CAPITOLUL 1 GEOLOGIA STRUCTURII ………………………….. ………………………….. ………………………….. 5 1.1… [613744]

Cuprins
CAPITOLUL 1 GEOLOGIA STRUCTURII ………………………….. ………………………….. ………………………….. 5
1.1 Caracteristici generale ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……….. 5
1.2 Stratigrafia structurii Boldești ………………………….. ………………………….. …………………………. 5
1.3 Dificultăți în foraj ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 6
1.4 Variația gradienților presiunilor din pori, noroaiele de foraj și de fisurare în funcție de
adâncimea sondei. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………. 7
CAPITOLUL 2 STABILIREA PROGRAMULU I DE TUBARE ………………………….. ………………………….. …… 9
2.1 Calculul diametrelor coloanelor și sapel or ………………………….. ………………………….. ………. 10
2.2 Stabilirea adâncimilor de fixare ale coloanelor de tubare ………………………….. ………………. 12
CAPITOLUL 3 FLUIDE DE FORAJ ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 13
3.1 Rolul fluidelor de foraj ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 13
3.2 Tipuri de fluide de foraj ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 14
3.3 Calculul volumelor de fluide de fora j ………………………….. ………………………….. ……………… 15
3.4 Calculul cantităților volumelor de material necesare preparării și pompării fluidelor de
foraj …………… ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 16
CAPITOLUL 4 GARNITURA DE FORAJ ………………………….. ………………………….. ………………………….. 19
4.1 Rolul și componența garniturii de foraj ………………………….. ………………………….. …………… 19
4.2 Stabilirea diametrelor și lungimilor prăjinilor ………………………….. ………………………….. ….. 20
4.3 Calculul de rez istentă al garniturii de foraj la coloana de exploatare ………………………….. .. 21
CAPITOLUL 5 TUBAREA SOND EI ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 31
5.1 Solicitările coloanei de tubare ………………………….. ………………………….. ……………………….. 31
5.2 Calculul de rezistență al coloanei de ancoraj ………………………….. ………………………….. ……. 33
5.3 Calculul de rezistență al coloanei intermediare 1 ………………………….. ………………………….. 36
5.4 Calculul de rezistență al coloanei de exploatare ………………………….. ………………………….. .. 42
CAPITOLUL 6 CIMENTAREA COLOANELOR DE TUBARE ………………………….. ………………………….. …. 51
6.1 Cimentarea cu două dopuri ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 51
6.2 Cimentarea coloanei de ancoraj ………………………….. ………………………….. ……………………… 53
6.3 Cimentarea coloanei intermediare 1 ………………………….. ………………………….. ………………. 56
6.4 Cimentarea coloanei intermediare 2 ………………………….. ………………………….. ………………. 60
6.5 Cimentarea coloanei de exploatare ………………………….. ………………………….. …………………. 61
Concluzii…………………………. ……………………………………………………………………………………………….7 7
BIBLIOGRAFIE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …. 78

5
Capitolul 1 GEOLOGIA STRUCTURII
1.1 Caracteristici generale
Zăcămîntul de pe s tructura Boldești are în flancul sudic zăcăminte de țiței fără cap primar de
gaze pentru Sarmațian. El este constituit dintr -o stivă de nisipuri cu o mare varietate de facies, at ât
pe plan vertical, cât și în plan orizontal.
-Tipul z ăcăm ântului este stratiform ecranat tectonic
-Grosimea totală a stratului este de 560 m
-Porozitatea este de 20%
-Saturația în apă este inițială de 27%
-Presi unea inițială este de 230 -270 atm
Sarmațianul de pe flancul sudic Boldești a fost pus în exploatare î n anul 1950.
Încep ând cu anul 1953, în scopul menținerii presiunii zăcăm ântului s -a inițiat un proces de
injecție de apă extracontural.
Structura Boldești reprezintă un anticlinal cu axă mare de 12 km și axa mică de 2,5 km. Face
parte din zona de molasa (M io-Pliocen) și este încadrată în struc tura Podenii Vechi la Nord, Țintea –
Băicoi la Vest , Urlați -Malu Roșu la Est și Bucov la Sud.
Un prim ciclu de sedime ntare s -a încheiat în Sarmațianul timpuriu. În felul acesta a luat
naștere o mol asă superioară care a coperă transgresiv formațiuni mai vechi și urma Șariajului
Mold avic. Așadar, în ansamblul mol asei carpatice se poate vorbi de o mol asă inferioară de v ârstă
Miocen -Sarmațian timpuriu și o molasă superioară de v ârstă Sarmato -Pliocenă.
1.2 Stratigrafia structuri i Boldești
Structura Boldești se încadrează în zona mio -pliocenă a depresiunii din fața Carpaților
Orientali, fiind situată în extremitatea estică a alini amentului cutelor d iapire .
Întruc ât structura Boldești a constituit obiectul unor numeroase documentații în care geologia
structurală a fost in detaliu prezentată, în c ele ce urmează se va prezenta pe scurt coloana
stratigrafică ce alc ătuiește structura.
Sedimentele ca re intră în alcătuirea structurii aparțin Miocenului reprezentat prin Sarmațian
și Pliocen care este dispus discordant peste Sarmațian și reprezentat prin ciclul său complet de
sedimentare alcătuit din Meo țian, Dacian si Levantin.
Sarmațianul are o dezvolt are în facies predominant marnos în bază, extins pe grosime ce
variază în jurul valorii de 100m.Acestea trec treptat la partea superioară într -un facies predominant
nisipos , grezos cu o grosime între 400 -500 m.
Meoțianul constituie cel de -al doilea obiecti v productiv al structurii, are o arie mai mar e de
dezvoltare, fiind productiv at ât în flancul nordic, c ât și în cel sudic. Este dezvoltat în facies
predominant nisipos, cu intercalații subțiri de marne nisipoase și treceri gradate de la nisipuri

6
grezoase l a gresii nisipoase și invers și are o grosime de circa 300 m, cuprinz ând trei complexe
productive cunoscute de jos in sus s ub numele de :M1, M intermediar , MII și productiv de gaze la fel
ca Sarma țian.
Ponțianul – dispus in continuitate de sedimentare peste Meoțian, este dezvoltat într -un facies
predominant marnos, depozitele sale fiind alcătuite din marne nisipoase si slab nis ipoase, compacte,
marne argiloase si argile grezoase.
Dacianul prezintă alc ătuirea de nisipuri marnoase cu bob grosier, mijlociu și f in, nisipuri
calcaroase cu intercalații de marne nisipoas e, slab nisipoase si argile nisipoase toata aceasta serie de
sedim entare alcătuiesc un complex în întreaga sa dezvoltare. La partea superioar ă se dezvoltă o
serie alc ătuită din nisipuri grosiere și p ietrișuri fine, atribuite Levantinului, de care este greu de
separat ca urmarea unui facies asemănător în zona lor de separare. Are o grosime de circa 300 m si
este productiv de gaze.
Levantinul – în partea inferioară este format din marne argiloase si mar ne cu intercalații de
nisipuri, gresii cu intercala ții de marne ce suporta o stiva de nisipuri grosiere si pietri șuri. Grosimea
lui este intre 1000 -2500 m. În nisipurile situate deasupra marnelor bazale sunt acumul ări de petrol.
Se estimează ca vor fii int erceptate urm ătoarele limite geologice:
– Dacian/Pon țian 900 m
– Ponțian/Meo țian 2020 m
– Meoțian/Sarma țian 2600 m
1.3 Dificultăți în foraj
De la informațiile obținute de la sondele săpate anterior pe structură se estimează
posibilitatea înt âmpinării următoare lor dificultăți în foraj:
-Instabilitatea mecanică a pereților de sondă și posibile pierderi de fluid în Dacian .
-Deformări ale găurii de sondă ca urmare a interacțiunii fizic e și chimice dintre fluidele de
foraj și conținutul mineralogic al argilelor, în special în Ponțian, Meoțian și Sarmațian.
-Posibilele pierderi de fluid în Meoțian și Sarmațian.
-Corectări repetate, țineri pe gaură și prinderi de sape în Ponțian și Meoțian și Sarmațian.
-Tendințe naturale de deviere spre N -V manifestat încep ând din Po nțian.
Dintre dificultățile menționate mai sus, corectările repetate ale găurii de sondă și ținerile pe
gaură însoțite de tendințe de prindere a garniturii se înt âlnesc pregnant la majoritatea sondelor
săpate pe structură. Toate aceste dificultăți conduc l a creșt erea duratei de realizare a sondei.
Reducerea duratei de realizare a forajului sondei este un factor important pentru finalizarea
acestuia fără complicații sau accidente. Pentru atenuarea dificultăților de foraj se recomandă
utilizarea sapelor perf ormante , care să conducă pe c ât posibil la evitarea pauzelor de circulație.
Pentru reușita și scurtarea intervențiilor de corectare a traiectului găurii de sondă și implicit a

7
duratei de realizare a sondei se recomandă utilizarea motorului de fund. Apariți a pierd erilor de fluid
poate fi evitată prin menținerea densității fluidului la valorile reduse recomandate și tratarea
acestora cu materiale de blocare. Regimul de foraj va fi moderat la traversarea formațiunilor cu
posibile pierderi de fluid. În cazul ap ariției unor pierderi masive de fluid în formațiunea productivă
se va trata fluidul de foraj cu materiale de podire (carbonat de calciu).
Traversarea zonelor cu posibile acumulări de gaze se va face cu circulații intermediare
pentru eliminarea acestora de fluid, utilizarea unor debite și viteze, mecanice reduse și urmărirea
atentă a comportării puțului la extragerea garniturii de foraj pentru evitarea fenomenului de
pistonare.
Pentru menținerea proprietăților fluidelor de foraj prin împiedicarea contaminări i lor c u
solide străine este obligatorie funcționarea permanentă a sistemului de curățire mecanică a acestora.
Analiza și determinarea exactă a dificultăților de foraj apărute, a cauzelor producerii lor și a
măsurilor necesare rezolvării acestora se va put ea face exact numai în timpul derulării lucrărilor de
săpare.
1.4 Variația gradienților presiunilor din pori, noro aiele de foraj
și de fisurare în funcție de ad âncimea sondei.
Analiza și interpretarea complexă a informațiilor obținute pe structura Boldești și a lucră rilor
de cercetare geologică (datele diagraf iilor geologice de sondă, datele obținute la probele de
producție și datele din timpul forajului), în special la sondele de corelare au permis evaluarea
gradienților de presiune și fisurare, în funcție de adâncim e, pentru succesiunea litografică estimată a
fi întâlnită la sonda proiectată.
• Dacian în intervalul 0 – 900 m
Γp = 0,97 – 1,01 bar / 10 m
Γfis = 1,3 – 1,6 bar / 10 m
• Ponțian în intervalul 900 – 2020
Γp = 1,01 – 1,15 bar / 10 m
Γfis = 1,59 – 1,84 bar / 10 m
• Meoțian în intervalul 2020 – 2600
Γp = 1,16 – 1,18 bar / 10 m
Γfis = 1,69 – 1,85 bar / 10 m
• Sarmațian în intervalul 2600 – 3010 m
Γp = 1,18 bar / 10 m
Γfis = 1,85 – 1,9 bar / 10 m

8

Grafic 1.1 -Variația gradienț ilor de presiune, fisurare și a fluidelor de foraj

9
Capitolul 2 STABILIREA PROGRAMULU I DE TUBARE
Calculul diametrelor coloanelor și al sapelor se face conform programului de construcție al
sondei stabilit. Astfel, pentru coloana de exploatare se impune un diametru de 7 in.
Programul de tubare este format din 4 coloane:
Coloana de ancoraj; (0-300 m)
-consolidează gaura de sondă în zonele de suprafață și protejează sursele subterane de apă
potabilă, împiedicând contaminarea lor cu noroi, apă sărată, petrol sau diverse chimical e.
-constituie un suport pentru coloanele următoare (în cazul in care acestea nu sânt cimentate
până la suprafață) ;
-prezintă un suport pentru instalația de prevenire a erupțiilor ;
-împiedică pătrunderea gazelor venite de la adân cimi mari în strat ele perme abile, care au
presiune mică la suprafață ;
Coloana intermediară 1; (0-1000 m)
Coloana intermediară 2 ; (0-2000 m)
Introduse pentru:
-consolidarea strat elor în care se produc pierderi de fluid de foraj;
-consolidarea stratelor cu p resiuni ridicate (anormale) ;
-consolidarea masivelor de sare;
-consolidarea zonelor care conțin roci cu stabilitate redusă;
Coloana de exploatare. (0-3010 m)
-permite deplasarea fluidelor exploatate de la nivelul stratului productiv, până la suprafață,
prin intermediul coloanei de e xtracție (tubingului);
-permite exploatarea selectivă a stratelor (vor fi puse în comunicație cu interiorul coloanei,
prin perforaturi, numai stratele care interesează extracția);
-asigură realizarea unor operații privind îmbunăt ățirea procesului de exploa tare: fisurări,
acidizări, sau recuperări secundare.
Unele coloane intermediare și de exploatare nu sunt tubate până la suprafață, ci numai până
la șiul coloanelor precedente, pe intervalul ne tubat .
Determinarea adâncimilor de fixare:
Ha = 300 m;
Hi1 = 1000 m;
Hi2 = 2000 m;
He = 3010 m.

10
2.1 Calculul diametrelor coloanelor și sapelor
La alcătuirea succesiunii sap ă-coloan ă sunt urmărite două condiții.
Prima condiție impune ca în exteriorul coloanelor de burlane să existe un joc suficient de mare
pentru intro ducerea fără dificultăți și pentru realizarea unei cimentări eficiente în spațiul inelar.
Mări mea acestui joc este determinată de rigiditatea burlanelor, tipul îm binărilor, prezența unor
dispozitive cum ar fi centrori și scarificatori, lungimea intervalulu i deschis sub șiul coloanei
precedente, existența unor zone ce pot prezenta dificultăți la tubare (strângeri ori surpări ale pereților,
pierderi de circulație), viteza de introducere.
Jocurile uzuale variază între 7 și 70 mm. Ele cresc cu diametrul coloan elor și cu lungimea
intervalului deschis. Pot fi mai mici pentru burlane calibrate și mai mari în zone cu tendință severă
de strângere a pereților.
A doua condiție impune ca sapa destinată săpării următorului tronson de sondă să trea că prin
coloanele anter ior tubate.
a) Coloana de exploatare
– diametrul coloanei de exploatare : De = 7 in = 177,8 mm;
– diametrul peste mufă al coloanei de exploatare : Dme= 187,7 mm;
– jocul radial dintre mufă și peretele găurii de sondă : δe = 15 mm;
– diametrul sapei pentru coloana de exploatare :
Dse = Dme + 2 ∙ δe = 187,7 + 2 ∙ 15 =217,7 mm;
Se alege diametrul sapei pentru coloana de exploatare din catalog:
Dse catalog = 215,9 mm; 8½ in;
-diametrul interior pentru coloana de exploatare : Die = 150,4 mm;
-rația de tubare : Ri=δe
Ds=Ds ecatalog− Dme
2 ∙ Dse catalog = 215 ,9−187 ,7
2 ∙ 215 ,9 = 0,065 ϵ [0,05…1] ;
Înseamnă că sapa a fost bine aleasă.
b) Coloana intermediară 2
-diame trul interior al coloanei intermediare 2:
𝐷𝑖𝑖2 = 𝐷𝑠𝑒 𝑐𝑎𝑡𝑎𝑙𝑜𝑔 + 2 ∙ 𝑎 = 215 ,9 + 2∙ 2 = 219 ,9 𝑚𝑚 ;
a – jocul dintre sapă și interiorul coloanei următoare : a = 2 mm;
-diametrul interior al coloanei intermediar e din catalog:
Dii2 catalog = 216,8 mm >Dse catalog = 215,9 mm;
-diametrul exterior pentru coloana intermediară 2: De i2 = 95/8 =244,5 mm;
-diametrul peste mufă al coloanei intermediare 2: Dm i2 = 269,9 mm;
-jocul radial dintre mufă și peretele găurii de sondă : δe = 20 mm;
– diametrul sapei pentru coloana intermediară 2:

11
Dsi2 = Dm i2 + 2 ∙ δe = 269,9 + 2 ∙ 20 = 309,9 mm;
Se alege diametrul sapei pentru coloana intermediară 2 din catalog: Ds i2catalog = 311,2 mm;
-rația de tubare : Ri=δe
Ds=Dsi2cat− Dmi2
2 ∙ Dsi2ca t = 311 ,2 −269 ,9
2 ∙311 ,2 = 0,0663 𝜖 [0,05…1];
Înseamnă că sapa a fost bine aleasă.
c) Coloana intermediară 1
-diametrul interior al coloanei intermediară 1:
Dii1= Ds i2catalog + 2 ∙ a = 311,2 + 2∙ 2 = 315,2 mm;
-diametrul interior al coloanei intermedia re din catalog:
Dii1 catalog = 316,6 mm > Ds i2catalog = 311,2 mm;
-diametrul exterior pentru coloana intermediară 1: De i1 = 133/8= 339,7 mm;
-diametrul peste mufă al coloanei intermediare 1: Dm i1 = 365,1 mm;
-jocul radial dintre mufă și peretele găurii de sondă : δe = 35 mm;
– diametrul sapei pentru coloana intermediară 1:
Dsi1 = Dm i1 + 2 ∙ δe = 365,1 + 2 ∙ 35 = 435,1 mm;
Se alege diametrul sapei pentru coloana intermediară 1 din catalog: Ds i1catalog = 444,5 mm;
-rația de tubare : Ri=δe
Ds=Dsi1acat− Dmi1
2 ∙ Ds i1cat=444 ,5 −365 ,1
2 ∙ 444 ,5 = 0,0 893 ϵ [0,05…1];
Înseamnă că sapa a fost bine aleasă.
c) Coloana de ancoraj
-diametrul interior al coloanei de ancoraj :
𝐷𝑎 = 𝐷𝑠 𝑖1𝑐𝑎𝑡𝑎𝑙𝑜 𝑔 + 2 ∙ 𝑎 = 444 ,5 + 2∙ 2 = 448 ,5 𝑚𝑚 ;
-diametrul interior al coloanei de ancoraj din catalog :
𝐷𝑖𝑎 𝑐𝑎𝑡𝑎𝑙𝑜𝑔 = 444 ,5 𝑚𝑚 ≥𝐷𝑠 𝑖1𝑐𝑎𝑡𝑎𝑙𝑜𝑔 = 444 ,5 𝑚𝑚 ;
-diametrul exterior pentru coloana de ancoraj : Da = 185/8= 473,1 mm ;
-diametrul peste mufă al coloanei de ancoraj : Dma = 508 mm ;
jocul radial dintre mufă și peretele găurii de sondă : δe = 40 mm;
– diametrul sapei pentru coloana de ancoraj :
Dsa = Dma + 2 ∙ δe = 508 + 2 ∙ 40 = 588 mm;
Se alege diametrul sapei pentru coloana de ancoraj din catalog:
Dsa catalog = = 581 mm; → sapă lărgitor
-rația de tubare : Ri=δe
Ds=Dsacat− Dma
2 ∙ Dacat=581 −508
2 ∙ 581 = 0,0 628 ϵ [0,05…1]
Înseamnă că sapa a fost bine aleasă.

12
Tabel 2.1 – Diametrele coloanelor și sapel or de foraj

2.2 Stabilirea ad âncimilor de fixare ale coloanelor de tubare
Coloana de ancoraj: H a – 300 m
Coloana intermediară 1: Hi1 –1000 m
Coloana intermediară 2:Hi2 – 2000 m
Coloana de exploatare: H e – 3010 m

Tipul
coloanei Intervalul
tubat Diametrul
exterior
al coloanei 𝐷𝑚 Di 𝐷𝑠𝑐𝑎𝑡𝑎𝑙𝑜𝑔 R
m in Mm mm mm in mm –
Ancoraj 0-300 185/8 473.1 508 444.5 227/8 581 0,0628
Intermediar a1 0-1000 133/8 339,7 365.1 316.6 171/2 444.5 0,0893
Intermediar a 2 0-2000 95/8 244,5 269.9 216.8 121/4 311.2 0,0663
Exploatare 0-3010 7 177.8 187.7 150.4 81/2 215.9 0.065
Fig. 2.2 – Stabilirea diametrului sapei Fig. 2.3 – Stabilirea diametrului interior al coloanei Fig. 2.1 Adâncimile de fixare a coloanelor și diametrele acestora

13
Capitolul 3 FLUIDE DE FORAJ
3.1 Rolul fluidelor de foraj
Principala metodă de foraj este metoda rotativă, cu transmiterea rotației de la suprafaț ă prin
garnitura de for aj. Ea este caracterizată prin circulația continuă a fluid ului de foraj sau de circulație.
Ultimele decenii ale secolului trecut se pompa prin prăjini apă pentru a spăla permanent talpa
sondei și a evacua detri tusul la suprafață. Cu particule fine de rocă, mai ales cu cele dispersabile în
apă, se forma un noroi, de -a lungul spațiul inelar. Treptat, exigențele impuse acestui fluid au
crescut. El a început să fie preparat la suprafață din argile coloidale , studiat în laborator, testat l a
sondă, tratat și curățat cu mai multă atenție. În scopul obținerii unor performanțe superioare,
compoziția fluidelor de foraj s -a diversificat continuu.
Circulația fluidului de foraj poate fi: directă sau inversă. Circulația directă asigură circuitul
normal al fluidului de foraj: habă – pompă – manifold – încărcător – furtun de foraj – cap hidraulic
– interiorul prăjinii de antrenare – interiorul prăjinilo r de foraj – interiorul prăjinilor grele – sapă –
spațiul inelar – derivație – echipamentul de curăți re a fluidului de foraj – habă. Circulația inversă se
realizează în cazul unor operații speciale sau chiar în foraj, iar fluidul de foraj este pompat prin
spațiul inelar și se ridică prin garnitura de foraj .
Sintetizând, fluidului de foraj i se atribuie, în prezent, următoarele roluri principale:
1. Hidrodinamic . După ieșirea din duzele sapei, fluidul curăță particule de rocă dislocată de
pe talpa sondei și le transportă la suprafață, unde s unt îndepărtate. La forajul cu jet – inclusiv la
dirijarea cu jet -, fluidul de circulație constituie și instrumentul de dislocare a rocii.
2. Hidrostatic . Prin contrapresiunea creată asupra pereților, el împiedică surpar ea rocilor
slab consolidate și pătrunderea nedorită în sondă a fluidelor din formațiunile traversate.
3. De colmatare . Datorită diferenței de presiune sondă -strate, în dreptul rocilor permeabile
se depune prin filtrare o turtă din particule solide, care co nsolidează pietrișurile, nisipurile și alte
roci slab cimentate sau fisurate. Totodată turta de colma tare reduce frecările dintre garnitura de
foraj sau coloana de burlane și rocile din pereți, diminuea ză uzura prăjinilor și a racordurilor.
4. De răcire și lubrifiere . Fluidul de circulație răcește și lubrifiază elementele active ale
instrumentului de disl ocare, prăjinile, lagărele sapelor cu role – dacă sunt deschise – și lagărele
motoarelor d e fund. Filmul de noroi din zonele impermeabile și turta de colma tare din porțiunile
permeabile reduc frecările dintre prăjini și pereți, micșorând viteza de uzare și momentul necesar
rotirii.
5. Motrice . Când se forează cu motoare d e fund, hidraulice sau pneumatice, fluidul de foraj
constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafață la motorul aflat deasupra sapei.
6. Informativ . Urmărind fluidul de circulaț ie la ieșirea din sondă și det ritusul adus la
suprafață, se obțin informații asupra rocilor interceptate și a fluidelor din porii lor. Unele roci, cum
este sarea, alterează proprietățile fluidului într -un mod caracteristic: cresc gelația, viscozitatea și

14
viteza de filtrare. La investigarea rocilor din pereții sondei prin carotaj de conductivitate, fluidel e de
foraj conductive asigură cuplajul electric între electrozi și rocile din jur.
În anumite situații fluidul de foraj poate îndeplini și alte atribuții: plasarea pastei de ciment
în spațiul ce urmează să fie cimentat, antrena rea unor scule de instrumentație, degajarea garniturilor
de foraj prinse, asigurare a presiunii necesare între coloana de exploatare și tubingul suspendat în
packer, omorârea sondei.
Prin efectul de flotabilitate exercitat asupra garniturii de prăjini sau asupra coloanelor de
burlane se reduce, uneori sensibil, sarcina la cârligul instala ției de foraj.
3.2 Tipuri de fluide de foraj
Pentru ρn ≤ 1200 Kg
m3 → Noroi natural ap ă + argil ă
Pentru ρn>1201Kg
m3→ noroi îngreunat dispersat format din apă, argilă , barită + material
de îngreuiere
ρa = 1000 Kg
m3
ρarg = 2500 Kg
m3
ρb = 4100 Kg
m3
ρnancoraj = Γnancoraj
100 = 1,2∗105
10∗10 = 12 00 Kg
m3
ρnintermediară 1 = Γnintermediară 1
100 = 1,2∗105
10∗10 = 1200 Kg
m3
ρnintermediară 2 = Γnintermediară 2
100 = 1,25∗105
10∗10 = 1250 Kg
m3
ρnexploatare = Γnexploatare
100 = 1,3∗105
10∗10 = 1300 Kg
m3
-Pentru coloana de ancoraj: 𝜌𝑛𝑎= 1200 kg/m3 ≤ 1200 kg/m3 =>noroi natural
-Pentru coloana intermediară 1: 𝜌𝑛𝑖1= 1200 kg/m3 ≤ 1200 kg/m3 =>noroi natural
-Pentru coloana intermediară 2: 𝜌𝑛𝑖2= 1250 kg/m3 > 1201 kg/m3 =>noroi îngreuiat
-Pentru coloana de exploatare: 𝜌𝑛𝑒= 1300 kg/m3 > 1201 kg/m3 =>noroi îngreuiat
Γfisa = 1,435 𝒃𝒂𝒓𝟏𝟎 𝒎⁄
Γfisi1= 1,6 𝒃𝒂𝒓𝟏𝟎 𝒎⁄
Γfisi2 = 1,785 𝒃𝒂𝒓𝟏𝟎 𝒎⁄
Γfise = 1,9 𝒃𝒂𝒓𝟏𝟎 𝒎⁄

15
Tabel 3.1- Proprietățile fluid elor de foraj

Tipul
coloanei
Intervalul
forat

Tip fluid
de foraj

Densitatea
fluidului
de foraj
𝜌𝑛 Vâscozi
tatea
plastică
p Tensiunea
dinamică
de
forfecare
0
Filtratul
F
Turta
T
pH
– m – kg/m3 cP N/m2 cm3 mm –
A 0-300 natural 1200 7 … 16 1,9 …
11,4 11,3 2,1 9
I1 300-1000 natural 1200 8 … 17 2 … 11 11,7 2,4 9
I2 1000 -2000 îngreu iat 1250 8 … 18 2,1 …
10,8 12,2 2,9 9
E 2000 -3010 îngreuiat 1300 8 … 19 2,2 …
11,3 12,8 3,1 9

3.3 Calculul volumelor de fluide de foraj
Intervalul forat 0 – 300 m (coloana de ancoraj)
Vna = Vsd + Vrez
Vsd= Vrez
Vsd=π
4∙Dsacatalog2∙Ha
Vna=2·π
4∙Dsacatalog2∙Ha= 2 ·π
4∙(0,581 )2 ∙ 300 = 159 .07 m3

Intervalul forat 300 – 1000 m (coloana intermediară 1)
Vni1=2·[π
4∙Diacatalog2∙Ha+π
4∙Dsi1catalog2·(Hi1−Ha)]
Vni2 = 2 ·[π
4∙0,44452·300+π
4∙0,44452·(1000 – 300)]= 310.35 m3
Intervalul forat 1 000 – 2000 m (coloana intermediară 2)
Vni2=2·[π
4∙Dii1catalog2∙Hi1+π
4∙Dsi2catalog2·(Hi2−Hi1)]= 309,57 m3
Vni2= 2 · [π
4 ∙ 0,31662 ∙ 1000 + π
4∙ 0,31122 · (2000 -1000)] = 309,57 m3
Fig. 3.1 – Schemă de calcul a volumului
de foraj pentru coloana de ancoraj

16

Intervalul forat 2000 -3010 m (coloana de exploatare)
Vne = 2·[π
4∙Dii2catalog2∙Hi2+π
4∙Dsecatalog2·(He−Hi2)]
Vne = 2 ·[π
4∙0,21682·2000 +π
4∙0,21592·(3010 – 2000)]= 221.61 m3

3.4 Calculul can tităților volumelor de material necesare
preparării și pompării fluidelor de foraj
În intervalul 0 – 300 m (coloana de ancoraj)
𝜌𝑛𝑎=1200𝐾𝑔
𝑚3 → noroi natural
𝜌𝑎𝑟𝑔=2500𝐾𝑔
𝑚3
𝜌𝑎 = 1000 𝐾𝑔
𝑚3
𝑉𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑎
𝑉𝑎·𝜌𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔∙𝜌𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑎∙𝜌𝑛𝑎
𝑉𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔=159 .07
𝑉𝑎·1000 + 𝑉𝑎𝑟𝑔∙2500 =159 .07∙1200
Fig. 3.2 Schema de calcul a volumului
de foraj pentru coloana intermediară 1
Fig. 3.3 – Schema de calcul pentru coloana de exploatare

17
𝑉𝑎 = 159.07 – 𝑉𝑎𝑟𝑔
(159.07 – 𝑉𝑎𝑟𝑔) ∙1000 + 2500 ∙𝑉𝑎𝑟𝑔 = 190886.4
1500 ∙ 𝑉𝑎𝑟𝑔 = 31814.4
𝑉𝑎𝑟𝑔 = 21,20 m3 argilă
Va = 159.07 -21.20 =137.86 m3 apă
𝑚𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑎𝑟𝑔·𝜌𝑎𝑟𝑔=21,20·2500 =53000 𝐾𝑔= 53 tone argilă
În intervalul 300 – 1000 m (coloana intermediară 1)
𝜌𝑛𝑖1=1200𝐾𝑔
𝑚3 → noroi natural
𝜌𝑎𝑟𝑔=2500𝐾𝑔
𝑚3;
𝜌𝑎=1000𝐾𝑔
𝑚3;
𝑉𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑖1
𝑉𝑎·𝜌𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔∙𝜌𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑖1∙𝜌𝑛𝑖1
𝑉𝑎=𝑉𝑛 𝑖1−𝑉𝑎𝑟𝑔
Varg=ρni2−ρa
ρarg−ρa · Vni1
Varg=1200 −1000
2500 −1000 · 310,35 = 41,38 m3 argilă;
𝑚𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑎𝑟𝑔·𝜌𝑎𝑟𝑔=41.38·2500 =103450 𝐾𝑔= 103,45 tone argilă ;
𝑉𝑎=𝑉𝑛 𝑎−𝑉𝑎𝑟𝑔
Va = 310,35 – 40.38 = 2 68,97 m3 apă;
În intervalul 1000 – 2000 m (coloana intermediară 2)
𝜌𝑛𝑖2=1250𝐾𝑔
𝑚3→𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 =1200𝐾𝑔
𝑚3
𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 + 𝑉𝑏=𝑉𝑛 𝑖2
𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 ·𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 + 𝑉𝑏∙𝜌𝑏=𝑉𝑛 𝑖2∙𝜌𝑛𝑖2
𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 =𝑉𝑛 𝑖2−𝑉𝑏
𝑉𝑛 𝑖2·𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 −𝑉𝑏∙𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 + 𝑉𝑏∙𝜌𝑏=𝑉𝑛 𝑖2 ∙𝜌𝑛𝑖2
𝜌𝑏=4100𝐾𝑔
𝑚3
𝑉𝑏=𝜌𝑛𝑖2−𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙
𝜌𝑏−𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 · 𝑉𝑛 𝑖2
𝑉𝑏=1250 −1200
4100 −1200 · 276 = 9,51 𝑚3barită
𝑚𝑏=𝑉𝑏·𝜌𝑏=9,51·4100 =38991 𝐾𝑔= 38,99 tone barită
Vn initial = 276 – 9,51 = 266,49 m3
𝑉𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙
𝑉𝑎·𝜌𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔∙𝜌𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 ∙𝜌𝑛𝑖𝑛𝑖 ț𝑖𝑎𝑙

18
𝑉𝑎=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 −𝑉𝑎𝑟𝑔
𝜌𝑎𝑟𝑔=2500𝐾𝑔
𝑚3;
𝜌𝑎=1000𝐾𝑔
𝑚3;
Varg=ρninitial −ρa
ρarg−ρa · Vn initial
Varg=1200 −1000
2500 −1000 · 266,49 = 35,53 m3 argilă;
𝑚𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑎𝑟𝑔·𝜌𝑎𝑟𝑔=35,53·2500 = 74613 kg = 74,61 tone argilă;
𝑉𝑎=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 −𝑉𝑎𝑟𝑔
Va = 266,49 – 35,53 = 230,96 m3 apă;
În intervalul 2000 – 3010 m (coloana de exploatare)
𝜌𝑛𝑒=1300𝐾𝑔
𝑚3→𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 =1200𝐾𝑔
𝑚3
𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡 𝑖𝑎𝑙+ 𝑉𝑏=𝑉𝑛 𝑒𝑥𝑝𝑙𝑜𝑎𝑡𝑎𝑟𝑒
𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 ·𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 + 𝑉𝑏∙𝜌𝑏=𝑉𝑛 𝑒𝑥𝑝𝑙𝑜𝑎𝑡𝑎𝑟𝑒 ∙𝜌𝑛𝑒
𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 =𝑉𝑛 𝑒𝑥𝑝𝑙𝑜𝑎𝑡𝑎𝑟𝑒 −𝑉𝑏
𝑉𝑛 𝑒𝑥𝑝𝑙𝑜𝑎𝑡𝑎𝑟𝑒 ·𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎 𝑙−𝑉𝑏∙𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 + 𝑉𝑏∙𝜌𝑏=𝑉𝑛 𝑒𝑥𝑝𝑙𝑜 𝑎𝑡𝑎𝑟𝑒 ∙𝜌𝑛𝑒
𝜌𝑏=4100𝐾𝑔
𝑚3
𝑉𝑏=𝜌𝑛𝑒−𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙
𝜌𝑏−𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 · 𝑉𝑛 𝑒𝑥𝑝𝑙𝑜𝑎𝑡𝑎𝑟𝑒
𝑉𝑏=1300 −1200
4100 −1200 · 221.61 = 7.64 𝑚3barită
𝑚𝑏=𝑉𝑏·𝜌𝑏=7.64·4100 =31324 𝐾𝑔= 31.32 tone barită
V n inițial = 221.61 – 7.64 = 213.97 m3
𝑉𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙
𝑉𝑎·𝜌𝑎+ 𝑉𝑎𝑟𝑔∙𝜌𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 ∙𝜌𝑛 𝑖𝑛𝑖ț𝑖𝑎𝑙
𝑉𝑎=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 −𝑉𝑎𝑟𝑔
𝜌𝑎𝑟𝑔=2500 𝐾𝑔
𝑚3;
𝜌𝑎=1000 𝐾𝑔
𝑚3;
Varg=ρninitial −ρa
ρarg−ρa · Vn initial
Varg=1200 −1000
2500 −1000 · 213.97 = 28.52 m3 argilă;
𝑚𝑎𝑟𝑔=𝑉𝑎𝑟𝑔·𝜌𝑎𝑟𝑔=28.52·2500 =71300 𝐾𝑔= 71.3 tone argilă ;
𝑉𝑎=𝑉𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 −𝑉𝑎𝑟𝑔 ;Va = 213.97 – 28.52 = 185.45 m3 apă

19
Capitolul 4 GARNITURA DE FORAJ
4.1 Rolul și componența garniturii de foraj
Prin garnitură de foraj se înțelege ansamblul de țevi, înșurubate într e ele, care servesc în
primul rând la antrenarea sapei de foraj. Elementele componente ale acestui ansamblu sunt numite
prăjini.
În cazul forajului cu masă rotativă sau cu cap hidraulic motor , garnitura de prăjini reprezintă
arborele de transmisie a mișcăr ii de rotație de la suprafață la sapă: prin intermediul ei se tra nsmite
energia necesară dislocării rocii din talpa sondei.
La forajul cu motor de fund, amplasat deasupra sapei, garnitura de prăjini nu se rotește, dar
ea preia momentul reactiv al motorului și îl transmite prin frecare, parțial sau total pereților sondei .
Dacă frecările nu sunt suficient de mari ca să preia momentul reactiv – la sonde puțin adânci –
garnitura trebuie blocată la suprafață ; altminteri, ea se rotește spre stânga și sapa rămâne nemișcată.
Garnitura de foraj formează un dublu canal de circulație a fluidului de spălare și evacuare a
detritusului dislocat de sapă: fluidul este pompat prin interiorul prăjinilor spre ta lpă și iese înapoi la
suprafață prin spațiul inelar format de gar nitură cu pereții sondei.
Când se folosește un motor cu fund hidraulic, fluidul de foraj pompat prin prăjini transmite
energia necesară pentru antrenarea sapei.
În afara forajului propriu zis , cu ajutorul garniturii de prăjini se execută în sonde și alte
operații: carotaj mecanic, lărgirea găurii de sondă, probarea stra telor propuse productive,
introducerea și cimentarea l inerelor , formarea dopurilor de ciment , circulația noroiului pentru
omogenizare, tratare, îngreunare sau înlocuirea unui timp de foraj c u altul „ omorârea” sondelor în
cazul manifestărilor eruptive, instrumentații, frezarea dopurilor de ciment, controlul găurii de sondă.
Garnitura de foraj reprezintă o succesiune de componente de la capul hidraulic până la sapă
(forajul rotativ hidraulic) s au până la motorul submersibil plasat deasupra sapei (forajul cu motor
submersibil)
În componența ei intră
– prăjina de antrenare;
– prăjina de foraj;
– prăjini intermediare;
– prăjini grele;
– reducț ii și racorduri de legătură;
– accesorii de fund: stabilizatori, co rectori, amortizoare de vibrații, geale, cana de
siguranță etc.
Prăjina de antrenare preia mișcarea de rotație de la masa rotativă și o transmite sapei prin
intermediul garniturii de foraj.

20
Prăjinile de foraj sunt țevi cu lungimea de circa 9 m, terminate l a un capăt cu cep și la
celălalt cu mufă, spre a se putea îmbina între ele.
Prăjinile de antrenare sunt prăjini de foraj cu pereți groși.
Prăjinile grele sunt țevi cu pereții relativ groși (2 0 – 100 mm), care se plasează deasupra
sapei și creează apăsarea necesară pentru avansarea ei.
Reducțiile fac legătura între două prăjini și sapă, între prăjini și carotieră, între prăjini și
motoarele submersibile.
Stabilizatorii centrează porțiunea inferioară a garniturii în gaura de sondă , respectiv evită
sau contro lează devierea acesteia.
Corectorii calibrează gaura de sondă și joacă, în același timp, și rol de stabilizatori.
Amortizorul de vibrații se montează deasupra sapei și are rolu l de protecție a garniturii de
foraj față de vibrațiile periculoase care iau naș tere mai ales atunci când se forează în roci tari.
Geala de foraj creează șocuri în garnitură pentru eliberarea ei în cazul înțepenirii în gaura de
sondă.
Canaua de siguranță s e montează în partea superioară a garniturii de foraj pentru a închide
interioru l prăjinilor în cazul unui pericol de manifestare a sondei .
A proiecta o garnitură de foraj înseamnă a -i stabili: diametrul nominal, grosimea de perete,
calitatea oțelului.
Uneori se intercalează de -a lungul garniturii și alte dispozitive precum: coșul de decantare
(depunerea resturilor metalice antrenate de noroi de pe talpa sondei); cu rățitorul de ciment
(îndepărtarea cimentului de pe pereții interiori ai coloanel or de burlane); supapele (împiedică
ascensiunii fluidului de foraj prin interiorul prăjinilor ); geala de bătaie (desprinderea garniturii în
cazul prinderii acesteia în gaura de sondă); d ispozitivele pentru măsurarea devierii sondei;
protectoarele de cauciu c etc.
4.2 Stabilirea diametrelor și lungimilor prăjinilor
Diametrul exterior al prăjinilor de f oraj se alege în funcție de diametrul sapei din catalog,
deci:
Dp = f(D s catalog )
Tabel 4.1- Diametr ele prăjinilor pentru fiecare coloană
Dp t qp
in mm mm kg/m
Ancoraj 65/8 168,3 8,38 37,50
Intermediara 1 51/2 139,7 9,17 32,59
Intermediara 2 5 127.0 9,19 29.02
Exploatare 41/2 114.3 8.56 24.70
Condi ția pentru alegerea diametrului exterior al prăjinilor grele este:
𝑫𝒈≤ 𝑫𝒔 𝒄𝒂𝒕 – 𝟏 𝒊𝒏;

21
Tabel 4.2- Diametrul exterior al prăjinilor grele funcție de coloană
Dg dig qg
in mm mm kg/m
Ancoraj 11 279,4 76,2 444,5
Intermediar a1 11 279,4 76,2 444,5
Intermediara2 11 279,4 76,2 444,5
Exploatare 7 1/4 184,2 71,5 177,6
-pentru coloana de ancoraj :
Ds catalog = 581 mm;
Dg≤581 – 25,4 = 5 55,6 mm
Se alege D g = 11 in;
-pentru coloana intermediară 1:
Ds catalog = 444,5 mm;
Dg≤444,5 – 25,4 = 419,1 mm
Se alege D g =11 in ;
-pentru coloana de intermediara 2 :
Ds catalog = 311,2 mm;
Dg≤311,2 – 25,4 = 285,8 mm
Se alege D g = 11 in;
-pentru coloana de exploatare:
Ds catalog = 215,9 mm;
Dg≤215,9 – 25,4 = 190,5 mm
Se alege D g = 71/4 in;
Stabilirea lungimilor ansamblurilor de prăjini
Prăjini grele :
-Pentru coloana de ancoraj : lg= 60 m;
-Pentru coloan a intermediară 1: lg = 80 m;
-Pentru coloan a intermediară 2: lg = 110 m;
-Pentru coloana de exploatare : lg = 160 m.
Prăjini de foraj :
-Pentru coloana de ancoraj : lp = H a – 50 = 300 – 60 = 240 m;
Pentru coloana intermediară 1: lp = H i1 – 80 = 1000 – 80 = 920 m;
Pentru coloana i ntermediară 2: lp = H i2 – 110 = 2000 – 110 = 1890 m;
Pentru coloana de exploatare : lp = H e – 160 = 3010 – 160 = 2850 m.
4.3 Calculul de rezistentă al garniturii de foraj la coloana de
exploatare
Determina rea eforturilor din garnitura de foraj ; secțiunea 1-1

22
În timpul extragerii garniturii de foraj

Determinarea solicit ării de trac țiune :
pi f p p g p
zAF F F F G G +++−+=2 1

) (g p f G Gs F +=
;
()g p
on
p p G G F F +−=+−
2 1 ;
()g pe
i G GgaF += ;
Unde:
−fF forța de frecare;

−2 ,1 p pFF forțe de presiune;

−iF forța de iner ție;

−pG greutatea pr ăjinilor grele;

−pG greutatea pr ăjinilor de foraj;

−s coeficient de frecare, 𝑠=0.15;

−ea accelera ția la extragerea garniturii, ae=0,25 m/s2;

−n densitatea noroiului de foraj;
rn =1300 kg/m3;

−o densitatea o țelului,
7850=o kg/m3;

−pA aria pr ăjinii din sec țiunea 1-1;
În urma simplific ărilor se ob ține rel ația pentru
z
Fig. 4.1 Forțel e care apar în timpul extragerii
garniturii fără circulație

23

sz=(Gp+Gg)(1-rn
ro+s+ae
g)
Ap
Greutatea pr ăjinilor de foraj: 𝐺𝑝=𝑞𝑝⋅𝐿𝑝⋅𝑔=24,70⋅2850 ⋅10=703,950 𝑘𝑁
Greutatea pr ăjinilor grele : 𝐺𝑔=𝑞𝑔⋅𝑙𝑔⋅𝑔=177 ,6⋅160 ⋅10=284 ,160 kN
Aria pr ăjinii în secțiunea 1-1 :
𝐴𝑝=𝜋⋅𝑡(𝐷𝑝−𝑡)=𝜋⋅8,56⋅10−3(114 ,3⋅10−3−8,56⋅10−3)=0,00284  𝑚2
Din programul de construc ție a sondei se aleg e gradientul de presiune a noroiului
𝛤𝑛=1.3bar/10m de unde 𝜌𝑛=1300 kg/m3;
σz=(Gp+Gg)(1−ρn
ρo+s+ae
g)
Ap=(703 ,950 +284 ,160 )⋅103⋅(1−1300
7850+0,15+0,25
10)
0,00284
=350 ,75⋅106 N/mm2
Determinarea solicit ării axiale: 𝜎𝑎𝑥=𝜎𝑧−𝜎î=350 ,75−0=350 ,75 N/mm2
Unde:
−î solicitarea la încovoiere,
0=î ;
Determinarea solicit ării presiunii interioare si exterioare :
𝜎𝑡,𝑟=𝑟𝑖2⋅𝑝𝑖−𝑟𝑒2⋅𝑝𝑒
𝑟𝑒2−𝑟𝑖2±(𝑝𝑖−𝑝𝑒)⋅𝑟𝑒2⋅𝑟𝑖2
𝑟2(𝑟𝑒2−𝑟𝑖2)
Unde:
−ir raza interioar ă;

−er raza exterioar ă;

−r distanta radială a punctului considerat;

−ip presiunea interioar ă

−ep presiunea exterioar ă;
02 22 2
, =−=
−−= p
r rprpr
i ee i
rt

Determinarea solicit ării la încovoiere: 𝜎î=0
Determinarea solicit ării la torsiune:
0= Deoarece nu are loc forajul
Determinarea tensiunii
1 :
01==r
Determinarea tensiunii :
𝜎2=𝜎𝑎𝑥+𝜎𝑡
2+√(𝜎𝑎𝑥−𝜎𝑡
2)2
+𝜏2=350 ,75−0
2+√(350 ,75−0
2)2
+0=350 ,75 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea tens iunii
3 :
2

24
𝜎3=𝜎𝑎𝑥+𝜎𝑡
2−√(𝜎𝑎𝑥−𝜎𝑡
2)2
+𝜏2=350 ,75−0
2−√(350 ,75−0
2)2
+0=0 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea tensiunii echivalente :
𝜎𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣=√1
2[(𝜎1−𝜎2)2+(𝜎2−𝜎3)2+(𝜎3−𝜎1)2]=
√1
2[(0−350 ,75)2+(350 ,75−0)2+(0−0)2]=350 ,75 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea limitei de curgere a o țelului :
σechiv ≤σad=Rp0,2
cs
Unde:
−sc coeficient de siguran ță
−2,0pR
limita de curgere a otelului c ând trece de la starea elastic ă la starea plastic ă.
𝑅𝑝0,2=𝑐𝑠⋅𝜎𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣=1,5⋅350 ,75=526 ,125 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea eforturilor din garnitura de foraj. Din sec țiunea 2 -2
În timpul extragerii garniturii de fora j
𝜎𝑧=−𝜌𝑛𝑔𝐻=−1300 ⋅10⋅3010 ⋅10−6=−39,13 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea solicit ării axiale: 𝜎𝑎𝑥=𝜎𝑧−𝜎î=−39,13 N/mm2
Unde:
−î solicitarea la încovoiere,
0=î ;
Determinarea solicit ării presiunii inter ioare si exterioare:
Determinarea tensiunii circumferen țiale
) () (
2 2 22 2
2 22 2
,
i ei e e i
i ee e i i
rtrrrrrpp
rrprpr
−−
−−=

Unde:
−ir raza interioar ă;

−er raza exterioar ă;

−r distanta radială a punctului considerat;

−ip presiunea interioar ă;

−ep presiunea exterioar ă;
Fig. 4.2 Schema de acționare a presiunii interioare

25
pi=pe=ρgH=p
𝜎𝑡,𝑟=−𝑝=−𝜌𝑔𝐻 =−39,13 𝑁/𝑚𝑚2
𝜎𝑡=𝜎𝑟
Determinarea solicit ării la încovoiere : 𝜎î=0
Determinarea solicit ării la torsiune :
0= , deoarece nu are loc forajul
Determinarea tensiunii
1 : 𝜎1=𝜎𝑟=−39,13 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea tensiunii :
𝜎2=𝜎𝑎𝑥+𝜎𝑡
2+√(𝜎𝑎𝑥−𝜎𝑡
2)2
+𝜏2=−39,13 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea tensiunii
3 :
𝜎3=𝜎𝑎𝑥+𝜎𝑡
2−√(𝜎𝑎𝑥−𝜎𝑡
2)2
+𝜏2=−39,13 𝑁/𝑚𝑚2
Determinarea tensiunii echivalente :
𝜎𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣=√1
2[(𝜎1−𝜎2)2+(𝜎2−𝜎3)2+(𝜎3−𝜎1)2]=0 𝑁/𝑚2
Determinare a limitei de curgere a o țelului :
𝜎𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣≤𝜎𝑎𝑑=𝑅𝑝0,2
𝑐𝑠
Unde:
−sc coeficient de siguran ță
−2,0pR
limita de curge re a o țelului c ând trece de la starea elastic ă la starea plastic ă
2
2,0 /005,1 mN c Rechiv s p ===

Extragere în timpul forajului
Secțiunea 1-1:
Întindere:
2
Fig. 4.3 Forțele care apar rezultat al
extragerii garniturii în timpul forajului

26
𝜎𝑧=𝐺𝑝+𝐺𝑔−𝐹𝑝1+𝐹𝑝2−𝐺𝑠+𝐹𝑝3
𝐴𝑝
𝜎𝑧=(𝐺𝑝+𝐺𝑔)(1−𝜌𝑛
𝜌𝑜)−𝐺𝑠+𝐹𝑝3
𝐴𝑝
𝜎𝑧=(703950 +284160 )(1−1300
7850)−158067 ,77+144636 ,62
0,00284
𝜎𝑧=285 ,578 N/mm2
𝐺𝑠=1
𝑐𝑠∙𝑞𝑔∙𝑙𝑔∙𝑔∙(1−𝜌𝑛𝑒
𝜌𝑜)=1
1,5∙177 ,6∙160 ∙10∙(1−1300
7850)= 158067 ,77 N
𝐹𝑝3=𝑝𝑖𝑛𝑐∙𝐴𝑖𝑝= 𝑝𝑖𝑛𝑐·𝜋
4·𝑑𝑖𝑝2=195·105·𝜋
4·0,097182=144636 ,62 N
P înc = 195 bar
dip2 = D p – 2t = 114 ,3 – 2 ∙ 8,56 = 97,18 mm
Secțiunea 2-2:
Compresiune:
𝜎𝑧=−𝐺𝑠− 𝐹𝑝1
𝐴𝑔 = −158067 ,77−885068 ,17
0,02261866= – 46,11 N/𝑚𝑚2
𝐹𝑝1=𝜌𝑛𝑒∙𝑔∙𝐻∙𝐴𝑔=1300 ∙10∙3010 ∙0,02261866 =885068 ,17 N
𝐴𝑔=𝜋
4(𝐷𝑔2−𝑑𝑖𝑔2)=𝜋
4(0,184 ,152−0,07152) = 0,022 61866 m2
Torsiunea (răsucirea):
Secțiunea 1-1:
𝜏𝑚= 𝑀𝑚
𝑊𝑝𝑝 = 4241 ,1
0,0001399 = 30315225 ,16 N/𝑚2=30,31 N/mm2
Wpp= 𝜋
16·𝐷𝑝4−𝑑𝑖𝑝4
𝐷𝑝 = 𝜋
16·0,11434−0,097184
0,1143 = 0,000 1399 𝑚3
dip = D p – 2 ∙ t = 114,3 – 2 ∙ 8,56 = 97 ,18 mm
𝑀𝑚=𝑀𝑠+𝑀𝑟𝑔+𝑀𝑟𝑝=1580,67 + 2660 ,43 = 4241 ,1 N·m
𝑀𝑠=𝑀𝑠𝑝·𝐺𝑠=10· 10-3 ∙ 158067 ,77 =1580,67 N·m
𝑀𝑠𝑝=10 𝑁𝑚
𝑘𝑁
Mrg+Mrp=Prgf
ω = Prgf
2·π∙n = Pgf·1000
2·π∙100
60=27,86·1000
2·π∙100
60 = 2660 ,43 N·m
𝑃𝑔𝑓=𝑐∙(𝐷𝑔2·𝑙𝑔+𝐷𝑝2∙𝐿𝑝)·𝑛1,7·𝜌𝑛
c = (2 … 5 ) ∙ 10-7
c =2· 10-7
𝑃𝑔𝑓= 2·10−7∙(0,184152·160 +0,11432∙2850 )·1001,7·1300 = 27,86 kW
n =100 rot/min
Secțiunea 2-2:

27
τs= Ms
Wpy = 1580 ,67
0,0011982 = 1319203 ,8N/𝑚2= 1,31 N/𝑚𝑚2
Wpy = = 𝜋
16·𝐷𝑔4−𝑑𝑖𝑔4
𝐷𝑔 = 𝜋
16·0,184154−0,07154
0,18415 = 0,00119 82 𝑚3
Ms = Msp ∙ Gs = 10 ∙ 10-3 ∙ = 1 580,67 N ∙ m
Încovoierea:
Secțiunea 1-1:
𝜎𝑖𝑛𝑐=0 N/𝑚𝑚2
Secțiunea 2-2:
𝜎𝑖𝑛𝑐=0 N/𝑚𝑚2
Tensiunea axială:
σax=σz+σinc= σz+0
σax1 −1=σz1−1=285 ,578 N/mm2
σax2 −2=σz2−2=−46,11 N/mm2
Tensiuni radiale și tangen țiale datorate presiunii interioare și presiunii exterioare:
Secțiunea 1-1:
𝜎𝑡,𝑟=𝑟𝑖2∙𝑝𝑖
𝑟𝑒2−𝑟𝑖2±𝑟𝑖2∙𝑟𝑒2∙𝑝𝑖
𝑟2(𝑟𝑒2−𝑟𝑖2)
𝑝𝑒=0 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝑖=𝑝𝑖𝑛𝑐=195 𝑏𝑎𝑟 = 19,5 N/mm2
𝑟𝑖=𝑑𝑖𝑝
2=97,18
2=48,59 𝑚𝑚
𝑟𝑒=𝐷𝑝
2=114 ,3
2=57,15 𝑚𝑚
Pt r = 𝑟𝑖 = 48,59 mm
𝜎𝑡=ri2+re2
re2−ri2∙pi=0,057152+0,048592
0,057152−0,048592∙195 ∙ 105 = 121,22 N/mm2
𝜎𝑟=ri2−re2
re2−ri2∙pi=−pi=−19,5 N/𝑚𝑚2
Pt r = 𝑟𝑒= 57,15 mm
𝜎𝑡=2·𝑟𝑖2
𝑟𝑒2−𝑟𝑖2∙𝑝𝑖=2·0,048592
0,057152−0,048592∙195 ·105= 101,72 N/mm2
𝜎𝑟=0N/𝑚𝑚2
Se alege 𝝈𝒕= 121,22 N/mm2
Se alege 𝝈𝒓= -19,5 N/mm2
Secțiunea 2 -2:
𝜎𝑡,𝑟=𝑟𝑖2∙𝑝𝑖−𝑟𝑒2∙𝑝𝑒
𝑟𝑒2−𝑟𝑖2±𝑟𝑖2∙𝑟𝑒2∙(𝑝𝑖−𝑝𝑒)
𝑟2(𝑟𝑒2−𝑟𝑖2)

28
𝑝𝑒=𝜌𝑛𝑒∙𝑔∙𝐻𝑒=1350 ·10·4100 = 39,13 N/mm2
𝑝𝑖=𝑝𝑠+𝜌𝑛𝑒∙𝑔∙𝐻=8+55,35 = 47,13 N/mm2
Ps = 80 bar = 8000000 N/m2
𝑟𝑖= 𝑑𝑖𝑔
2 = 71,5
2 = 35,75 𝑚𝑚
𝑟𝑒= 𝐷𝑔
2 = 184 ,15
2 = 92,075 𝑚𝑚
r = 𝑟𝑖=35,75 𝑚𝑚
𝜎𝑡=35,752∙47,13−2∗92,0,752∙39,13+92,0752∗47,13
92,0752−35,752 = -28,28 N/mm2
𝜎𝑡 = -28,28 N/mm2
𝜎𝑟= – pi = -47,13 N/mm2
r =𝑟𝑒=92,075 𝑚𝑚
𝜎𝑡=2∗35,752∙47,13−92,0752∙39,13−35,752∗39,13
92,0752−35,752 = -36,28 N/mm2
𝜎𝑡 = -36,28 N/mm2
𝜎𝑟 = – pe = – 39,13 N/mm2
Se alege 𝝈𝒕 = -36,28 N/mm2
Se alege 𝝈𝒓= – pi = -47,13 N/mm2
Tensiuni principale:
𝜎1=𝜎𝑟
𝜎1−1=−19,5 N/𝑚𝑚2
𝜎2−2=−47,13 N/𝑚𝑚2
Secțiunea 1-1:
𝜎2,3=𝜎𝑎𝑥+𝜎𝑡
2±√(𝜎𝑎𝑥−𝜎𝑡
2)2
+𝜏2
𝜎2=285 ,578 +121 ,22
2 + √(285 ,578 −121 ,22
2)2
+30,312 = 290,98 N/mm2
𝜎3=285 ,578 +121 ,22
2 – √(285 ,578 −121 ,22
2)2
+30,312 = 115,8 N/mm2
Secțiunea 2 -2:
𝜎2,3=𝜎𝑎𝑥+𝜎𝑡
2±√(𝜎𝑎𝑥−𝜎𝑡
2)2
+𝜏2
𝜎2 =−46,11−36,28
2 + √(−46,11+36,28
2)2
+1,312 = -36,11 N/mm2
𝜎3=−46,11−36,28
2 – √(−46,11+36,28
2)2
+1,312 = -46,27N/mm2

29
Tensiunea echivalentă:
𝜎𝑒𝑐ℎ=√1
2∙[(𝜎1−𝜎2)2+(𝜎2−𝜎3)2+(𝜎3−𝜎1)2]
𝜎𝑒𝑐ℎ 1−1=√1
2∙[(−19,5−290 ,98 )2+(290 ,98−115 ,8)2+(115 ,8+19,5)2]
𝜎𝑒𝑐ℎ 1−1= 269,62 N/mm2
𝜎𝑒𝑐ℎ 2−2=√1
2∙[(−47,13 −36,11)2+(−36,11+46,27)2+(−46,27+47,13 )2]
𝜎𝑒𝑐ℎ 2−2=59,29 N/mm2
Tabel 4.3 – Solicitările coloanei de exploatare
Extragere f ără circulație, MPa În timpul forajului, MPa
1-1 2-2 1-1 2-2
σz 350,75 -39,13 285,578 -46,11
τz 0 0 30,31 1,31
σin 0 0 0 0
σax 350,75 -39,13 285,578 -46,11
σt 0 -39,13 121,22 -36,28
σr 0 -39,13 -19,5 -47,13
σ1 0 -39,13 -19,5 -47,13
σ2 350,75 -39,13 290,98 -36,11
σ3 0 -39,13 115,8 -46,27
σech 350,75 0 269,62 59,29
σech,max =350,75
Rp0,2,min =526,125 Aleg clasa de rezistență X-95
Rp0,2,min =655N/mm2

30
Tabel 4.4 – Clase de oțeluri standardizate

În urma calc ulelor efectuate, rezultă că tensiunea maximă care se exercită asupra garniturii
de foraj, se întâlnește în secțiunea 1 -1, în timpul extragerii fără circulație.
𝜎𝑒𝑐ℎ 𝑚𝑎𝑥 ≤𝜎𝑎𝑑=𝑅𝑝0,2
𝑐𝑠
Se alege 𝜎𝑒𝑐ℎ 𝑚𝑎𝑥= 350,75 N/mm2
𝑅𝑝0,2≥𝑐𝑠∙ 𝜎𝑒𝑐ℎ 𝑚𝑎𝑥= 1,5· 𝜎𝑒𝑐ℎ 𝑚𝑎𝑥=1,5 ·350 ,75 =526 ,125 N/ 𝑚𝑚2
În urma acestor calcule și folosind tabelul de mai sus , se va alege un oțel cu o valoare a
limitei de curgere mai mare de 526,125 N/mm2 . Pentru aceasta, se va alege o țelul cu clasa de
rezistență X -95 , având R p0,2=655 N/mm2 .

Clasa de rezisten ță a oțelului
2,0pR (N/mm2)
510−
D 380
E-75 517
X-95 655
G-105 739
S-135 931
V-150 1055
U-170 1170

31
Capitolul 5 TUBAREA SONDEI
5.1 Solicitările coloanei de tubare
Solicitările cele mai importante la care sunt supuse coloanele de burlane sunt: presiunea
exterioară, tracțiunea și presiunea interioară. L a acestea trebuie adăugate solicitările care apar
accidental: încovoiere (în găuri de sondă deviate), compresiune (fl ambaj), răsucire, degradare în
timp, coroziune, utilizarea improprie a sculelor de manevră.
-Presiunea exterioară
Presiunea exterioară est e datorată fie unei dife rențe de greutate specifică a fluidelor din
interiorul și exteriorul coloanei, fie deformării unor roci străbătute de sondă.
Dacă valoarea presiunii exterioare depășește rezistența burlanului la această solicitare,
consecința imedia tă este turtirea acestuia.
Se determină astfel o presiune critică de turtire pentru diverse situații:
a) Domen iul elastic
𝑝𝑐𝑟=0,7125 ⋅ 2𝐸
1−µ2⋅ 1
𝐷
𝑡 (𝐷
𝑡−1)2;
unde:
µ este coeficientul lui Poisson;
E – modul de elasticitate longitudin ală al materialului burlanului;
D – diametrul exterior;
t – grosimea de perete a burlanului;
0,7125 – factor multiplicativ accep tat la ora actuală de API
Mai există încă 3 domenii și anume de tranziție, plastic și domeniul pur elastic. Cele mai
multe dintr e burlane utilizate în practica forajului se încadrează în limitele domeniului de tranziție.
-Tracțiunea
Solicitarea la tracțiune este datorată: greutății proprii a coloanelor, varietății presiunii și
temperaturii, încovoierii, unor cauze accidentale . Dacă forțe le de tracțiune ating o valoare critică,
burlanele cedează în zona cea mai slabă. Iar această valoare limită const ituie rezistența burlanelor la
tracțiune. Burlanele pot ceda fie din corp fie din zona îmbinării.
a) Forța de tracțiune datorată greutății proprii
𝐹𝑞= ∑𝑙𝑖⋅𝑞𝑖(1−𝜌𝑓
𝜌0),
unde:
𝑙𝑖 reprezintă lungimile tronsoanelor care compun coloana (i = 1 – n);
𝑞𝑖 – greutățile unitare corespunzătoare ;
𝜌𝑓 – densitatea fluidului de foraj ;
𝜌0 – densitatea oțel ului din care sunt constituite burlanele ;

32
b) Forța de tracțiune datorată variației temperaturii. Apare în cazul coloanelor
considerate încastrate la capete
Prin definiție, forța datorată variației temperaturii
𝐹𝑡 = 𝜎𝑡⋅ 𝐴,
unde A reprezintă aria secțiuni i transversale a burlanului, ia r efortul unitar :
𝜎𝑡= 𝜀⋅𝐸,
în care deformația specifică :
𝜀=𝛥𝐿
𝐿.
c) Forța de tracțiune datorată presiunii interioare. Apare tot ca efect al poziției
încastrate a capetelor coloanei. Sub acțiunea presiunii interioare pi, în peretele burlanului apare un
efort unitar :
𝜎=µ⋅piD
2𝑡
de unde forța de tracțiune datorată presiunii interioare
𝐹𝑝= 𝜎⋅𝐴= µ⋅pi D A
2𝑡
-Presiune interioară
Se vorbește despre solicitarea la presiune interioară atunci când presiunea din i nteriorul
coloanei o depășește pe cea din exterior (punerea în producție a unor s trate cu presiuni mari)
Atunci când presiunea interioară depășește valoarea rezistenței la această solicitare, se
produce spargerea sau ruperea acesteia.
Valoarea presiunii li mită pentru toate tipurile de burlane se determină cu ajutorul relației lui
Barlow:
𝑝𝑠𝑝=2⋅𝜎𝑐⋅𝑡
𝐷,
în care 𝜎𝑐 este rezistența minimă la curgere a burlanului.
Dacă se consideră burlanele comerciale cu grosimea minimă admisă în specificați ile de
fabricație, atunci
𝑝𝑠𝑝=2⋅𝜎𝑐⋅𝑡𝑚𝑖𝑛
𝐷,
unde 𝑡𝑚𝑖𝑛 = 0,875 t (conform buletinelor API)
Cel mai adesea, rezistența la presiune interioară a îmbinărilor filetate este mai mare sau cel
puțin egală cu cea a burlanelor din zona ne filetată.
𝑝𝑠𝑝=2𝜎𝑐𝑡𝑚𝑓
𝐷𝑚=𝜎𝑐 𝐷𝑚−𝐷𝑖𝑚
𝐷𝑚,
unde:
𝑡𝑚𝑓 este grosimea mufei la fundul filetului în planul din capătul cepului în po ziție strânsă;
𝐷𝑚,𝐷𝑖𝑚 – diametrul exterior și interior al mufei

33
5.2 Calc ulul de rezistență al coloanei de ancoraj
– diametrul coloanei de ancoraj: Da = 185/8 in = 473,1 mm;
– adâncimea coloanei de ancoraj: Ha = 300 m ;
– diametrul coloanei intermediare 1 : Di1 = 133/8 in = 339,7 mm;
– adâncimea coloanei intermediare 1: Hi1 = 1000 m ;
– diametrul coloanei intermediare 2 : Di2 = 95/8 in = 244 ,5 mm ;
– adâncimea coloanei intermediare 2: Hi2 = 2000 m ;
-diametrul coloanei de exploatare: De = 7 in = 1 77,8 mm;
– adâncimea coloanei de exploatare: He = 3010 m;
– densitatea noroiului de foraj pentru coloana de ancoraj: ρna = 1200 kg/m3;
– densitatea noroiului de foraj pentru coloana intermediară 1: ρni1 = 1200 kg/m3;
– densitatea noroiului de foraj pentru coloana intermediară 2: ρni2= 1250 kg/m3;
– densitatea noroiului de foraj pentru coloana de exploatare: ρne = 1300 kg/m3;
– densitatea fluidului de fisurare pentru coloana de ancoraj: ρfis,ech ,a = 1435 kg/m3;
– densitatea fluidului de fisurare pentru coloana intermediară 1: ρfis,ech ,i1= 1600 kg/m3;
– densitatea fluidului de fisurare pentru coloana interm ediară 2: ρfis,ech ,i2 = 1785 kg/m3;
– densitatea fluidului de fisurare pentru coloana de exploatare: ρfis,ech ,e= 190 0 kg/m3;
Presiunea din pori (coloana intermediară 1)

𝑝𝑝𝑖1=𝜌𝑛𝑖1⋅𝑔⋅𝐻𝑖1=1200 ⋅10⋅1000 ⋅10−5=120 bar
Presiunea de fisurare la șiul coloanei de ancoraj
𝑝𝑓𝑖𝑠𝑎 =(𝜌𝑓𝑖𝑠,𝑒𝑐ℎ,𝑎+100 )⋅𝑔⋅𝐻𝑎=(1435 +100)⋅10⋅300 ⋅10−5=46,05 bar
Presiunea interioară (cazul sondă închisă și plină cu gaze):
g=200 kg/m3
am=1050 kg/m3;
Fig. 5.1 S Calculul presiunii din pori

34
1. La gura sondei :
pi1=pc=pfisa−ρg⋅g⋅Ha
pe1 = 0 bar
Δpi1=pi1−pe1=pc= 46,05 – 200 ∙ 10 ∙ 3 00 ∙ 10-5 = 40,05 bar
2.La șiul coloanei :
==fisa i p p2
46,05 bar
a am e Hg p =2
= 1050 ∙ 10 ∙ 3 00 ∙ 10-5 = 31,5 bar
=−=−=a am fisa e i i Hg p p p p 2 2 2
46,05 – 31,5 = 1 4,55 bar
Tabel 5.1 Rezistența burlan ului 185/8
Diametrul
coloanei Oțel t Îmbinare q A psp pia pt pea Fs Fsa
In mm – mm – kg/m m2 bar bar bar bar kN kN
185/8 473,1 J-
55 11,05 S 130,21 0,0160 155 124 43 40,95 3534 2019 ,42
J-55 12,32 S 143,61 0,0178 173 138,4 61 58,09 3812 2178,28
J-55 14,30 S 162,73 0,0206 201 160,8 92 87,61 – 1716

Prin urmare trebuie s ă alegem o valoarea a presiun ii interioare mai mare ca 4 0,05 bar
Deoarece în tabel nu se g ăsește un tronson cu 𝑝𝑖𝑎 < 124 bar s-a ales (J -55) t= 11,05 mm
25,1 csp==
spsp
iacpp

05,1ct==
tt
eacpp

𝐹𝑠𝑎=𝐹𝑠
𝑐𝑠𝑝
𝑐s=1,75
𝐻𝑎=300 𝑚→ l =
𝐻𝑎=300 𝑚

Grafic 5.1 – Variația presiunii interioare

p i a= 124 bar
∆p i 1= 40,05 bar
p i a>∆p i 1
Înseamnă că s e alege din catalog un o țel J 55 cu grosimea de perete t = 11,05 mm; S. 124124 40.05 , 0
11.55 , 3000
50
100
150
200
250
3000 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140Adîncimea, mPresiunea , bar
Pia1 (40,05-0; 11.55-300) P=11.55 bar

35
Presiune exterioar ă (golire total ă)
1.La gura sondei
pe1 = 0 bar
pi1 = 0 bar
𝛥𝑝𝑒1=𝑝𝑒1−𝑝𝑒2=0 bar
2.La șiul coloanei de ancoraj
a na e Hg p =2

bar 02=ip

𝛥𝑝𝑒2=𝑝𝑒2−𝑝𝑖2=𝜌𝑛𝑎⋅𝑔⋅𝐻𝑎=1200 ⋅10⋅300 ⋅10−5=36 bar
∆𝑝 𝑒 2=∆𝑝 𝑒 𝑠𝑖𝑢=36 𝑏𝑎𝑟
𝑝 𝑒 𝑎=40,95 𝑏𝑎𝑟
𝑝 𝑒 𝑎>∆𝑝 𝑒 2
Ha=l=3 00 m
Fig. 5.2 – Profil coloană
t=11,05 mm, oțelul J55

Verificarea profilului la tracțiune :
Greutatea coloanei in aer: 0
50
100
150
200
250
3000 10 20 30 40 50Adîncimea, mPresiunea, bar
(0:0 ; 36:300) Pea 36-36
Grafic 5.2 – Variația presiunii exterioare cu adâncimea

36
𝐺𝑎𝑒𝑟 = 𝑞·𝐻𝑎·𝑔=130 ,21·300 ·10·10−3=390 ,63𝑘𝑁<𝐹𝑠𝑎
𝐹𝑠𝑎=2019 ,42 𝑘𝑁
Greutatea coloanei in noroi:
𝐺𝑛𝑜𝑟𝑜𝑖 =𝐺𝑎𝑒𝑟 ·(1−𝜌𝑛𝑎
𝜌𝑜)=390 ,63·(1−1250
7850)=330 ,915 𝑘𝑁 <𝐹𝑠𝑎
𝑅𝑝 0,2=379 ,2 N/𝑚𝑚2
𝐹𝑎𝑥=𝐺𝑛=330 ,915 𝑘𝑁
𝑝𝑐𝑜𝑟= 𝑝𝑒 𝑎∙ [−𝐹𝑎𝑥
2·𝐴·𝑅𝑝 0,2+√1−3·(𝐹𝑎𝑥
2·𝐴·𝑅𝑝 0,2)2
]
𝑝𝑐𝑜𝑟=40,95·[−330 ,915 ∙103
2∙0,0160 ∙379 ,2∙106+√1−3∙(330 ,915 ∙103
2∙0,0160 ∙379 ,2∙106)2
]
𝑝𝑐𝑜𝑟=39,74 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝑒 ș𝑖𝑢 = 36 bar
𝑝𝑐𝑜𝑟>𝑝𝑒 ș𝑖𝑢=39,74 𝑏𝑎𝑟 >36 bar
Profilul sondei este format numai din burlan e cu grosimea de perete t = 11,05 mm
Dia = D aext – 2 ∙ t = 473,1 – 2 ∙ 11,05 = 451 mm
5.3 Calculul de rezistență al coloanei intermediare 1
Hi1=1000 m;
Di1= 13 3
8 in = 339,7 mm;
H=Hsd=3010 m;
Di2= 95/8 = 177,8 mm;
ρn i1=1200Kg
m3;
ρni2=1250Kg
m3;
ρfis echiv 1=1600Kg
m3 ;
ρfis echiv 2=1785Kg
m3;
ρam=1050Kg
m3;
ρg=300Kg
m3;
Pentru c ă în tab el nu exista valoare mai mica ca (Pia=194) se alege aceast ă valoare .
Presiunea fluidului din pori (intermediara 1)
𝑝𝑝 𝑖1= 𝜌𝑛𝑖2 ·𝑔·𝐻𝑖2= 1250·10· 2000 ·10−5= 250 bar
Presiunea de fisurare pentru coloana intermediară 1

37
𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖1=(𝜌 𝑓𝑖𝑠 𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣 𝑖1 +100 ) ·𝑔·𝐻𝑖1=1600∙10·1000·10−5=170 𝑏𝑎𝑟
Presiunea interioară: sondă închisă și plină cu gaze
-La gura sondei 1 :
p i 1=p c=pfis i1− ρg ·g·Hi1= 170 – 300 · 10· 1000·10−5=140 bar
p e 1=0 bar
∆p i 1=p i 1− p e 1 = p c=140 bar
-La șiul coloanei 2 :
p i 2=pfis i1=170 bar
p e 2= ρam ·g·Hi1= 1050·10· 1000·10−5=105 bar
∆p i 2=p i 2− p e 2 = 170 −105 =65 bar = Pșiu

Presiunea fluidului din pori ( intermediara 2)
𝑝𝑝𝑖2 = 𝜌𝑛 𝑒 ·𝑔·𝐻= 1300·10·3010· 10−5= 391,3 bar 65, 0
140, 1000140, 0 0
200
400
600
800
10000 20 40 60 80 100 120 140 160Adîncimea, mPresiunea, barPresiune interioară
140 bar-0m ; 65 bar-1000m 1 2
Grafic 5.3 – Variația presiunii interioare cu adâncimea Fig. 5.3 – Calculul presiunii interioare;
sondă închisă și plină cu gaze

38
Presiunea de fisurare pentru coloana intermediară 2
𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖2=(𝜌 𝑓𝑖𝑠 𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣 𝑖2 +100 ) ·𝑔·𝐻𝑖2=(1785+100) ∙10·2000· 10−5=377 𝑏𝑎𝑟
Presiunea interioară: (sondă închisă și plină cu gaze)
-La gura sondei 1:
𝑝 𝑖 1=𝑝 𝑐=𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖2− 𝜌𝑔 ·𝑔·𝐻𝑖2= 377 – 300 · 10· 2000·10−5=317 bar
𝑝 𝑒 1=0 𝑏𝑎𝑟
∆𝑝 𝑖 1=𝑝 𝑖 1− 𝑝 𝑒 1 = 𝑝 𝑐=317 𝑏𝑎𝑟
-La șiul coloanei 2:
𝑝 𝑖 2=𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖2=377 bar
𝑝 𝑒 2= 𝜌𝑎𝑚 ·𝑔·𝐻𝑖2= 1050 ·10·2000·10−5=210 bar
∆𝑝 𝑖 2=𝑝 𝑖 2− 𝑝 𝑒 2 = 377 −210 =167 𝑏𝑎𝑟
Se alege p c=pmax=317 bar < 350 bar ( H > 2500 m)
Scenariu sondă închisă și plină cu gaze funcționează prin urmare nu mai este nevoie sa
trecem la Dop de Gaze.
Tabel 5.2 – Rezistența burlanelor de tubare cu diametru 95/8
Di t oțel îmb. q A psp pia pt pea Fs Fsa

in mm mm kg/m m2 bar bar bar bar kN kN
95/8 244,5 8,94 J-
55 L 53,57 0,006616 242,7 194,2 139,3 132,7 2015 1151
95/8 244,5 10,03 J-
55 L 59,53 0,007388 273,3 217,8 177,2 168,8 2313 1322
95/8 244,5 11,05 N-
80 L 64,73 0,008104 436,4 349,1 262,7 250,2 3670 2097
95/8 244,5 11,99 N-
80 L 69,94 0,008758 474,7 379 328,2 312,6 4026 2301
95/8 244,5 13,84 N-
80 L 79,62 0,010229 546,8 437,5 456,4 434,7 4724 2699

Fig. 5.4 – Calculu l presiunii interioare

39

l1=p i a1−∆p i 2
g∙(ρam −ρg )=(194 ,2−167 )∙105
10∙(1050 −300 )=362 ,66 m
l2=p i a2−pia1
g∙(ρam −ρg )=(217 ,8−194 ,2)∙105
10∙(1050 −300 )=314 ,66 m
l3=p i a3−pia2
g∙(ρam −ρg )=(349 ,1−217 ,8)∙105
10∙(1050 −300 )=1750 ,66 m
l3=Hi1−l1−l2=2000 −362 ,66−314 ,66=1322 ,68 m
Deci lungimea tronsonului 3 va fi 1322 ,68 m
-Presiunea exterioar ă (golire parțială)
Hg=ρne−ρam
ρne⋅H=1300 −1050
130 0⋅3010 =578 ,84 m
-La gura sondei 1
pe1 = 0 bar
pi1 = 0 bar
bar 02 1 1 =−=e e e p p p

-La H g
𝑝𝑒2=𝜌𝑛𝑖2⋅𝑔⋅𝐻𝑔=1250 ⋅10⋅578 ,84⋅10−5=72,35 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝑖2=0
𝛥𝑝𝑒2=72,35 𝑏𝑎𝑟
-La șiul coloanei
𝑝𝑒3=𝜌𝑛𝑖2⋅𝑔⋅𝐻𝑖2=1250 ⋅10⋅2000 ⋅10−5=250 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝑖3=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅(𝐻𝑖2−𝐻𝑔)=1300 ⋅10⋅(2000 −578 ,84)=184 ,75 𝑏𝑎𝑟 0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
20000 50 100 150 200 250 300 350 400Adîncimea,mPresiunea, barPresiunea interioară
(317;0 – 167;2000) Pia3 Pia2 Pia1 1 2
Grafic 5.4 – Variația presiunii interioare pentru col. intermediară 2

40
𝛥𝑝𝑒=250 −184 ,75=65,25 𝑏𝑎𝑟
Tronsonul 1
l1= 362 ,66 m ; t 1= 8,94 mm ; J -55 L ; q 1= 53,57 kg/m ;
Greutatea coloanei i n aer va fii

==n
iii glq
1icol,G
𝐺𝑎𝑒𝑟 1=𝑞1⋅𝑙1⋅𝑔=53,57⋅362 ,66⋅10⋅10−3=194 ,276 𝑘𝑁
Fsa1 > Gaer1
1151 > 194 ,276
Fax1=Gaer1 ⋅(1−ρne
ρo)−ρni2⋅g ⋅(Hi2−l1)⋅A1=
=194 ,276 ⋅(1−1300
7850)−1250 ⋅10⋅(2000 −362 ,66)∗0,006616 ⋅10−3=26,7 kN

Presiunea corectata:
𝐺cor1′=𝐹𝑎𝑥








−+−=2
p pie, cor
0.2 0.2RA2F31RA2Fp pax ax

2
p N/mm 551 R
0,2=

𝑝cor=132 ,7⋅[−26,7⋅103
2⋅0,006616 ⋅551 ⋅106+√1−3⋅(26,7⋅103
2⋅0,006616 ⋅551 ⋅106)2
]=132 ,21 bar
𝒑𝒄𝒐𝒓=𝟏𝟑𝟐,𝟐𝟏 bar >𝒑𝒆,𝒔𝒊𝒖=𝟔𝟓,𝟐𝟓 bar 0, 0
72.35 , 578.84
65.25 , 20000
500
1000
1500
20000 20 40 60 80 100 120 140 160 180Adîncimea, mPresiunea, bar
(0.0; 72.35.578.84; 65.25;2000) Pea1 pea2 1 2
Grafic 5.5 – Presiunea exterioară pentru col. intermediară 2

41
Verificarea la tracțiune
Tronson ul 1
𝐺1=𝑞1⋅𝑙1⋅𝑔=53,57⋅362 ,66⋅10⋅10−3=194 ,276 𝑘𝑁
Tronson ul 2:
𝐺2=𝑞1⋅𝑙1⋅𝑔+𝑞2⋅𝑙2⋅𝑔=53,57⋅362 ,66⋅10+59,53⋅314 ,66⋅10=381 ,586 𝑘𝑁
𝐹𝑠𝑎2=1322 >𝐺2=381 ,586 𝑘𝑁
Tronsonul 3 :
𝑮𝟑=𝒒𝟏⋅𝒍𝟏⋅𝒈+𝒒𝟐⋅𝒍𝟐⋅𝒈+𝒒𝟑⋅𝒍𝟑⋅𝒈=
𝟓𝟑,𝟓𝟕⋅362 ,66⋅𝟏𝟎+𝟓𝟗,𝟓𝟑⋅𝟑𝟏4,66⋅𝟏𝟎+64,73⋅1322 ,68⋅𝟏𝟎⋅𝟏𝟎−𝟑=
1237 ,75 𝒌𝑵
𝑭𝒔𝒂𝟑=2097 >𝑮𝟑=1237 ,75 𝒌𝑵
tmed =t1l1+t2l2+t3l3
H
tmed =362 ,66⋅8,94+314 ,66⋅10,03+1322 ,68⋅11,05
2000=10,50 mm
𝐷𝑖𝑖=𝐷𝑖−2⋅𝑡𝑚𝑒𝑑 =244 ,5−2⋅10,50=223 ,5 𝑚𝑚 →𝐶𝑎𝑝 .6
Deci:
t1 =8,94 ; Oțel: J – 55 l1=362,66 m
t2 = 10,03 ; Oțel: J -55 l2=314,66 m
t3 = 11,05; Oțel: N – 80 l 3=1322 ,68 m
Deci profilul coloanei intermediare va fi :

t3 = 11.05 mm; N -80; l 3 = 1322.68 m

t2 = 10,03 mm; J -55; l 2 = 314.66 m

t1 = 8,94 mm; J -55; l 1 = 362.66 m

Fig. 5.5 Profilul coloanei intermediare 2

42
5.4 Calculul de rezisten ță al coloanei de exploatare
Date ini țiale:
-Diametrul coloanei de exploatare:
De = 7 in = 177,8 mm
-Adâncimea coloanei de exploatare:
He = 3010 m
-Densitatea noroiului de foraj pentru coloana de exploatare:
ne = 1300 kg/m3
-Densitatea fluidului de fisurare pentru coloana de exploatare:
fis,ech,e = 1900 kg/m3
-Densitatea gazelor:
ρg = 300 kg/m3
-Densitatea apei mineralizate:
ρam = 105 0 kg/m3
Presiunea din pori :
Fig. 5.6 Calculul presiunii din pori pentru coloana de exploatare
ppe=ρne∙g∙H=1300 ∙10∙3010 ∙10−5=391 ,30 bar;
Ppe = pșiu = 391,30 bar;
Presiunea la capul coloanei (sond ă închisă și plin ă cu gaze):

Fig. 5.7 Coloana de exploatare, sondă
închisă și plină cu gaze

43
𝑝𝑐=𝑝𝑝𝑜𝑟𝑖 −𝜌𝑔∙𝑔∙𝐻=391 ,30−300 ∙10∙3010 ∙10−5=301 𝑏𝑎𝑟;
Solicit ări combinate: (presiune exterioara, golire total ă + tracțiune) :
Tabel 5.3 – Rezistența burlanelor de tubare cu diametru de 7in
Da t oțel imb. q A psp pia pt pea Fs Fsa
in mm mm kg/m m2 bar bar bar bar kN kN
7 177,8 6,91 J-55 L 29,76 0,003709 258 206,4 157 149,52 1041 594,85
7 177,8 8,05 J-55 L 34,23 0,00429 301 240,8 225 214,28 1392 795,42
7 177,8 8,05 N-80 L 34,23 0,00429 437 349,6 264 251,42 1966 1123,42
7 177,8 9,19 N-80 L 38,69 0,00486 499 399,2 373 355,23 2309 1319,42
7 177,8 10,36 N-80 L 43,16 0,005449 563 450,4 484 460,95 2656 1517,71
Tronsonul 1
Verificarea tronsonului 1 la presiunea ext erioar ă:
Se alege o valoare 𝑝𝑒𝑎1 din tabel astfel încât pea1 >pșiu (391,30 bar). Valoarea aleasa
este:
𝑝𝑒𝑎1 =460,95 bar.
H2 înălțimea de la suprafață până la capul tronsonului 1
Tabel 5.4 – Caracteristi cile oțelului N -80
Otel t q A psp pia pt pea Fs Fsa
– mm Kg/m m2 Bar bar bar bar kN kN
N-80 10,36 43,16 0,00544 563 450,4 484 460,95 2656 1517,7
Următorul tronson din tabel se alege ca fiind precedentul din tabel:
Tabel 5.5 – Caracteristicele oțelului N -80, t =9,19 mm
Otel t q A psp pia pt pea Fs Fsa
– mm Kg/m m2 Bar bar bar bar kN kN
N-80 9,19 38,69 0,00486 499 399,2 373 355,23 2309 1319,4

H2=pea2
ρne∙g=355 ,23∙105
1300∙10=2732 ,53 m;
l1=H−H2=3010 −2732 ,53=277 ,47 m;
Forta axiala:
Fax=G∙(1−ρn
ρo)−ρn∙g∙H∙A;
Fax=q1∙l1∙g∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H2∙A2
Fax=43,16∙277 ,47∙10∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙2732 ,53∙0,00486 =−72717 ,40 N;

44
pcor=pea∙(−Fax
2∙A∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A∙Rp0,2)2);
pcor=pea2∙(−Fax
2∙A2∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A2∙Rp0,2)2)
pcor=355 ,23∙(−−72717 ,40
2∙0,00486 ∙551 ∙106+√1−3∙(−72717 ,40
2∙0,00486 ∙551 ∙106)2
)=359 ,95 bar;
peH2 = ρne ∙ g ∙ H2 = 1300 ∙ 10 ∙ 2732,53 ∙ 10-5 = 355,22 bar
𝑝𝑐𝑜𝑟,> peH2 => Înseamnă că este îndeplinită condiția de rezistență a garniturii la presiune exterioară
Verificarea tronsonului 1 la presiune interioar ă:
∆𝑝𝑖𝐻2=𝑝𝑐+𝜌𝑔∙𝑔∙𝐻2−𝜌𝑎𝑚∙𝑔∙𝐻2=𝑝𝑐−(𝜌𝑎𝑚−𝜌𝑔)∙𝑔∙𝐻2=391 ,30∙105−
−(1050 −300)∙10∙2732 ,53=186 ,36 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎2=355 ,23 𝑏𝑎𝑟 > ∆𝑝𝑖=186 ,36 𝑏𝑎𝑟;
Verificarea tronsonului 1 la trac țiune:
𝐺1=𝑞1∙𝑙1∙𝑔=43,16∙277 ,47∙10∙10−3= 119 ,75 𝑘𝑁;
𝐹𝑠𝑎2>𝐺1; 𝐹𝑠𝑎2=1319 ,42 𝑘𝑁>119 ,75 𝑘𝑁;
Se alege l1 = 277,47 m.
Tronsonul 2
t2=9,19 mm ,N−80; q2=38,69 kg/m; Rp0,2=551N
mm2;
t3=8,05 mm ,N−80; q3=34,23 kg/m; Rp0,2=551N
mm2;
H3=pea3
ρne∙g=251 ,42∙105
1300 ∙10=1934 m;
l2=H−l1−H3=3010 −277 ,47−1934 =798 ,53 m;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H3∙A3=(43,16∙277 ,47∙10+38,69∙
798 ,53∙10)∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1934 ∙0,00429 =249852 N;
pcor=pea3∙(−Fax
2∙A3∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A3∙Rp0,2)2)
=251 ,42∙(−249852
2∙0,00429 ∙551 ∙106+√1−3∙(249852
2∙0,00429 ∙551 ∙106)2
)=237 ,07 bar;
peH3 = ρne ∙ g ∙ H3 = 1300 ∙ 10 ∙ 1934 ∙ 10-5 = 251,42 bar
𝑝𝑐𝑜𝑟3<𝑝𝑒𝐻3 => Nu este îndeplinit ă condi ția de rezistent ă la presiune exterioar ă;
Se recalculeaz ă lungimea tronsonului 2:
𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝑝𝑐𝑜𝑟
𝜌𝑛𝑒∙𝑔=237 ,07∙105
1300 ∙10=1823 ,66 𝑚;

45
𝑙2𝑟𝑒𝑐=𝐻−𝑙1−𝐻3=3010 −277 ,47−1823 ,66=908 ,86 𝑚;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H3∙A3=(43,16∙277 ,47∙10+38,69∙
908 ,86∙10)∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1823 ,66∙0,00429 =291623 ,2 N;
pcor=pea3∙(−Fax
2∙A4∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A4∙Rp0,2)2)
=251 ,42∙(−291 623 ,2
2∙0,00429 ∙551 ∙106+√1−3∙(291623 ,2
2∙0,00429 ∙551 ∙106)2
)=234 ,47 bar;
𝑃𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻3𝑟𝑒𝑐=1300 ⋅10⋅1823 ,66=237 ,07 𝑏𝑎𝑟
Se recalculeaz ă lungimea tronsonului 2:
𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝑝𝑐𝑜𝑟
𝜌𝑛𝑒∙𝑔=234 ,47∙105
1300 ∙10=1803 ,61 𝑚;
𝑙2𝑟𝑒𝑐=𝐻−𝑙1−𝐻3=3010 −277 ,47−1803 ,61=928 ,91 𝑚;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H3∙A3=(43,26∙277 ,47∙10+38,69∙
928 ,91∙10)∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1803 ,61∙0,00429 =299215 ,3 N;
pcor=pea3∙(−Fax
2∙A4∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A4∙Rp0,2)2)
=251 ,42∙(−299215 ,3
2∙0,00429 ∙551 ∙106+√1−3∙(299215 ,3
2∙0,00429 ∙551 ∙106)2
)=233 ,992 bar;
𝑃𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻3𝑟𝑒𝑐=1300 ⋅10⋅1803 ,61=234 ,47 𝑏𝑎𝑟
Pcor < 𝑃𝐻3𝑟𝑒𝑐
După încă 4 iterații obținem următoarele valori:
Se recalculeaz ă lungimea tronsonului 2:
𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝑝𝑐𝑜𝑟
𝜌𝑛𝑒∙𝑔=233 ,884 ∙105
1300 ∙10=1799 ,108 𝑚;
𝑙2𝑟𝑒𝑐=𝐻−𝑙1−𝐻3=3010 −277 ,47−1799 ,108 =933 ,42 𝑚;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H3∙A3=(43,26∙277 ,47∙10+38,69∙
933 ,42∙10)∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1799 ,108 ∙0,00429 =300921 ,9 N;
pcor=pea3∙(−Fax
2∙A4∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A4∙Rp0,2)2)
=251 ,42∙(−300921 ,9
2∙0,0042 9∙551 ∙106+√1−3∙(300921 ,9
2∙0,00429 ∙551 ∙106)2
)=233 ,8838 bar;
𝑃𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻3𝑟𝑒𝑐=1300 ⋅10⋅1799 ,108 =233,883 𝑏𝑎𝑟

46
Pcor > 𝑃𝐻3𝑟𝑒𝑐
Verificarea tronsonului 2 la presiune interioar ă:
∆𝑝𝑖𝐻3=𝑝𝑐−(𝜌𝑎𝑚−𝜌𝑔)∙𝑔∙𝐻3=301 −(1050 −300)∙10∙1799 ,1∙10−5=
=166 ,06 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎3=349 ,6 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎3>∆𝑝𝑖𝐻3, tronsonul se verifica la presiune interioara;
Verificarea tronsonului 2 la trac țiune:
G2=q1∙l1∙g+q2∙l2∙g=43,16∙277 ,47∙10+38,69∙933 ,42∙10=480 ,89 kN;
Fsa3=1123 kN>G2=480 ,89kN ; tronsonul se verific ă la trac țiune;
l1 = 277,47 m
l2 = 933,42 m
l1+l2=277 ,47+933 ,42=1210 ,89 m
Tronsonul 3
t3=8,05 mm ,N−80; q3=34,23 kg/m; Rp0,2=551N
mm2;
t4=8,05 mm ,J−55; q4=34,23 kg/m; Rp0,2=379 ,2N
mm2;
H4=pea4
ρne∙g=214 ,28∙105
1300 ∙10=1648 ,3 m;
l3=H−l1−l2−H4=3010 −277 ,47−933 ,42−1648 ,3=150 ,8 m;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g+ 𝑞3∙ 𝑙3∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H4∙A4=(43,16∙277 ,47∙10+
38,69∙798 ,53∙10∙34,23∙150 ,8∙10)∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1648 ,3∙0,00429 =
352402 ,2 N;
pcor=pea4∙(−Fax
2∙A4∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A4∙Rp0,2)2)
=214 ,28∙(−352402 ,2
2∙0,00429 ∙379,2∙106+√1−3∙(352402 ,2
2∙0,00429 ∙379 ,2∙106)2
)=187 ,249 bar;
𝑃𝐻3𝑟𝑒𝑐=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻4=1300 ⋅10⋅1648 ,3=214 ,27 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝑐𝑜𝑟<𝑝𝑒𝐻4 => Nu este îndeplinita condi ția de rezistent ă la presiune exterioara;
După 8 iterații se obțin următoarele valori:
Se recalcule ază lungim ea tronsonului 3:
𝐻4𝑟𝑒𝑐=𝑝𝑐𝑜𝑟
𝜌𝑛𝑒∙𝑔=178 ,795 ∙105
1300 ∙10=1375 ,30 𝑚;
𝑙3𝑟𝑒𝑐=𝐻−𝑙1−𝑙2−𝐻3=3010 −277 ,47−933 ,42−1375 ,30=423 ,80 𝑚;

47
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g+ 𝑞3∙ 𝑙3∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H4∙A4=(43,16∙277 ,47∙10+
38,69∙933 ,42∙10∙34,23∙423 ,80∙10)∙(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1375 ,30∙0,00429 =
445600 ,1 N;
pcor=pea4∙(−Fax
2∙A4∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A4∙Rp0,2)2)
=214 ,28∙(−445600 ,1
2∙0,00429 ∙379 ,2∙106+√1−3∙(445600 ,1
2∙0,00429 ∙379 ,2∙106)2
)=178 ,79 bar;
𝑃𝐻4𝑟𝑒𝑐=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻4𝑟𝑒𝑐=1300 ⋅10⋅1375 ,30=178 ,78 𝑏𝑎𝑟
pcor> 𝑃𝐻4𝑟𝑒𝑐 se verifică !
Verificarea tronsonului 3 la presiune interioară :
∆𝑝𝑖𝐻4=𝑝𝑐−(𝜌𝑎𝑚−𝜌𝑔)∙𝑔∙𝐻4=301 −(1050 −300 )∙10∙1375 ,308 ∙10−5=
=197 ,85 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎4=240 ,8 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎4>∆𝑝𝑖𝐻4, tronsonul se verific ă la presiune interioar ă;
Verificarea tronsonului 3 la trac țiune:
G3=q1∙l1∙g+q2∙l2∙g+q3∙l3∙g=43,16∙277 ,47∙10+38,69∙933 ,42∙10 +34,23∙
423 ,80∙10=625 ,963 kN;
Fsa4=795 ,42 kN>G2=625 ,963 kN; tronsonul se verific ă la trac țiune;
Tronsonul 4
t4 = 8,05 mm, J – 55 q4= 34,23 kg/m Rp0,2=379 ,2N
mm2;
t5= 6,91 mm, J – 55 q 5= 29,76 kg/m Rp0,2=379 ,2N
mm2;
H5=pea5
ρne∙g=149 ,52∙105
1300 ∙10=1150 ,15 m;
l4=H−l1−l2−l3−H5=3010 −277 ,47−933 ,42−423 ,80−1150 ,15=225 ,16 m;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g+ 𝑞3∙ 𝑙3∙g+𝑞4 ∙𝑙4 ∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H5∙A5=
(43,16∙277 ,47∙10+38,69∙933 ,42∙10∙34,23∙423 ,80∙10+34,23∙225 ,16∙10)∙
(1−1300
7850)−1300 ∙10∙1150 ,15∙0,003709 =531152 ,3 N;
pcor=pea5∙(−Fax
2∙A5∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A5∙Rp0,2)2)=149 ,52∙(−531152 ,3
2∙0,003709 ∙379 ,2∙106+
√1−3∙(531152 ,3
2∙0,003709 ∙379 ,2∙106)2
)=113 ,039 bar;
𝑃𝐻5=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻5=1300 ⋅10⋅1150 ,15=149 ,51 𝑏𝑎𝑟

48
𝑝𝑐𝑜𝑟< 𝑃𝐻5 => Nu este îndeplinita cond iția de rezistent ă la presiune exterioar ă;
După 9 iterații se obține:
Se recalculeaz ă lungimea t ronsonului 4:
𝐻5𝑟𝑒𝑐=𝑝𝑒𝑎5
𝜌𝑛𝑒∙𝑔=102 ,186 ∙105
1300 ∙10=786 𝑚;
𝑙4𝑟𝑒𝑐=𝐻−𝑙1−𝑙2−l3−𝐻5=3010 −277 ,47−933 ,42−423 ,80−786 =589 ,31 𝑚;
Fax=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g+ 𝑞3∙ 𝑙3∙g+𝑞4 ∙𝑙4 ∙g)∙(1−ρne
ρo)−ρne∙g∙H5∙A5=
(43,16∙277 ,47∙10+38,69∙933 ,42∙10∙34,23∙423 ,80∙10+34,23∙589 ,31∙10)∙
(1−1300
7850)−1300 ∙10∙786 ∙0,003709 =652716 ,6 N;
pcor=pea5∙(−Fax
2∙A5∙Rp0,2+√1−3∙(Fax
2∙A5∙Rp0,2)2)
=149 ,52∙(−652716 ,6
2∙0,003709 ∙379 ,2∙106+√1−3∙(652716 ,6
2∙0,003709 ∙379 ,2∙106)2
)=102 ,185 bar;
𝑃𝐻5𝑟𝑒𝑐=𝜌𝑛𝑒⋅𝑔⋅𝐻5𝑟𝑒𝑐=1300 ⋅10⋅786 =102 ,18 𝑏𝑎𝑟
pcor5> 𝑃𝐻5𝑟𝑒𝑐 se verifică
Verificarea tronsonului 4 la presiune interioară :
∆𝑝𝑖𝐻5=𝑝𝑐−(𝜌𝑎𝑚−𝜌𝑔)∙𝑔∙𝐻5𝑟𝑒𝑐=301 −(1050 −300 )∙10∙786 ∙10−5=
=242 ,05 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎5=206 ,4 𝑏𝑎𝑟;
𝑝𝑖𝑎5< ∆𝑝𝑖𝐻5, tronsonul nu se verific ă la presiune interioar ă! ;
Se recalculează lungimea tronsonului 4 la presiune interioară
𝑃𝑖𝑎4= 𝑃𝑐−(𝜌𝑎−𝜌𝑔)∙g∙𝐻5𝑟𝑒𝑐
𝐻5𝑟𝑒𝑐= 301 −240 ,8
(1050 −300 )∙10
𝐻5𝑟𝑒𝑐 = 802 ,66 m
l4 = 𝐻−𝑙1−𝑙2−𝑙3−𝐻5𝑟𝑒𝑐
𝑙4=3010 −277 ,47−933 ,42−423 ,80− 802 ,66=572 ,65 𝑚
Verificarea tronsonului 4 la trac țiune:
G4=(q1∙l1∙g+q2∙l2∙g+ 𝑞3∙ 𝑙3∙g+𝑞4 ∙𝑙4 ∙g)
=(43,16∙277 ,47∙10+38,69∙933 ,42∙10∙34,23∙423 ,80∙10+34,23
∙572 ,65∙10)=821 ,98 𝑘𝑁
Fsa5=594 ,85 kN>G4=821 ,98 kN; tronsonul nu se verific ă la trac țiune!;
Se recalculează lungimea tronsonului 4 la tracți une

49
𝑙4= 𝐹𝑠𝑎4− 𝑞1∙ l1∙ g−𝑞2∙ 𝑙2∙ g−𝑞3∙ 𝑙3∙ g
𝑞4∙ g=495 ,05 m
Tronsonul 5
Pentru tronsonul 5 se îngroa șă profilul :
t5 = 9,19 mm, N – 80
𝐹𝑠𝑎5 = 𝑞1 ∙ 𝑙1 ∙ 𝑔 + 𝑞2 ∙ 𝑙2 ∙ 𝑔 + 𝑞3 ∙ 𝑙3 ∙ 𝑔 + 𝑞4 ∙ 𝑙4 ∙ 𝑔 + 𝑞5 ∙ 𝑙5 ∙ 𝑔
𝐹𝑠𝑎5 = 𝐹𝑠𝑎2
𝑙5 = 𝐹𝑠𝑎5−𝐹𝑠𝑎4
𝑞5 ∙ 𝑔 = (1319 ,42−795 ,41)∙103
29,76 ∙10 = 1760 ,78 𝑚
𝐻−∑𝑙𝑖=3010 −2129 ,74=880 ,26 𝑚4
𝑖=1
Deci din 1760,78 m am nevoie de 880,26 m.
Se alege l 5 = 880,26 m
l1 = 277,47 m
l2 = 933,42 m
l3 = 423,80 m
l4 = 495,05 m
l5 = 880,26 m
𝑯=277 ,47 +933 ,42+423 ,8+495 ,05+880 ,26 =3010 𝑚

𝑡𝑚 = 𝑡1∙𝑙1+𝑡2∙𝑙2+ 𝑡3∙𝑙3+ 𝑡4∙𝑙4+ 𝑡5∙𝑙5
𝐻
𝑡𝑚 = 10,36 ∙ 277 ,47 +9,19 ∙ 933 ,42+8,05 ∙423 ,8+8,05∙495 ,05+9,19 ∙880 ,26
3010
= 8,94 𝑚𝑚 ;
Die = D e – 2tm = 177,8 – 2 ∙ 8,94= 159,92 mm;

50

t4 = 8,05 mm; J -55; l 4 = 495,05 m

t3 = 8,05 mm; N -80; l 3 = 423,8 m

t2 = 9,19 mm; N -80; l 2 = 933,42 m

t5 = 9,19 mm; N – 80; l 5 = 880,26 m

t1 = 10,36 mm; N – 80; l 1 = 277,47 m

Fig. 5.8 – Profilul coloanei de exploatare

51
Capitolul 6 CIMENTAREA COLOANELOR DE TUBARE
6.1 Cimentarea cu două dopuri
Cimentările coloanelor de tubare sunt primare si secundare. În cazul unor lucrări spec iale în
interiorul sondei se pot executa cimentări, cum ar fi formarea de dopuri. Aceste cimentări nu sânt
cimentări de coloane.
Dopurile de ciment se execută în următoarele situații:
-formarea unor găuri noi (resăpare);
-înaintea probării unui strat î n gaură netubată;
-conservarea sau abandonarea sondei.
Cime ntarea cu dopuri (normală) este cea mai răspândită metodă: pasta de ciment se
pompează prin interiorul coloanei , între două dopu ri separatoare de cauciuc, iar după pastă se
pompează fluid de foraj, un volum egal cu interiorul coloanei de la suprafață până la niplul cu valva
de reținere montat în apropierea șiului. În acest mod pasta trece pe la șiul coloanei și urcă până l a
înălțim ea dorită.
Primul dop are o membrană care se sparge în momentul când ajunge pe niplu cu valvă, la o
diferență de presiune de 15 – 20 bar, permițând să treacă pasta de ciment mai departe. Cel de -al
doilea dop este masiv: când el se suprapune peste primul, c imentarea este terminată.
Pentru a separa pasta de ciment de noroi în spațiul inelar și a mări gradul de dislocuire, de
obicei, înaintea pastei se pompează și un dop separator fluid.
Deoarece pasta de ciment are, practic întotdeauna, densitatea ma i mare de cât a noroiului de
refulare, ea tinde să revină în coloană. Fenomenul este împiedicat de valva șiului și de cea a niplului
montat cu doua, trei burlane mai sus. Uneori la înălțimi mici de cimentare, niplul cu valvă este
înlocuit cu un simplu inel de reține re a dopurilor separatoare. În ambele variante, în coloană rămâne
o oarecare cantitate de pastă, de la șiu până la niplu sau inel. Dacă, eventual, primul dop lasă pe
suprafața burlanelor un film de noroi, care este șters de dopul masiv, atunci un anumit vo lum de
pastă va fi contaminat, dar el va rămâne deasupra șiului în loc să treacă în spatele coloanei și să
compromită cimentarea din zona respectivă.
Când forajul continuă, dopurile, valva niplului de reținere, cimentul aflat dedesubtul ei, în
interiorul coloanei, și sabotul coloanei cu valva lui sunt frezate cu o sapă cu role.
Pomparea pastei prin interiorul coloanei și nu direct în spațiul inelar are următoarele rațiuni.
Deoarece gaura de sondă este mai mult sau mai puțin neuniformă, volumul s pațiului inelar nu poate
fi stabilit decât cu aproximație, în timp ce volumul coloanei se determină destul de precis; pompând
pasta prin interiorul coloanei se cunoaște exact momentul când ea a ajuns în zona ce interesează, de
la șiu în jos.

52
Cimentarea nor mală are totuși două dezavantaje: durata operației este mai mare (în afara
pastei trebuie pompat și noroiul de refulare), iar presiunea de pompare la sfârșitul cimentării este
mai ridicată, din cauza diferenței de densitate pastă -noroi de refulare.
Adeseor i, se folosesc două tipuri de pastă: în zona inferioară, unde este nevoie de rezistență
ridicată, o pastă de ciment fără alte adaosuri, iar mai sus o pastă de „ ump lutură ” , cu densitate mai
redusă, care să asigure doar o bună etanșare. Se reduce, în acest fel, presiunea asupra stratelor
izolate.
Volumul de pastă de ciment și de fluid de refulare se pot calcula cu relațiile:
Vp=AeHc+Aih,
unde
Vp este volumul de pastă de ciment;
Ai-aria interioară a coloanei de tubare;
h- înălțimea la care s e află inelul de reținere față de șiul coloanei;
Ae- aria spațiului inelar dintre exteriorul coloanei și peretele găurii de sondă;
Hc – înălțimea de cimentare
iar:
Vn=Ai(H−h),
unde
Vn este volumul fluidului de refulare.
H – adâncimea de fixare a coloanei de tubare
Fig. 6.1 Cimentarea cu două dopuri

53
6.2 Cimentarea coloanei de ancoraj
1) Adâncimea de cimentare : Hc=Ha=300 m
2) Densitatea pastei de ciment : ρp=1800 Kg/m3
3) Volumul pastei de ciment :
h = înălțimea inelului de reținere față de șiu: h= 20 m
𝑉𝑝=𝐴𝑒∙𝐻𝑐+𝐴𝑖∙ℎ
𝑉𝑝=𝜋
4·(𝑘𝑐𝑎𝑣∙𝐷𝑠 𝑎2−𝐷𝑎2)·𝐻𝑎 +𝜋
4·𝐷𝑖 𝑎2·ℎ
𝑘𝑐𝑎𝑣=𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑣𝑒𝑟𝑛𝑜𝑚𝑒𝑡𝑟𝑖𝑒
𝑘𝑐𝑎𝑣=1,2
𝑉𝑝=𝜋
4·(1,2∙0,5812−0,47312)·300 +𝜋
4·0,4512·20 = 45,90 𝑚3
𝐷𝑠𝑎=581 𝑚𝑚
𝐷𝑎=473 ,1 𝑚𝑚
𝐷𝑖𝑎=451 𝑚𝑚
4) Volumul de refulare :
𝑉𝑛 =𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 ·𝐴𝑖·(𝐻𝑎−ℎ)=𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 ·𝜋
4·𝐷𝑖𝑎2·(𝐻𝑎−ℎ)
𝑘2=𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖𝑏𝑖𝑙𝑖𝑡𝑎𝑡𝑒 𝑎 𝑛𝑜𝑟𝑜𝑖𝑢𝑙𝑢 𝑖
𝑘2=1,03
𝑉𝑛 =1,03·𝜋
4·0,4512·(300 −20)=46,07 𝑚3
5) Cantitatea de materiale :
𝜌𝑝=1800𝐾𝑔
𝑚3→𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙 ă,𝑓𝑜𝑟𝑚𝑎𝑡 ă 𝑑𝑖𝑛 𝑎𝑝ă+𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝜌𝑎=1000𝐾𝑔
𝑚3
𝜌𝑐=3150 𝐾𝑔
𝑚3
𝑣𝑎+ 𝑣𝑐=1 𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑣𝑎·𝜌𝑎+ 𝑣𝑐∙𝜌𝑐=1∙𝜌𝑝
𝑣𝑎=1−𝑣𝑐
𝜌𝑎− 𝑣𝑐∙𝜌𝑎+𝑣𝑐∙𝜌𝑐=𝜌𝑝
𝑣𝑐=ρp−ρa
ρc−ρa=1800 −1000
3150 −1000=0,372 [𝑚3 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 /𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 ]
𝑣𝑎=1−0,372 =0,628 [𝑚3 𝑎𝑝ă/𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 ]
𝑚𝑐=𝑣𝑐·𝜌𝑐=0,372 ·3150 =1171 ,8 𝐾𝑔 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 /1 𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 =1,17 tone ciment
𝑀𝑐=𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛 𝑡
𝑀𝑐=𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 ·𝑚𝑐·𝑉𝑝

54
𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 =𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑𝑒 𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 =1,05
𝑀𝑐=1,05·1171 ,8·45,90=56474 ,90 𝐾𝑔 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 =56,47 𝑡𝑜𝑛𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑉𝑎=𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 ·𝑣𝑎·𝑉𝑝=1,05 · 0 ,628 · 45,90 = 30,26 𝑚3 𝑎𝑝ă
6) Num ărul de aut ocontainere :
𝑁𝑎𝑐=𝑀𝑐
𝑀𝑎𝑐=56,47
10=5,6
𝑁𝑎𝑐=6 𝑎𝑢𝑡𝑜𝑐𝑜𝑛𝑡𝑎𝑖𝑛𝑒𝑟𝑒
𝑀𝑎𝑐=10;11;12 𝑡𝑜𝑛𝑒
𝑀𝑎𝑐=10 𝑡𝑜𝑛𝑒
7) Num ărul de agre gate de cimentare :
𝑛𝑎𝑔𝑟=𝑁𝑎𝑐
2+1=5,6
2+1=3,8≅4 𝑎𝑔𝑟𝑒𝑔𝑎𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑟𝑒
8) Presiunea de lucru :
𝑝𝑝=𝑝𝑐+𝑝𝑑
𝑝𝑐=𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖𝑢𝑛𝑒𝑎 î𝑛 𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑢𝑙 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑟𝑐𝑢𝑙𝑎 ț𝑖𝑒
𝑝𝑑=𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖𝑢𝑛𝑒𝑎 𝑑𝑎𝑡𝑜𝑟𝑎𝑡ă 𝑑𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛 ț𝑒𝑖 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡𝑎 𝑡𝑒
𝑝𝑐=𝑐𝑡=0,012 ∙𝐻𝑎+16=0,012 ∙300 +16=19,6 𝑏𝑎𝑟
𝑉𝑖𝑐𝑜𝑙=𝐴𝑖⋅𝐻𝑎=𝜋
4⋅𝐷𝑖𝑎2⋅𝐻𝑎=𝜋
4⋅0,4512⋅300 =47,92 m3
𝑉𝑝=45,90<𝑉𝑖𝑐𝑜𝑙=47,92 𝑚3
Cazul 1:
𝑉𝑝<𝑉𝑖𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑙
𝑉𝑖𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑙 =47,92 m3
𝑉𝑝=45,90 𝑚3
a) Începe pomparea pastei de ciment :
𝑝𝑝 1=𝑝𝑐=19,6 𝑏𝑎𝑟;
𝑉1=0;
hd1=0;
pd1=0
Punctul 1 din grafic are coordonatele : 1(0;19,6 )
b) Sfârșitul pompării pastei de ciment:
hd2=Vp
Ai=Vp
π
4∙Dia2
hd2=45,90
π
4∙0,4512=287 ,32 m

55
V2=Vp=45,90 m3
pd2=(ρna−ρp)∙g∙hd2
pd2=(1200 −1800 )∙10∙287 ,32
pd2=−17,24 bar
pp2=pc+pd2=19,6−17,24=2,36 bar
Punctul 2 din grafic are coordon atele : (45,90 ;2,36 )
c) Pasta de ciment ajunge la șiu :
V3=Vi col=47,92 m2
hd3=hd2 = 287,32 m
pd3=(ρna−ρp)∙g∙hd3=pd2
pd3=−17,24 bar
pp3=pc+pd3=pp2
pp3=2,36 bar
Punctul 3 din grafic are coordonatele : (47,92 ; 2,36)
d) Sfârșitul operației de cimentare :
hd4=Hc−h=300 −20=280 m
pd4=(ρp−ρna)∙g∙hd4
pd4=(1800 −1200 )∙10∙280
pd4=16,8 bar
V4=Vp+Vn=45,90+46,07=91,97 m3
pp4=pmax =pc+pd4=19,6+16,8=36,4 bar
Punctul 4 din graf ic are coordonatele : (91,97 ; 36,4)
0, 19.6
45.9 , 2.3647.92 , 2.3691.97 , 36.4
0510152025303540
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Presiunea, bar
Volumul, m3
Grafic 6.1 – Cimentarea coloanei de ancora j

56
9) Alegerea agregatelor de cimentare : AC -350 A
Tabel 6.1 – Vitezele agregatului de pompare AC -350A
Viteza 𝐩𝐚,𝐛𝐚𝐫 𝐐𝐚,𝐥/𝐦𝐢𝐧
I 210 372
II 110 700
III 60 1265
𝑝𝑎3>𝑝𝑚𝑎𝑥
𝑝𝑎3=60 𝑏𝑎𝑟
Pmax =36,4 bar
10) Durata opera ției de cimentare:
𝑇𝑐=𝑇𝑝+𝑇𝑑+𝑇𝑛
𝑇𝑝=𝑡𝑖𝑚𝑝 𝑝𝑡 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑇𝑑=𝑡𝑖𝑚𝑝 𝑝𝑡 𝑑𝑜𝑝𝑢𝑟𝑖 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑟𝑒
𝑇𝑛=𝑡𝑖𝑚𝑝 𝑝𝑡 𝑛𝑜𝑟𝑜𝑖 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑓𝑢𝑙𝑎𝑟𝑒
𝑇𝑑=15…20 min
𝑇𝑑=15 min
𝑇𝑝+𝑇𝑛=𝑉𝑝+𝑉𝑛
𝑄𝑎 𝑟𝑒𝑎𝑙𝐼𝐼𝐼=91,97∙103
1265= 72,70 min
𝑇𝑐=15+72,70=87,7 𝑚𝑖𝑛 ≈ 88 min
11) Timpul de pompabilitate:
𝑇𝑝 𝑚𝑖𝑛 =1,5·𝑇𝑐=1,5·88=132 𝑚𝑖𝑛
𝑇𝑝 𝑚𝑎𝑥 =1,5·𝑇𝑝 𝑚𝑖𝑛 =1,5·132 =198 𝑚𝑖𝑛
6.3 Cimentarea coloanei intermediare 1
1)Adâncimea de cimentare :
𝐻𝑐=𝐻𝑖1−𝐻𝑎+100 =1000 −300 +100 =800 𝑚
2)Densitatea pastei de ciment :
𝜌𝑝 𝑚𝑖𝑛 <𝜌𝑝<𝜌𝑝 𝑚𝑎𝑥
𝜌𝑝 𝑚𝑖𝑛 = 𝜌𝑛 𝑖1+(100 …300) 𝐾𝑔/𝑚3
𝜌𝑝 𝑚𝑖𝑛 =1200 +200 =1400 𝐾𝑔/𝑚3
𝜌𝑝 𝑚𝑎𝑥 =𝜌𝑝 𝑓𝑖𝑠−200 𝐾𝑔/𝑚3
𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖=𝜌𝑝 𝑓𝑖𝑠 𝑔·𝐻𝑐+𝜌𝑛 ·𝑔·(𝐻𝑖1−𝐻𝑐)=
𝜌𝑝 𝑓𝑖𝑠=𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖1−𝜌𝑛 𝑖1·𝑔·(𝐻𝑖1−𝐻𝑐)
𝑔·𝐻𝑐=170 ∙105−1200 ∙10∙(1000 −800 )
10∙800=2025𝐾𝑔
𝑚3
𝜌𝑝 𝑚𝑎𝑥 =1825 𝐾𝑔
𝑚3

57
1600 < 𝜌𝑝<1825
Alegem 𝜌𝑝=1800 𝐾𝑔/𝑚3
3) Volumul pastei de ciment
h = înălțimea la care se află inelul de reținere față de șiu: h = 20 m;
Vp=Ae∙Hc+Ai∙h
Vp=π
4 · (kcav∙Ds i12−D𝑖12)·H𝑐 + π
4 · Di i12·h
kcav = coeficient de cavernometrie;
kcav = 1,20
𝑉𝑝=𝜋
4·(1,2∙0,44452−0,33972)·800 +𝜋
4·0,31662·20
Vp = 78,04 m3;
4) Volumul flui dului de refulare
𝑉𝑛 =𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 ·𝐴𝑖1·(𝐻𝑖1−ℎ)=𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 ·𝜋
4·𝐷𝑖𝑖12·(𝐻𝑖1−ℎ)
kcomp = coeficient de compresibilitate a noroiului;
k2 = 1,03
𝑉𝑛 =1,03·𝜋
4·0,31662·(1000 −20)
Vn = 79,46 m3;
5) Cantitatea de materiale
𝜌𝑝= 1800 kg/m3; => pastă de ciment normală formată din apă + ciment
𝜌𝑎= 1000 kg/m3;
𝜌𝑐 = 3150 kg/m3;
𝑣𝑎+ 𝑣𝑐=1 𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑣𝑎·𝜌𝑎+ 𝑣𝑐∙𝜌𝑐=1∙𝜌𝑝
𝑣𝑎=1−𝑣𝑐
𝜌𝑎− 𝑣𝑐∙𝜌𝑎+𝑣𝑐∙𝜌𝑐=𝜌𝑝
𝑣𝑐=𝜌𝑝−𝜌𝑎
𝜌𝑐−𝜌𝑎=1800 −1000
3150 −1000=0,372 [𝑚3 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 /𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 ]
𝑣𝑎=1−0,372 =0,628 [𝑚3 𝑎𝑝ă/𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 ]
𝑚𝑐=𝑣𝑐·𝜌𝑐=0,372 ·3150 =1171 ,8 𝐾𝑔 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 /1 𝑚3 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡 = 1,17 tone ciment
𝑀𝑐=𝑚𝑎𝑠𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ă 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑀𝑐=𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 · 𝑚𝑐·𝑉𝑝
𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 = coeficient de pierderi de ciment;
𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 = 1,05
Mc = 1,05 ∙ 1171,8 ∙ 78,04 = 96019,63 kg ciment = 96,01 tone de ciment

58
Va = 𝑘𝑝𝑖𝑒𝑟𝑑𝑒𝑟𝑖 ∙ va ∙ Vp
Va = 1,05 ∙ 0,628 ∙ 78,04 = 51,46 m3 apă;
6) Numărul de autocontainere
Nac = Mc
Mac = 96,01
10 = 9,6 ≅ 10 contai nere;
Mac = 10; 11; 12 tone
Se alege M ac = 10 tone.
7) Numărul de agregate de cimentare
𝑛𝑎𝑔𝑟= 𝑁𝑎𝑐
2+1=10
2+1=6 𝑎𝑔𝑟𝑒𝑔𝑎𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑟𝑒
8) Presiuni de lucru
pa = f(V)
𝑝𝑎=𝑝𝑐+𝑝𝑑
𝑝𝑐=𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖𝑢𝑛𝑒𝑎 î𝑛 𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑢𝑙 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑟𝑐𝑢𝑙𝑎𝑡𝑖𝑒
𝑝𝑑=𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖𝑢𝑛𝑒𝑎 𝑑𝑎𝑡𝑜𝑟𝑎𝑡 ă 𝑑𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛 ț𝑒𝑖 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡𝑎𝑡𝑒
𝑝𝑐=𝑐𝑡=0,012 ∙𝐻𝑖2+16=0,012 ∙1000 +16=28 𝑏𝑎𝑟
𝑉𝑖𝑐𝑜𝑙=𝐴𝑖⋅𝐻𝑖1=𝜋
4⋅𝐷𝑖𝑖12⋅𝐻𝑖1=𝜋
4⋅0,31662⋅1000 =78,72𝑚3
𝑉𝑝=78,04𝑚3<𝑉𝑖𝑐𝑜𝑙=78,72𝑚3
Cazul I
a) Începe pomparea pastei de ciment
pp1 = p c = 28 bar;
V1 = 0;
pd1 = 0;
hd1 = 0.
COORDONATE : 1 (0; 28)
b) Sfârșitul pompării pastei de ciment
𝑝𝑝 2=𝑝𝑐+𝑝𝑑2=𝑝𝑐+(𝜌𝑛−𝜌𝑝)·𝑔·ℎ𝑑2
hd2 = 𝑉𝑝
𝐴𝑖 = 𝑉𝑝
𝜋
4∙𝐷𝑖𝑖22 = 78,04
π
4∙0,31662 = 991,30 m
𝑝𝑝 2=28·105+(1200 −1800 )·10·991 ,30=−31,47 𝑏𝑎𝑟
𝑉2=𝑉𝑝=78,04 𝑚3
COORDONATE : 2 (7 8,04; -31,47)
c) Pasta de ciment ajunge la șiu
𝑝𝑝 3=𝑝𝑐+𝑝𝑑3=𝑝𝑐+(𝜌𝑛−𝜌𝑝)·𝑔·ℎ𝑑3
𝑝𝑑3 = 𝑝𝑑2
𝑝𝑝 3= 𝑝𝑝 2 = -31,47 bar

59
𝑉3=𝑉𝑖𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑙= 78,72 𝑚3
COORDONATE : 3 (7 8,72; -31,47)
d) Sfârșitul operației de cimentare
hd4 = H c – h = 800 – 20 = 780 m;
pd4 = (𝜌𝑝 – 𝜌𝑛𝑖2) ∙ g ∙ h d4 = (1800 – 1200) ∙ 10 ∙ 780 ∙ 10-5 = 46,8 bar;
pp4 = p c + p d4 = 28 + 46,8 = 74,8 bar;
pmax = 74,8 bar;
V4 = V p + V n = 78,04 + 79,46 = 157,5 m3.
COORDONATE: 4 ( 157,5; 74,8)
Coordonatele sunt:
1(0; 28)
2(78,04 ; -31,47)
3(78,72; -31,47 )
4(157,5; 74,8)

Grafic 6.2 – Cimentarea coloanei intermediare 1
9)Alegerea agregatelor de cimentare : AC -350 A 78.04 , -31.4778.72 , -31.47157.5 , 74.8157.5 , 110
157.5 , 00, 60 146.5 , 60
-40-20020406080100120
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170Presiunea, bar
Volumul, m3

60

Tabel 6.2 – Vitezele agreg atului de pompare AC -350 A
Viteza 𝑝𝑎,𝑏𝑎𝑟 𝑄𝑎,𝑙/𝑚𝑖𝑛
I 210 372
II 110 700
III 60 1265
𝑝𝑎𝐼𝐼>𝑝𝑚𝑎𝑥
𝑝𝑎𝐼𝐼=210 𝑏𝑎𝑟
𝑝𝑚𝑎𝑥𝐼𝐼=74 𝑏𝑎𝑟
10) Durata operației de cimentare
𝑇𝑐=𝑇𝑝+𝑇𝑑+𝑇𝑛
𝑇𝑝=𝑡𝑖𝑚𝑝 𝑝𝑒𝑛𝑡𝑟𝑢 𝑝𝑎𝑠𝑡𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡
𝑇𝑑=𝑡𝑖𝑚𝑝 𝑝𝑒𝑛𝑡𝑟𝑢 𝑑𝑜𝑝𝑢𝑟𝑖 𝑑𝑒 𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑟𝑒
𝑇𝑛=𝑡𝑖𝑚𝑝 𝑝𝑒𝑛𝑡𝑟𝑢 𝑛𝑜𝑟𝑜𝑖 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑓𝑢𝑙𝑎𝑟𝑒
𝑇𝑑 = 15 … 20 min
Se alege T d = 15 min
Se alege viteza II
Tp + Tn = V60
QaIII + V110
QaII = 146 ,5∙103
1265 + (157 ,5−146 ,5)∙103
700 = 131 ,5 min
𝑇𝑐=15+131 ,5=146 ,5 𝑚𝑖𝑛
V60 = 146,5
V110 = 157 ,5
11) Timpul de pompabilitate
Tp min = 1,5 ∙ T c = 1,5 ∙ 146,5 = 219,75 min; ≈ 220 min
Tp max = 1,5 ∙ T p min = 1,5 ∙ 219,75 = 329,625 min; ≈ 330 min
6.4 Cimentarea coloanei intermediare 2
1)Adâncimea de cimentare :
𝐻𝑐=𝐻𝑖2−𝐻𝑖1+100 =2000 −1000 +100 =1100 𝑚
2)Densitatea pastei de ciment:
𝜌𝑝 𝑚𝑖𝑛 <𝜌𝑝<𝜌𝑝 𝑚𝑎𝑥
𝜌𝑝 𝑚𝑖𝑛 = 𝜌𝑛 𝑖1+(100 …300) 𝐾𝑔/𝑚3
𝜌𝑝 𝑚𝑖𝑛 =1250 +300 =1550 𝐾𝑔/𝑚3
𝜌𝑝 𝑚𝑎𝑥 =𝜌𝑝 𝑓𝑖𝑠−200𝐾𝑔
𝑚3
𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖=𝜌𝑝 𝑓𝑖𝑠·𝑔·𝐻𝑐+𝜌𝑛 ·𝑔·(𝐻𝑖−𝐻𝑐)=

61
𝜌𝑝 𝑓𝑖𝑠=𝑝𝑓𝑖𝑠 𝑖1−𝜌𝑛 𝑖2·𝑔·(𝐻𝑖2−𝐻𝑐)
𝑔·𝐻𝑐=377 ∙105−1250 ∙10∙(2000 −1100 )
10∙1100=2404 ,54 𝐾𝑔
𝑚3
𝜌𝑝 𝑚𝑎𝑥 =2204 ,54 𝐾𝑔
𝑚3
1550 < 𝜌𝑝<2204 ,54
𝐴𝑙𝑒𝑔𝑒𝑚 𝜌𝑝=2200 𝐾𝑔/𝑚3 → 𝑝𝑎𝑠𝑡 ă 𝑔𝑟𝑒𝑎
3) Volumul pastei de ciment
h = înălțimea la care se afl ă inelul de reținere față de șiu;
ℎ = 20 𝑚;
𝑉𝑝=𝐴𝑒∙𝐻𝑐+𝐴𝑖∙ℎ
𝑉𝑝=𝜋
4 · (𝑘𝑐𝑎𝑣∙𝐷𝑠 𝑖2𝑐𝑎𝑡2−𝐷𝑖22)·𝐻𝑐 + 𝜋
4 · 𝐷𝑖 𝑖22·ℎ
𝑘𝑐𝑎𝑣 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑣𝑒𝑟𝑛𝑜𝑚𝑒𝑡𝑟𝑖𝑒 ;
𝑘𝑐𝑎𝑣 = 1,20
𝑉𝑝=𝜋
4·(1,2∙0,31122−0,24452)·1100 +𝜋
4·0,21682·20
𝑉𝑝 = 49,49 𝑚3;
4) Volumul fluidului de refulare
𝑉𝑛 =𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 ·𝐴𝑖2·(𝐻𝑖1−ℎ)=𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 ·𝜋
4·𝐷𝑖𝑖12·(𝐻𝑖1−ℎ)
𝑘𝑐𝑜𝑚𝑝 = coeficient de compresibili tate a noroiului;
k2 = 1,03
𝑉𝑛 =1,03·𝜋
4·0,21682·(2000 −20)
𝑉𝑛 = 75,28 m3;
6.5 Cimentarea coloanei de exploatare
Date inițiale
-diametrul exterior al coloanei de exploatare :
𝐷𝑒 = 7 𝑖𝑛 = 177 ,8 𝑚𝑚 ;
-grosimea de perete calculată ca medi e ponderată cu adâncimea :
𝑡 = 8,94 𝑚𝑚 ;
-adâncimea finală a sondei :
𝐻 = 𝐻𝑒 = 𝐻𝑠𝑑 = 3010 𝑚;
-diametrul exterior al coloanei precedente (intermediare) :
𝐷𝑖1 = 244 ,5 𝑚𝑚 ;
-adâncimea de fixare a coloanei intermediare :
𝐻𝑖1 = 2000 𝑚;

62
-diametrul sapei pentru coloana de exploatare (din catalog) :
𝐷𝑠𝑒 = 215 ,9 𝑚𝑚 ;
-adâncimea de cimentare :
𝐻𝑐 = 𝐻 – 𝐻𝑖 + 200 = 3010 – 2000 + 200 = 1210 𝑚;
𝐻𝑐 = 1425 𝑚;
-diametrul interior al coloanei intermediare :
𝐷𝑖𝑖 = 2169 ,9 𝑚𝑚 ;
-coeficient de cavern ometrie :
𝑘1 = 𝑘𝑐𝑎𝑣 = 1,20;
-grosimea dopului de cimen t:
ℎ = 20 𝑚;
-adâncimea unui strat posibil de a se fisura :
𝐻𝑠 = 𝐻 – 200 = 3010 – 200 = 2810 𝑚;
𝐻𝑠 = 2825 𝑚;
-gradientul de fisurare :
𝛤𝑓𝑖𝑠= 1,88 𝑏𝑎𝑟/ 10 𝑚;
-densitatea noroiului p entru coloana de exploatare :
𝜌𝑛𝑒 = 1300𝑘𝑔
𝑚3;
-vâscozitatea plastică a noroiului pentru coloana de exploatare :
ηpn= 18 cP;
-tensiunea dinamică de forfecare a noroiului pentr u coloana de exploatare :
τ0 = 6,5 N/m2.

1) Adâncimea de cimentare
Hc = H – Hi1 + 200 = 3010 – 2000 + 200 = 1210 m;
2) Densitatea pastei de ciment și proprietățile reologice ale acesteia
ρp min<ρp<ρp max ;
ρp min=ρn+(100 …300 ) kg/m2=1300 +200 =1500 kg/m3;
ρp fis=Γfis∙Hs−ρn e·g·(H−Hs)
g·[Hs−(H−Hc)]=1,88·105
10∙2810 −1300 ∙10∙(3010 −1425 )
10∙[2825 −(3025 −1425 )] = 2913 kg/m3 ;
ρp max =2913 −200 =2713 kg/m3 ;
Se alege ρ p = 1800 kg/m3;
Ciment S 2 – RS
ρ p se folosește în kg/dm3.

63
η pp = 316,01 ∙ ρ p – 522,85 = 316,01 ∙ 1,8 – 522,85 = 45, 96 cP = 46 ∙ 10-3 N∙s/m2 ;
τ op = 213,08 ∙ ρ p – 370,19 = 213,08 ∙ 1,8 – 370,19 = 1 3,35 N/m2 ;
Ciment S 1
ɳ𝑝=900 ∙𝜌𝑝2−3050 ∙𝜌𝑝−2602
ɳ𝑝= 900 ∙ 1,82 – 3050 ∙ 1,8 – 2602 = -5176 cP
ɳ𝑝= 1,3 ∙ ηpn = 1,3 ∙ 15 = 19,5 cP
𝜏𝑜𝑝=146 ,44∙𝜌𝑝−244 ,54;
𝜏op = 146,44 ∙ 1,8 – 244,54 = 19,05 N/m2
3) Volumul pastei de ciment
Vp=Ae n∙(H−Hi1)+Ae t∙[Hc−(H−Hi1)]+Ai∙h
Ae n = aria exterioară în dreptul zonei netubate
Ae t = aria exterioară în dreptul zonei tubate
Ae n=π
4(Dg2−D2)
Dg=√k1∙Ds=√1,2∙215 ,9=236 ,50 mm ≅237 mm
De = D = 177,8 mm;
Ae n=π
4(0,2372−0,17782)=0,01 928 m2
Ae t=π
4(Dii m2−D2)= π
4(0,22352−0,17782) = 0,01 440 m2
Dii m=diametrul interior mediu al coloanei intermediare
Dii m=0,2235 m
Ai=π
4·Di2=π
40,159922=0,0200 m2
Di=D−2t=177 ,8−2∙8,94=159 ,92 mm
Vp=0,01928∙(3010 −2000 )+0,0144 ∙[1210 −(3010 −2000 )]+0,0200 ∙20
Vp = 22,75 m3
4) Cantitatea de materiale
ρa=1000Kg
m3
ρc=3150 Kg
m3
va+ vc=1 m3 pastă de ciment
va·ρa+ vc∙ρc=1∙ρp
va=1−vc
ρa− vc∙ρa+vc∙ρc=ρp
vc=ρp−ρa
ρc−ρa=1800 −1000
3150 −1000=0,3720 [m3 ciment /m3 pastă de ciment ]

64
va=1−0,3720 =0,628 [m3 apă/m3 pastă de ciment ]
mc=vc·ρc=0,3720 ·3150 =1171 ,8 Kg ciment /1 m3 pasta de ciment
Mc=masa totală de ciment
Mc=k2·mc·Vp
k2=coeficient de pierderi de ciment
k2=1,05
Mc=1,05·1171 ,8·22,75=28 tone de cime nt
Va=k2·va·Vp=1,05 · 0,6 28 · 22,75 = 15 m3 apă
5) Numărul de autocontainere
Nac=Mc
Mac=28
10=2,8
Nac=3 autocontainere
Mac=10…12 tone
Mac=10 tone
6) Volumul dopului separator cu o înălțime în spațiul inelar de 200 m
hs=200 m
Vs=Ae t·hs=0,01440 ·200 =2,88 m3
Vs=Ae n·hs=0,01928 ·200 =3,85 m3
Vs = 3,85 m3
ρn<ρs<ρp
1350 <ρs<1800
Se alege ρs=1600 Kg
m3
ɳps=25∙10−3 N∙s/m2
τos=7 N/m2
7) Volumul fluidului de refulare
k3=coefici ent de compresibilitate al noroiului
k3=1,03
Vn r=k3·Ai·(H−h)=1,03·0,0200 ·(3010 −20)=61,6 m3
8) Volumul interior al coloanei
Vint col=Ai·H=0,0200 ·3010 =60,2 m3
Vint col>Vp
60,2 > 22,75
9) Debitul de pastă și debitul de noroi
Debitul d e pastă de ciment:
Agregate de cimentare: ACF -700

65
dp=100 mm
ηv=80%
Tabel 6.3 – Vitezele agregatului de pompare ACF -700
Viteza Qa,l/min Qa real =0.8∙ Qa pa,bar
VI 555 444 160
VII 753 602,4 120

Qa real = 602 ,4 l/min=602 ,4
60=10,04≅10l
s
nagr=Qp
Qa real
Qp=2·Qa real =2·10=20 l/s
nagr=2
Debitul de noroi:
He=τop∙(Dg−D)2∙ρp
ηpp2 =14∙(0,237 −0,1778 )2∙1800
(46∙10−3)2 = 41737 ,67
Recr=5000
vcr=ηpp·Recr
(Dg−D)·ρp=46∙10−3∙5000
(0,237 −0,1778 )∙1800 = 2,15 m/s
Qn=Qcr=Ae n·vcr=0,01928 ·2,15=0,04145 m3/s=41,45l
s
Qn=30l
s
Se admite :
Tabel 6.4 – Volumele și d ebitele acestora
V [m3] Q [l/s]
Vs = 3,85 Q1 = 10
Vp = 22,75 Q2 = 20
Vn = 61,6 Q3 = 30
Dp=λ·v2
2·l
dech∙ρ
λ=λ(Re,Bi)
Re = v·dech∙ρ
ηp
Bi = τo·dech
v·ηp
10) Viteze de curgere
La interior

66
Qs=10l
s
vi s=Qs
Ai = 10∙10−3
0,0200=0,5 m/s
Qp=20l
s
vi p=Qp
Ai = 20∙10−3
0,0200=1 m/s
Qn=30l
s
vi n=Qn
Ai = 30∙10−3
0,0200=1,5 m/s
Ae med =Ae n∙(H−Hi)+Ae t∙Hi
H = 0,01928 ∙(3010 −2000 )+0,01440 ∙2000
3010
Ae med =0,01603 m2
De med =Dg∙(H−Hi)+Di i∙Hi
H = 0,237 ∙(3010 −2000 )+0,2235 ∙2000
3010 = 0,228 m
De med −D=0,228 −0,1778 =0,0502 m
Tabel 6.5 – Proprietățile fluidelor de foraj funcție de vitezele de curgere
La interior
ve s=Qs
Ae med = 10∙10−3
0,01603=0,623 m/s Debit l/s 10 20 30
Spațiul – Interior Exterior Interior Exterior Interior Exterior
Viteza m/s 0,5 0,623 1 1,247 1,5 1,871
Fluid de
foraj Re 5774 ,889 2258 ,72 11549 ,78 4521 ,06 17324 ,67 6783 ,41
Bi 115,49 29,09 57,74 14,53 38,49 9,68
Regim Turbulent intermediar Turbulent intermediar Turbulent turbulent
λ 0,18 0,19 0,058 0,058 0,025 0,034
pm 1,025 2,0 3,625
Fluid
separator Re 5117 ,44 2001 ,57 10234 ,88 4006 ,36 15352 ,32 6011 ,14
Bi 89,55 22,56 44,77 11,27 29,85 7,51
intermediar Laminar Turbulent intermediar Turbulent Intermediar
λ 0,19 0,18 0,05 0,055 0,026 0,03
pm 1,1 2,3 4,3
Pasta de
ciment Re 3128 ,87 1223 ,78 6257 ,73 2449 ,54 9386 ,60 3675 ,29
Bi 92,82 23,38 46,41 16,68 30,94 7,78
Regim Intermediar Laminar intermedi ar Intermediar Turbulent Intermediar
λ 0,3 0,28 0,084 0,13 0,038 0,05
pm 1,15 2,5 4,75

67
ve p=Qp
Ae med = 20∙10−3
0,01603=1,247 m/s

Tabel 6.6 – Momentele de cimentare
Momentul Debitul Lungimi de fluide Presiunea
Interior Exterior pp pcap col pfis
ln ls lp hn hs hp
– l/s m m m m m m bar bar bar
1.Începe
pomparea
fluidului
separator 10 3010 0 0 3010 0 0 35,34 34,34 392,13
2.Sfârșitul
pompării
fluidului
separator 10 2817 193 0 3010 0 0 28,56 28,56 392,13
3.Începe
pomparea
pastei de
ciment 20 2817 193 0 3010 0 0 38,98 36,48 400,45
4.Sfârșitul
pompării
pastei de
ciment 20 1679 193 1138 3010 0 0 2,5 0 400,45
5.Începe
pomparea
noroiului de
refulare 30 1679 193 1138 3010 0 0 3,625 0 408,60
6.Pasta de
ciment
ajunge la șiu 30 1872 0 1138 2770 240 0 31,87 56,36 408,60
7.Sfârșitul
operației
de cimentare 30 2990 0 20 1560 240 1210 143,28 69,33 482,74
ls=Vs
Ai=3,85
0,0200=193 m (interior )

68
lp=Vp
Ai=22,75
0,0200=1137 ,5 m (interior ) Se alege l p = 1138 m
ln= 3010 – (193 + 1138) = 1679 m (interior)
Pasta ajunge la șiu
hs=Vs
Ae med=3,85
0,01603=240 ,17 m (exterior )
hs≅240 m
ln= 3010 – 1138 = 1872 m
hn=3010 −240 =2770 m
Sfârșitul operației de cimentare
hs≅240 m (exterior)
hp=Hc=1210 m (exterior)
hn=3010 −240 −1210 =1560 m (exterior)
ln= 3010 – 20 = 2990 m
lp = 20 m
1. Începe pomparea fluidului separator
V1=0
Q1=10l
s
pp1=pc1+pd1+pm1s
pd1=0
pm1s =1,1 bar
pc1=pc1 int+pc1 ext
pc1 int=λint n·vin2
2·ln
dech·ρn
Fig. 6.2 Pomparea fluidului separator

69
pc1 int=0,18·0,52
2·3010
0,15992·1300·10−5= 5,50 bar
pc1 ext=λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc1 ext=0,19·0,6232
2·3010
0,0502·1300·10−5= 28,74 bar
De med =Dg∙(H−Hi)+Di i∙Hi
H=0,237 ∙(3010 −2000 )+0,2235 ∙2000
3010 = 0,228 m
De med −D=0,2256 −0,1778 =0,0502 m
pp1=5,50+28,74+1,1=35,34 bar
Coordonatele primului punct: 1(0; 35,34)
pcap col = pp1−pm1s =35,34−1,1=34,34 bar
pfis 1=ρn ·g·Hs+λext n·ven2
2·Hs
De med −D·ρn
pfis 1=1300 ·10·2810 ·10−5+0,19·0,6232
2·2810
0,0502·1300·10−5=392 ,13 bar
2. Sfârșitul pompării fluidului de foraj
V2=Vs=3,85 m3
Q2=10l
s
pp2=pc2+pd2+pm2s
pm2s =pm1s =1,1 bar
pc1=pc1 int+pc1 ext
pc2 int=λint s·vis2
2·ls
Di·ρs+λint n·vin2
2·ln
Di·ρn
pc2 int=0,19·0,52
2·193
0,15992·1600· 10−5+0,18·0,52
2·2817
0,15992·1300·10−5= 5,61 bar
Fig. 6.3 – Sfârșitul pompării fluidului separator

70
pc2 ext=λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc2 ext=0,19·0,6232
2·3010
0,0502·1300·10−5 = 28,74 bar
pd 2=(ρn−ρs)·g·ls=(1300-1600) · 10·193 ·10−5 = -5,79 bar
pp2=5,61+28,74−5,79+1,1=29,66 bar
Coordonatele celui de -al doilea punct: 2( 3,85; 29,66)
pcap col2=pp2−pm2s =29,66−1,1=28,56 bar
pfis 2=pfis 1=392 ,13 bar
3. Începe pomparea pastei de ciment
V3=Vs=3,85 m3
Q3=20l
s
pp3=pc3+pd3+pm3p
pd3=pd2=−5,79 bar
pm3p =2,5 bar
pc3=λint s·vis2
2·ls
Di·ρs+λint n·vin2
2·ln
Di·ρn+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc3=0,05·12
2·193
0,15992·1600· 10−5+0,058 ·12
2·2817
0,15992·1300·10−5+
0,058 ·1,2472
2·3010
0,0502·1300·10−5= 42,47 bar
pp3=42,47− 5,79+2,5=38,98 bar
Coordonatele celui de -al treilea punct: 3( 3,85; 3 8,98)
pcap col3=pp3−pm3=38,98−2,5=36,48 bar
pfis 3=ρn∙g∙Hs+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
Fig. 6.4 Începutul pompăr ii pastei de ciment

71
pfis 3=1300 ·10·2810 ·10−5+0,058 ·1,2472
2·3010
0,0502·1300·10−5= 400,45 bar
4. Sfârșitul pompării pastei de ciment
V4=Vp+Vs=22,75+3,85=26,6 m3
Q4=20l
s
pp4=pc4+pd4+pm4
pd4=(ρn-ρp)·g·lp+(ρn-ρs)·g·ls
pd4=(1300 −1800 )·10·1138 ·10−5+(1300 −1600 )·10·193 ·10−5
pd4= −62,59 bar
pm4=pm3=2,5 bar
pc4=λint p·vip2
2·lp
Di·ρp+λint s·vis2
2·ls
Di·ρs+λint n·vin2
2·ln
Di·ρn+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc4=0,084 ·12
2·1138
0,15992·1800·10−5+0,05·12
2·193
0,15992·1600· 10−5+0,058 ·12
2·1679
0,15992·1300·10−5+
0,058 ·1,2472
2·3010
0,0502·1300·10−5= 44,97 bar
Pp4 = 44,97- 62,69+2,5 = -15,22 bar
Presiune negativ ă nu exist ă astfel
pp4=2,5 bar
Coordonatele celui de -al patrulea punct: 4(26,6; 2,5)
pcap col4= 0 bar
pfis 4=pfis 3= 400,45 bar
Fig. 6.5 – Sfârșitul pompării pastei de ciment

72
5. Începe pomparea noroiului de refulare
V5=V4=26,6 m3;
Q5=30l
s ;
pp5=pc5+pd5+pm5 ;
pd5=pd4=−62,69 bar ;
pm5=3625 bar ;
pc5=λint p·vip2
2·lp
di·ρp+λint s·vis2
2·ls
di·ρs+λint n·vin2
2·ln
di·ρn+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc5=0,038 ·1,52
2·1138
0,15992·1800·10−5+0,026 ·1,52
2·193
0,15992·1600· 10−5+0,025 ·
1,52
2·1679
0,15992·1300·10−5+0,034 ·1,8712
2·3010
0,0502·1300·10−5= 56,24 bar
pp5=56,24−62,69+3,625 =−2,82 bar
Presiune negativ ă nu exist ă astfel
Coordonatele celui de -al cincilea punct: 5(26,6; 3,625)
pcap col5= 0
pfis 5=ρn∙g∙Hs+λext n·ven2
2·Hs
De med −D·ρn
pfis 5=1300 ∙10∙2810 ∙10−5+0,034 ·1,8712
2·2810
0,0502·1300·10−5=408 ,60 bar
6. Pasta de ciment ajunge la șiu
Fig. 6.6 – Pomparea noroiului de refulare

73
V6=Vint col=60,2 m3
Q6=30l
s
pp6=pc6+pd6+pm6
pd6=(ρs-ρp)·g·hs+(ρn-ρp)·g·(lp−hs)
pd6=(1600 −1800 )·10·240 ·10−5+(1300 −1800 )·10·(1138 −240 )·10−5
pd6=−49,7 bar
pm6=3,625 bar
pc6=λint n·vip2
2·ln
di·ρn+λint p·vip2
2·ln
di·ρp+λext s·ves2
2·hs
De med −D·ρs+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc6=0,025 ·1,52
2·1872
0,15992·1300·10−5+0,038 ·1,52
2·1872
0,15992·1800·10−5+0,03·
1,8712
2·240
0,0502·1600· 10−5+0,034 ·1,8712
2·2770
0,0502·1300·10−5= 6 bar
pp6=60−49,7+3,625 =13,925 bar
Coordonatele celui de -al șaselea punct: 6(60,2; 13,925)
pcap col6=60−3,625 =56,375 bar
pfis 6=pfis 5=408 ,60 bar
7. Sfârșitul operației de cimentare
V7=Vp+Vs+Vn=22,75+3,85+61,6=88,2 m3
Q7=30l
s
pp7=pc7+pd7+pm7
pd7=(ρp-ρn)·g·(Hc−h)+(ρs-ρn)·g·hs
pd7=(1800 −1300 )·10·(1210 −20)·10−5+(1600 −1300 )·10·240 ·10−5
pd7=66,7 bar
Fig. 6.7 – Pasta de ciment ajunge la șiu

74
pm7=3,625 bar
pc7=λint n·vin2
2·ln
Di·ρn+λint p·vip2
2·lp
Di·ρp+λext p·vep2
2·hp
De med −D·ρp+ λext s
ves2
2·hs
De med −D·ρs+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pc7=0,025 ·1,52
2·2990
0,15992·1300·10−5+0,038 ·1,52
2·20
0,15992·1800·10−5+0,05·
1,8712
2·1210
0,0502·1800·10−5+0,03·1,8712
2·240
0,0502·1600· 10−5+0,034 ·1,8712
2·1560
0,0502·1300·10−5
pc7 =72,96 bar
pp7=72,96+66,7+3,625 =143 ,28 bar
Coordonatele celui de -al șaptelea punct: 7(88,2; 143,28)
pcap col7=72,96−3,625 =69,33 bar
pfis 7=ρp∙g∙(Hc−200 )+ρs∙g∙hs+ρn∙g∙hn+λext p·vep2
2·(Hc−200 )
De med −D·ρp+λext s·
ves2
2·hs
De med −D·ρs+λext n·ven2
2·hn
De med −D·ρn
pfis 7=1800 ·10·(1210 −200 )·10−5+1600 ·10·240 ·10−5+1300 ·10·1560 ·
10−5+0,05·1,8712
2·(1210 −200 )
0,0502·1800·10−5+0,03·1,8712
2·240
0,0502·1600· 10−5+0,034 ·1,8712
2·
·1560
0,0502·1300·10−5
pfis 7=482 ,74 bar
1) Durata operației de cimentare
Tc=Vp
Qp + Vn
Qn + 15 min =22,75
20∙10−3∙60 + 61,6
30∙10−3∙60 +15 = 68,18 min
Ts=Vs
Qs = 3,85
10∙10−3∙60= 6,42 min
Tc=68,18+6,42=74,6 min ≈ 75 min
Fig. 6.8 – Sfârșitul cimentării

75
2) Timpul de pompabilitate
Tp min=1,5·Tc=1,5·75=112 ,5 min
Tp max =1,5·Tp min=1,5·112 ,5=168 ,75 min ≈ 169 min
𝑝𝑓𝑖𝑠,𝐻𝑠=𝐻𝑠⋅𝛤𝑓𝑖𝑠
10=2810 ⋅1,88
10=528 ,28 bar
Tabel 6.7 – Volumul pompat funcție de presiunea acestuia
Nr.crt pp V
bar m3
1 35,34 0
2 29,66 3,85
3 38,98 3,85
4 2,5 26,6
5 3,625 26,6
6 13,925 60,2
7 143,28 88,2

020406080100120140160
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Presiunea, bar
Volumul, mVolumul pompat
Grafic 6.3 – Variația presiunii cu volumul pompat

76

0, 10
3.85 , 103.85 , 20 26.6 , 2026.6 , 30 88.2 , 30
05101520253035
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100Debit, l/s
Volumul, m
0, 528.28 88.2 , 528.28
0100200300400500600
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100P.fis, bar
V, mGrafic 6.4 – Variația debitului cu volumul pompat
Grafic 6.5 – Variația presiunii de fisurare cu volumul pompat

77
CONCLUZII
Forajul este complexul de lucrări prin care se traversează formațiunile geologice de la
suprafață până la o anumită adâncime în scopul realizării unei sonde, s ăparea găurii în masivul de
roci, consolidarea si izolarea stratelor traversate, investigarea rocilor și a fluidelor cantonate în ele,
probarea stratelor propuse productive.
Forajul sondelor este un proces complex fără de care explo atarea zăcămintelor de p etrol și
gaze nu ar exista. El se realizează în condiții de risc și incertitudine, de aceea sondele ridică
probleme speciale și pline de răspundere legate de asigurarea securității maxime a lucrărilor de foraj
și de determinare a pa rametrilor optimi de exp loatare.
Proiectarea construc ției unei sonde reprezintă cea mai importantă etapa în proiectarea forării
unei sonde. O const rucție i nadecvată poate scumpi și prelungi activitatea de foraj, ajungân d până la
compromiterea întregii in vesti ții prin abandonare a sondei înainte de atingerea obiectivului propus.
Elaborarea acestei lucrări m -a ajutat să înțeleg cum se alege programul de construcție al unei
sonde. Așadar acest lucru se realizează în funcție de variația gradienților de presiun e 𝛤𝑝<𝛤𝑛<𝛤𝑓𝑖𝑠.
Stabilirea programului de tubare este important pentru valorificarea următoarelor etape de
lucru precum calculul diametrelor coloanelor și sapelor de foraj și stabilirea adâncimilor de fixare.
Am învățat rolul fluidelor de f oraj și ce tipuri de fluide folo sim, precum și alegerea densități i
acestora pentru siguranța maximă a întregului proces de foraj.
Un subiect foarte interesant în elaborarea acestei lucrări a fost calculul de rezistență al
garniturii de foraj în care am sta bilit ce solicitări apar în timp ul extragerii fără circulație și în timpul
forajului. Cu ajutorul tensiunilor echivalente am ales clasa de rezistență a oțelului și limita la
curgere 𝑅𝑝0,2,𝑚𝑖𝑛.
La capitolul Tubarea sondei am stabilit profilul fiecăr ei coloane în parte calculând presi unile
interioare, exterioare precum și solicitarea la tracțiune. Dacă acesta se verifica la cele 3 solicitări
stabileam numărul de burlane și grosimea de perete a fiecăruia.
În final, am realizat cum se efectuează cimenta rea cu două dopuri, primul cu membr ană care
apară noroiul de pasta de ciment și al doilea dop plin care separă pasta de noroiul de refulare. La
acest capitol am parcurs toate elementele de cimentare cum ar fi : adâncimea de cimentare,
densitatea pastei de ciment, volumul pastei de ciment , volumul flu idului de refulare, cantitățile de
materiale, numărul de agreg ate și autocontainere, debitele ,și presiunile de lucru.
Scopul princi pal este proiectarea și optimizarea programului de construc ție pe structu ra
Boldești . Datorit ă cunoa șterii structuri i geol ogice precum și urmăr irea principalelor eleme nte ale
forajului ne duc cu gândul la ide ea unei construcții proiecta te de su cces pe viit or.

78
BIBLIOGRAFIE
1. Avram, L.: Tehnologia forării sondelor, Editura Universal Cartfil, Ploiești, 1996
2. Avram, L.: Elemente de tehnologia forarării sondelor, Editura Universității Petrol -Gaze din
Ploiești, 2011.
3. Avram, L.: Combaterea dificultăților ș i accidentelor tehnice de foraj, Editura Universității
Petrol -Gaze din Ploiești, 2013.
4. Gheorghițoiu, M.: Tehnologia foră rii sondelor, partea I I.P.G., Ploiești, 1990
5. Popescu, M.G: Fluide de foraj, Îndrumar de laborator, Editura Universității din Ploiești 2 001
6. Petre, M.: Forajul sondelor și Extracția petrolului, Editura Universității Petrol -Gaze din
Ploiești, 2013.
7. Macovei, N.: Fluide de foraj și cimenturi de sondă, Editura Univeristității din Ploiești, 1993.
8. Macovei, N.: Echipament de foraj, Editura Univers ității din Ploiești, 1996.
9. Macovei, N.: Tubarea și cimentarea sondelor, Editura Universității din Ploiești , 19 98.