автореферат диссертации по разработке полезных ископаемых, 05.15.14, диссертация на тему:Научное обоснование и разработка способов и технологий бурения для разведки россыпных месторождений на море

Г Б ОД

9 О KT 1995

ГОСУДАРСТВЕННЫЙ КОМИТЕТ РОССИЙСКОЙ СИДЕРАЦИИ ПО ВЫСШЕМУ ОБРАЗОВАНИЮ

Московская государственная геологоразведочная академия

Р Г Б Ой

-О а [(т ^ На правах рукописи

■<"' УДК 622. 24. 085: 550. 822

Хворостовский Станислав Сигизмундозич

НАУЧНОЕ ОБОСНОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА СПОСОБОВ И ТЕХНОЛОГИИ БУРЕНИЯ ДЛЯ РАЗВЕДИ! РОССЫПНЫХ МЕСТОРОЗДЕНМ НА ШРЕ

Специальность: 05.15.14 - Технология и техника

геологоразведочных работ

Диссертация

на соискание ученой степени доктора технических наук (в форме научного доклада)

Москва - 1995

Работа выполнена б Московской государственной геологоразведочной

академии

Официальные оппоненты:

Доктор технических наук Киселев Андрей Тимофеевич

Доктор технических наук, профессор Дробаденко Валерий Павлович

Доктор технических наук, профессор Контарь Евгений Алексеевич

Бедушэя организация Управление ресурсов кедр шельфа и Мирового океана Роскомнедр

Защита диссертиции состоится 1о НОлЬгл 1995г. в 1/) часов в аудитории N415 на заседании диссертационного совета Д. 063.55. 01

в Шсеювской государственной геологоразведочной академии по адресу:' 117873, Москва, ул. 1&клухо-Маклая, дом 23.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГГА

Диссертация в форме научного доклада разослана 1995г.

Отзывы на автореферат в 2-х экземплярах, заверенные печатью, просим направлять в адрес Совета.

Ученый секретарь диссертационного совета,

д. т. н., профессор А' !''и Лимитовский

Актуальность проблемы. Породы морского дна включает полезные ископаемые , представление почти всеми видали металлических руд, нерудных минералов, минеральных удобрений и строительных материалов. Приблизительно 10 млрд. т металла ежегодно осаждается из воды на дно морей и океанов. Особенно привлекательны морские россыпи. В них концентрируются благородные и редкие металлы, драгоценные минералы и руды. Минералы, подобные ильмениту и монациту,в рудных количествах концентрируются, главным образом,в морских россыпях. С точки зрения рентабельности добычи, россыпной тип морских месторождений перспективный даже тогда,когда содержание в россыпи полезного компонента в 3-5 раз ниже, чем на суше.

Обобщение мирового опыта бурения разведочных скважин на море показывает, что экономически оно наиболее оправданно с плавучих буровых установок (ПБУ). Однако применяемые в настоящее время для этих целей техника и технология не в полной мере соответствуют условиям работы Ш.

Волнение моря, качка и дрейф ПБУ ограничивают возможности способов и технических средств бурения. При существующем уровне технической оснащенности ПБУ и применяемой технологии ударного и вращательного бурения время работы в летний период в шельфовой зоне морей ограничено волнением до 3-х баллов и составляет 45-55% , а месячная производительность одной установки не превышает 250м. Поэтому актуальной проблемой является создание комплекса технических средств для бурения яа море рациональным сочетанием способов на оптимальных технологических режимах применительно к условиям разведки россыпных месторождений *а море. Решение этой проблемы требует научного обобщения, обоснования л дальнейшего развития прогрессивных методов бурения для разведки россыпей, разработки прикладной теории для выбора оптимальных конструктивных и технологических параметров создаваемого комплекса и экспериментального подтверждения правильности этих теоретических выводов.

Цель работы - разработка новых эффективных способов и технологий 5урения для разведки россыпных месторождений на море.

Методы исследований - обобщение и уточнение теоретических подходов : решению поставленных задач, их решение с помощью аналитических методе и математического моделирования на ЭВМ, конструирование, макетиро-1ание и экспериментальная проверка результатов в стендовых и натурных 'словиях с применением современных приемов и средств регистрации быст-юпротекающих процессов.

Достоверность и обоснованность научных положений, выводов и реко-кндаций обеспечиваются подтверждением теоретических положений резуль-

татами экспериментальных исследований, сопоставимостью расчетных показателей с результатами, полученными в натурных условиях, апробацией предложенных методов расчета конструктивных параметров бурового оборудования в проектных и производственных организациях, экономической эффективностью от реализации разработок автора.

Научная новизна. 1. Научно обоснована необходимость автономизацяи бурового оборудования ПБУ для каждого технологического процесса и введения индивидуальных приводов для отдельных его агрегатов , что снизит влияние волнения моря на возможность оптимизации режимов бурения и механизации трудоемких операций.

2. Экспериментально выявлено и теоретически подтверждено, что при забивном и виброударном бурении находящийся в трубах столб воды создает гидродинамическое давление на породы забоя, которое уплотняет и отжимает их из труб, снижая достоверность геологического опробования.

3. Впервые установлено, что выход керна зависит от скорости погружения колонны обсадных труб в обводненные породы немонотонно и на этой основе установлен механизм формирования керновой пробы, в соответствии с которым выделены четыре характерных участка с различной степенью влияния увеличения скорости погружения в породы труб на выход керна, определяющие рациональные режимы бурения: на первом и втором участках превалирующее влияние на выход керна оказывают сопротивления поступле-лению его в колонну, пропорциональные скорости ее погружения; на третьем и четвертом участках на выход керна активно воздействует его инерционные силы, связанные с повышенными скоростями погружения колонны.

4. Доказано, что наиболее эффективно забивное бурение на море по схемам с неторцевым соударением забивного снаряда и колонны труб и что максимум энергии удара предается колонне при соотношениях площадей сечений снаряда и колонны в пределах от 1,5 до 2,0 и при длине снаряда, меньше длины участка колонны, возвышающегося над плоскостью соударения.

5. Установлена аналитическая зависимость для определения рациональных конструктивных параметров ударных механизмов и режимов бурения с применением фиксируемых в забиваемой колонне керноприемников.

6. Установлено, что рыхлые породы при гидротранспортировании их из скважины разрушаются на куски разных, но примерно равных продольных и поперечных размеров. Максимум критической скорости потока имеет место при обтекании кусков с диаметрами, составляющими 0,49 от диаметра труб.

7. Получена функциональная зависимость максимального значения критической скорости потока от диаметра труб и плотности керна, поз-

воляющая определять значения скоростей восходящего потока, которые исключают миграцию тяжелых фракций пород и обеспечивают высокое качество опробования при разведке россыпей.

8. Шлучены приближенные аналитические выражения для определения высоты морского Сурового кондуктора и минимально необходимой величины его погружения в грунт морского дна, позволяющие определять рациональные конструкции кондукторов и технологические режимы их использования при бурении скважин на море.

Практическое значение. 1. Определена рациональная комбинация способов бурения для разведки морских россыпей на основании комплексного учета геолого-методических требований (ГМГ) к бурению на конкретной стадии геологоразведочных работ (ГРР), установленного механизма формирования керновой пробы, эксплуатационно-технологических возможностей и технико-экономической эффективности способов:

- на поисковой и поисково-оценочной стадиях - забивной с гидротранспортированием пород, обеспечивающий высокую производительность;

- на предварительной и детальной стадиях - забивной в рыхлых породах, обеспечивающей достаточную представительность пробы, и вращательный в плотных и крепких породах.

2. Разработаны высокоэффективные способы, техника и технологии:

- погружения обсадных труб в породы ударами по придонной муфте колонны, что повышает КПД удара, снижает трудоемкость работ, расширяет возможности бурения по глубинам скважин и разведываемых акваторий;

- отбора керна керноприемниками без связи их с ударной штангой, снижающие влияние качки ПБУ на процесс бурения;

- забивного бурения с совмещением процессов погружения труб и кернопри-емника в породы, обеспечивающие обратную циркуляцию промывки в керно-приемнике и предотвращающие его заклинивание в колонне;

- забивного бурения с гидротранспортированием керна по двойной колонне труб (ДКТ), удовлетворяющие геологическим требованиям к бурению при разведке россыпей на поисковой и поисково-оценочной стадиях ГРР;

- бурения устанавливаемым на забитую в породы обсадную колонну (кондуктор) вращателем с симетрично расположенным относительно его шпинделя приводом, что уменьшает колебания кондуктора и влияние качки ПБУ на поддержание рациональных режимов бурения;

- бурения на глубинах моря до 200 м, основанные на ограничении стрелы прогиба колонны обсадных труб и действующих на нее нагрузок;

- извлечения обсадных труб из скважин, снижающие нагрузки на ПБУ и на-

пряжения растяжения в трубах.

3. Разработаны методические основы определеня оптимальных конструктивных и технологических параметров новых буровых систем, повышающих качество разведки и технико-экономические показатели бурения с ПБУ.

4. Разработаны направления проектирования, методические основы расчета и рекомендации по технологии использования буровых кондукторов, повышающие надежность работы в сложных гидродинамических условиях моря.

5. Определены перспективы дальнейшего развития и использования новых разработок для бурения скважин на акваториях.

Реализация работы. Результаты исследований используются СКВ АО "Дальморгеология" при разработке техники для бурения с ПБУ, МГГА в учебном процессе, при курсовом и дипломном проектировании и в исследовательских работах студентов и аспирантов. Новые способы забивного бурения с нанесением ударов по придонной муфте, вращательного бурения с постановкой вращателя на предварительно забитой колонне, отбора керна керноприемниками без связи их с ударной штангой, гидравлического извлечения груб и трубчатый кондуктор с ограничением стрелы его прогиба внедрены в производство и использовались при бурении скважин на акваториях Балтийского и Дальневосточных морей. Экономический эффект от использования результатов исследований обеспечивается за счет: повышения производительности к надежности работы новых буровых систем; повышения геологической информативности ; снижения трудоемкости работ; уменьшения времени простоев по гидрологическим условиям.

Апробация работа Основные положения работы и результаты исследований докладывались на научных конференциях МГГА (ежегодно с 1974) и ДЛИ (1991); на Всесоюзных конференциях и совещаниях по проблемам научных исследований и создания новой техники для освоения морских недр (г.Шсква, ВНИИпрозолото, 1973; СКВ НГО'Теотехника", 1994; г.Тверь,1982; г. Владивосток, 1983 и 1994); на международных симпозиумах: по бурению разведочных скважин в осложненных условиях (г. Санкт-Петербург, 1989 и 1992) и по применению математических методов и компьютерной техники в геологии,горном деле,металлургии и смежных областях (г. Москва, 1993).

Публикации. Список научных трудов автора по теме диссертации содержит 110 наименований, в т.ч. 65 печатных работ (1 монография, 1 брошюра, 38 статей и 25 авторских свидетельств на изобретения).

Состояние вопроса и направления исследований.

В работе в качестве основополагающих использованы выводы и рекомендации, содержащиеся в научных трудах И. В. Архангельского, К. А. Боголюб-

ского, Е С. Владиславлева, Б. М. Ребрика, А. Е. Смолдырева, И. Г. Шелковнико-ва. При теоретических исследованиях ударных явлений, закономерностей гидротранспортирования керна, устойчивости и прочности трубчатых элементов автор руководствовался положениями, изложенными в трудах Е. В. Александрова, О. Д. Алимова, Л. Д. Базанова, Р. А. Ганджумяна, Н. А. Гука-сова, а П. Дерусова, К. И. Иванова, К Г. Кар дыша, А. Т. Киселева, Е. А. Козловского, Б. Б. Кудряшова, ЕМзковея, А. X Мирэаджанзаде, Б. Л Миттельмана, Я Г. Пановко, Г. М. Саркисова, А.Е. Сарояна, В. А. Светлицкого, Б-ЕСоколинс-кого, С. П. Тимошенко, Г. Хендерсона, Р. Р. Чугаева, Л. П. Шумилова и др.

При обосновании перспективных способов и схем бурения и разработке оборудования для их реализации автором учтены результаты исследований А. К Агринского, А. Г. Асеева, Д. Е Башкатова, Л. И. Беделя, К А. Гельфгата, С. С. Гужова, И. С. Калинина, Е К. Киримова, Д. И. Когана, И. а Кузьмина, А. К. Курбатова, А. В. Лукошкова, В. Е Москвитина, Б. К Цурзакова, С. А. Назирова, Л. Е Бэйтмана, С. Е Пенкевича, А. Е Пешкова, А. II Еронкина, Е. Е Само й лен-ко, И. Ж Залькова, В. С. Фоменко, Л А, Щумова, Я. А. Здельмана и др.

Глубины залегания пород, содержащих россыпные полезные ископаемые, и ГМТ к их разведке определяют следующие максимальные параметры скважин: глубина по воде - 150м, по породам - 100м, диаметры по обсадным трубам - 168-273мм. Учитывая широкий диапазон изменения физико-механических свойств пород в плане и по разрезу морского дна, для эффективного бурения таких скважин требуется применение нескольких способов.

Основным способом бурения с ПБУ при разведке россыпей является ударно-забивной. Традиционная схема его осуществления требует выполнения большого количества трудоемких и опасных для жизни людей операций. Станки с ударными механизмами на ПБУ не применяют, так как они не обеспечивают изменения навески снарядов синхронно с качкой ПБУ. Трубы и керноприемники погружают в породу при помощи лебедок. При этом обсадную колонну забивают ударами по ее наголовнику. Из-за опасности раскачивания подвешенного на тросе забивного снаряда, его масса не превышает 600 кг, что не позволяет эффективно погружать в целик трубы диаметром 168мм длиной более 20 м. В то же время при бурении на море зачастую только для перекрытия слоя воды требуется колонна труб длиной до 200 м.

Важной проблемой является снижение потерь энергии удара в забиваемой колонне. Ба море к потерям на продольные деформации колонны добавляются потери на ее радиальные деформации, обусловленные тем, что в интервале слоя воды колонна не защищена от изгиба. Большие потери энергии удара имеют место в резьбовых соединениях. Ш данным К. И. Ива-

нова потери на одном соединении эквивалентны потерям на 4-6м цельной труба А так как длины труб колонны обычно не превышают 2м, иа-за ограничений правилами Морского Регистра высоты мачты до 10м, то потери энергии удара в колонне длиной, например, 100м достигают 50%.

Требуют совершенствования при забивном бурении техника и технология отбора керна. Применение для бурения с ПБУ известных конструкций забивных керноприемников (ЗК) неэффективно, так как качка приводит к : отрывам керноприемного стакана от забоя; перемешиванию, растворению в воде и утрате керна; уменьшению энергии удара штанги по стакану.

фи погружении в целик труб и керноприемников породы забоя уплотняются и частично отжимаются из труб. Интенсивность уплотнения и отжа-тия пород зависит от их свойств, способов и режимов погружения в них труб и ЗК, высоты столба воды над забоем скважины. Поэтому актуальной является задача исследования влияния способов, технических средств и технологии бурения в рыхлых Еодонасыщенных породах на процесс кернооб-разования. Высокие качество и производительность бурения обеспечиваются при одновременном погружении в породы обсадной колонны и зафиксированного в ней керноприемника. Практического применения такая схема бурения не получила из-за несовершенства способов и механизмов фиксации.

По условиям достоверности опробования при разведке россыпей скважины должны внедряться на 1-2ы в коренные породы. Бурение в таких породах целесообразно вращательным способом. Однако качка ПБУ и трудность применения буровых растворов, из-за невозможности организации замкнутой их циркуляции на ПБУ малого водоизмещения, ограничивают применение традиционных техники и технологии вращательного бурения. Существующие при вращательном бурении системы принудительных подач, подвески и разгрузки инструментов для условий моря мало пригодны. При подвеске инструмента на тросе или его жестком креплении в шпинделе станка вертикальная качка ПБУ приводит к периодическим отрывам коронки от забоя, к разрушению и утрате керна, затрудняет оптимизацию режимов бурения.

Для моря задача повышения производительности бурения острее, чем для суши, так как ПБУ работают только в теплые периоды года, в светлое время суток и при волнении моря до 3-х баллов. Высокопроизводительным в рыхлых породах является способ бурения с гидротранспортированкем керна. Однако традиционный способ вращательного бурения с гидротранспортированием не обеспечивает опережения забоя трубами, что сникает качество геологической информативности из-за обогащения или обеднения транспортируемых проб пород, затрудняет установление границ пород разреза.

Имеют место также трудности обеспечения непрерывной циркуляции промывочной жидкости из-за "ухода" ее в загрубное пространство, что создает условия для закупорки выдачной магистрали городами. При традиционном вращательном способе трудно поддерживать рациональные режимы бурения из-за качки ПБУ, изгиба ДКТ в интервале между поверхностью и дном моря и невозможности замены износившейся буровой коронки.

Важная проблема - предотвращение поломок кондуктора, перекрывающего слой воды в месте бурения. Он подвержен воздействию продольных и поперечных нагрузок: от собственной тяжести, перемещений ПБУ, давления волн и течений. Особенно тяжелые условия его кагрукенкя на приливо-отливных акваториях. Здесь постоянно меняются направления течений, скорости их достигают 5м/с и кондуктор уже при спуске через слой воды изгибается силой давления течения,а его башмак становится на дно на расстоянии в несколько метров от точки проекции верхнего конца кондуктора При определенных сочетаниях высоты кондуктора и воздействующих на него нагрузок он может разрушиться. Поэтому максимально допустимая глубина разведываемых акваторий зависит от конструкции и прочности кондуктора

Большие трудности возникают при извлечении обсадных труб из скважин. Применение для этих целей многострунных оснасток и домкратов ограничено водоизмещением ПБУ. При применении вибромеханизмов значительная часть их энергии теряется в трубах и окружающей их воде между поверхностями моря и дна Вибрационные нагрузки разрушающе действуют на мачту, оборудование и извлекаемую колонну труб.

Задачи исследований. 1. Выявить особенности бурения с ПБУ и оценить перспективные способы по степени их соответствия геолого-методическим требованиям, предъявляемым к бурению при разведке морских россыпей.

2. Создать методы, схемы и технику для эффективного выполнения технологических процессов перспективных способов бурения с ПБУ применительно к условиям работы на акваториях.

3. Исследовать конструктивные и технологические решения забивного и вращательного способов бурения.

4. Обосновать критерии и разработать теоретические основы: а) оптимизации параметров ударных систем и режимов забивного бурения; б) методики выбора рациональных параметров ДКТ и насоса, учитывающей особенности разведки россыпей; в) расчета буровых кондукторов, с целью выбора их экономичных и надежных конструкций, применительно к конкретным условиям бурения, в том числе на открытых глубоководных акваториях.

На защиту выносятся следующие ПОЛОЖЕНИЯ.

I. При выборе рациональных способов, схем и технологий бурения предлагается учитывать установленный механизм формирования керновой пробы, который характеризуется немонотонностью зависимости выхода керна от скорости погружения колонны обсадных труб в породы и определяется гидродинамикой находящейся в колонне воды и инерционностью пород.

Основной критерий при выборе рационального способа бурения для разведки морских россыпей - его соответствие геолого-методическим требованиям, установленным для каждой стадии ГРР. Первоочередными позициями этих требований к бурению при разведке россыпей являются: 1) опережающая обсадка скважины трубами; 2) соответствие обьема отбираемых проб объему пробуренного интервала

Анализ известных способов показывает, что применительно к условиям работы с ПБУ только забивной и вибрационный обеспечивают бурение в рыхлых породах с опережающей обсадкой скважины трубами [1,2,201. Поэтому именно эти способы исследовались по их соответствию второй позиции ГИГ при бурении экспериментальных скважин в условиях суш и моря.

Модельные исследования качества отбираемых проб при бурении в пляжной зоне были выполнены с использованием буровой установки БУВ-1Б. Для оценки способов по миграции элементов тяжелых фракций в ниже лежащие горизонты в погружаемую в породы разьемную трубу засыпалась чугунная дробь. Контроль качества отбираемого керна осуществлялся вскрытием скважин шурфами, а фиксация положения слоев пород в скважине и шурфе -фотографированием. В результате установлено: при забивном способе форма слоев внутри трубы и в шурфе не изменяется, дробь по контакту между трубой^и керном проникает на глубину до 35см; при вибропогружении слои пород на контактах с внутренней и наружной поверхностями трубы смешдю-тся в направлении погружения и дробь по контакту между трубой и керном проникает на глубину до 70 см. Следовательно, при виброударном способе элементы тяжелых фракций больше чем при забивном склонны к миграции.

Породы в трубе после погружения ее как забивным, так и виброударным спосабами уплотняются. Общее уменьшение мощности выбуренной породы при забивном способе в 2,2 раза больше, чем при виброударном. Это свидетельствует о проявлении свайного эффекта и о том, что величина его в сухой скважине при забивном бурении больше, чем при виброударном. Такой вывод согласуется с результатами исследований Д. Е Башкатова, Б. М. Гуменского, Н. С. Комарова, Б. М. Ребрика.

Противоположные зависимости выхода керна выявлены автором при пог-

- и -

рулении труб на море: линейная потеря керна при забивном способе меньшая, чем при виброударном, причем при погружении каждым из сравниваемых способов она больше, чем на суше [31]. Для выяснения причин такого положения выполнен цикл опытов с погружением труб забивным и виброударным способами по обычной технологии и с предварительны!.) удалением воды из полости труб. По результатам исследований сделан вывод, что при погружении в породы колонны труб с находящимся в ней столбом воды у забоя повышается гидродинамическое давление, уплотняющее породы и выдавливающее часть их из колонны. Подтверждением такого вывода являются случаи разрушения железобетонных свай-оболочек, погружаемых вибромеханизмами при строительстве морских портов. Исследователи Л. И. Афанасьев, А. М. Иванов, И. Л. Крымский, М. Г. Цейтлин и др. установили, что динамическое воздействие воды вызывает напряжения в стенках сваи, которые в 1,6 раза превосходят допустимое сопротивление растяжению бетона марки 400 и разрушают сваю на контакте воды и пород забоя.

Причину возникновения гидродинамического давления в колонне при ее погружении в породы можно объяснить тем,что при нанесении удара по колонне находящийся в ней столб воды создает усилие (волну напряжения), которое согласно волновой теории вычисляется по формуле

Р = ^ V С (1)

где Р и ^ - площадь сечения и плотность воды; V - массовая скорость частиц воды в волне напряжения, пропорциональная скорости нанесения удара по колонне; С - скорость звука в воде.

Из-за подводных течений, дрейфа ПБУ и расположения снарядов и механизмов на колонне на большом расстоянии от дна моря трудно обеспечить вертикальность забиваемой колонны. Экспериментально установлено, что линейная потеря керна при погружении в породы труб в наклонном положении большая, чем при вертикальном. Это уменьшает выход керна, снижает эффективность погружения и извлечения труб.

Таким образом, схемы, техника и технология забивного бурения должны обеспечивать вертикальность погружения обсадной колонны в породы с опережением забоя скважины и исключать отрицательное воздействие находящейся в колонне воды на выход керна.

На море забивным способом бурят по схемам без поинтервального и с поинтервальным отбором керна Первая схема заключается в бурении всей скважины одним рейсом. При этом обсадную колонну забивают в целик на

необходимую глубину или до прекращения углубки. Затем колонну поднимают и из нее извлекают образцы пород обычно порциями по 0,2м. Вторая схема имеет две разновидности: с поочередным и одновременным погружением в породы обсадной колонны и керноприемника. Перечисленные схемы и технологии бурения с их применением предлагается оценивать по качеству опробования и их эксплуатационно-технологическим возможностям С2,263.

Опыт бурения показал, что при погружении труб в целик без удаления из них пород проявляются особенности свайного эффекта В результате породы забоя уплотняются, сначала частично, а затем полностью прекращается их поступление в колонну, скорость погружения колонны с глубиной скважины интенсивно снижается и ее часто не удается добурить до проектной отметки. Установлено, что при погружении труб диаметром 146/ 138мм в илистые и песчано-глинистые породы на глубину 10-12м без интервального опробования линейная потеря керна достигает 572. С увеличением диаметра труб она снижается и при диаметре 168/150мм составляет 46-50%, а при диаметре 219/200мм - 30-40% [23.

Несмотря на недостатки первой схемы,ее вынуждены применять при бурении сильно водонасьпценных пород. Если такие породы перекрыты трубами не полностью, то при отборе из колонны керна они поднимаются в скважину из-за возникающего перепада горного и гидростатического давления снаружи и внутри труб. Такие условия имеют место при забурке большинства скважин, так как во многих случаях придонные отложения представлены водонасыщенными илами и алевритами. На нижележащих интервалах скважин встречаются сильно обводненные пески и гравий. Мощности водонасы-щенных пород достигают десятков метров.

Экспериментально подтверждено, что линейная потеря керна при бурении зависит не только от длины рейса и свойств пород, но и от скорости погружения в них труб. В эксперименте быстрое погружение колонны в обводненные илы и алевриты обеспечивалось за счет сбрасывания ее с высоты 3,5-4,5 м над дном моря при расторможенной лебедке, медленное - за счет спуска колонны с тормоза лебедки со скоростью 0.02-0. 03 м/с. При быстром погружении труб в породы скорость движения колонны массой 1400 кг уменьшалась с 8-7м/с до 3-2м/с, а колонны массой 400 кг - с 7-6 м/с до остановки. Результаты исследований свидетельствуют о преимуществах быстрого погружения перед медленным (табл.1).

Дополнительные исследования погружения колонны диаметром 168/150мм в те же обводненные породы на глубину 1,2- 2,6м со скоростями 0,01-1,0 м/с подтвердили зависимость выхода керна от скорости погружения ко-

донны и его уменьшение с увеличением длины рейса: при скоростях погружения колонны V < 0,02м/с выход керна 100% сохраняется до длины рейса 2,0м; при 0,02< V < 0,15м/с - до длины рейса 1,2-1,4м; при длине рейса более 2,5м выход керна при любой скорости погружения меньше 100%.

Таблица 1

Зависимость выхода керна от скорости погружения и углубки за рейс колонны труб диаметром 1б8/150мм.

масса погружаемой колонны, кг

быстрое погружение ! медленное погружение

углубка за рейс, м выход керна углубка за рейс, м выход керна

м ! % м ! %

1400

4,05 1 3,45 ! : 85,2 1 3,70 ! 2,70 ! 73,0

4,20 ! 3,30 ! 78,6 ! 3,85 ! 1,60 ! 41,6

4,30 ! 3,50 ! 81,4 : 4,05 1 2,75 1 67,9

4,30 1 3,35 : 77,9 4,05 ! 2,75 ! 67,9

5,00 ! 3,15 1 64,0 ! 4,05 1 2,00 ! 49,4

400

2,20 3,10 4,23

2,10 ! 95,5 ! 2,20 ! 71,0 ! 2,99 70,7 ! _I_I

2,95 2,98 3,00

1,15 ! 39,0 1,20 I 40,3 1,20 ! 40,0

_I_

Установлено, что влияние скорости погружения колонны в обводненные породы на выход керна не монотонно : по мере увеличения скорости погружения выход керна сначала падает, затем увеличивается и далее остается почти постоянным. В общем виде характер зависимости выхода керна от скорости погружения колонны можно разбить на четыре участка. Для условий погружения колонны диаметром 168/150мм в породы на глубину 2м эти участки характеризуются (рис.1): I - отсутствием линейной потери керна при скоростях погружения до 0,02 м/с; II - уменьшением выхода керна по высоте со 100Х до 85% соответственно росту скорости от 0,02 до 0,10 м/с; III - увеличением выхода керна с 85% до 95% соответственно увеличению скорости от 0,10 до 0,16 м/с; IV - стабильностью линейной потери керна при скорости погружения колонны более 0,16м/с [26,31].

Такой характер кернообразования можно объяснить следующим. В процессе погружения колонны в породы на контакте ее внутренних стенок с находящимися в ней водой и породами возникают сопротивления трения, вовлекающие воду и породы по направлению движения колонны. При сравнительно малых скоростях движения колонны силы трения на контакте "колонна-вода и породы" малы и не вовлекают породы в движение, не уплотняют и не отжимают их из колонны (1-й участок). С увеличением скорости погружения эти силы растут и вовлекают находящиеся в колонне породы в движение, уплотняют их, частично отжимают в забой и выход керна уменьшается (участок II). Однако из-за инерционности пород скорость их движения меньше скорости колонны. Поэтому при дальнейшем увеличении скорости колонны (участок III) ее башмак опережает уплотняющиеся слои пород и частично предотвращает их отжатие. При скоростях движения колонны IV участка поступающие в нее породы преимущественно уплотняются.

Рис.1. Зависимость выхода керна (К) от скорости погружения (V) труб в породы при углубке в рейсе 2м. I, II, III, IV - характерные участки зависимости

20

Ксм/с

При рейсовом погружении колонны труб на 2м в обводненные породы наибольший процент выхода керна обеспечивает режим бурения 1-го участка и всего на 3-4% меньший - IV-го. А так как забивное бурение в режимах 1-го участка ( V < 0,02м/с) трудно осуществимо, то рациональным по выходу керна является режим бурения IV-го участка ( V > 0,16м/с).

При бурении по схеме с чередованием погружения колонны и опробования керн также уплотняется, перемешивается и частично теряется, так как: 1) при погружении колонны часть пород отжимается в забой, а поступившие в нее уплотнены из-за гидродинамического воздействия на них находящейся в колонне воды и проявления свайного эффекта; 2) забиваемый затем в "поступившие е колонну и ограниченные ее стенками породы керноприемник дополнительно уплотняет и отжимает их в забой; 3) в каж-

дом рейсе после извлечения керноприемника на стенках колонны остается уплотненное кольцо пород, которые в последующем рейсе при работе ударной штангой перемешиваются с водой и вместе с ней изливаются из скважины при извлечении керноприемника Поэтому бурение скважин глубиной до 5м одним рейсом (1-я схема) обеспечивает больший выход керна (несмотря на потери его из-за свайного эффекта), чем бурение таких же скважин с чередованием интервального погружения колонны и отбора из нее керна.

Трудности возникают при бурении по последней схеме в обводненных породах, склонных к подъему в колонну из-за уменьшения над ними горного и гидростатического давления. Поступлению пород в колонну способствует разрежение,возникающее над ними в период извлечения из скважины керноприемника, который при подъеме в интервале его погружения движется вверх в уплотненном породном кольце как поршень и засасывает породы забоя в колонну. Похожий процесс получается и при свободном от пород кольцевом зазоре, но при большой скорости подьема керноприемника, так как только часть находящейся выше него воды успевает перетекать в освободившийся под ним обьем по кольцевому зазору, а часть изливается из скважины через верх колонны. Разрежение под поднимаемым керноприемни-ком способствует также выпадению керна из него. Сказанное подтверждается тем, что во многих случаях после извлечения керноприемника скважина почти свободна от воды, упругие лепестки кернодержателя деформированы и керн в керноприемнике отсутствует.

Трудности возникают также при бурении по этой схеме в породах с включением галечников и валунов. Здесь при погружении колонны поступающие в нее галечники и валуны расклиниваются и распределяются по всему ее сечению. Последующее погружение в них керноприемника затруднительно, так как галька и валуны не входят в керноприемник из-за расклинивания или превышения их размеров над размерами его диаметра. Смещение гальки и валунов керноприемником в стороны ограничено стенками колонны.

Свободна от перечисленных недостатков схема бурения с поинтерваль-ным отбором керна, в которой колонну погружают в породы совместно с зафиксированным в ней керноприемником. Отбор керна у башмака колонны увеличивает его качество и процент выхода, так как породы забоя поступают в керноприемник без уплотнения и впоследствии легко и быстро из него извлекаются. Одновременное погружение в породы колонны и кернопри- • емника повышает производительность бурения за счет совмещения операций и сокращения затрат времени на выполнение вспомогательных работ.

Бурение по этой схеме в породах различных свойств осуществлялось с

применением керноприемника, который фиксировался у башмака обсадной колонны при помощи грузов различных масс. Экспериментально установлено (табл. 2), что существует предельная величина углубки за удар, после которой резко снижается количество и качество керна, и тем меньшая, чем водообильнее породы. Здесь, кроме гидродинамического давления и сил трения пород на контакте с внедряемыми в них элементами, препятствуют поступлению пород в керноприемник силы сопротивления истечению из него через обратный клапан воды, вытесняемой поступающим в керноприемник керном. При больших скоростях погружения эти сопротивления пропорциональны квадрату скорости истечения воды через клапан. Одновременно истекающая из керноприемника вода преодолевает гидродинамическое давление воды, находящейся выше керноприемника

Таблица 2

Результаты бурения с фиксацией керноприемника диаметром 146мм в колонне диаметром 168мм при помоши груза

порода погружение отставание выход ! масса

колонны, см кернопри- керна,! груза.

за в емника. 2 ! кг

УДар рейсе см

обводненные пески 3-4 50 - 30-40 1 470

с галькой ( 1

илистые пески 3-5 80 - 70-80 ! 350-800

20-25 50 2,5-3 30-40 800

глинистые пески 3-4 80 - 70 ! 350-800

15-20 50 2,5-3 60 ! 800

вязкие глины 3-5 100 - 100 ! 470-800

выветрелые «

коренные породы 3-4 40 - 100 ! 470-800

.1_I_I_I_I

Особенность кернообразования при бурении по этой схеме в породах с включениями галечников и валунов - подклинивание керна в керноприемни-ке, которое может возникать уже после 20-30см погружения керноприемника в породы. Дальнейшее заглубление керноприемника даже если и происходит, го без поступления в него пород.

Технически просто и эффективно бурение с одновременным погружением

колонны и керноприемника в связных и плотных глинизированных породах, в том числе с включением небольших размеров гальки и обломков коренных пород. Керн таких пород поступает в керноприемник столбиком с зазором, величина которого определяется разностью внутренних диаметров керноприемника и башмака колонны.

Таким образом, экспериментально установлено и теоретически обосновано, что при забивном и виброударном бурении находящаяся в трубах вода создает гидродинамическое давление на породы забоя, которое уплотняет и частично отжимает их в затрубное пространство. Удаление воды из колонны не эффективно, так как понижение ее уровня в скважине по сравнению с уровнем моря создает перепад гидростатического давления, под действием которого в колонну поступают водонасыщенные породы забоя. Ш комплексу критериев (выход керна,механическая скорость бурения, соответствие ГМГ, геологические и гидродинамические условия) наиболее приемлемым для разведки россыпей с ПБУ признан забивной способ бурения. Для него исследован механизм формирования керновой пробы в зависимости от свойств пород и технологических режимов погружения в них обсадной колонны и керноприемников. Установлено, что определяющим технологическим параметром режима забивного бурения на море по выходу керна является скорость погружения обсадных труб и керноприемников в породы. Причем, ее влияние на выход керна не монотонно. С учетом выявленных особенностей механизма кернообразования сделаны следующие рекомендации по применению схем и режимов забивного бурения с ПБУ [313:

1. Так как морское дно представлено в большинстве случает сильно обводненными породами, забуривание скважины следует производить сбрасыванием обсадной колонны с максимально возможной и допустимой по ее прочности высоты. Это обеспечивает большие механические скорости бурения, высокий процент выхода керна и вертикальность забиваемой колонны, что важно для дальнейшего эффективного ее погружения и извлечения.

2. Бурить в рыхлых породах скважины глубиной до 5м от дна моря следует погружением в них труб без интервального опробования, т.е. одним рейсом. Это обеспечивает более высокий выход керна, чем при бурении таких же скважин с поинтервальным отбором керна, и на 30-40% повышает производительность бурения в связи с исключением операций по отбору керна из колонны керноприемниками.

3. Сильно водонасыщенные породы и плывуны на любом горизонте скважины следует полностью перекрывать обсадной колонной с последующим отбором керна из нее забивными керноприемниками (ЗК). При этом, как и при

бурении без интервального опробования, колонну необходимо погружать с максимально возможной и допустимой по ее прочности углубкой за удар.' 4. Бурить скважины в слабо водонасыщенных породах необходимо по схеме с одновременным погружением в них колонны и зафиксированного в ней керноприемника. Конструкции керноприемников, схемы и режимы бурения должны исключать вредное влияние на выход керна находящейся в скважине воды или углубку за удар необходимо ограничивать до 5см путем регулирования энергии удара изменением высоты сбрасывания забивного снаряда 5. Перед извлечением из скважины керноприемника любого типа обсадную колонну необходимо заполнить водой для повышения противодавления на породы забоя. Скорость извлечения керноприемника должна быть такой, чтобы при его подъеме уровень воды в колонне не повышался. Это исключит образование под керноприемником зоны разрежения. Извлекаемый из скважины забивной керноприемник вначале необходимо приподнять на 10-20 см от забоя и на мгновение остановить. При этом уменьшается поршневание,-так как находящаяся выше ЗК вода, устремляется в освободившееся под ним пространство и размывает породы, находящиеся в кольцевом зазоре.

II. Максимум энергии удара передается обсадной колонне и энергия наиболее эффективно используется при забивном бурении на море по схемам с неторцевым соударением забивного снаряда и колонны труб при соотношении их площадей сечений в пределах от 1.5 до 2,0 и длине снаряда, меньше длины участка колонны, возвышающегося над плоскостью соударения.

При традиционном способе забивного бурения в условиях моря (рис.2а) трудно подвести к обсадной колонне и эффективно использовать энергию удара , достаточную для производительного погружения колонны в породы. Свободен от этих трудностей новый способ забивного бурения (рис.26),отличающийся тем, что обсадную колонну погружают в породы ударами под водой по торцу придонной муфты кольцевым забивным снарядом (ЗС), скользящим по наружной поверхности колонны [1,2,15,37].

Баланс расхода энергии удара при погружении колонны традиционным и новым способами забивного бурения можно представить в виде

Уо = У + Уп + Ут+\й (2)

где Уо - энергия удара по колонне; V, Уп, ^г и - потери энергии соответственно: - зависящие от соотношения масс снаряда и колонны;- по длине колонны и в резьбовых соединениях; - на трение боковых поверх-

Рис. 2 Принципиальные схемы забивного бурения на море: а -традиционная; б -разработанная автором 1-забивной снаряд; 2-наго-ловник; 3-муфта; 4-обсадная труба; 5-башмак; 6-кернопри-емник; 7-ударная штанга

Рис.3. Схема ударной системы (а) и волны деформаций, генерируемые в волноводе ударной жесткости Cj при: б - 1 < Ii, С> 2Ci в - 1 > Ii, С > 2Ci; г - 1 < Ii, С = 2Ci

ностей колонны о породу; - на разрушение пород забоя.

При бурении традиционным и новым способами 30 падает под действием силы тяжести и испытывает сопротивления среды , в которой падает , сил трения о колонну, в лебедке, блоках и тросовой оснастке. Большие сопротивления движению испытывает ЗС при бурении новым способом, так как падает в воде. С целью оценки возможностей сравниваемых способов по величине подводимой к колонне энергии удара, экспериментально исследовано влияние перечисленных сопротивлений на скорость движения ЗС в зависимости от их масс, размеров и высот сбрасывания Г12].

При проведении экспериментов использовались три кольцевых ЗС различных масс М (кг) и длин 1 (мм), но одинакового диаметра 426/200 мм. Для определения влияния перечисленных сопротивлений на скорости движения снарядов регистрировали путь , пройденный каждым из них за равные промежутки времени при падении на тросе лебедки: а) в воздухе без колонны, с целью исследования влияния сопротивлений в лебедке,блоках и тросовой оснастке;б) в воздухе по колонне диаметром 168мм, с целью исследования влияния сил трения о колонну; в) в воде по той же колонне, с целью исследования влияния архимедовой силы и сопротивления воды. Регистрировали перемещения снарядов в каждом опыте на протяжении 4 м их падения при помощи киносьемки (табл. 3).

Таблица 3

Коэф- I Традиционный способ I Новый способ

фици- I_I_

ент I М =1110 I и =705 I Ы =430 I М =1110 I М =705 I М =430 I 1 =1510 I 1 =940 I 1 =530 I 1 =1510 I 1 =940 I 1 =590

.1__I__I_I_I_I

а I 435 I 396 I 340 I 355 1 330 I 300

Ь I 861 I 784 I 673 I 675 I 627 I 570

а, I 96 I 56 I 29 I 81 I 48 I 21

)!Х101 48 I 50 I 54 I 52 I 54 I 56

В результате установлено:

1. Время движения снарядов с одинаковых высот по сравниваемым схемам различно и больше времени свободного падения. Разница во времени возрастает по мере увеличения высоты сбрасывания ЗС и уменьшения его массы: ЗС массой 1100 кг проходит путь 0,5 м по схеме традиционного способа бурения на 5Х,а по иавой на 11,ЗХ медленнее, чем при свободном

падении, путь Зм тот же ЗС проходит соответственно на 5,92 и на 16,82 медленнее; ЗС массой 430кг проходит по схеме традиционного способа на 19%, а нового - на 22% медленнее,чем при свободном падении, а путь 3 м тот же ЗС проходит соответственно на 20% и 28% медленнее.

2. Силы трения ЗС о колонну практически отсутствуют, что подтверждается абсолютной сходимостью значений пути, пройденного снарядами в воздухе вне колонны и по колонне.

3. Зависимости пути, пройденного снарядами различных масс, от времени их движения на тросе лебедки в воздухе и в воде имеют, гак и при свободном их падении, параболический характер.

По данным кинограмм выявлены функциональные зависимости пути и

скорости V движения ЗС от их масс, размеров и времени движения I ,а

также зависимости подводимых к колонне энергии удара У/о и мощности N

от массы ЗС, скорости его подъема Ул и высоты падения 1г

Для традиционного способа . до

1-эо о.9»

Л ■ а I ; V = Ь I ; №> = а^ ;

N = а^ Ул /( Ь + ЬхУдфГ) Для нового способа с<}?

|1=а1' ; V = Ь 1:" ; Мэ = 11' ;

N = а^Чл /( Ь + Ь^л-^/К)

В эмпирических формулах: Ь - см; Ь - с; V и Ул - см/с; Уо - Дж; N - Вт; а, Ь, а1 и Ьц - коэффициенты, зависящие от способа погружения колонны, массы и высоты падения ЗС (см.табл.3).

При одинаковых массах и высотах сбрасывания ЗС большая скорость их движения при свободном падении, меньшая - при традиционном и самая малая - при новом способе погружения колонны. Поэтому при одинаковых массах и высотах сбрасывания снарядов традиционный способ обеспечивает большие чем новый способ значения энергии ударов, частоты их нанесения и подводимой к колонне мощности. Однако возможности традиционного и нового способов по допустимым массам и высотам сбрасывания снарядов различны и это меняет энергетические возможности способов [16,32].

Масса ЗС при традиционом способе ограничена до 600кг по условиям изгиба колонны, возвышающейся над дном моря, и безопасности работы при качке ПБУ. Превышение этой массы опасно даже при волнении моря в 2 балла, так как подвешенный на тросе ЗС тем труднее удержать от раска-

чивания, чем больше его масса. При бурении новым способом качка ПБУ не ограничивает массу ЗС, так как он находится ниже палубы ПБУ и в процессе бурения всей скважины его не снимают с колонны. Ограничения массы по условиям устойчивости колонны можно оценить, используя уравнение А. П. Коробова г

Рг - Л ' 4 ) / 4 Ч (3)

где Р^ - вес колонны, приведенный к ее верхнему концу; Р2 - вес ЗС; EJ - жесткость колонны; - расстояние от дна до ЗС на колонне; Ь - длина колонны над дном моря.

Из выражения (3) следует,что перенесение ЗС с верхнего конца колонны на расстояние 1<> = 0,1Ь от поверхности дна допускает увеличение веса (соответственно массы) ЗС по условиям устойчивости колонны в 100 раз. Поэтому колонну, погружаемую традиционным способом ЗС массой 600кг, новым способом можно погружать ЗС массой 60000кг.

Практикой бурения в мягких породах (абсолютно неупругий удар) установлено уменьшение потерь энергии удара с увеличением массы ЗС и это согласуется с вычислениями по выражению, полученному из теоремы Карно

V - \йэ (1 - Ы Ш) (4)

где М и Ык - масса ЗС и колонны соответственно; ^ - коэффициент приведения массы, обусловленный неодинаковой скоростью движения частей колонны по ее длине при ударе. В случае ударного сжатия стержней, к которым можно отнести обсадную колонну,^ = 1/3.

В работах Я Г. Пановко, Б. М. Ребрика и других исследователей показано, что при упругом и не вполне упругом ударе по колонне (башмак упирается в валун или коренные породы) максимальная величина ее погружения за удар достигается при примерно равных массах ЗС и колонны. Однако масса колонны по мере углубления скважины растет, а масса снаряда постоянна. Поэтому рациональную массу ЗС предлагается определять для условий окончания бурения скважин средней глубина-глубина моря 20 м, глубина по породам 20м [31,32]. Из условия обеспечения равенства масс ЗС и колонны длиной 40 м имеем

М = и (5)

здесь М - масса ЗС, кг; Б и $ - наружный диаметр и толщина стенки колонны соответственно, мм.

Следовательно, рациональная масса ЗС для погружения в породы труб диаметром 168/152мм должна составлять 1350 кг. Допустимая же масса ЗС для погружения таких труб традиционным способом в 2,25 раза меньше рациональной и не создает необходимой энергии удара. Стремление компенсировать ее недостаток увеличением высоты сбрасывания ЗС до 2,5м ограничено допустимой скоростью соударения, а также уменьшает частоту ударов. Согласно волновой теории удара можно записать

tV] = С [ б 3/ 2 Е (6)

где CV2- допустимая скорость движения ЗС в момент удара; С - скорость распространения звука по колонне; [ (з ] - предел упругости матерала ко- . лонны труб и ЗС; Е - модуль упругости материала колонны и ЗС.

Частота ударов \) тем больше, чем больше скорость подьема Ул и ускорение падения j ЗС и чем меньше высота h его подьема и падения

= Чл / ( h + Ул h/j ) (7)

Принимая в формуле (6) [ 6" ]=(250-320)МПа; Е=210000МЛа; С=5000м/с, получим [ V]=(2,98-3,81)m/c. Учитывая многократность соударения ЗС с колонной, следует ориентироваться на меньшее значение скорости, т.е. на V 4 3м/с. А так как при бурении традиционным способом ускорение ЗС массой 705 кг в интервале падения до 1м составляет в среднем 8м/с2,то высота его сбрасывания при V = 3м/с не должна превышать 56 см.

Следовательно, при ограниченной высоте сбрасывания снаряда единственной возможностью увеличения энергии удара является увеличение массы ЗС. Для традиционного способа бурения допустимо применение экспериментальных снарядов массами 430кг и 705кг. Тогда энергетические показатели сравниваемых способов, вычисленные по полученным эмпирическим формулам и коэффициентам табл. 3 при V=3m/c и Ул=0,494м/с, будут Способ бурения ®вый Традиционный

Масса снаряда,кг 1110 705 430

Энергия удара, кДж 4,26 3,17 1,93

Мощность, кВт 2,47 2,06 1,08

Полученные значения энергетических показателей свидетельствуют, что новый способ позволяет подводить к колонне большие значения энергии удара и мошрости, чем традиционный, и это приводит к увеличению скорости бурения.

Новый способ позволяет осуществлять бурение на более глубоких акваториях. Это следует из выражения (3), если принять в нем приближенно Р( = цЬ/З ( здесь q - вес единицы длины колонны в воде) и разрешить его относительно длины колонны над дном моря

При использовании ЗС массами 600кг и 1350кг допустимая высота колонны диаметром 1б8/152мм, вычисленная по (8), составляет соответственно: для бурения по традиционной схеме - 26,8м и 20,2м; для бурения по новой схеме - 39,2 и 39,1м.

Достоинство нового способа бурения перед традиционным также в снижении потерь энергии удара по длине колонны и в резьбовых соединениях. Эти потери можно представить в виде известной эмпирической формулы

где _ 2. ~ декременты затухания упругих колебаний в единице длины колонны и в одном ее соединении соответственно; Ьк - длина колонны; п - количество резьбовых соединений.

Расчеты показывают, что при длине колонны 50м с 25 муфтами потери

новом - 43%. Следовательно, для передачи к забою одинакового количества энергии удара ее начальное значение должно быть при традиционном способе бурения в 2,28 раза большим, чем при новом [32].

Эффективность ударной системы для погружения труб в породы оценивают коэффициентом передачи энергии удара £ . Его значение во многом зависит от соотношения конструктивных параметров соударяемых элементов и эту зависимость позволяет устанавливать волновая теория удара. Глубокие сведения по истории развития и состоянии теории удара даны в работах Е. В. Александрова, Я. Г. Пановко, Е Б. Соколинского. Почти во всех работах, посвященных изучению волновых процессов и разработке алгоритмов выбора рациональных параметров ударных систем, рассматриваются системы с элементами, соударяющимися внешними торцами.

В защищаемом способе бурения удары наносят не по наголовнику колонны, а по ее придонной муфте, находящейся на расстояниях от торцов колонны. Процессы формирования волн деформаций в системах с торцевым и неторцевым соударением имеют некоторые различия. В системах с неторце-

(8)

(9)

энергии удара при традиционном способе бурения составляют 75%, а при

вым соударением в ударяемом волноводе (колонне) генерируется не одна, как при торцевом соударении, а две волны деформации. В сечениях волновода ниже плоскости соударения генерируется волна сжатия, распространяющаяся в сторону забоя, а в сечениях выше плоскости соударения -волна растяжения, распространяющаяся в сторону свободного торца волновода (рис. 3). Последняя, достигнув торца, отражается в сторону забоя с противоположным знаком, т. е. волной сжатия. Причем, если участки волновода по обе стороны от плоскости соударения имеют одинаковую ударную жесткость (C=J3 Fa , где J> , F и а - плотность материала, площадь поперечного сечения волновода и скорость волны деформации в нем соответственно), то амплитуды усилий в обеих волнах равны. Время Г между воздействиями этих волн на породы равно 21^/а , т.е. определяется скоростью волны деформации и длиной участка волновода Ii , расположенного выше плоскости соударения. Следовательно, новый способ бурения эффективнее традиционного, так как в 2 раза увеличивает количество волн деформаций при каждом ударе. Это увеличивает время воздействия удара на колонну и,соответственно, величину погружения ее в породы.

Фэрма генерируемых в колонне волн деформаций и ^ зависят от соотношения между ударными жесткостями снаряда С и колонны С^: при С<2С± - волны прямоугольные и "^<1; при С=2С^ - волны прямоугольные и ^ =1; при C>2Cl - волны ступеньчатые и \ =1 (без учета потерь на внутреннее трение и рассеяние энергии в окружающую среду).

Сопротивления погружению труб в породы в течении удара практически постоянны. Поэтому волна со ступенями, уменьшающимися по амплитуде во времени, нерациональна, так как в ней усилия многих ступеней недостаточны для преодоления сопротивлений погружению труб в породы и расходуются на разрушение элементов ударной системы. Для погружения труб рациональны волны деформации прямоугольной форма с одинаковыми амплитудами усилий. Формируются они при С 4 2Cj[. Однако^ по мере уменьшения С снижается, причем резко в области С < l,5Ci (по данным исследований О. Д. Алимова, В. К. Манжосова, а Э. Еремьянца). Поэтому при проектировании забивных снарядов необходимо выдерживать условие

1,5 С < 2Ci (10)

Отраженная волна при определенных параметрах ударной системы может подойти к контактному сечению ударника (ЗС) и волновода до или после окончания их взаимодействия. В первом случае происходит наложе-

ние отраженной еолны на предыдущую и возрастание амплитуды усилия, которое при неизменном сопротивлении внедрению не производит полезной работы, так как при большом превышении усилия в волне над сопротивлениями пород часть волны отразится от них в колонну. Во втором случае отраженная волна проходит через ударную плоскость после того, как ударник передаст практически всю энергию в волновод. Этот случай для забивания труб предпочтительнее и обеспечивается при условии, когда произведение жесткости С и длины 1 ударника равно или меньше произведения удвоенной жесткости С1 волновода постоянного сечения и длины 11 его участка, расположенного выше плоскости соударения, т. е. когда С1 4 2Cj.li . А так как по условиям конструирования ЗС на практике чаще С > ZCi.ro для исключения наложения волн длина ЗС должна быть меньше длины указанного участка волновода в С/2С^ раз. В то же время длина ЗС установленной жесткости определяется его рациональной массой, вычисляемой по выражению (5).

Учитывая изложенные ограничения и выражая ударные жесткости стального снаряда и колонны через площади их сечений, получаем, что для создания в колонне импульсов нагрузки, рациональных по форме и величине ( ^ > 0,96), необходимо выполнение условий

1,5 Г 4 Г (И) и М / ^ = 1 < 21^ / Г (12)

где и М - площадь сечения, плотность материала и рациональная

масса снаряда соответственно; Г - площадь сечения труб.

Для забивания труб диаметром 168/152мм условие (10) выполняется, если в качестве ЗС используют трубы диаметром 219мм с толщиной стенки 9-12,5мм. Длина такого ЗС при выборе его рациональной массы по (5) составит 28м и 21м соответственно. Следовательно, условия (11) и (12) выбора рациональных размеров ЗС приемлемы для бурения на глубинах моря более 20 м. Для бурения на меньших глубинах вынуждены увеличивать диаметры ЗС. фи этом ^ забивания снижается, так как увеличивается ударная жесткость ЗС и он генерирует в колонне ступеньчатые волны деформации, многие ступени которых не производят полезной работы.

Для повышения эффективности бурения на акваториях с изобатами до 20м предложены два пути [32]. Первый - изготовлять корпус ЗС из двух коаксиально смонтированных стальных труб и кольцевое пространство между ними заливать свинцом. Это снижает ударную жесткость ЗС в 2 раза, так как снаряд той же массы получается при меньшем диаметре и скорость

распространения волн деформаций у свинца меньше, чем у железа. Такое решение воплощено в ЗС для погружения труб диаметрами 219мм и 273мм. Залитый свинцом снаряд диаметром 42б/249мм, высотой 2м, массой 2000кг по сравнению со стальным ЗС такой же массы и высоты диаметром 480/249мм погружал трубы в породы на 18-23% меньшим количеством ударов. Второй путь - изготовлять ЗС из нескольких коаксиально установленных и последовательно соединенных участков длин, имеющих одинаковую ударную жесткость. Увеличение количества участков увеличивает массу ЗС без увеличения его высоты и ударной жесткости. Причем, если жесткость каждого из участков ЗС равна удвоенной жесткости колонны, то в ней при ударе генерируется волна прямоугольной формы с длительностью, равной времени прохождения волной расстояния от ударного торца первого участка до свободного торца последнего и обратно.

Таким образом, на основе обобщения и анализа представлений о процессе формирования волн деформаций в ударных системах,выявлены особенности и доказана целесообразность применения для забивного бурения на море неторцевого соударения ЗС и труб, а также выработаны рекомендации по выбору рациональных масс ЗС и воплощению их в оптимальные конструктивные размеры и формы, которые обеспечивают наибольший ^ . Экспериментально и практикой бурения доказаны энергетические преимущества нового способа забивного бурения перед традиционным и подтверждена правильность выработанных рекомендаций по выбору оптимальных конструктивных параметров забивных снарядов.

III. Теория забивного бурения по схеме с совмещением процессов крепления стенок скважины трубами и отбора керна , разработанная на основе волновой модели удара, научно обосновывает эффективное направление в создании надежных способов фиксации керноприемников в колонне забиваемых труб, заключающееся в использовании в механизме фиксации буфера, а также позволяет оптимизировать конструктивные параметры ударных механизмов и технологические режимы бурения.

Наиболее эффективно по качеству отбираемого керна и производительности забивное бурение по схеме с применением керноприемников, фиксируемых в обсадной колонне. При ударах по колонне элементы механизма жесткой фиксации не надежны, так как воспринимают усилия в сотни ки-лоньютон и в них возникают напряжения, превышающие допустимые. Необходимо использовать способы фиксации керноприемников, обеспечивающие их незначительный отход от башмака колонны во время нанесения удара по ней

и возвращение в исходное положение в промежутках между ударами. Удовлетворяет этим требованиям разработанный способ забивного бурения, в котором керноприемник удерживают у башмака колонны давлением подаваемой в нее воды и погружают их вместе в породы ударами по придонной муфте колонны [40]. Характер взаимодействия колонны и съемного гидрораскрепляе-мого керноприемника (СГК) при бурении разработанным способом можно представить, используя принципиальные положения волновой теории удара.

Ударник (забивной снаряд) 1 до удара движется со скоростью Vo, а элементы 2 и 3 волновода (колонны), керноприемник 4 и башмак 5 неподвижны и находятся под воздействием статических сил, создаваемых давлением Р воды в волноводе (рис.4). В результате удара по муфте 7 в элементах 1, 2 и 3 ударной системы генерируются импульсы и в контактной плоскости "а-а" действуют силы , " вызывающие изменение количества движения этих элементов. Ударные импульсы распространяются от плоскости "а-а" по ударнику 1 и элементам 2 и 3 волновода и перемещают их сечения с одинаковой скоростью Va. Первый ударный импульс в элементе 3 распространяется в сторону забоя волной сжатия. Башмак 5, вследствии его сжатия и заглубления в породы, уходит вниз от плоскости "б-б". Керноприемник при достаточной силе его прижатия к башмаку перемещается синхронно с ним, при малой силе прижатия и больших смещениях башмака от плоскости "б-б" за удар - отстает от него. Для поддержания в процессе бурения допустимой величины отставания керноприемника от башмака установлена зависимость ее от давления воды в волноводе, скорости нанесения ударов по нему, сопротивления пород его внедрению, физических характеристик и конструктивных параметров элементов ударной системы [24,31].

Направляя ударные силы так, чтобы они вызывали сжатие элементов ударной системы, а предударные полагая сжимающими и учитывая, что ударный импульс есть разность между ударными и предударными силами, для сечений "а-а" и "б-б" можем записать две системы уравнений (здесь и далее силы, направленные вверх, введены со знаком "+", а скорости -- со знаком "-" и наоборот).

Система I (для "а-а")

Nia- N10= Ci(Vo- Va), (13)

N2a- N20= Сг.(0 - Va), (14)

- N3a+ N30= C3(0 - Va), (15)

Nia+ N2a- N3a= 0 (16)

Система II (для "б-б")

N36- Ыза= C¿(Va - V6), (17)

N46-N40= C¿t(0- V6), (18)

Nk- Nko= Сж(0 - V6), (19)

N56- N50= C5(0 - V6), (20)

N36+ N46+ Nk--n50= 0 (21)

Рис. 4 . Схема нагруления элементов ударной системы 1 - ударник; 2,3 - участки волновода;

4 - керноприемник;

5 - башмак;

6 - наголовник;

7 - муфта

Рис. 5 . Давления жидкости Р в колонне, исключающие (а) и ограничивающие (б) отставание керноприемника д при высотах сбрасывания забивного снаряда Н до 2 м

где Njo , N¿o , N30- силы в сечениях элементов 1, 2, 3 до удара; Nía. N2a, Nja - силы в контактном сечении "а-а" элементов 1, 2, 3 после удара; N4o, N5o - силы в сечениях 4 и б до подхода к ним ударного импульса; N36, N46, N56 - силы в контактном сечении "б-б" элементов 3, 4, 5 после подхода к нему ударного импульса; Nko, Nk - силы, создаваемые давлением жидкости в волноводе и действующие по плоиади зазора между волноводом и керноприемником до и после удара; Vo - скорость движения ударника перед ударом; Va - скорость движения сечения "а-а" после удара; С i , С 2 , C¿ , C¿¡ , Cí и Сж - ударные жесткости элементов 1, 2, 3, 4, 5 и жидкости в волноводе соответственно.

Применительно к (^фактической схеме бурения доударная сила Nio=0, С2. = C¿ и ¡Nioj =(Мзо|, так как элементы 2 и 3 волновода выполнены из одинакового материала и имеют равные поперечные размеры. С учетом этого из системы уравнений (I) получаем

Va = ^Vo /(Gj+ 2С3) (22)

Решая систему (II) совместно с уравнением (15), имеем

V6=(2C3Va + N30+ №¡0 + Nko - N¿6)/(Q>+ C4+ C/+ Сж) (23)

Силу N¿o создает давление воды Р в волноводе с площадью внутреннего сечения F, поэтому N30= PF. Эта сила вызывает растяжение волновода. А так как при составлении уравнений она предполагалась сжимающей, то в уравнение (23) ее следует вводить со знаком *'-". Сила N40 по отношению к керноприемнику - сжимающая. Она равна разности сил, создаваемых давлением воды: внутри волновода по площади f полного сечения керноприем-ника и внутри керноприешика по площади его внутреннего сечения.

■ В предложенной конструкции СГК давление внутри керноггриемника равно или близко к нулю, поэтому N4o= Pf. Сила Nko по отношению к башмаку является сжимающей давлением Р по площади зазора между волноводом и керноприемником, т.е. Мко= Р (F - f). Подставляя значения сил N30, N^o и Nko в (23), имеем

V6 = ( 2CjVa - Ní6 )/(C¿+ Ci¿+ C5+ Сж) (24)

Импульс, подошедший к сечению "в-в", вызывает перемещение его со скоростью Vn . Поэтому для сечения "в-в" можно записать

Nn - N56 = Сп (Yno - Vn)

(25)

где Мп - сила суммарных сопротивлений внедрению волновода в породы; Упо и Ул - скорости перемещений сечения "в-в" до и после подхода к нему ударного импульса; Сп - ударная жесткость породы.

Если Упо=Уп=0, то Ип= N56. Выражая в (24) Уа через ее значение (22) и заменяя N56 на N(1, получим

Уб= С2С1С3Уо/(С1+ 2С3)] - Яп/(С3+ С4+ С5+ Сж) (26)

Уравнение (26) позволяет вычислять возможную скорость заглубления обсадной колонны в течение времени удара в зависимости от физических и геометрических характеристик ударной системы, свойств пород и энергетического параметра режима бурения (скорости удара).

Контакт между элементами 4 и 5 сохраняется и керноприемник не отстает от башмака забиваемого волновода при Щб>0. Из (18) следует, что это условие обеспечивается при

N40- С^Уб >,0 или Р >, С4Уб/Г (27)

Подставляя значение (26) в (27), получим

Р > Щ/Г (Сд+ С4+ С£+ Сж) ] [ 2С1 С3Уо/(С^ + 2Сз) - №1] (28)

Давление жидкости в колонне должно гарантировать контакт керно-приемника с башмаком в экстремальных условиях бурения. Например, на начальных интервалах глубины скважины сопротивления пород обычно незначительны, поэтому в (28) можно принять Ып=0. Для удобства вычислений можно пренебречь в (28) также ударной жесткостью воды, которая в 25 раз меньше ударной жесткости стали. Выражая в (28) жесткости элементов через площади сечений ( Т ), а предударную скорость ударника через высоту его сбрасывания ( Уо=у' 2] Н1), получим

Р } гу>21 Н' а^^^Гц/ Г (Г3 + Г4+ + ) (29)

где - плотность материала элементов ударной системы; а - скорость распространения звука в элементах системы (для стали а=5000 м/с); j -ускорение движения ударника; Н - высота сбрасывания ударника;^ ,Гг,,Г^, площади сечения тела соответствующих элементов ударной системы. Значения давления, вычисленные по (29), увеличивают надежность

удержания керноприемника у башмака колонны, так как превышайте значения, вычисленные по (28). По выражению (29) вычислены значения давлений, исключающие отставание керноприемника от башмака колонны для наиболее часто применяемой на практике ударной системы со следующими параметрами

ее элементов и режимами бурения.

Диаметры элементов ударной системы, мм:

труб обсадной колонны ........................................168/152

башмака обсадной колонны ..................................188/128

керноприемника......................................................140/128

узла ОГК, воспринимающего давление ..............127

забивного снаряда................................................430/203

Высота сбрасывания забивного снаряда, м ............до 2

Ускорение движения забивного снаряда, м/с2.... 8

Из вычислений следует, что для удержания керноприемника у башмака забиваемой колонны указанных параметров необходимы большие давления жидкости (рис. 5а) и, соответственно, большие усилия: 97 кН при высоте сбрасывания снаряда Н=0,5м; 138кН при Н=1м; 169кН при Н=1, 5м. Конструкции керноприемников с жесткой фиксацией их в колонне (например, в кольцевых проточках колонны) не выдерживают таких нагрузок и разрушаются. Более надежны СГК, так как у них нет жесткой связи с колонной. При давлении, меньшем исключающего отставание СГК, он в периоды между ударами под действием давления мгновенно опускается на башмак. Однако величина отставания не должна быть большой, во избежание попадания под торец керноприемника крупных частиц крепких пород.

Определим зависимость между величиной отставания керноприемника, давлением жидкости в колонне и режимами бурения. Система уравнений (II) справедлива для условий, при которых керноприемник не отстает от башмака колонны, а скорости смещения их контактных плоскостей "б-б" одинаковы и равны Уб. В случае отставания керноприемника его скорость будет У^б, а скорость башмака - У5"б. Для этих условий в уравнении (18) системы (II) следует заменить Уб на У4б, а в уравнениях (17), (19), (20) - Уб на 456 .с учетом этих замен из уравнения (18) получим

У^б = Р Т/Ск (30)

Решая новые уравнения системы (II) с учетом (30) и принятых выше допущений Мп-0 и Ск=0, получим

У5"б = (2С*Уа - Р Г )/(С3+ С$0 (31)

За время Ь действия первой ступени ударного импульса сечения кер-ноприемника и башмака сместятся на растояния У^б I и УГб Ь соответственно. Отставание керноприемника от башмака при этом

$ = С УГб - )Ь (32)

Подставляя в (32) I - 21/а, У4б из (30), Угб из (31) и выражая жесткости элементов ударной системы через площади их сечений, а скорость Уа через высоту сбрасывания ударника, получим

^ = 21 {[2^Го,-/21Н1 /а(^ + 2Г3)(%+ % + Г^З-Р^а2^» Г4> (33)

Таким образом, на основе волновой теории удара установлена функциональная связь (33) между величиной отставания керноприемника, его конструктивными параметрами и режимами бурения. Из нее следует, что отставание керноприемника тем меньше, чем меньше длина и площадь сечения ЗС, чем больше толщина стенок труб колонны и башмака, наружный и внутренний диаметры керноприемного стакана, чем больше давление жидкости внутри колонны и меньше скорость нанесения удара по ней. Результаты вычислений по (33) для ударной системы с указанными выше параметрами показывают (рис. 56), что величина отставания ОГК при сбрасывании ударника длиной 1м с достаточной для бурения высоты 0,8м даже при отсутствии давления в колонне составляет всего 0,57мм и при повышении давления на каждый 0,1Ша снижается на 12 X независимо от длины забивного снаряда.

Отставание керноприемника от башмака колонны сохраняется только в течении длительности ударного импульса, которая исчисляется сотыми или тысячными долями секунды. По истечении времени удара зазор, образовавшийся между СГК и башмаком колонны, ликвидируется, если сила давления воды на керноприемник больше силы трения пород по его внутренней поверхности, т. е. если соблюдается условие

Р > 4<Мк й/ О1 (34)

где ^ - удельное сопротивление пород по внутренней поверхности керноприемника; 0 и с! - наружный и внутренний диаметры керноприемника; 1к - высота керна в керноприемнике (длина рейса).

Из (34) следует, что при бурении СГК минимально необходимое давление жидкости в колонне определяется длиной рейса и свойствами пород.

Длина рейса при забивном бурении обычно не превышает 1м. Среднее значение удельного сопротивления для рыхлых пород установлено автором экспериментально при бурении на акваториях и составляет 21,8 кГЬ. Для этих условий бурения керкоприемниками указанных параметров требуется,в соответствии с выражением (34) .давление жидкости Р >0,57Ша и оно обеспечивается применяемыми в разведочном бурении насосами НБ-2 и НБ-3.

Зависимости (33) и (34) учитывают практически все факторы,влияющие на процесс погружения труб с керноприемником в породы. Поэтому они являются основополагающими для проектирования рациональных конструкций СГК и режимов забивного бурения с их применением.

IV. Миграция тяжелых фракций гидротранспортируемых пород предотвращается и обеспечивается высокое качество геологического опробования,если скорость восходящего потока определяется из условия критической скорости для единичной частицы керна максимальной плотности с диаметром, составляющим 0,49 от диаметра внутренних труб двойной колонны.

' В работах Е Г. Кардыиа и других исследователей СКВ НПО "Геотехника" обосновано, что для гидротранспортирования выбуриваемых пород по центральному каналу диаметром 42 мм двойной колонны труб (ДКГ) рациональное значение скорости восходящего потока промывочной жидкости составляет 2,5-2,7 м/с. Диаметр бурения при разведке россыпей на поисковой и поисково-оценочной стадиях геологоразведочных работ должен быть не менее 100 мм. Для создания скорости восходящего потока 2,5 м/с в колонне диаметром 100 мм необходим насос с производительностью 0,02 куб. м/с (1200 л/мин). Поршневых насосов геологоразведочного сортамента с такой производительностью промышленность не выпускает. Кроме того, их применение ограничено энергоемкостью плавучей буровой установки (ПБУ). Поэтому необходимо изыскивать технологические и технические пути эффективного подьема керна в трубах диаметром более 100 мм потоком жидкости относительно небольшой мощности (до 30 кВт) и использовать серийно выпускаемые насосы с рациональным сочетанием их показателей.

Эти задачи исследований сводятся к выявлению закономерностей гидротранспортирования керна рыхлых пород в вертикальном потоке жидкости и определению: 1) минимума скорости восходящего потока в зависимости от влияющих на него факторов, который обеспечит вынос с забоя выбуренных пород любых характеристик; 2) рациональных типов насосов, параметров ДКТ и режимов бурения, исходя из энергетических возможностей ПБУ и оснащенности ее освоенным в производстве оборудованием.

Керн рыхлых пород при гидротранспортировании разрушается на частицы, которые в зависимости от размеров и плотностей движутся с разными скоростями. При недостаточной скорости восходящего потока некоторые частицы осаждаются на забой скважины. Миграция элементов тяжелых фракций гидротранспортируемых пород в нижележащие горизонты при разведке россыпей недопустима. Поэтому для обеспечения высокого качества разведки россыпей скорость восходящего потока должна быть большей того среднего ее значения и, называемого критической скоростью, при котором частица керна наибольшей плотности любого размера не падает на забой, а находится во взвешенном состоянии. Это требование относится именно к единичкой частице,так как для ее удержания во взвешенном состоянии необходима большая скорость потока, чем для удержания нескольких частиц, находящихся в сечении трубы одновременно. Обусловлено это тем, что при неизменном расходе промывочной жидкости ее относительная скорость в сечении и сопротивления ее движению будут при обтекании нескольких частиц большими, чем при обтекании одной частицы.

Необходимую скорость восходящего потока обычно выражают в виде произведения суммы скорости выноса керна и критической скорости на коэффициент неравномерности скорости потока по сечению трубы, который принимает в пределах от 1,1 до 1,3. Скоростью выноса керна задаются. Определение же критической скорости и- предмет многих теоретических и экспериментальных исследований, большинство из которых дают отличающиеся друг от друга результаты (табл.4). Формула Риттингера справедлива для условий' обтекания тел при их падении под действием силы тяжести в неподвижной жидкости, заполняющей пространство, стенки которого не влияют на характер обтекания. Она не учитывает влияния на значение критической скорости роста скорости потока в зазоре между стенками трубы и обтекаемого керна при увеличении его диаметра Л. П. Шумилов исследовал обтекание образцов керна с диаметрами 0,032-0,138, а И. В. Кузьмин - с диаметрами 0,775-0,922 от диаметра труб. Полученные ими зависимости неприемлемы для вычисления критической скорости потока при обтекании частицы керна любого размера.

В действительности при обтекании частицы малого диаметра с! в трубе сравнительно большого диаметра Б наличие стенки трубы не влияет на характер обтекания. В этом случае справедливы формулы П. Р. Риттингера и Л. П. Шумилова, в соответствии с которыми критическая скорость потока возрастает по мере увеличения диаметра частицы. При дальнейшем его увеличении и уменьшении зазора между частицей и стенками трубы сопро-

тивления потоку в зазоре возрастают, необходимая скорость потока для удержания частицы во взвешенном состоянии уменьшается, т. е. критическая скорость и в зависимости от а = ¿/Б имеет экстремум. При а/0, близком к единице, скорость I) близка к нулю.

Таблица 4

Зависимости критической скорости потока, используемые при инженерных расчетах в бурении

Авторы ! характер зависимости 1 обозначения

и расчетные формулы I при 0=сог^ !

Е Р. Риттингер_

U - K-^d -j^/J?!

JL П. Шумилов_

U = yi. 14g(^ -^)daMD°-ls/j>i

И. Е Кузьмин

U=y2g(J> J3t)(D - d)/K

И. Г. Бородацкий, А. Е. Смолдырев! у

I '

В. И. Глухов, А. И. Кукес, h. А. Петров

е. л

Zgl(j> - гГ) /j>i 'а^+СхК^(1-а2 )7(1-Кга2) +Jl/( D-d)

0 и (1 - диаметры труб и

частиц керна; 1 плот~

ности керна и жидкости;

1 -длина частицы керна;

. , у,, Сх, ¡¡>. К , ¿1 К1# К2, К3и —! Л - козффици-! енты сопроти-1 влений;

а = d/D

Следовательно, при выборе потребной скорости восходящего потока и производительности насоса для гидротранспортирования керна рыхлых пород необходимо исходить из максимального значения критической скорости Umax, которое соответствует куску керна с экстремальным диаметром da.

Изложенный характер изменения скорости U от отношения d/D дают последующие две зависимости, содержащие множитель (1-а2). Однако вычислять по ним значения Umax затруднительна, так как входящие в эти формулы коэффициенты изменяются в широких пределах в зависимости от размеров, формы, положения керна в трубе и т. п.

Таким образом, необходимость оценки новых технологических схем бурения с гидротранспортированием керна и выбора оптимальной гидравлической мощности насосов и параметров ДКТ, применительно к условиям и задачам разведки морских россыпей с ПБУ, с одной стороны, и отсутствие практически удобных решений этих задач, с другой стороны, потребовали выполнения дополнительных теоретических и экспериментальных исследований движения керна в восходящем потоке морской воды и установления зависимости максимума критической скорости Umax от влияющих на него факторов С 22,23].

Примем, что восходящий поток воды движется в неподвижном вертикальном канале труб со средней скоростью U и что эта скорость достаточна для удержания керна от перемещения относительно труб (рис. 6). Выделим из проточной части канала труб сечениями "а-а" и "в-в" участок 1, равный длине керна. Из уравнения Бернулли для установившегося потока между этими сечениями можем записать

(Ра - Pb)/j- = 1 + hM + he + h3 (35)

где £ - удельный вес жидкости; (Ра-Pe)/J"" ,1 , h¿ , hM , h¿ - потери напоров пьезометрического, геометрического, скоростного, местные и по длине в зазоре между керном и трубой соответственно.

Представив местные потери их суммой от внезапного сужения при входе в зазор между керном и трубой и от внезапного расширения при выходе из зазора,расшифровав выражения потерь напора в (35) и выразив скорость потока в зазоре через критическую скорость, имеем

(Pa-Pb)/j-= 1 + íl+Za-í. 5а^+1 j?./D(l-a)] U^gU-aV (36)

Условие равновесия керна сводится к равенству нулю проекций на вертикальную ось силы его тяжести tng , архимедовой силы Ra, касательных сил трения жидкости по боковой поверхности керна Fk и сил потерь напора; скоростного Рд, местного Fm и по длине в зазоре между керном и трубой Гл

Рис.6 . Схема обтекания частицы керна потоком жидкости, восходяшкм в вертикальной неподвижной трубе

1-внутренняя труба ДКТ,

2-частица керна

<40

зт зоа ас гоо

U. С/.!/с

Ц2 «•» 0.1 tu ÍO

jse зос-iso■ uto m m-50 a

и,сч/с 5

o.2 m o,s o.s ta

V он и ил tí

U,m/c г

0.2 0.4 ее 04 1,0

Рис.7 .Зависимость скорости витания и от соотношения а диаметров частицы керна и трубы , длины (а) и плотности (б) частицы, диаметра (в) и эквивалентной шероховатости (г) труба Константы: 0=107мм; Д =0.05мм; 1=500мм; §* =2.7

£7

В

Р,Ша

Рис. 8 . Номограмма выбора параметров основного технологического оборудования и режимов бурения: I и II -характеристики насосов ЩВ-бЗ/80 и ЩВ-63/100 соответственно; а-а и б-б - зависимости Р = f(V,Q) в длинах ДКТ, допустимых по предельным точкам рабочих интервалов (к - Ь ) насосов

500

IÓ00

Тй»

V.K/C

Q,д/иии

ms = Ra + Fk + Fs + FM + Рл

(37)

Так как !?а+Рд+Рм+Рл=(Ра-РЬ)Г и Fk-i l<fid, то, приняв средние касательные напряжения на стенках трубы и керна одинаковыми, выразив их в функции критической скорости U и выполнив соответствующие замены в (37), получим

(Ра - Pb)J-= lfe/y- jllU /2 gd (1 - aV (38)

где f - площадь сечения керна; ^ - удельный вес керна; коэффициент гидравлического трения потока в кольцевом зазоре между стенками трубы и керна Значение j{ в большой степени зависит от размера зазора

По данным отечественных и зарубежных исследователей (например, И. Г. Еородацкий и Standke Siegfried) максимальное значение критической скорости потока в трубе имеет место при d < 0,5D. Следовательно, максимальное значение критической скорости потока в трубе диаметром более 100 мм будет при размере кольцевого зазора больше 50 мм. В соответствие с рекомендациями, приведенными в работах JL Д. Вазанова, В. Г. Ка-рдыша, Е. А. Козловского и др. , при размерах кольцевого зазора более 20мм значение коэффициента Л можно вычислять по формуле А. Д. Альтшуля.

Решая совместно (36) и (38) для условий использования в качестве рабочей жидкости воды и принимая Л по А. Д. Альтшулю, имеем

U=(l-aV

2 g 1 (j>- 1)

к 2 1+2а -1,5а +

0.11 1

aCD(l-a)]

i.25-

Ä-

0.68 (1-а )

0.25

(39)

Для облегчения вычислений второе слагаемое квадратных скобок знаменателя формулы (39) аппроксимировано функцией Г=[0.03-(а-аг)3 В результате имеем_

U=(l-a~)'

1 +2а*-1, 5а2 +

2 в 1 (j>- 1) О. И 1

i 15

aCD(l-a)]

Д-

0.03-(a-aV

s

.0-3

О.15

(40)

В формулах (39) и (40) все линейные параметры в см;

: S

относи-

тельная плотность керна (отношение плотностей керна и воды); - абсолютная эквивалентная шероховатость поверхностей труб и керна в см.

Анализ влияния на значения критической скорости параметров, входящих в формулы (39) и (40), показывает: с увеличением диаметра труб, длины и плотности частиц керна критическая скорость возрастает , а с увеличением абсолютной эквивалентной шероховатости незначительно падает; зависимость U=f(a) имеет параболическую форму с ярко выраженным экстремумом (рис.7); Umax соответствует экстремальному отношению диаметров керна и труб а0 .

Установлено, что преобладающее влияние на значение ао оказывает соотношение между диаметром и длиной керна. Так при изменении параметров формулы (39) в пределах « (1,2 - 3,45); 1 = (10 - 100) см; D -(7,0 - 14,8) см; Д = (0,003 - 0,01) см; а = (0,01 - 0,99) значения а0 изменяются от 0,20 до 0,32 и значения критических скоростей разнятся менее, чем на 2%. Если же в формуле (39) выразить длину керна через его диаметр, то для всех указанных значений диаметров труб и плотностей керна соотношение г^=0,49. Отклонение от этого значения в стороны увеличения и уменьшения на 0,05 уменьшает значение критической скорости U всего на 1% от Umax.

Длина гидротранспортируемых частиц керна при забивном бурении определяется утлубкой ДЕТ за удар и устойчивостью пород против разрушения в восходящем потоке воды. В слабых породах на начальных интервалах бурения углубку за удар выдерживают в пределах 100-250 мм. При этом куски керна глинистых пород выходят на поверхность цилиндрическими столбиками указанной длины с диаметрами, большими 0,9 от диаметра труб. Однако при гидротранспортировании тех же глинистых пород в стеклянных трубах диаметром 107 мм образцы керна длиной 100-150 мм с диаметрами 0,4 и менее от диаметра трубы почти мгновенно разрушались до длины, примерно равной диаметру образца. При бурении в породах, содержащих пески, галечники, выветрелые коренные отложения, из скважины выносятся отдельные песчинки, галечники, кусочки глины и гранитов. Большинство из перечисленных частиц керна имеют округленные или неправильные геометрические формы с примерно равными поперечными и продольными размерами (отличаются не более, чем в 1,2 раза), в том числе с размерами, составляющими 0,49 от диаметра труб.

Установленные гранулометрический состав рыхлых пород и характер их разрушения в восходящем потоке воды свидетельствуют, что для предотвращения миграции тяжелых фракций гидротранспортируемых пород и

обеспечения высокого качества геологического опробования скорость восходящего потока необходимо определять из условия критической скорости для единичной частицы керна диаметром, составляющим 0,49 от диаметра внутренних труб двойной колонны. Поэтому, принимая в формуле (39) а = 0,49; 1=п<3 и Л =(0,002-0,01) см, получим

где п - отношение длины к диаметру куска керна.

Значения Umax, вычисленные по формуле (39) перебором d/D и подстановкой остальных параметров в указанных ранее пределах, отличаются от вычисленных по формуле (41) не более чем на О,5см/е.

Формулу (41) можно привести к виду, удобному для сравнения с формулой Риттингера. Выразив в (41) диаметр трубы D через экстремальный диаметр куска керна d3 = 0,49D, которому соответствует максимальное значение критической скорости потока, имеем

В формулах (41) и (42) ишх в см/с; 0 и с33 в см.

Значение коэффициента К в формуле Риттингера при обтекании частиц в форме правильных многогранников принимают в среднем равным 40, а частиц парообразной формы - 51. Число перед радикалом в формуле (42) меньше указанных значений коэффициента К, что обусловлено учетом влияния стесненности потока при обтекании керна в трубе.

Так как рыхлые морские отложения включают гальку и обломки коренных пород, которые состоят из гранитов, пироксенитов и других пород большой плотности, то в вычислениях по формуле (41) следует использовать именно их плотность. Максимальное значение критической скорости потока в трубах диаметром 100 мм, вычисленное по формуле (41) при ^ = 3,0 и п=1,2, составляет 1,3 м/с. Увеличив это значение в 1,3 раза из-за неравномерности скорости потока по сечению труб , имеем , что для предотвращения миграции элементов тяжелых фракций пород в этих трубах скорость восходящего потока не должна быть меньшей 1,7м/с. Дяя производительного бурения ее значение должно быть как можно большим. Однако из-за ограниченных энергитических возможностей ПБУ ординарной при разведке морских россыпей признана скорость восходящего потока 2м/с и это значение следует учитывать при выборе параметров ДКТ и насоса.

(41)

(42)

Рациональной для забивного бурения при разведке морских россыпей признана обсадная колонна диаметром 168/150 мм. Поэтому ее целесообразно принять в качестве наружной колонны (НК) дат. Учитывая условия и характер нагружения внутренней колонны (ВК), толщина стенки ее труб должна быть не менее 10мм. А так как диаметр выбуриваемого керна не должен быть меньше 100 мм, то диаметр ВК можно выбирать из следующего ряда серийно выпускаемых труб, мм.- 146, 140, 133, 127, 121. Расчеты показывают, что сочетание ВК диаметрами 146, 140 и 133 мм с НК диаметром 168/150 мм неприемлемо из-за больших сопротивлений движению жидкости в кольцевых зазорах ДКТ. При скорости восходящего потока 2м/с в ДКТ длиной 100м с ВК диаметрами 140, 133, 127 и 121 мм затраты мощности привода насоса составляют 400,69,24 и Икйг соответственно. Исходя из приведенных затрат мощности и энерговооруженности ПБУ,выбор ВК следует осуществлять по результатам оценки труб диаметрами 127мм и 121мм. Для разведки россыпей первые предпочтительнее , так как имеют большую ударную массу, прочнее, лучше удовлетворяют ГМГ к диаметру бурения и не вызывают больших перепадов давления насоса при их расхаживании.

Внутренняя колонна при падении и подъеме увлекает по направлению своего движения жидкость в ее канале и в кольцевом зазоре ДКТ.' Поэтому для продвижения жидкости через кольцевой зазор потеря напора насоса при падении ВК меньшая, чем при ее подъеме. Для продвижения жидкости через канал ДКТ наоборот - меньшая потеря при подъеме ВК, большая при падении. ЬЬкометрическое давление, являющееся суммой потерь в кольцевом зазоре и в канале, может при падении и подъеме ВК изменяться в сторону увеличения и уменьшения от номинального. Величины изменения давления зависят от параметров ДКТ , зазора между трубами, скорости расхаживания, скорости восходящего потока, концентрации породы в нем.

Экспериментально установлено,что при расходе потока воды 10-15л/с подъем ВК диаметром 127/107мм без керна в НК диаметром 168/150 мм со скоростями 1,2 -2,9м/с повышает давление на насосе в среднем на 0,035 МПа от номинального, а при падении ВК со скоростями О,8-1,45м/с -снижает на 0,025МПа. Для уменьшения пульсаций давления при движении ВК как вверх, так и вниз необходимо изменить исходные потери: уменьшить в зазоре, либо увеличить в канале. Последнему удовлетворяет наличие керна в канале. Практическим подтверждением этому являются результаты бурения скважин глубиной до 27м, в соответствии с которыми давление по ШД-1 составляло 0,4 МПа и не изменялось. Это доказывает, что выбранные соотношения диаметров ДКТ (168/150мм и 127/107 мм) являются

оптимальными по обеспечению минимальных пульсаций давления на насосе.

Для создания скорости потока 2м/с в такой ДКТ длиной 100м необходим насос с производительностью 1079 л/мин, давлением 0,9МПа и мощностью 24кВт. Поршневых насосов с близкими показателями промышленность не выпускает. Поэтому для бурения с гидрогранспортированием при разведке морских россыпей вынуждены применять центробежные насосы, несмотря на их мягкую характеристику. Требуемым показателям удовлетворяют центробежные насосы ЩВ-63/80 и НЦВ-бЗ/100. Для бурения с их применением разработан графический метод определения допустимых длин ДКТ ( глубин скважин) при заданных скоростях восходящего потока и их контроля по мере изменения глубины скважины. Для этого рабочие интервалы характеристик этих насосов проградуированы в метрах длин L ДКТ, допустимых по показателям гидравлической мощности соответствующего насоса (рис. 8).

Таким образом, основываясь на разделении сопротивления керна движению потока на сопротивления трения и давления, более достоверно определены величины сил, действующие на керн, и получена уточненная формула (39) для вычисления критической скорости потока. Она учитывает все основные параметры, влияющие на процесс гидротранспортирования пород, проще других в применении и дает достоверные результаты, отличающиеся от установленных экспериментально во ВНШБТ и ОКБ НПО "Геотехника" не более, чем на 7%. Поэтому полученную формулу целесообразно использовать при выборе и проектировании оборудования, оценке эффективности различных методов бурения и режимов гидротранспортирования керна Для определения необходимой производительности насоса, применительно к условиям гидротранспортирования керна рыхлых пород с целью разведки россыпей, рекомендуется приближенная, удобная для практических вычислений формула (41), в которой скорость витания является функцией только диаметра канала внутренних труб ДКГ и плотности керна

Техника и технология забивного бурения с гидротранспортированием керна для разведки морских россыпей должны отвечать требованиям С 30]:

1. Параметры ДКТ и тип насоса следует выбирать, исходя из геологических требований к диаметру выбуриваемого керна, минимума пульсаций давления на насосе и затрат мощности для его привода, достаточности ударной массы и прочности ДКГ. Для ДКТ с наружной колонной диаметром 168/ 150 мм рациональной является внутренняя колонна диаметром 127/107 мм.

2. Скорость восходящего потока должна быть большей критической скорости для единичных частиц керна максимальной плотности с диаметром , составляющим 0,49 от диаметра внутренних труб ДКТ.

3. Исходя из требований предотвращения миграции выбуриваемых кусков керна и ограниченных энергетических возможностей бурового оборудования, для ДКТ с указанными в п. 1 диаметрами рекомендуется ординарное значение скорости восходящего потока 2м/с (минимально допустимое 1,75 м/с) и создавать ее можно центробежными насосами, которые, в отличие от серийно выпускаемых поршневых, обладают рациональным сочетанием производительности и давления, способствуют экономическому использованию электрической мощности ПБУ.

У^ Приближенные методы расчета прочности морских буровых кондукторов и узла заделки их в грунте морского дна, рекомендуемые для определения рациональных параметров и режимов использования кондукторов в условиях их сложного продольно-поперечного изгиба, научно обосновывают, что для бурениях на открытых глубоководных акваториях конструкции кондукторов должны разрабатываться, главным образом, в направлении снижения воздействующих на них нагрузок, а не только за счет повышения их прочности, т.е. нагрузкам не противостоять,а уходить от них.

Натурные эксперименты с морскими буровыми кондукторами (ЫБК) связаны с риском аварий и поломок дорогостоящих сооружений и даже опасны, так как их результаты в изменяющихся во времени гидродинамических условиях моря не всегда предсказуемы. Поэтому оптимизировать параметры МЕК необходимо путем математического моделирования и разработки соответствующих алгоритмов и методик расчетов. Для выбора рациональных конструкции, параметров и режимов использования МБК. обеспечивающих экономичную и надежную его работу в конкретных условиях моря, необходимо иметь математические зависимости между силами давления морских волн и течений на кондуктор, прочностными характеристиками кондуктора и узла заделки его нижнего конца в грунте морского дна.

На основе известных экспериментальных выражений характеристик волнового давления на одиночные цилиндрические преграды, зависимостей между параметрами морских волн и закономерностей их изменения с глубиной предложен аналитический метод вычисления равнодействующей волнового давления Ов и расстояния а от уровня спокойного моря до точки ее приложения к кондуктору практически любой конструкции (табл. 5) [1,17].

Схема 1 - кондуктор в виде трубы одного диаметра, перекрывающей всю толщу воды. В соответствии с указаниями по определению и учету волновых и ветровых нагрузок, разработанными на основании результатов натурных измерений многих исследователей,

Qb - 1740 D (43); а = 0,04-Я (44)

где Я - длина волны, м; h- высота волны на поверхности моря, м.

Для удобства вычислений автором предложено в формуле (44) выразить длину волны через ее высоту. В открытом море, где дно не влияет на форму и размеры волн, зависимости между длиной и высотой волны подчиняются закону Л =20h и ординату точки приложения к кондуктору равнодействующей сил волнового давления можно определять по формулам табл. 5. Для волн зыби Я =30h и ординаты точек приложения равнодействующих Qb соответственно увеличиваются в 1,5 раза

Схема 2 - кондуктор в виде трубы одного диаметра, верхний конец которой заглублен под уровень моря на величину X=H-L. Формулы для вычисления необходимых характеристик волнового давления на такой кондуктор получены из формул схемы 1 путем замены в них высоты волны h на поверхности моря ее выражением для глубины X согласно формулы классической теории затухания волн с глубиной

-иск/К

h = h е (45)

Схема 3 - элемент кондуктора в виде трубы одного диаметра, верх которой на уровне поверхности моря, а низ не достигает дна, следует условно продлить до дна моря. Затем по методикам схем 1 и 2 вычислить равнодействующие, ординаты и изгибающие моменты М^ и И а двух типов кондукторов (первый перекрывает всю толшу воды, а верхний конец второго заглублен под уровень моря на величину L). Разность между полученными выражениями равнодействующих - искомое выражение, определяющее равнодействующую Qb на элемент кондуктора схемы 3. Ординату точки приложе-! ния равнодействующей к кондуктору определим из выражения

a_j = ( Мд - U-¿ ) / QB-3 (46)

Схема 4 - элемент кондуктора з виде трубы одного диаметра, верх которой заглублен под уровень моря, а низ не достигает дна. Здесь возможны два варианта вычисления равнодействующей. В первом элемент кондуктора условно продлить до дна и вычислить по методике схемы 2 равнодействующие волнового давления на два кондуктора, верхние концы которых заглублены под уровень моря на величины X и X+L. Разность между полученными выражениями - равнодействующая Qb-'í сил волнового давления.

- 46 -

Таблица 5

Примечание. Н-глубина моря; Ь и Б -высота и диаметр кондуктора; Х-заглубление кондуктора под уровень моря (линейные размеры в м; сила в Н).

Во втором варианте элемент кондуктора условно продлить в обе стороны - до уровня и до дна моря - и по методикам схем 1,2 и 3 вычислить равнодействующие сил волнового давления на три типа кондукторов: перекрывающего всю толщу воды; верхний конец которого заглублен под уровень моря на величину X+L; верхний конец которого находится на уровне моря, а нижний - на расстоянии Н-Х от дна Разность между полученными выражениями трех равнодействующих аналогична равнодействующей Qb-'î, вычисленной по первому варианту. Ордината точки приложения равнодействующей определяется по одному из двух выражений

il 1 (М1 - M^)/Qb-4 или ak - (Mj - М3 - M2)/Qb4 (47)

где Mi и Мз - изгибающие моменты условных кондукторов схемы 4, вычисленные по методикам 1 и 3; М1 и М2 ~ изгибающие моменты условных кондукторов схемы 4, верхние концы которых заглублены под уровень моря по схеме 2 на величины X и X+L соответственно.

Для схем 5, 6 и 7 выражения равнодействующих и изгибающих моментов определяются как суммы равнодействующих и моментов, вычисленных по описанной методике для каждого элемента, составляющего кондуктор. Ордината точки приложения равнодействующей к кондуктору - частное от деления выражения его изгибающего момента на равнодействующую.

При одновременном действии на кондуктор сил давления волн и течений равнодействующую сил Qb и Qt и точку ее приложения к кондуктору следует находить из принципа независимости действующих сил. Силу давления течения на кондуктор предлагается определять по формуле [Ш

От = 515 Сх D m V2 (48)

где D и ш - диаметр и высота кондуктора, охваченного течением; V-сред-няя скорость течения по высоте; Сх- опытный коэффициент лобового сопротивления, зависящий от числа Рейнольдса Re: при Re < З-Ю"5" СхИ.,2; при Re > 3-10^ Сх=0,7; при Re > б-Ю3" Сх=0,36. В формуле (48) D и m в метрах, V в м/с, От в ньютонах.

Допустимую высоту кондуктора необходимо определять для штормовых условий его работы. Точные расчеты требуют решения сложных дифференциальных уравнений. Поэтому автором на основе анализа методов приближенных расчетов прочности высотных сооружений и сравнения их результатов с результатами численного решения на ЭВМ получено рациональное по

точности и удобству вычислений аналитическое выражение для определения допустимой высоты МБК в зависимости от его парамеметров, характера наложения на него связей и условий эксплуатации [1,13,18].

Кондуктор находится под воздействием силы собственной тяжести, сил давления волн и течений. На торцевые и промежуточные сечения кондуктора могут быть наложены любые связи, которые в формулах учитывается коэффициентом приведения длины Jv|. Расчетная схема нагружения кондуктора для случая, когда его нижний конец защемлен, а верхний свободен, необходимые координатные и графические обозначения представлены на рис. 9а Допустимую высоту L такого кондуктора находим из формулы его сложного сопротивления изгибу и сжатию

[£] = ( qL/F) + ( M/V) (49)

где С 6"] -предел текучести материала кондуктора; q, F, W и М - вес единицы высоты, площадь кольцевого сечения, момент сопротивления и изгибающий момент кондуктора соответственно.

Единственное неизвестное в (49) - изгибающий момент. Он является функцией момента сил поперечных, создаваемых волнением и течениями, и зависящего от него момента сил продольных, создаваемых тяжестью кондуктора и установленного на нем оборудования. Изгибающий момент можно определить из дифференциального уравнения равновесия кондуктора

EJ(dVcbA q( L-x) (d2y/dx2)-q(dy/dx) -Qb#(S-x) =0 (50)

где EJ -жесткость кондуктора; 8 - функция Дирака; S - расстояние точки приложения равнодействующей к кондуктору от дна моря.

Аналитические решения уравнения (50) приводят к неудобным при практических расчетах окончательным формулам. Более простые выражения можно получить, решая задачу в приближенных постановках, основанных на некоторых допущениях и приемах.

Приближенное решение I. Воспользуемся известным приемом приведения распределенных сил собственного веса кондуктора к его верхнему концу. Тогда уравнение (50) можно представит в виде

EJ( dVdx4) +(qL/3) (d^y/dx2) -Qb ¿>" (S-x) =0 (51)

Решая (51) совместно с условием прочности (49), получим

L=

к?]

X «г

sin K(L-S) - sin K(L-2S)

cos K(L-2S)

(52)

где у - удельный вес материала кондуктора в воде-, К = учЬ / 3 Е ]

Приближенное решение II. В его основе - предположение о малости изгибающего момента от действия собственного веса по сравнению с моментом от сил волнового давления, что позволяет пренебречь членами уравнения (50), содержащими распределенные силы собственного веса. Тогда дифференциальное уравнение равновесия кондуктора можно записать

Е J ( d^y / dx4) - Qb$ ( S-x) = 0

(53)

Решая его совместно с условием прочности (49), получим

L = {[£>) V - Qb S } /у V (54)

Приближенное решение III. Применив тот же прием, что в решении I, для участка кондуктора 0<X<S уравнение равновесия (50) можем написать

Е J d2y / dx2= q L /3 (f - у ) + Qb ( S - х ) (55)

где f - величина отклонения верхнего конца кондуктора от вертикали. Аппроксимируем изогнутую ось нагруженного кондуктора функцией

у = f [ 1 - cos eilx / 2 L )], (56)

удовлетворяющей краевым условиям: у=0 и dy/dx=0 при х=0; y=f при x=L. Подставив (56) в (55) и решив его совместно с условием прочности

(49), получим 21—Z-«-'

L (3ii ED/2/vfjT) С W-QbS/( [ (э 3 - J^ L) ] (57)

Приближенное решение IV. Пренебрегая первым слагаемым в условии прочности (49), ввиду малости напряжения сжатия по сравнению с напряжением изгиба, и применив тот же прием, что в решении III, получим

I————■—■-■-——■----——-»

3 / 'L 2.

L 3ftE D / 2J4JT [(э ] )( V [£] - Qb S ) (58)

Результаты вычислений по формулам приведенных приближенных решений

4

Рис. 9. Расчетная схема наг руления НБК (а) и зависимости (0) его допустимой высоты от высоты волны Ь и диаметра колонны, мм: 1-168; 2-219; 3-245; 4-273; 5-299; 6-325; 7-351; 8-377; 9-426

250

500

S 1.«

ВО

40

20

Ú h = U !

л >,.г—

^hzl" .г ь ____о

j____

МПа

г»

т

с*

\ во

> с)

20

40

ВО Í.MM

I»

Рис. 10. Зависимость допустимой высоты L кондуктора от его диаметра D, высоты волны h и: а-предела текучести (j при толщине стенки 10 мм; б-толщины стенки кондуктора & при СГ » 200 МПа; в-коэффи-циента приведения длины ^А при (j = 200 МПа, D= 168 мм, 10 мм

и по уравнению (50), проинтегрированнкому численно (решение V), приведены в табл. б. На основе сравнительного анализа рассмотренных методов расчета установлено [25], что самым рациональным по простоте, точности и надежности вычислений является выражение (58) решения IV. Оно дает результаты, наиболее близкие к точным, - относительная погрешность не превышает 2,1%, мало зависит от Б и гб) и уменьшается с ростом высоты волны И. Причем, значения высот, вычисленные по (58), меньше определенных с помощью численного метода, что гарантирует надежность эксплуатации кондукторов.

Таблица 6

Зависимость допустимой высоты (м) стального кондуктора от его физических и геометрических характеристик, высоты волны и метода расчета

Вы-

со------------

та

вол-----------

ны,м I II

Диаметр кондуктора, мм 168

III IV

V

i

720 II

III

IV

1

42.2 197.0

43. 6 458. 1

35. 2 53. 7 41. 4 121. О

24. 9 26. 8

36. 7 56. 9

17. 7 17. 8

30.1 34. 8

14.1 14.1

24. 1 25. О

12.4 12.4

19. 8 19. 8

38.3 38.3 39.1

39. 8 39. 8 40. 6

31.3 31.4 32.0 36. 6 36. 6 37. 4

22.9 22.9 23.2

31.4 31.9 32.6

16.9 17.0 17.1

26. 6 26.6 27.2

13. 8 13. 8 13. 9

22. О 22. О 22. 4

12.3 12. 3 12.3

18.7 18.7 19.0

111.3

113.4

100.9 109.8

82.2 102.7

60. 7 91. 8

44. 3 78.2

34.0 64. 4

825.3 1931.2

240.2

558.4

112.6 258.1

66. 7 149. 3

45.5 98.7

34.3 71.3

107.0 109.4

95.1 104.3

77.1 96.0

58.0

85.1

43.2 72.8

33.6 60.8

107.1 109.1

109.4 111.5

95. 4 96. 8

104. 3 106. 3

77.6 96.1

58.5 85.3

43.5 73.0

78.3 97. 8

58.6

86.7

43.5 74.0

33. 7 33. 7 61.0 61.6

V

2

3

4

5

6

Примечания. I - V - номера решений (методов расчета). Вэрхняя строчка-

значения допустимой высоты кондуктора при [ С ] - 320 №а, нижняя - при [61= 750 МПа. Расчеты выполнены при 1=2м.

Оценивая влияние входящих в формулу (58) факторов на допустимую высоту кондуктора 114], установлено, что она резко уменьшается с увеличением высоты волны (рис. 96).

Положительное влияние на увеличение допустимой высоты кондуктора оказывает снижение удельного веса материала, из которого он изготовлен. Снижение веса кондуктора благоприятно сказывается и на работе спуеко-подьемного оборудования. В этом отношении интерес представляют из металлов - алюминевые сплавы , а из неметаллов - полимерные материалы. Указанные материалы обладают рядом физических свойств, выгодно отличающих их от стали при работе в агрессивной морской воде, однако характеризуются меньшими значениями пределов текучести и модулей упругости, что отрицательно сказывается на устойчивости и прочности кондукторов.

Допустимая высота кондуктора, изготовленного даже из наиболее прочных полимерных труб, при любой силе волнения моря примерно в 2 раза меньше, чем из стальных труб самых малых групп прочности. Поэтому применение полимерных материалов для изготовления МБК традиционной конструкции безперспективно. Допустимые высоты МБК диаметрами 168мм из алюминиевых сплавов и из стали средних групп прочности (Д и К) для высоты волны 5м примерно одинаковы, а для спокойного моря первые превосходят вторые на 11,7%. Кондуктор в процессе эксплуатации испытывает знакопеременные нагрузки. А так как предел выносливости стали группы прочности Д выше, чем у алюминиевых сплавов, более чем в 2 раза и трубы из стали в 1,5-2,8 раза дешевле, чем из алюминиевых сплавов, то использование последних для изготовления МБК нерационально.

Положительное влияние на допустимую высоту МБК оказывает повышение предела текучести стали. Увеличение его в 3 раза увеличивает примерно в 2,2 раза стоимость и в 1,8 раза допустимую высоту кондуктора (рис. 10а). Достоинство этого метода в том, что изменение предела текучести стали не меняет массу кондуктора Поэтому этот метод не увеличивает трудозатраты на транспортировку, монтаж и демонтаж кондуктора.

Допустимая высота МБК растет пропорционально увеличению его диаметра. Однако значение коэффициента пропорциональности уменьшается с увеличением высоты волны. При высоте волны 5м указанный коэффициент в 4,22 раза меньше, чем при спокойном море (см. рис. 96 и рис. 10а). Практическая реализация этого метода ограничивается тем, что с увеличением диаметра МБК увеличивается расход металла, возрастают масса кондукто-

ра и затраты труда на его изготовление, транспортировку, монтаж, обслуживание в процессе бурения и демонтаж.

Сопротивляемость МБК разрушению зависит также от толщины его стенки. Ее увеличение при неизменном наружном диаметре повышает прочность, но снижает устойчивость кондуктора. Поэтому существует оптимальная толщина стенки кондуктора, обеспечивающая его максимальную высоту. Значения оптимальных толщин стенок увеличиваются по мере увеличения диаметра кондуктора и воздействующих на него волн (рис. 106).

Изготовлять МБК для разведки россыпей желательно из применяемых для бурения обсадных труб с толщинами стенок 8-13мм, но допустимая высота такого кондуктора значительно меньше, чем кондуктора из труб с оптимальными толщинами стенки. В частности, при высоте волны Зм допустимые высоты МБК из труб с [<э] = 200 МПа диаметрами 168/148мм и 325/ 305мм составляют всего 13м и 29м, что на 13м и 20м меньше допустимых высот кондукторов с оптимальными толщинами стенок.

Следовательно, теоретически есть возможность повышения высот МБК путем увеличения толщин их стенок до оптимальных значений. Однако изготовлять специально МБК с оптимальными толщинами стенок и эксплуатировать их неэкономично, гак как пропорционально увеличению толщин стенок кондуктора увеличиваются его масса, затраты труда, материалов и средств на изготовление, транспортировку, монтаж, обслуживание. Изготовлять трубы с оптимальными толщинами стенок оправдано для строительства буровых свайных оснований, платформ, эстакад и ответственных инженерных сооружений, эксплуатация которых рассчитана на длительное время.

Значения допустимых высот МБК возрастают с уменьшением коэффициента приведения его высоты^ . Однако этот метод существенно увеличивает высоты МБК лишь для условий их работы при незначительной высоте волны. При высотах волн более 2м изменение характера наложения связей на кондуктор мало влияет на его допустимую высоту (рис.10в).

Важным параметром режима использования кондуктора является необходимая величина погружения его в грунт морского дна. Она зависит от воздействующих на кондуктор сил давления волн, течений, ПБУ и от свойств донных грунтов, определяющих сопротивляемость заделки опрокидыванию кондуктора. Силы, воздействующие на кондуктор,в процессе бурения не постоянны. Поэтому для установления необходимой величины его погружения в грунт предложено исходить из равенства прочности кондуктора и его заделки в грунте.

Допустимый изгибающий момент кондуктора определяется его физическими и геометрическими характеристиками. Опрокидывающий момент в заде-

лке определяется ее параметрами, свойствами грунтов и характером сопротивляемости их опрокидыванию. Модельные исследования характера сопротивляемости грунтов выполнены при погружении в увлажненную супесь на различные глубины стальных труб диаметрами, мм: 8, 25, 28 и 42.

Путем последовательного увеличения глубины погружения трубы в супесь достигали такой глубины, при которой нагибаемая труба деформировалась, но не опрокидывалась в заделке. После этого до обнажения заглубленной части трубы прокапывали шурф и исследовали получившуся форму ствола скважины. В результате установлено, что на одной трети от поверхности супесь сминается и трубы изгибаются по допустимому для них радиусу кривизны, а остальные две трети заглубленной части трубы не отклоняются от вертикали даже при изгибающем моменте,ломающем трубу [27]. Правильность полученной модели подтверждена проверочным расчетом: по параметрам ствола скважины и характеристикам образующей его при изгибе трубы вычислялись значения сопротивления исследуемых грунтов сдвигу. Они оказались равными 2x10 ^ Па, что обеспечило 100% сходимость со значениями сопротивлений аналогичных грунтов, приведенными в работах А. К Зеленина и Ш. Ы. Шнайдера.

, Заглубленная в породы часть кондуктора под действием изгибающего момента стремится в соответствии с установленной моделью опоры: смять и вдавить в целик породы по площади, равной произведению 1/3 заглубленной части кондуктора на половину его периметра; срезать и выдавить ( поднять) из целика породу объемом четверти цилиндра, высота которого равна диаметру кондуктора, а радиус - величине его заглубления. Выразив с учетом этих положений момент опоры и приравняв его допустимому моменту изгиба кондуктора, получено выражение для определения минимально необходимой глубины 1 погружения его в породы, которое после

упрощения имеет вид _:_

1 3(04- (59)

где Вий- наружный и внутренний диаметры кондуктора; [ С ] - предел упругости материала кондуктора; ^С - удельное сопротивление пород сдвигу.

Достоверность выражения (59) подтверждена при экспериментальном сломе кондуктора из труб диаметром 325/300мм муфтового соединения [27].

Таким образом, предложенные приближенные методы расчета и полученные на их основе аналитические формулы для определения допустимой высоты кондуктора(58) и необходимой величины погружения его в грунт мор-

ского дна (59) позволяют без длительных и дорогостоящих экспериментов определять: параметры кондуктора для бурения на акваториях с заданными глубинами и гидродинамическими условиями; глубины акваторий,на которых можно применять кондукторы конкретных параметров; минимально необходимую величину погружения кондуктора в грунт морского дна.

Установлено, что методы увеличения допустимых высот кондукторов, базирующиеся на принципах повышения их сопротивляемости разрушению, не решают в достаточной степени эффективно задачу бурения на акваториях с глубинами более 30м. Результаты анализа возможностей этих методов могут быть использованы при выборе рациональных параметров МБК, изготовляемых для работы в конкретных условиях из труб имеющегося сортамента, а также при проектировании специальных конструкций кондукторов и высотных инженерных сооружений.

Для бурения на открытых глубоководных акваториях должны разрабатываться конструкции кондукторов в направлении, главным образом, снижения воздействующих на них нагрузок, а не только за счет повышения их прочности, т.е. нагрузкам не противостоять, а уходить от них. Соответствуют этому требованию разработанные автором конструкции кондукторов, основанные на принципах снижения воздействующих на них нагрузок от собственного веса, морских волн и течений С38.41.-42].

Практическая реализация.

На базе выполненных теоретических и экспериментальных исследований создан и внедрен в производство комплекс эффективных способов, оборудования и технологий для бурения скважин применительно к задачам разведки морских россыпей и условиям работы с плавсредств.

1. Способ забивного бурения, отличающийся тем, что обсадную колонну забивают ударами под водой по специальной муфте кольцевым забивным снарядом (ЗС), скользящим по наружной поверхности колонны (см. рис. 26).

Для реализации нового способа разработан, защищен тремя авторскими свидетельствами, изготовлен и внедрен в производство забивной снаряд (рис.11). Опыт бурения подтвердил, что перенос ЕС ниже уровня моря повышает безопасность работы и при ударах по придонной муфте увеличивает глубины и расширяет площади разведки, а также снижает потери энергии удара Это приводит к большему заглублению колонны за каждый удар и, следовательно, к повышению скорости бурения (рис.12) [1,2,15].

При бурении новым способом верхний конец колонны всегда открыт, что позволяет отбирать керн и наращивать колонну без снятия с нее в

Рис. 11. Забивной снаряд нового способа бурения: а-бурение;б-подьем ЗС на вышележащую муфту. 1-корпус; 2-шарнир; 3-пластика; 4 -зажим; 5-трос; 6-упор; 7-стержень; 8-пружина; 9-шайба; 10-канал; 11-про-ушина; 12-трос лебедки; 13-труба; 14-муфта; 15-крюк

Рис. 12. Зависимость скорости погружения труб диаметром 168 мм в породы от глубины скважины традиционным (1) и новым (2) способами забивного бурения

каждом рейсе снаряда и эффективно решить проблему одновременного погружения в породы колонны и установленного на забое керноприемника. Исключение постановок на колонну и снятий с нее ЗС уменьшает продолжительность рейса в 1,34 раза, а совмещение процессов погружения колонны и керноприемника сокращает количество основных операций в рейсе с 10 до 3-х и его продолжительность с 15,6 до 4мин. , т.е. в 3,9 раза

2. Забивной керноприемник (ЗК), отличающийся отсутствием связи между ударной штангой 2 и керноприемным стаканом 7 (рис.13).

Конструкция ЗК исключает отрывы стакана от забоя и влияние качки ПБУ на процесс и качество бурения, не ограничивает высоту подъема штанги, позволяет увеличить ее размеры и получать большие значения энергии удара Описанный ЗК внедрен в АО "Дальморгеология" и с 1972г. является основным средством отбора керна при разведке россыпей и стройматериалов. К настоящему времени отработаны рациональные параметры ЗК и режимы бурения им в обсадной колонне диаметром 168мм С1,2,31].

Конструкция снаряда проста, удобна и безотказна в работе. Затраты времени на выполнение одного рейса составляют 7-10мин. За это время в безвалунных породах снарядом проходят 0,8-1,2м. Выход керна при бурении в илистых и песчаных породах с использованием глухого стакана с поршнем 6 составляет 85-95%, что удовлетворяет геологическим требованиям.

3. Способ забивного бурения с совмещением процессов погружения обсадной колонны и керноприемника. включающий фиксацию керноприемника в колонне давлением нагнетаемой в нее воды и погружение их вместе в породы ударами кольцевого забивного снаряда по муфте колонны [40).

Для реализации способа керноприемник снабжен эжектором , который формирует потоки воды в керноприемном стакане, заколонном пространстве и в кольцевом зазоре между колонной и стаканом (рис.14).

2иксация съемного гидрораскрепляемого керноприемника (ОГК) давлением воды, в отличие от механической фиксации, повышает надежность работы раскрепляквдэго механизма Поток воды в кольцевом зазоре между колонной и керноприемным стаканом предотвращает поступление в зазор выбуриваемых пород и исключает заклинивание СГК в колонне, а также засасывание в нее пород забоя при его извлечении из скважины. Обратный поток воды в стакане снижает сопротивления вхождению в него пород, уменьшает уплотнение и отжатие керна в забой, в 3-4 раза увеличивает длину рейса, сокращает количество рейсов и затраты времени и труда на их выполнение, повышает производительность бурения [31].

4. Способ ударного бурения, сочетающий погружение в породы двойной

Рис. 13. Общий вид забивного керно-приемника- а-при бурении; б-при подъеме из скважины 1-канатный замок;2-ударная штанга; 3-ловитель; 4-грибок; 5-наголовник; 6-поршень; 7-керноприемный стакан

Рис. 14. Схема забивного бурения с применением СГК

1-керноприемный стакан;2-эжектор; 3-шток; 4-втулка; 5-грибок; 6-вертлюг-сальник; 7-колонна; 8-снаряд забивной; 9-муфта; 10-муфта упорная; 11-окна промывочные;12-башмак

Рис. 15. Схемы забивного бурения с гидротранспортированием керна (I, II) и отстоя ДКТ в период шторма (III) 1-башмак ДКТ; 2-ударник; 3-муфта; 4-снаряд забивной ; 5-колонна наружная; 6-колонна внутренняя; 7-вертлюг-сальник; 8 -колено отводное; 9-проем ПБУ; 10-шланг нагнетательный; 11-буй

колонны труб (ДКТ) и гидротранспортирование керна по ее центральному каналу. ДКТ для реализации нового способа состоит из подвижных друг относительно друга в продольном направлении наружной и внутренней колонн. Погружают ДКТ в породы ударами подводного ЗС по придонной муфте наружной колонны (схема I) или ударами по ее башмаку внутренней колонной (схема II). В обеих схемах бурение ведется с опережением забоя скважины башмаком ДКТ (рис.15).

Новый способ позволяет выбуривать керн большого диаметра, так как увеличение диаметра ДКТ не усложняет ее конструкции и не требует такого интенсивного увеличения мощности на ее погружение в породы, как при вращательном бурении. Поэтому относительно просто изготовить ДКТ с внутренним диаметром, достаточным для работы в ней забивными керно-приемниками или перехода на врашдтельное бурение.

Нанесение ударов по башмаку колонны уменьшает ее изгиб и потери энергии на деформации, увеличивает КПД удара, возможные глубины скважин и разведываемых акваторий. Отсутствие жесткой связи плавсредства с ДКТ и погружающими ее механизмами увеличивает время бурения, ограничиваемое волнением моря. Возможность поступательного перемещения внутренней колонны относительно наружной позволяет: а) использовать внутреннюю колонну для забивания и выбивания наружной, что гарантирует извлечение их при бурении с ПБУ малого водоизмещения без опасности ее потопления; б) при бурении на глубоких акваториях наращивать только внутреннюю колонну (рис. 15,11). Последнее повышает производительность бурения, снижает трудоемкость работ и количество поломок ДКТ, так как позволяет использовать ее в качестве телескопического кондуктора и опускать на время шторма его верхний конец под уровень моря, уменьшая тем самым действующий на него изгибающий момент за счет уменьшения высоты кондуктора и силы волнового давления на него (рис. 15,111).

Новый способ ударного бурения, способ спуска и наращивания ДКТ и технические средства для их осуществления защищены двумя патентами 142,431 и апробированы при бурении с ПБУ в различных по составу рыхлых породах [30]. Бурение осуществляли ДКТ, составленной из наружной колонны диаметром 1б8/150мм, внутренней - 127/107мм и специально изготовленных для них замковых соединений, которые облегчили и ускорили процессы свинчивания и развинчивания труб в условиях качки ПБУ. Испытания подтвердили преимущества новых разработок, особенно при бурении в гра-вийно -галечниковых отложениях. Здесь, в отличие от вращательного бурения с гидротранспортированием, исключено образование породных пробок

в центральном канале ДКТ, так как башмак опережает забой скважины и предотвращает поглощение подаваемой к забою воды. Механические скорости бурения также выше, так как при погружении ДКТ ударами гравийно-галечниковый материал почти не разрушается, а при вращательном коронка должна измельчить его до размеров, меньших ее внутреннего диаметра.

5. Вращательный способ бурения с ПБУ по качеству отбираемого керна в рыхлых породах уступает забивному, но является единственно результативным в крепких породах. Поэтому при разведке морских россыпей оптимальным является комбинация способов бурения скважин: на начальных интервалах в рыхлых породах - забивной; на последующа - в плотных и крепких коренных породах - врашательный.

Для исключения влияния качки ПБУ на процесс вращательного бурения автором предложено разрабатывать схемы и технику для его осуществления с учетом наличия на скважине предварительно забитой в породы дна обсадной колонны и использовать ее для стабилизации вращающих механизмов. С учетом этого положения разработан и изготовлен на основе РТ-1200 вращатель морской буровой ВМБ-1, устанавливаемый на предварительно забитой в грунт морского дна обсадной колонне (кондукторе). При бурении ВМБ-1 имели место колебания кондуктора и бурового снаряда, ускоряющие износ коронок и затрудняющие процесс бурения 11,2,83.

Установлено, что причина колебаний снаряда в одностороннем расположении электропривода вращателя относительно оси кондуктора. Для исключения колебаний кондуктора и бурового снаряда изготовлен вращатель ВМБ-2. отличающийся расположением симметрично оси кондуктора двух электродвигателей (рис.16).

Целесообразность симметричной постановки на вращатель двух двигателей доказана практикой. Это исключило биение ведущей и в два раза повысило мощность привода вращателя. ВМБ-2 не подвержен качке, так как установлен на забитом в грунт кондукторе малого миделевого сечения. Гибкая связь врадателя с ПБУ (шланг нагнетательный и электрокабель) позволяет ей без заметного влияния на процесс бурения дрейфовать и качаться в пределах, допустимых по условиям выполнения на ПБУ работ. Поэтому ВМБ-2 позволяет бурить при волнении моря до 3-х баллов без применена специальных дорогостоящих и громоздких компенсаторов качки. Независимо от качки ПБУ, гидроцилиндры ВМБ-2 позволяют регулировать и поддерживать необходимую нагрузку на забой и, тем самым, применять любой из известных тип породоразрушающего инструмента, использовать прогрессивные технологии бурения, отработанные и применяемые в услови-

Рис. 16. Вращатель морской буровой (ВМБ)

1-корпус;2-злектродвигатель; 3-редуктор;4-вал полый; 5-водило; 6-вкладыш;7-шпиндель; 8-траверса; 9-гидропатрон; 10-прилив;11--плита; 12-патрубок;13-гидроцилиндр;14-направляющая; 15-окна промывочные;16-сухарь; 17-прорезь; 18-муфта; 19-кольцо стопорное; 20-выступ; 21-кондуктор;22-буровой снаряд

Рис. 17. Схема оснастки кондуктора для бурения на больших глубинах моря 1-буровой снаряд;2-врашдтель; 3-конду-ктор; 4-ПБУ; 5-кодух; 6-снаряд забивной

ях суш, и добиваться аналогичных высоких скоростей бурения [1,2,33].

Предпочтение следует отдавать технологиям вращательного бурения с промывкой скважины морской водой по схемам призабайной ее циркуляции. Это повышает качество отбираемого керна и уменьшает степень загрязнения морской среды.

6. Способ бурения на больших глубинах моря, отличавшийся тем, что, с целью предовращения поломок кондуктора из-за его продольного изгиба, кондуктор пропускают внутри трубчатого кожуха, верхний конец которого подвешивают на ПБУ, а нижний опускают на расстояние от дна моря на 1-2м большее величины изменения уровня воды, вызываемому волнением, приливо-отливными и сгонно-нагонными явлениями. Причем, подводный ЗС соединяют с нижним концом кожуха и кондуктор погружают в рыхлые породы путем расхаживания кожуха со снарядом, а в плотных и крепких породах бурят вращателем, устанавливаемым на верх кондуктора (рис.17).

При такой схеме оснастки кондуктора стрела его прогиба ограничивается величиной зазора между стенками кожуха и кондуктора Для кондуктора из труб диаметром 168мм, соединяемых муфтами диаметром 188мм, рационально использовать кожух из труб диаметром 219 мм. фи этом стрела прогиба кондуктора меньше 10мм и напряжение его изгиба меньше предела упругих деформаций. Допустимая высота кондуктора I при такой схеме оснастки и незначительном дрейфе ПБУ ограничивается, в основном, напряжением сжатия в месте защемления кондуктора в грунте и достигает 1000м (Ь = [ б]/у, где С(э ] и^- предел текучести и удельный вес материала кондуктора). Во избежание поломок длинного кожуха от продольного изгиба при нанесении им ударов, он может быть выполнен телескопическим.

Предложенный способ повышает механическую скорость, удобство и производительность бурения, так как позволяет [27,33]:

- увеличить энергию удара за счет использования массы кожуха в качестве массы забивного снаряда;

- увеличить частоту нанесения ударов и уменьшить наклеп ударяемых муфт за счет уменьшения высоты расхаживания забивного снаряда;

- повысить КПД удара за счет увеличения ударной массы;

- увеличить продолжительность удара Т и глубину внедрения кондуктора в породы за удар ввиду увеличения длины ударника 1 ( Т = 2 1 / а, где а - скорость звука в материале ударника);

- использовать кожух также в качестве направляющей ПБУ и забивать кондуктор с уходом его верхнего конца ниже уровня моря, а затем наращивать кондуктор секциями по 5-8м ( традиционно по 2м ) , уменьшая при

этом количество резьбовых соединений,затраты труда и времени на их изготовление, свинчивание и развинчивание.

7 Способ бурения на акваториях, подверженных часть?,) штормовым волнениям, отличающийся тем, что, с целью предотвращения поломок кондуктора силами волнового давления, на время шторма бурение прекралуают и кондуктор опускают под уровень волнового воздействия [38].

Для осуществления способа разработан телескопический кондуктор,состоящий из трубчатых секций, установленных коаксиально с возможностью их относительного продольного ограниченного перемещения. В рабочем положении секции раздвинуты на величину, равную глубине моря в месте бурения, соединяют ПБУ с погружаемой в грунт колонной и обеспечивают доставку в скважину буровых инструментов. На время шторма секции, с целью исключения поломок кондуктора, опускают на тросе до упора в дно моря.

Идея заглубления на время шторма верхнего конца кондуктора под уровень волнового воздействия моря воплощена в описанном выше способе ударного бурения с гидротранспортированием керна (см. рис. 15. III) и успешно апробирована в производственных условиях.

Способ извлечения обсадных труб из скважин напором нагнетаемой в их полость воды. Величина подьемного усилия равна произведению давления нагнетаемой насосом воды на площадь сечения полости труб.

Способ и варианты его технического осуществления (рис.18) защищены двумя авторскими свидетельствами [34,36].

Экспериментально установлено, что минимальные усилия необходимы для извлечения труб из илистых отложений, максимальные - из валунно-галечниковых и вязких глин. Для труб диаметром 168мм эти усилия достигают 5 кН/м и 12 кН/м соответственно. Так как в отложениях дна большинства акваторий илы, пески, глины, гравий и галечники чередуются, то при расчете усилий, необходимых для извлечения труб любого размера, следует использовать значение среднего удельного извлекающего усилия, которое установлено автором экспериментально и составляет 21,8кПа [6].

Существенное влияние на извлекающее усилие оказывают муфты и продолжительность нахождения колонны в скважине: усилие для извлечения труб диаметром 168мм с муфтами диаметром 194мм в 1,5-2 раза больше, чем с муфтами диаметром 17бмм; усилие извлечения труб через 48ч после окончания бурения может в 2 раза превышать усилие, необходимое для извлечения труб сразу после окончания бурения. Прихваты бывают настолько сильными, что трубы диаметром 168мм, погруженные в породы на 15-20м, не удается извлечь при помощи лебедки грузоподъемностью 20кН с шее-

Рис. 18. Схемы извлечения обсадных труб гидравлическим способом с передачей усилия: а-на колонну и ПБУ; б- только на колонну; в- только частл усилия на колонну. 1-колонна; 2-ПБУ; 3-отражатель;4-заглу-шка; 5-шток;6-трос;7-подьемник;8-насос; 9-шланг;10-грибок;11-вертлюг--сальник;12-трубы бурильные; 13-конус;14-плашки;15-гибкая связь

г,™ им

Рис. 19. Номограмма для выбора бурового грузоподъемного оборудования: Ги-усилие, необходимое для извлечения труб;Рн--усилие, создаваемое насосом; Рл -грузоподьемность лебедки;

Ь-длина труб в породах

С.2

<58 га 251

тиструнной оснасткой и вибратора с возмущающим усилием 32кН. Передаваемые при этом нагрузки на колонну и грузоподъемное оборудование приводят к деформациям мачт, обрывам колонны в резьбовых соединениях, к большим материальным и трудовым затратам С23.

Применение гидравлического способа извлечения труб позволяет отказаться от применения громоздких многострунных оснасток, упростить и облегчить конструкции кронблока и вышки, использовать более легкие ПБУ или повысить остойчивость тяжелых, путем заполнения их нижних отсеков балластом. Особенно эффективно применение гидравлического способа для извлечения труб больших диаметров. Поскольку удерживающая сила труб пропорциональна их диаметру в первой степени, а подъемная - диаметру труб в квадрате, то последняя по мере увеличения диаметра труб может превышать удерживающую силу даже при относительно небольшом давлении насоса. Когда усилия насоса недостаточно для извлечения труб, то совместно с насосом применяют вибромеханизмы и лебедки. Для надежного и безаварийного извлечения труб грузоподъемность оборудования ПБУ должна выбираться с учетом диаметра и глубины посадки труб по разработанной автором номограмме, позволяющей определять: средние значения усилий, которые могут возникать при извлечении труб; значения усилий, создаваемых в трубах различных диаметров насосами при различном давлении; необходимую грузоподъемность бурового оборудования (рис.19).

Гидравлический способ извлечения труб может применяться на море и на суше и не требует сложного оборудования. На море им успешно извлекали трубы диаметром 146мм, погруженные в породы на глубины до 25м, и трубы диаметром 325мм, погрркенные в породы на глубины до 17,5м. В первом случае применяли насос ГЕ-351, развивающий давление 30 МПА, во втором - насос ИГР, развивающий давление 6,3 МПа [1,2,6].

Таким образом, создачный комплекс способов, оборудования и технологий бурения удовлетворяет предъявляемы!!! к нему требованиям и эффективно (в том числе экологично) решает проблему разведки морских россыпей с плавсредств, так как-.

- снижает отрицательное влияние воды в скважине на выход керна;

- использует для выполнения отдельных процессов бурения энергетические i! очистные возмошгости жрской воды;

- снитает влияние качки и дрейфа ПБУ ка выполнение трудоемких операций и оптимизацию режимов бурения.

Последнее достигнуто за счет создания отдельных независимых агрегатов с индивидуальны:.® снловь'яи приводами для выполнения каждого

бурового технологического процесса, т. е. за счет автономизации оборудования, что позволило исключить жесткую связь его с ПБУ.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Диссертация является законченной научной работой, содержит комплекс теоретических, опытно- конструкторских и экспериментальных исследований, позволивших создать для разведки морских россыпей рациональную комбинацию новых способов бурения, оборудования и технологий, которые снижают отрицательное влияние волнения моря на производительность и качество бурения с плавсредств и являются важным вкладом в решение актуальной народно-хозяйственной проблемы разработки прогрессивных технологий и технических средств для геологического изучения недр шельфа морей и океанов.

Основные выводы и рекомендации.

1. Для эффективной разведки морских россыпей рациональна комбинация следующих способов бурения, оцененных по их соответствию геолого-методическим требованиям - применительно к стадии геологоразведочных работ, эксплуатационно-технологическим возможностям,технико-экономической эффективности и выявленным особенностям кернообразования:

- на поисковой и поисково-оценочной стадиях - забивной с гидротранспортированием пород, обеспечивающий высокую производительность;

- на предварительной и детальной стадиях- забивной в рыхлых породах и вращательный - в плотных и крепких породах.

2. Традиционные схемы, техника и технология способов бурения, признанных рациональными для разведки россыпей, в условиях моря малоэффективны, так как при жесткой связи буровых станков с ПБУ ее качка затрудняет поддержание рациональных режимов бурения. Поэтому для выполнения каждой технологической операции необходимо разрабатывать отдельные механизмы (молоты,врашдтели) с индивидуальным силовым приводом, которые работали бы без жесткой связи с ПБУ.

3. Погружение колонны обсадных труб в породы ударами эффективнее по схеме с неторцевым, чем по схеме с торцевым, соударением забивного снаряда и колонны. Первая схема в 2 раза увеличивает количество волн деформаций при каждом ударе, увеличивает время воздействия удара на колонну и величину погружения ее в породы. Она реализована в разработанных и внедренных в производство новом способе погружения в породы труб ударами по муфтам колонны и конструкциях забивных снарядов для осу-

ществления этого способа.

4. Обосновано, что для создания в забиваемой колонне труб импульсов нагрузки, рациональных по величине и форме, необходимо:

- массу ЗС определять, исходя из равенства ее массе колонны длиной 40м, которая характерна для окончания бурения скважин средней глубины;

- площадь сечения стального забивного снаряда выдерживать в пределах от 1,5 до 2,0 площадей сечения колонны;

- длину снаряда сохранять меньшей длины участка колонны, расположенного выше плоскости соударения.

5. Экспериментально установлено и теоретически обосновано, что при погружении в породы труб ударами с находящейся в них водой у забоя возникает гидродинамическое давление, уплотняющее породы и выдавливающее часть их из колонны в забой, и что влияние скорости погружения труб в обводненные породы на выход керна не монотонно. Рациональным по выходу керна и производительности бурения рекомендуется режим погружения труб в обводненные породы со скоростями более 0,16м/с, при которых линейная потеря керна не превышает 5%.

6. Керн из погруженных в породы обсадных труб следует отбирать при помощи разработанного и внедренного в производство забивного кер-ноприемника, снижающего влияние качки ПБУ на процес бурения. Причем, из-за сопротивлений истечению воды через обратный клапан забивного ке-рноприемника, вытесняемой поступающим в него керном, углубка кернопри-емника за удар в обводненные породы не должна превышать 5см.

7. Эффективность забивного бурения по схеме с совмещением процессов крепления скважины трубами и отбора керна достигается при использовании буфера в механизме фиксации керноприемника в забиваемой колонне труб. Разработанный на этом принципе сьемный гидрораскрепляемый керноприемник фиксируется в трубах давлением воды, которая допускает отставание керноприемника от башмака колонны в течении удара и ликвидирует это отствание в промежутках между ударами.

8. Существенно повышают производительность бурения разработанные способ и комплекс технических средств забивного бурения с гидротранспортированием кернового материала по двойной колонне труб , которые обеспечивают опережающую обсадку скважины трубами и удовлетворяют геолого-методическим требованиям, предъявляемым к бурению на поисковой и поисково-оценочной стадиях разведки морских россыпей.

9. Теоретические и экспериментальные исследования процессов бурения с гидротранспортированием рыхлых пород по двойной колонне труб

(ДКТ) с целью разведки морских россыпей показали, что:

- по комплексу критериев сравнения (диаметр выбуриваемых пород, ударная масса и прочность ВК, потери напора, минимум пульсаций давления и затрат мощности насоса) для ДКТ с наружной колонной диаметром 168/150мм рациональной является внутренняя колонна диаметром 127/107мм;

- для предотвращения миграции тяжелых фракций гидротранспортируемых пород и обеспечения высокого качества геологического опробования скорость восходящего потока должна определяться из условия критической скорости для единичной частицы керна максимальной плотности с диаметром, составляющим 0,49 от диаметра внутренних труб двойной колонны;

- скорость восходящего потока в ДКТ с внутренней колонной труб диаметром 127/107мм не должна быть меньше 1,75 м/с.

10. Уменьшает влияние качки ПБУ на процесс вращательного бурения разработанная новая конструкция вращателя, в которой использованы следующие положения, выработанные по результатам исследований:

- схемы, технику и технологию врашдтельного бурения необходимо разрабатывать с учетом нахождения в скважине предварительно погруженной в породы обсадной колонны и использовать ее для стабилизации вращающих механизмов;

- силовой привод врашзтеля необходимо располагать симметрично оси бурового снаряда, что исключает одну из причин его колебания при одностороннем расположении привода.

11. Экспериментально установлено, что среднее удельное усилие, удерживающее в породах колонну обсадных труб, составляет 21,8 кПа (345 кН на 30м погруженной в породы колонны диаметром 168мм).

12. Применение разработанного способа извлечения колонны обсадных труб из скважин напором нагнетаемой в колонну воды повышает надежность извлечения труб, уменьшает нагрузки на ПБУ и напряжения в трубах.

13. Предложенные методы расчета прочности морских буровых кондукторов и узла заделки их в грунте морского дна позволяют без длительных и дорогостоящих экспериментов определять:

- параметры кондуктора для бурения на акваториях с заданными глубинами и гидродинамическими условиями;

- глубины акваторий, на которых можно применять кондукторы конкретных параметров;

- минимально необходимую величину погружения кондуктора в грунт морского дна.

14. Для бурения на открытых глубоководных акваториях конструкции

кондукторов должны разрабатываться, главным образом, в направлении снижения воздействующих на них нагрузок, а не только за счет повышения их прочности. Этот вывод успешно реализован в разработанных автором новых конструкциях морских буровых кондукторов.

15. Результаты проведенных исследований, разработанные направления проектирования и методики расчетов являются основой для создания надежных способов, техники и технологии бурения разведочных скватан с плавсредств.

16. Значимость выполненных разработок для практики подтверждается протоколами НТС производственных организаций, актами испытаний, внедрения и расчетами фактического экономического эффекта

Основное содержание диссертации опубликовано в работах:

Монографии, обзоры.

1. Бурение разведочных скважин на шельфе. - М.: Нэдра, 1988, 198с. (Соавторы: Асеев А.Г., Распопов ЕМ.).

2. Способы и технические средства для бурения скважин при разведке россыпных месторождений на шельфе. - Обзор ВИЭМС, М.: 1988, 89с.

Статьи.

3. Определение оптимального диаметра забивного инструмента - ЭИ ВИЭМЗ, N 128, 1970, 11с. (Соавтор Владиславлев ЕС.).

4. Условия разведки прибрежно-морских месторождений и требования, предъявляемые к буровому оборудованию. Изв. вузов. Геол. и разв. 1970, N 11, с. 104-108.

5. Требования к буровым основаниям для поисков и разведки прибреж-но-морских россыпых месторождений. Изв. вузов. Геол. и разв. 1971, N 2, с. 106-110. (Соавтор Владиславлев Е С.).

6. Опыт извлечения обсадных труб из морских скважин. - ЭИ ВИЭМС, N 23, 1972, с. 24-30.

7. Теория и практика работы забивных снарядов при бурении на море. Изв. вузов. Геол. и разв. 1974, N 1,с. 140-145. (Соавтор Владиславлев ЕС.).

8. Пути развития техники и технологии бурения на шельфе. В сб "Те-хнол. и техн. геол. разв. работ." М. , Изд. МГРИ, 1980, с.24-35. (Соавторы. Владиславлев Е С. , Истошин С. Ю.).

9. Определение рациональных параметров режима ударного бурения на шельфе. Веб "Технол. и техн. геол. разв. работ." М. , Игд. »¿ТРИ, 1982, с.5-16. (Соавтор Владиславлев ЕС.).

10. Опыт ударного бурения на шельфе Дальневосточных морей и пути

его развития. - ЭИ ВИЭМС, 1982, вып. 8, с. 1-16. (Соавторы: Асеев А. Г., Перминов К Е , Пронкин А. П.).

И. Давление морских волн и течений на обсадную колонну при бурении на шельфе. Деп. в ВИНИТИ, N 5000, М. , 1982.

12. Сранительная оценка схем ударно-забивного бурения на шельфе.

- ЭИ ВИЭМС, 1983, вып. 21, с. 13-24. (Соавторы: Владиславлев К С., Пронкин А. П.

13. Допустимая длина обсадной колонны, перекрывающей толшу воды на акваториях. В СБ "Техника и технол. бурения разв. скв. ", Изд. СГИ, 1984, с. 52-59. (Соавтор Владиславлев ЕС.).

14. Оценка факторов, влияющих на допустимую высоту морского бурового кондуктора. В СБ "Технол. и техн. геол. разв. работ.", М. , Изд. МГРИ, 1984, с. 47-55.

15. Современные схемы забивного бурения на шельфе и перспективы их совершенствования. В СБ "Технол. и техн. геол. разв. работ.", М., Изд. МГРИ, 1985, с. 120-133. (Соавторы: Владиславлев ЕС., Попов С. Е).

16. Особенности работы обсадной колонны при забивном бурении на шельфе. В СБ "Технол. и техн. геол. разв. работ", М. , Изд. МГРИ, 1986, с. 33-38. (Соавтор Владиславлев ЕС.).

17. Методика расчета сил волнового давления, действующих на морской буровой кондуктор. Изв. вузов. Геол. и разв., 1986, N 5, с. 111-115.

18. Расчет параметров подводного кондуктора. Изв. вузов. Геол. и разв., 1987, N 8, с. 87-92.

19. Перспективы бурения на море с непрерывным транспортированием керна. Изв. вузов. Геол. и разв., 1987, N 12, с.83-88.(Соавторы: Асеев А. Г., Коган Д. И. , Малинин Е. Е ).

20. Выбор рациональных способов бурения при разведке морских россыпей. Изв. вузов. Геол. и разв., 1988, N1, с. 112-120. (Соавторы: Про-нюшкин Е Д. , Попов С. Е ).

21. О бурении скважин с гидротранспортированием керна при разведке морских россыпей. Изв. вузов. Геол. и разв., 1988, N 8, с. 131-136. (Соавторы: Асеев А. Г., Коган Д. И. , Малинин Е. Е ).

22. Определение необходимой скорости восходящего потока при бурении с гидротранспортированием керна. В СБ "Геологические исследования океана.", М., Изд. МГРИ, 1991, с. 164-181. (Соавторы: Боголюбский К. А. , Пенкевич С. Е , Малинин Е. Е ).

23. Методика выбора производительности насоса для бурения с гидротранспортированием керна. Изв. вузов. Геол. и разв. , 1992, N6,0.130-136. (Соавторы: Хворостовский ЕС. , Ключников А. Ю. , Малинин Е. Е).

24. Расчет давления жидкости для фиксации сьешых кэрноприемников в колонке при забивном бурении. Изв. вузов. Геол. и разв. , 1993, N 3, с. 122-128. (Соавторы: Боголюбский К. А. , Ключников А, И, , Цыпленков А. А.).

25. Анализ методов расчета допустимой высоты морского бурового кондуктора. Изв. вузов. Геол. и разв. , 1993, N4, с. 129-132. (Соавтор Хворостовский II С.).

26. Особенности кернообразования при забивном бурении на море. В СБ "Геологические исследования океана.", М. , Изд. МГГА, 1993, с. 97-108.

27. Способ и технические средства для комбинированного бурения с плавучих установок. В СБ "Геологические исследования океана.", М. , Изд. МГГА, 1993, с. 109-127. (Соавтор Хершберг В. Л.).

28. Зффегаивкые разработки для забивного бурения разведочных скважин с плавучих буровых установок. Ьёжзуз. сб. Технические средства исследования Мирового океана -Владивосток. -1994. -с. 39-40.

29. Перспективы бурения с гидротранспортированием керна в рыхлых отложениях морского шельфа. Межвуз. сб. Технические средства исследования Мирового океана, -Владивосток. -1994. -с. 41-42.

30. Требования к технике и технологии бурения с гидротранспортированием керна при разведке морских россыпей. ЭИ. АО "Геоинформмарк". Техн. .технол. и орг. геол. -развед. работ.-1994.-Вып. 7.-с. 1-12.

31. Рекомендации по технике я технологии забивного бурения для разведки морских россыпей. ЭИ. АО "Геоинформмарк". Техн. , технол. и орг. геол. -развед. работ. -1994. -Вып. 8. -с. 1-19.

32. Рациональные ударные системы и параметры их элементов для забивного бурения на шельфе. Геологическое изучение и использование недр: Научн. -техн. информ. сб. аО "Геоинформмарк". -М.-1994. - Вып. 7-8.-с. 39-51.

33. Проблемы и методы вращательного бурения разведочных скважин на море. Геологическое изучение и использование кедр: Научн. -техн. информ. сб. АО "Гепинформмзрк". -М -1994. - Вып. 7-8. -с. 52-63.

Авторские свидетельства и патенты на изобретения.

34. Устройство для извлечения обсадных труб. А. с. 599042, БИ N11, 1978. (Соавтор Мосев А. Ф. ).

35. Устройство для бурения с обратной промывкой морских скважин. A.c. 825828, БИ N15,1931. (Соавтор Мосев А. Ф.).

36. Способ извлечения обсадных труб. A.c. 848573, БК N27, 1981. (Соавторы: Мосев А. Ф. , Хвороетовскач Н.Ф.).

37. Устройство для забивки обсадных труб. A.c. 1011783, 1982. (Соавторы: Еладиславлев R С. , Хворостовская Н. Ф. ).

38. Способ проходки скважин на акваториях и устройство для его осуществления. A.c. 1327604, 1987. (Соавтор Попов С. В.).

39. Буровой снаряд и ловитель для съемного керноприемника бурового снаряда A.c. 1484908, БИ N21,1989.

40. Буровой снаряд. Патент. N1571212, БИ N22,1990.

41. Способ закрепления морского стояка плавучей буровой установки. A.c. 1593326, 1990.

42. Способ ударного бурения и устройство для его осуществления. A.c. 1828156, 1992.

43. Способ спуска и наращивания двойной колонны труб при бурении с плавсредств. Патент N 2013616, БИ N 10, 1994. ( Соавторы: Юрьев М. С. , Малинин Е. Е ).

Всего по теме диссертации опубликовано 65 печатных г jot.

Автор благодарит ученых Е С. Владиславлева, '. А. Боголюбского, Д. Е Башкатова, С. Е Пенкевича, всех сотрудников г 4>едрн разведочного бурения и НИЛ "Геологические исследования океана" л"1 ГА за многолетнее творческое сотрудничество, деловые советы и пог.щь в решении проблемы бурения на море, а также выражает глубокую т ганательность кандидатам технических наук А. П. Пронкину, Е. Е Ыалинш другим сотрудникам "Даль-моргеология" за участие в техническом оf* чении, проведении экспериментов и внедрение результатов исследова чй.