В. А. ПЕРЕТОЛЧИН
ВРАЩАТЕЛЬНОЕ И ШАРОШЕЧНОЕ БУРЕНИЕ СКВАЖИН
на карьерах
МОСКВА «НЕДРА» 198»
УДК 622.233.6.057
Перетолчин В. А. Вращательное и шарошечное бурение скважин на карьерах. М.» Недра, 1983, 175 с.
Рассмотрены вопросы выбора параметров и расчета показателей работы систем транспортирования буровой мелочи воздухом и шнеками при бурении скважин на карьерах. Приведены конструкции бурового инструмента для бурения скважин с продувкой и шнековой очисткой, определены область их рационального применения и пути повышения стойкости. Освещен опыт эксплуатации станков и отработки бурового инструмента в различных горно-геологических условиях.
Для инженерно-технических работников карьеров, проектных и конструкторских организаций.
Табл. 16, ил. 23, список лит.— 37 назв.
Рецензент — проф., д-р техн, наук Б. Н. Кутузов (МГИ)
2502000000—424
П 043(01)—83	225—83
© Издательство «Недра», 1983
Предисловие.
«Основными направлениями экономического и социального развития СССР на 1981—1985 годы и на период до 1990 года» предусмотрены ускоренное наращивание экономического потенциала восточных районов страны и большой объем работ по освоению природных ресурсов. В деле освоения природных ресурсов первостепенное значение имеет добыча полезных ископаемых, особенно открытым способом.
Одним из основных технологических процессов этого способа является бурение взрывных скважин. Для повышения эффективности бурения скважин необходимо как совершенствование применяемой буровой техники, так и обобщение и распространение передового опыта использования станков, технологии бурения, выбора рационального типа и параметров бурового инструмента.
При создании буровых станков необходимо обоснование выбора их параметров, а при проектировании буровых работ — расчет показателей. Однако уровень теоретических исследований в области бурения отстает от практических требований. В результате ряд параметров и показателей работы определяется весьма ориентировочно и, как правило, на основании экспериментальных и опытных данных. Это относится также к определению параметров и работы систем транспортирования буровой мелочи из скважин.
Показатели работы станков зависят от типа и параметров применяемого бурового инструмента. Разработанные в настоящее время режущий буровой, а также комбинированный режуще-шарошечный инструменты для бурения с продувкой позволяют значительно повысить универсальность станков за счет возможности перехода в соответствующих условиях на бурение шарошечными, комбинированными или режущими долотами.
В последнее время начали интенсивно внедрять станки шарошечного бурения в сложных горно-геологических условиях, в том числе и на россыпных месторождениях. Специфические особенности бурения многолетнемерзлых пород обусловили необходимость обобщения накопленного опыта при бурении скважин в этих условиях.
1»
3
В книге отражены исследования по вращательному бурению, по созданию и применению нового бурового инструмента, обобщается опыт эксплуатации станков и отработки инструмента в различных горно-геологических условиях.
Автор выражает признательность рецензенту, проф., д-ру техн, наук Б. Н. Кутузову за ценные замечания, позволившие улучшить содержание книги, а также сотрудникам кафедры горных машин Иркутского политехнического института Н. Н. Страбыкину, Е. В. Чудогаше-ву, Я. Н. Долгуну, Ю. М. Коледину и другим, принимавшим участие в разработке, испытании и внедрении бурового инструмента.
1. ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОДУКТОВ РАЗРУШЕНИЯ ПРИ БУРЕНИИ
1.1. ОБРАЗОВАНИЕ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ И ЕЕ ВЛИЯНИЕ
НА ПРОЦЕСС БУРЕНИЯ СКВАЖИНЫ
Буровая мелочь является продуктом взаимодействия инструмента с породой на забое скважины. Фракционный состав ее зависит от свойств породы, типа и параметров инструмента, а также режимов бурения. .
При внедрении режущего инструмента в породу происходит дробление в зоне контакта с инструментом, а также ее истирание торцевыми площадками резцов при их вращении. С повышением степени износа резцов увеличивается содержание мелких, пылевидных фракций.
Процесс разрушения породы резцами долота носит циклический характер и состоит из скалывания больших и мелких объемов. Формированию большого объема предшествует местное дробление породы со .скалыванием и образованием мелкораздробленного ядра. Неоднородность пород, наличие нарушений и трещин обусловливают неравномерную частоту сколов, а буровая мелочь представляет собой набор частиц от пылевидных (размеры менее 0,5 мм) до крупных фракций (размеры более 3 мм).
При работе шарошечного инструмента происходит сочетание процессов дробления, истирания и скалывания породы. В этом случае преобладают дробление и раздавливание, в результате чего снижается крупность буровой мелочи и повышается энергоемкость процесса.
Вследствие разрыхления породы объем образующейся буровой мелочи превышает выбуренный объем, в результате чего буровая мелочь не размещается в объеме свободного призабойного пространства и должна удаляться. При бурении нисходящих скважин невозможно удаление буровой мелочи под действием собственного веса и в этом случае требуется принудительное ее удаление.
Из известных на открытых работах способов транспортирования буровой мелочи из скважины при вращательном бурении применяются продувка и шнековая очистка. Принятый способ очистки скважины определяет, какие свойства буровой мелочи оказывают наиболь
5
шее влияние на ее транспортирование и на выбор параметров инструмента.
На транспортирование буровой мелочи из скважин воздухом влияют аэродинамические характеристики продуктов разрушения и бурового инструмента. При этом расход воздуха на продувку зависит от гранулометрического состава продуктов разрушения, в связи с чем необходимо определять распределение буровой мелочи по» крупности.
При шнековой очистке буровая мелочь оказывает значительное сопротивление движению инструмента и определяет выбор таких его параметров, как форма, размеры и коэффициент перекрытия скважины. Необходимо знать и характеристики буровой мелочи по трению,, наличию сил сцепления и степени разрыхления.
Буровая мелочь влияет на выбор режимов бурения, которые в свою очередь зависят от режимов очистки скважины. По условиям очистки, например, ограничивается скорость подачи инструмента на забой, поскольку образование буровой мелочи не может превышать интенсивности ее удаления. При шнековом способе очистки ограничивается величина минимально допустимой частоты вращения бурового става, которая принимается из. условия прекращения транспортирования буровой мелочи. Ограничения по частоте вращения при продувке скважин воздухом связаны с необходимостью регулирования гранулометрического состава для исключения повторного измельчения крупных фракций.
Гранулометрический состав буровой мелочи определяет степень совершенства процесса разрушения породы и позволяет производить сравнение различных способов разрушения.
Буровая мелочь имеет потенциальную возможность пылеобразования, так как содержит пылевидные фракции, количество которых зависит от принятого способа, и совершенства процесса разрушения породы. На степень пылеобразования влияет и выбранный способ транспортирования буровой мелочи из скважины.
Процесс бурения включает в себя две технологические операции — разрушение породы на забое и транспортирование продуктов разрушения из призабойной зоны и из скважины. Для оценки влияния буровой мелочи на процесс бурения необходимо знать ее свойства и закономерности распределения по крупности.
6
12. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ ПО КРУПНОСТИ
Для расчета пневмотранспортирования буровой мелочи, оценки эффективности разрушения породы при бурении, а также для определения энергетических показателей процесса разрушения необходимы знания закономерностей распределения буровой мелочи по крупности.
Частицы буровой мелочи имеют неправильную форму и их величина характеризуется длиной, толщиной и шириной. Однако для практических целей удобнее характеризовать частицу одним размером. Так, при ситовом анализе определяющим размером частицы является ее ширина /, поскольку она ограничивает проходимость частицы через отверстия сит.
При рассмотрении движения частиц буровой мелочи в воздушном потоке рационален переход к другому параметру частицы — эквивалентному диаметру d. Под эквивалентным следует понимать диаметр такой шаровой частицы, масса которой равна массе натуральной частицы. При одинаковой плотности р шаровая и натуральная частицы имеют одинаковый объем.
На основании анализа гранулометрического состава продуктов разрушения при бурении режущим инструментом и подсчетов эквивалентных диаметров частиц по фракциям получена графическая зависимость d=f(l) [24]. Установлено, что с увеличением размеров форма частиц заметно отклоняется от шарообразной, а разница между d и I возрастает. При математической обработке экспериментальных данных получено, что
= (9 + 0,38Z)//(10 + /).	(1.1)
При расчете эквивалентного диаметра по формуле (1.1) отклонения от экспериментальных данных составляют не более 1,5%.
Классификацию буровой мелочи по крупности производят на основании ситового анализа с применением стандартных сит с отверстиями D2, ..Dh. Ситами буровую мелочь разделяют на классы с максимальными размерами частиц /i=Db /2=Г)2, .lk=Dh и эквивалентными диаметрами db d2, ..., dk. В табл. 1.1 приведены результаты ситового анализа буровой мелочи при бурении долотом 1РД-190 (песчаник с /=3*, п —
* Здесь и далее в тексте коэффициент крепости пород приведен по шкале проф. М. М. Протодьяконова.
7
Таблица 1.Г
Данные ситового анализа
k	D, мм	d, мм	d} —\-t-dу мм	dcp, мм	Л/,2	Уг %	У
1	0,15	0,134	0,000—0,134	0,067	563,0	. 11	11
2	0,20	0,178	0,134—0,178	0,156	102,4	2	13
3	0,25	0,222	0,178—0,222	0,200	102,4	2	15
4	0,50	0,438	0,222—0,438	0,330	409,4	8	23
5	3,0	2,34	0,438—2,340	1,389	1126,0	22	45
6	7,0	4,8	2,340—4,800	3,570	767,7	15	60
7	. 10,0	6,4	4,800—6,400	5,600	358,3	7	67
8	20,0	11,07	6,400—11,070	8,735	818,9	16	83 .
9	30,0	15,3	11,070—15,300	13,185	358,3	7	90
	—	—	Свыше 15,300	—	511,8	10	100
			-		Л4=5118	*100% .	
=90 мин-1, Q = 10 кН). Если масса всей пробы буровой мелочи М, а масса ее в данном классе Mi, то величина выхода класса в процентах равна yi = l00Mi/M. Суммарный же выход буровой мелочи в диапазоне от 0 до к
di равен у — 100 у, (рис. 1.1).
1
Длина интервалов классов крупности lyd=di—d^ не остается постоянной и определяется набором сит. При этом она изменяется от 0,044 до 4,67 мм (см. табл. 1.1). Поэтому при построении гистограммы распределения буровой мелочи следует частость брать на единицу длины интервала ytlkdi (рис. 1.2).
Как видно из рисунка, буровая мелочь образует непрерывный вариационный ряд. Поэтому при увеличении числа сит, т. е. при уменьшении длины интервального шага Adi, в пределе получаем плавную кривую суммарного выхода (см. рис. 1.1) и кривую распределения ее (см. рис. 1.2, пунктирная линия). В этом случае характеристику суммарного выхода можно выразить аналитически как y=f(d), а кривую распределения — как
Суммарная характеристика крупности буровой мелочи y=f(d) по отношению к кривой распределения г/г = =f'(d) является интегральной кривой. Площадь под кривой распределения представляет собой суммарный 8
Рис. 1.1. График зависимостей выхода буровой мелочи по классам yi (/) и суммарного выхода ее у (2) от диаметра частиц d
Рис. 1.2. Гистограмма распределения буровой мелочи по полулогарифмической шкале
выход буровой мелочи. Кривая распределения и суммарная характеристика крупности полностью характеризуют гранулометрический состав буровой мелочи и по ним определяют отдельные характеристики ее, необходимые для расчета потребного количества воздуха на продувку.
При бурении в лабораторных и производственных условиях было йроведено большое количество ситовых анализов образующейся буровой мелочи. При сравне
9
нии полученных данных все суммарные характеристик» имели выпуклый характер, а кривые распределения — правую асимметрию. Однотипный характер суммарных характеристик позволяет сделать заключение о том, что* они могут быть описаны аналитическим уравнением одного вида. Суммарный выход буровой мелочи по крупности
у = 1 - ехр[ — (d/dor\.	(12.>
Кривая распределения или плотность распределения ух. = у = /ntfo’'zz£'”-1exp[— (dlde)"1],	(1.3>
где т и d0 — параметры распределения.
Так как уравнение (1.2) не имеет ограничения по» максимальному размеру частиц dmax, то при использовании его необходимо условно принимать максимальную крупность материала. При значении d=dQ (его называют характеристическим положением) у^0=1 — —ехр (—1), т. е. при любом значении параметра пг функция распределения для dQ является постоянной и равняется 0,6321. Применительно к буровой мелочи do — такой размер частиц, для которого суммарный выход мелочи от 0 по включительно составляет 63,2%.
Для оценки достоверности полученных результатов и соответствия теоретического выхода (1.2), буровой мелочи по крупности фактическому ее распределению на ЭВМ определены параметры распределения для 100 ситовых анализов. Бурение производили в лабораторных условиях по песчаникам. В качестве бурового инструмента применяли режущие 1РД-190 и 1РД-214 и комбинированные РШД-190 долота. Коэффициент крепости пород f изменялся от 2,9 до 13, частота вращения п — от 45 до 150 мин-1, усилие подачи Q — от 10 до 60 кН. В режущих долотах использовались комплекты острых резцов с суммарным износом по торцу площадью 1,564, 2,697 и 3,102 см2.
При сравнении распределения буровой мелочи па крупности, определенного ситовым анализом и расчетом,, были выявлены равномерные отклонения в суммарном выходе ее как в положительную, так и в отрицательную сторону.
Результаты расчетов выхода буровой мелочи свидетельствовали об их хорошей сходимости с экспериментальными данными: коэффициент корреляции в 88 случаях из 100 составил более 0,94.
ю
1.3. ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ГРАНУЛОМЕТРИЧЕСКОГО СОСТАВА БУРОВОЙ МЕЛОЧИ
Для расчета расхода воздуха на продувку скважины необходимо знать гранулометрический состав буровой мелочи. При этом можно пользоваться ситовыми анали
зами или проведением специального экспериментального бурения. Однако при проектировании удобнее заранее задаваться им.
Наличие закономерности в распределении буровой
мелочи по крупности создает предпосылки для прогнозирования ее гранулометрического состава. Возможность прогнозирования подтверждается исследованиями Е. 3. Позина по резанию угля [28, 29].
Гранулометрический состав буровой мелочи зависит от свойств породы, типа и конструкции бурового инструмента и режимов бурения. Поскольку все варианты распределения буровой мелочи по крупности описываются одним уравнением (1.2) и отличаются друг от друга только значениями параметров т и dQ, то для прогнозирования гранулометрического состава необходимо установить влияние на параметры факторов режима, инстру
мента и породы.
Результаты обработки на ЭВМ ситовых анализов показывают, что параметр распределения буровой мелочи по крупности т при бурении по песчаникам изменяется от 0,294 до 0,920. При этом не прослеживается наличия
закономерности между значениями параметра т и кре постью породы, также его зависимости от режимов бу рения и бурового инструмента, т. е. изменения его зна
чении носят случайный характер (рис. 1.3). Наиболее вероятное значение т0=0,625, средневзвешенное значение т = 0,604, степень разброса колеблемости О-=0,0162, среднее квадратическое отклонение о -- V D,n == — 0,1273, коэффициент
Рис. 1.3. Частость Р параметра крупности частиц т при бурении по песчаникам
вариации
100<j//n = 21,l%.
На основании про
11
веденных экспериментов установлено, что параметр т зависит только от характера буримой породы. Для его определения необходимо накопление статистических данных о ситовых анализах при бурении по различным породам. Рассматривая полученные для одного типа породы значения пи как вариационный ряд случайной велечины, его определяют как математическое ожидание. Для песчаников т = 0,604.
Параметр распределения dQ дает наглядное представление о сравнительном фракционном составе буровой мелочи. Поскольку суммарный выход частиц размерами от 0 до d0 составляет 63,2%, то по величине dQ можно судить об эффективности воздействия инструмента на забой. С увеличением d0 уменьшается содержание мелких фракций и повышается эффективность разрушения породы. Анализ результатов распределения параметра d0 показывает, что он зависит от коэффициента крепости породы /, типа инструмента К и. величины площади контакта его с забоем S, частоты вращения п и усилия подачи на забой Q, т. е. d0=/7(f, A, S, и, Q). Величина d0, при прочих равных условиях, возрастает с уменьшением крепости породы и частоты вращения,, с увеличением усилия подачи и уменьшением площади контакта инструмента с забоем.
Подобную же зависимость от всех перечисленных выше факторов имеет и скорость подачи инструмента на забой за один оборот бурового става v'n — vn/n, т. е. v'n=F'(f, К, S, и, Q). При существовании связи между d0 и и'п комплексное влияние f, Л, S, п и Q на величину d0 можно выразить зависимостью dQ=f(v'n).
На рис. 1.4 показаны точки, характеризующие связь между величиной подачи -на оборот v'n и параметром d0. Характер расположения точек свидетельствует о явно выраженной линейной корреляции между d0 и у'и. Зависимость d0=f(u'n) может быть аппроксимирована прямой вида
d0 = Av'n = Avn/n, .	(1.4}
1де А — угловой коэффициент прямой, зависящий от типа инструмента. Значения А найдены методом наименьших квадратов с помощью ЭВМ. Установлено, что для режущих долот А = 0,6 при погрешности АЛ = ±0,01 и коэффициенте корреляции г = 0,9904. Для комбинированных долот А =0,3, АЛ = ±0,01, г=0,9906.
12
Рис. 1.4. График зависимости параметра распределения буровой мелочи dQ от величины подачи инструмента на забой за оборот и'п:
1 — для долот 1РД-190 и 1РД-214; 2 — для долота РШД-190
Высокие значения коэффициентов корреляции свидетельствуют о наличии между dQ и v'n устойчивой функциональной связи, отражающей комплексное влияние крепости породы, режимных факторов бурения и типа инструмента на параметр распределения буровой мелочи по крупности dQ. При выбранном типе долота параметр dQ зависит от заданной скорости бурения, что значительно упрощает задачу прогнозирования фракционного состава. С целью определения значений коэффициента А для других типов бурового инструмента необходимо проведение соответствующих экспериментов.
Подставляя (1.4) в (1.2) и (1.3), получаем
УпРОг = 1_—ехр{—	(1.5)
Упрог/ = Упрог = тпт(Аг>п)-^сГт-1ехр {- [nd/(Av„)]m}.
п
Для определения параметров распределения т и d$ по данным ситового анализа, возможности оценки распределения буровой мелочи по крупности (1.2), а также оценки прогнозированного распределения по (1.5) составлены соответствующие программы, которые приведены в работе [26].
13
2. ОЧИСТКА СКВАЖИН ОТ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ ВОЗДУХОМ
2.1.	АНАЛИЗ ИССЛЕДОВАНИЙ ПО ТРАНСПОРТИРОВАНИЮ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ ВОЗДУХОМ
Бурение скважин с очисткой их от буровой мелочи воздухом применяется на открытых горных работах со Бремени создания и внедрения шарошечных станков (1958—1960 гг.). При использовании шарошечных долот продувка обеспечивает активное принудительное удаление буровой мелочи из призабойной зоны и скважины и практически оказалась единственным приемлемым способом очистки.
Бурение скважин с использованием режущего инструмента ранее на карьерах применялось только в сочетании со шнековой очисткой. Но уже первый опыт применения режущего инструмента на шарошечных станках [31] подтвердил возможность и эффективность его работы в сочетании с продувкой. Аналогичные результаты были получены и при испытании комбинированного режуще-шарошечного инструмента [30]. Специфика пневмотранспортирования при работе режущего инструмента обусловлена высокой интенсивностью образования буровой мелочи, значительного увеличения ее крупности и изменения условий движения буровой мелочи в призабойной зоне.
При проектировании буровых работ и эксплуатации станков производительность их определяют не только по скорости бурения, но и по режиму очистки скважины от буровой мелочи. Поэтому выбор параметров пневмо-транспортной системы станка имеет важное значение для конструирования и их эксплуатации.
Движение буровой мелочи в призабойной зоне и затрубном пространстве изучалось сотрудниками МГИ, ВНИИБТ, МГРИ, ЛГИ, ИПИ, НИИОГР, КузПИ, КазПИ. Проводимые исследования дали возможность качественно оценить процесс транспортирования буровой мелочи и получить некоторые количественные показатели для конкретных условий эксперимента.
Установление рациональных параметров пневмо-транспортной системы бурового станка состоит в определении необходимого расхода, давления воздуха и нахождении потерь давления.
14
Расход воздуха на продувку скважины определяет эффективность очистки ее от буровой мелочи. При недостаточном количестве воздуха нарушается режим очистки и бурение становится невозможным. При избытке возрастают энергоемкость процесса и стоимость бурения.
В настоящее время отсутствует общепризнанная методика расчета расхода воздуха на продувку скважин. Объясняется это значительной сложностью задачи, решение которой требует учета многих переменных факторов, изменяющихся в широких пределах. Существующие методы расчета можно разделить на две группы.
1.	Методы, основанные на задании скорости движения воздушного потока по экспериментальным данным.
2.	Методы, основанные на определении расхода воздуха с учетом закономерностей движения буровой мелочи в воздушном потоке.
Методы расчета первой группы широко применяются в американской практике глубокого бурения. Есть сторонники таких методов и у нас [6]. В основе этих методов лежит выбор постоянной базовой скорости движения воздуха, приведённой к нормальным температурным и атмосферным условиям. Скорость эта определяется при экспериментальном бурении в конкретных условиях. Пользуясь базовой скоростью, далее расчетами учитываются дополнительные условия бурения (глубина, потери давления, изменения температурного режима и пр.).
По свидетельству представителей крупнейших американских буровых фирм наиболее широко в практике применяется метод расчета Р. Энджела. На основании стендовых испытаний он принял скорость воздуха в затрубном пространстве 15,25 м/с. При расчете исходил из того, что плотность породы р = 2700 кг/м3, температура воздуха по глубине изменяются по линейному закону, а поток представляет собой однородный идеальный газ и разница в скорости движения частиц и воздуха отсутствует. В результате Энджел получил, что необходимый расход воздуха F = F$-]-aL, где Ео — расход воздуха по базовой скорости; а — поправочный коэффициент, значения которого вычислены и сведены в таблицу; L — глубина скважины.
Нетрудно заметить, что расход воздуха по заданной базовой скорости предопределяет ограничение возможности применения метода в тех конкретных условиях, для которых такая скорость получена.
15
Методы расчета второй группы разрабатывались зарубежными и советскими исследователями применительно к бурению геологоразведочных скважин. К ним относятся работы К. Никольсона, К. Перро, Ю. Ф. Рыбакова, А. И. Кирсанова и Б. Б. Кудряшова, Н. П. Елманова, А. О. Межлумова и Н. С. Макурина, А. Т. Лактионова, Б. С. Филатова. В основе этих методов лежит определение критической скорости движения воздуха икр, при которой частицы расчетного диаметра переходят во взвешенное состояние. Необходимая скорость движения воздуха и = икр4-иИзб, где г>Изб— избыточная скорость воздуха, обеспечивающая перемещение частиц вверх по скважине.
Точность выполняемых расчетов во многом зависит от правильного определения критической скорости движения воздуха. Однако из-за отсутствия надежных расчетных зависимостей авторы вынуждены пользоваться для определения акр графическими способами или приближенными зависимостями, пригодными для расчетов только в ограниченном диапазоне изменения чисел Рейнольдса. При определении уКр не учитывается влияние ряда факторов — формы частиц, стесненности движения. Нет единого мнения и о том, какую по размерам частицу буровой мелочи принимать за расчетную. Некоторые авторы пользуются усредненным диаметром, большинство склоняется к тому, что необходимо исходить из наличия наиболее крупных частиц. А. Т. Лактионов же считает, что необходимо учитывать передачу энергии от мелких частиц крупным и за расчетную частицу принимать наибольшую из размерного ряда фракций, занимающего 75% всего объема выбуренной породы. Все это снижает достоверность расчетов по данным методикам.
Недостаточно обоснованно производится выбор величины избыточной скорости воздуха аИзб. По рекомендации Б. Б. Кудряшова принимают ипзб = 0,2иКр, т. е. ставят ее в зависимость от размеров расчетной частицы. В результате получается, что при одной и той же интенсивности образования, но уменьшении крупности буровой мелочи скорость ее транспортирования должна уменьшаться.
Предложенные для расчета расхода воздуха методики ограничиваются рассмотрением транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству и не касаются удаления ее из призабойной зоны. В то же вре
16
мя, вопрос очистки призабойной зоны является не менее важным и по сравнению с затрубным пространством специфичным, поскольку здесь имеет место другой режим движения буровой мелочи — трогания и разгона.
Энергоемкость процесса транспортирования буровой мелочи зависит от интенсивности ее образования и гранулометрического состава. С увеличением скорости бурения и крупности частиц растет энергоемкость транспортирования. Однако этот фактор при расчетах расхода воздуха не учитывается. Согласно методам расчета второй группы находится скорость воздуха у, необходимая для транспортирования частицы расчетного диаметра. По скорости воздуха v и площади затрубного пространства 5затр определяется расход воздуха F, который не согласуется с интенсивностью образования буровой мелочи и при повышенных скоростях бурения энергии воздушного потока может быть недостаточным для удаления всего объема образующейся буровой мелочи. В этом аспекте методы расчета первой группы более объективны, поскольку базовая скорость воздуха принимается по экспериментальным данным, т. е. с учетом интенсивности образования буровой мелочи.
Применительно к бурению взрывных скважин шарошечными долотами процесс пневмотранспортирования буровой мелочи подробно изложен в работах [13] и [14]. В отличие от всех ранее применявшихся методов расчета Б. Н. Кутузов рассмотрел этот вопрос комплексно в различных его аспектах, как экспериментальных, так и теоретических.
При расчете расхода воздуха на продувку скважины он разбил весь путь движения буровой мелочи на три зоны — зону забоя, долота и затрубного пространства. Скорость движения воздуха в первой зоне определяется как ^1 = Уо+у,изб, где у0— скорость, необходимая для взвешивания расчетной частицы над забоем. Находится она из условия отрыва одиночной частицы эллипсовидной формы при обтекании ее безграничным поступательным потоком, v'Пзб — скорость поступательного движения частицы над забоем.
Скорость движения воздуха во второй зоне v2 суммируется из критической скорости и1;р для расчетной частицы и избыточной скорости уИЗб
V 2 == ^кр+ Уизб-
2—1143
17
Расход воздуха F, необходимый для транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству, определяют по предельно допустимой расходной массовой концентрации смеси:
ЦпредЗ^ Qnp/ (FРв) , где Qn — объем породы, разрушаемой в единицу времени; р и рв — плотность породы и воздуха соответственно.
Избыточные скорости г/ПЗб и уИзб находят из условия исключения повторного дробления продуктов разрушения. При этом автор не учитывает интенсивность образования буровой мелочи, хотя фактически имеет место режим трогания и разгона, и исходит из равномерного движения частиц.
Интенсивность образования буровой мелочи Б. И. Кутузов учитывает при расчете расхода воздуха на транспортирование ее по затрубному пространству. Из опыта бурения взрывных скважин с продувкой известно, что с увеличением концентрации буровой мелочи в потоке наступает критический момент, когда режим очистки скважины нарушается. В качестве критерия уровня концентрации буровой мелочи в потоке Б. Н. Кутузов принимает коэффициент расходной массовой концентрации И пасх === QrTp/(ApR) И ИСХОДИТ ИЗ ТОГО, ЧТО Црасх ДОЛЖНО быть меньше предельного значения (цпред=2,5-4-3).
Следует отметить, что принятый критерий является несовершенным, поскольку ppaCx отражает не действительную, а мнимую концентрацию потока. Расходная концентрация определяется из условия, что частицы в потоке движутся со скоростью воздуха цв, хотя скорость частицы цч=ив—Укр. Поэтому расходная концентрация всегда меньше действительной. Чем крупнее буровая мелочь и выше ее критические скорости, тем меньше скорости частиц v4. Кроме того, расходная концентрация не учитывает гранулометрический состав буровой мелочи. При одной и той же расходной концентрации действительная концентрация имеет разные значения в зависимости от распределения буровой мелочи по крупности. Поэтому принятое цпред справедливо для конкретных условий эксперимента. При изменении свойств пород, инструмента и режимов бурения значение Мпррд должно корректироваться, так как изменяется гранулометрический состав буровой мелочи.
Объективной характеристикой потока буровой мелочи является действительная объемная концентрация s
18
no (2.6). Расходная же объемная концентрация sp= = VM/F, где F — расход воздуха в единицу времени;
— объем буровой мелочи. При этом црасх=5рр/рв.
Основной недостаток указанных выше методов расчета расхода воздуха на продувку скважин заключается в том, что при расчете не учитываются интенсивность образования буровой мелочи и ее гранулометрический состав, которые существенно влияют на энергоемкость процесса ее транспортирования.
В работе предлагается метод расчета расхода воздуха на продувку скважин, основанный на энергетическом балансе. При этом предусматривается сравнение расхода воздуха на очистку призабойной зоны и на транспортирование буровой мелочи по затрубному пространству.
Потери давления воздуха в пневмотранспортной системе станка зависят от расхода и аэродинамических сопротивлений его на пути движения от компрессора до устья скважины. Они складываются из потерь в магистрали и буровом ставе станка, в долоте и скважине и определяют необходимую величину давления для обеспечения подачи заданного количества воздуха.
В существующих методиках расчеты необходимого давления воздуха и его потерь произведены недостаточно обоснованно. Нс рассматривается вопрос о потерях давления в долоте или они принимаются весьма ориентировочно. Большинство авторов не учитывает влияния буровой мелочи на сопротивления движению воздуха по затрубному пространству.
Б. Н. Кутузов [13] при расчете потерь давления воздуха в скважине не учитывает давление от массы столба бурового потока и потери на транспортирование буровой мелочи по затрубному пространству. Сопротивление буровой мелочи движению воздуха по затрубному пространству ()н учитывает через расходную массовую концентрацию црасх, определяя коэффициент аэродинамических сопротивлений смеси как ХСм=Х(1 + цРасх), где X — коэффициент аэродинамических сопротивлений применительно к воздуху. Как отмечалось выше, црасх является несовершенным критерием оценки концентрации, поскольку не отражает действительной концентрации буровой мелочи в потоке. Кроме того, на аэродинамические сопротивления движению воздуха влияние оказывает не масса частиц, а их объем в потоке. Поэто
2
19
му и в данном случае более объективным критерием является действительная объемная концентрация s.
Остается нерешенным вопросом и определение потерь давления воздуха в долоте Дрд. Из-за отсутствия расчетных зависимостей Б. Н. Кутузов рекомендует принимать Дрд по экспериментальным данным.
Характер движения воздуха в призабойной зоне и долоте исследовался Ю. С. Лопатиным [17, 18 и 19]. На основании известных закономерностей истечения газа из отверстия, он получил зависимости для определения расхода воздуха через долото при разных режимах истечения. Однако практически полученными зависимостями нельзя воспользоваться, поскольку для этого нужно знать режим истечения воздуха из долота, а он остался неопределенным.
В заключение же следует отметить, что в настоящее время не существует достоверной, единой системы расчетов параметров и показателей работы пневмотранс-портных систем буровых станков и оценку их производят ориентировочно, в основном на основании опытных данных.
2.2.	ХАРАКТЕРИСТИКИ ДВИЖЕНИЯ ПОТОКА БУРОВОЙ МЕЛОЧИ
При бурении с продувкой удаление продуктов разрушения из скважины обеспечивается за счет передачи энергии воздушного потока буровой мелочи. Частица буровой мелочи, находящаяся в восходящем воздушном потоке, испытывает на себе подъемную силу R струи, величина которой зависит от скорости потока v (скорости обтекания), плотности струи рв, вязкости воздуха р, размеров частицы и ее формы. Подъемная сила R возникает в результате взаимодействия воздушного потока с частицей.
Критическая скорость движения воздуха. Для расчета расхода воздуха, необходимого для очистки скважины от буровой мелочи, следует определить критическую скорость воздуха укр, при которой подъемная сила R должна быть равной силе тяжести частицы G и при этом частица переходит во взвешенное состояние.
Графическое решение данной задачи получено П. В. Лященко, который на основании связи между параметром Рейнольдса Re и коэффициентом сопротивления Рэлея ф ввел безразмерный параметр Li=Re2ty и построил графическую зависимость Li от Re. Определе
20
ние vKp с использованием диаграммы Лященко может быть произведено во всем диапазоне встречающихся чисел Рейнольдса с погрешностью до 15%. Однако оно не может быть использовано при интегральной форме определения расхода воздуха, когда требуется аналитическая зависимость для икр.
На основании анализа табличных и графических зависимостей между ф и Ы, а также между Re и Li и решения на ЭВМ различных вариантов математического аппроксимирования этих зависимостей [27] получено уравнение вида
х>кр = 15 • ю-6 d~l exp [ — 9 + V457,8 + 17,7 In (б3р) ].
(2.1)
Зависимость позволяет определить критическую скорость движения воздуха для частиц размером от 0,06 до 36 мм, т. е. практически во всем диапазоне возможной крупности буровой мелочи. Погрешность при определении уКр составляет 0,3—3,5% и только при d— = 36 мм — 7,8%. При расчете расхода воздуха на продувку скважины методом суммирования энергий конечного числа классов буровой мелочи, а также по расчетному диаметру частиц можно определять укр по диаграмме (рис. 2.1), построенной на основании формулы (2.1).
Критическая скорость движения воздуха для натуральных частиц. Полученная зависимость (2.1) распространяется на частицы со сферической формой поверхности. Однако натуральные частицы буровой мелочи имеют неправильную форму, что обусловливает и отклонение фактически необходимых критических скоростей. Большое число опытов свидетельствует о том, что частица неправильной формы стремится занять такое положение, при котором наибольшее ее сечение располагается перпендикулярно к потоку, в результате чего взвешивание частицы происходит при меньшей критической скорости движения воздуха и'кр.
Проведенными ранее исследованиями установлено, что взвешивание частиц неправильной формы подчиняется тем же закономерностям, что и шарообразных. Поэтому при определении критической скорости пользуются формулами для шарообразных частиц, а отклонения учитывают- вводом поправочного коэффициента. С этой целью частицы по форме делят на ряд харак-
21:
Рис. 2.1. Графики зависимости критической скорости укр движения воздуха от диаметра частиц d буровой мелочи и их плотности р
терных типов и для каждого типа устанавливают значение поправочного коэффициента.
В качестве поправочных коэффициентов используют: замену коэффициента сопротивления ф для шарообразных частиц на ф' для частиц неправильной формы; коэффициент шарообразности Лш, равный отношению площади поверхности шара эквивалентного диаметра к площади натуральной частицы; коэффициент формы &'ф, равный отношению коэффициентов сопротивления ф' иф; коэффициент формы равный отношению критических скоростей г/'кр и укр и др. Поправочные коэффициенты ряда авторов, пересчитанные на £ф = 1/кр/икр, приведены .22
в работе [13] и по ним получены средние значения для частиц различной формы: округленные, окатанные — 0,71; кубообразные, угловатые — 0,72; удлиненные—0,60; плоские — 0,5.
В качестве поправочного коэффициента, учитывающего отклонения критической скорости при изменении формы частиц, принимаем коэффициент формы k$. Тогда критическая скорость движения воздуха для натуральных частиц с учетом (2.1)
Укр = £ф>кр = 15• 10~6 ехр [— 9 +
+ /457,8 + 17,7 In (сРр) ].	(2.2)'
Влияние потерь энергии на движение буровой мелочи. Движение потока буровой мелочи по затрубному пространству обеспечивается вследствие наличия перепада давления воздуха у устья и забоя скважины. Если давление воздуха у устья скважины обозначить р0, то-у забоя оно будет равно р0+Лр, где Др — перепад, равный потерям давления на пути от забоя до устья. Потери энергии в скважине происходят при столкновении частиц со стенками и штангой, от трения частиц о стенки и штангу, а также при обтекании частиц воздухом. Они возрастают с увеличением глубины бурения и ростом концентрации частиц в потоке.
Увеличение давления воздуха у забоя скважины сказывается на транспортировании буровой мелочи. Вследствие сжимаемости воздуха происходит уменьшение его объема. По закону Бойля-Мариотта p0V= (р0+Др) V'. Одновременно происходит увеличение плотности воздуха р'в =рв(Ро+Др)/Ро и уменьшение скорости его движения у, = ^ро/(ро+Лр) • Подъемная сила воздуха по Рэлею R = ^v2pvd2. У забоя R' = ф^,2р'd2 Rpo/(Po + Ар)« Rf <ZP, т. е. с увеличением плотности воздуха подъемная сила уменьшается и ухудшаются условия транспортирования буровой мелочи.
Для обеспечения взвешивания частиц у забоя необходимо при нормальном давлении /?0 принимать скорость большую v'Kp настолько, чтобы при повышенном давлении воздуха /?0 + Др сохранялась прежней его подъемная способность. Пои скорости воздуха в нормальных условиях <и"р его подъемная сила у забоя /?' = ф [ъ"рр0/( 0 + &р)]2Х X {pr(Pq + kp)/pQ]d2. Она должна оста.ься равной R =
23<
= 0 = ф'я'крРв^2- Из равенства R = R' находим, что f"p = — 1»кр V(Ро + ^Р)1Ро- Давтение у устья скважины р0 можно принять равным 0,1 МПа. Тогда с учетом (2.2)
Пкр = “Укр /1 + W = г»кр /гф V1 + ЮЛ/? (2.3)
или
т»кр = 15 • 10-° кф rf-1 У\ +.ю Др ехр [- 9 +
+ /457,8 + 17,7 In (б/3 р) ].	(2.4)
Перепад давления в скважине зависит от расхода или скорости движения воздуха и оказывает влияние и на величину критической скорости воздуха. Поскольку при определении расхода мы не можем заранее знать перепад давления, то рекомендуется принимать Др по опытным данным в зависимости от интенсивности образования буровой мелочи и глубины бурения в пределах от 0,01 до 0,04 МПа.
Избыточная скорость движения воздуха. Критическая скорость движения воздуха определяет переход частицы во взвешенное состояние. Для транспортирования частицы воздуху необходимо придать дополнительную, избыточную скорость ^изб, величина которой должна быть такой, чтобы обеспечивалось своевременное удаление буровой мелочи из зоны ее образования и из скважины. В противном случае буровая мелочь будет скапливаться в призабойной зоне и затрубном пространстве, и режим продувки скважины нарушится. В то же время при выборе величины избыточной скорости нерационален и перерасход воздуха, что вызывает неоправданное увеличение установочной мощности.
В призабойной зоне за счет избыточной скорости воздуха создаются дополнительные усилия, действующие на частицы буровой мелочи и обеспечивающие их трогание и разгон. В затрубном пространстве при равномерном движении избыточная скорость определяет скорости движения частиц.	*
При бурении режущим инструментом критерием достаточности избыточной скорости воздуха в затрубном пространстве можно считать соответствие ее линейной скорости на резцах, т. е. скорости стружкообразования. Если представить, что стружка, снимаемая резцом, является сливной, то скорость подъема ее вверх по передней грани резца будет равняться линейной скорости дви-24
жения резца. Избыточная скорость воздуха должна быть не менее этой скорости. Резцы долота вращаются на разных радиусах и имеют неодинаковые скорости. Соответствие будет обеспечено, если принять избыточную скорость воздуха равной максимальной линейной скорости на резцах vn3^=nDn, т. е. максимальной скорости стружкообразования. С учетом уменьшения скорости за счет сжатия воздуха
<35 = ^изб (А + ММо = г’изб (1 + Ю А/?) =
= <cDn(l + ЮЛ/?).	(2.5)
Зависимость избыточной скорости воздуха от диаметра бурения и частоты вращения можно сохранить и при других типах долот, в том числе шарошечных.
Избыточная скорость воздуха (2.5) является расчетной для определения общего расхода воздуха при транспортировании буровой мелочи по затрубному пространству и распространяется на частицы всех размеров. Фактические же скорости движения частиц будут различными. При скорости воздушного потока vB скорость подъема частицы v4 = vB — v"p. Поскольку т/'р зависит от размеров частицы, то с их изменением изменяется и скорость ее подъема. Характерно, что скорость подъема увеличивается с уменьшением размеров частиц.
Наличие разницы в скоростях движения частиц обусловливает неизбежность их соударений. Мелкие частицы, имея большую скорость подъема, сталкиваются с более крупными. Согласно законам механики эти внутренние соударения не изменяют количества движения системы и движения центра масс, а вызывают только перераспределение энергии между частицами. Однако система потока буровой мелочи отличается устойчивостью и к сохранению скоростей движения, которая вытекает из закона инерции. При увеличении скорости крупной частицы после соударения с мелкой возникает нарушение равновесия действующих на нее сил — подъемная сила R воздуха становится меньше силы веса частицы G. В результате происходит замедление движения и уменьшение скорости частицы до первоначальной величины. Наоборот, уменьшение скорости мелкой частицы вызывает увеличение R и ускорение движения до восстановления прежней скорости. Таким образом, благодаря устойчивой инерционности потока буровой мело
25
чи, влиянием соударений частиц на скорости их движения можно пренебречь.
Концентрация потока буровой мелочи. Движение потока буровой мелочи в скважине является стесненным. Стесненность определяется ограниченной площадью сечения призабойного и затрубного пространств и ощутимой концентрацией частиц в потоке воздуха, которая может быть охарактеризована коэффициентом объемной концентрации
5 = VM/Ktl,	(2.6)
где Ум — объем образующейся буровой мелочи; Уп — -объем потока, который занимает буровая мелочь. Наблюдения показывают, что при движении частиц в стесненных условиях переход их во взвешенное состояние происходит при меньшей критической скорости воздуха
-Гкр = kcг/'кр = kc ЛфvKp V1 + ЮДр (2.7) (ИЛИ
т>кр= 15-10~6Лс £фг/-‘ |/1 + 10Д/?ехр[-9 +
+ V457,8 + 17,7 In (rf3 р) ],	(2.8)
где kc — коэффициент, учитывающий стесненность движения, *с<1. Объясняется это тем, что буровая мелочь, занимая часть объема, уменьшает фактическое проходное сечение призабойного и затрубного пространств и вызывает увеличение скорости обтекания частиц. В результате при меньшем расходе воздуха и скорости его свободного движения достигается тот же эффект.
Влияние стесненности на движение частиц изучалось многими исследователями и для определения коэффициента стесненности kc предложен ряд эмпирических зависимостей [33]. Наибольшее соответствие экспериментальным данным дает зависимость, отражающая связь коэффициента стесненности с концентрацией частиц в потоке, в виде
kc= (1—s)2.	(2.9)
Наличие в воздушном потоке частиц буровой мелочи вызывает в стесненных условиях увеличение скорости движения воздуха. Чем выше концентрация буровой мелочи, тем больше при неизменном расходе воздуха его скорость. Увеличение скорости движения воздуха обус
?26
ловливает и рост скоростей подъема частиц. Это свидетельствует о возможности сокращения расхода воздуха. Поэтому расчетная скорость движения воздуха в стесненных условиях определяется по формуле
ур=^су.	(2.10)
С ростом концентрации потока буровой мелочи повышается эффективность передачи энергии воздуха частицам. Однако при критическом значении концентрации. $кр наступает нарушение режима продувки. Объясняется это тем, что количественный рост содержания частиц в потоке при $кр приводит к качественному изменению -в процессе — резкому ухудшению условий движения воздуха. Поэтому для нормальной работы пневмотранс-портной системы станка необходимо, чтобы s<sKp.
В настоящее время еще нет достаточного материала для определения критической концентрации буровой мелочи в потоке. Однако опыт трубопроводного пневмотранспорта [33] показывает, что транспортирование буровой мелочи происходит успешно при -5=0,01. Лишь, в особо благоприятных условиях концентрация достигает 0,03—0,04. Поэтому можно считать, что надежная очистка скважины от буровой мелочи будет обеспечиваться при условии
s^0,01.	(2.11)
2.3.	ЗАКОНОМЕРНОСТИ ДВИЖЕНИЯ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ В ПРИЗАБОЙНОЙ ЗОНЕ
К призабойной зоне относят участок движения буровой мелочи от забоя на такую высоту Я, при которой корпус долота принимает диаметр штанги. При отсчете от оси скважины путь движения буровой мелочи в призабойной зоне L = H-\-0f5D, где D — диаметр скважины. Для применяемых долот вертикальный участок пути в 1,5—2 раза больше горизонтального, а весь путь, не превышает 0,3 м.
Площадь сечения продувочных окон призабойной зоны зависит от типа и конструкции долота. Математиче-. ское описание размеров окон в общем виде затруднительно, поэтому рационально суммарную их площадь 5Приз выражать через площадь затрубного пространства *^затр
5приз = а5затр = 0,25ак(/)2-£>у,	(2-12)
27
где Ош — диаметр буровой штанги; а—коэффициент соотношения площадей. Для большинства долот а<1. Продувочные окна призабойной зоны располагаются между лапами или лучами долота. Число продувочных окон р соответствует количеству лап. Ширина окна /0 зависит от ширины выступающих ребер лап /р: /0 = = (л£>—р/р)/р. Для относительной характеристики ширины окна и соответствующего ей угла поворота долота ф вводим коэффициент £0=/0/(jtZ>) = ф/(2л).
Особенности движения буровой мелочи в призабойной зоне. Для призабойной зоны характерным является передача вращательного движения долота воздушному потоку и частицам буровой мелочи. Круговое движение воздушной струи и частиц возникает вследствие их взаимодействия с вращающимися резцами, шарошками и корпусом долота. В затрубном пространстве наблюдается винтообразное движение потока буровой мелочи. Угловая скорость вращения буровой мелочи в призабойной зоне
соч=2лпс,
где п — частота вращения долота; с — коэффициент передачи вращательного движения от долота частицам (зависит от типа и конструкции инструмента и изменяется в пределах 0<с^1). Для режущих и комбинированных режуще-шарошечных долот с пропорционально коэффициенту дублирования резцов Z\ и по опытным данным с = 0,25гь При сплошной режущей кромке (z1==2) с = 0,5.
Своевременная очистка призабойной зоны от буровой мелочи необходима для обеспечения нормальных условий работы инструмента. Во избежание повторного воздействия инструмента на буровую мелочь, а также исключения попадания частиц в зазор между ребром лапы и стенкой скважины необходимо, чтобы за время поворота долота на ширину продувочного окна /0 частица успевала проходить призабойный путь L. За время Т1 долото поворачивается на угол фд=2лпЛ, а частицы совершают угловой путь фч = (очГ1=2лпс7’1- Относительный поворот долота фд—фч не должен превышать угла ф, соответствующего ширине продувочного окна. Отсюда допустимое время движения частицы в призабойной зоне
T^k.l[n{\-c)}.
(2.13)
28
Из изложенного следует, что движение буровой мелочи в призабойной зоне зависит от конструкции инструмента и частоты его вращения.
Частицы буровой мелочи, образующиеся в процессе взаимодействия инструмента с породой, не обладают поступательной скоростью в радиальном направлении. Для удаления их из призабойной зоны воздух должен обладать такой скоростью, чтобы обеспечивался не только отрыв и взвешивание частиц, но и их разгон с интенсивностью, позволяющей преодолеть путь L за время Ть Движение частиц в режиме трогания и разгона отличает условия очистки призабойной зоны от условий транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству и требует сравнения необходимых расходов воздуха.	t л|
Скорость воздуха для отрыва и трогания частиц буровой мелочи. Процесс отрыва и взвешивания неподвижных частиц в воздушном потоке весьма сложен и недостаточно изучен. По современным представлениям [32] в основе его лежит комплексное воздействие на частицу различных факторов — турбулентных вихрей, неоднородности скоростного поля, наличия градиента скорости и др. Опытами установлено, что в зависимости от скорости потока и крупности частиц движение может начинаться путем перекатывания и скольжения их, скачкообразного движения с периодическим взвешиванием, а также устойчивого перемещения во взвешенном состоянии.
Скорость воздуха, при которой происходит отрыв частицы и начинается движение, определяется состоянием равновесия между силами аэродинамического воздействия воздушного потока и инерционными силами частицы. Эта скорость, как и критическая скорость воздуха укр, определяет граничные условия движения и названа критической скоростью трогания утр. Поскольку на горизонтальном участке пути инерционные • силы частицы определяются силами трения и сцепления, то обычно Утр^^кр.
Коэффициент сопротивления движению частиц при трогании отличается по величине от коэффициента сопротивления при взвешивании в вертикальном потоке. Существенное влияние здесь оказывает асимметричность обтекания частиц потоком. Экспериментальные исследования [32] свидетельствуют о рациональности оценки
29
критической скорости трогания через критическую скорость воздуха. Установлено, что для частиц размером более 1,5—2 мм vTp== ^крУ'ЧА гДе ф' —приведенный коэффициент сопротивления, зависящий от формы частиц и состояния их поверхности (ф'^1).
Применительно к призабойной зоне отрыв и взвешивание частиц в определенной мере облегчаются. При отделении частиц буровой мелочи от массива они находятся в движении, что повышает эффективность воздействия на них воздушного потока. Особенно это относится к режущему инструменту, резцы которого ворошат и двигают перед собой частицы буровой мелочи. Поэтому, учитывая, что критическая скорость трогания итр не будет превышать иир и что большая часть призабойного пути приходится на вертикальный участок, для которого взвешивание частиц оценивается скоростью икр, при расчете расхода воздуха на очистку призабойной зоны будем исходить из равенства скоростей трогания и взвешивания итр = икр.
Движение частиц при разгоне. В период разгона на частицу буровой мелочи действует сила аэродинамического лобового воздействия воздушного потока R и инерционная сила сопротивления G. Сила лобового давления R зависит от разности скоростей воздушного потока v и частицы v4 и по закону Рэлея =	—г>ч)2рвХ
Х^2- Силе веса G соответствует подъемная сила взвешивания частицы Ra = G = Ф^2ррв^2- Дифференциальное уравнение движения частицы mdv4ldt = R—G или dv4ldt=gRIG—g. Подставляя значения R и 7?ст = G, потучим
dvjdt g(v — ^ч)2/^2р — g.	(2.14)
Разгон частицы буровой мелочи происходит по следующей схеме. В начальный момент времени / = 0 скорость частицы v4 = 0 и сила аэродинамического воздействия воздушного потока на частицу Т?о=Фу2Рв^2. Для приведения частицы в движение сила Ro должна быть больше G. Под действием силы —G начинается ускоренное движение частицы. По мере увеличения скорости движения частицы ич уменьшается сила лобового воздействия R и интенсивность прироста v4. В конце пути разгона скорость частицы v4 достигает значения v—икр> R становится равным G и частица продолжает равномерное движение с избыточной скоростью уизб = у—укр.
30
Разделяя в (2.14) переменные и интегрируя в пределах от 0 до t и ич, получаем
[Я2 - v2Kp -(V- VKp)V ч]/^2 - f2p - (V + fKp)
(2.15)
откуда v4 = [(г*2 - г>2₽) (ebt- 1 )]/[(г> + vKp) ebt - (v - vKp)]-
Здесь b=2glvlVp. Путь x, проходимый частицей при разгоне, определяем из условия, что dx—v4dt. Подставляя значение v4, после интегрирования находим
х = (v + т/кр) t - (v2p/g) In {0,5 V-1 X *
X + ^ир) ebt — (v — тлкр)]}.	(2.16)
Анализ полученных зависимостей показывает, что скорость частицы при разгоне изменяется по гиперболической кривой с асимптотой, равной скорости равномерного движения иИЗб = у—укр. Подставляя v4 = v—укр в (2.15), находим, что теоретическое время разгона /р->оо. Однако при правильно выбранной скорости воздушного потока v по истечении весьма короткого времени скорость частицы v4 становится настолько близкой к аизб = и—икр, что практически разгон можно считать законченным. Так, при и = 37 м/с и эквивалентном диаметре частицы d = 0,2 мм, через / = 0,1 с, уч = 0,99уИз6 и путь разгона Z = 3,4 м. Для частиц d = 6,4 мм, через /=1 с, ^ч=0,91уИзб и /=17,4 м. Таким образом, время и путь разгона зависят от размеров частиц.
Разгон частиц на участке призабойной зоны. Для своевременного удаления буровой мелочи из призабойной зоны необходимо, чтобы частица проходила призабойный путь L за время 7\. Исходя из этого условия по уравнению (2.16) определяют необходимую скорость воздушного потока v.
При разгоне частица движется с ускорением а = -	которое при t = 0 а0 = g(v* — ^p)/t^p.
Участок призабойной зоны лежит в начале пути разгона. Учитывая, что призабойный путь и в начале пути разгона v4<^v, для упрощения уравнения движения частиц в призабойной зоне можно пренебречь некоторым изменением величины ускорения и принять его равным aQ. Тогда на участке призабойной зоны, т. е. при скорость частицы
= gt (f2 -	<2Л7)
31
а проходимый путь
x = 0,5g/2(v2 -f2Kp)/v2p.	(2.18)
При t = Tx и x—L из (2.18) с учетом (2.13) находим необходимую скорость воздушного потока
-р = т/кр /1 + 2Z/(gT2) = г/кр /1 + 2Z«2(1 -c)W2).
(2.19)
Расчетная концентрация потока буровой мелочи в призабойной зоне. Скорость движения частицы в призабойной зоне изменяется от нуля до f4n,ax при Средняя скорость движения частицы из (2.17) с учетом (2.19) и (2.13) ^cp=0,5^4max = 0,5g(^-o2Kp)7'1/^p = = nL (1 — c)jk0. Эта скорость определяет расчетную объемную концентрацию потока буровой мелочи в призабойной зоне, которая согласно (2.6) с учетом (2.13)
*->р = VM/yn = *->скв ^п/(^приз +ср) =
= k0D*vnl\anL(\-c)(D* -Z^)].	(2.20)
При этом коэффициент стесненности движения из выражения (2.9)
kc = (1 - $р)2 = {1 - k0 D2 ^п/а nL (1 - с) {D\- /)2Ш)]}2.
(2.21)
Фактическая объемная концентрация буровой мелочи в призабойной зоне будет ниже расчетной, поскольку принятая скорость воздушного потока для большинства частиц оказывается выше минимально необходимой, определяемой для каждого класса частиц по формуле (2Л9).
Расчетная скорость движения воздуха в призабойной зоне. Зависимость (2.19) определяет скорость, которую должен иметь воздушный поток для своевременного удаления из призабойной зоны частиц данной фракции. Однако для использования ее в качестве расчетной необходимо учесть влияние на скорость воздуха формы частиц, потерь энергии в скважине и стесненности движения. Для этого в зависимость (2.19) вместо укр подставляем из выражений (2.7) и (2.8). Тогда
f р = К	/(1 + 10 А/?) [1 + 2 Ln? (1 - c)2/(g+2)]
(2.22)
32
или
ор = 15- 10-* kc k^d-' X
X V{\ + 10 Др) [1 + 2Z«2 (1 -cYKgkl)] X
X exp [— 9 + V457,8 + 17,7 ln(rf3p) ].	(2.23)
Зависимости (2.22) и (2.23) являются исходными для определения расхода воздуха на очистку призабойной зоны от буровой мелочи.
2.4. ИНТЕГРАЛЬНЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА РАСХОДА ВОЗДУХА НА ПРОДУВКУ СКВАЖИНЫ
Очистка призабойной зоны. При определении расхода воздуха на очистку призабойной зоны от буровой мелочи исходим из уравнения энергетического баланса WB = W, т. е. соответствия кинетической энергии воздушного потока И7В энергии W, расходуемой на транспортирование буровой мелочи. Секундная энергия воздушного потока при скорости его движения v, массе М и с учетом условия (2.12)
WB = 0,5 Aft»2 = 0,5 5приз v* Рв = 0,125 ак (£)2 _	р^з.
(2.24)
Секундная кинетическая энергия W зависит от распределения буровой мелочи по крупности (1.3). Выход буровой мелочи в интервале d(d) равняется dy=tjid(d). Этому выходу соответствует элементарный объем буровой мелочи dVM=VMdi/=0,25n:D2UnZ/td(rf). Количество частиц буровой мелочи в элементарном объеме 2V= =6dVM/nd3. Суммарная площадь миделевого сечения - частиц dS1=0,25nd2N. При расчетной скорости движения воздуха ур его секундная масса, необходимая для выноса элементарного объема частиц, Mi=dSivppB и элементарная секундная кинетическая энергия
dW = 0,5А^2р = (3«£2/16с?)^првг,3 - ytd(rf). (2.25) Суммируя расход энергии во всем диапазоне изменения размеров частиц и подставляя pi из выражения (1.3) в (2.25), получим
W = (3/16)гс£)2/п рвгп</~ш J v3pdm~2 X
X exp [— (d Id0)m] d (d).	(2’.26)
3—1143
33
Необходимую скорость движения воздуха . находим -из равенства W=WB. С учетом значения <?р из (2.24)
v3 = ylj dm~3 exp [— (af/t/0)n'] х dmin
x {exp[- 9 + У457,8+ 17,71n(rf3p)]} d (d), (2.27) где
A = [l,5D2m>na-«d-*/(D2 - D2J] x
X {15- 10-«МфV(1 + l'-W)[l + 2Z«2(1 -c)2/(g^)]}8.
Нижний предел интегрирования определяется диапазоном действия уравнения (2.1) при dmin^0,06 мм. Верхний предел интегрирования может быть принят по данным ситового анализа или определен из уравнения (1.2) ПО заданному //max как dmax = do[—In (1— //max)] '/т' С учетом того, что уравнение (1.2) не обеспечивает ограничения по максимальному диаметру частиц, расчетный предельный суммарный выход буровой мелочи рационально принимать по данным проведенного анализа //max = 0,95.
Полученную по формуле (2.27) скорость воздуха сравниваем с величиной расчетной скорости ^Рп1ах по формуле (2.23) для частиц максимальных размеров t/max. Если ^>^Рп1ах, то для расчета принимаем скорость vQ = v. При ^<С^ртах удаление крупных частиц буровой ^мелочи не будет производиться без дополнительно го их ^измельчения, хотя воздух и обладает достаточным количеством энергии, в этом случае необходимо принимать . v* = wD Возникновение такого несоответствия возможно, например, при определении расхода воздуха в случае небольшой интенсивности образования буровой мелочи.
Необходимо также проверить уровень фактической объемной концентрации .буровой мелочи в потоке. При принятой скорости воздушного потока' ив скорость движения частицы в призабойной зоне определяется по (2.17) с заменой у на критической! скорости воздуха ^кр на по (2.3) с целью учета формы частиц и потерь энергии в скважине. Поскольку скорость дви-34
жения частицы в призабойной зоне изменяется от нуля до фч1ал i при t — Ti, то средняя скорость с учетом (2.13) X
(2	,,2\ гг,
VB—^кр)Г1 =
4	чтах	о *2
2г'кр
..(1 +ЮД/>) у2р]
2пкф 0 — с)(! + W) VKP ’
Буровая мелочь представляет собой набор частиц размерами от dmin до rfmax, что согласно (2.28) обусловливает и изменение скоростей их движения. Поэтому коэффициент фактической объемной концентрации потока буровой мелочи в призабойной зоне может быть найден путем суммирования элементарных концентраций. При скорости движения частиц v'4 объём потока, который занимает буровая мелочь, Уп=5Приз^,ч. Тогда концентрация потока от наличия элементарного объема буровой мелочи dVM
. ds = dVj Vn = D2vay,d (d)/[a (D2 - £>2ш)	(2.29)
Суммарная объемная концентрация потока буровой мелочи с учетом (1.3), (2.28) и (2.1)
S =	ехр[-^-) ]х
^min
а"”-1 {ехр[—9 + /457,8+17,7 In (d»p)]}2d (rf)
Х 10>«v2d2— 2,254(1 + ЮДр) {exp [—9+ /457,8 +17,7 In'(d’p)]}2 ’
(2.30)
где
A3 = 4,5*4 О - <0 О + W) D2vn/ [agko (Z)2-Z4)^].
Согласно (2.11) необходимо, чтобы s^0,01. Расход воздуха на продувку скважины из условия очистки призабойной зоны с учетом (2.12)
Fnp = Snpns't’B = 0,25™ (Z)2 -	(2.31)
Транспортирование no затрубному пространству. При установившемся равномерном движении буровой мелочи по затрубному пространству необходимая скорость движения воздуха для частиц каждого класса склады
3*
35
вается из критической скорости (2.3) или (2.4) и избыточной скорости (2.5). С учетом стесненности движения (2.10) расчетная скорость движения воздуха в затрубном пространстве
Т/р = kc V = kc (т/кр 4“ ^изб)
= k'c 1^кр /TW+(1 + ЮДр) ^изб] (2.32)
ИЛИ
т/р = k'c {15-10~6 k^d-1 V1 + 10Д/? ехр [—9+
+ /457,8+ 17,7 in (af3p)] + (1 -|- 10Д/?)гс£>л}. (2.33)
Поскольку избыточная скорость движения воздуха (2.5) определяет расчетную скорость движения частицы в затрубном пространстве, то расчетная объемная концентрация потока буровой мелочи по (2.6) $'р = = 17м/1/п = »5скв^п/ (^затр/'изб и коэффициент стесненности движения из (2.9)
К - (1 -/)2 = {1 - Dv^ti (1 + ЮДр) (Z)2—£>2Ш)]/(2.34)
Фактическая объемная концентрация потока буровой мелочи в затрубном пространстве будет меньше расчетной, так как скорости подъема частиц г/ч>Уизб. Она зависит не только от интенсивности образования продуктов разрушения, но и от их гранулометрического состава. При неизменной интенсивности образования (скорости бурения i/n) концентрация потока увеличивается с возрастанием крупности частиц. Чем крупнее частицы, тем больше критические’ скорости движения воздуха и"кр и меньше скорости подъема.
При скорости воздуха в затрубном пространстве v' его секундная масса /И' = 0,25л (D2 — 7/) т/'-рв и секундная энергия воздушного потока
й/ = 0,5M'v'* = 0,125л (Z)2 - О2Ш) Рв^< (2.35)
Для транспортирования же буровой мелочи по затрубному пространству необходима секундная кинетическая энергия W', определяемая по (2.26) с заменой г/р на v'p.
Исходя из соответствия кинетической энергии воздушного потока W'B и энергии W', необходимой для транспортирования буровой мелочи, находим, рациональ
36
ную скорость движения воздуха в затрубном пространстве с учетом (2.33)
^тах
= В $ {я/~»ехр [- 9 + /457,8 + 17,7 In (rf3p)] + ^min
+ E}3 dm-* exp [ - (d!d^m] d (rf),	(2.36)
где	В = [ 1 f)D2mvJ(JD2 —	d™] X
X {1 —	(1 + W) (D2 - Z^)]/;
15-10-%/1 + 10Д/?; £ = (1 + 1СДр)7сО/г.
Полученную no (2.36) скорость воздуха сравниваем co скоростью ^pmax по (2.33) для транспортирования частиц максимальных размеров dmax. Для расчета принимаем скорость воздуха в затрубном пространстве t/B, соответствующую наибольшему из сравниваемых значений скоростей v' и <^р11ах.
Затем проверяем уровень фактической объемной концентрации буровой мелочи в потоке. Коэффициент объемной концентрации находим методом суммирования элементарных концентраций. При скорости подъема частиц v'3 — /^^кр °бъем потока, который занимает буровая мелочь, V' == 0,25тс (D1 — D2 ) (v’ — k'v")
и элементарная концентрация в нем буровой мелочи
ds' = dVM/Va = D2vnytd(d)/[(D2-D2w)(y'B-kyKp)]. (2.37)
Подставляя yi и v” из (1.3) и (2.4), находим суммарную объемную концентрацию потока буровой мелочи в затрубном пространстве
^шах
, _	106/wD2vn С dm схр [— d (d)___________
S ~ (D’--D2w)d™ J 10»/d- 15*ф*'/1 + юдр x’* dmin
x exp [—9 4- /457^4- 17,7 In(d*p)["	(2.38)
Согласно (2.11) необходимо, чтобы s'^0,01.
Расход воздуха на продувку скважины из условия транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству
>з.п = S3aTp< = С,25гс (Z)2 - Д2Ш) <	(2.39)
37
При сравнении потребных расходов воздуха на очистку призабойной зоны Fnp по (2.31) и на транспортирование буровой мелочи по затрубному пространству, если ^п^^з.п, то расход воздуха на продувку скважины F принимаем равным Fnp. При Fnp<F3^ F = F3,n.
2.5. РАСЧЕТ РАСХОДА ВОЗДУХА НА ПРОДУВКУ СКВАЖИНЫ ПО ПРОГНОЗУ
При определении необходимого расхода воздуха на продувку скважины применительно к прогнозированному распределению буровой мелочи по крупности исходим из уравнения энергетического баланса, т. е. соответствия кинетической энергии воздушного потока энергии, расходуемой на транспортирование буровой мелочи.
Определяем количество воздуха, необходимое из условия очистки призабойной зоны. Применительно к прогнозированному распределению секундная кинетическая энергия, необходимая для удаления элементарного объема буровой мелочи, определяется по (2.25) с заменой yt на упр0Г1 по (1.6). Суммируя расход энергии во всем диапазоне изменения размеров частиц, находим расход энергии на очистку призабойной зоны
^„p01. = [3"D-pBmnm/( 16/W™-1)]	v^d™-2 X
^min
X ехр[— (nd/Avn)m\d(d).	(2.40)
Из равенства Ц7прог и энергии воздушного потока И/в по (2.24) с учетом (2.23) находим необходимую скорость воздуха для очистки призабойной зоны:
jj ^~-5ехр[-(тг^/Лг>п)™]Х
Xf!exp [ — 9 + г457,8+ 17,7 ln(t/3p)]}2d (d). (2.41) Здесь
Л2 “ \ \	A~mvx~m— £>^)] X
X { 15.10-3Мф lz(l + W) [1 + 2Z«2(1 - c)2/(g^)])8
38
Нижний предел интегрирования dmin^0,06 мм. Верхний предел определяется из (1.5) по заданному ут^: dmax= = (Avn/n) [In 1/(1—Утах)] I/m. Рационально принимать Утах 0.95.
Полученную 'по (2.41) скорость воздуха сравниваем с величиной расчетной скорости ‘»рП1ах для частиц максимальных размеров по (2.23). Если т»прОг 4 ^Рщах» т0 Для расчета принимаем скорость т'в = fnpor. При t»n[)Or <4Р необходимо принимать v — t'p •'
При проверке уровня объемной концентрации буровой мелочи в призабойной зоне исходим из элементарной концентрации (2.29) применительно к прогнозированному распределению (1.6). Суммарная прогнозированная концентрация потока буровой мелочи с учетом (2.1) и (2.28)
. _ . гтах exp[-(nrf/4^m]a"K-1X п‘ог	—2,25£у(14-10Др)х *
dmin	1
Х{ехр[ - 9 + / 457,8 + 17,7 In (d*p) |}2tf (rf) 2 42)
Х{ехр|—- 9 + / 457,8 + 17,71п(^р) ]]2 ’	'
Здесь
д4 = 4,bin £2 (1 - с) х (1 + 10 М D2n^+i/[<xgk~2n X Х(П2-^)Л'^"’-1].
Необходимо, чтобы s^0,01. Расход воздуха па продувку скважины из условия очистки призабойной зоны /;пр определяется по формуле (2.31).
При определении расхода воздуха1 на продувку скважины из условия транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству, необходимая для транспортирования секундная кинетическая энергия W"nPOr определяется по (2.40) с заменой ир на и'р. Из равенства М/'прог и секундной энергии воздушного потока W'B (2.35) с учетом (2.33) находим
3	ртах_________________________________
<₽ог =	)	И-’ехр[-9 У 457,8 + 17,7 In (йРр)] +
^min
+ E}zdm~2&$\ — ( ndlArva)m]d (d).	(2.43)
Здесь- Bj, = [\J5D2mn™A-'"vl-n~/(p2 — £>2ш)] X
х{1^-ом«0 + ioa>p)(Z)2-z)L)B6-
39
Полученную скорость воздуха сравниваем со скоростью ^Ртах ПО (2-33) и для расчета принимаем скорость воздуха в затрубном пространстве v'B, соответствующую наибольшему из сравниваемых значений скоростей.
При определении объемной концентрации потока буровой мелочи в затрубном пространстве исходим из элементарной концентрации (2.37) применительно к прогнозированному распределению (1.6). Суммарная прогнозированная концентрация потока буровой мелочи в затрубном пространстве с учетом (2.4)
г ___ WniD'n"1 Г	<^техр[—(nd/Avn)™] d (d)
Snpor (£)2 __	J	— 15£ф//1 + ЮДр X
ш	“min
x exp [—9 + / 457,8 -h 17,7 In (d«p)F (2.44)
Согласно (2.11) необходимо, чтобы $'прог^0,01.
Расход воздуха на продувку скважины из условия транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству F3.n определяется по (2.39). Сравнивая полученные значения Fnp и Г3.п, расход воздуха на продувку скважины F принимаем по наибольшему расходу.
2.6. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ ПОТЕРИ ДАВЛЕНИЯ ВОЗДУХА В СКВАЖИНЕ
При движении воздуха по скважине, т. е. затрубному пространству, имеют место потери по длине, связанные с необходимостью преодоления аэродинамических сил трения. Для обеспечения движения воздуха необходимо наличие перепада давления, величина которого должна соответствовать заданному расходу. Расчет потерь давления воздуха на преодоление аэродинамических сопротивлений показал, что
А АР 0,5ХРв/^ п//)9,	(2.45)
где эквивалентный диаметр
D3 = (D2 + D^/(D - £>ш) - (D + £>ш)/1п
В применявшихся ранее расчетах величина эквивалентного диаметра D3 затрубного пространства принималась недостаточно обоснованно. Обычно принимают
40
Dq=D—£>ш, что весьма приближенно. Применительно к параметрам карьерных буровых станков ошибка при этом составляет в среднем 50%.
Коэффициент аэродинамических сопротивлений X является важным параметром движения воздушного потока. Величина его оказывает существенное влияние на потери давления по длине затрубного пространства. Известно, что X зависит от режима движения потока (числа Re) и характера поверхности стенок, ограничивающих поток. Ввиду большой сложности турбулентного движения до сих пор не получены теоретические значения X, что связано с затруднениями в оценке влияния шероховатости стенок на аэродинамические сопротивления. Опыты показывают, что даже при одной и той же абсолютной шероховатости (средняя высота выступов шероховатости h) воздухопроводы из разного материала могут иметь различную величину коэффициента X в зависимости от формы выступов, густоты и характера их расположения. Учесть влияние этих факторов непосредственными измерениями практически невозможно. Поэтому в практику аэродинамических расчетов введено понятие об эквивалентной равномерно-зернистой шероховатости.
Под абсолютной эквивалентной шероховатостью h3 понимают такую высоту выступов шероховатости, сложенной из песчинок одинакового размера, которая дает при подсчетах одинаковую с заданной шероховатостью величину X. Таким образом, эквивалентная шероховатость воздухопровода определяется не непосредственными измерениями высоты выступов, а находится с помощью аэродинамических испытаний воздухопроводов. Значения Аэ приводятся в работах [2, 5, 9].
Вопрос об аэродинамических сопротивлениях затрубного пространства пока не изучен. Первые исследования по непосредственному определению X скважины были проведены Б. Н. Кутузовым [13]. Он установил, что в области принятых расходов воздуха (10—20 м3/мин) X скважины не зависит от числа Re. Шероховатость стенок скважины зависит от многих факторов, главными из которых являются свойства пород и их состояние, а также тип и конструкция бурового инструмента. Для определения эквивалентной шероховатости h3 необходимо проведение комплекса исследований. В первом приближении можно принимать Лэ затрубного пространства
41
аналогичной эквивалентной шероховатости труб из необработанного бетона и равной 1—3 мм.
Для определения коэффициента аэродинамических сопротивлений X используют многочисленные эмпирические формулы, полученные путем обработки опытных данных и действительные лишь в ограниченных условиях. В практике расчетов аэродинамических сопротивлений скважин широко используются формулы Веймаута, Никурадзе. В последнее время для определения X предложены полуэмпирические формулы, имеющие теоретическое обоснование и охватывающие движение в широком диапазоне изменения диаметров, скоростей и свойств жидкости или газа. Так, А. Д. Альтшуль [3], рассматривая турбулентный поток как единое целое и исходя из новейших представлений о движении потока в пограничном слое, аналитически вывел зависимость для X, которая совпадает с ранее полученной зависимостью К. Колебрука и, следовательно, подтверждает ее теоретически. По Альтшулю,
X = о, 11 \h3l D -Г 68/Re.	(2.46)
Справедливость этой зависимости проверена на трубопроводах из различных материалов, разных диаметров и в широком диапазоне чисел Рейнольдса. При Re/i3/^>500, что соответствует условиям движения воздуха по затрубному пространству, членом 68/Re пренебрегают и формулу используют для характеристики сопротивлений вполне шероховатых труб. Поэтому для затрубного пространства
Х3.п--=о,11	(2.47)
*
Как указывалось выше, независимость Л3.п от Ro подтверждается опытами Б. Н. Кутузова.
Наличие частиц буровой мелочи в потоке затрубного пространства обусловливает возникновение дополнительных аэродинамических сопротивлений и вызывает увеличение потерь давления на преодоление трения.. Многие авторы при расчетах пренебрегают этими потерями. Однако исследования Б. Н. Кутузова [13] свидетельствуют о том, что при наличии буровой мелочи сопротивления могут возрастать в 3—4 раза.
В работах по пневмотранспорту [10, 35] установлено, что потери на трение зависят от степени концентра
42
ции твердых частиц в потоке, влияние которой может быть учтено коэффициентом аэродинамического сопротивления с^еси.
^см ^(1 4“ ^оР'расх)»
где црасх — расходная массовая концентрация, равная отношению массового расхода материала к массовому расходу воздуха; ko — опытный коэффициент, зависящий от многих факторов, в том числе от скорости движения воздуха. Для достоверной оценки k0. пока еще накоплено недостаточно экспериментальных данных. Однако установлено, что с увеличением скорости движения воздуха значение k0 сначала резко уменьшается (критическая и переходная области), а затем стабилизуется.
Наиболее обоснованно вопрос о гидравлических сопротивлениях при движении гидро- и аэросмесей рассмотрен А. Е. Смолдыревым [32]. Исходя из уравнений гидродинамики как методической основы и используя методы теории подобия и размерностей, он получил критериальные уравнения для различных видов смесей. На базе критериальных уравнений им составлены приближенные уравнения энергетического баланса и получены расчетные зависимости для определения гидравлических сопротивлений. При этом выделяют три режима установившегося движения: малые скорости (возникает слой отложения), скорости, близкие к критической, и режим высоких скоростей. Для пневмотранспорта в восходящем потоке при скоростях воздуха, больших критической, потери напора на единицу длины (гидравлический уклон)
/	^*о(1 “|“ ^•оР'расх)’	(2.48)
где i0 — потери напора для чистого воздуха; с0— опытная константа (со=0,14-0,15). Для материалов большей плотности берут меньшие значения [33]. Зависимость (2.48) удовлетворяет условиям движения потока буровой мелочи по затрубному пространству.
В пневмотранспорте принято пользоваться расходной массовой концентрацией частиц в потоке црасх. Однако, как указывалось ранее, на аэродинамические сопротивления движению воздуха влияние оказывает не масса частиц, а их объем в потоке. Поэтому рационален переход на объемную концентрацию. Действительная объемная концентрация буровой мелочи в затрубном про
43
странстве s3.n определяется согласно (2.6) по полученным выше зависимостям (2.38) и (2.44). Потери давления воздуха на трение в затрубном пространстве (2.45) с учетом дополнительных сопротивлений от наличия буровой мелочи (2.48) и с пересчетом на действительную объемную концентрацию
дА.п = 0,5Х3.п(1 + qs3.n)^lv\ n/D3,	(2.49)
где q — опытный коэффициент влияния буровой мелочи на сопротивления (д = 2004-300).
При определении потерь давления воздуха в затрубном пространстве исходим из закона сохранения энергии в виде обобщенного уравнения Бернулли dp+gpsX Х^+рвУз.п^3.п+^/?п=0. Давление рв^з.п^з.п вызвано изменением удельной кинетической энергии воздуха, т. е. скоростного напора. Поскольку при относительно небольшой глубине скважин разница между скоростями воздуха в начале и в конце затрубного пространства очень мала, то изменением удельной кинетической энергии воздуха можно пренебречь. Давление gpBdz, обусловленное весом столба воздуха, заменяем давлением, обусловленным весом столба потока буровой мелочи dpz, тогда
dp +dpz + dp„ = 0.	(2.50)
Потери давления определяем с учетом сжимаемости воздуха. При движении воздуха по длине затрубного пространства происходит изменение давления, а следовательно, изменяется плотность воздуха р'в и скорость его движения v'3.n. Процесс изменения состояния воздуха в затрубном пространстве с достаточной точностью можно считать изотермическим, т. е. происходящим при постоянной температуре. В связи с небольшим перепадом давления и малой протяженностью затрубного пространства разница в температуре воздуха у забоя и устья скважины незначительная.
Давление от статического напора столба потока буровой мелочи dpz определяется концентрацией потока. Если объемная концентрация буровой мелочи в потоке бу^ет s3.n, то плотность воздушно-бурового потока рп = =р'в(1—53.п)+р5з.п^р,в+53.пр. Давление столба потока буровой мелочи высотой did p^-gpnd h~g(p'B-}-s3Up)dL
Потери давления в затрубном пространстве dpn на элементарном пути dl складываются из потерь на пре
44
одоление аэродинамических сопротивлении dp3.n (2.49) и потерь давления на совершение работы по транспортированию буровой мелочи по затрубному пространству dpA. Элементарная работа по транспортированию образующейся буровой мелочи dA — mgdl. Для совершения этой работы воздух должен обладать запасом потенциальной энергии dV\=dpAF^ где FK— расход воздуха (подача компрессорной установки). Поэтому потери давления на подъем буровой мелочи dpA=dA)FK— =Qi2^D2vnpgdl/Fi{. Подставляя dpz, dp3.n и dpA в (2.50), получим
dp + 0,5X3„ (1 + <7$3.п) p'Bv'*„dl/D9 + g (P; + s3.np)dZ +.
+ Q,2frD2v„pgdllFK = 0.	(2.51)
Для решения уравнения (2.51) воспользуемся законом сохранения массы воздуха, который выражается уравнением неразрывности потока m=p'By'3.ns3.n = const. Поскольку сечение затрубного пространства s3.n остается неизменным, то
“ const = Рв^з.п-	(2-52)
С учетом основного характеристического уравнения состояния воздуха (закон Клапейрона — Менделеева)
р /Рв == А'Т'пр,	(2.53
находим, что
Рв - Pl{RTn>;, v’ n = pBv3,nRT„p/p, (2.54)
где рв и v3.n — соответственно плотность и скорость движения воздуха при нормальных условиях; Тпр— абсолютная температура воздуха в призабойной зоне К; R — газовая постоянная [/?=287 Дж/(кг-К)]. Подставляем р'в и и'з.п в (2.51) и принимаем обозначения: '
«1 = g/(RTn?)', bi = £$3.„ р 4- C,25icD2tinpg//?K;
Cj == 0,5X3.n(l + qs3n) р2г4 n RTnflD3.
Тогда после разделения переменных получаем '
dl -= - pdpl(aiP2 + bip + ст).	(2.55)
Интегрируя уравнение (2.55) в пределах от 0 до LCKB и от рПр до ро, имея в виду, что LCkb — глубина скважины, рПр — давление воздуха в призабойной зоне, а р0 — у устья скважины, получим два решения. Если
(4ал - />2) > 0,
45
то .	. ,
/	_	1 1 й1Рпр +	+ С\
СКВ-^ Ш +С1
bi	(	, 2^1Рпр + bi
--------7 - 1	— arctg . ;	--=-----
у 4ai Ci — b^	У 4<7? с, — bfa
— arctg v	.	(2-5b)
V 4aiCi —b\ I
При (4бТ1С1~ #1)<O
-	__ 1 i *^np + ^lAip + Ci ___________bi_______
2^!	й1^2 _|_	_|_ Cj 2a j/ ^2 — 4aiCi
^^iPnp + bi — fa— 4<?1c1 jfail р0 4- bi + fa b\ — 4aiCi j ^2й1/?пр 4~ bi 4- fab% 4dj Ci^2aj p0 -J- bi fa4ajfi j
(2.57)
Порученные уравнения определяют допустимую глубину бурения из условия очистки скважины от буровой мелочи при заданном перепаде давления Дрскв=рПр—До-Пользуясь ими, можно также определять потери давления воздуха в скважине АрСкв, исходя из заданного расхода воздуха и известной глубины скважины. Поскольку искомое призабойное давление дпр в уравнениях выражено в неявной форме, то решение задачи может быть осуществлено методом подбора рПр или на ЭВМ.
Z7. АЭРОДИНАМИЧЕСКИЕ ПОТЕРИ ДАВЛЕНИЯ
ВОЗДУХА В БУРОВОМ ДОЛОТЕ
При истечении воздуха из долота имеет место резкое изменение его объема, поэтому возникает необходимость в учете сжимаемости воздуха. Исходим из уравнения Бернулли, согласно которому при установившемся движении воздуха полный напор, слагающийся из геометрического г, пьезометрического р/(£рв), скоростного у2/(2^) и температурного RT/[g(k—1)], остается постоянным:
+ P/(gpB) + ^2/(2g) + RT !{g (k — 1)] = const, где k — показатель политропы.
46
С учетом основного характеристического уравнения состояния газа (2.53) уравнение Бернулли можно записать в виде
Z + [k/(k — 4)] p/(gpB) 4- i»2/(2g)a-const.
Процесс истечения воздуха из долота можно считать адиабатическим, поскольку на весьма коротком отрезке пути теплообменом можно пренебречь (нет ни подвода, ни отвода тепла). Показатель адиабаты для воздуха & = 1,41. Примем внутри долота давление, воздуха рд, плотность рд, его температуру Тд, скорость движения цд, а в призабойной зоне соответственно рПр, рпр, Тпр и скорость истечения воздуха из долота аист. Временно пренебрегаем сопротивлениями на выходе и влиянием на истечение скорости воздуха в долоте ад. Из уравнения Бернулли с учетом того, что гд=гпр и k = 1,41, получим 3,44рд/рд=3,44рпр/рпр+0,5п2ист. Для адиабатического процесса
р/р* = const; рд/р* = рп₽/р*р; Рд/Рпр = (/7пр/рл)-0’71; (2.58)
^ист ~ ' 6,88(/?д/рд г/^пр/Рпр)
- 1л6,88(рл/рл)[1 -(Рпр/Рд)0'29].	(2.59)
При диаметре проходного сечения долота /)д масса воздуха, проходящего через долото, 7И = 0,25л£)2дПистРпр и расход его F=Al/pB. Учитывая, что по (2.58) (рпр/рд)2= (Рпр/Рд) 1,42> после ряда преобразований получим
F 0,25к/)д2(1/рв)/б,88Рдрд 1(рп,/рд)М2 - CMP,)1-71].
(2.60)
При заданном значении рд расход воздуха зависит от соотношения 0=рПр/Рд. По (2.60) при 0=0, F=0; при 0 = 1', /7=0. Следовательно, зависимость F=/(0)' имеет максимум. Для нахождения критического значения расхода приравниваем нулю производную dF/d0 = 1,420°’42— — 1,710°’71=О. Отсюда находим критическое значение 0
₽кр = (^п?/Л)кр = (1.42/1,71)’/о>29 = 0,527^0,53. (2.61)
Подставляя 0кр в (2.60), находим критическое значение расхода воздуха
^ко = 0,25^(1/рв)1/0,47рдрд.	(2.62)
47
С учетом того, что для 0Кр Рд/рпр=0,527~4)’71 = 1,58 и Рд=1)9рпР( критическая скорость истечения воздуха из долота
^кр 4/?кррв/(р,.р^/)д) =
= >/0>47рдРд/(рПрАр) = V 1.41/?Пр/рпр.	(2.63)
Из аэродинамики (2) известно, что выражение (2.63) •соответствует скорости распространения звука в воздушной среде при заданных ее параметрах и нельзя получить скорость истечения газа из отверстия, большую скорости звука. Поэтому уравнения (2.59) и (2.60) действительны только при р= (Рпр/рд) ^0,53.
Истечение воздуха из долота происходит по следующей схеме. При наличии давления воздуха в призабойной зоне рПр истечение начинается при условии, что давление в долоте рд>рПр. С увеличением его в долоте растет перепад давлений между рд и рПр, увеличиваются скорость истечения (2.59) и расход (2.60). Когда рд достигнет значения 1,89рПр, скорость истечения становится равной скорости звука. При дальнейшем увеличении ря истечение уже не зависит от призабойного давления. Воздух на выходе из долота сохраняет давление рИст = =0,53рд, которое больше рпр. Перепад давлений между Ра и Рист остается неизменным, скорость истечения равняется скорости звука, а расход воздуха определяется по (2.62). С повышением давления в долоте увеличение расхода воздуха обеспечивается за счет возрастания его плотности и скорости звука в более плотной среде.
Влияние скорости движения воздуха в долоте 1>д, сопротивлений на выходе и сжатия струи учитываются введением коэффициента расхода цр. Согласно (2.54) Pa=Pal(RTa)- Поэтому с учетом р.р при р=(рПр/рд)> >0,53 фактический расход воздуха (2.60)
F = 2,06/%Л1 (1/Рв) /(ЖПО/'МШЧ < (2.64) а при р<0,53 по (2.62) .
F = 0,54^p^/(pB]/A77.	(2.65)
Значения коэффициента расхода цр зависят от характера истечения воздуха из долота. Если долото снабжено направляющим насадком, то сопротивления движению воздуха уменьшаются. При входе в насадок струя сжимается, после чего вновь расширяется и заполняет 48
все сечение насадка. В промежутке между сжатым сечением струи и стенками насадка образуется вихревая зона пониженного давления. Критерием характера истечения является соотношение длины 1И и диаметра DH насадка. Если (1Я/ОИ) <3, то вихревая зона соединяется с призабойной, поскольку возникает отрыв струи от стенок насадка и истечение происходит как из долота без насадка. Коэффициенты расхода принимаем по [9]. Для долота с насадком
Нр = Ин = 1 /]/\5-0,5DllD2M,	(2.66)
где £>м — внутренний диаметр ниппеля долота, равный диаметру муфты штанги. Для долота без насадка
Ир = НоТВ = 1/(1 + 0,707 /1 - Р2/О2М) .	(2.67)
Сравнение коэффициентов расхода цн и цОтв применительно к параметрам долот показывает, что насадок при одинаковом проходном сечении с отверстием долота обеспечивает увеличение расхода или снижение давления в долоте более чем на 30%.
Соотношение температур воздуха в долоте Тл и в призабойной зоне Тпр находим из уравнения состояния (2.53):
А/Рд = л! Ар/Рпр Т?7’11р;.	TJTn? = (рл//’пр) (р„р/рд).
С учетом (2.58)
^л-Л,р(А/Ар)°'2й-	(2-68)
При критическом соотношении давлений (рд/рПр)кр=1,89
Гкр = 1,89°^9Гир= 1,2Гпр.	(2.69)
Для определения давления воздуха в долоте при заданной подаче компрессорной установки станка FK прежде находим критический расход воздуха, который имеет место при рд=1,89рпр. Из (2.65) с учетом (2.69)
1 кр ^дНрРпр/'рв	(2.70)
Если подача” компрессора Fk^Fkp, то имеет место за-критическое истечение воздуха. В этом случае давление в долоте рд^1,89рПр. Решая (2.65) относительно рд с учетом (2.68), находим, что
Р. -	(2.71)
4—1143
49
При FK<Fi<p истечение воздуха из долота происходит в докритической области рд< 1,89рПр и определяется из (2.64), Заменяя в (2.64) F на Fi; и преобразуя его с учетом (2.68), получим
Р. = |Й, +	(2-72)
Величина потерь давления в долоте Дрд=рд—рпр.
Анализ характера истечения воздуха из долота позволяет произвести обоснование выбора рациональных размеров проходного сечения долота или его насадка. При заданной подаче компрессора потери давления воздуха в долоте Дрд зависят от диаметра проходного отверстия долота £>д или его насадка Dn. С уменьшением диаметра возрастают потери Ард, что ^оправдывается увеличением скорости истечения воздуха уист и эффективности очистки призабойной зоны от буровой мелочи. Рациональным является такое проходное сечение долота, при котором /7д= 1,89рПр и скорость истечения достигает максимальной величины — скорости звука. Повышение давления в долоте сверх критического нерационально, так как при этом не обеспечивается увеличение скорости истечения воздуха. Поэтому критическое значение давления рд=1,89рПр может служить основой для выбора размеров проходного сечения долота.
Принимаем подачу компрессора FK=FKp по (2.70) и для долота с насадком (2.66) решаем это уравнение относительно Du. Если обозначить a2=0,3F2p27?rnp/(Z)M/?np)’ то рациональный диаметр насадка
Dn ---- V- а2 + '/а2 (а2 + 6£>м2.	(2.73)
Из (2.70) для долота без насадка (2.67) рациональный диаметр проходного отверстия
D, = (4£>м/а3) /д3 - 1 - \/ а3(0,5а3-2) + 1, (2.74) где
а3= 4DM2/7np/(FKpB/l,2./?7’„p).
Полученные зависимости для Dn и £>д могут использоваться при выборе параметров буровых долот.
Пример 1. Определить рациональный диаметр проходного-отверстия долота £>д или его насадка Dn при следующих условиях: 7>м = 0,06 м;	R = 287 Дж/(кг-К);	рв =1,23 кг/м3;
= 20 м3/мин;	7П? = 300 К;	ри.у ----- 0.13 МПа.
50
Находим значение коэффициента
«з = 4-0,062-0,13« 10е.60/(20.1,23 /1,2.287-300) = 14,20.
Рациональный диаметр проходного отверстия долота (2.74)
Пд = (4-0,06/14,20)	14,20—1—/14,20(0,5-14,20—2)+! = 0,036 м.
Находим значение коэффициента а2:
а, = 0,3 • 202 • 1,232 • 287 • 300/(602 • 0, Об2 • 0,132 -1012) = 71,37- 10~6.
Рациональный диаметр насадка долота (2.73)
Da =	71,37-10—6 + +'71,37-10-» (71,37- 10—’ + 6-0,Об2) =
= 0,034 м.
Как видим, для обеспечения одинакового расхода воздуха в до-доте с насадком требуется меньшее проходное отверстие.
2.8.	ПОТЕРИ ДАВЛЕНИЯ В БУРОВОМ СТАВЕ.
ПАРАМЕТРЫ КОМПРЕССОРНОЙ УСТАНОВКИ СТАНКА
Потери давления воздуха на пути от компрессора до долота складываются из потерь по длине и местных потерь. При движении воздуха по штангам потери давления по длине Д//Тр можно определить из (2.45), если заменить Dd на внутренний диаметр штанг Овп:
Д/тр = 0,5Хшрв/гш/шг>2ц/£)вн, где — скорость движения воздуха по штанге; /ш — длина буровой штанги; пш — количество рабочих штанг; Хш— коэффициент аэродинамических сопротивлений штанг (2.46). В зависимости от состояния штанг их эквивалентная шероховатость h'z=0,2-4-0,7 мм. Применительно к условиям штанг число Рейнольдса Ее = рвуш/)вн/н.
Местные потери давления в штангах связаны с изменением сечения потока. При резьбовом соединении их с помощью ниппелей и муфт происходит расширение потока при выходе из муфты и сужение — при входе в ниппель. Коэффициент местного сопротивления в случае внезапного расширения зависит от соотношения площадей узкого и широкого сечений и определяется по формуле Борда-Карно [2]. Коэффициент местного сопротивления внезапному сужению потока gc может быть определен по формуле И. Е. Идельчика [9]. Суммарный коэффициент местных сопротивлений штанг примени-4*	51
тельно к скорости движения воздуха по штанге и при диаметр проходного сечения муфты (ниппеля) DM
= «ш (Sp + U= «ш [(£>2вн/£м - П2 + 0,5 (П«н Д4М) X
X /(1-ДмМ)31-	(2-75)
Местные потери давления в штангах Дрм - 0,5Вшрв^. Для удобства расчета заменим местные потери давления А/?м на эквивалент!! е им по величине потери по длине штанг А//'р	°’5^шРв/э^2ш/^вн- Из равенства Ад, и А//'р находим
дополнительную э<вивалентную длину /э штанг, сопрогив-лен'е трения которой по взлишне равно рассматриваемым местным потерям давления /э = Пвн£ш//ш. Тогда суммарные потери давления в штангах А г?ш— 0,5Хшрв (/гш/ш д-+ /э)^Лн.
Воздушная магистраль, расположенная на станке, имеет небольшую длину /м, поэтому пренебрегаем возможной разницей в величине аэродинамического коэффициента сопротивления штанг и магистрали. При диаметре магистрали £>маг и скорости движения в ней воздуха fM потери давления по длине магистрали Др'маг= = 0,5ХшРв/м^2мДОмаг. Местные сопротивления в магистрали /м складываются из сопротивлений в различных ее элементах и могут быть оценены суммарным коэффициентом местных сопротивлений gM. Значения коэффициентов h аля различных местных сопротивлений приводятся в справочной литературе [9]. Местные потери давления в магистрали кр'м = 0,5ВмрвтЛ Заменяя их потерями на эквивалентной длине /'м=^магВмДш, находим суммарные потери давления в магистрали
^л*маг“ ^’5ХшРв(^м + ^м)^м/^маг*
Для удобства расчета приведем потери давления в магистрали к эквивалентным потерям по длине штанг &Р'"р 1 >5ХшРв^ш I'JD™- Из равенства Дрмаг и Д/?'"Р Дополнительная эквивалентная длина штанг
- (7>вн /ршг) (/ + Z'M) = (ZM + Z)Mar и/хшо«н/2)’аг.
Условная расчетная длина штанг
^Ш	4~ “Ь ~~~	вн^ш/^ш “Н
+ (/.м + £>ма АЛш) £>вНА°5маг.	(2.76)
52
Аэродинамические потери давления воздуха на пути от компрессора до долота (условно потери в штангах)
= 0,5'АшРв^ш
Величину давления воздуха на выходе из компрессора рк находим из условия, что давление перед долотом рд, определенное по (2.71) или (2.72), известно. При этом учитывается сжимаемость воздуха, которая приводит к изменению его плотности р'в и скорости и'ш по' длине штанг. В связи с этим потери давления определяем на элементарном отрезке пути Л/: dpm=
0,5ХШ T^d//Z)BH. Процесс изменения состояния воздуха в штангах рассматривается как изотермический. Согласно (2.54) р'в=р//?Т’д и у'ш=рв^ш^^д/р, где рв и — плотность и скорость воздуха при нормальных ус-
ловиях. В результате dpm ~ 0,5лш\pD^.
Весом столба воздуха и изменением его скоростного напора пренебрегают. Потери давления воздуха в штангах обусловлены только аэродинамическими сопротивлениями, поэтому уравнение Бернулли (2.50)
dP + 0,5ХшР2 vl RT'dlKpD^ 0
или
pdp = -O^v^RT.dl/D^. (2.77)
Интегрируя (2.77) от 0 до Ьш и от рк до рд, определяем, давление воздуха у компрессора
Рк = /л2+ WW7VJZV (2.78)
Потери давления воздуха в буровом ставе Дрш = /7К—рд. Общие потери давления воздуха на пути от компрессора, до устья скважины
Ад бщ = рк — ро = А Рскв + Ад + А/?ш.	(2.79)
Подача компрессорной установки станка FK принимается по результатам расчета расхода воздуха F на продувку скважины, определяемого с учетом данных ситового анализа или прогнозированного распределения буровой мелочи по крупности. Необходимая подача компрессора
Рк -= й/7,	(2.80>
где а — коэффициент запаса, учитывающий возникающие потери подачи (значения а до 1,2).
53
По принятой подаче компрессора FK находят величину объемной концентрации буровой мелочи в призабойной зоне и затрубном пространстве. Скорость движения воздуха в призабойной зоне по (2.31) упр = — 4FK/[air(Z)2 —	Объемная концентрация буровой
мелочи в призабойной зоне snp определяется по (2.30) с заменой fB на апр, а при прогнозированном распределении буровой мелочи — по (2.42). Скорость движения воздуха в затрубном пространстве v3 n^=4FK/iz(D2—D2in)]. Концентрация буровой мелочи в затрубном пространстве $з.п определяется по (2.38) с заменой v'B на у3.п, а при прогнозированном распределении буровой мелочи— по (2.44).
При определении мощности компрессорной установки станка исходим из величины теоретической работы Лк за один цикл — работы всасывания Лвс, сжатия ЛСж и выталкивания Лвыт:
Лк--Лсж + Лвыт ЛВс.
Обозначим Vo и VK — объемы воздуха, поступающего в компрессор за цикл, до и после сжатия соответственно, a pQ и рк — соответствующие им давления. Тогда А = jj pdV + АУк — р<уй.
vk
Величина работы сжатия Л.ж зависит от характера протекающего процесса. При адиабатическом сжатии (без подвода и отвода теша) одиозное характеристическое уравнение состоян1я (2.58) можно запя ать как pVk -= Р^Ук~~-=АУ£ = const, откуда p- p0Vk0/Vk и 4к=аУо^ dV/Vk +
+ pKVK - povo.
После интегрировании
A _ [k/(k _ i)] f.oVo [pKVJ(p0V0) - 1].
Поскольку (Ик/И0) =-= (а>/А<)1М’> то пРи коэффициенте адиабаты для воздуха k --1,41 Ак-^3,^РоУоКРк/Ро)0'^— 1]-
При многоступенчатой сжатии воздуха в компрессоре для обеспечения наименьших затрат работы степень сжатия в каждой ступени пр.-шимается одинаковой - е2 ...
54
... •-= е2. При этом степень суммарного сжатия е-./>к//.0--е|г где z — число ступеней сжатия. Суммарная работа многоступенчатого цикла Ак == Л1 + А2 + • • • + Аг =-- zAx = = 3,44г/?0У0(s°-29 — 1). Поскольку ej= е1^, то
Лк- 3,44zA)Vo(^29/* - 1)“ 3,44г/-01/0^к/А)°'29/г-1])-
Теоретическая работа на подачу 1 тм3 засасываемого воздуха
 Л - Лк/И0 -= 3,44^01(?к Мо)°’29''* -- 1].	(2.81).
Если Ао в Дж/м3, а подача компрессора в м3/мин, то-необходимая мощность двигателя компрессорной установки (в кВт)
NK - 5До^к/(1ООл.6ОТОп)с (2.82>
где т)/ — индикаторный к. п.д., учитывающий отклонение действительного процесса от теоретического (гр= = 0,94-0,94); г]м — механический к. п.д. компрессора^ учитывающий потери на трение (г]м = 0,84-0,95); г]п — к. п.д. передачи; б — коэффициент запаса мощности (6=1,14-1,2).
Энергоемкость процесса очистки скважины от буровой мелочи характеризуется удельным расходом энергии WQ. При скорости бурения
Wq^4Nk/^D^	(2.83)
2.9.	РЕАЛИЗАЦИЯ НА ЭВМ РАСЧЕТА ПАРАМЕТРОВ И ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ ПНЕВМОТРАНСПОРТНОЙ СИСТЕМЫ СТАНКА
Для выбора параметров, а также определения и оценки показателей работы пневмотранспортной системы станка составлена специальная комплексная программа на ЭВМ «Параметры и показатели работы пневмотранспортной! системы станка», которая приведена в работе [25]. Программа позволяет определять расход воздуха на продувку скважины, потерн давления его, затраты мощности и энергоемкость процесса очистки по данным ситового анализа или по заданным параметрам т и dQ распределения буровой мелочи по крупности, а также применительно к ее прогнозированному распределению.
В варианте расчета по данным ситового анализа программой обеспечивается определение параметров т
55
и dQ из уравнения (1.2) с выдачей расчетного суммарного выхода буровой мелочи у, определение максимального расчетного размера частиц dmax, необходимых скоростей движения воздуха в призабойной зоне v (2.27) и в затрубном пространстве v' (2.36), сравнение их со скоростями для частиц максимальных размеров ^Рп1ах и v' и выбор расчетных скоростей движения возду-jxa в призабойной зоне и в затрубном пространстве у'в, определение объемных концентраций буровой мелочи в призабойной зоне s (2.30) и в затрубном пространстве s' (2.38), определение расхода воздуха из условия счистки призабойной зоны Fnp (2.31) и транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству F3.u (2.39), сравнение Fnp и F3.n и выбор расхода воздуха .на продувку скважины F, определение необходимой подачи компрессора FK (2.80), а также фактических скоростей движения, воздуха и объемных концентраций потока буровой мелочи в призабойной зоне иПр и snp и в затрубном пространстве у3.п и s3.n. По расчетной подаче компрессора FK определяется необходимое давление воздуха в призабойной зоне рПр из (2.56) или (2.57), потери давления воздуха в скважине Дрскв=рпр—Ро, величина давления воздуха в долоте рд (2.71) или (2.72), потери давления воздуха в долоте Дрд=рд—рпр, давление воздуха у компрессора рк (2.78), потери давления воздуха в буровом ставе Дрш=рк—Рд, мощность привода компрессорной установки станка (2.82), необходимая для очистки скважины от буровой мелочи, а также величина удельной энергии (2.83). С целью «сравнительной оценки эффективности использования компрессорной установки станка программой предусматривается также определение показателей работы ддя случая не расчетной FK, а заданной F'K подачи компрессора. Применительно к Г'к определяются у'пр и s'np, •^'з.п И S'3.n, р'пр, Др'скв, р'д, &р'д, P'vh kp'-ui) и W'o.
Пример 2. Определить необходимое для продувки количество воздуха, потери давления, необходимую мощность компрессорной установки и энергоемкость процесса очистки скважины от буровой ’мелочи при бурении по песчанику режущим долотом 1РД-190. Проверить эффективность использования компрессорной установки станка при подаче F'K = 20 м3/мин. Исходные данные для расчета:
L = 0,23 м;	Др = 0,03 МПа;	/гш = 3;
£о = О,16;	Я = 287 Дж/(кг-К) ZM =20 м;
а = 0,77;	Тгр = 300 К;	Dvar = 0.07 м;
с = 0,3;	Аэ = 0,0015 К ^ = 10;
•56
D = 0,19 м;
Dm = 0,15 м;
р = 2500. кг/м3;
п=90 мин-1;
ип = 1,2 м/мин;
&Ф = 0,5;
dmin = 6-10“5 м;
Утах = 0,95;
Л'э = 0,0002 м;
<7 = 200;
рв = 1,23 кг/м3;
/)д = 0,03 м;
DM =0,06 м;
Dbh = 0,125 м;
/ш == 8 м;
^-'скв==:20 м;
0=1,2;
Ро = О,1 МПа;
г = 2;
6 = 1,2;
т]< = 0,9;
Пм = 0,85;
т)п = 1,0;
р=18-10-6 Н-с/м2;
Результаты ситового анализа приведены в табл. 2.1.
По заданным исходным данным на ЭВМ найдены параметра распределения буровой мелочи по крупности уравнения (1.2):
т = 0,867;
d0 = 7,83 мм;
Ат = 0,343; г = 0,949;
Arf, = 2,43 мм; 6] = 0,098;	= 27,8 мм.
Здесь А/n и Ad0— доверительные интервалы; г — коэффициент корреляции; di — колеблемость относительно теоретического распределения. Расчетный суммарный выход буровой мелочи ррасч по (1.2) при полученных параметрах т и do приведен в табл. 2.1.
Расчетные параметры режима очистки призабойной зоны и затрубного пространства:
v = 43,72 м/с;	f'np = 21,56 м3/мин s' = 0,0036;
vPmax = 33,86 м/с; vr = 25,55 м/с;	/^.п = 16,37 м3/мин;
= 43,72 м/с; vn = 20,55 м/с; Л = 21,56 м8/мин. ртах
s = 0,0074;	v'Q = 25,55 м/с;
Рациональные параметры режима очистки скважины от буровой; мелочи:
F = 21,56 м3/мин; vnp = 52,46 м/с; v3J1 = 40,40 м/с;
FK = 25,88 м3/мин; $пр = 0,0049; $ЗЛ1 = 0,0017.
_ Т а б л и ц’а 2.1
Фактическое и расчетное распределение буровой мелочи по крупности
Параметры		—			. Классы буровой мелочи k								
	1	2	3	4	5	6	7	8	|	9	
Z)/, мм dz. мм У1 У Урасч	0,25 0,222 0,069 0,069 0,044	0,50 0,438 0,021 0,09 0,079	3,0 2,34 0,086 0,176 0,296	7,0 4,8 0,14 0,316 0,480	10,0 6,4 0,1 0,416 0,568	20,0 11,07 0,253 0,669 0,741	30,0 15,3 0,208 0,877 0,833	35,0 17,34 0,053 0,93 0,864	40,0 19,36 0,06 0,99- 0,89
57'
Потери давления воздуха и энергоемкость процесса очистки скважины от буровой мелочи:
D3 = 0,0267 м;	Fuf,	= 12,46 м’/мин;	р,:р = 0,620	МПа;
хз.п = 0,0536;	рл	=	0,574	МПа;	Ьрш = 0,046	МПа;
Рр = 0,62;	Дрд	=	0,427	МПа;	NK = 141,0	кВт;
Рпр = 0,147 МПа; Тл = 445 К;	= 69,1 кВт-ч/м3.
ЛЛкв = 0,047 МПа; Хш = 0,0227;
Показатели работы пневмотранспортной системы станка при заданной подаче компрессорной установки /?'к=20 м3/мин:
t/p - 40,55 м/с;	Д/>'кв = °>034 МПа;	Х^-= 0,0229;
s' = 0,0088;	р' = 11,37 м’/мин;	р' = 0,467 МПа;
v' п = 31,22 м/'с;	Рд = 0,433 МПа;	Д^ш = 0,034 МПа;
s' п = 0,0025; Ьрл = 0,299 МПа; = 90,1 кВт;
р'пр = 0,134 МПа;	Т* = 421 К;	W'Q = 44,2 кВт-ч/м3.
Сравнивая заданную подачу компрессора F'K с расчетным расходом воздуха F, необходимым для очистки скважины от буровой мелочи, устанавливаем, что F> >F,K. Поэтому бурение долотом 1РД-190 со скоростью ,г>п=1,2 м/мин при заданной подаче компрессора F'u = = 20 м3/мин невозможно из-за недостатка воздуха.
Параметры пг и dQ распределения буровой мелочи по крупности могут быть известны заранее — по ситовому анализу их можно определить на ЭВМ по специально составленной программе. В варианте расчета по заданным параметрам m и d0 программой обеспечивается, определение rfrnax, v и I)', ^рП1ах И ’ Выбор VB и определение объемных концентраций буровой мелочи s и s', расходов воздуха Fnp и Г3.п, выбор F, определение расчетной подачи компрессора FK, г>Пр и snp, ^з.п И S3.n, Рпр, АРскв, Рд, Ард, Рк» Арш, и а так-же показателей работы применительно к заданной подаче компрессора F'^.
В варианте расчета применительно к прогнозированному распределению буровой мелочи по крупности (1.5) программой на ЭВМ обеспечивается выдача расчетного суммарного выхода буровой мелочи рп₽ог, определение расчетного максимального размера частиц dmax, необходимых скоростей движения воздуха уПрог (2.41) и
58
^'прог (2.43), скоростей воздуха для частиц максимальных размеров ^ртах и v'p и выбор расчетных скоростей движения воздуха и у'в, определение объемных концентраций буровой мелочи snpor (2.42) и sznpor (2.44),. расходов воздуха Fnp (2.31) и F3.n (2.39), выбор расхода воздуха на продувку скважины F, определение расчетной подачи компрессора фактических скоростей движения воздуха и объемных концентраций потока буровой мелочи в призабойной зоне г>Пр и snp и в затрубном пространстве ^З.п и s3.n, давлений и' потерь давления воздуха рПр и Дрскв, Рд и Дрд, рк и Дрш, мощности NK и удельного расхода энергии WQ, а также показателей работы применительно к заданной подаче компрессора
пр И s'np, ^'з.п И 5z3<n, //пр И Д//скв, р'д И Др'д, р'к. и Др'ш, и W'o.
Пример 3. Определить параметры и показатели работы пневмотранспортной системы станка для условий примера 2 исходя не из фактического, а из прогнозированного распределения буровой мелочи по крупности. Дополнительные данные для расчета: т = 0,604; Л = 0,6.
По заданным исходным данным с помощью ЭВМ находим прогнозированный суммарный выход буровой мелочи г/Прог по (табл. 2.2) и расчетные параметры режима очистки призабойной: зоны и затрубного пространства:
^прог = 42,32 м/с; Лпр = 20,87 м3/мин; s^por = 0,0057;
‘'Ртах = 40,07 М/С; ‘'прог = 24,71 М/'с:	^з.п	=	15,83 М’/МИН;
vB = 42,32 м/с; v' = 24,12 м/с; F = 20,87 м8/мин.
Гщах
$ прог = 0,0091;	€>'=24,71 м/с;
Рациональные параметры режима очистки мелочи по прогнозу:
F=20,87 м3/мин; vnp = 50,78 м/с;
FK = 25,05 м3/мин; snp = 0,0058;
скважины от буровой’
^з.п = 39,1 м/с; s3.n =0,0026.
Таблица 2.2
Прогнозированное распределение буровой мелочи по крупности
Классы буровой мелочи k
П ара-м етры	1	2	3	4	5	6	7	8	9
dh мм Ynpor	0,222 0,108	0,438 0,159	2,34 0,379	4,8 0,520	6,4 0,583	11,07 0,704	15,3 0,772	17,34 0,797	19,36 0,818
59<
Потери давления воздуха и энергоемкость процесса очистки скважины от буровой мелочи по прогнозу:
Da = 0,0267 м;
А>з.п=0,0536;
Цр = 0,62;
Рпр=0,150 МПа;
Арскв=0,050 МПа;
77кр = 12,67 м3/мин;
Рд = 0,552 МПа;
Дрд = 0,402 МПа;
Тд=438 К;
Лш = 0,0228;
рк = 0,596 МПа;
Дрш =0,044 МПа;
Мк = 133,0 кВт;
№0 = 65,2 кВт-ч/м3.
Показатели работы пневмотранспортной системы станка при заданной подаче компрессорной установки F'H = 20 м3/мин по прогнозу:
. v' = 40,55 м/с; Др' = 0,039 МПа; л' = 0,0229; vпр	СКВ ’	Ш ’	7
s = 0,0101;	F' == 11,73 м3/мин; рк = 0,465 МПа;
v’3 п = 31,22 м/с; р'я = 0,430 МПа; йр'ш = 0,034 МПа; $' = 0,0036; Др' = 0,292 МПа; = 89,8 кВт; рп? = 0,139 МПа; Т'д = 417 К;	44 кВт-ч/м3.
Сравнение результатов расчета параметров и показателей работы пневмотранспортной системы станка, по данным ситового анализа и прогнозу, свидетельствует о высоком уровне сходимости.
Пользуясь комплексной программой «Параметры и показатели работы пневмотранспортной системы, станка», можно с помощью ЭВМ по полученным выше зави-симостяхм не только определять параметры и показатели работы, но и производить оценку степени влияния отдельных факторов на эффективность режима очистки скважины от буровой мелочи.
С целью анализа влияния различных факторов на работу пневмотранспортной системы станка, на ЭВМ получены численные решения, для 100 вариантов бурения, которое производили по песчаникам с различными коэффициентами крепости и при изменяющихся режимах (см. гл. 1). Решения выполнены в варианте расчета по заданным параметрам m и d0 (ситовому анализу) и применительно к прогнозированному распределению буровой мелочи. Анализ решений позволяет сделать следующие выводы.
Расход воздуха на продувку скважины зависит не только от интенсивности образования буровой мелочи, но и от ее гранулометрического состава. При одной и той же интенсивности образования (скорости бурения)
60
воздуха требуется тем больше, чем крупнее буровая мелочь.
Расход, воздуха на очистку призабойной зоны зависит от типа, конструкции и параметров бурового инструмента, который определяет характеристику призабойной зоны. По условиям очистки рациональны такие параметры призабойной зоны и затрубного пространства, при которых обеспечивалось бы равенство требуемых расходов Fnp и F
Сравнение результатов расхода воздуха на продувку скважины по данным ситового анализа и по прогнозированному распределению буровой мелочи свидетельствует о достаточно высоком уровне сходимости. В 80. случаях из 100 расхождения в значениях скорости движения воздуха не превышает 5%. В 75 случаях из 100 разница в значениях расхода воздуха менее 15%.
Потери давления воздуха в скважине зависят от * концентрации потока буровой мелочи и глубины бурения. При изменении объемной концентрации от 0 до 0,003 потери давления возрастают в 1,6 раза, а при увеличении глубины бурения с 20 до 100 м — в 3,77 раза. Основная доля потерь приходится на преодоление аэродинамических сопротивлений.
Потери давления в долоте зависят от характера истечения воздуха. Переход от закритического истечения к докритическому связан с резким скачком в потерях. С увеличением глубины бурения потери давления воздуха в долоте снижаются.
Потери давления в буровом ставе станка Дрш складываются из потерь в штангах и магистрали. Основная доля потерь приходится на магистраль. При изменении глубины бурения с 20 до 100 м потери Дрш возрастают в 1,67 раза.
Суммарные потери давления в пневмотранспортной системе станка зависят прежде всего от расхода возду-да. При увеличении расхода в 2 раза потери давления возрастают в 2,2—2,4 раза. При глубине бурения до 40 м более 70% потерь приходится на долото.
Количество воздуха, необходимое для очистки скважины от буровой мелочи, и потери давления изменяются в очень широком диапазоне в зависимости от условий бурения. Это обусловливает и весьма значительные колебания в потребной мощности. Учитывая, что npoj цесс очистки скважины воздухом отличается высокой
61
энергоемкостью и требует значительных затрат мощности, то экономически целесообразным является создание установок с регулируемой подачей компрессоров.
2.10.	УПРОЩЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА ПАРАМЕТРОВ И ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ ПНЕВМОТРАНСПОРТНОЙ СИСТЕМЫ СТАНКА
Расчет параметров и показателей работы пневмо-транспортной системы станка состоит из двух частей. В первую часть входит определение параметров распределения буровой мелочи по крупности и необходимого количества воздуха на продувку скважины. Во второй определяются потери давления воздуха и параметры компрессорной установки станка.
Метод расчета, изложенный выше, в своей первой части основан на установленных закономерностях фактического и прогнозированного распределения буровой мелочи по крупности и требует для решения использования ЭВМ. Во второй части расчета потери давления определяются с учетом изменения плотности воздуха по глубине скважины и требуют решения уравнений с неявно выраженной функцией, что также предопределяет рациональность использования ЭВМ.
Расчет может быть упрощен, если при определении расхода воздуха ограничиться суммированием энергий конечного числа классов буровой мелочи, а потери давления воздуха определять для случая малого перепада давлений, когда изменением плотности воздуха можно пренебречь.
При определении расхода воздуха на продувку скважины исходим из соответствия кинетической энергии воздушного потока WB энергии на транспортирование буровой мелочи W и ограничиваемся суммированием энергий Wi конечного числа классов буровой мелочи, соответствующего набору сит. Точность такого расчета будет зависеть от числа сит и классов буровой мелочи.
Ситами буровую мелочь разделяют на k классов с размерами частиц Zb ••• /к и эквивалентными диаметрами di, d2, ... dk по (1.1). Содержание f-ro класса в общем объеме ‘буровой мелочи в долях единицы обозначим yi. Масса частиц Z-го класса, образующихся в единицу времени, 2И/=0,25л1)2^прУх. Количество частиц f-го класса, образующихся в единицу времени
62
Ni — 6Afz/(Tc^p) 3D2z/nyz/(2r/p. Суммарная площадь миделевого сечения частиц r-го класса
5; 0,25Л^2 _ Зя £>4^/(8^).	(2.84)
Сначала определяем необходимый расход воздуха из условия очистки от буровой мелочи призабойной зоны. Необходимая секундная масса воздуха для удаления частиц i-ro класса	Секундная кинетическая
энергия, необходимая для удаления частиц f-го класса, W	Суммарная кинетическая энергия, необхо-
димая для удаления буровой мелочи из призабойной зоны, с учетом (2.22) k
w = 3^г--(3/1б)^чР[!х
1=\ k
х{мф / (1 + W) [1 + 2Zn2(l -f)2/(g^)]fS v^yi/di.
Приравнивая кинетическую энергию W на очистку призабойной зоны от буровой мелочи к кинетической энер-гин воздушного потока WB по (2.24), находят необходимую скорость движения воздуха
V kzk^ jz (1 + ЮД/?) [1 + 2 An2 (1 - г)2 (^о)]х 3-----------------------------_----------
х |/ [l,5Z)4a-i/(Z)2 _ D2(2.85) При определении критической скорости движения воздуха уКр/ можно пользоваться диаграммой (см. рис. 2.1). Сравнивают полученное значение скорости воздуха v со скоростью ^Ртпах по (2.22) для частиц максимальных размеров dmax. Для расчета принимают скорость ив, равную наибольшему значению сравниваемых скоростей. Затем переходим к определению концентрации потока буровой мелочи в призабойной зоне. Объем буровой мелочи г’-го класса К=0,25л/)2упу/. Объем потока, который занимает буровая мелочь f-го класса с учетом (2.12) и (2.28)
0,125ак^о(02- />ш)И-^ф(1 + ЮД/О ^kPJ
л*ф(1 — с)0 + ЮДр)^2р/
63
Концентрация потока от наличия в нем частиц буровой мелочи i-ro класса по (2.6) st = Vt/V. Суммарная объемная концентрация потока буровой мелочи в призабойной зоне
“	2л^№и(1-с)(1 + ЮДр)
"=-2Si = —
v2B-^(l + ЮДр)г2₽/ •
(2.86)
Во избежание нарушения режима очистки призабойной зоны объемная концентрация потока буровой мелочи s должна быть не более 0,01. Расход воздуха из условия своевременной очистки призабойной .зоны от буровой мелочи Fnp определяется по (2.31).
Далее определяем необходимый расход воздуха из условия транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству. Необходимая секундная масса воздуха для транспортирования частиц i-ro класса Mi = ^'фр Рв. Для транспортирования частиц i-ro класса се-
,	f '2
кундная кинетическая энергия Wi = О,5Л4<г>р Л Кинетическая энергия, необходимая для транспортирования всей образующейся буровой мелочи, с учетом (2.84) и (2.32) k	k
2 ^;=(з/1б)^пРх 2 (уг/^)х /=1-	1=1
Хрф^кр/ + ЮД/? + (1 + 10Д/?) 1г£>л]зф
Из равенства W и IF' по (2.35) находят необходимую скорость движения воздуха в затрубном пространстве
v == kc> 1/ [1,5ПЧ/ (7)2 ~	2 (л/^)х
"*Х [ЛфС'кр, К1 + ЮД/7 + (1 + ЮД/О^Dn]\	(2.87)
Сравнивают полученное значение скорости воздуха v’ со скоростью v' по (2.32) для частиц максимальных ртах	*
64
размеров dmax. Если v'^-v'	, то принимают для рас-
*чпах
чета скорость воздуха в затрубном пространстве г»' = v'. При v’<v’ , v' = v'
Ртах в Ртах
Во избежание нарушения режима продувки скважины необходимо производить проверку уровня концентрации буровой мелочи в затрубном пространстве. При скорости движения частиц v'a — буровая мелочь i-ro класса занимает объем потокаVr^ —
X	Поскольку объем буровой мелочи f-го
класса V/—025лО2упу/, то концентрация потока от наличия в нем частиц f-го класса по (2.6) s\ = Vи суммарная объемная концентрация потока буровой мелочи в затрубном пространстве с учетом (2.3)
k
5'=SsH[^n/(Z)2-Z)2m)]X i — \ k
x s У‘( (^в - V 1 + ЮДр). (2.88) i=i
Согласно (2.11) s' должна быть не более 0,01.
Расход воздуха из условия транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству F3.u определяется по (2.39). Сравниваем полученные значения расходов воздуха Fnp и F3.n. Если Гпр>К3.п, то принимаем расход воздуха на продувку скважины F равным КПр-При ЕПр<-Ез.п, F=F3.U. Необходимую подачу компрессорной установки FK определяют по (2.80), скорость движения воздуха в призабойной зоне оПр — по (2.31), а объемную концентрацию буровой мелочи в призабойной зоне snp — по (2.86) с заменой vB на ипр. Концентрацию буровой мелочи в затрубном пространстве определяют по (2.88) с заменой v'B на скорость движения воздуха в затрубном пространстве и3.п.
Величина перепада давления воздуха в затрубном пространстве и в буровом ставе зависит от глубины скважины и с уменьшением ее снижается. При малом перепаде давления сжимаемостью воздуха и изменением его плотности и скорости движения по глубине скважи
5—1143	65
ны пренебрегают, что позволяет упростить расчет потерь давления воздуха. При этом принимают плотность воздуха в затрубном пространстве неизменной и равной рв в нормальных условиях. Тогда уравнение Бер-нули (2.51) для условий затрубного пространства примет вид:
dp 4- 0,5Х3 п (1 + ^з.п) ?Bvlndl/D3 + g (рв + х3.пр) dl +
4- 0,25nD2vn?gdl/FK = 0.
Интегрируя его в пределах от 0 до L скв И ОТ рПр ДО Ро, находим величину давления воздуха в призабойной зоне
Рпр РО "Т“ 0,5^3>п (1 “I- Я$3.п) Рв^3.п^скв/^Э F> (Рв +
+ Яз.пР) Лкв + 0,25^nPgZCKB/FK. (2.89)
Потери давления воздуха в скважине ДрСкв складываются из потерь на преодоление аэродинамических сопротивлений Др3>п — 0,5Х3 п (1 qs3,п) pB^3.nACKB/D3, давление столба бурового потока Дрг=й‘(рв4-53.пр)^скв и потерь на транспортирование буровой мелочи \Рд = = 0,25nD2vngLCi{B/Fii. Суммарные потери давления воздуха в скважине
АРскв ” /?пр Ро ~~ ^Рз.п ^Рz ^РА‘	(2.9 J
Давление воздуха в долоте рд зависит от соотношения подачи компрессора Гк и критического расхода воздуха через долото FKp (2.70). Если	то давление
в долоте определяется по (2.71). При F^<ZF^ давление определяется по (2.72). Потери давления воздуха в долоте Дрд=рдг—рпр.
Изменением плотности воздуха по длине бурового става пренебрегают и принимают ее равной плотности воздуха перед долотом рд. Из уравнения состояния (2.53) рд=рд/(/?Тд). Увеличение плотности воздуха приводит к снижению скорости его движения. Согласно закону сохранения массы (2.52) при плотности воздуха рд скорость его движения по штангам уШ1 = ^шрв/рд. Тогда потери давления на элементарном участке пути с1рш = = 0,5ХшРд^ш — 0,5Хшр^шб///(рдПвн), и уравнение Бернулли (2.50)б//? 4 0,5Хшрв77ш^//(рЛ^вн)	0. После ин
66
тегрирования в пределах от 0 до Ьш и от рк до рд находят необходимое давление воздуха на выходе из компрессора
Рк ~ Рд 0,5Хшрв^ш£ш/(рд/)вн).	(2.91)
Потери давления воздуха в штангах Дрш=Рк—Рд-
Мощность привода компрессора, необходимую для очистки скважины от буровой мелочи, определяют по (2.82), а энергоемкость процесса очистки — по (2.83). Если подача компрессорной установки F'K задана, то, пользуясь полученными зависимостями, производят сравнительную оценку эффективности ее использования.
Пример 4. По данным ситового анализа определить необходимое для продувки количество воздуха, потери давления, необходимую мощность компрессорной установки и энергоемкость процесса очистки скважины от буровой мелочи. Расчет произвести по упрощенной методике для случая бурения режущим долотом 1РД-190 применительно к условиям примера 2. Проверить также эффективность использования компрессорной установки станка с подачей Г'к=20 м3/мин.
По эквивалентным диаметрам частиц di из графиков (см. рис. 2.1) находим критические скорости движения воздуха vKpz для каждого класса буровой мелочи (табл. 2.3).
Расход воздуха на продувку скважины определяем методом суммирования энергий конечного числа классов буровой мелочи. Сначала определяем необходимый расход воздуха из условия очистки от буровой мелочи призабойной зоны. Коэффициент стесненности движения в призабойной зоне по (2.21) kc = 0,911. Необходимая скорость движения воздуха по (2.85) с учетом значений (уlid}} (см. табл. 2.3) v = 48,09 м/с. Согласно ситовому анализу, максимальный размер частиц dmax = 19,36 мм и для них ^KPmax = 33,3 м/с (см. табл. 2.3). Для удаления таких частиц необходима скорость воздуха по (2.22) ^ртах = 30,05 м/с. Поскольку v > vp , то для дальнейшего расчета принимаем ув = у = 48,09 м/с.
Производим проверку уровня концентрации потока буровой мелочи в призабойной зоне. Введем в (2.86) обозначение
^/ = ^в-Ч<1 + 10Д^г'крГ	(2-92)
Подставляя полученное в (2.86), находим s = 0,0089. Поскольку s<0,01, то нарушения продувки призабойной зоны происходить не будет. Расход воздуха из условия очистки призабойной зоны от буровой мелочи по (2.31) Рпр = 23,72 м3/мин.
Переходим к определению необходимого расхода воздуха из условия транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству. Введем обозначение в (2.87)
t'P/ = £ф vKP/ <1 + 10Д/7 + (1 + Ю Др) * Dn. (2-93)
5*
67
Таблица 2.3
Расчетные параметры движения буровой мелочи при бурении долотом 1РД-190
Параметры	Диаметры сит D^, мм								
	0,25	0,50	3,0	|	1 7>° 1	10,0 I	20,0	30,0	|	35,0	0,0
Диаметры частиц di по (1). м	0,000222	0,000438	0,00234	0,0048	0,0064	0,01107;	0,0153	0,01734	0,01936
Выход мелочи по классам yi	0,069	0,021	0,086	0,14	0,1	0,253	0,208	0,053	0,06
Критическая скорость ^кр^ , м/с	1,7	3,5	12,5	18,5	21,2	27,0	30,6	32,0	33,3
	1527	2056	71 782	184 672	148 877	449 846	389 526	100 156	114 440
Ki по (2.92)	2313	2310	2 263	2 202	2 168	2 077	2 009	1 981	1953
	0,0001	0,0001	0,0059	0,0218	0,0207	0,0888	0,0969	0,0274	0,0341
vP/ по (2.93), м/с	2,1	3,2	8,3	11,7	13,2	16,6	18,6	19,4	20,1
(ytldi) f3pz	. 2^78	1571	21 014	46 714	35 937	104544	87 480	22 317	25 167
VH36z n0 (2-94)> M/c	26,7	25,8	21,1	18,0	16,6	13,6	U,7	11,0	10,3
У ilV изб i	0,0026	0,0008	0,0041	0,0078	0,0060	0,0186	0,0178	0,0048	0,0058
К\ no (2.95)	3328	3325	3279	3218	3183	3092	3025	2996	2969
yiVKpil^i	0,0001	0,0001	0,0041	0,0149	0,0141	0,0596	0,0644	0,0181	0,0224
<36z no (2’96)> M/x	43,5	42,6	37,9	34,8	33,4	30,4	28,5	27,8	27,1
yilVH36i	0,0016 1	0,0005	0,0023	0,0040	0,0030	0,0083	0,0073	0,0019	0,0022
Коэффициент стесненности движения по (2.34) k'G =0,911. Подставляя найденные величины в (2.87), определяем необходимую скорость движения воздуха в затрубном пространстве v' — = 27,56 м/с. Для транспортирования частиц максимальных размеров необходима скорость воздуха по (2.32) с учетом обозначения = k' о ==0,911-20,1 = 18,31 м/с. Поскольку v'>v'	»
1 Утах	т ах	ртах
то для расчета принимаем скорость воздуха vB = vf = 27,56 м/с. Проверяем уровень концентрации потока буровой мелочи в затрубном пространстве. Введем обозначение в (2.88):
М, = v’B — k’c t»KP/ /1 + 10 Др.	(2.94)
В табл. 2.3 приведены полученные значения избыточной скорости Vh36z и yz/vH36z для каждого класса крупности. Подставляя найденные значения в (2.88), определяем величину объемной концентрации s'= 0,0036, s'<0,01, и нарушения режима продувки затрубного пространства происходить не будет. Расход воздуха на транспортирование буровой мелочи по затрубному пространству по (2.39) /7з.п = 17,65 м3/мин.
Сравниваем Fnp и F3.n и принимаем расход воздуха на продувку скважины по наибольшему значению расходов F = Fnp = = 23,72 м3/мин. Необходимая подача компрессорной установки станка (2.80) FK = 28,46 м3/мин. Скорость воздуха в призабойной зоне по (2.31) уПр = 57,70 м/с. Введем в (2.86) обозначение:
А1 = г'пр — *ф (1 + 10 W vkPi 	(2-95)
Подставляя полученное в (2.86), находим snp = 0,0060. Скорость движения воздуха в затрубном пространстве ц3.п = 44,43 м/с. Введем в (2.88) обозначение:
t,H3jz = ^з.п — k'c	Г 1 + 10	(2.96)
Подставляя найденные значения в (2.88), определяем величину объемной концентрации буровой мелочи в затрубном пространстве v-г и = 0,0017.
При определении потерь давления воздуха пренебрегаем его сжимаемостью, изменением плотности и скоростью движения по глубине скважины. Эквивалентный диаметр затрубного пространства по (2.46) £)э = 0,0286 м. Коэффициент аэродинамических сопротивлений затрубного пространства по (2.47) 2v3.n = 0,0526. Потери давления воздуха в скважине по (2.89): на преодоление аэродинамических сопротивлений Др3.п = 0,060 МПа; давление от веса столба бурового потока Дрг = 0,001 МПа; потери давления на транспортирование буровой мелочи ДрЛ = 0,001 МПа. Суммарные потери давления воздуха в скважине по (2.90) ДрСкв = 0,062 МПа. Давление воздуха в призабойной зоне рПр=Ро4“Дрскв = 0,162 МПа.
Коэффициент расхода воздуха в долоте по’ (2.67) цр = 0,62. Критический расход воздуха через долото по (2.70) ГКр = = 17,72 м3/мин. Поскольку FKp<FK, то истечение воздуха из долота является закритическим и давление воздуха в долоте определяется по (2.71) рд = 0,631 МПа. Температура воздуха в долоте по
69
(2.68) 7Д = 445 К. Потери давления воздуха и долоте Дрд = рд— —Рпр = 0,469 МПа.
Переходим к определению потерь давления воздуха в буровом ставе. Плотность воздуха в буровом ставе из (2.53) рд = рд/(7?7д)— = 4,94 кг/м3. Скорость воздуха в штангах при его естестенном состоянии = 4FK/(rc D^u) <= 38,67 м/с. Число Рейнольдса для потока в буровом ставе Re = 330 306. Коэффициент аэродинамических сопротивлений штанг по (2.46) ХП1= 0,0227. По (2.75): коэффициент местного сопротивления в случае внезапного расширения струи при выходе из муфты £р = 11,1575; коэффициент местного сопротивления внезапного сужения потока при входе в ниппель gc= 7,7393; суммарный коэффициент местных сопротивлений штанг |ш = 56,6907. По - (2.76): эквивалентная длина штанг /О = 312 м; дополнительная эквивалентная длина штанг от наличия сопротивлений в магистрали станка /'э = 923 м; условная расчетная длина штанг £ш = 1259 м. Общие аэродинамические потери давления воздуха на пути от компрессора до долота по (2.91) Дрш = 0,052 МПа. Давление воздуха на выходе из компрессора pi{ = рд+Дрш =0,683 МПа. Теоретическая работа на подачу 1 м3 воздуха по (2.81) Ло = 22О 848 Дж/м3 Необходимая мощность компрессорной установки по (2.82) WK=* = 164,3 кВт. Удельный расход энергии на очистку скважины от бу ровой мелочи по (2.83) №о = 8О,5 кВт-ч/м3.
Переходим к проверке эффективности использования компрес-сорной установки станка с подачей F'K = 20 м3/мин. Приведенный выше расчет показывает, что для эффективной очистки призабойной зоны требуется расход воздуха Г —/'пр = 23,72 м3/мин. Но поскольку Г'к<Гпп, то бурение долотом 1РД-190 со скоростью уп = = 1,2 м/мин становится невозможным из условия своевременной очистки призабойной зоны от буровой мелочи. Во избежание нарушения режима продувки скважины необходимо уменьшение скорости бурения.
В примерах 2—4 произведены расчеты параметров пневмотранспортной системы станка различными методами для одних и тех же условий бурения. Выполненные расчеты позволяют сделать сравнение полученных данных с целью оценки их сходимости (табл. 2.4). Сравнение производим относительно варианта расчета на ЭВМ по данным ситового анализа. По прогнозу отклонения скоростей движения воздуха и расхода его не превышают 3,3%, а по упрощенной методике — 10%. Как по прогнозу, так и по упрощенной методике получены более высокие значения объемной концентрации буровой мелочи в потоке. В случае упрощенного расчета это объясняется ограниченным числом классов буровой мелочи, а при расчете по прогнозу — отклонением в оценке максимальной крупности частиц. Однако во всех случаях концентрация остается ниже допустимой и это не сказывается на режиме очистки скважины от буровой мелочи.
70
Оценка точности упрощенного метода расчета потерь давления, при котором пренебрегаем изменением плотности воздуха по глубине скважины, может быть произведена из сравнения результатов расчетов для случая с заданной подачей компрессора F'i{ (табл. 2.5). При глубине бурения 20 м погрешность при определении потерь давления в скважине Др'скв составляет 2,9%, а при определении потерь давления в буровом ставе Ар'ш — 5,9%. Проверка показывает, что она возрастает с увеличением глубины бурения. Но поскольку основная доля потерь (более 50%) приходится на долото, а расхождения в определении Дрд не превышают 10%, то упрощенным методом расчета потерь давления воздуха практически можно пользоваться при глубине скважин до 40 м.
При сравнении результатов расчета потерь давления воздуха различными методами устанавливаем, что расчет по прогнозу дает отклонение не более 6,4% (табл. 2.6). Расчет по упрощенной методике в рассматриваемом примере приводит к наложению положительных отклонений при определении расхода воздуха и потерь давления, в результате чего затраты мощности на продувку скважины завышаются на 16,5%.
Оценивая результаты расчетов параметров и показателей работы пневмотранспортной системы станка интегральным методом по данным ситового анализа и по прогнозированному распределению буровой мелочи по крупности, следует отметить их хорошую сходимость. Расчет расхода воздуха на продувку скважины методом суммирования энергий конечного числа классов буровой мелочи также обеспечивает хорошую сходимость с интегральным методом расчета.
Достоверность расчета параметров и показателей работы пневмотранспортной системы станка по предложенной методике подтверждается не только проведенными лабораторными исследованиями, но и опытом бурения в производственных условиях [21, 30, 31]. При применении режущих долот 1РД-190 на станках БСШ-2м с подачей компрессора FK=10 м3/мин механическая скорость бурения ограничивалась режимом очистки скважины от буровой мелочи. В зависимости от условий бурения, т. е. гранулометрического состава буровой мелочи, она составляет 0,3—0,6 м/мин, что соответствует оасчетным данным. При использовании ком-
71
Таблицы 2.4 — 2.6
Данные расхода воздуха на продувку скважины, полученные различными методами расчета
Метод расчета	Призабойная зона			Затрубная зона			Принятые параметры				
	м/с	5	м8/мип	vB, м/с	s'	^з.п’ м3/мин	рк	’пр-м/с	^пр	м'с	5з.п
ЭВМ	43,72	0,0074	21,56	25,55	0,0036	16,37	25,88	52,46	0,0049	40,40	0,0017
ЭВМ по прогнозу	42,32	0,0091	20,87	24,71	0,0057	15,83	25,05	50,78	0,0058	39,10	0,0026
Упрощенный	48,09	0,0089	23,72	27,57	0,0036	17,66	28,46	57,70	0,0060	44,43	0,0017
Данные потерь давления и энергоемкости при заданной подаче компрессора, полученные различными  методами расчета 
Параметры
• Метод расчета	/’к-м3/мин	Рпр ’ МПа	АДскв, МПа	Лер, м3/ мин	р д , МПа	МПа	Гд,К	Рк> МПа	МПа	Л'к-кВт	^0, кВтх х ч/м3
ЭВМ ЭВМ по прогнозу Упрощенный Данные потерь давлен»	20,0 20,0 20,0 <я воздух	0,134 0,139 0,135 :а и энер.	0,034 0,039 0,035 гоемкос	11,37 11,73 11,43 ти прог	0,433 0,430 0,432 tecca очи	0,299 0,292 0,297 стки СИ	421 417 421 :важин1	0,467 0,465 0,468 >»/ полу	0,034 0,034 0,036 ченные	90,1 89,8 90,3 разли<	44,2 44,0 44,3 1НЫМИ
методами расчета
Параметры
Метод расчета	м3/мин	/’пр* МПа	А^СКв» ; МПа	" F кр> м3/мин	МПа	Д/’д’ МПа	гд, к	МПа	ДРш> МПа	кВт	кВтх х ч/м3
ЭВМ	25,88	0,147	0,047	12,46	0,574	0,427	445	р 'о, 620	0,046	141,0	69,1
ЭВМ по прогнозу	25,05	0,150	0,050	12,67	0,552	0,402	438	0,596	0,044	133,0'	65 ,.2
Упрощенный	28,46	0,162	0,062	13,72	0,631	0,469	445	0,683	0,052	164,3	80,5
бинированных долот РДШ-190 механическая скорость бурения ограничивалась недостатком воздуха и составляла 0,5—0,8 м/мин. Увеличение скорости бурения долотами РШД происходило за счет уменьшения крупности буровой мелочи и соответствовало расчетным данным.
При подаче компрессоров до 23 м3/мин увеличивается скорость бурения режущими и комбинированными долотами. Однако и в этом случае возможности таких долот используются1 не полностью из-за недостатка воздуха. Расчетные скорости бурения 1 —1,5 м/мин, полученные из условия очистки скважины при различном гранулометрическом составе буровой мелочи, подтверждаются длительным опытом отработки режущих и комбинированных долот.
Объективность расчетных данных. обусловливается энергетическим подходом, требующим учета основных факторов, которые влияют на процесс очистки скважины,— интенсивности образования буровой мелочи и закономерности распределения ее по крупности. Недостатки применявшихся ранее методов расчета связаны с тем, что они не учитывали их влияния и каждый метод показывал удовлетворительные результаты в узком диапазоне условий, применительно к которым он разрабатывался. Это можно видеть на следующем примере, при разработке мерзлых россыпей.
При бурении геологоразведочных скважин сплошным забоем трехшарошечными долотами диаметром 118 мм в многолетнемерзлых породах Якутии были проведены специальные исследования по определению рациональной скорости движения воздуха [8]. Бурение производили по кимберлитам, песчаникам, известнякам и углистым сланцам. Механическая скорость составляла 20 м/ч. В процессе проведения исследований скорость восходящего потока изменялась в широком диапазоне. При z?b = 84- 10 м/с значительное количество шлама (15—20% по весу) оседало в шламовой трубе, а при vB= 114-13 м/с —только 2—3% (по весу) крупного шлама, представленного тяжелыми минералами.
С целью сравнения расчетных зависимостей скорости движения воздуха с фактически необходимыми в данных условиях бурения И. П. Елманов произвел расчет величины скорости восходящего потока vB по формулам различных авторов:
73
К. М. Гринев и др.— 14,3 м/с;
Б. Б. Кудряшов—15,1 м/с;
С. К. Эйфель— 13,7 м/с;
А.	3. Романов и др. — 9,9 м/с;
Б. М. Мухолов и др.— 13,6 м/с;
К. М. Никольсон — 7,5 м/с;
В.	А. Успенский— 14,8 м/с;
П. Р. Риттингер — 9,4 м/с.
Анализ этих результатов показывает, что скорость воздуха, вычисленная по методикам различных авторов, изменяется от 7,5 до 15,1 м/с, т. е. примерно в два раза.
По данным ситового анализа, приведенного в работе [8], был произведен расчет необходимой скорости движения воздуха в затрубном пространстве по предлагаемой выше методике. Установлено, что из условия очистки призабойной зоны г?в= 13,8 м/с, а по условиям транспортирования шлама по затрубному пространству vfB = 13,48 м/с. Полученная расчетная скорость движения воздуха по затрубному пространству вполне согласуется с экспериментальными данными и подтверждает достоверность расчета.
Ограничения для применения имеет и метод расчета, разработанный Б. Н. Кутузовым [13]. Об этом свидетельствуют результаты сравнительных расчетов расхода воздуха на продувку скважины (табл. 2.7). Поскольку в призабойной зоне им не учитываются интенсивность образования буровой мелочи и ее гранулометрический состав, то совпадение расчетного расхода воздуха с необходимым возможно только в определенных пределах изменения условий и режимов бурения. В рассмотренных примерах расчетный расход воздуха из условия очистки призабойной зоны, который определяется по скорости воздуха для взвешивания частиц, получается завышенным по сравнению с опытными данными на 24—60%. Расчетный'расход воздуха из условия очистки зоны долота, определяемый по скорости витания частиц, соответствует опытным данным только при низкой интенсивности образования буровой мелочи — условия [8], ^п = 0,3 м/мин. При увеличении скорости бурения режущим (уп=1,2 м/мин) и комбинированным (ип=1,3 м/мин) долотами расчетного расхода воздуха оказывается явно недостаточно для удаления всего объема образующейся буровой мелочи.
74
Т а б л и ц а 2.7
Данные расхода воздуха, полученные различными методами расчета, м3/мин
Метод расчета	Призабойная зона	Зона долота	Затрубн4Я зона	Подача компрессора
Бурение шарошечным долотом. Условия [5]
По Б. Н. Кутузову Предлагаемый По опытным данным
9,92 I
6,43 I
5,05 I 1,10
—	6,28
5,1-6,1
Бурение режущим долотом. Условия примера 2
По Б. Н. Кутузову Предлагаемый По опытным данным
25,75	8,69	24,66	30,9
21,56	—	16,37	25,88
20—25
Бупение комбинированным долотом.
Условия .примера в рабопе [25]
По Б. Н. Кутузову Предлагаемый
По опытным данным
23,68
15,17
8,12
26,71
15,54
32,05
18,65 18—20
В затрубном пространстве интенсивность образования буровой мелочи учитывается через расходную концентрацию |лПред, которая является несовершенным критерием и при изменении свойств пород, инструмента и режимов бурения должна корректироваться. При рекомендованном значении цПред = 2,5 расчетный расход воздуха для транспортирования буровой мелочи по затрубному пространству применительно к условиям бурения [8] получается заниженным в 5 раз и фактически расходная концентрация при бурении составляет 1,1 —1,3. Наоборот, для режущего и комбинированного долот расход воздуха на продувку завышается, поскольку в этОхМ случае при /?к = 20 м37мин фактически црасх составляет соответственно 3,46 и 3,74.
75
3. ОЧИСТКА СКВАЖИН ОТ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ ШНЕКАМИ
3.1. КИНЕМАТИКА И ДИНАМИКА ДВИЖЕНИЯ ЧАСТИЦЫ НА ШНЕКЕ
Шнек представляет собой винтовую поверхность, ограниченную двумя винтовыми линиями одинакового шага h с общей осью вращения. Внутренняя винтовая линия диаметром dB описана на поверхности вала шнека, наружная — определяет диаметр шнека Параметр шнека
P = h/2n	(3.1)
характеризует величину подъема при повороте на один радиан.
Движение частицы буровой мелочи вверх по скважине является результатом взаимодействия ее со шнеком и стенкой скважины. При вращении штанги частица М (рис. 3.1), находящаяся на шнеке, отбрасывается от оси и приходит в соприкосновение со стенкой скважины. Трением о шнек она увлекается во вращательное движение. Однако трение частицы о стенку скважины тормозит ее вращение и заставляет проскальзывать относительно шнека. В результате смещения частицы относительно шнека и происходит подъем ее вверх.
Частица, находящаяся в постоянном контакте со стенкой скважины, перемещается по наружной винтовой линии шнека АМВ. Развернем цилиндрическую стенку скважины в плоскость $, а наружную линию шнека на величине шага h — в прямую АВ (см. рис. 3.1 б, г). Рассматривая истинное движение частицы буровой мелочи как сложное, находим скорость движения v как геометрическую сумму относительной скорости vr движения частицы по шнеку и скорости ие переносного движения совместно со шнеком.	,
В относительном движении частица М движется по винтовой линии АВ со скоростью vr, которая складывается из скорости вращения vro и скорости поступательного движения Ur- В переносном движении со шнеком частица движется по винтовой линии KL со скоростью ve, которая является результирующей скорости вращения Ve0 и скорости подачи инструмента на забой vn.
76
6
Рис. 3.1. Кинематика и динамика движения частицы буровой мелочи на шнеке (а, б, виг)
В результате сложения движений частицы по двум винтовым линиям траектория абсолютного движения представляет собой новую винтовую линию CD, а скорость абсолютного движения v можно представить состоящей из слагаемых скоростей — вращения vQ и поступательного движения U.
Разложение истинного движения частицы на составляющие движения показывает (см. рис. 3.1), что частота вращения частицы vQ -= vQo — vfQ , т. с. равняется разности частот вращения частицы в переносном и относительном движениях. При угловой скорости вращения бурового става со угловая частота вращения частицы (01 = со—cor, где (ог — угловая скорость относительного вращения частицы. Осевая скорость подъема
77
частицы U=Ur—ип. Если радиус вращения частицы /?, то центростремительные ускорения переносного и относительного движений ае=со2/? и аг-= о),/?. Поскольку переносное движение является вращательным, возникает ускорение Кориолиса	Центростремительное ус-
корение абсолютного движения частицы an = de-\-ar— —а„.
На частицу буровой мелочи действуют сила тяжести G, реакция со стороны скважины N\, реакция шнека N%. Проскальзывание частицы по шнеку обусловливает возникновение силы трения F2 — f2^2, направленной в сторону, противоположную скорости относительного движения vr. Трение частицы о стенки скважины характеризуется силой — противоположной скорости абсолютного движения v. Здесь fi и /2 — соответственно коэффициенты внутреннего трения и трения частицы о шнек.
Если в начальный момент времени частица М находилась на оси у, то за время t шнек повернется на угол 8=0)/ (см. рис. 3.1, в), а частица, двигаясь с проскальзыванием,— на угол q)=f(t). В относительном движении по шнеку частица переместится на угол ф=8—ср=(о/—ср. Дифференциальные уравнения абсолютного движения частицы буровой мелочи могут быть составлены в проекциях на оси координат х, у, z или на естественные оси П1, /1 и 61, связанные с траекторией этого движения. Движение частицы относительно шнека характеризуется дифференциальными уравнениями в естественных осях и, t и 6, связанных со шнеком. Кроме того, может быть составлено уравнение Лагранжа второго рода в обобщенной координате, за которую принимают угол Ф поворота частицы в абсолютном движении. Частица имеет одну степень свободы, и ее движение будет одно^ значно, если установлен один из параметров — угол Р наклона траектории движения, скорость относительного vr или абсолютного v движения, угловая скорость относительного сог или абсолютного coi движения частицы. В конечном итоге искомой является скорость подъема частицы U.
3.2. АНАЛИЗ ИССЛЕДОВАНИЙ ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ МАТЕРИАЛА ШНЕКАМИ
Винтовые конвейеры применяются в ряде отраслей промышленности и сельском хозяйстве и используются для транспортирования сыпучих, кусковатых, вязко
78
пластичных материалов и различных смесей. Известно также использование шнеков в комплексных устройствах, сочетающих трайспортирование с другими технологическими операциями. Винтовые конвейеры бывают горизонтальные, наклонные, вертикальные и комбинированные.
Шнековый буровой став представляет собой разновидность винтового конвейера, однако отличается большой специфичностью условий применения: нестационар-ностью, возрастающей длиной транспортирования, спецификой загрузки, необычностью кожуха, роль которого выполняют стенки скважины. По характеру работы возможны случаи, когда интенсивность поступления буровой мелочи на шнек превышает его максимальную производительность, что вызывает нарушение режима транспортирования. Отличительная особенность работы шнекового бурового става как конвейера состоит в подаче на забой, т. е. в смещении шнека, относительно стенок скважины. В результате этого смещения обеспечивается поступление буровой мелочи на шнек или его загрузка. Характерно, что с увеличением скорости подачи на забой возрастает необходимая и снижается возможная производительность шнека; это обусловливает вероятность возникновения несоответствия между ними.
Теоретическому исследованию шнекового бурового става как конвейера посвящены работы Д. Н. Башкатова, Б. А. Катанова, Н. А. Лапина. Общий недостаток этих исследований-заключаетсся в том, что они не учитывают влияния скорости подачи бурового става на транспортирование буровой мелочи. Б. А. Катанов [12] считает что оно незначительно, а при уп = 0 упрощаются вычисления. При таком условии искажается картина движения буровой мелочи на шнеке. Движущей силой для частицы буровой! мелочи не шнеке является реактивная сила трения о стенку скважины (см. рис. 3.1), направление которой зависит от направления скорости движения частицы. При наличии скорости подачи уп направление силы трения F\ изменяется, что приводит к изменению соотношения между действующими силами, а следовательно, и к изменению движения. Поэтому неправомерно определять скорость осевого смещения буровой мелочи на шнеке как в обычном винтовом конвейере.
79
Анализ полученных ниже зависимостей для определения скорости транспортирования U и производительности Пш с учётом vn свидетельствует о том, что трудоемкость расчета практически не изменяется, а ошибка при пренебрежении ип достигает 50%.
Специфика работы горизонтальных и слабонаклонных винтовых конвейеров обусловлена соответствующим влиянием сил тяжести. При бурении на открытых работах слабонаклонные и горизонтальные скважины практически не применяются, поэтому анализ работы винтовых конвейеров не приводится. Теоретические исследования работы винтовых конвейеров ограничиваются изучением движения одиночной частицы, которое затем различными способами распространяется на движение потока. При этом главной задачей является нахождение величины осевой скорости частицы (7, т. е. скорости ее подъема. Для этого составляют уравнения с целью нахождения параметров — р, ф, vr, <р, V, каждый из которых однозначно определяет U. Решение дифференциальных уравнений движения одиночной частицы представляет сложную и пока не решенную задачу. Поэтому авторы применяют на практике ряд упрощений, допущений и поиск приближенных решений.
Основоположником теории работы винтовых конвейеров можно по праву считать А. Л4. Григорьева, который посвятил этому всю свою жизнь и обобщил проведенные исследования в последнем труде [7]. Выводы в его работах отличаются наибольшей математической строгостью и последовательностью, однако они не лишены и недостатков. При исследовании работы вертикального винтового конвейера А. М. Григорьев и М. В. Мурашов получили уравнения движения [7, 20], в которых не учтена сила инерции Кориолиса.
Специфика работы наклонного винтового конвейера по сравнению с вертикальным заключается в том, что сила тяжести дает проекции на касательную и нормаль к кожуху, величина которых изменяется с поворотом частицы. Наличие переменной по величине касательной составляющей силы тяжести обусловливает неравномерность вращения частицы, т. е. возникновение углового ускорения ср и касательной силы инерции. Однако при исследовании движения частицы на наклонном шнеке А. М. Григорьев касательной силой инерции пренебрегает.
80
Д. Н. Башкатовым [4] рассматривается работа вертикального шнека применительно к буровому ставу, но без учета его подачи на забой. Уравнение движения одиночной частицы им выражено через параметр угловой скорости относительного движения гр. Решение полученного уравнения и весь последующий анализ движения выполнены приближенно, при условии, что cos 1, a sin₽ = tg р.
Большую работу по исследованию подъема единичного тела винтовым конвейером с произвольным углом наклона выполнил С. Боттхер [37]. Он осуществил оригинальные по постановке эксперименты с транспортированием шнеком единичных тел. При анализе этих экспериментов было установлено следующее.
1.	Транспортирующая способность шнека при изменении угла его наклона к вертикали от 0 до 30° изменяется незначительно. При 6 = 30° осевая скорость движения частицы увеличивается на 10%, а критическая скорость вращения шнека, при которой прекращается подъем, уменьшается на 10—15%.
2.	В вертикальном шнеке происходит равномерное движение тела с постоянным углом подъема винтовой линии p = const.
3.	В наклонном шнеке тело движется неравномерно, а винтовая линия движения имеет переменный угол подъема р. При теоретической разработке С. Боттхер получил сложное по форме уравнение движения, представляющее собой нелинейное дифференциальное уравнение второго порядка, решить которое он не смог. Заменяя на фср, он принимает <р = 0 и при этом исключает из уравнения периодические члены. Однако это возможно только при 6 = 0, т. е. при вертикальном шнеке.
Б. А. Катанов, рассматривая транспортирование одиночной частицы вертикальным, шнеком [И], составил уравнения движения в проекциях на естественные оси и решил их для предельного случая ,[3 = 0, когда подъем частицы по шнеку прекращается. При этом утверждается, что «для общего случая, когда (3^0, попытка аналитического определения со решением уравнений равновесия результатов нс дает, так как число неизвестных больше числа уравнений». Такое утверждение было ошибочно, поскольку для соотношения ско
81
ростей по теореме синусов можно составить третье, дополнительное уравнение.
Рассматривая движение одиночной частицы на наклонном шнеке, он составляет уравнение «для установившегося движения, при котором касательное ускорение частицы равно нулю...». Как уже указывалось выше, такое исходное положение не отражает действительности. Исследуя движение частицы на наклонном шнеке с помощью уравнения Лагранжа, Б. А. Катанов использует прием Боттхера и получает уравнение движения фактически для вертикального шнека.
Работа Н. А. Лапина [16] имеет прикладной характер, а принятые в ней положения не отличаются теоретической строгостью. При определении величины минимальной частоты вращения
«min = (ЗЭ/те) У (g/Г) У\f’i+1) COS2 а — 1 ,
определяющей начало смещения частицы вдоль радиуса шнека, им была допущена ошибка, в результате при реальных значениях /2 и а под корнем получается отрицательная величина. Рабочая частота вращения шнека пр = (30/к)]/ а -г- U - /2 tg а)| принята из условия предельного равновесия частицы на шнеке, при котором частица вращается вместе со шнеком и отсутствует ее осевое смещение. Такое решение не обосновано, а полученную зависимость нельзя применять для анализа влияния отдельных параметров на режим транспортирования, так как она отражает только статическое состояние частицы на шнеке.
Исследования движения частицы материала на шнеке проводят и для выбора рациональных параметров винтового конвейера, главным из которых является шаг шнека, пока имеются лишь приближенные решения. А. М. Григорьевым [7] получена зависимость для определения оптимального угла подъема винтовых линий вертикального конвейера etg 2a=/2+2g/(7?/ico2). Правильность определения угла а по данной формуле зависит от величины R и со. Проверка его на ЭВМ показала, что для применяемых буровых станков погрешность составляет 30%. По рекомендуемой им общей формуле для вертикальных, наклонных и горизонтальных конвейеров а = 45°+ф2/2 погрешность достигает более 200%.
82
Как правило, шаг шнека определяют по опытным данным. В научно-технической литературе рекомендуется принимать его в зависимости от транспортируемого материала в пределах /г= (0,5ч-1,0)/)ш.
Движение потока материала на шнеке до настоящего времени еще недостаточно изучено. Поэтому все авторы, исследуя движение потока материала, применяют различные коэффициенты для распространения закономерностей движения одиночной частицы на поток. В основном коэффициенты используют для определения производительности конвейера. Отсутствует единое мнение и в понятии коэффициента наполнения шнека. Так, в технической и справочной литературе производительность шнека рекомендуется определять по формуле Пш—0,25и(£?щ — б/в)Л/гср, где ф— коэффициент наполнения, определяющий степень заполнения межвиткового пространства материалом. Фактически этот коэффициент не характеризует степень заполнения шнека материалом, а является поправочным коэффициентом и определяет, какую часть объема витка шнека занимает материал, подаваемый конвейером за один оборот шнека.
Поскольку на шнеке происходит частичное проскальзывание материала, которое к тому же изменяется по диаметру, то этот коэффициент всегда меньше фактического коэффициента заполнения feH.
Б. А. Катанов [11] при определении коэффициента заполнения шнека kH принимал значения поправочного коэффициента ф по данным технической литературы и при этом получил заниженное значение производительности шнека. М. В. Мурашов [20] предлагает называть коэффициент ф коэффициентом производительности и связывать его с коэффициентом заполнения kn через коэффициент скольжения фс/ф=фс6и. Рационально отказаться от этого искусственного коэффициента, значения которого можно получить только косвенным путем по известной фактической производительности. А. М. Григорьев и В. П. Желтов [7] рекомендуют осевую скорость потока определять через осевую скорость U частицы как	где ф — опытный коэффици-
ент, зависящий от коэффициента заполнения шнека и от соотношения угловых скоростей вращения шнека и частицы. Поскольку осевая и угловая скорости частицы зависят от радиуса ее вращения, то нетрудно уое-
8
диться в многообразии значений коэффициента ф и трудности его определения.
Производительность наклонного шнека в работе [11] определяется как Пш 0,25к£)щ£няср, где [7ср — среднее значение осевой скорости частицы за оборот. Как видно из формулы, и в этом случае допускается отождествление скоростей частицы и потока, а это неправомерно. Кроме того, не учитывается объем, занимаемый валом шнека. Л. М. Куцыным и А. М. Григорьевым [7] была предпринята попытка определения производительности винтового конвейера методом интегрирования. Объемная секундная производительность
2тс А’о
пш - 5 J (hn/60) (£2 - mpR) RdRdQKp* + F2), О г0
где m = ctg(a+p) и фигурирует как постоянная величина. Однако при изменении радиуса вращения R угол подъема винтовых линий а не остается постоянным. Изменяется также и угол подъема частицы 0.
В работе Л. М. Александра предпринята попытка рассмотрения движения потока как сыпучей среды. Однако сложность вопроса заставила автора при определении скорости вращения частицы и потока пренебречь подъемом материала, принимая (3 = 0. В результате этого теряется физическая сущность процесса транспортирования, а полученная скорость иц = gtg(a+ + ^?2)/(/ip) не зависит от вращения шнека, хотя фактически она возникает вследствие этого вращения.
, О сложном характере движения потока материала на шнеке свидетельствуют результаты рентгеновского просвечивания, проведенного в Московском торфяном институте. При наблюдениях за движением пластичной среды было установлено следующее:
средний коэффициент проскальзывания относительно шнека с=0,67;
перемешивание частиц по глубине шнека не происходит (частицы сохраняют свой первоначальный радиус вращения);
имеет место сдвиг слоев по поверхностям, параллельным поверхности шнека. Интенсивность сдвига увеличивается по мере приближения слоя к поверхности шнека;
84
осевое смещение частиц возрастает с увеличением радиуса вращения;
коэффициент заполнения шнека может быть равен единице. Таким образом, материал на шнеке совершает сложное винтообразное движение, и математическое описание его движения представляет значительные трудности.
Подробное исследование динамики транспортирования частиц вертикальным шнековым механизмом малого диаметра проведено О. Д. Алимовым [1]. Им были рассмотрены закономерности движения частиц при равномерном и асимметрично-гармоническом вращении шнека, при равномерной подаче и продольных гармонических колебаниях, а также при наличии продольных ударов по шнеку. Особенность исследований состояла в том, что сила трения о стенку скважины принималась с учетом эффекта сцепления
? 1 = /1Р-ц)А^ х, где рф—коэффициент, учитывающий сцепление транспортируемой частицы со стенкой скважины. Однако по аналогии с работой [4] здесь также было получено только приближенное решение дифференциальных уравнений при условии, что cosp=l.
Анализ ранее выполненных исследований работы винтовых конвейеров свидетельствует о том, что еще не найдены точные решения полученных уравнений движения, не исследовано влияние отдельных факторов на показатели транспортирования, отсутствуют обоснования для выбора параметров шнека, не изучено движение потока материала на шнеке. Применительно к шнековому буровому ставу не установлено влияние подачи его на забой на показатели транспортирования и параметры шнека. Все это предупредило необходимость дальнейших исследований. Исходя из этого в работе [24] проведены исследования движения буровой мелочи как в призабойной зоне, так и на шнеке. На ЭВМ были получены численные решения дифференциальных уравнений движения частицы на шнеке в диапазоне применяемых частот вращения шнеков и диаметров скважин. По ним построены графики, которыми можно пользоваться при расчетах показателей работы системы шнекового транспортирования буровой мелочи.
85
6—1143
33. РАСЧЕТ СОПРОТИВЛЕНИЙ БУРОВОЙ МЕЛОЧИ ДВИЖЕНИЮ ИНСТРУМЕНТА
Экспериментальными исследованиями [24] установлено, что на удаление буровой мелочи из зоны ее образования затрачивается до 15% осевого усилия и до .50% энергии, расходуемой двигателем вращателя на работу инструмента. Шнековый способ транспортирования буровой мелочи относится к пассивным, так как при нисходящем расположении скважин он не обеспечивает принудительного удаления ее из забоя. Это вызвано тем, что первый виток шнека отстоит от забоя на высоту инструмента, а сам буровой инструмент не приспособлен для целей транспортирования.
Инструмент перекрывает часть сечения скважины, и буровая мелочь поступает на первый виток шнека, проходя по свободному сечению скважины. Степень перекрытия скважины инструментом оценивают коэффициентом перекрытия
£=$!/£,	(3.2)
где Si и S — площади поперечного сечения соответственно инструмента и скважины. С увеличением коэффициента уменьшается проходное сечение скважины и возрастают сопротивления движению буровой мелочи. Поскольку объем буровой мелочи увеличивается по сравнению с выбуриваемым объемом за счет разрыхления, а проходное сечение скважинБ! уменьшается вследствие перекрытия ее инструментом, то для поступления буровой мелочи на шнек до’лжно возникать встречное инструменту ее движение вверх относительно стенок скважины. При отсутствии такого движения не может быть обеспечена углубка скважины, так как буровая мелочь по объему превышает объем свободного призабойного дошнекового пространства. Движение буровой мелочи вверх по скважине к шнеку происходит вследствие вытеснения ее инструментом и становится возможным благодаря подвижности частиц в разрыхленном состоянии.
При изучении движения буровой мелочи в призабойной зоне применяют упрощенные схемы или модели, которые позволяют для отдельных видов буровой мелочи установить общие закономерности ее движения.
•86
Критерием принятой расчетной модели служит сходимость полученных результатов с опытными данными.
Исходя из гипотезы сплошности среды, законов механики грунтов и опираясь на основные положения теории сыпучей среды, буровую мелочь рассматриваем как несвязное сыпучее тело, не способное сопротивляться растягивающим усилиям. При этом условии силы сцепления, обусловленные в основном наличием свободной воды, отсутствуют и сопротивление буровой мелочи сдвигу определяется силами внутреннего трения. При бурении скважины буровая мелочь в призабойной зоне находится в напряженном состоянии из-за воздействия на нее инструмента. Сопротивления буровой мелочи движению инструмента определяют из условия предельного напряжения состояния [24], при котором начинается взаимное смещение частиц, т. е. движение буровой мелочи. Сопротивление подаче инструмента на забой
п	?tDvnyrk(kp + k — tgcp2 D^'k} x
У1 __	-------------4(1-*) х	*
х [kD2 + 4Н2 tg2 (0,25л — 0,5<р,)]
"*	х (4/72 + kD2)	’	(3-3)
где с= 14-1,3 — коэффициент формы долота, учитывающий влияние формы корпуса на величину сопротивлений; ц — коэффициент условной вязкости буровой мелочи; vn — скорость подачи инструмента на забой; kp — коэффициент разрыхления буровой мелочи; Н — рабочая высота долота; <pi — угол внутреннего трения для буровой мелочи (коэффициент внутреннего трения /i = tg<pi). ?Ломент сопротивления вращению инструмента, обусловленный наличием сил трения между забоем,
TtD2vuH tgср2 (^р 4- k — 1) [D2 + 4//2 tg3 (0,2571—0,5^!)] :	6(1 — £)(4//2 4- D2)	''	’
(3.4) где ф2 — угол трения буровой мелочи о долото (коэффициент трения f2=tg<P2); С\— коэффициент, учитывающий влияние принятой сетки резания. При сплошной режущей кромке Ci = l. При оставлении концентрических целичков 64 — 0,8. При сплошной схеме обработки забоя и сменных резцах с=0,9. Коэффициент условной вязкости буровой мелочи зависит от физико-механических а*	87
свойств ее и определяется экспериментальным путем. Численно он равняется величине подпора на выходе из призабойной зоны при vn=l, &p=l и &=0,5.
При частоте вращения инструмента п (мин-1) и моменте сопротивления вращению Mj (Н-м) мощность двигателя вращателя (в кВт)
Ni=Min/9750.	(3.5)
При определении сопротивления буровой мелочи вращению и подаче инструмента на забой по (3.3) и (3.4) учитываются как свойства буровой мелочи, так и параметры инструмента (высота, коэффициент перекрытия скважины, форма корпуса, сетка резания).
Пример 5. Определить сопротивления буровой мелочи движению инструмента в призабойной зоне при бурении режущим долотом РК-4 при следующих условиях:
Ti=35°; р. = 36-Ю6 Н-с/м3;	£> = 0,16;
ср2 = 26,5°;	vn = 1,5 м/мин;	77 = 0,1 м;
kp = 1,3;	п = 200 мин-1; k = 0,26.
с = 1,1; Ci = 1,0;
Сопротивление подаче инструмента на забой по (3.3) Qi = = 3262 Н.
Момент сопротивления вращению инструмента по (3.4)	=
= 355 Н м.
Мощность, потребляемая на преодоление сопротивлений вращению, по (3.5) Лг1 = 7,3 кВт.
3.4. ВЫБОР ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ
СИСТЕМЫ ШНЕКОВОГО ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ
Шнек имеет толщину А и занимает часть свободного затрубного пространства. Коэффициент полезного использования объема затрубного пространства
- Р* ’ (% Ч :/„) - (’/47^+ЪГ +
. + ]' 4 г	+ dj].
(3.6)
Параметры шнеков буровых штанг выпускаемых станков приведены в табл. 3.1.
В работе [24] проведено исследование движения частицы буровой мелочи на шнеке с учетом скорости подачи на забой. В результате решения составленных дифференциальных уравнений получены:
88
Таблица 3.1
Характеристика буровых штанг
Параметры	Тип станка				
	БСН-2	1СБР-125	СВБ-2м	СБР-160	СБШК-200
Частота вращения п, мин—1	220	220	120; 200	127; 254	38; 195
Диаметр бурения Z), мм	НО	125	160	160	^14
Наружный диаметр шн'ека £>ш, мм	107	115	155	155	208
Диаметр вала шнека dBt мм	57	57	76	70	140
Шаг шнека А, мм	65	65	100	120	150
Параметр шнека р = А/2к, мм Угол подъема винтовой линии:	10	10	16	19	24
внешней а°	И	10	12	14	13
внутренней а°	20	20	23	29	19
Коэффициент полезного ис-	0,84	0 84	0,88	0,9	» 0,91
пользования объема затруб-	80	80	125	160	200
ного пространства Рациональные параметры:	55	55	75	63	104
шаг шнека Ао, мм диаметр вала шнека tfB0, мм Условный диаметр вращения Do, мм Критический радиус вращения 7?Кр> мм	86,4	86,4	121	118	176
	28	28	37	31	60
Примечание. Рациональные параметры шнеков определены при /1=0,7; /2=0,5; г/п=0 и частоте вращения п для станков СВБ, СБР и СБШК соответственно 200, 251 и 175 мин”1.
реакции со стороны скважины N\ и шнека N2
„ =___ mR(pa — v„)2 1 х. ' (P + T?tg№ ’
v ____________Geos I-Р2
2	(/? —Лр) COS р— (р+ /,/?) sin Р ’
(3-7) зависимость угла подъема частицы буровой мелочи 0 от параметров шнека и режимов бурения
fiR (ра> — Уп)2 [(/? — Лр) cos Р — (р + /,/?) sin р]	.. > ogj
S (Р + R tg Р)2 (Р + f*R)	’ '
89
зависимость угловой скорости coi абсолютного движения от тех же параметров
(oj/? (R — f.p) — [р (со — coj — vn] (р 4- f,R)}	. Q
g (р 4- f.R) у -h [р (to — w,) — vn]2
зависимость для определения осевой скорости движения частицы
/i/?[(/*q—ип) — a]2 {R (R — f,P) {(p^—vn) — и]—Р (р +-f,R) U}	р
. gp2 (р /2z?) К[(^<о —t/n) — w]2/42 и- p2U2
(3.10)
зависимость для определения угловой скорости <ог относительного движения
fxR (to — (Or)2 [R (со — (ог) (R — f2p) — ((QfP — vn) (P 4- /,/?)] _ j g (p + f,R) /(co — (Or)2 R2 4- (<ofP — ^n)2
(З.И)
Все зависимости отражают закономерности процесса транспортирования частицы буровой мелочи и могут быть использованы для оценки влияния на него отдельных факторов.
Рассмотрим предельные случаи движения, при которых прекращается подъем частицы вверх (t7 = 0). Согласно (3.10), это имеет место при
fiR(pu — vn)2(R ~f2p)/{gp4p + f2R)]-- 1- (3.12)
Первый предельный случай движения соответствует полному прекращению транспортирования буровой мелочи шнеком и связан с минимальным, критическим числом оборотов пкр, при котором частица на максимальном радиусе вращения не поднимается вверх. По (3.12) устанавливаем, что
«кр- ((\5г>„/к/?) 4-
+ (0,5М) K2g (2 9 + ADJ/fAD, {Dm - 2f2p)], (3.13) где Ош — диаметр шнека.
Зависимость (3.13) определяет нижний возможный предел регулирования числа оборотов бурового става. Второй предельный случай движения связан с прекращением транспортирования частицы вверх при распо-•90
ложении ее на минимальном, критическом радиусе вращения 7?кр, которому соответствует U—Q. По (3.12) находим, что
Лр [/1 (pw — vn)2 + gp] + У/2 [/, (рш _ vn)2+^p]2+ = “	2/,.(рю-
-4-Л (ро) — г/пУ	(3.14)
~ *'п)2
Значения критического радиуса вращения для применяемых станков при /д = 0,7, f2=0,5 и уп=0 приведены в табл. 3.1.
Подъем частицы по шнеку прекращается при величине радиуса вращения /?min, которому соответствует гг=0 и (ог=0. Из (3.11)
/1 СО2 ^min [^min (^?min f чР} 4~ (P ~т~ f ч ^?min) ^n]	j (3 15)
g (P + f, tfmin) /«2/?2ш|пН ^п
Зону	в которой имеет место
и частица движется вниз по скважине при наличии подъема ее по шнеку, назовем первой, а зону в которой частица остается неподвижной на шнеке,— второй (пассивной).
При выборе диаметра вала шнека dB учитывается минимальный радиус вращения. Принимая радиус вала шнека равным Anin, исключается наличие второй пассивной зоны.
Из (3.15) при уп=0 находим
<40 = [/2 (А Р*2 + ^ + Ц/22(/1А“2 + ^)2Н-
•*••• +4gpfl^\/(M.	(3.16)
Если фактически принятый диаметр вала шнекаdB^>dBQ9 то транспортные возможности бурового станка используются не полностью. Это допустимо в том случае, когда производительность шнека превышает потребную. Принимать dB<.dQ нерационально. Из табл. 3.1 согласно. (3.16) видно, что для станков БСН-2, 1СБР-125 и СВБ-2м принятый диаметр вала шнека соответствует условиям транспортирования буровой мелочи из скважины, а в СБР-160 и СБШК-200 они завышены.
Для количественной оценки влияния параметров шнека и режима бурения на процесс транспортирова
91:
ния буровой мелочи на ЭВМ получены численные решения уравнений (3.8—3.11) и произведен анализ влияния параметров системы на угол 0, скорость V подъема частицы буровой мелочи и на образование пассивной зоны шнека. Наиболее детальному анализу подвергнуто уравнение (3.10). Для определения величины осевой скорости движения U составлена специальная программа «Скорость», которая приведена в работе [26]. В результате выполненных численных решений установлена зависимость скорости подъема частицы от коэффициентов трения, диаметра шнека и частоты вращения, скорости подачи и шага шнека.
Трение о стенку скважины является одной из причин подъема частицы по шнеку. Влияние коэффициента трения fi буровой мелочи о стенку скважины на скорость подъема частицы показывают графические зависимости (рис. 3.2). Увеличение его способствует повышению эффективности транспортирования. С уменьшением fi скорость подъема падает с возрастающей интенсивностью и транспортирование прекращается при fi, меньшем коэффициента трения о шнек f2, и тем раньше, чем ниже частота вращения п, меньше диаметр шнека и больше скорость подачи ип.
Трение о шнек снижает эффективность транспортирования буровой мелочи, о чем свидетельствует зависимость скорости подъема U от коэффициента трения f2 частицы о шнек (см. рис. 3.2). С уменьшением коэффициента скорость подъема заметно возрастает. Снижение его может быть достигнуто при применении специальных антифрикционных покрытий шнека.
Диаметр шнека существенно влияет на эффективность транспортирования буровой мелочи. Расчеты показывают, что при определенном соотношении n, h и уп шнек может превратиться в пассивную зону (рис. 3.3). С увеличением диаметра скорость подъема частиц возрастает, но с уменьшающейся интенсивностью. Так как диаметр шнека зависит от диаметра скважины, то величина его влияет на определение таких параметров става, как частота вращения и шаг шнека.
Частота вращения бурового става п является основным параметром системы шнекового транспортирования буровой мелочи. Зависимость скорости подъема частицы от частоты вращения бурового става имеет прямолинейный характер (см. рис. 3.3). При выбранных пара-
«92
Рис. 3.2. Графики зависимости U =	— (сплошная линия)
и U — f(f2), f\=Q,7 (пунктирная линия) при шаге шнека /1=100мм
метрах бурового става (Л, dB, Dm) обеспечение требуемой скорости подачи уп по условиям очистки скважины от буровой мелочи может быть достигнуто соответствующим подбором частоты вращения п. Поэтому станок должен иметь регулируемую частоту вращения вращателя.
Диапазон регулирования частоты вращения бурового става определяется условиями очистки скважины и работы режущего инструмента. По условиям очистки частота должна быть не менее 100 мин-1.
93
Рис. 3.3. Графики зависимости скорости подъема частицы U от частоты вращения п (сплошная линия) и диаметра шнека £)ш (штриховая линия) при fi = 0,7, f2 = 0,5; h—100 мм
Скорость подачи инструмента на забой vt снижает скорость подъема частицы U. Зависимость U=f(vn) носит прямолинейный характер (рис. 3.4) и может быть выражена как
U=UQ_aVlh	(3.17)
где Uq—скорость подъема частицы при отсутствии подачи; а — безразмерный угловой коэффициент. При анализе полученных решений установлено, что коэффициент а зависит от параметров режима работы и шага шнека (табл. 3.2).
94
Рис. 3.4. Графики зависимости скорости подъема частицы U от скорости подачи уп (штриховая линия) и шага шнека h (сплошная линия) при = 0,7, /2= 0,5 и п = 200 мин-1
Влияние уп на скорость подъема частицы возрастает при уменьшении шага шнека и увеличении радиуса вращения. Поскольку скорости Uo и vn соразмерны, то величина подачи инструмента на забой существенно влияет на транспортирующую способность шнека. Так, применительно к станку СВБ-2м уже при уп=2 м/мин скорость транспортирования снижается в 1,29 раза, а при уп=3 м/мин— 1,5 раза.
Шаг шнека h является основным параметром бурового става, который подлежит выбору при конструирова-
95
Таблица 3.2
Значение углового коэффициента скорости а
П, мин"1	h, мм	Радиус вращения, /?, мм						
		50	60	70	80	90	100	ПО
	50	0,94	0,95	0,96	0,97	0,975	0,97	0,96
150	100	—	0,89	0,91	0,92	0,935	0,94	0,95
	150					0,85	0,8?	0,89	0,90	0,91
	200	—	—	—	0,82	0,84	0,855	0,87
	50	0,95	0,96	0,965.	0,97	0,975	0,98	0,985
200	100	0,86	0,88	0,90 ‘	0,92	0,93 '	0,94-	0,94
	150	0,76	0,81	0,84-J	0,86	0,875	0,89	0,90
	200	—	0,72	0,76 -	0,79	0,82	0,84	0,855
	50	0,94	0,945	0,95	0,96	0,965	0,97	0,975
250	100	0,85	0,87	0,885	0,90	0,915	0,93	0,94
	150	0,74	0,785	0,82	0,845	0,865	0,88	0,85
	200	0,64	0,695	0,735	0,77	0,80	0,83	0,85
нии и изготовлении штанг. Обычно шаг шнека принимается ориентировочно и без достаточного обоснования. Влияние шага шнека на скорость подъема частицы показано на рис. 3.4. При анализе результатов расчетов установлено, что зависимость U=f(h) является экстремальной.
Для нахождения ее максимума необходимо первую производную приравнять нулю. Оптимальный параметр шнека ро может быть определен 'при решении уравнений (3.10) и его производной [f(p, (/)],=0. В результате исследования зависимости U=f(h) на максимум составлена специальная программа на ЭВМ «Шаг», которая приведена в работе [26]. Пользуясь этой программой, можно определять оптимальный шаг шнека hQ.
Скорость подачи vn незначительно влияет на величину оптимального шага (рис. 3.5). С увеличением vn растет и h0. При изменении скорости подачи от нуля до 5 м/мин шаг изменяется в пределах 4—15%. Поэтому при выборе шага шнека наличием скорости подачи можно пренебречь.
96
Рис. 3.5. Графики зависимости оптимального шага h0 от скорости подачи уп при Л = 0,7, /2=0,5
Коэффициенты трения. С увеличением коэффициента трения fi о стенку скважины величина оптимального шага возрастает, а с ростом коэффициента трения f2 о шнек — уменьшается (рис. 3.6). При этом диапазон изменения h0 значителен. Так, при /?=80 мм, п= =200 мин-1 и vn=0 изменение fi от 0,2 до 0,9 приводит к росту h0 в 5,7 раза, а изменение /2 в тех же пределах—к уменьшению его в 2,36 раза.
Влияние изменения коэффициентов трения на величину оптимального шага шнека снижается при увеличении частоты и радиуса вращения, однако в диапазоне применяемых параметров оно остается весьма существенным. Поэтому выбор шага шнека должен производиться 7—1143	97
hQ,MM
Рис. 3.6. Графики зависимости hQ — f2 = 0,5 (сплошная линия); ^o = /(f2), fi — 0,7 (штриховая линия) при различных параметрах
Рш и п при скорости подачи опв0
в зависимости от физико-механических свойств буримых пород.
Частота вращения п существенно влияет на величину оптимального шага шнека й0 (рис. 3.7). С увеличением ее величина шага возрастает и при изменении п от 150 до 300 мин-1 увеличивается в среднем в 2,3 раза. Для станков с регулируемой частотой вращения бурового става при выборе шага шнека необходимо принимать основную частоту вращения.
98
hQ,MM
Рис. 3.7. Графики зависимости оптимального шага Ло от диаметра шнека Dm (сплошная линия) и частоты вращения п (штриховая линия) при ип = 0, fi=0,7 и f2=0,5
Диаметр шнека определяет максимально возможный радиус вращения частицы. Зависимость оптимального шага от частоты вращения показана на рис. 3.7. При выборе шага шнека необходимо учитывать, что транспортирование буровой мелочи происходит в зоне между диаметрами вала шнека dBQ, определяемого зависимостью (3.16), и наружным диаметром шнека Dm- Поскольку оптимальное значение шага меняется по диаметру, то шаг шнека нужно принимать по условному радиусу Ro, представляющему собой осредненное значение между гво и /?ш.
7*
99
Условный радиус вращения /?0 определяем из равенства моментов массы буровой мелочи, находящейся на витке шнека, относительно оси скважины и той же массы, сосредоточенной на расстоянии /?0 от оси. При равномерном распределении массы т буровой мелочи по витку шнека элементарный момент ее на площадке ds радиуса р и размерами da и dp
dM = [±mlr^Dl-d*)]dSd? = = [4/п/те (D2m — оу] p2 da dp.
Сум\арный момент
M = [4/п/к	- 4/2J] J J P2 dp da-,
° \

Момент сосредоточенной массы M=mRo. Приравнивая моменты, находим что

Если фактический диаметр вала шнека dB^>dB то в (3.18) необходимо подставлять значение dB.
Определив условный радиус вращения /?0 и задаваясь значениями n, fi, /2, величину рационального шага шнека определяют, решая на ЭВМ программу «Шаг» с заданными исходными данными. Значения фактического и рационального шагов шнеков для выпускаемых станков приведены в табл. 3.1. Принимая во внимание, что шнековые буровые штанги изготавливаются обычно в условиях ЦЭММ и РРЗ по заказам карьеров, необходимо предусматривать изменение параметров шнеков в соответствии с условиями бурения и данными расчетов.
Полученные выше зависимости количественно оценивают влияние отдельных факторов на процесс транспортирования буровой мелочи и позволяют обоснованно выбирать параметры шнекового бурового става и режима бурения.
100
3.5. РАСЧЕТ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ СИСТЕМЫ ШНЕКОВОГО ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ
Как уже отмечалось выше, поток буровой мелочи на шнеке совершает сложное винтообразное движение. Рентгеновское просвечивание свидетельствует о том, что в потоке наблюдается взаимный сдвиг слоев по цилиндрическим поверхностям, а также параллельно поверхности шнека. В результате возникает перемешивание продуктов разрушения по глубине, которое может быть зафиксировано визуально у устья скважины. Сдвиг слоев по цилиндрическим поверхностям является результатом изменения осевой скорости по диаметру шнека. В потоке отмечается рост осевой скорости с увеличением радиуса вращения. Смещение слоев параллельно поверхности шнека обусловлено изменением осевой скорости по высоте цилиндрического слоя. Интенсивность этого смещения уменьшается по мере удаления слоя от поверхности шнека.
Для определения возможной производительности шнека необходимо упрощение модели движения потока. Считаем, что скорость по высоте цилиндрического слоя остается неизменной и равна скорости одиночной частицы на этом радиусе. Увеличения же производительности за счет сдвига слоев параллельно поверхности шнека учтем дополнительным коэффициентом. Транспортирование буровой мелочи шнеком происходит в зоне кольца радиусами /?Кр и R с изменением осевой скорости по кольцу от 0 до U. Численные решения уравнения (3.10) на ЭВ2М по программе «Скорость» свидетельствуют о том, что зависимость U=f(Dm) представляет собой слегка выпуклую кривую (см. рис. 3.3). Анализ этих решений в диапазоне применяемых параметров показывает, что в практике можно принять закон изменения осевой скорости потока прямолинейным, относя [7=0 к радиусу /?KPoi, определяемому при цп=0. В этом случае осевая скорость потока будет изменяться по прямой от нуля на радиусе /?кРо, определяемом по (3.14), до U на внешнем радиусе шнека R. И скорость на произвольном радиусе вращения
77 р “ U (Р “Ро)/№	&кРо).
Производительность шнека определяется интенсивностью поступления на него буровой мелочи. С ростом
101
скорости подачи растет и производительность шнека за счет увеличения коэффициента заполнения межвитково-го пространства. Предельная производительность шнека обеспечивается при полном заполнении межвиткового пространства. Для определения ее выделим на витке шнека элементарный участок радиуса р и размерами dp и da. Производительность этого участка с учетом, коэффициента полезного использования затрубного* пространства &ш (зависимость 3.6)
dnш = 1,2£ш pd pd at/p =
— 1,2^ш U [р (р ^кр0)/(^	А*^)] dp da.
Коэффициент 1.2 учитывает увеличение производительности за счет сдвига слоев. Предельная производительность шнека определяется интегрированием от О до 2л и от гв до R\
Пш = [0,4тс Лш/(/? - 7?кро)] [/?2 (2/? - 3/?кро) +
+ г*(3/?кро - 2rB)] U.	(3.19)
Переходя к диаметрам и учитывая (3.17), получаем
Лш = [0,2* £Ш/(ЭШ - dBo)] [££ (£>ш - 1,5dBo) +
• + d2(l,5dBo -dB)]((70-^n).	(3.2 J)
Если диаметр вала шнека dB<dBo, то в (3.2 J) необходимо вместо dB подставлять значение dBo.
Фактическая производительность шнека
П ГЦ- Д/7,
где П1 = 0,25^£)2— объем породы, выбуриваемой в единицу времени с учетом ее разрыхления; Д/7=0,25к(/)2 — —	— объем буровой мелочи, остающейся в скваж f
не из-за наличия зазора между стенкой скважины и шнеком/Поэтому
П = 0,25^ [(£р - 1) £>2 + D^] vn. (3.21)
Режим удаления буровой мелочи из скважины не будет нарушаться при условии, что фактическая производительность шнека не превышает его предельную, т. е. П^ПШ. Подставляя в данное неравенство значение П и /7ш, находим возможную скорость подачи инстру-102
мента на забой из условия транспортирования буровой мелочи шнеком
ОДш[4(Ош-1,М..) + г»п<------------------------------------------—
0,8Лшл (£)ш- l,5d„o) + d2B (1Ж, - *„)] 4-____________+^(1Д/п, -АЛ
+ [ОШ-<Ц) [Ц,-1)0’4-^]
Отношение фактической производительности шнека к его возможной производительности представляет собой коэффициент производительности
kn = /7//7ш.	(3.23)
Он показывает, в какой степени при выбранной скорости подачи используются возможности шнека, т. е. отражает степень заполнения межвиткового пространства буровой мелочью. Тогда коэффициент заполнения затрубного пространства буровой мелочью
/гн = kw k„ -= kw П)ПШ.	(3.24)
Пример 6. Определить возможную скорость бурения станком СВБ-2м по условиям очистки скважины от буровой мелочи. Установить также показатели транспортирования при заданной скорости бурения ип = 1,5 м/мин. Исходные данные: Z?p = l,3; /1 = 0,7; /2 = 0.5. Данные для станка приведены в табл. 3.1.
I  Определяем рациональный диаметр вала ^шнека (3.16) d — = 74 мм. Сравнивая dB и dB для СВБ-2м, устанавливаем, что dB > > tfB0. Поэтому замены dB на tfBo в (3.20) и (3.22) не требуется.
Осевую скорость подъема UQ определяем из графической зависимости (см. рис. 3.4). При /г=100 мм и Dm —155 мм UQ= 130 мм/с. Угловой коэффициент зависимости (7 = /(уп) находим по табл. 3.2: « = 0,915. Тогда возможная скорость бурения по условиям транспортирования буровой мелочи (3.22) уп = 2,04 м/мин. Как видим, возможная скорость бурения превышает заданную и поэтому нарушений режима очистки скважины происходить не будет. При заданной скорости бурения уп = 1,5 м/мин возможная производительность шнека (3.20) Пт =0,055 м3/мип, а фактическая (3.21) П = 0,037 м3/мип. Коэффициент производительности шнека (3.23) £п = 0,675. Коэффициент заполнения затрубного пространства буровой мелочью (3.24) kn = 0,595.
Для определения энергетических показателей транспортирования буровой мелочи необходимо найти силы, действующие на шнек. Со стороны частицы М (см. рис. 3.1) на шнек действуют сила нормального давления Nf2 и сила трения Г'2, направленные противоположно
103
соответствующим силам N2 и F2. Суммарное действие отдельных частиц можно приравнять действию сосредоточенной массы.
Приведенный вес буровой мелочи, находящейся на шнеке,
2 G = 0,25к kH То L (D2m - d\),	(3.25)
где ka — коэффициент заполнения шнека (3.24); уо— удельный вес буровой мелочи; L — глубина бурения. Тогда приведенное нормальное давление на шнек по (3.7)
2 /V' = 0,25т: /гн 7о L (DI - d2B) V£>2Ш + ;4р2 /[(£>ш _ - 2/2 р) — (2р + /2 £>ш) tg ₽].
При рассмотрении кинематики движения частицы на шнеке установлено [24], что U=(p&—Vn)RtgfJ/(p+ +RtgP). Отсюда с учетом (3.17)
tg ₽ = (2plDm) (Uo - ax>n)/\pw - U,j - (1 - a) vnl. (3.26) Подставляя значение tg p, получаем:
_	0,25т: kH 7o LDu! (Ргш — 40) [pco — U„—
2 Dul(Dul — 2f,p)[p(a—Ul> — (\~a)Vn} —
_(\-a)vn]V &ш + *р*
*	-2p(2p + f,Dm)(Ut-ava) 
Приведенная сила трения V^2 =
От взаимодействия шнека с буровой мелочью возникает дополнительное осевое усилие, воспринимаемое забоем скважины. Величина этого усилия
Q2 = (cos а — Д sin а) 2 ^2’
где а — угол подъема винтовой линии шнека, tg а = = h/tnDw) = 2p/Dm. Если выразить cos а и sin а через р и Ош, то Q2 = [(/)ш-2/2р)/Г^ + 4^] 2^- С уче-том (3.27)
0,25т: kH 70 LDm (Рш - 2f, р) (Р2Ш - rf2o) [/т<о-Г/о-(1-а) у„] Dul(DUI-2f,p)[p^-Ul,-(l-a)Vn]-2p(2p + f.Du.XL'.-avn) ’
(3.28>
104
Момент сопротивления со стороны буровой мелочи вращению шнека с учетом (3.18)
М2 = /?0 b (sin а + /2 cos а) 2 ^' = (^-^)6(2р + лош)
2’
ИЛИ
м	11 bku 19 LDui (£>*“ ~	~	(2р + А °ш) х
12 (О2Ш - d2) (Ош (Рш -2/, р) [/ко - Uo -___________X [рсо — £70 — (1 — а) уп.]_	29)
— (1 — a) vn] — 2р (2р + /2£)ш) (Uo — avn)} ’
где b — коэффициент, учитывающий сопротивление вращению от перемешивания буровой мелочи. По данным А. М. Григорьева [7] и Д. Н. Башкатова [4] & = 2,5. При анализе затрат мощности, произведенного применительно к песчаникам [23], значение & = 3.
Затраты мощности на транспортирование буровой мелочи
N2 = м2 п/9750.	(3.30)
Сопротивления вращению бурового става возникают и от трения шнека о стенки скважины, в связи с тем, что все пространство между шнеком и стенками заполняется буровой мелочью, которая, уплотняясь, сужает фактическое сечение скважины до диаметра шнека. При этом на величину сопротивлений оказывает влияние жесткость соединения буровых штанг, а также и их износ. При уменьшении жесткости увеличивается степень искривления бурового става и растут сопротивления вращению. Износ штанг происходит пропорционально пути трения и шнек по длине става изнашивается неравномерно, а диаметр его увеличивается с удалением от забоя. При подаче на забой возникает явление «разбуривания» скважины шнеком.
При определении момента сопротивлений вращению от трения штанг о стенки скважины действие реакции стенок (см. рис. 3.1) распространим на шнек. Тогда по (3.7) с учетом (3.25)
v Nx - v GR (pa) - vn)2/[g (р + R lg Р)2] -= 0,5п: ka то LDm (D2m —1/2)	_ vn)2/[g (2p + £>ш tg ₽)2].
105
Подставляя значение tg р из (3.26)
Л\ = 0,125к k„ То Ьйш (DI - с!*) [ри -Uo-
-(J—a)va]2/(gp2).
Тогда момент сопротивлений вращению от трения штанг о стенки скважины
М3 - 0,5£)ш bx f2 V N. = к ka То bx LD\ - d\) X
X(^-t/0-(l--«)^n?/(16^2),	(3.31)
где b\ — коэффициент, учитывающий дополнительные сопротивления от искривления бурового става и износа штанг. По экспериментальным данным [23] Ь\ = 3-4-5. При резьбовом соединении штанг ftj —3, при пальцевом (через хвостовик и патрон)—&i = 4. Для изношенных штанг коэффициент Ь\ увеличивают на единицу.
Затраты мощности на трение штанг о стенки скважины
Л^3 = Л13 лг/9750.	(3.32)
Энергоемкость процесса транспортирования буровой мелочи шнеком определяется удельным расходом энергии lFrp. При этом необходимо учитывать затраты мощности на преодоление сопротивлений движению буровой мелочи в призабойной зоне (3.5), поскольку их возникновение обусловлено шнековым способом очистки скважины. При производительности шнека П (3.20)
(A^i + N2 + NJ/Л.	(3.33)
Пример 7. Определить для условий предыдущего примера С> энергетические показатели процесса транспортирования. Дополнительные данные: у0 = 16 000 Н/м3; L—15 м; b = 3; bi — 4.
Сначала определяем показатели транспортирования при заданной скорости подачи гп = 1,5 м/мин. Величина возникающего дополнительного осевого усилия (3.28) Q2 = 2270 Н. Момент сопротивления буровой мелочи вращению шнека (3.29) М2 = 323 Н-м. Затраты мощности на транспортирование буровой мелочи (3.30) N2 = = 6,62 кВт. ?4омент сопротивления вращению от трения шганг о стенки скважины (3.31) Af3 = 412,5 Н-м. Затраты мощности на трение штанг (3.32) № = 8,46 кВт. В 5-ом примере для данных условий определены затраты мощности на преодоление сопротивлений б\-ровой мелочи вращению в призабойной зоне №=7,3 кВт. Поэтому суммарные затраты мощности на транспортирование N.-v=Nl4-+№+№ = 22,38 кВт. Энергоемкость процесса транспортирования (3.33) Гтр = 10,05 кВт-ч/м3.
Определим также энергетические показатели при предельно возможной по условиям транспортирования с'ожостн подачи 106
г’Птах = 2,04 м/мин. Дополнительное осевое усилие Q2max = 3340 Н Момент сопротивления буровой мелочи Af,max = 476 И. Мощность на транспортирование буровой мелочи M2niax = 9,78 £кВт. Момент •от трения штанг о стенки М3тах = 605 Н-м. Мощность на преодоление трения М3тах = ^2,4 кВт.
Согласно (3.4) сопротивления буровой мелочи вращению в призабойной зоне пропорциональны скорости подачи. Поэтому AX niax= = Mi t'nmaxMi = 9,9 кВт. Тогда суммарные затраты мощности на транспортирование MTPfflax = 32,08 кВт.
Производительность шне-ка при vnmak (3.21) равняется 2,75 м3/ч. Удельный расход энергии №тртах = 11,7 кВт-ч/м3.
Пример 8. Произвести выбор параметров шнекового бурового става для скважин диаметром 190 мм. Рассчитать показатели работы при глубине бурения 20 м и скорости бурения по песчаникам 1 м/мин. Соединение штанг предусмотреть резьбовое. В качестве бурового инструмента используется режущее долото РД-190ш. Исходные данные:
D — 190 мм; L = 20 м; уп — 1 м/мин; Ьх = 3.
Характеристика долота:
И — 150 мм; k = 0,3; с = 1,2;	= 0,9.
Характеристика буровой мелочи:
<Pi = 35°; (р2=26,5°; &Р = 1,3; ц = 36-10б Н-с/м3; Л = 0,7; f2 = 0,5; b = 3; уо=16ООО Н/м3.
Сначала определяем оптимальны?! шаг шнека hQ. Исходя из опыта и конструктивных соображений принимаем 7)ш = 185 мм, dn = 100 мм и ведущую частоту вращения п = 200 мин-1 (соо = = 21 с-1). Тогда условный радиус вращения по (3.18) 7?О = 73 мм. Из графиков (см. рис. 3.7) находим оптимальный шаг шнека hQ — = 170 мм. Тогда оптимальный параметр шнека по (3.1) Ро — 27 мм.
Затем' проверяем правильность выбора диаметра вала шнека. Рациональный диаметр его по (3.16) dRo=95 мм. Как видим, > ^в0. разница между ними незначительная. Поэтому диаметр вала шнека выбран правильно. При определении диапазона возможного регулирования частоты вращения нижний предел числа оборотов по (3.13) z?niin>H9 мин-1, а верхний принимаем из условия работы долота птах=250 мин-1.
Толщину шпека с учетом наплавки принимаем Ai = 8 мм, зазор между буровой мелочью и нижней поверхностью шнека при полном заполнении межвиткового пространства — 5 мм. Тогда .условная толщина шнека Д = Д1-]-5 = 13 мм. А коэффициент полезного использования объема затрубного пространства по (3.6) ^ш== = 0,92.
Для определения производительности шнека по графикам (см. рис. 3.4) находим скорость подъема частицы вверх. При п = = 200 мин-1, /? = 170 мм и 7)П1 = 185 мм скорость подъема Uq = = 210 мм/с. Угловой коэффициент скорости находим по табл. 3.2 (а = 0,868). Тогда возможная производительность Ашека по (3.20) 77ш=0,141 м3/мип, а фактическая по (3.21) 77 = 0,0354 м3/мии. По
107
скольку 77ш>/7, то при заданной скорости подачи инструмента на забой буровой став обладает запасом производительности. Скорость бурения, допустимая по условиям транспортирования буровой мелочи, по (3.22) Vn^3,3 м/мин. Коэффициент заполнения затрубного пространства по (3.24) ^„ = 0,23.
При определении возникающих сопротивлений движению инструмента и вращению бурового става момент сопротивления буровой мелочи вращению инструмента по (3.4) Afj = 440 Н-м. Сопротивление буровой мелочи подаче инструмента па забой по (3.3) Qi = 3550 Н, а момент сопротивления вращению шнека по (3.29) Л42 = 348 Н-м. Дополнительное усилие на забой от взаимодействия шнека с буровой мелочью по (3.28) Q2=1720 FL Момент сопротивления вращению от трения штанг о стенки скважины по (3.31) М3 —330 Н-м. Затраты мощности на транспортирование буровой мелочи Л/тр= (M14-Af2+Af3)zi/9750==22,9 кВт. Энергоемкость процесса транспортирования по (3.33) №тр=10,8 кВт-ч/м3.
Достоверность расчетных параметров и показателей работы системы шнекового транспортирования буровой мелочи в промышленных условиях проверяется проведением соответствующих испытаний. В производственном объединении (п. о.) «Востсибуголь» получили распространение буровые штанги двух типов: — с шагом шнека /г=100 мм, поставляемые Карпинским машиностроительным заводом, и с h= 140 мм, изготовляемые в местных условиях на РРЗ. Расчеты, выполненные применительно к условиям бурения на Храмцовском разрезе № 3, свидетельствуют о том, что по энергетическим показателям рациональнее штанги с шагом шнека /г=100 мм. На разрезе были проведены испытания. Скважины бурили режущими долотами РК-3 на глубину 19 м. Сравнение проводилось по скорости чистого бурения. При этом было установлено, что при применении штанг с шагом шнека Л= 100 мм средняя скорость чистого бурения увеличилась на 20%.
4.	БУРОВОЙ ИНСТРУМЕНТ
4.1.	РЕЖУЩИЕ ДОЛОТА ДЛЯ БУРЕНИЯ С ПРОДУВКОЙ
Реализация технических возможностей станка во многом зависит от правильного выбора параметров и совершенства бурового инструмента. Несоответствие параметров приводит не только к ухудшению показателей бурения, но и сокращает срок службы стайка и инструмента. От конструкции бурового инструмента зависят технико-экономические показатели работы станка. Зат
108
раты на инструмент в стоимости бурения составляют 30%. Это объясняется его высокой стоимостью и низкой стойкостью.
При разрушении породы режущим буровым инструментом происходит скалывание ее, что обусловливает сравнительно низкую энергоемкость процесса. Накопленный опыт свидетельствует о том, что в породах с небольшим коэффициентом крепости при применении режущего инструмента достигаются высокие техникоэкономические показатели бурения. Область применения его ограничивается износостойкостью твердых сплавов, абразивностью и крепостью буримых пород. При существующем уровне развития техники применение режущих долот эффективно при бурении абразивных пород с коэффициентом крепости до 6, а неабразивных — до 8.
Режущие долота для бурения скважин с продувкой воздухом появились в результате исследований, направленных на повышение эффективности применения станков шарошечного бурения. Прошли испытания долота НИИОГР типа ДР-214 и ДРВ (рис. 4.1, д), Кузбасского— КБТ-ly (рис. 4.1, е) и Новочеркасского — НПИ-6В/214 политехнических институтов. С 1965 г в п. о. «Востсибуголь» применяются режущие долота Иркутского политехнического института типа РД. В настоящее время доказана рациональность и экономическая целесообразность перехода в породах с небольшим коэффициентом крепости, особенно вязких, глиносодержащих от шарошечных долот к режущим. Однако централизованный выпуск таких долот пока не организован и они изготовляются в условиях РРЗ.
Бурение скважины включает в себя два взаимосвязанных процесса — разрушение породы на забое и очистку скважины от буровой мелочи. В соответствии с этим параметры режущего долота должны обеспечивать как рациональный режим разрушения, так и эффективное удаление буровой мелочи из призабойной зоны. Основные принципы выбора параметров режущих долот изложены в работе [24]. На основании опыта эксплуатации режущего бурового инструмента и исследования его работы определяются следующие основные требования к его инструкции.
1.	Для увеличения срока службы и обеспечения стабильных показателей бурения в процессе отработки долота рационально использование сменных резцов.
109
a
Рис. 4.1. Конструкции режущих долот:
а - НПИ-2; 6-КБЛ-160Д (КузПИ); в - КБ-160А(КузПИ); г - НПИ-5; д -ДРВЗ-214 (НИИОГР); е - КБТ-1у(КузПИ)
2.	Сетка резания должна обеспечивать сплошную обработку забоя без оставления концентрических целич-ков породы. Это необходимое условие для исключения блокированного резания и обеспечения вписываемости резцов.
но
3.	Расположение резцов должно обеспечивать образование ступенчатого забоя с разрывом его сплошности для облегчения условий их работы.
4.	Степень дублирования резцов в линиях резания должна соответствовать сложности условий их работьь Рационально дублирование крайних резцов, калибрую-’ щих диаметр скважины.
5.	В связи со специфическими условиями работы необходимо создание для долот специальных конструкций резцов. Однако до организации централизованного изготовления долот рационально использование стандартных серийно выпускаемых резцов.
6.	Для сокращения вспомогательных операций по замене изношенных резцов они должны быть лёгко-съемными.
7.	В центральной части забоя эффективно оставление целичка породы, размеры которого необходимо принимать сообразно со свойствами буримых пород и условиями очистки скважины от буровой мелочи.
8.	Расположение резцов, форма и размеры корпуса должны способствовать, беспрепятственному удалению буровой мелочи из забоя.
Требования к параметрам долота, направленные на повышение эффективности его воздействия на забой, являются общими для всех режущих долот. Специфические особенности конструкции долота определяются принятым способом очистки скважины от буровой мелочи. При бурении с продувкой долото должно обладать минимальными аэродинамическими сопротивлениями, для чего необходимо исключить вихревые движения воздуха и возникновение встречных потоков. Расположение резцов и продувочных каналов должно обеспечивать хороший обдув забоя и беспрепятственное движение потока в затрубное пространство.
Как установлено выше, долото определяет характеристику призабойной зоны движения буровой мелочи и поэтому оказывает существенное влияние на расход воздуха при продувке скважины, который принимается из сравнения расходов на очистку призабойной зоны Fnp и затрубного пространства F3.n. По условиям очистки скважины от буровой мелочи рациональны такие параметры призабойной зоны, при которых обеспечивалось бы равенство Fnp и F3,n. Из анализа результатов расчета (пример 2) видно, что конструкция долота 1РД-190
111
ёще несовершенна, поскольку для него Fnp=21,56 при Г3.п= 16,37 м3/мин.	’
Призабойную зону характеризуют следующие параметры долота: диаметр бурения D и высота Н, которые определяют величину призабойного пути £=Я-|-0,5О; коэффициент а соотношения площадей затрубного пространства S3aTp и продувочных ОКОН ДОЛОТЭ 5приз, $приз= =а5затр; коэффициент kg относительной ширины продувочного окна; коэффициент с передачи вращательного движения долота частицы, который пропорционален коэффициенту дублирования резцов Zi, с—0,25zi, При анализе численных решений установлено, что в пределах реальных значений призабойного пути L влиянием изменения его величины на расход воздуха можно пренебречь.
С увеличением площади продувочных окон 5приз пропорционально возрастает необходимый расход воздуха. В связи с этим необходимо правильно определять значение коэффициента а. С увеличением относительной ширины окна £о при неизменной площади продувочных окон необходимый расход воздуха уменьшается. Поэтому рационально принимать максимально возможную ширину продувочных окон долота. С увеличением коэффициента с передачи вращательного движения долота частицам пропорционально снижается и необходимый расход воздуха. Этот параметр долота зависит от принятой сетки резания.
В соответствии с изложенными выше требованиями и принципами выбора параметров из условия очистки скважины от буровой мелочи кафедрой горных машин ЙПИ разработаны конструкции долот для бурения, с продувкой типа РД-1, РД-2, РД-190, 1РД-190, РД-214, 1 РД-214, РД-243. Долота изготовлялись на Черемховском РРЗ и отрабатывались на разрезах п. о. «Востсибуголь» (рис. 4.2, табл. 4.1).
Долото 1РД-215,9 предназначено для бурения скважин в породах с коэффициентом крепости до 7. Оно состоит из сменных резцов, литого съемного корпуса и хвостовика, связанных между собой замковыми пальцами. Крутящий момент корпусу передается через, профилированный выступ хвостовика, входящий в специальное гнездо корпуса. Сменные резцы РК-8Б имеют конические державки и удерживаются в своих гнездах силами трения. Во избежание разворота резцов
112
Рис. 4.2. Режущие долота для бурения с продувкой:
а — 1РД-215.9; б — ЗР Д-215,9; в — 1РД-244.5; 1 — хвостовик; 2 — съемный корпус; 3 — сменный резец РК-8Б; 4 •— замковый палец; 5 — корпус долота
ня корпусе долота предусмотрены специальные выступы. Наличие съемного корпуса исключает трудоемкую операцию отвинчивания долота для замены изношенных резцов; при замене снимается корпус с резцами. Для сокращения времени простоя станка долото снабжается двумя съемными корпусами. Подача воздуха к забою осуществляется по центральному фигурному каналу в хвостовике с выходом через прямоугольное отверстие в съемном корпусе.
В долоте 1РД-215,9 принята сплошная схема обра*С ‘ботки забоя (рис. 4.3, а) без оставления концентрических целичков между линиями резания. Резцы располЬ-жены несимметрично и дублируются только во внешней .линии резания. В центральной части забоя предусмотрено оставление целичка породы диаметром 25 мм. Для выравнивания нагрузки на резцы ширина снимаемой ими стружки уменьшается по мере удаления резца от оси вращения. Регулирование ширины стружки осуществляется за счет расположения резцов^ с последова-
1143	113
Показатели режущих долот
• Таблица 41.
Показатели	РК-4м	7РЛ-1е0ш	8РД-160ш	1РЦ-215,9	ЗРД-21,9	lPJ-214^^
Диаметр скважин и, мм	160	160	1 165	216	216	245
Тип резцов	—	РК-8Б	РК-8Б	РК-8Б	РК-8Б	РК-8Б
Число резцов		4	с укороченной державкой 4	8	8	8
Число линий резания	—	4	4	7	6	7
Скорость бурения, м/мин: механическая	До 2,5	До 1,2	До 1,5	До 1,5	До 2,5	До 1,2
техническая	До 1,0	До 0,5	До 0,6	До 0,9	До 1,5	До 0,7
Способ очистки скважины Коэффициент крепости пород	До 4	Шнековый До 7	До 6	До 7	Продувка До 7	До 7
Стойкость, м: корпуса	До 400	До 2000	До 2000	До 2000	До 3000	До 2000
хвостовика	До 2500	До 2000	До 2000	До 4000	—	До 4000
Расход резцов, шт/м	—	0,015	0,012	0,025	0,030	0,030
Основные размеры, мм: высота	145	200	158	290	222	275
толщина (диаметр по корпусу)	20	35	35	204	204	234
ширина (диаметр по резцам)	160	155	160	:Ч6	216	245
Масса, кг	3,2	5	4	28	15	29

6
в
Рис. 4.3. Сетки резания и взаимное расположение резцов долот: « — 1РД-215.9; б- ЗРД-215,9; в-1РД-244,5.
тельным превышением друг над другом. Это способствует также образованию ступенчатого забоя с обнажением резцов в каждой линии резания.
Долотами типа 1РД-215,9 ежегодно пробуривается более 50 тыс. м скважин. Оптимальные результаты получены при бурении по песчаникам, аргиллитам и невлажным глиносодержащим породам.
Долото 1РД-244,5 (см. рис. 4,2,в, табл. 4.1) предназначено для бурения многолетнемерзлых пород повышенной влажности и может использоваться также для бурения пород с обычным температурным режимом. В долоте принято четырехлучевое расположение резцов со сплошной схемой обработки ступенчатого забоя (си. рис. 4.3, в). Дублирование резцов имеется только во внешней линии резания. Для повышения устойчивости долота при работе предусмотрено уравновешивание суммарных моментов, возникающих на диаметральных лучах. Подвод воздуха к забою осуществляется но центральному каналу хвостовика и двум наклонным каналам съемного корпуса. Наклонное расположение продувочных каналов в корпусе предусмотрено для защиты их от забивания в случае нарушения режима продувки скважины. Долота испытывались на россыпных месторождениях.
Долото ЗРД-215,9 (см. рис. 4,2,6, табл. 4.1) предназначено для бурения пород повышенной влажности в
8*
115
сочетании со шнекопневматической очисткой скважин и может быть использовано также для бурения с продув^ кой скважин воздухом. Оно разработано по заданию СКВ ИГД им. А. А. Скочинского для станка комбинированного бурения СБШК-200. В конструкции долота учтены и требования шнековой очистки скважин — незначительная высота корпуса и минимальный коэффициент перекрытия скважины. Для уменьшения высоты: литой корпус долота изготовлен заодно с ниппелем и имеет обтекаемую форму, что обеспечивает максимально возможные по условиям прочности долота продувочные окна призабойной зоны. Подвод воздуха к забою осуществляется по двум каналам с выходом струи между лучами корпуса. Каналы расположены с наклоном к оси скважины с целью предохранения их от забивания. В долоте принята сплошная схема обработки забоя (см. рис. 4.3, б) с дублированием резцов во внутренней и внешней линиях резания, за счет чего увеличивается надежность центрирования бурового става, который при верхнем расположении вращателя станка обладает недостаточной жесткостью. Долота применялись на станке СБШК-200, который работал на Ир-ша-Бородинском разрезе п. о. «Красноярскуголь».
4.2.	РЕЖУЩИЕ ДОЛОТА ДЛЯ БУРЕНИЯ СО ШНЕКОВОЙ ОЧИСТКОЙ
Как отмечалось выше, шнековый способ очистки скважин от буровой мелочи относится к пассивным, поскольку не обеспечивает принудительного удаления продуктов разрушения из призабойной зоны. Поступление буровой мелочи на первый виток шнека, который отстоит от забоя на высоту долота, происходит за счет вытеснения ее буровым инструментом, что обусловливает предъявление специальных требований к буровому инструменту и ограничивает возможности его выбора. Практически шнековый способ очистки скважины применяется только в сочетании с режущим буровым инструментом. Буровая мелочь при шнековом способе очистки скважин создает значительные сопротивления движению инструмента. Применительно к долоту РК-4 (пример 5) сопротивление подаче инструмента на забой Qi достигает 3262 Н, момент сопротивления вращению инструмента Mi— 355 Н-м, а мощность, потребляемая на преодоление сопротивлений вращению, АГ1 — 7,3 кВт. Это подтверждается и экспериментально.
116
Согласно зависимостям (3.3) и (3.4), сопротивления движению возрастают с увеличением высоты корпуса Н и коэффициента перекрытия скважины k. Численные-решения показывают, что при увеличении высоты долота с 0,1 до 0,2 м сопротивления подаче возрастают на 25%, а вращению — на 34%. При увеличении коэффициента перекрытия скважины с 0,26 до 0,5 сопротивления подаче возрастают в 4,1 раза, а вращению — в 2,1 раза. Это свидетельствует о том, что при выборе параметров бурового инструмента необходимо принимать минимально возможные значения Н и k.
Режущие долота для бурения со шнековой очисткой скважин применяются на карьерах со времени создания первых станков вращательного бурения. Такие долота разрабатывались Карпинским машиностроительным заводом, учебными институтами МГИ, НПИ, КузПИ,. ИПИ, институтом открытых горных работ НИЙОГР, трестом Союзвзрывпром, институтом горнохимического сырья ГИГХС и рядом других организаций. За последнее время прошли промышленную проверку долота ДР-160ш и ДВР-160ш (НИИОГР), КБЛ-160Д и КБ-160А (КузПИ, см. рис. 4.1, б, в), Карпинским заводом изготавливаются долота НПИ-2 (см. рис. 4.1, а), НПИ-5 (см. рис. 4.1, г) и НПИ-6.
Следует отметить, что уровень работ в области создания режущего бурового инструмента все еще отстает от практических требований. Серийно выпускаемые долота НПИ-2 удовлетворяют только условиям бурения наиболее мягких пород. Долота НПИ-5 и НПИ-6 предназначены для бурения малоабразивных пород. В результате этого до 50% потребностей карьеров в режущих долотах удовлетворяется за счет изготовления их в местных условиях. Но они не всегда отвечают требованиям рациональной геометрии и, как правило, имеют низкое качество изготовления. Координация работ по исследованию и разработке режущего бурового инструмента в настоящее время отсутствует.
При бурении пород с коэффициентом крепости менее 4 необходимо обеспечение эффективного удаления буровой мелочи из зоны ее образования. Опыт показывает, что в этом случае скорость бурения ограничивается нс возможностями разрушения породы на забое скважины, а интенсивностью очистки. При увеличении скорости бурения возрастает скорость движения буровом
1.17'
•мелочи вдоль стенок скважины. В работе [24] установлено, что в условиях ограниченного пространства эта скорость имеет предельное значение, при достижении которого режим очистки нарушается. Исходя из этих положений, ИПИ разработаны долота типа РК, которые применяются на разрезах п. о. «Востсибуголь» с 1961 г.
Режущее долото РК-4м (рис. 4.4, а, табл. 4.1) состоит из хвостовика, съемного корпуса и соединительно-
Рис. 4.4. Режущие долота для бурения со шнековой очисткой скважин:
,'л — РК-4м; б —7РД-160ш; в — 8РД-160ш; 1 — хвостовик; 2 — съемный корпус; 3 — пален; 4 — резец РК-8В
118
го пальца. Применение съемного корпуса упрощает конструкцию н технологию изготовления и обеспечивает увеличение срока службы долота, поскольку одни хвостовик используется на несколько съемных корпусов.. Ступенчатая форма режущей кромки долота увеличивает его устойчивость и создаст разрыв сплошности забоя. Центральный паз его составляет 30 мм. Долота1 РК-4м изготовляются в местных условиях и получили: широкое распространение. Ежегодно ими пробуривается более 200 тыс. м скважин. По сравнению с долотами НПИ-2 они обеспечивают увеличение механической скорости бурения в 1,2 раза.
Долото 7РД-160ш (рис. 4.4, б, табл. 4.1) предназначено для бурения конгломератовых залежей, представленных сцементированными галечниками, многочетне-мерзлыми гравийно-галечными отложениями. Бурение по таким породам связано со значительными трудностями и предъявляет к буровому инструменту повышенные требования в отношении удельных нагрузок на забой, прочности и износоустойчивости. Значительный1 коэффициент крепости гравийно-галечных пород требует увеличения удельных нагрузок для достижения эффекта объемного разрушения. В связи с этим для сокращения линии контакта инструмента с забоем число резцов в долоте 7РД-160ш сокращено до четырех.
Неоднородность пород обусловливает повышенную динамичность работы режущего инструмента и требует высокой его прочности. Для уменьшения разрывающих усилий на корпусе в долоте использованы резцы РК-8Б без укорочения их державок. С келью увеличения прочности корпуса на разрыв гнезда под резцы смещены относительно плоскости симметрии так, что задняя стенка гнезда имеет большую толщину, чем передняя. Для увеличения прочности хвостовика передача крутящего момента корпусу обеспечивается не только его щечками, ио и специальным выступом, входящим в соответствующий паз съемного корпуса (см. рис. 4.4.6). Высокая абразивность пород предопределяет интенсивный износ долота. Для повышения износостойкости его корпуса боковые стенки армированы твердым сплавом.
В долоте 7РД-160ш принята сплошная схема обработки забоя (рис. 4.5) при несимметричном недублиро-ванном расположении резцов и последовательном пре-
119‘
Рис. 4.5. Сетка резания и взаимное расположение резцов долот 7РД-160ш и 8РД-160ш
отложений. Оно может
вышении их друг над другом. Резцы расположены так, что достигается равенство моментов на правом и левом перьях долота. Это способствует его устойчивости при pa-боте. При сокращении числа резцов и линий резания учитывалась неоднородность материала и вероятность разрушения его не по гравию и гальке, а по цементирующим связям, отличающимся наименьшей прочностью. Долота прошли промышленные испытания в условиях угольного разреза «Хара-норский», приисков «Прелях» и «Далышйш
Режущее долото 8РД-160ш (см. рис. 4.4 в, табл. 4.1) предназначено для бурения слабо сцементированных галечников и гравийно-галечных применяться также для бурения
однородных абразивных и хрупких пород, например, песчаников. От долота 7РД-160ш отличается применением укороченных резцов РК-8Б, что позволило уменьшить высоту долота на 42 мм и значительно улучшить режим очистки призабойной зоны от буровой мелочи. Долота 8РД-160ш испытаны в условиях прииска «Прелях».
4.3.	ШАРОШЕЧНЫЕ ДОЛОТА
Шарошечное долото состоит из сваренных между со-*бой секций, на цапфах которых смонтированы шарошки. Шарошка удерживается радиально-упорным подшипником, выполняющим функции замка. У долот для бурения с продувкой в секциях просверлены отверстия для го вода к опорам воздуха с целью их охлаждения, а также для предотвращения попадания буровой мелочи в опоры шарошек.
Они делаются двух- или трехконусными. Самоочистка достигается за счет того, что зубья одной шарошки входят в межвенповые проточки соседних. Оси шарошек
120
наклонены к оси долота в зависимости от его типа на 52—57°30'. Для создания скалывающего воздействия на породу оси шарошек смещены в горизонтальной плоскости относительно оси долота на величину от 1,5 до 10 мм. Шарошки имеют фрезерованные зубья, наплавленные твердым сплавом релит, или армируются твердосплавными зубками. Для улучшения удаления частиц буровой мелочи на шарошках с твердосплавными зубками делаются межзубковые фрезерованные пазы. Тыльные конуса их, спинки и козырьки лап защищаются от абразивного износа твердосплавными зубками, которые запрессовываются в тело, либо наплавкой твердым сплавом релит.
При вращении долота, прижатого к забою значительным осевым усилием, шарошки перекатываются по забою, а зубья внедряются в породу и разрушают ее. Зубья совершают сложное движение, участвуя в относительном движении вокруг оси шарошки и переносном вокруг оси долота. Кроме того, долото перемещается поступательно по мере углубления скважины. Такая кинематика движения обусловливает сложность воздействия зубьев шарошек на породу. Если рассмотреть зубья одного венца шарошки, то при перекатывании ее по забою шарошка опирается на породу то одним, то двумя зубьями. Опираясь на один зуб, шарошка поворачивается вокруг него. При этом вершина следующего зуба движется со скоростью v в сторону забоя и в момент соприкосновения с ним наносит удар. Энергия ударов по забою зависит от скорости вращения долота, высоты подъема его над забоем и усилия подачи инструмента на забой. Чем ближе венец шарошки расположен к оси долота, тем меньше высота зубьев и линейная скорость поворота, а следовательно, меньше энергия ударов. Зубья, расположенные па вершине шарошки, работают в безударном режиме и разрушают породу за счет смятия, раздавливания.
Шарошки долота имеют совершенный или несовершенный конус. С совершенным конусом шарошки вершина его совпадает с осью долота и шарошка перекатывается по забою без проскальзывания. С несовершенным конусам вершина не совпадает с осью долота и мгновенная ось вращения нс совпадает с линией касания зубьев с забоем, поэтому при перекатывании шарошки зубья ее проскальзывают по забою, вследствие
121
чего создаются дополнительные скалывающие усилия. Увеличению сдвигающего эффекта служит также смещение осей шарошек относительно оси скважины. Тип и область применения долота определяются исполнением шарошек. Нашей промышленностью выпускаются шарошечные долота, отличающиеся вооружением, геометрической формой и размещением шарошек относительно оси долота.
Долота типа М — для бурения самых мягких пород, имеют наиболее крупные фрезерованные зубья; коэффициент крепости пород f до 5.
Долота типа М3 — для бурения мягких абразивных пород; f до 6. Зубья из твердосплавных штырей клиновидной формы.
Долота типа МС—для бурения мягких пород с пропластками пород средней крепости, имеют фрезерованные зубья; f до 6.
Долота типа МСЗ—для бурения абразивных мягких •пород с пропластками пород средней крепости, имеют фрезерованные и твердосплавные зубья клиновидной формы; f до 7.
Долота типа С — для бурения пород средней твердости, пластичных и хрупко-пластичных, имеют фрезерованные зубья; [ до 6.
Долота типа СЗ — для бурения абразивных пород .средней твердости; f до 8. Зубья из твердосплавных штырей клиновидной формы.
Долота типа СТ—для бурения пород средней твердости с пропластками твердых пород, имеют фрезерованные зубья; f до 7.
Долота типа Т — для бурения плотных хрупко-пластичных твердых пород, имеют фрезерованные зубья; f до 8.
Долота типа ТЗ — для бурения абразивных твердых пород, имеют твердосплавные зубья клиновидной формы; f до 12.
Долота типа ТК — для бурения твердых пород с пропластками крепких пород, имеют твердосплавные сферические и фрезерованные зубья; f до 10.
Долота типа ТКЗ — для бурения твердых абразивных пород с пропластками крепких пород; f до 12. Армированы чередующимися штырями клиновидной и сферической формы.
122
Долота типа К — для бурения крепких, хрупких и абразивных пород с высоким сопротивлением сжатию; f до 14. Армированы твердосплавными штырями сферической формы.
Долота типа ОК — для бурения самых крепких и наиболее абразивных пород (диабазы, граниты, кварциты и т. п.);	14. Они отличаются от долот типа К умень-
шенным количеством штырей и большим удельным давлением на забой. ГОСТом определяются заводы-изготовители: Верхне-Сергинский долотный завод (долота диаметром от 76 до 244,5 мм, индекс завода — В), объединение Куйбышевбурмаш (190,5 и 215,9 мм, индекс — К), Дрогобычский долотный завод (244,5; 269,9; 320 мм, индекс— У), Востокмашзавод (112; 146; 320 мм, индекс— Ш), Поваровский опытный завод (215,9; 222,3; 244,5;. 250,8; 269,9 мм, индекс — Р), Экспериментальный завод ВНИИБТ (от 76 до 320 мм, индекс —Н). В шифровке долота завод-изготовитель нс указывается, однако он может быть определен по клейму на торце ниппеля долота.
Шарошечные долота изготовляются трех видов: одношарошечные — I, двухшарошечные — II и трехшарошечные— III. По расположению и конструкции промывочных или продувочных каналов они могут быть: с центральной промывкой — Ц; с боковой гидромониторной промывкой — Г; с центральной продувкой — П; с боковой продувкой — ПГ. Опоры шарошек могут быть на подшипниках качения — В; на одном подшипнике скольжения (остальные — подшипники качения) —Н; на двух подшипниках скольжения и более — А; с герметизацией уплотнительными кольцами и резервуарами для смазки— У. Примеры условного обозначения шарошечных долот: Ш-215,9С-ГНУ-4 — трехшарошечное долото диаметром 215,9 мм, для бурения пород средней твердости, с боковой гидромониторной промывкой, герметизированной маслонаполненной опорой на одном подшипнике скольжения, остальные — подшипники качения, номер заводской модели — 4; Ш-244,5ОК-ПВ — трехшарошечное долото диаметром 244,5 мм, для бурения очень крепких пород, с центральной продувкой, на подшипниках качения.
В соответствии с ГОСТом в маркировке трехшарошечных долот и долот с центральной промывкой не маркируется цифра III и буква Ц.
123
4.4.	КОМБИНИРОВАННЫЕ ДОЛОТА
К комбинированному относят буровой инструмент, сочетающий в себе два и более породоразрушающих органа, которые объединены общей конструктивной схемой, обеспечивающей их одновременную или поочередную работу. При большом разнообразии горнотехнических условий и физико-механических свойств пород передки случаи возникновения несоответствия инструмента условиям бурения и при этом рационален переход на комбинированный буровой инструмент, обладающий большей универсальностью.
Исходя из возможных схем воздействия на забой и сочетаний рабочих органов, комбинированный буровой инструмент можно классифицировать по ряду признаков.
1.	По назначению: для бурения пород с коэффициентом крепости f>14; f= 10-е-14 и 10.
2.	По принципу действия: термоударный, термошарошечный, ударно-шарошечный, режуще-ударный и режуще-шарошечный. Принцип действия комбинированного долота определяется сочетанием его породоразрушающих органов, которое, в свою очередь, зависит от условий бурения.
3.	По способу воздействия рабочих органов на забой: с одновременным (рис. 4.6, а, б, в), поочередным (рис. 4.6 г) и раздельным (рис. 4.6, д, е) воздействием рабочих органов на забой. Одновременное воздействие рабочих органов по всему забою целесообразно при высоком коэффициенте крепости пород с целью увеличения подводимой мощности и достижения разрушающих напряжений. Поочередное же воздействие на забой породоразрушающих органов комбинированного долота целесообразно при изменении свойств и крепости пород по глубине скважины.
4.	По форме образуемого забоя: бесступенчатая (см. рис. 4.6 я, в, г), с нейтральным целичком породы (см. рис. 4.6, б, д), с опережением центральной части забоя (см. рис. 4.6, е).
5.	По типу взаимной связи породоразрушающих органов: с взаимным перемещением рабочих органов и без него.
Термоударный и термошарошечный буровой инструмент представляет собой сочетание огневой горелки и
124

Рис. 4.6. Принципиальные схемы комбинированного воздействия на забой:
а, б, в — одновременное; г — поочередное; д, е — раздельное
пневмоударника или шарошечного долота. Горелка обеспечивает интенсивный нагрев породы, при котором происходит резкое снижение ее прочности. При последующем механическом воздействии ударной коронки или шарошек достигается разрушение породы на забое скважины. По данным ДГИ, скорость объемного разрушения при термомеханическом воздействии в 1,6—3 раза выше суммарной скорости раздельного механического и термического воздействия.
Ударно-шарошечный буровой инструмент сочетает в себе пневмоударник и шарошечное долото. Начиная с 1958 г. в течение ряда лет ИГД им. А. А. Скочинского проводились стендовые и промышленные исследования работы опытных образцов комбинированных долот типа УШ. Долота УШ-214 испытывались на карьерах Ждановского ГОК и комбината «Ураласбест». Испытания свидетельствуют о возможности повышения эффективности бурения с широким диапазоном изменения коэффициента крепости пород (от 10 и выше). Скорость бурения по сравнению с шарошечным может быть увеличена в 1,2—1,6 раза, а расходы по бурению на 1 м3 горной массы снижены на 18—20%.
В 1966—1968 гг. на Михайловском карьере КМА испытывались комбинированные долота КПШ-1, представ
125
ляющие усовершенствованную конструкцию долот УШ-214. Для увеличения стойкости ударной коронки было предусмотрено уменьшение длины ее лезвия до 135 мм и долото работало по схеме (см. рис. 4.6, в). Испытания этих долот доказали возможность увеличения производительности при бурении по весьма крепким железистым кварцитам в 2,5 раза и снижение стоимости бурения на 26—42%.
Режуще-шарошечный буровой инструмент разрабатывался НИИОГРом, Иркутским и Кузбасским политехническими институтами. Широкую промышленную проверку прошли долота Иркутского политехнического института РШД-190, РШД-215,9 и 1РШД-215,9 (табл. 4.2). Основные принципы выбора параметров таких долот изложены в работе [24].
При бурении пород сложного строения с наличием в толще мягких, вязких глиносодержащих пород крепких прослойков исключается возможность использования режущего инструмента, а шарошечные долота оказываются
Таблица 4.2
Показатели комбинированных долот
Показатели	РШД-1С0	РШД-215,9	1РШД-215,9
Диаметр скважины, мм	190	216	216
Тип резцов	—	—.	РК-8Б с уко-
Тип шарошек	СТ	СТ	роченной державкой Т
Число резцов	—	—	5
Число линий резания	—	—	5
Скорость бурения, м/мин: механическая	До 1.0	До 1,2	До 1,0
техническая	До 0,6	До 0,7	До 0,6
Коэффициент крепости	7—12 вперемежку с более мягкими		
пород Стойкость, м: режущей коронки	До 600	До 600	
съемного корпуса	—	—	До 3000
Шарошек	До 1500	До 1800	До 1500
Расход резцов, шт/м	—	.—	0,012
Основные размеры, мм: высота	275	280	285
диаметр по шарошкам	190	216	216
Масса, кг	23	26	27
126
недостаточно эффективными, поскольку крепкие прослойки определяют соответствующий выбор их параметров. В результате технико-экономические показатели бурения в подобных условиях оказываются весьма низкими. Решение проблемы может обеспечить применение комбинированных долот, которые позволяют пробуривать мягкие породы режущим, а крепкие — шарошечным породоразрушающими органами.
При создании комбинированного режуще-шарошечного бурового инструмента должны соблюдаться следующие предпосылки.
1.	Поочередная или совместная сплошная обработка забоя скважины режущим и шарошечным рабочими органами в зависимости от коэффициента крепости буримых пород.
2.	Нежесткость связи между режущим и шарошечным органами в направлении оси скважины. Только при условии взаимного смещения возможно осуществление принципа поочередной обработки забоя породоразрушающими органами.
3.	Возможность регулирования усилия, при котором происходит утапливание режущего органа, в зависимости от характера буримых пород и мощности отдельных прослойков.
4.	Ограничение максимального усилия, воспринимаемого режущим органом, с целью предохранения его от чрезмерного износа.
5.	Обеспечение рационального способа обработки центральной части забоя скважины. Принятый способ разрушения центральной части забоя в значительной степени влияет на конструкцию долота и эффективность его работы.
6.	Беспрепятственность и направленность движения воздушного потока в призабойной зоне.
7.	Легкость замены режущего органа, поскольку долговечность его ниже долговечности шарошечного органа и долото должно комплектоваться несколькими режущими органами или сменными его элементами.
С учетом изложенного ИПИ разрабатывались конструкции комбинированных режуще-шарошечных долот типа РШД. Долото РШД-215,9 (рис. 4.7, а) состоит из четырех лап, две из которых служат для установки шарошек, а в двух других помещается режущая коронка,
127
Рис. 4.7. Комбинированные режуще-шарошечные долота:
а — РШД-215,9; б — 1РШД-215.9; / — гайка; 2 — пружина; 3 — стакан; 4 — лапа шарошки; 5 — лапа коронки; 6 — замковый палец; 7 — съемный корпус; 8 — сменный резец РК-8Б; 9 — съемная режущая коронка; 10 — упорная шайба;
11 — шарошка
вставленная в направляющие пазы лап и удерживаемая от выпадения замковыми пальцами. Режущая кромка коронки армирована твердым сплавом ВК-8В и ее форма соответствует профилю шарошек долота, что обеспечивает равномерный контакт зубьев шарошек с забоем при утапливании коронки. Шарошки долота имеют форму усеченных конусов, а режущая коронка — центральный паз. В результате при бурении в центральной части
128
забоя остается целичек породы диаметром 30 мм. Для направления воздушной струи к режущим кромкам коронка имеет специальные наклонные пазы.
Осевое усилие режущей коронке передается посредством пружины, которая предварительно сжата гайкой. Величина усилия сжатия пружины может быть отрегулирована в соответствии с условиями бурения. При отсутствии нагрузки на режущей коронке усилие пружины на нее не передается, оно воспринимается буртиками лап долота; при этом коронка может быть легко заменена. Величина превышения лезвия коронки над зубьями шарошек принята на основании опыта использования режущего инструмента; она больше максимально возможной высоты снимаемой стружки.
На мягких породах разрушение забоя обеспечивается выступающей режущей коронкой. При увеличении крепости породы растет усилие подачи долота на забой, происходит утапливание коронки, в работу вступают шарошки и имеет место совместная обработка забоя шарошками и коронкой. Доля участия режущей коронки в разрушении забоя уменьшается с увеличением коэффициента крепости породы.
При совместной обработке забоя создаются благоприятные условия для работы каждого рабочего органа и повышается эффективность разрушения. Об этом свидетельствуют замеры, проведенные на специальном станке-стенде. Бурение производилось долотом РШД-190, усилие предварительного сжатия пружины No принималось 7 и 13 кН, усилие подачи достигало 60 кН, коэффициент крепости пород f составлял 4 и 13. Распределение нагрузки между породоразрушающими органами определялось с помощью осциллографа. С ростом Q усилие подачи сначала воспринимается одной режущей коронкой (рис. 4.8). Шарошки вступают в работу при QaH9 кН (случай 7VO = 13 кН, /=4). С увеличением Q от 19 кН усилие подачи распределяется между шарошками и коронкой, причем усилие на коронке снижается. При Q = 60 кН усилие на коронке Qp= 16 кН, а на шарошках — (?ш=44 кН. Снижение усилия на коронке с 19 до 16 кН свидетельствует об облегчении условий ее работы и увеличении глубины снимаемой ею стружки. Только при f—13 наблюдается рост нагрузки на режущем органе, что определяет границу рациональной области применения комбинированных долот типа РШД.
129
9-1143
Рис. 4.8. Распределение нагрузки на комбинированном долоте: М) — усилие предварительного сжатия пружины; f — коэффициент крепости пород по М. М. Протодьяко-нову; Q — усилие подачи; Qp — нагрузка на режущем органе; Qm —' нагрузка на шарошечном органе
Линия контакта с забоем раза, что соответственно режущего органа на заб<
Комбинированное долото 1РШД-215,9 (см. рис. 4.7, б) предназначено для бурения в условиях сложного строения уступов с чередованием пород различной крепости и свойств и отличающихся неоднородностью, что обусловливает повышенную динамичность процесса бурения. Режущий орган долота оснащен сменными резцами РК-8Б с укороченными державками. Режущие кромки резцов по высоте расположены так, что повторяют профиль шарошек. Резцы не дублированы и образуют пять линий резания с оставлением трех небольших концентрических целичков породы,
сократилась более чем в два увеличило удельное давление )й. Применение сменных рез-
цов позволило увеличить долговечность режущего органа и повысить надежность работы долота в наиболее трудных условиях бурения.
При бурении крепких пород (/>10) режущий орган долота практически не участвует в разрушении забоя, однако остается прижатым к нему и подвергается интенсивному износу. Для повышения срока службы режущего органа долота разработано устройство для его разгрузки (рис. 4.9). На крепких породах усилие подачи превышает силу предварительного сжатия вспомогательной пружины, происходит смещение ниппеля и нажимной трубки вниз и двуплечий рычаг-вилка обеспечивает разгрузку коронки от усилия.
Долота типа РШД прошли испытания в различных условиях. Ими пробурено более 230 тыс. м скважин. Применение долот этого типа обеспечивает снижение энергоемкости бурения в 2—2,5 раза, увеличение скорос-
130
та бурения на 38—64% и уменьшение расхода инструмента в 1,3—2,6 раза.
4.5.	ПОВЫШЕНИЕ СТОЙКОСТИ БУРОВОГО ИНСТРУМЕНТА
Эффективность примене- * ния станков и стоимость бурения в значительной мере зависят от стойкости долот. В повышении стойкости долот заложен резерв улучшения технико-экономических показателей работы станков. Для. повышения стойкости долот необходимо соблюдать следующие условия.
1.	Производить выбор типа долота и его вооружения строго в соответствии с условиями бурения.
2.	Отрабатывать долота при рациональных режимах бурения, обеспечивающих получение оптимальных технико-экономических показателей.
3.	Совершенствовать кон-
Рис. 4.9. Комбинированное долото с устройством для разгрузки режущего органа:
1 — пружина разгрузки; 2 — винт ограничительный; 3 — ниппель; 4 — гайка регулировочная; 5 —муфта; 6 — трубка нажимная; 7 — гайка упорная; 8 — двуплечий рычаг-вилка; 9—гайка долота; 10 — стакан; // — пружина рабочая; 12 — корпус долота; 13 — шарошка; 14 — режущая коронка
струкции долот, повышать
их износостойкость. Разрабатывать и внедрять мероприятия, направленные на повышение технической культуры отработки долот.
Показатели бурения зависят от технического уровня отработки долот. Необходимо осуществлять контроль за
состоянием долота, устранять неисправности, производить промывку и смазку опор шарошек и своевременную замену долота, следить за состоянием режущих элементов долота и производить своевременную их пере-заточку. Для восстановления изношенных элементов долот рационально станки оборудовать заточными устройствами. Необходимо наладить учет и производить анализ причин выхода долот из строя с целью опред
131
9*
ления путей повышения их стойкости, которая определяется сроком службы опор шарошек и породоразрушающих элементов или вооружения. Длительные наблюдения за отработкой шарошечных долот, а также анализ результатов их использования на карьерах Восточной Сибири, Севера и Северо-Востока позволяет выделить следующие причины преждевременного выхода долот из строя, в процентах: износ обратного конуса шарошек и козырьков лап — 2—9; износ вооружения шарошек — 15—25; износ подшипников и заклинивание шарошек на опорах — 60—80; прочие случаи — 3—6. Преждевременный выход долота из строя связан с износом подшипников и заклиниванием шарошек па опорах.
Износ подшипников опор и, как следствие, заклинивание шарошек на опорах вызваны тяжелыми и неудовлетворительными условиями работы опор. В выпускаемых долотах опоры нс герметизированы. В результате смазка, набиваемая в опоры во время сборки, при работе долота и нагреве подшипников быстро вытекает. Этому способствует налнчйе на шарошках незакрытых смазочных отверстий. Таким образом, в опорах шарошек смазка практически отсутствует и подшипники опор работают в режиме сухого трения. При наличии высоких динамических нагрузок это приводит к интенсивному нагреву и износу подшипников. Подшипники шарошек, находясь в зоне образования буровой мелочи и не имея уплотнительных устройств, засоряются продуктами разрушения, что усугубляет их преждевременный износ. При нарушении режима очистки скважины и скоплении продуктов разрушения на забое наблюдается забивание опор и заклинивание шарошек. В долотах для бурения с продувкой часть воздуха, подающегося на очистку скважины, поступает по специальным каналам в лапах долота в подшипники шарошек и создает в зазоре между лапой и шарошкой воздушный экран, препятствующий попаданию буровой мелочи в опоры. Опыт отработки таких долот показывает, что стойкость их на 20—25% выше стойкости долот без продувки опор. Однако на карьеры все еще продолжают поступать долота, предназначенные для бурения с промывкой, т. с. без каналов для подвода воздуха к опорам.
Наибольший эффект в повышении работоспособности опор шарошек обеспечивается при их принудительной смазке. В простейших вариантах это может быть
132
осуществлено, путем периодической промывки долота в масле или за счет установки в долоте вспомогательной трубки для создания резервуара, наполняемого при наращивании штанг. ВНИИБТ предложено применение специальных маслоотражательных втулок [34]. Втулка ввинчивается в центральное сопло долота и обеспечивает отделение масла из воздушного потока. Применение маслоотражательных втулок позволяет увеличить проходку на долото в 1,3—1,6 раза. Ряд конструкций наддолотных лубрикаторов (масленок) для принудительной подачи в опоры долота воздушно-масляной смеси, жидкой или консистентной смазок разработан МГИ [15]. При мокром пылеподавлении перспективным является принцип раздельной подачи смазки в опоры шарошек, воздуха на забой скважины и воды в затрубное пространство па некотором удалении от забоя. Буровой снаряд на таком принципе разработан МГИ совместно с СКВ СГО [22]. При испытании его установлена возможность увеличения проходки на долото в 1,74 раза.
Для автоматической смазки опор шарошечных долот ИПИ разработаны специальные устройства типа УАС. Устройство для автоматической смазки опор шарошек УАС-3 (рис. 4.10) размещается в концевой штанге бурового става и состоит из резервуара, пускорегулирующего и направляющего устройств. Резервуар образован между внутренней ’ стенкой штанги и вваренной в нее трубой 2. Пускорегулирующее устройство включает в себя нажимной рычаг и клапанную коробку, в которой смонтирован пусковой клапан с регулировочным винтом и дроссель. Направляющее устройство служит для изоляции образующейся воздушно-масляной смеси от основного потока воздуха, поступающего на продувку скважины. Оно включает в себя втулку штанги и направляющую трубку, ввернутую в долото.
Работа системы смазки осуществляется следующим образом. При подаче воздуха в скважину по буровому ставу воздушный поток действует на пластину нажимного рычага, который, поворачиваясь на шарнире, отжимает пусковой шариковый клапан и открывает доступ масла к направляющему устройству. В зазоре между трубой и направляющей втулкой происходит смешение масла с воздухом и образование воздушно-масляной эмульсии, которая поступает в пространство между направляющей трубкой и шарошечным долотом. Далее
133
Рис. 4.10. Устройство УАС-3 для автоматической смазки опор шарошечных долот:
/ — концевая штанга; 2 — труба; .3 — муфта направляющая; 4 — резьбовая муфта; 5 —випг регулировочный; 6 — пружина; 7 — шариковый клапан; 8 — дроссель; 9 — болт контрольный; 10 — клапанная коробка; // — винт упорный; 12— прокладки; 13—втулка; 14—нажимной рычаг; /5 — винт упорный; 16 — кольцо резьбовое уплотнительное; /7 — направляющая трубка; 18 — насадок долота; 19 — долото
эмульсия подается к опорам шарошек по каналам в лапах долота. Наличие дросселя обеспечивает возможность регулирования расхода масла.
Устройство для автоматической смазки долот отличается автономностью работы, нс требует на станке никаких дополнительных установок и позволяет использо
134
вать серийно выпускаемые долота. Подача смазки обеспечивается только во время продувки, т. с. при бурении скважины. Это исключает утечку масла во время перерывов и уменьшает его расход.
Техническая характеристика УАС-3
Объем резервуара, л................. 25
Пусковое устройство.................Клапанное
Регулирующее устройство............Дроссельное
Расход масла, л/ч................... 0—3
Продолжительность работы без пополнения масла, ч........................До 60
Пуск •....• . . • •.................Автоматический, с пода-
чей воздуха на продувку
Система смазки типа УАС прошла широкую промышленную проверку в п. о. «Востсибуголь», «Красно-ярскуголь» и «Якуталмаз». С использованием ее пробурено более 60 тыс. м скважин и обеспечено увеличение стойкости долот в 1,9—2,3 раза.
Для повышения стойкости шарошечного органа комбинированных долот типа РШД разработана система консистентной смазки опор шарошек. Она включает в себя резервуар, плунжерные насосы и каналы для подачи смазки (рис. 4.11).. Резервуар выполнен в гайке долота, в полостях которой установлены два подпружиненных плунжера. Они обеспечивают подачу смазки к соответствующим шарошкам через шариковые клапаны и независимые каналы. Плунжеры связаны с режущей коронкой долота через подвижный стакан, установленный в центральном отверстии долота, он совершает возвратно-поступательное движение. При утапливании режущей коронки происходит смещение стакана, который, воздействуя на плунжеры, обеспечивает подачу порции масла в опоры шарошек. После пробуривания крепкого прослойка под воздействием рабочей пружины происходит выдвижение режущей коронки из долота и возврат стакана в прежнее положение. При этом плунжеры под действием возвратных пружин совершают холостой ход. Привод плунжеров от режущей коронки обеспечивает падежную подачу смазки к опорам при любой величине сопротивления на пути ее движения. Порция смазки подается только при утапливании режущей коронки, когда шарошки вступают в работу. Количество плунжеров равно числу шарошек и полость каждого плунжера свя-
135
Рис. 4.11. Комбинированное режуще-шарошечное долото 2РШД-215,9: / — крышка; 2 — резервуар для смазки; 3 — гайка специальная; 4— шариковый клапан; .5 —пружина; 6'— плунжер; 7 — стакан; Я —рабочая пружина; 9 — лапа шарошки; 10 — шарошка; 11 — ре/кущая коронка; 12 — пробка; 13 — канал
зала с соответствующей опорой. Поскольку плунжеры подают одинаковое количество смазки, то все опоры находятся в равных условиях.
Испытания комбинированного долота с устройством для консистентной смазки подтвердили работоспособность системы и эффективность ее работы. Выход долота из строя произошел вследствие абразивного износа козырьков лап до обнажения роликового подшипника. Вскрытие опор шарошек показало, что тела качения подшипниковых опор имели незначительный износ и опоры оставались в хорошем состоянии. Притупление зубьев шарошек не превышало 5—6 мм. Долотом было пробурено 960 м скважин со средней механической скоростью 1,19 м/мин. Стойкость шарошечного долота типа ТКП в этих условиях составила 500 м при механической скорости бурения 0,74 м/мин.
136
5.	БУРОВЫЕ СТАНКИ. ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ СТАНКОВ И ОТРАБОТКИ ДОЛОТ
5.1.	СТАНКИ ВРАЩАТЕЛЬНОГО И ШАРОШЕЧНОГО БУРЕНИЯ
Первые опыты по применению вращательного бурения на карьерах относятся к 1939—1940 гг. С 1943 г. начали выпускать приставку ПВБ-150 к ударно-канатным станкам, которая позволяла переходить на вращательное бурение, а с 1955 г. организован выпуск СВБ-2 (станков вращательного бурения). В настоящее время серийно выпускается модернизированный станок СВБ-2м.
Способ вращательного бурения на карьерах перспективен в отношении принципа и объема разрушения относительно слабых пород. Объем разрушаемой горной массы с коэффициентом крепости до 6 по основным горнодобывающим отраслям составляет 23—30%, а по угольной промышленности — 78—87%. Станками вращательного бурения обеспечивается 27—28% от всего объема буровых работ.
Кроме станка СВБ-2м, наиболее распространенного, на карьерах применяется станок СБР-160 для бурения вертикальных и наклонных скважин в породах с коэффициентом крепости до 6 (табл. 5.1). Мачта станка увеличена до 12 м, штанги — до 8,4 м. Число штанг сокращено до трех. Штанги устанавливаются в кассете, расположенной внутри мачты. Вспомогательные операции-по сборке и разборке бурового става механизированы. Частота вращения бурового става регулируется ступенчато за счет применения трехскоростпого электродвигателя вращателя. Подача бурового става на забой принята канатная с приводом лебедки подачи от регулируемого гидродвигателя. Станки СБР-160 изготовляются Карпинским машиностроительным заводом и начали поступать на карьеры. По своим конструктивным и технологическим параметрам они отвечают современным требованиям и должны заменить станки СВБ-2м.
Станок 2СБР-125 предназначен для бурения вертикальных и наклонных скважин в породах с коэффициентом крепости до 10. В зависимости от крепости пород бурение может осуществляться режущими долотами со шнековой или шпекоппевматпческой очисткой, шарошечными долотами с продувкой скважины воздухом или с помощью погружного пневмоударника. При бурении
137
Таблица 5.1
Техническая характеристика буровых станков
Показате ли	2СБР-125	СБР-160	2СБШ-200Н	СБШК-200	СБШ-250МН	СБШ-320
Диаметр скважины» мм	118; 125	t _ .160	216; 244	190; 216	244; 270	320 ♦
Глубина бурения, м	30	: 24 ’ !	40	50	32	36
Направление бурения, градус	0; 15; 30	0; 15; 30	0; 15; 30	0; 15; 30	0; 15; 30	0
Коэффициент крепости пород	До 10	2-6	6—16	До 12	10—16	10—18
Подача инструмента на забой	Гидромеханическая	Канатная с гидроприводом	Гидравлическая		Канатно-гидравлическая	Канатно-фрикционная
Ход подачи_инстру мент а, м	L 4,2(_	8,4	\	1,0	__ 1>о	8	17,5
Длина буровой штанги, м	/	'42 —	8.4		12	8	17,5
Усилие подачи на забой, кН	До 40	18—65	0—300	0—200	0—300	0—600
Скорость подачи на забой, м/с	До 0,25	0—0,05	До 0,025	До 0,033	До 0,017	До0,014
Скорость подъема става, м.'с	До 0,25	0,5	"5 0,51	0—0,57	0,12	0,22
Частота вращения, с—1	0—6	1,7; 2,3; 3,3	0,25—4	0,05—3	0,5—2,5	0—2,1
Крутящий момент, кН-м	1,6	До 3,44	6,65-2,12	9,6—4,4	4,2	8,7
Расход сжатого воздуха, м\'с	До 0,083	—	0,41	0,41	0,41	0,82
Гусеничный, ход станка	СВБ-2м	Э-303	Э-1252	Э-1003	У Г-60	ЭГ-400
Скорость передвижения, км.ч	До 1,5	0,9	0,6	0,8	0,737	0,33
Давление на грунт, МПа	0,07 ’	0,06	0,1	0,1	0,114	0,11
Установленная мощность, кВт	98	165	335	335	398	712
Масса станка, т	12	22	53,7	48,2	65	НО
шарошечным и ппевмоударным инструментом используются гладкие штанги с замковым соединением. Привод вращателя станка имеет гидродвигатель с плавным регулированием частоты вращения. Вращательно-пода-ющий механизм перемещается по специальным направляющим мачты. Вдоль мачты натянуты две двухрядные втулочно-роликовые цепи, с которыми сцеплены ведущие звездочки механизма подачи. Привод механизма подачи осуществляется от. гидродвигателей с плавным регулированием скорости подачи. Станки 2СБР-160 изготовлены Карпинским машиностроительным заводом и прошли успешные испытания в п. о. «Вахрушевуголь» и на Ирша-Бородинском угольном разрезе.
Работы по шарошечному бурению скважин па карьерах начались в 1956 г. В 1958 г. появились ойытные станки СВБК-150. С 1962 г. начат серийный выпуск станков БСШ-1М. Одновременно создавались и внедрялись станки СВБК-200, БСВ, СБШ-250, БАШ-250. С 1956 г. выпускается станок 2СБШ-200, с 1970 г. — 2СБШ-200Н, с 1972 г. — СБШ-250МН, с 1974 г. — СБШ-320. В настоящее время станками шарошечного бурения выполняется около 70% всего объема буровых работ.
Станок 2СБШ-200Н предназначен для бурения вертикальных и наклонных скважин в породах с коэффициентом крепости до 16. Он создан с учетом опыта длительной эксплуатации станков такого типа в различных горно-геологических условиях и Отличается от предшествующих моделей более совершенной конструкций. Вместо системы генератор — двигатель на станке применено управление двигателем вращателя от статического преобразователя. Повышена надежность ходового оборудования за счет привода гусеничного хода через бортовые редукторы. Увеличена подача компрессорной установки за счет применения винтового компрессора ВК-11.
Принципиальная особенность станка состоит в конструкции и расположении вращателыю-подающего механизма. Вращатель расположен на нижней обвязке мачты. Вращение от двигателя постоянного тока передается па штангу через шпиндель и трехкулачковый патрон. Подача бурового става на забои осуществляется двумя гидроцилиндрами, штоки которых закреплены на траверсе гидропатрона. Подъем бурового става при разборке производится лебедкой. Такая схема вращателыю-подающего механизма обеспечивает разгрузку мачты от
139
скручивающих и сжимающих усилий, снижает крутильные колебания. Однако она обусловливает циклический характер подачи и увеличение непроизводительных затрат времени' при бурении. Станок изготовляется Бузулукским заводом тяжелого машиностроения им. В. В. Куйбышева.
Станок СБШ-250МН предназначен для бурения вертикальных и наклонных скважин в породах с коэффициентом крепости I—10—16. Особенность конструкции станка состоит в торцевом верхнем расположении вращателя и применении канатно-гидравлической подачи. Электродвигатель постоянного тока передаст вращение штангам через редуктор и резино-кордную зубчатую муфту. Вращатель перемещается по направляющим мачты.
Подача бурового става на забой и спуско-подъемные операции осуществляются двумя гидроцилиндрами с четырехкратными канатно-полиспастными системами. При ходе штоков цилиндров 2 м обеспечивается непрерывная подача па забой на глубину 8 м, т. е. на длину штанги. Такая система подачи обеспечивает сокращение непроизводительных затрат времени при бурении. Однако она вызывает возникновение значительных продольных колебаний и ограничивает возможности бурения на повышенной частоте вращения долота. Станок изготовляется Воронежским заводом горно-обогатительного оборудования. Он также получил широкое распространение.
Станок СБШ-320 тяжелого типа предназначен для бурения вертикальных скважин увеличенного диаметра в породах с большим коэффициентом крепости (f до 18). Отличительная особенность конструкции станка состоит в торцевом верхнем расположении вращателя и применении канатно-фрикционной подачи. Торцевая подвеска вращателя станка в принципе аналогична таковой в станке СБШ-250МН.
Подача бурового става на забой и спуско-подъемные операции выполняются с помощью двух канатных полиспастов через фрикционные лебедки, которые передают усилие на канаты за счет трения. При подаче става лебедки приводятся во вращение от регулируемых гид-родвигателей, а при спуско-подъемных операциях — от электродвигателей. Принятый вращательно-подающий механизм обеспечивает непрерывную подачу бурового
140
става на глубину 17,5 м. Однако верхняя подвеска вращателя обусловливает возникновение скручивающих усилий на мачте. При извлечении става из скважины в случае прихватывания долота на забое мачта испытывает сжимающие нагрузки. Станок СБШ-320 изготовляется Воронежским заводом горно-обогатительного оборудования.
Станок СБШК-200 предназначен для бурения вертикальных и наклонных скважин в породах ниже средней крепости (/ до 12). В зависимости от свойств и крепости пород бурение может осуществляться режущими долотами со шнековой или шнекопневматической очисткой, а также режущими и шарошечными долотами с продувкой скважины воздухом. В соответствии с применяемым буровым инструментом используются гладкие или шнековые штанги. Одной из основных особенностей станка является полная гидрофикация всех его механизмов, что позволило обеспечить концентрацию мощности на каждом из механизмов и значительно повысить их энерговооруженность.
Вращатслыю-подающий механизм имеет верхнее расположение. Вращатель безрсдукторный, шпиндель его приводится во вращение от высокомоментного регулируемого гидродвигателя. Подача бурового става на забой осуществляется с помощью двух гидроцилиндров, укрепленных на корпусе вращателя. Штоки гидроцилиндров соединены с подвижной траверсой, снабженной двумя трехкулачковыми гидропатронами. Траверса может свободно передвигаться по специальным направляющим мачты или заклиниваться с ними. Способ подачи — шагающий с автоматическими перехватами. Спуско-подъемные операции осуществляются лебедкой. Станок СБШК-200 изготовлен Бузулукским заводом тяжелого машиностроения им. В. В. Куйбышева. Он прошел промышленные испытания и эксплуатировался на Ирша-Бородинском разрезе п. о. «Красноярскуголь».
Следует отметить, что основные модели буровых станков выпускаются с некоторыми усовершенствованиями уже в течение 10—15 лет, что сказывается на снижении темпов роста производительности буровых работ. Однако работы по совершенствованию буровой техники продолжаются. В последнее время на Красногорском разрезе Кузбасса прошел успешные промышленные испытания новый буровой станок ЗСБШ-200. На Нерюн-
141
гринском разрезе п. о. «Якутуголь» введены в эксплуатацию станки шарошечного бурения М-4 фирмы «Марион». Взамен станка СБШ-250МН в текущем пятилетии должен быть освоен серийный выпуск станков второго поколения четырех модификаций [36]: СБШ-250-20 для бурения скважин глубиной до 20 м без наращивания штанг, СБШ-250-32 для бурения скважин глубиной до 32 м с наращиванием двух штанг, СБШ-250-55 для бурения скважин глубиной до 55 м с наращиванием четырех штанг и СБШ-250К-2 без наращивания штанг (до глубины 20 м) с одновременным термическим расширением котловой части скважины до диаметра 400 мм. Для работы в условиях низких температур до —50° С предназначен станок СБШ-250-55, имеющий электрическую систему подачи и подъема бурового става и сухое пылеулавливание.
5.2.	ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ СТАНКОВ ВРАЩАТЕЛЬНОГО БУРЕНИЯ В УСЛОВИЯХ ГРАВИЙНО-ГАЛЕЧНЫХ И ВЯЗКИХ ПОРОД
Бурение скважин в специфических условиях требует тщательного подхода к выбору параметров инструмента, а также режимов и технологии бурения. Значительные затруднения возникают при бурении по жирным глинам, обладающим большой вязкостью, липкостью и пластичностью. В этом случае геометрия инструмента не оказывает заметного влияния на показатели бурения и на первый план выступает очистка скважины от буровой мелочи. Практика показывает, что использование шарошечных долот в подобных условиях исключается полностью, а наиболее рациональным способом очистки скважины является шнековый.
При воздействии инструмента на глинистый забой происходит отделение сливной стружки, которая при вытеснении ее из призабойной зоны превращается в сплошную пластическую массу, способную течь. Эта масса вращается вместе с инструментом и по свободному пространству между стенками скважины и инструментом поступает в шнековую зону.
На шнеке буровая мелочь поднимается вверх вследствие проскальзывания относительно поверхности шпека. Чем меньше коэффициент трения мелочи о шпек, тем эффективнее происходит подъем. При транспортировании жирных глин коэффициент трения о шпек резко воз
142
растает, проскальзывание материала по шнеку часто прекращается и имеет место налипание. В результате наступает несоответствие между транспортирующей способностью шнека и интенсивностью поступления на него буровой мелочи. Постепенно пространство между витками шнека полностью заполняется материалом и образуется «пробка», для ликвидации которой требуется разборка става.
Бурение по жирным глинам сопровождается резким возрастанием необходимого крутящего момента. Транспортируемый материал налипает на стенки, в результате чего диаметр скважины строго повторяет диаметр шнеков. Весьма характерно, что подача инструмента на забой происходит за счет ввинчивания штанг в транспортируемую породу по принципу винта и гайки. Поэтому при бурении по жирным глинам возникает необходимость в противодействии подаче инструмента на забой, т. е. в усилии, ограничивающем самоподачу бурового става.
Специфические условия бурения жирных глин обусловливают необходимость выполнения особых требований к конструкции инструмента и режимам бурения. Долото для бурения в подобных условиях должно иметь идеальную по обтекаемости форму. Любые неровности и выступающие части долота обволакиваются глиной, что приводит к переходу от трения «глина по стали» к трению «глина по глине» и резко ухудшает режим очистки призабойной зоны. Значительная пластичность выбуриваемой массы и ее малоподвижность требуют уменьшения до минимума коэффициента перекрытия скважины и высоты инструмента. Для обеспечения надежности отделения породы от массива желательно иметь сплошную режущую кромку по всему диаметру скважины и на всю высоту инструмента.
Повышенные требования должны -предъявляться к состоянию буровых штанг. Несовпадение стыков шнеков способствует затиранию поверхностей шнеков глиной. При неодинаковом износе шнеков отдельных штанг по диаметру возникают дополнительные сопротивления от снятия стружки ребордой шнека и усиливается эффект ввинчивания штанг в транспортируемый материал. В перспективе должен быть решен вопрос механизации очистки шнеков. Расчеты по программе «Шнек» (глава III) применительно к бурению по жирным глинам (табл. 5.2)
143
Таблица 5.2
Оптимальные параметры шнеков станка СВБ-2м
	Варианты								
Параметры	1	2	3	4	5	6	7	8	9
/>	0,7	0,7	0,8	0,8	0,9	0,9	0,9	0,9	1,0
л	0,5	0,6	0,6	0,7	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0
h„, мм	122	107	120	105	130	114	101	90	86
и„, мм/с	96,1	75,9	93,2	75,0	107,4	88,2	72,0	58,2	56,7
показывают, что заводской шаг шнека станка СВБ-2м (й=100 мм) в данных условиях близок к оптимальному, однако эффективность транспортирования снижается в 1,3—1,7 раза. Значительный эффект может обеспечить снижение коэффициента трения /2 за счет покрытия шнеков антифрикционными составами. Необходимо также увеличение верхнего предела частоты вращения до 5 с-1.
Особенности режима бурения по глинам состоят в ограниченной скорости подачи, максимальном увеличении частоты вращения и необходимости тщательной чистки скважины после пробуривания на величину каждой штанги. Рационально также осуществление полуавтоматического режима чистки скважины с подъемом бурового става на величину штанги и с автоматическим опусканием в режиме «ввинчивания в гайку» с шагом шнека.
Опыт бурения по мерзлым жирным глинам в условиях прииска «Ирелях» и разреза «Харанорский» п. о. «Якуталмаз» и «Востсибуголь» показывает, что соблюдение сформулированных выше требований позволяет сократить случаи нарушения режимов очистки скважины и повысить производительность станка. Бурению в подобных условиях удовлетворяют долота НПИ-2 (см. рис. 4.1) и РК-4м (см. рис. 4.4, а). При переходе на долота РК-4м обеспечивается увеличение скорости бурения на 22%.
Другим нередко встречающимся случаем специфических условий является бурение по галечникам. Наибольшие затруднения возникают при бурении по сцементированным галечникам со средней (25—50 мм) и круп-144
ной (50—100 мм) галькой. Бурение в таких условиях осложняется, с одной стороны, высоким коэффициентом крепости и абразивностью гравийно-галечных пород, а с другой — неоднородностью материала. Главным фактором., снижающим эффективность бурения, является неоднородность пород, которая обусловливает повышенную динамичность работы режущего бурового инструмента. Вибрация бурового става приводит к сколу твердосплавной армировки долота. Даже при незначительном сколе твердого сплава срок службы инструмента уменьшается в несколько раз по сравнению с обычным истиранием. В большинстве случаев скол происходит в первую очередь по периферии режущей кромки долота. Таким образом, первоначальный износ долота происходит за счет скола твердого сплава, а окончательный — за счет абразивного истирания.
Достижение удовлетворительной эффективности бурения в гравийно-галечных породах возможно только при использовании соответствующих режущих долот со сменными резцами. Сменность резцов позволяет поддерживать долото в работоспособном состоянии за счет замены изношенных резцов, а также варьирования их расположения в линиях резания. Для бурения таких пород пригодны долота 7РД-160ш и 8РД-160ш (см. рис. 4.4 б, в).
Гравийно-галечные вскрышные породы характерны для россыпных и некоторых угольных месторождений. Так, на приисках «Прелях» и «Дальний» п. о. «Якутал-маз» и «Северовостокзолото» вскрышные породы представлены рыхлыми отложениями, состоящими из обломочного материала осадочных пород различной окатан-ности и величины. Гравийно-галечный материал цементируется мерзлыми илистыми и песчано-илистыми породами. Высокая влажность грунтов усиливает цементацию материала. Скважины глубиной до 11 м бурили серийными долотами НПИ-2, стойкость которых не превышала 5—15 м.
Промышленные испытания в этих условиях режущих долот 7РД-160ш подтвердили правильность выбора их параметров, прочность конструкции и высокую работоспособность. Стойкость съемного корпуса долота достигла 150—200 м, механическая скорость бурения возросла в 1,8—5 раз, расходы на инструмент снизились в 3—13 раз. Сменность резцов обеспечила не только дол
16—1143
145
говечность работы долота и увеличение скорости бурения, но и увеличение срока службы буровых штанг.
На разрезе «Харанорский» п. о. «Востсибуголь» вскрышные породы представлены галечниками. Встречаются также гравий, щебень, разнозерпистые песчаники, алевролиты и аргиллиты. Галечники имеют размеры гальки до 70 мм и цементируются песчано-глинистой связкой. Они отличаются очень высокой абразивностью. Необходимость в рыхлении вскрышных пород возникает только в зимний период. При этом скважины бурятся на глубину промерзания, которая зависит от характера породы и удаления рядов скважин от бровки уступа. В этих условиях стойкость режущих долот НПИ-2 не превышает 40—50 м, а долот типа РД—500—600 м при удельном расходе резцов 0,02—0,03 шт/м.
Серьезные осложнения при бурении возникают, когда на глубине одной скважины встречаются жирные глины и гравийно-галечные отложения. В этом случае не только требуется изменение режимов бурения по глубине скважины, но и весьма затрудняется выбор параметров бурового инструмента из-за противоречивости требований к нему. Наиболее удовлетворяют данным условиям бурения режущие долота 8РД-160ш. При отработке их в условиях прииска «Прелях» достигнута средняя механическая скорость бурения 0,9 м/мии.
5.3.	ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ СТАНКОВ ШАРОШЕЧНОГО БУРЕНИЯ И ОТРАБОТКИ ДОЛОТ НА РАЗРЕЗАХ
На угольных разрезах нашли широкое применение станки шарошечного бурения 2СБШ-200 и 2СБШ-200Н. Большинство разрезов имеет сложное строение вскрышных уступов. Это затрудняет выбор параметров бурового инструмента и приводит к тому, что шарошечные долота оказываются не всегда эффективными. Примером тому могут служить разрезы Черемховского месторождения.
Характерной особенностью Черемховского месторождения является переслаивание пород с различным коэффициентом крепости и свойств. Верхняя часть пород представлена водонасыщенными глинами и суглинками мощностью до 4,7 м; далее залегают разнообразные песчаники, перемежающиеся прослойками алевролитов, аргиллитов, углистых и глинистых сланцев. Около 50% вскрышных пород имеют коэффициент крепости до 5,
146
20% — не более 7, остальные от 7 до 10 и даже до 12. Наибольшей крепостью отличаются мелкозернистые песчаники на известковом цементе, линзообразные включения, а также пропласток окремнелого углистого аргиллита в кровле пласта Главный.
Для определения рациональных типов шарошечных долот на разрезах месторождения проводились специальные испытания долот. Анализ результатов отработки шарошечных долот различных типов позволил установить, что наиболее эффективными являются долота типа ТП. В особо тяжелых условиях (с большим коэффициентом крепости и абразивности пород) целесообразен переход на долота типа ТКП с комбинированным вооружением шарошек. Характерно, что стойкость долот одного и того же типа изменяется в значительных пределах. Это объясняется нс только спецификой условий и влиянием случайных факторов на работоспособность долота, но и значительной нестабильностью качества изготовления долот.
С целью повышения стойкости шарошечных долот на разрезе «Сафроно-вский» были проведены испытания системы автоматической смазки типа У АС (см. рис. 4.10). За период испытания системы смазки пробурено 20 139 м скважин и отработано со смазкой 16 долот. Выход долот из строя обусловливается в основном предельным износом вооружения. Расход смазки составил в среднем 12 л на 1000 м скважин. При объеме резервуара 25 л его емкости было достаточно для полной отработки каждого из долот. Средняя стойкость долот типа ТП в условиях разреза составляла 650 м. Стойкость долот со смазкой повысилась в 1,9 раза.
В процессе эксплуатации станков отрабатывались режимы бурения. Установлено, что при крепости пород до 8 рациональная частота вращения бурового става находится в пределах 1,5—2 с-1. Ограничения на частоту вращения накладываются также из условия обеспечения виброустойчивости станка. При частоте вращения свыше 2,33 с-1 возникает опасная вибрация бурового става и вращателыю-подающего механизма станка, что отрицательно сказывается на работоспособности долот, механического и гидравлического оборудования станка. При диаметре скважин 216 мм оптимальным является усилие подачи 70—90 кН. Ограничение в усилии подачи вытекает из того, что в данных условиях дальнейший
10*
147
рост его приводит к запрессовыванию породы между зубьями и контакту тела шарошек с забоем.
По свойствам пород и характеру их залегания данным условиям бурения наиболее отвечают комбинированные режуще-шарошечные долота типа РШД (см. рис. 4.7). В 1973 г. были проведены промышленные испытания долот РШД на разрезах Черемховского месторождения. За период испытаний отработано 30 комбинированных долот РШД, которыми пробурено 59 296 м скважин. Стойкость комбинированных долот изменялась от 874 до 2459 м. Средняя составила 1970 м. Стойкость режущих коронок находилась в пределах 450—1050 м. Всего за период испытаний израсходовано 85 коронок. Средняя стойкость коронок составила 700 м. При отработке одного комбинированного долота расходовалось 3 режущие коронки.
Средняя стойкость комбинированных долот в 2,5 раза превысила стойкость шарошечных. Средняя механическая скорость бурения составила 1,09 м/мин и возросла в 1,35 раза. Удельные затраты энергии при бурении снизились в 2,2—2,6 раза. Сменная производительность станков достигла 140—150 м.
На разрезах Черемховского месторождения уже длительное время успешно используют на станках шарошечного бурения режущие долота типа РД (см. рис. 4.2), которые изготавливаются Черемховским РРЗ. При испытании в 1975 г. на разрезе «Южный» тремя долотами 1РД-214 было пробурено 19 260 м скважин и израсходовано 228 резцов. Средняя стойкость долот составила 6420 м и в 9,2 раза превысила стойкость шарошечных долот. Средняя механическая скорость бурения увеличилась в 1,6 раза. На разрезе «Северный» стойкость долота 1РД-214 составила 4860 м при удельном расходе резцов 0,013 шт/м.
Благоприятные условия для применения станков шарошечного бурения имеет Черногорский угольный разрез п. о. «Красноярскуголь». Здесь успешно работают станки 2СБШ-200 и 2СБШ-200Н. При сменной норме бурения 127 м станки обеспечивают годовую производительность до 40 тыс. м. В качестве бурового инструмента используются шарошечные долота типа ТПВ и ТЗПВ. Для разреза характерно значительное различие условий бурения вскрышных пород пластов Великан и Гигант. Вскрышной уступ пласта Великан представлен слабыми
148
песчаниками с чередованием слабоуглистых аргиллитов пониженной крепости и алевролитов. Породы трещиноватые, коэффициент крепости их не превышает 5—6. Стойкость шарошечных долот в этих условиях доходит до 1300—1500 м. Пласт Гигант отделен мсждупластием, состоящим преимущественно из высокоабразивпых песчаников с коэффициентом крепости до 12 с прослойками плотных темно-серых аргиллитов и алевролитов. Стойкость шарошечных долот здесь составляет только 450 м, причем 78% из них выходят из строя из-за износа подшипников и заклинивания шарошек на опорах.
Для повышения стойкости шарошечных долот в условиях вскрыши пласта Гигант в 1978 г. проведены испытания системы автоматической смазки типа УАС. Со смазкой отработано 24 долота и пробурено 20 185 м скважин. Средняя стойкость долот, отработанных со смазкой, увеличивалась в 1,76 раза, а механическая скорость возросла па 11 %.
Специфические условия бурения имеются на Ирша-Бородинском разрезе п. о. «Красноярскуголь». Здесь лег-кобуримые породы и влагонасыщенные вязкие глины сочетаются с линзообразными включениями крепких мелкозернистых песчаников, мощность которых достигает 3—5 м. Такое сочетание пород весьма затрудняет бурение. Неоднократные попытки внедрения на разрезе станков шарошечного бурения не дали положительных результатов. В 1977 г. на разрезе проведены промышленные испытания станка комбинированного бурения СБШК-200. Бурение осуществлялось по вскрышному уступу 5-го горизонта. Скважины бурились на глубину 11 м.
Буримые породы были представлены увлажненными алевролитами на глинистом и карбонатном цементах, песчаниками, а также включениями скальных и полу-скальных пород с карбонатной цементацией, которые по своему составу относятся к конкреционным образованиям. Мощность конкреционных образований колебалась от 1,5 до 4 м. Коэффициент крепости пород изменялся от 3 у алевролитов до 10 у конкреционных образований. Средневзвешенный коэффициент крепости составлял 7. Условия бурения предопределили нерациональность применения шарошечных долот и поэтому к испытаниям были приняты режущие долота ДР-214 конструкции НИИОГР и ЗРД-215,9 (см. рис. 4.3,6). Отра
149
ботка долот проводилась в режимах, обеспечиваемых характеристикой станка и устойчивой работой бурового инструмента на забое. Учитывая увлажненность пластичных пород, был принят комбинированный шнекопневматический способ очистки скважин от буровой мелочи. Хронометражными наблюдениями, замерами параметров процесса бурения и по статистическим данным определялись механическая и техническая скорости бурения,, сменная производительность, стойкость долот.
При бурении долотом ДР-214 механическая скорость бурения составляла от 0,93 м/мин в скальных включениях до 2,25 м/мин в алевролитах. Частота вращения в мягких породах поддерживалась равной 3 с-1, в крепких она уменьшалась до 1,83 с-1. Максимальное усилие подачи ограничивалось 120 кН. При бурении во влажных алевролитах иногда наблюдались случаи нарушения режимов выдачи буровой мелочи из-за заштыбовки продувочных каналов долота.
Замеры режимных параметров при бурении долотом ЗРД-215,9 показали его преимущества.. Так, если механическая скорость бурения в крепких породах была примерно равной скорости бурения долотом ДР-214, то при бурении песчаников и алевролитов опа достигла 3 м/мин, т. е. повышалась в 1,35 раза. Максимальное усилие подачи при бурении долотом ЗРД-215,9 не превышало 95 кН. Загрузка двигателя вращателя находилась в пределах 50—65 кВт, что примерно в 1,2 раза меньше, чем при бурении долотом конструкции НИИОГРа. По результатам наблюдений техническая скорость бурения долотом ДР-214 составила 0,61 м/мин, при бурении долотом ЗРД-215,9 она была равной 0,76 м/мин.
За период межведомственных испытаний долотом ЗРД-215,9 было пробурено 418 м скважин. В дальнейшем им было пройдено еще 3000 м. При этом долото оставалось в работоспособном состоянии. Средний расход резцов за время эксплуатации долота составил 0,019 шт/м. Стойкость долота ДР-214 во время испытаний оказалась равной 126 м.
При бурении долотом ЗРД-215,9 за время испытаний сменная производительность станка составила 187 м. В отдельные смены производительность станка достигала 200 м и более. Хронометражными наблюдениями за работой станка было установлено, что при сменной производительности 187 м затраты времени на бурение до
150
стигли 23,8% от общего баланса времени, вспомогательные операции — 38,9% и простои — 33%. Как видно из баланса времени смены, станок имеет значительный резерв производительности за счет снижения простоев по техническим и организационным причинам.
Проведенный анализ продуктов разрушения при проходке скважин долотом ЗРД-215,9 показал, что значительную часть буровой мелочи составляют крупные фракции. Так, содержание фракций класса 4-7 мм доходит до 20%. Повышенное содержание крупных фракций позволяет уменьшить пылеобразование при работе станка и улучшить санитарно-гигиенические условия работы обслуживающего персонала.
По результатам испытаний бурового инструмента на станке СБШК-200 долота ЗРД-215,9 рекомендованы для внедрения.
5.4.	ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ СТАНКОВ ШАРОШЕЧНОГО БУРЕНИЯ И ОТРАБОТКИ ДОЛОТ НА АЛМАЗОРУДНЫХ КАРЬЕРАХ ЯКУТИИ
Начало разработки алмазорудных месторождений Якутии связано со всемирно известной кимберлитовой трубкой «Мир». Кимберлиты имеют различные структуру, цвет, форму и коэффициент крепости, который изменяется от 1 до 11. Около 80% кимберлитов имеют коэффициент крепости до 5. Вмещающая кимберлитовую трубку толща осадочных пород в верхних горизонтах представлена глинами и суглинками, переслаивающимися мергелями, песчаниками, известковистыми доломитами, мергелистыми известняками, алевролитами и карбонатными отложениями. Основная масса вскрышных пород имеет коэффициент крепости от 2 до 8, но встречаются пропластки пород от 10 до 12. Породы отличаются повышенной влажностью и находятся в зоне многолетней мерзлоты. Для бурения скважин применяются станки СВБ-2м, 2СБШ-200, 2СБШ-200Н. На строящиеся карьеры поступают станки СБШ-250МН.
Станки шарошечного бурения начали применяться в п. о. «Якуталмаз» с 1964 г. Уже в начальный период освоения станков была достигнута производительность 29—34 м в смену. К концу 1965 г. станками шарошечного бурения выполнялось 70% всего объема буровых работ, а производительность в отдельные смены достигала
151
47—56 м. По мере накопления опыта эксплуатации и совершенствования станков их производительность постоянно возрастала.
В процессе эксплуатации станков на основании сравнительных испытаний определялись рациональные параметры шарошечных долот и отрабатывались режимы бурения. В зависимости от свойств пород для применения, рекомендованы долота типа СТП, ТП и ТКП. Режимы бурения устанавливались с учетом получения минимальной стоимости бурения 1 м скважины. При диаметре скважины 216 мм и бурении по кимберлитам рационально изменение усилия подачи Q в пределах 70—130 кН при частоте вращения 2,5 с-1. На вскрышных породах рационально варьирование частоты вращения в пределах 2—2,5 с-1 при Q = 704-150 кН.
Для условий алмазорудных карьеров характерна сравнительно низкая стойкость шарошечных долот. Если при бурении кимберлитов стойкость долот достигает 500 м, то на вскрышных породах она в среднем составляет 350—450 м. Основная причина выхода из строя — заклинивание шарошек на опорах. Вскрытие шарошек показывает, что заклинивание происходит из-за чрезмерного износа подшипников, а также забивания их продуктами разрушения.. Повысить стойкость долот можно за счет принудительной смазки опор шарошек.
Отработка шарошечных долот с использованием системы смазки типа УАС обеспечила повышение их стойкости в среднем в 2,6 раза. В процессе отработки долот проводились наблюдения за температурным режимом работы подшипников. Фиксировалась температура наружной части лап и шарошек при бурении с продувкой опор, со смазкой воздушно-масляной эмульсией и при изоляции одного из продувочных каналов шарошек от воздушного потока.
В последнем случае температура на поверхности изолированной шарошки после пробуривания 8 м повышалась на 30—40° С. Эти наблюдения позволили несколько интенсифицировать процесс бурения с использованием системы смазки, ограничивая верхний предел частоты вращения порогом вибрации, что обеспечило увеличение механической скорости бурения на 15%. Долотами со смазкой опор шарошек было пройдено более 15 тыс. м скважин.
Получение высоких технико-экономических показа
152
телей эксплуатации станков в условиях карьеров объединения весьма затруднительно. Объясняется это тем, что при бурении часто возникают осложнения в скважине с нарушением очистки ее от буровой мелочи. Происходит это вследствие образования наддолотных «сальников», которые перекрывают сечение затрубного пространства. «Сальники» возникают в результате взаимодействия шарошечного долота с вязкими, влажными породами, которые под воздействием шарошек размягчаются, обволакивают долото и налипают на штангу. На бурение 1 м скважины в таких условиях затрачивается до 15 мин. Часто для ликвидации «сальника» требуется разборка бурового става. В летний период положение усугубляется образованием пульпы на забое. Высокая обводненность пород при оттаивании верхних слоев вызывает накапливание воды в скважине и заполнение ее водой после пробуривания.
Уже первые испытания комбинированных режущешарошечных долот типа РШД (см. рис. 4.7) показали, что в этом случае имеет место другая технология взаимодействия инструмента с породой. Режущий орган долота срезает с забоя крупную стружку мерзлой породы, которая не успевает оттаивать и эффективно выносится •на поверхность восходящим потоком воздуха. Вынесенные частицы продуктов разрушения имеют форму, присущую сливной стружке, деформированной при отделении от массива. Поверхность частиц слегка увлажнена за счет влаги, отданной потоком воздуха, имеющим высокую влажность и положительную температуру. Буровая мелочь на поверхности скважины быстро оттаивает и легко разминается пальцами.
В течение 1976—1978 гг. на карьерах объединения отработано 36 комбинированных долот и ими пробурено 27 266 м скважин. Применение их позволило увеличить производительность шарошечных станков на 15—20% и снизить на 20% энергоемкость процесса бурения. Стойкость комбинированных долот изменялась от 200 до 1800 м. Средняя стойкость этих долот составила 736 м. Выход долот из строя обусловливался главным образом износом подшипников шарошек. В ряде случаев при проходке пород, переслаивающихся вязкими глинами, наблюдалось заклинивание шарошек на опорах. Стойкость режущих коронок находилась в пределах 150— 600 м. Средняя стойкость коронок составила 310 м. От
153
работало три режущих органа со сменными резцами., стойкость которых достигла 1600 м.
Сравнение показателей бурения долотами РШД производилось с шарошечными долотами типа СТП и ТП. Стойкость шарошечных долот изменялась от 90 до 700 м и в среднем составила 360 м, что в 2,1 раза меньше средней стойкости комбинированных долот. Средняя механическая скорость бурения долотами РШД достигла 0,63 м/мин и в 1,5 раза превысила таковую для шарошечных долот. Сменная производительность станков при использовании долот РШД составила 65 м и в отдельные смены достигла 130 м.
Наиболее тяжелые условия бурения имели место при разносе бортов карьера им. XXIII съезда КПСС в 1980 г. Основной объем бурения здесь выполнен с помощью комбинированных долот РШД, которыми пробурено 5507 м скважин при средней сменной производительности станка 64,6 м. Средняя проходка на долото составила 394 м. Шарошечными долотами типа ТПВ было пробурено 735 м при средней сменной производительности 49 м и стойкости долот 122,5 м.
5.5.	ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ СТАНКОВ ШАРОШЕЧНОГО БУРЕНИЯ НА МНОГОЛЕТНЕМЕРЗЛЫХ РОССЫПНЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЯХ
Характерной особенностью разработки россыпных месторождений открытым способом является сезонность добычных работ. В суровых климатических условиях продолжительность промывочного сезона весьма ограничена и поэтому очень остро стоит вопрос о своевременности подготовки добычных полигонов к отработке. Необходимая интенсификация отработки россыпей может быть достигнута только при увеличении удельного веса вскрышных работ с применением взрывчатых веществ. Переход на буровзрывные работы является одним из главных направлений в повышении эффективности отра ботки россыпей с большой мощностью торфов. Он позволяет перейти на экскаваторную вскрышу и вести вскрышные и подготовительные работы в зимнее время, до начала промывочного сезона.
Многолетнемерзлые россыпные месторождения расположены в районах с суровыми климатическими условиями. Продолжительность зимы достигает 8 мес, тем-
154
лература воздуха опускается ниже минус 50—60° С, а средняя годовая температура не превышает минус 10— 15° С. Это предопределяет весьма неблагоприятные условия обслуживания станка и работы механизмов. Россыпи приурочены к аллювиальным отложениям, располагаются в долинах речек и ручьев и характеризуются весьма сложным строением. Мощность рыхлых отложений колеблется в широких пределах и достигает 20— 30 м. Для вскрытия дражных полигонов используются шагающие драглайны, карьерные поля вскрываются экс» каваторами типа прямой лопаты и бульдозерами. Мощность экскаваторной техники позволяет осуществлять вскрытие одним уступом и определяет необходимость бурения скважин глубиной до 15—20 м.
Вскрышные породы представлены рыхлыми отложениями, состоящими из обломочного материала осадочных и изверженных пород различной окатаипости и величины. Основная масса отложений состоит из обломков глинистых, песчано-глинистых сланцев и песчаников, остальная—из гранита, диорита и других магматических пород. Гравийно-галечный материал цементируется илисто-глинистыми и песчано-глинистыми отложениями, а также плотной вязкой глиной. Валунистость рыхлой толщи колеблется от 4 до 40%. Однако встречаются полигоны со сплошной валунистостью. Пространство между валунами заполнено песчано-гравийной смесью, илом, песком и глиной. Валуны достигают в поперечнике 2 м и более. Материал валунов — окварцованные песчаники и граниты с коэффициентом крепости до 18. Неоднородность пород предопределяет возникновение больших неравномерных нагрузок, динамичность процесса бурения и требует повышенной прочности инструмента. Высокая абразивность материала обусловливает быстрый износ инструмента.
В зоне многолетней мерзлоты находится 90% вскрышных пород. Мерзлотой не охвачены в основном прирусловые участки, однако встречаются и полигоны, на которых мерзлота имеет островной характер. Верхняя граница многолетней мерзлоты проходит на глубине 0,5— 1 м от поверхности, нижняя находится за пределами глубины разработки и уходит вглубь на 60 м и более. Температура мерзлых пород зависит от глубины, а .также от времени года. Так, на глубине 0,8 м в октябре температура породы составляет примерно минус 0,8° С, а в яи-
155
варе — минус 21° С. На глубине 1—2 м температура породы колеблется в течение года в пределах минус 0,5— 3,5° С, а па глубине 2—3 м — минус 1,4—2,6° С. Затухание годовых изменений температуры происходит на глубине 12—15 м.
Для пород характерна повышенная влажность, которая достигает 18%. Мерзлая порода содержит связанную воду, не замерзающую даже при температуре минус 19° С, пленочную воду, которая имеет более низкую температуру замерзания, чем обычная вода, и свободную воду. Свободная вода заполняет поры и пространство между частицами породы и в условиях многолетней мерзлоты обеспечивает цементацию материала. Прочность, мерзлой породы возрастает с увеличением ее влажности вплоть до полного заполнения пор льдом.
При бурении следует учитывать, что многолетнемерзлые породы весьма чувствительны к внешним воздействиям. Даже при малых колебаниях температуры значительно изменяются их физико-механические свойства. Это обусловлено возникновением переходных процессов в порах мерзлой породы — при любом повышении отрицательной температуры часть воды переходит из твердой фазы в жидкую. В толще отложений встречаются прожилки, жилы и линзы льда. Линзы льда имеют мощность до 3,5 м и достигают в поперечнике 5 м. Содержание льда обычно не превышает 15—20%, однако на отдельных участках доходит до 40—60%.
В прирусловых частях долин расположены талико-вые зоны, ширина которых достигает 200 м. Талики имеют сложное строение и характеризуются неустойчивым температурным режимом, что обусловливает возникновение зон так называемой вялой мерзлоты. Характерно также наличие надмерзлотных таликовых зон, которые в летне-осенний период достигают по ширине 400 м и сокращаются по площади в зимний период. Наличие та-ликовых зон значительно осложняет проходку скважин и при отрицательных температурах приводит к намерзанию шлама на стенки скважины и буровой став.
Специфической особенностью россыпей является наличие зон с обезвоженным, хорошо промытым несвязанным грунтом, который и при отрицательных температурах остается сыпучим. При бурении по ним происходит осыпание стенок скважины и нарушение нормального режима очистки.
1Г6
Бурение взрывных скважин в условиях многолетнемерзлых россыпей — трудоемкий и дорогостоящий технологический процесс. В стоимости вскрыши торфов буровые работы составляют 30%. Это свидетельствует о низкой эффективности применяемой буровой техники. До внедрения шарошечных станков на россыпях использовался в основном ударно-вращательный способ бурения с помощью станков П-31, НКР-100м и БТС-150, снабженных погружными пневмоударниками и передвижными компрессорами для продувки скважин воздухом. Диаметр бурения составлял 105 мм. При повышенной валунистости грунта это был единственный практически применимый способ бурения. Однако используемая техника бурения не соответствовала суровым климатическим условиям и не отвечала современным требованиям. Малый диаметр буримых скважин обусловливал недостаточный выход горной массы с 1 м скважины. Маломощность станков, низкий уровень механизации вспомогательных операций и неудовлетворительные условия работы обслуживающей бригады предопределяли и низкую производительность бурения.
Применявшаяся на россыпях буровая техника не позволяла решить вопроса интенсификации вскрышных работ, особенно при повышенной мощности торфов. Она тормозила и внедрение более мощного выемочно-транспортного оборудования. Поэтому очень остро встал вопрос о переходе на новое, более мощное и совершенное буровое оборудование. Анализ горно-геологических и технических условий бурения и опыта работы шарошечных станков позволил сделать вывод о возможности и рациональности перехода на шарошечный способ бурения. С учетом небольшой глубины бурения, характера пород и условий передвижения для применения были рекомендованы станки 2СБШ-200Н. Учитывая суровые климатические условия работы станков, были предприняты меры по утеплению механизма вращателя, кузова станка, а также усилению обогрева кабины машиниста.
При всем разнообразии горно-геологических условий решающее влияние на выбор параметров бурового инструмента оказывает степень валунистости грунта. При повышенной валунистости практически исключается возможность использования комбинированного режуще-шарошечного и режущего инструмента, а также ограничивается выбор типов шарошечных долот. По условиям бу
157
рения и возможности использования различного бурового инструмента можно выделить 4 типа россыпных месторождений.
1.	Месторождения с повышенной валунистостью, с крупной галькой и содержанием галечного материала до 70%. В этих условиях для применения рекомендуются шарошечные долота типа КП и ОКП.
2.	Месторождения с гравийно-галечными отложениями, небольшим содержанием валунов и содержанием гальки до 50%. Для применения рекомендуются шарошечные долота типа ТКП и КП.
3.	Месторождения с гравийно-галечными отложениями при содержании гальки до 30%. Для применения рекомендуются шарошечные долота типа ТП и ТКП, а также комбинированные долота типа РШД.
4.	Месторождения с песчано-илисто-глинистыми отложениями и включениями гравийно-галечного материала. Для применения рекомендуются шарошечные долота типа СТП и ТП, а также режущие долота типа РД.
Весьма сложные условия определили возникновение и специфических затруднений при бурении. Основной проблемой при внедрении шарошечного бурения оказалось решение вопроса очистки скважины от буровой мелочи. В зависимости от причин возникновения нарушений режима очистки разрабатывались соответствующие технологические, режимные и конструктивные меры для их предотвращения. Наиболее просто вопрос решался при бурении скважин на глубину одной штанги, т. е. до 8 м.
При чередовании мерзлых пород и таликовых зон наблюдается намерзание шлама на стенки скважины, сужение фактического сечения затрубного пространства вплоть до его перекрытия. Для обеспечения пробуривания скважины в этих условиях па заданную глубину положительный результат дает, например, увеличение сечения затрубного пространства за счет перехода на бурение долотами диаметром 244,5 мм.
При подъеме из скважины влажного бурового става происходит его обмерзание, прихватывание вращателя, а также заедание кулачков патрона вследствие заполнения зазоров шламом и его замерзания. Для предотвращения подобной аварийной ситуации станки оборудовались специальными металлическими щетками — чистильщиками бурового става.
158
При воздействии шарошек на породу в условиях вялой мерзлоты происходит ее оттаивание и налипание на долото и штангу с образованием «сальника». Оттаивание усугубляется при подаче Bi скважину воздуха с положительной температурой; в этом случае возникают условия для растепления стенок скважины. Исследованиями установлено, что при бурении по многолетнемерзлым породам во всех случаях положительные результаты дает подача в скважину воздуха с отрицательной температурой. Для этой цели станки начали оборудоваться специальными устройствами и установками для охлаждения воздуха.
Проходка скважин по вялой мерзлоте обеспечивается с наименьшими осложнениями при использовании комбинированного и режущего инструмента.
В ноябре 1973 г. начались испытания станка 2СБШ-200 на карьере «Октябрьский» комбината «Инди-гирзолото». Характерной особенностью условий бурения была высокая степень валунистости россыпи. Коэффициент крепости валунов достигал 18. Среднесменная производительность станков типа НКР-100м в данных условиях не превышала 16 м при выходе горной массы 6 м3/м. Станком 2СБШ-200 бурились скважины диаметром 214 мм на глубину 8 м. Несмотря на суровые климатические условия, станок работал устойчиво и надежно. По мере накопления опыта эксплуатации и доводки конструкции станка увеличивалась его производительность. Освоение станка и рост производительности происходили при ухудшении погодно-климатических условий в связи с наступлением зимы. Если в ноябре месячная производительность станка составила 900 м, в декабре— 1370 м, то в марте и апреле— 1798 и 2030 м соответственно. При этом среднесменная производительность в начальный период была равна 30—35 м (в расчете па восьмичасовую смену), а уже почти через год она достигла 60 м. Выход горной массы при бурении станком 2СБШ-200 составил 23 м3 на 1 м скважины.
В процессе испытаний были проведены наблюдения за отработкой 50 шарошечных долот различных типов.. Условия бурения определили рациональность применения долот типа ОКП. Характерно также достижение большей средней скорости бурения долотами ОКП. Объясняется это быстрым износом фрезерованных зубьев у долот типа ТП и ТКП, с одной стороны, и увеличенн-
ая
ем вылета твердосплавных зубков у долот типа ОКП за счет износа тела шарошек — с другой.
Испытания показали, что станок 2СБШ-200 отличается надежностью и более производителен по сравнению с другими станками. Очистка скважин при бурении происходила эффективно без повторного переизмельчения продуктов разрушения. Несколько ухудшалась очистка при проходке таликовых зон. Однако небольшая глубина бурения позволяла сравнительно легко устранить эти нарушения. При бурении зон с обезвоженным грунтом происходило образование воронки на величину их мощности, но скорость проходки не снижалась. Устойчивой была и выдача буровой мелочи. Осмотрами полигонов после массовых взрывов установлены случаи пробуривания валунов неполным сечением скважины, однако видимых следов искривления или отклонения оси скважины обнаружено не было. Обработка хронометражных наблюдений за работой станка позволила составить средний баланс времени рабочей смены, .в процентах: подготовительно-заключительные операции — 5—6; бурение 51—60; переезды и горизонтирование станка — 14—16; простои по организационным причинам — 10—20. При бурении до 8 м баланс времени на отдельные операции распределялся следующим образом (в %): чистое бурение — 83—73,6; перехваты штанг, патроном »— 17—14; наращивание буревого става — 4,8; разборка буревого става — 7,6. Средняя механическая скорость бурения при этом составила 0,22—0,37, техническая — 0,20— 0,32 м/мин. Загрузка двигателя вращателя не превышала 80 % от номинальной мощности.
С 1974 г. станки 2СБШ-200 начали эксплуатироваться на приисках п. о. «Северовостокзолото». Первой станок 2СБШ-200 был пущен в апреле 1974 г. на прииске «Курчатовский». В период освоения станка на зимней вскрыше торфов 1974<—1975 гг. средний выход горной массы составил 15 мЗ/м.
Такой выход с 1 м скважины диаметром 214 мм является относительно невысоким, однако он в 3 раза вьь ше, чем при использовании станков вибрационно-вращательного бурения СДВВ-П. По мере накопления опыта эксплуатации увеличивалась производительность станков. Если в 1974 г. суточная производительность станка 2СБШ-200 была лишь 120 м, то в 1975—1976 гг. она устойчиво составляла 190 м. Производительность такого
160
же станка на прииске «Дальний» в отдельные смены достигала 130 м (в расчете на 8 ч). Практика применения станков 2СБШ-200 на приисках п. о. «Северовостокзоло-то» свидетельствует о том, что одним таким станком обеспечивается годовой объем горных работ в 3 раза выше, чем при использовании станков СДВВ-П и в 4—5 раз больше, чем для станков ВУД-105 и НКР-100м. При выходе 23 м3/м, и среднесуточной производительности 150 м станок 2СБШ-200 устойчиво обеспечивает работу экскаватора ЭКГ-4,6.
Большое разнообразие горно-геологических условий на прииске «Тенкели» Депутатского оловодобывающего горно-обогатительного комбината, особенно повышенная влажность пород, вызвали трудности при внедрении станка 2СБШ-200 и потребовали новых решений в технологии бурения. Если при бурении по обычной технологии долотами типа ТП среднесменная производительность составила 33 м, то при переходе на повышенный диаметр бурепнл 244,5 мм и использовании для продувки скважин охлажденного воздуха сменная производительность возросла до 66—73 м. Переход на новую технологию позволил увеличить и глубину бурения. Прежде при попытках бурить на глубину более 8 м возникали осложнения с удалением буровой мелочи из скважин и проходка скважины часто прекращалась. Новая технология позволила вести опытное бурение на глубине до 16 м без нарушений режима удаления продуктов разрушения и каких-либо осложнений. Механическая скорость бурения станком 2СБШ-200 была равной С,441 м/мнн, техническая— 0,32 м/мин.
Сезонная производительность станка 2СБШ-200 в условиях прииска составила более 22 тыс. м скважин. При бурении на участках с малым содержанием гальки хороший эффект дало использование на станке 2СБШ-200 режущих долот 1РД-244,5 (см. рис. 4.2,в), разработанных применительно к специфическим условиям бурения. При испытаниях режущих долот на прииске «Тенкели» полученная техническая скорость бурения в 1,3 раза превысила таковую для шарошечных долот при одновременном снижении загрузки двигателя вращателя в 2 раза. На участке «Крайний» с большим содержанием крепких гравийно-галечных пород наилучшис результаты получены при использовании шарошечных долот типа ОКП, обеспечивающих по сравнению с долотами типа
161
11—1143
ТП увеличение средней механической скорости бурения в 1,23 раза.
С 1977 г. станки шарошечного бурения 2СБШ-200 внедряются в п. о. «Лензолото». За время испытаний станка на прииске «Дражный» пробурено 5400 м скважин. Сменная производительность составила 55—67 м и доходила до 78 м, выход горной массы достиг 27 м3/м, а стоимость обуривания 1 м3 снизилась до 0,155 руб. В этих условиях станком П-31 пробуривается не более 26 м в смену при выходе горной массы 5,2 м3/м и стоимость обуривания 1 м3 составляет 0,878 руб. В результате сравнительных испытаний шарошечных долот установлена рациональность перехода на бурение скважин диаметром 244,5 мм и применения долот типа ОКП.
Первый опыт шарошечного бурения на россыпях Севера и Северо-Востока свидетельствует о высокой эффективности применения станков 2СБШ-200 в условиях многолетнемерзлых пород. Они обеспечивают высокую производительность при механизации основных и вспомогательных операций в процессе бурения скважин. Большой диаметр скважин позволяет рассредоточить сетку бурения и снизить объем буровзрывных работ при хорошем качестве рыхления вскрыши. Технико-экономический анализ показывает, что затраты на бурение 1 м3 взорванной горной массы снизились в 1,2—1,6 раза.
При испытании и внедрении станков совершенствовалась технология бурения, отрабатывались режимы, определялись рациональные параметры бурового инструмента, а также вносились усовершенствования в конструкцию станка. Накопленный опыт эксплуатации станков в суровых климатических условиях позволяет сформулировать дополнительные эксплуатационные требования к станку в северном исполнении.
1.	Обогрев вращателя. Обогрев необходим для создания нормальных условий работы гидросистемы, обслуживания, профилактических осмотров и ремонтов. На работающих станках вращатель закрывался брезентовым тентом с использованием элсктроподогрева.
2.	Обогрев мест расположения механизмов, электрической и гидравлической аппаратуры. Переход на утепленный кузов. На применяемых станках в кузове устанавливалась электропечь.
3.	Наличие устройства для очистки бурового става от шлама.
162
4.	Максимальное увеличение длины штанг (не менее 12 м). При бурении на глубину одной штанги легко ликвидируется большинство возникающих нарушений за счет подъема долота из скважины.
5.	Обеспечение подачи в скважину воздуха с отрицательной температурой благодаря забору в компрессор холодного воздуха и установке специального охладителя.
6.	Переход в системе гидропривода на рабочую жидкость с низкой температурой застывания.
7.	Применение в редукторах основных механизмов смазки, работающей при низких температурах.
8.	Повышение надежности механизмов, особенно ходовой части станка.
9.	Виброизоляция рабочего места машиниста. Неоднородность грунта обусловливает высокую динамичность процесса бурения.
10.	Уменьшение удельного давления на грунт при передвижении и особенно при установке стайка на домкраты. Покрывающие торфа обладают малой несущей способностью, особенно в весенне-осенний период.
11.	Усовершенствование конструкции отдельных устройств и механизмов, например устройства для отвинчивания долота.
12.	Повышение уровня механизации и автоматизации процессов и операций, снижение затрат времени на вспомогательные операции.
Первые испытания комбинированных долот типа РШД проводились в 1974—1975 гг. на приисках «Курчатовский» и «Дальний» Тенькинского комбината. На основании полученных положительных результатов применения комбинированных долот было принято решение о проведении их межведомственных испытаний. Под наблюдением межведомственной комиссии в 1976 — 1977 гг. проведены промышленные испытания долот РШД в п. о. «Северовостокзолото», «Якуталмаз» и «Востсибуголь». При испытаниях проверялось соответствие конструктивных параметров комбинированных долот РШД специфическим условиям бурения взрывных скважин при сложном строении вскрышных уступов россыпных и алмазорудных месторождений, сложенных многолетнемерзлыми породами неоднородного состава и крепости, а также угольных месторождений, вскрыша которых представлена перемежающимися породами различных свойств.
]।*	163
Кроме того проводилось сравнение работы комбинированных и серийных шарошечных долот, определялись энергетические показатели и устанавливалась область рационального использования долот РШД. Бурение скважин комбинированным и шарошечным инструментами чередовалось. Скважины бурились станками 2СБШ-200 и 2СБШ-200Н.
В условиях приисков «Дальний» и «Курчатовский» Тенькинского комбината скважины глубиной 8 м бурились в многолетнемерзлых отложениях, состоящих из щебня и гравийно-галечного обломочного материала, сцементированного супесчаным и суглинистым заполнителем. В верхней части уступов встречались линзы и зоны вялой мерзлоты. Щебень и гравийно-галечные фрак-I ин представлены песчаниками и песчано-глинистыми сланцами. Реже встречались окатанные обломки изверженных пород. В условиях карьера трубки «Интернациональная» скважины бурили на глубину до 30 м по верхнему горизонту. Вскрышные породы сложены песчаниками, алевролитами с пропластками доломитизиро-ванных известняков и переслаиванием глинами. В условиях разреза «Сафроновский» бурение осуществлялось по вскрышным породам, представленным глйнами, песчаниками на глинистом и известково-глинистом цементах, аргиллитами, алевролитами. Глубина буримых скважин достигала 32 м.
В процессе испытаний комбинированных и шарошечных долот регистрировались режимные параметры бурения, загрузка вращателя и затраты времени на бурение 1 м скважины. Фиксировались износ рабочих элементов инструмента и расход режущих коронок комбинированных долот. За период испытаний отработано 40 комбинированных режуще-шарошечных долот РШД, которыми пробурено более 45 тыс. м скважин. Стойкость долот изменялась от 315 до 2460 м. Выход долот из строя обусловливался износом опорных подшипников либо зубьев шарошек. Стойкость режущих коронок находилась в пределах 450—1050 м. Выход их из строя происходил из-за предельного износа режущей кромки. Стойкость режущего органа со сменными резцами достигала 1340 м. Всего за период испытаний израсходовано 82 режущие коронки; средняя стойкость их составила 460 м, т. е. при отработке одного комбинированного долота расходовалось 2—3 коронки. Стойкость режущего орга
161
на со сменными резцами была сопоставима со стойкостью комбинированного долота. Расход резцов РК-8Б составил 0,006—0,008 шт/м, а при повышенном содержании крепких включений достигал 0,02 шт/м.
Стойкость шарошечного органа комбинированного долота РШД определяла общую проходку долота и зависела от условий бурения. При проходке в уступах, сложенных сухими породами, стойкость долота определялась предельной работоспособностью подшипниковых опор или износом зубьев на венцах шарошек и достигала 2000 м, когда буримые породы имели невысокую абразивность и крепость. При бурении но многолетнемерзлым отложениям с включениями гравия и булыжников наблюдался скол зубьев и их интенсивный износ. Стойкость шарошек в этом случае не превышала 800 м и составляла 500—600 м. Проходка скважин в породах с прослойками вязких глин, как правило, сопровождалась подклиниванием опорных подшипников шарошек, что приводило к ускоренному износу зубьев шарошек и выходу долота из строя. Стойкость шарошек при этом находилась в пределах 350—460 м. В ряде случаев после проходки 250—300.м наблюдалось полное заклинивание опор, и выход долота из строя из-за истирания шарошек о забой без вращения.
В целом стойкость комбинированных долот РШД была в 1,2—3 раза выше, чем применяемых шарошечных долот. Это объясняется тем, что при бурении скважины комбинированным долотом значительную долю работы по разрушению забоя выполняет режущий орган, заменяемый новым по достижении допустимого износа. Часть скважины проходится при совместной обработке забоя режущим и шарошечным органами с распределением их участия в разрушении забоя в зависимости от условий, что повышает работоспособность породоразрушающих органов. Кроме того, за счет совместного воздействия режущего органа и шарошек эффективное бурение скважины комбинированным долотом РШД осуществлялось при усилиях подачи значительно меньших, чем те, которые требуются создавать на шарошечном долоте. Все это позволяет разгрузить шарошки комбинированного долота и повысить его стойкость в целом.
Результаты обработки экспериментальных данных свидетельствуют о том, что средняя стойкость комбинированных долот в 2,2 раза превысила среднюю стой
165-
кость применяемых шарошечных долот. Средняя механическая скорость бурения долотами РШД составила 0,86 м/мин и в 1,53 раза превысила данный показатель для используемых шарошечных долот. По затратам мощности и скорости бурения определен удельный рас--ход энергии двигателем вращателя на разрушение 1 м скважины. Полученные данные показывают, что удельные затраты энергии при бурении комбинированным долотом в 2—2,5 раза ниже. Это подтверждается тем, что в случае использования комбинированных долот при бурении скважины значительно увеличивается выход крупных фракций продуктов разрушения (табл. 5.3) и бурение осуществляется с меньшей загрузкой двигателя вращателя. Так, содержание фракций +7 мм при бурении долотами РШД доходит до 38,9 вместо 8% Для шарошечных долот типа ТКП. В процессе бурения комбинированными долотами продувка скважин осуществлялась эффективно. Нарушения режима продувки наблюдались редко, несмотря на повышенный выход крупных фракций продуктов разрушения.
В процессе испытания и эксплуатации станков шарошечного бурения производилась отработка режимов бурения. К режимным факторам, влияющим на эффективность бурения, относятся усилие подачи, частота вращения бурового става и параметры воздушного потока. Усилие подачи оказывает решающее влияние на величину скорости бурения. При бурении гравийно-галечных порол с содержанием гальки до 70% и сцемен-
Т а блица 5.3 Результаты ситового анализа
	Классы б\ровой мело ш							
Параметры	1	2	3	4	5	6	7	8
мм di, мм	1,5 1,248	3,0 2,31	5,0 3,633	7,0 4,800	10,0 6,403	15,0 8,820	20,0 11,070	30,0 15,300
	Бурение долотом РШД-214;	=						= 1,0 М/	мин
У1	0,219]	!о,135|	0,114	0,113 1	0,1/’0 |	о,121 1	0,065 |	0,033
	Бурение долотом 1К-214ТКП; г/и -=						-0,8 м’	мин
У1	0,461	0,21-1 ।	0,132	0,113	0,053	0,027	—	—
И 66
тированных мерзлыми песками и супесями предельные значения усилий подачи ограничиваются 140—160 кН. При бурении долотами ТП и ТКП в гравийно-галечных породах с содержанием гальки до 30—50% усилие подачи не превышает 100—120 кН, а в песчано-глинистых мерзлых породах — 80—100 кН.
Увеличение частоты вращения бурового инструмента в большинстве случаев вызывает прирост скорости проходки. Однако еще более интенсивно при этом возрастает энергоемкость процесса бурения, что подтверждается снижением крупности продуктов разрушения. С ростом частоты вращения возрастает также и интенсивность износа бурового инструмента. Значительные ограничения на частоту вращения бурового става накладывает вибрационная устойчивость долот. По результатам наблюдений рациональная частота вращения при бурении ва-лунистых пород составляет 1,7—2 с-1. Существенное влияние на величину вибрации станка оказывает неоднородность пород, которая приводит к динамичности процесса бурения, особенно с ростом частоты вращения. Поэтому при бурении валунно-галечных пород шарошечными долотами целесообразно снижать частоту вращения до 1,5—1,7 с-1. Наибольшие затруднения возникают при бурении по сцементированным галечникам со средней (25—50 мм) и крупной (свыше 50 мм) галькой. Частота вращения бурового става в таких условиях не должна превышать 1,1 —1,5 с-1. Снижение количества галечных включений при бурении шарошечными долотами ТКП и ТП позволяет повысить частоту вращения до 1,7—2 с-1.
Параметры воздушного потока определяют качество и эффективность очистки скважины от продуктов разрушения. К ним относятся влажность воздуха, давление, количество и скорость его движения, а также температура. С увеличением влажности ухудшается • очистка скважины вследствие возможности выделения конденсата на частинах буровой мелочи и стенках скважины со всеми вытекающими отсюда последствиями. Перепад давления воздушной струи у забоя и устья скважины необходим для преодоления сопротивлений, возникающих на пути движения потока буровой мелочи. Обычно он нс превышает 0,02 МПа, однако возрастает при нарушениях режима очистки скважины. Величина максимального перепада давления зависит от типа уставов-
167
лепного компрессора. Рационально, чтобы максимальный перепад давления воздуха в скважине достигал не менее 0,4 МПа.
Количество воздуха, необходимое для очистки скважины от продуктов разрушения, зависит от интенсивности образования буровой мелочи и ее гранулометрического состава. Проведенные расчеты применительно к данным ситового анализа (см. табл. 5.3) показывают, что при диаметре скважины 216 мм производительности компрессоров станка 2СБШ-200Н достаточно для бурения как комбинированными, так и шарошечными долотами. Однако при увеличении диаметра шарошечных долот до 244 мм необходимо снижение скорости бурения до 0,5 м/мин (табл. 5.4). Это подтверждается результатами бурения в условиях прииска «Тенкели».
Специфической особенностью бурения в условиях многолетнемерзлых пород является влияние температурного режима скважины на показатели работы. Эта особенность обусловлена высокой чувствительностью мерзлоты к нарушению теплового режима и изменением свойств рыхлых пород даже при незначительных колебаниях температуры.
Разрушение породы на забое скважины сопровождается выделением большого количества тепла, которое, воздействуя на влагосодержащие илисто-глинистые отложения, вызывает их растепление. При разрушении массива по связям появляются крупные частицы буровой
Таблица 5.4
Расчетные параметры режим! очистки скв'.ж ’ны
&п, м/мин	Приза'ойная /она				Затрубная зона			
	V, м/с	V	’ •’max м/с	Лзр- М3 МИ 1	.	5	TH, м/с	г/ > Ртах м/ с	^3 . п’ М3'МИН	s'
Диаметр скважины 216 мм
0,8	1 28,86 1 16,54 | 14,88 | 0,0024				121,77	I12,25	J 14,57	0,0025
	Диаметр скважины 244 j					мм		
0,8	27,51	18,66	27,32	0,0018	20,06	12,75	25,87	0,0020
0,7	26,47	18,16	26,28	0,0017	19/7	12,81	24,85	0,0017
0,6	25,28	18,?6	25,10	0,0016	18,39	12,83	23,71	0,0015
0,5	23,91	18,36	23,75	0,0015	17,38	12,92	22,41	0,0012
368
мелочи, которые по величине превышают размеры затрубного пространства и подвергаются повторному измельчению. Повторное измельчение продуктов разрушения происходит не только на забое, но и между стенками скважины и лапами шарошечного долота и сопровождается значительным трением и выделением тепла. В условиях неустойчивого теплового равновесия это приводит к разогреву породы, обволакиванию долота и нарушению его работоспособности. Прекращение бурения по> этой причине вызывает последующее обмерзание долота.. Характерно, что растепленные частицы буровой мелочи при подъеме вступают в контакт с холодными стенками скважины, намерзают на них, уменьшая сечение затрубного пространства. В результате возникает непроходимость для более крупных частиц, которые штангой втираются в стенки скважины, разогреваются и усугубляют процесс нарушения режима продувки. В подобных условиях возникает необходимость в увеличении площади сечения затрубного пространства.
При существующей конструкции станков 2СБШ-200Н и диаметре долот 215,9 мм ширина затрубного пространства составляет 18 мм. Увеличение ширины затрубного пространства практически возможно за счет перехода на больший диаметр бурения. Опыт эксплуатации показывает, что увеличение диаметра бурения до 244,5 мм обеспечивает сокращение случаев нарушения режимов очистки скважин и увеличение технической скорости бурения в 1,2 раза.
Температура воздуха, подаваемого в скважину, оказывает существенное влияние на режим удаления буровой Мелочи. При выходе из компрессора температура воздуха даже в зимнее время достигает плюс 80° С. В результате взаимодействия теплого воздуха с породой происходит изменение температурного режима скважины,, особенно ее стенок. Экспериментально доказана рациональность подачи в скважину воздуха с температурой ниже температуры буримых пород. В этом случае воздух, контактируя с частицами буровой мелочи и стенками скважины, понижает их температуру и поглощает свободную влагу, дополнительно . осушая скважину. В результате предотвращается нарушение температурного режима пород и их растепление.
Учитывая, что буровзрывные работы на россыпях ведутся в основном в зимнее время года, рационально
169-
для охлаждения сжатого воздуха использовать теплообмен с атмосферой. Прежде всего необходимо обеспечить забор в компрессор холодного воздуха. Устройства для охлаждения сжатого воздуха были изготовлены на прииске «Тенкели» и представляли собой систему последовательно соединенных труб диаметром 3 дюйма и общей длиною около 50 м, вмонтированных в мачту станка. Расположение устройства в мачте не потребовало дополнительных площадей и обеспечило удовлетворительный теплообмен за счет естественного обдува. При внешней температуре минус 35—45° С достигнуто снижение температуры на выходе из долота минус 15—22° С. Использование устройств позволило увеличить механическую скорость бурения в 1,9 раза. Более совершенной является разработанная ИПИ установка с принудительным обдувом радиаторов. Она состоит из двух трубчатых воздушных радиаторов, смонтированных вместе с электродвигателем мощностью 5—6 кВт на общей сварной раме. На валу двигателя установлена крыльчатка, обеспечивающая обдув радиаторов. Для направленного движения потока атмосферного воздуха радиаторы и крыльчатка закрыты кожухом. Крепится установка на рабочей площадке с левой стороны от мачты по ходу станка. Такое размещение установки обеспечивает хороший доступ к ней при эксплуатации и ремонте.
На первом этапе внедрения шарошечных станков до 20—30% баланса рабочего времени занимали неплановые простои по организационным причинам. На отдельных приисках обслуживающий персонал имел низкую квалификацию, буровые бригады не всегда закреплялись за станками, а для обслуживания сложных в конструктивном исполнении и управлении шарошечных станков привлекались рабочие других специальностей, не имеющие достаточных навыков в бурении. В совершенствовании организации ведения работ, повышении квалификации обслуживающего персонала кроется значительный резерв повышения производительности буровых работ.
Заключение
Проведенные исследования позволили установить закономерности распределения буровой мелочи по крупности и обосновать возможность прогнозирования ее гранулометрического состава. Полученные зависимости слу
170
жат основой для оценки энергоемкости процесса и эффективности разрушения породы при бурении, а также-позволяют производить расчет пнсвмотранспортных систем станков на более высоком уровне. В дальнейшем необходимо накопление статистических и экспериментальных данных для оценки параметров распределения применительно к различным породам и инструменту.
Разработанный метод расчета параметров и показателей работы пнсвмотранспортных систем буровых станков базируется на энергетическом подходе к решению задачи. В основе его лежит соответствие кинетической энергии воздушного потока той энергии, которая необходима для транспортирования буровой мелочи. В отличие от ранее применявшихся методов расчета в данном случае учитывается влияние на процесс очистки основных факторов — интенсивности образования буровой мелочи и распределения се по крупности. Внедрение этого метода в практику расчетов позволит обоснованно выбирать параметры станков и оценивать показатели их работы.
На основании изучения закономерностей движения буровой мелочи в призабойной зоне и на шнеке разработан метод расчета параметров и показателей работы систем шнекового транспортирования. Сопротивления движению инструмента со стороны буровой мелочи в призабойной зоне определены из условия предельного напряженного состояния, при котором начинается взаимное смещение частиц. В отличие от ранее применявшихся расчетов, основанных на поисках приближенных решений, при рассмотрении движения частицы буровой мелочи на шнеке получены на ЭВМ численные решения дифференциальных уравнений движения в диапазоне реально применяемых режимов н параметров. По численным решениям построены графики, которыми можно пользоваться при расчетах.
В соответствии с требованиями, определенными на основании накопленного опыта, разработаны конструкции режущих долот для бурения с продувкой скважин и шнековой очисткой, комбинированных режуще-шарошечных долот, а также системы автоматической смазки шарошечных и комбинированных долот. Разработанные конструкции долот и системы смазки прошли широкую промышленную проверку и могут быть рекомендованы для применения в соответствующих условиях.
171
Список литературы
1.	Алимов О. Д., Манжосов В. К., Мамасаидов М. Т. Теория вертикальных шнековых механизомов. Фрунзе, Илим, 1978.
2.	Альтшуль А. Д., Киселев П. Г. Гидравлика и аэродинамика. М., Стройиздат, 1975.
3.	Альтшуль А. Д. Гидравлические сопротивления, М., Недра, 1970.
4.	Башкатов Д. Н., Олоновский Ю. А. Вращательное шнековое бурение геологоразведочных скважин. М., Недра, 1968.
5.	Борисов С. Н., Даточный В. В. Гидравлические расчеты газопроводов. М., Недра, 1972.
G. Бронзов А. С. Бурение скважин с использованием газообразных агентов. М., Недра, 1979.
7.	Григорьев А. М. Винтовые конвейеры. М., Машиностроение, 1972.
8.	Елманов И. П. Бурение геологоразведочных скважин с продувкой воздухом в многолетнемерзлых породах. М., Недра, 1965.
9.	Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М., Машиностроение, 1975.
10.	Калинушкин М. П., Орловский 3. Э., Сегаль Н. С. Пневматический транспорт в строительстве. М., Госстройиздат, 1961.
11.	Катанов Б. А., Сафохин М. С. Режущий буровой инструмент. М., Машиностроение, 1976.
12.	Кузнецов В. И., Катанов Б. А. Влияние скорости подачи шнекового бурового става на его транспортирующую способность. — Изв. вузов, Горный журнал, 1976, № 5, с. 103—106.
13.	Кутузов Б. И., Михеев И. Г. Ппевмотранспортные и обеспыливающие системы буровых станков на карьерах. М., Недра, 1970.
14.	Кутузов Б. Н., Михеев И. Г. Пылеулавливание при бурении скважин на карьерах. М., Недра, 1966.
15.	Кутузов Б. Н. Теория, техника и технология буровых работ. М., Недра, 1972.
16.	Лапин Н. А. Определение параметров и режима работы вертикального шнекового транспортера.— Изв. вузов, Геология и разведка, 1966, № 2, с. 128—140.
17.	Лопатин Ю. С., Дюков Н. Г., Карлов Г. Г. Исследование характера истечения сжатого воздуха из насадок и каналов долота. — Труды ВНИИБТ, 1969, вып. 21, с. 89—97.
18.	Лопатин Ю. С. Методика расчета потерь давления на долоте при бурении скважин с продувкой воздухом или газом. — Труды ВНИИБТ, 1973, вып. 32, с. 25—27.
19.	Лопатин Ю. С., Осипов Г. М., Перегудов А. А. Бурение взрывных скважин на карьерах. М., Недра, 1979.
20.	Мурашов М. В., Григорьев А. М. Метод расчета вертикального винтового конвейера-шнека.— Изв. вузов, Горный журнал, 1969, № 10, с. 74—78.
21.	Опыт применения станков шарошечного бурения на разрезах комбината «Востсибуголь» / Г. А. Еремин, В. А. Перетолчин, Н. Н. Страбыкин и др. М., изд. ЦНИЭИуголь, 1972.
22.	Основные направления повышения стойкости шарошечных долот за счет непрерывной смазки опор / Б. Н. Кутузов, А. А. Тру
172
сов, Г. И. Шаронов и др. — В кн.: Взрывное дело, № 79/36. М., Недра, 1-978, с. 121—126.
23.	Перетолчин В. А., Коледин 10. М. Анализ затрат мощности и энергоемкость процесса вращательного бурения режущим инструментом.— Изв. вузов, Горный журнал, 1970, № 12, с. 98—101.
24.	Перетолчин В. А. Вращательное бурение скважин на карьерах. М., Недра, 1975.
25.	Перетолчин В. А. Расчет параметров и показателей работы пневмотранспортных систем буровых станков. Иркутск, изд. ИПИ, 1982.
26.	Перетолчин В. А. Принципы выбора и расчет основных параметров и показателей работы станков вращательного типа. Иркутск, изд. ИПИ, 1979.
27.	Перетолчин В. А. Определение подъемной силы и критической скорости воздушного потока при бурении с продувкой. — В кн.: Разработка месторождений полезных ископаемых Сибири и Северо-Востока. Иркутск, изд. ИПИ, 1977, с. 179—192.
28.	Позин Е. 3., Меламед В. 3. Основы инженерного метода расчета гранулометрического состава угля, разрушенного резанием.— Уголь, 1971, № 10, с. 1—6.
29.	Позин Е. 3., Меламед В. 3., Азовцева С. М. Измельчение углей при резании. М., Наука, 1977.
30.	Применение па разрезах режуще-шарошечного бурового инструмента / В. А. Перетолчин, Г. А. Еремин, Н. Н. Страбыкин и др. М.» изд. ЦНИЭИуголь, 1971.
31.	Применение режущего бурового инструмента на угольных разрезах / В. А. Перетолчин, В. П. Рязановский, Я. Н. Долгун и др. М., изд. ЦНИЭИуголь, 1972.
32.	Смолдырев А. Е. Трубопроводный транспорт (основы расчета). М., Недра, 1980.
33.	Смолдырев А. Е. Гидро- и пневмотранспорт. М., Металлургия, 1975.
34.	Справочник по бурению па карьерах/Под общ. ред. Б. А. Симкина. М., Недра, 1981.
35.	Успенский В. А. Пневматический транспорт. М., Металлург-издат, 1959.
36.	Чугунов В. Д., Наринский И. Э., Вуккерт А. А. Новые буровые станки для открытых горных работ. — Горный журнал, 1981, № 10, с. 39—40.
37.	Bottcher S. Eine allgemeine Analyse dor Aufwartsforderung •eines Einzelkorpers in Schneckenforderern beliebiger Neigung. Toil 1, 2, 3. VDJ — Zeitschrift, Band 105, 1963, Nr. 14, 16, 18.
173
Оглавление
Предисловие ....	*..............................  3
1.	Характеристика продуктов разрушения при бурении
1.1.	Образование буровой мелочи и ее влияние на процесс бурения скважины........................................ 5
1.2.	Распределение буровой мелочи по крупности ...	7
1.3.	Прогнозирование гранулометрического состава буровой мелочи ......	.................... 11
2.	Очистка скважин от буровой мелочи воздухом
2.1.	Анализ исследований по транспортированию буровой мелочи воздухом....................................14
2.2.	Характеристики	движения	потока	буровой	мелочи	20
2.3.	Закономерности	движения	буровой	мелочи в призабойной зоне	27
2.4.	Интегральный метод расчета расхода воздуха на продувку скважины..........................................33
2.5.	Расчет расхода воздуха на продувку скважины по прогнозу................................................38
2.6.	Аэродинамические	потери давления воздуха в скважине	40
2.7.	Аэродинамические потери давления воздуха в буровом долоте..............................................46
2.8.	Потери давления в буровом ставе. Параметры комп-прессорной установки станка ........................... 51
2.9.	Реализация на ЭВМ расчета параметров и показателей работы пневмотранспортной	системы	станка	...	55
2.10.	Упрощенный метод расчета параметров и показателей работы пневмотранспортной	системы	станка	...	62
3.	Очистка скважин от буровой мелочи шнеками
3.1.	Кинематика и динамика движения частицы на шнеке 76
3.2.	Анализ исследований транспортирования материала шнеками...............................................  78
3.3.	Расчет сопротивлений буровой мелочи движению инструмента ...........................................	86
3.4.	Выбор оптимальных параметров системы шнекового транспортирования ..................................... 88
3.5.	Расчет показателей работы системы шнекового транспортирования ..........................................101
4.	Буровой инструмент
4.1.	Режущие долота для	бурения	с продувкой^	*	.	.	108
4.2.	Режущие долота для	бурения	со шнековой	очисткой	116
4.3.	Шарошечные долота...............................120
4.4.	Комбинированные долота..........................124
4.5.	Повышение стойкости	бурового	инструмента	.	,	.	131
174
5.	Буровые станки, опыт эксплуатации станков и отработки долот
5.1.	Станки вращательного и шарошечного бурения .	.	137
5.2.	Опыт эксплуатации станков вращательного бурения в условиях гравийно-галечных и вязких пород .	.	.	142
5.3.	Опыт эксплуатации станков шарошечного бурения и отработки долот на разрезах.............................146
5.4.	Опыт эксплуатации станков шарошечного бурения и
отработки долот на алмазорудных карьерах Якутии 151
5.5.	Опыт применения станков шарошечного бурения на многолетнемерзлых россыпных месторождениях .	.	154
Заключение ,...............................................170
Список литературы..........................................172
Вадим Афанасьевич Перетолчин
ВРАЩАТЕЛЬНОЕ И ШАРОШЕЧНОЕ БУРЕНИЕ СКВАЖИН НА КАРЬЕРАХ
Редактор издательства В. Т. Винокуров
Обложка художника О. В. Камаева
Художественный редактор О. Н. Зайцева
Технический редактор Т. А. Герчикова
Корректор Р. Я-У скова
И Б № 4693
Сдано в набор 03.02.83.	Подписано в печать 14.10.83.	Т-18892.
Формат 84Х108/з2- Бумага типографская № 2. Гарнитура «Литературная»
Печать высокая. Усл. печ. л. 9,24. Усл. кр.-отт. 9,37.	Уч.-изд. л. 9,38.
Тираж 3 900 экз. Заказ 76/8675-10. Цена 45 коп.
Ордена «Знак Почета» издательство «Недра», 103633, Москва, К-12, Третьяковский проезд, 1/19.
Московская типография № 13 ПО «Периодика» ВО «Союзполиграфпром» Государственного комитета СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
107025, Москва, Б-5, Денисовский пер., д. 30.
Отпечатано в Московской типографии № 19 Союзполиграфпрэма при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли, 107078, Москва, Каланчевский туп., д. 3/5. Зак. 1143
Сканирование - Беспалов
DjVu-кодирование - Беспалов