 5.27. Опытные значения зависи — Рис. 5.28. Опытные значения зависи­мости скорости бурения плавлением мости скорости бурения плавлением

V от активной мощности Ыа пенетра — о от осевой нагрузки С иа пенетра­тора (О = 50 мм, Я = 75 мм) при тор (В — 50 мм, Н ==75 мм) при ак-

осевой нагрузке 50 кН по различным тивиой мощности = 5,0 кВт по породам. различным породам.

1 — базальт; 2—соль монолитная; 3—туф. / — базальт; 2 —соль монолитная; 8—туфі

4 — соль россыпная.

Опытные значения влияния осевой нагрузки С на скорость бурения плавлением да при активной мощности пенетратора Na = 5,0 кВт С, кН Базальт Туф Соль монолитная Соль россыпная и, м/ч иср. м/ч V, м/ч »ср. м/4 V, м/ч иср, М/ч г, м/ч оср. М/ч 2,0 0,25 0,30 0,27 0,30 0,28 3,12 3,02 3,00 3,06 3,05 0,98 0,96 0,97 0,93 0,96 4,40 4,53 4,48 4,39 4,46 3,0 0,35 0,39 0,40 0,38 0,38 3,51 3,59 3,69 3,61 3,60 1,29 1,15 1,21 1,23 1,22 4,70 4,76 4,80 4,74 4,75 5,0 0,46 0,45 0,44 0,45 0,45 3,62 3,96 4,15 4,07 3,95 1,50 1,42 1,52 1,48 1,48 5,40 5,38 5,44 5,42 5,41 7,0 0,53 0,51 0,47 0,49 0,50 4.50 4,22 4.51 4,49 4,43 1.73 1.74 1.70 1.71 1,72 5,60 5,89 5,76 5,75 5,75 10,0 0,56 0,57 0,59 0,56 0,57 4,40 4,49 4.47 4.48 4,46 1,80 1,85 1,81 1,78 1,81 5,98 6,08 5,95 6,03 6,01 12,0 0,55 0,56 0,59 0,54 0,56 4,55 4.57 4,54 4.58 4,56 1,75 1,79 1,77 1,72 1,76 6,0 6,12 6,10 6,11 6,08

малых значений осевой нагрузки сопровождается заметным уве­личением скорости бурения плавлением.

В процессе экспериментальных исследований изучалось влия­ние технологических факторов (активной мощности пенетратора, осевой нагрузки) и конструктивных параметров (высоты, формы и материала кристаллизатора-формователя) на качество образую­щегося из застывающего на стенках скважины расплава остекло­ванного слоя.

Эксперименты по изучению зависимости качества остеклован­ного слоя от осевой нагрузки на пенетратор уплотняющего дей­ствия проводились на блоках туфа при фиксированной активной мощности пенетратора 3,5 кВт. При небольших осевых нагрузках на пенетратор (до 3 кН) давление в расплаве не обеспечивало эффективного удаления образующихся при плавлении породы га­зовых включений, поэтому в застывшем на стенке скважины остек­лованном слое сохраняются многочисленные пустоты и газовые

Рис. 5.29. Блоки туфа пробуренные плавлением уплотняющим пенетратором при осевой нагрузке 3 (а), 7 (б) и 12 кН (в).

включения. Повышение давления приводит к уменьшению разме­ров и количества пустот и газовых включений; увеличивается глу­бина проникновения расплава в трещины приствольной зоны, уменьшается толщина остеклованного слоя. Это хорошо видно на образцах проплавленных блоков туфа, представленных на рис. 5.29.

При осевой нагрузке на пенетратор 3 кН образуется остекло­ванный слой с полосчатой структурой и многочисленными пусто­тами и газовыми включениями (рис. 5.29,а); при осевой нагрузке 7 кН остеклованный слой имеет ровную поверхность, содержит мелкие, однородные по форме пустоты и включения, толщина его 2—3 мм (рис. 5.29,6); при осевой нагрузке 12 кН остеклованный слой однороден, без видимых пустот и газовых включений, тол­щина 1,0—1,5 мм (рис. 5.29,б).

В процессе экспериментальных исследований изучалась про­блема выбора материала для кристаллизатора-формователя и влияние его высоты на качество образующегося на стенках сква­жины остеклованного слоя.

Характер износа молибденового корпуса пенетратора и изго­товленного из графита кристаллизатора-формователя показан на рис. 5.30. Быстрый износ графитового формователя происходил

Рис. 5.30. Характер износа молибденового корпуса пенетратора и графитового кристаллизатора-формователя. а — пенетратор до начала работы; б —после экспериментального бурения по туфу в течение

12 ч; в —то же. после 20 ч.

при извлечении пенетратора из скважины за счет трения по шеро­ховатым стенкам остеклованного слоя.

На основании полученного опыта для повышения износостой­кости в формователе было предусмотрено чередование графитовых и молибденовых колец. Диаметр графитовых колец при темпера­турах выше застывания расплава превышает диаметр молибдено­вых колец. Это обеспечивает контакт расплава с графитом и предо­твращает адгезию расплава на поверхности последнего. При ме­нее высоких температурах, когда расплав застывает, его шеро­ховатая поверхность контактирует с поверхностью молибденовых колец, материала более твердого и подвергающегося меньшему абразивному износу.

Высота секции кристаллизатора-формователя также оказывает существенное влияние на качество образующегося остеклованного слоя. При небольшой высоте формователя выдавленный в коль­цевой зазор расплав не успевает охладиться и застыть. При даль­нейшем охлаждении и остывании выше кристаллизатора остекло­ванный слой образует шероховатую поверхность, затрудняющую последующее извлечение пенетратора, резко увеличивающую его поверхностный износ. При увеличении высоты формователя шеро­ховатость поверхности остеклованного слоя уменьшается, но зна­чительно увеличивается сопротивление со стороны остеклованного

слоя при осевом перемещении пенетратора. Анализ результатов экспериментального бурения позволил в качестве оптимальной для плавления туфа пенетратором уплотняющего типа диаметром 50 мм принять высоту формователя 45 мм.

В делом результаты выполненного первого этапа эксперимен­тальных исследований подтвердили работоспособность выбранной конструкции пенетратора, показали возможность ее совершенство­вания, а также позволили оценить взаимосвязь основных техно­логических параметров процесса бурения плавлением горных по­род и наметить конкретные пути проведения дальнейших работ в этом направлении.

Настоящая работа является первой попыткой обобщения накопленных к настоящему времени результатов теоретических и экспериментальных исследований, опытно-конструкторских разра­боток и практического опыта в области создания и применения специальных технических средств и технологий бурения скважин в осложненных условиях с сохранением или сознательным изме­нением естественного агрегатного состояния буримых горных пород.

Если решение задачи обеспечения естественного криогенного состояния сцементированных льдом мерзлых пород уже имеет свою историю и по этому вопросу существует достаточно содер­жательная литература, проблемы эффективного и экономичного бурения с одновременным замораживанием рыхлых влажных и обводненных пород, глубокого бурения сплошных льдов плавле­нием и тем более бурение горных пород плавлением с одновре­менным креплением стенок скважины требуют для своего решения дальнейших целенаправленных усилий исследователей и прак­тиков.

Все замечания и рекомендации, направленные на развитие и внедрение в производство этих перспективных направлений совер­шенствования технологии бурения скважин, будут с благодар­ностью приняты авторами.

Теплофизические свойства рыхлых горных пород (грунтов)

Массовая влажность Теплоемкость Теплопроводность (льдистость) Сп, Дж/(кг-°С) А. п, Вт/(м-"С) XV, %

Объемная плотность, р, кг/м3

(по данным Г. П. Мазурова [53])

		Песчаные	породы
1500	2	800/750	0,73/0,82	0,594/0,731
1500	20	1380/960	1,26/1,80	0,600/1,231
1600	2	800/750	0,84/0,98	0,644/0,803
1600	8	1000/840	1,27/1,64	0,705/1,236
1600	15	1260/920	1,36/1,93	0,667/1,319
1600	25	1500/1000	1,49/2,21	0,611/1,356
1700	8	1090/840	1,44/1,88	0,803/1,250
1700	25	1500/1050	1,70/2,56	0,667/1,458
1800	15	1260/920	1,78/2,57	0,786/1,533
1800	25	1500/1000	1,93/2,93	0,719/1,617
2000	25	1470/1000	2,38/3,66	0,806/1,825
2100	15	1470/1000	2,59/4,00	0,839/1,914
		Глинистые породы
1400	27	1630/840	0,94/1,27	0,417/0,797
1500	8	1170/960	0,85/1,02	0,483/0,711
1500	27	1630/1130	1,08/1,49	0,442/0,889
1500	40	1880/1200	1,17/1,66	0,411/0,903
1600	18	1400/1050	1,14/1,49	0,494/0,889
1600	27	1630/1090	1,23/1,72	0,483/0,981
1600	40	1880/1200	1,33/1,95	0,439/0,981
1800	18	1400/1050	1,45/1,92	0,569/1,047
1800	27	1580/1090	1,56/2,20	0,539/1,094
1800	40	1830/1200	1,66/2,36	0,497/1,083
2000	18	1380/1050	1,85/2,49	0,658/1,189
2000	27	1580/1090	1,93/2,74	0,597/1,236
2100	40	1830/1200	2,15/3,06	0,558/1,217

Температуропро­водность сп, 10~6 м2/с

Примечание. В числителе —значения для талых пород, в знаменателе —для мерзлых.

Продолжение при л. I Теплофизические свойства скальных горных пород (по данным работ [53,57,58])

Теплопровод­ность Лп, Вт/(м*°С)

Температуро­проводность ап. 10 6 м2/с

Теплоемкость сп, Дж/(кг-°С)

Породы

Осадочные породы Конгломерат 2100—3000 754—837 1,07—3,86 0,63—1,15 Песчаник 2000—2900 670—3345 0,38-5,17 0,25—2,04 Алевролит 1800—2800 745-1649 0,41—3,58 0,54-1,54 Аргиллит, глини­стый сланец 1700—3000 737—988 0,25—3,01 0,60-1,54 Доломит 1900—3000 648—1465 1,63-6,50 0,83—1,68 Известняк 1800—2900 753—1712 0,92-4,40 0,39-1,69 Мел 837—3915 0,82-2,22 0,31-0,62 Мергель 1500- 2800 837 —3085 0,50-3,91 0,31 — 1,39 Каменная соль 2150—2300 1474—4651 1,67—5,50 1,12-1,77

Магматические породы Пироксенит 2900—3400 879—1214 3,48-5,02 0,94—1,49 Серпентинит 2480—3600 963-1130 2,31-2,87 0,84—0,98 Перидотит 2880—3290 961-1088 3,78-4,85 1,20-1,41 Г аббро 2850-3050 879-1130 1,80—2,83 0,93-1,22 Диорит 2670—2920 1118—1168 1,38-2,89 0,33—0,86 Г ранит 2550—2680 741 — 1548 1,34—3,69 0,33—1,50 Г ранодиорнт 2620—2780 741-1256 1,64—2,48 0,30-0,75 Сиенит 2570—2650 — 1,74—2,67 0,54—0,79 Диабаз 2620—2950 783-929 1,71—2,90 0,90—1,02 Базальт 2220 -2850 762—2135 0,51—2,03 0,43—0,68 Порфирит 2550-2810 879-921 0,73-3,13 0,68—1,07 Туф — 795—1411 1,30-3,95 1,00-1,24

Метаморфические породы Гнейс 2630-3070 754-1176 0,94—4,86 0,63—0,83 Амфиболит 2720—3970 1063-1201 1,75-2,89 0,53-0,81 Мрамор 2680—2710 753—879 1,59-4,00 0,78—1,20 Кварцит 2600—2680 718—1331 2,68-7,60 1,36-2,09 Роговик 2550—2820 1478-1482 2,12—6,10 1,45

Теплофизические параметры промывочных агентов (по данным работ [1, б, 23, 24])

Темпера­		Тепло­	Тепло­	Темпера­	Динами­	Кинемати­	Критерий
Плотность	емкость	провод­	туропровод­	ческая	ческая
тура, і, “С	р, кг/м3	с.	ность, X,	ность а.	вязкость	вязкость,	Прандтля
Дж/(кг-«С)	Вт/(м-°С)	10“6 м2/с	ц, МПа-с	10“ 6 м2/с	Рг

Сухой воздух при 760 мм рт. ст.

-50	1,534	1,013	0,0203	13,1	14,61	9,54	0,726
—20	1,365	1,009	0,0226	16,5	16,28	11,93	0,724
0	1,252	1,009	0,0237	18,7	17,16	13,70	0,723
10	1,206	1,009	0,0245	20,1	17,75	14,70	0,722
20	1,164	1,013	0,0252	21,2	18,24	15,70	0,722
30	1,127	1,013	0,0258	22,6	18,73	16,61	0,722
40	1,092	1,013	0,0265	24,0	19,22	17,60	0,722
50	1,056	1,017	0,0272	25,3	19,61	18,60	0,722
60	1,025	1,017	0,0280	26,8	20,10	19,60	0,722
70	0,996	1,017	0,0286	28,2	20,40	20,45	0,722
80	0,968	1,022	0,0293	29,5	20,99	21,70	0,722

Пресная вода

0	999,8	4212	0,551	0,131	1788	1,788	13,65
10	999,6	4191	0,575	0,137	1305	1,306	9,53
20	998,2	4183	0,599	0,143	1004	1,006	7,03

Водный раствор хлористого натрия

-5	1060	3778	0,547	0,137	2305	2,175
-10	1110	3551	0,519	0,132	3344	3,013
-15	1140	3442	0,497	0,127	4776	4,189

15.88 22.88 32,98

-10 -20

1100	3650	0,610	0,152	_		—
1200	3270	0,620	0,158		—	—
1300	3050	0,635	0,160	—	—	—
1400	2850	0,650	0,163	—	—	—
1500	2680	0,675	0,168	—	—	—
1600	2500	0,710	0,176	—	—	—

20

Естественный глинистый раствор

Водный раствор хлористого кальция I 1130 3329 I 0,509 I 0,135 4060 | 3,593 I | 1200 3002 | 0,465 1 0,129 8610 | 7,175 |

26,61 55,62

Искусственный глинистый раствор на базе бентонитовых и баритовых порошков

1050	3760	0,580	0,147		—
1100	3400	0,570	0,152		—	—
1200	3020	0,570	0,157	—	—	—
1300	2710	0,575	0,163	—	—	—
1500	2360	0,610	0,172	_	—	—
1700	2200	0,680	0,182	—	—	—
1900	2040	0,790	0,204	—	—	—
2100	1880	0,875	0,221	—

Темпера­		Тепло-	Тепло­	Темпера­	Динами­	Кинемати­	Критерий
Плотность	емкость	провод­	туропровод­	ческая	ческая
тура, *С	р, кг/м3	с.	ность, к Вт/(м-°С)	ность а,	вязкость	вязкость,	Праидтля,
Ди^/(кг*®С)	Ю-6 м2/с	х, МПа-с	10-® м2/с	Рг

Малоглинистый иефтеэмульсиониый раствор 20 950 3 580 0,340 0,101 — — —- 1000 3 380 0,345 0,102 — — —- 1 100 3 110 0,365 0,107 — — —- 1 200 2 870 0,385 0,112 — — —- 1 300 2 740 0,420 0,118 — — — Дизельное топливо 20 860 2010 0,221 0,128 17 200 20,0 156,25 Керосин 20 850 2219 0,105 0,056 2 550 3,0 53,57 Керосин высшего качества (ТС-1) 20 840 2 219 0,116 0,062 1680 2.0 32,2а

[1] В работе [80] сведения о теплопроводности базальта отсутствуют. При­веденное значение Лг принято по аналогии с известными данными о расплавах базальтов.

Комментарии запрещены.