NOTIUNI RECAPITULATIVE
Presiunea dinamica de fund pd , se defineste ca fiind presiunea masurata la media perforaturilor cu sonda curgand. Presiunea masurata la suprafata in acest caz (in capul de eruptie) se numeste presiune dinamica de suprafata. Presiunea statica de fund pc , se defineste ca fiind presiunea masurata la media perforaturilor cu sonda inchisa dupa ce aceasta se stabilizeaza (presiunea nu mai creste, atingand valoarea maxima). Este presiunea existenta pe conturul exterior al zonei de drenaj de raza rc si se mai numeste si presiune maxima de zacamant. Ratia de solutie rs , se defineste ca fiind cantitatea de gaze care se gaseste dizolvata intr-un metru cub de titei “mort” in anumite conditii de presiune si temperatura. Pentru conditii normale de presiune si temperatura ratia de solutie se exprima in m3N/m3. TN = 273,15 K ; tN = 0° C pN = 101325 Pa = 1,01325 · 105 N/m2 = 1,01325 bar Pentru conditii standard de presiune si temperatura ratia de solutie se exprima in St m3/m3. Ts = 288,15 K; ts = 15º C ps = pN Gazele intrate in solutie sunt considerate ca fiind sub forma de lichid. Prin urmare, cresterea unui volum de titei datorita intrarii in solutie a unui volum de gaze nu poate fi calculata pe baza volumului pe care l-ar ocupa gazele respective la temperatura si presiunea considerata. Cresterea reala de volum este mai mica decat volumul pe care l-ar ocupa gazul respectiv. Daca se considera 1m3 de titei mort si gazele care-l insotesc, exprimate m3N sau Stm3, este evident ca actionand asupra acestui sistem prin marirea presiunii, o parte din gaze se dizolva in titei. Marind in continuare presiunea la un moment dat intreaga cantitate de gaze se dizolva in titei. Presiunea la care are loc acest fenomen se numeste presiune de saturatie psat. In termeni de zacamant presiunea de saturatie psat, se defineste ca fiind presiunea la care apar (ies din solutie) primele bule de gaze. Ratia de solutie poate fi determinata cu ajutorul nomogramei lui Standing (fig. 1). Ratia de solutie poate fi determinata si analitic, in literatura de specialitate fiind prezentate o multime de relatii de calcul. De exemplu: 1, 204
1, 768 1, 643 rt rt 10 rs = 0,134 ρrg p ( 0,0288 1,6210 3 t ) , m3 N / m3 10 in care: p este presiunea absoluta, bara; ρrg - densitatea relativa a gazelor in raport cu aerul; ρrt - densitatea relativa a titeiului in raport cu apa pura; t - temperatura, °C.
(1)
1
Fig. 1. Nomograma pentru calculul ratiei de solutie (Standing).
Ratia gaze-titei RGT, se defineste ca fiind cantitatea totala de gaze (m3N sau Stm3) care insoteste 1 m3 de titei mort. Practic ea se determina pe baza etalonarii sondei, impartind debitul de gaze produs Qg , la debitul de titei al sondei Qt. RGT
Qg Qt
Fig. 2.
Avand in vedere ca la p = psat , toate gazele sunt dizolvate in solutie, rezulta ca rs = RGT. Deci, psat poate fi determinat astfel: 2
- cu ajutorul nomogramei lui Standing, marcand pe aceasta punctul rs = RGT si procedand invers ca la determinarea ratiei de solutie; - cu ajutorul relatiei (1) inlocuind rs = RGT si determinant psat . Factorul de volum al titeiului bt , reprezinta volumul pe care il ocupa in conditii de zacamant 1m3 de titei mort. Factorul de volum are o valoare mai mare ca unitatea, datorita gazelor care intra in solutie in conditiile de presiune si temperatura existente in zacamant sau in tevile de extractie. Influenta intrarii gazelor in solutie asupra lui bt , este preponderenta comparativ cu cea a presiunii si temperaturii. Dilatarea termica si compresiunea elastica a titeiului sunt fenomene care se contracareaza reciproc. Coeficientul de volum bifazic u, se defineste ca fiind volumul pe care il ocupa la o presiune si temperatura data 1m3 de titei mort impreuna cu gazele care-l insotesc. Prin urmare din volumul total de gaze asociate titeiului, o parte sunt dizolvate in solutie, iar cealalta se afla sub forma de gaze libere. Rezulta: u = bt + Bg (RGT - rs); Bg este factorul de volum al gazelor.
CURGEREA PLAN-RADIALA STATIONARA A LICHIDELOR CURGEREA OMOGENA
O sonda care strabate intreaga grosime a stratului productiv si primeste fluid prin peretele ei natural (intreg) se numeste sonda perfecta din punct de vedere hidrodinamic. Daca stratul productiv este orizontal si are grosimea h constanta, iar sonda produce la o presiune dinamica de fund pd constanta, dintr-o zona cilindrica coaxiala avand pe frontiera de raza rc , presiunea constanta pc , miscarea este plan-radiala stationara. Curgerea omogena are loc atunci cand in intregul zacamant presiunea este mai mare decat presiunea de saturatie ( p > psat ) iar de la rc la rs curge o singura faza, faza lichida.
Fig. 3.
3
Debitul sondei exprimat in conditii de zacamant, in cazul curgerii omogene este egal cu: 2k t h( pc p d ) Qt (1) t ln rc rs In conditii de suprafata debitul va fi egal cu: 2kt h( pc pd ) Qt bt t ln rc rs In practica relatia (2) mai poate fi scrisa si sub forma: Qt = IP(pc - pd) = IP·Δp unde IP este indicele de productivitate si este dat de relatia:
IP
2k t h bt t ln rc rs
(2)
(3)
(4)
Indicele de productivitate se defineste ca fiind raportul dintre debitul de lichid produs de sonda si caderea de presiune sub care are loc curgerea. De asemenea, indicele de productivitate arata cat produce o sonda corespunzator unei presiuni diferentiale ( pc - pd) egala cu 1 bar. Pentru a putea compara capacitatea de productie a doua strate trebuie sa se tina seama si de grosimea lor. In acest sens s-a introdus notiunea de indice de productivitate specific, IPS, dat de relatia: IPS = IP / h
(5)
Deasupra presiunii de saturatie odata cu cresterea presiunii bt scade foarte putin (din cauza compresibilitatii lichidului) in timp ce μt creste foarte putin (datorita faptului ca lichidul cu gazele in el se apropie tot mai mult de o stare complet lichida).
Fig. 4.
Asfel, s-a constatat ca pentru valori p > psat produsul bt·μt este practic constant. De asemenea, in relatia (4), kt = constanta, h = constanta, rc = constanta, rs = constanta si bt·μt = constant. Rezulta deci ca in cazul curgerii omogene indicele de productivitate este constant – figura 5. 4
Fig. 5.
ΔN este cumulativul de titei extras. Reprezentand grafic debitul sondei functie de presiunea dinamica de fund Q = f (pd), se obtine curba caracteristica sau curba de comportare a stratului si ea caracterizeaza curgerea prin zacamant. In literatura de specialitate ea este cunoscuta sub denumirea de curba IPR (Inflow Performance Relationship) – figura 6.
Fig. 6.
Qt1 Qt 2 tg IP constnt pc pd 1 pc pd 2
(6)
Curba de comportare a stratului poate fi determinata astfel: 1. Se efectueaza o operatie de cercetare a sondei, in urma careia rezulta Qt, pc si pd. Se reprezinta grafic cele trei puncte si se traseaza curba de comportare a stratului. Cu ajutorul relatiei (3) se determina indicele de productivitate. 2. Metoda prezentata mai sus implica oprirea sondei din productie pentru determinarea lui pc. Aceasta conduce la pierderi de productie si la costuri suplimentare. Mai simplu curba de comportare poate fi trasata efectuand doua etalonari (sonda este lasata sa produca pe doua duze cu diametre diferite) in urma carora rezulta doua seturi de perechi de valori Qt1, pd1 si Qt2, pd2. Reprezentand grafic aceste perechi de valori se obtine curba caracteristica a stratului. Ulterior se determina pc si IP. 5
Presiunea statica de zacamant si indicele de productivitate pot fi determinate si analitic scriind relatia (3) pentru cele doua seturi de perechi de valori: Qt1 IP( pc p d 1 ) Qt 2 IP( pc p d 2 ) Rezolvand sistemul de mai sus rezulta pc si IP.
a
b
c
Fig. 7.
Daca dupa un anumit timp de exploatare a sondei se traseaza din nou curba de comportare a stratului si aceasta porneste de la un pc1 < pc , dar este paralela cu prima (α = constant) – figura 7,a inseamna ca avem de-a face cu o depletare (scadere a presiunii) a zacamantului fara ca in jurul sondei sa fi aparut o zona contaminata. Daca curba de comportare a stratului porneste de la aceiasi valoare pc dar cu un unghi α1 < α figura 7,b inseamna ca nu avem de-a face cu o depletare a zacamantului, ci doar cu o contaminare a zonei din jurul gaurii de sonda care face ca IP sa fie mai mic. Daca curba de comportare a stratului porneste de la o valoare pc1 < pc si un unghi α1 < α figura 7,c inseamna ca in afara unei depletari a zacamantului, in jurul sondei a aparut o zona contaminata care face ca IP sa fie mai mic. Daca sonda produce titei si apa rezulta: IP
Ql Qt Qa p p
(7)
Qa
2k a h( pc p d ) ba a ln rc rs
(8)
unde:
6
ECHIPAREA SONDEI IN DREPTUL STRATULUI PRODUCTIV
Echiparea sondei in dreptul startului productiv se face in functie de natura rocii din care este constituit acesta si de gradul sau de consolidare. In acest sens exista doua cazuri distincte: - strate alcatuite din roci compacte bine consolidate cum ar fi gresiile, calcarele dure etc.; - strate alcatuite din roci slab consolidate sau neconsolidate (nisipuri). In cazul stratelor alcatuite din roci compacte bine consolidate la care peretii gaurii de sonda sunt suficienti de rezistenti pentru a nu se surpa se poate adopta solutia ca stratul deschis prin foraj sa ramana netubat. Sonda se sapa pana in acoperisul stratului productiv, dupa care se tubeaza si se cimenteaza. Ulterior stratul productiv se sapa cu sapa largitor – figura 1.
Fig. 1.
Avantajele acestei scheme de echipare sunt urmatoarele: - sonda este prefecta dupa modul si gradul de deschidere: - suprafata mare de filtrare si in consecinta producerea unor debite mari de fluide; - la saparea stratelor productive cu presiuni mici exista posibilitatea folosirii fluidelor de foraj cu densitate mica (stratele de deasupra fiind izolate); - se creeaza conditii favorabile introducerii filtrelor impachetate cu pietris; - se reduc cheltuielile legate de tubarea, cimentarea si perforarea sondei; Dezavantajele acestei scheme de echipare sunt urmatoarele: - creste durata de sapare a sondei;
7
-
nu permite exploatarea selectiva si separata atunci cand avem un complex de strate productive; - imposibilitatea realizarii unor tratamente de stimulare selective in cazul in care exista un complex de strate productive; - imposibilitatea realizarii unui ecran impermeabil in calea gazelor sau a apei, daca exista cap de gaze sau apa de talpa; - curatiri dese ale sondei in timpul exploatarii, datorita deprinderii fragmentelor de roca de pe peretii gaurii de sonda. In cazul stratelor alcatuite din roci slab consolidate, sau neconsolidate se impune ca acestea sa fie echipate in mod corespunzator, atat pentru a asigura un suport adecvat pentru peretii gaurii de sonda, prevenind surparea acestora, cat si pentru oprirea patrunderii nisipului din strat in sonda. Acest lucru se poate realiza in urmatoarele variante (fig. 2.):
a
b Fig. 2.
In cazul figurii 2,a coloana se tubeaza si se cimenteaza de la siu pana la o inaltime data, care acopera toate stratele productive intalnite. Dupa priza cimentului, coloana este deschisa in dreptul stratului productiv prin perforare. Avantajele acestei scheme sunt: - scurtarea duratei de sapare a sondei; - permite exploatarea selectiva si separata a stratelor productive; - permite realizarea unor tratamente de stimulare selective ale stratelor; - permite izolarea apei de talpa si a gazelor din cupola de gaze prin cimentarea sub presiune. Dezavantajele acestei scheme sunt: - nu se cunoaste precis numarul de gloante care strabat coloana si inelul de ciment; - nu se poate realiza un numar mare de perforaturi deoarece se micsoreaza rezistenta coloanei; - sonda este imperfecta dupa modul si gradul de deschidere.
8
In cazul figurii 2,b coloana este perforata in dreptul stratului productiv de la suprafata. Cimentarea deasupra stratului productiv se face cu ajutorul niplului de cimentare prevazut cu orificii laterale. Patrunderea cimentului in spatele coloanei perforate este impiedicata de umbrela de cimentare. In locul umbrelei de cimentare se pot folosi packere inflatabile. Avantajele acestei scheme de echipare consta in faptul ca numarul de perforaturi precum si distributia acestora poate fi aleasa de asa natura, incat coeficientul de prefectie dupa modul si gradul de deschidere sa aiba valoare maxima. Dezavantajele sunt: - nu permite exploatarea selectiva si separata a stratelor atunci cand avem un complex de strate productive; - nu permite realizarea unor tratamente de stimulare selective in cazul in care exista un complex de strate productive; - operatiile de izolare a apei de talpa si a gazelor din cupola sunt greu de realizat. In cazul in care in timpul procesului de foraj sunt intalnite strate cu presiuni mari sau pierderi de circulatie sonda se tubeaza si se cimenteaza pana sub culcusul acestor strate. Se continua apoi forajul pana la stratul care prezinta interes, dupa care se tubeaza si se cimenteaza o coloana pierduta (liner) – figura 3. Ulterior, daca este necesar, aceasta poate fi intregita la zi (pana la suprafata).
Fig. 3.
9
Daca prin metodele prezentate mai sus nu poate fi oprita patrunderea nisipului din strat in gaura de sonda, atunci pot fi folosite urmatoarele scheme de echipare:
a
b
c
Fig. 4.
Se introduce un filtru confectionat la suprafata si se fixeaza in coloana. Ulterior acest filtru poate fi impachetat cu pietris (operatia de Gravel packing) – figura 4,b.
10
▼ PREVENIREA SI COMBATEREA VIITURILOR DE NISIP
Exploatarea sondelor cu un procent ridicat de suspensii solide (peste 0,2 %) in fluidele extrase la suprafata conduce la aparitia unor fenomene nedorite si anume: – scaderea productivitatii sondelor datorita: • formarii unor dopuri de nisip in coloana de exploatare sau in garnitura de tevi de extractie; • intreruperii temporare a procesului de extractie pentru eliberarea intervalului perforat sau degajarea dopurilor din garnitura de tevi de extractie; – deteriorarea prin eroziune a echipamentului de fund si de suprafata; – intreruperea partiala sau totala a afluxului in gaura de sonda prin daramarea intercalatiilor sau a capacului marnos aferent formatiei productive. Formarea unor caverne si prabusirea acoperisului stratului productiv pot conduce la blocarea perforaturilor precum si la ovalizarea sau deplasarea coloanei de exploatare, in asa fel incat sonda sa fie scoasa complet din exploatare. De asemenea, prin surparea acoperisului se pot deschide stratele acvifere superioare, apele patrunzand in stratul productiv. – umplerea progresiva cu nisip a sistemului de colectare si de masura de la suprafata (conducte, rezervoare de etalonare si de depozitare etc.) Factorii care concura la declansarea viiturilor de nisip pot avea, in functie de natura acestora, fie un caracter obiectiv, fie un caracter subiectiv. Astfel, dintre factorii cu caracter obiectiv se enumera :gradul de consolidare al rocii magazin, inclinarea stratelor, vascozitatea fluidelor din zacamant si respectiv, presiunea de fund. Formatiile productive neconsolidate, analizate din punctul de vedere al momentului declansarii viiturii de nisip si al concentratiei particolelor solide in fluidele extrase pot fi caracterizate prin: - nisipuri curgatoare (quick sands) – producerea nisipului incepe inca din timpul probelor de productie, iar concentratia acestuia in fluidele extrase ramane constanta timp indelungat, din sonde putandu-se extrage cantitati importante de material solid fara ca in jurul gaurii de sonda sa se formeze caverne. In acest caz, obtinerea unor carote mecanice cu grad corespunzator de recuperare este putin probabila, iar mentinerea intervalului perforat fara depuneri de nisip este de scurta durata. - nisipuri tasate (packed sands) – viiturile de nisip apar dupa un timp relativ mic de exploatare a sondelor, moment in care sub actiunea fortelor de frecare generate de circulatia fluidelor prin mediul poros, liantul slab de cimentare dintre granulele de nisip cedeaza in zona din imediata vecinatate a gaurii de sonda. In acest caz, concentratia nisipului in fluidele extrase este variabila in timp, materialul solid fiind extras alternativ sub forma de suspensie, respectiv sub forma de dopuri. Ca rezultat al acestei comportari, in jurul gaurii de sonda se formeaza caverne si in final se inregistreaza prabusirea capacului marnos al formatiei productive cu repercusiuni decisive asupra indicelui de productivitate si starii tehnice a coloanei de exploatare.
11
- nisipuri friabile (friabel sands) – cu toate ca la prima vedere carotele mecanice par bine consolidate, viiturile de nisip apar totusi dupa o perioada relativ mare de exploatare, iar concentratia nisipului in fluidele extrase scade progresiv, in timp la debit constant. Deteriorarea echilibrului mecanic al matricei se datoreaza, in principal, scaderii presiunii de zacamant peste care se suprapune cresterea impuritatilor lichide ca urmare fie a avansarii apei adiacente, fie ca efect al unor procese de injectie de apa. Si in aceasta situatie apar conditii favorabile formarii cavernelor la nivelul intervalului perforat, respectiv, prabusirii separatiilor marnoase si deteriorarii coloanelor de exploatare. Este de mentionat ca amploarea viiturilor de nisip si a dificultatilor ce le insotesc cresc odata cu cresterea inclinarii stratelor productive, iar manifestarea acestora are loc pe toata durata de exploatare a zacamintelor, fara aparitia cavernelor in jurul gaurii de sonda, dar cu inregistrarea unui numar mai mare de sonde scoase din productie, datorita deteriorarii coloanei de exploatare. In aceiasi ordine de idei, prezenta unui titei cu vascozitate ridicata favorizeaza initierea si intretinerea viiturilor de nisip. Acest fapt se datoreaza atat cresterii accentuate a capacitatii de antrenare a particulelor solide de catre fluidele extrase cat si aplicarii unor metode termice de intensificare a afluxului. La factorii cu caracter obiectiv mentionati anterior, care actioneaza in directia declansarii si mentinerii viiturilor de nisip, se pot alatura si alti factori, dar de aceasta data, cu caracter subiectiv, dupa cum urmeaza: - alterarea permeabilitatii zonei din jurul gaurii de sonda prin folosirea unor fluide de traversare neadecvate (deteriorarea permeabilitatii zonei din jurul gaurii de sonda in timpul forajului datorita contaminarii cu fluidul de foraj sau cu filtratul acestuia); - executarea necorespunzatoare a cimentarii coloanei de exploatare, in special in dreptul stratelor productive; - perforarea nesatisfacatoare din punctul de vedere al uniformitatii, penetrabilitatii si a suprafetei de comunicare cu stratul; - realizarea unor presiuni diferentiale mult prea mari in timpul operatiilor de punere in productie; - exploatarea fortata a sondelor; - deteriorarea liantului matricei ca urmare a executarii unor operatii repetate de stimulare a afluxului; Fata de complexitatea fenomenelor care concura la declansarea si mentinerea viiturilor de nisip, pe de o parte, si de amploarea dificultatilor generate de acestea, pe de alta parte, este necesar ca la alegerea metodei de control a nisipului ce urmeaza a fi luata pe fiecare zacamant in parte, sa se tina seama de intregul complex de factori ce caracterizeaza fiecare sonda in parte. Mecanismul producerii viiturilor de nisip Pentru a explica mecanismul producerii viiturilor de nisip s-au emis mai multe ipoteze dintre care doar trei par a fi mai importante si anume: • deplasarea nisipului din strat in sonda are loc atunci cand cimentarea granulelor de nisip este slaba, iar in timpul exploatarii sondei se aplica o presiune diferentiala strat-sonda mare;
12
• deplasarea nisipului din strat in sonda are loc ca urmare a aparitiei apei de sinclinal care dizolva materialul de cimentare a granulelor de nisip (fenomen care are loc in prezenta apei existente in momentul sedimentarii nisipului, apa a carei compozitie este diferita de cea a apei de sinclinal); • deplasarea nisipului din strat in sonda are loc datorita scaderii presiunii de zacamant, care are ca rezultat tasarea stratelor si distrugerea materialului de cimentare.
METODE DE PREVENIRE SI COMBATERE A VIITURILOR DE NISIP Metodele cunoscute si aplicate atat in tara cat si in strainatate, in scopul controlului nisipului, se pot grupa in: - metode mecanice; - metode chimice; - metode combinate. Indiferent de metoda, rolul de limitator al migrarii particulelor solide din formatia productiva il indeplineste un ecran filtrant artificial, format dintr-un nisip de cuart cu o granulatie controlata, plasat la nivelul formatiei productive si mentinut la randul sau, fie printr-un liant de natura chimica (rasina), fie printr-un filtru metalic.
METODE MECANICE DE PREVENIRE SI COMBATERE A VIITURILOR DE NISIP Dintre metodele aplicate la scara mondiala in scopul controlului nisipului, metodele mecanice inregistreaza o frecventa in aplicare, cu mult superioara frecventei aferente tuturor celorlalte metode proprii acestui domeniu. Spre exemplu, in SUA, in ciuda bogatei diversificari inregistrata indomeniul maselor plastice, cat si a aditivilor necesari, metodele mecanice sunt folosite la 85% din numarul total de sonde operate in scopul controlului nisipului. Principalele avantaje ale metodelor mecanice rezulta, in principal, din: - durata mare de influenta in directia controlului eficient al nisipului, durata imprimata de rezistenta mecanica a filtrelor in timp superioara rezistentei liantului de masa plastica; - lipsa limitarilor de aplicabilitate impuse de valoarea temperaturii de zacamant sau a proceselor termice de recuperare aplicate pe acestea; - evitarea deteriorarii permeabilitatii zonei din jurul gaurii de sonda; - controlul eficient al nisipului inclusiv la sondele cu intervale deschise pe lungimi de zeci de metri; - neconditionarea executarii operatiilor de catre ploaie sau temperaturi mult sub zero grade; - folosirea unor substante chimice inofensive din punctul de vedere al toxicitatii. In cazul metodelor mecanice intalnim urmatoarele tehnologii;
13
-
injectia conventionala de nisip de cuart in stratul productiv; utilizarea filtrelor metalice; echiparea sondei cu un filtru metalic impachetat cu pietris in gaura de sonda largita din timpul forajului sau in coloana cu precompactare in spatele perforaturilor (gravel - packing).
Injectia conventionala de nisip de cuart in stratul productiv Injectia conventionala de nisip de cuart in stratul productiv este utilizata numai in cazuri cu totul particulare. Cu toate ca aceasta tehnologie este simpla in sine, totusi nu cunoaste o raspandire larga, deoarece lipsa unui suport metalic(filtru)plasat in fata nisipului injectat.suport care sa mentina nisipul de cuart la nivelul formatiei productive nu permite exploatarea sondelor la debite potentiale,fara riscul antrenarii materialului solid in gaura de sonda. Din aceasta cauza,aria de aplicabilitate a injectiei conventionala de nisip de cuart se limiteaza numai la sondele la care restrictiile de diametru aferente coloanei de exploatare nu permit completarea sondelor cu filtre mecanice.
Utilizarea filtrelor metalice Filtre cu orificii. Se construiesc din burlane de tubaj in care sunt practicate orificii cu diametrul cuprins intre 1,5 – 10 mm. Filtre cu slituri (fante) .Se construiesc din burlane de tubaj sau tevi de extractie in care se practica niste deschideri dreptunghiulare numite slituri sau fante, dispuse longitudinal sau transversal pe suprafata burlanului (fig. 1. ). Filtrele cu fante longitudinale rezista mai bine la tractiune, iar cele cu fante transversale la presiune exterioara.
Fig. 1. Filtru cu slituri
Sliturile se executa prin frezare cu freze circulare, prin taiere cu flacara oxiacetilenica sau eroziune anodomecanica.
14
Latimea fantelor poate sa varieze in functie de procesul de prelucrare folosit, de la 0,3 mm la 1,3 mm, lungimea lor este de aproximativ 3 in, iar numarul lor de 150 – 250 slituri/m. Peretii laterali ai slitului se largesc catre interiorul burlanului sub un unghi de 6. Prin aceasta se realizeaza un spatiu ˮde fuga” pentru granulele de nisip care au patruns in fanta, eliminandu-se astfel posibilitatea abturarii acesteia (filtre autodeblocante). In cazul procedeului de prelucrare anodo-mecanic este folosit efectul eroziv al descarcarilor elecrice de scurta durata, care se produce intre obiectul de prelucrat scufundat intr-un electrolit si scula taietoare legata la catod. Fata de filtrele cu fante confectionate prin taiere cu flacara oxiacetilenica, cele confectionate prin eroziune anodomecanica prezinta urmatoarele avantaje: - obtinerea unor fante cu latimi exacte si a unor suprafete libere de filtrare mai mari; - nu modifica structura metalurgica a otelului din care sunt confectionate filtrele; - pret de cost scazut. Se recomanda ca latimea fantei, t, sa fie egala cu 0,75 d mi min . In mod obisnuit se pietris
utilizeaza pietris cu dimensiunea de 20-40 U.S. Mesh ceea ce corespunde la 0,84 respectiv 0,42 mm diametru. Filtre cu infasurare de sarma.Acestea sunt confectionate din filtre cu orificii circulare sau filtre cu slituri mai mari, pe suprafata carora se sudeaza, in lungul generatoarelor, niste vergele metalice care indeplinesc rolul de suporti (distantiere) pentru infasurarea in exterior a unei sarme de otel, nichel sau bronz (fig. 2. ).
Fig. 2. Filtru cu infasurare de sarma
Distanta intre spire, t, se ia ca si in cazul filtrelor cu slituri. In prezent, pe plan mondial, se folosesc filtre cu infasurare de sarma canfectionate in totalitate din materiale inox. Superioritatea acestor filtre consta in suprafata libera de trecere mult marita fata de cea aferenta filtrelor cu slituri si o rezistenta marita la coroziune si abraziune.
15
De exemplu, in cazul filtrelor cu infasurare de sarma inox sudate, la care distanta intre doua spire este egala cu 0,3 mm, pentru un diametru exterior de 3½ in, suprafata libera de trecere este egala cu aproximativ 7,7% din suprafata laterala a filtrului. Pentru acelasi diametru exterior in cazul unui filtru cu fante de 0,3 mm, suprafata libera de trecere este de aproximativ 0,8%. Dimensiunea sarmei si distanta dintre spire depinde de marimea granulelor de nisip care trebuiesc retinute si de caracteristicile titeiului care curge din strat in gaura de sonda. Sectiunea sarmei poate fi circulara, patrata sau trapezoidala. Cele mai bune rezultate se obtin prin folosirea sarmei cu sectiune trapezoidala, care realizeaza deschideri divergente spre interiorul burlanului, creind acel “spatiu de fuga” pentru granulele de nisip. Filtrele cu infasurare de sarma pot fi si cu infasurare multipla (fig. ), la care infasurarea de sarma se prezinta in mai multe straturi suprapuse. Distanta intre spire la primul strat din jurul filtrului metalic este de 0,01 in (0,25 mm), la cel de al doilea strat de 0,02 in (0,50 mm) iar la cel de al treilea de 0,03 in (0,76 mm). Infasurarea din extrerior retine granulele mai mari, infasurarea din mijloc granulele medii, iar cea din interior granulele mici, lasand sa treaca prin filtru, odata cu fluidele produse, doar particulele fine de marna, argila sau alte impuritati. Dezavantajele filtrelor cu infasurare de sarma il prezinta faptul ca sunt slabe din punct de vedere constructiv, deteriorandu-se usor in timpul manevrelor de introducere in gaura de sonda, indeosebi daca aceasta este deviata. De asemenea, la extragerea din sonda are loc distrugerea infasurarii de sarma. Cu toate aceste dezavantaje, filtrele cu infasurare de sarma sunt folosite pe scara larga in industria extractiva, datorita faptului ca au o eficienta ridicata la retinerea nisipurilor fine si opun o rezistenta mica la curgerea fluidului prin ele. Efectul montarii unui filtru
Fig. 3. Efectul montarii unui filtru
In momentul in care sonda este pusa in productie granulele fine de nisip vor fi antrenate din strat in sonda, iar cele cu dimensiuni mari se vor opri la intrarea in deschiderea filtrului – figura 3. Granulele de nisip cu dimensiuni mai mari oprindu-se in fata deschiderii filtrului formeaza aici un fel de filtru natural format din fractii de nisip care se aseaza in mod 16
gradat (fractii cu dimensiuni din ce in ce mai mici) pe masura ce creste distanta de la peretele filtrului. Explicatia acestei antrenari selective consta in faptul ca viteza de curgere este maxima in jurul gaurii de sonda. Rezulta ca in aceasta zona va fi antrenata o gama mai mare de granule de nisip. Pe masura departarii de sonda viteza scade, ceea ce face ca antrenarea nisipului sa fie mai redusa. Podirea granulelor mari la intrarea in filtru apoi a celor mici in spatele acestora in mod gradat, conduce la formarea asa numitei bolte stabile respectiv a unui filtru natural cu efect de retinere a particulelor solide care tind sa treaca din strat in sonda. Permeabilitatea in aceasta zona este mult mai mare fata de permeabilitatea initiala a rocii datorita reducerii rezistentelor la curgere.
Dimensionarea filtrelor metalice Pentru dimensionare se folosesc relatiile deduse pe cale experimentala de catre Coberley. Parametrul care se ia ca baza de calcul, este diametrul efectiv de fractie care impreuna cu fractiile de dimensiuni mai mici reprezinta 90% din greutatea probei analizata granulometric. Aceasta valoare se citeste pe curba de compozitie granulometrica (curba de trecere) – figura 4. Practic se ia o proba de nisip din formatie si se face o analiza granulometrica. Se traseaza curba de compozitie granulometrica si se citeste pe curba diametrul corespunzator procentului de 90%.
Fig. 4. Curba de compozitie granulometrica
Pentru filtrele cu fante, latimea deschiderii unei fante va fi egala cu: lf=2dn90% Pentru filtrele cu orificii, diametrul unui orificiu va fi egal cu:
17
do=3dn90%
Echiparea sondei cu un filtru metalic impachetat cu pietris in gaura de sonda largita din timpul forajului sau in coloana cu precompactare in spatele perforaturilor (gravel - packing).
Echiparea sondei cu un filtru metalic si impachetarea acestuia cu pietris in gaura de sonda largita din timpul forajului este cea mai eficienta metoda mecanica de a combate patrunderea nisipului in sonda si de a asigura in acelasi timp pierderi mici de presiune la curgerea lichidului din strat in sonda. Aceasta metoda conduce la extinderea zonei artificiale de filtrare cu permeabilitate imbunatatita la o distanta mai mare de axul gurii de sonda, extindere care atrage dupa sine cresterea debitelor de fluide extrase. Astfel, in timp ce permeabilitatea rocilor magazin rareori depaseste 3 darcy, permeabilitatea stratului din impachetarea cu pietris este de 1150 darcy pentru un pietris cu diametru de 2-2,4 mm si de 3700 darcy pentru un pietris cu diametrul de 3,4-4,8mm. In urma experientelor efectuate s-a constatat ca “bolta stabila” care se formeaza dincolo de stratul de pietris are o permeabilitate de cel putin 30 de ori mai mare decat cea a rocii magazin.In felul acesta, pe distanta de la exteriorul filtrului metalic pana dincolo de bolta stabila, va exista o zona de mare permeabilitate, care va prezenta conditii optime de deplasare a fluidelor spre sonda, ca urmare a scaderii rezistentelor la curgere. Astfel, extragerea unui debit dat se face cu o cadere de presiune mai mica. Efectul obtinut va fi cu atat mai mare, cu cat raza zonei cu permeabilitate ridicata va fi mai mare. In gauri tubate cimentate si perforate se recomanda echiparea cu un filtru metalic si impachetarea acestuia cu pietris cu precompactare in spatele perforaturilor. Pietrisul se introduce atat intre coloana de exploatare si filtru cat si in spatele perforaturilor. Pietrisul presat in spatele perforaturilor se mai numeste si pietris precompactat. In cazul in care nu se poate duce pietris si precompacta in spatele coloanei este recomandabil ca acesta sa fie introdus macar in perforaturi. Experientele de santier au aratat ca la filtrele impachetate cu pietris in coloana, cu precompactare in spatele perforaturilor, productivitatea sondei este de 25% pana la 33% din cea a gaurilor deschise, in timp ce la cele fara precompactare in spatele perforaturilor, pierderea de productivitate ajunge pana la 95%. Comportarea filtrelor cu pietris a fost foarte mult studiata si experimental, pe modele de laborator. In cele ce urmeaza se vor prezenta o parte din rezultatele acestor experimente. Astfel, s-a constatat ca o crestere sau descrestere accentuata a debitului duce la o crestere temporara a cantitatii de nisip produsa. Daca noul debit este apoi mentinut constant se constata o scadere a cantitatii de nisip produsa. Cantitatea de nisip produsa depinde foarte mult de ratia pietris-nisip, Rpn: dp R pn dn 18
in care: d p este diametrul mediu al pietrisului din impachetare;
d n - diametrul mediu al nisipului din formatia productiva. De asemenea, la fluctuatii de presiune in sonda (pf creste sau descreste cu 5 bar, ca la gaz-lift), cantitatea de nisip produsa a crescut de 10 ori pentru Rpn = 6,7 si de 100 de ori pentru Rpn = 9,4. Aparitia curgerii bifazice conduce la cresterea si mai mare a cantitatii de nisip produsa si anume de 60 de ori pentru Rpn = 6,7 si de 2000 de ori pentru Rpn = 9,4. Reducand debitul de lichid si pastrand debitul de gaze (marindu-se deci R.G.T.) cantitatea de nisip produsa a scazut. Aceasta se explica prin faptul ca micsorandu-se numarul de interfete gaz-lichid, este antrenat mai putin nisip din strat. Apare astfel ca la Rpn mai mari ca 6,7 pentru o anumita conditie de curgere (un debit dat) podirile primare si secundare sunt stabile pentru geometria existenta si pentru fortele hidrodinamice existente. Daca echilibrul de forte este schimbat, au loc instabilitati, podirile se darama si cantitatea de nisip produsa va fi mai mare pana cand apar noi podiri sub noile conditii stabilizate. Experimente cu Rpn cuprinse intre 5 si 6 au pus in evidenta o diminuare a cantitatii de nisip produsa in conditii de curgere perturbata (fluctuatii de debit si presiune). In acest caz apare mai curand o oprire a nisipului decat o podire, tinand seama de geometria retelei romboedrice. In favoarea lui Rpn = 5...6 pledeaza si gradul de deteriorare al permeabilitatii efective a pietrisului in timp (fig. 5).
Fig. 5. Variatia permeabilitatii pietrisului in timp in functie de Rpn
In fig. 5, kpi este permeabilitatea efectiva initiala a pietrisului, iar kpt este permeabilitatea efectiva a pietrisului dupa un timp t. Se observa ca daca diametrul pietrisului este mare in interiorul filtrului cu pietris patrund particule de nisip care ii reduc permeabilitatea. Pentru Rpn mai mici ca 6 conform fig. 5, practic nu exista pericol de scadere a permeabilitatii pietrisului. Acest criteriu de alegere al pietrisului nu rezolva in intregime problema, deoarece, dupa cum se vede, daca diametrul pietrisului este egal cu diametrul nisipului din formatie, permeabilitatea pietrisului dupa un timp t raportata la cea initiala este egala cu 1 (kpt / kpi = 1); in schimb productivitatea sondei va fi scazuta.
19
R. J. Saucier deduce pe cale analitica ca daca se reprezinta grafic Rpn=f(kpt/kn), rezulta diagrama prezentata in figura 6, unde kn este permeabilitatea nisipului din formatie.
Fig. 6. Raportul permeabilitatii pietris/nisip in functie de Rpn.
Dupa cum se observa din fig. 6, pentru R pn = 5...6 au loc podiri eficiente si permeabilitatea pietrisului este maxima. La o valoare a lui R pn aproximativ egala cu 10, particulele de nisip patrund in interiorul pietrisului si datorita migrarii greoaie prin acesta conduc la blocarea cailor de curgere spre gaura de sonda si deci la micsorarea productivitatii. La valori ale lui R pn = 12 ori sau mai mari, nisipul patrunde in impachetarea cu pietris si se misca din ce in ce mai usor prin acesta. Ca urmare, permeabilitatea pietrisului creste si acelasi timp se produc cantitati mai mari de nisip. Are loc o scadere continua a eficientei controlului nisipului. Ulterior la aceleasi rezultate au ajuns si alti cercetatori din cadrul firmei Exxon Production Research Company in urma experimentelor efectuate pe un model de laborator (fig. 7). Modelul de laborator folosit este un sector de 70 dintr-o sonda cu o coloana perforata de 7in, echipata cu un filtru mecanic de 2⅞ in, avand grosimea de 30cm si raza de 1,5m (fig. 8). Ca nisip de formatie s-a folosit un nisip uniform cu d 50 0,21mm si un coeficien t de neuniformitate de 1,5, iar ca pietris de impachetare un nisip de cuart cu dimensiunile: 0,25 – 0,42; 0,42 – 0,84; 0,84 – 2,00 si 1,41 – 2,83 mm. Fluidele vehiculate au fost apa sarata cu o concentratie de 2,5% NaCl si motorina cu vascozitatea de 2,7 cP. Pentru a simula curgerea a doua faze s-a folosit bioxidul de carbon.
20
Fig. 7. Permeabilitatea zonei compacte in functie de Rpn.
Fig. 8. Schema modelului de curgere radiala.
Testele efectuate au aratat ca pierderile de presiune (chiar la debite foarte mari) prin pietris si filtru, la filtrele impachetate cu pietris in gaura libera, sunt extrem de mici, in timp ce la filtrele impachetate cu pietris in coloana, cu precompactare in spatele perforaturilor, apar pierderi mari de presiune la curgerea prin perforaturi. In cazul filtrelor impachetate in coloana, folosindu-se nisipuri uniforme (coeficient de neuniformitate de 1,5) si permeabilitate 5 Darcy, s-a constatat ca valoarea caderilor de presiune prin perforaturi este mai mare in cazul in care numai perforatura este plina cu pietris, comparativ cu situatia in care avem precompactare in spatele coloanei si extrem de mare cand perforatura este plina cu nisip din formatia productiva (fig. 9).
Fig. 9. Efectul plasarii pietrisului asupra productivitatii.
Fig. 10. Variatia permeabilitatii perforaturii in functie de debit la filtrele impachetate cu pietris in coloana, fara precompactare in spatele perforaturilor.
S-a constatat, de asemena, ca in situatia cand nu exista precompactare, deteriorarea permeabilitatii perforaturilor se mentine la valori scazute, pana la atingerea debitului critic de atenuare a nisipului, dupa care blocarea se accentueaza brusc (datorita fortelor de frecare care devin mari, antrenand nisipul din strat in perforaturi) si devine permanenta chiar daca debitul vehiculat scade pana la valori initiale (fig. 10). 21
In situatia in care exista precompactare, permeabilitatea scade daca debitul creste ca rezultat al efectului curgerii turbulente. Scazand debitul catre valori initiale, permeabilitatea perforaturilor protejate de preimpachetare se reface sau chiar va creste (fenomen observat la mai multe teste) datorita unei usoare curatiri a perforaturilor de catre fluidul produs (fig. 11). Studierea comparativa a caderilor de presiune in functie de R pn (fig. 12) evidentiaza superioritatea completarii cu precompactare fata de completarea numai cu filtru impachetat. Indiferent de tipul de completare (cu sau fara precompactare a coloanei perforate) nu se poate realiza o retinere totala a nisipului din formatia productiva, ci numai o limitare a migrarii acestuia in gaura de sonda. Testele efectuate cu nisipuri neuniforme (coeficient de neuniformitate 3,6 si permeabilitate 90 mD) au scos in evidenta pierderi suplimentare de presiune la interfata nisip-pietris precompactat, din cauza unei mai mari game a dimensiunilor particulelor de nisip din strat, care duc la reducerea eficientei podirii. S-a presupus ca aceasta crestere a presiunii se datoreaza particulelor foarte fine (argila, etc.) care tind sa mareasca caderea de presiune la interfata nisip-pietris si sa micsoreze productivitatea daca nu pot trece prin pietris.
Fig. 11. Variatia permeabilitatii perforaturii in functie de debit la filtrele impachetate cu pietris in coloana, si precompactare in spatele perforaturilor.
Fig. 12. Variatia caderii de presiune in perforatura in functie de Rpn.
In urma experimentelor efectuate cu acelasi nisip neuniform, dar lipsit de argila, au rezultat de asemena, caderi de presiune mari. Rezulta ca aceasta cadere de presiune la interfata nisip-pietris (datorita blocarii partiale a acestei interfete) se datoreaza mai degraba neuniformitatii nisipului decat prezentei argilelor. O alta concluzie care a rezultat este ca, desi apare o cadere de presiune suplimentara la interfata pietris-nisip, nu s-a observat infundarea perforaturilor atata timp cat ratia pietris-nisip a fost cuprinsa intre 5 si 6. Cand nisipul este neuniform, percompactarea se impune si mai mult, deoarece caderea de presiune la interfata nisippietris devine mult mai mare, din cauza suprafetei mult mai mici de curgere. Cu cat
22
coeficientul de neuni-formitate este mai mare, cu atat si caderea de presiune este mai mare. ▲ Efectul curgerii a doua faze. Experimentele de santier arata ca, odata cu cresterea cantitatii de apa produsa, productivitatea sondelor scade, iar viiturile de nisip se accentueaza. Aceasta se datoreaza aparitiei perturbatiilor locale de presiune, din cauza numeroaselor interfete care se misca prin canalele rocii si provoaca miscarea particulelor mici, precum si dizolvarii materialului de cimentare. Astfel, experimentele efectuate in cazul filtrului impachetat in coloana fara precompactare au aratat ca permeabilitatea perforaturilor nu a fost deteriorata in mod permanent, atata timp cat debitul de apa nu a atins valoarea critica de antrenare a nisipului din formatie (fig. 13) Daca debitul scade, are loc o crestere a permeabilitatii perforaturilor catre valoarea initiala. In momentul in care au aparut si gazele, productia de nisip a inceput sa creasca, permeabilitatea a scazut brusc, iar blocajul a devenit permanent. Experimentele efectuate cu nisip precompactat in spatele perfora-urilor au indicat si in acest caz o crestere a cantitatii de nisip produsa odata cu aparitia curgerii bifazice (fig. 14).
Fig. 13. Efectul curgerii multifazice asupra productivitatii pentru Rpn = 9,6.
Fig. 14. Efectul curgerii multifazice asupra cantitatii de nisip produsa pentru Rpn = 15.
Cand ratia pietris-nisip are valori cuprinse intre 5 si 6 efectul curgerii bifazice este mult atenuat. Se observa ca indiferent daca exista curgere apa-gaze sau apa-titei, efectul de antrenare al particulelor solide a fost acelasi si a incetat odata cu disparitai curgerii bifazice. In cazul nisipurilor neuniforme efectul asupra cantitatii de nisip produs a fost aproape acelasi, dar s-a observat o scadere a productivitatii insotita de o patrundere mai adanca a particulelor fine in pietris. Daca dimensiunea pietrisului este necorespunzatoare, curgerea multifazica poate duce la o infundare permanenta a perforaturilor. ▼ In concluzie, rezulta ca cea mai eficienta metoda de a combate patrunderea nisipului in sonda si de asigura in acelasi timp pierderi mici de presiune la curgerea lichidului din strat in sonda este echiparea sondei cu un filtru metalic si impachetarea acestuia cu pietris in gaura de sonda largita din timpul forajului
23
In cazul sondelor tubate, cimentate si perforate matoda recomandata este echiparea cu un filtru metalic si impachetarea acestuia cu pietris cu precompactare in spatele perforaturilor. Plasarea pietrisului ca in fig. 4,b – curs Echiparea sondei in dreptul stratului productiv, conduce totodata la o crestere a productivitatii sondei asa cum se observa din fig. 15. De mentionat ca diametrul gaurii largite trebuie sa fie cu aproximativ 5....7 in mai mare decat diametrul coloanei de exploatare. Amestecarea pietrisului cu nisipul din formatia productiva, inca din timpul executarii operatiei de impachetare, conduce la scaderea accentuata a permeabilitatii zonei din vecinatatea gaurii de sonda (fig. 16).
Fig. 15. Influenta razei zonei impachetate asupra cresterii procentuale a productiei dupa impachetare.
Tinand seama de cele prezentate mai sus, se impune ca in faza de pregatire a sondei sa se execute lucrari speciale pentru crearea in spatele coloanei de exploatare, in dreptul intervalului perforat, a unei zone excavate, care ulterior sa fie umpluta cu pietris. Aceasta se realizeaza prin spalarea perforaturilor si a zonei din spatele coloanei cu ajutorul unui dispozitiv de spalare cu circulatie, tip BAKER. Schema de ansamblu si de lucru a acestui dispozitiv este prezentata in figura. 17. Prin utilizarea acestui dispozitiv se executa intr-un singur mars curatirea dopurilor din coloana de exploatare si respectiv spalarea perforaturilor si a formatiei productive din imediata vecinatate a gaurii de sonda pe intrega lungime a intervalului perforat.
Fig. 16. Permeabilitatea amestecului
Fig. 17. Dispozitiv de spalare in spatele
24
pietris – nisip.
coloanei in dreptul intervalului perforat: a – pozita de introducere a aparatului; b – ridicarea si rotatirea 900 la dreapta, blocheaza aparatul in pozitia de lucru spalare in spatele perforaturilor; c – circulatie inversa, posibil si avansare cu circulatie inversa; d – extragerea aparatului.
Introducerea pietrisului numai in perforaturi se recomanda numai la debite mici de productie. In cazul nisipurilor neuniforme aceasta tehnica trebuie evitata. Pentru transportul pietrisului in cazul operatiilor de precompactare sau de impachetare a filtrelor se foloseste un fluid preparat din apa dulce sau sarata sau produse petroliere in care se adauga stabilizatori pentru argile si agenti pentru cresterea portantei. Pentru spargerea gelurilor folosite la transportul pietrisului destinat impachetarii se utilizeaza acizi sau enzime. Injectia de pietris se va face la ratii fluid-pietris cat mai mici. Injectia la ratii mari conduce la aparitia unor fenomene care pot influenta negativ productivitatea sondei si controlul nisipului dupa cum urmeaza: a) Curgerea turbulenta care are loc in lungul tevilor de extractie pana la formatia productiva conduce la o agitare puternica a pietrisului aflat in suspensie. Ca urmare a acestei agitari, particulele de pietris colturoase se pot sparge sau rotunji ca efect al ciocnirii reciproce dintre acestea a frecarilor cu peretii tevilor de extractie, al impactului cu peretii coloanei de exploatare (la iesirea din mufa de incrucisare a circulatiei) si al strangularii curgerii la nivelul intrarii in perforaturi. In aceasta situatie granulatia fina a pietrisului va diferi de cea proiectata, fapt care face ca eficienta controlului nisipului sa scada simtitor. b) Injectarea pietrisului cu debite mari de fluid si in concentratii scazute favorizeaza transportul acestuia la distante mari de gaura de sonda si amstecarea cu nisipul din formatia productiva. Aceasta face ca permeabilitatea amestecului pietris-nisip de formatie sa scada foarte mult, chiar si la procente volumetrice relativ mici de nisip de formatie in pietris (fig. 16). c) Formarea unor zone de canalizare preferentiala a fluidului de transport. d) Cresterea prematura a presiunii de injectie si finalizarea operatiunilor de injectie inainte de realizarea unei compactari corespunzatoare a formatiei productive. Pentru evitarea aspectelor negative prezentate mai sus este necesar sa se foloseasca fluide de transport cu vascozitate mare (200 – 1000 cP), fluide care permit pomparea pietrisului la debite de 80 – 160 l/min, in concentratie de 1300 – 1800 kg pietris/m3 fluid transport. De asemena, se recomanda ca fluidul care transporta pietrisul sa fie trecut printr-un filtru de 2 (1 = 10-3mm). Pe baza celor prezentate mai sus se recomanda ca diametrul mediu al pietrisului sa fie de 5...6 ori mai mare ca diametrul mediu al nisipului din formatie: d 50p 5 6 d 50n Ca diametru mediu se considera d 50 (corespunzator procentului in greutate de 50%) de pe curba de compozitie granulometrica. Filtrele utilizate la operatiile de impachetare sunt filtre cu slituri, filtre cu infasurare de sarma inox, etc.
25
Referitor la diametrul exterior al filtrelor impachetate in coloana se precizeaza ca un diametru exterior cat mai apropiat de diametrul interior al coloanei nu reprezinta o solutie optima pentru completarea sondei. Cand se dispune de un filtru cu suprafata libera de curgere corespunzatoare, diametrul exterior al filtrului nu este necesar sa depaseasca diametrul exterior al tevilor de extractie. Acest aspect apare deoarece: - existenta unui spatiu inelar mare reduce posibilitatea formarii in timpul operatiei a dopurilor suspendate in spatele filtrelor; - o rezerva de pietris mai mare, plasata in spatiul inelar de deasupra filtrului, permite umplerea prin segregare a eventualelor goluri care pot aparea de-a lungul filtrului in timpul injectiei de pietris; - jocul radial de minim 1 in dintre filtru si coloana permite degajarea ulterioara prin spalare a filtrelor blocate sau deteriorate; De asemenea, este bine sa se centreze filtrul in gaura de sonda, pentru a-i mari rigiditatea si a asigura o impachetare uniforma.
Metode chimice de prevenire si combatere a viiturilor de nisip Metoda consta in retinerea nisipului in strat, prin consolidarea rocii aflata in zona din imediata apropiere a peretilor gaurii de sonda cu ajutorul rasinilor sintetice sau a materialelor plastice ca materiale de cimentare. Acestea trebuie sa prezinte urmatoarele proprietati: - sa nu reactioneze cu fluidele din zacamant sau cu fluidele folosite la operatiile de stimulare a formatiei (acidizari, fisurari, etc.); - sa prezinte o reducere mica de volum in timpul intaririi; - sa posede puternice proprietati de umectare si adeziune; - sa nu reactioneze cu produsii de reactie in timpul polimerizarii. Rasinile folosite se impart in doua mari grupe: rasini la care agentul de intarire este adaugat acestora la suprafata, inainte de a fi introduse in sonda (rasini activate intern) si rasini la care agentul de intarire este introdus dupa ce acestea au fost injectate in formatie (rasini activate extern). Rasinile pot fi de tip epoxidic, furanic si fenolic. Pentru a se obtine o eficienta maxima a procesului de consolidare trebuie realizate urmatoarele deziderate: - rezistenta mare la compresiune si permeabilitate mare a matricei rezultate; - rezistenta buna la actiunea fluidelor din formatie si a fluidelor de stimulare; - timp redus de intarire (polimerizare); - timp minim de preparare la sonda; - presiune redusa de injectie. Consolidarea cu ajutorul rasinilor sintetice se face dupa urmatoarele procedee: 1) Procedeul prin care nisipul (pietrisul) se amesteca cu rasina la suprafata, dupa care are loc transportul in formatia productiva. Procedeul se realizeaza in doua variante: - se injecteaza in formatia productiva un amestec de nisip si rasina, dupa care urmeaza injectia agentului de intarire;
26
-
se injecteaza in formatia productiva un amestec format din nisip, rasina si agent de intarire. 2) Procedeul prin care rasina se injecteaza direct in formatie. Si acest procedeu se realizeaza in doua variante: - se injecteaza in formatia productiva rasina urmata de injectia agentului de intarire; - se injecteaza in formatia productiva rasina amestecata de la suprafata cu agenul de intarire. Rasina consolideaza granulele de nisip din strat sau cele din nisipul de injectie, formand o retea rezistenta, poroasa si permeabila pe o anumita distanta de la peretele gaurii de sonda, cu actiune efectiva de retinere a nisipului din strat. In cursul procesului de intarire a rasinii are loc un fenomen de contractie sau de concentrare a rasinii care, prin polimerizare se separa din solutie si incepe sa se ingroase. Rasina separata de solvent umecteaza preferential granulele de nisip, adera la suprafata lor imbracandu-le intr-o pelicula subtire, iar restul se aduna in spatiile pendulare, sub efectul fortelor capilare, constituind cimentul de legatura pentru granulele de nisip. Prin separarea rasinii din solutia de tratare, care contine peste 75 – 80% ingredienti nereactivi, dupa ce se inchieie procesul de solidificare a rasinii, in roca ramane un volum de pori, umplut temporar cu lichidul care a alcatuit solutia de tratare, dar care nu a participat la procesul de consolidare si care poate fi evacuat din porii rocii consolidate. Solutia folosita la consolidarea cu mase plastice este compusa din: rasina sintetica, solvent si aditivi. Solventul are rolul de a dilua rasina si in acest scop se foloseste benzenul. Aditivii (agenti de intarire, catalizatori, etc.) se folosesc pentru: - reglarea timpului de reactie, astfel incat rasina introdusa in strat sa se solidifice dupa un timp bine determinat de la injectarea in porii rocii; - umectarea nisipului; - stabilizarea argilelor; - evacuarea apei interstitiale; - marirea rezistentei retelei consolidate. In România se aplica consolidarea pe cale chimica corespunzatoare primului procedeu. Metoda consta in injectarea in formatia productiva a unei cantitati de nisip de cuart pana aproape de compactarea formatiei, dupa care urmeaza injectia unei cantitati de nisip umectat cu rasina plus agentul de intarire. Metoda se aplica cu rezultate bune in sonde cu intervale deschise de maximum 8 m. Aceasta limitare se datoreaza posibilitatii reduse de a realiza – in cazul stratelor cu grosime mare – un manson permeabil si rezistent de grosime constanta, pe intreg intervalul perforat. Rezultate mai bune se pot obtine in cazul sondelor la care cantitatea de nisip evacuata din strat a fost mica si in care se reuseste ca prin injectia prealabila de nisip neumectat sa se realizeze compactarea formatiei, conditie necesara si obligatorie pentru consolidarea cu mase plastice. Metoda se poate aplica si in cazul formatiunilor “murdare” si neconsolidate, deoarece prin injectia de nisip cu fluide pe baza de apa sarata tratata cu clorura de potasiu
27
sau clorura de calciu se realizeaza protejarea particulelor argiloase impotriva hidratarii si indepartarea acestora din jurul gaurii de sonda. Mansonul filtrant, format din nisipul consolidat cu rasina, are o permeabilitate mai mare decat cea a formatiunii productive ( cca. 10 – 40 D, in functie de granulatia nisipului de compactare). De asemenea, metoda conduce la rezultate satisfacatoare si la sondele care, prin extragerea unor cantitati mari de material solid din stratul productiv, prezinta o lipsa accentuata sau totala de aflux, datorita prabusirii capacului marnos. In acest caz este necesar ca operatia de compactare sa fie realizata cu cantitati mari de nisip de cuart, deoarece numai in acest mod se creeaza posibilitatea punerii in comunicatie a zonei de strat nedeteriorata cu gaura de sonda. In urma unor astfel de operatii, sondele pot produce la debite nerestrictive, fara dificultati provocate de viiturile de nisip. Dupa scurgerea intervalului de timp necesar intaririi rasinii, se controleaza talpa cu tevile de extractie. In cazul in care in coloana se gaseste un dop de nisip consolidat, se va proceda la frezarea acestuia pana la eliberarea intregului interval perforat. In cazul sondelor cu coloane defecte in intervalul perforat, frezarea dopului de nisip consolidat nu mai este necesara. Lasarea unui dop de nisip consolidat in partea de jos a perforaturilor pe o inaltime egala cu jumatate din intervalul deschis este oportuna prin reducerea procentului de impuritati fluide extrase. Sonda va fi repusa in productie cu un debit restrictiv, timp in care in formatia productiva se va realiza podirea naturala a nisipului din strat in spatele zonei de pietris injectat pentru precompactare. Dupa scaderea procentului de impuritati sub 0,2% se poate trece la marirea debitului.
▲
28
▼ Tevile de extractie Tevile de extractie se utilizeaza la toate sistemele de exploatare a sondelor. Garnitura de tevi de extractie sustine echipamentul de fund si asigura ascensiunea fluidelor din strat pana la suprafata. Aceasta indeplineste mai multe roluri si anume : - asigura, printr-o alegere judicioasa a diametrului si lungimii ei, folosirea rationala a energiei de zacamant; - permite circulatia fluidelor din coloana in tevi si invers, pentru pornirea sau omorarea sondelor; - protejeaza coloana de exploatare impotriva actiunii corozive sau abrazive a fluidelor in miscare; - permite efectuarea operatiei de pistonare la punerea in productie a sondei; - protejeaza coloana de exploatare (atunci cand se lucreaza cu packere), in cazul unor operatii sub presiune in sonda. Tevile de extractie se construiesc din tuburi de otel fara sudura, laminate si trase la cald prin matrite. Conditiile de lucru din sonde fiind foarte diferite, este necesar sa se utilizeze tevi de extractie confectionate din oteluri capabile sa suporte solicitarile la care sunt supuse si actiunile mediului in care lucreaza. In acest sens, tevile de extractie se confectioneaza din : - otel grad H 40 si J 55 pentru conditii normale de lucru si adancimi medii; - otel grad C 75 si C 95 pentru mediu coroziv salin, combinat cu H2S si CO2 si adancimi medii si mari de lucru; - otel grad N 80 pentru mediu coroziv salin si adancimi medii si mari; - otel grad P 105 pentru mediu normal si adancimi foarte mari. Caracteristicile de rezistenta ale otelurilor din care sunt confectionate tevile de extractie sunt prezentate in tabelul 1. Conform standardului Institutului American de Petrol (API) Spec. 5 CT tevile de extractie se executa in urmatoarele clase de rezistenta: H 40, J 55, L 80, N 80, C 90, T 95 si P110. ▲ 29
Tabelul 1
Caracteristicile de rezistenta ale otelurilor pentru tevi de extractie Marca otelului sau clasa de rezistenta D H J C C N P
40 55 75 95 80 105
Rezistenta minima la rupere, N/mm2(kgf/mm2) 660 (66,0) 424 (42,4) 527 (52,7) 668 (66,8) 738 (73,8) 703 (70,3) 844 (84,4)
Limita minima de curgere, N/mm2(kgf/mm2) 380 (38,0) 281 (28,1) 387 (38,7) 527 (52,7) 668 (66,8) 562 (56,2 738 (73,8)
Observatii
σc = (0,6 – 0,7) σr σa = 0,8 σc σa - rezistenta admisibila (care se ia in calcul) σr – rezistenta minima la rupere
▼
Indicii 40, 55,.........,105 sunt legati de calitatea otelului si ei reprezinta efortul unitar minim de curgere in 103 psi (1 psi = 0,06895 · 10-2 daN/mm2 ). De exemplu pentru otelul P 105 , σcmin = 105·103 psi sau σcmin = 105 · 103 · 0,06895 · 10-2 = 72,3975 daN/mm2. Pentru calculele de rezistenta, la toate otelurile, efortul unitar admisibil este σa = 0,8 σc. Se construiesc tevi de extractie cu diametrul nominal de : 1,050 ; 1,315 ; 1,660 ; 1,900 ; 2,063 ; 2 3/8 ; 2 7/8 ; 3 1/2 ; 4 si 4 1/2 in. Prin diametrul nominal se intelege diametrul exterior al corpului tevii. In schele se mai utilizeaza ca diametru nominal si diametrul interior (dupa vechiul sistem). Lungimea tevilor de extractie este cuprinsa intre intervalele 6,10....7,32 m si 8,53.....9,75 m. Al doilea interval este cel mai frecvent si se poate considera o lungime medie de 9 m. Dupa tipul filetului si al imbinarilor, tevile de extractie se pot incadra in urmatoarele grupe : Tevi de extractie cu capete neingrosate (non-upset tubing sau NU) (fig. 1, a). Se fabrica conform API Std. 5A si 5AX. Acestea au filetul rotunjit API (cu unghiul flancurilor de 600 si conicitatea 1:16 ) si mufe exterioare separate. Prin filetare, rezistenta tevilor scade cu 15-20 % fata de rezistenta corpului in portiunea nefiletata. Se folosesc la sondele cu adancime mica. ▲ 30
Fig. 1. Tevi de extractie.
▼ Tevi de extractie cu capete ingrosate la exterior (external-upset tubing sau EU) (fig. 1, b). Se fabrica conform API Std. 5A si 5AX si au acelasi filet ca si tevile neingrosate.Tevile de extractie cu capetele ingrosate, pentru acelasi diametru nominal, au o sectiune utila in dreptul filetului cu 30-60 % mai mare decat cele cu capete neingrosate, fapt pentru care suporta sarcini superioare si pot fi folosite la sonde cu adancimi mari si la presiuni mari. La tevile de extractie cu capete ingrosate filetul se poate executa fie cu lungime normala (filet normal), fie cu lungime mai mare (filet lung), pentru imbinari cu rezistenta mai mare. Tevi de extractie cu mufe din corp (integral joint). Acestea sunt prevazute cu imbinari speciale tip Extreme Line, Omega, Hydrill etc. (fig. 2) si sunt folosite la sondele de mare adancime (in mod deosebit pentru sondele cu presiuni mari de gaze). Se folosesc ca tevi paralele sau tevi interioare, cand se introduc in sonda mai multe randuri de tevi. Acestea prezinta avantajul ca pentru acelasi diametru nominal al tevii au un diametru exterior al mufei mai mic, putandu-se introduce in coloane cu diametru mic. ▲
31
Fig. 2. Tevi de extractie cu imbinari speciale: a – Extreme Line; b – Hydrill; c – Omega.
Observatii : 1) In afara de forma filetului (rotunda, trapezoidala), pentru a se evita infiletarea gresita a diverselor tipuri de filete, este necesar sa se cunoasca si numarul de pasi pe in (25,4 mm) si anume : - filetul API pentru tevi cu capete neingrosate are 10 pasi/in pentru diametrele de 1,05 - 3 ½ in si 8 pasi/in pentru diametrele de 4 - 4 ½ in; - filetul API pentru tevi cu capete ingrosate are 10 pasi/in pentru diametrele de 1,05 - 1,9 in si 8 pasi/in pentru diametrele de 2⅜ - 4 ½ in; - filetul trapezoidal Extreme-Line are 6 pasi/in pentru diametrele de 2⅜ 3 ½ in; - filetul trapezoidal Omega are 8 pasi/in pentru diametrele de 1,05 - 1,9 in si 6 pasi/in pentru diametrele de 2⅜ - 4 ½ in; - filetul trapezoidal Hydrill CS are 8 pasi/in pentru toate diametrele. ▼ 2) La sondele in eruptie naturala si eruptie artificiala care produc fluide corozive (apa sarata, H2S, CO2) si la sondele de injectie de apa reziduala 32
trebuie utilizate numai tevi de extractie acoperite la interior cu rasini epoxidice sau fenolice si cu mase plastice. 3) Tevile de extractie nu se vor folosi la operatii de frezare a dopurilor de ciment sau a altor scule si materiale ramase in sonda. Siul tevilor de extractie. La partea inferioara a tevilor de extractie se monteaza un siu numit si sabot (fig. 3) care are diametrul interior d3 mai mic decat al tevilor.
Fig. 3. Siu pentru tevi de extractie
Acesta are urmatoarele functiuni : - protejeaza capatul inferior al tevilor si constituie un ghidaj la introducerea acestora in sonda ; - retine diferitele scule scapate accidental in sonda (pistoane, sabloane, curatitoare depafarafina etc.), permitand totodata trecerea prin el a manometrului de fund, aparatelor de luat probe etc. ; - ghidajul conic interior ghideaza aparatele mentionate mai sus la extragere ; ▲
33
CAPETE DE ERUPTIE Pentru a realiza etansarea intre tevile de extractie si coloana de exploatare si pentru dirijarea si controlul curgerii fluidelor prin tevile de extractie, la gura sondei se foloseste o instalatie alcatuita din : - dispozitivul de suspendare a tevilor de extractie ; - capul de eruptie propriu-zis. Dispozitivul de suspendare a tevilor de extractie. Dispozitivul de suspendare a tevilor de extractie (denumit in santier si tubing head sau oala de etansare se monteaza pe flansa de etansare a coloanei de exploatare si serveste atat la suspendarea tevilor de extractie cat si la etansarea spatiului inelar dintre acestea si coloana de exploatare. Este prevazut cu doua brate laterale asezate la 1800 unul de altul, care permit controlul presiunii din coloana sau pomparea de fluide in scopul pornirii sau omorarii sondei. Dispozitivele pentru suspendarea tevilor de extractie sunt de doua tipuri: - tipul I, pentru presiuni de 140 si 210 bari, cu suspendarea tevilor in flansa dubla (fig.1) ; - tipul II, pentru presiuni de 210, 350, 700 si 1050 bar, cu suspendarea tevilor de extractie in boneta (fig.2).
Fig. 1. Dispozitiv pentru sustinerea tevilor de extractie tip I : 1 - flansa dubla; 2 - boneta; 3 - mufa tronconica de sustinere; 4 - inel de etansare; 5 – piulita pentru fixarea mufei; 6 – garnituri inelare; 7 – supapa de contapresiune
Fig. 2. Dispozitiv pentru sustinerea tevilor de extractie tip II: 1 – falnsa dubla; 2 – boneta; 3 – agatator 4 – element pentru etansare exterioara; 5 – surub de blocare
34
Dispozitivul tip I se recomanda la sondele la care, se poate da la o parte prevenitorul si se poate monta capul de eruptie cu tevile de extractie deschise. Etansarea spatiului inelar se realizeaza prin piesa tronconica 3 (piatra). Pe exteriorul conic sunt practicate doua canale in care se fixeaza garniturile de etansare 6. Etansarea este asigurata si prin strangerea piulitei 5, care preseaza piatra in locasul sau. La partea superioara piatra este prevazuta cu un filet in care se insurubeaza un protector, care are rolul de a proteja filetul impotriva loviturilor, in timpul introducerii sau extragerii diferitelor scule sau dispozitive in tevile de extractie. Cand se extrag tevile de extractie, in acest filet se insurubeaza bucata de manevra (suveiul). Dispozitivul tip II da posibilitatea manevrarii tevilor de extractie sub presiune. Suspendarea tevilor de extractie se face in agatatorul 3 (hanger), infiletat in boneta 2. Etansarea spatiului inelar se realizeaza cu o piesa speciala de etansare 4, cu garnituri, care este presata in locasul sau cu suruburile de blocare 5.Dispozitivul asigura o etansare mai buna a spatiului inelar la presiuni mari. La ambele tipuri de dispozitive se poate monta o supapa de contrapresiune (fig.3) care asigura inchiderea sondei in scopul efectuarii unor reparatii la echipamentul de suprafata. Folosirea acesteia inlatura necesitatea de a omori sonda; deci evita colmatarea stratului productiv si reduce timpul de oprire al sondei. Introducerea si extragerea supapei de contrapresiune se face cu ajutorul dispozitivului din figura 4, care poate lucra sub presiune montat peste flansa ventilului 5 (fig.5). Flansa 6 se aseaza peste ventilul de deasupra capului de eruptie. Prin intermediul ventilelor 7 se egalizeaza presiunea din capul de eruptie pe capetele tijei 5, astfel ca aceasta poate fi rotita si manevrata pe verticala manual, cu ajutorul unui cleste. Prin intermediul dispozitivului de legarura 8 din capatul inferior, se introduce o supapa de contrapresiune sau un dop in agatatorul de tevi. Capul de eruptie propriu-zis. Este compus dintr-un ansamblu de armaturi si robinete care se monteaza deasupra dispozitivului de sustinere a tevilor de extractie si are urmatoarele functiuni: - permite inchiderea sondei; - permite reglarea debitului de fluide al sondei cu ajutorul duzelor; - permite circulatia fluidelor din spatiul inelar in tevile de extractie si invers; 35
Fig.3. Supapa de contrapresiune
Fig.4. Dispozitiv pentru introdus si extras supape de contrapresiune: 1 – dop; 2 – cep de introducere; 3 - cep de extragere; 4 – reductie cu flansa; 5 – tija; 6- flansa; 7 – ventil; 8 – dispozitiv de legatura;
- permite masurarea presiunii si temperaturii la gura sondei. Capul de eruptie se construieste din otel de calitate superioara, deoarece pe langa faptul ca suporta presiunea existenta in sonda, el trebuie sa reziste si la actiunea coroziva a apei sarate, care insoteste titeiul, sau la actiunea abraziva a nisipului antrenat din strat. Cand se ridica tevile de extractie prin bacurile inchise ale prevenitorului suporta si greutatea acestora (vezi punerea in productie a sondelor de mare adancime). Capetele de eruptie se construiesc pentru presiuni de lucru de:140, 210, 350, 700 si 1050 bar. La zacamintele noi se aleg capete de eruptie a caror presiune de lucru este mai mare sau cel putin egala cu presiunea de strat initiala.
36
Din punct de vedere constructiv, capetele de eruptie se prezinta in doua variante : - tip CEA, capete de eruptie asamblate cu un singur brat (CEA 1) sau cu doua brate (CEA 2) (fig.5);
Fig.5. Cap de eruptie cu doua brate: 1 – dispozitiv pentru sustinerea tevilor de extractie; 2 – ventil principal; 3 – cruce; 4 – ventil pe brat; 5 – ventil pentru pistonat; 6 – baston; 7 – supapa de retinere; 8 – dispozitiv de reglare a debitului; 9 – dop de 3 in; 10 – flansa pentru introducerea curatitorului de parafina.
- tip CEM, capete de eruptie monobloc, cu un singur brat, cu un singur robinet pe linia principala (CEM 11) (fig.6) sau cu doua robinete pe linia principala (CEM 12). Capetele de eruptie asamblate pot sa aiba sau sa nu aiba legatura coloana-tevi de extractie (baston). Capetele de eruptie CEA 1- cu un brat - pentru presiuni de 140, 210 si 350 bar se folosesc la sondele care nu prezinta pericol in exploatare si la care opririle necesare pentru diverse lucrari de suprafata nu pun probleme in functionarea sondelor. Fig.6 Cap de eruptie monobloc.
Capetele de eruptie CEA 2 - cu doua brate - pentru presiuni de 210, 350, 700 si 1050 bar se folosesc la sondele cu dificultati in exploatare, la care pentru siguranta sunt necesare doua cai de dirijare a productiei sau
37
eventual de omorare a sondei si la sondele de mare adancime. Se construiesc cu doua robinete principale si cu unul sau doua robinete pe brate. Capetele de eruptie monobloc prezinta avantajul ca sunt mai usoare decat cele asamblate si elimina numarul mare de etansari metalice dintre robinete si corpul capului de eruptie, etansari care in cazul unor defectiuni de montaj sau sub efectul presiunii fluidelor care curg prin ele, eventual si al unor agenti puternic corozivi, pot sa cedeze. Prezinta dezavantajul ca sunt mai greoaie pentru transport si montaj, neputandu-se demonta in parti componente si nu permit inlocuirea unor parti defecte. La ambele tipuri se poate adapta la partea superioara dispozitivul pentru introducerea si extragerea sub presiune a supapei de contrapresiune (fig.4). Supapa de retinere (numita in santier si rückschlag) 7, permite trecerea fluidelor numai intr-un singur sens (spre coloana sondei) (fig.7). Atunci cand se omoara sonda prin circulatie, folosirea ei pe intrarea fluidului de omorare in capul de eruptie este obligatorie, deoarece impiedica intoarcerea fluidului introdus sub presiune dupa oprirea pomparii sau in alte cazuri accidentale (spargerea conductei prin care se face pomparea etc.). Duzele sunt ajutaje cu ajutorul carora se regleaza debitul de titei si de gaze al sondei. Ele pot fi fixe sau reglabile. - Duza fixa 4 se monteaza in capul de eruptie intr-un locas numit portduza (fig.8), fiind construita dintr-un corp de otel masiv, rezistent la abraziune sau din materiale mineralo-ceramice de mare duritate.
Fig.7. Supapa de retinere: 1 – corp; 2 – supapa; 3 – arc; 4 – garnitura; 5 – piulita;
Fig.8. Locasul portduza: 1 – corpul locasului; 2 – caseta duzei; 3 – siguranta duzei; 4 – duza; 5 – zona filetata.
38
- Duza reglabila (fig.9) permite obtinerea unor sectiuni diferite de trecere a fluidului prin manevrarea tijei 1, care schimba pozitia acului 2, fata de scaunul 3. Se foloseste la punerea in productie a sondelor pana la curatirea stratului de noroi sau nisip, deoarece duzele fixe se infunda usor cu impuritatile venite din strat, precum si la operatiile de omorare a sondelor.
Fig.9 Duza reglabila
Capete de eruptie pentru exploatare duala. In cazul exploatarii simultane si separate a doua strate cu doua randuri de tevi de extractie, se foloseste un cap de eruptie dual (fig.10) care asigura sustinerea si etansarea celor doua garnituri de tevi si dirijarea separata a fluidelor extrase. Dispozitivul de suspendare a tevilor de extractie (fig.11) este astfel construit, incat cele doua garnituri de tevi sa poata fi introduse independent una de alta. Fiecare garnitura de tevi se fixeaza in cate un semicilindru masiv 2, prevazut la extremitati cu filet pentru tevi, iar la mijloc cu un filet special pentru montarea unei supape de contrapresiune sau a unui dop. Semicilindrii sunt prevazuti cu 2-3 garnituri de etansare in flansa dubla si de asemenea, cu elemente de etansare in flansa superioara (boneta). In filetul superior al semicilindrilor se insurubeaza piesa 3, asemanatoare protectorului si care are rolul de a etansa in boneta.
39
Fig,10. Cap de eruptie dual: 1 - dispozitiv pentru sustinerea tevilor de extractie; 2 – boneta; 3 - cruce; 4 – ventil pe brat; 5 – dispozitiv pentru reglarea debitului.
Fig.11. Dispozitiv pentru suspendarea tevilor de extractie dual: 1 – flansa dubla; 2 – element de sustinere (piatra); 3 – protector.
La partea superioara a capului de eruptie se poate monta dispozitivul pentru introducerea si extragerea sub presiune a supapelor de contrapresiune, precum si instalatia pentru manevra in sonda sub presiune a dispozitivelor introduse cu sarma.
40
Packere Packerele sunt dispozitive care impiedica comunicatia dintre tevile de extractie, prajini de foraj, coloane pierdute, etc. si coloana de tubaj a sondei sau peretii gaurii de sonda, in care acestea se fixeaza. Primele sunt cunoscute sub numele de packere de coloana, iar ultimele, fixate in teren, sub numele de packere de teren. In tehnologia moderna de extractie a titeiului si gazelor packerele sunt folosite la un numar foarte variat de operatii, cum ar fi: - exploatarea simultana si separata a doua sau mai multe strate; - executarea unor operatii de injectie sub presiune in strat pentru protejarea coloanei de exploatare; - injectarea de abur, pentru izolarea spatiului inelar; - testarea stratelor cu ajutorul probatoarelor de strat; - punerea in productie prin pistonare, pentru a realiza o pornire mai rapida si mai economica. Dupa modul de folosire, packerele se impart in doua categorii: packere de tip permanent si packere de tip recuperabil. Packerele de tip permanent se folosesc la probele de productie la sondele de mare adancime si marine, la exploatarea simultana si separata a doua sau mai multe strate etc. Odata introduse in sonda, acestea nu se mai pot extrage; de aceea, se contruiesc din materiale frezabile, pentru a putea fi indepartate din sonda in cazuri accidentale. Dupa modul de fixare packerele se clasifica astfel: - packere cu fixare mecanica, prin manevre de rotire, manevre verticale sau o combinatie a acestora; - packere cu fixare hidraulica, prin crearea unor presiuni in tevi; - packere cu fixare prin actiunea unei explozii lente – in special in cazul packerelor permanente; - packere cu fixare termica, provocata de injectia unui agent termic, in special la sondele de injectie de abur. Dupa sistemul de fixare avem: - packere cu bacuri; - packere fara bacuri (cu picior, cu ancora, cu actionare prin expandare hidraulica sau termica).
41
Calculul fixarii packerelor Pentru determinarea rezultantei fortelor care actioneaza asupra unui packer, se considera ca sens pozitiv sensul gravitational. De asemenea, se considera ca diametrele interior si exterior al tevolir cu care s-a introdus packerul sunt egale cu ale corpului de fixare (teava interioara) a packerului, neglijandu-se prezenta mufelor. Fortele care actioneaza asupra unui packer sunt urmatoarele 1.Forta de compresiune, G, care trebuie lasata pe packer, dupa fixarea acestuia, pentru asigurarea etansietatii. Aceasta forta rezulta din lasarea pe packer a unei parti din greutatea tevilor cu care s-a introdus in sonda. 2.Forta de presiune, F1, care actioneaza in spatiul inelar deasupra packerului (fig.1) F1
D 4
2 i
d e2 p c
(1)
Fig. 1. Schema unui packer fixat in coloana
1.
Forta de presiune, F2, care actioneaza sub packer: F2
2.
D 4
2 i
d e2 p t
(2)
Forta de presiune, F3, care actioneaza asupra sectiunii pline a tevilor:
42
F3
d 4
2 e
d i2 p t
(3)
in care: Di – diametrul interior al coloanei in care se fixeaza packerul, m; di, de – diamerul interior respectiv exterior al tevilor de extractie, m; pt , pc – presinea din interiorul tevilor respectiv din coloana calculata la nivelul packerului, N/m2. pc Hg
unde: H este adancimea de fixare a packerului, m; ρ- densitatea lichidului din sonda, in momentul fixarii, kg/m3. In ceea ce priveste pt , exista doua situatii: - operatii de injectie sub presiune, la care: pt pinj H inj g
unde pinj este preiunea deinjectie la suprafata, in metri , iar inj – densitatea lichidului injectat. - operatii de denivelare, la care pt = ( H – H0 ) g unde H0 este adancimea de denivelare. 5. Forta de umflare,Fu,datorita variatiei de presiune. In timpul operatiilor in sonda,pe langa G,F1,F2 si F3,mai intervin si fortele rezultate din variatia diferentei de presiune dintre interiorul si exteriorul tevilor de extractie. Presiunea interioara din tevile de extractie produce atat marirea diametrului interior al acestora,deci o umflare (balonare),cat si o flambare (buclare) a tevilor (fig.2). Fenomenului de umflare generat de presiunea in tevi i se opune efectul presiunii din coloana.Tevile de extractie fiind fixate in capul de eruptie tind din cauza umflarii lor,conform legii generalizate a lui Hooke,sa traga in sus de packer cu o forta Fu care rezulta din relatia: ptm d i p cm * d e at 2t 2t
Fu =
(4)
in care : Δ ptm - diferenta dintre presiunea medie din interiorul tevilor de extractie in timpul operatiei si presiunea medie din tevi in momentul fixarii packerului,N/m2; Δ pcm - are aceeasi semnificatie ca mai sus,cu deosebirea ca referirea se 43
face la coloana,N/m2; t - grosimea peretelui tevilor de extractie,m; at - aria sectiunii metalice a tevilor de extractie,m2; μ - coeficientul lui Poisson (μ = 0,3). Presiunea medie se ia pe baza mediei aritmetice intre presiunile de la suprafata si presiunile din dreptul packerului. Fu este orientata in sus cand Δ ptm > Δ pcm . 6. Forta Ff,datorita efectului de flambaj in spirala (buclare). Fenomenul de flambare apare ori de cate ori printr-un tub liber la un capat se vehiculeaza un fluid sub presiune. Intr-un fel,cazul tevilor de extractie libere,la capatul de jos si supuse la presiune,este o reciproca a principiului manometrului: un tub incovoiat si inchis la un capat,sub presiune tinde sa se indrepte.In cazul de fata,un tub drept si liber la capat sub presiune, tinde sa se incovoaie (flambeze).Forta care produce flambarea se poate pune in evidenta imaginandu-se situatiile prezentate in fig.2.
Fig.2 Ilustrarea grafica a fenomenului de flambare datorita presiunii interioare.
Trecerea din pozitia a in pozitia b este evidenta.Exercitand presiune in interiorul tubului,pentru a mentine capacul 2 la o distanta extrem de mica de tubul 1,trebuie sa se actioneze asupra resortului cu o forta F’’ =
d e2 4
pt
Pentru o anumita presiune F” = F’, resortul este la fel de intins si este de asteptat ca tubul 1 sa arate in pozitia c la fel ca in pozitia b, adica sa
44
flambeze.Figura 2, c pune in evidenta totodata si marimea fortei care provoaca flambajul (buclarea) : aria sectiunii libere a tevilor multiplicata cu presiunea interioara.Daca tubul din figura 2 ar arata ca in fig.3, a sau 3, b evident ca forta care ar provoca flambajul ar fi asa cum s-a aratat mai sus: F” =
d e2 4
pt
(5)
Fig.3 Influenta sectiunii capatului liber asupra fenomenului de flambare.
Fenomenul de flambare al tevilor conform fig.3 este insa influentat in acest caz de presiunea care actioneaza pe suprafata de trecere de la un diametru la altul. Tinand seama de cele prezentate mai sus rezulta pentru forta de flambaj urmatoarea relatie: Ff =
4
de2 ( pt – pc )
Daca presiunea in tevi si in coloana la nivelul packerului a variat cu Δ pt si Δ pc, relatia de mai sus devine: Ff =
4
de2 ( Δ pt – Δ pc )
(6)
Garnitura de tevi de extractie va flamba daca Ff este pozitiva si va ramane dreapta daca Ff este negativa sau zero. 7. Forta Ft ,care apare datorita variatiei de temperatura,la care sunt supuse tevile de extractie in timpul operatiei fata de momentul initial (fixarii packerului).Forta Ft se determina exprimand alungirea Δl atat prin variatia temperaturii Δl = l α Δtm cat si prin legea lui Hooke Δl = Ftl/Eat. 45
Rezulta : Ft = α at EΔtm in care : este coeficientul de dilatare termica al materialului
(7)
( α = 1,242 * 10-5 m/m 0C ); E - modulul de elasticitate al materialului,N/m2; Δtm - variatia temperaturii medii, 0C. Δtm = tm - tm In timpul operatiei
(8)
initial
Temperatura medie in timpul operatiei se calculeaza pe baza temperaturii capatului inferior si superior al tevilor, tinand seama si de lichidul din spatiul inelar. Ft este pozitiva daca exista o crestere a temperaturii in timpul operatiilor fata de temperatura din timpul fixarii packerului (injectie de abuz); invers Ft este negativa (acidizari,fisurari etc.). Rezultanta R a tuturor fortelor care actioneaza asupra packerului trebuie sa fie mai mare decat forta de compresiune Fc necesara deformarii garniturilor de cauciuc pentru asigurarea etansarii,deci : R = G + F1 – F2 – F3 ± Fu – Ff ± Ft Fc de unde rezulta : G Fc – F1 + F2 + F3 ± Fu + Ff ± Ft
(9)
Valoarea lui Fc este functie de diametrul packerului si de duritatea cauciucului din care sunt confectionate garniturile de etansare. Relatia (9) permite sa se calculeze ce greutate G trebuie lasata pe packer,pentru asigurarea etanseitatii. Daca in timpul operatiilor de injectie sub presiune (F2,F3,Ft si Fu au valori Mari, greutatea tevilor de extractie nu este suficienta pentru asigurarea etanseitatii pakerului. In acest caz se creeaza, legand un agregat la coloana,presiune in spatiul inelar pentru a mari apasarea pe packer. De asemenea,in aceasta situatie se poate folosi un packer cu ancore hidraulice sau un packer cu armare prin tractiune de jos in sus.
46
PUNEREA IN PRODUCTIE A SONDELOR Punerea in productie a sondelor este operatia prin care se provoaca afluxul titeiului si gazelor asociate din strat in sonda. Punerea in productie se realizeaza prin reducerea presiunii exercitate asupra stratului de coloana de lichid din sonda, fie actionand asupra densitatii acesteia (inlocuirea fluidului din sonda cu unul mai usor), fie micsorand inaltimea acestei coloane de lichid (prin denivelare cu gaze comprimate sau pistonare). Fluidele curg din strat in sonda in momentul in care : pc ≥ ρgH + ps
unde : pc este presiunea de strat ; H - inaltimea coloanei de lichid din sonda ; ρ - densitatea lichidului din sonda ; ps - presiunea suplimentara necesara invingerii rezistentelor la curgere provocate de filtratul din fluidul de foraj sau mici particule care au patruns in strat. In vederea micsorarii lui ps se face uneori la sonda o acidizare, fisurare sau un tratament cu substante tensioactive. De obicei se actioneaza asupra lui ρ sau H. Crearea unei presiuni diferentiale strat-sonda se poate realiza mai repede sau mai lent, in functie de caracteristicile stratului. Echipamentul de la suprafata depinde de presiunea care se asteapta sa fie intalnita. La stratele cu presiuni mari constituite din gresii sau nisipuri consolidate, punerea in productie se poate face mai repede schimband de exemplu fluidul de foraj cu apa. Aceasta inlocuire conduce la aparitia unei presiuni diferentiale mari la nivelul perforaturilor (pc » pd) care poate realiza totodata si curatirea zonei din vecinatatea gaurii de sonda. La punerea in productie a stratelor cu presiuni mici si neconsolidate se urmareste sa se creeze presiunea diferentiala strat-sonda cat mai lent. La aceste strate este bine ca in prealabil sonda sa fie echipata cu filtru impachetat cu pietris. Punerea in productie prin circulatie. Punerea in productie prin circulatie se face cu ajutorul unui agregat, inlocuind fluidul din sonda cu apa, dupa ce in prealabil s-a scos supapa ventilului de retinere si s-a facut o circulatie pentru omogenizarea fluidului de foraj. Fluidul din sonda se recupereaza intr-o haba. Apa se injecteaza in coloana, iar fluidul care iese este dirijat pe unul din bratele capului de eruptie si prin legatura care se monteaza in locul dopului de 3” (fig. 5- curs Capete de eruptie) la haba. Dupa inlocuirea fluidului se circula in continuare apa timp de aproximativ 30 minute, timp in care sonda poate sa manifeste. In caz contrar se opreste circulatia si se 47
tine sonda deschisa sub observatie. La stratele cu presiuni mari, dupa cateva ore sonda incepe sa erupa. In acest caz fluidul din sonda este dirijat pe celalalt brat al capului de eruptie, spre parcul de separatoare. Presiunea la agregat depinde de debitul cu care se face inlocuirea si este maxima in momentul in care apa ajunge la siul tevilor de extractie. La inceput, imediat dupa punerea in productie a sondei, presiunea in coloana este mai mica decat presiunea in tevi, coloana fiind plina cu apa, iar in tevi fiind titei si gaze. Ulterior presiunea in coloana devine mai mare ca presiunea in tevi, in coloana formandu-se o perna de gaze. Punerea in productie prin denivelare cu gaze comprimate. Metoda consta in introducerea gazelor comprimate in coloana sondei. Datorita acestei presiuni echilibrul din sonda este modificat si o parte din lichid este evacuat, gazele dislocuind lichidul din coloana pana la o adancime h (fig. 1, a) in functie de valoarea presiunii de injectie. Astfel, pinj = ρgh
Scurgand apoi gazele comprimate, in sonda se va stabili un alt nivel de lichid, rezultand in final o micsorare a inaltimii coloanei de lichid cu Δh (fig. 1, b). Denivelarea Δh, care trebuie realizata pentru ca sonda sa porneasca, este data de relatia : pc ≥ ( H – Δh )ρg
de unde rezulta : h H
pc g
Fig.1. Schema punerii in productie prin denivelare cu gaze comprimate.
Legatura intre h si Δh rezulta scriind, conform figurii 1 , egalitatea dintre volumul de lichid care a deversat din sonda la sfarsitul operatiei de introducere a gazelor comprimate si volumul liber ramas in sonda dupa scurgerea gazelor. Rezulta : π(Di2 – de2) h = π(Di2 – de2 + di2) Δh 4
4
48
2
h h
2
Di d e d i 2
Di d e
2
2
iar 2
pinj
2
Di d e d i 2
Di d e
2
2
gh
unde : Di, de, di sunt diametrul interior al coloanei de exploatare, respectiv diametrul exterior si interior al tevilor de extractie,m ; pc, pinj - presiunea de strat, respectiv presiunea de injectie, N/m2 ; H - adancimea sondei pana la perforaturi, m ; ρ- densitatea lichidului din sonda, kg/m3. Considerand de ≈ di rezulta: pinj
Di 2
2
Di d e
2
gh
Daca s-ar injecta gazele prin tevile de extractie, urmand acelasi rationament se obtine: π di2 h= π (Di2 – de2 + di2) Δh 4
4
pinj
Di
2
di
2
g h
Deoarece Di2 – de2 » di2 , rezulta ca presiunea de pornire este mult mai mica in cazul injectarii gazelor comprimate prin coloana sondei si de aceea in practica se aplica numai aceasta metoda. Punerea in productie prin pistonare. In acest caz denivelarea lichidului din sonda se realizeaza cu ajutorul unui piston metalic (fig. 2) introdus in sonda cu cablu (ø cablu 12-16 mm). La introducerea prin tevi, garniturile 1, care au un diametru egal cu al tevilor, se strang spre interior, bila 2 este saltata, iar pistonul trece prin lichid datorita orificiilor 4 din partea inferioara si orificiilor 3 de la felinar. Pentru a cobori mai usor prin lichid se ataseaza o tija grea la filetul inferior 5. La extragere bila 2 se aseaza pe scaun, iar lichidul care a trecut deasupra garniturilor le umfla etansandu-le pe tevi, astfel ca dopul de lichid de deasupra pistonului este adus la suprafata. Lichidul iese printr-un brat al capului de eruptie, intr-o haba plasata langa sonda.
49
Pe cablul de pistonare sunt fixate intre toroanele acestuia, pentru a nu fi indepartate la trecerea prin cutia de etansare, semne prevestitoare pentru a nu lovi cu racordul pistonului in burlanul de pistonare. Burlanele moderne sunt prevazute cu dispozitive de siguranta care impiedica ruperea cablului si scaparea pistonului in sonda, datorita unei clapete care se inchide automat la iesirea pistonului din burlanul de pistonare. Daca in timp ce se extrage pistonul sonda incepe sa manifeste (se simte la troliu), avand tendinta sa arunce pistonul si sa ingramadeasca cablul, se stranguleaza iesirea si se trage mai repede afara. Adancimea la care s-a introdus pistonul se cunoaste dupa numarul de valuri de la toba. Pistonul se coboara sub nivelul de lichid aproximativ 200 m. La sondele cu viituri de nisip pistonul se introduce sub nivelul de lichid aproximativ 75-100 m. Operatia de pistonare se executa pana la adancimi de maxim 18002000 m, datorita solicitarii cablului si uzurii rapide a garniturilor de etansare ale pistonului.
Fig.2 Piston pentru pistonat
50
Fig. 3. Schema instalatiei de pistonat.
51
ECHIPAREA SI PUNEREA IN PRODUCTIE A SONDELOR DE MARE ADANCIME ECHIPAMENTUL DE FUND AL SONDELOR DE MARE ADÂNCIME
Datorită condiţiilor deosebite de presiune şi temperatură întâlnite la sondele de mare adâncime, atât pentru efectuarea probelor de producţie cât şi pentru exploatare, este necesară o echipare diferită faţă de cea utilizată la sondele cu adâncimi obişnuite, echipare care are în vedere următoarele obiective principale: - asigurarea unui control permanent, atât în timpul manevrelor cât şi în timpul probelor de producţie sau al exploatării sondei; - protejarea coloanei de exploatare faţă de presiunile ridicate ce s-ar putea dezvolta la deschiderea stratelor cât şi împotriva acţiunii corozive a fluidelor din strat; - reducerea la minimum posibil a numărului de manevre cu garnitura de ţevi de extracţie şi a operaţiilor de omorâre a sondei, care duc la colmatarea stratului; - izolarea stratelor investigate în vederea retragerii la altele superioare, prin mijloace diferite şi îmbunătăţite faţă de cimentările de tip obişnuit, care de multe ori sunt nereuşite datorită presiunilor şi temperaturilor ridicate din sondă.
În funcţie de condiţiile specifice fiecărei sonde există o mare varietate de scheme de echipare a sondelor de mare adâncime,. În cele ce urmează este prezentată o schemă generală de echipare precum şi descrierea dispozitivelor care intră în componenţa garniturii de ţevi de extracţie. Echiparea sondei are în vedere introducerea şi fixarea în coloana de exploatare, la 10-15 m deasupra intervalului perforat, a unui packer de tip permanent frezabil, care are rolul de a izola stratul productiv de coloana de exploatare. Introducerea packerului se face după ce, în prealabil, s-a verificat starea coloanei cu un curăţător extensibil pentru coloană (rotrovert). Prin construcţia sa, packerul permite atât producerea sondei prin intermediul niplurilor de etanşare (care trec prin interiorul packerului), cât şi izolarea stratului cu ajutorul clapetei cu care este prevăzut packerul la partea inferioară. În componenţa garniturii de ţevi de extracţie se includ o serie de dispozitive care permit efectuarea unor operaţii în gaura de sondă, fără a fi necesară extragerea şi introducerea repetată a garniturii de ţevi de extracţie (fig. 1). Acţionarea unora din aceste dispozitive (valva de circulaţie), precum şi lansarea şi etanşarea altor dispozitive (duze şi dopuri în niplurile R şi F) se face cu scule introduse cu sârma de la suprafaţă (diametrul sârmei 1,9 – 2,3 mm). Izolarea stratului investigat în vederea retragerii la altul superior, se realizează cu ajutorul unor dopuri nerecuperabile (tip D1 sau DII) lansate, ca şi packerele, cu un dispozitiv cu acţionare electrică (introdus cu cablul) sau cu acţionare hidraulică (introdus cu ţevile de extracţie). Niplul locator cu prag R. În acest niplu se introduce un dispozitiv de fixare (locator) la care se poate ataşa un manometru de fund. După cum arată denumirea, prin el nu poate trece locatorul, motiv pentru care este montat la partea inferioară a garniturii de ţevi de extracţie. Manometrul de fund este fixat în niplul R când cercetarea sondei se face prin variaţia debitului extras (pentru înregistrarea presiunii dinamice). Niplul R are şi rolul de opri căderea în gaura de sondă a diferitelor scule (scăpate accidental), deci joacă rolul de sabot. Niplul selectiv F. Permite trecerea prin el a locatorului, la care se poate ataşa, în acest caz, o duză de fund, un dop sau manometrul de fund. În niplul F inferior se montează, de regulă, o duză de fund pentru prevenirea formării criohidraţilor. Duza se montează în niplul F de la partea inferioară deoarece aici temperatura este mai mare. Tot în niplul F de la partea inferioară se montează un manometru de fund atunci când se face cercetarea sondei prin închidere. În niplul F de la partea superioară se montează dopuri cu închiderea totală sau dopuri cu închiderea 52
Fig. 1 Schema echipamentului de fund al sondelor de mare adancime
53
într-un singur sens. Astfel se poate interveni pentru remedierea unor defecţiuni la echipamentul de la suprafaţă fără a mai omorî sonda. Acest niplu se fixează la o adâncime de 2000-2400 m, pentru a permite efectuarea operaţiei de pistonare. Reducţiile de rezistenţă sunt tuburi cu pereţi groşi, cu lungimea de circa 1 m. Acestea se montează în zonele de maximă turbulenţă, pentru a proteja ţevile de extracţie de acţiunea erozivă a fluidului extras. Locatorul G asigură etanşarea ţevilor de extracţie în packer şi, de asemenea, cu ajutorul lui se controlează adâncimea de fixare a packerului şi se face proba fixării acestuia. Pentru proba fixării packerului, se lasă pe acesta o greutate de 3-5 tf. Dacă packerul nu rezistă la această greutate, se împinge prin coloană până în sacul sondei şi se introduce altul. După determinarea poziţiei packerului şi controlul fixării lui, ţevile de extracţie se retrag cu locatorul la circa 2 m deasupra packerului. Acest spaţiu este necesar deoarece, în timpul diverselor operaţii care se execută în gaura de sondă, ţevile se pot alungi şi pot exercita forţe suplimentare asupra packerului. Etanşarea în acest caz este asigurată de către niplurile de etanşare care pot avea lungimi cuprinse între 3-5 m. Atât locatorul G cât şi niplurile de etanşare sunt prevăzute cu garnituri de etanşare în formă de V, cele inferioare cu deschiderea în jos, iar cele superioare cu deschiderea în sus, pentru a asigura etanşeitatea sistemului la presiuni diferenţiale din ambele sensuri. Datorită variaţiilor de lungime ale ţevilor de extracţie care au loc în diferitele faze de operare, sistemul de etanşare al niplurilor este supus deteriorării, din cauza deplasării în corpul packerului. Pentru a înlătura acest neajuns, în locul locatorului G, se foloseşte un locator cu ancore în packer. Acesta se fixează în filetul (de la partea superioara) packerului prin intermediul bacurilor filetate elastice, prin simplă apăsare. Extragerea locatorului din packer se face prin rotirea la dreapta a ţevilor de extracţie, bacurile filetate elastice având filet stânga. În cazul folosirii locatorului cu ancore în packer, deformaţiile ţevilor de extracţie vor fi preluate de către un dispozitiv special telescopic numit receptacul, montat deasupra acestuia. Decuplarea tubului exterior al receptacolului de tubul interior se face prin rotirea ţevilor de extracţie la stânga ¼ tură (la nivelul receptacolului). În cazul în care este nevoie să se extragă ţevile, se introduce un dop de fund cu sârma şi se fixează în niplul F din capul tubului interior al receptacolului, izolându-se în acest fel zona de sub packer, iar ţevile împreună cu tubul exterior pot fi extrase la suprafaţă. Receptacolul poate prelua variaţii ale lungimii ţevilor de extracţie de la 2 la 9 m. Valva de circulaţie laterală are rolul de a permite circulaţia ţevi-coloană şi invers, când aceasta este necesară – la pornirea sau omorârea sondei, sau în cazul injectării sub presiune a unor fluide în strat (acidizări, fisurări etc.). Deschiderea şi închiderea ferestrelor valvei se face cu ajutorul unui dispozitiv manevrat de la suprafaţă cu sârma. Valva de siguranţă. Se montează la o adâncime mai mare de 100 m. Menţinerea valvei în poziţie de lucru (deschisă) se realizează prin presiunea transmisă de la suprafaţă printr-o conductă de control de ¼ in, ataşată la ţevile de extracţie. Scurgerea voită sau accidentală a presiunii provoacă închiderea valvei şi, implicit, a sondei pe ţevile de extracţie. Se foloseşte în mod obligatoriu la sondele marine în exploatare. Valvele de siguranţă pot fi cu clapă şi sferice. Pe traseul liniei de control (la suprafaţă) se găsesc dopuri fuzibile sau, în unele cazuri, un regulator de presiune acţionat de o conductă de joasă presiune. Pe traseul conductei de joasă presiune se montează din loc în loc porţiuni de conductă din plastic. În caz de incendiu, dopurile fuzibile şi porţiunile din plastic se topesc, permiţând scurgerea presiunii din conducta de joasă presiune. Astfel, regulatorul de presiune se deschide permiţând scurgerea presiunii din linia de control şi închiderea valvei de siguranţă. Ţeava lustruită. Se montează o singură bucată la partea superioară a garniturii de ţevi de extracţie. Aceasta este lustruită la exterior pentru a permite etanşarea bacurilor prevenitorului de erupţie. 54
ECHIPAMENTUL DE SUPRAFATA AL SONDELOR DE MARE ADANCIME Datorita presiunilor mari care se pot dezvolta si pericolului producerii unor eruptii libere necontrolate la operatiile de punere in productie a sondelor de mare adancime se foloseste un complex de echipamente dupa cum urmeaza: a) in timpul manevrarii tevilor de extractie - prevenitor de eruptie tip CAMERON LD (SE) – figura 1; - prevenitor de eruptie tip CAMERON U (DF). b) in timpul probelor de productie - prevenitor de eruptie tip CAMERON LD; - boneta HB (fig. 1) pentru sustinerea si etansarea tevilor de extractie prin intermediul agatatorului HB-A (fig. 2) pentru tevi infiletat in boneta; - mosor de legatura intre boneta si capul de eruptie (unde este nevoie); - capul de eruptie. c) in timpul operatiei de pistonare: - toate reperele de la punctul b, burlanul de pistonat, cutia de etansare pe cablu , dispozitivul de siguranta care previne eruptia sondei in cazul ruperii cablului si prevenitorul de eruptie pe cablu. d) la sondele aflate in productie: - dispozitivul pentru suspendarea si etansarea tevilor de extractie tip CAMERON F, boneta HB, mosor si capul de eruptie. PREVENITORUL CAMERON LD (fig. 1 ) este un prevenitor orizontal cu etansare pe tevi si actionare manuala. Bacurile asigura simultan atat etansarea spatiului inelar cat si sustinerea greutatii tevilor de extractie prin intermediul agatatorului. Este prevazut cu doua iesiri laterale care asigura circulatia fluidelor in sonda. Joaca rol de tubinghead. PREVENITORUL CAMERON U este un prevenitor orizontal dublu etajat cu doua randuri de bacuri. Bacurile de jos sunt cu inchidre totala, iar cele de sus cu inchidere pe tevi. Actionarea lui se face hidraulic dar poate fi facuta si manual. Folosirea lui este obligatorie ori de cate ori se introduc sau se extrag tevile de extractie din gaura de sonda.
ANSAMBLUL BONETA-AGATATOR Ansamblul boneta-agatator (fig. 1) face legatura intre tevile de extractie si ventilul principal al capului de eruptie (agatatorul joaca rolul de piatra). In interior agatatorul denumit si HANGER este prevazut cu un filet special, iar la capete cu filet pentru tevile de extractie. In filetul special se poate introduce un dop sau o supapa de contrapresiune. Agatatorul se infileteaza la teava lustruita, care permite manevrarea garniturii de tevi de extractie sub presiune prin bacurile inchise ale un prevenitorului CAMERON LD sau a dispozitivului CAMERON F pe o distanta de 8-9 m (egala cu lungimea tevii lustruite). Aceasta manevra este necesara atunci cand sonda manifesta si valva de circulatie nu poate fi deschisa pentru realizarea circulatiei de fluide in sonda. In felul acesta niplele de etansare ies din packer si circulatia in vederea omorarii sondei poate fi efectuata pe la partea inferioara a tevilor de extractie.
55
Fig. 1 Prevenitor cu bacuri tip CAMERON LD. 1 – corp; 2 – capac; 3 – surub; 4 – ochi de ridicare; 5 – carcasa rulmentilor; 6 – surub; 7 – tija cu surub pentru actionarea bacurilor; 8 – rulment; 9 – ungator cu bila; 10 – inel metalic; 11 – garnituri de etansare; 12 – ungator cu surub; 13 – manson pentru cuplarea si manevrarea bacurilor; 14 – bacuri cilindrice; 15 – garnituri de cauciuc pentru etansarea pe tevi; 16 - garnituri de cauciuc pentru etansarea bacurilor; 17 – bolt de centrare;18 – teava de extractie lustruita la exterior; 19 – agatator pentru tevi tip Cameron HB-A; 20 – boneta tip Cameron HB.
Fig. 2 Agatator pentru tevi tip Cameron HB-A. 1 – corp; 2 – garnitura de etansare din cauciuc; 3 – inel metalic de protectie; 4 – pana de ghidaj; 5 – manson cu filet mare pentru fixarea agatatorului in boneta; 6 – manson de reazem; 7 – stift tubular de siguranta.
56
PREGATIREA SI DESFASURAREA OPERATIEI DE PUNERE IN PRODUCTIE 1. Deasupra flansei coloanei de exploatare se monteaza un prevenitor CAMERON LD iar deasupra acestuia prevenitorul CAMERON U. 2. Se introduc tevile de extractie cu un curatitor de coloana expandabil (ROTOVERT) si se curata coloana de eventualele coji de noroi, ciment sau rugina si se circula 2-3 volume de coloana pentru omogenizarea fluidului. 3. Se extrag tevile de extractie cu ROTOVERTUL. 4. Se executa proba de etanseitate a coloanei in zona necimentata cu ajutorul unui dop recuperabil (F, C). 5. Se extrage un pas de tevi si se monteaza teava lustruita. Se inchid bacurile prevenitorului CAMERON LD pe teava lustruita si se executa proba de presiune atat a coloanei cat si a prevenitorului CAMERON LD. 6. Se scurge presiunea din coloana, se deschid bacurile prevenitorului CAMERON LD, se inchid bacurile prevenitorului CAMERON U (pentru inchiderea pe tevi) si se face proba prevenitorului CAMERON U. 7. Se scurge presiunea din coloana, se da la o parte teava lustruita, se introduce pasul de tevi de extractie, se cupleaza dopul si se extrage pana in primul burlan de la suprafata. 8. Se decupleaza baioneta de la dop si se extrag tevile de extractie la suprafata. Se inchid bacurile pentru inchiderea totala a prevenitorului CAMERON U si se executa proba de presiune a acestuia. 9. Se deschid bacurile prevenitorului CAMERON U, se introduc tevile de extractie, se cupleaza cu dopul prin intermediul baionetei si se extrage dopul. 10. Se introduc tevile de extractie si se inlocuieste fluidul din sonda cu un fluid de perforare sau packer. 11. Se extrag tevile de extractie. 12. Se executa perforarea. 13. Se introduc tevile prevazute la partea inferioara cu o freza tronconica care va lucra in zona perforaturilor si cu un ROTOVERT care va lucra pana deasupra acestora. Se circula bine pentru eliminarea eventualelor resturi ramase de la operatia de perforare. 14. Se extrag tevile de extractie. 15. Se introduce si se fixeaza in coloana la aproximativ 10 m deasupra perforaturilor un packer permanent. 16. Se introduc tevile de extractie echipate cu toate dispozitivele necesare punerii in productie (nipluri, valva etc.) pana la 1 m deasupra packerului. 17. Se inlocuieste fluidul din sonda cu un fluid special de packer si dupa o circulatie prelungita pentru omogenizarea acestuia, se coboara incet tevile pana cand locatorul G se aseaza pe packer. 18. Se face proba de fixare a packerului lasand pe el o greutate de 3-5 tf. 19. Se ridica tevile astfel incat locatorul G sa ramana la 1-2 m deasupra packerului. 20. Se inchid bacurile prevenitorului CAMERON U pe exteriorul tevilor si se face proba de etanseitate a niplurilor in packer, ridicand presiunea in spatiul inelar cu 100-150 bar. 21. Se scurge presiunea din coloana, se retrag tevile pana cand niplurile de etansare ies din packer si se monteaza teava lustruita si agatatorul de tevi (hanger). 22. Se coboara tevile pana cand niplurile de etansare intra in packer, iar locatorul G ramane deasupra acestuia cu cca 1 m si se executa proba de etansare a niplurilor in packer la 100-150 bar. 23. Se monteaza in agatator un dop (H) sau o supapa de contrapresiune pentru a preveni o eventuala eruptie a sondei prin tevi in timpul demontarii prevenitorului CAMERON-U. 24. Se demonteaza prevenitorul CAMERON U. Fazele demontarii prevenitorului CAMERON U si montarii capului de eruptie sunt:
57
Fig. 3 Fazele de montaj ale capului de eruptie.
1. Se inchid bacurile prevenitorului CAMERON LD si se suspenda intreaga greutate a tevilor prin intermediul agatatorului pe aceste bacuri (fig. 3,a). 2. Se da bucata de manevra la o parte. 3. Se demonteaza prevenitorul CAMERON U si se da la o parte. 25. Se monteaza bucata de manevra, se tine garnitura in carlig, se deschid bacurile prevenitorului CAMERON LD, se trage garnituara in sus, se monteaza broasca cu pene (bacuri) deasupra flansei prevenitorului CAMERON LD si se suspenda garnitura de tevi in broasca cu bacuri (fig. 3,b). 26. Se demonteaza bucata de manevra. 27. Se infileteaza boneta HB impreuna cu capul de eruptie in agatator. 28. Se suspenda intreaga greutate in carlig si se da la o parte broasca cu bacuri. 29. Se coboara boneta impreuna cu capul de eruptie peste flansa prevenitorului CAMERON LD si se fixeaza in suruburi (fig. 3,c). 30. Se inchid bacurile prevenitorului CAMERON LD pe exteriorul tevilor. 31. Se monteaza deasupra ventilului de pistonat dispozitivul CAMERON UNIVERSAL 1000 – figura 4. 32. Se deschide ventilul de pistonat si ventilul principal si cu ajutorul tijei CAMERON 1000 se extrage dopul H din agatator. 33. Se inchid cele doua ventile si se demonteaza dispozitivul CAMERON UNIVERSAL 1000. 34. Se monteaza deasupra ventilului de pistonat instalatia speciala de manevra in sonda, sub presiune, a dispozitivelor introduse cu sarma. 35. Se introduce dispozitivul pentru deschiderea valvei de circulatie si se deschide valva. 36. Se introduce prin tevi un fluid cu densitate mai mica pana la nivelul valvei si se inchide valva. Se lasa sonda in repaus cateva ore pentru a vedea modul de comportare al acesteia. 37. Daca sonda nu porneste se inlocuieste fluidul din tevi cu altul cu densitate si mai mica ajungandu – se pana la inlocuirea cu apa. Inlocuirea cu fluide de densitate mai mica se face in trepte, inchizand valva dupa fiecare treapta si facand o pauza de cateva ore (dupa fiecare treapta) pentru a observa modul de comportare al sondei. In cazul in care sonda nu porneste nici in urma inlocuirii fluidului din tevi cu apa, se trece la denivelarea cu azot. 58
Fig. 4.
-
Fig. 5
38. Daca sonda nu porneste nici in urma operatiei de denivelare cu azot, atunci se trece la efectuarea unei operatii de stimulare a afluxului. Pentru aceasta se procedeaza astfel: - se deschide valva de circulatie si se umple sonda prin circulatie inversa (coloana – tevi) cu fluid de packer; - se inchide valva de circulatie; - se monteaza dispozitivul CAMERON UNIVERSAL 1000 si se fixeaza un dop H in agatator; - se demonteaza dispozitivul CAMERON UNIVERSAL 1000; - se demonteaza boneta impreuna cu capul de eruptie; - se monteaza peste prevenitorul CAMERON LD prevenitorul CAMERON U; - se extrag tevile de extractie si se dau la o parte dispozitivele speciale (nipluri, valva, etc.); - se introduc tevile de extractie prevazute la capatul inferior cu un sper (teava de extractie cu diametrul mai mic decat diametrul interior al packerului) – figura 5; 59
- se inlocuieste fluidul de sub packer cu o substanta tensioactiva. Daca nu s-ar introduce substanta tensioactiva atunci cand se efectueaza acidizarea fluidul de sub packer ar fi introdus in strat, ceea ce ar conduce la un blocaj si mai mare. Substanta tensioactiva are si rolul de a debloca stratul. - se extrag tevile cu sperul; - se introduc tevile echipate cu toate dispozitivele necesare punerii in productie (nipluri, valva, etc.). Pana la deschiderea valvei operatiile se repeta idendic ca mai sus. - se deschide valva de circulatie si se injecteaza prin tevi acid pana cand acesta ajunge la nivelul valvei; - se inchide valva de circulatie si se efecueaza operatia de acidizare; - se deschide valva de circulatie si se introduce prin tevi apa pana in dreptul acesteia dupa care se inchide; - se lasa sonda in repaus cateva ore si daca nu porneste se trece la denivelarea cu azot; 39. Daca sonda nu porneste nici dupa denivelarea cu azot stratul se abandoneaza si se trece la efectuarea probelor de productie la un strat superior. Se procedeaza astfel: - se inlocuieste fluidul din sonda cu un fluid cu densitatea egala cu cea a fluidului cu care s – a sapat sonda; - se extrag tevile de extractie; - se introduce si se fixeaza in filetul patrat al packerului un dop recuperabil tip D – 1 sau D – 2. De asemenea se poate fixa in coloana deasupra packerului un dop nerecuperabil tip N. 40. Daca sonda porneste, dar in timpul probelor apar situatii anormale cum ar fi: cresterea presiunii la capul de eruptie peste cea corespunzatoare echipamentului existent, aparitia de presiuni in spatiul inelar, pierderea fluidului din spatiul inelar etc., atunci se trece la omorarea sondei. Pentru aceasta se procedeaza astfel: - se injecteaza prin tevi un fluid cu densitatea egala cu a fluidului din coloana pana cand presiunea la nivelul valvei se echilibreaza; - se deschide valva de circulatie si se circula invers pana cand fluidul din sonda se omogenizeaza; - se lasa sonda in repaus 4 – 6 ore si se urmareste modul de comportare al ei. Daca nu se intampla nimic deosebit se trece la remedierea defectiunii care a necesitat omorarea sondei. Observatie: Daca valva de circulatie este blocata si nu poate fi deschisa cu ajutorul dispozitivului manevrat cu sarma atunci se procedeaza astfel: - se demonteaza suruburile flansei bonetei; - se extrage sub presiune garnitura de tevi impreuna cu boneta si capul de eruptie, prin bacurile inchise ale prevenitorului CAMERON LD, pe o distanta egala cu lungimea tevii lustruite. Astfel niplurile de etansare ies din packer si circulatia poate fi efectuata pe la partea inferioara a tevilor de extractie.
60
▼
CALCULUL EFORTURILOR ŞI AL VARIAŢIILOR DE LUNGIME ÎN GARNITURA DE ŢEVI DE EXTRACŢIE, DATORATE VARIAŢIILOR DE PRESIUNE ŞI TEMPERATURĂ, LA SONDELE ECHIPATE CU PACKER NERECUPERABIL - COMPLETARE UNIFORMĂStabilirea lungimii niplelor de etanşare, care trebuie ataşate la garnitura de ţevi de extracţie la sondele echipate cu packer nerecuperabil, prezintă o importanţă deosebită, deoarece acestea trebuie să preia efectele de scurtare sau de alungire ale ţevilor, datorită variaţiilor de presiune şi temperatură care au loc în diferitele faze de operare în gaura de sondă sau în timpul exploatării. În general, sunt patru factori care pot determina schimbări ale eforturilor sau lungimii ţevilor de extracţie, în sondele echipate cu packer: 1. Efectul de piston, datorat modificării presiunilor care acţionează asupra suprafeţelor orizontale din lungul garniturii de ţevi de extracţie. 2. Efectul de flambaj în spirală (buclare elicoidală) - a porţiunii inferioare a garniturii de ţevi - atunci când presiunea din interior este mai mare decât cea din exteriorul ţevilor de extracţie. 3. Efectul de balonare, datorat variaţiei presiunii medii din interiorul şi exteriorul ţevilor de extracţie. 4. Efectul de temperatură, datorat variaţiei temperaturii medii a garniturii de ţevi de extracţie. Cu excepţia efectului de flambaj, care are numai tendinţa de scurtare, ceilalţi factori menţionaţi mai sus pot provoca atât alungirea cât şi scurtarea ţevilor de extracţie, în funcţie de modificarea condiţiilor de lucru, rezultanta acestora fiind suma algebrică a efectelor menţionate. În oricare din aceste situaţii, dacă se cunoaşte variaţia eforturilor (forţelor) poate fi determinată variaţia lungimii ţevilor de extracţie şi invers. În anumite situaţii efectele de sudare a ţevilor de extracţie sunt eliminate total sau parţial. Astfel, efectul de piston dispare într-o garnitură de ţevi de extracţie ancorată în packer, deoarece efortul respectiv este preluat în întregime de packer. De asemenea, efectul de flambaj în spirală este mult diminuat atunci când jocul radial dintre corpul ţevilor de extracţie şi diametrul interior al coloanei este mic (de exemplu ţevi de 27/8 in introduse în coloane de 4 1/2 - 5 in).
61
În cazul completării uniforme ţevile de extracţie şi coloana au diametrul constant. Fluidul din spaţiul inelar poate fi sau nu acelaşi cu cel din ţevile de extracţie. Se disting trei situaţii: ▲ a. Ţevile de extracţie se deplasează liber în packer prin intermediul niplelor de etanşare. Considerând presiunile pţ şi pc aplicate în interiorul ţevilor de extracţie respectiv în coloană la nivelul packerului (fig. 1), aceste presiuni conduc la o variaţie a lungimii ţevilor (variaţie a forţelor) după cum urmează: 1. Variaţia lungimii datorită efectului de piston. Presiunile pţ şi pc supun capătul inferior al ţevilor de extracţie la o forţă de presiune Fp, care are următoarea expresie:
F p A p Ai pt A p Ae pc
(1)
Fig. 1.
în care: Ap este aria interioară a packerului; Ai, Ae - aria interioară respectiv exterioară a ţevilor de extracţie. Relaţia (1) este valabilă pentru ambele situaţii din figura 1. Sub acţiunea forţei Fp, are loc o scurtare a ţevilor de extracţie L1 (de fapt o micşorare a alungirii sub proprie greutate), dată de legea lui Hooke: L1
L E at
A
p
Ai pt A p Ae pc
(2)
în care: L este lungimea garniturii de ţevi de extracţie; aţ - aria secţiunii metalice a ţevilor de extracţie; E-modulul de elasticitate al materialului. Dacă presiunea în ţevile de extracţie şi în coloană la nivelul packerului a variat cu pţ şi pc, relaţia (2) devine:
L1
L E at
A
p
Ai pt A p Ae pc
(3)
Se presupune pţ = pc înainte de aplicarea variaţiei de presiune pţ şi pc, lucru valabil aproape în toate cazurile. 2. Variaţia lungimii datorită efectului de flambaj în spirală Dacă presiunea din ţevi pţ este mai mare decât presiunea din coloană pc, ţevile de extracţie vor flamba ca şi cum ar fi supuse la capătul inferior la o forţă de flambaj Ff (de compresiune) dată de următoarea relaţie [1]:
F f A p pt pc
(4)
Garnitura de ţevi de extracţie va flamba dacă Ff este pozitivă şi va rămâne dreaptă dacă Ff este negativă sau zero.
62
Relaţia (4) este valabilă pentru ambele situaţii din figura 1. Este de menţionat că în prezenţa lichidului punctul neutru se defineşte ca fiind punctul sub care garnitura de ţevi este buclată elicoidal, iar deasupra este dreaptă. Punctul în care efortul axial este zero ( = 0), este diferit de acest punct din cauza presiunilor exercitate de lichid. Lungimea zonei buclate (flambate) este dată de relaţia: Ff ln (5) qg unde q este dat de relaţia (8). Dacă punctul neutru este situat în interiorul garniturii de ţevi de extracţie, scurtarea datorită flambajului în spirală L2 este dată de relaţia [1]:
L2
r 2 F f2
(6)
8 EI qg
în care: r este jocul radial dintre diametrul interior al coloanei şi diametrul exterior al ţevilor de extracţie; I - momentul de inerţie axial al ţevilor de extracţie
I
4 d di4 64 e
(7)
di, de fiind diametrul interior respectiv exterior al ţevilor de extracţie q - masa pe unitatea de lungime g - acceleraţia gravitaţiei În prezenţa lichidului masa pe unitatea de lungime q este dată de relaţia [1]: (8)
q q t q lt q lc
în care: qt este masa ţevilor de extracţie pe unitatea de lungime; qlt - masa lichidului din ţevile de extracţie pe unitatea de lungime; qlc masa lichidului din coloană dislocuit de ţevile de extracţie pline cu lichid pe unitatea de lungime qlc ţine seama de efectul de plutire al ţevilor de extracţie pline cu lichid, în lichidul din coloană. Înlocuind (4) şi (8) în (6) rezultă:
L2
r 2 A 2p pt pc
2
8 EI q t q lt q lc g
(9)
Dacă presiunea în ţevi şi în colonă la nivelul packerului a variat cu pţ şi pc, relaţia (4) devine: Ff Ap pt pc (10)
63
iar L2
r 2 Ap2 pt pc
2
8 E I qt qlt qlc g
(11)
Şi în acest caz se presupune pt = pc (aceasta este de fapt şi situaţia în realitate) înainte de aplicarea variaţiei de presiune pţ şi pc. Dacă pţ = pc sau pc >pţ, atunci nu există flambaj şi L2 =0. În cazul în care punctul neutru se află deasupra capătului superior al garniturii ţevilor de extracţie (fig. 2), întreaga garnitură este flambată iar L2 este dat de relaţia:
L2 L'2 L''2
(12)
în care: L'2 - reprezintă scurtarea totală a unei garnituri de lungime egală sau mai mare decât ln şi se determină cu relaţia (6), (ln fiind distanţa până la punctul neutru); L''2 - scurtarea porţiunii de garnitură de lungime ln - L, generată de o forţă F f' F f L q .
Fig 2.
Prin urmare: r 2 F f2 ' L2 8 EI q g
r 2 Ff L q g '' L2 8 EI qg
(13)
2
(14)
Rezultă deci: r 2 F f2 L q g Lq g 2 L2 8 EI q g F f F f
(15)
Distanţa (pasul) între spirale p, este dată de relaţia [1]: p
8E I Ff
(16)
unde Ff este forţa de flambaj în punctul în care se calculează pasul.
64
3. Variaţia lungimii datorită efectului de balonare Fenomenul de balonare, practic de mărire a diametrului interior al ţevilor de extracţie apare ca urmare a unei presiuni în ţevile de extracţie mai mare decât cea din coloană. Variaţia lungimii ţevilor de extracţie (scurtarea lor) L3, în acest caz, este dată de relaţia: L3
L ptm d i pcm d e E 2t 2t
(17)
L3 mai poate fi calculat şi cu relaţia:
L3 E
g lt R 2 lc
1 2 2
R2 1
L2
2 pts R 2 pcs E R2 1
(18)
în care: pţm este diferenţa dintre presiunea medie din interiorul ţevilor de extracţie în timpul operaţiei şi presiunea medie iniţiala din ţevi; pcm - are aceeaşi semnificaţie ca mai sus cu deosebirea că referirea se face la coloană; lţ, lc - variaţia presiunii în ţevi respectiv în coloană la suprafaţă; t- grosimea peretelui ţevilor de extracţie; - coeficientul lui Poisson ( = 0,3); căderea de presiune pe unitatea de lungime datorită curgerii fluidului prin ţevile de extracţie. este pozitiv când curgerea este descendentă şi = 0 când nu există curgere. De obicei se au în vedere condiţiile cele mai defavorabile, când nu există curgere (=0); R = de/di. 4. Variaţia lungimii datorită efectului de temperatură Variaţia lungimii datorită variaţiei de temperatură este dată de relaţia: L4 L t m
(19)
în care: este coeficientul de dilatare termică al materialului (= 1,242 · 10-5 m/moC); tm - variaţia temperaturii medii a garniturii de ţevi de extracţie. tm = tm în timpul -
tm iniţial
(20)
operaţiei
Variaţia totală a lungimii ţevilor de extracţie când asupra acestora acţionează toţi cei patru factori enumeraţi mai sus, va fi egală cu: L L1 L2 L3 L4
(21)
65
b. Ţevi de extracţie introduse cu apăsare iniţială pe packer Se consideră aceeaşi garnitură de ţevi de extracţie etanşă în packer, care îi permite o deplasare limitată (numai în sus) ca în figura 3. Apăsarea pe packer cu o greutate G, are ca rezultat apariţia unei forţe, dirijată în sus şi care acţionează la capătul inferior al ţevilor, egală cu G. Sub acţiunea acestei forţe are loc o scurtare a ţevilor de extracţie L*1 dată de legea lui Hooke şi o scurtare L*2 datorită flambajului. În acest caz urmează să se determine care este variaţia lungimii ţevilor de extracţie datorită variaţiei de presiune şi temperatură. Scurtarea ţevilor datorită forţei G este egală cu:
L5 L*1 L*2
Fig.3
(22)
L*1 se calculează cu relaţia: L*1
G L E at
(23)
r2 G2 8 EI qg
(24)
iar L*2 cu relaţia:
L*2
Variaţia lungimii ţevilor de extracţie L, datorită variaţiei presiunii şi temperaturii este dată de relaţia (21). Datorită faptului că ţevile de extracţie au fost supuse unei comprimări deasupra packerului (s-au scurtat cu L5), variaţia finală a lungimii ţevilor de extracţie în acest caz va fi egală cu:
L* L L5
(25)
Combinând relaţiile (23) şi (24) se poate determina ce apăsare iniţială G* trebuie lăsată din ţevi pentru ca niplele să nu se deplaseze în packer cu relaţia:
L
G * L r 2 G *2 E at 8 EIqg
(26)
de unde rezultă G* (L fiind cel dat de relaţia 21) c. Ţevi de extracţie ancorate în packer În cazul în care garnitura de ţevi este ancorată în packer (fig 4) odată cu variaţia presiunii şi temperaturii apare o forţă necesară pentru a reţine ţevile de extracţie în packer, respectiv o forţă cu care packerul trage de ţevi Fţ şi invers. Datorită reţinerii în packer apare o nouă forţă Fp* dată de următoarea relaţie:
66
Fp* Fp Ft
(27)
Pe baza aceluiaşi raţionament rezultă o nouă forţă Ff* dată de relaţia: Ff* Ff Ft
(28)
În relaţiile (27) şi (28) se ţine seama de orientarea forţelor. Fţ este forţa care contracarează variaţiile de lungime datorate efectului de piston, flambării, balonării, efectului de temperatură şi a forţei aplicată iniţial. Aplicând forţa Fţ niplele sar deplasa în jos cu o distanţă egală cu L (relaţia 21). Aşa după cum s-a arătat la punctul b deplasarea finală L* a ţevilor (relaţia 25), este rezultatul variaţiei presiunii, temperaturii şi a greutăţii G aplicate iniţial. Pentru a preveni deplasarea ţevilor de extracţie este necesară o forţă Fţ care să ducă Fig. 4 la o variaţie de lungime Lţ = - L* în urma căreia ţevile ar reveni la poziţia iniţială în packer (dacă s-a lăsat o greutate G pe packer). Forţa Fţ se determină astfel: - dacă punctul neutru este situat în interiorul garniturii de ţevi de extracţie pe baza relaţiilor (23) şi (24) se poate scrie:
Lt
L Ft r 2 Ft 2 E at 8 E I q g
(29)
de unde rezultă Fţ. - dacă punctul neutru este situat deasupra capătului superior al garniturii de ţevi pe baza relaţiilor (23) şi (15) se poate scrie:
Lt
L Ft r 2 Ft 2 L qg L qg 2 E at 8 E I q g Ft Ft
(30)
de unde rezultă Fţ.. Cunoscând Fţ se poate determină Fp* şi Ff* .
Fp* (forţa care supune la tracţiune ţevile de extracţie imediat deasupra packerului) permite determinarea efortului unitar de tracţiune deasupra packerului şi la suprafaţă. Ff* este necesară pentru a determina dacă garnitura de ţevi de extracţie este dreaptă (întinsă) sau flambată şi în ce măsură. Pentru a înţelege mai bine cele expuse, se consideră un exemplu practic care să ilustreze totodată şi metodologia de calcul. Datele necesare efectuării exemplului practic sunt următoarele: - adâncimea de fixare a packerului, L=3050 m; - diametrul interior al coloanei, Di = 0,154 m;
67
- diametrul exterior al ţevilor de extracţie, de = 0,073 m (Ae= 4,185·10-3m2); - diametrul interior al ţevilor de extracţie, di = 0,062 m (Ai= 3,019·10-3m2); - masa ţevilor pe unitatea de lungime, qţ = 9,67 kg/m; - diametrul interior al packerului, dp = 0,0825 m (Ap= 5,34·10-3m2); - densitatea ţiţeiului din sondă, ţ = 870 kg/m3. Se cere să se determine variaţia lungimii ţevilor de extracţie în cazul unei operaţii de cimentare sub presiune, cunoscându-se: - densitatea pastei de ciment, pc = 1800 kg/m3; - presiunea în ţevi la suprafaţă în timpul operaţie, pţs =350·105N/m2 (350 bar); - presiunea în coloană la suprafaţă în timpul operaţiei, pcs=70·105N/m2 (70 bar); - variaţia temperaturii medii a ţevilor de extracţiei, tm = -15oC a. Ţevile de extracţie se deplasează liber în packer. 1. Variaţia lungimii datorită efectului de piston. Creşterea de presiune în ţevi şi în coloană la nivelul packerului în timpul operaţiei este:
pt L pc g pts L t g
3050 1800 9,81 350 105 3050 870 9,81 628,26 105 N / m2 pc L t g pcs L t g 70 105 N / m2
Variaţia lungimii (scurtarea) ţevilor de extracţie datorită efectului de piston este dată de relaţia (3) şi va fi egală cu : L1
L E at
A A p A A p 2,110 3050 1166 , 10 p
i
t
p
e
c
11
3
5,34 10 3 3,019 10 3 628,26 105 5,34 10 3 4,185 10 3 70 105 1,715 m
2. Variaţia lungimii datorită efectului de flambaj în spirală. Forţa de flambaj la nivelul packerului se calculează cu relaţia (9) şi este egală cu: Ff Ap pt pc 5,34 10 3 628,26 105 70 105 298110 N
Masa pe unitatea de lungime conform relaţiei (8) este: q=q t q lt q lc q t Ai pc Ae t
9,67 3,019 10 3 1800 4,185 10 3 870 11,46 kg / m
Poziţia punctului neutru conform relaţiei (5) este:
68
ln
Ff qg
298110 2561,7 m 11,46 9,81
Momentul de inerţie axial şi jocul radial este egal cu: I=
4 0,0734 0,062 4 66,86 108 m4 d e di4 64 64 D d e 0,154 0,073 r i 0,0405 m 2 2
Variaţia lungimii (scurtarea) ţevilor de extracţie datorită efectului de flambaj conform relaţiei (11) este: L2
0,04052 5,34 10 3
r 2 A p2 pt pc
2
8 E I q t q lt q lc g 2
628,26 10
5
70 105
2
8 2,1 1011 66,86 10 8 11,46 9,81
1154 , m
3. Variaţia lungimii datorită efectului de balonare. Variaţia densităţii fluidului din ţevi şi din coloană este:
lt 1800 870 930 kg / m3 lc 0 iar R
d e 0,073 1177 , di 0,062
Ţinând seama de relaţia (18) pentru variaţia lungimii datorită balonării, rezultă: g lt R 2 lc
1 2 2
2 pts R 2 pcs 2 L L E R2 1 E R2 1 0,3 9,81 930 30502 2 0,3 350 105 1177 , 2 70 105 3050 0,886 m 2,1 1011 1177 , 2 1 2,1 1011 1177 , 2 1 L3
4. Variaţia lungimii datorită efectului de temperatură: L4 Lt m 1,242 105 3050 15 0,568 m
Variaţia (scurtarea) totală a lungimii ţevilor de extracţie va fi egală cu: L L1 L2 L3 L4 1,715 1154 , 0,886 0,568 4,323 m
69
b. Ţevi de extracţie introduse cu apăsare iniţială pe packer Iniţial pe packer se lasă o greutate G = 88290 N(9tf). În această situaţie urmează să se determine care va fi variaţia lungimii ţevilor de extracţie în timpul operaţiei de cimentare sub presiune. L*1 L*2
G L 88290 3050 11 , m E at 2,1 1011 1166 , 10 3
r 2 G2 0,04052 88290 2 0,134 m 8 EIqg 8 2,1 1011 66,86 10 8 8,65 9,81
În relaţia de mai sus q este masa pe unitatea de lungime înainte de efectuarea operaţiei de injecţie sub presiune: q=qt qlt qlc qt Ai t Ae t 9,67 3,019 10 3 870 4,185 10 3 870 8,65 kg / m L5 L*1 L*2 11 , 0,134 1,234 m
Variaţia lungimii ţevilor de extracţie în acest caz va fi:
L* L L5 4,323 1,234 3,089 m Pentru a determina greutatea G* care trebuie lăsată pe packer pentru ca niplele să nu se deplaseze în acesta trebuie ca: L5 L*1 L*2 4,323 m
Deci: G * 3050 0,04052 G *2 4,323 2,1 1011 1166 , 10 3 8 2,1 1011 66,86 108 8,65 9,81
Rezultă G* = 256304 N (26 tf) Lăsând pe packer greutatea G* se va produce în mod evident o flambare a ţevilor de extracţie. În timpul operaţiei, după aplicarea presiunii, apăsarea pe packer dispare, dar ţevile rămân în continuare flambate (lungimea lor nu se schimbă) pentru că forţa Ff are aceeaşi valoare ca şi cazul a, Ff = 298110 N c.Ţevi de extracţie ancorate în packer. Iniţial pe packer se lasă o greutate G =88290 N(9 tf). În timpul operaţiei datorită variaţiei presiunii şi temperaturii şi a greutăţii G aplicată iniţial, ţevile de extracţie se scurtează cu L* = 3,089 m. Pentru a preveni deplasarea ţevilor de extracţie este necesară o forţă Fţ care să ducă la o variaţie de lungime Lţ = -L* în urma căreia ţevile ar reveni la poziţia iniţială în packer. Aceasta înseamnă că packerul trebuie să tragă de ţevi şi respectiv ţevile de packer cu o forţă Fţ corespunzătoare lui Lt. În prezenţa lui Fţ forţele Fp şi Ff reale vor deveni Fp* şi Ff* şi vor fi egale cu:
70
Fp* Fp Ft
Ff* Ff Ft De menţionat că în cazul de faţă Fp şi Ff sunt orientate în sus, iar Ft este orientată în jos (trage de ţevi în jos). Conform relaţiei (29): 3,089
3050 Ft 0,04052 Ft 2 2,1 1011 1166 , 10 3 8 2,1 1011 66,86 108 11,46 9,81
de unde rezultă: Fţ =204418 N (21 tf) Valoarea forţei Fp conform relaţiei (1) este:
Fp Ap Ai pt Ap Ae pc 5,34 10 3 3,019 10 3 3050 1800 9,81 350 105
5,34 10 3 4,185 10 3 3050 870 9,81 70 105 168086 N Deci:
Fp* 204418 168086 36332 N - orientatã în jos. Fp* reprezintă forţa care supune la tracţiune ţevile de extracţie imediat deasupra
packerului. La rândul lor ţevile trag în sus de packer cu forţă egală cu Fp* . Ff* 298110 204418 93692 N - orientată în sus.
Ff* fiind orientată în sus, ţevile de extracţie sunt supuse flambajului în spirală. Datorită lui Fp* în ţevile de extracţie va apare un efort unitar de tracţiune egal cu: t
36332 311,6 10 5 N / m 2 1166 , 10 3
Pe baza acestei valori se poate determina valoarea efortului unitar de tracţiune din ţevile de extracţie la suprafaţă: t suprafata 311,6 10 5
3050 9,67 9,81 2793 10 5 N / m 2 1,166 10 3
În situaţia în care nu s-ar fi lăsat iniţial pe packer nici o greutate, ţevile de extracţie s-ar fi deplasat în sus cu 4,323 m. În acest caz pentru a aduce înapoi ţevile de extracţie în packer trebuie să se tragă de ele cu o forţă Fţ conform relaţiei (29): 4,323
3050 Ft 0,04052 Ft 2 2,1 1011 1166 , 10 3 8 2,1 1011 66,86 108 11,46 9,81
sau Fţ = 270666 N
71
În această situaţie: Fp* 270666 168086 102580 N orientată în jos F f* 298110 270666 27444 N orientată în sus 102580 879,75 10 5 N / m 2 1166 , 10 3 3050 9,67 9,81 879,75 10 5 336115 , 10 5 N / m 2 1166 , 10 3 t
t suprafata
Şi în această situaţie, Ff* fiind orientată în sus, ţevile de extracţie sunt supuse fenomenului de flambaj. Pentru ca să dispară fenomenul de flambaj trebuie ca Ff* 0 şi deci Ft = 298110 N (Pentru aceasta trebuie ca înainte de începerea operaţiei de cimentare să se tragă de ţevile de extracţie cu o forţă egală cu 27444 N). În acest caz rezultă:
Fp* 298110 168086 130024 N 130024 1115,12 10 5 N / m 2 1166 , 10 3 3050 9,67 9,81 1115,12 10 5 3596,52 10 5 N / m 2 1,166 10 3 t
t suprafata
Pe baza acestor date se poate aprecia dacă oţelul (calitatea) din care sunt confecţionate ţevile de extracţie corespunde condiţiilor de lucru. De exemplu în cazul în care nu se lasă iniţial pe packer nici o greutate t suprafata 3361,15 10 5 N / m 2 . În acest caz oţelul J-55 nu corespunde şi este necesar să se folosească ţevi de extracţie confecţionate din oţel N-80 care au c min =5513·105N/m2, coeficientul de siguranţă având valoarea cs = 1,64.
72
▼
CALCULUL EFORTURILOR ŞI AL VARIAŢIILOR DE LUNGIME ÎN GARNITURA DE ŢEVI DE EXTRACŢIE, DATORATE VARIAŢIILOR DE PRESIUNE ŞI TEMPERATURĂ, LA SONDELE ECHIPATE CU PACKER NERECUPERABIL - COMPLETARE COMBINATĂ În cazul completării combinate apar două situaţii: 1) mai multe diametre de ţevi de extracţie; 2) mai multe diametre de coloană. ▲ a. Ţevile de extracţie se deplasează liber în packer prin intermediul niplelor de etanşare. Considerând o completare combinată ca în figura 1 şi presiunile pt1 şi pc1 la nivelul packerului, rezultă o variaţie a lungimii ţevilor după cum urmează: 1. Variaţia lungimii datorită efectului de piston Forţa de presiune la nivelul packerului (punctul A) Fp1 , rămâne neschimbată şi este dată de relaţia:
Fp1 Ap Ai1 pt1 Ap Ae1 pc1
(1)
în care: Ai1 şi Ae1 reprezintă aria interioară respectiv exterioară a ţevilor de extracţie corespunzătoare primului tronson. La garnitura combinată, la nivelul punctului B mai apare o forţă de presiune Fp2 dată de relaţia:
Fp2 Ae2 Ae1 pc2 Ai2 Ai1 pt2
Fig. 1
(2)
în care: Ai2 şi Ae2 reprezintă aria interioară respectiv exterioară a ţevilor de extracţie corespunzătoare celui de al doilea tronson; pt1 , pc1 , pt 2 , pc2 - diferenţa de presiune din ţevile de extracţie respectiv din coloană calculată în punctele A şi B, în timpul operaţiei faţă de momentul anterior operaţiei.
73
Datorită acestor forţe rezultă o variaţie a lungimii ţevilor de extracţie dată de relaţia: L1
L1 Fp1
E at1
L2 Fp1 Fp2
E at 2
(3)
în care: L1, L2 este lungimea primului, respectiv celui de la doilea tronson de ţevi; at1 a t2 - aria secţiunii metalice a ţevilor corespunzătoare primului tronson respectiv celui de al doilea tronson de ţevi. 2. Variaţia lungimii datorită efectului de flambaj în spirală Forţa de flambaj la nivelul packerului (la baza secţiunii 1) este aceeaşi ca şi la completarea uniformă şi este dată de relaţia:
Ff1 Ap pt1 pc1
(4)
Forţa de flambaj la baza secţiunii 2 este dată de relaţia: Ff 2 Ff1 l1q1 g
(5)
în care: q1 este masa pe unitatea de lungime corespunzătoare secţiunii 1
q
1
q t1 q lt1 q lc 1 ;
l1 - lungimea secţiunii 1. Forţa de flambaj la baza secţiunii 3 este: Ff 3 Ff1 l1q1 g l2 q2 g
(6)
în care: q2 este masa pe unitatea de lungime corespunzătoare secţiunii 2 q2 qt 2 qlt2 qlc 2 , practic egală cu q1; l2 - lungimea secţiunii 2 l1 l2 L1 . Înainte de a calcula scurtarea ţevilor datorită flambajului trebuie cunoscută poziţia punctului neutru. Pentru aceasta se presupune punctul neutru în secţiunea 1 şi se determină distanţa ln până la acesta: ln
Ff1
(7)
q1 g
Dacă ln l1 , punctul neutru nu se află în secţiunea 1 şi se repetă calculul pentru secţiunea 2: ln
Ff1 l1q1 g q2 g
l1
(8)
74
Dacă ln l1 l2 aceasta reprezintă distanţa până la punctul neutru. Dacă ln l1 l2 punctul neutru se află deasupra secţiunii 2 şi se repetă calculul pentru secţiunea 3. Având punctul neutru determinat se aplică relaţia:
L2
r 2 Ff2 L qg L qg 2 8 E I q g Ff Ff
(9)
în fiecare secţiune completă de sub punctul neutru şi respectiv relaţia: L2
r 2 Ff2 8E I q g
(10)
în secţiunea care conţine punctul neutru, folosindu-se valorile corespunzătoare fiecărei secţiuni pentru l, r, Ff, I şi q. Suma algebrică reprezintă variaţia totală a lungimii ca rezultat al flambajului care sub formă generalizată se poate scrie: 2 2 r 2 F f2 l qg l qg r F f 2 8 E I q g F f F f 8E I q g i 1 i m 1 m
L2
(11)
m+1, fiind secţiunea în care se află punctul neutru. 3. Variaţia lungimii datorită efectului de balonare Variaţia lungimii datorită efectului de balonare se determină aplicând relaţia: L3
L ptm di pcm d e E 2t 2t
(12)
sau relaţia
L3 E
1 2 g lt R 2 lc 2 2 2 2 pts R pcs L L E R2 1 R2 1
(13)
pentru fiecare tronson de ţevi de extracţie şi însumând algebric rezultatele. 4. Variaţia lungimii datorită efectului de temperatură Variaţia lungimii datorită variaţiei de temperatură este dată de relaţia: L4 L t m
(14)
Variaţia totală a lungimii ţevilor de extracţie când asupra acestora acţionează toţi cei patru factori de mai sus va fi egală cu:
75
(15)
L L1 L2 L3 L4
b. Ţevi de extracţie introduse cu apasare iniţială pe packer. Apăsarea pe packer cu o greutate G are ca rezultat şi în acest caz, o scurtare a ţevilor de extracţie egală cu:
L5 L*1 L*2
(16)
L*1 se calculează cu relaţia:
L*1
G n Li E i 1 ati
(17)
iar L*2 cu relaţia (11) în care Ffi este dată de relaţia: n
Ffi G
gl q
(18)
i 1
i 1
Variaţia lungimii ţevilor de extracţie L, datorită variaţiei presiunii şi temperaturii este dată de relaţia (15). Variaţia finală a lungimii ţevilor de extracţie în acest caz va fi egală cu:
L* L L5
(19)
c. Ţevi de extracţie ancorate în packer Este posibil să se calculeze forţele pentru completarea combinată în maniera prezentată pentru completarea uniformă. Aceasta reclamă însă un procedeu de încercare şi eroare adaptabil numai pe calculator. Observaţie: ,,Procedeele de calcul descrise mai sus sunt valabile şi în cazul în care la sondă se pistonează sau când sonda produce”. Pentru a înţelege mai bine cele expuse, se consideră un exemplu practic care să ilustreze totodată şi metodologia de calcul. Datele necesare pentru efectuarea exemplului practic sunt următoarele (fig. 2): - adâncimea de fixare a packerului, L=3050 m; - diametrul interior al coloanei de 7 in, Di1 = 0,157 m; - diametrul interior al coloanei de 9 5/8, Di2 = 0,224 m; 5
Fig. 2
5
- lungimea coloanei de 9 /8 in, Lg = 9 /8 = 2290m; - diametrul interior al ţevilor de 2 7/8 in, di1 = 0,062 m Ai1 3,019 10 3 m 2 ; - diametrul exterior al ţevilor de 2 7/8 in, d e1 0,073m Ae1 4,185 10 3 m 2
76
- masa pe unitatea de lungime a ţevilor de 2 7/8 in, qt1 9,67 kg / m (L1 = 1220 m);
- diametrul interior al ţevilor de 3 1/2 in, di2 0,076 m Ai2 4,53 10 3 m2 ;
- diametrul exterior al ţevilor 3 1/2 in, d e2 0,089 m Ae2 6,22 10 3 m2
;
- masa pe unitatea de lungime a ţevilor de 3 1/2 in qt2 13,7 kg / m ; - lungimea ţevilor de 3 1/2 in, L2 = 1830 m;
- diametrul interior al packerului, dp = 0,0825 m Ap 5,34 10 3 m2 ; - densitatea fluidului din sondă n 1190 kg / m3 ; Se cere să se determine variaţia lungimii ţevilor de extracţie în cazul unei operaţii de cimentare sub presiune, cunoscându-se: -densitatea pastei de ciment pc 1800 kg / m3 ; - presiunea în ţevi la suprafaţă în timpul operaţiei, pts 490 105 N / m2 (490 bar ) ; - presiunea în coloană la suprafaţă în timpul operaţiei pcs 70 105 N / m2 (70 bar ) ; - variaţia temperaturii medii a ţevilor de extracţie tm =- 10oC. a. Ţevile de extracţie se deplasează liber în packer 1. Variaţia lungimii datorită efectului de piston. Creşterile de presiune în ţevi şi în coloană la baza primului tronson în timpul operaţiei sunt:
pt1 L pc g pts L n g 3050 1800 9,81 490 105 3050 1190 9,81 672,52 105 N / m2 ;
pc1 L n g pcs L n g 70 105 N / m2
rocedând identic pentru al doilea tronson se obţine:
pt2 599,5 105 N / m2 şi pc2 70 105 N / m2 Forţa de presiune în punctul A conform relaţiei (1) este:
Fp1 Ap Ai1 pt1 Ap Ae1 pc1 5,34 10 3 3,019 10 3 672,52 105
5,34 103 4,185 10 3 70 105 148007 N Forţa de presiune în punctul B conform relaţiei (2) este:
Fp2 Ae2 Ae1 pc2 Ai2 Ai1 pt2
6,22 10 3 4,185 10 3 70 105 4,53 10 3 3,019 10 3 599,5 105 76339 N Variaţia lungimii (scurtarea) datorită forţelor Fp1 şi Fp2 este dată de relaţia (3) şi va fi egală cu :
77
L1
L1 Fp1 E at1
L2 Fp1 Fp2 E at 2
1830 148007 76339 1220 148007 1107 , m 11 3 2,1 10 1166 , 10 2,1 1011 1,69 10 3
2. Variaţia lungimii datorită efectului de flambaj în spirală. Forţele de flambaj la baza celor trei secţiuni se calculează cu relaţiile (4), (5), (6) şi sunt următoarele:
Ff1 Ap pt1 pc1 5,34 10 3 672,52 105 70 105 321746 N Ff 2 Ff1 l1q1 g 321746 760 10,12 9,81 246295 N Ff 3 Ff1 l1q1 g l2 q2 g 321746 760 10,12 9,81 460 10,12 9,81 200628 N , masele pe unitatea de lungime pentru cele trei secţiuni fiind: q1 qt 1 qlt1 qlc1 qt1 Ai1 pc Ae1 n 9,67 3,019 10 3 1800 4,185 10 3 1190 10,12 kg / m ;
q2 qt 2 qlt2 qlc2 10,12 kg / m ; q3 qt 3 qlt3 qlc3 14,45 kg / m . Poziţia punctului neutru: ln
Ff1 q1 g
321746 3240,8 m l1 10,12 9,81
se presupune punctul neutru în secţiunea 2: ln
Ff1 l1q1 g q2 g
l1
246295 760 3240,8 m l1 l2 10,12 9,81
deci punctul neutru nu se află nici în secţiunea 2. Se presupune punctul neutru în secţiunea 3: ln
Ff1 l1q1 g l2 q2 g q3 g
l1 l2
200628 760 460 2635,3 m 14,45 9,81
deci punctul neutru se află în secţiunea 3. Momentele de inerţie axiale şi jocurile radiale pentru cele trei secţiuni sunt:
78
I1
4 d e1 d i41 0,0734 0,062 4 66,86 10 8 m 4 64 64 I 2 66,86 108 m4 ; I 3 144,21 108 m4 Di d e1 0,157 0,073 r1 1 0,042 m 2 2 r2 0,075 m ; r3 0,067 m
Variaţia lungimii (scurtarea) datorită efectului de flambaj conform relaţiei (11) este:
r 2 F 2 l qg f L2 i 1 8 E I q g Ff m
2
L qg r 2 Ff2 2 Ff 8 E I q g i
m 1
2
0,042 321746 760 10,12 9,81 760 10,12 9,81 2 8 8 2,1 10 66,86 10 10,12 9,81 321746 321746
11
0,0752 2462952 460 10,12 9,81 460 10,12 9,81 2 11 8 8 2,1 10 66,86 10 10,12 9,81 246295 246295 2 2 0,067 200628 2,23 m 11 8 2,1 10 144,21 10 8 14,45 9,81 3. Variaţia lungimii datorită efectului de balonare. Variaţia densităţii fluidului din ţevi şi din coloană:
lt 1800 1190 610 kg / m 3 ; lc 0 Variaţia presiunii în ţevi şi în coloană la partea superioară a fiecărui tronson:
pts1 L2 pc g 490 105 L2 n g 1830 1800 9,81 490 105 1830 1190 9,81 599 ,5 105 N / m2 pts2 490 105 N / m2 pcs1 pcs2 70 10 5 N/m 2
Ţinând seama de relaţia (13) pentru variaţia lungimii datorită balonării, rezultă: 1 2 2 g lt R lc 2 pts R 2 pcs 2 2 L3 L R2 1 E R2 1 i 1 E n
L i
0,3 9,81 610 1220 2 2 0,3 599,5 105 1177 , 2 70 105 0,3 9,81 610 1830 2 1220 11 2 1177 , 1 2,1 1011 1177 , 2 1 2,1 10 2,1 1011 117 , 2 1
79
2 0,3 490 105 117 , 2 70 105 1830 1124 , m 2,1 1011 117 , 2 1
4.Variaţia lungimii datorită efectului de temperatură: L4 Lt m 1,242 10 5 3050 10 0,378 m
Variaţia (scurtarea) totală a lungimii ţevilor de extracţie va fi egală cu: L L1 L2 L3 L4 1107 , 2,23 1124 , 0,378 4,84 m
b. Ţevi de extracţie introduse cu apăsare iniţială pe packer Iniţial pe packer se lasă o greutate G = 88290 N (9 tf). În această situaţie urmează să se determine care va fi variaţia lungimii ţevilor de extracţie în timpul operaţiei de cimentare sub presiune:
L*1
G n Li 88290 1220 1830 0,912 m 11 3 E i 1 ati 2,1 10 1166 , 10 1,69 10 3
Pentru a determina L*2 trebuie cunoscută poziţia punctului neutru. ln
G 88290 1087 m l1 q1 g 8,28 9,81
se presupune punctul neutru în secţiunea 2 ln
G l1q1 g 88290 760 8,28 9,81 l1 760 1087 m l1 l2 q2 g 8,28 9,81
deci punctul neutru se află în secţiunea 2. În relaţiile de mai sus q1 şi q2 sunt masele pe unitatea de lungime înainte de efectuarea operaţiei de injecţie sub presiune: q1 qt1 qlt1 qlc1 qt1 Ai1 n Ae1 n
9,67 3,019 103 1190 4,185 103 1190 8,28 kg / m ; q2 8,28 kg / m Forţa de flambaj la nivelul packerului (la baza secţiunii 1) este: Ff1 G 88290 N iar la baza secţiunii 2:
80
Ff 2 G l1q1 g 88290 760 8,28 9,81 26558 N Deci: r12 Ff21 l1q1 g l1q1 g r22 Ff22 2 L 8 E I1q1 g Ff1 Ff1 8 E I 2 q2 g * 2
0,042 2 882902 760 8,28 9,81 760 8,28 9,81 2 11 8 8 2,1 10 66,86 10 8,28 9,81 88290 88290 2 2 0,075 26558 0,180 m 11 8 2,1 10 66,86 10 8 8,28 9,81
iar
L5 L*1 L*2 0,912 0,180 1,092 m variaţia lungimii ţevilor de extracţie în acest caz va fi: L* L L5 4,841,092 3,748 m
Pentru a determina greutatea G* care trebuie lăsată pe packer pentru ca niplele să nu se deplaseze în packer este necesar ca: L5 L*1 L*2 4,84 m Deci: G * 1220 1830 0,042 2 G *2 2 ,1 1011 1166 , 10 3 1,69 10 3 8 2,1 1011 66,86 10 8 8,28 9,81 2
760 8,28 9,81 760 8,28 9,81 0,0752 G * 760 8,28 9,81 2 · * * 8 2,1 1011 66,86 10 8 8,28 9,81 G G 460 8,28 9,81 460 8,28 9,81 * 2 * G 760 8,28 9,81 G 760 8,28 9,81 2
0,067 2 G * 760 8,28 9,81 460 8,28 9,81 4,84 m 8 2,1 1011 144,21 10 8 11,68 9,81
Rezultă G * 278156 N Lăsând pe packer greutatea G* se va produce în mod evident o flambare a ţevilor de extracţie. În timpul operaţiei, după aplicarea presiunii, apăsarea pe packer dispare, dar ţevile rămân în continuare flambate (lungimea lor nu se schimbă) pentru că forţa Ff1 are aceeaşi valoare ca şi în cazul a, Ff1 321746 N .
81
PUNEREA IN PRODUCTIE PRIN DENIVELARE CU AZOT Pentru a realiza o diferenta de presiune intre strat si gaura de sonda cat mai mare s-a recurs la denivelarea si, in unele cazuri mai rare, chiar la inlocuirea totala a fluidului din sonda cu azot. S-a ales azotul din urmatoarele motive: - nu formeaza amestecuri explozive; - nu este toxic, nu este corosiv, nu arde, este inabusitor de foc, nu reactioneaza cu fluidele introduse de la suprafata sau cu cele din zacamant; - are o solubilitate redusa in apa si titei; - este usor de procurat (79% din volumul atmosferei este azot). De regula denivelarea cu azot se efectueaza numai dupa ce fluidul din sonda a fost inlocuit cu apa. Echipamentul necesar denivelarii cu azot se compune din: - cisterna pentru transportul azotului lichid la sonda; - converterul pentru pomparea si vaporizarea azotului lichid la mare presiune. Cisterna de azot este un recipient criogenic, cu doua mantale superizolate prin vid si are capacitatea cuprinsa intre 10.000 si 20.000 l azot lichid. Presiunea maxima in interiorul cisternei este de circa 3 bar, iar temperatura azotului lichid de -195ºC. Cisterna 1 este prevazuta cu o sepentina de vaporizare 2, pentru presurizarea ei cu azot gazos si cu aparatura de masura si control, alcatuita din manometru, manometru diferential, indicator de nivel, supapa de siguranta pentru presiune de 3 bar, membrana de siguranta pentru presiune de 4,2 bar. Cisterna se monteaza de regula pe un camion, pentru a fi autonoma in privinta transportului.
.
Converterul de azot 3 este un echipament complex care efectueaza pomparea si vaporizarea azotului lichid la mare presiune, cu debit reglabil. Pentru transportul rapid la sonde, el se monteaza, de regula, pe un camion. 82
Parametrii de lucru ai converterului sunt: presiunea maxima 700 bar; temperatura azotului in stare gazoasa la iesirea din converter 10-50ºC; debitul de pompare este reglabil, intre 283 si 2550 m3 N/h; unitatea de forta, un motor diesel. Pompa centrifuga 4 alimenteaza cu azot lichid din cisterna o pompa triplex 5. Aceasta pompeaza cu mare presiune azotul lichid, care trece printr-un vaporizator 6, se transforma in stare gazoasa si ajunge in sonda la presiunea ceruta de operatia care se executa. Pompa centrifuga pentru alimentarea si racirea pompei triplex are o turatie variabila pana la 3600 rot/min, presiunea minima necesara pentru alimentarea ei cu azot lichid din cisterna fiind 0,35 bar. Vaporizatorul are o serpentina de mare presiune, incalzita cu aerul ambiant aspirat de un ventilator, la care se adauga energia termica a unitatii de forta (motorul diesel), degajata de gazele de esapament si de caldura uleiului din sistemul hidrostatic. In acest mod se obtine o temperatura a azotului lichid la iesirea din converter, mai mare cu 10-50ºC decat temperatura mediului ambiant. Temperatura azotului gazos la iesirea din vaporizator scade cu cresterea debitului (respectiv a turatiei pompei triplex) si creste cu presiunea de pompare. De aceea, daca este necesar, pentru a se obtine un debit optim in functie de presiunea ceruta de operatia de la sonda, temperatura poate fi redusa de catre operator, prin injectie de azot lichid la intrarea in vaporizator. Tehnologia denivelarii lichidelor din sonda cu azot si calculul parametrilor de lucru. Denivelarea fluidului din sonda cu azot, pentru provocarea afluxului, se aplica in urmatoarele situatii: - la punerea in productie a sondelor care deschid formatii cu H2S si CO2 in gazele extrase sau sunt amplasate in locuri unde pistonatul este interzis; - la punerea in productie a sondelor de mare adancime, care nu pornesc prin inlocuirea fluidului din sonda cu alte fluide mai usoare si la care pistonatul pana la adancimea 1800-2000 m nu asigura presiunea diferentiala necesara provocarii afluxului din strat; - la evacuarea apei din sondele eruptive de gaze cu presiuni de strat reduse, inundate cu apa. Avantajele metodei sunt: - pierderile de presiune prin frecare sunt neglijabile, chiar si in cazul tevilor de extractie cu diametre mici; - asigura dislocuirea totala a fluidului din sonda (apa), pana la adancimea de circa 6000 m; - se reduce durata operatiei de denivelare a fluidului din sonda la cateva ore, fata de cateva zile in cazul pistonatului. Metoda se aplica diferentiat la sondele cu sau fara circulatie. Denivelarea cu azot la sondele echipate cu packer de coloana Se procedeaza astfel: - se calculeaza presiunea de pompare necesara la capul de eruptie si volumul de azot lichid necesar pentru operatie; - se monteaza instalatia de pompare a azotului pe pozitie si se fac legaturile la cisterna , la sonda si la cosul de gaze; - se deschide valva de circulatie laterala; - se inlocuieste fluidul din sonda cu apa; - se pune converterul in functiune; - se probeaza linia de impingere a azotului gazos in sonda, la presiunea maxima de lucru calculata pentru operatie; - se pompeaza in tevile de extractie volumul de azot gazos calculat, pana la adancimea de circa 30 m deasupra valvei de circulatie laterala si se 83
masoara la haba volumul de apa iesit din coloana, pentru a avea controlul adancimii la care ajunge perna de azot gazos in tevile de extractie. Este foarte important sa nu patrunda azot gazos in spatiul inelar dintre tevile de extractie si coloana de exploatare, deasupra packerului, deoarece bulele de azot gazos migreaza spre suprafata cu viteza de 300-500 m/h si prin destindere formeaza presiuni suplimentare in capul coloanei;
-
dupa pomparea azotului gazos in tevile de extractie, se opreste converterul si se inchide ventilul de pe bratul capului de eruptie; - se inchide valva de circulatie laterala; - se deschide sonda pe duza fixa sau reglabila la cosul de gaze si se urmareste comportarea acesteia. Producerea sondei se face lent, daca formatia productiva este slab consolidata sau pe liber, pe ambele brate ale capului de eruptie, daca formatia productiva este bine consolidata si necesita un soc hidrauluic pentru initierea afluxului. Calculul volumului de azot necesar Pentru determinarea volumului de azot lichid necesar punerii in productie a sondelor echipate cu packer de coloana, se procedeaza astfel: se calculeaza volumul V1(m3) al fluidului care trebuie dislocuit din tevile de extractie cu azot gazos (GN2), pana la 30 m deasupra valvei de circulatie laterala; se calculeaza presiunea hidrostatica ph (bar), exercitata de fluidul din spatiul inelar la adancimea de 30 m deasupra valvei; se determina presiunea de injectie pi (bar) a GN2 in capul de eruptie, utilizand relatia: rg g h
p h pi e
287 z m Tm
(1) 84
Pentru calculele practice de santier, presiunea de injectie a GN2 se determina cu ajutorul diagramei din figura de mai jos in functie de ph si h.
se calculeaza presiunea medie pm(bar) a azotului gazos din sonda: p ph (2) pm i 2 se calculeaza temperatura medie Tm (K),a azotului gazos: t t (3) Tm s h 273 2 unde, ts este temperatura azotului la iesirea din converter, iar th temperatura corespunzatoare adancimii h. se calculeaza volumul de azot gazos GN2 necesar pentru operatie. Deoarece azotul se apropie mult de un gaz perfect, pentru calculele de santier se poate aplica legea gazelor perfecte: p 0V0 p mVl (4) T0 Tm de unde: p T (5) V0 V1 m 0 p 0Tm in care : V0 este volumul azotului gazos la 0оC si 1 bar, m3N ; V1- volumul lichidului dislocuit de catre azotul gazos, m3. -se calculeaza volumul de azot lichid LN2 necesar, stiind ca din 1,5443 l LN2 prin evaporare se obtine 1 m3N GN2. La acest volum se mai adauga pierderile prin evaporare a azotului in cisterna, in timpul transportului, precum si consumul de LN2 necesar pentru racirea instalatiei de pompare in timpul operatiei conform experientei acumulata in santier. Observatii: 1. Volumul de azot lichid necesar se poate determina si cu ajutorul relatiei: m (6) V0 22,4 M in care: M este masa moleculara a gazului, kg / kmol ; m – cantitatea de gaz lichefiat, kg; 22,4 – volumul ocupat de un kilomol de gaz in conditii normale m3/ kmol. Pentru aceasta, din relatia (6) se calculeaza cantitatea de azot lichid necesar, m (Kg). In continuare, tinand seama ca din 1kg LN2 se obtine 1,2439 l LN2 se calculeaza volumul de azot lichid necesar. 2.Punerea in productie cu azot se poate aplica si la sondele obisnuite (fara packer) in locul denivelarii cu ajutorul gazelor comprimate.In acest caz, daca pentru punerea in 85
productie trebuie dislocuit si o parte din fluidul din spatiul inelar, atunci pentru ph, se va considera presiunea hidrostatica maxima ph max cand azotul gazos ajunge la siul tevilor de extractie.
86
ASCENSIUNEA FLUIDELOR PRIN TEVI VERTICALE
Ascensiunea fluidelor prin tevi verticale are loc datorita energiei hidraulice manifestata prin presiunea fazei lichide (energia potentiala de presiune) si datorita energiei de expansiune a gazelor. In cazul zacamintelor cu impingere de apa in perioada initiala energia hidraulica provoaca ascensiunea lichidului la suprafata. La zacamintele care produc in regim de gaze dizolvate importanta energiei hidraulice scade odata cu scaderea presiunii sub presiunea de saturatie. Ridicarea fluidelor la suprafata are loc datorita energiei de expansiune a gazelor. Acestea dupa ce ies din solutie se destind de la presiunea de saturatie pana la presiunea de la talpa sondei si de la aceasta pana la presiunea de la suprafata p2. Ascensiunea lichidului datorita gazelor comprimate se produce sub actiunea fortelor de presiune care lucreaza direct asupra lichidului la interfata dintre lichid si gaze, precum si a fortelor de frecare dintre gaze si lichid. Studiul miscarii fluidelor in procesul de ascensiune spre suprafata implica analiza fenomenelor care au loc pe traseul parcurs de fluid intre punctele de presiune pd si p2. Fazele care se deplaseaza in sonda Pe portiunea unde se deplaseaza numai lichid ridicarea se face datorita energiei hidraulice.Pe portiunea care incepe din p = psat unde gazele incep sa iasa din solutie la ridicare participa gazele respective care pe masura ce se ridica in sus trec la presiuni din ce in ce mai mici se destind si isi maresc volumul. Deoarece sectiunea tevilor este constanta gazele capata o viteza din ce in ce mai mare.In procesul de ascensiune gazele se deplaseaza cu o viteza mai mare decat lichidul antrenandu-l si pe acesta si cedandu-i o parte din energia de expansiune. In figura 1,c pe toata lungimea tevilor de extractie gazele exercita asupra lichidului o actiune de ridicare.
a
b
c
Fig. 1.
87
ASCENSIUNEA LICHIDULUI PRIN TEVI VERTICALE (p2>psat) In cazul in care prin tevile de extractie curge numai lichid curat ascensiunea acestuia are loc datorita energiei hidraulice a lichidului.
Fig. 2.
Presiunea intr-un punct din lungul tevilor de extractie (fig. 2), avand in capul de eruptie presiunea p2, este data de relatia: p= p2 + gh
in care f ( Re , / d ) iar v =
hv 2 2d
(1)
4Q d 2
vd
Re = Pentru valori Re < 2300
64 Re
iar pentru valori Re >2300
0,3164 Re
0 , 25
88
Daca tevile de extractie sunt fixate cu siul in capul perforaturilor, conform relatiei (1), presiunea dinamica de fund va fi egala cu: pd= p2+ gH
Hv 2 v2 p 2 H ( g ) 2d 2d
(2)
Se observa din relatia (2) ca presiunea variaza cu adancimea dupa o dreapta a carei panta este egala cu: 2 tg α = g v 2d
(3)
Din asemanarea celor doua tringhiuri din figura 2 rezulta: p p2 pd p2 h H
sau p = p2 +
h ( pd p2 ) H
(4)
Relatia (4) ne permite sa determinam presiunea in orice punct din lungul tevilor de extractie cunoscand presiunea dinamica de fund pd si presiunea in capul de eruptrie p2. Daca din cercetarea sondei se cunosc IP si pc din relatia Q = IP(pc - pd)
(5)
rezulta: pd = pc -
Q IP
(6)
Din relatiile (2) si (6) rezulta: pc
-
Q IP
Hv 2 = p2 + gH 2d
(7)
Relatia (7) ne permite ca pentru un anumit debit pe care vrem sa-l extragem sa determinam ce presiune p2 trebuie mentinuta in capul de eruptie, sau invers pentru o presiune p2 care trebuie mentinuta in capul de eruptie sa determinam cu ce debit va produce sonda.
89
CORELATIA DE FUNCTIONARE STRAT – SONDA IN CAZUL ASCENSIUNII LICHIDULUI PRIN TEVILE DE EXTRACTIE (p2 > psat) In acest caz ne intereseaza ca pentru o anumita presiune p2 care trebuie mentinuta in capul de eruptie, sa determinam debitul maxim Qmax pe care poate sa il produca sonda. Se procedeaza astfel: - cu ajutorul relatiei (5) se traseaza curba de comportare a stratului (curba IPR) – Qstrat = f(pd), care caracterizeaza curgerea prin zacamant (dreapta 1- figura 3).
Fig. 3.
- pentru diferite valori ale debitului Q, cu ajutorul relatiei (2) se calculeaza presiunile dinamice de fund corespunzatoare. Se obtine astfel un set de perechi de valori Q, pd. - pe aceiasi diagrama pe care s-a trasat curba de completare a stratului se reprezinta grafic setul de perechi de valori Q, pd determinat mai sus. Se obtine astfel curba de comportare a sondei Qsonda = f(pd) – curba 2, care caracterizeaza curgerea prin sonda (prin tevi). Intersectia dintre cele doua curbe 1 si 2 ne da debitul maxim pe care poate sa-l produca sonda Qmax sonda si presiunea de fund corepunzatoare. Procedeul poate fi repetat si pentru alte valori ale presiunii p2 in capul de eruptie.
90
ASCENSIUNEA FLUIDELOR BIFAZICE PRIN TEVILE DE EXTRACTIE ▼ Asa dupa cum s-a demonstrat in cursul anterior, in cazul ascensiunii lichidelor prin tevile de extractie (curgere omogena), presiunea in lungul acestora poate fi determinata cu ajutorul relatiei ….. si variaza liniar dupa o dreapta a carei panta este data de ….. . In cazul ascensiunii fluidelor bifazice, pentru a determina modul in care variaza presiunea in lungul tevilor de extractie (de la talpa sondei pana la capul de eruptie) trebuie calculata valoarea gradientului de presiune. Gradientul de presiune dp/dh, reprezinta pierderea de presiune pe unitatea de lungime. Principalii parametri de care depinde valoarea gradientului de presiune sunt: debitul de lichid, debitul de gaze, diametrul tevilor de extractie, caracteristicile fizice ale fluidelor si presiunea la care are loc curgerea. Problema determinarii gradientului de presiune nu este deloc usoara avand in vedere ca valorile acestor parametri se schimba in lungul tevilor de extractie ca urmare a variatiei presiunii. Astfel, debitul de lichid variază foarte puţin prin ieşirea gazelor din soluţie pe măsură ce presiunea scade. În schimb, debitul de gaze este foarte sensibil la această variaţie. Ca urmare a ieşirii gazelor din soluţie, ţiţeiul devine mai vâscos, modificându-se astfel coeficientul de frecare. Frecarea gazelor de pereţii ţevilor de extracţie este, de asemenea, influenţată de variaţia de presiune. Un alt factor, care intervine şi complică problema, este alunecarea, fenomen caracteristic curgerii prin ţevi verticale a amestecului gaze-lichid. Acest fenomen de alunecare (strecurare)se produce datorită diferenţei dintre greutatea specifică a gazului şi a lichidului. Gazele fiind mai uşoare tind să se strecoare prin lichid, astfel încât viteza lor absolută faţă de un reper fix este mai mare decât cea a lichidelor. Dacă se pompează debite constante de lichid şi de gaze, raportul lor R este constant, în permanenţă, într-un punct dat din interiorul ţevilor de extracţie. Prin urmare: R
qg ql
v g Ag vl Al
constant [m3/m3]
unde: R este raţia gaze-lichid la o presiune dată; Al - secţiunea ocupată de lichid; Ag - secţiunea ocupată de gaze (Al+Ag=A); A - secţiunea interioară a ţevilor de extracţie; vg - viteza absolută a gazelor în punctul considerat; vl - viteza absolută a lichidului în acelaşi punct; qg şi ql sunt exprimaţi în m3/s în condiţiile de presiune din ţevile de extracţie, în punctul luat în considerare. Dacă nu ar exista alunecare, vg ar fi egal cu vl, iar suprafeţele ocupate de lichid şi gaze ar fi proporţionale cu debitele. Datorită alunecării, pentru aceleaşi valori qg şi ql, vg devine mai mare decât vl, rezultă prin urmare că Ag scade şi Al se măreşte. Este ca şi cum tubul de curent format din gaze s-ar subţia dar s-ar mişca mai repede, iar tubul de curent format din lichid s-ar ingrosa dar s-ar deplasa mai încet. Datorită creşterii secţiunii ocupată de lichid, greutatea specifică a amestecului se măreşte şi deci, gradientul de presiune dat de greutatea proprie a amestecului (gradientul static) se măreşte şi el. Rezultă că alunecarea (strecurarea) gazelor prin lichid duce la creşterea greutăţii specifice a amestecului şi, deci, a gradientului static. Viteza de alunecare (strecurare) este dată de diferenţa dintre vitezele absolute ale gazelor şi lichidului: vs=vg-vl 91
Un alt fenomen care intervine si complica problema determinarii gradientului de presiune il constituie schimbarea structurii amestecului datorita variatiei presiunii, astfel ca in lungul tevilor de extractie pot fi intalnite mai multe regimuri de curgere. ▲ In cazul curgerii bifazice interfaţa dintre cele două faze se poate prezenta sub o serie de aspecte, depinzând de debitele, proprietăţile fizice ale fazelor şi geometria sistemului. Aceste aspecte ale curgerii caracterizează regimurile de curgere în cazul ascensiunii fluidelor bifazice prin ţevile de extracţie. Principalele tipuri de curgere, împărţite pe grupe şi subgrupe, împreună cu diferitele tranziţii bazate pe vitezele superficiale ale fazelor, se pot defini astfel: Curgere cu segregare gravitaţională, în care ambele faze sunt separate. Pot exista picături sau bule dintr-o fază în cealaltă. Acest tip de curgere include: - curgere stratificată cu suprafaţă de separaţie netedă sau ondulatorie (cu valuri); - curgere inelară care cuprinde : film inelar şi ceaţă inelară cu picături de lichid intrate în miezul de gaz. Curgere intermitentă, în care una din faze este fază discontinuă iar cealaltă este fază continuă. Acest tip de curgere include: - curgere bule alungite; - curgere dop sau glonţ; - curgere ceaţă sau spumă (o zonă de tranziţie între curgerea glonţ şi curgerea ceaţă inelară). Curgere uniform distribuită, în care faza lichidă este fază continuă iar faza gazoasă este fază discontinuă. Acest tip de curgere include: - curgere bule; - curgere bule dispersate în care bulele de gaz sunt dispersate în faza lichidă care curge continuu. ▼ În cazul ascensiunii fluidelor prin ţevi verticale şi înclinate (fig.1), pe măsură ce presiunea scade, pot apare următoarele regimuri de curgere care se regăsesc în categoriile de curgeri prezentate mai sus: curgere bule - curgere uniform distribuită; curgere dopuri - curgere intermitentă; curgere spumă - curgere intermitentă; curgere ceaţă - curgere cu segregare gravitaţională.
Fig. 1 Regimurile de curgere in cazul ascensiunii fluidelor bifazice prin tevi verticale. Apariţia acestor regimuri de curgere este influenţată de valoarea debitului de gaze raportat la aria secţiunii de curgere, respectiv viteza superficială a gazelor v sg , de valoarea debitului de lichid raportat la aceiaşi arie, respectiv viteza superficială a lichidului v sl , de geometria sondei, de presiunea din capul de erupţie etc. În cazul sondelor cu devieri mai mari de 50º, curgerea bule uneori poate să nu mai apară, fiind influenţată de diametrul ţevii şi de unghiul de înclinare al acesteia. Tranziţia dintre acest regim de curgere şi regimul de curgere dopuri depinde de unghiul de înclinare al ţevii prin care curg fluidele. ▲ 92
De asemenea, caracteristicile curgerii dopuri şi a curgerii spumă diferă de cele întâlnite în cazul sondelor verticale. În cazul curgerii fluidelor prin ţevi orizontale s-au identificat regimurile de curgere prezentate în figura 2. Aşa cum se observă din figura 2 regimurile de curgere în ţevile orizontale sunt împărţite în următoarele categorii: curgere cu segregare gravitaţională care cuprinde: - curgere cu suprafaţă de separaţie netedă; - curgere cu suprafaţă de separaţie ondulată; - curgere inelară; curgere intermitentă care cuprinde: - curgere cu bule mari de gaze; - curgere cu dopuri de lichid; curgere uniform distribuită care cuprinde: - curgere cu bule mici de gaze; - curgere ceaţă.
Fig. 2. Regimurile de curgere a fluidelor bifazice prin ţevile orizontale.
93
▼ Datorită acestor cauze, determinarea gradientului de presiune nu a fost posibilă prin utilizarea legilor din dinamica fluidelor, bazate pe ecuaţiile Navier-Stokes. Cele mai bune rezultate s-au obţinut prin folosirea unor procedee semi-empirice, ce combină o ecuaţie de bilanţ energetic cu nişte corelaţii, determinate experimental, pentru factorul de frecare şi fracţiunea din lichid din curentul de curgere. Această fracţiune este exprimată prin raportul dintre suprafaţa ocupată de lichid într-un punct din ţevile de extracţie şi suprafaţa totală a ţevii. Au fost astfel elaborate mai multe metode de determinare a gradientului de presiune, dupa cum urmeaza: - pentru tevi verticale: - metoda H. DUNS si N. ROS; - metoda A. HAGEDORN si K. BROWN; - metoda K. AZIZ, G.W. GOVIER si M. FOGARASI; - metoda J. ORKISZEWSKI; - metoda A.R. HASAN si S.C. KABIR; - metoda A.M. ANSARI, N.D. SYLVESTER, C. SARICA, O. SHOHAM si J.P. BRILL; - metoda A.S. KAYA, C. SARICA si J.P. BRILL. - pentru tevi inclinate: - metoda lui D. BEGGS si J.P. BRILL. Gradientul total de presiune (dp/dh)total se compune dintr-un gradient static (dp/dh)static, in care sunt incluse efectele alunecarii dintre faza gazoasa si cea lichida, un gradient de frecare (dp/dh)fr si un gradient de acceleratie (dp/dh)acc. Astfel: dp dp dp dp dh total dh static dh fr dh acc ▲ METODA HAGEDORN ŞI BROWN Urmărind o apropiere cât mai mare de cazul curgerii fluidelor prin ţevile de extracţie, unii cercetători au căutat să facă o serie de experimente chiar în gaura de sondă. Pentru acurateţea şi controlul curgerii, aceste sonde au fost echipate în mod corespunzător (fig.1), astfel încât să nu existe posibilitatea ca fluidele care curg prin gaura de sondă sa aiba contact cu stratul productiv. In caz contrar, reglarea şi menţinerea unor debite de lichid şi de gaze ar fi fost imposibilă. Contactul cu stratul a fost blocat cu ajutorul unui dop de ciment având oglinda la 460 m. Debitul de lichid s-a reglat cu ajutorul unei duze de fund extractabila. Astfel, pentru o anumită duză, reglând presiunea de injecţie, rezultă un debit de lichid bine determinat ceea ce ar corespunde unei presiuni de fund constante, iar fiecare debit de lichid a fost adus la suprafaţă cu diferite raţii gaze-lichid. Acest lucru s-a realizat prin echiparea ţevilor de extracţie cu supape de comunicaţie ţevi-coloană. De asemenea, pe ţevile de extracţie au fost montate o serie de traductoare de presiune (de tip Maihak), în vederea înregistrării presiunii în punctele respective. Pe baza acestor înregistrări s-a trasat o curbă de variaţie a presiunii în lungul ţevilor de extracţie(curbă gradient). Aceasta s-a comparat ulterior cu curba rezultată pe bază de calcul în vederea verificării metodei de determinare a gradienţilor de presiune. Experienţele lui G. Fancher şi K. Brown şi ulterior Hagedorn şi Brown au fost făcute pe ţevi de extracţie de 2 in şi respectiv 1 ¼ in. Primul set de experienţe (Fancher şi Brown) s-a făcut cu debite de lichid de 12-160 m3/zi şi raţii gaze-lichid de aproape 1700 m3N/m3 pentru cele mai mici debite de lichid şi 400 m3N /m3 pentru cele mai mari valori ale debitului de lichid.
94
Experimentele au fost făcute în domeniul unor greutăţi relative ale amestecului în raport cu apa sub 0,15 (1470 N/m3), ceea ce ar corespunde la debite mici de lichid şi raţii gazelichid mari. S-a avut totodată în vedere şi influenţa vâscozităţii. Pentru valori ale vâscozităţii sub 10 cP, efectul acesteia asupra curbelor gradient poate fi neglijat.
Fig.1 Instalaţie experimentală pentru studiul curgerii gaze-lichid prin ţevi verticale.
În urma tuturor experimentelor efectuate care au dus la obţinerea a 2905 puncte, în cele mai variate condiţii de curgere, Hagedorn şi Brown au găsit o corelaţie ce permite extinderea metodei lor şi la alte diametre. Metoda dă rezultate foarte bune pentru ţevi de 1-2 in si raţii gaze-lichid mari. Hagedorn şi Brown au determinat gradientul de presiune pe baza unui bilanţ energetic al curgerii între două puncte din ţevile de extracţie de presiune p1 şi p2 (p1 fiind mai aproape de talpa sondei). Ei au considerat amestecul gaze-lichid ca fiind omogen şi compresibil. Potrivit legii conservării energiei, energia totală a unei cantităţi de fluid care intră în sistem (în punctul 1) trebuie să fie egală cu energia aceleiaşi cantităţi de fluid ce părăseşte sistemul (în punctul 2), plus energia cedată mediului înconjurător. Bilanţul energetic referitor la 1 kg de fluid (omogen şi compresibil) pentru cele două secţiuni este: u1 V1 p1 g h1
2 v am v2 1 u 2 V2 p 2 g h2 am 2 Q L 2 2
(1)
unde: u este energia internă a kilogramului de fluid; pV- energia de expansiune sau de dilatare; V - volumul specific, m3/kg; 1 V=
am
gh- energia potentiala sau de pozitie; 95
h– cota punctului respectiv faţă de un reper dat; 2 v am - energia cinetica; 2 vam – viteza amestecului in punctul 1 respectiv 2; Q – căldura cedată mediului înconjurător. In cazul nostru Q=0. L – lucrul mecanic exterior, executat de fluid între cele două secţiuni (cum ar fi de exemplu daca fluidul in miscare ar invarti paletele unei elice); g – acceleraţia gravitaţională. Trecând partea stanga a ecuaţiei (1) în dreapta, sub forma diferenţelor finite, rezultă:
v2 u (V p ) g h am 0 2
(2)
ca urmare a faptului că între cele două secţiuni există o curgere omogenă şi staţionară şi deci lucrul mecanic efectuat de lichid către exterior este zero. Pe de altă parte din termotehnica se stie ca : S2
V2
u TdS S1
(3)
pdV V1
adică variaţia energiei interne între cele două secţiuni se face pe seama variaţiei entropiei sistemului şi a lucrului mecaic de dilatare (expansiune). În ecuaţia (3): T este temeratura sistemului, K; S – entropia sistemului, Nm/kg.K; De asemenea: V2
pV
p2
(4)
pdV Vdp V1
p1
Introducând relaţiile (3) şi (4) în relaţia (2) rezultă: S2
p2 2 v am TdS g h Vdp 2 S1 p1
0
(5)
Tot din termotehnica se cunoaste ca : S2
(6)
TdS Q F S1
adică variaţia entropiei se face pe seama unui transfer de căldură către exterior, Q, şi a unei pierderi de energie prin frecare F. În cazul de faţă Q=0. Deci, ecuaţia (2) capătă următoarea formă: p2
2 v am Vdp g h 2 p1
F 0
(7)
Ţinând seama că pierderea de energie prin frecare conform relatiei lui Darcy-Waisbach este: F V p fr unde V
1
am
şi p fr
h v am 2 2d
am
96
rezultă:
F
2 v am h
(8)
2d
unde v am este viteza medie a amestecului intre cele doua puncte 1si 2; Inlocuind (8) in (7) rezulta: 2
2 v am v h Vdp g h am 0 p1 2 2d 2 v am h Inmultind termenul cu raportul rezulta: 2 h p2
(9)
2
2 v am v h h Vdp g h am 0 p1 2 h 2d Impartind relatia (10) la g si scotand Δh, rezulta: p2
h
1 g
p2
p1
Vdp
2
v v 2 1 1 am am 2dg 2 g h
(10)
1 g
p1
p2
2
Vdp
v v 2 1 1 am am 2 dg 2 g h
(11)
In continuare se folosesc urmatoarele notatii: Qt - debitul de ţiţei, m3/zi; M - greutatea unui m3 de ţiţei mort, împreună cu apa şi gazele care îl însoţesc, N/m3; Vm – volumul ocupat în ţevi la o presiune şi temperatură dată de 1 m3 de ţiţei mort împreună cu apa şi gazele care-l însoţesc; Vm – valoarea medie a lui Vm rezultată din integrare între limitele p1 şi p2. Rezulta: V V 1 1 m g am g am M
(12)
M Vm Inlocuind (12) in (11) rezulta: 1 p1 Vm dp M p2 (13) h 2 2 v am v am 1 1 2dg 2 g h Din sonda intr-o zi se extrag Qt m3 de titei. Avand in vedere ca Vm reprezinta volumul ocupat de 1 m3 de titei mort impreuna cu apa si gazele care il insotesc, daca inmultim Qt cu Vm obtinem volumul total de fluide extras din sonda intr-o zi (Vtotal=Qt·Vm). Impartind acest volum la sectiunea de curgere aflam viteza. Deoarece ne intereseaza viteza medie a amestecului intre cele doua puncte, se va lua in considerare valoarea medie a lui Vm intre cele doua puncte, respectiv Vm . Rezulta: Qt Vm v am (14) 86400d 2 / 4
sau
am
97
Valoarea lui Vm rezulta prin integrarea lui Vm intre cele doua puncte de presiune p1 si p2.
Suprafata
p1
ABCD= Vm dp = Vm ( p2
p1-p2)=
Vm ·Δp
(15) Inlocuind (14) si (15) in (13) rezulta: Vm p M h 2 2 Qt2 Vm v am 1 1 2 g h 2dg (86400 d 2 / 4) 2
(14)
Vm p M 2 2 Qt2 Vm v am 1 1 10 5 2 g h 9 10 d 2
Qt2 Vm M2 Inmultind termenul cu raportul rezulta: 9 1010 d 5 M2 Vm p M h 2 2 Qt2 M 2 Vm v am 1 1 10 5 2 2 g h 9 10 d M M Deoarece am rezulta Vm M am Vm Inlocuind (16) in(15) rezulta: p / am h 2 2 2 Qt M v am 1 1 1 10 5 2 2 g h 9 10 d
(15)
(16)
(17)
am
▼Din relatia (17) rezulta: 2 Qt2 M 2 v am p 1 am am (18) 10 5 h 2 g h 9 10 d am Relaţia (18) pune în evidenţă faptul că gradientul total de presiune (Δp/Δh) se compune dintr-un gradient static ( am ), un gradient de presiune datorită frecărilor şi un gradient de presiune datorită accelerării masei de fluide . 98
Pentru a calcula variaţia presiunii în lungul ţevilor de extracţie, se admite o anumită cădere de presiune Δp, între două puncte (pornind de la şiul ţevilor în sus sau de la capul de erupţie în jos) şi se rezolvă ecuaţia (18) în funcţie de Δh: v2 p am am 2 g h 2 Qt M 2 am 9 1010 d 5 am
(19)
Exemplu: Se considera presiunea in capul de eruptie p2=10 bar. Se admite o cadere de presiune Δp=10 bar si se rezolva ecuatia (19) pe intervalul p2=10 bar, p3=20 bar, rezultand un Δh1 care reprezinta lungimea tevilor de extractie pe care se pierd cei 10 bar. Se marcheaza pe grafic punctul respectiv.
Fig. 2.
Se admite o noua cadere de presiune Δp=10 bar si se rezolva ecuatia (19) pe intervalul p3=20 bar, p4=30 bar, rezultand un Δh2, respectiv un nou punct care se marcheaza pe grafic. Procedeul se repeta pana la adancimea dorita. Unind punctele respective se obtine curba de variatie a presiunii in lungul tevilor de extractie numita si curba gradient. Intersectia acestei curbe cu adancimea medie a perforaturilor ne va da presiunea dinamica de fund pd. Daca cunoastem presiunea dinamica de fund pd si vrem sa aflam cu ce presiune p2 ajunge fluidul in capul de eruptie se va proceda invers fata de cele prezentate mai sus. 99
Se porneste din punctul de presiune pd, se admite o cadere de presiune de exemplu Δp=10 bar si se rezolva ecuatia (19) pe intervalul pd, pd-10 bar rezultand un Δh care se marcheaza pe grafic. Procedeul se repeta cat este nevoie. Unind punctele rezultate se obtine curba gradient a carei intersectie cu abscisa ne va da presiunea in capul de eruptie. In relatiile de mai sus: Qt t Q a a Q g g (20) M t Ra a RGT g Qt in care: Qa este debitul de apa; Qg - debitul de gaze; Ra - ratia apa-titei: Q Ra a Qt g rg aer in care:
rg este greutatea relativa a gazelor in raport cu aerul;
aer - greutatea specifica a aerului ( aer =12,7 N/m3). Factorul de frecare λ se determină în funcţie de o cifră Reynolds bifazică, ce ţine seama de vâscozitatea amestecului (relatia lui Arhenius).Astfel: Re bifazic 0,149 10 2
Qt M d l l l(1 l )
(21)
unde Qt se introduce în m3/zi; M în N/m3;d în metri, iar vâscozitatea în cP. Corelaţia pentru factorul de frecare λ este reprezentată grafic în figura 4.
Fig. 4 Nomogramă pentru calculul factorului de frecare λ.
100
Relaţia (21) permite utilizarea unui factor de frecare variabil în lungul ţevilor de extracţie datorită modificării structurii amestecului. In relatia (21): εl reprezinta fractia de lichid sau procentul din suprafata de curgere a tevilor de extractie care este ocupata de lichid. εg reprezinta fractia de gaze sau procentul din suprafata de curgere a tevilor de extractie care este ocupata de gaze. A=Al+Ag (22) Impartind relatia (22) la A rezulta: Al Ag 1 A A dar tinand seama ca: Ag A l l ; g A A rezulta: εl+εg=1 εg=1-εl
sau
Corelaţia întrebuinţată pentru determinarea fracţiunii de lichid εl este dată prin intermediul unei reprezentări grafice obtinuta de Hagedorn si Brown, pe bază de date experimentale în funcţie de nişte coeficienţi adimensionali. Aceştia sunt: N gv v sg 4
l coeficientul de viteză al gazelor; g
(23)
N lv v sl 4
l coeficientul de viteză al lichidului; g
(24)
l g coeficientul de diametru;
Nd d
(25)
g coeficientul de vâscozitate. (26) l 3 ▲Pentru a determina valoarea lui εl se procedeaza astfel : Se calculeaza valoarea lui N l . În funcţie de valoarea lui N l se determină valoarea lui CN l , cu ajutorul diagramei CN l f ( N l ) , figura 6. Notând cu p valoarea medie a presiunii absolute între cele două puncte considerate şi cu p0 presiunea atmosferică, Hagedorn şi Brown au reprezentat grafic corelaţia pentru fracţiunea de lichid εl în funcţie de produsul adimensional dat de relaţia: N l l 4
N p 0,lv575 N gv p 0
0 ,1
CN l Nd
(27)
p 2 p3 2 Astfel, cu ajutorul diagramei l / f ( ) figura 7, se detremină valoarea raportului p
l / . Valoarea lui ψ se obţine pe baza unei corecţii de forma (figura 8). 101
N gv N l0,380 f N 2,14 d Valoarea fracţiunii de lichid εl rezultă din relaţia evidentă:
l
l
(28)
Variaţia presiunii în lungul ţevilor de extracţie se poate determina şi pe cale analitică, fără folosirea diagramelor din figurile 6-8. N gv N l0,380 Pentru aceasta se calculează în primul rând grupul adimensional G şi N d2,14 apoi se determină valoarea lui ψ pe baza relaţiei: 2 3 1 exp 6,6598 8,8173 ln G 3,7693 ln G 0,5359 ln G
Dacă G<0,01, ψ=1; dacă G>0,09, ψ=1,82. Se calculează CNl cu relaţia: 2 3 4 CN l exp[4,895 1,07705 ln N l 0,80822ln N l 0,1597ln N l 0,01019ln N l ] Dacă N l 0,4 atunci CN l 0,0115 iar dacă N l 0,002 atunci CN l 0,00195 . În continuare se calculează produsul adimensional sub forma: N lv p 0,1 10 6 CN l N 0,575 14,65 N d gv si mai departe valoarea lui εl din relaţia: l 2 3 exp[3,6372 0,8813 ln * 0,1335 ln * 0,018534 ln *
*
4
0,001066 ln * ]
Dacă * 4000, atunci l , iar dac[ * 0,1 atunci l 0,02633 .
Fig.6 .Diagrama pentru calculul factorului CN l .
102
Fig.7 .Diagrama pentru determinarea raportului l / .
Fig.8 .Diagrama pentru determinarea factorului .
Cand se lucreaza analitic valoarea lui λ se calculeaza cu ajutorul relatiei lui Jain: 1 21,25 1,14 2 log 0,9 d Re bifazic in care:
este rugozitatea tevilor de extractie (pentru tevile de extractie se considera =10-3); d d ε – inaltimea asperitatilor; d – diametrul interior al tevilor de extractie. ▼ Viteza amestecului va fi egala cu: Ql Q g Q v am am v sl v sg A A Qg Q v sl l ; v sg A A
103
in care: v sl reprezinta viteza superficiala a lichidului si este egala cu raportul dintre debitul de lichid si suprafata totala de curgere. A nu se confunda vl care reprezinta viteza lichidului si
Q este egala cu raportul dintre debitul de lichid si sectiunea ocupata de acesta vl l cu v sl . Al v sg - idem ca in cazul lichidului, dar pentru gaze. 2 2 2 v am v am v am 1 2
v am1 v sl1 Vsg1 v am2 v sl2 v sg 2 Greutatea specifica medie a amestecului va fi egala cu: am l l g g
CORELATIA DE FUNCTIONARE STRAT SONDA IN CAZUL CURGERII BIFAZICE (p2
p Qt p 1 0,2 d 0,8 d Qt max pc pc Curba 1 caracterizeaza curgerea in zacamant.
Fig. 1.
104
2. Din punctul de presiune p2, pentru diferite valori ale debitului, cu ajutorul unei teorii de ascensiune (de exemplu Hagedorn si Brown) se traseaza curbele gradient (curbele 2, 2’, 2” etc.). Intersectiile acestor curbe cu adancimea medie a perforaturilor ne vor da presiunile dinamice de fund corespunzatoare. De exemplu, pentru ca sonda sa produca debitul Qt1 avand in capul de eruptie presiunea p2 este necesara o presiune dinamica de fund pd1. Acelasi lucru este valabil si in cazul celorlalte debite. Se obtine astfel un set de perechi de valori Qt, pd.
Fig. 2.
3. Se reprezinta grafic setul de perechi de valori Qt, pd pe aceeasi diagrama pe care sa trasat curba de comportare a stratului. Se obtine astfel curba de comportare a sondei Qsonda=f(pd) – curba 3. Curba 3 caracterizeaza curgerea prin tevile de extractie. Intersectia dintre cele doua curbe ne va da debitul maxim pe care poate sa il produca sonda si presiunea dinamica de fund corespunzatoare, avand in capul de eruptie o presiune p2. Procedeul se poate repeta si pentru alte valori ale presiunii p2. Observatie: In cazul in care p2
psat pe intervalul p2 – psat avem o curgere bifazica, iar pe intervalul psat – pd o curgere omogena (lichid curat). Pentru a determina debitul maxim si presiunea dinamica de fund corespunzatoare se procedeaza astfel: 1. Se traseaza curba de comportare a stratului (curba 1) cu ajutorul relatiei: Q = IP(pc-pd)
105
Fig. 3.
2. Din punctul de presiune p2, pentru diferite valori ale debitului, cu ajutorul unei teorii de ascensiune, se traseaza curbele gradient (curbele 2, 2’, 2” etc.) pe intervalul p2 – psat. Sub punctele de intersectie ale acestor curbe cu dreapta corespunzatoare lui psat curgerea va fi omogena. Presiunea dinamica in acest caz se va calcula cu ajutorul relatiei ….. de la ascensiunea lichidului. Hi v2 p di p sat l gH i l 2d Unind psat cu pd se obtine dreapta de variatie a presiunii in tevile de extractie cand prin acestea curge lichid curat. Se obtine astfel un set de perechi de valori Qt, pd.
Fig. 4.
106
3. Se reprezinta grafic setul de perechi de valori Qt, pd pe aceeasi diagrama pe care s-a trasat curba de comportare a stratului. Se obtine astfel curba de comportare a sondei Qsonda=f(pd) – curba 3. Intersectia dintre cele doua curbe ne va da debitul maxim pe care poate sa il produca sonda si presiunea de fund corespunzatoare pentru o presiune p2 in capul de eruptie si avand in vedere ca pe intervalul p2 – psat avem o curgere eterogena, iar pe intervalul psat – pd o curgere omogena. ▲
107
