ФГБОУ ВПО «Кубанский государственный технологический Мищенко Сергей Владимирович университет»

ФГБОУ ВПО «Кубанский государственный технологический
университет»
На правах рукописи
Мищенко Сергей Владимирович
МОДЕРНИЗАЦИЯ ОБОРУДОВАНИЯ И
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРИГОТОВЛЕНИЯ
ТАМПОНАЖНЫХ РАСТВОРОВ
Специальность: 05.02.13 - машины, агрегаты и процессы
(в нефтегазовой отрасли)
Диссертация на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Научный руководитель:
д-р техн. наук, профессор
Ю.М. Проселков
Краснодар – 2014
2
СОДЕРЖАНИЕ
ВВЕДЕНИЕ………………………………………..………………………...
5
ГЛАВА 1 АНАЛИЗ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ И ТЕХНИЧЕСКИХ
ЭЛЕМЕНТОВ ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ПРИГОТОВЛЕНИЯ
ТАМПОНАЖНЫХ РАСТВОРОВ.................................................................
11
1.1 Обзор технической и патентной литературы по процессам
приготовления тампонажных растворов………..........................
11
1.2 Анализ элементов системы приготовления тампонажных
растворов………….........................................................................
21
1.2.1 Бункеры цемента……………….................................................
21
1.2.2 Гидроэжекторные смесители…………………..........................
23
Выводы к главе 1……..........................................................................
25
ГЛАВА 2 АНАЛИЗ РАСХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК БУНКЕРОВ
ЦЕМЕНТА ТРАДИЦИОННЫХ СХЕМ…………………………………...
26
2.1 Скорость свободного истечения цемента ………………………
26
2.2 Расчет наименьшего допустимого диаметра донного
выпускного отверстия бункера цемента………………………...
32
2.3 Анализ влияния угла наклона стенок бункера на процесс
выпуска цемента через донное отверстие……………………….
43
2.4. Истечение в шнековый питатель………………….....................
46
2.5 Истечение в транспортный канал под действием вакуума….…
55
Выводы к главе 2…………………………………………………......
61
ГЛАВА 3 РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ НОВЫХ СИСТЕМ
РАЗГРУЗКИ БУНКЕРОВ ЦЕМЕНТА ……........................………….......
63
3.1 Система выгрузки цемента через верх бункера
по вертикальному трубопроводу …….………………................
63
3.2 Система выгрузки цемента из бункера с помощью
шнека-рыхлителя …….…………………………………………..
73
3
Выводы к главе 3……………............................................................
80
ГЛАВА 4 АНАЛИЗ РАСХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
ГИДРОЭЖЕКТОРНЫХ СМЕСИТЕЛЕЙ И РАЗРАБОТКА НОВЫХ
КОНСТРУКЦИЙ……………………………………………………………
81
4. 1 Устройство и основные требования к конструкции
гидроэжекторного смесителя…………………………………...
81
4.2 Экспериментальные исследования гидроэжекторных
смесителей и обоснование путей повышения
коэффициента эжекции…………………………………………..
89
4.3 Уравнение характеристики гидроэжекторного смесителя…….
95
4.4 Разработка и испытания гидроэжекторных смесителей с
диспергированной струей………………………………………... 113
4.4.1 Испытания гидроэжекторного смесителя с многоствольным
соплом…………………………………………………………….. 113
4.4.2 Разработка и испытания гидроэжекторного смесителя с
кольцевым соплом………………………………………………. 119
Выводы к главе 4……………………………………………………..
127
ГЛАВА 5 РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ И
ФОРМУЛИРОВКА
ОСНОВНЫХ
ПОЛОЖЕНИЙ
РЕГЛАМЕНТА
ПРИГОТОВЛЕНИЯ ТАМПОНАЖНЫХ РАСТВОРОВ НА
МОДЕРНИЗИРОВАННОМ ОБОРУДОВАНИИ………………………… 128
5.1 Состав модернизированной технологической схемы с
подачей цемента шнеком-рыхлителем…………………………. 128
5.2 Расчет элементов технологической схемы с подачей цемента
шнеком-рыхлителем……...……………………………………… 131
5.3 Состав модернизированной технологической схемы
приготовления тампонажных растворов с выгрузкой
цемента через верх бункера……………......................................
5.4 Расчет параметров модернизированной технологической
132
4
схемы приготовления тампонажных растворов с выгрузкой
цемента через верх бункера…….......………………………….. 135
5.5 Требования к регламенту процесса приготовления
тампонажного раствора при цементировочных работах в
скважинах………………………………………………………... 136
5.5.1 Требования к регламенту процесса при подаче цемента
шнеком……………………………………………………..... 136
5.5.2 Требования к регламенту процесса при выгрузке
цемента
через верх бункера………………………. 137
5.6 Использование результатов работы……........………………...... 138
Выводы к главе 5…………………….……………………….............
139
ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ…………….………………………….....
140
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ…………………………….…......……………... 143
ПРИЛОЖЕНИЕ А …………………………………........………………..... 152
ПРИЛОЖЕНИЕ Б ………………………………….............…………….....
156
ПРИЛОЖЕНИЕ В ………………………………….............……………....
169
ПРИЛОЖЕНИЕ Г ………………………………….............……………....
171
ПРИЛОЖЕНИЕ Д …………………………………............……….............
174
ПРИЛОЖЕНИЕ Е ………………………………….............……………....
178
5
ВВЕДЕНИЕ
Актуальность проблемы Важнейшим этапом строительства нефтяных и
газовых скважин является цементирование обсадных колонн, хвостовиков, установка цементных мостов. Для реализации процесса цементирования необходимо иметь высококачественные тампонажные растворы с необходимыми параметрами. Основу тампонажного раствора составляет раствор цемента в воде
или водном
растворе химреагентов (так называемая жидкость затворения).
Технические средства приготовления цементного раствора должны обеспечить
требуемую производительность по готовому раствору, его плотность и максимальную однородность смеси. Среди этих технических средств наиболее важны
устройства для дозированной подачи цемента и его качественного смешения с
жидкостью затворения.
В настоящее время приготовление больших объемов тампонажного раствора на буровых производится с помощью цементно-смесительных машин,
оснащенных подвесным гидросмесителем, цементировочного агрегата, промежуточного бачка, второго цементировочного агрегата для откачки смеси в осреднительную емкость с последующей откачкой этим же или третьим цементировочным агрегатом на станцию контроля цементирования и на цементировочную головку на устье скважины. Недостатком этой системы являются
большие колебания плотности раствора после гидросмесителя, связанные с нестабильностью истечения цемента из бункеров и некачественным смешением.
Для выравнивания и доводки свойств смеси вынуждены применять осреднительные емкости. Многоступенчатость операции увеличивает количество применяемой техники. При этом для установки цементных мостов, цементирования хвостовиков, при изоляционных работах требуется приготовление небольших порций тампонажного раствора (как правило 1-5 м³). Использование описанного выше оборудования зачастую невозможно из-за малого объема рас-
6
твора. В итоге раствор готовится с использованием неприспособленных технических средств с применением ручного труда. Требуемого качества цементного
раствора достичь проблематично. Специальная техника для этого отсутствует.
Отсутствуют надежные гидроэжекторные смесители. Основным недостатком
имеющихся является забиваемость канала цемента в результате брызгообразования в приемной камере. Производительность процесса ограничена и слабоуправляема из-за нестабильности истечения цемента из бункеров.
Исследованием оборудования и процессов приготовления тампонажных
растворов и связанных с ними явлений занимались многие отечественные и зарубежные инженеры и ученые. Среди них А.И.Булатов, Ю.М.Проселков, О.И.
Бездробный, П.П.Макаренко, А.Г.Аветисов, Н.И.Макушев, В.М.Мильштейн,
В.М.Миненков,
А.С.Мамврийский,
С.А.Рябоконь,
Т.Е.Аллен
(T.E.Allen),
П.О.Паджетт (P.O.Padgett). Вышел ряд обобщающих монографий. Однако, в
известных исследованиях недостаточно изучен процесс истечения цемента из
бункеров, мало информации о выборе рациональной конструкции гидроэжекторного смесителя.
Таким образом, исследования и разработки в области совершенствования
оборудования и технологии приготовления тампонажных растворов являются
актуальными.
Цель работы
Модернизация оборудования и совершенствование технологии приготовления тампонажных растворов путем создания устройств, обеспечивающих
стабильную подачу цемента с требуемой производительностью и создания устройств для качественного смешения цемента с жидкостью затворения.
Основные задачи исследования
1. Аналитически и экспериментально исследовать закономерности выпуска цемента из бункеров существующих систем приготовления. Выявить
причины нестабильности истечения цемента и низкой производительности существующих агрегатов.
7
2. Разработать новые более эффективные способы транспортирования
цемента из бункера в зону смешения.
3. Разработать конструкции и провести сравнительное исследование гидроэжекторных смесителей цемента, в том числе с компактной и диспергированной струей.
Научная новизна
1. Впервые предложены соотношения для расчета истечения цемента из
бункера в вакуумированный пневмопровод. Разработана, испытана и защищена
патентом РФ № 2499878 высокопроизводительная система пневмотранспортирования цемента через верх бункера по вертикальному пневмопроводу с гидроэжекторным смесителем в качестве источника вакуума. Выведены расчетные
соотношения для определения параметров новой системы.
2. Установлено, что низкая производительность шнековых питателей цемента традиционных конструкций связана с низкими расходными характеристиками процесса выгрузки цемента из нижнего отверстия бункера в шнек.
Впервые разработана, испытана и защищена патентом РФ №123344 система
подачи цемента на смешение с помощью шнека-рыхлителя, встроенного в боковую стенку бункера, а не в дно. Экспериментально доказано, что предложенная система поддерживает непрерывное рыхление цемента и обрушение сводов. Определены достижимые значения коэффициента заполнения шнека не
менее 0,4.
3. Доказано, что существенное повышение эффективности гидроэжекторных смесителей достигается при значительном снижении числа Вебера рабочей струи аппарата, что обеспечивается за счет создания ее диспергированной
или кольцевой формы. Предложена степенная форма уравнения характеристики
гидроэжекторного смесителя. Экспериментально доказана большая эффективность гидроэжекторных смесителей с диспергированной струей по сравнению с
одноствольным соплом. Найдены практические значения коэффициентов эжек-
8
ции натурных образцов гидроэжекторных смесителей, составляющие величину
порядка 2-2,5.
Теоретическая значимость работы
Получены и проверены на практике новые расчетные соотношения для
определения параметров процессов приготовления тампонажных растворов:
массового расхода цемента в системе транспортирования и характеристики
гидроэжекторного смесителя.
Практическая значимость работы
1. Разработанные автором гидроэжекторные смесители с шестиствольным
и кольцевым соплом и загрузчик цемента с обратным клапаном используются в
составе установок для приготовления разовых порций буровых и тампонажных
растворов.
2. В настоящее время ведется разработка опытного образца новой мобильной установки с подачей цемента на смешение наклонным высокопроизводительным шнековым транспортером с шнеком-рыхлителем.
Методы исследования
При проведении экспериментальных исследований использовались известные методы физических измерений, в том числе гидравлических величин и
расходно-весовых характеристик сыпучих материалов. При теоретических исследованиях использовались методы теоретической механики, гидромеханики,
механики
грунтов
и
сыпучих
тел,
математического
анализа,
теории
вероятностей.
Достоверность полученных результатов
Достоверность обеспечена сравнением теоретических положений и расчетных соотношений с опытными данными как самого автора, так и данными,
опубликованными в печати. Адекватность полученных соотношений проверена
по известным в статистике методикам.
9
Личный вклад автора
Анализ современного уровня развития данного вида техники, проектирование и контроль изготовления экспериментальных установок, личное проведение экспериментов, обработка и анализ результатов измерений, подготовка
публикаций.
Положения, выносимые на защиту
1. Расчет массового расхода цемента на переходе бункер - пневмопровод
и обеспечение высокопроизводительной подачи тампонажных материалов на
смешение вверх через вертикальный трубопровод при использовании гидроэжекторного смесителя в качестве источника вакуума.
2. Аналитическое и экспериментальное обоснование рациональной системы подачи цемента шнеком-рыхлителем и повышения коэффициента заполнения транспортирующего шнека.
3. Доказательство существенного влияния числа Вебера на процесс гидроэжекторного смесителя и на этой основе разработка более эффетивных гидроэжекторных смесителей с диспергированной струей с получением соотношений для расчета фактического значения коэффициента эжекции на натурных
образцах.
Апробация работы
Основные положения работы докладывались и обсуждались на Международной 65-й научной студенческой конференции "Нефть и газ-2011" г.Москва,
апрель 2011 г.; на Международной Х научно-практической конференции
"Ашировские чтения" п.Агой, октябрь 2013 г.
Публикации
По теме диссертации опубликовано 10 печатных работ, в том числе 5 в
журналах, рекомендованных ВАК при Минобрнауки России, и 3 патента РФ.
10
Структура и объем работы
Диссертация состоит из введения, 5 глав, выводов и рекомендаций, списка использованной литературы и приложений. Диссертация изложена на
страницах, включает
46 рисунков и 14 таблиц.
182
11
ГЛАВА 1 АНАЛИЗ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ И ТЕХНИЧЕСКИХ
ЭЛЕМЕНТОВ ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ПРИГОТОВЛЕНИЯ
ТАМПОНАЖНЫХ РАСТВОРОВ
1.1 Обзор технической и патентной литературы по процессам
приготовления тампонажных растворов
В нефтегазопромысловом деле широко используются тампонажные растворы: для цементирования обсадных колонн; для борьбы с поглощениями буровых растворов в процессе бурения скважин; для установки цементных мостов
с целью изоляции пластовых вод и ликвидации межпластовых перетоков; для
установки отклоняющих клиньев при забуривании боковых стволов и т.д. [1, 2,
3, 4, 25, 41, 88]. Основу тампонажного раствора составляет смесь цемента с водой или водным раствором реагентов (так называемая жидкость затворения).
Смешение цемента с жидкостью затворения происходит в поверхностнуой системе приготовления тампонажных растворов, которая представляет собой мобильный комплекс технических средств, размещаемых в непосредственной
близости от скважины на время выполнения тампонажных работ. Смешение
раствора должно производиться с высокой производительностью (до 2 м3/мин
по готовому раствору или до 1,5 т/мин по цементу [1, 25]) и с обеспечением
максимальной однородности смеси.
Исследованием оборудования и процессов приготовления тампонажных
растворов и связанных с ними явлений занимались многие отечественные и зарубежные инженеры и ученые. Среди них А.И.Булатов, Ю.М.Проселков, О.И.
Бездробный, П.П.Макаренко, А.Г.Аветисов, Н.И.Макушев, В.М.Мильштейн,
В.И.Мищенко, В.М.Миненков, Г.В.Беликов, А.С.Мамврийский, С.А.Рябоконь,
Т.Е.Аллен (T.E.Allen), П.О.Паджетт (P.O.Padgett). Вышел ряд обобщающих монографий А.И.Булатова и Ю.М.Проселкова с соавторами, В.М.Мильштейна,
Дж.О.Робертсона (J.O.Robertson) с соавторами [1,3,24,25,88] и других. Сущест-
12
венный вклад в создание современных систем приготовления тампонажных
растворов внесли инженеры и конструкторы ряда производственных и научных
предприятий, в особенности ОАО НПО «Бурение» (ранее ВНИИКРнефть),
СевКавНИПИнефть, ООО «Эскорт» (ранее Новочеркасский механический завод), Костромское ОАО «Строммашина», ОАО «Ижнефтемаш» и др. За рубежом значительных успехов в производстве и поставке на мировой рынок комплексов приготовления тампонажных растворов достигли известные американские корпорации Халлибуртон (Halliburton) и Шлюмберже (Schlumberger).
В 60-90 годы были разработаны основные принципы проектирования
систем приготовления тампонажных растворов, созданы образцы техники, налажено серийное производство различного оборудования. В частности, за рубежом выпускаются комплектные мобильные агрегаты приготовления тампонажных растворов, включающие размещенный на единой платформе насосносмесительный блок и специализированные цементовозы. В России налажен
широкий выпуск цементировочных агрегатов, цементно-смесительных машин,
осреднительных емкостей, вспомогательного оборудования, станций контроля
процесса цементирования. Значительное распространение в последние годы
получили сервисные компании, что позволило за счет сосредоточения на одном
предприятии лучших образцов техники и квалифицированного персонала значительно повысить качество цементирования, снизить остроту такой важной
проблемы, как межколонные перетоки.
Процесс приготовления тампонажного раствора включает следующие
операции: доставка компонентов на место работ и перебункировка сухой смеси,
подготовка жидкости затворения, подача сухой смеси и жидкости затворения
на смешение, смешение сухого и жидкого компонентов, накопление смеси, регулирование ее свойств, гомогенизация смеси, подача готового раствора на
вход плунжерного или поршневого цементировочного насоса для последующей
закачки в скважину [1, 24, 25, 41, 79]. Проведение этих операций требует применения различного технологического оборудования. Так доставка порошкооб-
13
разных материалов, прежде всего цемента, к месту работ и его перебункеровка
производится цементовозами или цементно-смесительными машинами. Жидкость затворения готовится в резервуарах цементировочных агрегатов или в
специальных емкостях, оснащенных мешалками и паровыми регистрами. Подача сухой смеси на затворение осуществляется шнеками цементно-смесительных
машин или пневмотранспортной системой. Нагнетание жидкости затворения в
смесительное устройство выполняется цементировочными насосами или центробежными насосами цементировочных агрегатов (при наличии таких насосов
в составе агрегата). Смешение тампонажного материала и жидкости затворения
осуществляетсяь в эжекторном смесительном устройстве, а накопление и выравнивание свойств смеси – в бачке для цементного раствора и/или в осреднительной емкости. Закачка готового раствора в скважину производится плунжерными или поршневыми насосами цементировочных агрегатов [1, 24].
В России распространена схема приготовления тампонажного раствора,
один из вариантов которой представлен на рисунке 1.1. В соответствии с этой
схемой для приготовления цементного раствора используются три цементировочных агрегата 1, 2, 10, оснащенных цементировочными насосами 6,8,9, цементно-смесительная машина 3, станция контроля процесса цементирования 4,
бачок для цементного раствора 5, гидроэжекторный смеситель 7, осреднительная емкость 11, комплект труб и рукавов для обвязки оборудования и устья
скважины [3, 21, 72; 88].
Цемент предварительно загружается в цементно-смесительную машину
3. Цементировочный агрегат 1 насосом 6 нагнетает воду или жидкость затворения из своих мерных емкостей или из специальных резервуаров на гидроэжекторное смесительное устройство 7, подвешиваемое на выгрузочном конце цементно-смесительной машины 3. Одновременно в эжекторное смесительное
устройство 7 из бункера цементно-смесительной машины 3 встроенными шнеками подается цемент. Водоцементное отношение регулируется изменением
14
1,2,10 - цементировочные агрегаты; 3 – цементно-смесительная машина; 4 – станция контроля процесса цементирования; 5 – бачок цементного раствора («чанок»); 7 – эжекторное смесительное устройство; 6, 8,9 – насосы цементировочных агрегатов; 11- осреднительная емкость
Рисунок 1.1 - Функциональная схема приготовления тампонажного раствора
15
частоты вращения встроенных шнеков цементно-смесительной машины. Готовая смесь жидкости и тампонажного материала самотеком выгружается из
смесительного устройства 7 в бачок цементного раствора 5. Из бачка цементного раствора 5 смесь откачивается насосом 8 в осреднительную емкость, где происходит выравнивание свойств раствора. Готовый раствор из
осреднительной емкости 11 насосом 9 агрегата 10 нагнетается в скважину,
проходя перед этим через станцию контроля процесса цементирования 4.
Станция контроля процесса цементирования 4 предназначается для автоматического измерения и регистрации технологических параметров процесса
цементирования: давления нагнетания, плотности тампонажного раствора,
расхода раствора, объема закачанной в скважину жидкости. Цементировочные агрегаты могут нагнетать в скважину другие технологические жидкости
(буферную жидкость, продавочную жидкость) с использованием собственных мерных емкостей, осреднительной емкости или дополнительных
емкостей.
Если количества цемента, содержащегося в бункере одной цементносмесительной машины, недостаточно, то организовывается непрерывная дозагрузка бункера цементно-смесительной машины [2], или устанавливается
несколько параллельных линий [3, 41]. В последнем случае широко используется самоходный блок манифольда. Он предназначается для сбора тампонажного раствора от нескольких цементировочных агрегатов в два нагнетательных трубопровода, ведущих к устью скважины. Если цементировочный
агрегат оснащен центробежным насосом, то в схеме функциональной схемы
приготовления тампонажного раствора, изображенной на рисунке 1.1, можно
использовать на один агрегат меньше. В этом случае центробежный насос
подает воду или жидкость затворения на смесительное устройство, а цементировочным насосом готовая смесь откачивается из бачка 5 в
реднительную емкость.
ос-
16
Основным недостатком представленной схемы является нестабильность свойств получаемого в бачке 5 тампонажного раствора. Это связано с
низкой точностью дозирования сухой тампонажной смеси и неравномерностью подачи жидкости затворения. Система труднорегулируема, оперативное
управление плотностью раствора затруднено. Осреднительная емкость обычно плохо перемешивает уже затворенный раствор, а средства ввода в осреднительную емкость корректирующих добавок не обеспечивают стабильную
подачу компонентов. Станция контроля цементирования фиксирует свойства
закачиваемого в скважину раствора, когда внести какие-либо изменения уже
невозможно. Кроме того, эжекторные смесительные устройства не обеспечивают получение однородной смеси [2,3,13, 22, 23, 38, 41,42].
Главное достоинство рассматриваемой системы – высокая производительность по цементу. Два горизонтальных шнека большого диаметра (240
мм) способны выдавать до 2,25 т/мин цемента и тем самым обеспечивать любое требуемое водоцементное отношение за один цикл, поскольку подача
жидкости затворения или воды обычно не превышает 1,2 м3/мин.
За рубежом решение проблемы повышения точности регулирования
параметров тампонажного раствора, особенно плотности, было найдено на
пути создания высокоэффективных смесительных устройств, что нашло отражение в технической и патентной литературе [14, 52, 57, 60, 61, 62, 63, 65,
74, 75, 79, 87, 88]. С одной стороны были усовершенствованы эжекторные
смесители, а с другой стороны эжекторные смесители были совмещены с высокоинтенсивными механическими и гидромеханическими смесителями.
Среди систем приготовления тампонажных растворов наибольшую известность в бурении получили установки фирм Халлибуртон и Шлюмберже.
Фирмой Халлибуртон на рынок, в том числе российский, в течение многих
лет поставляется система приготовления цементного раствора на базе рециркуляционного смесителя цемента RCM (Recirculating Cement Mixer) в комплекте с емкостью и механическими мешалками [25, 50, 56, 75, 76, 88].
17
Пневмотранспорт цемента в смеситель RCM производится компрессорами,
входящими в состав цементовозов или стационарных силосов (если последние имеются на скважине).
Что касается подачи цемента на смешение, то применение обычных
строительных цементовозов и силосов для питания рециркуляционного смесителя не практикуется, видимо, из-за неравномерной подачи цемента и
большого расхода транспортирующего воздуха. Специализированные тампонажные цементовозы за рубежом оснащены системой аэрации цемента до состояния псевдоожижения, обеспечивающего течение цемента по трубопроводам подобно жидкости. Часто используется также специальный аппарат,
называемый «surge tank» (дословно: «успокоительная емкость»). Успокоительная емкость – это цилиндро-конический герметичный резервуар объемом
порядка 2 м3, куда из силосов или цементовоза потоком воздуха, создаваемым компрессором цементовоза или силосов, непрерывно задувается цемент.
Внутри этого резервуара имеется пористое днище, через которое под давлением поступает воздух, вызывающий псевдоожижение сыпучего материала.
Кроме этого, воздух, поступающий от цементовоза или силосов вместе с
транспортируемым материалом, создает в резервуаре избыточное давление,
которое выдавливает текучий псевдоожиженный материал в транспортный
трубопровод. В результате сыпучий материал более или менее равномерно и
с относительно низким содержанием воздуха транспортируется в рециркуляционный смеситель. Излишек сжатого воздуха из успокоительной емкости
выводится в атмосферу через специальный клапан и фильтр. Успокоительная
емкость устанавливается либо непосредственно на цементовозе, либо включается в силосный блок хранения тампонажных материалов на буровой [55,
58, 59, 70].
Конструктивно успокоительная емкость, используемая в зарубежном
бурении, близка хорошо известному в строительной индустрии пневматическому камерному насосу [20, 35], называемому в англоязычной пнев-
18
мотранспортной литературе «blow tank» или «blow vessel» [73, 80, 84]. Правда, строительные пневмокамерные насосы работают с очень высокими расходами воздуха, поскольку используются обычно на трубопроводах большой
протяженности. Так пневмокамерный насос ТА-23 при производительности
по цементу 0,5-0,7 т/мин расходует около 16 м3/мин воздуха [35]. Применяемые в зарубежном бурении успокоительные емкости расходуют не более 7-8
м3/мин воздуха при более высокой производительности, хотя и имеют меньшую дальность подачи цемента. Зарубежные специализированные тампонажные цементовозы имеют аналогичные характеристики. Современные системы подачи цемента на смешение, используемые в зарубежном бурении,
могут достигать производительность по цементу до 1,5 т/мин при расходе
воздуха 7-7,7 м3/мин.
Однако и такое, сравнительно небольшое количество воздуха, поступающее в смеситель вместе с цементом, создает серьезные проблемы. Даже в
отечественных системах, не предусматривающих принудительную подачу
воздуха в смеситель, наблюдается сильное вспенивание раствора, так что
часто без пеногасителей работать вообще невозможно [8]. Принудительная
же подача в смеситель воздуха приводит к еще более сильной аэрации раствора и нестабильности плотности. Это главный недостаток рециркуляционной смесительной системы.
Отметим, что специалисты американской нефтяной корпорации
Шлюмберже уже давно подчеркивают: рециркуляционная система не обеспечивает требуемую точность регулирования плотности и по возможности
должна заменяться на систему порционного приготовления цементных растворов (batch mixing of cement slurries) [67,78,81,89]. Отражением этого мнения является патент Шлюмберже на порционную систему приготовления
тампонажного раствора [71]. Согласно этому патенту раствор готовится периодически то в одной, то в другой емкости большого объема (6-8 м3). Каждая емкость оснащена мешалками и рециркуляционными насосами. Приме-
19
нение эжекторного смесителя для предварительного смешения цемента с
жидкостью не обязательно. Впрочем, серийные порционные смесители фирмы Шлюмберже объемом 7,5 м3 (50 баррелей) или 15 м3 (100 баррелей) на
самом деле все же оснащены эжекторами для ввода в раствор добавок.
Аналогичную систему под маркой BMC-100 Batch Mixer Skid поставляет и фирма Халлибуртон. Ряд фирм поставляет установки, в которых совмещены рециркуляционный смеситель и емкости порционного приготовления. Такова, например, система приготовления тампонажных растворов фирмы National Oilwell Varco. Стремление разместить все оборудование на одной раме или одном шасси значительно усложняет конструкцию и снижает
ремонтопригодность системы. Недостаточно высокая производительность по
цементу вынуждает проводить длительную рециркуляцию, приводящую к
износу оборудования.
Отечественными разработчиками были также предложены системы
порционного приготовления тампонажных растворов [19,23, 28,39,40]. Однако при этом оказались не проработанными пути обеспечения равномерной и
высокорасходной подачи цемента на смешение. Так в работе [13] высокая
производительность эжекторного гидросмесителя по цементу за счет вакуумного самовсасывания только констатируется без всяких объяснений. В патенте РФ №2235018 [32] предложено обеспечить подачу цемента из силоса в
смеситель с помощью пневматического струйного насоса. Однако истечение
цемента из силоса обычно неравномерно, а пневмоструйный насос расходует
большое количество воздуха, особенно если цемент хотя бы немного слежался. В патенте РФ № 2184204 [29] предложено использовать для подачи цемента в смеситель
устройство, напоминающее успокоительную емкость.
Однако, решающие вопросы снабжения этой установки сжатым воздухом и
пневмозагрузки успокоительной емкости оставлены без внимания. Патент
Новочеркасского ООО «Эскорт» №2212338 на смесительно-осреднительную
установку предполагает старую схему приготовления раствора в бачке для
20
цементного раствора [30]. В патенте ОАО «Строммашина», посвященного
комплексу цементирования скважин, средства подачи цемента на смешение
вообще не упомянуты [31].
Учитывая крайнюю дороговизну и сложность комплектных установок,
для простых случаев цементирования выпускают наземные эжекторные смесители с воронками, загрузка в которые цемента и подача жидкости затворения решаются в зависимости от обстоятельств. Пример из отечественной буровой практики представлен на рисунке 1.2, где загрузка цемента в импортную гидроворонку производится вручную из силоса, расположенного вблизи
осреднительной емкости.
Рисунок 1.2 - Загрузка цемента в гидроэжекторный смеситель
21
Таким образом, анализ производственного опыта и технической литературы показывает, что не все проблемы приготовления цементных растворов при бурении скважин разрешены. Известные технологические схемы не
обеспечивают высокого качества технологического процесса. Они либо не
дают стабильности свойств получаемых растворов, либо чрезмерно
усложнены.
1.2 Анализ элементов системы приготовления тампонажных
растворов
Представленный обзор процессов и оборудования приготовления тампонажных растворов показывает, что значительное влияние на качество процесса оказывают параметры подачи цемента на смешение в гидроэжекторном
смесителе. Стабильность подачи и величина производительности определяются условиями истечения цемента из бункера и расходной характеристикой
гидроэжекторного смесителя по цементу. Поэтому при совершенствовании
процесса
представляется целесообразным наибольшее внимание уделить
конструкции бункера и гидроэжекторного смесителя.
1.2.1 Бункеры цемента
Стабильность и скорость выпуска цемента из бункера определяется
свойствами цемента как сыпучего тела, диаметром выпускного отверстия и
наклоном стенок нижней части бункера. Вопросам теории и расчета процесса
истечения сыпучего материала из бункеров посвящено большое количество
исследований, обобщенных в монографиях и учебниках [9,10, 11, 37]. Целью
этих исследований является достижение так называемой массовой (сплошной) выгрузки материала из бункера, то есть такой выгрузки, при которой в
бункере не образуются застойные зоны, а выгрузка происходит равномерно и
22
полностью [10, 11, 83]. Достигается такая выгрузка путем соответствующего
подбора для данного сыпучего материала геометрических размеров бункера,
в особенности его нижней части и выпускного отверстия, а также материала
стенок [11, 83]. При этом предполагается, что оптимизированная форма бункера обеспечит и максимальную производительность питателя [11, 37, 85],
если на выходе из бункера установлен какой-либо питатель, например, шнековый или вибрационный.
Однако в бурении из-за габаритных и технологических ограничений, а
также из-за нестабильности свойств цемента, склонного к слеживаемости,
оптимальная конструкция бункера оказывается недостижима. Даже беглый
взгляд на фотографии применяемых в бурении импортных цементовозов
подтверждает, что формы бункеров для перевозки цемента в нефтяной промышленности по своей форме далеки от оптимальных – они имеют слабую
конусность на выгрузочном конце, слишком большой диаметр корпуса в
верхней части и небольшое выпускное отверстие. При неоптимальной конструкции бункера сыпучий материал демонстрирует так называемое канальное
течение (funnel flow) [83]. Это такое течение, когда в бункере движется только небольшая часть материала, находящегося непосредственно над выгрузочным отверстием. Остальная часть материала зависает на стенках бункера.
Большинство известных систем приготовления тампонажных растворов
имеют нестабильную подачу цемента через выпускные патрубки бункеров,
вызываемую зависанием цемента на стенках, и поэтому не способны работать без специальных достаточно дорогостоящих и сложных средств рыхления или аэрирования порошкообразного материала.
В литературе принципы проектирования бункеров простых конструкций, не использующих сложные в эксплуатации, ненадежные побудители течения, для критических условий бурения разработаны недостаточно. Рекомендации по расчету скорости истечения сильно разнятся у разных авторов.
Выяснить априори угол наклона стенок бункера и диаметр отверстия, обес-
23
печивающие заданную скорость истечения, не представляется возможным.
Конкретных количественных данных по свойствам цемента мало и они не
систематизированы. Мало изучено влияние на стабильность и скорость истечения простых внешних воздействий – вакуума на выпускном отверстии и
шнекового питателя. Данные литературы о величине коэффициента заполнения межвиткового пространства шнековых питателей разнятся в несколько
раз и почти всегда завышены.
1.2.2 Гидроэжекторные смесители
Расходная характеристика по цементу гидроэжекторного смесителя
представляет собой зависимость коэффициента эжекции от внешних условий. Коэффициент эжекции – это отношение расхода транспортируемой среды к расходу рабочей жидкости; в данном случае расхода цемента к расходу
жидкости затворения. Чем выше коэффициент эжекции аппарата, тем больше
интенсивность вовлечения цемента в процесс смешения. Несмотря на широкое использование гидроэжекторных смесителей в промысловой практике,
связная методика прогнозирования коэффициента эжекции смесителей для
буровых и тампонажных растворов на сегодняшний день не разработана.
Теория многофазных струйных аппаратов, каковыми являются все известные гидроэжекторные смесители, как и теория струйных насосов, еще со
времен Ренкина базируется на уравнениях сохранения массы, энергии и импульса [43,48,64,82]. Но в отличие от струйных насосов при расчетах многофазных струйных аппаратов гораздо шире используют экспериментальные
коэффициенты. Это связано с тем, что в настоящее время отсутствуют надежные зависимости по определению расходонапряженности распыленной в
воздухе струи жидкости, истекающей из сопла относительно большого диаметра в камеру смешения эжектора. При этом следует учитывать, что на эффективность струйного аппарата решающее влияние оказывает интенсив-
24
ность распыла струи, которая сильно зависит от давления воздуха и жидкости перед соплом, формы сопла и других параметров [48]. Более или менее
хорошо изучены только незатопленные жидкостные струи малых диаметров
и высокого давления, важные для работы двигателей внутреннего сгорания
[53].
Фактически для каждого нового класса жидкостно-газовых аппаратов,
в частности для гидроэжекторных смесителей тампонажных растворов, необходимо проводить экспериментальное определение коэффициентов эжекции
[48]. Существенно облегчает задачу то обстоятельство, что, как установлено,
трехфазные аппараты с более высоким коэффициентом эжекции по воздуху,
имеют пропорционально больший коэффициент эжекции и по аэрозолю
[43,48,64,82]. Тем не менее, исследования расходной характеристики гидроэжекторных смесителей цементных растворов как многофазных струйных
аппаратов, насколько нам известно, до сих пор не проводились даже на воздухе.
Для получения многофазных смесей более предпочтительны не широко распространенные гидроэжекторные смесители с компактными струями, а
аппараты с диспергированными многосопловыми или кольцевыми струями
[16,82]. Распространеная компактная струя в силу своих гидродинамических
особенностей недостаточно интенсивно вовлекает поток цемента внутрь камеры смешения из-за низкого коэффициента эжекции. В результате этого колеблется плотность раствора – основной контрольный технологический параметр системы приготовления. В то же время коэффициенты эжекции
струйных аппаратов с дисперсной струей исследованы мало, в особенности
применительно к случаю тампонажных растворов.
25
Выводы к главе 1
1. Известные технологические схемы приготовления тампонажных растворов либо не обеспечивают стабильность и высокую производительность
подачи цемента на смешение, либо чрезмерно усложнены.
2. Рекомендации по обеспечению стабильного истечения цемента с высокой скоростью из бункеров, применяемых в бурении, разработаны недостаточно. Требуется уточнение расходных характеристик цементных бункеров.
3. Методики расчета коэффициента эжекции тампонажных гидроэжекторных смесителей разработаны недостаточно. Требуется уточнение расходных характеристик гидроэжекторных смесителей, в том числе конструкций с
диспергированными струями.
26
ГЛАВА 2 АНАЛИЗ РАСХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
БУНКЕРОВ ЦЕМЕНТА ТРАДИЦИОННЫХ СХЕМ
2.1 Скорость свободного истечения цемента
При заполнении бункера цементом в нем возникают статические своды. Кроме того своды образуются и при истечении материала, если возникающие в материале напряжения не превышают его прочности. Если площадь выгрузочного отверстия не достигает предельного значения, при котором напряжения в материале превысят прочность, то после открывания задвижки наблюдается образование устойчивого свода в виде арки. При этом
из отверстия высыпается только часть материала, находящегося внутри свода, и далее истечение прекращается. Если отверстие достаточно велико и
давление массы материала превышает силу сцепления частиц, то свод разрушается и начинается движение сыпучего материала в отверстии [37].
Расчет скорости истечения может производиться по разным формулам,
определенных рекомендаций на этот счет нет. Мы проверили простейшую
гидравлическую формулу и известную в зарубежной литературе формулу Беверло.
Для проверки этих формул выполнена серия опытов по измерению
скорости свободного истечения портландцемента из конической емкости через отверстия (патрубки) разного сечения с разными высотами засыпки в емкости. Угол наклона стенок емкости к вертикали составлял 150 при угле естественного откоса цементного порошка 400. Объем емкости 10 литров. Фрагмент матрицы эксперимента представлен в таблице 2.1. Опыты показали, что
истечение цемента через отверстия диаметром менее 60 мм не происходит.
Попытка вибрационного побуждения истечения привела к нестабильному
дискретному потоку с разрывами струи. Через отверстие диаметром 68 мм
наблюдалось довольно быстрое истечение, хотя и не всегда стабильное.
27
Таблица 2.1 - Фрагмент матрицы исследований свободного истечения портландцемента через отверстие
Диаметр
отверстия, м
Площадь
отверстия,
м2 ·106
Высота
засыпки, м
Масса цемента, кг
Время истечения, с
Удельный
расход цемента, кг/(м2 ·с)
Время истечения по гидравлической
формуле
(2.11), с
Время истечения по
формуле
Беверло, с
0,01
0,02
0,035
0,048
0,068
78,5
314
960
1800
3600
0,2
0,4
0,55
0,2
0,4
0,55
0,2
0,4
0,55
0,2
0,3
0,35
0,12
0,18
0,21
0,27
2
5
7
2
5
7
2
5
7
2
5
7
1
2
3
5
-
-
-
-
-
-
-
-
-
1,5
2,3
-
0,5
0,9
1,2
1,6
-
-
-
-
-
-
-
-
-
741
1090
-
556
611
694
861
-
-
-
-
-
-
-
-
-
1,01
1,93
-
0,40
0,64
0,78
1,1
-
-
-
-
-
-
-
-
-
2,1
5,3
-
0,44
0,90
1,32
2,2
28
Основная причина отсутствия истечения цемента через небольшие отверстия заключается в его стремительном уплотнении как в процессе загрузки, так и при ожидании последующего транспортирования через отверстие.
Уплотнение цемента быстро приводит к образованию у отверстия прочного
свода, для разрушения которого недостаточно давления массы материала в
неглубоком конусе. Вибрации же хотя и разрушают свод, но приводят к
дальнейшему уплотнению цемента и результирующее действие оказывается
нулевым. В данном эксперименте исследован частный случай истечения сыпучего материала, а именно истечение через отверстие, сравнимое по размерам с высотой слоя и диаметром бункера. Пока свод вблизи отверстия не нарушен, никакого истечения нет. Разрушение свода приводит к стремительному сдвигу всей массы материала и быстрому соскальзыванию его в сравнительно большое по сравнению с высотой слоя отверстие. Массовое быстрое
течение насыщенного воздухом цемента близко по свойствам течению жидкости, поэтому для расчета скорости истечения в данном случае целесообразно попытаться использовать формулы гидравлики.
Пусть за бесконечно малое время dt высота уровня флюида в емкости
изменится на величину dh , а объем ∆V вытекшего флюида будет равен
∆V = − S ( h) dh , где S (h) – площадь поперечного сечения емкости на высоте
h над отверстием, причем высота h = h(t ) является функцией времени, описывающей процесс вытекания. С другой стороны ∆V = µ ⋅ v ( h) ⋅ s ⋅ dt , где µ коэффициент расхода, v (h) – скорость истечения идеальной жидкости через
нижнее отверстие емкости,
s – живое сечение выпускного отверстия. Таким
образом:
− S ( h) dh = µ ⋅ v ( h) ⋅ s ⋅ dt
Откуда:
dt =
− S ( h)
dh ,
µ s v ( h)
(2.1)
(2.2)
29
и время полного опорожнения емкости T можно определить, интегрируя левую часть в пределах от 0 до T , а правую часть – в пределах от H до 0, где
H – начальная высота флюида в емкости:
T=
1 H S ( h)
dh
µs ∫0 v(h)
.
(2.3)
Или, так как
v ( h) = 2 g
ρ
h
ρв
(2.4)
где ρ , ρ в – плотности истекающей жидкости и воды, соответственно, то
T=
1
ρ
µs 2 g
ρв
∫
H
0
S ( h)
dh
h
(2.5)
где в правой части все величины известны или определяются только конструктивными размерами самой емкости. Так для конической емкости
S (h ) =
π ( d c + 2h ⋅ tgα ) 2
4
,
(2.6)
где d c – диаметр выпускного отверстия, α – угол наклона образующей конуса к вертикали. Тогда для конической емкости получим формулу определения времени истечения флюида через выпускное отверстие диаметром d c :
Т=
π
4 µs 2
или после раскрытия интеграла:
( d c + 2h ⋅ tgα ) 2
dh
∫0
,
h
H
ρ
g
ρв
(2.7)
30
H
T=
µd
2
c
ρ
2 g
ρв
(2d
2
c
)
+ 2,67 Hd с tgα + 1,6 H 2tg 2α .
(2.8)
Результаты расчета времени истечения по формуле (2.8) для условий
описанного выше эксперимента, представлены в таблице 2.1. В расчете при3
0
нимали ρ = 1200 кг / м , µ = 0,64 , α = 15 . Сравнение опытных данных с
расчетом показывает, что с учетом кратковременности процесса и относительно невысокой точности измерений, гидравлическая формула в рассмотренных опытах дает правильную оценку величины скоростей истечения.
Несколько иная ситуация наблюдается при истечении сыпучего материала через отверстие, малое по сравнению с диаметром и высотой бункера.
В этом случае при моделировании процесса истечения сыпучего материала
из выпускного отверстия можно предположить, что при разрушении арки
частицы покидают бункер в свободном падении. В соответствии с этой гипотезой истечение сыпучего материала происходит под действием силы тяжести, а не давления вышележащих слоев материала. Давление только способствует потере устойчивости. В этом случае расход материала через отверстие
в определенных пределах не зависит от уровня материала в бункере. Поведение потока твердых частиц по своему физическому смыслу будет близко к
поведению отдельной частицы, падающей в воздухе под действием силы тяжести. Эта гипотеза давно принята в зарубежной литературе [68, 69].
Как известно, скорость падающего тела определяется равновесием силы тяжести и силы сопротивления воздуха:
Vм ρ м g ~ S м ρ в v м2 C м
(2.9)
где Vм , ρ м - объем и плотность сыпучего материала, g - ускорение свободного падения, S м - площадь поперечного сечения падающего тела, ρ в - плотность воздуха, v м - скорость падения, C м - коэффициент сопротивления.
31
Заметим, что Vм ~ L3 , а S м ~ L2 , где L - характерный размер падаю12
щего тела. Тогда из (2.9) получим, что v м ~ (gL ) . Но поскольку для сыпучего
материала, истекающего из выпускного отверстия бункера, характерный размер - это эквивалентный диаметр отверстия D , то можно полагать, что скорость истечения материала из бункера будет пропорциональна D1 2 :
v ~ gD .
Тогда расход материала, очевидно, пропорционален
(2.10)
gD ⋅ D 2 = g D 5 2 . Эта
закономерность в научной литературе обычно представляется в виде так называемой формулы Беверло (Beverloo), которая для массового расхода (кг/с)
записывается как [69,72]:
Gц = Cρ g D 5 2 ,
(2.11)
где C - эмпирический коэффициент сопротивления, по данным различных
авторов C = 0,5...0,7 , ρ - насыпная масса материала (в данном случае – цемента).
С учетом (2.10) формулу Беверло удобно преобразовать к виду:
Gц =
4C
π
Sρ gD ,
(2.12)
где S - площадь сечения выпускного отверстия, а скорость v = gD можно
назвать идеальной скоростью истечения, причем D понимается как характерный размер отверстия.
Формула Беверло подтверждена большим количеством экспериментов
для различных бункеров как с крутонаклонными, так и пологими стенками
для разных режимов течения материала в бункерах. То обстоятельство, что в
соответствии с формулой Беверло расход не зависит от высоты, давно используется в песочных часах, в которых скорость истечения мало меняется
по мере опорожнения верхней колбы.
32
Расчет времени истечения по формуле (2.11) для условий опытов автора представлен в Таблице 1 наряду с расчетом по гидравлической формуле.
3
При расчете принимали ρ = 1200 кг / м , C = 0,5 . Время опорожнения ко-
нуса вычисляли из очевидного соотношения:
Т=
М
,
Gц
(2.13)
где М – масса цемента в бункере, указанная в таблице 1.
Как видим из таблицы 2.1, точность формулы Беверло в условиях данного эксперимента не выше, чем у гидравлической формулы.
Таким образом, скорость истечения цемента из донного отверстия, может рассчитываться по представленным выше соотношениям, однако на процесс большое влияние оказывает сводообразование – течение вообще может
не происходить, если отверстие недостаточно велико. Вывод формулы Беверло указывает на решающую роль в процессе истечения цемента явления
сводообразования, постоянно присутствующего в сыпучем материале.
2.2 Расчет наименьшего допустимого диаметра донного
выпускного отверстия бункера цемента
В исследованной литературе методика расчета наименьшего диаметра
отверстия в днище бункера, через которое может беспрепятственно истекать
цемент, нами не обнаружена. Обычно авторы ограничиваются общими рассуждениями.
Для уточнения этого вопроса предпринято исследование свойств цемента как сыпучего тела. В инженерной практике свойства сыпучих тел
обычно рассматривают в приближении кулоновского трения. Важнейшими
параметрами при этом считаются углы внутреннего и внешнего трения и начальное напряжение сдвига [9, 11, 69]. Эти параметры определяются с помо-
33
щью простых приборов – сдвиговых тестеров [9, 49] (рисунок 2.1). Конструктивно сдвиговый тестер представляет собой цилиндрический корпус 1 с
углублением, заполненным сыпучим материалом 2, на котором установлено
с возможностью сдвига кольцо 3, также заполняемое сыпучим материалом
Кольцо закрыто сверху плоской крышкой 4, центрируемой винтом и оказывающей давление на поверхность сыпучего материала, а к корпусу прикреплена гибкая нить, переброшенная через блок 5. На конце нити подвешена емкость 6, в которую из мерного сосуда наливается вода, обеспечивающая своим весом сдвигающее усилие
S . Крышка 4 имеет площадку, на которую ус-
танавливаются грузы 7, обеспечивающие сжимающее (нормальное к поверхности сдвига) усилие V . Момент начала перемещения кольца 3 под действием сдвигающего усилия фиксируется датчиком перемещения 8. Величина
сдвигающего усилия фиксируется весами 9. Сигнал от датчика перемещения
и весов поступает на компьютер.
1 – корпус; 2 - сыпучий материал; 3 – кольцо; 4 – крышка; 5 – блок; 6 – емкость;
7 – груз; 8 - датчик перемещения; 9 - весы
Рисунок 2.1 - Схема сдвигового тестера
34
Измерения на тестере выполняются следующим образом. Сыпучий материал подвергается заранее заданному предварительному уплотнению. Затем на крышку 4 устанавливается необходимое количество грузов, создающих сжимающее нормальное усилие Vi . Постепенно наливая в емкость 6
жидкость, увеличивают сдвигающее усилие до величины S i , вызывающей
смещение кольца 3. Момент начала смещения и вес, при котором смещение
началось фиксируется на компьютере. Перечень и характеристики использованных при измерениях приборов представлены в Приложении 1. Даже небольшое смещение кольца свидетельствует о достижении предельного состояния материала при данном сочетании нормальной Vi и сдвигающей S i
нагрузок (нормального и касательного напряжений). Измерения продолжаются с постепенным снижением нормальной нагрузки от усилия предварительного уплотнения до минимально возможного нормального усилия и по
результатам измерений строится график зависимости предельной сдвигающей нагрузки от сжимающей. Угол внутреннего трения сыпучего материала
(далее обозначается ϕ ) на данном графике есть угол наклона графика к оси
V , а предельное напряжение сдвига характеризуется отрезком, отсекаемым
графиком на оси S . Если сыпучий материал не обладает сцеплением, то график проходит через начало координат и предельное напряжение сдвига равно
нулю. На том же тестере можно определить угол внешнего трения, если
внутрь корпуса 1 поместить не сыпучий материал, а вкладыш из твердого материала, трение по которому изучается. Угол внешнего трения есть угол наклона к оси V графика зависимости сдвигающей нагрузки от сжимающей
при перемещении сыпучего материала по исследуемой твердой поверхности.
График зависимости сдвигающего усилия от нормальной нагрузки по
существу представляет собой огибающую предельных кругов Мора сыпучего
материала [9]. Эта огибающая является механической характеристикой материала [46], причем для сыпучего материала ввиду отсутствия диаграмм рас-
35
тяжения-сжатия
это единственная механическая характеристика. Как из-
вестно, наибольшее и наименьшее значения, откладываемые кругом Мора на
оси нормальной нагрузки, есть два главных нормальных напряжения.
Сыпучий материал, находящийся в бункере с закрытым выпускным отверстием, неподвижен. Если внезапно открыть отверстие, то материал может
начать истечение при достаточно большом отверстии. Если отверстие мало, а
материал обладает сцеплением, то сыпучий материал останется неподвижным. Чтобы количественно оценить поведение сыпучего материала вблизи
открытого отверстия обратим внимание, что для сыпучего материала, находящегося вблизи выпускного отверстия, меньшее главное нормальное напряжение равно нулю, следовательно, если построить круг Мора с нулевым
меньшим главным напряжением, то по огибающей можно найти минимальную нормальную нагрузку Vmin , при которой сыпучий материал обрушится
вблизи выпускного отверстия бункера. По этой величине нормальной нагрузки найдем минимальное разрушающее касательное сдвигающее усилие S min
вблизи выпускного отверстия, а затем и тот минимальный размер отверстия
Dmin , который обеспечит выпуск материала.
Уточняющие измерения параметров ряда сыпучих материалов, применяемых в нефтегазовом деле, проведены автором на сдвиговом тестере собственного изготовления с площадью поверхности сдвига 19,8 см2. Тестер
представлен на фото (рисунок 2.2).
Для сравнения были экспериментально исследованы различные сыпучие материалы, и установлено различное уплотнение при равном давлении.
Для проверки работоспособности тестера исследован сухой речной песок насыпной массой 1400 кг/м3, просеянный через сито с ячейкой 1х1 мм,
влажность песка 0,42 %. График зависимости сдвигающего усилия от нормальной нагрузки для песка представлен на рисунке 2.3. График линейный,
проходит через ноль. Это означает, что песок сцеплением не обладает и не
уплотняется под действием сжимающей нагрузки.
36
Рисунок 2.2 – Экспериментальный сдвиговый тестер
Рисунок 2.3 - График зависимости сдвигающего усилия от
нормальной нагрузки для сухого речного песка
37
Исследован портландцемент влажностью 0,96 % марки М500. Графики зависимости сдвигающего усилия от нормальной нагрузки для цемента
представлены на рисунке 2.4. Зависимость а) построена для цемента, предварительно уплотненного давлением около 20 кПа до насыпной массы 1400
кг/м3. Линия б) построена для рыхлого цемента насыпной массой 1200 кг/м3
без предварительного уплотнения. Уплотненный цемент имеет ярко выраженное начальное напряжение сдвига. Неуплотненный более рыхлый цемент
имеет заметно меньшее начальное напряжение сдвига и значительно меньший угол внутреннего трения.
○ – цемент в начальном состоянии; × - цемент спустя два месяца хранения;
а - предварительное уплотнение с давлением 20 кПа, б - рыхлый цемент без
предварительного уплотнения
Рисунок 2.4 - Графики зависимости сдвигающего усилия от нормальной нагрузки для цемента
38
Представленные на рисунках 2.3 и 2.4 регрессии зависимости сдвигающего усилия S от нормальной нагрузки V получены обработкой экспериментальных точек методом наименьших квадратов. Для предположительно
линейных зависимостей использовали уравнение линейной регрессии в
форме:
S = a + bV .
(2.14)
Квадратичные зависимости искали в виде:
S = a + bV 2 .
(2.15)
Для статистического оценивания значимости коэффициентов регрессии a и
b использовали дисперсию отклонения экспериментальных точек от линии
регрессии, понимаемую как
∑ (S
s =
2
i =1
)
2
n
− Si
i
p
,
n
(2.16)
где S i , S ip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение сдвигающего усилия в i-том опыте, соответственно, n - число опытов.
Оценку дисперсии коэффициентов уравнения регрессии выполняли по известным соотношениям:
s2
s = ,
n
2
a
s =
2
b
(2.17)
s2
n∑ (Vi − V )
n
2
,
(2.18)
i
где V - среднее значение нормальной нагрузки в серии из n опытов.
Проверку статистической значимости коэффициентов регрессии определяли
из соотношений:
a ≥ ts a ,
(2.19)
b ≥ tsb ,
(2.20)
39
где
t - критерий Стьюдента для числа степеней свободы, равного n − 1 и
принятого уровня значимости
α
(принимали
α = 0,1 или α = 0,05 ).
Проверка адекватности уравнения регрессии выполнялась с использованием критерия Фишера. При этом сравнивали дисперсию отклонения точек
от регрессионной линии
2
s 2 с дисперсией воспроизводимости s y , получен-
ной в серии повторных наблюдений:
∑∑ (S
N
s =
2
y
где
n
i =1 j =1
− Si )
2
ij
N ( n − 1)
,
(2.21)
S ij - текущее j-е значение сдвигающего усилия в i-й серии повторов, S i -
среднее значение сдвигающего усилия в i-й серии повторов,
повторов,
N - число серий
n - число повторов в серии.
Условие адекватности регрессии:
s2
≤ Fтабл ,
2
sy
где
(2.22)
Fтабл - табличное значение критерия Фишера.
Данная методика статистического оценивания регрессий, аппроксими-
рующих совокупности экспериментальных точек, составлена по рекомендациям литературы [16, 17, 45, 47]. Пример статистических расчетов для построения уравнений регрессии рисунка 2.4 представлены в Приложении Б.
Используя построенные графики, нанесли на них круги Мора. На рисунке 2.4 а) по кругу Мора определили графически для уплотненного цемента соответствующие значения Vmin = 14,2 Н , S min = 10,3 Н . Для рыхлого цемента на рисунке 2.4 б) получили Vmin = 7,5 Н , S min = 4,2 Н .
40
Вычисление Dmin выполним из следующих соображений. Если диаметр
отверстия Dmin близок к критическому, то материал висит над отверстием в
состоянии критического равновесия и на него с одной стороны действует вес
материала
2
πDmin
4
ρ H , где H - высота некоторого слоя в зоне отверстия, ρ -
насыпная масса сыпучего материала, кг/м3, а с другой стороны действует сила касательного напряжения, равная π Dmin H
S min
, где A - площадь поверхA
ности сдвигового тестера, м2. Приравнивая эти силы
2
πDmin
4
ρ g H = πDmin H
S min
,
A
(2.23)
найдем минимальный диаметр выпускного отверстия:
Dmin =
S min
.
Aρ g
(2.24)
Для уплотненного цемента из примера на рисунке 2.4а) при
ρ = 1400кг / м 3 :
Dmin =
10,3
= 0,383 м ,
0,00196 ⋅1400 ⋅ 9,8
для рыхлого цемента рис.2.4б) при ρ = 1200кг / м 3 :
Dmin =
4,2
= 0,182 м .
0,00196 ⋅1200 ⋅ 9,8
Существуют и другие методики расчета минимального диаметра выпускного отверстия. Например, согласно Р.Л. Зенкову с соавторами [11] диаметр наибольшего сводообразующего отверстия определяется по формуле,
выведенной без использования теории Мора:
Dmin =
2τ 0 (1 + sin ϕ )
,
ρg
(2.25)
где τ 0 - предельное напряжение сдвига, Па, ϕ - угол внутреннего трения,
или, поскольку
41
τ0 =
S0
,
A
(2.26)
где S 0 - точка пересечения графика с осью сдвигающих усилий S , Н, то
Dmin =
Для
уплотненного
цемента
2 S 0 (1 + sin ϕ )
.
Аρ g
из
рисунка
(2.27)
2.4а)
можно
видеть,
что
S 0 = 0,36 кГ = 3,5Н , ϕ = 210, откуда
Dmin
2 ⋅ 3,5(1 + sin 210 )
=
= 0,382 м .
0,00196 ⋅1400 ⋅ 9,8
Для рыхлого цемента из рисунок 2.4б) следует, что S 0 = 0,24 кГ = 2,35 Н ,
ϕ = 4 0 , тогда
Dmin =
2 ⋅ 2,35(1 + sin 4 0 )
= 0,225 м .
0,00196 ⋅1200 ⋅ 9,8
Как видим, методика Р.Л.Зенкова дает те же, или несколько большие
диаметры выпускного отверстия, и тем самым немного большие гарантии истечения материала, хотя в целом размеры отверстия, обеспечивающего истечение данного материала из бункера, вычисленные по обеим методикам, сопоставимы. Поскольку для сухого песка минимальный круг Мора и предельное напряжение сдвига равны нулю, то сухой песок будет течь через как
угодно малое отверстие, что легко наблюдать на примере песочных часов.
Остается невыясненной величина уплотнения цемента после его загрузки в бункер. В литературе вопрос о конкретных условиях уплотнения
сыпучего материала не проработан. Э.В.Дженике пытался решить проблему
введением так называемого коэффициента истечения (flow factor) [9]. Однако, этот способ не находит особой поддержки у других авторов, а иногда
прямо оценивается как трудноприменимый [77].
Очевидно, что рыхлый цемент может рассматриваться как наиболее вероятное состояние материала при затаривании бункера непосредственно перед цементированием. При затаривании бункера на центральной базе далеко
42
от места работ вполне возможно во время транспортировки уплотнение материала. При построении графика на рисунке 2.4а) автором было принято как
максимально возможное гидростатическое давление порядка 20 кПа из расчета высоты слоя 1,5 м насыпной массой 1400 кг/м3.
Для сравнения на рисунке 2.5 представлены полученные автором на
сдвиговом тестере графики зависимости сдвигающего усилия от нормальной
нагрузки для двух других распространенных в бурении пылевидных материалов, аналогичных по структуре цементу.
а - баритовый утяжелитель, насыпная масса 2000 кг/м3, влажность 0,074%;
б - глинопорошок, насыпная масса 1000 кг/м3, влажность 6,45%
Рисунок 2.5 - График зависимости сдвигающего усилия от нормальной
нагрузки для предварительно уплотненных материалов
43
Можно заметить отсутствие принципиальных отличий вида этих графиков от измеренных для цемента. Таким образом, установлено, что для беспрепятственного выпуска цемента из бункера требуется большое отверстие
диаметром порядка 380 мм, малоприемлемое, особенно в мобильных установках. Для рыхлого цемента диаметр выпускного отверстия может приниматься в пределах от 182 мм до 225 мм, однако гарантии сохранения рыхлости перебункерованного цемента в течение приемлемого времени давать затруднительно.
2. 3 Анализ влияния угла наклона стенок бункера на процесс
выпуска цемента через донное отверстие
Величина диаметра выпускного отверстия бункера, достаточного для
выгрузки материала, не полностью характеризует истечение. Если стенки
бункера недостаточно крутые, то течение ограничится только центральной
областью, расположенной над отверстием, а остальной объем материала может зависнуть, если его не побуждать к течению, разрушая пристеночный
свод. Предельную крутизну стенок, обеспечивающую массовое истечение,
обычно определяют с помощью расчетных или экспериментальных графиков. Один из вариантов такого графика [11], представлен на рисунке 2.6.
Аналогичные рекомендации можно найти в [9].
Для использования графика определения вида истечения на рисунке 2.6
необходимо знать угол внешнего трения материала при его скольжении по
материалу стенок. Измерения угла внешнего трения для уплотненного цемента по шлифованной стали, выполненные автором на вышеупомянутом
тестере, представлены на рисунке 2.7. Аппроксимирующая линейная регрессия построена методом наименьших квадратов аналогично предыдущему.
44
Рисунок 2.6 - График определения вида истечения
Согласно этим измерениям угол внешнего трения цемента по стали составляет около 310. В соответствии с рисунком 2.7 массовое истечение цемента из стального бункера будет обеспечено при углах наклона стенок к
вертикали приблизительно менее 140. Очевидно, что для большинства цементировочных установок такие крутые стенки недостижимы.
Рисунок 2.7 - Измерение угла внешнего трения уплотненного цемента по
шлифованной стали
45
Одним из способов снижения угла внешнего трения сыпучих материалов служит футеровка внутренней поверхности бункеров полимерными антифрикционными материалами. На рисунке 2.8 представлен результат измерений автором угла внешнего трения для пары цемент-фторопласт. При выгрузке угол трения составляет 170, что согласно рисунку 2.6 позволяет использовать бункер с углами наклона стенок к вертикали менее 320. Правда,
при высоких уплотнениях угол трения по полимерному покрытию возрастает, то есть при выгрузке бункера с цементом, уплотненным транспортировкой, могут возникнуть проблемы. Кроме того, футеровка усложняет конструкцию и применяется только в крайних случаях.
Рисунок 2.8 Измерение угла внешнего трения для пары
цемент – фторопласт
Таким образом, режим свободного истечения цемента из бункера цементировочной установки с углом наклона более 170 будет канальный, а
полное опорожнение такого бункера через нижнее отверстие без аэрации или
других побудителей не достижимо.
46
2.4 Истечение в шнековый питатель
Выполненные исследования процесса истечения цемента из донных
выпускных отверстий бункеров привели к выводу, что из-за интенсивного
сводообразования свободное истечение цемента из бункера через нижнее отверстие не обеспечит стабильного дозированного приготовления смеси. В
связи с этим была проверена возможность стабилизировать истечение цемента из отверстия бункера с помощью шнекового питателя традиционной
схемы.
Шнек представляет собой значительное сопротивление истечению и
при определении скорости истечения мы должны учесть это сопротивление.
За основу возьмем формулу Беверло, но уточним величину коэффициента
сопротивления с поправкой на шнек. Для вывода расчетной формулы, прежде всего, необходимо отметить, что витки шнека, непрерывно проходящие
под выпускным отверстием бункера, срезая с каждым оборотом порцию цемента, одновременно восстанавливают целостность арки цемента над выпускным отверстием. Арка поэтому разрушается циклически. Истечение в этом
случае становится перемежающимся (в англоязычной литературе этот режим
называют “intermittent flow”[54]), скорость истечения циклически изменяется
от нуля до максимума. Визуально во время опытов на экспериментальной установке наблюдался отчетливо выраженный прерывистый процесс продвижения цемента к выпускному отверстию. Причем частота пульсаций слоя
цемента приблизительно совпадает с частотой вращения шнека. Очевидно,
что для этого случая коэффициент сопротивления в формуле (2.5) должен
быть снижен приблизительно в два раза, то есть в среднем для истечения цемента в шнек C ≈ 0,3 .
Шнек может рассматриваться как местное сопротивление и учитываться в формуле (2.5) по аналогии с гидродинамическими формулами коэффициентом местного сопротивления ζ . Величина этого коэффициента также по
47
аналогии с гидродинамическими процессами может считаться пропорциональной некоторой степени от скорости потока или в случае шнека с заданным шагом витков – от частоты вращения шнека n :
ζ = A nx ,
(2.28)
где A, x - некоторые положительные числа.
В гидродинамике для ламинарного течения x = 1 , для переходного
x = 1,4 , для турбулентного x = 2 [2]. Поскольку поток сыпучего материала
трудно однозначно идентифицировать с точки зрения гидродинамических
режимов примем предварительно x = 1,4 , имея в виду возможность уточнения показателя степени в формуле (2.28) по результатам эксперимента.
Оценим порядок величины коэффициента пропорциональности A в
соотношении (2.28). Для этого заметим, что при n = 0 течение материала отсутствует, то есть ζ = 0 . При некотором достаточно большом n величина
расхода приближается к максимуму, достигаемому для свободного истечения, то есть, вероятно к величине коэффициента сопротивления C в формуле
(2.11) при свободном истечении. Поэтому как предельное можно положить
ζ = 0,5 при некоторой достаточно большой величине n . В качестве такой величины n можно принять частоту вращения шнека, при которой идеальная
скорость материала в шнеке окажется равной идеальной скорости истечения.
Поскольку идеальная скорость материала в шнеке равна:
vш = t
n
,
60
где t - шаг шнека, м, причем поскольку обычно t ≈
(2.29)
Dш
, а диаметр шнека
2
Dш как правило близок к диаметру выпускного отверстия бункера D , то
можно полагать, что vш ≈ D
n
, следовательно:
120
48
gD ≈ D
n
,
120
(2.30)
откуда получим оценку частоты вращения, при которой достигается равенство идеальных скоростей истечения и транспортирования шнека:
n ≈ 120
g
.
D
(2.31)
Из условия ζ = 0,5 при этом значении n выведем оценку коэффициента A
уравнения (2.30):
A≈
0,5
1, 4


120 g 

D 

.
(2.32)
С учетом этих замечаний расчетное соотношение (2.12) для массового
расхода цемента через отверстие бункера, оснащенного шнеком, примет вид:
Gц =
4Cζ
π
Sρ gD ,
(2.33)
или после подстановок:
1, 4




0,6  n 
Gц =
Sρ gD .
π 
g 
 120

D

(2.34)
Предложенная формула (2.34) проверена экспериментально на опытной
установке. Экспериментальная установка для испытаний процесса шнековой
выгрузки из воронки схематично изображена на рисунке 2.9. Установка
включает воронку 1 вместимостью около 600 кг цемента, оснащенную выпускным отверстием 2. Отверстие сообщено со входом в корпус горизонтального шнека 3. Диаметр шнека 204 мм, наружный диаметр вала шнека равен 108
мм, шаг 96 мм, длина 790 мм. Привод шнека осуществлялся от электродвигателя 4 с частотой вращения, регулируемой преобразователем частоты переменного тока. Угол наклона направляющей конуса воронки 450. Диаметр вы-
49
пускного отверстия принят для рыхлого цемента - 200 мм. Расход цемента
определяли по времени опорожнения воронки. Так как истечение цемента
было чисто канальным, то выравнивание слоя производили вручную. Предполагается, что в промышленной установке это будет делать специальный
рыхлитель. На рисунке 2.10 показана фотография выгрузочного конца шнека
экспериментальной установки, использованного в опытах.
1 – воронка; 2 - выпускное отверстие; 3 - корпус горизонтального шнека;
4 – электродвигатель
Рисунок 2.9 - Экспериментальная установка для испытаний процесса
шнековой выгрузки из воронки
Рисунок 2.10 - Выгрузочный конец шнека экспериментальной установки
50
Расчетные кривые зависимости расхода цемента от частоты вращения
шнека представлены графически на рисунке 2.11. На этом же графике по
формуле (2.34) построена кривая зависимости Gц от n при S = 0,0254 м2,
ρ = 1200 кг/м3 , D = 0,204 м.
○ – площадь сечения
выпускного отверстия
0,0314 м2
● – площадь сечения
выпускного отверстия
0,0254 м2
Рисунок 2.11 - Расчетные кривые зависимости расхода цемента от частоты
вращения шнека
На рисунке 2.12 представлена расчетная кривая зависимости расхода
цемента от частоты вращения шнека в сравнении с экспериментальными
точками в сравнении с опытными точками, построенная для двух значений
площади сечения выпускного отверстия: S = 0,0254 м2 и S = 0,0314 м2, при
прочих равных условиях. Обнаружена удовлетворительная сходимость расчетов по формуле (2.34) и опытных данных.
51
Рисунок 2.12 - Расчетная кривая зависимости расхода цемента от частоты
вращения шнека в сравнении с экспериментальными точками
Среднеквадратичное отклонение экспериментальных данных от расчетных составило 0,42 кг/с, что в предположении нормального распределения отклонений соответствует доверительному интервалу ±0,42 кг/с при вероятности 67%, и интервалу ±0,84 кг/с при доверительной вероятности 95%.
Из представленных расчетов и данных опытов следует, что шнек является сильным сопротивлением, существенно замедляющим процесс истечения цемента из бункера. Например, при частоте вращения шнека 800 об/мин
массовый расход цемента в шнек через отверстие диаметром 200 мм составляет около 9 кг/с или 540 кг/мин, тогда как при свободном истечении рыхлого цемента через отверстие диаметром 200 мм согласно формуле Беверло
(2.4) расход составит (если, разумеется, давление преодолеет напряжения
сцепления частиц цемента и течение цемента начнется):
Gц = Cρ g D
52
5
2
= 0,5 ⋅ 1200 ⋅ 9,8 ⋅ 0,2 = 33,6 кг / с = 2016 кг / мин.
52
Отметим также, что хотя выпуск материала через шнек происходит со
значительно меньшей производительностью, чем свободный выпуск, однако
при этом шнек работает полупустым.
Теоретическая производительность шнека определяется по очевидной
формуле:
GT =
π (D 2 − d 2 ) n
t
4
60
ρ , кг/с,
(2.35)
где D - наружный диаметр шнека, м, d - наружный диаметр вала шнека, м, t шаг шнека, м, n - частота вращения шнека, об/мин, ρ - насыпная масса порошкообразного
материала,
D = 0,204 м, d = 0,108 м ,
кг/м3.
Для
рассмотренного
случая
при
t = 0,096 м , n = 800об / мин , ρ = 1200 кг / м 3 :
3,14(0,204 2 − 0,108 2 )
800
GT =
0,096
1200 = 36,1 кг / с = 2166 кг / мин .
4
60
На самом деле, как мы видели, производительность составляет только треть
от теоретической, то есть от максимально возможной. При меньших оборотах заполнение шнека еще меньше. Таким образом, сопротивление истечению из выпускного отверстия шнек оказывает не по причине переполненности, а по причине сводообразования цемента в зоне выгрузки из отверстия в
месте перехода из бункера в шнек.
Реальная массовая производительность G шнекового питателя обычно
рассчитывается по формуле [10, 18, 32, 33, 42,]:
G=
где
π (D 2 − d 2 ) n
4
t
60
ρ ϕ з , кг/с,
(2.36)
ϕ з - коэффициент заполнения (в литературе встречаются и другие назва-
ния этого коэффициента), учитывающий неполное наполнение межвиткового
пространства шнека порошкообразным материалом.
53
Величина коэффициента заполнения заранее неизвестна и зависит от
большого количества факторов. Диапазон рекомендуемых различными авторами значений этого коэффициента (от 0,1 до 0,8) настолько широк, что, как
правило, не может использоваться даже для ориентировочных расчетов. С
целью оценки реальных значений коэффициента заполнения при выгрузке в
донное отверстие на показанной выше установке выполнена серия опытов
по определению коэффициента заполнения шнека в различных условиях. Результаты сведены в таблицу 2.2.
Таблица 2.2 – Коэффициент заполнения горизонтального шнекового
питателя при работе на портландцементе
Способ активации
Производительность
питателя, дм3/с
Коэффициент
заполнения
Вибратор+аэрация
Частота
вращения
шнека,
об/мин
150
150
300
450
450
450
0,50
0,42
2,50
4,75
5,60
3,1
0,09
0,07
0,22
0,28
0,33
0,18
Вибратор
450
2,3
0,14
Пневмоударник,
1 выстрел в начале
выгрузки
Пневмоударник,
непрерывные выстрелы каждые 10
секунд
450
450
3,1
3,3
0,18
0,20
450
5,6
0,33
Ручной
При анализе данных таблицы, делаем вывод, что значения коэффициента заполнения, рассчитанного с использованием формулы (2.36) значи-
54
тельно ниже величины 0,7, приводимой в литературе [20]. По данным предприятия ОАО «Ярославский завод «Стройтехника», коэффициент заполнения
при разгрузке шнековыми питателями цементных силосов с оптимальными
формами также значительно ниже 0,7 при частоте вращения шнека 300
об/мин. и не превышает 0,29-0,33 (таблица 2.3). В таблице 2.2 также замечено
значительное влияние типа применяемого средства разрушения сводовых
зон.
Таблица 2.3 – Коэффициент заполнения наклонных шнековых питателей при
разгрузке цементных силосов
Угол наклона питателя
Производительность
Коэффициент
к горизонту
питателя, дм3/с
Заполнения
200
2,78
0,33
300
2,45
0,29
400
2,21
0,26
500
2,04
0,24
Испытания наклонного шнекового питателя комплекса обезвреживания
шлама, входящего в состав комплекса технических средств по обезвреживанию бурового шлама (рисунок 2.13), выполненные автором на влажном песке
и буровом шламе при разгрузке бункеров в условиях канального истечения с
пневмоударным побуждением течения, также показали небольшие величины
коэффициента заполнения, не превышающие 0,25.
Как видим, фактические значения коэффициента заполнения шнековых
питателей при транспортировании сыпучих и влажносыпучих материалов из
нижних отверстий бункеров не превышают 0,25-0,35. Причем получение даже этих пониженных значений коэффициента заполнения часто возможно
только при использовании надежных средств обрушения застойных зон в
бункерах.
55
Таким образом, установлено, что низкая производительность шнекового питателя цемента связана с низкими расходными характеристиками процесса выгрузки цемента из нижнего отверстия в связи со сводообразованием.
Для повышения производительности системы требуются новые технические
решения, обеспечивающие напрерывное разрушение сводов.
Рисунок 2.13 - Шнековый питатель
2.5 Истечение в транспортный канал под действием вакуума
Одним из таких приемов представляется истечение цемента из бункера
в вакуумированный трубопровод. Предполагается, что через слой цемента в
выгрузочное отверстие будет проникать воздух, который интенсифицирует
истечение сыпучего материала из воронки и обеспечит разрушение сводовой
арки при заметно меньших диаметрах выпускных отверстий и в то же время
этот же воздух будет транспортировать цемент далее в ГЭС.
56
Экспериментальная установка по исследованию истечения цемента в
вакуумированный трубопровод представляла собой воронку высотой 1 м с
углом наклона образующей к вертикали 150 и выпускным отверстием диаметром 48 мм, соединенным через отвод и переходник прозрачным вакуумным шлангом диаметром 34 мм с вакуумной камерой, которая в свою очередь соединялась через фильтр с вакуумнасосом. Расход воздуха измерялся
расходомером, установленным на линии между фильтром и вакуумнасосом.
Регулирование расхода воздуха производилось вентилем, установленным
между расходомером и вакуумнасосом. Расход цемента определялся по времени опустошения воронки. Для проведения исследований был использован
портландцемент марки М-500 Новороссийского цементного завода ГОСТ
10178. Результаты опытов, в которых автор принимал непосредственное уча-
стие, опубликованы в диссертации И.А.Пахлян [33].
В ходе этих опытов установлено, что даже при незначительной величине вакуума под емкостью обеспечивается выгрузка из нее цемента без разрыва и прерываний потока. При создании даже небольшого перепада давления
между верхней и нижней границами цемента в загрузочной емкости начинается движение воздуха через слой цемента предположительно за счет его
проницаемости. Так как скорость движения воздуха существенно больше
скорости перемещения частиц цемента, то поток через отверстие представляет собой аэрозоль, кинетика которого напоминает течение жидкости.
Во время проведения измерений, в частности, определялся массовый
расход цемента, увлекаемого потоком воздуха при заданном расходе воздуха
и заданной начальной высоте засыпки цемента в воронку. Графики зависимости расхода цемента от расхода воздуха, движущегося через слой цемента
при истечении из воронки в вакуум, при разных начальных высотах засыпки,
построенные автором по данным [33], представлены на рисунке 2.14. Из работы [33] выбраны результаты, полученные в одинаковых условиях.
57
Рисунок 2.14 - Зависимости расхода цемента от расхода воздуха при
истечении из воронки в вакуум
Экспериментальные данные представлены на рисунке 2.14 в виде точек. По экспериментальным данным методом наименьших квадратов проведены аппроксимирующие прямые. Группировки точек при каждой глубине
засыпки демонстрируют наличие двух линейных регрессий, по каждой из которых применялся метод наименьших квадратов.
Из рисунка 2.14 можно видеть, что процесс движения воздуха через
слой цемента в воронке может происходить в трех режимах. Первый режим начальный. Здесь при малых расходах воздуха в среднем до 1,6 л/с цемент
не увлекается воздухом, на графиках рисунка 2.14 расход цемента равен нулю. Это значит, что при малых скоростях воздуха сводовая арка на выходе не
разрушается. При превышении расходом величины 2 л/с наступает пропор-
58
циональный режим, когда воздух уносит из свода частицы цемента и по мере
нарастания расхода воздуха пропорционально возрастает и расход цемента,
что отражено наклонными прямыми на рисунке 2.14. Третий режим – насыщения - наступает тогда, когда расход воздуха достаточен для полного разрушения сводов во всей массе материала и когда дальнейшее увеличение
расхода лишь незначительно увеличивает расход цемента. Этот режим отражен на графиках рисунка 2.14 слабонаклонными прямыми, соответствующими наибольшим достижимым расходам цемента для данного начального
уровня засыпки. Причем чем больше был начальный уровень засыпки, тем
больше максимально достижимый расход цемента через донное отверстие.
Начало режима насыщения соответствует наибольшей плотности транспортируемого в шланге аэрозоля и начинается при расходе воздуха в условиях
опыта приблизительно 8 л/с или при скорости в выпускном отверстии
4,5 м/с.
Однако, при предельном уровне засыпки (в опытах И.А.Пахлян это 0,8
м) ни при каком вакууме движение цемента не начинается, хотя воздух
фильтруется через материал с некоторым расходом. Это происходит, по видимому, потому, что прочность свода у отверстия при данном предельном
уровне засыпки становится настолько значительной, что при малых расходах
воздуха частицы не могут покинуть массив материала, а при возрастании
расхода воздуха аэродинамическое сопротивление слоя вызывает дальнейшее уплотнение материала и выход с воздухом сколько-нибудь значимых
масс материала оказывается невозможным.
Статистическая обработка результатов экспериментов представлена в
Приложении Б. Получены экспериментальные линейные регрессии для толщин слоя 0,5м, 0,6м, и 0,75м, соответственно:
Gц = −0,395 + 0,2Q ,
Gц = −0,413 + 0,26Q ,
(2.37)
59
Gц = −0,367 + 0,3Q ,
где Gц - массовый расход цемента, Q - объемный расход воздуха.
Эти зависимости преобразуются к физически более прозрачному виду:
Gц = 0,2(Q − 1,975) ,
Gц = 0,26 (Q − 1,59) ,
(2.38)
Gц = 0,3 (Q − 1,23) ,
где числа перед скобкой - это по сути коэффициенты расхода, а числа справа
в скобках – это расход воздуха при Gц = 0 , то есть Q0 - начальный расход
воздуха, при котором начинается пневмотранспорт. В среднем
Q0 =
1.975 + 1,59 + 1,23
= 1,6 л / с .
3
В общем случае данные уравнения регрессии представим в виде:
Gц = С1 (Q − Q0 ) ,
(2.39)
где С1 - коэффициент расхода.
Или, переходя к системе СИ и безразмерному коэффициенту расхода:
Gц = Сρ (Q − Q0 ) ,
(2.40)
где ρ - насыпная плотность цемента. Это же соотношение, представленное
через скорости воздуха:
Gц = Сρ s (v − v0 ) ,
(2.41)
где s - площадь живого сечения выгрузочного отверстия, v - скорость воздуха
в отверстии, v0 - начальная скорость воздуха в отверстии, при которой начинается пневмотранспорт, в опытах v0 ≈ 0,9 м / с . Соотношения (2.40) и (2.41)
верны при v ≤ 4,5 м / с .
60
Согласно уравнениям регрессии коэффициент расхода зависит от толщины слоя. Вычисления в Приложении 2 приводят к соотношению:
С1 = 0,39 ⋅ H ,
(2.42)
где Н - начальная высота засыпки,
С = 0,355 ⋅ H .
или
(2.43)
В Приложении Б показано, что уравнение (2.40) с условием (2.43) при
Q0 = 1,6 л / с = 1,6 ⋅10 −3 м 3 / с адекватно условиям эксперимента по критерию
Фишера (сравнивали остаточную дисперсию и некоторые дисперсии регрессий на рисунке 2.14).
Режим насыщения подробно нами не рассматривался как практически
маловажный. Рассуждая в гидравлических категориях и полагая обрушение
цемента в воронке подобным течению жидкости, можно оценить величину
расхода при насыщении с помощью гидравлической формулы (2.8). Тогда
получим для рассматриваемых опытов при
H = 0,5 м, d с = 0,048 мм, α = 150 , µ = 0,64, ρ = 1100кг / м 3 :
0,5
T=
0,64 ⋅ 0,048
2
1100
2
9,8
1000
(2 ⋅ 0,048
2
)
+ 2,67 ⋅ 0,5 ⋅ 0,048tg150 + 1,6 ⋅ 0,5 2 tg 2 150 = 12,2 с .
Поскольку объем материала в воронке с такими размерами при высоте засыпки 0,5 м равен 15,36 л или 16,9 кг, то предельный расход цемента составит 16,9/12,2=1,39 кг/с, что относительно близко к указанному на
рисунке 2.14.
Расчет предельного уровня засыпки, при котором прекращается транспортирование цемента из воронки в вакуумированный шланг, в настоящее
время затруднен из-за недостаточного объема экспериментальных данных.
Наступление предельного состояния сильно меняется и устойчивую закономерность выявить пока не удается.
Заметим, что по формуле (2.41) при скорости начала насыщения
v ≈ 4,5 м / с для промышленного варианта выпускного отверстия площадью
61
порядка 0,01 м2, с коэффициентом расхода порядка 0,2 получим расход цемента:
Gц = Сρ s (v − v0 ) = 0,2 ⋅1200 ⋅ 0,01(4,5 − 0,9) = 8,64кг / с = 518кг / мин ,
что для цементировочной установки недостаточно.
Таким образом, автором установлены закономерности истечения цемента из воронки в вакуумированный рукав. Предложены расчетные соотношения. Установлена крайняя нестабильность работы пневмовакуумной
системы при превышении предельного уровня засыпки воронки, причем сама
величина этого уровня не поддается прогнозированию. Показано, что производительность по цементу при его выходе из нижнего отверстия воронки в
вакуумный шланг, недостаточна для цементировочных агрегатов. Для повышения производительности пневмотранспортной системы, использующей
гидроэжекторный смеситель в качестве источника вакуума, требуются новые
технические решения, в которых истечение цемента не ограничено сводообразованием.
Выводы к главе 2
1. Установлено, что из-за процессов сводообразования для беспрепят-
ственного выпуска лежалого цемента из донного отверстия бункера требуется большое отверстие диаметром порядка 380 мм, размеры которого неприемлемы для мобильных цементировочных агрегатов. Для рыхлого цемента
истечение может быть обеспечено и через меньшие отверстия, но стабильность истечения в этом случае не гарантируется из-за непрерывного восстановления сводообразующих свойств цемента.
2. Режим свободного истечения цемента из донных отверстий бункеров
цементировочных установок не массовый, а канальный. Полное опорожнение
бункера через нижнее отверстие без аэрации или других побудителей не достижимо.
62
3. Низкая производительность шнекового питателя цемента связана с
низкими расходными характеристиками процесса выгрузки цемента из нижнего отверстия в шнек.
4. Выявлены закономерности истечения цемента из донного отверстия
воронки в вакуумированный рукав. Предложены расчетные соотношения.
Показано, что производительность по цементу при его выходе из нижнего
отверстия воронки в вакуумный шланг, недостаточна для цементировочных
агрегатов.
5. Поиск путей обеспечения стабильного и высокорасходного истече-
ния цемента из бункеров
традиционных конструкций без применения
средств побуждения или с использованием конструктивно простых средств
побуждения течения цемента не привели к получению положительного результата. Основное препятствие – интенсивное сводообразование в массиве
цемента, находящегося в бункере. По этой причине дальнейшие исследования направлены на создание новых технических средств, снижающих влияние сводообразования на процесс истечения.
63
ГЛАВА 3 РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ НОВЫХ СИСТЕМ
РАЗГРУЗКИ БУНКЕРОВ ЦЕМЕНТА
3.1 Система выгрузки цемента через верх бункера по
вертикальному трубопроводу
С целью снижения воздействия сводообразования на процесс истечения цемента из бункера разработана система выгрузки цемента через верх
бункера по вертикальному трубопроводу. Предполагается, что эта система
обеспечивт движение потока цемента в направлении, обратном действующим
касательным напряжениям с исключением их воздействия на образование
свода перед входом в транспортирующую трубу. Данная система запатентована автором, согласно патенту РФ №2499878 (Приложение Д). Конструкция
устройства приготовления тампонажных растворов схематично изображенна
на рисунке 3.1, предусматривает перемещение цемента по вертикальному
пневмопроводу с гидроэжекторным смесителем в качестве источника вакуума. Устройство содержит загрузочную емкость 1, устройство 2 для стабилизации уровня цемента в загрузочной емкости, выполеннное, например, по патенту РФ №106300, всасывающий патрубок 3 гидросмесителя, штуцер 4 для
подачи жидкости в гидроэжекторный смеситель, вакуумную приемную камеру 5, камеру смешения жидкости и сыпучего материала 6, тягу 7 для вертикального перемещения материалопровода с помощью блока, подвижное телескопическое соединение 8 материалопровода с всасывающим патрубком
гидросмесителя, указатель 9 глубины погружения материалопровода
под
слой сыпучего материала, материалопровод 10, фильтр 11, патрубок 12, регулировочный вентиль 13.
Запатентованный способ приготовления тампонажных растворов заключается в перемещении сыпучего материала по материалопроводу 10 снизу вверх из загрузочной емкости 1, в которой сыпучий материал находится
под воздействием атмосферного давления, в гидросмеситель, в приемной ка-
64
мере 5 которого создается вакуум. Уровень сыпучего материала в загрузочной емкости 1 стабилизируют в течение всего процесса пневмотранспорта
при помощи устройства 2 для стабилизации уровня порошкообразного материала в загрузочной емкости. Расход транспортируемого сыпучего материала
регулируют за счет погружения материалопровода 10 под уровень сыпучего
материала.
1 - загрузочная емкость; 2 - устройство для стабилизации уровня сухого сыпучего материала; 3 - всасывающий патрубок; 4 - гидросмесителя, штуцер для подачи жидкости; 5 вакуумную приемную камеру; 6 - камера смешения; 7 – тяга; 8 - подвижное телескопическое соединение; 9 - мерная линейка; 10 - указатель глубины погружения материалопровода; 11 – фильтр; 12 – патрубок; 13 - регулировочный вентиль
Рисунок 3.1 - Устройство приготовления тампонажных растворов
65
При эжектировании «тяжелых» сыпучих материалов (барит, гематит и
др.) при помощи регулировочного вентиля 13 открывают патрубок 12 и псевдоожижают сыпучий материал, тем самым интенсифицируют подачу его в
материалопровод. Наличие дополнительно поступающего воздуха через патрубок 12 позволяет исключить условия «завалов» сыпучего материала и наступления кризиса эжекции при работе гидроэжекторного смесителя. Фильтр
11 предотвращает высыпание сыпучего материала через патрубок 12.
Устройство работает следующим образом. Загрузочная емкость 1 заполняется сыпучим материалом через устройство для стабилизации уровня
сыпучего материала 2, после чего в загрузочную емкость 1 опускают материалопровод 10, который через подвижное соединение 8 входит верхним
концом во всасывающий патрубок 3 гидросмесителя. При помощи тяги 7 и
указателя глубины погружения 9, устанавливается необходимая глубина погружения материалопровода под уровень сыпучего материала в загрузочной
емкости 1. В гидросмеситель через штуцер 4 подается жидкость от насоса. В
приемной камере гидросмесителя создается разрежение, и, так как сыпучий
материал в загрузочной емкости находится под действием атмосферного давления, то начинается пневмотранспорт. Возможность регулирования концентрации сыпучего материала в воздушном потоке осуществляется за счет перемещения материалопровода 10 относительно уровня сыпучего материала в
загрузочной емкости 1. Для интенсификации подачи сыпучих материалов и
исключения «завалов» приоткрывается регулировочный вентиль 13 и через
патрубок 12 осуществляется псевдоожижение порошка. Фильтр 11 позволяет
поступать воздуху через патрубок 12 в направлении загрузочной емкости 1 и
предотвращает высыпание сыпучего материала.
Устройство для стабилизации уровня сухого порошкообразного материала в воронке по патенту РФ №106300 изображено на рисунке 3.2. Оно
представляет собой бункер 4 трапециевидной формы с загрузочным люком 3
в верхней части, устанавливаемый над загрузочной воронкой или емкостью.
66
Наклонная стенка 2 бункера выполнена поворотной, установленной с возможностью регулирования угла наклона β по отношению к основанию 7 в
пределах углов естественного откоса сыпучего материала по шкале 10. Основание бункера 7 снабжено с одной стороны отверстием 1 в виде выходного
подающего окна с питательной заслонкой 9 и пружиной 8, а с другой стороны – ворошителем 5, приводимым в действие для полной очистки бункера
путем вращения ручки 6. При падении уровня в емкости заслонка приоткрывается и материал из бункера 4 восполняет убыль материала в загрузочной
воронке.
1- отверстие; 2 - наклонная стенка бункера; 3- с загрузочный люк; 4- бункер; 5- ворошителель; 6 – ручка; 7 – основание; 8- пружина; 9- питательная заслонка; 10 – шкала
Рисунок 3.2 - Устройство для стабилизации уровня сухого порошкообразного материала в воронке
Преимуществом данного устройства по сравнению с известными является повышение качества тампонажного раствора за счет стабильной подачи
сухого сыпучего материала в гидроэжекторный смеситель с производитель-
67
ностью, соответствующей производительности жидкостного насоса и заданной плотности получаемого раствора.
Экспериментальные исследования запатентованного устройства проведены на стенде по испытаниям пневматической системы , представленном
на рисунке 3.3.
1-бункер цемента; 2-гидроэжекторный смеситель; 3-герметичный промежуточный
бункер для улавливания цемента; 4-всасывающий патрубок; 5-материалопровод; 6ступица; 7-кран; 8-фильтр; 9-гофрированный рукав
Рисунок 3.3 - Схема экспериментального стенда по испытаниям
пневматической системы
68
Экспериментальный стенд включал загрузочную емкость 1 (воронку), в
которой цемент находится под воздействием атмосферного давления, гидросмеситель 2, в приемной камере которого создается вакуум, промежуточный
бункер 3 для приема перекачиваемого цемента. Уровень сыпучего материала
в загрузочной емкости 1 стабилизировали вручную в течение всего процесса
пневмотранспорта. Всасывающий патрубок 4 материалопровода 5 погружали
под уровень цемента и фиксировали в ступице 6. Материалопровод оснащали
краном 7. В нижней части загрузочной емкости 1 устанавливался фильтр 8, к
которому мог подводиться воздух от компрессора. Промежуточный бункер 3
сообщался с гидросмесителем 2 гофрированным рукавом 9. Характеристики
датчиков вакуума представлены в Приложении А. Показания датчиков выводились на компьютер.
Работал стенд следующим образом. Вначале запускали гидросмеситель
2 и создавали вакуум в бункере 3 и материалопроводе 5 при закрытом кране
7. Опускали патрубок 4 в емкость 1 под уровень цемента на заданную глуби-
ну и фиксировали в ступице 6. Открывали кран и постоянно подсыпая цемент, следили за расходом. Фотографии экспериментального стенда по испытаниям пневматической системы выгрузки цемента через верх бункера
представлены на рисунке 3.4.
Эксперименты показали, что из-за отсутствия аркообразования и чрезвычайно большого расхода цемента, увлекаемого воздухом, всасывающий
патрубок 4 быстро забивается цементом и пневмотранспорт прекращается.
Причиной этого является то, что расход воздуха, поступающего в материалопровод, ограничен характеристикой гидроэжекторного смесителя и уменьшается с увеличением вакуума, тогда как вовлечение цемента в поток воздуха
ограничено только диаметром патрубка 4 и увеличивается с ростом вакуума.
69
Рисунок 3.4 - Экспериментальный стенд по испытаниям пневматической
системы выгрузки цемента через верх бункера
С целью преодоления выявленного недостатка на конце патрубка 4 установили подпружиненный конический обратный клапан на конце патрубка
материалопровода, как показано на рисунке 3.5.
Рисунок 3.5 - Подпружиненный конический обратный
клапан на конце патрубка материалопровода
70
Клапан мало препятствует течению воздуха, зато существенно ограничивает поток цемента. Пружина препятствует закупориванию клапана цементом, так как при закупоривании вакуум в материалопроводе возрастает и
клапан приоткрывается, пропуская пробку цемента, а затем снова прикрывается. Изменяя степень сжатия пружины можно изменять ширину кольцевой
щели в клапане и, следовательно, величину вакуума.
Выполним расчет расхода цемента в материалопроводе.
Объемный расход воздуха на входе в патрубок (см. рисунок 3.5) через
кольцевую щель
δ
обратного клапана можно определить по формуле исте-
чения газа через отверстие:
  P 1,54  P 1, 77 
2k
ρ в PА   в  −  в  
Qв = α ⋅
⋅
  PА 
ρв k − 1
 PА  

s
(3.1)
где α - коэффициент расхода, величиной порядка α ≈ 0,5 , s - площадь сечения кольцевой щели клапана, k - коэффициент политропности, k = 1,3 , ρ в плотность воздуха, ρ в =1,3 кг/м3 , PА - абсолютное давление атмосферы,
PА
≈ 100кПа, Pв - абсолютное давление воздуха на входе в кольцевую щель
клапана.
С другой стороны, этот расход воздуха создается гидроэжекторным
смесителем. Если известна его характеристика, то расход легко определить
по коэффициенту эжекции:
Qв = u0Q р .
(3.2)
Ниже будет показано, что расход воздуха через гидроэжекторый смеситель можно определять по формуле:
2
P 
Qв = u0 max  в  Q р ,
 PА 
(3.3)
71
где u0 max - экспериментальная постоянная.
Приравнивая правые части (3.1) и (3.3), найдем связь между давлением
воздуха на входе в гидроэжекторный смеситель и площадью кольцевой щели
клапана, устанавливаемого на входе в загрузочный патрубок 4:
2
s=
α
ρв
P 
u0 max  в  Q р
 PА 
  P 1,54  P 1,77  ,
2k
ρ в PА   в  −  в  
  PА 
k −1
 PА  

(3.4)
или, учитывая, что
s ≈ πd пгδ ,
где
(3.5)
d пг - диаметр посадочного гнезда клапана (см.рис.3.5), δ - ширина щели
клапана, можем записать уравнение связи между давлением воздуха на входе
в гидроэжекторный смеситель и шириной кольцевой щели клапана:
2
δ=
πd пгα
ρв
P 
u0 max  в  Q р
 PА 
  P 1,54  P 1,77  .
2k
ρ в PА   в  −  в  
  PА 
k −1
 PА  

(3.6)
В соответствии с этим соотношением при увеличении Pв возрастает и
δ , причем при Pв → PА , δ → ∞ . Это означает, что при превышении некоторого критического значения зазора
δ кр величина δ перестает влиять на
процесс, и давление на входе в гидроэжекторный смеситель устанавливается
в зависимости не от зазора в клапане, а от пневмосопротивления аэрозоля в
материалопроводе, при этом не исключено закупоривание трубопровода, так
как клапан перестает препятствовать неконтролируемому поступлению це-
72
мента в трубопровод. При высоте всасывания цемента в пределах до 4 м
критическое значение
δ кр соответствует приблизительно Pв = 90...95 кПа .
По заданной величине Pв , найдем из уравнения (3.3) расход воздуха, а
затем и массовый расход цемента из соотношения (2.40):
Gц = Сρ (Qв − Q0 )
(3.7)
где ρ - насыпная плотность цемента, Q0 - начальный расход воздуха, при котором начинается пневмотранспорт, согласно рисунку 2.14 мы видели, что
Q0 ≈ 1,6 л / с . Коэффициент расхода С определяем по формуле (2.43):
С = 0,355 ⋅ H ,
(3.8)
где Н – глубина погружения патрубка под уровень цемента.
В отличие от формулы (2.40), формула (3.7) не имеет ограничения по
расходу цемента через нижнее отверстие из-за отсутствия сводообразования,
следовательно, при скоростях течения воздуха выше 4,5 м/с в формулу (3.7)
можно подставлять действительный расход воздуха, а не расход воздуха, соответствующий режиму насыщения. Именно этим и объясняется существенное увеличение производительности системы по сравнению с выпуском цемента через донный патрубок.
Экспериментально исследована модель с внутренним диаметром вертикального трубопровода d п = 50 мм = 0,05 м и коническим клапаном с посадочным гнездом диаметром d пг = 35 мм = 0,035 м . Использовался гидроэжекторный смеситель, имеющий Q р = 28 л / с , u 0 max = 2,31 . Глубина погружения патрубка в цемент составила 0,5 м. Испытания показали устойчивый
транспорт цемента без закупориваний. В таблице 3.1 представлены результаты расчетов по формулам (3.6), (3.3) и (3.7) в сравнении с экспериментальными данными. Давление на входе в клапан изменяли регулированием сжатия пружины клапана.
73
Максимально возможный расход при данной глубине погружения патрубка составит величину порядка 13 кг/с цемента или 780 кг/мин. При увеличении погружения устойчивость пневмотранспорта нарушается. Однако при
подаче воздуха снизу в воронку через фильтр устойчивость восстанавливается и возможно получение большего расхода цемента.
Таблица 3.1 - Расход цемента при выгрузке вверх из бункера через
материалопровод диаметром 50 мм
Давление Pв , кПа,
40
50
70
95
Зазор в клапане,
мм,
ф. (3.6)
Расход
воздуха, л/с,
ф.(3.3)
Расход цемента,
кг/с,
ф. (3.7)
Расход цемента,
кг/с,
опытные данные
1,1
1,6
3,3
12,5
10,3
16,2
31,7
58,4
2,0
3,4
7,0
13,4
2
2,5
5
11,5
3.2 Система выгрузки цемента из бункера с помощью
шнека-рыхлителя
Предложен также другой путь решения проблемы сводообразования,
особенно перспективный для порционного процесса приготовления раствора
в мобильных установках. Разработана и испытана система для дозированного
смешивания сыпучего материала с жидкостью, оснащенная шнекомрыхлителем, встроенным в боковую стенку бункера. Запатентовано, согласно
патенту РФ №123344 (Приложение Д) «Устройство для дозированного смешивания сыпучего материала с жидкостью», представленное на рисунке 3.6.
74
Оно состоит из привода 1 с регулируемой скоростью вращения, загрузочной
емкости 2, шнекового питателя 3, регулятора подачи воздуха 4, воздушного
фильтра 5, гидроэжекторного смесителя 6, регулятора подачи жидкости 7,
сопла 8, сбросного
трубопровода 9.
1 - вал привода; 2 - загрузочная емкость; 3 - шнековый питатель; 4 - регулятор
подачи воздуха; 5 - воздушный фильтр; 6 - гидроэжекторный смеситель; 7 - регулятор
подачи жидкости; 8 - сопло; 9 - сбросной трубопровод
Рисунок 3.6 - Схема устройства для дозированного смешивания
сыпучего материала с жидкостью, оснащенного шнеком-рыхлителем
Шнековый питатель имеет входное отверстие, расположенное в боковой стенке загрузочной емкости. Эквивалентный диаметр этого отверстия
значительно больше диаметра шнека. Таким образом, шнек не только транспортирует материал вверх, но и одновременно рыхлит материал в емкости,
разрушая своды.
Устройство работает следующим образом. Сыпучий материал транспортируется из загрузочной емкости 2 шнековым питателем 3, установленным под углом к линии горизонта близким углу внутреннего трения транс-
75
портируемого сыпучего материала. Интенсивность транспортирования регулируется путем изменения скорости вращения вала привода 1. Питательный
насос подает жидкость в гидроэжекторный смеситель 6, корпус которого образует вакуумную камеру. Производительность по жидкости регулируется
путем открытия регулятора подачи жидкости 7. Для обеспечения равномерности подачи сыпучего материала в гидроэжекторный смеситель 6 и для
придания транспортируемому сыпучему материалу свойств текучести и пористости, открывается регулятор подачи воздуха 4, который оснащен воздушным фильтром 5. Для проведения процесса смешивания сыпучего материала и жидкости в камере смешения гидроэжекторного смесителя 6 установлено сопло 8. Смесь жидкости и сыпучего материала поступает в сбросной трубопровод 9.
Повышенное качество раствора достигается в данном устройстве за
счет дозированного смешивания сыпучего материала с жидкостью. Подача
сыпучего материала из загрузочной емкости под углом внутреннего трения
через расширенное отверстие в боковой стенке емкости позволяет обеспечить максимальную и стабильную производительность сыпучего материала и
исключить случаи зависания сыпучего материала на стенках загрузочной емкости и корпуса шнека. А регулируемая подача транспортирующего воздуха
в точке перехода сыпучего материала из шнекового канала в гидроэжекторный смеситель позволяет точно регулировать текучесть и пористость материала и за счет этого повысить точность подачи и производительность.
Экспериментальное исследование разработанного устройства проведено на испытательном стенде для испытаний шнека-рыхлителя (рисунок 3.7),
состоявшим из шнека натуральных размеров (наружный диаметр шнека
D = 0,205 м , шаг t = 0,23 м , наружный диаметр вала шнека d = 0,089 м ,
длина шнека 3,5 м) с закрепленной на нем загрузочной емкостью объемом 0,5
м3. Вместо донного отверстия выполнена врезка корпуса шнека в одну из
сторон загрузочной емкости. Длину проема в месте соединения изменяли с
76
помощью вставок. Исследованы две конструкции проема для входа цемента в
шнек на испытательном стенде: длиной 1,5 t = 0,345 м (фактически это донное отверстие), и длиной 3,5 t = 0,805 м (рисунок 3.8).
Рисунок 3.7 - Стенд для испытаний шнека-рыхлителя
Рисунок 3.8 - Конструкция проема для входа цемента в шнек на
испытательном стенде
77
Угол наклона шнека к горизонту ступенчато регулировали со значениями 200, 300, и 400. Расход цемента определяли весовым способом. Параметры весов, устанавливавшихся под сборной емкостью, приведены в Приложении 1.Объемный расход определяли по насыпной плотности цемента.
Находили коэффициент заполнения шнека, для чего вначале по
формуле
QT =
π (D 2 − d 2 ) n
4
t
60
(3.9)
определяли для данной частоты вращения n теоретическую объемную производительность шнека, а затем весовым способом измеряли фактическую
производительность Q . Коэффициент заполнения вычисляли из очевидного
соотношения (см.формулу (2.36)):
ϕз =
QT
.
Q
(3.10)
Результаты измерений для трех разных углов наклона на большом и
малом отверстиях представлены в таблице 3.2. Из таблицы 3.2 можно заметить, что переход к загрузке цемента через боковой проем вместо донного
отверстия и эффект рыхления шнека положительно влияют на коэффициент
заполнения. На рисунке 3.9 изображена зона рыхления шнеком при большом
проеме, где можно заметить, что зона рыхления шнека довольно большая и
распространяется на всю длину проема. Канальное истечение цемента в донное отверстие изображено на рисунке 3.10 и никакого рыхления не
на-
блюдается.
Следует, однако, отметить, что достигнутый коэффициент заполнения
порядка 0,4-0,5 все еще недостаточен. В дальнейшем необходимо предпринять меры к исследованию влияния переменного шага шнека на коэффициент заполнения, а также изучить возможности применения регулируемой
длины зоны соединения шнека с бункером.
78
Рисунок 3.9 - Зона рыхления шнеком при большом проеме
Рисунок 3.10 - Канальное истечение цемента в донное отверстие
79
Таблица 3.2 - Сравнение коэффициента заполнения шнека
Длина
проема,
мм
Угол
наклона
шнека
805
200
300
400
345
300
400
Частота
вращения
шнека,
об/мин
95,0
Производительность,
л/с
фактиче- теоретиская
ческая
3,80
9,74
Коэффициент
заполнения
0,39
70,5
3,69
7,23
0,51
44,4
2,28
4,55
0,50
29,8
1,28
3,05
0,42
95,6
2,74
9,80
0,28
73,5
3,24
7,53
0,43
44,1
1,99
4,52
0,44
30,9
0,86
3,17
0,27
95,6
2,55
9,80
0,26
73,5
2,71
7,53
0,36
45,0
1,43
4,61
0,31
30,5
0,53
3,13
0,17
95,6
2,06
9,80
0,21
75,0
1,23
7,69
0,16
44,1
0,90
4,52
0,20
29,4
0,70
3,02
0,23
95,6
1,47
9,80
0,15
75,0
1,08
7,69
0,14
44,4
0,91
4,55
0,20
29,4
0,63
3,02
0,21
80
Выводы к главе 3
1. Разработана и испытана система пневмотранспортирования цемента
через верх бункера цемента по вертикальному пневмопроводу с гидроэжекторным смесителем в качестве источника вакуума. Доказана ее работоспособность и эффективность. Предложены расчетные формулы для определения параметров системы.
2. Разработана и испытана система подачи цемента на смешение с по-
мощью шнека, встроенного в боковую стенку бункера. Показано, что разработанная конструкция поддерживает непрерывное рыхление цемента и обрушение сводов. Определены достижимые значения коэффициента заполнения шнека, которые достигают 0,4-0,5.
81
ГЛАВА 4 АНАЛИЗ РАСХОДНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК
ГИДРОЭЖЕКТОРНЫХ СМЕСИТЕЛЕЙ И РАЗРАБОТКА
НОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ
4. 1 Устройство и основные требования к конструкции
гидроэжекторного смесителя
Конструктивная схема гидроэжекторного смесителя (ГЭС) с компактной струей представлена на рисунке 4.1. Смеситель состоит из сопла 1, размещенного в корпусе 2, специального патрубка 3, называемого камерой смешения, диффузора 4, патрубка подвода аэрозоля 5, патрубка отвода смеси 6.
Работает ГЭС следующим образом. Рабочая жидкость под давлением нагнетается через сопло 1 в камеру смешения 3 в виде струи. Под действием струи,
истекающей из сопла 1, на входе камеры смешения 3 возникает разрежение.
Аэрозоль – смесь воздуха и цемента - через патрубок 5 под действием возникшего разрежения вовлекается в камеру смешения 3, где интенсивно смешивается с жидкостью. Смесь жидкости, газа и цемента через диффузор 4
поступает в патрубок отвода смеси 6 и далее движется по назначению в отводной трубопровод. На рисунке 4.1 также представлены характерные геометрические размеры ГЭС. Это d р - диаметр сопла, d кс - диаметр камеры
смешения, lкс - длина камеры смешения, lнк - расстояние от сопла до входа в
камеру смешения. На рисунке 4.1 объемный расход рабочей жидкости обозначен Q р , объемный расход аэрозоля обозначен Qа , объемный расход смеси на выходе аппарата обозначен Qcм .
Как было показано выше, стабильность подачи и величина производительности системы приготовления раствора определяются расходной характеристикой включенного в систему гидроэжекторного смесителя. Расходная
характеристика по цементу гидроэжекторного смесителя представляет собой
82
зависимость коэффициента эжекции от давления в аппарате. Чем выше коэффициент эжекции аппарата, тем больше интенсивность вовлечения цемента в процесс смешения и тем выше эффективность приготовления раствора.
1 - сопло; 2 – корпус; 3 - камерой смешения; 4 - диффузор; 5 - патрубок подвода цемента;
6 - патрубок отвода смеси
Рисунок 4.1 - Конструктивная схема гидроэжекторного смесителя
Это означает, что соотношение геометрических параметров ГЭС должно обеспечивать максимально возможную подачу цемента в камеру смешения за счет транспортирующего воздуха.
Струя на входе в камеру смешения имеет расширяющуюся коническую
форму с углом конуса α . Струя должна вписаться в камеру смешения, а затем в глубине ее на удалении l к меньшем, чем длина камеры смешения, коснуться стенок, как показано на рисунке 4.2. В результате образуется гидрозатвор в камере смешения, который создает, как поршень, разрежение на входе
аэрозоля в аппарат. Что и является, в конечном счете, причиной подсоса цементного аэрозоля в корпус гидроэжекторного смесителя.
83
d р - диаметр сопла; d кс - диаметр камеры смешения; lкс - длина камеры смешения;
α
- угол конуса распыла струи;
lк - глубина удаления струи
Рисунок 4.2 - Форма струи в камере смешения гидроэжекторного смесителя
Если величина lк больше длины камеры смешения lкс , например, из-за
выбора слишком большого d кс , то струя не коснется стенок камеры смешения и ГЭС будет работать в режиме пробоя – струя будет пролетать через аппарат, не образуя гидрозатвор и не обеспечивая вовлечение в процесс достаточного количества аэрозоля. Если же величина lк мала, например, из-за выбора слишком малого d кс , то гидрозатвор образуется непосредственно на
входе в камеру смешения, площадь контакта струи с воздухом мала, поэтому
и в этом случае вовлечение аэрозоля в процесс недостаточно. Кроме того на
входе в камеру смешения наблюдается сильное брызгообразование, приводящее к преждевременному смачиванию порошка до его смешения вплоть до
закупоривания влажными комками входного канала смесителя.
Само по себе обеспечение контакта расширяющейся струи со стенкой
камеры смешения также не дает гарантии высокой эффективности процесса.
Если l кс f lк , но lк велика, то струя в месте касания стенки уже в значитель-
84
ной степени потеряла энергию и эффективность вовлечения аэрозоля в процесс также может значительно снизиться.
Как видим, выбор правильного соотношения между диаметром струи
(то есть диаметром сопла), диаметром камеры смешения и длиной камеры
смешения является решающим условием нормальной работы ГЭС. Для решения этой задачи прежде всего необходимо знать форму струи, в частности
величину угла раствора конуса распыла α .
Имеющиеся данные крайне противоречивы, так как на форму струи
влияет множество факторов. Во избежание неточностей мы провели наблюдение струй серийных гидроэжекторных смесителей. Обследована форма
струи у ГЭС с диаметрами сопел от 24 до 40 мм при избыточном давлении
воды или глинистого раствора на входе в сопло от 80 до 350 кПа. Струи наблюдали через открытый вход в корпусе ГЭС (истечение струи в атмосферу)
или через вход, закрытый прозрачным пластиком (истечение струи в вакуум).
Фотографии струи гидросмесителя СГМ-100 изображены на рисунке 4.3. Фотографии струи гидросмесителя СГМ – 100Н изображены на рисунке 4.4.
Фотографии струи гидросмесителя СГМ – 100Н при разряжении воздуха
изображены на рисунке 4.5.
Характерной особенностью всех наблюдавшихся струй является однообразие их формы: угол раствора и форма на выходе из сопла не меняется ни
при изменении диаметра сопла, ни типа жидкости, ни давления в камере
смешения в исследованных пределах. Наблюдаемый угол раствора конуса
0
0
струи изменялся мало и составил α = 4,4 ± 0,5 . При указанном угле рас-
твора конуса струи длина камеры смешения должна быть не менее:
l ксmin = (d кс − d р ) tgα = (d кс − d р ) tg 4,4 0 = 77(d кс − d р ) .
Например, при d кс = 80 мм,
(4.1)
d р = 40 мм длина камеры смешения должна
составить l кс = 77 ⋅ 40 = 3080 мм , что совершенно нереально. В действи-
85
тельности длины камер смешения лучших серийных гидроэжекторных смесителей не превышают 1000 мм.
Рисунок 4.3 – Фотографии струи гидросмесителя СГМ – 100
86
Рисунок 4.4 – Фотографии струи гидросмесителя СГМ – 100Н
87
Рисунок 4.5 - Фотографии струи гидросмесителя СГМ – 100Н
при разряжении воздуха
88
Это означает, что все современные ГЭС работают в режиме пробоя или
близком к нему. Следовательно, на их эффективность влияют не столько
размеры камеры смешения и диаметр сопла, сколько условия выгрузки, где
только и может образовываться гидрозатвор, если на выходе из ГЭС устроено сопротивление в виде отвода, задвижки или вертикального участка трубопровода.
Попытки уменьшить рациональную длину камеры смешения путем
приближения диаметра камеры смешения к диаметру сопла не дают результата при использовании насосов низкого давления, так как при этом резко
возрастает сопротивление камеры смешения и расход аэрозоля оказывается
невелик, а качество смешения низкое. Экспериментами многих исследователей установлено, что отношение диаметров камеры смешения и сопла
d кс d р не должно быть меньше 2 [82].
Иногда поступают иначе. Камеру смешения делают очень короткой длиной всего в несколько диаметров сопла - но близкой по диаметру к диаметру сопла, а на выходе из короткой камеры смешения устраивают слабоконический диффузор большой длины. Таковы старая воронка фирмы Swaco и
гидросмеситель СГМ-100М производства ООО «Компания «Техномехсервис». Однако гарантий устранения режима пробоя здесь нет и велик риск закупоривания узкой камеры смешения.
Чтобы уменьшить расчетную длину, иногда камеру смешения выполняют в форме конфузора. Но эта схема не снимает проблему высокого сопротивления камеры смешения и приемлема только для насосов высокого
давления.
В действительности касание струи стенок камеры смешения происходит раньше, чем если бы струя на всем протяжении имела угол раствора 4,40.
Дело в том, что струя постепенно распадается на капли, находящиеся в беспорядочном движении, и часть капель уже на небольшом расстоянии от вхо-
89
да в камеру смешения выпадает на стенки. Это смазывает картину, но не меняет ее принципиально.
4.2 Экспериментальные исследования гидроэжекторных
смесителей и обоснование путей повышения коэффициента эжекции
Поскольку экспериментальные исследования ГЭС с подачей сыпучего
материала на смешение технически сильно затруднены, подбор рациональной конструкции ГЭС можно провести на основании экспериментальных исследований процесса вовлечения воздуха в аппарат, предполагая, что аппарат, обеспечивающий наибольший расход воздуха по сравнению с другими
аппаратами, будет иметь и наибольшую производительность по аэрозолю, а
также и по цементу. В этом случае при экспериментальных исследованиях
ГЭС изучается как двухфазный жидкостно-газовый струйный аппарат. После
решения оптимизационной задачи по результатам опытов на воздухе, производится проверка аппарата на аэрозоле уже как многофазного струйного аппарата.
С целью проверки режимов работы серийных гидроэжекторных смесителей автором проведена серия экспериментов на натурных образцах ГЭС
при работе на воде и воздухе. Схема установки для экспериментальных исследований
серийных
гидроэжекторных
смесителей
представлена
на
рисунке 4.6.
Вакуум (абсолютное давление) на входе в гидросмеситель измеряли
диафрагменным расходомером с электронным датчиком давления. В некоторых опытах измеряли также давление на выходе смесителя. Расходомер оснащали набором диафрагм диаметрами 36, 25, 22, 18, 15, 12, 10 мм. Объемный расход воздуха на входе ГЭС определяли по показаниям датчика абсолютного давления по известной формуле истечения газа через отверстие:
90
Рисунок 4.6 - Схема установки для экспериментальных исследований
серийных гидроэжекторных смесителей
 P 
πd 2
2k
Qа = α ⋅
⋅
ρ в PА   а 
  PА 
4ρв
k −1
1,54

1, 77
P 
−  а 
 PА 


 ,

(4.2)
где α - коэффициент расхода, α = 0,69 , k - коэффициент политропности,
k = 1,3 , ρ в - плотность воздуха, ρ в =1,3 кг/м3 , PА - абсолютное давление
атмосферы, PА ≈ 100кПа, Pа - абсолютное давление воздуха на входе в гидросмеситель. Коэффициент расхода диафрагм определяли с помощью арендованного вихревого расходомера (см. Приложение В). Фотографии испытанных гидросмесителей размещены в Приложении Г.
Экспериментально исследовали режимы работы серийных ГЭС с разными конструкциями выгрузочного устройства, определяя коэффициент
эжекции смесителя при минимальном вакууме на входе воздуха, то есть на
наибольшей диафрагме. Результаты экспериментальных исследование коэффициента эжекции гидросмесителя СГМ-100М при длине камеры смешения
220 мм представлены в таблице 4.1, при переходе к диффузору и минималь-
91
ным сопротивлением воздуха. Экспериментальные исследования коэффициента эжекции гидросмесителя СГМ-100 при длине камеры смешения 825 мм
представлены в таблице 4.2, при диаметре сопла 40 мм, диаметре камеры
смешения 80 мм. В таблицах представлены несколько типов выгрузочных
устройств двух различных гидроэжекторных смесителей с получаемыми на
них коэффициентами эжекции при различных давлениях рабочей жидкости
(воды) перед соплом. Рассчитаны числа Рейнольдса Re и Вебера We для на-
блюдавшихся струй:
Re =
We =
vрd р ρж
µж
d р v 2р ρ ж
σ
,
(4.3)
,
(4.4)
где v р - скорость жидкости в сопле, µ ж -вязкость рабочей жидкости, ρ ж плотность рабочей жидкости, σ -поверхностное натяжение жидкости.
Из таблиц 4.1 и 4.2 видно, что увеличение давления на сопле на всех
ГЭС приводит к уменьшению коэффициента эжекции, то есть к уменьшению
эффективности. Это подтверждает предположение о преимущественном присутствии режима пробоя – чем выше скорость струи, тем хуже контакт струи
с камерой смешения. Значительное удлинение камеры смешения у СГМ-100
по сравнению с СГМ-100М ничего не дает. Наоборот, коэффициент эжекции
снижается, так как режим пробоя остается, а сопротивление возрастает. В то
же время увеличение длины выгрузочного узла существенно повышает коэффициент эжекции. В частности, переход от прямого сброса смеси вниз к
нагнетанию смеси на небольшую высоту, несмотря на увеличение сопротивления на выходе смеси, не только не снижает эффективность, но заметно повышает эжекцию.
92
Таблица 4.1 - Экспериментальное исследование коэффициента эжекции гидросмесителя СГМ-100М при длинне камеры
смешения 220 мм
Марка
Тип выгрузоч- Абсолютное
Диаметр, мм
Расход, 10-3 м3/с
КоэфСкорость
Re
We
фициент жидкости
ГЭС
ного устройст- давление, кПа
ва
эжекции в сопле,
жид- возсокамеры рабочей
возм/с
кости духа пла
смеше- жидкости духа
на
ния
входе
7,0·105 1,75·105
17,5
22,0
56,0
2,55
80
СГМ290
96,5
40
Плавный отвод
22,8
53,7
1,88
80
28,6
100М
96
40
9,1·105 2,97·105
Плавный отвод
400
13,8
40,0
2,90
19,5
98
30
80
Плавный отвод
340
5,9·105 1,63·105
lнк =
=176мм Угловой отвод
2,75
14,5
97
40
80
18,2
50,0
удлиненный
290
5,8·105 1,20·105
7,1·105 1,79·105
17,7
2,19
48,5
22,2
80
40
97
290
СГМПлавный отвод
22,8
1,87
53,6
28,6
80
40
96
400
100М
Плавный отвод
9,1·105 2,97·105
Плавный отвод
lнк =
вверх с нагне=162мм
22,8
59,7
2,09
80
28,6
95
40
танием на 2 м
400
9,1·105 2,97·105
Угловой отвод
15,9
2,75
54,9
20,0
80
40
96
290
удлиненный
6,4·105 1,44·105
Угловой отвод
12,2
2,46
38,4
15,3
80
40
98
180
укороченный
4,9·105 0,85·105
Угловой отвод
18,1
2,20
50,0
22,7
80
40
97
285
укороченный
7,2·105 1,87·105
Угловой отвод
53,6
1,87
22,8
28,6
96
40
80
400
укороченный
9,1·105 2,97·105
93
Таблица 4.2 - Экспериментальное исследование коэффициента эжекции гидросмесителя СГМ-100 при длине камеры
смешения 825 мм
Марка
ГЭС
Тип выгрузочного устройства
Абсолютное давление, кПа
жидко- воздуха
сти
Расход, 103 м3/с
рабочей
на входе жидко-
воздуха
КоэфСкорость
фициент жидкости
эжекции в сопле,
м/с
Re
We
сти
СГМ-
Угловой отвод удлиненный
300
98
23,6
38,4
1,63
18,9
7,6·105
2,04·105
100
Угловой отвод удлиненный
400
98
28,6
38,4
1,34
22,8
9,1·105
2,97·105
Угловой отвод удлиненный
450
99
31,0
27,3
0,88
24,7
9,9·105
3,49·105
400
95
28,6
59,7
2,09
22,8
9,1·105
2,97·105
400
94
28,6
65,0
2,27
22,8
9,1·105
2,97·105
Диффузор с плавным отводом вверх и нагнетанием
на 2м
Диффузор с плавным отводом вниз
94
Это также подтверждает наше предположение о преобладании режима
пробоя, который полностью или частично устраняется за счет удлинения выгрузочного устройства.
Заметим также, что при снижении числа Вебера, обнаруживается тенденция к увеличению коэффициента эжекции. Это объясняется довольно
просто. Поскольку число Вебера характеризует соотношение сил инерции и
сил поверхностного натяжения, то снижение числа Вебера свидетельствует о
возрастании роли сил поверхностного натяжения, что в свою очередь приводит к интенсификации распада струи на капли, более плотному потоку капель на стенку камеры смешения, уменьшению проницаемости гидрозатвора,
повышению коэффициента эжекции.
Таким образом, повышение эффективности процесса эжекции может
быть достигнуто на пути снижения числа Вебера.
Исходя из определения числа Вебера
We =
d р v 2р ρ ж
σ
,
(4.5)
где, v р - скорость жидкости в сопле, ρ ж - плотность рабочей жидкости, σ поверхностное натяжение жидкости, d р - гидравлический диаметр потока,
при заданных параметрах рабочей жидкости ρ ж и σ , а также при сохранении достаточно высокой скорости v р , обеспечивающей значительную кинетическую энергию потока,
существенное снижение числа Вебера может
быть достигнуто только за счет снижения характерного размера потока, то
есть величины d р , которая представляет собой в общем случае гидравлический диаметр потока. Как известно из гидравлики, при раздроблении струи
на несколько сопел гидравлическим диаметром будет диаметр отверстия одного сопла, при переходе к кольцевому соплу гидравлическим диаметром
становится толщина щели, то есть величины, существенно меньшие, чем
95
диаметр компактной струи. С физической точки зрения переход к многосопловому варианту или, как часто говорят, многоствольному соплу, равно как
и к кольцевому соплу, означает искусственное дробление струи.
Отметим, что снижение числа Вебера за счет уменьшения диаметра
струи при сохранении той же скорости одновременно сопровождается снижением числа Рейнольдса. При этом улучшаются условия для разбрызгивания. Однако снижение числа Рейнольдса за счет снижения скорости струи
имеет отрицательную сторону, так как снижение числа Рейнольдса свидетельствует о снижении кинетической энергии струи, что ведет к ухудшению
условий смешивания компонентов.
Заметим, что неравенство чисел Вебера и Рейнольдса на модели и натурном образце из-за существенного различия диаметров сопел является
препятствием при сравнении результатов, полученных на модели и на промышленных установках. Так в опытах И.А.Пахлян [33] на моделях были получены значительно большие величины коэффициента эжекции, чем на геометрически подобных натурных образцах, представленных в таблицах 4.1 и
4.2. Это связано с низкими значениями у моделей We и Re .
4.3 Уравнение характеристики гидроэжекторного смесителя
Экспериментальные исследования серийных ГЭС мы не могли ограничить опытами при минимальном сопротивлении воздуха на входе в смеситель. В действительности процесс проходит при довольно значительном сопротивлении аэрозоля в подводящем трубопроводе и мы должны знать коэффициент эжекции ГЭС не только при минимальном вакууме на входе. Необходимо иметь значения коэффициента эжекции во всем диапазоне сопротивлений подводящего трубопровода аэрозоля от минимального вакуума до
максимального. Такие значения дает так называемая характеристика струйного аппарата.
96
Характеристика ГЭС как многофазного струйного аппарата, представляет собой уравнение зависимости создаваемого в аппарате перепада давлений от расхода участвующих в процессе сред. В данном случае уравнение
характеристики представляет собой зависимость безразмерного перепада
давлений
Pсм − Pа
Pр − Pа
(4.6)
Qа
= u0
Qр
(4.7)
от коэффициента эжекции
при заданных геометрических размерах аппарата,
где Pсм - давление в выходном сечении струйного аппарата, Pр - давление
рабочей жидкости перед соплом, Pа - давление аэрозоля вблизи сопла [7, 43,
18, 48, 82]. Таким образом, уравнение характеристики ГЭС в общем виде
можно представить как:
Pсм − Pа
= f (u0 )
Pр − Pа
(4.8)
где f (...) - некоторая функция.
Следует учитывать, что ГЭС работает совместно с подводящими и отводящим трубопроводами, и характеристика струйного аппарата (4.8) сама
по себе не позволяет рассчитать размеры и режимные параметры аппарата,
но лишь совместно с характеристиками трубопроводов.
Конкретный вид уравнения (4.8) часто устанавливается с использованием теоремы о сохранении количества движения и экспериментальных коэффициентов.
Таково, например, известное уравнение водовоздушного
эжектора Соколова-Зингера [18, 43], имеющее вид (в принятых выше обозначениях):
97
(Pcм − Pв ) = ϕ12  2ϕ
(P
р
− Pв )
k 
2
(
− 2 −ϕ
2
3
2
(
1 + u0 ) 

)
k
,

(4.9)
где ϕ1 , ϕ 2 , ϕ 3 - опытные коэффициенты сопротивления, k - отношение
площадей сечений камеры смешения и сопла, Pв - давление воздуха на входе
в камеру смешения.
Рассмотрим пример использования уравнения характеристики гидроэжекторного смесителя (4.9). Расчетная схема установки представлена на рисунке 4.5.
1 - гидроэжекторный смеситель; 2, 3 – резервуар; 4- насос; 5, 7- трубопровод; 6 – бункер;
8 – выходной трубопровод; 9, 11 – манометр; 10 – вакуумметр, 12 - задвижка
Рисунок 4.5 - Расчетная схема обвязки гидроэжекторного смесителя
Пусть гидроэжекторный смеситель 1 размещен на резервуаре 2. Рабочая жидкость (вода или жидкость затворения) из резервуара 3 насосом 4 нагнетается по трубопроводу 5 в сопло гидросмесителя. Под действием струи
воды, истекающей с большой скоростью из сопла, в корпусе ГЭС создается
вакуум. Порошкообразный материал (например, цемент) из бункера 6 пото-
98
ком воздуха под действием создаваемого в корпусе смесителя вакуума
транспортируется в смеситель по трубопроводу 7. Бункер 6 расположен ниже
оси смесителя, поэтому в струйном аппарате должен создаваться вакуум,
достаточный для транспортирования аэрозоля (смеси воздуха и порошка) по
трубопроводу 7. В камере смешения смесителя 1 происходит перемешивание
воды и аэрозоля и смесь под остаточным напором рабочей жидкости нагнетается в выходной трубопровод 8, откуда сливается в резервуар 2. После накопления в резервуаре требуемого количества смеси, готовая суспензия откачивается по назначению, например, в скважину.
Давление рабочей жидкости на входе в смеситель Pр измеряется манометром 9, давление в аэрозоле (вакуум) на входе гидросмесителя Pа измеряется вакуумметром 10, противодавление смеси в выходном трубопроводе
Pcм измеряется манометром 11 и регулируется задвижкой 12. Длина и диа-
метр трубопровода рабочей жидкости равны соответственно l p и d p1 , разность высот гидросмесителя и насоса H p . Длина и диаметр трубопровода для
транспортирования аэрозоля равны соответственно
la и d a1 . Длина и диа-
метр выходного трубопровода равны соответственно lcм и d cм .
Целью расчета является определение давлений на входе и выходе аппарата Pр , Pа , Pсм , объемного расхода рабочей жидкости Q p и расхода аэрозоля Qa при заданных геометрических параметрах гидросмесителя: площади
сечения рабочего сопла f p =
f3 =
π d кс2
4
π d р2
4
и площади сечения камеры смешения
.
Уравнение характеристики водовоздушного эжектора (4.9) представим
с учетом того, что плотность аэрозоля
ρ а , в отличие от плотности воздуха,
представляет довольно значительную величину.
99
Перепишем уравнение (4.9) с исправлением индексов на аэрозоль и с
ρ ж и смеси ρ см аналогично
добавлением отношения плотностей жидкости
струйному насосу [41]:
(Pcм − Pа ) = ϕ12  2ϕ
(P
р
− Pа )
k 
ρ ж (1 + u 0 )2 
− (2 − ϕ )
.
k
ρ см

2
3
2
(4.10)
Известно, что
ρ cм =
ρ a Qa + ρ ж Q p
,
Qa + Q p
(4.11)
поэтому, вынося в (4.11) за скобки в числителе ρ ж Q p , а в знаменателе Q p ,
получим

ρ cм =
ρ ж 1 + u 0

ρa
ρж
1 + u0



.
(4.12)
Тогда (4.10) можно представить в следующей форме:
3



Q

1 + a 
2 
(Pcм − Pа ) = ϕ1  2ϕ − 2 − ϕ 2  Q p 
3
(Pр − Pа ) k  2
 Q ρ
k 1 + a a

 Q ρ

p
ж


(
)




 .



(4.13)
Чтобы разрешить данное уравнение относительно искомых величин,
необходимы дополнительные уравнения и условия, связывающие между собой параметры Pсм , Pр , Pа , Q p , Qa . Такие уравнения и условия дают уравнения Бернулли для трубопроводов обвязки установки.
Предположим, что при создании вакуума в трубопроводе 7 (см. рисунок 4.5), воздух вместе с частью сыпучего материала будет течь из бункера 6
в трубопровод 7 и подниматься вверх, поступая в аппарат на смешение с рабочей жидкостью. К входному отверстию трубопровода 7 воздух проникает
100
через слой сыпучего материала, находящегося в бункере 6. Процесс продолжается до тех пор, пока в бункере 6 поддерживается слой рыхлого сыпучего
материала. Примерно так работает серийный гидросмеситель СГМ-100 производства Компании "Техномехсервис" [26] и аналогичные ему по конструкции струйные аппараты.
Будем полагать, что концентрация сыпучего материала в транспортирующем воздухе более или менее постоянна и определяется в основном аэродинамическими свойствами сыпучего материала. В технологии пневмотранспортирования концентрацию сыпучего материала в потоке аэрозоля
представляют в виде расходной концентрации, равной массовому расходу
сыпучего материала через сечение трубопровода, отнесенному к массовому
расходу воздуха через это же сечение. Расходная концентрация µ a измеряется в кг/с/кг/с или кг/кг. Установлено, что, например, расходная концентрация цемента в вертикальном трубопроводе составляет до 600 кг/кг, а в трубопроводе, имеющем горизонтальные участки, около 140 кг/кг [12]. В опытах
А.И.Пахлян [33] при движении в трубопроводе с вертикальными и наклонными участками для цемента было получено µ a = 140 ...195 кг/кг, для глинопорошка
µ a = 100 ...140
кг/кг,
для
баритового
утяжелителя
µ a = 80...150 кг/кг.
Плотность аэрозоля найдем из очевидного соотношения:
ρa = µа ρв ,
(4.14)
где ρ в - плотность воздуха, кг/м3.
Когда в бункере 6 содержится аэрированный сыпучий материал, то
движение смеси воздуха и сыпучего материала в трубопроводе 7 можно рассчитать с помощью уравнения Бернулли, которое для участка потока между
101
свободной поверхностью сыпучего материала в воронке и входом в смеситель примет вид:
 la
 Qa2 ρ a

PA = Pа + ρ a gH a +  λa
+ Σζ a + ζ в 
2 4 ,
d
a1

 2 ⋅ 0,785 d a1
(4.15)
где PA - атмосферное давление над поверхностью сыпучего материала в резервуаре, Па, H a - высота подъема аэрозоля в трубопроводе (гидростатическим давлением воздуха в бункере 6 пренебрегаем), м, Qa - объемный расход
аэрозоля, м3/с, λ a - коэффициент сопротивления трения аэрозоля при его
движении в трубопроводе, Σζ a - суммарный коэффициент местных сопротивлений трубопровода аэрозоля, ζ в - коэффициент местного сопротивления
воздуха при движении в бункере через слой сыпучего материала.
Оценим порядок величины коэффициента ζ в . Для слоя сыпучего материала толщиной
H , м, площадью поперечного сечения S , м2, размерами
частиц d э , м, аэрированного в плотном слое, потеря давления воздуха, текущего через этот слой, составит [15]:
Qa2 ρ a
3(1 − ε ) H ρ в w02
λ
∆Pсл = ζ в ⋅
=
,
dэ 2
2 ⋅ 0,785 2 d a41
2ε 3
(4.16)
где ε - пористость материала, w0 - средняя скорость воздуха в каналах между частицами, м/с, λ - коэффициент сопротивления.
Скорость течения воздуха в каналах между частицами материала пропорциональна расходу аэрозоля в трубе Qa и приближенно может быть определена из соотношения:
w0 ≈
Qa
.
S
(4.17)
102
После подстановки (4.17) в (4.16) найдем ζ в с точностью до постоянного множителя:
λ (1 − ε ) d a41 Hρ в
ζв ≈
.
ε 3d э S 2 ρ a
(4.18)
3
Величина (1 − ε ) в (4.18) имеет порядок 0,5, то есть (1 − ε ) ~ 0,5, ε ~
−6
0,1, d э ~ 10-5 м (например, у цемента d э ≈ 20 ⋅ 10 м [12]),
100 кг/м3, ρ в ~ 1 кг/м3, H ~ 1 м,
d a ~ 0,1 м, ρ a ~
S ~ 1 м2. При больших числах Рейнольдса
по воздуху, движущемуся в слое материала, λ ~1, тогда
1⋅ 0,5 ⋅10 −4 ⋅1⋅1
ζв~
~ 0,5 .
0,1⋅10 −5 ⋅1⋅100
Следует обратить внимание, что коэффициент сопротивления
(4.19)
λ
суще-
ственно зависит от числа Рейнольдса по воздуху. При снижении числа Рейнольдса коэффициент сопротивления значительно возрастает (в десятки и
сотни раз). Это означает, что сопротивление уплотненного сыпучего материала может оказаться настолько значительным, что пневмотранспорта цемента в трубопроводе не будет.
Коэффициент сопротивления трения аэрозоля λ a зависит от скорости
движения аэрозоля и размеров частиц (в общем случае от числа Фруда), но
для приближенных расчетов, согласно [36], можно принимать λ a ≈ 0,005 .
Для получения еще одного условия, необходимого для расчета параметров гидросмесителя, заметим, что давление Pнас , развиваемое насосом 4,
показанным на рисунке 4.5, как правило, значительно превосходит сопротивление трубопровода рабочей жидкости 5. При этом величина Pнас
может
быть подобрана произвольно. Поэтому, не нарушая общности рассуждений,
лучше рассмотреть случай, когда высота нагнетания H p = 0 , а длина трубопровода 5 и его гидравлическое сопротивление незначительны. На практике
103
это возможно, если насос 4 находится достаточно близко к струйному аппарату 1. Тогда уравнение Бернулли для трубопровода рабочей жидкости сведется к простому равенству:
Pр = Pнас .
(4.20)
Также, не нарушая общности рассуждений, предполагаем, что давление насоса Pнас мало зависит от расхода, так как обычно характеристики современных центробежных насосов почти горизонтальные [18]. Таким образом, считаем, что:
Pр = Pнас = const .
(4.21)
Заметим также, что расход рабочей жидкости можно определить по
формуле истечения через коноидальный насадок из пространства с давлением Pp в пространство с давлением Pa :
Q p = ϕ1 f p
2(Pр − Pа )
ρж
,
(4.22)
откуда
Pр − Pа =
Q p2 ρ ж
2 ⋅ 0,785 2 d р4ϕ12
.
(4.23)
Поскольку можно считать противодавление выходного трубопровода
Pсм заданной величиной, то уравнение Бернулли для выходного трубопровода 8 из рассмотрения исключается. Следует отметить, что при прямом сбросе
смеси из выходного трубопровода в резервуар 2, что часто имеет место на
промыслах, противодавление меняется в довольно узких пределах порядка
Pсм = 100 − 120 кПа (здесь и везде далее давление абсолютное).
Как уже указывалось выше, экспериментальные и теоретические исследования [82] показали, что для жидкостных струйных аппаратов величина
отношения площадей сечения не должна быть менее 4, поэтому можно
принять
104
k≈4 ,
(4.24)
то есть
dр =
d см
.
2
(4.25)
Величиной d см , например, задаемся.
Система уравнений (4.13), (4.15), (4.21), (4.23), (4.25) при заданных d см
и Pсм представляет собой замкнутую систему уравнений, из которой можно
найти все неизвестные: Pр , Pа , Qa , Q p , d р при различных Pcм и d см .
Рассмотрим упоминавшийся выше серийный гидросмеситель СГМ-100
[24], для которого примем следующие параметры: d см = 0,08 м , l a = 4 м ,
d a = 0,075 м
,
Ha = 2 м
Σζ a = 0 .
,
Рабочая
жидкость
–
вода,
ρ ж = 1000 кг/м3. Давление насоса задано и постоянно: Pнас = const . Атмо5
сферное давление приблизительно равно PA ≈ 10 Па.
По данным [41]
ϕ1 = 0,95, ϕ 2 = 0,975, ϕ 3 = 0,9 . Из (4.25) находим d р = 0,04 м. В резервуаре 6 содержится аэрированный сыпучий материал – цемент. При транспортировке в трубопроводе 7 расходная концентрация составит µ а = 140
кг/кг, следовательно, при ρ в = 1,3 кг/м3 из (4.14) определим:
ρ a = 140 ⋅1,3 = 182 кг/м3 .
При этих значениях параметров совместное решение уравнений (4.13),
(4.15), (4.23) дает:
(
)
Pc = 0,23 Pн − 0,964 ⋅10 5 + 3,578Qa2 ×
3




18
,
74
Q

a
1 +
 



Pн − 0,964 ⋅10 5 + 3,578Qa2  


× 1,95 − 0,2975
+ 0,964 ⋅10 5 − 3,578Qa2 ,

3,41Qa
1+


Pн − 0,964 ⋅10 5 + 3,578Qa2 



(4.26)
105
где Qa и Q p измеряются в л/с.
5
Пусть насос развивает давление Pнас = Pр = 4 ⋅ 10 Па (избыточное дав-
ление на выходе насоса 3 кг/см2). Для этого давления по уравнению (4.26) на
рисунке 4.6 построен график Qa = f (Pcм ) и соответствующие ему графики
Q p = f (Pcм ) и Pа = f (Pcм ) . Из рисунка 4.6 найдем, что при указанном выше
противодавлении на выходе гидросмесителя порядка Pcм = 110 − 120 кПа,
расход аэрозоля составляет величину Qa ≈ 25 л/с, что при ρ a = 182 кг/м3
дает массовый расход порошкообразного материала:
25 ⋅ 10 −3 ⋅ 182 ⋅ 3,6 = 16,4 т/час.
Это соответствует паспортной характеристике гидросмесителя СГМ-100
[26]. Заметим также, что согласно графику на рисунке 4.6 при противодавле-
нии порядка Pcм = 140 − 150 кПа (избыточное давление 0,4-0,5 кг/см2) гидросмеситель сохраняет относительно высокую производительность в пределах Qa = 18 − 21 л/с, то есть аппарат может работать с подъемом жидкой
смеси на высоту нескольких метров, если, конечно, исходные уравнениея
(4.10) и (4.13) верны.
Для случая эжекции чистого воздуха, когда бункер 6 (см. рисунок 4.5)
пустой, при ρ a = ρ в = 1,3 кг/м3 и при λa = 0,02 (автомодельный режим течения чистого воздуха в шероховатых трубах) получим:
3



Q

1 + a 

 Q 
Pcм − Pа
p 

= 0,23 1,95 − 0,2975 
Pр − Pа


1 + 0,0013 Qa


Qp



Pа = 0,964 ⋅ 10 5 − 0,01 ⋅ Qa2 ,




,



(4.27)
(4.28)
106
Pp − Pа = 351 ⋅ Q p2 .
(4.29)
Так как второй член справа в (4.28) незначителен, а в (4.27) незначи5
тельна величина 0,0013 Qa Q p , и если при Pр = Pнас = 4 ⋅ 10 Па из (4.29)
найдем Q p = 29,4 л/с , то после преобразований получим:
3


Q


a
Pcм = 698281,95 − 0,29751 +
  + 96400 .

29
,
4

 

Qa (сплошная линия) –
(4.30)
расход аэрозоля
Qa (пунктирная линия) – расход воздуха
Рисунок 4.6 - Расход аэрозоля и воздуха на выходе гидроэжекторного
смесителя
График Qa = f (Pcм ) , построенный по уравнению (4.30), представлен
на рисунке 4.6 пунктирной линией, откуда мы видим, что расчетные значения расхода воздуха хотя и меньше отраженных в таблицах 4.1-4.2, однако
составляют величины одного порядка с ними.
Рассмотрим причины расхождения результатов расчета и экспериментальных данных таблиц 4.1-4.2. Для этого на экспериментальной установке,
107
описанной выше, провели измерение коэффициента эжекции при разных
значениях Pcм и Pа . При этом Pcм изменяли, устанавливая на выходе ГЭС
местные сопротивления, а Pа изменяли путем замены диафрагм согласно рисунку 4.4. Одновременно при тех же значениях давлений и диаметров сопла
и камеры смешения по формуле (4.7) вычисляли коэффициент эжекции
Qа
= u0 .
Qр
(4.31)
На рисунке 4.7 представлены результаты сравнения расчетных значений u 0 и экспериментальных в виде зависимости u 0 от абсолютного давления воздуха на входе в аппарат Pа при трех значениях давления смеси Pcм на
выходе из аппарата. Как видим, корреляция отсутствует. Это означает, что
режим пробоя в реальных ГЭС не соответствует модели потока, принятому
при выводе уравнения водовоздушного эжектора (4.10).
1,○ – при абсолютном противодавлении смеси 100 кПа
2, □ – при противодавлении смеси 105 кПа
3,× - при противодавлении смеси 140 кПа
Рисунок 4.7 - Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента эжекции
108
Реальные зависимости коэффициента эжекции от давления воздуха для
двух ГЭС, полученные нами на установке, описанной на рисунке 4.4, представлены в таблице 4.3 и на рисунке 4.8.
Таблица 4.3 - Зависимости коэффициента эжекции от давления воздуха на
входе гидроэжекторного смесителя
Марка ГЭС
Абсолютное давление, кПа Расход воз- Коэффициент
Рабочей
Воздуха
духа
эжекции
жидкости
СГМ-100М
400
96
53,6
1,87
93
33,6
1,18
92
27,6
0,97
89
21,3
0,74
88
15,3
0,53
84
11,0
0,38
83
7,8
0,27
3
0
0
98
38,4
1,34
угловой отвод
92
35,7
1,25
укороченный
88
33,0
1,15
78
27,9
0,98
68
21,5
0,75
55
14,4
0,50
49
9,9
0,35
2
0
0
плавный отвод
СГМ-100
400
109
1 – гидросмеситель СГМ-100М, режим пробоя
2 – гидросмеситель СГМ-100, режим пробоя отсутствует
Рисунок 4.8 - Экспериментальные зависимости коэффициента эжекции
от вакуума на входе
Из таблицы 4.3 и рисунка 4.8 можно видеть, что аппарат СГМ-100М с
короткой камерой смешения (220 мм) явно работает в режиме пробоя, так как
даже небольшое увеличение вакуума на входе воздуха приводит к резкому
падению коэффициента эжекции. Причем при вакууме больше 20 кПа (абсолютном давлении ниже 80 кПа) характер зависимости резко изменяется, что
связано, видимо, с возникновением в камере смешения сильных обратных
токов жидкости при среднем и высоком вакууме. Смеситель СГМ-100 с
длинной камерой смешения (825 мм) имеет более пологую зависимость коэффициента эжекции от вакуума, так как в этом смесителе режим пробоя не
столь сильно выражен.
110
Таким образом, имеющиеся в литературе уравнения характеристики
следует использовать с осторожностью, так как теоретические модели не всегда соответствуют реальным условиям.
При прямом сбросе смеси в накопительную емкость противодавлением на выходе смеси можно пренебречь, а давление рабочей жидкости считать
заданной постоянной. В этом случае, важном для гидроэжекторных смесителей цементного раствора, уравнение характеристики аппарата (4.8) можно
представить более простой зависимостью между безразмерным вакуумом на
входе и коэффициентом эжекции:
Pв
= f (u0 )
PА
где
(4.31)
Pв - вакуум на входе в смеситель, PА - атмосферное давление.
Статистическая обработка экспериментального материала по исследо-
ванию зависимости коэффициента эжекции гидросмесителей различных конструкций от вакуума на входе в смеситель показала, что эта зависимость
представляет собой степенную зависимость вида
а
P 
u0 = b  в  ,
 PА 
(4.32)
где а, b - коэффициенты.
Примеры обработки экспериментальных данных для некоторых гидроэжекторных смесителей представлены в Приложении 2. Регрессии вида (4.32)
строились методом наименьших квадратов. Оценка точности и адекватности
уравнений производилась по наблюдаемым выборочным дисперсиям и диспресии воспроизводимости величины u0 контрольного опыта, равной
s 2 = 0,004 , при числе степеней свободы 7.
111
Установлено, что все наблюдаемые зависимости делятся на два типа.
Когда не присутствует режим пробоя, то показатель степени а составляет
величину, близкую к 2. Для гидроэжекторных смесителей, работающих в режиме пробоя, показатель степени превышает 8.
В качестве иллюстрации
на рисунке 4.9 представлены те же экспериментальные точки, что и на рисунке 4.8, но в сравнении с кривыми, построенными по уравнению (4.32).
Для графика 2 приняли а = 2 , для графика 1 (режим пробоя) приняли а = 8 .
Заметим, что в уравнении (2.66) по физическому смыслу коэффициент
b представляет собой коэффициент эжекции при Pв = Р А , то есть при минимальном сопротивлении на входе. Это значение коэффициента эжекции
является максимально возможным, то есть
u0 = u0 max
где
 Pв 
 
 PА 
а
(4.33)
u0 max - максимальный достижимый коэффициент эжекции данного гид-
росмесителя, определяемый экспериментально.
Величина u0 max может быть найдена только приближенно, так как некоторое сопротивление на входе есть всегда. Для проектных расчетов, как
показывает статистическая обработка данных, приведенная в Приложении 2,
можно принимать
u0 max = 2...3 .
Уравнение (4.33) верно для любых гидросмесителей, в том числе для
аппаратов с кольцевым и многоствольным соплом. Из представленных расчетов подтверждается неэффективность работы гидроэжекторного смесителя
в режиме пробоя, так как в этом случае даже при небольшом изменении вакуума на входе резко снижается коэффициент эжекции.
112
1 – гидросмеситель СГМ-100М, режим пробоя
2 – гидросмеситель СГМ-100, режим пробоя отсутствует
Рисунок 4.9 - Расчетные характеристики гидроэжекторного смесителя
в сравнении с экспериментом
Проведенные исследования гидроэжекторных смесителей показали, что
аппараты с компактной струей недостаточно эффективны, так как склонны
работать в режиме пробоя, когда вовлечение аэрозоля в процесс смешения
минимально. Существенное повышение эффективности может быть достигнуто при значительном снижении числа Вебера рабочей струи аппарата, что
возможно при переходе от компактной струи - к диспергированной или
кольцевой. Полученное уравнение характеристики гидроэжекторных смесителей показывает существенное улучшение расходной характеристики смесителей при отсутствии режима пробоя, который характерен для смесителей
с диспергированной струей . Поэтому направлением дальнейших исследова-
113
ний является разработка и испытания гидроэжекторного смесителя с диспергированной струей (многоствольное сопло или кольцевое) со скоростью
струй не менее 20 м/с с возможно меньшим значением числа Вебера.
4.4 Разработка и испытания гидроэжекторных смесителей с
диспергированной струей
4.4.1 Испытания гидроэжекторного смесителя с многоствольным
соплом
Разработана модель гидроэжекторного смесителя, предусматривающая
возможность установки многоствольного сопла (рисунок 4.10). Модель
включает сменную цилиндрическую камеру смешения 1 разных диаметров и
длин, приемную камеру 2 и сменное многоствольное или одноствольное сопло 3. Вода подается на сопло, а воздух засасывается в приемную камеру под
действием создаваемого струей разрежения. Измерение расхода воздуха производилось газовым счетчиком, а расход воды определялся расходомером.
Некоторые результаты испытаний представлены в таблице 4.4, при длине камеры смешения 300мм.
1 - камера смешения; 2 - приемная камера; 3 - сопло
Рисунок 4.10 - Модель гидроэжекторного смесителя с многоствольным
соплом
114
Таблица 4.4 - Результаты модельных испытаний ГЭС с разным количеством
105
Число Рейнольдса,
Число Вебера, 105
эжекции
Коэффициент
смешения, мм
Диаметр камеры
Расход воздуха, л/с
сопле, м/с
кПа
Скорость воды в
ние перед соплом,
Избыточное давле-
Расход воды, л/с
метр отверстий
Количество и диа-
струй
1отв.
1,60
170
21,2
3,1
20
1,94
0,64
2,12
10мм
1,31
180
16,7
2,8
20
2,14
0,40
1,67
1,60
175
20,4
8,0
34
5,00
0,59
2,04
1,46
160
18,6
7,1
34
4,86
0,49
1,86
4отв.
1,38
200
17,5
2,9
20
2,10
0,22
0,88
5мм
1,52
200
19,4
3,0
20
1,97
0,27
0,97
1,56
180
19,9
9,0
34
5,77
0,28
1,00
1,45
160
18,5
0,1
50
0
0,24
0,93
Можно заметить сильное влияние на величину коэффициента эжекции
увеличения диаметра камеры смешения с 20 до 34 мм, тогда как влияние остальных параметров малосущественно в пределах достигнутой точности измерений. Увеличение диаметра камеры смешения до 50 мм привело к резкому снижению коэффициента эжекции практически до нуля. Это означает, что
диаметр 34 мм, по видимому, близок к переходу на режим пробоя при данной
длине камеры смешения и данном числе Вебера.
Опыты выявили некоторое возрастание коэффициента эжекции при переходе к многоствольному соплу при снижении числа Вебера в 2 раза. Наблюдения формы струи из многоствольного сопла (рисунок 4.11) показали,
что струя в данном сопле более широкая по сравнению с одноствольным соплом.
115
Рисунок 4.11 - Форма струи из многоствольного сопла
На натурном образце столь же высокие значения коэффициента эжекции получить не удается (см. таблицы 4.1 и 4.2). Это связано со значительно
худшими условиями распада струи при высоких числах Рейнольдса. Для получения фактических значений коэффициента эжекции на натурных ГЭС
проведены сравнительные испытания ГЭС с одноствольным соплом диаметром 40 мм и шестиствольным соплом диаметром каждого ствола 16 мм
(площадь сечения потока у обоих сопел одинакова). Опыты проведены на
ГЭС с камерой смешения диаметром 80 мм (рисунок 4.12) и длиной 1100 мм
(геометрический аналог модели ГЭС с камерой смешения 20 мм из таблицы
4.4) и на ГЭС с камерой смешения диаметром 125 мм (рисунок 4.13), длиной
1100 мм (геометрический аналог модели ГЭС с камерой смешения 34 мм из
таблицы 4.4). Для сравнения изображены фотографии формы струи одно-
116
ствольного сопла (рисунок 4.14) и формы струи шестиствольного сопла (рисунок 4.15). Результаты испытаний представлены в таблице 4.5.
Рисунок 4.12 - Гидроэжекторный смеситель с камерой смешения
диаметром 80 мм
Рисунок 4.13- Натурный макет гидроэжекторного смесителя с камерой
смешения диаметром 125 мм
117
Рисунок 4.14 – Форма струи одноствольного сопла
Рисунок 4.15 – Форма струи многоствольного сопла
310
22,3
40мм
6отв.
16мм
28
310
22,3
53,7
80
1,92
53,7
125
1,92
46,8
80
1,67
59,7
125
2,13
105
Число Рейнольдса,
Число Вебера, 105
эжекции
смешения, мм
Коэффициент
Диаметр камеры
Расход воздуха, л/с
сопле, м/с
Скорость воды в
кПа
28
ние перед соплом,
Расход воды, л/с
1отв.
Избыточное давле-
метр отверстий
Количество и диа-
Таблица 4.5 - Результаты испытаний ГЭС с разным количеством струй
2,84
8,92
1,14
3,57
118
Как видим из таблицы 4.4 при правильном подборе диаметра камеры
смешения многоствольное сопло дает лучшие результаты по сравнению с одноствольным соплом. В то же время коэффициент эжекции натурных образцов существенно ниже полученных на модели, так как и число Вебера и число Рейнольдса натурных образцов заметно выше, чем у модели.
Заметим, что степень распыла струи определяется не отдельно числами
Вебера и Рейнольдса, а производным критерием Лапласа, характеризующим
соотношение сил вязкости и поверхностного натяжения [6, 27, 53]:
Re 2 d р ρ жσ
La =
=
.
We
µ2
(4.34)
3
−3
Для воды ( ρ ж = 1000 кг / м , σ = 0,07 Н / м, µ = 10 Па ⋅ с )
La = 700 ⋅ 105 ⋅ d р .
(4.35)
Число Лапласа для воды и испытанных выше сопел, вычисленное по
формуле (4.34), представлено в таблице 4.6. Как видим, натурный образец и
модель имеют существенно разные числа Лапласа и, соответственно, разные
формы струи и разные значения коэффициента эжекции в геометрически подобных смесителях.
Таблица 4.6 - Число Лапласа для сопел различного диаметра
Диаметр сопла,
40
16
10
5
28⋅105
11,2⋅105
7⋅105
3,5⋅105
мм
Число Лапласа
Наблюдения струи из многоствольного сопла показывают, что диспергированную форму струя приобретает на расстоянии приблизительно 10 начальных диаметров струи (см. рисунки 4.11 и 4.14). На этом расстоянии наружный диаметр факела распыла составляет 2…2,5 начального диаметра. Таким образом, камера смешения промышленного гидроэжекторного
сме-
119
сителя с шестиствольным соплом с начальным диаметром струи 60мм (результаты испытаний такого сопла представлены в таблице 4.5) должна иметь
длину камеры смешения не менее l кс = 60 × 10 = 600 мм и диаметр не менее
d кс = 60 × (2...2,5) = 120...150 мм . Такой смеситель испытан выше. Коэффициент эжекции его составил u 0 = 2,13 .
4.4.2 Разработка и испытания гидроэжекторного смесителя с
кольцевым соплом
Другим вариантом ГЭС с диспергированной струей является ГЭС с
кольцевым соплом. Разработанный автором гидроэжекторный смеситель с
кольцевым соплом изображен на рисунке 4.16.
Рисунок 4.16 - Гидроэжекторный смеситель с кольцевым соплом
120
Характерной особенностью кольцевого сопла является выход кольцевой струи непосредственно на стенку камеры смешения и, как следствие, быстрая потеря кинетической энергии струи. Поэтому гидроэжекторный смеситель с кольцевым соплом должен иметь минимальное сопротивление на выходе смеси. Минимальное сопротивление на выходе достигается у гидроэжекторного смесителя вертикального расположения с прямым выходом
смеси в накопительную емкость. Конструкция гидроэжекторного смесителя с
кольцевым соплом представлена на рисунке 4.17.
Рисунок 4.17 – Конструкция гидроэжекторный смесителя с кольцевым
соплом
121
Основные геометрические размеры ГЭС с кольцевым соплом – это
d р - внутренний диаметр сопла, δ - толщина кольцевой щели, d кс - диаметр
камеры смешения, lкс - длина камеры смешения. Под длиной камеры смешения в данном случае следует понимать весь участок от входа в горловину до
выгрузочного конца.
Гидроэжекторный смеситель указанной конструкции испытан на воде и
воздухе с целью получения характеристики. Испытывали смеситель с камерами смешения разной длины: 800 мм,1150 мм и 1600 мм (рисунок 4.16).
Скорость струи составила 21,5 м/с, число Вебера 0,33·105, число Лапласа
3,5·105.
Результаты испытаний зависимости коэффициента эжекции от давления воздуха на входе ГЭС с кольцевым соплом, при расходе воды на входе 27
л/с, внутреннем диаметре сопла 72 мм, толщине кольцевой щели 5 мм, представлены в таблице 4.7. Как видим, приемлемые значения коэффициента
эжекции получаются только при достаточно большой длине камеры смешения. Видимо, гидрозатвор в камере смешения смесителя с кольцевым соплом
при малой длине камеры смешения недостаточно надежен.
С целью устранения выявленного недостатка автором разработана новая модификация гидроэжекторного смесителя с кольцевым соплом, в котором обеспечено образование в короткой камере смешения надежного гидрозатвора. Конструкция гидроэжекторного смесителя с кольцевым соплом и
вставкой (рисунок 4.18) защищена патентом РФ №2507370 (Приложение Д).
Конструкция включает всасывающий патрубок 1, патрубок подвода жидкости затворения 2, приемную камеру 3, кольцевое сопло 4, камеру смешения 5,
цилиндроконическую
вставку
6.
Внешний
диаметр
сопла,
равный
d р1 = d р + δ , меньше диаметра камеры смешения, а внутренний диаметр сопла больше диаметра вставки.
122
Таблица 4.7 - Зависимость коэффициента эжекции от давления воздуха на
входе гидроэжекторного смесителя с кольцевым соплом
Длина камеры Абсолютное давление, кПа
смешения, мм
Рабочей
Воздуха
жидкости
800
400
97
94
93
91
89
88
87
85
1150
400
94
90
88
84
81
77
77
5
1600
400
93
87
84
79
74
61
55
5
Расход
воздуха, л/с
46,8
31,3
26,0
19,5
14,8
9,8
7,1
0
59,7
39,4
33,0
24,8
18,4
12,6
8,7
0
69,7
44,1
37,1
27,5
20,4
14,3
10,0
0
Коэффициент
эжекции
1,73
1,16
0,96
0,72
0,55
0,36
0,26
0
2,21
1,46
1,22
0,92
0,68
0,47
0,32
0
2,58
1,63
1,37
1,02
0,76
0,53
0,37
0
123
1 - всасывающий патрубок; 2 - патрубок подвода жидкости затворения; 3 - приемная камера; 4 - кольцевое сопло; 5 - камера смешения; 6 - цилиндроконическая вставка
Рисунок 4.18 - Гидроэжекторный смеситель с кольцевым соплом и
вставкой
Смеситель работает следующим образом. Жидкось затворения, например, вода, по патрубку подвода жидкости затворения 2 подается на кольцевое
сопло 4. Струя жидкости с большой скоростью поступает в камеру смешения
5, образуя вокруг вставки 6 газожидкостную смесь высокой турбулентности,
создающую зону разрежения. В результате возникшего перепада давления
эжектируемый аэрозоль (смесь цемента и воздуха) поступает из подводящего
трубопровода, соединенного со всасывающим патрубком 1, вначале в приемную камеру 3, а затем в камеру смешения 5. В камере смешения образуется зона высокой турбулентности с большой площадью контакта рабочего и
эжектируемого потока, что позволяет интенсифицировать процесс смешения
124
и диспергирования твердой фазы аэрозоля в жидкости, способствуя гомогенизации приготавливаемого тампонажного раствора, что в целом позволит
повысить качество смеси. Вставка 6 в камере смешения 5 исключает обратный подсос воздуха через выгрузочный патрубок смесителя, что повышает
коэффициент эжекции.
С целью определения оптимальной величины зазора между камерой
смешения и вставкой на модели смесителя, изображенной на рисунке 4.18,
оснащенной соплом толщиной щели δ = 1 мм , диаметром
d р = 46 мм ,
проведена серия измерений расхода воздуха при различных величинах зазора
между камерой смешения и вставкой. В опытах внутренний диаметр камеры
смешения был равен d кс = 53 мм , диаметр вставки d вс изменялся от 35 до
43
мм,
тем
самым
зазор
между
камерой
смешения
и
вставкой
δ 1 = d кс − d вс изменяли в пределах от 5 до 9мм, или от 5δ до 9δ . Результаты измерений при избыточном давлении воды перед соплом 150-180 кПа
представлены в таблице 4.8. Из таблицы 4.8 следует, что наилучшие значения
коэффициента эжекции получаются при зазоре между камерой смешения и
вставкой δ 1 = (7...8) δ .
На основании этих результатов и был модернизирован смеситель, изображенный на рисунке 4.16. Модернизация включала изготовление вставки,
обеспечивающей в смесителе зазор между камерой смешения. Величина зазора могла меняться с помощью сменных втулок от 5δ до 7δ . Результаты
испытаний по определению оптимального зазора между камерой смешения и
вставкой на модели смесителя с кольцевым соплом, представлены в таблице
4.8. Результаты испытаний по определению коэффициента эжекции натурно-
го ГЭС с кольцевым соплом и вставкой, при расходе воды на входе 27 л/с,
толщине кольцевой щели δ = 5 мм представлены в таблице 4.9.
125
Таблица 4.8 - Определение оптимального зазора между камерой смешения и
вставкой на модели смесителя с кольцевым соплом
Зазор между камерой смешения
Расход, л/с
воды
воздуха
Коэффициент
эжекции
и вставкой в долях толщины
щели δ кольцевого сопла
5δ
1,73
2,14
1,24
5δ
1,75
2,47
1,41
6δ
1,75
2,33
1,33
7δ
1,20
3,31
2,76
7δ
1,71
3,47
2,03
8δ
1,70
3,25
1,91
8δ
1,58
3,44
2,18
9δ
1,37
1,85
1,35
9δ
1,38
2,08
1,51
без вставки
1,66
1,83
1,10
без вставки
1,73
1,75
1,01
126
Таблица 4.9 - Коэффициент эжекции натурного ГЭС с кольцевым соплом и
вставкой
Зазор между камерой смешения
и вставкой
7δ
6δ
5δ
Абсолютное
давление воздуха
на входе, кПа
95
91
89
86
83
79
74
7
94,5
90,5
88,5
85
81
76
56
7
94,5
90
89
84
81
75
56
5
Расход воздуха,
л/с
Коэффициент
эжекции
59,7
37,7
31,8
23,6
17,7
12,2
9,1
0
62,4
38,6
32,4
24,2
18,4
12,8
10,0
0
62,4
39,4
31,8
24,8
18,4
12,9
10,0
0
2,21
1,40
1,18
0,88
0,66
0,45
0,34
0
2,31
1,43
1,20
0,90
0,68
0,47
0,37
0
2,31
1,46
1,18
0,92
0,68
0,48
0,37
0
Как видим, ГЭС со вставкой при сравнимых значениях коэффициента
эжекции, может иметь значительно меньшую длину по сравнению с кольцевым ГЭС без вставки. Оптимальная величина зазора для ГЭС натурных размеров несколько меньше, чем было получено на модели и составляет порядка
5 толщин кольцевого сопла, а коэффициент эжекции несколько ниже (из-за
127
неравенства чисел Лапласа). По сравнению с многоствольным соплом кольцевое имеет больший коэффициент эжекции. Недостатком кольцевого сопла
является склонность к закупориванию мелкими включениями. Преимуществом многоствольного сопла является то, что оно не требует реконструкции
серийных смесителей.
Выводы к главе 4
1. Выполненные исследования гидроэжекторных смесителей показали,
что аппараты с компактной струей недостаточно эффективны, так как склонны работать в режиме пробоя, когда вовлечение аэрозоля в процесс смешения минимально. Существенное повышение эффективности может быть достигнуто при значительном снижении числа Вебера рабочей струи аппарата,
что возможно при переходе от компактной струи - к дисперсгированной или
кольцевой. Исследованы уравнения характеристики промышленных образцов
гидроэжекторных смесителей. Предложено новое уравнение характеристики
гидроэжекторных смесителей, пригодное для расчета гидроэжекторных смесителей с диспергированной струей.
2. Разработаны и испытаны натурные образцы гидроэжекторных сме-
сителей с диспергированной струей (многоствольное и кольцевое сопла) со
скоростью струй не менее 20 м/с. Доказана их большая эффективность по
сравнению с одноствольным соплом. Найдены практические значения коэффициентов эжекции натурных образцов, составляющие величину порядка
2 - 2,5.
128
5 РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ И ФОРМУЛИРОВКА
ОСНОВНЫХ ПОЛОЖЕНИЙ РЕГЛАМЕНТА ПРИГОТОВЛЕНИЯ
ТАМПОНАЖНЫХ РАСТВОРОВ НА МОДЕРНИЗИРОВАННОМ
ОБОРУДОВАНИИ
5.1 Состав модернизированной технологической схемы с подачей
цемента шнеком-рыхлителем
Для условий бурения глубоких скважин, в том числе при использовании мобильных установок, требуется технологическая схема, обеспечивающая приготовление тампонажного раствора, по возможности, с минимальной
длительностью рециркуляции. Для этого применимы представленные в разделе 3 высокопроизводительная система подачи цемента шнеком, встроенным в боковую стенку бункера с непрерывным рыхлением материала и обрушением сводов,
и высокоэффективный гидроэжекторный смеситель с
диспергированной струей.
Функциональная схема приготовления тампонажного раствора с подачей цемента шнеком-рыхлителем изображена на рисунке 5.1. Агрегат состоит из шнекового транспортера 1, встроенного в боковую наклонную стенку
бункера 2, причем нижняя часть корпуса транспортера является одновременно частью корпуса бункера так, что нижняя часть шнека вращается внутри
бункера 2. Шнековый транспортер наклонен к горизонту приблизительно под
углом 400 и имеет регулируемый привод. Выгрузочный конец корпуса шнекового транспортера соединен с всасывающим патрубком гидроэжекторного
смесителя 3, оснащенного сменным многоствольным соплом 4. Гидроэжекторный смеситель 4 направлен своим выгрузочным концом в смесительную
емкость 5, оснащенную перемешивателем 6. Рядом со смесительной емкостью 5 расположена емкость жидкости затворения 7, также снабженная перемешивателе
129
1 - шнековый транспортер; 2 - наклонная стенка бункера; 3 – гидроэжекторный смеситель; 4 – многоствольное сопло; 5 – смесительная
емкость; 6 – перемешиватель; 7 – емкость жидкости затворения; 8 – насос; 9 – плотномер; 10 – штуцер; 11 – патрубок; 12 – заслонка
Рисунок 5.1- Функциональная схема приготовления тампонажного раствора с подачей цемента шнеком-рыхлителем
130
Центробежный шламовый насос 8 обвязан трубопроводами с донными
частями емкостей 5 и 7 и может нагнетать жидкость как в смеситель 3, так и
рециркулировать в емкости 5 и 7, а также откачивать готовую смесь по назначению. Для контроля плотности готовой смеси на нагнетательной линии
насоса 8 может устанавливаться кориолисов плотномер-расходомер 9. На
всасывающей стороне насоса 8 имеется штуцер 10, через который в агрегат
может подводиться вода от внешнего источника. На выгрузочном конце корпуса шнекового транспортера имеется патрубок с краном 11 для подвода дополнительного воздуха на вход гидроэжекторного смесителя. В средней части корпуса шнекового транспортера имеется заслонка 12 для отвода по окончании работ излишков цемента на выгрузку.
Работает агрегат следующим образом. Цемент загружается в бункер 2
одним из известных способов. В емкость 7 насосом 8 через штуцер 10 заливается вода и после ввода реагентов при включенном перемешивателе в емкости 7 замешивается жидкость затворения. Затем приготовленная жидкость
затворения насосом 8 нагнетается в сопло 4 гидроэжекторного смесителя 3.
Одновременно шнековым транспортером 1 цемент с заданной производительностью подается во всасывающий патрубок смесителя 3. За счет разрежения, создаваемого во всасывающем патрубке гидроэжекторного смесителя,
воздух из межвиткового пространства транспортера 1 и из патрубка 11 увлекает за собой цемент в камеру смешения гидроэжекторного смесителя. Готовая смесь сливается из гидроэжекторного смесителя 3 в смесительную емкость 5, где под действием перемешивателя 6 дополнительно гомогенизируется. После того, как в емкость 5 из емкости 7 будет перекачано запланированное количество жидкости затворения, всасывающая линия насоса 8 переключается с емкости 7 на емкость 5 и насос начинает работать в режиме рециркуляции через емкость 5. Если плотность раствора отличается от требуемой, что определяется по плотномеру 9, то в раствор вводится дополнительное количество цемента. При необходимости может быть добавлена жид-
131
кость затворения. Готовый раствор откачивается по назначению насосом 8
или по отдельной линии насосом цементировочного агрегата. Излишки цемента по окончании работ могут быть выведены из системы через
заслонку 12.
5.2 Расчет элементов технологической схемы с подачей цемента
шнеком-рыхлителем
Расчетные параметры:
- водоцементное отношение (отношение массы воды к массе цемента,
использованных при приготовлении раствора) В Ц = 0,5 кг / кг ;
3
- насыпная плотность цемента ρ нц = 1300кг / м ;
- давление рабочей жидкости на входе в сопло гидроэжекторного сме-
сителя Pр = 0,3МПа ;
- плотность рабочей жидкости на входе в гидроэжекторный смеситель
ρ р = 1000кг / м 3 ;
- используется гидроэжекторный смеситель с шестиствольным соплом,
и диаметром камеры смешения 125 мм, описанный в п.4.4.1, коэффициент
−3 3
эжекции u 0 = 2,13 , расход рабочей жидкости Q р = 28 ⋅ 10 м / с , массовый
−3
расход рабочей жидкости G р = Q р ⋅ ρ р = 28 ⋅ 10 ⋅ 1000 = 28кг / с ;
- из конструктивных соображений принимаем диаметр шнека
D = 0,35 м , диаметр вала шнека d = 0,1м , шаг шнека t = 0,35 м , согласно п.3.3 коэффициент заполнения примем ϕ з ≈ 0,4 .
Поскольку
В Ц=
Gр
Gц ,
(5.1)
132
где Gц - подача цемента шнеком, то подставляя в (5.1) значение Gц согласно
(2.36):
Gц =
π (D 2 − d 2 ) n
t
4
60
ρ нц ϕ з ,
(5.2)
найдем частоту вращения шнека n , при которой будет обеспечено требуемое
водоцементное отношение за один цикл:
n=
240G р
π (D 2 − d 2 ) t ρ нц ϕ з (В Ц ) .
(5.3)
Для указанных выше расчетных параметров:
n=
240 ⋅ 28
= 209 об / мин .
3,14 0,352 − 0,12 0,35 ⋅ 1300 ⋅ 0,4 ⋅ 0,5
(
)
5.3 Состав модернизированной технологической схемы
приготовления тампонажных растворов с выгрузкой цемента через
верх бункера
Рассмотренная в п.3.1 система выгрузки цемента через верх бункера с
гидроэжекторным смесителем в качестве источника вакуума более универсальна и может применяться как для цементирования обсадных колонн, так и
при небольших объемах цементного раствора, используемого при капитальном ремонте скважин. При небольших объемах цемента, где маловероятно
появление камней, предпочтительнее эффективный смеситель с кольцевым
соплом.
Функциональная схема предлагаемого агрегата для приготовления
тампонажных растворов изображена на рисунке 5.2. Агрегат состоит из конической воронки 1, оснащенной в нижней части фильтром и патрубком
подвода воздуха 2. Непрерывное пополнение воронки производится из бункера
3,
оснащенного
автоматически
открывающейся
заслонкой
133
(см. рисунок 3.2). Цемент поступает в кольцевой гидроэжекторный смеситель
4 по материалопроводу 5. Материалопровод 5 оснащен всасывающим пат-
рубком 6 с обратным клапаном на конце. Патрубок имеет возможность перемещаться в вертикальном направлении, тем самым обеспечивается различная
глубина погружения патрубка в цемент, находящийся в воронке 1. Гидроэжекторный смеситель 4 направлен своим выгрузочным концом в смесительную емкость 7, оснащенную перемешивателем 8. Рядом со смесительной емкостью 7 расположена емкость жидкости затворения 9, также снабженная перемешивателем. Центробежный шламовый насос 10 обвязан трубопроводами
с донными частями емкостей 7 и 9 и может нагнетать жидкость как в смеситель 4, так и рециркулировать в емкости 7 и 9, а также откачивать готовую
смесь по назначению. Для контроля плотности готовой смеси на нагнетательной линии насоса 10 может устанавливаться кориолисов плотномеррасходомер 11. На всасывающей стороне насоса 10 имеется штуцер 12, через
который в агрегат может подводиться вода от внешнего источника.
Работает агрегат следующим образом. Цемент загружается в бункер 3
одним из известных способов. В емкость 9 насосом 10 через штуцер 12 заливается вода и после ввода реагентов при включенном перемешивателе в емкости 9 замешивается жидкость затворения. Затем приготовленная жидкость
затворения насосом 10 нагнетается в сопло кольцевого гидроэжекторного
смесителя 4. Цемент потоком воздуха из воронки 1 вовлекается во всасывающий патрубок 6 материалопровода 5 за счет разрежения, создаваемого во
всасывающем патрубке гидроэжекторного смесителя 4. Для улучшения
пневмотранспорта в воронку 1 снизу через патрубок 2 и фильтр в воронку 1
может подаваться воздух. Смешение цемента и жидкости затворения происходит в кольцевом смесителе 4. Готовая смесь сливается из кольцевого гидроэжекторного смесителя 4 в смесительную емкость 7, где под действием перемешивателя 8 дополнительно гомогенизируется.
134
1 - коническая воронка; 2 - патрубок подвода воздуха; 3 –бункер; 4 – гидроэжекторный смеситель; 5 – материалопровод; 6 – всасывающий
патрубок; 7 – смесительная емкость; 8 – перемешиватель; 9 – емкость жидкости затворения; 10 – шламовый насос;
11 – плотномер-расходомер; 12 – заслонка
Рисунок 5.2 - Функциональная схема приготовления тампонажного раствора с выгрузкой цемента через верх
бункера с гидроэжекторным смесителем в качестве источника вакуума
135
После того, как в емкость 7 из емкости 9 будет перекачано запланированное
количество жидкости затворения, всасывающая линия насоса 10 переключается с емкости 9 на емкость 7 и насос начинает работать в режиме рециркуляции через емкость 7, при этом в раствор вводится остальное запланированное количество цемента. Плотность приготавливаемого раствора измеряется
плотномером 11. Готовый раствор откачивается по назначению насосом 10
или по отдельной линии насосом цементировочного агрегата.
5.4 Расчет параметров модернизированной технологической схемы
приготовления тампонажных растворов с выгрузкой цемента через
верх бункера
Расчетные параметры:
- водоцементное отношение В Ц = 0,5 кг / кг ;
- объем приготавливаемого раствора 6 м3;
3
- насыпная плотность цемента ρ = 1300кг / м ;
- давление рабочей жидкости на входе в кольцевое сопло гидроэжек-
торного смесителя Pр = 0,3МПа ;
- плотность рабочей жидкости на входе в гидроэжекторный смеситель
ρ р = 1000кг / м 3 ;
- используется гидроэжекторный смеситель с кольцевым соплом, и
вставкой, представленный на рисунке 4.18, максимальный коэффициент
эжекции
u0 max = 2,31 , расход рабочей жидкости Q р = 27 ⋅ 10 −3 м 3 / с ;
G р = 27кг / с ;
- глубина погружения всасывающего патрубка в цемент Н = 0,7 м ;
- пружина обратного клапана всасывающего патрубка настроена на
давление воздуха в материалопроводе Pв = 90кПа .
136
По заданной величине Pв найдем из уравнения (4.33) расход воздуха:
2
 90 
−3
−3 3
Qв = 2,31
 ⋅ 27 ⋅ 10 = 50,5 ⋅ 10 м / с = 50,5 л / с .
 100 
Коэффициент расхода С определяем по формуле (2.43):
С = 0,355(0,7 − 0,137 ) = 0,28 .
Массовый расход цемента согласно (2.40):
Gц = Сρ (Qв − Q0 ) = 0,28 ⋅1300 ⋅ (50,5 − 1,67 ) ⋅10 −3 = 17,8кг / с = 1080кг / мин .
Таким образом, за один цикл водоцементное отношение будет равно:
Gр
Gц
=
27
= 1,52 ,
17,8
а потребное количество циклов рециркуляции:
1,52
= 3,04.
0,5
При заданном расходе жидкости через сопло
27 ⋅ 10 −3 м 3 / с время приго-
товления требуемой порции раствора объемом 6 м3 составит:
6
⋅ 3,04 = 675с = 11,3 мин ,
27 ⋅ 10 −3
что вполне приемлемо для условий цементирования.
5.5 Требования к регламенту процесса приготовления
тампонажного раствора при цементировочных работах в скважинах
5.5.1 Требования к регламенту процесса при подаче цемента шнеком
Регламент должен включать следующие операции.
1. Заполняют емкость жидкости затворения требуемым количеством
воды, включают перемешиватель, вводят расчетное количество реагентов.
137
2. Пробной прокачкой жидкости затворения по замкнутому циклу оп-
ределяют фактическую подачу жидкости затворения насосом по показаниям
плотномера-расходомера или объемным способом.
3. Вычисляют по формуле (5.3) частоту вращения шнека, обеспечи-
вающей получение требуемого водоцементного отношения. Устанавливают
при холостом вращении шнека требуемую частоту вращения.
4. Заполняют бункер расчетным количеством цемента.
5. Включают шнек под нагрузкой. После появления цемента на выходе
шнека подают насосом жидкость затворения на гидроэжекторный смеситель.
Включают перемешиватель в смесительной емкости.
6. После срабатывания всего объема жидкости затворения переключа-
ют насос в режим рециркуляции. Добавками воды и цемента регулируют
плотность раствора.
7. Заполняют емкость жидкости затворения небольшим объемом
чистой воды.
8. Откачивают готовый раствор в осреднительную емкость или в
скважину.
9. Переключают насос на емкость жидкости затворения, производят
промывку системы водой. Сбрасывают помывочную воду в заранее
установленное место.
10. Удаляют из бункера остатки цемента через сбросную заслонку,
продувают шнек воздухом.
5.5.2 Требования к регламенту процесса при выгрузке цемента через
верх бункера
Регламент должен включать следующие операции.
1. Заполняют емкость жидкости затворения требуемым количеством
воды, включают перемешиватель, вводят расчетное количество реагентов.
138
2. Пробной прокачкой жидкости затворения по замкнутому циклу про-
веряют фактическую подачу жидкости затворения насосом по показаниям
плотномера-расходомера или объемным способом.
3. Устанавливают всасывающий патрубок в воронке на глубину
0,5…0,7 м. Подключают к воронке линию сжатого воздуха.
4. Заполняют бункер расчетным количеством цемента. Заполняют этим
цементом воронку.
5. Подают насосом жидкость затворения на гидроэжекторный смеси-
тель. Под действием разрежения транспортируют цемент в ГЭС. Включают
перемешиватель в смесительной емкости.
6. После срабатывания всего объема жидкости затворения переключа-
ют насос в режим рециркуляции. Продолжают процесс введения цемента до
получения требуемой плотности раствора.
7. Заполняют емкость жидкости затворения небольшим объемом чис-
той воды.
8. Откачивают готовый раствор в осреднительную емкость или в сква-
жину.
9. Переключают насос на емкость жидкости затворения, производят
промывку системы водой. Сбрасывают помывочную воду в заранее установленное место.
10. Удаляют из бункера остатки цемента.
5.6 Использование результатов работы
Разработанный автором гидроэжекторный смеситель с шестиствольным соплом используется на предприятии ООО «Компания «Техномехсервис» в составе мобильной установки для приготовления тампонажных растворов УНЦ-6. Соотношения, разработанные автором в гл.2 использованы
139
при расчете производительности данной установки по цементу в условиях
выпуска цемента через нижнее отверстие в шнековый питатель.
Загрузчик цемента с донным клапаном, предложенный автором, принят
к производству в ООО «Компания «Техномехсервис» с перспективой замены
выпускавшихся ранее менее производительных пневмозагрузчиков с боковым подводом транспортирующего воздуха.
По соглашению с ЗАО «ПромКомплектСервис» в настоящее время ведется разработка опытного образца новой мобильной установки с подачей
цемента на смешение наклонным высокопроизводительным шнековым
транспортером с шнеком-рыхлителем.
Имеющиеся документы представлены в Приложении Д.
Выводы к главе 5
Представлены две функциональные схемы приготовления тампонажных растворов, использующие разработанные автором систему подачи цемента на смешение шнеком-рыхлителем и систему подачи цемента на смешение через верх загрузочной воронки. Предложены методики расчета производительности, изложены основные положения технологического регламента процесса приготовления тампонажного раствора для разработанных
вариантов.
140
ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ
1. Впервые установлено, что из-за процессов сводообразования для
беспрепятственного выпуска лежалого цемента из донного отверстия бункера требуется большое отверстие диаметром порядка 380 мм. Для рыхлого
цемента истечение может быть обеспечено и через меньшие отверстия, но
стабильность истечения в этом случае не гарантируется из-за непрерывного
восстановления сводообразующих свойств цемента.
2. Автором показано, что режим свободного истечения цемента из дон-
ных отверстий бункеров цементировочных установок не массовый, а канальный. Полное опорожнение бункера через нижнее отверстие без аэрации или
других побудителей не достижимо.
3. Выявлены закономерности истечения цемента из донного отверстия
воронки в вакуумированный рукав. Предложены расчетные соотношения.
Показано, что производительность по цементу при его выходе из нижнего
отверстия воронки в вакуумный шланг, недостаточна для цементировочных
агрегатов. Для повышения производительности пневмотранспортной системы, использующей гидроэжекторный смеситель в качестве источника вакуума, предложены новые технические решения, не связанные с истечением сыпучего материала через нижнее отверстие бункера, а предполагающие транспортирование цемента по вертикальному трубопроводу за счет вакуума гидроэжекторного смесителя.
6. Установлено, что низкая производительность шнекового питателя
цемента связана с низкими расходными характеристиками процесса выгрузки
цемента из нижнего отверстия в шнек. Показано, что для повышения производительности системы необходимо ввести шнек непосредственно в бункер.
7. В порядке решения отмеченных проблем разработана и испытана
система пневмотранспортирования цемента через верх бункера цемента по
вертикальному пневмопроводу с гидроэжекторным смесителем в качестве
141
источника вакуума. Доказана ее работоспособность и эффективность. Предложены расчетные формулы для определения параметров системы.
8. Разработана и испытана система подачи цемента на смешение с по-
мощью шнека-рыхлителя, встроенного в боковую стенку бункера. Показано,
что разработанная конструкция поддерживает непрерывное рыхление цемента и обрушение сводов. Определены достижимые значения коэффициента заполнения шнека порядка 0,5.
9. Выполненные исследования гидроэжекторных смесителей показали,
что аппараты с компактной струей недостаточно эффективны, так как склонны работать в режиме пробоя, когда вовлечение аэрозоля в процесс смешения минимально. Существенное повышение эффективности может быть достигнуто при значительном снижении числа Вебера рабочей струи аппарата,
что возможно при переходе от компактной струи - к дисперсгированной или
кольцевой. Исследованы уравнения характеристики промышленных образцов
гидроэжекторных смесителей. Предложено новое уравнение характеристики
гидроэжекторных смесителей, пригодное для расчета гидроэжекторных смесителей с диспергированной струей.
10. Разработаны и испытаны натурные образцы гидроэжекторных сме-
сителей с диспергированной струей (многоствольное и кольцевое сопла) со
скоростью струй не менее 20 м/с. Доказана их большая эффективность по
сравнению с одноствольным соплом. Найдены практические значения коэффициентов эжекции натурных образцов, составляющие величину порядка
2 - 2,5.
11. Представлены две функциональные схемы приготовления тампо-
нажных растворов, использующие разработанные автором систему подачи
цемента на смешение шнеком-рыхлителем и систему подачи цемента на
смешение через верх загрузочной воронки. Предложены методики расчета
производительности, изложены основные положения технологического рег-
142
ламента процесса приготовления тампонажного раствора для разработанных
вариантов.
12. Дальнейшие исследования целесообразно направить на создание
опытных образцов установок, оснащенных высокопроизводительными шнеками-рыхлителями, а также на уточнение предельных значений расхода цемента при транспортировании его через верх бункера и создание на этой базе
более компактной, чем шнековая, установки, способной приготавливать раствор требуемой плотности за один цикл.
143
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бездробный О.И. Булатов А.И. Макаренко П.П. Обслуживание на-
земного цементировочного оборудования: Справочник.- М.- Недра, 1996.476 с.
2. Булатов А.И. Аветисов А.Г. Справочник инженера по бурению. В 2-х
томах. Том 2.- М.:- Недра, 1985.- 191 с.
3. Булатов А.И. Макаренко П.П. Проселков Ю.М. Буровые промывоч-
ные и тампонажные растворы.- М.: ОАО Издательство «Недра», 1999.- 424 с.
4. Булатов А.И. Тампонажные материалы и технология цементирова-
ния скважин.- М.: Недра, 1991.- 86 с..
5. Булатов И.В. Применение мобильных нефтегазопромысловых уста-
новок для цементирования скважин и основные требования к ним.- Химическое и нефтегазовое машиностроение, 2002, №12, с.9-10.
6. Витман Л.А. Кацнельсон Б.Д. Палеев И.И. Распыливание жидкости
форсунками. – М.-Л.: Госэнергоиздат, 1962. – 264 с.
7. Гидравлика, гидромашины и гидроприводы: Учебник для машино-
строительных вузов/ Т.М.Башта, С.С.Руднев, Б.Б.Некрасов и др. – 2-е изд.,
перераб. – М.: Машиностроение, 1982. – 423 с.
8. Гринько Ю.В. Заславский Г.Г. Атгараев В.Ф. Худобин Е.В. Опыт
применения реагентов серии «Крепь» при цементировании скважин на Киняминском месторождении.- Стр-во нефт. и газовых скважин на суше и на
море, 2007, №6, с.41-43.
9. Дженике Э.В. Складирование и выпуск сыпучих материалов. – М.:
Мир, 1968. – 164 с.
10. Емкости для сыпучих грузов в транспортно-грузовых системах/
И.В.Горюшинский, И.И.Кононов, В.В.Денисов и др. - Самара, СамГАПС,
2003. – 232с.
144
11. Зенков Р.Л. Гриневич Г.П. Исаев В.С. Бункерные устройства. – М.:
Машиностроение, 1977. – 225 с.
12. Зенков Р.Л. Ивашков И.И. Колобов Л.Н. Машины непрерывного
транспорта.- М.: Машиностроение, 1980.- 304 с.
13. Иванников В.И. Иванников И.В. Приготовление и обработка рас-
творов на буровых (оборудование и технология).- Стр-во нефт. и газовых
скважин на суше и на море, 2009, №7, с.24-26.
14. Ильясов С.Е. Фефилов Ю.В. Кузнецова О.Г. Чугаева О.А. Результа-
ты применения специальных тампонажных и буферных составов при креплении боковых стволов в Пермском Прикамье// Современные техникотехнологические решения в области бурения и кап. ремонта скважин: Сбю
науч. тр./ ОАО НПО «Бурение».- Краснодар, с. 286-291.
15. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической техно-
логии. – М.:Химия, 1973. – 752 с.
16. Костин В.Н., Тишина Н.А. Статистические методы и модели: Учеб-
ное пособие. – Оренбург: ГОУ ОГУ, 2004. – 138 с.
17. Львовский Е.Н. Статистические методы построения эмпирических
формул. – М.: Высш.школа, 1982. – 224 с.
18. Лямаев Б.Ф. Гидроструйные насосы и установки.- Л.: Машино-
строение. Ленингр.отд-ние, 1988.- 256 с.
19. Макушев Н.И. Мильштейн В.М. Дулаев В.Х.-М. Усовершенство-
ванная смесительная установка для приготовления тампонажных растворов.Нефтяное хозяйство, 1991, №8, с.40-41.
20. Малевич И.П. Матвеев А.И. Пневматический транспорт сыпучих
строительных материалов.- М.:Стройиздат, 1979.- 143 с.
21. Мамврийский А.С. Исследование смесительных устройств для при-
готовления растворов.- Грозный: Чечено-Ингушское кн. изд-во, 1979.- 84 с.
145
22. Мильштейн В.М. Иноземцев П.Н. Макушев Н.И. Оборудование для
цементирования нефтяных скважин.- М.: ВНИИОЭНГ, 1989.- (Обзорн. информ. Сер. «Строительство скважин»).- 44 с.
23. Мильштейн В.М. Казаков В.А. Макогонов С.А. Отечественная тех-
ника для цементирования скважин и основные пути ее совершенствования//Технология и материалы для бурения и ремонта нефтяных и газовых
скважин: Сб.науч.тр./ОАО НПО «Бурение».- Краснодар, 1999.- с.121-126.
24. Мильштейн В.М. Крепление скважин в различных условиях буре-
ния.- Краснодар: ООО «Просвещение-Юг», 2007.- 130 с.
25. Мильштейн В.М. Цементирование буровых скважин.- Краснодар:
ООО «Просвещение-Юг», 2033.- 375 с.
26. Мищенко В.И. Кортунов А.В. Приготовление, очистка и дегазация
буровых растворов. – Краснодар: АртПресс,2008.- 336 с.
27. Пажи Д.Г. Галустов В.С. Основы техники распыливания жидкостей.
– М.: Химия, 1984. – 256 с.
28. Пат.2150379 РФ, МПК7 В28С 5/38. Смесительная установка для
приготовления растворов/ Макушев Н.И. Рябоконь С.А., ОАО НПО «Бурение».- №99102650/03; заявл.10.02.1999; опубл.10.06.2000.
29. Пат.2184204 РФ, МПК7 E21B 21/06, И28С 5/38. Смесительная ус-
тановка для приготовления растворов/ Рябоконь С.А. Макушев Н.И., ОАО
НПО «Бурение».- №2000117541/03; заявл.03.07.2000; опубл. 27.06.2002.
30. Пат.2212338 РФ, МПК7 В28С 5/38. Установка смесительная осред-
нительная/ Лаврентьев Л.Л. Федоренко В.А. Шейкин В.М., ООО «Фирма Эскорт».- №2001133184/03; заявл.06.12.2001; опубл. 20.09.2003.
31. Пат.2225499 РФ, МПК7 Е21В 33/13. Комплекс цементирования
скважин
«Костромич»/
Халилов
М.М.,
ОАО
№2001130701/03; заявл.14.11.2001; опубл. 10.03.2004.
«Строммашина».-
146
32. Пат.2235018 РФ, МПК7 В28С 5/38. Смесительная установка для
приготовления растворов/ Рябоконь С.А. Кармолин В.Г. Мильштейн В.М.,
ОАО НПО «Бурение».- №2002132003/03; заявл.27.11.2002; опубл. 27.08.2004.
33. Пахлян И.А. Исследование гидроэжекторных смесителей, модерни-
зация их конструкций и совершенствование технологии приготовления буровых промывочных и тампонажных растворов. Канд. дисс., Краснодар, 2010.
34. Плановский А.Н. Рамм В.М. Каган С.З. Процессы и аппараты хи-
мической технологии.- 4-е изд.- М.: Химия, 1967.- 847 с.
35. Пневмотранспортное оборудование: Справочник/М.П.Калинушкин,
М.А.Коппель,
В.С.Серяков,
М.М.Шатунов;
под
общ.
ред.
М.П.Калинушкина.- Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1986.- 286 с.: ил.
36. Разумов И.М. Пневмо- и гидротранспорт в химической промыш-
ленности.- М.: Химия, 1979.- 248 с.
37. Рогинский Г.А. Дозирование сыпучих материалов. – М.: Химия,
1978. – 176 с.
38. Рябов Н.А. Клименов К.В. Мамврийский Е.А. Смесительная уста-
новка УС для приготовления тампонажных растворов.- РНТС «Машины и
нефтяное оборудование».- М.: ВНИИОЭНГ, №10, 1979, с. 28-30.
39.Рябоконь С.А. Макушев Н.И. Кармолин В.Г. Горохов Д.В. Совер-
шенствование техники и технологии приготовления тампонажных растворов
при цементировании скважин// Новые технологии, технич. средства и материалы в области промывки при бурении и ремонте нефтяных и газовых
скважин: Сб. науч. тр./ ОАО НПО «Бурение».- Краснодар, 2001.- с.66-72.
40. Рябоконь С.А. Макушев Н.И. Кармолин В.Г. Совершенствование
технологических схем приготовления и закачивания в скважины тампонажных растворов// Основные принципы выбора технологии, технических
средств и материалов при строительстве и ремонте скважин: Сб. науч. тр./
ОАО НПО «Бурение».- Краснодар, 2002.- с.35-39.
147
41. Середа Н.Г. Соловьев Е.М. Бурение нефтяных и газовых скважин:
Учебник для вузов. - 2-е изд., перераб. и доп. - М.:Недра, 1988.-360 с.
42. Соболев А.С. Тампонажные работы: оптимизация оборудования.-
Бурение и нефть, 2008, №12, с.47-48.
43. Соколов Е.Я.Зингер Н.М. Струйные аппараты.- 3-е изд., перераб.-
М.: Энергоатомиздат, 1989.- 352 с.
44. Спиваковский А.О. Дьячков В.К. Транспортирующие машины:
Учеб. пособие для машиностроительных вузов. – 3-е изд., перераб. – М.:
Машиностроение, 1983. – 487 с.
45. Степнов М.Н. Статистические методы обработки результатов меха-
нических испытаний: Справочник. – М.: Машиностроение, 1985. – 232 с.
46. Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. – М. – Наука, 1970. –
544 с.
47. К.Хартман Планирование эксперимента в исследовании технологи-
ческих процессов. – М.: Мир, 1977. – 552 с.
48. Цегельский В.Г. Двухфазные струйные аппараты.- М.: Изд-во
МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2003.- 408 с.
49. Чаповский Е.Г. Лабораторные работы по грунтоведению и механи-
ке грунтов.-М.:Недра, 1975. - 304 с.
50. Apparatus for mixing: US Patent 5538341: B01F 15/02/ Padgett P.O.
Landram L.R. Jones P.A.; Halliburton Co.: Jul.23, 1996.
51. Automated cement mixing system: US Patent 6786629: B28C 7/04/
Rondeau J. Vigneaux P.; Schlumberger Technology Corp.: Sep.7, 2004.
52. Automatic cement mixing and density simulator and control system and
equipment for oil well cementing: US Patent 5571281: B01F 15/02/ Allen T.E.:
Nov.5, 1996.
53. Baumgarten C. Mixture Formation in Internal Combustion Engines. Berlin Heidelberg : Springer-Verlag, 2006. – 294 p.
148
54. Bertho Y. Giorgiutti-Dauphine F. Hulin J.-P. . – Physics of Fluids, 2003,
v.15, №11, p. 3358-3369.
55. Bulk cement transport apparatus: US Patent 5538286: B60P 3/22/ Hoff
T.M.; Halliburton Co.: Jul.23, 1996.
56. Cementing skid with recirculating mixer: US Patent 4158510: B01F
15/00/ Smith L.G. Knoll J.N.; Halliburton Co.: Jun.19, 1979.
57. Cement mixing system for oil well cementing: US Patent 6749330:
B01F 5/02/ Allen T.E.: June 15, 2004.
58. Cement Mixing System Simulator and Simulation Method: US Patent
5320425: B28C 5/00/ Stephenson S.V. Donaghe C.D. Horinek H.J. et al.; Halliburton Co.: Jun.14, 1994.
59. CemSTREAK Land Cementing Units [www document]. URL
http://www.slb.com/services/drilling/cementing/equipment/cemstreak.aspx#.
60. Continuous multi-component slurrying process at oil or gas well: US Patent 5522459: E21D 33/13/ Padgett P.O. Crain S.F. Handke W.A. at al.; Halliburton Co.: Jun.4, 1996.
61. Continuous multi-component slurrying process at oil or gas well: US Patent 5570743: E21D 33/13/ Padgett P.O. Crain S.F. Handke W.A. at al.; Halliburton Co.: Nov.5, 1996.
62. Control method for a multi-component slurrying process: US Patent
5452954: B01F 15/04/ Handke W.A. Crain S.F. Padgett P.O. at al.; Halliburton
Co.: Sep.26, 1995.
63. Edgley K.D.(Halliburton Services) Automatic Density Control System
Improves Cement Slurry Performance.- SPE Deep Drilling and Production Symp.,
6-8 Apr., 1986, Amarillo, Texas.- Doc.ID 14989-MS.- 7 p.
64. El-Ghandour M. El-Sawaf I.A. El-Otta F.M. Solid-Materials-Handling
Central-Nype Jet Pump. – 6-th Int.Water Technology Conf. IWTC 2001, Alexandria, Egypt.
149
65. Granular material pneumatic transport apparatus: US Patent 4500228:
B65G 53/08, B65G 53/04, B65G 53/48/ McDonald R. Macartny D.L.; Joy Manufacturing Co.: Feb.19, 1985.
66. Ground Jet Mixer/ Wilco Machine and Fab. [www document]. URL
http://www.wilcofab.com/ wilcogroundjetmi.html.
67. Hibbert A.P. Kellingray D.J. Vidick B. Effect of Mixing Energy Levels
During Batch Mixing of Cement Slurries.- SPE Drilling and Completion, 1995,
v.10, №1, p.49-52.
68. Hilton J.E. Mason L.R. Clearly P.W. The Effect of Gas Dynamics on
Hopper Discharge Rates. – 7-th Int. Conf. on CFD in the Minerals and Process
Ind., CSIRO, Melbourne, Australia, 9-11 Dec., 2009, 6 p.
69. Mancos C. Janda A. Arevalo R. et al. The flow rate of granular materials
through an orifice. – Granular Matter, 2007, v.9, №6, p.407-414.
70. Method for Cementing a Well: US Patent 5103908: E21B 33/14/ Allen
T.E.; Halliburton Co.: Apr.14, 1992.
71. Method for Continuously Batch Mixing a Cement Slurry: US Patent
7464757: E21B 33/00, B28C 7/04/ Pessin J.L. Coquilleau L. Rayner J. Woodmansee M.; Schlumberger Technology Corp.: Dec.6, 2008.
72. Mieila C. Casandroiu T. Aspects regarding influence of geometrical
shape of orifices about seeds gravimetric flow rate. - INMATEH, 2009, v.28, №2,
p.1-8.
73. Mills D. Jones M.G. Agarwal V.K. Handbook of Pneumatic Conveying
Engineering.- Marcel Dekker Inc., Basel, 2004.- 676 p.
74. Mixer: US Patent 4838701: B01F 15/02/Smith D.W. Kennedy R.D. Garcia E.C.; Dowell Schlumberger Inc.: Apr.25, 1988.
75. Mixing apparatus: US Patent 5046855: B01F 15/02/ Allen T.E. Edgley
K.D.; Halliburton Co.: Sep.10, 1991.
150
76. Mixing apparatus with rotary jet water valve: US Patent 6454457: B01F
5/04, B01F 5/10/ Banse M.J. Padgett P.O. Sneed C.; Halliburton Energy Services
Inc.: Sep.24, 2002.
77. Nguen T.V. Brennen C. Sabersky R.H. Gravity Flow of Granular Materials in Conical Hoppers.- Transactions of the ASME, Journal of Applied Mechanics, 1979, v.46, Sept., p.529-535.
78. O`Neill E. Tellez L.E. (Dowell Schlumberger). New Slurry Mixer Improves Density Control in Cementing Operations.- SPE L.America Petroleum Eng.
Conf., 14-19 Oct. 1990, Rio de Janeiro, Brazil.- Paper Number 21130-MS.- 7 p.
79. Piot B. Cement and Cementing: An Old Technique with a Future?
[www.document]. URL http://www.spe.org /dl/docs/2009/
piot.pdf.
80. Pneumatic conveying of solids. A theoretical and practical approach/
Klinzing G.E., Rizk F., Marcus R., Leung L.S. – Springer Dordrecht, Heidelberg,
London, New York, 2010.- 561 p.
81. Process of Cementing Wells: US Patent 4003431: E21B 33/13/ Novotny
R.J. Smith C.L.; Byron Jackson Inc.: Jan.18, 1977.
82. Pump Handbook/Edited by I.J. Karassik, J.P. Messina, P. Cooper, C.C.
Heald. – 3-rd Edition, New York.:McGRAW-HILL, 2001. – 1768 p.
83. Purutyan H. Pittinger B.H. Carson J.W. Six Steps to Designing a Storage
Vessel that Really Works.- Powder and Bulk Engineering, 1999, v.13, №11.p.p.56-68.
84. Ratnayake C.A. Comprehensive Scaling Up Technique for Pneumatic
Transport Systems: Thesis for the degree of Dr.Ing.- The Norwegian University of
Science and Technology, Porsgrunn, 2005.- 276 p.
85. Roberts A.W. Manjunath K.S. McBride W. The mechanics of screw
feeder performance for bulk solids flow control. – 4-th Int. Conf. on Bulk Materials: Storage, Handling and Transportation: 7-th Int. Simp. on Freight Pipelines,
Preprints, Barton, ACT: Institution of Engineers, Australia, 1992, p. 333-338.
151
86. Singh D. Moysey E.B. Grain Bin Wall Pressures: Theoretical and Experimental.- Can. Agric. Eng. V.27, 1985, p.43-48.
87. Stegemoeller C. Allen T. (Halliburton Servises) Automatic Density Control and High Specific Mixing Energy Deliver Consistene High-Quality Cement
Slurries.- Offshore Technology Conf., 4-7 May 1992, Houston, Texas.- Doc. ID
7068-MS.- 12 p.
88. Surface operations in petroleum production/ Robertson J.O., Chilingarian G.V., Kumar S.- New York.: Elsevier Science, 1989.- 562 p.
89. Vidick B. Hibbert A.P. Kellingray D.S. Cement Slurry Batch Mixing: A
Critical Step for Slurry Quality Control.- Offshore Technology Conf. 4-7 May,
1992, Houston, Texas.- Doc. ID 7067-MS.- 8 p.
152
ПРИЛОЖЕНИЕ А
153
Параметры приборов, использованных при проведении исследований
1. Датчик перемещения (в составе тестера):
Аналоговый датчик перемещения тросиковый серии ZX-HM, UniMeasure
(США)
Предел измерений
Сенсор
38 мм (1.5 дюйма)
бесконтактный, работающий по
принципу эффекта Холла
Разрешение
0,04 мм (0,0016 дюйма)
Линейность
± 1% от полной шкалы
Повторяемость
± 0,08 мм (0,0032 дюйма)
Корпус
анодированный алюминиевый
Проволочный трос
нержавеющая сталь с нейлоновым покрытием (диаметр 0.46
мм)
Натяжение троса
Вес
Соединение
Жизненный цикл
Напряжение на выходе
Напряжение питания
Ток питания
Сопротивление при максимальной нагрузке
1.1 Н
15 г
трехканальный кабель (длина
457 мм)
10.000.000 полных циклов
89% ± 3% от напряжения питания
5 ± 0,25 В (постоянный ток)
21 мА (максимальный)
30 Ком
Рабочая температура
от -40 до 125 С
Температура хранения
от -55 до 125 С
Интерфейс
4-20 мА
154
2. Весы (в составе тестера):
Напольные весы CAS DL-60
Предел взвешивания, кг
60
Цена поверочного деления, г
20
Макс. выборка массы тары, кг
60
Питание
от сети через адаптер или от батарей
Диапазон рабочих температур
Дисплей
Количество знаков
Размеры платформы, мм
Габаритные размеры, мм без стойки:
от -10°C до +40°C
Жидкокристаллический
5
300х410
355х610х710
Масса, кг, не более
17
Предел взвешивания, кг
60
Интерфейс
RS-232
3. Весы электронные платформенные ВН-1000-4-а (измерение массы
цемента при выгрузке из бункера):
Диапазон измерений, кг
10-1000
Цена деления, кг
0,5
Допустимая перегрузка, %
10
Интерфейс
Напряжение питания, В
Габариты, мм
RS-232
220
1000х1000х60
4. Вихревой расходомер Rosemount 8800D (тарировка диафрагменного
расходомера воздуха):
Измеряемые среды
газ, пар, жидкость
155
Диаметр условного прохода трубопровода
Dу 50
Избыточное давление измеряемой среды
до 25 МПа
Диапазон расхода по газу при н.у
2-180 м3/ч
Интерфейс
4-20 мА
Пределы допускаемой основной относительной
погрешности измерений расхода:
для жидкости
±0,65%
для пара, газа
±1,35%;
Нестабильность
±0,1% от расхода
5. Датчик абсолютного давления 8000 Klay (для измерения
абсолютного давления на входе гидроэжекторных смесителей):
Диапазон измерений давления
Интерфейс
Точность измерения
0 - 1 МПа
4…20 мА
0.2%
Напряжение питания
13…40 В DC
Рабочая температура
-20…+80 °C
Температурная зависимость
± 0.02 % / K
Класс защиты датчика
IP66
156
ПРИЛОЖЕНИЕ Б
157
Статистическая оценка уравнений регрессии
Таблица ПБ1- Оценка дисперсии воспроизводимости сдвигающего усилия
цемента на сдвиговом тестере
Номер
серии N
1
Номер
S ij , Н
Si , Н
Sij − S i
опыта n
4
1
2,8
3
0,2
2
3,2
2
7,6
1
4,2
3,7
0,5
2
3,2
3
17
1
6,1
7,25
1,15
2
8,4
4
26,4
1
11,8
10,8
1
2
9,8
5
35,8
1
20,5
20
0,5
2
19,5
6
45,2
1
23,85
21,8
2
2
19,7
Дисперсию воспроизводимости определяли по формуле
Vi , Н
∑∑ (S
N
s y2 =
n
i =1 j =1
s y2
1,2
N (n − 1)
6
− Si )
2
ij
N ( n − 1)
где S ij - текущее j-е значение сдвигающего усилия в i-й серии повторов, S i среднее значение сдвигающего усилия в i-й серии повторов, N - число серий
повторов, n - число повторов в серии, N (n − 1) - число степеней свободы.
158
Таблица ПБ2 - Статистическая оценка зависимости сдвигающего усилия S от нормальной нагрузки V при испытаниях
на тестере уплотненного цемента, рисунок 2.4 а), уравнение регрессии S = a + bV
Номер
Vi ,
Si ,
опыта
Н
Н
1
4,8
6,2
6,7
2
7,6
7,1
7,8
3
17
12,6
4
26,4
15
5
35,8 18,6
18,5
6
45,2 21,5
22,1
a
4,9
b
0,38
S ip
11,4
14,9
s2
sa2
sb2
t
t ⋅ sa
t ⋅ sb
s2
s 2y
1,2
p Fтабл = 4,28
0,42
0,42 0,07 55·10-6 1,94
0,194˂ a
0,014˂ b
уравнение адекватно
коэффициент коэффициент
значим
значим
где S i , S ip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение сдвигающего усилия в i-том опыте,
Vi - сжимающее нормальное усилие.
159
Таблица ПБ3 - Статистическая оценка зависимости сдвигающего усилия S от нормальной нагрузки V при испытаниях
на тестере рыхлого цемента, рисунок 2.4 б), уравнение регрессии S = a + bV 2
Номер
Vi ,
Si ,
опыта
Н
Н
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
4
4
4,8
7,6
7,6
7,6
7,6
17
17
26,4
26,4
35,8
35,8
45,2
45,2
2,8
3,2
2,5
3,3
4.2
4,25
3,2
8,4
6,1
11,8
9,8
19,5
20,5
23,9
19,7
a
3,6
b
S ip
3,76
3,76
0,01 3,83
4,18
4,18
4,18
4,18
6,49
6,49
10,57
10,57
16,42
16,42
24,03
24,03
s2
3,7
sa2
0,247
sb2
31,3·10-6
t
1,76
t ⋅ sa
0,43˂ a
коэффициент значим
t ⋅ sb
0,0098˂ b
коэффициент
значим
s2
s 2y
3,7
p Fтабл = 3,98
1,2
уравнение адекватно
где S i , S ip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение сдвигающего усилия в i-том опыте,
Vi - сжимающее нормальное усилие.
160
Таблица ПБ4 - Статистическая оценка зависимости расхода цемента Gц от объемного расхода воздуха Q при истечении
из воронки в вакуум, рисунок 2.9, уравнение регрессии Gц = a + bQ , толщина слоя 0,5 м.
s2
sa
sв
t ⋅ sa
t ⋅ sb
0,0013
0,015
0,004
0,038˂ a
0,01˂ b
0,79
коэффициент
коэффициент
0,91
0,90
значим
значим
1,22
1,23
Номер
Qi ,
Gцi ,
опыта
л/с
кг/с
1
3,67
0,35
0,34
2
4,08
0,42
0,42
3
4,73
0,52
4
5,94
0,87
5
6,49
6
8,14
где
a
-0,395
b
0,2
Gip
0,55
Gцi , Gip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение массового расхода цемента,
Qi - объемный расход воздуха.
Полученное уравнение регрессии:
Gц = −0,395 + 0,2Q .
Преобразованная форма: Gц = 0,2(Q − 1,975) .
161
Таблица ПБ5 - Статистическая оценка зависимости расхода цемента Gц от объемного расхода воздуха Q при истечении
из воронки в вакуум, рисунок 2.9, уравнение регрессии Gц = a + bQ , толщина слоя 0,6 м.
Номер
Qi ,
Gцi ,
опыта
л/с
кг/с
1
4,2
0,61
2
4,4
0,79
3
8,8
1,86
где
a
b
Gip
s2
sa
sb
t ⋅ sa
t ⋅ sb
-0,413
0,26
0,68
0,003
0,03
0,009
0,1˂ a
0,03˂ b
0,73
коэффициент
коэффициент
1,875
значим
значим
Gцi , Gip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение массового расхода цемента,
Qi - объемный расход воздуха. Полученное уравнение регрессии: Gц = −0,413 + 0,26Q .
Преобразованная форма: Gц = 0,26(Q − 1,59) .
162
Таблица ПБ6 - Статистическая оценка зависимости расхода цемента Gц от объемного расхода воздуха Q при истечении
из воронки в вакуум, рисунок 2.9, уравнение регрессии Gц = a + bQ , толщина слоя 0,75 м.
a
b
Gip
s2
sa
sb
t ⋅ sa
t ⋅ sb
-0,367
0,3
0,32
0,0029
0,027
0,00865
0,076˂ a
0,024˂ b
0,89
коэффициент
коэффициент
1,36
1,43
значим
значим
1,5
1,49
Номер
Qi ,
Gцi ,
опыта
л/с
кг/с
1
2,3
0,28
2
4,2
0,96
3
6,0
4
6,2
где
Gцi , Gip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение массового расхода цемента,
Qi - объемный расход воздуха.
Полученное уравнение регрессии:
Gц = −0,367 + 0,3Q .
Преобразованная форма: Gц = 0,3(Q − 1,23) .
163
Таблица ПБ7 - Статистическая оценка зависимости коэффициента расхода цемента С1 от толщины слоя засыпки H при
истечении из воронки в вакуум, уравнение регрессии С1 = a + bН
С1i
a
b
С1pi
s2
sa
sb
t ⋅ sa
t ⋅ sb
0,5
0,2
-0,00433
0,39
0,19
0,0004
0,012
0,065
0,038> a
0,2˂ b
2
0,6
0,26
0,23
коэффициент
коэффициент
3
0,75
0,3
0,29
не значим
значим
Номер
Нi ,
опыта
м
1
где С1i , С1pi - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение коэффициента расхода, Нi - высота
засыпки
Полученное уравнение регрессии:
C1 = 0,39 H .
164
Таблица ПБ8 - Проверка адекватности условиям эксперимента уравнения регрессии Gц = 0,39H (Q − 1,6)
Номер
Нi ,
опыта
м
1
0,5
Qi , л/с
Gцi , кг/с
Gцip , кг/с
3,7
0,35
0,40
2
4,1
0,42
0,48
3
4,7
0,52
0,61
4
5,9
0,87
0,85
5
6,5
0,91
0,95
6
8,1
1,22
1,27
4,2
0,61
0,61
8
4,4
0,79
0,66
9
8,8
1,86
1,69
2,3
0,28
0,21
11
4,2
0,96
0,76
12
6,0
1,36
1,29
13
6,2
1,50
1,35
7
10
0,6
0,75
s2
Сравнение с диспер-
Сравнение с диспер-
сией табл. П5
сией табл.П6
0,0105
где Нi - высота засыпки, Gцi , Gip - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение массового
расхода цемента, Qi - объемный расход воздуха.
165
Таблица ПБ9 – Построение и статистическая оценка зависимости коэффициента эжекции u 0 от вакуума Pв на входе
 Pв 
гидроэжекторного смесителя СГМ-100М, режим пробоя, таблица 2.6, уравнение регрессии u0 = b  
 PA 
Номер
a
s2
sа
sb
t ⋅ sa
t ⋅ sb
0,003
0,15
0,02
0,194˂ a
0,014˂ b
0,70
коэффициент
коэффициент
0,88
0,605
значим
значим
0,38
0,84
0,33
0,27
0,83
0,29
a
b
u0р
u0
Pв
PA
1
1,87
0,96
1,85
2
1,18
0,93
1,23
3
0,97
0,92
4
0,74
0,89
5
0,53
6
7
опыта
12,85
3,13
1,07
где PА - абсолютное давление атмосферы, Pв - абсолютное давление воздуха на входе в кольцевую щель клапана,
u 0 , u0р - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение коэффициента эжекции.
12,85
 Pв 
 
u
=
3
,
13
Полученное уравнение регрессии: 0
 PA 
.
166
Таблица ПБ10 – Построение и статистическая оценка зависимости коэффициента эжекции u 0 от вакуума Pв на входе гидроэжекторного смесителя
СГМ-100, режим пробоя отсутствует, таблица 2.6, уравнение регрессии
P 
u0 = b  в 
 PA 
Номер
a
a
u0р
b
u0
Pв
PA
1
1,34
0,98
1,41
2
1,25
0,92
1,25
3
1,15
0,88
4
0,98
0,78
0,91
5
0,75
0,68
0,70
6
0,50
0,55
0,47
7
0,35
0,49
0,38
опыта
1,89
1,46
1,15
s2
0,002
где PА - абсолютное давление атмосферы, Pв - абсолютное давление воздуха
на входе в кольцевую щель клапана,
u 0 , u0р - экспериментальное и рассчи-
танное по уравнению регрессии значение коэффициента эжекции.
1,89
 Pв 
Полученное уравнение регрессии: u0 = 1,46 
 PA 
.
167
Таблица ПБ11 – Построение и статистическая оценка зависимости коэффициента эжекции u 0 от вакуума Pв на входе
гидроэжекторного смесителя с кольцевым соплом и удлиненной камерой смешения, режим пробоя отсутствует,
 Pв 
таблица 3.6, уравнение регрессии u0 = b  
 PA 
Номер
опыта
u0
Pв
PA
1
2
3
4
5
6
7
2,58
1,63
1,37
1,02
0,76
0,53
0,37
0,93
0,87
0,84
0,79
0,74
0,61
0,55
a
2,55
b
2,04
a
u0p
1,7
1,43
1,31
1,12
0,95
0,58
0,44
s2
sa
sb
t ⋅ sa
t ⋅ sb
0,1245
0,28
0,13
0,672˂ a
коэффициент
значим
0,312˂ b
коэффициент
значим
где PА - абсолютное давление атмосферы, Pв - абсолютное давление воздуха на входе в кольцевую щель клапана,
u 0 , u0р - экспериментальное и рассчитанное по уравнению регрессии значение коэффициента эжекции.
 Pв 
Полученное уравнение регрессии: u0 = 2,04 
 PA 
2 , 55
168
Таблица ПБ12 – Построение и статистическая оценка зависимости коэффициента эжекции u 0 от вакуума Pв на входе гидроэжекторного смесителя с
кольцевым соплом и короткой камерой смешения, режим пробоя, таблица
 Pв 
3.6, уравнение регрессии u0 = b  
 PA 
Номер
a
a
b
u0p
u0
Pв
PA
1
1,73
0,97
1,77
2
1,16
0,94
1,12
3
0,96
0,93
4
0,72
0,91
0,69
5
0,55
0,89
0,50
6
0,36
0,88
0,42
7
0,26
0,87
0,36
опыта
14,7
2,77
0,95
s2
0,003
где PА - абсолютное давление атмосферы, Pв - абсолютное давление воздуха
на входе в кольцевую щель клапана,
u 0 , u0р - экспериментальное и рассчи-
танное по уравнению регрессии значение коэффициента эжекции.
14, 7
 Pв 
Полученное уравнение регрессии: u0 = 2,77 
 PA 
.
169
ПРИЛОЖЕНИЕ В
170
Таблица ПВ1 - Определение коэффициента расхода диафрагменного расходомера воздуха по вихревому расходомеру Rosemount 8800D.
Схема подключения: диафрагма – датчик абсолютного давления - расходомер – гидроэжекторный смеситель СГМ-100
Диаметр
Абсолютное
Расчетный
диафрагмы, давление по расход
мм
датчику, Па
Расход по рас- Коэффициент
при ходомеру, кг/с
расхода
единичном коэффициенте,
кг/с
36
98
55,7
40,1
0,72
25
92
51,7
34,6
0,67
22
88
47,8
32,5
0,68
18
78
40,4
27,9
0,69
15
68
31,2
20,6
0,66
12
55
20,9
14,6
0,70
10
49
14,4
10,2
0,71
Среднее значение
0,69
Среднеквадратичное отклонение
0,021
Доверительный интервал
±0,02
171
ПРИЛОЖЕНИЕ Г
172
173
174
ПРИЛОЖЕНИЕ Д
175
176
177
178
ПРИЛОЖЕНИЕ Е
179
180
181
182