INTRODUCERE

CAP I. PRESIUNEA I TEMPERATURA N SONDE I N JURUL LOR 1.1.Presiunea litostatic

Presiunea litostatic sau geostatic la o adncime dat reprezint presiunea exercitat de greutatea sedimentelor aflate deasupra, inclusiv a fluidelor aflate n porii lor . Ea poate fi exprimat n form integral cu ajutorul relaiei:

unde: H adncimea ce e intereseaz

- densitatea aparent a rocilor

g- acceleraia gravitaional

Densitatea aparent a sedimentelor este determinat de densitatea granulelor solide i cea a fluidelor din pori, dar i de porozitate care scade cu adncimea ca efect al compactizrii. ( exponenial, n cazul argilelor ). La gresii i calcare porozitatea depinde i de ali factori compoziia mineralogic, granulometric, efecte diagenetice etc.

Densitatea aparent a rocilor de suprafa, afnate i mbibate cu ap, a celor de pe fundul lacurilor i al mrilor, scade la 1,3 1,5 g/. La adncimi mari ea ajunge la 2,6-2,7 g/, apropiindu-se de cea a mineralelor constituente ( porozitatea se reduce la zero). n calcule aproximative se ia adeseori o densitate medie aparent egal cu 2,3 g/ ( Figura 1).

n cazul sedimentelor aflate sub nivelul mrii, calculul se bazeaz pe urmtoarea formul:

unde: adncimea mrii

- densitatea apei de mare. 1.2. Presiunea de strat

Presiunea de strat constituie presiunea fluidelor din roci sau fisurile rocilor care variaza att pe vertical ct i pe orizontal. Teoretic, ea nu este mai mare dect presiunea litostatic deoarece formaiunile de deasupra s-ar putea fisura i presiunea s-ar disipa. Totui , exist i cazuri n care aceasta este mai mare cazul dolomitelor.

Presiunea de strat se msoar cu ajutorul manometrelor n sonde nchise sau se determin prin diverse metode indirecte. Dac presiunea din porii unui strat este egal cu cea a unei coloane de ap de la adncimea respectiv pn la suprafa, ea se consider normal sau hidrostatic.

Densitatea apei din pori sau fisuri crete n general cu adncimea.Apa de mare are densitatea de 1,02-1,03 g/ iar apa saturat cu NaCL are densitatea de 1,20 g/. Uneori, este considerat presiune normal, convenional, presiunea hidrostatic a unei coloane de ap dulce. Ea constituie un etalon de comparaie a presiunilor de strat, mai ales acolo unde densitatea apei variaz destul de mult, chiar n limitele aceluiai strat.

Stratele ce pot fi traversate cu noroaie nengreunate , cu densitate pn la 1200 kg/ sunt considerate cu presiune normal. Presiunile de strat diferite de cea normal, sunt numite anormale. Existena lor presupune o izolare, parial sau total a stratului respectiv i absena unei comunicaii directe cu suprafaa. Izolarea este asigurat de strate impermeabile, falii, variaii de facies etc. Un strat de roci , cu grosimea de 100-1000 m, cu permeabilitatea de - este considerat etan circa un milion de ani.

Figura 1 ilustreaz variaia presiunii litostatice i a celei hidrostatice cu adncime dar i domeniile presiunilor anormale.

1.3. Tensiuni in situ

Este vorba de starea de tensiuni, n vrful masivelor de roci i n profunzime, abordat de tectonica modern bazat pe teoria plcilor. Starea de tensiuni pentru un corp omogen ncrcat vertical prin propria greutate i a crui deformaie lateral (orizontal) este nul.( vezi Figura 2)

n practic este imposibil de msurat starea real de tensiuni n situ de aceeea se admite:

la adncime mic (1015 m) prin procedeul de subcarotaj, dup ce se face o gaur cilindric, cu carotiere tridirecionale se caroteaz (dup relaxarea rocilor) i se msoar deformaia indus;

la adncime de cca 70 m se msoar cele dou componente orizontale printr-un procedeu analog cu cel amintit dar se ia prob numai din talp;

n galerii se face o relaxare a pereilor laterali i se restabilesc tensiunile cu ajutorul unor cilindrii hidraulici; procedeul nu a fost aplicat nc la pereii gurii de sond dar este de ateptat s dea rezultate bune n roci omogene;

fracturarea hidraulic este singurul procedeu utilizabil la mare adncime; acest procedeu nu d dect valoarea tensiunii minime (se presupune c este orizontal); dac la testul de minifracturare se obine un vrf de presiune se poate deduce tensiunea maxim, ns direcia acestora rmne o necunoscut;

cercetrile recente constau n examinarea ovalizrii gurii de sond dup eliminarea fenomenelor parazite (ovalizare de uzur, guri de cheie) fr a ine seama de ovalizarea de ruptur, considerat a fi provocat de o component major normal pe axa mare a elipsei (ovalului). 1.4. Presiunea de fisurare

Presiunea maxim ce poate fi suportat de o roc se numete presiune de fisurare. Cunoaterea ei este esenial cnd se planific densitatea noroiului, adncimea de tubare a coloanelor de burlane, tehnologia de cimentare, presiunea maxim tolerat la gura sondei n timpul unei manifestri eruptivecontrolate, posibilitatea de stimulare a productivitii sondei. Se disting:

o presiune de iniiere a fisurilor o presiune de redeschidere a fisurilor, nchise dup scderea presiunii n sond, cu valoare mai mic dect prima o presiune de nchidere a fisurilor, valoare la care presiunea din dreptul rocii se stabilizeaz dup ce pomparea n sond este oprit o presiune de propagare a fisurilor, n general fluctuant. Pentru a evita pierderile de circulaie sau unele accidente grave ( erupia sondei, fisurarea rocilor din jurul unei coloane de burlane, presiunea din sond trebuie meninut sub cea de nchidere a fisurilor. n principiu, fisurarea se produce cnd ntre granulele rocii se induce o tensiune de traciune care depete rezistena la traciune a rocii. Presiunea de fisurare crete cu elasticitatea rocilor, gradul de umflare i cel de plasticitate al rocilor. Prin refacerea presiunii din pori n jurul sondei, prin racie provocat de circulaia noroiului, presiunea de fisurare se micoreaz. Exist i un efect de scar n guri cu diametru mai mic, presiunea de fisurare este mai mare dect n cele cu diametru mai mare. Fluidul de foraj are un efect cicatrizant creat prin podirea fisurilor cu particule solide. Efectul este mai pronunat la fluidele pe baz de ap, dect la cele pe baz de produse petroliere.

Presiunea de fisurare nu este dependent de natura fluidului din sond, de prezena i concentraia acestuia n particule solide. Presiunea de fisurare scade cu nclinarea sondei, ca rezultat al orientrii tensiunilor efective n raport cu direcia sondei. Efectul nclinrii este mai pronunat cnd presiunea din pori este mai mica. La presiuni de formaiune mari, diferenele se diminueaz.

1.5. Gradienii de presiune

Acetia semnific variaia presiunii cu adncimea. Mrimea lor este adeseori , mai relevant dect presiunea n sine i mai util. De regul, gradientul de presiune ntr-un punct se definete ca raport ntre presiunea din acel punct i adncimea respective. Se disting mai multe tipuri de gradieni:

gradientul presiunii litostatice

gradientul presiunii din pori

gradientul presiunii de fisurare. ( a se vedea Figura 3, Anexe )

Gradienii de presiune pot fi exprimai n bar/ 10 m i greutatea specific a noroiului n daN/= 1 bar/ 10 m). Dac se admite acceleraia gravitaional g = 10 m/, greutatea specific exprimat n daN/ este numeric egal cu densitatea noroiului n kg/.

1.6. Metode de evaluare (n foraj):

Baz de date (forajul de referinstructural), eforturi impuse:densitate noroi, parametrii de foraj, manevre, incidente: prinderi, ineri, reforaj, depuneri, forma gurii de sond: diagrafii diferite, pandajmetrie, sonoscopie.

Urmri geomecanice: aprecierea comportament-tip roc, efecte termice, drmturi: form, volum, data apariiei;

Interpretri geomecanice: rupere, anizotropie, fluaj, uzur, efecte termice, manevre, structura geologic cauze eseniale;

Parametrii determinani i remediile propuse: parametrii de foraj, natura i densitatea noroiului, programul de circulaie; traiectul programat teste n sonde noi (msurtori), cercetare de laborator (modele fizice, observaia comportamentului real), cercetri teoretice mecanismele de rupere (rupere elasto-plastic, solicitarea termic, efecte fizico-chimice, efecte de curgere).

Aplicaii n foraj

Obiective: identificarea mecanismelor eseniale ale inerilor i ruperilor n pereii sondei (eliminarea/atenuarea incidentelor de foraj), respectiv la nivelul frontului de tiere (evitarea incidentelor la talpa sondei, ameliorarea dislocrii i forabilitii).

Cauzele instabilitii

Starea de tensiuni in-situ: , tensiuni excesive (1 roci izotrope, 2 roci anizotrope); roci insuficient relaxate (existena de falii, domuri de sare) incidente probabile legate de modurile de rupere, rolul densitii noroiului de foraj cuplurile azimut-nclinare i dificultile cauzate de zonele critice;

Tipul de roci: sarea (fluajul); argile, marne moi (anizotropie, depletri, fizico-chimia argilelor (umflare), subcompactizare); cret (rupere/spargere scheletul/fluaj); nisipul-siltul (coeziune slab, hipercompactizare); heterogeneitate; calcare, dolomite (materiale fracturate, roci eruptive etc.);

Modul de operare (manevre) i tehnologice (curgerea fluidelor): pistonaj dezechilibrul presiune anormal/densitate noroi ; teste de producie; termice: instantanee, diferite (oprirea circulaiei) incidente: C de rcire ~ 25 puncte de cretere a densitii pentru stabilitate, fr alte inconveniente (afectarea stratului productiv, viteza de avansare); caracteristice forajului: uzur (gaur de cheie); foraj cu aer; fluide pe baz de petrol; forme speciale de sape etc. Metodele de lucru presupun separarea, identificarea cauzelor principale ale instabilitii; analiza eficacitii mijloacelor clasice; propunerea, testarea de soluii noi.

CAPITOLUL 2 .PROIECTAREA PROGRAMULUI DE CONSTRUCIE AL SONDEI

Construcia sondei se realizeaz pe baza unui plan, numit program de construcie. Acesta cuprinde, n primul rnd, programul de tubare i anume: adncimea de introducere a coloanelor de burlane cu care se consolideaz pereii gurii de sond, diametrul i grosimea burlanelor, calitatea oelului i tipul mbinrilor dintre ele. La acestea se adaug, uneori, programul de sape, programul de cimentare i echipamentul de extracie la sondele de exploatare.

Constructia proiectat determin, de regul, echipamentul i sculele cu care se va executa sonda: instalaia de foraj, diametrul i alctuirea garniturilor de foraj folosite pe diverse intervale. Schema de constructie determin, indirect, tipul i proprietile fluidelor folosite, uneori i tehnologia de foraj aplicat. 2.1. Metodica proiectarii programului de constructie al sondei Construcia unei sonde cuprinde mai multe coloane de tubare, care poart diverse nume - dup scopul urmrit. Numrul lor este determinat de adncimea final, de dificultile anticipate ori survenite n timpul forajului, scopul sondei, dar i de ali factori tehnici ori tehnologici. Obinuit, la gura sondei se tubeaz i se betoneaz, ntr-un beci spat manual, un burlan de ghidare, fabricat din tabla sudat, care nu este considerat o component a programului de tubare.

Urmatoarea coloan de burlane -prima din programul de tubare dac nu exist un conductor-este coloana de suprafa (de ancoraj). De obicei, ea are lungimea de cteva sute de metri. Coloana de suprafa se cimenteaz pe toat lungimea, pn la zi. Tubarea acestei coloane este obligatorie la toate sondele de petrol i gaze.

Coloana de exploatare (de producie) se tubeaz pn la baza ultimului orizont productiv sau presupus productiv i face posibil extracia petrolului sau gazelor, prin interiorul tubingului, n condiii de siguran. Uneori, cnd zona productiv este bine consolidat, nu conine fluide nedorite i poate fi exploatat simultan, coloana de exploatare se tubeaz doar pn deasupra zonei productive. Dac ntre siul coloanei de suprafa i adncimea de tubare a coloanei de exploatare sunt traversate formaiuni care ngreuneaz ori chiar mpiedic forajul, se tubeaz una sau mai multe coloane intermediare. Sunt numite uneori coloane de protecie sau de foraj. Asemenea coloane se introduc pentru a izola strate n care se pierde noroiul de foraj, strate cu presiune ridicat, masive de sare, roci argiloase instabile, evitndu-se anumite dificulti la continuarea forajului sub aceste zone.

Unele coloane intermediare i de exploatare nu sunt tubate pn la suprafa, ci numai pna la siul coloanelor precedente, pe intervalul netubat. Asemenea coloane sunt numite linere (coloane pierdute). Adeseori, linerele se ntregesc pn la suprafa, cu o coloan de ntregire (de prelungire), cu acelai diametru sau cu diametru mai mare.

Programul de construcie al unei sonde este reprezentat grafic printr-o schem de construcie. Pe ea sunt precizate, n primul rnd, coloanele de burlane, cu lungimea i diametrul lor, i intervalul rmas netubat, dac exist. In figura 2.1. este prezentat programul de construcie al unei sonde SX .

n acest capitol sunt prezentate cteva reguli pentru stabilirea adncimilor de tubare i pentru alegerea diametrului coloanelor.

Numrul i adncimea de tubare a coloanelor . Pe tot parcursul traversrii unui anumit interval, n orice punct al lui - atta timp ct el este liber, netubat, trebuie ndeplinite condiiile:pp pn pfis

(2.1.) unde: pp presiunea fluidelor din porii rocilor;

pn presiunea noroiului din sonda;

pfis presiunea de fisurare a rocilorDac prima condiie n-ar fi ndeplinit, fluidele din pori ar ptrunde n sond i ar avea loc o manifestare eruptiv; dac n-ar fi ndeplinit a doua condiie, noroiul s-ar pierde n strate. Diametrul coloanelor. De regul se impune diametrul interior al coloanei de exploatare. Acesta determin diametrul celorlalte coloane din programul de construcie al unei sonde i implicit, diametrul sapelor folosite pentru fiecare coloan.

Coloana de exploatare se alege n funcie de debitele maxime ateptate, metoda de exploatare preconizat, diametrul echipamentelor de extracie i a celor de intervenie sau reparaie disponibile, eventualitatea adncirii sondei, modul de echipare al zonei productive. Ea trebuie s asigure folosirea optim a energiei stratelor productive pentru ridicarea fluidelor la suprafa i transportul lor pn la rezervoare, s permit realizarea regimului dorit de exploatare a zcmntului i a sondei.

La alctuirea succesiunii sape-coloane sunt urmrite doua condiii. Prima condiie impune ca n exteriorul coloanelor de burlane s existe un joc suficient de mare pentru introducerea lor fr dificulti i pentru realizarea unor cimentri eficiente a spaiului inelar (figura 2.2.). Mrimea acestui joc este determinat de rigiditatea burlanelor, tipul mbinrilor, prezena unor dispozitive cum sunt centrorii i scarificatorii, lungimea i rectilinitatea intervalului deschis sub siul coloanei precedente, existena unor zone ce pot provoca dificulti de tubare, viteza de introducere. Burlanele cu diametrul mai mare sunt mai rigide i se nscriu mai dificil de-a lungul sondei, de aceea necesit jocuri mai largi. Asemenea jocuri sunt necesare i cnd intervalele deschise sunt lungi, cu dese schimbri de direcie, cu tendine de strngere a pereilor sau de fisurare a formaiunilor, ca urmare a suprapresiunilor create la introducerea i n timpul circulaiei. Burlanele cu diametrul mufei mai apropiat de cel al corpului, cele cu muf din corp fr praguri drepte i, bineneles cele calibrate permit jocuri mai mici. n concluzie, dac se impune jocul radial minim , n dreptul mufelor, diametrul sapelor va fi:

Ds=Dm+2

(2.2.) Jocurile uzuale variaz ntre 7 i 70 mm. Ele cresc cu diametrul coloanei i cu lungimea intervalului deschis. Pot fi mai mici pentru burlane calibrate i mai mari n zone cu tendin sever de strngere a pereilor.

Uneori se folosete noiunea de raie de tubare, definit astfel:

(2.3.) Ea variaz n limite mai restrnse: 0,050,10. A doua condiie implic posibilitatea de trecere a sapelor prin coloanele anterior tubate.

Di=DS+2a

(2.4.)sau

DS>D

(2.5.)unde:Di reprezint diametrul coloanei prin care trebuie s treac sapele;

a un joc ce ia n considerare toleranele de la grosimea i diametrul nominal, precum i ovalitatea burlanelor; se admite a=25 mm;

D diametrul de ablonare a burlanelor, stabilit prin normele de fabricare i care ine seama de toleranele maxime admise. Intervale de cimentare. Prin cimentare se urmrete, n primul rnd, izolarea tuturor stratelor purttoare de fluide, fluide care ar putea circula prin spatele coloanelor de burlane provocnd neplceri. Se izoleaz stratele cu ap utilizabil, zonele unde noroiul se poate pierde, masivele de sare, rocile argiloase sensibile la ap. Inelul de ciment mrete ntr-o oarecare msur, capacitatea portant a coloanei, evit flambajul ei cnd apar fore de compresiune periculoase i o protejeaz de aciunea coroziv a apelor mineralizate. Coloana de suprafa se cimenteaz pe toat nlimea. n acest mod, se consolideaz formaiunile de suprafa, mpreun cu masivul de roci din jur, un suport rezistent pentru instalaia de prevenire a erupiilor i pentru coloanele urmtoare. Celelalte coloane se cimenteaz pn la cel puin 200 m, deasupra ultimului strat permeabil. Se evit astfel circulaia fluidelor prin spatele coloanelor de burlane. La sondele de gaze se recomand ca toate coloanele s fie cimentate pn la suprafa, pentru a micora posibilitile de migrare a gazelor prin spaiul inelar i eventualele scpri pe la mbinrile filetate. La sondele de explorare, se obinuiete ca oglinda cimentului s depeasc siul coloanei precedente cu cel puin 100 m. Adeseori, pentru siguran, coloanele se cimenteaz pe toat nlimea.

Lainerele se cimenteaz pe toat nlimea, cu excepia celor slituite, de producie, ori care urmresc o exploatare selectiv a stratelor. Compoziia i proprietile pastei i ale pietrei de ciment se stabilesc n concordan cu natura rocilor ce trebuie izolate, presiunea i natura fluidelor din pori, rezistena la fisurare a formaiunilor, temperatura geostatic i cea de circulaie, dar i cu mijloacele tehnice i tehnologice disponibile.CAPITOLUL 3 . PROIECTAREA PROPRIETILOR FLUIDULUI DE FORAJ

La nceputurile forajului rotativ modern se pompa prin prjini ap pentru a spla permanent talpa sondei i a evacua detritusul la suprafa. Cu particule fine de roc, mai ales cu cele dispersabile n ap, se forma un noroi, de-a lungul spaiului inelar. S-a constat c acesta avea unele avantaje fa de apa curat: o capacitate mai bun de evacuare, inclusiv pe aceea de a menine detritusul n suspensie la ntreruperea circulaiei i, ndeosebi, calitatea de a stabiliza pereii gurii de sond n dreptul rocilor neconsolidate. Treptat, exigenele impuse acestui fluid au crescut. El a nceput s fie preparat la suprafa din argile coloidale, studiat n laborator, testat la sond, tratat i curat cu ct mai mult atenie. n scopul obinerii unor performane superioare, compoziia fluidelor de foraj s-a diversificat continuu. Astzi, multe dintre ele nu mai sunt preparate din ap i argil. 3.1. Metodica proiectrii proprietilor i tipurilor fluidelor de foraj 3.1.1. Rolul fluidelor de foraj

Fluidului de foraj i se atribuie, n prezent, urmtoarele roluri principale:

Hidrodinamic. Dup ieirea din duzele sapei, fluidul cur particulele de roc dislocat de pe talpa sondei i le transport la suprafa, unde sunt ndeprtate. Hidrostatic. Prin contrapresiunea creat asupra pereilor, el mpiedic surparea rocilor slab consolidate i ptrunderea nedorit n sond a fluidelor din formaiunile traversate. De colmatare. Datorit diferenei de presiune sond-strate, n dreptul rocilor permeabile se depune prin filtrare o turt din particule solide, care consolideaz pietriurile, nisipurile i alte roci slab cimentate sau fisurate. Totodat, turta de colmatare reduce frecrile dintre garnitura de foraj sau coloana de burlane i rocile din perei, diminueaz uzura prjinilor i a racordurilor. De rcire i lubrifiere. Fluidul de circulaie rcete i lubrifiaz elementele active ale instrumentului de dislocare, prjinile, lagrele sapelor cu role i lagrele motoarelor de fund. Motrice. Cnd se foreaz cu motoare de fund, hidraulice sau pneumatice, fluidul de foraj constituie agentul de transmitere a energiei de la suprafa la motorul aflat deasupra sapei. Informativ. Urmrind fluidul de circulaie la ieirea din sond i detritusul adus la suprafa, se obin informaii asupra rocilor interceptate i a fluidelor din porii lor. 3.1.2 Clasificarea fluidelor de foraj Apariia dinamic i continu a noilor tipuri de fluide reclam un mod de clasificare coerent, dar suficient de elastic, pentru a permite i ncadrarea acestora. n literatura de specialitate, clasificrile existente au la baz diferite criterii: Natura fazei continue (de dispersie): pe baza de apa, pe baz de produse petroliere, gazoase; Natura fazei dispersate: cu argil, fr argil, cu argil organofil, cu asfalt, cu polimeri; Gradul de mineralizare: nemineralizate (noroaie dulci), mineralizate (respectiv sczut, medie sau ridicat); Natura mineralizarii: srate (CuNaCl), cu var, cu gips, cu clorur de calciu, cu clorur de potasiu, cu silicat de sodiu, etc.; Mrimea pH-ului: acide (sub 7), neutre (aproximativ 7), slab alcaline (78,5), alcalinitate medie (811,5), alcalinitate ridicata (peste 11,5); Densitate: nengreuiate (uoare) i ngreuiate; Gradul de dispersie: pentru forajul propriu-zis, deschiderea stratelor productive, fluide de packer, fluide pentru degajare, fluide de perforare, fluide de omorre. 3.1.3. Proprietatile fluidelor de foraj

Compoziia, calitile sau carenele unui fluid de foraj sunt definite printr-o serie de proprieti, unele dintre ele comune tuturor tipurilor de fluide, altele specifice doar anumitor categorii.

Densitatea fluidelor de foraj. Aceasta proprietate reprezint masa unitii de volum. Densitatea fluidului de foraj se alege astfel nct presiunea exercitat de coloana de fluid s previn surparea rocilor neconsolidate din perei i afluxul nedorit al fluidelor din porii rocilor traversate de sond. Fluidele cu densitate ridicat diminueaz viteza de avansare a sapei, sunt scumpe i dificil de meninut pompabile i stabile. Vscozitatea aparent i gelaia fluidelor de foraj. Vscozitatea aparent a unui fluid reprezint proprietatea lui de a opune rezisten la curgere. Cantitativ, vscozitatea, notat cu (, este o msur a acestei rezistene i se definete ca raport ntre tensiunea de forfecare ( i viteza de forfecare dv/dx i este constant pentru fluidele newtoniene. Fluidele de foraj sunt sisteme eterogene care nu se supun legii de curgere newtoniene: curgerea lor nu poate fi descris prin intermediul unui singur coeficient de vscozitate. Proprietile reologice ale fluidelor de foraj. Aceste proprieti caracterizeaz comportarea la curgere a fluidelor de foraj, inclusiv rezistena la deplasare a unor corpuri n masa fluidelor. Proprietile reologice permit s se evalueze presiunea i energia de pompare a fluidelor de foraj, condiiile de splare i evacuare a detritusului, presiunile efective n dreptul unor strate instabile ori purttoare de fluide, pericolul de eroziune al pereilor. Proprietile tixotropice ale fluidelor de foraj. n general, prin tixotropie se nelege gelificarea unei soluii cnd este lsat n repaus i revenirea gelului n soluie prin agitare. Fenomenul este specific soluiilor coloidale, n care particulele dispersate sunt ionizate. Fluidele de foraj cu proprieti tixotropice sunt capabile s menin n suspensie materialele inerte de ngreuiere i detritusul, nsuire necesar mai ales atunci cnd se ntrerupe circulaia. Capacitatea de filtrare i colmatare. Datorit diferenei dintre presiunea fluidului din sond i cea a fluidelor din porii formaiunilor traversate, o parte din faza liber a noroiului ptrunde n porii rocilor. Simultan, pe pereii sondei se depun particule solide, sub forma unei turte de colmatare. Cu ct permeabilitatea turtei este mai sczut, cu att grosimea turtei depuse i volumul de filtrat sunt mai reduse. Turtele de colmatare sunt, n general, compresibile; permeabilitatea lor scade odat cu presiunea. Viteza de filtrare crete cu temperatura, deoarece scade vscozitatea fazei lichide. Coninutul de particule solide , apa si petrol. Pentru fluidele de foraj pe baz de ap i argil, faza continu este alcatuit din argile i materiale de ngreuiere, iar faza lichid din ap i, eventual, motorin, n cazul n care noroiul a fost emulsionat. La fluidele pe baz de produse petroliere faza lichid este alcatuit din motorin i ap, iar faza solid din materiale de ngreuiere i cele folosite pentru controlul proprietilor colmatate i structurale. Coninutul de nisip. Nisipul imprim fluidului de foraj proprieti abrazive i erozive, reducnd durata de lucru a echipamentului de foraj. n concentraii excesive, el creaz pericol de prindere a garniturii la oprirea circulaiei. De aceea, pe ct posibil, el trebuie eliminat din noroi. Continutul de gaze. Gazele ptrund n noroi din stratele gazeifere traversate, iar aerul prin spumare n timpul ngreuierii i al tratamentelor chimice Capacitatea de schimb cationic. Proprietile noroaielor de foraj i comportarea lor la contaminri sau tratamente sunt determinate, n cea mai mare msur, de coninutul de argile active, hidratabile i dispersabile, de tipul bentonitelor. Dintre diversele metode de msurare a capacitii de schimb cationic, cea mai operativ i mai utilizat este metoda albastrului de metilen. Stabilitatea. Fluidele de foraj sunt sisteme de disperse, eterogene; lsate n repaus, n sond sau n habe, dar i n prezena unor contaminani, au tendina s-i separe fazele: particulele solide se depun, faza lichid se separ la suprafa, emulsiile i spumele se sparg. Indicele Ph. Aciditatea sau alcalinitatea unui fluid de foraj, n care se afl disociai diveri electrolii, este exprimat de indicele pH logaritmul zecimal negativ al concentraiei momentane de ioni de H+.n general, fluidele de foraj sunt bazice: pH>7. Cele naturale, preparate din ap i argil, netratate, au pH-ul cuprins ntre 7 i 8, iar cele tratate au pH-ul ntre 8 i 13. Valoarea optim a pH-ului depinde de tipul noroiului. Coninutul de cloruri. Un fluid de foraj poate conine clorur de sodiu, de potasiu, calciu i magneziu. Intereseaz mai ales coninutul de sare, deoarece ea constituie un contaminant frecvent al noroaielor de foraj. Alcalinitatea i coninutul de var. Alcalinitatea unei soluii exprim excesul de anioni n raport cu cel de cationi. Deoarece scara pH-ului este logaritmic, la valori mari alcalinitatea poate varia considerabil fr ca pH-ul s se modifice sensibil. n plus, la concentraii ridicate, o parte din substanele bazice sunt nedisociate i nu influeneaz pH-ul. De aceea, pentru fluidele cu bazicitate ridicat, cum sunt noroaiele cu var sau gips, alcalinitatea este o proprietate mai relevant decat pH-ul. 3.1.4. Tipul fluidelor de foraj Aceste fluide au la baz sistemul dispers ap-argil i ndeplinesc cerinele de stabilitate, colmatare i gelificare, necesare forajului, fiind constituite din materiale ieftine i uor de procurat. Ele sunt preparate la suprafa din argile bentonitice, adesea activate, cu bune proprieti coloidale, dar nglobeaz i particule argiloase sau inerte din rocile traversate.n dreptul stratelor consolidate sau insensibile la ap, la adncimi moderate, sistemul ap-argil poate fi utilizat ca atare. Cnd se traverseaz roci argiloase care se disperseaz ori se umfl, roci solubile, strate productive sau cnd argila de preparare nu asigur proprietile structurale dorite, sistemul trebuie ameliorat ori stabilizat. Se introduc, n cantiti reduse, diveri aditivi cu rol de fluidizani sau nvscosani, reducatori de filtrare, stabilizatori ai proprietilor la temperaturi ridicate ori la aciunea contaminanilor, lubrifiani, antispumani, ageni anticorozivi, etc. Fluidele naturale devin tratate. La concentraii de 60250 kg/m3, n funcie de randamentul argilei, se prepar noroaie cu proprieti structurale i de filtrare satisfctoare, avnd densitatea 10501150kg/m3. Dac se utilizeaz argile slab bentonitice, este nevoie de concentraii mai ridicate i se ajunge la 12501350 kg/m3 i chiar mai mult. Densiti mai mari se obin adugnd materiale inerte, cu densitate mare, fin mcinate: noroaiele sunt ngreuiate. Noroaiele naturale i modific rapid proprietile n prezena unor contaminani cum sunt: pachete groase de marne i argile hidratabile, sruri solubile, temperaturi mari, gaze.Pentru sistemul ap-argil aflat ntr-un echilibru natural, domeniul optim al pH-ului, la care i vscozitatea este minim, se situeaz ntre 7,5 si 8,5. Pentru noroaiele naturale pH-ul nu trebuie s depaeasc valorile 910. Volumul de noroi necesar forrii sondei pe fiecare interval n parte este dat de relaia:

(3.1.)unde:k reprezint un coeficient ce ine seama de rezerva de noroi; se admite k=23;

Dic diametrul interior al coloanei;

H1 nlimea coloanei anterior tubate;

H2 nlimea coloanei urmtoare;

DS diametrul sapei 3.1.5. Aditivi i materiale folosite pentru prepararea i reglarea proprietilor fluidului de foraj Exist, n prezent, sute de substane naturale ori sintetizate care se folosesc la prepararea i reglarea proprietilor fluidelor de foraj.

Argilele reprezint materialul de baz folosit la prepararea majoritii fluidelor de foraj, dar nu toate corespund acestui scop. Amestecate cu ap, ele trebuie s asigure un sistem coloidal stabil, colmatant, cu vitez de filtrare sczut, capabil s menin n suspensie particulele inerte sau grosiere. Sunt acceptabile doar argilele puternic dispersabile, hidrofile i cu o mare capacitate de schimb cationic nsuire ce permite reglarea proprietilor coloidale i reologice ale sistemului ap-argil. Argilele sunt roci sedimentare de alterare, cu proprieti de umectare, dispersare i umflare n ap i cu nsuiri plastice. Majoritatea mineralelor argiloase posed o structur stratificat. Hexametafosfatul de sodiu (HMF) se utilizeaz pentru controlul vscozitii fluidelor de foraj i este fluidizantul cel mai folosit la noi n ar, sub forma unor solzi sticloi, transpareni i subiri, de culoare alb sau verde, solubili n ap cald. La solubilizarea HMF nu trebuie s se depeasc 450C temperatura de nclzire, pentru a nu provoca transformarea n ortofosfat inert, nc din faza de preparare i din acelai motiv nu se recomand folosirea ca fluidizant a HMF n sonde mai adnci de 2000 m. Ferocromlignosulfonatul (FCLS) este un produs fluidizant cu o eficien bun n noroaiele tratate, inhibitive, la temperaturi moderate, dar i temperaturi mari. Se obine din lesiile reziduale de la fabricarea celulozei i hrtiei cu bisulfit de calciu sau amoniu. Se livreaz sub form de praf de culoare maro, are eficiena maxim la un pH ntre 8,59,5, se utilizeaz n cantiti de 540 kg/m3, att n noroaie dulci, ct i n cele mineralizate. Eficiena mrit a FCLS nu se explic doar prin mecanismul adsorbiei sale la marginile plcuelor de bentonit. Creterea efectului fluidizant se datoreaz aciunii cationilor polivaleni asupra dublului strat electric i a potenialului electrocinetic. Carboximetilceluloza de sodiu (CMC) este un antifiltrant ce se obine prin tratarea celulozei cu acid monocloracetic sau cu monocloracetat de sodiu, n prezena hidroxidului de sodiu. Rezult un polimer anionic, semisintetic, sub form de praf alb-glbui, solubil n ap i ca produs secundar, clorur de sodiu. CMC-ul tehnic, nepurificat, conine pn la 2530% clorur de sodiu, iar CMC-ul purificat are 9699,5% substan activ i aproximativ 0,54% clorur de sodiu. Eficiena CMC-ului asupra filtrrii i vscozitii este funcie de gradul de polimerizare i de gradul mediu de substituire a gruprilor OH- din molecula de glucoza anhidr. Cu ct gradul de polimerizare este mai mare, cu att produsul este mai activ ca antifiltrant, iar vscozitatea fluidului crete mult. Soda caustic (NaOH), este o substan anorganic solid de culoare alb, higroscopic, solubil n ap i n alcool, se topete la 3280C, are densitatea 2100 Kg/m3, n soluie apoas are proprietaile unei baze tari, atac pielea i este toxic. Se folosete pentru reglarea pH-ului, realiznd domeniul optim de lucru pentru diveri reactivi, diminueaz coroziunea, neutralizeaz ntr-o oarecare msur hidrogenul sulfurat, servete la hidrolizarea unor polimeri. n fluidele de foraj pe baz de ap i argil, la concentraii sub 0,5 Kg/m3, soda caustic are o aciune dispersant asupra bentonitei, iar la concentraii mai mari produce un efect de coagulare, respectiv, mrete viteza de filtrare i afecteaz stabilitatea fluidelor. Soda caustic are i o aciune bactericid, iar concentraiile n care se utilizeaz sunt ntre 0,55,0 Kg/m3. Soda calcinat (Na2CO3) este un praf alb microcristalin, higroscopic, solubil n apa, cu densitatea 2500 kg/m3. Se poate folosi pentru a precipita ionii de calciu i magneziu, cnd se traverseaz strate cu gips sau anhidrit, la frezarea dopurilor de ciment i cnd se utilizeaz apa de mare. La concentraii mici, soda calcinat mbuntete proprietile noroaielor pe baz de ap-argil, avnd un rol dispersant asupra bentonitei, iar la concentraii mari inhib umflarea marnelor i argilelor, crete uor pH-ul, vscozitatea i gelaia fluidelor. Cantitile uzuale sunt de 0,520 kg/m3. 3.1.6. Cantiti de materiale necesare preparrii fluidelor de foraj Pentru stabilirea cantitilor de materiale necesare preparrii fluidelor de foraj calculul se va efectua detaliat pentru fiecare coloan n parte, astfel:

Pentru coloana de ancoraj vom avea un fluid de foraj natural preparat din ap i bentonit pentru care vom scrie urmtorul sistem:Va+Vbent=Vna

(3.2.)Va(a+Vbent(bent=Vna(nan care: Va reprezint volumul de ap necesar preparrii fluidului de foraj pentru coloana

de ancoraj;

Vbent volumul de bentonit necesar coloanei de ancoraj;Vna volumul de noroi necesar pentru coloana de ancoraj;(a densitatea apei, (a=1000 kg/m3(bent densitatea bentonitei; (bent=2300 kg/m3(na densitatea noroiului pentru coloana de ancorajDin sistemul (3.2.) rezult volumul de bentonit i volumul de ap necesar coloanei de ancoraj:

(3.3.)i

(3.4.)

Cantitatea de bentonit necesar coloanei de ancoraj este dat de relaia:

(3.5.) Pentru coloana intermediar se folosete un fluid de foraj natural preparat din ap, bentonit i barit. Volumul de barit necesar ngreuierii fluidului folosit pentru coloana intermediar este dat de relaia:

(3.6.)n care: Vn reprezint volumul de noroi necesar pentru coloana intermediar;

(ni densitatea noroiului pentru coloana intermediar;

(na densitatea noroiului pentru coloana de ancoraj;

(barita densitatea baritei, (barita=4200 kg/m3Cantitatea de barit necesar preparrii fluidului de foraj este dat de relaia:

mbarita=Vbarita(barita

(3.7.)Volumul de noroi iniial se stabilete cu relaia:

Vni=Vn Vbarita

(3.8.)Volumul de bentonit necesar preparrii fluidului pentru coloana intermediar se calculeaz cu relaia:

(3.9.)Volumul de ap necesar preparrii fluidului de foraj este dat de relaia:

Va=Vn Vbent Vbarita

(3.10.) Pentru coloana de exploatare se folosete un fluid de foraj dispersat preparat din ap, bentonit i barit.Volumul de barit necesar preparrii fluidului pentru coloana de exploatare este dat de relaia:

(3.11.)

n care: Vn reprezint volumul de noroi necesar pentru coloana de exploatare;

(ne densitatea noroiului pentru coloana de exploatare;

(ni densitatea noroiului pentru coloana de intermediar;

(barita densitatea baritei.Volumul de bentonit necesar pentru coloana de exploatare este dat de relaia:

(3.12.)CAPITOLUL 4 . PROIECTAREA PARAMETRILOR REGIMULUI DE FORAJ

Eficiena forajului propriu-zis - procesul de adncire a gurii de sond -este determinat de o multitudine de factori. Ei pot fi clasificati n trei categorii:

caracteristicile fizico-mecanice ale rocilor dislocate, n condiiile existente la talpa sondei: rezistena sau duritatea, proprietile elasto-fragile sau plastice, abrazivitatea, starea de tensiune triaxial, presiunea fluidelor din pori; caracteristicile fizice i geometrice ale sapei: tipul constructiv, diametrul, forma i poziia elementelor active, rezistena lor mecanic, inclusiv cea la abraziune i eroziune, construcia i rezistena lagrelor-n cazul sapelor cu role-, gradul de lunecare al rolelor, construcia i amplasarea sistemului de splare; factorii tehnologici: apsarea axial, turaia sapei, debitul de circulaie, viteza jeturilor i proprietile fluidului de foraj.

Factorii din prima categorie sunt obiectivi naturali. Tipul i construcia sapei se alege n concordan cu aceste caracteristici ale mediului de dislocare, dar i cu metoda de foraj, cu parametrii de lucru posibili i cu scopul urmrit, astfel ncat eficiena procesului de foraj s fie maxim. Factorii tehnologici reprezint parametrii de funcionare a sapei. Ei sunt programai i controlai de operator. Dac este nevoie, pot fi modificai chiar n timpul forajului. Prin regim de foraj, sau regim de lucru al sapei la talp, se nelege ansamblul valorilor acestor factori, la un moment dat. Se disting i un regim de carotaj mecanic, un regim de lrgire sau de corectare a pereilor gurii de sond.

Parametrii regimului sunt grupai astfel:

parametrii mecanici: apsarea axial i turaia sapei; parametrii hidraulici: debitul de circulaie i viteza jeturilor; proprietile fluidului de foraj: densitate, coninutul de particule solide, proprietile reologice, capacitatea de filtrare i colmatare, coninutul de petrol.

4.1. Metodica proiectrii parametrilor regimului de foraj

La proiectarea regimului de foraj se urmrete realizarea indicatorilor calitativi dorii i obinerea unor indicatori tehnico-economici maximi. Operaia de proiectare este complex, datorit cunoaterii insuficiente a caracteristicilor rocilor ce urmeaz s fie traversate i a numrului mare de parametrii care trebuie programai i corelai. n plus, intervin numeroase restricii, impuse de condiiile i dificultile geologice ntlnite, de rezistena, capacitatea i comportarea echipamentului folosit. Eficiena activitii de foraj este evaluat cu ajutorul unor indicatori tehnico-economici, calitativi sau cantitativi. Unii dintre ei servesc doar la aprecierea anumitor laturi ale acestei activiti, de exemplu, a procesului de foraj propriu-zis sau a lucrrilor de montare i demontare a instalaiei. Alii, mai compleci, permit s se evalueze modul de execuie a ntregii sonde sau chiar activitatea ntreprinderii de foraj.

Ca indicatori calitativi se urmresc: realizarea programului de investigare geologic i geofizic a formaiunilor traversate, i de probare a celor presupuse productive; asigurarea verticalitii sau a traseului proiectat al sondei; deschiderea stratelor productive fr a afecta caracteristicile i productivitatea lor; atingerea obiectivului fr accidente sau complicaii.

Indicatorii cantitativi sunt: durata de lucru efectiv al sapei pe talpa, ts; avansarea realizat de o sap, hs; vitezele de foraj, diversele costuri i consumuri specifice calculate pe metru forat; numrul de sonde forate ntr-o anumita perioad; recuperajul n cazul carotejului mecanic.

4.1.1. Proiectarea parametrilor mecanici

Deoarece apsarea pe sap, Gs, i turaia, n, au efect contrar asupra vitezei mecanice i a durabilitii sapei, vom ncerca s gsim o pereche de valori optime pentru Gs i n printr-un criteriu de optimizare. O larg aplicabilitate o are criteriul costului pe metru forat, el fiind i cel mai complet.

Algoritmul de lucru este urmtorul:

Pentru determinarea constantelor presupunem cunoscute de la o sapa anterior urmarit, valorile timpului de spare, ts; avansarea sapei urmrite hsu; gradul final de uzur al danturii, Dfu; gradul final de uzur al lagarelor, Lfu; apsarea pe sapa, Gsu i turaia, nu.

Astfel, constanta de forabilitate este dat de relaia:

(4.1.)n care: hsu reprezint avansarea sapei urmrite;

tsu timpul de sapare;

Gsu apsarea pe sapa urmarit;

Gou apasarea minim pe sapa urmarit;

nu turaia sapei urmrite;

( - exponent ce are valori cuprinse ntre (0,41,0);

I1(Dfu); I2(Dfu) funcie integral ce in seama de gradul final de uzur al danturii

(4.2.)

(4.3.)n care: C1 reprezint constanta ce depinde de tipul sapei;

C2 constanta ce depinde de dantura sapei;

Dfu gradul final de uzur al danturii.Constanta de abrazivitate se determin cu relaia:

(4.4.)

n care: Gdu reprezint sarcina de distrugere a danturii sapei urmrite;

a constanta dependent de abrazivitatea rocii i regimul aplicat.

Constanta lagrelor este dat de relaia:

(4.5.)

n care: Lfu reprezint gradul final de uzur al lagrelor;

( - constanta ce depinde de construcia lagrelor n mod practic, dintr-un tablou cu valorile posibile ale apsarii i turaiei se alege o pereche (Gs, n). Presupunem c lagrele limiteaz durata de lucru a sapei, Lf=1. Se calculeaz timpul de lucru al sapei cu relaia:

(4.6.) Gradul final de uzur al danturii este:

(4.7.)Dac Df(1, presupunerea este corect i cu valoarea lui Df se calculeaz avansarea sapei, hs cu relaia:

(4.8.)Dac Df >1, presupunerea este fals, danturta va limita durata sapei, nu lagrele. Acceptnd, acum, Df=1, se calculeaz timpul de lucru al sapei dac aceasta se extrage datorit uzurii danturii cu relaia:

(4.9.) Viteza mecanic medie este dat de relaia:

(4.10.) Viteza operativ medie se stabilete conform relaiei:

(4.11.)n care: ts reprezint timpul de lucru efectiv pe talp;

tm timpul de manevr n final, se calculeaz costul metrului forat pe mar cu relaia:

(4.12.)n care: cs reprezint costul unei sape;

ci costul pe unitatea de timp Similar, modificnd Gs i n, se repet calculele pn ce se obine costul minim. Acestuia i corespunde apsarea optim, Gs0 i turaia optima no. 4.1.2. Proiectarea parametrilor hidraulici

La stabilirea parametrilor de curgere a fluidului de foraj ntr-o sond, se au n vedere dou aspecte:

splarea tlpii i a sapei; evacuarea detritusului de la talp la suprafa La nceputurile forajului hidraulic interesa doar evacuarea detritusului; de aceea, debitele de circulaie erau relativ sczute. n prezent, se urmrete, n primul rnd, o bun splare a tlpii sondei, n scopul utilizrii depline a capacitii de dislocare a sapei. Debitul nu mai reprezint un parametru suficient pentru caracterizarea condiiilor de splare a tlpii. Un rol important l joac construcia sapei i mai ales forma, amplasarea i dimensiunile canalelor de splare. Eficiena curirii tlpii trebuie evaluat cu indicatori mai compleci, cum sunt: puterea hidraulic cheltuit n duzele sapei sau, mai exact, la nivelul tlpii, fora de impact a jeturilor, distribuia presiunii i a curenilor de lichid pe talp.n general, debitele necesare pentru splarea perfect a tlpii sunt superioare celor de evacuare a detritusului.

Criteriile cele mai folosite pentru optimizarea splrii tlpii, la sapele cu role, sunt:

1. criteriul presiunii la pompe: pentru o putere hidraulic necesar la sap, exist o combinaie debit-viteza jeturilor la care presiunea de pompare este minim;2. criteriul puterii hidraulice la sap: pentru anumite pompe existente n dotarea instalaiei de foraj, exist un cuplu optim debit-viteza jeturilor cruia i corespunde o putere hidraulic maxim cheltuit n duzele sapei;3. criteriul forei de impact: pentru pompele instalate exist o combinaie optim debit-viteza jeturilor, la care fora de impact pe talpa sondei este maxim.

n practic, pentru determinarea parametrilor optimi ai regimului hidraulic se folosete mai des criteriul presiunii la pompe. Acest criteriu i propune ca n condiii de splare impuse, s determine debitul de circulaie i diametrele duzelor sapei, astfel ncat pompele s funcioneze la o presiune minim. Parametrii determinai vor fi: puterea hidraulic n duzele sapei i presiunea dinamic pe talpa sondei. Ridicarea detritusului la suprafa este caracterizat de o vitez de ridicare, vr, dependent de viteza ascensional i de o vitez de lunecare a particulelor de detritus n noroi:

vr=vas u

(4.13.)

vas=vr+u Debitul de evacuare este dat de relaia:

(4.14.) Se calculeaz puterea specific la sap cu relaia:

(4.15.)

n care: vm reprezint viteza mecanic de avansare, aleas pentru o apsare pe sap i o

turaie optim Puterea hidraulic la sap se calculeaz conform relaiei:

(4.16.)n care: At reprezint aria tlpii sondei;

Ds diametrul sapei Se determin viteza ascensional minim cu relaia:

(4.17.) Debitul minim de evacuare a detritusului va fi:

(4.18.)

n care: Dp reprezint diametrul exterior al prjinilor de foraj Se determin debitul maxim:

(4.19.)

Debitul optim se calculeaz cu relaia:

(4.20.)n care: (n reprezint densitatea noroiului

-coeficientul caderilor de presiune i are expresia:

= 1L+ 2

(4.21.)unde: 1=( ip+ ep)+( ir+ er)

(4.22.)

2=( ig+ eg)lg+ is

(4.23.)n care: ip reprezint coeficientul cderilor de presiune n interiorul prjinilor de foraj;

ep-coeficientul cderilor de presiune n exteriorul prjinilor de foraj;

ir, er-coeficienii cderilor de presiune n interiorul i respectiv exteriorul racordurilor;

ig, eg- coeficienii cderilor de presiune n interiorul i respectiv exteriorul prjinilor grele;

lg-lungimea prjinilor grele;

is- coeficientul cderilor de presiune n instalaia de suprafa. Se calculeaz coeficienii cderilor de presiune cu urmtoarele relaii:

(4.24.)

(4.25.)

(4.26.)

(4.27.)

(4.28.)

(4.29.) Valorile lui Reynolds i Bingham se calculeaz cu relaiile:

(4.30.)

(4.31.)n care: Dech reprezint diametrul echivalent i este dat de relaiile:

n exteriorul prjinilor: Dech=dp; Dech=dg;n interiorul prjinilor: Dech=Ds-Dp; Dech=Ds-DgDupa calculul debitului optim se verific dac:

Qop [Qev,min; Qmax,p] Aria duzelor sapei este dat de relaia:

(4.32.)n care: reprezint un coeficient care ine seama de forma duzelor: =0,95 Se calculeaz diametrul duzelor sapei:

(4.33.) Se calculeaz viteza de jet:

(4.34.) Presiunea n orificiile sapei este dat de relaia:

(4.35.)

Presiunea n sistemul de circulaie este:

(4.36.) Presiunea de pompare este:

(4.37.)CAPITOLUL 5 . PROIECTAREA TUBRII COLOANELOR O sond se proiecteaz astfel ca, la un cost minim, s prezinte siguran att n timpul forajului, pn la atingerea obiectivului, ct i n perioada preconizat de exploatare. Aceast sigurant este determinat de rezistena coloanelor de tubare i de adncimea la care ele sunt tubate. Dimensionarea lor corect presupune anticiparea tuturor situaiilor ce pot interveni i stabilirea celor mai severe solicitri posibile. 5.1. Metodica stabilirii profilului coloanelor de tubare Pentru a stabili profilul unei coloane de tubare, n stare s reziste tuturor solicitrilor la care ea va fi supus n sond, trebuie cunoscut rezistena burlanelor disponibile la aceste solicitri. Coloanele de burlane sunt solicitate la traciune i compresiune, la presiune interioar i presiune exterioar, uneori i la ncovoiere, n sonde curbate i atunci cnd coloanele sunt flambate. Prezena i mrimea acestor solicitri difer de la o situaie la alta. Ele nu sunt uniforme de-a lungul sondei, dar au n general un caracter static, exceptnd ocurile care apar la oprirea brusc n timpul introducerii, la obturarea circuitului hidraulic i mai ales cele provocate de garnitura de prjini la continuarea forajului. Pentru c solicitrile nu sunt uniforme, profilul cel mai economic al unei coloane va fi, probabil, variabil de-a lungul ei, cu grosimi, oeluri sau mbinri diferite. Unele dintre solicitri se modific n timp, datorit unor fenomene cum sunt: deformarea rocilor vascoplastice din jurul coloanelor, curgerea nisipului prin perforaturi, depletarea i compactizarea zcmntului exploatat, fluajul materialului din burlane, variaiile de temperatur i presiune. n poriunile comprimate din zonele necimentate sau cimentate nesatisfctor, n dreptul zcmintelor care compactizeaz, coloanele de burlane pot flamba.Uzura provocat de aciunea racordurilor i a prjinilor n timpul lucrului, coroziunea cauzat de fluidele agresive micoreaz grosimea burlanelor i, ca rezultat, rezistena lor la solicitrile amintite. Unele dintre situaiile enumerate mai sus sunt comune pentru toate tipurile de coloane: de suprafa, intermediare, de exploatare, linere; altele se ntlnesc doar la anumite coloane. Construcia burlanelor

Pereii gurilor de sond se consolideaz cu burlane din oel mbinate ntre ele; acestea formeaz aa numitele coloane de burlane. Cu totul sporadic, n sonde care vor exploata fluide corozive, se folosesc i burlane din mase plastice sau din fibre de sticl.Burlanele utilizate n mod obinuit pentru tubarea sondelor de petrol i gaze au lungimea de 612 m, diametrul nominal (cel exterior) de 4 20 in (114508 mm) i grosimea peretelui de 515 mm, rareori mai mare. Grosimile diferite se obin prin modificarea diametrului interior, cel exterior rmnnd constant. Burlanele pentru tubarea sondelor se fabric prin laminare sau prin sudur longitudinal. Tipuri de oeluri Standardele existente n industria de petrol i gaze reglementeaz caracteristicile fizico-mecanice i modelele de ncercare ale oelurilor din care sunt uzinate burlanele de tubare, ncadrandu-le n nite clase de rezisten. Compoziia oelurilor, modul lor de elaborare i tratamentele termice corespunztoare acestor clase sunt lsate ntr-o oarecare msura la latitudinea fabricanilor; sunt limitate doar coninuturile de sulf i de fosfor, iar pentru cele destinate mediilor corozive sunt precizate i anumite limite pentru compoziia oelurilor, precum i tratamentele termice necesare. Conform specificaiilor API, clasele de rezisten sunt simbolizate printr-o liter i un numr ce reprezint limita minim de curgere a oelului, exprimat n mii de psi. Clasele H-40, J-55, K-55, N-80 i P-140 sunt destinate sondelor obinuite, iar clasele L-80, C-90, C-95, T-95, Q-125 sunt recomandabile i pentru sonde ce exploateaz fluide corozive. Clasele J-55 i K-55 au aceeai limit minim de curgere, dar posed rezisten minim de rupere diferit. Pentru clasele de rezisten H-40, J-55, K-55 i N-80 se folosesc oeluri carbon-mangan, eventual i cu molibden pentru N-80. n Romnia, oelurile recomandabile pentru aceste clase sunt: 35Mn14 i 43MoMn16. Pentru clasele de rezisten superioar, N-80, P-110, Q-125, V-150, se utilizeaz oeluri slab aliate, cu mangan, molibden, crom, vanadiu i nichel. n Romnia, oelurile recomandate sunt: 44VMoMnCrO7 i 35VmoMn14. Se folosesc, de asemenea, oeluri inoxidabile, prelucrate prin deformare la rece i nalt aliate cu crom, crom i nichel, molibden, zirconiu, precum i aliaje de titan sau de aluminiu. n Romnia se recomand oelurile 34MoCr11 i 42MoCr11 pentru clasa C-95. mbinrile burlanelor Burlanele de tubare se mbin ntre ele prin nurubare sau, mult mai rar prin sudur. mbinrile filetate pot fi grupate n dou mari categorii: cu muf separat: burlanele se termin la ambele capete cu cep filetat, mufa fiind nurubat n fabric la unul dintre ele; cu muf din corp (integrale): burlanele se termin la un capat cu muf filetat, iar la cellalt cu cep filetat. Burlanele cu muf separata au de regul aceeai grosime pe toat lungimea, inclusiv la capete, ele fiind i cel mai uor de fabricat. Mufa poate fi simpl sau cu umeri de reazm, eventual i cu suprafee conice de etanare; prima variant, comun, este cea mai rspndit, fiind mai ieftin i mai puin sensibil la avarii.

Burlanele cu muf din corp pot fi: calibrate, cu capete ngroate, cu capete deformate. Burlanele cu mbinri calibrate la exterior sunt recomandate atunci cnd raiile de tubare sunt mici. Deoarece mbinrile respective au rezistena la traciune sczut asemenea burlane se tubeaz doar pe intervale scurte, mai ales sub forma de lainere. Se folosesc i la ntregirea lainerelor, la manonarea coloanelor sparte. Nu sunt recomandate n sonde deviate ori cu solicitri ciclice, pentru c au rezistena la compresiune sczut. Burlanele cu capete ngroate au rezistena la traciune ridicat, apropiat sau chiar mai mare dect cea a corpului, i de obicei posed suprafee suplimentare de etanare frontale sau conice. Mufele lor au diametrul exterior mai mic dect l au mufele separate, la acelai diametru nominal al burlanului. n plus, prin variaia treptat a diametrului exterior, de la corp la muf, se evit rzuirea pereilor i sprijinirea pe pragurile gurii de sond. Ambele caracteristici favorizeaz tubarea cu jocuri relativ mici, adeseori sub form de lainere. n general, asemenea burlane se folosesc n sonde adnci, cu presiuni mari, n sonde cu gaze i condensat. Burlanele cu capete deformate, la rece sau la cald, sunt cele mai rspndite burlane integrale.La o rezisten apropiat de cea a corpului, mbinrile au diametrul exterior mai mic dect burlanele cu capete ngroate. n general, ele au rezistene la compresiune, ncovoiere i torsiune sczute. Dupa profilul filetului se disting:

mbinari cu filet triunghiular; mbinari cu filet trapezoidal. Filetul triunghiular se ntlnete doar la mbinri cu muf separat. El este ns cel mai rspndit, att la burlane, ct i la tubing, deoarece se fabric relativ uor i nu necesit o precizie deosebit. Se folosete atunci cnd nu sunt condiii deosebite de presiune, etaneitate, traciune, raii de tubare. Filetul triunghiular utilizat la burlane este conic i cu pasul relativ mic. Unghiul la vrf are 600, bisectoarea fiind perpendicular pe axa burlanului. Fundul i vrful sunt rotunjite, de aceea filetul triunghiular este numit, impropriu, inclusiv n standarde, rotund.

Filetele trapezoidale se ntlnesc att la mbinri cu muf separat,ct i la cele cu muf din corp i sunt mult mai diversificate ca profil dect cel triunghiular. Pentru a putea fi nurubate, ntre fundul i creasta spirelor, precum i pe flancurile nepurttoare de sarcin, exist un oarecare joc. Fundul i creasta spirelor pot fi paralele cu generatoarea conului sau cu axa evii. n Romnia sunt standardizate i se construiesc cele trei tipuri de mbinri recomandate de normele API: mbinarea normal, mbinarea cu filet Buttress i mbinarea Extreme Line. mbinarea normal, cu muf separat i filet triunghiular rotund se construiete n dou variante: cu filet scurt S i cu filet lung L; a doua variant are rezistena la traciune mai mare. mbinarea normal are eficiena la traciune sczut, 4575%, valori mai ridicate la burlanele cu diametrul mai mic i grosimea mai mare. n afara unor burlane cu grosime mare, din oeluri superioare, rezistena mbinrilor la presiune interioar depaete rezistena la corp. La presiune exterioar, practic toate mbinrile au rezistena egal sau mai mare ca cea a corpului. mbinarea normal se folosete i la mbinrile burlanelor din mase plastice sau din fibre de sticl. mbinarea cu filet Buttress are muf separat i filetul trapezoidal asimetric. La burlanele de 4 13 3/8 in, crestele i fundurile spirelor sunt paralele cu linia median a filetului, la cele mai mari de 16 in inclusiv sunt paralele cu axa burlanului. O caracteristic a mbinrii cu filet Buttress o constituie faptul c cepul filetat are aceeai conicitate pe toat lungimea. Aceste burlane sunt folosite n sonde adnci la partea superioar a coloanelor, acolo unde sarcina de traciune este maxim. n general, mbinrile cu filet Buttress sunt considerate mai puin etane dect cele cu filet triunghiular, deoarece seciunea transversal a canalului elicoidal din spatele flancurilor nencrcate este de dou, trei ori mai mare i lungimea filetului angajat este mai mic, dei mufa este ceva mai lung. mbinarea Extreme Line face parte din categoria celor cu muf din corp, cu capete ngroate la cald, mai mult spre exterior i mai puin spre interior. Este o mbinare cu umeri care evit strngerea excesiv i permite s se transmit momente de torsiune dac este nevoie. mbinarea Extreme Line este foarte etan, fiind prevzut cu o etanare suplimentar la vrful cepului i pe umerii frontali. Filetul are profilul trapezoidal simetric, cu ambele flancuri nclinate cu 60. Crestele i fundurile spirelor sunt paralele cu linia median a filetului. Dimensionarea coloanelor de burlane

Dup ce se determin diametrul i adncimea de tubare a coloanelor din programul de construcie al unei sonde, se stabilete profilul lor: grosimea peretelui, calitatea oelului i tipul mbinrilor dintre burlane. Fiecare coloan trebuie s reziste pe toat lungimea, din momentul introducerii n sond pn la sfritul exploatrii acesteia, tuturor solicitrilor la care ea va fi supus. Deoarece solicitrile sunt variabile de-a lungul coloanelor i profilul lor va fi de regul variabil, ca grosime, oel sau mbinare.

n principiu, dac distribuia solicitrilor anticipate este cunoscut, profilul coloanelor se poate stabili, pe cale analitic, grafic sau combinat, alegnd dintre burlanele disponibile pe cale corespunzatoare. Dac exist mai multe posibiliti de alctuire a unei coloane, se alege varianta cea mai economic sau profilul cel mai uor.

5.1.1. Tubarea coloanei de suprafa Dimensionarea coloanei de suprafa ncepe de jos n sus, cu burlanele cele mai slabe disponibile, iar algoritmul de proiectare este prezentat n cele ce urmeaz.

Presiunea fluidelor din pori la adncimea maxim deschis sub siul coloanei de suprafa se consider egal cu presiunea coloanei de noroi:

Pp=(n2gH2

(5.1.)n care: (n2 reprezint densitatea noroiului cu care s-a forat intervalul urmtor;

g acceleraia gravitaional;

H2 adncimea de tubare a coloanei intermediare

Presiunea de fisurare a formaiunilor de la siul coloanei de suprafa este:

Pfis=((ecv,fis.1+100)gH1

(5.2.)n care: (ecv,fis.1 reprezint densitatea echivalent corespunztoare gradienilor de

fisurare la siul coloanei;

H1 adncimea de tubare a coloanei de suprafa Presiunea gazelor la siul coloanei este:Ps=pp (g1 g(H2 H1)

(5.3.)n care: (g1 reprezint densirtatea medie a gazelor

Diferena de presiune interioar la siul coloanei este:pis=pfis (agH1

(5.4.)n care: (a reprezint densitatea apei mineralizate

Presiunea interioar la suprafa va fi:

Pc=pfis (g1gH1

(5.5.)

Pentru dimensionarea la presiune exterioar, se admite coloana complet goal, iar n exteriorul ei se consider noroiul din momentul tubrii. Astfel, diferena de presiune exterioar maxim la siu este:pe,s=(n1gH1

(5.6.) Greutatea coloanei n aer va fi:G=q1gH1

(5.7.)n care: q1 reprezint masa unitar burlanelor coloanei de suprafa Dac se consider coloana scufundat n noroi, fora de traciune maxim este la suprafa:

(5.8.)n care: (0 reprezint densitatea oelului, (0=7850 kg/m3 Presiunea exterioar admisibila corect va fi:

(5.9.)n care: pea reprezint presiunea exterioar admisibil;

Ab aria seciunii transversale a burlanelor;

Rc limita de curgere a materialului.

5.1.2.Tubarea coloanei intermediare

Algoritmul de proiectare al coloanei intermediare este urmtorul:

Presiunea maxim a fluidelor din porii formaiunilor deschise nainte de tubarea coloanei de exploatare se consider egal cu presiunea coloanei de noroi la adncimea respectiv:

(5.10.)n care: (n3 reprezint densitatea noroiului pentru urmtorul interval;

H3 adncimea de tubare a coloanei de exploatare.

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

(fis=((ecv,fis.2+100)gH2

(5.11.)n care: (ecv,fis.2 reprezint densitatea echivalent corespunztoare gradienilor de

fisurare la siul coloanei intermediare Presiunea gazelor la siul coloanei intermediare este:

Ps=pp (g2g(H3 H2)

(5.12.)n care: (g2 reprezint densitatea medie a gazelor

Diferena de presiune interioar la siul coloanei va fi:

pi,s=ps (a gH2

(5.13.) La suprafa, presiunea din interiorul coloanei va fi:

Pc=ps (g2 gH2

(5.14.) nlimea coloanei de noroi n timpul evacurii unui aflux de gaze este dat de relaia:

(5.15.)n care: pmax reprezint presiunea maxim de la gura sondei Diferena de presiune interioar la baza coloanei de noroi va fi:

(5.16.) Lungimea tronsonului inferior al coloanei intermediare este:

(5.17.)n care: pia reprezint presiunea interioar admisibil a burlanelor Lungimea tronsonului superior va fi:

L2=H2 l1

(5.18.) Pentru dimensionarea la turtire, n spatele coloanei se consider noroiul din momentul tubrii i se calculeaz nivelul de golire cu relaia:

(5.19.) Diferena de presiune exterioar la adncimea de golire este:

pe,n=(n2gHg

(5.20.) Diferena de presiune exterioar la siul coloanei intermediare va fi:

pe,s=(n2gH2 (n3g(H2 Hg)

(5.21.) Greutatea tronsonului inferior este:

G=l1q1g

(5.22.)

n care: q1 reprezint masa unitar a tronsonului inferior

Adncimea la care are loc trecerea de la compresiune la traciune, provocat de flotabilitate este:

(5.23.) Fora de traciune la captul de sus al tronsonului inferior se calculeaz cu formula:

(5.24.)n care: A1 reprezint aria seciunii transversale pentru tronsonul inferior n prezena acestei fore de traciune, presiunea exterioar admisibil corectat va fi:

(5.25) Greutatea total a celor doua tronsoane este:G=l1 q1 g+ l2 q2 g

(5.26.)n care: q1, q2 reprezint masa unitar a tronsonului inferior, respectiv superior 5.1.3. Tubarea coloanei de exploatare

Dimensionarea la presiune interioar: Presiunea maxim a fluidelor din porii formaiunilor exploatate este:

Pp=(n3gH3

(5.27.)

Presiunea interioar la capul coloanei va fi:

Pc=pp (g3gH3

(5.28.) Diferena de presiune interioar la siu este:

pi,s=pp (a gH3

(5.29.) Diferenta de presiune interioar cu tubingul fixat la captul inferior, dac tubingul este etan, va fi:

(5.30.) Dac tubingul nu este etan la partea superioar, diferena de presiune interioar deasupra packerului este:

(5.31.)Dimensionarea la presiune exterioar: Pentru dimensionarea la presiune exterioar, coloana se consider complet goal. Astfel, presiunea exterioar la siu va fi:

(5.32.) Adncimea maxim de tubare a burlanelor din tronsonul al doilea este:

(5.33.) Adncimea la care are loc trecerea de la compresiune la traciune, provocat de flotabilitate va fi:

(5.34.) Lungimea burlanelor din primul tronson este:

(5.35.) Diferena de presiune interioar la adncimea maxim de tubare a burlanelor din tronsonul al doilea va fi:

(5.36.) Greutatea n aer a primului tronson este:

(5.37.) Adncimea maxim de tubare a burlanelor din tronsonul al treilea va fi:

(5.38.) Lungimea tronsonului al doilea este:

(5.39.) Fora de traciune la adncimea maxim de tubare a burlanelor din tronsonul al treilea va fi:

(5.40.)n care: A3 reprezint aria seciunii transversale a burlanelor din tronsonul al treilea Presiunea exterioar admisibil corectat pentru burlanele din tronsonul al treilea este:

(5.41.) Adncimea de tubare a burlanelor din tronsonul al trilea se recalculeaz cu formula:

(5.42.)

n continuare se vor recalcula: fora de traciune, presiunea exterioar admisibil corectat, iar dup mai multe iteraii se accepta o valoare rotunjit pentru Had3.La aceast adncime, diferena de presiune interioara va fi:

(5.43) Greutatea n aer a celor doua tronsoane este:

(5.44.) Lungimea tronsonului al doilea va fi:

(5.45) Tronsonul al treilea are lungimea de:

(5.46.) Masa total a coloanei va fi:

(5.47.) Greutatea coloanei n aer este:

(5.48.) Greutatea coloanei n noroi va fi:

(5.49.)n concluzie, partea inferioar a unei coloane este dimensionat la turtire, iar partea superioar la spargere, dac sunt ateptate presiuni interioare mari, sau la traciune, la presiuni interioare mici. Profilul unei coloane astfel dimensionate se poate verifica, n seciunile considerate critice, i n alte situaii anticipate.CAPITOLUL 6 . CIMENTAREA COLOANELOR TUBATE

Cercetrile efectuate de-a lungul timpului n legatur cu cimentarea coloanelor unei sonde de petrol sau gaze au pus n eviden att factorii de natur tehnologic, care pot conduce la reuita unei cimentri primare, ct i proprietile materialului liant, de ale crui caracteristici fizico-chimice dar mai ales combinaii cu ali aditivi, depinde ca cimentarea s corespund celor mai multe cerine de calitate.

n practica cimentrii sondelor, liantul mineral cu cea mai larg utilizare este cimentul Portland. n antierele din Romnia se ntrebuineaz dou tipuri de astfel de ciment: S1, n sonde cu adncimi de pn la 1850 m, si S2-RS, n sonde pn la 24502500 m. Acest ultim tip, printr-o aditivare corespunztoare, poate fi folosit i la adncimi mai mari, el permind obinerea unei mari diversiti de paste de ciment.

O cimentare se consider reuit atunci cnd pasta de ciment nlocuiete complet fluidul de foraj din spaiul inelar i formeaz, dup prizare i ntrire, un inel de ciment uniform, rezistent, impermeabil, cu o bun aderen la coloan i la rocile din pereii sondei. 6.1. Metodica de proiectare a cimentrii

Prin cimentri de sond se nelege o categorie foarte larg de materiale liante, fin mcinate, care pompate sub forma unor suspensii stabile n sonde, se ntresc i capt proprietile fizico-mecanice dorite: rezistena mecanic i anticoroziv, aderena la burlane i roci, impermeabilitate, reziliena. Suspensiile respective, numite n continuare paste de ciment, trebuie s aib o densitate determinat, potrivit condiiilor din sond, s rmna pompabile i strabile o perioad suficient de timp, necesar plasrii lor n zona ce intereseaz. Dup lsarea n repaus, ele trebuie s se ntreasc ct mai repede, pentru a putea continua lucrrile n sond.

Datorit condiiilor foarte diverse de mediu,presiune, temperatur, tehnologie de cimentare, exploatare, dar i din motive economice,s-a elaborat o mare varietate de cimentri i paste, de la cele preparate doar cu ciment obinuit (portland), pn la amestecuri liante fr ciment sau transformarea fluidului de foraj n compoziie de consolidare i izolare.

Cimentarea reprezint, de fapt, operaia de plasare a unei paste liante, uzual preparat din ciment cu ap, n spaiul inelar al coloanelor de burlane. Scopul urmrit prin cimentare este multiplu:

Prin cimentarea spaiului inelar,burlanele sunt solidarizate de pereii gurii de sond.Ca urmare, coloanele tubate sunt capabile s preia sarcinile axiale create de greutatea proprie, de greutatea lainerelor i a coloanelor agate de ele, de presiunea exercitat n prevenitoare sau n capul de erupie, dac sonda este nchis sub presiune, de variaiile de presiune i temperatur. Se mrete, ntr-o oarecare msur, capacitatea portant a coloanelor la presiune exterioar sau interioar. Se evit deurubarea burlanelor i se amortizeaz ocurile cnd n interiorul lor se rotete garnitura de foraj. Prin etanarea spaiului inelar, burlanele sunt protejate n exterior de aciunea agresiv a apelor subterane mineralizate.

Aceste deziderate sunt ndeplinite n totalitate numai dac noroiul aflat n spaiul inelar ce urmeaz s fie cimentat este complet nlocuit i se formeaz un inel de ciment uniform, rezistent i impermeabil, aderent att la burlane, ct i la rocile din jur. Altminteri ,cimentarea este mai mult sau mai puin reuit.

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

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

La noi, aa cum s-a menionat, se utilizeaz n practic doar paste de ciment preparate cu ciment portland, cu i fr adaosuri minerale, de aceea , vor fi prezentate cerinele formulate prafului de ciment portland i comportarea acestuia n timpul formrii pietrei de ciment, precum i proprietile impuse n faza iniial de preparare pentru pasta de ciment.

Cimentul portland este un amestec fin mcinat de materile cu o compoziie chimico-mineralogic bine stabilit. Materiile prime, respectiv calcarul i argila , sunt concasate, amestecate, mcinate sub 100 m i calcinate n cuptoare rotative nclinate, dup un anumit regim, pn la temperatura de vitrifiere de 14001500 0C. n acest amestec , calcarul este donatorul de oxid de calciu, iar argila cedeaz oxid de siliciu, aluminiu i fier. Se formeaz astfel o serie de minerale artificiale, rar ntlnite n natur care au activitate chimic ridicat i capacitate liant n amestec cu apa. Produsul rezultat n urma arderii se numeste clincher i dup rcire este remcinat mpreun cu un procent de 37 % gips, adugat pentru reglarea prizrii. Se obine astfel praful de ciment portland .

Se poate concluziona c , proprietile cimentului portland sunt determinate n cea mai mare parte de mineralele importante care se formeaz n urma clincherizrii. Un ciment bun trebuie s conin suma mineralelor silicioase n proporie de 7580 % , iar pe cea a mineralelor aluminoase de 2025 % .

Astfel cimentul tip S1 are o rezisten redus la coroziunea sulfatic, posed o vitez mare de hidratare i prizare i o rezisten iniial mrit. Se folosete, datorit acestui mod de comportare, la cimentarea intervalelor cu temperaturi mici i moderate.

Cel de-al doilea tip de ciment, S2- RS , are o priz mai lent, rezisten initial mai sczut, o bun rezisten la coroziunea sulfatic, de aceea poate fi folosit pentru cimentri de coloane introduse la adncimi mai mari de 2000 m. Este evident c, cimentul se hidrateaz mai repede atunci cnd suprafaa specific a cimentului portland este mai mare, iar pasta obinuta este mai stabil.

6.1.1. Proprietile pastei de ciment Densitatea. Din simplul amestec apa-ciment rezult paste de ciment stabile cu densitatea ntre 17501950 kg/m3, corespunztoare unui factor ap-ciment cuprins ntre 0,580,40, considerndu-se densitarea cimentului praf 31003150 kg/m3. La densiti mai sczute, pastele sunt instabile, iar la densiti mai mari devin prea vscoase. Acest domeniu poate fi lrgit, dac se folosesc diverse adaosuri, n mod practic, densitatea pastelor liante fiind ntre 11002500 kg/m3.Pentru a realiza o buna dezlocuire a noroiului se recomand ca pasta s aib densitatea cu 100 pn la 300 kg/m3 mai mare dect a noroiului. Stabilitatea. Amestecurile liante dispersate, eterogene, au diferene de densitate ntre fazele componente i deci tendin de separare a acestora: particulele solide coboar iar apa se ridic. Aceast instabilitate este accentuat la amestecurile cu un factor ap-ciment mare, cnd cimentul este mcinat grosier sau cnd sunt prezente particule solide inerte. Separarea fazelor depinde de asemenea de hidrofilitatea particulelor solide, de prezena n amestec a unor adaosuri care mbuntete stabilitatea sau o pot nruti. Capacitatea de filtrare. Pierderea unei cantiti de ap liber din pasta de ciment, printr-un perete permeabil, ca urmare a diferenei de presiune, se numeste filtrare. Viteza de filtrare crete cu permeabilitatea mediului filtrant, cu diferena de presiune, cu factorul ap-solide i, n prima faza de hidratare, i cu temperatura. Pe msur ce hidratarea cimentului avanseaz i apar hidroproduii de reacie, viteza de filtrare se reduce. n prezena turtei de colmatare a noroiului, viteza de filtrare a pastei este relativ redus, fiind limitat de permeabilitatea i grosimea acesteia. Proprietile reologice. Amestecurile ap-ciment i cele cu adaosuri de barit, nisip, cenu se comport, din punct de vedere reologic, cel puin n faza iniial a preparrii, dup modelul Bingham. Pastele tratate cu reactivi chimici sau polimeri se nscriu n modelul Ostwald-de Waele. Valorile parametrilor reologici depind de compoziia chimico-mineralogic, fineea de mcinare i chiar timpul de depozitare a cimentului, de temperatur i presiune, natura i concentraia reactivilor i altor adaosuri, durata i gradul de agitare, modul de preparare. Caracteristica pastelor liante o constituie modificarea proprietilor reologice n timp, ca rezultat al reaciilor fizico-chimice ce se petrec n sistem. n concluzie, pn la nceputul prizrii, valorile parametrilor reologici cresc uor, dup care creterea este rapid i amestecul devine nepompabil. Timpul de pompabilitate. Timpul de pompabilitate este determinat de viteza de hidratare a mineralelor din ciment, scade cu fineea de mcinare i crete cu mrirea factorului ap-ciment. Variaiile de presiune sau ntreruperea agitrii, mai ales spre sfritul perioadei de testare, pot reduce timpul de pompabilitate.Reglarea timpului de pompabilitate se face cu ajutorul acceleratorilor sau ntrzierilor de priz. Timpii de prizare. Determinarea timpilor de prizare se face n condiii statice i la o temperatura de 600C20C. Prima perioad, n care pasta se comport ca un fluid tixotrop, valoarea triei de gel nu se modific simitor. n a doua perioad, cnd pasta i pierde fluiditatea i ncepe s se comporte ca un corp solid, rezistena de gel crete foarte mult. Prima perioada, pn la apariia primelor structuri de cristalizare, care nu se mai pot distruge, se definete n mod convenional timp de nceput de priz, iar a doua perioad, cnd ntreaga prob se transform n piatr de ciment, se numete timp de sfrit de priz. 6.1.2. Proprietile pietrei de ciment Rezistena mecanicDupa plasarea pastei de ciment n spaiul inelar, are loc transformarea acesteia n piatr de ciment, prizarea avnd loc n condiiile unei compresiuni triaxiale, la temperatura i presiunea din sond. Dup 1224 ore, rezistena pietrei ajunge la valori satisfctoare pentru majoritatea solicitrilor la care va fi supus.

Deoarece solicitrile din sond nu reclam valori prea mari ale rezistenei mecanice, s-au folosit de multe ori, cu rezultate bune, cimentri cu adaosuri ieftine i uoare, dar nu n zona siului sau a perforturilor.

Rezistena mecanic a pietrei de ciment depinde n mare msur de compoziia chimico-mineralogic a cimentului, de natur i concentraia adaosurilor i a reactivilor chimici, de fineea de mcinare a cimentului, de presiune, factorul ap-ciment. Permeabilitatea

Principalul obiectiv urmrit prin cimentare este etanarea spaiului inelar cimentat; acest lucru este posibil, numai dac permeabilitatea pietrei de ciment este foarte mic, eventual nul.

Permeabilitatea pietrei crete cu factorul ap-ciment, dar se reduce n timp, cel puin n prima perioad i la temperaturi moderate. Pn la 70800C, permeabilitatea scade, dar, la temperaturi mai mari valorile ei cresc semnificativ. Constanta volumului pietrei de ciment

Volumul aparent al pietrei de ciment nu rmne constant. Dac se produce o micorare de volum exist riscul slbirii aderenei pietrei de ciment la teren i coloan sau apariiei de fisuri n masa pietrei, izolarea spaiului inelar fiind compromis. Dac se produce o mrire de volum, care ns, nu are loc cu apariia de fisurare n masa pietrei de ciment, etanarea se poate mbunti. Din punct de vedere al volumului pietrei de ciment, se poate concluziona c, meninerea constant sau o uoara mrire de volum este o cerin tehnic necesar pentru piatra de ciment i reuita cimentrii. Rezistena la coroziune

Dac la nceput, cei mai muli dintre agenii agresivi accelereaz ntrirea, mresc rezistena mecanic i chiar micsoreaz permeabilitatea, n timp, au loc procese complexe de dizolvare i splare a constituenilor liani; permeabilitatea pietrei crete, iar rezistena mecanic scade treptat, ajungndu-se chiar la distrugerea complet a pietrei de ciment.

Viteza cu care se produce coroziunea pietrei de ciment depinde de tipul cimentului, gradul de ntrire din momentul contactului cu agenii agresivi, natura, concentraia i simultaneitatea n aciune a acestora, temperatura, presiunea, pH-ul, permeabilitatea i grosimea inelului de ciment i starea de solicitare mecanic. Aderena la roc i coloana de burlane

n timpul prizrii i ntririi pastei de ciment se formeaz legturi intercristaline ntre ciment-roc i ciment-metal. Dac aceast aderen nu este etana, prin inerspaiile respective pot circula fluide sau gaze. Aceast aderen se poate evalua prin doua metode: mecanic i hidraulic.Aderena mecanic se coreleaz cu rezistena pietrei de ciment, este influenat de aceeai factori, dar depinde i de starea de rugozitate a suprafeelor n contact, prezena mufelor, mrimea sarcinilor normale pe suprafee.Aderena hidraulic, msurat cu ap sau azot, nu se coreleaz cu rezistena pietrei, dar depinde n mare msura de natura suprafeelor.

6.1.3. Calculul cimentrii Orice operaie de cimentare presupune stabilirea, adeseori prin proiectul sondei, a parametrilor acesteia: intervalul i metoda de cimentare, compoziia i proprietile pastei, cantitile de ciment, reactivi i adaosuri, volumul de ap pentru preparare, volumul i natura fluidului separator, volumul noroiului de refulare, regimul de pompare i durata operaiei, tipul i numrul agregatelor de cimentare, caracteristicile echipamentelor auxiliare necesare.

Aceti parametri depind de: genul operaiei, tipul coloanei de burlane, tehnologia, materialele i mijloacele disponibile, construcia sondei, natura i proprietile fluidului din sond, temperatur, litologie, natura i presiunea fluidelor din porii rocilor izolate, presiunea de fisurare a formaiunilor. Frecvent, se folosesc dou tipuri de past: prima tran cu densitatea mai redus pe seama unor adaosuri uoare, iar a doua tran care izoleaz zona siului i eventualele strate productive, din ciment curat. n cele ce urmeaz ne rezumm la cimentarea coloanelor de burlane n sonde verticale i cu un singur tip de past.

Intervalele cimentate, natura i densitatea pastelor preconizate chiar i metoda de cimentare sunt preconizate n programul de construcie a sondei, dar, uneori, ele trebuie adaptate la mijloacele disponibile i condiiile geologo-tehnice concrete.

Tipul cimentului, natura i concentraia aditivilor se stabilesc n conformitate cu temperatura din sond, litologia rocilor, prezena apelor corozive i densitatea necesar.

Pentru o buna dezlocuire a noroiului din spaiul inelar se recomand ca densitatea minim a pastei s fie:

(p,min(n+(100300) kg/m3

(6.1.)n care: (n reprezint densitatea noroiului

Neglijnd cderile de presiune din spaiul inelar, densitatea maxim a pastei va fi:

(6.2.)n care: fis reprezint gradientul presiunii de fisurare minim;

HS adncimea stratului;

H adncimea de tubare;

Hc nalimea de cimentare;

g acceleraia gravitaional Volumul de pasta se determina cu urmatoarea relatie:

(6.3.)n care: Dg reprezint diametrul mediu al gurii de sond;

D diametrul exterior al coloanei;

d diametrul interior al burlanelor de sub inelul de reinere;

h nltimea inelului de reinere a dopurilor fa de siul coloaneiPrin definiie, coeficientul de cavernometrie K1=, unde DS este diametrul sapei. Coeficientul K1 variaz n limite foarte largi, n funcie de stabilitatea rocilor din pereii sondei: 1,12,5. n zona deja tubat, n locul lui Dg, se ia diametrul interior al coloanei respective. Dac diametrul coloanei i cel al sondei nu sunt constante, volumul pastei se calculeaz prin nsumare pe poriuni.

Cantitile de materiale. Dupa ce s-a stabilit si testat n laborator reeta de past, se determin cantitile de ciment, adaosuri, reactivi i ap necesare preparrii unui volum unitar de past.

Cantitatea unitar de ciment pentru simplul amestec ap-ciment va fi:

(6.4.)n care: (c reprezint densitatea cimentului praf; (c=31003200 kg/m3;

(a densitatea apei; (a=1000 kg/m3;

(p densitatea pastei de cimentVolumul unitar de ap este:

(6.5.)Factorul ap-ciment va fi:

(6.6.) Cantitatea total de ciment praf este dat de relaia:

mc=k2Vpqc

(6.7.) Volumul total de ap va fi:

Va= k2Vpva

(6.8.)n care: k2 reprezint coeficientul ce ia n considerare eventualele pierderi de past n strate, pierderile de ciment i chiar de past de preparare; k2=1,001,10. Volumul noroiului de refulare este dat de relaia:

Vnr=k3 Ai (H-h)

(6.9.)n care: k3 reprezint un coeficient ce tine seama de compresibilitatea noroiului datorit

aerrii; k3=1,011,10 Ai aria seciunii transversale n interiorul coloanei;

(6.10.)unde: tm reprezint grosimea medie de perete a coloanei:

(6.11.) Numrul de autocontainere este dat de relaia:

(6.12.)n care: mac reprezint capacitatea unui autocontainer Numrul de agregate de cimentare este:

(6.13.) Volumul interior al coloanei va fi:

Vi,col=Ai H

(6.14.) Debitul real al agregatului este dat de relaia:

Qag,real=(v Qag

(6.15.)n care: (v reprezint randamentul volumic al agregatului n acest caz debitul de pompare al pastei va fi:

Qp=2Qag,real

(6.16.) Dac pasta este asimilat cu un fluid binghamian se calculeaz numrul Hedstrom n spaiul inelar, cu relaia:

(6.17.)

n care: (o,p reprezinta tensiunea dinamic de forfecare a pastei;

(pl,p vscozitatea plastic a pastei Viteza medie critic, la care curgerea devine turbulent, este:

(6.18.)n care: Recr reprezint numrul Reynolds de tranziie de la curgerea laminar la cea turbulent Debitul critic de noroi se determin astfel:Qn=Qcr=Aenvcr

(6.19.)n care: Aen reprezint aria seciunii transversale n spatiul inelar netubat i este data de relaia:

(6.20.) Cderile de presiune pe lungimea l sunt calculate cu formula Darcy-Weissbach, astfel:

(6.21.)n care: dech reprezint diametrul echivalent; dech=De,med-D;

( - coeficient de rezisten hidraulic; (=((Re, Bi)

cu:

i

Viteza de curgere n interiorul coloanei este:

pentru past:

(6.22.)

pentru fluidul de refulare:

(6.23.)

Viteza de curgere n exteriorul coloanei este:

pentru past:

(6.24.) pentru fluidul de refulare:

(6.25.)

Deoarece se neglijeaz cderile de presiune locale, pentru spaiul inelar se admite un diametru mediu, iar aria se calculeaz ca o medie ponderat a ariilor pe intervalul tubat i pe cel netubat astfel:

(6.26.)unde: Hi reprezint adncimea de tubare a coloanei intermediare;

Di,in diametrul interior al coloanei intermediare;

i

(6.27.)n care: Aet reprezint aria seciunii transversale n spaiul inelar tubat i are relaia:

(6.28.) Pentru calculul cderilor de presiune n manifoldul de refulare se folosete relaia urmtoare, considernd dou conducte colectoare pn la capul de cimentare:

(6.29.) Durata operaiei de cimentare se stabilete cu relaia:

(6.30.)n care cele 15 min adugate sunt necesare pentru splarea liniilor, schimbarea legturilor, lansarea celui de-al doilea dop, operaii executate nainte de a pompa noroiul de refulare. Timpul de pompabilitate al pastei va fi:Tp,min=1,5Tc

(6.31.)

Tp,max=1,5Tp,min

CAPITOLUL 7.PROIECTAREA METODICII DEINVESTIGARE A GURII DE SOND 7.1. Metode de investigare a sondelor forate

Carotajul electric standard Carotajul electric standard const n obinerea unei diagrafii compuse dintr-o curb de potenial spontan i dou curbe de rezistivitate cu dispozitiv potenial i cu dispozitiv gradient. Se masoar rezistivitatea aparent a rocilor cu ajutorul a doua dispozitive: dispozitivul potenial i dispozitivul gradient. Dup natura electrozilor introdui n sond dispozitivele se clasific n: dispozitive cu alimentare simpl sau directe atunci cnd n sond se introduce un singur electrod de curent i doi electrozi de msur; dispozitive cu alimentare dubl sau reciproce atunci cnd n sond se introduc doi electrozi de curent i un singur electrod de msur;n tabelul 7.1. sunt prezentate caracteristicile dispozitivelor utilizate n carotajul electric standard.Caracteristicile dispozitivelor utilizate in carotajul electric standard

Tabelul 7.1.

Simbolul dispozitivuluiTipul dispozitivuluiLungimea dispozitivuluiRaza de investigatieScara rezistivitatiiScara adancimilorObservatii

A0,3M2Ndispozitiv potential directLp=AM=0,3mRip=2Lp=0,6m1/1

2,5m/m

12,5m/m

sau

1/25

62,5m/m1:1000

Sau

1:200Domeniul optim de aplicabilitate:

in sonde sapate cu noroi dulce

in formatiuni cu rezistivitatea aparenta a rocilor mica si medie

M0,3A2Bdispozitiv potential reciprocLp=MA=0,3m

N0,3M2Adispozitiv gradient directLg=AO=2,15mRig=Lg=2,15m

B0,3A2Mdispozitiv gradient reciprocLg=MO=2,15m

P.S.---

Diagrafica electric standard se poate obine cu ajutorul staiei de carotaj i a troliului cu cablu geofizic.Diagrafia electrica standard este compus din:

curba de potenial spontan, Eps, nregistrat n partea din stnga a diagrafiei;

curbele de rezistivitate, (a, cu dispozitiv potenial nregistrat n partea dreapt a diagrafiei, cu linie plin i respectiv cu dispozitiv gradient nregistrat suprapus peste curba potenial, cu linie punctat.

Reprezentarea diagrafiei este efectuat n paralel cu coloana litologic a seciunii geologice traversate de sond, punndu-se n eviden modul de reprezentare a fiecrui tip de roc pe diagrafia electric. Scara de msur pentru Eps este nps=12,5 mV/cm, iar pentru curbele de rezistivitate aparent este n=2,5 m/cm. Prin interpretarea diagrafiei electrice standard se poate determina:

corelarea geologic a profilelor de sond; determinarea geologic a profilelor de sond;

aprecierea calitativ a coninutului colectorului;

stabilirea reperelor geologo-geofizice;

determinarea volumelor de argil din colector;

determinarea calitativ a litologiei.

Carotajul electric lateral (metoda D.R.R.) Carotajul electric lateral const n determinarea rezistivitii aparente a formaiunilor geologice traversate de sonde, cu ajutorul unei succesiuni de dispozitive poteniale i gradiente de lungimi diferite de dispozitiv, deci avnd raze de investigare diferite. n practica de antier carotajul electric lateral este cunoscut sub denumirea de metoda D.R.R. (determinarea rezistivitii reale a rocilor) i se utilizeaz o succesiune de patru dispozitive de rezistivitate: trei gradiente i unul potential.

Scopul aplicrii carotajului electric lateral, prin metoda D.R.R. este acela de a determina elementele necesare caracterizrii coninutului colectoarelor, respectiv: rezistivitatea real, (R, rezistivitatea medie a zonei de invazie (I i diametrul zonei de invazie, Di.Dispozitivul de investigare n carotajul electric lateral prin metoda D.R.R. este alctuit din:

o curb de rezistivitate nregistrat cu un dispozitiv potenial care este acelai de la carotajul electric standard; o curb de rezistivitate nregistrat cu un dispozitiv gradient scurt;

dou curbe de rezistivitate nregistrate cu dou dispozitive gradient lungi.

Caracteristicile dispozitivelor utilizate n carotajul electric lateral sunt prezentate in tabelul 7.2.Caracteristicile dispozitivelor utilizate in carotajul electric lateral

Tabelul 7.2.Simbolul dispozitivuluiTipul dispozitivuluiLungimea dispozitivuluiRaza de investigatieScara rezistivitatiiScara adancimilorObservatii

M0,3A2Bdispozitiv potential reciprocLp=MA=0,3mRip=2Lp=0,6m1/1

2,5m/m

sau

1/5

12,5m/m

62,5m/m1:500Domeniul optim de aplicabilitate:

sonde sapate cu noroi dulce

si formatiuni cu rezistivitate mica si medie

B0,3A2Mdispozitiv gradient reciprocLp=MO=2,15mRig=MO=2,15m

N0,5A4Mdispozitiv gradient reciprocLg=MO=4,25mRig=MO=4,25m

B0,8A8Mdispozitiv gradient reciprocLg=MO=8,4mRig=MO=8,4m

Domeniul de aplicabilitate al diagrafiei D.R.R. se refer n mod deosebit la rocile colectoare curate, fr coninut de argil, avnd urmtoarele aplicaii:

determinarea rocilor poros-permeabile; estimarea coninutului colectorului, n hidrocarburi sau ap;

determinarea rezistivitii reale, a rezistivitii zonei de invazie i a diametrului de invazie.

Carotajul termic i termometria de sond Carotajul termic i termometria de sond const n msurarea temperaturii n sonde, att n cele de foraj, ct i n cele tubate, respectiv determinarea variaiei temperaturii n lungul profilului sondei, variaii care sunt determinate de cmpul termic n sonde i n rocile nconjurtoare. Principalele aplicaii ale acestui procedeu de carotaj privesc localizarea apelor, stratelor gazeifere i petrolifere