Proiectarea Unei Sonde de Foraj Marin pe Structura Lebada

CUPRINS

INTRODUCERE

1. GEOLOGIA STRUCTURII

1.3. CONSIDERAȚII LITO-STRATIGRAFICE ȘI STRUCTURALE

1.4. AGENȚI CONTAMINANȚI PENTRU FLUIDUL DE FORAJ

1.5. GRADIENȚII DE PRESIUNE, FISURARE ȘI TEMPERATURĂ ȘI COMANDA GEOLOGO-TEHNICĂ

1.6. DIFICULTĂȚI DE FORAJ

2. ACȚIUNEA MEDIULUI MARIN

2.1. ACȚIUNEA VALURILOR

2.2. ACȚIUNEA VÂNTURILOR

2.3. ACȚIUNEA CURENȚILOR MARINI

3. DESCRIEREA PLATFORMEI DE FORAJ

4. PROGRAMUL DE CONSTRUCȚIE AL SONDEI

4.1. METODICA STABILIRII PROGRAMULUI DE CONSTRUCȚIE AL SONDEI PROIECTATE

4.1.1. GENERALITĂȚI

4.1.2. TIPURI DE COLOANE

4.1.3. NUMĂRUL ȘI ADÂNCIMEA DE TUBARE A COLOANELOR

4.1.4. DIAMETRUL COLOANELOR

4.2. PROGRAMUL DE CONSTRUCȚIE AL SONDEI PROIECTATE

4.2.1. STABILIREA DIAMETRELOR COLOANELOR, A JOCURILOR RADIALE ȘI A DIAMETRELOR SAPELOR

4.2.2. STABILIREA PROFILULUI COLOANELOR

4.2.3. ECHIPAREA COLOANELOR

4.3. CIMENTAREA COLOANELOR

4.3.1. CIMENTAREA COLOANEI DE ANCORAJ

4.3.2. CIMENTAREA COLOANEI INTERMEDIARE I

4.3.3. CIMENTAREA COLOANEI INTERMEDIARE II

4.3.4. CIMENTAREA COLOANEI DE EXPLOATARE

5. PROIECTAREA GARNITURII DE FORAJ

5.1. CONSIDERENTE TEORETICE

5.1.1. DIAMETRUL ȘI LUNGIMEA ANSAMBLULUI DE PRĂJINI GRELE

5.1.2. DIAMETRUL ȘI LUNGIMEA ANSAMBLULUI DE PRĂJINI DE FORAJ

5.1.3. SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

5.2. INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE ANCORAJ

5.2.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

5.2.2. SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

5.3. INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE I

5.3.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

5.3.2. SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

5.4. INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE II

5.4.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

5.4.2. SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

5.5. INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE EXPLOATARE

5.5.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

5.5.2. SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

6. PROGRAMUL FLUIDELOR DE FORAJ

6.1. CONSIDERENTE TEORETICE

6.2. STABILIREA DENSITĂȚII ȘI A TIPURILOR DE FLUIDE DE FORAJ PE FIECARE INTERVAL SĂPAT

6.3. PROPRIETĂȚILE REOLOGICE ALE FLUIDELOR DE FORAJ

6.4. CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ

6.4.1. DATE INIȚIALE DE PROIECTARE

6.4.2. CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ

6.4.3. CALCULUL CANTITĂȚILOR DE MATERIALE

7. DIFICULTĂȚI ȘI ACCIDENTE DE FORAJ

8. ELEMENTE ECONOMICE

9. CONCLUZII ȘI PROPUNERI

BIBLIOGRAFIE

INTRODUCERE

Tema proiectului de diplomă este Proiectarea unei sonde de foraj marin pe structura Lebăda.

Lucrarea este structurată în felul următor:

În Capitolul 1 se vor prezenta geologia, lito-stratigrafia și tectonica structurii, gradienții presiunii din pori și ai celei de fisurare, comanda geologo-tehnică, agenții contaminanți pentru fluidul de foraj, posibilele dificultăți și accidente în foraj. Sonda proiectată va fi săpată la adâncimea de 3200 m, urmărind exploatarea unui orizont productiv de vârstă Eocen și Cretacic superior (Coniacian – Santonian -Turonian).

În Capitolul 2 se va prezenta acțiunea mediului marin asupra platformei de foraj.

În Capitolul 3 se va descrie platforma de foraj Uranus cu care se va săpa sonda, tipul și modul de funcționare al acesteia precum și datele tehnice ale echipamentelor de foraj.

În Capitolul 4 se vor alege diametrele coloanelor și sapelor și se va face calculul profilului fiecărei coloane de burlane, prin evaluarea solicitărilor burlanelor la presiune exterioară, presiune interioară, tracțiune simplă, solicitări combinate: tracțiune și presiune exterioară.

Se va face apoi echiparea coloanelor de burlane cu accesorii și instalații de prevenire a erupțiilor adecvate presiunilor maxime anticipate în fazele următoare de foraj.

Cimentarea coloanelor se va face astfel: prin prăjini pentru coloana de ancoraj, și prin metoda convențională pentru restul coloanelor. Coloana de ancoraj se va cimenta pe toată lungimea, până „la zi”.

În Capitolul 5 se va face proiectarea garniturii de foraj pe fiecare interval, prin alegerea diametrelor și a lungimii tronsoanelor prăjinilor grele și ale prăjinilor de foraj și calculul solicitărilor garniturii de foraj în câteva situații mai deosebite, precum: garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj, garnitura extrasă din sondă fără circulație de fluid de foraj, solicitarea garniturii la torsiune, la presiune interioară, în final calculându-se tensiunile echivalente pe baza cărora s-a ales tipul de oțel pentru prăjinile de foraj.

În Capitolul 6 se va prezenta programul fluidelor de foraj, și anume: proprietățile reologice ale fluidelor de foraj și calculul volumelor de fluid necesar săpării fiecărui interval.

În Capitolul 7 va fi realizată o aplicație numerică referitoare la posibilitatea prinderii garniturii de foraj pe intervalul corespunzător fazei II de foraj (750-2000 m), cu evidențierea acțiunilor necesare a fi întreprinse pentru desprinderea garniturii atât pentru cazul în care nu avem circulație, cât și pentru cazul în care avem circulație.

În Capitolul 8 se vor prezenta succint unele aspecte economice privind durata lucrărilor de foraj, precum și calculul costului pe metru forat.

GEOLOGIA STRUCTURII

CADRUL GEOLOGIC REGIONAL

Platforma Continentală a Mării Negre reprezintă prelungirea unităților geostructurale dobrogene sub apele mării, constituind un șelf cu lățime variabilă (130 – 150 km, mai larg în partea de sud) de-a lungul țărmului Mării Negre.

Unitățile geostructurale majore care alcătuiesc zona de șelf sunt, conform figurii 1.1:

Platforma Moesică, cu cele 3 subunități:

Dobrogea Centrală

Dobrogea Sudică

Valahia

Orogenul Nord-Dobrogean

Depresiunea pre-dobrogeană (Platforma scitică)

Aceste unități geostructurale sunt separate de uscatul dobrogean de faliile Intramoesică, Capidava-Ovidiu, Peceneaga-Camena și Sfântu Gheorghe, care se prelungesc și în domeniul acvatorial.

Platforma Continentală românească este mărginită la est de povârnișul continental care, la baza să este în contact cu o presupusă crustă de origine oceanică.

Considerând că Marea Neagră s-a format și a evoluat începând din Neocretacic, putem spune că Platforma Continentală românească s-a individualizat ca unitate geostructurală distinctă în această perioadă (limita Turonian/Senonian), pe alocuri chiar Albian.

Figura 1.1. Schița structurală a Mării Negre [12]

Din punct de vedere structural, în Platforma Continentală românească se disting „două etaje structurale” [12]:

Fundamentul preeuxinic

Cuvertura euxinică

Fundamentul preeuxinic este constituit din formațiuni și structuri apărute înainte de formarea Mării Negre, care reprezintă de fapt prelungirea unităților geostructurale dobrogene sub apele mării (Platforma Sud-Dobrogeană, Masivul Central-Dobrogean și Orogenul Nord-Dobrogean).

Fundamentul preeuxinic Sud-Dobrogean este delimitat la sud de prelungirea faliei Palazu, și de prelungirea faliei Fierbinți; la vest de linia țărmului iar la est de povârnișul continental. Este constituit din „prelungirea soclului eoproterozoic sud-dobrogean și a cuverturii sedimentare preneocretacice” [12].

Fundamentul preeuxinic Central-Dobrogean este delimitat de faliile Palazu și Peceneaga-Camena, la vest de linia țărmului iar la est de crusta bazaltică de la baza povârnișului continental.

Este constituit din „prelungirea șisturilor verzi central-dobrogene și a cuverturii lor sedimentare” [12]. Cuvertura preneocretacică include depozite Neocomiene de anhidrite, gips, sare gemă, pe lângă depozitele calcaroase din Dobrogea centrală precum și „depozite carbonato-ruditice și depozite grosiere aparținând Apțianului” [12].

Fundamentul preeuxinic Nord-Dobrogean este delimitat la sud de prelungirea faliei Peceneaga-Camena, iar la nord de prelungirea faliei Trotușului. În acest fundament nu se regăsesc structurile unităților Măcin și Niculițel ci doar ale unităților Tulcea și ale zonei Cârjelari-Camena. S-au pus în evidență prin foraje „formațiunile cunoscute din Dobrogea de Nord, până la Triasic inclusiv. Jurasicul are o răspândire generală și este alcătuit preponderent din roci detritice; în partea sudică se întâlnesc și produsele unui vulcanism bimodal de tipul acelora din zona Cârjelari-Camena. Se mai întâlnesc și depozite detritice neocomiene și barremian-apțiene care nu au corespondent în zona Tulcea.” [12]

Învelișul sedimentar euxinic include formațiunile care au luat naștere după formarea Mării Negre (care se consideră a fi limita dintre Turonian și Senonian) și conturarea acesteia ca bazin de acumulare, moment din care „acumulările au căpătat o grosime foarte mare și uniformă și o omogenitate litofacială foarte constantă în timp, pe toată aria șelfului.

Sedimentarul euxinic mulează un paleorelief eocretacic și corespunde intervalului de timp Senonian-Cuaternar” [12]; însă suita sedimentară este marcată de o discontinuitate majoră corespunzătoare Miocenului inferior, ceea ce a condus la delimitarea a două cicluri de sedimentare majore: un ciclu Senonian-Paleogen și un altul Badenian-Cuaternar.

Ciclul Albian – Paleogen. „Acesta are dezvoltarea mai completă în partea sudică a zonei de șelf și include o suită de formațiuni predominant detritice-argiloase, care se încheie cu șisturi argiloase, bituminoase, de tipul disodilelor, atribuite Oligocenului. În general, conținutul în alge, spongieri, foraminifere etc. indică pentru depozitele acestui ciclu apartenența la intervalul Neocretacic-Paleogen. Cele din partea nordică și centrală ar putea coborî chiar și în Albian.” [12]

Ciclul Badenian – Cuaternar. „Acesta debutează prin depozite marnodetritice și subordonat calcare micritice cu Spiratella sp. revenind Badenianului superior. Sarmațianul este de asemenea preponderent argilos-siltic. Ponțian-Romanianului revin depozite detritice, adesea preponderent grosiere; subordonat se întâlnesc marne cu Phyllocardium sp.,Viviparus sp., Didacna sp., etc. Cuaternarului îi revin prundișurile, nisipurile și mâlurile cele mai recente precum și depozitele loessoide.” [12] Se remarcă faptul că litofaciesul întreg ciclului Badenian-Cuaternar este omogen pe toată suprafața șelfului românesc, uniformitate începută încă din Oligocen.

Figura 1.2. Secțiune prin zona de margine a depresiunii vestice din Marea Neagră [12]

Evoluție și tectogeneză

Spre sfârșitul Jurasicului (chiar până spre sfârșitul Eocretacicului), șelful românesc aparținea unei arii continentale foarte întinse formată la rândul ei din mai multe unități structurale.

Această arie continentală a suferit o fracturare profundă spre sfârșitul Eocretacicului ceea ce a dus la crearea a „una sau două zone depresionare de tip graben-rift din care a evoluat Marea Neagră.

Asupra originii acestor zone depresionare s-au emis diverse ipoteze, însă fără o argumentare bazată pe elemente cât de cât concludente, cei mai mulți dintre cercetători admit că substratul depresiunii vestice din Marea Neagră ar fi de origine oceanică. Prin urmare, aceasta ar fi rezultat în urma evoluției unuia din rifturile amintite.” [12]

„Spre sfârșitul Jurasicului, la marginea sudică a Structogenului Nord-Dobrogean, în lungul faliei Peceneaga-Camena, s-a format și a evoluat un graben-rift în care s-a desfășurat și o activitate vulcanică bimodală. Asemenea vulcanite se găsesc și în acvatoriu în prelungirea zonei Cârjelari-Camena; se poate presupune că acest graben-rift nu este străin de apariția și evoluția Mării Negre care și-ar avea începutul chiar din Neojurasic. Cert este că, odată cu apariția depresiunii graben-rift, marginea estică a unităților dobrogene a suferit o puternică fracturare distensională creându-se un sistem de falii, printre care falia Est-Moesică, falia Est-Caliacra etc, aproximativ perpendiculare pe sistemul de falii crustale (Palazu, Peceneaga-Camena etc.).

Acest fapt a determinat compartimentarea întregii arii în mai multe blocuri care s-au mișcat diferențiat atât pe verticală cât și pe orizontală, însă tendința generală a fost de afundare accentuată spre est (figura 2). În felul acesta, spre sfârșitul Eocretacicului s-a creat un paleorelief pronunțat, delimitându-se zone depresionare ca: depresiunea Eforie, depresiunea Istria, etc. și zone de ridicare. Acestea din urmă adesea se aliniază dând un prag euxinic.

Începând din Neocretacic, acumulările constituind sedimentarul euxinic mulează paleorelieful eocretacic. În timpul acumulării cuverturii sedimentare euxinice, regiunea a fost afectată de mișcări epirogenetice care adesea au atins cote pozitive încât procesul de sedimentare care a generat cuvertura euxinică a cunoscut mai multe întreruperi, dar, în ansamblu, mișcările epirogenetice au fost preponderent negative asigurând astfel permanența acvatoriului Mării Negre și extinderea acestuia asupra șelfului.” [12]

Resurse naturale minerale

În prezent, în zona de șelf a Mării Negre sunt în exploatare zăcăminte de petrol și gaze asociate pe structurile Lebăda Vest, Lebăda Est și Sinoe, unde sunt productive formațiunile cretacice, eocene și oligocene.

CADRUL GEOLOGIC SPECIFIC [20]

Depresiunea Istria aparține Platformei continentale românești a Mării Negre, pe aliniamentul structural Pescăruș – Lebăda Est – Lebăda Vest – Delta – Sinoe, evidențiat la nivelul depozitelor sedimentare de vârstă Jurasic mediu – Neocomian, Cretacic și Eocen.

Structura Lebăda Est se află pe Platforma Continentală a Mării Negre, la o distanță de aproximativ 45 km Est de Lacul Sinoe și 80 km NE de orașul Constanța, într-o zonă cu adâncimea apei de până la 50 m. Din punct de vedere geologic, structura Lebăda Est este situată pe flancul nord-estic al Depresiunii Istria, care reprezintă o arie depresionară cu caracter post-tectonic, suprapusă orogenului Nord-Dobrogean, afectată de o subsidență rapidă în lungul faliilor tectonice majore Sfântu Gheorghe, la nord și Peceneaga-Camena, la sud.

Din punct de vedere administrativ, structura Lebăda este localizată în cadrul Perimetrului de explorare – dezvoltare – exploatare XVIII Istria, respectiv Perimetrului de exploatare – dezvoltare Lebăda Est (figurile 3, 4).

Figura 1.3. Schița cu amplasarea Perimetrului de exploatare – dezvoltare Lebăda Est, din cadrul Perimetrului de explorare – exploatare – dezvoltare XVIII Istria [20]

Figura 1.4. Schița cu amplasarea Structurii Lebăda Est în cadrul Depresiunii Istria [20]

Acumulările de hidrocarburi au fost descoperite prin forajul sondei 8 în anul 1980. Pe baza informațiilor obținute în urma săpării sondelor de cercetare, s-a realizat punerea în producție astfel: în mai 1987 a început exploatarea zăcământului Albian, în februarie 1994 a zăcământului Cretacic Superior, iar în februarie 1992 a zăcământului Eocen.

Din punct de vedere morfologic, Blocul XVIII Istria se află în partea nordică a Depresiunii Istria, cuprinsă între falia Heracleea, la nord și prelungirea în domeniul marin a faliei Peceneaga – Camena, la sud.

Această depresiune separă șelful nordic (Depresiunea Preeuxinică, respectiv extinderea în acvatoriu a Deltei Dunării și a zonei Tulcea) de șelful sudic (prelungirea în domeniul marin a Platformei Moesice), iar în ansamblul geologic, zona s-ar situa în mare parte pe prelungirea în zona acvatorială a Orogenului Nord Dobrogean.

Spre deosebire de unitățile de uscat, unitățile acvatoriale prezintă trăsături specifice.

Astfel, din punct de vedere stratigrafic, se remarcă marea dezvoltare a depozitelor neozoice (la care se adaugă uneori depozite cretacic superioare și albiene). Deoarece aceste depozite sunt legate genetic de existența bazinului Mării Negre, au fost cuprinse în așa-numita "cuvertură euxinică".

Figura 1.5. A. Harta tectonica a parții nord-vestice a Mării Negre și corelația dintre structurile offshore și onshore. Platforma Moesică este o combinație a trei subunități descrise pe hartă: Dobrogea Centrală, Dobrogea Sudică și Valahia. B. Detaliu asupra sectorului românesc al Mării Negre, unitățile structurale majore, faliile majore, blocurile ridicate/coborâte, Poziția pragului Euxinic și câmpurile petrolifere [4].

Din punct de vedere tectonic, se remarcă conservarea în cadrul stivei sedimentare a unităților de șelf a unui element structural foarte important, denumit "pragul euxinic", definit ca un paleorelief generat prin procese de flexurare a crustei pe care este grefat bazinul Mării Negre. Acest proces a determinat afundarea rapidă și creșterea în grosime a cuverturii euxinice. Paleorelieful a avut o geneză heterocronă, porțiuni ale sale formându-se în diferite etape ale intervalului Albian-Cretacic superior, fiind activ inclusiv în cursul Paleogenului, iar la sfârșitul Oligocenului acesta fiind complet îngropat.

Pragul euxinic, ca zonă de pantă, a favorizat manifestarea unor fenomene de transport gravitațional a sedimentelor de pantă, de tip turbiditic, ceea ce a condus la formarea de colectoare pentru hidrocarburi, precum și la formarea de capcane depoziționale litofaciale, care conțin acumulări industriale de petrol și gaze, cantonate în special la nivelul depozitelor albiene.

Numeroase formațiuni geologice și elemente structurale de diferite vârste au fost cartate de-a lungul coastei românești a Mării Negre, acestea putând fi grupate în trei categorii, care reflectă diferite stadii în evoluția tectonică: structuri prealpine, structuri extensionale asociate proceselor de riftogeneză, care au condus la deschiderea bazinului vestic al Mării Negre (Depresiunea Istria) și structuri extensionale gravitaționale neogene.

Structurile prealpine reprezintă o continuare a diferitelor unități tectonice din marginea continentală vestică a Mării Negre, înainte de deschiderea bazinului vestic al acesteia. Sunt formate în cea mai mare parte în timpul Albianului și includ falii strike-slip, falii normale și de încălecare, care împart zona într-o serie de blocuri ridicate și coborâte, formându-se depresiuni mai mari sau mai mici, umplute cu o pătură groasă de sedimente, separate de zone ridicate, cu pătura sedimentară mai subțire.

Structurile extensionale s-au dezvoltat în conexiune directă cu deschiderea bazinului vestic al Mării Negre. La nord de falia Peceneaga-Camena, se formează o ramificație a riftului bazinului vestic al Mării Negre, care dă naștere depresiunii Istria și continuarea să pe uscat, sinclinalul Babadag. Această structură s-a deschis la nivelul Albianului și este mărginită spre nord (în zona Heracleea-Egreta) de o falie listrică majoră, cu vergență sudică. Flancul sudic este mai slab dezvoltat, fiind mărginit de falia Peceneaga-Camena și ale câteva falii cu vergență nordică (ex. falia Nord Tomis), Depresiunea Istria formând astfel un depocentru excentric. Mișcările extensive au fost cu precădere active în Albian și au dat naștere unui important aflux sedimentar, care a umplut depresiunea Istria, mai ales la nivelul Albian- Cenomanianului și care s-a continuat, mai atenuat, și în Cretacicul superior.

Structurile extensional gravitaționale neogene sunt caracteristice părții estice a șelfului românesc unde, la nivelul Miocenului și Pliocenului, s-au acumulat sedimente detritice, care însumează grosimi apreciabile, în special cele din Ponțian, care ating peste 2000 m.

Depozitele neogene sunt afectate de un sistem de falii listrice, care au creat structuri tipice, cum ar fi falii sintetice și antitetice, anticlinale de tip roll-over, mici grabene și horsturi, la nivelul formațiunilor ponțiene și secundar în cele badeniene și sarmațiene. Baza sistemului de falii listrice coincide cu limita Miocen/Oligocen. Structurile legate de acest sistem sunt bine dezvoltate în arealul Albatros-Cobălcescu, foarte aproape de marginea șelfului.

Aspectele structurale ale șelfului românesc al Mării Negre au fost extinse și corelate cu cele cunoscute din ariile emerse și cu cele din zona șelfului ucrainean, folosindu-se date noi și prin reinterpretarea datelor existente. Multe dintre structurile majore identificate în partea nordică a șelfului pot fi continuate până spre falia Odessa. De asemenea, cele din partea sudică a șelfului ar putea fi continuate încă 100-120 km spre est, în zona bazinală adâncă (figura 1.5).

Astfel, Falia Vaslui, care separă Platforma Est Europeană de Platforma Scitică, poate fi urmărită până la intersecția ei cu falia Odessa și marchează zona de sutură între cele două platforme. O a doua falie majoră, Falia Trotușului, reprezintă contactul dintre Platforma Scitică, situată în nord și Platforma Moesică și Orogenul Nord-Dobrogean, în sud. Platforma Scitică se extinde în partea vestică a Mării Negre, între Falia Vaslui și Falia Sulina-Tarkhankut. În cuprinsul ei sunt delimitate două depresiuni majore: depresiunea Sărata-Tuzla, situată în partea nordică și depresiunea Beograd-Sulina (care traversează Delta Dunării și se prelungește pe șelful Ucrainei, formând depresiunea Karkinit), situată în sud. Între Falia Sulina-Tarkhankut și Falia Peceneaga-Camena se găsește Orogenul Nord-Dobrogean.

Structura acestui compartiment este foarte complexă în zona emersă, fiind alcătuit dintr-un sistem de trei pânze de șariaj, care nu se mai pot urmări și în acvatoriu, datorită suprapunerii peste acestea a depresiunii Istria.

La sud de Falia Sulina-Tarkhankut, pe șelf, formațiunile sedimentare sunt orizontale sau se afundă ușor spre sud și sunt afectate de câteva falii verticale: Falia Pelican, Falia Sf. Gheorghe, precum și multe falii locale. Zona cuprinsă între Falia Sulina-Tarkhankut și Falia Sf. Gheorghe poate fi corelată cu grabenul Shtormavaya și ridicarea Kalami, care reprezintă două structuri majore de pe șelful ucrainean. La sud de posibila continuare a faliei Sf. Gheorghe se găsește un bloc ridicat (ridicarea Muridava), care este analog cu ridicarea Mahmudia din Orogenul Nord-Dobrogean, fiind acoperit cu depozite devoniene.

Zona dintre Falia Sulina-Tarkhankut și Falia Egreta reprezintă continuarea în zona de șelf a unității de Tulcea. Depresiunea Istria, delimitată de falii normale sau de încălecare, poate fi corelată cu sinclinalul Babadag, care reprezintă cuvertura sedimentară post-tectonică a Orogenului Nord-Dobrogean. Faliile care delimitează această depresiune nu pot fi urmărite în zona emersă, fiind limitate doar la zona de șelf.

Falia Peceneaga-Camena reprezintă o fractură crustală majoră, cu multe falii sintetice și antitetice asociate. Ea reprezintă contactul tectonic între Orogenul Nord-Dobrogean și Platforma Moesică (Sectorul Central-Dobrogean), putând fi urmărită aproximativ 100 km spre est, în zona șelfului.

Un alt element structural important este reprezentat de Falia Capidava-Ovidiu, falie crustală majoră, care separă două sectoare ale Platformei Moesice: Central-Dobrogean, în nord și Sud-Dobrogean, în sud. Această falie este dificil de prelungit în zona șelfului, ca de altfel și spre vest.

Dobrogea de Sud are o structură tipică de bloc, fiind accentuat împărțită în mai multe blocuri ridicate și coborâte, separate de un sistem de falii direcționale VNV și conjugate NNE.

Atât pe șelf, cât și în zonele emerse, blocurile ridicate sunt acoperite de o pătură sedimentară subțire, în timp ce blocurile afundate sunt umplute cu depozite groase, formând uneori mici depresiuni (ex. arealul Delfin). Un important bloc ridicat este blocul Eforie, situat între Falia Cernavodă-Agigea și Falia Rasova-Costinești, din care lipsesc depozitele de vârstă Jurasic superior-Cretacic inferior.

În sud, există un sistem de falii legat de Falia Intramoesică (falie crustală majoră care separă Platforma Moesică în două blocuri), format din câteva falii sintetice, care delimitează o structură de tip “horsetail”.

În concluzie, există o bună corelare între elementele structurale de pe șelful românesc al Mării Negre și unitățile tectonice situate spre vest, în zona emersă.

CONSIDERAȚII LITO-STRATIGRAFICE ȘI STRUCTURALE

În conformitate cu interpretarea seismică efectuată și utilizând date de la sondele de corelare, sonda LO XX urmează să traverseze formațiuni geologice de vârstă Eocen și Cretacic superior (Coniacian – Santonian -Turonian), după cum urmează:

Cuaternar – Romanian – intervalul 68-178 m (grosime 110 m) este constituit din nisip cuarțos cenușiu deschis cu granulație medie la grosieră, slab sortat, cu rare elemente de pietriș mărunt, bogat fosilifer

Dacian – intervalul 178 – 265 m (grosime 87 m) alcătuit dintr-o alternanță de nisip cuarțos cenușiu-deschis cu argilă cenușie plastică, hidratabilă, cu elemente de pietriș mărunt

Ponțian – transgresiv și discordant pe o suprafață de eroziune miocenă pe intervalul 265 – 1720 m, cu o grosime de 1455 m, alcătuit din argila calcaroasa siltică și fin nisipoasă, cenușie, plastică, hidratabilă, cu intercalații de nisip cuarțos și pietriș cu granulație medie și fină spre partea superioară a intervalului

Sarmațian – Badenian – discordant pe o suprafață de eroziune oligocenă pe intervalul 1720 – 1908 m, cu o grosime de 188 m constituit din calcar micritic și calcar grezos în alternanță cu marnă cenușiu albicioasă și argilă cenușiu-negricioasă

Oligocen – discordant pe Eocen, pe intervalul 1908 – 2840 m, cu o grosime de 932 m, dezvoltat în facies predominant pelitic, având în alcătuire argilă cenușiu-negricioasă compactă și argilă cenușie siltică, plastică, hidratabilă

Eocen – pe intervalul 2840 – 2939 m, cu o grosime de 99 m, alcătuit din marne de culoare cenușie până la cenușiu-albicioasă, plastice, hidratabile, pe alocuri siltice până la fin grezoase, în alternanță cu calcar argilos, cenușiu-albicios

Campanian – Maastrichtian – pe intervalul 2939 – 3010 m, cu o grosime de 71 m, alcătuit din calcare micritice până la fin grezoase, cenușiu-albicioase, de culoare crem, compacte, cu spărtură așchioasă și marne siltice până la fin grezoase, compacte

Coniacian – Santonian – Turonian – pe intervalul 3010 – 3200 m, cu o grosime de 190 m, alcătuit dintr-o alternanță de calcare fin grezoase și gresii cuarțoase.

AGENȚI CONTAMINANȚI PENTRU FLUIDUL DE FORAJ

Intervalul litologic ce urmează a fi traversat în timpul forajului nu relevă prezența agenților contaminanți pentru fluidul de foraj (sare, gips, anhidrit).

Este posibil ca particulele argiloase din coloana litologică să disperseze în masa fluidului de foraj, încărcându-l cu solide și afectându-i proprietățile reologice.

De asemenea, depozitele oligocene, eocene și cretacice conțin gaze, putând produce gazeificarea ușoară a fluidului de foraj.

GRADIENȚII DE PRESIUNE, FISURARE ȘI TEMPERATURĂ ȘI COMANDA GEOLOGO-TEHNICĂ

Gradienții presiunii de formație și de fisurare au fost obținuți în urma analizei și interpretării datelor de la sondele de corelare, astfel:

Cuaternar – Romanian și Dacian – are valori ale gradientului de presiune de 1,02-1,06 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 1,30-1,42 bar/10 m, posibil mai scăzute în pietrișurile și nisipurile din apropierea fundului mării.

Ponțian – în partea superioară a intervalului prezintă valori normale ale gradientului de formație, de 1,06-1,30 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 1,42-1,82 bar/10 m. De la adâncimea de aprox. 1550 m apare o anomalie de presiune cu valori ale gradientului de presiune de 1,46-1,56 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 1,84-1,92 bar/10 m.

Gradientul geotermic prezintă valori de 0,025°C/m în partea superioară, respectiv 0,028°C/m în partea inferioară.

Sarmațian – Badenian – are valori ale gradientului de presiune de 1,27-1,53 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 1,84-1,92 bar/10 m.

Gradientul geotermic este de 0,029°C/m.

Oligocen – are valori ale gradientului de presiune de 1,30-1,68 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 1,90-2,11 bar/10 m.

Gradientul geotermic prezintă valori de 0,033°C/m.

Eocen – are valori ale gradientului de presiune de 1,30-1,42 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 1,9-2,02 bar/10 m.

Gradientul geotermic este de 0,032°C/m.

Campanian – Maastrichtian – are valori ale gradientului de presiune de 1,45-1,60 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 2,03-2,10 bar/10 m, iar gradientul geotermic este de 0,033-0,0035°C/m.

Coniacian – Santonian – Turonian – are valori ale gradientului de presiune de 1,57-1,61 bar/10 m și valori ale gradientului de fisurare de 2,02-2,08 bar/10 m. Gradientul geotermic prezintă valori de 0,037°C/m.

Graficele variației gradienților presiunii din pori și a celor de fisurare, precum și comanda geologo-tehnică sunt prezentate în anexele 1 și 2 de mai jos.

DIFICULTĂȚI DE FORAJ

Faza I – intervalul 150-750 m:

Posibile pierderi de circulație în nisipurile din Cuaternar, Romanian și Dacian

Surpări ale pereților găurii de sondă (nisipuri din Cuaternar și Dacian)

Aglomerarea particulelor de detritus și depunerea acestora pe elementele garniturii de foraj în Ponțian

Faza II – intervalul 750-2000 m:

Aglomerarea particulelor de detritus și depunerea acestora pe elementele garniturii de foraj în Ponțian și Oligocen

Țineri pe gaură și corectări repetate

Surpări ale pereților găurii de sondă (în Ponțian și Oligocen)

Posibile pierderi de circulație în Sarmațian-Badenian

Prinderi ale sapei și garniturii de foraj

Faza III – intervalul 2000-2840 m:

Aglomerarea particulelor de detritus și depunerea acestora pe elementele garniturii de foraj

Țineri pe gaură și corectări repetate

Surpări ale pereților găurii de sondă

Gazeificarea fluidului de foraj

Prinderi ale sapei și garniturii de foraj

Faza IV – intervalul 2840-3200 m:

Gazeificarea fluidului de foraj

Pierderi de fluid de foraj

ACȚIUNEA MEDIULUI MARIN

Acțiunea mediului marin asupra platformei de foraj se referă în esență, la acțiunea valurilor, vânturilor și curenților marini.

ACȚIUNEA VALURILOR

Valurile reprezintă forme pe care le ia suprafața apei și sunt generate în principal, de:

mișcarea navelor sau a altor structuri plutitoare în mișcare, fie la o viteză constantă de avansare, fie prin producerea unei mișcări oscilatorii;

interacțiunea vânturilor cu suprafața apei;

forțele mareice;

cutremure sau alunecări de teren submarine.

Valurile generate de vânturi sunt de două feluri: valuri generate și afectate direct de un vânt local și hula.

Valurile generate și afectate direct de un vânt local au crestele mici, relativ ascuțite și lungimea acestora de doar câteva (2-3 ori) lungimea de undă aparentă; de asemenea, aceste valuri sunt foarte neregulate: valuri înalte sunt urmate imprevizibil de valuri mici și invers. Valurile par să se propage în diferite direcții cu devieri de zeci de grade de la direcția principală de înaintare.

Hula este constituită din valuri care s-au propagat în afara zonei și a vântului local care le-a provocat. Hula nu este dependentă de vânt și se poate propaga pe sute de kilometri în zone unde vânturile sunt calme. Valurile individuale sunt mai regulate și crestele sunt mai rotunjite decât cele ale valurilor generate și afectate direct de un vânt local. Lungimile acestor valuri sunt mari, de până la 6-7 ori lungimea de undă aparentă, iar înălțimea valurilor este mai predictibilă.

Valurile pot fi de mare adâncime (sau scurte) care nu sunt influențate de fundul mării și de mică adâncime (sau lungi), la care fundul mării are o influență foarte mare asupra caracteristicilor acestor valuri.

Acțiunea valurilor asupra structurilor, ca și reacțiunea acestora la aceste solicitări pot fi împărțite în câteva componente principale:

solicitări cu aceeași frecvență și cu amplitudinea direct proporțională cu cea a valurilor care le-au produs (forțe de gradul I)

solicitări cu frecvențe mai mari sau mai mici decât frecvențele valurilor care le-au produs; aceste forțe sunt proporționale cu pătratul amplitudinii valurilor (forțe de gradul II)

valurile cu frecvență mică (valuri de derivă) pot cauza mișcări orizontale de mare amplitudine în structurile ancorate

valurile cu frecvență mare cauzează, în general, mișcări orizontale minore asupra structurilor ancorate

ACȚIUNEA VÂNTURILOR

Ca toate fenomenele naturale, și vântul are o natură stohastică care depinde în principal de timp și de locație. Este de obicei caracterizat de fluctuații destul de mari ale vitezei și direcției. Viteza vântului se dă în mod obișnuit ca medie într-un anumit interval de timp.

Pe mare, variația vitezei medii a vântului este neglijabilă în raport cu perioada valului. Fluctuațiile vitezei medii a vântului vor da naștere la forțe dinamice asupra structurilor offshore, dar în general, aceste forțe aerodinamice sunt neglijabile în comparație cu forțele hidrodinamice, atunci când luăm în considerare comportarea dinamică a structurilor.

Vântul va fi considerat constant, atât ca mărime cât și ca direcție, ceea ce duce la apariția unor forțe constante și a unui moment constant ce acționează asupra structurilor.

Vântul acționează în două moduri asupra structurilor plutitoare:

în mod direct, atunci când vântul exercită o forță asupra părții structurii expusă la contactul cu aerul. Forțele eoliene iau naștere ca urmare a curgerii aerului pe lângă diverse părți ale structurii. Pentru determinarea acestor forțe este necesară cunoașterea numai a vânturilor locale.

în mod indirect, atunci când vântul generează valuri și curenți. Pentru determinarea acestor forțe este necesară cunoașterea condițiilor de vânt și furtună dintr-o zonă mult mai mare.

Acțiunea vânturilor asupra platformelor de foraj poate fi aproximată prin împărțirea structurii în mai multe părți componente cu o geometrie mai mult sau mai puțin elementară și estimarea forței vântului asupra fiecărui element. Rezultanta forțelor vântului asupra structurii este constituită din suma forțelor individuale.

unde:

C – coeficientul aerodinamic;

A – aria secțiunii suprafeței frontale;

vv – viteza vântului.

ACȚIUNEA CURENȚILOR MARINI

Există mai multe fenomene independente responsabile pentru apariția curenților: sistemul de circulare al mărilor și oceanelor care produc un curent constant, schimbările ciclice în gravitația Lunii și Soarelui care produc curenți mareici, vântul și diferențele în densitatea apei marine.

Viteza constantă a vântului la suprafața apei este de cca. 3% din viteza vântului la 10 m deasupra nivelului apei.

Curenții mareici sunt de importanță primordială în zone cu adâncimea mică a apei și pot atinge valori de până la 10 noduri (destul de rar), cu valori obișnuite de 2-3 noduri.

Deși curenții de suprafață sunt curenții principali care acționează asupra structurilor plutitoare, distribuția curenților ca funcție de adâncime sub nivelul apei este de asemenea importantă.

Pentru proiectarea sistemului de ancorare a unei structuri plutitoare este importat de luat în calcul probabilitatea ca o viteză maximă a curentului să fie depășita într-un anumit interval de timp. De asemenea, este util să se împartă curentul total măsurat în două sau mai multe componente, din moment ce direcția diferitelor componente va fi, în general, diferită.

Variația vitezei și direcției curentului este foarte mică, deci curentul va putea fi considerat ca un fenomen constant.

Forțele și momentul exercitate de un curent asupra unei structuri plutitoare sunt alcătuite din următoarele componente:

o componentă vâscoasă, datorată frecării dintre structură și fluid și a frânării datorate presiunii

o componentă potențială compusă din:

o componentă datorată circulației fluidului din jurul structurii

o componentă datorată suprafeței libere a valurilor (în general neglijată)

DESCRIEREA PLATFORMEI DE FORAJ

Sonda se va săpa utilizând platforma de foraj marin Uranus, amplasată la platforma fixă suport sonde 3 (PFSS3) – extensia sa vestică (figura 3.1).

Figura 3.1. Platforma fixă suport sonde 3 – PFSS3 (vedere din sud-est) [20]

Platforma Uranus a fost construită în șantierul naval MLT Singapore, sub inspecție de clasă ABS, a fost dată în exploatare la 1 ianuarie 1980. Uranus este o platformă autoelevatoare cu 3 picioare, de tip Marathon Le Tourneau clasa 116-C, capabilă să opereze în ape cu adâncimi de 101,6 m, adâncimea maximă de forare fiind de 7620 m.

„Sistemul electromecanic pinion-cremalieră (Le Tourneau) constă în principal din cremaliere fixate pe muchiile picioarelor și pinioane montate pe corpul platformei și acționate de motoare electrice.

Picioarele 1 sunt prevăzute fie pe o generatoare, fie pe două, cu dinți pentru cremalieră. Roțile cremalieră 2 au axele sprijinite pe platformă și sunt acționate de motoare electrice cu capacități mari.

Pentru ca presiunea de contact dintre picioarele platformei și roca masivă să fie cât mai mică, picioarele au în partea inferioară o zonă de contact mare.

Transportul la locație se face prin remorcare sau autopropulsare (figura 3.2, a).

La locație (figura 3.2, b), suprafața se consideră cunoscută și amenajată. Cu ajutorul roții cremalieră se coboară picioarele față de platformă (pentru traversarea liniei de mâl, partea inferioară a picioarelor este prevăzută cu ajutaje, prin intermediul cărora se va face jetisonarea). Urmează apoi etapa a doua: ridicarea platformei față de picioare, deasupra celui mai înalt val.” [2]

Figura 3.2. Platformă autoelevatoare cu cremalieră:

a – poziție de transport; b – poziție de lucru

Platforma Uranus (figura 3.3) este dotată cu următoarele echipamente:

motoare principale: 2 x EMD x 16 – 645 – E8 x 1950 CP fiecare + 1 x EMD x 12 – 645 – E8 x 1400 CP

motor de avarie: 1 x Caterpillar 3408, 355 CP

macarale: 3 x MLT – PCM 120-AS, 4 mt + 1 x National OS45, 19 mt

echipament de foraj:

turlă Dreco x 160 ft x 30 ft x 30 ft x 450 tf sarcină statică la cârlig

granic: 1 x National Oilwell E – 3000 x 2000 CP

sistem top-drive: NOV, TDS-4S

masă rotativă: Better Oil Tools ZP-495, 49 1/2 în deschidere maximă

clești automați electrohidraulici: Varco ST-80C

pompe noroi: 2 triplex x 1600 CP, presiune de lucru 5000 psi + 1 triplex x 1600 CP, presiune de lucru 6000 psi

site vibratoare: 3 x Brandt VSM 300

desalinator și deznisipator: 1 x Brandt S 16

curățător de noroi: 1 x Brandt VS-M 300

BOP:

1 x 13 5/8 in Hydrill 5 K pe spațiul inelar

1 x 13 5/8 in Cameron U 10 K simplu

1 x 13 5/8 in Cameron U 10 K dublu

unitate de cimentare Schlumberger

capacități:

capacitate stocare noroi de foraj: 200 t

siloz stocare barită: 166 t

siloz stocare bentonită: 37 t

siloz stocare ciment: 114 m3

rezervor apă de foraj: 1502 m3

rezervor apă potabilă: 204 m3

rezervor motorină: 351 m3

rezervor noroi pe bază de produse petroliere: 372 m3

specificațiile platformei autoelevatoare:

picioare: pătrate 3 x 443 ft

distanța între picioare: longitudinală 129 ft, transversală 142 ft

sistem de ridicare: MLT-375 (pinion și cremalieră)

echipament de ancorare:

vinciuri: 4 x 50 kips, Le Tourneau W-1500

cabluri/lanț: 4 x 2000 ft cu cablu 1 1/2 in

ancore: 2 x 10 kips Danforth + 2 x 15 kips Delta Flipper

Condiții de operare:

normale:

valuri: 40 ft x 15 sec

vânt: 70 noduri

curenți de suprafață: 2 noduri

furtuni:

valuri: 50 ft x 15 sec

vânt: 100 noduri

curenți de suprafață: 2 noduri

Figura 3.3. Platforma de foraj marin Uranus [17, 20]

Platforma de foraj marin este dotată cu sistemele necesare atât activității de foraj, cât și de asigurare a condițiilor de locuit pentru personalul operator (100 persoane zilnic).

PROGRAMUL DE CONSTRUCȚIE AL SONDEI

METODICA STABILIRII PROGRAMULUI DE CONSTRUCȚIE AL SONDEI PROIECTATE

GENERALITĂȚI

Gaura de sonda forată în scoarța terestră perturbă local echilibrul natural stabilit de-a lungul timpului. În rocile consolidate (gresii, calcare, dolomite compacte, roci eruptive sau magmatice) pereții găurii de sondă nu sunt afectați de prezența fluidelor de foraj în sondă; în schimb, în rocile neconsolidate precum pietrișuri, nisipuri, roci fisurate, marne și argile hidratabile, sare gemă, anhidrite, etc., prezența și natura fluidelor de foraj în sondă creează dificultăți și accidente chiar în timpul forajului, cum ar fi umflarea, surparea sau dizolvarea pereților găurii de sondă, prinderea sau manșonarea sapei.

Aceasta duce la pierderea parțială sau totală a fluidului de foraj în roci fisurate, cavernoase sau cu permeabilitate mare.

Prin intermediul unei găuri de sondă, hidrocarburile sau apa sărată se pot strecura dintr-un strat cu presiune ridicată în altul cu presiune scăzută și pot ieși chiar la suprafață.

Pentru a evita aceste probleme și dificultăți care apar sau pot apărea în timpul forajului, pereții găurii de sondă trebuie consolidați și izolați cu o coloană de burlane cimentată în spate.

Coloanele de burlane se tubează și în scopuri de siguranță, în combinație cu o instalație de prevenire a erupțiilor putând să se controleze presiunea stratelor deschise prin foraj sub șiul acesteia.

TIPURI DE COLOANE

Construcția unei sonde cuprinde mai multe coloane de tubare cu denumiri caracteristice, funcție de scopul urmărit prin tubarea coloanelor. Numărul coloanelor este determinat de mai mulți factori precum: adâncimea finală, dificultățile anticipate sau întâlnite în timpul forajului, scopul sondei, dar și de alți factori tehnici ori tehnologici.

O primă coloană care se tubează și se betonează la gura sondei, într-un beci săpat manual, este coloana de ghidare, o coloană fabricată din tablă sudată. Coloana de ghidare nu este considerată o componentă a programului de tubare.

La sondele marine sau cele foarte adânci, săpate în zone mlăștinoase (delte, lacuri, etc.), prima coloană tubată în gaura de sondă este conductorul. Acesta are o lungime de câțiva zeci de metri (până la 150 m) și este considerat o componentă a programului de tubare.

Următoarea coloană de burlane tubată este coloana de ancoraj (de suprafață); aceasta are lungimea de câteva sute de metri. „Coloana de ancoraj se cimentează pe toată lungimea, până „la zi”. Tubarea acestei coloane este obligatorie la toate sondele de petrol și gaze.

Funcțiile principale ale coloanei de suprafață sunt:

asigură stabilitatea pereților găurii de sondă în dreptul formațiunilor slab consolidate (nisipuri, pietrișuri)

protejează sursele subterane de apă potabilă, împiedicând contaminarea lor cu noroi, apă sărată, petrol sau diverse chimicale

constituie suportul instalației de prevenire a erupțiilor – coloana de ancoraj trebuie să permită evacuarea controlată a unui aflux de gaze pătruns din stratele deschise mai jos de șiul coloanei, eventual închiderea temporară a sondei, fără pericolul fisurării formațiunilor de sub șiu

împiedică pătrunderea gazelor provenite de la adâncimi mari în stratele permeabile și cu presiune mică de la suprafață

prin sistemul de suspendare din capul de sondă, transmite rocilor din jur sarcinile axiale din coloanele următoare, greutatea tubing-ului și a echipamentului de suprafață

Pentru a îndeplini toate funcțiile enumerate mai sus, coloana de suprafață se cimentează pe toată lungimea, până „la zi”.” [10]

Coloana de exploatare (de producție) „se tubează până la baza ultimului orizont productiv sau presupus productiv și face posibilă extracția petrolului sau gazelor, prin interiorul tubing-ului, în condiții de siguranță. Uneori, când zona productivă este bine consolidată, nu conține fluide nedorite și poate fi exploatată simultan, coloana de exploatare se tubează doar până deasupra zonei productive.

Funcțiile principale ale coloanei de exploatare sunt:

face posibilă extracția petrolului și a gazelor, prin interiorul tubing-ului, în condiții de siguranță

prin cimentarea spațiului inelar până deasupra primului strat purtător de fluide, coloana de exploatare împiedică fluidele să circule dintr-un strat în altul

izolează și unele formațiuni instabile ori în care se produc pierderi de circulație, rămase deschise sub șiul coloanei precedente” [10]

Coloanele intermediare (de protecție, tehnice sau de foraj) se tubează pentru a izola strate care pot provoca dificultăți sau accidente de foraj: „strate cu pierderi de circulație, strate cu presiune ridicată, masive de sare, roci argiloase instabile.

Funcțiile principale ale coloanei intermediare (tehnice) sunt:

se introduce pentru a izola strate în care se pierde noroiul de foraj, strate cu presiune ridicată, masive de sare, roci argiloase instabile, evitându-se anumite dificultăți la continuarea forajului sub aceste zone

se tubează și din motive de siguranță – când intervalul deschis este prea mare sau coloana precedentă este uzată

în general se tubează când se traversează consecutiv două zone cu condiții de foraj incompatibile (deschiderea a două intervale incompatibile din punctul de vedere al densității fluidului de foraj)

după tubarea și cimentarea ei, aceasta devine noul suport al instalației de prevenire a erupțiilor.” [10]

Linerele (coloane pierdute) sunt coloane care nu sunt tubate până la suprafață, ci numai până la șiul coloanelor precedente, pe intervalul netubat.

„Adeseori, linerele se întregesc până la suprafață, cu o coloană de întregire (de prelungire), cu același diametru sau cu diametru mai mare.

Programul de construcție al unei sonde este reprezentat grafic printr-o schemă de construcție. Pe ea sunt precizate coloanele de burlane, cu lungimea și diametrul lor, și intervalul rămas netubat, dacă există.” [10]

NUMĂRUL ȘI ADÂNCIMEA DE TUBARE A COLOANELOR

La traversarea prin foraj a unui anumit interval liber și netubat, în orice punct al lui, trebuie respectate condițiile:

unde: – presiunea fluidelor din porii rocilor

– presiunea noroiului din sondă

– presiunea de fisurare a rocilor

Prima condiție este necesară pentru a împiedica pătrunderea fluidelor din pori în sondă și, în consecință, prevenirea unei manifestări eruptive; cea de-a doua condiție este impusă în vederea prevenirii pierderilor de circulație.

DIAMETRUL COLOANELOR

În mod obișnuit, prin tema de proiect se impune diametrul interior al coloanei de exploatare. În funcție de acesta se determină diametrul celorlalte coloane din programul de construcție al sondei precum și diametrul sapelor folosite pentru săparea intervalului aferent fiecărei coloane.

Coloana de exploatare se alege „în funcție de debitele maxime așteptate, metoda de exploatare preconizată, diametrul echipamentelor de extracție și a celor de intervenție sau reparație disponibile, eventualitatea adâncirii sondei, modul de echipare al zonei productive. Ea trebuie să asigure folosirea optimă a energiei stratelor productive pentru ridicarea fluidelor la suprafață și transportul lor până la rezervoare, să permită realizarea regimului dorit de exploatare a zăcământului și a sondei.” [10]

La alegerea sapelor și coloanelor sunt urmărite două condiții (figura 4.1, a și b).

Prima condiție impune ca „în exteriorul coloanelor de burlane să existe un joc suficient de mare pentru introducerea lor fără dificultăți și pentru realizarea unor cimentări eficiente a spațiului inelar; mărimea acestui joc este determinată de rigiditatea burlanelor, tipul îmbinărilor, prezența unor dispozitive cum sunt centrorii și scarificatorii, lungimea și rectilinitatea intervalului deschis sub șiul coloanei precedente, existența unor zone ce pot provoca dificultăți de tubare, viteza de introducere.

Burlanele cu diametrul mai mare sunt mai rigide și se înscriu mai dificil de-a lungul sondei, de aceea necesită jocuri mai largi. Asemenea jocuri sunt necesare și când intervalele deschise sunt lungi, cu dese schimbări de direcție, cu tendințe de strângere a pereților sau de fisurare a formațiunilor, ca urmare a suprapresiunilor create la introducerea și în timpul circulației.

Burlanele cu diametrul mufei mai apropiat de cel al corpului, cele cu mufă din corp fără praguri drepte și, bineînțeles cele calibrate permit jocuri mai mici.” [10]

Dacă se impune un joc radial minim în dreptul mufei, diametrul sapei va fi:

unde: – diametrul exterior al mufei.

Jocurile uzuale variază între 7 și 70 mm. Cu cât diametrul coloanei și lungimea intervalului deschis sunt mai mari, cu atât și jocurile radiale sunt mai mari. Jocurile radiale sunt mai mici pentru burlane calibrate și mai mari în zone cu pericol de strângere a pereților.

Uneori se folosește noțiunea de rație de tubare care variază între 0,05…0,10:

A doua condiție implică „posibilitatea de trecere a sapelor prin coloanele anterior tubate”. [10]

unde:

– diametrul coloanei prin care trebuie să treacă sapa

– joc ce ia în considerare abaterile de la grosimea și diametrul nominal, precum și ovalitatea burlanelor; acesta variază între 2 și 5 mm.

Figura 4.1. Modul de stabilire a diametrului sapelor (a) și a diametrului burlanelor (b)

PROGRAMUL DE CONSTRUCȚIE AL SONDEI PROIECTATE

Programul de construcție a fost conceput pe baza informațiilor privind condițiile geologo-fizice ale structurii Lebăda, urmărindu-se în același timp traversarea stratelor productive cu fluide de foraj adecvate și utilizarea unei coloane de exploatare cu diametrul de 7 in.

STABILIREA DIAMETRELOR COLOANELOR, A JOCURILOR RADIALE ȘI A DIAMETRELOR SAPELOR

Coloana de exploatare

Se impune prin tema de proiect diametrul exterior al coloanei de exploatare:

Din [10] pag. 98-101, se aleg următoarele date conform tabelului 4.1:

Se va utiliza mufa tip Extreme Line:

Se alege un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Rația de tubare:

Tabelul 4.1. Stabilirea sapei cu care se va săpa intervalul aferent coloanei de exploatare

Coloana intermediară II

Din [10] pag. 98-101, se aleg următoarele date conform tabelelor 4.2 și 4.3:

Se alege diametrul exterior al coloanei intermediare:

Se va utiliza mufa tip Extreme Line:

Se stabilește un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Rația de tubare:

Tabelul 4.2. Stabilirea diametrului coloanei intermediare II

Tabelul 4.3. Stabilirea sapei cu care se va săpa intervalul aferent coloanei intermediare II

Coloana intermediară I

Din [10] pag. 98-101, se aleg următoarele date conform tabelelor 4.4 și 4.5:

Se alege diametrul exterior al coloanei intermediare:

Se va utiliza mufa tip Buttress:

Se stabilește un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Rația de tubare:

Tabelul 4.4. Stabilirea diametrului coloanei intermediare I

Tabelul 4.5. Stabilirea sapei cu care se va săpa intervalul aferent coloanei intermediare I

Coloana de ancoraj

Din [10] pag. 98-101, se aleg următoarele date conform tabelelor 4.6 și 4.7:

Se alege diametrul exterior al coloanei de ancoraj:

Se va utiliza mufa tip Buttress:

Se stabilește un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Rația de tubare:

Tabelul 4.6. Stabilirea diametrului coloanei de ancoraj

Tabelul 4.7. Stabilirea sapei cu care se va săpa intervalul aferent coloanei de ancoraj

Prin urmare, programul de tubare va arăta astfel:

Conductorul cu diametrul de 30 in tubat pe intervalul 0-150 m

Coloana de ancoraj cu diametrul de 20 in tubată pe intervalul 0-750 m

Coloana intermediară I cu diametrul de 13 3/8 in tubată pe intervalul 0-2000 m

Coloana intermediară II cu diametrul de 9 5/8 in tubată pe intervalul 0-2840 m

Coloana de exploatare cu diametrul de 7 in tubată pe intervalul 0-3200 m

Diametrele sapelor cu care vor fi săpate cele 4 intervale:

26 in pe intervalul 150-750 m

17 1/2 in pe intervalul 750-2000 m

12 1/4 in pe intervalul 2000-2840 m

8 1/2 pe intervalul 2840-3200 m

STABILIREA PROFILULUI COLOANELOR

După ce am determinat diametrul și adâncimea de tubare a coloanelor, vom stabili profilul lor, și anume: grosimea peretelui, calitatea oțelului și tipul îmbinărilor dintre burlane.

De obicei profilul coloanelor este variabil, ca grosime, oțel sau îmbinare, deoarece și solicitările la care sunt supuse sunt variabile.

Profilul coloanelor se va stabili pe cale analitică și grafică, urmărind criteriul economic.

Date inițiale de proiectare

Datele inițiale de proiectare sunt trecute în tabelul 4.8.

Tabelul 4.8. Datele necesare stabilirii profilului coloanelor de burlane

Stabilirea profilului coloanei de ancoraj

Calculul solicitării la presiune exterioară

Situația cea mai defavorabilă este când coloana este golită total ().

Calculul analitic al diferenței de presiune exterioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

la șiul coloanei (H = Ha):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

Epura diferenței de presiune exterioară este prezentată în figura 4.2.

Figura 4.2. Epura diferenței de presiune exterioară pentru coloana de ancoraj

Calculul solicitării la presiune interioară

Situația cea mai severă este când sonda este închisă și plină cu gaze iar la talpa ei presiunea este egală cu presiunea stratului de gaze întâlnit.

Considerăm că se întâlnește un strat de gaze la adâncimea .

Citim densitatea gazelor în funcție de adâncime și temperatură:

Densitatea apei mineralizate:

Calculul analitic al diferenței de presiune interioară:

la șiul coloanei (H = Ha):

presiunea gazelor din strat:

presiunea interioară:

Aceasta presiune este mai mare decât presiunea de fisurare a rocilor de la șiul coloanei, deci limităm presiunea la

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

Epura diferenței de presiune interioară este prezentată în figura 4.3.

Figura 4.3. Epura diferenței de presiune interioară pentru coloana de ancoraj

Stabilirea tipului de oțel și a grosimii de perete prin metoda grafică

Stabilirea tipului de oțel și a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafică, conform algoritmului „de jos în sus”, alegându-se burlanele care rezistă atât la presiune exterioară cât și la presiune interioară (figura 4.4).

Figura 4.4. Tipul de oțel și profilul coloanei de ancoraj

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [10] pag. 159-170 și sunt prezentate în tabelul 4.9:

Tabelul 4.9. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana de ancoraj

Din calcul, precum și din reprezentarea grafică, rezultă că primul burlan care rezistă atât la presiunea exterioară de 101 bar cât și la presiunea interioară de 113 bar este din oțel J-55 cu grosimea de perete de 16,13 mm. Din grafic se observă că nu se pot tuba burlane mai ieftine în partea superioară a coloanei, întrucât acestea vor ceda la turtire, chiar dacă vor rezista la spargere.

În concluzie, coloana de ancoraj va fi alcătuită dintr-un singur tronson cu lungimea de 750 m confecționat din oțel J-55 cu grosimea de perete de 16,13 mm, îmbinare cu filet Buttress.

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului J-55:

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Stabilirea profilului coloanei intermediare I

Calculul solicitării la presiune exterioară

Considerăm coloana golită parțial.

Calculăm adâncimea de golire:

Unde

Calculul analitic al diferenței de presiune exterioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

la adâncimea de golire (H = Hg):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

la șiul coloanei (H = Hi I):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

Epura diferenței de presiune exterioară este prezentată in figura 4.5.

Figura 4.5. Epura diferenței de presiune exterioară pentru coloana intermediară I

Calculul solicitării la presiune interioară

Situația cea mai severă este când sonda este închisă și plină cu gaze iar la talpa ei presiunea este egală cu presiunea stratului de gaze întâlnit.

Considerăm că se întâlnește un strat de gaze la adâncimea .

Citim densitatea gazelor în funcție de adâncime și temperatură: .

Densitatea apei mineralizate: .

Deoarece presiunea interioară maximă admisibilă a burlanelor de 13 3/8 in cu îmbinare Buttress este de 272 bar, iar diferența de presiune interioară maximă la suprafață este de 333 bar, se limitează presiunea de lucru maximă la gura sondei la 200 bar, urmând ca operatorul să scurgă presiunea când valoarea acesteia se apropie de cea maximă admisă.

Sonda se consideră plină cu noroi la suprafață și cu gaze la partea inferioară. Pentru evitarea fisurării formațiunilor de la șiu, înălțimea coloanei de noroi din sondă se va calcula cu relația:

Calculul analitic al diferenței de presiune interioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la baza coloanei de noroi (H = 892 m):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la șiul coloanei (H = Hi I):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

Epura diferenței de presiune interioară este prezentată în figura 4.6.

Figura 4.6. Epura diferenței de presiune interioară pentru coloana intermediară I

Stabilirea tipului de oțel și a grosimii de perete prin metoda grafică

Stabilirea tipului de oțel și a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafică, conform algoritmului „de jos în sus”, alegându-se burlanele care rezistă atât la presiune exterioară cât și la presiune interioară (figura 4.7).

Figura 4.7. Tipurile de oțel și profilul coloanei intermediare I

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [10] pag. 159-170 și sunt prezentate în tabelul 4.10:

Tabelul 4.10. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana intermediară I

Tronsonul I

Din calcul, precum și din reprezentarea grafică, rezultă că primul burlan care rezistă atât la presiunea exterioară de 133 bar cât și la presiunea interioară de 182 bar este din oțel L-80 cu grosimea de perete de 12,19 mm. Acesta poate fi tubat pe o adâncime de 800 m (lI = 800 m) de la șiul coloanei intermediare.

Schema de calcul este prezentată în figura 4.8:

Figura 4.8. Forțele care acționează asupra coloanei de burlane în timpul tubării coloanei intermediare I

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului L-80:

în secțiunea avem compresiune, deci nu mai calculăm

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Tronsonul II

Se alege tronsonul II din oțel L-80 cu grosimea de perete de 13,06 mm cu lungimea de 1200 m (lII = 1200 m).

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului L-80:

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Astfel, programul de tubare pentru coloana intermediară va fi următorul (de jos în sus):

tronsonul I

lI = 800 m, oțel L-80, t = 12,19 mm, îmbinare Buttress

tronsonul II

lII = 1200 m, oțel L-80, t = 13,06 mm, îmbinare Buttress

Stabilirea profilului coloanei intermediare II

Calculul solicitării la presiune exterioară

Considerăm coloana golită parțial.

Calculăm adâncimea de golire:

Unde

Calculul analitic al diferenței de presiune exterioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

la adâncimea de golire (H = Hg):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

la șiul coloanei (H = Hi II):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

Epura diferenței de presiune exterioară este prezentată în figura 4.9.

Figura 4.9. Epura diferenței de presiune exterioară pentru coloana intermediară II

Calculul solicitării la presiune interioară

Situația cea mai severă este când sonda este închisă și plină cu gaze iar la talpa ei presiunea este egală cu presiunea stratului de gaze întâlnit.

Considerăm că se întâlnește un strat de gaze la adâncimea .

Citim densitatea gazelor în funcție de adâncime și temperatură: .

Densitatea apei mineralizate: .

Se limitează presiunea de lucru maximă la gura sondei la 350 bar, urmând ca operatorul să scurgă presiunea când valoarea acesteia se apropie de cea maximă admisă.

Sonda se consideră plina cu noroi la suprafață și cu gaze la partea inferioară. Pentru ca presiunea din dreptul stratului de gaze să nu depășească presiunea stratului, înălțimea coloanei de noroi din sondă se va calcula cu relația:

Calculul analitic al diferenței de presiune interioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la baza coloanei de noroi (H = 589 m):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la șiul coloanei (H = Hi II):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

Epura diferenței de presiune interioară este prezentată în figura 4.10.

Figura 4.10. Epura diferenței de presiune interioară pentru coloana intermediară II

Stabilirea tipului de oțel și a grosimii de perete prin metoda grafică

Stabilirea tipului de oțel și a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafică, conform algoritmului „de jos în sus”, alegându-se burlanele care rezistă atât la presiune exterioară cât și la presiune interioară (figura 4.11).

Figura 4.11. Tipurile de oțel și profilul coloanei intermediare II

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [10] pag. 159-170 și sunt prezentate în tabelul 4.11:

Tabelul 4.11. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana intermediară II

Tronsonul I

Din calcul, precum și din reprezentarea grafică, rezultă că primul burlan care rezistă atât la presiunea exterioară de 260 bar cât și la presiunea interioară de 210 bar este din oțel L-80 cu grosimea de perete de 11,05 mm. Acesta poate fi tubat pe o adâncime de 1100 m (lI = 1100 m) de la șiul coloanei intermediare.

Schema de calcul este prezentată în figura 4.12:

Figura 4.12. Forțele care acționează asupra coloanei de burlane în timpul tubării coloanei intermediare II

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului L-80:

în secțiunea avem compresiune, deci nu mai calculăm

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Tronsonul II

Se alege tronsonul II din oțel L-80 cu grosimea de perete de 13,84 mm cu lungimea de 1740 m (lII = 1740 m) pentru a rezista și la valoarea maximă a presiunii interioare (384 bar).

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului L-80:

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Astfel, programul de tubare pentru coloana intermediară va fi următorul (de jos în sus):

tronsonul I

lI = 1100 m, oțel L-80, t = 11,05 mm, îmbinare Extreme Line

tronsonul II

lII = 1740 m, oțel L-80, t = 13,84 mm, îmbinare Extreme Line

Stabilirea profilului coloanei de exploatare

Calculul solicitării la presiune exterioară

Considerăm coloana golită total, .

Calculul analitic al diferenței de presiune exterioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

la șiul coloanei (H = He):

presiunea exterioară:

presiunea interioară:

diferența de presiune exterioară:

Epura diferenței de presiune exterioară este prezentată în figura 4.13.

Figura 4.13. Epura diferenței de presiune exterioară pentru coloana de exploatare

Calculul solicitării la presiune interioară

Situația cea mai severă este când sonda este închisă și plină cu gaze iar la talpa ei presiunea este egală cu presiunea stratului de gaze întâlnit.

Considerăm că se întâlnește un strat de gaze la adâncimea .

Citim densitatea gazelor în funcție de adâncime și temperatură: .

Densitatea apei mineralizate: .

Se limitează presiunea de lucru maximă la gura sondei la 350 bar, urmând ca operatorul să scurgă presiunea când valoarea acesteia se apropie de cea maximă admisă.

Sonda se consideră plina cu noroi la suprafață și cu gaze la partea inferioară. Pentru ca presiunea din dreptul stratului de gaze să nu depășească presiunea stratului, înălțimea coloanei de noroi din sondă se va calcula cu relația:

Calculul analitic al diferenței de presiune interioară:

la suprafață (H = 0):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la baza coloanei de noroi (H = 589 m):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

la șiul coloanei (H = He):

presiunea interioară:

presiunea exterioară:

diferența de presiune interioară:

Epura diferenței de presiune interioară este prezentată în figura 4.14.

Figura 4.14. Epura diferenței de presiune interioară pentru coloana de exploatare

Stabilirea tipului de oțel și a grosimii de perete prin metoda grafică

Stabilirea tipului de oțel și a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafică, conform algoritmului „de jos în sus”, alegându-se burlanele care rezistă atât la presiune exterioară cât și la presiune interioară (figura 4.15).

Figura 4.15. Tipurile de oțel și profilul coloanei de exploatare

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [10] pag. 159-170 și sunt prezentate în tabelul 4.12:

Tabelul 4.12. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana de exploatare

Tronsonul I

Din calcul, precum și din reprezentarea grafică, rezultă că primul burlan care rezistă atât la presiunea exterioară de 518 bar cât și la presiunea interioară de 182 bar este din oțel C-90 cu grosimea de perete de 10,36 mm. Acesta poate fi tubat pe toată adâncimea coloanei de exploatare însă urmărim și criteriul economic, astfel că alegem să tubăm pe adâncimea de 1800 m (lI = 1800 m) de la șiul coloanei de exploatare.

Schema de calcul este prezentată în figura 4.16:

Figura 4.16. Forțele care acționează asupra coloanei de burlane în timpul tubării coloanei de exploatare

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului C-90:

în secțiunea avem compresiune, deci nu mai calculăm

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Tronsonul II

Se alege tronsonul II din oțel C-90 cu grosimea de perete de 8,05 mm cu lungimea de 1400 m (lII = 1400 m).

Verificarea solicitării la tracțiune simplă

Verificarea la solicitări combinate (forță axială și presiune exterioară)

aria secțiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a oțelului C-90:

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

în secțiunea :

forța axială:

presiunea de turtire corectată cu valoarea forței axiale:

Astfel, programul de tubare pentru coloana de exploatare va fi următorul (de jos în sus):

tronsonul I

lI = 1800 m, oțel C-90, t = 10,36 mm, îmbinare Extreme Line

tronsonul II

lII = 1400 m, oțel C-90, t = 8,05 mm, îmbinare Extreme Line

Profilul coloanelor de burlane (centralizator)

În tabelul 4.13 este prezentată centralizat situația profilului coloanelor de burlane.

Tabelul 4.13. Centralizator cu profilul coloanelor de burlane la sonda LOXX

Schema programului de construcție al sondei este prezentată în figura 4.17:

Figura 4.17. Programul de tubare al sondei LO XX

ECHIPAREA COLOANELOR

Echiparea coloanei de ancoraj

La echiparea coloanei de 20 in se vor utiliza următoarele accesorii:

Șiu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Niplu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Centrori elastici 20 in x 665 mm (20 buc)

După tubarea și cimentarea coloanei se va fixa flanșa cu mufă și picior și instalația de prevenire a erupțiilor conform datelor din tabelele 4.14 și 4.15:

Tabelul 4.14. Echiparea coloanei de ancoraj

Tabelul 4.15. Caracteristicile prevenitorului de erupții pentru coloana de ancoraj

Echiparea coloanei intermediare I

La echiparea coloanei de 13 3/8 in se vor utiliza următoarele accesorii:

Șiu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Niplu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Centrori elastici 13 3/8 in x 453 mm (98 buc)

Dop cu membrană 13 3/8 in (1 buc)

Dop masiv 13 3/8 in (1 buc)

Inel opritor 13 3/8 in montat în mufa burlanului echipat cu șiul (1 buc)

După tubarea și cimentarea coloanei se va fixa flanșa dublă de 20 in x 350 bar – 13 5/8 in x 350 bar și instalația de prevenire a erupțiilor conform datelor din tabelele 4.16 și 4.17:

Tabelul 4.16. Echiparea coloanei intermediare I

Tabelul 4.17. Caracteristicile prevenitorului de erupții pentru coloana intermediară I

Echiparea coloanei intermediare II

La echiparea coloanei de 9 5/8 in se vor utiliza următoarele accesorii:

Șiu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Niplu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Centrori elastici 9 5/8 in x 323 mm (200 buc)

Dop cu membrană 9 5/8 in (1 buc)

Dop masiv 9 5/8 in (1 buc)

Inel opritor 9 5/8 in montat în mufa burlanului echipat cu șiul (1 buc)

După tubarea și cimentarea coloanei se va fixa flanșa dublă de 13 5/8 in x 350 bar – 10 in x 350 bar și instalația de prevenire a erupțiilor conform datelor din tabelele 4.18 și 4.19:

Tabelul 4.18. Echiparea coloanei intermediare II

Tabelul 4.19. Caracteristicile prevenitorului de erupții pentru coloana intermediară II

Echiparea coloanei de exploatare

La echiparea coloanei de 7 in se vor utiliza următoarele accesorii:

Șiu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Niplu cu valvă ejectabilă tip III (1 buc)

Centrori elastici 7 in x 244 mm (235 buc)

Dop cu membrană 7 in (1 buc)

Dop masiv 7 in (1 buc)

Inel opritor 7 in montat în mufa burlanului echipat cu șiul (1 buc)

După tubarea și cimentarea coloanei se va fixa flanșa dublă de 10 in x 350 bar – 8 in x 350 bar și instalația de prevenire a erupțiilor conform datelor din tabelele 4.20 și 4.21:

Tabelul 4.20. Echiparea coloanei de exploatare

Tabelul 4.21. Caracteristicile prevenitorului de erupții pentru coloana de exploatare

CIMENTAREA COLOANELOR

La cimentarea coloanelor în regim turbulent (intermediare I și II, exploatare) algoritmul de lucru va urmări identificarea a patru momente de calcul. Pentru fiecare din acestea se va calcula presiunea de lucru și se va preciza și volumul de fluide pompate până în momentul respectiv.

Presiunea de pompare este exprimată prin relația generală:

în care:

este presiunea dată de înălțimea coloanelor de fluide din sondă;

este presiunea de circulație pentru învingerea rezistențelor hidraulice;

este căderea de presiune în manifold, de la ieșirea din pompele agregatelor până la intrarea în coloană și presiunile necesare circulației prin capul de cimentare, deschiderea primului dop de cimentare și șiul coloanei; în valoarea lui pm este cuprinsă și presiunea necesară învingerii frecărilor dopurilor de cimentare de peretele coloanei.

La rândul lor:

În ceea ce privește presiunile de circulație, ele se determină cu relațiile generale:

sau cu relația semiempirică simplificată [1]:

în care și se referă la interiorul și respectiv, la exteriorul coloanei. Ele se stabilesc cu relațiile:

și sunt coeficienți ai rezistențelor hidraulice și sunt funcție de numerele Reynolds și Bingham.

Numerele Reynolds și Bingham sunt date de relațiile:

pentru interiorul coloanei:

pentru exteriorul coloanei:

Cele patru momente de calcul sunt:

Momentul a. – începutul pompării pastei de ciment

Schema de calcul este prezentată în figura 4.18.

Figura 4.18. Poziția fluidelor în sondă la momentul a)

în sondă nu se află decât fluid de foraj

debitul de pompare:

volumul de fluid pompat:

căderea de presiune în manifold:

presiunea coloanelor de fluide:

presiunea de circulație în sondă:

presiunea la agregate:

coordonatele punctului a: (0; )

Momentul b. – terminarea pompării pastei de ciment în coloană

Schema de calcul este prezentată în figura 4.19.

Figura 4.19. Poziția fluidelor în sondă la momentul b)

debitul de pompare:

volumul de fluid pompat:

căderea de presiune în manifold:

presiunea coloanelor de fluide:

la exteriorul coloanei:

la interiorul coloanei:

presiunea de circulație în sondă:

presiunea la agregate:

coordonatele punctului b: (; )

Momentul c. – pasta de ciment a ajuns la partea de jos a coloanei

Schema de calcul este prezentată în figura 4.20.

Figura 4.20. Poziția fluidelor în sondă la momentul c)

debitul de pompare:

volumul de fluid pompat:

căderea de presiune în manifold:

presiunea coloanelor de fluide:

la exteriorul coloanei:

la interiorul coloanei:

presiunea de circulație în sondă:

presiunea la agregate:

coordonatele punctului c: (; )

Momentul d. – finalul operației de cimentare

Schema de calcul este prezentată în figura 4.21.

Figura 4.21. Poziția fluidelor în sondă la momentul d)

debitul de pompare:

volumul de fluid pompat:

căderea de presiune în manifold:

presiunea coloanelor de fluide:

la exteriorul coloanei:

la interiorul coloanei:

presiunea de circulație în sondă:

presiunea la agregate:

coordonatele punctului d: (; )

CIMENTAREA COLOANEI DE ANCORAJ

Cimentarea coloanei de ancoraj se va face prin prăjini de 5 in introduse la adâncimea de 700 m.

Notă: pentru simplificarea calculelor s-a considerat același diametru atât pentru intervalul tubat cât și pentru cel netubat.

Date inițiale de proiectare

Datele inițiale de proiectare sunt trecute în tabelul 4.22.

Tabelul 4.22. Datele necesare calculului cimentării coloanei de ancoraj

Stabilirea densității pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparată din ciment S2 cu următoarele proprietăți reologice:

Compoziția pastei: ciment 100% + apă

Separarea: 2,5%

Filtrarea API: 500 cm3/30 min

Vâscozitatea plastică: 40 cP

Limita de curgere: 14,36 N/m2

Timp de pompabilitate: 200 min

Rezistența mecanică a pietrei de ciment după 12 ore la 750 m: 35 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate în sondă

Volumul de pasta de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantităților de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasă se încadrează în categoria pastelor normale, care se prepară din ciment și apă ( și ).

Pentru prepararea a 1 m3 de pasta de ciment se folosesc:

Factorul apă-ciment:

Cantitățile totale de materiale necesare pentru prepararea a 134 m3 pastă de ciment:

ciment:

apă:

Presiunea de pompare

Căderea de presiune în manifoldul de cimentare:

Presiunea coloanelor de fluide:

la exteriorul coloanei:

la interiorul coloanei:

Deci:

Presiunea de circulație:

Presiunea finală de cimentare:

Determinarea duratei operației

Pentru cimentare se va folosi agregatul ACF-700 aflat în dotarea platformei.

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Pentru prepararea și pomparea întregului volum de pastă de ciment rezultă un debit:

Vitezele de curgere a pastei prin prăjini și spațiul inelar:

Pentru asigurarea turbulenței, noroiul de refulare se va pompa cu un debit .

Dacă se utilizează agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu și debitul teoretic , diametrul cămășilor de 115 mm, considerând un randament volumic de 80%, rezultă durata aproximativă a operației:

Rezultă că operația se desfășoară în limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

CIMENTAREA COLOANEI INTERMEDIARE I

Cimentarea coloanei intermediare I se va face utilizând metoda convențională.

Notă: pentru simplificarea calculelor s-a considerat același diametru atât pentru intervalul tubat cât și pentru cel netubat.

Date inițiale de proiectare

Datele inițiale de proiectare sunt trecute în tabelul 4.23.

Tabelul 4.23. Datele necesare calculului cimentării coloanei intermediare I

Stabilirea densității pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparată din ciment S2 cu următoarele proprietăți reologice:

Compoziția pastei: ciment 100% + apă + bentonită 1%

Separarea: 2,5%

Filtrarea API: 500 cm3/30 min

Vâscozitatea plastică: 40 cP

Limita de curgere: 10,05 N/m2

Timp de pompabilitate: 200 min

Rezistența mecanică a pietrei de ciment după 12 ore la 2000 m: 35 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate în sondă

Volumul de pastă de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantităților de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasă se încadrează în categoria pastelor normale, care se prepară din ciment și apă ( și ).

Pentru prepararea a 1 m3 de pasta de ciment se folosesc:

Factorul apă-ciment:

Cantitățile totale de materiale necesare pentru prepararea a 130 m3 pastă de ciment:

ciment:

apă:

Debitele de fluide utilizate la cimentare

Debitul de preparare și pompare a pastei, Qp

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Debitul necesar asigurării curgerii turbulente a pastei in spațiul inelar, Qcr

Asimilând pasta cu un fluid binghamian, calculăm numărul Hedstrom în spațiul inelar:

Din [10] nomograma de la pag. 347 se citește numărul Reynolds de tranziție la regimul turbulent, .

Viteza critică de curgere:

Debitul critic:

Notă: pentru asigurarea acestui debit critic se va apela și la pompele sondei.

Volumele de fluide pompate cu debitele Qp și Qcr

Volumul pompat cu debitul Qp (volumul pompat cu acest debit este egal cu volumul interior al coloanei)

Volumul pompat cu debitul Qcr (volumul de pasta de ciment ce se ridică în spațiul inelar)

Deoarece volumul de pastă este mai mic decât volumul interior al coloanei , rezultă că după pasta de ciment se pompează cu debitul Qp un volum de fluid de refulare:

Vitezele de curgere a fluidelor în sondă

Vitezele la pomparea cu debitul

în interiorul coloanei:

în spațiul inelar:

Vitezele la pomparea cu debitul

în interiorul coloanei:

în spațiul inelar:

Presiunile de pompare în sondă

Toate valorile mărimilor necesare calculelor căderilor de presiune sunt prezentate în tabelul 4.24. Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulație în orice moment al desfășurării operației de cimentare.

Tabelul 4.24. Calculul căderilor de presiune în sondă în timpul operației de cimentare

Pe baza acestor date, s-au calculat presiunile la agregate in cele patru momente de calcul astfel:

Momentul a. –

Momentul b. –

Momentul c. –

Momentul d. –

În figura 4.22 s-a reprezentat grafic variația presiunii la agregate în timpul operației de cimentare:

Figura 4.22. Variația presiunii la agregate în timpul operației de cimentare a coloanei intermediare I

Determinarea duratei operației

Dacă se utilizează agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu și debitul teoretic , diametrul cămășilor de 100 mm, considerând un randament volumic de 80%, rezultă durata aproximativă a operației:

Rezultă că operația se desfășoară în limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

CIMENTAREA COLOANEI INTERMEDIARE II

Cimentarea coloanei intermediare II se va face utilizând metoda convențională.

Notă: pentru simplificarea calculelor s-a considerat același diametru atât pentru intervalul tubat cât și pentru cel netubat.

Date inițiale de proiectare

Datele inițiale de proiectare sunt trecute în tabelul 4.25.

Tabelul 4.25. Datele necesare calculului cimentării coloanei intermediare II

Stabilirea densității pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparată din ciment S2 cu următoarele proprietăți reologice:

Compoziția pastei: ciment 100% + apă + bentonită 1,5% + antispumant 0,3%

Separarea: 0%

Filtrarea API: 200 cm3/30 min

Vâscozitatea plastică: 45 cP

Limita de curgere: 19,15 N/m2

Timp de pompabilitate: 210 min

Rezistența mecanică a pietrei de ciment după 24 ore la 2840 m: 140 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate în sondă

Volumul de pastă de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantităților de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasă se încadrează în categoria pastelor normale, care se prepară din ciment și apă ( și ).

Pentru prepararea a 1 m3 de pasta de ciment se folosesc:

Factorul apă-ciment:

Cantitățile totale de materiale necesare pentru prepararea a 68 m3 pasta de ciment:

ciment:

apă:

Debitele de fluide utilizate la cimentare

Debitul de preparare și pompare a pastei, Qp

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Debitul necesar asigurării curgerii turbulente a pastei în spațiul inelar, Qcr

Asimilând pasta cu un fluid binghamian, calculăm numărul Hedstrom în spațiul inelar:

Din [10] nomograma de la pag. 347 se citește numărul Reynolds de tranziție la regimul turbulent, .

Viteza critică de curgere:

Debitul critic:

Notă: pentru asigurarea acestui debit critic se va apela și la pompele sondei.

Volumele de fluide pompate cu debitele Qp și Qcr

Volumul pompat cu debitul Qp (volumul pompat cu acest debit este egal cu volumul interior al coloanei)

Volumul pompat cu debitul Qcr (volumul de pastă de ciment ce se ridică în spațiul inelar)

Deoarece volumul de pastă este mai mic decât volumul interior al coloanei , rezultă că după pasta de ciment se pompează cu debitul Qp un volum de fluid de refulare:

Vitezele de curgere a fluidelor în sondă

Vitezele la pomparea cu debitul

în interiorul coloanei:

în spațiul inelar:

Vitezele la pomparea cu debitul

în interiorul coloanei:

în spațiul inelar:

Presiunile de pompare în sondă

Toate valorile mărimilor necesare calculelor căderilor de presiune sunt prezentate în tabelul 4.26. Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulație în orice moment al desfășurării operației de cimentare.

Tabelul 4.26. Calculul căderilor de presiune în sondă în timpul operației de cimentare

Pe baza acestor date, s-au calculat presiunile la agregate în cele patru momente de calcul astfel:

Momentul a. –

Momentul b. –

Momentul c. –

Momentul d. –

În figura 4.23 s-a reprezentat grafic variația presiunii la agregate în timpul operației de cimentare:

Figura 4.23. Variația presiunii la agregate în timpul operației de cimentare a coloanei intermediare II

Determinarea duratei operației

Dacă se utilizează agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu și debitul teoretic , diametrul cămășilor de 100 mm, considerând un randament volumic de 80%, rezultă durata aproximativă a operației:

Rezultă că operația se desfășoară în limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

CIMENTAREA COLOANEI DE EXPLOATARE

Cimentarea coloanei de exploatare se va face utilizând metoda convențională.

Notă: pentru simplificarea calculelor s-a considerat același diametru atât pentru intervalul tubat cât și pentru cel netubat.

Date inițiale de proiectare

Datele inițiale de proiectare sunt trecute în tabelul 4.27.

Tabelul 4.27. Datele necesare calculului cimentării coloanei de exploatare

Stabilirea densității pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparată din ciment S2 cu următoarele proprietăți reologice:

Compoziția pastei: ciment 100% + apă + bentonită 1,5% + antispumant 0,3%

Separarea: 2,5%

Filtrarea API: 150 cm3/30 min

Vâscozitatea plastică: 45 cP

Limita de curgere: 16,76 N/m2

Timp de pompabilitate: 150 min

Rezistența mecanică a pietrei de ciment după 24 ore la 3200 m: 140 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate în sondă

Volumul de pastă de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantităților de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasă se încadrează în categoria pastelor normale, care se prepară din ciment și apă ( și ).

Pentru prepararea a 1 m3 de pasta de ciment se folosesc:

Factorul apă-ciment:

Cantitățile totale de materiale necesare pentru prepararea a 49 m3 pasta de ciment:

ciment:

apă:

Debitele de fluide utilizate la cimentare

Debitul de preparare și pompare a pastei, Qp

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Debitul necesar asigurării curgerii turbulente a pastei în spațiul inelar, Qcr

Asimilând pasta cu un fluid binghamian, calculăm numărul Hedstrom în spațiul inelar:

Din [10] nomograma de la pag. 347 se citește numărul Reynolds de tranziție la regimul turbulent, .

Viteza critică de curgere:

Debitul critic:

Volumele de fluide pompate cu debitele Qp și Qcr

Volumul pompat cu debitul Qp (volumul pompat cu acest debit este egal cu volumul interior al coloanei)

Volumul pompat cu debitul Qcr (volumul de pastă de ciment ce se ridică în spațiul inelar)

Deoarece volumul de pastă este mai mic decât volumul interior al coloanei , rezultă că după pasta de ciment se pompează cu debitul Qp un volum de fluid de refulare:

Vitezele de curgere a fluidelor în sondă

Vitezele la pomparea cu debitul

în interiorul coloanei:

în spațiul inelar:

Vitezele la pomparea cu debitul

în interiorul coloanei:

în spațiul inelar:

Presiunile de pompare în sondă

Toate valorile mărimilor necesare calculelor căderilor de presiune sunt prezentate în tabelul 4.28. Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulație în orice moment al desfășurării operației de cimentare.

Tabelul 4.28. Calculul căderilor de presiune în sondă în timpul operației de cimentare

Pe baza acestor date, s-au calculat presiunile la agregate în cele patru momente de calcul astfel:

Momentul a. –

Momentul b. –

Momentul c. –

Momentul d. –

În figura 4.24 s-a reprezentat grafic variația presiunii la agregate în timpul operației de cimentare:

Figura 4.24. Variația presiunii la agregate în timpul operației de cimentare a coloanei de exploatare

Determinarea duratei operației

Dacă se utilizează agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu și debitul teoretic , diametrul cămășilor de 115 mm, considerând un randament volumic de 80%, rezultă durata aproximativă a operației:

Rezultă că operația se desfășoară în limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

PROIECTAREA GARNITURII DE FORAJ

CONSIDERENTE TEORETICE

DIAMETRUL ȘI LUNGIMEA ANSAMBLULUI DE PRĂJINI GRELE

În general, prăjinile grele trebuie să aibă diametrul exterior de aproximativ 70%-80% din diametrul sapei, fără a depăși 10-11 in.

Lungimea întregului ansamblu de prăjini grele se determină din condiția ca apăsarea pe sapă, să fie realizată cu aproximativ 75% din greutatea lor.

DIAMETRUL ȘI LUNGIMEA ANSAMBLULUI DE PRĂJINI DE FORAJ

Diametrul exterior al prăjinilor de foraj se va adopta conform tabelului 5.1 extras din [9] pag. 485:

Tabelul 5.1. Alegerea diametrului prăjinilor de foraj

Lungimea prăjinilor de foraj se determină cu relația:

SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

Pentru calculul solicitărilor garniturii de foraj vom considera următoarele situații:

Garnitura de foraj sprijinită pe talpă, cu circulație de fluid de foraj

Calculul se va efectua conform schemei din figura 5.1:

Figura 5.1. Schema forțelor care acționează asupra garniturii în timpul forajului

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

, forța de presiune datorată circulației noroiului

, forța de presiune datorată căderii de presiune în sapă

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrată (extragere din sondă), fără circulație de fluid de foraj

În această situație avem schema de calcul prezentată în figura 5.2:

Figura 5.2. Schema forțelor care acționează asupra garniturii în timpul extragerii din sondă fără circulație de fluid de foraj

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Momentul de torsiune are valoarea maximă la suprafață, în prima prăjină de foraj.

unde:

– momentul la sapă

– momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile grele

– momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile de foraj

Momentele de torsiune care iau naștere în timpul forajului cu masa rotativă sunt ilustrate în figura 5.3:

Figura 5.3. Schema momentelor de torsiune care iau naștere în timpul forajului cu masa rotativă

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor grele:

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor de foraj:

Momentul la sapă se calculează cu relația:

unde:

– constantă (0,02 – 0,05), crește cu duritatea rocilor

– constantă (0,25 – 0,55), scade cu duritatea rocilor

, turația, în rot/s

Puterea necesara pentru învingerea frecărilor dintre garnitură și pereții sondei, fluidul de foraj, etc., se determină cu formula lui Fedorov:

unde:

, coeficient ale cărui valori depind de înclinarea sondei: , valori crescătoare cu înclinarea; se alege

, turația, în rot/min

Pentru prăjinile grele:

Pentru prăjinile de foraj:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile grele:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile de foraj:

Distribuția tensiunilor tangențiale în prima prăjină de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioară

Raza interioară a prăjinilor de foraj:

Raza exterioară a prăjinilor de foraj:

Tensiunea circumferențială a prăjinilor de foraj:

Tensiunea radială a prăjinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj

Garnitura manevrată (extragere din sondă) fără circulație de fluid de foraj

Alegerea tipului de oțel pentru prăjinile de foraj

Tensiunile echivalente se compară cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [9] pag. 303.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE ANCORAJ

STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini grele

Deoarece intervalul se va săpa cu o sapă cu diametrul , diametrul exterior al prăjinilor grele trebuie să fie:

Se aleg prăjini grele cu diametrul exterior de 9 1/2 in (241,3 mm), diametrul interior 76,2 mm, masa unitară 323,2 kg/m, îmbinare 7 5/8 REG, momentul de strângere 11930 daNm.

Se alege coeficientul de siguranță .

Apăsarea pe sapa, .

Rezultă lungimea ansamblului de prăjini grele:

Adică, considerând lungimea unei prăjini grele de cca. 9 m, 4 bucăți de prăjini grele, .

Se aleg prăjini de foraj cu diametrul exterior de 5 1/2 in (139,7 mm), cu îmbinare tip 5 1/2 FH, grosime de perete: 9,17 mm, masa unitară: 32,59 kg/m.

Lungimea prăjinilor de foraj se determină cu relația:

Considerând lungimea unei prăjini de foraj 9 m, se vor utiliza 80 bucăți de prăjini de foraj, .

SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

Date inițiale de proiectare

Greutatea prăjinilor grele:

Greutatea prăjinilor de foraj:

Ariile prăjinilor de foraj, respectiv ale prăjinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turația la masă:

Viteza unghiulară:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinită pe talpă, cu circulație de fluid de foraj

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

, forța de presiune datorată circulației noroiului

, forța de presiune datorată căderii de presiune în sapă

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrată (extragere din sondă), fără circulație de fluid de foraj

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Considerăm:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor grele:

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor de foraj:

Momentul la sapă:

Puterea necesară pentru învingerea frecărilor dintre garnitură și peretii sondei, fluidul de foraj, etc.:

Pentru prăjinile grele:

Pentru prăjinile de foraj:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile grele:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distribuția tensiunilor tangențiale în prima prăjină de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioară

Date inițiale de proiectare:

Raza interioară a prăjinilor de foraj:

Raza exterioară a prăjinilor de foraj:

Tensiunea circumferențială a prăjinilor de foraj:

Tensiunea radială a prăjinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj

Garnitura manevrată (extragere din sondă) fără circulație de fluid de foraj

Alegerea tipului de oțel pentru prăjinile de foraj

Tensiunile echivalente se compară cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [9] pag. 303 și prezentate în tabelul 5.2.

Tabelul 5.2. Caracteristicile mecanice ale oțelurilor folosite pentru prăjinile de foraj

* non-API

Rezultă că putem alege prăjini de foraj confecționate din oțel E-75 cu , care vor rezista fără probleme la toate solicitările considerate.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE I

STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini grele

Deoarece intervalul se va săpa cu o sapă cu diametrul , diametrul exterior al prăjinilor grele trebuie să fie:

Se aleg prăjini grele cu diametrul exterior de 9 1/2 in (241,3 mm), diametrul interior 76,2 mm, masa unitară 323,2 kg/m, îmbinare 7 5/8 REG, momentul de strângere 11930 daNm.

Se alege coeficientul de siguranță .

Apăsarea pe sapă, .

Rezultă lungimea ansamblului de prăjini grele:

Adică, considerând lungimea unei prăjini grele de cca. 9 m, 9 bucăți de prăjini grele, .

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini de foraj

Se aleg prăjini de foraj cu diametrul exterior de 5 1/2 in (139,7 mm), cu îmbinare tip 5 1/2 FH, grosime de perete: 9,17 mm, masa unitară: 32,59 kg/m.

Lungimea prăjinilor de foraj se determină cu relația:

Considerând lungimea unei prăjini de foraj 9 m, se vor utiliza 214 bucăți de prăjini de foraj, .

SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

Date inițiale de proiectare

Greutatea prăjinilor grele:

Greutatea prăjinilor de foraj:

Ariile prăjinilor de foraj, respectiv ale prăjinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turația la masă:

Viteza unghiulară:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinită pe talpă, cu circulație de fluid de foraj

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

, forța de presiune datorată circulației noroiului

, forța de presiune datorată căderii de presiune în sapă

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrată (extragere din sondă), fără circulație de fluid de foraj ()

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Considerăm:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor grele:

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor de foraj:

Momentul la sapă se calculează cu relația:

Puterea necesară pentru învingerea frecărilor dintre garnitură și pereții sondei, fluidul de foraj, etc.

Pentru prăjinile grele:

Pentru prăjinile de foraj:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile grele:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distribuția tensiunilor tangențiale în prima prăjină de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioară

Date inițiale de proiectare:

Raza interioară a prăjinilor de foraj:

Raza exterioară a prăjinilor de foraj:

Tensiunea circumferențială a prăjinilor de foraj:

Tensiunea radială a prăjinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj

Garnitura manevrată (extragere din sondă) fără circulație de fluid de foraj

Alegerea tipului de oțel pentru prăjinile de foraj

Tensiunile echivalente se compară cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [9] pag. 303 și prezentate în tabelul 5.4.

Tabelul 5.4. Caracteristicile mecanice ale oțelurilor folosite pentru prăjinile de foraj

* non-API

Rezultă că putem alege prăjini de foraj confecționate din oțel E-75 cu , care vor rezista fără probleme la toate solicitările considerate.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE II

STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini grele

Deoarece intervalul se va săpa cu o sapă cu diametrul , diametrul exterior al prăjinilor grele trebuie să fie:

Se aleg prăjini grele cu diametrul exterior de 9 in (228,6 mm), diametrul interior 71,5 mm, masa unitară 290,7 kg/m, îmbinare NC 61, momentul de strângere 9220 daNm.

Se alege coeficientul de siguranță .

Apăsarea pe sapă, .

Rezultă lungimea ansamblului de prăjini grele:

Adică, considerând lungimea unei prăjini grele de cca. 9 m, 10 bucăți de prăjini grele, .

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini de foraj

Se aleg prăjini de foraj cu diametrul exterior de 5 in (127 mm), cu îmbinare tip 5 1/2 FH, grosime de perete: 9,19 mm, masa unitară: 29,02 kg/m.

Lungimea prăjinilor de foraj se determină cu relația:

Considerând lungimea unei prăjini de foraj 9 m, se vor utiliza 306 bucăți de prăjini de foraj, .

SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

Date inițiale de proiectare

Greutatea prăjinilor grele:

Greutatea prăjinilor de foraj:

Ariile prăjinilor de foraj, respectiv ale prăjinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turația la masă:

Viteza unghiulară:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinită pe talpă, cu circulație de fluid de foraj

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

, forța de presiune datorată circulației noroiului

, forța de presiune datorată căderii de presiune în sapă

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrată (extragere din sondă), fără circulație de fluid de foraj ()

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Considerăm:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor grele:

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor de foraj:

Momentul la sapă se calculează cu relația:

Puterea necesară pentru învingerea frecărilor dintre garnitură și pereții sondei, fluidul de foraj, etc.:

Pentru prăjinile grele:

Pentru prăjinile de foraj:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile grele:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distribuția tensiunilor tangențiale în prima prăjină de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioară

Date inițiale de proiectare:

Raza interioară a prăjinilor de foraj:

Raza exterioară a prăjinilor de foraj:

Tensiunea circumferențială a prăjinilor de foraj:

Tensiunea radială a prăjinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj

Garnitura manevrată (extragere din sondă) fără circulație de fluid de foraj

Alegerea tipului de oțel pentru prăjinile de foraj

Tensiunile echivalente se compară cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [9] pag. 303 și prezentate în tabelul 5.6.

Tabelul 5.6. Caracteristicile mecanice ale oțelurilor folosite pentru prăjinile de foraj

* non-API

Rezultă că putem alege prăjini de foraj confecționate din oțel E-75 cu , care vor rezista fără probleme la toate solicitările considerate.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE EXPLOATARE

STABILIREA DIAMETRELOR PRĂJINILOR ȘI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini grele

Deoarece intervalul se va săpa cu o sapă cu diametrul , diametrul exterior al prăjinilor grele trebuie să fie:

Se aleg prăjini grele cu diametrul exterior de 6 in (152,4 mm), diametrul interior 57,2 mm, masa unitară 123,1 kg/m, îmbinare NC 44, momentul de strângere 3160 daNm.

Se alege coeficientul de siguranță .

Apăsarea pe sapă, .

Rezultă lungimea ansamblului de prăjini grele:

Adică, considerând lungimea unei prăjini grele de cca. 9 m, 23 bucăți de prăjini grele, .

Diametrul și lungimea ansamblului de prăjini de foraj

Se aleg prăjini de foraj cu diametrul exterior de 5 in (127 mm), cu îmbinare tip 5 1/2 FH, grosime de perete: 9,19 mm, masa unitară: 29,02 kg/m.

Lungimea prăjinilor de foraj se determină cu relația:

Considerând lungimea unei prăjini de foraj 9 m, se vor utiliza 333 bucăți de prăjini de foraj, .

SOLICITĂRILE GARNITURII DE FORAJ

Date inițiale de proiectare

Greutatea prăjinilor grele:

Greutatea prăjinilor de foraj:

Ariile prăjinilor de foraj, respectiv ale prăjinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turația la masă:

Viteza unghiulară:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinită pe talpă, cu circulație de fluid de foraj

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

, forța de presiune datorată circulației noroiului

, forța de presiune datorată căderii de presiune în sapă

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrată (extragere din sondă), fără circulație de fluid de foraj ()

Calculul forțelor de presiune care acționează pe garnitura de foraj

, forța arhimedică

, forța de presiune datorată prezenței noroiului care acționează pe diferența de arie dintre prăjinile grele și cele de foraj

Forța de tracțiune maximă este la partea superioară a garniturii, în prima prăjină de foraj; tensiunea axială maximă este:

Considerăm:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forța de compresiune maximă este la partea inferioară a garniturii; tensiunea maximă de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor grele:

Modulul de rezistență polar al secțiunii prăjinilor de foraj:

Momentul la sapă se calculează cu relația:

Puterea necesară pentru învingerea frecărilor dintre garnitură și pereții sondei, fluidul de foraj, etc.:

Pentru prăjinile grele:

Pentru prăjinile de foraj:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile grele:

Momentul pentru învingerea frecărilor pentru prăjinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distribuția tensiunilor tangențiale în prima prăjină de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioară

Date inițiale de proiectare:

Raza interioară a prăjinilor de foraj:

Raza exterioară a prăjinilor de foraj:

Tensiunea circumferențială a prăjinilor de foraj:

Tensiunea radială a prăjinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj

Garnitura manevrată (extragere din sondă) fără circulație de fluid de foraj

Alegerea tipului de oțel pentru prăjinile de foraj

Tensiunile echivalente se compară cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [9] pag. 303 și prezentate în tabelul 5.8.

Tabelul 5.8. Caracteristicile mecanice ale oțelurilor folosite pentru prăjinile de foraj

* non-API

Rezultă că putem alege prăjini de foraj confecționate din oțel E-75 cu , care vor rezista fără probleme la toate solicitările considerate.

PROGRAMUL FLUIDELOR DE FORAJ

CONSIDERENTE TEORETICE

Pe tot parcursul traversării unui anumit interval, în orice punct al lui – atât timp cât el este liber, netubat – trebuie îndeplinite condițiile:

unde: – presiunea fluidelor din porii rocilor

– presiunea noroiului din sondă

– presiunea de fisurare a rocilor

Dacă prima condiție n-ar fi îndeplinită, fluidele din pori ar pătrunde în sondă și ar avea loc o manifestare eruptivă; dacă n-ar fi îndeplinită a doua condiție, noroiul s-ar pierde în strate.

STABILIREA DENSITĂȚII ȘI A TIPURILOR DE FLUIDE DE FORAJ PE FIECARE INTERVAL SĂPAT

Din analiza curbelor gradient ale presiunii din pori și de fisurare a rocilor traversate prin foraj s-au stabilit următoarele tipuri și densități ale fluidelor de foraj utilizate la săparea fiecărui interval:

intervalul aferent coloanei de ancoraj se va săpa cu un fluid nedispersat pe bază de apă de mare + polimeri cu conținut redus de bentonită M – I ():

intervalul aferent coloanei intermediare I se va săpa cu un fluid inhibitiv de tip PHPA-KCl (poliacrilamidă parțial hidrolizată + clorură de potasiu) îngreunat cu barită:

intervalul aferent coloanei intermediare II se va săpa cu un fluid inhibitiv de tip GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol și celuloză polianionică) îngreunat cu barită:

intervalul aferent coloanei de exploatare se va săpa cu un fluid inhibitiv de tip GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol și celuloză polianionică) diluat cu apă de mare:

PROPRIETĂȚILE REOLOGICE ALE FLUIDELOR DE FORAJ

Proprietățile reologice ale fluidului de foraj pe bază de apă de mare + polimeri + bentonită sunt prezentate în tabelul 6.1:

Tabelul 6.1. Proprietățile reologice ale fluidului de foraj pe bază de apă de mare + polimeri + bentonită

Proprietățile reologice ale fluidului de foraj PHPA-KCl (poliacrilamidă parțial hidrolizată + clorură de potasiu) sunt prezentate în tabelul 6.2:

Tabelul 6.2. Proprietățile reologice ale fluidului de foraj PHPA-KCl

Proprietățile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol și celuloză polianionică) sunt prezentate în tabelul 6.3:

Tabelul 6.3. Proprietățile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC

Proprietățile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol și celuloză polianionică) sunt prezentate în tabelul 6.4:

Tabelul 6.4. Proprietățile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC

CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ

DATE INIȚIALE DE PROIECTARE

Datele necesare calculului volumelor de fluid de foraj pentru fiecare interval săpat sunt sintetizate în tabelul 6.5.

Tabelul 6.5. Calculul volumelor de fluid de foraj pentru fiecare interval săpat

S-a considerat coeficientul de cavernometrie .

CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ

Intervalul 150 – 750 m

Volumul găurii tubate:

Volumul găurii netubate:

Volumul de rezervă:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

Intervalul 750 – 2000 m

Volumul găurii tubate:

Volumul găurii netubate:

Volumul de rezervă:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

Intervalul 2000 – 2840 m

Volumul găurii tubate:

Volumul găurii netubate:

Volumul de rezervă:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

Intervalul 2840 – 3200 m

Volumul găurii tubate:

Volumul găurii netubate:

Volumul de rezervă:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

CALCULUL CANTITĂȚILOR DE MATERIALE

Intervalul 150 – 750 m – pentru forajul corespunzător coloanei de ancoraj s-a optat pentru un fluid de foraj natural, alcătuit din apă de mare + polimeri și conținut redus de bentonită M – I ().

Masa de argilă este:

Volumul de argilă este:

Volumul de apă este:

Intervalul 750 – 2000 m – pentru forarea acestui interval, s-a optat pentru un fluid de foraj inhibitiv, îngreuiat de tip PHPA-KCl. Pentru îngreuiere se va utiliza un volum de fluid de la forarea intervalului anterior, .

Rezultă că noroiul inițial mai trebuie completat cu un volum de:

Masa suplimentară de argilă este:

Volumul suplimentar de argilă este:

Volumul suplimentar de apă este:

Intervalul 2000 – 2840 m – pentru forarea acestui interval, s-a optat pentru un fluid de foraj îngreuiat de tip GLYDRIL. Pentru îngreuiere se va utiliza un volum de fluid de la forarea intervalului anterior, .

Intervalul 2840 – 3200 m – pentru forarea acestui interval, s-a optat pentru un fluid de foraj diluat de tip GLYDRIL. Pentru diluare se va utiliza apă de mare adăugată peste un volum de fluid de la forarea intervalului anterior, .

DIFICULTĂȚI ȘI ACCIDENTE DE FORAJ

Așa cum s-a prezentat la punctul 1.6, pe intervalul corespunzător fazei II de foraj 750-2000 m există riscul prinderii sapei și garniturii de foraj. Considerăm că garnitura de foraj a fost prinsă la adâncimea .

În figura 7.1 este prezentată schema de rezolvare a prinderii garniturii de foraj:

Figura 7.1. Schema de calcul a prinderii garniturii datorită presiunii diferențiale

Alte date necesare calculului:

lungimea de prindere,

lungimea ansamblului de prăjini grele,

lungimea garniturii de prăjini de foraj,

diametrul nominal al prăjinilor grele,

gradientul presiunii din pori la adâncimea de 1930 m este 0,14 bar/m

densitatea noroiului și a apei sărate,

suprafața tronsonului de prăjini grele aflată în contact cu roca,

eficiența turtei de filtrare,

presiunea hidrodinamică din timpul circulației,

coeficientul de frecare,

forța provenită din greutatea garniturii,

forța provenită din greutatea prăjinilor grele de sub punctul de prindere, (forța provenită din greutatea porțiunii libere )

densitatea țițeiului,

volumul unitar al spațiului inelar aferent prăjinilor de foraj:

volumul unitar al spațiului inelar aferent prăjinilor grele:

volumul unitar al spațiului inelar aferent coloanei de ancoraj:

volumul unitar al găurii de sondă:

volumul unitar al prăjinilor de foraj:

volumul unitar al prăjinilor grele:

În cazul în care nu avem circulație, trebuie să determinăm forța de tracțiune sau compresiune ce trebuie aplicată către adâncimea de 1955 m pentru a deplasa garnitura de foraj către suprafață sau către talpă.

Aria de contact dintre prăjinile grele și peretele sondei:

Forța de adeziune a materialului tubular la peretele sondei:

Presiunea în gaura de sondă în condiții dinamice corespunzătoare adâncimii :

Aici este cunoscută cu precizie presiunea din pori,

Forța de tracțiune necesară degajării garniturii către suprafață va fi:

Întrucât oțelul ales pentru prăjinile de foraj utilizate la săparea intervalului aferent coloanei intermediare I nu rezistă la aceasta sarcină axială, se va avea în vedere schimbarea materialului prăjinilor cu un oțel S-IEU cu .

Forța efectivă de tracțiune în secțiunea de degajare:

Forța de compresiune pentru degajarea garniturii către talpa sondei este:

Rezultă că este preferabil să se utilizeze degajarea prin tracțiune către suprafață a garniturii de foraj, forța de tracțiune fiind mai mică decât sarcina axială maximă admisibilă a prăjinilor de foraj; în plus, utilizarea garniturii de foraj în compresiune nu este recomandată dacă nu se folosesc prăjini de foraj speciale de tipul compressive service.

În cazul în care avem circulație, pentru determinarea volumului de petrol necesar realizării băii, se pleacă de la schema de calcul din figura 7.2:

Figura 7.2. Determinarea volumului de petrol necesar realizării băii

Volumul de țiței pompat va induce o diferență de presiune sondă-strat nulă.

Presiunea stratului la adâncimea este:

Presiunea în gaura de sondă la această adâncime:

Volumul de petrol va fi:

Volumul fluidului de refulare va fi:

ELEMENTE ECONOMICE

În vederea determinării costurilor necesare pentru realizarea sondei LOXX, s-au făcut estimările din tabelul 8.1 privind durata lucrărilor:

Tabelul 8.1. Durata lucrărilor la sonda LOXX

Graficul general de realizare a lucrărilor, în zile, este prezentat în figura 8.1.

Figura 8.1. Graficul general de realizare a lucrărilor la sonda LOXX

Din punct de vedere al costurilor implicate, s-au făcut următoarele estimări:

Lucrări de mobilizare-demobilizare: 197.068 lei

Lucrări de realizare sondă: 9.411.041 lei, din care:

operare cu platforma: 4.864.287 lei

costuri cu materialele: 3.750.109 lei

transport materiale: 511.000 lei

servicii prestate: 285.645 lei

Lucrări probare strate: 1.409.545 lei, din care:

operare cu platforma: 1.164.956 lei

costuri cu materialele: 15.979 lei

transport materiale: 80.000 lei

servicii prestate: 148.610 lei

Valoarea totală a cheltuielilor la nivel de sondă: 11.017.654 lei/m

Costul total pe metru forat este: 3.443 lei/m, din care:

pentru realizare sondă: 2.941 lei/m

pentru operare cu instalația în fazele de realizare a sondei: 1.520 lei/m.

CONCLUZII ȘI PROPUNERI

Tema proiectului de diplomă a fost Proiectarea unei sonde de foraj marin pe structura Lebăda.

În Capitolul 1 s-au prezentat geologia, lito-stratigrafia și tectonica structurii, gradienții presiunii din pori și ai celei de fisurare, comanda geologo-tehnică, agenții contaminanți pentru fluidul de foraj, posibilele dificultăți și accidente în foraj. S-a stabilit că sonda proiectată va fi săpată la adâncimea de 3200 m, urmărind exploatarea unui orizont productiv de vârstă Eocen și Cretacic superior (Coniacian – Santonian -Turonian).

În Capitolul 2 s-a prezentat acțiunea mediului marin (valuri, vânt, curenți marini) asupra structurilor plutitoare, în speță, asupra platformei de foraj.

În Capitolul 3 s-a descris platforma de foraj Uranus cu care s-a săpat sonda, tipul și modul de funcționare al acesteia precum și datele tehnice ale echipamentelor de foraj.

În Capitolul 4 s-au ales diametrele coloanelor și sapelor, astfel: conductor 30 in, coloana de ancoraj 20 in, coloana intermediară I 13 3/8 in, coloana intermediară II 9 5/8 in, coloana de exploatare 7 in.

Apoi s-a trecut la calculul profilului fiecărei coloane de burlane, prin evaluarea solicitărilor burlanelor la presiune exterioară, presiune interioară, tracțiune simplă, solicitări combinate: tracțiune și presiune exterioară, luând în considerare următoarele:

la calculul solicitării la presiune exterioară pentru coloana de ancoraj și de exploatare s-a considerat golirea totală a coloanei în timp ce pentru coloanele intermediare s-a considerat golirea parțială a coloanei în scopul evitării fisurării stratelor de sub șiul coloanei.

la calculul solicitării la presiune interioară s-a avut în vedere situația cea mai defavorabilă (sonda închisă și plină cu gaze), cu menținerea unei presiuni maxime la gura sondei prin considerarea sondei plină cu noroi la suprafață și cu gaze la partea inferioară, în scopul montării unor prevenitoare de erupții cu presiuni de lucru de maximum 350 de bar.

stabilirea inițială a profilului coloanelor prin metoda grafică (diagrama în X) a condus la alegerea unor grosimi de perete și/sau tipuri de oțeluri care ulterior au fost verificate la tracțiune simplă și solicitări combinate (tracțiune și presiune exterioară), rezultând astfel alcătuirea tuturor coloanelor, cu excepția celei de ancoraj, din doua tronsoane.

S-a trecut la echiparea coloanelor de burlane cu accesorii și instalații de prevenire a erupțiilor adecvate presiunilor maxime anticipate în fazele următoare de foraj.

Cimentarea coloanelor s-a făcut astfel: prin prăjini pentru coloana de ancoraj, și prin metoda convențională pentru restul coloanelor. Coloana de ancoraj s-a cimentat pe toată lungimea, până „la zi”. Precizez că la calculul cimentării coloanelor intermediare, debitul critic necesar asigurării turbulenței pastei de ciment în spațiul inelar se va realiza și cu ajutorul pompelor sondei, agregatul ACF-700 disponibil pe platformă neputând asigura acest debit.

În Capitolul 5 s-a proiectat garnitura de foraj pe fiecare interval, prin alegerea diametrelor și a lungimii tronsoanelor prăjinilor grele și ale prăjinilor de foraj și calculul solicitărilor garniturii de foraj în câteva situații mai deosebite, precum: garnitura sprijinită pe talpă cu circulație de fluid de foraj, garnitura extrasă din sondă fără circulație de fluid de foraj, solicitarea garniturii la torsiune, la presiune interioară, în final calculându-se tensiunile echivalente pe baza cărora s-a ales tipul de oțel pentru prăjinile de foraj.

În Capitolul 6 s-a prezentat programul fluidelor de foraj: proprietățile reologice ale fluidelor de foraj și calculul volumelor de fluid necesar săpării fiecărui interval.

În Capitolul 7 s-a prezentat o aplicație numerică referitoare la posibilitatea prinderii garniturii de foraj pe intervalul corespunzător fazei II de foraj (750-2000 m).

Pentru cazul în care nu avem circulație, s-a calculat forța necesară desprinderii garniturii de foraj și s-a analizat oportunitatea degajării către suprafață sau spre talpă. Concluzia a fost că oțelul ales pentru prăjinile de foraj utilizate la săparea intervalului aferent coloanei intermediare I nu rezistă la această sarcină axială, de aceea se va avea în vedere schimbarea materialului prăjinilor de foraj pe acest interval cu oțel S-IEU cu forța admisibilă 350 tf.

Pentru cazul în care avem circulație, s-a calculat volumul de petrol necesar realizării băii pentru degajarea garniturii.

În fine, în Capitolul 8 s-au prezentat unele aspecte economice privind durata lucrărilor pe baza cărora s-a întocmit graficul general de realizare a lucrărilor, precum și câteva elemente privind costurile implicate cu săparea sondei, detaliate pe categorii: săparea sondei și operarea cu platforma, în final rezultând costul pe metru forat.

BIBLIOGRAFIE

Avram, L. – Tehnologia forării sondelor, Editura Universal Cartfil, Ploiești, 1996

Avram, L. – Foraj marin, Editura Universității din Ploiești, 2005.

Avram, L., Aron, V., Maloș, M. – Combaterea dificultăților și accidentelor tehnice de foraj, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 2013

Dinu, C., Wong, H.K., Țambrea, D., Matenco, L. – Stratigraphic and structural characteristics of the Romanian Black Sea shelf, 2005 accesat online la adresa http://www.geo.edu.ro/sgr/mod/downloads/PDF/Dinu-TPh-2005.pdf

Frunzescu, D. – Geologie generală și stratigrafică, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 2002

Ionescu, M., Nicolescu, Ș., – Tehnologia forării sondelor, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 2003

Iordache, G., Avram, L. – Foraje speciale și foraj marin, Editura Tehnică, București, 1996

Macovei, N. – Fluide de foraj și cimenturi de sondă, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 1993

Macovei, N. – Echipament de foraj, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 1996

Macovei, N. – Tubarea și cimentarea sondelor – Editura Universității Petrol și Gaze, Ploiești, 1998

Macovei, N. – Dificultăți, accidente și avarii în foraj, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 2010

Mutihac, V., Stratulat, M. I., Fechet, R. M. – Geologia României, Editura Didactică și Pedagogică, R. A. București, 2004

Nicolescu, Ș. – Forajul sondelor (Tubarea sondelor – partea II-a), Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 2002

Popescu, M. G. – Fluide de foraj și fluide de izolare, Editura Universității Petrol și Gaze din Ploiești, 2002

Societatea Națională a Petrolului PETROM S.A. Sucursala Petromar Constanța – Proiectul sondei 63 Pescăruș, 2000.

Tatu, G. – Carnet tehnic – Forarea sondelor, Editura Tehnică, 1983

http://www.gspoffshore.com/download/technical_documents/GSP_URANUS.pdf (accesat 29.06.2015)

J.M.J. Journée, W.W. Massie – Offshore Hydromechanics First Edition, Delft University of Technology, 2001 accesat online la adresa: http://ocw.tudelft.nl/courses/offshore-engineering/offshore-hydromechanics-1/readings/?jumpurl=uploads%2Fmedia%2FOffshoreHydromechanics_Journee_Massie_01.pdf&juSecure=1&mimeType=application%2Fpdf&locationData=11935%3Att_content%3A65347&juHash=28043327a83c8261e1528b075d96dbdf56ca8e23 (accesat 06.07.2015)

www.petrowiki.org (accesat 14.06.2015 – 28.06.2015)

Stănescu I., Brustur T., Pavel A. B. – Raport privind impactul asupra mediului pentru executarea lucrărilor de abandonare a intervalului 3172 – 1662 m și re-săpare a intervalului 1662 – 4521 m, in sonda LO 1 Lebăda Est, Bucuresti, 2014 accesat online la adresa http://www.anpm.ro/documents/18093/2100053/RIM+OMV+Lebada+Est.pdf/805a0457-e549-4d6c-980b-bcd06935276a (accesat 15.06.2015)

http://www.wipertrip.com/cementing/casing/270-example-calculation-20in-casing-cementing-stinger (accesat 14.06.2015)