Proiectarea Garniturii de Foraj

CUPRINS

1. GEOLOGIA STRUCTURII 1

1.3. CONSIDERATII LITO-STRATIGRAFICE SI STRUCTURALE 9

1.4. AGENTI CONTAMINANTI PENTRU FLUIDUL DE FORAJ 10

1.5. GRADIENTII DE PRESIUNE, FISURARE SI TEMPERATURA SI COMANDA GEOLOGO-TEHNICA 10

1.6. DIFICULTATI DE FORAJ 14

2. ACTIUNEA MEDIULUI MARIN 15

2.1. ACTIUNEA VALURILOR 15

2.2. ACTIUNEA VANTURILOR 17

2.3. ACTIUNEA CURENTILOR MARINI 19

3. DESCRIEREA PLATFORMEI DE FORAJ 22

4. PROGRAMUL DE CONSTRUCTIE AL SONDEI 26

4.1. METODICA STABILIRII PROGRAMULUI DE CONSTRUCTIE AL SONDEI PROIECTATE 26

4.1.1. GENERALITATI 26

4.1.2. TIPURI DE COLOANE 26

4.1.3. NUMARUL SI ADANCIMEA DE TUBARE A COLOANELOR 27

4.1.4. DIAMETRUL COLOANELOR 28

4.2. PROGRAMUL DE CONSTRUCTIE AL SONDEI PROIECTATE 29

4.2.1. STABILIREA DIAMETRELOR COLOANELOR, A JOCURILOR RADIALE SI A DIAMETRELOR SAPELOR 29

4.2.2. STABILIREA PROFILULUI COLOANELOR 33

4.2.3. CIMENTAREA COLOANELOR 63

4.2.4. ECHIPAREA COLOANELOR 81

5. PROIECTAREA GARNITURII DE FORAJ 85

5.1. INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE ANCORAJ 85

5.1.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII 85

5.1.2. SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ 86

5.2. INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE I 95

5.2.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII 95

5.2.2. SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ 95

5.3. INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE II 105

5.3.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII 105

5.3.2. SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ 105

5.4. INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE EXPLOATARE 115

5.4.1. STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII 115

5.4.2. SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ 115

6. PROGRAMUL FLUIDELOR DE FORAJ 125

6.1. CONSIDERENTE TEORETICE 125

6.2. STABILIREA DENSITATII SI A TIPURILOR DE FLUIDE DE FORAJ PE FIECARE INTERVAL SAPAT 125

6.3. PROPRIETATILOR REOLOGICE ALE FLUIDELOR DE FORAJ 125

6.4. CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ 127

6.4.1. DATE INITIALE DE PROIECTARE 127

6.4.2. CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ 127

6.4.3. CALCULUL CANTITATILOR DE MATERIALE 129

7. DIFICULTATI SI ACCIDENTE DE FORAJ 131

8. ELEMENTE ECONOMICE 135

9. CONCLUZII SI PROPUNERI 137

BIBLIOGRAFIE 138

GEOLOGIA STRUCTURII

CADRUL GEOLOGIC REGIONAL

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

Unitățile geostructurale majore care alcatuiesc zona de self sunt, conform figurii 1.1:

Platforma Moesică, cu cele 3 subunitati:

Dobrogea Centrala

Dobrogea Sudica

Valahia

Orogenul Nord-Dobrogean

Depresiunea pre-dobrogeană (Platforma scitică)

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

Platforma Continentală romaneasca este marginita la est de povarnisul continental care, la baza sa este in contact cu o presupusa crusta de origine oceanica.

Considerand ca Marea Neagra s-a format si a evoluat incepand din Neocretacic, putem spune ca Platforma Continentală romaneasca s-a individualizat ca unitate geostructurala distincta in aceasta perioada (limita Turonian/Senonian), pe alocuri chiar Albian.

Figura 1.1. Schita structurala a Marii Negre [1]

Din punct de vedere structural, in Platforma Continentală romaneasca se disting „doua etaje structurale” [1]:

Fundamentul preeuxinic

Cuvertura euxinica

Fundamentul preeuxinic este constituit din formatiuni si structuri aparute inainte de formarea Marii Negre, care reprezinta de fapt prelungirea unităților geostructurale dobrogene sub apele mării (Platforma Sud-Dobrogeana, Masivul Central-Dobrogean si Orogenul Nord-Dobrogean).

Fundamentul preeuxinic Sud-Dobrogean este delimitat la sud de prelungirea faliei Palazu, si de prelungirea faliei Fierbinti; la vest de linia tarmului iar la est de povarnisul continental. Este constituit din „prelungirea soclului eoproterozoic sud-dobrogean si a cuverturii sedimentare preneocretacice” [1].

Fundamentul preeuxinic Central-Dobrogean este delimitat de faliile Palazu si Peceneaga-Camena, la vest de linia tarmului iar la est de crusta bazaltica de la baza povarnisului continental.

Este constituit din „prelungirea sisturilor verzi central-dobrogene si a cuverturii lor sedimentare” [1]. Cuvertura preneocretacică include depozite Neocomiene de anhidrite, gips, sare gemă, pe langa depozitele calcaroase din Dobrogea centrala precum si „depozite carbonato-ruditice și depozite grosiere apartinand Apțianului” [1].

Fundamentul preeuxinic Nord-Dobrogean este delimitat la sud de prelungirea faliei Peceneaga-Camena, iar la nord de prelungirea faliei Trotușului. In acest fundament nu se regasesc structurile unităților Măcin și Niculițel ci doar ale unităților Tulcea și ale zonei Cârjelari-Camena. S-au pus in evidenta prin foraje „formațiunile cunoscute din Dobrogea de Nord, până la Triasic inclusiv. Jurasicul are o răspândire generală si este alcatuit preponderent din roci detritice; în partea sudică se întâlnesc și produsele unui vulcanism bimodal de tipul acelora din zona Cârjelari-Camena. Se mai întâlnesc și depozite detritice neocomiene și barremian-apțiene care nu au corespondent în zona Tulcea.” [1]

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

Sedimentarul euxinic mulează un paleorelief eocretacic și corespunde intarvalului de timp Senonian-Cuaternar” [1]; însă suita sedimentara este marcata de o discontinuitate majoră corespunzătoare Miocenului inferior, ceea ce a condus la delimitarea a două cicluri de sedimentare majore: un ciclu Senonian-Paleogen și un altul Badenian-Cuaternar.

Ciclul Albian – Paleogen. „Acesta are dezvoltarea mai completă în partea sudică a zonei de șelf și include o suită de formațiuni predominant detritice-argiloase, care se încheie cu șisturi argiloase, bituminoase, de tipul disodilelor, atribuite Oligocenului. În general, conținutul în alge, spongieri, foraminifere etc. indică pentru depozitele acestui ciclu apartenența la intervalul Neocretacic-Paleogen. Cele din partea nordică și centrală ar putea coborî chiar și în Albian.” [1]

Ciclul Badenian – Cuaternar. „Acesta debutează prin depozite marnodetritice și subordonat calcare micritice cu Spiratella sp. revenind Badenianului superior. Sarmațianul este de asemenea preponderent argilos-siltic. Ponțian-Romanianului revin depozite detritice, adesea preponderent grosiere; subordonat se întâlnesc marne cu Phyllocardium sp.,Viviparus sp., Didacna sp., etc. Cuaternarului îi revin prundișurile, nisipurile și mâlurile cele mai recente precum și depozitele loessoide.” [1] Se remarca faptul ca litofaciesul intreg ciclului Badenian-Cuaternar este omogen pe toată suprafața șelfului românesc, uniformitate începuta încă din Oligocen.

Figura 1.2. Secțiune prin zona de margine a depresiunii vestice din Marea Neagră [1]

Evolutie si tectogeneza

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

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

Asupra originii acestor zone depresionare s-au emis diverse ipoteze, însă fără o argumentare bazată pe elemente cât de cât concludente. Cei mai mulți dintre cercetători admit că substratul depresiunii vestice din Marea Neagră ar fi de origine oceanică. Prin urmare, aceasta ar fi rezultat în urma evoluției unuia din rifturile amintite.” [1]

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

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

Începând din Neocretacic, acumulările constituind sedimentarul euxinic mulează paleorelieful eocretacic. În timpul acumulării cuverturii sedimentare euxinice, regiunea a fost afectată de mișcări epirogenetice care adesea au atins cote pozitive încât procesul de sedimentare care a generat cuvertura euxinică a cunoscut mai multe întreruperi: dar, în ansamblu, mișcările epirogenetice au fost prepoderent negative asigurând astfel permanența acvatoriului Mării Negre și extinderea acestuia asupra șelfului.” [1]

Resurse naturale minerale

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

CADRUL GEOLOGIC SPECIFIC [2]

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

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

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

Figura 1.3. Schita cu amplasarea Perimetrului de exploatare – dezvoltare Lebăda Est, din cadrul Perimetrului de explorare – exploatare – dezvoltare XVIII Istria [4]

Figura 1.4. Schita cu amplasarea Structurii Lebăda Est în cadrul Depresiunii Istria [4]

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

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

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

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

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

Figura 1.5. A. Harta tectonica a partii nord-vestice a Marii Negre si corelatia dintre structurile offshore si onshore. Platforma Moesica este o combinatie a trei subunitati descrise pe harta: Dobrogea Centrala, Dobrogea Sudica si Valahia. B. Detaliu asupra sectorului romanesc al Marii Negre, unitatile structurale majore, faliile majore, blocurile ridicate/coborate, pozitia pragului Euxinic si campurile petrolifere [2].

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

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

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

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

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

Structurile extensional gravitationale neogene sunt caracteristice părtii estice a selfului românesc unde, la nivelul Miocenului si Pliocenului, s-au acumulat sedimente detritice, care însumează grosimi apreciabile, în special cele din Pontian, care ating peste 2000 m.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

CONSIDERATII LITO-STRATIGRAFICE SI STRUCTURALE

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

Cuaternar – Romanian – intervalul 68-178 m (grosime 110 m) este constituit din nisip cuartos cenusiu deschis cu granulatie medie la grosiera, slab sortat, cu rare elemente de pietris marunt, bogat fosilifer

Dacian – intervalul 178 – 265 m (grosime 87 m) alcatuit dintr-o alternanta de nisip cuartos cenusiu-deschis cu argila cenusie plastica, hidratabila, cu elemente de pietris marunt

Pontian – transgresiv si discordant pe o suprafata de eroziune miocena pe intervalul 265 – 1720 m, cu o grosime de 1455 m, alcatuit din argila calcaroasa siltica si fin nisipoasa, cenusie, plastica hidratabila, cu intercalatii de nisip cuartos si pietris cu granulatie medie si fina spre partea superioara a intervalului

Sarmatian – Badenian – discordant pe o suprafata de eroziune oligocena pe intervalul 1720 – 1908 m, cu o grosime de 188 m constituit din calcar micritic si calcar grezos in alternanta cu marna cenusiu albicioasa si argila cenusiu-negricioasa

Oligocen – discordant pe Eocen, apreciat pe intervalul 1908 – 2840 m, cu o grosime de 932 m, dezvoltat in facies predominant pelitic, avand in alcatuire argila cenusiu-negricioasa compacta si argila cenusie siltica, plastice, hidratabile

Eocen – pe intervalul 2840 – 2939 m, cu o grosime de 99 m, alcatuit din marne de culoare cenusie până la cenusiu-albicioasă, plastice, hidratabile, pe alocuri siltice până la fin grezoase, în alternantă cu calcar argilos, cenusiu-albicios

Campanian – Maastrichtian – pe intervalul 2939 – 3010 m, cu o grosime de 71 m, alcatuit din calcare micritice până la fin grezoase, cenusiu-albicioase, de culoare crem, compacte, cu spărtură aschioasă si marne siltice până la fin grezoase, compacte

Coniacian – Santonian – Turonian – pe intervalul 3010 – 3200 m, cu o grosime de 190 m, alcatuit dintr-o alternantă de calcare fin grezoase si gresii cuartoase.

AGENTI CONTAMINANTI PENTRU FLUIDUL DE FORAJ

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

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

De asemenea, depozitele oligocene, eocene si cretacice contin gaze, putand produce gazeificarea usoara a fluidului de foraj.

GRADIENTII DE PRESIUNE, FISURARE SI TEMPERATURA SI COMANDA GEOLOGO-TEHNICA

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

Cuaternar – Romanian si Dacian – are valori ale gradientului de presiune de 1,02-1,06 bar/10 m si valori ale gradientului de fisurare de 1,30-1,42 bar/10 m, posibil mai scazute in pietrisurile si nisipurile din apropierea fundului marii.

Pontian – in partea superioara a intervalului prezinta valori normale ale gradientului de formatie, de 1,06-1,30 bar/10 m si valori ale gradientului de fisurare de 1,42-1,82 bar/10 m. De la adancimea de aprox. 1550 m apare o anomalie de presiune cu valori ale gradientului de presiune de 1,46-1,56 bar/10 m si valori ale gradientului de fisurare de 1,84-1,92 bar/10 m.

Gradientul geotermic prezinta valori de 0,025°C/m in partea superioara, respectiv 0,028°C/m in partea inferioara.

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

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

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

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

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

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

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

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

Graficele variatiei gradientilor presiunii din pori si a celor de fisurare, precum si comanda geologo-tehnica sunt prezentate in figurile de mai jos.

DIFICULTATI DE FORAJ

Faza I – intervalul 150-750 m:

Posibile pierderi de circulatie in nisipurile din Cuaternar, Romanian si Dacian

Surpari ale peretilor gaurii de sonda (nisipuri din Cuaternar si Dacian)

Aglomerarea particulelor de detritus si depunerea acestora pe elementele garniturii de foraj in Pontian

Faza II – intervalul 750-2000 m:

Aglomerarea particulelor de detritus si depunerea acestora pe elementele garniturii de foraj in Pontian si Oligocen

Tineri pe gaura si corectari repetate

Surpari ale peretilor gaurii de sonda (in Pontian si Oligocen)

Posibile pierderi de circulatie in Sarmatian-Badenian

Prinderi ale sapei si garniturii de foraj

Faza III – intervalul 2000-2840 m:

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

Tineri pe gaura si corectari repetate

Surpari ale peretilor gaurii de sonda

Gazeificarea fluidului de foraj

Prinderi ale sapei si garniturii de foraj

Faza IV – intervalul 2840-3200 m:

Gazeificarea fluidului de foraj

Pierderi de fluid de foraj

ACTIUNEA MEDIULUI MARIN

Actiunea mediului marin asupra platformei de foraj se refera in esenta, la actiunea valurilor, vanturilor si curentilor marini.

ACTIUNEA VALURILOR

Valurile reprezintǎ forme pe care le ia suprafata apei ca urmare, si sunt generate in principal, de:

miscarea navelor sau a altor structuri plutitoare in miscare, fie la o viteza constanta de avansare, fie prin producerea unei miscari oscilatorii;

interactiunea vanturilor cu suprafata apei;

fortele mareice;

cutremure sau alunecari de teren submarine.

Valurile generate de vanturi sunt de doua feluri: valuri generate si afectate direct de un vant local si hula.

Valurile generate si afectate direct de un vant local au crestele mici, relativ ascutite si lungimea acestora de doar cateva (2-3 ori) lungimea de unda aparenta; de asemenea, aceste valuri sunt foarte neregulate: valuri inalte sunt urmate imprevizibil de valuri mici si invers. Valurile par sa se propage in diferite directii cu devieri de zeci de grade de la directia principala de inaintare.

Hula este constituita din valuri care s-au propagat in afara zonei si a vantului local care le-a provocat. Hula nu este dependenta de vant si se poate propaga pe sute de kilometri in zone unde vanturile sunt calme. Valurile individuale sunt mai regulate si crestele sunt mai rotunjite decat cele ale valurilor generate si afectate direct de un vant local. Lungimile acestor valuri sunt mari, de pana la 6-7 ori lungimea de unda aparenta, iar inaltimea valurilor este mai predictibila.

Valurile pot fi de mare adancime (sau scurte) care nu sunt influentate de fundul marii si de mica adancime (sau lungi), la care fundul marii are o influenta foarte mare asupra caracteristicilor acestor valuri.

Actiunea valurilor asupra structurilor, ca si reactiunea acestora la aceste solicitari pot fi impartite in cateva componente principale:

solicitari cu aceeasi frecventa si cu amplitudinea direct proportionala cu cea a valurilor care le-au produs (forte de gradul I)

solicitari cu frecvente mai mari sau mai mici decat frecventele valurilor care le-au produs; aceste forte sunt proportionale cu patratul amplitudinii valurilor (forte de gradul II)

valurile cu frecventa mica (valuri de deriva) pot cauza miscari orizontale de mare amplitudine in structurile ancorate

valurile cu frecventa mare cauzeaza, in general, miscari orizontale minore asupra structurilor ancorate

Zona litoralului românesc este expusă vânturilor producătoare de valuri. Întinderile mari de apa ale Mării Negre din fata litoralului românesc, cu adâncimi mari, conduc la formarea si dezvoltarea valurilor de vânt si a derivatelor lor, constituite din valuri de hulă si valuri combinate (de vant si de hula).

Exista o legatura intre intensitatea vântului si agitatia mării in sensul ca agitatia marii este mai ridicată în cazul vânturilor dinspre larg, decât a celor dinspre uscat.

Partea de nord-vest a Marii Negre prezintă cele mai frecvente perturbatii atmosferice, ceea ce inseamna ca aici agitatia mării este aproape continuă, mai ales în sezonul rece. De asemenea, directia predominantă a vânturilor este din sectorul nordic, prin urmare, directia de propagare a valurilor va fi mai ales de la nord si nord-est; in timp ce in partea de sud-est, valurile sunt mai reduse, mai ales în sezonul cald.

„Majoritatea furtunilor din Marea Neagră au loc în sezonul rece, la vânturi de nord-est, frecventa maximă a acestora fiind atinsă în luna ianuarie. În timpul furtunilor, înăltimile valurilor ating 6 – 8 m, cu perioada de 10 – 12 s, si lungimi de 60 m.

Cele mai înalte valuri sunt produse de vânturile care suflă din directia nord-est, care mai ales pe timp de iarnă pot depasi 3,5 m înaltime, la o viteză a vântului de 30 – 40 m/s. Valurile provocate de vânturile din sectoarele estic si sudic sunt mai mici, de 3 si respectiv 1 m înaltime.

Dominanta vânturilor din sectorul nordic se reflectă în faptul că cele mai multe valuri de vânt (15,5%) se propagă din nord-est (41,2% pentru NE, ENE si E), în timp ce efectul refractiei face ca 16,2% din hule să provină din directia est (31,1% împreună cu directiile adiacente).

De altfel, pe directia normală la coastă – est – se înregistrează cele mai mari medii ale elementelor valurilor: 1,2 m înăltime, 2,5 s perioada si 34 m lungime (figura 2.1).

Figura 2.1. Variatia parametrilor caracteristici valurilor: (frecventa F, înăltimea Hm, perioada Tm si lungimea Lm) din sectorul românesc, în perioada 1971-1994 [2]

Starea de calm a Mării Negre în zona litoralului românesc durează circa 2% din an. În restul anului, starea mării este dominată de valuri de vânt circa 51% din an, de valuri de hulă circa 20% si de valuri combinate (de vânt si de hulă) circa 27%. Valurile de vânt ating înaltimi de până la 11 m si perioade medii de circa 10 s.

Prelucrarea statistică a datelor măsurătorilor de valuri efectuate în largul coastei românesti la Marea Neagră în intervalul anilor 1976-1993, a permis determinarea elementelor valurilor centenare (cu repetabilitate în timp o dată la 100 de ani, figura 2.2). Conform datelor din figură, rezultă că în largul coastei românesti la Marea Neagră pot aparea o dată la 100 de ani valuri cu înaltimea de circa 14 m pe directia N si cu perioada medie de circa 10 s pe directiile N si S.” [2]

Figura 2.2. Valorile centenare cu repetabilitate o dată la 100 de ani ale elementelor valurilor din Marea Neagră din lungul coastei românesti [2]

ACTIUNEA VANTURILOR

Ca toate fenomenele naturale, si vantul are o natura stohastica care variaza in cea mai mare parte de timp si de locatie. Este de obicei caracterizat de fluctuatii destul de mari ale vitezei si directiei. Viteza vantului se da in mod obisnuit ca medie intr-un anumit interval de timp.

Pe mare, variatia vitezei medii a vantului este neglijabila in raport cu perioada valului. Fluctuatiile vitezei medii a vantului vor da nastere la forte dinamice asupra structurilor offshore, dar in general, aceste forte aerodinamice sunt neglijabile in comparatie cu fortele hidrodinamice, atunci cand luam in considerare comportarea dinamica a structurilor.

Vantul va fi considerat constant, atat ca marime cat si ca directie, ceea ce duce la aparitia unor forte constante si a unui moment constant ce actioneaza asupra structurilor.

Vantul actioneaza in doua moduri asupra structurilor plutitoare:

in mod direct, atunci cand vantul exercita o forta asupra partii structurii expusa la contactul cu aerul. Fortele eoliene iau nastere ca urmare a curgerii aerului pe langa diverse parti ale structurii. Pentru determinarea acestor forte este necesara cunoasterea numai a vanturilor locale.

in mod indirect, atunci cand vantul genereaza valuri si curenti. Pentru determinarea acestor forte este necesara cunoasterea conditiilor de vant si furtuna dintr-o zona mult mai mare.

Actiunea vanturilor asupra platformelor de foraj poate fi aproximata prin impartirea structurii in mai multe parti componente cu o geometrie mai mult sau mai putin elementara si estimarea fortei vantului asupra fiecarui element. Rezultanta fortelor vantului asupra structurii este constituita din suma fortelor individuale.

unde:

C – coeficientul aerodinamic;

A – aria sectiunii suprafetei frontale;

vv – viteza vantului.

„In concordantă cu gradientii barici din zona studiată se produc vânturi, dominante din sectorul nordic (din directiile NV, N si NE circa 44% din an). In zona costieră dintre Sulina si Constanta calmul vânturilor are media multianuală de circa 11,7% din an, la Sulina si de 15,2%, la Constanta, cu oscilatii medii lunare între 7,9 si 21,4%. Calmul atmosferic este minim în lunile de primăvară si toamnă, iar calmuri de durată se produc vara.

Frecvente maxime au vânturile care actionează din directiile NV, N si NE, precum si din SE. Media multianuală a vitezei vânturilor este de circa 4,1 m/s, la Sulina si de circa 3,7 m/s, la Constanta, cu oscilatii medii lunare variind între 1,4 si 6,3 m/s.

Vitezele medii cele mai mari sunt produse pe directiile cu frecvente mari ale vânturilor (N, NE si SE).

Fată de valorile relativ mici ale vitezei medii a vânturilor, vitezele instantanee prezintă oscilatii mari, care merg până la valori de peste 10 ori valoarea medie a vitezei. Legat de spectrul statistic al vântului pe directii, se precizează faptul ca au loc rafale ale vântului, cu durate de până la 4 minute si cu pulsatii ale vitezei de până la ± 3,5 m/s, dependente de viteza din spectrul statistic.

Pentru vânturile tari din largul coastei românesti la Marea Neagră, cu repetabilitate de producere în timp o dată la 100 de ani, în figura 2.3 sunt prezentate vitezele corespunzătoare obtinute din calcule pe directiile principale.

Figura 2.3. Valorile centenare cu repetabilitate o dată la 100 de ani ale vitezei vanturilor din Marea Neagră in largul coastei românesti (m/s) [2]

O caracteristică importantă a vânturilor tari în zona litoralului românesc al Mării Negre o constituie furtunile marine, cu vânturi ale căror viteze pot atinge valori de peste 32 m/s, având ca efecte producerea de valuri mari si curenti puternici. Durata furtunilor din NE atinge în medie 107 ore, din care durata de intensificare este de circa 47 ore, cu viteze la apogeu de peste 28 m/s.

Cu privire la dominanta pe directii a vântului în zona amplasamentului, se constatǎ cǎ vântul din directia nord este dominant (18%), iar în privinta intensitǎtii vântului, tot cel nordic are intensitatea cea mai mare (9,2 m/s).

Pe lângă circulatia atmosferică produsă de macroprocesele termo-barice, în zona litorală se formează în sezonul cald o circulatie locală denumită briză. Brizele iau nastere ca urmare a contrastelor termice diurne (ziua si noaptea) dintre uscat si apă, care generează câmpuri barice locale, cu efecte de miscare a maselor de aer cu viteze de până la 8 m/s. În timpul zilei brizele bat din directia mării, iar noaptea din directia uscatului.

Tot în sezonul cald, pe coasta litoralului românesc al Mării Negre, se produc fronturi de mase de aer cu temperaturi diferite, al căror sens de miscare este dinspre uscat spre mare. În asemenea situatii, pe durata trecerii frontului atmosferic se dezvoltă brusc vânturi foarte intense dinspre uscat, cu viteze de până la 25 m/s.” [2]

ACTIUNEA CURENTILOR MARINI

Exista mai multe fenomene independente responsabile pentru aparitia curentilor: sistemul de circulare al marilor si oceanelor care produc un curent constant, schimbarile ciclice in gravitatia Lunii si Soarelui care produc curenti mareici, vantul si diferentele in densitatea apei marine.

Viteza constanta a vantului la suprafata apei este de cca. 3% din viteza vantului la 10 m deasupra nivelului apei.

Curentii mareici sunt de importanta primordiala in zone cu adancimea mica a apei si pot atinge valori de pana la 10 noduri, cu valori obisnuite de 2-3 noduri.

Desi curentii de suprafata sunt curentii principali care actioneaza asupra structurilor plutitoare, distributia curentilor ca functie de adancime sub nivelul apei este de asemenea importanta.

Pentru proiectarea sistemului de ancorare a unei structure plutitoare este importat de luat in calcul probabilitatea ca o viteza maxima a curentului sa fie depasita intr-un anumit interval de timp. De asemenea, este util sa se imparta curentul total masurat in doua sau mai multe componente, din moment ce directia diferitelor componente va fi, in general, diferita.

Variatia vitezei si directiei curentului este foarte mica, deci curentul va putea fi considerat ca un fenomen constant.

Fortele si momentul exercitate de un curent asupra unei structuri plutitoare sunt alcatuite din urmatoarele componente:

o componenta vascoasa, datorata frecarii dintre structura si fluid si a franarii datorate presiunii

o componenta potentiala compusa din:

o componenta datorata circulatiei fluidului din jurul structurii

o componenta datorata suprafetei libere a valurilor (in general neglijata)

„Datorită vânturilor puternice din nord-est si a jeturilor fluviale, în Marea Neagră se formează un sistem de curenti marini, care înconjoară bazinul mării în sens invers acelor de ceasornic.

Curentul circular principal urmăreste zonele de tărm.

Tinând cont de predominanta vânturilor din sectorul nordic, orientarea curentilor marini de suprafată în dreptul litoralului românesc este de la nord spre sud, viteza acestor curenti fiind de 0,2-0,56 m/s. In perioadele de vară si atunci când lipsesc vânturile cu caracter constant, apar curenti marini de derivă, cu o dinamică neregulată.

În dreptul litoralului românesc al Mării Negre sunt frecventi curentii care derivă din circulatia perilitorală generală si care ajung în dreptul Deltei Dunării venind dinspre Crimeea.

Curentii de adâncime pot avea aceeasi directie cu cei de suprafată sau pot fi de compensare, cu sens opus de deplasare. Ei au salinitatea ridicată (21-22‰), temperaturi de 11-16°C vara si 8-15°C iarna.

Adâncimea curentilor eolieni este variabilă: cei de suprafată antrenează masele de apă pe o grosime de 15-40 m, iar cei de fund actionează până la 100-150 m adâncime.

Curentii fluviatili care se formează în gurile Deltei Dunării, la debite medii ale fluviului si în timpul perioadelor calme, pătrund în mare până la 2-6 km distantă.

Directia curentului principal cu orientarea nord-sud mai este perturbată si din cauza configuratiei tărmului, reliefului fundului si a gurilor de vărsare ale Dunării. Configuratia coastei determină aparitia unor curenti eliptici anticiclonali (care se rotesc în sensul acelor de ceasornic).

Vânturile pot pune în miscare masele de apă până la 20 m adâncime, în partea sudică. Prin urmare, orientarea curentilor de fund, pâna la 20-25 m adâncime, este de la nord spre sud. In timpul vânturilor puternice din vest, cu caracter constant, care împing masele de apă superficială din apropierea coastei spre larg, ia nastere un curent compensatoriu de fund cu sens opus, care urcă panta fundului, generând asa-numitul fenomen de upwelling.

Curentului de suprafată cu directia nord-sud îi corespunde un contracurent de profunzime, în sens invers, de la sud-est la nord-vest, situat la 50-100 m adâncime, care aduce ape sărate din Bosfor.

În zona mijlocie a Mării Negre, curenti de suprafată au o viteză foarte mică, zona fiind definită “de calm”, sau alistatică, aici mentinându-se si în apa de suprafată o salinitate constantă, de cca. 18 PSU.

În Marea Neagră, la adâncimea de 50-70 m, sub curentul ciclonal se află curentul anticiclonal, care antrenează exclusiv apă sărată pătrunsă prin pragul bosforic în acest bazin.

Un alt curent important este curentul litoral nord-sud, curent de suprafată care merge în adâncime până pe la 25 m. Sub influenta vânturilor el se apropie sau se depărtează de tărm, cantitatea de aluviuni pe care o transportă reducându-se spre partea sudică a litoralului românesc. Fundul mării este acoperit pe traiectul său cu mâl, iar de o parte si de alta stânca este goală.

Diferentele de salinitate si densitate dintre masele de apă din bazinul Mării Negre împiedică formarea unor curenti verticali semnificativi, care ar asigura o aerisire a maselor de apă, existând astfel în masa apei două zone suprapuse: zona oxică si cea anoxică. Întreaga masă profundală a bazinului este un urias reactor, dominat de procese anaerobe.

Cercetările oceanografice au arătat că în Marea Neagră curentii costieri sunt în principal produsul vânturilor, a căror rezultantă generează o miscare de suprafată ciclonică (în sens invers acelor de ceasornic). Sub curentii superficiali de vânt, în masa de apă se formează contracurenti de compensare.

La declansarea bruscă a vânturilor intense, precum si la încetarea lor bruscă, se formează în masa de apă curenti inertiali, ai căror vectori de viteză se rotesc în timp în sensul acelor de ceasornic. In fâsia din imediata apropiere a tărmului, între mal si linia de spargere a valurilor, regimul curentilor este dependent de valuri, având o importantă deosebită în regimul de circulatie costieră a sedimentelor si a dinamicii morfologiei costiere.” [2]

DESCRIEREA PLATFORMEI DE FORAJ

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

Figura 3.1. Platforma fixă suport sonde 3 – PFSS3 (vedere din sud-est) [4]

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

„Sistemul electromecanic pinion-cremaliera (Le Tourneau) consta in principal din cremaliere fixate pe muchiile picioarelor si pinioane montate pe corpul platformei si actionate de motoare electrice.

Picioarele 1 sunt prevazute fie pe o generatoare, fie pe doua, cu dinti pentru cremaliera. Rotile cremaliera 2 au axele sprijinite pe platforma si sunt actionate de motoare electrice cu capacitati mari.

Pentru ca presiunea de contact dintre picioarele platformei si roca masiva sa fie cat mai mica, picioarele au in partea inferioara o zona de contact mare.

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

La locatie (figura 3.2, b), suprafata se considera cunoscuta si amenajata. Cu ajutorul rotii cremaliera se coboara picioarele fata de platforma (pentru traversarea liniei de mal, partea inferioara a picioarelor este prevazuta cu ajutaje, prin intermediul carora se va face jetisonarea). Urmeaza apoi etapa a doua: ridicarea platformei fata de picioare, deasupra celui mai inalt val.” [3]

Figura 3.2. Platforma autoelevatoare cu cremaliera:

a – pozitie de transport; b – pozitie de lucru

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

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

motor de avarie: 1 x Caterpillar 3408, 355 CP

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

echipament de foraj:

turlă Dreco x 160 ft x 30 ft x 30 ft x 450 tf sarcina statica la carlig granic: 1 x National Oilwell E – 3000 x 2000 CP

sistem top-drive: NOV, TDS-4S

masa rotativă: Better Oil Tools ZP-495, 49 1/2 in deschidere maxima

clesti automati electrohidraulici: Varco ST-80C

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

site vibratoare: 3 x Brandt VSM 300

desalinator si deznisipator: 1 x Brandt S 16

curatator de noroi: 1 x Brandt VS-M 300

BOP:

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

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

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

unitate de cimentare Schlumberger

capacitati:

capacitate stocare noroi de foraj: 200 t

siloz stocare barită: 166 t

siloz stocare bentonită: 37 t

siloz stocare ciment: 114 m3

rezervor apă de foraj: 1502 m3

rezervor apă potabilă: 204 m3

rezervor motorină: 351 m3

rezervor noroi pe bază de produse petroliere: 372 m3

specificatiile platformei autoelevatoare:

picioare: patrate 3 x 443 ft

distanta intre picioare: longitudinala 129 ft, transversala 142 ft

sistem de ridicare: MLT-375 (pinion si cremaliera)

echipament de ancorare:

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

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

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

Conditii de operare:

normale:

valuri: 40 ft x 15 sec

vant: 70 noduri

curenti de suprafata: 2 noduri

furtuni:

valuri: 50 ft x 15 sec

vant: 100 noduri

curenti de suprafata: 2 noduri

Figura 3.3. Platforma de foraj marin Uranus [4, 10]

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

Apa potabilă pentru personalul îmbarcat pe platformă se asigură în recipente etanse tip PET, prin transport de la tărm cu navele de aprovizionare.

Apa de incendiu este asigurată cu apă din mare sau din tancul de stocare, utilizând

pompele pentru apa tehnologică, pentru prevenirea si stingerea incendiilor pe platformă fiind

prevăzute atât mijloace mobile de interventie, cât si o retea de hidranti, alimentati cu apă

printr-o retea de conducte, de la rezervoarele de stoc ale platformei.

Descărcarea tuturor materiilor si materialelor de pe vasele de transport si aprovizionare

la bordul platformei de foraj se va face cu respectarea normelor de prevenire a poluării

marine, utilizând echipamente specializate.

După abandonarea sondei, se va efectua un studiu de evaluare a stării ecosistemului

ulterior efectuării forajului, comparativ cu cea anterioară săpării sondei.

PROGRAMUL DE CONSTRUCTIE AL SONDEI

METODICA STABILIRII PROGRAMULUI DE CONSTRUCTIE AL SONDEI PROIECTATE

GENERALITATI

Gaura de sonda forata in scoarta terestra perturba local echilibrul natural stabilit de-a lungul timpului. In rocile consolidate (gresii, calcare, dolomite compacte, roci eruptive sau magmatice) peretii gaurii de sonda nu sunt afectati de prezenta fluidelor de foraj in sonda; in schimb, in rocile neconsolidate precum petrisuri, nisipuri, roci fisurate, marne si argile hidratabile, sare gema, anhidrite, etc., prezenta si natura fluidelor de foraj in sonda creeaza dificultati si accidente chiar in timpul forajului, cum ar fi umflarea, surparea sau dizolvarea peretilor gaurii de sonda, prinderea sau mansonarea sapei.

Aceasta duce la pierderea partiala sau totala a fluidului de foraj in roci fisurate, cavernoase sau cu permeabilitate mare.

Prin intermediul unei gauri de sonda, hidrocarburile sau apa sarata se pot strecura dintr-un strat cu presiune ridicata in altul cu presiune scazuta si pot iesi chiar la suprafata.

Pentru a evita aceste probleme si dificultati care apar sau pot aparea in timpul forajului, peretii gaurii de sonda trebuie consolidati si izolati cu o coloana de burlane cimentata in spate.

Coloanele de burlane se tubeaza si in scopuri de siguranta, in combinatie cu o instalatie de prevenire a eruptiilor putand sa se controleze presiunea stratelor deschise prin foraj sub siul acesteia.

TIPURI DE COLOANE

Constructia unei sonde cuprinde mai multe coloane de tubare cu denumiri caracteristice, functie de scopul urmarit prin tubarea coloanelor. Numarul coloanelor este determinat de mai multi factori precum: adancimea finala, dificultatile anticipate sau intalnite in timpul forajului, scopul sondei, dar si de alti factori tehnici ori tehnologici.

O prima coloana care se tubeaza si se betoneaza la gura sondei, intr-un beci sapat manual, este coloana de ghidare, o coloana fabricata din tabla sudata. Coloana de ghidare nu este considerata o componenta a programului de tubare.

La sondele marine sau cele foarte adanci, sapate in zone mlastinoase (delte, lacuri, etc.), prima coloana tubata in gaura de sonda este conductorul. Acesta are o lungime de cativa zeci de metri (pana la 150 m) si este considerat o componenta a programului de tubare.

Urmatoarea coloana de burlane tubata este coloana de ancoraj (de suprafata); aceasta are lungimea de cateva sute de metri. „Coloana de ancoraj se cimenteaza pe toata lungimea, pana „la zi”. Tubarea acestei coloane este obligatorie la toate sondele de petrol si gaze.

Funcțiile principale ale coloanei de suprafata sunt:

asigura stabilitatea peretilor gaurii de sonda in dreptul formatiunilor slab consolidate (nisipuri, pietrisuri)

protejeaza sursele subterane de apa potabila, impiedicand contaminarea lor cu noroi, apa sarata, petrol sau diverse chimicale

constituie suportul instalației de prevenire a erupțiilor – coloana de ancoraj trebuie sa permita evacuarea controlata a unui aflux de gaze patruns din stratele deschise mai jos de siul coloanei, eventual inchiderea temporara a sondei, fara pericolul fisurarii formatiunilor de sub siu

impiedica patrunderea gazelor provenite de la adancimi mari in stratele permeabile si cu presiune mica de la suprafata

prin sistemul de suspendare din capul de sonda, transmite rocilor din jur sarcinile axiale din coloanele urmatoare, greutatea tubing-ului si a echipamentului de suprafata

Pentru a indeplini toate functiile enumerate mai sus, coloana de suprafata se cimenteaza pe toata lungimea, pana „la zi”.” [6]

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 tubing-ului, 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.

Funcțiile principale ale coloanei de exploatare sunt:

face posibila extractia petrolului si a gazelor, prin interiorul tubing-ului, in conditii de siguranta

prin cimentarea spatiului inelar pana deasupra primului strat purtator de fluide, coloana de exploatare impiedica fluidele sa circule dintr-un strat in altul

izoleaza si unele formatiuni instabile ori in care se produc pierderi de circulatie, ramase deschise sub siul coloanei precedente” [6]

Coloanele intermediare (de protectie, tehnice sau de foraj) se tubeaza pentru a izola strate care pot provoca dificultati sau accidente de foraj: „strate cu pierderi de circulatie, strate cu presiune ridicata, masive de sare, roci argiloase instabile.

Funcțiile principale ale coloanei intermediare (tehnice) sunt:

se introduce 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

se tubeaza si din motive de siguranta – cand intervalul deschis este prea mare sau coloana precedenta este uzata

in general se tubeaza cand se traverseaza consecutiv doua zone cu conditii de foraj incompatibile (deschiderea a doua intervale incompatibile din punctul de vedere al densitatii fluidului de foraj)

dupa tubarea si cimentarea ei, aceasta devine noul suport al instalatiei de prevenire a eruptiilor.” [6]

Linerele (coloane pierdute) sunt coloane care nu sunt tubate pana la suprafata, ci numai pana la siul coloanelor precedente, pe intervalul netubat.

„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 coloanele de burlane, cu lungimea si diametrul lor, si intervalul ramas netubat, daca exista.” [6]

NUMARUL SI ADANCIMEA DE TUBARE A COLOANELOR

La traversarea prin foraj a unui anumit interval liber si netubat, in orice punct al lui, trebuie respectate conditiile:

unde: – presiunea fluidelor din porii rocilor

– presiunea noroiului din sonda

– presiunea de fisurare a rocilor

Prima conditie este necesara pentru a impiedica patrunderea fluidelor din pori in sonda si, in consecinta, prevenirea unei manifestari eruptive; cea de-a doua conditie este impusa in vederea prevenirii pierderilor de circulatie.

DIAMETRUL COLOANELOR

In mod obisnuit, prin tema de proiect se impune diametrul interior al coloanei de exploatare. In functie de acesta se determina diametrul celorlalte coloane din programul de constructie al sondei precum si diametrul sapelor folosite pentru saparea intervalului aferent fiecarei coloane.

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 echipare 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.” [6]

La alegerea sapelor si coloanelor sunt urmarite doua conditii (figura 4.1, a si b).

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; 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 aceea 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.” [6]

Daca se impune un joc radial minim in dreptul mufei, diametrul sapei va fi:

unde: – diametrul exterior al mufei.

Jocurile uzuale variaza intre 7 si 70 mm. Cu cat diametrul coloanei si lungimea intervalului deschis sunt mai mari, cu atat si jocurile radiale sunt mai mari. Jocurile radiale sunt mai mici pentru burlane calibrate si mai mari in zone cu pericol de strangere a peretilor.

Uneori se foloseste notiunea de ratie de tubare care variaza intre 0,05…0,10:

A doua conditie implica „posibilitatea de trecere a sapelor prin coloanele anterior tubate”. [6]

unde:

– diametrul coloanei prin care trebuie sa treaca sapa

– joc ce ia in considerare abaterile de la grosimea si diametrul nominal, precum si ovalitatea burlanelor; acesta variaza intre 2 si 5 mm.

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

PROGRAMUL DE CONSTRUCTIE AL SONDEI PROIECTATE

Programul de constructie a fost conceput pe baza informatiilor privind conditiile geologo-fizice ale structurii Lebada, urmarindu-se in acelasi timp traversarea stratelor productive cu fluide de foraj adecvate si utilizarea unei coloane de exploatare cu diametrul de 7 in.

STABILIREA DIAMETRELOR COLOANELOR, A JOCURILOR RADIALE SI A DIAMETRELOR SAPELOR

Coloana de exploatare

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

Din [6] pag. 98-101, se aleg urmatoarele date conform tabelului 4.1:

Se va utiliza mufa tip Extreme Line:

Se alege un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Ratia de tubare:

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

Coloana intermediara II

Din [6] pag. 98-101, se aleg urmatoarele date conform tabelelor 4.2 si 4.3:

Se alege diametrul exterior al coloanei intermediare:

Se va utiliza mufa tip Extreme Line:

Se stabileste un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Ratia de tubare:

Tabelul 4.2. Stabilirea diametrului coloanei intermediare II

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

Coloana intermediara I

Din [6] pag. 98-101, se aleg urmatoarele date conform tabelelor 4.4 si 4.5:

Se alege diametrul exterior al coloanei intermediare:

Se va utiliza mufa tip Buttress:

Se stabileste un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Ratia de tubare:

Tabelul 4.4. Stabilirea diametrului coloanei intermediare I

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

Coloana de ancoraj

Din [6] pag. 98-101, se aleg urmatoarele date conform tabelelor 4.6 si 4.7:

Se alege diametrul exterior al coloanei de ancoraj:

Se va utiliza mufa tip Buttress:

Se stabileste un joc radial:

Diametrul sapei:

Diametrul standard al sapei:

Ratia de tubare:

Tabelul 4.6. Stabilirea diametrului coloanei de ancoraj

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

Prin urmare, programul de tubare va arata astfel:

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

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

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

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

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

Diametrele sapelor cu care vor fi sapate cele 4 intervale:

26 in pe intervalul 150-750 m

17 1/2 in pe intervalul 750-2000 m

12 1/4 in pe intervalul 2000-2840 m

8 1/2 pe intervalul 2840-3200 m

STABILIREA PROFILULUI COLOANELOR

Dupa ce am determinat diametrul si adancimea de tubare a coloanelor, vom stabili profilul lor, si anume: grosimea peretelui, calitatea otelului si tipul imbinarilor dintre burlane.

De obicei profilul coloanelor este variabil, ca grosime, otel sau imbinare, deoarece si solicitarile la care sunt supuse sunt variabile.

Profilul coloanelor se va stabili pe cale analitica si grafica, urmarind criteriul economic.

Date initiale de proiectare

Datele initiale de proiectare sunt trecute in tabelul 4.8.

Tabelul 4.8. Datele necesare stabilirii profilului coloanelor de burlane

Stabilirea profilului coloanei de ancoraj

Calculul solicitarii la presiune exterioara

Situatia cea mai defavorabila este cand coloana este golita total ().

Calculul analitic al diferentei de presiune exterioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

la siul coloanei (H = Ha):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

Epura diferentei de presiune exterioara este prezentata in figura 4.2.

Figura 4.2. Epura diferentei de presiune exterioara pentru coloana de ancoraj

Calculul solicitarii la presiune interioara

Situatia cea mai severa este cand sonda este inchisa si plina cu gaze iar la talpa ei presiunea este egala cu presiunea stratului de gaze intalnit.

Consideram ca se intalneste un strat de gaze la adancimea .

Citim densitatea gazelor in functie de adancime si temperatura:

Densitatea apei mineralizate:

Calculul analitic al diferentei de presiune interioara:

la siul coloanei (H = Ha):

presiunea gazelor din strat:

presiunea interioara:

Aceasta presiune este mai mare decat presiunea de fisurare a rocilor de la siul coloanei, deci limitam presiunea la

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

Epura diferentei de presiune interioara este prezentata in figura 4.3.

Figura 4.3. Epura diferentei de presiune interioara pentru coloana de ancoraj

Stabilirea tipului de otel si a grosimii de perete prin metoda grafica

Stabilirea tipului de otel si a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafica, conform algoritmului „de jos in sus”, alegandu-se burlanele care rezista atat la presiune exterioara cat si la presiune interioara (figura 4.4).

Figura 4.4. Tipul de otel si profilul coloanei de ancoraj

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [6] pag. 159-170 si sunt prezentate in tabelul 4.9:

Tabelul 4.9. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana de ancoraj

Din calcul, precum si din reprezentarea grafica, rezulta ca primul burlan care rezista atat la presiunea exterioara de 101 bar cat si la presiunea interioara de 113 bar este din otel J-55 cu grosimea de perete de 16,13 mm. Din grafic se observa ca nu se pot tuba burlane mai ieftine in partea superioara a coloanei, intrucat acestea vor ceda la turtire, chiar daca vor rezista la spargere.

In concluzie, coloana de ancoraj va fi alcatuita dintr-un singur tronson cu lungimea de 750 m confectionat din otel J-55 cu grosimea de perete de 16,13 mm, imbinare cu filet Buttress.

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului J-55:

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

Stabilirea profilului coloanei intermediare I

Calculul solicitarii la presiune exterioara

Consideram coloana golita partial.

Calculam adancimea de golire:

Unde

Calculul analitic al diferentei de presiune exterioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

la adancimea de golire (H = Hg):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

la siul coloanei (H = Hi I):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

Epura diferentei de presiune exterioara este prezentata in figura 4.5.

Figura 4.5. Epura diferentei de presiune exterioara pentru coloana intermediara I

Calculul solicitarii la presiune interioara

Situatia cea mai severa este cand sonda este inchisa si plina cu gaze iar la talpa ei presiunea este egala cu presiunea stratului de gaze intalnit.

Consideram ca se intalneste un strat de gaze la adancimea .

Citim densitatea gazelor in functie de adancime si temperatura: .

Densitatea apei mineralizate: .

Deoarece presiunea interioara maxima admisibila a burlanelor de 13 3/8 in cu imbinare Buttress este de 272 bar, iar diferenta de presiune interioara maxima la suprafata este de 333 bar, se limiteaza presiunea de lucru maxima la gura sondei la 200 bar, urmand ca operatorul sa scurga presiunea cand valoarea acesteia se apropie de cea maxima admisa.

Sonda se considera plina cu noroi la suprafata si cu gaze la partea inferioara. Pentru evitarea fisurarii formatiunilor de la siu, inaltimea coloanei de noroi din sonda se va calcula cu relatia:

Calculul analitic al diferentei de presiune interioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

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

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

la siul coloanei (H = Hi I):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

Epura diferentei de presiune interioara este prezentata in figura 4.6.

Figura 4.6. Epura diferentei de presiune interioara pentru coloana intermediara I

Stabilirea tipului de otel si a grosimii de perete prin metoda grafica

Stabilirea tipului de otel si a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafica, conform algoritmului „de jos in sus”, alegandu-se burlanele care rezista atat la presiune exterioara cat si la presiune interioara (figura 4.7).

Figura 4.7. Tipurile de otel si profilul coloanei intermediare I

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [6] pag. 159-170 si sunt prezentate in tabelul 4.10:

Tabelul 4.10. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana intermediara I

Tronsonul I

Din calcul, precum si din reprezentarea grafica, rezulta ca primul burlan care rezista atat la presiunea exterioara de 133 bar cat si la presiunea interioara de 182 bar este din otel L-80 cu grosimea de perete de 12,19 mm. Acesta poate fi tubat pe o adancime de 800 m (lI = 800 m) de la siul coloanei intermediare.

Schema de calcul este prezentata in figura 4.8:

Figura 4.8. Fortele care actioneaza asupra coloanei de burlane in timpul tubarii coloanei intermediare I

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului L-80:

in sectiunea avem compresiune, deci nu mai calculam

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

Tronsonul II

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

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului L-80:

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

In consecinta, programul de tubare pentru coloana intermediara va fi urmatorul (de jos in sus):

tronsonul I

lI = 800 m, otel L-80, t = 12,19 mm, imbinare Buttress

tronsonul II

lII = 1200 m, otel L-80, t = 13,06 mm, imbinare Buttress

Stabilirea profilului coloanei intermediare II

Calculul solicitarii la presiune exterioara

Consideram coloana golita partial.

Calculam adancimea de golire:

Unde

Calculul analitic al diferentei de presiune exterioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

la adancimea de golire (H = Hg):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

la siul coloanei (H = Hi II):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

Epura diferentei de presiune exterioara este prezentata in figura 4.9.

Figura 4.9. Epura diferentei de presiune exterioara pentru coloana intermediara II

Calculul solicitarii la presiune interioara

Situatia cea mai severa este cand sonda este inchisa si plina cu gaze iar la talpa ei presiunea este egala cu presiunea stratului de gaze intalnit.

Consideram ca se intalneste un strat de gaze la adancimea .

Citim densitatea gazelor in functie de adancime si temperatura: .

Densitatea apei mineralizate: .

Se limiteaza presiunea de lucru maxima la gura sondei la 350 bar, urmand ca operatorul sa scurga presiunea cand valoarea acesteia se apropie de cea maxima admisa.

Sonda se considera plina cu noroi la suprafata si cu gaze la partea inferioara. Pentru ca presiunea din dreptul stratului de gaze sa nu depaseasca presiunea stratului, inaltimea coloanei de noroi din sonda se va calcula cu relatia:

Calculul analitic al diferentei de presiune interioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

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

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

la siul coloanei (H = Hi II):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

Epura diferentei de presiune interioara este prezentata in figura 4.10.

Figura 4.10. Epura diferentei de presiune interioara pentru coloana intermediara II

Stabilirea tipului de otel si a grosimii de perete prin metoda grafica

Stabilirea tipului de otel si a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafica, conform algoritmului „de jos in sus”, alegandu-se burlanele care rezista atat la presiune exterioara cat si la presiune interioara (figura 4.11).

Figura 4.11. Tipurile de otel si profilul coloanei intermediare II

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [6] pag. 159-170 si sunt prezentate in tabelul 4.11:

Tabelul 4.11. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana intermediara II

Tronsonul I

Din calcul, precum si din reprezentarea grafica, rezulta ca primul burlan care rezista atat la presiunea exterioara de 260 bar cat si la presiunea interioara de 210 bar este din otel L-80 cu grosimea de perete de 11,05 mm. Acesta poate fi tubat pe o adancime de 1100 m (lI = 1100 m) de la siul coloanei intermediare.

Schema de calcul este prezentata in figura 4.12:

Figura 4.12. Fortele care actioneaza asupra coloanei de burlane in timpul tubarii coloanei intermediare II

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului L-80:

in sectiunea avem compresiune, deci nu mai calculam

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

Tronsonul II

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

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului L-80:

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

In consecinta, programul de tubare pentru coloana intermediara va fi urmatorul (de jos in sus):

tronsonul I

lI = 1100 m, otel L-80, t = 11,05 mm, imbinare Extreme Line

tronsonul II

lII = 1740 m, otel L-80, t = 13,84 mm, imbinare Extreme Line

Stabilirea profilului coloanei de exploatare

Calculul solicitarii la presiune exterioara

Consideram coloana golita total, .

Calculul analitic al diferentei de presiune exterioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

la siul coloanei (H = He):

presiunea exterioara:

presiunea interioara:

diferenta de presiune exterioara:

Epura diferentei de presiune exterioara este prezentata in figura 4.13.

Figura 4.13. Epura diferentei de presiune exterioara pentru coloana de exploatare

Calculul solicitarii la presiune interioara

Situatia cea mai severa este cand sonda este inchisa si plina cu gaze iar la talpa ei presiunea este egala cu presiunea stratului de gaze intalnit.

Consideram ca se intalneste un strat de gaze la adancimea .

Citim densitatea gazelor in functie de adancime si temperatura: .

Densitatea apei mineralizate: .

Se limiteaza presiunea de lucru maxima la gura sondei la 350 bar, urmand ca operatorul sa scurga presiunea cand valoarea acesteia se apropie de cea maxima admisa.

Sonda se considera plina cu noroi la suprafata si cu gaze la partea inferioara. Pentru ca presiunea din dreptul stratului de gaze sa nu depaseasca presiunea stratului, inaltimea coloanei de noroi din sonda se va calcula cu relatia:

Calculul analitic al diferentei de presiune interioara:

la suprafata (H = 0):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

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

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

la siul coloanei (H = He):

presiunea interioara:

presiunea exterioara:

diferenta de presiune interioara:

Epura diferentei de presiune interioara este prezentata in figura 4.14.

Figura 4.14. Epura diferentei de presiune interioara pentru coloana de exploatare

Stabilirea tipului de otel si a grosimii de perete prin metoda grafica

Stabilirea tipului de otel si a grosimilor de perete aferente se va face prin metoda grafica, conform algoritmului „de jos in sus”, alegandu-se burlanele care rezista atat la presiune exterioara cat si la presiune interioara (figura 4.15).

Figura 4.15. Tipurile de otel si profilul coloanei de exploatare

Caracteristicile burlanelor disponibile sunt preluate din [6] pag. 159-170 si sunt prezentate in tabelul 4.12:

Tabelul 4.12. Caracteristicile burlanelor disponibile pentru coloana de exploatare

Tronsonul I

Din calcul, precum si din reprezentarea grafica, rezulta ca primul burlan care rezista atat la presiunea exterioara de 518 bar cat si la presiunea interioara de 182 bar este din otel C-90 cu grosimea de perete de 10,36 mm. Acesta poate fi tubat pe toata adancimea coloanei de exploatare insa urmarim si criteriul economic, astfel ca alegem sa tubam pe adancimea de 1800 m (lI = 1800 m) de la siul coloanei de exploatare.

Schema de calcul este prezentata in figura 4.16:

Figura 4.16. Fortele care actioneaza asupra coloanei de burlane in timpul tubarii coloanei de exploatare

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului C-90:

in sectiunea avem compresiune, deci nu mai calculam

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

Tronsonul II

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

Verificarea solicitarii la tractiune simpla

Verificarea la solicitari combinate (forta axiala si presiune exterioara)

aria sectiunii transversale a burlanului:

limita de curgere a otelului C-90:

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

in sectiunea :

forta axiala:

presiunea de turtire corectata cu valoarea fortei axiale:

In consecinta, programul de tubare pentru coloana de exploatare va fi urmatorul (de jos in sus):

tronsonul I

lI = 1800 m, otel C-90, t = 10,36 mm, imbinare Extreme Line

tronsonul II

lII = 1400 m, otel C-90, t = 8,05 mm, imbinare Extreme Line

Profilul coloanelor de burlane (centralizator)

In tabelul 4.13 este prezentata centralizat situatia profilului coloanelor de burlane:

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

CIMENTAREA COLOANELOR

Cimentarea coloanei de ancoraj

Cimentarea coloanei de ancoraj se va face prin prajini de 5 in introduse la adancimea de 700 m.

Nota: pentru simplificarea calculelor s-a considerat acelasi diametru atat pentru intervalul tubat cat si pentru cel netubat.

Date initiale de proiectare

Datele initiale de proiectare sunt trecute in tabelul 4.14.

Tabelul 4.14. Datele necesare calculului cimentarii coloanei de ancoraj

Stabilirea densitatii pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparata din ciment S2 cu urmatoarele proprietati reologice:

Compozitia pastei: ciment 100% + apa

Separarea: 2,5%

Filtrarea API: 500 cm3/30 min

Vascozitatea plastica: 40 cP

Limita de curgere: 14,36 N/m2

Timp de pompabilitate: 200 min

Rezistenta mecanica a pietrei de ciment dupa 12 ore la 750 m: 35 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate in sonda

Volumul de pasta de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantitatilor de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasa se incadreaza in categoria pastelor normale, care se prepara din ciment si apa ( si ).

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

Factorul apa-ciment:

Cantitatile totale de materiale necesare pentru prepararea a 134 m3 pasta de ciment:

ciment:

apa:

Presiunea de pompare

Presiunea de pompare este exprimata prin relatia generala:

in care:

este presiunea data de inaltimea coloanelor de fluide din sonda;

este presiunea de circulatie pentru invingerea rezistentelor hidraulice;

este caderea de presiune in manifold, de la iesirea din pompele agregatelor pana la intrarea in coloana si presiunile necesare circulatiei prin capul de cimentare, dechiderea primului dop de cimentare si siul coloanei; in valoarea lui pm este cuprinsa si presiunea necesara invingerii frecarilor dopurilor de cimentare de peretele coloanei.

La randul lor:

In ceea ce priveste presiunile de circulatie, ele se determina cu relatiile generale:

sau cu relatia semiempirica simplificata [11]:

in care si se refera la interiorul si respectiv, la exteriorul coloanei. Ele se stabilesc cu relatiile:

si sunt coeficienti ai rezistentelor hidraulice si sunt functie de numerele Reynolds si Bingham.

Numerele Reynolds si Bingham sunt date de relatiile:

pentru interiorul coloanei:

pentru exteriorul coloanei:

Astfel, vom avea:

Caderea de presiune in manifoldul de cimentare:

Presiunea coloanelor de fluide:

la exteriorul coloanei:

la interiorul coloanei:

Deci:

Presiunea de circulatie:

Presiunea finala de cimentare:

Determinarea duratei operatiei

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

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Pentru prepararea si pomparea intregului volum de pasta de ciment rezulta un debit:

Vitezele de curgere a pastei prin prajini si spatiul inelar:

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

Daca se utilizeaza agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu si debitul teoretic , diametrul camasilor de 115 mm, considerand un randament volumic de 80%, rezulta durata aproximativa a operatiei:

Rezulta ca operatia se desfasoara in limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

Cimentarea coloanei intermediare I

Cimentarea coloanei intermediare I se va face utilizand metoda conventionala.

Nota: pentru simplificarea calculelor s-a considerat acelasi diametru atat pentru intervalul tubat cat si pentru cel netubat.

Date initiale de proiectare

Datele initiale de proiectare sunt trecute in tabelul 4.15.

Tabelul 4.15. Datele necesare calculului cimentarii coloanei intermediare I

Stabilirea densitatii pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparata din ciment S2 cu urmatoarele proprietati reologice:

Compozitia pastei: ciment 100% + apa + bentonita 1%

Separarea: 2,5%

Filtrarea API: 500 cm3/30 min

Vascozitatea plastica: 40 cP

Limita de curgere: 10,05 N/m2

Timp de pompabilitate: 200 min

Rezistenta mecanica a pietrei de ciment dupa 12 ore la 2000 m: 35 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate in sonda

Volumul de pasta de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantitatilor de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasa se incadreaza in categoria pastelor normale, care se prepara din ciment si apa ( si ).

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

Factorul apa-ciment:

Cantitatile totale de materiale necesare pentru prepararea a 130 m3 pasta de ciment:

ciment:

apa:

Debitele de fluide utilizate la cimentare

Debitul de preparare si pompare a pastei, Qp

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Debitul necesar asigurarii curgerii turbulente a pastei in spatiul inelar, Qcr

Asimiland pasta cu un fluid binghamian, calculam numarul Hedstrom in spatiul inelar:

Din [6] nomograma de la pag. 347 se citeste numarul Reynolds de tranzitie la regimul turbulent, .

Viteza critica de curgere:

Debitul critic:

Volumele de fluide pompate cu debitele Qp si Qcr

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

Volumul pompat cu debitul Qcr (volumul de pasta de ciment ce se ridica in spatiul inelar)

Deoarece volumul de pasta este mai mic decat volumul interior al coloanei , rezulta ca dupa pasta de ciment se pompeaza cu debitul Qp un volum de fluid de refulare:

Vitezele de curgere a fluidelor in sonda

Vitezele la pomparea cu debitul

in interiorul coloanei:

in spatiul inelar:

Vitezele la pomparea cu debitul

in interiorul coloanei:

in spatiul inelar:

Presiunile de pompare in sonda

Toate valorile marimilor necesare calculelor caderilor de presiune sunt prezentate in tabelul 4.16. Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulatie in orice moment al desfasurarii operatiei de cimentare.

Tabelul 4.16. Calculul caderilor de presiune in sonda in timpul operatiei de cimentare

Pe baza acestor date, in figura 4.17 s-a reprezentat grafic variatia presiunii la agregate in timpul operatiei de cimentare:

Figura 4.17. Variatia presiunii la agregate in timpul operatiei de cimentare a coloanei intermediare I

Determinarea duratei operatiei

Daca se utilizeaza agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu si debitul teoretic , diametrul camasilor de 100 mm, considerand un randament volumic de 80%, rezulta durata aproximativa a operatiei:

Rezulta ca operatia se desfasoara in limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

Cimentarea coloanei intermediare II

Cimentarea coloanei intermediare II se va face utilizand metoda conventionala.

Nota: pentru simplificarea calculelor s-a considerat acelasi diametru atat pentru intervalul tubat cat si pentru cel netubat.

Date initiale de proiectare

Datele initiale de proiectare sunt trecute in tabelul 4.17.

Tabelul 4.17. Datele necesare calculului cimentarii coloanei intermediare II

Stabilirea densitatii pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparata din ciment S2 cu urmatoarele proprietati reologice:

Compozitia pastei: ciment 100% + apa + bentonita 1,5% + antispumant 0,3%

Separarea: 0%

Filtrarea API: 200 cm3/30 min

Vascozitatea plastica: 45 cP

Limita de curgere: 19,15 N/m2

Timp de pompabilitate: 210 min

Rezistenta mecanica a pietrei de ciment dupa 24 ore la 2840 m: 140 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate in sonda

Volumul de pasta de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantitatilor de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasa se incadreaza in categoria pastelor normale, care se prepara din ciment si apa ( si ).

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

Factorul apa-ciment:

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

ciment:

apa:

Debitele de fluide utilizate la cimentare

Debitul de preparare si pompare a pastei, Qp

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Debitul necesar asigurarii curgerii turbulente a pastei in spatiul inelar, Qcr

Asimiland pasta cu un fluid binghamian, calculam numarul Hedstrom in spatiul inelar:

Din [6] nomograma de la pag. 347 se citeste numarul Reynolds de tranzitie la regimul turbulent, .

Viteza critica de curgere:

Debitul critic:

Volumele de fluide pompate cu debitele Qp si Qcr

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

Volumul pompat cu debitul Qcr (volumul de pasta de ciment ce se ridica in spatiul inelar)

Deoarece volumul de pasta este mai mic decat volumul interior al coloanei , rezulta ca dupa pasta de ciment se pompeaza cu debitul Qp un volum de fluid de refulare:

Vitezele de curgere a fluidelor in sonda

Vitezele la pomparea cu debitul

in interiorul coloanei:

in spatiul inelar:

Vitezele la pomparea cu debitul

in interiorul coloanei:

in spatiul inelar:

Presiunile de pompare in sonda

Toate valorile marimilor necesare calculelor caderilor de presiune sunt prezentate in tabelul 4.18. Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulatie in orice moment al desfasurarii operatiei de cimentare.

Tabelul 4.18. Calculul caderilor de presiune in sonda in timpul operatiei de cimentare

Pe baza acestor date, in figura 4.18 s-a reprezentat grafic variatia presiunii la agregate in timpul operatiei de cimentare:

Figura 4.18. Variatia presiunii la agregate in timpul operatiei de cimentare a coloanei intermediare II

Determinarea duratei operatiei

Daca se utilizeaza agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu si debitul teoretic , diametrul camasilor de 100 mm, considerand un randament volumic de 80%, rezulta durata aproximativa a operatiei:

Rezulta ca operatia se desfasoara in limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

CIMENTAREA COLOANEI DE EXPLOATARE

Cimentarea coloanei de exploatare se va face utilizand metoda conventionala.

Nota: pentru simplificarea calculelor s-a considerat acelasi diametru atat pentru intervalul tubat cat si pentru cel netubat.

Date initiale de proiectare

Datele initiale de proiectare sunt trecute in tabelul 4.19.

Tabelul 4.19. Datele necesare calculului cimentarii coloanei de exploatare

Stabilirea densitatii pastei de ciment

Se alege pasta de ciment cu preparata din ciment S2 cu urmatoarele proprietati reologice:

Compozitia pastei: ciment 100% + apa + bentonita 1,5% + antispumant 0,3%

Separarea: 2,5%

Filtrarea API: 150 cm3/30 min

Vascozitatea plastica: 45 cP

Limita de curgere: 16,76 N/m2

Timp de pompabilitate: 150 min

Rezistenta mecanica a pietrei de ciment dupa 24 ore la 3200 m: 140 daN/cm2

Calculul volumelor de fluide pompate in sonda

Volumul de pasta de ciment:

Volumul de fluid de refulare:

Calculul cantitatilor de materiale necesare pentru prepararea pastei de ciment

Pasta de ciment aleasa se incadreaza in categoria pastelor normale, care se prepara din ciment si apa ( si ).

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

Factorul apa-ciment:

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

ciment:

apa:

Debitele de fluide utilizate la cimentare

Debitul de preparare si pompare a pastei, Qp

Timpul de preparare a pastei de ciment este .

Debitul necesar asigurarii curgerii turbulente a pastei in spatiul inelar, Qcr

Asimiland pasta cu un fluid binghamian, calculam numarul Hedstrom in spatiul inelar:

Din [6] nomograma de la pag. 347 se citeste numarul Reynolds de tranzitie la regimul turbulent, .

Viteza critica de curgere:

Debitul critic:

Volumele de fluide pompate cu debitele Qp si Qcr

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

Volumul pompat cu debitul Qcr (volumul de pasta de ciment ce se ridica in spatiul inelar)

Deoarece volumul de pasta este mai mic decat volumul interior al coloanei , rezulta ca dupa pasta de ciment se pompeaza cu debitul Qp un volum de fluid de refulare:

Vitezele de curgere a fluidelor in sonda

Vitezele la pomparea cu debitul

in interiorul coloanei:

in spatiul inelar:

Vitezele la pomparea cu debitul

in interiorul coloanei:

in spatiul inelar:

Presiunile de pompare in sonda

Toate valorile marimilor necesare calculelor caderilor de presiune sunt prezentate in tabelul 4.20. Cu aceste valori se pot calcula presiunile de circulatie in orice moment al desfasurarii operatiei de cimentare.

Tabelul 4.20. Calculul caderilor de presiune in sonda in timpul operatiei de cimentare

Pe baza acestor date, in figura 4.19 s-a reprezentat grafic variatia presiunii la agregate in timpul operatiei de cimentare:

Figura 4.19. Variatia presiunii la agregate in timpul operatiei de cimentare a coloanei intermediare I

Determinarea duratei operatiei

Daca se utilizeaza agregatul ACF-700 din dotarea platformei, cu si debitul teoretic , diametrul camasilor de 115 mm, considerand un randament volumic de 80%, rezulta durata aproximativa a operatiei:

Rezulta ca operatia se desfasoara in limitele impuse de timpul de pompabilitate a pastei.

ECHIPAREA COLOANELOR

Echiparea coloanei de ancoraj

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

Siu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

Niplu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

Centrori elastici 20 in x 665 mm (20 buc)

Dupa tubarea si cimentarea coloanei se va fixa flansa cu mufa si picior si instalatia de prevenire a eruptiilor conform datelor din tabelele 4.21 si 4.22:

Tabelul 4.21. Echiparea coloanei de ancoraj

Tabelul 4.22. Caracteristicile prevenitorului de eruptii pentru coloana de ancoraj

Echiparea coloanei intermediare I

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

Siu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

Niplu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

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

Dop cu membrana 13 3/8 in (1 buc)

Dop masiv 13 3/8 in (1 buc)

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

Dupa tubarea si cimentarea coloanei se va fixa flansa dubla de 20 in x 350 bar – 13 5/8 in x 350 bar si instalatia de prevenire a eruptiilor conform datelor din tabelele 4.23 si 4.24:

Tabelul 4.23. Echiparea coloanei intermediare I

Tabelul 4.22. Caracteristicile prevenitorului de eruptii pentru coloana intermediara I

Echiparea coloanei intermediare II

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

Siu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

Niplu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

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

Dop cu membrana 9 5/8 in (1 buc)

Dop masiv 9 5/8 in (1 buc)

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

Dupa tubarea si cimentarea coloanei se va fixa flansa dubla de 13 5/8 in x 350 bar – 10 in x 350 bar si instalatia de prevenire a eruptiilor conform datelor din tabelele 4.25 si 4.26:

Tabelul 4.25. Echiparea coloanei intermediare II

Tabelul 4.22. Caracteristicile prevenitorului de eruptii pentru coloana intermediara II

Echiparea coloanei de exploatare

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

Siu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

Niplu cu valva ejectabila tip III (1 buc)

Centrori elastici 7 in x 244 mm (235 buc)

Dop cu membrana 7 in (1 buc)

Dop masiv 7 in (1 buc)

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

Dupa tubarea si cimentarea coloanei se va fixa flansa dubla de 10 in x 350 bar – 8 in x 350 bar si instalatia de prevenire a eruptiilor conform datelor din tabelele 4.27 si 4.28:

Tabelul 4.27. Echiparea coloanei de exploatare

Tabelul 4.28. Caracteristicile prevenitorului de eruptii pentru coloana de exploatare

PROIECTAREA GARNITURII DE FORAJ

INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE ANCORAJ

STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini grele

In general, prajinile grele trebuie sa aiba diametrul exterior de aproximativ 70%-80% din diametrul sapei, fara a depasi 10-11 in.

Deoarece intervalul se va sapa cu o sapa cu diametrul , diametrul exterior al prajinilor grele trebuie sa fie:

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

Lungimea intregului ansamblu de prajini grele se determina din conditia ca apasarea pe sapa, sa fie realizata cu aproximativ 75% din greutatea lor.

Se alege coeficientul de siguranta .

Apasarea pe sapa, .

Rezulta lungimea ansamblului de prajini grele:

Adica, considerand lungimea unei prajini grele de cca. 9 m, 4 bucati de prajini grele, .

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini de foraj

Diametrul exterior al prajinilor de foraj se va adopta conform tabelului 5.1 extras din [8] pag. 485:

Tabelul 5.1. Alegerea diametrului prajinilor de foraj

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

Lungimea prajinilor de foraj se determina cu relatia:

Considerand lungimea unei prajini de foraj 9 m, se vor utiliza 80 bucati de prajini de foraj, .

SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ

Date initiale de proiectare

Greutatea prajinilor grele:

Greutatea prajinilor de foraj:

Ariile prajinilor de foraj, respectiv ale prajinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turatia la masa:

Viteza unghiulara:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinita pe talpa, cu circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

Calculul se va efectua conform schemei din figura 5.1:

Figura 5.1. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul forajului

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

, forta de presiune datorata circulatiei noroiului

, forta de presiune datorata caderii de presiune in sapa

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrata (extragere din sonda), fara circulatie de fluid de foraj

In aceasta situatie avem schema de calcul prezentata in figura 5.2:

Figura 5.2. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul extragerii din sonda fara circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Consideram:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Momentul de torsiune are valoarea maxima la suprafata, in prima prajina de foraj.

unde:

– momentul la sapa

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj

Momentele de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa sunt ilustrate in figura 5.3:

Figura 5.3. Schema momentelor de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor grele:

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor de foraj:

Momentul la sapa se calculeaza cu relatia:

unde:

– constanta (0,02 – 0,05), creste cu duritatea rocilor

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

, turatia, in rot/s

Puterea necesara pentru invingerea frecarilor dintre garnitura si peretii sondei, fluidul de foraj, etc., se determina cu formula lui Fedorov:

unde:

, coeficient ale carui valori depind de inclinarea sondei: , valori crescatoare cu inclinarea; se alege

, turatia, in rot/min

Pentru prajinile grele:

Pentru prajinile de foraj:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distributia tensiunilor tangentiale in prima prajina de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune exterioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinita pe talpa cu circulatie de fluid de foraj

Garnitura manevrata (extragere din sonda) fara circulatie de fluid de foraj

Alegerea tipului de otel pentru prajinile de foraj

Tensiunile echivalente se compara cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [8] pag. 303 si prezentate in tabelul 5.2.

Tabelul 5.2. Caracteristicile mecanice ale otelurilor folosite pentru prajinile de foraj

* non-API

Rezulta ca putem alege prajini de foraj confectionate din otel E-75 cu , care vor rezista fara probleme la toate solicitarile considerate.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE I

STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini grele

Deoarece intervalul se va sapa cu o sapa cu diametrul , diametrul exterior al prajinilor grele trebuie sa fie:

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

Lungimea intregului ansamblu de prajini grele se determina din conditia ca apasarea pe sapa, sa fie realizata cu aproximativ 75% din greutatea lor.

Se alege coeficientul de siguranta .

Apasarea pe sapa, .

Rezulta lungimea ansamblului de prajini grele:

Adica, considerand lungimea unei prajini grele de cca. 9 m, 9 bucati de prajini grele, .

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini de foraj

Diametrul exterior al prajinilor de foraj se va adopta conform tabelului 5.3 extras din [8] pag. 485:

Tabelul 5.3. Alegerea diametrului prajinilor de foraj

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

Lungimea prajinilor de foraj se determina cu relatia:

Considerand lungimea unei prajini de foraj 9 m, se vor utiliza 214 bucati de prajini de foraj, .

SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ

Date initiale de proiectare

Greutatea prajinilor grele:

Greutatea prajinilor de foraj:

Ariile prajinilor de foraj, respectiv ale prajinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turatia la masa:

Viteza unghiulara:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinita pe talpa, cu circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

Calculul se va efectua conform schemei din figura 5.4:

Figura 5.4. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul forajului

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

, forta de presiune datorata circulatiei noroiului

, forta de presiune datorata caderii de presiune in sapa

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrata (extragere din sonda), fara circulatie de fluid de foraj ()

In aceasta situatie avem schema de calcul prezentata in figura 5.5:

Figura 5.5. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul extragerii din sonda fara circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Consideram:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Momentul de torsiune are valoarea maxima la suprafata, in prima prajina de foraj.

unde:

– momentul la sapa

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj

Momentele de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa sunt ilustrate in figura 5.6:

Figura 5.6. Schema momentelor de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor grele:

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor de foraj:

Momentul la sapa se calculeaza cu relatia:

unde:

– constanta (0,02 – 0,05), creste cu duritatea rocilor

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

, turatia, in rot/s

Puterea necesara pentru invingerea frecarilor dintre garnitura si peretii sondei, fluidul de foraj, etc., se determina cu formula lui Fedorov:

unde:

, coeficient ale carui valori depind de inclinarea sondei: , valori crescatoare cu inclinarea; se alege

, turatia, in rot/min

Pentru prajinile grele:

Pentru prajinile de foraj:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distributia tensiunilor tangentiale in prima prajina de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune exterioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinita pe talpa cu circulatie de fluid de foraj

Garnitura manevrata (extragere din sonda) fara circulatie de fluid de foraj

Alegerea tipului de otel pentru prajinile de foraj

Tensiunile echivalente se compara cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [8] pag. 303 si prezentate in tabelul 5.4.

Tabelul 5.4. Caracteristicile mecanice ale otelurilor folosite pentru prajinile de foraj

* non-API

Rezulta ca putem alege prajini de foraj confectionate din otel E-75 cu , care vor rezista fara probleme la toate solicitarile considerate.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI INTERMEDIARE II

STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini grele

Deoarece intervalul se va sapa cu o sapa cu diametrul , diametrul exterior al prajinilor grele trebuie sa fie:

Se aleg prajini grele cu diametrul exterior de 9 in (228,6 mm), diametrul interior 71,5 mm, masa unitara 290,7 kg/m, imbinare NC 61, momentul de strangere 9220 daNm.

Lungimea intregului ansamblu de prajini grele se determina din conditia ca apasarea pe sapa, sa fie realizata cu aproximativ 75% din greutatea lor.

Se alege coeficientul de siguranta .

Apasarea pe sapa, .

Rezulta lungimea ansamblului de prajini grele:

Adica, considerand lungimea unei prajini grele de cca. 9 m, 10 bucati de prajini grele, .

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini de foraj

Diametrul exterior al prajinilor de foraj se va adopta conform tabelului 5.5 extras din [8] pag. 485:

Tabelul 5.5. Alegerea diametrului prajinilor de foraj

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

Lungimea prajinilor de foraj se determina cu relatia:

Considerand lungimea unei prajini de foraj 9 m, se vor utiliza 306 bucati de prajini de foraj, .

SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ

Date initiale de proiectare

Greutatea prajinilor grele:

Greutatea prajinilor de foraj:

Ariile prajinilor de foraj, respectiv ale prajinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turatia la masa:

Viteza unghiulara:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinita pe talpa, cu circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

Calculul se va efectua conform schemei din figura 5.7:

Figura 5.7. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul forajului

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

, forta de presiune datorata circulatiei noroiului

, forta de presiune datorata caderii de presiune in sapa

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrata (extragere din sonda), fara circulatie de fluid de foraj ()

In aceasta situatie avem schema de calcul prezentata in figura 5.8:

Figura 5.8. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul extragerii din sonda fara circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Consideram:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Momentul de torsiune are valoarea maxima la suprafata, in prima prajina de foraj.

unde:

– momentul la sapa

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj

Momentele de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa sunt ilustrate in figura 5.9:

Figura 5.9. Schema momentelor de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor grele:

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor de foraj:

Momentul la sapa se calculeaza cu relatia:

unde:

– constanta (0,02 – 0,05), creste cu duritatea rocilor

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

, turatia, in rot/s

Puterea necesara pentru invingerea frecarilor dintre garnitura si peretii sondei, fluidul de foraj, etc., se determina cu formula lui Fedorov:

unde:

, coeficient ale carui valori depind de inclinarea sondei: , valori crescatoare cu inclinarea; se alege

, turatia, in rot/min

Pentru prajinile grele:

Pentru prajinile de foraj:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distributia tensiunilor tangentiale in prima prajina de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune exterioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinita pe talpa cu circulatie de fluid de foraj

Garnitura manevrata (extragere din sonda) fara circulatie de fluid de foraj

Alegerea tipului de otel pentru prajinile de foraj

Tensiunile echivalente se compara cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [8] pag. 303 si prezentate in tabelul 5.6.

Tabelul 5.6. Caracteristicile mecanice ale otelurilor folosite pentru prajinile de foraj

* non-API

Rezulta ca putem alege prajini de foraj confectionate din otel E-75 cu , care vor rezista fara probleme la toate solicitarile considerate.

INTERVALUL AFERENT COLOANEI DE EXPLOATARE

STABILIREA DIAMETRELOR PRAJINILOR SI A LUNGIMII GARNITURII

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini grele

Deoarece intervalul se va sapa cu o sapa cu diametrul , diametrul exterior al prajinilor grele trebuie sa fie:

Se aleg prajini grele cu diametrul exterior de 6 in (152,4 mm), diametrul interior 57,2 mm, masa unitara 123,1 kg/m, imbinare NC 44, momentul de strangere 3160 daNm.

Lungimea intregului ansamblu de prajini grele se determina din conditia ca apasarea pe sapa, sa fie realizata cu aproximativ 75% din greutatea lor.

Se alege coeficientul de siguranta .

Apasarea pe sapa, .

Rezulta lungimea ansamblului de prajini grele:

Adica, considerand lungimea unei prajini grele de cca. 9 m, 23 bucati de prajini grele, .

Diametrul si lungimea ansamblului de prajini de foraj

Diametrul exterior al prajinilor de foraj se va adopta conform tabelului 5.7 extras din [8] pag. 485:

Tabelul 5.7. Alegerea diametrului prajinilor de foraj

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

Lungimea prajinilor de foraj se determina cu relatia:

Considerand lungimea unei prajini de foraj 9 m, se vor utiliza 333 bucati de prajini de foraj, .

SOLICITARILE GARNITURII DE FORAJ

Date initiale de proiectare

Greutatea prajinilor grele:

Greutatea prajinilor de foraj:

Ariile prajinilor de foraj, respectiv ale prajinilor grele:

Presiunea de pompare:

Debitul de fluid:

Viteza de avansare:

Turatia la masa:

Viteza unghiulara:

Coeficientul de debit:

Garnitura de foraj sprijinita pe talpa, cu circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

Calculul se va efectua conform schemei din figura 5.10:

Figura 5.10. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul forajului

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

, forta de presiune datorata circulatiei noroiului

, forta de presiune datorata caderii de presiune in sapa

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Garnitura de foraj manevrata (extragere din sonda), fara circulatie de fluid de foraj ()

In aceasta situatie avem schema de calcul prezentata in figura 5.11:

Figura 5.11. Schema fortelor care actioneaza asupra garniturii in timpul extragerii din sonda fara circulatie de fluid de foraj

Calculul fortelor de presiune care actioneaza pe garnitura de foraj

, forta arhimedica

, forta de presiune datorata prezentei noroiului care actioneaza pe diferenta de arie dintre prajinile grele si cele de foraj

Forta de tractiune maxima este la partea superioara a garniturii, in prima prajina de foraj; tensiunea axiala maxima este:

Consideram:

s = 0,35 (coeficientul de frecare)

a = 0,4 m/s2

Forta de compresiune maxima este la partea inferioara a garniturii; tensiunea maxima de compresiune este:

Solicitarea garniturii de foraj la torsiune

Momentul de torsiune are valoarea maxima la suprafata, in prima prajina de foraj.

unde:

– momentul la sapa

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele

– momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj

Momentele de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa sunt ilustrate in figura 5.12:

Figura 5.12. Schema momentelor de torsiune care iau nastere in timpul forajului cu masa rotativa

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor grele:

Modulul de rezistenta polar al sectiunii prajinilor de foraj:

Momentul la sapa se calculeaza cu relatia:

unde:

– constanta (0,02 – 0,05), creste cu duritatea rocilor

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

, turatia, in rot/s

Puterea necesara pentru invingerea frecarilor dintre garnitura si peretii sondei, fluidul de foraj, etc., se determina cu formula lui Fedorov:

unde:

, coeficient ale carui valori depind de inclinarea sondei: , valori crescatoare cu inclinarea; se alege

, turatia, in rot/min

Pentru prajinile grele:

Pentru prajinile de foraj:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile grele:

Momentul pentru invingerea frecarilor pentru prajinile de foraj:

Momentul de torsiune maxim:

Distributia tensiunilor tangentiale in prima prajina de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune interioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Solicitarea garniturii de foraj la presiune exterioara

Date initiale de proiectare:

Raza interioara a prajinilor de foraj:

Raza exterioara a prajinilor de foraj:

Tensiunea circumferentiala a prajinilor de foraj:

Tensiunea radiala a prajinilor de foraj:

Stabilirea

Garnitura sprijinita pe talpa cu circulatie de fluid de foraj

Garnitura manevrata (extragere din sonda) fara circulatie de fluid de foraj

Alegerea tipului de otel pentru prajinile de foraj

Tensiunile echivalente se compara cu limita de curgere a materialului , conform datelor preluate din [8] pag. 303 si prezentate in tabelul 5.8.

Tabelul 5.8. Caracteristicile mecanice ale otelurilor folosite pentru prajinile de foraj

* non-API

Rezulta ca putem alege prajini de foraj confectionate din otel E-75 cu , care vor rezista fara probleme la toate solicitarile considerate.

PROGRAMUL FLUIDELOR DE FORAJ

CONSIDERENTE TEORETICE

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

unde: – presiunea fluidelor din porii rocilor

– presiunea noroiului din sonda

– 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.

STABILIREA DENSITATII SI A TIPURILOR DE FLUIDE DE FORAJ PE FIECARE INTERVAL SAPAT

Din analiza curbelor gradient ale presiunii din pori si de fisurare a rocilor traversate prin foraj s-au stabilit urmatoarele tipuri si densitati ale fluidelor de foraj utilizate la saparea fiecarui interval:

intervalul aferent coloanei de ancoraj se va sapa cu un fluid nedispersat pe baza de apa de mare + polimeri cu continut redus de bentonita M – I ():

intervalul aferent coloanei intermediare I se va sapa cu un fluid inhibitiv de tip PHPA-KCl (poliacrilamida partial hidrolizata + clorura de potasiu) ingreunat cu barita:

intervalul aferent coloanei intermediare II se va sapa cu un fluid inhibitiv de tip GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol si celuloza polianionica) ingreunat cu barita:

intervalul aferent coloanei de exploatare se va sapa cu un fluid inhibitiv de tip GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol si celuloza polianionica) diluat cu apa de mare:

PROPRIETATILOR REOLOGICE ALE FLUIDELOR DE FORAJ

Proprietatile reologice ale fluidului de foraj pe baza de apa de mare + polimeri + bentonita sunt prezentate in tabelul 6.1:

Tabelul 6.1. Proprietatile reologice ale fluidului de foraj pe baza de apa de mare + polimeri + bentonita

Proprietatile reologice ale fluidului de foraj PHPA-KCl (poliacrilamida partial hidrolizata + clorura de potasiu) sunt prezentate in tabelul 6.2:

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

Proprietatile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol si celuloza polianionica) sunt prezentate in tabelul 6.3:

Tabelul 6.3. Proprietatile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC

Proprietatile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC (fluid pe baza de poliglicol si celuloza polianionica) sunt prezentate in tabelul 6.4:

Tabelul 6.4. Proprietatile reologice ale fluidului de foraj GLYDRIL PAC

CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ

DATE INITIALE DE PROIECTARE

Datele necesare calculului volumelor de fluid de foraj pentru fiecare interval sapat sunt sintetizate in tabelul 6.5.

Tabelul 6.5. calculului volumelor de fluid de foraj pentru fiecare interval sapat

S-a considerat coeficientul de cavernometrie .

CALCULUL VOLUMELOR DE FLUID DE FORAJ

Intervalul 150 – 750 m

Volumul gaurii tubate:

Volumul gaurii netubate:

Volumul de rezerva:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

Intervalul 750 – 2000 m

Volumul gaurii tubate:

Volumul gaurii netubate:

Volumul de rezerva:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

Intervalul 2000 – 2840 m

Volumul gaurii tubate:

Volumul gaurii netubate:

Volumul de rezerva:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

Intervalul 2840 – 3200 m

Volumul gaurii tubate:

Volumul gaurii netubate:

Volumul de rezerva:

Volumul total de noroi aferent intervalului:

CALCULUL CANTITATILOR DE MATERIALE

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

Masa de argila este:

Volumul de argila este:

Volumul de apa este:

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

Rezulta ca noroiul initial mai trebuie completat cu un volum de:

Masa suplimentara de argila este:

Volumul suplimentar de argila este:

Volumul suplimentar de apa este:

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

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

DIFICULTATI SI ACCIDENTE DE FORAJ

Asa cum s-a prezentat la punctul 1.6, pe intervalul corespunzator fazei II de foraj 750-2000 m exista riscul prinderii sapei si garniturii de foraj. Consideram ca garnitura de foraj a fost prinsa la adancimea .

In figura 7.1 este prezentata schema de rezolvare a prinderii garniturii de foraj:

Figura 7.1. Schema de calcul a prinderii garniturii datorita presiunii diferentiale

Alte date necesare calculului:

lungimea de prindere,

lungimea ansamblului de prajini grele,

lungimea garniturii de prajini de foraj,

diametrul nominal al prajinilor grele,

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

densitatea noroiului si a apei sarate,

suprafata tronsonului de prajini grele aflata in contact cu roca,

eficienta turtei de filtrare,

presiunea hidrodinamica din timpul circulatiei,

coeficientul de frecare,

forta provenita din greutatea garniturii,

forta provenita din greutatea prajinilor grele de sub punctul de prindere, (forta provenita din greutatea portiunii libere )

densitatea titeiului,

volumul unitar al spatiului inelar aferent prajinilor de foraj:

volumul unitar al spatiului inelar aferent prajinilor grele:

volumul unitar al spatiului inelar aferent coloanei de ancoraj:

volumul unitar al gaurii de sonda:

volumul unitar al prajinilor de foraj:

volumul unitar al prajinilor grele:

Trebuie sa determinam ce forta de tractiune sau compresiune ce trebuie aplicata catre adancimea de 1955 m pentru a deplasa garnitura de foraj catre suprafata sau catre talpa si volumul de petrol necesar realizarii baii.

Aria de contact dintre prajinile grele si peretele sondei:

Forta de adeziune a materialului tubular la peretele sondei:

Presiunea in gaura de sonda in conditii dinamice corespunzatoare adancimii :

Aici este cunoscuta cu precizie presiunea din pori,

Forta de tractiune necesara degajarii garniturii catre suprafata va fi:

Intrucat otelul ales pentru prajinile de foraj utilizate la saparea intervalului aferent coloanei intermediare I nu rezista la aceasta sarcina axiala, se va avea in vedere schimbarea materialului prajinilor cu otel S-IEU cu .

Forta efectiva de tractiune in sectiunea de degajare:

Forta de compresiune pentru degajarea garniturii catre talpa sondei este:

Rezulta ca este preferabil sa se utilizeze degajarea prin tractiune catre suprafata a garniturii de foraj, forta de tractiune fiind mai mica decat sarcina axiala maxima admisibila a prajinilor de foraj; in plus, utilizarea garniturii de foraj in compresiune nu este recomandata daca nu se folosesc prajini de foraj speciale de tipul compressive service.

Pentru determinarea volumului de petrol necesar realizarii baii, se pleaca de la schema de calcul din figura 7.2:

Figura 7.2. Determinarea volumului de petrol necesar realizarii baii

Volumul de titei pompat va induce o diferenta de presiune sonda-strat nula.

Presiunea stratului la adancimea este:

Presiunea in gaura de sonda la aceasta adancime:

Volumul de petrol va fi:

Volumul fluidului de refulare va fi:

ELEMENTE ECONOMICE

In vederea determinarii costurilor necesare pentru realizarea sondei LOXX, s-au facut estimarile din tabelul 8.1 privind durata lucrarilor:

Tabelul 8.1. Durata lucrarilor la sonda LOXX

Graficul general de realizare a lucrarilor, in zile, este prezentat in figura 8.1.

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

Din punct de vedere al costurilor implicate, s-au facut urmatoarele estimari:

Lucrari de mobilizare-demobilizare: 197.068 lei

Lucrari de realizare sonda: 9.411.041 lei, din care:

operare cu platforma: 4.864.287 lei

costuri cu materialele: 3.750.109 lei

transport materiale: 511.000 lei

servicii prestate: 285.645 lei

Lucrari probare strate: 1.409.545 lei, din care:

operare cu platforma: 1.164.956 lei

costuri cu materialele: 15.979 lei

transport materiale: 80.000 lei

servicii prestate: 148.610 lei

Valoarea totala a cheltuielilor la nivel de sonda: 11.017.654 lei/m

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

pentru realizare sonda: 2.941 lei/m

pentru operare cu instalatia in fazele de realizare a sondei: 1.520 lei/m.

CONCLUZII SI PROPUNERI

BIBLIOGRAFIE

Mutihac, V., Stratulat, Maria Iuliana, Fechet, Roxana Magdalena – Geologia României, Editura Didactică și Pedagogică, R. A. București, 2004.

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

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

Ion Stănescu, Titus Brustur, Ana Bianca Pavel – Raport privind impactul asupra mediului pentru executarea lucrărilor de abandonare a intervalului 3172 – 1662 m si re-săpare a intervalului 1662 – 4521 m, în sonda LO 1 Lebăda Est, Bucuresti, 2014 accesat online la adresa http://www.anpm.ro/documents/18093/2100053/RIM+OMV+Lebada+Est.pdf/805a0457-e549-4d6c-980b-bcd06935276a

Societatea Nationala a Petrolului PETROM S.A. Sucursala Petromar Constanta – Proiectul sondei 63 Pescarus, 2000.

Macovei, Neculai – Tubarea si cimentarea sondelor – Editura Universitatii Petrol și Gaze, Ploiești, 1998

Macovei, Neculai – Fluide de foraj si cimenturi de sonda, Editura Universitatii Petrol și Gaze din Ploiești, 1993

Macovei, Neculai – Echipament de foraj, Editura Universitatii Petrol și Gaze din Ploiești, 1996

Nicolescu, Serban – Forajul sondelor (Tubarea sondelor – partea II-a), Editura Universitatii Petrol și Gaze din Ploiești, 2002

Avram Lazar, Aron Vasile, Malos Mihai – Combaterea dificultatilor si accidentelor tehnice de foraj, Editura Universitatii Petrol și Gaze din Ploiești, 2013

Avram Lazar – Tehnologia forarii sondelor, Editura Universal Cartfil, Ploiești, 1996

Tatu, Grigore – Carnet tehnic – Forarea sondelor, Editura Tehnica, 1983

Iordache George, Avram Lazar – Foraje speciale si foraj marin, Editura Tehnica, Bucuresti, 1996

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

www.slb.com

http://www.gspoffshore.com/download/technical_documents/GSP_URANUS.pdf