Proiect Foraj Boldesti . H=2250

5/6/2018

Proie c t Foraj Bolde sti . H=2250 - slide pdf.c om

UNIVERSITATEA PETROL –GAZE PLoIEŞTI FACULTATEA I.P.G.

Proiectarea construcţiei unei sonde în foraj pe structura Boldeşti

COORDONATOR:

PĂTRAŞCU MARIA

http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

STUDENT:

ANUŢĂ BOGDAN, AN I, GR. 1

1/72

5/6/2018


2008

INTRODUCERE • Tipul sondei

In proiect se prezintă programul de execuţie al sondei Ax Boldeşti. Lucrarea are la baza informaţiile privind forajul sondelor din cadrul lucrării: "Studiu de exploatare a zăcămintelor de la Boldesti-Sarmatian" precum si dosarele sondelor de corelare Ai, A2, A3 Boldeşti Sonda este amplasata pe structura Boldeşti, ce se încadrează in zona mio-pliocena a depresiunii din fata Carpatilor, fiind situata in extremitatea estica a aliniamentului cutelor chapire subcarpatice caracterizat prin diapirism mai puţin accentuat. Obiectivul geologic al sondei Ax Boldeşti, in limitele adancirnii proiectate de 2300 m, este exploatarea rezervelor de hidrocarburi din Sarmatian intr-o zona mai puţin drenata a zăcământului, situata la aproximativ 40 m NE de sonda productiva Ai Boldeşti, in blocul I Sud.

• Istoria zăcământului

Structura Boldeşti a fost descoperita datorita lucrărilor de prospecţiune geologica si geofizica efectuate începând cu anul 1907 cand a fost pus in evidenta un zăcământ de gaze libere, contonat in roci aparţinând Dacianului. In anul 1908 a fost săpate prima sonda de pe structura având ca obiectiv Dacianul fara insa a-1 atinge. In 1923 sonde a intrat in producţie cu gaze din Dacian. Ulterior aceasta sonda a fost adâncită si a produs gaze si condensat din Meotian I. Intre 1923... 1930 s-au desfăşurat primele lucrări de explorare care au condus la descoperirea zăcământului de gaze din Dacian si Levantin si a celor de titei din Meotian. In 1950 a avut loc o noua etapa de explorare pentru punerea in evidenta a acumulărilor de petrol din Sarmatian. Acestea fuseseră semnalate inca din anul 1931. In anul 1954 a fost iniţiat un proces de injecţie de apa extracontural pentru menţinerea presiunii de zăcământ din Sarmatian. Pentru Sarmatian au fost săpate pana in 1994 un număr de 203 sonde din care 129 au intrat in l producţie. Sondele forate au avut programele de construcţie fíe cu trei coloane 12 % x 8 5/8 x 5 A in, fíe cu doua coloane 10 ¾ x 5½ sau 6 5/8 in. Punerea in producţie s-a efectuat prin perforare cu jet, sondele pornind eruptiv, iar mai târziu prin scăderea presiunii zăcământului prin pistonaj. • Tema de proiectare cuprinde următoarele date de baza pentru proiectarea sondei

Categoria sondei - exploatare Obiectiv geologic - Sarmatian Adâncimea proiectata: 2250 m. Limite geologice: Dacian/Pontian: 780 m Pontian/Meotian: 1640 m m Programul de construcţie cuprinde: Meotian/Sarmatian: 1990 • Coloana de suprafaţa (de ancoraj) de 16 in tubata la 300 m, cimentata la zi 2 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

2/72

5/6/2018


• Coloana intermediara de 10¾ in tubata la 1660 m, cimentata la zi • Coloana de exploatare de 7 in tubata la 2250 m, cimantata la 1460 m

Capitolul 1. GEOLOGIA STRUCTURII

Boldeşti situata la nord oraşulest-vest. Ploieşti siFace reprezintă axa mare de 12 Km Structura si axa mica de 2,5este Km, orientat pe de direcţia parte un dinanticlinal zona decu molasa (Mio pîiocena) si este încadrata de structurile: Podenii Vechi - la nord; Ţintea - Baicoi - la vest; Urlaţi - Malu Roşu - la est si Bucov - Chitorani - Valea Oriei - la sud.

1.1 Formatiunile geologice traversate

Structura BoldeştiSarmatianul a fost descoperita datorita lucrărilor geologice efectuate incepand din 1907, dovedindu-se productive si Meotiarml. Procesul de acumulare a depozitelor aparţinând molasei a meeput din Miocen. Un prim ciclu de sedimentare s-a încheiat in Sarmatianul timpuriu, cand paroxismul moldavic a dus la incalecarea molasei carpatice peste unităţile de vorland. Inca din Sarmatianul timpuriu s-a reluat procesul de sedimentare care va continua in Pliocen. In felul acesta a luat naştere o molasa superioara care acoperă transgresiv formaţiunile mai vechi si urma sariajului moldavic. Aşadar, in ansamblul molasei carpatice se poate vorbi de o molasa inferioara de vârsta Miocen-sarmatian timpuriu si de o molasa superioara de vârsta Sarmatian-Plioceua. La suprafaţa, anticlinalul de la Boldeşti este acoperit de depozitele Cuaternalului si Levantinului, restul depozitelor pliocene si prepliocene rămânând in profunzime. Depozitele Cuaternarului sunt reprezentate prin pietrişuri si formează terasele râului Teleajen. • Levantinul are o grosime de aproximativ 350 m in zona axiala centrala si este alcătuit din nisipuri cu bobul mijlociu, cu intercalaţii de marne si argile vinetii-albastrui, cu concretiuni calcaroase. Levantianul este purtător de gaze. In programele de foraj, Levantianul in general se înglobează mtr-un pachet cu Dacianul si nu reprezintă particularităţi la forat. • Dacianul are o grosime de aproximativ 300 m, in zona axiala, centrala si este alcătuit dintr-o alternanta de nisipuri si gresii cu intercalaţii subordonate de marne si argile cu cărbuni. Nisipurile daciene sunt purtătoare de gaze in zona axiala. • Pontianul are o grosime de aproximativ 1000 m si este construit din marne cenuşii, • slab nisipoase, fin micacee. Lipsa colectoarelor favorabile acumulărilor de hidrocarburi • il face lipsit de importanta economica, constituind insa, formaţiunea protectoare a acumulărilor de hidrocarburi din Meotianul structurii, ca urmare a faciesului sau predominant marnos. • Meotianul are o grosime de aproximativ 350 m si include depozite de apa puternic îndulcite, cu un nivel de depozite cu fauna salmastra. Este reprezentat prin nisipuri si argile in care apar frecvent material cineritic si intercalaţii de gresii oolitice. Meotianul conţine patru complexe productive denumite de jos in sus: M.n, Mint, M.I si Gaz (in, II si I). Compexul M.II are o grosime totala de 90m si este constituit din 5-7 pachete de nisip si gresii separate prin intercalaţii marnoase discontinue. Complexul M.Int are o grosime de aproximativ 20 m si este 3 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

3/72

5/6/2018


format din nisipuri si intercalaţii subţiri de marne. Complexul M.I are o grosime de aproximativ 60 m si este constituit din 4...6 strate de nisip cu bobul fin pana la mediu. Complexul Gaz este situat imediat deasupra M.I fiin separat de acesta printr-o intercalatie mânioasa. Are o grosime de aproximativ 40 m si se remarca printr-un conţinut mare de material pelitic. • Sarmatianul a fost intalnit pe o grosime de aproximativ 580 m si este constituit din gresii silicioase cu ciment calcaros, nisipuri cu bob fin pana la mediu, nisipuri marnose si marne; pe alocuri sau intalnit calcare oolitice si gresii microconglomeratice. Depozitele aparţinând Sarmatianului sunt dispuse concordant peste cele ale Tortonianului, care are o dezvoltare in facies predominant marnos si suporta depozitele Meotianului. Acesta prin intercalatia mânioasa groasa de 20...30 m cu care isi începe ciclul sau de sedimentare, asigura închiderea pe verticala a acumulărilor de hidrocarburi localizate in Sarmatian. Depozitele aparţinând seriei nisipos-grezoase sunt alcătuite dintr-o alternanta de material psamitic si pelitic. Ele se caracterizează printr-o stratificatie incrucisata, particularităţi specifice unui bazin de sedimentare puţin adânc si cu aport important de material de pe continent Acestea au fost de fapt condiţiile de sedimentare existente in bazinul de sedimentare al Sarmatianului in timpul depunerii acestei serii. Ca urmare, depozitele respective se caracterizează printr-o accentuata variaţie litologica de facies, atat pe verticala cat si pe orizontala, ceea ce face destul de nesigura si dificila corelarea lor. Aceasta variaţie accentuata de facies a creat bariere atat in calea apei injectate, cum de fapt a creat si in calea migrării ţiţeiului spre zonele favorabile acumulării. Documentaţia prezentata pentru confirmări de rezerve a propus impartirea seriei nisipos-grezoase a Sarmatianului in cinci complexe strali grafii ce numerotate de sus in jos cu literele: "a", "b", "c", "d" si "e" Complexul "a" prezent pe toata structura este alcătuit dintr-o alternanta de nisipuri si gresii nisipoase , separate de intercalaţii marnoase subţiri, dar frecvente, fiind totuşi subordonate nisipurilor. Complexul "b" prezintă o tendinţa mai accentuata in ceea ce priveşte variaţia de litofacies, nisipurile fiind subordonate uneori marnelor pe suprafeţe foarte restrânse. Complexul "c" caracterizat deasemeni printr-o variaţie de facies extinsa pe zone mari, cu trecere de la pachete grezoase-nisipoase compacte Ia marne. Complexul "d" are o alcătuire litologica asemănătoare cu a complexului "c" din care, in cele mai multe cazuri este dificil de separat, mai ales ca in foarte multe cazuri ambele sunt dezvoltate fie in facies maraos, fie in facies predominant grezos. Complexul "e" este de regula marnos la partea superioara si predominant nisipos la baza, având un caracter uniform de sedimentare. Prin sondele noi săpate s-a pus in evidenta continuarea in adâncime a seriei nisipos-grezoase cu intercalaţii marnoase putând pune in evidenta chiar si complexul "f\

4 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

4/72

5/6/2018


1.2

Proprietatile

rocilor

intalnite

in

foraj

si

gradientii de presiuen, fisurare si temperatura

Proprietăţile rocilor întâlnite in foraj

• Porozitatea Pe baza analizelor de carote mecanice s-au determinat pentru porozitate valori cuprinse intre 6% si 28%. Analiza diagrafiilor electrice efectuate la sondele noi pun in evidenta, pentru acest parametru, valori care se Încadrează in ordinul de mărime sus amintit. • Permeabilitatea Ca si in cazul porozitatii si pentru acest parametru sunt luate in considerare valorile înregistrate in documentele anterioare. Pentru permeabilitatea absoluta paralela cu statificatia, limitele de variaţie sunt cuprinse intre 7mD...5570mD. Gradienti de presiune, fisurare si temperatura

Analiza si interpretarea complexa a informaţiilor obţinute in sondele săpate pe structura Boldeşti, dar mai ales in sondele de corelare au permis evaluarea si reprezentarea grafica a gradientilor de presiune si fisurare in funcţie de adâncime, pentru succesiunea lito-stratigrafica propusa a fi intalnita de sonda proiectata (figura 1.1.). In cele ce urmează, aceasta reprezentare grafica va fi discutata explicativ, adaugandu-se referiri asupra gradientului de temperatura. • Levantin+Dacian este recunoscut ca o formaţiune predominant nisipoasa, slab consolidata, cu un conţinut de ape dulci si foarte slab saline, cu presiuni normale ale fluidelor din pori-valori ale gradientilor de presiune de aproximativ 0,98...0,99bar/10m. Calculele pentru determinarea gradientilor de fisurare releva, in intervalul ocupat de depozitele levantin-daciene, valori de aproximativ 1,39... 1,63 bar/l Om, probabil mai scăzute in intercalatiile de nisipuri grosiere si pietrişuri din imediata apropiere a suprafeţei. • Pontian, formaţiune predominant marnoasa, inca in curs de compactizare, cu un conţinut de ape cu salimtate mica sau medie, este acceptat cu valori normale ale gradientilor de presiune de aproximativ 1,0... 1,03 bar/1 Om, in timp ce valorile calculate ale gradientilor de fisurare sunt de cel puţin 1,65... 1,79 bar/l Om. • Meotian, formaţiune de interes economic si intens exploatata in trecut, a fost caracterizata in faza iniţiala de valori normale ale gradientilor de presiune, de aproximativ 1,04... 1,05 bar/l Om si valori ale gradientilor de fisurare de aproximativ 1,78... 1,83 bar/1 Om. In momentul de fata, in lipsa informaţiilor récente de presiune măsurata, se estimează scăderi drastice ale valorilor gradientilor de presiune de pana la 0,1...0,2 bar/1 Om, si deasemenea, scăderi puternice ale valorilor gradientilor de fisurare de pana la 1,25 bar/l Om in complexele nisipoase exploatate.


5/72

5/6/2018


• Sarmatian, principalul obiectiv al sondei proiectate, in urma analizelor datelor de presiune statica, obţinute recent, poate fi caracterizat, in partea superioara, corespunzătoare complexelor grezonisipoase "a"..."d", cu valori ale gradientilor de presiune de cel mult 0,4 bar/l Om si valori calculate ale gradientilor de fisurare de cel mult 1,13... 1,15 bar/10m. In partea inferioara, cel mai probabil se vor întâlni presiuni ale fluidelor din pori apropiate de cele initiale, deci valori ale gradientilor de presiune de aproximativ 1,1 bar/1 Om, iar valorile calculate ale gradientilor de fisurare se situează la aproximativ 1,84... 1,86 bar/l0 m.


6/72

5/6/2018


1.3 Schema in plan de amplasare a sondei

Sonda de exploatare Ax Boldeşti a fost amplasata la aproximativ 40 m NE de sonda productiva A} Boldeşti, in blocul I Sud (figura 1.2,, 1.3. si 1.4.) 7 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

7/72

5/6/2018


• Reţeaua hidrografica Reţeaua hidrografica aparţine râului Teleajen subafluent al Ialomitei si afluent al Prahovei. Suprafaţa pe care se intinde exploatarea structurii Boldeşti este cuprinsa intre râul Teleajen si paraul Bucovet. Intre aceste ape de suprafaţa sunt numeroase vai colectoare ale torentilor formaţi in perioadele ploioase. Apele de suprafaţa sunt puţin utilizate in aceasta suprafaţa, fiind folosita apa de la reţea provenita din pururi de adâncime. Apa freatica de suprafaţa apare la adâncimi cuprinse intre 8 si 15 m in funcţie de locaţia fântânii si distanta de râul Teleajen. • Cai de acces Caile de acces deriva in principal din şoseaua ce uneşte oraşele Ploieşti si Bucov prin Vălenii de Munte si din drumurile judeţene ce leagă satele din zona. Deasemeni, exista calea ferata ce uneşte oraşele Ploieşti - Vălenii de Munte. Careul sondei Ai Boldeşti ocupa o suprafaţa de 3180 m2 pasune, proprietate Consiliul Local Boldeşti-Scaeni. Accesul la sonda se face pe drum de schela ce se va amenaja pe distanta de 70 m, reprezentând drum de reamenajat.

1.4 Dificultati intalnite in timpul forajului

dificultăţiLaca:forajul sondelor, la punerea in producţie si apoi in exploatare au fost înregistrate unele • contaminarea fluidului de foraj cu marne, blocarea formaţiunilor productive care au necesitat apoi acidizari repetate cu 10... 15% HC1 pentru punerea in producţie; • mansonarea, prinderea sapei de foraj in Meotian si Sarmatian, strângeri de gaura in Pontian; • dărâmări de gaura in Sarmatian; • tendinţe naturale de deviere, la adâncimi mici; • pierderi de fluid de foraj; • eventuale gazeificari in Pontian, Meotian si Sarmatian; • deteriorarea coloanelor in dreptul limitei Pontian/Meotian in decursul exploatării, ducând astfel la reducerea fondului de sonde active de extracţie si injecţie.

1.5 Comanda geologo tehnica In figura urmatoare este prezentata comanda geologo-tehnica a sondei de exploatare Ax Boldeşti, săpata la adâncimea finala de 2250 m având ca obiectiv Sarmatianul.


8/72

5/6/2018


Capitolul 2. CONSTRUCŢIA SONDEI Calculul diametrelor coloanelor şi diametrele sapelor. Alegerea garniturii de foraj 9 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

9/72

5/6/2018


2.1 Stabilirea numărului de coloane şi a adâncimii lor de fixare

C a lc ul u l d i am e tr e l or c o lo a ne l or s i a d i am e tr e lo r s e f a ce c on f or m p r og r am u lu i d e c o ns t ru c ţi e a l s o nd ei s t ab i li t . S e i m pu n e o c o lo a na d e exploatare de 7 in. Numărul de coloane ales: 3 C o l o a n a d e s u p r a f a ţ ă (0-300m):

a s ig u ră s t ab i li t at e a g ă ur i i d e s on d ă î n d r ep t ul f o rm a ţi u ni l o r slab consolidate (nisipuri, pietrişuri); •

ot ienjea az c o n pt ar m r e aă l os ur rsc eu len o sr ou ibt, eara p ăn es ă rdaet ă ,a ppăe t rpool tas ba uil ăa, l t eî mspi u besdit acnânţ ed chimice; • c on st it ui e s up or tu l ( an co ra ju l) i ns ta la ţi e i d e p re ve ni re a erupţiilor; • împiedică pătrunderea gazelor provenite de la adâncimi mari în straturile permeabile şi cu presiune mică de l a suprafaţă; • p ri n s is te mu l d e s us pe nd ar e d in c ap ul d e s on dă , t r an sm it e rocilor din jur sarcinile axiale din coloanele următoare, greutatea tubingului şi a echipamentului de suprafaţă. •

P e nt r u a î n de p li n ii t o at e f u nc ţ ii l e e n um e ra t e m a i s u s, c o lo a na d e suprafaţă se cimentează pe toată lungimea, până „la zi”. C o l o a n a i n t e r m e d i a r ă (0-1660m):

D ac ă î nt r e ş iu l c ol oa ne i d e s up ra fa ţă ş i a dâ nc im ea d e t ub ar e a coloanei de exploatare sunt traversate formaţiuni care îngreunează ori chiar împiedică forajul, se tubează una sau mai multe coloane intermediare (între cele două obligatorii anterioare). Sunt numite uneori coloane de protecţie, pentru prospectiuni geologice (folosite pentru a nu se surpa peretii). Asemenea se introduc pentru a izola straturi în care se pierde noroiul d e f or aj , s tr at ur i c u p re si un e r i di ca tă , m as iv e d e s ar e, r oc i a rg il oa se i ns ta bi le , r oc i m ar no as e d if ic il e, e vi tâ nd u- s e a nu mi te d if i cu lt ă ţi l a continuarea forajului sub aceste zone. Co lo an e le in te rmed ia re s e tu b e az ă ş i d in mo tiv e d e s ig u ra n ţă – c â n d intervalul deschis este prea mare, când coloana precedentă este uzată – sau din motive economice.

Coloana de exploatare

(0- 2250m):


10/72

5/6/2018


Co n s titu ie u n c a n a l s ig u r d e e x p lo a ta re a z a c a ma n tu lu i in ta ln it; s e tubează până la baza ultimului orizont productiv sau presupus productiv şi face posibilă extracţia petrolului sau gazelor, prin interiorul tubingului, în c o n diţii d e s ig u ran ţă . T u b in gu l p o a te fi e x tras , re p a ra t s a u în lo cu it o ri d e câte ori este nevoie şi permite să se efectueze diferite operaţii în interiorul coloanei de exploatare (înlocuiri de fluide, cimentări, stimulări, curăţări de nisip etc.). Co lo a n a d e e x p lo a ta re iz o le a z ă ş i u n e le fo rma ţiu n i in s ta b ile (ma rn e c e s e u mf la , s ar e c e c ur ge , e tc .) , o ri î n c ar e s e p ro du c p ie rd er i d e circulaţie, rămase deschise sub şiul coloanei precedente. Se cimenteaza in z on a s tr at el or p ur ta to ar e d e f l ui d. I n c az ul s on de lo r d e c er ce ta re s au prospectiuni geologice ea poate lipsi. La alcătuirea succesiunii sape-coloane sunt urmărite doua condiţii: •

•

Prima imp u n e c a in e x te rio ru l c o lo a n e lo r d e b u rla n e s ă e x is te u n joc suficient de mare pentru introducerea lor fără dificultăţi si p e nt r u r e al i za r ea u n ei c i me n tă r i e f ic i en t e i n s pa ţ iu l i n el a r ( f i g 2 .1 .a ). M ăr im ea a ce st ui j oc e st e d et er mi na tă d e r ig id it at ea b u rla n e lo r, tip u l îmb in ă rii, p re z e n ţa u n o r d is p o z itiv e c u m a r fi c en t r or i ş i s c ar i f ic a to r i, l u ng i me a ş i r e ct i l in i ta t ea i n te r va l ul u i d e s c h is s u b ş iu l c o lo a n e i p re c e d e n te , e x is te n ţa u n o r z o n e c e p o t p re z e n ta d ific u ltă ţi la tu b a re (s trâ n g e ri o ri s u rp ă ri a le p e re ţilo r găurii de sonda, pierderi de circulaţie), viteza de introducere. A d o ua c o nd i ţi e i m pu n e c a s a pa d e st i na t a s ă pă r ii u r mă t or u lu i tronson de sonda să treacă de şiul coloanei precedente (fig.2.2.b)

Da c ă sfig.2.1.a.): e imp u n e j o c u l ra d ia l j r in d re p tu l mu fe lo r d ia me trul s a p ei v a fi (conform D s =D m +2j r Jocurile uzuale variază intre 7 si 60 mm. Ele cresc cu diametrul coloanelor si cu lungimea intervalului deschis.

Fig.2.1.a Semnificaţiile notaţiilor din figura alăturată sunt următoarele: D m –diametrul peste mufă; D –diametrul exterior al coloanei; D s –diametrul sapei; j r -jocul radial ∈ [7,60] mm. Raţia de tubare se defineşte ca:


11/72

5/6/2018


R=jr /Ds=(Ds-Dm)/2Ds E a v a rie a ză în limite ma i re s trân s e : 0 ,0 5 -0 ,1 0 . Da c ă s e imp u ne ra ţia R, se determină diametrul sapei D s . Conform figurii de mai jos avem următoarele relaţii:

Fig.2.1.b D=D i +2t D i =D s +2a Unde: D– diametrul exterior al coloanei de burlane; D i – diametrul interior al coloanei de burlane; t–grosimea de perete al coloanei de burlane; a – u n j o c c e ia in c o n s id e ra re to le ra n te d e la g ro s ime a ş i d ia me tru l nominal, precum şi ovalitatea burlanelor; se admite a=2–5 mm.

2.2. Calculul diametrelor coloanelor şi sapelor •

Cal cul ul col oanei de expl oat are:

P en tr u c ol oa na d e e xp lo at ar e s e c un oa şt e d ia me tr ul e xt er io r a l coloanei: 12 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

12/72

5/6/2018


D e =7in = 177,8 mm (dat prin tema). Din ST AS c o re s p u n z ă to r lu i D s e a d o p ta d ia me tru l mu fe i, n o rma lă , Buttress: D m e =194,5 mm Se adopta un joc radial j r = 15mm. Diametrul sapei se calculează astfel : D s e = D m e +2·j r = 194,5 + 2·15 =224,5 mm Din STAS se alege sapa cu diametrul: D s e c a t = 244,5 mm = 9 ⅝ in D i i = D s e c a t +2·a = 244,5 + 2·2 =248,5 mm a = 2 mm Din STAS se alege sapa cu diametrul: D i i c a t = 247,9 mm

⇒ D i = 10 ¾ in

Ratia de tubare: Re =

Re

•

[

Dsec at + Dme 2 ⋅ Dsec at

]

+ = 244 ,5 194 ,5 = 0,066 2 ⋅ 244 ,5 sapa este bine aleasa

∈ 0,05 ... 0,10 ⇒

C a l c u l u l c o l o a n e i i n t e r m e d i a re :

Se cunoaste diametrul exterior al coloamei intermediare: D i =10¾ in = 273,1 mm Din ST AS c o re s p u n z ă to r lu i D s e a d o p ta d ia me tru l mu fe i, n o rma lă , Buttress: D m i =298,5mm Se adopta un joc radial j r = 25mm. Diametrul sapei se calculează astfel : D s i = D m i +2·j r =298,5 + 2·25 = 348,5 mm Din STAS se alege sapa cu diametrul: D s i c a t = 346,1 mm = 13 ⅝ in 13 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

13/72

5/6/2018


D i a = D s i c a t +2·a = 346,1 + 2·2 =350,1 mm a = 2 mm Din STAS se alege sapa cu diametrul: D i a c a t = 381,3 mm => D a = 16 in Ratia de tubare: Re =

+ Dmi

2 ⋅ D sicat

[

Re

•

D sicat

= 346 ,1 + 298,5 = 0,068 2 ⋅ 346 ,1

]

sapa este bine aleasa

∈ 0,05 ... 0,10 ⇒

Cal cul ul col oanei de ancoraj ( supraf at a) :

Se cunoaşte diametrul exterior al coloanei de amcoraj: D a =16 in = 406,4 mm Din ST AS c o re s p u n z ă to r lu i D s e a d o p ta d ia me tru l mu fe i, n o rma lă , Buttress: D m a =431,8 mm Se adopta un joc radial j r = 40mm. Diametrul sapei se calculează astfel : D s a = D m a +2·j r = 431,8 + 2·40 =511,8 mm Din STAS se alege sapa cu diametrul: D s a c a t = 508 mm =20 in Ratia de tubare: D sacat Re =

[

+ Dma

2 ⋅ D sacat

508 + 431,8

=

2 ⋅ 508

= 0,075

]

sapa este bine aleasa Datele mai sus calculate sunt trecute in tabelul următor: Re

∈ 0,05 ... 0,10 ⇒

Tabelul 2.1

Coloana

De

Diam etr Adâncim e Diam et ul a de rul coloane tubare m ufei (m) i (mm) (in) 0-300 16 431,8

Diam etrul sapei (mm) 508 (20 i n)

Jocul radial (mm) 40

Raţia de tubar e 0,075


14/72

5/6/2018


suprafaţă Interm edia ră De exploatare

0-1660

10 ¾

298,5

346,1(13 ⅝ in)

25

0,068

0-2250

7

194,5

244, 5 (9 ⅝ i n)

15

0,066

Fig. 2.2

2.3 Calculul de rezistenţă al garniturii de foraj pentru forarea găurii de sondă a coloanei de exploatare

Diametrele pentru prajini grele si parjini de foraj: - prajimi grele: Dg < Dse – 25,4 => Dg < 244,5 – 25,4 = 219,1 mm = 8 ⅝ in Dgcat = 9 in =228,6 mm dig cat = 71,5 mm qg = 263,5 kg/m lg = 200 m 15 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

15/72

5/6/2018


- prajini de foraj: D p = 127 mm = 5 in t = 9,19 mm q p = 26,71 kg/m L p = H – lg = 2250 – 200 = 2050 m Calculul de rezistenta al agrniturii de foraj se face atat la extragerea garniturii cat si in timpul forajului pentru a vedea unde solicitarile sunt maxime. a) calculul de rezisteanta al garniturii de foraj la extragerea ei: =

σ z

G p

+ G g + F p1 + F p 2 + F f + F i A p

- greutatea garniturii de foraj: G p = q p·l p·g = 26,71·2050·9,81 = 537151,55 N = 537,151455 kN π π π A p = ⋅ ( D p2 − d ip2 ) = ⋅ ( D p − d ip ) ⋅ ( D p + d ip ) = 2 ⋅ t ⋅ ( 2 D p − 2t ) = π ⋅ t ( D p − t ) 4

A p

4

4

= π ⋅ 9,19 ⋅ (127 − 9,19 ) = 3401 ,32 mm2 = 0,00340132 m2 = 3,40132·10-3 m2

- greutatea prajinilor de foraj: Gg = qg·lg·g =263,5 ·200·9,81 = 516987 N = 516,987 kN π g

A

=

2 ig

4 ⋅ D

(

π

2 g

2

2

2

− d ) = 4 ⋅ ( 228 ,6 − 71,5 ) = 37028 ,154 mm ρ − F p1 + F p 2 = − ne ⋅ (G p + G g ) ρ o

3

unde: ρne = 1150 kg/m (din graficul variatiei gradientilor de presiune) ρo = 7850 kg/m3 Ff = s·(G p + Gg) = 0,15 · (537151,455 + 516987)=158120,76 N = 158,12 kN s = 0,15 F i

=

ac

⋅ (G p − Gg ) =

g

(G

p

σ z =

0,2

⋅ ( 537151 ,455 − 516987 ) = 411,1 N = 0,4111 kN

9,81

ac = 0,2

 ρ a   1150 + 0,15 + 0,2  + G g ) ⋅ 1 − ne + s + c  ( 537151,455 + 516987 ) ⋅ 1 −   g  7850 9,81   ρ o  = = 386,112 N/mm 2 A p

3401,32

= 0 N /2 m 2  ⇒ σ = σ = 3 8,1 61 N2 / m σ = σ + σ  σ i

ax

ax

z

z

i

σ 1 = σ r = 0 N/mm 2


16/72

5/6/2018


τ = 0 N/m

σ 2

=

σ ax

+ σ t 2

2

2

2

σ + σ  386,112 + 0 386,112 + 0  +  +   ax t  + 4 ⋅ τ 2 =   + 4 ⋅ 0 2 = 386,112 N/mm2 2 2  2   

=

σ 3

σ ech

=

1 2

σ σ 2 + σ t −   ax + t   + 4 ⋅τ 2 = 0 N/mm2 2  2 

σ ax

⋅ [(σ 1 − σ 2 ) 2 + (σ 2 − σ 3 ) 2 + (σ 3 − σ 1 ) 2 ] = 386 ,112 N/mm 2

≤ =

σ e c h σ a d

R p o,2 

  ⇒ R p o,2 = σ e c h⋅ c s = 3 8,16 1 ⋅ 12,5 = 5 7,19 6 

c s

c s = 1,5

R po,2 = 579,168 => otel X-95 b) calculul garniturii de foraj in timpul forajului dip = D p -2·t = 127 - 2·9,19 = 108,62 mm

σ z

σ z

=

=

G p

p

ne

g

p 3

o

A p

A p

( 537151 ,455 + 516987 ) ⋅  1 −

F p 3

(G + G ) ⋅   1 − ρ ρ    + F =

+ G g + F p1 + F p 2 + F p3



1150 7850

3401 ,32

  + 767789 ,63  = 78,71 N/mm 2

π

π

4

4

= pi ⋅ Aip = pi ⋅ ⋅ d ip2 = 90 ⋅10 5 ⋅ ⋅ 0,010862 = 767789 ,53 N

unde: p pi -=presiunea la incarcator, pi = 90 bar int pi = 90 bar

= 0 N 2/ m 2  ⇒ σ = 7 ,78 N1 / σ = σ + σ  σ 1

a x

a x

r i =

r ep

z

d ip 2

=

i

= 108 ,62 = 54,31 mm 2

D p 2

=

127 2

= 63,5 mm


17/72

5/6/2018


2

=

σ t , r

2

2

r i ⋅ pi − r e ⋅ pe 2 e

r

−

±

2

r i

2

r i ⋅ r e 2

r

⋅

⋅

( pi − pe )

( r

2 e

−

2

r i

)

[]

r ∈ r i , r e  ⇒ σ = r i2 ⋅ pi ± r i2 ⋅ r e2 ⋅ pi  t ,r 2 2 2 2 2 pe = 0  r e − r i r ⋅ ( r e − r i ) -pentru r = r i

( r

2

σ t =

i

2

)

+ r e ⋅ pi 2 e

2

r − r i

( 0,05431 + 0,0635 ) ⋅ 90 ⋅ 10 2

=

2

5

2

2

0,0635 − 0,05431

( r

2

σ r =

i

− r e ) ⋅ pi

2

2

= 58038191 N/m = 58,03 N/mm

2

2 e

2

r − r i

5

2

2

= − 90 ⋅ 10 N/m = 9 N/mm

-pentru r = r e 2 ⋅ r i ⋅ pi 2

σ t

σ r

=

2 e

r

− r i

2

2 ⋅ 0,05431 ⋅ 90 ⋅10 2

=

2

0,0635

5

− 0,05431

2

= 48989047 N/m2 = 48,98 N/mm2

= 0 N/mm 2

= 58,03 N/mm 2 Se alege σ r = 9 N/mm 2 σ t

Rotirea garniturii de foraj (solicitarea la torsiune) τ 1

= τ m =

M m W pp

=

10610 ,32 0,000186

= 57044731 N/m 2 = 57,04 N/mm 2 3

M m

= P m ω

=

P m 2 ⋅ π ⋅ n

= 100 ⋅10 90 2 ⋅ π ⋅ 60

= 10610 ,32 N/m

P m = 100 kV = 100·103 V

n = 90 rot/min W pp

=

π

16

⋅

D p44

− d ip4

D p

4 4 = π ⋅ 0,127 − 0,10862 = 0,000186

16

σ 1

0,127

m3

= σ r = 9 N/mm 2


18/72

5/6/2018


2

σ − σ  78,71 + 58,038 +  +  ax t  + 4 ⋅τ 2 = 2 2  2  2 σ ax + σ t σ ax − σ t  78,71 + 58,038  σ 3 = −  −  + 4 ⋅τ 2 = 2 2  2  σ 2

=

σ ax

+ σ t

σ ech

=

1⋅ 2

2

 78,71 − 58,038  + 4 ⋅ 57,0442 = 182,92 N/mm 2   2   2  78,71 − 58,038  + 4 ⋅ 57,044 2 = −46,181N/m   2  

[(σ − σ ) + (σ − σ ) + (σ − σ ) ] = 176 ,18 N/mm 1

≤

σ e c h σ a d

c s = 1,5

2

=

2

2

3

2

3

1

2

2

R p o,2 



c s  ⇒ R p o,2 = σ e c h⋅ c s = 1 7,16 8⋅ 1,5 = 2 6,24

 

R po,2 = 264,27 => otel D

σz σi σax σt σr τ σ1

La extragerea garniturii de foraj N/m2 N/mm2 6 386,112·10 386,112 0 0 6 386,112·10 386,112 0 0 0 0 0 0 0 0 6

σσ σech 2 3

386,112·10 0 386,112·106

In timpul forajului N/m2 N/mm2 6 78,81·10 78,71 0 0 6 78,71·10 78,71 58,038·106 58,038 9·106 9 6 57,044·10 57,044 9·106 9 6

386,112 0 386,112

182,92·10 6 -46,181·10 176,18·106

182,92 -46,181 176,18

Capitolul 3. - FLUIDE DE FORAJ

F lu id ul ui d e f or aj i s e a tr i bu ie , î n p re ze nt , u rm ăt oa re le r ol ur i principale: 19 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

19/72

5/6/2018


D up ă i eş ir ea d in d uz el e s ap ei , f lu id ul c ur ăţ ă p ar ti cu le le d e r oc ă d is lo ca tă d e p e t al pa s on de i ş i l e transportă la suprafaţă, unde sunt îndepărtate. • Hi drost at i c. Prin contrapresiunea creată asupra pereţilor, •

Hi drodi nami c.

e l î mp ie di că s ur pa re a r oc il or s la b c on so li da te ş i p ăt r un de re a nedorită în sondă a fluidelor din formaţiunile traversate. • D e c o l m a t a r e . D a to r i tă d i fe r en ţ ei d e p r es i un e s o nd ăstraturi, în dreptul rocilor permeabile se depune prin filtrare o turtă din particule solide, care consolidează pietrişurile, nisipurile ş i a lt e r oc i s la b c im en ta te s au f is ur at e. T ot od at ă, t ur ta d e colmatare reduce frecările dintre garnitura de foraj sau coloana de b ur la ne ş i r oc il e d in p er eţ i, d im in ue az ă u zu ra p ră ji ni lo r ş i a racordurilor. • D e r ă ci r e ş i l u b ri f i er e . Flu id u l d e c irc u la ţie ră c e ş te ş i l ub ri fi az ă e le me nt el e a ct iv e a le e le me nt ul ui d e d is lo ca re , prăjinile, lagărele sapelor cu role şi lagărele motoarelor de fund. • Mot ri ce. Câ n d s e fo re a z ă c u mo to are d e fu n d , h id ra ulic e sau pneumatice, fluidul de foraj constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafaţă la motorul aflat deasupra sapei. • I nf ormat i v. Urmă rin d flu id u l d e c irc u la ţie la ie ş ire a d in s o n d ă ş i d e tritu s u l a d u s la s u p ra fa ţă , s e o b ţin in fo rma ţii a s u p ra rocilor interceptate şi asupra fluidelor din porii lor. În a n u mite s itu a ţii, flu id u l d e fo ra j p o a te în d e p lin ii ş i a lte a tribu ţii: plasarea pastei de ciment în spaţiul ce urmează să fie cimentat, antrenarea u no r s cu le d e i ns tr um en ta ţi e, d eg aj ar ea g ar ni tu ri lo r d e f or aj p ri ns e, a si gu ra re a p re si un ii n ec es ar e î nt re c ol oa na d e e xp lo at ar e ş i t ub in gu l suspendat în packer, omorârea sondei. Fluidul de foraj trebuie să îndeplinească următoarele condiţii: f l ui du l a le s n u t r eb ui e s ă a fe ct ez e, f iz ic s au c hi mi c, rocile traversate; • s ă- şi p ăs tr ez e p ro pr i et ăţ il e, î n l i mi t e a cc ep ta bi le , l a contaminare; • s ă -ş i me n ţin ă în s u ş irile te h n o lo g ic e la te mp e ra tu rile ş i p re s iu n ile rid ic a te c e v o r fi în tâ ln ite în s o n d e ş i la v a ria ţiile lo r din circuit; • să permită investigarea geofizică a rocilor şi fluidelor •

conţinute în porii lor; • s ă p r ev i nă c o ro z iu n ea ş i e r oz i un ea e c hi p am e nt u lu i d e sondă; 20 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

20/72

5/6/2018


să menţină în suspensie particulele de rocă neevacuate, în timpul întreruperilor de circulaţie; c on se rv e p er me ab il it at ea s tr at ur il or p ro du ct iv e • să deschise; • să nu fie toxic sau inflamabil şi să nu polueze mediul •

înconjurător şi apele freatice; • să fie uşor de preparat, manipulat, întreţinut şi curăţat de gaze sau detritus; • să permită sau chiar să favorizeze obţinerea de viteze de avansare a sapei cât mai mari; • să fie ieftin, să nu reclame aditivi deficitari şi greu de procurat, iar pomparea lui să aibă loc cu cheltuieli minime. Este nerealist să se încerce prepararea unui fluid care să răspundă la toate aceste condiţii şi atribuţii. Pentru o anumită situaţie concretă se alege fluidul cel mai convenabil.

3.1 Tipuri de fluide corespunzătoare fiecărei coloane

pentru

intervalele

Pe n tru in te rv a lu l fo ra t la a c e a s tă s o n d ă p â n ă la 2 2 5 0 m a v e m n e v o ie de noroaie dispersate sau naturale. Fluidele de foraj dispersate au la bază sistemul dispersat apă-argilă. Constituite din materiale ieftine şi uşor de procurat, ele posedă practic t o at e î n su ş ir i l e n e ce s ar e f o ra j ul u i. D e a ce e a, s u nt c e le m a i r ă sp ân d it e fluide de circulaţie. Ele sunt preparate la suprafaţă din argile bentonitice, uneori activate, cu bune proprietăţi coloidale, dar înglobează şi particule argiloase sau i ne rt e d in r oc il e t ra ve rs at e. P r in u rm ar e, a ce st e f l ui de , n u s un t d oa r dispersate, ci şi dispersive.

Tip fluid natural dispersat natural

Interval forat [m] 0-300 300-1660 1660-2250

Densitatea fluidului [k/m 3 ] 1200 1250 1150

3.2 Cantităţi de fluide de foraj


21/72

5/6/2018


•

I nt erval ul 0- 300m :

Hs Dsacat

Fig.3.1 V na

V sd

=

V rez

+

 ⋅ D2 ⋅ H  π π ⇒ V = 2 ⋅ ⋅ D2 ⋅ H = ⋅ 0,5 02 ⋅83 0 = 01 2,6 10m3 4 4 2  V = V  V = 122 m V s d =

π

s a

a

na

s d

s a

a

re z

3

na

unde: V s d – volumul sondei V r e z – volumul de rezerva

•


Dia cat

Ha Hi

Discat

Fig. 3.2 22 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

22/72

5/6/2018


V ni

π π π π = 2 ⋅  ⋅ Dia2 ⋅ H a + ⋅ D si2 ⋅ ( H i − H a )  = 2 ⋅  ⋅ 0,4064 2 ⋅ 300 + ⋅ 0,3461 2 ⋅ (1660 − 300 )  = 333,72 m 3 4 4 4  4  3 V n i = 334 m

•


Diicat Hi Hs=He

Dsecat

Fig. 6

V ne

= 2 ⋅ π ⋅ Dii2 ⋅ H i + π ⋅ D se2 ⋅ ( H e − H i )  = 2 ⋅ π ⋅ 0,2731 2 ⋅1660 + π ⋅ 0,2445 2 ⋅ ( 2250 −1660 )  = 209 ,50 m 3 4 4 4  4  3 V n e = 210 m

3 .3 C an ti tă ţi le fluidului de foraj

de

m at er ia le

n ec es ar e

p re pa ră ri i


23/72

5/6/2018


Densitatea apei ρ a =1000 kg/m 3 3 Densitatea argilei ρ arg = 2700 kg/m Densitatea baritei

ρ

= 4100 kg/m 3

ba

•

Coloana de ancoraj

Volumul noroiului V n a = 122 m 3 3 Densitatewa noroiului ρ na = 1200 kg/m

 V + V = V  V = V − V ⇔   V ρ + V ρ = V ρ  (V − V ) ρ + V ρ = V ρ a a r ng a

a n aa r g

a a a ar gr ng n a a n a a r a g a ar gr n g n a

V arg

•

=

− V na ρ a 122 ⋅ (1200 −1000 ) = = 14,65 m 3 ρ arg − ρ a 2700 −1000

V na ρ na

V a

=V na −V arg =122 −14 ,35 =107

m arg 1

=V arg ρ arg =14 ,35 ⋅ 2700 = 38745

,65 m

kg

3

= 38,74

tone

C o l o a n a i n t e r m e d i ar a

Volumul noroiului V n i = 334 m 3 3 Densitatewa noroiului ρ ni = 1250 kg/m Se p lea c a d e la u n n o roi c u d e ns ita te de 1 2 0 0 km/m 3 d u p a c a re s e ingreuneaza cu barita.


24/72

5/6/2018


 V n + V b = V n i  V n = V n − V ib a  ⇔ V  nρ n + V b ρ b a= V an ρ n i i  ( V n − V ib ) ρ na+ V b ρ b a= V an ρ n i V ba

=

− V ni ρ n 334 ⋅ (1250 − 1200 ) = = 5,75 m 3 ρ ba − ρ n 4100 − 1200

V ni ρ ni

= V ni −V ba = 334 − 5,75 = 328 ,25

V n

m

3

3

V n

> V na

⇒ ∆V n

= V n

− V na

= 328 ,25 −122

 V a + V ∆= V  V a ∆= V − V ⇔   V ρ + V ρ ∆= V ⋅ ρ  ∆ V − V ρ + V ρ ∆= V ⋅ ρ aa n i a n  ( ) a r g

a rg

a ar gr g

V arg

=

= 206 ,25 m

a r g a ar gr g

∆V ⋅ ρ ni − ∆V ⋅ ρ a 209,25 ⋅ (1250 −1000 ) = = 30,33 m 3 ρ arg − ρ a 2700 −1000 V a

mba m arg 2

= ∆V −V arg = 206 ,25 −30 ,33 =175 ,92

= V ba ρ ba = 5,75 ⋅ 4100 = 23575

kg

=V arg ρ arg = 30 ,33 ⋅ 2700 = 81891

m3

= 23,57

kg

tone

=81,89

tone

marg i = marg 1 + marg 2 = 38 ,74 +81,89 =120 ,63 tone

mcmc

= V ni ρ cmc = 334 ⋅ 25 = 8350 ρ cmc

m FCLS

= 30

= 8,3 tone

kg

=10 ,02 tone

kg/m 3

= V ni ρ FCLS = 334 ⋅ 30 =10020 ρ FCLS

•

= 25

kg

kg/m 3

Col oana de expl oat are

Volumul noroiului V n e = 210 m 3 25 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

25/72

5/6/2018


Densitatewa noroiului ρ ne = 1150 kg/m 3

 V + V = V  V = V − V a n e a n e  V ρ + V ρ = V ρ ⇔  (V − V ) ρ + V ρ = V ρ  a a n n e e  n e a n n e a rg

a r g

a ar gr g

V arg

=

a r g a ar gr g

− V ne ρ a 210 ⋅ (1150 − 1000 ) = = 18,52 ρ arg − ρ a 2700 − 1000

V ne ρ ne

V a

=V ne −V arg = 210 −18 ,52 =191 , 48

m arg 3

=V arg ρ arg =18 ,52 ⋅ 2700 = 50004

m3

m3

kg

= 50

tone

3.4 Tratamente şi proprietăţile fluidelor de foraj:

Co mpo z iţia, c a lită ţile s a u c a ren ţe le u n u i flu id d e fo ra j s u n t d e finite p rin tr-o s e rie d e p ro p rie tă ţi, u n e le d in tre e le c o mu n e tu tu ro r tip u rilo r d e f l ui d e, a l te l e s p ec i fi c e n u ma i a n um i to r c at e go r i i. O p a rt e ( d en s it a te a , conţinutul de gaze, rezistivitatea ş.a.) se măsoară şi se înregistrează la sondă şi în mod continuu; celelalte sunt măsurate numai intermitent, la sondă ori în laborator. η

pl =

ρ n(V M − 28)

unde : η pl reprezinta viscozitatea plastica a fluidului, in cP ; V M reprezinta viscozitatea Marsh, in secunde.


26/72

5/6/2018


η p la = 1,2 ⋅ ( 3 8− 2 8) = 1 2c P  η p li = 1,2 5⋅ ( 4 3− 2 8) = 1 8,7 5c P η = 1,1 5⋅ ( 3 5− 2 8) = 8 c P p le  Interval forat [m] 0-300 300-1660 1660-2250

Tip fluid Densitate natural dispersat natural

[Kg/m3] 1200 1250 1150

Vâsc. Vâsc. Tens. dinam. Filtrat Gelaţii Turta M a r s h pl a s t i c ă d e f o r f e c a r e 1 0 s e c 1 0 m i n A P I p H [s] [cP] [N/m3] [N/m3] [N/m3] [cm3] [mm] 38 12 4 4 6 6 2 7-8 43 1 8, 7 5 8,6 5,7 12 7 2 , 5 1, 5 7- 8 35 8 2 3 4 5 1, 5 7 - 8

Intervalul forat Tipul de noroi Densitatea noroiului CMC FCLS NaOH [m[ [kg/m3] [kg/m3][kg/m3][kg/m3] 0-300 natural 1200 20 20 300-1660 dispersat 1250 25 30 10 1660-2250 natural 1150 20 20 -

Intervalul forat [m] 0-300 300-1660 1660-2250

Tipul de noroi natural dispersat natural

Densitatea

Apă

noroiului [kg/m3] 1100 1150 1250

[m3] 107,65 175,92 191,48

Bentonită Barită [t] 38,74 120,63 50

CMC FCLS

[t] 23,57 -

[t] 8,3 -

[t] 10,02 -

Capitolul 4. – TUBAREA COLOANELOR 4.1 Stabilirea profilului coloanei de ancoraj

ρ

16 in 3 n a =1200 kg/m ρ f i s e c h a =1500kg/m 3

300 ρ

10 ¾ in 3 n i =1150 kg/m

1660

ρ f i s e c h i =1810kg/m

3

7 in ρ n e =1250

kg/m 3


27/72

5/6/2018


2250 Diametrul coloanei de ancoraj: Da = 16 in = 406,4 mm Adancimea coloanei de ancoraj: H a = 300 m Diametrul coloanei intermediare: Di = 10 ¾ in = 273,1 mm Adancimea coloanei intermediare: H i = 1660 m Diametrul coloanei de exploatare: De = 7 in = 177,8 mm Adancimea coloanei de exploatare: H e = 2250 m Densitatea noroiului de foraj pentru coloana de ancoraj: ρ na=1200 kg/m3 Densitatea noroiului de foraj pentru coloana intermediara: ρ ni=1150 kg/m3 Densitatea noroiului de foraj pentru coloana de exploatare: ρ ne=1250 kg/m3 Densitatea fluidului de fisurare pentru coloana de ancoraj: ρ fisecha=1500 kg/m3 Densitatea fluidului de fisurare pentru coloana intermediara: ρ fisechi=1810 kg/m3 a) Presiunea din pori

H a

pfis a 3

ρ ni=1250 kg/m

H i p pi

= ρ ni ⋅ g ⋅ H i = 1250 ⋅ 9,81 ⋅1660 = 203 ,55 ⋅10 5 N/m 2 = 203,55 bar

b) Presiunea de fisurare la siul coloanei de ancoraj

= ( ρ fi sec a + 100 ) ⋅ g ⋅ H a = (1500 + 100 ) ⋅ 9,81⋅ 300 = 47,08 ⋅10 5 N/m 2 = 47,08 bar c) Calculul la presiune interioara(cazul sonda inchisa si plina cu gaze)

p fisa

pc

1 ρ am =

1050 kg/m3

2 H a p fisia ρ g=

200 kg/m3

H i p pi

1 p p1

Gura sondei

= pc = p fisa ρ g ⋅ g ⋅ H a = 47 ,08 ⋅10 5 − 200 ⋅ 9,81 ⋅ 300 = 41,19 ⋅10 5 N/m 2 = 41,19 bar pe1 = 0 bar


28/72

5/6/2018


∆ p i1 = p i1 − p e1 = 41,19 −0 = 41,19 bar

2

La siul coloanei de ancoraj p i 2

pe 2

[in]

16

p fisa

= 47 ,08 bar

= ρ am ⋅ g ⋅ H a = 1050 ⋅ 9,81⋅ 300 = 30,90 ⋅105 N/m 2 = 30,90 bar ∆ pi = pi − pe = 47 ,08 − 30 ,09 = 16 ,18 bar 2

Da

=

t Otel [mm] 11,13 J 55

Filet S

12,57 J 55

S

11,13 K 55

S

12,57 K 55

S

2

2

q [kg/m] 111,6 1 125,0 1 111,6 1 125,0 1

A = π ⋅ t ⋅ ( Da

A [cm2] 138,2 0 155,5 2 138,2 0 155,5 2

psp

pia

pt

pea

F sn

F sa

[bar] [bar] [bar] [bar] [kN] [kN] 181 144,8 70 66,66 3158 1804,57 205

164

97

92,38 3634 2076,57

181

144,8

70

66,66 3345 1911,42

205

164

97

92,38 3848 2198,85

− t ) = π ⋅11,13 ⋅ ( 406 ,4 −11,13) = 138 ,20 cm 2 p sp

p ia

=

c sp

=1,25

c sp

p ea ct

=

1,25

= pt = ct

181

70 1,05

=144 ,8 bar

= 66,66 bar

= 1,05

F sa

= F sa = 3158 = 1804 ,57 kN

c sp

= 1,75

p icalc

c sn

1,75

= 41,18 bar <

p cat

=144

,8 bar

Se alege din catalog un otel J 55 cu t = 11,13 mm Grafic ( 1)


29/72

5/6/2018


d) Calculul la presiune exterioara (cazul golirii totale) 1 ρ na =

1200 kg/m3

ρi = 0

2

1

La gura sondei pe1 = 0 bar pi1 = 0 bar

∆ pe1 = pe1 − pe 2 = 0 bar 2

La siul coloanei de ancoraj pe 2

= ρ na ⋅ g ⋅ H a = 1200 ⋅ 9,81⋅ 300 = 35,31⋅105 N/m 2 = 35,31 bar pi = 0 bar 2


30/72

5/6/2018


∆ pi 2 = pe 2 − pi 2 = 35,31 − 0 = 35,31 bar Se alege din catalog un otel J 55 cu t = 11,13 mm Calculul la tractiune (smulgere din filet) G=

n

∑ q ⋅ l ⋅ g i

i

i =1

unde: n – numarul de tronsoane l i – lungimea tronsonului Gcol a = 111,61 · 300 · 9,81 = 328468 N = 328,46 kN  ρ  1200  ' Gcola = Gcola ⋅ 1 − na  = 328,46 ⋅  1 −  = 278,24 kN   7850   ρ o 

= 7850 kg/m 3 ' F sa = 1804,57 kN > Gcola =278,42 kN => burlanul este bine dimensionat ρ o

Presiune exterioara corectara   − F ax pcor = pea  +  2 ⋅ A ⋅ R p 0, 2  F ax

2

 F ax   1 − 3  2 ⋅ A ⋅ R p 0, 2   

    

` = Gcola = 278 ,24 kN = 278,24 ⋅10 3 N

Limita minima de curgere aotelului J 55 este: R p,o2 = 3792,1 daN/cm2 = 379,21 N/mm2 pcor

2   3 3   − 278 ,24 ⋅10 278 ,24 ⋅10    = 64 ,81 bar = 66 ,66 + 1 − 3 6   −4 2 138 , 20 10 379 , 21 10 ⋅ ⋅ − ⋅  2 ⋅138 ,20 ⋅10 −4 − 379 ,21 ⋅10 6     pcor > ∆ pe 2 = p siu = 35 ,3 1 bar

Grafic (2)


31/72

5/6/2018


4.2 Stabilirea profilelor coloanei intermediare

Diametrul coloanei intermediare: Di = 10 ¾ in = 273,1 mm Adancimea coloanei intermediare: H i = 1660 m Diametrul coloanei de exploatare: De = 7 in = 177,8 mm Adancimea coloanei de exploatare: H e = 2250 m Densitatea noroiului de foraj pentru coloana de exploatare: ρ ne=1250 kg/m3 Densitatea fluidului de fisurare pentru coloana intermediara: ρ fisechi=1810 kg/m3 3 Densitatea gazelor: ρ g= 300 kg/m Densitatea apei mineralizate: ρ am=1050 kg/m3 a) Presiunea fluidelor din pori

H a


32/72

5/6/2018


H i

pfisi

ρ ne=1150

kg/m3

H e p pe

= ρ ne ⋅ g ⋅ H e = 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 2250 = 253 ,83 ⋅10 5 N/m 2 = 253,83 bar b) Presiunea de fisurare p fis 1 = ( ρ fi sec h +100 ) ⋅ g ⋅ H 1 = (1810 +100 ) ⋅ 9,81 ⋅1660 = 311 ,03 ⋅10 5 N/m 2 = 311,03 bar p pe

c) Calculul la presiune interioara(cazul sonda inchisa si plina cu gaze) 1

Ha

2 ρ am =

1050 kg/m3

H i p fisi

ρ g=

300 kg/m3

H e

Gura sondei p p1 = pc = p fisi − ρ g ⋅ g ⋅ H i = 311,03 ⋅10 5 − 300 ⋅ 9,81 ⋅1660 = 262 ,17 ⋅10 5 N/m 2 = 262,17 bar pe1 = 0 bar ∆ pi1 = pi1 − pe1 = 262 ,17 − 0 = 262 ,17 bar 2 La siul coloanei de ancoraj 1

pi 2

pe 2

=

p fisi

= 311 ,03 bar

= ρ am ⋅ g ⋅ H i = 1050 ⋅ 9,81⋅1660 = 170 ,81⋅10 5 N/m 2 = 170,81 bar ∆ p i 2 = p i 2 − p e 2 = 311 ,03 −170 ,81 =140 ,22 bar

d) Presiune interioara ( dop de gaze la talpa) p cnax

= 350 bar

= 262 ,17 bar > p = 350 bar Daca presiunea in coloana este mai mica decat presiunea maxima in coloana nu se mai face calculul la presiune interiora in cazul dopului de gaze la talpa. p c

t [in] [mm] 10¾ 8,89

cmax

J 55

q Fil et [kg/m] L 60,27

A [cm2] 73,79

[bar] [bar] [bar] 216 172,8 109

[bar] 103,8

[kN] [kN] 2131 1217,71

10,16

J 55

L

67,71

83,92

247

197,6

144

2500 1428,57

11,43

J 55

L

75,90

93,96

278

222,4

186

137,1 4 177,1

Di

Otel

psp

pia

pt

pea

F sn

F sa

2869 1639,42


33/72

5/6/2018


11,43

K 55

L

75,90

93,96

404

323,2

222

12,57

K 55

L

82,59

102,8 8

445

356

277

4 211,4 2 263,8

4075 2328,57 4537 2592,57

p i1 = 262 ,17 bar < p iacat = 323 ,2 bar ∆ ∆ p i 2 =140 ,22 bar < p iacat =172 ,8 bar

A = π ⋅ t ⋅ ( Di

− t ) = π ⋅ 0,889 ⋅ ( 27,31 − 0,889) = 73,79 cm 2 p sp

pia

=

csp

= 1,25

pea ct

c sp

=

09 1,25

= 1103 ,8 bar

= pt = 109 = 103 ,8 bar ct

1,05

= 1,05 F sa

2131

= c sn = 1,75 = 1217 ,71 kN c sp = 1,75

F

sa

− ∆ pi 2 (172 ,8 −140 ,22 ) ⋅10 5 = = 443 m g ⋅ ( ρ am − ρ g ) 9,81 ⋅ (1050 − 300 ) 5 pia 2 − pia1 = (197 ,6 − 172 ,8) ⋅ 10 = 338 m l 2 = g ⋅ ( ρ am − ρ g ) 9,81 ⋅ (1050 − 300 ) 5 pia 3 − pia 2 l 3 = = ( 222 ,4 − 197 ,6) ⋅ 10 = 338 m g ⋅ ( ρ am − ρ g ) 9,81 ⋅ (1050 − 300 ) ∆ pi1 − pia 3 = ( 262 ,17 − 222 ,4 ) ⋅10 5 = 541 m l 4 = g ⋅ ( ρ am − ρ g ) 9,81 ⋅ (1050 − 300 ) Grafic (3) l 1

=

pia1


34/72

5/6/2018


d) Calculul la presiune exterioara (golire totala) 1 H g = 196 m

2 ρ ni =

1250 kg/m3

ρ ne =

1150 kg/m3

3

Densitatea noroiului din timpul tubarii: ρ ext = ρ ni = 1250 kg/m 3 Densitatea noroiului corespunzator coloanei urmatoare: ρ int = ρ ne = 1150 H g

1

=

ρ ne − ρ am ⋅ H e ρ ne

=

1150 − 1050 1150

⋅ 2250 = 196

kg/m 3

m

La gura sondei pe1 = 0 bar


35/72

5/6/2018


pi1 = 0 bar ∆ pe1 = pe1 − pe 2 = 0 bar

2

In punctual intermediar al coloanei pe 2 = ρ ni ⋅ g ⋅ H g = 1250 ⋅ 9,81 ⋅ 196 = 24,03 ⋅ 10 5 N/m 2 = 24,03 bar pi 2 = 0 bar ∆ pe 2 = pe 2 − pi 2 = 24,03 − 0 = 24,04 bar

3

La siul coloanei 5 2 pe 3 = ρ ni ⋅ g ⋅ H i = 1250 ⋅ 9,81 ⋅ 1660 = 203,55 ⋅ 10 N/m = 203,55 bar = ρ ne ⋅ g ⋅ ( H i − H g ) = 1150 ⋅ 9,81 ⋅ (1660 − 196) = 165,16 ⋅ 105 N/m 2 = 165,16 bar ∆ pe 3 = pe 3 − pi 3 = 203 ,55 −165 ,16 = 38,39 bar pea > ∆pe3 ⇒ profilul calculate se verifica la presiune exterioara

pi 3

Verificare la tractiune G1

= q1 ⋅ l 1 ⋅ g = 60,27 ⋅ 443 ⋅ 9,81 = 261923 N = 261,92 kN G1

< F sna =1217

,71 kN

Trecerea de la compresiune la tractiune provocata de flotabilitate are loc la adancimea: H 0

= H i (1 −

ρ ni 1250 ) = 1660 ⋅ (1 − ) = 1396 m ρ o 7850

 ρ  1250  = G1 1 − ni  − ρ ni ⋅ g ⋅ ( H i − l 1 ) ⋅ A1 = 261,92 1 −  − 1250 ⋅ 9,81⋅ (1660 − 443) ⋅ 73,79 ⋅10−4 ⋅10−3 = 110 kN   7850   ρ o  2   F ax    − F ax   pcor = pea  + 1 − 3  2 ⋅ A ⋅ R p 0, 2    2 ⋅ A ⋅ R p 0, 2         −110 ⋅10 110 ⋅10   = 101,81 bar   pcor = 103 ,8 + 1 − 3 − −   2 ⋅ 73 , 79 ⋅ 10 − 379 , 21 ⋅ 10 2 ⋅ 73 , 79 ⋅ 10 − 379 , 21 ⋅ 10      

F ax1

3

4

pcor

2

3

6

4

6

> peH =541 = ρ ni ⋅ g ⋅ l 4 = 1250 ⋅ 9,81 ⋅ 541 = 66,43 ⋅105 N/m 2 = 66,34 bar

n

Gcol

= ∑ qi ⋅ l i ⋅ g = q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g + q4 ⋅ l 4 ⋅ g = i =1

= 60,27 ⋅ 443 ⋅ 9,81 + 67,71 ⋅ 338 ⋅ 9,81 + 75,90 ⋅ 338 ⋅ 9,81 + 75,90 ⋅ 541 ⋅ 9,81 = 1364293 N = 1364 Gcol

< F sa 4 = 2328 ,57

kN

kN

⇒ intreaga coloana rezista la tractiune


36/72

5/6/2018


Grafic (4)


37/72

5/6/2018


4 .3

S ta bi li re a

p ro fi le lo r

c ol oa ne i

de

e xp lo at ar e

ţi nâ nd se am a d e so li ci tă ril e c omb in at e la t ra cţ iu ne şi presiune exterioară (golire totală)

la

Diametrul coloanei de exploatare: De = 7 in = 177,8 mm Adancimea coloanei de exploatare: H e = 2250 m Densitatea noroiului de foraj pentru coloana de exploatare: ρ ne=1250 kg/m3 3 Densitatea gazelor: ρ g= 300 kg/m Densitatea apei mineralizate: ρ am=1050 kg/m3 a) Presiunea din pori

H 3

ρ ne=1250 kg/m

p pe 2

= ρ ne ⋅ g ⋅ H = 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 2250 = 253 ,83 ⋅10 5 N/m 2 = 253,83 bar


38/72

5/6/2018


b) Calculul la presiune interioara(sonda inchisa si plina cu gaz) pc

1 3

ρ am=1050 kg/m

2

La gura sondei pi1 = pc = p pe − ρ g ⋅ g ⋅ H = 253 ,83 − 300 ⋅ 9,81 ⋅ 2250 = 187 ,61 ⋅ 10 5 N/m 2 = 187,61 bar pe1 = 0 bar ∆ pe1 = pi1 − pe1 = 187 ,61 bar 1

3


= ρ am ⋅ g ⋅ H = 1050 ⋅ 9,81 ⋅ 2250 = 231,76 ⋅ 105 N/m 2 = 231,76 bar pi 2

=

p pe

= 253 ,83 bar

∆ pi 2 = pi1 − pe 2 = 253 ,81 − 231 ,76 = 22 ,071 bar = ∆pisiu Di

[in]

7

t [mm] 5,87 6,91

q Fil et [kg/m] H 40 S 25,30 H 40 S 29,76

A [cm2] 31,70 37,09

[bar] [bar] [bar] 159 127,2 100 256 204,8 137

6,91

J 55

S

29,76

37,09

258

206,4

157

8,05

J 55

S

34,23

42,92

301

240,8

225

9,19

J 55

S

23,69

48,67

343

274,4

298

Otel

psp

∆ pi1 =176

A = π ⋅ t ⋅ ( Di

pia

pt

pea

F sn

F sa

[bar] 95,23 130,4 7 149,5 2 214,2 8 283,8

[kN] 543 783

[kN] 310,28 447,42

1041

594,85

1263

721,71

1486

849,14

,61 bar

∆ pi 2 = 22 ,07 bar

− t ) = π ⋅ 0,805 ⋅ (17,78 − 0,805) = 42,92 cm2 p sp

= 159 = 127 ,2 bar

pia

=

c sp

= 1,25

pea ct F sa

csp

c sp

1,25

= pt = 100 = 95,23 bar ct

1,05

= 1,05 =

F sa c sn

=

2

= 1217 ,71 kN

1,75

= 1,75


39/72

5/6/2018


pia1 − ∆ pi 2

= (127 ,8 − 22,07 ) ⋅10 = 1428 m g ⋅ ( ρ am − ρ g ) 9,81 ⋅ (1050 − 300 ) 5

l 1

=

l 2

5 = ∆ pi1 − pia1 = (187 ,61 − 127 ,2 ) ⋅10 = 822 m g ⋅ ( ρ am − ρ g ) 9,81 ⋅ (1050 − 300 )

Grafic (5)


40/72

5/6/2018


c) Calculul la presiune exterioara (cazul golirii totale) 1 ρ ne =

1150 kg/m3

ρi = 0

2

1

La gura sondei pe1 = 0 bar pi1 = 0 bar

∆ p = p − p = 0 bar e1

4

e1

e2


= ρ ne ⋅ g ⋅ H = 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 2250 = 253,83 ⋅ 105 N/m 2 = 253,83 bar pi 2 = 0 bar ∆ pi 2 = pe 2 − pi 2 = 253 ,83 − 0 = 253 ,83 bar p ea

= 283 ,8 bar > pesiu = 253 ,83 bar 5

l 1

,28) ⋅ 10 = 351 m = p g ⋅− ρ ∆ne p = ( 253,83 − 214 9,81 ⋅1150 esiu

e2


41/72

5/6/2018


l 2

= pea 2 − pea 3 = ( 214 ,28 − 149 ,52 ) ⋅10 = 574 m g ⋅ ρ ne 9,81 ⋅ 1150

l 3

= pea 3 − pea 4 = (149 ,52 − 130 ,47 ) ⋅10 = 169 m g ⋅ ρ ne 9,81 ⋅ 1150

l 4

= pea 4 − pea 5 = (130 ,47 − 95,23) ⋅10 = 312 m g ⋅ ρ ne 9,81 ⋅1150

5

5

5

l 5

=

pea 5

−0

g ⋅ ρ ne

=(

95,23 − 0 ) ⋅ 105 9,81 ⋅ 1150

= 844 m

Grafic (6)


42/72

5/6/2018


d) Calculul la solicitari combinate - presiune exterioara (golire totala) si tractiune •

Tronsonul 1

∆ pesiu = ρ ne ⋅ g ⋅ H = 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 2250 = 253,83 ⋅ 105 N/m 2 = 253,83 bar p ea = 283 ,8 bar > pesiu = 253 ,83 bar t 1 = 9,19 mm otel J 55 t 2 = 8,05 mm otel J 55 pea2 = 214,28 bar F sa2 = 721,71 kN 214 ,28 ⋅ 105 p = 1899 m H 2 = ea 2 = ρ n ⋅ g 1150 ⋅ 9,81 Trecerea de la compresiune la tractiune are loc la adancimea: H 0

 ρ  1150  = H ⋅ 1 − ne  = 2250 ⋅  1 −  = 1920 m   7850   ρ o 

Burlanele din primul tronson sunt solicitate la tractiune pe distanta: h = H 0

l 1

− H 2 = 1920 −1899 = 21 m

= H − H 2 = 2250 − 1899 = 351 m

Forta de tractiune la adancimea H 2 = 1899 m se calculeaza cu formula:


43/72

5/6/2018


 ρ  1150  = q ⋅ l 1 ⋅ g ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 2 ⋅ A2 = 38,69 ⋅ 351 ⋅ 9,81 ⋅  1 −  − 1150 ⋅ 9,81 ⋅1899 ⋅ 42,92 ⋅ 10 −4 =  ρ 7850   o   = 21755 N = 21,75 kN Presiunea admisibila corectata a burlanelor cu grosimea de perete t = 8,05 mm, otel J 55 la adancimea H 2 = 1899 m este:

F ax

pcor 2

pcor 2

  F = pea  − ax +  2 ⋅ A2 ⋅ R p 0, 2 

2

 F ax   1 − 3  2 ⋅ A2 ⋅ R p 0, 2  

 − 21,75 ⋅10 3 = 214 ,28 +  2 ⋅ 42 ,92 ⋅10 −4 − 379 ,21 ⋅10 6 pcor 2

     2

3   21,75 ⋅10 1 − 3  2 ⋅ 42,92 ⋅10 −4 − 379 ,21 ⋅10 6   

= 212 ,83 bar <

p ea 2

  = 212 ,83 bar   

= 214 ,28 bar

Se recalculeaza adancimea de tubare a burlanelor cu grosimea de perete t = 8,05 mm, otel J 55. Recalculare 1 H 2 rec

=

= 212 ,73 ⋅10 = 1886 m ρ n ⋅ g 1150 ⋅ 9,81 5

pcor 2

= H − H 2rec = 2250 −1886 = 364 m  ρ  1150  F axrec = q ⋅ l 1rec ⋅ g ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 2 rec ⋅ A2 = 38,69 ⋅ 364 ⋅ 9,81 ⋅  1 −  − 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 1886 ⋅ 42,92 ⋅ 10 −4 =  ρ 7850   o   = 26595 N = 26,59 kN 2      − F ax  F ax   + 1−3 pcor 2 rec = pea    2 ⋅ A2 ⋅ R p 0, 2   2 ⋅ A2 ⋅ R p 0, 2      2  3    26 ,59 ⋅10 − 26,59 ⋅10 3   = 212 ,54 bar   pcor 2rec = 214 ,28 + 1 − 3 6 6   −4 −4  2 ⋅ 42 , 92 ⋅ 10 − 379 , 21 ⋅ 10 2 ⋅ 42 , 92 ⋅ 10 − 379 , 21 ⋅ 10      l 1rec

pcor 2 rec

= 212 ,54 bar <

p cor 2

H 2recrec

= pcor rec = 212 ,54 ⋅10 = 1883 m ρ n ⋅ g 1150 ⋅ 9,81

= 212 ,83 bar

Recalculare 2 5

l

2

= H − H

1recrec

= 2250 −1883 = 367 m 1150 = 38,69 ⋅ 367 ⋅ 9,81 ⋅  1 −  7850

2 recrec

   = q ⋅ l 1recrec ⋅ g ⋅ 1 − ρ ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 2 recrec ⋅ A2  −1150 ⋅ 9,81 ⋅1883 ⋅ 42,92 ⋅10 −4 =  ρ  o   = 27713 N = 27,71 kN 2      − F ax F ax   pcor 2 recrec = pea  + 1 − 3   ⋅ A ⋅ R ⋅ A ⋅ R 2 2  2 p 0 , 2 2 p 0 , 2          − 27 ,71 ⋅10 27 ,71 ⋅10   = 212 ,43 bar   pcor recrec = 214 ,28 + 1 − 3 − −    2 ⋅ 42,92 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10   2 ⋅ 42,92 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10   

F axrecrec

3

2

4

p cor 2 recrec

2

3

6

= 212 , 43 bar <

4

p cor 2 rec

6

= 212 ,54 bar

Recalculare 3


44/72

5/6/2018


⋅ 5 = 212 ,43 10 = 1882 m ρ n ⋅ g 1150 ⋅ 9,81 l 1recrecrec = H − H 2 recrecrec = 2250 −1882 = 368 m   1150  ⋅ g ⋅ 1 − ρ ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 2 recrecrec ⋅ A2 = 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 ⋅  1 −  −1150 ⋅ 9,81 ⋅1882 ⋅ 42,92 ⋅1   7850   ρ o  H 2recrecrec

F axrecrecre c

= q ⋅ l 1recrecrec

= 28085 N = 28,08

pcor 2recrec

kN pcor 2 recrecrec

pcor 2recrecrec

=

  = pea  − F ax +  2 ⋅ A2 ⋅ R p 0,2

 − 28,08 ⋅10 3 = 214 ,28 +  2 ⋅ 42,92 ⋅10 −4 − 379 ,21 ⋅10 6 p cor 2 recrecrec

= 212 , 43 bar ≥

2

 F ax   1 − 3  2 ⋅ A2 ⋅ R p 0, 2  

     2

3   28,08 ⋅10 1 − 3  2 ⋅ 42 ,92 ⋅10 −4 − 379 ,21 ⋅10 6   

p cor 2 recrec

= 212

  = 212 ,43 bar   

,43 bar

Lungimea tronsonului 1 este: l1 = 368 m iar H 2 = 1882 m Se verifica tronsonul 1 la presiune interioara pc = 187,61 bar

∆ piH =1882 m = pc − ρ g ⋅ g ⋅ H 2 − ρ am ⋅ g ⋅ H 2 = 187,61⋅105 − 300 ⋅ 9,81⋅1882 −1150 ⋅ 9,81⋅1882 = 49,15 ⋅105 N/m 2 pia 2 = 127 ,2 bar > ∆ p iH = 49,15 bar ⇒ tronsonul rezista la presiune interioara 2

2

Verificare la tractiune a tronsonului 1

= q1 ⋅ l 1 ⋅ g = 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81⋅ 10−3 = 139,67 kN = 721 ,71 kN > G = 139 ,67 kN ⇒ tronsonul rezista la tractiune G1

F sa 2 •

1

Tronsonul 2 t 2 = 8,05 mm otel J 55 t 3 = 6,91 mm otel J 55 pea3 = 149,52 bar pia3 = 206,4 bar F sa3 = 594,58 kN H 3

l 2

=

pea3 ρ n

⋅ g

=

149 ,52 ⋅ 105 1150 ⋅ 9,81

= 1325 m

= H − l 1 − H 3 = 2250 − 368 − 1325 = 557 m

Forta de tractiune la adancimea H 3 = 1325 m se calculeaza cu formula:

 ρ  1150  = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 3 ⋅ A3 = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 557 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −   7850   ρ o  −1150 ⋅ 9,81⋅ 37,09 ⋅1325 ⋅10 −4 = 262982 N = 262,98kN 2      − F ax   pcor 3 = pea 3  + 1 − 3 F ax  2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2 2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2       

F ax


45/72

5/6/2018


pcor 3

 − 262 ,98 ⋅10 3 = 149 ,52 +  2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 −4 − 379 ,21 ⋅10 6 p cor 3

2

3   262 ,98 ⋅10  6  −4  2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10 

1 − 3 

=133 ,56 bar <

p ea 3

  = 133 ,56 bar   

=149 ,52 bar

Recalculare 1 H 3 rec

=

= 133 ,56 ⋅10 = 1184 m 1150 ⋅ 9,81 ρ n ⋅ g 5

pcor 3

= H − l 1 − H 3rec = 2250 − 368 −1184 = 698 m  ρ  1150  F ax = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 3rec ⋅ A3 = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 698 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −   7850   ρ o  − 1150 ⋅ 9,81⋅ 37,09 ⋅10−4 ⋅1184 = 30390 N = 303,39kN 2      − F ax F ax   + 1 − 3 pcor 3rec = pea    3 p 0 , 2 3 p 0 , 2  2 ⋅ A ⋅ R   2 ⋅ A ⋅ R    2   3 3   − 303 ,39 ⋅10 303 ,39 ⋅10    = 130 ,46 bar pcor 3rec = 149 ,52  + 1 − 3 −4 6 −4 6    2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10  2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10    l 2 rec

p cor 3rec

=130 , 46 bar <

p cor 2

=133 ,56 bar

Recalculare 2 H 3rec 2

=

pcor 3rec

ρ n ⋅ g

=

130 ,46 ⋅10 5 1150 ⋅ 9,81

= 1159

m

= H − l 1 − H 3rec 2 = 2250 − 368 −1159 = 723 m  ρ  1150  F ax = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q 2 ⋅ l 2 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 3rec2 ⋅ A3 = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 723 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −   7850   ρ o  − 1150 ⋅ 9,81⋅ 37,09 ⋅10−4 ⋅1159 = 310550 N = 310,55kN 2      − F ax  F ax   pcor 3 rec 2 = pea  + 1 − 3   2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2    2 ⋅ A3 ⋅ R p 0,2    2   3 3   − 310 ,55 ⋅10 310 ,55 ⋅10    = 130 ,25 bar pcor 3rec 2 = 149 ,52  + 1 − 3 6 6 −4 −4 2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10 2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10         l 2 rec 2

p cor 3rec 2

=130

,25 bar < pcor 2 rec

=130 , 46 bar


=

pcor 3rec 2

ρ n ⋅ g

=

130 ,25 ⋅10 5 1150 ⋅ 9,81

= 1154

m

= H − l 1 − H 3rec 3 = 2250 − 368 −1154 = 728 m  ρ  1150  F ax = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q 2 ⋅ l 2 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 3rec3 ⋅ A3 = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 728 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −  ρ o 7850  = 311990  N = 311,99kN   − 1150 ⋅ 9,81⋅ 37,09 ⋅10−4 ⋅1154 l 2 rec 3


46/72

5/6/2018


  − F ax pcor 3 rec 3 = pea  +  2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2 pcor 3rec 3

 − 311,99 ⋅10 3 = 149 ,52  + −4 6  2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10  p cor 3rec 3

=130

,15 bar

<

2

 F ax   1 − 3  2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2   

     2

  −4 6  2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10    311 ,99 ⋅10

1 − 3

pcor 2 rec 2

=130

3

  = 130 ,15 bar  

,25 bar


=

pcor 3rec 3

ρ n ⋅ g

=

130 ,15 ⋅10

5

= 1153

1150 ⋅ 9,81

m

= H − l 1 − H 3rec 4 = 2250 − 368 −1153 = 729 m  ρ   1150  − F ax = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q 2 ⋅ l 2 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne    − ρ ne ⋅ g ⋅ H 3rec4 ⋅ A3 = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81) ⋅ 1 − o  ρ   7850  − 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 37,09 ⋅10 −4 ⋅1153 = 312005 N = 312kN 2      − F ax F ax   pcor 3 rec 4 = pea  + 1 − 3  A R A R 2 ⋅ ⋅ 2 ⋅ ⋅  3 p 0, 2  3 p 0, 2     2  3 3    − 312 ⋅10 312 ⋅10    = 130 ,15 bar pcor 3rec 3 = 149 ,52  + 1 − 3 −4 6 −4 6    2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10  2 ⋅ 37 ,09 ⋅10 − 379 ,21 ⋅10    l 2 rec 4

p cor 3rec 4

=130

,15 bar

≥

p cor 2 rec 3

=130

,15 bar


∆ piH =1153m = pc − ρ g ⋅ g ⋅ H 3 − ρ am ⋅ g ⋅ H 3 = 187,61⋅105 − 300 ⋅ 9,81⋅1153 −1150 ⋅ 9,81⋅1153 = 91,46 ⋅105 N/m 2 pia 3 = 206 ,4 bar > ∆ p iH = 91,46 bar ⇒ tronsonul rezista la presiune interioara 3

2

Verificare la tractiune a tronsonului 1

= q ⋅ l ⋅ g + q ⋅ l ⋅ g = 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81⋅10−3 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81⋅10−3 = 286,46 kN 2 1 1 2 2 F sa = 594 ,85 kN > G = 286 ,46 kN ⇒tronsonul rezista la tractiune

G

3

•

2

Tronsonul 3 t 4 = 6,91 mm otel H 40 t 5 = 5,87 mm otel H 40 R p,02 = 2757,9 daN/cm2 = 275,79 N/mm2 pea5 = 95,23 bar pia5 = 127,2 bar F sa5 = 310,28 kN H 4

=

5 pea 5 = 95,23 ⋅10 = 879 m ρ n ⋅ g 1150 ⋅ 9,81


47/72

5/6/2018


l 3

= H − l 1 − l 2 − H 4 = 2250 − 368 − 729 − 879 = 274 m

Forta de tractiune la adancimea H 4 = 879 m se calculeaza cu formula: F ax

 ρ  = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne   − ρ ne ⋅ g ⋅ H 4 ⋅ A5 = ρ o

  1150  = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81 + 29,76 ⋅ 274 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  − 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 31,70 ⋅ 10 −4 ⋅ 879 = 262,98kN 7850   2      − F ax F ax   pcor 4 = pea 5  + 1 − 3   2 ⋅ A3 ⋅ R p 0,2  2 ⋅ A3 ⋅ R p 0,2         − 386 ,55 ⋅10 386 ,55 ⋅10   = 66,91 bar   pcor = 95,23 1 3 + − − −   2 31 , 70 10 275 , 79 10 2 31 , 70 10 275 , 79 10 ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅       3

4

4

6

p cor 4

2

3

4

= 66 ,91 bar <

pea 5

6

= 95 , 23 bar

Recalculare 1 H 4 rec

=

5 pcor 4 = 66,91 ⋅10 = 593 m ρ n ⋅ g 1150 ⋅ 9,81

= H − l 1 − l 2 − H 4 rec = 2250 − 368 − 729 − 593 = 560 m  ρ  F ax = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne   − ρ ne ⋅ g ⋅ H 4 rec ⋅ A5 =  ρ o  1150  = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81 + 29,76 ⋅ 560 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −1150 ⋅ 9,81 ⋅ 31,70 ⋅10 −4 ⋅ 593 = 457,82kN 7850   l 3

pcor 4 rec

pcor 4 rec

 − F ax + = pea 5   2 ⋅ A ⋅ R  3 p 0, 2

 − 457 ,82 ⋅10 3 = 95,23 +  2 ⋅ 31,70 ⋅10 −4 − 275 ,79 ⋅10 6 p cor 4 rec

= 59 ,23 bar <

2  F ax       2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2    

1 − 3

2

3   457 ,82 ⋅10  6  −4  2 ⋅ 31,70 ⋅10 − 275 ,79 ⋅10 

1 − 3 

p cor 4

  = 59,23 bar   

= 66 ,91 bar

Recalculare 2 5

H 4 rec 2 l 3

rec = p ρ cor ⋅4 g n

59,23 ⋅10 = 1150 ⋅ 9,81

= 525 m

= H − l 1 − l 2 − H 4rec 2 = 2250 − 368 − 729 − 525 = 628 m

 ρ  = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q 2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 4rec 2 ⋅ A5 =  ρ o   1150  = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81 + 29,76 ⋅ 628 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  − 1150 ⋅ 9,81 ⋅ 31,70 ⋅10 −4 ⋅ 525 = 474,76kN  7850  2      − F ax F ax   pcor 4 rec 2 = pea 5  + 1 − 3  2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2    2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2    

F ax


48/72

5/6/2018


 − 474 ,76 ⋅10 3 = 95,23 +  2 ⋅ 31,70 ⋅10 −4 − 275 ,79 ⋅10 6 

pcor 4rec

p cor 4 rec 2

= 58 ,18 bar <

2

3   474 ,76 ⋅10  −4 6   2 ⋅ 31,70 ⋅10 − 275 ,79 ⋅10 

1 − 3 

pcor 4 rec

  = 58,18 bar   

= 59 , 23 bar

Recalculare 3 H 4 rec 3 l 3

= pcor

= 58 ,18 ⋅10 = 515 m 1150 ⋅ 9,81 5

4 rec 2

ρ n ⋅ g

= H − l 1 − l 2 − H 4rec 3 = 2250 − 368 − 729 − 515 = 638 m

 ρ  = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne  − ρ ne ⋅ g ⋅ H 4 rec3 ⋅ A5 =  ρ o   1150  = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81 + 29,76 ⋅ 638 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −1150 ⋅ 9,81 ⋅ 31,70 ⋅10 −4 ⋅ 515 = 486,98kN  7850  2   pcor 4 rec 3 = pea 5  F ax 1 3 F ax     2 ⋅ A−3 ⋅ R p 0, 2 + −   2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2        − 486 ,82 ⋅10 486 ,82 ⋅10   = 56,89 bar  pcor rec = 95,23 + 1 − 3 − −   2 ⋅ 31,70 ⋅10 − 275 ,79 ⋅10   2 ⋅ 31,70 ⋅10 − 275 ,79 ⋅10   

F ax

3

4

2

4

p cor 4 rec 3

2

3

6

= 56 ,89 bar <

4

p cor 4 rec 2

6

= 58 ,18 bar

Recalculare 4 56,89 ⋅10

pcor 4rec 3

5

= ρ n ⋅ g = 1150 ⋅ 9,81 = 504 m l = H − l − l − H rec = 2250 − 368 − 729 − 504 = 649 m  ρ  F ax = ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q 2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g ) ⋅ 1 − ne   − ρ ne ⋅ g ⋅ H 4rec 4 ⋅ A5 =  ρ o  1150  = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81 + 29,76 ⋅ 649 ⋅ 9,81) ⋅  1 −  −1150 ⋅ 9,81 ⋅ 31,70 ⋅10 −4 ⋅ 504 = 489,99kN  7850  2      − F ax  F ax   pcor 4 rec 4 = pea 5  + 1 − 3    2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2  2 ⋅ A3 ⋅ R p 0, 2        − 489 ,99 ⋅10 489 ,99 ⋅10   = 57 ,63 bar  pcor rec = 95,23 + 1 − 3  2 ⋅ 31,70 ⋅10 − − 275 ,79 ⋅10    2 ⋅ 31,70 ⋅10 − − 275 ,79 ⋅10     H 4rec 4

3

1

2

4

4

3

4

4

4

p cor 4 rec 4

= 57 ,63 bar ≥

2

3

6

4

p cor 4 rec 3

6

= 56 ,89 bar


∆ piH =504m = pc − ρ g ⋅ g ⋅ H 4 − ρ am ⋅ g ⋅ H 4 = 187,61⋅105 − 300 ⋅ 9,81⋅ 504 −1150 ⋅ 9,81⋅ 504 = 115,91⋅105 N/m 2 = pia 5 = 127 ,2 bar > ∆ p iH = 115 ,91 bar ⇒ tronsonul rezista la presiune interioara 3

3

Verificare la tractiune a tronsonului 1 49 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

49/72

5/6/2018

G2


= q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g = ( 38,69 ⋅ 368 ⋅ 9,81 + 34,23 ⋅ 729 ⋅ 9,81 + 25,30 ⋅ 649 ⋅ 9,81) ⋅10 −3 = 309,57 kN F sa = 310 ,28 kN > G = 309 ,57 kN ⇒tronsonul rezista la tractiune 5

•

2

Tronsonul 4 t 4 = 6,91 mm otel H 40 R p,02 = 2757,9 daN/cm2 = 275,79 N/mm2 n

F sa 4

= ∑ q1 ⋅ l 1 ⋅ g i =1

l 4

=

F sa 4

− ( q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g ) F sa4 − F sa3 ( 594,85 − 447,42) ⋅103 = = = 505 m q4 ⋅ g q4 ⋅ g 29,76 ⋅ 9,81 H =

n

∑ l = l + l + l + l = 2250 m i

1

2

3

4

i =1

2250

= l 1 + l 2 + l 3 + l 4 ⇒ l 4 = 2250 − 368 − 729 − 649 = 504

m

Greutatea coloanei Gcol = q1 ⋅ l 1 ⋅ g + q2 ⋅ l 2 ⋅ g + q3 ⋅ l 3 ⋅ g + q4 ⋅ l 4 ⋅ g = F sa 4 + q4 ⋅ l 4 ⋅ g = 447 ,42 + 29,76 ⋅ 504 ⋅ 9,81 ⋅10 −3 = 594,59 kN Gcol = 594 ,56 kN < Fsa3 = 594 ,85 kN ⇒ tronsonul rezista la tractiune

Grafic (7)


50/72

5/6/2018


Capitolul 5. – CIMENTAREA COLOANELOR 5.1 Stabilirea metodei de cimentare

alege prin metoda cu doaua dopuri. maiseparatoare raspandita metosa.Se Pasta decimentarea ciment se pompeaza prinprimara interiorul coloanei, intre Este douacea dopuri de cauciuc, iar dupa pasta se pompeaza fluid de foraj, un volum egal cu interiorul coloanei de la suprafata panala niplul cu valva de retinere montat in apropierea siului. In acest mod pasta trece pe la siul coloanei si urca pana la inaltimea dorita. Primul dop are o membrana care se sparge in mometul cand ajunge pe niplul cu valva, la o diferenta de presiune de 15 – 20 bar, permitand sa treaca pasta de ciment mai departe. Cel de-al doilea dop este masiv, cand el se suprapune peste primul, cimentarea este terminata. Pentru a separa pasta de ciment de noroi in spatiul inelar si a mair gradul de dezlocuire, de obicei, inaintea pastei se pompeaza si un diop separator de fluid. Deoarece pasta de ciment are densitatea mai amre decat a noroiului de refulare, ea tinde coloana. este impiedicat valva siului si deniplul cea a cu niplului montatsacurevina doua,intrei burlaneFenomenul mai sus. Uneori, la inaltimidemici de cimentare, valva este inlocuit cu un simplu inel de retinere a dopurilor separatoare, numit si placa orpitoare. 51 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

51/72

5/6/2018


Im ambele variante, in coloana ramane o oarecare cantitate de pasta, de la siu pana la niplu sa inel. Daca, eventual, primul dop lasa pe suprafata burlanelor un film de noroi care este sters de dopul masiv, atunci un anumit volum de pasta va fi contaminat, dar el va ramane deasupra siului in loc sa treaca in pstele coloanei si sa compromita cimentarea din zona restectiva. Cand forajul continua, dopurile, valva niplului de retinere, cimentul aflat dedesuptul ei, in interiorul coloanei si sabotul coloanei cu valva lui sunt frezate cu o sapa cu role. pasteideprin interiorul coloanei si nu sptiul inelarvolumul are urmatoarele ratiuni: Pomparea deoarece gaura sonda este mai mult sau amidirect putininneuniforma, spatiului inelar nu poate fi stabilit de cat cu aproximatie, in timp ce volumul coloanei se determina destul de precis; pompand pasta prin interiorul coloanei se cunoaste exact momentul cad ea a ajuns in zona ce ne intereseaza de la siu in sus. Totodata, in vecinatatea siului, unde cerintele de etansare si rezistenta sunt mai severe, pasta pompata prin interior va fi mai putin contaminata decat atunci cand s-ar pompa direct prin spatiul inelar, unde nu exista posibilitatea de izolare cu dopuri separatoare. In plus, noroiul, avand densitatea mai mica decat a apstei de ciment, este mai usor de dezlocuit de jos in sus; la dezlocuierea de sus in jos, cresc posibilitatiule de canalizare a pastei si de amestecare cu noroiul. Cimentarea normala are totusi doua dezavantaje: - durata operatiei este mare; - presiunea de pompare la sfarsitul cimentarii este mai ridicata din cauza diferentei de densitate pasta – noroi de refulare. Adeseori se folosesc doua tipuri de pasta: - in zona inferioara, unde este nevoie de rezistenta ridicata, o pasta de ciment fara alte adaosuri - mai sus o pasta de umplutura, cu densitate mai redusa care sa asigure doar o buna etansare, se reduce in astfel fel, presiunea asupra stratelor izolate.


52/72

5/6/2018



53/72

5/6/2018


5.2 Cimentarea coloanei de ancoraj

H Di

h D g

-diametrul interior al coloanei de ancoraj Di

= D − 2 ⋅ t med = 406 ,4 − 2 ⋅11,13 = 384 ,12

mm

a) Adancimea de cimentare H c = H a

= 300 m

b) Densitatea pastei de ciment ρ p

= 1800

kg/m

3

c) Volumul pastei de ciment V p= A si ⋅ H c

+ Ai ⋅ h = π ( D g − D ) ⋅ H c + π ( Di ) ⋅ h = π (k cav ⋅ D sa − D ) ⋅ H c + π ( Di ) ⋅ h = 2

2

2

4

4

2

4

= π ⋅ (1,2 ⋅ 0,508 − 0,4064 ) ⋅ 300 + π ⋅ 0,38414 ⋅ 20 = 36,36 m 2

2

2

4

unde:

2

2

4

3

4

Hc – adincimea coloanei de ancoraj Dsa - diametrul sapei de la ancoraj Di – dimetrul interior al burlanului de la coloana de ancoraj D - diametrul nominal al burlanului de la coloana de ancoraj h- oglinda de ciment h=20 m k cav – coeficient de cavernometrie. d) Volumul fluidului de refulare π π 2 V n = A ⋅ ( H − h ) = ⋅ Di ⋅ ( H a − h) = ⋅ 0,38414 2 ⋅ ( 300 − 20) = 32,45 m3 4

4

e) Cantitatile de materiale - pasta de ciment are doi componenţi (apa+ciment) 3 ρ p ∈[1750 ... 1800 ]kg/m - cantitatile unitare

 v + v = 1m p  v 1−= v  ⇒ v ρ v ρ 1ρ 1 v ρ v ρ 1ρ  ⋅ + ⋅ ⋅=  ( − ) ⋅ + ⋅ ⋅= 3

a c

c

a c

a a c c p c c c c c p 54

http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

54/72

5/6/2018


vc

=

− ρ a 1800 − 1000 = = 0,37 [m 3 ciment/ m 3 pasta ciment ] ρ c − ρ a 3150 − 1000

ρ pc

va

unde:

= 1 − vc = 1 − 0,37 = 0,67

m 3 apa/m 3 pasta ciment

 ρ p c = 1 8 0 0k g / m3  3  ρ a = 1 0 0 0k g / m  ρ = 3 1 5 0k g / m3  c mc

= vc ⋅ ρ c = 0,37 ⋅ 3150 = 1165,5

kg ciment /1 m 3 pasta ciment

- cantitatile totale M c

= m c ⋅ V p =1165

V a

,6 ⋅ 36 ,36

= 42377

kg ciment

= va ⋅V p = 0,63 ⋅ 35,36 = 22 ,70

= 42,37

tone ciment

3

m apa

f) Numarul de autocontainere N ac

=

M c M autocont

= 42,37 = 3,53 => N ac = 4 autocontainere 11 M ac = 10 t ... 12 t Se alege M ac = 11 tone

g) Numarul de agredate de cimentare N ag

=

N ac 2

4

= = 2 agregate 2

h) Presiunea de pompare p p

pc pd

= p c +

p d

=19 ,6 +17 ,65 = 37,25

bar

= 0,012 ⋅ H a +10 = 0,012 ⋅ 300 +16 = 19,6 bar

= ρ pc ⋅ g ⋅ H a + ρ nr ⋅ g ⋅ H a = 1800 ⋅ 9,81 ⋅ 300 +1200 ⋅ 9,81 ⋅ 300 = 17 ,65 bar

unde: presiunea de circulaţie

p c

−

p d

−

presiuena datorită diferentei de densitate


55/72

5/6/2018


V icol

π

π

= Ai ⋅ H a = ⋅ Di 2 ⋅ H a = ⋅ 0,38414 2 ⋅ 300 = 34,76 m3 4

V p

4

= 50 ,96

m3

>V icol = 34 ,76

m3

Algoritmul trasarii graficului a) Incepe pomparea pastei de ciment

 p = 0 b a r  d 1  p p1 = pc = 1 ,69 b a⇒ r p u n1 dc cet uo lo r (d0 1o; 9n)  V = 0 m3  p b) Pasta de ciment ajunge la siu p p 2 pd 2

= p c +

p d 2

=19 ,6 −17 ,65 =1,95 bar

= ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ hd 2 = ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ H c = (1200 −1800 ) ⋅ 9,81 ⋅ 300 = 17 ,65 bar pc = 0,012 ⋅ H a + 16 = 0,012 ⋅ 300 + 16 = 19 ,6 bar V 2

= V icol = 34 ,76 m

Punctul 2 este de coordonate

V icol ; p pa

3

, adica

(34 ,76 ; 1,95 )

c) Sfarsitul pomparii pastei de ciment p p 3

= pc + pd 3 = pc + ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ ( H c − x ) = 19,6 + (1200 − 1800 ) ⋅ 9,81 ⋅ ( 300 − 14 ) ⋅ 10−5 = 2,76 bar V p

x =

V p

− Ai ⋅ H a A si

=

V p

= Ai ⋅ H a + A si ⋅ x

π

− ⋅ Di2 ⋅ H a 4

π 4

=

36,36 −

π 4

⋅ 0,384142 ⋅ 300

π 1,2 0,5082 4 ⋅( ⋅

⋅ ( D g − D)

= 14 m

− 0,4064 2 )

unde: = k cav ⋅ D s2 k cav = 1,2

D g


V3

=V p ;

p d 3 ) , adica (36 ,36 ; 2,76 )

d) Sfarsitul operatiei de cimentare p p 4

= pc + pd 4 = pc + ( ρ p − ρ n ) ⋅ g ⋅ hd 4 = pc + ( ρ p − ρ n ) ⋅ g ⋅ ( H c − h) = 19,6 + (1800 − 1200) ⋅ 9,81⋅ ( 300 − 20) ⋅ 10−5 = 36, V 4

=V p +V n = 36 ,36 +32 , 45 = 68 ,81

m

3


56/72

5/6/2018


Punctul 4 este de coordonate (V 4 ; p d 4 ) , adica

(68 ,81 ; 36 ,08 )

Grafic (8)


57/72

5/6/2018


5.3 Cimentarea coloanei intermediare

-diametrul interior al coloanei intermediare Di

= D − 2 ⋅ t med = 273 ,1 − 2 ⋅10 ,49 = 252 ,12

mm

n

∑t ⋅ l i

t med

=

i =1

H i

i

=

8,89 ⋅ 0,443 + 10,16 ⋅ 0,338 + 11,43 ⋅ 0,338 + 11,43 ⋅ 0,5432 1,660

= 10,49 mm

a) Adancimea de cimentare H c = H i - H 0 +(100...150) m =1660 – 300+140 = 1500 m

b) Densitatea pastei de ciment < ρ p < ρ p max ρ p min = ρ n + (100 ÷ 300 ) kg/m 3 =1150 +100 = 1250 kg/m 3 ρ p max = ρ pfis − 200 kg/m 3 = 1833 − 200 = 1633 kg/m 3 ρ p min

Se alege ρ p = 1400 kg/m 3 p fis = Γ fis ⋅ H fis = ρ pfis ⋅ g ⋅ H fis − ( H i − H c ) + ρ n ⋅ g ⋅ ( H i − H c )

ρ pfis

=

Γ fis ⋅ H fis − ρ n ⋅ g ⋅ ( H i − H c ) = g ⋅ ( H fis − ( H i − H c ) ) H f

1,8 ⋅10

5

10

⋅1460 −1250 ⋅ 9,81⋅ (1660 −1500)

(

9,81⋅ 1460 − (1660 − 1500)

= H i − 200 =1660 − 200 =1460

)

= 1833 kg/m3

m

c) Volumul pastei de ciment V p= Aen ⋅ ( H i

− H a ) + Aet ⋅ [ H c − ( H i − H a ) ] + Ai ⋅ h = π ( D g 2 − D 2 ) ⋅ ( H i − H a ) + π ⋅ ( Dia2 − D 2 ) ⋅ [ H c − ( H i − H a ) ] + 4

4

+ π ( Di 2 ) ⋅ h = π (k cav ⋅ D sa 2 − D 2 ) ⋅ ( H i − H a ) + π ⋅ ( Dia2 − D 2 ) ⋅ [ H c − ( H i − H a ) ] + π ( Di 2 ) ⋅ h = 4

4

4

4

= π ⋅ (1,2 ⋅ 0,346 2 − 0,2731 2 ) ⋅ (1660 − 300 ) + π ⋅ ( 0,38418 2 − 0,2731 2 ) ⋅ [1500 − (1660 − 300 ) ] + π ⋅ 0,25212 2 ⋅ 20 = 82,89 4

4

4

unde: Ha – adincimea coloanei de ancoraj Hi – adancimea coloanei intermediare diametrulinterior sapei de ancoraj de la coloana de ancoraj Dsai –- dimetrul al la burlanului D - diametrul nominal al burlanului de la coloana de ancoraj h- oglinda de ciment h=20 m 58 http://slide pdf.c om/re a de r/full/proie c t-foraj-bolde sti-h2250

58/72

5/6/2018


k cav – coeficient de cavernometrie. d) Volumul fluidului de refulare

= A ⋅ ( H i − h ) = π ⋅ Di 2 ⋅ ( H i − h) = π ⋅ 0,25212 2 ⋅ (1660 − 20) = 81,87 m 3

V n

4

4

e) Cantitatile de materiale - pasta de ciment are doi componenţi (apa+ciment) ρ p =

[ (1 + m) + (1 + m1 ) ⋅ m0 ] ⋅ ρ a ⋅ ρ c ⋅ ρ x ( ρ a + m ⋅ ρ c ) ⋅ ρ x + ( ρ a + m1 ⋅ ρ x ) ⋅ m0 ⋅ ρ c [

]

ρ p ⋅ ( ρ a + m ⋅ ρ c ) ⋅ ρ x + ρ p ⋅ ( ρ a + m1 ⋅ ρ x ) ⋅ m0 ⋅ ρ c = (1 + m ) + (1 + m1 ) ⋅ m0 ⋅ ρ a ⋅ ρ c ⋅ ρ x

⋅

ρ p ρ x

⋅ ( ρ a + m ⋅ ρ c ) + ρ p ⋅ ρ c ⋅ ( ρ a + m1 ⋅ ρ x ) ⋅ m0 = (1 + m ) ⋅ ρ a ⋅ ρ c ⋅ ρ x + (1 + m1 ) ⋅ m0 ⋅ ρ a ⋅ ρ c ⋅ ρ x

( + m ⋅ ρ ) ⋅ ρ ⋅ ρ − m ⋅ (1 + m ) ⋅ ρ ⋅ ρ ⋅ ρ = (1 + m) ⋅ ρ ⋅ ρ ⋅ ρ − ρ ⋅ ρ ⋅ ( ρ + m ⋅ ρ )

m0 ⋅ ρ a

x

1

p

c

0

a

1

c

x

a

c

x

p

x

a

c

m0 ⋅ ( ρ a + m1 ⋅ ρ x ) ⋅ ρ p ⋅ ρ c − (1 + m1 ) ⋅ ρ a ⋅ ρ c ⋅ ρ x = (1 + m) ⋅ ρ a ⋅ ρ c ⋅ ρ x − ρ p ⋅ ρ x ⋅ ( ρ a + m ⋅ ρ c )

m0

=

(1 + m) ⋅ ρ ⋅ ρ ⋅ ρ − ρ ⋅ ρ ⋅ ( ρ + m ⋅ ρ ) (1 + 0,55) ⋅ 1 ⋅ 3,15 ⋅ 1,75 − (1 + 0,55 ⋅ 3,15) ⋅ 1,4 ⋅ 1,75 = = 0,82 ( ρ + m ⋅ ρ ) ⋅ ρ ⋅ ρ − (1 + m ) ⋅ ρ ⋅ ρ ⋅ ρ (1 + 1,3 ⋅ 1,75) ⋅ 1,4 ⋅ 3,15 − (1 + 1,3) ⋅ 1,4 ⋅ 3,15 ⋅ 1,75 a

a

1

c

x

x

p

p

x

a

c

1

c

a

c

x

- cantitatile unitare m0 =

v x ⋅ ρ x vc ⋅ ρ c

⇒ v x ⋅ ρ x = m0 ⋅ vc ⋅ ρ c ⇒ v x =

 v = 1− v − v  v + v + v = 1m p   v ⋅ ρ + v ⋅ ρ + v ⋅ ρ = 1⋅ ρ ⇒  v ⋅ ρ +  1− v − m ⋅ v ⋅ ρ  ⋅ ρ + m ⋅ v ⋅ ρ ⋅ ρ = 1⋅ ρ     ρ ρ    a

3

a c x

m0 ⋅ vc ⋅ ρ c ρ x

c x

c

0 c c

p c c c

a a c c x x

c

0 c c

a

x

x

p

x

 m0 ⋅ vc ⋅ ρ c  − + m0 ⋅ ρ a − ρ a   = ρ p − ρ a ρ x  

vc ⋅  ρ c

vc

=

ρ p − ρ a m ⋅ v ⋅ ρ ρ c − 0 c c + m0 ⋅ ρ a − ρ a ρ x v x

va

=

1400 − 1000 = 0,26 [m 3 ciment/ m 3 pasta cime 3150 ⋅1000 3150 − 0,82 ⋅ + 0,82 ⋅1000 − 1000 1750

= 0,82 ⋅ 0.26 ⋅

3150 1750

= 0,38 [m3 ciment/

= 1 − vc − v x = 1 − 0,26 − 0.38 = 0,36

3

m pasta ciment

]

m 3 apa/m 3 pasta ciment


59/72

5/6/2018


unde:

 ρ p = 1 8 0 0k g / 3  3  ρ a = 1 0 0 k0 g /m   ρ c = 3 1 5 k0 g / m3 - cantitatile totale = v x ⋅ ρ x ⋅V p = 0,38 ⋅1750 ⋅ 82 .89 = 55124

M x

mc M c

= vc ⋅ ρ c = 0,26 ⋅ 3150 = 819

kg cenusa

3

kg ciment /1 m pasta ciment

= mc ⋅ V = 819 ⋅ 82 ,89 = 67886 p

kg ciment

= 67,88 tone

ciment

3

V a

= va ⋅ V p = 0,36 ⋅ 82,89 = 29,84

m apa

f) Numarul de autocontainere N accenusa N acciment

= =

M x M autocont M c

M autocont

= 55,124 = 5 => N accenusa = 5 autocontainere 11 = 67,88 = 6,17 => N acciment = 7 autocontainere 11 M ac = 10 t ... 12 t Se alege M ac = 11 tone

g) Numarul de agredate de cimentare N ag

=

N accenusa

+ N acciment 2

=

5+7 2

= 6 agregate

h) Presiunea de pompare p p pc p d

= pc + p d = 35 ,92 + 21,48 = 57,4 bar

= 0,012 ⋅ H + i10 = 0,012 ⋅1660 + 16 = 35,92 bar

= ρ pc ⋅ g ⋅ H c + ρ nr ⋅ g ⋅ H c =1400 ⋅ 9,81 ⋅1460 −1250 ⋅ 9,81 ⋅1460 = 21,48 bar

unde: p c p d

presiunea de circulaţie − presiuena datorită diferentei de densitate

−

V icol

= Ai ⋅ H i = π ⋅ Di 2 ⋅ H i = π ⋅ 0,25212 2 ⋅1660 = 82,87 m 3 4 4 V p

= 82 ,89

m3

> V icol = 82 ,87

m3


60/72

5/6/2018


Algoritmul trasarii graficului a) Incepe pomparea pastei de ciment

 p = 0 b a r  d 1  p p1 = pc = 3 ,95 b2 a⇒ r p u n1 dc cet uo lo r ( d0 3o; 5n ) ,  3  V p = 0 m b) Pasta de ciment ajunge la siu p p 2 pd 2

= p c +

p d 2

= 35 ,92 − 24 ,42 =11,5 bar

= ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ hd 2 = ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ H i = (1250 −1400 ) ⋅ 9,81 ⋅1660 = −24 ,42 bar pc

= 0,012 ⋅ H i +16 = 0,012 ⋅1660 +16 = 35,92 bar V n

= V icol = 34 ,76 m3


V icol ; p p 2

, adica

(82 ,87 ; 11 ,5 )

c) Sfarsitul pomparii pastei de ciment p p 3

= pc + p d 3 = pc + ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ ( H c − x ) = 35,92 + (1250 −1400 ) ⋅ 9,81 ⋅ (1460 − 0,31) ⋅10 −5 = 14,44 bar V p

x =

V p

− Ai ⋅ H i A si

=

V p

= Ai ⋅ H i + A si ⋅ x

π

− ⋅ Di2 ⋅ H i

π 4

4

⋅ ( D g − D)

=

82,89 −

π 4

π 4

⋅ 0,25212 2 ⋅ 1660

⋅ (1,2 ⋅ 0,34612 − 0,27312 )

= 0,31 m

unde: = k cav ⋅ D s2 k cav = 1,2

D g


V3

= V p ;

p d 3 ) , adica (82 ,89 ; 14 , 44 )

d) Sfarsitul operatiei de cimentare p p 4

= pc + pd 4 = pc + ( ρ p − ρ n ) ⋅ g ⋅ hd 4 = pc + ( ρ p − ρ n ) ⋅ g ⋅ ( H c − h) = 35,92 + (1400 − 1250 ) ⋅ 9,81 ⋅ (1460 − 20) ⋅10 −5 = V 4

=V p +V n = 82 ,89 +81,87 =164

,76 m 3


61/72

5/6/2018


Punctul 4 este de coordonate (V 4 ; p d 4 ) , adica (164

,76 ; 64 ,17

)

Grafic (9)


62/72

5/6/2018


5.4 Cimentarea coloanei de exploatare in regim turbulent

Diim H

H s Di

H c h D

Date initiale De = 7 in = 177,8 mm n

∑ t ⋅ l i

i =1

i

9,19 ⋅ 368 ⋅ 10− 3 + 8,05 ⋅ 729 ⋅ 10− 3 + 6,91 ⋅ 649 ⋅ 10− 3 + 6,91 ⋅ 504 ⋅ 10− 3

t = H e = 2250 ⋅ 10− 3 H = H e = H sd = 2250 m Di = D - 2t = 177,8 - 2·7,65 = 162,5 mm Diim = 10 ¾, H i = 1660 m, h = 20 m, k 1 = k cav = 1,2 H s = 2250 - 200 = 2050 m

= 7.65mm

Гfis = 1,82 bar/ 10 m, ρ ne = 1150 kg/m3 η pn = 20 cP, τ0 = 5 N/m2 H c = H – H i + 200 = 2250 - 1660 + 200 = 790 m 1) Adancimea de cimentare H c = H – H i + 200 = 2250 - 1660 + 200 = 790 m

2) Densitatea pastei de ciment si proprietatile reologice ale pastei < ρ p < ρ p max = ρ n + (100 ÷ 300 ) kg/m 3 = 1150 +150 = 1300 kg/m 3 ρ p min

ρ p min

p fis = Γ fis ⋅ H fis = ρ pfis ⋅ g ⋅ H fis − ( H i − H c ) + ρ n ⋅ g ⋅ ( H i − H c )

1,8 ⋅ 105 ρ pfis

= Γ fis ⋅ H fis − ρ n ⋅ g ⋅ ( H i − H c ) = g ⋅ ( H fis − ( H i − H c ) )

10

⋅ 2050 − 1150 ⋅ 9,81⋅ (2250 − 790) 9,81 ⋅ 2050 − (2250 − 790)

(

)

= 3600kg/m3


63/72

5/6/2018


ρ p max

= ρ pfis − 200 kg/m 3 = 3600 − 200 = 3400 kg/m 3 Se alege ρ p = 1800 kg/m 3

Ciment S2 – RS η p

p

= 316 ,01 ⋅ ρ p − 522 ,85 = 316 ,01 ⋅1,8 − 522 ,85 = 46,54cP ≈ 46 ⋅103 N ⋅ s/m 2

= 213,08 ⋅ ρ p − 370 ,19 = 213 ,08 ⋅1,8 − 370 ,19 = 14 N/m 2

τ o p

Ciment S2 – RS η p

= 900 ⋅ ρ p2 − 3050 ⋅ ρ p + 2602 = 900 ⋅ 1,82 − 3050 ⋅ 1,8 + 2602 = 28 ⋅103 N ⋅ s/m 2 τ o

= 146 ,44 ⋅ ρ p − 244 ,54 = 146 ,44 ⋅1,8 − 244 ,54 = 19 N/m 2

p

3) Volumul pastei de ciment π

2

π

2

2

2

V p= Aen ⋅ ( H − H i ) + Aet ⋅ [ H c

− ( H − H i ) ] + Ai ⋅ h = 4 D g − D ⋅ ( H − H i ) + 4 ⋅ ( Diim − D ) ⋅ [ H c − ( H − H i ) ] + ( 2 ) π π π 2 2 2 2 + ( Di ) ⋅ h = (k cav ⋅ D se − D ) ⋅ ( H − H i ) + ⋅ ( Diim − D ) ⋅ [ H c − ( H − H i ) ] + π ( Di 2 ) ⋅ h = 4

4

4

4

= ⋅ (1,2 ⋅ 0,2445 2 − 0,1778 2 ) ⋅ ( 2250 −1660 ) + ⋅ ( 0,25212 2 − 0,1778 2 ) ⋅ [ 790 − ( 2250 −1660 ) ] + π ⋅ 0,1625 2 ⋅ 20 = 24, π

π

4

4

4

4) Cantitatile de materiale - cantitatile unitare

v a + vc = 1m p3 c  va 1−= vc

 ⇒  v ⋅ ρ + v ⋅ ρ 1⋅= ρ  (1− v ) ⋅ ρ + v ⋅ ρ 1⋅= ρ

a a c c p c c c c c p

vc

=

ρ pc

− ρ a

ρ

ρ

c

va

=

1800 3150

− 1000 = 0,37 [m 3 ciment/ m 3 pasta ciment ] 1000

a

− − = 1 − vc = 1 − 0,37 = 0,63

3

3

m apa/m pasta ciment

unde:

 ρ p c = 1 8 0 0k g / m3  3  ρ a = 1 0 0 k0 g / m  3  ρ c = 3 1 5 k0 g /m mc

= vc ⋅ ρ c = 0,37 ⋅ 3150 = 1165,5

kg ciment /1 m 3 pasta ciment


64/72

5/6/2018


- cantitatile totale k 2 M c

= 1,05 coeficientul de pierdere de ciment

= k 2 ⋅ mc ⋅ V p =1,05 ⋅1165

,6 ⋅ 24 ,02

= 29395

kg ciment

= 29,39

= k 2 ⋅ va ⋅V p = 1,05 ⋅ 0,63 ⋅ 24 ,02 = 15 ,89 m

V a

3

tone ciment

apa

5) Numarul de autocontainere Numarul de autocontainere N ac

M c

=

=

M autocont

29,39 11

= 2,67 => N ac = 3 autocontainere

M ac = 10 t ... 12 t Se alege M ac = 11 tone

6) Volumul dopului separator cu o inaltime in spatiul inelar de 200 m

= Aet ⋅ hs = 0,025 ⋅ 200 = 5 m 3 = Aen ⋅ hs = 0,031 ⋅ 200 = 6,2 m 3

V s V s Aet = Aen

=

π

4

π

4

2 ⋅ ( Diim − D 2 ) = π ⋅ (0,25212 2 − 0,1778 2 ) = 0,025 m 2

4

⋅ ( D g 2 − D 2 ) =

π

4

⋅ (1,2 ⋅ 0,2445 2 − 0,1778 2 ) = 0,031m 2

= 1150 kg/m 3 < ρ s < ρ p = 1800 kg/m 3 Se alege ρ s = 1600 kg/m 3

ρ n

η p

s

= 25 ⋅ 103 N ⋅ s/m 2 ,

τ os

= 2 N/m2

7) Fluid de refulare coeficientul de pierdere de ciment V nr = k 3 ⋅ Ai ⋅ ( H − h ) = 1,03 ⋅ 0.02 ⋅ ( 2250 − 20) = 45,93 m3 k 3

1,03

=

8 ) Volumul interior al coloanei V icol

= Ai ⋅ H = 0.02 ⋅ 2250 = 45, m3 V icol

>V p

9) Debitul de pasta si debitul de noroi Agregate de vimentare ACF -700, d p = 100 mm, η v = 80% Viteza VI VII

Qagr 555 [l/min] 753

Qagr real444 = 0.8·Qagr 602,4

p0160 [bar] 120


65/72

5/6/2018


= 604 ,2l/min = 602,21 = 10 ,04 l/s ≈ 10 l/s

Qagrreal

60

nag = 3

H e

=

Q p

=

nag

⇒ Q p = nag ⋅ Qagrreal = 3 ⋅10 = 30 l/s

Qagrreal

⋅ D g − D ⋅ ρ p

τ op

D g

k cav

=

(

)

14 ⋅ 0,2678 − 0,1778 ⋅ 1800

=

2 η p p

( 46 ⋅ 10 ) −3

1,2 ⋅ 244 ,52

⋅ D s =

2

= 96465

= 267 ,8 mm

Recr = 7100 3 ⋅ Rerec 46 ⋅ 10− ⋅ 7100 = ( D g − D) ⋅ ρ p ( 0,2678 − 0,1778) ⋅1800 = 2

η p

vcr =

p

= Qcr = Aen ⋅ vcr = 0,031 ⋅ 2 = 0,062 m/s = 62 l/s Pentru curgerea turbulenta se limiteaza valoarea lui Qn Qn = 30 l/s Qn

Se admite: V s = 6,2 m2 ; Qs = 10 l/s V p = 24,02 m2 ; Qs = 30 l/s V n = 45,93 m2 ; Qs = 30 l/s ∆ p = λ ⋅ Re =

v2

⋅

2

l d ech

⋅ ρ ; λ = λ ( Re, Bi )

v ⋅ d ech ⋅ ρ

η p

; Bi =

τ 0 ⋅ d ech v ⋅η p

10) Viteza de curgere - interior - pasta de ciment

=

vip

- fluid separator vis =

Q p Ai

Q s Ai

−3

= 30 ⋅10 = 1,5m/s 0,02

10 10 −3 = 0⋅,02

= 0,5m/s

−3

-fluid de refulare Aemed =

Demed =

vin

= Qn = 30 ⋅ 10 = 1,5m/s Ai

0,02

Aen ⋅ ( H − H i ) + Aet ⋅ H i H

(

D g ⋅ H − H i

=

(

) + 0,025 ⋅1660 = 0,0265m

0,031 ⋅ 2250 − 1660

2

2250

) + D ⋅ H = 0,2678 ⋅ ( 2250 − 1660) + 0,25212 ⋅1660 = 0,2562m iim

i

H

2250

Demed

− D = 256 , 2 −177

,8 = 78 ,4 mm


66/72

5/6/2018


-exterior - pasta de ciment

vep

=

Q p Aemed

ves

=

-fluid de refulare

ven

=

3

0,0265 −3

Q p

- fluid separator

= 30 ⋅10 − = 1,13m/s

Aemed

= 10 ⋅10 = 0,37 m/s

Qn Aemed

0,0265

= 30 ⋅10 = 1,13m/s −3

0,0265

11) Presiunea la manifold Debitul se imparte la 2 deoarece se folosesc doua conducte colectoare pana la capul de cimentare.

pmn

= 0,7 + 10 ⋅ ρ ⋅ Q 2 (30 ⋅10−3 ) = 3,28 bar = 0,7 + 10 ⋅1150 ⋅

pmp

= 0,7 + 10 ⋅1800 ⋅

pm

pms

Debitul Spatiul Viteza Fluid de foraj

Fluid de foraj

Pasta de ciment

(

2 30 ⋅ 10−3 2

= 0,7 + 10 ⋅1600 ⋅ (30 ⋅10

) = 4,75 bar

−3

2

) = 1,1 bar

l/s m/s Re Bi Regim λ pm Re Bi

10 Interior Exterior 1,5 1,13 7213 2684 37,1 28,4 Laminar Laminar 0,058 0,160 1,05 6611 2454 41,6 31,8

20 Interior Exterior 0,5 0,37 14426 5373 18,6 14,2 Turbulent Laminar 0,024 0,046

Regim λ pm Re Bi Regim λ pm

Laminar 0,074

Turbulent Laminar 0,024 0,056 2,3 8084 3004 22,7 17,3 Laminar Laminar 0,035 0,097 2,5

Laminar 0,180

1,1 4042 1500 45,3 34,6 Laminar Laminar 0,125 0,310 1,15

13221 20,9

4913 15,9

30 Interior Exterior 1,5 1,13 21639 8057 12,4 9,5 Turbulent Turbulent 0,023 0,031 19832 13,9

7367 10,6

Turbulent Turbulent 0,023 0,032 4,3 12126 45041 15,1 11,5 Turbulent Laminar 0,024 0,049 4,75


67/72

5/6/2018


Momentul

Incepe pomparea fluidului separator Sfarsitul pomparii fluidului separator Incepe pomparea pastei de ciment Sfarsitul pomparii pastei de ciment Incepe pompare noroiului de refulare Pasat de ciment ajunge la siu Sfarsitul operatie de cimentare

Lungimi de fluide Interior Exterior

Debitul

p p

Presiunea pcapcol pfis

l/s

ln [m]

ls [m]

l p [m]

hn [m]

hs [m]

h p [m]

[bar]

[bar]

[bar]

10

2250

0

0

2250

0

0

7,88

6,78

234,56

10

1201

310

0

2250

0

0

1,1

0

234,56

30

1201

310

0

2250

0

0

4,75

0

237,22

30

739

310

1201

2250

0

0

4,75

0

237,22

30

739

310

1201

2250

0

0

3,28

0

237,8

30

739

0

1201

2050

200

0

3,28

0

237,8

30

2230

0

20

1321

200

790

79,34

l s l p

=

= V s = Ai

V p Ai

=

6,2 0,02

24,02 0,02

76.06 353,39

= 310m (interior) = 1201 m (exterior)

l n = H- (l s + l p)=2250 – (310 + 1201) =

739 m (interior)

Pasta ajunge la siu V s h s

6,2

= Aemed = 0,0265 = 234 m Luam

hs = 200 m

l n = 2250 – 1201 = 1049 m


68/72

5/6/2018


hn = 2250 – 200 = 2050 m

Sfarsitul operatie de cimentare hs

= 200 m (exterior)

hn = 2250 – 200 – 790 = 1321 m (exterior) l n = 2250 – 20 = 2230 m (inerior0 l p = 20 m

a) Incepe pompare fluidului separator V 1 = 0 Q1 =10 l/s p p1

= p c1 + p d 1 +

p mis

= 6.78 + 0 +1,1 = 7,88 bar

p d 1

= 0 bar

pm1 s =1,1 bar

pc1

pc1int

vis2

= λ int n ⋅

pc1ext = λ extn ⋅

2 ves

2

= pc

1 int

⋅

l n d ech

2 Demed − D pcapcol

p fis

1

1

1

⋅ ρ n = 0,028 ⋅

hn

⋅

+ pc ext = 1,64 + 5,14 = 6,78 bar 0,52 2

⋅ ρ n = 0,160 ⋅

= p p1 −

p m1 s

⋅

0,1625

0,372 2

⋅

⋅1150 ⋅10−5 = 1,64 bar

1321 0,1625

⋅1150 ⋅10−5 = 5,14 bar

= 7,88 −1,1 = 7,78 bar

' " = fis 1 + fis 1

p

2230

ρ g ⋅H s

p

= n ⋅

+

b) Sfarsitul pomparii fluidului separator V 2 = V s = 6,20 m3 Q2 =10 l/s p p 2

= pc 2 + pd 2 +

pm 2 s

= 6,9 −14 ,12 +1,1 = −6,12 bar

Nu exista presiuni negative, deci pc1int

= λ int s ⋅

vis2

2 Di

2

+ 0,023 ⋅

0,5 2

l s

⋅

⋅

739 0,1625 2

pc 2ext = λ extn ⋅

⋅ ρ s + λ int n ⋅

ven

⋅

vin2

⋅

l n

2 Di

p p 2

⋅ ρ n = 0,074 ⋅

1,1 bar

=

0,52 2

⋅

310 0,1625

⋅1600 ⋅ 10−5 +

⋅ 1150 ⋅10−5 = 1,76 bar hn

2 Demed − D

⋅ ρ n = 0,160 ⋅

0,37 2

2

⋅

1321 0,1625

⋅1150 ⋅10−5 = 5,14 bar −5

pd 2

= ( ρ n − ρ s ) ⋅ g ⋅ l s

= (1150 − 1600) ⋅ 9,81⋅ 320 ⋅10 p m 2 s = p mis =1,1 bar

= −14,12 bar


69/72

5/6/2018


pcapcol

= p p 2 −

2

p m 2 s

=1,1 −1,1 = 0 bar

c) Incepe pomparea pastei de ciment V 3 = V s = 6,20 m3 Q3 =30 l/s p p 3

= pc 3 + p d 3 +

pm 3 s

= 4,052 −14 ,12 + 4,75 = −5,32 bar

Nu exista presiuni negative, deci pc 3

= λ int s ⋅

vis2

2 Di 2

+ 0,023 ⋅

l s

⋅

1,5

⋅

2

⋅ ρ s + λ int n ⋅

1049 0,1625

vin2

⋅

l n

2 Di

⋅ ρ n + λ extn ⋅

⋅1150 ⋅ 10−5 + 0,031⋅ pd 3

2

1,13

p fis1

= ρ n ⋅ g ⋅ H s + λ extn ⋅

2 ves

⋅

H s

2 Demed − D

3

hn

⋅

2 Demed 1321

⋅

=

− D

4,75 bar

⋅ ρ n = 0,074 ⋅

0,52 2

⋅

310 0,1625

⋅1600 ⋅10−5 +

⋅1150 ⋅ 10−5 = 40,52 bar

2 0,0784 pd 2 = −14 ,12 bar

=

pm 3 s pcapcol

2 ven

p p 3

= p p 3 −

= 4,75 bar

pm 3 s

= 4,75 − 4,75 = 0 bar

⋅ ρ n = 1150 ⋅ 9,81⋅ 2050 + 0,031⋅

1,132 2

⋅

2050 0,0784

⋅1150 ⋅10−5 = 237,22 bar

d) Sfarsitul pomparii pastei de ciment V 4 = V p+V s = 24,02+6,20 = 30,22m3 Q4 =30 l/s p p 4

pd 4

= pc + pd + pm s 4

4

4

= ( ρ n − ρ p ) ⋅ g ⋅ l p + ( ρ n − ρ ps ) ⋅ g ⋅ l s = (1150 −1800 ) ⋅ 9,81⋅1201 ⋅10−5 + (1150 −1600 ) ⋅ 9,81⋅ 320 ⋅10−5 = −90,26 ba pc 4

= λ int p ⋅

0,024 ⋅

vip2

⋅

l p

2 Di

2

⋅ ρ p + λ int s ⋅ vis ⋅

l s ⋅ ρ s 2 Di

1,52 1201 ⋅ ⋅ 1800 ⋅10 −5 2 0,1625 2

+ 0,031 ⋅ 1,13 ⋅ 2

2

2

hn Demed 2

− D

+ 0,023 ⋅ 1,5 ⋅ 2

⋅ ρ n =

739 ⋅1150 ⋅10 −5 0,1625

+

= 18,84 bar

= p p 4 −

= pm 3s = 4,75 bar

pd 4

=14 ,84 − 90 , 26 = −75 , 42 bar

pcapcol

p p 4

2

+ λ extn ⋅ ven ⋅

310 ⋅ 1600 ⋅10 −5 0,1625

2

pm 4 s 4

l n ⋅ ρ n 2 Di

+ 0,074 ⋅ 0,5 ⋅

2050 ⋅1150 ⋅10 −5 0,0784

pcapcol

2

+ λ int n ⋅ vin ⋅

= pc 4 + pd 4 +

pm 4 s

0 bar

=18 ,84 − 90 , 26 + 4,75 = −70 ,67 bar

Nu exista presiuni negative, deci p fis 1

4 =

=

p p 4 p fis 3

=

4,75 bar

=

237 ,22 bar

e) Incepe pomparea noroiului de refulare V 5 = V 4 = 30,22 m3 Q5 =10 l/s


70/72

5/6/2018


p p 5

pc 5

= λ int p ⋅

vip2

2

l p

⋅ 1,5 ⋅

l s ⋅ ρ s 2 Di

+ λ int n ⋅ vin ⋅

l n ⋅ ρ n 2 Di

2

1201

⋅1800 ⋅10 −5 + 0,074 ⋅ 0,5 ⋅

2 0 ,1625 1,13 2 2050 + 0,031 ⋅ ⋅ ⋅1150 ⋅10 −5 2 0,0784

2

=

ρ g H

p fis 5

=

n

⋅ ⋅

s

extn

+

= p c 5 −

2 ven

λ

pm 5 s

hn

Demed 2

− D

⋅1600 ⋅10 −5 + 0,023 ⋅ 1,5 ⋅ 2

⋅ ρ n =

739

⋅1150 ⋅10 −5 +

0,1625

n

= −90 ,26 bar

= 3, 28 bar

= 9,38 − 90 ,26 = 80 ,88 bar

ρ

2 ⋅ Demed − D ⋅

⋅

2

hn

0,1625

pd 4

p m 5 s 5

310

2

+ λ extn ⋅ ven ⋅

= 9,38 bar pd 5

pcapcol

pm 5 s

2

⋅ ρ p + λ int s ⋅ vis ⋅

2 Di

2

0,024

⋅

= pc 5 + pd 5 +

1150 9,81 2050

=

⋅

⋅

0,031

+

1,132

2250

1150 10−5

2

⋅ 0,0784 ⋅

⋅

⋅

237,8 b

=

f) Pasta de cimentr ajunge la siu V6 = Vint col = 45 m3 Q6 = 30 l/s p p6 = pc6 + pd6 + pm6 pn6 = 3,28 bar p

= ( ρ − ρ d 6

pc 6

s 2 in

) ⋅ g ⋅ h

p

= λ extn ⋅ v ⋅

s

l n ⋅ ρ n 2 Di

0,023 ⋅

+ (h

+ λ int n ⋅

1,5 2 ⋅ 739 ⋅1150 2 0,1625

−h

n

) ⋅ g ⋅ (l

p

vip

⋅

p

l p

2 Di

−h s

)

= (1600 −1800 2 es

) ⋅ 9,81 ⋅ 200

⋅ ρ p + λ exts ⋅ v ⋅

h s ⋅ ρ s Demed − D

2

+ 0,180 ⋅ 0,37 ⋅

2

+ 0,024 ⋅ 1,5 ⋅ 2

1201 ⋅1800 0,1625

+ (1150 −1800 2 en

+ λ extn ⋅ v ⋅

2

2

2

) ⋅ 9,81(1201

hn ⋅ ρ n Demed − D

200 ⋅1600 0,0784

− 200

) = −67 ,

= 2

+ 0,031 ⋅ 1,13 ⋅ 2

2050 ⋅1150 0,0784

=

2, 48 + 3,59 + 0,50 + 5,59 = 12,52 bar

p p6 = 12,5-67,75+3,28 = - 51,97 bar → p p6=3,28 bar pcap col 6 = 12,5- 67,75= - 55,25 → pcap col 6= 0 bar pfis 6 = pfis 5 = 237,8 bar g) Sfarsitul operatiei de cimentare: VA = V p+Vs+Vn =24,02+6,2+45,93= 76,15 m3 Q7 = 30 l/s pd 7

=

( ρ p

−

ρ n )

⋅ g ⋅ ( H c − h) +

( ρ s

+

ρ n )

p p7 = pc7 + pd7 + pm7n ⋅ g ⋅ hs = (1800 −1150 ) ⋅ 9,81 ⋅ (790 − 20 ) + (1600 −1150 ) ⋅ 9,81 ⋅ 200 = 57 ,92 bar pm7n = 3,28 bar


71/72

5/6/2018

pc 7


= λ extn ⋅

= 0,023 ⋅ + 0,031 ⋅

vin2

⋅

l n

2 Di

1.52

⋅

2 1,132

⋅ ρ n + λ int n ⋅

739 0,1625

⋅

2

vip

⋅

l p

2 Di

⋅1150 + 0,024 ⋅

2050

⋅ ρ p + λ exts ⋅

1,52

1201

⋅

2

ves2

h s

⋅

2 Demed

− D

⋅1800 + 0,049 ⋅

0,1625

⋅ ρ s + λ extn ⋅ 1,132 2

2 ven

2

790

⋅

0,0784

⋅

H c Demed

− D

⋅ ρ n + λ extn ⋅

⋅1800 + 0,180 ⋅

0,37 2 2

⋅

2 ven

2

⋅

hn Dend − D

200 0,0784

⋅1600 +

⋅1150 = 18,14 bar

0,0784

p p7 = 18,14+57,92+3,28 = 79,34 bar pcap col7 = pc7+pd7 = 18,14+57,92 = 76,06 bar

p fis 7

= ρ p ⋅ g ⋅ ( H c − 200) + ρ s ⋅ g ⋅ h s + ρ n ⋅ g ⋅ hn + λ st ⋅

λ extn

⋅

p

2 ven

2

0,180 ⋅

⋅

Dend − D

2

2

⋅

2

⋅

H c Demed

− D

⋅ ρ P + λ exts ⋅ 2

hn

o,37

2 ven

⋅ ρ n = 1800 ⋅ 9,81 ⋅ (790 − 200) + 1600 ⋅ 9,81 ⋅1321 + 0,49 ⋅

200 0,0784

2

⋅1600 + 0,031 ⋅

1,13 2

⋅

2050 0,0784

1,13 2

⋅

2 ves

⋅

h s

2 Dend − D 790 − 200 0,0784

⋅ ρ s +

⋅ 1800 +

⋅1150 = 353,39 bar

12) Durata operatiei de cimentare: T i

=

v p Q p

+

vn Qn

+ 15 min =

T S

24,02 30 ⋅ 10

=

v s Q s T c

T p min

T p max

−3

=

⋅ 60

+

45,93 30 ⋅ 10 −3 ⋅ 60

6,2 10 ⋅ 10 −3 ⋅ 60

+ 15 = 53,86 min ≈ 54 min

= 10 min

= 54 +10 = 64 min

= 1,5 ⋅ T c = 1,5 ⋅ 64 = 96 min

=1,5 ⋅T p min =1,5 ⋅ 96 =144

min


72/72

⋅

Proiect Foraj Boldesti . H=2250

Recommend Documents