Delik aşağısında ters sirkülasyonlu havalı darbeli delme için geniş çaplı ters sirkülasyonlu hava matkap ucunun tasarımı ve sayısal analizi
 

 

Ters sirkülasyonlu kuyu dibi (RC-DTH) havalı darbeli delme, sert kaya delme için hızlı ve uygun maliyetli bir yöntemdir. Havalı RC matkap ucu, ters dolaşımı oluşturmak için RC-DTH havalı darbeli delme sisteminin kalbi olduğundan, büyük çaplı bir RC matkap ucu yenilikçi bir şekilde tasarlandı ve emme kabiliyeti açısından sayısal olarak optimize edildi. Sonuçlar, emme memesi yükselme açısının ve sapma açısının arttırılmasının, matkap ucunun emme kabiliyetini geliştirebileceğini göstermektedir. Matkap ucu performansı, hava akış hızı yaklaşık 1.205 kg/s olduğunda optimum durumuna ulaşır, daha sonra hava kütle akış hızının artmasıyla ters bir değişim eğilimi gösterir. Bu çalışmada incelenen matkap ucu için emme ağızlarının optimum çapı 20 mm'dir. Dış çapı 665 mm olan RC matkap ucu ve dış çapı 400 mm olan RC-DTH havalı çekiç üretilerek saha denemesi yapıldı. Saha testi sonuçları, RC-DTH havalı darbeli delme yöntemi kullanılarak yapılan penetrasyon oranının, geleneksel döner delme yönteminin iki katından daha fazla olduğunu göstermektedir. Bu sondaj yaklaşımı, karada petrol ve gaz sondajı, jeotermal sondaj ve ilgili saha sondaj işlemleri için potansiyel üreten rezervuar oluşumunun üzerinde bir kuyu sondajının üst kısımlarında uygulanan geniş çaplı sert kaya sondajı için büyük bir potansiyel oluşturmaktadır.

 

 

1 GİRİŞ

Kuyu dibi (DTH) havalı darbeli delme, sert kaya delmede en verimli delme yöntemlerinden biri olarak kabul edilir.1-3 DTH havalı darbeli delmede, sık darbe hareketi ile daha düz delikler ve metre başına düşük maliyetler elde edilir. ve uç uçlarındaki yüksek darbe yükleri.4, 5 Delici uç uçlarının kaya oluşumlarıyla temas süresi tipik olarak toplam çalışma süresinin yaklaşık %2'si kadardır, bu da daha yüksek bir anlık uç ağırlığına (WOB) neden olur. ortalama WOB daha düşük bir seviyede tutulur.6-8 Aynı zamanda sismik sondaj (SWD) amaçları ve sondaj koşullarını karakterize etme potansiyeli de gösterilmiştir.9, 10 Bunlara ek olarak, geleneksel çamur sondaj yöntemleriyle karşılaştırıldığında, hava kullanılarak çünkü sirkülasyon sıvısı, düşük halka taban delik basınçları nedeniyle daha yüksek penetrasyon oranına (ROP) neden olur.11 Ayrıca, formasyon gözenek basıncının altındaki halka taban delik basınçları kullanılarak potansiyel üreten formasyonların delinmesi, takipleri etkileyebilecek formasyon hasarını ortadan kaldırabilir. -üretim üzerine.11 Yukarıda belirtilen avantajlar nedeniyle, DTH havalı darbeli sondaj madencilikte yaygın olarak kullanılmaktadır ve gittikçe daha fazla petrol ve gaz rezervuarı sert kaya oluşumları altında olduğundan petrol ve gaz sondaj operasyonlarına da yayılmıştır.

 

Ters sirkülasyonlu kuyu dibi (RC-DTH) hava çekici, havayla tahrik edilen yenilikçi bir DTH darbeli delme aletidir.12 Geleneksel DTH havalı çekiç sisteminden farklı olarak, özel olarak tasarlanmış yapıya sahip matkap ucu, RC-DTH'nin önemli parçalarıdır. DTH havalı çekiç sistemi ve çift duvarlı sondaj boruları, hem basınçlı hava hem de matkap kesimleri için taşıma geçişlerini oluşturur.13 Delme sırasında, çift duvarlı boruların halkasına basınçlı hava enjekte edilir ve RC-DTH havalı çekicini çalıştırır. ters sirkülasyonun oluşturulduğu ters sirkülasyonlu (RC) bir matkap ucuna etki eden yüksek frekanslı darbelerin uygulanmasıdır.14 Bu delme yönteminin dikkat çekici bir özelliği, darbeli delme ile havalı RC delme tekniğinin birleşimidir.

 

Geleneksel olarak, doğrudan hava sirkülasyonlu sondajda, basınçlı hava, sondaj borularının merkez geçişinden sondaj deliği tabanına girilir, daha sonra egzoz havası, sondaj boruları ve delik duvarının oluşturduğu halka boşluğu yoluyla sondaj kesimlerini sondaj deliğinden dışarı çıkarır.15 Hava RC sondajında ​​basınçlı hava, çift duvarlı sondaj borularının halka boşluğuna çift duvarlı döner mekanizma aracılığıyla girer; sondaj kesimlerini taşıyan egzoz havası, dış sondaj borusu ve sondaj deliği duvarı tarafından oluşturulan halka şeklindeki boşluk yerine, iç sondaj borularının merkez geçişinden yüzeye geri döner. Şekil 1'de gösterildiği gibi, hava RC sondaj sisteminin merkez geçidinin kesit alanı (sarı daire b), halka kesit alanından (yeşil halka a) çok daha küçüktür. Havalı sondaj için minimum hacim gereksinimine göre, sondaj kesimlerinin taşınmasını sağlamak için havanın minimum ilerleme hızının (standart durum) yaklaşık 15,2 m/s olduğuna inanılmaktadır. Sharma ve Chowdhry16 tarafından yürütülen çalışma aynı zamanda yalnızca havayı makul bir ilerleme hızında tutmanın sondaj kesimlerini verimli bir şekilde taşıyabileceğini gösterdi. Havalı RC sondajının eşik ilerleme hızına ulaşması, hava taşıyan matkap parçalarının sondaj kazığı ile sondaj duvarı arasındaki halka boşluğundan ziyade merkez geçişte akması nedeniyle açıkça çok daha kolaydır.17-20 Bu nedenle, düşük hava tüketimi ve bunun sonucunda Geniş çaplı delik delme, havalı RC delme için belirgin bir avantajdır ve raybalama maliyetini ve çalışma süresini önemli ölçüde azaltır. Ek olarak, tahliye borusundan atılan hava ve sondaj kesimleri doğrudan sondaj sahasından uzakta bulunan kesimlere ve toz toplama ünitesine yönlendirilebildiğinden, çalışma ortamı iyileştirilir ve atmosfer yağsız hale gelir, böylece sondaj işçilerinin ve ekipmanı sondaj tozu tehlikesinden korur.14, 21

 

 

 

 

 

Şekil 1

Hava ters sirkülasyonlu delme yönteminin şeması

 

 

RC-DTH havalı darbeli delme sisteminde RC matkap ucu, havanın ters dolaşımını oluşturan anahtar parçadır. RC-DTH havalı darbeli delmeye ilişkin önceki çabaların çoğu, ters sirkülasyon kapasitesini artırmak için daha iyi bir tasarım elde etmeyi amaçlayan ters sirkülasyonlu matkap uçlarının performansına odaklanmıştı. Temsil edilen çabalar arasında, kaburgaların üzerine yerleştirilmiş emme ağızlarına sahip bir RC matkap ucu; Luo ve diğerleri tarafından araştırılan bir RC matkap ucunun toz kontrol performansı; dönen bir jeneratöre sahip bir RC matkap ucunun performans analizi; ve çoklu süpersonik ağızlıklara sahip RC matkap ucu.14, 20, 22, 23 Önceki çalışmalarda incelenen bu RC matkap uçlarının çapları 80 ila 200 mm arasında değişiyordu. Büyük çaplı (300 mm'den fazla) RC matkap uçlarının uygulama potansiyeli değerlendirmesi ve performans analizi, öncelikle keşfedilmemiş durumda. Büyük çaplı matkap ucunun RC yeteneğini geliştirmek için, emme ağzı parametrelerinin matkap ucunun performansı üzerindeki etkileri hesaplamalı olarak incelendi ve fizibilitesini doğrulamak için bir saha denemesi yapıldı.

 

2 RC MATKAP UCUNUN TANIMI

Şekil 2 RC matkap ucunun şematik yapısını göstermektedir. Basınçlı hava, emme nozulları ve yıkama nozülleri yoluyla matkap aletinin orta geçişine akar. Hava, yüksek akış hızına sahip jetler oluşturduğu emme ağızlarına girer; Jet pompası etkisi nedeniyle bitişikteki havanın bir kısmı jetlerin içine sürüklenecek ve jetlerin yakınında negatif bir basınç bölgesi oluşacaktır. Sondaj deliği tabanı ile merkez geçişin içindeki negatif basınç bölgesi arasındaki bu basınç farkı, havaya etki eden ve altındaki sondaj kesimlerine etki eden bir kaldırma kuvveti üretebilir. Bu arada, matkap kesimlerini merkez geçişe doğru süpüren yıkama nozüllerinden çıkan jet akışlarının yardımıyla, matkap kesimleriyle karışan hava sürekli olarak matkap aletinin merkez geçişine emilir. Bu emme yeteneği, bir RC matkap ucunun performansının değerlendirilmesi açısından kritik bir öneme sahiptir ve sondaj boruları ile sondaj deliği duvarı arasındaki halka boşluğuna sürüklenen havanın kütle akış hızı ile toplam giriş kütle akış hızı arasındaki oran ile temsil edilebilir. .

 

 

 

 

 

Şekil 2

Büyük çaplı hava ters sirkülasyonlu matkap ucunun şematik yapısı

 

 

3 HESAPLAMALI SİMÜLASYON YAKLAŞIMI

3.1 Hesaplamalı alan ve ızgara

Dış çapı 665 mm olan ters sirkülasyonlu matkap ucu üzerinde çalışıldı. Matkap ucunun bu boyutu, dış çapı 400 mm olan RC-DTH havalı kırıcıya uygundur. Hesaplamalı alanlar Altair HyperWorks yazılımı tarafından oluşturulmuştur. Tipik bir örgülü hesaplama alanı Şekil 3'te gösterilmektedir. Hesaplama alanları esas olarak beş parçadan oluşur; bunlar arasında emme ağızları, yıkama ağızları, matkap ucunun iç ve dış duvarları arasındaki halka boşluğu, matkap ucu tarafından oluşturulan halka alanı ve sondaj deliği yer alır. duvar ve matkap aletinin orta geçişi. Tüm hesaplama alanları, alanların karmaşık geometrisi nedeniyle tetrahedral yapılandırılmamış ızgaralarla örüldü. Matkap ucu modellerinin ızgara hassasiyetini analiz etmek için üç yoğunlukta ızgara hücresi kullanıldı. Tablo 1'deki sonuçlar maksimum farkın <%5 olduğunu göstermektedir. Zaman maliyetini ve model doğruluğunu dengelemek için hesaplamalarımızda orta boy ızgaralar kullanıldı.

 

 

 

 

 

 

Şekil 3

Ters sirkülasyonlu matkap ucunun iç akış alanının tipik bir ızgara modeli ve sınır koşulu türleri

 

 

Izgara	Hücre sayısı	Sürüklenen kütle akış hızı (kg/s)
İnce ızgara	4 870 311	0.41897
Orta ızgara	3 010 521	0.42015
Kaba ızgara	1 546 375	0.43732
% Fark		4.4

Tablo 1. Hesaplamalı alanlar için grid duyarlılığı analizi

 

 

3.2 Yönetim denklemleri ve sınır koşulları

İç hava akışlarının kütle, momentum ve enerjinin korunumu ilkelerine uyduğu kabul edilir. Genel yönetim denklemi şöyledir [24]:

 

 

 

burada ϕ bağımlı değişkeni, u hız vektörünü, Γ difüzyon katsayısını ve S genel kaynak terimini belirtir.

 

Şekil 3'te gösterildiği gibi hava girişi Kütle_akış_giriş sınır koşulu olarak tanımlanır. RC-DTH havalı çekiç aletinin (400 mm çapında) hacimsel akış hızı, 0,6025 ila 1,848 kg/s'lik kütle akış hızına karşılık gelen 30 ila 92 m3/dak (standart durum) arasında değişir. Merkezi geçişin çıkışı ve sondaj duvarı ile matkap takımı arasındaki halkanın çıkışı atmosfere açılır. Dolayısıyla bu iki çıkış Basınç_çıkış sınır koşulları olarak tanımlanır ve gösterge basıncı sıfıra ayarlanır. Hesaplama alanının diğer sınırları, kaymayan sabit duvar sınır koşulları olarak belirlendi.

 

Süreklilik ve momentum korunumu denklemleri ve enerji korunumu denklemi Ansys Fluent kullanılarak çözüldü. İç hava akışı tahmini için uygun türbülans modelleri ile birlikte sıkıştırılabilir akışlar için Navier-Stokes denklemleri benimsendi. Akış simülasyonu, 3 boyutlu yoğunluk tabanlı bir çözücü kullanılarak gerçekleştirildi. Bu yaklaşımda, geçerli Navier-Stokes denklemleri, tanımlanan değerler yakınsamayı karşılayana kadar yinelemeli yöntemler kullanılarak sırayla çözülür. Hız ve basıncın birleşimiyle başa çıkmak için, süreklilik ve momentum denklemlerini bir basınç denklemine bağlayan yarı örtülü basınç bağlantılı denklemler (SIMPLE) algoritma şeması, önemli ölçüde doğruluk ve yakınsamayı karşılamanın kolay olması nedeniyle benimsendi. Ayrıca model taşıma denklemlerine dayanan standart k-ε türbülans modeli kullanıldı. Türbülans kinetik enerjisi ve türbülans dağılım hızı açısından konvektif terimler, ikinci dereceden rüzgara karşı ayrıklaştırma ile hesaplanırken, difüzyon terimleri merkezi farkla çözüldü.

 

4 SİMÜLASYON SONUÇLARI VE TARTIŞMA

Şekil 4, merkez geçidin merkez hattı üzerindeki statik basınç değişimini göstermektedir. Emme nozulu çıkışlarının yakınındaki jet yönündeki statik basınç, sondaj deliğinin tabanındaki basınçtan önemli ölçüde daha düşüktür. Basınç farkı 20 kpa'ya ulaşır ve sondaj kesimlerini verimli bir şekilde sondaj deliğinin tabanından dışarı pompalayan belirgin bir kaldırma kuvveti oluşturur. Etkili bir ters sirkülasyon oluşturabilmek için emme nozullarının yapısının özel olarak tasarlanması gerekir. Bu nedenle, farklı emme ağzı parametrelerine sahip on dört hesaplama alanı oluşturulmuş ve araştırılmıştır. Giriş hava kütle akış hızının, emme nozullarının çapının, yükselme açısının ve sapma açısının RC matkap ucunun ters sirkülasyon kabiliyeti üzerindeki etkisi incelenmiştir. Şekil 5, RC matkap ucunun tipik hız dağılımını göstermektedir. Görüldüğü gibi, basınçlı havanın merkez geçide akmasıyla, emme nozullarının çıkışı ve sondaj deliği tabanı yakınında birçok girdap meydana gelir. Emme nozullarının çıkışı yakınında oluşan girdaplar alçak basınç bölgesinin alanını genişletir, ancak bu girdaplar aynı zamanda emme nozullarından çıkan jetlerin kinetik enerjisinin israfına neden olur ve böylece jetlerin sürüklenme etkisi zayıflatılır. ve kaçınılmaz olarak merkez geçişten geçen matkap kesimlerinin engellenmesi. Jetler tarafından tahrik edilen girdaplar, sondaj deliğinin tabanındaki yıkama nozullarından dışarı akarken, sondaj kesimlerini karıştırabilir ve bunların orta geçide kaldırılmasına yardımcı olabilir.

 

 

 

 

 

 

 

Şekil 4

Matkap ucu merkez geçişinin merkez hattındaki tipik statik basınç dağılımı

 

 

 

 

 

 

 

Şekil 5

Matkap ucu içindeki akış alanının tipik hız eğrisi

 

 

4.1 Giriş havası kütle akış hızının emme kabiliyeti üzerindeki etkisi

Giriş havası kütle akış hızı, matkap aleti üretilirken ayarlanabilen tek parametredir. Ayrıca RC matkap ucunun üst kısmına DTH havalı çekici monte edilmiş olması nedeniyle matkap ucundan geçen hava kütle akış hızı zamanla değişmektedir. Genel olarak hava kütlesi akış hızı, DTH havalı çekicinin piston hareketi nedeniyle değiştirilir. Giriş hava kütle akış hızının matkap ucunun emme kabiliyeti üzerindeki etkisinin araştırılması, delme işlemi için bazı rehberlik sağlayabilir. Şekil 6, giriş havası kütle akış hızının ters sirkülasyon kabiliyeti üzerindeki etkisini göstermektedir. Bu simülasyon grubunda, 60° yükselme açısı, 18 mm emme nozul çapı ve 15° sapma açısı dahil olmak üzere emme nozullarının bazı yapı parametreleri verilmiştir. Ek olarak, emme ağızlıkları merkezi geçiş duvarı üzerinde simetrik ve çevresel olarak dağıtılmıştır ve emme ağızlarının sayısı altıdır. Sondaj boruları ile sondaj duvarı arasındaki halka boşluğundan emilen hava kütle akış hızı, giriş hava kütle akış hızının artmasıyla artar ve giriş hava kütle akış hızı 1.205 kg/s olduğunda maksimuma ulaşır, daha sonra emilen hava Sondaj boruları ve sondaj duvarı tarafından oluşturulan halkadan gelen kütle, giriş havası kütle akış hızının artmasıyla birlikte hızla azalır. Giriş havası kütle akış hızı <1,205 kg/s olduğunda, giriş havasının giriş havası kütle akış hızının arttırılması, emme memelerinden gelen hava akışının enjeksiyon hızını iyileştirebilir, bu da emilen hava kütle akış hızını iyileştirebilir. Matkap ucunun merkez geçişinin kesit alanı sınırlı olmasına rağmen, çok fazla giriş havası, hava akışlarının direncinin artmasına neden olacak ve dolayısıyla matkap ucunun emme kabiliyetini zayıflatacaktır. Gözlemlendiği gibi emme yeteneği (emilen hava kütle akış hızı ile giriş hava kütle akış hızı arasındaki oran), giriş hava kütle akış hızının artmasıyla azaldı. Bu durum havanın sıkıştırılabilirliğine ve havanın sıkıştırılması için daha fazla enerji harcanmasına bağlanabilir.

 

 

 

 

 

Şekil 6

Giriş havası kütle akış hızının matkap ucunun ters sirkülasyon kapasitesine etkisi

 

 

4.2 Emme ağzı çapının emme kabiliyetine etkisi

Giriş havasının, çift cidarlı sondaj borularının halka şeklindeki alanından, emme nozullarından ve yıkama nozullarından boşaltılacak iki geçişi vardır. Giriş havası kütlesel debisi verildiğinde, emme memeleri ve yıkama memelerindeki hava kütlesel debisi arasındaki oran, emme memesi çaplarının artmasıyla birlikte artar. Püskürtme hızı belirli bir seviyede tutulduğunda RC matkap ucunun emme yeteneği artacaktır. Şekil 7 emme memesi çapının ters sirkülasyon kabiliyeti üzerindeki etkisini göstermektedir. Bu simülasyon grubunda, 60° yükselme açısı, 15° sapma açısı ve 70 m3/dak giriş hava kütle akış hızı dahil olmak üzere emme nozullarının bazı yapı parametreleri verilmiştir. Emme nozüllerinin çapı <20 mm olduğunda, emme nozülü çapının arttırılması, matkap ucunun emme kabiliyetinin arttırılmasına fayda sağlar. Çap 20 mm'den büyük olduğunda matkap ucunun emme yeteneği önemli ölçüde zayıflar. Emme ağızlarından çıkan hava jetlerinin momentumu, matkap ucunun ters dolaşım kabiliyeti üzerinde baskın etki gösterir. Emme memelerinin çapı 20 mm'den büyük olduğunda, jet hızının azalan genliği, emme memelerindeki kütle akış hızının artan genliğine üstün gelir ve böylece matkap ucunun emme yeteneği zayıflar.

 

 

 

 

 

 

 

Şekil 7

Emme ağzı çapının matkap ucunun ters sirkülasyon kapasitesine etkisi

 

 

4.3 Emme ağzı yükseklik açısının emme kabiliyeti üzerindeki etkisi

Emme ağzı yükseklik açısı, merkez geçişin kesiti ile emme ağzının merkez çizgisi arasındaki açı olarak tanımlanır. Şekil 8, yükselme açısının arttırılmasının matkap ucunun ters dolaşım kabiliyetini geliştirebileceğini göstermektedir. Emme ağızlarından gelen jet akışları, matkap ucunun duvarına eğilen tüm emme ağızları için birbirine müdahale edecektir. Jetler arasındaki bu çarpışmalar enerji tüketimine neden olacak ve jet akışlarının eksenel momentumunu azaltacak, dolayısıyla matkap ucunun ters dolaşım kabiliyetini olumsuz etkileyecektir. Emme nozullarının yükseklik açısı daha küçük olduğunda jet akışları arasındaki girişim daha yoğun olur.

 

 

 

Şekil 8

Emme ağzı yükseklik açısının matkap ucunun ters sirkülasyon kapasitesine etkisi

 

4.4 Emme memesi sapma açısının ters sirkülasyon kabiliyetine etkisi

Emme ağızlarının sapma açısı, bir emme ağzının merkez çizgisinin, merkezi geçişin kesiti üzerindeki izdüşümü ile emme ağzının çıkışındaki merkez geçiş duvarının normal yönü arasındaki açıyı temsil eder. Şekil 9, emme nozulu sapma açısının emme kabiliyeti üzerindeki etkisini göstermektedir; emme nozüllerinin sapma açısının artmasıyla birlikte matkap ucunun emme kabiliyeti önemli ölçüde artar. Emme ağızlarından sapma açısına sahip hava akışları, orta geçişte dönen akışlar oluşturabilir, bu da matkap ucunun emme kabiliyetini artırır. Dahası, yönü değiştirilen jetler aralarındaki girişimi bastırabilir. Ancak sapma açısının maksimum değeri matkap ucu çapıyla sınırlıdır ve sonsuza kadar artırılamaz.

 

 

 

 

 

 

 

 

Şekil 9

Emme ağzının sapma açısının matkap ucunun ters sirkülasyon kapasitesine etkisi

 

 

 

5 ALAN DENEME
 

Sert kaya oluşumunda RC-DTH havalı çekiç kullanılarak penetrasyon oranının doğrulanması amacıyla dış çapı 665 mm olan matkap ucu ve dış çapı 400 mm olan RC-DTH havalı çekici (RC-DTH 400) kullanıldı. üretilmiştir. Simülasyon sonuçları, dış çapı 665 mm olan RC matkap ucu için emme ağzı çapı, yükseklik açısı ve sapma açısı dahil olmak üzere emme ağzı parametrelerinin optimum değerlerinin sırasıyla 20 mm, 60° ve 20° olduğunu göstermektedir. Bununla birlikte, aşırı büyük emme ağzı parametresi matkap ucunun gücünü zayıflatacaktır. 18 mm çapında, 45°'lik yükselme açısına ve 10°'lik sapma açısına sahip altı adet emme nozulu, sonuçta matkap ucunun kullanım ömrünü garanti altına almak üzere seçilmiştir. RC-DTH havalı çekicin tasarım yapısı ve RC-DTH havalı çekiç aletinin üretilen prototipinin fotoğraf görüntüsü Şekil 10'da gösterilmektedir. RC-DTH havalı çekici çalışırken pistonun hareketi bölünebilir iki aşamaya ayrılır: ana taşıyıcı aşaması ve strok aşaması ve her aşamada hava girişi, hava genleşmesi, hava sıkıştırması ve hava çıkışı aşamaları bulunur. RC-DTH400'ün nominal hava basıncı ve nominal hava hacmi akış hızı sırasıyla 1,8 MPa ve 92 m3/dak'tır; pistonun nominal çarpma frekansı ve çarpma hızı sırasıyla 14,35 Hz ve 8,01 m/s'dir. Dış çapı 140 mm olan çift cidarlı sondaj boruları, çift cidarlı kelly, çift cidarlı fırdöndü gibi diğer aksesuar bileşenleri de üretildi.

 

 

 

 

 

 

 

Şekil 10

Ters sirkülasyonlu kuyu dibi havalı çekiç aletinin tasarım yapısı ve fotoğrafik görüntüsü

 

Saha deneme sahası Foshan, Guangdong, Çin'de bulunmaktadır. Test alanının oluşumu 3,99 m kalınlığında gevşek toprak, 17 m kalınlığında ayrışmış killi silttaşı ve ayrışmış killi silttaşının altında aşınmamış kırmızı killi silttaşından oluşmaktadır. Gevşek toprak tabakası ve yıpranmış killi silttaşı tabakası, geleneksel döner sondaj yöntemi kullanılarak kolayca delinir. Bununla birlikte, aşınmamış kırmızı killi silttaşındaki sondajın penetrasyon hızı nispeten düşüktür, <2 m/saat'e ulaşılabilir. Ve batan cürufun temizlenmesi zordur.

 

RC-DTH havalı darbeli delme testini gerçekleştirmek için gevşek toprak tabakası ve yıpranmış killi silttaşı tabakası geleneksel döner sondaj yöntemiyle delinir. Daha sonra, aşınmamış kırmızı killi silttaşı oluşumunu delmek için RC-DTH havalı darbeli delme sistemi kullanıldı. Saha test sisteminin düzeni Şekil 11'de gösterilmektedir. Maksimum hava hacmi akışı 34 m3/dak ve nominal hava basıncı 30 bar olan Atlas Copco tarafından üretilen bir hava kompresörü ve Ingersoll Rand tarafından üretilen maksimum hava hacmine sahip bir hava kompresörü Basınçlı hava sağlamak için 25,5 m3/dak akış ve 24 bar nominal hava basıncı kullanıldı. Pistonu yağlamak için bir yağlayıcı kullanıldı. Guangxi Liugong Group Co., Ltd. tarafından üretilen döner sondaj kulesi SD20E, delme işleminde dönme kuvveti ve WOB sağlamak için kullanıldı.

 

 

 

 

Şekil 11

Saha test sisteminin düzeni

 

 

İki adet test sondajı açılmıştır ve sondajın maksimum derinliği 50,8 m'dir. Sondaj işleminde maksimum penetrasyon hızı 6,0 m/saat olarak gözlenmiş olup, hava debisi ve hava basıncının nominal değerlerin altında olması durumunda ortalama penetrasyon hızı 4,5 m/saattir. Saha testleri, emme ağzı parametreleri optimum olmasa da RC matkap ucunun iyi bir ters sirkülasyon durumuna ulaşabileceğini gösterdi. Sondaj kuyusu yıkama işleminde batan cürufa rastlanmamıştır. Şekil 12'de gösterildiği gibi, matkap aletinin halka boşluğundan ve sondaj deliği duvarından çok az hava ve toz kaçıyordu. Yüzeye dönen matkap parçaları çoğunlukla orta ila büyük boyutlu parçacıklardır. Üstelik sondaj kuyusu yıkama işleminde batan cüruf bulunmaz ve sondaj kesimleri sürekli olarak yüzeye dönebilir. RC-DTH havalı darbeli delme sisteminin iyi bir çalışma koşulunda olduğu ve büyük çaplı sondaj sondajında ​​olağanüstü performans sergilediği sonucuna varılabilir.

 

 

 

 

 

 

 

 

Şekil 12

Saha denemesinin fotografik görüntüleri. A, sondaj işleminde oluşan ters sirkülasyon; B, sondaj kesimleri; C, sondaj deliği yıkama işlemi; D, püskürtmeli akışlı boşaltma borusunun ağzı

 

 

6 SONUÇ

Penetrasyon oranını artırmak ve çevre dostu sondaj operasyonları elde etmek amacıyla, potansiyel üreten rezervuar oluşumunun üzerindeki üst sert oluşumları delmek için RC-DTH havalı darbeli delme yaklaşımı önerildi. RC-DTH havalı darbeli delme sisteminin anahtar parçası olan RC matkap ucu ile ters sirkülasyonun gerçekleştirilmesi için 665 mm çapındaki RC matkap ucu üzerinde parametrik çalışma yapılmıştır. Sonuçlar, emme ağzının yükselme açısı ve sapma açısındaki artışın, matkap ucunun ters dolaşım kabiliyetini geliştirebileceğini göstermektedir. Matkap ucunun ters sirkülasyon kabiliyeti, giriş hava kütle akış hızı 1,205 kg/s olduğunda maksimuma ulaşır, daha sonra giriş hava kütle akış hızının artmasıyla bozulur. Dış çapı 665 mm olan matkap ucu ve dış çapı 400 mm olan RC-DTH havalı çekiç üretilerek saha testi yapıldı. Saha testi sonuçları, tasarlanan büyük çaplı RC matkap ucunun ters sirkülasyon kabiliyetinin iyi olduğunu ve saha denemesindeki maksimum penetrasyon hızının 6,0 m/saat olduğunu ve bunun da delme işlemi süresini ve maliyetini önemli ölçüde azaltabileceğini göstermektedir.

 

TEŞEKKÜRLER
 

Bu çalışma, Çin Devlet Anahtar Araştırma Geliştirme Programı (Grant No. 2016YFC0801402 ve 2016YFC0801404), Çin Ulusal Bilim ve Teknoloji Büyük Projesi (Grant No. 2016ZX05043005), Çin Ulusal Doğa Bilimleri Vakfı (Grant No. 51674050) tarafından finanse edilmiştir. ). Anonim eleştirmenlere olağanüstü tavsiyeleri için teşekkür etmek istiyoruz.