Особенности механики разрушения анизотропных горных пород

Как показывают исследования упругих характеристик анизотропных горных пород, в основном выполняется следующее соотношение модулей упругости вдоль (Е!/) и перпендикулярно (ЕЦ слоистости (сланцеватости): е!!/Е^>1 [14, 19,20, 28,30, 32].

Таким образом, для получения напряжения в породе под индентором тождественного напряжению разрушения - о, анизотропная порода должна получить различную деформацию в различных направлениях относительно слоистости или сланцеватости - ?,/;, , то есть, следуя закону Р. Гука,

Из неравенства следует, что при нагружении анизотропной породы (рис. 2.26) деформация её будет не одинакова в равноудаленных от торца индентора точках деформированного ядра, а, учитывая соотношение упругих характеристик породы можно утверждать, что ядро сжатия под индентором 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. 2.26, а).

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 Р, воздействующее на индентор (рис. 2.26, 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 Р" и Р1 можно разложить на вертикальные:

и горизонтальные составляющие:

где фп1, ф/;п - углы внутреннего трения, определяемые соответственно, в направлении и перпендикулярно слоистости или сланцеватости породы, град.

Из схемы на рис. 2.26, 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 а и с от оси индентора, то можно записать:

Из схемы на рис. 2.26, 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 (2.33), 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.

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

Рис. 2.26. 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

На рис. 2.27 приведены расчетные графики Моп в зависимости от угла встречи у при различных значениях К и коэффициентах внутреннего трения.

Графики (рис. 2.27) 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 Моп 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 ф п = 1, tg фхп = 0,6;
  • - для дацитов tg ф;/п= 0,8, tg ф1п= 0,7.

Из уравнения (2.27) определим значение критического угла встречи укр при условии Моп =0:

L-tg

(2.35)

Укр = arctg-

Kfl-tgf.)

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

Рис. 2.27. Графики Моп в зависимости от угла встречи у для осадочной (аргиллит) и эффузивной (дацит) горных пород

Из формулы (2.34) и графиков на рис. 2.27 следует, что в случаях, когда угол встречи у равен 0 или 90 , Моп = 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 (2.34) обозначим символом F(y), который определяет функцию главного вектора Моп от угла встречи у и других параметров, входящих в зависимость.

Формула для расчета Моп для индентора с торцом в форме полусферы имеет несколько иной вид:

где р - радиус пятна контакта индентора с породой, м.

Последствием действия Моп на индентор является его перекос (рис. 2.26, в) под действием вертикальных реакций

Р*, 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, градус.

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

Форма лунок разрушения в анизотропной породе при испытании их на твердость при разных углах встречи оси индентора с плоскостью сланцеватости породы моделирует неравномерность разрушения забоя скважины резцами бурового инструмента [13].

На рис. 2.28 представлены некоторые формы лунок разрушения анизотропных пород при различных углах встречи цилиндрического индентора диаметром 1,5 мм и сланцеватости. На дне лунок видны раздавленные элементы ядра сжатия породы. Борта лунок имеют различный угол наклона, глубина лунок определяется глубиной проникновения ядра сжатия и уменьшается при снижении угла встречи у.

Формы лунок разрушения в анизотропных горных породах при различных углах встречи у плоскости сланцеватости

Рис. 2.28. Формы лунок разрушения в анизотропных горных породах при различных углах встречи у плоскости сланцеватости

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;

, Г2 р

п - га - г ———-- - глубина внедрения алмазного резца в породу, м; рш-

Ч xPJl + tg„)

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

При решении уравнения (2.38) 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.

При исследовании напряженного и деформационного состояния анизотропной горной породы под торцом бурового инструмента установлено, что поле упругих деформаций в породе под торцом инструмента при напряжении аа может иметь конфигурацию эллипсоида вращения (рис. 2.29). Упругие реакции упруго деформированной породы обеспечивают действие опрокидывающего момента на буровой инструмент Моп

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

Радиусы R// и R1 определены в соответствии со следующей аналитической версией: R" = Яя ),R±Я — ^ ),

где R, - условный радиус сферы напряжения и деформации аи для изотропной породы (см. рис 2.29), имеющей средние значения модуля упругости и коэффициентов Пуассона, характерные для анизотропной породы при

Схема для анализа деформаций и напряжений под торцом бурового инструмента

Рис. 2.29. Схема для анализа деформаций и напряжений под торцом бурового инструмента

измерении соответственно вдоль и перпендикулярно слоистости или сланцеватости при деформации м; % , ? - деформации анизотропной

породы перпендикулярно и вдоль слоистости или сланцеватости, м.

Для иллюстрации зависимостей расчета величины опрокидывающего момента, действующего на торец бурового инструмента, приведены графики на рис.2.30, а, б.

На рис. 2.30, а кривые 1 и 2 получены для кругообразных в плане торцов при контактных давлениях на забой рк равных 9,8 и 14,7 МПа соответственно, что можно обеспечить различными по величине осевыми усилиями на инструменты разного диаметра для обеспечения равных механических скоростей бурения этими инструментами. Кривая 3 построена для этих же инструментов, но при Рос = 2000 даН. Кривые 4 и 5 получены для кольцеобразных матриц при контактном давлении на забой 9,8 МПа, причем кривая 4 получена при rBH = 1 см, а кривая 5 при гвн = 2 см.

Анализ графиков на рис. 2.30, а показывает зависимость Моп не только от анизотропии, но и от поперечных размеров торца инструмента, а именно от размеров поля напряжений и деформации в породе при равенстве контактных давлений на забой, т. е. при одном из возможных условий реализации буровыми инструментами равных механических скоростей. Повышение контактного давления на забой за счет увеличения осевого усилия приводит к резкому возрастанию Моп. Для коронок достигается значительно меньшая величина Моп, в сравнении с долотами равного им диаметра, причем Моп тем меньше, чем тоньше матрица коронки.

На рис. 2.30, б представлены графики зависимости Моп от угла встречи инструмента и слоистости с целью уточнения выводов о природе критического угла. Кривые 1, 2, 3, 4 построены для круглого торца (долото сплошного забоя) диаметром 46 мм (первые два графика) и 59 мм (два последующих) при рк = 9,8

МПа (кривые 1 и 3), 14,7 МПа (2 и 4). Кривые 5 и 6 получены при рк = 9,8 МПа для коронок диаметром 59 мм , причем кривая 5 - для коронок с матрицей шириной 8,5 мм, а кривая 6 - для коронок с матрицей шириной 12 мм (коронка типоразмера ССК).

Зависимости опрокидывающего момента от техникотехнологических и геологических условий

Рис. 2.30. Зависимости опрокидывающего момента от техникотехнологических и геологических условий.

Графики (рис. 2.30, б) дают значения Моп для инструментов с различными размерами торцов на всем интервале углов встречи, а также зависимость критического угла встречи укр от различных факторов. Основные из них, как уже отмечалось, связаны со свойствами горной породы, что и определяет формирование асимметричных форм поля механических напряжений и деформаций в анизотропной породе. В то же время графики также отчетливо отражают связь размеров и площади торца инструментов, осевого усилия с величиной Моп.

Для сравнительной оценки торцов коронок с наружной и внутренней ступенчатостью, с точки зрения их влияния на искривление скважин, буримых в анизотропных породах, рассмотрим конфигурацию полей деформаций под коронкой с наружной (рис. 2.31, а) и внутренней (рис. 2.31, б) ступенчатостью.

Анализ показывает, что при наружной ступенчатости асимметрия поля деформаций выходит за пределы ствола, что указывает на преимущественное разрушение породы стенки ствола и отклонение скважины от заданного направления. При внутренней ступенчатости поле деформации смещено в сторону керна, что указывает на вероятностное разрушение керна, но возможно меньшую склонность скважины к искривлению.

Выполненный анализ подтверждает выводы из работы [31], в которой на основании производственных данных показано, что наружная ступенчатость коронок ССК при бурении анизотропных пород приводит к повышению интенсивности искривления скважин. Поэтому для бурения рекомендуются коронки с двойным конусом матрицы, плоским или закругленным торцами.

Для оценки влияния динамической составляющей резания - скалывания породы на искривление скважины рассмотрим процесс взаимодействия с анизотропной породой двух резцов алмазной коронки расположенных на ее торце диаметрально при угле встречи 90 > у > укр.

Схемы для анализа влияния профиля торца коронки на конфигурацию контура поля деформаций в анизотропной горной породе

Рис. 2.31. Схемы для анализа влияния профиля торца коронки на конфигурацию контура поля деформаций в анизотропной горной породе: а - профиль с наружной ступенчатостью; б - профиль с внутренней ступенчатостью; ои, оа - контуры полей деформаций в изотропной и анизотропной породах соответственно

В этом случае первый резец работает на забое навстречу восстания слоев породы (рис. 2.32, а), а второй, одновременно с первым, - в направлении восстания слоев породы (рис. 2.32, б). Условия работы групп резцов коронки при бурении анизотропной породы резко отличаются. В данном случае можно говорить о ситуации, при которой каждый из резцов бурового инструмента разрушает различные по своим механическим свойствам горные породы.

При этом различие в свойствах породы в разных частях забоя будет минимальным при углах встречи у инструмента со слоистостью или сланцеватостью, близких к 0 и 90 , а максимально при углах встречи 40-60 .

При объемном разрушении на передней грани резца формируется ядро сжатия-смятия породы. Из точки максимального касательного напряжения, которая располагается на вершине ядра сжатия-смятия породы, в направлении поверхности забоя «прорастает» трещина отрыва породы, и таким образом формируется борозда разрушения породы глубиной h в первом случае и h2 во втором (рис.2.32, а, б).

Форма и размеры ядра сжатия-смятия задаются упругими

характеристиками породы в направлении действия результирующего усилия R, углом встречи у и величиной усилия на резец.

Поскольку порода в направлении слоистости или сланцеватости более упруга , чем в направлении перпендикулярно слойкам породы, то и размер ядра сжатия-смятия в первом случае будет меньше, чем во втором. Соотношение размеров ядер сжатия породы будет близко к соотношению модулей упругости,

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

Рис. 2.32. Схема для анализа процесса резания-скалывания-раздавливания анизотропной горной породы алмазными резцами при перемещении их по забою навстречу восстания слоистости или сланцеватости (а, в) и в направлении слоистости или сланцеватости породы (б, г) при угле встречи у > Укр (я, б) и угле встречи у < укр (в, г)

характеризующих анизотропную породу в двух взаимно перпендикулярных направлениях, - вдоль и перпендикулярно слоистости или сланцеватости.

Размеры ядра сжатия породы определяют глубину формирования борозды разрушения. Во втором случае (h2) 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 (см. рис. 2.32, б).

Результирующее усилие R при перемещении резца навстречу восстания слоев, как следует из схемы (рис. 2.32, а), ориентировано в направлении слоистости или сланцеватости. Во втором случае (рис.2.32, 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 у = arctg Р0(/ Fp будет составлять 45 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 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. 2.32) равен 60-70 [10]. Поэтому верхний предел интенсивности искривления для таких инструментов может наблюдаться при углах встречи 50-60°.

При угле встречи 0 < у < у кр (рис. 2.32, 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 < у,ф, a AF может поменять направление действия). При этом формируемые борозды разрушения /?3 и /г4 примерно одинаковы по глубине (рис. 2.32, 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; v^/v^ - соотношение скоростей фрезерования стенки скважины и углубки забоя; т- число резцов инструмента взаимодействующих с забоем; сг1^ а ск - предел прочности породы на скалывание перпендикулярно и вдоль слоистости или сланцеватости, Па; ц1, ц7 - коэффициенты трения резцов о породу в направлении перпендикулярно и вдоль слоистости или сланцеватости.

На рис. 2.33, а представлены графики зависимости глубин борозд разрушения породы на забое от угла встречи у, рассчитанные по аналитическим зависимостям из работы [19]. Графики отражают возможные предельные значения соотношения скоростей фрезерования и бурения уф6, определяющие формирование ствола скважины в анизотропных породах. Из полученных графиков следует, что глубина борозд разрушения на забое различна при любых

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

Рис. 2. 33. Зависимости глубин борозд разрушения анизотропной породы (а) и дестабилизирующего усилия AF (б) от угла встречи: 1,2- глубина борозд при Уф/гб = 0,0001 при перемещении резца в направлении и навстречу слоистости соответственно; 3,4 - тоже при = 1; 5 - ДF при Уф/Уб = 0,0005; 6 - A.F при

Уф/Уб = 0,005; 7 - AF при Уф/Уб = 0,05; 8 - AF при Уф/Уб = 0,1

о о

углах встречи кроме 0 и 90 , 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 (рис. 2.33, 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 Уф/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.

На рис. 2.34 приведены результаты исследований специалистов ВИТР [11] которые экспериментально исследовали работу алмазных резцов различной формы и установили зависимости величины силы резания- скалывания породы от параметров режима бурения.

Данные зависимости показывают линейный рост усилия резания- скалывания породы по мере роста осевого усилия на алмаз и его снижение при повышении скорости перемещения резца при разрушении породы.

Из приведенных (рис. 2.34) графиков следует, что ожидаемые значения максимальной интенсивности искривления скважин, буримых алмазным

Экспериментальные зависимости (данные ВИТР) усилия резания единичным алмазным резцом от соевого усилия на резец (а) и частоты вращения (б)

Рис. 2.34. Экспериментальные зависимости (данные ВИТР) усилия резания единичным алмазным резцом от соевого усилия на резец (а) и частоты вращения (б): 1 - частота вращения со = 120 мин’1; 2 - 375;

3-500; 4 - 700 мин’1

О

инструментом, будут возможны при углах встречи более 45-50 и по мере роста частоты вращения инструмента угол встречи у, соответствующий максимуму кривизны, также возрастет. Кроме того, очевидно, что при повышении осевого усилия будет отмечен рост дестабилизирующего усилия AF и, как следствие, рост интенсивности искривления. При повышении частоты вращения может происходить снижение усилия AFh интенсивности искривления скважин.

Экспериментальными исследованиями, выполненными в ТПУ В. В. Кривошеевым [13], показана зависимость дестабилизирующего усилия от осевой нагрузки при различных значениях частоты вращения бурового

Экспериментальные зависимости дестабилизирующего усилия ДF

Рис. 2.35. Экспериментальные зависимости дестабилизирующего усилия ДF (а) и углубления за оборот коронки на забое h (б) от осевого усилия при различных значениях частоты вращения инструмента инструмента (рис. 2.35, а). Согласно этим данным усилие AF увеличивается по мере повышения осевой нагрузки. При этом наибольшие значения дестабилизирующей силы получены при наименьшей частоте вращения буровой коронки. В то же время до определенной величины осевого усилия Р (рис. 2.35, а) ситуация с влиянием частоты вращения на величину AF была обратной - большие значения дестабилизирующего усилия получены при большей частоте вращения.

Причины подобной метаморфозы становятся понятны при анализе экспериментально полученных в других условиях (бурение долерита) зависимостей углубления за оборот буровой коронки на забое от осевой нагрузки при различных значениях частоты вращения инструмента (рис. 2.35, б). Из полученных графиков следует, что при малых значениях осевой нагрузки (до усилия Р) максимальная углубление за оборот достигнута при наибольшей частоте вращения, что вероятнее всего соответствует условиям усталостно-поверхностного разрушения породы. Это утверждение основано на том, что усталостно-поверхностное разрушение породы реализуется не за счет активного внедрения резца, а вследствие циклически повторяющихся нагружений, деформаций и ослаблений породы и образования микротрещин на забое, углубление за оборот реализуется не за один, а за несколько проходов резца по породе. Поэтому величина углубления за оборот будет пропорциональна частоте вращения инструмента (частоте прохода резцов в единицу времени).

При осевом усилии более Р наступает режим объемного разрушения породы, при котором резец преодолевает сопротивление породы, внедряется в неё и производит разрушение резанием-скалыванием. При этом активно работает ядро сжатия породы на передней грани резца, происходит скалывание породы перед резцом и с его боков, и формируется борозда разрушения (рис. 2.32) определенной глубины. В таких условиях глубина внедрения резца определяется величиной лобового сопротивления породы, которое возрастает по мере роста частоты вращения. Поэтому по мере роста частоты вращения возможно снижение углубления за оборот, что особенно вероятно при неизменном или недостаточном, по мере роста частоты вращения, повышении осевого усилия.

Таким образом, становится понятна связь величины дестабилизирующего усилия, воздействующего на инструмент при бурении анизотропных пород, с режимом разрушения породы и его параметрами:

  • - при усталостно-поверхностном режиме разрушения, когда осевая нагрузка недостаточна для эффективного разрушения породы (возможен случай, при котором под торцом коронки скапливается шлам при неудовлетворительной очистке забоя), рост частоты вращения способен приводить к повышению AF и искривлению скважин (при этом, что немаловажно, порода на забое максимально упруга, а реакции забоя, формирующие дестабилизирующие силы, максимально активны);
  • - при объемном разрушении породы рост частоты вращения инструмента способен приводить к снижению дестабилизирующего усилия и искривления скважин;

повышение осевого усилия неизменно приводит к росту дестабилизирующего усилия и интенсивности искривления скважин, так как при этом повышается величина заглубления резцов в породу, возрастают упругие реакции сопротивления породы, что и является причиной роста усилия A F.

Представленные выводы о влиянии параметров режима бурения на искривление скважин в анизотропных породах получают подтверждение при исследованиях буримости полосчатого гранодиорита (рис.2.36).

о

Твердость породы при внедрении индентора под углом 80-90 к полосчатости составила 3250 МПа, под углом 30 - 3500 МПа, 0-5 - 4250 МПа. В результате показатель анизотропии по твердости составил значение 1,3, а по модулю упругости - 1,65. Коэффициент пластичности гранодиорита оказался близок к 1 независимо от направления деформирования породы.

Полосчатый гранодиорит разбурен алмазной коронкой типа 01А4-59 (зернистость алмазов 30^40 шт/карат) под углами 5 и 80 относительно полосчатости - слойков различных минералов при изменении осевой нагрузки в пределах 240-700 даН и частоты вращения в диапазоне 280-710 мин'1.

Обработка полученных данных позволила получить модели влияния факторов на механическую скорость бурения:

углубление за оборот:

и показатель анизотропии по буримости:

где Р и со - значения осевой нагрузки и частоты вращения в закодированном выражении от +1 до -1 в пределах соотношения с натуральными значениями.

Интерпретация уравнений механической скорости (2.41) показана на рис. 2.36, а, б. Графики зависимостей углубления за оборот от параметров режима бурения даны на рис. 2.36, в-е.

Из представленного материала следует, что различная буримость гранодиорита при углах встречи с полосчатостью 5 и 80 определяется различной твердостью породы в указанных направлениях и, как следствие , с различными режимами разрушения породы алмазными резцами. Так, графики на рис. 2.36, д, е показывают, что при у = 5 и Рос 240-557 даН процесс разрушения породы соответствовал усталостно-поверхностному и только при

Результаты бурения полосчатого гранодиорига алмазной коронкой 01А4-59

Рис. 2.36. Результаты бурения полосчатого гранодиорига алмазной коронкой 01А4-59: а, б - графики механической скорости бурения

о

при углах встречи у = 5 и 80 соответственно; в, г, д, е - графики углубки за оборот при углах

о

встречи у = 5 и 80 соответственно; ж - графики показателя анизотропии по буримости Kv (соотношение скоростей бурения

о

при углах встречи у = 5 и 80 соответственно); более темным показана область усталостно- поверхностного, менее темным - объемного разрушения породы более высоких значениях осевого усилия стал возможен режим объемного разрушения.

При угле встречи 80 с полосчатостью из-за снижения твердости породы режим объемного разрушения стал возможен при значительно меньшей осевой нагрузке - примерно 250 даН (рис. 2.36, е). Очевидно, в данном случае, сказалась не только разница в твердости, но и текстура породы, а именно, ориентировка минеральных зерен, что определило более эффективное скалывание породы в направлении полосчатости.

Как следует из анализа полученных данных, показатель анизотропии для упруго-хрупкого гранодиорита минимален при наибольших значениях механической скорости бурения, которые получены при максимальной, по условиям эксперимента, частоте вращения инструмента. Учитывая, что рост частоты вращения при объемном разрушении породы связан с уменьшением углубление за оборот (рис. 2.36, е), можно сделать вывод о снижении показателя анизотропии по буримости по мере уменьшения глубины проникновения алмазных резцов в породу. Анализ графиков д, е, ж на рис. 2.36 показывает также, что максимальные значения показателя Kv связаны с усталостно-поверхностным режимом разрушения (зона поля эксперимента на графике рис. 2.36, ж помечена более темным фоном), а минимальные значения Kv- с реализацией объемного разрушения (зона на рис.2.36, ж отмечена менее темным фоном).

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), использование при бурении алмазным и шарошечным инструментом гидроударников, применение инструментов, обеспечивающих гидродинамическую интенсификацию процесса удаления продуктов

Схема формирования зоны предразрушения в анизотропной породе

Рис. 2.37. Схема формирования зоны предразрушения в анизотропной породе: 1 - границы ядра сжатия в породе; 2 - зона предразрушения

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. 2.37), 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 AF.

Экспериментальные работы подтверждают сделанные выводы.

Например, в ТПУ на специальном стенде определены зенитная Ре 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) [13].

В ИрГТУ был проведен эксперимент по разбуриванию анизотропного туфо-дацита коронкой 36 мм при промывке 0,3 %-ый сульфонолом и технической водой при различных параметрах режима бурения и под разными углами к плоскостям флюидальности породы. Некоторые результаты представлены на графиках рис. 2.38.

Анализ полученных данных позволил отметить рост механической скорости бурения по мере повышения осевого усилия до определенного предела (интервал Рп на рис. 2.38), 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

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

Рис. 2.38. Экспериментальные зависимости прироста механической скорости бурения от осевого усилия и угла встречи у с плоскостями флюидальности туфо-дацита: при частоте вращения 560 мин'1 (сплошные линии);

355 мин'1 (пунктирные линии)

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 флюидальности (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 A F согласуется с экспериментальными данными и силовой теорией искривления, изложенной в работе [13].

На рис. 2.39 приведена экспериментально полученная на специальном стенде в ТПУ зависимость дестабилизирующего усилия от осевой нагрузки.

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

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

Рис. 2.39. 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 ДF

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 AF 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 AF. 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.

 
Посмотреть оригинал
< Пред   СОДЕРЖАНИЕ   ОРИГИНАЛ     След >