UNIVERSITATEA “PETROL-GAZE” PLOIESTI

PROIECT LA FORAJUL SONDELOR

DEVIEREA SI DIRIJAREA SONDELOR

Indrumator proiect:

Prof. dr. ing.

STUDENT

AN IV - GRUPA 2 – I.F.R. – I.P.G.

PLOIESTI 2013

DEVIEREA ŞI DIRIJAREA SONDELOR

1

TEMA

1. Să se proiecteze o sondă cu profil J, în următoarele condiţii:

- adâncimea sondei, H = 1700 m;- deplasarea orizontală a ţintei faţă de gura sondei, A = 300 m;- orientarea ţintei faţă de gura sondei, ωT=5 ° ;

Se impune unul dintre următoarele elemente:- adâncimea d einiţiere a dirijării, h1 = 400 m;- intensitatea de deviere pe intervalul curbiliniu, iv = ... grad/10m;- înclinarea sondei la atingerea ţintei, αT=15° .

Se va indica, într-un tabel, înclinarea sondei proiectate, de-a lungul ei, la fiecare 100 m.Se vor figura, la scară, proiecţia sondei în plan orizontal şi proiecţia sondei în planul vertical cu

azimutul ţintei ωT. În planul orizontal se va indica şi domeniul de toleranţă al ţintei, definit ca:- un cerc, centrat pe ţintă, cu raza R = ... m;- un sector circular cu- deplasarea minimă Amin = 275 m şi deplasarea maximă Amax = 325 m;- azimutul minim ωmin=0 ° şi azomutul maxim ωmax=10°.

Sistemul de coordonate carteziene va fi ONEV, unde O este gura sondei, N – direcţia nordului, E – direcţia estului şi V – verticala.

2. Să se calculeze traseul spaţial al sondei dirijate reale cu datele de deviere din tabela anexată în sistemul cartezian ONEV. Se va folosi metoda arcelor de cerc.

Se vor trasa proiecţiile sondei realizate în cele două plane, orizontal şi cel vertical cu azimutul ωT, pe aceleaşi desene cu sonda proiectată, cu linii distincte (culori diferite).

3. Să se calculeze poziţia deviatorului în diverse puncte ale sondei realizate pentru ca aceasta să atingă ţinta sondei proiectate.

1. Proiectarea sondei dirijată în J.

Se alege intensitatea de deviere: iv = 2 grade/10m2

Iv 0.5 1 1.5 2 2.5R (m) 1140 573 382 286 229

Având A > R se va alege o sonda cu profil J1.

Elementele ce trebuie determinate:

1. ∝- unghiul de înclinare pe intervalul curbiliniu:

∝=180−tg−1(H−h1

A−R )−cos−1[ RH−h1

∙sin tg−1( H−h1

A−R )]∝=180−tg−1(1700−400

300−286 )−cos−1[ 2861700−400

∙sin tg−1( 1700−400300−286 )]

∝=13.28 °

2. lB - lungimea intervalului pînă la punctul B unde ∝ se stabilizează:

lB=h1+π ∙α ∙R

180

lB=400+ 3.14 ∙13.28∙286180

=466.29 m

3. hB – adâncimea pe verticală a punctului B unde ∝ se stabilizează:

hB=h1+R ∙ sin α

hB=400+286 ∙ sin13.28=465.69 m

4. a2 – deplasarea orizontală în punctual B unde ∝ se stabilizează:

a2=R ∙ (1−cosα )

a2=286 ∙ (1−cos13.28 )=7.64 m

5. lT – lungimea totală a intervalului forat:

lT=h1+π ∙α ∙R

180+

H−h1−R ∙sin αcosα

lT=400+ 3.14 ∙13.28 ∙286180

+1700−400−286 ∙ sin13.28cos13.28

=1735m

3

OA

BR

T

A

a3a2

h1

h2

h3

H

α

α

Fig. 1 Proiecţia verticală pentru J1

R

Datele necesare reprezentării proiecţiei sondei în plan vertical (Tab. 2):

Lungimea forată (l) Adâncimea pe verticală (h) Înclinarea (∝) Deplasarea

orizontală (a)Iniţierea dirijării (A) 400 400 0 0Sfârşitul dirijării (B) 466.29 465.69 13.28 7.64

Ţinta (T) 1735 1700 13.28 300

4

EA

B

ΔL

αα

Fig. 2 Sistemul de referinţă

ΔV

N

V

ωαΔN

ΔE

ΔH

ΔH

2. Calculul traseului spaţial folosind metoda unghiului mediu

Aparatele de deviere folosite uzual măsoară înclinarea α şi azimutul ω în diverse puncte de-a lungul traseului spaţial.

Pentru a stabili traseul lor, respectiv pentru a evalua înclinarea şi azimutul în orice alt punct este nevoie de un sistem de referinţă, anumite ipoteze despre forma traseului şi o metodă de calcul adecvată.

Ca sistem de referinţă se consideră gura sondei considerată fie la nivelul masei rotative, fie la nivelul pământului, fie la nivelul mării. Avem astfel:

AN – axa meridianului magnetic cu sensul pozitiv către nord (OY);

AE – axa perpendiculară pe prima direcţie (OX);

AV – axa verticală cu sensul pozitiv în jos (OZ);

L – lungimea;

H – deplasarea orizontală (A);

V – verticala (H);

ΔV, ΔN, ΔE, ΔH, ΔL – variaţiile finite ale mărimilor între punctele A şi B.

In acest caz arcul de curba dintr-un punct 1 si 2 este aproximativ egal cu reuniunea a doua segmente de dreapta paralele cu tangenta dintre cele doua puncte a caror lungime este egala cu jumatatea din lungimea ΔL a arcului respectiv.

Se foloseste Metoda Tangentei Balansate:

∆ V = ΔL2

∙cosα 1+ΔL2

∙cosα 2

∆ H= ΔL2

∙ sin α1+ΔL2

∙sin α 2

∆ N= ΔL2

∙ sin α 1 ·cosω1+ΔL2

∙sin α 2· cos ω2

∆ E= ΔL2

∙ sin α 1 · sin ω1+ΔL2

∙ sin α 2 · sin ω2

Tabel 1. Valorile elementelor finite

Nr.stati Adancimea H/L Inclinare α Azimut ω ΔV ΔH ΔN ΔE

5

e0 0 0 0 9.39 2.40 0.98 2.191 10 0.5 20 8.78 4.79 2.80 3.752 20 0.5 340 8.05 5.81 1.75 -1.853 30 0.75 300 7.32 6.82 -1.87 -0.514 40 0.75 310 6.36 7.62 -5.96 2.345 50 1 330 5.40 8.41 -6.38 3.026 60 1 310 5.40 8.41 -4.42 7.167 70 1 310 4.28 8.95 -2.32 -1.168 80 1.25 300 5.24 8.15 -2.26 -2.119 90 0.75 285 7.32 6.82 -0.24 5.46

10 100 0.75 290 14.63 13.63 0.25 11.4411 120 0.75 310 6.36 7.62 2.01 1.1012 130 1 320 6.36 7.62 6.39 0.4113 140 0.75 340 7.32 6.82 5.18 4.4314 150 0.75 340 6.36 7.62 -1.58 1.6615 160 1 330 5.40 8.41 -4.26 -4.7616 170 1 300 12.72 15.23 -5.36 -3.9817 190 0.75 15 14.63 13.63 1.58 3.5318 210 0.75 25 6.36 7.62 7.55 -1.0119 220 1 25 6.36 7.62 5.96 2.3420 230 0.75 45 7.32 6.82 1.87 -0.5121 240 0.75 55 7.32 6.82 1.87 -0.5122 250 0.75 45 8.50 4.65 1.98 1.6823 260 0.25 30 29.53 3.71 0.57 -3.6724 290 0 0 10.71 9.97 -9.19 -3.8725 310 1.5 280 -10.11 12.52 -10.75 -2.8426 332 3 335 -8.15 -1.94 2.28 0.1927 341 3.75 336 -3.91 -7.85 1.45 4.3828 351 4.75 338 3.36 -7.67 -3.65 2.2629 360 5.5 340 5.98 -2.59 -1.86 -1.7230 367 6.25 341 7.05 3.55 -0.49 3.5231 376 7.25 341 0.82 7.86 -4.27 5.4132 385 8.25 342 -5.84 6.01 -5.45 2.5233 394 9 342 -9.48 2.93 -2.60 0.4034 404 9.25 343 -13.87 0.69 -1.02 -0.1335 418 9.5 344 -116.80 -300.63 -178.00 -178.1436 1156 11.75 359 15.53 -9.88 -6.12 -7.7337 1165 12.25 1 27.87 1.64 3.53 -5.6938 1185 13 6 15.02 12.24 11.75 -3.4239 1195 13.5 6 5.31 19.77 11.59 -12.9540 1207 14.25 5 -4.44 18.32 11.56 -9.0541 1216 14.5 0 -8.84 16.65 13.96 5.8842 1225 14.75 359 -11.63 21.91 13.00 17.5743 1240 14.5 1 -6.74 17.76 -2.32 12.79

6

44 1249 14.5 2.5 -8.84 16.65 -14.39 2.5945 1258 14.75 3.5 -12.68 13.95 -5.53 -8.6546 1267 15 5 -12.91 11.05 6.88 -6.8447 1274 15 6 -14.43 12.36 7.68 -7.6548 1283 15 5 -12.68 13.95 3.96 -13.3849 1292 14.75 5 -6.53 17.21 9.32 -1.2550 1301 14.25 7 -4.44 18.32 13.81 12.0451 1310 14.5 7 -6.74 17.76 9.77 14.1752 1319 14.5 7.5 -6.74 17.76 1.79 17.1253 1328 14.5 8 -4.68 19.29 -10.41 13.3454 1338 14.25 9 0.24 19.84 -17.37 -1.2955 1348 14 10 2.60 18.82 -7.85 -14.5356 1357 14 11 2.60 18.82 7.98 -14.4657 1366 14 12 2.73 19.81 4.84 3.9558 1376 14 14.5 2.73 19.81 -13.00 6.4159 1386 14 16 4.89 18.21 -11.43 -11.1760 1395 13.75 17 9.24 16.43 -0.74 -15.9161 1404 13.5 17.5 8.92 12.06 2.65 -11.7662 1409 13.5 17.5 11.30 15.27 6.72 -13.1863 1418 13.5 18 9.24 16.43 13.31 -8.7564 1427 13.75 18.5 6.04 14.82 13.92 -5.0765 1433 13.75 18.5 7.17 17.59 16.96 -1.6966 1442 13.75 19 7.17 17.59 12.29 9.3567 1451 13.75 20 7.93 19.45 -4.52 4.1468 1462 13.75 22.5 4.89 18.21 -3.69 -12.8169 1471 14 24 10.03 17.84 11.51 -10.7970 1483 13.25 25 16.39 3.04 4.69 1.8871 1492 12.25 24 16.35 -10.40 5.97 2.8872 1502 11.75 22 13.01 -13.84 10.71 -5.7373 1511 11.75 21 11.10 -15.24 8.35 -12.7574 1520 11.5 21 9.67 -17.51 1.22 -15.3275 1530 11.5 20 9.67 -17.51 1.22 -15.3276 1540 11.5 21 2.40 -18.45 9.96 0.8877 1550 10.75 23 -9.74 -13.63 2.57 11.8278 1558 10 24 -12.14 -10.23 4.03 3.9979 1564 10.25 22 -9.23 -12.92 1.23 5.3480 1570 10.5 18 -14.46 -15.66 -11.44 10.4881 1582 10 12 -15.94 -10.34 -5.83 7.7382 1591 10 5 1.53 -5.17 -1.47 4.9683 1600 0 0 3.22 -7.35 -7.27 1.0484 1610 10.25 358 -15.17 -12.79 -12.66 1.8085 1620 10 358 -17.87 -8.64 -4.48 -2.3086 1630 9.75 360 -19.45 -3.95 1.22 -3.7587 1640 9.5 2 -19.94 -1.50 1.06 -0.79

7

88 1650 9.5 3 -19.08 3.37 -1.95 -3.2289 1660 9 4 -16.92 10.37 -0.92 -9.1190 1670 8.75 5 -15.62 12.49 -2.31 -10.7291 1680 8.75 4 -13.21 14.66 1.26 -11.2392 1690 8.425 5.4 -8.80 17.82 14.37 -9.1393 1700 8.2 6 -4.60 19.33 18.47 0.4694 1710 7.975 6.6 -0.17 19.87 15.48 10.9995 1720 7.75 7.2 4.27 19.41 6.56 17.3496 1730 7.525 7.8 8.49 17.97 -3.91 16.7297 1740 7.3 8.4 12.29 15.62 -10.90 10.2098 1750 7.075 9

3. Stabilirea diametrelor coloanelor si sapelor

8

Fig.4 Modul de stabilire a diametrului sapelor si a diametrului coloanelor de burlane

D

Dm

Ds

a)

D

Di

t t

Ds

a a

b)

Diametrele coloanelor de explatare se stabilesc in pricipal in functie de debitul de titei – gaze care urmeaza a fi extrase respectiv de metoda de extractie care se va aplica ulterior.

Datele din tabelul urmator sunt orientative, ale diametrelor coloanelor de exploatare in functie de debitele de petrol – gaze care urmeaza a fi extrase.

Tabel 2

For oil wells Q (m3/zi) 40 40 – 100 100 – 150 >150Dc mm(in)

114.3(4 ½)

127 – 141.3(5 – 5 ½)

141.3 – 146(5 ½ - 5 ¾)

152.4 – 168.3

(6 – 6 58 )

For gas wells Q (103 m3/zi) 75 75 – 250 250 – 500 >500Dc mm(in)

114.3(4 ½)

114.3 – 146(4 ½ - 5 ¾)

146 – 177.8(5 ¾ - 7)

168

(6 58 )

Diametrul coloanei de exploatare Dc = 5 ½ in = 139.7 mm

Diametrele coloanelor si sapelor pentru celelalte sectiuni se stabilesc prin metoda „de jos in sus”.

Se vor avea in vedere valori ale jocului radial δ respectiv ratia de tubare R suficient de mare pentru introducerea coloanelor fara dificultate respectiv pentru realizarea unor cimentari corespunzatoare in spatiul inelar.

In tabelul urmator suntdate valorile orientative ale lui δ si R pentru diverse valori ale diametrelor nominale ale coloanelor.

9

Tabel 3

Dc in 4 ½ - 55 ½ - 6

58 7 – 7

58 8

58 – 9

58

10 ¾ - 11 ¾ 12 ¼ - 14 ¾ 16 – 20

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

δ = Ds−Dm

2 ; Ds – diametrul sondei; Dm – diametrul peste mufa.

R = δDs

; R = Ds−Dm

2D s

Tabel 4Normal conditions Complicated conditions

δ R δ R

D < 8 58 (219.1) 8 – 18 0.05 – 0.065 10 – 25 0.06 – 0.09

D > 8 58 (219.1) 20 – 40 0.06 – 0.09 25 – 50 0.08 – 0.10

Proiectarea programului de constructie al sondei

Programul de constructie al sondei este urmatorul:

coloana de ancoraj 13 38 in ;

coloana intermediara 9 58 in ;

coloana de exploatare 5 ½ in .

Proiectarea coloanei de exploatare

Pentru determinarea diametrelor coloanelor si al sapelor folosite pentru fiecare coloana din programul de

constructie al sondei se impune diametrul coloanei de exploatare, de 5 ½ in, care are urmatoarele

caracteristici:

Diametrul coloanei: DC = 139.7 mm;

Diametrul mufei: Dm = 153.7 mm.

Se stabileste diametrul sapei pentru coloana de exploatare si anume:

DS = Dm + 2 · δ = 153.7 + 2 · 15 = 183.7 mm

pentru care s-a ales un joc radial δ = 15 mm.

Se alege diametrul sapei pentru coloana de exploatare, si anume:

10

DS = 212.7 mm = 8 38 in

Din relatie rezulta jocul radial recalculat:

δ = Ds−Dm

2 = 212.7 – 153.7

2 = 29.5 mm

Cu ajutorul relatiei se calculeaza ratia de tubare:

R = δDs

= 29.5

212.7 = 0.14

Proiectarea coloanei intermediare

Diametrul interior al coloanei intermediare se determina conform relatiei:

Di = DS + 2 · a = 212.7 + 2 · 2 = 216.7 mm

pentru care se alege jocul dintre sapa si interiorul coloanei a = 2 mm

Se alege diametrul interior al coloanei intermediare:

Di = 216.8 mm

Prin urmare se alege coloana intermediara de 9 58 in, al carei diametru exterior este:

Dext = 244.5 mm

Se stabileste diametrul sapei pentru coloana intermediara si anume:

Ds= Dm + 2 · δ = 269.9 + 2 · 20 = 309.9 mm

pentru care se alege jocul radial δ = 20 mm si diametrul exterior al mufei pentru coloana de 9 58 in,

Dm = 269.9 mm.

Se alege diametrul sapei pentru coloana intermediara, si anume:

Ds = 311.2 mm = 12 ¼ in

Din relatie rezulta jocul radial recalculat:

δ = Ds−Dm

2 = 311.2– 269.9

2 = 20.65 mm

Se calculeaza ratia de tubare:

R = δDs

= 20.65311.2 = 0.07

11

Proiectarea coloanei de ancoraj

Diametrul interior al coloanei de suprafata se determina conform relatiai:

Di = DS + 2 · a = 311.2 + 2 · 2 = 315.2 mm

Pentru care se alege jocul dintre sapa si interiorul coloanei a = 2 mm

Se alege diametrrul interior al coloanei de suprafata:

Di = 316.6 mm

Prin urmare se alege coloana de suprafata de 13 38 in, al carei diametru exterior este Dext = 339.7 mm.

Se stabileste diametrul sapei pentru coloana de suprafata si anume:

DS = Dm + 2 · δ = 365.1 + 2 · 35 = 435.1 mm

pentru care se alege jocul radial δ = 35 mm si diametrul exterior al mufei pentru coloana de 13 3/8 in,

Dm = 365.1 mm.

Se alege diametrul sapei pentru coloana de suprafata, si anume:

DS = 444,5 mm = 17 ½ in

Rezulta jocul radial recalculat:

δ = Ds−Dm

2 = 444.5 –365.1

2 = 39.7 mm

Conform relatiei se calculeaza ratia de tubare pentru coloana de suprafata:

R = δDs

= 39.7

444.5 = 0.09

In continuare, in tabelul urmator sunt prezentati principalii parametri folositi pentru programul de

constructie al sondei .

Tabel 5Coloana Diametrul coloanelor Diametrul

mufeiDiametrul sapei Jocul

radialRatia

de tubare

Exterior Interior- in mm mm mm in mm mm -

Ancorare 13 3/8 339,7 316,6 365,1 17 ½ 444,5 39,7 0,09Intermediara 9 5/8 244,5 216,8 269,9 12 ¼ 311,2 20,65 0,07Exploatare 5 1/2 139,7 125,5 153,7 8 3/8 212,7 29,5 0,14

12

4. Alegerea garniturii de foraj – ansamblul de fund

Fig.5 Sistemul de forte din BHA (Bottom Hole Assembly)

In cazul forajului vertical se stie ca necesarul de apasare pe sapa se realizeaza cu aproximativ 75% din

greutatea prajinilor grele.

In cazul forajului dirijat dar mai ales orizontal apar diferente majoredatorita frecarilor dintre garnitura si

peretele orizontal al sondei respectiv datorita amplificarii solicitarilor garniturii de foraj.

13

Daca ansamblul de fund BHA , nu este in miscare de rotatie, Fp dintre elementul respectiv si gaura de sonda

este data de relatia:

F f =μ · N

μ – coeficient de frecare;

N – forta normala.

Contributia neta de apasare din ansamblul BHA este :

Gs=Ga(1− ρf

ρot)·¿

Masuratorile apasarii pe sapa Gs realizate cu dispozitivul MWD ( Measurements While Drill ) confirma faptul

ca, atunci cand dispozitivul este rotit exista doar o usoara reducere a apasarii pe sapa Gs, datorita unei

componente a fortelor de frecare ce actioneaza dealungul garniturii.

Efectul acestora poate fi luat in considerare prin intermediul unui coeficient de siguranta:

cs=1+csm

100

csm = coeficient de siguranta marginal si care se ia intre 10 % – 15 %

In aceste conditii rezulta :

Ga=cs ·G s

(1−ρt

ρot) ·cosα

Coloana de exploatare

Apasarea pe sapa :

Gs = 23 tf = 23 · 104 N

Coeficientul de siguranta:

Cs = 1 + c sm

100 = 1 + 10

100 = 1.1; csm = (10 ÷ 15)% coeficient de siguranta margina

Cs = 1.1

Necesarul de apasare in aer:

Ga =

cs ·Gs

(1−ρf

ρo)cosα =

1.1 ·32 ·104

(1−13007850 )cos13.28

= 43 · 104 N

14

Ga = 43 tf

Prajini grele (drill collar)

Dg = 0.75 · DS = 0.75 · 212.7 = 159.525 mm;

Se alege Dg = 6 34 in = 171.5 mm;

Masa unitara a prajinilor grele folosite este:

qg = 149.8 kg/m;

Lungimea prajinilor de foraj lg = 9 m;

NDg = Ga

lg ·qg · g = 43 ·104

9 ·149.8 · 10 = 32 bucati

Prajini HWDP

Daca DS = (200 ÷ 250) mm => Dp = 5 in

DHWDP = 5 in

qHWDP = 73.4 kg/m

GHWDP =

cs ·Gs

(1−ρf

ρo)cosα =

1.1 ·32 ·104

(1−13007850 )cos13.28 = 43 · 104 N

NDHWDP = GHWDP

lg ·qHWDP · g = 43 ·104

9 ·73.4 ·10 = 65 bucati

Prajini de foraj (drill pipes)

Daca DS = (200 ÷ 250) mm => Dp = 5 in

qP = 19.5 lb/ft = 29 kg/m

NDp = G a

lg ·q p · g = 43 ·104

9 ·29 ·10 = 165 bucati

5. Lucrul cu prajinile de foraj in compresiune

15

La sondele cu inclinari mari, forate in diametru mic, o parte din apasarea pe sapa este asigurata de prajinile de foraj aflate in compresiune. Se accepta ideea ca 90% din valoarea fortei critice sa fie maximum de contributie la apasarea pe sapa a prajinilor de foraj. In aceste conditii, relatia devine:

Ga=cs ·Gs ·0.9· Fcr

(1−ρt

ρot) ·cosα

In functie de valoarea fortei de compresiune axiala, forma garniturii in gaura de sonda este fie o sinusoida aplicata pe peretele inferior al sondei, fie o elicoida ce contacteaza peretele sondei de jur – imprejurul ei pe lungimea unei bucle.

Fig.6 Schema generala in cazul forajului orizontal cu lungimi mari

Conform lui Dawson si Pasley, forta critica de pierdere a stabilitatii garniturii de foraj este:

F cr=2·√ 2 ·E · I·qp ' · sin αD s−D

16

I = π

64 · (D4−d4) ;

q p ' = greutatea unitara a prajinilor de foraj calculata in fluid;

E=2.1·1011 N /m2 - modul de elasticitate;

q p' =q p·(1−

ρf

ρot) ;

6. Dificultati si accidente tehnice in foraj

In timpul desfasurarii activitatii de foraj,chiar si in conditiile existente unui program de lucru bine

construit, este posibil sa apara o serie de dificultati si/sau accidente tehnice, care pot complica foarte mult

finalizarea lucrarilor de foraj, sau, in unele cazuri, pot conduce chiar la abandonarea forajului.

Dificultati in foraj

Prin dificultati in foraj intelegem acele probleme care pot sa apara, de regula, ca urmare a unor cauze de

natura geologica si uneori de natura geologo – tehnica. Cu toate acestea, factorul subiectiv reprezinta, de

cele mai multe ori, cauza principala a aparitiei dificultatilor in foraj, multe dintre acestea putand fi evitate

printr-o pregatire profesionala buna, dar si prin respectarea si aplicarea prevederilor ce tin de tehnologia de

foraj, cu alte cuvinte printr-o disciplina corect inteleasa si implementata la locul de munca.

In cazul dificultatiilor, accesul la talpa forajului este posibil, in timp ce in cazul accidentelor tehnice de foraj,

accesul la talpa forajului nu este posibil.

Intre dificultatile in foraj vom mentiona pe cele care pot aparea in modul cel mai frecvent.

Surparea rocilor din peretii gaurii de sonda

17

Prin activitatea de foraj se deranjeaza echilibrul si stabilitatea rocilor traversate. In cazul rocilor necoezive

( nisipuri, pietrisuri, etc ) fenomenul de surpare poate aparea relativ usor, indeosebi la adancimi mici unde

presiunea coloanei de fluid de foraj nu este suficient de mare pentru a mentine peretii gaurii de sonda. Prin

surparea peretilor gaurii de sonda apare pericolul prinderii garniturii de foraj, ceea ce poate conduce la

complicatii tehnice, dar si la cheltuieli suplimentare. Aparitia surparii se poate identifica prin urmarirea

cantitatii de detritus care vine la site. In momentul in care aceasta cantitate creste semnificativ, este necesar

sa se ia imediat masurile tehnice necesare pentru prevenirea amplificarii fenomenului de surpare si

mentinerii gaurii de sonda, sub control. Intre aceste masuri mentionam: retragerea garniturii de foraj

deasupra zonei in care apare fenomenul surparii : conditionarea fluidului de foraj astfel incat acesta sa aiba

proprietati reologice optime; reglarea debitului de circulatie la un nivel la care sa permita evacuarea

detritusului, dar sa nu amplifice fenomenul de spalare a peretilor gaurii de sonda.

Strangerea peretilor gaurii de sonda

Dupa traversarea prin foraj, datorita naturii lor ( de regula generata de compozitia mineralogica ), unele roci

manifesta deformatii radiale semnificative. Ca urmare a acestor deformatii, gaura de sonda isi micsoreaza

diametrul, ceea ce poate avea efecte grave asupra continuarii activitatii de foraj.

Deformatiile radiale imbraca doua aspecte:

unul mecanic, provocat de curgerea vascoplastica a rocilor la depasirea limitei de curgere, sau de

actiunea fluidului de foraj;

unul fizico – chimic, asociat interactiunii dintre fluidul de foraj si de rocile traversate.

Rocile cu caracter vascoplastic pronuntat sunt : argilele, marnele, creta si sarea.

Pentru prevenirea si combaterea fenomenului de „strangere a gaurii de sonda” datorata umflarii

( cresterii volumului) rocilor traversate se impune luarea unor masuri, intre care mentionam :

reducerea filtratului fluidului de foraj

imbunatatirea caracteristicilor reologice ale fluidului de foraj, prin micsorarea viscozitatii si

cresterea gelatiei;

utilizarea de fluide de foraj inhibante sau pe baza de produse petroliere;

„corectarea” gaurii de sonda pe intervalul cu roca cu proprietati vascoplastice accentuate;

In cazul in care pachetele de strate predispuse la „umflare” se gasesc pe intervale mari de adancime

se poate prevedea tubarea unei coloane tehnice de burlane.

Dizolvarea rocilor din peretii gaurii de sonda

18

Stratele formate din clorura de sodiu ( NaCl ), clorura de calciu ( CaCl2 ), clorura de potasiu ( KCl ), sau clorura

de magneziu ( MgCl2 ), in contact cu apa dulce din fluidul de foraj se dizolva, iar gaura de sonda se largeste

sau se ocneste ( se formeaza caverne ). In astfel de cazuri se va utiliza fluid de foraj saturat cu sarea

respectiva, sau noroaie pe baza de emulsie inversa.

Devieri nedorite. Gauri de cheie

„Gaura de cheie” reprezinta un jgheab longitudinal format in peretele dinspre centrul de curbura al sondei

in care se poate intepeni garnitura de foraj. In general, gaurile de cheie sunt create de racordurile speciale

prin frecarea de peretii unei gauri de sonda curbate si ca urmare, prin dislocarea rocii din perete in timpul

manevrei materialului tubular.

Pentru prevenirea formarii gaurilor de cheie se recomanda folosirea unui ansamblu de prajini grele suficient

de rigid, sau plasarea deasupra prajinilor grele a unui corector cu lame spirale.

Mansonarea sapei si a garniturii

Argilele vascoase si unele marne argiloase hidratabile, traversate cu fluide apoase ( fluide utilizate pe scara

larga in cazul forajelor pentru apa potabila ), se lipesc de suprafata sapei, provocand mansonarea acesteia.

Se incearca descarcarea sapei prin „scuturare”, constand in manevre energice de ridicare si coborare, cu

opriri bruste ale garniturii de foraj, cresterea turatiei si / sau a debitului de circulatie. Cele mai bune

rezultate se obtin prin utilizarea unor fluide de foraj de tip emulsie inversa.

19