Proiectul Meu CCUPS

8/13/2019 Proiectul Meu CCUPS

1/53

1

UNIVERSITATEA PETROL-GAZE PLOIETI Facultatea de Inginerie Mecanic i Electric Specializarea: UPS ziSemestrul VI (anul III, semestrul al II-lea) Departamentul de Inginerie Mecanic DICIPLINA: C.C.U.P.Schel 1

TEMA DE PROIECTARENr. 12 din 28.02.2012

1. GENERALITI 1.1. Denumirea temei: Proiectarea i exploatarea troliului de foraj (TF) al unei instalaii de foraj(IF) 1.2. Beneficiar: Departamentul de Inginerie Mecanic 1.3. Data lansrii temei: 28.02.20121.4. Termen de predare:1.5. Caracterul lucrrii: Proiect de an

2. OBIECTIVUL I CONTINUTUL TEMEI 2.1. Obiectul temei: troliul de foraj (TF).2.2. Caracterul temei: proiectare funcional i constructiv, exploatare i ntreinere. 2.3. Programul din care face parte: Proiectarea de IF destinate cons truirii sondelor de petrol igaze, cu performane ridicate, adaptate cerinelor pieei mondiale i exploatarea lor raional 2.4. Destinaia temei: studenilor din anul III UPS.2.5. Scopul temei: 1) nsuirea cunotinelor predate la disciplina C.C.U.P.S.1;2) deprinderea activitilor de proiectare i de exploatare a utilajului petrolier de schel prinaplicarea cunotinelor de la disciplinile de specialitate. 2.6. Obiectivele urmrite prin rezolvarea temei: mbuntirea construciei i funcionr ii TF ncadrul sistemului de manevr (SM) prin: a) reducerea compexitii mecanice a SM b) optimizareafuncionrii SM c) exploatarea raional a SM. 2.7. Implicaii economice: 1) folosirea eficient a puterii instalate a IF; 2) reducerea consumuluide metal al elementelor TF i ca urmare, obinerea unei greuti specifice (raportate la unitateade putere) minime;3) creterea fiabilitii componentelor TF i deci, reducerea la minimum a timpului neproductiv alIF rezultat din defeciuni. 2.8. Coninutul temei: 1) documentaia corespunztoare alegerii i execuiei unor elemente

componente ale TF, nsoit de memoriul justificativ; 2) msuri practice de exploatare i ntreinere a TF.

3. CERINE TEHNICE 3.1. Date iniiale de proiectare: 1) adncimea final a sondei ;2) programul de tubare a sondei 3) tipul acionrii (TA): DH;4) gradul de transportabilitate (Grd.T): SAn (T), S-M.

3.2. Se prefer alegerea mainilor, transmisiilor, utilajelor i organelor de maini tipizate, nconformitate cu parametrii obinui din calcul.

EXECUTANT, CONDUCTOR TEM, Student Harghel Marian ef lucr. dr. ing. SIMION PAREPA


2/53

2

CALCULUL I CONSTRUCIA UTILAJULUI PETROLIER DE SCHEL PROIECT DE AN

Tema: Proiectarea troliului de foraj (TF) al sistemului de manevr (SM) al unei instalaii de foraj (IF).

CUPRINSINTRODUCERE: ...............................................................................................................................................3

1. ALEGEREA TIPULUI DE INSTALAIE DE FORAJ....................................................................................41.1. Programul de construcie a sondei 1.2. Determinarea profilurilor coloanelor de burlane i a greutii fiecrei coloane 1.3. Alegerea sapei pentru forajul puului de exploatare 1.4. Alegerea tipodimensiunii de prjini grele i calculul lungimii ansamblului de adncime1.5. Verificarea la flambaj a ansamblului de prjini grele i determinarea componenei

ansamblului de adncime1.6. Alegerea tipodimensiunii de prjini de foraj i calculul lungimii ansamblului superior

al garniturii de foraj1.7. Alegerea prjinii de antrena r1.8. Alegerea tipului de instalaie de fora

1.9. Concuzii2. ALEGEREA PRINCIPALELOR UTILAJE ALE INSTALAIEI DE FORAJ I PREZENTAREA PARAMETRILOR

I CARACTERISTICILOR LOR..............................................................................................................232.1. Alegerea capului hidraulic2.2. Alegerea ansamblului macara-crlig2.3. Alegerea geamblacului de foraj2.4. Alegerea elevatorului cu pene2.5. Alegerea elevatorului pentru prjini de foraj 2.6. Alegerea chiolbailor 2.7. Alegerea cablului de manevr 2.8. Alegerea tipului de troliu de fora

2.9. Concluzii3. PARAMETRII I CARACTERISTICILE MOTOARELOR/GRUPURILOR DE ACIONARE I CALCULUL

PUTERII INSTALATE..........................................................................................................................343.1. Parametrii i caracteristicile motoarelor/grupurilor de acionare 3.2. Alegerea modului de acionare3.3. Puterea consumatorilor auxiliari de for3.4. Calculul puterii instalate3.5. Concluzii

4. PROIECTAREA TROLIULUI DE FORAJ................................................................................................384.1. Lanul cinematic de nsumare a puterii motoarelor/grupurilor de acionare (LCPGA) i calculul

coeficienilor de nsumare i de transmitere a puterii medii a unui motor/grup de acionare la

arborele 1 al lanului cinematic 4.2. Parametrii transmisiilor mecanice (intermediare) ale LCPGA i verificarea criteriului delimitare a fenomenului de oboseal a ansamblului buc -rol

4.3. Reprezentarea lanului cinematic al sistemului de manevr i determinarea numrului de trepte de vitez

4.4. Transmisiile mecanice de intrare n troliul de foraj (TF) i parametrii acestora4.5. Tipurile de transmisii mecanice utilizate n cadrul lanului cinematic al TF i parametrii lor 4.6. Tipurile de cuplaje folosite n cadrul sistemului de manevr4.7. Modul de obinere a treptelor de vitez i determinarea rapoartelor de transmitere totale4.8. Determinarea parametrilor dimensionali ai tobei de manevr (TM) 4.9. Concluzii

5. BIBLIOGRAFIE...................................................................................................................................53


3/53

3

INTRODUCERE

Instalaiile de foraj, produse n prezent, acoper toate adncimile de foraj necesare pe pl anmondial, asigurnd performan e economice ridicate. Cercetrile desfurate de specialiti, ingineriiromni avnd o contribuie apreciabil n acest domeniu conducnd la realizarea unor instalatii de forajcare corespund cerinelor forajului att din punct de vedere al adncimii ct i al genului de antrenare, altransportului, al conditiilor climatice.

Puterea motoarelor Diesel transmis prin convertizoare hidraulice de cupru, troliul de forajprevzut cu dispozitiv de avans automat al sapei , frna auxiliar hidraulic sau electromagneticprevzut cu un cuplaj de mers liber, limitatorul de curs automat al macaralei crlig sunt numai o partedin caracteristicile moderne constructive i functionale specifice instala iilor de foraj romnesti.

O instalaie de foraj este c ompus din urmatoarele elemente : turla sau mastul care susine echipamentul de manevr i garnitura de foraj (compus din prjina

conductoare, prjini de foraj i prjini grele) echipamentul de manevr format din:

- troliul de foraj care are rolul de transmite micarea de la motoare la mecanismul deridicare i masa rotativ de a uura operaia de nurubare i deurubare a garniturii deforaj;

- mecanismul de ridicare este compus din: geamblac (partea fix) macara crlig (partea mobil) cablul care permite manevrarea sarcinii utile

- echipamentul de rotire format din : masa rotativ care transmite micarea de rotaie sapei capul hidraulic care realizeaza legtura ntre crligul fix i garnitura de foraj

mobil i permite circulaia fluidului de foraj din interior spre sapa;- echipamentul de circulaie este format din:

pompele de noroi care refuleaz fluidul de foraj, cu presiune, prin interiorulgarniturii.

manifoldul de aspiraie prin care trece fluidul de foraj aspirat din haba in pomp. manifoldul de refulare prin intermediul cruia fluidul de foraj refulat de pompe

ajunge n ncrctorul care face legtura ntre conducta de refulare i furtunulde foraj.

furtunul de foraj mijlocete trecerea fluidului de foraj din incrctor n i nteriorulcapului hidraulic.

instalaia pentru depozitarea, prepararea i curirea fluidului de foraj (habe, jgheaburi, site vibratoare, hidrocicloane).

- echipamentul de transmitere este format din cuplaje, transmisii hidraulice, transmisiiintermediare, cutii de viteze, reductoare, are rolul de a transmite micarea de la

motoarele de acionare la utilajele principale ale instalaiei garnitura de foraj pentru transmiterea micrii de la masa rotativ la sapa, permite circulaia

fluidului de foraj spre talpa sondei i montarea turbinei de foraj deasupra sapei.


4/53

4

1. ALEGEREA TIPULUI DE INSTALAIE DE FORAJ 1.1. PROGRAMUL DE CONSTRUCIE A SONDEI

Programul de construcie al sondei este prezentat n tabelele 1.1 i 1.2.

Tabelul 1.1. Informaii generale despre Sonda 1 MarianII.1 Sonda 12 Structura geologic MarianII3 Caracter Exploatare petrol4 Debit estimat cca. 40 t/24h5 Adncimea proiectat ( ) 5600 m6 Programul de tubare 7 Tipul instalaiei de foraj F 320 - 3DH8 Durata de realizare montare-demontare:

35 zile, pentru foraj;4 zile, pentru probe;

foraj: 86 zile; probe de producie: 6 zile.

Caracterul Sondei 1 MarianII este de exploatare a petrolului dintr- un zcmnt, format din rociconsolidate, de trie medie (M) i abrazive (A). Debitul zcmntului este estimat la cca. 40 t/24 h, ceea cecorespunde utilizrii unei CE cu diametru nominal de 5 in(tabelul 1.3. din Aplicaia 1).

n conformitate cu studiile geologice realizate n zon i cu sondele de corelare, forate anterior,structura traverasat impune folosirea a patru coloane de burlane. Nu este nevoie de coloan de ghidare,datorit faptului c solul este compact. Coloanele sunt de tipul ntregi, adic tubeaz puurile forate pn la suprafa (la zi), ceea ce nseamnc lungimea de intoducere este egala cu adncimea puului i se calucleaza cu relaia (vezi [1.1]):

LCB.j=HCB.jHT.j, j=1..4 (1.1)

Adncimea relativ de tubare se calculeaz cu relaia (vezi *1.1+):

yT.j= , (1.2)rezult c:

LCB,j= yT.j HM, (1.2`)

LCS/A = yT.1 HM = 0,125 5600 m = 700 m;LCI(I) = yT.2 HM = 0,45 5600 m = 2520 m;LCI(II) = yT.3 HM = 0,8 5600 m = 4480 m;

LCE = yT.4 HM = 1 5600 m = 5600 m;

Lungimea de spare (Ls) se calculeaz cu expresia (vezi *1.1+):

LsLs.j=HCB.j=HCB.j-HCB.j-1, j=1,2,..,nCB, (1.3)Ls.1 = HCS/A - 0 =700 m 0 m = 700 m;

Ls.2 = HCI(I) - HCS/A = 2520 m 700 m = 1820 m;Ls.3 = HCI(II)- HCI(I) = 4480 m 2520 m = 1960 m;Ls.3 = HCE - HCI(II) = 5600 m 4480 m = 1120 m;

Burlanele sunt construite dup normele API (American Petroleum Institut) i au urmtoarele

tipuri de filete: Scurt (S), pentru CS/A, Butteress (B), pentru CI(I), i Lung (L), pentru CE. Msuradiametrului mufei pentru fiecare coloan se preia din STAS 875-86 conform tabelului 1.4 din *Aplicaia 1+ Spaiul inelar pentru fiecare CB, CB.j, se calculeaz cu expresia de definiie (vezi *1.1+):


5/53

5

CB.j= (DS.P.j-DM.CB.j), (1.4)

unde DS.P.j diametrul sapei j; DM.CB.j - diametrul maxim al mufei CB de ordin j (valorile se iau dintabelul 1.4 *Aplicaia 1+).

CS/A= (DS.P.1-DM.CB.1)= (660,4 mm 533,4 mm) = 63,5 mm;

CI(I)= (DS.P.2-DM.CB.2)= (444,5 mm 365,1 mm) = 39,7 mm;

CI(II)= (DS.P.3-DM.CB.3)= (295,3 mm 244,5 mm) = 25,4 mm;

CE= (DS.P.4-DM.CB.4)= (171,,5 mm 141,3 mm) = 15,1 mm;

Comparnd msurile obinute prin calcul, concentrate n tabelul 1.2, cu cele recomandate CB.r,precizate n *1.1+, tabelul 1.2, se constat c exist o coresponden bun, ceea ce permite cu certitudine, n condiii cunoscute de lucru, introducerea fr dificulti a CB la adncimea stabilit i realizarea, prinoperaia de cimentare primar, a unei izolri perfecte a straturilor ce conin fluide de natur i msuri alepresiunii diferite.

Raia spaiului inelar este spaiul inelar raportat la diametrul gurii forate, considerate egal cudiametrul sapei i se calculeaz cu relaia (vezi [1.1]):

RCB= , (1.5)

RCS/A= = = 0,096;RCI(I)= = = 0,089;RCI(II)= = = 0,086;RCE= = = 0,088;

O alt mrime prin care se apreciaz reuita opraiilor de tubare a puului i de cimentare acoloanei de burlane este coeficientul de spaiu inelar, definit astfel (vezi [1.1]):

CSI.CB= , (1.6)

CSI.CS/A= = = 0,238;CSI.CI(I)= = = 0,217;CSI.CI(II)= = = 0,207;

CSI.CE= =

= 0,213;

Valorile obinute pentru raia spaiului inelar i coeficientului de spaiu inelar se compar cu celerecomdate, precizate n [1.1].

Msura lui (Di.m.CB.j-1), este preluat din STAS 875-86 pentru fiecare CB.j-1, respectiv rezult pe bazacalculului de dimensionare, prin adoptarea msurii standardizate sau folosind grosimea maxim deperete (s B.j-1.M), prevzut n diagrama de tubare, dac profilul de burlane se obine cu ajutorul diagrameide tubare.n acest ultim caz se folosete relaia (vezi *1.1+);

Di.m.CB.j-1 = DCB.j-1 2sB.j-1.M ; (1.7)

Di.m.CS/A = DCS/A 2sB.1.M=508 -212,7=482,6 mm;

Di.m.CI(I) = DCI(I) 2sB.2.M= 339,7 mm 212,19 mm = 315,32 mm;Di.m.CI(II) = DCI(II) 2sB.3.M=219,1 mm - 211,43 mm = 196,3 mm ;

Jocul interior minim al CB j-1 este definit cu urmtoare relaie (vezi *1.1+):


6/53

6

i.m.CB.j-1= (Di.m.CB.j-1 DS.P.j) ; (1.8)

i.m.CS/A= (Di.m.CS/A DS.P.2)= (482,6 mm 444,5 mm)=19,05 mm;

i.m.CI(I)= (Di.m.CI(I) DS.P.3) = (315,32 mm 295,3 mm)=10,01 mm;

i.m.CI(II)= (Di.m.CI(II) DS.P.3) = (196,3 mm 171,5 mm)=12,4 mm;

Tabelul 1.2. Programul de construcie a Sondei 1 MarianII. j CB

inTip

burlanei F

Sap cu trei conuri

Tipulsapei

FU-C

1 CS/A 700 API,S

533,4 63,5 26(660,4)

S-26 J 8 REG

2 CI(I) 1820 API,B

365,1 39,7 17(444,5)

M-17DGJ

7 REG

3 CI(II) 1960 API,

L

244,5 25,4 11 (295,3)

MA- 11

KGJ

6 REG

4 CE 1120 API,L

141,3 15,1 6(171,5)

MA-6DGJ

3 REG

Tabelul 1.2. Programul de construcie a Sondei 1 MarianII. (continuare)

j

1 - - 50 0,096 0,060 0,090

0,238 0,190 0,2502 482,6 19,05 45 0,089 0,217

3 315,32 10,01 25 0,086 0,050

0,065

0,207 0,137

0,2204 196,3 12,4 15 0,088 0,213


7/53

7

Fig 1.1 a) -Schema de principiu a instalatiei de foraj Fig 1.1 b) - profilulSondei 1 MarianII.

1.2 DETERMINAREA PROFILURILOR COLOANELOR DE BURLANE I A GREUTII FIECREI COLO Determinarea profilului unei coloane de burlane de oridinul j (CB j) din componena sondei nseamn

determinarea structurii ei, reprezentate de:- numrul de tronsoane de burlane (n t.j);- lungimea fiecrui tronson de burlane (l B.i, i=1,2..,nt.j);- numrul de burlane din fiecare tronson (N B.i, i=1,2,..,nt.j);- clasa de rezisten a oelului din care se confecioneaz burlanele din fiecare tronson (C B.i);- grosimea de perete a corpului burlanului din fiecare tronson (s B.i, i=1,2,..,nt.j);- masa unitara (m 1.B.i);- greutatea unitar a burlanelor care compun fiecare tronson (q B.i, i=1,2,.., nt.j);

Stabilirea structurii/componenei CB se face in funcie de sollicitrile burlanelor de la adncimeala care acestea sunt amplasate n cadrul coloanei. Se consider cele dou solicitri principale ale CB: detraciune, datorit greutii pr oprii aparente (Ga), i de compresiune radial i circumferenial, datoritpresiunii exterioare a fluidului de foraj (pe.f ).


8/53

8

Profilul/structura unei CB care echipreaz sonda se face cu ajutorul diagramei de tubare. Datelesunt colectate n urmtoarele ta bele:

TABELUL 1.3. Caracteristicile CI(II), de in, cu filet L, din componena Sondei 1 MarianII CB.3 CI(II); DCI(II)= in; tip F: API, B; HT.3 =4480 m; f = 1,25 kg/m3; nt.2= 8i 1 2 3 4 5 6 7 8

Li-1, m 0 80 450 900 1550 2350 3200 4150Li, m 80 450 900 1550 2350 3200 4150 4480lB.i, m 80 370 450 650 800 850 950 330CB.i P-110 N-80 N-80 H-80 N-80 N-80 P-110 P-110

sB.i, m 12,70 12,70 11,43 10,16 11,43 12,70 12,70 14,15m1.B.i, kg/m 65,53 65,53 59,58 53,62 59,58 65,53 65,53 72,08

qB.i, N/m 642,84 642,84 584,47 526,01 584,47 642,84 642,84 707,10GB.i, kN 51,42 237,85 263,01 341,90 467,57 546,41 610,69 233,34GCB., kN 2752,19

TABELUL 1.4. Caracteristicile CE, de 5 in, cu filet L, din componena Sondei1 MarianIICB.4 CE; DCE= 5 in; tip F: API, L; HT.4 = 5600 m; f = 1,5 kg/m3; nt.3= 7

i 1 2 3 4 5 6 7Li-1, m 0 100 840 1700 2850 3370 5020Li, m 100 840 1700 2850 3370 5020 5600lB.i, m 100 740 860 1150 520 1650 580CB.i P-110 P-110 P-110 P-110 P-110 P-110 P-150

sB.i, m 9,19 9,19 9,19 7,52 7,52 9,19 9,19m1.B.i,kg/m

26,81 26,81 26,81 22,34 22,34 26,81 26,81

qB.i, N/m 263,006 263,006 263,006 219,15 219,15 263,006 263,006GB.i, kN 26,3 194,62 226,18 252,02 113,95 433,95 152,54GCB., kN 1399,56

Datele din tabel au urmtoarele semnificaii: Lungimea coloane (Li); Lungimea tronsonului respectiv de burlane l B.i, conform relaiei (vezi *1.1+):

lB.i = Li Li-1, (1.9)

Clasa de rezisten a oelului din care se confecioneaz burlanele din fiecare tronson (C B.i); Grosimea de perete a corpului burlanului din fiecare tronson (s B.i, i=1,2,..,nt.j); Masa unitara (m 1.B.i); Greutatea unitar a burlanelor care compun fiecare tronson (q B.i, i=1,2,.., nt.j) i se calculeaz cu

relaia (vezi *1.1.+):

qB.i = m1.B.i g, i=1,2,..,nt.j, (1.10)

Greutatea fiecrui tronson de tubare, definit cu relaia (vezi *1.1+):

GB.i = qB.i lB.i, i=1,2,..,nt.j, (1.11)

Greutatea CB respective (de rodinul j), conform relaiei (vezi *1.1+):

GCB.j =

, (1.12)


9/53

9

Calculele se efectueaz conform relaiilor prezentate mai sus. Calculele pentru Tabelul 1.3.Greutatea unitar a burlanelor (q B.i, i=1,2,.., nt.j), cu relaia (1.10):

qB.1=65,53kg/m9,81 m/s 2 =642,84N/mqB.2=65,53kg/m9,81 m/s 2 = 642,84N/mqB.3=59,58kg/m9,81 m/s 2 = 584,47N/mqB.4=53,62kg/m9,81 m/s 2 = 526,01N/mqB.5=59,58kg/m9,81 m/s 2 = 584,47N/mqB.6=65,53kg/m9,81 m/s 2 = 642,84N/mqB.7=65,53kg/m9,81 m/s 2 = 642,84N/mqB.8=72,08kg/m9,81 m/s 2 = 707,10 N/m

Greutatea fiecrui tronson de tubare (G B.ii=1,2,...,nt.j), cu relaia (1.11):

GB.1= 642,84 N/m 80 m =51,42kNGB.2= 642,84 N/m 370m =237,85kNGB.3= 584,47 N/m 450m =263,01kNGB.4= 526,01 N/m 650m = 341,90kNGB.5= 584,47 N/m 800m = 467,57kNGB.6= 642,84 N/m 850m = 546,41kNGB.7= 642,84 N/m 950m = 610,69kNGB.8= 707,10 N/m 330m = 233,34kN

Greutatea CB respective (GCB.j), cu relaia (1.12):

GCB.j=51,42kN + 237,85kN + 263,01kN + 341,90kN + 467,57kN + 546,41kN + 610,69kN + 233,34kN =2752,19 kN

Calculele pentru Tabelul 1.4.Greutatea unitar a burlanelor (q B.i, i=1,2,.., nt.j), cu relaia (1.10):

qB.1= 26,81 kg/m9,81 m/s 2 = 263,006 N/mqB.2= 26,81 kg/m9,81 m/s 2 = 263,006 N/mqB.3= 26,81 kg/m9,81 m/s 2 = 263,006 N/mqB.4= 22,34 kg/m9,81 m/s 2 = 219,15 N/mqB.5= 22,34 kg/m9,81 m/s 2 = 219,15 N/mqB.6= 26,81 kg/m9,81 m/s 2 = 263,006 N/mqB.7= 26,81 kg/m9,81 m/s 2 = 263,006 N/m

Greutatea fiecrui tronson de tubare (G B.ii=1,2,...,nt.j), cu relaia (1.11):

GB.1= 263,006 N/m100 m = 26,3 kNGB.2= 263,006 N/m740 m = 194,62 kNGB.3= 263,006 N/m860 m = 226,18 kNGB.4= 219,15 N/m1150 m = 252,02 kNGB.5= 219,15 N/m520 m = 113,95 kN

GB.6= 263,006 N/m1650 m = 433,95 kNGB.7= 263,006 N/m580 m = 152,54 kN

Greutatea CB respective (GCB.j), cu relaia (1.12):

GCB.j= 26,3 kN + 194,62 kN + 226,18 kN + 252,02 kN + 113,95 kN + 113,95 kN + 152,54 kN = 1399,56 kN.


10/53

10

1.3 ALEGERE SAPEI PENTRU FORAJUL PUULUI DE EXPLOATARE S-au ales sape cu trei conuri, conform STAS 328-86.

Alegerea msurii diametrului nominal al sapei se face astfel nct aceasta s poat realiza, prin foraj,spaiul inelar impus de diametrul nominal al CB care tubeaz puul respectiv i de condiiile de sond, i,de asemenea, s poat trece prin CB anterioar, prin burlanele cu diametrul interior minim( 1... jCBmi D ),asigurind un joc minim(i.m.CB.j-1).

Se alege sapa utilizat pentru forajul puului de exploatare. Conform studiilor geologice,informaiilor de la sondele de corelare i, de asemenea, informaiilor obinute prin carotaj, depozitul deroci care trebuie traversat este constituit din roci medii i abrazive (MA). Aceast sap trebuie s foreze ogaur care s fie tubat cu o coloan de 5 in = 127 mm. Pentru reuita operaiei de cimentare serecomant (conformf *1.1+, tabelul 1.2) un spaiu inelar recomandat cu msura:

CE.r= 15 mm

De asemenea, conform *1.1+, CE se poate aprecia cu expresia de forma:

CE (1.13)

i se obine:

CE 0,12 127 mm = 15,24mm 15mm

Se constat c cele dou msuri sunt apropiate. Atunci, folosind expresia:

DS.PE= DM.CE + 2CE.r,

rezult: DS.PE= 141,3 mm + 215 = 171,3 mm.

Dar, sapa trebuie s treac prin interiorul coloanei anterioare de 8 5/8 in (219,1 mm). Aceastcoloan fiind introdus la adncimea de 4480 m, rezult din diagrama de tubare c ultimul su tronsontrebuie s fie alctuit din burlane cu grosimea maxim de perede de 12,7 mm. Deci diametrul interiorminim al coloanei intermediare II (CI(II)), de 85/8 in, este calculate cu relaia 1.7:

Di.m.CI(II) = DCI(II) 2sB.2.M= 219,1 mm 212,7 mm = 193,7 mm;

Folosind tabelul 4 din lucrarea de laborator Construcia sapei cu role i uzarea ei, se observ cse poate alege o sap cu diametrul nominal de 6 3/4 in (171,5 mm), cu ajutorul creia se realizeaz spaiulinelar cu msura recomandat (relaia 1.4):

CE= (171,5 mm 141,3 mm) = 15,1 mm;

i poate trece prin tronsonul cu diametrul interior minim al CI(I), jocul interior minim (relaia 1.8):

i.m.CI(II)= (Di.m.CI(II) DS.P.E) = (193,7 mm 171,5 mm) = 11,1 mm;

Deci, alegerea diametrului nominal al sapei s-a fcut corect. Se alege varianta constructiv de sap cu diametrul de 6 3/4 in necesar pentru roci MA. Sap cu dini dinoel, avnd contraconul ntrit i prin ifturi din carburi metalice sinterizate (D), cu lagre cu alunecare,etane (G), i cu splare exterioar, cu fluid de foraj (cu jet) (J).


11/53

11

Fig.1.2.Schema de ansamblu a unei sape cu trei role

Sapa este alctuit din trei brae (flci) sudate, fiecare bra este forjat i uzinat impreun cubutonul port rol apoi este supus la un tratament termic. Rolele uzinate suport i ele un tratamenttermic inainte de a f i incrcate cu dantura. Se monteaz rolele pe butoane prin intermediul setului de

lagre, se asambleaz cele trei brae, se sudeaz i se fileteaz cepul sapei, iar in final se marcheazconform codificaiei specifice. Funcionarea . Lucrul acestor sape are la baz dou principii de distrugere a rocii: ptrundere

(sframare) i alunecare (achiere); percuie. Aceste efecte complement are sunt ponderate de duritatearocilor care privilegiaz un mod sau altul de dislocare. Pentru rocile moi (argile slabe) efectul de

ptrundere /alunecare este preponderent in timp ce pentru rocile dure (cuarite) va fi cel de percuie .Dantura sapelor se difereniaz in funcie de tipul rocilor: roci moi dini lungi cu alunecare

important a rolelor; roci medii dantur mai scurt i mai numeroas, alunecare redus; roci tari iextra-tari dinii sunt nlocuii cu inserii din carburi metalice (TC tungsten carbide ), alunecarea roleloreste foarte redus (chiar nul).


12/53

12

1.4 ALEGEREA TIPODIMENSIUNII DE PRJINI GRELE I CALCULUL LUNGIMII ANSAMBLULUI DEADNCIME.

Prjinile grele PG, pentru foraj au rolul de a realiza fora de apsare pe sap (Fs). Ele fac parte dinansamblul de adncime (An.Ad.) al Gar.F.Rolul ansambului de adncime este de a realiza fora de apasare pe sapa. Ca urmare, lungimeaansamblului de adncime (LAn.Ad) se determin din condiia asigurarii forei de apsare pe sap necesar ntimpul forajului. Fora de apsare pe sap (F s) se obine prin lsarea pe sap a unei pri din greutateaAn.Ad., masurat n fluid de foraj.

Fig. 1.3 Prajina grea circulara (PGC)

Pentru forajul puului de exploatare al Sondei 1 Marian II, se utilizeaz sapa cu trei role de tipulMA- 63/4 DGJ, cu diametrul nominal 171,5 mm.

Deci:

Ds = 63/4 = 171,5 mm.

Se alege prajina grea circular (PGC), care este tipul uzual. Se poate alege PG supradimensionat, cuDPG/DS = 0,89. Folosind relaia de mai jos se poate calcula (vezi. *2+Aplicaia 3)

DPG= Ds 25 (1.14)

DPG= 171,5 mm - 25mm = 145,5 mm;

Din tabelul 3 *Aplicaia 3+ se alege valoarea standardizat DPG=146 mm. Din tabelul 1 (conform[2]Aplicaia 3) se alege msura standartizat a diametrului nominal, DPG=152,4 mm, DPG.i= {57,2; 71,5} mm,cu m1.PG= {123,4; 111,5}kg/m.

Rezult (cf *3.1+):DPG/DS = 0,8886 0,89,

Ceea ce este n acord cu tipul PG supradimensionat recomandat pentru formaiunile frpericol de prindere.

Se calculeaza greutatea unitara cu formu la (vezi*2+Aplicaia 3): qPG= m1.PGg (1.15)

pentru DPG. i= 57,2 mm

qPG= 123,4 9,81 = 1210,554 = 1,211

pentru DPG.i= 71, 5mm

qPG= 111,5 9,81 = 1093,815 = 1,094


13/53

13

sincos1

.

a

o

f PG L

S PG An

qc

F L

Se calculeaz coeficientul pierderii de presiune din interiorul PG cu expresia (vezi*2+Aplicaia 3):

PG.i= 5.

.2

8

i PG

i PG

D

(1.16)

pentru DPG. i= 57,2 mm:

PG.i= =2,6475 104 m-5;

pentru DPG.i= 71, 5mm:

PG.i= =0,8675 104 m-5;Dac se alege msura mai mic a diametrului interior, atunci lungimea An.Ad va fi mai mic, dar

fr s se evite fenomenul de flambaj, deoarece aceast lungime este mai mare dect lungimea critic edflambaj *vezi Aplicaia 4+. De aceea, se prefer alegerea msurii mai mari a diametrului interior pentru capierderile de presiune care se produc la curgerea fluidlui de foraj s fie mai mici. Deci, conform tabelului

1, se alege PG cu:

Diametrulexterior,

D(D PG)

Diammetrulinterior,

d(D PG,i )

Tipodimensiuneaimbinarii filetate cu

umar(IFU)

Diametrulfetei de

etansare,DF

Masaaproximativa

Momentulde

insurubarerecomandat

(min.)

i

mm in mm in mm m PG,kg

m1.PG ,kg/m

Nm

152,4 6 71,5 213/16 NC44 144,44 1030 111,5 24400 2,84

Se observ ca I = 2,84 > iop t= 2,5, ceea ce nseamn c mbinarea filetat cu umr a PG asigur o

rezisten mare la oboseal n seciunile sale critice.

1.5 VERIFICAREA LA FLAMBAJ A ANSAMBLULUI DE PRJINI GRELE I DETERMINAREA COMPOANSAMBLULUI DE ADNCIME

1.5.1 Calculul lungimii ansamblului de prjini grele Lungimea ansamblului de PG ( PG An L . ) se determin din condiia asigurrii forei de apsare pe

sap necesare n timpul forajului, folosind relaia (1.17) (vezi*2+ Aplicaia 4.), n care densitatea fluiduluide foraj ( ) i fora de apsare pe sap se calculeaz cu expresiile empirice (1.18) , (1.19) indicate nAplicaia4.

Se cunosc urmatoarele date: H M = HT.4 = 5600m; DS= 63/4 in = 171,5mm; DPG= 6 in = 152,4mm;DPG.i=213/16 in = 71,4 mm; FU de tipul NC 44; m1.PG=111,5kg/m; M .r=24.4 kNm; i=2,84.

Lungimea ansamblului de PG se calculeaza cu relatia (vezi [1.1]):

(1.17)

unde f - este densitatea fluidului de foraj, o - densitatea oelului(7,850t/m3), qPG greutatea

unitar a PG, cL coeficientul lungime, cL=0,85, Fs fora de apsare pe sap, - unghiul mediu de

deviere al sondei faa de verticala =3 , coeficient de frecare dintre ansamblul de PG i peretelepuului


14/53

14

Densitatea fluidului de foraj se poate aprecia cu expresia empiric (vezi*2+Aplicaia 4):

f = 1,25 + 0,25ln(HM10-3) (1.18)

pentru HM = 3500m avem:

f = 1,25 + 0,25ln(560010-3) t/m 3= 1,68 t/m3

Din condiii tehnologice se impune f = 1,5 t/m3.

Greutatea unitar a PG se determin cu formula *vezi 1.1+:

Se obine:

qPG= 111,5 9,81 = 1093,815 = 1,094

Fora de apsare pe sap se apreciaz cu relaia empiric ( vezi[2]Aplicaia 4):

FS = (0,3+ 7,5 10-5 H) DS (1.19)

unde [H] = m, [Ds+ = mm i *Fs+ = kN, se obine:

FS = (0,3 + 7,5 10-5 5600) 171,5 kN = 123,48 kN

Se calculeaz lungimea ansamblului de PG cu expresia(1.17):

LAn.PG=

= 167,006m ~ 167 m.

Se determin numrul de PG cu relaia (vezi[2]Aplicaia 4):

nPG = (1.20)

unde lPG lungimea unei PG (9 m).

nPG = = 18,55;Se alege nPG = 19 i rezult LAn.PG:

LAn.PG= 19 9 =171 m.

Se recalculeaz coeficientul de lungime al An.PG:

cL= = 0,8301 m,i se constat c valoarea lui se gsete n domeniul recomandat (vezi*1.1+), adic *0,70;0,85+.

1.5.2 VERIFICAREA LA FLAMBAJ A ANSAMBLULUI DE PG1.5.3

Se determin greutatea aparent ( ), apoi momentul geometric axial al seciunii transversalea PG ( ), cu ajutorul expresiilor preluate din*1+. Rezultatele obinute le folosim pentru calculul lungimiicritice a poriunii din An.PG supuse la compresiune (care particip la realizarea lui ), conform[1].


15/53

15

Comparm lungimea supus la compresiune a An.PG ( ) cu lungimea critic de flambaj( ). n situaia n care se constat c exist posibilitatea de producere a fenomenului de flambaj,se adopt varianta de alctuire a ansamblului de adncime cu patru stabilizatori, cu amplasarea optim aacestora n funcie de si de (vezi [1]).

Lungimea supus la compresiune a An.PG este cLLAn.PG, adic:

cLLAn.PG= 0,8301171 m 141,94 m

Se calculeaz lungimea critic de flambaj a An.PG cu formula urmtoare (vezi *1+):

LAn.PG.cr=cf , (1.21)Expresia de sub radical, adic:

V PG= , (1.22)

se numete volum de rigiditate la gravitaie. Unde:

cf - este coeficientul de flambaj(c f =1,7 conform lui N.Prvulescu); E modulul de elasticitate almaterialului (E=2,1 1110 Pa); IPG momentul geometric axial; qa.PG greutatea unitara aparenta a PG .

Momentul geometric axial se calculeaz cu formula cunoscut:

IPG= ( ) (1.23)Avnd in vedere forma seciunii transversal a PG (coloan circular). Rezult:

IPG= =2519,6595 cm4 =2,5196595 10-5m4.Greutatea unitar aparent a PG se determin cu formula:

qa.PG=qPG (1- ), (1.24)

Se obine:

qa.PG= 1,094 (1- )=0,885 .

Msura volumului de rigiditate la gravitaie al PG este:

V PG= =5,978 103 m3.

Rezult imediat msura lungimii critice de flambaj a An.PG:

LAn.PG.cr =1,7 =30,853 m 31 m,Comparid aceasta msur a lungimii critice de flambaj a An.PG cu aceea a lungimii poriunii din

An.PG supuse la compresiune, se constat:

m Lm Lc cr PG An PG An L 31722,106 ...

ceea ce nseamn c An.PG flambeaz/i pierde stabilitatea sub aciunea forei de apsare pe sap.Avnd n vedere efectele nefavorabile ale acestui fenomen asupra procesului de foraj, ca i asupradurabilitaii prjinilor grele, trebuie s se ia msuri pentru evitarea lui. O msur practic este utilizarea


16/53

16

unor elemente de stabilizare a An.PG, ca de exemplu stabilizatori. Astfel, se folosesc patru stabilizatori(St), amplasai ntre PG, la diferite distane, n conformitate cu msura forei de apsare pe sap i cuunghiul mediu de deviere de la vertical a puului. Din *1+, tabelul 1.5, se obine urmtorul aranjamentpentru cei patru stabilizatori: deasupra sapei se monteaz un corector -stabilizator (cu role), la distana de0,9 m fa de sap, apoi la distanele de 5,2 m, 16,2 m i , respectiv, 26,2 m, tot fa de sap, semonteaz, intercalate ntre prjini grele, al doilea, al treilea i, respectiv, al patrulea stabilizat or.

1.6 ALEGEREA TIPODIMENSIUNII DE PRJINI DE FORAJ I CALCULUL LUNGIMII ANSAMBLULSUPERIOR AL GARNITURII DE FORAJ

Garnitura de foraj clasic reprezint un ansamblu de elemente tubulare, mbinate prin filete, carepermite transmiterea de la suprafa la sap a energiei mecanice de rotaie i circulaia fluidului de foraj.

ALEGEREA PRAJINILOR DE FORAJA alege prjinile de foraj(PF), nseamna a stabili cteva criterii:

- tipul PF;- diametrul nominal( ) i grosimea de perete ;- clasa de rezisten; - clasa de uzur; - intervalul de msuri ale lungimii. - Diametrul nominal al PF reprezint diametrul exterior al corpului. Diametrul nominal al PF se alege n

funcie de diametrul sapei, msurile orientative fiind date de urmatoruil table (conformf. *1+):

Ds, mm 150-170 150-200 175-225 200-250 225-300 >250

DPF, mm(in) 88,9(31/2) 101,6(4) 114,3(41/2) 127(5) 139,7(51/2) 168,3(65/8)

Se aleg prjini de foraj cu racorduri speciale sudate (RSS).

Fig.1.4. Prjini de foraj cu racorduri speciale RSS.

Pentru forajul puului de exploatare al Sondei 1 Marian II, se alege sapa cu trei role de tip ul

MA-63/4

DGJ. Ca urmare conform tabelului 8 (Aplicaia 5) vom avea:

DP F= 41/2 in = 114,3mm


17/53

17

Se presupune c mediul din sond este acid, se alege grad E -75, tipul ngrorii capetelor PF: EU.Pentru acest tip de sapa, va rezulta:

- mkg m PF /33.1 (masa unitar a PF cu racorduri); - mm s PF 92,10 (grosimea de perete);- mm D i PF 5,92. (diametrul interior);- MPa p Le 4,89. (presiunea exterioar limit, d.p.d.v. al cur gerii materialului corpului P- MPa p Li 5,86. (presiunea interioar limit, d.p.d.v. a curgerii materialului corpului PF);

- kN F Lct 1834.. (fora de traciune limit, d.p.d.v. al curgerii materialului corpului PF); - kNm M Lt 03,50. (momentul de torsiune limit, d.p.d.v. al curgeri materialului cor pului PF);- tipodimensiunea IFU a RSS: NC 46 (4IF);- solicitarile care duc la llimita de curgere a RSS:- kN F L RS t 4664.. (fora de traciune limit, d.p.d.v. al curgerii materialului RSS); - M kNm L RS i 69,53.. (momentul de nurubare limit, d.p.d.v . al curgerii materialului RSS);- kNm M r i 3,27. (momentul de nurubare recomandat). -

Se alege lungimea PF cu msura n intervalul II:

ml PF 9

Se calculeaa aria seciunii transversale a corpului PF:

APF= ( - ), (1.25)

22222 3541763,35405,923,1144

mmmmmm A PF

Se determin modulul de rezisten polar al seciunii transversale a corpului PF:

Wp= , (1.26)

Rezult:

Lungimea ansamblului superior utilizat pentru forajul puului de exploatare se determina cu

expresia:

LAn.S=HM-LAn.PG. (1.27)

Rezult:

LAn.S=5600 m 171 m = 5429 m;

Se calculeaz numrul de PF:

nPF= ; (1.28)

Se obine:


18/53

18

;22,6039

5429

m

mn PF

Se alege nPF= 604 si se recalculeaza lungimea AnS:

LAn.S= 604 9 m = 5436 m.

1.7 ALEGEREA PRJINII DE ANTRENARE Prjina de antrenare (PA) are rolul de a transmite micarea de rotaie de la masa rotativ (MR) la

garnitura de foraj (Gar.F), fiind caracterizat printr-o seciune transversal cu conturul exterior poligonal(ptrat sau hexagonal) i o gaur circular, axial, pentru trecerea fluidului de f oraj de la capul hidraulic(CH) la prjinile de foraj (PF), n cazul circulaiei directe.

Alegerea prjinii de antrenare nseamna alegerea: - tipului d.p.d.v. al semifabricatului, al conturului exterior al seciunii transversale din

poriunea de antrenare i al variantei constructive;- dimensiunii nominale;- tipo-dimensiunilor mbinrilor filetate superioare i inferioare.

Prjinile de foraj se mbina la partea superioar cu capul hidraulic, prin intermediul unei reduciide legatur cep -cep, iar la partea inferioar cu racordul special al prjinii de foraj, cu ajutorul unei reduciide legatur muf -cep.

Se prefer alegerea unei prjini de antrenare forjate, deoarece nu necesit reducii de legaturproprii, aa cum este cazul prjinii laminate.

Fig. 1.5Prajina de antrenare.

Alegem o prajin de antrenare forjat, ptrat, avnd elementul de mbinare superioar de tipulmuf, cu filet stnga, de tipul 65/8 REG, pentru asamblarea cu reducie cap hidraulic(RLCH). Pentruansamblul superior al garniturii de foraj s-a stabilit c se ia prjini de foraj de 4 in, cu racorduri specialesudate(RSS), cu E i tipodimensiunea IFU NC 46. Ca urmare, conform tabelului 1, se alege prjina deantrenare n varianta constructiv 1(standard) cu dimensiunea nominal de 4 1/4 in(108mm). Se foloseteo RLPA dreapta, de tipul mufa(NC46)-cep(NC46).

Nr.varianta

IFU IFU PA Tip RLPA PA

RLCH RLRSS Sup. Inf. DPA,mm (in) DPA.i,mm a,mm lPA,m mPA,kg

1 Cep,65/8 REG

Muf, NC46

Muf,65/8 REG

Cep,NC46

A (dreapta)NC46-NC46

108(41/4)

71,4 108 12,192 800


19/53

19

1.8 ALEGEREA TIPULUI DE INSTALAIE DE FORAJ n aplicaiile anterioare s-a determinat greutatea fiecrei coloane de burlane, i anume:

GCI(I)= 2752,19kN; GCE =1399,56 kN.

Rezult cea mai grea CB:

GCB,M = max{GCI(I), GCE}, (1.29)

adic

GCB,M = max{2752,19kN; 1399,56 kN} = 1399,56 kN = GCE.

Conform 1.4, s-au ales pentru forajul puului de exploatare PG cu D PG= 6 = 152,4 mm; DPG.i= 71,5mm, cu m1.PG= 111,5 kg/m; qPG= 1,094 kN/m. Pe baza calculelor de mai sus s-a obinut LAn.PG= 171 m.Se determin greutatea An. PG cu expresia:

GAn.PG= qPGLAn.PG= 1,094 kN/m171 m = 187,074 kN.

Din calculele de mai sus a rezultat c An.S folosit pentru forajul puului de expploatare esteformat din PF, confecionate din oel grad E -75, cu EU, DPF= 41/2 in = 114,3 mm, sPF=10,92 mm, m1.PF = 33kg/m i LAn.S= 5436 m.Se calculeaz greutatea unitar a PF, folosind formula

qPF = m1.PF g (1.30)

Astfel, rezult

qPF = 33 kg/m 9,81 m/s2 = 323,73 N/m

Se calculeaz greutatea An.S cu expresia

GAn.S= qPF LAn.S (1.31)

i rezult:

GAn.S = 323,73 N/m 5436 m = 1759796,28 N = 1759,79628 kN

Greutatea Gar.F se obine nsumnd greutatea An.PG o greutatea An.S:

GGar.F = GAn.PG+ GAn.S (1.32)

Se obine:

GGar.F = 187,074 kN + 1759,79628 kN = 1946,87028kN

Se consider c cea mai grea Gar.F este garnitura utilizat pentru foraj ul puului de exploatare.Deci:

GGar.F.M= 1946,87028kN

Alegerrea IF se face pe baza sarcinii nominale de la crlig i a tipului de acionare. Instalaiile de

foraj construite n Romnia se nominalizeaz dup sarcina maxim util. Aceast sarcin poate fideterminat fie de sarcina maxim util la tubare, fie de sarcina maxim de degajare (a celei mai greleGar. F):


20/53

20

F M = max {FM.T; FM.D} (1.33)

Sarcina maxim util la tubare se calculeaz cu relaia (conformf. *1+):

F M.T= GCB.M (1- ) (1+ )+ (1+ ) ], (1.34)

n care GCB.M

este greutatea celei mai grele CB, f densitatea fluidului de foraj,

o densitatea otelului,

kr(M) coeficientul care ine seama de freacarea ntre Gar.F sau CB i peretele puului i fluidul de foraj, laridicare, km.f (M) coeficientul de mas al fluidului de foraj din interiorul Gar.F sau CB i al fluidului aderentde peretele exterior al acesteia, a c(M) acceleraia micrii crligului. Coloana fiind considerat plin cufluid de foraj cu aceeai msur a densitii ca si aceea din interiorul puului forat, coeficientul k m.f (M) sedetermina cu formula (vezi [1]):

km.f (M)= (1+ ) -1], (1.35)unde DCB reprezint diametrul nominal al CB, LCB lungimea CB, nt.CB numrul de tronsoane ale CB, l j lungimea tronsonului, kDi.j- coeficientul diametrului interior al burlanelor (Di.B.j),

kDi.j= , (1.36)

sf.a grosimea stratului de fluid de foraj aderent de peretele exterior al CB.

Pentru CI(II), de 85/8 in, avem urmtoarele: DCII=85/8 in=219,08 mm, nt.CII=8, sB.j={12,70; 12,70; 11,43; 10,16; 11,43; 12,70; 12,70; 14,15} mm, Di.B.j={174,835; 179,635; 180,015; 177,635; 174,835; 171,275; 174,835, 171,275} mm,

kDi.j={0,798; 0,821; 0,821; 0,811; 0,798; 0,781; 0,798; 0,781}, l j={80; 370; 540; 650; 800; 850; 950; 330} m, LCII=HCII=4480 m f =1,25 t/m3, Se admite sf.a=0,653 mm.

Cu aceste date rezult:

= 913,82 mikm.f (M)=

(1+

)

-1] = 0,631

Se admite kr(M)=0,2 i ac(M)=1 m/s2. Se obine:

F M.T= 1399,56 kN (1- ) (1+ )+ (1+0,631 ) ] =1644,72kNSarcina maxim util de degajare a celei mai grele garnitura de foraj ( F M.D) se determin cu expresia:

F M.D = GGar.F.M (1- )+FD.M, (1.37)

unde FD.M este fora de degajare maxim. Se admite F D.M= 600 kN i rezult:


21/53

21

F M.D= 1946,87028kN + 600 kN =2236,85 kN.Astfel putem spune ca sarcina nominal de la crlig este:

F M = max{1644,72kN, 2236,85 kN } = 2236,85 kN.

Ca urmare, se poate alege o IF transportabil pe cale terestra, pe subansamble, din clasa F320.Tipul acionrii se alege n funcie de posibilitatea de alimentare cu energie electrica a IF n zona deamplasare, de instalaiile aflate n dotarea firmei de foraj i de costul comparativ al combustibilului i alenergiei electrice din perioada cnd o sa lucreze instalaia, n situaia n care firma dispune de instalaii cuacionri neautonome sau autonome.

Se admite c situaia din zona de amplasament a IF impune o acionare de tipul DH. Avnd nvedere acest lucru, rezult ca se poate alege o IF de tipul F320 -3DH,instalaie care are urmtoriiparametrii principali:

- Sarcina maxim la crlig: FCM = 320 tf ;- Intervalul adncimilor de foraj recomandate: (400 06000)m; - Puterea instalat minim fr grupuri motopompa:1965 kW; - Efortul maxim n cablul de manevr: 385 kN ;- Diametrul cablului de manevr: 35 mm ;- Numrul de role la macara: 5 ;- Puterea minim la intrare n masa rotativ: 370 kW; - Diametrul seciunii de trecere recomandat la masa rotativ: 698,3 mm (27 1/ 2 in) ;- Puterea la arborele pompei recomandat: 515 kW (700 CP) ;- Numrul de pompe (inclusiv motopompele): 2 ;

Fig. 1.6.Schema cinematic a IF F320-3DH


22/53

22

1.9 Concluzii

Acest capitol a avut drept scop determinarea parametrilor principali ai unei instalaii de foraj precum ialegerea tipului de instalaie de foraj pe baza parametrilor determinai i anume: prog ramul deconstrucie al sondei ; determinarea profilului coloanelor de burlane necesare tubrii sondei respective icalculul greutii coloanelor de burlane folosite; alegerea garniturii de foraj pentru adncimea. Alegereagarniturii de foraj s-a fcut plecnd de la componentele de fund ale instalaiei de foraj ctre suprafaa. Infuncie de diametrul burlanelor de tubare s- a ales sapa corespunztoare, n funcie de diametrul sapei deforaj s-au ales prjinile grele i s-a determinat lungimea ansamblului de prjini grele. Prjinile de foraj aufost alese tot n funcie de diametrul sapei de foraj dup care s -a calculat lungimea ansamblului de prjinide foraj. Pentru a se putea alege instalaia de foraj corespunztoare a fost necesar sa se calculezegreutatea totala a garniturii de foraj. n final s- a ales instalaia de foraj corespunztoare p arametrilordeterminai anterior.


23/53

23

2 ALEGEREA PRINCIPALELOR UTILAJE ALE INSTALAIEI DE FORAJ I PREZENTAREPARAMETRILOR I CARACTERISTICILOR LOR

2.1 ALEGEREA CAPULUI HIDRAULICCapul hidraulic (CH) este un utilaj care face parte dinansamblul de antrenare a Gar.F. El reprezint nodulde legatur dintre cele trei echipamente principale ale IF: echipamentul de circulaie, de rotaie si demanevr. Capul hidraulic este suspendat n ciocul crligului triplex cu ajutorul toartei sale. La rndul su,CH susine garnitura de foraj prin intermediul reduciei de legatur (RLCH) i al prjinii de antrenare (PA).De luleaua CH se monteaz furtunul de noroi. Ca urmare funciunile CH sunt:

Susinerea Gar.F n timpul forajului; Permiterea rotaiei G ar.F; Conducerea fluidului de foraj, sub presiune, de la FN la PA, prin lulea, eava de splare, fus i

RLCH, n cazul circulaiei directe.

Mrimile fizice principale ale CH: 1) mrimile funcionale:

sarcina de lucru maxim ; turaia maxim a fusului; presiunea maxim a fluidului de foraj;

2) mrimile dimensional-constructive: diametrul interior al evii de splare; tipo-dimensiulnile de legatur;

3) mrimile de anduran: sarcina limit/capacitatea n funcie de rulmentul principal; durabilitatea rulmentului principal; durabilitatea etanrii evii de spalare.

Fig. 2.1. Sectiune prin CH (reprezentare schematic (a) i reprezentare constructiv (b)): 1 - corp(oala); 2 -bol 3 - toart; 4,10 - rulment cu role cilindrice; 5,11 -garnituri de etanare; 6 - rulment axialprincipal, cu role conice; 7 - fus; 8 -reducie; 9 - rulment axial secundar, cu bile; 12 - felinar; 13 - lulea;

14 - piuli inferioar; 15 - eav de splare; 16 - cutie de etanare; 17 - etanarea ntre partea superioara evii de splare i lulea; 18 - piuli superioar; 19 - uruburi de fixare.


24/53

24

Alegerea capului hidraulic se face pe baza sarcinii maxime de lucru (F CH.M.), i trebuie s echipezeinstalaia de foraj F320-3DH.

F CH.M. F M, (2.1)

F M=223,6 tf

Din tabelul 7.6 (vezi [1].) seconstat c se poate alege CH -320

Tabel 2.1. Caracteristicile capului hidraulic CH-320Denumirea Unitatea de masura CH-320

Sarcina maxim de lucru lacrlig kN 3200Presiunea maxim de lucru Bar 350

Turaia maxim Rot/min 300Diametrul interior al evii de splare mm 76,2

Filetul de legatur al lulelei la furtunul de cauciuc LP4Filetul reduciei de legtur cu prajina de antrenare 6 5/8 REG LH

Masa total t 1,58

2.2 ALEGEREA ANSAMBLULUI MACARA-CRLIGAcest ansamblu MC face parte din ansamblu macara-geamblac i reprezint partea mobil a acesteimaini. Ansamblul MC conine macaraua i crligul de foraj.

Fig.2.2.Ansamblul macara-crlig

Existmai multe tipuri constructive de ansambluri MC:- monobloc, MC,- cu articulaie, MCA - cu toart, MT.

Crligul trebuie sa aib sarcina maxim de lucru (F C.M) cel puin egal cu sarcina maxim util a IF pe care

o echipeaz(F M).

FC.M. F

M (2.2)


25/53

25

Pentru instalaia de foraj F 320-3DH (conform tabelului 6.11 vezi[1]) se alege un ansamblumacara-crlig de tipul:

5 32 1250 MC 300

Unde, F MC.M.=200 tf sarcina de lucru maxim a MC, z = 5 numrul de role de la macara,

dc = 32 mm diametrul cablului de manevr, De = 1250 mm diametrul exterior al roilor,Df = 1140 diametrul de fund al roii,Tipul rulmentului 57 952,Masa mMC= 8,610 t.

2.3 ALEGEREA GEAMBLACULUI DE FORAJ

Alegerea geamblacului de foraj se face in funcie de sarcina de lucru maxim, de diametrul cabluluiutilizat, de tipul cablului de manevr, de tipul macaralei, respectiv de tipul ansamblului macara -crlig.

Fig. 2.3. Componena geamblacului de foraj 1 - role; 2 - rulmeni; 3 - ax;4 - rama geamblacului; 5 - capacul geamblacului.

Pentru instalatia F320-3DH, se alege unul din geamblacurile tipizate (vezi *1+, tabelul 6.7) care sindeplineasc cerinele impuse.

Se va folosi un geamblac de foraj de tipul:

6 32 1250 GF-300;

Tabel 1.7.Parametrii GF de tip 6 32 1250 GF-300Denumirea Valoarea

Numarul de role(z+1) 6Diametrul cablului 32 mm

Sarcina maxim de la coroana geamblacului (F a.GF.M.) 400 tf

Diametrul exterior al rolei De 1250 mmDiametrul de fund al rolei Df.R 1140

Tipul rulmentului 57 952Masa 2,8 t


26/53

26

2.4 ALEGEREA ELEVATORULUI CU PENE

Elevatoarele cu pene sunt realizate n anumite game dimensionale. Nominalizarea broatei cu pene

se face n funcie de sarcina de lucru maxim F El.P.M i n funcie de diametrul nominal al coloanei deburlane, respectiv de deschiderea penelor cu care se echipeaz.

Fig. 2.4. Elevator cu pene

Alegerea elevatorului cu pene se face lund n consideraie condiia:

F El.P.M> F M Pentru Sonda 1 MarianII, avem:

DCI(II)= 85/8intiind c sarcina maxim util de la crlig se dezvolt atunci cnd se tubeaz puul intermediar II, de

8(2752,19 kN = 275,21 tf), din tabelul 8.9, [1]Se alege elevatorul B-El.PCB 4- 13 in x 500 ts, cu urmtoarele caracteristici :

1. Sarcina maxim:FELP = 450 tf2. Dimensiunile principale:

HB/E = 840 mm;L = 1480 mm;1=1300 mm

3. Masa acestui elevator este de 1,8t.


27/53

27

2.5 ALEGEREAELEVATORULUI PENTRU PRJINI DE FORAJ

Alegerea elevatorului pentru prjini de foraj se face n funcie de tipul constructiv al prjinilor deforaj.

Dac se utilizeaz PF cu racorduri speciale nfiletate, se alege elevator cu scaun drept, dac seutilizeaz PF cu racorduri sudate, se alege elevator cu scaun conic.

Fig. 2.5. Elevator pentru prjini de foraj, cu scaun conicExist o gam tipodimensional de elevatoare. Elevatorul e nominalizat prin dimensiunea sa i

prin sarcina de lucru maxim. La alegerea elevatorului trebuie ndeplinit condiia:

F El.M> F Gar.F.M(sarcina nominal a PF)

[ ( ) ] (2.3)

(2.4)


28/53

28

va rezulta :

[ ] nlocuind n relaia (2,3) vom obine:

Pentru instalaia de foraj F200-2DH:

F Gar.F.M = 228,87 tfConform tabelului 8.5 vezi [1], se alege un elevator cu scaun conic cu

Se constat c diametrul interior al acestui elevator este d=122,2 mm. Deci s -a ales:

Elevator cu scaun conic 41/2 x 133,3 x 320, care are masa de 282 kg.

2.6 ALEGEREA CHIOLBAILOR Chiolbaii sunt scule de manevr care se folosesc n pereche pentru susinerea garniturii de foraj sau

coloanei de burlane prin intermediul elevatorului, respective a elevatorului cu pene.

Fig. 2.6. Chiolbai: a pentru sarcina de 20... 80 tf/pereche; b - pentru sarcina de 125 tf/pereche;c - pentru sarcina de 200 i 320 tf/pereche.

Din punct de vedere al sarcinii de lucru, exist 3 tipuri de chiolbasi: - uor,- mediu,- greu.

Tipul uor are forma de za alungit, iar cel mediu i greu de bar prevazut la ambele capete cuochiuri.

Chiolbaii se execut prin forjare n matri, dintr-o singura bucat de oel slab aliat de construciipentru a se asigura o rezisten mare att prin fibrajul obinut prin procedeul tehnologic respectiv ct iprin compoziie, i prin TT folosit. Chiolbaii sunt standardizai conform API.

Alegerea chiolbailor se face n funcie de sarcina de lucru i de lungimea nominal. Sarcina de lucru maxim:


29/53

29

(2.5)

n conformitate cu normele tipizate, pentr u instalaia de foraj F320-3DH, se aleg chiolbai de tipul mediude serie 85x1800x 320.L= 1800mm lungimea ntre punctele de contact ale ochiurilor cu umerii c rligului i braele elevatorului; d1 = 85 mm; ;mch = 224 kg/pereche.

2.7 ALEGEREA CABLULUI DE MANEVR

Alegerea cablului se face pe baza sarcinii sale reale minime de rupere (Sr.m), astfel nct s fiesatisfcut condiia de rezisen:

Sr.m > cFM (2.6)

unde M c - coeficientul de siguran pentru operaiile de tubare i de instrumentaie, care se accept egalcu valoarea 2, conform API Spec. 9B, iar FM este fora maxim din RA a nfurrii cablului. Ea sedetermin cu expresia *6.3+

FM =F , (2.7)

n care F M este fora total care acioneaz asupra ramurilor de cablu; z numrul de role de la macara;M-G randamentul mainii macara -geamblac la ridicare.

Randamentul mainii macara-geamblac la ridicare se obine cu relaia (cf. *6.3+):

M-G = , (2.8)

unde reprezint inversul randamentului unei role,

= , (2.9)

pentru care admite valoare 1,04, conform API.

Conform tipului de ansamblu MC, ales, z = 5. Atunci, rezult:

M-G = = 0,811

Fora F M se calculeaz cu expresia *6.3+:

F M = F M + G0.T (1+ )

unde F M este sarcina maxim util de la crlig, G0.T greutatea moart la tubare; g acceleraiagravitaional, g = 9,81 m/s2; - acceleraia micrii crligului corespunztoare sarcinii maxime (lasltarea din pene a celei mai grele coloane de burlane), pentru care se accept msuri n domeniul[0,5;1,5]m/s2.

Greutatea moart la tubare se determin innd cont de greutatea elementelor ansamblului MC,

a chiolbailor (Ch), a elevatorului cu pene (El.P) i a ramurilor de cablu dintre macara i geamblac: G0.T = GMC + G2Ch+ GEl.P + GC (2.10)


30/53

30

Deoarece, la acest moment nu se cunoate tipodimensiunea cablului i, ca urmare masa sa unitar, seface aproximaia:

G0.T = GMC + G2Ch+ GEl.P (2.11)

unde greutile respective se calculeaz n funcie de masele corespunztoare cu formulele de formacunoscut:

GMC= mMC g; (2.12)

G2Ch= m2Ch g; (2.13)

GEl.P= mEl.P g; (2.14)

GMC= 8610 kg 9,81 m/s2 = 63146,97 N = 84,4641 kN

G2Ch= 224 kg 9,81 m/s2 = 1343,97 N = 2,19744 kN

GEL.P= 1800 kg 9,81 m/s2 = 17658 N = 17,658 kN

G0.T = 84,4641 kN + 2,19744 kN + 17,658 kN = 104,31 kN = 10,63 tf

tiind tipul IF, se determin:

F M = 223,6 tf.

Se accept:

= 1 m/s2

i se obine

Se calculeaz:

tf Se determin sarcinii real minim de rupere necesar a cablului cu formula *3+:

Sr.m.nec = cM FM (2.15)

i rezult

Sr.m.nec = 2 29,015 tf = 58,03 tf = 569,27 kN

Se alege un cablu Seale cu o msur a lui Sr.m, a.. s fie ndeplinit condiia urmtoare:

Sr.m.nec Sr.m (2.16)

Ca urmare, din *1+, tabelul 6.2, se constat c se poate alege: Cablu Seale 6x19-32-1760 S/Z STAS 1689-80


31/53

31

Caracterizat prin: nT = 6 (nr de toroane); n f = 19 = 1+9+9; nf.0 = 1; nf.1 = 9; nf.2 = 9; dC = 32 mm (diamentrulnominal); Rm = 1570 Mpa (rezistena minim de rupere a srmelor);

Fig. 2.9. Diferite construcii de cabluri: a - Seale; b - Filler; c Warrington

Tipul cablrii: cablare n cruce dreapta (S/Z), adic sensul de nfurare a firelor n toron spre

stnga, iar toroanele n cablu spre dreapta.De asemenea, cablul ales se mai caracterizeaz i prin urmtorii parametrii:

d0 = 3 mm; d1 =1,45 mm; d2 = 2,6 mm; m1.C = 3,890 kg/mi

Sr.m.nec = 569,27 kN Sr.m = 598,4 kN.

n continuare, se calculeaz i ceilali parametrii ai cablului: Aria brut a seciunii transverale, se determin cu relaia *1+:

Ab = , (2.17)

Ab = = 804,248mm2Aria net a seciunii transversale, exprimat prin relaia *1+:

An = nT , (2.18)An = 6 (1(3mm)2 9(1,45mm)2 9(2,6mm)2) = 418,283 mm2

Coeficientul de desime, definit prin expresia [1]:

kd = , (2.19)

kd = =0,52Coeficientul de flexibilitate, definit prin expresia [1]:

{} (2.20)

{}


32/53

32

Sarcina teoretic de rupere a cablului, defint ca suma a sarcinilor minime de rupere a srmelor activeaflate n componena cablului, adic *1+:

Sr.t = RmAn, (2.21)

St = 1760 N/mm2 418,283 mm2 = 736,178 kN

Coeficientul de cablare, definit prin expresia [1]:

(2.22)

2.8 ALEGEREA TROLIULUI DE FORAJ

Troliul de foraj este utilajul sistemului de manevr care ndeplinete n cadrul instalaiei de forajurmtoarele funciuni:

extragerea i introducerea" garniturii de foraj, respectiv introducerea coloanei de tubare,suspendate n crligul mecanismului macara geamblac, operaii realizate prinintermediul cablului de foraj nfurat pe toba de manevr a troliului;

nfurarea, strngerea , slbirea i deurubarea pailor de prjini, precum i adugareabucilor de avansare, operaii realizate cu ajutorul mosoarelor troliului;

transmiterea micrii de rotaie la masa rotativ (la unele construcii); susinerea garniturii de foraj i reglarea apsrii pe sapa n timpul procesului de spare;

lucrri de punere n producie, pistonat, lcrit, carotaj prin prjini, operaii care seexecuta cu ajutorul tobei de lcrit; ridicarea masturilor rabatabile cu ajutorul tobei de lcrit;

Troliul de foraj se compune, n general dintr-un asiu n care sunt montai arborii, frnele mecanice,frna hidraulica, transmisiile cu lan, prghiile de comanda a diverselor cuplaje mecanice, cuplaje cudiscuri sau cu burduf, ambreiaje ventilate cu burduf, sistemul de ungere, sistemul de comandapneumatica etc.

Alegerea troliului de foraj se face pe baza forei maxime din ramura activ FM=29,015 tf (determinatla punctul 2.7).Troliile de foraj pot fi echipate cu o toba sau cu dou tobe: de manevr i de lcrit.*l+

Din tab. 5.1. [1] se alege troliul de foraj TF 38corespunztor instalaiei de foraj F3200 -3DH, cu

urmtoarele caracteristici principale: 1. Traciunea maxim n cablu: 3800 kN.2. Puterea maxim la intrare: 1 500 kW.3. Diametrul cablului: dc= 35 mm (l1/ 4in).4. Numr viteze la toba de manevr: 4 + 2 R.5. Diametrul tobei de mane vr: 800 mm.6. Lungimea tobei de manevr: 1325 mm.7. Ambreiaj pe partea ncet": AVB 1250 x 300.8. Lan pe partea ncet": 3 x 2 1 / 2 in.9. Ambreiaj pe partea repede": AVB 1120 x 300.10. Lan pe partea repede": 3 x 2 1/2 in.

11. Diametrul tambur frn: 1400 mm.12. Lime tambur frn: 269 mm.

13. Frn auxiliar: FE 1400 (FH 60).


33/53

33

2.10 CONCLUZII

n acest capitol au fost alese principalele utilaje ale instalaiei de foraj i au fost prezentaiparametrii i caracteristicile lor. Principiul dup care au fost alese aceste utilaje a fost clasa i tipulinstalaiei de foraj calculate n capitolul anter ior.

Utilajul calculat a fost ales astfel ncit s corespund cerinelor instalaiei de foraj i s o echipezecorespunztor, far s provoace defecte i far s impiedice buna funcionare a instalaiei de foraj.


34/53

34

3. PARAMETRII I CARACTERISTICILE MOTOARELOR / GRUPURILOR DE ACIONARCALCULUL PUTERII INSTALATE

3.1 Parametrii i caracteristicile motoarelor / grupurilor de acionare

Pentru acionarea IF se utilizeaz acionarea DH (diesel hidraulic). Grupul de acionare DH este formatdintr-un grup de foraj GF 820 reprezentat de un motor diesel cu supralimentare, de tipul MB 820 i de unconvertizor hidraulic de tipul CHC-750-2.

Fig. 3.1. Grupul de acionare de tipul DH: D- motor disesel; GF - grup de foraj; a.cd - arbore cardanic;CHC - convertizor hudraulic de cuplu; CB - cuplaj cu burduf; T - tamburul CB; B - burduf.

n figura 1 ( de mai jos )se prezint diagramele caracteristicilor funcionale ale acestui tip de acionare :

Puterea nominal : P n= 655 kW = 890 CP;


35/53

35

Turaia nominal : nn = 1400 rot/min; Alezajul : D = 175mm; Alunecarea : s = 0,54

GF 820/675 kW la 1400 rot/min

Se calculeaz viteza unghiular nominal a motorului n cu relaia :

n = 30

n

n =30

1400

min

rot = 146,6

s

rad

3.1 ALEGEREA MODULUI DE ACIONARE

Modul de acionare centralizat (MAC) reprezint modul n care antoarele principale sunt actionate dela aceleai GA, adic este modul cu acionarea n comun a antoar elor principale.

IF F320-3DH de construcie romneasc are o structur determinat de MAC2

Fig. 3.2. Schema structural funcional a unei instalaii de foraj (IF) cu mod de acionare centralizat, nvarianta (MAC2) cu acionare DH.

Fig. 3.3. Grupul moto-pomp.


36/53

36

3.1 PUTEREA CONSUMATORILOR AUXILLIARI DE FOR

Puterea instalat a IF (P) reprezint puterea motoarelor utilizate pentru acionarea antoarelorprincipale, a celor auxiliare i pentru acionarea celorlalte utilaje i instalaii folosite pentru executareadiverselor operaii auxiliare. Aceasta putere se calculeaza cu relaia:

P=P+PCs.A.F

in care: P puterea instalat principal PCs.A.F. puterea consumatorilor auxiliari de for

Tabel 3.1. Consumatorii auxiliari de for utilizai ncadrul IF de tipul F320-3DH i puterea lorNr. Crt. Consumatorul auxiliar de for (Cs.A.F.) Puterea

motorului saurezisten

[kW]

Numrul de

motoare

Putereatotal [kW]

1 Site vibratoare 4 2 82 Agitator haba 7,5 8 60

3 Pomp de ap 7,5 2 154 Pomp de ap pentru racirea tamburilorfrnei cu band (T.FB)

7,5 1 7,5

5 Pomp instalaie amestec al substantelorchimice (pentru tratarea fluidului de foraj)

3 2 6

6 Pompe combustibil 3 2 67 Pompe de ulei 1,5 1 1,58 Pompe de preparare a fluidului de foraj 75 2 1509 Pomp pentru bateria de denisipare 55 1 5510 Pomp pentru bateria de dem luire 55 1 5511 Instalaie de degazare 4 1 4

12 Degazor 30 1 3013 Instalaie de preparare centrifug 22 3 6614 Instalaie de transport material pulverulent 4 1 4

15 Dispozitiv de salvare Gar.F 22 1 2216 Dispozitiv de strns-slbit imbinari filetate 11 1 1117 Dispozitiv de manevra a prjinilor grele 7,5 1 7,518 Dispozitiv de mecanizare 18,5 1 18,519 Pod de tubare reglabil 5 1 520 Instalaie de comand a prevenitoarelor 11 1 1121 Instalaie de uscare a aerului 15 1 15

22 Instalaie de iluminat normal 18 - 1823 Instalaie de iluminat siguran 0,6 - 0,6

Se adopt puterea consumatorilor auxiliari de for , pentru instalaia F320 - 3DH, ca fiind egal cu :

PCs.A.F = 576,6 kW

n care : PCs.A.F este puterea consumatorilor auxiliari de for .


37/53

37

3.1 Calculul puterii instalate

Puterea instalat pentru instalaia de foraj F320 -3DH, se calculeaz cu relaia urmtoare :

P = P + PCs.A.F

P = nD Pn

Pn = 655 kW

P = 3 655 kW = 1965 kW

PCs.A.F=576,6 kW

P = 1965 + 576,6 = 2541,6kW

n care : P -puterea instalat principal a instalaiei de forajPCs.A.F - puterea instalat consumatorilor auxiliari de for . necesare instalaiei de foraj.nD numrul total de motoare diesel.

3.1 Concluzii

Acest capitol a avut drept scop deprinderea studenilor cu alegerea modului i tipului de acionarepentru instalaia de foraj pe care o proiecteaz , determinarea parametrilor i caracteristicilormotoarelor/ grupurilor de acionare , calculul puterii consumatorilor auxiliari cu care este dotatinstalaia de foraj pe care o proiectm , i calculul puterii instalate a instalaiei de foraj.


38/53

38

4. PROIECTAREA TROLIULUI DE FORAJ4.1 LANUL CINEMATIC DE NSUMARE A PUTERII MOTOARELOR/GRUPURILOR DE ACIONARE

(LCPGA) I CALCULUL COEFICIENILOR DE NSUMARE I DE TRANSMITERE A PUTERII MUNUI MOTOR/GRUP DE ACIONARE LA ARBORELE 1 AL LANULUI CINEMATIC

Din schema cinematic instalaiei de foraj F320-3DH precizat n [2] Aplicaia 13, am preluat schemacinematic de nsumare a puterii motoarelor/ grupurilor de acionare pentru transmiterea micrii n

cadrul sistemului de manevr (SM).

Fig.4.1. Schema cinematica de nsumare a puterii gr upurilor de acionare de la F320-3DH

Coeficientul de nsumare a puterii celor dou GA este dat de expresia (cf [1]): (4.1)

unde i reprezint randamentul rulmenilor pe care se monteaz arborele ( -2), respectivarborele (-1), adic randamentul arborelui ( -2), respectv (-1), montat pe rulmeni, iar i -randamentul transmisiei cu lan (-2), 30-30, dintre arborii (-2)i (-1), i respectiv, transmisiei (-1), 30-30,dintre arborii (-1) i 1.

Considernd ca sunt adevarate egalitile:

(4.2)

i:

(4.3)

atunci formula (4.1) devine :

1 + (4.4)

Folosind valorile randamentelor recomandate n [1], tabelul7,2,adic:


39/53

39

rezult:

Dac se folosete numai GA1, atunci se obine:

Coeficientul de transmitere a puterii medii a unui GA la arborele 1 se determni utilizndexpresia lui de difiniie (conform *1+), i anume:

, (4.5)unde N este numarul de motoare aflate in lucru. Astfel rezult:

4.2 PARAMETRII TRANSMISIILOR MECANICE (INTERMEDIARE) ALE LCPGA, TRANSMISIILOR MECDE INTRARE N TROLIU DE FORAJ (TF) I VERIFICAREACRITERIULUI DE LIMITARE A FENOMENULUI

DE OBOSEAL A ANSAMBLULUI BUC-ROL n figura 4.2 este reprezentat schema cinematic a instalaiei de foraj F320 -3DH.

Fig. 4.2.Schema cinematic a instalaiei de foraj F320-3DH.


40/53

40

Fig.4.3. Scema cinematic a SM al instalaiei F320-3DH

Din figura 4.2. se preiau parametrii transmisiilor mecanice cu lanuri din cadrul lanului cinematicde nsumare a puterii grupurilor de acionare (LCPGA) i a lanului cinematic al SM, i anume msurile

pasului lanurilor i numerele de dini ale roilor de lan. Acetia se concentrez n tabelul 4.1

g pg,in(mm) g.l zg.l(1) Dd.g.l.(1),

mm zg.l(2) Dd.g.l.

(2),mm ig.l

-2 11/ 2 (38,1) -2.1 30 364,494 30 364,494 1-1 11/ 2 (38,1) -1.1 30 364,494 30 364,494 11 13/ 4 (44,45) 1.1 28 397 41 580,671 0,683692

2 13/ 4 (44,45)2.2 34 481,746 61 863,462 0,5579242.3 31 439,367 34 481,746 0,912030

3 21/ 2 (63,5)3.1 25 506,649 54 1092,100 0,4639223.2 30 607,490 27 546,976 1,110634

Tabelul 4.1. Parametrii transmisiei cu lan din cadrul SM al instalaiei F320-3DH

Se calculeaz diametrul de divizare al roii de lan cu formula, preluat din [2], Aplicaia14:

Dd.g.l.(i) (4.6)

unde p este pasul lanului iar zg.l(i) numrul de dini a roii conductoare (1) i conduse (2) a transmisieicu lan de ordinul g.l.

Se determin raportul de transmitere al transmisiei (g.l.), fie n funcie de diametrul de divizare alroilor de lan, fie n funcie de numerele de dini, cu expresia (vezi [1]):

(4.7)


41/53

41

n timpul funcionrii lanului cinematic al unui sistem de lucru, n general, i al SM, n special,trebuie s se asigure condiii de evitarea a manifestrii F.O. An. Ro-B de la transmisiile cu lanuri,astfel nct s nu se produc ruperea lanurilor care s duc la ntreruperea lucrului i, ca urmare,la creterea timpului neproductiv. De aceea, att prin proiectarea LC al sistemului de lucru, ct iprin condiiile de lucru trebuie s se verifice criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B.

Verificarea acestui criteriu presupune verificarea condiiei de limitare a vitezei lanurilor ( ), ceea ce sescrie (conform [1]):

(4.8)

respectiv a vitezei unghiulare a roii conductoare, adic (conform [1]):

(4.9)

unde: este viteza limit maxim a lanului, iar reprezin viteza unghiular limit maxim Viteza unghiular limit maxim din punct de vedere al F.O. An. Ro-B. pentru roata conductoare

depinde de v iteza limit maxim a lanului, de pasul acestuia li de numrul de dini al roii, conformexpresiei (vezi [1]):

(4.10)

Msura lui se preia din *1+, tabelul 3.4, n funcie de msura pasului lanului:

(4.11)

Turaia limit din punct de vedere al F.O. An. Ro-B se calculeaz n funcie de viteza unghiularlimit maxim cu epresia:

(4.12)

Toate msurile calculate se trec in tabelul 4.2 .

g pg,in(mm)vLM,m/s g.l zg.l

(1) ,rad/s,

rot/min ig.l,

rot/min-2 11/ 2 (38,1) 23,367 -2.1 30 128,216 1224,372 1 950-1 11/ 2 (38,1) 23,367 -1.1 30 128,216 1224,372 1 9501 13/ 4 (44,45) 19,525 1.1 28 98,362 939,287 1 950

2 13/ 4 (44,45) 19,5252.2 34 81,059 774,056 0,683692 649,50742.3 31 88,878 848,722

3 21/ 2 (63,5) 13,9333.1 25 55,001 525,216

0,623548 592,3713.2 30 45,871 438,033Tabelul 4.2. Verificarea criteriului de limitare a F.O. An. Ro-B

Se stabilete turaia maxim de funcionare a arborelui secundar al convertizorului hidraulic de cuplu(CHC).Astfel, considernd c funcionarea CHC-ului se meninen domeniul economic, adic

,

ceea ce nseamn c

* +,


42/53

42

rezult c turaia maxim a arborelui secundar al CHC-ului este turaia corespunztoare punctului (2) defuncionare,

.

Pentru convertizorul CHC-750-2, cuplat cu grupul de foraj GF-820, pentru se obine vezi *2+,Aplicaia 10

Se determin turaia maxim de funcionare a arborilor conductori, notat cu ,, care reprezin turaia maxim de funcionare a roilor conductoare:

Pe baza schemei cinematice a SM, rezult turaia arborilor 1 i 2:

Calculul turaiei maxime a arbore lui g se face cu o relaie de forma:

(4.13)

unde este raportul de transmitere maxim dintre arborele 1 (arborele de nsumare a puterii GA) iarborele g.

Pentru arborele 2 relaia (4.13) se particularizeaz astfel:

(4.14)

i rezult

Pentru arbrele 3 vom avea:

La arborele 3 se poate ajunge fie cu transmisia (2.2), fie cu (2.3). Din tabelul 1, se constat c:

max{i2.2, i2.3}=i2.3

i ca urmare

rezult:

Atunci, turaiea maxim a arborelui 3 are msura :

Comparnd msura lui ce aceea a lui , pentru fiecare ro at conductoare, precizate ntabelul 4.2 se desprind urmtoarele concluzii:


43/53

43

1) n privina roii conductoare ale transmiisilor din cadrul LCPGA, se constat c:

ceea ce nseamn ca se verific criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B2) n privina roii conductoare a transmisiei (1.1), se observ c:

ceea ce nseamn c nu se verific criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B

3) n privina roii conductoare a transmisiei (2.2), rezult:

ceea ce nseamn ca se verific criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B4) n privina roii conductoare a transmisiei (2.2), rezult:

ceea ce nseamn ca se verific criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B

5) n privina roii conductoare a transmisiei (3.1), se obine :

ceea ce nseamn c nu se verific criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B

6) n privina roii conductoare a transmisiei (3.2), se obine:

ceea ce nseamn c nu se verific criteriul de limitare a F.O. An. Ro-B.


44/53

44

4.3 REPREZENTAREA LANULUI CINEMATIC AL SISTEMULUI DE MANEVR I DETERMINARENUMRULUI DE TREPTE DE VITEZ

Fig. 4.4. Schema cinematic a sistemului de manevr (SM) al IF F320-3DH

Schema cinematic permite studierea transmiterii micrii i, n general, a fluxului energetic de lamotoare la arborele caracteristic al SL, i determinarea numrului de trepte de vitez obi nute la acestarbore, respectiv la OL.

Relaia structural a asociat SM este relaia dintre numrul de trepte de vitez ale SM i factoriide transmitere asociai grupelor de transmitere i de asemenea, transmisiilor care se gsesc n cadrulsistemului, determinnd numrul de trepte de vitez de la arborele TM (N a.TM)

Na.TM =1 x 1 x 1 x [2] x 2 = 4

unde 1 este factorul de transmitere asociat arborelui cardanic (a.cd); 1 - factorul de transmitere asociatCHC-ului; 1 - factorul de transmitere asociatprimei GT, care este parazitar; [2] - factorul de transmitereasociat cutiei de viteze (CV), scrierea n paranteze drepte a factorului indicnd existena acestei CV; 2 -factorul de transmitere asociat celei de- a treia GT, care contine i arborele caract eristic al SM.

Numrul de trepte de viteze necesare pentru inversarea sensului micrii de rotaie a a.TM(reversarea micrii a.TM), NRev.a.TM, al IF F200-2DH reprezentat n fig. 4.5, este dat de relaia structuralurmtoare:


45/53

45

NRev.a.TM =1 x 1 x 1 x 1 x 2 = 2

n care 1 este factorul de transmitere asociat angrenajului cilindric (an.cil) din a doua GT, care inverseazsensul micrii de rotaie a arborelui 3 si ca urmare, a.TM indicat cu semnul .

4.4 TRANSMISIILE MECANICE DE INTRARE N TROLIULDE FORAJ (TF) I PARAMETRII ACESTORA Transmisia mecanica (tm) realizeaz transferul energiei mecanice, sub form cinetic, de la arborele

conductor la arborele condus, cu transformarea mrimilor funcionale. Transmisiile meanice de intrare n TF sunt transmisii prin lanuri care transmit micarea la arborele TB i ele sunt reductoare de vitezadic ig.l< 1. Transmisia din stnga se numete transmisia de ncet , deoarece transmite turaii mici, iartransmisia din dreapta se numete transmisia de repde, pentru c transmite turaii mari. Transmisiile se caracterizeaz prin numrul de dini ale acestora i raportul de transmitere. Raportul de transmitere sunt reprezentate n tabelul 4.1.

4.5 TIPURILE DE TRANSMISII MECANICE UTILIZATE N CADRUL LANULUI CINEMATIC (LC) ALPARAMETRII LOR

Lanul cinematic al TF este format din arborii 2,3,4, reprezentate de grupuri de transmitere utile . ncadrul LC al TF IF F320-3DH s-au folosit urmtoarele transmisii mecanice (fig.4.6):

Transmisii cu lanuri (tl) Transmisii cu roi dinate cilindrice (an.cil) (pt. inversarea sensului de rotaie)

Transmisia cu lan cu i2.2 se folosete pentru operaia de ridicare, iar angrenajul cilindric se utilizeazpentru inversarea sensului de rotaie la TM, atunci cnd trebuie s se desfoare cablul de pe ea, nmomentul n care se constat c acesta s -a uzat, i de asemenea pentru inversarea sensului de rotaie aprjinii de antrenare (PA), cu scopul efectului operaiilor de instrumentaie (cnd Gar.F trebuie rotit spresnga pentru deurubarea de la racordul de siguran sau pentru declanarea gealei mecanice)

Fig. 4.5.Schema cinematica a TF a IF F320-3DH

4.6 Tipurile de cuplaje folosite n cadrul sistemului de manevr Ambreiajele reprezint elemente componente ale transmisiilor instalaiilor de foraj permit realizarea

diferitelor combinaii n transmiterea puterii de la motoarele de are la echipamentele sistemelor de

manevr , pompare i rotire i n obinerea diferitelor de viteza materializnd astfel posibilitile oferitede schema cinematic a instalaiilor . n general, la instalaiile de foraj sunt folosite ambreiaje cu comanda de la distanta i are pneumatic .


46/53

46

Dup caracterul i frecvena cuplrilor se disting n practic curenta a instala iilor de ambreiajeoperaionale , caracterizate printr- o frecven mare de cuplri i ambreiaje operaionale , cu o frecventredus a cupl rilor. Ambreiajele tobei de manevr constituie de ambreiaje operaionale care n timpulextragerii i introducerii garniturii de foraj acionate repetat i la intervale de timp scurte. Attambreiajele tobei de manevr ct i ambreiajele maselor rotative se cupleaz n sarcina .Exist construcii de ambreiaje pneumatice cu burduful la exterior nvelind inelul profilat metalic cusaboii cu material de friciune situai la exteriorul burdufului . La acest tip de ambreiaj, saboii sunt mpini la introducerea aerului comprimat spre suprafaa interioar a unui tambur n vederea cuplriiarborilor.

n general, ansamblul unui ambreiaj pneumatic cu burduf comport un numr de pieseaparinnd arborelui antrenat i arborelui de antrenare , care pot fi realizate ntr-un mare numr devariante constructive. Pentru alimentarea ambreiajului este necesar o conduct de alimentare cu unventil de golire rapid. Aceasta permite alimentarea cu comand de la distan i golire local aambreiajului fr ca pentru scurgere aerul s parcurg traseul pn la aparatul de comand .

Ambreiaje pneumatice cu burduf ventilate.Ambreiajul pneumatic cu burduf ventilat ( fig. 4.6) are o construcie asemntoare cu aceea aambreiajului cu burduf, prezentnd, de asemenea, un burduf din cauciuc 1, un inel profilat metalic,denumit obad , 2, saboii metalici 3, cptuii cu un material de friciune 4 aplicat prin uruburi defixare cu cap necat. Spre deosebire de ambreiajul pneumatic cu burduf la care transmiterea momentuluise efectueaz prin balonul de cauciuc la acest tip momentul se transmite prin boluri 5 fixate n plcilaterale 6 i 7. Saboii, turnai din aliaj de aluminiu prezint o cavitate inferioar care favorizeaz rcirea n timpul micrii ambreiajului i culiseaz radial fiind ghidai n bolurile 5, avnd o micare radial subaciunea aerului comprimat introdus n burduf 1 . Acesta este realizat din mai multe buci avnd fiecareracord de alimentare ceea ce permite i un montaj mai uor fr a fi necesar un capt liber de arbore .

Fig.4.6. Ambreiaj pneumatic cu burduf ventilat

Burduful este executat din cauciuc cu inserie avnd o grosime mai redus ntruct nu transmitemomentul de torsiune. Consideraiile privind modul de montaj pe arbori al ambreiajelor pneumatice cuburduf sunt valabile i la ambreiajele ventilate .

Datorit capacitii de evacuare a cldurii pe care o prezint ambreiajele ventilate cu burduf suntutilizate ntr-o msur mai mare i n special ca ambreiaje operaionale . Ele sunt utilizate foarte adesea latoba de manevr a troliului .

Ambreiaje pneumatice cu discuri.La instalaiile de foraj realizate n ara noastr sunt utilizate dou tipuri distincte de ambreiaje

pneumatice cu discuri de trecerei de capt . Ultimul este utilizat exclusiv la partea de ncet a tobeide manevr .


47/53

47

Fig.4.7. Ambreiaj pneumatic cu discuri Fig.4.8. Ambreiaj pneumatic cu discuride trecere de capt

Ambreiajul pneumatic cu discuri de trecere poate fi utilizat n orice poziie pe arbore irealizeaz ambreierea unor elemente care se rotesc liber pe acelai arbore . El nu permite ambreierea adoi arbori diferii cum este cazul ambreiajelor pneumatice cu burduf.

Ambreiajul pneumatic cu discuri de trecere realizeaz ambreierea datorit introducerii aeruluicomprimat n spaiul dintre discul de capt 1 i membran 2 care apas asupra pistonul 3 . La rndul supistonul apsa discurile de friciune 4 i 5 si discurile de ambreiaj cptuite cu ferodo 6 pe discul butucului7. Discurile de friciune 4 i 5 gliseaz pe dantura butucului 7, iar discurile de ambreiaj 6 gliseaz pedantur inelelor 8 i 9 care sunt solidare cu flana 10 . Discurile de ambreiaj 6 sunt antrenate prin frecarede discurile de friciune 4 i 5. Pe msura creterii presiunii aerului comprimat se realizeaz bloc area mpreuna a ambelor serii de discuri. n acest mod se obine ambreierea dintre piesele solidare cu butucul7 i piesele care se rotesc liber pe rulmenii care sunt solidari cu flana 10 .

Ambreiajul de capt, ntreag suprafa frontal este utilizat pentru crearea forei de apsareaxial datorit aerului comprimat . La acest tip de ambreiaj membran este mult mai ngust , neavnddect o singur cut . Modul de ambreiere este n principiul acelai : aerul comprimat introdus n cameradintre discul de capt 1 , membran 2 i pistonul 3 face ca pistonul s produc o apsare ntre discul defriciune 4,5, i 6 i discurile de ambreiaj 6 i 7. Discurile de friciune 4 i 5 gliseaz n carcasa dinata 8,iar discurile de ambreiaj 6 i 7 pe butucul dinat 9. Prin apsarea realizat de aerul comprimat se produceo for de frecare ntre discurile de friciune i discurile de ambreiaj , se obine ambreierea dintre arboreprin butucul dinat 9 i piesele care se rotesc liber pe rulmeni solidare n carcasa dinat 8 . Pentrudebreiere, prin eliminarea aerului i prin aciunea arcurilor de revenire 10 , se ndeprteaz discurile defriciune de discurile de ambreiaj .

Troliul de foraj se compune, n general dintr-un asiu n care sunt montai arborii, frnelemecanice, frna hidraulica, transmisiile cu lan, prghiile de comanda a diverselor cuplaje mecanice,cuplaje cu discuri sau cu burduf, ambreiaje ventilate cu burduf, sistemul de ungere, sistemul de comandapneumatica etc.Troliile de foraj pot fi echipate cu o toba sau cu doua tobe: denevra si de lcrit.

4.7 Modul de obinere a treptelor de vitez i calculul rapoartelor de transmitere total :

Propoziia logic a lanului cinematic al sistemului de manevr al instalaiei de foraj F320-3DH este

urmtoarea :

C11^C12^(C31vC32)^(C41vC42),


48/53

48

Rezult:

C11^C12^(C31vC32)^(C41vC42) = [ C11^C12^(C31v C32)^ C41] v [C11^C12(C31vC32)^C42] = [(C11^C12^C31^C41)vv(C11^C12^C32^C41)v(C11^C12^C31^C42)v(C11^C12^C32^C42)];

C11^C12^C31^C41 (I);

C11^C12^C32^C41 (II); (MOTV 1)

C11^C12^C31^C42 (III);

C11^C12^C32^C42 (IV);

i

C11^C12^(C31vC32)^(C41vC42) = [ C11^C12^ C31^ (C41v C42)] v [ C11^C12^ C32^ (C41v C42)] = [(C11^C12^C31^C41)vv(C11^C12^C31^C42)v(C11^C12^C32^C41)v(C11^C12^C32^C42)];

C11^C12^C31^C41 (I);

C11^C12^C31^C42 (II); (MOTV 2)

C11^C12^C32^C41 (III);

C11^C12^C32^C42 (IV);

Se alege MOTV 1.


49/53

49

4.8 Determinarea parametriilor dimensionali ai tobei de manevra (TM)Tobele de manevr se fac n construcie turnat, sudat sau combinat. Tamburii de frn ai tobei de

manevr se fac n construcie separat, demontabili din oel Mn Si. Toba troliului de foraj este prezentatschematizat n figura 4.9.

TF echipeaz instalaia de foraj F320-3DH pentru care se cunosc:

z=5; FM=284,64 kN; Cablu seale 6X19-32-1760-S/Z, cu dc=32mm, An =418,283 mm2; Ec=1,5 105 Mpa,Sr.m.=598,4 kN, lp=18m.

Fig. 4.9. - Toba de manevr

Se determin diametrul TM, tiind c:

i raportul este o funcie de for maxim din RA a cablului,

Astfel, se alege

Rezult:

Se admite:

Deoarece la nfurarea cablului pe TM acesta este solicitat la traciune i la ncovoiere iar sarcinade rupere a cablului nfurat ( ) este diminuat fa de sarcina de rupere la traciune ( ), diametrulTM trebuie s ndeplineasc urmtoarea condiie:


50/53

50

Dar,

i rezult:

Folosind datele de mai sus, se obine:

Se constat c alegerea fcut pentru msura diametrului TM este corect.

Se determin dimensiunile principale ale manonului spiralel, pe baza valorilor rapoartelorcaracteristice ale acestiua.

Considernd pentru aceste rapoarte valorile:

se obine:

Se adopt msurile:

Grosimea peretelui TM se apreciaz astfel:

Rezult:

Se adopt: = 34+6=40 mm .

Dac este grosimea manonului,

( )


51/53

51

atunci grosimea tobei propriu-zise/virolei este:

TM= -M

Se consider un val mort, cu diametrul fibrei mediane D0 exprimat de relaia:

Se adopt v=3 (numrul de valuri)

Se consider o aezare intermediar a spirelor n dou valuri succesive : =0,93

a= dc=0,9332 mm =29,76 mm.

Se calculeaz diametrele valorilor active cu formulele:

Rezult:

Se determin diametrul mediu cu relaia de definiie:

i se obine:

Se determin numrul de spire din fiecare val:

e0.1 *10;15(20)+

se adopt: e0.1 =19.

Se calculeaz lungimea de cablu activ care se-nfoar pe TM cu expresia:

LCA.TM=2z(lp+0,5)

Rezult:


52/53

52

LCA.TM=25(18m 0,5)=185m.

Se determin numrul de spire din valul al doilea din cindiia:

Se alege pentru e 2 o valoare ntreag mai mare dect cea rezultat din calcul cu 23 spire. Ca urmarealegem e 2=34 spire.Atunci numrul de spire din valul 1, calculat cu relaia:

e1=e2-1;

este

e1=33 spire.

n primul val activ exist un numr de spire obinut din egalitatea

e1.1=e1-e0.1,

adic

e1.1=33-19=14.

Numrul de spire care se -nfoar n ultimul val se calculeaz cu formula:

Rezult:

Se observ condiia:

e3=25,57


53/53

5.BIBLIOGRAFIE

1. Parepa S., CCUPS, Notie de curs. Universitatea Petrol Gaze din Ploieti. Anul univ. 2011 2012.

Proiectul Meu CCUPS

Documents

Transcript of Proiectul Meu CCUPS