Proiect foraj anul IV

PROIECT LA FORAJUL SONDELOR

Cuprins

CAPITOLUL I- Date si informatii generale despre sonda proiectata..................................................3

1.1. Tema proiectului.........................................................................................................................3

1.2.Adancimea celor 3 intervale ce vor urma sa fie sapate...............................................................3

1.3.Densitatea fluidului folosit la saparea celor trei intervale...........................................................3

1.4.Apăsarea pe sapa.........................................................................................................................3

1.5.Turatia sapei de foraj...................................................................................................................3

1.6.Presiunea la incărcător................................................................................................................3

1.7.Schema sondei proiectate...........................................................................................................4

CAPITOLUL II - GARNITURA DE FORAJ.............................................................................................6

2.1.Prajini de antrenare.....................................................................................................................6

2.2.Prajinile de foraj..........................................................................................................................7

2.3.Prajinile grele...............................................................................................................................8

2.4.Stabilire diametre standard si lungimile prajinilor de foraj si a prajinilor grele...........................8

III SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ.........................................................................................12

3.1.Solicitarile in timpul forajului.....................................................................................................12

3.1.1.Intindere si compresiune..................................................................................................12

3.1.2.Calculul solicitarii la torsiunea garniturii de foraj..............................................................14

3.1.3.Incovoierea garniturii de foraj:.........................................................................................16

3.1.4.Presiunea interioara si exterioara a garniturii de foraj.....................................................17

3.1.5.Calculul σech foraj...........................................................................................................18

3.2.Calculul solicitarilor care apar in timpul extragerii garniturii de foraj fara circulatie.................19

3.2.2.Presiunea interioara si exterioara.....................................................................................20

3.2.3.Calculul σechextragere....................................................................................................20

3.3.Dimensionarea garniturii de foraj..............................................................................................20

3.4.Proceduri...................................................................................................................................21

Capitolul IV - FLUIDE DE FORAJ.....................................................................................................23

4.1. Proprietăţile fluidelor de foraj..................................................................................................25

4.2.Volume de noroi necesare ........................................................................................................25

4.3.Tratamente si cantitati de maateriale.......................................................................................26

CAPITOLUL V - ARHITECTURA SONDEI...........................................................................................29

1

5.1.Tubarea sondei..........................................................................................................................29

5.1.1.Tipuri de coloane..............................................................................................................29

5.1.2. Stabilirea programului de constructie..............................................................................30

5.2.Calculul gradientilor de presiune:..............................................................................................31

5.3. Diametrul coloanelor si al sapelor............................................................................................33

5.3.1.Stabilirea jocurilor radiale si verificarea diametrelor sapelor...........................................34

5.4. Calculul de rezistenta al coloanelor de tubare..........................................................................37

5.4.1. Calculul de rezistenta al coloanei de ancoraj...................................................................38

5.4.1.1. Presiuni in coloana de ancoraj....................................................................................39

5.4.2 Calculul de rezistenta al coloanei intermediare...............................................................41

5.4.2.1. Verificarea coloanei la solicitarea de intindere...........................................................44

5.4.2.2. Presiuni in coloana intermediara................................................................................45

5.4.3. Calculul de rezistenta al coloanei de exploatare..............................................................46

5.4.3.1.Verificarea la solicitarea de intindere..........................................................................48

5.4.3.2 Presiuni in coloana de exploatare................................................................................49

5.4.3.3.Proceduri.....................................................................................................................49

5.5. Cimentarea coloanelor de tubare.............................................................................................51

5.5.1.Cimentarea coloanei de ancoraj.......................................................................................52

5.5.2.Cimentarea coloanei intermediare...................................................................................57

5.5.3 Calculul cimentarii coloanei de exploatare in regim turbulent.........................................63

CAPITOLUL VI - Echipamentul de foraj..........................................................................................78

6.1. Alegerea garniturii de foraj ......................................................................................................78

6.2. Alegerea echipamentului de suprafata.....................................................................................78

2

CAPITOLUL I- Date si informatii generale despre sonda proiectata

1.1. Tema proiectuluiSă se proiecteze o sondă în foraj cunoscandu-se datele următoare:

N=15

1.2. Adancimea celor 3 intervale ce vor urma sa fie sapateAdancimea săpată pentru coloana de ancoraj este:

Ha =500+25·N=500+25·15=875m

Adancimea săpată pentru coloana intermediară:

Hi=1600+35·N=1600+35·15=2125m

Adancimea săpată pentru coloana de exploatare:

He=2300+20·N=2300+20·15=2600m

1.3. Densitatea fluidului folosit la saparea celor trei intervale(0-875m) coloana de ancoraj:

Ρa=1150+2·N=1150+2·15=1180Kg/m3

(875-2335) coloana intermediara:

Ρi=1250+5·N=1250+5·15=1325Kg/m3

(2335-2720) coloana de exploatare:

Ρe=1400+20·N=1400+10·15=1550 Kg/m3

1.4. Apăsarea pe sapaGs=125+N=125+15=140 KN

1.5.Turatia sapei de forajn=80+N=80+15=95 rot/min

1.6.Presiunea la incărcătorPi=110+N=110+15=125 bar

3

1.7.Schema sondei proiectate

Coloana de ancoraj:

Coloana de ancoraj este destinata consolidarii formatiunilor de suprafata , lungimea sa este cuprinsa de obicei intre 100-1000 m , in cazul nostru 875m .Ea serveste, intre altele ca support pentru celelalte coloane si pentru instalatia de prevenire a eruptiilor.

Coloana intermediara:

Este nenecesara pentru izolarea stratelor sau a fluidelor continute in ele care pun probleme la continuarea forajului in conditii normale. Spre exemplu prezenta unor roci in profilul sondei , cu stabilitate redusa ori prezenta unor strate slab consolidate sau care contin fluide cu presiuni anormale (mari sau mici).

4

Coloana de ancorajρna , H a ,D sa , Da

Coloana intermediaraρ¿ , H i ,D si , Di

Coloana de exploatareρne ,H e ,D se ,D e

Coloana de exploatare:

Permite izolarea stratelor productive in interiorul acesteia se introduce tubincul care permite aducerea fluidelor din stratul productiv la suprafata.

Coloanele sunt cimentate cu o pasta de ciment plasata in spatial inelar dintre gaura de sonda si coloana respective. Inaintea inceperi forajului se va plasa o coloana conductor.

5

CAPITOLUL II - GARNITURA DE FORAJ

In cazul de fata folosindu-se forajul cu masa rotativa garniture de prajini va reprezenta arborele de transmisie a miscarii de rotatie, provenita de la masa rotativa , la sapa, prin intermediul ei se transmite energia necesara dislocarii rocii din talpa sondei.

Garnitura de foraj este alcatuita din prajina de antrenare, prajini de foraj, prajini intermediare, prajini grele si sapa. Miscarea de rotatie a masei rotative se va transmite la sapa in ordinea urmatoare prajina de antrenare cu profil hexagonal va primi miscarea de rotatie de la masa rotativa care o va transmite mai departe prajinilor de foraj. De la prajinile de foraj va fi transmisa la prajinile intermediare iar apoi la cele grele iar la randui sapei de foraj . Actiunea combinata a apasarii pe sapa Gs si a turatiei n permite sapelor sa disloce roca in cazul sapelor cu role roca va fi dislocate prin sfarmare , in cazul salapelor cu diamante impregnate prin erodare, iar in cazul celor cu diamante insertate prin erodare si aschiere.

Garnitura de foraj este folosita inafara forajului propriu zis si la alte operatiuni cum ar fi omorarea sondei in situatiile eruptive , instrumentatii, probarea stratelor presupuse productive, efectuarea operatiilor de carotaj,cimentarea linerelor, formarea dopurilor de ciment etc.

La forarea acestei sonde se vor folosi:

2.1.Prajini de antrenare

Prin forma ei profilata prajina de antrenare preia miscarea de rotatie de la masa roatativa si o transmite spre sapa prin intermediul restului garniturii de foraj. Pe masura ce sapa avanseaza prajina de antrenare va culisa prin masa rotativa.

La saparea celor 3 intervale se vor folosi prajini de antrenare dupa cum urmeaza :

- pentru primul interval 0 – 875 m se utilizeaza prajini de antrenare cu profil hexagonal cu :

- diametrul nominal , Dn=6∈¿

- Imbinarea superioara de tipul: 6 5/8 REG, Dis=196,9mm

- Imbinarea inferioara (cepul) de tipul 5 ½ FH

S-a optat pentru prajini cu profil hexagonal deoarece se uzeaza uniform, momentul de torsiune se transmite pe o suprafata mai mare , sunt mai rezistente .

6

- pentru intervalul 875 – 2335 m

- diametrul nominal , Dn=51/ 4∈¿


- Imbinarea inferioara (cepul) de tipul NC 46 (4 IF)

- pentru intervalul 2335 – 2720 m

- diametrul nominal , Dn=51/ 4∈¿


- Imbinarea inferioara (cepul) de tipul NC 50 (4 IF)

in continuare se va prezenta o schema a prajinilor de antrenare cu profil hexagonal:

2.2.Prajinile de foraj

O prajina de foraj are in compozitie 3 elemente : corpul sau teava prajinii prevazuta la un capat cu cep iar la celalalt cu cep .

Prajinile de foraj se fabrica prin laminare iar capetele fiind ingrosate prin presare ulterioara la cald

Dr−diametrul exterior al racordului D−diametrulexterior al corpului prajinii d−diametrul interior al prajini i t−grosimeade perete a prajinii de foraj

Institutul American de Petrol API a definit 4 tipuri de clase de rezistenta E-75, X-95, G-105, S-135. Clasa cea mai folosita este clasa E-75 daca rezistenta acestei clase nu este suficienta atunci se vor folosi prajinile dintr-o clasa superioara.

7

2.3.Prajinile greleRolul prajinilor grele este cel de a conditiona utilizarea in vune conditii a

intrumentului de dislocare . mai mult ele trebuie sa raspunda si unor constrangeri legate de:

- Diametrul gaurii de sonda- Pierderile minimale de sarncina- Rezistenta la flambaj- rigiditatea

Prajinile grele uzoale sunt cilindrice cu lungimea de 9 m avand la un capat cep si la celalalt mufa ambele taiate din corp.

Dr−diametrul racordului

Dn−diametru nominalal prajinii grele

2.4.Stabilire diametre standard si lungimile prajinilor de foraj si a prajinilor grele

Diametrul prajinilor de foraj

Petru intervalul 0-875m

Acest interval se va sapa cu o sapa cu diametrul Ds=15 ½ in (393.7 mm). Deci se va adopta un diametru standard conform tabelului:

Diametru sapei(Ds)

(mm)135-175 176-200 200-250 250-400 Peste 400

Diametrul prajinilor (Dp)

(in)3 1/2 4-41/2 41/2-5 5-51/2 51/2-64/8

Diametrul exteterior al prajinilor de foraj: Dpstas=5 in(127mm), grosimea de perete t=9,15 mm, masa unitara qp=29,02 kg·m, tipul imbinarii 5 1/2 in FH.

Lungimea prajinilor de foraj

8

Lp=H-lg=875-53=822 m

Se vor utiliza 108 bucati prajini de foraj.

Diametrul prajinilor grele

Diametrul optim al prajinilor de foraj este aproximativ 75% din diametrul sapei

-diametrul maxim al prajinilor grele:

Dgmax=Ds-1 in=393,7-25,4=368,3 mm

-diametrul calculate al prajinilor grele

Dg=0,75·Ds=0,75·393,7=295,27 mm

Se va adopta un diametru standard pentru prajinile grele de foraj :

Dstas=11 in (279.4mm)

Penreu acest diametru avem :

Diametru interior: dg=76,2 mm ,imbinarea NC 77, masa unitara qp=444.5 kg·m

Lungimea prajinilor grele

Lungimea intregului ansamblu de prajini grele se determina din conditia ca apasarea pe sapa Gs sa fie reazlizata cu aproximativ 75% din greutatea lor.

lg=Gs

0,75 · qg · g·(1− ρnρo )

= 146 ·103

0,75·444,5 ·9,81 ·(1−11927850 )=53m

Deoarece o prajina grea are 9 m se vor utiliza 6 prajini grele.

Pentru intervalul (875-2125m)- colane intermediara:

Pentru acest interval se va utiliza o sapa cu diametrul Ds=95/8(245mm).

Diametrul prajinilor de foraj:

Dp=41/2…..5 in se va allege Dpstas=41/2

Pentru acest diametru avem : grosimea de perete t=8,56 mm , qp=24,70 kg·m, tip imbinare NC 385H.

Lungimea prajinilor de foraj:

Lpi=2125-136=1989m

9

Diametrul prajinilor grele:

Diametrul maxim la prajinilor de foraj:

Dpmax=Ds-1in=245-25,4=219.6mm

Diametrul calculate al prajinilor grele:

Dg=0,75·Ds=0,75·245=183,75mm

Diametru stas al prajinilor grele:

Dpstas=71/4in (184,2mm)

Pentru acest diametru avem : diametru interior dg=71,5mm, imbinarea NC50, qg=177,6 Kg·m

Lungimea prajinilor grele:

lg=Gs

0,75 · qg · g·(1− ρnρo )

= 146 ·103

0,75·177,6 ·9,81·(1−13357850 )=136m

Se vor utiliza 16 bucati.

Pentru intervalul (2125-2600m)- colanda de exploatare:

Pentru acest interval se va utiliza o sapa cu diametrul Ds=63/4(245mm).

Diametrul prajinilor de foraj:

Dp=4…41/2 in se va allege Dpstas=41/2(114,3mm)

Pentru acest diametru avem : grosimea de perete t=8,56 mm , qp=20,83 kg·m, tip imbinare NC 50H.diametru interior dp=97,18 mm

Lungimea prajinilor de foraj:

Lpi=2720-203=2517m

Diametrul prajinilor grele:

Diametrul maxim la prajinilor de foraj:

Dpmax=Ds-1in=171,5-25,4=146,1mm

Diametrul calculate al prajinilor grele:

Dg=0,75·Ds=0,75·171,5=128,6mm

10

Diametru stas al prajinilor grele:

Dpstas=6 in (152,4mm)

Pentru acest diametru avem : diametru interior dg=57,2 mm, imbinarea NC44, qg=123,1 Kg/m

Lungimea prajinilor grele:

lg=Gs

0,75 · qg · g·(1− ρnρo )

= 146 ·103

0,75·123,1 ·9,81 ·(1−16107850 )=203m

Se vor utiliza 23 bucati.

III SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ

11

Ca urmare a lucrului neuniform al sapei pe talpa, a rotirii garniturii de foraj a pulsatiilor pompelor de noroi, in timpul forajului toate solicitarile au practice un character variabil. In general , solicitawrile se accentueaza cu adincimea si sunt mai severe in zonele curbate. Sunt situatii in cand garniture este supusa la solicitari dinamice de soc: degajarea prin bataie cu geala, intepenirea ori desprinderea brusca in timpul rotirii , scaparea pe o anumita inaltime etc.

Principalele solicitari la care sunt supuse diferitele elemente ale garniturii de foraj sunt:

- tractiunea- torsiunea- presiunea exterioara- presiunea interioara- solicitarile combinate : tractiune-torsiune sau tractiune-presiune

Atunci cand sonda este curbata , ori cand isi pierde , in timpul lucrului, forma rectilinie de echilibru stabil, ca si atunci cand este supusa vibratiilor transversal, garniture de foraj este supusa solicitarii de incovoiere.

3.1.Solicitarile in timpul forajului

3.1.1.Intindere si compresiune

Solicitarea la intindere este create de : greutatea proprie a prajinilor , greutatea ansamblurilor introduce in sonda, fortele de frecare cu peretii si cu noroiul din sonda, fortele de frecare cu peretii si cu noroiul din sonda; fortele de inertie din timpul manevrei; fortele de presiune create de prezentza si circulatia noroiului; forta suplimentara de tractiune in cazul degajarii unei garniture prinse.

Greutatea prajinilor de foraj:

12

Gp=qp·g·lp·(1−ρ fρo

¿=20,83 ·9,81 ·2517 ·(1−16107850

)=408,8 KN

Greutatea prajinilor grele de foraj:

Gg=qg·g·lg·(1−ρ fρo

¿=123,1 ·9,81·203 ·(1−16107850

)=194,6 KN

Aria prajinilor de foraj respective cea a prajinilor grele:

Ap=π4·(D p

2−d p2 )=π

4(0,11432−0,09712 )=2,85·10−3m2

Ag=π4·(Dg

2−dg2 )=π

4(0,1522−0,05722 )=0,015m2

Calculul solicitarii la intindereσ 1−1 si compresiune σ 2−2 , σ3−3:

σ 1−1=G p+G g−F p1+F p2+Fp3−G s

A p

=408,8+194,6−669,15+505,72+97−1462,85 ·10−3

=136,9 Nmm2

Calculul fortelor care actioneaza pe garnitura de foraj:

F p1=ρn · g · ( lg+l p ) · Ag=1610 ·9,81 · (203+2517 ) ·0,015=669,15KN

F p2=ρn ·l p · ( Ag−A p )=1610 ·9,81 ·2517 · (0,015−2,85 ·10−3 )=505,72KN

F p3=Pi ·π4· dp2=131·105 · π

4·0,09712=97KN

σ 2−2=G g−F p1+F p2−Gs

Ap

=194,6−669,15+505,72−1462,85 ·10−3

=−40,18 Nmm2

σ 3−3=−G s−F p1

Ag

=−146−559,150,015

=−52,33 Nmm2

13

3.1.2.Calculul solicitarii la torsiunea garniturii de foraj

Garnitura de foraj estesolicitata la torsiune in timpul procesului de foraj sau carotaj, in cursulunor instrumentatii etc.

14

Solicitarea de torsiune in sectiunea 3-3:

τ3−3=M s

W p

= 10956,75 ·10−4

=16,20 Nmm2

Calculul momentului la sapa care este egal cu momentul de torsiune in sectiunea 3-3:

M 3−3=M s=M sp ·Gs=7,5 ·146=1095N·m

M sp−momentul specific

Gs−apasarea pesapa

Calculul modulului de rezistenta polar al materialului prajinilor grele in cazul nostru otel :

W pg=π16·(D g

4−dg4

D g)= π16·( 0,152

4−0,0574

0,152 )=6,75 ·10−4m4


τ 2−2=M 2−2

W pg

= 17406,75 ·10−4

=25,81 Nmm2

Momentul de torsiune in sectiunea 2-2:

M 2−2=M s+M rg=1095+649=1740N ·m

Momentul la rotirea garniturii de foraj:

M rg=30 · Prg ·10

3

n ·π=30 ·6,87 ·10

3

101· π=649N ·m

Puterea necesara la rotirea prajinilor grele:

Prg=c · D g2 · n1,7 · γ n · lg=35,65 ·10

−5 ·0,1522·1011,7·1,61 ·203

Prg=6,87KW

c−coeficinet al carui valori depind de inclinarea sondei

15

3 3

2 2

1 1

γ n−greutatea specificaa fluidul uide forajdaN

dm3


τ1−1=M 1−1

W pp

= 63031,40 ·10−4=44,86

Nmm2

Momentul in sectiunea 1-1 este egal cu momentul la masa rotativa Mm:

M 1−1=Mm=M s+M r=1095+5208=6303N·m

Momentul de rotire in sectiunea 1-1:

M r=30 ·P rg ·10

3

n ·π=30 ·55,09 ·10

3

101 · π=5208N ·m

Puterea necesara rotirii garniturii de foraj in sectiunea 1-1:

Prg=c · (D g2 ·l g+D p

2 · l p ) · n1,7· γn=35,65 ·10−5 · (0,1522·203+0,11432 ·2517 ) ·1011,7·1,61

Prg=55,09KW

Calculul modulului de rezistenta polar al prajinilor de foraj:

W pp=π16·(D p

4−d p4

D p)= π16·( 0,1143

4−0,09714

0,1143 )=1,4 ·10−4m4

3.1.3.Incovoierea garniturii de foraj

Garnitura de foraj este solicitata la incovoierea atunci cand sonda este curbata, cand isi pierde forma rectilinie de echilibru stabil ori atunci cand este supusa la vibratii transversal.

16

Solicitarea la incovoiere σ î :

σ î=f · π2 · E · D p

2 ·l s2 =0,0286 · π

2 ·2,1 ·1011 ·0,11432·16,292

=12,75 Nmm2

ls=μ ·4√ E · I

q p ·ω2=π · 4√ 2,1 ·1011 ·8,02 ·10−6

20,83 ·16,292=16,29m

E- modulul de elasticitate longitudinal al materialului:

E=2,1·1011 N

mm2

I – momentul de inertie axial:

I=W pp · D p

2=1,4 ·10

−4 ·0,11432

=8,02 ·10−6m4

ω−¿viteza unghiulara:

ω=π ·n30

=π ·10130

=10,57 rad /s

17

3.1.4.Presiunea interioara si exterioara a garniturii de foraj

Exista anumite situatii in timpul forajului cand presiunea din interiorul garniturii de foraj este mai mare decat cea din exterior. Spre exemplu atunci cand se incearca obtinerea circulatiei intr-o sonda cu garniture prinsa sau infundata. Sau la cimentarea sub presiune a unui strat, la probarea unui liner ori a unui strat cu ajutorul prajinilor , presiunea din interiorul aacestora este mai mare decat cea din exterior . Totusi, presiunile interioare intalnite in mod current nu sunt periculoase .Insa in combinatie cu celelalte solicitari efectul lor nu trebuie omis.

Sectiunea 1-1

σ t1−1=R i2· p i−Re

2 · peRe2−Ri

2 =0,048552 ·131 ·105−0,5712 ·131·105

0,5712 ·0,0482=−13,1 N

mm2

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Ri=d p2

=0,09722

=0,04855m

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Re=D p

2=0,1143

2=0,571m

Presiunea exterioara este egala cu presiunea interioara si cu cea la incarcator:

pe=pi=p inc=131 ·105 Pa131 ¿̄

18

Sectiunea 2-2

σ t2−2=R i2· pi−Re

2 · peRe2−Ri

2 =0,0282·131 ·105−0,0762 ·131 ·105

0,0762·0,0282=−13,1 N

mm2

Raza interioara a prajinilor grele:

Ri=d g2

=0,05722

=0,028m

Raza exterioara a prajinilor grele:

Re=Dg

2=0,152

2=0,076m

Presiunea exterioara este egala cu presiunea interioara si cu cea la incarcator:

pe=pi=p inc=13,1 ·106 Pa=131 ¿̄

3.1.5.Calculul σ echforaj In vederea stabilirii clasei mateliarului din care va fi realizata garnitura de foraj se va calcula σ echforaj :

σ 1=σ r=−13,1 N

mm2

σ 2=σax+σ t2

+√ (σax−σ t ) (σ ax−σ t )4

+τ1−12 =¿

¿ 149,65−13,12

+√ (149,65+13,1 ) (149,65+13,1 )4

+44,862=161,2 Nmm2

σ z=σ1−1=136,9N

mm2

σ ax=σ z+σ î=136,9+12,75=149,65N

mm2

σ 3=σax+σ t2

−√ (σ ax−σ t ) (σax−σ t )4

+τ1−12 =¿

149,65−13,12

−√ (149,65+13,1 ) (149,65+13,1 )4

+44,862=−24,6 Nmm2

19

σ echforaj=√ 12 [ (σ1−σ2 )2+(σ2−σ3 )2+(σ3−σ 1)2 ]=¿

¿√ 12 · [ (−13,1−161,2 )2+ (161,2+24,6 )2+(−24,6+13,1 )2 ]=¿

σ echforaj=174N

mm2

3.2.Calculul solicitarilor care apar in timpul extragerii garniturii de foraj fara circulatie

3.2.1.Tractiune σ 1−1 :

σ 1−1=(G p+G g ) ·(s+ ag +1−

ρfρo )

A p

=(408,8+194,6 ) ·(0,15+ 0,49,81 +1−1610

7850 )2,85 ·10−3 =¿

σ 1−1=208,31σN

mm2

s – coeficientul de frecare al lui Poisson, s= 0,15

a – acceleratia la extragere a garniturii de foraj , a=0,4 m/s

ρo – densitatea otelului , ρo=7850Kg

m3

ρ f – densiteatea fluidului de foraj, ρ f=1610Kg

m3

3.2.2.Presiunea interioara si exterioara

σ r=σ t=−ρn · g ·H=−1610 ·9,81·2720=−42,959 N

mm2

20

3.2.3.Calculul σ echextragere

σ 1=σ r=σ t=−42,959 N

mm2

σ 2=σax+σ t2

+√ (σax−σ t ) (σ ax−σ t )4

+τ1−12 =¿ 208,31−429,59

2+√ (208,31+429,59 ) (208,31+429,59 )

4+¿=¿¿

¿208,31 N

mm2

σ 3=σax+σ t2

−√ (σ ax−σ t ) (σax−σ t )4

+τ1−12 =¿ 208,31−429,59

2−√ (208,31+429,59 ) (208,31+429,59 )

4+¿=¿¿

¿−42,959 N

mm2

σ echextragere=√ 12 [ (σ 1−σ2 )2+(σ2−σ 3 )2+ (σ3−σ1 )2 ]=¿

¿√ 12 · [ (−42,959−208,31 )2+(208,31+42,959 )2+(−42,959+42.959 )2 ]=¿

¿251,26 N

mm2

3.3.Dimensionarea garniturii de forajSe va compara : σ echextragere cu σ echforaj adica : σ echextragere>σ echforaj

Petru dimensionare se va allege σ echextragere=251,26N

mm2

cs=Rp 0,2

σ ech

1,5=Rp 0,2

251,26

Rp0,2=1,5·251,26=376,89N

mm2

Rp,02 – limita la curgere a matarialului

Se va adopta pentru fabricarea garniturii de foraj otelul din clasa E-75

21

In timpul forajului In timpul extragerii

1-1

N

mm2

2-2

N

mm2

3-3

N

mm2

1-1

N

mm2

2-2

N

mm2

3-3

N

mm2

σz 136,9 -40,18 -52,33 208,31 - 0

σi 12,75 - - 0 0 0

σax 136,9 -40,18 -52,33 208,31 - 0

σt -13,1 -13,1 -13,1 -42,959 -42,959 -42,959

τ 12,75 25,81 16,20 0 0 0

σech 174 251,26

3.4.ProceduriDupa stabilirea garniturilor de foraj necesare saparii celor trei intervale se va da

comanda de la fabricant la timpul folosirii lor.

Transportul garniturii de foraj se va face de la fabricant la locul unde se va sapa sonda cu peridocul sau platforma in functie de mijlocul de transport pus la dispozitie de benificiar. Cand aceasta va ajunge la sonda se verifica buletinul care contine informatii despre garniture de foraj ( diametrele nominale, lungimi, gradul materialului etc) , se masoara apoi lungimea prajinilor de foraj si a celor grele dupa care se sabloneaza .

Sablonarea consta in introducerea unui dispozitiv special in interiorul prajinilor pentru a se verifica daca prajinile de foraj au venit cu defecte din fabrica ( turtite , denivelari etc) . Dupa aceste verificari se va mai face si o verificare la presiune interioara in cazul in care aceasta nu s-a realizat la fabricant.

Dupa incheierea tuturor testelor prajinile se vor aseza pe rampa special amenajata cu ajutorul unei macarale dupa care se vor pune tot cu ajutorul macaralei la “ deget “ la podul podarului urmand apoi sa fie introduse bucata cu bucata in timpul forajului. Inainte de a introduce garnitua in sonda se vor trece intr-un tabel seria si numarul componentei introduse in sonda.

Daca apare vreo defectiune ( ruperea unei prajini, spargerea, spiruirea etc) sau daca este necesar sa se inlocuiasca sapa de foraj prajinile de foraj se vor scoate afara in pas ( 3 bucati) si se desfileteaza dupa care se aseaza la “deget” la podul podarului.

22

Capitolul IV - FLUIDE DE FORAJ

Fluidului de foraj i se atribuie, în prezent, următoarele roluri principale:

Hidrodinamic. După ieşirea din duzele sapei, fluidul curăţă particulele de rocă dislocată de pe talpa sondei şi le transportă la suprafaţă, unde sunt îndepărtate.

23

Hidrostatic. Prin contrapresiunea creată asupra pereţilor, el împiedică surparea rocilor slab consolidate şi pătrunderea nedorită în sondă a fluidelor din formaţiunile traversate.

De colmatare. Datorită diferenţei de presiune sondă-straturi, în dreptul rocilor permeabile se depune prin filtrare o turtă din particule solide, care consolidează pietrişurile, nisipurile şi alte roci slab cimentate sau fisurate. Totodată, turta de colmatare reduce frecările dintre garnitura de foraj sau coloana de burlane şi rocile din pereţi, diminuează uzura prăjinilor şi a racordurilor.

De răcire şi lubrifiere. Fluidul de circulaţie răceşte şi lubrifiază elementele active ale elementului de dislocare, prăjinile, lagărele sapelor cu role şi lagărele motoarelor de fund.

Motrice. Când se forează cu motoare de fund, hidraulice sau pneumatice, fluidul de foraj constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafaţă la motorul aflat deasupra sapei.

Informativ. Urmărind fluidul de circulaţie la ieşirea din sondă şi detritusul adus la suprafaţă, se obţin informaţii asupra rocilor interceptate şi asupra fluidelor din porii lor.

În anumite situaţii, fluidul de foraj poate îndeplinii şi alte atribuţii: plasarea pastei de ciment în spaţiul ce urmează să fie cimentat, antrenarea unor scule de instrumentaţie, degajarea garniturilor de foraj prinse, asigurarea presiunii necesare între coloana de exploatare şi tubingul suspendat în packer, omorârea sondei.

Fluidul de foraj trebuie să îndeplinească următoarele condiţii:

fluidul ales nu trebuie să afecteze, fizic sau chimic, rocile traversate; să-şi păstreze proprietăţile, în limite acceptabile, la contaminare; să-şi menţină însuşirile tehnologice la temperaturile şi presiunile ridicate ce

vor fi întâlnite în sonde şi la variaţiile lor din circuit; să permită investigarea geofizică a rocilor şi fluidelor conţinute în porii lor; să prevină coroziunea şi eroziunea echipamentului de sondă; să menţină în suspensie particulele de rocă neevacuate, în timpul

întreruperilor de circulaţie; să conserve permeabilitatea straturilor productive deschise; să nu fie toxic sau inflamabil şi să nu polueze mediul înconjurător şi apele

freatice; să fie uşor de preparat, manipulat, întreţinut şi curăţat de gaze sau detritus; să permită sau chiar să favorizeze obţinerea de viteze de avansare a sapei cât

mai mari;

24

să fie ieftin, să nu reclame aditivi deficitari şi greu de procurat, iar pomparea lui să aibă loc cu cheltuieli minime.

Este nerealist să se încerce prepararea unui fluid care să răspundă la toate aceste condiţii şi atribuţii. Pentru o anumită situaţie concretă se alege fluidul cel mai convenabil.

Tipuri de fluide :

Pentru adancimea forata la această sondă până la 2720 m avem nevoie de un noroi natural pentru primul interval, de un noroi inhibitiv pentru al doilea interval si al treilea.

Fluidele de foraj dispersate au la bază sistemul dispersat apă-argilă. Constituite din materiale ieftine şi uşor de procurat, ele posedă practic toate însuşirile necesare forajului. De aceea, sunt cele mai răspândite fluide de circulaţie.

Ele sunt preparate la suprafaţă din argile bentonitice, uneori activate, cu bune proprietăţi coloidale, dar înglobează şi particule argiloase sau inerte din rocile traversate. Prin urmare, aceste fluide, nu sunt doar dispersate, ci şi dispersive.

Interval forat Gradientul de presiune Tip fluid Densitatea fluidului

m bar/10m ------ Kg/m3

0-875 0,11 Dispersat 1192

875-2335 0,13 Inhibitiv 1355

2335-2720 0,19 Inhibitiv 1610

4.1. Proprietăţile fluidelor de foraj:

Compoziţia, calităţile sau carenţele unui fluid de foraj sunt definite printr-o serie de proprietăţi, unele dintre ele comune tuturor tipurilor de fluide, altele specifice numai anumitor categorii. O parte (densitatea, conţinutul de gaze, rezistivitatea ş.a.) se măsoară şi

25

se înregistrează la sondă şi în mod continuu; celelalte sunt măsurate numai intermitent, la sondă ori în laborator.

Proprietatile reologice ale fluidelor de foraj

Pentru primul interval 2125 – 2600 m

- vascozitatea plastica.

ηpn=0,033· ρn−22=0,033 ·1610−23=31,13cP

- tensiunea dinamica de forfecare.

τ op=0,0085 · ρn−7=0,0085 ·1610−7=6,6N

m2

Pentru intervalul 875 – 2125 m


ηpn=0,033· ρn−22=0,033 ·1355−23=22,71cP


τ op=0,0085 · ρn−7=0,0085 ·1355−7=4,51N

m2

Pentru intervalul 0 – 875 m


ηpn=0,033· ρn−22=0,033 ·1192−23=17,33cP


τ op=0,0085 · ρn−7=0,0085 ·1192−7=3,13N

m2

4.2.Volume de noroi necesare :

a. Intervalul 0-875 m : K = 2....3

V n1=K·π4· Ds

2 · H 1=2,5 ·π4·0,39372 ·875=317,5m3

b. Intervalul 875 - 2125 m :

V n2=K·π4· Ds

2 · H 2=2,5 ·π4·0,24592 ·2335=277,22m3

26

c. Intervalul 2125 – 2600 m :

V n3=K·π4· Ds

2 · H 2=2,5 ·π4·0,17152 ·2720=157,08m3

4.3.Tratamente si cantitati de maateriale:

Densitatile componentelor fluidului de foraj

- Densitatea apei , ρa=1000Kg

m3;

- Densitatea argilei, ρarg=2300Kg

m3 ;

- Densitatea baritei, ρba=4300Kg

m3;

Pentru cele 3 intervale vom aveava urmatoarele cantitati de maateriale

marg∫ 1=ρn−ρaρarg−ρa

· ρarg ·V n=1192−10002300−1000

·2300 ·317,5=107,8 t

marg∫ 2=ρn−ρaρarg− ρa

· ρarg ·V n=1355−10002300−1000

·2300 ·277,22=174,15 t

marg∫ 3=ρn−ρaρarg− ρa

· ρarg ·V n=1610−10002300−1000

·2300 ·157,08=169,52 t

Volumele de argila pentru cele trei intervale sunt:

V arg∫1=marg

ρarg=107,8 ·10

3

2300=46,86m3

V arg∫2=marg

ρarg=174,15 ·10

3

2300=75,71m3

V arg∫3=marg

ρarg=169,52 ·10

3

2300=73,70m3

Masa de barita necesara prepararii fluidului de foraj necesar la forarea celor trei intervale este:

27

mba∫1=ρn−ρaρba−ρa

· ρba ·V n=1192−10004300−1000

·4300 ·317,5=79,43 t

mba∫2=ρn−ρaρba−ρa

· ρba ·V n=1355−10004300−1000

·4300 ·277,22=128,2 t

mba∫3=ρn−ρaρba− ρa

· ρba ·V n=1610−10004300−1000

·4300 ·157,08=124,8 t

Volumele de barita pentru cele trei intervale sunt:

V ba∫1=mba

ρba=79,43 ·10

3

4300=18,47m3

V ba∫2=mba

ρba=128,2 ·10

3

4300=29m3

V ba∫3=mba

ρba=124,8 ·10

3

4300=29.02m3

Volumul de apa necesar prepararii noroaielor pentru cele 3 intervale:

V a∫ 1=V n−¿

V a∫ 2=V n−¿

V a∫ 3=V n−¿

Dupa cum s-a aratat mai sus in tabel pentru saparea clor trei intervale se va utiliza tei tipuri de noroaie pentru primul interval sapat (0 - 875 m) , intervalul sapat pentru coloana de ancoraj, la saparea lui se va folosi un fluid dispersat.

Pentru celelalte intervle (875-2125 m ) si (2125 - 2600m) sapate pentru fixarea coloanei intermediare respectiv de exploatare se va utiliza fluide de foraj inhibitive pe baza de ioni de K .

Aceste fluide au la baza sistemul apa-argila care asigura in plus stabilitate sistemului si imprimarea unui puternic caracterinhibitiv mediului apos , acest rol este indeplinit de adaosul de electroliti, polimeri de protectie , substante tensioactive, anumiti fluidizanti, substante hidrofobizante.

Se va utiliza o varianta de fluid cu clorura de potasiu si fluidizanti inhibatori, denumit INHIB-KCl. Acesta este un amestec de lignosulfonati, humati si dicromati, care amplifica efectul inhibitiv al ionului de potasiu; rezultatele procesului sunt :

28

- provenirea dispersarii detritusului argilos ( prin adsorbtie la suprafata acestuia);

- scaderea vascozitatii si gelatiei, datorita fixarii pe particulele elementare de argila, reducand fortele de atractie dintre aceastea;

- micsorarea filtratului fluidului de foraj prin impermeabilizarea turtei de colmatare;

- marirea stabilitatii termicie pana la 180...200 ° C.

la preparearea fluidelor pentru cele doua intervale se pleaca de la solutia diluata de argila

bentonitica prehidratata ρn=1050kg

m3 la care se adauga :

- 45 kg

m3 INHIB; 120

kg

m3 KCl; 4 NaOH; pnetru a mentine pH-ul sistemului intre 9,5...11; un

coloid organic 10 kg

m3 carboximetilceluloza; o substanta tensioactiva nenionica pentru reducearea

tenisunii interfaciale 10 kg

m3 EGOP-glicoli oxipropilati0; un antispumant CSF-1,7

kg

m3; si motorina 25

l

m3 pentru imbuntatatirea proprietatilor de filtarare si lubrifiere .

Pentru fiecare metru forat se adauga 1....2 kg KCl deoarece in filtrat trebuie sa existe permanent un exces de ioni de K+ .

CAPITOLUL V - ARHITECTURA SONDEI

5.1.Tubarea sondei.

29

Gaura de sonda forata in scoarta terestra perturba echilibrul natural al acesteia din urma.In cazul unor roci precum petrisurilor, nisipurile rocile fisurate, mmarnele si argilele hidratabile, sarea gema, anhidritele etc. apar fenomene de instabilitate a gaurii de sonda chiar in timpul forajului. Din acest motiv este nevoie de un program de constructie care sa-i ofere acesteia conditii si siguranta in exploatare.

Programul de constructie cuprinde:

- programul de tubare -adancimea de introducere a coloanelor de tubare; - diametrul si grosimea burlanelor, -calitatea otelului -tipul imbinarilor etc.

- programul de sape:

- tipuri;

- diametre

- programul de cimentare

- tipul pastei

- intervalul cimentarii etc.

5.1.1.Tipuri de coloane

Inainte de inceperea forajului propriu-zis se realizeaza manual sau mecanic o deschidere de sectiune circular sau patrata de 0,8 - 1 m cu adancimea de 3 – 6 m in care se introduce un burlan de table din otel cu diametrul de 500 – 700 mm care constituie coloana de ghidare. Se stabileste o coloana de ghidare de 444 mm.

Apoi vor urma coloanele :

Coloanele de ancoraj adancimea de fixare a coloanei de ancoraj este de 875 m .

Functiile principale ale acestei coloane sunt:

- consolideaza gaura de sonda in zonele de suprafata- constituie un support pentru instalatiile de prevenire a eruptiilor- constituie un support pentru coloanele urmatoare

Coloanele intermediare adancimea de fiaxare a coloanelor intermediare este de 2335 m aceste

30

coloane sunt introduce pentru:

- izolarea stratelor in care se produc pierderi de flui de foraj- izolarea stratelor cu presiuni ridicate- izolarea masivelor de sare- izolarea sondelor care contin roci cu stabilitate redusa

Coloanele de exploatare adancimea de introducere este de 2600 m si indeplineste urmatoarele functii:

- premite deplasarea fluidelor exploatate de la nivelul stratului productive pana la suprafata

prin intermediul coloanei de extractive;

- asigura realizarea unor operatii privind imbunatatirea procesului de exploatare fisuri, acidizari, interventii etc.

- previne surparea stratului in cazul in care acesta este alcatuit din roci instabile.

Diametrul acestei coloane a fost stabilit in functie de debitul de fluide ce urmeaza sa fie extrase,

diametrul stabilit in cazul nostru este 5 in deci debitul de fluid asteptat este mai mare de 150 m3 .

5.1.2. Stabilirea programului de constructie

La stabilirea programului de constructie a acestei sonde se are in vedere mai multi factori geologici si tehnologici :

Adancimea proiectata. Sonda proiectata este de adancimie medie (2720 m) cu o constructive nu prea complexa cu un numar redus de coloane cu diametrul si grosimea burlanelor mici.

Conditiile gelologice. Programul de constructive al sondei este influentat in mod hotarator de : natura si proprietatile fizico-mecanice ale rocilor traversate de sonda prezenta si natura fluidelor din porii rocii presiunea din pori si presiunea de fisurare.

Preofilul spatial al sondei. Adancimea de tubare a coloanelor , marimea jocurlor radiale burlane – pretii sondei, grosimea de prete a burlanelor sunt influentate in mod essential de traiectul gaurii de sonda : in acest caz sonda este verticala fara problem.

Alcatuirea programului de constructive incepe cu: determinarea numarului de coloane care se va stabili in functie de gradul de rezistenta al matarialul ales; si a adancimilor de introducere ( deja cunoscute prin tema de proiect).

31

O prima regula care trebuie respectata de-a lungul intervalelor netubate este :

Γ p<Γ n<Γ fis

Γ p−gradientul presiunii fluiduluidin pori

Γn−gradientul presiuniicreata de fluidul de foraj

Γ fi s−gradientul presiunii de fisurare

5.2.Calculul gradientilor de presiune:

Pentru adancimea 875 m (adancimea de introducere a coloanelor de ancoraj):

Gradientul presinii fluidului din porii rocii:

Γ p=Pp

H=110875

=0.10 ¿̄m

¿

Pp−presiunea din pori

Pp=Pn−10 ·10−5=120−10=110 ¿̄

Pf−presiuneacreata de fluidul de foraj

Pn= ρn · g ·H=1192 ·9.81 ·875 ·10−5=120 ¿̄

Gradientul presiunii create de fluidul de foraj:

Γn=PnH

=120875

=0.13 ¿̄m

¿

Gradientul presiunii de fisurare:

Impus prin tema de proiect se va calcula:

Γ fis=Γ p+0.04=0.10+0.08=0.18¿̄m

¿

Deci se respecta conditia : Γ p<Γ n<Γ fis ; 0.10 < 0.11 <0.18

Pentru adancimea 2125 m (adancimea de introducere a coloanelor intermediare):


32

Γ p=Pp

H= 3002125

=0.12 ¿̄m

¿


Pp=Pn−10 ·10−5=310−10=300 ¿̄


Pn= ρn · g ·H=1355·9.81 ·2335·10−5=310 ¿̄


Γn=PnH

= 3102125

=0.13 ¿̄m

¿



Γ fis=Γ p+0.05=0.12+0.05=0.17¿̄m

¿


Pentru adancimea 2600 m (adancimea de introducere a coloanelor de exploatare):


Γ p=Pp

H=419,592600

=0.15 ¿̄m

¿


Pp=Pn−10 ·10−5=429,59−10=419,59 ¿̄


Pn= ρn · g ·H=1610·9.81 ·2620·10−5=429,59 ¿̄


Γn=PnH

=429,592620

=0.16 ¿̄m

¿



33

Γ fis=Γ p+0.04=0.15+0.04=0.19¿̄m

¿


5.3. Diametrul coloanelor si al sapelor.

In functie de marimea debitului asteptat diametrele echipamentelor de extractive si celor de interventie, modul de echipare al zonei productive etc. , se impune diametrul nominal al coloanei de exploatare .

Orientativ valorile diametrului nominal al coloanei de exploatare pentru sondele de petrol in fuctie de debit:

Pentru sondele de

petrol

Q, m3/24h 40 - 100 100– 150

> 150

Dc mm (in) 114,3(4 1/2 )

127…..141,3(5…..5 1/2 )

152,4….168,3(5…..6 5/8 )

Diametrele celorlalte coloane si ale sapelor aferente se stabiliesc, intr-un process unic, prin utilizarea metodei “ de jos in sus”.

Intre peretii sondei si cei ai coloanelor de burlane, trebuie sa existe un joc radial , respective o ratie de tubare R suficient de mari pentru introducerea fara dificultati a coloanei si pentru o cimentare eficienta a spatiului inelar.

5.3.1.Stabilirea jocurilor radiale si verificarea diametrelor sapelor

34

Conform metodei “ de jos in sus “:

Pentru coloana de exploatare:

Se cunoaste diametrul exterior al coloanei:

Deex=127mm¿

Se va alege diametrul Stas al mufei se va utiliza mufa tip Buttress:

Diametrulcoloanei

Diametrul mufei(imbinare normala

si Buttress)

Diametrul mufei(imbinare Extreme

Line)

Diametrul sapei

In (mm) In (mm) In (mm) in mm5

(127)5,563

(141,3)5,36

(136,1)6 ¼

6 3/86 ½6 ¾

158,8161,9165,1171,5

Deci s-a ales diametrul mufei ( imbinare normal si Buttress) de 141,3 mm

Dm=141,3mm

Alegerea jocului radial:

Dc , in 4 ½ -6 5/8

5 ½ -6 5/8

7 –7 5/8

8 5/8 –9 5/8

10 ¾11 ¾

12 ¾14 ¾

16 – 20

δ , mm 7 - 10 10 – 15 15 - 20 20 - 25 25 – 35 35 – 40 40 - 60

S-a ales δ=10mm

Diametrul sapei:

Dsex=Dm+2· δ=141,3+2 ·10=161,3mm

Diametrul Stas al sapei:

DStas=171,5mm¿

Ratia de tubare:

Re=Dsex−Dm

2 ·D sex

=171,5−141,32 ·171,5

=0,058

35

Re=[0,05…0,10 ]⇒ Sapaa fost bine aleasa

Pentru coloana intermediara:


Di=193,7mm¿


Diametrulcoloanei


si Buttress)


Line)

Diametrul sapei

In (mm) In (mm) In (mm) in mm7 5/8

(193,7)8 ½

(215,9)8,01

(203,5)8 ¾

9 5/89 7/8

10 5/8

222,3244,5250,8269,9


Dm=215,9mm812∈¿


Dc , in 4 ½ -6 5/8

5 ½ -6 5/8

7 –7 5/8

8 5/8 –9 5/8

10 ¾11 ¾

12 ¾14 ¾

16 – 20

δ , mm 7 - 10 10 – 15 15 - 20 20 - 25 25 – 35 35 – 40 40 - 60

S-a ales δ=15mm

Diametrul sapei:

Dsi=Dm+2· δ=215,9+2 ·15=245,9mm


DStas=244,5mm¿

Ratia de tubare:

Re=Dsi−Dm

2 ·D si

=244,5−215,92 ·244,5

=0,058

36


Pentru coloana de ancoraj:


Da=298,5mm¿


Diametrulcoloanei


si Buttress)


Line)

Diametrul sapei

In (mm) In (mm) In (mm) in mm11 ¾

(298,5)12 ¾

(323,9)--

14 ¾15 ½

371,4393,7


Dm=323,9mm1234∈¿


Dc , in 4 ½ -6 5/8

5 ½ -6 5/8

7 –7 5/8

8 5/8 –9 5/8

10 ¾11 ¾

12 ¾14 ¾

16 – 20

δ , mm 7 - 10 10 – 15 15 - 20 20 - 25 25 – 35 35 – 40 40 - 60

S-a ales δ=25mm

Diametrul sapei:

Dsa=Dm+2· δ=323,9+2 ·15=353,9mm


DStas=393,7mm¿

Ratia de tubare:

Re=Dsi−Dm

2 ·D si

=393,7−323,92 ·393,7

=0,088

37


5.4. Calculul de rezistenta al coloanelor de tubare

Pe intreaga durta de existent a sondei incepand cu procesul de foraj si continuand cu cel de exploatare si incheind cu abandonarea , coloanele de tubare ale sondei sunt supuse uni complex de solicitari . Acestea actioneaza independent sau in interdependenta , accidental sau permanent , static sau dynamic, cu valoarea constanta sau variabila .

De-a lungul unei coloane solicitarile solicitarile sunt variabile si valorile lor se modifica in timp . Ele au un caracter static sau accidental.

Principalele solicitari mecanice statice sunt:

- intinderea data de propria greutate , incercarilor de desprindere din sonda , cresterilor presiunii interioare si reducerilor de temperetura

- compresiunea si respective flambajul date de greutatea proprie la rezemarea coloanei pe talpa sondei

- incovoierea produsa la inscrierea coloanei in sonda in caz ca aceasta este deviate

- presiunea exterioara de natura hidrostatica sau geostatica

- presiunea interioara create in timpul unor operatii de cimentare circulatie.

Dintre solicitarile mecanice cu caracter dinamic sunt:

- forte de inertie la coborarea in sonda a burlanelor

- socuile hidraulice la pornirea circulatiei in sonda

- socurile hidraulice la modificarea brusca a debitului de fluid extras din sonda sau a presiunii din coloana.

Calculul de rezistenta al coloanelor de tubare are drept scop stabilirea componentei acesteia din punc de vedere al materialelor , grosimilor de perete, si gradul de rezistenta al imbinarilor

5.4.1. Calculul de rezistenta al coloanei de ancoraj

Pentru calculul coloanei de ancoraj la intindere se considera fortele axiale existente la finalul operatiei de cimentare cu dopuri :

38

- forta de greutate proprie , cu considerearea efectului de flotabilitate;

- forta axiala de la finalul cimentarii , urmarea a cresterii presiunii in coloana in moementul asezarii celui de al doilea dop de cimentare pe inelul de retinere de la baza coloanei, aparitia acestei presiuni suplimentare se datoreaza unei anumite intarzaierii a opririi pomparii de fluid in coloana.

In contiunuare pentru coloana avand componenta rezultata se determina adancimea maxima de golire in scopul evitarii turtirii burlanelor la presiune exterioara.

Pentru coloana de ancoraj sunt cunoscute urmatoarele date:

- diametrul coloanei Da=1134∈¿ ;

- adancimea de introducere in sonda H a=875m

- adancimea finala a sondei H s=2720m

- densitatea fluidului de foraj ρn=1192Kg

m3

- presiunea suplimentara la finalul cimentarii Psupl=20 ¿̄;

- coloana este formata din burlane de otel J – 55 cu imbinari cu filet rotund, mufa

Urmeaza sa se stabileasca alcatuirea coloanei in conditia solocitarii la intindere si determinarea adancimii admisibile la golire a coloanei.

Pentru otelul J – 55 coeficientul de siguranta la turtire este ct=1,1 , iar pentru adancimea sondei cuprinsa intre 1500-3000 m coeficientul de siguranta la smulegere din filet este cs=1,6.

Datele privind caracteristicile burlanelor sunt prezentate in tabelul urmator:

Grosimea de perete, t

Diametrul interior Di

Masa unitara q

Presiunea admisibila de

turtire Padt

Forta de smulgere

Fs max Fads

mm mm Kg/m bar KN KN9,52 279,36 70 104 2122 1325

11,05 276,3 80,43 143 2527 1579

La partea inferioara a coloanei pe o lungime la=100 m se prevad burlane cu grosimea de perete maxima 11,05 , avand diametrul interior Dia= 276,3 mm .

Forta axiala suplimentara datorata creterii presiunii interioare:

39

F supl=π4· Dia

2 · Pi=π4·0,27632 ·20=1199,19 KN

Primul tronson aflat deasuprea celui cu grosime maxima de perete este compus din burlane cu cea mai mica grosime de perete t=9,52 mm la care Fads= 1325 KN, qn=70 kg/m. Lungimea tronsonului va fi:

l1=

Fads 1−la ·qa · g ·(1− ρnρo )−F supl

q1 · g ·(1− ρnρo )

=¿

¿1325·103−100 ·80,43 ·9,81·(1−11927850 )−1199,91

70·9,81 ·(1−11927850 )=¿

¿2125m

Deoarece lungimea tronsonului rezultat din calcul depaseste necesarul de 925 m tronsonul de burlane cu grosimea peretelui t=9,52, va avea lungimea l1=925 m .

Ca urmare , din punctual de vedere al solicitarii la intindere coloana de ancoraj va avea component:

0……..925 m l1=925 m t1=9,52 mm J - 55

925….875 m l2=100 m t2= 11.05 mm J – 55

Adancimea de golire pentru pentru burlanele cu grosimea ceea mai mica de pererte t1=9,52 mm si cu Padt1=104 bar.

H g1=Padt 1

ρn · g= 104 ·105

1192 ·9,81=889m

5.4.1.1. Presiuni in coloana de ancoraj

Presiunea interioara (sonda inchisa si plina cu gaze) :

ρg=213,35Kg

m3

ρam=1050Kg

m3

- La gura sondei

40

Pi1=Pc=P fis−ρg · g· H a=184,5−213,35 ·9,81 ·875 ·10−5=163,04 ¿̄

Pfis=Γ fis ·H a=0,18 ·875=184,5 ¿̄

Pe1=0 ¿̄

ΔPi=Pi1−Pe1=Pc=163,04 ¿̄ - La siul coloanei :

Pi2=P fisa=184,5 ¿̄

Pe2=ρam · g· H a=1070 ·9,81 ·875 ·10−5=107,59 ¿̄

∆ Pi2=P i2−Pe2=184,5−107,59=76,91 ¿̄

Graficul variariei presiunii interioare :

41

Graficul variatiei presiunii exterioare :

5.4.2 Calculul de rezistenta al coloanei intermediare.

Functie de conditiile specific coloana intermediara a unei sonde poate fi supusa la diverse solicitari din aceastea mai importante si frecvent intalnite sunt solicitarile de presiune interioara si de intindere. In mod obojnuit se stabilete compunerea coloanelor din punctual de vedere al presiunii interioare si apoi se face verificarea la intindere facandu-se corectiile necesare.

Referitor la solicitarea de presiune interioara se mentioneaza doua situatii mai des intalnite:

- executarea unei operatii de probare a etaensitatii coloanei si implicit verificarea cimentarii aceastea si testarea la fisurare a rocilor aflate mai jos de baza coloanei , dupa reincepera forajului in aceste cazuri se inchide gaura sondei si se pompeaza in coloana fluid sub presiune ;

- producerea unei manifestari eruptive cu aruncarea din coloana a fluidului de foraj si cu inchiderea la gura sondei a prevenitorului de eruptie ; se considera situatia cea mai dezavantajoasa pentru coloana fluidul patruns in coloana este un fluid gazos care umple complet coloana el provenind dintr-un strat aflat imediat sub baza coloanei; se ajunge la asa numita situatie sonda inchisa plina cu gaze.

- dupa cum s-a mentionat coloana rezultata din calculul de presiune interioara este verificata la solicitarea de intindere data de propria greutate. uneori se tine seama si de forta axiala suplimentara produsa de cresterea presiunii interioare de la finalul cimentarii. In cazul de fata se considera situatia solicitarii la presiune interioara la sonda inchisa plina cu gaza si la intindere sub propria greutate.

42

In acest caz pentru coloana intermediara sunt cunoscute urmatoarele:

- diametrul coloanei, Di=758∈¿ ( 193,67 mm )

- adancimea de introducere ,H i=2335m

- adancimea finala a sondei, H s=2720m

- densitatea apei mineralizate ρam=1070Kg

m3

- gradientul presiunii fluidului din roca de sub baza coloanei ( zona coloanei de exploatare)

Γ pe=0,152¿̄m

¿

- gradientul geotermic din zona Γ t=0,03°Cm

- temperatura medie la suprafata t s=9° C

- densitatea relativa a gazelor ρrg=0,675Kg

m3

- coeficientul de neidelitate al gazelor la partea de joss i la aprtea de sus a coloanei se considera Zi=Z s=1 aceasta valoare corespunde gazelor perfecte

- constanta generala a gazelor R=287 J/Kg °K

Urmeaza sa se stabileasca alcatuirea coloanei de tubare la solicitarea de presiune in conditia sonda inchisa plina cu gaze si verificarea coloanei la solicitarea de intindere de

intindere sub propria greutate. Densitatea fluidului de foraj este ρn=1355Kg

m3

Datele burlanelor necesare calculului sunt urmatoarele.

Otelt q Psp Padsp F s Fads

mm Kg/m bar bar KN KNJ - 55 8,33 39,32 286 260 1401 875N - 80 8,33 39,32 415 377,2 2180 1362,5N - 80 9,52 44,23 475 413 2558 1598,75

Deoarece H= 1500-3000 m coeficentul de siguranta la smulgere cs=1,6 iar coeficientul de siguranta la spargere este csp=1,1

a) Presiuni la partea inferioara a coloanei este egala cu presiunea de strat, Pi

Pii=Ppe=Γ p · H i=0,153 ·2335=357,26 ¿̄

43

Temperaturi- la partea inferioara a coloanei

T i=Γ t · H i=0,003 ·2720+273=378 °C- la suprafata ( la partea superioara a coloanei)

T s=t s+273=9+273=282 °K

- temperature medie

T m=T i+T s

2=343,05+282

2=312,52°K

Coeficentul de neidealitate al gazelor

Zm=Z i+Z s

2=1+1

2=1

Presiunea la partea superioara a coloanei.

Pis=Pii · e−ρrg · g · HT m · Zm · R =357,2 · e

−0,675 · 9,81· 2335312,52·1 · 287 =308,41 ¿̄

Densitatea medie a gazelor

ρmg=Pii−Pisg · H i

=357,2−308,49,81·2335

·105=213,25 Kgm3

b) Presiunea la exterioarul coloanei Pe la siul coloanei

Pie=ρam · g ·H i=1070·9,81 ·2335=245,09 ¿̄Presiunea la partea superioara a coloanei

Pes=0

c) Diferenta de presiune ce solicita coloana ΔPi

La partea superioara a coloanei :

ΔPic=Pic−Pie=357,2−245,09=112,11 ¿̄

La partea inferioara a coloanei :

ΔPis=Pis−Pes=308,41−0=308,41 ¿̄

d) Compunera coloanei la solicitarea de presiune interioara

Din datele referiotare la presiunile ce solicita coloana de tubare

44

(ΔPic=112,11 s̄i308,41 l̄a partea superioara ¿ :

si din valorile presiunilor admisibile de spargere ale burlanelor prezentate in table rezulta ca in componenta coloanei vor intra burlane din otel J – 55 si N - 80 , t= 8,33 mm .

Pentru calculul de compunere se va utiliza varianta analitica de jos in sus

Pimul tronson de la partea inferioara a coloanei va fi din otel J – 55 cu grosimea de perete t=8,33 mm care are presiunea admisibila la spargere Padsp 1=260 ¿̄.

Lungimea primului tronson va fi :

l1=Padsp1−∆P ic

g ·( ρam−ρmg)= 260−112,119,81·(1070−213,25)

·105=1759m

Tronsonul al doilea va fi compus din burlane din otel N- 80 t= 8,33 mm cu

Padsp 2=377,2 ¿̄ acest tronson va fi:

l2=Padsp2−Padsp1

g ·(ρam−ρmg)= 413−2609,81 ·(1070−213,25)

·105=1820m

Deoarece lungimea celor 2 tronsoane rezista in mod normal la o adancime mai mare decat adancimea de introducere a burlanelor ( 2335 m ) atunci lungimea ultimului tronson va fi:

l2=2335−l1=2335−1759=576m

In consecinta compunearea coloanei va fi:

l1=1759m 2335……..576 m t 1=8,33mm J – 55

l2=576m 576……..0 m t 1=9,52mm N– 80

5.4.2.1. Verificarea coloanei la solicitarea de intindere:

Dupa cum s-a aratat calculul de verificare la solicitarea de intindere se face de jos in sus de la baza coloanei la suprafata . Se are in vedere punctual de trecere de la un tronson la urmatorul.

La partea superioara a primului tronson t=8,33 mm Fads1=875 ¿̄

F1=q1 · g ·(1− ρnρo ) ·l1=39,32 ·9,81·(1−13557850 ) ·1759 ·10−3=561KN

45

Deci Fads1>F1 si coloana rezista

La partea superioara a coloanei t=9,52 mm , otel N – 80 Fads2=1598.75 ¿̄

F2=q1 · g ·(1− ρnρo ) ·l1+q2· g ·(1−

ρnρo ) ·l2=F1+q2 · g ·(1−

ρnρo ) ·l2=¿

¿561+44,23 ·9,81 ·(1−13357850 ) ·576 ·10−3=¿

¿768KN


5.4.2.2. Presiuni in coloana intermediara

Variatia presiunii in exteriorul coloanei :

46

Variatia presiunii in interiorul coloanei

5.4.3. Calculul de rezistenta al coloanei de exploatare

Coloana de exploatare trebuie sa prezinte siguranta pe o perioada lunga de timp ea fiind elemental prin care se realizeaza procesul de exploatare a diferitelor fluide. Un prim element caruia trebuie sa I se acorde o atentie deosebita este stabilirea condiitiilor si starilor de solictare.

Frecvent pentru calculul de rezistenta al coloanei de exploatare se considera solicitarea la presiune exterioara cu coloana complet goala. Presiunea este create de coloana hidrostatica a fluidului de foraj utilizat la forajul sondei in momentul terminarii procesului de adancire. Se neglijeaza existenta cimetarii coloanei.

Dupa stabilirea compunerii la presiune exterioara se procedeaza la verificarea la intindere sub propria greutate.

Pentru coloana de exploatare se cunoaste

- diametrul coloanei De=5∈¿ (127 mm);

- adancimea de introducere H e=2720m;

- densitatea fluidului de foraj ρn=1610Kg

m3;

Urmeaza sa se stabileasca compunearea la solicitarea de presiune exterioara cu coloana goala.

47

Considerand burlane din otelurile J – 55 si N – 88 pentru un coefficient de siguranta la turtire ct=1,1 si un coefficient de siguranta la smulgere cs=1,6 deoarece Hs=1500-3000 m , caracteristicile de rezistenta ale burlanelor sunt prezentate in tabelul urmator.

Otel t q Pt Padt F s Fads

mm Kg/m bar bar KN KN

J – 556,43 19,96 286 260 752 4707,52 22,34 383 348 921 575

N - 80 7,52 22,34 500 454 1382 863 Presiunile la interiorul coloanei sunt nule iar la axteriorul acesteia sunt date de coloana hidrostatica a fluidului de foraj, Astfel:

- la partea de sus a coloanei ; Pes=0 ¿̄

- la partea inferioara a coloanei

Pei=ρn · g ·H e=1610·9,81 ·2720 ·10−5=429,3 ¿̄

Din compunerea coloanei vor face parte burlanele:

- la partea superioara cu presiunea admisibila de turtire cea mai mica Otel J – 55,

t=6,43 mm si Padt=260 bar.

- la partea inferioara cu presiunea admisibila de turtire imediat mai mae de 429,3 bar otel :

N – 80 , t2=7,53 , Padt=454 ¿̄.

Pentru calculul de compunere la presiunea exterioara se va folosi variant analitica de jos in sus.

Primul tronson este format din burlane otel J – 55 cu t1=6, 43 mm si cu

Padt=260 ¿̄ este:

l1=Padt 1ρn· g

= 2601610 ·9,81

·105=1646,18m

Lungimea celui de al doilea tronson , format din burlane otel J – 55 , t2=7,52 mm si

Padt=348 :̄

l2=Padt 2−Padt 1ρn · g

= 348−2601610 ·9,81

·105=557,13m

Lungimea celui de al trei-lea tronson, format din burlane din otel N – 80 , t3=7,52 mm si

Padt=454 :̄

48

l3=Padt 3−Padt 2ρn· g

= 458−3481610·9,81

·105=671,13m

l1+l2+l3=1646,18+671,13+¿557,17=2874,48 m

Deoarece se depaseste necesarul de burlane atunci ultimul tronson va fi:

l3=H e−(l1+l2 )=2720−(1646,18+671,13 )=516,69m

In concluzie profilul coloanei de exploatare supusa solicitarii de presiune exterioara va fi urmatorul:

l1=1646,18m 0……..1646,18 m t 1=6,43mm J – 55

l2=557,13m 1646,18…..2203,31 m t 2=7,52mm J – 55

l3=516,69m 2203,31…..2720 m t 3=7,52mm N – 80

5.4.3.1.Verificarea la solicitarea de intindere

Ca in toate cazurle de calcul la solicitarea la intindre calculul se face de jos in sus de la baza coloanei la suprafata. Se are in vedere punctele de trecere intre tronsoane, considerand capacitatea de rezistenta a burlanelor cu forta admisibila la smulgere mai redusa.

Pentru usurinta calculelor se vor nota numerele tronsoanelor in ordine inversa : tronsonul 3 va deveni 1, tronsonul 2 , tronsonul 1 va deveni 3.

La partea superioara a primului tronson din otel N – 80, t1=7,52 mm siFads1=863 KN t2=7,52 si Fads2=575KN , unde l1=516,69m unde l1=516,69m

F1=q1 · g ·(1− ρnρo ) ·l1=22,34 ·9,81 ·(1−16107850 )·516,69·10−3=¿

¿89,71KN


La partea superioara celui de-al doilea tronson din otel N – 80, t2=7,52 mm siFads2=575 KN si t3=6,43 mm si Fads3=470KN , unde l3=1646,18m

F2=q1 · g ·(1− ρnρo ) ·l1+q2· g ·(1−

ρnρo ) ·l2=F1+q2 · g ·(1−

ρnρo ) ·l2=¿

49

¿89,71+22,34 ·9,81 ·(1−16107850 ) ·557,13·10−3=¿

¿186,76 KN


5.4.3.2 Presiuni in coloana de exploatare

Variatia presiunii exterioare

5.4.3.3.Proceduri

Dupa stabilirea diametrlor stas ale colanelor, a gradului de otel si al grosimii de perete se comanda burlanele de la fabricant care vor fi transportate pe “sea” (platforma) catre sonda. In moemntul in care ajug la sonda burlanelor li se vor verifica buletinul care contine informatii despre ele ( grad otel, lungime , grosime de perete presiune admisibila la turtire etc).

Dupa incheierea verificarilor primare burlanele vor fi sablonate . Sablonarea burlanelor consta in introducera unui dispozitiv special in interiorul lor cu ajutorul caroruia se observa daca burlanele nu au defecte de fabricatie sau au suferit diferite accidente in timpul transportului sau in timpul diferitelor manevre de incarcare etc. Defectele burlanelor pot fi: sunt turtite, au denivelari, grosimea de perete nu este uniforma etc.

50

Dupa incheierea tuturor verificarilor burlanele vor fi ridicate cu ajutorul elevatorilor ( cioara in termenii sondorilor) si vor fi asezate pe o rampa special amenajata.

La masa rotativa se va monta “ broasca cu pene ” care serveste la suspendarea burlanelor. Acestora inainte de a fi introduse in sonda li se monteaza la primul introdus siul coloanei iar la un interval de aproximativ 30 de m adica 3 burlane a cate 9 m se va monta inelul de retinere ,valva, aceste accesorii sunt formate din materiale usor frezabile acestor trei coloane li se vor suda imbinarile , pe langa aceste accesorii burlanelor li se vor monta centrori pentru a asigura o introducere cat mai sigura in sonda si in conditii optime.

Burlanele se introduc rand pe rand in sonda infiletandu-se la moment cu ajutorul dinamometrului

51

5.5. Cimentarea coloanelor de tubare

Prin operatia de cimentare la sonda se realizeaza plasarea intr-o anumita zona a unui amestec fluid denumit pasta de ciment. In timp pasta de ciment se intareste fformand piatra de ciment.

Cimentarile se pot divisa in mai multe categorii: cimentari primare, secundare si speciale

Cimentarile primare sunt cimentari de coloane ea se efectueaza imediat dupa operatia de tubare. Operatia de cimentare se executa , cu foarte mici exceptii la toate coloanele din constructia sondei.

La cimentarile primare de coloana pasta de ciment se plaseaza in saptiul inelar dintre coloana si peretele sondei, operatia respectiva facandu-se in marea majoritate a cazurilor prin circulatie directa. Dupa pasta de ciment se pompeaza in coloana fluid de refulare ca de obicei este fluidul de foraj existent in sonda . Separarea celor doua fluide mentionate se realizeaza prin dopuri de cimentare confectionati din cauciuc.

Prin cimeantarea in saptiul inelar se asigura izolarea stratelor respectiv impedicarea circulatiei nedorite a fluidelor prin saptele coloanei dintr-un strat in altul spre suprafata sai in interiorul coloanei prin perforaturi sau pe la siu. In acelasi timp piatra de ciment formata creaza o legatura sigura intre coloana si rocile din peretele sodei si protejeaza coloana de actiunea coroziva a unor fluide aflate in anumite formatii geologice sau chiar a fluidelor de foraj patrunse in deschiderea rocilor traversate de sonda. Prin indepartarea fluidului de foraj din zona cimentata se evita si actiunea de durata a fluidului de foraj sau a filtratului acesta asupra unor roci ce-si pierd stabilitatea in timp ( marne care-si maresc volumul , nisipuri necoiezive, sare etc.

Pentru o cimientare de coloana trebuie sa se cunoasca cantitatile de matariale neceasre , utilaje ce urmeaza a fi folosite si durata operatiei respective care nu trebuie sa depaseasca timpul admisibil in care pasta de ciment permite deplasarea ei fara dificultati.

Principalele elemente care trebuie luate in atentie la calculul unei cimentari de coloana sunt:

- stabilirea intervalului de cimentat , respectiv inaltimea de cimentare;

- proprietatile fizice ale pastei de ciment , (densitate si caracteristicile reologice), funcitie de tipul de pasta corespunzatoare conditiilor date.

- volumul de pasta de ciment si respectiv , cantitatile de materiale necesare prepararii acesteia;

52

- volumul fluidului de refulare pompat dupa pasta de ciment

- inaltimea in spatiul inelar si volumul fluidului separator (fluid tampon) pompat inaintea pastei de ciment

- Tipurile si numarul de echipamente necesare efectuarii operatiei de cimentare : autocontainare si agregate de cimentare .

- unele marimi specifice efecturarii operatiei debite , presiuni de pompare presiuni in zonele deosebite ale sondei si durata operatiei.

5.5.1.Cimentarea coloanei de ancoraj

Fixarea coloanei la suprafata se face sub o forta de intindere egala cu greutatea proprie a partii de coloana ramasa necimentata . Este posibil ca ulterior cimentarii si fixarii colanei sa apara o situtatie de crestere a presiunii in interiorul coloanei Pi care creaza o forta suplimentara de intidere., Fpi , sau o scadere a temperaturii in coloana si deci o forta suplimentara de intindere F∆t.

In calculul de cimentare a coloanei a coloanei se va determina :- inaltimea de cimentare

- proprietatile fizice ale pastei de ciment ;

- volumele de fluid pompate in sonda la cimentare;

- cantitatile de materiale necesare prepararii pastei;

- echipementele necesare prepararii si pomparii pastei;

- presiunea finala de cimentare.

Pentru cimentarea coloanei de ancoraj se cunosc:

- diametrul coloanei , Da=1134∈(298,4mm ) ;

- adancimea de introducere a coloanei H a=875m;

- Diametrul sapei de foraj, Ds=1512∈(393,7mm ) ;

- Distanta de la siu la inelul de retinere , h=20 m ;

- Compunerea coloanei de tubare

0.......925 m t1=9,52 mm l1=925 m

53

925...875 m t2=11,05 mm l2=100 m

- gradientul de fisurare al rocilor , Γ fis=0,16¿̄m

¿ ;

- denisitatea fluidului de foraj , ρn=1192Kg

m3 ;

- vascozitatea plastica a fluidului de foraj , ηpn=17,33cP ;

- tensiunea dinamica de forfecare a fluidului de foraj , τ on=3,12N

m2;

- coeficientul de cavernometrie , k1=1,20 ;

- coeficientul de pierderi prin manipulare si amestecare a pastei cu fluidul de foraj in zona de cantact , k2=1,0 ;

- coeficientul de compresibilitate al fluidului de foraj datorita aerarii , k3=1,03.

1) Inaltimea de cimentare

Pentru coloanele de ancoraj se prevede cimentarea pe intreaga inaltime H ca=H a=875m

2) Caracteristicile fizice ale pastei de ciment

2.1. Densitaeta

Densitatea minima:

ρpmin=ρn+(100… ..300 ) Kgm3

ρpmin=1192+200=1392Kg

m3

Densitatea maxima pentru evitarea fisurarii rocilor:

ρpmax=ρf−(30… .200 ) Kgm3

ρ f=Γ f

g=0,169,81

·105=1630 Kgm3

ρpmax=1630−30=1600Kg

m3

54

Pentru cimentare se va folosi pasta de ciment cu ρp=1600Kg

m3 . Aceasta pasta se

incadreaza in categoria pastelor de ciment usoare. La prepararea pastei de ciment se va folosi un amestec de ciment cu un material inert cu densitatea scazuta. In cazul de fata se va folosi cenusa de termocentrala , un material existent in catitati mari si la un cost redus. Se

considera densitatea cenusei de termocentrala ρcen=1700Kg

m3 .

2.2. Caracteristicile reologice

Se apreciaza in raport cu caracteristicile fluidului de foraj :

- Vascozitatea plastica :ηpp=1,3· ηpn=1,3 ·17,33=22,52cP

- Vascozitatea dinamica de forfecare :

τ op=1,2· τ on=1,2·3,13=3,7N

m2

3) Volumul de fluide pompate in sonda

3.1. Volumul de pasta de ciment

Volumul de pasta de ciment umple intreg spatiul inelar si interioarul cooanei pe inaltimea de h=10 m de la baza

V p=Ae · H a+A i ·h=0,084 ·875+0,060 ·10=87,27m3

Ae=π4· (Dsd

2 −Da2 )=π

4·(k1 · Ds

2−D c2 )=¿

¿ π4· (1,2 ·393,72−279,42 )·10−6=0,084m2

Ai=π4· Dia

2=π4·(Dc−2 ·tm)

2=π4· (0,2984−2·0,01028)2=0,060m2

tm=t1+t 22

=9,52+11,052

=10,28

3.2. Volumul de fluid de refulare:

Fluidul de refulare se introduce in coloana pe intervalul de retinere pana la suparafata:

V n=k3 · Ai · (H−h )

55

Ai=π4· Dimed

2

Dimed=Da−2 ·tmed

tmed=l1 · t 1+ (l2−h ) · t2

H−h=925 ·9,52+ (100−20 ) ·11,05

875−20=9,64mm

Dimed=298,4−2·9,64=279,12mm

Ai=π4·0,279122=0,0611m2

V n=1,03 ·0,0611 · (875−20 )=63,24m3

4 Cantitatile de materiale pentru pasta de ciment

La pastele de ciment cu cenusa raportul numeric cenusa ciment este

k=qcenqcim

=3565

=0,538

Densitatea amestecului ciment - cenusa :

ρam=ρc · ρcen ·1+k

ρcen+ρ c · k=3150 · 1+0,538

3150 ·1700 ·3150·0,538=2426 Kg

m3

Cantitatea de amestec solid ciment cenusa pentru prepararea a unui m 3 de pasta

pentru apa cu ρa=1000Kg

m3

ρam=ρam ·ρp−ρaρam−ρa

=2426· 1600−10002426−1000

=1020,75 Kgm3

Cantitatea de apa pentru un m 3 de pasta

V a=ρam−ρpρam−ρa

=2426−16002426−1000

=0,579m3

m3

Factorul masic apa-solide

m=qaqam

=V aqaqam

=0,579 ·10001020,75

=0,567

Cantitatile separate de materiale solide pentru 1 m 3 pasta:

- ciment - qc=65100

· qam=65100

·1020,75=663,4 Kgm3

56

- cenusa - qcen=35100

·qam=35100

·1020,75=357,26 Kgm3

Cantitatile totale de materiale pentru pasta de ciment :

- amestec ciment cenusa :

M am=k2 · qam ·V p=1,05 ·1020,75 ·87,27=93524Kg

- ciment :

M c=k 2· qc ·V p=1,05 ·663,4 ·87,26=60782Kg

- cenusa :M cen=k2 · qcen ·V p=1,05 ·316 ·87,26=28952Kg

- apa :

V a=k2 ·V a ·V p=1,05 ·0,579·87,26Kg

5) Echipamente necesare pomparii pastei de ciment

Numarul de autocontainare pentru amestecul ciment-cenusa in cazul unor autocontaianre tip APC-10.

Nac=M am

M ac

=9352410000

=9,3autocontainare adica10autocontainare

Numarul de agregate de cimentare :

Nag=Nac

2=102

=5

6) Presiunea finala de cimentare

Presiunea finala este presiunea maxima in operatia de cimentare. Ea este data de relatia:

Pf=Pmax=Pc+Pρ

Presiunea de circulatie se determina cu realatia :

Pc=0,012 · H a=0,012 ·875=12,3 ¿̄

Presiunea torita diferentei de densitate a fluidelor:

Pρ=(ρp−ρn ) · g· (Ha−h )=(1600−1192) ·9,81· (875−20 )=40,2 ¿̄

Deci presiunea maxima va fi

57

Pmax=12,3+40,2=52,5 ¿̄

5.5.2.Cimentarea coloanei intermediare

Pentru cimentarea coloanei intermediare se cunosc :

- Diametrul coloanei Di=193 ,7mm758∈¿.

- Adancimea de introducere a coloanei H i=2335m

- adancimea de introducere a coloanei de ancoraj : H a=875m

- diametrul sapei Ds=245,9mm;

- Compunera coloanei de tubare :

l1=1759m 2335……..576 m t 1=8,33mm J – 55

l2=576m 576……..0 m t 1=9,52mm N– 80

- distanta de la baza coloanei la inelul de retinere h=20 m;

- diametrul coloanei precedente Da=298,4mm;

- grosimea medie a peretelui burlanelor coloanei precedente tmed=10,28mm

- diametrul interior al coloanei de ancorajDma=D a−2 ·tmed=294,4−2·10,28=273,84mm

- gradientul de fisurare la baza coloanei intermediare :

Γ fis=0,18¿̄m

¿

- densitatea fluidului de foraj : ρ f=1355Kg

m3;

- coeficientul de cavaernitate k1=1,20 ;

- coeficientul de acoperire a pierderilor de pasta k2=1,05

- coeficientul de compresibilitate al fluidului de foraj k3=1,03 ;

-cresterea posibila de presiune interioara in coloana intermediara ulterior fixarii Pi=150 ;̄

58

- reducerea de temperatura posibila in coloana Δt=30 ° C;

1) Inaltimea de cimentare:

Se stabilesc doua inaltimi de cimentare : o inaltime din punc de vedere geologic Hcg si o inaltime de cimentare din punct de vedere tehnic Hct se va lua in considerare cea mai mare dintre ele .

Pentru cazul de fata inaltimea Hcg satisface conditia izolarii complete a zonei de sub baza coloanei de ancoraj; pasta de ciment urmeaza sa se ridice in interiorul coloanei precedente pe o distanta de 100 m ca urmare :

H cg=H i−H a=2335−875+100=1410m

Inaltimea de cimentare tehnica previne cedarea coloane la solocitarea de intindere cand , pe langa greutatea proprie a portiunii necimentate apar forte suplimentare axiale produse de cresterea presiunii in interiorul si reducerea temperaturii .

Valoarea inaltimii de cimentare din punct de vederea tehnic este data de relatia :

H ct=qm· g·H i+F pi+F Δt−Fads1

qm · g

unde qm este masa medie pe unitatea de lungime a burlanelor coloanei

qm=q1 ·l1+q2 · l2l1+l2

=1759 ·39,32+576· 44,231759+576

=40.53 Kgm

tm - grosimea medie a peretelui burlanelor:

tmed=t 1· l1+ t2 ·l2l1+l2

=8,33·1759+9,52 ·5761759+576

=8,62mm

- Dim diametrul interior mediu al burlanelor :

Dℑ=D i−2· tmed=193,7−2 ·8.62=176,46mm

Fpi - forta suplimentara produsa prin cresterea peresiunii interioare :

F pi=μ·π2·Dℑ

2 · Pi

μ−¿coeficentul lui Poisson, pentru otel μ=0,3 ;

F pi=0,3 ·π2·0,176462 ·150 ·105=220102N adica220KN

FΔ t−forta suplimentara produsa prin reducereatemperaturii

FΔ t=α· Δ t ° · E· Abm

Abm - aria sectiunii transversale a burlanelor

59

Abm=π· tmed · (D i−tmed )=π·8,62 · (193,7−8,62 )=5012mm2

−α−coeficient dedilatare termicaa otelului , α=11 ·10−4

- E- modulul de elasticitate al otelului , E=2,06 ·1011 Nm2;

FΔ t=11 ·10−4 ·30 ·2,06 ·1011·5012 ·10−6=340715N

Atunci adancimea tehnica de cimentare va fi :

H ct=40,53 ·9,81 ·2335+220102+340715−875 ·103

40,53 ·9,81=1544m

Deoarece Hcg<Hct atunci inaltimea de cimentare a coloanei este Hc=Hct=1544 m

2) Densitatea si tipul de pasta de ciment :

Densitatea minima :

ρpmin=ρn+(100……300 ) , Kgm3

ρpmin=1355+100=1455Kg

m3

Densitatea maxima

ρpmax=ρf=Γ fg

=0,189,81

=1834 Kgm3

ρpmax=1834−100=1734Kg

m3

Se admite densitatea pastei de ciment ρp=1734Kg

m3

Dupa densitatea rezultata pasta de cimetn este o pasta normala preparata din

ciment praf si apa denistatea cimentului ρc=3150Kg

m3 si a apei ρa=1000

Kg

m3.

3) Volumele de fluide pompate in sonda

3.1. Volumul de pasta de ciment

Volumul de pasta de ciment este :

V p=π4· (D sd

2 −Di2 ) ·(H c−h

')+ π4· (Dia

2−Di2 ) · h'+ π

4·Dii

2 · h=¿

60

In care :

- Dsd- diametrul sondei : Dsd=√k1 · D s=√1,20·245,9=269,36mm

- Dia - diametrul interior al coloanei de ancoraj : Dia=Dima=279,12mm

- Di - Diametrul exterior al coloanei intermediare : Di=193,7mm

- Dii - diametrul interior al coloanei intermediare la partea de jos tronsonul 3:

Dii=Di−2 · t2=193,7−2 ·9,52=174,66mm

- Hc- inaltimea de cimetare : Hc=1544 m

- Diim - diametrul interior mediu al coloanei intermediare, Diim= 176,46 mm

- h- distanta de la baza coloanei la inelul de retinere , h=200 m;

- h' - inaltimea de ridicare a pastei de ciment in interiorul coloanei de ancoraj , h'=100 m

Din calcule se obtine volumul total al pastei de ciment :

V p=π4· (0,269362−0,19372 ) · (1544−100 )+ π

4· (0,27892−0,19372 ) ·100+ π

4·0,174662 ·200=47,68m3

3.2. Volumul de fluid de refulare :

V n=k2 ·π4·Diim

2 · (H−h )=1,03 · π4·0,176462 · (2335−200 )=53,77m3

4) Cantitatile de materiale necesare prepararii pastei

Pasta de ciment de tipul normal se prepara din ciment si apa. Cantitatile corespunzatoare de ciment si apa pentru prepararea a unui m 3 de pasta sunt :

qc=ρcρp−ρaρc−ρa

=3150 · 1734−10003150−1000

=1075 Kgm3

V a=ρ c−ρpρc−ρa

=3150−17343150−1000

=0,65m3

m3

In aceste conditii se foloseste un factor apa-ciment:

m=qaqc

=V a · ρaqc

=0,65·10001075

=0,60

Cantitatile totale de materiale necesare :

- ciment :

61

M c=k 3· qc ·V p=1,05 ·1075 ·47,68=53818Kg

- apa :

V a=k3 ·V a ·V p=1,05 ·0,65· 47,68=32,54m3

5) Echipamente necesare prepararii si pomparii pastei de ciment

Numarul de autocontainare necesare transportarii si alimentarii agregatelor cu ciment este dat de relatia :

Nac=M c

M ac

=5381810000

=5,3adica6 autocontainare


Nag=Nac

2=62=3agregate

6) Variatia presiunii de cimentare

In orice moment al operatiei de cimentare presiunea de pompare data de agregate este:

p=Pc ·Pρ

Pc - presiunea de circulatie, de invingere a rezistentelor hidraulice si Pρ este presiunea data de coloanele de fluid .

Se determina corelatia dintre volumul de pasta si volumul interior al coloanei :

- volumul de pasta :

V p=47,68m3

- volumul interior al coloanei :

V ic=π4· Diim

2 · H i=π4·0 ,176462 ·2335=57,10m3

Deoarece Vp<Vic la finalul pomparii pastei numai o parte din coloana are pasta de ciment , restul este plina cu fluid de foraj . Inaltimea ocupata de pasta de ciment in coloana de tubare este :

H p=V p

π4Diim2

= 47,68π4·0,176462

=1949m

Inaltimea ocupata de fluidul de foraj in acest moment este :

62

H n=H i−H p=2335−1949=386m

Presiunea de cimentare este :

Pc=0,012 · H i=0,012 ·2335=28,02 ¿̄

Presiunile de pompare in diferite momente caracteristice ale operatiei si volumele pompate pana in aceste momente sunt urmatoarele:

1. la inceputul operatiei :

Pc=28,02 ¿̄

Pρ1=0

P1=Pc=28,02 ¿̄

V 1=0

2. La terminarea pomparii pastei de ciment dupa care incepe pomparea fluidului de refulare :

Pc=28,02 ¿̄

Pρ2=Pe2−Pi2=ρn · g· H c−[ρn · g· (H i−H p )+ρp · g· H p ]=¿

¿ (ρn−ρp ) · g· H p=(1355−1734 ) ·9,81·1949=−72,46 ¿̄

P2=Pc+Pρ2=28,02−72,46=−44,44 ¿̄

V 2=V p=47,68m3

3. In momentul in care pasta de ciment a ajuns la baza coloanei :

Pc=28,02 ¿̄

Pρ3=Pe3−Pi3=ρn · g· H c−[ρn · g· (H i−H p )+ρp · g· H p ]=¿

¿ (ρn−ρp ) · g· H p=(1355−1734 ) ·9,81·1949=−72,46 ¿̄

P2=Pc+Pρ3=28,02−72,46=−44,44 ¿̄

V 3=V ic=π4·0,176462 ·2335=57,10m3

4. La finalul operatiei de cimentare :

Pc=28,02 ¿̄

63

Pρ4=ρ p· g· H c+ρn · g· (H i−H c)−[ρn · g· (H i−H p )+ ρp · g·H p ]=¿

(ρp−ρn ) · g· (H c−h )=(1734−1355 ) ·9,81· (1544−20 ) ·10−5=56,66 ¿̄

P4=Pmax=28,02+56,66=84,68 ¿̄

V 4=V p+V n=47,68+53,77=101,45m3

0 20 40 60 80 100 120

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

Variatia presiunii de cimentare

Variatia presiunii de cimentare

5.5.3 Calculul cimentarii coloanei de exploatare in regim turbulent

Cerintele privind calitatea cimentarilor coloanelor de exploatare sunt mult mai severe decat pentru celelalte coloane . Se cere o cat mai buna izolare intre strate, fapt asigurat in primul rand de indepartarea fluidului de foraj si de o buna aderenta apastei de ciment de peretele sondei si de peretele exterior al coloanei .

Unul dintre principalii factori de natura tehnologica cu influenta mare asupra indepartarii fluidului de foraj este regimul de curgere al pastei de ciment in spatiul inelar dintre peretele sondei si al coloanei. Prin regimul turbulent se asigura la curgerea pastei o distributie uniforma a vitezei de curgere pe intreaga actiune transversala a spatiului inelar. Acest fapt contribuie in buna masura si la indepartarea turtei de colmatare de pe peretele sondei, fapt ce asigura un contact dintre piatra ciment roca.

In realizarea curgerii turbulente un factor de baza este viteza de curgere. Valoarea acesteia trbuie sa fie cel putin egala cu viteza critica . La randul sau aceasta viteza depinde in foarte mare masura de caracteristicile fizice ale fluidului care curge in cazul de fata pasta de ciment si de configuratia spatiului de curgere.

64

Se impune realizarea regimului turbulent ce putin pe un interval in spatiul inelar de la baza coloanei pana la deasupra zonei productive. Obisnuit pentru siguranta se realizeaza regimul turbulent pe intreg intervalul de inaltime de cimentare a coloanei de exploatare.

La o cimentare de coloana in regim turbulent primele probleme ale calculului cimentarii sunt : inaltimea de cimentare, caracteristicile fizice ale pastei de ciment , volume de fluid pompate in sonda, cantitatile demateriale necesare prepararii pastei si numarul de echipamente necesare cimentarii. Acestea in acest calcul de cimentare nu vor mai fi repetate in continuare vor fi prezentate elementele specifice cimentarii turbulente.

Pentru cimentarea coloanei de exploatare in regim turbulent se cunosc :

- diametrul coloanei , De=5∈(127mm );

- adancimea de introducere a coloanei H e=2720m

-diametrul sapei pentru coloana de exploatare Ds=634∈¿(171,5 mm)

-adancimea de introducere a coloanei intermediare H i=2335m

- coeficientul de caverna pentru intervalul de sub coloana intermediara , k 1=1,15 ;

- densitatea fluidului de foraj , ρn=1610kg

m3 ;

- vascozitatea plastica a fluidului ηpn=31,13 cP;

- tensiunea dinamica de forfecare a fluidului de foraj τ pn=6,6N

m2

- distanta dintre inelul de retinere simsiul coloanei de exploatare h=30 m;

- inaltimea de cimentare a coloanei de exploatare, H ce=585m ; pasta de ciment se ridica in interiorul coloanei pe o inaltime de 200 m;

- compunerea coloanei de exploatare rezultata din calculul de rezistenta:

l1=0…1646m t1=6,43mml1=1646mJ−55

l2=1646…2203m t2=7,52mml2=557mJ−55

l3=2203…2720m t3=7,52mml2=516m N−88

- densitatea cimentului praf : ρc=3150Kg

m3

- grosimea medie a peretelui burlanelor coloanei de exploatare

65

tme=∑ t i · liH e

=1646 ·6,43+557 ·7,52+516 ·7,522720

=6,86mm

- diametrul interior mediu al coloanei de exploatare :

Die=De−2· tme=127−2 ·6,86=113.2mm

- diametrul sondei in zona de sub coloana intermediara:

Dsd=√1,15·171,5=183,9mm

- acelasi diametru se considera si la interiorul coloanei intermediare Dii=183,9mm;

- aria sectiunilor de curgere in sonda:

- aria interioara a coloanei de exploatare :

Aie=π4·Die

2=π4·0,11322=0,010m2

- aria exterioara ( a spatiului inelar)

Aee=π4· (D sd

2 −De2 )=π

4· (0,18392−0,1272 )=0,013m2

- factorul de copresibilitate a fluidului de foraj : k 2=1,03 ;

- factorul de pierderi k 3=1,05 .

a) Densitatea pastei de ciment

ρpmin=ρn+(100…300 ) , Kgm3

ρpmin=1610+100=1710Kg

m3

ρmax=1610+300=1910Kg

m3

Se adopta pasta de ciment cu ρc=1910Kg

m3

b) Caracteristicile reologice ale pastei de ciment :

- vascozitatea plastica :

ηpp=1,3· ηpn=1,3 ·31,13=40,46cP

66

- tensiunea dinamica de forfecare:

τ p=1,2· τ n=1,2·6,6=7,92N

m2

c) Volumul de fluide pompate in sonda

c1 Volumul de pasta de ciment

V p=Aee · H ce+Ai ·h=0,013 ·585+0,010 ·30=7,9m3

c2 Volumul de fluid de refulare

V n=k2 · Aie · (H e−h )=1,03 ·0,010 · (2720−30 )=27,7m3

d) Cantitatile de materiale pentru prepararea pastei

La densitatea ρp=1910Kg

m3 pasta de ciment se incadreaza in categoria pastelor

normale, care se prepara din ciment si apa (ρc=3150Kg

m3 si ρa=1000

Kg

m3 )

Pentru prepararea a unui m 3 de pasta se folosesc:

mc=ρpρp−ρaρ c− ρa

=1910 · 1910−10003150−1000

=808,41 Kgm3

V a=ρ c−ρaρ c−ρa

=3150−19103150−1000

=0,567 m3

m3

In aceste conditii se foloseste un factor apa-ciment:

m=qaqc

=V a · ρaqc

=0,576 ·1000808,41

=0,712

Cantitatile totale de materiale necesare :

- ciment :

M c=k 3·mc ·V p=1,05 ·808,4 ·7,9=6705Kg

- apa :

67

V a=k3 ·V a ·V p=1,05 ·0,567 ·7,9=4,77m3

e) Echipamente necesare pomparii pastei de ciment

Numarul de autocontainare pentru amestecul ciment-cenusa in cazul unor autocontaianre tip APC-10.

Nac=M am

M ac

= 670510000

=0,67 autocont ainareadica unautocontainer


Nag=Nac

2=12=0,5adicaunagregat

f) Debitele de fluide utilizate la cimentare

f1 Debitul de preparare si pompare a pastei Qp

Daca se considera timpul de descarcare a cimentului dintr-un autocontainer de 15 minute rezulta ca pentru prepararea pastei este necesar un timp t p=15min

Pentru prepararea si pomparea intregului volum de pastade ciment rezulta un debit:

Q p=V p

t p= 7,915·60

=0,00877m3

s=8,77 dm

3

s

f2 Debitul necesar realizarii regimului turbulent de curgere a pastei in spatiul inelar

Viteza critica de trecere la regimul turbulent

vcr=25·√ τ pρp=25·√ 7,921910=1,60 m

s

Debitul necesar realizarii vitezei critice si deci a regimului turbulentpentru pasta in spatiul inelar :

Qn=vcr · Aee=1,60 ·0,013=0,0208m3

s=20,08 dm

3

s

g Volumelede fluide pompate cu debitul Qp si Qn

g1 Volumul pompat cu debitul Qp

Se pompeaza cu debitul Qp pana cand pasta a ajuns la baza coloanei urmeaza sa treaca in spatiulinelar. Deci volumul pompat cu acest debit este egal cu volumul interior al coloanei:

68

V pp=V ic=Aie · H e=0,010 ·2720=27,2m3

g2 Volumul pompat cu debitul Qn

Volumul respectiv este egal cu volumul de pasta ce se ridica in spatiul inelar

V nn=V p−A i ·h=7,9−0,010·30=7,6m3

Deoarece volumul de pasta V p=7,9m3, este mai mic decat volumul interior al

coloanei V ic=27,2m3rezulta ca dupa pasta de ciment se pompeaza cu debitul Q pun volum

de fluid de refulare :

V n'=V ic−V p=27,2−7,9=19,3m

3

h Vitezele de curgere ale fluidelor prin sonda

h1 Vitezele la pomparea cu debitul Q p=8,77dm3

s

- in interiorul coloanei

v ip=Q p

Aie=8,77 ·10

−3

0,010=0,87 m

s

- in exteriorul coloanei ( spatiul inelar)

vep=Q p

Aee

=8,77 ·10−3

0,013=0,67 m

s

h2 Vitezele la pomparea cu debitul Qn=20,08dm3

s

- in interiorul coloanei

v ip=Q p

Aie=20,08 ·10

−3

0,010=2m

s

- in exteriorul coloanei ( spatiul inelar)

vep=Q p

Aee

=20,08·10−3

0,013=1,54 m

s

i) presiunile de pompare in sonda

69

Toate valorile marimilor necesare calculelor caderilor de presiune sunt prezentate in tabel . Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulatie in orice moment al desfasurarii operatiei de cimentare.

In continuare sunt date doua exemple de determinare a valorilor cuprinse in tabel.

1) Curgerea fluidului de foraj in interiorul coloanei la debitul

Q p=8,7dm3

s=0.087 m

3

s

Se cunosc v ip=0,87ms,ρn=1610

Kg

m3, ηpn=30,13 cP , τn=6,6=

N

m2si

Die=113,2mm=0,1132m .

Se calculeaza numarul Reinolds pentru stabilirea regimului de gurgere :

ℜ¿=v ip ·Die · ρn

ηpn=0,87 ·0,1132 ·1610

30,13 ·10−3 =5093

Bi¿=Die · τnv ip · ηpn

= 0,1132 ·6,60,87 ·31,13 ·10−3

=27,58

Conform figurii 1 (curgerea prin conducte) pentru Rei=5093 si Bii=27,58 corespunde un coeficient de rezistenta hidraulica λ¿=0,065 ca urmare rezulta :

α i=λ i ·ρn· v ip

2

2 ·D ie

=0,065 · 1610 ·0,872

2 ·0,1132=349.86

2 Curgerea pastei de ciment in spatiul inelar in regim turbulent la debitul

Q p=20,08dm3

s=0,0208 , ven=1,54

ms, ρp=1910

Kgm3 , ηpp=40,46 cP ,

τ p=7,92N

m2, Dsd−De=183,9−127=56,9mm=0,0569m

Se calculeaza numarul Reinolds pentru stabilirea regimului de gurgere :

ℜ¿=ven · (Dsd−De )· ρp

ηpn=1,54 ·0,0569·1910

40,46 ·10−3 =4136

70

Bi¿=(Dsd−D e) · τnv ip · ηpn

= 0,0569 ·7,921,54 ·40,46 ·10−3=7,23

Conform figurii 1 (curgerea prin spatiul inelar) pentru Ree=4136 si Bii=7,23 corespunde un coeficient de rezistenta hidraulica λ¿=0,03 ca urmare rezulta:

βe=λe ·ρp · ve

2

2 · (D sd−De )=0,03 · 1910 ·1,54

2

2·0,0569=1194

In acest mod se calculeaza toate valorile Re , Bi, λ ,α si βcu ajutorul carora se determina valorile caderilor de presiune la circulatia fluidelor in sonda. Se precizeaza ca α se refera la interiorul coloanei iar β la exteriorul acesteia ( spatiul inelar).

Faza cimentarii Coborare pasta in coloana Ridicare pasta in spatiu inelarVolumul pompat m3 Interior coloana V pp=27,2 Pasta in spatiu inelar V nn=7,6

Debit de pompare m3

sQ p=¿8,77 Qn=¿20,08

Zona de curgere Interior coloana

Spatiu inelar Interior coloana Spatiu inelar

Aria de curgere m2 Aie=0,010 Aee=0,013 Aie=0,010 Aee=0,013

Viteza de curgerems

v ip=0,87 vep=0,67 v¿=2 ven=1,54

Fluid de foraj

ℜn - 5093 1971 11709 4682Bin - 27,58 18 6,03 7,83λn - 0,065 0,157 0,025 0,04

α nN

m2

349.86 - 711,13 -

βnN

m2- 997 - 1342

Pasta de ciment

ℜp - 4649 1799 10687 4136Bip - 25,46 16,62 5,56 7,23λ p - 0,065 0,125 0,025 0.03

α p

N

m2415 - 843 -

β pN

m2

- 941,78 - 1194

Caderi de presiune in manifold

Fluid foraj 1,93 1,93 7,19 7,19

Pasta 2,16 2,16 8,40 8,40

71

Urmeaza sa se calculeze valorile si variatia presiunii de pompare in sonda in timpul operatiei, trasandu-se graficul de variatie presiunii la agregatele de cimentare functie de volumul de fluid pompat.

In cazul de fata volumul pastei de ciment este mai mic decat volumul interior al coloanei si ca urmare se foloseste figura 3 pentru care s-au precizat cinci momente de calcul. Pentru fiecare din acestea se va calcula presiunea de lucru si se va preciza si volumul de fluide pompate pana in momentul respectiv.

Momentul a

Inceptul pomparii pastei de ciment

- debitul de pompare Q p=8,77dm3

s=0,00877 m

3

s;

- volumul de fluid pompat V a=0 ;

- caderea de presiune in manifold , Pma=2,16 ;̄

- presiunea de circulatie in sonda :

pca=α np · H e+βn p ·H e= (462,01 ·2720+997 ·2720 ) ·10−5=39,68 ¿̄

- presiunea la agregate :

72

paa=pma+ pρa+ pca=2,16+0+39,68=41,84 ¿̄

Deci a (0 ; 41,84 ).

Momentul b

Terminarea pomparea pastei de ciment in coloana:

- debitul de pompare, Qb=Q p=8,77dm3

s=0,00877 m

3

s;

- volumul de fluid pompat , V b=V p=7,9m3

- caderea de presiunea la manifold Pmb=2,16 ¿̄

- presiunea coloanelor de fluid pρb=pρbe−pρbi

- la exteriorul coloanei :

pρbe=ρn · g· H e=1610 ·9,81·2720 ·10−5=429,59 ¿̄

- la interiorul coloanei :

pρbi=ρp· g·V p

A ie

+ρn · g·(H e−V p

Aie )=1910 ·9,81· 7,90,010·10−5+1610 ·9,81·(2720− 7,9

0,010 ) ·10−5=¿

= 452,84 bar

Deci: pρb=429,29−452,84=−23,55 ¿̄

- presiunea de circulatie in sonda

Pcb=α pp ·V p

A ie

+αnp ·(H e−V p

A ie)+βnp · H e=[415 · 7,90,010

+462,01 ·(2720− 7,90,010 )+997 ·2720] ·10−5=39,31 ¿̄

- presiunea la agregate

pab=pmb+ pρb+ pcb=2,16−23,55+39,31=17,92 ¿̄

Deci b (7,9 ; 17,92 ).

Momentul c

pasta de ciment a ajuns la partea de jos a coloanei :

- debitul de pompare Qc=Q p=8,77dm3

s=0,00877 m

3

s

73

- volumul de fluid pompat , V c=V ie=27,2m3

- caderea de presiune in manifold Pmc=1,93 ¿̄

- presiunea coloanelor de fluide este aceiasi ca in momentul bpρc=pρb=−23,55 ¿̄

- presiunea de circulatie in sonda este aceiasi ca in momentul b Pcc=Pc=39,31 ¿̄


pac=pmc+ pρc+pcc=1,93−23,55+39,31=17,69 ¿̄

Deci : c (27,2 ; 17,69 ).

Momentul d

pasta de ciment a inceput sa treaca in spatiul inelar ; incepe regimul de curgere turbulent pentru pasta :

- debitul de pompare Qc=Qn=20,08dm3

s=0,02008 m

3

s

- volumul de fluid pompat este acelasi ca in momentul c V d=V c=V ie=27,2m3

- caderea de presiune in manifold Pmd=7,19 ¿̄

- presiunea coloanelor de fluide este aceiasi ca in momentul b si c

pρd=pρc=pρb=−23,55 ¿̄

- presiunea de circulatie in sonda :

Pcd=α nn ·(H e−V p

A ie)+α pn ·

V p

A ic

+βnn ·H e=[711,13 ·(2720− 7,90,010 )+843 · 7,90,010

+1194 ·2720] ·10−5=52,86 ¿̄


pad=pmd+ pρd+pcd=7,19−23,55+52,86=36,5 ¿̄

Deci c (27,2 ; 36,5 ).

Momentul e

Finalul operatiei de cimentare in regim turbulent :

- debitul de pompare, Qe=Qn=20,08dm3

s=0,02008 m

3

s;

- volumul de fluid pompat in sonda

74

V e=V p+V n=7,9+27,7=35,7m3

- caderea de presiune la manifold pme=7,19 ;̄

- presiunea coloanelor de fluide :

- presiunea coloanelor de fluid pρe=pρext−pρint

- la exteriorul coloanei :

pρext=ρn · g·(H ¿¿e−H ce)+ρp · g· H ce=[1610 ·9,81·(2720−585)+1910 ·9,81 ·585] ·10−5=446,81 ¿̄ ¿

- la interiorul coloanei :

pρint= ρn · g·(H ¿¿e−h)+ρp · g·h=[1610 ·9,81·(2720−30)+1910 ·9,81 ·30] ·10−5=430,48 ¿̄ ¿

Deci

pρe=446,81−430,48=16,33 ¿̄

- presiunea de circulatie in sonda

pce=αnn · (H e−h )+α pn · h+β pn · H ce+βnn · (H e−H ce )=711,13 ·2690 ·10−5+843 ·30·10−5+1342 ·585·10−5+1194 · (2720−585 ) ·10−5=52,72 ¿̄


pae=pme+ pρe+ pce=7,19+16,33+52,72=76,24 ¿̄

Deci : e (35,7; 76,24)

In figura urmatoareeste reprezentatgraficul de variatie al presiunii la agregate functie de volumul de fluide pompat in sonda :

h Durata operatiei de cimentare

75

Durata cimentarii este data de suma timpurilor necesari pomparii de fluide in sonda si de efectuarea operatiei de lansare a celui de al doilea dop de cimentare:

t c=t p+ td

Timpul de pompare este compus din timpul necesar ajungerii pastei la baza coloanei, in care debitul de pompare este Q p si de ridicarea a pastei in regim turbulent in spatiul inelar, in care debitul de pompare este Qn. Pomparea cu debitul Q p se face pana in momentul " c " . Deci volumul pompat este volumul interior al coloanei , V ic=27,2m

3. Pomparea debitului Qn se face din momentul " d " pana in momentul " e " . Deci volumul pompat este

62,56−27,2=35,36m3

Ca urmare

t p=27,20,00877

+ 35,360,02008

=4863 s=81min

Timpul de lansare a dopului este t α=10minute

Deci durata totala a operatiei de cimentare :

t c=81+10=91minute=1orasi31minute

Deoarece limita de pompabilitate a unei paste de ciment normale fara adaosuri este de 100...120 minute rezulta ca operatia de cimentare poate fi efectuata fara dificultati legate de pasta de ciment.

76

Proceduri

Dupa calcularea volumului necesar de pasta si a cantitatilor de matariala necesare prepararii pasti se va comanda pasta de ciment care va fi preparata de catre chimist dupa ce pasta este preparata aceasta este transportata cu betonierele la locatie.

O alta metoda de preparare a pastei este cea de prepareare la sonda coform schemelor:

77

Vehicularea si transportul fluidului de lucru (lapte de ciment, noroi, apa, etc) de la pompa triplex la locul de exploatare se face cu teurile de legatura.Teurile cu legaturi rapide asigura, in plus, si dirijarea pe doua directii a fluidului de lucru.

Pasta de ciment va fi dirijata prin conducte de legatura catre capul de cimentare numit in sondarie si bula de cimentare.

78

CAPITOLUL VI - Echipamentul de foraj

6.1. Alegerea garniturii de foraj :

Interval

forat

Diametrul

sapei

Densitatea

noroiului

Prăjini de foraj Prăjini grele Greutate

Diametrul

Lungime

Masa unitar

ă

Diametrul

Lungime

Masa unitar

ă

În aer

În noroi

m in Kg/m3 in m Kg/m in m Kg/m kN kN

0-875 15 1/2 1192 5 972 29,02 11 53 444,5 495 419

875-2335

9 5/8 1355 4 1/2 2199 24,70 7 1/4 136 177,6 769 636

2335-2720

6 3/4 1610 41/2 2517 20,83 6 203 123,1 758 603

6.2. Alegerea echipamentului de suprafata

Dupa ce se va sapa gaura de sonda pentru montarea coloanei de ancoraj intervalul 0-875 m la ultimul burlan introdus intrucat la suprafata vom avea o presiune de lucru de 163,4 bar se va monta o flansa cu mufa tip UMC-C care va rezista la o presiune de lucru de 210 bar cu o dimensiune nominala de 13 5/8 in care se insurubeaza in coloana de ancoraj cu diametrul 11 3/4.

Flansele cu mufa sunt destinate suspendarii si etansarii burlanelor de foraj.

Dimensiunile flanselor si a diametrelor interioare de trecere sunt in conformitate cu API.

Flansele cu mufa prezinta doua tipuri de legatura cu burlanul:- cu filet pentru burlane API 8RD, Buttres- legatura sudatasi doua iesiri laterale care pot fi filetate sau cu flanse prevazute cu prezoane.Dimensiunile gaurilor verticale sunt conform cerintelor API

Dimensiunile penelor ce se monteaza in flansa vor fi 5 - 10 3/4 in.

79

Prevenitorul ce se poate monta peste flansa cu mufa, este DF 11x210 sau VH 11x210

80

1. Crown Block and Water Table2. Catline Boom and Hoist Line3. Drilling Line4. Monkeyboard5. Traveling Block6. Top Drive7. Mast8. Drill Pipe9. Doghouse10. Blowout Preventer11. Water Tank12. Electric Cable Tray13. Engine Generator Sets14. Fuel Tanks15. Electric Control House16. Mud Pump17. Bulk Mud Components Storage18. Mud Pits19. Reserve Pits20. Mud Gas Separator21. Shale Shaker22. Choke Manifold23. Pipe Ramp24. Pipe Racks25. Accumulator

Schema instalatiei de foraj

Figura 1

81

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/accumulator.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/pipe_racks.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/pipe_ramp.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/choke_manifold.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/shale_shaker.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/mud_gas_separator.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/reserve_pits.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/mud_pits.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/bulk_components_storage.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/mud_pump.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/electric_house.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/fuel_tanks.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/engine_generator.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/electric_tray.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/water_tank.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/blowout_preventer.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/doghouse.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/drill_pipe.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/mast.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/top_drive.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/traveling_block.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/monkeyboard.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/drilling_line.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/catline_boom.html

http://www.osha.gov/SLTC/etools/oilandgas/illustrated_glossary/crown_block.html

Figura 2

82

Proiect foraj anul IV

Documents

Transcript of Proiect foraj anul IV