Влияние анизотропии горных пород на процесс искривления скважин

Влияние анизотропии горных пород на искривление скважин можно оценить по степени анизотропии. Оценка степени анизотропии пород производится при лабораторных испытаниях образцов. Показатель степени анизотропии определяется как соотношение одноименных параметров прочности, замеренных вдоль и поперек слоистости, сланцеватости, флюи- дальности и др.

Например, может быть определен показатель степени анизотропии при испытании породы на сжатие (ГОСТ 21153.4-75):

Для руды КМА (Курская магнитная аномалия) показатель

В ряде случаев показатель степени анизотропии можно оценить по скорости прохождения звуковых волн различного диапазона частоты. Например, известна методика, в соответствии с которой по результатам сейсмического прозвучивания по скорости прохождения звуковых волн в толще горных пород определяют условия залегания горных пород, возможную степень их анизотропии и прогнозируют возможное направление искривления скважин.

Известны методы оценки анизотропии горной породы по теплопроводности вдоль и поперек слоистости и сланцеватости, по глубине внедрения индентора при равной нагрузке.

Наиболее точно с точки зрения влияния на искривление скважин степень анизотропии горной породы можно оценить в соответствии с показателями анизотропии по твердости и буримости.

Показатель анизотропии горных пород по твердости - соотношение твердостей горной породы, определяемых при испытании образца породы вдоль и перпендикулярно слоистости или сланцеватости:

Показатель анизотропии горных пород по буримости - соотношение механических скоростей бурения горной породы, которые получены при бурении в направлении, перпендикулярному по отношению к слоистости или сланцеватости породы и в направлении слоистости или сланцеватости породы:

Таким образом, представленные выше КТ и Kv - показатели анизотропии по твердости и буримости - будут иметь значения больше 1, так как определяются на основании зеркального соотношения параметров твердости и буримости по отношению к текстурным признакам породы. Это связано с тем, что более высокая твердость задает меньшую скорость бурения и, наоборот, меньшая твердость - большую скорость бурения.

Показатель анизотропии горных пород по твердости определяется в соответствии с методикой, предложенной профессором Л. А. Шрейнером (ГОСТ 12288-66).

Как показывают исследования, показатели анизотропии различных горных пород могут варьировать в пределах от 1,05 (слабая анизотропия) до 1,25 (средняя) и 1,8-2,0 (сильная анизотропия горных пород).

Например, работы по определению степени анизотропии горных пород Лениногорского рудного района (Казахстан), выполненные В. Д. Ларионовым, показали, что анизотропия по твердости максимальна в вулканогенных туфах-туффитах: КТ = 1,22-1,83, а средняя и наименьшая - в осадочных: Кт = 1,17-1,27 и магматических породах: Кт = 1,06-1,08 [12].

Анизотропия горных пород может существенно отличаться в зависимости от степени их метаморфизма. На основании выполненных Л. В. Близнецом исследований анизотропии пород, подвергшихся метаморфизму разной степени, установлено, что все показатели анизотропии (по твердости, упругости) этих групп пород (по степени матаморфизма) в направлении вдоль напластования превышают аналогичные показатели в направлении, перпендикулярном к напластованию в 1,15-1,5 раза. Коэффициенты анизотропии полностью соответствуют изменению прочностных свойств одних и тех же пород, подвергшихся разной степени метаморфизма [8].

В качестве примера рассмотрим результаты исследований анизотропии изверженной горной породы из района Забайкальского эффузивного поля [9].

На рис. 2.15 приведены результаты определения твердости анизотропного туфодацита. В качестве анизотропной горной породы использован спекшийся туфодацит, в котором отдельные пластичные обломки полностью или частично спаяны между собой. Порода является эффузивной, имеющей флюидальную текстуру, которая определяет анизотропию различной степени, заданную полосчатым чередованием светло- и темно- коричневых субпараллельных слойков.

Результаты определения твердости туфодацита в плоскости, перпендикулярной флюидальности, приведены на рис. 2.15, согласно которому показатель анизотропии по твердости Кт = 1,65, а распределение твердости по отношению к сланцеватости достаточно близко к линии эллипса.

Согласно полученным данным породу можно характеризовать как анизотропную упругопластичную породу средней твердости. По диаграммам деформации туфа рассчитаны модули упругости Е и коэффициенты пластичности Для данной породы определены также предельные значения напряжений на сжатие и растяжение по этим направлениям. Указанные значения параметров составили: aj, = 12 963,5 кПа, = 21 658 кПа

(показатель Кр = 1,67), оЦж = 12 287,2 кПа, = 15 190 кПа (показатель Ксж= 1,24). Коэффициент Пуассона v для туфа равен 0,07 и 0,1 при испытании породы вдоль и перпендикулярно флюидальности.

Диаграмма деформирования (а) и полярная диаграмма твердости туфодацита (б) в плоскости, перпендикулярной слойкам

Рис. 2.15. Диаграмма деформирования (а) и полярная диаграмма твердости туфодацита (б) в плоскости, перпендикулярной слойкам

Полученные экспериментально значения параметров позволили рассчитать комплексный показатель, объединяющий все параметры свойств, оказывающих влияние на буримость, - работу, затраченную на упругопластическое деформирование породы в процессе ее разрушения при вдавливании индентора:

где рш - твердость породы, Па; г - радиус торца индентора, м; v - коэффициент Пуассона; - коэффициент пластичности породы; Е - модуль упругости, Па.

Результаты определения параметров физико-механических свойств туфодацита и его буримости приведены в табл. 2.3.

Как следует из представленных данных, наибольшие твердость, упругость, коэффициент пластичности, удельная контактная работа разрушения получены при испытании горной породы вдоль слойков флюидально- сти, а наименьшие - перпендикулярно им.

В результате опытного бурения туфодацита построены математические модели влияния осевого усилия и частоты вращения на механическую скорость при бурении для каждого из направлений относительно флюи- дальности: у = 12° (vj2), 27° (v27), 50° (v50) и 72° (v72):

где Р и со — осевая нагрузка и частота вращения в закодированном выражении с пределами значений от -1 (min) до 1 (шах).

Таблица 2.3

Параметры физико-механических свойств и буримости туфодацита под различными углами к плоскостям флюидальности

Угол встречи индентора и слойков породы У, град

Твердость горной породы рш, МПа

Модуль упругости горной породы Е, МПа

Коэффициент пластичности горной породы К

Удельная контактная работа разрушения

Ар, Дж

Механическая скорость бурения vs, м/ч, в точках поля эксперимента*

В

С

0

1 854

10 143

4,2

1,473

12

1 747

9 528

3,91

1,303

8,3

15,23

27

1 568

7 948

3,9

1,254

10,1

19,0

45

1 440

7 000

3,42

1,058

-

-

72

1 162

6 285

3,2

0,716

12,6

26,0

90

1 123

5 836

3,1

0,69

-

-

* См. рис. 2.16, а, б.

Для условий эксперимента значения осевого усилия варьировались от 750 до 1350 даН, а частота вращения - от 280 до 710 мин .

В соответствии с полученными моделями построены графики зависимостей механической скорости бурения от параметров режима бурения (на рис. 2.16, а, б даны графики для моделей vn и V72).

Соотношение механических скоростей в одноименных точках поля эксперимента позволяет получить характеристику анизотропии по буримо- сти в пределах варьирования параметрами режима бурения. На рис. 2.16, в даны графики показателя анизотропии по буримости согласно модели:

На рис. 2.16, г дана диаграмма значений механических скоростей в различных направлениях относительно слоев породы. Приведенные кривые А, В, С, D построены по значениям механических скоростей из одноименных точек на графиках (рис. 2.16, а, б). Как следует из графиков, кривые А и D, полученные при минимальной частоте вращения и соответственно при минимальной и максимальной осевых нагрузках, близки геометрически к дугам окружностей. В точках В к С поля эксперимента кривые зависимостей механической скорости бурения от угла встречи со сланцеватостью аппроксимируются кривыми, которые близки геометрически к четвертям эллипсов при Kv = 1,52 и 1,7 соответственно.

Результаты бурения анизотропного туфодацита

Рис. 2.16. Результаты бурения анизотропного туфодацита: а, б - графики механической скорости бурения в зависимости от осевого усилия и частоты вращения инструмента при угле встречи со слойками породы 12 и 72 град; в - графики показателя анизотропии по буримости /С туфа в зависимости от осевого усилия и частоты вращения инструмента; г - полярные диаграммы распределения скорости бурения в зависимости от угла встречи инструмента со слойками породы, полученные в точках А, В, С и D на графиках, представленных на рис. а, б

Из представленных материалов следует, что забайкальский туфодацит является анизотропной горной породой, причем показатель анизотропии по буримости непостоянен и находится в зависимости от частоты вращения (справедливо для использованного диапазона параметров режима бурения и применяемого инструмента). Отмеченная зависимость, очевидно, связана с тем, что порода не является твердой и при минимальном, по условию эксперимента, Рос происходило объемное разрушение породы, а потому основной прирост механической скорости бурения связан с ростом частоты вращения. Поэтому распределение значений механических скоростей относительно сланцеватости туфа имеет вид, близкий к окружности (порода изотропна) при малых значениях частоты вращения и эллипсу (порода анизотропна) при более значительных частотах вращения (см. рис. 2.16).

Таким образом, показатель анизотропии по буримости горной породы зависит не только от анизотропии физико-механических свойств горной породы, но и таких факторов, как тип бурового инструмента, параметры технического состояния, режим бурового процесса и особенности механизма разрушения горной породы, которые в первую очередь определяются видом разрушения (поверхностно-усталостное или объемное), типом очистного агента, наличием в буровом растворе поверхностноактивных веществ (ПАВ), степенью очистки забоя от шлама.

Если один из параметров прочности, твердость или буримость горной породы, определять в разных направлениях относительно образца, как это сделано при исследовании свойств туфодацита (табл. 2.3, рис. 2.15, 2.16), то в двух взаимно перпендикулярных направлениях можно построить соответствующую диаграмму параметра прочности, твердости или буримости - плоскую (рис. 2.15, б, 2.16, г, 2.17, а) в пределах или пространственную (рис. 2.17, б) [3, 9].

На рис. 2.17 показаны диаграммы анизотропии горной породы по буримости - двух- и трехмерные соответственно. Диаграмма анизотропии породы по твердости или буримости может соответствовать эллипсу в двухмерном отражении (см. рис. 2.17, а) или эллипсоиду, если используется трехмерное отображение параметра (см. рис. 2.17, б).

Направление, соответствующее на схеме вектору ЛНС (линии наименьшего сопротивления), как правило, совпадает с направлением вкрест слоистости, сланцеватости или других текстурных признаков. В этом направлении наблюдается максимальная скорость бурения.

На схеме рис. 2.17, а вектор vH30T соответствует случаю изменения скорости бурения для изотропных пород, для которых диаграммой анизотропии является окружность. При трехмерном изображении диаграммы она будет выглядеть как шар, поскольку значения скорости бурения во всех направлениях в данном случае будут равны.

Диаграммы анизотропии горных пород по скорости бурения

Рис. 2.17. Диаграммы анизотропии горных пород по скорости бурения: о-в зависимости от угла ср между направлением вектора скорости уф и ЛНС; б - эллипсоид анизотропии по буримости - Vi = Vmax

Для анизотропных пород трехмерная диаграмма может быть в виде эллипсоида вращения, если скорости V2, V3 и Vi находятся в следующем соотношении: v2 = v3 (поперечное сечение диаграммы на рис. 2.17, 6 в этом случае будет иметь форму окружности). Диаграмма будет в виде трехосного эллипсоида, если выполняется условие Vi > v2 > Уз или У1 > Уз > У2 (поперечное сечение диаграмм на рис. 2.17, б в этом случае будет иметь вид овала).

Иллюстрацией приведенных диаграмм могут служить результаты исследований по оценке соответствия формы обломков, окатанных в реках горных пород с анизотропией их прочности. При проведении данных работ учитывалось, что в горных реках обломки горных пород подвергаются интенсивной механической обработке и могут получать неравномерно окатанную вследствие анизотропии физико-механических свойств поверхность. В этом смысле окатанные обломки пород содержат информацию об анизотропии прочностных свойств горной породы и являются, по сути, моделями поверхностей прочности. Например, изометричная форма обломков в виде шара характерна для однородных магматических пород, отличающихся относительной изотропией. Многие обломки имеют форму, близкую к эллипсоиду вращения, у них отмечены слоистость, сланцеватость, направление которых совпадает с большой осью эллипсоида. Обломки третьего типа напоминают трехосный эллипсоид. Форма обломков пород при их окатывании в реках определяется интенсивностью механической обработки по трем направлениям, которые связаны с ориентировкой слоистости или сланцеватости, а значит, и прочностью образцов. В результате обломки приобретают различный размер по осям, а отношение размеров двух осей отражает в некоторой степени анизотропию породы в данных направлениях.

Как показывают исследования упругих характеристик анизотропных горных пород, в основном выполняется следующее соотношение модулей упругости вдоль (?^) и перпендикулярно (К~) слоистости (сланцеватости): еЬе1> 1 [9].

Таким образом, для получения напряжения в породе под инденто- ром тождественного напряжению разрушения а анизотропная порода должна получить различную деформацию в различных направлениях относительно слоистости или сланцеватости - t}, ?Х, т. е. следуя закону Р. Г у ка, = а/ЕХ >?} = а/ Е К

Из неравенства следует, что при нагружении анизотропной породы (рис. 2.18) деформация её будет неодинакова в равноудаленных от торца индентора точках деформированного ядра, а, учитывая соотношение упругих характеристик породы, можно утверждать, что ядро сжатия под инден- тором получит вытянутость в направлении минимального значения модуля упругости (в направлении перпендикулярно слоистости или сланцеватости) и будет сжато в направлении максимального модуля Т. Юнга (вдоль слоистости или сланцеватости - рис. 2.18, а).

Схема для анализа процесса деформирования анизотропной породы плоским цилиндрическим индентором и определения упругих реакций со стороны деформируемой породы

Рис. 2.18. Схема для анализа процесса деформирования анизотропной породы плоским цилиндрическим индентором и определения упругих реакций со стороны деформируемой породы: а - формирование эллипсовидного ядра сжатия под торцом индентора; б - схема реакций породы на внедряемый индентор через ядро сжатия породы; в - схема поворота индентора при внедрении в анизотропную породу

Форма ядра сжатия анизотропной породы в отличие от шаровой формы для изотропных пород, сформированной при равенстве параметров упругости в любом из направлений от прилагаемого усилия, очевидно, будет близка к эллипсоиду вращения для породы с двумя плоскостями изотропии и трехосному эллипсоиду для пород с тремя плоскостями изотропии.

Осевое усилие Р9 воздействующее на индентор (рис. 2.18, б), затрачивается при деформировании породы на преодоление сил внутреннего трения в деформируемых и потому перемещаемых относительно друг друга элементах слоев породы, а также на преодоление упругих реакций со

стороны породы. С учетом данной формулировки реакции и Р1 можно разложить на вертикальные:

и горизонтальные составляющие:

где Фп , ф! - углы внутреннего трения, определяемые, соответственно, в направлении и перпендикулярно слоистости или сланцеватости породы, град.

Из схемы (рис. 2.18, б) следует, что при вдавливании индентора в анизотропную породу в процессе её упругого деформирования на торец индентора оказывает действие опрокидывающий момент Моп, обусловленный действием вертикальных реакций. Если точки приложения этих реакций находятся на расстоянии awe от оси индентора, то можно записать

Из схемы на рис. 2.18, б следует, что а = г sin у, а с = г cos у.

Величина опрокидывающего момента Моп, воздействующего на торец внедряемого в анизотропную горную породу цилиндрического индентора с плоским торцом, после решения уравнения (2.36) определяется зависимостью

где Р - осевое усилие, воздействующее на индентор, даН; г - радиус торца индентора, м; К - соотношение модулей упругости породы, замеренные вдоль и перпендикулярно слоистости или сланцеватости; у - угол встречи индентора и плоскостей слоистости или сланцеватости, град.

Графики М в зависимости от угла встречи у для осадочной (аргиллит) и эффузивной (дацит) горных пород

Рис. 2.19. Графики Моп в зависимости от угла встречи у для осадочной (аргиллит) и эффузивной (дацит) горных пород

На рис. 2.19 приведены расчетные графики Моп в зависимости от угла встречи у при различных значениях К и коэффициентах внутреннего трения.

Графики (рис. 2.19) указывают на рост Моп и снижение критического угла встречи у при возрастании значения К. Зависимость Моп от угла встречи имеет синусоидальный характер со сменой направления действия при определенном угле встречи укр:

  • • при малых углах встречи Моп ориентирует внедряемый в породу индентор в направлении слоистости или сланцеватости;
  • • при углах встречи больше Укр Мш ориентирует индентор в направлении, перпендикулярном слоистости или сланцеватости.

Расчет графиков сделан при К = 2 и К= 1,1 с учетом влияния на процессы деформирования и разрушения породы сил внутреннего трения:

  • • для аргиллитов tg ср^ = 1, tg ф^ = 0,6;
  • • для дацитов tg фЦ, = 0,8, tg ф^ = 0,7.

По уравнению (2.37) определим значение критического угла встречи укр при условии Моп = 0:

Из формулы (2.37) и графиков (рис. 2.19) следует, что в случаях, когда угол встречи у равен 0° или 90°, Мои = 0, т. е. при пересечении анизотропной породы вдоль, а также перпендикулярно слоистости или сланцеватости, разрушение породы будет происходить равномерно, а дестабилизирующие положение индентора силовые факторы будут отсутствовать. Таким образом, в этом случае искривления скважины вследствие влияния анизотропии горной породы происходить не должно.

Выражение в квадратных скобках в формуле (2.37) обозначим символом F(у), который определяет функцию главного вектора Моп от угла встречи у и других параметров, входящих в зависимость.

На рис. 2.20 показана схема для анализа процесса деформирования и разрушения анизотропной породы шаровым индентором, который моделирует воздействие на породу при бурении шарообразных резцов и породоразрушающих элементов, например, шарошечных долот с вооружением типа К или ОК (для бурения твердых и очень твердых горных пород).

Схема для анализа процесса деформирования и разрушения анизотропной породы шаровым индентором

Рис. 2.20. Схема для анализа процесса деформирования и разрушения анизотропной породы шаровым индентором

Область сжатия породы под индентором будет отличаться от симметричной шарообразной (линия 1) и получит вытянутость в направлении, перпендикулярном слоям породы (линия 2).

В отличие от плоского цилиндрического индентора глубина возникновения максимальных касательных напряжений под шаровым индентором будет равна 0,5р (рис. 2.20), что определяет размер ядра сжатия породы и глубину формируемой лунки разрушения.

Определим Моп относительно центра ядра сжатия породы согласно уравнению (2.33).

Из схемы (см. рис. 2.20) следует, что радиус ядра сжатия породы ра- Р

вен гс = , а расстояния с и а соответственно равны rc cos у и rc sin у.

sin X

Угол X к моменту пластического деформирования породы, а именно когда глубина максимальных касательных напряжений под индентором соответствует значению 0,5р, равен 51-53 град. С учетом этого гс = 1,25р, а Мои для индентора в форме шара, внедряющегося в анизотропную породу, определится по зависимости

где F(у) - функция главного вектора Мои от угла встречи у, равная выражению в квадратных скобках из формулы (2.37).

Зависимость р от глубины внедрения индентора в породу h можно определить по формуле

где d- диаметр сферического торца внедряемого в породу индентора, м.

Отмеченные особенности механизма разрушения анизотропных горных пород приводят к перекосу внедряемых в породу инденторов - резцов бурового инструмента, самого бурового инструмента, повышению объема разрушаемой породы и, соответственно, повышенному износу инструмента, снижению выхода керна, вызывают естественное искривление стволов скважин.

Последствием действия Моп на индентор является его перекос (см. рис. 2.18, в) под действием вертикальных реакций /|в, Рв деформируемой породы. При угле встречи у > укр перекос индентора происходит в направлении ориентации перпендикулярно, а при у < укр - в направлении слоистости или сланцеватости горной породы. В этих случаях на шаровой индентор будет оказывать действие опрокидывающий момент, который с достаточной точностью можно определить по формуле

где - угол поворота внедряемого индентора, град.

Таким образом, объективным параметром оценки анизотропии породы может быть угол перекоса внедряемого в породу индентора. Величина Моп, измеренная через угол Т, может служить не только для оценки анизотропии горной породы, но и величины опрокидывающего момента Моп, воздействующего на инструмент при бурении.

Полагая, что шаровой индентор вполне точно моделирует процесс упругопластического деформирования породы отдельными резцами бурового инструмента, получают зависимость для расчета опрокидывающего момента, воздействующего на торец бурового алмазного инструмента:

где Рос - осевая нагрузка на инструмент, даН; га - диаметр алмазного резца,

м; h = га — га--—--глубина внедрения алмазного резца в по-

V rcpm(l + tgn)

роду, м; рш - твердость породы, Па; Р - нагрузка на единичный резец, даН.

При решении уравнений (2.37, 2.38 и 2.42) твердость горной породы и коэффициент внутреннего трения рассчитываются в направлении приложения осевого усилия с учетом угла встречи оси инструмента и слоистости или сланцеватости горной породы у. На основании решения уравнения эллипса можно рассчитать значения искомых параметров в направлении приложения осевой силы Р9 если известно значение параметра, аналогичное искомому, но в направлении слоев породы А ^ по формуле

где А ^ - значение искомого параметра, например твердости, в направлении слоев породы; К - коэффициент анизотропии горной породы, определяемый по соотношению модулей упругости вдоль слоев и перпендикулярно слоям горной породы.

Для решения по формуле (2.43) следует в неё подставить значения угла у, К и соответствующего расчету значения параметра в направлении слоев А", например, значение твердости породы в направлении слоев. В результате можно рассчитать значение твердости породы в направлении приложения усилия Р. Аналогично можно определить значения коэффициентов внутреннего и внешнего трения и иных параметров физико-механических свойств горной породы.

С целью получения формулы для расчета опрокидывающего момента, воздействующего на клиновидный индентор, по форме соответствующего форме вставок, которыми оснащаются шарошечные долота типа М, С (для бурения мягких горных пород и горных пород средней твердости), рассмотрим процесс его вдавливания (рис. 2.21) в породу. Ядро сжатия породы формируется на боковых поверхностях индентора. По аналогии с решением при получении формулы для расчета Моп, воздействующего на клиновидный индентор, будет выглядеть следующим образом:

где Р - осевая нагрузка на индентор, кН; а - ширина площадки смятия под индентором, м; |/ - половина угла приострения индентора, град; hK - глубина внедрения индентора в породу, м.

В работе [10] определена глубина внедрения клиновидного индентора в породу, которую можно использовать при расчете значения Мои:

где рш - твердость анизотропной горной породы, измеренная в направлении приложения осевой силы Р9 Па; / - ширина индентора, м; ср - угол внутреннего трения в слоях породы при деформировании, измеренный в направлении приложения осевой силы Р, град; ц - коэффициент трения индентора о породу, измеренный в направлении приложения осевой силы Р.

Схема для определения глубины внедрения в породу клиновидного индентора

Рис. 2.21. Схема для определения глубины внедрения в породу клиновидного индентора

Экспериментальные зависимости отклоняющей силы F от угла падения слоев породы (сланец Green River) по В. Бредли для клиновидного индентора

Рис. 2.22. Экспериментальные зависимости отклоняющей силы Fd от угла падения слоев породы (сланец Green River) по В. Бредли для клиновидного индентора: 1 - с углом приострения 60 град; 2 - с углом приострения 30 град

На рис. 2.22 воспроизведен график зависимости Fd =^(0П) из работы американского специалиста В. Бредли, который провел экспериментальные исследования боковой силы, вызывающей отклонение клиновидного индентора при внедрении в анизотропную горную породу. Графики получены для клиновидных резцов шарошечного долота с углами приострения 60 и 30 град (кривые соответственно 1 и 2) при их внедрении в породу на глубину 3,8 мм. Верхняя часть графиков дает значения силы F& действующей в направлении отклонения ствола скважины вкрест простирания

(положительные значения), нижняя - вниз по падению слоев породы (отрицательные значения). Можно отметить, что в соответствии с условиями эксперимента осевые усилия нагружения инденторов были различны, отличались и размеры полей упругопластической деформации породы под инденторами с различными углами приострения.

Следует отметить, что характер кривых на рис. 2.22 в целом согласуется с графическими зависимостями, представленными на рис. 2.19 и фактическими закономерностями естественного искривления скважин, согласно которым при углах встречи меньше критических стволы скважин в анизотропных породах отклоняются в направлении падения слоев, а при углах встречи больше критического значения - вкрест простирания слоев породы, т. е. может происходить изменение направления искривления скважин в зависимости от угла встречи оси бурового инструмента и напластования горных пород.

Результаты исследований В. Бредли позволяют также сделать вывод о том, что степень напряженного состояния породы при разрушении, а также размер области упругопластического деформирования породы задают значение дестабилизирующей силы, воздействующей на инструмент. Так, для резца с углом приострения 60 град усилие так называемой боковой силы Fj оказалось выше, чем для резца с меньшим углом приострения.

Анализ полученных зависимостей (2.41) и (2.42) показывает, что значение Мои для индентора с углом приострения 60 град оказалось больше в 1,5-2,4 раза в сравнении с индентором, у которого угол приострения 30 град при условии равенства глубины внедрения инденторов в породу, поскольку потребовалось более значительное осевое усилие на индентор для достижения глубины внедрения 3,8 мм, и при этом площадка смятия горной породы была существенно больше по размеру. При этом следует полагать, что природа появления усилия Fd и Мои одна и та же, а именно вызвана анизотропией физико-механических свойств горной породы.

Для случая, когда индентор имеет форму равносторонней трапеции (соответствует форме породоразрушающих вставок шарошечных долот для бурения горных пород средней твердости и твердых) с плоской площадкой (например, притупления) шириной b, площадка смятия горной породы будет складываться из площадки, равной плоской части торца индентора, равной 67, и двух боковых площадок, смятие которых производится наклонными поверхностями индентора (рис. 2.23).

Формула для расчета Моп, воздействующего на индентор в форме равносторонней трапеции, будет выглядеть следующим образом:

где Р - осевая нагрузка на индентор, кН; а, b — размеры торца индентора (см. рис. 2.23), м; |/ - половина угла конусности индентора, град; hT - глубина внедрения индентора в породу, м.

Схема для определения глубины внедрения в породу клиновидного с площадкой притупления индентора

Рис. 2.23. Схема для определения глубины внедрения в породу клиновидного с площадкой притупления индентора

Глубина внедрения индентора в форме равносторонней трапеции в породу hr, которую можно использовать при расчете значения Моп, может определяться по формуле, полученной в работе [10]:

В формуле (2.47) обозначения аналогичны таковым в формулах (2.45) и (2.46).

Таким образом, на основании представленных материалов и полученных формул можно сделать вывод о том, что в процессе внедрения в анизотропную породу породоразрушающих элементов возникает опрокидывающий момент, который зависит от формы и размеров внедряемых в породу элементов, наличия площадок притупления резцов. Величина опрокидывающего момента, воздействующего на буровой инструмент, оснащенный определенным количеством породоразрушающих элементов, будет складываться из суммы единичных моментов, воздействующих на каждый элемент. Например, если на торце долота имеется N породоразрушающих резцов, а из них Np взаимодействуют с породой, разрушая забой, то суммарный опрокидывающий момент будет определяться через простую зависимость

где М - опрокидывающий момент, воспринимаемый единичным породоразрушающим элементом, даН м; Np - число породоразрушающих элементов, взаимодействующих с горной породой на забое.

При расчетах Мои допустимо вместо параметра Np использовать в расчетах параметр У, полагая, что долото на забое располагается без перекоса и все породоразрушающие элементы контактируют с горной породой. Значение М следует рассчитывать по ранее представленным формулам, которые позволяют определить величину момента, воздействующую на породоразрушающий элемент определенной формы - шарообразный, клиновидный или в виде трапеции.

При исследовании напряженного и деформационного состояния анизотропной горной породы под торцом бурового инструмента установлено [9], что поле упругих деформаций в породе под торцом инструмента при напряжении са может иметь конфигурацию эллипсоида вращения (рис. 2.24). Упругие реакции упруго деформированной породы обеспечивают действие опрокидывающего момента на буровой инструмент Моп:

где R1 - радиусы эллипсоида упругих деформаций в породе, м.

Схема для анализа деформаций и напряжений под торцом бурового инструмента

Рис. 2.24. Схема для анализа деформаций и напряжений под торцом бурового инструмента

Радиусы и R1 определены в соответствии со следующей аналитической версией:

где R, - условный радиус сферы напряжения и деформации аи для изотропной породы (см. рис. 2.24), имеющей средние значения модуля упругости и коэффициентов Пуассона, характерные для анизотропной породы при измерении соответственно вдоль и перпендикулярно слоистости или сланцеватости при деформации ?, м; Z” - деформации анизотропной породы перпендикулярно и вдоль слоистости или сланцеватости, м.

Размеры ядра сжатия породы определяют глубину формирования борозды разрушения. Во втором случае (/22) борозда глубже. В то же время сопротивление породы перемещению резца, внедренного в породу на указанную глубину, будет ниже также во втором случае, так как при перемещении резца в направлении восстания слоев трещина отрыва сечет породу в направлении, согласном со слоистостью или сланцеватостью (рис. 2.25, б).

Схема для анализа процесса резания-скалывания-раздавливания анизотропной горной породы алмазными резцами при перемещении их по забою навстречу восстания слоистости или сланцеватости

Рис. 2.25. Схема для анализа процесса резания-скалывания-раздавливания анизотропной горной породы алмазными резцами при перемещении их по забою навстречу восстания слоистости или сланцеватости (о, в) и в направлении слоистости или сланцеватости породы (б, г) при угле встречи у > укр {о, 6) и угле встречи у < Укр {в, г)

Результирующее усилие R при перемещении резца навстречу восстания слоев, как следует из схемы (рис. 2.25, а), ориентировано в направлении слоистости или сланцеватости. Во втором случае (см. рис. 2.25, б) усилие R ориентировано перпендикулярно слойкам породы. Поэтому в первом случае усилие сопротивления разрушению породы больше, чем во втором. Максимальной разность сопротивлений будет тогда, когда направление действия усилия R в первом случае совпадет со слоистостью или сланцеватостью породы, а во втором - будет перпендикулярно слоистости или сланцеватости. Этот вариант при работе резцов коронки возможен при равенстве осевого усилия на резец Рос и усилия резания-скалывания породы Fp. В этом случае угол / = arctg Р0(У Fp будет составлять 45 град и сравняется с углом встречи инструмента со слойками породы у.

Таким образом, при бурении анизотропной породы экстремальное значение интенсивности искривления возможно при угле встречи инструмента и слоистости у = 40-50 град для породоразрушающих инструментов, обладающих вооружением, для которого характерно равенство усилий резания-скалывания и осевого. Рост усилия резания-скалывания до значения, близкого к осевому усилию на резец, возможен для инструмента, оснащенного дроблеными алмазами с острыми гранями.

Породоразрушающий инструмент с овализованными алмазами характеризуется тем, что при работе резца усилие резания в 1,5-3 раза меньше осевого, а угол наклона общего усилия R (рис. 2.25) равен 60-70°. Поэтому верхний предел интенсивности искривления для таких инструментов может наблюдаться при углах встречи 50-60°.

При угле встречи 0 < у < у кр (рис. 2.25, в, г) ядра сжатия породы как при перемещении алмазного резца навстречу, так и в направлении восстания слоев близки по размерам и форме. Поэтому при малых углах встречи можно говорить или о равенстве усилий резания-скалывания породы различными резцами коронки (при у = укр дисбаланс сил резания-скалывания и, соответственно, дестабилизирующее усилие AF равны 0), или о ситуации, при которой усилие резания-скалывания породы будет больше при перемещении резца в направлении восстания слоев породы (у < укр, a AF может поменять направление действия). При этом формируемые борозды разрушения /г3 и /г4 примерно одинаковы по глубине (рис. 2.25, в, г).

Дестабилизирующее усилие, вызванное различной сопротивляемостью породы резанию-скалыванию различными диаметрально противоположными частями торца инструмента при их перемещении в направлении и навстречу слоистости Т и Г3, можно определить по формуле [21, 26]:

где h и /г3 - средние значения глубин борозд разрушения на забое для каждой из половин торца инструмента; Уф/уб - соотношение скоростей фрезерования стенки скважины и углубления забоя; m - число резцов инструмента, взаимодействующих с забоем; , а[[к - предел прочности породы на скалывание перпендикулярно и вдоль слоистости или сланцеватости, Па; р1, р - коэффициенты трения резцов о породу в направлении перпендикулярно и вдоль слоистости или сланцеватости.

На рис. 2.26, а представлены графики зависимости глубин борозд разрушения породы на забое от угла встречи у, рассчитанные по аналитическим зависимостям.

Зависимости глубин борозд разрушения анизотропной породы (а) и дестабилизирующего усилия ДF (б) от угла встречи

Рис. 2.26. Зависимости глубин борозд разрушения анизотропной породы (а) и дестабилизирующего усилия ДF (б) от угла встречи: 1, 2 - глубина борозд при v(j,/v6 = 0,0001 при перемещении резца в направлении и навстречу слоистости соответственно; 3, 4 - то же при Тф/гб = 1; 5 - AF при Тф/гб = 0,0005; 6 - AF при Тф/Уб = 0,005; 7 - AF при Уф/тб = 0,05; 8 - AF при ТфЛ^ = 0,1

Г рафики на рис. 2.26 отражают возможные предельные значения соотношения скоростей фрезерования и бурения Гф/Гб, определяющие формирование ствола скважины в анизотропных породах. Из полученных графиков следует, что глубина борозд разрушения на забое различна при любых углах встречи, кроме 0 и 90 град, причем их глубина будет больше при движении резцов в направлении восстания слоистости, в сравнении с глубиной борозд при перемещении резца навстречу восстания слоев породы.

Расчеты по приведенной выше формуле показывают (см. рис. 2.26, б), что усилие AF в основном задается дисбалансом сил трения и усилий на резание-скалывание породы. Обе эти составляющие в разной степени зависят от осевой составляющей Рос: если сила трения напрямую определяется осевой нагрузкой, то дисбаланс сил резания-скалывания определяет влияние осевого усилия через глубины внедрения алмазных резцов. Из представленных кривых линии 5 и 6 по соотношению Тф/гб более всего соответствуют реальным условиям естественного искривления - интенсивности искривления от 2 до 15 град/100 м. Для этих кривых максимальные значения AF равны 18-30 даН при следующих условиях расчета: показатель анизотропии по упругости - 1,5 и коэффициенты внешнего трения 0,25 и 0,2 при перемещении резцов перпендикулярно и вдоль слоистости равны соответственно.

Проведенный анализ бурения анизотропных пород показал, что более рационально использование породоразрушающих инструментов, гарантирующих высокие значения механических скоростей бурения, но при умеренных значениях осевого усилия. Для снижения осевого усилия без снижения механической скорости бурения можно рекомендовать ряд технологических мер интенсификации процесса разрушения, таких, например, как применение промывочных жидкостей с поверхностно-активными веществами (ПАВ), применение инструментов, обеспечивающих гидродинамическую интенсификацию процесса удаления продуктов разрушения и воздействия на зону предразрушения.

Здесь уместно подчеркнуть, что применение жидкостей с ПАВ, а также гидродинамическое воздействие на забой обеспечивают снижение искривления скважин не только за счет повышения механической скорости бурения без повышения осевой нагрузки на колонну и инструмент, но в значительной степени за счет воздействия на зону предразрушения. Как было указано выше, трещины зоны предразрушения развиваются преимущественно в направлении слоистости или сланцеватости (рис. 2.27), т. е. в направлении максимальной твердости и упругости анизотропной породы. В этом же направлении, как правило, ориентированы плоскости отдельностей, пористость и трещиноватость горной породы. Поэтому возможное проникновение промывочной жидкости с ПАВ или жидкости под напором в трещины зоны предразрушения гарантирует снижение коэффициента анизотропии породы за счет преимущественного понижения твердости и упругости забоя в направлении именно слоистости или сланцеватости породы. Проникновение жидкости по трещинам обеспечивает выравнивание асимметрии ядра сжатия породы и, соответственно, снижение опрокидывающего момента Моп и дестабилизирующего усилия ЛF.

Экспериментальные работы подтверждают сделанные выводы.

Например, в ТПУ на специальном стенде определены зенитная Р$ и азимутальная Ра составляющие дестабилизирующего усилия AF при бурении рассланцованной породы алмазной коронкой диаметром 36 мм при промывке водой и ПАВ - водным раствором 1%-го раствора сульфонола. В результате при бурении с ПАВ получен прирост механической скорости бурения на 11 %, зенитная составляющая дестабилизирующего усилия снизилась в 2,2 раза (8,6 даН/3,8 даН), а азимутальная, не изменившись по величине, изменилась по направлению действия (-0,72 даН/0,78 даН) [8].

Схема формирования зоны предразрушения в анизотропной породе

Рис. 2.27. Схема формирования зоны предразрушения в анизотропной породе: 1 - границы ядра сжатия в породе; 2 - зона предразрушения

Экспериментальные зависимости прироста механической скорости бурения от осевого усилия и угла встречи у с плоскостями флюидальности туфодацита

Рис. 2.28. Экспериментальные зависимости прироста механической скорости бурения от осевого усилия и угла встречи у с плоскостями флюидальности туфодацита: при частоте вращения 560 мин-1 (сплошные линии); 355 мин-1 (пунктирные линии)

В ИрГТУ был проведен эксперимент по разбуриванию анизотропного туфодацита коронкой 36 мм при промывке 0,3%-м сульфонолом и технической водой при различных параметрах режима бурения и под разными углами к плоскостям флюидальности породы. Некоторые результаты представлены на графиках рис. 2.28.

Анализ полученных данных позволил отметить рост механической скорости бурения по мере повышения осевого усилия до определенного предела (интервал Ри на рис. 2.28), после которого рост замедлялся или прекращался, что указывает на достижение предельных напряжений в породе, при которых прекращается развитие зоны предразрушения, а потому снижается активное влияние очистного агента на эту зону.

При этом несколько более интенсивный прирост механической скорости бурения наблюдался при больших частотах вращения коронки, что можно объяснить снижением напряжений и размеров области деформирования в породе при росте частоты вращения и поэтому более существенном влиянии активного очистного агента на процесс разрушения породы.

Прирост механической скорости бурения при смене промывочной жидкости оказался наибольшим при меньших значениях углов встречи инструмента с плоскостями флюид ал ьности (у = 25°), что указывает на более активное воздействие очистного агента на область деформирования и зону предразрушения породы, ориентированной прослоями преимущественно вдоль оси скважины, так как в этом случае порода максимально открыта для проникновения очистного агента.

Частота вращения, в отличие от осевого усилия, как один из основных параметров режима бурения по оценке его влияния на естественное искривление скважин может не ограничиваться, а задаваться исходя из оптимального значения механической скорости бурения.

Полученный результат расчета усилия AF согласуется с экспериментальными данными и силовой теорией искривления, изложенной в работе [8].

На рис. 2.29 приведена экспериментально полученная на специальном стенде в ТПУ зависимость дестабилизирующего усилия от осевой нагрузки.

Экспериментальная зависимость дестабилизирующего усилия AF от осевой нагрузки при частоте вращения алмазной коронки диаметром 36 мм - 400 мин

Рис. 2.29. Экспериментальная зависимость дестабилизирующего усилия AF от осевой нагрузки при частоте вращения алмазной коронки диаметром 36 мм - 400 мин-1: 1 - график получен по точкам замеров AF; 2 - усредненная кривая AF

В соответствии с приведенными результатами исследований связь усилия AFc параметрами режима бурения определяется следующим:

  • • осевая нагрузка активно повышает усилие AF за счет увеличения составляющих силы трения и отклоняющего усилия, при этом рост AF наиболее активен на интервале упругого деформирования породы, предшествующего этапу пластического деформирования и объемного разрушения горной породы (при меньших значениях осевого усилия);
  • • повышение частоты вращения обеспечивает снижение усилия ЛF за счет уменьшения размеров области напряжений и деформаций в породе, отмеченное экспериментально.

Последний из вышеприведенных выводов может иметь следующее объяснение. Согласно анализу напряженно-деформационного состояния анизотропной породы, сделанному ранее, снижение размеров поля механических напряжений и деформаций в породе приводит к уменьшению опрокидывающего момента и, соответственно, отклоняющего усилия, определяющего значение силы ЛF. Снижение размеров области деформаций и напряжений в породе объясняется, очевидно, уменьшением глубины внедрения резцов в породу по мере увеличения частоты вращения при постоянной осевой нагрузке.

При бурении анизотропных горных пород стволы скважин в поперечном сечении отличаются некоторой овальностью. Направление длинной оси овала ориентировано в направлении действия результирующей отклоняющих сил. Овальная форма поперечного сечения ствола скважины объективно указывает на процесс искривления скважины, а величина интенсивности искривления напрямую связана с величиной удлинения сечения ствола скважины в направлении действия результирующей отклоняющих сил.

Другая особенность формирования стволов скважин в анизотропных породах связана с зависимостью диаметра скважин от угла встречи бурового инструмента со слоистостью, сланцеватостью или другими текстурными признаками горной породы.

На рис. 2.30 приведены данные замеров диаметра скважин, пробуренных в условиях эксперимента в блоках туфодацита алмазной коронкой диаметром 36 мм. Результаты замеров показали, что по мере увеличения угла встречи у инструмента со слойками породы диаметр скважины снижается. При этом меньше диаметр тех скважин, которые пробурены с применением технической воды, в сравнении со скважинами, пробуренных с использованием ПАВ.

Причины отмеченной особенности формирования ствола скважины в анизотропной породе состоят в том, что, например, при малых углах встречи инструмента со слоистостью или сланцеватостью на забое у, резцы инструмента взаимодействуют с породой стенки скважины под углом, который соответственно равен (90° - у), т. е. в данном случае под большим углом, при котором твердость породы в направлении фрезерования под действием дестабилизирующего усилия будет существенно ниже, чем твердость породы на забое, а потому и процессы разрушения стенки при фрезеровании будут более интенсивными.

Зависимость диаметров скважины от угла встречи с плоскостями флюидальности туфо-дацита при бурении водой с ПАВ и технической водой

Рис. 2.30. Зависимость диаметров скважины от угла встречи с плоскостями флюидальности туфо-дацита при бурении водой с ПАВ и технической водой

Обратная картина может наблюдаться, если угол встречи инструмента со слоистостью или сланцеватостью нарастает. В этом случае угол встречи боковых резцов инструмента и породы стенки скважины снижается, а твердость породы становится выше. Соответственно меньше будет разработанность ствола.

Например, определено, что для туфодацита твердость при у = 0° равна 2 000 МПа, а при у = 90° - 1 340 МПа. Тогда при у = 30° твердость забоя - 1 800 МПа, а стенки -1 540 МПа. При угле встречи 50 град твердость забоя - 1 540 МПа, стенки уже выше - 1 800 МПа; при 70° твердость забоя - 1 400 МПа, а стенки - 1 900 МПа. Когда угол встречи равен 90 град, то твердость забоя - 1 340 МПа, а стенки - 2 000 МПа.

Эти данные представлены в виде графиков (рис. 2.30), на которых показано, что по мере снижения угла встречи инструмента с плоскостями слоистости, сланцеватости или флюидальности наблюдается увеличение диаметра стволов скважин.

Влияние ПАВ интенсифицирует процессы разрушения, поэтому и разработка стволов скважин по диаметру при бурении водой с добавлением ПАВ более значительна, что и следует из приведенных данных (рис. 2.30).

При бурении шарошечными долотами можно выделить несколько особенностей процесса искривления, вызванных механизмом разрушения горных пород, реализуемых шарошечными долотами.

Результаты экспериментальных исследований отклоняющей силы, возникающей при взаимодействии трехшарошечного долота с анизотропной горной породой, показали некоторые особенности процесса, характерные для данного типа бурового инструмента. Измерения были выполнены на стенде с тензометрическими датчиками усилия сопротивления разрушению породы на каждой шарошке и показали, что если при бурении изотропной породы силы сопротивлений на каждой шарошке равны между собой, а их результирующая равна нулю в любой момент времени углубления скважины (рис. 2.31, а), то при бурении анизотропной породы это соотношение сил сопротивления не выполняется, результирующая сила не равна нулю и выполняет роль отклоняющего усилия А Г, смещающего долото от первоначальной траектории поступательного движения с каждым новым оборотом долота вокруг оси вращения (рис. 2.31, б). При этом, очевидно, меняется и кинематическая характеристика работы долота, например, увеличивается эффект проскальзывания шарошек по забою. На графиках (рис. 2.31, в) даны кривые усилий Nь А2, Аз на каждой из трех шарошек за один оборот вращения долота на забое. Из графиков следует, что величина сопротивления разрушению породы на каждой шарошке изменяется с периодом в половину оборота.

Схемы векторов и графики усилий сопротивлений разрушению породы шарошками трехшарошечного долота при бурении

Рис. 2.31. Схемы векторов и графики усилий сопротивлений разрушению породы шарошками трехшарошечного долота при бурении: а - изотропной породы (геометрическая сумма сил сопротивления равна нулю); б - анизотропной породы (геометрическая сумма сил равна Д7); в - графики усилий сопротивления разрушению Nu N2, N1, полученные экспериментально за один оборот долота на забое

Стендовые исследования показали повышение отклоняющей силы по мере роста диаметра долота, а максимум этой силы получен при угле встречи слоев породы и оси инструмента, равном примерно 70°. При повышении числа, а также размеров породоразрушающих вставок на шарошках долота величина отклоняющей силы также увеличивается, что согласуется с данными В. Бредли (см. рис. 2.22). При работе шарошечного долота наблюдаются также колебания величины отклоняющей силы, частота которых связана с числом шарошек долота.

Рассмотрим теорию разрушения анизотропных горных пород с учетом особенностей конструкции и механизма разрушения породы шарошечными долотами.

Основными силовыми факторами, определяющими кривизну и направленность скважин в анизотропных породах, являются опрокидывающий момент Мои и отклоняющее усилие ДГ, возникающее при перекосе бурового инструмента. Данные силовые факторы обусловлены самой природой анизотропных горных пород, и их полное устранение при механическом разрушении таких пород невозможно. Однако возможна (в определенной степени) нейтрализация этих силовых факторов, а именно уменьшение их дестабилизирующего действия на буровую компоновку, которое проявляется в повышении деформации компоновки, перекосе бурового инструмента, фрезеровании ствола скважины в одном преимущественном направлении.

Рассмотрим взаимодействие с анизотропной породой двухшарошечного долота в тот момент, когда ось вращения шарошек располагается вдоль линии простирания слоистости горной породы (рис. 2.32, а). При внедрении зубцов долота в породу на каждый из них передается единичный опрокидывающий момент, которые, суммируясь, воздействуют на шарошку. Однако суммарный момент Мсоп как результат геометрического суммирования единичных моментов на корпус долота и компоновку передается не полностью, так как шарошка установлена в долоте с возможностью вращения, а Мсш действует в плоскости вращения шарошек. При угле

наклона оси вращения шарошек (Зш менее 90° момент, передаваемый на компоновку, будет равен

Если оси вращения шарошек горизонтальны, то Мсоп в момент, когда

оси вращения шарошек направлены вдоль слоистости или сланцеватости, равен нулю, а значит, опрокидывающий момент на компоновку через долото не передается.

Таким образом, понятно, что при определенном положении шарошки долота, когда ось её вращения параллельна слоям породы на забое скважины, опрокидывающий момент М*п на долото через шарошку практически не передается, а значит, не наблюдается и повышения изгиба компоновки и перекоса долота на забое.

При повороте долота на забое на четверть оборота вокруг продольной оси долота из положения, соответствующего его положению на схеме

(рис. 2.32, а), М0КП = Мсоп независимо от угла наклона осей вращения шарошек, так как в этом случае направление действия опрокидывающего момента совпадает с направлением вращения шарошек.

Отмеченные особенности передачи опрокидывающего момента на шарошечные долота с различным числом шарошек представлены в виде графиков на рис. 2.33 (величина Моп для всех инструментов дана в условном измерении). Из представленных графиков следует, что величина опрокидывающего момента за один оборот вращения шарошечных долот на забое изменяется, имея периодически максимальные и минимальные значения, а число максимальных и минимальных значений зависит от конструкции долот, а именно от числа симметрично установленных шарошек. В то же время для долот режуще-скалывающего типа без шарошек величина Мои за один оборот вращения остается неизменной (линия 1).

Схема взаимодействия долота с анизотропной горной породой

Рис. 2.32. Схема взаимодействия долота с анизотропной горной породой

Зависимости изменения величины опрокидывающего момента М за один оборот долот с различным числом шарошек на забое скважины

Рис. 2.33. Зависимости изменения величины опрокидывающего момента Моп за один оборот долот с различным числом шарошек на забое скважины: 1 - долото режуще-скалывающего типа с круглым торцом; 2 - двухшарошечное долото; 3 - трехшарошечное долото; 4 - четырехшарошечное долото

Таким образом, можно добиться некоторого повышения устойчивости буровых компоновок, если использовать выявленную характеристику Мои при различной ориентации долота относительно слоистости или сланцеватости породы. В данном случае возможна ориентированная установка долота относительно компоновки с профильным поперечным сечением (эллиптическое и др.), обладающей неравной жесткостью на изгиб относительно различных главных осей поперечного сечения. При этом если оси вращения шарошек двухшарошечного долота совмещаются с осью поперечного сечения компоновки, вдоль которой имеется максимальная жесткость, то удастся нейтрализовать действие Моп на компоновку со стороны забоя и повысить устойчивость бурового снаряда.

Важной особенностью механизма разрушения горной породы шарошечным долотом является его двойственность - процесс раздавливания породы под действием осевого усилия Р и дробление-скалывание породы усилием Q при перекатывании шарошки (рис. 2.34).

Зависимость М от угла встречи со слоями пород у

Рис. 2.34. Зависимость Моп от угла встречи со слоями пород у:

  • 1 - график отражает влияние только осевой силы на долото;
  • 2 - график отражает влияние усилия дробления-скалывания породы

Осевая составляющая разрушающих усилий Р обеспечит при угле встречи оси бурового инструмента со слоями горной породы у появление опрокидывающего момента, значение которого можно определить по формулам (2.39), (2.42), (2.44), (2.46) в зависимости от вида вооружения шарошек долота - сферические, конусные или трапецеидальные породоразрушающие вставки. Расчет по одной из формул позволяет получить график изменения Моп в зависимости от угла встречи долота со слоями горной породы. Такая зависимость представлена на рис. 2.34 (позиция 1). Как следует из данной зависимости, наблюдается два максимальных значения Моп: первый при малых значениях угла встречи у - в этом случае опрокидывающий момент ориентирует инструмент в направлении падения слоев породы; второй при больших значениях угла встречи у - в этом случае опрокидывающий момент ориентирует инструмент поперек простирания слоев породы.

При этом важно отметить, что в процессе вращения шарошки на забое за один оборот вращения долота одна из шарошек долота может воздействовать на породу в момент, при котором направление приложения ударной нагрузки Q совпадает с направлением падения слоев (рис. 2.35, а) и через пол-оборота наступает ситуация, при которой направление приложения ударной нагрузки ориентировано поперек слоев породы (рис. 2.35, б). Именно эта особенность и задает основную неравномерность разрушения анизотропной породы при работе шарошечного долота, так как твердость и упругость породы максимальны в направлении слоев и минимальны поперек слоям породы.

При разрушении анизотропной горной породы возможны два экстремальных с точки зрения неравномерности разрушения породы случая:

  • • направление приложения усилие Q в момент нанесения удара породоразрушающей вставкой совпадает с направлением ориентировки слоев породы;
  • • направление приложения усилия Q в момент нанесения удара перпендикулярно слоям породы.

В первом случае породоразрушающее действие вдоль приложения усилия Q будет испытывать максимальное сопротивлению дроблению- скалыванию, так как анизотропная горная порода обладает максимальными твердостью и упругостью именно в этом направлении. Такой вариант процесса разрушения возможен, если угол встречи бурового инструмента у будет равен значению 0,5(р - половине центрального угла между осями породоразрушающих вставок в венце шарошки. Этот угол может составлять при более частом расположении вставок 5-7°, при более редком их расположении 10-15°. В этом случае угол приложения удара породоразрушающей вставкой во второй позиции шарошки на забое (рис. 2.35, б) будет равен (90° - 0,5(р).

Таким образом, при углах встречи буровым инструментом напластования горной породы, равного 0,5(р в одной части забоя, инструмент будет испытывать максимальное сопротивление разрушению, а в диаметрально противоположной точке забоя близкое к минимальному. При этом на величину разности сопротивления разрушению будет влиять схема расстановки породоразрушающих вставок, а именно угол ф.

Схема взаимодействия шарошечного долота с анизотропной горной породой при угле встречи у

Рис. 2.35. Схема взаимодействия шарошечного долота с анизотропной горной породой при угле встречи у: а - положение шарошки на забое в момент совпадения направления приложения удара с направлением слоистости; б - положение шарошки на забое в момент, когда направление приложения удара ориентировано поперек слоистости

Во втором случае породоразрушающее действие вдоль приложения усилия Q будет испытывать минимальное сопротивлению дроблению- скалыванию, так как анизотропная горная породы обладает минимальными значениями твердости и упругости именно в этом направлении. Такой вариант процесса разрушения возможен, если угол встречи бурового инструмента у будет равен значению (90° - 0,5ср). В этом случае угол приложения удара породоразрушающей вставкой во второй позиции шарошки на забое (рис. 2.35, б) будет равен 0,5ф.

Например, если угол (р = 20°, а твердость горной породы вдоль слоев - 1 500 МПа, перпендикулярно слоям 1 000 МПа, т. е. коэффициент анизотропности горной породы по твердости равен 1,5, в первом случае при угле встречи бурового инструмента с напластованием породы у = 10° максимальная твердость при приложении усилия Q составит 1 500 МПа, а в противоположной точке забоя при у = 80° твердость породы будет равна 1 009 МПа.

В результате такого различия в твердости в диаметрально противоположных точках забоя будет существенно отличаться и глубина внедрения породоразрушающих вставок шарошек долота, что приведет к росту опрокидывающего момента, деформации компоновки и повышенному искривлению скважины.

Во втором случае, когда усилие Q ориентировано поперек слоев породы, при вышеиспользованных условиях расчета минимальное значение твердости составит при угле встречи 90° 1 000 МПа, а максимальное - 1 479 МПа.

На рис. 2.34 (позиция 2) приведен график изменения опрокидывающего момента с учетом составляющей разрушения горной породы дроблением-скалыванием под действием усилия Q. Данный график показывает, что области влияния максимальных значений опрокидывающего момента, возникающего при разрушении анизотропных горных пород, расширяются и смещаются в сторону меньших значений угла встречи в первом случае и в сторону больших значений угла встречи во втором случае. Величина смещения максимальных значений опрокидывающего момента, полученных при осевом приложении усилия и при косом ударе, ориентировочно может оцениваться как 0,5 (р. Отмеченная особенность механизма разрушения анизотропных горных пород шарошечными долотами сказывается на результатах искривления скважин в анизотропных породах, определяя большее влияние анизотропии горных пород на направление скважин.

 
Посмотреть оригинал
< Пред   СОДЕРЖАНИЕ   ОРИГИНАЛ     След >