Ciorna

66
CAP I. PRESIUNEA I TEMPERATURA ÎN SONDE I ÎN JURUL LOR Ș Ș 1.1.Presiunea litostatică Presiunea litostatică sau geostatică la o adâncime dată repre de greutatea sedimentelor aflate deasupra, inclusiv a fluidelor af exprimată în formă integrală cu ajutorul rela iei ț : unde: H – adâncimea ce e interesează densitatea aparentă a rocilor g accelera ia gravita ională ț ț !ensitatea aparentă a sedimentelor este determinată de densit i ș cea a fluidelor din pori, dar i de porozitate care scade cu adâncimea ca efect ș " exponen ial, în cazul argilelor #. $a gresii i calcare porozitatea depinde i de al i factori – ț ș ș ț compozi ia mineralogică, granulometrică, efecte diagenetice etc. ț !ensitatea aparentă a rocilor de suprafa ă, afânate i îm%i%ate cu apă, a celor de ț ș fundul lacurilor i al mărilor, scade la &,' – &,( g) ș . $a adâncimi mari ea ajunge la *, g) , apropiinduse de cea a mineralelor constituente " porozitate calcule aproximative se ia adeseori o densitate medie aparentă ega " Figura 1 #. -n cazul sedimentelor aflate su% nivelul mării, calculul se formulă: unde: – adâncimea mării &

description

free

Transcript of Ciorna

INTRODUCERE

CAP I. PRESIUNEA I TEMPERATURA N SONDE I N JURUL LOR 1.1.Presiunea litostatic

Presiunea litostatic sau geostatic la o adncime dat reprezint presiunea exercitat de greutatea sedimentelor aflate deasupra, inclusiv a fluidelor aflate n porii lor . Ea poate fi exprimat n form integral cu ajutorul relaiei:

unde: H adncimea ce e intereseaz

- densitatea aparent a rocilor

g- acceleraia gravitaional

Densitatea aparent a sedimentelor este determinat de densitatea granulelor solide i cea a fluidelor din pori, dar i de porozitate care scade cu adncimea ca efect al compactizrii. ( exponenial, n cazul argilelor ). La gresii i calcare porozitatea depinde i de ali factori compoziia mineralogic, granulometric, efecte diagenetice etc.

Densitatea aparent a rocilor de suprafa, afnate i mbibate cu ap, a celor de pe fundul lacurilor i al mrilor, scade la 1,3 1,5 g/. La adncimi mari ea ajunge la 2,6-2,7 g/, apropiindu-se de cea a mineralelor constituente ( porozitatea se reduce la zero). n calcule aproximative se ia adeseori o densitate medie aparent egal cu 2,3 g/ ( Figura 1).

n cazul sedimentelor aflate sub nivelul mrii, calculul se bazeaz pe urmtoarea formul:

unde: adncimea mrii

- densitatea apei de mare. 1.2. Presiunea de strat

Presiunea de strat constituie presiunea fluidelor din roci sau fisurile rocilor care variaza att pe vertical ct i pe orizontal. Teoretic, ea nu este mai mare dect presiunea litostatic deoarece formaiunile de deasupra s-ar putea fisura i presiunea s-ar disipa. Totui , exist i cazuri n care aceasta este mai mare cazul dolomitelor.

Presiunea de strat se msoar cu ajutorul manometrelor n sonde nchise sau se determin prin diverse metode indirecte. Dac presiunea din porii unui strat este egal cu cea a unei coloane de ap de la adncimea respectiv pn la suprafa, ea se consider normal sau hidrostatic.

Densitatea apei din pori sau fisuri crete n general cu adncimea.Apa de mare are densitatea de 1,02-1,03 g/ iar apa saturat cu NaCL are densitatea de 1,20 g/. Uneori, este considerat presiune normal, convenional, presiunea hidrostatic a unei coloane de ap dulce. Ea constituie un etalon de comparaie a presiunilor de strat, mai ales acolo unde densitatea apei variaz destul de mult, chiar n limitele aceluiai strat.

Stratele ce pot fi traversate cu noroaie nengreunate , cu densitate pn la 1200 kg/ sunt considerate cu presiune normal. Presiunile de strat diferite de cea normal, sunt numite anormale. Existena lor presupune o izolare, parial sau total a stratului respectiv i absena unei comunicaii directe cu suprafaa. Izolarea este asigurat de strate impermeabile, falii, variaii de facies etc. Un strat de roci , cu grosimea de 100-1000 m, cu permeabilitatea de - este considerat etan circa un milion de ani.

Figura 1 ilustreaz variaia presiunii litostatice i a celei hidrostatice cu adncime dar i domeniile presiunilor anormale.

1.3. Tensiuni in situ

Este vorba de starea de tensiuni, n vrful masivelor de roci i n profunzime, abordat de tectonica modern bazat pe teoria plcilor. Starea de tensiuni pentru un corp omogen ncrcat vertical prin propria greutate i a crui deformaie lateral (orizontal) este nul.( vezi Figura 2)

n practic este imposibil de msurat starea real de tensiuni n situ de aceeea se admite:

la adncime mic (1015 m) prin procedeul de subcarotaj, dup ce se face o gaur cilindric, cu carotiere tridirecionale se caroteaz (dup relaxarea rocilor) i se msoar deformaia indus;

la adncime de cca 70 m se msoar cele dou componente orizontale printr-un procedeu analog cu cel amintit dar se ia prob numai din talp;

n galerii se face o relaxare a pereilor laterali i se restabilesc tensiunile cu ajutorul unor cilindrii hidraulici; procedeul nu a fost aplicat nc la pereii gurii de sond dar este de ateptat s dea rezultate bune n roci omogene;

fracturarea hidraulic este singurul procedeu utilizabil la mare adncime; acest procedeu nu d dect valoarea tensiunii minime (se presupune c este orizontal); dac la testul de minifracturare se obine un vrf de presiune se poate deduce tensiunea maxim, ns direcia acestora rmne o necunoscut;

cercetrile recente constau n examinarea ovalizrii gurii de sond dup eliminarea fenomenelor parazite (ovalizare de uzur, guri de cheie) fr a ine seama de ovalizarea de ruptur, considerat a fi provocat de o component major normal pe axa mare a elipsei (ovalului). 1.4. Presiunea de fisurare

Presiunea maxim ce poate fi suportat de o roc se numete presiune de fisurare. Cunoaterea ei este esenial cnd se planific densitatea noroiului, adncimea de tubare a coloanelor de burlane, tehnologia de cimentare, presiunea maxim tolerat la gura sondei n timpul unei manifestri eruptivecontrolate, posibilitatea de stimulare a productivitii sondei. Se disting:

o presiune de iniiere a fisurilor o presiune de redeschidere a fisurilor, nchise dup scderea presiunii n sond, cu valoare mai mic dect prima o presiune de nchidere a fisurilor, valoare la care presiunea din dreptul rocii se stabilizeaz dup ce pomparea n sond este oprit o presiune de propagare a fisurilor, n general fluctuant. Pentru a evita pierderile de circulaie sau unele accidente grave ( erupia sondei, fisurarea rocilor din jurul unei coloane de burlane, presiunea din sond trebuie meninut sub cea de nchidere a fisurilor. n principiu, fisurarea se produce cnd ntre granulele rocii se induce o tensiune de traciune care depete rezistena la traciune a rocii. Presiunea de fisurare crete cu elasticitatea rocilor, gradul de umflare i cel de plasticitate al rocilor. Prin refacerea presiunii din pori n jurul sondei, prin racie provocat de circulaia noroiului, presiunea de fisurare se micoreaz. Exist i un efect de scar n guri cu diametru mai mic, presiunea de fisurare este mai mare dect n cele cu diametru mai mare. Fluidul de foraj are un efect cicatrizant creat prin podirea fisurilor cu particule solide. Efectul este mai pronunat la fluidele pe baz de ap, dect la cele pe baz de produse petroliere.

Presiunea de fisurare nu este dependent de natura fluidului din sond, de prezena i concentraia acestuia n particule solide. Presiunea de fisurare scade cu nclinarea sondei, ca rezultat al orientrii tensiunilor efective n raport cu direcia sondei. Efectul nclinrii este mai pronunat cnd presiunea din pori este mai mica. La presiuni de formaiune mari, diferenele se diminueaz.

1.5. Gradienii de presiune

Acetia semnific variaia presiunii cu adncimea. Mrimea lor este adeseori , mai relevant dect presiunea n sine i mai util. De regul, gradientul de presiune ntr-un punct se definete ca raport ntre presiunea din acel punct i adncimea respective. Se disting mai multe tipuri de gradieni:

gradientul presiunii litostatice

gradientul presiunii din pori

gradientul presiunii de fisurare. ( a se vedea Figura 3, Anexe )

Gradienii de presiune pot fi exprimai n bar/ 10 m i greutatea specific a noroiului n daN/= 1 bar/ 10 m). Dac se admite acceleraia gravitaional g = 10 m/, greutatea specific exprimat n daN/ este numeric egal cu densitatea noroiului n kg/.

1.6. Metode de evaluare (n foraj):

Baz de date (forajul de referinstructural), eforturi impuse:densitate noroi, parametrii de foraj, manevre, incidente: prinderi, ineri, reforaj, depuneri, forma gurii de sond: diagrafii diferite, pandajmetrie, sonoscopie.

Urmri geomecanice: aprecierea comportament-tip roc, efecte termice, drmturi: form, volum, data apariiei;

Interpretri geomecanice: rupere, anizotropie, fluaj, uzur, efecte termice, manevre, structura geologic cauze eseniale;

Parametrii determinani i remediile propuse: parametrii de foraj, natura i densitatea noroiului, programul de circulaie; traiectul programat teste n sonde noi (msurtori), cercetare de laborator (modele fizice, observaia comportamentului real), cercetri teoretice mecanismele de rupere (rupere elasto-plastic, solicitarea termic, efecte fizico-chimice, efecte de curgere).

Aplicaii n foraj

Obiective: identificarea mecanismelor eseniale ale inerilor i ruperilor n pereii sondei (eliminarea/atenuarea incidentelor de foraj), respectiv la nivelul frontului de tiere (evitarea incidentelor la talpa sondei, ameliorarea dislocrii i forabilitii).

Cauzele instabilitii

Starea de tensiuni in-situ: , tensiuni excesive (1 roci izotrope, 2 roci anizotrope); roci insuficient relaxate (existena de falii, domuri de sare) incidente probabile legate de modurile de rupere, rolul densitii noroiului de foraj cuplurile azimut-nclinare i dificultile cauzate de zonele critice;

Tipul de roci: sarea (fluajul); argile, marne moi (anizotropie, depletri, fizico-chimia argilelor (umflare), subcompactizare); cret (rupere/spargere scheletul/fluaj); nisipul-siltul (coeziune slab, hipercompactizare); heterogeneitate; calcare, dolomite (materiale fracturate, roci eruptive etc.);

Modul de operare (manevre) i tehnologice (curgerea fluidelor): pistonaj dezechilibrul presiune anormal/densitate noroi ; teste de producie; termice: instantanee, diferite (oprirea circulaiei) incidente: C de rcire ~ 25 puncte de cretere a densitii pentru stabilitate, fr alte inconveniente (afectarea stratului productiv, viteza de avansare); caracteristice forajului: uzur (gaur de cheie); foraj cu aer; fluide pe baz de petrol; forme speciale de sape etc. Metodele de lucru presupun separarea, identificarea cauzelor principale ale instabilitii; analiza eficacitii mijloacelor clasice; propunerea, testarea de soluii noi.

CAPITOLUL 2 .PROIECTAREA PROGRAMULUI DE CONSTRUCIE AL SONDEI

Construcia sondei se realizeaz pe baza unui plan, numit program de construcie. Acesta cuprinde, n primul rnd, programul de tubare i anume: adncimea de introducere a coloanelor de burlane cu care se consolideaz pereii gurii de sond, diametrul i grosimea burlanelor, calitatea oelului i tipul mbinrilor dintre ele. La acestea se adaug, uneori, programul de sape, programul de cimentare i echipamentul de extracie la sondele de exploatare.

Constructia proiectat determin, de regul, echipamentul i sculele cu care se va executa sonda: instalaia de foraj, diametrul i alctuirea garniturilor de foraj folosite pe diverse intervale. Schema de constructie determin, indirect, tipul i proprietile fluidelor folosite, uneori i tehnologia de foraj aplicat. 2.1. Metodica proiectarii programului de constructie al sondei Construcia unei sonde cuprinde mai multe coloane de tubare, care poart diverse nume - dup scopul urmrit. Numrul lor este determinat de adncimea final, de dificultile anticipate ori survenite n timpul forajului, scopul sondei, dar i de ali factori tehnici ori tehnologici. Obinuit, la gura sondei se tubeaz i se betoneaz, ntr-un beci spat manual, un burlan de ghidare, fabricat din tabla sudat, care nu este considerat o component a programului de tubare.

Urmatoarea coloan de burlane -prima din programul de tubare dac nu exist un conductor-este coloana de suprafa (de ancoraj). De obicei, ea are lungimea de cteva sute de metri. Coloana de suprafa se cimenteaz pe toat lungimea, pn la zi. Tubarea acestei coloane este obligatorie la toate sondele de petrol i gaze.

Coloana de exploatare (de producie) se tubeaz pn la baza ultimului orizont productiv sau presupus productiv i face posibil extracia petrolului sau gazelor, prin interiorul tubingului, n condiii de siguran. Uneori, cnd zona productiv este bine consolidat, nu conine fluide nedorite i poate fi exploatat simultan, coloana de exploatare se tubeaz doar pn deasupra zonei productive. Dac ntre siul coloanei de suprafa i adncimea de tubare a coloanei de exploatare sunt traversate formaiuni care ngreuneaz ori chiar mpiedic forajul, se tubeaz una sau mai multe coloane intermediare. Sunt numite uneori coloane de protecie sau de foraj. Asemenea coloane se introduc pentru a izola strate n care se pierde noroiul de foraj, strate cu presiune ridicat, masive de sare, roci argiloase instabile, evitndu-se anumite dificulti la continuarea forajului sub aceste zone.

Unele coloane intermediare i de exploatare nu sunt tubate pn la suprafa, ci numai pna la siul coloanelor precedente, pe intervalul netubat. Asemenea coloane sunt numite linere (coloane pierdute). Adeseori, linerele se ntregesc pn la suprafa, cu o coloan de ntregire (de prelungire), cu acelai diametru sau cu diametru mai mare.

Programul de construcie al unei sonde este reprezentat grafic printr-o schem de construcie. Pe ea sunt precizate, n primul rnd, coloanele de burlane, cu lungimea i diametrul lor, i intervalul rmas netubat, dac exist. In figura 2.1. este prezentat programul de constructie al unei sonde SX .

n acest capitol sunt prezentate cteva reguli pentru stabilirea adncimilor de tubare i pentru alegerea diametrului coloanelor.

Numrul i adncimea de tubare a coloanelor . Pe tot parcursul traversrii unui anumit interval, n orice punct al lui - atta timp ct el este liber, netubat, trebuie ndeplinite condiiile:pp pn pfis

(2.1.) unde: pp presiunea fluidelor din porii rocilor;

pn presiunea noroiului din sonda;

pfis presiunea de fisurare a rocilorDac prima condiie n-ar fi ndeplinit, fluidele din pori ar ptrunde n sond i ar avea loc o manifestare eruptiv; dac n-ar fi ndeplinit a doua condiie, noroiul s-ar pierde n strate. Diametrul coloanelor. De regul se impune diametrul interior al coloanei de exploatare. Acesta determin diametrul celorlalte coloane din programul de construcie al unei sonde i implicit, diametrul sapelor folosite pentru fiecare coloan.

Coloana de exploatare se alege n funcie de debitele maxime ateptate, metoda de exploatare preconizat, diametrul echipamentelor de extracie i a celor de intervenie sau reparaie disponibile, eventualitatea adncirii sondei, modul de echipare al zonei productive. Ea trebuie s asigure folosirea optim a energiei stratelor productive pentru ridicarea fluidelor la suprafa i transportul lor pn la rezervoare, s permit realizarea regimului dorit de exploatare a zcmntului i a sondei.

La alctuirea succesiunii sape-coloane sunt urmrite doua condiii. Prima condiie impune ca n exteriorul coloanelor de burlane s existe un joc suficient de mare pentru introducerea lor fr dificulti i pentru realizarea unor cimentri eficiente a spaiului inelar (figura 2.2.). Mrimea acestui joc este determinat de rigiditatea burlanelor, tipul mbinrilor, prezena unor dispozitive cum sunt centrorii i scarificatorii, lungimea i rectilinitatea intervalului deschis sub siul coloanei precedente, existena unor zone ce pot provoca dificulti de tubare, viteza de introducere. Burlanele cu diametrul mai mare sunt mai rigide i se nscriu mai dificil de-a lungul sondei, de aceea necesit jocuri mai largi. Asemenea jocuri sunt necesare i cnd intervalele deschise sunt lungi, cu dese schimbri de direcie, cu tendine de strngere a pereilor sau de fisurare a formaiunilor, ca urmare a suprapresiunilor create la introducerea i n timpul circulaiei. Burlanele cu diametrul mufei mai apropiat de cel al corpului, cele cu muf din corp fr praguri drepte i, bineneles cele calibrate permit jocuri mai mici. n concluzie, dac se impune jocul radial minim , n dreptul mufelor, diametrul sapelor va fi:

Ds=Dm+2

(2.2.) Jocurile uzuale variaz ntre 7 i 70 mm. Ele cresc cu diametrul coloanei i cu lungimea intervalului deschis. Pot fi mai mici pentru burlane calibrate i mai mari n zone cu tendin sever de strngere a pereilor.

Uneori se folosete noiunea de raie de tubare, definit astfel:

(2.3.) Ea variaz n limite mai restrnse: 0,050,10. A doua condiie implic posibilitatea de trecere a sapelor prin coloanele anterior tubate.

Di=DS+2a

(2.4.)sau

DS>D

(2.5.)unde:Di reprezint diametrul coloanei prin care trebuie s treac sapele;

a un joc ce ia n considerare toleranele de la grosimea i diametrul nominal, precum i ovalitatea burlanelor; se admite a=25 mm;

D diametrul de ablonare a burlanelor, stabilit prin normele de fabricare i care ine seama de toleranele maxime admise. Intervale de cimentare. Prin cimentare se urmrete, n primul rnd, izolarea tuturor stratelor purttoare de fluide, fluide care ar putea circula prin spatele coloanelor de burlane provocnd neplceri. Se izoleaz stratele cu ap utilizabil, zonele unde noroiul se poate pierde, masivele de sare, rocile argiloase sensibile la ap. Inelul de ciment mrete ntr-o oarecare msur, capacitatea portant a coloanei, evit flambajul ei cnd apar fore de compresiune periculoase i o protejeaz de aciunea coroziv a apelor mineralizate. Coloana de suprafa se cimenteaz pe toat nlimea. n acest mod, se consolideaz formaiunile de suprafa, mpreun cu masivul de roci din jur, un suport rezistent pentru instalaia de prevenire a erupiilor i pentru coloanele urmtoare. Celelalte coloane se cimenteaz pn la cel puin 200 m, deasupra ultimului strat permeabil. Se evit astfel circulaia fluidelor prin spatele coloanelor de burlane. La sondele de gaze se recomand ca toate coloanele s fie cimentate pn la suprafa, pentru a micora posibilitile de migrare a gazelor prin spaiul inelar i eventualele scpri pe la mbinrile filetate. La sondele de explorare, se obinuiete ca oglinda cimentului s depeasc siul coloanei precedente cu cel puin 100 m. Adeseori, pentru siguran, coloanele se cimenteaz pe toat nlimea.

Lainerele se cimenteaz pe toat nlimea, cu excepia celor slituite, de producie, ori care urmresc o exploatare selectiv a stratelor. Compoziia i proprietile pastei i ale pietrei de ciment se stabilesc n concordan cu natura rocilor ce trebuie izolate, presiunea i natura fluidelor din pori, rezistena la fisurare a formaiunilor, temperatura geostatic i cea de circulaie, dar i cu mijloacele tehnice i tehnologice disponibile.CAPITOLUL 3 . PROIECTAREA PROPRIETILOR FLUIDULUI DE FORAJ

La nceputurile forajului rotativ modern se pompa prin prajini ap pentru a spla permanent talpa sondei i a evacua detritusul la suprafa. Cu particule fine de roc, mai ales cu cele dispersabile n ap, se forma un noroi, de-a lungul spaiului inelar. S-a constat c acesta avea unele avantaje fa de apa curat: o capacitate mai bun de evacuare, inclusiv pe aceea de a menine detritusul n suspensie la ntreruperea circulaiei i, ndeosebi, calitatea de a stabiliza pereii gurii de sond n dreptul rocilor neconsolidate. Treptat, exigenele impuse acestui fluid au crescut. El a inceput s fie preparat la suprafa din argile coloidale, studiat n laborator, testat la sond, tratat i curat cu ct mai mult atenie. n scopul obinerii unor performane superioare, compoziia fluidelor de foraj s-a diversificat continuu. Astzi, multe dintre ele nu mai sunt preparate din ap i argil. 3.1. Metodica proiectarii proprietatilor si tipurilor fluidelor de foraj 3.1.1. Rolul fluidelor de foraj

Fluidului de foraj i se atribuie, n prezent, urmtoarele roluri principale:

Hidrodinamic. Dup ieirea din duzele sapei, fluidul cur particulele de roc dislocat de pe talpa sondei i le transport la suprafa, unde sunt ndeprtate. Hidrostatic. Prin contrapresiunea creat asupra pereilor, el mpiedic surparea rocilor slab consolidate i ptrunderea nedorit n sond a fluidelor din formaiunile traversate. De colmatare. Datorit diferenei de presiune sond-strate, n dreptul rocilor permeabile se depune prin filtrare o turt din particule solide, care consolideaz pietriurile, nisipurile i alte roci slab cimentate sau fisurate. Totodat, turta de colmatare reduce frecrile dintre garnitura de foraj sau coloana de burlane i rocile din perei, diminueaz uzura prjinilor i a racordurilor. De rcire i lubrifiere. Fluidul de circulaie rcete i lubrifiaz elementele active ale instrumentului de dislocare, prjinile, lagrele sapelor cu role i lagrele motoarelor de fund. Motrice. Cnd se foreaz cu motoare de fund, hidraulice sau pneumatice, fluidul de foraj constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafa la motorul aflat deasupra sapei. Informativ. Urmarind fluidul de circulatie la iesirea din sonda si detritusul adus la suprafata, se obtin informatii asupra rocilor interceptate si a fluidelor din porii lor. 3.1.2 Clasificarea fluidelor de foraj Aparitia dinamica si continua a noilor tipuri de fluide reclama un mod de clasificare coerent, dar suficient de elastic, pentru a permite si incadrarea acestora. In literatura de specialitate, clasificarile existente au la baza diferite criterii: Natura fazei continue (de dispersie): pe baza de apa, pe baza de produse petroliere, gazoase; Natura fazei dispersate: cu argila, fara argila, cu argila organofila, cu asfalt, cu polimeri; Gradul de mineralizare: nemineralizate (noroaie dulci), mineralizate (respectiv scazuta, medie sau ridicata); Natura mineralizarii: sarate (CuNaCl), cu var, cu gips, cu clorura de calciu, cu clorura de potasiu, cu silicat de sodiu, etc.; Marimea pH-ului: acide (sub 7), neutre (aproximativ 7), slab alcaline (78,5), alcalinitate medie (811,5), alcalinitate ridicata (peste 11,5); Densitate: neingreuiate (usoare) si ingreuiate; Gradul de dispersie: pentru forajul propriu-zis, deschiderea stratelor productive, fluide de packer, fluide pentru degajare, fluide de perforare, fluide de omorare. 3.1.3. Proprietatile fluidelor de foraj

Compozitia, calitatile sau carentele unui fluid de foraj sunt definite printr-o serie de proprietati, unele dintre ele comune tuturor tipurilor de fluide, altele specifice doar anumitor categorii.

Densitatea fluidelor de foraj. Aceasta proprietate reprezinta masa unitatii de volum. Densitatea fluidului de foraj se alege astfel incat presiunea exercitata de coloana de fluid sa previna surparea rocilor neconsolidate din pereti si afluxul nedorit al fluidelor din porii rocilor traversate de sonda. Fluidele cu densitate ridicata diminueaza viteza de avansare a sapei, sunt scumpe si dificil de mentinut pompabile si stabile Vascozitatea aparenta si gelatia fluidelor de foraj. Vascozitatea aparenta a unui fluid reprezinta proprietatea lui de a opune rezistenta la curgere. Cantitativ, vascozitatea, notata cu (, este o masura a acestei rezistente si se defineste ca raport intre tensiunea de forfecare ( si viteza de forfecare dv/dx si este constanta pentru fluidele newtoniene. Fluidele de foraj sunt sisteme eterogene care nu se supun legii de curgere newtoniene: curgerea lor nu poate fi descrisa prin intermediul unui singur coeficient de vascozitate. Proprietatile reologice ale fluidelor de foraj. Aceste proprietati caracterizeaza comportarea la curgere a fluidelor de foraj, inclusiv rezistenta la deplasare a unor corpuri in masa fluidelor. Proprietatile reologice permit sa se evalueze presiunea si energia de pompare a fluidelor de foraj, conditiile de spalare si evacuare a detritusului, presiunile efective in dreptul unor strate instabile ori purtatoare de fluide, pericolul de eroziune al peretilor. Proprietatile tixotropice ale fluidelor de foraj. In general, prin tixotropie se intelege gelificarea unei solutii cand este lasata in repaus si revenirea gelului in solutie prin agitare. Fenomenul este specific solutiilor coloidale, in care particulele dispersate sunt ionizate. Fluidele de foraj cu proprietati tixotropice sunt capabile sa mentina in suspensie materialele inerte de ingreuiere si detritusul, insusire necesara mai ales atunci cand se intrerupe circulatia. Capacitatea de filtrare si colmatare. Datorita diferentei dintre presiunea fluidului din sonda si cea a fluidelor din porii formatiunilor traversate, o parte din faza libera a noroiului patrunde in porii rocilor. Simultan, pe peretii sondei se depun particule solide, sub forma unei turte de colmatare. Cu cat permeabilitatea turtei este mai scazuta, cu atat grosimea turtei depuse si volumul de filtrat sunt mai reduse. Turtele de colmatare sunt, in general, compresibile; permeabilitatea lor scade odata cu presiunea. Viteza de filtrare creste cu temperatura, deoarece scade vascozitatea fazei lichide. Continutul de particule solide , apa si petrol. Pentru fluidele de foraj pe baza de apa si argila, faza continua este alcatuita din argile si materiale de ingreuiere, iar faza lichida din apa si, eventual, motorina, in cazul in care noroiul a fost emulsionat. La fluidele pe baza de produse petroliere faza lichida este alcatuita din motorina si apa, iar faza solida din materiale de ingreuiere si cele folosite pentru controlul proprietatilor colmatate si structurale. Continutul de nisip. Nisipul imprima fluidului de foraj proprietati abrazive si erozive, reducand durata de lucru a echipamentului de foraj. In concentratii excesive, el creaza pericol de prindere a garniturii la oprirea circulatiei. De aceea, pe cat posibil, el trebuie eliminat din noroi. Continutul de gaze. Gazele patrund in noroi din stratele gazeifere traversate, iar aerul prin spumare in timpul ingreuierii si al tratamentelor chimice Capacitatea de schimb cationic. Proprietatile noroaielor de foraj si comportarea lor la contaminari sau tratamente sunt determinate, in cea mai mare masura, de continutul de argile active, hidratabile si dispersabile, de tipul bentonitelor. Dintre diversele metode de masurare a capacitatii de schimb cationic, cea mai operativa si mai utilizata este metoda albastrului de metilen. Stabilitatea. Fluidele de foraj sunt sisteme de disperse, eterogene; lasate in repaus, in sonda sau in habe, dar si in prezenta unor contaminanti, au tendinta sa-si separe fazele: particulele solide se depun, faza lichida se separa la suprafata, emulsiile si spumele se sparg. Indicele Ph. Aciditatea sau alcalinitatea unui fluid de foraj, in care se afla disociati diversi electroliti, este exprimata de indicele pH logaritmul zecimal negativ al concentratiei momentane de ioni de H+.In general, fluidele de foraj sunt bazice: pH>7. Cele naturale, preparate din apa si argila, netratate, au pH-ul cuprins intre 7 si 8, iar cele tratate au pH-ul intre 8 si 13. valoarea optima a pH-ului depinde de tipul noroiului. Continutul de cloruri. Un fluid de foraj poate contine clorura de sodiu, de potasiu, calciu si magneziu. Intereseaza mai ales continutul de sare, deoarece ea constituie un contaminant frecvent al noroaielor de foraj. Alcalinitatea si continutul de var. Alcalinitatea unei solutii exprima excesul de anioni in raport cu cel de cationi. Deoarece scara pH-ului este logaritmica, la valori mari alcalinitatea poate varia considerabil fara ca pH-ul sa se modifice sensibil. In plus, la concentratii ridicate, o parte din substantele bazice sunt nedisociate si nu influenteaza pH-ul. De aceea, pentru fluidele cu bazicitate ridicata, cum sunt noroaiele cu var sau gips, alcalinitatea este o proprietate mai relevanta decat pH-ul. 3.1.4. Tipul fluidelor de foraj Aceste fluide au la baza sistemul dispers apa-argila si indeplinesc cerintele de stabilitate, colmatare si gelificare, necesare forajului, fiind constituite din materiale ieftine si usor de procurat. Ele sunt preparate la suprafata din argile bentonitice, adesea activate, cu bune proprietati coloidale, dar inglobeaza si particule argiloase sau inerte din rocile traversate.In dreptul stratelor consolidate sau insensibile la apa, la adancimi moderate, sistemul apa-argila poate fi utilizat ca atare. Cand se traverseaza roci argiloase care se disperseaza ori se umfla, roci solubile, strate productive sau cand argila de preparare nu asigura proprietatile structurale dorite, sistemul trebuie ameliorat ori stabilizat. Se introduc, in cantitati reduse, diversi aditivi cu rol de fluidizanti sau invascosanti, reducatori de filtrare, stabilizatori ai proprietatilor la temperaturi ridicate ori la actiunea contaminantilor, lubrifianti, antispumanti, agenti anticorozivi, etc. Fluidele naturale devin tratate. La concentratii de 60250 kg/m3, in functie de randamentul argilei, se prepara noroaie cu proprietati structurale si de filtrare satisfacatoare, avand densitatea 10501150kg/m3. Daca se utilizeaza argile slab bentonitice, este nevoie de concentratii mai ridicate si se ajunge la 12501350 kg/m3 si chiar mai mult. Densitati mai mari se obtin adaugand materiale inerte, cu densitate mare, fin macinate: noroaiele sunt ingreuiate. Noroaiele naturale isi modifica rapid proprietatile in prezenta unor contaminanti cum sunt: pachete groase de marne si argile hidratabile, saruri solubile, temperaturi mari, gaze.Pentru sistemul apa-argila aflat intr-un echilibru natural, domeniul optim al pH-ului, la care si vascozitatea este minima, se situeaza intre 7,5 si 8,5. Pentru noroaiele naturale pH-ul nu trebuie sa depaseasca valorile 910. Volumul de noroi necesar forarii sondei pe fiecare interval in parte este dat de relatia:

(3.1.)unde:k reprezinta un coeficient ce tine seama de rezerva de noroi; se admite k=23;

Dic diametrul interior al coloanei;

H1 inaltimea coloanei anterior tubate;

H2 inaltimea coloanei urmatoare;

DS diametrul sapei 3.1.5. Aditivi si materiale folosite pentru prepararea si reglarea proprietatilor fluidului de foraj Exista, in prezent, sute de substante naturale ori sintetizate care se folosesc la prepararea si reglarea proprietatilor fluidelor de foraj.

Argilele reprezinta materialul de baza folosit la prepararea majoritatii fluidelor de foraj, dar nu toate corespund acestui scop. Amestecate cu apa, ele trebuie sa asigure un sistem coloidal stabil, colmatant, cu viteza de filtrare scazuta, capabil sa mentina in suspensie particulele inerte sau grosiere. Sunt acceptabile doar argilele puternic dispersabile, hidrofile si cu o mare capacitate de schimb cationic insusire ce permite reglarea proprietatilor coloidale si reologice ale sistemului apa-argila. Argilele sunt roci sedimentare de alterare, cu proprietati de umectare, dispersare si umflare in apa si cu insusiri plastice. Majoritatea mineralelor argiloase poseda o structura stratificata. Hexametafosfatul de sodiu (HMF) se utilizeaza pentru controlul vascozitatii fluidelor de foraj si este fluidizantul cel mai folosit la noi in tara, sub forma unor solzi sticlosi, transparenti si subtiri, de culoare alba sau verde, solubili in apa calda. La solubilizare HMF nu trebuie sa se depaseasca 450C temperatura de incalzire, pentru a nu provoca transformarea in ortofosfat inert, inca din faza de preparare si din acelasi motiv nu se recomanda folosirea ca fluidizant a HMF in sonde mai adanci de 2000 m. Ferocromlignosulfonatul (FCLS) este un produs fluidizant cu o eficienta buna in noroaiele tratate, inhibitive, la temperaturi moderate, dar si temperaturi mari. Se obtine din lesiile reziduale de la fabricarea celulozei si hartiei cu bisulfit de calciu sau amoniu. Se livreaza sub forma de praf de culoare maro, are eficienta maxima la un pH intre 8,59,5, se utilizeaza in cantitati de 540 kg/m3, atat in noroaie dulci, cat si in cele mineralizate. Eficienta marita a FCLS nu se explica doar prin mecanismul adsorbtiei sale la marginile placutelor de bentonita. Cresterea efectului fluidizant se datoreaza actiunii cationilor polivalenti asupra dublului strat electric si a potentialului electrocinetic. Carboximetilceluloza de sodiu (CMC) este un antifiltrant ce se obtine prin tratarea celulozei cu acid monocloracetic sau cu monocloracetat de sodiu, in prezenta hidroxidului de sodiu. Rezulta un polimer anionic, semisintetic, sub forma de praf alb-galbui, solubil in apa si ca produs secundar, clorura de sodiu. CMC-ul tehnic, nepurificat, contine pana la 2530% clorura de sodiu, iar CMC-ul purificat are 9699,5% substanta activa si aproximativ 0,54% clorura de sodiu. Eficienta CMC-ului asupra filtrarii si vascozitatii este functie de gradul de polimerizare si de gradul mediu de substituire a gruparilor OH- din molecula de glucoza anhidra. Cu cat gradul de polimerizare este mai mare, cu atat produsul este mai activ ca antifiltrant, iar vascozitatea fluidului creste mult. Soda caustica (NaOH), este o substanta anorganica solida de culoare alba, higroscopica, solubila in apa si in alcool, se topeste la 3280C, are densitatea 2100 Kg/m3, in solutie apoasa are proprietatile unei baze tari, ataca pielea si este toxica. Se foloseste pentru reglarea pH-ului, realizand domeniul optim de lucru pentru diversi reactivi, diminueaza coroziunea, neutralizeaza intr-o oarecare masura hidrogenul sulfurat, serveste la hidrolizarea unor polimeri. In fluidele de foraj pe baza de apa si argila, la concentratii sub 0,5 Kg/m3, soda caustica are o actiune dispersanta asupra bentonitei, iar la concentratii mai mari produce un efect de coagulare, respectiv, mareste viteza de filtrare si afecteaza stabilitatea fluidelor. Sode caustica are si o actiune bactericida, iar concentratiile in care se utilizeaza sunt intre 0,55,0 Kg/m3. Soda calcinata (Na2CO3) este un praf alb microcristalin, higroscopic, solubil in apa, cu densitatea 2500 kg/m3. Se poate folosi pentru a precipita ionii de calciu si magneziu, cand se traverseaza strate cu gips sau anhidrit, la frezarea dopurilor de ciment si cand se utilizeaza apa de mare. La concentratii mici, soda calcinata imbunatateste proprietatilor noroaielor pe baza de apa-argila, avand un rol dispersant asupra bentonitei, iar la concentratii mari inhiba umflarea marnelor si argilelor, creste usor pH-ul, vascozitatea si gelatia fluidelor. Cantitatile uzuale sunt de 0,520 kg/m3.

3.1.6. Cantitati de materiale necesare prepararii fluidelor de foraj Pentru stabilirea cantitatilor de materiale necesare prepararii fluidelor de foraj calculul se va efectua detaliat pentru fiecare coloana in parte, astfel:

Pentru coloana de ancoraj vom avea un fluid de foraj natural preparat din apa si bentonita pentru care vom scrie urmatorul sistem:Va+Vbent=Vna

(3.2.)Va(a+Vbent(bent=Vna(nain care: Va reprezinta volumul de apa necesar prepararii fluidului de foraj pentru coloana

de ancoraj;

Vbent volumul de bentonita necesar coloanei de ancoraj;Vna volumul de noroi necesar pentru coloana de ancoraj;(a densitatea apei, (a=1000 kg/m3(bent densitatea bentonitei; (bent=2300 kg/m3(na densitatea noroiului pentru coloana de ancorajDin sistemul (3.2.) rezulta volumul de bentonita si volumul de apa necesar coloanei de ancoraj:

(3.3.)si

(3.4.)

Cantitatea de bentonita necesara coloanei de ancoraj este data de relatia:

(3.5.) Pentru coloana intermediara se foloseste un fluid de foraj natural preparat din apa, bentonita si barita. Volumul de barita necesar ingreuierii fluidului folosit pentru coloana intermediara este dat de relatia:

(3.6.)in care: Vn reprezinta volumul de noroi necesar pentru coloana intermediara;

(ni densitatea noroiului pentru coloana intermediara;

(na densitatea noroiului pentru coloana de ancoraj;

(barita densitatea baritei, (barita=4200 kg/m3Cantitatea de barita necesara prepararii fluidului de foraj este data de relatia:

mbarita=Vbarita(barita

(3.7.)Volumul de noroi initial se stabileste cu relatia:

Vni=Vn Vbarita

(3.8.)Volumul de bentonita necesar prepararii fluidului pentru coloana intermediara se calculeaza cu relatia:

(3.9.)Volumul de apa necesar prepararii fluidului de foraj este dat de relatia:

Va=Vn Vbent Vbarita

(3.10.) Pentru coloana de exploatare se foloseste un fluid de foraj dispersat preparat din apa, bentonita si barita.Volumul de barita necesar prepararii fluidului pentru coloana de exploatare este dat de relatia:

(3.11.)

in care: Vn reprezinta volumul de noroi necesar pentru coloana de exploatare;

(ne densitatea noroiului pentru coloana de exploatare;

(ni densitatea noroiului pentru coloana de intermediara;

(barita densitatea baritei.Volumul de bentonita necesar pentru coloana de exploatare este dat de relatia:

(3.12.)CAPITOLUL 4 . PROIECTAREA PARAMETRILOR REGIMULUI DE FORAJ

Eficienta forajului propriu-zis-procesul de adancire a gaurii de sonda-este determinata de o multitudine de factori. Ei pot fi clasificati in trei categorii:

caracteristicile fizico-mecanice ale rocilor dislocate, in conditiile existente la talpa sondei: rezistenta sau duritatea, proprietatile elasto-fragile sau plastice, abrazivitatea, starea de tensiune triaxiala, presiunea fluidelor din pori; caracteristicile fizice si geometrice ale sapei: tipul constructiv, diametrul, forma si pozitia elementelor active, rezistenta lor mecanica, inclusiv cea la abraziune si eroziune, constructia si rezistenta lagarelor-in cazul sapelor cu role-, gradul de lunecare al rolelor, constructia si amplasarea sistemului de spalare; factorii tehnologici: apasarea axiala, turatia sapei, debitul de circulatie, viteza jeturilor si proprietatile fluidului de foraj.

Factorii din prima categorie sunt obiectivi naturali. Tipul si constructia sapei se alege in concordanta cu aceste caracteristici ale mediului de dislocare, dar si cu metoda de foraj, cu parametrii de lucru posibili si cu scopul urmarit, astfel incat eficienta procesului de foraj sa fie maxima. Factorii tehnologici reprezinta parametrii de functionare a sapei. Ei sunt programati si controlati de operator. Daca este nevoie, pot fi modificati chiar in timpul forajului. Prin regim de foraj, sau regim de lucru al sapei la talpa, se intelege ansamblul valorilor acestor factori, la un moment dat. Se disting si un regim de carotaj mecanic, un regim de largire sau de corectare a peretilor gaurii de sonda.

Parametrii regimului sunt grupati astfel:

parametrii mecanici: apasarea axiala si turatia sapei; parametrii hidraulici: debitul de circulatie si viteza jeturilor; proprietatile fluidului de foraj: densitate, continutul de particule solide, proprietatile reologice, capacitatea de filtrare si colmatare, continutul de petrol.

4.1. Metodica proiectarii parametrilor regimului de foraj

La proiectarea regimului de foraj se urmareste realizarea indicatorilor calitativi doriti si obtinerea unor indicatori tehnico-economici maximi. Operatia de proiectare este complexa, datorita cunoasterii insuficiente a caracteristicilor rocilor ce urmeaza sa fie traversate si a numarului mare de parametrii care trebuie programati si corelati. In plus, intervin numeroase restrictii, imuse de conditiile si dificultatile geologice intalnite, de rezistenta, capacitatea si comportarea echipamentului folosit. Eficienta activitatii de foraj este evaluata cu ajutorul unor indicatori tehnico-economici, calitativi sau cantitativi. Unii dintre ei servesc doar la aprecierea anumitor laturi ale acestei activitati, de exemplu, a procesului de foraj propriu-zis sau a lucrarilor de montare si demontare a instalatiei. Altii, mai complecsi, permit sa se evalueze modul de executie a intregii sonde sau chiar activitatea intreprinderii de foraj.

Ca indicatori calitativi se urmaresc: realizarea programului de investigare geologica si geofizica a formatiunilor traversate, si de probare a celor presupuse productive; asigurarea verticalitatii sau a traseului proiectat al sondei; deschiderea stratelor productive fara a afecta caracteristicile si productivitatea lor; atingerea obiectivului fara accidente sau complicatii.

Indicatorii cantitativi sunt: durata de lucru efectiv al sapei pe talpa, ts; avansarea realizata de o sapa, hs; vitezele de foraj, diversele costuri si consumuri specifice calculate pe metru forat; numarul de sonde forate intr-o anumita perioada; recuperajul in cazul carotejului mecanic.

4.1.1. Proiectarea parametrilor mecanici

Deoarece apasarea pe sapa, Gs, si turatia, n, au efect contrar asupra vitezei mecanice si a durabilitatii sapei, vom incerca sa gasim o pereche de valori optime pentru Gs si n printr-un criteriu de optimizare. O laraga aplicabilitate o are criteriul costului pe metru forat, el fiind si cel mai complet.

Algoritmul de lucru este urmatorul:

Pentru determinarea constantelor presupunem cunoscute de la o sapa anterior urmarita, valorile timpului de sapare, ts; avansarea sapei urmarite hsu; gradul final de uzura al danturii, Dfu; gradul final de uzura al lagarelor, Lfu; apasarea pe sapa, Gsu si turatia, nu.

Astfel, constanta de forabilitate este data de relatia:

(4.1.)in care: hsu reprezinta avansarea sapei urmarite;

tsu timpul de sapare;

Gsu apasarea pe sapa urmarita;

Gou apasarea minima pe sapa urmarita;

nu turatia sapei urmarite;

( - exponent ce are valori cuprinse intre (0,41,0);

I1(Dfu); I2(Dfu) functie integrala ce tin seama de gradul final de uzura al danturii

(4.2.)

(4.3.)in care: C1 reprezinta constanta ce depinde de tipul sapei;

C2 constanta ce depinde de dantura sapei;

Dfu gradul final de uzura al danturii.Constanta de abrazivitate se determina cu relatia:

(4.4.)

in care: Gdu reprezinta sarcina de distrugere a danturii sapei urmarite;

a constanta dependenta de abrazivitatea rocii si regimul aplicat.

Constanta lagarelor este data de relatia:

(4.5.)

in care: Lfu reprezinta gradul final de uzura al lagarelor;

( - constanta ce depinde de constructia lagarelor In mod practic, dintr-un tablou cu valorile posibile ale apasarii si turatiei se alege o pereche (Gs, n). Presupunem ca lagarele limiteaza durata de lucru a sapei, Lf=1. Se calculeaza timpul de lucru al sapei cu relatia:

(4.6.) Gradul final de uzura al danturii este:

(4.7.)

Daca Df(1, presupunerea este corecta si cu valoarea lui Df se calculeaza avansarea sapei, hs cu relatia:

(4.8.)Daca Df >1, presupunerea este falsa, danturta va limita durata sapei, nu lagarele. Acceptand, acum, Df=1, se calculeaza timpul de lucru al sapei daca aceasta se extrage datorita uzurii danturii cu relatia:

(4.9.) Viteza mecanica medie este data de relatia:

(4.10.) Viteza operativa medie se stabileste conform relatiei:

(4.11.)in care: ts reprezinta timpul de lucru efectiv pe talpa;

tm timpul de manevra In final, se calculeaza costul metrului forat pe mars cu relatia:

(4.12.)in care: cs reprezinta costul unei sape;

ci costul pe unitatea de timp Similar, modificand Gs si n, se repata calculele pana ce se obtine costul minim. Acestuia ii corespunde apasarea optima, Gs0 si turatia optima no. 4.1.2. Proiectarea parametrilor hidraulici

La stabilirea parametrilor de curgere a fluidului de foraj intr-o sonda, se au in vedere doua aspecte:

spalarea talpii si a sapei; evacuarea detritusului de la talpa la suprafata

La inceputurile forajului hidraulic interesa doar evacuarea detritusului; de aceea, debitele de circulatie erau relativ scazute. In prezent, se urmareste, in primul rand, o buna spalare a talpii sondei, in scopul utilizarii depline a capacitatii de dislocare a sapei. Debitul nu mai reprezinta un parametru sufucient pentru caracterizarea conditiilor de spalare a talpii. Un rol important il joaca constructia sapei si mai ales forma, amplasarea si dimensiunile canalelor de spalare. Eficienta curatirii talpii trebuie evaluata cu indicatori mai complecsi, cum sunt: puterea hidraulica cheltuita in duzele sapei sau, mai exact, la nivelul talpii, forta de impact a jeturilor, distributia presiunii si a curentilor de lichid pe talpa.In general, debitele necesare pentru spalarea perfecta a talpii sunt superioare celor de evacuare a detritusului.

Criteriile cele mai folosite pentru optimizarea spalarii talpii, la sapele cu role, sunt:

1. criteriul presiunii la pompe: pentru o putere hidraulica necesara la sapa, exista o combinatie debit-viteza jeturilor la care presiunea de pompare este minima;2. criteriul puterii hidraulice la sapa: pentru anumite pompe existente in dotarea instalatiei de foraj, exista un cuplu optim debit-viteza jeturilor caruia ii corespunde o putere hidraulica maxima cheltuita in duzele sapei;3. criteriul fortei de impact: pentru pompele instalate exista o combinatie optima debit-viteza jeturilor, la care forta de impact pe talpa sondei este maxima.

In proiect, pentru determinarea parametrilor optimi ai regimului hidraulic vom folosi criteriul presiunii la pompe. Acest criteriu isi propune ca in conditii de spalare impuse, sa determine debitul de circulatie si diametrele duzelor sapei, astfel incat pompele sa functioneze la o presiune minima. Parametrii determinati vor fi: puterea hidraulica in duzele sapei si presiunea dinamica pe talpa sondei. Ridicarea detritusului la suprafata este caracterizata de o viteza de ridicare, vr, dependenta de viteza ascensionala si de o viteza de lunecare a particulelor de detritus in noroi:

vr=vas u

(4.13.)

vas=vr+u

EMBED Equation.3 Debitul de evacuare este dat de relatia:

(4.14.)

Se calculeaza puterea specifica la sapa cu relatia:

(4.15.)

in care: vm reprezinta viteza mecanica de avansare, aleasa pentru o apasare pe sapa si o

turatie optima Puterea hidraulica la sapa se calculeaza conform relatiei:

(4.16.)in care: At reprezinta aria talpii sondei;

Ds diametrul sapei Se determina viteza ascensionala minima cu relatia:

(4.17.) Debitul minim de evacuare a detritusului va fi:

(4.18.)

in care: Dp reprezinta diametrul exterior al prajinilor de foraj Se determina debitul maxim:

(4.19.)

Debitul optim se calculeaza cu relatia:

(4.20.)in care: (n reprezinta densitatea noroiului

-coeficientul caderilor de presiune si are expresia:

= 1L+ 2

(4.21.)unde: 1=( ip+ ep)+( ir+ er)

(4.22.)

2=( ig+ eg)lg+ is

(4.23.)in care: ip reprezinta coeficientul caderilor de presiune in interiorul prajinilor de foraj;

ep-coeficientul caderilor de presiune in exteriorul prajinilor de foraj;

ir, er-coeficientii caderilor de presiune in interiorul si respectiv exteriorul racordurilor;

ig, eg- coeficientii caderilor de presiune in interiorul si respectiv exteriorul prajinilor grele;

lg-lungimea prajinilor grele;

is- coeficientul caderilor de presiune in instalatia de suprafata. Se calculeaza coeficientii caderilor de presiune cu urmatoarele relatii:

(4.24.)

(4.25.)

(4.26.)

(4.27.)

(4.28.)

(4.29.) Valorile lui Reynolds si Bingham se calculeaza cu relatiile:

(4.30.)

(4.31.)in care: Dech reprezinta diametrul echivalent si este dat de relatiile:

in exteriorul prajinilor: Dech=dp; Dech=dg;in interiorul prajinilor: Dech=Ds-Dp; Dech=Ds-DgDupa calculul debitului optim se verifica daca:

Qop [Qev,min; Qmax,p] Aria duzelor sapei este data de relatia:

(4.32.)in care: reprezinta un coeficient care tine seama de forma duzelor: =0,95 Se calculeaza diametrul duzelor sapei:

(4.33.)

Se calculeaza viteza de jet:

(4.34.) Presiunea in orificiile sapei este data de relatia:

(4.35.)

Presiunea in sistemul de circulatie este:

(4.36.) Presiunea de pompare este:

(4.37.)CAPITOLUL 5 .PROIECTAREA TUBARII COLOANELOR O sonda se proiecteaza astfel ca, la un cost minim, sa prezinte siguranta atat in timpul forajului, pana la atingerea obiectivului, cat si in perioada preconizata de exploatare. Aceasta siguranta este determinata de rezistenta coloanelor de tubare si de adancimea la care ele sunt tubate. Dimensionarea lor corecta presupune anticiparea tuturor situatiilor ce pot interveni si stabilirea celor mai severe solicitari posibile. 5.1. Metodica stabilirii profilului coloanelor de tubare Pentru a stabili profilul unei coloane de tubare, in stare sa reziste tuturor solicitarilor la care ea va fi supusa in sonda, trebuie cunoscuta rezistenta burlanelor disponibile la aceste solicitari. Coloanele de burlane sunt solicitate la tractiune si compresiune, la presiune interioara si presiune exterioara, uneori si la incovoiere, in sonde curbate si atunci cand coloanele sunt flambate. Prezenta si marimea acestor solicitari difera de la o situatie la alta. Ele nu sunt uniforme de-a lungul sodei, dar au in general un caracter static, exceptand socurile care apar la oprirea brusca in timpul introducerii, la obturarea circuitului hidraulic si mai ales cele provocate de garnitura de prajini la continuarea forajului. Pentru ca solicitarile nu sunt uniforme, profilul cel mai economic al unei coloane va fi, probabil, variabil de-a lungul ei, cu grosimi, oteluri sau imbinari diferite. Unele dintre solicitari se modifica in timp, datorita unor fenomene cum sunt: deformarea rocilor vascoplastice din jurul coloanelor, curgerea nisipului prin perforaturi, depletarea si compactizarea zacamantului exploatat, fluajul materialului din burlane, variatiile de temperatura si presiune. In portiunile comprimate din zonele necimentate sau cimentate nesatisfacator, in dreptul zacamintelor care compactizeaza, coloanele de burlane pot flamba.Uzura provocata de actiunea racordurilor si a prajinilor in timpul lucrului, coroziunea cauzata de fluidele agresive micsoreaza grosimea burlanelor si, ca rezultat, rezistenta lor la solicitarile amintite. Unele dintre situatiile enumerate mai sus sunt comune pentru toate tipurile de coloane: de suprafata, intermediare, de exploatare, linere; altele se intalnesc doar la anumite coloane. Constructia burlanelor

Peretii gaurilor de sonda se consolideaza cu burlane din otel imbinate intre ele; acestea formeaza asa numitele coloane de burlane. Cu totul sporadic, in sonde care vor exploata fluide corozive, se folosesc si burlane din mase plastice sau din fibre de sticla.Burlanele utilizate in mod obisnuit pentru tubarea sondelor de petrol si gaze au lungimea de 612 m, diametrul nominal (cel exterior) de 4 20 in (114508 mm) si grosimea peretelui de 515 mm, rareori mai mare. Grosimile diferite se obtin prin modificarea diametrului interior, cel exterior ramanand constant. Burlanele pentru tubarea sondelor se fabrica prin laminare sau prin sudura longitudinala. Tipuri de oteluri Standardele existente in industria de petrol si gaze reglementeaza caracteristicile fizico-mecanice si modelele de incercare ale otelurilor din care sunt uzinate burlanele de tubare, incadrandu-le in niste clase de rezistenta. Compozitia otelurilor, modul lor de elaborare si tratamentele termice corespunzatoare acestor clase sunt lasate intr-o oarecare masura la latitudinea fabricantilor; sunt limitate doar continuturile de sulf si de fosfor, iar pentru cele destinate mediilor corozive sunt precizate si anumite limite pentru compozitia otelurilor, precum si tratamentele termice necesare. Conform specificatiilor API, clasele de rezistenta sunt simbolizate printr-o litera si un numar ce reprezinta limita minima de curgere a otelului, exprimata in mii de psi. Clasele H-40, J-55, K-55, N-80 si P-140 sunt destinate sondelor obisnuite, iar clasele L-80, C-90, C-95, T-95, Q-125 sunt recomandabile si pentru sonde ce exploateaza fluide corozive. Clasele J-55 si K-55 au aceeasi limita minima de curgere, dar poseda rezistenta minima de rupere diferita. Pentru clasele de rezistenta H-40, J-55, K-55 si N-80 se folosesc oteluri carbon-mangan, eventual si cu molibden pentru N-80. In Romania, otelurile recomandabile pentru aceste clase sunt: 35Mn14 si 43MoMn16. Pentru clasele de rezistenta superioare, N-80, P-110, Q-125, V-150, se utilizeaza oteluri slab aliate, cu mangan, molibden, crom, vanadiu si nichel. In Romania, otelurile recomandate sunt: 44VMoMnCrO7 si 35VmoMn14. Se folosesc, de asemenea, oteluri inoxidabile, prelucrate prin deformare la rece si inalt aliate cu crom, crom si nichel, molibden, zirconiu, precum si aliaje de titan sau de aluminiu. In Romania se recomanda otelurile 34MoCr11 si 42MoCr11 pentru clasa C-95. Imbinarile burlanelor Burlanele de tubare se imbina intre ele prin insurubare sau, mult mai rar prin sudura. Imbinarile filetate pot fi grupate in doua mari categorii: cu mufa separata: burlanele se termina la ambele capete cu cu cep filetat, mufa fiind insurubata in fabrica la unul dintre ele; cu mufa din corp (integrale): burlanele se termina la un capat cu mufa filetata, iar la celalalt cu cep filetat. Burlanele cu mufa separata au de regula aceeasi grosime pe toata lungimea, inclusiv la capete, ele fiind si cel mai usor de fabricat. Mufa poate fi simpla sau cu umeri de reazam, eventual si cu suprafete conice de etansare; prima varianta, comuna, este cea mai raspandita, fiind mai ieftina si mai putin sensibila la avarii.

Burlanele cu mufa din corp pot fi: calibrate, cu capete ingrosate, cu capete deformate. Burlanele cu imbinari calibrate la exterior sunt recomandate atunci cand ratiile de tubare sunt mici. Deoarece imbinarile respective au rezistenta la tractiune scazuta asemenea burlane se tubeaza doar pe intervale scurte, mai ales sub forma de lainere. Se folo9sesc si la intregirea lainerelor, la mansonarea coloanelor sparte. Nu sunt recomandate in sonde deviate ori cu solicitari ciclice, pentru ca au rezistenta la compresiune scazuta. Burlanele cu capete ingrosate au rezistenta la tractiune ridicata, apropiata sau chiar mai mare decat cea a corpului, si de obicei poseda suprafete suplimentare de etansare frontale sau conice. Mufele lor au diametrul exterior mai mic decat il au mufele separate, la acelasi diametru nominal al burlanului. In plus, prin variatia treptata a diametrului exterior, de la corp la mufa, se evita razuirea peretilor si sprijinirea pe pragurile gaurii de sonda. Ambele caracteristici favorizeaza tubarea cu jocuri relativ mici, adeseori sub forma de lainere. In general, asemenea burlane se folosesc in sonde adanci, cu presiuni mari, in sonde cu gaze si condensat. Burlanele cu capete deformate, la rece sau la cald, sunt cele mai raspandite burlane integrale.La o rezistenta apropiata de cea a corpului, imbinarile au diametrul exterior mai mic decat burlanele cu capete ingrosate. In general, ele au rezistente la compresiune, incovoiere si torsiune scazute. Dupa profilul filetului se disting:

imbinari cu filet triunghiular; imbinari cu filet trapezoidal. Filetul triunghiular se intalneste doar la imbinari cu mufa separata. El este insa cel mai raspandit, atat la burlane, cat si la tubing, deoarece se fabrica relativ usor si nu necesita o precizie deosebita. Se foloseste atunci cand nu sunt conditii deosebite de presiune, etanseitate, tractiune, ratii de tubare. Filetul triunghiular utilizat la burlane este conic si cu pasul relativ mic. Unghiul la varf are 600, bisectoarea fiind perpendiculara pe axa burlanului. Fundul si varful sunt rotunjite, de aceea filetul triunghiular este numit, impropriu, inclusiv in standarde, rotund. Filetele trapezoidale se intalnesc atat la imbinari cu mufa separata,cat si la cele cu mufa din corp si sunt mult mai diversificate ca profil decat cel triunghiular. Pentru a putea fi insurubate, intre fundul si creasta spirelor, precum si pe flancurile nepurtatoare de sarcina, exista un oarecare joc. Fundul si creasta spirelor pot fi paralele cu generatoarea conului sau cu axa tevii. In Romania sunt standardizate si se construiesc cele trei tipuri de imbinari recomandate de normele API: imbinarea normala, imbinarea cu filet Buttress si imbinarea Extreme Line. Imbinarea normala, cu mufa separata si filet triunghiular rotund se construieste in doua variante: cu filet scurt S si cu filet lung L; a doua varianta are rezistenta la tractiune mai mare. Imbinarea normala are eficienta la tractiune scazuta, 4575%, valori mai ridicate la burlanele cu diametrul mai mic si grosimea mai mare. In afara unor burlane cu grosime mare, din oteluri superioare, rezistenta imbinarilor la presiune interioara depaseste rezistenta la corp. La presiune exterioara, practic toate imbinarile au rezistenta egala sau mai mare ca cea a corpului. Imbinarea normala se foloseste si la imbinarile burlanelor din mase plastice sau din fibre de sticla. Imbinarea cu filet Buttress are mufa separata si filetul trapezoidal asimetric. La burlanele de 4 13 3/8 in, crestele si fundurile spirelor sunt paralele cu linia mediana a filetului, la cele mai mari de 16 in inclusiv sunt paralele cu axa burlanului. O caracteristica a imbinarii cu filet Buttress o constituie faptul ca cepul filetat are aceeasi conicitate pe toata lungimea. Aceste burlane sunt folosite in sonde adanci la partea superioara a coloanelor, acolo unde sarcina de tractiune este maxima. In general, imbinarile cu filet Buttress sunt coniderate mai putin etanse decat cele cu filet triunghiular, deoarece sectiunea transversala a canalului elicoidal din spatele flancurilor neincarcate este de doua, trei ori mai mare si lungimea filetului angajat este mai mica, desi mufa este ceva mai lunga. Imbinarea Extreme Line face parte din categoria celor cu mufa din corp, cu capete ingrosate la cald, mai mult spre exterior si mai putin spre interior. Este o imbinare cu umeri care evita strangerea excesiva si permite sa se transmita momente de torsiune daca este nevoie. Imbinarea Extreme Line este foarte etansa, fiind prevazuta cu o etansare suplimentara la varful cepului si pe umerii frontali. Filetul are profilul trapezoidal simetric, cu ambele flancuri inclinate cu 60. Crestele si fundurile spirelor sunt paralele cu linia mediana a filetului. Dimensionarea coloanelor de burlane

Dupa ce se determina diametrul si adancimea de tubare a coloanelor din programul de constructie al unei sonde, se stabileste profilul lor: grosimea peretelui, calitatea otelului si tipul imbinarilor dintre burlane. Fiecare coloana trebuie sa reziste pe toata lungimea, din momentul introducerii in sonda pana la sfarsitul exploatarii acesteia, tuturor solicitarilor la care ea va fi supusa. Deoarece solicitarile sunt variabile de-a lungul coloanelor si profilul lor va fi de regula variabil, ca grosime, otel sau imbinare.

In principiu, daca distributia solicitarilor anticipate este cunoscuta, profilul coloanelor se poate stabili, pe cale analitica, grafica sau combinata, alegand dintre burlanele disponibile pe cale corespunzatoare. Daca exista mai multe posibilitati de alcatuire a unei coloane, se alege varianta cea mai economica sau profilul cel mai usor.

5.1.1. Proiectarea tubarii coloanei de suprafata Dimensionarea coloanei de suprafata incepe de jos in sus, cu burlanele cele mai slabe disponibile, iar algoritmul de proiectare este prezentat in cele ce urmeaza.

Presiunea fluidelor din pori la adancimea maxima deschisa sub siul coloanei de suprafata se considera egala cu presiunea coloanei de noroi:

Pp=(n2gH2

(5.1.)in care: (n2 reprezinta densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul urmator;

g acceleratia gravitationala;

H2 adancimea de tubare a coloanei intermediare

Presiunea de fisurare a formatiunilor de la siul coloanei de suprafata este:

Pfis=((ecv,fis.1+100)gH1

(5.2.)in care: (ecv,fis.1 reprezinta densitatea echivalenta corespunzatoare gradientilor de

fisurare la siul coloanei;

H1 adancimea de tubare a coloanei de suprafata

Presiunea gazelor la siul coloanei este:Ps=pp (g1 g(H2 H1)

(5.3.)in care: (g1 reprezinta densirtatea medie a gazelor

Diferenta de presiune interioara la siul coloanei este:pis=pfis (agH1

(5.4.)in care: (a reprezinta densitatea apei mineralizate

Presiunea interioara la suprafata va fi:

Pc=pfis (g1gH1

(5.5.)

Pentru dimensionarea la presiune exterioara, se admite coloana complet goala, iar in exteriorul ei se considera noroiul din momentul tubarii. Astfel, diferenta de presiune exterioara maxima la siu este:pe,s=(n1gH1

(5.6.) Greutatea coloanei in aer va fi:G=q1gH1

(5.7.)in care: q1 reprezinta masa unitara burlanelor coloanei de suprafata

Daca se considera coloana scufundata in noroi, forta de tractiune maxima este la suprafata:

(5.8.)in care: (0 reprezinta densitatea otelului, (0=7850 kg/m3 Presiunea exterioara admisibila corecta va fi:

(5.9.)in care: pea reprezinta presiunea exterioara admisibila;

Ab aria sectiunii transversale a burlanelor;

Rc limita de curgere a materialului.

5.1.2.Proiectarea tubarii coloanei intermediare

Algoritmul de proiectare al coloanei intermediare este urmatorul:

Presiunea maxima a fluidelor din porii formatiunilor deschise inainte de tubarea coloanei de exploatare se considera egala cu presiunea coloanei de noroi la adancimea respectiva:

(5.10.)in care: (n3 reprezinta densitatea noroiului pentru urmatorul interval;

H3 adancimea de tubare a coloanei de exploatare.

Presiunea de fisurare a formatiunilor de sub siul coloanei intermediare, este:

(fis=((ecv,fis.2+100)gH2

(5.11.)in care: (ecv,fis.2 reprezinta densitatea echivalenta corespunzatoare gradientilor de

fisurare la siul coloanei intermediare Presiunea gazelor la siul coloanei intermediare este:

Ps=pp (g2g(H3 H2)

(5.12.)in care: (g2 reprezinta densitatea medie a gazelor

Diferenta de presiune interioara la siul coloanei va fi:

pi,s=ps (a gH2

(5.13.) La suprafata, presiunea din interiorul coloanei va fi:

Pc=ps (g2 gH2

(5.14.) Inaltimea coloanei de noroi in timpul evacuarii unui aflux de gaze este data de relatia:

(5.15.)in care: pmax reprezinta presiunea maxima de la gura sondei Diferenta de presiune interioara la baza coloanei de noroi va fi:

(5.16.) Lungimea tronsonului inferior al coloanei intermediare este:

(5.17.)in care: pia reprezinta presiunea interioara admisibila a burlanelor Lungimea tronsonului superior va fi:

L2=H2 l1

(5.18.) Pentru dimensionarea la turtire, in spatele coloanei se considera noroiul din momentul tubarii si se calculeaza nivelul de golire cu relatia:

(5.19.) Diferenta de presiune exterioara la adancimea de golire este:

pe,n=(n2gHg

(5.20.) Diferenta de presiune exterioara la siul coloanei intermediare va fi:

pe,s=(n2gH2 (n3g(H2 Hg)

(5.21.) Greutatea tronsonului inferior este:

G=l1q1g

(5.22.)

in care: q1 reprezinta masa unitara a tronsonului inferior

Adancimea la care are loc trecerea de la compresiune la tractiune, provocata de flotabilitate este:

(5.23.) Forta de tractiune la capatul de sus al tronsonului inferior se calculeaza cu formula:

(5.24.)in care: A1 reprezinta aria sectiunii transversale pentru tronsonul inferior In prezenta acestei forte de tractiune, presiunea exterioara admisibila corectata va fi:

(5.25) Greutatea totala a celor doua tronsoane este:G=l1 q1 g+ l2 q2 g

(5.26.)in care: q1, q2 reprezinta masa unitara a tronsonului inferior, respectiv superior 5.1.3. Proiectarea tubarii coloanei de exploatare

Dimensionarea la presiune interioara: Presiunea maxima a fluidelor din porii formatiunilor exploatate este:

Pp=(n3gH3

(5.27.)

Presiunea interioara la capul coloanei va fi:

Pc=pp (g3gH3

(5.28.) Diferenta de presiune interioara la siu este:

pi,s=pp (a gH3

(5.29.) Diferenta de presiune interioara cu tubingul fixat la capatul inferior, daca tubingul este etans, va fi:

(5.30.) Daca tubingul nu este etans la partea superioara, diferenta de presiune interioara deasupra packerului este:

(5.31.)Dimensionarea la presiune exterioara: Pentru dimensionarea la presiune exterioara, coloana se considera complet goala. Astfel, presiunea exterioara la siu va fi:

(5.32.) Adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al doilea este:

(5.33.) Adancimea la care are loc trecerea de la compresiune la tractiune, provocata de flotabilitate va fi:

(5.34.) Lungimea burlanelor din primul tronson este:

(5.35.) Diferenta de presiune interioara la adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al doilea va fi:

(5.36.) Greutatea in aer a primului tronson este:

(5.37.) Adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al treilea va fi:

(5.38.) Lungimea tronsonului al doilea este:

(5.39.) Forta de tractiune la adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al treilea va fi:

(5.40.)in care: A3 reprezinta aria sectiunii transversale a burlanelor din tronsonul al treilea Presiunea exterioara admisibila corectata pentru burlanele din tronsonul al treilea este:

(5.41.) Adancimea de tubare a burlanelor din tronsonul al trilea se recalculeaza cu formula:

(5.42.)

In continuare se vor recalcula: forta de tractiune, presiunea exterioara admisibila corectata, iar dupa mai multe iteratii se accepta o valuare rotunjita pentru Had3.La aceasta adancime, diferenta de presiune interioara va fi:

(5.43) Greutatea in aer a celor doua tronsoane este:

(5.44.) Lungimea tronsonului al doilea va fi:

(5.45) Tronsonul al treilea are lungimea de:

(5.46.) Masa totala a coloanei va fi:

(5.47.) Greutatea coloanei in aer este:

(5.48.)

Greutatea coloanei in noroi va fi:

(5.49.)In concluzie, partea inferioara a unei coloane este dimensionata la turtire, iar partea superioara la spargere, daca sunt asteptate presiuni interioare mari, sau la tractiune, la presiuni interioare mici. Profilul unei coloane astfel dimensionate se poate verifica, in sectiunile considerate critice, si in alte situatii anticipate.CAPITOLUL 6 . PROIECTAREA CIMENTARII COLOANELOR TUBATE

Cercetarile efectuate de-a lungul timpului in legatura cu cimentarea coloanelor unei sonde de petrol sau gaze au pus in evidenta atat factorii de natura tehnologica, care pot conduce la reusita unei cimentari primare, cat si proprietatile materialului liant, de ale carui caracteristici fizico-chimice dar mai ales combinatii cu alti aditivi, depinde ca cimentarea sa corespunda celor mai multe cerinte de calitate.

In practica cimentarii sondelor, liantul mineral cu cea mai larga utilizare este cimentul Portland. In santierele din Romania se intrebuinteaza doua tipuri de astfel de ciment: S1, in sonde cu adancimi de pana la 1850 m, si S2-RS, in sonde pana la 24502500 m. Acest ultim tip, printr-o aditivare corespunzatoare, poate fi folosit si la adancimi mai mari, el permitand obtinerea unei mari diversitati de paste de ciment.

O cimentare se considera reusita atunci cand pasta de ciment inlocuieste complet fluidul de foraj din spatiul inelar si formeaza, dupa prizare si intarire, un inel de ciment uniform, rezistent, impermeabil, cu o buna aderenta la coloana si la rocile din peretii sondei. 6.1. Metodica de proiectare a cimentarii Prin cimentari de sonda se intelege o categorie foarte larga de materiale liante, fin macinate, care pompate sub forma unor suspensii stabile in sonde, se intaresc si capata proprietatile fizico-mecanice dorite: rezistenta mecanica si anticoroziva, aderenta la burlane si roci, impermeabilitate, rezilienta. Suspensiile respective, numite in continuare paste de ciment, trebuie sa aiba o densitate determinata, potrivit conditiilo din sonda, sa ramana pompabile si strabile o perioada suficienta de timp, necesara plasarii lor in zona ce intereseaza. Dupa lasarea in repaus, ele trebuie sa se intareasca cat mai repede, pentru a putea continua lucrarile in sonda.

Datorita conditiilor foarte diverse de mediu,presiune, temperatura, tehnologie de cimentare, exploatare, dar si din motive economice,s-a elaborat o mare varietate de cimentari si paste, de la cele preparate doar cu ciment obisnuit (portland), pana la amestecuri liante fara ciment sau transformarea fluidului de foraj in compozitie de consolidare si izolare.

Cimentarea reprezinta, de fapt, operatia de plasare a unei paste liante, uzual preparata din ciment cu apa, in spatiul inelar al coloanelor de burlane. Scopul urmarit prin cimentare este multiplu:

Prin cimentarea spatiului inelar,burlanele sunt solidarizate de peretii gaurii de sonda.Ca urmare, coloanele tubate sunt capabile sa preia sarcinile axiale create de greutatea proprie, de greutatea lainerelor si a coloanelor agatate de ele, de presiunea exercitata in prevenitoare sau in capul de eruptie, daca sonda este inchisa sub presiune, de variatiile de presiune si temperatura. Se mareste, intr-o oarecare masura, capacitatea portanta a coloanelor la presiune exterioara sau interioara. Se evita desurubarea burlanelor si se amortizeaza socurile cand in interiorul lor se roteste garnitura de foraj. Prin etansarea spatiului inelar, burlanele sunt protejate in exterior de actiunea agresiva a apelor subterane mineralizate.

Aceste deziderate sunt indeplinite in totalitate numai daca noroiul aflat in spatiul inelar ce urmeaza sa fie cimentat este complet inlocuit si se formeaza un inel de ciment uniform, rezistent si impermeabil, aderent atat la burlane, cat si la rocile din jur. Altminteri ,cimentarea este mai mult sau mai putin reusita.

In sonde se efectueaza cimentari si in alte scopuri: combaterea pierderilor de noroi in stratele fisurate sau cu porozitate mare, repararea unei cimentari nereusite sau coloane sparte, impiedicarea apei si a gazelor sa patrunda in sonda impreuna cu petrolul, abandonarea unei portiuni sau a intregii sonde, formarea unui dop de sprijin ,impermeabilizarea si consolidarea rocilor din jur.

Cimentarile efectuate imediat dupa introducerea coloanelor de burlane, uneori si cele efectuate in gaura netubata pentru a combate pierderile de noroi sau manifestarile eruptive, se numesc cimentari primare. Cimentarile de remediere, cele pentru retragerea de la un strat epuizat sau inundat, de izolare a unui strat cu gaze sunt considerate cimentari secundare. Acestea din urma sunt executate de obicei in cursul exploatarii sondei.

La noi, asa cum s-a mentionat, se utilizeaza in practica doar paste de ciment preparate cu ciment portland, cu si fara adaosuri minerale, de aceea , vor fi prezentate cerintele formulate prafului de ciment portland si comportarea acestuia in timpul formarii pietrei de ciment, precum si proprietatile impuse in faza initiala de preparare pentru pasta de ciment.

Cimentul portland este un amestec fin macinat de materilae cu o compozitie chimico-mineralogica bine stabilita. Materiile prime, respectiv calcarul si argila , sunt concasate, amestecate, macinate sub 100 m si calcinate in cuptoare rotative inclinate, dupa un anumit regim, pana la temperatura de vitrifiere de 14001500 0C. In acest amestec , calcarul este donatorul de oxid de calciu, iar argila cedeaza oxid de siliciu, aluminiu si fier. Se formeaza astfel o serie de minerale artificiale, rar intilnite in natura care au activitate chimica ridicata si capacitate lianta in amestec cu apa. Produsul rezultat in urma arderii se numeste clincher si dupa racire este remacinat impreuna cu un procent de 37 % gips, adaugat pentru reglarea prizarii. Se obtine astfel praful de ciment portland .

Se poate concluziona ca , proprietatile cimentului portland sun determinate in cea mai mare parte de mineralele importante care se formeaza in urma clincherizarii. Un ciment bun trebuie sa contina suma mineralelor silicioase in proportie de 7580 % , iar pe cea a mineralelor aluminoase de 2025 % .

Astfel cimentul tip S1 are o rezistenta redusa la coroziunea sulfatica, poseda o viteza mare de hidratare si prizare si o rezistenta initiala marita. Se foloseste, datirita acestui mod de comportare, la cimentarea intervalelor cu temperaturi mici si moderate.

Cel de-al doilea tip de ciment, S2- RS , are o priza mai lenta, rezistenta initiala mai scazuta, o buna rezistenta la coroziunea sulfatica, de aceea poate fi folosit pentru cimentari de coloane introduse la adancimi mai mari de 2000 m. Este evident ca, cimentul se hidrateaza mai repede atunci cand suprafata specifica a cimentului portland este mai mare, iar pasta obtinuta este mai stabila.

6.1.1. Proprietatile pastei de ciment Densitatea. Din simplul amestec apa-ciment rezulta paste de ciment stabile ce densitatea intre 17501950 kg/m3, corespunzatoare unui factor apa-ciment cuprins intre 0,580,40, considerandu-se densitarea cimentului praf 31003150 kg/m3. La densitati mai scazute, pastele sunt instabile, iar la densitati mai mari devin prea vascoase. Acest someniu poate fi largit, daca se folosesc diverse adaosuri, in mod practic, densitatea pastelor liante fiind intre 11002500 kg/m3.Pentru a realiza o buna dezlocuire a noroiului se recomanda ca pasta sa aiba densitatea cu 100 pana la 300 kg/m3 mai mare decat a noroiului. Stabilitatea. Amestecurile liante dispersate, eterogene, au diferente de densitate intre fazele componente si deci tendinta de separare a acestora: particulele solide coboara iar apa se ridica. Aceasta instabilitate este accentuata la amestecurile cu un factor apa-ciment mare, cand cimentul este macinat grosier sau cand sunt prezente particule solide inerte. Separarea fazelor depinde de asemenea de hidrofilitatea particulelor solide, de prezenta in amestec a unor adaosuri care imbunatateste stabilitatea sau o pot inrautati. Capacitatea de filtrare. Pierderea unei cantitati de apa libera din pasta de ciment, printr-un perete permeabil, ca urmare a diferentei de presiune, se numeste filtrare. Viteza de filtrare creste cu permeabilitatea mediului filtrant, cu diferenta de presiune, cu factorul apa-solide si, in prima faza de hidratare, si cu temperatura. Pe masura ce hidratarea cimentului avanseaza si apar hidroprodusii de reactie, viteza de filtrare se reduce. In prezenta turtei de colmatare a noroiului, viteza de filtrare a pastei este relativ redusa, fiind limitata de permeabilitatea si grosimea acesteia. Proprietatile reologice. Amestecurile apa-ciment si cele cu adaosuri de barita, nisip, cenusa se comporta, din punct de vedere reologic, cel putin in faza initiala a prepararii, dupa modelul Bingham. Pastele tratate cu reactivi chimici sau polimeri se inscriu in modelul Ostwald-de Waele. Valorile parametrilor reologici depind de compozitia chimico-mineralogica, finetea de macinare si chiar timpul de depozitare a cimentului, de temperatura si presiune, natura si concentratia reactivilor si altor adaosuri, durata si gradul de agitare, modul de preparare. Caracteristica pastelor liante o constituie modificarea proprietatilor reologice in timp, ca rezultat al reactiilor fizico-chimice ce se petrec in sistem. In concluzie, pana la inceputul prizarii, valorile parametrilor reologici cresc usor, dupa care cresterea este rapida si amestecul devine nepompabil. Timpul de pompabilitate. Timpul de pompabilitate este determinat de viteza de hidratare a mineralelor din ciment, scade cu finetea de macinare si creste cu marirea factorului apa-ciment. Variatiile de presiune sau intreruperea agitarii, mai ales spre sfarsitul perioadei de testare, pot reduce timpul de pompabilitate.Reglarea timpului de pompabilitate se face cu ajutorul acceleratorilor sau intarzierilor de priza. Timpii de prizare. Determinarea timpilor de prizare se face in conditii statice si la o temperatura de 600C20C. Prima perioada, in care pasta se comporta ca un fluid tixotrop, valoarea tariei de gel nu se modifica simtitor. In a doua perioada, cand pasta isi pierde fluiditatea si incepe sa se comporte ca un corp solid, rezistenta de gel creste foarte mult. Prima perioada, pana la aparitia primelor structuri de cristalizare, care nu se mai pot distruge, se defineste in mod conventional timp de inceput de priza, iar a adoua perioada, cand intreaga proba se transforma in piatra de ciment, se numeste timp de sfarsit de priza. 6.1.2. Proprietatile pietrei de ciment Rezistenta mecanicaDupa plasarea pastei de ciment in spatiul inelar, are loc transformarea acesteia in piatra de ciment, prizarea avand loc in conditiile unei compresiuni triaxiale, la temperatura si presiunea din sonda. Dupa 1224 ore, rezistenta pietrei ajunge la valori satisfacatoare pentru majoritatea solicitarilor la care va fi supusa.

Deoarece sploicitarile din sonda nu reclama valori prea mari ale rezistentei mecanice, s-au folosit de multe ori, cu rezultate bune, cimentari cu adaosuri ieftine si usoare, dar nu in zona siului sau a perforaturilor.

Rezistenta mecanica a pietrei de ciment depinde in mare masura de compozitia chimico-mineralogica a cimentului, de natura si concentratia adaosurilor si a reactivilor chimici, de finetea de macinare a cimentului, de presiune, factorul apa-ciment. Permeabilitatea

Principalul obiectiv urmarit prin cimentare este etansarea spatiului inelar cimentat; acest lucru este posibil, numai daca permeabilitatea pietrei de ciment este foarte mica, eventual nula.

Permeabilitatea pietrei creste cu factorul apa-ciment, dar se reduce in timp, cel putin in prima perioada si la temperaturi moderate. Pana la 70800C, permeabilitatea scade, dar, la temperaturi mai mari valorile ei cresc semnificativ. Constanta volumului pietrei de ciment

Volumul aparent al pietrei de ciment nu ramane constant. Daca se produce o micsorare de volum exista riscul slabirii aderentei pietrei de ciment la teren si coloana sau aparitiei de fisuri in masa pietrei, izolarea spatiului inelar fiind compromisa. Daca se produce o marire de volum, care insa, nu are loc cu aparitia de fisurare in masa pietrei de ciment, etansarea se poate imbunatati. Din punct de vedere al volumului pietrei de ciment, se poate concluziona ca, mentinerea constanta sau o usoara marire de volum este o cerinta tehnica necesara pentru piatra de ciment si reusita cimentarii. Rezistenta la coroziune

Daca la inceput, cei mai multi dintre agentii agresivi accelereaza intarirea, maresc rezistenta mecanica si chiar micsoreaza permeabilitatea, in timp, au loc procese complexe de dizolvare si spalare a constituentilor lianti; permeabilitatea pietrei creste, iar rezistenta mecanica scade treptat, ajungandu-se chiar la distrugerea completa a pietrei de ciment.

Viteza cu care se produce coroziunea pietrei de ciment depinde de tipul cimentului, gradul de intarire din momentul contactului cu agentii agresivi, natura, concentratia si simultaneitatea in actiune a acestora, temperatura, presiune, pH, permeabilitatea si grosimea inelului de ciment si starea de solicitare mecanica. Aderenta la roca si coloana de burlane

In timpul prizarii si intaririi pastei de ciment se formeaza legaturi intercristaline intre ciment-roca si ciment-metal. Daca aceasta aderenta nu este etansa, prin inerspatiile respective pot circula fluide sau gaze. Aceasta aderenta se poate evalua prin doua metode: mecanic si hidraulic.Aderenta mecanica se coreleaza cu rezistenta pietrei de ciment, este influentata de aceeasi factori, dar depinde si de starea de rugozitate a suprafetelor in contact, prezenta mufelor, marimea sarcinilor normale pe suprafete.Aderenta hidraulica, masurata cu apa sau azot, nu se coreleaza cu rezistenta pietrei, dar depinde in mare masura de natura suprafetelor.

6.1.3. Calculul cimentarii Orice operatie de cimentare presupune stabilirea, adeseori prin proiectul sondei, a parametrilor acesteia: intervalul si metoda de cimentare, compozitia si proprietatile pastei, cantitatile de ciment, reactivi si adaosuri, volumul de apa pentru preparare, volumul si natura fluidului separator, volumul noroiului de refulare, regimul de pompare si durata operatiei, tipul si numarul agregatelor de cimentare, caracteristicile echipamentelor auxiliare necesare.

Acesti parametri depind de: genul operatiei, tipul coloanei de burlane, tehnologia, materialele si mijloacele disponibile, constructia sondei, natura si proprietatile fluidului din sonda, temperatura, litologie, natura si presiunea fluidelor din porii rocilor izolate, presiunea de fisurare a formatiunilor. Frecvent, se folosesc doua tipuri de pasta: prima transa cu densitatea mai redusa pe seama unor adaosuri usoare, iar a doua transa care izoleaza zona siului si eventualele strate productive, din ciment curat. In cele ce urmeaza ne rezumam la cimentarea coloanelor de burlane in sonde verticale si cu un singur tip de pasta.

Intervalele cimentate, natura si densitatea pastelor preconizate chiar si metoda de cimentare sunt preconizate in programul de constructie a sondei, dar, uneori, ele trebuie adaptate la mijloacele disponibile si conditiile geologo-tehnice concrete.

Tipul cimentului, natura si concentratia aditivilor se stabilesc in conformitate cu temperatura din sonda, litologia rocilor, prezenta apelor corozive si densitatea necesara.

Pentru o buna dezlocuire a noroiului din spatiul inelar se recomanda ca densitatea minima a pastei sa fie:

(p,min(n+(100300) kg/m3

(6.1.)in care: (n reprezinta densitatea noroiului

Neglijand caderile de presiune din spatiul inelar, densitatea maxima a pastei va fi:

(6.2.)in care: fis reprezinta gradientul presiunii de fisurare minim;

HS adancimea stratului;

H adancimea de tubare;

Hc inaltimea de cimentare;

g acceleratia gravitationala Volumul de pasta se determina cu urmatoarea relatie:

(6.3.)in care: Dg reprezinta diametrul mediu al gaurii de sonda;

D diametrul exterior al coloanei;

d diametrul interior al burlanelor de sub inelul de retinere;

h inaltimea inelului de retinere a adopurilor fata de siul coloaneiPrin definitie, coeficientul de cavernometrie K1=, unde DS este diametrul sapei. Coeficientul K1 variaza in limite foarte largi, in functie de stabilitatea rocilor din peretii sondei: 1,12,5. In zona deja tubata, in locul lui Dg, se ia diametrul interior al coloanei respective. Daca diametrul coloanei si cel al sondei nu sunt constante, volumul pastei se calculeaza prin insumare pe portiuni.

Cantitatile de materiale. Dupa ce s-a stabilit si testat in laborator reteta de pasta, se determina cantitatile de ciment, adaosuri, reactivi si apa necesare prepararii unui volum unitar de pasta.

Cantitatea unitara de ciment pentru simplul amestec apa-ciment va fi:

(6.4.)in care: (c reprezinta densitatea cimentului praf; (c=31003200 kg/m3;

(a densitatea apei; (a=1000 kg/m3;

(p densitatea pastei de cimentVolumul unitar de apa este:

(6.5.)Factorul apa-ciment va fi:

(6.6.) Cantitatea totala de ciment praf este data de relatia:

mc=k2Vpqc

(6.7.) Volumul total de apa va fi:

Va= k2Vpva

(6.8.)in care: k2 reprezinta coeficientul ce ia in considerare eventualele pierderi de pasta in strate, pierderile de ciment si chiar de pasta de preparare; k2=1,001,10. Volumul noroiului de refulare este dat de relatia:

Vnr=k3 Ai (H-h)

(6.9.)in care: k3 reprezinta un coeficient ce tine seama de compresibilitatea noroiului datorita

aerarii; k3=1,011,10 Ai aria sectiunii transversale in interiorul coloanei;

(6.10.)unde: tm reprezinta grosimea medie de perete a coloanei:

(6.11.) Numarul de autocontainere este dat de relatia:

(6.12.)in care: mac reprezinta capacitatea unui autocontainer Numarul de agregate de cimentare este:

(6.13.) Volumul interior al coloanei va fi:

Vi,col=Ai H

(6.14.) Debitul real al agregatului este dat de relatia:

Qag,real=(v Qag

(6.15.)in care: (v reprezinta randamentul volumic al agregatului In acest caz debitul de pompare al pastei va fi:

Qp=2Qag,real

(6.16.) Daca pasta este asimilata cu un fluid binghamian se calculeaza numarul Hedstrom in spatiul inelar, cu relatia:

(6.17.)

in care: (o,p reprezinta tensiunea dinamica de forfecare a pastei;

(pl,p vascozitatea plastica a pastei Viteza medie critica, la care curgerea devine turbulenta, este:

(6.18.)in care: Recr reprezinta numarul Reynolds de tranzitie de la curgerea laminara la cea turbulenta Debitul critic de noroi se determina astfel:Qn=Qcr=Aenvcr

(6.19.)in care: Aen reprezinta aria sectiunii transversale in spatiul inelar netubat si este data de relatia:

(6.20.) Caderile de presiune pe lungimea l sunt calculate cu formula Darcy-Weissbach, astfel:

(6.21.)in care: dech reprezinta diametrul echivalent; dech=De,med-D;

( - coeficient de rezistenta hidraulica; (=((Re, Bi)

cu:

si

Viteza de curgere in interiorul coloanei este:

pentru pasta:

(6.22.)

pentru fluidul de refulare:

(6.23.)

Viteza de curgere in exteriorul coloanei este:

pentru pasta:

(6.24.) pentru fluidul de refulare:

(6.25.)

Deoarece se neglijeaza caderile de presiune locale, pentru spatiul inelar se admite un diametru mediu, iar aria se calculeaza ca o medie ponderata a ariilor pe intervalul tubat si pe cel netubat astfel:

(6.26.)unde: Hi reprezinta adancimea de tubare a coloanei intermediare;

Di,in diametrul interior al coloanei intermediare;

si

(6.27.)in care: Aet reprezinta aria sectiunii transversale in spatiul inelar tubat si are relatia:

(6.28.) Pentru calculul caderilor de presiune in manifoldul de refulare se foloseste relatia urmatoare, considerand doua conducte colectoare pana la capul de cimentare:

(6.29.) Durata operatiei de cimentare se stabileste cu relatia:

(6.30.)In care cele 15 min adaugate sunt necesare pentru spalarea liniilor, schimbarea legaturilor, lansarea celui de-al doilea dop, operatii executate inainte de a pompa noroiul de refulare. Timpul de pompabilitate al pastei va fi:Tp,min=1,5Tc

(6.31.)

Tp,max=1,5Tp,min

CAPITOLUL 7.PROIECTAREA METODICII DEINVESTIGARE A GAURII DE SONDA

7.1. Metode de investigare a sondelor forate

Carotajul electric standard Carotajul electric standard consata in obtinerea unei diagrafii compuse dintr-o curba de potential spontan si doua curbe de rezistivitate cu dispozitiv potential si cu dispozitiv gradient. Se masoara rezistivitatea aparenta a rocilor cu ajutorul a doua dispozitive: dispozitivul potential si dispozitivul gradient. Dupa natura electrozilor introdusi in sonda dispozitivele se clasifica in: dispozitive cu alimentare simpla sau directe atunci cand in sonda se introduce un singur electrod de curent si doi electrozi de masura; dispozitive cu alimentare dubla sau reciproce atunci cand in sonda se introduc doi electrozi de curent si un singur electrod de masura;In tabelul 7.1. sunt prezentate caracteristicile dispozitivelor utilizate in carotajul electric standard.Caracteristicile dispozitivelor utilizate in carotajul electric standard

Tabelul 7.1.

Simbolul dispozitivuluiTipul dispozitivuluiLungimea dispozitivuluiRaza de investigatieScara rezistivitatiiScara adancimilorObservatii

A0,3M2Ndispozitiv potential directLp=AM=0,3mRip=2Lp=0,6m1/1

2,5m/m

12,5m/m

sau

1/25

62,5m/m1:1000

Sau

1:200Domeniul optim de aplicabilitate:

in sonde sapate cu noroi dulce

in formatiuni cu rezistivitatea aparenta a rocilor mica si medie

M0,3A2Bdispozitiv potential reciprocLp=MA=0,3m

N0,3M2Adispozitiv gradient directLg=AO=2,15mRig=Lg=2,15m

B0,3A2Mdispozitiv gradient reciprocLg=MO=2,15m

P.S.---

Diagrafica electrica standard se poate obtine cu ajutorul statiei de carotaj si a troliului cu cablu geofizic.Diagrafia electrica standard este compusa din:

curba de potential spontan, Eps, inregistrata in partea din stanga a diagrafiei;

curbele de rezistivitate, (a, cu dispozitiv potential inregistrata in partea dreapta a diagrafiei, cu linie plina si respectiv cu dispozitiv gradient inregistrata suprapusa peste curba potentiala, cu linie punctata. Reprezentarea diagrafiei este efectuata in paralel cu coloana litologica a sectiunii geologice traversate de sonda, punandu-se in evidenta modul de reprezentare a fiecarui tip de roca pe diagrafia electrica. Scara de masura pentru Eps este nps=12,5 mV/cm, iar pentru curbele de rezistivitate aparenta este n=2,5 m/cm. Prin interpretarea diagrafiei electrice standard se poate determina: corelarea geologica a profilelor de sonda; determinarea geologica a profilelor de sonda;

aprecierea calitativa a continutului colectorului;

stabilirea reperelor geologo-geofizice;

determinarea volumelor de argila din colector;

determin