Constructia Sondei

Introducere

Sondele sunt constructii miniere ,de forma cilindrica,verticale sau inclinate ,caracterizate printr-un raport mare intre adancime si diametru ,executate de la suprafata cu instalatii speciale , avand ca scop cercetarea scoartei terestre ,punerea in evidenta si valorificarea unor zacaminte de substante utile.

Prin forare se defineste complexul de lucrari necesare realizarii unei sonde

, prin o operatie de dizlocare a rocilor si de evacuare la suprafata a fragmentelor de roca rezultate din dizlocarea dentritusului.

Partea inferioara a unei sonde se numeste talpa sondei iar cea superioara gura sondei .Deschiderea obtinuta prin forare fara consolidare prin burlane se numeste

Gaura de sonda, aceasta este delimitata lateral de peretele gaurii de sonda.

Dentritusul este transportat la suprafata de catre fluidul de foraj prin circulatie de fluid. Sondele se foreaza cu instalatii de forare compuse din :grupul de forta pentru actionare,turla sau substructura sa ,sistemul de manevra (pentru introducerea si extragerea in si din sonda a sapelor ,precum si a diferitelor scule si dispozitive.sistemul de rotatie ( pentru antrenarea garniturii de foraj in miscare rotativa) si sistemul de circulatie (pentru asigurarea circulatiei fluidului de foraj in sonda ).

La gura sondei se afla montata instalatia de prevenire a eruptiilor prin care se inchide sonda in cazul unor manifestatii eruptive sau eruptii libere.

Operatia de forare este urmata la anumite intervale de adancimi .de consolidarea portiunii traversate . Aceasta operatie se numeste tubare (introducerea in sonda a unei coloane de burlane ) , dupa tubare burlanele se vor cimenta izoland astfel spatiul inelar din spatele coloanei de burlane.

In timpul forarii si dupa in functie de necesitati se executa operatii de investigare a gaurii de sonda si a rocilor traversate:carotaj electric sau radioactiv ,cavernometrie , masuratori de deviatie de la verticalitate,acustic de cimentare etc.

Tema de proiectare

Consideram ca tema de proiectare urmatoarele date de baza pentru

proiectarea sondei :

Categoria sondei – exploatare

Obiectiv geologic – Sarmatian

Adancimea proiectata: 2450 m

Limite geologice: Dacian/Pontian: 780 m

Pontian/Meotian: 1640 m

Meotian/Sarmatian: 1990 m

Cu un program de constructie care cuprinde:

Coloana de suprafata (de ancoraj) de 13 3/8 in tubata la 300 m,

cimentata la zi;

Coloana intermediara de 9 5/8 in tubata la 1750 m, cimentata la zi;

Coloana de exploatare de 5 ½ in tubata la 2450 m, cimentata la zi .

Capitolul 1

Geologia structurii

1.1. Formatiunile geologice traversate ale sondei considerate

– Levantinul are o grosime de aproximativ 350 m in zona axiala centrala si este alcatuit din nisipuri cu bobul mijlociu, cu intercalatii de marne si argile vinetii-albastrui, cu concretiuni calcaroase. In programul de foraj, Levantianul se inglobeaza intr-un pachet cu Dacianul si nu reprezinta particularitati la forat.

– Dacianul are o grosime de aproximativ 300 m, este alcatuit dintr-o alternanta de nisipuri si gresii cu intercalatii subordonate de marne si argile cu carbuni. Nisipurile daciene sunt purtatoare de gaze in zona axiala.

– Pontianul are o grosime de aproximativ 1000 m si este construit din marne cenusii, slab nisipoase, fin micacee. Lipsa colectoarelor favorabile acumularilor de hidrocarburi il face lipsit de importanta economica, constituind insa, formatiunea protectoare a acumularilor de hidrocarburi din Meotianul structurii, ca urmare a faciesului sau predominant marnos.

– Meotianul are o grosime de aproximativ 350 m si include depozite de apa puternic indulcite, cu un nivel de depozite cu fauna salmastra. Este reprezentat prin nisipuri si argile in care apar frecvent material cineritic si intercalatii de gresii oolitice.

– Sarmatianul a fost intalnit pe o grosime de aproximativ 580 m si este constituit din gresii silicioase cu ciment calcaros, nisipuri cu bob fin pana la mediu, nisipuri marnose si marne; pe alocuri s-au intalnit calcare oolitice si gresii microconglomeratice.

Depozitele apartinand Sarmatianului sunt dispuse concordant peste cele ale Tortonianului, care are o dezvoltare in facies predominant marnos si suporta depozitele Meotianului. Acesta prin intercalatia marnoasa groasa de 20…30 m cu care isi incepe ciclul sau de sedimentare, asigura inchiderea pe verticala a acumularilor de hidrocarburi localizate in Sarmatian.

Depozitele apartinand seriei nisipos-grezoase sunt alcatuite dintr-o alternanta de material psamitic si pelitic. Ele se caracterizeaza printr-o stratificatie incrucisata, particularitati specifice unui bazin de sedimentare putin adanc si cu aport important de material de pe continent. Acestea au fost de fapt conditiile de sedimentare existente in bazinul de sedimentare al Sarmatianului in timpul depunerii acestei serii. Ca urmare, depozitele respective se caracterizeaza printr-o accentuata variatie litologica de facies, atat pe verticala cat si pe orizontala, ceea ce face destul de nesigura si dificila corelarea lor. Aceasta variatie accentuata de facies a creat bariere atat in calea apei injectate, cum de fapt a creat si in calea migrarii titeiului spre zonele favorabile acumularii.

1.2. Proprietatile rocilor intalnite in foraj si gradientii de presiune, fisurare si temperatura

Proprietatile rocilor intalnite in foraj

Porozitatea

Consideram ca pe baza analizelor de carote mecanice si analiza diagrafiilor electrice s-au determinat pentru porozitate valori cuprinse intre 6% si 28%.

Permeabilitatea

Pentru permeabilitatea absoluta paralela cu statificatia, acceptam limite de variatie cuprinse intre 7mD…5570mD.

Gradienti de presiune, fisurare si temperatura

Levantin+Dacian este recunoscut ca o formatiune predominant nisipoasa, slab consolidata, cu un continut de ape dulci si foarte slab saline, cu presiuni normale ale fluidelor din pori-valori ale gradientilor de presiune de aproximativ 0,98…0,99bar/10m. Consideram gradienti de fisurare, in intervalul ocupat de depozitele levantin-daciene, cu valori de aproximativ 1,39…1,63 bar/10m, probabil mai scazute in intercalatiile de nisipuri grosiere si pietrisuri din imediata apropiere a suprafetei.

Pontian, formatiune predominant marnoasa, inca in curs de compactizare, cu un continut de ape cu salinitate mica sau medie, este acceptat cu valori normale ale gradientilor de presiune de aproximativ 1,0…1,03 bar/10m, in timp ce valorile calculate ale gradientilor de fisurare sunt de cel putin 1,65…1,79 bar/10m.

Meotian, formatiune de interes economic si intens exploatata in trecut, este caracterizata de valori normale ale gradientilor de presiune, de aproximativ 1,04…1,05 bar/10m si valori ale gradientilor de fisurare de aproximativ 1,78…1,83 bar/10m. Se estimeaza scaderi drastice ale valorilor gradientilor de presiune de pana la 0,1…0,2 bar/10m, si deasemenea, scaderi puternice ale valorilor gradientilor de fisurare de pana la 1,25 bar/10m in complexele nisipoase exploatate.

Sarmatian, principalul obiectiv al sondei proiectate, poate fi caracterizat, in partea superioara, cu valori ale gradientilor de presiune de cel mult 0,4 bar/10m si valori calculate ale gradientilor de fisurare de cel mult 1,13…1,15 bar/10m.

In partea inferioara, cel mai probabil se vor intalni presiuni ale fluidelor din pori apropiate de cele initiale, deci valori ale gradientilor de presiune de aproximativ 1,1 bar/10m, iar valorile calculate

In ceea ce priveste gradientul geotermic acceptam valori stabilizate de aproximativ 3,2…3,3 0C/10m

Capitolul 2

Programul de constructie al sondei

2.1. Metodica proiectarii programului de constructie al sondei [8]

Constructia unei sonde cuprinde mai multe coloane de tubare, care poarta diverse nume dupa scopul in caere vor fi folosite. Numarul lor este determinat de adancimea finala, de dificultatile anticipate ori survenite in timpul forajului, scopul sondei, dar si de alti factori tehnici ori tehnologici De regula, la gura sondei se tubeaza si se betoneaza, intr-un beci sapat manual, un burlan de ghidare, fabricat din tabla sudata, care nu este considerat o componenta a programului de tubare. Urmatoarea coloana de burlane (prima din programul de tubare) este coloana de suprafata (de ancoraj). De regula, ea are lungimea de cateva sute de metri. Coloana de suprafata se cimenteaza pe toata lungimea ei , pana “la zi”. Tubarea acestei coloane este indispensabila (obligatorie) la toate sondele de petrol si gaze.

Coloana de exploatare (de productie) se tubeaza pana la baza ultimului orizont productiv sau presupus productiv si face posibila extractia petrolului sau gazelor, prin interiorul tubingului, in conditii de siguranta. Uneori, cand zona productiva este bine consolidata, nu contine fluide nedorite si poate fi exploatata simultan, coloana de exploatare se tubeaza doar pana deasupra zonei productive.

Daca intre siul coloanei de suprafata si adancimea de tubare a coloanei de exploatare sunt traversate formatiuni care ingreuneaza ori chiar impiedica forajul, se tubeaza una sau mai multe coloane intermediare. Sunt numite uneori coloane de protectie sau de foraj. Asemenea coloane se introduc pentru a izola strate in care se pierde noroiul de foraj, strate cu presiune ridicata, masive de sare, roci argiloase instabile, evitandu-se anumite dificultati la continuarea forajului sub aceste zone. Unele coloane intermediare si de exploatare nu sunt tubate pana la suprafata, ci numai pana la siul coloanelor precedente, pe intervalul netubat. Asemenea coloane sunt numite linere (coloane pierdute).

Adeseori, linerele se intregesc pana la suprafata, cu o coloana de intregire (de prelungire), cu acelasi diametru sau cu diametru mai mare.

Programul de constructie al unei sonde este reprezentat grafic printr-o schema de constructie. Pe ea sunt precizate, in primul rand, coloanele de burlane, cu lungimea si diametrul lor, si intervalul ramas netubat, daca exista.

Numarul si adancimea de tubare a coloanelor

Pe tot parcursul traversarii unui anumit interval, in orice punct al lui,atata timp cat el este liber, netubat, trebuie indeplinite conditiile:

pp ≤ pn ≤ pfis (2.1.)

unde: pp – presiunea fluidelor din porii rocilor;

pn – presiunea noroiului din sonda;

pfis – presiunea de fisurare a rocilor

Daca prima conditie n-ar fi indeplinita, fluidele din pori ar patrunde in sonda si ar avea loc o manifestare eruptiva; daca n-ar fi indeplinita a doua conditie, noroiul s-ar pierde in strate.

Diametrul coloanelor

De regula se impune diametrul interior al coloanei de exploatare. Acesta determina diametrul celorlalte coloane din programul de constructie al unei sonde si implicit, diametrul sapelor folosite pentru fiecare coloana.

Coloana de exploatare se alege in functie de debitele maxime asteptate, metoda de exploatare preconizata, diametrul echipamentelor de extractie si a celor de interventie sau reparatie disponibile, eventualitatea adancirii sondei, modul de echiparte al zonei productive. Ea trebuie sa asigure folosirea optima a energiei stratelor productive pentru ridicarea fluidelor la suprafata si transportul lor pana la rezervoare, sa permita realizarea regimului dorit de exploatare a zacamantului si a sondei.

La alcatuirea succesiunii sape-coloane sunt urmarite doua conditii :

Prima conditie impune ca in exteriorul coloanelor de burlane sa existe un joc suficient de mare pentru introducerea lor fara dificultati si pentru realizarea unor cimentari eficiente a spatiului inelar (figura 2.2.a), marimea acestui joc este determinata de rigiditatea burlanelor, tipul imbinarilor, prezenta unor dispozitive cum sunt centrorii si scarificatorii, lungimea si rectilinitatea intervalului deschis sub siul coloanei precedente, existenta unor zone ce pot provoca dificultati de tubare, viteza de introducere. Burlanele cu diametrul mai mare sunt mai rigide si se inscriu mai dificil de-a lungul sondei, de accea necesita jocuri mai largi. Asemenea jocuri sunt necesare si cand intervalele deschise sunt lungi, cu dese schimbari de directie, cu tendinte de strangere a peretilor sau de fisurare a formatiunilor, ca urmare a suprapresiunilor create la introducerea si in timpul circulatiei.

Burlanele cu diametrul mufei mai apropiat de cel al corpului, cele cu mufa din corp fara praguri drepte si, bineinteles cele calibrate permit jocuri mai mici.

In concluzie, daca se impune jocul radial minim δ, in dreptul mufelor, diametrul sapelor va fi:

Ds=Dm+2δ (2.2.)

cu Dm – diametrul exterior al mufelor (vezi fig. 2.2,a)

Jocurile uzuale variaza intre 7 si 70mm. Ele cresc cu diametrul coloanei si cu lungimea intervalului deschis. Pot fi mai mici pentru burlane calibrate si mai mari in zone cu tendinta severa de strangere a peretilor.

Uneori se foloseste notiunea ratia de tubare, definita astfel:

(2.3.) Ea variaza in limite mai restranse: 0,05…0,10

A doua conditie implica posibilitatea de trecere a sapelor prin coloanele anterior tubate (figura 2.2.,b)

Di = DS+2a (2.4.)

sau DS > DȘ (2.5.)

unde: Di – reprezinta diametrul coloanei prin care trebuie sa treaca sapele;

a – un joc ce ia in considerare tolerantele de la grosimea si diametrul nominal, precum si ovalitatea burlanelor; se admite a=2…5 mm;

DȘ – diametrul de sablonare a burlanelor, stabilit prin normele de fabricare si care tine seama de tolerantele maxime admise.

Intervale de cimentare:

Prin cimentare se urmareste, in primul rand, izolarea tuturor stratelor purtatoare de fluide, fluide care ar putea circula prin spatele coloanelor de burlane provocand neplaceri. Se izoleaza stratele cu apa utilizabila, zonele unde noroiul se poate pierde, masivele de sare, rocile argiloase sensibile la apa. Inelul de ciment mareste intr-o oarecare masura, capacitatea portanta a coloanei, evita flambajul ei cand apar forte de compresiune periculoase si o protejeaza de actiunea coroziva a apelor mineralizate.

Coloana de suprafata se cimenteaza pe toata inaltimea. In acest mod, se consolideaza formatiunile de suprafata, impreuna cu masivul de roci din jur, un suport rezistent pentru instalatia de prevenire a eruptiilor si pentru coloanele urmatoare.

Celelalte coloane se cimenteaza pana la cel putin 200 m, deasupra ultimului strat permeabil. Se evita astfel circulatia fluidelor prin spatele coloanelor de burlane.

La sondele de gaze se recomanda ca toate coloanele sa fie cimentate pana la suprafata, pentru a micsora posibilitatile de migrare a gazelor prin spatiul inelar si eventualele scapari pe la imbinarile filetate.

La sondele de explorare, se obisnuieste ca oglinda cimentului sa depaseasca siul coloanei precedente cu cel putin 100 m. Adeseori, pentru siguranta, coloanele se cimenteaza pe toata inaltimea.

Lainerele se cimenteaza pe toata inaltimea, cu exceptia celor slituite, de productie, ori care urmaresc o exploatare selectiva a stratelor. Compozitia si proprietatile pastei si ale pietrei de ciment se stabilesc in concordanta cu natura rocilor ce trebuie izolate, presiunea si natura fluidelor din pori, rezistenta la fisurare a formatiunilor, temperatura geostatica si cea de circulatie, dar si cu mijloacele tehnice si tehnologice disponibile.

2.2. Programul de constructie al sondei este urmatorul:

coloana de ancoraj 13 3/8 in – tubata la 300 m, cimentata la zi;

coloana intermediara 9 5/8 in – tubata la 1750 m, cimentata la zi;

coloana de exploatare 5 ½ in – tubata la 2450m, cimentata la zi.

2.3. Proiectarea coloanei de exploatare

Pentru determinarea diametrelor coloanelor si al sapelor folosite pentru fiecare coloana din programul de constructie al sondei se impune diametrul interior al coloanei de exploatare, de 5 ½ in, care are urmatoarele caracteristici:

diametrul exterior: Dext=139,7 mm

diametrul mufei: Dm=153,7 mm

Conform relatiei (2.2.) stabilim diametrul sapei pentru coloana de exploatare pentru care s-a ales un joc radial δ=15 mm :

DS=153,7+2·15=183,7 mm

Din [8], alegem diametrul sapei pentru coloana de exploatare :

DS=212,7 mm=8 3/8 in

Din relatia (2.2.) rezulta jocul radial recalculat:

Cu relatia (2.3.) calculam ratia de tubare:

2.4 Proiectarea coloanei intermediare

Diametrul interior al coloanei intermediare se determina cu relatia (2.4.), pentru care alegem jocul dintre sapa si interiorul coloanei a = 2 mm

Di = 217,7+2·2=216,7 mm

Din [8], vom alege diametrul interior al coloanei intermediare:

Di=216,8 mm

Prin urmare vom avea coloana intermediara de 9 5/8 in, al carei diametru exterior este

Dext=244,5 mm.

Conform relatiei (2.2.) stabilim diametrul sapei pentru coloana intermediara si anume, pentru care vom alege jocul radial δ=20 mm, iar diametrul exterior al mufei pentru coloana de 9 5/8 in, Dm=269,9 mm

Ds=269,9+2·20=309,9 mm

Din [6], alegem diametrul sapei pentru coloana intermediara:

Ds=311,2 mm=12 ¼ in

Din relatia (2.2.) rezulta jocul radial recalculat:

Conform relatiei (2.3.) vom calcula ratia de tubare:

2.5. Proiectarea coloanei de suprafata

Diametrul interior al coloanei de suprafata se determina conform relatiei (2.4.), pentru care alegem jocul dintre sapa si interiorul coloanei a=2 mm

Di=311,2+2·2=315,2 mm

Din [8], vom alege diametrul interior al coloanei de suprafata:

Di=316,6 mm

Deci vom avea o coloana de suprafata de 13 3/8 in, cu un diametru exterior Dext=339,7 mm. Cu relatia (2.2.) stabilim diametrul sapei pentru coloana de suprafata ,pentru care se alege jocul radial δ=35 mm si diametrul exterior al mufei pentru coloana de 13 3/8 in, Dm=365,1 mm:

DS=365,1+2·35=435,1 mm

Din [8], alegem diametrul sapei pentru coloana de suprafata:

DS=444,5 mm=17 ½ in

Din relatia (2.2.) va rezulta jocul radial recalculat:

Din relatia (2.3.) rezulta ratia de tubare pentru coloana de suprafata:

In tabelul Nr.1 vom inregistra principalii parametri folositi pentru constructia sondei

Jocurile radiale dintre sapa si coloana ale sondei Tabel.1

Capitolul 3

Alegerea fluidelor pentru foraj

In etapa de pionerat al forajului rotativ modern se pompa prin prajini apa care spala permanent talpa sondei si evacua detritusul la suprafata. Particulele fine de roca, mai ales cele dispersabile in apa, dau nastere de-a lungul spatiului inelar a unui noroi. S-a constat ca acest noroi avea unele avantaje fata de apa curata: o capacitate mai buna de evacuare, inclusiv pe aceea de a mentine detritusul in suspensie la intreruperea circulatiei si, indeosebi, calitatea de a stabiliza peretii gaurii de sonda in dreptul rocilor neconsolidate.

In scopul obtinerii unor performante superioare, compozitia fluidelor de foraj s-a diversificat continuu. Astazi, de regula, ele nu mai sunt preparate din apa si argila. Ele au inceput sa fie preparate inainte de a fi pompate in sonda, din argile coloidale, studiate in laboratoare, supuse testelor in sonda, elaborate si reciclate cu deosebita atentie,urmand proceduri stricte.

Fluidele de foraj sunt ,în general, sisteme polifazice , în care una sau mai multe faze sunt discontinue și au interfețe apreciabile ca valoare. Aceste sisteme sunt numite sisteme disperse.

Proprietățile fluidului de foraj trebuie să fie astfel ca să promoveze în mod asigurător și rapid forajul cu o capacitate productivă maximă.

Utilizarea fluidelor de foraj cu proprietățile controlate necesită frecvent sume foarte mari de bani. Aceste cheltuieli trebuie să fie justificate și deci este indicat a se examina bine rolul fluidului de foraj pentru a se determina proprietățile lui necesare ca și cele pe care nu trebuie să le pose

3.1. Rolul fluidelor de foraj [6; 11]

Fluidele de foraj au urmatoarele roluri/contributii in timpul procesului de foraj :

Răcirea și lubrifierea sapei și a garniturii de prăjini de foraj

La traversarea formațiunii și la rotirea garniturii de prăjini de foraj, pe pereții găurii de sondă nu ar fi prezent un fluid, sapa s-ar arde și s-ar uza curând la o condiție de neutilizat și prăjinile de foraj ar fi erodate puternic. Toate fluidele circulate până în prezent ca fluide de foraj au avut o căldură specifică suficient de ridicată și calități lubrifiante suficiente.

Menținerea detritusului în suspensie la oprirea circulației

Această funcție este necesară pentru prevenirea prinderii garniturii în cazul opririi circulației și separarea ușoară a detritusului și gazelor în sistemul de circulație. Menținerea în suspensie a rocii sfărâmate se realizează printr-o viscozitate și gelație cu valori corespunzătoare.

Colmatarea pereților găurii de sondă

Fluidul de foraj trebuie să depună pe pereții găurii de sondă o crustă cât mai subțire , reziatentă și impermeabilă pentru menținerea găurii în bună stare în timpul forajului și prevenirea pierderii de fluid în formațiunile poroase. Tot această crustă împiedică blocarea straturilor productive cu apă filtrată din noroiul de foraj. În exercitarea acestei funcții, un rol important îl au caracteristicile noroiului de foraj, printre care în principal filtrația. Filtrația excesiv de mare a noroiului de foraj favorizează depunerea unei turte groase, care produce dificultăți la extragerea și introducerea sapei.

Contrapresiunea hidrostatică asupra pereților găurii de sondă.

Asigurarea unei contrapresiuni asupra pereților găurii de sondă în scopul preîntâmpinării dărâmării acestora și învingerea presiunii fluidelor din formațiunile străbătute este o funcție a fluidelor de foraj, care se asigură prin controlul greutății sale specifice.

Motrice

Cand se foreaza cu motoare de fund, fluidul de foraj constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafata la motorul(turbina) care se aflat deasupra sapei;

Informativ

Avand sub observatie/analiza continua fluidul de circulatie la iesirea din sonda si detritusul adus la suprafata, se obtin date asupra rocilor interceptate si a fluidelor din porii lor.

Prin tratare fluiedelor de foraj se urmărește îmbunătățirea tehnologiei forajului, a cimentării și a punerii în producție a sondelor.

Aceste îmbunătățiri constau în :

evitarea dificultăților în timpul forajului, ca : dărâmări, manșonări ale garniturilor de foraj ce se pot solda cu accidente grave (prinderea garniturii de foraj, erupții. etc.);

mărirea vitezei de avansare a sapei, ceea ce va face ca sonda să fie săpată în timp mai scurt și deci mai economic;

reușita tubajului și realizarea unei umpleri complete a spațiului inelar dintre coloană și peretele găurii de sondă cu ciment, adică realizarea unei bune cimentări;

prevenirea blocării formațiunilor productive cu apa de filtrare și cu particulele solide din fluid.

În scopul realizării acestor îmbunătățiri este necesar ca pentru oricare din condițiile geologice, tehnice și fizico-chimice întâlnite să se aleagă tipul de foraj cel mai potrivit.

Tipul de fluid de foraj ce se utilizează se va stabili în funcție de factorii fizico-chimici prezenți în formațiunile geologice ca : gips, anhidridă, sare, argile hidratabile, temperaturi ridicate.

În cazul când pe lângă factorii fizico-chimice se întâlnesc condiții geologice deosebite ca : presiuni mari de zăcământ, strate cu grad de înclinare mare, formațiuni neconsolidate , ape de presiune înaltă, tipul de fluid de foraj stabilit se va îngreuia la greutatea specifică necesară.

Fluidul de foraj stabilit va trebui ca, în tot timpul forajului , să aibă caracteristicile de viscozitate , gelație și filtrare și o astfel de compoziție fizico-chimică, încât să fie cât mai puțin influențată de apa de filtrare.

După ce s-a ales tipul și caracteristicile fluidului de foraj astfel încât influența fizico-chimică reciprocă dintre fluid și teren să fie cât mai mică, se trece la stabilirea greutății specifice a fluidului în funcție de presiunea de zăcământ și de instabilitatea formațiunilor. Avem in fig.3.1.1 traseul fluidului de foraj:

Fig.3.1.1

3.2. Clasificarea fluidelor de foraj

Fluidele de foraj sunt intr-o continua perfectionare si adaptare la conditiile tehnice/economice de foraj ,in general se pot clasifica dupa urmatoarele criterii :

Natura fazei continue (de dispersie): pe baza de apa, pe baza de produse petroliere, gazoase;

Natura fazei dispersate: cu argila, fara argila, cu argila organofila, cu asfalt, cu polimeri;

Gradul de mineralizare: nemineralizate (noroaie dulci), mineralizate (respectiv mineralizare scazuta, medie sau ridicata);

Natura mineralizarii: sarate (CuNaCl), cu var, cu gips, cu clorura de calciu, cu clorura de potasiu, cu silicat de sodiu, etc.;

Marimea pH-ului: acide (sub 7), neutre (aproximativ 7), slab alcaline (7…8,5), alcalinitate medie (8…11,5), alcalinitate ridicata (peste 11,5);

Densitate: neingreunate (usoare) si ingreunate;

Gradul de dispersie: pentru forajul propriu-zis, deschiderea stratelor productive, fluide de packer, fluide pentru degajare, fluide de perforare, fluide de omorare.

3.3. Proprietatile fluidelor de foraj

Compozitia, calitatile sau minusurile unui fluid de foraj sunt definite printr-o serie de proprietati, unele dintre ele comune tuturor tipurilor de fluide, altele specifice doar anumitor categorii:

Densitatea fluidelor de foraj

Aceasta proprietate reprezinta masa unitatii de volum. Densitatea fluidului de foraj se alege astfel incat presiunea exercitata de coloana de fluid sa previna surparea rocilor neconsolidate din pereti si afluxul nedorit al fluidelor din porii rocilor traversate de sonda. Fluidele cu densitate ridicata diminueaza viteza de avansare a sapei, sunt scumpe si dificil de mentinut pompabile si stabile

Vascozitatea aparenta si gelatia fluidelor de foraj

Vascozitatea aparenta a unui fluid reprezinta proprietatea lui data de rezistenta la curgere. Fluidele de foraj sunt sisteme eterogene care nu se supun legii de curgere newtoniene (sunt fluide nenewtoniene): curgerea lor nu poate fi descrisa prin intermediul unui singur coeficient de vascozitate;

Proprietatile reologice ale fluidelor de foraj

Aceste proprietati determina comportarea la curgere a fluidelor de foraj, inclusiv rezistenta la deplasare a unor corpuri aflate in masa fluidelor. Proprietatile reologice permit sa se stabileasca valoarea presiunii si energia de pompare a fluidelor de foraj, conditiile de spalare si evacuare a detritusului, presiunile efective in dreptul unor strate instabile ori purtatoare de fluide, pericolul de eroziune al peretilor;

Proprietatile tixotropice ale fluidelor de foraj

Prin tixotropie se intelege gelificarea unei solutii cand este lasata in repaus si revenirea gelului in solutie prin agitare. Fenomenul este specific solutiilor coloidale, in care particulele dispersate sunt ionizate. Gelatia asigura mentinerea in suspensie a

dentritusului aflat in spatial inelar in timpul in care circulatia fluidului de foraj este oprita;

Capacitatea de filtrare si colmatare

Presiunea fluidului din sonda si cea a fluidelor din porii formatiunilor traversate difera ca valoare, iar o parte din faza libera a noroiului patrunde in porii rocilor din stratele traversate. Totodata, pe peretii sondei se depun particule solide, sub forma unei turte de colmatare. Cu cat permeabilitatea turtei este mai scazuta, cu atat grosimea turtei depuse si volumul de filtrat sunt mai reduse. Turtele de colmatare sunt, in general, compresibile; permeabilitatea lor scade odata cu presiunea. Viteza de filtrare creste cu temperatura, deoarece scade vascozitatea fazei lichide.

Continutul de particule solide , apa si petrol

Pentru fluidele de foraj care sunt formate din apa si argila, faza continua este alcatuita din argile si materiale de ingreuiere, iar faza lichida din apa si, eventual, motorina, in cazul in care noroiul a fost emulsionat( in cazul in care garnitura are tendinta de prindere). La fluidele pe baza de produse petroliere faza lichida este alcatuita din motorina si apa, iar faza solida din materiale de ingreuiere si cele folosite pentru controlul proprietatilor colmatate si structurale;

Continutul de nisip

Nisipul imprima fluidului de foraj proprietati abrazive si erozive, reducand durata de lucru a echipamentului de foraj. In concentratii excesive, el creaza pericol de prindere a garniturii la oprirea circulatiei. De aceea, pe cat posibil, el trebuie eliminat din noroi ( cu instalatii denumite deznisipatoare ,montate pe fluxul de circulatie al fluidului de foraj);

Continutul de gaze

Gazele patrund in noroi din stratele gazeifere traversate, iar aerul prin spumare – in timpul ingreuierii si al tratamentelor chimice (scad densitatea fluidului de foraj si se elimina cu ajutorul degazeificatoarelor);

Capacitatea de schimb cationic

Proprietatile noroaielor de foraj si comportarea lor la contaminari sau tratamente sunt determinate, in cea mai mare masura, de continutul de argile active, hidratabile si dispersabile, de

tipul bentonitelor. Dintre diversele metode de masurare a capacitatii de schimb cationic, cea mai

operativa si mai utilizata este metoda albastrului de metilen.

Stabilitatea

Fluidele de foraj sunt sisteme de disperse, eterogene; lasate in repaus, in sonda sau in habe, dar si in prezenta unor contaminanti, au tendinta sa-si separe fazele: particulele solide se depun, faza lichida se separa la suprafata, emulsiile si spumele se sparg.

Indicele Ph

Aciditatea sau alcalinitatea unui fluid de foraj, in care se afla disociati diversi electroliti, este exprimata de indicele pH – logaritmul zecimal negativ al concentratiei momentane de ioni de H+.

In general, fluidele de foraj sunt bazice: pH>7. Cele naturale, preparate din apa si argila, netratate, au pH-ul cuprins intre 7 si 8, iar cele tratate au pH-ul intre 8 si 13. valoarea optima a pH-ului depinde de tipul noroiului.

Continutul de cloruri

Un fluid de foraj poate contine clorura de sodiu, de potasiu, calciu si magneziu. Important este continutul de sare, deoarece el constituie un contaminant des intalnit al noroaielor de foraj.

Alcalinitatea si continutul de var

Alcalinitatea unei solutii exprima excesul de anioni in raport cu cel de cationi. Deoarece scara pH-ului este logaritmica, la valori mari alcalinitatea poate varia considerabil fara ca pH-ul sa se modifice sensibil. In plus, la concentratii ridicate, o parte din substantele bazice sunt nedisociate si nu influenteaza pH-ul. De aceea, pentru fluidele cu bazicitate ridicata, cum sunt noroaiele cu var sau gips, alcalinitatea este o proprietate mai relevanta decat pH-ul.

3.4. Tipul fluidelor de foraj folosite

Fluide de foraj dispersate

Aceste fluide au la baza sistemul dispers apa-argila si indeplinesc cerintele de stabilitate, colmatare si gelificare, necesare forajului, fiind constituite din materiale ieftine si usor de procurat, fiind preparate la suprafata din argile bentonitice, adesea activate, cu bune proprietati coloidale, dar inglobeaza si particule argiloase sau inerte din rocile traversate.

In dreptul stratelor consolidate sau insensibile la apa, la adancimi moderate, sistemul apa-argila poate fi utilizat ca atare. Cand se traverseaza roci argiloase care se disperseaza ori se umfla, roci solubile, strate productive sau cand argila de preparare nu asigura proprietatile structurale dorite, sistemul trebuie ameliorat ori stabilizat. Se introduc, in cantitati reduse, diversi aditivi cu rol de fluidizanti sau invascosanti, reducatori de filtrare, stabilizatori ai proprietatilor la temperaturi ridicate ori la actiunea contaminantilor, lubrifianti, antispumanti, agenti anticorozivi, etc. Fluidele naturale devin tratate.

La concentratii de 60…250 kg/m3, in functie de randamentul argilei, se prepara noroaie cu proprietati structurale si de filtrare satisfacatoare, avand densitatea 1050…1150kg/m3. Daca se utilizeaza argile slab bentonitice, este nevoie de concentratii mai ridicate si se ajunge la 1250…1350 kg/m3 si chiar mai mult.

Densitati mai mari se obtin adaugand materiale inerte, cu densitate mare, fin macinate: noroaiele sunt ingreuiate.

Noroaiele naturale isi modifica rapid proprietatile in prezenta unor contaminanti cum sunt: pachete groase de marne si argile hidratabile, saruri solubile, temperaturi mari, gaze. Pentru sistemul apa-argila aflat intr-un echilibru natural, domeniul optim al pH-ului, la care si vascozitatea este minima, se situeaza intre 7,5 si 8,5. Pentru noroaiele naturale pH-ul nu trebuie sa depaseasca valorile 9…10.

Volumul de noroi necesar forarii sondei pe fiecare interval in parte este dat de relatia:

(3.1) unde:

k – reprezinta un coeficient ce tine seama de rezerva de noroi; cu valori admise intre k= 2…3;

Dic – diametrul interior al coloanei;

H1 – inaltimea coloanei anterior tubate;

H2 – inaltimea coloanei urmatoare;

DS – diametrul sapei

3.5. Aditivi si materiale folosite pentru prepararea si reglarea proprietatilor

fluidului de foraj

Au fost identificate, sute de substante naturale ori sintetizate care se folosesc la prepararea si reglarea proprietatilor fluidelor de foraj, din cele uzuale avem :

– Argilele reprezinta materialul de baza folosit la prepararea majoritatii fluidelor de foraj, dar nu toate corespund acestui scop. Amestecate cu apa, ele trebuie sa asigure un sistem coloidal stabil, colmatant, cu viteza de filtrare scazuta, capabil sa mentina in suspensie particulele inerte sau grosiere. Sunt acceptabile doar argilele puternic dispersabile, hidrofile si cu o mare capacitate de schimb cationic – insusire ce permite reglarea proprietatilor coloidale si reologice ale sistemului apa-argila. Argilele sunt roci sedimentare de alterare, cu proprietati de umectare, dispersare si umflare in apa si cu insusiri plastice. Majoritatea mineralelor argiloase poseda o structura stratificata.

Hexametafosfatul de sodiu (HMF) se utilizeaza pentru controlul vascozitatii fluidelor de foraj si este fluidizantul cel mai folosit la noi in tara, sub forma unor solzi sticlosi, transparenti si subtiri, de culoare alba sau verde, solubili in apa calda. La solubilizare HMF nu trebuie sa se depaseasca 450C temperatura de incalzire, pentru a nu provoca transformarea in ortofosfat inert, inca din faza de preparare si din acelasi motiv nu se recomanda folosirea ca fluidizant a HMF in sonde mai adanci de 2000 m.

– Ferocromlignosulfonatul (FCLS) este un produs fluidizant cu o eficienta buna in noroaiele tratate, inhibitive, la temperaturi moderate, dar si temperaturi mari. Se obtine din lesiile reziduale de la fabricarea celulozei si hartiei cu bisulfit de calciu sau amoniu. Se livreaza sub forma de praf de culoare maro, are eficienta maxima la un pH intre 8,5…9,5, se utilizeaza in cantitati de 5…40 kg/m3, atat in noroaie dulci, cat si in cele mineralizate.Eficienta marita a FCLS nu se explica doar prin mecanismul adsorbtiei sale la marginile placutelor de bentonita. Cresterea efectului fluidizant se datoreaza actiunii cationilor polivalenti asupra dublului strat electric si a potentialului electrocinetic.

– Carboximetilceluloza de sodiu (CMC) este un antifiltrant ce se obtine prin tratarea celulozei cu acid monocloracetic sau cu monocloracetat de sodiu, in prezenta hidroxidului de sodiu. Rezulta un polimer anionic, semisintetic, sub forma de praf alb-galbui, solubil in apa si ca produs secundar, clorura de sodiu. CMC-ul tehnic, nepurificat, contine pana la 25…30% clorura de sodiu, iar CMC-ul purificat are 96…99,5% substanta activa si aproximativ 0,5…4% clorura de sodiu.Eficienta CMC-ului asupra filtrarii si vascozitatii este functie de gradul de polimerizare si de gradul mediu de substituire a gruparilor OH- din molecula de glucoza anhidra. Cu cat gradul de polimerizare este mai mare, cu atat produsul este mai activ ca antifiltrant, iar vascozitatea fluidului creste mult.

– Soda caustica (NaOH), este o substanta anorganica solida de culoare alba, higroscopica, solubila in apa si in alcool, se topeste la 3280C, are densitatea 2100 Kg/m3, in solutie apoasa are proprietatile unei baze tari, ataca pielea si este toxica. Se foloseste pentru reglarea pH-ului, realizand domeniul optim de lucru pentru diversi reactivi, diminueaza coroziunea, neutralizeaza intr-o oarecare masura hidrogenul sulfurat, serveste la hidrolizarea unor polimeri.In fluidele de foraj pe baza de apa si argila, la concentratii sub 0,5 Kg/m3, soda caustica are o actiune dispersanta asupra bentonitei, iar la concentratii mai mari produce un efect de coagulare, respectiv, mareste viteza de filtrare si afecteaza stabilitatea fluidelor. Sode caustica are si o actiune bactericida, iar concentratiile in care se utilizeaza sunt intre 0,5…5,0 Kg/m3.

– Soda calcinata (Na2CO3) este un praf de culoare alba, microcristalin, higroscopic, solubil in apa, cu densitatea 2500 kg/m3. Se poate folosi pentru a precipita ionii de calciu si magneziu, cand se traverseaza strate cu gips sau anhidrit, la frezarea dopurilor de ciment si cand se utilizeaza apa de mare. La concentratii mici, soda calcinata imbunatateste proprietatilor noroaielor pe baza de apa-argila, avand un rol dispersant asupra bentonitei, iar la concentratii mari inhiba umflarea marnelor si argilelor, creste usor pH-ul, vascozitatea si gelatia fluidelor. Cantitatile des folosite sunt de 0,5…20 kg/m3.

3.6. Cantitati de materiale necesare prepararii fluidelor de foraj

Pentru a determina cantitatile de materiale necesare prepararii fluidelor de foraj vom efectua un calcul pentru fiecare coloana in parte, astfel:

Pentru coloana de ancoraj vom avea un fluid de foraj natural preparat din apa si bentonita pentru care avem urmatoarea relatie:

Va+Vbent=Vna

(3.2)

Va·a+Vbent·bent=Vna·na

unde : Va – reprezinta volumul de apa necesar prepararii fluidului de foraj pentru

coloana de ancoraj;

Vbent – volumul de bentonita necesar coloanei de ancoraj;

Vna – volumul de noroi necesar pentru coloana de ancoraj;

a – densitatea apei, a=1000 kg/m3

bent – densitatea bentonitei; bent=2300 kg/m3

na – densitatea noroiului pentru coloana de ancoraj

Rezulta volumul de bentonita si volumul de apa necesar coloanei de ancoraj:

(3.3) si (3.4)

Cantitatea de bentonita necesara coloanei de ancoraj este data de relatia:

(3.5)

Pentru coloana intermediara se foloseste un fluid de foraj natural preparat din apa, bentonita si barita.

Volumul de barita necesar ingreuierii fluidului folosit pentru coloana intermediara este rezultat din relatia:

(3.6)

unde:

Vn – reprezinta volumul de noroi necesar pentru coloana intermediara;

ni – densitatea noroiului pentru coloana intermediara;

na – densitatea noroiului pentru coloana de ancoraj;

barita – densitatea baritei, barita=4200 kg/m3

Cantitatea de barita necesara prepararii fluidului de foraj este data de relatia:

mbarita=Vbarita·barita (3.7)

Volumul de noroi initial se stabileste cu relatia:

Vni=Vn – Vbarita (3.8)

Volumul de bentonita necesar prepararii fluidului pentru coloana intermediara se calculeaza cu relatia:

(3.9)

Volumul de apa necesar prepararii fluidului de foraj este dat de relatia:

Va=Vn – Vbent – Vbarita (3.10)

Pentru coloana de exploatare se foloseste un fluid de foraj dispersat preparat din apa, bentonita si barita.

Volumul de barita necesar prepararii fluidului pentru coloana de exploatare este dat de relatia:

(3.11)

unde:

Vn – reprezinta volumul de noroi necesar pentru coloana de exploatare;

ne – densitatea noroiului pentru coloana de exploatare;

ni – densitatea noroiului pentru coloana de intermediara;

barita – densitatea baritei.

Volumul de bentonita necesar pentru coloana de exploatare este dat de relatia:

(3.12)

3.7. Alegerea tipului si proprietatile fluidelor de foraj pentru sonda proiectata

3.7.1.Tipul fluidelor de foraj

In tabelul 3.1. sunt prezentate tipurile, densitatile si volumele de noroi necesare pentru fiecare interval forat.

Tipurile, densitatile si volumele de noroi folosite la sonda Tabelul 3.1

3.7.2 Calculul volumului de noroi

Pentru determinarea volumului de noroi necesar forarii sondei proiectate, calculul se va face separat pentru fiecare interval ( vom alege k=2,5) .

Volumul de noroi necesar forarii acestor intervale se calculeaza cu ajutorul relatiei (3.1.)

Pentru intervalul 0…300 m

Pentru intervalul 300…1750 m

=303,23 m3305 m3

Pentru intervalul 1750…2450 m

=116,23m3120 m3

3.7.3 Proprietatile fluidelor de foraj

In tabelul 3.2 sunt prezentate principalele proprietati ale fluidelor de foraj folosite la sonda proiectata :

Proprietatile fluidelor de foraj ale sondei Tabel 3.2

3.7.4 Tratamente aplicate fluidelor de foraj

In tabelul 3.3 sunt prezentate materialele si aditivii folositi pentru prepararea si reglarea proprietatilor fluidelor de foraj.

Tab.3.3.

3.7.5. Calculul cantitatilor de materiale

Calculul cantitatilor de materiale se efectueaza pentru fiecare coloana in parte astfel:

Coloana de ancoraj

Volumul de bentonita necesar prepararii fluidului pentru coloana de ancoraj se calculeaza cu relatia (3.3)

Se determina cantitatea de bentonita necesara pentru coloana de ancoraj cu relatia (3.5):

mbent=14·2300=32200 kg

Volumul de apa necesar fluidului pentru coloana de ancoraj este dat de relatia (3.4) :

Va=120 – 14=106 m3110 m3

Coloana intermediara

Volumul de barita necesar prapararii fluidului de foraj pentru coloana intermediara se determina din relatia (3.6)

m3

Conform relatiei (3.7.) se stabileste cantitatea de barita necesara pentru prepararea acestui fluid:

mbarita = 5·4200 = 21000 kg

Volumul de noroi initial este dat de relatia (3.8.):

Vni = 305 – 5

Cu ajutorul relatiei (3.9.) se determina volumul de bentonita necesar acestei coloane:

Cantitatea de bentonita necesara pentru coloana intermediara este data de relatia (3.5.):

mbent=14·4200=58800 kg

Volumul de apa necesar prepararii fluidului de foraj este dat de relatia (3.10.):

Va=300 – 14 – 5=281 m3285 m3

Coloana de exploatare

Volumul de barita necesar acestei coloane se determina din relatia (3.11.):

Din relatia (3.7.) rezulta cantitatea de barita:

mbarita=2·4200=8400 m3

Volumul de noroi initial se determina din relatia (3.8.):

Vni=120 – 2=118 m3

Cu relatia (3.12.) se stabileste volumul de bentonita necesar prepararii fluidului pentru aceasta coloana:

Cantitatea de bentonita necesara acestui fluid este data de relatia (3.5.):

mbent=18·2300=41400 kg

Volumul de apa rezulta din relatia (3.10.):

Va=120 – 18 – 2 = 100 m3

In tabelul 3.4. sunt prezentate cantitatile totale de materiale folosite pentru cele trei intervale.

Cantitatile totale de materiale folosite la sonda Tabelul 3.4

Se poate retine ca :

Sonda are ca fluid de deschidere un fluid natural ce se realizeaza pornind de la bentonita prehidratata.

Pentru fluidul natural tratat duritatea totala se regleaza cu soda calcinata, iar reducerea caracteristicilor reologico-coloidale se realizeaza prin dilutii si prin tratarea fluidului cu HMF.

Controlul filtrarii se va asigura prin tratamente cu extract bazic si CMC, iar cel reologic prin tratamente cu FCLS si HMF.

Filtratul scade considerabil odata cu cresterea adancimii si in special in timpul traversarii stratelor productive pentru a reduce riscul contaminarii acestora.

Densitatile fluidelor de foraj sunt destul de variate si au valori cuprinse intre 1150 si 1600 kg/m3.

Capitolul 4

Proiectarea parametrilor de foraj

Realizarea cu eficienta maxima a forajului (adancirea) gaurii de sonda este determinata de mai multi factori :

caracteristicile fizico-mecanice ale rocilor dislocate, in conditiile existente la talpa sondei: rezistenta sau duritatea, proprietatile elasto-fragile sau plastice, abrazivitatea, starea de tensiune triaxiala, presiunea fluidelor din pori; acesti factori sunt obiectivi naturali.

caracteristicile fizice si geometrice ale sapei: tipul constructiv, diametrul, forma si pozitia elementelor active, rezistenta lor mecanica, inclusiv cea la abraziune si eroziune, constructia si rezistenta lagarelor in cazul sapelor cu role, gradul de alunecare al rolelor, constructia si amplasarea sistemului de spalare; tipul si constructia sapei se alege in concordanta cu aceste caracteristici ale mediului de dislocare, dar si cu metoda de foraj, cu parametrii de lucru posibili si cu scopul urmarit, astfel incat eficienta procesului de foraj sa fie maxima.

factorii tehnologici: Factorii tehnologici reprezinta parametrii de functionare a sapei. Ei sunt programati si controlati de operator. Daca este nevoie, pot fi modificati chiar in timpul forajului; din acestia fac parte : apasarea axiala, turatia sapei, debitul de circulatie, viteza jeturilor si proprietatile fluidului de foraj. Prin regim de foraj, sau regim de lucru al sapei la talpa, se intelege ansamblul valorilor acestor factori, la un moment dat.

Parametrii regimului sunt grupati astfel:

parametrii mecanici: apasarea axiala si turatia sapei;

parametrii hidraulici: debitul de circulatie si viteza jeturilor;

proprietatile fluidului de foraj: densitate, continutul de particule solide, proprietatile reologice, capacitatea de filtrare si colmatare, continutul de petrol.

Putem avea aparte si un regim de carotaj mecanic, un regim de largire sau de corectare a peretilor gaurii de sonda.

4.1. Metodica proiectarii parametrilor regimului de foraj [9; 10]

La proiectarea regimului de foraj se urmareste realizarea indicatorilor calitativi doriti si obtinerea unor indicatori tehnico-economici maximi. Operatia de proiectare este complexa, datorita cunoasterii insuficiente a caracteristicilor rocilor ce urmeaza sa fie traversate si a numarului mare de parametrii care trebuie programati si corelati. In plus, intervin numeroase restrictii, imuse de conditiile si dificultatile geologice intalnite, de rezistenta, capacitatea si comportarea echipamentului folosit.

Eficienta activitatii de foraj este evaluata cu ajutorul unor indicatori tehnico-economici, calitativi sau cantitativi. Unii dintre ei servesc doar la aprecierea anumitor laturi ale acestei activitati, de exemplu, a procesului de foraj propriu-zis sau a lucrarilor de montare si demontare a instalatiei. Altii, mai complecsi, permit sa se evalueze modul de executie a intregii sonde sau chiar activitatea intreprinderii de foraj.

Ca indicatori calitativi se urmaresc:

realizarea programului de investigare geologica si geofizica a formatiunilor traversate, si de probare a celor presupuse productive;

asigurarea verticalitatii sau a traseului proiectat al sondei;

deschiderea stratelor productive fara a afecta caracteristicile si capacitatea de productie a lor;

atingerea obiectivului fara accidente sau complicatii.

Indicatorii cantitativi sunt: durata de lucru efectiv al sapei pe talpa, ts; avansarea realizata de o sapa, hs; vitezele de foraj, diversele costuri si consumuri specifice calculate pe metru forat; numarul de sonde forate intr-o anumita perioada; recuperajul in cazul carotejului mecanic.

4.2. Proiectarea parametrilor mecanici

Deoarece apasarea pe sapa, Gs, si turatia, n, au efect contrar asupra vitezei mecanice si a durabilitatii sapei, vom incerca sa gasim o pereche de valori optime pentru Gs si n printr-un criteriu de optimizare. O larga aplicabilitate o are criteriul costului pe metru forat, el fiind si cel mai complet.

Algoritmul de lucru este urmatorul:

Pentru determinarea constantelor presupunem cunoscute de la o sapa anterior urmarita, valorile timpului de sapare, ts; avansarea sapei urmarite hsu; gradul final de uzura al danturii, Dfu; gradul final de uzura al lagarelor, Lfu; apasarea pe sapa, Gsu si turatia, nu.

Astfel, constanta de forabilitate este data de relatia:

(4.1.)

unde:

hsu – reprezinta avansarea sapei urmarite;

tsu – timpul de sapare;

Gsu – apasarea pe sapa urmarita;

Gou – apasarea minima pe sapa urmarita;

nu – turatia sapei urmarite;

– exponent ce are valori cuprinse intre (0,4…1,0)

I1(Dfu); I2(Dfu) – functie integrala ce tin seama de gradul final de uzura al danturii sapei de foraj

(4.2.)

(4.3.)

unde :

C1 – reprezinta constanta ce depinde de tipul sapei;

C2 – constanta ce depinde de dantura sapei;

Dfu – gradul final de uzura al danturii.

Constanta de abrazivitate se determina cu relatia:

(4.4.)

unde :

Gdu – reprezinta sarcina de distrugere a danturii sapei urmarite;

a – constanta dependenta de abrazivitatea rocii si regimul aplicat.

Constanta lagarelor este data de relatia:

(4.5.)

unde :

Lfu – reprezinta gradul final de uzura al lagarelor;

– constanta ce depinde de constructia lagarelor

In mod practic, dintr-un tablou cu valorile posibile ale apasarii si turatiei se alege o pereche (Gs, n). Presupunem ca lagarele limiteaza durata de lucru a sapei, Lf=1.

Timpul de lucru al sapei este dat de relatia:

(4.6.)

Gradul final de uzura al danturii este:

(4.7.)

Daca Df1, presupunerea este corecta si cu valoarea lui Df se calculeaza avansarea sapei, hs cu relatia:

(4.8.)

Daca Df >1, presupunerea este falsa, danturta va limita durata sapei, nu lagarele. Acceptand, acum, Df=1, se calculeaza timpul de lucru al sapei daca aceasta se extrage datorita uzurii danturii cu relatia:

(4.9.)

Viteza mecanica medie este data de relatia:

(4.10.)

Viteza operativa medie se stabileste conform relatiei:

(4.11.)

unde :

ts – reprezinta timpul de lucru efectiv pe talpa;

tm – timpul de manevra

Costul metrului forat pe mars este rezultat din relatia:

(4.12.)

unde :

cs – reprezinta costul unei sape;

ci – costul pe unitatea d

Similar, modificand Gs si n, se repata calculele pana ce se obtine costul minim. Acestuia ii corespunde apasarea optima, Gs0 si turatia optima no.

4.3. Proiectarea parametrilor hidraulici

La stabilirea parametrilor de curgere a fluidului de foraj intr-o sonda, se au in vedere doua aspecte:

spalarea talpii si a sapei;

evacuarea detritusului de la talpa la su

In timpurile de pionierat al forajului hidraulic interesa doar evacuarea detritusului; de aceea, debitele de circulatie erau relativ scazute. In prezent, se urmareste, in primul rand, o buna spalare a talpii sondei, in scopul utilizarii depline a capacitatii de dislocare a sapei. Debitul nu mai reprezinta un parametru suficient pentru caracterizarea conditiilor de spalare a talpii. Un rol important il joaca constructia sapei si mai ales forma, amplasarea si dimensiunile canalelor de spalare. Eficienta curatirii talpii trebuie evaluata cu indicatori mai complecsi, cum sunt: puterea hidraulica cheltuita in duzele sapei sau, mai exact, la nivelul talpii, forta de impact a jeturilor, distributia presiunii si a curentilor de lichid pe talpa.

De regula, debitele necesare pentru spalarea perfecta a talpii sunt superioare celor de evacuare a detritusului.

Criteriile cele mai folosite pentru optimizarea spalarii talpii, la sapele cu role, sunt:

criteriul presiunii la pompe: pentru o putere hidraulica necesara la sapa, exista o combinatie debit-viteza jeturilor la care presiunea de pompare este minima;

criteriul puterii hidraulice la sapa: pentru anumite pompe existente in dotarea instalatiei de foraj, exista un cuplu optim debit-viteza jeturilor caruia ii corespunde o putere hidraulica maxima cheltuita in duzele sapei;

criteriul fortei de impact: pentru pompele instalate exista o combinatie optima debit-viteza jeturilor, la care forta de impact pe talpa sondei este maxima.

Vom determina parametri optimi ai regimului hidraulic folosind “criteriul presiunii la pompe”. Acest criteriu isi propune ca in conditii de spalare impuse, sa determine debitul de circulatie si diametrele duzelor sapei, astfel incat pompele sa functioneze la o presiune minima. Parametrii determinati vor fi: puterea hidraulica in duzele sapei si presiunea dinamica pe talpa sondei.

Ridicarea detritusului la suprafata este caracterizata de o viteza de ridicare, vr, dependenta de viteza ascensionala si de o viteza de lunecare a particulelor de detritus in noroi:

vr=vas – u (4.13.)

si vas=vr+u

Debitul de evacuare este dat de relatia:

(4.14.)

Puterea specifica la sapa este data de relatia:

(4.15.)

in care: vm – reprezinta viteza mecanica de avansare, aleasa pentru o apasare pe sapa si o turatie optima

Puterea hidraulica la sapa este data de relatia:

(4.16.)

unde:

At – reprezinta aria talpii sondei;

Ds – diametrul sapei

Se determina viteza ascensionala minima cu relatia:

(4.17.)

Debitul minim de evacuare a detritusului este:

(4.18.)

in care: Dp – reprezinta diametrul exterior al prajinilor de foraj

Se determina debitul maxim:

(4.19.)

Debitul optim se calculeaza cu relatia:

(4.20.)

in care: n – reprezinta densitatea noroiului

αc – oeficientul caderilor de presiune si are expresia:

α= α1·L+ α2 (4.21.)

unde: α1=( αip+ αep)+( αir+ αer) (4.22.)

α2=( αig+ αeg)·lg+ αis (4.23.)

in care: αip – reprezinta coeficientul caderilor de presiune in interiorul prajinilor de foraj;

αepc – oeficientul caderilor de presiune in exteriorul prajinilor de foraj;

αir, αerco – coeficientii caderilor de presiune in interiorul si respectiv exteriorul racordurilor;

αig, αeg – coeficientii caderilor de presiune in interiorul si respectiv exteriorul

prajinilor grele;

lglun – lungimea prajinilor grele;

αisco – coeficientul caderilor de presiune in instalatia de suprafata.

Se calculeaza coeficientii caderilor de presiune cu urmatoarele relatii:

(4.24.)

(4.25.)

(4.26.)

(4.27.)

(4.28.)

(4.29.)

Valorile lui Reynolds si Bingham se calculeaza cu relatiile:

(4.30.)

(4.31.)

in care: Dech – reprezinta diametrul echivalent si este dat de relatiile:

in exteriorul prajinilor: Dech=dp; Dech=dg;

in interiorul prajinilor: Dech=Ds-Dp; Dech=Ds-Dg

Dupa calculul debitului optim se verifica daca:

Qop є [Qev,min; Qmax,p]

Aria duzelor sapei este data de relatia:

(4.32.)

in care: φ – reprezinta un coeficient care tine seama de forma duzelor: φ=0,95

Se calculeaza diametrul duzelor sapei:

(4.33.)

Se calculeaza viteza de jet:

(4.34.)

Presiunea in orificiile sapei este data de relatia:

(4.35.)

Presiunea in sistemul de circulatie este:

(4.36.)

Presiunea de pompare este:

(4.37.)

4.4.1. Proiectarea parametrilor mecanici

Pentru determinarea parametrilor mecanici ai regimului de foraj dispunem de urmatoarele date:

Date de la sapa urmarita:

– Apasarea pe sapa: Gsu=200 kN;

– Timpul de sapare: tsu=32h;

– Turatia sapei: nu=120 rot/min;

– Avansarea sapei: hsu=130m;

– Gradul final de uzura al danturii: ;

– Gradul final de uzura al lagarelor: ;

– Apasarea minima pe sapa: G0u=30 kN;

– Sarcina de distrugere a danturii sapei: Gdu=350 kN

Date de la sapa optimizata:

– Apasarea minima pe sapa: G0=G0u=30 kN;

– Sarcina de distrugere a danturii sapei: Gd=350 kN;

– Constanta ce depinde de tipul sapei: c1=4;

– Constanta ce depinde de dantura sapei: c2=6;

– Exponentul: =0,8;

– Constanta ce depinde de constructia lagarelor: =1,5;

– Constanta dependenta de abrazavitatea rocii: a=4,348·10-5;

– Costul unei sape: cs=6·106 lei;

– Costul pe unitatea de timp: ci=1,5·106 lei/h;

– Timpul de manevra: tm=8h.

Algoritmul de calcul este urmatorul:

Se determina valorile functiilor integrale cu relatiile (4.2.) si (4.3.) astfel:

4.4. Proiectarea parametrilor regimului de foraj folositi la sonda proiectata

Conform relatiei (4.1.) se determina constanta de forabilitate:

Constanta de abrazivitate se determina din relatia (4.4.):

Constanta lagarelor este data de relatia (4.5.):

Pentru perechea de valori: n=30 rot/min; Gs=60 kN, presupunem Lf=1

Se calculeaza timpul de lucru al sapei cu relatia (4.6.):

Cu ajutorul relatiei (4.7.) se determina gradul final de uzura al danturii astfel:

Presupunerea Lf=1 este falsa: dantura limiteaza durata sapei

Cu Df=1, din relatia (4.9.), durata de lucru a sapei este:

in care :

Avansarea sapei se calculeaza cu relatia (4.8):

in care:

Cu ajutorul relatiei (4.10.) se determina viteza mecanica medie:

Viteza operativa medie se determina din relatia (4.11.):

Costul unui metru forat este dat de relatia (4.12.):

Pentru perechea de valori: n=30 rot/min; Gs=100 kN, presupunem Lf=1.

Se calculeaza timpul de lucru al sapei cu relatia (4.6.):

Gradul final de uzura al danturii este dat de relatia (4.7.):

Presupunerea Lf=1 este corecta: lagarele limiteaza durata sapei.

Se calculeaza avansarea sapei cu relatia (4.8.) astfel:

in care:

Viteza mecanica medie este data de relatia (4.10.):

Din (4.11.) rezulta viteza operativa medie:

Costul unui metru forat este dat de relatia (4.12.):

Similar se calculeaza performantele posibile ale sapei si pentru celelalte apasari si turatii prezentate in tabelele 4.3, 4.4 si 4.5.

Viteza mecanica medie, m/h Tabelul 4.3.

Viteza operativa medie, m/h Tabelul 4.4.

Costul unui metru forat, 106 lei/m Tabelul 4.5.

Costul minim al unui metru forat este c=435000 lei/m corespunzator perechii de valori optime: Gs=280 kN si n=150 rot/min.

4.4.2. Proiectarea parametrilor hidraulici

Instalatia F-200 DH este echipata cu doua pompe 2PN-700, care asigura un debit maxim de 44,5 l/s pentru un diametru al camasilor pompei de 8 in (203,2 mm), si o presiune de 84 bar, frecventa curselor duble pe minut fiind in numar de 65 , la o putere de antrenare a pompei de 700 CP (515 kW).

Algoritmul de calcul se exemplifica numai pentru un singur interval de egala forabilitate, corespunzator coloanei de exploatare, 1750…2450 m, cu urmatoarele date:

– Adancimea sondei: H=2450 m;

– Diametrul exterior al coloanei de exploatare: De=5 ½ in=139,7 mm;

– Diametrul sapei: Ds=212,7 mm;

– Diametrul exterior al prajinilor de foraj: Dp=5 ½ in=139,7 mm;

– Diametrul interior al prajinilor de foraj:dp=121,4 mm;

– Diametrul exterior al prajinilor grele: Dg=6 in=152,4 mm;

– Diametrul interior al prajinilor grele: dg=57,2 mm;

– Diametrul exterior al racordurilor: Dr=177,8 mm;

– Diametrul interior al racordurilor: dr=101,6 mm;

– Densitatea fluidului de foraj: n=1250 kg/m3;

– Vascozitatea plastica a noroiului: pl=15·10-3 Ns/m2;

– Tensiunea dinamica de forfecare: 0=7 N/m2.

Calculul coeficientilor caderilor de presiune

Pentru calculul coeficientilor caderilor de presiune se admite un debit orientativ necesar spalarii talpii, constant pe tot intervalul:

avand : Qsp=0,6 m/s

Caderea de presiune in interiorul prajinilor de foraj se determina cu ajutorul relatiilor (4.24.), (4.30.), (4.31.), astfel:

Caderile de presiune in interiorul racordurilor se determina cu relatiile (4.26.), (4.27.):

Caderea de presiune in exteriorul prajinilor de foraj este data de relatiile (4.29.), (4.30.), (4.31.):

Caderea de presiune in exteriorul racordurilor este data de relatiile urmatoare:

Conform relatiei (4.22.) se determina coeficientul caderilor de presiune, α1:

α1=676+14,67+339+0,585=1030,3 m-5

Caderea de presiune in interiorul prajinilor grele se determina din relatiile (4.25.), (4.30.), (4.31.) astfel:

Caderea de presiune in exteriorul prajinilor grele este determinata conform relatiilor (4.28.), (4.30.), (4.31.):

Conform relatiei (4.23.) se calculeaza coeficientul caderilor de presiune, α2:

α2=(28196+21,37)·250+2,5·105=73,04·105 m-4

Coeficientul α se determina conform relatiei (4.21.):

α=1030,3·1410+73,04·105=87,56·105 m-4

Domeniul de lucru pentru debit

Presupunem ca debitul maxim este determinat de capacitatea celor doua pompe conform relatiei (4.19.):

Qmax=2·44,5=89 l/s

Din [10] pentru n=1250 kg/m3, stabilim viteza ascensionala minima:

vas=0,64 m/s

Debitul minim se determina conform relatiei (4.18.):

Din [10] citim Pss=0,5 kW/cm2. Puterea hidraulica necesara la sapa este data de relatia (4.16.):

Debitul optim se calculeaza cu relatia (4.20.) astfel:

Valoarea debitului optim este cuprinsa intre Qmin si Qmax.

Qepє(12,93; 89) l/s

Aria duzelor sapei se determina conform relatiei (4.32.):

Diametrul duzelor este dat de relatia (4.33.):

Se aleg trei duze de 9 mm: 9x9x9.

Se calculeaza aria totala a duzelor:

Viteza jeturilor este data de relatia (4.34.):

Caderea de presiune in duze este data de relatia (4.35.):

Din (4.36.) rezulta caderea de presiune in restul sistemului de circulatie:

Presiunea de pompare se stabileste din relatia (4.37.):

Din [8], mai exact din caracteristicile pompei 2PN-700, observam ca aceasta presiune este realizabila cu camasi de 6 1/2in sau mai mici, debitul maxim, 28,3 l/s, fiind superior celui necesar de 20,09 l/s. Similar se stabilesc parametrii hidraulici si la celelalte adancimi. Schimbarea duzelor se efectueaza in momentul extragerii sapei uzate la o adancime apropiata de cea calculata.

Adancimile de schimbare a duzelor sunt date de relatiile:

Asadar, pe tot intervalul intre 1750 si 2450 m, debitul va fi dat de relatia:

Capitolul 5

Proiectarea tubarii coloanelor

O sonda se va proiecta astfel ca, la un cost minim, sa prezinte siguranta atat in timpul forajului, pana la atingerea obiectivului stabilit, cat si in perioada preconizata de exploatare. Aceasta siguranta este determinata de rezistenta coloanelor de tubare si de adancimea la care ele sunt tubate. Dimensionarea lor corecta presupune anticiparea tuturor situatiilor ce pot interveni si stabilirea celor mai dure solicitari posibile.

5.1. Metodica stabilirii profilului coloanelor de tubare [8]

Pentru a stabil profilul unei coloane de tubare, in stare sa reziste tuturor solicitarilor la care ea va fi supusa in sonda, trebuie cunoscuta rezistenta burlanelor disponibile la aceste solicitari.

Coloanele de burlane sunt solicitate la tractiune si compresiune, la presiune interioara si presiune exterioara, uneori si la incovoiere, in sonde curbate si atunci cand coloanele sunt flambate. Prezenta si marimea acestor solicitari difera de la o situatie la alta. Ele nu sunt uniforme de-a lungul sodei, dar au in general un caracter static, exceptand socurile care apar la oprirea brusca in timpul introducerii, la obturarea circuitului hidraulic si mai ales cele provocate de garnitura de prajini la continuarea forajului. Pentru ca solicitarile nu sunt uniforme, profilul cel mai economic al unei coloane va fi, probabil, variabil de-a lungul ei, cu grosimi, oteluri sau imbinari diferite.

Unele dintre solicitari se modifica in timp, datorita unor fenomene cum sunt: deformarea rocilor vascoplastice din jurul coloanelor, curgerea nisipului prin perforaturi, depletarea si compactizarea zacamantului exploatat, fluajul materialului din burlane, variatiile de temperatura si presiune.

In portiunile comprimate din zonele necimentate sau cimentate nesatisfacator, in dreptul zacamintelor care compactizeaza, coloanele de burlane pot flamba. Uzura provocata de actiunea

racordurilor si a prajinilor in timpul lucrului, coroziunea cauzata de fluidele agresive micsoreaza grosimea burlanelor si, ca rezultat, rezistenta lor la solicitarile amintite.

Unele dintre situatiile enumerate mai sus sunt comune pentru toate tipurile de coloane: de suprafata, intermediare, de exploatare, linere; altele se intalnesc doar la anumite coloane.

Constructia burlanelor

Peretii gaurilor de sonda se consolideaza cu burlane din otel imbinate intre ele; acestea formeaza asa numitele coloane de burlane. Cu totul particular, in sondele care vor exploata fluide corozive, se folosesc si burlane din mase plastice sau din fibre de sticla. Burlanele utilizate in mod obisnuit pentru tubarea sondelor de petrol si gaze au lungimea de 6…12 m, diametrul nominal (cel exterior) de 4 ½…20 in (114…508 mm) si grosimea peretelui de 5…15 mm, rareori mai mare. Grosimile diferite se obtin prin modificarea diametrului interior, cel exterior ramanand constant. Burlanele pentru tubarea sondelor se fabrica prin laminare sau prin sudura longitudinala.

Tipuri de oteluri

Standardele existente in industria de petrol si gaze reglementeaza caracteristicile fizico-mecanice si modelele de incercare ale otelurilor din care sunt uzinate burlanele de tubare, incadrandu-le in niste clase de rezistenta. Compozitia otelurilor, modul lor de elaborare si tratamentele termice corespunzatoare acestor clase sunt lasate intr-o oarecare masura la latitudinea fabricantilor; sunt limitate doar continuturile de sulf si de fosfor, iar pentru cele destinate mediilor corozive sunt precizate si anumite limite pentru compozitia otelurilor, precum si tratamentele termice necesare.

Conform specificatiilor API, clasele de rezistenta sunt simbolizate printr-o litera si un numar ce reprezinta limita minima de curgere a otelului, exprimata in mii de psi. Clasele H-40, J-55, K-55, N-80 si P-140 sunt destinate sondelor obisnuite, iar clasele L-80, C-90, C-95, T-95, Q-125 sunt recomandabile si pentru sonde ce exploateaza fluide corozive. Clasele J-55 si K-55 au aceeasi limita minima de curgere, dar poseda rezistenta minima de rupere diferita.

Pentru clasele de rezistenta H-40, J-55, K-55 si N-80 se folosesc oteluri carbon-mangan, eventual si cu molibden pentru N-80. In Romania, otelurile recomandabile pentru aceste clase sunt: 35Mn14 si 43MoMn16. Pentru clasele de rezistenta superioare, N-80, P-110, Q-125, V-150, se utilizeaza oteluri slab aliate, cu mangan, molibden, crom, vanadiu si nichel. In Romania, otelurile recomandate sunt: 44VMoMnCrO7 si 35VmoMn14.

Se folosesc, de asemenea, oteluri inoxidabile, prelucrate prin deformare la rece si inalt aliate cu crom, crom si nichel, molibden, zirconiu, precum si aliaje de titan sau de aluminiu. In Romania se recomanda otelurile 34MoCr11 si 42MoCr11 pentru clasa C-95.

Imbinarile burlanelor

Burlanele de tubare se imbina intre ele prin insurubare sau, mult mai rar prin sudura. Imbinarile filetate pot fi grupate in doua mari categorii:

cu mufa separata: burlanele se termina la ambele capete cu cu cep filetat, mufa fiind insurubata in fabrica la unul dintre ele;

cu mufa din corp (integrale): burlanele se termina la un capat cu mufa filetata, iar la celalalt cu cep filetat.

Burlanele cu mufa separata au de regula aceeasi grosime pe toata lungimea, inclusiv la capete, ele fiind si cel mai usor de fabricat. Mufa poate fi simpla sau cu umeri de reazam, eventual si cu suprafete conice de etansare; prima varianta, comuna, este cea mai raspandita, fiind mai ieftina si mai putin sensibila la avarii.

Burlanele cu mufa din corp pot fi: calibrate, cu capete ingrosate, cu capete deformate. Burlanele cu imbinari calibrate la exterior sunt recomandate atunci cand ratiile de tubare sunt mici. Deoarece imbinarile respective au rezistenta la tractiune scazuta asemenea burlane se tubeaza doar pe intervale scurte, mai ales sub forma de lainere. Se folosesc si la intregirea lainerelor, la mansonarea coloanelor sparte. Nu sunt recomandate in sonde deviate ori cu solicitari ciclice, pentru ca au rezistenta la compresiune scazuta.

Burlanele cu capete ingrosate au rezistenta la tractiune ridicata, apropiata sau chiar mai mare decat cea a corpului, si de obicei poseda suprafete suplimentare de etansare frontale sau conice. Mufele lor au diametrul exterior mai mic decat il au mufele separate, la acelasi diametru nominal al burlanului. In plus, prin variatia treptata a diametrului exterior, de la corp la mufa, se evita razuirea peretilor si sprijinirea pe pragurile gaurii de sonda. Ambele caracteristici favorizeaza tubarea cu jocuri relativ mici, adeseori sub forma de lainere. In general, asemenea burlane se folosesc in sonde adanci, cu presiuni mari, in sonde cu gaze si condensat.

Burlanele cu capete deformate, la rece sau la cald, sunt cele mai raspandite burlane integrale.La o rezistenta apropiata de cea a corpului, imbinarile au diametrul exterior mai mic decat burlanele cu capete ingrosate. In general, ele au rezistente la compresiune, incovoiere si torsiune scazute.

Dupa profilul filetului se disting:

imbinari cu filet triunghiular;

imbinari cu filet trapezoidal.

Filetul triunghiular se intalneste doar la imbinari cu mufa separata. El este insa cel mai raspandit, atat la burlane, cat si la tubing, deoarece se fabrica relativ usor si nu necesita o precizie deosebita. Se foloseste atunci cand nu sunt conditii deosebite de presiune, etanseitate, tractiune, ratii de tubare. Filetul triunghiular utilizat la burlane este conic si cu pasul relativ mic. Unghiul la varf are 600, bisectoarea fiind perpendiculara pe axa burlanului. Fundul si varful sunt rotunjite, de aceea filetul triunghiular este numit, impropriu, inclusiv in standarde, “rotund”.

Filetele trapezoidale se intalnesc atat la imbinari cu mufa separata,cat si la cele cu mufa din corp si sunt mult mai diversificate ca profil decat cel triunghiular. Pentru a putea fi insurubate, intre fundul si creasta spirelor, precum si pe flancurile nepurtatoare de sarcina, exista un oarecare joc. Fundul si creasta spirelor pot fi paralele cu generatoarea conului sau cu axa tevii.

In Romania sunt standardizate si se construiesc cele trei tipuri de imbinari recomandate de normele API: imbinarea normala, imbinarea cu filet Buttress si imbinarea Extreme Line.

Imbinarea normala, cu mufa separata si filet triunghiular “rotund” se construieste in doua variante: cu filet scurt S si cu filet lung L; a doua varianta are rezistenta la tractiune mai mare.

Imbinarea normala are eficienta la tractiune scazuta, 45…75%, valori mai ridicate la burlanele cu diametrul mai mic si grosimea mai mare. In afara unor burlane cu grosime mare, din oteluri superioare, rezistenta imbinarilor la presiune interioara depaseste rezistenta la corp. La presiune exterioara, practic toate imbinarile au rezistenta egala sau mai mare ca cea a corpului.

Imbinarea normala se foloseste si la imbinarile burlanelor din mase plastice sau din fibre de sticla.

Imbinarea cu filet Buttress are mufa separata si filetul trapezoidal asimetric. La burlanele de 4 ½…13 3/8 in, crestele si fundurile spirelor sunt paralele cu linia mediana a filetului, la cele mai mari de 16 in inclusiv sunt paralele cu axa burlanului.

O caracteristica a imbinarii cu filet Buttress o constituie faptul ca cepul filetat are aceeasi conicitate pe toata lungimea. Aceste burlane sunt folosite in sonde adanci la partea superioara a coloanelor, acolo unde sarcina de tractiune este maxima.

In general, imbinarile cu filet Buttress sunt coniderate mai putin etanse decat cele cu filet triunghiular, deoarece sectiunea transversala a canalului elicoidal din spatele flancurilor neincarcate este de doua, trei ori mai mare si lungimea filetului angajat este mai mica, desi mufa este ceva mai lunga.

Imbinarea Extreme Line face parte din categoria celor cu mufa din corp, cu capete ingrosate la cald, mai mult spre exterior si mai putin spre interior. Este o imbinare cu umeri care evita strangerea excesiva si permite sa se transmita momente de torsiune daca este nevoie. Imbinarea Extreme Line este foarte etansa, fiind prevazuta cu o etansare suplimentara la varful cepului si pe umerii frontali. Filetul are profilul trapezoidal simetric, cu ambele flancuri inclinate cu 60. Crestele si fundurile spirelor sunt paralele cu linia mediana a filetului.

Dimensionarea coloanelor de burlane

Dupa ce se determina diametrul si adancimea de tubare a coloanelor din programul de constructie al unei sonde, se stabileste profilul lor: grosimea peretelui, calitatea otelului si tipul imbinare. Fiecare coloana trebuie sa reziste pe toata lungimea, din momentul introducerii in sonda pana la sfarsitul exploatarii acesteia, tuturor solicitarilor la care ea va fi supusa. Deoarece solicitarile sunt variabile de-a lungul coloanelor si profilul lor va fi de regula variabil, ca grosime, otel sau imbinare.inarilor dintre burlane.

In principiu, daca distributia solicitarilor anticipate este cunoscuta, profilul coloanelor se poate stabili, pe cale analitica, grafica sau combinata, alegand dintre burlanele disponibile pe cale corespunzatoare. Daca exista mai multe posibilitati de alcatuire a unei coloane, se alege varianta cea mai economica sau profilul cel mai usor.

5.1.1. Proiectarea tubarii coloanei de suprafata

Dimensionarea coloanei de suprafata incepe de jos in sus, cu burlanele cele mai slabe disponibile, iar algoritmul de proiectare este prezentat in cele ce urmeaza:

Presiunea fluidelor din pori la adancimea maxima deschisa sub siul coloanei de suprafata se considera egala cu presiunea coloanei de noroi:

Pp=n2·g·H2 (5.1.)

unde:

n2 –reprezinta densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul urmator;

g – acceleratia gravitationala;

H2 – adancimea de tubare a coloanei intermediare

Presiunea de fisurare a formatiunilor de la siul coloanei de suprafata este:

Pfis=(ecv,fis.1+100)·g·H1 (5.2.)

unde:

ecv,fis.1– in care: reprezinta densitatea echivalenta corespunzatoare gradientilor de fisurare la siul coloanei;

H1 – adancimea de tubare a coloanei de suprafata

Presiunea gazelor la siul coloanei este:

Ps=pp – g1 g(H2 – H1) (5.3.)

in care: g1– reprezinta densirtatea medie a gazelor

Diferenta de presiune interioara la siul coloanei este:

Δpis=pfis – a·g·H1 (5.4.)

in care: a– reprezinta densitatea apei mineralizate

Presiunea interioara la suprafata va fi:

Pc=pfis – g1·g·H1 (5.5.)

Pentru dimensionarea la presiune exterioara, se admite coloana complet goala, iar in exteriorul ei se considera noroiul din momentul tubarii. Astfel, diferenta de presiune exterioara maxima la siu este:

Δpe,s=n1·g·H1 (5.6.)

Greutatea coloanei in aer va fi:

G=q1·g·H1 (5.7.)

in care: q1 – reprezinta masa unitara burlanelor coloanei de suprafata

Daca se considera coloana scufundata in noroi, forta de tractiune maxima este la suprafata:

(5.8.)

in care: 0 – reprezinta densitatea otelului, 0=7850 kg/m3

Presiunea exterioara admisibila corecta va fi:

(5.9.)

unde:

pe – reprezinta presiunea exterioara admisibila;

Ab – aria sectiunii transversale a burlanelor;

Rc – limita de curgere a materialului.

5.1.2.Proiectarea tubarii coloanei intermediare

Algoritmul de proiectare al coloanei intermediare este urmatorul:

Presiunea maxima a fluidelor din porii formatiunilor deschise inainte de tubarea coloanei de exploatare se considera egala cu presiunea coloanei de noroi la adancimea respectiva:

(5.10.)

in care: n3 – reprezinta densitatea noroiului pentru urmatorul interval;

H3 – adancimea de tubare a coloanei de exploatare.

Presiunea de fisurare a formatiunilor de sub siul coloanei intermediare, este:

fis=(ecv,fis.2+100)·g·H2 (5.11.)

in care: ecv,fis.2 reprezinta densitatea echivalenta corespunzatoare gradientilor de

fisurare la siul coloanei intermediare

Presiunea gazelor la siul coloanei intermediare este:

Ps=pp – g2·g(H3 – H2) (5.12.)

in care: g2 reprezinta densitatea medie a gazelor

Diferenta de presiune interioara la siul coloanei va fi:

Δpi,s=ps – a ·g·H2 (5.13.)

La suprafata, presiunea din interiorul coloanei va fi:

Pc=ps – g2 ·g·H2 (5.14.)

Inaltimea coloanei de noroi in timpul evacuarii unui aflux de gaze este data de relatia:

(5.15.)

in care: pmax reprezinta presiunea maxima de la gura sondei

Diferenta de presiune interioara la baza coloanei de noroi va fi:

(5.16.)

Lungimea tronsonului inferior al coloanei intermediare este:

(5.17.)

in care: pia reprezinta presiunea interioara admisibila a burlanelor

Lungimea tronsonului superior va fi:

L2=H2 – l1 (5.18.)

Pentru dimensionarea la turtire, in spatele coloanei se considera noroiul din momentul tubarii si se calculeaza nivelul de golire cu relatia:

(5.19.)

Diferenta de presiune exterioara la adancimea de golire este:

Δpe,n=n2·g·Hg (5.20.)

Diferenta de presiune exterioara la siul coloanei intermediare va fi:

Δpe,s=n2·g·H2 – n3·g·(H2 – Hg) (5.21.)

Greutatea tronsonului inferior este:

G=l1·q1·g (5.22.)

in care: q1 reprezinta masa unitara a tronsonului inferior

Adancimea la care are loc trecerea de la compresiune la tractiune, provocata de flotabilitate este:

(5.23.)

Forta de tractiune la capatul de sus al tronsonului inferior se calculeaza cu formula:

(5.24.)

in care: A1 reprezinta aria sectiunii transversale pentru tronsonul inferior

In prezenta acestei forte de tractiune, presiunea exterioara admisibila corectata va fi:

(5.25)

Greutatea totala a celor doua tronsoane este:

G=l1 q1 g+ l2 q (5.26.)

in care: q1, q2 – reprezinta masa unitara a tronsonului inferior, respectiv superior

5.1.3. Proiectarea tubarii coloanei de exploatare

Dimensionarea la presiune interioara:

Presiunea maxima a fluidelor din porii formatiunilor exploatate este:

Pp=n3·g·H3 (5.27.)

Presiunea interioara la capul coloanei va fi:

Pc=pp – g3·g·H3 (5.28.)

Diferenta de presiune interioara la siu este:

Δpi,s=pp – a g·H3 (5.29.)

Diferenta de presiune interioara cu tubingul fixat la capatul inferior, daca tubingul este etans, va fi:

(5.30.)

Daca tubingul nu este etans la partea superioara, diferenta de presiune interioara deasupra packerului este:

(5.31.)

Dimensionarea la presiune exterioara:

Pentru dimensionarea la presiune exterioara, coloana se considera complet goala. Astfel, presiunea exterioara la siu va fi:

(5.32.)

Adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al 2-lea este:

(5.33.)

Adancimea la care are loc trecerea de la compresiune la tractiune, provocata de flotabilitate va fi:

(5.34.)

Lungimea burlanelor din primul tronson este:

(5.35.)

Diferenta de presiune interioara la adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al 2-lea va fi:

(5.36.)

Greutatea in aer a primului tronson este:

(5.37.)

Adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al 3-lea va fi:

(5.38.)

Lungimea tronsonului al doilea este:

(5.39.)

Forta de tractiune la adancimea maxima de tubare a burlanelor din tronsonul al 3-lea va fi:

(5.40.)

in care: A3 reprezinta aria sectiunii transversale a burlanelor din tronsonul al 3-lea

Presiunea exterioara admisibila corectata pentru burlanele din tronsonul al 3-lea este:

(5.41.)

Adancimea de tubare a burlanelor din tronsonul al 3-lea se recalculeaza cu formula:

(5.42.)

In continuare se vor recalcula: forta de tractiune, presiunea exterioara admisibila corectata, iar dupa mai multe iteratii se accepta o valuare rotunjita pentru Had3.

La aceasta adancime, diferenta de presiune interioara va fi:

(5.43)

Greutatea in aer a celor doua tronsoane este:

(5.44.)

Lungimea tronsonului al 2-lea va fi:

(5.45)

Tronsonul al 3-lea are lungimea de:

(5.46.)

Masa totala a coloanei va fi:

(5.47.)

Greutatea coloanei in aer este:

(5.48.)

Greutatea coloanei in noroi va fi:

(5.49.)

In concluzie, partea inferioara a unei coloane este dimensionata la turtire, iar partea superioara la spargere, daca sunt asteptate presiuni interioare mari, sau la tractiune, la presiuni interioare mici. Profilul unei coloane astfel dimensionate se poate verifica, in sectiunile considerate critice, si in alte situatii anticipate.

5.2. Profilul coloanelor pentru sonda proiectata

Programul de tubare al sondei proiectate este alcatuit din: o coloana de suprafata de 13 3/8 in, tubata la 300m; o coloana intermediara de 9 5/8 in, tubata la 1750 m si o coloana de exploatare de 5 ½ in fixata la 2450 m. Densitatile noroiului pe intervalele inchise cu cele trei coloane sunt 1150, 1200 si respectiv 1205 kg/m3.

5.2.1. Proiectarea profilului coloanei de suprafata

Pentru stabilirea profilului coloanei de suprafata se cunosc urmatoarele date:

Diametrul exterior al coloanei: De=13 3/8 in=339,7 mm;

– Adancimea de tubare: H1=300 m;

– Adancimea de tubare a urmatoarei coloane: H2=1750 m;

– Densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul 0…300 m: n1=1150 kg/m3;

– Densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul 300…1750 m: n2=1200 kg/m3;

– Densitatile echivalente corespunzatoare gradientilor de fisurare la siul primelor doua coloane sunt: ecv,fis.1=1330 kg/m3 si ecv,fis.2=1720 kg/m3

Presiunea fluidelor din pori la adancimea maxima deschisa sub siul coloanei de 13 3/8 in, la 1750 m, se calculeaza cu formula (5.1.):

Din relatia (5.2.) rezulta presiunea de fisurare a formatiunilor de la siul coloanei de 13 3/8 in, cu o siguranta echivalenta de 100 kg/m3:

Pfis=(1330+100) ·9,81·300=42,1·105 Pa=42,1 bar

Daca se considera coloana plina cu gaze, patrunse in sonda de la 1750 m, densitatea lor medie este g1=160 kg/m3. Astfel, cu relatia (5.3.) se stabileste presiunea gazelor la siul coloanei:

Pfis=206.01 ·105 –160·9,81(1750–300)=183.25 ·105 Pa=183.25 bar

Aceasta valoare este mai mare decat presiunea de fisurare, 42,1 bar, presiunea maxima posibila la siul coloanei de 13 3/8 in. In spatele coloanei se considera apa mineralizata cu densitatea a=1050 kg/m3.

Diferenta de presiune interioara la siul coloanei este data de relatia (5.4.):

Δpi,s=42,1 ·105 – 1050·9,81·300=11,2·105 Pa=11,2 bar

La suprafata, presiunea interioara se calculeaza cu formula (5.5.):

Pc=42,1·105 –160·9,81·300=37,4·105 Pa=37,4 bar

Prin urmare, se pot alege burlanele cele mai subtiri, dintre cele disponibile, si anume de 9,65 mm, presiunea interioara admisibila a acestor burlane de 150,6 bar fiind mai mare de 37,4 bar.

Pentru dimensionarea la presiune exterioara se stabileste conform relatiei (5.6.) diferenta de presiune exterioara maxima la siu:

Δpe,s=1150 ·9,81 ·300=33,8 · 105 Pa=33,8 bar

Burlanele alese, de 9,65 mm, J-55, au presiunea exterioara admisibila pea=74,2 bar, mai mare de 33,8 bar.

Greutatea coloanei in aer este data de relatia (5.7.):

G= 81,1·9,81·300 = 238677 N ~ 239 kN

Valoarea este mai mica decat cea admisibila: 1306 kN.

Daca se considera coloana scufundata in noroi, forta de tractiune maxima la suprafata se determina cu relatia (5.8.):

In prezenta acesteia, presiunea exterioara admisibila, cu Rc=Rp0,2=379 N/mm2 se calculeaza cu formula (5.9.):

Pcor=72,1·105 Pa=72,1 bar

Aceasta valoare este superioara diferentei de presiune exterioara Δpe,ș=33,8 bar

In concluzie, coloana de suprafata de 13 3/8 in va fi alcatuita in intregime din burlane de 9,65mm, otel J-55, imbinate cu filet triunghiular rotunjit scurt.

5.2.2 Proiectarea profilului coloanei intermediare

Pentru stabilirea profilului coloanei intermediare se cunosc urmatoarele date:

–Diametrul exterior al coloanei: De= 95/8 in= 244,5 mm;

–Adancimea de tubare: H2=1750 m;

–Adancimea de tubare a urmatoarei coloane:H3=2450 m;

–Densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul 300…1750 m: ρn2=1200 kg/m3;

–Densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul 1750…2450: ρn3=1250 kg/m3

–Densitatile echivalente corespunzatoare gradientilor de fisurare la siul coloanelor de 9 5/8 in si 5 ½ in sunt urmatoarele: ρecv, fis 2=1720 kg/m3 si ρecv, fis 3=1880 kg/m3.

Presiunea maxima a fluidelor din porii formatiunilor deschise inainte de tubarea coloanei urmatoare, de exploatare, se considera egala cu presiunea coloanei de noroi la adancimea respectiva si se determina cu ajutorul relatiei (5.10.):

pp= 1250·9,81·2450= 300.43·105 Pa=300.43 bar

Cu ajutorul relatiei (5.11.) se determina presiunea de fisurare a formatiunilor de sub siul coloanei intermediare, cu o siguranta echivalenta de 100 kg/m3:

pfis= (1720+100)·9,81·1750= 312.44·105 Pa=312.44 bar

Daca se considera coloana intermediara plina cu gaze, patrunse in sonda de la 2450m, densitatea lor medie este de aproximativ ρg2=200 kg/m3. Astfel, din relatia (5.12) se calculeaza presiunea acestor gazelor la siul coloanei intermediare:

pș= 282,0·105 -200 ·9,81·(2450-1750)= 268.26·105 Pa=268.26 bar

Deoarece pș< pfis, in cele ce urmeaza se va folosi presiunea cu valoarea cea mai mica, adica pș.

In exteriorul coloanei se considera apa mineralalizata cu densitatea ρ=1050 kg/m3.

Diferenta de presiune interioara la siul coloanei rezulta din relatia(5.13):

Δpi,ș=268.26·105-1050 ·9,81·1750=88 ·105 Pa=88 bar

La suprafata, presiunea din interiorul coloanei se stabileste conform relatiei (5.14.):

pc=268.26·105-200 ·9,81·1750= 233.92·105 Pa=233.92 bar

Daca se limiteaza presiunea maxima de la gura sondei la pmax =210 bar, inaltimea coloanei de noroi in timpul evacuarii unui aflux de gaze se determina din conditia ca la siu presiunea sa nu depaseasca rezistenta de fisurare a rocilor, cu relatia(5.15):

Conform relatiei (5.16.) se determina diferenta de presiune interioara, la baza coloanei de noroi:

Δpi,n=233.92·105+260 ·9,81·1250-1050·9,81·260

Δpi,n= 239.02·105 Pa=239.02 bar

La siul coloanei, diferenta de presiune ramane aceeasi, Δpi,ș=88 bar. Astfel, din relatia (5.17.) rezulta lungimea tronsonului inferior, de 10,03 mm J-55:

Lungimea celui de-al doilea tronson, cel de 11,05 mm N-80, se determina din relatia (5.18.), astfel:

l2=1750 – 1556=194 m

Pentru dimensionarea la turtire, in spatele coloanei se considera noroiul din momentul tubarii cu densitatea n2=1200 kg/m3. Se calculeaza nivelul de golire cu relatia (5.19.):

Din relatia (5.20.) rezulta diferenta de presiune exterioara la adancimea de golire, Hg, cu noroi de 1200 kg/m3 in spatiul inelar si de 1250 kg/m3 in interiorul coloanei:

Δpe,n=1200·9,81·370=43,6·105 Pa=43,6 bar

Diferenta de presiune la siul coloanei intermediare este data de relatia (5.21.):

Δpe,s=1200·9,81·1750-1250·9,81(1750-370)=36.78·105 Pa=36.78 ba

Greutatea tronsonului inferior, de 10,03 mm J-55 se calculeaza cu relatia (5.22.), astfel:

G=1556·59,63·9,81=910213 N910 kN

Valoarea calculata este mai mica decat forta admisibila de tractiune pentru aceste burlane = 1322 kN.

Trecerea de la compresiune la tractiune provocata de flotabilitate, se calculeaza cu relatia (5.23.) si are loc la adancimea:

La capatul de sus al tronsonului inferior, de 10,03 mm J-55, forta de tractiune se calculeaza cu formula (5.24.):

In prezenta acestei forte de tractiune, din relatia (5.25.) se stabileste presiunea exterioara admisibila a burlanelor de 10,03 mm J-55, cu Rp0,2=379 N/mm2:

pcor=53,12 bar

Aceasta presiune admisibila corectata este mai mare decat diferenta de presiune la adancimea l2=194 m, adica Δp=1200·9,81·194=26,8·105 Pa=21,8 bar

Prin urmare nu este nevoie sa se corecteze lungimea tronsonului de 10,03 mm J-55.

Greutatea totala a celor doua tronsoane se determina conform relatiei (5.26.):

G=1556·59,53·9,81+194·64,73·9,81=1031877 N 1031 kN

Aceasta valoare este mai mica decat forta admisibila de tractiune pentru burlanele de 11,05 mm N-80, 2097 kN.

In concluzie, coloana intermediara de 9 5/8 in va fi alcatuita din 1556 m burlane de 10,03 mm J-55 la partea inferioara si 194 m burlane de 11,05 mm H-80 la partea superioara.

Dimensionarea a fost determinata de solicitarea la presiune interioara.

5.2.3. Proiectarea profilului coloanei de exploatare

Pentru stabilirea profilului coloanei de exploatare se cunosc urmatoarele date:

Diametrul exterior al coloanei: De=5 ½ in=139,7 mm;

– Adancimea de tubare: H3=2450 m;

– Densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul 1750…2450 m: n3=1250 kg/m3;

– Densitatea echivalenta corespunzatoare gradientilor de fisurare la siul coloanei de 5 ½” este urmatoarea: ecv,fis3=1880 kg/m3.

Dimensionarea la presiune interioara

Presiunea maxima a fluidelor din porii formatiunilor exploatate prin coloana de 5 ½” se considera egala cu presiunea coloanei de noroi la adancimea de 2450 m si se determina cu ajutorul relatiei (5.27.):

Pp=1250·9,81·2450=300,43·105 Pa=300,43 bar

Daca se considera coloana plina cu gaze, cu densitatea medie de aproximativ g3=200 kg/m3, presiunea interioara la suprafata, la capul coloanei, este data de relatia (5.28.):

Pc=282,0·105-200·9,81·2450=233,93·105 Pa=233,93 bar

Considerand in exteriorul coloanei de burlane apa mineralizata cu densitatea a=1050 kg/m3, diferenta de presiune interioara la siu se calculeaza conform relatiei (5.29.):

Δpi,s=282,0·105-1050·9,81·2450=29.63·105 Pa=29.63 bar

Cu tubingul fixat la capatul inferior, intr-un packer, si cu un fluid intre tubing si coloana cu densitatea n2=1200 kg/m3, la capatul de sus presiunea interioara va fi zero, daca tubingul este etans, iar la capatul inferior, considerat la siul coloanei, va fi data de relatia (5.30.):

Daca tubingul nu este etans la partea superioara, intre el si coloana se vor acumula gaze cu presiunea maxima, cand sonda este inchisa, de 233,93 bar. Deasupra packerului, diferenta de presiune interioara se determina cu relatia (5.31.):

Valoarea calculata este destul de mare. Daca se monteaza la coloana o supapa care sa se deschida la 200 bar, de exemplu, atunci deasupra packerului diferenta de presiune scade la:

Δp=200+36.05=236.05 bar

In cele ce urmeaza, se considera situatia coloanei pline cu gaze.

Dimensionarea la presiune exterioara

Pentru dimensionarea la presiune exterioara, coloana se considera complet goala, cu noroi de 1250 kg/m3 in spatele ei. Presiunea exterioara la siu este data de relatia (5.23.):

Pe,s=1250·9,81·2450=300.43·105 Pa=300.43 bar

Primul tronson de la siul coloanei trebuie sa reziste la presiunea exterioara din aceasta zona: pe,s=300.43 bar.

Dintre burlanele disponibile se vor alege cele de 7,72 mm J-55, cu presiunea exterioara admisibila pea1=322,4 bar.

Conform relatiei (5.33) se stabileste adancimea de trecere care constituie adancimea maxima de tubare a burlanelor de 6,98 mm J-55, din tronsonul al doilea:

Din relatia (5.34.) rezulta adancimea la care are loc trecerea de la compresiune la tractiune, provocata de flotabilitate:

Deoarece H0<Had2 inseamna ca burlanele din primul tronson, de 7,72 mm J-55, nu sunt solicitate la tractiune; ele sunt solicitate la compresiune pe lungimea data de relatia (5.35.):

l1=2450-2163=287 m

La adancimea de 2163 m, diferenta de presiune interioara se stabileste conform relatiei (5.36.):

Δpi=236,9·105-(1050-200)·9,81·2163=56,5·105 Pa=56,5 bar

Valoarea este mai mica de 265,3 bar, care este presiunea interioara admisibila a burlanelor de 6,98 mm J-55.

Greutatea tronsonului de 7,72 mm J-55, in aer este data de relatia (5.37.):

G=25,30·9,81·(2450-2163)=71238 N71 kN

Aceasta valoare este mai mica de 551 kN-forta admisibila de tractiune pentru burlanele de 6,98 mm J-55.

Asadar, tronsonul 1 de 7,72 mm J-55 se tubeaza pe intervalul 2450…2163 m si are lungimea:

l1=287 m

Intereseaza, acum, posibilitatea de trecere la burlane de 6,20 mm J-55, mai ieftine decat cele de 6,98 mm J-55. Ele au: pea3=204,8 bar, pia3=235,2 bar si A3=26 cm2.

Cu relatia (5.38.) se determina adancimea de tubare, posibila in ceea ce priveste solicitarea la presiune exterioara a burlanelor de 6,20 mm J-55:

Lungimea tronsonului al doilea, de 6,98 mm J-55 este data de relatia (5.39.):

l2=2450-1670-137= 643 m

Conform relatiei (5.40) se stabileste forta de tractiune la adancimea de 1670 m:

Fax= 69152 N

Presiunea exterioara admisibila corectata pentru burlanele de 6,20 mm J-55, la adancimea Had3=1670 m, este data de relatia (5.41.):

Se recalculeaza adancimea de tubare a burlanelor de 6,20 mm J-55 cu relatia (5.42.):

Forta de tractiune la aceasta adancime este:

Cu aceasta forta se recalculeaza: pcor=195,6 bar si Had3rec=1595 m.

Dupa inca o iteratie se gaseste: Faxrec=85814 N; pcor=195,3 bar si Had3rec=1593 m

Se accepta o valoare rotunjita Had3=1593 m.

La adancimea de 1590 m, diferenta de presiune interioara este data de relatia (5.43.):

Δpi=236,9 · 105-(1050-200) ·9,81 ·1590=104,3 bar

Aceasta valoare este mai mica de 235,2 bar, care este presiunea interioara admisibila a burlanelor de 6,20 mm J-55.

Greutatea in aer a celor doua tronsoane, primul de 7,72 mm J-55 cu lungimea de 137 m si ala doilea de 6,98 mm J-55 cu lungimea de 2450-287-1590=573 m este data de relatia (5.44.):

G=9,81(137 ·25,30+573 ·23,07)=163682 N164 kN

Aceasta valoare este mai mica de 551 kN-forta admisibila de tractiune pentru burlanele de 6,98 mm J-55.

Asadar, tronsonul al doilea de 6,98 mm J-55 se tubeaza pe intervalul 2163…1590 m si are lungimea data de relatia (5.45.):

l2=2450-287-1590=573 m

Din relatia (5.46.) rezulta lungimea tronsonului al treilea alcatuit din burlane de 6,20 mm J-55:

l3=2450-287-573=1590 m

Profilul coloanei de exploatare proiectate este ilustrat in figura 5.6.

Cu relatia (5.47) se determina masa totala a coloanei:

m=137 ·25,30+573 ·23,07+1590 ·20,83=49805 kg

Greutatea coloanei in aer este data de relatia (5.48.):

G=49805·9,81=488586 N488 kN

Greutatea coloanei in noroi rezulta din relatia (5.49.):

In concluzie, coloana de exploatare de 5 ½ in va fi alcatuita din 287 m burlane de 7,72 mm J-55 la partea inferioara; 573 m burlane de 6,98 mm J-55 si 1590 m burlane de 6,20 mm J-55 la partea superioara.

Capitolul 6

Proiectarea coloanelor tubate

Cercetarile efectuate de-a lungul timpului in legatura cu cimentarea coloanelor unei sonde de petrol sau gaze au pus in evidenta atat factorii de natura tehnologica, care pot conduce la reusita unei cimentari primare, cat si proprietatile materialului liant, de ale carui caracteristici fizico-chimice dar mai ales combinatii cu alti aditivi, depinde ca cimentarea sa corespunda celor mai multe cerinte de calitate.

In practica cimentarii sondelor, liantul mineral cu cea mai larga utilizare este cimentul Portland. In santierele din Romania se intrebuinteaza doua tipuri de astfel de ciment: S1, in sonde cu adancimi de pana la 1850 m, si S2-RS, in sonde pana la 2450…2500 m. Acest ultim tip, printr-o aditivare corespunzatoare, poate fi folosit si la adancimi mai mari, el permitand obtinerea unei mari diversitati de paste de ciment.

O cimentare se considera reusita atunci cand pasta de ciment inlocuieste complet fluidul de foraj din spatiul inelar si formeaza, dupa prizare si intarire, un inel de ciment uniform, rezistent, impermeabil, cu o buna aderenta la coloana si la rocile din peretii sondei.

6.1. Metodica de proiectare a cimentarii [6; 8; 11]

Prin cimentari de sonda se intelege o categorie foarte larga de materiale liante, fin macinate, care pompate sub forma unor suspensii stabile in sonde, se intaresc si capata proprietatile fizico-mecanice dorite: rezistenta mecanica si anticoroziva, aderenta la burlane si roci, impermeabilitate, rezilienta.

Suspensiile respective, numite in continuare paste de ciment, trebuie sa aiba o densitate determinata, potrivit conditiilo din sonda, sa ramana pompabile si strabile o perioada suficienta de timp, necesara plasarii lor in zona ce intereseaza. Dupa lasarea in repaus, ele trebuie sa se intareasca cat mai repede, pentru a putea continua lucrarile in sonda.

Datorita conditiilor foarte diverse de mediu,presiune, temperatura, tehnologie de cimentare, exploatare, dar si din motive economice,s-a elaborat o mare varietate de cimentari si paste, de la cele preparate doar cu ciment obisnuit (portland), pana la amestecuri liante fara ciment sau transformarea fluidului de foraj in compozitie de consolidare si izolare.

Cimentarea reprezinta, de fapt, operatia de plasare a unei paste liante, uzual preparata din ciment cu apa, in spatiul inelar al coloanelor de burlane. Scopul urmarit prin cimentare este multiplu:

Prin cimentarea spatiului inelar,burlanele sunt solidarizate de peretii gaurii de sonda.Ca urmare, coloanele tubate sunt capabile sa preia sarcinile axiale create de greutatea proprie, de greutatea lainerelor si a coloanelor agatate de ele, de presiunea exercitata in prevenitoare sau in capul de eruptie, daca sonda este inchisa sub presiune, de variatiile de presiune si temperatura. Se mareste, intr-o oarecare masura, capacitatea portanta a coloanelor la presiune exterioara sau interioara. Se evita desurubarea burlanelor si se amortizeaza socurile cand in interiorul lor se roteste garnitura de foraj.

Prin etansarea spatiului inelar, burlanele sunt protejate in exterior de actiunea agresiva a apelor subterane mineralizate.

Aceste deziderate sunt indeplinite in totalitate numai daca noroiul aflat in spatiul inelar ce urmeaza sa fie cimentat este complet inlocuit si se formeaza un inel de ciment uniform, rezistent si impermeabil, aderent atat la burlane, cat si la rocile din jur. Altminteri ,cimentarea este mai mult sau mai putin reusita.

In sonde se efectueaza cimentari si in alte scopuri: combaterea pierderilor de noroi in stratele fisurate sau cu porozitate mare, repararea unei cimentari nereusite sau coloane sparte, impiedicarea apei si a gazelor sa patrunda in sonda impreuna cu petrolul, abandonarea unei portiuni sau a intregii sonde, formarea unui dop de sprijin ,impermeabilizarea si consolidarea rocilor din jur.

Cimentarile efectuate imediat dupa introducerea coloanelor de burlane, uneori si cele efectuate in gaura netubata pentru a combate pierderile de noroi sau manifestarile eruptive, se numesc cimentari primare. Cimentarile de remediere, cele pentru retragerea de la un strat epuizat sau inundat, de izolare a unui strat cu gaze sunt considerate cimentari secundare. Acestea din urma sunt executate de obicei in cursul exploatarii sondei.

La noi, asa cum s-a mentionat, se utilizeaza in practica doar paste de ciment preparate cu ciment portland, cu si fara adaosuri minerale, de aceea , vor fi prezentate cerintele formulate prafului de ciment portland si comportarea acestuia in timpul formarii pietrei de ciment, precum si proprietatile impuse in faza initiala de preparare pentru pasta de ciment.

Cimentul portland este un amestec fin macinat de materiale cu o compozitie chimico-mineralogica bine stabilita. Materiile prime, respectiv calcarul si argila , sunt concasate, amestecate, macinate sub 100 μm si calcinate in cuptoare rotative inclinate, dupa un anumit regim, pana la temperatura de vitrifiere de 1400…1500 0C. In acest amestec , calcarul este

donatorul de oxid de calciu, iar argila cedeaza oxid de siliciu, aluminiu si fier. Se formeaza astfel o serie de minerale artificiale, rar intilnite in natura care au activitate chimica ridicata si capacitate lianta in amestec cu apa. Produsul rezultat in urma arderii se numeste clincher si dupa racire este remacinat impreuna cu un procent de 3…7 % gips, adaugat pentru reglarea prizarii. Se obtine astfel praful de ciment portland .

Se poate concluziona ca , proprietatile cimentului portland sun determinate in cea mai mare parte de mineralele importante care se formeaza in urma clincherizarii. Un ciment bun trebuie sa contina suma mineralelor silicioase in proportie de 75…80 % , iar pe cea a mineralelor aluminoase de 20…25 % .

Astfel cimentul tip S1 are o rezistenta redusa la coroziunea sulfatica, poseda o viteza mare de hidratare si prizare si o rezistenta initiala marita. Se foloseste, datirita acestui mod de comportare, la cimentarea intervalelor cu temperaturi mici si moderate.

Cel de-al doilea tip de ciment, S2- RS , are o priza mai lenta, rezistenta initiala mai scazuta, o buna rezistenta la coroziunea sulfatica, de aceea poate fi folosit pentru cimentari de coloane introduse la adancimi mai mari de 2000 m.

Este evident ca, cimentul se hidrateaza mai repede atunci cand suprafata specifica a cimentului portland este mai mare, iar pasta obtinuta este mai stabila.

6.1.1. Proprietatile pastei de ciment

Densitatea

Din simplul amestec apa-ciment rezulta paste de ciment stabile ce densitatea intre 1750…1950 kg/m3, corespunzatoare unui factor apa-ciment cuprins intre 0,58…0,40, considerandu-se densitarea cimentului praf 3100…3150 kg/m3. La densitati mai scazute, pastele sunt instabile, iar la densitati mai mari devin prea vascoase. Acest someniu poate fi largit, daca se folosesc diverse adaosuri, in mod practic, densitatea pastelor liante fiind intre 1100…2500 kg/m3.

Pentru a realiza o buna dezlocuire a noroiului se recomanda ca pasta sa aiba densitatea cu 100 pana la 300 kg/m3 mai mare decat a noroiului.

Stabilitatea

Amestecurile liante dispersate, eterogene, au diferente de densitate intre fazele componente si deci tendinta de separare a acestora: particulele solide coboara iar apa se ridica. Aceasta instabilitate este accentuata la amestecurile cu un factor apa-ciment mare, cand cimentul este macinat grosier sau cand sunt prezente particule solide inerte. Separarea fazelor depinde de asemenea de hidrofilitatea particulelor solide, de prezenta in amestec a unor adaosuri care imbunatateste stabilitatea sau o pot inrautati.

Capacitatea de filtrare

Pierderea unei cantitati de apa libera din pasta de ciment, printr-un perete permeabil, ca urmare a diferentei de presiune, se numeste filtrare.

Viteza de filtrare creste cu permeabilitatea mediului filtrant, cu diferenta de presiune, cu factorul apa-solide si, in prima faza de hidratare, si cu temperatura. Pe masura ce hidratarea cimentului avanseaza si apar hidroprodusii de reactie, viteza de filtrare se reduce.

In prezenta turtei de colmatare a noroiului, viteza de filtrare a pastei este relativ redusa, fiind limitata de permeabilitatea si grosimea acesteia.

Proprietatile reologice

Amestecurile apa-ciment si cele cu adaosuri de barita, nisip, cenusa se comporta, din punct de vedere reologic, cel putin in faza initiala a prepararii, dupa modelul Bingham. Pastele tratate cu reactivi chimici sau polimeri se inscriu in modelul Ostwald-de Waele.

Valorile parametrilor reologici depind de compozitia chimico-mineralogica, finetea de macinare si chiar timpul de depozitare a cimentului, de temperatura si presiune, natura si concentratia reactivilor si altor adaosuri, durata si gradul de agitare, modul de preparare.

Caracteristica pastelor liante o constituie modificarea proprietatilor reologice in timp, ca rezultat al reactiilor fizico-chimice ce se petrec in sistem.

In concluzie, pana la inceputul prizarii, valorile parametrilor reologici cresc usor, dupa care cresterea este rapida si amestecul devine nepompabil.

Timpul de pompabilitate

Timpul de pompabilitate este determinat de viteza de hidratare a mineralelor din ciment, scade cu finetea de macinare si creste cu marirea factorului apa-ciment. Variatiile de presiune sau intreruperea agitarii, mai ales spre sfarsitul perioadei de testare, pot reduce timpul de pompabilitate. Reglarea timpului de pompabilitate se face cu ajutorul acceleratorilor sau intarzierilor de priza.

Timpii de prizare

Determinarea timpilor de prizare se face in conditii statice si la o temperatura de 600C±20C. Prima perioada, in care pasta se comporta ca un fluid tixotrop, valoarea tariei de gel nu se modifica simtitor. In a doua perioada, cand pasta isi pierde fluiditatea si incepe sa se comporte ca un corp solid, rezistenta de gel creste foarte mult.

Prima perioada, pana la aparitia primelor structuri de cristalizare, care nu se mai pot distruge, se defineste in mod conventional timp de inceput de priza, iar a adoua perioada, cand intreaga proba se transforma in piatra de ciment, se numeste timp de sfarsit de priza.

6.1.2. Proprietatile pietrei de ciment

Rezistenta mecanica

Dupa plasarea pastei de ciment in spatiul inelar, are loc transformarea acesteia in piatra de ciment, prizarea avand loc in conditiile unei compresiuni triaxiale, la temperatura si presiunea din sonda. Dupa 12…24 ore, rezistenta pietrei ajunge la valori satisfacatoare pentru majoritatea solicitarilor la care va fi supusa.

Deoarece sploicitarile din sonda nu reclama valori prea mari ale rezistentei mecanice, s-au folosit de multe ori, cu rezultate bune, cimentari cu adaosuri ieftine si usoare, dar nu in zona siului sau a perforaturilor.

Rezistenta mecanica a pietrei de ciment depinde in mare masura de compozitia chimico-mineralogica a cimentului, de natura si concentratia adaosurilor si a reactivilor chimici, de finetea de macinare a cimentului, de presiune, factorul apa-ciment.

Permeabilitatea

Principalul obiectiv urmarit prin cimentare este etansarea spatiului inelar cimentat; acest lucru este posibil, numai daca permeabilitatea pietrei de ciment este foarte mica, eventual nula.

Permeabilitatea pietrei creste cu factorul apa-ciment, dar se reduce in timp, cel putin in prima perioada si la temperaturi moderate. Pana la 70…800C, permeabilitatea scade, dar, la temperaturi mai mari valorile ei cresc semnificativ

Constanta volumului pietrei de ciment

Volumul aparent al pietrei de ciment nu ramane constant. Daca se produce o micsorare de volum exista riscul slabirii aderentei pietrei de ciment la teren si coloana sau aparitiei de fisuri in masa pietrei, izolarea spatiului inelar fiind compromisa. Daca se produce o marire de volum, care insa, nu are loc cu aparitia de fisurare in masa pietrei de ciment, etansarea se poate imbunatati.

Din punct de vedere al volumului pietrei de ciment, se poate concluziona ca, mentinerea constanta sau o usoara marire de volum este o cerinta tehnica necesara pentru piatra de ciment si reusita cimentarii

Rezistenta la coroziune

Daca la inceput, cei mai multi dintre agentii agresivi accelereaza intarirea, maresc

rezistenta mecanica si chiar micsoreaza permeabilitatea, in timp, au loc procese complexe de dizolvare si spalare a constituentilor lianti; permeabilitatea pietrei creste, iar rezistenta mecanica scade treptat, ajungandu-se chiar la distrugerea completa a pietrei de ciment.

Viteza cu care se produce coroziunea pietrei de ciment depinde de tipul cimentului, gradul de intarire din momentul contactului cu agentii agresivi, natura, concentratia si simultaneitatea in actiune a acestora, temperatura, presiune, pH, permeabilitatea si grosimea inelului de ciment si starea de solicitare mecanica.

Aderenta la roca si coloana de burlane

In timpul prizarii si intaririi pastei de ciment se formeaza legaturi intercristaline intre ciment-roca si ciment-metal. Daca aceasta aderenta nu este etansa, prin inerspatiile respective pot circula fluide sau gaze. Aceasta aderenta se poate evalua prin doua metode: mecanic si hidraulic.

Aderenta mecanica se coreleaza cu rezistenta pietrei de ciment, este influentata de aceeasi factori, dar depinde si de starea de rugozitate a suprafetelor in contact, prezenta mufelor, marimea sarcinilor normale pe suprafete.

Aderenta hidraulica, masurata cu apa sau azot, nu se coreleaza cu rezistenta pietrei, dar depinde in mare masura de natura suprafetelor.

6.1.3. Calculul cimentarii

Orice operatie de cimentare presupune stabilirea, adeseori prin proiectul sondei, a parametrilor acesteia: intervalul si metoda de cimentare, compozitia si proprietatile pastei, cantitatile de ciment, reactivi si adaosuri, volumul de apa pentru preparare, volumul si natura fluidului separator, volumul noroiului de refulare, regimul de pompare si durata operatiei, tipul si numarul agregatelor de cimentare, caracteristicile echipamentelor auxiliare necesare.

Acesti parametri depind de: genul operatiei, tipul coloanei de burlane, tehnologia, materialele si mijloacele disponibile, constructia sondei, natura si proprietatile fluidului din sonda, temperatura, litologie, natura si presiunea fluidelor din porii rocilor izolate, presiunea de fisurare a formatiunilor.

Frecvent, se folosesc doua tipuri de pasta: prima transa cu densitatea mai redusa pe seama unor adaosuri usoare, iar a doua transa care izoleaza zona siului si eventualele strate productive, din ciment curat. In cele ce urmeaza ne rezumam la cimentarea coloanelor de burlane in sonde verticale si cu un singur tip de pasta.

Intervalele cimentate, natura si densitatea pastelor preconizate chiar si metoda de cimentare sunt preconizate in programul de constructie a sondei, dar, uneori, ele trebuie adaptate la mijloacele disponibile si conditiile geologo-tehnice concrete.Tipul cimentului, natura si concentratia aditivilor se stabilesc in conformitate cu temperatura din sonda, litologia rocilor, prezenta apelor corozive si densitatea necesara.

Pentru o buna dezlocuire a noroiului din spatiul inelar se recomanda ca densitatea minima a pastei sa fie:

p,min≥n+(100…300) kg/m3 (6.1.)

unde : n r– eprezinta densitatea noroiului

Neglijand caderile de presiune din spatiul inelar, densitatea maxima a pastei va fi:

(6.2.)

unde :

Γfis – reprezinta gradientul presiunii de fisurare minim;

HS – adancimea stratului;

H – adancimea de tubare;

Hc – inaltimea de cimentare;

g – acceleratia gravitationala

Volumul de pasta se determina cu urmatoarea relatie:

(6.3.)

unde :

Dg– reprezinta diametrul mediu al gaurii de sonda;

D – diametrul exterior al coloanei;

d – diametrul interior al burlanelor de sub inelul de retinere;

h – inaltimea inelului de retinere a adopurilor fata de siul coloanei

Prin definitie, coeficientul de cavernometrie este K1=;

– unde DS este diametrul sapei.

Coeficientul K1 variaza in limite foarte largi, in functie de stabilitatea rocilor din peretii sondei: 1,1…2,5. In zona deja tubata, in locul lui Dg, se ia diametrul interior al coloanei respective. Daca diametrul coloanei si cel al sondei nu sunt constante, volumul pastei se calculeaza prin insumare pe portiuni.

Cantitatile de materiale. Dupa ce s-a stabilit si testat in laborator reteta de pasta, se determina cantitatile de ciment, adaosuri, reactivi si apa necesare prepararii unui volum unitar de pasta.

Cantitatea unitara de ciment pentru simplul amestec apa-ciment va fi:

(6.4.)

unde :

c – reprezinta densitatea cimentului praf; c=3100…3200 kg/m3;

a – densitatea apei; a=1000 kg/m3;

p – densitatea pastei de ciment

Volumul unitar de apa este:

(6.5.)

Factorul apa-ciment va fi:

(6.6.)

Cantitatea totala de ciment praf este data de relatia:

mc = k2·Vp·qc (6.7.)

Volumul total de apa va fi:

Va = k2·Vp·va (6.8.)

unde :

k2 – reprezinta coeficientul ce ia in considerare eventualele pierderi de pasta in strate, pierderile de ciment si chiar de pasta de preparare; k2=1,00…1,10.

Volumul noroiului de refulare este dat de relatia:

Vnr = k3 ·Ai ·(H-h) (6.9.)

in care: k3 – reprezinta un coeficient ce tine seama de compresibilitatea noroiului datorita aerarii; k3=1,01…1,10

Ai – aria sectiunii transversale in interiorul coloanei;

(6.10.)

unde: tm – reprezinta grosimea medie de perete a coloanei:

(6.11.)

Numarul de autocontainere este dat de relatia:

(6.12.)

unde :

mac – reprezinta capacitatea unui autocontainer

Numarul de agregate de cimentare este:

(6.13.)

Volumul interior al coloanei va fi:

Vi,col = Ai ·H (6.14.)

Debitul real al agregatului este dat de relatia:

Qag,real = v ·Qag (6.15.)

in care: v – reprezinta randamentul volumic al agregatului

In acest caz debitul de pompare al pastei va fi:

Qp = 2·Qag,real (6.16.)

Daca pasta este asimilata cu un fluid binghamian se calculeaza numarul Hedstrom in spatiul inelar, cu relatia:

(6.17.)

in care: o,p – reprezinta tensiunea dinamica de forfecare a pastei;

pl,p – vascozitatea plastica a pastei

Viteza medie critica, la care curgerea devine turbulenta, este:

(6.18.)

in care: Recr – reprezinta numarul Reynolds de tranzitie de la curgerea laminara la cea turbulenta

Debitul critic de noroi se determina astfel:

Qn=Qcr=Aen·vcr (6.19.)

unde: Aen – reprezinta aria sectiunii transversale in spatiul inelar netubat si este data de relatia:

Caderile de presiune pe lungimea l sunt calculate cu formula Darcy-Weissbach astfel:

(6.21.)

unde : dech – reprezinta diametrul echivalent; dech=De,med-D;

– coeficient de rezistenta hidraulica; =(Re, Bi)

cu: si

Viteza de curgere in interiorul coloanei este:

pentru pasta:

(6.22.)

pentru fluidul de refulare:

(6.23.)

Viteza de curgere in exteriorul coloanei este:

pentru pasta:

(6.24.)

pentru fluidul de refulare:

(6.25.)

Deoarece se neglijeaza caderile de presiune locale, pentru spatiul inelar se admite un diametru mediu, iar aria se calculeaza ca o medie ponderata a ariilor pe intervalul tubat si pe cel netubat astfel:

(6.26.)

unde: Hi – reprezinta adancimea de tubare a coloanei intermediare;

Di,in – diametrul interior al coloanei intermediare;

si

(6.27.)

in care: Aet – reprezinta aria sectiunii transversale in spatiul inelar tubat si are relatia:

(6.28.)

Pentru calculul caderilor de presiune in manifoldul de refulare se foloseste relatia urmatoare, considerand doua conducte colectoare pana la capul de cimentare:

(6.29.)

Durata operatiei de cimentare se stabileste cu relatia:

(6.30.)

In care cele 15 min adaugate sunt necesare pentru spalarea liniilor, schimbarea legaturilor, lansarea celui de-al doilea dop, operatii executate inainte de a pompa noroiul de refulare.

Timpul de pompabilitate al pastei va fi:

Tp,min=1,5·Tc (6.31.)

Tp,max=1,5·Tp,min

6.2. Cimentarea coloanelor la sonda proiectata

Operatia de cimentare se va executa separat, pe fiecare coloana in parte si se vor determina urmatoarele: intervalul de cimentare, compozitia si proprietatile pastei, cantitatile de ciment, reactivi si adaosuri, volumul de apa pentru preparare, regimul de pompare si durata operatiei, tipul si numarul agregatelor de cimentare.

6.2.1. Cimentarea coloanei de suprafata

Pentru calculul cimentarii coloanei de suprafata se cunosc urmatoarele date:

– Diametrul exterior al coloanei: D=13 3/8 in=339,7 mm;

– Diametrul interior al coloanei: d=316,6 mm;

– Adancimea de tubare: H=300 m;

– Diametrul sapei: Ds=444,5 mm;

– Inaltimea de cimentare: Hc=300 m;

– Adancimea de montare a niplului de la siu: h=20 m;

– Densitatea noroiului: n=1150 kg/m3;

– Densitatea cimentului: c=3150 kg/m3;

– Coeficientul de cavernometrie: k1=1,20;

– Coeficientul de pierderi: k2=1,05;

– Coeficientul de compresibilitate al noroiului: k3=1,03;

– Densitatea pastei de ciment: p=1800 kg/m3

– Tipul pastei: ciment curat

Volumul de pasta de ciment se determina conform relatiei (6.3.) astfel:

in care:

Cantitatea unitara de ciment pe m3 de pasta se determina cu relatia (6.4.):

Din relatia (6.5.) rezulta volumul unitar de apa:

Factorul apa-ciment este dat de relatia (6.6.):

Conform relatiei (6.7.) se stabileste cantitatea totala de ciment praf:

Volumul de apa este dat de relatia (6.8.):

Volumul noroiului de refulare rezulta din formula (6.9.):

Vnr=1,03·0,08062·(300-20)=23,25 m3

in care aria sectiunii transversale in interiorul coloanei s-a calculat cu formula (6.10.)

astfel:

Numarul de autocontainere APC-10 cu capacitatea 10000 kg este dat de relatia (6.12.):

Din relatia (6.13.) rezulta numarul de agregate de cimentare:

de cimentare

6.2.2. Cimentarea coloanei intermediare

Pentru calculul cimentarii coloanei intermediare se cunosc urmatoarele date:

– Diametrul exterior al coloanei: D=9 5/8 in=244,5 mm;

– Diametrul interior al coloanei: d=216,8 mm;

– Adancimea de tubare: H=1750 m;

– Diametrul sapei: Ds=311,2 mm;

– Inaltimea de cimentare: Hc=1750 m;

– Adancimea de montare a niplului de la siu: h=20 m;

– Densitatea noroiului: n=1200 kg/m3;

– Densitatea cimentului: c=3150 kg/m3;

– Densitatea pastei de ciment: p=1850 kg/m3;

– Coeficientul de cavernometrie: k1=1,20;

– Coeficientul de pierderi: k2=1,05;

– Coeficientul de compresibilitate al noroiului: k3=1,03;

– Densitatea pastei de ciment: p=1800 kg/m3

– Tipul pastei: ciment curat

Volumul de pasta de ciment se determina conform relatiei (6.3.) astfel:

unde :

Cu relatia (6.4.) se determina cantitatea unitara de ciment:

Volumul unitar de apa rezulta din relatia (6.5.):

Conform relatiei (6.6.) se calculeaza factorul apa-ciment:

Cantitatea totala de ciment praf este data de relatia (6.7.):

Conform relatiei (6.8.) volumul total de apa va fi:

Volumul noroiului de refulare este dat de relatia (6.9.):

Vnr=1,03·0,03946·(1750-20) = 70.31 m3

in care aria sectiunii transversale in interiorul coloanei se determina cu relatia (6.10.):

si grosimea medie de perete cu relatia (6.11.):

Numarul de autocontainere APC-10 cu capacitatea 10000 kg se stabileste conform relatiei (6.12.) astfel:

Numarul de agregate de cimentare este dat de relatia (6.13.):

6.2.3. Cimentarea coloanei de exploatare

Pentru calculul cimentarii coloanei de exploatare se cunosc urmatoarele date:

– Diametrul exterior al coloanei: D=5 1/2 in=139,7 mm;

– Diametrul interior al coloanei: d=125,5 mm;

– Adancimea de tubare: H=2450 m;

– Diametrul sapei: Ds=212,7 mm;

– Inaltimea de cimentare: Hc=2450m

– Densitatea noroiului: n=1250 kg/m3;

– Densitatea cimentului: c=3150 kg/m3;

– Adancimea de montare a niplului de la siu: h=20 m;

– Coeficientul de cavernometrie: k1=1,20;

– Coeficientul de pierderi: k2=1,05;

– Coeficientul de compresibilitate al noroiului: k3=1,03;

– Gradientul de fisurare minim: Γfis=1,65 bar/10 m;

– Adancimea stratului: HS=2100 m

Densitatea minima a pastei, potrivit relatiei (6.1.) este:

p,min=1250+200=1450 kg/m3

Densitatea maxima a pastei se determina cu relatia (6.2.), neglijand caderile de presiune din spatiul inelar:

; Prin urmare, [1450; 2700] kg/m3.

Se va folosi o pasta normala preparata din apa si ciment S2, cu densitatea p=1800 kg/m3. Vascozitatea plastica a pastei va fi: pl,p=46CP=46·10-3 N·s/m2 si tensiunea dinamica de forfecare 0,p=14 N/m2; iar pentru fluidul de foraj vom avea: pl,p=15CP=15·10-3 N·s/m2 si 0,n=7 N/m2

Volumul de pasta de ciment este dat de relatia (6.3.):

in care:

Din relatia (6.4.) se determina cantitatea unitara de ciment:

Volumul de apa este dat de relatia (6.5.):

Conform relatiei (6.6.) se stabileste factorul apa-ciment:

Cantitatea totala de ciment praf rezulta din relatia (6.7.):

Volumul total de apa este dat de relatia (6.8.):

Volumul noroiului de refulare se stabileste conform relatiei (6.9.) astfel:

Vnr=1,03·0,01261·(2450-20)= 31.56 m3

in care aria sectiunii transversale in interiorul coloanei este data de relatia (6.10.), iar grosimea medie de perete de (6.11.):

Numarul de autocontainere APC-10 cu capacitatea 10000 kg este dat de relatia (6.12.):

Cu ajutorul relatiei (6.13.) se stabileste numarul de agregate de cimentare ACF-700 echipate cu plungere de 100 mm si cu un randament volumic de 80%. In tabelul 6.4. sunt prezentate performantele agregatului ACF-700 la vitezele a-6-a si a-7-a

Performantele agregatului ACF-700 la vitezele a-6-a si a-7-a Tabelul 6.4.

Volumul interior al coloanei este dat de relatia (6.14.):

Debitul de pompare al noroiului se poate stabili astfel incat miscarea pastei de ciment in spatiul inelar sa fie turbulenta. Din relatia (6.15.) se determina debitul real al agregatului:

Astfel, debitul de pompare al pastei este dat de relatia (6.16.):

In acest caz, numarul Hedstrom pentru miscarea pastei in spatiul inelar netubat se calculeaza cu relatia:

Din [8] in functie de numarul Hedstrom se citeste numarul Reynolds de tranzitie de la curgerea laminara la cea turbulenta:

Recrt=7100

Viteza critica se determina din relatia (6.18.) astfel:

Debitul de noroi va fi dat de relatia (6.19.):

in care aria sectiunii transversale in spatiul inelar netubat este data de relatia (6.20.):

Deoarece debitul de noroi este mult prea mare, pentru asigurarea unui regim corespunzator se limiteaza viteza critica la vcr=1 m/s si rezulta astfel debitul de noroi:

Se admite in continuare ca pasta de ciment cu volumul Vp=25 m3 se pompeaza cu un debit Qp=20 l/s (un singur agregat); iar noroiul de refulare cu volumul Vnr=31,56 m3 se pompeaza cu un debit Qnr=30 l/s (doua agregate).

Viteza de curgere in interiorul coloanei:

pentru pasta se determina cu relatia (6.22.):

pentru fluidul de refulare se determina cu relatia (6.23.):

Viteza de curgere in exteriorul coloanei:

pentru pasta se determina cu relatia (6.24.):

pentru fluidul de refulare se determina cu relatia (6.25.):

Diametrul mediu este dat de relatia (6.26.):

Din relatia (6.27.) se determina aria calculata ca o medie ponderata a ariilor pe intervalul tubat si pe cel netubat:

in care aria sectiunii transversale in spatiul inelar tubat s-a calculat cu relatia (6.28.) astfel:

Caderile de presiune in manifoldul de refulare se determina folosind relatia (6.29.) astfel:

pentru pasta:

pentru fluidul de refulare:

In continuare se calculeaza Re, Bi, si pentru noroiul de refulare si pentru pasta de ciment, iar valorile obtinute se vor trece in tabelul 6.5.

Diametrul echivalent pentru curgerea fluidelor prin conducte este: dech=Di=0,1255 m

Diametrul echivalent pentru curgerea fluidelor prin spatiul inelar este:

dech=De,med – D=221 – 139,7=81,3 mm=0,0813 m

Caracteristicile reologice ale fluidului de foraj si ale pastei de ciment Tabelul6.5.

In cele ce urmeaza se vor calcula doar presiunea de pompare, la agregate si la capul de cimentare si cea din spatiul inelar in dreptul stratului fisurabil, iar valorile obtinute sunt prezentate in tabelul 6.6.

Presiunea de pompare, la agregate, la capul de cimentare si cea din dreptul stratului fisurabil Tabelul 6.6.

Durata operatiei de cimentare care incepe odata cu prepararea si pomparea pastei de ciment este data de relatia (6.30.):

Timpul de pompabilitate al pastei se calculeaza cu relatia (6.31.):

Capitolul 7

Proiectarea alegerii instalatiei si a garniturii de foraj

Alegerea garniturii de foraj

Garnitura de foraj este formata dintr-un ansamblul de tevi(denumite si prajini), insurubate intre ele, care permit in primul rand antrenarea sapei de foraj. Garnitura de foraj reprezinta o succesiune de componente de la capul hidraulic pana la sapa, eventual pana la motorul submersibil montat deasupra ei.

In cazul forajului cu masa rotativa sau cu cap hidraulic motor, garnitura de prajini reprezinta arborele de transmisie a miscarii de rotatie de la suprafata la sapa: prin intermediul ei se transmite energia necesara sapei de foraj pentru dislocara rocii din talpa sondei.

Garnitura de foraj formeaza un dublu canal de circulatie a fluidului de spalare si evacuare a detritusului dislocat de sapa: fluidul este pompat prin interiorul prajinilor spre talpa si iese inapoi la suprafata prin spatiul inelar format de garnitura de foraj cu peretii sondei. Apasarea axiala care permite sapei sa dizlocuie ,prin rotatie,fragmente din roca strabatuta este creata lasand pe sapa o parte din greutatea garniturii.

De la suprafata spre talpa se disting patru tipuri de prajini: prajina de antrenare, prajini de foraj, prajini intermediare si prajini grele. De regula mai sunt necesare in constructia unei garnituri de foraj: reductii, stabilizatori, corectori, amortizor de vibratii, geala de foraj, cana de siguranta.

– Prajina de antrenare preia miscarea de rotatie de la masa rotativa si o transmite spre sapa prin intermediul garniturii de foraj. Pe masura ce sapa avanseaza, prajina de antrenare culiseaza prin masa rotativa. Prajinile de antrenare sunt de doua tipuri: cu profil patrat si cu profil hexagonal.

– Prajinile de foraj sunt tevi cu lungimea de circa 9 m, terminate la un capat cu cep si la celalalt cu mufa, ambele filetate, pentru a fi imbinate intre ele.

–

Pentru a accelera insurubarera si desurubarea lor, prejinile trebuie sa aiba imbinari filetate cu pasul si conicitatea mari, ceea ce ar necesita ingrosari substantiale la capete, in absenta racordurilor. In prezent se construiesc numai prajini cu racorduri sudate. Prajinile propriu-zise se fabrica prin laminare, capetele fiind ingrosate prin presare ulterioara la cald

Dupa modul de ingrosare, se disting prajini de foraj cu capete ingrosate spre: interior, exterior, interior si exterior. Lungimea ingrosarilor de la capete trebuie sa fie suficient de mare, iar trecerea spre corpul prajinii trebuie sa fie treptata si cu raze de curbura mari ca sa se evite concentrarile de tensiune la solicitarile de incovoiere, cu oboseala materialului si formarea vartejurilor de eroziune.

Solicitarea principala a prajinilor de foraj este data de relatia :

lpf=H – lpg (7.1.)

in care: H – reprezinta adancimea coloanei de burlane;

lpg – lungimea prajinilor grele

Prin urmare, greutatea garniturii de prajini de foraj se stabileste conform relatiei urmatoare:

Gpf=lpf·qpf ·g (7.2.)

in care: qpf – reprezinta masa unitara a prajinilor de foraj;

g – acceleratia gravitationala

– Prajinile intermediare sunt numite si prajini de foraj cu peretii grosi, prajini de trecere sau prajini semigrele. Acestea au diametrul nominal identic cu cel al prajinilor obisnuite, dar poseda pereti mult mai grosi. Ele sunt prevazute cu o ingrosare suplimentara la mijloc, cu diametrul intermediar intre cel al prajinii si cel al racordurilor.

Prajinile intermediare se intercaleaza intre prajinile grele si cele obisnuite ca sa realizeze o trecere gradata de la rigiditatea mare a primelor la rigiditatea scazuta a celorlalte.

Prajinile grele sunt tevi cu pereti relativ grosi, 20…100 mm, care se plaseaza deasupra sapei si creeaza apasarea necesara pentru avansarea ei. Avand masa si rigiditatea ridicate, prajinile grele

concentreaza greutatea lasata pe sapa mai aproape de talpa. Ca rezultat, lungimea garniturii aflate in compresiune este mai mica si tendinta de flambaj mai redusa: pericolele de deviere a sondei si de rupere a prajinilor se diminueaza.

Lungimea ansamblului de prajini grele se stabileste astfel incat apasarea maxima lasata pe sapa sa nu depaseasca greutatea ansamblului in noroi. Astfel:

(7.3.)

in care: Pmax reprezinta apasarea maxima pe sapa;

qpg – greutatea unitara a prajinilor grele;

n – densitatea noroiului de foraj;

o – densitatea otelului

Se considera urmatoarele apasari pe sapa in functie de natura rocii:

Pmax=(0,5…0,8) tf/in – pentru roci moi

Pmax=(0,8…1,5) tf/in – pentru roci semitari

Pmax=(1,5…2) tf/in – pentru roci tari

Pmax=(2…2,5) tf/in – pentru roci foarte tari

Greutatea garniturii de prajini grele este data de relatia:

Gpg=lpg·qpg·g (7.4.)

Prajinile grele uzuale sunt cilindrice, au aceeasi lungime ca si celelalte prajini, aproximativ 9 m, si se imbina intre ele cu cep si mufa, ambele taiate din corp. Acestea se fabrica prin laminare sau forjare.

7.1. Metodica alegerii instalatiei de foraj

Instalatiile de foraj si de extractie se aleg dupa o serie de criterii care tin seama de capacitatea acestora, scopul lucrarilor, posibilitatea de transport, etc. Utilizarea rationala a acestora presupune masuri deosebite care se iau incepand din faza de motivatie a instalatiei pana in aceea de schimbare a locatiei.

Diversitatea conditiilor de lucru, adancimile de foraj, au determinat construirea unei game variate de instalatii; clasificarea acestora este posibila luand in considerare urmatoarele criterii: adancimea maxima de lucru, sistemul de actionare, gradul de mobilitate, locul de amplasare si obiectivul lucrarii. Conform primului criteriu, instalatiile pot fi usoare, medii si grele.

Tinand seama de sistemul de actionare, se disting urmatoarele tipuri: Diesel, electrice si cu turbine cu gaz. Tinand seama de locul de amplasare, instalatiile pot fi montate pe sol, pe mare, sau in subteran; obiectivul lucrarilor, determina construirea unor instalatii de sondeze, de foraje hidrogeologice si pentru hidrocarburi fluide.

Tendintele moderne in constructia instalatiilor de foraj au in vedere faptul ca timpii de montare, demontare si transport au o pondere foarte importanta in durata ce revine activitatii de foraj Daca se ia in considerare gradul de mobilitate si modul de montare se poate face urmatoarea grupare a instalatiilor: stationare, transportabile, autotransportabile si transportabile in blocuri mici.

La alegerea unei instalatii de foraj se au in vedere urmatoarele criterii: sarcina la carlig (normala sau maxima); puterea totala instalata; capacitatea hidraulica a pompelor; capacitatea de depozitare a prajinilor.

Sarcina normala la carlig este conditionata de sarcinile sistematice maxime ce intervin in timpul forajului si anume la extragerea celei mai grele garnituri de foraj:

(7.5.)

in care: a – reprezinta acceleratia garniturii la inceputul ridicarii; a=(0,1…0,3) m/s2

f – coeficient de frecare la deplasarea garniturii; f=(0,1…0,2)

G0 – greutatea prajinii de antrenare si a capului hidraulic; G0=10 kN

Sarcina maxima la carlig este conditionata de sarcinile maxime nesistematice (greutatea celei mai grele coloane de tubare) sau accidentale si anume:

(7.6.)

in care: Fsd – reprezinta forta suplimentara de desprindere; Fsd=(300…600) kN

7.2. Instalatia si garnitura de foraj pentru sonda proiectata

7.2.1. Proiectarea garniturii de foraj

Alegerea garniturii de foraj se va face separat pentru fiecare coloana in parte si se va determina lungimea si greutatea prajinilor.

Coloana de suprafata

Alegerea prajinilor grele pentru coloana de suprafata:

Pentru sapa de 17 ½ in din [5] se aleg prajini grele cu diametrul exterior D=8in=203,2 mm, avand masa unitara qpg=223,1 kg/m.

Astfel, lungimea prajinilor grele se stabileste in functie de relatia (7.3.) si va fi:

in care: Pmax=17,5·1,5=26,25 tf

Greutatea garniturii de prajini grele este data de relatia (7.4.):

Gpg=185·223,1·9,81=405 kN

Alegerea prajinilor de foraj pentru coloana de suprafata.

Pentru sapa de 17 ½ in se aleg din [5] prajini de foraj cu diametrul nominal

D=6 5/8in=168,3 mm, avand greutatea unitara qpf=37,50 kg/m.

Lungimea prajinilor de foraj se determina cu relatia (7.1.):

lpf=300 – 185=115 m

Din relatia (7.2.) rezulta greutatea garniturii de prajini de foraj:

Gpf=115·37,50·9,81=42 kN

Coloana intermediara

Alegerea prajinilor grele pentru coloana intermediara

Pentru sapa de 12 ¼ in din [5] se aleg prajini grele cu diametrul exterior D=7 in=177,8 mm, avand greutatea unitara qpg=174,7 kg/m.

Lungimea prajinilor grele se determina cu relatia (7.3.):

in care: Pmax=12,25·1,8=22,05 tf

Conform relatiei (7.4.) se stabileste greutatea garniturii de prajini grele:

Gpg=200·174,7·9,81=343 kN

Alegerea prajinilor de foraj pentru coloana intermediara

Pentru sapa de 12 ¼ in se aleg din [5] prajini de foraj cu diametrul nominal D=6 5/8in=168,3 mm, avand greutatea unitara qpf=37,50 kg/m.

Din relatia (7.1.) rezulta lungimea prajinilor de foraj:

lpf=1750 – 200=1550 m

Greutatea garniturii de prajini de foraj este data de relatia (7.2.):

Gpf=1550·37,50·9,81=570 kN

Coloana de exploatare

Alegerea prajinilor grele pentru coloana de exploatare

Pentru sapa de 8 3/8 in din [5] se aleg prajini grele cu diametrul exterior D=6 in=152,4 mm, avand greutatea unitara qpg=123,1 kg/m.

Lungimea prajinilor grele se stabileste conform relatiei (7.3.):

in care: Pmax=8,375·2,3=19,26 tf

Cu relatia (7.4.) se determina greutatea garniturii de prajini grele astfel:

Gpg=250·123,1·9,81=302 kN

Alegerea prajinilor de foraj pentru coloana de exploatare

Pentru sapa de 8 3/8 in se aleg din [5] prajini de foraj cu diametrul nominal D=5 ½ in=139,7 mm, avand greutatea unitara qpf=32,59 kg/m.

Lungimea prajinilor de foraj este data de relatia (7.1.):

lpf=2450 – 250=2200 m

Cu relatia (7.2.) se determina greutatea garniturii de prajini de foraj:

Gpf=2200·32,59·9,81=703 kN

In cele ce urmeaza, in tabelul 7.1. sunt prezentate principalele caracteristici ale garniturii de foraj.

Tabelul 7.1.

Principalele caracteristici ale garniturii de foraj

7.3. Alegerea instalatiei de foraj

Alegerea instalatiei de foraj se face in functie de sarcina normala si maxima la carlig. Aceste doua sarcini se determina separat pentru fiecare coloana in parte.

Pentru coloana de suprafata

Sarcina normala la carlig se determina cu relatia (7.5.):

in care s-au ales: a=0,2 m/s2 si f=0,15

Conform relatiei (7.6.) se stabileste sarcina maxima la carlig astfel:

Pentru coloana intermediara

Se determina sarcina normala la carlig din relatia (7.5.):

Sarcina maxima la carlig este data de relatia (7.6.):

Pentru coloana de exploatare

Sarcina normala la carlig rezulta din relatia (7.5.):

Din (7.6.) se determina sarcina maxima la carlig:

In urma calculelor efectuate pentru sarcina maxima la carlig se alege valoarea cea mai mare si rezulta ca sarcina maxima la carlig este data de coloana intermediara, adica:

FCM1 = 998 kN

Cu ajutorul relatiei (7.6.) se calculeaza:

FCM2 = 906+500 = 1406 kN

in care s-a ales: Fsd=500 kN

Prin urmare se alege valoarea maxima dintrea FCM1 si FCM2 si aceasta va fi sarcina maxima finala la carlig in functie de care se alege si instalatia de foraj.

FCM=max{FCM1; FCM2}

FCM = 1406 kN

Vom alege ca sonda sa fie sapata cu instalatia de foraj F 200-DH, cu urmatoarele caracteristici:

–Tipul antrenarii: Diesel-hidraulic

–Sarcina maxima la carlig: 2000 kN

–Sarcina normala la carlig: 1250 kN

–Adancimea de lucru: 4000 m

–Puterea instalata: 1780 CP

–Diametrul cablului de manevra: 32 mm

–Tractiunea maxima in cablu: 250 kN

–Numar de fire la sistemul de manevra: 10

–Puterea la intrarea in troliu: 1350 CP

–Numar de viteze la troliu (inainte+revers): 2+2

– Numar de viteze la masa rotativa (inainte+revers):3+3

–Puterea de antrenare la masa rotativa: 500 CP

–Numar de pompe si grupuri motopompa: 2+0

–Puterea unitara a pompei: 630 CP

–Tipul turlei (T), mastului (M): M

–Capacitatea mastului: 3100 kN

–Inaltimea libera a mastului: 41,8 m

––Cota libera sub grinda mesei: 4,15 m

–Inaltimea podului sondei: 5,00 m

–Sistemul de ridicare: mecanic

Instalatia F 125-2DH intra in categoria instalatiilor modernizate: este echipata de regula, cu doua motoare de 890 CP care asigura viteze de jet de peste 80 m/s, dar poate fi dotata si cu motoare de 460 CP. Constructia instalatiei este conceputa din agregate separate, care constituie colete usor transportabile asigurandu-se in acest fel simplificarea operatiilor de montaj-demontaj cu echipamente de ridicare usoara. Inaltimea mare a podului permite montarea unor echipamente de prevenire si etansare in gabarite corespunzatoare.

Instalatia F 200-DH folosita a fost realizata pentru a oferi performante deosebite in operatiile de manevra ale garniturii de foraj; agregatele, grupul de forta, transmisia intermediara si grupul de antrenare a mesei rotative sunt tipizate si utilizabile prin adaptare la instalatia precedenta.

Capitolul 8

Proiectarea metodicii de investigare a gaurii de sonda

8.1. Metode de investigare a sondelor forate

Carotajul electric standard

Carotajul electric standard consata in obtinerea unei diagrafii compuse dintr-o curba de potential spontan si doua curbe de rezistivitate cu dispozitiv potential si cu dispozitiv gradient.

Se masoara rezistivitatea aparenta a rocilor cu ajutorul aunor dispozitive: dispozitivul potential si dispozitivul gradient .

Dupa natura electrozilor introdusi in sonda dispozitivele se clasifica in:

dispozitive cu alimentare simpla sau directe atunci cand in sonda se introduce un singur electrod de curent si doi electrozi de masura;

dispozitive cu alimentare dubla sau reciproce atunci cand in sonda se introduc doi electrozi de curent si un singur electrod de masura;

Diagrafica electrica standard se poate obtine cu ajutorul statiei de carotaj si a troliului cu cablu geofizic.

Diagrafia electrica standard este compusa din:

curba de potential spontan, ΔEps, inregistrata in partea din stanga a diagrafiei;

curbele de rezistivitate, a, cu dispozitiv potential inregistrata in partea dreapta a diagrafiei, cu linie plina si respectiv cu dispozitiv gradient inregistrata suprapusa peste curba potentiala, cu linie punctata.

Reprezentarea diagrafiei este efectuata in paralel cu coloana litologica a sectiunii geologice traversate de sonda, punandu-se in evidenta modul de reprezentare a fiecarui tip de roca pe diagrafia electrica. Scara de masura pentru ΔEps este nps=12,5 mV/cm, iar pentru curbele de rezistivitate aparenta este n=2,5 Ωm/cm.

Prin interpretarea diagrafiei electrice standard se poate determina:

corelarea geologica a profilelor de sonda;

determinarea geologica a profilelor de sonda;

aprecierea calitativa a continutului colectorului;

stabilirea reperelor geologo-geofizice;

determinarea volumelor de argila din colector;

determinarea calitativa a litologiei.

Carotajul electric lateral (metoda D.R.R.)

Carotajul electric lateral consta in determinarea rezistivitatii aparente a formatiunilor geologice traversate de sonde, cu ajutorul unei succesiuni de dispozitive potentiale si gradiente de lungimi diferite de dispozitiv, deci avand raze de investigare diferite. In practica de santier carotajul electric lateral este cunoscut sub denumirea de metoda D.R.R. (determinarea rezistivitatii reale a rocilor) si se utilizeaza o succesiune de patru dispozitive de rezistivitate: trei gradiente si unul potential.

Scopul aplicarii carotajului electric lateral, prin metoda D.R.R. este acela de a determina elementele necesare caracterizarii continutului colectoarelor, respectiv: rezistivitatea reala, R, rezistivitatea medie a zonei de invazie I si diametrul zonei de invazie, Di.

Dispozitivul de investigare in carotajul electric lateral prin metoda D.R.R. este alcatuit din:

o curba de rezistivitate inregistrata cu un dispozitiv potential care este acelasi de la carotajul electric standard;

o curba de rezistivitate inregistrata cu un dispozitiv gradient scurt;

doua curbe de rezistivitate inregistrate cu doua dispozitive gradient lungi.

Caracteristicile dispozitivelor utilizate in carotajul electric lateral sunt prezentate in tabelul 8

Domeniul de aplicabilitate al diagrafiei D.R.R. se refera in mod deosebit la rocile colectoare “curate”, fara continut de argila, avand urmatoarele aplicatii:

determinarea rocilor poros-permeabile;

estimarea continutului colectorului, in hidrocarburi sau apa;

determinarea rezistivitatii reale, a rezistivitatii zonei de invazie si a diametrului de invazie.

Carotajul termic si termometria de sonda

Carotajul termic si termometria de sonda consta in masurarea temperaturii in sonde, atat in cele de foraj, cat si in cele tubate, respectiv determinarea variatiei temperaturii in lungul profilului sondei, variatii care sunt determinate de campul termic in sonde si in rocile inconjuratoare.

Principalele aplicatii ale acestui procedeu de carotaj privesc localizarea apelor, stratelor gazeifere si petrolifere in gaurile de sonda, precum si corelarea structurilor geologice pe baza gradientului geotermic in sonde; o alta aplicatie importanta se refera la stabilirea nivelului la care s-a ridicat cimentul in spatele coloanei de tubare, in urma operatiei de cimentare a acesteia.

Inregistrarile de temperatura in gaura de sonda se pot face in unele cazuri cu termometre de maxim. Aceste aparate servesc de obicei pentru determinarea temperaturii la talpa sondei.

Volumul mare de masuratori termometrice in gaurile de sonda se efectueaza in prezent folosind o aparatura de carotaj termic, cu ajutorul careia se obtine o inregistrare continua a variatiilor temperaturii de-a lungul gaurii de sonda.

Aparatura de carotaj termic este constituita in mod asemanator cu aceea de carotaj radioactiv sau electric. Ea este compusa din urmatoarele:

un dispozitiv de fund, compus dintr-o punte electrica in curent continuu de tip Wheatstone. Doua din bratele acestei punti sunt reprezentate de rezistentele electrice confectionate din cupru. Celelalte doua brate sunt reprezentate de rezistentele electrice confectionate din constantan;

un cablu electric, a carui functie principala este de a conduce curentul electric si in acelasi timp de a asigura coborarea si ridicarea dispozitivului de fund in gaura de sonda;

un echipament de suprafata, compus dintr-o sursa de curent, un reostat si un potentiometru, cu dispozitiv de inregistrare fotografica.

Rezultatul inregistrarii variatiei temperaturii de-a lungul gaurii de sonda este o diagrama, care poarta numele de termograma.

Aplicatiile termometriei de sonda sunt urmatoarele:

determinarea regimului termic al sondelor in foraj si exploatare;

determinarea nivelului de ciment in spatele coloanei cimentate;

localizarea zonelor de aflux a apei si a gazelor in sonda.

Carotajul acustic de cimentare

Este cea mai completa metoda de evaluare a unei cimentari. Insotit, eventual, de un carotaj al radioactivitatii naturale si un locator de mufe, coroborat si cu o cavernometrie, carotajul acustic permite sa se detecteze prezenta inelului de ciment, sa se evalueze grosimea lui, masura in care el acopera intreaga circumferinta a burlanelor, aderenta burlane-ciment si ciment-roca, rezistenta la compresiune a pietrei, sa se localizeze mufele burlanelor si chiar unele defecte din piatra de ciment. Prin masuratori periodice se poate aprecia evolutia procesului de intarire a cimentului. Este posibil sa se detecteze si circulatia fluidelor prin spatele coloanelor.

Caracteristicile undelor acustice-amplitudinea, viteza, frecventa, energia – depind de proprietatile elastice si densitatea mediului prin care ele se propaga, precum si de natura contactului dintre diversele medii. Acest fapt sta la baza carotajului acustic de cimentare, numit si cimentometrie.

Dispozitivul de investigare pentru carotajul acustic de cimentare este constituit dintr-un traductor emitator E si doua traductoare receptoare R1 si R2 dispuse la distantele 1,5m si respectiv 2,5m (figura 7.2.).

Semnalul acustic emis de traductorul emitator si care parcurge mediul inconjurator sosind la traductorul receptor, este constituit din urmatoarele componente: semnalul de coloana, semnalul de formatie si semnalul prin fluidul de foraj.

Calitatea cimentarii poate fi determinata dupa forma semnalului acustic receptionat si dupa modul de distributie al valorilor de amplitudine al componentelor principale: amplitudinea semnalului de coloana si amplitudinea semnalului de formatie.

Astfel, in cazul unei coloane libere, necimentate sau a unei lipse de aderenta la coloana si formatie, componenta de semnal care se transmite prin coloana si care soseste prima are amplitudini mari, in timp ce componenta care se transmite prin formatie si care soseste dupa un timp mai mare, are amplitudini foarte reduse, datorita cuplajului acustic nesatisfacator coloana-formatie (din lipsa inelului de ciment).

In cazul in care coloana este prinsa in formatie, prin intermediul inelului de ciment, este posibila aparitia unui semnal cu amplitudini mari si pentru componenta de formatie.

In cazul unei cimentari partiale – aderenta buna numai la coloana si lipsa de aderenta la formatie, amplitudinile componentei de coloana sunt foarte reduse datorita efectului de compresiune asupra coloanei dat de inelul de ciment, iar amplitudinile componentei de formatie apar ceva mai mari, depinzand de grosimea inelului de ciment si de natura litologica a formatiei.

In cazul unei cimentari partiale, atat la coloana cat si la formatie, se observa ca ambele componente au valori de amplitudini medii, iar in cazul unei cimentari bune, atat la coloana cat si la formatie, amplitudinile componentei de coloana sunt foarte reduse, iar amplitudinile componentei de formatie sunt mari.

Carotajul radioactiv

Rocile si implicit formatiunile geologice din care acestea sunt alcatuite prezinta o radioactivitate in functie de continutul in elemente radioactive.

Procedeele de carotaj radioactiv sunt urmatoarele:

Carotajul γ natural realizeaza inregistrarea variatiilor intensitatii acestei radiatii de-a lungul gaurii de sonda. Cum intensitatea acestei radiatii este functie de continutul in elemente

radioactive ale diverselor tipuri de roci, cu ajutorul variatiilor inregistrate ale acestei marimi, este posibil de diferentiat si separat stratele si complexele strabatute de gaura de sonda.

Carotajul γ neutronic sau carotaj n – γ realizeaza inregistrarea variatiilor intensitatii acestei radiatii de-a lungul gaurii de sonda. Sursa de neutroni este de obicei reprezentata de un amestec de saruri de radiu si beriliu sau de poloniu si beriliu; sub actiunea radiatiei α a radiului sau poloniului, beriliul se transforma in carbon, punand in libertate neutroni rapizi care creeaza fluxul de neutroni cu care este bombardata stratificatia.

Carotajul neutronic sau carotaj n – n realizeaza inregistrarea variatiilor intensitatii fluxului de neutroni lenti, care se reintorc in dispozitivul de fund dupa bombardarea statificatiei cu neutroni rapizi.

Carotajul γ – γ realizeaza inregistrarea variatiilor acestei marimi, ca urmare a procesului de dispersie diferentiata a radiatiilor γ primare de catre diferitele strate sau complexe de roci traversate de gaura de sonda. Deoarece intensitatea radiatiei γ – γ este mai mare decat a radiatiei γ primare, sensibilitatea detectorului poate fi mai mica decat a aceluia folosit la carotajul γ natural.

Carotajul inductiv

Carotajul inductiv se foloseste in cazuri speciale, pentru studfiul stratificatiei in gaurile de sonda umplute cu fluide negre. In cazurile in care conditiile de foraj impun folosirea unor fluide negre, carotajul electric in alte forme nu poate fi aplicat din cauza ca aceste fluide nu sunt bune conducatoare de electricitate si deci nu asigura inchiderea circuitului de alimentare. Folosirea fenomenului de inductie electromagnetica face posibil studiul stratificatiei, trecand peste aceste dificultati.

Dispozitivul de carotaj inductiv este alcatuit din:

Doua bobine principale: una receptoare si una emitatoare;

Trei bobine de focalizare.

Interpretarea cantitativa a carotajului inductiv are ca prim scop determinarea rezistivitatii reale. Diagramele obtinute prin carotaj inductiv reprezinta de fapt variatia conductibilitatii electrice aparente, ceea ce simplifica in mod substantial interpretarea geologica a acestor diagrame reducand-o la cazul cunoscut al diagramelor de rezistivitate aparenta.

Cavernometria

Cavernometria reprezinta metoda care determina variatia diametrului sondei. In functie de natura mineralogica a rocilor traversate, acestea sufera o serie de variatii fata de diametrul nominal, adica diametrul sapei cu care se foreaza, datorita faptului ca rocile sunt supuse actiunii mecanice a sapei si a garniturii de foraj si actiunii fizico-chimice a fluidului de foraj Astfel, marirea diametrului se produce in dreptul marnelor si argilelor, prin hidratarea particulelor de roca si antrenarea lor in circuitul fluidului de foraj, iar in dreptul rocilor formate din saruri, prin dizolvarea acestora.

Micsorarea diametrului se produce in dreptul stratelor poros-permeabile, formate din nisipuri, gresii, calcare si dolomite, datorita fenomenului de filtrare si depunerii turtei de colmatare pe peretii sondei. Cavernometria se inregistreaza cu ajutorul unui dispozitiv numit cavernometru, prevazut cu trei sau patru brate extensibile, care se deschid cu ajutorul unui resort la marirea diametrului sondei. In timpul deplasarii dispozitivului in sonda, deschiderea bratelor creste sau scade, dupa variatiile diametrului, actionand un traductor potentiometric. Aceste variatii sunt inregistrate la suprafata prin intermediul unui fotoinregistrator, obtinand diagrafia de cavernometrie, calibrata in inch sau centimetri.

Aplicatiile cavernometriei sunt urmatoarele:

determinarea caracterului litologic al rocilor traversate de sonde;

separarea in profilul sondei a rocilor poros-permeabile, impermeabile si compacte;

determinarea diametrului sondei in dreptul stratelor colectoare;

determinarea diametrului mediu al sondei si calculul volumului de ciment necesar cimentarii coloanei.

Capitolul 9

Accidente de foraj, prinderi in gaura de sonda [9]

9.1. Dificultati intalnite in timpul forajului

La forajul sondelor, la punerea in productie si apoi in exploatare au fost inregistrate unele dificultati ca:

contaminarea fluidului de foraj cu marne, blocarea formatiunilor productive care au necesitat apoi acidizari repetate cu 10…15% HCl pentru punerea in productie;

mansonarea, prinderea sapei de foraj in Meotian si Sarmatian, strangeri de gaura in Pontian;

daramari de gaura in Sarmatian;

tendinte naturale de deviere, la adancimi mici;

pierderi de fluid de foraj;

eventuale gazeificari in Pontian, Meotian si Sarmatian;

deteriorarea coloanelor in dreptul limitei Pontian/Meotian in decursul exploatarii, ducand astfel la reducerea fondului de sonde active de extractie si injectie.

O sonda este avariata (accidentata), atunci cand, prin deteriorarea ei sau a echipamentului din sonda, ori prin blocarea ei cu diverse elemente prinse, scapate sau ramase in timpul unei operatii, continuarea procesului de foraj nu mai este posibila. Rezolvarea avariei si reluarea lucrului in sonda presupun cheltuieli suplimantare de timp, manopera, materiale, utilaje si scule, care nu au foest prevazute. Cheltuielile respective sunt considerate neproductive.

Accidentele de foraj sunt clasificate dupa diverse criterii:

dupa natura accidentului: prinderi in gaura de sonda, smulgeri, ruperi, spargeri sau turtiri ale materialului tubular, avarii de sape, scapari de scule, prajini sau burlane in sonda, eruptii libere;

echipamentul avariat: accidente ale garniturii de foraj, ale coloanei de burlane, accidente de sapa, freze sau carotiere, de turbine, motoare elicoidale, probatoare de strate, aparate geofizice;

operatia in timpul careia are loc accidentul: in timpul forajului, al extragerii sau introducerii garniturii, al tubarii, cimentarii, probarii, masuratorilor geofizice;

natura cauzalor: geologice, tehnice, tehnologice sau organizatorice.

Garnitura de foraj, instrumentele geofizice introduse cu cablul, coloana de burlane in timpul tubarii sunt prinse in sonda atunci cand extragerea lor nu mai este posibila, chiar si dupa aplicarea fort6elor de tractiune maxime admisibile.

Degajarea echipamentului sau a coloanei prinse si eliberarea sondei necesita metode si mijloace speciale. Durata de executie a sondei se prelungeste, iar costul forajului se mareste.

Prinderile sunt cele mai frecvente accidente de foraj. Cel mai des este prinsa garnitura de foraj: la introducere sau extragere, in timpul forajului, la probarea stratelor sau formarea unui dop de ciment. De obicei, sunt prinse doar prajinile grele sau numai sapa.

Sunt evidentiate diverse cauze ale prinderilor si anume:

surparea rocilor din peretii gaurii de sonda sau a detritusului acumulat in zonele largite ale gaurii;

stangerea peretilor gaurii de sonda;

mansonarea garniturii de foraj sau a sapei;

depunerea detritusului sau a materialului de ingreuiere a fluidului de foraj;

lipirea de pereti si abrazivitatea turtei de colmatare;

intepenirea: in gaura conica, intr-o gaura de cheie, la siul unei coloane, intr-o coloana turtita, prin impanarea cu resturi sau materiale metalice, ori chiar cu fragmente dure de roca desprinse din pereti, datorita imposibilitatii ruperii carotei sau a imposibilitatii dezarmarii packerelor dupa probarea stratelor;

intarirea permanenta sau intarziata a cimentului.

Surparea peretilor

Excavatia creata prin foraj in masivul de roci tulbura echilibrul natural stabilit in timp. In jurul gaurii de sonda, tensiunile de redistribuire, iar deformatiile produse reduc diametrul ei. Apar tensiuni de tractiune si de forfecare, care, cand depasesc anumite limite, desprind fragmente de roca din pereti; ele se surpa sub greutate proprie. Fenomenul este mai pronuntat atunci cand coeziunea si frecarile interioare ale rocii sunt scazute, stratele sunt puternic fisurate si tectonizate, au inclinari mari ori sonda este inclinata. El este agravat de interactiunea apei din noroi cu rocile, prin reducerea coeziunii pe suprafetele de lunecare sau prin fenomenul de umflare.

Daca volumul de particule solide este ridicat si ele se aglomereaza, circulatia este stanjenita, momentul de rotatie la masa rotativa creste, iar ridicarea garniturii devine imposibila. Exista si cazuri cand prinderea garniturii, blocarea circulatiei si oprirea mesei rotative sunt aproape instantanee, fara nici un avertisment. Se pot forma si poduri de material surpat, mai sus de sapa – deasupra prajinilor grele, in zone largite – , unde viteza ascensionala a noroiului este scazuta. Ele provoaca prinderea la intreruperea circulatiei si extragerea garniturii.

In toate cazurile, existenta surparilor este semnalata de volumul mare de particule separate la site, de dopurile apreciabile intalnite la talpa dupa un mars.

In zonele predispuse la surpare, se curata materialul cazut, prin circulatie intensa, pe masura apropierii sapei de talpa, se avanseaza in teren 2…3 m, se ridica garnitura pentru a spala fragmentele surpate si procedeul se repeta. Se evita in acest mod prinderea sapei. Cu timpul, peretii zonei ocnite se stabilizeaza si se colmateaza. Uneori, pentru a traversa un interval mai gros, peretii gaurii se consolideaza prin cimentare. Proprietatile bune de filtrare si colmatare reduc pericolul de surpare.

In zonele largite – portiuni ocnite, gauri telescopice, sacul de sub siul unei coloane care n-a putut fi tubata pana la adancimea preconizata – , datorita curentilor de intoarcere de langa pereti, detritusul se acumuleaza treptat, se colmateaza si poate ramane in echilibru pe zeci de metri inaltime. La un moment dat, in urma unei depresiuni bruste sau actiunii garniturii, detritusul se surpa si poate provoca o prindere. Pentru a preintampina fenomenul, se evita, pe cat posibil, schimbarile de sectiune si variatiile bruste de presiune.

La probarea stratelor netubate, cand depresiunea creata sub packerul probatorului este accentuata, rocile se pot surpa si prinde piciorul probatorului.

Strangerea peretilor

Dupa traversarea lor, unele roci manifesta deformatii radiale apreciabile: diametrul gaurii de sonda se micsoreaza, peretii ei se strang. Mai intai apar dificultati la introducerea si extragerea sapei: asa numitele “puneri”, respectiv “tineri”. Primele sunt puse in evidenta de scaderea sarcinii la carlig, sub greutatea normala a garniturii, iar celelalte de cresteri insemnate ale fortei de tractiune, cand sapa trece prin zona de strangere. In ambele cazuri este necesara corectarea, largirea gaurii de sonda, la fiecare manevra. Dar, uneori, situatia devine mai grava: de la imposibilitatea ajungerii cu sapa la talpa pana la prinderea ei, a garniturii sau a altor echipamente introduse in gaura de sonda, inclusiv prinderea coloanei de burlane in timpul tubarii si chiar turtirea ei ulterioara.

In contact cu filtratul apos din fluidul de foraj, marnele tinere, bentonitice se umfla si diametrul gaurii de sonda se reduce. Cele vechi, supuse la un grad mai inalt de litificatie, sunt mai putin sensibile la apa, dar, sub actiunea presiunii litostatice ridicate,

capata insusiri vasco-plastice pronuntate. Ele se deformeaza radial si obtureaza gaura de sonda si breciile sarii, cu intercalatii marnoase, sunt sensibile la apa.

Fenomenul de strangere in dreptul marnelor este controlat in mare masura folosind noroaie cu viteza de filtrare redusa, noroaie inhibante ori fluide pe baza de produse petroliere cu activitate echilibrata. Alegerea unui tip sau a altuia depinde de natura marnelor si de gravitatea dificultatii. Stabilizarea marnelor plastice necesita noroaie cu densitate suficient de mare.

Stratele groase de sare, aflate la adancimi mari, datorita proprietatilor vasco-plastice pronuntate, creeaza cea mai severa tendinta de prindere. De regula, ele se traverseaza cu noroaie saturate cu sare sau cu fluide pe baza de produse petroliere, pentru a evita dizolvarea sarii si ocnirea gaurii de sonda, precum si aparitia unor presiuni neuniforme asupra coloanei ce va fi tubata. Dar, pentru a evita prinderea, este preferabil ca salinitatea noroiului sa fie mentinuta sub limita de satutratie.

Sunt necesare, de asemenea, dese corectari ale peretilor. Dupa fiecare 20…30 cm forati, peretii sunt corectati pe lungimea prajinii de antrenare.

Mansonarea sapei si a garniturii

La forajul in argile si marne vascoase si lipicioase cu fluide pe baza de apa, o parte dintre particulele de detritus, in drumul lor de la talpa spre suprafata, se disperseaza trecand in noroi, iar alta parte se hidrateaza doar la suprafata. Acestea din urma se pot lipi intre ele formand aglomerari voluminoase. Unele dintre ele nu sunt evacuate, ci plutesc in zonele largite ori se lipesc de umerii sapei, ai stabilizatorilor si ai racordurilor. Dimensiunile aparente ale acestora – longitudinale si transversale – , se maresc in timp, obturand partial sectiunea de curgere. Cresc momentul la masa rotativa, presiunea de circulatie si, mai ales, frecarile la manevrare. Uneori, datorita circulatiei, mansoanele de detritus se plimba chiar de-a lungul prajinilor.

La ridicarea garniturii, mansoanele se taseaza, isi maresc diametrul, frecarile cresc si extractia poate deveni imposibila. Fortand extragerea sau circulatia, este posibil ca mansoanele sa se consolideze in loc sa se distruga.

Fenomenul este mai frecvent la noroaie vascoase, cu densitatea si abrazivitatea ridicate, in prezenta unei viteze ascensionale reduse.

Formarea mansoanelor este prevenita folosind noroaie inhibante, aditivi pentru reducerea adezivitatii, fluide pe baza de produse petroliere si viteze ascensionale suficient de mari. Mansoanele formate se pot distruge prin rotirea garniturii in gol cu turatii ridicate, manevre scurte si energice.

Depunerea detritusului si a materialului de ingreuiere

Detritusul se depune deasupra sapei sau a prajinilor grele, fie atunci cand debitul de roca dislocata este exagerat, fie cand debitul de circulatie si proprietatile structurale ale fluidului sunt nesatisfacatoare. Fenomenul intervine si accidental: de exemplu, cand o prajina s-a spart, prin eroziune, debitul de circulatie in zona de sub ea se diminueaza sau chiar se anuleaza, ori cand circulatia este intrerupta o perioada indelungata, datorita unei defectiuni sau intreruperi de energie. La forajul cu circulatie pierduta, detritusul nu patrunde in totalitate in zona de influx si se aglomereaza in gaura de sonda, acolo unde viteza ascensionala devine insuficienta. Cum, in acest caz, se foreaza cu apa, la intreruperea circulatiei, detritusul se depune repede si poate prinde sapa. Depuneri apar si la continuturi ridicate de nisip in noroi.

Daca fluidul de foraj este instabil, se depune si materialul de ingreuiere, indeosebi cand are o granulatie grosiera.

Tendinta de prindere datorita depunerilor este semnalata de: cresterea presiunii de circulatie, a momentului la masa rotativa si a fortei de tractiune la ridicarea din talpa. Prinderea are loc in apropierea sapei.

Pentru a preveni fenomenul, debitul de circulatie trebuie sa fie suficient de mare, iar gelatia si stabilitatea satisfacatoare. Inainte de extragerea garniturii se circula intens pana la evacuarea detritusului.

Lipirea garniturii si a coloanei

Orice sonda este mai mult sau mai putin deviata de la verticala. De accea, atunci cand ramane in repaus, garnitura de foraj se lipeste de peretii sondei. La forajul cu motoare submersibile, garnitura se sprijina si in timpul avansarii sapei. Pentru a fi desprinsa, prin tractiune sau rotire, trebuie invinse fortele de frecare si cele de adeziune dintre prajini si peretii sondei.

In dreptul stratelor permeabile, forta normala este provocata nu numai de inclinarea sondei, ci si de diferenta de presiune sonda-strat.

Forta de desprindere creste cu: grosimea turtei si diametrul prajinilor, cu lungimea intervalului permeabil, diferenta de presiune sonda-strat si cu inclinarea sondei. Totodata, ea depinde de proprietatile lubrifiante si adezive ale turtei.

O prindere prin lipire intervine uneori doar dupa 10…15 min. de intrerupere, alteori dupa cateva ore. Sunt prinse de regula prajinile grele, deoarece aria lor de contact este mai mare. Circulatia nu este deranjata. Si coloanele de tubare nemiscate pot fi prinse prin lipire.

Pentru a preveni prinderile prin lipire se recomanda: folosirea noroaielor cu viteza mica de filtrare si continut redus de particule solide, reglarea densitatii noroiului astfel incat diferenta de presiune sonda-strat sa fie mentinuta cat mai scazuta, utilizarea prajinilor grele profilate si a stabilizatorilor, aditivarea noroaielor cu lubrifianti, care sa micsoreze coeficientul de frecare si adezivitatea turtei de colmatare. Cand riscul prinderii prin lipire erste accentuat, se evita lasarea garniturii in repaus, reducand la minim intreruperile, de exemplu cele necesare adaugarii prajinii de avansare.

Intepenirea garniturii sau a sapei

In roci tari si abrazive, sapele cu role se uzeaza nu numai la dantura, ci si lateral, pe contraconuri si chiar pe cozorocii falcilor. Sapa isi micsoreaza diametrul si gaura de sonda ia o forma tronconica. Daca urmatoarea sapa se introduce in aceasta portiune subcalibrata cu viteza mare, fara a corecta gaura de sonda, ea se poate impana si intepeni. Fortata in jos, axele rolelor pot ceda, si sapa este avariata. Riscul de impanare este mai ridicat in roci dure si in gauri cu conicitate mai lina. Sapele cu diamante se intepenesc mai usor decat cele cu role, deoarece prezinta o suprafata de calibrare mai mare si nu au elemente mobile.

Pentru a preveni intepenirea sapei, intervalul forat cu sapa anterioara se corecteaza, cel putin pe ultimii 9 m, cu apasari reduse, 20…30 kN. Corectarea este necesara intotdeauna cand se schimba o sapa cu diamante cu una cu role si invers.

Daca pe peretele sondei s-a format o gaura de cheie, prajinile de foraj se deplaseaza la extragere de-a lungul canalului longitudinal format. Prajinile grele, cand au diametrul mai mare decat latimea canalului, stabilizatorii si sapa nu pot trece; daca viteza de ridicare este mare, ele se intepenesc la intrarea in canal. Cand gaura de cheie este formata de corpul prajinilor, nu trec nici racordurile lor.

Aparitia unei suprasarcini la extragere, peste greutatea garniturii si frecarile obisnuite, la trecerea capului prajinilor grele sau a sapei printr-o anumita zona curbata, suprasarcina care se accentueaza la marsurile urmatoare, constituie un indiciu de formare a unei gauri de cheie.

Daca nu se iau masuri de inlaturare, de largire a gaurii de cheie, la un moment dat garnitura nu mai poate fi extrasa. Prinderea intr-o gaura de cheie este adesea agravata de efectul lipirii si cel al presiunii diferentiale.

Cand este detectata o gaura de cheie, pentru prevenirea prinderii, trebuie evitata in primul rand, tractiunea excesiva si intepenirea garniturii. Eliberarea ei devine mult mai dificila.

In aceasta situatie, se monteaza prajina de antrenatre si, rotind usor garnitura, cu circulatie, se trage cu 20…30 kN peste greutatea ei. Daca tendinta de prindere are loc

la sapa, aceasta se rostogoleste peste canalul gaurii de cheie si garnitura se poate extrage.

Daca o coloana de burlane se turteste in timpul forajului, in dreptul unui masiv de sare sau a unei marne plastice, si garnitura de foraj se afla in sonda, ea va fi prinsa. Accidentul este rar intalnit, dar eliberarea garniturii este practic imposibila. Se recupereaza doar portiunea libera de deasupra locului de prindere.

In dreptul rocilor dure, cand spatiile inelare sunt inguste, sapa, carotiera, prajinile grele, ancora de coloane a probatoarelor de strate pot fi impanate cu diverse obiecte metalice. Acestea sunt scapate de la suprafata, de obicei in timpul manevrelor sau provin de la unele echipamente avariate in gaura de sonda si care au fost impinse anterior in pereti sau intr-o zona largita. Foarte usor se intepenesc carotierele, cand spatiul inelar dintre ele si peretii sondei este foarte ingust, deoarece in timpul carotajului garnitura nu poate fi manevrata.

Uneori, dupa probarea unui strat, garnitura nu poate fi extrasa deoarece packerul nu se dezarmeaza de pe peretii sondei. Cauzele intepenirii lui pot fi: depunerile de detritus, material de ingreuiere si, mai ales, fragmente de roca surpate din pereti, prezenta obiectelor metalice scapate de la suprafata sau desprinse din pereti, deteriorarea cauciucului. Adesea se blocheaza ancora de coloana.

In scopul prevenirii prinderii sonda trebuie bine curatata inaintea probarii. Se verifica sculele de manevra pentru a preintampina caderea obiectelor metalice.

Prinderea in ciment

Exista diverse situatii de prindere a garniturii de foraj in ciment. La formarea unui dop de ciment mai lung la talpa sondei, prajinile pot fi prinse fie din cauza unei erori de calcul sau de operare, fie pentru ca cimentul a prizat mai repede decat s-a apreciat anterior.

La cimentarea unui liner, garnitura poate fi prinsa daca excesul de pasta care trece deasupra capului lainerului este prea mare si garnitura nu este extrasa la timp sau daca garniturile de etansare a lainerului cedeaza si pasta urca in spatele prajinilor.

Cand se formeaza un dop de ciment pentru sprijinirea piciorului probatorului de strate, acesta poate fi prins daca pasta de ciment se intareste cu intarziere.

Pe suprafata interioara a burlanelor ramane uneori, dupa cimentare o pojghita groasa de ciment. Daca nu este indepartata cu un curatitor, pojghita este deranjata de prajini, se aglomereaza, se intareste si poate provoca o prindere grava in coloana.

9.2 Reguli generale de prevenire a prinderilor de garnitura sau de

coloana

se utilizeaza un fluid de foraj care sa minimizeze tendintele de umflare, surpare, curgere sau dizolvare a rocilor traversate, pe cat posibil un fluid inhibant, cu viteza mica de filtrare si continut redus de particule solide, cu proprietati lubrifiante;

se reduc la minimum perioadele de lasare a garniturii in nemiscare si fara circulatie, indeosebi in dreptul stratelor instabile sau permeabile; daca intreruperile sunt mai indelungate, se retrage garnitura in coloana de burlane;

se corecteaza, cu circulatie normala, turatie redusa si avansare moderata, zonele cu tendinta de prindere si de formare a gaurilor de cheie, si se noteaza adancimea acestor zone in raportul de foraj;

in funcie de stabilitatea rocilor traversate, se intrerupe din cand in cand avansarea sapei si se manevreaza garnitura, cu circulatie, pe inaltimea permisa de turla;

pentru traversarea zonelor dificile se creeaza conditiile necesare forarii si izolarii lor cat mai repede; prin imbatranirea garniturii, dificultatile se amplifica;

se evita forajul gaurilor in trepte, telescopice;

periodic, se controleaza starea gaurii de sonda prin masuratori de deviere, cavernometrie si profilometrie.

9.3 Folosirea gealei de foraj hidraulice

Geala de foraj hidraulica, cu dubla actiune , este capabila sa produca un impact deosebit de puternic cand ansamblul de fund este prins in gaura de sonda , ea lucreaza ca parte componenta a garniturii de foraj si poate rezista si la temperaturi de pana la 260 C , presiuni dinamice de 689.5 bar , sau statice de 1379 bar.

Poate fi usor intercalata intr-un pas de prajini grele , deoarece este similara ca lungime si diametru , are imbinarile compatibile si degajare pentru penele de foraj.

In timpul forajului mecanizmul de bataie nu este armat si nu este afectat de conditiile normale de foraj sau de torsiunea garniturii de foraj.

Prin alegerea fortei de la suprafata cu care se trage sau se apasa pe geala de foraj operatorul poate obtine un impact de la foarte mic pana la maximum recomandat , in sus sau in jos ,controland totodata si numarul de batai in orice interval de timp.

Geala de foraj poate fi folosita atat in forajul vertical cat si in forajul dirijat, fiind posibila si amplasarea ei in ansamblul de fund al garniturii de carotaj ( sonda verticala).

Cu ajutorul gealei de foraj se bate de regula in sensul invers prinderii :

daca garnitura de foraj este prinsa pe talpa sondei geala de foraj poate bate doar in sus;

daca garnitura de foraj este prinsa deasupra talpii sondei geala de foraj poate bate doar in jos ;

daca garnitura de foraj este prinsa datorita presiunii diferentiale ( lipire ) si este necesara manevrarea ei pentru obtinerea rotirii si circulatiei atunci geala de foraj va bate in sus si in jos.

Fig.9.3.1 Geala de foraj hidraulica

Concluzii

Instalatia cu care se va fora sonda este ’’Instalatia F 200-DH’’ pentru care periodic conform unor grafice bine stabilite se vor face operatii de mentenanta si verificare a sigurantei in exploatare.

Periodic se vor face probe ( de inchidere si deschidere) ale sistemului de prevenire a eruptiilor cu lasarea lui in sarcina o perioada de timp.

Periodic in timpul forajului se vor face manevre cu garnitura de foraj pentru a prevenii si a depista din timp tendintele de prindere in gaura de sonda.

Tinand cont de faptul ca forajul este in buna masura un sistem probabilistic , in functie de conditiile reale intalnite in timpul forarii sondei, proprietatile fluidului de foraj sau ale pastei de ciment folosite la cimentarea coloanelor de burlanese vor putea modifica pentru a avea o eficienta maxima dorita.

La extragerea garniturii de foraj se vor inspecta vizual fiecare imbinare filetata a prajinilor de foraj.

Nu se vor admite in exploatare sub nici o forma scule sau dispozitive uzate fizic sau moral, sau care nu sunt in termenul de valabilitate a certificarii.

In timpul forajului se vor respecta cu strictete regulile de protectie a mediului inconjurator si a sanatatii oamenilor, deseurile de orice tip fiind colectate separat pe grade de nocivitate.

Toate zonele in proximitatea sonde care prezinta un grad de pericol ridicat, vor fi semnalizate si delimitate corespunzator .

BIBLIOGRAFIE

Ionescu Mihail ,Nicolescu Șerban: Tehnologia forarii sondelor Universitatea

Petrol Gaze Ploiești 2003

Malos Mihail : Curs Forajul sondelor – Medias 2014

Dan – Paul Stefanescu : Introducere in reabilitarea zacamintelor mature de gaze naturale – Universitatea „Lucian Blaga” Sibiu 2011

4. Beca, C.: Geologia santierelor petroliere, Editura Tehnica, Bucuresti, 1955.

5. Iordache, G., Macovei, N.: Forarea sondelor-probleme, Ed.Tehnica, Bucuresti,

1974.

6. Macovei, N.: Forajul sondelor·1-Fluide de foraj si cimenturi de sonda, Editura

Universitatii din Ploiesti, 1993.

7. Macovei, N.: Forajul sondelor·2-Echipament de foraj, Editura Universitatii din

Ploiesti, 1996.

8. Macovei, N.: Forajul sondelor·3-Tubarea si cimentarea sondelor, Editura Universitatii din Ploiesti, 1998.

9. Macovei, N.: Tehnologia forarii sondelor, vol. III., Editura Universitatii din Ploiesti, 1989.

10. Macovei, N.: Hidraulica forajului, Editura Tehnica, Bucuresti, 1989.

11. Popescu, M.G.: Fluide de foraj si cimenturi de sonda, Editura Universitatii din

Ploiesti, 2002.

-//-