книги из ГПНТБ / Повышение эффективности термического и механического бурения

Максимальный удельный тепловой поток наблюдается при ко­ эффициенте избытка окислителя, близком к единице. Значения теп­ лового потока меньше максимального можно получить в резуль­ тате обеднения или обогащения топливной смеси. Например, при необходимости уменьшить тепловой поток на 25% надо установить режим работы горелки при ат= 0,6 или ат = 1,3. В первом случае расход горючего возрастает на 40% при уменьшении расхода окис­ лителя на 16%- Однако в этом случае в продуктах сгорания зна­ чительно увеличивается количество токсичных и взрывоопасных газов. Во втором случае расход горючего уменьшается на 15%, а кислорода увеличивается на 8% без увеличения в продуктах сго­ рания токсичных и взрывоопасных газов.

Рис. 20. Изменение удельного теплового потока qo и коэффициента тепло­ отдачи а в зависимости от расстояния между горелкоіі и забоем:

1 и 2 — объем камеры сгорания соответственно 345- 10-6 и 215ІСИ м3

Максимальное значение коэффициента теплоотдачи имеет ме­ сто при ат = 0,65 — 0,8, причем значение ат для горелки с рекомен­ дуемой камерой сгорания примерно на 25% выше, чем для горелки

и с точки зрения простоты аппаратуры питания горелки топлив­ ными компонентами.

Существенным также является вопрос изменения удельного теп­ лового потока и коэффициента теплоотдачи по длине газовой струи при Рк= const и ат= const. Увеличение расстояния от среза сопла до нагреваемой поверхности приводит к резкому снижению вели­ чины удельного теплового потока и коэффициента теплоотдачи (рис. 20). Очевидно, что бурение при расстоянии от среза сопла до забоя скважины более 0,2 м будет уже не эффективным, так

как удельный тепловой поток и коэффициент теплоотдачи в этом случае снижаются в 2—3 раза.

Потери тепла на охлаждение горелки определяют следующим образом. Замеряют весовым методом расход воды через горелки и ее температуру на входе и выходе. Для определения температуры исходящей из горелки воды используют хромелькопелевую термо­ пару, установленную в выходном коллекторе горелки и тарирован­ ную с потенциометром. Температуру входящей воды замеряют с помощью ртутного термометра с ценой деления 0,5° С. Потери тепла в охлаждающую среду подсчитывают по формуле (21); они составляют в среднем 9,5% и практически не зависят от давления в камере сгорания и коэффициента избытка окислителя. Конструк­ тивные отличия горелки существенно не влияют на величину по­ терь. Это свидетельствует о том, что основной теплоотвод проис­ ходит через сопловую головку, а не через стенки камеры сгорания.

н о с т и о р г а н и з а ц и и д о с т а т о ч н о н а д е ж н о г о о х л а ж ­ ден и я при р а с х о д е воды 5—6 Н/с.

П Р О М Ы Ш Л Е Н Н Ы Е И С С Л Е Д О В А Н И Я И У С Т А Н О В Л Е Н И Е Р А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Х Р Е Ж И М О В Р А Б О Т Ы О Г Н Е С Т Р У Й Н Ы Х Г О Р Е Л О К Д Л Я Б У Р Е Н И Я С К В А Ж И Н

6. ПРОМЫШЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГОРЕЛОК

Основные задачи промышленных исследований следующие.

1.Сравнительная оценка бурения взрывных скважин огнеструй­ ными горелками с различными схемами смесеобразования и объ­ емами камер сгорания.

2.Отработка режимов работы горелки для бурения различных горных пород, при которых обеспечивается максимальная произ­ водительность бурения при минимальных расходах топливных ком­ понентов и охлаждающей воды и при которых в отработанных га­ зах содержится минимальное количество токсичных и взрывоопас­ ных компонентов.

3.Разработка карты режимов работы огнеструйных горелок для бурения и расширения взрывных скважин.

Породный массив характеризуется инвариантностью таких фи­ зических свойств, как пористость, трещиноватость, обводненность,

характер напластования, степень выветрелости, в значительной степени влияющих на эффективность процесса огневого бурения. Существует метод исследования режимных и технологических па­ раметров с помощью бурения сопоставительных скважин на рас­ стоянии 1,5—12 м. Однако и здесь могут быть значительные по­ грешности, так как даже на таком расстоянии перечисленные выше свойства горных пород могут меняться. К тому же этот метод от­ личается дороговизной, потому что приходится бурить непромыш­ ленные скважины.

Основным фактором, определяющим влияние физико-механиче­ ских свойств горных пород или режима работы горелки при огне­ вом бурении, является линейная скорость бурения. Поэтому в ка­ честве критерия принята максимально возможная линейная ско­ рость бурения по глубине скважины при постоянном ее диаметре. Это осуществлялось с помощью механизма автоматического регу­ лирования расстояния между горелкой и забоем скважины, уста­ новленного на станке СБО—160/20.

За весь период исследований было пробурено около 8000 м скважин, что позволило при обработке результатов получить дан­ ные с показателем точности, равным 5—15%• Опытное бурение про­ водилось с помощью станка СБО— 160/20 на полную проектную глубину 17,5—18,5 м по сетке, принятой на карьерах с измене-

нием режимных параметров работы горелки по глубине скважин. Чтобы исключить влияние трещиноватости, время бурения первых 4 м скважины и первого ряда скважин не учитывалось. Промыш­ ленное бурение проводилось с учетом рекомендаций по выбору ре­ жимов бурения и конструктивных элементов горелки, полученных в результате стендовых экспериментов.

Для выполнения заданного объема исследований, промышлен­

икоэффициент окислите­

и расход охлаждающей во­ ды. Опытно-промышленное бурение по этим сериям производилось

для пяти типов горных пород, указанных ниже.

В процессе опытно-промышленного бурения определяли сред­ нюю скорость бурения по глубине скважины через 1 м. Глубина бурения фиксировалась глубиномером, установленным на станке, время бурения — секундомером, диаметр котлового расширения — прибором ИДС-2. Экспериментальные данные обрабатывали с по­ мощью методов математической статистики.

В процессе проведения промышленных экспериментов необхо­ димо было строго задавать режим работы горелки, т. е. устанавли­ вать внутрикамерное давление и коэффициент избытка окислителя, как определяющие расходные параметры топливных компонентов.

Режим работы горелки непосредственно на огневых станках устанавливали по следующей методике, разработанной авторами.

1.Перед установкой в горелку определяли весовым методом на стенде расходную характеристику форсунки Gr= f ( P ф) для горючего (рис. 21).

2.Определяли гидравлическое сопротивление магистрали го­ рючего в станке АР между манометром и форсункой также

весовым методом. Для этого сравнивали расходные характеристики форсунки, полученные по данным проливки на стенде Gr= f(P,j,), где Рф — давление подачи горючего в форсунку, Н/м2 и на станке Gr= f(P'r)> где Р'г— показание манометра в магистрали горючего

огневого станка. Разность Р' — Рф для одного и того же расхода

горючего и соответствовала гидравлическому сопротивлению ма­ гистрали станка АР.

3.Тарировали манометры топливных магистралей огневого

станка. Для этого задавали ряд режимов работы горелки 1, 2, 3,

5 (Р0/з,гі)ю"'н/мг

п

20

18

16

Рис. 22. Тарировочныіі график манометра:

Gr,, GT%. По расходным характеристикам (см. рис. 21) находили перепад давления на форсунке Рф,, Рф,, Рфа для обеспечения нуж­

ного расхода горючего. Тогда показания манометра в магистрали горючего на станке для заданных режимов работы будут соответ­ ствовать:

Зависимость Pr= f(Gr), изображенная на рис. 22, а, и будет тарировочным графиком по расходу для манометра, установлен­ ного в магистрали горючего.

4. Запускали горелку и с помощью съемного соплового аппа­ рата с подсоединенным к нему образцовым манометром для за­ мера внутрикамерного давления, предварительно задавая расход горючего Gr,, Gr,, Gr3 и меняя расход окислителя, получали дав-

лешіе в камере сгорания соответственно РК|, Рк, , РКз. При этом

фиксировали соответствующие показания манометра в магистрали для кислорода Р0, , Р0, и Р0з. Затем по графику (см. рис. 13, а

лі б) определяли расходы окислителя G0,, G0, и С0з, соответст­ вующие режимам работы горелки Рк, > “т, ; РК:, ат, ; РКз, аТз.г

Зависимость P0 = f(G0) (рис. 22, б) и будет тарировочным графи­ ком по расходу кислорода для манометра, установленного в ма­ гистрали.

Имея тарировочные графики топливных манометров, можно за­ дать режим работы горелки непосредственно на станке. Задавшись внутрнкамерным давлением Рк и коэффицентом избытка окисли­ теля ат, определяют потребный расход горючего Gr и окислителя Gо. Затем по тарировочным графикам топливных манометров (см. рис. 22, а и б) находят их показания для обеспечения заданного режима работы горелки.

Взрывные скважины бурили на карьерах ЮГОК и НКГОК с учетом рекомендаций по выбору режимов бурения и конструкции элементов горелки, полученных на основании результатов стендо­ вых испытаний.

Опытно-промышленное бурение проводилось по породам пяти наиболее представительных категорий.

I — неокисленные магнетитовые роговики тонко- и неяснопо­ лосчатые, плотные, слаботрещиноватые с коэффициентом крепости 18—20;

II— неокисленные, плотные, среднетрещиноватые магнетитов

игематнто-магнетитовые роговики среднеполосчатой текстуры

скоэффициентом крепости 18—20;

III — магнетитовые окварцованные и гематнто-магнетитовые ро­ говики микрополосчатые, трещиноватые и весьма трещиноватые,

неокисленные с коэффициентом крепости 16—18;

IV — карбонатно-магнетитовые роговики, весьма трещиноватые, карбонатно-снликатно-магнетитовые роговики, трещиноватые и ге- матито-магнетитовые роговики, частично окисленные, плотные, сла­ ботрещиноватые с коэффициентом крепости 14—18;

V — магнетито-карбонато-силикатные роговики, грубополосч тые, трещиноватые, гематнто-магнетитовые роговики, полуокислен­ ные, трещиноватые и весьма трещиноватые роговики, окисленные, плотные, слаботрещиноватые и плотные, слаботрещиноватые квар­ цево-хлоритовые сланцы с коэффициентом крепости 10—14.

П о к а з а т е л и б у р е н и я в з а в и с и м о с т и от в и д а с м е с е о б р а з о в а н и я

и о б ъ е м а к а м ер ы с г о р а н и я . В процессе опытно-промышленного бу­ рения были исследованы огнеструйные горелки для определения их производительности при применении струйного и центробежного распыливания горючего и различных объемов камеры сгорания. Эксперименты проводились в сравнительно одинаковых горно-гео­ логических условиях по породам второй категории. Было

(рис. 23). Увеличение внутрнкамерного давления от (5,39-f-5,88) X Х105 до 7,94-ІО5 И/м2 при бурении пород I и II категорий приво­ дит к увеличению скорости бурения на 10—15%, а пород III кате­ гории на 5—7%. Отсюда следует, что при бурении пород III катего­ рии увеличивается расход топливных компонентов на 1 м скважины

Х105 Н/м2 (см. рис. 10) суммарный расход топливных компонентов для различных горючих и разных объемов камер сгорания увели­ чивается на 10—,15%, т. е. в тех же пределах, что и увеличение скорости бурения для пород I и II категорий.

а ХГ-д,6Ю3м/ с

5 и-З'6-103м/с

Рис. 23. Зависимость скорости бурения:

а — от внутрнкамерного давления; б — от коэффициента избытка окислителя; I, II, III, IV — категории пород

Влияние коэффициента избытка окислителя на скорость буре­ ния для различных горных пород также неодинаково. Некоторые результаты исследований зависимости скорости бурения от коэффи­ циента избытка окислителя при Рк= const для промышленной ка­ меры сгорания приведены в табл. 8.

Для пород I и II категорий оптимальный режим бурения по коэффициенту избытка окислителя находится в пределах 0,7— 0,75, причем при уменьшении сст от 1,0 до 0,7 скорость бурения по­ вышается на 10—12%. Для пород III категории изменение ат прак­ тически не дает изменения скорости бурения; для пород IV и V категорий имеет место некоторое повышение скорости при увели­ чении ат от 0,7 до 1,0.

Таким образом, при бурении пород I и II категории огнеструй­ ными горелками с объемом камеры сгорания 345- ІО-6 м3 на ра­ циональных режимах по сравнению с промышленной камерой имеет место увеличение скорости бурения до 25% (табл. 9).

Показатели бурения в зависимости от расхода охлаждающей воды. Лабораторными исследованиями установлено, что с точки зрения надежного охлаждения горелка может работать и при рас­ ходе охлаждающей воды до 420 • 10_6 м3/с. Поэтому в процессе

опытно-промышленного бурения выявлялось влияние расхода охлаждающей воды на стойкость элементов горелки и на скорость бурения. Расход воды изменялся от 420- ІО-6 до 83510~6 м3/с.

При бурении пород I, II и III категорий было установлено уве­ личение скорости бурения при уменьшении расхода охлаждающей воды на 5—7%, при этом стойкость элементов горелки не уменьша­ лась. Так, при большом расходе воды в скважину образовавшиеся в первый момент насыщенные водяные пары смешиваются с охлаж­ дающей водой, поступающей на горелку, увлажняются и, проходя по кольцевому зазору между штангой и стенкой скважины, в зна­ чительной степени конденсируются. Расход тепла на превращение такого количества воды в пар составляет около 40—50% энергии, выделившейся из камеры сгорания.

При бурении относительно монолитного массива горелка рабо­ тает в скважине, заполненной водой. При этом в зоне забоя сква­ жины повышается давление, вследствие чего уменьшаются газо­ динамические параметры газовой струи и процесс бурения стано­ вится менее эффективным.

При малом расходе охлаждающей воды (4 2 -ІО-5 — 47Х ХІ0~5 м3/с) последняя превращается в скважине в перегретый пар, который не успевает конденсироваться. В этом случае в скважине или полностью отсутствует столб воды, или высота его незначи­ тельна, понижается давление в призабойной зоне и, как следствие, увеличивается скорость бурения.

В табл. 10 приведены показатели бурения взрывных скважин на горизонте— 15 м карьера ЮГОК по породам II категории при различном расходе охлаждающей воды.