Fluide de Foraj Si Cimenturi de Sonda

CAPITOLUL 1

GEOLOGIA STRUCTURII OPRIȘENEȘTI

Cadrul geologic regional

Din punct de vedere geologic, structura Oprișenești aparține zonei estice a Platformei Valahe și se înscrie pe aliniamentul structural Urziceni – Brăgăreasa – Padina – Jugureanu – Bordei Verde – Oprișenești (fig. 1).

Geologia structurii

Stratigrafia și litologia

Structura se prezintă ca o ridicare de depozite paleozoice, cretacice și sarmațiene peste care s-au depus discordant și transgresiv stratele pliocene acoperitoare.

Paleozoicul, constituit dintr-o serie de gresii silicioase și argile, cu diaclaze umplute cu calcit.

Cretacicul, reprezentat doar prin Baremian – Apțian, este depus pe întreaga suprafață a structurii. Depozitele sale sunt constituite din calcare microcristaline, criptocristaline, calcare pseudooolitice și organogene, totul străbătut de diaclaze umplute cu calcită.

Sarmațianul, depus transgresiv și discordant peste Cretacicul erodat este constituit în bază din calcare organogene și microcristaline. Deasupra Sarmațianului bazal urmează un interval marnos, care a fost supus erodării, grosimea sa variind de la 0 m, în apexul structurii, până la cca 150 m pe flancuri.

Sarmațianul este reprezentat prin doua serii și anume :

Sarmațian bazal dezvoltat într-un facies calcaros.

Sarmațian superior, depus într-un facies predominant pelitic.

Depozitele Sarmațianului bazal au fost separate în două complexe :

Sarmațian bazal inferior, în grosime de 20 – 25 m, constituit din calcare cretoase slab fisurate cu numeroase microcaverne și calcare organogene diagenizate cu rare geode cu calcit.

Sarmațian bazal superior, în grosime de 60 – 65 m, alcătuit din calcare organogene diagenizate, calcare pseudooolitice, calcare microcristaline cu fisuri și diaclaze umplute cu calcit, intercalații subțiri de nisipuri calcaroase, marne argiloase și marno calcare.

Sarmațianul superior este constituit din marne și marne nisipoase cu intercalații lenticulare de nisipuri calcaroase.

Meoțianul mulează relieful erodat al Sarmațianului; este constituit dintr-o alternanță de pachete de nisip friabil, cu bobul fin, marne și marne nisipoase, nisipuri oolitice și gresii fine cu ciment calcaros, către partea bazală. Transgresiunea meoțiană s-a făcut lent, apele pătrunzând la început în zonele de relief mai coborâte și treptat au invadat zonele mai ridicate, formându-se depozite cu grosimi mai mici în zona de creastă și cu grosimi mai mari în zonele marginale afundate.

Meoțianul este depus transgresiv și discordant peste relieful preexistent al Sarmațianului, functie de care suferă modificări de facies și grosime atât pe verticală cât și lateral. Litologic, complexele meoțiene sunt constituite din alternanțe de pachete nisipoase cu pachete marnoase sau marno – nisipoase.

Funcție de ciclurile de sedimentare, Meoțianul a fost împărțit în opt complexe denumite de sus în jos cu cifre romane Me I ÷ Me VIII. Complexele meoțiene VI, V, III și II au fost subîmpărțite în pachete, iar unele pachete ca Me V superior a fost divizat în subpachete.

În zona de apex a structurii – respectiv de ridicare maximă a Sarmațianului – complexele inferioare ale Meoțianului (Me VIII-V inferior) lipsesc. De fapt, complexele meoțiene VII și VI au rol de umplere a reliefului Sarmațian, reprezentând depuneri primare ale transgresiunii într-o apă puțin adâncă, agitată de valuri și curenți pe un relief neuniform.

Începând cu pachetul Me V mediu întreaga suprafață a Sarmațianului este submersă.

Datorită condițiilor de depunere neuniforme, depozitele meoțiene prezintă importante variații de facies și de grosime care au condus la lenticulizări ale nisipurilor și implicit ale marnelor.

Ponțianul, predominant marnos, este depus în continuitate de sedimentare cu Meoțianul. Limita Ponțian – Meoțian constituie un reper excellent de corelare pentru întreaga structură.

Dacian – Levantinul este constituit din nisipuri și pietrișuri.

Fig. 1 Amplasarea regională a structurii Oprișenești

Sc. 1 : 500.000

Tectonica

Tectonic, structura se prezintă sub forma unui anticlinal ușor boltit, orientat SSV – NNE, fragmentat de falii longitudinale în mai multe blocuri tectonice. S-au pus în evidență 3 aliniamente principale de blocuri orientate aproximativ SV – NE, evidențiate prin neconcordanța izobatelor și conținutul diferit în fluide. Înclinarea stratelor este de 3°-5°.

Axul anticlinalului are traseul la capul Sarmațianului superior. Un accident tectonic-diagonal – denumit FALIA F1 – taie flancul sud-vestic al anticlinalului. Falia F1 are o înclinare de 55° și produce o denivelare de 40 m între blocul I Sarmațian mai ridicat și saturat cu țiței și blocul II Sarmațian mai căzut, dar nesaturat. La nivelul pachetelor meoțiene, falia F1 produce denivelări diferite între blocul I mai ridicat și blocul II mai căzut : 5-10 m în zona centrală, 10-20 m în zona sud-vestică și 20-30 m în zona nord-vestică.

Falia F1 are caracter neetanș și face posibilă comunicația hidrodinamică pe orizontală între pachetele dintre cele 2 blocuri. Astfel, în zona de sud-vest, pachetul Me V inferior din blocul I comunică cu pachetul Me V mediu din blocul II. Datorită tasării, flancul nordic al pachetelor meoțiene a alunecat cu cca 10-15 m alcătuind blocul I-1, separat de blocul I prin falia F1-1, falie cu caracter neetanș.

Meoțianul din blocul II este afectat de un alt accident tectonic – FALIA F2, care produce o alunecare cu cca 40 m a blocului III. Falia F2, cu aceeași înclinare ca falia F1, are caracter etanș și reprezintă principalul ecran structural pentru acumulările de țiței și gaze din blocul II. În sud-vestul blocului II se pune în evidență ca o pană, dar mai ridicat cu 30 m blocul II-1, de dimensiuni reduse, dar saturat cu țiței la pachetele meoțiene VII, VI și V inferior.

Blocul III apare ca o zonă depresionară, care separă ridicarea majoră de la Oprișenești (blocurile I+II) de o ridicare de dimensiuni mai reduse numită blocul IV situată în estul structurii. Boltirea din blocul IV are flancul nordic tăiat de falia F3-1 care produce un decalaj de cca 20-25 m între blocul IV, mai ridicat, și blocul III-1, mai căzut. Falia 3-1 cu caracter neetanș permite comunicații hidrodinamice între pachete meoțiene diferite dintre cele două blocuri. Blocul IV este delimitat la sud-est de falia F4.

Arhitectura meoțianului se regăsește și la sud-est de falia F4. În această zonă numită și zona Căldărușa s-au pus în evidență încă doua blocuri tectonice saturate cu gaze la nivelul Me I și II, respectiv blocurile V și VII, evidențiate prin neconcordanța izobatelor.

1.2.3 Obiective de interes petrolifer

Interes pentru hidrocarburi prezintă Sarmațianul bazal calcaros și pachetele nisipoase din complexele meoțiene. În general, la Oprișenești pachetele meoțiene inferioare (VIII-V) sunt saturate cu țiței, iar pachetele meoțiene superioare (III-I) sunt saturate cu gaze, pachetul intermediar IV având atât capcane cu țiței cât și cu gaze libere.

Agenți contaminanți pentru fluidul de foraj

La traversarea succesiunii litostratigrafice, în timpul forajului poate avea loc fenomenul de contaminare a fluidului de foraj cu solide străine, fie datorită capacității de dispersie a marnelor, fie datorită granulației fine a nisipurilor.

De asemenea, la sonda A1 Oprișenești, sunt posibile gazeificări slabe ale fluidului de foraj la traversarea formațiunilor productive.

1.2.5 Gradienți de presiune, fisurare și temperatură

În urma analizei complexe a investigațiilor geofizice, a informațiilor obținute din desfășurarea procesului de foraj și de producție de la sondele de corelare, s-au evaluat gradienții de presiune și de fisurare în funcție de tipul litologic și adâncimea la care se estimează că vor fi întâlnite formațiunile descrise anterior. Valorile acestora sunt prezentate în fișele de caracterizare complexă a coloanei stratigrafice și fundamentare a schemei de tubaj și program fluid.

Pentru complexele productive, exploatate, ce constituie obiective pentru sondele A2 și A3 Oprișenești, gradienții actuali de presiune corespund valorilor actuale de presiune măsurate pe zăcămintele în cauză.

Pentru sonda A1 Oprișenești, temperatura maximă la adâncimea de 1.625 m este de aproximativ 60°C. În stadiul actual al exploatării, în anumite complexe meoțiene se pot nota scăderi ale valorilor :

Me V med. : Γp≈0,818 bar/10 m ; Γf≈1,584 bar/10 m;

Me VI sup. : Γp≈0,818 bar/10 m ; Γf≈1,587 bar/10 m;

Me VII : Γp≈0,818 bar/10 m ; Γf≈1,592 bar/10 m.

Pentru sonda A2 Oprișenești, temperatura maximă la adâncimea de 1.620 m este de aproximativ 61°C. În stadiul actual al exploatării, în anumite complexe meoțiene se pot nota scăderi ale valorilor :

Me V sup. : Γp≈0,83 bar/10 m ; Γf≈1,71 – 1.72 bar/10 m;

Me VI : Γp≈0,9 bar/10 m ; Γf≈1,74 – 1.75 bar/10 m;

Me VII : Γp≈0,95 bar/10 m ; Γf≈1,75 – 1.76 bar/10 m.

Pentru sonda A3 Oprișenești, temperatura maximă la adâncimea de 1.610 m este de aproximativ 61°C. În stadiul actual al exploatării, în anumite complexe meoțiene se pot nota scăderi ale valorilor :

Me IV : Γp≈1,026 bar/10 m ; Γf≈1,77 bar/10 m;

Me V : Γp≈1,026 bar/10 m ; Γf≈1,77 – 1.785 bar/10 m;

Me VI : Γp≈1,026 bar/10 m ; Γf≈1,785 – 1.79 bar/10 m;

Me VII : Γp≈1,026 bar/10 m ; Γf≈1,79 – 1,795 bar/10 m.

Fișele de caracterizare complexă a coloanei stratigrafice și fundamentare a schemei de tubaj și program fluid :

a)

b)

c)

1.2.6 Dificultăți de foraj

În principal sondele săpate pe structura Oprișenești nu au înregistrat dificultăți majore care să conducă la creșteri ale duratei de realizare a sondei sau la consumuri de materiale care în final să producă creșterea costului sondelor.

Principalele dificultăți apărute în timpul forajului sunt următoarele :

pierderi de fluid și strângeri de gaură în Dacian ;

strângeri de gaură în Ponțian ;

pierderi ușoare de fluid de foraj în nisipurile meoțiene ;

manifestări de hidrocarburi în Meoțian ;

contaminarea fluidului de foraj prin dispersarea argilelor și marnelor dislocate.

Pentru prevenirea sau diminuarea acestor dificultăți, se recomandă :

menținerea densității fluidului la valori reduse pentru evitarea unor eventuale pierderi de fluid ;

respectarea compoziției garniturii de foraj ;

realizarea unui debit de fluid de foraj care să prevină manșonarea sapelor și să asigure transportul detritusului la vitezele mecanice estimate ;

dotarea sistemului de curățire mecanică a fluidului de foraj cu site vibratoare și hidrocicloane și funcționarea la parametrii proiectați.

CAPITOLUL 2

Analiza DATELOR DE LA sondeLE DE CORELARE

FLUIDUL DE FORAJ

La începuturile forajului rotativ modern se pompa prin prăjini apa pentru a spăla permanent talpa sondei și a evacua detritusul la suprafață. Cu particule fine de rocă, mai ales cu cele dispersabile în apă, se forma un noroi, de-a lungul spațiului inelar. S-a constatat că acesta avea unele avantaje față de apa curată: o capacitate mai bună de evacuare, inclusiv pe aceea de a menține detritusul în suspensie la întreruperea circulației și, îndeosebi, calitatea de a stabiliza pereții găurii de sondă în dreptul rocilor neconsolidate. Treptat, exigențele impuse acestui fluid au crescut. El a început să fie preparat la suprafață din argile coloidale, studiat în laborator, testat la sondă, tratat și curățat cu cât mai multă atenție. În scopul obținerii unor performanțe superioare, compoziția fluidelor de foraj s-a diversificat continuu. Astăzi, multe dintre ele nu mai sunt preparate din apă si argilă.

2.1 Metodica proiectării proprietăților și tipurilor fluidelor de foraj

2.1.1 Rolul fluidelor de foraj

Fluidului de foraj i se atribuie, în prezent, urmatoarele roluri principale:

Hidrodinamic. După ieșirea din duzele sapei, fluidul curăță particulele de rocă

dislocată de pe talpa sondei și le transportă la suprafață, unde sunt îndepartate.

Hidrostatic. Prin contrapresiunea creată asupra pereților, el împiedică surparea rocilor slab consolidate și pătrunderea nedorită în sondă a fluidelor din formațiunile tă în sondă a fluidelor din formațiunile traversate.

De colmatare. Datorită diferenței de presiune sondă-strate, în dreptul rocilor permeabile se depune prin filtrare o turtă din particule solide, care consolidează pietrișurile, nisipurile și alte roci slab cimentate sau fisurate. Totodată, turta de colmatare reduce frecările dintre garnitura de foraj sau coloana de burlane și rocile din pereți, diminuând uzura prăjinilor și a racordurilor.

De răcire și lubrifiere. Fluidul de circulație răcește și lubrifiază elementele active al instrumentului de dislocare, prăjinile, lagărele sapelor cu role și lagărele motoarelor de fund.

Motrice. Când se forează cu motoare de fund, hidraulice sau pneumatice, fluidul de foraj constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafață la motorul aflat deasupra sapei.

Informativ. Urmărind fluidul de circulație la ieșirea din sondă și detritusul adus la suprafață, se obțin informații asupra rocilor interceptate și a fluidelor din porii lor.

2.1.2 Clasificarea fluidelor de foraj

Apariția dinamică și continuă a noilor tipuri de fluide reclamă un mod de clasificare coerent, dar suficient de elastic, pentru a permite și încadrarea acestora. În literatura de specialitate, clasificările existente au la bază diferite criterii:

Natura fazei continue (de dispersie): pe bază de apă, pe bază de produse petroliere, gazoase;

Natura fazei dispersate: cu argilă, fără argilă, cu argilă organofilă, cu asfalt, cu polimeri;

Gradul de mineralizare: nemineralizate (noroaie dulci), mineralizate (respectiv scăzută, medie sau ridicată);

Natura mineralizării: sărate (Ca,Na,Cl), cu var, cu gips, cu clorură de calciu, cu clorură de potasiu, cu silicat de sodiu, etc.;

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

Densitate: neîngreuiate (ușoare) și îngreuiate;

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

2.1.3 Proprietățile fluidelor de foraj

Compoziția, calitățile sau carențele unui fluid de foraj sunt definite printr-o serie de proprietăți, unele dintre ele comune tuturor tipurilor de fluide, altele specifice doar anumitor categorii.

Densitatea fluidelor de foraj

Această proprietate reprezintă masa unitații de volum. Densitatea fluidului de foraj se alege astfel încât presiunea exercitată de coloana de fluid să prevină surparea rocilor neconsolidate din pereți și afluxul nedorit al fluidelor din porii rocilor traversate de sondă. Fluidele cu densitate ridicată diminuează viteza de avansare a sapei, sunt scumpe și dificil de menținut pompabile și stabile.

Vâscozitatea aparentă și gelația fluidelor de foraj

Vâscozitatea aparentă a unui fluid reprezintă proprietatea lui de a opune rezistență la curgere. Cantitativ, vâscozitatea, notată cu , este o măsură a acestei rezistențe și se definește ca raport între tensiunea de forfecare și viteza de forfecare dv/dx și este constantă pentru fluidele newtoniene.

Fluidele de foraj sunt sisteme eterogene care nu se supun legii de curgere newtoniene: curgerea lor nu poate fi descrisă prin intermediul unui singur coeficient de vâscozitate.

Proprietățile reologice ale fluidelor de foraj

Aceste proprietăți caracterizează comportarea la curgere a fluidelor de foraj, inclusiv rezistența la deplasare a unor corpuri în masa fluidelor. Proprietățile reologice permit să se evalueze presiunea și energia de pompare a fluidelor de foraj, condițiile de spălare și evacuare a detritusului, presiunile efective în dreptul unor strate instabile ori purtătoare de fluide, pericolul de eroziune al pereților.

Proprietățile tixotropice ale fluidelor de foraj

În general, prin tixotropie se înțelege gelificarea unei soluții când este lăsată în repaus și revenirea gelului în soluție prin agitare. Fenomenul este specific soluțiilor coloidale, în care particulele dispersate sunt ionizate.

Fluidele de foraj cu proprietăți tixotropice sunt capabile să mențină în suspensie materialele inerte de îngreuiere și detritusul, însușire necesară mai ales atunci când se întrerupe circulația.

Capacitatea de filtrare și colmatare

Datorită diferenței dintre presiunea fluidului din sondă și cea a fluidelor din porii formațiunilor traversate, o parte din faza liberă a noroiului pătrunde în porii rocilor. Simultan, pe pereții sondei se depun particule solide, sub forma unei turte de colmatare.

Cu cât permeabilitatea turtei este mai scăzută, cu atât grosimea turtei depuse și volumul de filtrat sunt mai reduse. Turtele de colmatare sunt, în general, compresibile; permeabilitatea lor scade odată cu presiunea. Viteza de filtrare crește cu temperatura, deoarece scade vâscozitatea fazei lichide.

Conținutul de particule solide , apă și petrol

Pentru fluidele de foraj pe bază de apă și argilă, faza continuă este alcătuită din argile și materiale de îngreuiere, iar faza lichidă din apă și, eventual, motorină, în cazul în care noroiul a fost emulsionat.

La fluidele pe bază de produse petroliere faza lichidă este alcătuită din motorină și apă, iar faza solidă din materiale de îngreuiere și cele folosite pentru controlul proprietăților colmatate și structurale.

Conținutul de nisip

Nisipul imprimă fluidului de foraj proprietăți abrazive și erozive, reducând durata de lucru a echipamentului de foraj. În concentrații excesive, el crează pericol de prindere a garniturii la oprirea circulației. De aceea, pe cât posibil, el trebuie eliminat din noroi.

Conținutul de gaze

Gazele pătrund în noroi din stratele gazeifere traversate, iar aerul prin spumare – în timpul îngreuierii și al tratamentelor chimice.

Capacitatea de schimb cationic

Proprietățile noroaielor de foraj și comportarea lor la contaminări sau tratamente sunt determinate, în cea mai mare măsură, de conținutul de argile active, hidratabile și dispersabile, de tipul bentonitelor.

Dintre diversele metode de măsurare a capacitații de schimb cationic, cea mai operativă și mai utilizată este metoda albastrului de metilen.

Stabilitatea

Fluidele de foraj sunt sisteme de dispersie, eterogene; lăsate în repaus, în sondă sau în habe, dar și în prezența unor contaminanți, au tendința să-și separe fazele: particulele solide se depun, faza lichidă se separă la suprafață, emulsiile și spumele se sparg.

Indicele pH

Aciditatea sau alcalinitatea unui fluid de foraj, în care se află disociați diverși electroliți, este exprimată de indicele pH – logaritmul zecimal negativ al concentrației momentane de ioni de H+.

În general, fluidele de foraj sunt bazice: pH>7. Cele naturale, preparate din apă și argilă, netratate, au pH-ul cuprins între 7 și 8, iar cele tratate au pH-ul între 8 și 13. Valoarea optimă a pH-ului depinde de tipul noroiului.

Conținutul de cloruri

Un fluid de foraj poate conține clorură de sodiu, de potasiu, calciu și magneziu. Interesează mai ales conținutul de sare, deoarece ea constituie un contaminant frecvent al noroaielor de foraj.

Alcalinitatea și conținutul de var

Alcalinitatea unei soluții exprimă excesul de anioni în raport cu cel de cationi. Deoarece scara pH-ului este logaritmică, la valori mari alcalinitatea poate varia considerabil fără ca pH-ul să se modifice sensibil. În plus, la concentrații ridicate, o parte din substanțele bazice sunt nedisociate și nu influențează pH-ul. De aceea, pentru fluidele cu bazicitate ridicată, cum sunt noroaiele cu var sau gips, alcalinitatea este o proprietate mai relevantă decât pH-ul.

2.1.4 Tipul fluidelor de foraj

Fluidul de foraj natural tratat

Fluidul de tip natural, se prepară pornind de la bentonită cu un randament > 12 m3/t prehidratată în prealabil 24 de ore, sau poate fi utilizat fluid din stația de fluide.

Se vor menține carcteristicile recomandate pentru a realiza o capacitate bună de transportare, iar reducerea parametrilor va fi efectuată prin tratamente cu extract bazic ca fluidizant, sodă caustică pentru controlul alcalinității și sodă calcinată pentru controlul ionilor bivalenți.

Pentru menținerea conținutului de solide s-a folosit un sistem de curățire mecanică două site vibratoare echipate cu plasă de 60-80 mesh.

Fluide de foraj dispersate

Aceste fluide au la bază sistemul dispers apă-argilă și îndeplinesc cerințele de stabilitate, colmatare și gelificare, necesare forajului, fiind constituite din materiale ieftine și ușor de procurat.

Ele sunt preparate la suprafață din argile bentonitice, adesea activate, cu bune proprietăți coloidale, dar înglobează și particule argiloase sau inerte din rocile traversate.

În dreptul stratelor consolidate sau insensibile la apă, la adâncimi moderate, sistemul apă-argilă poate fi utilizat ca atare. Când se traversează roci argiloase care se dispersează ori se umflă, roci solubile, strate productive sau când argila de preparare nu asigură proprietățile structurale dorite, sistemul trebuie ameliorat ori stabilizat. Se introduc, în cantități reduse, diverși aditivi cu rol de fluidizanți sau invâscosanți, reducători de filtrare, stabilizatori ai proprietăților la temperaturi ridicate ori la acțiunea contaminanților, lubrifianților, antispumanților, agenților anticorozivi, etc. Fluidele naturale devin tratate.

La concentrații de 60…250 kg/m3, în funcție de randamentul argilei, se prepară noroaie cu proprietăți structurale și de filtrare satisfăcătoare, având densitatea 1.050…1.150kg/m3. Dacă se utilizează argile slab bentonitice, este nevoie de concentrații mai ridicate și se ajunge la 1.250…1.350 kg/m3 și chiar mai mult. Densități mai mari se obțin adăugând materiale inerte, cu densitate mare, fin măcinate: noroaiele sunt îngreuiate.

Noroaiele naturale își modifică rapid proprietățile în prezența unor contaminanți cum sunt: pachete groase de marne și argile hidratabile, săruri solubile, temperaturi mari, gaze.

Pentru sistemul apă-argilă aflat într-un echilibru natural, domeniul optim al pH-ului, la care și vâscozitatea este minima, se situează între 7,5 și 8,5. Pentru noroaiele naturale pH-ul nu trebuie să depășească valorile 9…10.

Volumul de noroi necesar forării sondei pe fiecare interval în parte este dat de relația:

(2.1)

unde: k reprezintă un coeficient ce ține seama de rezerva de noroi; se admite k=2…3;

Dic – diametrul interior al coloanei;

H1 – înălțimea coloanei anterior tubate;

H2 – înălțimea coloanei următoare;

DS – diametrul sapei.

2.1.5 Aditivi și materiale folosite pentru prepararea și reglarea proprietăților fluidului de foraj

Există, în prezent, sute de substanțe naturale ori sintetizate care se folosesc la prepararea și reglarea proprietăților fluidelor de foraj.

Argilele reprezintă materialul de baza folosit la prepararea majorității fluidelor de foraj, dar nu toate corespund acestui scop. Amestecate cu apă, ele trebuie să asigure un sistem coloidal stabil, colmatant, cu viteză de filtrare scăzută, capabil să mențină în suspensie particulele inerte sau grosiere. Sunt acceptabile doar argilele puternic dispersabile, hidrofile și cu o mare capacitate de schimb cationic – însușire ce permite reglarea proprietăților coloidale și reologice ale sistemului apă-argilă.

Argilele sunt roci sedimentare de alterare, cu proprietăți de umectare, dispersare și umflare în apă și cu însușiri plastice. Majoritatea mineralelor argiloase posedă o structură stratificată.

Hexametafosfatul de sodiu (HMF) se utilizează pentru controlul vâscozității fluidelor de foraj și este fluidizantul cel mai folosit la noi în țară, sub forma unor solzi sticloși, transparenți și subțiri, de culoare albă sau verde, solubili în apă caldă. La solubilizarea HMF-ui nu trebuie să se depășească 45°C, temperatura de încălzire, pentru a nu provoca transformarea în ortofosfat inert înca din faza de preparare și din același motiv nu se recomandă folosirea ca fluidizant a HMF-ui în sonde mai adânci de 2.000 m.

Ferocromlignosulfonatul (FCLS) este un produs fluidizant cu o eficiență bună în noroaiele tratate, inhibitive, la temperaturi moderate, dar și temperaturi mari. Se obține din leșiile reziduale de la fabricarea celulozei și hârtiei cu bisulfit de calciu sau amoniu. Se livrează sub formă de praf de culoare maro, are eficiență maximă la un pH între 8,5…9,5, se utilizează în cantități de 5…40 kg/m3, atât în noroaie dulci, cât și în cele mineralizate.

Eficiența mărită a FCLS-ui nu se explică doar prin mecanismul adsorbției sale la marginile plăcuțelor de bentonită. Creșterea efectului fluidizant se datorează acțiunii cationilor polivalenți asupra dublului strat electric și a potențialului electrocinetic.

Carboximetilceluloza de sodiu (CMC) este un antifiltrant ce se obține prin tratarea celulozei cu acid monocloracetic sau cu monocloracetat de sodiu, în prezența hidroxidului de sodiu. Rezultă un polimer anionic, semisintetic, sub formă de praf alb-gălbui, solubil în apă și ca produs secundar, clorura de sodiu. CMC tehnic, nepurificat, conține până la 25…30% clorură de sodiu, iar CMC purificat are 96…99,5% substanță activă și aproximativ 0,5…4% clorură de sodiu.

Eficiența CMC-ei asupra filtrării și vâscozității este funcție de gradul de polimerizare și de gradul mediu de substituire a grupărilor OH- din molecula de glucoză anhidră. Cu cât gradul de polimerizare este mai mare, cu atât produsul este mai activ ca antifiltrant, iar vâscozitatea fluidului crește mult.

Soda caustică (NaOH), este o substanță anorganică solidă de culoare albă, higroscopică, solubilă în apă și în alcool, se topește la 328°C, are densitatea 2.100 Kg/m3, în soluție apoasă are proprietățile unei baze tari, atacă pielea și este toxică. Se folosește pentru reglarea pH-ului, realizând domeniul optim de lucru pentru diverși reactivi, diminuează coroziunea, neutralizează într-o oarecare măsură hidrogenul sulfurat, servește la hidrolizarea unor polimeri.

În fluidele de foraj pe bază de apă și argilă, la concentrații sub 0,5 Kg/m3, soda caustică are o acțiune dispersanta asupra bentonitei, iar la concentrații mai mari produce un efect de coagulare, respectiv, mărește viteza de filtrare și afectează stabilitatea fluidelor. Soda caustică are și o acțiune bactericidă, iar concentrațiile în care se utilizează sunt între 0,5…5 Kg/m3.

Soda calcinată (Na2CO3) este un praf alb microcristalin, higroscopic, solubil în apă, cu densitatea 2.500 kg/m3. Se poate folosi pentru a precipita ionii de calciu și magneziu, când se traversează strate cu gips sau anhidrit, la frezarea dopurilor de ciment și când se utilizează apă de mare.

La concentrații mici, soda calcinată îmbunătățește proprietățile noroaielor pe bază de apă-argilă, având un rol dispersant asupra bentonitei, iar la concentrații mari inhibă umflarea marnelor și argilelor, crește ușor pH-ul, vâscozitatea și gelația fluidelor. Cantitățile uzuale sunt de 0,5…20 kg/m3.

2.1.6 Cantități de materiale necesare preparării fluidelor de foraj

Pentru stabilirea cantităților de materiale necesare preparării fluidelor de foraj calculul se va efectua detaliat pentru fiecare coloană în parte, astfel:

Pentru coloana de ancoraj vom avea un fluid de foraj natural preparat din apă și bentonită pentru care vom scrie următorul sistem:

Va+Vbent=Vna (2.2)

Va·a+Vbent·bent=Vna·na

în care: Va reprezintă volumul de apă necesar preparării fluidului de foraj pentru coloana

de ancoraj;

Vbent – volumul de bentonită necesar coloanei de ancoraj;

Vna – volumul de noroi necesar pentru coloana de ancoraj;

a – densitatea apei, a=1.000 kg/m3;

bent – densitatea bentonitei; bent=2.300 kg/m3;

na – densitatea noroiului pentru coloana de ancoraj.

Din sistemul (2.2) rezultă volumul de bentonită și volumul de apă necesare coloanei de ancoraj:

(2.3)

și

(2.4)

Cantitatea de bentonită necesară coloanei de ancoraj este dată de relația:

(2.5)

Pentru coloana intermediară se folosește un fluid de foraj natural preparat din apă, bentonită și barită.

Volumul de barită necesar îngreuierii fluidului folosit pentru coloana intermediară este dat de relația:

(2.6)

în care: Vni reprezintă volumul de noroi necesar pentru coloana intermediară;

ni – densitatea noroiului pentru coloana intermediară;

na – densitatea noroiului pentru coloana de ancoraj;

barita – densitatea baritei, barita=4.200 kg/m3.

Cantitatea de barită necesară preparării fluidului de foraj este dată de relația:

mbarita=Vbarita·barita (2.7)

Volumul de noroi inițial se stabilește cu relația:

Vni=Vn – Vbarita (2.8)

Volumul de bentonită necesar preparării fluidului pentru coloana intermediară se calculează cu relația:

(2.9)

Volumul de apă necesar preparării fluidului de foraj este dat de relația:

Va=Vn – Vbent – Vbarita (2.10)

Pentru coloana de exploatare se folosește un fluid de foraj dispersat preparat din apă, bentonită și barită.

Volumul de barită necesar preparării fluidului pentru coloana de exploatare este dat de relația:

(2.11)

în care: Vn reprezintă volumul de noroi necesar pentru coloana de exploatare;

ne – densitatea noroiului pentru coloana de exploatare;

ni – densitatea noroiului pentru coloana de intermediară;

barita – densitatea baritei.

Cantitatea de barită necesară preparării fluidului de foraj este dată de relația:

mbarita=Vbarita·barita (2.12)

Volumul de bentonită necesar pentru coloana de exploatare este dat de relația:

(2.13)

Cantitatea de bentonită necesară preparării fluidului de foraj este dată de relația:

mbent=Vbent·bent (2.14)

Dc=9.5/8

D=7

Dl=4.1/2

Programul de construcție al sondei

2.2 Fluide de foraj folosite la sondele de reper

2.2.1 Fluide de foraj folosite la sonda A1 Oprișenești

În tabelul nr. 2.1 sunt prezentate tipurile și caracteristicile fluidelor de foraj folosite la sonda A1 Oprișenești.

Tabelul nr. 2.1

Tipurile și caracteristicile fluidelor de foraj folosite la sonda A1 Oprișenești

2.2.2 Fluide de foraj folosite la sonda A2 Oprișenești

În tabelul nr. 2.2 sunt prezentate tipurile și caracteristicile fluidelor de foraj folosite la sonda A2 Oprișenești.

Tabelul nr. 2.2

Tipurile și caracteristicile fluidelor de foraj folosite la sonda A2 Oprișenești

2.2.3 Fluide de foraj folosite la sonda A3 Oprișenești

În tabelul nr. 2.3 sunt prezentate tipurile și caracteristicile fluidelor de foraj folosite la sonda A3 Oprișenești.

Tabelul nr. 2.3

Tipurile și caracteristicile fluidelor de foraj folosite la sonda A3 Oprișenești

Observație:

Soda calcinată s-a utilizat pentru tratarea fluidului de foraj în timpul frezării cimentului.

2.3 Analiza rezultatelor cimentărilor de la sondele de reper

2.3.1 Analiza rezultatelor cimentărilor la sonda A1 Oprișenești

În tabelul nr. 2.4 este prezentat modul de realizare al cimentării coloanelor de la sonda A1 Oprișenești.

Tabelul nr. 2.4

Raportul de cimentare al sondei A1 Oprișenești

2.3.2 Analiza rezultatelor cimentărilor la sonda A2 Oprișenești

În tabelul nr. 2.5 este prezentat modul de realizare al cimentării coloanelor de la sonda A2 Oprișenești.

Tabelul nr. 2.5

Raportul de cimentare al sondei A2 Oprișenești

2.3.3 Analiza rezultatelor cimentărilor la sonda A3 Oprișenești

În tabelul nr. 2.6 este prezentat modul de realizare al cimentării coloanelor de la sonda A3 Oprișenești.

Tabelul nr. 2.6

Raportul de cimentare al sondei A3 Oprișenești

CAPITOLUL 3

OPTIMIZAREA PROGRAMULUI FLUIDELOR DE FORAJ PENTRU SONDA PROIECTATĂ

3.1 Alegerea tipului și proprietățile fluidelor de foraj pentru sonda AX Oprișenești

3.1.1 Tipul fluidelor de foraj

În tabelul nr. 3.1 sunt prezentate tipurile, densitățile și volumele de noroi necesare pentru fiecare interval forat.

Tabelul nr. 3.1

Tipurile, densitățile și volumele de noroi folosite la sonda AX Oprișenești

Observație:

Intervalul 200 – 240 m se va săpa utilizând fluidul cu care s-a frezat șiul coloanei de ancoraj.

3.1.2 Calculul volumului de noroi

Pentru determinarea volumului de noroi necesar forării sondei AX Oprișenești, calculul se va face detaliat pentru fiecare interval.

Intervalul 0…200 m

Volumul de noroi necesar forării acestui interval se calculează cu ajutorul relației (2.1):

pentru care s-a ales k=2,5

Intervalul 200…1.664 m

Din relația (2.1) se determină volumul de noroi necesar forării acestui interval:

Vn=147,525 m3150 m3

3.1.3 Gradienții de presiune și fisurare estimați

3.1.4 Proprietățile fluidelor de foraj

În tabelul nr. 3.2 sunt prezentate principalele proprietăți ale fluidelor de foraj folosite la sonda AX Oprișenești.

Tabelul nr. 3.2

Proprietățile fluidelor de foraj ale sondei AX Oprișenești

Observații:

Intervalul 0 – 50 m se va săpa cu un fluid natural cu vâscozitate de 100 s, în vederea eliminării posibilității apariției pierderilor de circulație în formațiunile de suprafață ;

Pe intervalul 0 – 50 m, debitul fluidului de foraj va fi de 20 – 25 l/s, iar sapa nu va avea duze ;

Pentru a evita posibilitatea apariției pierderilor de circulație în complexele meoțiene și sarmațiene, densitatea fluidului de foraj va fi menținută la valoarea minimă proiectată .

3.1.5 Calculul cantităților de materiale

Calculul cantităților de materiale se efectuează pentru fiecare coloană astfel:

Coloana de ancoraj

Volumul de bentonită necesar preparării fluidului pentru coloana de ancoraj se calculează cu relația (2.3):

Cu relația (2.5) se determină cantitatea de bentonită necesară pentru coloana de ancoraj:

mbent=9·2300=20700 kg

Volumul de apă necesar fluidului pentru coloana de ancoraj este dat de relația (2.4)

Va=78 – 9=69 m370 m3

Coloana de exploatare

Volumul de barită necesar preparării fluidului de foraj pentru coloana intermediară se determină din relația (2.6):

Conform relației (2.7) se stabilește cantitatea de barită necesară pentru prepararea acestui fluid:

mbarita=2,5·4.200=10.500 kg

Volumul de noroi inițial este dat de relația (2.8):

Vni=150 – 2,5=147,5 m3

Cu ajutorul relației (2.9) se determină volumul de bentonită necesar acestei coloane:

Cantitatea de bentonită necesară pentru coloana intermediară este dată de relația (2.9):

mbent=17·2.300=39.100 kg

Volumul de apă necesar preparării fluidului de foraj este dat de relația (2.10):

Va=147,5 – 2,5 – 17=228 m3230 m3

În tabelul nr. 3.3 sunt prezentate cantitățile totale de materiale folosite pentru cele două intervale.

Tabelul nr. 3.3

Cantitățile totale de materiale folosite la sonda AX Oprișenești

Observație :

randament bentonită > 12 m3/t.

3.2 Comparații între fluidele folosite la sondele de reper și cele folosite la sonda AX Oprișenești

În tabelul nr. 3.4 sunt prezentate fluidele de foraj folosite la sonda AX Oprișenești și fluidele de foraj folosite la sondele de corelare A1, A2 și A3 Oprișenești.

Tabelul nr. 3.4

Tipurile și proprietățile fluidelor de foraj folosite la sonda AX Oprișenești și cele

folosite la sondele A1, A2, A3 Oprișenești

3.3 Concluzii

Din tabelele de mai sus reiese faptul că atât sonda AX Oprișenești cât și sondele de corelare A1, A2 și A3 au un fluid natural ce se realizează pornind de la bentonita prehidratată.

Pentru fluidul natural tratat reducerea caracteristicilor reologico-coloidale se realizează prin diluții și prin tratarea fluidului cu HMF.

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

Filtratul scade considerabil odată cu creșterea adâncimii și în special în timpul traversării stratelor productive pentru a reduce riscul contaminării acestora.

Densitățile fluidelor de foraj sunt destul de variate și au valori cuprinse între 1.000 și 1.300 kg/m3.

După cum reiese din tabelele de mai sus, cantitățile de ciment folosite variază de la o sondă la alta în funcție de adâncimea sondei, numărul de coloane ce urmează a fi cimentate și înălțimea de cimentare a acestora.

Cimenturile mai frecvent utilizate la aceste sonde sunt: cimentul S1 și cimentul S2.

După cimentarea unei coloane de burlane, lucrările în sondă se reiau după o pauză, necesară prizării și întăririi pietrei de ciment; se recomandă ca durata pauzei de întărire să fie de trei, patru ori timpul de pompabilitate al pastei.

În perioada de pompare a pastei de ciment, sarcina la cârlig crește, cu atât mai mult cu cât diferența de densitate pastă-noroi este mai mare și lungimea coloanei de pastă din interiorul burlanelor este mai înalta.

Înaintea operației de cimentare, se recomandă să se circule minim 2 volume de puț și coloana în manevră.

Pomparea pastelor în coloană se face continuu, pe măsură ce se prepară.

Coloanele de ancoraj se cimentează, de regulă, pe toată înălțimea, la fel și coloanele de exploatare se cimentează la zi.

Dupa terminarea cimentării, se va scurge presiunea finală la zero și aceasta se va lăsa deschisă pe toată durata prizării cimentului.

CAPITOLUL 4

OPTIMIZAREA REGIMULUI HIDRAULIC

4.1 Optimizarea regimului hidraulic pe intervalul 0–200 m

Pentru stabilirea regimului hidraulic optim pe acest interval se aplică criteriul forței de impact.

Acest criteriu își propune să creeze o forță de impact maximă pe talpa sondei, utilizând în întregime capacitatea pompelor disponibile. A optimiza acest criteriu înseamnă a maximiza cantitatea de mișcare ρQνjet.

Domeniul de definiție al debitului

Q‮[Qmin,Qmax]

Debitul minim reprezintă debitul necesar evacuării detritusului din gaura de sondă și este dat de relația :

Qmin=νasAsi

în care : νas- viteza ascensională minimă (optimă) ;

Asi- aria spațiului inelar.

νas=0,5 m/s după Fullerton, funcție de densitatea noroiului (1.150 kg/m3) și diametrul sapei (311,2 mm).

Asi=

în care: Ds- diametrul sapei; Ds=311,2 mm;

Dp- diametrul exterior al prăjinilor de foraj; Dp= 127 mm.

Asi=(0,31122 – 0,1272) = 0,063 m2

Qmin=0,5ּ0,063=0,0315 m3/s=31,5 l/s

Debitul maxim este cel realizabil al pompelor de noroi aflate în dotare. În dotare se află două pompe 2PN – 700 echipate cu trei tipodimensiuni de cămăși (7 1/4 in, 7 in și 6 3/4 in). Se va lucra cu o singură pompă.

Debitul maxim pe care-l realizează pompa 2PN – 700 echipată cu cămăși de 7 1/4 in la o frecvență de 65 cd/min este :

Qmax=36 l/s

Coeficienții căderilor de presiune la sfârșitul intervalului

Coeficienții căderilor de presiune s-au determinat în funcție de diametrele prăjinilor de foraj interioare și exterioare, a prăjinilor grele interioare și exterioare, a racordurilor speciale interioare și exterioare, a diametrului sapei, a tipului instalației și a lungimilor prăjinilor de foraj și a prăjinilor grele.

αis – coeficientul căderii de presiune în sistemul de circulație de la exteriorul instalației de foraj

αis=304266,28 m-4

αip – coeficientul căderii de presiune în interiorul prăjinilor de foraj

αip=1340,34 m-5

αir – coeficientul căderii de presiune în interiorul racordurilor prăjinilor de foraj

αir=516,62 m-5

αig – coeficientul căderii de presiune în interiorul prăjinilor grele

αig=10051,44 m-5

αeg – coeficientul căderii de presiune în exteriorul prăjinilor grele

αeg=340,49 m-5

αep – coeficientul căderii de presiune în exteriorul prăjinilor de foraj

αep=208,55 m-5

αer – coeficientul căderii de presiune în exteriorul racordurilor prăjinilor de foraj

αer=0,55 m-5

α1 – coeficientul căderilor de presiune în elementele ce depind de lungimea prăjinilor de foraj (lp)

α1= αip + αep + αir + αer

α1=2066,06

α2 – coeficientul căderilor de presiune în elementele ce nu depind de lungimea prăjinilor de foraj (lp)

α2= αis + lg(αig + αeg)

α2=1343459,65 m-4

α – coeficientul total al căderilor de presiune

α=lpα1 + α2

α=17,6ּ105 m-4

Adâncimea până la care se va folosi debitul maxim

în care : lg – lungimea prăjinilor grele; lg=100 m;

PQmax – presiunea maximă corespunzătoare celor mai mari cămăși; PQmax=103bar.

Coeficientul căderilor de presiune la adâncimea H1

α0= α1ּ(H1 – lg)+ α2

α0=2066,06(120-100)+1343459,65=1384780,85 m-4

Aria duzelor

în care: Ad – aria duzelor;

m – exponent dependent de regimul de curgere și de tipul reologic al fluidului; m=2;

φ – coeficient de corecție; φ=0,95.

Diametrul duzelor

Se alege următoarea combinație de duze : 12×12×13

Aria duzelor recalculată

Viteza jeturilor

Forța de impact

Fi=ρνjetQ=1150ּ100,3ּ0,036=4152,42 N

Căderea de presiune în sapă

Căderea de presiune în sistemul de circulație

Presiunea de pompare

pp= ps+ pc= 81,54 bar

Adâncimea până la care se va folosi debitul intermediar

în care : Pi – presiunea maximă corespunzătoare debitului intermediar; Pi=112 bar;

Qi – debit intermediar pe care poate să-l realizeze pompa la o putere constantă Pp=372,3 kw; Qi=33,32 l/s.

Aria duzelor

Diametrul duzelor

Se alege următoarea combinație de duze : 11×11×12

Aria duzelor recalculată

Viteza jeturilor

Forța de impact

Fi=ρνjetQi=1150ּ110ּ0,03332=4214,98 N

Căderea de presiune în sapă

Căderea de presiune în sistemul de circulație

Presiunea de pompare

pp= ps+ pc= 95,71 bar

Rezultatele calculelor efectuate anterior sunt trecute în tabelul nr. 4.1.

Tabelul nr. 4.1

Regimul hidraulic optimizat pe intervalul 0 – 200 m

4.2 Optimizarea regimului hidraulic pe intervalul 200 – 1.664 m

Pentru stabilirea regimului hidraulic optim pe acest interval se aplică criteriul presiunii la pompe.

Pentru aceasta se va determina aria duzelor la începutul și sfârșitul intervalului (300 m, respectiv 1.664 m) precum și la adâncimile H1 și H2 dacă acestea se află în interiorul intervalului. Se va alege apoi toate combinațiile intermediare de duze.

Domeniul de definiție al debitului

Q‮[Qmin,Qmax]

Debitul minim reprezintă debitul necesar evacuării detritusului din gaura de sondă și este dat de relația :

Qmin=νasAsi

în care : νas – viteza ascensională minimă (optimă) ;

Asi – aria spațiului inelar.

νas=0,74 m/s după Fullerton, funcție de densitatea noroiului (1.100 kg/m3) și diametrul sapei (215,9 mm).

Asi=

în care: Ds- diametrul sapei; Ds=215,9 mm;

Dp- diametrul exterior al prăjinilor de foraj; Dp= 127 mm.

Asi=(0,21592 – 0,1272) = 0,024 m2

Qmin=0,74ּ0,024=0,01776 m3/s=17,76 l/s

Debitul maxim este cel realizabil al pompelor de noroi aflate în dotare. În dotare se află două pompe 2PN – 700 echipate cu trei tipodimensiuni de cămăși (7 1/4 in, 7 in și 6 3/4 in). Se va lucra cu o singură pompă.

Debitul maxim pe care-l realizează pompa 2PN – 700 echipată cu cămăși de 7 1/4 in la o frecvență de 65 cd/min este :

Qmax=36 l/s

Coeficienții căderilor de presiune la începutul intervalului (200 m)

Coeficienții căderilor de presiune s-au determinat în funcție de diametrele prăjinilor de foraj interioare și exterioare, a prăjinilor grele interioare și exterioare, a racordurilor speciale interioare și exterioare, a diametrului sapei, a tipului instalației și a lungimilor prăjinilor de foraj și a prăjinilor grele.

αis – coeficientul căderii de presiune în sistemul de circulație de la exteriorul instalației de foraj

αis=304266,28 m-4

αip – coeficientul căderii de presiune în interiorul prăjinilor de foraj

αip=1340,34 m-5

αir – coeficientul căderii de presiune în interiorul racordurilor prăjinilor de foraj

αir=516,62 m-5

αig – coeficientul căderii de presiune în interiorul prăjinilor grele

αig=10107,62 m-5

αeg – coeficientul căderii de presiune în exteriorul prăjinilor grele

αeg=459,17 m-5

αep – coeficientul căderii de presiune în exteriorul prăjinilor de foraj

αep=176,46 m-5

αer – coeficientul căderii de presiune în exteriorul racordurilor prăjinilor de foraj

αer=9,23 m-5

α1 – coeficientul căderilor de presiune în elementele ce depind de lungimea prăjinilor de foraj (lp)

α1= αip + αep + αir + αer

α1=2042,65

α2 – coeficientul căderilor de presiune în elementele ce nu depind de lungimea prăjinilor de foraj (lp)

α2= αis + lg(αig + αeg)

α2=1889284,9 m-4

α – coeficientul total al căderilor de presiune

α=lpα1 + α2

α=22,98ּ105 m-4

Aria duzelor

în care: φ – coeficient de corecție; φ=0,95;

α – coeficientul total al căderilor de presiune.

Diametrul duzelor

Se alege următoarea combinație de duze : 12×12×12

Coeficienții căderilor de presiune la sfârșitul intervalului (1.664 m)

Coeficienții căderilor de presiune s-au determinat în funcție de diametrele prăjinilor de foraj interioare și exterioare, a prăjinilor grele interioare și exterioare, a racordurilor speciale interioare și exterioare, a diametrului sapei, a tipului instalației și a lungimilor prăjinilor de foraj și a prăjinilor grele.

αis – coeficientul căderii de presiune în sistemul de circulație de la exteriorul instalației de foraj

αis=304266,28 m-4

αip – coeficientul căderii de presiune în interiorul prăjinilor de foraj

αip=1340,34 m-5

αir – coeficientul căderii de presiune în interiorul racordurilor prăjinilor de foraj

αir=516,62 m-5

αig – coeficientul căderii de presiune în interiorul prăjinilor grele

αig=10107,62 m-5

αeg – coeficientul căderii de presiune în exteriorul prăjinilor grele

αeg=459,17 m-5

αep – coeficientul căderii de presiune în exteriorul prăjinilor de foraj

αep=176,46 m-5

αer – coeficientul căderii de presiune în exteriorul racordurilor prăjinilor de foraj

αer=9,23 m-5

α1 – coeficientul căderilor de presiune în elementele ce depind de lungimea prăjinilor de foraj (lp)

α1= αip + αep + αir + αer

α1=2042,65

α2 – coeficientul căderilor de presiune în elementele ce nu depind de lungimea prăjinilor de foraj (lp)

α2= αis + lg(αig + αeg)

α2=1889284,9 m-4

α – coeficientul total al căderilor de presiune

α=lpα1 + α2

α=56,31ּ105 m-4

Aria duzelor

Diametrul duzelor

Se alege următoarea combinație de duze : 10×10×10

Pe intervalul 200 – 1.664 m avem următoarele combinații de duze :

12×12×12

11×12×12

11×11×12

11×11×11

10×11×11

10×10×11

10×10×10

Pentru combinația de duze 12×12×12 se calculează următoarele mărimi optime :

Aria duzelor optimizată

Adâncimea până la care combinația de duze este optimă

în care : lg – lungimea prăjinilor grele; lg=150 m;

Coeficientul căderilor de presiune la adâncimea H1

α0= α1ּ(H0 – lg)+ α2

α0=2042,65(403-150)+1889284,9=24,06ּ105 m-4

Debitul fluidului de foraj la adâncimea H0

în care: Phs – puterea hidraulică din sistem care se calculează cu formula:

Phs=PspAt

în care: Psp – puterea specific (funcție de apăsarea pe sapă, turație și diametrul sapei); Psp=0,26 kw/cm2;

At – aria găurii de sondă

Phs=0,26ּ366,096=95,185 kw

Viteza jetului de fluid la ieșirea din duzele sapei

Căderea de presiune în duzele sapei

Căderea de presiune în sistemul de circulație

Presiunea de pompare

pp= ps+ pc= 53,44 bar

Calculele efectuate pentru celelalte combinații de duze sunt prezentate în tabelul nr. 4.2.

Tabelul nr. 4.2

Regimul hidraulic optimizat pe intervalul 200 – 1.664 m

CAPITOLUL 5

CALCULUL COMPOZIȚIILOR DE CIMENTARE ȘI A CIMENTĂRILOR PRIMARE

Cercetările efectuate de-a lungul timpului în legătură cu cimentarea coloanelor unei sonde de petrol sau gaze au pus în evidență atât factorii de natură tehnologică, care pot conduce la reușita unei cimentări primare, cât și proprietățile materialului liant, de ale cărui caracteristici fizico-chimice dar mai ales combinații cu alți aditivi, depinde ca cimentarea să corespundă celor mai multe cerințe de calitate.

În practica cimentării sondelor, liantul mineral cu cea mai largă utilizare este cimentul Portland. În șantierele din România se întrebuințează două tipuri de astfel de ciment: S1, în sonde cu adâncimi de până la 1.850 m, și S2-RS, în sonde până la 2.450…2.500 m. Acest ultim tip, printr-o aditivare corespunzătoare, poate fi folosit și la adâncimi mai mari, el permițând obținerea unei mari diversități de paste de ciment.

O cimentare se consideră reușită atunci când pasta de ciment înlocuiește complet fluidul de foraj din spațiul inelar și formează, după prizare și întărire, un inel de ciment uniform, rezistent, impermeabil, cu o bună aderență la coloană și la rocile din pereții sondei.

5.1 Metodica de proiectare a cimentării

Prin cimentări de sondă se înțelege o categorie foarte largă de materiale liante, fin măcinate, care pompate sub forma unor suspensii stabile în sonde, se întăresc și capătă proprietățile fizico-mecanice dorite: rezistență mecanică și anticorozivă, aderență la burlane și roci, impermeabilitate, reziliență.

Suspensiile respective, numite în continuare paste de ciment, trebuie să aibă o densitate determinată, potrivit condițiilor din sondă, să rămână pompabile și stabile o perioadă suficientă de timp, necesară plasării lor în zona ce interesează. După lăsarea în repaus, ele trebuie să se întărească cât mai repede, pentru a putea continua lucrările în sondă.

Datorită condițiilor foarte diverse de mediu, presiune, temperatură, tehnologie de cimentare, exploatare, dar și din motive economice, s-a elaborat o mare varietate de cimenturi și paste, de la cele preparate doar cu ciment obișnuit (Portland), până la amestecuri liante fără ciment sau transformarea fluidului de foraj în compoziție de consolidare și izolare.

Cimentarea reprezintă, de fapt, operația de plasare a unei paste liante, uzual preparată din ciment cu apă, în spațiul inelar al coloanelor de burlane. Scopul urmărit prin cimentare este multiplu:

Prin cimentarea spațiului inelar, burlanele sunt solidarizate de pereții găurii de sondă. Ca urmare, coloanele tubate sunt capabile să preia sarcinile axiale create de greutatea proprie, de greutatea lainerelor și a coloanelor agățate de ele, de presiunea exercitată în prevenitoare sau în capul de erupție, dacă sonda este închisă sub presiune, de variațiile de presiune și temperatură. Se mărește, într-o oarecare măsură, capacitatea portantă a coloanelor la presiune exterioară sau interioară. Se evită deșurubarea burlanelor și se amortizează șocurile când în interiorul lor se rotește garnitura de foraj.

Prin etanșarea spațiului inelar, burlanele sunt protejate în exterior de acțiunea agresivă a apelor subterane mineralizate.

Aceste deziderate sunt îndeplinite în totalitate numai dacă noroiul aflat în spațiul inelar ce urmează să fie cimentat este complet înlocuit și se formează un inel de ciment uniform, rezistent și impermeabil, aderent atât la burlane, cât și la rocile din jur. Altminteri, cimentarea este mai mult sau mai puțin reușită.

În sonde se efectuează cimentări și în alte scopuri: combaterea pierderilor de noroi în stratele fisurate sau cu porozitate mare, repararea unei cimentări nereușite sau coloane sparte, împiedicarea apei și a gazelor să pătrundă în sondă împreună cu petrolul, abandonarea unei porțiuni sau a întregii sonde, formarea unui dop de sprijin, impermeabilizarea și consolidarea rocilor din jur.

Cimentările efectuate imediat după introducerea coloanelor de burlane, uneori și cele efectuate în gaura netubată pentru a combate pierderile de noroi sau manifestările eruptive, se numesc cimentări primare. Cimentările de remediere, cele pentru retragerea de la un strat epuizat sau inundat, de izolare a unui strat cu gaze sunt considerate cimentări secundare. Acestea din urmă sunt executate de obicei în cursul exploatării sondei.

La noi, așa cum s-a menționat, se utilizează în practică doar paste de ciment preparate cu ciment Portland, cu și fără adaosuri minerale, de aceea , vor fi prezentate cerințele formulate prafului de ciment Portland și comportarea acestuia în timpul formării pietrei de ciment, precum și proprietățile impuse în faza inițială de preparare pentru pasta de ciment.

Cimentul Portland este un amestec fin măcinat de materiale cu o compoziție chimico-mineralogică bine stabilită. Materiile prime, respectiv calcarul și argila, sunt concasate, amestecate, măcinate sub 100 μm și calcinate în cuptoare rotative înclinate, după un anumit regim, până la temperatura de vitrifiere de 1.400…1.500°C. În acest amestec, calcarul este donatorul de oxid de calciu, iar argila cedeaza oxid de siliciu, aluminiu și fier. Se formează astfel o serie de minerale artificiale, rar întâlnite în natură, care au activitate chimică ridicată și capacitate liantă în amestec cu apa. Produsul rezultat în urma arderii se numește clincher și după răcire este remăcinat împreună cu un procent de 3…7% gips, adăugat pentru reglarea prizării. Se obține astfel praful de ciment Portland.

Se poate concluziona că, proprietățile cimentului Portland sunt determinate în cea mai mare parte de mineralele importante care se formează în urma clincherizării. Un ciment bun trebuie să conțină suma mineralelor silicioase în proporție de 75…80%, iar pe cea a mineralelor aluminoase de 20…25%.

Astfel cimentul tip S1 are o rezistență redusă la coroziunea sulfatică, posedă o viteză mare de hidratare și prizare, și o rezistență inițială mărită. Se folosește, datorită acestui mod de comportare, la cimentarea intervalelor cu temperaturi mici și moderate.

Cel de-al doilea tip de ciment, S2-RS, are o priză mai lentă, rezistență inițială mai scăzută, o bună rezistență la coroziunea sulfatică, de aceea poate fi folosit pentru cimentări de coloane introduse la adâncimi mai mari de 2.000 m.

Este evident că, cimentul se hidratează mai repede atunci când suprafața specifică a cimentului Portland este mai mare, iar pasta obținută este mai stabilă.

Proprietățile pastei de ciment

Densitatea

Din simplul amestec apă-ciment rezultă paste de ciment stabile cu densitatea între 1.750…1.950 kg/m3, corespunzătoare unui factor apă-ciment cuprins între 0,58…0,40, considerându-se densitarea cimentului praf 3.100…3.150 kg/m3. La densități mai scăzute, pastele sunt instabile, iar la densități mai mari devin prea vâscoase. Acest domeniu poate fi lărgit, dacă se folosesc diverse adaosuri, în mod practic, densitatea pastelor liante fiind între 1.100…2.500 kg/m3.

Pentru a realiza o bună dezlocuire a noroiului se recomandă ca pasta să aibă densitatea cu 100 până la 300 kg/m3 mai mare decât a noroiului.

Stabilitatea

Amestecurile liante dispersate, eterogene, au diferențe de densitate între fazele componente și deci tendință de separare a acestora: particulele solide coboară iar apa se ridică. Această instabilitate este accentuată la amestecurile cu un factor apă-ciment mare, când cimentul este măcinat grosier sau când sunt prezente particule solide inerte. Separarea fazelor depinde de asemenea de hidrofilitatea particulelor solide, de prezența în amestec a unor adaosuri care îmbunătățește stabilitatea sau o pot înrăutăți.

Capacitatea de filtrare

Pierderea unei cantități de apă liberă din pasta de ciment, printr-un perete permeabil, ca urmare a diferenței de presiune, se numește filtrare.

Viteza de filtrare crește cu permeabilitatea mediului filtrant, cu diferența de presiune, cu factorul apă-solid și, în prima fază de hidratare, și cu temperatura. Pe măsură ce hidratarea cimentului avansează și apar hidroprodusii de reacție, viteza de filtrare se reduce.

În prezența turtei de colmatare a noroiului, viteza de filtrare a pastei este relativ redusă, fiind limitată de permeabilitatea și grosimea acesteia.

Proprietățile reologice

Amestecurile apă-ciment și cele cu adaosuri de barită, nisip, cenușă se comportă, din punct de vedere reologic, cel puțin în faza inițială a preparării, după modelul Bingham. Pastele tratate cu reactivi chimici sau polimeri se înscriu în modelul Ostwald de Waele.

Valorile parametrilor reologici depind de compoziția chimico-mineralogică, finețea de măcinare și chiar timpul de depozitare a cimentului, de temperatură și presiune, natura și concentrația reactivilor și altor adaosuri, durata și gradul de agitare, modul de preparare.

Caracteristica pastelor liante o constituie modificarea proprietăților reologice în timp, ca rezultat al reacțiilor fizico-chimice ce se petrec în sistem.

În concluzie, până la începutul prizării, valorile parametrilor reologici cresc ușor, după care creșterea este rapidă și amestecul devine nepompabil.

Timpul de pompabilitate

Timpul de pompabilitate este determinat de viteza de hidratare a mineralelor din ciment, scade cu finețea de măcinare și crește cu mărirea factorului apă-ciment. Variațiile de presiune sau întreruperea agitării, mai ales spre sfârșitul perioadei de testare, pot reduce timpul de pompabilitate.

Reglarea timpului de pompabilitate se face cu ajutorul acceleratorilor sau întârzierilor de priză.

Timpii de prizare

Determinarea timpilor de prizare se face în condiții statice și la o temperatură de 60°C±2°C. Prima perioadă, în care pasta se comportă ca un fluid tixotrop, valoarea tartei de gel nu se modifică simțitor. În a doua perioadă, când pasta își pierde fluiditatea și începe să se comporte ca un corp solid, rezistența de gel crește foarte mult.

Prima perioadă, până la apariția primelor structuri de cristalizare, care nu se mai pot distruge, se definește în mod conventional timp de început de priză, iar a doua perioadă, când întreaga probă se transformă în piatră de ciment, se numește timp de sfârșit de priză.

5.1.2 Proprietățile pietrei de ciment

Rezistența mecanică

După plasarea pastei de ciment în spațiul inelar, are loc transformarea acesteia în piatră de ciment, prizarea având loc în condițiile unei compresiuni triaxiale, la temperatura și presiunea din sondă. După 12…24 ore, rezistența pietrei ajunge la valori satisfăcătoare pentru majoritatea solicitărilor la care va fi supusă.

Deoarece solicitările din sondă nu reclamă valori prea mari ale rezistenței mecanice, s-au folosit de multe ori, cu rezultate bune, cimentări cu adaosuri ieftine și ușoare, dar nu în zona șiului sau a perforaturilor.

Rezistența mecanică a pietrei de ciment depinde în mare măsură de compoziția chimico-mineralogică a cimentului, de natura și concentrația adaosurilor și a reactivilor chimici, de finețea de măcinare a cimentului, de presiune, de factorul apă-ciment.

Permeabilitatea

Principalul obiectiv urmărit prin cimentare este etanșarea spațiului inelar cimentat; acest lucru este posibil, numai dacă permeabilitatea pietrei de ciment este foarte mică, eventual nulă.

Permeabilitatea pietrei crește cu factorul apă-ciment, dar se reduce în timp, cel puțin în prima perioadă și la temperaturi moderate. Până la 70…80°C permeabilitatea scade, dar la temperaturi mai mari valorile ei cresc semnificativ.

Constanta volumului pietrei de ciment

Volumul aparent al pietrei de ciment nu rămâne constant. Dacă se produce o micșorare de volum există riscul slăbirii aderenței pietrei de ciment la teren și coloană sau apariției de fisuri în masa pietrei, izolarea spațiului inelar fiind compromisă. Dacă se produce o mărire de volum, care însa, nu are loc cu apariția de fisurare în masa pietrei de ciment, etanșarea se poate îmbunătăți.

Din punct de vedere al volumului pietrei de ciment, se poate concluziona că menținerea constantă sau o ușoara mărire de volum este o cerință tehnică necesară pentru piatra de ciment și reusita cimentării.

Rezistența la coroziune

Dacă la început, cei mai mulți dintre agenții agresivi accelerează întărirea, măresc rezistența mecanică și chiar micșorează permeabilitatea, în timp, au loc procese complexe de dizolvare și spălare a constituenților lianți; permeabilitatea pietrei crește, iar rezistența mecanică scade treptat, ajungându-se chiar la distrugerea completă a pietrei de ciment.

Viteza cu care se produce coroziunea pietrei de ciment depinde de tipul cimentului, gradul de întărire din momentul contactului cu agenții agresivi, natura, concentrația și simultaneitatea în acțiune a acestora, temperatura, presiunea, pH-ul, permeabilitatea și grosimea inelului de ciment și starea de solicitare mecanică.

Aderența la rocă și coloana de burlane

În timpul prizării și întăririi pastei de ciment se formează legături intercristaline între ciment-rocă și ciment-metal. Dacă această aderență nu este etanșă, prin interspațiile respective pot circula fluide sau gaze. Această aderență se poate evalua prin două metode: mecanic și hidraulic.

Aderența mecanică se corelează cu rezistența pietrei de ciment, este influențată de aceeași factori, dar depinde și de starea de rugozitate a suprafețelor în contact, prezența mufelor, mărimea sarcinilor normale pe suprafețe.

Aderența hidraulică, măsurată cu apă sau azot, nu se corelează cu rezistența pietrei, dar depinde în mare măsură de natura suprafețelor.

5.1.3 Calculul cimentării

Orice operație de cimentare presupune stabilirea, adeseori prin proiectul sondei, a parametrilor acesteia: intervalul și metoda de cimentare, compoziția și proprietățile pastei, cantitățile de ciment, reactivi și adaosuri, volumul de apă pentru preparare, volumul și natura fluidului separator, volumul noroiului de refulare, regimul de pompare și durata operației, tipul și numărul agregatelor de cimentare, caracteristicile echipamentelor auxiliare necesare.

Acești parametri depind de: genul operației, tipul coloanei de burlane, tehnologia, materialele și mijloacele disponibile, construcția sondei, natura și proprietățile fluidului din sondă, temperatura, litologia, natura și presiunea fluidelor din porii rocilor izolate, presiunea de fisurare a formațiunilor.

Frecvent, se folosesc două tipuri de pastă: prima tranșă cu densitatea mai redusă pe seama unor adaosuri ușoare, iar a doua tranșă care izolează zona șiului și eventualele strate productive, din ciment curat.

Intervalele cimentate, natura și densitatea pastelor, chiar și metoda de cimentare, sunt preconizate în programul de construcție al sondei, dar, uneori, ele trebuie adaptate la mijloacele disponibile și condițiile geologo-tehnice concrete.

Tipul cimentului, natura și concentrația aditivilor se stabilesc în conformitate cu temperatura din sondă, litologia rocilor, prezența apelor corozive și densitatea necesară.

Pentru o bună dezlocuire a noroiului din spațiul inelar se recomandă ca densitatea minimă a pastei să fie:

p,min≥n+(100…300) kg/m3 (5.1)

în care: n reprezintă densitatea noroiului.

Neglijând căderile de presiune din spațiul inelar, densitatea maximă a pastei va fi:

(5.2)

în care: Γfis reprezintă gradientul presiunii de fisurare minim;

HS – adâncimea stratului;

H – adâncimea de tubare;

Hc – înălțimea de cimentare;

g – accelerația gravitațională.

Volumul de pastă se determină cu urmatoarea relație:

(5.3)

în care: Dg reprezintă diametrul mediu al găurii de sondă;

D – diametrul exterior al coloanei;

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

h – înălțimea inelului de reținere a dopurilor față de șiul coloanei.

Prin definiție, coeficientul de cavernometrie K1=, unde DS este diametrul sapei. Coeficientul K1 variază în limite foarte largi, în funcție de stabilitatea rocilor din pereții sondei: 1,1…2,5. În zona deja tubată, în locul lui Dg, se ia diametrul interior al coloanei respective.

Dacă diametrul coloanei și cel al sondei nu sunt constante, volumul pastei se calculează prin însumare pe porțiuni.

Cantitățile de materiale

După ce s-a stabilit și testat în laborator rețeta de pastă, se determină cantitățile de ciment, adaosuri, reactivi și apă necesare preparării unui volum unitar de pastă.

Cantitatea unitară de ciment pentru simplul amestec apă-ciment va fi:

(5.4)

în care: c reprezintă densitatea cimentului praf; c=3.100…3.200 kg/m3;

a – densitatea apei; a=1.000 kg/m3;

p – densitatea pastei de ciment.

Volumul unitar de apă este:

(5.5)

Factorul apă-ciment va fi:

(5.6)

Cantitatea totală de ciment praf este dată de relația:

mc=k2·Vp·qc (5.7)

Volumul total de apă va fi:

Va= k2·Vp·va (5.8)

în care: k2 reprezintă coeficientul ce ia în considerare eventualele pierderi de pastă în strate, pierderile de ciment și chiar de pastă de preparare; k2=1,00…1,10.

Volumul noroiului de refulare este dat de relația:

Vnr=k3 ·Ai ·(H-h) (5.9)

în care: k3 reprezintă un coeficient ce ține seama de compresibilitatea noroiului datorită

aerării; k3=1,01…1,10.

Ai – aria secțiunii transversale în interiorul coloanei:

(5.10)

unde: tm reprezintă grosimea medie de perete a coloanei:

(5.11)

Numărul de autocontainere este dat de relația:

(5.12)

în care: mac reprezintă capacitatea unui autocontainer.

Numărul de agregate de cimentare este:

(5.13)

Volumul interior al coloanei va fi:

Vi,col=Ai ·H (5.14)

Debitul real al agregatului este dat de relația:

Qag,real=v ·Qag (5.15)

în care: v reprezintă randamentul volumic al agregatului.

În acest caz debitul de pompare al pastei va fi:

Qp=2·Qag,real (5.16)

Dacă pasta este asimilată cu un fluid binghamian se calculează numărul Hedstrom în spațiul inelar, cu relația:

(5.17)

în care: o,p reprezintă tensiunea dinamică de forfecare a pastei;

pl,p – vâscozitatea plastică a pastei.

Viteza medie critică, la care curgerea devine turbulentă, este:

(5.18)

în care: Recr reprezintă numarul Reynolds de tranziție de la curgerea laminară la cea turbulentă.

Debitul critic de noroi se determină astfel:

Qn=Qcr=Aen·vcr (5.19)

în care: Aen reprezintă aria secțiunii transversale în spațiul inelar netubat și este dată de relația:

(5.20)

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

(5.21)

în care: dech reprezintă diametrul echivalent; dech=De,med-D;

– coeficient de rezistență hidraulică; =(Re, Bi);

cu: și

Viteza de curgere în interiorul coloanei este:

pentru pastă:

(5.22)

pentru fluidul de refulare:

(5.23)

Viteza de curgere în exteriorul coloanei este:

pentru pastă:

(5.24)

pentru fluidul de refulare:

(5.25)

Deoarece se neglijează căderile de presiune locale, pentru spațiul inelar se admite un diametru mediu, iar aria se calculează ca o medie ponderată a ariilor pe intervalul tubat și pe cel netubat astfel:

(5.26)

unde: Hi reprezintă adâncimea de tubare a coloanei intermediare;

Di,in – diametrul interior al coloanei intermediare;

și

(5.27)

în care: Aet reprezintă aria secțiunii transversale în spațiul inelar tubat și are relația:

(5.28)

Pentru calculul căderilor de presiune în manifoldul de refulare se folosește relația următoare, considerând două conducte colectoare până la capul de cimentare:

(5.29)

Durata operației de cimentare se stabilește cu relația:

(5.30)

În care, cele 15 minute adăugate sunt necesare pentru spălarea liniilor, schimbarea legăturilor, lansarea celui de-al doilea dop, operații executate înainte de a pompa noroiul de refulare.

Timpul de pompabilitate al pastei va fi:

Tp,min=1,5·Tc

(5.31)

Tp,max=1,5·Tp,min

5.2 Proiectarea cimentării coloanelor la sonda AX Oprișenești

Operația de cimentare se va executa separat, pe fiecare coloană în parte și se vor determina următoarele: intervalul de cimentare, compoziția și proprietățile pastei, cantitățile de ciment, reactivi și adaosuri, volumul de apă pentru preparare, regimul de pompare și durata operației, tipul și numărul agregatelor de cimentare.

5.2.1 Cimentarea coloanei de suprafață

Pentru calculul cimentării coloanei de suprafață se cunosc următoarele date:

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

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

Adâncimea de tubare: H=200 m;

Diametrul sapei: Ds=311,2 mm;

Înălțimea de cimentare: Hc=200 m;

Adâncimea de montare a niplului de la șiu: h=20 m;

Densitatea noroiului: n=1.150 kg/m3;

Densitatea cimentului: c=3.150 kg/m3;

Densitatea pastei de ciment: p=1.850 kg/m3;

Coeficientul de cavernometrie: k1=1,20;

Coeficientul de pierderi: k2=1,05;

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

Tipul pastei: ciment curat.

Volumul de pastă de ciment se determină conform relației (5.3) astfel:

în care:

Cu relația (5.4) se determină cantitatea unitară de ciment:

Volumul unitar de apă rezultă din relația (5.5):

Conform relației (5.6) se calculează factorul apă-ciment:

Cantitatea totală de ciment praf este dată de relația (5.7):

Conform relației (5.8) volumul total de apă va fi:

Volumul noroiului de refulare este dat de relația (5.9):

Vnr=1,03·0,03946·(200-20)=7,31 m3

în care aria secțiunii transversale în interiorul coloanei se determină cu relația (5.10):

și grosimea medie de perete cu relația (5.11):

Numărul de autocontainere APC-10 cu capacitatea de 10.000 kg se stabilește conform relației (5.12) astfel:

Numărul de agregate este dat de relația (5.13):

3.2.2 Cimentarea coloanei de exploatare

Pentru calculul cimentării coloanei de exploatare se cunosc următoarele date:

Diametrul exterior al coloanei: D=7 in=177,8 mm;

Diametrul interior al coloanei: d=139,7 mm;

Adâncimea de tubare: H=1.664 m;

Diametrul sapei: Ds=215,9 mm;

Înălțimea de cimentare: Hc=1.664 m;

Densitatea noroiului: n=1.100 kg/m3;

Densitatea cimentului: c=3.150 kg/m3;

Adâncimea de montare a niplului de la șiu: 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;

Adâncimea stratului: HS=1.450 m.

Densitatea minimă a pastei, potrivit relației (5.1) este:

p,min=1100+200=1300 kg/m3

Densitatea maximă a pastei se determină cu relația (5.2), neglijând căderile de presiune din spațiul inelar:

Prin urmare, [1.300; 2.150] kg/m3. Se va folosi o pastă normală preparată din apă și ciment S2, cu densitatea p=1.800 kg/m3. Vâscozitatea plastică a pastei va fi: pl,p=46CP=46·10-3 N·s/m2 și tensiunea dinamică de forfecare 0,p=14 N/m2; iar pentru fluidul de foraj vom avea: pl,p=15CP=15·10-3 N·s/m2 și 0,n=7 N/m2.

Volumul de pastă de ciment este dat de relația (5.3):

în care: Dg= ּ0,2159=0,236 m

Din relația (5.4) se determină cantitatea unitară de ciment:

Volumul de apă este dat de relația (5.5):

Conform relației (5.6) se stabilește factorul apă-ciment:

Cantitatea totală de ciment praf rezultă din relația (5.7):

mc=1,05 ּ32 ּ1172,09=39.382 kg ≈ 40 tone

Volumul total de apă este dat de relația (5.8):

Va=1,05 ּ32ּ 0,6279=21 m3

Volumul noroiului de refulare se stabilește conform relației (5.9) astfel:

Vnr=1,03·0,02134·(1664-20)=36,14 m3

în care aria secțiunii transversale în înteriorul coloanei este dată de relația (5.10), iar grosimea medie de perete de relația (5.11):

Numărul de autocontainere APC-10 cu capacitatea de 10.000 kg este dat de relația (5.12):

Cu ajutorul relației (5.13) se stabilește numărul de agregate de cimentare ACF-700 echipate cu plungere de 100 mm și cu un randament volumic de 80%. În tabelul nr. 3.1 sunt prezentate performanțele agregatului ACF-700 la vitezele a VI-a și a VII-a.

Tabelul nr. 5.1

Performanțele agregatului ACF-700 la vitezele a VI-a și a VII-a

Volumul interior al coloanei este dat de relația (5.14):

Vi,col=0,02134ּ1664=36 m3

Debitul de pompare al noroiului se poate stabili astfel încat mișcarea pastei de ciment în spațiul inelar să fie turbulentă. Din relația (5.15) se determină debitul real al agregatului:

Astfel, debitul de pompare al pastei este dat de relația (5.16):

În acest caz, numărul Hedstrom pentru mișcarea pastei în spațiul inelar netubat se calculează cu relația (5.17):

În funcție de numărul Hedstrom se citește numărul Reynolds de tranzitie de la curgerea laminară la cea turbulentă:

Recrt=7100

Viteza critică se determină din relația (5.18) astfel:

Debitul de noroi va fi dat de relația (5.19):

Qn=0,01781ּ2,287=0,04073 m3/s=40,73 l/s

în care aria secțiunii transversale în spațiul inelar netubat este dată de relația (3.20):

Deoarece debitul de noroi este mult prea mare, pentru asigurarea unui regim corespunzător se limitează viteza critică la vcr=1 m/s și rezultă astfel debitul de noroi:

Qn=0,1781ּ1=17,81 l/s ≈ 20 l/s

Se admite în continuare că pasta de ciment cu volumul Vp=32 m3 se pompează cu un debit Qp=20 l/s (un singur agregat); iar noroiul de refulare cu volumul Vnr=36,14 m3 se pompează cu un debit Qnr=20 l/s (un agregat).

Viteza de curgere în interiorul coloanei:

pentru pastă se determină cu relația (5.22):

pentru fluidul de refulare se determină cu relația (5.23):

Viteza de curgere în exteriorul coloanei:

pentru pastă se determină cu relația (5.24):

pentru fluidul de refulare se determină cu relația (5.25):

Diametrul mediu este dat de relația (5.26):

Din relația (5.27) se determină aria calculată ca o medie ponderată a ariilor pe intervalul tubat și pe cel netubat:

în care aria secțiunii transversale în spațiul inelar tubat s-a calculat cu relația (5.28) astfel:

Căderile de presiune în manifoldul de refulare se determină folosind relația (5.29) astfel:

pentru pastă:

pentru fluidul de refulare:

În continuare se calculează Re, Bi, și pentru noroiul de refulare și pentru pasta de ciment, iar valorile obținute se vor trece in tabelul nr. 5.2.

Diametrul echivalent pentru curgerea fluidelor prin conducte este:

dech= Di= 0,1397 m

Diametrul echivalent pentru curgerea fluidelor prin spațiul inelar este:

dech=De,med – D=231 – 177,8=53,2 mm=0,0532 m

Tabelul nr. 5.2

Caracteristicile reologice ale fluidului de foraj și ale pastei de ciment

În cele ce urmează se vor calcula doar presiunea de pompare, la agregate și la capul de cimentare și cea din spațiul inelar în dreptul stratului fisurabil, iar valorile obținute sunt prezentate în tabelul nr. 5.3.

Tabelul nr. 5.3

Presiunea de pompare, la agregate, la capul de cimentare și cea din dreptul

stratului fisurabil

Durata operației de cimentare care începe odată cu prepararea și pomparea pastei de ciment este dată de relația (5.30):

Timpul de pompabilitate al pastei se calculează cu relația (5.31):

În figurile urmatoare sunt ilustrate variația debitului, a presiunii de pompare și a presiunii în dreptul stratului fisurabil.

BIBLIOGRAFIE

Popescu, M. – Fluide de foraj și cimenturi de sondă. U.P.G Ploiești, 2002.

Iordache, G. , Macovei, N. – Tehnologia forării sondelor. Editura Tehnică București, 1982.

Macovei, N. – Tubarea și cimentarea sondelor. U.P.G. Ploiești, 1998.

Macovei, N. – Proiectarea regimului de foraj. U.P.G. Ploiești, 1978.

Macovei, N. – Echipamente de foraj. U.P.G. Ploiești, 1996.

Petrostar – Carnet tehnic de foraj.