Utilaj Petrolier Proiect Sonda de Foraj [PDF]

Zitiervorschau

Introducere Utilajele petroliere sunt utilajele folosite în şantierele petrolifere („oilfields” în lb. en.), de foraj şi de extracţie, în cadrul diferitelor instalaţii, cu ajutorul cărora se construieşte sonda de foraj, se exploatează zăcămintele de petrol şi gaze, se efectuează operaţii de intervenţie şi reparaţii capitale la sondele de extracţie, se separă fluidele aduse la suprafaţă, se transportă şi se depozitează. De asemenea, aceste utilaje intră în alcătuirea sondei de foraj şi de extracţie (sub forma materialului tubular, a sculelor de adâncime, cu rol de fixare, etanşare etc., şi a echipamentului de la gura sondei). Ele permit desfăşurarea tuturor operaţiilor: de foraj, tubare a puţurilor forate, cimentare a coloanelor de burlane, completare a sondei de foraj, pentru a forma sonda de extracţie, extracţia petrolului şi gazelor, intervenţia la sondele de extracţie şi reparaţia lor în condiţii de siguranţă deplină. [1] Se constată că există o mare diversitate de utilaje, pe care le denumim „petroliere” şi care se caracterizează printr-o complexitate constructivă şi funcţională diferită, de la complexitate redusă, cum sunt anumite scule şi materialul tubular, la foarte complexe, cu grad mare de mecanizare şi, chiar, automatizare. Pentru construirea sondelor de explorare, conturare şi, respectiv, de exploatare a hidrocarburilor naturale (petrolului şi gazelor naturale) se utilizează instalaţii de foraj (IF) foarte diverse, care se pot clasifica în funcţie de diferite criterii. Găurile/ Puţurile de foraj se realizează prin forare cu ajutorul IF, folosind diverse metode de foraj. Cea mai utilizată este metoda de foraj rotativ-hidraulică (metoda „rotary”). Acestă metodă constă în antrenarea sapei de foraj în mişcare de rotaţie şi spălarea tălpii puţului, pentru îndepărtarea detritusului rezultat din interacţiunea elementelor de dislocare/ tăietoare ale sapei cu roca, prin circulaţia noroiului/ fluidului de foraj[1].

1.Alegerea instalatiei de foraj 1

1.1Programul de constructie a sondei. Programul de construcţie ( vezi [1] Aplicatia 1) a sondei se alcătuieşte pe baza datelor din tema de proiectare. El cuprinde: 1) programul de tubare a găurilor/ puţurilor forate; 2) profilurile coloanelor de burlane; 3) tipodimensiunile de sape, garnituri de foraj şi de motoare de adâncime (când este cazul); 4) tipul şi caracteristicile fluidului de foraj; Programul de tubare stabileşte următoarele: – numărul de coloane de burlane necesare pentru echiparea sondei, nCB; – diametrul nominal (exterior) al fiecărei CB, – adâncimea de introducere a fiecărei CB (de tubare a fiecărui puţ de foraj), HCB.j Valori cunoscute in vederea constructiei sondei: -

adâncimea finală a sondei, HM =3500m; programul de tubare a sondei: adâncimea de tubare relativă pentru coloana de ordinul j:  yTj 0,15; 0,76; 1;

-

diametrul nominal al coloanei de tubare de ordinul j (diametrul exterior al coloanei, deci şi a burlanelor din componenţa ei,  DCBj 133/8 ; 85/8 ; 5  in

In tabelele 1.1 si 1.2 va fi prezentat programul de constructie a Sondei 7 Pacurari Tabelul 1.1 Informatii generale despre Sonda Pacurari 2

1 2

Sonda Structura geologica

7 Pacurari

3

Caracter

Exploatare petrol

4

Debit estimat

cca. 45 t/24 h

5

Adancimea proiectata (m)

3500 m

6

Programul de tubare

133/8 in x 525m; 85/8 in x 2660m; 5 in x 3500 m

7

Tipul instalatiei de foraj

F-200-2DH (T(SAn))

8

Durata de realizare

montare-demontare: 35 zile, pentru foraj; 4 zile, pentru probe; 86zile, foraj; 6 zile, probe de productie.

Tabelul 1.2. Programul de constructie a Sondei 7 Pacurari J

CB HCB,j= LCB,j m

1. CS/A

525

2. CI

2660

3. CE

3500

LS, m

YT,j

DCB,j Tip in burlane (mm) si IF 525 0,15 13 3/8 API (339,7) S 5/8 2135 0,76 8 API (219,1) L 840 1 5 API (127) L

DM.CB.j δCB.j mm mm

DS.P.j Tipul sapei IFU-C in (mm) 365,1 39,7 17 1/2 in M- 17 ½ 75/8 REG (444,5) DGJ 5/8 244,5 25,4 11 MA- 11 5/8 6 5/8 REG (295,3) KGJ 141,3 15,1 63/4in MA-63/4 3 ½ REG (171,5) DGJ

Tabelul 1.1.2. Programul de constructie a Sondei 7 Pacurari (continuare) δi.m.CB.j-1 δCBj mm mm

CB

Di.m.CB.j-1 mm

1.

CS/A

-

-

2. 3.

CI CE

320,4 196,2

12.55 12,3

δCB,r mm

RCB,j= δ CB, j Ds

RCB,r

CSI,CB,j

CSI,CB,r

39,7 35-45

0,0893

0.080-0.1

0,2174

0.19-0.25

25,4 25-30 15,1 10-15

0,0860 0,0800

3

0.060-0.090 0,2077 0.060-0.090 0,2137

0.137-0.220 0.137-0.220

Fig. 1.1 Profilul Sondei 7 Pacurari

Caracterul Sondei 7 Pacurari este de exploatare a petrolului dintr-un zacamant, format din roci consolidate, de tarie medii-tari (MT) si abrazive (A). conform tipului de sapa aleasa pentru forajul putului de exploatare (tabelul 1.2). Astfel coloana de exploatare (CE) se introduce cu siul fixat in acoperisul stratului productiv la adancimea maxima (HM) de 3500 m. Coloanele sunt de tipul intregi, adica tubeaza puturile forate pana la suprafata („la zi"). Ceea ce inseamna ca:

´ LCB,j=HCBj=HTj , j= 1,3

Adancimea la care se realizeaza tubarea se determina cu relatia (vezi [1]): H y T , j= T , j HM

(1.1)

(1.2)

în care: HTj este adâncimea de tubare a coloanei de ordinul j; HM -adâncimea maximă (finală) a sondei. HTj =yTj · HM (1.3) HCB1 = 0,15 · 3500 m= 525 m; HCB2 = 0,76 · 3500 m = 2660m; 4

HBC3 = 1 · 3500 m= 3500 m Astfel datele obtinute sunt inscrise in tabelul 1.2. Adancimea pe care se realizeaza saparea(Ls) se determina cu expresia: Ls=Ls.j=ΔHCB.j=HCB.j-HCB.j-1 , j = l,2,...,nCB.

(1.4)

Diametrul nominal al CB (DCB) este diametrul exterior al burlanelor care o alcatuiesc (De.B=De.CB). Masura diametrului nominal al fiecarei CB, ca si masura diametrului nominal al sapei utilizate pentru forajul fiecarui put se determina prin „metoda de jos in sus", plecand de la masura impusa diametrului CE si folosind relatiile si consideratiile prezentate in [1]capitolul. 1 (vezi subcapitolul 1.3, Elaborarea programului de tubare). In tabelul 1.2 sunt concentrate aceste valori, exprimate atat in inch, cat si in mm, pe baza transformarii: 1 in = 25,4 mm. Burlanele sunt construite dupa normele API (America Petroleum Institute) si au urmatoarele tipuri de filete : S, pentru CS/A, respectiv L, pentru CI si CE. Masura diametrului mufei pentru fiecare coloana se preia din STAS 875-86. tabel 1.3 Spatiul inelar pentru fiecare CB, δCB.J, se calculeaza cu expresia de definitie( vezi [1]): δCB.j= 0,5 ∙ (DS.P.j-DM.CB.j)

(1.4.a)

δCB.j este jocul dintre peretele găurii forate şi mufa burlanelor, considerând o aşezare concentrică a CB faţă de gaură. Valorile determinate prin calcul se compara cu masurile recomandate si anume δCB,r. Se constata ca marimile determinate prin calcul corespund cu cele care sunt recomandate. In STAS 328-86 exista un tabel cu corespondenta dintre DS.P.j, DCB.j si DCB.j-1 Valoarea lui Di.m.CB.j-1 (diametrul interior minim al CB.j) este preluata din STAS 875-86 pentru fiecare CB.j-1, respectiv rezulta pe baza calculului de dimensionare, prin adoptarea masurii standardizate. Valoarea lui δi.m.CB.j-1 se determina astfel(vezi [1]) : δi.m.CB.j-1= 0,5 ∙ (Di.m.CB.j-1-DS.P.j) in care: δi.m.CB.j este jocul interior minim al CB.j; RCB.r- raţia spaţiului inelar; CSI.CB.r este coeficientul de spaţiu inelar,

5

(1.4.b)

O altă mărime prin care se apreciază reuşita operaţiilor de tubare a puţului şi de cimentare a coloanei de burlane este coeficientul de spaţiu inelar, definit în felul următor (vezi [1]). C SI .CB =

2∙ δ CB (1.5) D M .CB

Raţia spaţiului inelar (RCB.j) se determină cu relaţia sa de definiţie (vezi [1]):

RCB. j =

δ CB. j (1.6) DS

Conditiile de foraj pentru sonda studiata sunt normale Tabel 1.3.Măsurile diametrului exterior al mufei (DM.CB) pentru burlanele cu filete S, L şi B

.

6

1.2 Determinarea profilurilor coloanelor de burlane si a greutatii fiecarei coloane Determinarea profilului unei coloane de burlane de ordinul j (CB.j) (vezi [1] aplicatia 3) din componenta sondei inseamna determinarea structurii ei, reprezentate de: -

numarul de tronsoane de burlane (nT.j); lungimea fiecarui tronson de burlane (lB.i, i=1,2,...,nT.j); numarul de burlane din fiecare tronson (NB.i, i= 1,2,..., nT.j); clasa de rezistenta a otelului din care se confectioneaza burlanele din fiecare tronson (CB.j); grosimea de perete a corpului burlanului din fiecare tronson (sB.i, i = 1, 2. ..., nT.j); masa unitara (m1.B.i) si greutatea unitara a burlanelor care compun fiecare tronson (qB.i; i = 1, 2, ..., ntj). Stabilirea structurii/componentei CB se face in functie de solicitarile burlanelor de la adancimea la care acestea sunt amplasate in cadrul coloanei. Se considera cele doua solicitari principale ale CB: de tractiune, datorita greutatii proprii aparente (Ga), si de compresiune radiala si circumferentiala. datorita presiunii exterioare a fiuiduiui de foraj (pe.f) . Se determina profilul/strucura fiecarei CB care echipeaza Sonda 7 Pacurari ajutorul diagramelor de tubare. Diagrama de tubare este o reprezentare a pozitiei fiecarui tronson de burlane, impreuna cu caracteristicile sale (lB.i, sB.i, CB.i), in cadrul CB, in functie de adancimea de tubare, pentru coloana de tipul intreaga, cu o anumita masura a diametrului nominal, cu un anumit tip de imbinare filetata (S, L, B, EL), calculata la cele doua actiuni principale (Ga si pe.f), considerand o anumita masura a densitatii fluidului de foraj si anumite valori ale coeficientilor de siguranta la turtire si la smulgerea din filet (conform fig. 1.1).

Pentru adancimea de introducere a coloanei de ordinul j (adancimea de tubare a putului de ordinul j, HT.I), se traseaza o iinie verticala pana ce aceasta intersecteaza linia reprezentata la unghiul de 45°, care determina chiar lungimea coloanei (lungimea de tubare a putului)LCB.j=LT.j, care este egala cu HTJ. Linia verticala, trasata astfel, trece prin mai multe domenii, fiecare dintre acestea apartinand unor burlane cu o anumita masura a grosimii de perete (SB.i) si confectionate dintr-un otel de o anumita clasa de rezistenta (C B.i). La intersectiile liniei verticale cu liniile de granita, ce delimiteaza fiecare domeniu (pentru burlane cu SB.Isi CB.I), se obtin lungimile Li-1 si Li, i= 1, 2, ...,nt.j, care determina lungimea tronsonului respectiv de burlane lBA, conform relatiei: LB.i= Li-Li-1

(1.2.1)

Astfel, sunt puse in evidenta: numarul de trosoane de burlane din care este alcatuita coloana respectiva, de ordinul j (nt.j), si, de asemenea, pozitia (Li-1 si Li) si caracteristicile fiecarui tronson de burlane (lB.i, sB.i, CB.i). Datele obtinute in acest fel sunt concentrate intr-un tabel. Cunoscand SB.I, din standardul de burlane STAS 875-86 se preia masa unitara a burlanelor (considerate cu o mufa infiletata la un capat) din fiecare tronson i, m1.B.i, i=1,2,...,nt.j. Cu ajutorul ei se calculeaza greutatea unitara a tronsonului. 7

qB.i=m1.B.i· g, i=1, 2, ..., nt.j

(1.2.2)

Apoi se determina greutatea fiecarui tronson de burlane: GB.i=qB.i·lB.i, i=1, 2, ..., nt.j

(1.2.3)

Cunoscand GB.i, i=1, 2, ..., nt.j , se calculeaza greutatea CB respective (de ordinul j): nt . j

GCB.j= (1.2.4)

∑G.B.i i=1

Tabelul 1.2.1 Caracteristicile burlanelor de tubare cu filet rotund lung (L), conform STAS 875-86

8

9

Fig. 1.2.2Determinarea profilului/structurii CE de 5 in, cu filet L din componenta Sondei 7, cu ajutorul diagramei de tubare a accstui tip de coloana.

Tabelul 1.2.2 Caracteristicile coloanei de exploatare (CE) de 5’’ cu filet L CB.3=CE; DCE=5 in; tip IF-API:L, HT.3=3500; ρf=1500 kg/m3; nT.3=7 i 1 2 3 4 5 Li-1, m 0 120 625 1025 1060 Li, m 120 625 1025 1060 1650 lB,I, m 120 505 400 35 590 CB,I P110 N80 J55 J55 J55 SB,i, m 7.52 7.52 7.52 6.43 7.52 m1Bi, kg/m 22.34 22.34 22.34 19.36 22.34 qB.i ,N/m GB,i , kN GCB,3 , kN

219.155 26.298

219.155 219.155 110.673 87.662

189.921 219.155 6.647 85.470 722.187 10

6 1650 2550 900 N80 7.52 22.34

7 2550 3500 950 P110 7.52 22.34

219.155 197.24

219.155 208.197

unde: nt.j reprezinta numarul de tronsoane de burlane; lB.i – lungimea fiecarui tronson de burlane; NB.i – numarul de burlane din fiecare tronson; CB.i – clasa de rezistenta a otelului din care se confectioneaza burlanele din fiecare tronson; sB.i – grosimea de perete a corpului burlanului din fiecare tronson; m1.B.i / qB.i. – masa/greutatea unitara a burlanelor carecompun fiecare tronson

Fig. 1.2.2Determinarea profilului/structurii CB de 85/8 in, cu filet L. din componenta Sondei 7

Tabelul 1.2.3 Caracteristicile CI de 85/8 cu filet L i Li-1, m Li, m lB,I, m CB,I SB,i, m m1Bi, kg/m

CB.2=CI; DCI= 85/8in; tip IF-API:L, HT. =2660; ρf=1.25t/m3; nT.2=6 1 2 3 4 5 0 255 580 1040 1560 255 580 1040 1560 1955 255 325 460 520 395 N80 J55 J55 J55 N80 10.16 10.16 8.94 10.16 10.16 53.62 53.62 47.66 53.62 53.62

qB.i ,N/m

526.012

526.012

467,544

526.012

526.012

GB,i , kN

134.133

170.954

215.070

273.526

207.774

11

6 1955 2660 705 N80 11.43 59.58 584.47 9 412.05

9 GCB,3 , kN 1413.516 Greutatea aparentă a CB (Ga.CB.3 ≡ Ga.CE) este greutatea acesteia în fluidul de foraj din puţul în care se introduce şi se determină cu formula (vezi[1]): ρf G a .CE =G CE ∙ 1− ρo

( )

(1.2.5) Rezulta:

(

Ga .CE =1413.516 kN ∙ 1−

1.25 =1188.433 kN 7,85

)

Se calculează greutatea coloanelor de burlane maximă cu relaţia următoare: GCB.M = max (GCI, GCE)

(1.2.6)

GCB.M = max (1413.516kN; 722.187kN) = 1413.516 kN

1.3Alegerea sapei pentru forajul putului de exploatare (vezi aplicatia 2)

Conform datelor obtinute in paragrafele 1.1 si 1.2 s-au ales sape cu trei conuri. conform STAS 328-86. Tipul sapei cu trei conuri este precizat de urmatorul semn grafic de nominalizare: Sapa cu trei conuri TRA-w(Ds) DLSp, unde TR reprezinta doua sau trei litere care denumeste natura rocii (rezistenta la foraj/taria rocii si abrazivitatea), TRe{S. SM, M, MA, MT, MTA, T, TE,E}, A = A (abraziva); w(Ds) valoarea numerica a masurii diametrului nominal al sapei, cu [Ds] = in; D - tipul danturii, Ds{D. K}; L tipul lagarelor. L-{L, G}: Sp - tipul spalarii, SP-{J, A, Aj}. Alegerea masurii diametrului nominal al sapei se face astfel incat aceasta sa poata realiza, prin foraj, spatiul inelar impus de diametrul nominal al CB care tubeaza putul respectiv si de conditiile de sonda, si, de asemenea, sa poata trece prin CB anterioara, prin burlanele cu diametrul interior minim (Di.m.CB.j-1); asigurand un joc interior minirn (δi.m.CB.j-1).

12

Fig.

1.1.4 Sapă cu role-con, cu dantură cu dinţi frezaţi, executaţi din corpul rolei: 1– falcă; 2– con cu dantură cu dinţi din oţel; 3 – contracon; 4 – dispozitiv de spălare exterioară cu jet (cu duză); 5 – cep cu filet conic; 6 – umărul cepului (îmbinării filetate)

Sapa este alcătuită din trei braţe (fălci) sudate, fiecare braţ este forjat şi uzinat impreună cu butonul port rolă apoi este supusă la un tratament termic. Rolele uzinate suportă şi ele un tratament termic inainte de a fi incărcate cu dantura. Se montează rolele pe butoane prin intermediul setului de lagăre, se asamblează cele trei braţe, se sudează şi se filetează cepul sapei, iar in final se marchează conform codificaţiei specifice. Din tabelul 1 [3], (aplicatia 1) se alege diametrul mufei coloanei de exploatare, DMCE corespunzătoare diametrului nominal al coloanei de exploatare, DCE , STAS 875 - 86, tab. 6, în funcţie de tipul filetului: DMCE=141,3 mm Ca urmare, se alege o sapă cu trei role pentru roci medii-abrazive (MA). Această sapă trebuie să foreze o gaură care să fie tubată cu o coloană de 5 in = 127 mm. Pentru reuşita operaţiei de cimentare, se recomandă (conform [1.1], tabelul 1.1) un spaţiu inelar cu măsura: δ

CE.r

= 15 mm.

Se calculează diametrul sapei, Ds, cu următoarea relaţie: Ds  D MCE  2CE (1.3.1)

13

Conform [1]

δ CE

se poate aprecia cu expresia de forma δ CE ≅0.12 ∙

DCE

(1.3.2) si se obtine: δ CE ≅0.12 ∙ 127 mm=15,24 mm≅ 15 mm Se constată că cele două măsuri sunt apropiate. Atunci, folosind expresia: S . PE=¿ D M .CE +2∙ δ CE. r D¿ (1.3.3) rezulta S . PE=¿141,3 mm+ 2∙ 15 mm=171,3 mm D¿ Dar, sapa trebuie să treacă prin interiorul coloanei anterioare, de 8⅝″ (219,1 mm). Această

coloană fiind introdusă la adâncimea de 2660 m, rezultă din diagrama de tubare că ultimul său tronson trebuie să fie alcătuit din burlane cu grosimea maximă de perete de 11,43 mm. Deci, diametrul interior minim al coloanei intermediare, de 8⅝″, calculat cu relaţia: i. m. CI ( I )=¿ DCI (I) −2∙ S B . M D¿ (1.3.4) are măsura D i .m .CI ( I )=219,1 mm−2∙ 11,43 mm=196,2 mm Folosind tabelul 4, se observă că se poate alege o sapă cu diametrul nominal de 6¾″ (171,5 mm), cu ajutorul căreia se realizează spaţiul inelar cu măsura recomandată, respectiv: δ CE=0.5∙ ( 171,5 mm−141,3 mm )=15,1 mm şi care poate trece prin tronsonul cu diametrul interior minim al CI(I), jocul interior minim, determinat cu relaţia (cf. [1.1]) 14

δ i. m .CI (I )=0.5 ∙ ( Di .m. CI ( I )− DS . PE )

(1.3.5)

δ i. m .CI ( I )=0.5 ∙ ( 196,2mm−171,5 mm )=12.3 mm

În continuare, se alege varianta constructivă de sapă MA- 63/4 DGJ cu diametrul de 6¾″ necesară pentru roci MA. Adică o sapă cu dinţi din oţel, având contraconul întărit şi prin ştifturi din carburi metalice sinterizate (D), cu lagăre cu alunecare, etanşe (G), şi cu spălare exterioară, cu fluid de foraj (cu jet) (J).

1.4 Alegerea tipodimensiunii de prajini grele si calculul lungimii ansamblului de

adancime Prajinile grele (PG) pentru foraj au rolul de a realiza forta de apasare pe sapa (Fs). Ele fac parte din ansamblul de adancime (An.Ad) al Gar.F. Exista doua variante de executie a PG(vezi [3]aplicatia 4): 1 2

forjate, cu tratament termic de imbunatatire pe toata lungimea; laminate (din tevi cu pereti grosi), cu tratament termic de normalizare si о imbunatatire la capete. PG se realizeaza in urmatoarele forme constructive: -

PG cu conturul exterior circular numite PG circulare (PGC); PG cu canale elicoidale, denumite PG elicoidale (PGE): PG cu conturul exterior patrat, numite PG patrate (PGP); PG cu conturul exterior circular, cu degajari pentru pene si elevator (PGCDPE).

15

Fig. 1.4.1.Prajini grele circulare (PGC).

Tabelul 1.4.3 Alegerea diametrului nominal al PG (DPG) în funcţie de diametrul sapei (DS). Ds, mm DPG, mm

136,5÷ 141,1 114 (108)

149.2÷ 161,5 121÷ 139 (114÷ 121)

161,5÷ 171,5 133÷ 146 (121÷ 133)

212,7÷ 228,6

244,4÷ 250,8

269,5

295

311,2 349,2 ≥374,7

187 (159)

203 (178)

229 (203)

245 (219)

245 254 273 (229) (229) (254)

Alegerea PG inseamna determinarea masurilor urmatoarelor marimi; 1 diametrul nominal (DPG); 2 diametrul interior (DPG.i); 3 greutatea unitara (qPG) si stabilirea tipodimensiunii imbinarii filetate cu umar (IFU). Diametrul nominal al PG reprezinta diametrul exterior al corpului acesteia: DPG=DPG.e

(1.4.1)

Valoarea diametrului nominal al PG se determina ca o masura optima, avand in vedere urmatoarele: 1

evitarea pericolului de pierdere a stabilitatii An.Ad si, prin aceasta, prevenirea abaterii de la unghiul de deviere prestabilit, ceea ce necesita o masura cat mai mare a diametrului nominal; 16

2

asigurarea unui spatiu inelar (SI), intre peretele putului si PG, cu omasura cat mai mare pentru ca pierderea de presiune (ΔpSI.PG) rezultata la curgerea fiuidului de foraj sa fie cat mai mica si, de asemenea, pentru a se evita pericolul de prindere a PG si, totodata, pentru a limita efectul daunator al fenomenului de pistonare, manifestat la ridicarea Gar.F, toate acestea implicand o masura cat mai mica a diametrului nominal.

Pe baza unor cercetari experimentale, (cf. [2]) efectuate in conditii de santier, privind viteza medie de avansare a sapei (vAv) si timpul de prindere in teren a Gar.F pentru fiecare sonda (tPr/Sd) in functie de raportul D2PG/ D2S, s-a constatat ca exista un domeniu optim de valori pentru acest raport : D2PG/ D2S =[0,6; 0,7]

Fig. 1.4.2Viteza medie de avansare a sapei si timpul de prindere in teren a Gar.F pentru fiecare sonda in functie de raportul dintre aria sectiunii globale a PG si a gaurii de foraj

În funcţie de valoarea raportului DPG/DS, se clasifică (cf. [6]) PG şi tipurile de formaţiuni în care se recomandă să se foreze (vezi tabelul 1.4.2). Tabelul 1.4.2. Clasificarea tipurilor de PG si de formatiuni in care sa se foreze dupa valorile raportului DPG/ DS Tipul de PG DPG/ DS Tipul de formatiune Obisnuita 0,70 Cu pericol mare de prindere Intermediara 0,80 Cupericol mediu de prindere Supradimensiunata 0,89 Fara pericol de prindere Pentru alegerea PGC se recomanda relatia empirica[6]: DPG=DS-25 (1.4.2) Pentru forajul putului de exploatare al Sondei 7 se considera ca nu exista pericol de prindere in formatiunea geologica traversata prin foraj pana la adancimea finala. Avand in vedere tipul de formatiune precizat mai sus, conform tabelului 2 se alege PG supradimensionata cu

DPG/ DS= 0,89 17

DPG= 171,5mm – 25mm =146,5mm Din tabelul 1.4.3 conform [6] se alege DPG= 146mm. Din tabelul 1 (vezi aplicatia 4) se alege măsura standardizată a diametrului nominal cea mai apropiată de măsurile rezultate anterior, adică DPG = 152,4 mm pentru care exista DPG.i ∈ {57,2; 71,5]mm, cu m1.PG ∈ {123.4; 111.5} kg/m Rezultă

DPG/DS = 0,8886 ≅ 0,89, ceea ce este în acord cu tipul de PG supradimensionată recomandată pentru formaţiunile fără pericol de prindere. Se calculeaza greutatea unitara: q PG=m1. PG ∙ g ,

(1.4.3)

unde DPG.i este diametrul interior prajini grele -

pentru DPG.i= 57.2 mm, q=123.4

kg m N ∙ 9,81 =1210.554 =1.211 kN /m m s m

unde g este acceleratia de cadere libera g=9,81 m/s2 -

pentru DPG.i= 71.5 mm, q=111.5

kg m N ∙ 9,81 2 =1093.815 =1.094 kN /m m m s

Se calculeaza coeficientul pierderii de presiune din interiorul PG cu formula:



8  PG.i  5  2 DPG .i =

PG.i

in care:

(1.4.4)

λPG.i reprezinta coeficientul de rezistenta hidraulica liniara si are o valoare constanta, si anume (conform [1]): λPG.i=0,02

-

pentru DPG.i= 57.2 mm,

8 0,02 8 2  10 2  1010 8 20000  10 4       2.6475  10 4 m 5 2 5 2 5 5 2 5 5  2 5   5.72 m  5.72 m 5.72  10 m







PG.i=

18

-

pentru DPG.i= 71.5 mm,

8 0,02 8 2  10 2  1010 8 20000  10 4       0.8675  10 4 m 5 2 5 2 5 5 2 5 5  2 5   7.15 m  7.15 m 7.15  10 m







PG.i=

Daca se alege masura mai mica a diametrului interior, atunci lungimea An.Ad va fi mai mica, dar fara sa se evite fenomenul de flambaj, deoarece aceasta lungime este mai mare decat lungimea critica de flambaj. De aceea se prefera alegerea masurii mai mari a diametrului interior pentru ca pierderile de presiune care se produc la curgerea fluidului de foraj sa fie mai mici. Deci se alege PG cu: DPG= 6 in= 152.4 mm ; DPg.i = 2 13/16 in= 71,5 mm; IFU de tipulNC 44; m1.PG = 111.5 kg/m; lC

Mi.r=24.4kNm; (momentul de insurubare recomandat)

i=

W (M ) W (C19,05)

=2,84

Se observa ca i=2.84>iopt= 2,5, ceea ce inseamna ca imbinarea filetata cu umar a PG asigura o rezistenta mare la oboseala in sectiunile sale critice. (Vezi [1]).

1.4Verificarea la flambaj a ansamblului de prajini grele 1.4.1

Determinarea lungimii ansamblului de adancime

Pe baza datelor obtinute anterior se calculeaza lungimea ansamblului de PG (LAn.Ad), cu formula (vezi [1]): FS

L An. Ad=

ρf ∙(cosθ−μ a sinθ) ρo

( )

c L ∙ q PG ∙ 1−

(1.5.1) unde:



FS este forta de apasare pe sapa; f -densitatea fluidului de foraj(1.50t/m3);  odensitatea otelului(7.85t/m3); LAnPG este lungimea ansamblului de prăjini grele, in m; qPG – greutatea unitara a PG; CL – coeficientul lungime; Fs – forta de apasare pe sapa; Ө unghiul mediu de deviere al sondei fata de vertical; g – acceleraţia gravitaţională in m/s; Densitatea fluidului de foraj se poate aprecia cu expresia empirică(cf. [8]): ρf =1,25+0,25 ∙ ln ⁡( H ∙ 10−3)

19

(1.5.2)

ρf =[ 1,25+0,25 ∙ ln ( 3,5 ∙103 ∙ 10−3 ) ]

t =1,563 t/m3 3 m

Din conditiile tehnologice se alege ρf =1,5 t/m3 (vezi Ap. 1) Se calculeaza greutatea unitara a PG: q PG  m1.PG  g (1.5.3) q PG=111.5

kg m N kN ∙ 9,81 2 =1093.82 ≅1,094 m m m s

Se calculează forţa de apăsare pe sapă (cf. [8]):





FS  0,3  7.5  10 5  H  DS (1.5.4)

3

−5

F S=(0,3+7,5 ∙10 ∙ 3,5∙ 10 )∙ 171,5 kN= 96,47 kN Se calculeaza lungimea ansamblului de PG cu expresia (1.5.1) L An. PG 

96,47 kN  130,475m 1,5   0 0 0,85  1,094kN / m   1    cos 3  0,3  sin 3 7,85  



o  7,85



t m3

0 Ө ¿3

Se determina numarul de PG cu relatia: n PG 

L An.PG l PG (1.5.5)

Unde lPG reprezinta lungimea unei prajini grele. Daca se admite pentru lPG masura normala, care este egala cu 9m, atunci se obtine: 130,475m n PG   14,49  15 9m Se alege nPG=15, si se recalculeaza LAn.PG: L An. PG  15  9m  135m 20

Se recalculeaza coeficientul de lungime al An.PG: 96,47kN cL   0,821 kN  1,5  0 0 135m  1,094  1   cos 3  0,3  sin 3 m  7,85 





si se constata ca valoarea lui se gaseste in domeniul recomandat, adica [0,70; 0,85].

1.4.2 Verificarea la flambaj a An.PG (vezi [3] aplicatia5) Lungimea supusa la compresiune a An.PG este : c L  L An.PG  0,821  135  110,835m (1.5.6) Se calculeaza lungimea critica de flambaj a An.PG(vezi [1]): E  I PG L An.PG  c f  3 q a.PG (1.5.7) unde: cf este coeficientul de flambaj(cf=1,7 conform lui N.Parvulescu);  1011 E – modulul de elasticitate al materialului (E=2,1 Pa); IPG – momentul geometric axial; qa.PG – greutatea unitara aparenta a PG. Expresia de sub radical, adică (1.5.8) se numeşte (conform lui N. Pârvulescu) volum de rigiditate la gravitatie deoarece are dimensiunea unui volum si exprima un caracter de rigiditate al PG. Momentul geometric axial se calculeaza cu formula :

I PG 

I PG 

 4 4   DPG  D PG .i  64

(1.5.9)

  15,24 4  7,15 4 cm 4  2520.375cm 4  2,5203  10 5 m 4 64

Greutatea unitara aparenta a PG se determina cu formula:

f    q a. PG  q PG   1   o   21

(1.5.10)

Se obtine:

q a.PG  1,094

kN  1,5  kN  1   0,885 m  7,85  m

Măsura volumului de rigiditate la gravitaţie al PG este:

2,1 ∙ 1011 V PG =

N ∙ 2,520375∙ 10−5 m 4 2 m =5,981∙ 103 m 3 N 0,885 ∙10 3 m

Rezultă imediat măsura lungimii critice de flambaj a An.PG: L An. PG . cr

=1,7·

√3 5,981∙ 103 m3

=30,85 m ≅31 m

Comparand aceasta masura a lungimii critice de flambaj a An.PG cu aceea a lungimii portiunii din An.PG supuse la compresiune, se constata: c L  L An.PG  110,835m  L An.PG.cr  31m Ceea ce inseamna ca An.PG flambeaza sub actiunea fortei de apasare pe sapa. Avand in vedere efectele nefavorabile ale acestui fenomen asupra procesului de foraj, ca si asupra durabilitatii prajinilor grele, trebuie sa se ia masuri pentru evitarea lui. O masura practica este utilizarea stabilizatorilor. Astfel, se folosesc 4 stabilizatori, amplasati intre PG, la diferite distante, in conformitate cu masura fortei de apasare pe sapa si cu unghiul mediu de deviere de la verticala putului. Astfel se obtine urmatorul aranjament pentru cei 4 stabilizatori: deasupra sapei se monteaza un corector-stabilizator, la distanta de 0,9m fata de sapa, apoi la distantele de 5,2m , 16,2m si, respectiv 26,2m, tot fata de sapa, se monteaza, intercalate intre prajinile grele, al doilea, al treilea si, respectiv al patrulea stabilizator. (vezi cap 1,fig.1.24 f)

Fig. 1.4.3. Alcătuirea ansamblului de adâncime al garniturii de foraj

22

1.6 Alegerea tipodimensiunii de prajini de foraj si calculul lungimii ansamblului

superior al garniturii de foraj

Alegerea prajinilor de foraj (vezi Apl. 6) Prăjinile de foraj (PF) sunt fabricate din ţevi de oţel, laminate la cald, îngroşate la capete. Se execută următoarele tipuri de PF [6]: – PF cu racorduri speciale sudate (prin presiune de contact) (PFRSS); – PF cu racorduri speciale filetate (PFRSF). PFRSS se realizează în conformitate cu STAS 8037/1-80 („Prăjini de foraj pentru racorduri sudate. Clasele de rezistenţă D, E şi G-105. Dimensiuni”) şi conform normei API 5A – pentru PF din clasele de rezistenţă D şi E – şi normei API 5AX – pentru PF din clasele de rezistenţă X-95, G105 şi S-135. După forma îngroşării capetelor, PFRSS se execută în trei variante (vezi fig. 1.6.1): – PF cu capete îngroşate la interior (II) (sau IU – Internal Upset, conform API); – PF cu capete îngroşate la exterior (IE) (sau EU – External Upset, conform API); – PF cu capete îngroşate la exterior şi la interior (IEI) (sau IEU – Internal- External Upset, conform API).

23

Fig. 1.6.1 Prăjini de foraj cu racorduri speciale sudate (PFRSS) [1]: a – varianta II (cu capetele îngroşate la interior), respectiv IU (Internal Upset), conform API; b – varianta IE (cu capetele îngroşate la exterior), respectiv EU (External Upset), conform API; c – varianta IEI (cu capetele îngroşate la exterior şi la interior), respectiv IEU (Internal-External Upset), conform API.

Alte tipuri de PF sunt: – PF cu perete gros ( Thick Wall Drill-Pipe, în lb. en.); – PF cu grosimea de perete variabilă; – PF cu racorduri speciale sudate, cu canale elicoidale şi cu perete gros. Racordurile speciale pentru sudare (RSS) de la PF, cu II, IE şi IEI, au tipodimensiunile şi condiţiile tehnice reglementate în STAS 7570/1-80 („Racorduri speciale pentru sudare prin contact la prăjini de foraj din clasele de rezistenţă D şi E”), în norma API Spec 7 şi, de asemenea, în normele interne ale firmelor constructoare. RSS se execută în două variante constructive (fig. 1.6.2): – varianta A: RSS cu scaun conic; – varianta B: RSS cu scaun drept.

24

Fig. 1.6.2 Racorduri speciale pentru sudare (RSS) la prăjini de foraj [2]: varianta A (cu scaun conic); varianta B (cu scaun drept).

Normele API Spec 7 prevăd RS şi pentru PF confecţionate din oţeluri din clasele de rezistenţă superioare: X-95, G-105 şi S-135. RSS sunt prevăzute cu îmbinări filetate cu umăr (ÎFU) standardizate în STAS 835/1-80 Alegerea prăjinilor de foraj A alege prăjinile de foraj (PF) înseamnă a stabili: – tipul PF; – diametrul nominal (D ) şi grosimea de perete (s ); PF PF – clasa (gradul) de rezistenţă; – clasa de uzură; – intervalul de măsuri ale lungimii. Criteriile pe baza cărora se face alegerea PF sunt următoarele: 1) rezistenţă maximă la solicitările statice şi variabile, care se asigură prin alegerea corespunzătoare a tipului de PF, a clasei de rezistenţă şi a celei de uzură a PF, a intervalului de măsuri ale lungimii PF şi a unei măsuri a grosimii de perete cât mai mari; 2) rezistenţă maximă la acţiunea mediului coroziv, care impune alegerea corespunzătoare a oţelului şi, dacă este cazul, alegerea PF cu acoperiri speciale, anticorozive, şi, de asemenea, a unei măsuri a grosimii de perete cât mai mari; 3) energie minimă consumată în timpul forajului, care înseamnă: a) energie mecanică de rotaţie minimă, care se asigură prin alegerea unor măsuri ale diametrului nominal şi grosimii de perete cât mai mici; 25

b) energie hidraulică minimă (consumată prin circulaţia fluidului de foraj),ceea ce presupune o pierdere de presiune minimă la curgerea fluidului de foraj prin interiorul PF, care determină alegerea unei măsuri cât mai mici a grosimii de perete; 4) energie minimă consumată în timpul manevrei Gar.F, ceea ce presupune alegerea PF cu măsura minimă a masei unitare. Diametrul nominal al PF reprezinta diametrul exterior al corpului PF : DPF=DPF.e (1.6.1) Diametrul nominal al PF se determina in functie de D s,masurile orientative fiind date in tabelul de mai jos. Ds, mm DPF, mm(in)

150..170 150..200 88,9(3 ½) 101,6(4)

175..225 114,3(4 ½)

200..250 127(5)

225..300 139,7(5 ½)

>250 168,3(65/8)

Se aleg prajini de foraj cu racorduri speciale sudate(RSS). Pentru diametrul sapei de foraj determinat în subcapitolul anterior, Ds= 171,5 mm = 63/4” se alege diametrul nominal al prăjinii de foraj DPF =4 ½” = 114,3 mm. Din STAS 8037 – 88 (vezi aplicatia 5 tabelul 1), se alege diametrul nominal standardizat: 4 ”, E 75 cu urmatoarele caracteristici: 1/2

- masa cu racorduri m1PF= 33 Kg/m - grosimea peretelui s= 10.92 mm - diametrul interior DPfi= 92,46=92,52 mm - aria prăjinii de foraj A= 3547 mm 3

- modulul de rezistentă WP= 105,83 cm - tipul îngroşării EU - gradul de rezistenta E 75 - presiunea exterioara limita pel= 894 bar= 89,4MPa - presiunea interioara limita pil= 865 bar =86,5MPa - forţa de tracţiune limita Ft.c.L= 1834 kN - momentul de torsiune limita MtLPF= 50.03 kNm - tipodimensiunea IFU a RSS: NC46 (4IF) Solicitari care duc la limita de curgere a RSS -

momentul de insurubare limita dpdv al curgerii materialului RSS: 26

M i.RS.L  53,69kNm Ft.RS.L = 4 664 kN (forţa de tracţiune limită, d.p.d.v. al curgerii materialului RSS), - momentul de insurubare recomandat: M i.r  27,3kNm

Se alege lungimea PF cu masura in intervalul II:

l PF  9m

Se calculeaza aria sectiunii transversale a corpului PF:

APF 

 2 2   D PF  DPF .i  4

(1.6.1)

Se obtine:

APF 

  114,3 2 mm  92,46 2 mm  3547 mm 2 4

Se determina modulul de rezistenta polar al sectiunii transversale a corpului PF cu formula:

W p=

Ip DPF 2 . (1.6.2)

unde

Ip

este momentul geometric polar al sectiunii transversale a corpului PF

[ ( )]

D π π I p = ∙ ( D4PF −D4PFi ) = ∙ D4PF ∙ 1 − PFi 32 32 DPF

4

(1.6.3)

  92,5 mm    Ip   114,3 4 mm   1    114,3 mm  32    



4

  9569240,653mm 4  956,924mm3  

deci:

  D  3 W p   D PF   1   PF .i 16   D PF (1.6.4) Rezulta: 27

4  

    

  92,5  W p  114,33   1    114,3 16    Calculul tensiunii de tractiune F σ tcl = tcl A PF σ tcl =

4  

   167658,175mm3    

(1.6.5)

1834 kN 1834 ∙ 103 N 6 = =517,056 ∙ 10 Pa 2 2 3547 mm 3547 mm

Aceasta tensiune arata limita de curgere minima conform tabelului cu caracteristicile mecanice ale prajinilor de foraj pentru clasa de rezistenta E75 (vezi aplicatia 6). Limita de curgere trebuie sa se situeze in intervalul 517….724. In cazul nostrum, limita este 517 MPa care se incadreaza intre valorile recomandate. -calculul tensiunii tangentiale τ =G∙ θ ∙r (1.6.6) θ=

Mt ( 1.6.7) G∙Ip

Unde G este modulul de elasticitate transversal al materialului din care se confectioneaza PF. Pentru otel G= 8.1010 Pa θ - torsiunea specifica r- raza punctului considerat din sectiunea transversala a corpului PF. 50,03 ∙10 3 Nm −2 1 θ= =6,53∙ 10 10 2 −5 4 m 8 ∙ 10 N /m ∙ 0,956 ∙ 10 m

10

τ =8 ∙10

N −2 −1 −2 ∙ 6,53 ∙10 m ∙ 57,85∙ 10 m 2 =298,55.106 m

N m2

Aceasta tensiune reprezinta tensiunea tangentiala de curgere. Lungimea ansamblului superior utilizat pentru forajul putului de exploatare se determina cu expresia L An.S  H M  L An.PG (1.6.8) 28

L An.S  3500m  162m  3338m Se calculeaza numarul de PF: n PF 

L An.S l PF (1.6.9)

Considerand ca lungimea unei prajini este cea normala, adica 9m se obtine:

n PF=

3338 =370,88 9

Se alege nPF=371 si se recalculeaza lungimea AnS. LAn.S=371 ∙ 9 m=3339 m

1.7Alegerea prajinii de antrenare Prăjina de antrenare transmite mişcarea de rotaţie de la masa rotativă la garnitura de foraj, suportă greutatea totală a garniturii, face legătura intre capul hidraulic şi ultima prăjină de foraj din garnitură, permite manevrarealongitudinală cu rotaţie a garniturii pe o lungime egală cu lungimea porţiuniiprofilate, conduce fluidul de foraj prin interior. In secţiune transversală zona profilată este patrată sau hexagonală (rar triunghiulară), iar la capete este prevăzută cu secţiuni cilindrice ingroşate (cu lungime mai mare decat a pieselor de racord) pe care se taie filetele de legatură. Sensul filetelor la cele două capete este diferit şi depinde de sensul de antrenare al garniturii de foraj: pentru garnitură dreapta – jos filet dreapta, iar sus filet stanga (invers pentru garnitura stanga) [1] Prăjina de antrenare este elementul cu lungimea cea mai mare (40…54 ft) din componenţa garniturii de foraj pentru a face posibilă adăugareabucăţii de avansare. Prin forma ei profilată, prăjina de antrenare preia mişcarea de rotaţie de la masa rotativă şi o transmite spre sapă prin intermediul garniturii de foraj. Prăjinile de antrenare sunt ţevi cu pereţii relativ groşi, cu interiorul circular şi exteriorul profilat, poligonal. Ele au lungimea totală de circa 12 m şi porţiunea de antrenare, profilată, de aproximativ 11 m. Zona de antrenare trebuie să fie mai lungă decat prăjinile de avansare din garnitură. Prin calităţile materialului şi prin dimensiunile transversale, prăjinile de antrenare sunt mai rezistente decat prăjinile de foraj. Distanţa dintre feţele opuse ale poligonului defineşte dimensiunea nominală a prăjinilor de antrenare (Dn). Indiferent de dimensiunea nominală toate prăjinile de antrenare au la capătul superior aceeaşi mufă (65/8 REG): in timpul forajului, după tubarea unei coloane de burlane, prăjina 29

de antrenare trebuie uneori schimbată – diametrul cepului scade cu dimensiunea nominală a prăjinii - dar capul hidraulic, cu reducţia lui de protecţie cep-cep, rămane acelaşi. De fapt, intre prăjina de antrenare şi capul hidraulic se montează intotdeauna o cana de siguranţă, care işi păstrează dimensiunea mufei şi a cepului (6

5/8

REG), indiferent de presiunea de lucru. Capătul de

jos al prăjinii de antrenare este prevăzut cu o reducţie de protecţie mufă-cep: ea poate fi schimbată cand i se uzează cepul. Pe reducţie se montează un manşon de cauciuc ca să protejeze prevenitoarele de erupţie şi coloana de burlane. Uneori, intre prăjină şi reducţie, sau chiar in locul ei, se amplasează o reducţie prevăzută cu ventil de reţinere, care evită circulaţia inversă [1].

Fig. 1.7.1 Prăjina de antrenare forjată: a – pătrată; b – hexagonală.

Din punct de vedere constructiv, prăjinile de antrenare sunt: forjate sau frezate. Se folosesc oţeluri aliate, imbunătăţite pe toată lungimea: prăjini călite şi revenite. In Romania se utilizează oţelul 46MoMnCr10, asimilat cu oţelul AISI 4145H (SUA). Rezistenţa lui minimă la rupere trebuie să fie 980 N/mm2 , iar rezistenţa minimă de curgere (de fapt limita de proporţionalitate Rp0,2) de 770 N/mm2 . Duritatea Brinell: 285 - 341. Alegerea prajinii de antrenare inseamna alegerea: -tipului dpdv al semifabricatului, al conturului exterior al sectiunii transversale din portiunea de antrenare si al variantei constructive 30

-dimensiunii nominale -tipo-dimensiunilor imbinarilor filetate superioare si inferioare Prajinile de foraj se imbina la partea superioara cu capul hidraulic, prin intermediul unei reductii de legatura cep-cep, iar la partea inferioara cu racordul special al prajinii de foraj, cu ajutorul unei reductii de legatura mufa-cep. Se prefera alegerea unei prajini de antrenare forjate, deoarece nu necesita reductii de legatura proprii, asa cum este cazul prajinii laminate.

Fig.1.7.2. Reducţii de legătură între prăjina de antrenare (PA) şi racordul special (RS), denumite RLRS: a – reducţie dreaptă (pentru îmbinări filetate cu aceleaşi dimensiuni); b – reducţie în trepte (pentru îmbinări filetate cu dimensiuni diferite).

Se alege o prajina de antrenare forjata, patrata, avand elementul de imbinare superioara de tipul mufa, cu filet stanga, de tipul 6 5/8 REG, pentru asamblarea cu reductie cap hidraulic(RLCH). Pentru ansamblul superior al garniturii de foraj s-a stabilit ca se iau prajini de foraj de 4

1/2

in, cu

racorduri speciale sudare(RSS), cu IEI si tipodimensiunea IFU NC 46. Ca urmare, conform tabelului 1, aplicatia 7 se alege prajina de antrenare in varianta constructiva 1(standard) cu dimensiunea nominala de 4 ¼

in. Se foloseste o RLPA dreapta, de

tipul mufa(NC46)-cep(NC46) ca in figura 1.7.2. a Tab.1.7.1. Marimile caracteristice ale prajinii de antrenare (PA) si ale imbinarilor filetate ale elementelor delegatura (RLCH si RSS) Nr.

ÎFU

ÎFU PA

Tip RLPA 31

PA

varianta RLCH RLRSS

sup.

cep, 6 5/8 REG

mufă, 6 5/8 REG

1

mufă, NC46

inf. A (dreapta) cep, NC46NC46 NC46

DPA, mm(in)

DPA.i, mm

a, mm

lPA, m

108 (4 1/4)

71,4

108 12,192

mPA, kg 800

1.8 Alegerea tipului de instalatie de foraj Instalaţia de foraj reprezintă totalitatea maşinilor, utilajelor si instalaţiilor necesare săpării unei sonde. Studiul pe sisteme al instalaţiilor de foraj corespunde principalelor operaţii care se efectuează pentru forarea unei sonde, precum si principalelor grupe de maşini si utilaje care intra in componenta acestor instalaţii. Sistemele de lucru ale unei instalaţii de foraj sunt: 1

Sistemul de manevra — SM- cu ajutorul căruia se realizează ridicarea si coborârea

2 3

sarcinilor; Sistemul de circulaţie - SC - care asigura circulaţia fluidului de foraj; Sistemul de rotire - SR - care realizează rotirea garniturii de prăjini in timpul forajului.

In cazul instalaţiilor de foraj transportabile apare si sistemul de transport. Pentru asigurarea condiţiilor de funcţionare a sistemelor de lucru, instalaţia de foraj mai cuprinde: sistemul de comenzi; instalaţia de preparare si curăţare a fluidului de foraj; dispozitive de mecanizare si automatizare; ansamblul de scule; materialul tubular.

[1]

Alegerea instalaţiei de foraj se face pe baza sarcinii maxime utile (sarcinii maxime de lucru), FM (V. APLICATIA. 9) In aplicatiile anterioare s-au determinat greutatile fiecarei coloane de burlane, si anume: GCI(I)= 1413,516 kN, GCE= 722,187kN Rezulta ca cea mai grea CB:

GCB.M=max{ GCI(I), GCE}=1413,516 kN

S-au ales, pentru forajul putului de exploatare prajini grele cu DPG=6 in=152,4 mm; DPG.i=2 13/16 in= 71,5 mm; m1.PG = 111,5 kg/m; qPG=1,094kN/m; LAn.PG=135 m Se determina greutatea An.PG :

G An.PG  q PG  L An. PG (1.8.1) 32

si se obtine: GAn.PG=1,094kN/m.135m=147,69kN Greutatea unitara a PFse calculeaza folosind formula: q PF  m1.PF  g (1.8.2)

q PF  33 Greutatea An.S va fi:

kg m N  9,81 2  323,73 m m s

G An.S  q PF  L An.S (1.8.3) G An.S

N  323,73  3,339  10 3 m  1080,934 m

kN

Greutatea Gar.F se obtine insumand greutatea An.PG si greutatea An.S: GGar.F  G An.PG  G An.S (1.8.4) Se obtine: GGar.F  147,69kN  1080,934kN  1228,624 kN Se considera ca cea mai grea Gar.F este garnitura utilizata pentru forajul putului de exploatare: GGar. F .M  1228,624 kN Alegerea IF se face pe baza sarcinii nominale de la carlig si a tipului de actionare. FM  max  FM .T ; FM .D  (1.8.5) Sarcina maxima utila de tubare se calculeaza cu formula[1]: M    f   M  ac   1  k r( M )  1  k mf FM' .T  GCB .M    1    o  g   



 



(1.8.6)

in care : (M )

k r este coeficientul fortei de frecare la ridicarea coloanei de burlane intre peretele putului si fluidul de foraj; (M)

la coloana; ac

) k (M m . f −¿ coeficientul de masa al fluidului de foraj din interiorul coloanei aderent

- acceleratia miscarii carligului in cazul ridicarii sarcinii normale 33

kDi.j- coeficientul diametrului interior al burlanelor din tronsonul j. ρ0 –densitatea otelului din care sunt confectionate burlanele ρf -densitatea fluidului de foraj Coloana fiind considerată plină cu fluid de foraj cu aceeaşi măsură a densităţii ca şi aceea din interiorul puţului forat, coeficientul

k m. f

k (M) m. f se determină cu formula [1]:

   f   4  s f .a  LCB       1  1  o   DCB  8 1  k Di2 . j   l j    j 1  

(1.8.7)

unde DCB este diametrul nominal al CB, GCB.M – greutatea celei mai grele coloane de burlane, Sf.a- grosimea startului de fluid de foraj aderent de peretele exterior al coloanei de burlane LCB – lungimea CB, lj – lungimea tronsonului de ordinul j, kDi.j – coef. diametrului interior al burlanelor din tronsonul j, D K Dij = ibj (1.8.8) DCB Pentru CI(I) de 85/8in, vom avea: DCI(I)=85/8in= 219,1 mm nt.CI(I)=6

s B. j  10,16;10,16;8,94;10,16;10,16;11,43 mm Di.B. j  198,8;198,8;201,2;198,8;198,8;196;8 mm k Di. j   0,907;0,907;0,918;0,907;0,907;0,898 l j   255;325;460;520;395;705 m LCI(I)=HCI(I)=2660m 

=1.25t/m3 s f .a  0,653mm grosimea stratului de fluid de foraj aderent de peretele exterior al CB 6

¿

 (1  k Di2 . j )  l j   1 - 0,907   395  1  0,898   705  473,972m j 1





(1 - 0,907 2 )  255  (1  0,907 2 )  325  (1 - 0,918 2 )  460 + 1  0,907 2  520  2

2

34

k

(M ) m. f







f

4  s f .a     1  o   DCB   

  

LCB

 1  k  5

j 1

2 Di. j

  1   lj  

1.25   4 0.653  2660    1   1  0.745   7.85   219.1  473.972 

Se admite k r( M )  0,2

a c( M )  1 m/s2 Se obţine:

si

Sarcina maxima utila la tubare:

 1.25t / m 3  1    1  0,2  1  0,745  FM' .T  1413,516kN    1    1677,556kN 3  9.81 7,85t / m   Sarcina maxima utila de degajare a celei mai grele garnituri de foraj se determina cu relatia[1]: f     FD.M FM' .D  GGar.F .M   1   o   FD.M

FD.M este forta de degajare maxima,

=300kN

Măsura lui FD.M se apreciază în funcţie de măsura lui HM, conform tabelului 1 aplicatia 9 ' M .D

F

1,25t / m 3  1228,624kN  (1  )  300kN  1332,983 7,85t / m 3 kN

Conform rezultatelor de mai sus se obtine:

FM'  max 1677,556;1332,983 kN  1677,556kN / 9.81  171,0047tf

Ca urmare, se poate alege o IF transportabilă pe cale terestră, pe subansamble (SAn), din clasa F 200. (vezi [1]). Tipul acţionării se alege în funcţie de posibilitatea de alimentare cu energie electrică a IF în zona de amplasare, de instalaţiile aflate în dotarea firmei de foraj şi de costul comparativ al combustibilului şi al energiei electrice din perioada când o să lucreze instalaţia, în situaţia în care firma dispune de instalaţii cu acţionări neautonome sau autonome. 35

Se admite că situaţia din zona de amplasament a IF impune o acţionare de tipul DH. Având în vedere acest lucru, rezultă că se poate alege o IF de tipul: F-200-2DH (T(SAn))

1.9. Concluzii Pe baza datelor luate din materialul didactic si standardele nationale cat si internationale s-a facut un calcul teoretic de alegere al instalatiei de foraj. Luand in consideratie ca mediul real poate aduce un aport negativ asupra calculelor teoretice, in rezultatele prezentate mai sus s-au luat niste coeficienti de siguranta care sa acopere riscurile posibile, totodata s-a constatat ca desi pentru Sonda 7 Pacurari este necesara o instalatie mai mica decat cea aleasa, am fost nevoit sa aleg anume F200-2DH deoarece conditiile tehnico-economice presupun utilizarea tipului utilajului folosit deja in industria petroliera si standardizat conform normelor STAS si API. 2

PARAMETRII ŞI CARACTERISTICILE MOTOARELOR / GRUPURILOR DE ACŢIONARE ŞI CALCULUL PUTERII INSTALATE . 2.1 Parametrii şi caracteristicile motoarelor / grupurilor de acţionare

Modul de actionare reprezinta felul in care sunt actionate motoarele principale ale IF separat, individual sau in comun In cadrul unei instalatii de foraj avem 3 sisteme de lucru principale :SM SR SC Arborele principal: pentru SM : TF+M+G pentru SR

:MR+PA+GnF+S

pentru SC:PN Arbori caracteristici pentru SM TM pentru SR PAt GanF pentru SC arborele cotit PN 36

IF dispune de 3 tipuri de moduri de actionare -individual MAI:fiecare motor principal e actionat separat -centralizat MAC:toate motoarele sunt actionate in comun -mixt MAM :un motor principal e actionat separat iar celelalte 2 in comun [1] Pentru actionare de tipul DH se ia caracteristica principala a proiectarii IF, se alege modul de actionare centralizat MAC2 Instalaţia de foraj F200-2DH este echipată cu un grup de foraj GF-820 , cu un convertizor hidraulic de cuplu CHC-750-2, un motor diesel MBM 820 cu supraalimentare care are următoarele caracteristici principale : • Puterea nominală : Pn= 655 kW = 890 CP • Turaţia nominală : nn = 1400 rot/min • Alezajul : D = 175mm • Cursa : S = 205 mm GF 820/675 kW la 1400 rot/min

Diagramele caracteristice funcţionale ale grupului DH de tipul GF-820+CHC-750-2 sunt prezentate în fig. 2.1. Se analizează dependenţele funcţionale reprezentate de aceste curbe (vezi aplicatia 13).

37

Fig. 2. 1. Diagramele caracteristice funcţionale ale grupului de acţionare de tipul DH, format din GF 820 şi CHC-750-2, pentru reglarea motorului diesel la sarcină plină şi funcţionarea lui cu gradul maxim de accelerare (la care puterea maximă a motorului este puterea nominală, Pn) şi funcţionarea lui cu gradul maxim de accelerare: MI, MII – momentul dezvoltat la arborele primar (I), respectiv la arborele secundar (II) al CHC; ωI, ωII – viteza unghiulară; PI, PII – puterea; ηCHC – randamentul CHC

Se calculează viteza unghiulară nominală a motorului ωn cu relaţia :

ωn =

ωn =

 30

 30

· nn

· 1400

rot min

(2.1.0)

= 146,6

rad s

Tabel 3.1.1 Parametrii functionali ai grupului de actionare GF-820 + CHC-750-2

38

(2.1.1)

Fig. 2.1.1 Curba caracteristica exterioara a CHC este o caracteristica flexibila: cresterea momentului rezistent este

preluata de CHC prin reducerea importanta a vitezei unghiulare a arborelui secundar.

Din aceste grafice se deduce ca pentru ηm= 0,7 , DEF al CHC-750-2, reprezentat prin ηCH ϵ [275, 950] rot/min; M ϵ [14,730; 4,000] kNm [0,700; 0,847]; n

ϵ

II

II

Din datele obinute rezulta avantajele utilizarii CHC in cadrul GA de tipul DH: 1

CHC lucreaza ca un variator continuu de viteza, adica ω II se modifica automat si continuu odata cu variatia momentului rezistent aplicat arborelui secundar, astfel se spune ca CHC isi regleaza regimul de functionare, deci CHC permite o autoadaptare a GA la sarcina;

2

Utilizarea CHC simplifica lantul cinematic al IF; 39

3

CHC protejeaza motorul Diesel impotriva suprasarcinilor si a socurilor transmise de la antorul sistemului de lucru,inclusive in situatia blocarii secundarului.

Fig. 2.1.2. Curbele caracteristice pentru sarcina plina ale motorului MBM-820 si curba puterii in functie de sarcina plina a aceluiasi motor.

2..2 . Alegerea modului de acţionare Modul de acţionare reprezintă felul în care se acţionează antoarele şi pompa de noroi de la grupurile de acţionare (separate sau centralizat). 40

Instalaţiie de foraj pot fi acţionate cu motoare diesel, cu motoare electrice (de curent continuu sau alternative) şi în unele cazuri, mai rare, cu turbine cu gaze. Deoarece motoarele de acţionare nu au întotdeauna caracteristicile funcţionale în concordanţă cu cerinţele impuse de tehnologiile de foraj, a apărut necesitatea combinării acestora cu diferite tipuri de transmisii (mecanice, hidraulice, electrice) rezultând astfel mai multe sisteme de acţionare. Printre sisteme de acţionare, utilizate pentru instalaţii de foraj se pot citi: diesel – mecanic, diesel hidraulic, electric şi diesel electric. Sistemele: turbo-electric, turbo-mecanic şi hidrostatic şi –au găsit aplicaţii mai limitate . Pentru a elimina neajunsurile acţionării diesel-mecanic s-au realizat acţionările dieselhidraulice, cu turboambreiaje sau cu convertizoare hidraulice de cuplu. În prezent majoritatea instalaţiilor de foraj acţionate în sistemul diesel –hidraulic sunt prevăzute cu convertizoare hidraulice de cuplu . În cazul acţionării diesel-hidraulice cu turboambreiaj se pot realiza demaraje linie sub sarcină micşorându-se şocurile. Sistemul de acţionare diesel-hidraulic cu convertizoare hidraulice de cuplu este cel mai răspândit sistem de acţionare, aplicându-se atât la instalaţii de foraj staţionare cât şi la cele transportabile[1] Acţionarea diesel-hidraulică cu convertizoare hidraulice este stabilă pentru toate punctele de funcţionare din domeniul de tracţiune, deoarece pe măsura ce cresc momentele rezistente cresc si momentele de la ieşirea din convertizor scăzând turaţia de la ieşirea din convertizor; se realizează astfel puncte de echilibru care asigură stabilitatea si pe caracteristica de turaţie la sarcină totală a motorului diesel.

41

Fig. 2.2.1 Schema structural-functionala a unei instalatii de foraj cu mod de actionare centralizat,in varianta MAC2, cu actionare DH

S-a ales varianta MAC2, in care PN este actionata separat, formand impreuna cu GA si transmisiile mecanice respective un grup motopompa (GMP), dupa cum TA este DH vezi 1[1])

2.3. Puterea consumatorilor auxiliari de forţă Puterea consumatorilor auxiliari de forţa reprezintă puterea motoarelor instalate pentru acţionarea consumatorilor auxiliari de forţa si anume a sitelor vibratoare, a agitatoarelor de noroi, a degazeificatoarelor, a demâluitoarelor din cadrul instalaţiei de curăţire, preparare si tratare a fluidului de foraj, a pompelor centrifuge, de supraalimentare a pompelor triplex de noroi, a pompelor pentru vehicularea apei pentru răcirea tamburilor de frâna etc. In afara surselor de energie necesare mecanismelor care realizează cele trei funcţiuni principale ale unei instalaţii de foraj, mai este necesara o sursa de energie pentru alimentarea instalaţiilor de lumina si de forţa pentru activităţi auxiliare după cum urmează: 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13.

pompe centrifuge pentru hidrocicloane; site vibratoare; agitatoare; pompe centrifuge pentru supraalimentarea pompelor de foraj; pompe centrifuge pentru apa; pompe centrifuge pentru chimicale; pompe pentru reziduuri; pompe pentru combustibil; comanda hidraulica a prevenitoarelor; instalaţie pentru uscarea aerului; agregate pentru încălzire; maşini-unelte; agregat pentru sudura;

14.

instalaţii pentru iluminat. 42

Aceşti consumatori exista in raport cu complexitatea instalaţiilor de foraj, la instalaţiile mici fiind mai putini, iar la instalaţiile mari fiind in totalitate. Pentru alimentarea acestor consumatori auxiliari, instalaţiile acţionate cu motoare diesel dispun de o centrala electrica compusa din grupuri electrogene, a căror putere variază in raport cu mărimea si cu tipul instalaţiilor de foraj. La instalaţiile de foraj transportabile, grupul electrogen se poate monta pe o remorca transportabila. Tabel 2.3.1 Consumatorii auxiliari de forta utilizati in cadrul IF de tipul F200-2DH si puterea lor Nr.Crt.

Denumirea consumatorilor A

Puterea motorului Nr.motoare Puterea totala kW kW

Instalatia de foraj propriu-zisa

1

Site virbatoare

4

3

12

2

Agitator habe

7,5

10

75

3

Pompe apa

7,5

2

15

4

Pompa apa racire troliu

7,5

1

7,5

5

Pompa apa racire frina hidraulica

7,5

1

7,5

6

Pompe instalatie amestec chimicale

3

2

6

7

Pompe combustibil

3

2

6

8

Pompe ulei

1,5

1

1,5

9

Pompe de preparare a fluidului de foraj

75

2

150

10

Pompa baterie denisipare

55

1

55

11

Pompa baterie desmiluire

50

1

50

12

Instalatie degazeificare

5

1

5

13

Degazeificator

30

1

30

14

Instalatie de preparare centrifuga

20

3

60

15

Instalatie transport material pulverulent

4

1

4

16

Dispozitiv salvare garnitura

20

1

20

17

Dispozitiv strins-slabit

11

1

11

18

Dispozitiv manevra prajini grele

7,5

1

7,5

19

Dispozitiv mecanizare

18,5

1

18,5

20

Pod tubaj reglabil

7.5

1

7,5

21

Instalatie comanda prevenitoare

11

1

11

22

Instalatie de uscare aer

15

1

15

23

Instalatie iluminat normal

18

1

18

24

Instalatie iluminat siguranta

0,8

1

0,8

43

In afara de iluminatul normal, exista si iluminatul de siguranţa pentru a se asigura continuitatea lucrului in caz de deranjament in instalaţia de lumina de 220V. alimentarea lui se face de la bateriile de acumulatori existente in cadrul instalaţiei de foraj (la 24V), prin tabloul de siguranţa, prevăzut cu dispozitive de conectare automata a iluminatului de siguranţa. Se adoptă puterea consumatorilor auxiliari de forţă , pentru instalaţia F200- 2DH, ca fiind egală cu : PCs.A.F = 592,8 kW în care : PCs.A.F este puterea consumatorilor auxiliari de forţă 2.4. Calculul puterii instalate Puterea instalata a IF (P’) reprezinta puterea motoarelor utilizate pentru actionarea antoarelor principale, a celor auxiliare si pentru actionarea celorlalte utilaje si instalatii folosite pentru executarea diverselor operatii auxiliare. P’ = P + PCs.A.F P=n Pn

(2.4.1) (2.4.2)

Pn-Puterea nominala a motorului MB820, Pn= 655 kW n-numarul de motoare folosite P = (2+2) · PnP = (2 + 2) 655kW = 2620 kW P’= 2620 kW + 592,8 kW = 3212,8 kW 2.5. Concluzii In capitolul 2 s-au ales grupurile de actionare. Alegerea s-a facut pe baza analizei parametrilor motoarelor si caracteristicile acestora, s-a evidentiat modul de utilizare al acestor grupuri de actionare astfel incat sa fie satisfacute conditiile de tehnologicitate si economicitate. Acest lucru s-a facut pentru a obtine niste parametri de lucru cat se poate eficienti si economici, deoarece in cazul neindeplinirii uneia din conditii se pot intampla atat stagnari ale procesului normal de foraj (uneori poate chiar si cu consecinte catastrofale) cat si pierderi financiare mari.

3. ALEGEREA PRINCIPALELOR UTILAJE ALE INSTALATIEI DE FORAJ SI PREZENTAREA PARAMETRILOR SI CARACTERISTICILOR LOR

3.1Alegerea capului hidraulic 44

Fig.3.1 Secţiune prin CH (reprezentare schematică (a) şi reprezentare constructivă (b)): 1 – corp (oală); 2 – bolţ; 3 – toartă (biglu); 4, 10 – rulment cu role cilindrice (de ghidare); 5, 11 – garnituri de etanşare; 6 – rulment axial principal, cu role conice; 7 – fus; 8 – reducţie; 9 – rulment axial secundar, cu bile; 12 – felinar (capac); 13 – lulea; 14 – piuliţă inferioară; 15 – ţeavă de spălare; 16 – cutie de etanşare; 17 – etanşarea între partea superioară a ţevii de spălare şi lulea; 18 – piuliţă superioară; 19 – şuruburi de fixare

Capul hidraulic [1] (CH) este un utilaj care face parte din ansamblul de antrenare a Gar.F. El reprezinta nodul de legatura intre cele trei echipamente principale (Eq.Pr) ale IF: echipamentul de circulatie (Eq.C); echipamentul de rotatie (Eq.R) si de manevra (Eq.M). CH este suspendat in ciocul cirligului triplex cu ajutorul toartei sale. La randul sau, CH sustine garnitura de foraj prin intermediul reductiei de legatura si al prajinii de antrenare. De luleaua CH se monteaza furtunul de noroi.

Ca urmare functiunile CH sunt: 1

Sustinerea Gar.F in timpul forajului;

2

Permiterea rotatiei Gar.F; 45

3

Conducerea fluidului de foraj,sub presiune,de la FN la PA, prin lulea, teava de spalare, fus si RLCH,in cazul circulatiei directe.

1

Marimile fizice principale ale CH: marimile functionale: -

2

sarcina de lucru maxima ; turatia maxima a fusului; presiunea maxima a fluidului de foraj; marimile dimensional-constructive:

3

diametrul interior al tevii de spalare; tipo-dimensiulnile de legatura; marimile de anduranta:

-

sarcina limita/capacitatea in functie de rulmentul principal; durabilitatea rulmentului principal; durabilitatea etansarii tevii de spalare.

Fig. 3.1. Capul hidraulic (CH) montat în ciocul cârligului, în timpul forajului ' FCH .M

Alegerea capului hidraulic se face pe baza sarcinii maxime de lucru ( echipeze instalatia de foraj F200-2DH [1]:

), si trebuie sa

' ' FCH . M  FM

, FM'  200tf

Se calculează masa capului hidraulic cu relaţia următoare: 46

(3.1)

t G CH  mCH g

G CH  2,5t 9,81m / s 2 24,53kN (3.2) Capetele hidraulice construite în România sunt tipizate conform SR 5736 [6.6], care este elaborat în concordanţă cu API Spec. 8A [6.7] şi API Spec. 8C [6.8]. Din tab 6.2. Cap .6. 6 [1], se alege tipul de cap hidraulic CH – 320 (–40°C) SR 5736 necesar instalaţiei de foraj alese, F200. CH–320 (–40°C) SR 5736 este un cap hidraulic echipat cu rulment axial-oscilant cu role butoi, cu sarcina maximă de lucru de 320tf, care lucrează în condiţii de temperatură de până la – 40°C. Conform SR 5736, acest tip de CH se caracterizează şi prin: Sarcina limită sau capacitatea maximă în funcţie de rulmentul principal FRLCH=147tf pM = 35MPa; nM = 300 rot/min, di = 76,2 mm, LP 4 (filetul de legătură al lulelei cu FF), 6⅝ REG LH (filetul de legătură cu RLCH).

3.2Alegerea ansamblului macara carlig Componenţa ansamblului macara-cârlig este prezentată în figura 3.2. Simbolizarea acestui echipament se face cu ajutorul grupului de litere MC, urmat de valoarea, în tf, a sarcinii maxime utile de la cârlig. Arcul serveşte pentru săltarea pasului la deşurubare, evitându-se astfel o manevra suplimentară. La macaralele mari, în paralel cu arcul, există un amortizor hidraulic, pentru evitarea deteriorării filetelor cepului şi mufei, din cauza vitezelor mari de săltare. Sistemul de blocare la rotire are 24 de poziţii şi serveşte podarului la poziţionarea dorită a cârligului.[1] Ansamblul macara-cârlig se alege în funcţie de condiţia [1]: FMC ≥ FCM.

(3.2.1)

Din tab.3.2 [1], se alege tipul de macara-cârlig 5-32-1250 MC -300, care îndeplineşte condiţia anterioară şi care are următorii parametrii:

Tabel 3.1. Caracteristicile Ansamblului Macara-Carlig

47

Un.Mas...

F200 5-32MC-300

Sarcina maxima de lucru la carlig

tf

300

Nr. Roti manevra

-

5

Diam cablului

mm

32

Diam ext al rotii

mm

1250

Diam de fund al rotii

mm

1140

Tipul rulmentilor

-

57952

Sarcina maxima in f-ie de rulmenti

US tonf

347

Masa

t

8,610

Denumire Tabelul 3.2. macaraleconstruite în

Tipurile de cârlig România şi

caracteristicile lor (cf. [6.9])

Se calculează greutatea ansamblului macara-cârlig cu formula următoare: GMC = mMC · g GMC =8,610t · 9,81 m/s2 = 84,464 kN

48

(3.2)

Fig. 3.2. Construcţia ansamblului-cârlig mono-bloc: 1 – cârlig triplex; 2 – bolţ; 3 – pahar şi rulment axial; 4 – tijă; 5– piston; 6 – arcuri de destindere; 7 – piesă de legătură între ansamblul cârligului şi macara; 8 – axul macaralei; 9 – role; 10 – rulmenţii macaralei; 11 – plăci laterale

3.3Alegerea geamblacului de foraj Geamblacul de foraj reprezinta partea fixa a masinii macara-geamblac. Se monteaza in grupul mastului, pe grinzi numite coroana geamblacului. Este format dintr-un ax, pe care se monteaza un anumit numar de role (z+1) prin intermediul unor rulmenti. Fiecare rola se misca independent de celelalte (z-numarul de role de la macara) [1]. Geamblacul este un ansamblu care conţine scripeţii ficşi ai mecanismului macara-geamblac, aflaţi la partea superioară a turlei sau mastului. Există mai multe tipuri constructive de geamblacuri: 1. Geamblacuri de foraj cu un singur etaj: a. geamblacul de foraj românesc: -geamblacul de foraj tip A este geamblacul de construcţie românească. Avantajul acestui tip constructiv este acela că este o construcţie compactă ce permite rotirea sa cu 180°. b. geamblacul de foraj cu reazeme intermediare pentru fiecare rola: - geamblacul de foraj tip B este geamblac cu diametrul axului mai mic, dar lungimea totală este mare. Punctele de reazem intermediare sunt impedimente pentru rotirea geamblacului cu 180°. 49

c. geamblacul de foraj din două blocuri: - geamblacul de foraj tip C este format din două blocuri care se pot roti şi interschimba, asigurând o manipulare uşoară. d.

geamblacul de foraj cu mai multe axe:

- geamblacul de foraj tip D: axele sunt coplanare într-un plan orizontal, rolele sunt fixe pe ax şi axul este montat pe rulmenţi. 2. Geamblacuri de foraj cu două etaje: a.

geamblacul de foraj cu rolele montate în plan vertical: 

b.

geamblacul de foraj tip E: fiecare rolă este montată pe axul ei. Este posibilă schimbarea relativ uşoară a rolelor. Axul este montat pe rulmenţi. geamblacul de foraj cu rolele montate în plane diferite:



geamblacul de foraj tip F: această variantă constructivă este compusă din două etaje, cu rolele dispuse în plane diferite. Din cauza amplasării rolelor perpendicular, nu se reduce spaţiul de siguranţă. Diametrul axului este mai mic ca în variantă constructivă A. Din cauza dispunerii rolelor în plane diferite apare ca avantajoasă înfăşurarea cablului din punct de vedere al inflexiunilor acestuia [1].

Fig. 3.3.1 Geamblac cu o roata separata

Componenţa geamblacului de foraj este pusă în evidenţă de figura 3.3.2. Elementele principale ale acestuia sunt: rolele, axul geamblacului şi rulmenţii. Axul se realizează din oţel Cr-Ni sau Cr-Mo. Fiecărei role a geamblacului trebuie să i se asigure un regim de ungere, ca urmare, axul este găurit, iar ungerea rulmenţilor se va face cu ungătoare cu bilă. Alegerea geamblacului de foraj se face in functie de sarcina de lucru maxima ,de diametrul cablului utilizat, de tipul cablului de manevra, de tipul macaralei, respectiv de tipul ansamblului macara-carlig. Pentru instalatia F200-2DH, se alege unul din geamblacurile tipizate care sa indeplineasca cerintele impuse. 50

Fig. 3.3. 2Geamblac monobloc: 1 – suport (prin care GF se montează prin şuruburi de coroană/ ramă); 2– ax; 3 – rolă/ roată; 4 – rulment radial-axial cu role conice pe două rânduri; 5 – disc distanţier; 6 – bucşă distanţieră; 7 – ungător cu bilă (folosit pentru ungerea consistentă a rulmenţilor) (canalele de ungere sunt practicate în plan orizontal); 8 – placă de presare; 9 – apărătoare

Pentru instalatia de foraj F 200 se va folosi un geamblac A 6 -32-1250GF-300 (-400C)(vezi [1] cap. 5.4 tab.5.6), adica geamblac de foraj cu 6 roţi/ role pe ax cu diametrul cablului de manevră de 32 mm, diametrul exterior al rolei de 1250 mm, sarcina maximă de lucru 300tfşi temperatura de lucru de – 40°C. Din tabelul 5.6 Cap. 5 [1]se observă că acest tip de geamblac face parte din clasa echipamentului (de manevră) 450. Tabel 3.3. Caracteristicile Geamblacului Un.Mas. Denumire 6-32GF-300 Sarcina maxima la coroana geamblacului tf 400 Sarcina maxima de lucru la carlig tf 300 Nr. Roti manevra 6 Diam cablului mm 32 Diam ext al rotii mm 1250 Diam de fund al rotii mm 1140 Tipul rulmentilor 57952 Sarcina maxima in functie de rulmenti US tonf 416 Masa t 2.8

3.4Alegerea elevatorului cu pene 51

Manevrarea coloanelor de burlane (la introducere şi la extragere) se face cu ajutorul elevatorilor, de dimensiunea corespunzătoare adâncimii maxime de tubare a coloanelor respective. Broasca-elevator cu pene pentru coloana de burlane de tubare (B-El.PCB) („casing slip elevator-spider”, în lb. en.) este o sculă de manevră care se foloseşte în timpul tubării puţurilor, atât pentru susţinerea coloanei de burlane (CB), ca broască cu pene, aşezată pe masa rotativă (MR), cât şi pentru săltarea din penele broaştei şi introducerea coloanei în puţ, ca elevator (cu pene). Deci, aceste scule se folosesc în pereche în timpul tubării puţurilor: una, aşezată pe MR, susţine CB, prin împănare, îndeplinind funcţia de broască cu pene (vezi fig. 3.4.1), iar cealaltă, care este susţinută în chiolbaşi, având rolul de elevator (cu pene), se prinde, tot prin împănare, pe burlanul care s-a adăugat, prin înşurubare, la coloană, saltă CB din broasca cu pene şi o susţine în timpul introducerii ei în sondă (vezi fig. 3.4.2).

Fig. 3.4.2. Tragerea burlanului pe jilip, cu ajutorul unui elevator de tras burlane, pentru a fi înşurubat în coloana susţinută în broasca cu pene

52

Fig. 3.4.3. Varianta de elevator (cu pene) (cu inel ridicător) a broaştei-elevator cu pene, cu două semicorpuri, care este susţinută în ochiurile inferioare ale chiolbaşilor (11) în timpul introducerii coloanei de burlane (12) în puţul care se tubează: 1 – corp/ carcasă; 2 – umăr; 3 – braţ inferior; 4 – eclisă de siguranţă; 5 – corp de pană; 6 – bacuri; 7 – pâlnie de ghidare; 8 – cadru ridicător; 9 – împingătoare; 10 – mecanism cu pârghii de ridicare

Din punct de vedere funcţional, se deosebesc tipurile: • broască cu pene (BP); • elevator cu pene (El.P).

Fig.3.4.4. Broasca-elevator cu pene

53

In figura 3.4.4 este reprezentata Broasca-elevator cu pene pentru coloana de burlane (broasca cu pene, în partea de sus, stanga; elevatorul cu pene, în partea dreapta, şi vedere de sus a elevatorului cu pene, în partea de jos): 1– corp; 2– umăr/ braţ superior; 3 – braţ inferior; 4 – eclisă (siguranţă pentru chiolbaşi); 5 – poartă/ uşă; 6 – pene; 7 – bacuri; 8 – placă de sprijin (pe masa rotativă); 9 – guler de protecţie şi ghidare; 10 – pâlnie de ghidare; HB – înălţimea broaştei cu pene; HE – înălţimea elevatorului cu pene; l – lăţimea broaştei-elevator Alegerea elevatorului cu pene se face din conditiile urmatoare: ' FP  FCBM

(3.4.1) unde FP  FB  El.PCB (3.4.2) Studiind oferta companiei STEROM S.A. Câmpina, conform ([1] cap. 8, tab.8.8) se alege un elevator cu pene de tipul B-El.PCB 4½ – 13⅜ in x 350 ts (9⅝" x 275 ts x 8⅝") (– 45ºC). înseamnă broască-elevator destinată utilizării pentru burlane cu diametrul nominal cuprins între 4½ in şi 13⅜ in (inclusiv), cu sarcina nominală (sarcina maximă de lucru) de

350 ts (320tf),

echipată cu pene/ set de pene de 95/8 in, cu sarcina nominală (maximă de lucru) de 275 ts (250 tf), în care sunt montate bacuri de 8 5/8 in, adică această broască-elevator este echipată pentru susţinerea unei CB de 85/8 care determină, în timpul manevrei ei, o sarcină maximă la cârlig de cel mult 275ts (250 tf). Ea este executată să lucreze în condiţii de temperatură de până la – 45 ºC. Se calculează greutatea elevatorului cu pene, cu următoarea relaţie: 2,1t·9,81m/s2 =20,601kN

3.5. Alegerea elevatorului pentru prăjini de foraj Elevatorul pentru prăjini de foraj (El.PF) („drill pipe elevator”, în lb. en.) este o sculă de manevră care se foloseşte pentru susţinerea garniturii de foraj (Gar.F) în timpul extragerii şi introducerii ei în sondă. El prinde sub mufa PF şi este agăţat, prin umerii săi, în ochiurile inferioare ale chiolbaşilor. El.PF se compune din: 54

– două corpuri articulate, care se închid pe PF, prevăzute cu câte un umăr, cu care se suspendă în ochiurile inferioare (mici) ale chiolbaşilor; – închizatorul celor două corpuri; – eclise cu bolţuri, prinse în umeri, pentru asigurarea contra ieşirii chiolbaşilor. Elevatoarele se deosebesc prin forma lor, modul de închidere a celor două corpuri şi forma suprafeţei de rezemare a prăjinilor. Din punctul de vedere al închiderii, se diferenţiază: – El.PF cu închidere centrală (El.PF.ÎC); – El.PF cu închidere laterală (El.PF.ÎL). După forma suprafeţei de sprijin al PF, se disting: – El.PF cu scaun drept (EL.PF.SD), deci cu suprafaţă de rezemare dreaptă, folosite pentru manevrarea prăjinilor de foraj cu racorduri speciale sudate cu umăr drept (RSSUD) sau cu racorduri înfiletate [1].

Fig. 3.5.1. Elevator pentru PF, cu închidere centrală, cu scaun conic

– El.PF cu scaun conic (El.PF.SC), care dispun de o suprafaţă de rezemare interioară tronconică, cu unghiul de închidere standardizat, de 18°, ca şi mufele racordurilor speciale sudate cu umăr conic (RSSUC).

55

Fig. 3.5.2. Elevator pentru PF, cu închidere centrală, cu scaun drept

Elevatoarele sunt tipizate, prescripţiile generale fiind prevăzute de API Spec. 8A [8.5] şi Spec. 8C [8.6]. În fig. 8.8 este reprezentat un El.PF cu scaun conic iar în fig. 8.9 un El.PF cu scaun drept. In figura 3.4. este prezentată forma constructivă a unui elevator pentru prăjini cu scaun conic.

Fig. 3.4. Elevator pentru prăjini de foraj, cu scaun conic

Alegerea elevatorului pentru prajini se face in functie de tipul prajinilor de foraj: 1

Daca prajinile sunt cu recorduri speciale infiletate, atunci cu scaun drept

2

Daca prajinile sunt cu racorduri speciale sudate, atunci cu scaun conic La alegerea elevatorului trebuie indeplinita conditia: ' FEl  FGar .FMn

(sarcina normala utila de la carlig)

(3.5.1)

' FGar .FM

este sarcina maximă care apare în timpul manevrării garniturii până la adâncimea în care maximă de foraj a puţului respectiv.

56

' FGar .FM

Pentru că prăjinile de foraj sunt cu RSSUC si

=1228,63kN, conform tabelului 8.5

[1] cap 8, se alege un elevator cu scaun conic cu urmatoarea nominalizare: Elevator cu scaun conic 4½ x 121,4 x 250 adica elevator cu scaun conic cu dimensiunea nominală de 4½" ( pentru prăjini de foraj cu RSSUC, cu diametrul nominal de 4½", DPF = 4½"), cu diametrul interior de 121,4 mm (ceea ce înseamnă că se utilizează pentru prăjini cu capetele fie cu II, fie cu IEI, (conform tabelului 8.5 cap 8) şi cu sarcina maximă de lucru de 250 tf cu masa mEl=182,8kg conform NR 05-1018R STEROM SA. Se calculează greutatea elevatorului pentru prăjini de foraj conform relaţiei: = mEl · g

ELpF

(2.5.3)

GEl = 182,8 kg · 9,81 m/s2 = 1,8 kN

3.6Alegerea chiolbasilor Chiolbaşii (Ch) („the drilling links”/ „elevator links”, în lb. en.), denumiţi şi „braţele de elevator”, sunt scule de foraj care fac legătura între cârlig şi elevator, fiind utilizaţi în timpul manevrei garniturii de foraj (Gar.F) şi coloanelor de burlane (CB). Ei se agaţă cu ochiurile superioare de umerii cârligului şi susţin cu ochiurile lor inferioare elevatorul, prin umerii acestuia (vezi fig. 3.6.1). Astfel, sarcina datorată Gar.F sau CB este preluată, prin intermediul elevatorului, de către Ch, care o transmit cârligului [1]

57

Fig. 3.6.1. Ansamblul format din macara-cârlig, chiolbaşi şi elevator, în care este susţinută garnitura de foraj, în timpul manevrei acesteia

Din punct de vedere al sarcinii de lucru, exista 3 tipuri de chiolbasi: 1

Usor (sarcini mici)

2

Mediu (sarcini medii)

3

Greu (sarcini mari)

Tipul usor are forma de za alungita, iar cel mediu si greu – de bara prevazuta la ambele capete cu ochiuri. Chiolbasii se executa prin forjare in matrita, dintr-o singura bucata de otel slab aliat de constructii pentru a se asigura o rezistenta mare atat prin fibrajul obtinut prin procedeul tehnologic respective cat si prin compozitie, si prin TT folosit.

Fig. 3.6.2. Diferite tipuri de chiolbaşi

Alegerea chiolbasilor se face in functie de sarcina de lucru si de lungimea nominala.

Fig. 3.6.3. Tipurile de chiolbaşi şi dimensiunile lor principale: a – chiolbaş de tipul uşor; b – chiolbaş de tipul mediu; c – chiolbaş de tipul greu; C2 – raza de curbură interioară a ochiului superior; G1 – raza de curbură interioară a ochiului inferior; D2 – raza de curbură a suprafeţei de contact a ochiului superior cu umărul cârligului; H1 – raza de curbură a

58

suprafeţei de contact a ochiului inferior cu umărul elevatorului; d, d1 – diametrul barei; L – lungimea de lucru (dintre punctele de sprijin pe umărul cârligului şi pe umărul elevatorului)

Conform normelor prevazute pentru F200-2DH se aleg chiolbasi de tip greu, serie Chiolbaşi 69 x 2100 x 320 Gama de sarcini: Fch = 320 tf / per. Dimensiuni principale: - d1 = 85 mm. - C2 = 108 mm. - G1 =70 mm. - D2 = 34 mm. - H1 = 34,5 mm. - Lungimea totala: Lch = 2100 mm. - Masa netă informativă: mch = 247 kg/per.

Se calculează greutatea chiolbaşilor cu relaţia următoare: GCh= mCh · g

(3.6)

GCh = 247 kg · 9,81 m/s2 = 2,43 kN

3.7Alegerea cablului de manevra Cablul de foraj sau de manevra este o construcţie din fire metalice răsucite elicoidal care preia doar efortul de întindere având flexibilitate ridicata. Cablurile sunt de mai multe feluri: plate sau rotunde (în foraj se folosesc doar cabluri rotunde). Cablurile se folosesc în mai multe scopuri: 1

la manevră: cablul de manevră sau de foraj;

2

la efectuarea operaţiilor de lăcărit: cablul de lăcărit;

3

la ancorarea turlei sau mastului: cablul de ancoră;

4

pentru rabaterea turlei: cablul de praştie; 5

la efectuarea operaţiilor de carotaj exista cablul de carotaj, în interiorul cărora sunt amplasaţi conductori electrici. Cablurile pot fi: simple, duble (folosite la foraj) sau triple. Sârmele de cablu se înfăşoară în

toroane (sau viţă de cablu sau cablu simplu) şi, la rândul lor, toroanele se înfăşoară realizând cablul dublu. Toronul este realizat din straturi de sârme care pot fi: 1 2

de acelaşi diametru 5 la fire; de diametre diferite în straturi sau construcţie compound. 59

Cablul de construcţie cu diametre diferite ale sârmelor poate fi în mai multe variante (figura 3.7.1.):   

cablul FILLER - cu fire subţiri intercalate între straturi; cablul SEALE sau SIL — straturi cu diametre diferite; cablul WARRINGTON- în cadrul aceluiaşi strat sârmele au diametre diferite.

Fig. 3.7.1. Diferite construcţii de cabluri a - Seale; b - Filler; c – Warrington

Cablurile de foraj sunt cablurile SEALE tip 6x19, adică 6 toroane cu 19 fire în fiecare toron, aşezate în 3 straturi, ce reprezintă: sarma centrala sau inima cablului formata de un singur fir, stratul de rezistenţă format din 9 fire şi stratul de flexibilitate format tot din 9 fire. Geometria unui toron Seale se stabileşte în funcţie de diametrul sârmelor din stratul exterior sau de rezistenţă δ e. Diametrul sârmelor din stratul de flexibilitate este δi = 0,57 · δ e şi diametrul inimii este δ0 = 1,2 • δe. Inima cablului poate fi: 1

organica (din cânepa îmbibată în ulei);

2

metalica (aceasta inima păstrează forma cablului);

3

din sârme răsucite elicoidal.

Cablarea reprezintă modalitatea de răsucire atât a firelor în toron cât şi a toroanelor între ele. Exista cablarea paralelă (atât firele cât şi toroanele sunt răsucite în acelaşi sens: spre stânga - cablarea SS - sau spre dreapta - cablarea ZZ). La cablarea în cruce firele sunt răsucite intr-un sens opus răsucirii toroanelor (exista cablarea SZ — firele sunt răsucite spre stânga, iar toroanele spre dreapta — şi cablarea ZS). Cablarea în cruce asigură stabilitate la tendinţa de dezrăsucire. [ 1 ]

60

Fig. 3.7.2. Cablarea: a – înfăşurarea spre dreapta; b – înfăşurarea spre stânga; c – cablarea în cruce stânga (Z/S); d – cablarea în cruce dreapta (S/Z); e – cablarea paralelă dreapta (Z/Z); f – cablarea paralelă stânga (S/S)

Alegerea cablului se face pe baza sarcinii sale reale minime de rupere (Sr.m), astfel încât să fie satisfăcută condiţia de rezistenţă (vezi [1]): Srm ≥cM · FM

(3.7)

în care: Srm este sarcina minimă de rupere a cablului, în kN; CM - coeficientul de siguranţă pentru operatiile de tubare si instrumentatie care se accepta egal cu valoarea 2, conform API Spec.9B iar FM ste forta maxima din RA a infasurarii cablului. Ea se determina cu expresia[1]: FM 

FM 2  z  M G

(3.7.2)

in care FM este forta totala care actioneaza asupra ramurilor din cablu; z – nr de role de la macara;  M G - randamentul masinii macara-geamblac la ridicare Randamentul masinii macara-geamblac la ridicare se obtine cu relatia (cf.[1]): β 2∙ Z −1 η M −G= 2∙ Z ∙ β2 ∙ Z ∙ ( β−1 )

(3.7.3)

unde β este inversul randamentului unei role,

61



1  Ro

(3.7.4)  Ro

pentru care se admite valoarea β =1,04, conform API iar

=0,96 (API) randament role

Conform tipului de ansamblu MC ales, z =5 Atunci, rezultă: 1,042 25  1  0,811 2  5  1,04 25 (1,04  1)

 M G

= Forţa F M se calculează cu expresia (conform [1]):

FM FM

'



ac( M )    GoT   1  g  

(3.7.5) F M' unde

GoT

este sarcina maxima utila la carlig;

- greutatea moarta la tubare; g- acceleratia

ac(M ) gravitationala g= 9,81 m/s2 ;

- acceleratia miscarii carligului are valori cuprinse in domeniul

[0.5;1.5]· m/s2 Greutatea moartă la tubare se determină ţinând cont de greutatea elementelor ansamblului MC, a chiolbaşilor (Ch), a elevatorului cu pene (El.P) şi a ramurilor de cablu dintre macara şi geamblac:

G MC  Gch  G El. P  GCM

GoT

=

(3.7.6)

Deoarece, la acest moment nu se cunoaşte tipodimensiunea cablului şi, ca urmare masa sa unitară, se face aproximaţia: GoT  G MC  Gch  G El. P

rezulta; GOT =84,46 kN +2,43 kN + 20,601kN =107,5 kN 62

(3.7.7)

Ştiind tipul IF, se determină: F M'

=200tf= 200·9,81 =1962kN

Se accepta: a c( M )  1m / s 2 si se obtine 1   F M  1962kN  107,5kN   1    2080,46kN 9,81  

Se calculeaza:

F

2080,46kN  256,531kN 2  5  0,811

=

Se determină sarcina reală minimă de rupere necesară a cablului cu formula: Sr.m.nec ≥cM · FM

cM  2

( conform API)

(3.7.8)

si rezulta Sr.m.nec =2·256,531kN=513,062kN

Se alege un cablu Seale, cu o măsură a lui Sr.m, astfel încât să fie îndeplinită condiţia următoare: S r .m  S r .m.nec

(3.7.9) Ca urmare, din [1], tabelul 5.2, se constată că se poate alege: Cablu Seale 6x19-32-1570 SZ STAS1689-80 caracterizat prin:

nT  6

nr toroane n f  19  1  9  9 nr fire din fiecare toron d c  32mm

diametrul nominal 63

Rm  1570 MPa S r .m  531,32kN d 0  3mm

rezistenta minima de rupere a sarmelor sarcina reala minima de rupere

diametrul sarmelor centrale d1  1,45mm diametrul sarmelor intermediare d 2  2,6mm diametrul sarmelor exterioare m1.C  3,89kg / m

masa unitara Tipul cablării: cruce dreapta (SZ), adică sensul de înfăşurare a firelor în toron este spre stanga(S) iar sensul de înfăşurare a toroanelor în cablu este spre dreapta (Z). S r .m  531,32  S r .nec  513,062kN S r .m  S r .nec

Deci conditia

este satisfacuta.

Se reia calculul pentru verificare. GCM

Trebuie sa recalculam FM tinand cont si de greutatea cablului (M ) GCM 2  z  l r .CM  q c =

(3.7.10)

qc

- greutatea unitara a cablului

qc m1.C  g

=

(3.7.11)

qc  3,89kg / m  9,81m / s 2  38,161N / m

l r(.MCM)  (1,5m  l p )  s  lb (3.7.12) l

(M ) r .CM

(1,5m  27 m)  6,5m  9m  26m

= in care s=6,5m – spatiu de siguranta lb=9m lungimea unui burlan lp=27m lungimea pasului GCM  2  5  26m  38,161N / m  9,922kN GoT  107,5kN  9,922kN  117,422kN

Pentru IF F200-2DH vom avea:

64

FN  200  9.81kN  117,442kN (1 

F

cM 

S r .m F

1 )  2091,413kN 9,81 2091,413kN  257,88kN 2  5  0,811

=

;

cM



531,32kN  2,06  c  2 257,88kN

Tabelul 3.7.5. Parametrii caracteristici ai cablurilor Seale 6 x 19, conform STAS 1689-80

3.8. Alegerea troliului de foraj

Fig. 3.7. Troliul de foraj de tipul TF38

Troliul de foraj este utilajul sistemului de manevră care îndeplineşte în cadrul instalaţiei de foraj următoarele funcţiuni: 1

extragerea şi introducerea" garniturii de foraj, respectiv introducerea coloanei de tubare, suspendate în cârligul mecanismului macara — geamblac, operaţii realizate 65

prin intermediul cablului de foraj înfăşurat pe toba de manevră a troliului; 2

înfăşurarea, strângerea, slăbirea şi deşurubarea paşilor de prăjini, precum şi adăugarea bucăţilor de avansare, operaţii realizate cu ajutorul mosoarelor troliului; 3. transmiterea mişcării de rotaţie la masa rotativă (la unele construcţii);

4. susţinerea garniturii de foraj şi reglarea apăsării pe sapa în timpul procesului de săpare; 5. lucrări de punere în producţie, pistonat, lăcărit, carotaj prin prăjini, operaţii care se executa cu ajutorul tobei de lăcărit; 6. ridicarea masturilor rabatabile cu ajutorul tobei de lăcărit; Troliul de foraj se compune, în general dintr-un şasiu în care sunt montaţi arborii, frânele mecanice, frâna hidraulica, transmisiile cu lanţ, pârghiile de comanda a diverselor cuplaje mecanice, cuplaje cu discuri sau cu burduf, ambreiaje ventilate cu burduf, sistemul de ungere, sistemul de comanda pneumatica etc. Troliile de foraj pot fi echipate cu o toba sau cu două tobe: de manevră şi de lăcărit.[l] Tabel 3.6. Caracteristicile troliului de foraj Denumire Tractiune maxima in cablu Putere maxima la intrare Diametrul cablului Nr. de viteze la toba de manevra Diametrul tobei de manevra Lungimea tobei de manevra Ambreiaj pe partea “incet” Lant pe partea “incet” Ambreiaj pe partea “repede” Lant pe partea “repede” Diametrul tambur frana Latime tambur frana Aria suprafetei de franare Frana auxiliara

TF38 kN kW mm mm mm mm mm dm2

380 1500 35 4+2R 800 1325 AVB1250x300 3x2 ½ in AVB1120x300 3x2 ½ in 1400 269 223,43 FH60

Se alege un troliu de foraj TF 38 3.9 Concluzii

In acest capitol au fost alese principalele utilaje ale instalatiei de foraj si au fost prezentati parametrii si caracteristicile lor. Principiul dupa care au fost alese aceste utilaje a fost clasa si tipul instalatiei de foraj calculate in capitolul anterior. Utilajul calculat a fost ales astfel incat sa 66

corespunda cerintelor instalatiei de foraj si sa o echipeze corespunzator, fara sa provoace defecte si fara sa impiedice buna functionare a instalatiei de foraj.

4.Concluzii

Acest proiect a avut drept scop proiectarea şi exploatarea raţională a troliului de foraj (TF) al sistemului de manevra (SM) al unei instalaţii de foraj (IF), în cazul nostru instalaţia de foraj F200 – 2DH. Programul din care face parte acesta tema a proiectului este: „Proiectarea de IF destinate construirii sondelor de petrol şi gaze, cu performante ridicate, adaptate cerinţelor pieţei mondiale, şi exploatarea lor raţională”, şi este destinată studenţilor din anul III în vederea: -

însuşirii cunoştinţelor predate la disciplina UTILAJ PETROLIER; deprinderea activităţilor de proiectare şi proiectare şi de exploatare a utilajului petrolier de schela prin aplicarea cunoştinţelor de la disciplinele de specialitate. Obiectivele urmărite prin rezolvarea temei propuse consta în îmbunătăţirea construcţiei şi funcţionării TF şi SM prin: - reducrea complexităţi mecanice a SM; - optimizarea funcţionării SM; - exploatarea raţională a SM. Ca indicaţii economice ce se pretează acestei IF se amintesc următoarele: -

folosirea eficienţă a puterii a IF; reducerea consumului de metal al elementelor TF şi, ca urmare, obţinerea unei greutăţi specifice (raportate la unitatea de putere) minime; creşterea fiabilităţi componentelor TF şi, deci, reducerea la minimum a timpului neproductiv al IF rezultat din defecţiuni

67

BIBLIOGRAFIE 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15. 16.

Parepa S., Utilaje Petroliere, Notiţe de curs. Universitatea Petrol – Gaze din Ploieşti. Anul univ. 2013 – 2014 Parepa S., Utilaje Petroliere, Notiţe de laborator. Universitatea Petrol – Gaze din Ploieşti. Anul univ. 2013 – 2014. Parepa, S., Utilaje Petroliere, Indicaţii la tema de proiectare: „Proiectarea şi exploatarea raţională a troliului de foraj (TF) al unei instalaţii de foraj (IF)”. Universitatea Petrol – Gaze din Ploieşti. Anul Univ. 2013-2014. Popovici, Al. şi colab., Calculul şi construcţia utilajului pentru forajul sondelor de petrol. Editura Universităţi din Ploieşti, 2005 Radulescu, Al., Mihailescu, A., Cristea., V., Carnet tehnic. Utilaj petrolier-foraj. Editura tehnică, Bucureşti, 1975. Ulmanu, V., Material tubular petrolier. Editura Tehnică, Bucureşti, 1992. Costin, I., Scule pentru foraj şi extracţie. Editura tehnică, Bucureşti, 1990. Cristea, V., Gradisteanu, I., Peligrad, N., Instalaţii şi utilaje pentru forarea sondelor, Editura Tehnică, Bucureşti, 1985. Tatu, Gr., Carnet tehnic. Forarea sondelor. Editura Tehnica Bucuresti ***Forajul sondelor. Carnet tehnic. S.C. Petrostar S.A. Ploiesti *** STAS 328-86 Sape cu trei conuri ***STAS 875-86. Burlane pentru tubaj şi mufele lor. Dimensiuni. ***Standarde ale instalatiilor si utilajelor de foraj ***API, Spec. 7K, Specification for Drilling Equipement ***API, Spec. 8A, Specification for Drilling and Production Hoisting Equipement ***API, Spec. 8C, Specification for Drilling and Production Hoisting Equipement (PSL 1 and PSL2)

68