Солнечная электростанция 30кВт - бизнес под ключ за 27000$

15.08.2018 Солнце в сеть




Производство оборудования и технологии
Рубрики

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫ

Для полной очистки забоя расход бурового раствора <2 должен обеспечивать такую скорость восходящего потока рв (в м/с), которая превышает скорость падения твердых частиц и (в м/с) при отсутствии движения жидкости под влия­нием силы тяжести на величину желаемой скорости подъема и>, г. е.

= и + Ю. (11-1)

В переходном и турбулентном режимах обтекание частицы (в м/с) вычисляется по формуле Ритгингера

/^ч(Рп Рб-Р)

ц ^ (И2)

V Рб. п

где (к = ^4д/3кс — постоянная Риттингера; кс — коэффициент сопротивления движению, зависящий от конфигурации частицы, скорости ее обтекания и других факторов, для шара в среднем К ^0,4); (1Ч — диаметр самой крупной частицы, остающейся во взвешенном состоянии, определяемый по формуле1

{=-г*т°кё V (11-3)

3(Рп Рб. р)

где т0 — динамическое напряжение сдвига, Па; кл — эксперимен­тальный коэффициент, значения которого зависят от диаметра (Рис. 11.1).

На практике в формулу (11.3) вместо т0 часто подставляют (в), так как многие буровые растворы не подчиняются мо — Чели вязкопластичной жидкости во всей области изменения гра­диентов скоростей.

. Шищенко Р. И., Есьман Б. И. Практическая гидравлика в бурении. — Недра, 1966.

Рис. 11.1. Значения коэфл,, циента формы ка, введен»^ Р. И. Шищенко г°

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫДля частиц неправильной формы используется эквивалент­ный диаметр сферы,

<и = уёк/тг, (11.4)

где Уч = 7Г^/б.

Для определения расчетного диаметра частиц породы, выбу­риваемых шарошечным долотом можно воспользоваться выра­жением

<1Ч — 0, 56^{1 — Ь)И, (11.5)

где I — максимальный шаг зубьев в плоскости забоя; Ь — ши­рина зубьев в плоскости забоя; /г — высота зубьев.

При наличии обломков породы со стенок скважины в качестве расчетного диаметра <1Ч можно принять величину кольцевого за­зора между стенкой скважины и муфтой бурильных труб1.

При использовании алмазных долот частицы выбуренной по­роды сравнительно мелкие и их вынос на поверхность не вызы­вает затруднений.

Значение к = j4gf3kc можно определить из графика (рис. 11.2) в зависимости от параметра

а = с2ч/^0, (П-б)

где (10 — диаметр наибольшей частицы, оставшейся во взвешен­ном состоянии.

При а < 3 режим обтекания частицы ламинарный; при 3 < а < 7 — переходный и при а > 7 — турбулентный. Для частип бурого шлама скорость проскальзывания принимается равной 0,3-0,4 аналогичной скорости для сферы.

При ламинарном режиме

и = — °~чгЬ(а), (И-7)

V

где т) — пластическая вязкость, Па-с; ф(а) — экспериментальна* функция, график которой приведен на рис. 11.3. *

Пример 11.1. Вычислить скорость падения сферичесК0

‘Маковей Н. Гидравлика бурения М.: “Недра”. 1988.

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫ

Рис. 11.2. Изменение коэффици­ента к в формуле Риттингера, по Р. И. Шищенко:

1 — сфера; 2 — плоская частица

Рис. 11.3. Изменение функции ф(а), введенной Р. И. Шищенко:

1,2 — теоретические и эксперимен­тальные данные соответственно

Подпись:частицы бурового шлама диаметром с1ч = 10 мм, плотностью рч — 2550 кг/м3 в буровом растворе, имеющем следующие ха­рактеристики: рЬр — Г280 кг/м3; 7/ = 18 МГ1а-с; т0 = 5 На.

Решение. По графику на рис. 11.1 находим к а = 2, тогда по формуле (11.3)

Лч ~ 9^ 81(2550 — 1280) “ 4,8 ММ’

Из выражения (11.6) а = 1.0/4, 8 « 2,1.

Поскольку 2,1 < 3, режим обтекания ламинарный. Из графика на рис. 11.3 найдем ф{а) = 0,05. Скорость падения частицы но уравнению (11.7)

5 • 10• 10~3

и = ~~Т8тнР?“ 5 ~ °’138 м/с"

Для плоских частиц согласно графику (см. рис 11/2) коэффи­циент формы частицы /4д]зкё — 1,5. Тогда по формуле (11.2)

, г /10 • 10-3(2550 — 1280) Л п.

" =1’5У———————- Ш0————— = 0.149 м/с.

Полученные значения величины и достаточно близки. Требуемую скорость подъема частиц шлама ш можно опре­делить из выражения

т -(Г — I:

где jД — диаметр скважины; d — — наружный диаметр бур1 ных труб; vM — скорость проходки; VT 4 — объемная доля тв*Ь’ дых частиц. еР’

Допускаемая максимальная доля объема шлама, при ппР шении которой возникает опасность образования сальниКовЬ1′ прихватов, в практических расчетах принимается КТч = (уменьшается до 2 %, если буровым раствором служит вода ц-т° другие легкие жидкости пониженной вязкости). J

Для практических расчетов скорость выноса частицы w при нимается равной (0,1-г-0,3)и и тем больше, чем глубже скважина и выше г>м.

Пример 11.2. Для условий примера 11.1, приняв и = 0,149 м/с и Ут. ч = 5%, определить требуемую скорость подъ­ема шлама и необходимую скорость восходящего потока бурово­го раствора, если Д = 215 мм; d — 127 мм: г>м = 5,5 м/ч. Решение. Из выражения (11.8)

” = 0,2i°^127’mo’U = °’°47 “/С-

Если принять w = 0,3и, то w = 0,3-0,149 = 0,0447 м/с, что очень близко к полученному значению.

Необходимая скорость восходящего потока бурового раствора

vB = 1,3-0,149+0,047 = 0,24- м/с.

Определив скорость vB, необходимую для транспортирования шлама к устью скважины, можно вычислить требуемый рас­ход бурового раствора (в м3/с), обеспечивающий вынос частиц разбуриваемой породы

Q>SKUVB = ^(D2-d2)vB, (11.9)

где 5к. п — площадь сечения кольцевого пространства между стенками скважины и бурильных труб, м2.

Пример 11.3. Вычислить требуемый расход бурового рас­твора, воспользовавшись условием и решением примера 11.2. Решение. По формуле (11.9)

3 14

Q = —^—(0, 2152 — 0,1272)0,24 = 0,0057 м3/с, или 5,7 л/с.

Если форма частиц шлама близка к правильному многогран­нику, то минимально необходимое значение расхода Qmm (в м3/с) при ламинарном режиме течения бурового раствора, обеспечи­вающее качественную очистку ствола скважины, можно опреДе_ лить из выражения [18]

_ 3,57Г7?( Д. + d) / Д — d Нек 10)

Qmm 4р5.Р 1ч 4 100 У’

256

Іде т] — пластическая (или структурная) вязкость. На с; /ч — ха­рактерный размер частицы шлама, м; 11еч — число (параметр) |ейнольдса, характеризующее режим обтекания частицы сре-

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫ

(11.11);

Подпись: (11.11);Я, еч = >Ь/(18/а! + 0,61/Ап/а2);

Лек — — число Хедстрема для кольцевого сечения,

(11.12)

(11.13)

Подпись: (11.12) (11.13) Нек = т-оРб. рС^с — ^Г/7?2;

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫДг* = Аг — 6 Неч;

(11.14)

(11.15)

Аг — параметр Архимеда; Неч — параметр Хедстрема для ча­стицы; ах — коэффициент влияния формы частицы и стенок ка­нала при ламинарном обтекании; а2 — коэффициент влияния формы и стенок канала при турбулентном обтекании; 8, (іч — соответственно высота и диаметр частицы (если форма частиц близка к правильному многограннику, то 6/(1ч = 1).

(11.16)

(11.17)

Подпись: (11.16) (11.17) Параметр Архимеда

Дт — 9 рб. р1ч{рч Рб. р)! і

Неч = т0р6р11/г)2.

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫПараметр 11еч, вычисленный по формуле (11.11), сравнивает­ся с критическим параметром

(11.18)

где Яекр — критическое значение параметра Рейнольдса, кото­рое при 11е*р = 1600 вычисляется по формуле

(11.19)

Подпись: (11.19)Некр = 800(1 + Л + 3-Ю~4 Нек).

Если Леч < N1^, то качественная очистка ствола скважины йозможна при ламинарном режиме течения бурового раствора в Отрубном пространстве скважины.

Пример 11.4. Определить минимальный расход бурового Раствора, при следующих исходных данных [18]: Бс = 190 мм; й = 114 мм; параметры раствора: р6,р = 1300 кг/м3; г0 = 4 Па; ^ 0,02 Па-с; характерный размер частиц шлама /ч = 0,01; фор — частиц близка к правильному многограннику (т. е. ё/и 1); Плотность частицы рч = 2300 кг/м3.

Решение. Параметры Лг и Неч по формулам (11 ігл (11.17) ‘ ‘ 1

9,81 ■ 1300 — 0,013(2300 — 1300) 0, 02=

Подпись: 9,81 ■ 1300 - 0,013(2300 — 1300) 0, 02=Аг = —…. —= 3,2 • 104;

4 • 1300•0,01 — 0022 — 1300-

Определяются величины, входящие в выражение (Ц 1-1 [см. формулы (11.13), (11.14) и (11.15)]:

Аг» = 3,2- 104 — 7800 = 2,4 ■ 104;

2-0,01 ( 2-0,01 3

«1=1—————— ’——— + 0,42 ———————————— = 0, 744:

0,190 — 0,114 ,190-0,1147

а2 = 0,7(0,5+ 1) — 0, 64 ^ от^

2 4-Ю4

Ке = _________________ -_____ -______________ = 197

18/0,744 + (0,61/0,97)х/2,4 ■104

Параметр Хедстрема для кольцевого сечения по формуле (11.12)

= 1^0(0490-0,114); =

0,022

Критическое значение параметра Рейнольдса и критический параметр 1Чде [см. формулы (11.19) и (11.18)]

В. екр = 800(1 + чД + 3 • Ю-4 • 7,5 • 104) = 4680,

TOC o "1-5" h z ^ =_М1_/4680 =

0,190-0,114 V 3,5 100 )

(197<211).

По формуле (11.10)

^ _ 3, 5 • 3,14 ■ 0, 02(0,190 + 0,114)

Цтт ~ 4-1300 Х

/0,190 — 0,114 7,5 — 104 ,

X ————————- 197—————- ) =0,01 м3/с, или 10 л/с.

V 0,01 100 У /

Скорость течения бурового раствора в затрубном простран­стве составит

V = 0,01/0,018 = 0,55 м/с.

Гидравлические потери. При турбулентном режиме тече

Т0Я в бурильных трубах и УБТ гидравлические потери (в Па.) вычисляют по формуле Дарси — Вейсбаха..

= ^тРб. р^ 2′ (11.20)

jpH ламинарном режиме течения вязкопластичной жидкости

?т = 4 т01/Рйи ‘ (11.21)

а вязкой жидкости по формуле (11.20) при

Ат = 64/Re. (11.22)

Здесь Ат — коэффициент гидравлических сопротивлений труб; I — длина труб, м; v — средняя скорость течения раство­ра м/с; di — внутренний диаметр труб, м; (3 — безразмерный коэффициент, определяемый по кривым рис. 11.4 в зависимости от числа Сен-Венана — Ильюшина (Sen),

Sen = r0d/(rjv), (11.23)

Re — vdpb, pjr). (11.24)

При расчете гидравлических потерь в кольцевом простран­стве:

при турбулентном режиме

Рк = у; (11.25)

при ламинарном течении вязконластичпой жидкости

4т0/к „ *

Рк=7Гт————— (1L26)

Pk(Dс — d)

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫ

^Ис. 11.4. Зависимость безразмерного коэффициента /?к от числа ^ен-Венана — Ильюшина:

* для труб; 2 — для соосного кольцевого пространства

при ламинарном течении вязкой жидкости ре определяется формуле (11.25) при 110

— V Сс,

к ~~ ^’2’Т (Н.27)

Не к

Подпись: Не к1 + £У+1 V а/у

А:/ 1п (й/д)

В выражениях (11.25)-(11.27) Ак — коэффициент гидрав­лических сопротивлений в кольцевом пространстве; 1К —• дли_ на участка кольцевого пространства с диаметральным зазором Д — й, м; Д — средний диаметр рассматриваемого участ­ка скважины, м; й — наружный диаметр бурильной колонны м; (Зк — безразмерный коэффициент, определяемый по кривым рис. 11.4 для кольцевого пространства; 11ск — число Рейнольдса для кольцевого пространства.

Числа Сен-Венана и Рейнольдса для кольцевого простран­ства

8епк = г0( Д — (1)/г)Ук; (11.28)

К-ек = йк(Д — ^.р/г?. (11.29)

Гидравлические потери при турбулентном течении можно рассчитать по формуле (11.20), если Л вычислить по формуле Блазиуса:

А = дае0,25, (И-30)

где ф = 0,3164 — для труб круглого поперечного сечения; ф = 0,339 — для кольцевого пространства; А для ЛБТ на 10-15 % меньше, чем для стальных труб.

Потери давления при течении раствора в бурильных замках приближенно можно рассчитать по формуле Борда — Карно

Рб. г = Об. ргб. зу, (11.31)

а в сужениях кольцевого пространства бурильными замками

Рк. б.з = Ск^б. р^б. э"^1, (11-32/

где гб з — число бурильных замков в рассматриваемом участке.

Коэффициенты местных сопротивлений бурильного замка о*1 и ЗШ соответственно

Сн — (Й/Йтт) + (Й/Йб.3.н), ^ 33)

Сш = (й/йт1п)4; Г

І

Угпіп — минимальный диаметр проходного канала высаженного Ірлутрь конца трубы, м; <і6.3.н — наименьший диаметр проходного канала бурильного замка, м.

Коэффициент местных сопротивлений сужения кольцевого пространства бурильным замком

ґП2-<і2 2

— (11-34)

В других элементах циркуляционной системы кроме долот — ньіХ насадок и ГЗД

?И. С = ^2аІрб. рЯ 5 (11.35)

где о, і — коэффициент сопротивлений элемента циркуляционной системы, м-4 (табл. 11.1) [23].

Таблица 11.1

Элемент системы

Условный размер элемента, мм

Диаметр проходного канала, мм

а, -10 5, м 4

Стояк

114

3,4

127

1,8

140

1,1

168

0,4

Буровой рукав

50

9,7

05

2,9

76

1,2

Вертлюг

75

0,9

90

0,43

100

0,28

Ведущая труба

65×65

30

12,0

76,2

38,1

7,5

76,2

44,4

6,0

80×80

33

9,4

88,9

44,4

6,0

88,9

57,2

3,9

108

57,2

3,9

108

68,8

2,4

108

71,4

2,1

112×112

74

1,8

ТБКП-112

74

1,8

133,4

76,2

1,5

133,4

82,5

1,0

140×140

85

0,9

ТБКП-140

85

0,9

152,4

82,5

1,0

152,4

88,9

0,7

155×155

100

0,4

ТБКП-155

100

0,4

Турбобур

164

7,0

172

6,0

195

3,5

240

1,5

Смене ламинарного режима турбулентным соотвотг-п

ЛІУет

критическое значение числа. Рейнольдса:

П 58

R. eKp = 7,ЗНе’

(п.36) (11-37)

Подпись: (п.36) (11-37)+ 2100, где Не — число Хедстрема,

Не = Re Sen = T0p6pd1 /г/2, в кольцевом пространстве

Нек = r0p6p(Dc — (i„)2/?r — (11.38)

Вычислив число Хедстрема, ReKp можно найти также по гра­фику (рис. 11.5) [15].

При турбулентном режиме V > vKp. Для потока, в трубах

(11.39)

(11.40)

Подпись: (11.40)^кр — о/RfiKp/Pф. p^, а в кольцевом пространстве / _ »?(Ыек)кр

I, иК )кр — ґ^=т

Рб. р(-^с ^н)

При роторном бурении гидромониторными долотами необ­ходимая гидравлическая мощность Лггтш приближенно может быть оценена в зависимости от удельной осевой нагрузки на до­лото Руд, частоты его вращения пд и диаметра Бд по рис. 11.6.

Во избежание преждевременного выхода из строя промывоч­ных узлов гидромониторных долот перепад давлений в насадках не должен превышать рпред «13 МПа.1 Поэтому перепад давле-

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИ ПРОМЫВКЕ СКВАЖИНЫ

Рис. 11.5. Кривая критических значений числа Рейнольдса п<зРе хода в турбулентный режим

‘Методика подбора диаметров насадок гидромониторных долот с учет°* глубины скважины и параметров наземного оборудования.— М.: ВНИИ 1976.

40 90 140 130 240 230 340 330 440 4-30 540 640

Минимально нео5хо8имая гидравлическая мощность МГт1п, кВт

Рис. 11.6. Зависимость между минимально необходимой гидравли­ческой мощностью на забое и удельной осевой нагрузкой, частотой вращения при роторном бурении гидромониторными шарошечны­ми долотами с симметричной схемой промывки.

Числа у кривых указывают диаметр долота в мм

ний в насадках долота при роторном бурении нужно выбрать с соблюдением следующих условий:

№ ^

Рнм — XI Рт ~ XI Рк _ Рц. С Рд ~0~ I ^ (11.41)

Рд < Рпред ]

где рнм — наибольшее давление, которое может создавать насос при подаче <3, Па; ^ рк — гидравлические потери в кольцевом Пространстве скважины, Па; М* — гидравлическая мощность, Найденная по рис. 11.6; — гидравлические потери в бу­

рильных трубах, УБТ и бурильных замках.

При бурении ГЗД

р ^ / Рим — XI Рт — XI Рк ~ Ри. с ~ Рз. д 1 ^2^

^ Рпред»

г^е Рз. д — перепад давления в забойном двигателе, Па, при тур­енном бурении

К = РтвВ-?-Р%® (11.43)

Ртабл Утабл

Ртабл — перепад давлений при расходе <Зта6п бурового рас­тра с плотностью /?табл, Па.

При отсутствии ОПЫТНЫХ данных, объемную скорость утечек (в м3/с) через уплотнительный узел вала ГЗД можно вычислить но эмпирической формуле [ВНИИБТ, 1976]

<2у = (рд/б 1 ОООрб. р)2,73. (11.44)

Для реализации перепада давлений рд в долоте при бурении с ГЗД необходимы насадки с площадью выходных сечений (м2)

г ^ —’ Q У I Рб. р (, .

/н = ———— о ‘ (П-45

у

По величине /„ из табл. 11.2 устанавливают диаметр и число насадок гидромониторных долот.

Т аблица 11.2

Суммарная площадь сечений промывочных отверстий гидромониторных долот

Суммарная пло­щадь сечения /н ■ ю6, м2

Сочетание диа­метров насадок, мм

Суммарная пло­щадь сечеиия /„ — Ю6, м2

Сочетание диа­метров насадок, мм

79

10

303

11-11-12

95

11

305

10-17

113

12

306

10-17

133

13

306

10-11-13

154

14

309

13-15

157

10-10

311

10-10-14

174

10-11

314

12-16

177

15

321

10-12-12

190

11-11

322

11-17

192

10-12

323

11-11-13

201

16

324

10-12-13

208

11-12

328

10 1114

211

10-13

331

14-15

226

12-12

333

10-18

227

17

334

13-16

228

11-13

339

12-12-12

232

10-14

340

12-17

236

10-10-10

341

11-12-13

246

12-13

344

10-13-13

249

11-14

334

11 11-14

252

10-10-11

346

10-12-14

254

18

350

11-18

255

10-15

350

10-11-15

265

13-13

355

14-16

267

12-14

358

10-10-16

269

10-11-11

359

12-12-13

270

10-10-12

360

13-17

272

11-15

360

11-13-13

280

11-16

362

11-12-14

285

11-11-11

365

10-13-1-1

287

13-14

367

11-1115

287

10-11-12

368

12-18

290

12-15

368

10-12-15

296

11-16

375

10-11-16

Суммарная пло­щадь сечения /„ — Ю6, м2

Сочетание диа­метров насадок, мм

Суммарная пло­щадь сечення

/н Ю0,м2

Сочетание диа­метров насадок, мм

378

15-16

453

12-12-17

379

12-13-13

454

17-17

380

12-12-14

455

11-13-17

381

14-17

456

16-18

382

11-13-14

456

10-15-16

384

10-10-17

459

10-14-17

385

11-12-15

462

14-14-14

386

10-14-14

463

11-12-18

387

13-18

463

13-14-15

388

10-13-15

466

10-13-18

391

11-11-16

467

12-15-15

393

10-12-16

467

13-13-16

398

13-13-13

468

12-14-16

400

12-13-14

473

11-15-16

401

10-11-17

473

12-13-17

402

16-16

476

11-14-17

403

11-14-14

481

10-16-16

403

12-12-15

481

12-12-18

404

15-17

481

17-18

404

11-13-15

482

10-15-17

408

14-18

482

11-13-18

409

10-14-15

485

14-14-15

409

11-12-16

486

13-15-15

412

10-10-18

487

10-14-18

412

10-13-16

488

13-14-16

417

11-11-17

491

12-15-16

419

10-12-17

492

13-13-17

419

13-13-14

494

12-14-17

421

12-14-14

497

11-16-16

423

12-13-15

499

11-15-17

426

11-14-15

500

12-13-18

427

12-12-16

503

18-18

428

16-17

503

11-14-18

428

ОС ‘ 1

!

о

507

10-16-17

429

11-13-16

507

14-15-15

431

15-18

509

14-14-16

432

10-15-15

510

10-15-18

434

10-14-16

510

13-15-16

435

11-12-17

512

13-14-17

438

10-13-17

515

12-16-16

441

13-14-14

517

12-15-17

442

13-13-15

520

13-13-18

444

12-14-15

521

12-14-18

445

11-11-18

523

11-16-17

446

10-12-18

526

11-15-18

447

12-13-16

532

14-15-16

448

11-15-15

532

10-17-17

450

11-14-16

534

10-16-18

Суммарная пло­щадь сечения /н -10е, м2

Сочетание диа­метров насадок, мм

Суммарная пло­щадь сечения — И)6, м2

Сочетание ДИа. метров насад0к> мм

535

14-15-17

631

15~ 17-^17

536

13-15-17

632

15-16-18

544

12-15-18

635

14 -17-18

549

11-17-17

642

13-18-18

551

11-16-18

655

16-17-1?

554

15-16-16

658

15-17-18

603

16-16-16

660

16-16-18

604

11-18-18

663

14-18-18

605

15-16-17

683

16-17-18

608

14-17-17

686

15-18 -18

608

15-15-18

708

17-17-18

609

14-16-18

710

16-18-18

614

13-17-18

736

17-18-18

622

12-18-18

763

18-18-18

629

16-16-17

Перепад давления в промывочных насадках буровых долот можно рассчитать по формуле

Ря — Рбр<32/2/4/ь2- (11.46)

В формулах (11.45) и (11.46) цн — коэффициент расхода, за­висящий от конфигурации насадки, отношения длины проход­ного канала, к диаметру и числа Рейнольдса; при приближен­ных расчетах принимают для обычных долот //„ и 0,644-0,7, а для гидромониторных долот с более совершенной конфигура­цией входного участка /лн = 0,94-0,95; /н — площадь выходных сечений насадок, м2; (5 — в м3/с,.

Для обеспечения циркуляции бурового раствора в заданном количестве насос должен развивать давление, которое склады­вается из суммы потерь давления (в Па) на всех участках цир­куляционной системы

Рт^ Рт+Рк+Рб. Э+Рк. б.з+Рц. с+Рз. Д+Рл • (11.47)

Пример выбора бурового насоса приводится в гла. ве 13.

Пример 11.5. Вычислить гидравлические потери давления при бурении скважины роторным способом глубиной 3000 м с промывкой глинистым раствором для следующих условии: в скважину до глубины 1700 м спущена, обсадная колона, наруж­ным диаметром Бо к = 224 мм и средним внутренним диаметров с10 к = 220 мм; ниже скважина бурилась долотами диаметром О 190.5 мм; по данным кавернометрии средний диаметр открыто­го ствола Г), = 205 мм; бурильная колонна, включает УБТС-^

длиной Iу = 180 м и внутренним диаметром с1е у = 68 мм, сталь­ные бурильные трубы ТБВК диаметром 114,3 мм (внутренний диаметр (16 х = 94,3 мм, наименьший внутренний диаметр вы­саженных концов 76 мм; бурильный замок ЗУК-146 диаметром = 146 мм (наименьший внутренний диаметр сЦ б 3 = 82 мм); ведущую трубу 112×112 мм с диаметром проходного канала 74 мм, средняя длина одной трубы 12 м; стояк диаметром 114 мм; буровой рукав диаметром проходного канала 90 мм и короткий нагнетательный трубопровод диаметром 114 мм от стояка до бу­ровых насосов; реологические характеристики бурового раство­ра: Рб. р — 1160 кг/м3; 77 = 12 МПа-с; т0 = 6 Па; режим бурения рд = 180 кИ; п = 70 мин-1; <3 = 18 л/с.

Решение. Скорость течения в участках циркуляционной си­стемы при <3 = 18 л/с по формуле (11.9):

в кольцевом пространстве между скважиной и УБТ

ив = 18 • Ю-3/ —^(0,2052 — 0,1462) = 1,11 м/с;

в кольцевом пространстве между скважиной и бурильными трубами

ув = 18 • 10"3/^^(0, 2052 — 0,1142) = 0,79 м/с;

в бурильных трубах ьв = 18 • 10"3/ (^0, 09432^ = 2,58 м/с; в УБТ

ув = 18- 10-3/ (^^^0,682^ = 4,95 м/с;

в кольцевом пространстве между обсадной колонной и бу­рильными трубами

К = 18 • 10“3/^(0, 2202 — 0,1142) = 0,64 м/с.

Число Хедстрема из выражений (11.37) и (11.38): в бурильных трубах

Не = 6 • 1160 ■ 0, 09432/ [(12 • 10“3)]2 = 429 804; в УБТ

Не = 6 • 1160 ■ 0,0682/ [(12 • 10~3)]2 = 223 493;

в кольцевом пространстве между скважиной и УБТ Нек = 6 ■ 1160(0, 205 — 0,146)2/ [(12 • 10“3)]2 = 168 248;

в кольцевом пространстве между скважиной и бурильными трубами

Нек = 6 — 1160(0,205 — 0,114)2/ [(12 • Ю“3)]2 = 400 248;

в кольцевом пространстве между обсадной колонной и бу­рильными трубами

Нек = 6 • 1160(0,220 — 0,114)2/ [(12 • Ю-3)]2 = 543 073.

Критическое число Рейнольдса из уравнения (11.36) для со­ответствующих участков циркуляционной системы:

Пекр = 7, 3 ■ 429 8040’58 + 2100 = 15 609;

11екр = 7,3 • 223 4930’58 + 2100 = И 344;

11екр = 7,3 • 168 2480,58 + 2100 = 9941;

Иекр = 7,3 • 400 2480,58 + 2100 = 15 062;

11екр = 7, 3 • 543 073°,58 + 2100 = 17 572.

Критическая скорость течения для всех участков циркуляци­онной системы из выражений (11.39) и (11.40):

«кр = 12 ■ 10~3 • 15 609/(1160 ■ 0,0943) = 1,71 м/с;

икр = 12 • 10-3 • 11 344/(1160 • 0, 068) = 1,73 м/с;

(ик)кр = 12 ■ 10-3 • 9941/[1160(0,205 — 0, 146)] = 1,74 м/с;

(‘Ук)кР = 12 • 10"3 • 15 062/[ 1160(0,205 — 0,114)] = 1,71 м/с;

(ик)кр = 12 ■ 10-3 ■ 17 572/[1160(0,224 — 0,114)] = 1,71 м/с.

Поскольку ьв > икр, режим течения в бурильной колонне тур­булентный, а в кольцевом пространстве, где ьв < (ик)кР> — ла’ минарный.

Гидравлические потери на различных участках циркуляци­онной системы:

в бурильных трубах по формулам (11.24), (11.30) и (11.20)

11е = 2,58 • 0, 0943 • 1160/(12 — Ю“3) = 23 518,

Ах = 0,3164/23 5180’25 = 0 , 02 55,

рг = 0,0255 ■ 1160 ■ 2820 • 2,582/(2 • 0,0943) = 2,94 МПа;

в УБТ

Ке = 4,95-0,068- 1160/(12- 10~3) = 32 538,

Ах = 0,3164/32 5380’25 = 0 , 0 2 3 5,

ру = 0, 0235 — 1160 — 180 — 4, 952/(2 — 0, 068) = 0,88 МПа;

в кольцевом пространстве между скважиной и УБТ [см. Ф°Р" мулы (11.28), (11.26)]

4-6-180 П1П11П

=0,13 МПа,

^ 0,55(0,205- 0,146)

где рк = 0,55 (см. рис. 11.4, кривая 2);

в кольцевом пространстве между скважиной и бурильными трубами

6(0,205 — 0,114)

3еПк “ 12 • 10_3 • 0,82 “ 7’

где Рк = 0,68 (см. рис. 11.4);

= ——— 4-6-1120——— = 0,45 МПа,

Ук 0,68(0,205- 0,114)

в кольцевом пространстве между обсадной колонной и бу­рильными трубами

_ 6(0,220-0,114) _ & к " 12- 10-3 ■ 0,61 ’

4-6-1700 п

рк = ——— т——————— г = 0,52 МПа,

Ук 0,74(0,22- 0,114)

где рк — 0,74 (см. рис. 11.4).

Потери давления в бурильных замках по формулам (11.31) и (11.33)

р3 = 0, 5 ■ 0,09434 — 1160 ■ 235 — 2, 582/0,0764 = 2,15 МПа,

где число замков гэ = 2820/12 = 235.

Потери давления в сужениях кольцевого пространства бу­рильными замками по уравнениям (11.32) и (11.34)

рк б з = 0,5 — 0,29 -1160 -235- 0, 822 = 0,026 МПа,

где £к = 2[(0,2052 — 0, 1142)/(0, 2052 — 0,1462)] = 0,29,

Т — е. Рк. б.з пренебрежимо малы.

Потери давления в элементах наземной обвязки по формуле (11.35) с учетом табл. 11.1

Рц. с = (3,4+ 1,2 + 0,43+ 1, 8)10® — 1160 — (18 • 10~3)2 = 0,25 МПа. Поскольку

^удп/Бд = 180 — 103- 70/0,1905 = 66 МП — об/(м-мин), гидравлическая мощность на забое согласно графику рис. 11.6 Должна быть /Уд > 165 кВт.

Перепад давления в насадках по формуле (11.41)

25—(2,94+0,88+2,15)—(0,13+0,45+0,52)—0,25 = 17,7 МПа >

‘ рд[165 • 103/( 18 • 10-3)] = 9 МПа; с учетом риред > 13 МПа

Суммарная площадь выходных сечений насадок долот, цео^ ходимая для реализации перепада рд = 11 МПа при С} = 18 л/’ и <3У = 0, по формуле (11.46)

, 18-10-3 / 1160 2

/н — ————— ————— = 145 мм.

‘ 0,9 V 2 — 11 • 106

Зная /н, можно по табл. 11.2 подобрать число и диаметр насадок, суммарная площадь которых близка расчетной / = 145 мм2. Выбираем две насадки с диаметром каналов 10 мм.

Средняя скорость истечения бурового раствора из долотных насадок

^ = <9//н = 18- 1(Г3(145-10~6) = 124 м/с.

Перепад давления в промывочных насадках из выражения (11.46)

Рл =о лп, нк’ ,П-6Л2 =12,5 МПа.

Подпись: Рл =о лп,нк’ ,П-6Л2 =12,5 МПа.1160- 0,0182

2 -0,92(145- 10-

Потери давления на всех участках циркуляционной системы по уравнению (11.42)

р2 = 2,94+0,88+0,13+0,45+0,52+2,15+0,25+12,5 = 19,82 МПа.

Гидродинамические давления, возникающие при спус­ке колонны с закрытым нижним концом. Скорость течения бурового раствора в кольцевом пространстве в этом случае вы­числяется по формуле

’• = (*’ + -фщ)’ (П’48)

где ьт — скорость перемещения труб, м/с; кс ш 0,5 — коэффици­ент, учитывающий наличие слоя раствора, движущегося вместе с колонной.

Если г>э < г>кр и режим течения ламинарный, то гидродинами­ческое давление ргд, зависящее от скорости уэ, можно рассчитать по формуле (11.26). Неравенство ьэ < икр характеризует также условие, ограничивающее максимальную скорость спуска колон­ны.

Если уэ > уКр, то ргд можно рассчитать по формуле (11.25)- Поскольку при спуске составной бурильной колонны в сква — жину сложной конструкции скорость уэ по длине скважины из­меняется, ргд вычисляют отдельно для каждого интервала, а Ре" зультаты суммируют.

Пример 11.6. Воспользовавшись условием и решением прИ’ мера 11.5, рассчитать гидродинамическое давление, возник3-10

Л1ее в кольцевом пространстве при спуске бурильной колонны с обратным клапаном.

Решение. Примем vт = 1,5 м/с, тогда скорость течения бу­рового раствора в кольцевом пространстве между УБТ и сква­жиной по формуле (11.48)

/ 0 1462

V, = 1,5 ( 0, 5 Ч————————— г ) = 1,54 м/с.

V 0,2052 — 0,1462/ 1

Для остальных участков циркуляционной системы аналогич­но получаем уэ = 1,0 м/с и г>э = 1,3 м/с.

Критическая скорость (ик)кр по формуле (11.40) для рассма­триваемых участков 1,74; 1,71 и 1,71 м/с (см. решение примера 11.5). Оценка по критерию икр показывает, что во всех трех ин­тервалах ламинарный режим будет обеспечен, если максималь­ная скорость спуска г>т < 1,71 м/с. Принимая vт = 1,7 м/с по формуле (11.28) число Сен-Венана—Ильюшина для интервала между УБТ и скважиной

_ 6(0,205 — 0,146) _

к 12 • 10~3 • 1, 7

Аналогично для остальных участков 8епк = 49, 02 и 8епк = 31,2.

Гидродинамическое давление из уравнения (11.26) для участ­ка между УБТ и скважиной

4 — 6 — 18° _П9Л, ТТ

Ргд ~ 0,48(0,205 — 0,146) , М ’

где (Зк = 0,48 (см. рис. 11.4, кривая 2).

Путем аналогичных расчетов для остальных участков имеем Ргд = 0,45 МПа и ргд = 0,65 МПа.

Суммарное гидродинамическое давление в кольцевом про­странстве при спуске бурильной колонны с обратным клапаном

Ергд = 0,30 + 0,45 + 0, 65 = 1,40 МПа.

Оставить комментарий