Dr Renato Bizjak

TEHNOLOGIJA BUŠENJA SA PROJEKTOVANJEM

Novi Sad 2004

SADRŽAJ

UVOD......................................................................................................................................... 1Kratak istorijat bušenja........................................................................................................... 1Karakteristike naših područja................................................................................................ 2Planiranje izrade bušotine....................................................................................................... 21.FIZIČKO MEHANIČKA SVOJSTVA STENA................................................................. 5

1.1. Fizičko mehanička svojstva stena bitna za tehnologiju bušenja............................. 51.1.1. Stepen povezanosti stena....................................................................................... 51.1.2. Zapreminska masa (gustina) stena...................................................................... 61.1.3. Poroznost stena...................................................................................................... 61.1.4. Elastične i deformacione osobine stena............................................................... 61.1.5. Plastične deformacije stena................................................................................... 71.1.6. Tvrdoća stena........................................................................................................ 71.1.7. Čvrstoća stena........................................................................................................ 81.1.8. Abrazivna svojstva stena...................................................................................... 8

1.2. Naprezanja i pritisci u kanalu bušotine...................................................................... 92. "ROTARY" BUŠAĆA POSTROJENJA........................................................................... 11

2.1. Osnovne komponente "rotary" bušaćeg postrojenja................................................. 152.1.1. Pogonski sistem...................................................................................................... 152.1.2. Sistem za manevrisanje......................................................................................... 172.1.3. Sistem za cirkulaciju fluidom (isplakom)............................................................ 212.1.4. Sistem za rotaciju.................................................................................................. 232.1.5. Sistem za kontrolu dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine (BOP).................. 252.1.6. Uređaji i oprema na podištu tornja..................................................................... 26

2.2. Integrisani sistem za rotaciju bušaćim alatom i cirkulaciju isplakom..................... 282.3. Specijalna oprema za bušenje na moru...................................................................... 29

3. DLETA ZA ROTACIONO BUŠENJE............................................................................... 343.1. Lopataska ili perasta dleta........................................................................................... 343.2. Dleta sa konusima ili rolkama...................................................................................... 34

3.2.1. Klasifikacija trokonusnih dleta............................................................................ 403.3. Dleta sa nepomičnim reznim elementima................................................................... 41

3.3.1. Dijamantska dleta.................................................................................................. 413.3.2. PDC (Polikristalna dijamantska kompakt) dleta............................................... 433.3.3. TSP (Temperaturno stabilna polikristalna dijamantska kompakt) dleta........ 453.3.4. Klasifikacija dleta sa nepomičnim reznim elementima..................................... 45

3.4. Mehanizam razaranja stena dletima........................................................................... 463.4.1. Mehanizam formiranja kratera trokonusnim dletima...................................... 473.4.2. Mehanizam razaranja stena dijamatskim dletima............................................ 49

3.5. Parametri od uticaja na brzinu bušenja..................................................................... 513.5.1. Uticaj pritiska višeležećih naslaga i diferencijalnog pritiska na brzinu bušenja.............................................................................................................................. 513.5.2. Brzina bušenja u zavisnosti od mehaničkih i hidrauličkih faktora.................. 543.5.3. Ostali faktori od uticaja na brzinu bušenja........................................................ 57

3.6. Tehnički pokazatelji i mehanička brzina bušenja...................................................... 583.6.1. Formule mehaničkih brzina bušenja trokonusnim dletima.............................. 593.6.2. Jednačina mehaničke brzine bušenja za dleta sa nepomičnim reznim elementima....................................................................................................................... 603.6.3. Koeficijent bušivosti stena.................................................................................... 62

3.7. Kriterijumi efikasnosti rada dleta............................................................................... 633.7.1. Procena istrošenosti dleta..................................................................................... 633.7.2. Jednačina trošenja zuba-umetaka trokonusnih dleta........................................ 67

3.7.3. Jednačina trošenja ležajeva na dletu................................................................... 693.7.4. Vreme rada dleta u bušotini................................................................................. 71

4. HIDRAULIKA BUŠENJA.................................................................................................. 744.1. Delovanje fluida u statikčkim uslovima...................................................................... 74

4.1.1. Hidrostatički pritisak............................................................................................ 744.1.2. Statički pritisak stuba gasa u bušotini................................................................. 764.1.3. Ekvivalentna gustina isplake................................................................................ 774.1.4. Uzgon, potisak isplake........................................................................................... 78

4.1.4.1. Aksijalno naprezanje u bušaćem alatu........................................................ 804.1.4.2. Efekat potiska isplake na izvijanje bušaćeg alata «buckling»................... 82

4.2. Delovanje fluida u dinamičkim uslovima.................................................................... 864.2.1. Protok kroz mlaznice u dletu................................................................................ 89

4.2.1.1. Hidraulička snaga na dletu........................................................................... 904.2.1.2. Hidraulička sila udara na dletu.................................................................... 91

4.2.2. Izbor mlaznica u dletu........................................................................................... 914.2.2.1. Maksimalne hidrauličke snage na dletu...................................................... 924.2.2.2. Sila udara mlaza............................................................................................. 934.2.2.3. Maksimalna brzina mlaza............................................................................. 93

4.3. Reologija isplačnih fluida............................................................................................. 954.3.1. Određivanje reoloških svojstva............................................................................ 97

4.3.1.1. Maršov levak.................................................................................................. 974.3.1.2. Fann - viskozimetar....................................................................................... 97

4.3.2. Reološki modeli isplaka........................................................................................ 984.3.2.1. Njutnove tečnosti............................................................................................ 994.3.2.2. Ne-Njutnove tečnosti...................................................................................... 99

4.4. Karakteristični stepeni toka isplake............................................................................ 1034.4.1."Reynoldsov " broj................................................................................................. 1044.4.2. Kritična brzina....................................................................................................... 105

4.5. Gubitak ili pad pritiska u cirkulacionom sistemu...................................................... 1064.5.1. Padovi pritiska za "Bingham"- ove tečnosti........................................................ 1074.5.2. Pad pritiska za "Power Law" tečnosti................................................................. 1074.5.3. Pad pritiska kroz površinsku opremu.................................................................. 1084.5.4. Pritisci pulsiranja................................................................................................... 110

4.6. Uklanjanje čestica nabušenog materijala.................................................................... 1144.6.1. Chienova korelacija............................................................................................... 115

5. BUŠENJE DUBINSKIM MOTORIMA.............................................................................. 1175.1. Vijčani motori................................................................................................................ 117

5.1.1. Prelivni (By-Pass) ventil....................................................................................... 1175.1.2. Višestepeni motor................................................................................................... 1185.1.3. Univerzalne spojnice.............................................................................................. 1185.1.4. Osovina i sekcija ležajeva...................................................................................... 1185.1.5. Rotacioni prelaz za dleto....................................................................................... 1195.1.6. Princip rada vijčanog motora............................................................................... 119

5.2. Turbinske bušilice.......................................................................................................... 1215.2.1. Princip rada turbinske bušilice............................................................................. 123

6. PROJEKTOVANJE IZRADE BUŠOTINE........................................................................ 1266.1. Geološko-tehnička osnova............................................................................................. 127

6.1.1. Analiza pornih (slojnih) pritisaka u kanalu bušotine......................................... 1276.1.1.1. Normalni porni pritisak................................................................................. 1286.1.1.2. Smanjeni (subnormalni) porni pritisak....................................................... 1286.1.1.3. Povišeni (abnormalni) porni pritisak........................................................... 129

6.1.2. Pritisci frakturiranja (loma) formacija............................................................... 134

6.1.2.1. Izračunavanje pritisaka frakturiranja......................................................... 1346.2. Priprema radilišta.......................................................................................................... 1396.3. Konstrukcija bušotine................................................................................................... 139

6.3.1. Standardizacija zaštitnih cevi i spojnica.............................................................. 1426.3.2. Otpornost zaštitnih cevi......................................................................................... 1446.3.3. Korozija zaštitnih cevi........................................................................................... 1466.3.4. Dizajniranje zaštitnih cevi.................................................................................... 148

6.3.4.1. Izbor prečnika (geometrije) zaštitnih cevi................................................... 1496.3.4.2. Izbor dubine ugradnje zaštitnih cevi............................................................ 1506.3.4.3. Izbor kvaliteta materijala ugrađenih zaštitnih cevi.................................... 153

6.3.4.3.1. Projektovanje eksploatacione kolone zaštitnih cevi............................ 1546.3.4.3.2. Projektovanje tehničke kolone zaštitnih cevi....................................... 1606.3.4.3.3. Projektovanje tehničke i izgubljene kolone zaštitnih cevi.................. 1666.3.4.3.4. Projektovanje površinske kolone zaštitnih cevi................................... 168

6.3.5. Razmatranje kritičnih uslova tokom eksploatacionog veka bušotine............... 1856.3.5.1. Promena unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska................................................ 1856.3.5.2. Promena temperature.................................................................................... 188

6.3.6. Sila natega kod odsedanja u klinove zaštitnih cevi............................................. 1896.4. Izbor ispirnog fluida - isplake za bušenje................................................................... 191

6.4.1. Funkcije isplake..................................................................................................... 1936.4.1.1. Iznošenje krhotina probušenih stena iz bušotine........................................ 1936.4.1.2. Držanje krhotina u lebdećem stanju kada isplaka miruje......................... 1946.4.1.3. Otpuštanje krhotina u površinskom sistemu.............................................. 1956.4.1.4. Stvaranje nepropusnog glinenog obloga na zidovima kanala bušotine.... 1986.4.1.5. Sprečavanje obrušavanja zida kanala bušotine.......................................... 2016.4.1.6. Izbegavanje oštećenja proizvodnih slojeva.................................................. 2016.4.1.7. Kontrola slojnog (pornog) pritiska i sprečavanje dotoka slonih fluida.... 2066.4.1.8. Sprečavanje korozije bušaćeg alata.............................................................. 2076.4.1.9. Omogućavanje izvođenja raznih tehničkih operacija i merenja u kanalu bušotine............................................................................................................ 2086.4.1.10. Hlađenje i podmazivanje dleta i bušaćeg alata......................................... 2086.4.1.11. Prenošenje hidrauličke snage na dleto....................................................... 209

6.4.2. Uslovi za ostvarivanje funkcija isplake................................................................ 2096.4.2.1. Odgovarajuće fizičko-hemijske osobine isplake.......................................... 2096.4.2.2. Oprema za merenje fizičko-hemijskih osobina isplake.............................. 2106.4.2.3. Oprema za izradu, obradu, čišćenje isplake i dr......................................... 2136.4.2.4. Otpornost isplake na razne zagađivače........................................................ 2146.4.2.5. Kontinuirana kontrola i podešavanje osobina isplake............................... 218

6.4.3. Materijali za isplaku.............................................................................................. 2216.4.3.1. Mineralni koloidi............................................................................................ 2216.4.3.2. Organski koloidi............................................................................................. 2226.4.3.3. Razređivači i deflokulanti.............................................................................. 2226.4.3.4. Hemikalije za isplaku..................................................................................... 2236.4.3.5. Specijalni materijali za isplaku..................................................................... 2246.4.3.6. Oteživači za isplaku........................................................................................ 2256.4.3.7. Materijali za gubitke isplake......................................................................... 226

6.4.4. Kriterijumi za izbor tipa i osobina isplake.......................................................... 2276.4.4.1. Brzina bušenja................................................................................................ 2276.4.4.2. Stabilnost kanala bušotine............................................................................. 2296.4.4.3. Procenjivanje karakteristika probušenih stena.......................................... 229

6.5. Izbor cementacije zaštitnih cevi.................................................................................... 2316.5.1. Primarna cementacija........................................................................................... 232

6.5.1.1. Jednostepena cementacija............................................................................. 2336.5.1.2. Dvostepena cementacija................................................................................. 2346.5.1.3. Cementacija izgubljene kolone zaštitnih cevi.............................................. 235

6.5.2. Proračun cementacije............................................................................................ 2366.5.2.1. Maksimalna dužina dizanja cementne kaše................................................. 2366.5.2.2. Količina suvog cementa i vode...................................................................... 2376.5.2.3. Količina isplake za potiskivanje cementne kaše.......................................... 2386.5.2.4. Maksimalni pritisak u toku cementacije...................................................... 238

6.5.3. Oprema niza zaštitnih cevi.................................................................................... 2406.5.3.1. Cementaciona peta......................................................................................... 2406.5.3.2. Zaustavna (udarna) ploča ili kolčak............................................................. 2416.5.3.3. Centralizeri..................................................................................................... 2416.5.3.4. Strugači ili grebači......................................................................................... 2426.5.3.5. Zaustavni prstenovi....................................................................................... 2426.5.3.6. Postavljanje grebača, centralizera i "šešira" na niz zaštitnih cevi........... 242

6.5.4. Sredstva za cementaciju........................................................................................ 2436.5.4.1. Cementacioni agregat.................................................................................... 2436.5.4.2. Glava za cementaciju..................................................................................... 2436.5.4.3. Čepovi za cementaciju................................................................................... 243

6.5.5. Bušotinski cementi................................................................................................. 2446.5.5.1. Dodaci cementima.......................................................................................... 2456.5.5.2. Specijalni cementi........................................................................................... 246

6.5.6. Cementacija pod pritiskom................................................................................... 2466.5.7. Postavljanje cementnih čepova i mostova............................................................ 2476.5.8. Specijalni problemi kod primarne cementacije.................................................. 248

6.5.8.1. Podešavanje visine stuba cementne kaše...................................................... 2486.5.8.2. Podešavanje vremena vezivanja cementne kaše.......................................... 2496.5.8.3. Primena pritiska na površini......................................................................... 2496.5.8.4. Dvostepena ili višestepena cementacija........................................................ 2496.5.8.5. Povećavanje gustine vode.............................................................................. 2496.5.8.6. Primena specijalnih cementnih kaša............................................................ 249

6.6. Izbor sigurnosne opreme na ušću bušotine (BOP)..................................................... 2496.6.1. Preventerski sklop.................................................................................................. 249

6.6.1.1. Preventeri........................................................................................................ 2506.6.1.2. Komandni (Koomey) uređaj......................................................................... 2526.6.1.3. Vodovi za gušenje i izduvavanje bušotine.................................................... 253

6.6.2. Bušotinska glava..................................................................................................... 2536.6.2.1. Uvodna prirubnica......................................................................................... 2546.6.2.2. Tehnička prirubnica ili međuprirubnica..................................................... 2556.6.2.3. Prelazna ili adapter prirubnica..................................................................... 2566.6.2.4. Eksploataciona i tubing prirubnica.............................................................. 256

6.6.3. Ventili...................................................................................................................... 2566.6.4. API prirubnice........................................................................................................ 2566.6.5. Izbor sigurnosne opreme na ustima bušotine (BOP).......................................... 256

6.6.5.1. Puna bušotina sa gasnim slojnim fluidom................................................... 2576.6.5.2. Gasni fluid ispunio 80% dužine kanala bušotine........................................ 257

6.6.6. Ispitivanje hermetičnosti bušotine........................................................................ 2596.6.6.1. Ispitivanje hermetičnosti zaštitnih cevi........................................................ 2596.6.6.2. Ispitivanje hermetičnosti opreme na ušću bušotine.................................... 2606.6.6.3. Ispitivanje hermetičnosti zaptivnog uređaja (primarnog i sekundarnog pakovanja).................................................................................................................... 261

6.6.7. Kontrola dotoka slojnog fluida u kanal bušotine................................................ 261

6.6.7.1. Uzroci nastanka dotoka................................................................................. 2626.6.7.2. Kontrola pritisaka u bušotini........................................................................ 2636.6.7.3. Frontalno potiskivanje u zatvoreni međuprostor....................................... 267

6.7. Izbor sastava kolone bušaćeg alata.............................................................................. 2706.7.1. Radna šipka............................................................................................................ 2716.7.2. Bušaće šipke............................................................................................................ 272

6.7.2.1. Teške bušaće šipke......................................................................................... 2756.7.3. Sastav alata na dnu bušotine................................................................................. 276

6.7.3.1. Teške šipke...................................................................................................... 2766.7.3.2. Stabilizatori..................................................................................................... 2776.7.3.3. Amortizer udara ili vibracija........................................................................ 2796.7.3.4. Udarač tj. izbijač............................................................................................ 2806.7.3.5. Prelazi............................................................................................................. 280

6.7.4. Projektovanje kolone bušaćeg alata..................................................................... 2806.7.4.1. Projektovanje teških šipki u bušotini........................................................... 2806.7.4.2. Projektovanje bušaćih šipki.......................................................................... 283

6.7.5. Specijalni alati u bušotini...................................................................................... 2926.7.5.1. Oprema za testiranje bušotine ("DST")...................................................... 2926.7.5.2. Aparati i krune za jezgrovanje..................................................................... 3016.7.5.3. Sastav alata za horizontalno bušenje i uređaj koji omogućuje kontinuirano merenje za vreme bušenja................................................................... 306

6.8. Optimalizacija parametara bušenja............................................................................ 3076.8.1. Izbor tipa dleta....................................................................................................... 3086.8.2. Opterećenje na dleto – broj obrtaja..................................................................... 309

6.8.2.1. Metoda bušenja konstantnom energijom..................................................... 3096.8.2.2. "Drillof" test................................................................................................... 3106.8.2.3. Višestruka regresija....................................................................................... 312

6.8.3. Izbor hidraulike bušenja....................................................................................... 3196.8.3.1. Praktični postupak za primenu hidraulike dleta........................................ 320

6.8.4. Izbor fluida za bušenje.......................................................................................... 3236.8.5. Uticaj osobina stenske mase................................................................................. 323

6.9. Izbor bušaćeg postrojenja............................................................................................ 3246.9.1. Izbor bušaće dizalice............................................................................................. 3256.9.2. Izbor bušaćeg tornja.............................................................................................. 3266.9.3. Izbor ispirnih pumpi............................................................................................. 3296.9.4. Izbor ostale opreme na bušaćem postrojenju..................................................... 330

6.9.4.1. Visina postolja bušaćeg postrojenja............................................................. 3306.9.4.2. Broj i veličina, tj. zapremina isplačnih bazena............................................ 3306.9.4.3. Nadmorska visina i spoljašnja temperatura................................................ 330

6.10. Analiza troškova bušenja............................................................................................ 3316.10.1. Predviđanje troškova bušenja............................................................................. 331

7.USMERENO (DIRIGOVANO) BUŠENJE......................................................................... 3347.1. Tehnologija kosousmerenog bušenja........................................................................... 334

7.1.1. Alati za kosousmereno bušenje............................................................................. 3357.1.1.1. Klinovi za skretanje....................................................................................... 3367.1.1.2. Dubinski motori sa kosim prelazom............................................................. 3397.1.1.3. Dleta sa jednom mlaznicom........................................................................... 3407.1.1.4. Ostale alatke za kosousmereno bušenje....................................................... 341

7.1.2. Merenja u koso-usmerenim bušotinama.............................................................. 3417.1.2.1. Merni instrumenti.......................................................................................... 342

7.1.3. Projektovanje kosousmerenih bušotina............................................................... 3447.1.3.1. Projektovanje putanje u teoretskoj vertikalnoj ravni................................ 345

7.1.4. Kontrola trajektorije za vreme bušenja.............................................................. 3507.1.4.1. Metoda prosečnog ugla.................................................................................. 3517.1.4.2. Tangencijalna metoda.................................................................................... 3517.1.4.3. Metoda radijusa krivine................................................................................ 352

7.1.5. Faktori koji utiču na kretanje uglova u kanalu bušotine................................... 3537.1.5.1. Geološki faktori.............................................................................................. 3537.1.5.2. Tehnički faktori.............................................................................................. 3537.1.5.3. Tehnološki faktori.......................................................................................... 353

7.1.6. Isplake primenjene za kosousmereno bušenje.................................................... 3557.2. Tehnologija horizontalnog bušenja.............................................................................. 355

7.2.1. Način izrade horizontalnih bušotina.................................................................... 3567.2.1.1. Izrada bušotina izuzetno malih radijusa krivine........................................ 3577.2.1.2. Izrada bušotina malih radijusa krivine........................................................ 3577.2.1.3. Izrada bušotina srednjeg radijusa krivine.................................................. 3597.2.1.4. Izrada bušotina velikog radijusa krivine..................................................... 360

7.2.2. Uređaji za kontinuirano merenje za vreme bušenja (MWD)............................ 3627.2.2.1. Paket senzora i elektronike........................................................................... 3627.2.2.2. Pribor za stvaranje impulsa.......................................................................... 3637.2.2.3. Energetski izvor.............................................................................................. 3647.2.2.4. Površinska oprema......................................................................................... 3647.2.2.5. Prenos signala................................................................................................. 364

7.2.3. Projektovanje trajektorije horizontalnih bušotina............................................. 3657.2.4. Izbor sastava alata na dnu bušotine..................................................................... 367

7.2.4.1. Opterećenja alata tokom izrade horizontalnih bušotina............................ 3697.2.5. Ispiranja horizontalnih kanala bušotina............................................................. 370

7.2.5.1. Uspešno čišćenje kanala bušotine................................................................. 3717.2.5.2. Stabilnost zidova kanala bušotine................................................................. 3727.2.5.3. Najmanje oštećenje proizvodnih formacija................................................. 3737.2.5.4. Dobro podmazivanje i hlađenje bušaćih alatki........................................... 373

7.2.6. Konstrukcija horizontalnih bušotina................................................................... 3747.2.6.1. Prečnici dleta.................................................................................................. 3747.2.6.2. Zacevljenje horizontalnih kanala bušotina.................................................. 374

7.2.7. Cementacija horizontalnih bušotina.................................................................... 3767.2.8. Granaste bušotine.................................................................................................. 3777.2.9. Bušotine sa produženim dometom....................................................................... 377

8. TEŠKOĆE U PROCESU BUŠENJA.................................................................................. 3798.1. Frakturirane formacije................................................................................................ 3798.2. Formacije škriljavih glina............................................................................................ 381

8.2.1. Uticaj pornog pritiska........................................................................................... 3818.2.2. Uticaj tektonskih sila............................................................................................. 3818.2.3. Uticaj adsorpcije i apsorpcije............................................................................... 382

8.3. Formacije sklone gubicima isplake.............................................................................. 3838.3.1. Gubici tipa filtracije............................................................................................... 3858.3.2. Delimični gubici...................................................................................................... 3868.3.3. Potpuni gubici......................................................................................................... 3868.3.4. Katastrofalni gubici............................................................................................... 386

8.4. Sekcije soli (sone dome)................................................................................................ 3868.5. Prihvat bušaćih alatki i tehnika instrumentacije....................................................... 387

8.5.1. Uzroci prihvata (zaglave) alata u bušotini.......................................................... 3878.5.1.1. Prihvat prouzrokovan zaklinjavanjem alata (cevi) u iskrivljenom kanalu bušotine usled prisustva brave...................................................................... 3878.5.1.2. Prihvat prouzrokovan deformacijom plastičnih formacija....................... 390

8.5.1.3. Prilepljivanje bušaćeg alata prouzrokovanog diferencijalnim pritiskom 3918.5.2. Sila potrebna za oslobađanje alata putem natega............................................... 3928.5.3. Alati za instrumentaciju u kanalu bušotine......................................................... 393

8.5.3.1. Alati za spoljašnje (vanjsko) hvatanje.......................................................... 3938.5.3.2. Alati za unutrašnje hvatanje......................................................................... 3948.5.3.3. Udarač............................................................................................................. 3958.5.3.4. Rezač............................................................................................................... 3978.5.3.5. Hidraulički pauk............................................................................................ 3998.5.3.6. Magnet............................................................................................................. 3998.5.3.7. Sigurnosna spojnica....................................................................................... 4008.5.3.8. Alati za glodanje i nadbušivanje................................................................... 400

8.5.4. Metode instrumentacije alata u bušotini............................................................. 4018.5.4.1. Metode instrumentacije bez oštećenja bušaćih alatki................................ 4018.5.4.2. Mehaničke metode instrumentacije............................................................. 404

9. IZRADA GEOTERMALNIH BUŠOTINA........................................................................ 4089.1. Geometrija bušotine...................................................................................................... 4089.2 Izbor kvaliteta kolone zaštitnih cevi............................................................................. 4099.3. Oprema na ušću bušotine............................................................................................. 4109.4. Ispirni fluidi za izradu geotermalnih bušotina........................................................... 4109.5. Cementacije geotermalnih bušotina............................................................................ 4119.6. Kosousmereno bušenje................................................................................................. 4129.7. Problematika tokom izrade bušotina........................................................................... 412

9.7.1. Erupcija tj. dotok pare i gasa u kanal bušotine.................................................. 4129.7.2. Gubici isplake......................................................................................................... 4139.7.3. Lomovi bušaćeg alata............................................................................................ 4139.7.4. Gnječenje zaštitnih cevi zbog zaostalih "džepova" isplake............................... 4139.7.5. Zaglave bušaćeg alata............................................................................................ 413

9.8. Mere bezbednosti kod izrade geotermalnih bušotina................................................. 4149.9. Bušenje vazduhom......................................................................................................... 414

1

UVOD Proces izrade bušotina predstavlja skup različitih tehničko-tehnoloških zahvata koji se ostvaruju primenom kompleksnog sistema vođenja i praćenja radova. Ovaj sistem mora uvek funkcionisati pouzdano i sigurno uz minimalne troškove izrade. Duboka istražna i eksploataciona bušenja na naftu i gas zahtevaju velika kapitalna ulaganja i u ukupnom reprodukcionom ciklusu vezuju za sebe preko 50% investicionih ulaganja. Kretanje cena nafte i gasa sada i u daljoj perspektivi pokazuje da će prodajne cene biti u stanju da pokriju odgovarajuće troškove proizvodnje, u kojima duboko bušenje ima najveće učešće. Nafta i gas su neobnovljivi izvori energije i bez obzira na dalje kretanje rezervi uz određenu stopu porasta potrošnje imaju i relativno saglediv kraj. Zbog toga se u svetskim razmatranjima intenzivno radi na istraživanju alternativnih i novih izvora energije. Tehnologija istražnog dubokog bušenja je upravo ta koja bi trebala da omogući istraživanje i korišćenje geotermalne energije, kao jednog od novih obnovljivih izvora energije. Jasno je da geotermalna energija ne može da zameni naftu i gas u svim sektorima njihove primene, zbog čega i ekonomski posmatrano ne može nositi ni takve troškove kakve mogu nositi nafta i gas. To navodi na stalnu upotrebu dubljih naučnih istraživanja u oblasti tehnologije i ekonomike izrade dubokih bušotina, u cilju jednostavnijeg i ekonomičnijeg istraživanja. Naša zemlja je deficitarna u nafti i gasu i sve procene o mogućnostima dalje sopstvene proizvodnje i potrošnje ukazuju na tendenciju porasta energetske zavisnosti u perspektivi. Zbog toga se i kod nas uočava isti problem koji važi za svet u celini. Problemi se odnose na potrebu intenzivnih istraživanja i korišćenja svih sopstvenih energetskih potencijala uz istovremeno rešavanje tehničko-ekonomskih problema tehnologije istraživanja, proizvodnje, transporta i korišćenja alternativnih i novih energetskih izvora. Kratak istorijat bušenja U francuskoj provinciji Artoa bušilo se na vodu još 1126. godine. Kinezi su u XIII veku izbušili oko 10.000 bušotina u cilju dobijanja slane vode iz koje su proizvodili so. Dubine bušotina su bile preko 500 m, a prema nekim podacima tada je izbušena i jedna bušotina od 1.200 m. Bušenje je vršeno udarno, sistemom pomoću užeta. Skoro sva oprema za bušenje bila je već tada primenjivana, kao: toranj, zaštitne cevi i uže. Bušaće šipke i zaštitne kolone bile su izrađene od bambusa. U Evropi se počelo primenjivati bušenje na uže početkom XIX veka, a bušotine su bile bušene za dobijanje arterske vode. Prvu bušotinu za naftu izbušio je pukovnik Drejk 27.08.1859. godine u Titusvilu (zapadna Pensilvanija, SAD), a bušenje je obavljeno udarnim sistemom pomoću dleta i užeta koji su bili obešeni o đeram koji je pokretala mala parna mašina. Dostignuta je dubina bušotine od 23 m. Sistem bušenja pomoću užeta u SAD se brzo razvijao, tako da je tim sistemom izbušeno oko 500.000 proizvodnih bušotina. Određivanje mikrolokacije, tj. mesta za postavljanje bušaćeg postrojenja, u to vreme vršeno je bacanjem kocke, šešira i pozivanjem duhova za savet. Bušenje “rotary” sistemom prvi put je primenjeno 1901. godine na polju Bomot (Teksas, SAD) u formacijama sastavljenim od slabo vezanih peskova i lapora, gde nije bilo moguće bušiti udarnim sistemom, zbog zarušavanja zidova bušotine. Kasnije je “rotary” sistem primenjen i za bušenje u čvrstim stenama, jer se pokazao bržim i ekonomičnijim od udarnog. Električni karotaž, tj. električno ispitivanje bušotine primenili su Francuzi, braća Šlumberže, 1929. godine, čime je učinjen znatan napredak u otkrivanju pozitivnih slojeva u bušotini. U bivšem SSSR-u, nakon višegodišnjih istraživanja, od 1943. godine počela je intenzivna primena dubinskih motora tzv. ''turbobura'' za bušenje dubokih bušotina na naftu i gas. Rezultati bušenja sa turboburima uslovili su dalja istraživanja u ovoj oblasti i razvoj drugih tipova dubinskih motora (vijčanih motora) i uređaja koji obavljaju kontinuirano merenje za vreme bušenja (“MWD”), a čime je omogućena izrada horizontalnih kanala bušotina.

2

Karakteristike našeg područja Geološka građa naše zemlje, posmatrano sa aspekta dubinskog bušenja, podeljena je na tri

osnovna dela:

- Panonski bazen sa podlogom - Dinarski bazen - Jadranski bazen

Osnovna karakteristika Panonskog sedimentacionog bazena je da su do dubine oko 2.200 m ležišta klasičnog strukturnog tipa sa povoljnim fizičkim karakteristikama rezervoarskih stena, sa gotovo pravilnim hidrodinamičkim odnosima među slojevima, uz linearni porast temperaturnog gradijenta bez značajnijih anomalija. Dublje od 2200 m, posebno na području srednjeg i severnog Banata, javljaju se zone sa natpritiscima. Rezervoarske stene uz ugljovodonike, zasićene su korozivnim fluidima (CO2 i H2S) niske propusnosti i poroziteta, a slojni pritisci i temperature su izrazito visoki. Takvi prirodni uslovi zaleganja stena Panonskog sedimentacionog bazena se sa povećanjem dubine, naročito ulaskom u mezozoik, još više pogoršavaju i postaju složeniji, pri čemu slojni pritisci na pojedinim lokalitetima dostižu i do 800 bara, a temperature preko 200oC. Dinarski bazen je različite tektonske građe i sastavljen je od karbonatnih, anhidritsko-karbonatnih i drugih stena. Za njih je karakteristično da imaju veliku čvrstoću i abrazivnost, stalne gubitke ispirnih fluida, razvijenu tektoniku, niske temperature i slojne pritiske proizvodnih formacija, kao i pojavu gasa H2S od relativno malih dubina. Tehničko-tehnološka problematika u toku bušenja bušotina na ovom području ogleda se u gubljenju ispirnih fluida (počev skoro od površine), zatim čestim pojavama lomova bušaćih alatki i tendenciji iskrivljenja kanala bušotine. Na ovom području je izbušena i do sada naša najdublja bušotina, UK-1 (Ulcinj Kopno), dubine 5.309m. Primorje tj. priobalni deo Jadranskog mora predstavlja najmanje istražno područje otkriveno direktnom metodom istraživanja - bušenjem bušotina. U tom istražnom području utvrđen je razvoj kvartarnih, mezozojskih i paleozojskih sedimenata. Sa aspekta bušenja važnu ulogu imaju dubina mora i morfologija dna. Do dubine mora od 100 m istražno bušenje se vrši pomoću poduprtih platformi, tj. bušaćih postrojenja koja se učvršćuju na dno, a preko 100 m koriste se poluuronjene platforme ili bušaći brodovi. Planiranje izrade bušotine Planiranje bušotine je definisanje programa promenljivih parametara koji utiču na izradu bušotine, a koji moraju obuhvatiti sledeće:

- Sigurnost - Minimalna cena koštanja - Svrsishodnost

Nažalost, nije uvek moguće na svakoj bušotini optimalno ispuniti sve navedene zahteve, jer su oni zavisni od geoloških uslova, raspoložive opreme ili budžeta. Sigurnost treba da bude najveći prioritet kod planiranja izrade bušotine. Programi sigurnosti zaposlenog osoblja su na prvom mestu, jer greške u programu bezbednosti zaposlenog osoblja rezultiraju teškim povredama ili gubicima ljudskih života. Sledeći prioritet je sigurnost bušotine. Programi bušenja moraju biti tako dizajnirani da se maksimalno smanji rizik od erupcije i drugih faktora koji mogu da izazovu probleme. Minimalna cena koštanja. Važan faktor kod planiranja izrade bušotine je maksimalno smanjiti cenu koštanja uz maksimalno uvažavanje sigurnosnog aspekta. U mnogim slučajevima cena koštanja bušotine može se znatno redukovati uz dodatne napore u planiranju bušotine (Sl.1), a što obuhvata inženjerske principe, faktor iskustva i filozofiju izvođača radova.

3

Slika 1. Šematski prikaz smanjenja cene izrade bušotine, ako se primeni odgovarajuće planiranje.

Svrsishodnost podrazumeva da dostizanje konačne dubine bušotine ne mora uvek značiti i njen uspešan završetak, i to iz sledećih razloga:

− Prečnik i geometrija kanala bušotine mogu biti u takvom stanju da onemogućavaju testiranje bušotine, K-merenja ili ugradnju adekvatne opreme u bušotinu.

− Produktivne zone mogu biti oštećene, tj. tako zagađene da onemoguće proizvodnju fluida.

Od inženjera bušenja se zahteva planiranje izrade i procene troškova različitih tipova bušotina, koje se kod nas dele na:

− Istražne bušotine − Konturno-istražne bušotine − Razradne bušotine

Sa aspekta tehnologije bušenja, u svetskoj praksi se na osnovu raspoloživih podataka bušotine klasifikuju na:

- Istražne bušotine (Wildcat Well ili Exploration Well) ovaj tip bušotina buši se na lokacijama gde se ne raspolaže geološkim informacijama, ili su ta saznanja veoma mala. Uobičajeno se lociranje ovog tipa bušotina zasniva na seizmičkim podacima, satelitskim snimcima i sl., ali je bitno naznačiti da se ne raspolaže podacima bušenja kroz prognozne formacije. Rizik izrade ovog tipa bušotine je velik i često se dešava da se bušotina u fazi izrade i izgubi. Iz navedenih razloga i cena izrade ovih bušotina je obično veoma visoka.

- Proizvodne bušotine (Development Well ili Exploitation Well) su bušotine kod kojih su poznate geološke i proizvodne karakteristike ležišta. Izbor lokacije zasniva se uglavnom na planiranom rasporedu bušotina u cilju dalje razrade ležišta, drenažnom radijusu i drugom. Takođe, bitno je naznačiti da su problemi u toku bušenja uglavnom rešeni, čime je i cena izrade ovih bušotina znatno redukovana u odnosu na prethodni tip bušotina.

Bušenje bušotine izvodi izvođač radova (Drilling Contractor) na osnovu ponuđene tehničke specifikacije (Bid Specification) od strane investitora radova (Oil Company) i ugovora za bušenje (Drilling Contract). Bušaća oprema i tehničke procedure koje zahteva investitor radova, zajedno sa projektom izrade bušotine, moraju biti uključene u specifikacije i ugovor za bušenje. Osnovne ponude za bušenje mogu se zasnivati na:

− ceni po danu rada bušaćeg postrojenja (Daily-Rate), a to su uobičajeni ugovori za bušenje istražnih i konturno-istražnih tipova bušotina;

− ceni po metru bušenja (Metrage), kod izrade razradnih bušotina, tj. na poljima i ležištima gde postoje prethodni potrebni bušaći podaci i odgovarajuće iskustvo tokom bušenja;

− mešovitoj ceni koja podrazumeva da se do poznatih dubina ugovara bušenje po ceni metra, a koja zatim se prelazi na bušenje po ceni dnevnog rada bušaćeg postrojenja;

principu "ključ u ruke" (Turn-Key). U poslednje vreme sve češći način ugovaranja izrade bušotina je po tzv. sistemu "ključ u ruke". Na osnovu zahteva investitora izvođač radova priprema ponudu koja obuhvata kompletnu izradu bušotine od planiranja do kompletiranja.

Pre početka bušenja, mora se pripremiti mikrolokacija za montiranje bušaćeg postrojenja i prateće opreme prema njegovim tehničko-tehnološkim karakteristikama.

U izradi bušotine i rešavanju nastale problematike učestvuju: –Izvođač radova (Drilling Contraktor) sa standardnom brigadom na bušaćem postrojenju koja se sastoji od: šefa postrojenja (Toolpusher), vođe smene (Driller), tornjaša (Derrickman), klinaša (Roughneck) i pomoćnog osoblja (Rotary Helpers).

4

− Investitor bušenja (Oil Company), koji preko svojih nadzornih organa (Drilling Superintendent,Drilling Engineering, Geology) obavlja neposrednu kontrolu izrade bušotine.

− Različite servisne kompanije (Drilling Services Companies) za isplaku, cementaciju, praćenje bušotine dirigovanim bušenjem, za ugradnju zaštitnih cevi, preventera, izbor dleta i drugo.

− Specijalni konsultanti.

Slika 2. Tipična organizacija izrade bušotina na bazi cene po danu rada postrojenja (izvor: Applied Drilling Engineering; SPE TEXTBOOK SER.VOL.2, 1986)

Poznate su dve praktično primenjene metode za bušenje bušotina na naftu, gas i geotermalnu energiju, a to su:

1. Metoda udarnog (perkusionog) bušenja 2. Metoda rotacionog bušenja

Za metodu udarnog bušenja se može reći da pripada prošlosti, tako da će sva pažnja biti posvećena rotacionom bušenju, s obzirom da je ovaj sistem za sada najrasprostranjeniji u svetu. Kod rotacionog bušenja, razaranje stena (bušenje) vrši se okretanjem dleta na dnu bušotine, a prema načinu na koje se dleto okreće razlikujemo dva tipa rotacionog bušenja tj. dva sistema:

a) “Rotary” sistem bušenja b) Sistem bušenja dubinskim motorima

Ako se okretanje dleta vrši sa površine preko kompozicije bušaćih alatki (radne šipke, bušaćih šipki, teških šipki i dr.), onda se takav sistem bušenja zove “rotary”.

Ako okretanje dleta vrši motor (turbina, elektrobur ili vijčani motor) postavljen u kompoziciju bušaćeg alata iznad dleta, onda se takav sistem bušenja naziva bušenje dubinskim motorom.

5

1. FIZIČKO-MEHANIČKA SVOJSTVA STENA

Tehnologija bušenja i uspele primenjene metode, posebno sa aspekta ekonomike i sigurnosti rada, umnogome zavise od fizičko-mehaničkih svojstava stena koje se buše.

Usled stalnih kretanja unutar Zemljine kore stene se deformišu dejstvom sila na pritisak, savijanje, istezanje, sažimanje ili torziju, a što znači pretežno dejstvom sile pritiska i tangencijalnih sila. Bez obzira na napred navedene deformacije, čestice stena koje se nalaze u neposrednoj blizini profila bušotine u stanju su ravnoteže sve do trenutka dok kanal bušotine ne zahvati i njihovu sredinu. Tim momentom nestaje relativna statička ravnoteža i može doći do kretanja mineralnih čestica i fluida u pravcu kanala bušotine. Sastav Zemljine kore iz tog razloga biće samo razmatran u onim segmentima litogeneze od interesa za tehnologiju bušenja.

Fizičko-mehaničke osobine stena objedinjuju fizička i mehanička svojstva koja utiču na proces razaranja stena. Fizička svojstva karakterišu fizički parametri kao što su: stepen vezanosti, zapreminska masa (gustina), poroznost, struktura, tekstura i drugo. Mehanička svojstva stena karakteriše sposobnost suprotstavljanja stena deformisanju i razaranju usled dejstva spoljnih sila. U mehanička svojstva spadaju: elastičnost, plastičnost, tvrdina, čvrstoća, abrazivnost i drugo.

Opšte uzev stene se sastoje iz: − elemenata sačinjenih od mineralnih čestica, međusobno povezanih molekularnim silama ili

drugim supstancama koje ih cementiraju (razne gline, krečnjaci i silikati); − pora i pukotina.

Fizičko - mehanička svojstva stena zavise od: − minerala od kojih je stena sastavljena; − dimenzija, oblika i razmeštaja čestica minerala; − molekularnih privlačnih sila koje deluju na česticu tj. sila adhezije između mineralnih

čestica i cementacione supstance; − karakteristika cementacije; − stepena poroznosti.

1.1. Fizičko-mehanička svojstva stena bitna za tehnologiju bušenja

Za tehnologiju bušenja, a posebno za režim bušenja kao njen deo, neophodno je poznavanje sledećih fizičko-mehaničkih svojstava stena:

− Stepen povezanosti − Zapreminska masa (gustina) − Poroznost − Elastične i deformacione osobine − Plastične deformacije stena − Tvrdoća stenskih minerala − Čvrstoća − Abrazivna svojstva

1.1.1. Stepen povezanosti stena

Sve stene prema stepenu povezanosti mogu se podeliti na: − Kompaktne − Vezane − Nevezane stene

Kompaktne stene karakterišu jake molekularne sile adhezije i one pružaju veliki otpor pri bušenju tj. suprotstavljaju se svakom mehaničkom i fizičkom delovanju. Većina ovih stena su i abrazivne tj. povećavaju trošenje dleta za vreme bušenja.

6

Vezane stene karakterišu jake sile adhezije među česticama. Međutim, te sile se menjaju u zavisnosti od stepena vlažnosti, tako da se te stene od kompaktnih stena razlikuju velikom plastičnošću, slabom čvrstoćom i abrazivnošću.

Nevezane stene predstavljaju rastresitu masu u kojoj su čestice minerala međusobno nevezane ili slabo povezane. 1.1.2. Zapreminska masa (gustina) stena

Zapreminska masa (gustina) stena na određenoj dubini u funkciji je gustine matriksa (koja zavisi od mineralnog sastava čestica, supstance za cementaciju kao i od njihove strukture i stanja u kome se nalaze), zatim gustine fluida u porama i poroznosti, a definisana je jednačinom:

( ) θρθρρ fmb +−= 1 ........................(1.1) Gde su:

bρ − zapreminska masa (gustina) stene (kg/dm3)

mρ − gustina matriksa stene (kg/dm3)

fρ − gustina fluida u porama stena (kg/dm3) θ − poroznost (d.j.)

Kako gustina matriksa sa uobičajenim mineralima mnogo ne varira, i praktično se pretpostavlja da je konstantna na reprezentativnoj prosečnoj vrednosti, što isto važi i za gustinu fluida u porama, promena gustine stena primarna je, kroz promenu poroznosti koja je uslovljena stepenom kompakcije. Generalno, sa dubinom bušotine (usled kompakcije) gustina stena se povećava, a samim tim i otpornost stena na bušenje. 1.1.3. Poroznost stena

Poroznost stena je izrazitija bliže površini zemlje, a ona verovatno nestaje na dubinama od oko 12000 m. Poroznost stene kao odnos gustine matriksa, gustine stene i gustine fluida u porama stene može se prikazati relacijom:

−−

=fm

bm

ρρρρθ ......................(1.2)

Poroznost stena je od bitnog interesa za tehnologiju bušenja, posebno za režim bušenja, jer je otpornost stena na bušenje i napredovanje pri bušenju direktno proporcionalna sa poroznošću. 1.1.4. Elastične i deformacione osobine stena

Mehaničke osobine stena, od bitne važnosti za proces bušenja, koje na efikasnost bušenja imaju veći uticaj od uticaja poroznosti, predstavljaju njene elastične i deformacione osobine. Njih karakteriše modul elastičnosti (E), modul smicanja (B), zapreminski modul elastičnosti (Ke) i Poasonov koeficijent (µ ). Na osnovu teorije elastičnosti, veza između navedenih deformacionih karakteristika izražena je jednačinama:

( )µ+= 12BE ( )µ−= 12 eKE .....................(1.3)

što ukazuje na njihovu međusobnu povezanost.

Dokazano je da se kod nekih stena zavisnost između pritiska i deformacije potčinjava linearno Hukovom zakonu, a kod nekih se taj odnos izražava eksponencijalnom funkcijom. Koristeći se izrazima za napon (σ=p/F) i dilataciju ( =ε ∆L/L), Hukov zakon se može izraziti preko Jungovog modula (modul elastičnosti, E) u sledećem obliku:

εσ

=E ......................(1.4)

7

Gde su: −σ napon −ε dilatacija (specifično izduženje-skraćenje).

Gline, glineni škriljci, kvarcit i meki krečnjaci ponašaju se po Hukovom zakonu. Peščari i druge stene sa zrnastom strukturom, sa cementacionom supstancom koja nije tako

otporna, ne ravnaju se po Hukovom zakonu, ali se za slučaj nestabilnog dejstva neke ispoljene sile ravnaju po zakonu proporcije.

Odnos između linearne deformacije stena u smeru delovanja sile i linearne deformacije u transferzalnom smeru izračunava se Poasonovim koeficijentom ( )µ .

Veličina modula elastičnosti uglavnom zavisi od minerološkog sastava stena kao i od oblika deformacije i veličine opterećenja prilikom ispitivanja i drugih činilaca. Najčešće se ispituju na jednoosni pritisak, znatno ređe na istezanje i savijanje. Utvrđeno je, na osnovu većeg broja ispitivanja, da između vrednosti modula elastičnosti, određenog pri istezanju (Ez), savijanju (Ef) i pritisku (Ep), postoje razlike izražene nejednačinom:

pfz EEE << ......................(1.5) Neophodno je pomenuti činjenicu da ukoliko minerali koji ulaze u sastav stene imaju veći

modul elastičnosti, to će i modul stene imati višu vrednost, pri čemu će modul elastičnosti stene biti uvek manji od modula elastičnosti minerala usled slabijih molekularnih sila na kontaktima između pojedinih mineralnih zrna u steni.

Sa povećanom zbijenosti materijala, prouzrokovanog povećanjem dubine ili naprezanja u laboratorijskim uslovima, dolazi do povećanja naponskog stanja, a time i gustine stenske mase, pri čemu se povećava i vrednost modula elastičnosti.

Povećani sadržaj vlage u steni, odnosno krupnoća mineralnih zrna u masi, imaju uticaja, i to u pravcu smanjenja modula elastičnosti ispitivanog uzorka. Trošne stene čije su čestice slabo povezane međusobno, imaju druge elastične karakteristike u poređenju sa čvrstim telima i konsolidovanim stenama. One zadržavaju svoj oblik samo u pogledu težih čestica uticajem unutrašnjeg trenja i adhezije među česticama. U trenutku ravnoteže ugao unutrašnjeg trenja (φ0) ravan je uglu prirodnog taloženja ( )0α . Ugao unutrašnjeg trenja zavisi od vlažnosti i strukturnog sastava stena, tako da vlažne stene imaju nižu vrednost ugla unutrašnjeg trenja. 1.1.5. Plastične deformacije stena

Poznavanje plastičnih deformacija, koje se javljaju u stenskoj masi nakon prekoračenja elastičnih deformacija, je od interesa za razumevanje pojave ponašanja stena na većim dubinama u procesu njihove dislokacije. Naime, uslov za pojavu plastične deformacije nastaje kada tangencijalno naprezanje ( )iτ dostigne neku kritični vrednost ( )krτ koja teži, kod idealno plastičnih materijala, ka konstantnoj veličini, datoj prema jednačini:

0== kti ττ ......................(1.6) Međutim, ovaj odnos nije karakterističan za većinu stena kod kojih je potrebno, za

postizanje plastičnih deformacija, stalno povećavati opterećenje. Povećanje temperature, kao i uticaj znatno povećanog ukupnog tj. svestranog litostatičkog opterećenja, mogu da utiču na unutrašnje pomeranje sastavnih komponenata stenske mase bez narušavanja unutrašnjih struktura i pojave pukotina. 1.1.6. Tvrdoća stena

Izraz tvrdoća ima veoma raznolik smisao, jer tvrdoća nije fizičko svojstvo nekog tela. Vrednost se dobija dejstvom jednog tela određenih fizičkih karakteristika na telo koje se ispituje. S obzirom da se radi o različitim metodama, to se i rezultati ne mogu upoređivati. Kod stena, tvrdoća se obično određuje Mosovom skalom u bezdimenzionalnim vrednostima od 1 do 10.

8

Za tehnologiju bušenja od interesa je minerološki sastav stena u odnosu na tvrdoću, ali je isti takav interes i za otpornost stena na lomljenje usled sažimanja ili drobljenja kao dimenzionalna veličina. Iz navedenog razloga samo pojam tvrdoća ne objašnjava kompleksni proces razbijanja stena za vreme bušenja što je uslovilo uvođenje pojma čvrstoća. 1.1.7. Čvrstoća stena

Čvrstoća stena, prema opštoj definiciji, predstavlja ukupan otpor stena prema uticaju spoljnih sila koje teže da izazovu trajnu deformaciju u cilju razaranja veze između mineralnih čestica u masi, a stanje koje nastaje je slično onome koje nastaje dejstvom dleta na podlogu dna bušotine. Veličina naprezanja i njihova kritična vrednost, kao i vrsta samih naprezanja, određuju ukupnu čvrstoću stenskog materijala.

Imajući u vidu agregatno stanje materijala od kojih se sastoji stena, čvrstoća stene utiče na brzinu bušenja, dok čvrstoća mineralnih čestica iz njenog sastava utiče na brzinu trošenja dleta kojim se vrši bušenje, tj. utiče na brzinu bušenja u određenim intervalima rada dleta na dnu.

Stene najbolje izdržavaju pritisak sažimanja, a slabije na povijanje, sečenje i razbijanje. Otpornost većine stena na sažimanje je 10 do 15 puta veća od otpornosti na lomljenje. U tabeli 1.1 date su kritične vrednosti za otpornost nekih stena na sažimanje ( )sσ u odnosu na otpornost prema rastezanju ( )rσ , savijanju ( )iσ i lomljenju ( )lσ .

Tabela 1.1. Kritične otpornosti nekih stena na sažimanje Stena σr:σs σl:σs σi:σs Granit 1:35,4 1:14,8 1:14,4 Porfir l:30,0 1:15,6 1:9,5 Peščar 1:34,3 1:12,9 1:10,6

Krečnjak 1:16,9 1:12,1 1:8,6

U praksi se koristi znatno šira klasifikacija stena u zavisnosti od stepena njihove otpornosti na bušenje tj. čvrstoću i to:

− meke stene sa malom kompresivnom (pritisnom) čvrstoćom, kao što su: slabo vezani ili nevezani pesak, razne gline i lapori na malim dubinama;

− meke do srednje čvrste stene sa malom kompresivnom čvrstoćom, kao što su : slabo cementirani peščari, manje kompaktni krečnjaci, škriljci i lapori;

− srednje čvrste stene sa visokom kompresivnom čvrstoćom, kao što su: peščari, krečnjaci i kompaktni lapori;

− čvrste stene poluabrazivne i abrazivne, kao što su: silifikovani peščari, krečnjaci i kompaktni kvarcit;

− ekstremno čvrste i abrazivne stene, kao što su kompaktne magmatske stene. 1.1.8. Abrazivna svojstva stena

Pored čvrstoće za tehnologiju bušenja treba poznavati i abrazivna svojstva stena. Ova svojstva zavise od veličine, oblika i velerometričke tvrdoće sastavnih čestica, kao i od prirode vezivnog materijala. Što su čestice tvrđe, uglastije i bolje međusobno povezane, tim su više i abrazivna svojstva stena izrazitija. Istrošenost dleta za bušenje usled abrazivnosti karakateriše porast njegove dodirne površine sa podlogom.

U praksi bušenja dubokih bušotina stepen pogodnosti stena na bušenje obrnuto je proporcionalan čvrstoći stene. Ponekad se stepen pogodnosti bušenja karakteriše i produktivnošću dleta, tj. brojem metara koji se izbuši jednim dletom. Trajanje jednog dleta ne zavisi samo od čvrstoće stene koja se buši, već i od stepena njene abrazivnosti, kao i od drugih faktora o kojima će biti reči u poglavlju ''Dleta za rotaciono bušenje''.

9

1.2. Naprezanja i pritisci u kanalu bušotine U tehnici izrade bušotine rotacionom metodom

od bitnog je značaja poznavanje zakonitosti promena mehaničkih osobina stena nastalih poremećajem ravnoteže naponskih stanja prilikom izrade kanala bušotine, kao i uticaj ovih promena na brzinu prodiranja dleta.

U kanalu bušotine stene raspolažu nekim poljem naprezanja, čije je opšte stanje rezultat jednog od tri uzajamno normalna pravca naprezanja koji su nejednaki. Obično se pretpostavlja da su pravci glavnih naprezanja u kanalu bušotine vertikalni i horizontalni i da su oba glavna naprezanja u horizontalnoj ravni jednaka. Naprezanje u blizini kanala bušotine, usvajajući da je spoljni radijus dosta veći od unutrašnjeg, kao što se može videti iz Sl.1.1, definisano je jednačinama: Slika 1.1. Šematski prikaz

komponenti naprezanja u kanalu bušotine

vz σσ = ( )221 rah += σσθ ( )221 rahr −=σσ ......................(1.7)

Gde su: −zσ aksijalno naprezanje −θσ tangencijalno naprezanje na obodu kanala bušotine −rσ radijalno naprezanje −vσ vertikalno glavno naprezanje −hσ horizontalno glavno naprezanje

a −radijus kanala bušotine r − radijus rastojanja do tačke interesovanja

Stanje naprezanja oko vertikalnog kanala bušotine tj. u pribušotinskoj zoni gde je odnos a/r =1 definisano je jednačinama:

vz σσ =

hσσθ 2= 0=rσ ......................(1.8)

U pribušotinskoj neporemećenoj zoni stene su izložene vertikalnom naprezanju, σv, i ujednačenom horizontalnom naprezanju hσ . Tangencijalno naprezanje je jednako dvostrukom horizontalnom naprezanju, dok je u isto vreme radijalno naprezanje jednako nuli.

U propusnoj neporemećenoj stenskoj masi na nekoj dubini, ukupan pritisak u stenskoj masi se sastoji od hidrostatičkog pritiska porne tečnosti (psl), koji je ekvivalentan pritisku stuba slane vode visine jednake posmatranoj dubini i svestranog napona litostatičkog (geostatičkog) pritiska (pS) sa glavnom vertikalnom komponentom napona (pS1) , koji odgovara težini potopljenog stuba stenske mase. Pod pretpostavkom da nisu prisutni tektonski ili neki drugi poremećaji, usled elastičnog ponašanja stene, dolazi do izjednačavanja ove vertikalne komponente sa komponentama napona u horizontalnoj ravni (pS2 , pS3), prikazano na Sl.1.2a. Horizontalne komponente se mogu međusobno razlikovati po intenzitetu, od neznatnog istezanja do nekoliko puta većeg vertikalnog napona (pS1).

10

Prilikom formiranja kanala bušotine narušava se ravnoteža sistema napona i pritisaka u stenskoj masi, pri čemu prisutni pritisak isplake (pis) uravnotežuje porni pritisak tečnosti u steni, stvarajući, pri tome, višak pritiska (pis–psl) ili ∆pis , koji se prenosi na stenu i delimično uravnotežuje litostatički napon svojim triaksijalnim naponskim pritiskom, Sl.1.2c.

Slika 1.2. Šematski prikaz pritisaka i naprezanja u kanalu bušotine

U takvoj konstalaciji napona, komponente naponskog stanja: pS1-∆pis, pS2-∆pis i pS3-∆pis imaju uticaj i na većoj udaljenosti od bušotine, dok na granici i u blizini kanala bušotine ovaj sistem dovodi do pojave koncentracije napona, Sl.1.2d. Analizom laboratorijskog ispitivanja zaštićenog i otvorenog uzorka stene pod uticajem ukupnog (svestranog) pritiska i za različite pritiske pornog zasićenja, utvrđeno je da je samo prisutno naponsko stanje u steni odlučujuće za njeno očvršćavanje. Takođe je dokazano da u procesu dislokacije stene raspored napona na dnu, koji rezultuje iz dva pomenuta sistema napona, jedino će imati uticaj u pravcu očvršćavanja stene ispod dleta, dok sistem vertikalnih i horizontalnih napona, na većoj udaljenosti nemaju bitnog uticaja na tehnologiju izrade bušotine.

Poznavanje naprezanja, a posebno realnih vrednosti pritisaka fluida u porama stena tj. pornog pritiska i pritiska frakturiranja (loma) naslaga stena usled težine stuba isplake duž kanala bušotine, predstavlja jedan od glavnih faktora koji utiču na uspešnost ukupnih operacija na izradi bušotine. Ako ovi pritisci u fazi planiranja bušotine nisu adekvatno procenjeni, odnosno u toku izrade bušotine dođe do znatnijih odstupanja, to može prouzrokovati probleme kao: gubitak cirkulacije tj. isplake u kanalu bušotine, dotoke slojnih fluida tj. erupcije, prihvat (zaglavu) alata, nestabilnost kanala i drugo, a što sve utiče na znatno povećanje troškova izrade.

Porni tj. slojni pritisci i pritisci frakturiranja stena biće detaljnije prikazani u poglavlju ''Projektovanje izrade bušotina''.

11

2. ''ROTARY'' BUŠAĆA POSTROJENJA

Slika 2.1. Šematski prikaz procesa “rotary” sistema bušenja (izvor: Appllied Drilling Engineering, SPE TEXTBOOK, SERIES VOL.2, 1986)

Kod “rotary” sistema bušenja (Sl.2.1) kanal bušotine izrađuje dleto združenim dejstvom

aksijalnih (vertikalnih sila usled osovinskog pritiska na dleto) i tangencijalnih sila (horizontalnih sila usled rotacije dleta). Rotaciju dleta ostvaruje bušaći alat koga na površini pokreće vrtaći sto ili Integrisani sistem za rotaciju bušaćim alatom i cirkulaciju isplakom, tzv. ''Top Driving Drilling System'', a osovinski pritisak se daje delom bušaćeg alata iznad dleta, tj. teškim šipkama i teškim bušaćim šipkama. Cirkulacijom fluida (uglavnom isplakom) kroz bušaći alat i mlaznice na dletu, nabušeni materijal se iznosi kroz međuprostor kanala bušotine i bušaćeg alata do površine, tj. do isplačnih bazena. Cirkulacija fluidom (isplakom) je zatvoreni kružni ciklus.

“Rotary” bušenje je još uvek najrasprostranjeniji sistem bušenja, dok se primena dubinskih motora za sada uglavnom ograničava na bušenje dirigovanih koso usmerenih i horizontalnih bušotina čija se izrada ne bi mogla izvesti (ili veoma otežano) bez tog sistema bušenja.

“Rotary” bušaća postrojenja se koriste za bušenje kanala bušotine, spuštanje i cementaciju zaštitnih cevi, a takođe su opremljena i za druge različite funkcije neophodne prilikom izrade bušotine, kao što su testiranje, K-merenja i drugo. Danas su bušaća postrojenja po svojoj konstrukciji veoma složena i da bi se efikasno koristila zahtevaju visoko uvežbanu posadu sa odgovarajućim iskustvom.

Kratak istorijski razvoj “rotary” sistema bušenja prikazan je u tabeli 2.1.

12

Tabela 2.1. Razvoj “rotary” sistema bušenja

Prvi period: 1901-1920. god.

(period osnivanja)

− osnovni principi “rotary” bušenja; − dleta za “rotary” bušenje (riblji rep); − prve primene zacevljenja i cementacije bušotina; − primena isplake za bušenje; − početna K-merenja (električni karotaž).

Drugi period: 1920-1950. god. (razvojni period)

− mnogo snažnija bušaća postrojenja; − bolja dleta, ali još uvek riblji rep; − poboljšanja na cementaciji zaštitnih cevi; − primena specijalizovanih isplaka.

Treći period:

1950-1970. god. (naučni period)

− ekspanzija istraživanja u oblasti tehnologije bušenja; − bolje razumevanje principa hidraulike; − poboljšanje kvaliteta dleta (trokonusna i dijamantska dleta); − primena dubinskih motora; − poboljšanje tehnologije isplake i primena zatvorenih

isplačnih bazena sa opremom za prečišćavanje isplake.

Četvrti period: 1970-danas

(period automatizacije)

− primena dleta sa umecima : PDC i TSP dleta; − potpuno automatizovana kontrola bušenja sa TDS

laboratorijom; − kompjuterska kontrola promenljivih parametara bušenja; − kompletno planiranje izrade bušotine od početka do

proizvodnje; − izrada horizontalnih bušotina uz pomoć MWD.

Izbor bušaćeg postrojenja je sastavni deo procesa planiranja bušotine, međutim, ono mora biti selektirano na kraju, tj. kada je kompletno završeno projektovanje izrade kanala bušotine, a što je prikazano na Sl.2.2. Neadekvatno izabrano bušaće postrojenje može biti uzrok malih brzina bušenja, havarija, tj. zaglave bušaćeg alata, oštećenja produktivnih formacija usled velikog sadržaja čvrste faze i velikih troškova izrade bušotine.

Slika 2.2. Šematski prikaz procesa planiranja bušenja bušotine

13

Bušaća postrojenja se prema mestu gde se montiraju mogu grubo podeliti na bušaća postrojenja na kopnu i bušaća postrojenja na vodi (moru), prikazano na Sl.2.3.

Slika 2.3. Klasifikacija “rotary” bušaćih postrojenja

Sa aspekta tehnologije bušenja i projektovanja izrade kanala bušotine nema bitnih razlika da

li su bušaća postrojenja montirana na kopnu ili vodi. Normalno je, zbog stepena opremljenosti bušaćih postrojenja, da cena izrade bušotina na vodi iznosi daleko više od cene izrade bušotina na kopnu. Takođe, cena izrade bušotina na moru progresivno raste sa dubinom vode.

Osnovne karakteristike konstrukcije postrojenja za bušenje na kopnu su prenosivost i maksimalna radna dubina bušenja.Toranj postrojenja za bušenje na kopnu mora biti podignut na lokaciji. U mnogim slučajevima toranj se ostavlja preko bušotine nakon osvajanja, ispitivanja i opremanja bušotine. U vreme ranih početaka bušenja, mnogi od ovih stabilnih tornjeva podizani su sasvim blizu jedan drugom u toku razrade polja. Međutim, zbog velikih troškova montaže, većina savremenih postrojenja za bušenje na kopnu su konstruisani tako da se toranj lako može preseliti i ponovo upotrebiti. Razne komponente postrojenja su montirane na saonice, tako da se postrojenje može preseljavati u delovima i lako ponovo spajati. Toranj na preklapanje (''Jackknife''), Sl.2.4, se sklapa na tlu pomoću osovinica, a zatim podiže kao sklop, uz primenu opreme za zadizanje. Prenosivi teleskopski toranj (''Portable Mast''), Sl.2.5, koji je pogodan za pliće bušotine, obično se montira na kamione sa točkovima ili prikolice koje nose mašineriju za dizanje, motore i toranj kao poseban sklop. Teleskopski prenosivi toranj se mora podići do vertikalnog položaja, a zatim istegnuti (izvući) do pune visine pomoći hidrauličkih klipova na njemu.

Slika 2.4. Preklopno bušaće postrojenje -"Jackknif" (National 1320, NIS-Naftagas)

Slika 2.5. Pokretno teleskopsko bušaće postrojenje - '' Portable Mast'' (Metalna-NIS-Naftagas)

Osnovne karakteristike postrojenja za bušenje na moru su prenosivost i maksimalna dubina

vode za obavljenje radova. Barže za bušenje se obično koriste za bušenje u vodama gde dejstvo talasa nije prejako, a

dubine vode su manje od oko 6 m. Celo postrojenje se sklapa na barži, a zatim se ceo sklop odvlači do lokacije i uronjava potapanjem barže. Nakon završetka bušenja, voda se ispumpava iz barže,

14

omogućavajući preseljenje na drugu lokaciju. Nakon opremanja bušotine, mora se konstruisati platforma da zaštiti usta bušotine i podupire površinsku proizvodnu opremu. U nekim slučajevima radna dubina vode se povećava na oko l2 m postavljanjem barže na posebnu podlogu koja se pravi na dnu.

Istražna bušenja na moru se obično rade pomoću samostalnih postrojenja koja se mogu lako preseljavati. Kada je dubina vode manja od oko 100 m, mogu se koristiti postrojenja koja se učvršćuju na dno. Najzastupljeniji tip mobilnog postrojenja učvršćenog na dnu je samopokretni i samopodizni plovni objekat za bušenje (''Jackup''), Sl.2.6. Ovaj samopokretni i samopodizni plovni objekat za bušenje odvlači se do lokacije sa podignutim nogarima. Na lokaciji se nogari spuštaju na dno na koje se oslanja i učvršćuje, a radna platforma se ''podiže'' iznad nivoa delovanja talasa pomoću hidrauličkih dizalica.

Poluuronjena postrojenja mogu da buše u položaju plutanja. Međutim, savremena poluuronjena postrojenja (Sl.2.7) su obično skuplja od samopokretnih i samopodiznih plovnih objekata za bušenje i zbog toga se obično koriste kada su dubine vode isuviše velike za oslanjanje na dno. U današnje vreme se većina poluuronjenih postrojenja usidri iznad bušotine. Neka od poluuronjenih postrojenja imaju velike motore za dinamičko pozicioniranje postrojenja iznad kanala bušotine. Ovo može znatno da poveća maksimalnu radnu dubinu vode. Neka od ovih postrojenja se mogu koristiti na dubinama vode od preko 1800 m. Oblik ovih poluuronjenih postrojenja teži da u znatnoj meri priguši kretanje talasa, bez obzira na njihov pravac. Ovo omogućuje njihovu primenu u oblastima kao što je Severno more, gde je dejstvo talasa jako.

Slika 2.6. Samopokterni i samopodizni plovni objekat za bušenje ''Jackup Rig''

Slika 2.7. Poluuronjeno bušaće postrojenje – '' Semisubmersible Rig''

Slika 2.8. Bušaći brod – ''Drillship''

Drugi tip plutajućih objekata koji se koriste za bušenje na moru su bušaći brodovi (Sl.2.8).

Bušaći brodovi su obično mnogo jeftiniji od poluuronjenih, osim ako nisu konstruisani tako da se dinamički pozicioniraju. Manji broj bušaćih brodova planirani su za bušenje u vodama i do dubine od oko 3900 m. Neki su konstruisani tako da je oprema postrojenja i sistem za sidrenje montiran na centralni toranj. Brod se rotira oko centralnog tornja uz pomoć usmerivača, tako da se brod uvek okreće prema nadolazećim talasima, a što doprinosi ublažavanju delovanja talasa. Međutim, primena bušaćih brodova je obično ograničena na oblast gde delovanje talasa nije izrazito jako.

Razradno bušenje na moru obično se radi sa fiksiranih platformi. Nakon što istražni program bušenja ukaže na prisustvo dovoljnih rezervi ugljovodonika da opravdavaju troškove izrade i osvajanja bušotina, postavlja se na lokaciju jedna ili više platformi sa kojih se može izbušiti više kosousmerenih bušotina. Platforme se postavljaju tako da se kanali bušotina lepezasto prostiru u svim pravcima od platforme da bi se u potpunosti razradilo ležište tj. rezervoar sa ugljovodonicima. Razne komponente postrojenja se obično integrišu u nekoliko velikih modula koji se uz pomoć tornja brzo mogu postaviti na platformu.

Velike platforme dopuštaju primenu ovih objekata kao potpuno samostalnih postrojenja gde se sve komponente nalaze na platformi (Sl.2.9). Kombinacija platformi sa matičnim brodom obično

15

se koristi za male platforme. Matični brod za platformu, koji predstavlja plovno prevozno sredstvo usidreno pored platforme sadrži mnoge već sklopljene komponente postrojenja (Sl.2.10). Vreme montiranja postrojenja, a time i troškovi rada biće manji za rad platforme sa matičnim brodom. Međutim, vreme čekanja može biti povećano u uslovima lošeg vremena.

Slika 2.9. Samostalna platforma ''Self-contained platform rig''

Slika 2.10. Platforma sa matičnim brodom ''A tendered platform rig''

Troškovi rada platforme rastu veoma brzo sa dubinom vode. Kada su dubine vode isuviše

velike za ekonomičnu primenu razradnih platformi, razradne bušotine se mogu bušiti brodom za bušenje, a oprema usta bušotine se montira na morsko dno. Tehnika opremanja bušotine pod vodom je još uvek relativno nova i eksperimentalna. 2.1. Osnovne komponente "rotary" bušaćeg postrojenja

Iako se bušaća postrojenja znatno razlikuju po spoljašnjem izgledu i metodu razvoja, sva ''rotary'' postrojenja imaju istu osnovnu opremu za bušenje. Osnovni sastavni delovi ''rotary'' bušaćeg postrojenja montiranih i na kopnu i na vodi su:

− Pogonski sistem − Sistem za manevrisanje − Sistem za cirkulaciju fluida (isplake) − Sistem za rotiranje − Sistem za kontrolu dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine (BOP) − Uređaji i oprema na podištu tornja

2.1.1. Pogonski sistem

Pogonski sistem na bušaćem postrojenju raspolaže prvenstveno primarnim pokretačem kao izvorom početne energije koja se dalje transportuje do odgovarajuće opreme za dalji prenos energije do krajnjih potrošaća tj. do operacione opreme. Uobičajeni primarni pokretači tj. izvori energije su odgovarajući dizel motori. Prema mestu gde se transportuje primarna energija, razlikujemo sledeće pogonske sisteme:

− Mehanički pogon (mehanička bušaća postrojenja) − Pogon sa generatorima jednosmerne struje i elektromotorima jednosmerne struje (elektro-

dizel bušaća postrojenja, DC-DC)

Pogon sa generatorima naizmenične struje preko silikonskog kontrolnog ispravljača (Silikon-Controlled Rectifier System: SCR) i elektromotorima jednosmerne struje (elektro-dizel bušaća postrojenja, AC-SCR-DC).

Mnoga bušaća postrojenja koriste mehanički pogonski sistem da transportuju primarnu energiju dobijenu od dizel motora, do operacione opreme kao što su: dizalica, vrtaći tj. rotacioni sto

16

i isplačne pumpe, Sl.2.11. Pogon dalje snage do operacione opreme uključuje konverter, zupčane prenose, lance i kaiševe. I pored mnogih slabosti sa kojima mehanički pogon raspolaže, od kojih su najbitnija udarna opterećenja na motore, gubitak energije preko zupčanika i lanaca, mogućnost čestih kvarova i drugo, ovaj tip bušaćih postrojenja još uvek je u širokoj upotrebi, a posebno kod postrojenja na kopnu. Razlog za njihovu široku upotrebu nalazi se u daleko manjoj složenosti u odnosu na elektro-dizel postrojenja i znatno manjoj ceni rada.

Slika 2.11. Šematski prikaz pogona mehaničkog bušaćeg postrojenja

Prva bušaća postrojenja na tzv. elektro-dizel pogon (DC-DC), pokretana su sa generatorima i elektromotorima jednosmerne struje, Sl.2.12. Pogon operacione opreme (dizalica, pumpe) sa elektromotorima jednosmerne struje, zbog većeg prosečnog koeficijenta iskorišćenja, manje mogućnosti kvarova i nezavisnosti svakog direktnog potrošača ima prednosti u odnosu na mehanički prenos. Kako se elektromotori kontrolišu preko generatora, a generatori i dizel motori se nalaze na većoj udaljenosti od tornja dobija se na sigurnosti rada i znatnom smanjenju buke, što je jedan od bitnih nedostataka kod mehaničkih postrojenja.

Slika 2.12. Šematski prikaz DC-DC elektro-dizel pogona bušaćeg postrojenja

Bušaća postrojenja pogona generatorima naizmenične struje preko SCR-a i elektromotorima jednosmerne struje (AC-SCR-DC), Sl.2.13, predstavljaju noviji tip pogonskog sistema kod dizel-elektro postrojenja i njihova najšira primena je kod bušaćih postrojenja na moru. Generatori naizmenične struje imaju duži vek trajanja i zahtevaju manje održavanje od generatora jednosmerne struje, a preko SCR sistema vrši se distribucija i jednosmerne i neizmenične struje ka operacionoj opremi. Nezavisni elektromotori jednosmerne struje pokreću dizalicu, vrtaći sto i isplačne pumpe, a elektromotori naizmenične struje koriste se za rad opreme koja služi za pravljenje i održavanje isplake. I ako je cena rada ovog tipa bušaćeg postrojenja daleko veća u odnosu na mehanička postrojenja, sigurnost rada tj. mogućnost kvarova i zastoja je daleko manja, što kod izrade dubokih bušotina predstavlja izrazitu prednost.

Slika 2.13. Šematski prikaz AC-SCR-DC elektro-dizel pogona bušaćih postrojenja

17

2.1.2. Sistem za manevrisanje Sistem za manevrisanje, Sl.2.14, predstavlja vitalnu komponentu bušaćeg postrojenja i

uglavnom služi za obavljanje dve rutinske operacije: dodavanje komada bušaćeg alata i zaštitnih cevi i manevar bušaćim alatom (spuštanje i vađenje alata u kanalu bušotine).

Sistem za manevrisanje sastoji se iz:

− Bušaće dizalice − Sistema koturača (nepokretne i

pokretne) i kuke − Tornja i postolja − Bušaćeg užeta

Slika 2.14. Šematski prikaz sistema za manevrisanje (izvor: Applied Drilling Engineering; SPE TEXTBOOK SER.VOL.2, 1986)

Bušaća dizalica je oprema koja koristi energiju od pogonskog sistema i transformiše je u silu na bušaćem užetu, čime se omogućuje podizanje i spuštanje bušaćih alatki. Takođe, dizalicom se navrću i odvrću bušaće alatke, a kod mehaničkih postrojenja služi i za pokretanje vrtaćeg stola i pogon jedne ili dve isplačne pumpe. Dizalica u svom sastavu mora imati efikasan kočioni sistem za kontrolu velikih opterećenja od bušaćeg alata ili zaštitnih cevi, kao i sistem za hlađenje jer se stvara toplota izazvana trenjem prilikom spuštanja alata. Uobičajeno je da su mehanička postrojenja opremljena hidrauličkom kočnicom, a elektro-dizel postrojenja elektromagnetnom kočnicom. Bubanj dizalice, kod većih bušaćih postrojenja, užljebljen je za odgovarajući prečnik bušaćeg užeta i prema kapacitetu dizalice na bubanj mora biti namotano nekoliko redova bušaćeg užeta. Bušaće uže namotano na bubanj dizalice predstavlja njegov pokretni deo koji se ujedno i najviše troši tokom izrade bušotine.

Sistem koturača (nepokretna i pokretna) i kuka predstavljaju primarnu sponu između dizalice i bušaćeg alata ili zaštitnih cevi i pružaju mehaničku pomoć kod manevra alatom. Ovaj sistem je opremljen i neohodnom pomoćnom opremom kao što su: kompenzator udara, stremenovi i elevatori za prihvat različitih prečnika bušaćih alatki. Nepokretna i pokretna koturača sastoje se od 4 do 8 koturova sa žljebovima dizajniranim za različite prečnike bušaćeg užeta u zavisnosti od kapaciteta nosivosti postrojenja. U sistemu koturača tj. koturova egzistira trenje, tako da je koeficijenat iskorišćenja koturača dat jednačinom:

nK 98,0= .........................(2.1) Gde su: K − koeficijenat iskorišćenja koturača n − broj koturova

Porebna tj. zahtevana snaga na pokretnoj koturači i kuki dobija se iz jednačine: kk vTP ⋅⋅=10 .........................(2.2)

Gde su: Pk −zahtevana snaga na pokretnoj koturači i kuki (kW) T −opterećenje na kuku (103 daN) vk − brzina podizanja pokretne koturače tj. kuke (m/s), a dobija se iz jednačine: vk=vt /n (m/s), gde je vt − brzina kretanja pokretnog kraja bušaćeg užeta.

18

Snaga koju je potrebno dovesti na dizalicu biće veća od snage potrebne na pokretnoj koturači i kuki, a dobija se iz jednačine:

KPP k

dz = .........................(2.3)

Gde je: Pdz − snaga dovedena na dizalicu (kW)

Na većim bušaćim postrojenjima koristi se tzv. ''blok-kuka'', tj. kuke koje čine jednu celinu sa pokretnom koturačom.

Toranj i postolje su čelične konstrukcije kojima je namena da nose teret bušaćih alatki u toku bušenja ili kada su alatke oslonjene u tornju. Toranj mora da raspolaže sa dovoljnom vertikalnom visinom neophodnom da se sa sistemom za manevrisanje vade ili spuštaju bušaće alatke. Postolje, takođe, mora da raspolaže odgovarajućom visinom za smeštaj sistema za kontrolu dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine (BOP), ispod radne platforme tornja. I toranj i postolje moraju imati dovoljnu jačinu da nose sva opterećenja uključujući opterećenje na kuku, bušaće alatke odložene u tornju i opterećenje usled delovanja vetra.

Raspored svih opterećenja koja deluju na toranj prikazana su na Sl.2.15, a ukupna sila koja deluje na tornju (FT, 103 daN) uključuje opterećenje na kuku (T,103 daN), opterećenje u pokretnom kraju bušaćeg užeta (Ff ,103 daN) i opterećenja u nepokretnom kraju bušaćeg užeta (Fn , 103 daN) prema jednačini:

nfT FFTF ++= .........................(2.4)

Slika 2.15. Šematski prikaz rasporeda opterećenja koja deluju na toranj, pokretni i nepokretni kraj bušaćeg užeta

Opterećenje u pokretnom kraju bušaćeg užeta, kada se uzme u obzir trenje, može se prikazati jednačinom:

Kako se nepokretni kraj bušaćeg užeta ne kreće, opterećenje u tom delu bušaćeg užeta može

se prikazati jednačinom:

nTFn = ............................(2.6)

Zamenom u jednačini 2.4, dobija se ukupna sila koja deluje na toranj:

nKnKKT

nT

nKTTFT ⋅

⋅++=+

⋅+=

)1( .............................(2.7)

( )5.298,0

LLLLn

TnK

TF nf ⋅=

⋅=

19

Slika 2.16. Šema tipičnog poprečnog preseka tornja sa rasporedom sila

Mora se naznačiti da ukupna sila na toranj (FT ) nije podjednako raspoređena na svaki oslonac tornja (kojih mora biti četiri), što je prikazanao na Sl.2.16. Opterećenje na pokretnom kraju bušaćeg užeta se raspoređuje između oslonaca ''C'' i ''D'', jer se bušaća dizalica pozicionira između ta dva oslonca. Opterećenje na nepokretnom kraju bušaćeg užeta je primenjeno samo na jedan oslonac tornja tj. ''A'', jer je taj kraj užeta usidren blizu tog oslonca. Sile primenjene na svaki oslonac tornja prikazane su u tabeli 2.2.

Tabela 2.2. Sile na svakom osloncu tornja

Opterećenje na svaki oslonac tornja A B C D

Opterećenje na kuku (T) 4T

4T

4T

4T

Opterećenje na pokretnom kraju bušać.užeta ( KnT )

KnT

2

KnT

2

Opterećenje nepokretnog kraja bušaćeg užeta ( nT ) n

T

Ukupno

+

nnT4

4 4T

KnKnT4

)2( + Kn

KnT4

)2( +

Opterećenje na oslonac ''A'' je najveće u odnosu na ostale oslonce tornja, ako je K 5,0≥ .

Međutim, maksimalno opterećenje na toranj se definiše kao četvorostruka otpornost tj. čvrstoća na najslabijem osloncu:

+⋅=

⋅+

⋅⋅=n

nTn

nTFte4

444 .........................(2.8)

Gde je: Fte – efektivno opterećenje na toranj (103 daN)

Proizvođači tornjeva obavezno daju maksimalnu nosivost tornja, a to je onaj teret koji toranj sme da nosi na nepokretnoj koturači uz faktor sigurnosti oko 2, kao i maksimalnu statičku nosivost na kuki. Maksimalna statička nosivost na kuki predstavlja teret koji toranj može nositi na kuki, bez bušaćih alatki u tornju i kada ne duva vetar.

Kod maksimalne nosivosti na kuki uzeta je u obzir težina tornja, koturača i slično. Alatke u tornju zbog svoga nagiba i bočne sile vetra stvaraju dodatna opterećenja na pojedine oslonce tornja i tada se smanjuje dopuštena nosivost na kuki koja se izračunava prema uputstvu proizvođača.

U praksi se često događa da bušač (vođa smene) zbog nepažnje podigne pokretnu koturaču toliko visoko da ona udari o nepokretnu koturaču. Najčešća posledica toga je pucanje bušaćeg užeta, pa pokretna koturača, kuka i sav teret obešen na njoj padne na radnu platfornu (podište tornja), što izaziva velike matrijalne štete, a često strada i osoblje. Da bi se ovakve nezgode sprečile, svaki toranj mora imati uređaj za sprečavanje udara pokretne koturače o nepokretnu (on mora biti stalno ispravan i funkcionalan) i može biti različitih konstrukcija u zavisnosti od proizvođača tornja.

20

Bušaće uže sa sigurnosnog aspekta predstavlja najvitalniju komponentu sistema za manevrisanje, jer sigurnost osoblja na postrojenju, alata u bušotini, pa i same bušotine, umnogome zavisi od kvaliteta i ispravnog korišćenja bušaćeg užeta. Tokom rada na izradi bušotine na bušaće uže deluju složena mehanička naprezanja i atmosferilije, što uslovljava posvećivanje velike pažnje kako konstrukciji tako i održavanju i kontroli ispravnosti bušaćeg užeta. Konstrukcija užeta se sastoji iz jezgra užeta koje je u sredini i pramenova koji se namotavaju oko jezgra. Jezgro užeta može biti od metala, vlakna ili plastike, a pramenovi su spleteni od određenog broja čeličnih žica. Zavisno od rasporeda i prečnika žica u pramenu postoji više načina pletenja (Warrington, Seale, Filler i njihove kombinacije). Takođe, razlikuje se i više načina smera pletenja žice u pramenove (desno križno pletenje, levo križno pletenje i uzdužno pletenje). Osim oznaka za način pletenja, smer pletenja i tip jezgra, bušaće uže označava se i sa dva broja, od kojih prvi označava broj pramenova, a drugi broj žica u svakom pramenu. Spoljašnji prečnik užeta zavisi od kapaciteta bušaćeg postrojenja tj. dubine bušenja i on se kreće od 25,4 mm (1'' ) za plitko bušenje, do 50,8 mm (2'') za ultra duboke bušotine. Svaki proizvođać užeta dužan je da u atestu užeta navede podatke o čvrstoći kidanja užeta.

Kao što je već rečeno, pokretni kraj bušaćeg užeta namotava se i odmotava na dizalici, dok je nepokretni kraj užeta učvršćen na specijalno konstruisanom sidru koje je montirano na jednu nogu tornja (na suprotnoj strani od bušaće dizalice).

Bušaće uže dižući i spuštajući preko koturača bušaće alatke, obavlja određeni rad, jednak proizvodu tereta na kuki i puta tereta uzduž kanala bušotine. Uobičajena praksa je izračunavanje vrednosti ''103 daN-kilometara'' rada, izvršenog sa bušaćim užetom. Kada uže dostigne određeni limit broja ''103 daN-kilometara'', koji zavisi od prečnika užeta (≈500 za bušaće uže 25,4 mm i ≈ 2000 za uže 50,8 mm) potrebno ga je na bubnju dizalice pomeriti, a nakon trećeg pomeranja (deo koji je namotan na bubnju) odseći i nadoknaditi ga istom dužinom novog užeta uvučenog sa kotura rezervnog bubnja. Osim praćenja ''103 daN-kilometara'' rada, uže se svakodnevno kontroliše i čim se primeti oštećenje zamenjuje se bez obzira na izvršeni rad.

Rad bušećeg užeta računa se kod manevra alatom, bušenja i jezgrovanja sledećim jednačinama:

1. Kod manevra alatom (spuštanje i vađenje radi zamene dleta): [ ] ( )9.2

000.250)(05

000.000.1)(

981,0 ... LLLL

−⋅⋅+⋅

+⋅+⋅

⋅= bšmtšmtšbšmsm

WWLMZWZLZR

Gde su: Rm − vrednost rada bušaćeg užeta kod jednog manevra alatom (103 daN-kilometara) Z − vertikalna dubina ili dužina kanala bušotine kod dirigovanog bušenja (m) Ls − dužina jednog pasa bušaćih šipki (m), jedan pas čine dve ili tri bušaće šipke spojene i

tako se spuštaju ili vade iz bušotine Wm.bš − težina po metru bušaćih šipki sa spojnicom uronjenih u isplaku (daN/m), što se dobija

sledećom jednačinom: ( )isbšbšm WW ρ1274,01. −= , gde je: Wbš - težina bušaćih šipki sa spojnicom u vazduhu (daN/m); isρ - gustina isplake (kg/dm3)

M − totalna težina pokretne koturače sa kukom, stremenova i elevatora (daN) Ltš − dužina teških šipki (m) Wm.tš − težina po metru teških šipki uronjenih u isplaku (daN/m), a što se dobija jednačinom:

( )istštšm WW ρ1274,01. −= , gde je Wtš - težina teških šipki u vazduhu (daN/m)

2. U toku bušenja od dubine Z1 do dubine Z2: ( )10.2)(3 12 LLLLmmb RRR −⋅=

Gde su: Rm2 − izvršen rad u ''103 daN-kilometara'' za jedno spuštanje i izvlačenje alatki sa dubine na

kojoj je prekinuto bušenje Rm1 − izvršen rad u ''103 daN-kilometra'' za jedno spuštanje i izvlačenje alatki sa dubine na

kojoj je započeto bušenje

21

3. Za vreme jezgrovanja između dubine Z1 i dubine Z2 : ( )11.2)(2 12 LLLLmmj RRR −⋅=

4. Kod ugradnje zaštitnih cevi.

Kod ugradnje zaštitnih cevi u kanal bušotine rad užeta računa se po jednačini za rad pri manevru alatom (Rm), s tim da se dobijena vrednost podeli sa 2 (jer nema izvlačenja).

Dve najčešće i skoro svakodnevne operacije sa sistemom za manevrisanje, dodavanje bušaćih komada i manevar alatom, prikazane su na slikama 2.17 i 2.18.

Slika 2.17. Prikaz dodavanja novog komada bušaće šipke

Slika 2.18. Prikaz manevara alatom − vađenje alata

2.1.3. Sistem za cirkulaciju fluida (isplake)

Sistem za cirkulaciju fluida može se poistovetiti sa sistemom za cirkulaciju isplake jer su mu namene identične. Sistem za cirkulaciju, Sl.2.19, ima zadatak da potiskuje fluid-isplaku od čeličnih isplačnih bazena do isplačne pumpe, od pumpe kroz vodove visokog pritiska i isplačnu glavu do bušaćeg alata, kroz bušaći alat do dleta, kroz mlaznice dleta i kanal bušotine do površine, a zatim preko uređaja za prečišćavanje isplake ponovo do čeličnih bazena. Ispirni fluid tj. isplaka na svom

22

putu obavlja niz funkcija od suštinske važnosti u procesu izrade bušotine, o čemu će biti detaljno rečeno u poglavlju ''Izbor ispirnog fluida-isplake za bušenje''.

Sistem za cirkulacije ispake generalno se sastoji iz:

− Isplačnih pumpi − Čeličnih bazena za isplaku − Uređaja za pravljenje i mešanje isplake: vakuum

levak, centrifugalne pumpe, mešalice i mlaznice za razbijanje isplake

− Uređaja za prečišćavanje isplake: vibro sito, seperator, degazator, desander, desilter, ''mud cleaner'' i centrifuga

Slika 2.19. Šematski prikaz sistem za cirkulaciju isplake

Isplačna pumpa je uređaj za potiskivanje isplake čime se omogućuje zatvoreni kružni ciklus

cirkulacije isplake. Glavne komponente isplačne pumpe uključuju sledeće: komponente usisnog sistema, ventile, cilindar košuljice, klipove i ublaživač pulsiranja. U tehnologiji bušenja koriste se isplačne pumpe sa dva klipa (''duplex pump'') i sa tri klipa (''triplex pump''). Ako klip potiskuje isplaku i prednjom i stražnjom stranom, takvu pumpu nazivamo i ''dvoradna pumpa'', a ako klip potiskuje isplaku samo jednom stranom, onda je to ''jednoradna pumpa''. Pumpa se označava sa najvećim prečnikom klipa koji se može ugraditi i hodom klipa (sve dimenzije su date u ''inches''). Glavne karakteristike isplačne pumpe su:

− Mehanička snaga − Brzina hoda klipa − Dužina hoda klipa − Maksimalni unutrašnji prečnik cilindar-košuljice

Ove karakteristike omogućavaju da se definišu tehničko-tehnološki parametri za primenu isplačne pumpe koji su neophodni u procesu izrade bušotine. Tehničko-tehnološki parametri pumpe su:

− Kapacitet ispiranja − Maksimalni radni pritisak − Hidraulička snaga

Teoretski kapacitet ispiranja za: − dvoradne pumpe sa dva klipa dobija se iz jednačine:

( )12.2)2

(10143,32

26 LLLLdDlnQkt −⋅⋅⋅⋅= −

− jednoradne pumpe sa tri klipa dobija se iz jednačine: ( )13.210356,2 26 LLLLLLLDlnQkt ⋅⋅⋅⋅= −

Gde su: Qkt − teoretski kapacitet ispiranja (l/min) n − broj hodova pumpe u minuti (hod/min) l − dužina hoda klipa pumpe (mm) D − prečnik cilindar-košuljice (mm) d − prečnik klipnjače (mm)

23

Zapreminski koeficijenat iskorišćenja isplačne pumpe dobija se iz jednačine:

( )14.2LLLLkt

sv Q

Q=η

Maksimalni radni pritisak pumpe dobija se iz jednačine:

( )15.2maxmax LLLL

SF

p p =

Gde su: pp max − maksimalni radni pritisak pumpe (bar) Fmax − maksimalno opterećenje na produženi presek glave (daN) S − prosečna površina izložena pritisku za izabrani cilindar (cm2) i to za: pumpu sa dva

klipa S= 5,06(D2-d2)/2, a za pumpe sa tri klipa S= 5,06 D2

Hidraulička snaga na pumpi određuje se jednačinom:

( )16.2600

LLLLksp

sh

QpP

⋅=

Gde su: Psh − hidraulička snaga na pumpi (KW) pp − pritisak ostvaren na pumpi (bar) Qks − stvarni kapacitet ispiranja sa pumpom (l/min)

Potrebna mehanička snaga za pogon pumpe, ako su dati kapacitet ispiranja i pritisak na pumpi dobija se jednačinom:

( )17.2600

LLLLtm

kspsm

QpP

ηη ⋅⋅

⋅=

Gde su: Psm − mehanička snaga za pogon pumpe (KW) ηm − mehanički koeficijent iskorišćenja pumpe (0,85) ηt − koeficijent korisnog dejstva (0,65-0,90) u zavisnosti da li se primenjuje prenosnik

snage ili ne

Isplačne pumpe sa cilindar-košuljicama velikih prečnika daju velike kapacitete ispiranja i relativno niske pritiske, a isplačne pumpe sa cilindar-košuljicama malog promera daju male kapacitete ispiranja i visoke pritiske.

U toku bušenja potrebno je progresivno smanjivati prečnik cilindar-košuljice, jer se sa konstantno primenjivanim kapacitetom ispiranja isplačnih pumpi ukupni gubici pritiska povećavaju sa dubinom. U operacijama na izradi bušotine upotrebljavaju se i pumpe sa dva i tri klipa.

O ostalim elementima sistema za cirkulaciju fluida-isplake biće rečeno u poglavlju ''Izbor ispirnog fluida-isplake za bušenje''. 2.1.4. Sistem za rotaciju

Sistem za rotaciju uključuje svu opremu koja prenosi rotaciju na bušaći alat i dleto, Sl.2.20. Radna šipka i pogonski klin na radnoj šipki biće prikazani u poglavlju “Izbor sastava kolone

bušaćeg alata u bušotini”. Bušaći rotacioni (vrtaći) sto je uređaj koji okreće radnu šipku i rotaciju prenosi na bušaći

alat i dleto, Sl.2.21. Pogonsku energiju za okretanje stola dobija preko lanca koji ga spaja sa dizalicom kod mehaničkih postrojenja, a kod elektro-dizel postrojenja od elektromotora. Dalje preko koničnog i tanjirastog zupčanika pogonsku energiju prenosi na glavni pogonski uložak rotacionog stola, a ovaj preko pogonskog klina na radnoj šipki na samu radnu šipku. Radijalne sile preuzimaju dva masivna radijalna ležaja, a vertikalne sile prema dole preuzimaju glavni aksijalni ležaj. Kako tokom bušenja u čvrstim formacijama, često dolazi do vibracija u smeru gore-dole, rotacioni stolovi imaju ugrađen još jedan slabiji aksijalni ležaj, koji preuzima silu prema gore (protuaksijalni ležaj), koji je najčešće klizni ležaj. Nominalni otvori rotacionih stolova prema API

24

standardu, u zavisnosti od kapaciteta bušaćih postrojenja su: 444,5 mm (l7 ½’’); 520 mm(20 ½’’); 698,5 mm (27 ½’’) i 952,5 mm (37 ½’’). Potrebna snaga na rotacionom stolu za okretanje alata zavisi od trenja alata u kanalu bušotine, dubine bušotine, opterećenja primenjenog na dleto i drugog, a može se empirijski predstaviti jednačinom:

( )18.21054,210030

10 2 LLLL

⋅⋅⋅

⋅

+= −

d

df D

FnZP

Gde su: Pf − snaga potrebna za rotaciju alatki (KW) Z − dubina bušotine (m) n − broj obrtaja vrtaćeg stola (o/min) Dd − prečnik dleta (mm)

Principijelne komponente ovog sistema su: − Radna šipka − Pogonski klin na radnoj šipki − Bušaći rotacioni (vrteći) sto sa glavnim pogonskim uloškom stola − Isplačna glava − Isplačno crevo

Slika 2.20. Šematski prikaz sistema za rotaciju

Slika 2.21. Rotacioni, vrtaći sto sa četvrtastim pogonskim uloškom (izvor: Neal J.Adams'', Drilling Engineering'' l985)

Isplačna glava (Sl.2.22) predstavlja spoj između sistema za cirkulaciju i sistema za rotaciju,

tako da obavlja više važnih funkcija u procesu bušenja. Osnovna funkcija je da se osigura zaptivanje isplake kod pritiska i preko 200 bara, dok isplačno crevo miruje a radna šipka i bušaće šipke rotiraju. Isplačna glava, takođe, nosi ukupan teret bušaćih alatki, tako što je preko stremenova na vrhu spojena sa kukom. Razlikujemo dve vrste nosivosti isplačne glave i to:

Statička nosivost - nosivost u 103 daN koju isplačna glava sme nositi bez rotacije. Dinamička nosivost - nosivost koju glava sme nositi pri rotaciji od 100 0/min. Dinamička

nosivost zavisi od ugrađenih ležajeva i najčešće iznosi 50-60% od statičke nosivosti. Isplačno crevo (Sl.2.23) predstavlja spoj od stojke (vertikalnog dela potisnog cevovoda uz

nogu tornja) sa isplačnom glavom, preko guskinog vrata koji je sastavni deo isplačne glave.

25

Isplačno crevo ima uobičajeni radni pritisak od 350 bara, a ne sme se koristiti ako je temperatura isplake iznad 850C, jer je sačinjeno od gume ojačane čeličnom armaturom.

Slika 2.22. Isplačna glava (izvor:Neal J.Adams, ''Drilling Engineering'' l985)

Slika 2.23. Poziconiranje isplačnog creva (izvor:Neal J.A, ''Drilling Engineering'' l985)

2.1.5. Sistem za kontrolu dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine (BOP)

Sistem za kontrolu dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine (Sl.2.24) sprečava nekontrolisano tečenje slojnih fluida iz sloja u kanal bušotine. To je u stvari sistem za kontrolu erupcije koji omogućuje: otkrivanje tj. detekciju dotoka, cirkulaciju pod pritiskom u cilju izbacivanja fluida, otežavanje isplake i manevar alatom pod pritiskom u kanalu bušotine. O funkcionisanju ovog sistema biće detaljno rečeno u poglavlju “Izbor sigurnosne opreme (BOP) na ušću bušotine”. Generalno, ovaj sistem se sastoji iz:

− Preventerskog sklopa: Preventera:

sa gumenim prstenom sa čeljustima za bušaće šipke sa ravnim čeljustima

Komandni uređaj (“Koomey”) Vodovi za gušenje i izduvavanje bušotine

(“Choke manifold”) − Bušotinske glave − Ventila − API prirubnice

Slika 2.24. Šematski prikaz sistema za kontrolu dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine

26

2.1.6. Uređaji i oprema na podištu tornja Mnogi pomoćni uređaji i oprema, neophodna u procesu bušenja, nalaze se na podištu tornja

tj. radnoj platformi tornja. Ova oprema mora biti selektirana na osnovu sastava bušaćeg alata koji će se koristiti, opterećenja koja se očekuju i prema osnovnim karakteristikama tornja. Uglavnom, ti uređaji i oprema sastoje se iz sledećeg:

− Drilometra ("Weight Indicator") − Elevatora − Klinova − Visećih klješta − Sigurnosnog venca − Jarma za dleto

Drilometar (Sl.2.25) je osetljiv instrument koji omogućava praćenje stanja, kretanja i rada

bušaćih alatki u bušotini. Ovaj senzor je spojen sa nepokretnim krajem bušaćeg užeta, gde se preko transformatora pritiska i indikatora težine registruje veličina sile u nepokretnom kraju bušećeg užeta. Indikator težine raspolaže i spoljašnjom skalom, baždarenom za određeni broj strukova i prečnik bušaćeg užeta, koja služi da pokazuje opterećenje alata za vreme izrade bušotine.

Slika 2.25. Dinamometar proizvodnje “Martin Decker”: (1) indikator težine; (2) manometar; (3) dinamometar; (4 ) torziometar; (5) merač broja hodova klipa pumpi: (6) merač broja obrtaja stola

Slika 2.26. Kružni drilogram (izvor: Priručnik za duboko bušenje - I deo, INA-NAFTAPLIN, 1972)

Torziometar je posebni uređaj koji meri torziona naprezanja bušaćih alatki, tj. pokazuje

varijacije sile upotrebljavane za savlađivanje otpora koji se javljaju pri rotaciji bušaćih alatki. Tahometar je instrument za pokazivanje brzine hoda klipa isplačne pumpe u minuti, na

osnovu koje se može odrediti kapacitet ispiranja isplačne pumpe. Manometar pritiska registruje pritisak cirkulacije meren na spojki, koji je tačniji od pritiska

na manometru montiranom na samoj isplačnoj pumpi. Dinamometar meri jačinu sile kojom se zatežu viseća klešta tj. spajaju navoji na bušećim

alatkama. Svi podaci o režimu bušenja (opterećenje, broj obrtaja rotacionog stola, torzija alata, pritisak

i broj hodova isplačne pumpe) registruju se na posebnom dijagram - papiru tzv. “drilogramu”. Drilogram je po svom opsegu podeljen na 24 časa, tj. pokriva celodnevni rad na izradi bušotine. Drilogram može biti kružnog (Sl.2.26) ili pravougaonog oblika, a registrovani podaci predstavljaju osnovu za praćenje i analizu procesa bušenja.

27

Klinovi služe za vešanje bušaćeg alata u rotacionom stolu. Sastoje se iz više segmenata sa ulošcima čeljusti, koji su međusobno zglobno spojeni. Svaki segment se može menjati, a moguće je i dodavanje segmenata u cilju povećanja opsega klinova. Zglobni spojevi između segmenata omogućuju da se pritisak ravnomerno prenosi na obuhvatnu površinu cevi, a cev se u rotacionom stolu centrira. Klinovi za bušeće šipke (Sl.2.27) proizvode se u dve dužine: konvencionalni - dužine 304,8 mm (12’’); i dugi - sa dužinom hvatanja 406,4 mm (16’’), a primenjuju se u zavisnosti od težine alata u bušotini. Veća bušaća postrojenja, radi olakšavanja rada kod vađenja ili spuštanja alata, opremljena su automatskim klinovima. Automatski klinovi mogu biti razne konstrukcije, ali im je svima zajedničko veoma jednostavno upravljanje koje obavlja vođa smene.

Slika 2.27. Klinovi za bušaće šipke tipa "DU" (izvor: Priručnik za duboko bušenje - I deo, INA-NAFTAPLIN, 1972)

Slika 2.28. Elevator sa bočnim vratima (izvor: Priručnik za duboko bušenje - I deo, INA-NAFTAPLIN, 1972)

Elevatori (Sl.2.28) su alati za hvatanje bušaćeg alata ili zaštitnih cevi ispod spojnice i njihovo vešanje o kuku. Telo elevatora se sastoji iz dve polovine koje su međusobno spojene zglobno, a otvor elevatora može biti vertikalan ili pod nagibom od 180, zavisno od tipa spojnice na bušaćem alatu. Mogu biti različite konstrukcije, od kojih su u najčešćoj upotrebi sledeći: elevator sa centralnim kračunom i elevatori sa bočnim vratima.

Viseća klješta (Sl.2.29) služe za navrtanje ili odvrtanje bušaćih alatki kao i zaštitnih cevi. Sastoje se iz segmenata na kojima su ulošci sa čeljustima, a segmenti su međusobno spojeni zglobnim spojem i klinom. Zamenom ili dodavanjem segmenata različitih prečnika omogućuje se povećanje ili smanjenje opsega obuhvata čeljusti. Zavisno od prečnika bušaćih alatki ili kolone zaštitnih cevi proizvode se različiti tipovi. Kod većih bušaćih postrojenja u upotrebi su i automatska viseća klješta, koja zavisno od pogona mogu biti pneumatska ili hidraulička.

Sigurnosni venac (Sl.2.3o) upotrebljava se pri vađenju, odnosno spuštanju bušaćeg alata ( i to najčešće teških šipki i alata za testiranje bušotine) koji se ne mogu obuhvatiti elevatorom, jer nemaju spojnicu prečnika većeg od prečnika tela cevi.

Slika 2.29. Viseća klješta tip ”B” (izvor: Priručnik za duboko bušenje - I deo INA-NAFTAPLIN, 1972)

Slika 2.30. Sigurnosni venac (izvor: Priručnik za duboko bušenje-I deo INA – NAFTAPLIN, 1972)

Slika 2.31. Jaram za navrtanje i odvrtanje trokonusnog tipa dleta (izvor: Priručnik za duboko bušenje-I deo INA – NAFTAPLIN, 1972)

28

Jaram za dleto (Sl.2.31) upotrebljava se pri navrtanju i odvrtanju dleta različitih tipova i dimenzija, da se ne bi oštetile rolke, ramena, šape ili mlaznice dleta. Proizvođači dijamantskih, PDC, TSP dleta i kruna za jezgrovanje izrađuju posebne tipove jarmova za navrtanje i odvrtanje vlastitih dleta i kruna. 2.2. Integrisani sistem za rotaciju bušaćeg alata i cirkulaciju isplake

Integrisani sistem za rotaciju bušaćeg alata i cirkulaciju isplake (“Top Driving Drilling System - TDDS”) je uređaj koji predstavlja ključnu komponentu savremene opreme za bušenje i originalno je konstruisan i montiran na velika postrojenja za bušenje na kopnu i moru počev od 1982. godine.

Ovaj sistem (Sl.2.32) predstavlja jedno od najznačajnijih poboljšanja u tehnici i tehnologiji izrade bušotina od vremena uvođenja rotacione metode bušenja. Tradicionalna radna šipka i pogonski klin na radnoj šipki nisu potrebni, već umesto toga "TDDS", koji je pri vrhu tornja okačen na kuku pokretne koturače, rotira bušaće šipke. Snagu dobija od agregata jednosmerne struje ili od generatora neizmenične struje preko "SCR-a", što je uobičajeno kod elektro-dizel postrojenja. Isplačna glava integrisana je sa pogonskim delom, tako da se "TDDS" kreće po kliznim vodilicama, odnosno vodećoj gredi pričvršćenoj uz nogu tornja. Vodeća greda ujedno štiti instalacije i postolje tornja od nepotrebnog stresa. Gotovo sve komponente i podsistemi "TDDS", praktično su standardna oprema bušaćeg postrojenja, ali ono što je kod tog sistema izuzetno je njihova integrisanost. Instaliranje "TDDS" na uobičajeno oko 50 m visoke tornjeve sa standarnim sistemom za manevrisanje, daje dovoljno rastojanje (od ≈ 4 m) između pokretne koturače sa kukom i nepokretne koturače. Kompletno pripremljen za transport "TDDS" se može premestiti sa tornja na toranj za svega nekoliko sati.

Jedan od osnovnih razloga za primenu "TDDS" je njegova sposobnost da poboljša efikasnost bušaćih postrojenja. Efikasnost bušaćih postrojenja se izražava na osnovu vremena koje je postrojenju potrebno za obavljanje različitih bušaćih operacija. Efikasnost postrojenja se povećava kada se najveći deo vremena rada postrojenja provede na dnu bušotine, bušeći uz optimalnu mehaničku brzinu bušenja. To znači da se moraju koncentrisati napori na smanjenju vremena preseljenja postrojenja i povećanju procenta vremena bušenja.

"TDDS" uređaji povećavaju efikasnost bušenja, redukujući vreme potrebno za ne-proizvodne operacije. Ova redukcija vremena ne samo da smanjuje ukupne troškove bušotine, već smanjuje rizik kroz ograničenu izloženost opasnostima. Ovaj drugi aspekt je od naročitog značaja u toku bušenja dugih horizontalnih sekcija, kada je važno ograničiti vreme koje nije upotrebljeno za rotaciju i cirkulaciju.

Slika 2.32. Šematski prikaz ”Top Drivin Drilling Sytem - TDDS”

29

Poboljšanje efikasnosti postrojenja nastaje na osnovu sledećih svojstava “TDDS” uređaja: − Pruža mogućnost bušenja sa pasom bušaćih šipki, što eliminiše potrebu za spajanjem

dve ili tri veze tj. komada bušaćih šipki tokom bušenja. − Neprekidna rotacija i cirkulacija u toku kretanja bušaćeg alata − Proširivanje kanala bušotine. Sposobnost povratnog proširivanja pri izvlačenju alata, tj.

proširivanje od dna ka vrhu bušotine sa pasovima bušaćih šipki eliminiše potrebu za njihovim pojedinačnim odvrtanjem i odlaganjem.

− Smanjeno dejstvo natega alata. Mogućnost rotiranja prilikom manevrisanja smanjuje potreban nateg alata i tako ga čuva od prevlačenja preko one strane kanala bušotine gde se formirao ugao nagiba tj. ugao radijusa kod kosousmerenih i horizontalnih bušotina. Rotiranjem alata se takođe smanjuju efekti natega alata koji leže na dnu horizontalne sekcije.

− Smanjenje rizika. Manevar spuštanja ili vađenja alata pomoću "TDDS" je mnogo bezbedniji u slučajevima kada se primeti dotok slojnog fluida u bušotinu. Za manje od 60 sec. mogu se postaviti klinovi, zatvoriti bušotina i otpočeti procedura gušenja bušotine. Pošto postoji mogućnost rotacije i cirkulacije pri vađenju alata, zaglava alata je svedena na minimum. Eliminisanje “kolena” nastalih u kanalu bušotine je lakše uraditi pomoću pasova nego sa samo jednim komadom šipke. Takođe, manevrisanjem alata u bušotini sprečava se formiranje "mostova".

− Bezbednost. Povećana je bezbednost i sigurnost bušaće brigade zbog smanjenog broja navrtanja, a i pri bušenju, na površini, rotira samo glatka bušaća šipka.

− Poboljšan rad bušaćeg postrojenja. Hidraulički "TDDS" obezbeđuje dodatnu snagu bušaćem postrojenju od oko 550 KW. Time se poboljšava sposobnost postrojenja da radi sa dubinskim motorima. Takođe, ta dodatna snaga pomaže postrojenju u kritičnim situacijama kada je potrebno istovremeno ostvariti zadizanje, rotaciju i cirkulaciju u cilju izbegavanja zaglave ili kontrole dotoka slojnog fluida u bušotinu.

− Jezgrovanje. Neprekidno jezgrovanje do 27 m, bez međuspajanja poboljšava kvalitet jezgra, a takođe redukuje broj potrebnih manevara.

− Kontrola torzije. Kontrola "TDDS" uređaja obuhvata i ograničivač torzije. Ograničavanjem torzije doći će do kočenja niza bušaćeg alata pre nego što dođe do oštećenja ili odvijanja bušaćih alatki.

− Ekonomski aspekti. Možda je i najveća i najvažnija prednost ovog sistema značajno skraćenje ukupnog vremena potrebnog za izradu bušotine, čime se ostvaruju znatne ekonomske uštede.

2.3. Specijalna oprema za bušenje na moru

Za bušenje na vodi tj. sa plovnih objekata potrebna je specijalna oprema i procedura. Specijalna oprema je potrebna za:

− održavanje plovnog objekta preko kanala bušotine i − kompenzovanje vertikalnih, bočnih i kosih pomeranja izazvanih delovanjem talasa na

plovni objekat.

Problemi sa pomeranjem plovnih objekata su intenzivniji za bušaći brod nego za poluuronjenu platformu. Međutim, bušaći brodovi su obično jeftiniji i mogu se brzo premeštati sa jedne na drugu lokaciju.

Za bušaće brodove zbog kosih pomeranja izazvanih delovanjem talasa mora se primeniti specijalna konstrukcija tornja. Toranj na bušaćem brodu se obično konstruiše tako da izdrži koso naginjanje od 200 uz puno opterećenje bušaćih alatki složenih u tornju. Isto tako je potrebna specijalna oprema za rukovanje bušaćim alatom da bi se omogućile bezbedne operacije manevrisanja u uslovima nevremena. Ova oprema omogućava brzo izbacivanje bušaćih šipki na ”lege” spojene po dva ili tri komada, da ne bi ostale u tornju. Blok šina vodilica, takođe, koristi da spreči ljuljanje pokretne koturače u uslovima nevremena.

30

Većina plovnih tj. plutajućih objekata se zadržava na lokaciji pomoću sidra. Kada je dno okeana isuviše tvrdo za klasična sidra, više komada sidra se postavlja i cementira u izbušenim kanalima na dnu okeana. Plovni objekat se “sidri” okrenut u pravcu odakle se očekuju najjači udari nevremena, a bušaći brod se i konstruiše tako da može da se “sidri” sa centralnog dela tornja bušaćeg postrojenja. Brod rotira oko tornja uz korišćenje usmerivača montiranih na pramac i krmu, tako da je uvek okrenut u pravcu dolazećih talasa. Većina sistema “sidrenja” konstruisani su tako da ograničavaju horizontalna pomeranja plovnih objekata na oko 10% od dubine vode u najtežim vremenskim uslovima. Međutim, moguće je horizontalna pomeranja ograničiti i na oko 3% od dubine vode u određenim klimatskim uslovima koji su predvidljivi sa oko 95%. Za sistem “sidrenja” se koristi čak 1 do 10 sidara. Nekoliko uobičajenih šema ”sidrenja” prikazano je na Sl.2.33.

Slika 2.33. Tipični raspored sidrenih linija za stabilizaciju bušaćih brodova i poluuronjenih platformi (izvor: Applied Drilling Engineering; SPE TEXTBOOK SER.VOL.2, 1986)

Neki plovni objekti imaju uređaje za usmeravanje koji su u stanju da održe plovni objekat na

lokaciji bez sidra. Ova tehnika postavljanja naziva se “dinamičko pozicioniranje”. Velika potrošnja goriva koja je potrebna za dinamičko pozicioniranje je ekonomski opravdana samo u slučajevima: kada su potrebne česte promene lokacije ili potrebna prevelika dužina lanaca sidra. Isto tako, raspon klimatskih uslova koji se mogu savladati više je ograničen kod dinamičkog pozicioniranja. Dinamičko pozicioniranje se generalno ne koristi u dubinama vode manjim od 1000 m.

Pozicija plovnog objekta u odnosu na kanal bušotine mora se pratiti sve vreme. Do prejakog habanja podvodne opreme će doći ako plovni objekat ne bude sve vreme odgovarajuće poravnat iznad kanala bušotine. Obično se primenjuju dva tipa indikatora poravnanja: (1) mehanički tip

31

(2) akustički tip. Sistem mehaničkog tipa koristi dvoosovinski inklinometar spojen sa kablom koji polazi od usta bušotine do broda. Pretpostavlja se da se dovoljna tenzija održava u vodi da bi ga održala pravim, a osim toga inklinometar se može spojiti na protočni vod koji odvodi isplaku sa dna mora na plovni objekat za bušenje. Indikator položaja akustičkog tipa koristi prenosnike (za navođenje) tipa svetionika na dnu mora i hidrofone na brodu. Takođe se može koristiti i sonar. Ovaj sistem je precizniji od sistema zategnutog voda u dubokoj vodi i ne zavisi od mehaničke veze između plovnih objekata.

Slika 2.34. Šematski prikaz opreme za operacije bušenja na moru

Deo opreme koji se koristi da kompenzuje horizontalno i vertikalno pomeranje plovnog objekta u toku normalnih operacija na bušenju prikazan je na Sl.2.34. Kolona zaštitnih cevi "riser" za bušenje na moru provodi isplaku sa dna mora do bušaćeg plovnog objekta. Fleksibilna spojnica na dnu "risera" dopušta bočno pomeranje plovnog objekta. Vertikalno pomeranje plovnog objekta omogućeno je pomoću klizne spojnice koja je postavljena na vrhu "risera". "Riser" je pričvršćen za plovni objekat pomoću pneumatskog sistema istezanja. Potrebno istezanje se može smanjiti dodavanjem plutajućih sekcija u sistemu “risera”.

Vertikalno pomeranje niza bušaćeg alata može se apsorbovati prelazom sa odbojnika postavljenog između bušaćih i teških šipki. Međutim, iz ovog sklopa može proizaći mnogo problema, pošto vertikalno pomeranje plovnog objekta izaziva pomeranje čitave dužine bušaćeg alata u odnosu na kolonu zaštitnih cevi i kanal bušotine. Isto tako, nije moguće menjati opterećenje na dleto kada se koristi prelaz sa odbojnikom. Površinska oprema za kompenzaciju pomeranja koju nazivamo "horizontalnim kompenzatorima" usavršena je tako da eliminiše ovaj problem. Konstantno opterećenje na kuku zadržava se kroz primenu uređaja za pneumatsko istezanje na pokretnoj koturači, kako je prikazano na Sl.2.35.

Sistem za kontrolu dotoka slojnog fluida u kanal

bušotine tj. BOP sklop, za bušaće operacije sa plovnim objektima, postavlja se na dno mora ispod "risera". Ovo omogućava zatvaranje bušotine čak i u lošim vremenskim uslovima, kao za vreme uragana, kada je možda neophodno otpajanje "risera". Isto tako, za sada je izuzetno teško konstruisati “riser” i sklop klizne spojnice koji mogu da izdrže velike pritiske u anularu. Indentični hidraulički konektori se često koriste iznad i ispod BOP sklopa. Ovo omogućuje dodavanje još jednog BOP sklopa iznad postojećeg u slučaju opasnosti.

Slika 2.35. Šematski prikaz rada vodoravnog kompenzatora

Primer podvodnog preventerskog sklopa (BOP sklopa) prikazan je na Sl.2.36. Vod za gušenje i vod za čok BOP sklopa su spojeni sa "riserom". Na Sl.2.37. dati su preseci primera opreme gornjeg i donjeg dela "risera" sa integralno spojenim vodovima za čok i vod za gušenje. Hidraulički vodovi potrebni za rad BOP sklopa, bočni ventili i konektori su spojeni sa vodilicama kabla. Oni se skladište i njima se rukuje na plovnom objektu pomoću vazdužno pogonjenih creva. Direktan hidraulički sistem se može koristiti za dubine vode manje od 100 m.

32

Slika 2.36. Primer podvodnog preventerskog sklopa BOP-a

Ovaj direktan sistem je sličan sistemu koji se koristi na kopnenim postrojenjima i ima induvidualne pogonske uljane vodove do svake kontrole. U dubokoj vodi mora se koristiti indirektan sistem. Indirektni sistem ima jedan izvor pogonskog ulja do podvodnog BOP sklopa. Akumulatorske boce su postavljene na podvodni sklop da uskladište odgovarajuću količinu hidrauličkog ulja pod pritiskom na dnu mora. Protok pogonskog ulja pod pritiskom se raspoređuje do različitih funkcija pilot ventila na dnu mora. Manji hidraulički vodovi, koji omogućavaju mnogo kraće vreme reagovanja, koriste se za aktiviranje pilot ventila. Električni i akustični aktivatori su takođe na raspolaganju. Poprečni presek grupe kontrolnih creva za indirektni sistem prikazan je na Sl.2.38. Veliko crevo u sredini je crevo za pogonsko ulje.

Slika 2.37. Generalni pregled gornje i donje opreme "risera"

Slika 2.38. Poprečni presek skupa kontrolnih creva za indirektni sistem

Urađene su različite šeme za instaliranje podvodne opreme, a šematski prikaz na Sl.2.39 ilustruje jedan. Osnovni sklop baze vodilice je prvi komad opreme spušten na dno mora. Četiri kabla koja okružuju centralni otvor u bazi vodilice pružaju se natrag do broda gde se u kablovima održava konstantna tenzija. Oprema se zatim može spustiti u poziciju preko bušotine koristeći sklop baze vodilice koji je postavljen preko baznih vodova vodilice. Dva dodatna voda spojena na jednu stranu baze vodilice omogućavaju da se televizijska kamera spusti na dno mora, kada je to potrebno.

Prva faza bušotine buši se bez BOP sklopa na dnu mora. Kada se koristi “riser”, rotaciona glava na površini omogućava fluidima iz formacije da se odvedu dalje od postrojenja u slučaju opasnosti. Uvodna kolona se spušta u kanal bušotine sa podvodnom bušotinskom glavom spojenom na vrhu. Sklop bušotinske glave spaja se u baznu strukturu vodilice. Kolona se cementira na svoje

33

mesto uz povratne tokove na dnu mora. Sklop bušotinske glave je konstruisan tako da svi bušaći nizovi kolona zaštitnih cevi i tubinga uklinjavaju u bušotinsku glavu. Sklop BOP-a se spušta i kači za vrh bušotinske glave. “Riser” se može odvojiti i spojiti u BOP.

1. Pozicioniranje plovnog objekta na lokaciji 2. Ugradnja sklopa osnovne vodilice (balasta)

3. Nabijanje uvodne cevi i bušenje za uvodnu kolonu

Slika 2.39. Šema procedure instalisanja podvodne opreme 4. Postavljanje BOP sklopa i “Risera”

Uređaji za pneumatsko istezanje imaju široku primenu u operacijama bušenja na moru. Oni

su u velikoj meri zamenili primenu kontra-tegova za pritezanje kabla. Slika 2.40. ilustruje radni princip pneumatskog uređaja za istezanje. Željeno istezanje se postiže regulacijom pritiska vazduha na klipu. Fluid na drugoj strani klipa služi da ublaži delovanje klipa i podmaže paker.

Sistem "blok-i-koturača" omogućava

korišćenje kraćeg hoda klipa. Uređaji za pneumatsko istezanje se često koriste na "riseru", na raznim vodilicama do podvodnih bušotinskih glava, a i na površinskim kompen-zatorima pomeranja niza bušećeg alata.

Slika 2.40. Šema pneumatskog uređaja za istezanje

34

3. DLETA ZA ROTACIONO BUŠENJE Pri izradi kanala bušotine dleto na dnu razrušava, tj. dislocira stenu. Združenim delovanjem

osnog opterećenja i obrtnog momenta (aksijalnih i tangencijalnih sila) dleto svojim reznim elementima reže, drobi, odlama i struže stenu, pri čemu ispirni fluid - isplaka igra veoma važnu ulogu u pogledu uklanjanja čestica izbušene stene. Da li će doći do rezanja, drobljenja, odlamanja ili struganja, zavisi od čvrstoće stene i oblika radne površine dleta.

Dleta za rotaciono bušenje počela su se primenjivati 1909. godine, ali su u poslednjoj deceniji tehnička unapređenja koja su na njima izvršena veća nego na bilo kojoj drugoj opremi ili alatu koji se koriste pri bušenju. Taj napredak generalno uključuje:

− nove konstrukcije dleta sa konusima, tj. rolkama; − razvoj novih tipova konusa za dleta; − razvoj sistema za podmazivanje konusa i ležajeva; − primena novih tipova PDC i TSP dleta.

Sva ova unapređenja poboljšala su ranije dizajnirana dleta u cilju povećanja efikasnosti procesa bušenja.

Prema konstrukciji i načinu dislociranja stene, sva dleta se mogu podeliti na sledeće tipove: − Lopatasta ili perasta dleta − Dleta sa konusima ili rolkama − Dleta sa nepomičnim reznim elementima (dijamantska, PDS i TSP dleta)

3.1. Lopatasta ili perasta dleta

Ovaj tip dleta predstavlja najstarija dleta za rotaciono bušenje koja se još uvek koriste i u suštini mogu se svrstati u tip dleta sa nepomičnim reznim elementima. Uglavnom se upotrebljavaju u mekim i plastičnim stenama na maloj dubini, gde rezanjem dislociraju stenu.

Sastoje se (Sl.3.1) od tela koje u gornjem delu ima spoljašnji navoj (po API standardu), a u donjem delu ima rezne elemente u obliku pera ili lopata. Prema broju reznih elemenata koriste se dleta sa 2, 3 ili više pera.

U cilju efikasnijeg dislociranja stena, na bokovima tela dleta nalaze se kanali za ispiranje isplakom u koje mogu biti ugrađene mlaznice.

Slika 3.1. Razni tipovi lopatastih dleta

3.2. Dleta sa konusima ili rolkama Dleta sa konusima ili rolkama razvijena su 30-tih godina prošlog veka, ali i danas je njihova

primena na izradi bušotina dominantna. Koriste se za bušenje svih tipova stena bez obzira na stepen njihove čvrstoće, a veoma često se upotrebljavaju i pri izradi dirigovanih (koso usmerenih i horizontalnih) bušotina. Prema broju konusa dleta mogu biti sa jednim, dva, tri ili četiri konusa, odnosno rolki.

Danas se pri izradi bušotine tj. pri bušenju, uglavnom primenjuju dleta sa tri konusa, tzv. ''trokonusna dleta''. Trokonusna dleta, prikazana na Sl.3.2, sastoje se iz dva osnovna elementa:

− tela dleta − tri konusa

Telo dleta sastavljeno je iz tri segmenta koji se međusobno spajaju varenjem. U gornjem delu tela dleta narezan je odgovarajući muški navoj, standardizovan prema API, u zavisnosti od prečnika dleta. Navoj služi za spajanje dleta sa bušaćim alatom, a ujedno ostvaruje i zaptivanje kada fluid - isplaka prolazi između njih. Sa gornje strane navoja, tj. na vrhu dleta urezane su oznake za

35

identifikaciju koje sadrže sledeće informacije o dletu: prečnik dleta u inčima, tip dleta, oznaku proizvođača, serijski broj i broj dleta.

Slika 3.2. Elementi trokonusnog dleta

1) Tip dleta; 2) Broj dleta; 3) Serijski broj; 4) Prečnik dleta; 5) Neprekinuti var; 6) Otvor vrata; 7) Vrat dleta, 8) Rame vrata; 9) Udubljenje; 10) Rebro; 11) Gumena zaprivka mlaznice;12) Mlaznica; 13) Zaustavni prsten mlaznice;14) Noga (šapa) dleta; 15) Rub šape dleta;16) Kanal udubljenje; 17) Ispusni čep;18) Kuglični čep varen; 19) Stražnje lice konusa; 20) Bočna površina zuba; 21) Kosi rub ramena; 22) Kapa rezervoara za podmazivanje; 23) Obodni zubi; 24) Žleb zuba; 25) Konusni vrh rolke;26) Teme zuba; 27) Otvor mlaznice; 28) Konusno telo; 29) Prednji red; 30) Srednji red;31) Unutrašnji redovi zuba; 32) «T» obodni zubi; 33) Unutrašnji rud zuba-isprekidan; 34) Rub dleta; 35) Vrh konusa izrađen u obliku koplja (prvi konus); 36) Stražnja strana; 37) Prednja strana; 38) Spoljašnji kraj zuba; 39) Unutrašnji kraj zuba

Pojedinačno, svaki segment se sastoji iz noge i osovine koja nosi, tj. na koju se ugrađuje

konus. Donji deo noge je proširen u tzv. ''šapu'', koja ostvaruje kontakt sa stenom tokom bušenja. Iz tog razloga šapa je često zaštićena umecima od volfram karbida, ili tvrdim metalom radi trošenja. Osovina koja nosi konus, Sl.3.3, je integralni deo svakog segmenta dleta, a ugao nagiba osovine koji se kreće od 330 - 360, zavisi od tipa dleta, tj. za koju vrstu formacije je dizajnirano. Čvrste formacije zahtevaju veća opterećenja na dleto, tako da se i ugao nagiba osovine povećava kako bi se mogla primeniti veća vertikalna komponenta opterećenja na dleto. Druga razvojna karakteristika osovine je ugao pomaka (''offset'') između centralne linije osovina i geometrijskog centra dleta, prikazan na Sl.3.4. Kako se povećava čvrstoća stena, ugao pomaka se smanjuje od 40 stepena, koliko iznosi kod dleta za meke formacije, do 00, koliko iznosi kod dleta za bušenje čvrstih stena. Pomak konusa unapređuje rad dleta sa lomljenjem i stružnim delovanjem vanjske površine obodnog reda zuba koji doprinosi održavanju prečnika kanala bušotine.

Slika 3.3. Osovina koja nosi konus dleta Slika 3.4. Pomak konusa kod trokonusnog dleta

U telu svakog segmenta smešten je i sistem za podmazivanje konusa odnosno njegovih ležajeva. Tip sistema uslovljen je vrstom ležajeva koji se nalaze na osovini i koji omogućuju rotaciju konusa dok dleto rotira na dnu bušotine. Takođe, u telu se nalaze i otvori u koje su

36

smeštene mlaznice (u svaki segment po jedna) za usmeravanje isplake na rezne elemente konusa u cilju povećanja efikasnosti rada dleta, Sl.3.5. Telo mlaznica, izrađeno od volfram karbida, raznih je dimenzija i izrade, u zavisnosti od prečnika dleta, ali otvori u mlaznicama za prolaz isplake su standardizovani.

Slika 3.5. Vrste mlaznica koje se ugrađuj u dleta

Otvori za prolaz isplake kreću se od 3,97 mm (5/32'') do 25,4 mm (32/32''), tako da izbor otvora zavisi od primenjenog režima bušenja, o čemu će kasnije biti detaljno pisano. U zavisnosti od uslova rada dleta, tj. dubine bušenja, koriste se dva tipa mlaznica: standardne i mlaznice za visoke pritiske. Mlaznice za visoke pritiske imaju drugačiji način učvršćivanja u telo dleta i otpornije su na abrazivno dejstvo isplake.

Konusi (rolke) dleta se učvršćuju na osovinu dleta i kod njih razlikujemo: − Sistem ležajeva za podmazivanje − Rezne elemente za razaranje stena

U odnosu na sistem ležajeva sa podmazivanjem, proizvode se sledeća dleta:

− Standardna dleta (Standard Roller Bearing) − Dleta sa zaptivnim ležajem (Sealed Roller Bearimg) − Dleta sa zaptivnim kliznim ležajem (Sealed Friction Bearing)

Slika 3.6. Presek konusa standardnog dleta

1) Kućište; 2) Tarni ležaj; 3) Kuglični ležaj; 4) Valjkasti ležaj

Standardna dleta, Sl.3.6, tj. dleta sa

standardnim ležajem ne raspolažu nikakvim mehanizmom za sprečavanje ulaska isplake u ležaj. Ležaj koji se sastoji iz valjkastog, kuglučnog i tarnog ležaja, generalno se pakuje mašću visokog viskoziteta, koja ne dozvoljava isplaci da lako prodire u ležaj. Kada tokom rada dleta isplaka potisne mast i prodre u ležaj, on se počinje oštećivati, a samim tim i dleto ubrzo propada.

Dleta sa zaptivnim ležajem, Sl.3.7, imaju građu ležaja koja je identična kao i kod

standardnih dleta, tj. sastoji se iz valjkastog, kugličnog i tarnog ležaja. Za razliku od prethodnih dleta, ova dleta raspolažu zatvorenim, tj. zaptivnim sistemom podmazivanja. Posebna zaptivka između zadnjeg dela konusa i noge dleta sprečava ulazak isplake u ležaj i time se produžava rad dleta za oko 30%. Rezervoar ugrađen u telu dleta ispunjen je uljem koje dolazi do ležaja sistemom kanala. Kretanje ulja reguliše se preko kompenzatora pritiska kojeg predstavlja elastična dijafragma koja deluje unutar metalnog kućišta i ima zadatak da održava natpritisak na ulje sa spoljašnje i unutrašnje strane, tj. da minimalizuje uticaj diferencijalnog pritiska isplake. Mehanizam je opremljen ventilom za rasterećenje pritiska koji štiti zaptivke i kompenzator od uvećanog unutrašnjeg pritiska koji nastaje unutar ležaja kao posledica nagle promene osnog opterećenja, kada zbog visokih temperatura dolazi do razlaganja maziva u gasne komponente. Pritisak koji se tada stvara unutar ležaja oslobađa se automatski preko tog ventila.

37

Slika 3.7. Presek dleta sa zaptivnim ležajem Slika 3.8. Presek dleta sa kliznim

zaptivnim ležajem

Dleta sa zaptivnim kliznim ležajem, Sl.3.8, bitno se razlikuju od prethodnih dleta. Kod ovog tipa ležajeva umesto valjkastog ležaja na osovini se nalazi klizni (frikcioni) ležaj izrađen od dva sloja legura različite tvrdoće: tvrdim slojem, iznad i mekšim (koji amortizuje osno opterećenje)- ispod. Zamena valjkastog ležaja kliznim omogućila je povećanje prečnika osovine koja nosi konus, čime je ujedno dobijeno na jačini samog dleta. Unutrašnjost školjke konusa, koja je u kontaktu sa kliznim ležajem je takođe obložena specijalnom legurom. Takva konstrukcija ležaja i konusa podnosi veća radijalna i aksijalna opterećenja, čime se povećava trajnost dleta. Takođe, kod ovih dleta je poboljšano zaptivanje između zadnjeg dela konusa i noge dleta uvođenjem potpornog ''O'' prstena. U toku rada dleta, klizni ležaj se podmazuje sistemom za podmazivanje koji se ne razlikuje od sistema primenjenog kod dleta sa zaptivnim ležajem.

Prema reznim elementima sa kojima su opremljeni, razlikujemo uglavnom dva tipa konusa za dleta:

− Konusi sa zubima − Konusi sa umecima ili bradavicama

Dleta koja imaju konuse sa zubima nazivaju se "zupčasta dleta” (Milled Tooth Bits), i kod njih zubi i konus predstavljaju jednu celinu, tj. zubi su urezani u telo konusa, Sl.3.9. Oblik, visina i broj zuba na konusima uslovljeni su tipom stena koje će se bušiti, Sl.3.10. Zubi dleta za meke formacije su duži i razmak između njih je veći, tj. manji je ukupan broj zuba u odnosu na dleta za čvrste formacije. Takođe, postoji razlika u samom kvalitetu zuba, tako da su zubi kod dleta za meke formacije sa jedne strane ojačani nanosom specijalne tvrde legure, a zubi kod dleta za čvrste formacije kompletno su otvrdnuti specijalnim postupkom. To dovodi i do različitog načina trošenja zuba u toku rada, Sl.3.11, time što se zubi dleta za meke formacije troše brže na strani gde nema tvrdog materijala i ostaju relativno permanentno oštri, dok se zubi kod dleta za čvrste formacije troše u obliku klina, ali im se visina stalno smanjuje.

38

Slika 3.9. Trokonusna zupčasta dleta

Slika 3.10. Dizajniranje zuba u zavisnosti od tipa dleta

Slika 3.11. Trend trošenja zuba kod trokonusnih zupčasih dleta

Za dleta sa umecima, tj. bradavicama (Insert Bits), Sl.3.12, karakteristično je da su cilindrični

umeci od volfram karbida utisnuti presovanjem u prethodno izrađena ležišta u konusima. Umeci koji se primenjuju kod dleta za bušenje mekih formacija su duži i imaju oštrije oblikovan kraj. Umeci koji se koriste kod dleta za čvrste formacije su kraći i imaju zaobljeni kraj. Neki od oblika umetaka od volfram karbida prikazani su na Sl.3.13. Dleta sa umecima raspolažu sledećim prednostima u odnosu na zupčasta dleta:

− Dugi umeci u obliku naoštrenog dleta ili lopate omogućavaju dublje prodiranje umetaka u meke i srednje čvrste formacije, što brzine bušenja održava na približnom nivou kao i kod zupčastih dleta.

− Umeci zaobljenog oblika omogućuju znatno veći napredak bušenja u čvrstim i veoma čvrstim formacijama.

− Selektivan razmak između umetaka daje im maksimalnu otpornost na udar i abrazivno trošenje.

− Umeci po obodu konusa omogućavaju duži kontakt sa zidom bušotine, što prečnik kanala bušotine duže vremena čini nominalnim.

Slika 3.12. Trokonusna dleta sa umecima Slika 3.13. Primeri umetaka od volfram karbida

kod trokonusnih dleta

Trokonusna dleta i sa zubima i umecima imaju isti odnos reznih elemenata, raspoređenih u tri osnovna reda: spoljašnji red, srednji red i unutrašnji red, na svakom konusu.

Nekoliko bitnih karakteristika za trokonusna dleta prikazano je u tabeli 3.1.

39

Tabela 3.1 Dizajniranje karakteristika reznih elemenata za trokonusna dleta Tip

dleta Klasifikacija

dleta po IADC

Tip formacije po čvrstoći

Opis reznih elemenata

Pomak ''offset'' stepeni

Zupčasta dleta

1-1, 1-2 1-3, 1-4 2-1, 2-2

2-3 3

Veoma meka Meka

Srednja Srednje čvrsta

Čvrsta, abrazivna

Tvrdi materijal Tvrdi materijal sa strane Tvrdi materijal sa strane

Otvrdnuti zubi Kompletno otvrdnuti

zubi

3 do 4 2 do 3 1 do 2 1 do 2

0 0

Dleta sa umecima

5-2 5-3 6-1 6-2 7-1 8

Meka Srednje meka Srednje čvrsta Srednje čvrsta

Čvrsta Veoma čvrsta

64odugi lopatasti umetak 65 – 80o dugo oštro dleto

65 – 80o srednje dleto 60-70o srednji projektil

80-90o kratko dleto 90-120osferični i jajasti

2 do 3 2 do 3 1 do 2 1 do 2

0 0

Slika 3.14. Trokonusna dleta ''ATM'' serije

Najnoviju konstrukciju trokonusnih dleta sa znatnim tehničkim unapređenjima predstavljaju dleta tipa ''ATM'', Sl.3.l4.

Klizni zaptivni ležajevi sastoje se od specijalnih metalnih slojeva nanesenih na konuse i površine otporne na habanje, kao i na osovine. Umesto standardnog kugličnog ležaja koji je držao konuse na osovini ugrađen je opružni klizni prsten, tzv. ''Ringlock'', koji otklanja oštećenja ležaja usled drobljenja kuglica, a i omogućuje izradu osovine većeg prečnika.

Sistem zaptivanja konstruisan je sa dva prstena od legiranog čelika postavljenih između konusa i korena osovine na dletu. Takođe, i dva gumena prstena, montirana pod pritiskom, pozicioniraju i ''energizuju'' metalne zaptivne prstenove, stvarajući stalni dodir koji sprečava propuštanje isplake. Ovakav sistem zaptivanja, koji je ostvaren između konusa i korena osovine koja nosi ležaj usled trenja, daje manju količinu toplote nego kod dosadašnjih konstrukcija ležajeva, što omogućuje ovom tipu dleta režime bušenja sa znatno većim opterećenjima i brojem obrtaja.

40

3.2.1. Klasifikacija trokonusnuh dleta Međunarodno udruženje ugovarača bušenja -IADC- izdalo je novi klasifikacioni sistem

(SPE/IADC 1987. god. No 16143) za identifikaciju sličnih tipova trokonusnih dleta, koja su na raspolaganju a proizvod su različitih proizvođača prikazanih u tabeli 3.2.

Tabela 3.2. IADC klasifikacioni sistem za trokonusna dleta

Klasifikacioni sistem se sastoji od četiri znaka i to tri broja (kao i ranija klasifikacija iz 1972. god.) i dodatnog slova koje pruža dopunske informacije o karakteristikama dleta.

Prvi znak su brojevi od 1 do 8 prikazani po vertikali tabele koji klasifikuju dleta prema čvrstoći formacija i tipu reznih elemenata za razaranje stena.

Brojevi 1, 2 i 3 označavaju zupčasta dleta i to: broj 1 - dleta za meke formacije sa malom kompresivnom čvrstoćom i velikom bušivošću; broj 2 - dleta za srednje do srednje čvrste formacije sa visokom kompresivnom čvrstoćom; broj 3 - dleta za čvrste formacije, srednje abrazivne i abrazivne.

Brojevi 4, 5, 6, 7 i 8 označavaju dleta sa umecima, tj. bradavicama i to: broj 4 - dleta za meke formacije sa malom kompresivnom čvrstoćom i velikom bušivošću; broj 5 - dleta za meke do srednje čvrste formacije sa niskom kompresivnom čvrstoćom; broj 6 - dleta za srednje čvrste formacije sa velikom kompresivnom čvrstoćom; broj 7 - dleta za čvrste delimično abrazivne i abrazivne formacije i broj 8 - dleta za ekstremno čvrste i abrazivne formacije.

Drugi znak je takođe predstavljen brojevima od 1 do 4, prikazanim po vertikali tabele u sledećoj koloni, koji dalje klasifikuje dleta na osnovu čvrstoće formacija i to tako da svaku od navedenih formacija dalje diferencira po stepenu čvrstoće od 1 do 4.

Treći znak predstavljaju brojevi od 1 do 7 prikazani horizontalno na tabeli, a oni ukazuju na tip ležaja i prisutnost ili odsutnost zaštite po obodu konusa. Vodeća strana konusa je u dodiru sa zidom bušotine i ona formira prečnik kanala bušotine. Brojevi od 1 do 7 označavaju sledeće:

− broj 1, dleta sa standarnom konstrukcijom ležajeva; − broj 2, dleta sa standarnom konstrukcijom ležajeva, za bušenje vazduhom; − broj 3, dleta sa standardnim ležajem i sa zaštitom po obodu konusa, tj prečnika; − broj 4, dleta sa zaptivnim ležajem; − broj 5, dleta sa zaptivnim ležajem i zaštitom po obodu konusa; − broj 6, dleta sa zaptivnim kliznim ležajem; − broj 7, dleta sa zaptivnim kliznim ležajem i zaštitom po obodu konusa.

Standardni ležaj

Standardni ležajhlađen

vazduhom

Standarni ležajsa zaštitom

prečnika

Zaptivni ležaj

Zaptivni ležaj sa zaštitom

prečnika

Zaptivni klizni ležaj

Zaptivni klizni ležaj sa

zaštitom preč

Serija Formacija Tip

1 2 3 4 5 6 7 1 2 3

1 Meke formacije sa malom jačinom na kompresiju i velike bušivosti

4 1

2 3

2 Srednje do srednje čvrste formacije sa velikom čvrstoćom na kompresiju

4 1 2 3

Zupč

asta

dle

ta

3 Čvrste delimično abrazivne i abrazivne formacije

4 1 2 3

4 Meke formacije sa malom jačinom na kompresiju i velike bušivosti

4 1 2 3 5 Meke do srednje čvrste formacije sa niskom

čvrstoćom na kompresiju 4 1 2 3 6 Srednje čvrste formacije sa velikom čvrstoćom

na kompresiju 4 1 2 3

7 Čvrste delimično abrazivne i abrazivne formacije

4 1 2 3

Dle

ta sa

um

etci

ma

8 Ekstremno čvrste i abrazivne formacije

4

41

Četvrti znak je predstavljen sledećim slovima koja nisu data u tabeli, a označavaju: − A, dleta sa kliznim zaptivnim ležajem i mlaznicama za cirkulaciju vazduha − C, centralno ispiranje, bez mlaznica − D, dleta za kontrolu otklona kanala bušotine (krivine) − E, produžene mlaznice na dletu − G, ekstra zaštita po obodima konusa, tj. prečnika − J, mlaznice za skretanje kanala bušotine − R, dleta primenjena za metodu udarnog bušenja − S, standardna zupčasta dleta − X, umeci, tj. bradavice u obliku izduženog zaoštrenog dleta − Y, ovalni, tj. sverični umeci u dletu − Z, drugi oblik umetaka u dletu

3.3. Dleta sa nepomičnim reznim elementima

Ova dleta predstavljaju modifikaciju perastih dleta, tako da u svojoj konstrukciji nemaju pokretnih delova. Takvo konstruktivno rešenje kod ovih dleta ima znatnu prednost u odnosu na trokonusna dleta, jer tokom rada ne postoji opasnost od ostajanja konusa u kanalu bušotine, tj. daljih radova na instrumentaciji. Primenjuju se u konvencionalnom ''rotary'' sistemu bušenja, zatim za bušenje dubinskim motorima, a posebno su efikasna pri izradi horizontalnih kanala bušotina. Prema tipu reznih elemenata koji se ugrađuju u dleto razlikujemo sledeće tipove dleta:

− Dijamantska dleta − PDC (Polikristalna dijamantska kompakt) dleta − TSP (Termostabilna polikristalna dijamantska kompakt) dleta

3.3.1. Dijamantska dleta

Prirodni dijamanti predstavljaju jedan od dva stabilna oblika ugljenika, a drugi oblik je grafit. Grafit je crn, mekan, veoma postojan materijal i pod uslovima visokih pritisaka i temperature. Nasuprot njemu, dijamant je veoma tvrd, jedan od najboljih provodnika toplote, proziran i veoma abrazivan, stabilan na visokoj temperaturi ili pritisku, ali u uslovima zajedničkog delovanja temperature i pritiska je veoma labilan. Nepodudarnost između karakteristika ova dva oblika ugljenika je u razlici njihovih atomskih struktura. Prirodni dijamant je čvrste strukture sa mnogim karakteristikama koje su superiorne u odnosu na druge materijale, a neke od njih su:

− Tvrdoća mu je deset puta veća od čelika. − U odnosu na kompresivnu čvrstoću to je najjači poznati materijal (kompresivna čvrstoća mu

je 20 puta veća od granita). − U odnosu na otpornost trošenja (habanja) to je najotporniji materijal u prirodi. − Koeficijent trenja je manji od bilo kojeg poznatog materijala. − U odnosu na toplotnu provodljivost predstavlja najbolji toplotni provodnik.

Navedene karakteristike prirodnih dijamanata, i pored njihove visoke cene, učinile su ih veoma pogodnim za primenu u procesu bušenja, tj. za ugradnju u dleta i krune za bušenje. Dijamantska dleta su zamena za trokonusna dleta u onim slučajevima gde je njihov vek trajanja kratak, posebno za bušenje u čvrstim i abrazivnim stenama. Glavni elemenat za uvođenje dijamantskih dleta u proces bušenja predstavlja ekonomičnost rada, odnosno rentabilnost, jer su ona znatno skuplja u odnosu na trokonusna dleta. Iz ovih razloga dijamantsko dleto se koristi za bušenje u veoma čvrstim i abrazivnim stenama, generalno pri uslovima kada je mehanička brzina bušenja trokonusnim dletima manja od 0,10 m/čas, ili kada je ukupan broj metara koji se izbuši trokonusnim dletom manji od 10 m.

42

Dijamantska dleta su drugačije konstrukcije od trokonusnih dleta, Sl.3.15, jer su rezni elementi, tj. prirodni dijamanti utisnuti u matricu koja takođe sadrži i vodene puteve za fluid. Bušaći fluid -isplaka prelazi preko čela dleta u cilju čišćenja dleta od nabušenog materijala i hlađenja dleta.

Slika 3.15. Konstrukcija dijamantskih dleta: a) dleta za čvrste formacije; b) dleta za meke formacije

Konstruktivni delovi dijamantskog dleta su: − čelično telo (čelično jezgro) sa urezanim API navojem u gornjem delu za spajanje sa

bušaćim alatom; − matrica od volfram karbida sa ugrađenim dijamantima i vodenim putevima za ispiranje.

Konstrukcije dijamantskih dleta su različite u pogledu dimenzija ugrađenih dijamanata,

njihove koncentracije, kvaliteta i rasporeda ugradnje, kao i oblika otvora, tj. kanala za protok isplake, odnosno vodenih puteva.

Rezna površina dijamantskog dleta sastoji se od velikog broja prirodnih dijamanata, geometrijski pravilno raspoređenih po matrici. Veličina i broj dijamanata ugrađenih u matricu zavisi od čvrstine formacije koja će se bušiti. Dleta za čvrste formacije imaju mnogo manjih dijamanata (0,07-0,125 karata; 1 karat iznosi 0,275 grama), dok dleta za meke formacije imaju manji broj većih dijamanata (0,75-2 karata).

Otvori, tj. kanali za protok isplake (putevi fluida) na licu dleta i otvori za nabušeni materijal sa strane lica dleta kontrolišu uklanjanje nabušenog materijala i hlađenje dijamanata.

Osim dleta sa ugrađenim sitnim i krupnim dijamantima po površini matrice, izrađuju se i dijamantska dleta koja se sastoje iz više slojeva dijamanata u prahu tzv. ''impregnirana'' dijamantska dleta.

Kod praktične primene dijamantskih dleta najčešći problemi su:

− Oblepljivanje dleta, dijamantska dleta imaju tendenciju oblepljivanja kada se buše mekane lepljive glinovite formacije i krečnjaci sa niskim nivoom hidrauličke energije.

− Oštećenje spoljašnjeg prstena, tj. oštećenja dleta u obliku ''O'' prstena i to na čelu dleta što je najčešća pojava kada se buše razlomljene formacije, jer su dijamanti neotporni na udarce. Ova oštećenja takođe nastaju ako se koristi neodgovarajuća stabilizacija na dleto, jer dijamantsko dleto, da bi efikasno bušilo, mora imati potpuni kontakt sa dnom bušotine. Isto oštećenje nastaje i kada dleto radi po metalu koji je upao u kanal bušotine. Oštećenja u

43

obliku prstena lako se prepoznaju na površini, jer dolazi do konstantnog porasta pritiska rada pumpe i znatnog smanjenja mehaničke brzine bušenja.

− Erozija matrice je normalna pojava ako se primenjuje preterana hidraulička energija na dleto, ili ako ispirni fluid-isplaka sadrži veliku količinu abrazivnih čestica.

− Lom dijamanata je rezultat primene preteranih tangencijalnih sila. Kada se prevaziđe čvrstoća dijamanata dolazi do loma, tj. cepanja u vidu ploča i mnogi od izloženih dijamanta se odvajaju. Uzrok za lom, tj. cepanje dijamanata su ugrađeni neodgovarajući dijamanti (suviše dugi), bušenje kroz razlomljene formacije, preterano opterećenje na dleto, neodgovarajuća stabilizacija dleta, erozija i drugo.

3.3.2. PDC (Polikristalna dijamantska kompakt) dleta

Razvoj na tehnologiji izrade PDC (Polycrystalline Diamond Compact) dleta i prva testiranja započeta su 1970. godine, od strane kompanije General Electric. Konstrukcija ovih dleta, a posebno radnih elemenata, vezana je za uvođenje posebnih materijala, veštačkih polukristalnih dijamanata, koji se ugrađuju u reznu strukturu.

PDC dleta se generalno sastoje iz tela dleta i reznih elemenata, Sl.3.16. Telo dleta može biti izrađeno kompletno od čelika, ili delom od čelika i matrice od volfram karbida. Telo kompletno izrađeno od legiranog termički obrađenog čelika ne zahteva primenu vezivnog sredstva za spajanje sa reznim elementima, ali je sam izbor reznih elemenata i njihovo ojačanje ograničeno. PDC dleta sa kompletnim čeličnim telom su odgovarajuća za bušenje mekih i neabrazivnih formacija.

Slika 3.16. PDC dleta: a) sa matricom od volfram karbida; b) sa kompletno čeličnim telom; c) sastavni elementi PDC dleta sa matricom od volfram karbida.

Matrica od volfram karbida, spojena je specijalnom legurom za unutrašnji čelični deo koji se dalje varenjem nastavlja na vrat sa urezanim API navojem. Matrica u koju se ugrađuju rezni elementi znatno je otpornija na eroziju i abrazivna dejstva, što dozvoljava primenu optimalne hidraulike tokom rada (velike pritiske na čelo dleta), čime se i znatno produžuje vek rada dleta. Takođe, matrica od volfram karbida omogućuje veliku fleksibilnost pri dizajniranju oblika dleta, a dozvoljava i ugradnju prirodnih dijamanata po obodu prečnika dleta, kao pojačanje za bušenje abrazivnih formacija.

U radnu površinu dleta (čelično telo ili matricu) ugrađen je veći broj reznih elemenata, Sl.3.17, koji se sastoje od polikristalnog kompaktnog sloja, tj. veštačkih dijamanata koji služi kao sečivo i koji je spojen preko vezivnog sredstva pod visokim pritiskom i temperaturom sa nosećim umetkom tj. podlogom od volfram karbida.

Rezultat je integralni rezni elemenat, gde polikristalna kompaktna pločica ima približno tvrdoću i veću otpornost na abraziju od prirodnog dijamanta, a podloga od volfram karbida u obliku cilindra ili stubića daje mu mehaničku čvrstoću i povećava otpornost na udar. PDC rezni elemenat, tj. sečivo, ostaje oštro tokom rada jer se troši u obliku ''samooštrenja'', što tim dletima omogućava veliku brzinu bušenja. Bitno je naznačiti da su kod ovih reznih elemenata dijamantski kristali međusobno povezani i sa metalnim katalizatorom (kobalt) koji ih čini stabilnim do temperature od 700oC. Iznad ove temperature dolazi do brzog oštećenja polikristal dijamantskog kompaktnog sečiva, što dovodi i do brzog propadanja dleta.

Slika 3.17. Rezni elemenat kod PDC dleta

44

Određivanje optimalnog broja, veličine, oblika, mesta, rasporeda i izloženosti reznih elemenata na PDC dletu treba da je prilagođeno karakteristikama formacije koja se buši. Konstrukcija koja omogućava povećanje nabušenog stenskog materijala i rad sa minimumom vibracija, što daje veću brzinu bušenja i bolju mogućnost održavanja pravca kanala bušotine je cilj kojem se teži.

Faktori bitni za svaki rezni elemenat su: zapremina stene koja se seče, tačka opterećenja, obrtni momenat i hidraulika. Efikasnost performansi se postiže optimalizacijom ovih kritičnih faktora za svaki elemenat. Rezni elementi se postavljaju tako da se prilikom rotacije dleta kreću određenom putanjom, a njihov raspored na površini dleta može biti radijalni i spiralni.

Slika 3.18. Orijentacija reznog elementa

Orijentacija reznog elementa je određena: stepenom izloženosti, zadnjim uglom nagiba i bočnim uglom nagiba, Sl.3.18. Veličina (prečnik ''d'') reznih elemenata je najčešće 3, 13, 16 i 19 mm. Pri čemu su veći prečnici pogodni za velike brzine bušenja u mekanim formacijama. Dleta sa manjim prečnikom reznih elemenata ostvaruju manji obrtni momenat usled smanjene dubine urezivanja. Za mekše formacije je bolji manji zadnji ugao nagiba (10-150), a za čvrste formacije potrebna je veća vrednost (15-250). Veći zadnji ugao nagiba utiče i na dužu trajnost sečiva jer ostvaruje manji zahvat, tj. izloženost. Povećanje bočnog ugla nagiba primenjuje se za poboljšanje čišćenja dleta, jer gura krhotine koje se stvaraju na strani kanala bušotine, ali može smanjiti efikasnost dejstva sečiva.

Prema broju reznih elemenata PDC dleta se mogu podeliti na: − Dleta sa malim brojem reznih elemenata − Dleta sa srednjim brojem reznih elemenata − Dleta sa velikim brojem reznih elemenata

Dleta sa malim brojem reznih elemenata ostvaruju maksimalno opterećenje po reznom elementu, pa mogu da imaju velike brzine bušenja kroz neabrazivne i meke formacije.

Dleta sa srednjim brojem reznih elemenata imaju dobre performanse i ujednačenu brzinu bušenja, kao i vek trajanja pri bušenju srednje čvrstih formacija.

Dleta sa velikim brojem reznih elemenata omogućavaju duži rad pri bušenju kompaktnih, tj. čvrstih formacija, jer se smanjuje trošenje reznih elemenata, ali se pojavljuje negativni uticaj na čišćenje i hlađenje dleta tako da se brzina bušenja smanjuje.

Mlaznice u PDC dletu imaju veoma važnu ulogu u procesu čišćenja dna bušotine od nabušenog materijala, a broj i distribucija mlaznica varira u zavisnosti od tipa i oblika dleta, tj. profila dleta.

Profil dleta treba da je prilagođen predviđenim uslovima rada. Velike vrednosti uglova otklona od vertikale (inklinacije) pri dirigovanom bušenju zahtevaju srednji profil sa kratkim konusom, tako da se oštećenje od kontakta sa stenom može ograničiti samo na lice dleta. Pored osetljivosti na temperaturu PDC dleta imaju još jedan nedostatak, a to je da ostvaruju najveće obrtne momente od bilo kojeg drugog tipa dleta, što predstavlja manu kada se zahteva precizno usmeravanje kanala bušotine (horizontalno bušenje), gde je važna orijentacija lica alata za usmeravanje.

Generalno, PDC dleta imaju nekoliko konstrukcionih karakteristika, koje nadmašuju ostala dleta:

− Nemaju pokretne delove koji mogu ostati u bušotini. − Kako razaraju stenu sečenjem (smicanjem), potrebna je manja energija nego kod principa

razaranja stena drobljenjem, lomljenjem i mlevenjem, koji se koriste kod trokonusnih dleta.

45

− Iz navedenih razloga nisu potrebna velika opterećenja na dleto. − Kombinacija manjih opterećenja i nepostojanja pokretnih delova čini ih pogodnim za

bušenje dubinskim motorima pri izradi dirigovanih bušotina. − Nove generacije ovih dleta konstruisane su da rade sa minimalnom vibracijom, čime se

dobija veća brzina bušenja, a i pravac bušenja vrlo malo varira. Takođe, primena zakošenih reznih elemenata, tj. čela dleta proširuje njihovu upotrebu u čvrstim formacijama, jer konveksna zakrivljenost reznih elemenata obezbeđuje promenljivi zadnji ugao nagiba, što dozvoljava dletu da prilagodi svoju dubinu urezivanja čvrstoći formacije. Ovaj oblik takođe smanjuje obrtni momenat i vibracije, a odvođenje toplote je bolje nego kod ravnih reznih elemenata.

3.3.3. TSP (Temperaturno stabilna polikristalna dijamatska kompakt) dleta

Konstrukcija TSP (Thermally Stable Polycrystalline) dleta u pogledu oblika i profila radne površine, kao i rasporeda reznih elemenata ista je kao i kod PDC dleta sa matricom od volfram karbida za bušenje čvrstih formacija.

Suštinska razlika kod ovog tipa dleta je da se temperaturno stabilni dijamantski materijal sastoji od veštačkih polikristalnih dijamanata gde je metalni katalizator (kobalt) zamenjen sa manje toplotno provodljivim materijalom. Ovako dizajnirana polikristalna struktura od veštačkih dijamanata čini sekače, na identični način spojene u rezni elemenat kao i kod PDC dleta, stabilnim do temperature od 1200oC. Takvi rezni elementi ugrađeni u TSP dleta omogućuju bušenje čvrstih i abrazivnih formacije. 3.3.4. Klasifikacija dleta sa nepomičnim reznim elementima (Dijamantska; PDS; TSP)

Nova IADC klasifikacija (SPE/IADC iz 1987. godina No. 16142) zamenila je klasifikaciju iz

1981. godine, koja je bila samo za dijamantska dleta, tj. za dleta sa prirodnim dijamantima. Klasifikacija se sastoji iz četiri znaka, kao što je prikazano u tabeli 3.3. Prvi znak predstavljaju slova: D, M, S, T i O koja određuju tip reznih elemenata i materijal od

kojeg je sačinjeno telo dleta u koje su utisnuti rezni elementi. Drugi znak je predstavljen brojevima od 1 do 9 kojima se definiše profil dleta. Treći znak predstavljaju takođe brojevi od 1 do 9, koji definišu hidraulički dizajn dleta i to: − izlaz fluida - isplake kroz dleto (promenljive mlaznice, stalni otvori, tj. konstantne mlaznice

i centralno ispiranje); − oblik radne površine (noževi, rebra ili pun profil).

Ispod tabele, navedena slova: R, X, i O mogu zameniti brojeve 6 i 9 (što se primenjuje kod mnogih dijamantskih i TSP dleta)

Četvrti znak je predstavljen brojevima od 0 do 9 koji označava samu veličinu i težinu sekača kod reznih elemenata.

46

Tabela 3.3. IADC klasifikacija za dleta sa nepomičnim reznim elementima (izvor: Drilling Data Handbook, 1992)

VELIČINA SEKAČA I TEŽINA Laki Srednji Teški Veliki 1 2 3 HIDRAULIČKI DIZAJN Srednji 4 5 6 Mali 7 8 9 R: Radijalni 0 Impregnirana protok X: Poprečni protok O: Drugo Pr

omen

ljive

m

lazn

ice

Kon

stan

tni

otvo

ri

Cen

traln

i ot

vor

Noževi 1 2 3

Vel

ičin

a se

kača

Priro

dni

dija

man

ti ka

m/k

arat

Veš

tačk

i di

jam

anti

kor.s

.vis

ina

sekača

Rebra 4 5 6 Veliki <3 >5/8'' Pun profil 7 8 9 Srednji 3-7 3/8 – 5/8'' Mali >7 < 3/8'' PRVI ZNAK DRUGI ZNAK TREĆI ZNAK ČETVRTI ZNAK

Tip reznog elementa i

mat. dleta

Profil dleta

Hidraulički dizajn

Veličina sekača i težina

D: Prirodni dijamanti matriks tela M: Matriks PDC S: Čelično telo PDC T: TSP matriks O: Drugi

C: Visina konusa

G: visina kalibra Visoko C>1/4D

Srednje 1/8D<C<1/4D

Nisko C<1/8D

G>3/8 D visoko 1 2 3

1/8 D< G 3/8D srednje 4 5 6

G < 1/8D nisko 7 8 9

3.4. Mehanizam razaranja stena dletima

U procesu bušenja, dislociranje, tj. razaranje stena nastaje uticajem aksijalnih i tangencijalnih sila proizvedenih radom dleta. Dejstvom osovinskog pritiska na dleto, stenska masa na dnu bušotine je podvrgnuta sili na pritisak i sažimanje, a dejstvom tangencijalnih sila usled rotacije dleta na istezanje.

47

Slika 3.19. Delovanje reznih elemenata kod raznih tipova dleta

Svi tipovi dleta ne razaraju stenu, tj. ne obavljaju operacije bušenja svojim reznim elementima, na isti način Sl.3.19. Trokonusna dleta svojim zubima ili umecima lome, drobe i melju stenu formirajući ispod njih kratere, dok dleta sa nepomičnim reznim elementima (dijamantska, PDC i TSP) uglavnom smiču, tj. stružu i seku bušenu formaciju. Iz navedenog razloga potrebno je prikazati posebno mehanizam razaranja stena trokonusnim dletom i dletima sa nepomičnim reznim elementima.

3.4.1. Mehanizam formiranja kratera trokonusnim dletima

Primenom opterećenja na zub ili umetak dleta, dodirni pritisak ispod zuba ili umetka dleta se povećava dok ne prevaziđe čvrstinu na sažimanje stene. Tako se ispod zuba ili umetka formira klin od isitnjene stene, Sl.3.20.

Slika 3.20. Mehanizam formiranja kratera Slika 3.21. Uticaj pritiska fluida na mehanizam

formiranja kratera

Povećanjem sile na zub ili umetak, materijal u klinu se komprimuje i stvaraju se pukotine kada veličina naprezanja na smicanje (τ) prevaziđe naprezanje na pritisak (S). Ove pukotine se proširuju duž maksimalne trajektorije smicanja koja preseca osnovna naprezanja pri približno konstantnom uglu. Lom, odnosno aktivno razrušavanje, javlja se kada dodirni pritisak između zuba dleta i stene prevaziđe graničnu čvrstoću stene. Pritisak isplake (pis) ima uticaja na stensku masu na dnu bušotine sa tendencijom sabijanja i povećanja otpornosti stene prodiranju radnog elementa, posebno u stenama sa manjom čvrstoćom na pritisak. Prateći formiranje pukotine u krateru javlja se sila trenja (f) između dislocirane čestice i isplake koja ima uticaja na pomeranje materijala duž pukotine.

Pri malim pritiscima u kanalu bušotine, normalno naprezanje (σ) i trenje (f) su mali i kao rezultat, nabušeni materijal lako odlazi iz kratera oslobađanjem energije elastičnog naprezanja koja je koncentrisana u zgnječenom klinu, Sl.3.21.

Kod visokih diferencijalnih pritisaka, normalno naprezanje i trenje su veliki, tako da drže nabušen materijal pritisnut u krateru. Povećanjem sile na zub formiraju se serije paralelnih pukotina, tako da je uspostavljeno stanje ravnoteže, jer se pomeranje materijala vrši duž pukotina

48

gde je naprezanje na smicanje jednako naprezanju na trenje. U ovakvim slučajevima karakteristična je pojava slabog čišćenja dna bušotine i kako isplaka ne može da iznese sav materijal iz kratera, sabijenog između zuba dleta, dolazi do pojave oblepljivanja česticama nabušenog materijala. Za vreme formiranja ovakvih kratera, sa serijom paralelnih izlomljenih pukotina trenje duž pukotina daje utisak da je stena plastična i zato ove pojave nazivamo pseudoplastični krateri.

Način dislociranja stene menja se od krtog do plastičnog loma u zavisnosti od diferencijalnog pritiska (razlike između priti-saka stuba isplake i slojnog pritiska), a taj prelaz može se najlakše uočiti preko krivih funkcio-nalne zavisnosti sila - deformacija. Dijagrami sila - deformacija predstavljeni su na Sl.3.22, u uslovima delovanja diferencijalnog pritiska od 0 do 70 bara.

Slika 3.22. Tipične krive sila-deformacija

Pri diferencijalnom pritisku od 0 bara, klin se formira u obliku oštrog kratera i sažima duž krive A-B, a početna pukotina se formira u tački B. Klin se lomi duž B-C i zub kreće ka dnu kratera. Tada se povećava sila duž krive C-D i ciklus se ponavlja dok se u tački E primenjuje maksimalna sila. Za vreme pomeranja sile duž E-F pojavljuju se elastična rasterećenja.

U pseudoplastičnom krateru, pri diferencijalnom pritisku od 70 bara, klin se formira sažimanjem duž krive A-B, početne pukotine se pojavljuju u tački B. Povećanjem sile duž B-C, ostvaruju se serije paralelnih pukotina. Izvesna elastična rasterećenja pojavljuju se tokom pomeranja sile duž pravca C-D.

Potrebna sila za formiranje kratera proporcionalna je površini dodira između zuba dleta i stene i povećava se sa istrošenošću zuba. Dislociranje stene se vrši po uglu taloženja, a veličina kratera je proporcionalna razlici između najviše i najniže energije prenete preko aktivnih delova dleta na površinu stene, a što je definisano izrazom:

( )1.30max LLLLEEVk −≈ Gde su: Vk − obim kratera Emax − maksimalna energija Eo − minimalna energija

Uz činjenicu da se minimalna energija može zanemariti, gornja jednačina se pretvara u: ( )2.3max LLLLEVk ≈

Neproporcionalna zavisnost između broja obrtaja dleta i mehaničke brzine bušenja objašnjava se brzinom prenošenja osovinskog pritiska na dleto, ili pravilnije rečeno, na zube dleta. Laboratorijska ispitivanja su pokazala da pri promeni brzine bušenja postoji odnos:

( )3.3.max LLLLconstVE k ≈ tj. da odnos između maksimalno primenjene energije i obima kratera ostaje konstantan. To pokazuje da se ne može očekivati povećanje brzine bušenja povećanjem broja udara zuba. Saglasno tome, obim kratera je proporcionalan kvadratu dubine prodiranja zuba u stenu (h), pa je:

( )4.32 LLLLhVk ≈ Energija utrošena za obrazovanje odgovarajućeg kratera može se izraziti sledećim odnosom:

( )∫≈h

o

duuFE 5.3)('max LLLL

Gde su:

49

F − sila kojom se dejstvuje na jedan radni elemenat dleta (zub) u − parametar eksperimenta Slaganjem izraza 3.2; 3.4; i 3.5 dobija se da je:

( )∫≈h

o

duuFh 6.3)('2 LLLL

i nakon diferenciranja po h dobija se da je: ( )7.3)(' LLLLhFh =

Kako već početkom rada aktivnog dela dleta počinje i njegovo trošenje usled veće dodirne površine koja se stvara sa podlogom, troši se i deo sile F' . Zbog toga je:

oFFh −≈ ' ako je ( )8.30' LLLLFF ≥

0=h ako je ( )9.3' 0 LLLLFF ≤ Jasno je da je sila Fo nepotrebna kada je dleto oštro, tj. na početku bušenja. Utvrđeno je da je dubina kratera koji nastaje pod aktivnim elementom dleta obrnuto proporcionalna modulu elastičnosti i otpornosti stene na sažimanje, prema jednačini:

( )10.31LLLL

s

hσ

=

Gde je: −sσ otpornost stene na sažimanje

Sređivanjem odnosa i jednačina: 3.4; 3.8 i 3.10 dobija se obim kratera prema jednačini:

( )11.3',)'(

02

2

LLLLFFjeakoFF

V ok ≥

−=

σ

( )12.3',0 0 LLLLFFjeakoVk ≤= Kao zaključak sledi da je obim kratera proporcionalan kvadratu sile koja deluje na aktivni

deo dleta i obrnuto proporcionalan kvadratu otpornosti stene na bušenje. 3.4.2. Mehanizam razaranja stena dijamantskim dletom

Dijamantska dleta su konstruisana da buše uz veoma malo prodiranje u formaciju. Prečnik pojedinih čestica stene u formaciji kao što je peščar mogu da budu mnogo manje od dubine prodiranja dijamanata. Delovanje dijamantskog dleta smicanjem se u ovoj situaciji prvenstveno ogleda u dejstvu drobljenja gde se cementacioni materijal, koji drži zajedno pojedinačne čestice minerala drobi, tj. lomi od strane dijamanata.

Slika 3.23. Mohrovi krugovi prikazuju Mohrovu teoriju kriterijuma loma (izvor:Applied Drilling Engineering; SPE TEXTBOOK,SERIES Vol.2, 1986)

Stručnjaci za mehaniku stena su primenili više kriterijuma loma u pokušaju da povežu jačinu stene merenu jednostavnim testovima kompresije sa procesom rotacionog bušenja. Jedan ovakav kriterijum loma često se koristi kod Mohrove teorije loma, Sl.3.23. Mohrov kriterijum kaže da elastične deformacije ili frakture mogu da se pojave kada naprezanje na smicanje prekorači vrednost zbira kohezione otpornosti materijala ''c'' i otpora trenja duž klizajućih ravni ili ravni frakture.

50

Mohrov kriterijum se matematički iskazuje sa sledeći način: ( )13.3)( LLLLθστ tgc n ⋅+±=

Gde su: τ − naprezanje na smicanje c − koheziona otpornost materijala

nσ − normalno naprezanje u ravni loma θ − ugao unutrašnjeg trenja

Kao što se vidi sa Sl.3.23, ovo su jednačine za linije koje su tangente za Mohrove krugove nacrtane za najmanje dva testa kompresije urađena na različitim nivoima litološkog pritiska. Da bi se shvatila primena Mohrovog kriterijuma treba zamisliti uzorak stene koji se lomi duž ravni, kao što se vidi na Sl.3.24, kada je opterećen kompresionom (vertikalnom) silom (F) i litostatičkim pritiskom (p). Kompresiono naprezanje )( 1σ dato je sa: 2

1 rF πσ = ; litološko naprezanje sa: Sp=3σ .

Ukoliko se bisekcijom uzoraka ispita neki mali elemenat na bilo kojoj vertikalnoj ravni, elemenat je u stanju naprezanja prikazanih na Sl.3.24b. Osim toga, mogu da se ispitaju sile koje su prisutne duž ravni loma, prilikom loma, uz primenu elemenata slobodnog tela, kako je prikazano na Sl.3.24b. Orijentacija ravni loma se definiše uglom )(φ , između ravni normalne na ravan loma i pravca glavnog naprezanja )( 1σ . I naprezanje na smicanje )(τ i normalno naprezanje )( nσ moraju biti prisutni da uravnoteže )( 1σ i )( 3σ .

Slika 3.24. Mohrovi krugovi grafička analiza: a) referentni uzorak stene; b) referentno naprezanje elementa; c) uravnotežene sile normalne i paralelne sa ravni loma, φ ; i d) konstrukcija Mohrovih krugova (Applied DrillingEngineering; SPETEXTBOOK, SERIES Vol.2, 1986)

Sabiranje sila koje su normalne na ravan frakturiranja, Sl.3.24c, daje: ( )14.3sincos 1133 Lφσφσσ ⋅⋅+⋅⋅=⋅ dAdAdAnn

Jedinična površina duž ravni frakturiranja, dAn, je povezana sa jediničnim površinama dA1 i dA3 preko odnosa:

φcos3 ⋅= ndAdA =1dA φsin⋅ndA

Zamenom ovih jednačina u jednačinu 3.14, tj. jednačinu ravnoteže sila koje su normalne na ravan loma dobija se:

( ) ( ) ( )15.32cos21

21sincos 3131

21

23 LLLLφσσσσφσφσσ −−+=⋅+⋅=n

51

Sabiranjem sila paralelnih sa ravni frakturiranja dobija se: ( )16.3sincos 3311 LLLLφσφστ ⋅⋅−⋅⋅=⋅ dAdAdAn

Izražavanjem svih ovih jediničnih površina u okviru dAn i njihovim pojednostavljivanjem tj. sređivanjem dobija se:

( ) ( ) ( )17.32sin21cossin 3131 LLLLφσσφφσστ −=⋅−=

Potrebno je obratiti pažnju da su jednačine 3.15 i 3.17 grafički prikazane Mohrovim krugom, kao što je prikazano na Sl.3.24d, a takođe je očito da zbir uglova unutrašnjeg trenja,θ , i 2φ mora da bude do 900. Ugao unutrašnjeg trenja za većinu stena varira od 30-400.

Mohrov kriterijum loma može se upotrebiti za predviđanje karakterističnog ugla između ravni smicanja i ravni potiska za dleto koje radi na principu struganja (smicanje). Uz pretpostavku da je ugao unutrašnjeg trenja oko 300 dobija se:

00 30902 −=φ 030=φ

Ova vrednost za φ eksperimentalno je potvrđena od strane više istraživača (Gray i saradnici) u testiranjima rađenim pri atmosferskim uslovima. 3.5. Parametri koji utiču na brzinu bušenja

Mnogobrojni su parametri koji direktno ili indirektno utiču na brzinu bušenja, odnosno na dislociranje stena dletom. To su pre svega: fizičko-mehaničke osobine stena, tipovi i radni uslovi dleta, pritisak višeležećih naslaga stena, pritisak stuba isplake i slojnih fluida, sastav i karakteristike isplake, itd. Uticaj mnogih od njih moguće je egzaktno utvrditi, dok je uticaj nekih moguće samo približno oceniti.

Uticaj fizičko - mehaničkih osobina stena na brzinu bušenja obrazložen je već u prethodnim poglavljima, tako da ovo poglavlje ima zadatak da prikaže uticaj ostalih do sada poznatih parametara na brzinu bušenja. 3.5.1. Uticaj pritiska višeležećih naslaga i diferencijalnog pritiska na brzinu bušenja

Mnogobrojna istraživanja i eksperimentalni radovi sa mikrodletima u stenama različite čvrstoće i otpornosti na bušenje su pokazali uticaj pritiska višeležećih naslaga, litološkog pritiska, pornog pritiska i pritiska stuba isplake na brzinu bušenja. Došlo se do zaključka da je smanjenje brzine bušenja posledica povećanja otpornosti stene u zavisnosti od razlike između pritiska isplake i pritiska fluida u porama formacije, a da sam pritisak stenske mase nije od bitnijeg uticaja na bušivost. Takođe, ustanovljeno je da je prisustvo diferencijalnog pritiska pod uslovima koji su na dnu bušotine, gde se formiraju čestice nabušenog materijala, glavni razlog smanjenja brzine bušenja, jer onemogućuje njihovo iznošenje, kao i to da diferencijalni pritisak može biti statičkog ili dinamičkog porekla. Pritisak višeležećih naslaga i brzina bušenja

Laboratorijskim eksperimentima na uzorcima peščara i lapora dokazao je da očvršćavanje stene u uslovima pritiska višeležećih naslaga, tj. pritiska stenske mase i pornog fluida, nastaje usled pomeranja granice elastičnih deformacija stena, koja je specifična za svaku vrstu stene posebno.

Odnos između brzine bušenja i granice elastičnih deformacija za ispitivani peščar i krečnjak prikazan je dijagramom na Sl.3.25. Kriva (A) odnosi se na ispitivanje krečnjaka i selektirana je da pokaže samo uticaj otpornosti stene na brzinu bušenja sa opterećenjem dleta, brzinom obrtanja i vodom u cirkulaciji, kao konstantom. Jasno se vidi da povećanje elastičnosti stena utiče na snižavanje mehaničkih brzina bušenja.

52

Kriva (B) na Sl.3.25, dobijena je na osnovu rezultata bušenja peščara sa konstantnim parametrima bušenja uz ispiranje sa glinenom isplakom. Kriva pokazuje naglo smanjenje brzine bušenja sa malim promenama granice elastičnosti pri niskim pritiscima isp∆ i dobro reprezentuje ukupan uticaj pritiska višeležećih naslaga, uključujući i povećanje otpornosti stene.

Upoređivanje nagiba krive (A) i (B) pri maloj granici elastičnosti stene ukazuje da je: 1) granica elastičnosti stene važan faktor od uticaja na smanjenje brzine bušenja, kao što je prikazano krivom (A); 2) dok ostali faktori kao što su jastuk od isplačnog kolača i zadržavanje čestica na dnu kao posledica diferencijalnog pritiska imaju veći uticaj.

Slika 3.25. Uticaj čvrstine stena i diferencijalnog pritiska na brzinu bušenja

Druga serija ispitivanja vršena je samo da se odredi uticaj pritiska stenske mase (litološkog

pritiska) na brzinu bušenja, koristeći sledeće uslove ispitivanja:

pis = psl ( )baraσ

pis (bara)

psl (bara)

pis-psl=140 ( )baraσ

pis /bara)

psl (bara)

560 420 280 140

490 350 210 70

490 350 210 70

560 420 280 140

490 350 210 70

350 210 70 0

Gde su: σ − pritisak stenske mase pis − hidrostatički pritisak stuba isplake psl − porni pritisak fluida

Dobijeni rezultati prikazani su na Sl.3.26. Ova ispitivanja pokazuju da pritisak stenske

mase (litološki pritisak) ima malog ili nikakvog uticaja na brzinu bušenja, ako se vrednosti isslis ppp ∆=− , održavaju konstantnim, ili ako se pis i psl menjaju kao što je dato u gornjoj tabeli.

Slika 3.26. Uticaj pritiska stenske mase na brzinu bušenja

53

Diferencijalni pritisci i brzina bušenja

Pošto naponsko stanje stene koje je proizvod pritiska stenskih naslaga nije uzrok smanjenja brzine bušenja sa dubinom, smanjenje proizilazi iz prenosa dodatnog pritiska fluida u oblasti dna bušotine. Tako dobijeni diferencijalni pritisak preko zone drobljenja, ograničava efekat čišćenja u zoni drobljenja i biće poistovećen sa povećanjem granice elastičnosti stena, odnosno zadržavanjem čestica na dnu. Laboratorijskim testovima bušenja utvrđeno je da je smanjenje brzine bušenja usled očvršćavanja stene (isprekidana kriva na Sl.3.27.) od manje važnosti nego smanjenje brzine bušenja u uslovima zadržavanja čestica na dnu. Sile zadržavanja čestica na dnu koje imaju delimično statičko, a delimično dinamičko poreklo, nastaju uticajem diferencijalnog pritiska na formaciju. Istraživanja su pokazala da se ispod formirane čestice javlja neka vrsta vakuuma. Izjednačenje pritiska preko čestice, potrebno za njeno efikasno iznošenje, mora se obezbediti od strane: 1) bušaćeg fluida koji teče kroz pukotine oko čestice, 2) filtrata koji teče kroz česticu i 3) slojnog fluida koji se kreće kroz porni prostor stene. Prvi izvor snabdevanja fluidom ima u početku beskrajni otpor, pošto se širina pukotina bliži nuli, a drugo snabdevanje će se smanjiti usled formiranja filter obloge. Treće snabdevanje mora da bude glavni izvor fluida koji se izjednačuje sa diferencijalnim pritiskom.

Slika 3.27. Uticaj pritiska isplake i pornog pritiska na brzinu bušenja

U propusnim stenama u slučaju korišćenja isplake dolazi do povećanja pritiska u bušotini, koji dovodi do smanjenja brzine bušenja. Korišćenjem vode kao ispirnog fluida, sa Sl.3.27a se vidi da u poređenju sa isplakom voda nema uticaja na brzinu bušenja. U nepropusnim stenama, povećanje pritiska na isti način smanjuje brzinu bušenja bilo da se koristi voda ili isplaka kao fluid za cirkulaciju. Pojedini istraživači su zaključili da se pri bušenju propusnih stena formira jastuk od isplake i čestica na dnu bušotine, koji onemogućavaju neprekidni kontakt zuba dleta sa nedirnutom stenom. Takođe je dokazano da je statičko zadržavanje čestica u nepropusnim stenama u funkciji prisutnog pada pritiska ispred dleta. Izvedena je sledeća jednačina:

( )18.33,0

1LLLL

c

f

sliscis

kdkD

pppp

+

−=−

Gde su: pis − pritisak isplake pc − pritisak fluida u zoni drobljenja psl − pritisak fluida u nerazrušenoj steni D − prečnik bušotine

d − efektivna debljina isplačnog kolača kf − propusnost sloja kc − propusnost isplačnog kolača

54

Veličina pada pritiska u zoni drobljenja (pis-pc), varira sa ukupnim diferencijalnim pritiskom (pis-psl), u obrnutoj je proporciji od odnosa između otpora proticanja ( ckd ) glinene obloge i vrste stenskog materijala na dnu bušotine ( )3,0 fkD .

Slika 3.28. Smanjenje brzine bušenja od dinamičkih sila zadržavanja čestica

Slika 3.29. Brzina bušenja u funkciji oblepljivanja

U propusnim stenama brzinu bušenja kontrolišu dinamičke sile koje se direktno odnose na mehaničke faktore, kao što su geometrija dleta i njegova rotaciona brzina. Zavisnost brzine bušenja od rotacione brzine dleta na Sl.3.28 prikazuje da se sa povećanjem broja obrtaja, brzina bušenja smanjuje saglasno sa povećanjem dinamičkog diferencijalnog pritiska. Brzina bušenja se ne menja pri dostizanju određenog broja obrtaja, jer se iznad ovog broja obrtaja ispod svih čestica javlja potpuni vakum, usled nedovoljnog priticanja fluida iz stenske mase. Oblepljivanje i zamuljivanje bušotine

Eksperimenti sa mikro dletima pokazali su da se nabušene čestice stena koje se obično formiraju pri bušenju povezuju u lepljivu masu kad god je pritisak isplake povišen. Taj fenomen je dobro poznat na terenu i najčešće se javlja u mekim i srednje čvrstim stenama, pri većim brzinama bušenja, kao i pritiska isplake i manjim pritiscima fluida u pornom prostoru. Pojava oblepljivanja i zamuljivanja može se smatrati kao sekundarni uticaj diferencijalnog pritiska. Povećanjem opterećenja na dleto i dostizanjem nekog kritičnog opterećenja, na većini dleta dolazi do pojave oblepljivanja. Dalje, neznatno povećanje opterećenja dovodi do njegovog potpunog oblepljivanja. Pri tome se stvaraju naslage na dletu i dnu bušotine koje apsorbuju deo opterećenja namenjenog dletu, čime se znatno smanjuje brzina bušenja, Sl.3.29. 3.5.2. Brzina bušenja u zavisnosti od mehaničkih i hidrauličkih faktora Brzina bušenja se povećava uz povećanje mehaničke energije na dleto (tj. povećanja opterećenja na dleto i broja obrtaja) ukoliko postoji dovoljna hidraulička energija (količina fluida za ispiranje i pad pritiska) za čišćenje dna bušotine. Savremene metode za određivanje optimalnih parametara bušenja zasnivaju se na međuzavisnom odnosu između hidrauličke snage na dletu i primenjene mehaničke energije koje su potrebne da spreče oblepljivanje dleta i zamuljivanje dna bušotine. Mehanički faktori

Pošto su delovanje opterećenja na dleto i brzina obrtanja međusobno povezani, tj. uvećanje jednog izaziva smanjenje drugog, da bi se postigla maksimalna brzina bušenja oni se moraju kompleksno razmatrati. U slabo otpornim formacijama udvostručavanje opterećenja na dleto i brzine obrtanja dvostruko će povećati brzinu bušenja, ukoliko je obezbeđeno dovoljno hidrauličke energije na dletu. U čvrstim formacijama otpornim na bušenje, opterećenje na dleto mora da bude dovoljno da savlada graničnu otpornost stena na bušenje.

55

− Efekat broja obrtaja

Laboratorijska ispitivanja i praktična iskustva pokazala su da se brzina bušenja povećava sa povećanjem broja obrtaja, ali da ta međuzavisnost nije linearna. Međuzavisnost između broja obrtaja i brzine bušenja opisana je izrazom:

( )19.3** LLLLym nv =

Gde su: mv − mehanička brzina bušenja

n − broj obrtaja dleta y − eksponent koji se određuje praktičnim ispitivanjima, i njegova vrednost u zavisnosti od čvrstine stene varira između 0,4-1,0.

Slika 3.30. Brzina bušenja u funkciji broja obrtaja dleta

Brzina bušenja kao funkcija broja obrtaja pokazuje da brzina obrtanja ima mnogo većeg uticaja u mekim nego u čvrstim stenama, Sl.3.30. Razlog ove nelinearne zavisnosti je u radu dleta, gde se dovedena energija, osim što vrši razrušavanje stene, u isto vreme i troši na odstranjivanje nabušenih krhotina sa dna.

Zato se energija kojom se obavlja čišćenje dna povećava pri povećanju zapremine formiranih krhotina. Uz to se pri povećanom broju obrtaja energija za razrušavanje stene po jednom obrtaju dleta smanjuje, jer se smanjuje vreme dodira zuba dleta sa stenom.

Pri bušenju otpornih, tj. čvrstih stena, brzina bušenja kod povećanja brzine rotacije nije u linearnoj funkciji, pošto je potrebno neko određeno vreme da rezni elementi dleta dislociraju stenu.

− Efekat opterećenja na dleto

Za idealno čisto dno bušotine, brzina bušenja je proporcionalna kvadratu opeterećenja na dleto. Međutim, za većinu uslova u praksi, međuzavisnost brzine bušenja - opterećenje na dleto je uprošćena i iskazana linearnim odnosom i može se izraziti kao:

( )20.3)(** LLLLdodm FFv −= Gde su: Fd − opterećenje na dleto Fdo − početno opterećenje pri kome rezni elementi dleta prodiru u stenu

Slika 3.31. Brzina bušenja u funkciji opterećenja na dleto

Slika 3.32. Zavisnost brzine bušenja od opterećenja i diferencijalnog pritiska

56

Povećanjem opterećenja na dleto povećava se i brzina bušenja i taj odnos kod manjih opterećenja raste proporcionalno, dok se kod većih opterećenja ta proporcionalnost gubi, Sl.3.31. Isto tako, povećanje opterećenja na dleto daje bolje efekte, tj. veće brzine bušenja u mekim, nego u čvrstim stenama.

Važno je pomenuti da diferencijalni pritisak isplake na dno bušotine ima znatan uticaj na brzinu bušenja pri istom opterećenju na dleto, Sl.3.32. Upoređivanjem donje krive sa Sl.3.32,

barpis 6=∆ , sa gornjom krivom koja je dobijena u atmosferskim uslovima, veličina brzine bušenja je gotovo za polovinu manja u odnosu na brzinu bušenja bez diferencijalnog pritiska na dnu i to kod oba slučaja, kod velikog i malog opterećenja na dleto. Hidraulički faktori

Ako je stepen hidrauličkog ispiranja zadovoljavajući u pogledu podizanja i iznošenja nabušenih čestica stena, moguće je mehaničkim parametrima uticati na povećanje mehaničke brzine bušenja, pri čemu su zubi dleta u neposrednom kontaktu sa stenom. − Uticaj brzine isticanja i količine ispirnog fluida na čišćenje dleta i dna bušotine

Fenomen oblepljivanja i zamuljivanja u osnovi nastaje zbog smanjene brzine strujanja, tj. protoka i ispunjavanja sa filtratom zone rezanja, u kojoj se akumuliraju čestice nabušenog materijala. Zato je razaranje ovih akumulacija od strane fluida za ispiranje od bitnog uticaja za uspešnije i brže prodiranje dleta.

Pojedini istraživači su kroz eksperimentalne radove proučavali dejstvo brzine isticanja i količine ispirnog fluida i utvrdili da brzina bušenja raste sa povećanjem brzine isticanja i količine ispirnog fluida. Daljim istraživanjima dokazana je uska povezanost uticaja hidrodinamike mlaza na mehaničku brzinu bušenja. Međutim, veličine diferencijalnih i osmotskih pritisaka, kao i vrednost kinematskog viskoziteta, mogu degradirati taj uticaj. Isto tako su ustanovili da se kod primene malih opterećenja na dleto, gde se fenomen oblepljivanja i zamuljivanja ne javlja, povećanje brzine bušenja sa efikasnijim ispiranjem je posledica smanjenja dinamičkog zadržavanja krhotina.

Ispitivanja sa praktično dobijenim vrednostima brzine isticanja i količine ispirnog fluida potvrdila su veći uticaj delovanja brzine isticanja na smanjivanje oblepljivanja i zamuljivanja, Sl.3.33. Najnepovoljniji rezultati dobijeni su korišćenjem velike količine ispirnog fluida i male brzine isticanja, ili obratno. Na osnovu toga se može zaključiti da ekstremne vrednosti količine ispirnog fluida i brzine isticanja ne treba primenjivati pri režimima rada mlaznih dleta. Takođe, veće brzine bušenja dobijene su povećanjem manjih vrednosti količine ispirnog fluida i brzine isticanja kroz mlaznice dleta.

Slika 3.33. Dejstvo brzine isticanja i kapaciteta ispiranja na oblepljivanje i zamuljivanje

Slika 3.34. Sprečavanje oblepljivanja direktnim ispiranjem zuba

57

Usmeravanjem celokupne količine ispirnog fluida samo na zub dleta (kriva D-1) nema pojave oblepljivanja i zamuljivanja ni pri velikim brzinama bušenja, Sl.3.34. Sa polovinom količine fluida usmerenog na dleto i drugom polovinom upotrebljenom za ispiranje dna bušotine rezultati su znatno slabiji (kriva D-2).

Primenom dleta sa neznatno nagnutim mlaznicama u odnosu na standardne-vertikalne mlaznice, postignute su, kod velikih opterećenja na dleto, brzine bušenja veće i za 50%, Sl.3.35. Takođe, sa tim mlaznicama dobijen je i povoljniji efekat za slučaj rada dleta sa istrošenim zubima.

Produženim mlaznicama na rastrojanju većem od 25,4 mm od dna bušotine postiže se bolje čišćenje dna pri bušenju vrlo otpornih stena. Učinak produženih mlaznica znatno nadmašuje rezultate dobijene standardno ugrađenim mlaznicama, Sl.3.36. Ova prednost je mnogo izraženija kod većih brzina isticanja. Takođe, za iste uslove rada produžene mlaznice zahtevaju samo polovinu hidrauličke snage na dletu.

Slika 3.35 Smanjenje oblepljivanja s nagnutim mlaznicama

Slika 3.36. Smanjenje oblepljivanja sa produženim mlaznicama

− Uticaj hidrauličkih efekata na dletu

Istraživanja su dokazala da se brzina bušenja povećava sa povećanjem hidrauličkih efekata na dletu. Pojedini istraživači smatraju da od hidrauličkih efekata najveći uticaj na brzinu bušenja imaju maksimalne hidrauličke snage na dletu, drugi da je mnogo bitnija sila udara mlaza, a ostali veruju da je potrebno maksimalizovati brzinu isticanja. U toku izrade bušotine svaki od ta tri efekta pokazuju optimalni uticaj na brzinu bušenja, ali ni jedan od tih uslova ne može da egzistira za vreme bušenja celog intervala bušotine. Uticaj hidrauličkih efekata na dleto biće detaljno objašnjen u poglavlju ''Hidraulika bušenja - protok kroz mlaznice dleta''. − Uticaj svojstava bušaćeg fluida na brzinu bušenja

Mnogobrojna istraživanja i studije posvećene su određivanju efekata bušaćeg fluida na brzinu bušenja. Ranije je smatrano da skoro svaka osobina bušaćeg fluida ima nekog uticaja na napredovanje dleta. Međutim, kasnija testiranja na terenu (operacije bušenja) nisu potvrdila sve laboratorijska analize. Najčešće osobine bušaćeg fluida-isplake, koje imaju uticaj na brzinu bušenja su: 1) gustina isplake; 2) sadržaj čvrstih materijala; 3) viskozitet; 4) filtracija i 5) sadržaj nafte-ulja. Njihov uticaj na brzinu bušenja biće prikazan u poglavlju ''Izbor ispirnog fluida-isplake za bušenje''. 3.5.3. Ostali faktori od uticaja na brzinu bušenja

Prečnik bušenja Kod idealno čistog dna bušotine, promena brzine bušenja pri konstantnom opterećenju i

brzini obrtanja dleta, proporcionalna je kvadratu prečnika dleta, Sl.3.37. U praksi, s obzirom na nedovoljno čišćenje dna bušotine, zavisnost brzine bušenja od

prečnika dleta data je izrazom:

58

( )21.31LLLL

dm D

v ∝

Gde je: Dd – prečnik dleta Brzina bušenja u funkciji istrošenosti zuba

Povećanjem trošenja zuba i umetaka dleta povećava se dodirna površina između zuba i stene, što rezultira smanjenjem brzine bušenja. Smanjenje brzine bušenja je obrnuto proporcionalno funkciji trošenja zuba i može se izraziti kao:

( ) ( )22.31LLLL

hfvm ∝

Slika 3.37. Brzina bušenja u zavisnosti od prečnika dleta

Slika 3.38 Brzina bušenja u funkciji trošenja zuba

Na Sl.3.38. prikazana je međuzavisnost trošenja zuba i brzine bušenja. Praktična ispitivanja, pri konstantnom opterećenju i brzini obrtanja dleta kod bušenja u mekim formacijama, ukazuju da je f(h) približno: f(h)=1+2,5 h, gde je h-trošenje zuba i ta vrednost je nula za novo dleto, a 1,0 za istrošenoe dleto.

Brzina bušenja pri bilo kojoj zatupljenosti zuba korigovana je za habanje dleta, i to tako da je habanje ekvivalentno nuli, pomoću sledećeg izraza:

( )23.3)5,21( 11 LLLLhvv mmo += Gde je: vmo – brzina bušenja pri h=0 vm1 – brzina bušenja pri istrošenosti zuba jednako h1 3.6. Tehnički pokazatelji i mehanička brzina bušenja

Efikasnost bušenja u stenama različitih otpornosti na bušenje u funkciji je raznih činilaca i meri se opštim tehničkim pokazateljem – brzinom bušenja.

U cilju definisanja efikasnosti pojedinih faza, odvojeno od celokupne tehnologije izrade jedne bušotine, koriste se sledeći tehnički pokazatelji:

Z∆ – napredak bušenja, izbušeno metara jednim dletom (m) vm – mehanička brzina bušenja (m/h) vh – brzina hoda (radno vreme jednog dleta, m/h) vt – tehnička brzina bušenja (m/h) vc – komercijalna brzina bušenja (m/h) vu – ukupna brzina bušenja (m/h) tm – čisto bušenje jednim dletom (h) tt – vreme zamene dleta (manevar) i dodavanje bušaćih šipki (h) to – operativno vreme, vreme utrošeno za bušenje umanjeno za tm i tt (h) tn – neproduktivno vreme (instrumentacije, čekanja, popravke i drugo, h)

59

Između ovih tehničkih pokazatelja postoje sledeći odnosi:

( )24.3LLLLm

m tZv ∆

=

Iz date jednačine proizilazi da se vreme čištog bušenja (tm) može smanjiti povećanjem mehaničke brzine bušenja i obrnuto, uz manju mehaničku brzinu bušenja dolazi do povećanja utroška vremena.

( )25.31

LLLLtm

m

t

mh tt

Z

tt

vv

−∆

=

+

=

Gornja jednačina ukazuje da će brzina hoda (vh) biti veća ako se poveća broj metara izbušenih jednim dletom uz smanjenje utrošenog vremena za čisto bušenje (tm). Vreme '' tt'' je minimalno kada je tm = ,Z∆ tj. kada se bušenje izvede jednim dletom bez zamene.

( )26.311

LLLLotm

tm

o

h

m

ot

mt ttt

Z

ttt

v

ttt

vv

++∆

=

+

+

=

++

=

Jednačina 3.26, ukazuje da bi idealna vrednost za '' vt '' bila uz uslov da je vt = vm . Kako je, međutim, izraz (to/tm+ tt) uvek pozitivan, to je i tehnička brzina bušenja manja od mehaničke. Tehnička i mehanička brzina bušenja su zbog toga uvek proporcionalne.

( ) ( )27.3

111LL

notm

otm

n

t

tm

no

h

m

not

mc ttttc

Z

tttt

c

v

tttt

c

v

tttt

c

vv

+++∆

=

+++

=

+−

+

=

+++

=

Iz jednačine 3.27 proizilazi da je komercijalna brzina bušenja povoljnija ako je neproduktivno vreme manje. Najidealnija vrednost brzine '' vc '' bila bi uz uslov da je vc = vh , gde je ''c'' koeficijenat pretvaranja časova u mesece. Kao što se iz napred izloženog vidi, mehanička brzina bušenja je od bitnog uticaja na efikasnost bušenja. U daljem tekstu je razrađen postupak određivanja mehaničke brzine bušenja za trokonusna dleta i dleta sa nepomičnim reznim elementima (dijamantska, PDC i TSP). Mehanička brzina ne zavisi, međutim, samo od izbora dleta u odnosu na fizičko-mehanička svojstva stene koja se buši, već i od drugih faktora u režimu bušenja. 3.6.1. Formule mehaničkih brzina bušenja trokonusnim dletima Vršena su mnogobrojna laboratorijska ispitivanja za razne tipove dleta pri raznim hidrauličkim uslovima u cilju utvrđivanja uticaja parametara na mehaničku brzinu bušenja. Rezultati i odnosi zakoniosti dati su jednačinama mehaničke brzine bušenja (vm). U tim jednačinama obično:

− samo jedna promenljiva je u funkciji sa osobinama stene koja se buši, tj. sa otpornošću stene na bušenje, ''S'';

− samo jedna promenljiva je vezana za geometriju dleta , tj. za prečnik bušenja, "Dd''; − dve nezavisno promenljive vezane su za uslove rada: opterećenje na dleto ''Fd'' i broj obrtaja

dleta, ''n''; − većina autora uključuje kroz stepen pogodnosti bušenja tkz. koeficijent bušivosti

(''drillability''), ''Kf'' . Koeficijenat bušivosti obuhvata karakteristike stene koja se buši, uticaj tipa dleta, hidrauliku i fluid za bušenje.

Sve ove promenljive utiču na nezavisno promenljivu mehaničku brzinu bušenja, ''vm''.

U tabeli 3.4 navedeni su rezultati ispitivanja nekih autora i zakonitosti do kojih su došli.

60

Tabela 3.4 Jednačine mehaničke brzine bušenja od nekoliko autora W.C.MAURER BINGHAM GALLE i WOODS YOUNG

( )22

2

SDFFn

vd

dodm

−=

Fd -- početno optere- ćenje za prodiranje zuba u stenu

nDF

Kva

d

dfm

=

a – eksponent u funkciji trošenja zuba

p

kd

fm

anF

Kdt

dv=

k = 0,6-1,0 p = 0,5 a – u fukciji trošenja zuba

( )( )( )

a

do

isoddy

fm dQ

hCSDRpRFFn

Kv

+

∆−−=

µρα

12

'

Fd' - početno opterećenje na dleto Ro - brzina bušenja kod 0=∆p α - konstanta

isp∆ -diferencijalni pritisak isplake C - konstanta h - normalizovana trajnost zuba tj. istrošenost dleta: «o» za novo dleto i «1» za istrošeno Q - količina ispiranja isplakom ρ - gustina isplake

d - prečnik mlaznica u dletu µ - viskozitet isplake

Uključujući sve elemente navedenih autora, praktični izraz za mehaničku brzinu bušenja generalno se može prikazati sledećim jednačinama:

− za meke i srednje otporne (čvrste) stene na bušenje:

( )28.3LLLLnDF

Kvd

dfm

=

− za srednje otporne (čvrste) i otporne (čvrste) formacije:

( )29.35,02,1

LLLLnD

FKv

d

dfm

=

3.6.2. Jednačina mehaničke brzine bušenja za dleta sa nepomičnim reznim elementima Dleta sa nepomičnim reznim elementima (dijamatska, PDC i TSP) dislociraju stenu silom

smicanja sa veoma malim prodiranjem reznih elemenata u stenu, pri čemu je opterećenje na dleto malo u odnosu na primenjena opterećenja kod bušenja trokonusnim dletima.

Ovakav način dislociranja stena uslovio je da su dleta sa nepomičnim reznim elementima dizajnirana tako da ostvaruju maksimalni napredak po obrtaju dleta. U idealnim uslovima rada, opterećenje na dleto i torzija na dletu omogućavaju neprestani kontakt reznih elemenata dleta unutar formacije na dizajniranoj veličini sečenja. Mehanička brzina bušenja za napredak po reznom elementu data je opštom jednačinom:

( )30.3LLLLnKLv bepem ⋅⋅= Gde su: Lpe – efektivni napredak za svaki rezni elemenat Kbe – efektivni broj sekača dleta n – broj obrtaja dleta

61

Peterson je razvio teoretsku jednačinu za

efektivni napredak po svakom reznom elementu (Lpe) i efektivni broj noževa dleta (Kbe) za dijamantska dleta. Jednačine su izvedene za uprošćeni model, Sl.3.39, koji obuhvata sledeće:

− dleto ima ravno čelo-profil bez nagnutog konusa; − svaki sekač je formiran sa dijamantima

raspoređenim u obliku spirale, kao što je prikazano na slici pod ''a'';

− dijamanti su sferičnog oblika kao na slici pod ''b'';

− dleto je radilo u dizajniranim uslovima dubine prodiranja reznih elemenata;

− hidraulika primenjena na dletu je obezbedila skoro potpuno (idealno) čišćenje dna bušotine od nabušenog materijala.

Za navedene uslove, efektivni napredak za svaki rezni elemenat (Lpe) i efektivni broj sekača dleta (Kbe), dati su jednačinama:

( )31.36,0 LLLLppe LL =

( )32.392,1 2 LLLLppcdd

cbe LLdD

SC

K −⋅⋅⋅

=

Slika 3.39. Uprošćeni model napretka dijamatskog dleta po Petersonu (izvor:Applied DrillingEngineering; SPE TEXTBOOK, SERIES Vol.2, 1896)

Gde su: Cc – koncentracija dijamantskih reznih elemenata (karat/mm2) Lp – aktuelna dubina prodiranja svakog dijamantskog kamena u formaciju (mm) Dd – prečnik dleta (mm) dc – prosečni prečnik lica dijamanta sekača (mm) Sd – veličina dijamanata (karat)

Osobina formacije nazvana ''otpornost formacije - rf '' koristi se za izračunavanje potrebnog opterećenja na dleto da bi se dobilo dizajnirano prodiranje svakog kamena Lp. Otpornost formacije predstavlja pritisak potreban da bi se prevazišla granična čvrstoća stene i omogućilo kamenu da prodire u stenu, i data je jednačinom:

( )33.3LLLLdt

edf A

Fr =

Gde su: Fde − efektivno opterećenje primenjeno na dleto potrebno za prodiranje u formaciju Adt − ukupna površina dijamanata u kontaktu sa formacijom

Otpornost formacije (rf) izračunava se nakon rada dleta, tj. za uočeni napredak bušenja u formacijama koje nas interesuju.

Za sferične dijamante kao na slici pod ''b'', konstantna površina data je jednačinom:

( ) ( )34.34

222

LLLppcd

cddt LLd

SCD

A −

=π

62

Primer:

Dijamantsko dleto prečnika Dd =219,075 mm, koncentracije dijamantskih reznih elemenata Cc=27o (5,842 mm dijamantskih kamenova od 1,75 karata), dizajnirano da dubina prodiranja svakog kamena iznosi: Lp= 0,254 mm.

Izračunati mehaničku brzinu bušenja koja se može dobiti ovim dletom, ako su karakteristike formacije takve da je primenjeno opterećenje na dleto dovoljno za prodiranje u formaciju, a torzija na dletu omogućava stalni kontakt dijamanata. Pri tome brzina obrtanja dleta iznosi n = 200o/min. Rešenje:

Zanemarivanjem uticaja hidraulike dleta i reagovanja dijamantskog dleta u pogledu formiranja prečnika bušotine i pretpostavljajući da je lice dleta normalno na dno bušotine, dobija se:

( )2

2/0072,0

075,2194

270 mmkamenaSC

d

c ==π

efektivni broj sekača, prema jednačini 3.32. je:

59,3254,0254,0842,5075,2190072,092,192,1 22 =−⋅⋅⋅=−

= ppcd

cbe LLdD

SC

K

efektivni napredak za svaki rezni elemenat prema jednačini 3.31. je: 17,0254,067,067,0 =⋅== ppe LL

mehanička brzina bušenja sa 2000/min, prema jednačini 3.30. iznosi: ( ) hmhmmnKLv bepem /32,7/73236020059,317,0 ==⋅⋅=⋅⋅=

3.6.3. Koeficijent bušivosti stene

U praksi se fizičko-mehanička svojstva stena, uticaj tipa dleta, hidraulike i fluida za bušenje obično odlikuju realnim pokazateljima koji određuju težinu dislociranja, tj. bušenja stene. Taj stepen pogodnosti bušenja naziva se koeficijentom bušivosti ''drillability''. Koeficijent bušivosti može biti konstantan na datoj dubini samo za uslov poznatih karakteristika stene i za određeni tip dleta i isplake uz pretpostavku održavanja čistog dna bušotine. Koeficijent bušivosti u suštini predstavlja kompleksan parametar koji obuhvata niz mehaničkih, hidrauličkih i drugih faktora.

Postoji više pristupa u određivanju stepena pogodnosti bušenja, tj. koeficijenta bušivosti od kojih će se razmatrati samo pristup koji je u funkciji mehaničke brzine bušenja.

Prema radovima pojedinih autora, koeficijent bušivosti se može izraziti preko mehaničke brzine bušenja za trokonusna dleta, tako da jednačina za njegovo izračunavanje glasi:

( )35.3LLLL

nDF

vK

d

d

mf

⋅=

Gde su: vm − mehanička brzina bušenja Fd − opterećenje na dleto sa eksponentom 1,0 za meke i 1,2 za čvrste formacije Dd − prečnik dleta n − broj obrtaja dleta sa eksponentom 1,0 za meke formacije i 0,5 za čvrste formacije

Navedeni koeficijent bušivosti je od bitnog značaja i mora se uzeti u obzir pri optimalizaciji režima bušenja, tj. pri određivanju opterećenja na dleto i brzine obrtanja. Iskustva su pokazala da se mogu izdvojiti litološke grupacije u pojedinim oblastima, gde su koeficijenti bušivosti isti za određena povećanja dubine, Sl.3.40. Grafikoni na kojima je prikazana dubina bušenja u odnosu na pojedinačni rad dleta mogu se koristiti za određivanje takvih intervala. Na prikazanom grafikonu zone, gde su nagibi krivih relativno konstantni, predstavljaju intervale sličnih koeficijenata bušivosti, a svaka horizontalna linija prikazuje završetak rada pojedinog tipa dleta.

63

Kako promene nagiba krivih teže da se podudaraju sa litološkim promenama, iz tih dijagrama moguće je locirati karakteristične tačke promene nabušenih formacija, odnosno odrediti debljinu i dubinu prostiranja svakog intervala. Takođe je moguće izračunati vreme bušenja, deljenjem debljine intervala sa proizvodom prosečnog koeficijenta bušivosti za dati interval i najefikasnijeg opterećenja na dleto i brzine obrtanja, jednačinom 3.36:

( )36.3sec

intLLLL

nDF

Knopro

ervaladebljinabušenjasati

d

df ⋅⋅

= Slika 3.40. Grafički prikaz zona slične bušivosti za pojedinačni rad dleta na raznim dubinama

Bušivost formacija, odnosno klasifikaciju stena prema njihovoj otpornosti na bušenje i mehaničkim brzinama bušenja, vrlo je teško odrediti, jer na samo bušenje utiče više parametara. Problem se uvećava još i time što isti slojevi nisu homogeni, odnosno nemaju istu bušivost u svim pravcima zbog prirode njihove sedimentacije, ili zbog dejstva prirodnih sila. Prema laboratorijskim analizama u cilju kategorizacije bušivosti formacija i potvrđenim podacima, gde su ispitivanja izvedena sa mikrodletima prečnika Dd =31,7mm, opterećenjem od 89 daN pri 55o/min, kao i potrebnim vremenom napretka bušenja od 1,587 mm, bušivost formacija, tj. otpornost stena na bušenje prikazana je u tabeli 3.5.

Tabela 3.5. Bušivost formacija prema laboratorijskim analizama Otpornost stena na bušenja Meh. brzina bušenja m/h

Meke rastresite stene 8,5 – 4,5 Meke nestabilne, malo otpornije od prethodnih 4,5 – 2,5

Srednje otporne od prethodnih 2,5 – 1,1 Srednje otporne 1,1 – 0,36

Otporne 0,36 – 0,23 Jako otporne 0,23 – 0,15

Izuzetno otporne 0,15 – 0,10 Stene najveće otpornosti 0,10 – 0,04

3.7. Kriterijumi efikasnosti rada dleta

Sveobuhvatna praćenja podataka o dletu pomažu i daju smernice za izbor tipa dleta, kao i uslova rada u cilju određivanja kriterijuma za njihov efikasni učinak. 3.7.1. Procena istrošenosti dleta

Nakon što se dleto izvadi iz bušotine procenjuje se stepen istrošenosti i oštećenja. Novi klasifikacioni sistem za procenu istrošenosti dleta (SPE/AIDC/16146 iz 1987. god.), tabela 3.6, primenljiv je za trokonusna dleta, dleta sa nepomičnim reznim elementima (dijamantska, PDC, TSP), kao i za krune za jezgrovanje. Sistem je dovoljno fleksibilan tako da se može koristiti i u izveštaju o radu dleta i bazi podataka.

Tabela 3.6. Procena istrošenosti dleta Struktura sekača B G Primedba

Unutrašnji redovi

Spoljašnji redovi

Karakteristike trošenja

Lokacija Ležajevi / zaptivanje

Istrošenost prečnika 1/16 inch

Drugo trošenje

Razlog vađenja dleta

Tabla 1 Tabla 1 Tabla 2 Tabla 3 Tabla 4 Tabla 5 Tabla 2 Tabla 6

64

Tabla 1. Unutrašnji: unutrašnji 2/3 od dleta Spoljašnji: spoljašnji 1/3 od dleta

0 = novi rezni elementi 1 = istrošeno 1/8 visine zuba . . 8 = potpuno istrošeni rezni elementi

Tabla 1. odnosi se na istrošenost reznih elemenata kod dleta sa nepokretnim reznim elementima i na istrošenost zuba i umetaka kod trokonusnih dleta. Istrošenost zuba ili umetaka utvrđuje se u osminama od početne visine zuba ili ukupnog broja umetaka.

Tabla 2. BC = slomljeni konus (rolka) BT = polomljeni zubi (rezni elementi) BU = oblepljeno dleto CC = naprsli konus CD = vučeni konus (zaribao konus) CI = međusobno delovanje konusa CR = trošenje centralnog dela dleta (kao kod jezgrovanja) CT = zdrobljeni zubi/rezni elementi ER = dleto erodirano abrazijom FC = ravno trošenje vrha reznih elemenata HC = oštećenje od toplote JD = oštećenje od stranog predmeta LC = izgubljen konus LT = izgubljeni zubi/rezni elementi LN = izgubljena mlaznica OC = ekscentrično trošenje PB = habanje prečnika u obliku klina PN = začepljene mlaznice/prolaz cirkulacije RG = zaobljeni prečnik dleta RO = trošenje u obliku prstena SD = oštećenje vrha šape SS = trošenje u obliku samooštrenja TR = greben na vrhu dleta WO = dleto isprano isplakom WT = potpuno istrošeni zubi/rezni elementi NO = druge karakteristike trošenja

Tablom 2. se definišu bliže karakteristike o stanju istrošenosti dleta, tj. o vrsti i načinu

trošenja.

65

Tabla 3. Dleta sa nepomičnim reznim elementima Trokonusna dleta

C = konični nastavak N = vršni red T = iskošenje S = rame G = kalibar dleta A = sve površine/redovi M = spoljašnji redovi

N = centralni redovi konus 1 M = srednji redovi konus 2 H = spoljašnji redovi konus 3 A = svi redovi

Tablom 3. u zavisnosti da li se procenjuje istrošenost dleta sa nepomičnim reznim elementima, ili trokonusna dleta, određuje se tačna pozicija tj. mesto oštećenja na dletu.

Tabla 4. Standardni ležaj (bez zaptivanja)

0 = novi ležaj . . . 8 = potpuno istrošeni ležaj

Zaptivni ležaj E = efikasno zaptivanje F = oštećeno zaptivanje X = dleta sa nepokretnim reznim elementima (dijamantska, PDC,TSP)

Tablom 4. određuje se stepen istrošenosti ležajeva na trokonusnom dletu, ili se navodi da je u upotrebi dleto sa nepomičnim reznim elementima.

Stepen istrošenosti trokonusnih dleta sa standardnim ležajem, koja ne raspolažu mehanizmom za zaptivanje, graduiran je, takođe, u osam stupnjeva. Procena istrošenosti tih vrsta ležaja je veoma subjektivna, a stepen istrošenosti određuje se tako da se prvo proceni vreme za koje je dleto još moglo da radi na dnu bušotine pod istim režimom, i to vreme se deli sa stvarnim vremenom rada prema jednačini:

( )37.3,var

.)(LLLL

s

p

TT

dnunadletaradačasovinistradačasovimogućjošosubjektivnprocenjeni

=

Ovaj odnos izražen u osminama (1/8) određuje istrošenost dleta sa standardnim ležajem:

s

p

TT

Stanje ležajeva

7 3

1,66 1

0,60 0,33 0,15

0

B- 1, ležajevi istrošeni 1/8 B- 2, ležajevi istrošeni 2/8 B- 3, ležajevi istrošeni 3/8 B- 4, ležajevi istrošeni 4/8 B- 5, ležajevi istrošeni 5/8 B- 6, ležajevi istrošeni 6/8 B- 7, ležajevi istrošeni 7/8 B- 8, ležajevi istrošeni 8/8

66

Primer: Trokonusno dleto sa standardnim ležajem (bez zaptivanja) je izvađeno nakon 12 časova rada

na dnu bušotine. Šef tornja (Toolpusher) je procenio da bi najgore istrošeni konus mogao raditi još 4 časa pod istim režimom bušenja. Odrediti stepen istrošenosti ležaja dleta. Rešenje:

Stvarni časovi rada dleta na dnu bušotine iznose: Ts = 12 časova, a procenjeni još mogući časovi rada su: Tp = 4 časa . Iz jednačine 3.37 se dobija:

33,0124≈=

s

p

TT

Iz tabele sa strane 65. proizilazi da za vrednost 0,33 odgovara stanje ležaja 6/8, tj. istrošenost ležaja na dletu iznosi B-6.

Tabla 5. I = puni prečnik dleta 0 do 1/16 inča, smanjenja prečnika 1/16 do 1/8 inča, smanjenje prečnika . . .

Tablom 5. određuje se veličina istrošenosti spoljašnjeg prečnika dleta u 1/16 inča. Izvađeno dleto punog prečnika označava se sa ''I'' . Kada je spoljašnji prečnik dleta smanjen označava se sa ''O'' i dodaje veličina istrošenosti u 1/16 inča. Praktično merenje obavlja se posebnim kalibrom za merenje smanjenja prečnika dleta, tako da se kalibar postavi na spoljašnji deo dva konusa i meri rastojanje između kalibra i trećeg konusa.

Tabla 6. BHA = izmena alata na dnu bušotine DMF = oštećenje dubinskog motora DSF = oštećenje bušaćeg alata DST = testiranje bušotine (DST) DTF = oštećenje alata za dubinski motor CM = kondicioniranje (ispiranje i sređivanje) isplake CP = zahtev za jezgrovanje DP = začepljeno dleto FM = izmena formacije tokom bušenja HP = problemi u kanalu bušotine HR = časovi rada dleta LOG= priprema za spuštanje, zbog K-merenja PP = porast pritiska na pumpi PR = mehanička brzina bušenja RIG = opravka na bušaćem postrojenju TD = dostignuta konačna dubina bušotine TQ = torzija na dletu TW = lom bušaćeg alata WC = vremenski (klimatski) uslovi WO = erozija na bušaćem alatu

Tablom 6. navodi se razlog vađenja dleta iz bušotine. Primer:

Izveštaj o proceni istrošenosti izvađenog trokonusnog zupčastog dleta sa standardnim ležajem glasi: T6 – B6; O 1/16; CD; PR. Objasniti stepen istrošenosti dleta.

67

Rešenje: Stepen istrošenosti izvađenog dleta glasi:

− T6, zubi na dletu su istrošeni sa 6/8; − B6, ležajevi na dletu su istrošeni takođe sa 6/8; − 1/16, dleto je tokom rada izgubilo prečnik za 1/16 inča: − CD, konus na dletu je zaribao tako da je dleto vučeno po dnu: − PR, razlog za vađenje iz bušotine je smanjenje mehaničke brzine bušenja.

3.7.2. Jednačina trošenja zuba-umetaka trokonusnih dleta

Osnovna istraživanja od strane Gallea i Woodsa, kao i drugih autora, koji su dali početne jednačine za utvrđivanje odnosa između opterećenja na dleto, broja obrtaja i uticaja hidraulike, na trošenje zuba-umetaka, poslužili su da se formira kompleksna jednačina za utvrđivanje tih odnosa. Kompleksna jednačina koja razmatra trošenja zuba–umetaka u funkciji opterećenja, broja obrtaja, geometrije i prečnika dleta, glasi:

( )38.31

21

056,0056,0

4056,0

601

2

2

max

max1

LLLL

⋅+

+

⋅−

⋅

−

⋅

=

hH

H

DF

DF

DF

nCdt

dh

d

d

d

d

d

dH

Z

Gde su: h − trenutna visina, tj. trošenje zuba-umetaka (procenjeno) t − vreme (časova) Dd − prečnik dleta (mm)

H1; H2; ( )max/056,0 DW − konstante n − broj obrtaja dleta (o/min) CZ − konstanta abrazivnosti formacije (čas)

Za praktičnu primenu ove jednačine sačinjena je i Tabela 3.7. sa preporučenim parametrima trošenja zuba-umetaka, koja uključuje klasifikaciju dleta po tipovima i preporučene vrednosti za konstante : H1; H2 i (0,056 Fd/Dd)max.

Tabela 3.7. Preporučene konstante parametara trošenja zuba-umetaka Tip dleta H1 H2 (0,056 Fd/Dd)max

1-1 do 1-2 1-3 do 1-4 2-1 do 2-2

2-3 3-1 3-2 3-3 4-1

dleta sa umecima

1,90 1,84 1,80 1,76 1,70 1,65 1,60 1,50 1,50

7 6 5 4 3 2 2 2 2

7,0 8,0 8,5 9,0

10,0 10,0 10,0 10,0 10,0

Da bi se trošenje zuba-umetaka ujednačilo prema jednačini 3.38, konstanta abrazivnosti

formacije treba numerički da bude jednaka vremenu izraženom u časovima koje je potrebno za potpunu istrošenost za dati tip dleta. Prosečna abrazivnost formacije za vreme rada dleta biće određena primenom jednačine 3.38. i procene istrošenosti dleta (h) nakon vađenja iz bušotine.

U cilju konačnog rešenja neophodno je uvesti tzv.''parametar istrošenosti zuba-umetaka ''J'', prikazan jednačinom:

68

( )39.3

21

1

4056,0

056,0056,060

2

max

max1

LLLL

+

−

⋅

⋅−

⋅

=

H

DF

DF

DF

nJ

d

d

d

d

d

dH

zamenom jednačine 3.39. u jednačinu 3.38, ona se može prikazati u sledećem obliku:

( ) ( )40.310

20

LLLLdhhHCJdtfm h

Z

t

∫∫ ⋅+⋅=

Gde su: hf − konačna istrošenost zuba-umetaka (hf = 8/8 = 1) tm − maksimalno vreme rada dleta do konačne istrošenosti zuba-umetaka (hf = 1)

Rešavanjem jednačine 3.40, dobija se jednačina za određivanje vremena rada dleta do konačne istrošenosti zuba-umetaka:

( )41.32

22

LLLL

⋅+⋅= f

fZm

hHhCJt

Konstanta abrazivnosti formacije dobija se iz jednačine 3.41, ako se u tu jednačinu uvrsti vreme rada procenjenog (izvađenog) dleta i njegova istrošenost i tada jednačina glasi:

( )42.3

2

22

1 LLLL

⋅+

=hHhJ

tC m

Z

Gde su: tm1 − stvarno vreme rada izvađenog dleta (čas) h − procena istrošenosti zuba-umetaka (u delovima osmina) Primer:

Dleto prečnika Dd =215,9 mm, tip: 1-3-1, bušilo je od dubine 2490m do 2560m za 10,5 časa. Prosečno primenjeno opterećenje na dleto i broj obrtaja iznosili su: Fd =20.400 daN, n= 90o/min. Kada je dleto izvađeno procenjena istrošenost je označena sa: T5-B4; I.

Izračunati prosečnu abrazivnost formacije za taj interval bušenja, kao i maksimalno vreme rada dleta na dnu bušotine do konačne istrošenosti zuba, koristeći isto opterećenje i broj obrtaja na dletu. Rešenje:

Primenom Tabele 3.7. za tip dleta pod kodom 1-3, dobija se da je: − H1 = 1,84 − H2 = 6 − (0,056 Fd/Dd)max = 8,0

Primenom jednačine 3.39 dobija se - parametar istrošenosti zuba - ''J'':

08,0

261

148

9,215400.20056,08

9060 84,1

=

+

−

⋅−

=J

Rešavanjem jednačine 3.42, primenom procenjene istrošenosti zuba sa T5, ili h = T = 5/8=0,625 i vremena rada dleta od tm1 = 10,5 čas, dobija se konstanta abrazivnosti formacije za taj interval bušenja:

69

časaCZ 73

2625,06625,008,0

5,102

=

+

=

Vreme rada dleta do konačne istrošenosti zuba (hf = 8/8 = 1) dobija se iz jednačine 3.41: ( ) časatm 4,2321617308,0

2

=

+⋅=

Napomena: Jednačine od 3.39. do 3.42. mogu se takođe primenjivati i na istrošenost umetaka kod dleta sa umecima, ali se mora uzeti u obzir da ti tipovi dleta generalno rade sa manjim brojem obrtaja, tako da u čvrstim kompaktnim formacijama broj obrtaja preko 50o/min može da izazove lom umetaka. 3.7.3. Jednačina trošenja ležaja na dletu

Predvideti vreme trajanja, tj. trošenja ležaja dleta u bušotini je znatno komplikovanije nego predvideti trošenje zuba. Kao i kod zuba, trošenje ležaja je u funkciji uslova rada dleta u bušotini. Efekat opterećenja dleta na vek trajanja ležaja uglavnom zavisi od tipa ležaja (standardni, zaptivni ili zaptivni-klizni). Ako se koristi dleto sa standardnim ležajem (koji se hladi i podmazuje isplakom), vek trajanja ležaja zavisi od tipa primenjene isplake za bušenje.

Hidraulika dleta takođe ima znatnog uticaja na trajnost ležaja. Generalno se smatra da povećanje kapaciteta ispiranja pozitivno utiče na trajnost ležaja, jer povećano ispiranje bolje hladi dleto, tj. sprečava povećanje temperature u ležaju. Ali kako se za bušenje trokonusnim dletima koriste mlaznice ugrađene u dletu, mlaz brzine, koja je i u funkciji kapaciteta ispiranja, može erodovati metal oko konusa dleta, tj. ležaja i izazvati njegovo prevremeno oštećenje. Praksa je pokazala da primena hidrauličke snage na dletu preko 0,6 KW/cm2 specifične hidrauličke snage po površini dna bušotine nepovoljno utiče na vek trajanja, tj. trošenje ležaja.

Generalno se trošenje ležaja, koristeći procenjenu istrošenost ležaja izvađenog dleta, može predstaviti sledečom jednačinom:

Gde su: B − trenutno stanje ležaja (procenjeno) t − vreme (čas) Fd − opterećenje na dleto (daN) n − broj obrtaja dleta (0/min) Dd − prečnik dleta (mm) L1;L2 − eksponenti trošenja ležaja CL − konstanta trajnosti ležaja (čas) Preporučene vrednosti eksponenata trošenja ležaja za trokonusna dleta, prikazani su u tabeli 3.8:

Tabela 3.8 Preporučeni eksponenti trošenja ležaja trokonusnuh dleta Tip ležaja Tip isplake L1 L2 Standardni Baritna

Čista voda Čvrsta faza/voda Uljna/emulziona

1,0 1,0 1,0 1,0

1,0 1,2 1,5 2,0

Zaptivni / 0,7 0,85 Zaptivni klizni / 1,6 1,0

( )43.34056,0

60

21

LLLL

L

d

dL

DFn

dtdB

⋅⋅

=

70

Uvođenjem ''parametara istrošenosti ležaja –'' J1'', i zamenom u jednačini 3.43:

( )44.3056,0460 21

1 LLLL

L

d

dL

FD

nJ

⋅

⋅

=

Jednačina 3.43 se može prikazati u sledećem obliku:

( )45.30

10

LLLL∫∫ ⋅=fm B

L

t

dBCJdt

Gde su: Bf − konačna istrošenost ležaja (Bf = 8/8 = 1) tm − maksimalno vreme rada dleta do konačne istrošenosti ležaja (Bf = 1)

Rešavanjem gornje jednačine dobija se vek trajanja ležaja:

( )46.31 LLLLfLm BCJt ⋅⋅= Konstanta trajnosti ležaja dobija se iz jednačine 3.46, pod uslovom da se uvrsti stvarno

vreme rada procenjenog dleta i njegova istrošenost, sledećom jednačinom:

( )47.31

1 LLLLBJ

tC m

L ⋅=

Gde su: tm1 − stvarno vreme rada izvađenog dleta (čas) B − procenjena istrošenost ležaja izvađenog dleta u osminama inča. Konstanta trošenja ležaja CL za srednje prečnike dleta (oko 215,9 mm) za standardne ležaje obično je oko 45 časova, a za zaptivne klizne ležaje je preko 100 časova.

Trajnost ležaja znatno zavisi i od samog tehnološkog postupka, tj. rada sa dletom pri čemu se veoma često dešava da se dleto, tj. ležaji oštete i time znatno umanji njihov vek trajanja. Postupci pri kojima se dleto može oštetiti su sledeći:

− kod spuštanja dleta u bušotinu; − kod uhodavanja rada dleta na dnu bušotine, tj. pre dostizanja planiranog opterećenja na

dleto; − ako dleto nije dobro stabilizovano, tj. nema odgovarajuću stabilizaciju.

Primer:

Izračunati konstantu trajnosti ležaja i vreme rada dleta do konačne istrošenosti ležaja, za dleto prečnika Dd = 215,9 mm, tip dleta: 6-1-6 (klizni zaptivni ležaj).

Nakon rada od tm1 = 64 časa, dleto je izvađeno iz bušotine i izvršena njegova procena istrošenosti: T5-B6-I. Prosečno opterećenje na dleto i broj obrtaja kretali su se: Fd = 20.400 daN; n = 70o/min. Rešenje:

Koristeći tabelu 3.8, za dleto sa kliznim zaptivnim ležajem, dobija se: − L1 = 1,60 − L2 = 1,00

Primenom jednačine 3.44, '' parametar istrošenosti ležaja'' je:

5907,0400.20056,0

9,21547060

16,1

1 =

⋅⋅

=J

Rešavanjem jednačine 3.47, korišćenjem procenjene istrošenosti ležaja B = 6/8 = 0,75 i vreme rada dleta od tm1 = 64 časa, dobija se konstanta istrošenosti ležaja:

71

4,14475,05907,0

64=

⋅=LC

Vreme rada dleta u bušotini do konačne istrošenosti ležaja, pod uslovom da se primenjuje isto opterećenje i broj obrtaja, prema jednačini 3.46, iznosi:

časatm 3,8514,1445907,0 =⋅⋅=

3.7.4. Vreme rada dleta u bušotini Činjenica je da je u praksi uvek neizvesno kako odrediti optimalno vreme rada dleta u

bušotini, tj. kada se odlučiti na operaciju vađenja dleta. Korišćenje jednačine za izračunavanje trošenja zuba-umetaka i ležaja može pomoći u proceni vremena rada kada će se trokonusno dleto potpuno istrošiti. Pri tome, od izuzetne važnosti je praćenje ponašanja torzije na dletu, jer istrošenost jednog ili više ležaja na konusu dleta uslovljava porast vrednosti torzije. Takođe, naglo smanjenje mehaničke brzine bušenja, u slučaju bušenja kroz ujednačene formacije, tj. formacije bez litoloških promena, ukazuje na potpunu istrošenost reznih elemenata na dletu, što je znak da treba doneti odluku za vađenje dleta iz bušotine.

Generalno, kada se buše ujednačene formacije, najbolja metoda za određivanje vremena rada dleta je izračunavanje cene koštanja metra bušenja prema jednačini:

( ) ( )48.3LLLLZ

ttCCC tmgd

f ∆

++=

Gde su: Cf − cena po metru bušenja kontrolisanog dleta (dinara/m; USD/m ... ) Cd − cena kontrolisanog spuštenog dleta (din.; USD ... ) Cg − cena sata rada bušaćeg postrojenja (din./čas; USD/čas... ) tm − čisto vreme bušenja (rada ) dleta (časa) tt − vreme manevra, dodavanja bušaćih komada, zamena dleta (časa)

Z∆ −ukupno metara izbušenih dletom (m)

Primenom jednačine 3.48, dleto je potrebno izvaditi iz bušotine kada cena koštanja metra bušenja počne da raste, pa čak i ako indikacije ponašanja rada dleta ukazuju da ono nije potpuno istrošeno. Primer: Potrebno je definisati optimalno vreme rada novospuštenog dleta u bušotini, ako je poznata litologija. Prethodno izvađeno dleto definisano je: parametrom istrošenosti zuba J = 0,4; konstantom parametara trošenja zuba H2 = 6,0; parametrom istrošenosti ležaja J1 = 0,55; kostantom abrazivnosti formacije Cz = 50 časa; konstantom trajnosti ležaja CL = 30 časa, i ostvarilo je učinak prema sledećoj tabeli:

Z∆ (m) tm(časa) primedba 0

10 16

20,8 25 28 31 33

34,5

0 2 4 6 8

10 12 14 16

Novo dleto

Porast torzije

Cena novospuštenog dleta je Cd = 800 USD, čas rada bušaćeg postrojenja Cg = 600 USD/čas, a vreme manevra tt = 10 časa.

72

Rešenje: Vreme rada dleta do potpune istrošenosti zuba (hf =1), prema jednačini 3.40. je:

časahH

hCJt fhZm 80

2161504,0

2

222 =

⋅+⋅=

⋅+⋅=

Vreme rada dleta do potpunog trošenja ležaja (Bf = 1), prema jednačini 3.47: časaBCJt fLm 5,1613055,01 =⋅⋅=⋅⋅=

Cena koštanja po metru bušenja, jednačina 3.48:

( ) ( )Z

tZ

ttCCC mtmgd

f ∆++

=∆

++=

10600800

Z∆ tm + tt (čas) Cf (USD/m) 0

10 16

20,8 25 28 31 33

34,5 35

0 12 14 16 18 20 22 24 26

26,5

0 800,00 575,00 500,00 464,00 457,14 451,61 460,60 475,36 477,14

Prema gornjoj tabeli optimalno vreme rada dleta, odnosno čistog bušenja je tm = 12 časova, tj. ukupno vreme zadržavanja dleta u bušotini je tm+tt = 22 časa, jer je za to vreme izbušeno

mZ 31=∆ , što daje i najmanju cenu koštanja metra bušenja od Cf = 451,61 USD/m. Solucija: Na terenu se koristi jednostavnija, grafička metoda, transformacijom jednačine 3.48. u oblik:

Z

ttCC

CC tm

g

f

g

f

∆

⋅+

=

gde je negativan pomak dat izrazom:

časatCC

tg

d 33,1110600800

=+=+

a tangenta povučena od vrednosti negativnog pomaka na krivu odnosa Z∆ i tm daje optimalno vreme rada dleta na dnu bušotine, što je prikazano na dijagramu.

Često se u fazi bušenja kroz ujednačene formacije jeftino standardno dleto zamenjuje boljim, ali znatno skupljim dletom sa zaptivnim kliznim ležajem, i tada se optimalno vreme rada dleta određuje poređenjem cene koštanja metra bušenja uz osnovnu pretpostavku da će se ostvariti ista mehanička brzina bušenja, sledećom jednačinom:

( )49.411 LLLL

gm

f

tgdm

CtZC

tCCt

−

∆

⋅+=

73

Gde su: tm1 − minimalno vreme bušenja za ponuđeno dleto (čas) Cd1 − cena ponuđenog dleta (din, USD...) Primer: Odrediti minimalno vreme rada novog (ponuđenog) dleta da bi se ostvarila ista cena po metru bušenja, kao i kod prethodnog dleta, ako je:

− cena novog dleta Cd1 = 4.900 USD − staro dleto ostvarilo je sledeći učinak prikazan u narednoj tabeli:

Cg(USD) Cd(USD) tm(čas) tt(čas) )(mZ∆ Cf(USD/m) 600 800 16,5 10 35 477,14

Rešenje: Primenom jednačine 3.49 dobija se:

časaC

tZC

tCCt

gm

f

tgdm 45,26

5,163514,477

10600900.411 =

⋅+

=−

∆

⋅+=

Da bi se ostvarila ista cena koštanja po metru bušenja, dleto koje košta 4.900 USD, mora minimalno raditi u bušotini 26,45 časa sa istom mehaničkom brzinom bušenja

vm = časmtZ m /12,25,1635/ ==∆ Kada se buše neujednačene formacije, metoda izračunavanja koštanja cene metra bušenja

neće uvek dati najbolje rezultate. U takvim slučajevima efikasan kriterijum za vreme rada dleta u bušotini može se ustanoviti tek nakon nekoliko izbušenih bušotina, tj. kada se tačno definiše litologija tog prostora. Na primer, nekada je ispravno bušiti abrazivne formacije sa već istrošenim dletom, a zatim u sledećim laporovitim formacijama spustiti novo dleto. Generalno, dok se ne definiše tačna litologija, najbolje je primeniti tzv. ''grubu procenu'' kada izvaditi dleto, koja se zasniva na proceni istrošenosti rada prethodnog (izvađenog) dleta, a pri tome je bitno praćenje ponašanja torzije dleta u radu.

74

4. HIDRAULIKA BUŠENJA Hidrostatika, nauka koja proučava ravnotežu fluida, i hidrodinamika, nauka koja proučava

kretanje fluida, nazivaju se zajedničkim imenom Hidraulika ili Hidrodinamika. Tečnosti i gasovi kao predmet hidraulike, za razliku od čvrstih tela, nazivaju se zajedničkim imenom fluidi.

Pod bušaćim fluidom podrazumevaju se sve vrste fluida koje se koriste u procesu izrade bušotine, a ''isplaka'' predstavlja suspenziju čvrste faze u vodi ili ulju, ili kapljice jedne od ovih tečnosti dispergovane u drugoj.

Hidraulički sistem isplake u kanalu bušotine može delovati u statičkim i dinamičkim uslovima. Statički uslovi su kada isplaka i alat u kanalu bušotine miruju, a dinamički uslovi nastaju kada se isplaka kreće kao rezultat rada isplačne pumpe ili pokretanja bušaćih alatki. Hidraulički sistem igra aktivnu ulogu za vreme bušenja jer ispravno dizajnirana i održavana hidraulika bitno utiče na sigurnost radova i na smanjenje troškova izrade bušotine.

Ispravno dizajniran i održavan hidraulički sistem u kanalu bušotine ostvaruje mnogobrojne funkcije, od kojih su najvažnije:

− kontrola površinskih pritisaka; − izazivanje efekta potiska na bušaći alat i zaštitne cevi; − minimalizacija erozije kanala bušotine, koju ostvaruje isplaka za vreme pokretanja alata; − čišćenje dleta, uklanjanje nabušenih čestice sa dna bušotine i iznošenje iz bušotine; − povećavanje brzine bušenja; − određivanje dimenzija, tj. veličine površinske opreme, kao što su npr. isplačne pumpe; − kontrolisanje povećanja pritiska stuba isplake ostvarenog tokom spuštanja alata u bušotinu; − minimalizacija klipovanja u bušotini, tj. pad pritiska kada se alat vadi iz bušotine; − omogućavanje procene porasta pritiska u kanalu bušotine u toku cirkulacije isplakom; − omogućavanje kontrole bušotine za vreme dotoka slojnih fluida.

4.1. Delovanje fluida u statičkim uslovima 4.1.1. Hidrostatički pritisak

Slika 4.1 Delovanje sila na elemenat tečnog fluida (isplake) u bušotini

Hidrostatički pritisak, ili pritisak stuba tečnog fluida (isplake) u kanalu bušotine predstavlja osnov za kontrolu, tj. sprečavanje dotoka slojnih fluida u kanal bušotine.

Promene hidrostatičkog pritiska stuba tečnog fluida (isplake) sa dubinom prikazane su na Sl.4.1, delovanjem vertikalnih sila na elemenat '' Z∆ '' tečnog fluida na dubini ''Z'' i površinu ''A''.

Sila koja deluje sa gornje strane elementa tečnog fluida Z∆ , ostvarena je sa pritiskom ''p'' na površinu ''A'' , jednačinom:

ApF ⋅=1

Istovremeno sila koja deluje na elemenat tečnog fluida sa donje strane data je sa:

AZdZdppF ⋅

∆+=2

Takođe, elemenat tečnog fluida deluje i svojom težinom usled dejstva gravitacije, tj. silom na dole: AZgF ⋅∆⋅⋅= ρ3

75

Na osnovu Sl.4.1. jasno je da je elemenat tečnog fluida koji se nalazi u njegovom stubu u ravnoteži, što se može prikazati sledećom jednačinom:

0321 =+− FFF Zamenom vrednosti za sile koje deluju na elemenat tečnog fluida u gornju jednačinu, i

njenim rešavanjem dobija se:

ZAAZgAZdZdppAp ∆⋅=⋅∆⋅⋅+⋅

∆+−⋅ :/0ρ

dZgdp ⋅⋅= ρ Kako je kompresibilitet tečnog fluida zanemarljiv, a njegova gustina '' ρ '' konstantna sa

porastom dubine ”Z”, daljim rešavanjem gornje jednačine dobija se: 0pZgp +⋅⋅= ρ

Pod uslovom da je na površini (Z=0) pritisak po= 0, dobija se konačna jednačina za izračunavanje hidrostatičkog pritiska, odnosno pritiska stuba tečnog fluida u kanalu bušotine koja glasi:

( )1.4LLLLZgph ⋅⋅= ρ Gde su: ρ − gustina (zapreminska masa) tečnog fluida g − gravitaciono ubrzanje Z − vertikalna dubina stuba tečnog fluida, tj. vertikalna dubina bušotine U ”SI” sistemu jedinica mera, hidrostatički pritisak se izražava Paskalima (Pa), pod uslovom da je: gustina tečnog fluida data u kg/m3, gravitaciono ubrzanje u m/s2 i dužina stuba tečnog fluida u metrima (m). Zamenom ovih vrednosti u jednačinu 4.1. dobija se jednačina za izračunavanje vrednosti hidrostatičkog pritiska tečnog fluida izraženog u “Pa” koja glasi:

)()( 2223 PaskalPmNNjutnN

smkgm

sm

mkg

a=⇒

=

⋅⇒⋅⋅

( ) ( )2.481,9 LLLLah PZp ⋅⋅= ρ Jednačina 4.2. ukazuje da je hidrostatički pritisak koji ostvaruje stub tečnog fluida u funkciji gustine fluida i razmatrane vertikalne dubine kanala bušotine, a ne kose, tj. merene dužine kanala bušotine. Iz praktičnih razloga, u tehnologiji bušenja sa projektovanjem, gustina isplake se meri, a i uobičajeno prikazuje u kg/dm3, i tada se hidrostatički pritisak isplake izražava u izvedenoj jedinici ''SI'' sistema u barima (bar), koristeći sledeće relacije:

)/(10)/( 333 dmkgmkg isis ⋅= ρρ barPa

5101 −= Zamenom ovih relacija u jednačini 4.2. dobija se:

253 1081,9101081,9 −− ⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= ZZp isish ρρ Sređivanjem gornjeg izraza konačna jednačina za izračunavanje hidrostatičkog pritiska isplake izraženog u barima, koja se uobičajeno upotrebljava u tehnologiji bušenja sa projektovanjem, glasi:

( )3.40981,0 LLLLZp ish ⋅⋅= ρ Gde su: ph − hidrostatički pritisak isplake (bar)

isρ − gustina isplake (kg/dm3) Z − vertikalna dubina kanala bušotine (m) U toku operacije na izradi bušotine tečni fluid u kanalu bušotine može da se sastoji iz više sekcija različitih gustina (isplaka, voda, cement i drugo). Kod izračunavanja hidrostatičkog pritiska u funkciji dubine bušotine, mora se posebno definisati efekat svakog segmenta, tj. sekcije. Bitno je

76

naznačiti da je hidrostatički pritisak na dnu bilo koje sekcije jednak hidrostatičkom pritisku na vrhu sledeće sekcije.

Primer izračunavanja hidrostatičkog pritiska za stub fluida sa više različitih gustina prikazan je na Sl.4.2. Ako je pritisak na vrhu prve sekcije poznat i iznosi po, pritisak na dnu prve sekcije će biti izračunat jednačinom:

( ) 00111 0981,0 pZZph +−⋅= ρ Pritisak na dnu prve sekcije (I), Sl.4.2, je jednak

pritisku na vrhu druge sekcije (II). Pritisak na dnu druge sekcije dat je jednačinom:

( ) ( ) 00111222 0981,00981,0 pZZZZph +−⋅+−⋅= ρρ

Generalno, hidrostatički pritisak na bilo kojoj vertikalnoj distanci dubine ''Z'', može se prikazati jednačinom:

( ) ( )4.40981,0 11

0 LLLL−−

−++= ∑ ii

n

iih ZZpp ρ

Slika 4.2. Šematski prikaz kanala bušotine sa više stubova tečnih fluida različite gustine

Primer: Izračunati ostvareni hidrostatički pritisak stuba

kompleksnog fluida, na levoj strani “U-cevi” koja je zatvorena (pbš). Desna strana “U-cevi” je otvorena, tj. pritisak na njenom vrhu iznosi po=0. Sastav komplek-snog stuba tečnog fluida prikazan je na Sl.4.3.

Rešenje: Hidrostatički pritisak stuba kompleksnog fluida

na strani zatvorenog kraja ''U-cevi'', može se izračunati primenom jednačine 4.4:

( )ZZZZZpp vccvisbš ⋅−⋅+⋅+⋅+⋅+= 1413210 0981,0 ρρρρρ Slika 4.3. Sastav kompleksnog stuba fluida u bušotini,tj u “U”-cevi

( ) barpbš 15,85000.308,130000,250052,110002,1100.226,10981,00 =⋅−⋅+⋅+⋅+⋅+= 4.1.2. Statički pritisak stuba gasa u bušotini

Promena pritiska sa dubinom stuba gasa u statičkim uslovima je mnogo složenija nego promena statičkog stuba tečnosti. Gas spada u stišljive fluide, tako da gustina gasa zavisi od pritiska i temperature u kanalu bušotine.

Ponašanje gasa može se opisati primenom jednačine za realni gas definisanom sa:

( )5.4LLLLTRMmzTRnzVp ==

Gde su: p − apsolutni pritisak R − univerzalna konstanta V − zapremina gasa T − apsolutna temperatura n − moli gasa m − masa gasa z − faktor stišljivosti gasa M − molekularna masa

77

Faktor stišljivosti gasa ”z” uveden je u cilju upoređivanje ponašanja realnog gasa sa idealnim gasom. Idealni gasovi su oni kod kojih se može zanemariti međumolekularno delovanje, odnosno različite interakcije među molekulima i tada faktor stišljivosti idealnog gasa iznosi 1. Za prirodni gas faktor stišljivosti može se odrediti eksperimentalno u funkciji temperature i pritiska.

Gustina gasa može se prikazati kao funkcija pritiska zamenom u jednačini 4.5, i rešavanjem te jednačine za gustinu gasa:

( )6.4LLLLTRzMp

Vm g

g ==ρ

Primenom ''SI'' jedinica, uobičajenih u tehnologiji bušenja, dobija se:

( ) ( )7.48,14923,80

738,1LLLL

TzMpg

g +⋅

⋅⋅=ρ

Gde su: gρ − gustina gasa u bušotini (kg/dm3) z − faktor stišljivosti gasa

pg − pritisak stuba gasa (bar) T − temperatura (0C) M − molekularna težina gasa

U tehnologiji bušenja sa projektovanjem, tj. u pojedinim operacijama na izradi bušotine neophodno je ponekad izračunati pritisak stuba gasa koji on ostvaruje na dno bušotine, ili očekivani pritisak gasa na ustima bušotine, ili pak prosečnu gustinu gasa u bušotini. Sledeće jednačine, pod uslovom da stub gasa u bušotini nije male dužine, mogu se koristiti za:

− pritisak stuba gasa na dnu bušotine:

( )8.433,5530684,0

. LLLL

+⋅⋅

= prTZq

usggd epp − pritisak gasa na ustima bušotine:

( )9.433,553

0684,0. LLLLL

+⋅⋅

=

prTZq

gdusg

e

pp

− prosečna gustina gasnog fluida u bušotini:

( )10.40981,0

.LLLL

Zpp usggd

fg ⋅

−=ρ

Gde su: pgd − pritisak stuba gasa na dnu bušotine

(bar) Z − vertikalna dubina bušotine (m)

pgus − pritisak gasa na ustima bušotine (bar) q − specifična težina gasa u odnosu na vazduh (kod istražnih bušotina se uzima metan, gde je q= 0,554 d.j.)

fgρ − prosečna gustina gasnog fluida u bušotini (kg/dm3)

Tpr − prosečna temperatura u bušotini (oC). Prema jednačini: Tpr=Tp+Td/2 (oC), gde su Tp -temperatura na ustima bušotine(oC), a Td - temperatura na dubini Z(oC)

4.1.3. Ekvivalentna gustina isplake

Tokom izrade bušotine često se dešava da istovremeno u kanalu bušotine deluje pritisak stuba isplake, pritisci više stubova fluida različitih gustina, dodatni pritisak na površini usled dotoka fluida, pritisak, tj. pad pritiska u međuprostoru kao rezultat cirkulacije za saniranje dotoka, što sve zajedno daje totalni pritisak u bušotini na određenoj dubini. Uobičajeno je u tehnologiji bušenja da

78

se suma tih pritisaka iskazuje u povećanju gustine isplake tj. u tzv “ekvivalentnoj gustini isplake” koja deluje u statičkim uslovima na određenoj dubini. Prema tome, da bi se definisalo stanje ravnoteže pritiska u statičkim uslovima u bušotini s potrebnom isplakom za uspostavljanje ravnoteže, treba razmatrati ekvivalentnu gustinu isplake, a ne gustinu isplake. Za praktičnu primenu, iz razloga što je pad pritiska u međuprostoru kod cirkulacije isplake obično mali, ekvivalentna gustina isplake određuje se jednačinom:

( )11.40981,0. LLLL

⋅+

=Z

pp ihuiseρ

Gde su: ise.ρ − ekvivalentna gustina isplake (kg/dm3) Z − vertikalna dubina bušotine (m)

phu − ukupni pritisak stuba fluida, raznih gustina, u bušotini (bar)

pi − ostvareni pritisak na površini (bar)

U odnosu na ekvivalentnu gustinu isplake u kanalu bušotine treba napomenuti sledeće:

− Kada stub isplake miruje, tj. bušotina je otvorena, bez cirkulacije, ili ako je bušotina puna, ekvivalentna gustina isplake ( )ise.ρ je jednaka prosečnoj gustini isplake ( )isρ .

− Kada bušotina nije puna zbog gubitka cirkulacije, ili neredovnog dopunjavanja međuprostora, ekvivalentna gustina isplake će biti niža od gustine isplake u bušotini.

− Kada je ušće bušotine zatvoreno i pod pritiskom, ekvivalentna gustina isplake će biti veća od gustine isplake u bušotini.

− Prilikom bušenja zbog gubitaka pritiska u međuprostoru i prisutnosti nabušenih čestica, ekvivalentna gustina isplake će biti veća od gustine isplake u bušotini.

− U toku manevra alatom prilikom vađenja alatki, zbog efekta klipovanja, ekvivalentna gustina isplake će biti niža od gustine isplake, a prilikom njihovog spuštanja veća.

Primer:

Gustina isplake u toku bušenja iznosi 3/20,1 dmkgis =ρ . Pri zatvorenoj bušotini ostvaren je pritisak na ustima bušotine od pi = 30 bar. Izračunati vrednost ekvivalentne gustine isplake u bušotini na dubinama: Z = 500m, Z = 1.000m i Z = 2.000m. Rešenje:

Primenom jednačina 4.3 i 4.11 dobijeni rezultati prikazani su u narednoj tabeli: Z(m) ( )3dmkgisρ pi(bar) ph(bar) phu(bar) ( )3

. / dmkgiseρ500

1.000 2.000

1,20 1,20 1,20

30 30 30

58,86 117,72 235,44

88,86 147,72 265,44

1,81 1,51 1,35

Poznavanje i razumevanje ekvivalentne gustine isplake je od primarne važnosti kod dizajniranja bušotine, procesa bušenja i kontrole dotoka slojnih fluida u kanal bušotine. Jasno je da se vrednost ekvivalentne gustine isplake znatno razlikuje od vrednosti gustine isplake, u zavisnosti od dubine bušotine, a što je od posebnog značaja u formacijama na manjim dubinama, jer ekvivalentna gustina isplake u istima može izazvati lom, odnosno frakturu. 4.1.4. Uzgon, potisak isplake

Do sada je razmatrano delovanje pritiska stuba isplake (hidrostatičkog pritiska) na datu tačku u kanalu bušotine. Kako su bušaći alat, zaštitne cevi i ostali delovi opreme tokom operacija na izradi bušotine uronjeni (potopljeni) u isplaku, na njih deluje određena rezultantna sila koja je posledica delovanja hidrostatičkog pritiska. Pod dejstvom te rezultantne sile bušaći alat, zaštitne

79

cevi i drugo, nalaze se pod aksijalnim naprezanjem (istezanja ili sabijanja), a što može da izazove savijanje alata u bušotini.

Slika 4.4. Delovanje hidrostatičkog pritiska na telo uronjeno u tečnost

Ta rezultatntna sila predstavlja efekat čistog delovanja hidrostatičkog pritiska na tela uronjena u tečni fluid (isplaku), i naziva se uzgon ili potisak “bouyancy”. Potisak se najlakše može razumeti na primeru vertikalne prizme uronjene u tečni fluid, kao što je prikazano na Sl.4.4. Delovanje hidrostatičkog pritiska na bokove (sa strane) prizme na bilo kojoj dubini, tj. dužini prizme je uravnoteženo, odnosno jednako delovanju hidrostatičkog pritiska sa suprotne strane. Tada je delovanje tečnog fluida na prizmu rezultat sile F1, koja deluje na vrh prizme i sile F2 koja deluje na dno prizme. Sile F1 i F2 definisane su proizvodom hidrostatičkog pritiska (p1 i p2) i površine poprečnog preseka prizme ”A”. Tada rezultanta sila, tj. sila potiska ''Fbo'' iznosi:

AZgApF ⋅⋅⋅=⋅= ρ11 ( ) AzZgApF ⋅+⋅⋅=⋅= ρ22 ( ) AzgAZgAzZgFFFbo ⋅⋅⋅=⋅⋅⋅−⋅+⋅⋅=−= ρρρ12

Prema Arhimedovom zakonu o gubitku težine, sila vertikalnog potiska, uzgona (Fbo) na tela uronjena u tečni fluid jednaka je težini istisnute tečnosti i suprotnog je smera. Veličina sile uzgona zavisi samo od težine istisnute tečnosti, tj. od zapremine uronjenog tela i od gustine tečnosti.Tada se prividna težina tela uronjenog u tečni fluid definiše sledećom jednačinom:

( )12.4LLLLboe FTT −= Gde su: Te − prividna težina tela uronjenog u tečnost T − težina tela u vazduhu

Primenom Arhimedovih odnosa, sila potiska se može izraziti:

( )13.4LLLLč

flflboTVgFρ

ρρ ⋅=⋅⋅=

Gde su: flρ − gustina tečnog fluida u koje je uronjeno telo

V − zapremina uronjenog tela čρ − gustina uronjenog tela

Zamenom jednačine 4.13. jednačinom 4.12. dobija se prividna težina tela uronjenog u tečni fluid izražena preko gustina:

( )14.41 LLLL

−=

č

fe TT

ρρ

Primenom SI jedinica uobičajenih u tehnologiji bušenja, i uz pretpostavku da uobičajena gustina čelika od kojih se izrađuju alati u naftnoj industriji iznosi 7,85 kg/dm3 i zamenom u jednačinu 4.14. dobija se konačna jednačina za izračunavanje prividne težine bušaćeg alata uronjenog, tj. potopljenog u isplaku:

( ) ( )15.41274,01 LLLLise TT ρ⋅−= Gde su: Te − prividna težina bušaćeg alata uronjenog u isplaku (daN) T − težina bušaćeg alata u vazduhu (daN)

isρ − gustina isplake (kg/dm3)

čρ − gustina čelika od kojeg je sačinjen bušaći alat (7,85 kg/dm3)

80

Primer: Izračunati prividnu težinu bušaćeg alata koji visi na kuki, a uronjen je u isplaku:

− Bušaći alat spušten je u isplaku i nalazi se na vertikalnoj dubini bušotine od Z= 3.000m − Gustina isplake u bušotini je 3/32,1 dmkgis =ρ − Sastav bušaćeg alata je sledeći:

Bušaće šipke Teške šipke spoljašnji prečnik: ODb.š = 127mm (5”)

težina šipke sa spojnicom: Wb.š = 30,76 daN/m ukupna dužina bušaćih šipki: Lb.š = 2.870m

spoljašnji prečnik: ODt.š = 158,7mm (6 ¼”) težina teških šipki: Wt.š = 127,4 daN/m

dužina teških šipki: Lt.š = 130m Rešenje:

Težina bušaćeg alata u vazduhu iznosi: ( ) ( ) daNWLWLT štštšbšb 843.1041304,12776,30870.2.... =⋅+⋅=⋅+⋅=

Težina bušaćeg alata koji visi na kuki, a potopljen je u isplaku na osnovu jednačine 4.15 iznosi:

( ) ( ) ( )daNdaNTT ise31021,87212.8732,11274,01843.1041274,01 ⋅=⋅−=⋅−= ρ

4.1.4.1. Aksijalno naprezanje u bušaćem alatu

Tokom operacija na izradi kanala bušotine potrebno je ponekad izračunati aksijalno naprezanje za datu tačku, tj. dubinu u bušaćem alatu. Aksijalno naprezanje definiše se deljenjem aksijalne sile sa površinom poprečnog preseka čelika od kojeg se sastoji alat.

Na Sl.4.5. dat je šematski prikaz bušaćeg alata u kanalu bušotine gde se donji deo sastoji iz kompozicije teških šipki, a gornji deo sačinjavaju bušaće šipke.

Primenom opterećenja na dleto, tj. sile na dole (Fd), bušaći alat je oslabljen za deo opterećenja koji on podupire od sile oslonjene na dno bušotine. Površina poprečnog preseka teških šipki (A2) je znatno veća od površine poprečnog preseka bušaćih šipki (A1). Hidrostatički pritisak, tj. pritisak stuba isplake deluje na dno teških šipki, odnosno na poprečni presek A2 i na vrhu tj. spoju teških šipki i bušaćih šipki, poprečnog preseka A2-A1. Delovanje aksijalne sile na teške šipke prikazano je na Sl.4.5a) i određeno jednačinom ravnoteže koja glasi:

Slika 4.5. Efekat hidrostatičkog pritiska na dejstvo aksijalnih sila (opterećenja) na niz bušaćeg alata: a) na teške šipke; b) na bušaće šipke

( )aFApXWFFWF dštštdšt 16.422..22. LLLL−⋅−⋅=−−= Gde su:

Wt.š− težina teških šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Xt.š − dužina teških šipki od dna do tačke interesovanja (m) p2 − hidrostatički pritisak stuba isplake u tački 2, tj. na dnu teških šipki (bar) A2 − površina poprečnog preseka čelika teških šipki (cm2) Fd − sila (opterećenje) primenjeno na dleto (daN) Ft.š− aksijalna sila (istezanje) koje deluje na teške šipke (daN)

Aksijalna sila koja deluje na bušaće šipke, tj. na ukupni niz bušaćeg alata prikazana je na Sl.4.5b, i definisana je sledećom jednačinom ravnoteže:

( ) ( )bFApAApLWXWFFFWWTeF dštštšbšbdšb 16.422121....2121. L−⋅−−+⋅+⋅=−−++==

81

Gde su: Fb.š − aksijalna sila (istezanje) koje deluje na bušaće šipke (daN) Wb.š − težina bušaćih šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Xb.š − dužina bušaćih šipki od vrha teških šipki do tačke interesovanja (m) p1 − hidrostatički pritisak, tj. pritisak stuba isplake u tački 1, odnosno na dnu bušaćih šipki ili

vrhu teških šipki (bar) A1 − površina poprečnog preseka bušaćih šipki (cm2)

Aksijalno naprezanje u bušaćem alatu (teškim ili bušaćim šipkama) dobija se, kao što je već rečeno, deljenjem aksijalne sile sa površinom poprečnog preseka čelika prema jednačini:

( )17.4LLLLAF

a =σ

Gde su: aσ − aksijalno naprezanje u bušaćem alatu (bar)

F − aksijalna sila (opterećenje) na bušaće ili teške šipke (daN) A − površina poprečnog preseka bušaćih ili teških šipki (cm2) Primer:

Sačiniti dijagram delovanja aksijalnih sila (istezanja i sabijanja) za bušaći alat sastava kao i na prethodnom primeru. Takođe odrediti i aksijalno naprezanje u bušaćem alatu (bušaćim i teškim šipkama), pod uslovom da je sila primenjena na dleto Fd = 0.

Rešenje: Primenom jednačine 4.3. definiše se prethodno delovanje hidrostatičkog pritiska, tj. pritiska

stuba isplake na dnu teških i bušaćih šipki, zatim se izračuna površina poprečnog preseka bušaćih i teških šipki i na kraju jednačinama 4.16a) i 4.16b) izračunava se aksijalno opterećenje.

Dobijeni dijagram delovanja aksijalnih sila sačinjen je na osnovu numeričkih rezultata dobijenih primenom sledećih jednačina:

1. Hidrostatički pritisak na: − dnu bušaćih šipki:

barLp isšb 37132,1870.20981,00981,0 .1 =⋅⋅=⋅⋅= ρ − dnu teških šipki:

barZp is 38832,1000.30981,00981,02 =⋅⋅=⋅⋅= ρ

82

2. Površina poprečnog preseka: − bušaćih šipki:

( ) ( ) 2222.

2.1 04,3486,107,12

44cmIDODA šbšb =−=−=

ππ

− teških šipki:

( ) ( ) 2222.

2.2 14,16635,687,15

44cmIDODA štšt =−=−=

ππ

3. Aksijalna sila (opterećenje na istezanje i sabijanje) u bušećim šipkama u funkciji dubine bušotine:

( ) ( )( ) ( )

( ) mXzadaNXX

FApAApLWXLWFFFWWF dštštšbšbdšb

870.2076,30390.89014,16638804,3414,1663711304,127870.276,30

22121....2121.

≤≤−==−⋅−−+⋅+−=

=−⋅−−+⋅+−=−−++=

4. Aksijalna sila (opterećenje na istezanje i sabijanje) u teškim šipkama u funkciji dubine bušotine:

( )( ) ( ) mXmzadaNXX

FApXZWFFWF dštdšt

000.3870.24,127738.317014,166388000.34,12722.22.

≤≤−=−⋅−−==−⋅−−=−−=

5. Aksijalno naprezanje na bilo kojoj dubini bušaćih šipki:

( ) mXzabarXXA

F šba šb

870.20903,0626.204,34

76,30390.89

1

..

≤≤−=−

==σ

6. Aksijalno naprezanje na bilo kojoj dubini teških šipki:

mXmzabarXXAF št

a št000.3870.2)(766,0912.1

14,1664,127738.317

2

..

≤≤−=−

==σ

4.1.4.2. Efekat potiska isplake na izvijanje bušaćeg alata “buckling”

Dugi i vitki nizovi alata kao što su bušaće šipke imaju malu otpornost na primenjeni momenat savijanja i tendenciju izvijanja, “buckling”, kod primene vertikalnog kompresionog opterećenja, tj. sile. Tada se sili izvijanja odupire momenat inercije cevi. Momenat inercije okruglih cevi dat je jednačinom:

( ) ( )18.464

44 LLLLIDDI s −=π

Gde su: Ds − spoljašnji prečnik cevi ID − unutrašnji prečnik cevi

Za teške šipke momenat inercije je veliki, pa se generalno smatra da je on dovoljan da spreči spiralno izvijanje teških šipki. Kod bušaćih šipki momenat inercije je relativno mali i ako postoji tendencija izvijanja iznad teških šipki, tj. kada se primenjuje prevelika sila na dleto (Fd), doći će do spiralnog izvijanja i desiće se brzi lom u spojnicama bušaćih šipki. Kod praktične primene, osnovno je u kompozicuju alata ugraditi dovoljan broj teških šipki (one imaju veliku debljinu zida), tako da se na dleto može primeniti željena sila (opterećenje), a da se ne izazove izvijanje bušaćih šipki.

Tačka u bušaćem alatu iznad koje ne postoji tendencija izvijanja naziva se “neutralna tačka” (Sl.4.6). Kod izbora bušećeg alata cilj je da neutralna tačka bude u teškim šipkama. U neutralnoj tački (Sl.4.7) aksijalno naprezanje je jednako prosečnim vrednostima radijalnog i tangencijalnog naprezanja, tj. zadovoljen je sledeći uslov:

tra σσσ ≈≈

83

Slika 4.6. Spiralno izvijanje bušaćih šipki iznad teških šipki; a) ispravan izbor teških šipki, b) neispravno dizajniranje alata

Slika 4.7. Stanje naprezanja u čeliku u neutralnoj tački

Kako se za bušenje uobičajeno koristi tečni fluid (isplaka), efekat potiska na spiralno izvijanje ne može se zanemariti. Jedan od generalnih pristupa koji uključuje efekat potiska na spiralno izvijanje dao je Goins. On je definisao kritičnu silu izvijanja, tj. stabiliteta uz pomoć hidrostatičkog pritiska, puc, koji deluje u unutrašnjosti cevi i pritiska psc sa spoljašnje strane cevi, prema jednačini:

( )19.4LLLLsscuucc ApApF ⋅−⋅= Gde su: Fc – kritična sila izvijanja, tj. sila stabiliteta (daN) Au – površina poprečnog preseka izračunata primenom unutrašnjeg prečnika šipke (cm2) As – površina poprečnog preseka izračunata primenom spoljašnjeg prečnika šipke (cm2) puc – hidrostatički pritisak isplake unutar šipke (bar) psc – hidrostatički pritisak isplake sa spoljašnje strane šipke (bar)

Ako se sila stabilnosti prikaže na dijagramu delovanja aksijalnih sila (opterećenja na istezanje i sabijanje), neutralna tačka na dijagramu se određuje na preseku sile stabilnosti i aksijalnih sila.

Neutralna tačka se može izračunati i korišćenjem sledećih jednačina: a) Ako je: tšd TF ≤

( )20.4LLLLtštš

tšdpn L

WTF

L +

−=

b) Ako je: tšd TF ≥

( )21.4LLLLtšbš

tšdpn L

WTF

L +

−=

c) Dubina neutralne tačke u kanalu bušotine je: ( )22.4LLLLpnn LZL −=

Gde su: Lpn − dužina neutralne tačke u bušaćem alatu (m) Ln − dubina neutralne tačke u kanalu bušotine (m) Fd − sila (opterećenje) na dleto (daN) Ltš − težina teških šipki uronjenih u isplaku (daN), prema jednačini: ( )istšštšt LWT ρ1274,01.. −=

84

Wtš − težina teških šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Ltš − dužina teških šipki (m) Wbš − težina bušaćih šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Z − vertikalna dubina bušotine (m)

Za pojednostavljene uslove, kada su pritisci fluida nastali kao posledica hidrostatičkog pritiska bušaćeg fluida (isplake) ujednačene gustine, posledice Arhimedovog zakona se mogu primeniti. Podrazumeva se da, ukoliko se elemenat fluida (isplake) nalazi na samoj površini u mirovanju, zbir vertikalnih sila mora biti nula, a težina sadržanog fluida mora biti jednaka po vrednosti, ali suprotna po pravcu u odnosu na silu plutanja. Takođe je kod elementa fluida sadržanog na površini, u mirovanju zbir momenata sila koje deluju na fluidni elemenat jednak nuli. Zato momenat izazvan hidrauličkim silama koje deluju na elemenat fluida mora biti jednake veličine, ali suprotnog pravca u odnosu na momenat izazvan težinom sadržanog fluida bez obzira na oblik površine. Težina sadržanog fluida u zamišljenoj površini i težina stranog tela su raspoređeni tereti i imaju isti momenat odstojanja u odnosu na datu tačku. To znači da za duge, uske stubove uronjene u tečnost prilikom izračunavanja momenta savijanja, treba da se koristi “prividna težina šipke” u fluidu (isplaci) umesto težine šipke u vazduhu. Stoga je prava dužina teških šipki (Lt.š), potrebna za eliminisanje tendencije izvijanja bušaćih šipki, data jednačinom:

( ) ( )23.41275,01.

. LLLLisšt

fdšt W

SFL

ρ⋅−⋅

⋅=

Treba naznačiti da jednačina 4.23. obuhvata samo delovanje hidrostatičkog pritiska, a da efekat od krivine kanala bušotine, pritiska nastalog usled cirkulacije isplakom, kao i efekat torzije nisu obuhvaćeni. Ta tri faktora imaju važan uticaj na radijalno, tangencijalno i aksijalno naprezanje u zidu šipke, a što može izazvati i bitnu promenu mesta neutralne tačke u bušaćem alatu. Zato se kod praktične primenu u jednačinu 4.23. mora uključiti ugao nagiba kanala bušotine, kao i faktor sigurnosti od najmanje 1,3. Tada jednačina za potrebnu dužinu teških šipki u funkciji željene sile (opterećenja) na dleto glasi:

( ) ( )24.4cos1274,01.

. LLLLαρ ⋅⋅−⋅

⋅=

isšt

fdšt W

SFL

Gde su: Sf − sigurnosni faktor od 1,3 α − ugao nagiba kanala bušotine (o) Primer:

Sačiniti dijagram delovanja aksijalnih sila (istezanja i sabijanja), ako je primenjena sila na dleto Fd = 10.000 daN. Na dijagramu naneti i izračunati sile stabilnosti i odrediti grafički neutralnu tačku u kompoziciji alata. Takođe, izračunati minimalno potrebnu dužinu teških šipki kod primenjene sile na dleto Fd = 10.000 daN, u cilju izbegavanja izvijanja u bušaćim šipkama. Bušaći alat je istog sastava kao u prethodnom primeru. Rešenje:

1. Aksijalne sile u bušaćim šipkama: ( ) ( )

( ) ( )

( ) mXzadaNXXX

FAPAApLWXLWF dštštšbšbšb

870.2076,30390.79000.1076,30390.89

000.1014,16638804,3414,1663711304,127870.276,3022121.....

≤≤⋅−==−⋅−=

=−⋅−−⋅+⋅+−⋅=−⋅−−⋅+⋅+−⋅=

85

2. Aksijalne sile u teškim šipkama:

( )( )

mXmzadaNXXX

FApXZWF dštšt

000.3870.2)(4,127738.317000.104,127738.317000.1014,166388000.34,127

22..

≤≤⋅−==−⋅−=−⋅−−⋅=

=−⋅−−⋅=

3. Sila stabiliteta na dnu teških šipki:

daNpApAF scsucuc 462.6438887,154

38835,64

22 −=⋅−⋅=⋅−⋅=ππ

4. Sila stabiliteta na vrhu teških šipki:

daNFc 634.6137187,154

37135,64

22 −=⋅−⋅=ππ

5. Sila stabiliteta na dnu bušaćih šipki:

daNFc 632.123717,124

37186,104

22 −=⋅−⋅=ππ

6. Neutralna tačka: Dijagram delovanja aksijalnih sila, pri primeni sile na dleto od Fd = 10.000 daN i sile

stabilnosti prikazane su na Sl.4.8. Neutralna tačka iz dijagrama aksijalnih sila i sila stabilnosti dobija se grafički iz njihovog

preseka, kao što se to vidi sa Sl.4.8a.

Slika 4.8. Prikaz delovanja aksijalnih sila i sila stabilnosti

Slika 4.8a. Neutralna tačka iz preseka linija aksijalnih sila i sila stabilnosti

Kao što je već rečeno, neutralna tačka se može dobiti i primenom jednačina 4.20, 4.21 i

4.22, u zavisnosti od veličine sile primenjene na dleto. U navedenom primeru neutralna tačka iznosi:

( ) ( ) daNLWT isštštšt 777.1332,11274,011304,1271274,01... =⋅−⋅⋅=−⋅⋅= ρ Kako je: štd TF .≤ za određivanje neutralne tačke primenjuje se jednačina 4.20:

mLW

TFL št

št

štdpn 9875,974,127

4,127777.13000.10

..

. ≈=+

−=+

−=

Dubina neutralne tačke u kanalu bušotine na osnovu jednačine 4.22. je: mLZL pnn 902.298000.3 =−=−=

7. Minimalno potrebna dužina teških šipki: Da bi se izbeglo spiralno izvijanje u bušaćim šipkama, pri datoj sili na dleto od Fd = 10.000 daN, primenjuje se jednačina 4.24. Pretpostavlja se da je kanal bušotine vertikalan, tj. da je otklon od vertikale .00=α

86

( ) ( ) mW

SFL

isšt

fdšt 67,122

132,11274,014,1273,1000.10

cos1274,01.. =

⋅⋅−⋅⋅

=⋅⋅−⋅

⋅=

αρ

4.2. Delovanje fluida u dinamičkim uslovima

Kada su isplaka i bušaći alat u kretanju, definisanje pritisaka koji se tom prilikom ostvaruju u raznim tačkama kanala bušotine je veoma kompleksno. Efekat sile trenja, tj. gubici pritiska moraju biti matematički definisani za sledeće tehnološke postupke pri izradi bušotine:

− Cirkulacioni pritisak ostvaren na dno bušotine, ili ekvivalentna gustina isplake tokom cirkulacije za vreme bušenja ili cementacije.

− Pritisak ostvaren na dno bušotine ili ekvivalentna gustina isplake za vreme manevra bušaćim alatom.

− Ostvareni optimalni pritisak na isplačnoj pumpi, kapacitet ispiranja isplačnom pumpom i veličine mlaznica ugrađenih u dleto za vreme bušenja.

− Sposobnost iznošenja nabušenog materijala sa cirkulacijom isplake. − Pritisak na dnu bušotine i na površini (ustima bušotine) koji će se ostvariti za vreme

gušenja dotoka fluida u kanal bušotine, uz primenu različitih gustina isplake.

Osnovni fizički zakoni koji se uobičajeno primenjuju kod kretanja ispirnih fluida, tj. u dinamičkim uslovima su:

− Zakon o ravnoteži (održanju) mase − Zakon o ravnoteži (održanju) energije

Osnovni reološki modeli koji simuliraju kretanje fluida u kanalu bušotine i koji se odgovarajućim jednačinama primenjuju za opisivanje fizičkih zakona kod kretanja fluida u tehnologiji bušenja su:

− Njutnov model − Binghamov plastični model − Model prema stepenom zakonu “Power-Law- model”

Zakon o ravnoteži (održanju) mase

Zakon o ravnoteži masa kaže da je količina čiste mase u bilo kojoj zapremini jednaka kapacitetu vremena porasta mase u okviru zapremine. U tehnologiji bušenja sa projektovanjem ovaj zakon se uvažava kroz princip da je kapacitet protoka isplake (kao nestišljivog fluida) isti u svim tačkama u kanalu bušotine, a isto tako je i zapreminska masa (gustina) isplake ista u svim tačkama kanala bušotine.

Na osnovu toga prosečna (srednja) brzina kretanja, odnosno protoka isplake u posmatranoj tački, definisana je kao kapacitet protoka isplake po jedinici površine u posmatranoj tački, prema jednačini:

( )25.4LLLLAQv =

Gde su: v − srednja, prosečna brzina isplake Q − kapacitet protoka, količina isplake u jedinici vremena A − površina u posmatranoj tački

Zbog nepravilnosti geometrije kanala bušotine, prosečna brzina isplake na raznim tačkama bušotine neće biti ista, iako je kapacitet protoka (ispiranja) u svim tačkama bušotine isti. Za tehnologiju bušenja bitno je poznavanje sledećih veličina prosečne brzine isplake:

a) U unutrašnjosti bušaćeg alata:

( )26.422,21 2 LLLLLIDQv =

87

Gde su: v − srednja, prosečna brzina isplake (m/s) Q − kapacitet protoka (ispiranja) isplakom (lit/min) ID − unutrašnji prečnik bušaćeg alata (mm)

b) U međuprostoru bušaći alat - kanal bušotine ili zaštitne cevi - kanal bušotine:

( ) ( )27.422,21 22 LLLLODD

Qvd −

=

Gde su: Dd − prečnik dleta ili kanala bušotine (mm) OD − spoljašnji prečnik bušaćeg alata ili zaštitnih cevi (mm) Primer:

Isplakom gustine 3/20,1 dmkgis =ρ cirkuliše se u kanalu bušotine kapacitetom ispiranja od Q = 1.200 lit/min. Koristi se sledeći bušaći alat:

Bušaće šipke Teške šipke Dleto spoljašnji prečnik: ODb.š=127mm(5”)

unutrašnji prečnik: IDb.š=109,98mm(4,33”) spoljašnji prečnik: ODt.š=158,75mm(6,25”)

unutrašnji prečnik: IDt.š=63,5mm(2,5”) prečnik:Dd=215,9mm(8,5)

Izračunati prosečne brzine isplake u: 1. Bušaćim šipkama, vb.š 2. Teškim šipkama, vt.š 3. Međuprostoru teške šipke - kanal bušotine, va.tš 4. Međuprostoru bušaće šipke - kanal bušotine, va.bš

Rešenje: Primenom jednačina 4.26 i 4.27 dobija se:

1. smID

Qvšb

šb /10,298,109

200.122,2122,21 22.

. ===

2. smID

Qvšt

št /31,65,63

200.122,2122,21 22.

. ===

3. ( ) ( ) smODD

Qvštd

tša /19,175,1589,215

200.122,2122,21 222.

2. =−

=−

=

4. ( ) smODD

Qvšbd

bša /84,01279,215

200.122,2122,21 222.

2. =−

=−

=

Zakon o ravnoteži energije Prema zakonu o ravnoteži energije neto energetski kapacitet (nominalna vrednost energije)

izvan sistema jednak je nominalnoj vrednosti rada obavljenog unutar sistema. Generalizovani sistem protoka prikazan je na Sl.4.9.

Slika 4.9. Generalizovani sistem protok fluida koji ulazi u sistem u tački 1

Energija koja ulazi u sistem predstavlja zbir: E1+ p1 V1 = entalpija po jedinici mase fluida koji ulazi u sistem u tački 1; - g Z1 = potencijalna energija po jedinici mase fluida koji ulazi u istem u tački 1; =2/2

1v kinetička energija po jedinici mase fluida koja ulazi u sistem u tački 1 t = toplota po jedinici mase.

Energija koja izlazi iz sistema predstavlja zbir: E2 + p2 V2 = entalpija po jedinici mase fluida koji izlazi iz sistema u tački 2; - g Z2 = potencijalna energija po jedinici mase fluida koji izlazi iz sistema u tački 2, 2/2

2v = kinetička energija po jedinici mase fluida koji izlazi iz sistema u tački 2.

88

Rad fluida (R) jednak je energiji fluida po jedinici mase koju odaje fluid motoru fluida (ili navedena energija minus rad koji je obavila pumpa na fluidu). Stoga, zakon o ravnoteži energije daje:

( ) ( ) ( ) ( ) tQRvvZZgVpVpEE +=−+−−−+− 21

2212112212 2

1

Pojednostavljenjem ovog izraza dobija se:

( ) ( )28.42

2

LLLLtQRVpvZgE +=∆+∆

+∆−∆

Jednačina 4.28. je prvi zakon termodinamike primenjen na postojani proces protoka. Ova jednačina najviše odgovara za sistem protoka koji obuhvata ili prenos toplote, ili adijabatske procese sa fluidima čija su termodinamička svojstva prethodno navedena. Ovakvu formu jednačine inženjeri bušenja retko koriste. Razmena unutrašnje energije fluida i toplote koji prima fluid obično se razmatra uz primenu izraza “gubitak usled trenja”, koji se može definisati prema jednačini 4.28, uz primenu sledećeg izraza:

( )∫ −⋅+∆=2

1

29.4LLLLtQdVpEF

Termin “gubitak usled trenja” pogodan je za primenu kod izračunavanja izgubljenog rada, ili energije izgubljene delovanjem viskoznih sila u fluidu koji teče. Zamenom jednačine 4.29 u jednačinu 4.28. dobija se:

( )30.42

2

1

2

LLLLFRvZgdpV −=∆

+∆⋅−∫

Jednačina 4.30. često se naziva jednačinom za ravnotežu mehaničke energije. Ova jednačina je bila u upotrebi čak i pre nego što je protok toplote priznat kao oblik prenosa energije od strane Carnot i Joulea, i predstavlja kompletni izraz koji ne sadrži ograničavajuće pretpostavke osim isključivanja granice faze i magnetnih, električnih i hemijskih afekata. Efekat protoka toplote u sistem uključen je u izrazu “F”, kod gubitka usled trenja. Prvi izraz u jednačini 4.30:

∫2

1

dpV

može biti težak za procenu ukoliko je fluid kompresibilan, osim ako je poznata precizna putanja kompresije ili ekspanzije. Na sreću, inženjeri za bušenje načešće rade sa suštinskim nekompresivnim fluidima koji imaju konstantnu specifičnu zapreminu “V”.

Pošto je za nekompresivne fluide izraz:

∫2

1

dpV

dat pomoću:

∫∆

=2

1 ρpdpV ,

jednačina 4.30. se tada može izraziti kao:

FRvZgp ⋅−⋅=∆

+∆⋅⋅−∆ ρρρρ2

2

izražavajući ovu jednačinu u SI jedinicama koje se uobičajeno primenjuju u tehnologiji bušenja (bar kg/dm3, m/s i m), dobija se:

( ) ( ) ( )31.4109985,40981,0 221

22

3121 LLLLpppvvZZp fpisis =∆−+−⋅⋅⋅−−⋅⋅+ − ρρ

89

Gde su: p1 − pritisak na ulazu u sistem (bar)

isρ − gustina fluida u sistemu, tj. isplake (kg/dm3) Z2 − krajnja dužina sistema (m) Z1 − početna dužina sistema (m) v2 − brzina isplake na izlazu iz sistema (m/s) v1 − brzina isplake na ulazu u sistem (m/s) pp − pritisak ostvaren na ulazu u sistem (bar) ∆ pf − gubitak pritiska u sistemu (bar) p2 − pritisak na izlazu iz sistema (bar) 4.2.1. Protok kroz mlaznice u dletu

Šematski prikaz nekompresivnog tečenja fluida kroz veoma kratki sistem, kao što su mlaznice u dletu, prikazan je na Sl.4.10. U praksi se onda, generalno, smatra da je:

− promena pritiska u funkciji dužine sistema (Z2-Z1) zanemarljiva;

− brzina isplake na ulazu u sistem (v1=vo), tj. brzina proticanja iznad mlaznica zanemarljiva u poređenju sa brzinom mlaza (v2=vml);

− gubitak pritiska usled trenja iznad mlaznica ( )fp∆ i pritisak ostvaren na ulazu u sistem (pp), zanemarljivi.

Slika 4.10. Protok isplake kroz mlaznicu u dletu

Tada redukcija jednačine 4.31. daje: 2

231 109985,4 pvp mlis =⋅⋅⋅− − ρ

Uvođenjem simbola '' dp∆ ''= (p2-p1) za pad, tj. gubitak pritiska kroz mlaznice, i rešavanjem gornje jednačine po brzini mlaza (vml), na izlazu iz mlaznica, dobija se:

is

dml

pv

ρ⋅⋅∆

= −3109985,4

Stvarna brzina mlaza na izlazu iz mlaznica je uvek manja od vrednosti dobijenih navedenom jednačinom, tako da se uvodi korekcioni faktor (Cml), dobijen eksperimentalnim putem koji iznosi Cml = 0,95. Tada gornja jednačina za određivanje brzine mlaza na izlazu iz mlaznica, ako su poznati pad pritiska kroz mlaznice u dletu i gustina isplake, glasi:

is

dmlml

pCv

ρ⋅⋅∆

= −3109985,4

( )32.444,13 LLLLis

dml

pv

ρ∆

=

Gde su: dp∆ − pad pritiska kroz mlaznice u dletu (bar)

isρ − gustina isplake (kg/dm3)

Dleto za bušenje ima više mlaznica, tj. koliko i konusa, uobičajeno tri mlaznice kod trokonusnih dleta, (Sl.3.5), ali je i tada pad pritiska ( dp∆ ) kroz sve mlaznice u dletu isti, pa samim tim je i brzina mlaza (vml) kroz sve mlaznice ista.

Ako su površine mlaznica ugrađenih u dletu različite, i tada je količina protoka kroz mlaznice ista prema jednačini:

( ) tmlnml AvAAAAvQ ⋅=+++= ...321

90

Slika 4.11. Protok kroz tri paralelne mlaznice

Primenom SI jedinica brzina mlaza na izlazu iz mlaznica data je jednačinom:

( )33.466,16 LLLLt

ml AQv =

Gde su:

Q −kapacitet protoka (ispiranja) isplake (l/min) At −ukupna površina mlaznica u dletu (mm2), data je jednačinom:

( ) ( )34.44

23

22

21 LLLLdddAt ++=

π

Gde je: d1, d2, d3 − prečnik svake mlaznice (mm)

Kombinacijom jednačina 4.32. i 4.33. i rešavanjem iste po padu pritiska, dobija se jednačina za izračunavanje pada pritiska kroz mlaznice u dletu:

( )35.45366,1 2

2

LLLLt

isd A

Qp

⋅=∆

ρ

Gde su: Q − kapacitet protoka isplake (l/min)

isρ − gustina isplake (kg/dm3) At − ukupna površina mlaznica (mm2) Primer:

Isplaka gustine 3/20,1 dmkgis =ρ protiče kroz tri mlaznice u dletu. Prečnik jedne mlaznice je : d1 = 10,3 mm; druge: d2 = 9,5 mm; treće: d3 = 9,5 mm. Kapacitet protoka isplake je Q = 1.200 l/min. Izračunati brzinu mlaza na izlazu iz mlaznica i pad pritiska kroz mlaznice dleta. Rešenje:

Ukupna površina mlaznica, prema jednačini 4.34, iznosi:

( ) ( ) 222223

22

21 09,2255,95,93,10

44mmdddAt =++=++=

ππ

Brzina mlaza na izlazu iz mlaznica, prema jednačini 4.33, je:

smAQv

tml /82,88

09,225200.166,1666,16 ===

Pad pritiska kroz mlaznice u dletu, jednačina 4.35, je:

barA

Qp

t

isd 41,52

09,225200.120,15366,15366,1 2

2

2

2

=⋅

=⋅

=∆ρ

4.2.1.1. Hidraulička snaga na dletu

Kako je snaga brzina obavljanja rada, brojno jednaka radu izvršenom u jedinici vremena, energija ispirne pumpe (Eis.p), može se preobratiti u hidrauličku snagu isplačne pumpe (Psh) množenjem Eis.p sa masom količine ispiranja ( )Q⋅ρ i tada je:

QpQEP ppissh ⋅=⋅⋅= .ρ Ako se količina ispiranja Q izrazi u l/min, a ostvareni pritisak na pumpi, pp, u barima, dobija se jednačina za hidrauličku snagu na ispirnoj pumpi koja glasi:

91

( )36.4600

LLLLQp

P psh

⋅=

Gde su: Psh − hidraulička snaga ostvarena na isplačnoj pumpi (KW) pp − ukupni pritisak na isplačnoj pumpi (bar) Q − kapacitet ispiranja (protoka) isplake (l/min)

Pod uslovom da se zanemari gubitak pritiska kroz površinsku opremu, bušaći alat i međuprostor kanala bušotine, tj. razmatra samo pad pritiska kroz mlaznice u dletu ( )dp∆ , tada je hidraulička snaga ostvarena na mlaznicama dleta data jednačinom:

( )37.4600

LLLLQp

P phd

⋅∆=

gde su: Phd − hidraulička snaga na dletu (KW)

dp∆ − pad pritiska kroz mlaznice dleta (bar) Q − kapacitet ispiranja protoka ispirnom pumpom (l/min) 4.2.1.2. Hidraulička sila udara na dletu (“impact force”)

U vreme kada je početo sa ugradnjom mlaznica u dleta, smatralo se da se maksimalno čišćenje dna bušotine postiže maksimalnom hidrauličkom silom udara kroz mlaznice dleta, tako što se sva snaga fluida u kretanju usmeri na dno bušotine. Kako je kretanje fluida pre udara o dno predstavljeno vertikalnom brzinom kroz mlaznice (vml), a nakon udara o dno ta vertikalna brzina je nula, kapacitet snage zamaha fluida u promeni vremena može se prikazati jednačinom:

( ) ( )( ) ( )38.460822,9

LLLLv

rml

sdvQ

vt

mtvmF

⋅=

∆

=∆

∆=

ρ

gde je ( )Q⋅ρ kapacitet mase fluida, i kombinacijom jednačina 4.32. i 4.38. dobija se jednačina za hidrauličku silu udara mlaza dleta:

( )39.4024,0 LLLLdismlsd pQCF ∆⋅⋅⋅= ρ

Gde su: Fsd − hidraulička sila udara mlaza (daN) Cml − korekcioni faktor (0,95) Q − kapacitet ispiranja (lit/min)

isρ − gustina isplake (kg/dm3)

dp∆ − pad pritiska kroz mlaznice dleta (bar) 4.2.2. Izbor mlaznica u dletu

Svrha ugradnje mlaznica u dleto je da se poboljša efekat čišćenja dna bušotine isplakom, što bitno utiče na razrušavanje stena.

Nakon razrušavanja stene, krhotine sa dna se odstranjuju manje mehaničkim putem (zubima dleta), a više hidrauličkim tokom mlaza, jer veći deo krhotina usled diferencijalnog pritiska ostaje pritisnut na dno bušotine. Tok mlaza deluje na krhotine tako da izjednačava pritiske fluida oko krhotina, što omogućuje i njihovo uklanjanje sa dna, čime se povećava mehanička brzina bušenja i učinak po dletu.

Mlaznice za dleto se izrađuju u raznim dimenzijama koje su standardizovane, a označavaju se u 1/32 delovima inča. Na primer, ako se u dleto ugrade mlaznice 12-13-13, to znači da jedna mlaznica ima prečnik 12/32”, a druge dve su prečnika 13/32”. U SI sistemu jedinica prečnici

92

mlaznica izražavaju se u mm (što nije apsolutno identično sa 1/32”), a za ugradnju u dleta na raspolaganju su sledeći prečnici mlaznica:

8/32” (6,3mm); 9/32” (7,1mm); 10/32” (7,9mm); 11/32” (8,7mm); 12/32” (9,5mm); 13/32” (10,3mm); 14/32” (11,1mm); 15/32” (11,9mm); 16/32” (12,7mm); 17/32” (13,5mm); 18/32” (14,3mm); 19/32” (15,1mm); 20/32” (15,9mm). Izbor mlaznica je jedan od zadataka osoblja na bušaćem postrojenju, a uobičajeni parametri

za dizajniranje hidraulike na dletu, tj. za izbor veličine mlaznica su: − Maksimalne hidrauličke snage na dletu − Sila udara mlaza − Maksimalna brzina mlaza

4.2.2.1. Maksimalne hidrauličke snage na dletu

Raspoložive hidrauličke snage na dletu definišu se kao funkcija proizvoda pada pritiska na dletu i količine ispirnog fluida (isplake):

QpkP ddh ⋅∆⋅= Gde su: k − konstanta za usklađivanje jedinica

dp∆ − pad pritiska kroz mlaznice dleta i iznosi:

mpd ppp ∆−=∆ pp − ukupni pritisak ostvaren na isplačnoj pumpi

mp∆ − pad pritiska kroz bušaći alat i međuprostor i jednak je: n

mm Qkp ⋅=∆ km − pad pritiska u bušaćem alatu i međuprostoru po jedinici dužine i jedinici protoka n − indeks osobenosti toka isplake (uobičajeno se uzima turbulentni protok ) i iznosi 1,75-1.90

Zamenom ovih vrednosti u gornjoj jednačini dobija se: ( ) ( )9,2QkQpkQppkP mpmpdh ⋅−⋅=⋅∆−=

Maksimalna hidraulička snaga na dletu dobija se ako se uz konstantni pritisak gornji izraz diferencira po Q i izjednači sa nulom:

( ) ( ) 09,2 9,1 =⋅⋅−= QkpkdQPd

mpdh

Sledi da je:

ppp

mmp ppp

ppp3134,0

9,29,2 ≈⋅==∆⇒∆⋅=

odnosno:

( )40.43266,034,0 LLLLppppd ppppp ⋅≈⋅=⋅−=∆

Prema tome, kod primene efekta maksimalnih hidrauličkih snaga na dletu prečnik mlaznica treba tako odabrati da pad pritiska na dletu iznosi 2/3 od pritiska ostvarenog na isplačnoj pumpi.

Maksimalna hidraulička snaga na dletu, obično se izražava kao specifična hidraulička snaga po prečniku bušenja, tj. po površini dna bušotine, sledećom jednačinom:

( )41.4107854,0

4

222

LLL−⋅⋅=

⋅=

d

hd

d

hdhd D

P

D

PSP

π

Gde su: SPhd − specifična hidraulička snaga po površini dna (KW/cm2) Dd − prečnik bušotine, dleta (cm) Phd − hidraulička snaga na dletu (KW)

93

Praksa je pokazala da su vrednosti specifičnih hidrauličkih snaga po površini dna optimalne u granicama od 0,30-0,46 (KW/cm2), a da primena vrednosti iznad 0,60 (KW/cm2) imaju negativno dejstvo na brzinu bušenja, jer izazivaju prevremena oštećenja dleta. 4.2.2.2. Sila udara mlaza

Sila udara se izražava kao funkcija proizvoda: 5,0

dsd pQkF ∆⋅⋅= Iz gornje jednačine sledi:

( ) 5,09,32 QkQpkF mpsd ⋅−⋅= Maksimalna sila udara mlaza dobija se ako se uz konstantni pritisak, gornji izraz diferencira

po Q i izjednači sa nulom: ( )( )

02

9,325,09,32

9,2

=⋅−⋅

⋅⋅−⋅⋅=

QkQp

QkQpkdQ

dF

mp

mpsd

odakle je:

pp

mmmpmp pp

ppQkpQkQp ⋅==∆⇒⋅=⋅⋅=⇒⋅⋅=⋅⋅ 51,095,1

95,19,19,32 9,19,2

odnosno:

( )42.42149,051,0 LLLLppppmpd ppppppp ⋅≈⋅=⋅−=∆−=∆

Optimalna sila udara na dletu javlja se kada pad pritiska na dletu iznosi 1/2, od pritiska ostvarenog na isplačnoj pumpi. 4.2.2.3. Maksimalna brzina mlaza

Maksimalna brzina mlaza kroz mlaznice dleta zasniva se na činjenici da je brzina mlaza proporcionalna kvadratnom korenu pada pritiska na dletu za datu gustinu isplake:

( ) 5,05,0mpdml ppkpkv ∆−=∆⋅=

iz ove jednačine sledi: ( ) 5,09,1Qkpkv mpml ⋅−=

( )( )

02

9,15,09,1

9,0

=⋅−

⋅⋅−=

Qkp

QkkdQdv

mp

ml

Q = 0 Brzina isticanja može se povećati smanjenjem kapaciteta ispiranja putem smanjenja

prečnika mlaznica, ali samo do određene vrednosti Q, a to je Qmin, tj. minimalno potrebna količina ispiranja za iznošenje nabušenih čestica koja je u funkciji: prečnika dleta, brzine bušenja, reoloških osobina isplake i drugih faktora. U praksi, optimalna brzina kroz mlaznice dleta, pri minimalnom kapacitetu ispiranja, kreće se od vml = 100-120 m/s.

Studije sa mlaznim dletima su pokazale da se brzina bušenja povećava ukoliko se povećava količina ispiranja i brzina mlaza, ali da brzina mlaza ima veći uticaj. Kod primene maksimalne brzine mlaza ista je naglašena na račun smanjenja kapaciteta ispiranja, maksimalna sila udara mlaza potencira količinu ispiranja uz smanjenje brzine mlaza, dok su maksimalne hidrauličke snage na dletu negde između. Zbog praktičnih ograničenja kapaciteta ispiranja, maksimalna brzina mlaza je najprihvatljivija za primenu kod početnog bušenja velikim prečnikom. Sila udara mlaza daje najbolje rezultate pri bušenju dubokih bušotina malog prečnika (“Slim Hole Well”), gde su veliki padovi pritiska u sistemu cirkulacije, a u svim ostalim slučajevima kod primene hidrauličkih efekata teži se favorizovanju maksimalnih hidrauličkih snaga na dletu.

94

Primer: Uslovi u bušotini su sledeći:

− Prečnik bušenja, dleta : Dd = 215,9 mm (8 ½”) − Spoljašnji prečnik bušaćih šipki: ODbš = 114,3 mm (4 ½”) − Gustina isplake: 3/2,1 dmkgois =ρ − Mogući kapacitet ispiranja sa isplačnom pumpom, zbog uslova u kanalu bušotine, kreće se

od: Qmin = 1.000 l/min; Qopt = 1.200 l/min; i Qmax = 1.400 l/min. − Raspoloživi pritisak na površini, tj. isplačnoj pumpi je: pp = 120 bar

Izabrati mlaznice u dletu tako da se ostvare sledeći hidraulički efekti: 1. Maksimalne hidrauličke snage na dletu 2. Sila udara mlaza 3. Maksimalna brzina mlaza

Rešenje: 1. Na osnovu jednačine 4.40, pad pritiska na dletu za efekat maksimalnih hidraulički snaga,

iznosi:

barpp pd 8012032

32

=⋅=⋅=∆

Za ostvarivanje ovog hidrauličkog efekta koristi se optimalna količina ispiranja Qopt = 1.200 l/min, a primenom jednačine 4.35. dobija se ukupna površina mlaznica na dletu:

222

18,18280

200.120,15366,15366,1 mmpQ

Ad

optist =

⋅=

∆

⋅=

ρ

Ako pretpostavimo da su sve tri mlaznice u dletu istih dimenzija iz jednačine 4.34, dobija se prečnik mlaznica:

mmA

d t 8,83

18,182434

≈⋅

⋅=

⋅⋅

=ππ

Na osnovu raspoloživih mlaznica, u dleto je moguće ugraditi sledeće mlaznice: − 3 komada prečnika 8,7 mm (11-11-11/32”), ili − 2 komada prečnika 8,7 mm i jedan prečnika 9,5 mm (11-11-12/32”)

Ukupne površine izabranih mlaznica i padovi pritiska iznose: − za izbor mlaznica: 3 komada prečnika 8,7 mm (11-11-11/32”):

( ) barpmmA dt 48,8334,178200.120,15366,1;34,1787,83

4 2

222 =

⋅=∆=⋅=

π

− za izbor mlaznica: 2 komada prečnika 8,7 mm i jedanu prečnika 9,5 mm (11-11-12):

( ) barpmmA dt 73,7377,189200.120,15366,1;77,1895,97,82

4 2

2222 =

⋅=∆=+⋅=

π

Ako izaberemo mlaznice 11-11-12, hidraulička snaga na dletu prema jednačini 4.36. iznosi:

kWQp

P dhd 46,147

600200.173,73

600=

⋅=

⋅∆=

Specifična hidraulička snaga po površini dna (dleta), primenom jednačine 4.41, iznosi: 2

22/40,0

59,214

46,147

4

cmkWD

PSP

d

hdhd =

⋅==ππ

2. Pad pritiska na dletu za silu udara mlaza prema jednačini 4.42. iznosi:

barpp pd 6012021

21

=⋅=⋅=∆

Za ostvarivanje ovog efekta primenjuje se maksimalna količina ispiranja isplakom Qmax = 1.400 l/min, tako da je:

95

22

43,24560

400.120,15366,1 mmAt =⋅

=

mmd 2,103

43,2454=

⋅⋅

=π

što odgovara izboru mlaznica: 3 komada prečnika 10,3 mm (13-13-13/32”) Sila udara mlaza prema jednačini 4.39, iznosi:

daNpQCF dismlsd 2716020,1400.195,0024,0024,0 max =⋅⋅⋅=∆⋅⋅⋅= ρ 3. Za primenu efekta maksimalne brzine mlaza primenjuje se minimalni kapacitet ispiranja

Qmin = 1.000 l/min, sa ciljem da se izborom mlaznica ostvari brzina mlaza od vml = 100-200 m/s.

Ako usvojimo maksimalnu brzinu mlaza od vml = 120 m/s, na osnovu jednačine 4.33. ukupna površina mlaznica je:

2min 83,138120000.166,1666,16 mm

vQA

mlt ===

mmd 7,73

83,1384=

⋅⋅

=π

Na osnovu proračunatih vrednosti najpribližniji izbor mlaznica, za efekat maksimalne brzine mlaza, bi bio:

− jedna mlaznica prečnika 7,1 mm, i dva komada prečnika 7,9 mm (9-10-10/32”), a ukupna površina mlaznica u tom slučaju bi iznosila At = 137,63 mm2.

4. 3. Reologija isplačnih fluida

Reologija je deo klasične mehanike koja proučava deformaciju i proticanje materije. Kada sila deluje na telo, uzrokuje njegovu deformaciju, a kod tečnosti, tj. tečnih fluida takva sila uzrokuje protok.

Tipovi protoka, tj. toka mogu biti: 1. Neprekidni tok 2. Neustaljeni tok

1. Neprekidni tok Neprekidni tok je tip toka koji se ne menja. Tu spadaju dve vrste toka:

− Laminarni tok − Turbulentni tok

Slika 4.12. Prikaz laminarnog toka Slika 4.13. Prikaz turbulentnog toka

Laminarni tok je tok pri kome pojedine čestice fluida teže kretanju u ravnim linijama, paralelno sa tokom, uz nepromenjenu brzinu. Pri toku u cilindričnoj cevi ta brzina je maksimalna u osi cevi, a minimalna pri zidovima cevi, što je prikazano na Sl.4.12.

Turbulentni tok je tip toka za koji je karakteristično vrtložno strujanje čestica fluida unutar toka, a što je prikazano na Sl.4.13.

96

2. Neustaljeni tok Neustaljeni tok opisuje se kao gibanje fluida bez ustaljenog tipa toka. Tok se smatra

neustaljenim u sledećim slučajevima: − prilikom pokretanja toka; − pri promenama u prečniku cevi i drugo.

Promene režima toka sa promenama brzine proticanja uslovljene su vrednostima Reynoldsovog broja i kritičnim brzinama.

Pri ustaljenim uslovima, temperaturi i pritisku fluidi su određeni: − vremenom potrebnim da se promeni ustaljeni tip toka; − njihovim svojstvima u laminarnom toku predstavljenim “eksperimentalnim dijagramom

toka” ili “reogramom”; − tiksotropijom.

Dijagram toka ili reogram

Konstantne jednačine toka u tom dijagramu su “reološki parametri” koji daju karakteristike određenom fluidu. Osnovni parametri za ispitivanje su smicajna brzina (v) i smicajno naprezanje ( )τ , koji se mogu opisati posmatranjem dve ploče na određenom rastojanju ispunjene fluidom. Ako se nanesu izvesne sile na gornju ploču, dok donja ostaje nepomična, biće dostignuta brzina koja je u funkciji sile, rastojanja između ploča, zone izlaganja i viskoziteta fluida, prikazano jednačinom 4.43 i Sl.4.14.

( )43.4LLLLLv

AF

⋅= µα

Gde su: F − sila koja se nanosi na ploče A − površina kontakta v − brzina ploče L − rastojanje između ploča µα − viskozitet fluida

Jednačina laminarnog toka daje odnos τ - naprezanje na smicanje (shear stress) i v - brzine smicanja (shear rate) za određeni fluid, zavisno od temperature i pritiska.

U laminarnom toku fluid se smiče paralelno sa smerom toka u ravnima različitih brzina, tako da brzinu smicanja možemo definisati kao:

Slika 4.14. Kretanje fluida između ploča

( )44.4.

LLLLravnidveizmeđrazmak

ravnisusednedveizmeđbrziniurazlikadLdvv ==

dimenzija za brzinu smicanja ( )v je s-1 ili 1/s Naprezanje na smicanje je sila koja se pri toku fluida suprostavlja proticanju. Može se

smatrati analognom sili trenja između slojeva fluida i prikazati jednačinom:

( )45.4LLLLAF

=τ

Naprezanje na smicanje izražava se kao pritisak izražen u “bar” ili “milibar”. Pri svakoj brzini smicanja fluid ima određeni viskozitet zvani prividni viskozitet (Fann

viskozitet), koji je definisan jednačinom:

( )46.4LLLLvτµα =

97

U jednačini ''τ'' je naprezanje na smicanje i odnosi se na “v”, a dimenzije u kojima se izražava prividni viskozitet ""µα su date u “mPas” (milipaskal sekunda).

Naprezanje na smicanje, brzina smicanja i prividni viskozitet mere se na zidovima cevi kroz koju fluid protiče. Kod operacije na izradi bušotine naprezanje na smicanje i brzina smicanja analogni su pritisku odnosno kapacitetu ispirne pumpe. Tiksotropija

Svojstvo fluida u mirovanju da razvije gel naziva se tiksotropija. Fluid je tiksotropan pod uslovom da:

− razvije gel u mirovanju nakon mešanja i − poprimi pređašnja svojstva nakon pokretanja.

Bitno je naznačiti da je tiksotropija reverzibilno (povratno) svojstvo fluida. 4.3.1. Određivanje reoloških svojstava

Za određivanje reoloških svojstava isplake upotrebljavaju se sledeći instrumenti: − Maršov (“Marsh”) levak; − Fann – viskozimetar; − Viskozimetar sa koaksijalnim cilindrima i promenljivim brzinama.

4.3.1.1. Maršov levak

Maršov levak, Sl.4.15, je instrument kojim se meri vreme u sekundama potrebno da određena količina radnog fluida, tj. isplake, izađe kroz otvor levka u graduirani lončić. Meri se vreme koje je potrebno da isplaka dosegne oznaku u lončiću od 1.000 cm3. Vreme u sekundama označava Maršov viskozitet isplake.

Slika 4.15. Maršov levak (Z.Brnić, 1989) Slika 4.16. Baroidov reometar (Z.Brnić, 1989) 4.3.1.2. Fann - viskozimetar

Instrument je baziran na principu rada dva koncentrična cilindra. Najviše zastupljeni tipovi na tržištu imaju:

− Dve brzine rotacije (600 o/min i 300 o/min), a mogu biti pokretani mehanički i elektromotorom. U praksi (na bušaćem postrojenju) primenjuje se Baroidov reometar, prikazan na Sl.4.16.

− Šest brzina rotacije (600 o/min, 300 o/min, 200 o/min, 100 o/min, 6 o/min i 3o/min), i ti modeli su pogonjeni elektromotorom.

98

− Određivanje prividnog (Fann) viskoziteta:

Prividni viskozitet je viskozitet koji fluid ima na reometru pri dogovorenoj utvrđenoj brzini smicanja. Za isplake i cementne kaše, API standardi definišu prividni (Fann) viskozitet u uslovima brzine smicanja od 1.020 s-1 ili brzine rotora od 600 o/min na Fannovom viskozimetru.

Prividni viskozitet izražava se u milipaskal sekundama (mPas), a očitava se direktno sa instrumenta pri 600 o/min i podeli sa dva, tj. prema sledećoj formuli:

( )47.42

min/6005,00

600 LLLLpriFannunavrednost

=⋅= θµα

Prividni viskozitet je funkcija plastičnog viskoziteta i granice tečenja, a kod Njutnovih tečnosti prividni viskozitet je jednak plastičnom viskozitetu.

− Određivanje tiksotropije (čvrstoće gela):

Tiksotropija je svojstvo isplake da kod prekida cirkulacije drži nabušene čestice u lebdećem stanju i time sprečava taloženje. To je ujedno i razlika u vrednostima između 10-minutnog i početnog gela.

Čvrstoća gela ukazuje na tiksotropna svojstva isplake i ona je mera privlačnih sila u uslovima mirovanja isplake.

Čvrstoća gela klasifikuje se na progresivne (jake) i lomljive (slabe) tipove, prikazano na Sl.4.17. Progresivni gel počinje sa niskim vrednostima, ali konstantno raste sa vremenom. Najčešće nastaje zbog visoke koncentracije čvrstih čestica u isplaci i nepoželjan je jer može izazvati razne teškoće u bušotini.

Slika 4.17. Čvrstoća progresivnog i lomljivog gela

Lomljivi gel može početi sa visokim vrednostima, ali neznatno raste sa vremenom. Isplake tipa lomljivog gela su: površinski aktivne, gipsne i vodene zasićene solju.

Prema API standardu, čvrstoća gela određuje se nakon 10 sekundi (qo) i 10 minuta (q10), sledećim postupkom: rotira se rotor 10 s na 600 o/min, stane i poluga se postavi u srednji položaj, sačeka se 10 s, lagano okrene vijak na poluzi u smeru kazaljke na satu (oko 3 o/min) i očita maksimalni otklon sa brojčanika izdeljenog u stepenima kruga koji se nalazi na vrhu aparata. Očitavanje predstavlja početni gel (qo) u lb/100 ft2, ta vrednost se pomnoži sa 0,5 i dobije se vrednost početnog gela u Pa (paskalima).

Okrene se rotor ponovo na 600 o/ min , rotira se 10 sekundi i sačeka 10 minuta, nakon čega se ponovi prethodni postupak. Očitavanje predstavlja čvrstoću 10 minutnog gela (q10) u lb/ 100 ft2. Množenjem sa 0,5 dobija se čvrstoća gela u Pa (paskalima). 4.3.2. Reološki modeli isplaka

Isplaka za bušenje može se ponašati kao Njutnove tečnosti (bušenje vodom, vazduhom, uljem i drugo), ali najčešće se susrećemo sa isplakom koja se hidraulički ne ponaša kao Njutnova tečnost.

99

4.3.2.1. Njutnove tečnosti Kod tih tečnosti, prikazanih na Sl.4.18,

naprezanje na smicanje je direktno proporcionalno brzini smicanja, ako se jedno i drugo udvostručuje, a zakonitosti su date jednačinom:

( )48.4LLLLv⋅= µτ Ako ovu jednačinu prikažemo na

dijagramu, dobijamo grafikon koji je prava linija koja prolazi kroz ishodište, a tečnost se pokreće istovremeno kada sila postaje veća od nule. Voda, gas i nafta su Njutnove tečnosti. Za Njutnove tečnosti odnos prividnog viskoziteta

µτµα == v je konstantan pri konstantnoj temperaturi i pritisku, a što znači da je viskozitet Njutnovih tečnosti konstantan i da zavisi od dva faktora: temperature i pritiska koji utiču na viskozitet.

Slika 4.18. Prikaz Njutnove tečnosti

4.3.2.2. Ne-Njutnovske tečnosti

To su tečnosti kod kojih je (viskozni otpor) viskozitet funkcija uslova proticanja. Da bi se odredilo ponašanje proticanja ovih tečnosti, potrebno je izmeriti otpor proticanja najmanje kod dve brzine smicanja.

Među isplakama i cementnim mlekom susreću se dva glavna tipa toka tečnosti:

1. Binghamove plastične tečnosti 2. Pseudoplastične tečnosti koje se ponašaju prema stepenom zakonu (Power Law Model)

1. Binghamove tečnosti

Kod Binghamovih plastičnih tečnosti naprezanje na smicanje se menja linearno sa brzinom smicanja, ali za razliku od Njutnovih tečnosti, potrebna je određena sila da bi se tečnost pokrenula, Sl.4.19.

Te tečnosti karakterišu dve konstante: − =0τ kritično naprezanje na smicanje (granica tečenja) koje odgovara minimalnoj sili koja je

potrebna za pokretanje toka; − =pµ plastični viskozitet, koji odgovara odnosu naprezanja na smicanje i brzini smicanja,

drugim rečima, nagibu krive kao funkciji koja se meri samo u linearnom delu krive. U praksi mnoge tečnosti ne slede tu jednačinu, pogotovo pri malim brzinama smicanja.

Kriva tada odstupa od teoretske, kao što je prikazano na Sl.4.20.

Slika 4.19. Prikaz Binghamovih tečnosti Slika 4.20. Odstupanje Binghamove

tečnosti od teoretske krive

100

Teoretska jednačina proticanja je: ( )49.40 LLLLvp ⋅+= µττ

− Određivanje plastičnog viskoziteta i granice tečenja: Po definiciji, plastični viskozitet ( )pµ je povećanje sile smicanja iznad tačke tečenja, a

prouzrokovan je otporom mehaničkog trenja. Plastični viskozitet je onaj deo otpora toku (proticanju) koji nastaje zbog mehaničkog trenja, a na koji utiče koncentracija krutih čestica, veličina i oblik čestica, te viskozitet tečne faze.

Čvrste čestice u isplaci se dele na aktivne (poželjne) i inertne (nepoželjne). Čvrste poželjne čestice kao što su bentonit, barit, skrob, CMC itd., su najčešće namerno dodate u isplaku. Nepoželjne čestice su: pesak, glina, krečnjak, dolomit itd., i one su glavni uzrok koji utiče na porast prividnog viskoziteta.

Porastom gustine isplake i specifične površine krutih čestica u isplaci, povećava se i plastični i prividni viskozitet.

Granica tečenja isplake ( )0τ je sila smicanja do tačke tečenja i predstavlja drugu komponentu otpora toku isplake, a rezultat je elektrohemijskih sila ili “privlačnih” sila u isplaci. Te privlačne sile su uzrokovane prisustvom pozitivnih i negativnih naboja na površini čestica, dispergovanih u tečnoj fazi. Granica tečenja meri se u uslovima toka i jačina privlačnih sila i zavisi od tipa čestica i površinskih naboja na njima, količine krutih čestica u isplaci i koncentracije katjona i anjona u tekućoj fazi.

Plastični viskozitet i granica tečenja određuju se pomoću Fannovog viskozimetra, a prema API standardu koji su bazirani na vrednostima naprezanja na smicanje 1020τ u odnosu na brzinu smicanja 1

2 1020 −= sv (brzina okretaja 600 o/min) i vrednostima na smicanje 510τ u odnosu na brzinu smicanja 1

1 510 −= sv pri brzini okretaja od 300 o/min, prikazano na Sl.4.21.

Plastični viskozitet, pµ , na osnovu dija-grama sa Sl.4.21. i jednačine 4.49 može se prikazati sledećom jednačinom:

Slika 4.21 Određivanje plastičnog viskoziteta ( )pµ

51010205101020

−−

=ττ

µ p

Ako se pµ izražava u jedinicama milipaskal sekunda (mPas), i uzme u obzir faktor korekcije dat sa N⋅= 1,5τ , dobija se:

( )

( )50.4

1005101020

1,5

300600

300600

LLLLmPasup

p

θθµ

θθµ

−=

=⋅−−

=

(plastični viskozitet = očitavanje na 600 o/min − očitavanje na 300 o/min) Takođe, na osnovu dijagrama sa Sl.4.21, granica tečenja, 0τ , može se izraziti jednačinom:

( ) ( )( )51.4)100/(2

222

6000

30060060051010201020

LLLLftlbuizraženop

o

µθτ

θθθττττ

⋅−=

=−−=−−=

Ako granicu tečenja prikažemo u SI jedinicama, onda je:

22600

0pµθ

τ⋅−

= =

101

( ) ( )52.426

0 LLLLPauizraženoppoo µµαµ

θτ −=−=

granica tečenja = prividni viskozitet - plastični viskozitet) Granica tečenja se takođe može odrediti i na sledeći način, tj. jednačinom:

( ) ( )53.42

min/300"" 0

0 LLLLPapriFannnavrednosti pµτ

−=

Nedostatak Binghamovog modela tečnosti je što opisuje tečenje u veoma uskom opsegu smicajnih brzina.

2. Pseudoplastične tečnosti (“Power Law” tečnosti ili Model prema stepenom zakonu)

Ovaj model tečnosti bolje oponaša realno tečenje fluida i primenjuje se posebno za smicajne brzine manje od 150 s-1 i daje tačnija predviđanja tečenja i karakteristike bušaćih fluida. Primenjuje se za isplake sa niskim sadržajem čvrste faze i sa niskim smicajnim brzinama koje se danas više primenjuju.

Kao i Njutnove tečnosti, pseudoplastične tečnosti počinju teći istovremeno kada se na njih primeni neka sila, a za razliku od Njutnovih tečnosti, naprezanje na smicanje nije proporcionalno brzini smicanja. Naprezanje na smicanje je proporcionalno n-toj potenciji. Te tečnosti se takođe nazivaju i Power Law tečnosti, prikazane na Sl.4.22.

Jednačina toka glasi: ( )54.4LLLLnvK ⋅=τ

Gde su: K − indeks konzistencije ( )2/10 cmsN n⋅µ n − indeks reološkog ponašanja toka ili “Power Law” indeks ( n 1≤ ), koji je bez dimenzija. Za vrednost indeksa reološkog ponašanja toka, n = 1, dobija se jednačina toka Njutnove tečnosti, viskoziteta “K”.

Slika 4.22. Pseudoplastične tečnost u linearnom sistemu

Slika 4.23. Pseudoplastične tečnosti u logaritamskom sistemu

U logaritamskom koordinatnom sistemu, Sl.4.23, količina toka je prava linija određena

jednačinom: XnKY ⋅+= log

Gde je:

vXY

loglog

== τ

Indeks reologije “n” je nagib krive (Sl.4.24), a indeks koegzistencije “K” je određen presekom krive sa jednom od osa i odnosi se na v = 1. Na osnovu merenja šestobrzinskim Fann-viskozimetrom može se nacrtati reogram na “ log-log” papiru nanošenjem brzine smicanja u s-1 na “x” osi, a naprezanja na smicanje u 1 lb/100ft2, što je jednako 4,78964 dyna/cm2 = 0,478964 Pa, na osu “y”. Tada se sledećim jednačinama može odrediti:

102

− Indeks “n” jednačinom:

1

2

1

12

1

log

log

loglogloglog

vvvv

n ττ

ττ=

−−

=

ako je v2 = 2v1 ( )51021020 ⋅= , daljim rešavanjem gornje jednačine se dobija:

1

11 log32,3301,0

log

2log

log

θθθ

θττ

⋅===n (bezdimenzionalan

broj) ako se koristi Baroidov reometar sa dve brzine, onda jednačina za izračunavanje “n” glasi: Slika 4.24. Reogram na osnovu merenja

šestobrzinskim “Fann” viskozimetrom

300

600log32,3θθ

⋅=n (bezdimenzionalan broj) ...............(4.55)

− b) Indeks konzistencije “K” jednačinom:

11 ττ=== Kivza

vK n

kod Baroidovog reometra sa dve brzine “K” se izračunava jednačinom:

( )56.45101020

300600 LLLLnn KiliKθθ

==

ako je “τ ”dato u 2/10 cmNµ⋅ , a “v” u s-1 tada je “ K “ izraženo u 2/10 cmsN n⋅⋅ µ . Kada je u laminarnom toku prividni viskozitet isplake “µα ” (Binghamove i Power Law

tečnosti) viši pri manjem protoku nego pri većem, to se naziva razređivanje smicanjem. Za prividni Fann viskozitet koji je već ranije određen jednačinom 4.46 ( )vτµα = ,

potrebno je istaći sledeće: − Za Njutnove tečnosti jednačina glasi: .const== µµα − Za Binghamove tečnosti, prividni

viskozitet određuje se jednačinom:

( )57.40 LLLLµατ

µα +=v

µα opada kada v raste

− Za Power Law tečnosti jednačina prividnog viskoziteta glasi:

( )58.411 LLLLn

n

vKvK −

− =⋅=µα

µα opada kada v raste jer je 1≤n Na slici 4.25. prikazane su sumarno

osnovne karakteristike različitih reoloških sistema.

Slika 4.25. Prikaz različitih reoloških sistema

103

Karakteristike vrednosti “n”, tj. reološkog indeksa ponašanja toka:

Od vrednosti “n” zavisi iznošenje materijala iz bušotine pri laminarnom toku. Brojni praktični primeri potvrđuju vezu između optimalne vrednosti “n” i dobrog čišćenja bušotine. Primena vrednosti “n” nije ograničena samo na Power Law model tečnosti, već je i kod Binghamovih tečnosti vrednost “n” takođe kriterijum za iznošenje čestica iz bušotine.

Manji “n” odgovara više čepolikom profilu brzine, koji nalikuje toku u obliku čepa ili turbulentnom toku. Kada je profil brzine spljošten, sposobnost nošenja tečnosti je veća. Smatra se da je vrednost n = 0,6-0,7 dovoljna za efikasno čišćenje bušotine, prikazano na Sl.4.26, 4.27 i 4.28.

Slika 4.26. Uticaj faktora “n”na iznošenje nabušenih čestica

Slika 4.27. Profil brzine isplake u zavisnosti od “n” faktora

Slika 4.28. Grafikon za određivanje faktora “n” kod plastičnih tečnosti

Kod Binghamovih tečnosti spljoštenost profila toka postiže se povećanjem granice tečenja isplake i na taj način se smanjuje odnos plastičnog viskoziteta i granice tečenja, što daje niži “n”. Kod proširenog kanala bušotine ili obrušavanja vrednost “n” treba da bude niža (0,4-0,6), ali treba paziti da ne dođe do frakturiranja (loma) stena, jer se povećanjem granice tečenja povećava i pad pritiska u prstenastom međuprostoru. 4.4. Karakteristični stepeni toka isplake

Za vreme cirkulacije, pri različitim kapacitetima ispiranja, isplaka u bušotini ima nekoliko stepeni toka, prikazano na Sl.4.29.

Prvi stepen je odsustvo toka. U ovom stepenu, pritisak primenjen na isplaku je nedovoljan da započne tok, ili da savlada fizičko-hemijske sile unutar sistema. Najveća vrednost tih sila izražava se kao “prava granica tečenja” u tački “A”.

Drugi stepen se javlja kada se granica tečenja pređe i pritisak postane dovoljno jak da pokrene isplaku kao čvrsti čep (slično istiskivanju zubne paste iz tube). Čep je podmazan tankim slojem tečnosti, tik uz cev i zid bušotine. Taj deo toka odgovara delu krive od “A” do “B”.

Treći stepen se javlja kada pritisak dovoljno poraste za kretanje isplake diferencijalnom, tj. neujednačenom brzinom. Ta diferencija je izazvana otporom trenja koji smanjuje brzinu u blizini cevi i zidova bušotine, a rezultira većom brzinom u središnjem delu prstenastog prostora. Taj stepen prikazan je delom krive od “B” do “C”. Isplaka prelazi iz toka u oblika čepa u laminarni tok. Kretanje tečnosti nalikuje induvidualnim teleskopskim slojevima čestica tečnosti. Kako se pritisak povećava, prosek kretanja tečnosti postaje brži u sredini prstenastog prostora. Front brzine menja se od one koja je po izgledu spljoštena do one koja je nalik na parabolu.

Tada nastaje četvrti stepen, poznat kao laminarni tok. Kada je postignut taj stepen, segmenat od “C” do “D” na krivoj će imati konstantni nagib.

Brzina tečnosti može i dalje da raste, dok čestice tečnosti ne odlutaju iz svojih paralelnih staza i nepravilno se izmešaju. Takav model toka poznat je kao turbulentni tok.

104

Isplaka u bušotini može biti u bilo kojem stepenu navedenih modela toka. Pored toga, isplaka može istovremeno biti u raznim stepenima toka na različitim tačkama u bušotini. Na primer, isplaka je redovno u turbulentnom toku unutar bušaćeg alata i uobičajeno oko teških šipki, a oko bušaćih šipki je uglavnom u laminarnom toku.

Kod normalnih brzina toka primenjenih u bušenju može se izračunati tip toka. Najpre treba, prema krivama konzistencije, odrediti da li se radi o Njutnovim ili Ne-Njutnovskim tečnostima pomoću Fann viskozimetra, Sl.4.30.

Slika 4.29. Karakteristični stepeni toka za Njutnove tečnosti i Binghamove plastične tečnosti za bušenje

Slika 4.30. Krive konzistencije tečnosti

Više uobičajenih metoda mogu se upotrebiti za određivanje stepena toka isplake, tj. za

uspostavljanje kriterijuma turbulencije. Najčešće primenjivani pristupi su: − Reynoldsov broj − Kritična brzina 4.4.1. “Reynojdsov“ broj

Reynolds je (1883. godine) objavio naučni rad u kome govori o eksperimentima sa protokom u cevi. On je ubrizgavao retko punjenje boje u tečnost koja je proticala kroz staklenu cev i utvrdio da je, ako je numerička vrednost grupe promenljivih bila manja od 2.100, rasprostranjenost boje je ostala relativno slaba. Boja se širila brže ako je vrednost grupe bila veća od 2.100.

Turbulencija se javlja kada odnos momenta tečnosti sa sposobnošću viskoziteta da kvasi dodirnu površinu prelazi neku empirijski određenu vrednost. Momenat sile tečnosti predstavlja njena brzina puta gustina. Viskozna sposobnost tečnosti da ovlaži dodirnu površinu je unutrašnji otpor protiv promena i delovanja zida kanala bušotine. Za jednostavan slučaj Njutnovske, neelastične tečnosti koja protiče kroz cev, efekat kvašenja predstavnja količnik viskoziteta i prečnika kanala bušotine i izražava se jednačinom:

( )58.4LLLLµ

ρ DvRe⋅⋅

=

Gde su: Re − Reynoldsov broj ρ − gustina fluida v − srednja, prosečna brzina fluida µ − viskozitet D − prečnik

105

Pošto su isplake Ne-Njutnovske tečnosti i sadrže izvesni stepen elastičnosti, Reynoldsov broj je teže definisati, ali se može odrediti primenom sledećih jednačina:

a) Za Binghamov plastični model: − kod protoka isplake kroz šipke:

( )59.4000.1

LLLLµαρ IDv

R ise

⋅⋅⋅=

− kod protoka isplake kroz međuprostor: ( ) ( )60.4

815LLLL

µαρ ODDv

R dise

−⋅⋅⋅=

Gde su: v − prosečna brzina isplake (m/s) µα − prividni viskozitet isplake (mPas) ID − unutrašnji prečnik cevi (mm) isρ − gustina isplake (kg/dm3) OD − spoljašnji prečnik cevi (mm) Reynodsov broj od 2.100 i manje označava laminarni protok. Broj od 3.000 ili više označava turbulentni protok, a između 2.100-3.000 znači da je protok u prelaznom toku od laminarnog u turbulentni.

b) Za “Power Law Model”: Za predviđanje Reynoldsovog broja, kod Power Law modela, na gornjim granicama laminarnog toka primenjuje se jednostavnija jednačina:

( )61.4370.1470.3 LLLLnRe ⋅−= Gde je: n − indeks reologije bez dimenzija 4.4.2. Kritična brzina

Izraz kritična brzina koristi se da se definiše jednačina brzine kod koje se režim protoka menja od laminarnog ka turbulentnom toku. Pošto sam Reynoldsov broj ne definiše prelaznu zonu, sledi da je potrebano definisati čitav raspon kritičnih brzina da bi se odredio režim protoka. Kod praktičnih primena, kritična brzina (vk) i srednja (prosečna) brzina isplake (v) se proračunavaju i ako je:

v < vk , protok je laminaran v > vk , protok je turbulentan v ≈ vk , rade se proračuni za oba režima protoka i koriste se vrednosti većih gubitaka

pritisaka.

Jednačine za određivanje kritične brzine kod Binghamovih tečnosti, tj. kod Binghamovog plastičnog modela su:

− u cevima (bušaćim i teškim šipkama):

( ) ( ) ( )62.4/2281,00499,10

22 LLLsmIDID

v isppis

k ρτµµρ

⋅⋅⋅++⋅⋅

=

− u međuprostoru kanal bušotine - cevi:

( ) ( ) ( )( )63.4/1242,02869,10

22 LLLLsmODDODD

v isdppisd

k

⋅⋅−⋅++⋅

⋅−= ρτµµ

ρ

Jednačine za određivanje kritične brzine kod Power Law modela su: − u cevima (bušaćim i teškim šipkama):

( ) ( ) ( )64.4/0492,0

1327,1

370.1470.301,022

1

LLLLsmnID

nKnvn

nn

is

−−

⋅⋅

+⋅⋅

⋅

⋅⋅−⋅=

ρ

106

− u međuprostoru kanal bušotine - cevi:

( )( ) ( ) ( )65.4/

0252,012

05,2370.1470.301,0

221

LLLLsmnODD

nKnvn

n

d

n

isk

−−

⋅−⋅

+⋅⋅

⋅

⋅⋅−⋅=

ρ

Gde su: n − indeks reološkog ponašanja isplake pµ − plastični viskozitet isplake (mPas) K − indeks koegzistencije isplake 0τ − granica tečenja isplake (Pa) Dd − prečnik kanala bušotine ili dleta (mm) isρ − gustina isplake (kg/dm3) ID − unutrašnji prečnik cevi (bušaćih, teških

ili drugih šipki) (mm) OD − spoljašnji prečnik cevi (bušaći, teških

ili drugih šipki) (mm) 4.5. Gubitak ili pad pritiska u cirkulacionom sistemu

Svaki fluid koji protiče kroz cevi gubi energiju usled savlađivanja sledećih sila trenja: − unutrašnjeg trenja prouzrokovanog viskozitetom fluida; − spoljašnjeg trenja uzrokovanog rapavošću cevi.

Gubitak energije naziva se pad ili gubitak pritiska, a što je određeno razlikom pritisaka fluida između dve tačke. Pumpanjem isplake u bušotinu početna energija se iskazuje pritiskom na isplačnoj pumpi. Cirkulacijom isplake kroz bušotinu, tj. zatvaranjem kružnog ciklusa, ova energija se potpuno istroši, jer je pritisak isplake jednak nuli kada se ona vraća u isplačne bazene, odnosno na površinu. Tada ostvareni pritisak na isplačnoj pumpi predstavlja ukupni gubitak ili pad pritiska u cirkulacionom sistemu sa isplakom.

Pritisak na pumpi obuhvata sumu sledećih padova pritisaka: − u površinskoj opremi; − kroz bušaći alat (bušaće, teške, bušaće teške i druge šipke); − u međuprostoru zida kanala bušotine i spoljašnjeg prečnika bušaćeg alata

a izračunava se sledećom jednačinom: ( )66.4....0 LLLLbšatšadštšbpp ppppppp ∆+∆+∆+∆+∆+∆=

Gde su: pp − ukupni pritisak na isplačnoj pumpi

(bar) dp∆ − pad pritiska kroz mlaznice dleta

(bar) 0pp∆ − pad pritiska kroz površinsku opremu

(bar) tšap .∆ − pad pritiska u međuprostoru na

području kanal bušotine- teških šipki (bar)

šbp .∆ − pad pritiska kroz bušaće šipke (bar) bšap .∆ − pad pritiska u međuprostoru na području kanal bušotine(zaš.cevi)-bušaće šipke (bar)

štp .∆ − pad pritska kroz teške šipke (bar)

Jednačina koja se primenjuje za izračunavanje navedenih gubitaka u funkciji su od: − osobina isplake i to: gustine, plastičnog viskoziteta i granice tečenja; − tipa neprekidnog toka isplake : laminarnog ili turbulentnog; − geometrije bušaćeg alata i kanala bušotine.

U površinskoj opremi, unutar šipki i kroz mlaznice dleta, isplaka je u turbulentnom toku, dok u međuprostoru može biti u turbulentnom ili laminarnom toku. Najčešće je u međuprostoru na području teških šipki u turbulentnom toku, a u laminarnom toku oko bušaćih šipki. Jednačine za izračunavanje pada pritiska u procesu bušenja koriste se za:

− Binghamove plastične tečnosti i Power Law- model; − laminarni i turbulentni tok; − za cilindrični međuprostor i cevi.

107

4.5.1. Padovi pritiska za Binghamove tečnosti Kod Binghamovih tečnosti pri laminarnom toku važan faktor pada pritiska je tačka tečenja,

dok je uticaj plastičnog viskoziteta manji. U turbulentnom toku plastični viskozitet je bitan faktor od uticaja na pad pritiska, dok se tačka tečenja može zanemariti. Padovi pritiska izračunavaju se sledećim jednačinama:

a) u bušaćem alatu (bušaćim i teškim šipkama šbšt pip .. ∆∆ ): − za laminarni tok:

( ) ( )67.41,26147,0 4 LLLLbar

IDL

IDQL

p op

⋅⋅

+⋅

⋅⋅=∆

τµ

− za turbulentni tok:

( ) ( )68.40163,0 8,4

8,02,08,1

LLLLbarID

QLp isp

⋅

⋅⋅⋅=∆

ρµ

b) u međuprostoru kanal bušotine - bušaći alat bšatša pip .. ∆∆ : − za laminarni tok:

( ) ( ) ( ) ( ) ( )69.41,260982,0 3 LLLLbar

ODDL

ODDODD

QLp

d

o

dd

p

−⋅⋅

+−⋅+⋅

⋅⋅=∆

τµ

− za turbulentni tok:

( ) ( )( ) ( )70.4

0128,0 38,1

2,08,18,0

LLLLbarODDODD

QLp

dd

pis

−⋅+⋅

⋅⋅=∆

µρ

4.5.2. Pad pritiska za “Power Law” tečnosti a) U bušaćem alatu tj. u cevima:

− Za laminaran tok: ( ) ( ) ( )71.413442.42

2,52 3 LLLLbarnnQ

IDIDLKp

n

+⋅

⋅⋅⋅⋅⋅

=∆

− Za turbulentni tok:

( ) ( ) ( )72.407,18

13442.4210403,2

00555,05,2log

7log4,1

2

346

5

2

LbarQ

nnQ

IDKID

IDLQn

p

n

is

n

is

−

−

⋅⋅

+

⋅⋅⋅⋅⋅

⋅⋅⋅+

=∆ρ

ρ

b) U međuprostoru kanal bušotine - bušaći alat: − Za laminarni tok:

( ) ( ) ( )( ) ( )73.412884.84

2,52 2 LLLLbarnn

ODDODDQ

ODDLKp

n

ddd

+⋅

−+⋅

−⋅

=∆

− Za turbolentni tok: ( )

( ) ( )

( ) ( )( )( ) ( ) ( )74.4

13,22

12884.8410403,2

105329,45,2log

7log4,1

2

2226

325

2

LbarQ

nn

ODDODDQKODDODD

ODDODDLQn

p

n

is

n

dddd

dd

is

−

−

−

⋅⋅

+

−+−−⋅

⋅

⋅−⋅+⋅⋅

⋅⋅⋅+=∆

ρ

ρ

108

Gde su: Q − kapacitet ispiranja isplačnom pumpom (l/min) L − dužina bušaćih alatki (bušaće ili teške šipke) (m) 4.5.3. Pad pritiska kroz površinsku opremu

Pod površinskom opremom na bušaćem postrojenju podrazumeva se: − Stojka − Isplačno crevo − Guskin vrat − Protočna cev u isplačnoj glavi − Radna šipka

Uobičajena površinska oprema, prema dužini pojedinih elemenata i njihovim dimenzijama (unutrašnji prečnici), podeljena je u četiri grupe, prikazane u tabeli 4.1. Proračun pada pritiska kroz površinsku opremu u praksi se postiže izjednačavanjem pojedinih grupa do odgovarajuće dužine bušaćih šipki, a što je prikazano u tabeli 4.1, i upotrebom jednačina za izračunavanje pada pritiska turbulentnog toka.

Tabela 4.1. Ekvivalentna dužina površinske opreme TIPIČNE KOMBINACIJE

No. 1 No. 2 No. 3 No. 4 KOMPONENTE POVRŠINSKE OPREME ID. L.

in. ft ID. L. in. ft

ID. L. in. ft

ID. L. in. ft

Stojka Isplačno crevo

Protočna cev isplačne glave Radna šipka

3 40 2 45 2 4 21/4 40

31/2 10 21/2 55 21/2 5 31/4 40

4 45 3 55 21/2 4 31/4 40

4 45 3 55 3 6 4 40

BUŠAĆE ŠIPKE OD, in. Težina, lb/ft

EKVIVALENTNA DUŽINA POVRŠINSKE OPREME U “m” BUŠAĆIH ŠIPKI

3 1/2 4 1/2

5

13,3 16,6 19,5

133 49 232

146 249

104 177

Primer: Upotrebom Binghamovog plastičnog modela izračunati pad pritiska u cirkulacionom sistemu, tj.

ostvareni pritisak na isplačnoj pumpi, koristeći sledeće ulazne podatke: − Dubina bušotine: Z = 3.000 m − Prečnik bušotine, dleta : Dd = 215,9 mm (8,5”) − Površinska oprema: No.4 − Bušaće šipke:

spoljašnji prečnik: OD = 127 mm (5”) unutrašnji prečnik: ID = 95,25 mm (3,75”) dužina šipki : Lb.š = 2.800 m

− Teške šipke: spoljašnji prečnik: OD = 158,75 mm (6,25”) unutrašnji prečnik: ID = 63,5 mm (2,5”) dužina šipki: Lt.š = 200 m

− Mlaznice u dletu: 2x 9,5mm i 1x 10,3 mm (12-12-13) − Kapacitet ispiranja isplačnom pumpom: Q = 1.200 lit/min − Isplaka:

gustina isplake : 20,1=isρ kg/dm3

4570

300

600

==

θθ

109

Rešenje: − Plastični viskozitet isplake prema jednačini 4.50:

mPasp 254570 =−=µ − Granica tečenja na osnovu jednačine 4.52:

Pao 10252

70=−=τ

− Prosečna, srednja brzina isplake unutar cevi, jednačina 4.26: unutar bušaćih šipki:

smv /8,225,95

200.122,21 2 ==

unutar teških šipki:

smv /31,65,63

200.122,21 2 ==

− Prosečna, srednja brzina isplake u međuprostoru kanal bušotine - cevi jednačina 4.27: u međuprostoru kanal bušotine - bušaće šipke:

( ) smv /83,01279,215

200.122,21 22 =−

= u međuprostoru kanal bušotine-teške šipke:

smv /19,175,1589,215

200.122,21 22 =−

=

− Kritična brzina u cevima prema jednačini 4.62: u bušaćim šipkama:

( ) smvk /69,120,11025,952281,0252520,125,95

0499,1 22 =⋅⋅⋅++⋅

=

kako je : v > vk tok je turbulentan u teškim šipkama:

( ) smvk /83,120,1105,632281,0252520,15,63

0499,1 22 =⋅⋅⋅++⋅

=

kako je : v > vk tok je turbulentan

− Kritična brzina u međuprostoru kanal bušotine - cevi , jednačina 4.63: u međuprostor kanal bušotine - teške šipke:

( ) ( ) smvk /86,12,11075,1589,2151242,0252520,175,1589,215

2869,1 22 =

⋅⋅−++

⋅−=

kako je: v < vk tok je laminaran međuprostor kanal bušotine - bušaće šipke:

( ) ( ) smvk /64,120,1101279,2151242,0252520,11279,215

2869,1 22 =

⋅⋅−++

⋅−=

kako je: v < vk tok je laminaran − Pad pritiska kroz površinsku opremu:

Na osnovu tabele 4.1, No.4 za bušaće šipke 127 mm(5”), ekvivalentna dužina bušaćih šipki iznosi 177 m.

− Pad pritiska na osnovu jednačine 4.68:

barp po 64,225,950163,0

20,125200.11778,4

8,02,08,1

=⋅

⋅⋅⋅=∆

− Pad pritiska unutar šipki, prema jednačini 4,68:

u bušaćim šipkama:

barp šb 86,4125,950163,0

20,125200.1800.28,4

8,02,08,1

. =⋅

⋅⋅⋅=∆

110

u teškim šipkama

barp št 94,205,630163,0

20,125200.12008,4

8,02,08,1

. =⋅

⋅⋅⋅=∆

− Pad pritiska kroz mlaznice u dletu prema jednačinama 4.34 i 4.35:

( ) 222 09,2253,105,924

mmAt =+⋅=π

barpd 41,5209,225200.120,15366,1 2

2

=⋅

=∆

− Pad pritiska u međuprostoru kanal bušotine - cevi jednačina 4.69: međuprostor kanala bušotine - teške šipke:

( )( ) ( ) barp tša 21,275,1589,2151,26

2001075,1589,2151279,2150982,0

25200.12003. =

−⋅

+−+

⋅⋅=∆

međuprostor kanal bušotine-bušaće šipke:

( )( ) ( ) barp bša 61,151279,2151,26

800.2101279,2151279,2150982,0

25200.1800.23. =

−⋅

+−+

⋅⋅=∆

Ukupan pad pritiska u cirkulacionom sistemu, tj. ostvareni pritisak na isplačnoj pumpi prema jednačini 4.66. i iznosi:

barp 67,13561,1521,241,5294,2086,4164,2 =+++++=∆ 4.5.4. Pritisci pulsiranja

Pritisci pulsiranja daju promene pritisaka u međuprostoru koje su rezultat manevra alata, tj. pomeranja šipki. Kada se šipka izvuče iz bušotine, isplaka teče niz međuprostor da popuni prostor koji je ostao iza šipke. Kada se šipka spušta u bušotinu, isplaka se istiskuje iz bušotine. Promena pritiska nastala usled spuštanja šipke u kanal bušotine naziva se dodatni pritisak pulsiranja (“surge pressure”), i dodaje se na vrednost pritiska stuba isplake u bušotini. Vađenje šipke iz bušotine izaziva pritisak klipovanja (“swab pressure”), koji je negativan i rezultira snižavanjem pritiska u bušotini.

Mnogi problemi tokom izrade bušotine mogu nastati zbog pritisaka pulsiranja. Vađenje alata iz bušotine uz klipovanje može da izazove dotok slojnog fluida u kanal bušotine, usled snižavanja ukupnog pritiska u kanalu bušotine ispod vrednosti pornog, tj. slojnog pritiska. Dodatni pritisak pulsiranja povećava ukupan pritisak u bušotini i može da izazove frakturu, tj. lom formacije i gubitak cirkulacije.

Izračunavanje pritiska pulsiranja je teško zbog načina na koji fluid protiče dok se šipka pomera u bušotini. Kao što se vidi na Sl.4.31. dok se šipka kreće naniže u međuprostoru, uzrokuje takođe i povlačenje isplake naniže pored šipke. Pošto međuprostor ima konstantnu zapreminu, a za isplaku se smatra da je nekompresibilna, nešto isplake mora da iscuri iz međuprostora. Ova mehanika se razlikuje od pumpanja, pošto se smatra da fluid teče samo u jednom pravcu.

Berkhardt je radio ispitivanja na terenu da bi procenio pritiske pulsiranja. Njegov rad je obuhvatao spuštanje kolone zaštitnih cevi u kanal bušotine koja je bila opremljena senzorima za pritisak. Tipično reagovanje pritiska na kretanje kolone prikazano je na Sl.4.32. Pozitivni i negativni pritisci prikazani su za slučajeve kada se kolona zadigne iz klinova i kasnije uspori.

Slika 4.31. Kretanje fluida u međuprostoru usled pokretanja šipke (Neal J. Adams, 1985)

111

Burkhardt je matematički razradio jednakost između šipke i geometrije bušotine i efekta potezanja (povlačenja) isplake uz šipku. Izraz “pripadajuća konstanta-K” (clinging constant) predstavlja ovaj odnos, prikazan na Sl.4.33. Pre nego što se primeni navedena konstanta (K) mora se izračunati brzina isplake u međuprostoru. Kapacitet protoka za čelik pri zatvorenom kraju nizu alata u bušotini, dat je jednačinom:

( )75.44

2

LLLL

⋅⋅−=

ODcvQ pπ

Gde su: Q − kapacitet protoka za čelik vp − brzina spuštanja šipke OD − spoljašnji prečnik šipke c − konstanta za jedinice mera

Slika 4.32. Tipičan model dodatnog pritiska pulsiranja merenog za vreme spuštanja kolone u bušotinu

Slika 4.33. Pripadajuća konstanta “K” u zavisnosti od geometrije međuprostora bušotine

Brzina u međuprostoru predstavlja količnik kapaciteta protoka i površine, prema jednačini:

( ) ( )76.444 22

2222

LLLLODD

vODc

ODDODvcAQv

d

pdp −

⋅−=

−

==

Ukoliko je šipka sa otvorenim krajem, brzina protoka se rešava na sličan način: ( )

( ) ( ) ( )77.464

344222

422

LLLLODODDODD

ODODDODvv

dd

dp

⋅+−−

⋅−−⋅−=

Primenom pripadajuće konstante (“K”, Sl.4.33), efektivna međuprostorna brzina (ve) je: ( ) ( )78.4LLLLpe vKvv ±⋅−=

Burkhardt navodi da K = 0,45 predstavlja dobru pretpostavku za većinu tipičnih geometrija. U toku rada, brzina spuštanja šipke koristi se za proračunavanje prolaza šipke u kanalu

bušotine za koji se smatra da je jednak protoku isplake iz bušotine. Pripadajuća konstanta se primenjuje za dobijanje efektivne brzine koja se zasniva na složenim šemama protoka u međuprostoru. Dodatni pritisci pulsiranja izračunavaju se zamenom efektivne brzine protoka u jednu od prethodno definisanih jednačina za gubitke pritisaka. Uobičajeno se upotrebljavaju jednačine za laminarni tok pošto normalne brzine spuštanja šipki retko izazivaju vrednosti brzina veće od kritičnih.

112

Primer: U bušotini su se pojavili problemi sa gubitkom cirkulacije na peti prethodno ugrađene

kolone zaštitnih cevi. Planira se ugradnja, tj. spuštanje izgubljene kolone zaštitnih cevi (“Liner”). Ako se izgubljena kolona zaštitnih cevi spusti maksimalnom brzinom od vp = 28 m/min, da

li će dodatni pritisak pulsiranja prekoračiti gradijent frakturiranja na peti prethodno ugrađene kolone? U peti izgubljene kolone zaštitnih cevi ugrađen je ventil koji sprečava prodor isplake, tako da se pretpostavlja da ta kolona ima zatvoreni kraj.

Upotrebiti Binghamov plastični model i pretpostaviti laminarni tok u međuprostoru. Osim toga, pretpostaviti da je granična brzina šipke jednaka srednjoj, prosečnoj brzini isplake (vp = v).

Osnovni podaci o bušotini su: − Konačna dubina bušotine: Z = 3.962 m − Prečnik bušotine, dleta : Dd = 215,9 mm (8,5”) − Ugrađena kolona zaštitnih cevi: ODk = 244,5 mm (9 5/8”x47#)

dubina ugradnje kolone: Zk = 3.048 m unutrašnji prečnik kolone: IDk = 220,5 mm

− Gradijent frakturiranja na peti ugrađene kolone: Gf = 2,04 kg/dm3 − Bušaće šipke : 114,3 mm (4 ½”x16,6#)

spoljašnji prečnik: ODb.š = 114,3 mm dužina bušaćih šipki: Lb.š = 1.951 m

− Brzina spuštanja bušaćih šipki: vp = 28 m/min = 0,47 m/s − Izgubljena kolona zaštitnih cevi (Liner) 177,8 mm

(7”x32#): dužina izgubljene kolone: Ll = 1.097 m spoljašnji prečnik kolone: ODl = 177,8 mm

− Isplaka: gustina isplake: 3/99,1 dmkgis =ρ plastični viskozitet: mPasp 38=µ granica tečenja: Pa5,70 =τ

Rešenje:

Maksimalni dodatni pritisak pulsiranja se javlja kada u toku spuštanja dno izgubljene kolone dodirne sedište, tj. petu prethodno ugrađene kolone, prikazano na Sl.4.34.

Slika 4.34. Ilustracija primera

1. Kapacitet protoka isplake koja izlazi iz bušotine kada peta Linera dostigne dno prethodno ugrađene kolone, dobija se rešavanjem jednačine 4.26. po kapacitetu (Q):

min/29022,21

3,11447,022,21

22,2122

.2.

litODv

QOD

Qvv šbp

šbp =

⋅=

⋅=⇒==

2. Međuprostorna brzina oko bušaćih šipki i Linera, jednačina 4.27 je:

smODID

Qvšbk

bša /173,0)3,1145,220(

29022,21)(

22,21 222.

2. =−

=−

=

( ) ( ) smODD

Qvld

l /411,08,1779,215

29022,2122,21 2222 =−

=−

=

3. Pripadajuća konstanta “K” za bušaće šipke i Liner sa Sl.4.33. iznosi: - odnos: bušaća šipka/unutrašnji prečnik kolone: 114,3/220,5 = 0,518 ⇒ K1 ≈ 0,38 - odnos Liner/prečnik bušotine: 177,8/215,9 = 0,823 ⇒ K2 ≈ 0,45

113

4. Efektivna međuprostorna brzina oko bušaćih šipki (veš) i Liner-a (vel),jed. 4.78 je: ( ) ( ) smvKvv pšbeš /352,047,038,0173,01. =−⋅−=−−= ( ) ( ) smvKvv plel /623,047,045,0411,02 =−⋅−=−−=

5. Kapacitet protoka isplake oko bušaćih šipki (Qb.š) i Liner-a (Ql) je: ( ) ( ) min/590

22,213,1145,220352,0

22,21

222.

2

. litODIDv

Q šbkeššb =

−=

−=

( ) ( ) min/44022,21

8,1779,215623,022,21

2222

litODDv

Q ldell =

−=

−=

6. Dodatni pritisak pulsiranja izazvan bušaćim šipkama i Linerom dobija se iz jednačine 4.69:

( )( ) ( ) barp šb 4,63,1145,2201,26

951.15,73,1145,2203,1145,2200982,0

38590951.13. =

−⋅

+−+

⋅⋅=∆

( )( ) ( ) barpl 8,163,1149,2151,26

097.15,78,1779,2158,1779,2150982,0

38440097.13 =

−⋅

+−+

⋅⋅=∆

7. Ukupni dodatni pritisak pulsiranja je: barppp lšb 2,238,164,6. =+=∆+∆=∑

8. Ekvivalentna gustina isplake ispod pete kolone dobija se iz jednačine 4.11: 3/06,2

0981,0048.32,230981,099,1048.3

0981,00981,0

dmkgZ

pZ

k

iske =

⋅+⋅⋅

=⋅

+⋅⋅= ∑ρ

ρ

9. Pri brzini spuštanja šipki tj. Linera od 28 m/min, gradijent frakturiranja na peti kolone od Gf = 2,04 kg/dm3 će biti prekoračen, jer je 06,2=eρ kg/dm3 i izazvaće se gubitak isplake tj. lom formacije.

10. Realno, režim protoka u međuprostoru bi bio turbulentan naspram Linera. Pretpostavka laminarnog protoka u ovom primeru je urađena zbog jednostavnosti i ilustracije.

Šipka sa otvorenim krajem znatno usložnjava proračune. Zbog postojanja različitih

geometrija, kapacitet protoka u međuprostoru i šipki neće biti isti. Osim toga, moguće je da protok u međuprostoru bude laminaran, dok će protok fluida u šipki biti turbulentan.

U praktičnom smislu, pritisci pulsiranja sastoje se od pritisaka potrebnih za slamanje gela u isplaci i pritisaka izazvanih pravim kretanjem fluida. Isplake velikih gustina mogu često da stvaraju tako visoke vrednosti gela da su pritisci pulsiranja, koji nastaju iz ovih komponenti, znatni. Granica tečenja i jačina gela u isplaci utiču na ovu vrstu pritisaka.

Ako je poznat maksimalni dodatni pritisak pulsiranja i pritisak klipovanja, moguće je odrediti maksimalnu brzinu spuštanja ili izvlačenja alatki. Maksimalni dodatni pritisak pulsiranja predstavlja razliku između najnižeg izraženog gradijanta frakturiranja u otvorenom delu kanala bušotine i gustine isplake. Maksimalni pritisak klipovanja predstavlja razliku između najvećeg pritiska sloja, tj. pornog pritiska i gustine isplake.

Tokom izrade bušotine posebnu pažnju treba posvetiti spuštanju bušaćih alatki u kanal bušotine, naročito kada se buši sa isplakom velike gustine i velikog naprezanja pri pokretanju. Dodatni pritisak pulsiranja, tj. višak pritiska u odnosu na hidrostatički pritisak može biti uzrok frakturiranja (loma) formacija, gubitka cirkulacije, i kao posledica toga, dotok fluida u kanal bušotine.

114

Zbog toga pri spuštanju bušaćih alatki u kanal bušotine treba: − redovno upotrebljavati hidrauličku ili magnetnu kočnicu; − lagano i jednolično ubrzavati alatke pri spuštanju; − spuštanje jednoličnom brzinom; − izbegavati ugradnju protivpovratnog ventila u niz bušaćih alatki; − izbegavati brze, kratke manevre alatkama pre početka rada dleta na dnu bušotine.

4.6. Uklanjanje čestica nabušenog materijala

Geometrijski odnosi u tehnologiji izrade duboke bušotine, rotiranje i manipulisanje bušaćim alatkama, specifičnost hidrauličkih svojstava isplake i svojstava kanala bušotine, daju druge dimenzije u odnosu na klasična razmatranja sposobnosti nošenja fluida i tonjenja tela u fluidu.

Sposobnost nošenja isplake definiše se kao sposobnost tečnosti da transportuje nabušeni materijal kroz prstenasti prostor na površinu. Pod delovanjem sile teže nabušeni materijal, koji je teži od isplake, teži da pada dole ili klizne u međuprostor.

Sposobnost isplake da ukloni nabušeni materijal zavisi od brzine tečnosti, od odnosa gustine čestica i gustine tečnosti i od veličine i oblika nabušenih čestica.

Kada je tečnost u turbulentnom toku, ona ima mnogo veću sposobnost uklanjanja nabušenog materijala, jer joj je profil brzine spljošten, ali je tok u prstenastom prostoru (između kanala bušotine i bušaćeg alata) uglavnom laminaran. Taj tok ima paraboličan oblik, što izaziva efekat vrtenja, ili moment obrtanja čestica, što ih dovodi u područje manjih brzina uz zid bušotine i uz bušaće šipke. Međutim, šipke koje se okreću, nastoje da opet bace čestice u područje većih brzina (središnji deo prstenastog prostora) što se odražava na bolje iznošenje materijala. Pored toga, šipke koje rotiraju “rasteruju” čestice, zbog čega one u struji isplake prelaze iz jednog položaja u drugi. Zato je i čišćenje bušotine uvek bolje kada šipke rotiraju, Sl.4.35.

Veličina i oblik čestica su takođe faktori koji su veoma bitni za sposobnost iznošenja isplake. Okrugle čestice uklanjaju se mnogo teže od pljosnatih. Krupnije čestice se takođe uklanjaju teže od sitnijih.

Slika 4.35. Učinak obrtanje čestica u laminarnom toku (N.Čizmić, 1972)

Iz izloženog je očigledno da je mnogo faktora uključeno u problematiku iznošenja nabušenog materijala na površinu. Izvedene su jednačine za određivanje brzine padanja čestica i premda one nisu potpuno tačne, zbog mnogobrojnih faktora koji utiču, u praksi se uglavnom primenjuju dve:

− Chien korelacija − Moorova korelacija

U laminarnom toku brzina padanja čestica može biti smanjena zbog: − povećanja gustine isplake; − smanjenja gustine čestica (što ne može biti kontrolisano); − povećanja granice tečenja isplake; − smanjenje veličine čestica (oblik čestica je određen geometrijom dleta i trenjem

tečnosti).

115

Sposobnost nošenja isplake, odnosno, oblik njenog toka u prstenastom prostoru definisan je bezdimenzionalnom vrednošću “n“ odnosno sa tzv. reološkim indeksom ponašanja toka, koji je već prikazan.

Na osnovu navedenog može se reći da je uspešnost iznošenja krhotina stena iz prstenastog prostora na površinu direktna funkcija sposobnosti nošenja isplake. 4.6.1. Chienova korelacija

Chien je razradio pristup određivanju brzine zaostajanja nabušenog materijala u isplaci, tj. brzine padanja čestica nabušenog materijala kroz isplaku, koji je veoma sličan Mooreovoj korelaciji. Chienov model prikazan je jednačinom:

( )79.4/11

328,0

81,448.1007,0 2 LLLLsm

D

DD

vis

isč

čis

č

čispč

−

+

−

⋅⋅

⋅

⋅

=ρρρ

ρµαρ

µα

Gde su: vpč − brzina zaostajanja nabušenog materijala u isplaci, tj. brzina padanja čestica nabušenog

materijala kroz isplaku (m/s) Dč − prečnik nabušene čestice (mm) µα − prividni viskozitet isplake mPas)

isρ − gustina isplake (kg/dm3)

čρ − gustina nabušene čestice (kg/dm3)

Za suspenziju bentonita u vodi preporučuje se da se plastični viskozitet ( )pµ primenjuje kao prividni viskozitet isplake ( )µα .

Za polimerne isplake Chien preporučuje izračunavanje prividnog viskoziteta sledećom jednačinom:

( ) ( )80.403,0 0 LLLLmPasvDč

p

⋅⋅+=τ

µµα

Na osnovu izračunate brzine zaostajanja, tj. padanja čestica nabušenog materijala kroz isplaku, Chienovom jednačinom, određuje se vrednost kapaciteta protoka isplake koja se zasniva na kapacitetu koji će držati čestice nabušenog materijala nepokretnim, ali neće čistiti kanal bušotine. Tokom bušenja, za određivanje stvarno potrebnog minimalnog i maksimalnog kapaciteta ispiranja, tj. prosečne brzine isplake u međuprostoru koristeće jednačine:

)81.4.(..........2

5,1

max

min

pč

pč

vv

vv

⋅=

⋅=

Primer:

Ako se tokom bušenja primenjuje kapacitet ispiranja koji ostvaruje prosečnu brzinu isplake u međuprostoru od v =0,261 m/s, upotrebom Chienove korelacije proveriti da li će kanal bušotine da bude čišćen na odgovarajući način i odrediti minimalni i maksimalni kapacitet ispiranja za iznošenje krhotina nabušenih stena iz kanala bušotine.

Osnovni podaci tokom izrade bušotine su: − Prečnik bušotine, tj. dleta : Dd = 444,5 mm (17,5”) − Bušaće šipke spoljašnjeg prečnika: ODb.š = 127 mm (5”) − Čestice nabušenog materijala:

prečnik čestica: Dč = 6,35 mm gustina čestica: čρ = 2,52 kg/dm3

116

− Za izradu kanala bušotine primenjuje se lignosulfonatna isplaka: gustina isplake: isρ = 1,08 kg/dm3 očitavanja na Fann - viskozimetru: 31;52 300600 == θθ

Rešenje: 1. Pošto se koristi lignosulfonatna isplaka, koja je u osnovi suspenzija bentonita u vodi, na

osnovu Chienove korelacije plastični viskozitet primenjuje se kao prividni viskozitet, jednačina 4.50.

mPasp 213152300600 =−=−== θθµαµ 2. Brzina zaostajanja, tj. padanja nabušenih čestica kroz isplaku izračunava se jednačinom

4.79:

smv pč /2338,01108,1

08,152,2

35,608,1328,021

35,681,448.135,608,1

21007,0 2 =

−

+

−

⋅⋅

⋅

⋅

=

3. Upoređivanjem srednje međuprostorne brzine isplake od v = 0,261 m/s sa brzinom propadanja nabušenih čestica od vpč = 0,2338 m/s, uočljivo je da je neto brzina kretanja čestica naviše zanemarljiva, jer iznosi samo 0,0272 m/s (0,261-0,2338 = 0,027). Najverovatnije da kanal bušotine neće biti pročišćavan, tj. čišćen na odgovarajući način.

4. Da bi se postiglo adekvatno čišćenje bušotine neophodno je brzinu isplake u međuprostoru povećati u skladu sa jednačinom 4.81:

smvvsmvv

pč

č

/4676,02338,022/3507,02338,05,15,1

max

min

=⋅=⋅==⋅=⋅=

5. Za uspešno iznošenje krhotina i čišćenje kanala bušotine minimalni i maksimalni kapacitet ispiranja, na osnovu jednačine 4.27. , treba da iznosi:

( )

( ) min/4000399822,21

1275,4444676,0

min/3000299822,21

1275,4443507,0

22

max

22

min

litQ

litQ

≈=−⋅

=

≈=−⋅

=

117

5. BUŠENJE DUBINSKIM MOTORIMA Najvažniji napredak u kontroli trajektorije bušotine je primena dubinskih motora (vijčani

motori i turbinske bušilice) sa kosim prelazima, savijenim kućištem ili ekscentričnim stabilizatorima za obavljanje kontrolisanih promena trajektorije. Bez kosog prelaza ili savijenog kućišta, dubinski motori se mogu koristiti za vertikalno bušenje i bušenje pojedinih delova kanala bušotine kod kosousmerenog bušenja.

Dubinski motori se postavljaju na donji kraj bušaćeg alata, odnosno iznad dleta, a njihovim radom okreće se dleto dok je bušaći alat u mirovanju. Prema konstrukciji dubinski motori se generalno mogu podeliti na:

1. Vijčane motore 2. Turbinske bušilice

5.1. Vijčani motori

Vijčani motori su konstruisani 1966 godine, a dve godine kasnije počeli su da se koriste u SAD, prvenstveno kao alat za kosousmereno bušenje. Od tada se vijčani motori koriste širom sveta kao alat za dirigovano (kosousmereno i horizontalno) i vertikalno bušenje.

Vijčani motori (Positive Displacement Motors-PDM) hidrauličku energiju cirkulacionog toka pretvaraju u mehaničku pomoću helikoidnog statora i rotora. Vijčani motori se zasnivaju na Moineauovom principu, gde se isplaka pod pritiskom usmerava kroz prstenasti zazor, kojeg čine čelični rotor i gumom obloženi stator. Izbočeni delovi rotora i statora (krila i zubi) zbog njihovog helikoidnog oblika uzduž alata čine neprekidnu zaptivku, čime se zatvara prolaz isplaci.

Slika 5.1. Šema poprečnog preseka vijčanog motora

U toku rada, pod pritiskom toka isplake rotor se pokrene, što omogućuje prolaz isplaci. Okretanje rotora prenosi se putem univerzalne spojnice do rotacionog prelaza sa kojim je spojeno dleto, dok za to vreme bušaći alat miruje. Cirkulacioni tok isplake, pored toga, sa dna bušotine odstranjuje izbušeni materijal.

Vijčani motori definišu se: − spoljašnjim prečnikom tela; − odnosom broja krila ili zuba rotora i statora koji mogu

varirati od 1/2 do 9/10; − brojem stepena motora; − dužinom i težinom.

Na Sl.5.1. predstavljen je poprečni presek tipičnog

polukružnog profila vijčanog motora koji se sastoji iz sledećih delova:

− prelivnog («By-Pass») ventila; − višestepenog motora; − univerzalne spojnice; − aksijalnih i radijalnih ležaja (sekcije ležaja); − osovine; − rotacionog prelaza za dleto.

5.1.1. Prelivni (By-Pass) ventil

Vijčani motor ne propušta isplaku ukoliko na njega ne deluje pritisak cirkulacionog toka, pa prelivni ventil (Sl.5.2) omogućuje da se bušaće alatke tokom spuštanja pune isplakom, a pri vađenju prazne.

118

Kada se započne sa cirkulacijom, delovanjem pritiska isplake na klip ventila, klip nasedne na sedište i zatvori otvore izrađene u telu ventila. Na taj način, tok isplake se usmeri direktno u motor vijčane bušilice. U trenutku kada se tok isplake prekine, opruga vraća klip u gornji položaj i otvori se otvaraju.

Višestepeni vijčani motor, Sl.5.3, sastoji se od statora i rotora. Stator je ujedno i kućište vijčane bušilice. S unutrašnje strane obloženo je gumom u kojoj su po čitavoj dužini zavojnice koje su oblika dvostruke prostorne spirale.

Slika 5.2. Šematski prikaz mimoprotočnog ventila (1) API navoj; (2) Telo; (3) Klip; (4) Opruga; (5) Prozor; (6) Sedište ventila; (7) API navoj

5.1.2. Višestepeni motor

Sl. 5.3. Poprečni presek vijčanog motora

Rotor je izrađen iz visoko kvalitetne čelične legure i obrađen je veoma tvrdim hromom. Helikoidnog je oblika i na krajevima ekscentričan.

Izbočeni delovi čeličnog rotora i gumene užljebljene zavojnice statora duž motora stvaraju kontinuirano zaptivanje. Na Sl.5.4. prikazani su odnosi izbočenih delova rotora i gumenih užljebljenih zavojnica statora primenjenih kod vijčanih motora. Zbog ekscentričnosti rotora u statoru, isplaka koja cirkuliše ostvaruje torziju na rotoru, izazivajući njegovo okretanje i prolazak isplake iz komore u komoru.

5.1.3. Univerzalne spojnice

Ekscentrično okretanje rotora univerzalne spojnice pretvaraju u koncentrično kretanje. One su gornjim krajem spojene sa rotorom, a donjim sa osovinom, tako da te dve univerzalne spojnice omogućuju fleksibilnost osovine. Univerzalne spojnice montirane su jedna nasuprot drugoj, a zaštićene su gumenim štitnicima napunjenim mašću.

5.1.4. Osovina i sekcija ležaja

Osovina je gornjim krajem spojena sa univerzalnom spojnicom, a donjim krajem sa rotacionim prelazom za dleto, na koga se direktno navrće dleto za bušenje. 5.4. Odnos broja spirala rotora i statora

U kućištu motora osovina je uklještena gornjim aksijalnim kugličnim ležajem, radijalnim gumenim ležajem i donjim aksijalnim kugličnim ležajem. Aksijalni i radijalni ležaji se koriste da nose aksijalna i normalna opterećenja na dleto i rotacioni prelaz. Gornji aksijalni ležaj štiti od hidrauličkih udara kada je dleto zadignuto od dna i kada postoji cirkulacija. Pri bušenju teret teških šipki se preko kugličnih aksijalnih ležaja prenosi na dleto.

119

5.1.5. Rotacioni prelaz za dleto Rotacioni prelaz za dleto je jedini deo vijčanog motora koji rotira, a koji se nalazi izvan

njegovog kućišta. Na donjem kraju prelaza izrađen je standardni API navoj na koji se navrće dleto. 5.1.6. Princip rada vijčanog motora

Radni vek vijčanih motora primarno je ograničen habanjem statora, aksijalnih ležajeva i pogonskih komponenti, kao što je univerzalna spojnica. Stator je osetljivi deo motora jer je izložen stalnom "češanju" i deformisanju od strane rotora. Guma statora mora biti dovoljno elastična da obezbedi efikasno hidrauličko zaptivanje oko rotora, istovremeno omogućavajući rotoru da se slobodno obrće. Statori su ponekad izloženi hemijskom delovanju aromatičnih ugljovodonika u sistemu uljnih isplaka.

Veliki padovi pritiska u svakoj fazi motora ubrzavaju habanje statora. Ovaj problem je redukovan kod motora sa više zavojnica, jer su brzine obrtanja i pad pritiska po fazama manji. Međutim, veće radne torzije višestepenih motora teže da univerzalnu spojnicu i pripadajuće kompozicije komponenti pretvore u slabu tačku sistema. Ležajevi motora podmazivani isplakom koji su nezaptiveni mogu da otkažu i zbog erozije fluida, zatim usled izuzetnog opterećenja aksijalnih ležaja i normalnog trenja. Kada se rade promene trajektorije, rad motora je obično dovoljno kratkotrajan i ne prekoračuje se vek trajanja ležaja, ali vek trajanja ležaja može da bude ograničavajući faktor u toku dužih promena trajektorije ili bušenja vertikalnih kanala bušotina. Novije nezaptivene konstrukcije dopuštaju pad pritska do 70 bar dok zaptivni ležajevi rade uz razlike pritisaka do 110 bar. Neuobičajene prakse rada kao što je znatno ispiranje i proširivanje kanala bušotine, ili rad pri neuobičajeno niskim opterećenjima na dleto, mogu ubrzati habanje ležajeva. Takođe, izuzetno velika opterećenja na dleto mogu ubrzati propadanje ležaja na vijčanom motoru. Usavršavanje tehnologije materijala za ležaje doprinelo je tome da trošenje ležaja vijčanih motora postane manje bitan faktor nego što je to bio slučaj u prošlosti.

Najčešće se vijčani motori nazivaju motori sa poluzavojnicama, što znači da rotor ima jednu zavojnicu (nr=1), a stator ima dve zavojnice (nst =2). Ključni aspekt konstrukcije vijčanih motora je da stator uvek ima jednu zavojnicu više nego rotor, formirajući seriju progresivnih šupljina za isplaku dok se rotor okreće prema jednačini:

( )1.51 LLLL+= rst nn Kod vijčanih motora bitno je istaći da je rotor konstruisan sa spoljašnjim prečnikom (dr) i

ekscentričnošću (er), kao što je to prikazano na Sl. 5.5.

Slika 5.5. Poprečni presek vijčanog motora sa poluzavojnicom(PDM) pokazuje prečnik i ekscentrično za rotor

Slika 5.6. Šematski prikaz dijagrama statora i rotora kod “PDM” sa poluzavojnicom

Na Sl.5.6. prikazan je vrh dijagrama i korak (hod) jedne poluzavojnice vijčanog motora u radu. Vrh dijagrama označen sa Pr, ekvivalentan je talasnoj dužini rotora. Korak (hod) navoja rotora

120

(Lr) je aksijalno rastojanje koje pređe zavojnica u toku jednog punog obrtanja rotora. Za svaki vijčani motor vrh dijagrama rotora i vrh dijagrama statora su jednaki, dok su “hodovi” rotora i statora srazmerni broju zavojnica, prema jednačinama:

( )2.5LLLLstr PP = ( )3.5LLLLrrr PnL ⋅= ( )4.5LLLLststst PnL ⋅=

Na primer, u vijčanom motoru sa polu-zavojnicom, vrh dijagrama i korak rotora su isti, dok je korak statora dvostruki u odnosu na vrh dijagrama. Osim vijčanih motora sa polu-zavojnicom, postoje i konstrukcije sa više zavojnica, sa profilima: 3/4, 5/6, i 9/10, kao što je prikazano na Sl.5.4. i 5.7. Obrtni momenat raste sa povećanjem broja zavojnica, uz srazmerno opadanje brzine obrtanja dleta. Slika 5.7. Karakteristične varijante višekrilnih

zavojnica PDM (po Jurgenu) Brzina okretanja dleta kod nekih višesekcionih vijčanih motora dovoljno je mala da

omogući duži rad sa trokonusnim dletima sa kliznim zaptivnim ležajem. Polazna tačka proračuna konstrukcije vijčanih motora je da se odredi specifično istiskivanje

isplake “s”, po broju obrtaja rotora. To je jednako površini poprečnog preseka fluida (isplake) puta dužina napretka fluida (pređeni put), prema jednačini:

( )5.5LLLLAPnns rstr ⋅⋅⋅= Gde je:

A – površina poprečnog preseka fluida i iznosi približno: ( )2

2

112

4 +

−⋅

⋅=

st

str

nnd

Aπ

,

dok za polukrilne vijčane motore rr deA ⋅⋅= 2

Proizvođači vijčanih motora daju sledeće tehničke karakteristike pri korišćenju isplaka gustine 1,20 kg/dm3:

− Brzina obrtanja vijčanog motora koja je direktno proporcionalna količini ispiranja, prema jednačini:

( )6.51

212 LLLL

QQnn =

− Obrtni momenat koji je direktno proporcionalan padu pritiska kroz motor, prema jednačini:

( )7.51

212 LLLL

pp

MM∆∆

=

− Izlazna mehanička snaga dovedena do rotora koja je proizvod brzine obrtanja motora i torzionog, obrtnog momenta, prema jednačini:

( )8.5955

LLLLnMPm⋅

=

− Hidraulička snaga ostvarena na motoru koja je proizvod pada pritiska i količine ispiranja, prema jednačini:

( )9.5600

LLLLQp

P mmh

⋅∆=

− Koeficijenat iskorišćenja, koji predstavlja odnos:

( )10.5628,0 LLLLQpnMili

PP

mmh

m

⋅∆⋅

== ηη

121

Gde su: n – brzina obrtanja vijčanog motora (o/min) Q – kapacitet ispiranja (l/min) M – obrtni, torzioni momenat (daN m) Phm– hidraulička snaga na vijčanom motoru (kW) Pm – izlazna mehanička snaga na motoru (kW)

mp∆ – pad pritiska u motoru (bar)

Primer: Vijčani motor tipa “Navy Drill Mach-1” spoljašnjeg prečnika 171,45 mm (6 ¾”) raspolaže

sledećim tehničkim karakteristikama: Qmax=1400 lit/min; Mmax=345 daN m

barp 40max =∆ ; nmax=180 o/min Izračunati hidrauličku i mehaničku snagu na motoru, kao i koeficijent iskorišćenja motora.

Rešenje:

− Hidraulička snaga na vijčanom motoru dobija se iz jednačine 5.9:

kWPhm 93600

40400.1=

⋅=

− Izlazna mehanička snaga na motoru dovedena do rotora dobija se iz jednačine 5.8:

kWPm 65955

180345=

⋅=

− Koeficijent iskorišćenja motora dobija se iz jednačine 5.10:

%709365

==η

Optimalni rad vijčanog motora različitih spoljašnjih prečnika isključivo je određen tačno utvrđenim kapacitetom ispiranja isplakom. Sa postupnim povećanjem kapaciteta ispiranja, pri okretanju vijčanog motora povećava se i opterećenje na dleto. Time se pad pritiska u vijčanom motoru i obrtni momenat povećavaju. Ukoliko se pad pritiska poveća iznad maksimalno dopuštene vrednosti, vijčani motor se zaustavlja, što se na manometru (površini) registruje kao naglo povećanje cirkulacionog pritiska na pumpi. Daljim povećanjem opterećenja na dleto, pad pritiska u cirkulacionom sastavu se ne menja jer se gumeni oblog statora oštećuje, pa isplaka prolazi kroz vijčani motor, a da se otpor proticanju tečnosti ne povećava. Zbog toga, da bi se sprečilo oštećenje vijčanog motora, treba smanjiti opterećenje na dleto odmah čim se opazi naglo povećanje cirkulacionog pritiska na pumpi.

Tokom rada vijčanog motora obrtni momenat je direktno proporcionalan povećanju otpora proticanju isplake kroz bušilicu. Brzina obrtanja vijčanog motora, kao što je to već naglašeno, zavisi isključivo od kapaciteta ispiranja potiskivane isplake, a ne od veličine momenta torzije. Naime, brzina obrtanja se ne menja sa promenom veličine momenta torzije. S obzirom da se tokom bušenja ne menja ni kapacitet ispiranja ni brzina obrtanja dleta, te da se istovremeno sa povećanjem opterećenja na dleto povećava i otpor proticanju isplake kroz vijčani motor, to ovaj tip bušilice kod svih opterećenja na dleto ima maksimalni obrtni momenat i snagu na dletu. 5.2. Turbinske bušilice

Turbinske bušilice ili turbine prvo su se koristile u bivšem Sovjetskom Savezu 1934. godine, a njihova primena se povećavala sa 60% u toku 1953. godine na 86,58% u 1959. godine. Neposredno pre raspada Sovjetskog Saveza 50 do 60% celokupnog bušenja obavljeno je turbinskim bušilicama. Prvo uspešno bušenje uz primenu turbina izvan Sovjetskog Saveza obavljeno je u južnoj Francuskoj u toku 1959. godine. Turbine su takođe primenjene i u SAD 1960. godine, ali treba naznačiti da je manje od 1% metraže izbušeno u SAD pomoću turbina. One su se više koristile

122

u nekim delovima Evrope i Severnom moru, mada ne u tolikoj meri kao u bivšem Sovjetskom Savezu.

Turbinska bušilica ili turbina je dubinski hidraulički motor ugrađen iznad dleta, koji se pogoni isplakom, tako da alat iznad dleta miruje. Njeni turbinski elementi izrađeni su od livenog čelika i imaju znatne osne i radijalne tolerancije za rad pri visokim pritiscima, vibracijama i izvijanjima, a otporne su u radu sa nečistim tečnostima kao što je isplaka.

Tipovi turbinskih bušilica razlikuju se prema spoljašnjem prečniku, broju sekcija i turbinskih elemenata (stepenova), broju obrtaja osovine i po izradi ležaja. Navedena tehnička svojstva određuju namenu bušilice: za bušenje trokonusnim dletima, dijamantskim ili PDC dletima ili za vertikalno, odnosno dirigovano (kosousmereno) bušenje.

Po konstruktivnim karakteristikama turbinske bušilice se mogu svrstati u šest grupa: − Brzohodne bušilice obične izrade − Brzohodne bušilice sa vretenom − Sporohodne bušilice sa vretenom − Sporohodne bušilice sa promenljivim otporom − Bušilice za jezgrovanje − Reaktivni turbinski agregati

Pri manjim brzinama i većim otpornim momentima, efikasnost bušenja turbinama je znatno redukovana. Trokonusna dleta zahtevaju velika aksijalna opterećenja i manje brzine obrtanja i zbog toga nisu praktična za primenu sa turbinama. Dijamantska i PDC dleta bolje su prilagođena turbinama, ali dijamantska dleta nisu korišćena za turbinsko bušenje koliko i trokonusna dleta, jer je teško uskladiti određene konstrukcije dijamantskih dleta sa datim tipovima formacije. Čak i inženjeri u bivšem Sovjetskom Savezu, koji su obično bušili turbinama, uglavnom su primenjivali trokonusna dleta. Ovaj pristup ih je naterao da konstruišu motore sa manjim brzinama kao što su: sporohodne bušilice sa vretenom i sporohodne bušilice sa promenljivim otporom, gde se kod maksimalne snage broj obrtaja kreće od 250-300 o/min.

Ukoliko se odabere dleto odgovarajuće konstrukcije za datu formaciju i pruži mogućnost odgovarajućem aksijalnom opterećenju na dleto da uravnoteži pritisak i optimalizuje izlaznu snagu, može se dobiti uspešni rad turbinskim bušenjem. Ovo podrazumeva da operator može da održava rad turbine (bušenje) uz odgovarajući obrtni momenat i brzinu. Jasno, bez nekih sredstava za praćenje performansi u bušotini (obrtnog momenta i brzine), mnogo je teže bušiti turbinom nego vijčanim motorom.

U radnim kolima turbine, hidraulička energija ispirne tečnosti pretvara se u mehanički rad osovine na koju je pričvršćeno dleto, što izaziva rotaciju dleta, tako da se proces bušenja obavlja bez okretanja celog niza alata.

Svaki elemenat (stepen) turbine sastoji se iz dva dela, prikazano na Sl.5.8:

1. Nepokretni, učvršćeni u telo turbinske bušilice, tzv. “stator”

2. Rotirajući, spojeni sa osovinom, tzv. “rotor”

Stator ima oblik čeličnog prstena koji sa unutrašnje strane ima ugrađene povijene lopatice. Krajevi lopatica su međusobno spojeni unutrašnjom ivicom.

Rotor se sastoji iz prstena i lopatica istog oblika i nagiba kao lopatice statora, a imaju pravac povijanja suprotan od lopatica na statoru. Između statora i rotora postoji zazor koji obezbeđuje slobodnu rotaciju. Kada taj zazor prevaziđe određeni razmak turbinska bušilica se šalje na remont.

Slika 5.8. Elementi turbine

123

5.2.1. Princip rada turbinske bušilice Rad turbinske bušilice odvija se na sledeći način, prikazan na Sl.5.9. Isplaka pogonjena

isplačnom pumpom, prolazi kroz bušaći alat i pada na prvi stepen turbine. U statoru prvog stepena formira se pravac tečnosti, tj. isplaka menja pravac kretanja i odatle se pod određenim uglom usmerava na lopatice pokretnog dela turbine, tj. rotora, gde stvara silu pritiska na rotor, pri čemu ova energija teži da pokrene rotor čvrsto spojen sa osovinom turbine. Isplaka zatim odlazi u lopatice statora i rotora drugog stepena gde takođe troši jedan deo snage na pokretanje rotora. Na taj način isplaka prolazi kroz sve stepene turbine, zatim prolazi kroz otvor na osovini rotora i odlazi prema dletu, koje je postavljeno na donjem delu kraja osovine.

Slika 5.9. Šematski prikaz rada turbinske bušilice

Kao rezultat kretanja isplake kroz višestepenu turbinu stvaraju se obrtni momenti svakog stepena koji se sumiraju na osovini bušilice, zahvaljujući sili trenja koja se javlja. Pri tome se stvara određeni reaktivni momenat na statoru svakog stepena koji se prenosi na telo turbinske bušilice. Ukupni reaktivni momenat prenosi se na kolonu bušaćeg alata.

Obrtni momenat na osovini turbinske bušilice jednak je zbiru svih momenata koji se stvaraju u pojedinim stepenima turbine. Maksimalni momenat se postiže u donjem delu osovine turbine i iznosi:

)11.5(..........MkM ∆⋅= Gde su: M – obrtni momenat u donjem delu osovine turbinske bušilice k – broj stepena turbine

M∆ – obrtni momenat jednog stepena

Tehničke karakteristike turbinske bušilice kod određenog kapaciteta isplačnih pumpi, zavise od sledećih elemenata:

− profil i nagib lopatica, od čega zavise brzine i uglovi strujanja isplake;

− srednji prečnik turbine; − broj turbinskih elemenata; − brojem obrtaja osovine u minutu; − maksimalna snaga; − obrtni moment; − otpor proticanju, odnosno pad pritiska kroz turbinu; − koeficijent hidrauličkog korisnog dejstva.

Ako zanemarimo uticaj zazora između lopatica statora i rotora može se uzeti da će se pravac isplake pred ulazom u rotor poklopiti sa pravcem prolaza na izlaznoj strani lopatica statora. Usled toga, apsolutna brzina isplake (Co) na ulazu između lopatica rotora imaće pravac kao što je prikazano na Sl.5.10. Ta brzina će se razložiti na dve komponente brzina: na brzinu kojom će se isplaka kretati duž lopatice rotora (W) i na brzinu kojom će isplaka da okreće osovinu rotora (U). U cilju obezbeđenja minimalnog trošenja turbinskih lopatica uzima se da je profil lopatica rotora analogan profilu lopatica statora. Iz toga proizilazi da će brzina isplake (W1) na izlazu iz rotora biti jednaka brzini (Co) na izlazu iz statora, odnosno na ulazu u rotor i njen vektor će biti pod uglom ( 1α ) koji je jednak uglu ( 0α ). Ukoliko ulaz isplake u rotor i izlaz iz njega imaju isti presek, onda će vrednosti brzina (U) i (U1) biti jednake. Usled toga i trouglovi ulaznih i izlaznih brzina će biti jednaki i apsolutna brzina kretanja tečnosti (C1) na izlazu iz rotora će biti jednaka brzini (W) na ulazu u rotor. Zahvaljujući takvom odnosu komponenata brzina moguće je obezbediti dosta visok koeficijent korisnog dejstva i da se dobiju srazmerno male brzine kretanja tečnosti.

124

Slika 5.10. Brzine proticanja tečnosti (isplake) između lopatica statora i rotora

Slika 5.11. Tipične karakteristične krive rada turbinske bušilice

Aktuelne vrednosti snage (P1), obrtnog momenta (M1), broja obrtaja (n1) i pada pritiska

(∆p1) turbinske bušilice za željeni kapacitet ispiranja isplakom (Q1), mogu se izračunati sledećim jednačinama uz korišćenje nominalnih vrednosti za turbine: Pn, Mn, nn i np∆ pri nominalnom kapacitetu ispiranja, Q, što je prikazano i na Sl. 5.11:

( )12.53

11 LLLL

=

QQPP n

( )13.52

11 LLLL

=

QQMM n

( )14.511 LLLL

=

QQnn n

( )15.52

11 LLLL

∆=∆

QQpp n

Iz navedenih jednačina se može zaključiti:

− Snaga turbinske bušilice menja se proporcionalno sa trećim stepenom količine ispiranja. − Veličina obrtnog momenta menja se proporcionalno sa kvadratom količine ispiranja. − Broj obrtaja turbinske bušilice proporcionalan je kapacitetu ispiranja, tj. za koliko se poveća

kapacitet za toliko se povećava broj obrtaja turbine. − Pad pritiska u turbinskoj bušilici proporcionalan je kvadratu povećanja kapaciteta ispiranja. − Dok je broj obrtaja turbinske bušilice nezavisan od gustine isplake (ρis), dotle su obrtni

momenat, snaga i gubitak pritiska direktno proporcionalni gustini isplake. Matematički se to može prikazati jednačinama:

( )16.511 LLLLis

is

nPP

ρρ

=

( )17.511 LLLLis

is

nMM

ρρ

=

( )18.511 LLLLis

is

npp

ρρ

=∆∆

125

U tehnološkom procesu bušenja turbinskim bušilicama, brzina obrtanja dleta, uz konstantnu količinu ispiranja isplakom kroz cirkulacioni sistem, prvenstveno je, između ostalih faktora, zavisna od opterećenja na dleto, dok je pri “rotary” sistemu bušenja brzina obrtanja dleta nezavisna od opterećenja na dleto. Zbog toga je pri bušenju turbinskim bušilicama u odnosu na “rotary” bušenje znatno teže utvrditi takvo opterećenje na dleto i broj obrtaja dleta kod kojih će se ostvariti najekonomičnija brzina bušenja.

Zavisnost broja obrtaja dleta od opterećenja zahteva od operatora (bušača) da u procesu bušenja temeljito poznaje, pored ostalog, radne karakteristike primenjene turbinske bušilice, fizičko mehanička svojstva stena, te da ima bogato radno iskustvo. Dati precizne preporuke o izboru temeljnih faktora režima bušenja, pre svega opterećenja na dleto, neobično je teško. Međutim, moguće je tokom bušenja postupnim davanjem opterećenja utvrditi takvo opterećenje na dleto kod kojeg će se ostvariti maksimalna brzina bušenja. Iskustvo je pokazalo da veličina maksimalne brzine bušenja predstavlja ustvari jedini kriterijum utvrđivanja racionalnih faktora režima bušenja.

Pri bušenju u formacijama koje nisu sklone iskrivljenju kanala bušotine, primenjuje se najjednostavniji sastav bušaćih alatki, koji čine:

− Dleto − Turbinska bušilica − Gumeni rotirajući stabilizator − Teške šipke − Bušaće šipke

U formacijama koje su sklone iskrivljenju kanala bušotine primenjuje se složeniji sastav alata:

− Dleto − Stabilizator ili rimer − Turbinska bušilica − Gumeni rotirajući stabilizator − Teške šipke − Bušaće šipke

Dobre i loše strane bušenja turbinskim bušilicama Dobre strane:

− Rad turbinske bušilice ne zavisi od dubine bušotine, jer nema potrebe da se troši snaga na okretanje bušaćeg alata, čija se dužina povećava sa povećanjem dubine bušotine, a analogno tome, i broj nezgoda u bušotini se smanjuje.

− Bušaće šipke treba da izdrže samo statičko opterećenje i da izvrše transport isplake od površine do bušilice. Zahvaljujući tome, tj. odsustvu rotacije, postoji mogućnost primene lakših i jeftinijih bušaćih šipki i spojnica.

− Gubitak energije je manji nego kod “rotary” sistema bušenja jer se energija ne troši na okretanje bušaćih alatki.

− Moguće je ostvariti znatno veće mehaničke brzine bušenja i postiže se i do 20-40% bolji učinak po trokonusnom dletu nego primenom “rotary” sistema bušenja.

− Veoma je uspešno bušenje dirigovanih (kosousmerenih) bušotina.

Loše strane: − Potrebne su isplačne pumpe povećane snage da bi se obezbedila potrebna količina ispiranja i

potreban pritisak. − Neophodno je brižljivo čišćenje isplake od nabušenih, a posebno abrazivnih čestica. − Bušenjem turbinskim bušilicama povećavaju se troškovi za rezervne delove, što povećava i

cenu metra bušenja. − Održavanje turbinskih bušilica zahteva izvođenje čestih remonta i to sa specijalizovanom

radnom snagom.

126

6. PROJEKTOVANJE IZRADE BUŠOTINE Sva teoretska razmatranja i pristupi projektovanju izrade bušotine polaze od traženja realnih

kompromisa u cilju zadovoljavanja geoloških i drugih, opštih uslova koji su prisutni u kanalu bušotine. U takvim razmatranjima, projektovanje izrade bušotine mora da obuhvati optimalna tehničko-tehnološka rešenja uz istovremenu maksimalnu sigurnost, minimalnu cenu koštanja bušotine i svrsishodnost kanala bušotine. Posebno treba istaći da sigurnost zaposlenog osoblja, a zatim bušotine, predstavljaju prioritetne zadatke kod projektovanja izrade bušotine.

Važan faktor kod projektovanja izrade bušotine je i cena izrade bušotine. Cena koštanja bušotine se može znatno smanjiti primenom odgovarajućeg dizajniranja bušotine, koje obuhvata inženjerske principe, filozofiju izvođača bušenja i faktor iskustva.

Dostizanje konačne dubine bušotine ne mora značiti i njen uspešni završetak, tj. svrsishodnost kanala bušotine iz sledećih razloga:

− Prečnici i geometrija kanala bušotine mogu biti u takvom stanju da onemoguće K-merenja ili ugradnju adekvatne opreme u bušotinu.

− Produktivne zone mogu biti oštećene, tj. tako zagađene da onemoguće proizvodnju fluida iz produktivnih formacija.

Takođe, neophodno je naglasiti da samo dubina bušotine nije i nužni uslov za ocenu uspešnosti njene izrade, tj. projektovanja. Bušotine između 3.000-4.000 m mogu biti znatno tehnički složenije za projektovanje i izradu u odnosu na one dublje (6.000-7.000 m), jer se i na tim dubinama javljaju slojni (porni) pritisci znatno veći od hidrostatičkih i temperature iznad 180oC, te korozivni i otrovni gasovi, CO2 i H2S. Izrada relativno plitkih dirigovanih (kosousmerenih i horizontalnih) bušotina, takođe uslovljava tehničku složenost kod njihovog projektovanja.

Problematika projektovanja izrade bušotine posebno je vezana uz poznavanje sledećih stvarnih podataka:

− Pornih (slojnih) pritisaka i temperatura − Pritisaka frakturiranja (loma) naslaga stena − Zaleganja propusnih stena u kojima se gube radni fluidi (isplaka, cementne kaše, voda i

drugo) − Područja u kojima se pojavljuju agresivni (kiseli) gasovi, CO2 i H2S

Navedeni podaci potrebni su za određivanje optimalne konstrukcije bušotine, primenu odgovarajuće tehnologije, te pravilan izbor opreme koja omogućava bezbedno izvođenje radova. Na taj način se opasnost od dotoka slojnih fluida u kanal bušotine, zaglave tj. prihvata alata i gubitaka isplake svode na najmanju meru. U tabeli 6.1 je dat prikaz osnovnih podataka za izradu projekta bušotine.

Elementi koje mora da obuhvati projektovanje izrade bušotine i koji se posebno analiziraju i tehno-ekonomski optimalizuju su:

1. Geološko-tehnička osnova 2. Priprema lokacije radilišta 3. Konstrukcija bušotine 4. Izbor ispirnog fluida - isplake za bušenje 5. Izbor cementacije zaštitnih cevi 6. Izbor sigurnosne opreme (BOP) i ispitivanje ušća bušotine 7. Izbor alata za bušenje 8. Optimalizacija parametara bušenja 9. Izbor tipa bušaćeg postrojenja 10. Ekonomika izrade bušotine

127

Tabela 6.1. Prikaz osnovnih podataka za izradu projekta bušotine SEIZMIKA - GEOLOGIJA RAZRADA LEŽIŠTA EKONOMIJA − struktura slojeva − nagib slojeva − litološki profil − gradijenti pritisaka

− gradijenti pritisaka i temperatura u ležištu

− propusnost slojeva − sastav gasova i tečnosti

− cena bušotine − cena pojedinih

faza

CILJ BUŠOTINE

ISTRAŽNE RAZRADNE Projekat istražne bušotine Projekat razradne bušotine

6.1. Geološko-tehnička osnova

Geološke osobenosti stena u kojima se predviđa bušenje bušotine je podloga na kojoj se radi tehnički projekat izrade bušotine. Geološko-tehnička osnova treba da u sebi ugradi sledeće elemente:

1. Analiza razvoja istraživanja ili razrade ležišta. Prikazivanje ovih karakteristika vrši se putem: − obrazloženja za izradu bušotine koje obuhvata i rezultate istraživanja ili ispitivanja

susednih bušotina; − položaja bušotine, tj. koordinata na ustima bušotine (ako je bušotina planirana kao

vertikalna) i na dnu bušotine (ako je bušotina dirigovana); − prognozne, vertikalne dubine bušotine; − prognoznog litološkog stuba definisanog vertikalnim geološkim profilima, strukturnim

kartama i seizmičkim profilima; − prognozne čvrstoće stena u odnosu na njihovu bušivost; − predviđanja pojava tečnih i gasovitih fluida, njihovog sastava, kao i zona sa mogućim

prisustvom agresivnih fluida, CO2 i H2S; − predviđanja maksimalnih temperatura ili temperaturnog gradijenta u kanalu bušotine; − posebnih napomena koje se odnose na moguću tehničko-tehnološku problematiku tokom

izvođenja radova, kao što su: nestabilne zone sklone obrušavanju, gubicima isplake, zone pod velikim nagibom slojeva i drugo.

2. Analiza pornih (slojnih) pritisaka duž kanala bušotine 3. Predviđanje pritisaka frakturiranja (loma ) formacija duž kanala bušotine 4. Posebni tehnički zahvati pri izradi bušotine koji obuhvataju:

− definisanje tipa trajektorije bušotine, vertikalne ili dirigovane bušotine; − definisanje prečnika eksploatacione kolone zaštitnih cevi; − definisanje načina osvajanja, ispitivanja i proizvodnje bušotine; − način uzorkovanja i ispitivanja tokom bušenja (intervali, tj. slojevi uzimanja jezgra,

intervali i način testiranja «DST», intervali K-merenja, kao i program K-merenja i drugo).

6.1.1. Analiza pornih (slojnih) pritisaka u kanalu bušotine Poznavanje realnih vrednosti pornog pritiska naslaga stena duž kanala bušotine predstavlja

jedan od glavnih faktora koji utiče na efikasnost i uspešnost ukupnih operacija na izradi bušotine. Ako porni pritisci u fazi projektovanja bušotine nisu adekvatno procenjeni, odnosno u toku izrade bušotine dođe do znatnih odstupanja, to može prouzrokovati tehničke probleme kao što su: gubitak cirkulacije, dotok slojnog fluida u kanal bušotine, prihvat (zaglava) bušaćeg alata, nestabilnost kanala bušotine i drugo, a što je sve povezano sa znatnim povećanjem troškova izrade.

128

Slika 6.1.1. Šematski prikaz važnosti pornog pritiska za glavne segmente od uticaja na konstrukciju bušotine

Izrada naftnih, gasnih i geotermalnih bušotina, generalno posmatrano, bazira se na saznanjima o veličini pornih pritisaka. Uticaj pornog pritiska na glavne segmente kod projektovanja bušotina prikazan je na slici 6.1.1.

Na dovoljno istraženim lokalitetima (razradnim bušotinama) vrednosti pornih pritisaka su poznate, što umnogome olakšava i omogućava tehnički ispravno projektovanje bušotine. Na tipičnim istražnim lokalitetima te vrednosti se procenjuju i proračunavaju na osnovu geofizičkih podataka, geoloških prospekcijskih radova, korekcije susednih bolje istraženih lokaliteta i važećih proračuna u kojima se koristi savremena naftno-geološka praksa.

Kretanje pornih pritisaka naslaga stena duž kanala bušotine prikazuje se u obliku gradijenata.

Gradijent pritiska je definisan kao promena pritiska po metru dubine. Generalno data jedinica za gradijent pritiska je bar po metru (bar/m). Gradijent pornog pritiska predstavlja odnos pornog pritiska i dubine i odnosi se na kontinuirani propusni sloj. U praktičnoj primeni na projektovanju izrade bušotine gradijent pornog pritiska izražava se kao ekvivalent gustine isplake sledećom jednačinom:

( )1.1.60981,0

LLLLZ

PG Pp ⋅=

Gde su: Gp – gradijent pornog pritiska (kg/dm3) PP – porni pritisak (bar) Z – vertikalna dubina bušotine (m)

Apsolutne vrednosti gradijenta pornog pritiska duž kanala bušotine mogu znatno i promenljivo varirati, a retko se događa da su funkcionalno zavisne jedino od posmatrane dubine zaleganja naslaga stena. Upravo te promene vrednosti gradijenata duž kanala bušotine komplikuju postupak projektovanja izrade bušotine.

Porni pritisak je u suštini pritisak fluida koji se nalazi u pornom prostoru matriksa stena, a tipični fluidi su: nafta, gas i slojna voda. U naslagama stena porni pritisci, prema svojoj veličini, mogu biti:

− Normalni porni pritisak − Smanjeni (subnormalni) porni pritisak − Povišeni (abnormalni) porni pritisak

6.1.1.1. Normalni porni pritisak

Normalni porni pritisak u nekom sedimentacionom bazenu ekvivalentan je hidrostatičkom pritisku stuba prirodnog fluida prisutnog u tom bazenu. U Panonskom bazenu normalni porni pritisak ekvivalentan je hidrostatičkom pritisku vode gustine 1,01-1,03 kg/dm3. 6.1.1.2. Smanjeni (subnormalni) porni pritisak

Pod smanjenim, subnormalnim pornim pritiskom, podrazumeva se pritisak manji od hidrostatičkog pritiska stuba porne vode. Zone sa smanjenim pornim pritiskom nastaju kao posledica iscrpljivanja slojnih fluida iz ležišta, specifičnih prirodnih uslova i dugogodišnjih erozionih ciklusa, tj. stvaranja viška zapremine pornog prostora u odnosu na fluid.

129

6.1.1.3. Povišeni (abnormalni) porni pritisak Pod povišenim pornim pritiskom podrazumeva se pritisak veći od hidrostatičkog pritiska

stuba porne vode. Osnovni uslov za postojanje zona sa povišenim pornim pritiskom je prisustvo nepropusnih stenskih barijera koje stvaraju zamke, čime se ne omogućava slobodna komunikacija fluida u porama stena.

Porastom dubine povećava se dubina sedimentacionih stena, a time i geostatički pritisak, tj. pritisak pokrovnih stena. Na taj način povećava se čvrstoća matriksa, jer se povećava površina kontakta zrna u matriksu, pri čemu se smanjuje poroznost uz istiskivanje fluida iz pornog prostora. Relacije navedenih odnosa prikazao je "Terzaghis", sledećom jednačinom:

( )2.1.6LLLLpp PMS += Gde su: S – geostatički pritisak Mp – pritisak matriksa stena Pp – porni pritisak, tj. pritisak fluida u porama stena

Matematički, vertikalni geostatički pritisak za sedimente prosečne zapreminske mase, tj. gustine, može se izraziti sledećom jednačinom:

( )3.1.60

LLLL∫ ⋅⋅=Z

b dZqS ρ

Zapreminska masa na određenoj dubini u funkciji je gustine matriksa, gustine fluida u porama i poroznosti, a izražena je jednačinom:

( ) ( )4.1.61 LLLLθρθρρ ⋅+−⋅= flmb Gde su: Z – vertikalna dubina zaleganja stena q – gravitaciona konstanta

bρ – ukupna gustina stena

mρ – gustina matriksa stena

flρ – gustina fluida u porama stena θ – poroznost stena

Ako u toku normalnog kompakcionog procesa, koji prati smanjenje poroznosti i istiskivanje fluida iz pornog prostora, dođe do stvaranja nepropusnih stenskih barijera, one mogu uticati na stvaranje zona sa povišenim pornim pritiscima. Nepropusne stenske barijere sprečiće povećanje čvrstine matriksa stena, tj. smanjenje poroznosti i istiskivanja fluida iz pornog prostora, tako da će deo ukupnog geostatičkog pritiska primiti fluid u porama stene, što će rezultirati stvaranjem zona sa povišenim pornim pritiskom. Proces stvaranja zona sa povišenim pornim pritiskom prikazan je na Sl.6.1.2. Pod uslovom da u procesu sedimentacije postoje nepropusne barijere, uzroci stvaranja zona sa povišenim pornim pritiskom uslovljeni su delovanjem više faktora kao što su: litološki, minerološki, tektonska aktivnost i stepen sedimentacije.

Slika 6.1.2. Pritisak fluida u porama će se povećati iznad normalnih vrednosti na dubini nekompaktnih stena

130

U tabeli 6.2 prikazani su uzroci stvaranja zona sa povišenim pornim pritiskom, po Fertlu.

Tabela 6.2. Uzroci stvaranja zona sa povišenim pornim pritiskom (po Fertlu) Piezometrički nivo fluida (arterski vodeni sistem) Strukturni oblik rezervoara Pretakanje u pliće rezervoar-stene Brzina sedimentacije i depoziciona sredina Paleopritisak Tektonska aktivnost

− Rasedi − Laporoviti nabori − Soni nabori − Peščarske brane − Zemljotresi

Osmotski fenomen Dijagenetski fenomen

− Dijageneza glinovitih sedimenata Masivni slojevi soli Termodinamički i biohemijski uzroci

Otkrivanja zona sa povišenim pornim pritiskom

Teorija o kompakciji stenske mase, zasnovana na činjenici da formacije sa povišenim pornim pritiskom imaju manju kompakciju i veću poroznost nego slične formacije iste dubine normalnog pornog pritiska, praktično se koriste za otkrivanje i kvantitativno definisanje zona sa povišenim pornim pritiskom. Primenjuje se više metoda, ali svaka od njih bazirana je na praćenju, tj. merenju pojedinih parametara koji su zavisni od promena poroznosti formacija sa dubinom.

Osnovni postupak kod primene svih metoda je prethodno određivanje normalnog trenda kompakcije, a odstupanje od ovog trenda u odnosu na dubinu koristi se za otkrivanje i definisanje zone sa povišenim pornim pritiskom. Prelaz od trenda normalne kompakcije, odnosno između zone sa normalnim pornim pritiskom i zone sa povišenim pornim pritiskom nije oštar, već se između njih rasprostire prelazna zona nazvana "tranzitna zona". Otkrivanje i definisanje "tranzitne zone" je od izuzetne važnosti za korekciju gustine isplake i bezbedan ulazak u zonu sa povišenim pornim pritiskom.

Za otkrivanje i kvantitativno definisanje zona sa povišenim pornim pritiskom, uglavnom se koriste sledeće tehnike:

− Analiza regionalne seizmike − Praćenje podataka za vreme bušenja − Analiza karotažnih dijagrama sa bušotina

U područjima gde nisu obavljena istražna bušenja, prisustvo zona sa povišenim pornim pritiskom može se predvideti na osnovu rezultata seizmičkih merenja. Brzina prostiranja seizmičkih talasa sa pojedinih intervala seizmičkih profila recipročna je intervalu vremena pređenog puta. Analizom brzine rasprostiranja, odnosno intervala vremena pređenog puta seizmičkih talasa prikazanih po dubini, otkriva se prisustvo zona sa povišenim pornim pritiskom.

Tehnika otkrivanja zona sa povišenim pornim pritiskom zasniva se na činjenici da se tokom normalne kompakcije stenske mase smanjuje poroznost, čime se i vreme putovanja seizmičkih talasa smanjuje.

131

Slika 6.1.3. Smanjenje brzine prostiranja seizmičkih talasa i povećanje vremena putovanja u zoni povišenog pornog pritiska

Povećanje poroznosti u zoni sa povišenim pornim pritiskom dovodi do smanjenja brzine prostiranja seizmičkih talasa i do povećanja vremena putovanja.

Ova metoda uspešno se primenjuje u laporovitim stenama sa intervalima peščara, gde magnituda odstupanja "sintetizovanog seizmičkog talasa" od normalnog trenda konstatovanog u laporovitim stenama ukazuje na zone povišenog pornog pritiska u intervalima slojeva peščara.

Osnovni odnosi između brzine rasprostiranja seizmičkih talasa i vremena putovanja prikazani su na Sl.6.1.3.

− Praćenje podataka za vreme bušenja

Bušenjem kroz sedimente, u zavisnosti od geoloških karakteristika stenske mase, performansi režima bušenja i tipa dleta, dobijaju se indikacije koje ukazuju na promenu pornog pritiska. Praćenje i registrovanje parametara bušenja na bušaćem postrojenju, pruža bazu podataka za otkrivanje i kvantitativno definisanje pornog pritiska tokom izrade kanala bušotine.

Parametri bušenja na osnovu kojih se može uočiti ulazak u zonu sa povišenim pornim pritiskom mogu se grupisati prema vremenu potrebnom za njihovo otkrivanje u dve osnovne grupe:

1. Parametri koji se odmah uočavaju 2. Parametri za koje je potrebno izvesno vreme da bi se uočili

Navedene grupe parametara na osnovu kojih se može uočiti ulazak u zonu povišenog pornog pritiska prikazane su u tabeli 6.3. Iako gustina lapora, oblik, veličina i količina nabušenih čestica, gas u isplaci, temperatura protoka i hloridi u isplaci predstavljaju veoma dobre indikatore povišenog pornog pritiska, loša im je strana što se mogu dobiti tek više sati nakon obavljenog bušenja. Ovo se ne odnosi na mehaničku brzinu bušenja, koja daje odmah indikativne podatke.

Tokom bušenja mehanička brzina se uobičajeno menja sa promenom tipa formacije. Pod uslovom da se buši kroz istu formaciju, mehanička brzina opada sa porastom dubine formirajući liniju normalnog trenda. Neposredno iznad tranzitne zone, u sedimentima koji imaju ekstremno nisku propusnost i praktično predstavljaju zonu zaptivanja oko povišenog pornog pritiska, mehanička brzina se smanjuje ispod linije normalnog trenda. Daljim bušenjem, tj. ulaskom u tranzitnu zonu dolazi do povećanja mehaničke brzine bušenja i njenog znatnog porasta u zoni povišenog pornog pritiska.

Empirijski model "rotary" bušenja prikazuje se mnogobrojnim matematičkim jednačinama, od jednostavnih, do krajnje kompleksnih. Sve jednačine bušenja imaju zajednički cilj da definišu uticaj promenljivih faktora na mehaničku brzinu bušenja. Još 50-tih godina utvrđeno je da mehanička brzina bušenja zavisi od difrencijalnog pritiska isplake, tj. da isti povećava otpornost formacije na bušenje mehanizmom zadržavanja nabušenih čestica na dnu bušotine, čime se smanjuje efikasnost dleta. Međutim, ova relacija nije bila potpuno jasna dok Jordan i Shirley nisu razvili teoriju "d-eksponenta".

132

Tabela 6.3. Parametri bušenja na osnovu kojih se može uočiti ulazak u zonu sa povišenim pornim pritiskom

Odmah uočeni Uočeni nakon izvesnog vremena Karakteristike kod Karakteristike kod Parametri

bušenja Normalnog PP

Povišenog PP

Parametri bušenja Normalnog

PP Povišenog

PP mehanička

brzina bušenja opada raste gustina lapora raste opada

obrušavanje bušotine, nateg

alata

raste oblik čestica

oštre, izdužene

torzija na dletu povećava se veličina čestica

povećavaju se

protok isplake na izlivnoj cevi

povećava se

količina nabušenih čestica

povećava se

zapremina u isplačnim bazenima

raste

gas kod dodavanja komada

raste

gas kod manevra

raste

temperatura protoka ispl.

raste

hloridi u isplaci

povećava se

U cilju definisanja matematičkog modela procesa bušenja, Bingham je koristio sledeću jednačinu:

( )5.1.610937,3 2 LLLL

d

d

dfm D

FnKv

⋅⋅

⋅= −

Pri pokušaju da normalizuje efekat promene opterećenja na dleto, brzine obrtanja i prečnika dleta na mehaničku brzinu bušenja, Jordan i Shirley su našli korelaciju između vrednosti "d" i diferencijalnog pritska, tako da su jednačinu bušenja rešili po "d-eksponentu":

( )6.1.6

10937,3log58,1

log26,1

2

exp LLLL

d

d

m

DFn

v

d

⋅⋅−

−=

−

Gde su: vm – mehanička brzina bušenja (m/čas) Kf – koeficijent bušivosti za iste formacije (m/čas) n – broj obrtaja dleta (o/min) Fd – opterećenje na dleto (10kN) Dd – prečnik dleta (mm) d – eksponent

Jednačina "d-eksponenta" može se primeniti za otkrivanje tranzitne zone, tj. prelaza sa normalnog na povišeni porni pritisak pod uslovom da se gustina fluida za bušenje održava na konstantnoj vrednosti. Dokazano je da ukoliko se “dexp” proračunava u intervalima lapora, i njegova vrednost nanese u odnosu sa dubinom na dijagram, rezultantni grafik će imati opšti trend prave linije pod uslovom da su formacije pod normalnim pornim pritiskom.

133

U tim formacijama vrednost "dexp" ima tendenciju porasta sa dubinom. Ulaskom u formacije sa povišenim pornim pritiskom dolazi do odstupanja od normalnog trenda, tj. do smanjenja "dexp", što je prikazano na Sl.6.1.4.

Rehm i McClendon su 1971. godine uneli korekciju koja se ogleda u tome da se eliminiše efekat promene gustine isplake uvođenjem modifi-kovanog "dmod – eksponenta" jednačinom:

( )7.1.6expmod LLLL

=

is

nddρρ

Gde su: dmod – korigovani “dexp” za gustinu isplake dexp – vrednosti po Jordanu i Shirleyu

nρ – ekvivalentna gustina isplake za normalni porni pritisak

isρ – gustina isplake tokom bušenja Slika 6.1.4. Tipična "dexp" kriva “dexp” i modifikovani d-eksponent (dmod) primenjuju se pri kvantitativnom definisanju

povišenog pornog pritiska, tako što se njihove vrednosti očitavaju na dubini interesovanja sa ekstrapolirane linije normalnog trenda sa grafika modifikovanog “dmod” eksponenta. Porni pritisak povezan je sa odstupanjem od linije normalnog trenda relacijom ( )modexp / dd

n i izračunava se

sledećom jednačinom:

( ) ( )8.1.62,1

mod

expLLLL

−−=

dd

PSSP npnP

Gde su: Ppn – normalni porni pritisak

nd exp – očekivani “d-eksponent” sa linije normalnog trenda dmod – očitana vrednost sa krive modifikovanog “d-eksponenta” na dubini interesovanja

Pored praćenja “d-eksponenta” tokom bušenja često se primenjuje i metoda “Sigma-log-AGIP”. “Sigma-log” je metoda koja definiše odnos između parametara čvrstoće stena i gradijenta pornih pritisaka formacije. To je grafički prikaz parametara čvrstoće stene prema dubini, a daje trenutne informacije o zonama pornih pritisaka, rasedima i diskordancijama.

“Sigma-log” se zasniva na teoriji da se čvrstoća stena povećava sa dubinom i da negativno odstupanje od linije normalnog trenda čvrstoće upućuje na povećanje poroznosti, tj. na povišeni porni pritisak u stenama.

− Analiza karotažnih dijagrama sa bušotina Nakon dostizanja planirane dubine bušotine izvode se K-merenja. Na osnovu karotažnog

dijagrama koji se dobija i interpretacije rezultata K-merenja, mogu se otkriti i kvantitativno definisati zone sa povišenim pornim pritiskom. Ovi karotažni dijagrami prvenstveno koriste tehniku zasnovanu na električnoj provodljivosti, intervalu vremena putovanja zvučnih talasa i gustini stena. Promena kompakcije stenske mase izražena je povećanjem poroznosti koja je u korelaciji sa ponašanjem sledećih parametara na K-dijagramu: − Smanjenje specifičnog otpora (R) − Povećanje specifične provodljivosti (C) − Smanjenje formacijskog faktora (F) − Povećanje vremena putovanja zvučnih

talasa ( t∆ )

− Smanjenje zapreminske mase ili gustine formacije ( bρ )

− Povećanje indeksa neutron-vodonik (IHn) − Opadanje saliniteta formacijske vode (NaCl) − Povećanjem geotermalnog gradijenta

134

Slika 6.1.5. Šematski prikaz različitih karotažnih dijagrama ulaska u zonu povećanih pornih pritisaka (po “Fertl” i “Timko“)

U slučaju da se navedeni parametri postave u funkciji dubine bušotine, formacije sa smanjenom kompakcijom, odnosno povećanim porozitetom, uočiće se na osnovu anomalija prikazanih na Sl.6.1.5. Anomalije pri odstupanju od normalnih trendova koriste se za otkrivanje zona sa povišenim pornim pritiskom.

Najčešći karotažni dijagrami koji se primenjuju za otkrivanje i kvantitativno definisanje pornog pritiska su: karotaž specifičnog otpora (R), zvučni karotaž i karotaž zapreminske mase ( bρ ). 6.1.2. Pritisci frakturiranja (loma) formacija

Ulaskom u zone sa povišenim pornim pritiskom gustina isplake za bušenje mora se povećati, tako da ukupni pritisak stuba isplake bude veći od pornog pritiska u nabušenoj formaciji. Time se sprečava dotok fluida iz formacije u kanal bušotine. Međutim, pritisak od stuba isplake mora biti ispod pritiska koji može da izazove frakture, tj. lom plićih, relativno slabijih formacija neposredno ispod pete ugrađenih zaštitnih cevi. Poznavanje pritiska pri kojem dolazi do frakturiranja (loma) sedimenata “pfr” na svim dubinama u bušotini je jedan od osnovnih elemenata za planiranje racionalne konstrukcije naftnih, gasnih i geotermalnih bušotina sa stanovišta ugradnje zaštitnih cevi.

Hidrauličko frakturiranje je kompleksan fenomen pri kome je prvenstveno neophodno da pritisak stuba isplake dostigne i za malo pređe porni pritisak, kako bi isplaka penetrirala u porni prostor matriksa. Dalji porast pritiska stuba isplake izaziva sabijanje matriksa. Sabijanje matriksa je najveće u smeru minimalnog naprezanja.

Kada pritisak isplake prevaziđe vrednost minimalnog naprezanja matriksa i pornog pritiska, dolazi do frakture (loma) matriksa i fraktura se širi normalno na najmanje glavno naprezanje. Da bi se sprečila fraktura formacije usled delovanja pritiska stuba isplake, kod konstrukcije zaštitnih cevi u bušotini mora biti zadovoljen uslov:

( )9.1.6min LLLLpis Pp +< σ Gde su: pis – pritisak stuba isplake

minσ – glavno minimalno naprezanje matriksa stene. U tektonski neporemećenim sedimentima smatra se da je to glavno horizontalno naprezanje i da je hσσ =min 6.1.2.1. Izračunavanje pritiska frakturiranja

Tehnika za kvantitativno definisanje pritiska frakturiranja formacija uključuje sledeće metode:

− Metodu predviđanja − Potvrdnu metodu

135

Konstrukcija zaštitnih cevi u bušotini zasniva se na pritiscima frakturiranja koji su kvantitativno definisani metodom predviđanja. Nakon ugradnje i cementacije zaštitnih cevi predviđeni pritisak frakturiranja, ispod pete kolone ugrađenih zaštitnih cevi, mora biti proveren primenom potvrdne metode i to pre nastavka bušenja.

− Metoda predviđanja

Za kvantitativno definisanje pritiska frakturiranja metodom predviđanja, koriste se empirijske jednačine i korelacije. Kako je pritisak frakturiranja uvek veći od pornog pritiska, pre primene tih empirijskih jednačina neophodno je prethodno kvantitativno definisati porni pritisak.

Uobičajene jednačine i korelacije koje se primenjuju za kvantitativno definisanje pritiska frakturiranja uključuju:

1. Hubber i Willis jednačinu 2. Metthews i Kelly korelaciju 3. Ben Eaton korelaciju

l. Jednačina Hubbert i Willis:

Hubbert i Willis postavili su fundamentalne principe koji su još u primeni, kao što je: Minimalni pritisak u bušotini neophodan za stvaranje frakture, prikazan je kao potrebni pritisak za savlađivanje minimalnog glavnog naprezanja matriksa, i dat je jednačinom:

( )10.1.6min LLLLpf Pp += σ Na osnovu laboratorijskih eksperimentalnih analiza Hubbert i Willis su zaključili da u

regionima neporemećenih sedimenata nastalih normalnom kompakcijom, horizontalno naprezanje matriksa predstavlja minimalno naprezanje. Takođe su došli do saznanja da minimalno naprezanje matriksa u plitkim sedimentima približno iznosi jednu trećinu od vertikalnog naprezanja matriksa koje je rezultat delovanja geostatičkog pritiska, prema jednačini:

( )11.1.631

min LLLLvh σσσ ==

Definisanjem vertikalnog naprezanja matriksa ( vσ ), jednačinom: ( )12.1.6LLLLPv PS −=σ

dobija se gradijent frakturiranja Hubbert-Willisovom jednačinom izražen:

( )13.1.632

LLLLpS

f

GGG

⋅+=

Gde su: Gf – gradijent frakturiranja stena (bar/m) GS – gradijent geostatičkog pritiska za koga autori smatraju da je ujednačen celom dužinom

kanala bušotine (GS = const) i da iznosi 0,2262 bar/m Gp – gradijent pornog pritiska (bar/m) 2. Korelacija Matthews i Kelly

Iskustvom stečenim tokom bušenja ustanovljeno je da pritisak frakturiranja raste sa dubinim. Porast pritiska frakturiranja sa dubinom registrovan je u formacijama sa normalnim pornim pritiskom, tako da jednačina 6.13. nije generalno primenljiva u dubljim sedimentima. Matthews i Kelly zamenili su usvojenu pretpostavku, datu od autora Hubbert i Willis, da minimalno naprezanje matriksa iznosi jednu trećinu od vertikalnog naprezanja, sledećim izrazom:

( ) ( )14.1.6minmin LLLLPvh PSkk −=⇒⋅== σσσσ

gde je “k” koeficijenat naprezanja matriksa definisan iskustveno za određene lokalitete, a takođe su sačinili dijagrame za praktičnu upotrebu.

136

Nakon određivanja koeficijenta naprezanja matriksa (k) iz korelacionih krivih, gradijent pritiska frakturiranja proračunava se jednačinom:

( ) ( ) ( )15.1.6/ LLLLmbarGGGkG ppSf +−= 3. Korelacija Ben Eaton

“Ben Eaton” korelacija podrazumeva da je odnos između horizontalnog i vertikalnog naprezanja matriksa dat jednačinom:

( )16.1.61

LLLLvhG σµ

µ⋅

−=

Autor smatra da su Poissonov odnos i gradijent geostatičkog pritiska promenljivi sa dubinom. Vrednosti za Poissonov odnos (µ ) i gradijente geostatičkog pritiska (GS), potrebne za kvantitativno definisanje gradijenta pritiska frakturiranja, određuju se za pojedine lokalitete i neki od rezultata korelacija prikazani su na slikama 6.1.6 i 6.1.7.

Slika 6.1.6. Promena “Poissonovog” odnosa sa dubinom po “Ben Eatonu”

Slika 6.1.7. Promena gradijenta geostatičkog pritiska sa dubinom po “Ben Eatonu”

Konačni oblik jednačine za gradijent pritiska frakturiranja po “Ben Eaton” korelaciji glasi:

( ) ( ) ( )17.1.6/1

LLLLmbarGGGG ppSf +−−

=µ

µ

Mora se naznačiti da je od svih metoda predviđanja najviše u upotrebi “Ben Eaton” korelacija koja daje i približno najtačnije rezultate. 4. Predviđanje gradijenta pritiska frakturiranja za bušotine na moru

Kao što je već prethodno napisano, sa aspekta tehnologije projektovanja izrade kanala bušotine, nema bitnih razlika da li se bušenje izvodi na kopnu ili moru, tj. vodi. Međutim, proračun predviđanja gradijenta pritisaka frakturiranja stenske mase za bušotine na moru se ipak razlikuje od proračuna gradijenta pritiska frakturiranja za bušotine na kopnu. Razlika se ogleda u dejstvu stuba vode iznad stenske mase koji stvara dodatni pritisak, pa se ukupna dubina stenske mase mora korigovati za ekvivalentnu gustinu stuba vode i taj zbir se primenjuje u daljim proračunima. Za ekvivalentno definisanje gradijenta pritiska frakturiranja uobičajeno se koristi Ben Eatonova korelacija.

137

Primer: Osnovni podaci prikazani su na Sl.6.1.8. Prema toj slici dubina mora tj. vode iznosi

Zv=305m, dubina zaleganja stenske mase ispod vode je Zs = 915 m, a rastojanje od površine mora do vrtaćeg stola je 60 m. Ukupna vertikalna dubina bušotine od vrtaćeg stola je Z = 1.280 m. Potrebno je predvideti gradijent pritiska frakturiranja stenske mase na dnu bušotine, tj. na dubini od 1.280 m.

Slika 6.1.8. Skica bušotine na moru

Rešenje: 1. Neophodno je prvo izvršiti konverziju stuba vode

u ekvivalentni pritisak koji isti ostvaruje, a hidrostatički pritisak stuba vode dobija se jednačinom:

( )barGZp svvhv ⋅= ( )barphv 08,321052,0305 =⋅=

Gsv – predstavlja gradijent pritiska slane (morske) vode i uobičajeno iznosi 0,1052 bar/m (1,0724 kg/dm3)

2. Ekvivalentna dubina stenske mase u odnosu na dubinu vode dobija se deljenjem pritiska koji ostvaruje stub vode sa gradijentom geostatičkog pritiska stenske mase na dnu vode, tj. na vrhu stenske mase, sledećim izrazom:

( )mGp

EDFS

hv 1631968,0

08,32===

EDF – ekvivalentna dubina formacije u odnosu na vodu (m) GS – na osnovu Ben Eatonove korelacije gradijent geostatičkog pritiska se dobija iz dijagrama sa Sl. 6.7 i iznosi za dubinu od 305 m, GS = 0,1968 bar/m (2,00 kg/dm3)

3. Ukupna ili totalna dubina formacije, tj. stenske mase dobija se sabiranjem dubine stenske mase i

ekvivalentne dubine formacije: ( )mEDFZTDF s 078.1163915 =+=+=

4. Gradijent pritiska frakturiranja stenske mase debljine 1.078 m, koristeći Ben Eatonovu korelaciju, tj. jednačinu 6.17. je:

( ) ppSf GGGG +−−

=µ

µ1

na osnovu dijagrama sa Sl.6.6 i Sl.6.7 za dubinu stenske mase 1.078 m dobija se: GS = 0,2002 bar/m(2,04 kg/dm3)

385,0=µ Gp – predstavlja gradijent normalnog pornog pritiska koji je identičan sa gradijentom pritiska slane (morske) vode i iznosi 0,1052 bar/m(1,0724 kg/dm3). Zamenom dobijenih vrednosti u jednačini 6.1.17, frakturni gradijent stena na dubini od 1.078 m je:

( ) ( )mbarG f /165,01052,01052,02002,0385,01

385,0=+−

−=

5. Gradijent pritiska frakturiranja na ukupnoj, tj. totalnoj dubini bušotine od vrtaćeg stola, tj. dubini Z = 1.280 m, je: pritisak frakturiranja na dubini stenske mase od 1.078 m je:

( )barGTDFp ff 87,177165,0078.1 =⋅=⋅=

138

gradijent pritiska frakturiranja na dubini od 1.280 m je:

( )mbarZp

G ff /139,0

280.187,177

===

6. Gradijent pritiska frakturiranja izražava se i kao ekvivalentna gustina isplake ( ise.ρ ), jednačinom 4.11:

( )3. /416,1

0981,0280.18,177

0981,0dmkg

Zp f

ise =⋅

=⋅

=ρ

To praktično znači da tokom izrade kanala bušotine gustina isplake ne sme da pređe vrednost od 1,416 kg/dm3, jer je u protivnom moguće izazvati frakturu, tj. lom formacije.

− Potvrdna metoda:

Nakon ugradnje i cementacije zaštitnih cevi obavlja se test propuštanja stenske mase, pod nazivom “Leakoff test - LOT”. To je test pritiska na kome dolazi do prodora isplake u sloj, tj. formaciju, ali ne i do loma tj. frakture formacije. “LOT” se obavlja, prvenstveno, u cilju potvrde pritiska frakturiranja neposredno ispod pete ugrađenih zaštitnih cevi definisanih prethodno metodom predviđanja. “LOT” se, takođe, može izvesti i radi provere kvaliteta obavljene cementacije, kao i u toku bušenja kanala bušotine radi provere pritisaka frakturiranja izbušene stenske mase.

Generalni postupak za ovu metodu je da se zatvori sigurnosni uređaj oko bušaćih šipki na ustima bušotine (preventer-BOP) i da se postepeno kroz bušaće šipke, isplačnom pumpom ili cementacionim agregatom, nanosi pritisak u zatvoreni sistem, sve dok formacija ispod pete zaštitnih cevi ne počne da prima isplaku. Pritisak primanja formacije (“Leak-off” pritisak) plus pritisak stuba isplake koristi se za kvantitativno definisanje pritiska frakturiranja.

Primer: Pretpostavljeni su sledeći uslovi: − peta kolone zaštitnih cevi ugrađena je na dubini: Zk = 1.524 m − primenjena gustina isplake u bušotini je: 3/44,1 dmkgis =ρ − ostvareni pritisak na površini, tj. “Leak-off” pritisak je: pi = 42 bar

Izračunati gradijent pritiska frakturiranja na dubini ugradnje pete zaštitnih cevi izraženog u ekvivalentnoj gustini isplake, prikazano na Sl. 6.1.9.

Rešenje: Gradijent pritiska frakturiranja izražen u

ekvivalentnoj gustini isplake dobija se sledećom jednačinom:

( ) ( )

3

3

/72,10981,0524.1

4244,1

18.1.6/0981,0

dmkgG

dmkgZ

pG

f

k

iisf

=⋅

+=

⋅+= LLLLρ

Slika. 6.1.9. Primer “Leak-off” testa

Prema tome gustina isplake na kojoj dolazi do prodiranja u formaciju je 1,72 kg/dm3. U praktičnom izveštaju sa bušaćih postrojenja, gradijent pritiska frakturiranja se izražava u ekvivalentnoj gustini isplake ( )ise.ρ , tako da će u ovom slučaju izveštaj glasiti: Frakturni gradijent na dubini od 1.524 m iznosi 1,72 kg/dm3.

139

6.2. Priprema radilišta Priprema radilišta za dopremu i montažu bušaćeg postrojenja obuhvata niz radnji koje su

često povezane sa velikim investicionim ulaganjima u koje uglavnom spadaju:

1. Definisanje i razrešavanje pozitivne zakonske regulative koju generalno obuhvata: − otkup potrebnog zemljišta za montažu postrojenja; − status lokacije, tj. da li se ista nalazi u naseljenom mestu; − eventualno prisustvo kiselih gasova (CO2 i H2S); − ekologija, tj. zaštita čovekove okoline.

2. Izrada pristupnih puteva do bušaćeg postrojenja 3. Snabdevanje bušaćeg postrojenja industrijskom vodom i repromaterijalom

Izrada radnog platoa za bušaće postrojenje sa otpadnim taložnim bazenom i temeljima, ali tek nakon izbora odgovarajućeg bušaćeg postrojenja za izradu kanala bušotine. 6.3. Konstrukcija bušotine

Pri konstrukciji zaštitnih cevi primarni zadatak je odabiranje tehnički ispravnog i svrsishodnog zacevljenja bušotine, što predstavlja garanciju uspešne realizacije predviđenih zahvata i dovođenje bušotine njenom cilju uz najpovoljnije ekonomske rezultate.

Pod ugradnjom zaštitnih cevi podrazumeva se spuštanje u kanal bušotine kolone cevi koje imaju manji spoljašnji prečnik od prečnika bušotine. Prostor između zaštitnih cevi i zidova bušotine ispunjava se cementnom kašom.

Zaštitne cevi ugrađene u bušotinu imaju nekoliko važnih funkcija, kako za vreme bušenja tako i u toku veka eksploatacije. Generalno, funkcije zaštitnih cevi su sledeće:

− Odvajanje i izolacija različitih vrsta formacija da bi se minimalizovali problemi tokom bušenja ili maksimalizovala proizvodnja tokom eksploatacije.

− Omogućavanje prolaza svim planiranim alatima i opremi u cilju nastavka bušenja i omogućavanja operacija ispitivanja i osvajanja bušotine.

− Omogućavanje ugradnje sigurnosnih uređaja na ustima bušotine, kako za vreme bušenja, tako i za ispitivanje i proizvodnju bušotine.

Kako se komercijalne količine ugljovodonika otkrivaju na sve većim dubinama, broj i prečnik ugrađenih zaštitnih cevi neophodnih za uspešno dostizanje ovih formacija rastu. Iz tih razloga zaštitne cevi predstavljaju jedan od skupljih elemenata u ukupnom planiranju izrade bušotine. Odgovarajuće studije ukazuju da prosečna cena koštanja ugrađenih zaštitnih cevi iznosi oko 15% od prosečne cene kompletne bušotine.

Problematika konstrukcije zaštitnih cevi je veoma složena, a primenjuje se i višeznačnost u njenom tretiranju. U tehničkom smislu konstrukcija zacevljenja temelji se na:

− predviđenom zadatku i cilju bušotine − hidrodimaničkim uslovima koji se očekuju pri raskrivanju naslaga stena − kritičnim vrednostima termodinamičkih i geometrijskih parametara − tehničkim zahtevima koji se planiraju − proizvodnom veku bušotine

U tehno-ekonomskom smislu prisutna je funkcionalna zavisnost između troškova i stepena rizika, odnosno restrikcije pojedinih tehničkih rešenja koja se planiraju tokom izrade bušotine.

Konstrukcija zaštitnih cevi ne može zanemariti ni čisto ekonomski faktor, zasnovan na stepenu verovatnoće geološke prognoze (porni i frakturni pritisci), što može dati polaznu osnovu za izbor dubine ugradnje i kvaliteta zaštitnih cevi, jer cena po dužnom metru cevi i spojnica raste sa porastom njihove nominalne otpornosti.

140

Na Sl.6.3.1 prikazani su tipični programi zacevljenja dubokih naftnih, gasnih i geotermalnih bušotina zaštitnim cevima za različite geološke uslove, tj. sedimentacione bazene. Ako se na bušotini ne očekuje ulazak u zone sa povišenim pornim pritiskom, niti zone sa gubicima isplake ili sekcije soli (Sl.6.3.1a), za uspešno bušenje do konačno produktivnih intervala dovoljno je ugraditi samo uvodnu i površinsku kolonu zaštitnih cevi.

Slika 6.3.1. Primeri konstrukcije zaštitnih cevi:

a) u uslovima formacija sa normalnim pornim pritiskom (b i c) u uslovima formacija sa povišenim pornim pritiskom

− Uvodna kolona

Uvodna kolona predstavlja prvu zaštitnu cev koja se ugrađuje u sedimentne stene, tj. u bušotinu na dubini od desetak metara. Primarni zadatak uvodne kolone je da prekrije i spreči obrušavanje iz gornjih rastresitih naslaga humusa, šljunka ili peska, čime se omogućuje formiranje ušća bušotine, tj. cirkulacija isplake od dleta do površine. − Površinska kolona

Površinska kolona zaštitnih cevi ugrađuje se u bušotinu da: − prekrije vodonosne peskove; − spreči obrušavanje iz gornjih rastresitih formacija; − spreči gubitak isplake u gornje permeabilne formacije; − omogući ugradnju sigurnosnih uređaja (preventera) na ušću bušotine; − nosi opterećenja svih ostalih tipova zaštitnih cevi, osim izgubljene kolone.

Dubina ugradnje površinske kolone zavisi od konkretnih uslova u kanalu bušotine kao što su: debljina rastresitih gornjih naslaga; dubina zaleganja nepropusnih naslaga stena; eventualna prisutnost barskih gasova i drugo. Peta zaštitnih cevi ugrađuje se u nepropusne naslage stena i ova kolona se obavezno izoluje cementacijom do površine. Nakon ugradnje i cementacije ovih zaštitnih cevi u nastavku bušenja, ali najviše posle 15 izbušenih metara, potrebno je izvesti LOT (“Leak-off test”) u cilju utvrđivanja frakturnog gradijenta ispod pete kolone. Podaci o dobijenom frakturnom gradijentu na peti površinske kolone su osnovna orijentacija za primenu odgovarajuće gustine isplake u nastavku bušenja, tj. do dubine za ugradnju tehničke kolone zaštitnih cevi. − Tehnička kolona

Bušotine na kojima se očekuju formacije sa povišenim pornim pritiscima, zone sa gubicima isplake, nestabilne sekcije škriljavih glina ili sekcije soli, a to su uobičajeno dublje bušotine, zahtevaju ugradnju jednog ili više nizova tehničkih kolona zaštitnih cevi (Sl.6.10b), između površinske kolone i konačne dubine bušotine.

141

Tehnička kolona zaštitnih cevi prvenstveno se ugrađuje radi sigurnijeg i efikasnijeg dostizanja glavnog proizvodnog ili ispitnog objekta, tj. sloja. Osnovni zadatak tehničke kolone je kontrola zona, tj. formacija sa povišenim pornim pritiscima, tako što se ovom kolonom prekrivaju plići slojevi sa smanjenim ili normalnim pornim pritiskom. Ta njena funkcija je neophodna, jer velike gustine isplake potrebne za kontrolu zona sa povišenim pritiscima mogu izazvati gubitak cirkulacije ili zaglavu alata u plićim, nezaštićenim horizontima. Takođe, tehnička kolona se ugrađuje i u zone potencijalnih problema u bušotini, kao što su: dugački intervali formacija koje su sklone obrušavanju ili bubrenju, ili sekcije soli.

Dubina ugradnje tehničke kolone u funkciji je pornih pritisaka i pritisaka frakturiranja naslaga stena duž kanala bušotine. Uobičajeno prihvaćeni pristup je da se prvo odredi najdublja kompozicija tehničke kolone, a zatim postepeno i dubina ostalih zaštitnih cevi, od dna bušotine ka površini. Pravilno odabrana dubina ugradnje tehničke kolone omogućava ostvarivanje postavljenih zadataka i sigurno dostizanje dubine ugradnje sledeće kolone. Prilikom određivanja dubine ugradnje tehničke kolone mora se voditi računa da se peta zaštitnih cevi ugradi u nepropusne naslage stena.

Cementacijom tehničke kolone moraju se uspešno pokriti, tj. izolovati sve zone sa ugljovodonicima i povišenim pornim pritiscima. Pod uspešnom cementacijom se podrazumeva prekrivanje, tj. izolacija zona sa ugljovodonicima ili povišenim pornim pritiscima u dužini od najmanje 150 m. Ukoliko ne postoji mogućnost da se definiše kraj zone sa povišenim pritiscima, cementacija tehničke kolone mora se izvesti u preklopu sa površinskom kolonom u dužini od najmanje 150 m.

U nastavku bušenja iz tehničke kolone (ali najviše 15 m) potrebno je izvesti LOT (“Leak-off test”) u cilju definisanja frakturnog gradijenta formacije ispod pete kolone. Taj podatak služi za određivanje maksimalno moguće gustine isplake u nastavku bušenja i za eventualnu ugradnju sledeće tehničke kolone zaštitnih cevi.

− Izgubljena kolona

Izgubljena kolona zaštitnih cevi kao deo tehničke kolone (“Drilling Liner”) prekriva deo kanala bušotine i pri tome se niz zaštitnih cevi ne proteže do ušća bušotine. Izgubljena kolona postavlja se pomoću vešalice unutar prethodno ugrađene tehničke kolone sa uobičajenim preklopom od 90-150 m dužine. Ovaj tip zaštitnih cevi, uglavnom se ugrađuje u bušotine gde postoje velike razlike u promeni pornih pritisaka i pritisaka frakturiranja naslaga stena. U takvim slučajevima izgubljena kolona zamenjuje ugradnju celog niza zaštitnih cevi. Koristi se i u uslovima nepredviđenih teškoća koje se mogu premostiti jedino zacevljenjem. Osnovna prednost kod ugradnje izgubljene kolone je snižavanje troškova izrade bušotine, jer se smanjuje utrošak čelika.

Izgubljena kolona mora biti testirana sa isplakom pod pritiskom da bi se ispitala hermetičnost između vrha izgubljene kolone i sledeće veće kolone zaštitnih cevi.

− Ekspoataciona kolona

Eksploataciona kolona zaštitnih cevi ugrađuje se kroz produktivne serije (od 20-50 m ispod), kada treba ispitati raskrivene slojeve ili kada su ti slojevi pozitivni u pogledu proizvodnje slojnog fluida. Osnovna funkcija ovog tipa zaštitnih cevi je zaštita produktivnih slojeva u slučaju propuštanja, tj. oštećenja tubinga u fazi proizvodnje. Takođe, ova kolona omogućuje i zamenu proizvodne opreme u bušotini u toku eksploatacionog veka bušotine.

Izgubljena kolona zaštitnih cevi kao deo eksploatacione kolone (“Exploatation Liner”), prikazana na Sl.6.10b, ugrađuje se u bušotinu u slučajevima kada je pritisak frakturiranja stena neznatno veći od pornih pritisaka. Pri takvim uslovima nemoguće je ugraditi celokupno planirani niz zaštitnih cevi i obaviti potrebnu cementaciju. Uobičajeni postupak nakon ispitivanja, a pre puštanja u proizvodnju je da se ove zaštitne cevi preko posebnog uređaja “Tie-back” produžuju do površine. Cementacijom ove kolone moraju se pokriti i izolovati svi slojevi sa ugljovodonicima iznad pete kolone zaštitnih cevi. U bilo kojem slučaju, uspešna cementacija pokriva međuprostor sa cementom u dužini najmanje 150 m, iznad poslednjeg sloja sa ugljovodonicima. Ako se izgubljena

142

kolona koristi kao eksploataciona kolona, obavezno je ispitivanje hermetičnosti vrha izgubljene kolone i prethodno ugrađene kolone. 6.3.1. Standardizacija zaštitnih cevi i spojnica

Proizvodnja zaštitnih cevi u svetu uglavnom se zasniva na preporukama API (“American Petroleum Institute”). To, međutim, ne obavezuje korisnika da isključivo koristi samo zaštitne cevi izrađene prema API preporukama. Sve česće se za eksploatacione kolone na bušotinama koje uz ugljovodonike proizvode i agresivne medije (CO2; H2S; Cl, ...) koriste zaštine cevi izrađene od legiranog čelika, koje još nisu obuhvaćene API preporukama. Za zaštitne cevi API je specificirao:

− Dužinu cevi − Kvalitet čelika (“Grad”) − Spoljašnji prečnik cevi − Debljina zida cevi − Navojni spoj (spojnice)

Dužina zaštitnih cevi

Zaštitne cevi se proizvode u tri grupe dužina: I grupa - od 4,9 do 7,6 m; II grupa - od 7,6 do 10,4 m i III grupa - od 10,4 do više metara. Kvalitet čelika (“Grad”)

Kvalitet čelika određuje osnovna mehanička svojstva zaštitnih cevi, a dodavanjem primesa čeliku i termičkom obradom poboljšavaju se primarna mehanička i hemijska svojstva. Prema API standardu, kvalitet zaštitnih cevi označava se sa “Grad”. “Grad” kod zaštitnih cevi klasifikuje kolone prema minimalnoj granici elastičnosti, tako da za normalne čelike imamo sledeće “Gradove“: H-40; J-55; K-55, i N-80, sa minimalnom granicom elastičnosti od: 40.000; 55.000 i 80.000 psi. Ove zaštitne cevi moraju biti termički tretirane, a proizvode se kao bešavne i šavne cevi. Takođe, kod ovih materijala nije definisana, tj. kontrolisana tvrdoća (HRC).

U čelike velike jačine spadaju sledeći “Gradovi”: P-110; Q-125 i V-150, sa minimalnom granicom elastičnosti od: 110.000; 125.000 i 150.000 psi. Ove zaštitne cevi moraju biti bešavne, tj. bez vara.

Zaštitne cevi sa ograničenom granicom elastičnosti i kontrolisanom tvrdoćom, određuju minimalne zahteve za kvalitet čelika kolona zaštitnih cevi otpornih na korodirajuće medijume, kao što su : CO2; H2S; Cl i druge. U te vrste kvaliteta čelika spadaju sledeći “Gradovi”: C-75; L-80; C-90 i C-95, sa kontrolisanom tvrdoćom HRC između 22-25. Da bi taj čelik bio otporan na delovanje agresivnih medija, dodaju mu se hrom, molibden i mangan, a svaka cev se posebno termički obrađuje. Spoljašnji prečnik cevi

Nominalni prečnik zaštitnih cevi je spoljašnji prečnik. Promenom debljine zida menja se isključivo unutrašnji prečnik cevi. Prema API standardu, zaštitne cevi se izrađuju u sledećim spoljašnjim prečnicima: 114,3 mm(4 ½”); 127 mm(5”); 139,7 mm(5 ½”); 168,3 mm(6 5/8”); 177,8 mm (7”); 193,7 mm (7 5/8”); 219,1 mm (8 5/8”); 244,5 mm (9 5/8”); 273,1 mm (10 ¾”); 298,4 mm (11 ¾”); 339,7 mm (13 3/8”); 406,4 mm (16”); 473,1 mm (18 5/8”) i 508,0 mm (20”). Debljina zida cevi

Otpornost zaštitnih cevi na opterećenja i naprezanja u bušotini zavisiće od debljive zida (t) – za cevi istog kvaliteta čelika (“Grad”) i istog nominalnog spoljašnjeg prečnika. Takođe, od debljine zida zavisi i težina cevi izražena u dekanjutnima po dužnom metru (daN/m). Minimalni unutrašnji

143

prečnik kontroliše se prečnikom prolaznosti kolone “Drift Diameter”, koji mora bez teškoća proći kroz unutrašnjost zaštitnih cevi. Spajanje zaštitnih cevi

API specifikacija preporučuje četiri tipa spajanja zaštitnih cevi:

− Kratki okrugli navoji i spojnice, koji se označavaju sa: STC ili K/O − Dugi okrugli navoji i spojnice, koji se označavaju sa : LTC ili D/O − “Buttress” navoji i spojnice , označavaju se sa: BCSG ili Batres − “Extremeline” navoji i spojnice, označavaju se sa: XCSG

Zaštitne cevi, koje na spoljašnjem zidu imaju urezane navoje, međusobno se spajaju spojnicama prstenastog oblika sa desnim navojima urezanim sa obe strane na unutrašnjim zidovima spojnica.

Najčešće primenjivani tip spajanja zaštitnih cevi je sa spojnicama sa okruglim navojem poznat kao API-8 okrugli navoj. Navoj na cevi i spojnici izrađuje se u konusu nagiba 1:16 sa osam navoja na 25,4 mm dužine (1”). Ovi navoji su V-profila sa uglom od 30o i zaobljenim vrhovima. U spoju zaštitnih cevi ovim tipom navoja, spojnica odnosno navoj spojnice je najslabija tačka, što kod povećanih tenzionih opterećenja može uzrokovati iskakanjem navoja. Dugačke spojnice će biti otpornije od kratkih spojnica u tim slučajevima.

Od trapeznih navoja API je usvojio “Buttress” i “Extreme Line”. Efikasnost batres navoja je daleko veća od okruglih navoja jer se primenjuju samo na dugim spojnicama i trapezni navoj se navrće do kraja, tako da ne postoji mogućnost iskakanja navoja. Spojnica sa trapeznim navojem ima čvrstoću na kidanje iznad granice elastičnosti tela zaštitnih cevi, a sam batres navoj ima 5 trapeznih navoja na 25,4 mm dužine sa kosinom nagiba od 1:16.

“Extremeline” navoji ostvaruju zaptivanje “metal na metal” ili gasno nepropusne spojeve i primenjuju se kod zaštitnih cevi koje se ugrađuju u gasne bušotine sa visokim slojnim pritiscima i agresivnim medijima, kako bi se osigurala potpuna nepropusnost kolone zaštitnih cevi u slučaju pucanja ili propuštanja tubinga. Postoji više vrsta ovih navojnih spojeva od kojih su najpoznatiji: “VAM”; “HYDRILL” i “ATLAS BRADFORD”. Zaptivanje gasno nepropusnog navojnog spoja ostvaruje se dosedanjem ramena muškog navoja u zaptivni žljeb ženskog navoja. Na taj način ostvaruje se zaptivanje “metal na metal”. Stepen efikasnosti zaptivanja zavisi od dužine kontakta ramena muškog navoja u žljebu ženskog navoja. Pojedini proizvođači zaštitnih cevi dodatnu sigurnost zaptivanja ostvaruju mašinskom obradom navoja spojnice i umetanjem teflonskog prstena u taj prostor. Ovaj sistem zaptivanja naziva se koroziona barijera ili “CB-prsten”. Primer:

Na osnovu izloženog, definisati najčešće primenjivanu tehničku kolonu zaštitnih cevi 244,5 mm, uz korišćenje njenih tabličnih podataka. Rešenje:

Kolona zaštitnih cevi po API definiše se na sledeći način: − Spoljašnji prečnik cevi: 244,5 mm(9 5/8”) − Težina : 68,54 daN/m (47 lb/ft) − “Grad” : N-80 − Spojnica sa navojem : D/O (LTC) − Dužina : R-II

U izveštajima se navedeni podaci prikazuju: 244,5mmx68,54 daN/m; N-80; D/O; R-II ili 9 5/8”x47 lb/ft; N-80; LTC; R-II

144

6.3.2. Otpornost zaštitnih cevi Otpornost zaštitnih cevi, s obzirom na delovanje sila, odnosno naprezanja, računa se prema

poznatim fizičkim obrascima. Proračuni obuhvataju mehanička svojstva materijala, geometriju cevi i smer delovanja sila, odnosno naprezanja. Za cevi proizvedene prema API specifikacijama, ili za posebno proizvedene cevi, daju se minimalne i maksimalne vrednosti otpornosti zaštitnih cevi s obzirom na moguća opterećenja i naprezanja. API bilteni preporučuju jednačine kojima se proračunavaju sledeće vrste otpornosti za zaštitne cevi:

− Otpornost na opterećenje pri istezanju − Otpornost na unutrašnji pritisak ili pucanje − Otpornost na spoljašnji pritisak ili gnječenje

Otpornost na opterećenje pri istezanju

Otpornost zaštitnih cevi na istezanje predstavlja aksijalno opterećenje koje je potrebno primeniti na telo cevi da bi se dostigla minimalna granica elastičnosti, a što je izraženo jednačinom:

( ) ( )1.3.6785,0 22min LLLLkkk IDODF −⋅= σ

Jednačine za otpornost spojnica na opterećenje pri istezanju prikazane su u zavisnosti od tipa navoja i spojnica. Okrugli navoj

Sila kidanja u navoju: ( )2.3.695,0 LLLLkznkn AF σ⋅⋅=

Sila “izuvanja u navoju”:

( )3.3.614,014,05,0

28337,195,0 min

59,0

LLLL

⋅+

+⋅+⋅

⋅⋅⋅⋅=

−

kk

kkzniz ODLODL

ODLAF

σσ

Gde su: Fk – sila kidanja tela zaštitnih cevi (daN) Fkn – sila kidanja u navoju (daN) Fiz – sila izuvanja u navoju (daN)

minσ – minimalna granica elastičnosti zaštitnih cevi (bar) ODk – spoljašnji prečnik zaštitnih cevi (cm) IDk – unutrašnji prečnik zaštitnih cevi (cm) Azn – površina preseka zaštitnih cevi ispod zadnjeg punog navoja, izraženog jednačinom:

( )[ ]2236195,0785,0 kkzn IDODA −−=

kσ – minimalna granica kidanja zaštitnih cevi (bar) L – korisna dužina navoja (cm)

Iz jednačine 6.21. može se zaključiti da sila “izuvanja u navoju” zavisi od dužine navoja (L), tako da API standardizuje duge i kratke spojnice. Spojnice sa dugim okruglim navojem (D/O) su otpornije na izuvanje od kratkih spojnica (K/O) Trapezni (“Buttress”) navoj

Otpornost trapeznog navoja na optrećenje pri istezanju je znatno veća od otpornosti na istezanje okruglog navoja, ali zbog komplikovanosti jednačina, iste neće biti prikazane. Otpornost na unutrašnji pritisak ili pucanje

Barlowova jednačina za cevi debelih zidova je istovetna sa jednačinom za cevi sa tankim zidovima, pod uslovom da se unutrašnji prečnik cevi (IDk) zamenjuje vrednošću za spoljašnji

145

prečnik zaštitnih cevi (ODk). Otpornost na unutrašnji pritisak zaštitnih cevi (pucanje) zasniva se na izračunavanju Barlowove jednačine, pri čemu se primenjuje 87,5% od minimalne granice elastičnosti za zaštitne cevi, tako da jednačina glasi:

( )4.3.62

875,0 min LLLL

⋅⋅=

kp OD

tp

σ

Gde su: pp – otpornost zaštitnih cevi na unutrašnji pritisak, pucanje (bar) t – debljina zida zaštitnih cevi (cm) ODk– spoljašnji prečnik zaštitnih cevi (cm)

minσ – minimalna granica elastičnosti zaštitnih cevi (bar)

Otpornost na spoljašnji pritisak ili gnječenje

Gnječenje čeličnih cevi pod delovanjem spoljašnjeg pritiska je znatno kompleksnija pojava od pucanja cevi na unutrašnji pritisak. Presek zaštitnih cevi zbog delovanja spoljašnjeg pritiska može popustiti na tri načina:

1. Ako je stanje naprezanja preseka cevi u području elastičnosti materijala 2. Ako je stanje naprezanja preseka cevi u području plastičnih deformacija 3. Ako je stanje naprezanja preseka cevi prešlo granicu čvrstoće materijala

Otpornost zaštitnih cevi na spoljašnji pritisak izračunava se za: − pritisak gnječenja do granice elastičnosti − plastični pritisak gnječenja − tranzitni pritisak gnječenja − elastični pritisak gnječenja

Korišćenjem minimalne granice elastičnosti dobija se jednačina koja se koristi za proračun otpornosti zaštitnih cevi na gnječenje za područje granice elastičnosti materijala:

( )( )5.3.6

12 2min LLLL

−⋅=

tODtOD

pk

kg σ

Gde su: pg – otpornost zaštitnih cevi na gnječenje (bar) ODk – spoljašnji prečnik zaštitnih cevi (cm) t – debljina zida zaštitnih cevi (cm)

minσ – minimalna granica elastičnosti zaštitnih cevi (bar)

Otpornost zaštitnih cevi za raspon plastičnog pritiska gnječenja izračunava se jednačinom:

( )6.3.6min LLLLCBtOD

Apk

g −

−= σ

Otpornost zaštitnih cevi na tranzitni pritisak gnječenja, tj. na gnječenje od plastične do elastične deformacije gnječenja proračunava se na osnovu sledeće jednačine:

( )7.3.6min LLLLGtOD

Fpk

g −

= σ

Otpornost zaštitnih cevi na gnječenje za elastični raspon gnječenja izračunava se prema jednačini:

( ) ( )[ ]( )8.3.6

1//10238,3

2

6

LLLL−

⋅=

tODtODp

kkg

146

Uobičajeni primenjeni odnosi (OD/t) za određene kvalitete čelika (“Grad”) i vrste opterećenja na gnječenje propisani su API biltenima za upotrebu odgovarajućih jednačina. Takođe i faktori jednačina A, B, C, F i G definisani su na isti način.

Jednačine za otpornost zaštitnih cevi na pritisak gnječenja do granice elastičnosti, plastični pritisak gnječenja i tranzitni pritisak gnječenja zavisne su od minimalne granice elastičnosti cevi i odnosa D/t. Jednačina za elastični pritisak gnječenja (6.27) ne zavisi od granice elastičnosti, tako da se rasponom odnosa OD/t omogućava promena pritiska gnječenja za isti prečnik zaštitnih cevi. Ovo se primenjuje za cevi većeg prečnika kod kojih se mora obratiti pažnja na geometriju, tj. ovalnost cevi. 6.3.3. Korozija zaštitnih cevi

U bušotinama se susreću veoma složeni uslovi koji utiču na pojavu korozije, kao što su: visoki pritisci i temperature, prisutnost agresivnih medija (CO2 i H2S) i vode sa hloridima. Proizvodni fluidi, koji sadrže CO2 i H2S pod visokim pritiskom i na visokoj temperaturi, uz prisutnost vode sa malom vrednošću pH, omogućavaju pojavu veoma agresivne korozije kojoj mogu odoleti samo neki materijali. Delovanje ugljen - dioksida (CO2)

Ugljen–dioksid se rastvara u vodi i formira ugljenu kiselinu prema reakciji:

CO2 + H2O = H2CO3

Ugljena kiselina sa gvožđem stvara fero - karbonat po jednačini: Fe + H2CO3 = FeCO3 + H2 Rastvorljivost CO2 u vodi je direktno proporcionalna pritisku, a obrnuto proporcionalna

temperaturi. Najčešća pojava korozionog oštećenja usled delovanja CO2 na metal je u obliku tačkaste

korozije, koja se povećava sa brzinom protoka po čitavoj površini metala. U naftnim bušotinama CO2 prouzrokuje koroziju onda kada sadržaj vode u proizvodnji postane dovoljno visok da prouzrokuje promenu kvašljivosti, tj. kad metal postaje vodokvašljiv. Taj uslov je teško predvideti jer su konstatovani podaci od minimalne vrednosti zavodnjavanja ležišta (1-5%), do srednjih (20-30%) i maksimalnih (60-90%). Teže nafte imaju osobinu da ostaju kvaseća faza i pri nešto većem sadržaju vode u odnosu na lakše nafte.

Zbog smanjenja pH vrednosti usled rastvaranja CO2 u vodi povećava se uticaj H2S (materijal apsorbuje višak vodonika). Opasnost od loma cevi, tj. materijala, vrlo brzo raste zbog delovanja H2S kada vrednost pH postane manja od 4.

Delovanje CO2, tj. korozivnost CO2 zavisi od parcijalnog pritiska. Parcijalni pritisak izražava odnos jedne komponente gasa prema ukupnoj smesi gasa i izražava se u matematičkom obliku sledećom jednačinom:

( ) ( )9.3.6100

(%)..Pr.. LLLLbarkomponenteudeozapremxsmešeitpritParc =

Zavisnost korozivnog rastvora CO2 od parcijalnog pritiska prikazana je u tabeli 6.4:

Tabela 6.4. Zavisnost korozivnosti rastvora CO2 od parcijalnog pritiska PARCIJALNI PRITISAK KOROZIVNOST CO2

2 bar korozivan 0,5-2 bar moguće korozivan 0,5 bar nije korozivan

147

Delovanje sumpor - vodonika (H2S)

Proizvodni fluidi koji sadrže vodu i H2S se smatraju kiselim sredinama i mogu prouzrokovati više tipova korozije: koroziju opšteg tipa, tačkastu koroziju, naponsku koroziju i razaranje metala vodonikom.

Korozija opšteg tipa može nastati samo uz prisustvo vode, a posebno je jaka pri temperaturama višim od 90oC. To je elektrohemijska korozija, čiji se proizvod (gvožđe - sulfid) taloži na površini metala u obliku crnog taloga i postaje katoda u odnosu na nekorodirani materijal, koji je kao anoda podvrgnut koroziji. Delovanje H2S može se predstaviti sa:

Fe++ + H2S + voda = FaS + 2H++

Tačkasta korozija je slična koroziji opšteg tipa i javlja se na vrlo malom delu površine materijala. Uprkos neznatnom gubitku materijala, može predstavljati značajnu opasnost zbog velike dubine prodiranja.

Pukotine usled naponske korozije javljaju se zbog istovremenog hemijskog delovanja sulfidne sredine i mehaničkog naprezanja. Taj tip oštećenja posebno je uzrokovan prodiranjem atomskog vodonika u strukturi legure, rekombinacijom atomskog u molekularni vodonik, što dovodi do pucanja metala pri niskim naprezanjima.

Kod razaranja metala vodonikom, atomski vodonik, kao produkat korozije opšteg tipa, prodire u metalnu rešetku, gde se rekombinuje u molekul vodonika i uzrokuje pojavu vodonikove krtosti. Povećanje unutrašnjeg naprezanja metala zapreminskim širenjem molekula vodonika dovodi do pucanja metala. Pri temperaturi iznad 80oC razaranje metala vodonikom se bitno smanjuje, u prelaznom području od 65-80oC se događaju lomovi, a prava opasnost od razaranja metala vodonikom počinje ispod 65oC.

Efekat naponske korozije i razaranje metala vodonikom se naziva “Sulfide Stress Cracking - SSC” zbog toga što je vezan za vodonik - sulfid. Pod uslovima visokog naprezanja, SSC može biti katastrofalan i desiti se za samo nekoliko sati, sa malom ili neevidentiranom površinskom korozijom. Ovaj efekat je složena funkcija mnogo promenljivih, od kojih su najznačajniji:

− hemijski sastav metala, čvrstoća, tvrdoća, toplotna obrada i mikro struktura − pH vrednost − koncentracija H2S i pritiska u sistemu − stepen naprezanja materijala − temperatura − vreme

Korozivnost H2S u odnosu na veličinu parcijalnog pritiska prikazana je u tabeli 6.5. Tabela 6.5. Zavisnost korozivnosti H2S od parcijalnog pritiska

PARCIJALNI PRITISAK KOROZIVNOS H2S 0,01 bar korozivan

0,01-0,001 bar moguće korozivan 0,001 bar nije korozivan

NACE (National Association of Corrosion Engineers) standard MR-01-75 navodi parcijalni pritisak od 0,0034 bar kao granični pritisak za pojavu naponske korozije i razaranja metala vodonikom.

Vodonikovoj krtosti ne podležu ugljenični i nisko legirani čelici, osim ako im tvrdoća prelazi 22 HRC (čvršći materijali znatno su neotporniji na ovaj tip korozije).

Niske vrednosti pH vode u slojnom fluidu predstavljaju idealne uslove za stvaranje H2S. Korozija hloridima

Korozija hloridima (solima) najčešće nastaje kada je u kiseloj sredini prisutan H2S. Temperature iznad 60oC znatno povećavaju koroziju hloridima, koja može dovesti do loma cevnog materijala. Hloridi uzrokuju dva tipa korozije: koroziju opšteg tipa, koja se manifestuje kao tačkasti

148

izgled površine sa vrlo dubokim sitnim oštećenjima i naponsku koroziju koja se ogleda dubokim promenama u metalnoj rešetki, što izaziva lom materijala i pri vrlo malim naprezanjima. Delovanje slojne vode i kondenzata ugljovodonika

Prisutnost agresivnih gasova, njihov parcijalni pritisak, temperatura i brzina protoka nisu jedini parametri važni za prognozu korozije.

Slojna voda u obliku kondenzata ili u izvornom obliku vrlo je bitna za prognozu korozije. Ona je kao kondenzat slabo mineralizovana, dok u svim drugim slučajevima može biti jako mineralizovana, a minerali koje sadrži deluju na njenu pH vrednost. Rastvoreni CO2 snižava Ph vrednost slojne vode i na taj način stvara idealne uslove za pojavu H2S korozije, što je prikazano u tabeli 6.6.

Tabela 6.6. Zavisnost pH vrednosti slojne vode i stepena H2S korozivnosti pH SLOJNE VODE H2S KOROZIJA

do 6,0 područje H2S korozije 6,0-9,5 lomovi usled H2S korozije retko se dešavaju

iznad 9,5 ne dolazi do lomova usled H2S

Veći sadržaj natrijum - hlorida i kalcijum - hlorida (NaCl i CaCl2) u slojnoj vodi smanjuje uticaj CO2 na vrednost pH, a prisutnost bikarbonata (HCO3) može znatno povećati pH. Međutim, ako je CaCl2 prisutan u većoj meri u slobodnoj vodi, on umanjuje sadržaj bikarbonata.

Nepovoljno delovanje CaCl2 na HCO3 karakteristično je za slojnu vodu. Kondenzat ugljovodonika deluje kao inhibitor i u većim količinama u protoku može smanjiti opasnost od korozije. Uticaj temperature na stepen korozivnog dejstva

Uticaj temperature je različit za svaki od navedenih tipova korozije. Hloridna korozija se pospešuje kad je temperatura viša od 65oC. Na višim temperaturama od 800C opasnost od sulfidne korozije se bitno smanjuje, što se tumači promenom mobilnosti vodonika sa temperaturom. Ta mobilnost je već na sobnoj temperaturi jako velika, dok se na temperaturi od 100oC udvostručuje i ponovo udvostručuje na 200oC. Ubrzanjem difuzije povećava se koncentracija vodonika u metalu, ali se olakšava i izlazak iz njega. Utvrđeno je da na višim temeraturama od 150oC nije zabeleženo SSC oštećenje materijala.

Povišena temperatura negativno utiče na čvrstoću materijala, pa se na temperaturi od 200oC čvrstoća smanjuje i za 25%. 6.3.4. Dizajniranje zaštitnih cevi

Dizajniranje zaštitnih cevi u bušotini povezano je sa poznavanjem velikog broja parametara i praćenjem njihove promene tokom vremena. Ugrađuju se za ceo vek trajanja bušotine (20-30 godina) i moraju se imati u vidu sve operacije koje se obavljaju na datoj bušotini tokom tog vremena. Nedovoljno poznavanje uticaja pojedinih parametara mora biti uključeno u sigurnosni faktor za izbor zaštitnih cevi, ili u procenu stanja u bušotini u zavisnosti od stepena očekivanih teškoća.

Mnoge naftne kompanije i timovi stručnjaka razvili su sopstvene metodologije zacevljenja bušotine. Dizajniranje zacevljenja započinje definisanjem eksploatacione kolone koja će se koristiti pod uslovom da se tokom bušenja otkriju komercijalne količine ugljovodonika. Termodinamički i ostali uslovi eksploatacije ili ispitivanja bušotine određuju proizvodne ili ispitne karakteristike dubinske opreme i uzlaznih cevi (tubinga), tj. time se određuju tehničke i geometrijske karakteristike eksploatacione kolone. Tehničko-tehnološki definisana eksploataciona kolona funkcionalno omogućuje dalje dizajniranje prečnika dleta, prečnika sledećih zaštitnih kolona, dubinu ugradnje pojedinih nizova kolona, kao i kvalitet materijala cevi (“Grad”), a sve u cilju bezbednog dostizanja konačne dubine bušotine.

149

Kako je postizanje najpovoljnijeg ekonomskog efekta jedan od osnovnih zahteva kod dizajniranja, niz zaštitnih cevi se često sastoji od više sekcija različitog kvaliteta materijala, debljine zidova cevi i tipova spojnica. Ovako dizajniran niz zaštitnih cevi predstavlja tzv. “kombinovani niz”. Dodatna ušteda ostvaruje se i ugradnjom izgubljene kolone zaštitnih cevi, umesto kompletnog niza od dna bušotine do površine. U tom slučaju je moguće izvršiti korekciju prethodno dizajnirane kolone u pogledu planiranja ugradnje zaštitnih cevi manje težine ili slabijeg kvaliteta, jer smanjena dubina ugradnje ovih kolona smanjuje opterećenje na istezanje koje deluje na cevi. Naravno, ovakav pristup kod dizajniranja povezan je sa procenom stepena mogućeg rizika usled trošenja zidova zaštitnih cevi u vreme bušenja. 6.3.4.1. Izbor prečnika (geometrije) zaštitnih cevi

Kao što je već navedeno, prečnici bušenja i prečnici kolona u funkciji su unutrašnjeg prečnika eksploatacione kolone zaštitnih cevi. Da bi se omogućila ugradnja eksploatacione kolone u bušotini, prečnik bušenje, tj. dleta poslednjeg intervala kanala bušotine mora biti nešto veći od spoljašnjeg prečnika spojnice eksploatacione kolone prema jednačini:

( )10.3.62 LLLLδ⋅+= sd ODD Gde su: Dd – prečnik dleta za bušenje za eksploatacionu kolonu zaštitnih cevi (mm) ODs– spoljašnji prečnik spojnice eksploatacione kolone (mm) δ – zazor između spoljašnjeg prečnika spojnice eksploatacione kolone i zida kanala bušotine (mm)

Zazor između spoljašnjeg prečnika spojnice eksploatacione kolone i zida kanala bušotine “δ ” omogućava formiranje isplačnog kolača na zidu bušotine i prolaz opreme zaštitnih cevi kao što su centralizari, grebači i drugo. Kod elastičnih nizova zaštitnih cevi (prečnika manjeg od 203,2 mm), zazor “δ ” se kreće od 5 do 15 mm, a kod krućih kolona (prečnika većeg od 203,2 mm), zazor “δ ” se kreće od 15 do 45 mm.

Prečnik dleta primenjen za bušenje donjih delova kanala bušotine, takođe mora da prolazi kroz unutrašnji prečnik zaštitnih cevi ugrađenih iznad njega. Zazor između zidova zaštitnih cevi i dleta treba da bude od 2 do 3 mm na svaku stranu, odnosno:

( )11.3.62 1 LLLLδ⋅+= dk DID Gde su: IDk – unutrašnji prečnik zaštitnih cevi (mm) (kod istog spoljašnjeg prečnika zaštitnih cevi, unutrašnji prečnik je promenljiva veličina koja zavisi od debljine zida cevi)

1δ – zazor između unutrašnjeg prečnika zaštitnih cevi i dleta (2-3 mm)

Uobičajeni izbor geometrije bušotine prikazan je u tabeli 6.7:

Tabela 6.7. Uobičajeni izbor geometrije bušotina ZA TEŽE USLOVE - ISTRAŽNE BUŠOTINE ZA NORMALNE PORNE PRITISKE

Kolone zaštitnih cevi Dleta Kolone zaštitnih cevi Dleta tip ODk (mm) Dd (mm) tip ODk (mm) Dd (mm)

uvodna površinska I tehnička II tehnička

eksploataciona

508 339,7 244,5 177,8 127

660,4 444,5 311,1 215,9 155,6

uvodna površinska

eksploataciona

339,7 244,5 139,7

444,5 311,1 215,9

150

6.3.4.2. Izbor dubine ugradnje zaštitnih cevi Jedan od najvažnijih postupaka pri konstrukciji naftnih i gasnih bušotina i kao uslov za njen

uspešan završetak je određivanje kriterijuma za izbor mesta ugradnje zaštitnih cevi u kanal bušotine. Na velikom broju bušotina uočeni su problemi tehničke i ekonomske prirode koji su uglavnom povezani sa programima zacevljenja u kojima su usvojene male ili suviše velike dubine ugradnje zaštitnih cevi.

Dubina ugradnje pojedinih nizova zaštitnih cevi zasniva se na poznavanju geoloških uslova, tj. razvoja pornih i frakturnih pritisaka formacije koje se buše. Primer jedne od metodologija utvrđivanja dubine ugradnje nizova zaštitnih cevi prikazan je na Sl.6.3.2, gde je ilustrovan odnos između dubine ugradnje kolone i gradijenata pornih i frakturnih pritisaka, kao i projektovana zapreminska masa isplake za bušenje.

Slika 6.3.2. Ilustracija jednog od principa dubine ugradnje zaštitnih cevi

Osnovni kriterijum za odabi-ranje mesta postavljanja pete zaštitnih cevi u nekim oblastima predstavlja pokrivanje zona izloženih ozbiljnim gubicima isplake, dok u drugim oblastima, odabiranje dubine ugradnje može biti zasnovano na problemima sa diferencijalnim slepljivanjem. Kod dubokih bušotina, primarna razmatranja obično se zasnivaju na kontroli povišenih pornih pritisaka i sprečavanju njihovog širenja na pliće zone.

Zaštitne cevi ugrađene na jednoj od navedenih dubina omogućuju:

− prekrivanje zona sa mogućim gubicima isplake; − kontrola slojeva sa povišenim pornim pritiskom bez prodora slojnog fluida u pliće formacije

sa manjim pornim pritiskom; − sprečavanje diferencijalnog slepljivanja (zaglave) bušaćeg alata i zaštitnih cevi.

Matematički model za definisanje “Optimalne dubine ugradnje zaštitnih cevi”, pretpostavlja da su za bušotinu koja se konstruiše poznati sledeći elementi:

− porni pritisci, tj. gradijenti pornih pritisaka formacije celom dužinom kanala bušotine; − pritisci frakturiranja, tj. gradijenti frakturiranja formacijskog materijala celom dužinom

kanala bušotine; − konačna dubina bušotine ili produktivnog sloja; − dubina zaleganja poslednje propusne formacije sa normalnim pornim pritiskom; − dubina zaleganja prve propusne formacije sa povišenim pornim pritiskom.

Da bi ugrađeni niz zaštitnih cevi mogao da ispuni navedene zahteve postavljena su sledeća ograničenja:

− Minimalna gustina isplake koja ostvaruje natpritisak od 10-30 bar na produktivni sloj, tj. na maksimalni porni pritisak. Praktično se taj uslov postiže primenom sledeće jednačine:

( )12.3.6maxmin LLLLfp SG +=ρ Gde su:

minρ – minimalno potrebna gustina isplake za bušenje (kg/dm3) Sf – sigurnosni faktor za slučaj iznenadnog dotoka slojnog fluida u kanal bušotine od 0,03 do

0,06 kg/dm3 Gpmax –gradijent maksimalnog pornog pritiska (kg/dm3)

151

− Maksimalno dozvoljeni diferencijalni pritisak od 150 bar na zone sa normalnim pritiskom i 210 bar na zone sa povišenim pornim pritiskom.

− Zapremina dotoka gasnog fluida u kanal bušotine od 3.500 l, ili izraženo u dužini dotoka, od približno 170 m.

Dubina ugradnje tehničke kolone

Optimalna dubina ugradnje tehničke kolone zaštitnih cevi zasniva se na izračunavanju minimalne zapreminske mase (gustine) isplake koja drži u ravnoteži formacije sa maksimalnim pornim pritiskom, kao i potrebnoj vrednosti gradijenta frakturiranja sedimenata stena u kanalu bušotine koji osigurava bezbedno bušenje do planirane dubine na osnovu jednačine:

( )13.3.61min LLLLfpotf SG += ρ

Gde je: Gf pot – potrebni gradijent frakturiranja sedimenata stena u kanalu bušotine, koji omogućuje

dostizanje konačne dubine bušotine (kg/dm3) Sf1 – sigurnosni faktor za gradijent frakturiranja sedimenata stena od 0,06 do 0,1 kg/dm3

Tehnička kolona zaštitnih cevi ugrađuje se na onoj dubini kanala bušotine na kojoj gradijent frakturiranja stena dostiže izračunatu vrednost potrebnog gradijenta frakturiranja stena, odnosno:

tkpotf HG ⇒ Gde je: Htk – dubina ugradnje tehničke kolone u kanalu bušotine (m)

Dubina ugradnje tehničke kolone (Htk) proverava se zatim na dozvoljeni diferencijalni pritisak u funkciji dubine zaleganja poslednje propusne formacije sa normalnim pornim pritiskom, jednačinom:

( ) ( )14.3.60981,01min LLLL⋅⋅−=∆ ZGp pnis ρ Gde su:

isρ∆ – diferencijalni pritisak u visini poslednjeg propusnog sloja sa normalnim pornim pritiskom (bar) Gpn – gradijent normalnog pornog pritiska (kg/dm3) u našim geološkim uslovima iznosi

1,02 kg/dm3 (Panonski basen) Z1 – dubina zaleganja poslednje propusne formacije sa normalnim pornim pritiskom (m)

Za slučaj: barpis 150≤∆ dubina ugradnje tehničke kolone zaštitnih cevi (Htk) zadovoljava Za slučaj: barpis 150>∆ uslov za izbor dubine ugradnje tehničke kolone nije zadovoljen jer se stvara povoljniji uslov za pojavu zaglave zaštitnih cevi ili alata u nastavku bušenja. Tada se metodologija za izbor dubine ugradnje tehničke kolone zasniva na maksimalno dozvoljenom diferencijalnom pritisku na poslednju propusnu formaciju sa normalnim pornim pritiskom, jednačinom:

( )15.3.62,10

1

LLLLpnis

tk GZ

p+

⋅∆=ρ

Gde su: tkρ – gustina isplake za ugradnju tehničke kolone (kg/dm3)

isp∆ – maksimalno dozvoljeni diferencijalni pritisak (do 150 bar)

Peta tehničke kolone postavlja se na onoj dubini gde se dostiže gradijent pornog pritiska na osnovu sledeće jednačine:

( )16.3.6LLLLtktkp

ftktkp

HG

SG

⇒

−= ρ

152

Gde su: Gp tk – gradijent pornog pritiska u kanalu bušotine koji određuje dubinu ugradnje tehničke kolone

(kg/dm3) Htk – dubina ugradnje tehničke kolone zaštitnih cevi (m) Sf – sigurnosni faktor za dotok slojnog fluida od 0,03-0,06 kg/dm3

Dubina ugradnje tehničke kolone takođe zahteva i proveru u odnosu na izračunati potrebni gradijent frakturiranja sedimentnih stena (Gf pot) i stvarni gradijent frakturiranja sedimentnih stena na peti ove kolone (Gf tk), u sledećim relacijama:

potftkf

potftkf

GG

GG

<

≥

Gde su: Gf tk – stvarni gradijent frakturiranja sedimentnih stena na peti tehničke kolone (kg/dm3) Gf pot – izračunati potrebni gradijent frakturiranja sedimentnih stena u kanalu bušotine (kg/dm3)

Za slučaj: potftkf GG ≥ dubina ugradnje tehničke kolone zadovoljava sve kriterijume, odnosno moguće je bezbedno bušenje iz ove kolone do konačne dubine bušotine. Matematički model u daljem postupku predviđa definisanje dubine ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi.

Za slučaj: Gf tk < Gf pot dubina ugradnje tehničke kolone ne omogućava bušenje do konačne dubine, jer je u nastavku bušenja moguć lom (fraktura) formacije ispod pete tehničke kolone. Da bi se dostigla konačna dubina bušotine neophodno je ugraditi još jednu dimenziju zaštitnih cevi u vidu izgubljene kolone zaštitnih cevi, tj. “Liner” kolonu. − Dubina ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi

U toku izrade bušotine površinska kolona zaštitnih cevi često se nađe pod pritiskom zbog iznenadnog prodora slojnog fluida u kanal bušotine, a što najčešće nastaje usled nepažnje izvođača radova. Iz navedenog razloga, za određivanje dubine ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi primenjuje se kriterijum iznenadnog dotoka gasnog slojnog fluida.

U slučaju iznenadnog dotoka gasnog fluida, nakon zatvaranja bušotine, pritisak na određenoj dubini u kanalu bušotine izražen kao ekvivalentna gustina isplake biće veći od onog koji je rezultat hidrostatičkog pritiska stuba isplake, frikcionih pritisaka i pritiska pulsiranja u toku normalnih aktivnosti bušenja. Ostvareni pritisak, prikazan kroz ekvivalentnu gustinu isplake uzrok je pojave mnogih podzemnih erupcija, tj. lomova (fraktura) formacija ispod pete zaštitnih cevi, a nakon toga i nekontrolisanih erupcija sa gubitkom bušaćih postrojenja.

Da bi se ova pojava izbegla, potrebno je da se površinska kolona zaštitnih cevi ugradi do dubine koja će izdržati pritiske ostvarene iznenadnim dotokom gasnog fluida, a što se postiže kada je zadovoljen uslov:

pkf

fe

HG

G

⇒

≈ρ

Gde su: ise.ρ – ekvivalentna gustina isplake na dubini ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi (kg/dm3)

Gf – gradijent frakturiranja sedimenata stena na dubini ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi (kg/dm3)

Hpk – dubina ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi (m)

Ekvivalentna gustina isplake ( ise.ρ ) određuje se jednačinom:

( ) ( )17.3.6/ 3. LLLLdmkg

Hh

SHH

žp

fgtkfgtkf

žp

tkise

−⋅+

+

⋅=

ρρρρ

153

Gde su: Htk – dubina ugradnje tehničke kolone zaštitnih cevi (m) Hžp – promenljiva, željena dubina ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi (m) hfg – dužina stuba gasnog fluida doteklog u bušotinu (m). Uobičajena dužina stuba gasnog fluida

iznosi 170 m Sf – sigurnosni faktor za slučaj iznenadnog dotoka gasnog fluida u bušotinu od 0,03 do 0,06

kg/dm3 tkρ – potrebna gustina isplake za bušenje do dubine ugradnje tehničke kolone Htk (kg/dm3)

fgρ – prosečna gustina gasnog fluida doteklog u kanal bušotine (kg/dm3). Za praktičnu primenu mogu se koristiti sledeće vrednosti u zavisnosti od pornih pritisaka, prikazanih u tabeli 6.8:

Tabela 6.8. Prosečne vrednosti gustine gasovitih fluida dotekli u kanal bušotine u odnosu na porne pritiske

GUSTINA GASNOG FLUIDA (ρfg) (kg/dm3)

ZA PORNI PRITISAK (bar)

0,10 0,20 0,25 0,30 0,35

100 230 300 400 750

Kod bušotina sa normalnim pornim pritiskom, tj. tamo gde je Gp max = Gpn navedeni postupak za određivanje dubine površinske kolone primenjuje se kao jedini, u cilju izbora ugradnje zaštitnih cevi. Mora se naznačiti da je u takvim geološkim uslovima uobičajena ugradnja samo jedne kolone zaštitnih cevi (osim uvodne) koja omogućuje postavljanje sigurnosne opreme na ustima bušotine (BOP) i dostizanja konačne dubine bušotine. 6.3.4.3. Izbor kvaliteta materijala ugrađenih zaštitnih cevi

Nakon definisanja geometrije bušotine i dubine ugradnje zaštitnih cevi, svaki niz zaštitnih cevi (eksploataciona, tehnička, površinska i izgubljena kolona) se dimenzioniše tako da uz odabrani kvalitet čelika (“Grad”), težine i vrste navoja, tj. spojnica izdrži sledeće radne uslove:

− delovanje pritiska unutar zaštitnih cevi (na pucanje); − delovanje pritiska iza zaštitnih cevi (na gnječenje); − delovanje sila istezanja i sabijanja zbog kojih može doći do kidanja tela ili spojnica cevi; − izloženost cevi složenim naprezanjima: biaksijalnim i triaksijalnim zbog kombinovanog

uticaja spomenutih uslova; − opterećenje za vreme cementacije; − uticaj temperature; − uticaj savijanja.

Kod proračuna zaštitnih cevi prvi u redosledu postupaka je razmatranje opterećenja na unutrašnji pritisak, koje određuje početni kvalitet cevi. Opterećenjem na spoljašnji pritisak proverava se izabrani niz zaštitnih cevi i u pojedinim sekcijama može se povećati kvalitet čelika ili težina. Nakon definisanja kvaliteta čelika, težine i dužine sekcije koje zadovoljavaju opterećenja na unutrašnji i spoljašnji pritisak, proverava se opterećenje na aksijalno istezanje i sabijanje na osnovu kojih se vrši izbor odgovarajućih spojeva zaštitnih cevi. Konačni postupak je provera cevi na biaksijalno i triaksijalno naprezanje i redukcije nominalnih vrednosti zaštitnih cevi na pucanje i gnječenje koje su izazvane tim opterećenjima i naprezanjima.

Rezultantna opterećenja koja deluju na zaštitne cevi, tj. dizajnirane vrednosti, predstavljaju donju granicu na osnovu kojih se vrši izbor odgovarajućih kolona zaštitnih cevi i spojnica. Vrednosti rezultantnih opterećenja dobijaju se uvećanjem stvarnih opterećenja sa faktorima dizajniranja. Faktori dizajniranja određeni su: u skladu sa preporukama API biltena; iskustvenim

154

saznanjima na pojedinim lokalitetima; lokalnim propisima i zakonskom regulativom; parametrima u funkciji uticaja korozije usled prisustva agresivnih fluida; istrošenošću cevi u toku bušenja i drugo. Faktori dizajniranja uglavnom obuhvataju i razmatraju tri glavna uslova i to:

1. Faktori dizajniranja za unutrašnji pritisak, tj. pucanje 2. Faktori dizajniranja za spoljašnji pritisak, tj. gnječenje 3. Faktori dizajniranja za istezanje

1. Faktori dizajniranja za unutrašnji pritisak, tj. pucanje, iznose: 1,10 - što predstavlja

minimalnu vrednost za zaštitne cevi i spojnice svih tipova materijala. 2. Faktori dizajniranja za spoljašnji pritisak, tj. gnječenje variraju u zavisnosti od tipa

ugrađenih zaštitnih cevi: − Kod površinskih i tehničkih kolona: 0,85 - u cementiranoj sekciji zaštitnih cevi, kada

su dizajnirane na potpuno pražnjenje; 1,00 - iznad cementnog vrha u slučaju dizajniranja zaštitnih cevi na potpuno pražnjenje; 1,10-1,125 duž celog niza zaštitnih cevi kada su dizajnirane na delimično pražnjenje

− Kod eksploatacionih kolona: 1,00 - u cementiranoj sekciji; 1,10 - iznad cementnog vrha

3. Faktori dizajniranja za istezanje: 1,30 - za telo zaštitnih cevi; 1,60 - za spojnice zaštitnih cevi kod spoljašnjeg prečnika većeg od 244,4 mm; 1,80 - za spojnice zaštitnih cevi kod spoljašnjeg prečnika manjeg od 244,4 mm.

6.3.4.3.1. Projektovanje eksploatacione kolone zaštitnih cevi

Projektovanje, odnosno izbor eksploatacione kolone, predstavlja jedan od najvažnijih postupaka konstrukcije bušotine. Neodgovarajuće dizajniranje površinske ili tehničke kolone može da bude kompenzovano tokom izrade bušotine, ali neispravno projektovanje eksploatacione kolone obično ima trajne posledice.

Karakteristika koncepta “maksimalnog opterećenja” primenjena na eksploatacionu kolonu se razlikuje od koncepta opterećenja na osnovu kojih se dizajniraju ostali tipovi zaštitnih cevi. Razlika u konceptu ogleda se u izboru eksploatacione kolone na unutrašnji, spoljašnji pritisak kao i na aksijalno opterećenje, i pri tome se primenjuje maksimalno opterećenje i naprezanje. Takođe, uz sam proračun na uniaksijalna opterećenja i biaksijalna naprezanja razmatra se i analiza triaksijalna naprezanja u cilju provere da li je granica elastičnosti materijala veća od vrednosti za najgore uslove naprezanja. Proračun unutrašnjeg pritiska

Prvi korak pri izboru kvaliteta ove kolone na pucanje predstavlja što je moguće preciznije predviđanje maksimalnog pritiska na površini.

Za uslove opterećenja konstrukcije na pucanje podrazumeva se da eksploataciona kolona ima inicijalni pritisak na dnu jednak pritisku formacije i proizvodnog gasovitog fluida u bušotini. Eksploataciona kolona se tako dizajnira da u slučaju oštećenja tubinga neće otkazati. Pretpostavlja se da do propuštanja tubinga može doći na bilo kojoj dubini, kada gas ulazi u međuprostor i kroz njega migrira prema površini. Pri tome se pretpostavlja da je gustina fluida za kompletiranje u koloni iznad pakera jednaka gustini isplake koja je ostala izvan kolone.

U uslovima propuštanja tubinga blizu površine, maksimalni pritisak na ustima bušotine, tj. površini će predstavljati opterećenje na unutrašnji pritisak na bilo kojoj tački kompozicije eksploatacione kolone zaštitnih cevi.

155

Slika 6.3.3. Projektovanje eksploatacione kolone na unutrašnji pritisak

Uvećanjem pritiska na ustima bušotine sa faktorom sigurnosti dobija se linija dizaj-niranja za ukupni niz eksploatacione kolone, a primer uslova opterećenja dizajniranja na unutrašnji pritisak prikazan je na Sl.6.3.3.

Jednačina za izračunavanje maksimalnog pritisaka na ustima bušotine ima oblik:

( )18.3.633,553

0684,0LLLL

+⋅⋅

=

prTZq

slus

e

pp

ili

( ) ( )19.3.651000459,7LLLL−⋅⋅

=Z

slus

ep

p

Gde su: psl – slojni, tj. porni pritisak (bar) Z – vertikalna dubina bušotine ili sloja (m) q – relativna gustina gasa u odnosu na vazduh (za 100% metan je 0,554 d.j. u odnosu na vazduh) Tpr – prosečna temperatura u bušotini (oC), dobija se iz jednačine:

)(2 CTTT opdpr += ,

Gde su: Td– temperatura na dnu bušotine, tj. u proizvodnom sloju(oC); Tp - temperatura na površini, tj. ustima bušotine (0C)

Alternativna jednačina za izračunavanje maksimalnog pritiska na površini kod istražnog bušenja glasi:

( ) ( )20.3.60981,0 LLLLfgisus Zp ρρ −⋅= Gde su:

isρ – gustina isplake za bušenje kroz produktivni sloj (kg/dm3)

fgρ – prosečna gustina gasnog fluida u bušotini (kg/dm3), vrednosti su date u odnosu na očekivani porni pritisak naveden u tabeli 6.8.

Linija dizajniranja na ustima bušotine: ( )barKpA us 1⋅= Linija dizajniranja na dnu, tj. peti eksploatacione kolone: ( )barKpA us 1⋅=

Gde je: K1 – faktor dizajniranja na unutrašnji pritisak Proračun spoljašnjeg pritiska

Projektovanje opterećenja na spoljašnji pritisak (gnječenje) zasniva se na mogućnosti začepljenja perforacija i na uslovima koji vladaju kasnije u toku veka eksploatacije ležišta, kada se pritisak u ležištu svede na vrlo nizak, tj. pritisak “napuštanja”. Propuštanje tubinga ili pakera može da izazove gubitak fluida za kompletiranje, tako da nizak unutrašnji pritisak nije ograničen samo na deo kolone ispod pakera. Iz tih razloga u svrhu dizajniranja cela kolona zaštitnih cevi se smatra praznom.

156

Opterećenje na spoljašnji pritisak ostvaruje se putem hidrostatičkog pritiska najveće gustine isplake u koju je ugrađena eksploataciona kolona, a efekat cementnog mleka se zanemaruje. Faktor dizajniranja primenjuje se direktno na ovo opterećenje, što je prikazano na Sl.6.3.4.

Matematički model prikazan je sledećim jednačinama:

− Pritisak stuba isplake u koju se ugrađuje eksploataciona kolona:

( )21.3.60981,0 LLLLiseis Hp ρ⋅⋅= Slika 6.3.4. Projektovanje eksploatacione kolone zaštitnih cevi na spoljašnji pritisak (gnječenje)

Linija dizajniranja na površini, tj. ustima bušotine: 0 (bar) Linija dizajniranja eksploatacione eksploatacione kolone:

( )barKpB is 2⋅= Gde su: pis – pritisak stuba isplake (bar) He – dubina ugradnje eksploatacione kolone (m) K2 – sigurnosni faktor, tj. faktor dizajniranja na gnječenje

Proračun aksijalnog opterećenja

Slika 6.3.5. Projektovanje eksploatacione kolone na istezanje u vazduhu

Projektovanju eksploatacione kolone na aksijalno opterećenje pristupa se nakon što se odrede vrednosti kolone, tj. kvalitet (“Grad”), težina i dužina sekcija na osnovu dizajniranja na delovanje unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska. Proračun minimalnog aksijalnog opterećenja ne uzima u obzir efekat potiska kolone isplakom već se aksijalno opterećenje na istezanje proračunava sa visećom kolonom u vazduhu, što je prikazano na Sl.6.3.5. Linija dizajniranja definiše se u zavisnosti od toga koje opterećenje na istezanje je veće: dodatni nateg (“overpull”) sa opterećenjem na istezanje ili sigurnosni faktor pomnožen sa opterećenjem na istezanje.

Model za opterećenje na istezanje sa visećom kolonom u vazduhu definiše se jednačinama:

− Opterećenje na istezanje na peti eksploatacione kolone: ( ) ( )22.3.600 LLLLdaNF =

− Opterećenje na istezanje na vrhu prve sekcije: ( ) ( )23.3.6111 LLLLdaNWHF ⋅=

− Opterećenje na istezanje na vrhu druge sekcije: ( ) ( )24.3.62212 LLLLdaNWHFF ⋅+=

− Opterećenje na istezanje na vrhu treće sekcije, tj. na površini: ( ) ( )25.3.63323 LLLLdaNWHFF ⋅+=

Matematički model delovanja aksijalnog istezanja u vazduhu na eksploatacionu kolonu prikazan je u tabeli 6.9.

157

Tabela 6.9. Matematički opis delovanja aksijalnog istezanja u vazduhu na eksploatacionu kolonu

Dubina (m)

Optrećenje na istezanje

(daN)

Optrećenje na istezanje + K4

(daN)

Opterećenje na istezanje x K3

(daN)

Linija dizajn. (veće K3 ili K4)

(daN) He

H2+H3 H3 0

F0 F1 F2 F3

K4 F1+K4 F2+K4 F3+K4

/ F1xK3 F2xK3 F3xK3

A B C D

Gde su: K4 – dodatni nateg na kolonu zaštitnih cevi (“overpull”) i iznosi 45.000 daN K3 – faktor dizajniranja opterećenja na istezanje H1 – dužina prve, donje, na dnu sekcije zaštitnih cevi (m) W1 – težina u vazduhu prve, donje sekcije, sa spojnicom (daN/m) H2 – dužina druge, od dna, sekcije zaštitnih cevi (m) W2 – težina u vazduhu druge sekcije sa spojnicom (daN/m) H3 – dužina treće sekcije, od dna, zaštitnih cevi (m) W3 – težina treće sekcije u vazduhu sa spojnicom (daN/m)

API navoji i spojnice: K/O; D/O; BCSG upotrebljavaju se za kompozicije eksploatacionih kolona zaštitnih cevi kada opterećenje na unutrašnji i spoljašnji pritisak nije veće od:

− max 430 bar za rad u standardnim uslovima; − max 350 bar za rad u kiseloj sredini.

Preko tih opterećenja treba koristiti “Extremline” navoje, tj. zaptivanje metal na metal. Proračun biaksijalnog, dvoosnog naprezanja

Dejstvo aksijalnog opterećenja, tj. sila istezanja i sabijanja u zaštitnim cevima menjaju njihovu nazivnu otpornost (tabličnu) na unutrašnji i spoljašnji pritisak i to:

− u delu kolone zaštitnih cevi koji je napregnut na sabijanje otpornost na unutrašnji pritisak se smanjuje, a otpornost na spoljašnji pritisak se povećava;

− u delu zaštitnih cevi koji je napregnut na istezanje otpornost na unutrašnji pritisak se povećava, a otpornost na spoljašnji pritisak se smanjuje.

Zbog toga, prilikom odabiranja zaštitnih cevi prema izračunatim vrednostima, nazivne (tablične) vrednosti otpornosti zaštitnih cevi na unutrašnji i spoljašnji pritisak treba korigovati za kombinovana biaksijalna opterećenja, prema jednačinama:

( ) ( )26.3.65,075,01min

2

min

LLLLbarpTATAp ggb ⋅

−

−=

σσ

( ) ( )27.3.65,075,01min

2

min

LLLLbarpTATAp ppb ⋅

+

−=

σσ

( ) ( )28.3.6;;

;;; 2

321

3210LLLLmmdaN

AAAFFFF

AFTA ==

Gde su: pgb – minimalna otpornost na spoljašnji pritisak (gnječenje) zaštitnih cevi u uslovima biaksijalnog

naprezanja (bar) ppb – minimalna otpornost na unutrašnji pritisak (pucanje) zaštitnih cevi u uslovima biaksijalnog

naprezanja (bar) pg – nominalna (tablična) vrednost otpornosti na spoljašnji pritisak izabrane zaštitne cevi (bar) pp – nominalna (tablična) vrednost otpornosti na unutrašnji pritisak izabrane zaštitne cevi (bar)

158

minσ – minimalna granica elastičnosti izabranih zaštitnih cevi (h.bar) A – površina poprečnog preseka pojedinih sekcija zaštitnih cevi (mm2); A1 - prve, donje sekcije; A2– druge sekcije; A3 - treće, gornje sekcije F – opterećenje na istezanje zaštitnih cevi (daN); F0 - na peti kolone; F1 - na vrhu prve sekcije; F2– na vrhu druge sekcije; F3 - na vrhu treće sekcije

Linija opterećenja na istezanje (bez faktora dizajniranja) koristi se za procenu delovanja biaksijalnog naprezanja na jačinu gnječenja kod eksploatacione kolone (koristi se samo pgb). Na vrhu i dnu svake sekcije treba da se proračuna redukcija jačine na gnječenje izabrane kolone pod opterećenjem na istezanje i eventualno promeni “Grad” ili težina toj sekciji. Proračun triaksijalnog (troosnog) naprezanja

Naprezanja koja se javljaju u eksploatacionoj koloni zaštitnih cevi kao rezultat funkcionalnih opterećenja su pre triaksijalna nego biaksijalna, ili uniaksijalna. Široko primenjeni kriterijum za elastičnost izotropnih materijala zasniva se na energetskim teorijama. U okviru ovakvog prilaza, ukupna energija elastičnosti podeljena je na dva dela: jedan je vezan za volumetrijske izmene materijala, dok drugi izaziva poremećaje u smicanju. Izjednačavanjem poremećaja energije smicanja sa granicom elastičnosti u uslovima običnog istezanja do uslova kombinovanog naprezanja, uspostavlja se kriterijum elastičnosti za kombinovana naprezanja. Matematička potvrda ove teorije, tj. kriterijum čvrstoće materijala za triaksijalno naprezanje izražava se preko “Van-Misesovog” ekvivalentnog naprezanja.

Nakon dizajniranja eksploatacione kolone prema prethodno izloženoj metodologiji, pristupa se analizi triaksijalnog naprezanja uz proračun “Van-Misesovog” ekvivalentnog naprezanja šipke, čiji je t/D odnos veći od 10%, za dva slučaja opterećenja:

1. Opterećenje na pucanje simulira moguću situaciju: ”Propuštanje tubinga” 2. Opterećenje na gnječenje simulira moguću situaciju: “Prazna eksploataciona kolona”

“Van-Misesovo” ekvivalentno naprezanje definiše se jednačinom:

( ) ( ) ( ) ( ) ( )29.3.62

21222

LLLLbarattrraVME

−+−+−=

σσσσσσσ

Gde su: aσ – aksijalno naprezanje;

rσ – radijalno naprezanje;

tσ – tangencijalno naprezanje Uzima se u razmatranje samo maksimalno naprezanje na spoljašnjem prečniku

eksploatacione kolone. “Lameove” jednačine se koriste za proračunavanje radijalnog i tangencijalnog (kružnog)

naprezanja u šipkama:

− Radijalno naprezanje: ( ) ( )30.3.6LLLLbarpur −=σ

− Tangencijalno, kružno naprezanje:

( ) ( )31.3.62 22

2

22

22

LLLLbarpIDOD

ODpIDODIDOD

sut ⋅

−

⋅−⋅

−+

=σ

− Aksijalno naprezanje:

( ) ( )32.3.6;;

;;;

321

3210 LLLLbarAAA

FFFFAF

a ==σ

159

Opterećenja na unutrašnji pritisak u eksploatacionoj koloni (pu) i spoljašnji pritisak na eksploatacionu kolonu (ps) izračunavaju se, u zavinosti da li se simulira situacija “Propuštanja tubinga, tj. pakera” ili “Prazna eksploataciona kolona”, sledećim jednačinama:

− Propuštanje tubinga ili pakera: ( ) ( )( ) ( )34.3.6115,0

33.3.612,0LLLL

LLLL

barHpbarHpp

eks

ekusu

⋅=⋅+=

− Prazna eksploataciona kolona: ( ) ( )

( ) ( )36.3.60981,035.3.60

LLLL

LLLLLLLLL

barHpbarp

iseks

u

⋅⋅==

ρ

Procedura proračuna započinje od dna kompozicije eksploatacione kolone i nastavlja se ka vrhu i dnu svake sekcije.

Eksploataciona kolona se usvaja ako je zadovoljen uslov da mora imati najmanje 1,25 faktor sigurnosti na datoj dubini, za oba slučaja opterećenja, prema jednačini:

( )37.3.625,1min LLLL≥=VME

fSσσ

Gde su: pu – unutrašnji pritisak u eksploatacionoj koloni (bar) pus – pritisak na ustima bušotine koji se primenjuje na vrhu stuba paker fluida (bar) ps – spoljašnji pritisak na eksploatacionu kolonu (bar) OD – poljašnji prečnik eksploatacione kolone (cm) ID – unutrašnji prečnik eksploatacione kolone (cm) F – aksijalno opterećenje, tj. optrećenje na istezanje zaštitnih cevi (daN) A – površina poprečnog preseka pojedinih sekcija zaštitnih cevi (cm2) Hek – dubina eksploatacione kolone na mestu proračuna (m) ρis – gustina isplake u koju je ugrađena eksploataciona kolona (kg/dm3) σmin – minimalna granica elastičnosti svake sekcije eksploatacione kolone (bar) Razmatranje uslova spoljne sredine

U slučaju prisustva H2S, ako je parcijalni pritisak veći od 0,003 bar, odabiranje kvaliteta materijala “Grada”, prilikom izbora eksploatacione kolone ograničeno je na: C-75; L-80; C-90 i C-95. Viši “Gradovi” se mogu primenjivati na dubini gde je temperatura dovoljno visoka da spreči delovanje SSC. Primenljivost kvaliteta materijala “Grad”, u zavisnosti od temperature u bušotini je sledeća:

150;125:150110;105:100

95;80:8080;75;55;55:65

0

0

0

0

−−≥

−−≥

−−≥

−−−−<

VQAPICTPGAPICT

CNAPICTLCKJAPICT

U slučaju prisustva CO2, ako je parcijalni pritisak veći od 2 bar, legure otporne na koroziju koje sadrže hrom (Cr) i čija je tvrdoća manja od 22HRC, preporučuju se za tubinge i erupcione uređaje. Takođe, legirani čelici sa sadržajem hroma od: 9; 13; 22; 25% Cr preporučuju se u intervalima ispod pakera gde eksploataciona kolona ili izgubljena kolona mogu da budu direktno izloženi delovanju formacijskog fluida iz sloja.

Kod odabira odgovarajućeg materijala u sredinama sa CO2 i H2S, parcijalni pritisak H2S i temperatura u kanalu bušotine su osnovni faktori za selekciju materijala. Tada treba primeniti i legirane čelike sa sadržajem određenog procenta nikla (Nic).

160

6.3.4.3.2. Projektovanje tehničke kolone zaštitnih cevi Osnovna funkcija tehničke kolone zaštitnih cevi je da omogući dostizanje konačne dubine

bušotine, pa se iz tih razloga dizajnira na unutrašnji i spoljašnji pritisak posebnim metodološkim putem. Proračun unutrašnjeg pritiska, tj. pucanja:

Da bi se procenilo opterećenje na unutrašnji pritisak (pucanje), mora se prvo odrediti vrednost limita pucanja na površini i peti zaštitnih cevi.

Površinski limit unutrašnjeg pritiska je od velike važnosti kod dizajniranja tehničke kolone zaštitnih cevi i može se odrediti na više načina:

− da se maksimalni pritisak na površini izjednači sa radnim pritiskom raspoložive površinske opreme (BOP, bušotinska glava, čok manifold i drugo);

− da maksimalni pritisak na površini iznosi 45% od maksimalnog slojnog, tj. pornog pritiska u kanalu bušotine;

− da se maksimalni pritisak na površini izračunava na osnovu pretpostavnjenih uslova dotoka slojnog fluida (gasa) u kanal bušotine.

Pritisak pucanja na peti zaštitne kolone definisan je kao injekcioni pritisak (Ip), koji je veći od pritiska frakturiranja, tj. loma stena, za sigurnosni faktor.

Nakon određivanja vrednosti limita na površini i peti tehničke kolone primenjuje se koncept “maksimalnog opterećenja” za uslove pretpostavljenog dotoka slojnog fluida (gasa) u kanal bušotine. “Maksimalno opterećenje” podrazumeva najnepovoljniji slučaj kod pretpostavljenog dotoka slojnog fluida, a to je stanje kada je isplaka za nastavak bušenja na vrhu i fluid iz sloja (gas) u donjem delu kanala bušotine. Dužina stuba isplake i gasnog fluida određuje se u zavisnosti od uslova u bušotini, odgovarajućim jednačinama ili usvajanjem maksimalno prihvatljive dužine dotoka slojnog fluida od 2/3 konačne dubine bušotine.

Definisanjem limita pucanja na površini i peti kolone, dužine isplake i stuba gasa na dnu bušotine, utvrđuje se “maksimalno opterećenje” na unutrašnji pritisak pri svakom povećanju dubine bušotine. Opterećenje koje se suprotstavlja pucanju kolone, od strane fluida koji se nalazi u međuprostoru iza zaštitne kolone, takođe je potrebno definisati i primeniti. Zbog izmene gustine fluida iza kolone koji je u kontaktu sa formacijom, smatra se da “podupiranje” nastaje od stuba tečnosti koji je po gustini jednak slojnoj vodi sa normalnim gradijentom pornog pritiska.

Stvarno opterećenje na unutrašnji pritisak predstavlja maksimalno opterećenje umanjeno za hidrostatički pritisak “podupiranja”. Povećanjem stvarnog optere-ćenja za faktor sigurnosti dobija se optere-ćenje konstrukcije odnosno linije dizajniranja za unutrašnji pritisak, kao što je to prikazano na Sl.6.3.6.

Polazeći od bilo kojeg kraja linije projektovanja, nanose se poznate vrednosti jačine na pucanje za najmanju težinu i kvalitet cevi koje prevazilaze vrednosti konstrukcionog opterećenja. Dužina sekcija je određena presekom linije dizajniranja.

Slika 6.3.6. Projektovanje tehničke kolone na unutrašnji pritisak

Jačina sledeće primenljive težine ili kvaliteta se nanosi na presek i ova procedura se ponavlja sve dok kompletna kompozicija zaštitnih cevi ne bude dizajnirana na unutrašnji pritisak. Na taj način su poznati: težina, kvalitet (“Grad”) i dužina sekcije kolona koje zadovoljavaju na unutrašnji pritisak, međutim, ova konstrukcija se mora proveriti na opterećenje na spoljašnji pritisak.

161

Matematički model prikazan je sledećim jednačinama:

− Injekcioni pritisak na peti tehničke kolone: ( ) ( )38.3.60981,0 LLLLLfftktkp SGHI +⋅⋅=

− Pritisak na površini, tj. ustima bušotine: a) Kada se maksimalni pritisak na površini izjednači sa radnim pritiskom raspoložive površinske

opreme (BOP, bušotinska glava, čok manifold i drugo) ili kada maksimalni pritisak na površini iznosi 45% od maksimalnog slojnog, tj. pornog pritiska u kanalu bušotine, prema jednačinama:

( )39.3.645,0 LLLLslus

BOPus

pppp

⋅==

tada je dubina vrha dotoka slojnog fluida (stuba gasa) u kanalu bušotine određena jednačinom:

( )( ) ( )40.3.6

0981.00981,0

1

LLLLfg

fgtkusp HpIX

ρρρ

−⋅

⋅⋅−−=

b) Kada se pretpostavlja da je dotok slojnog fluida (gasa) izbacio 2/3 ukupne dužine isplake iz kanala bušotine, tj. 1/3 ukupne dužine bušotine počev od površine predstavlja stub isplake, a ostalo fluid (gas) iz sloja, prema jednačinama:

( )[ ] ( )

( )mZXza

XXHIp fgtkpus

3:

41.3.60981,0 1

=

⋅+⋅−⋅−= LLLLρρ

− Pritisak “potpornog” fluida u međuprostoru, tj. slojne vode sa normalnim gradijentom pornog pritiska dobija se jednačinom:

( )42.3.60981,0 LLLLvtksv Hp ρ⋅⋅=

Linija dizajniranja na ustima bušotine, tj.na površini: 1KpA us ⋅=

Linija dizajniranja na vrhu stuba gasa, tj. na dubini “X”: ( )[ ] 110981,0 KXpB vus ⋅−⋅⋅+= ρρ

Linija dizajniranja na peti tehničke kolone: ( ) 1KpIC svp ⋅−=

Proračun spoljašnjeg pritiska, tj. gnječenja

Opterećenje zaštitnih cevi na spoljašnji pritisak kod tehničke kolone predstavlja delovanje fluida u prstenastom prostoru, podrazumevajući da je kompozicija kolone uronjena u projektovanu gustinu isplake.

Maksimalno opterećenje na spoljašnji pritisak nastaje kada nivo isplake unutar kolone opadne, usled gubitka cirkulacije u nastavku bušenja. Pretpostavlja se da hidrostatički pritisak na peti zaštitnih cevi nije manji od pritiska stuba porne, tj. slojne (slane) vode iza zaštitnih cevi normalnog gradijenta pornog pritiska. Zbog toga, do maksimalnog opterećenja na gnječenje dolazi kada se stub isplake koji je ostao u koloni izjednači sa “potpornim” pritiskom stuba slojne slane vode. Ova situacija nastaje kada dođe do gubitka cirkulacije za vreme bušenja ispod tehničke kolone uz upotrebu najveće planirane gustine isplake za dostizanje konačne dubine. Nivo isplake unutar kolone opada, tako da stub teške isplake koji preostaje održava pritisak na petu kolone. Ovaj pritisak se uravnotežuje sa punim stubom slojne vode. Rezultanta ovog opterećenja predstavlja opterećenje na spoljašnji pritisak umanjenog za pritisak “potpornog” fluida. Primena faktora dizajniranja na ovu vrednost rezultira u liniji dizajniranja, tj. konstrukcije na spoljašlji pritisak tehničke kolone zaštitnih cevi, što je prikazano na Sl.6.3.7.

162

Matematički model prikazan je sledećim jednačinama:

− Pritisak stuba isplake u koju se ugrađuje tehnička kolona:

( )43.3.60981,0 LLLL⋅⋅= tktkis Hp ρ − Pritisak stuba slojne (slane) vode, tj.

“potpornog” fluida, jednačina 6.3.42: 0981,0⋅⋅= vtksv Hp ρ

− Dubina prazne tehničke kolone u slučaju gubitka isplake u nastavku bušenja iz tehničke kolone:

( ) ( )44.3.60981,0 1

LLLLmp

HY svtk

⋅

−=ρ

Slika 6.3.7. Projektovanje tehničke kolone

Linija dizajniranja na ustima bušotine, tj. površini: 0 (bar) Linija dizajniranja na dubini “Y”, tj. na dubini prazne kolone:

( ) 20981,0 KYD tk ⋅⋅⋅= ρ Linija dizajniranja na peti tehničke kolone:

( ) 2KppE svis ⋅−= Gde su: Ip – injekcioni pritisak na peti tehničke kolone (bar) pus – pritisak na ustima bušotine, tj. površini (bar) psl – maksimalni slojni, tj. porni pritisak u bušotini (bar) pis – pritisak stuba isplake u koju se ugrađuje tehnička kolona (bar) psv – pritisak “potpornog” fluida u međuprostoru, tj. slojne (slane) vode (bar) Htk – dubina ugradnje tehničke kolone (m) Gftk – gradijent frakuriranja na peti tehničke kolone (kg/dm3) Sf – sigurnosni faktor za gradijent frakturiranja (od 0,1-0,12 kg/dm3) pBOP– radni pritisak postavljene opreme (preventera) na ustima bušotine, i može biti: 689,7 bar;

344,8 bar; 206,9 bar i 137,9 bar X – dubina dotoka slojnog fluida (gasa) u kanalu bušotine (m) Y – dubina prazne tehničke kolone (m) Z – konačna dubina bušotine (m)

1ρ – gustina isplake za nastavak bušenja iz tehničke kolone (kg/dm3)

tkρ – gustina isplake u koju se ugrađuje tehnička kolona (kg/dm3)

fgρ – gustina dotoka slojnog fluida (gasa) u kanal bušotine (kg/dm3)

vρ – gustina slojne vode “potpornog fluida” (kg/dm3) K1 – faktor dizajniranja na unutrašnji pritisak, tj. pucanje K2 – faktor dizajniranja na spoljašnji pritisak, tj. gnječenje

163

− Proračun aksijalnog opterećenja

Dizajniranje tehničke kolone zaštitnih cevi na aksijalno opterećenje u većini slučajeva zasniva se na uslovima koji mogu da se pojave u toku spuštanja kolone Sl.6.3.8. Pretpostavlja se da je kolona zaštitnih cevi zaglavljena blizu dna bušotine i da je najmanje prihvatljiva sila potezanja (“overpull”), osim težine uronjene u isplaku, potrebna za oslobađanje kolone.

Minimalni kriterijumi za dizajniranje kolone na aksijalno opterećenje, diktirani su maksimalnim opterećenjem koje proizilazi iz primene faktora dizajniranja ili sile potezanja (“overpull”), u zavisnosti koja je sila veća.

Slika 6.3.8. Projektovanje tehničke kolone na aksijalno opterećenje (istezanje i sabijanje)

Minimalna sila povlačenja teži da kontroliše konstrukciju u donjem delu kompozicije kolone, a faktor dizajniranja teži da kontroliše gornji deo kompozicije zaštitnih cevi.

Pošto su određeni kvaliteti (“Grad”), težine i dužine pojedinih sekcija zaštitnih cevi, na osnovu opterećenja na unutrašnji i spoljašnji pritisak, procenjuju se pozitivna i negativna (istezanje i sabijanje) aksijalna opterećenja. Pod ovim se podrazumeva prividno smanjenje težine kompozicije zaštitnih cevi uronjenih u isplaku u odnosu na njenu težinu u vazduhu, kao i rezultat sila koje deluju na sve izložene horizontalno orijentisane površine kompozicije kolone. Ove sile su jednake hidrostatičkom pritisku na svakoj određenoj dubini ugrađene sekcije i definišu se kao negativne ako im je vektor delovanja na gore, tj. od pete kolone ka površini. Negativne sile potiska deluju na petu kolone, na završetke zaštitnih cevi, a kod promene težina i na ramena spojnica kolona. Sile koje deluju na ramena spojnica praktično se zanemaruju zbog neznatnih veličina.

Najslabiji deo u nizu zaštitnih cevi na istezanje uglavnom predstavljaju spojevi, tako da se linija dizajniranja primenjuje za određivanje kvaliteta spojeva i spojnica za kolonu.

Nakon ovog postupka čitava kompozicija tehničke kolone zaštitnih cevi dizajnirana je u skladu sa odgovarajućim uniaksijalnim opterećenjima na unutrašnji i spoljašnji pritisak i aksijalno istezanje i sabijanje i poznati su kvaliteti (“Grad”), težina, dužina sekcija i tipovi spojnica.

Matematički model za dizajniranje tehničke kolone zaštitnih cevi na aksijalno opterećenje dat je tabelom 6.10. i obuhvaćen je sledećim jednačinama:

− Sila potiska na peti zaštitnih cevi:

( ) ( )45.3.6000981,0 1 LLLLdaNAHF tktkB ρ⋅⋅⋅= − Dubina neutralne tačke u nizu zaštitnih cevi:

( ) ( )46.3.61

LLLLmWFHL B

tkn −=

− Aksijalno opterećenje na vrhu prve sekcije zaštitnih cevi od pete tehničke kolone:

( ) ( )47.3.6111 LLLLdaNWHFF B ⋅+−= − Aksijalno opterećenje na dnu druge sekcije, tj. na istoj dubini kao i vrh prve sekcije:

( ) ( )( ) ( ) ( )49.3.6000981,0

48.3.6

21231

111

LLLL

LLLL

daNAAHHFdaNFFF

tkB

Ba

−⋅⋅+⋅=±=

ρ

+ FB1 kada je A1 > A2 - FB1 kada je A1 < A2

− Aksijalno opterećenje na vrhu druge sekcije:

( ) ( )50.3.62212 LLLLdaNWHFF a ⋅+= − Aksijalno opterećenje na dnu treće sekcije, tj. na istoj dubini kao i vrh druge sekcije:

164

( ) ( )( ) ( )52.3.6000981,0

51.3.6

3232

222

LLLL

LLLL

daNAAHFdaNFFF

tkB

Ba

−⋅⋅⋅=±=

ρ

+ FB2 kada je A2 > A3 - FB2 kada je A2 < A3

− Aksijalno opterećenje na vrhu treće sekcije, tj. na površini: ( ) ( )53.3.63323 LLLLdaNWHFF a ⋅+=

Tabela 10. Matematički model delovanja aksijalnog opterećenja kod tehničke kolone Dubina

(m) Sila istezanja i

sabijanja (daN)

Opterećenje na istezanje +K4

(daN)

Opterećenje na istezanje xK3

(daN)

Linija dizajn. (veće K3 ili K4)

(daN) Htk Ln

H2+H3 H2+H3

H3 H3 0

-FB 0 F1 F1a F2 F2a F3

K4 K4

F1+K4 F1a+K4 F2+K4 F2a+K4 F3+K4

/ /

F1xK3 F1axK3 F2xK3 F2axK3 F3xK3

A A B C D E F

Gde su: H1–dužina prve, donje, na dnu sekcije zaštitnih cevi(m) H3–dužina treće sekcije, od dna, zaštitnih cevi (m) A1–površina poprečnog preseka prve sekcije (mm2) A3–površina poprečnog preseka treće sekcije(mm2)W1–težina u vazduhu prve, donje sekcije (daN/m) W3–težina treće sekcije u vazduhu (daN/m) H2–dužina druge, od dna, sekcije zaštitnih cevi (m) Ln–dubina neutralna tačka u nizu zaštitnih cevi (m) A2–površina poprečnog preseka druge sekcije (mm2) K3–faktor dizajniranja za aksijalni opterećenje (na

istezanje) W2–težina u vazduhu druge sekcije cevi (daN/m) K4–dodatni nateg (“Overpull”) koji prosečno

iznosi 45.000 daN Proračun biaksijalnog (dvoosnog) naprezanja

Biaksijalno opterećenje razmatra se nakon cementacije zaštitnih cevi. Sile istezanja ili sabijanja u uslovima cementacije razlikuju se od prethodno analiziranih, jer je različiti fluid u međuprostoru cevi i kanalu bušotine. Na petu zaštitne kolone deluje sila potiska jednaka hidrostatičkom stubu cementne kaše i preostale isplake od površine do dna, tj. pete kolone, što je prikazano na Sl.6.3.9.

Matematičkim modelom izračunava se pozitivno i negativno opterećenje na vrhu i dnu svake sekcije zaštitnih cevi, a na osnovu tih sila i redukcija na unutrašnji i spoljašnji pritisak za kolone. Uz poznate redukovane veličine na krajevima svake sekcije, može se konstruisati nova linija dizajniranja spajanjem krajnjih tačaka pomoću prave linije. Ukoliko bi redu-kovana vrednost ukazivala na loše dizajnirane zaštitne cevi, tada sekcija treba da se ojača. Slika 6.3.9. Projektovanje tehničke kolone zaštitnih

cevi na biaksijalno, tj. dvoosno naprezanje

Matematički model za korekciju opterećenja na unutrašnji i spoljašnji pritisak uslovljen biaksijalnim naprezanjem prikazan je tabelama 6.11 i 6.12, kao i jednačinama:

− Sila potiska na peti kolone: ( )54.3.610 LLLLdaNFFF BB +−=

165

( ) ( )[ ] ( ) ( )

( )[ ] ( )56.3.621,04

0981,0

55.3.64

000981,0

21

2

LLLLM

LLLL

daNtODHF

daNODHHHF

ktktkB

kcctkctkB

⋅−⋅⋅⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅+⋅−⋅=

πρ

πρρ

− Opterećenje na vrhu prve sekcije: ( ) ( )57.3.61101 LLLLdaNWHFF ⋅+=

− Opterećenje na dnu druge sekcije: ( )58.3.6211 LLLLdaNFFF Ba ±=

( ) ( ) ( )59.3.6000981,0 21322 LLLLdaNAAHHF tkB −⋅⋅+⋅= ρ + FB2 kada je A1 > A2 - FB2 kada je A1 < A2

− Opterećenje na vrhu druge sekcije: ( ) ( )60.3.62212 LLLLdaNWHFF a ⋅+=

− Opterećenje na dnu treće sekcije, tj. na istoj dubini kao i vrh druge sekcije: ( )61.3.6322 LLLLdaNFFF Ba ±=

( ) ( )62.3.6000981,0 323 LLLLdaNAAHF tktkB −⋅⋅⋅= ρ + FB3 kada je A2 > A3 - FB3 kada je A2 < A3

− Opterećenje na vrhu treće sekcije, tj. na površini: ( ) ( )63.3.63323 LLLLdaNWHFF a ⋅+=

Tabela 6.11. Korekcija tehničke kolone zaštitnih cevi na spoljašnji pritisak u uslovima biaksijalnog naprezanja

Dubina (m)

F (daN)

A (mm2)

TA (daN/mm2)

prσ (h.bar)

TA/ prσ

y

pg (bar)

pgk (bar)

Htk H2+H3 H2+H3

H3 H3 0

F0 F1 F1a F2 F2a F3

A1 A1 A2 A2 A3 A3

F0/A1 F1/A1 F1a/A2 F2/A2 F2a/A3 F3/A3

y1 y2 y3 y4 y5 y6

( ) ( )64.3.65,075,012

LLLLbarpTATAp gprpr

gk ⋅

−

−=

σσ

( ) ( )65.3.6.100

64,689964,68)"("LLLLbarhGrad

pr+⋅

=σ

Gde “Grad” u zavisnosti od kvaliteta cevi iznosi: 40; 55; 80; 75; 95; 110; 125 i 150.

Tabela 6.12. Korekcija tehničke kolone na unutrašnji pritisak u uslovima biaksijalnog naprezanja Dubina

(m) F

(daN) A

(mm2) TA

(daN/mm2)prσ

(h.bar) TA/ prσ x pp

(bar) ppk

(bar) Htk

H2+H3 H2+H3

H3 H3 0

F0 F1 F1a F2

F2a F3

A1 A1 A2 A2 A3 A3

F0/A1 F1/A1 F1a/A2 F2/A2 F2a/A3 F3/A3

x1 x2 x3 x4 x5 x6

166

( ) ( )66.3.65,075,012

LLLLbarpTATAp pprpr

pk ⋅

+

−=

σσ

Gde su:

Htk – dubina ugradnje tehničke kolone zaštitnih cevi (m) Hc – dužina stuba cementne kaše u bušotini (m)

tkρ – gustina isplake u koju se ugrađuje tehnička kolona (kg/dm3)

cρ – gustina cementne kaše (kg/dm3) ODk– spoljašnji prečnik tehničke kolone (mm) t – debljina zida prve, donje sekcije tehničke kolone (mm)

prσ – prosečna granica elastičnosti zaštitnih cevi, tj. tehničke kolone (h.bar) pg – nominalna (tablična) vrednost zaštitnih cevi na spoljašnji pritisak (bar) pgk – korigovana vrednost za spoljašnji pritisak zaštitnih cevi pod dejstvom biaksijalnog, tj.

dvoosnog naprezanja (bar) pp – nominalna (tablička) vrednost zaštitnih cevi na unutrašnji pritisak (bar) ppk – korigovana vrednost za unutrašnji pritisak zaštitnih cevi pod dejstvom biaksijalnog, tj.

dvoosnog naprezanja 6.3.4.3.3. Projektovanje tehničke i izgubljene kolone zaštitnih cevi

Uslovi u bušotini ponekad zahtevaju da se pored tehničke kolone ugradi i izgubljena kolona zaštitnih cevi (“Drilling Liner”) u cilju dostizanja konačne dubine bušotine. Dizajniranje tehničke kolone sa izgubljenom kolonom se generalno razlikuje od postupka dizajniranja samo tehničke kolone. Stanje u kanalu bušotine i očekivana problematika mora da obuhvati oba niza, tj. tipa kolone cevi.

Proračun unutrašnjeg pritiska

Opterećenje na unutrašnji pritisak kod tehničke kolone i izgubljene kolone definiše se na sličan način kao i kod tehničke kolone. Tehnička kolona zaštitnih cevi će u slučaju dotoka slojnog fluida (gasa) u kanal bušotine biti izložena istim uslovima opterećenja kao i izgubljena kolona. Pošto će injekcioni pritisak (Ip) i najveća gustina isplake imati maksimalne vrednosti ispod pete izgubljene kolone, ova vrednost se primenjuje za dizajniranje i tehničke i izgubljene kolone zaštitnih cevi, kao što je prikazano na Sl.6.3.10.

Matematički model za procenu optere-ćenja na unutrašnji pritisak ostaje isti kao i za tehničku kolonu zaštitnih cevi.

Slika 6.3.10. Projektovanje tehničke i izgubljene kolone na unutrašnji pritisak

167

Proračun spoljašnjeg pritiska

Opterećenje na spoljašnji pritisak (gnječenje) zahteva razmatranje diskontinuiteta opterećenja koja proizilaze iz činjenice da se različite kompozicije zaštitnih cevi ugrađuju u kanal bušotine sa dve različite gustine isplake. To zahteva razmatranje:

− delovanja gustine isplake u koju se ugrađuje tehnička kolona zaštitnih cevi, i

− delovanja gustine isplake u koju se ugrađuje izgubljena kolona zaštitnih cevi. Opterećenje na spoljašnji pritisak i linija

dizajniranja za tehničku kolonu sa izgubljenom kolonom prikazani se na Sl.6.3.11.

Matematički model za proračun optere-ćenja na gnječenje i dizajniranje tehničke kolone sa izgubljenom kolonom prikazano je sledećim jednačinama:

Slika 6.3.11. Projektovanje tehničke kolone i izgubljene kolone na spoljašnji pritisak

− Pritisak stuba isplake na petu tehničke kolone: ( ) ( )67.3.60981,0 LLLLbarHp tktkis ρ⋅⋅=

− Pritisak stuba isplake na vrhu izgubljene kolone: ( ) ( )68.3.60981,0 1 LLLLbarHp vLvL ρ⋅⋅=

− Pritisak stuba isplake na dnu izgubljene kolone: ( ) ( )69.3.60981,0 1 LLLLbarHp LL ρ⋅⋅=

− Pritisak stuba “potpornog” fluida (slojne vode), na peti izgubljene kolone zaštitnih cevi: ( ) ( )70.3.60981,0 LLLLbarHp vLsv ρ⋅⋅=

− Dubina prazne tehničke kolone u slučaju gubitka isplake u nastavku bušenja ispod izgubljene kolone:

( ) ( )71.3.60981,0 2

LLLLmp

HY svL

⋅

−=ρ

Linija dizajniranja na ustima bušotine: 0 (bar) Linija dizajniranja na dubini “Y”, tj. na prazne cevi: ( ) ( )barKYD tk 20981,0 ⋅⋅⋅= ρ Linija dizajniranja na peti tehničke kolone: ( )[ ] ( )barKYHpE tkis 220981,0 ⋅⋅⋅−−= ρ Linija dizajniranja na vrhu izgubljene kolone: ( )[ ] ( )barKYHpF vLvL 220981,0 ⋅⋅⋅−−= ρ Linija dizajniranja na peti izgubljene kolone: ( ) ( )barKppG svL 2⋅−=

Gde su: Htk – dubina ugradnje tehničke kolone (m) HvL – dubina ugradnje vrha izgubljene kolone (m) HL – dubina ugradnje pete izgubljene kolone (m) ρtk – gustina isplake u koju se ugrađuje tehnička kolona (kg/dm3) ρv – gustina “potpornog” fluida, slojne slane vode (kg/dm3) ρ1 – gustina isplake u koju se ugrađuje izgubljena kolona (kg/dm3) ρ2 – gustina isplake za nastavak bušenja ispod izgubljene kolone (kg/dm3) K2 – faktor dizajniranja na spoljašnji pritisak, tj. gnječenje

168

Proračun aksijalnog opterećenja i biaksijalnog naprezanja

Za razliku od istovremene procene opterećenja i dizajniranja tehničke kolone i izgubljene kolone na unutrašnji i spoljašnji pritisak, proračun na aksijalno opterećenje i biaksijalno naprezanje obavlja se posebno za svaki tip zaštitnih cevi. Ovakva procedura je neophodna jer se svaki tip cevi, tehnička kolona i izgubljena kolona, spuštaju odnosno ugrađuju u drugu gustinu isplake, tj. cementne kaše.

Matematički model je istovetan sa već prikazanim modelom za dizajniranje tehničke kolone zaštitnih cevi. 6.3.4.3.4. Projektovanje površinske kolone zaštitnih cevi

Površinska kolona zaštitnih cevi ugrađuje se relativno plitko u bušotinu i cementira se obavezno do vrha, tj. površine. Uslovi koji vladaju u bušotini, na osnovu kojih se dizajnira površinska kolona zaštitnih cevi prikazani sa na Sl.6.3.12 i 6.3.13.

Slika 6.3.12. Projektovanje površinske kolone na unutrašnji pritisak, tj. pucanje

Slika 6.3.13. Projektovanje površinske kolone na spoljašnji pritisak, tj. gnječenje

Proračun unutrašnjeg pritiska

Projektovanje površinskih zaštitnih cevi na unutrašnji pritisak (pucanje) zasniva se na teoretskoj pretpostavci da će pritisak frakturiranja formacije na peti kolone biti prevaziđen pre nego što se dostigne pritisak pucanja kolone. Stoga, ovako dizajnirane zaštitne cevi koriste frakturu formacije kao sigurnosni mehanizam za opadanje pritiska čime se obezbeđuje da se lom ne razvije do površine i na taj način dovede u opasnost bušaće postrojenje i ljudstvo. Nominalni pritisak na peti kolone jednak je pritisku frakturiranja formacije plus faktor dizajniranja, tj. sigurnosni faktor, čime se dopušta delovanje injekcionog pritiska koji je nešto veći od pritiska frakturiranja. Pritisak unutar zaštitnih cevi se proračunava podrazumevajući da je sva isplaka u površinskoj koloni izgubljena u frakturiranoj formaciji, ostavljajući samo gas iz formacije u zaštitnim cevima. “Potporni” pritisak izvan zaštitnih cevi, koji pomaže suprotstavljanje pucanju može se smatrati da je jednak normalnom pornom pritisku formacije za tu oblast. Povoljni efekat cementne kaše ili isplake veće gustine, izvan zaštitnih cevi, ignoriše se zbog mogućnosti lošeg mestimičnog vezivanja cementa i degradacije isplake do koje dolazi vremenom. Primenjeni faktor dizajniranja obezbeđuje dodatne granice sigurnosti za moguća oštećenja zaštitnih cevi u toku transporta ili kod rukovanja na lokaciji.

Matematički model za dizajniranje površinske kolone zaštitnih cevi zasniva se na sledećim jednačinama:

( ) ( )( ) ( )

( )74.3.60981,0

73.3.60981,0

72.3.612,00981,0

LLLL

LLLL

LLLL

barHp

barHIp

barGHI

vpksv

fgpkpus

fpkpkp

ρ

ρ

⋅⋅=

⋅⋅−=

+⋅⋅=

Linija dizajniranja na ustima bušotine: ( )barKpA us 1⋅=

169

Linija dizajniranja na peti kolone: ( ) )(1 barKpIB svp ⋅−= Proračun spoljašnjeg pritiska

Projektovanje na spoljašnji pritisak (gnječenje) zasnovano je na problemima sa gubitkom isplake, što omogućava da nivo isplake padne ispod pete zaštitnih cevi. Maksimalno mogući spoljašnji pritisak koji može da dovede do gnječenja kolone zaštitnih cevi proizilazi iz gustine isplake koja se nalazi u kanalu bušotine, kada se zaštitne cevi ugrađuju i cementiraju. Povoljni efekat degradacije isplake se ne uzima u obzir. Faktor dizajniranja se primenjuje na uslove konstrukcije da bi se obezbedila dodatna granica sigurnosti.

Matematički model za projektovanje površinske kolone na spoljašnji pritisak određen je jednačinom:

( ) ( )75.3.60981,0 LLLLbarHp pkpkis ρ⋅⋅= Linija dizajniranja na ustima bušotine: 0 (bar) Linija dizajniranja na peti kolone: ( )barKpC is 2⋅= Gde su: Ip – injekcioni pritisak na peti površinske kolone (bar) Gfpk – gradijent frakturiranja na peti površinske kolone (kg/dm3) Hpk – dubina ugradnje površinske kolone (m) pus – maksimalni mogući pritisak ostvaren na ustima bušotine (bar) psv – pritisak “potpornog” fluida, slane vode iza površinske kolone (bar)

pkρ – gustina isplake za ugradnju površinske kolone (kg/dm3)

vρ – gustina slojne, slane vode iza površinske kolone (kg/dm3)

fgρ – gustina slojnog fluida (gasa ) u slučaju dotoka u bušotinu (kg/dm3) K1 – faktor dizajniranja za unutrašnji pritisak (pucanje) K2 – faktor dizajniranja za spoljašnji pritisak (gnječenje)

Proračun aksijalnog opterećenja i biaksijalnog naprezanja za površinsku kolonu zaštitnih cevi indentičan je kao i za tehničku kolonu.

Primer:

Na novom istražnom prostoru “X”, prva istražna bušotina “X-1” nakon dostizanja vertikalne dubine od 3.600 m je izgubljena. Zaglava alata je nastupila sa dletom na dnu bušotine, kada je nakon pojave intenzivnog gasnog čepa bušotina zatvorena. Zatvaranje bušotine, tj. mirovanje alata (bez rotacije i manevrisanja) uslovilo je delovanje diferencijalnog pritiska u zonama sa normalnim pornim pritiskom, koje nisu bile zaštićene ugradnjom kolone, što je dovelo do zaglave alata na intervalu približno od 3.100 m.

Na istom istražnom prostoru potrebno je projektovati novu vertikalnu istražnu bušotinu “X2” sa sledećom geološko - tehničkom osnovom:

Konačna vertikalna dubina bušotine: Z = 3.650 m Maksimalni gradijent pornog pritiska do konačne dubine bušotine je: Gp max = 1,80 kg/dm3,

koji počinje od dubine Zs = 3.500 m, tako da slojni pritisak iznosi: barZp slssl 61880,1500.30981,00981,0 =⋅⋅=⋅⋅= ρ

Gradijent normalnog pornog pritiska: Gpn = 1,02 kg/dm3, i isti se prostire do vertikalne dubine bušotine od 3100 m

Poslednji propusni sloj (formacija) sa normalnim pornim pritiskom dostiže vertikalnu dubinu od: Z1 = 3100 m

Očekivana maksimalna temperatura na dnu bušotine je: Tmax = 180o C

170

Planira se ugradnja eksploatacione kolone spoljašnjeg prečnika: ODek = 177,8 mm (7”)

Na prvoj bušotini (“X-1”) nisu registrovani kiseli gasovi CO2 i H2S

Podaci dobijeni praćenjem prve bušotine “X-1” sa “TDC”-laboratorijom, kao što su: litološki sastav probušenih stena, modifikovani “d-eksponent”, gradijenti pornih i frakturnih pritisaka i gustina isplake prikazani su na Sl.6.3.14.

Rešenje: 1. Dubina ugradnje pojedinih tipova

zaštitnih cevi a) Dubina ugradnje tehničke kolona

zaštitnih cevi: − Minimalno potrebna gustina isplake za

bušenje do konačne dubine dobija se iz jednačine 6.3.12:

Slika 6.3.14. Podaci dobijeni praćenjem bušotine “X-1” sa “TDC”-laboratorijom.

3maxmin /86,106,080,1 dmkgSG fp =+=+=ρ

Ova gustina isplake ostvaruje na maksimalni slojni pritisak nadpritisak: barpis 20=∆ , što je prihvatljivo ( barppp slisis 2061886,135000981,0 =−⋅⋅=−=∆ ).

− Potrebni gradijent frakturiranja, u kanalu bušotine, za bezbedno bušenje do konačne dubine bušotine dobija se iz jednačine 6.3.13:

31min /96,110,086,1 dmkgSG fpotf =+=+= ρ

Sa dijagrama Sl.6.3.14 potrebni gradijent frakturiranja (Gf pot = 1,96 kg/dm3) nalazi se na

vertikalnoj dubini od 3.000 m, tako da se na toj dubini treba ugraditi tehnička kolona zaštitnih cevi:

mH

HG

tk

tkpotf

000.3=

⇒

− Provera dubine ugradnje tehničke kolone na diferencijalni pritisak, jednačina 6.3.14: ( ) ( ) barZGp pnis 5,2550981,0100.302,186,10981,01min =⋅⋅−=⋅⋅−=∆ ρ

barpis 150>∆ Kako na poslednji sloj sa normalnim pornim pritiskom (Z1=3.100 m) deluje diferencijalni pritisak od barpis 5,255=∆ , tehnička kolona ugrađena do te dubine omogućava u nastavku bušenja uslove za zaglavu alata usled delovanja diferencijalnog pritiska. Iz navedenog razloga dubina ugradnje tehničke kolone na dubini od 3.100 m ne može se prihvatiti.

− Gustina isplake za ugradnju tehničke kolone, jednačina 6.3.15: 3

1

/52,15135,102,1100.3

2,101502,10dmkgG

Zp

pnis

tk ≈=+⋅

=+⋅∆

=ρ

− Maksimalni gradijent pornog pritiska u kanalu bušotine do kojeg se može bušiti, a da se ne dobije dotok slojnog fluida, jednačina 6.3.16:

3/46,106,052,1 dmkgSG ftktkp =−=−= ρ

171

Iz dijagrama sa Sl.6.3.14, vrednost gradijenta frakturiranja od 1,46 kg/dm3 nalazi se na dubini bušotine od 3370 m, tako da je:

mH

HG

tk

tktkp

370.3=

⇒

− Provera da li je potrebno u nastavku bušenja ugraditi i izgubljenu kolonu zaštitnih cevi, tj. tzv. “Drilling Liner”:

Na Sl.6.3.14 je uočljivo da gradijent frakturiranja na dubini 3370 m iznosi Gftk = 2,10 kg/dm3, a kako je:

96,110,2 >

> potfftk GG

u nastavku bušenja do konačne dubine nije potrebno ugraditi izgubljenu kolonu zaštitnih cevi.

b) Dubina ugradnje površinske kolone zaštitnih cevi: − Ulazni podaci:

Dubina ugradnje tehničke kolone: Htk = 3.370 m Gustina isplake za bušenje do tehničke kolone: 3/52,1 dmkgtk =ρ Prosečna vrednost gustine gasovitog slojnog fluida (tabela 6.8): 3/25,0 dmkgfg =ρ Dužina dotoka stuba gasnog fluida u bušotinu: hfg = 170 m Sigurnosni faktor za slučaj iznenadnog dotoka gasnog fluida: Sf = 0,06 kg/dm3 Željena dubina ugradnje površinske kolone: Hžp = 1000 m; 1200 m; 1600 m i 1800 m Kretanje vrednosti gradijenata pornih i frakturnih pritisaka sa dubinom, od 1000-1800 m,

prikazano je u narednoj tabeli.

Vertikalna dubina Z (m)

Grad. por. prit. Gp (kg/dm3)

Grad.prit. frak. Gf (kg/dm3)

1.000 1.200 1.400 1.600 1.800

1,02 1,02 1,02 1,02 1,02

1,62 1,68 1,72 1,78 1,80

Izračunavanje ekvivalentne gustine isplake na željenim dubinama ugradnje površinske

kolone zaštitnih cevi, jednačina 6.3.17: ( )

( ) 3.

.

/94,1000.1

25,052,117052,106,0000.1370.3 dmkg

Hh

SHH

ise

žp

fgtkfgtkf

žp

tkise

=

−⋅

+

+

⋅=

=

−+

+

⋅=

ρ

ρρρρ

Rezultati proračuna za ostale željene dubine ugradnje površinske kolone prikazani su u tabeli 6.13:

Tabela 6.13. Rezultati proračuna željene dubine ugradnje površinske kolone Željena dub. ugr.

Hžp (m) Ekviv.gus. isp.

ise.ρ (kg/dm3) > <

Grad. prit. frak. Gf (kg/dm3)

1.000 1.200 1.400 1.600 1.800

1,94 1,87 1,82 1,78 1,75

> > > ≈ <

1,62 1,68 1,72

1,78⇒Hpk 1,80

− Gradijent frakturiranja od 1,78 kg/dm3 sa slike 6.3.14. nalazi se na dubini bušotine od 1600m, tako da je:

172

mH

HG

G

pk

pkf

fise

600.1

.

=

⇒

≈ρ

Konačni izbor dubine ugradnje pojedinih tipova zaštitnih cevi prikazan je u tabeli 6.14.

Tabela 6.14. Konačni izbor dubine ugradnje zaštitnih cevi na bušotini “X-2” Tip zaštitnih cevi Dubina ugradnje (m)

Uvodna kolona (Huk) Površinska kolona (Hpk) Tehnička kolona (Htk) Eksploataciona kolona (Hek)

30 1.600 3.370 3.650

2. Izbor geometrije kanala bušotine

Geološko-tehničkom osnovom zahtevana je ugradnja eksploatacione kolone zaštitnih cevi spoljašnjeg prečnika: ODek = 177,8 mm (7”). Po API standardu spoljašnji prečnik spojnice za te zaštitne cevi je: ODse = 194,5 mm.

− Prečnik dleta za bušenje i ugradnju eksploatacione kolone dobija se iz jednačine 6.3.10: mmODD sed 5,2141025,1942 =⋅+=⋅+= δ

Prema API standardu za prečnike dleta, dleto najbližeg većeg prečnika već izračunatom (214,5 mm) je: Dd = 215,9 mm (8 ½”)

− Minimalni unutrašnji prečnik tehničke kolone zaštitnih cevi, jednačina 6.3.11: mmDID dtk 9,219229,2152 1 =⋅+=⋅+= δ

Koristeći API standarde za zaštitne cevi, dleta prečnika 215,9 mm prolaze kroz tehničke kolone spoljašnjeg prečnika ODtk = 244,5 mm (9 5/8”), zaključno sa težinom 68,54 daN/m (47 lb/ft), koje imaju unutrašnji prečnik IDtk = 220,5 mm. Spoljašnja dimenzija spojnica ovih kolona iznosi ODst = 269,9 mm.

− Prečnik dleta za bušenje i ugradnju tehničke kolone, jednačina 6.3.10: mmODD std 9,3092029,2692 =⋅+=⋅+= δ

Po API standardu prvi veći prečnik od izračunatog je: Dd = 311,1 mm (12 ¼”) − Minimalni unutrašnji prečnik površinske kolone, jednačina 6.3.11:

mmDID dpk 1,315221,3112 1 =⋅+=⋅+= δ Prema API standardu uobičajeni spoljašnji prečnik za površinsku kolonu je ODpk = 339,7 mm (13 3/8”) sa spojnicom ODsp = 365,1 mm. Dleta Dd = 311,1 mm tada prolaze kroz težine kolona najviše do 99,17 daN/m (68 lb/ft), a one imaju unutrašnji prečnik IDpk = 315,3 mm.

− Prečnik dleta za bušenje i ugradnju površinske kolone, jednačina 6.3.10: mmODD spd 1,4052021,3652 1 =⋅+=⋅+= δ

Dleto najbliže izračunatom prečniku prvo veće je : Dd = 444,5 mm (17 ½”) − Minimalni unutrašnji prečnik uvodne kolone, jednačina 6.3.11:

mmDID duk 5,448225,4442 1 =⋅+=⋅+= δ Primenjeni standardi za uvodnu kolonu koriste cevi sa: ODuk = 508,0 mm i ODsu = 533,4 mm. Dleta prečnika Dd = 444,5 mm prolaze kroz sve težine ovog tipa zaštitnih cevi.

− Prečnik dleta za bušenje i ugradnju uvodne kolone: mmODD sud 4,5732024,5332 =⋅+=⋅+= δ

Po API, dleto najbližeg većeg prečnika izračunato je: Dd = 609,6 mm (24”) Konačni izbor geometrije bušotine prikazan je u tabeli 6.15.

173

Tabela 6.15. Konačni izbor geometrije bušotine “X-2” Kolone zaštitnih cevi

Tip kolone ODk (mm)

Do max.težine (daN/m)

Dubina ugradnje (m)

Prečnici dleta Dd (mm)

uvodna površinska tehnička

eksploataciona

508,0 339,7 244,5 177,8

sve 99,17 68,54 sve

30 1.600 3.370 3.650

609,6 444,5 311,1 215,9

3. Izbor kvaliteta materijala ugrađenih zaštitnih cevi a) Eksploataciona kolona zaštitnih cevi:

− Dizajniranje na unutrašnji i spoljašnji pritisak, prikazano je na Sl.6.3.15, uz primenu jednačina 6.3.19 i 6.3.21:

Slika 6.3.15. Dizajniranje eksploatacione kolone na unutrašnji i spoljašnji pritisak

( ) ( ) baree

pp

sZsl

us 6,48361855 1000459,7500.31000459,7=== −− ⋅⋅⋅⋅

Linija dizajniranja: A-A barSpA fus 53210,16,483 =⋅=⋅=

barHp eis 66686,1650.30981,00981,0 min =⋅⋅=⋅⋅= ρ Linija dizajniranja: 0-B

barSpB fis 7336,73210,1666 ≈=⋅=⋅= Korišćenjem, prema API standardu, raspoloživih zaštitnih cevi spoljašnjeg prečnika ODk =

177,8 mm (7”), a na osnovu opterećenja na unutrašnji i spoljašnji pritisak, izbor kvaliteta materijala prikazan je u tabeli 6.16.

174

Tabela 6.16. Izbor eksploatacione kolone na osnovu opterećenja na pucanje i gnječenje Mehaničke karakteristike kolona Ugrađene

sekcije od-do (m)

Dužina sekcija

(m)

Težina kolone

(daN/m) “Grad” Pucanje

pp (bar)

Gnječenjepg (bar)

Površina pop.preseka

A (mm2)

Debljina zida cevi t (mm)

3650-3200 3200-0,00

H1=450 H2=3200

42,28(29#) 42,28(29#)

P-110 C-95

587 539

774 668

5.451 5.451

10,36 10,36

− Projektovanje, tj. dizajniranje na aksijalno opterećenje i izbor spojnica prikazani su na Sl.6.3.16, uz primenu jednačina od 6.3.22 do 6.3.24:

na peti eksloatacione kolone: F0 = 0 na vrhu prve sekcije:

daNWHF 026.1928,42450111 =⋅=⋅= na vrhu druge sekcije, tj. na površini

daNWHFF 322.15428,42200.3026.192212 =⋅+=⋅+=Linija dizajniranja:

daNSFBA f 246.348,1026.191 =⋅=⋅== daNSFC f 779.2778,1322.1542 =⋅=⋅=

Izabrani kvalitet eksploatacione kolone na osnovu opterećenja na pucanje, gnječenje i aksijalno istezanje prikazan je u tabeli 6.17.

Slika 6.3.16. Izbor kvaliteta spojnica u zavisnosti od aksijalnog opterećenja

Tabela 6.17. Izbor eksploatacione kolone na osnovu opterećenja na pucanje, gnječenje i aksijalno istezanje

Mehaničke karakteristike kolone Dubina ugradnje od - do

Dužina sekcija

(m)

Težina kolona

(daN/m)“Grad” Pucanje

pp (bar) Gnječenje

pg (bar) Istezanje spojnica

(103daN) 3650-3200 3200-0,00

H1=450 H2=3200

42,28 42,28

P-110 C-95

587 539

774 668

353 D/O 303 D/O

− Provera izabranih zaštitnih cevi na biaksijalno naprezanje

Usled biaksijalnog naprezanja, otpornost eksploatacione kolone na spoljašnji pritisak (gnječenje) smanjuje se u odnosu na tablične vrednosti pg = 774 bar i pg = 668 bar. Zato je neophodno proračunati redukciju jačine kolona na vrhu i dnu svake sekcije i uporediti sa linijom dizajniranja na gnječenje. Vrh i dno sekcija zaštitnih cevi, u ovom slučaju, se nalaze na dubini od 3.200 m. Vrednost linije dizajniranja na ovoj dubini iznosi: .3,64210,186,1200.30981,0 bar=⋅⋅⋅

Za proračun redukcija jačine kolona na gnječenje koriste se jednačina 6.3.26 i 6.3.28:

ggb pTATAp ⋅

−

−=

min

2

min

5,075,01σσ

gde je:

−

−=

minmin

5,075,01σσTATAy ,

175

Proračun korekcije jačine eksploatacione kolone na gnječenje prikazan je u tabeli 6.18.

Tabela 6.18. Korekcija jačine eksploatacione kolone na gnječenje Dubina

(m) F

(daN) A1=A2 (mm2)

TA (daN/mm2)

minσ (h.bar)

TA/ minσ y pg (bar)

pgb (bar)

3650 3200 3200 0,00

0,0 19025 19025

154312

5451 5451 5451 5451

0,0 3,4902 3,4902

28,3089

75,86 75,86 65,51 65,51

0,00 0,046

0,0533 0,4321

0,00 0,9762 0,9723 0,7113

774 774 668 668

774 755 649 475

Iz gornje tabele je uočljivo da redukcija otpornosti zaštitnih cevi na pritisak gnječenja usled biaksijalnog naprezanja na dubini od 3.200 m iznosi:

− za zaštitne cevi P-110 pgb = 755 bar − za zaštitne cevi C-95 pgb = 649 bar

Izabrana dubina ugradnje sekcija eksploatacione kolone u pogledu kvaliteta materijala zadovoljava u uslovima biaksijalnog naprezanja, jer su redukcije otpornosti na gnječenje kolone veće od vrednosti linije dizajniranja, tj. od 642,3 bar.

− Provera izabranih zaštitnih cevi na triaksijalno naprezanje:

a) Slučaj “propuštanja tubinga ili pakera”:

Provera za ovaj slučaj započinje od dna kolone ka vrhu svake sekcije, i dalje do površine primenom sledećih jednačina: 6.3.29; 6.3.30; 6.3.31; 6.3.32; 6.3.33; 6.3.34 i 6.3.37:

na peti eksploatacione kolone, tj. na dubini 3.650 m, za kolonu P-110:

barHpbarHpp

eks

ekusu

4203650115,0115,06,921365012,06,48312,0

=⋅=⋅==⋅+=⋅+=

barpur 6,921−=−=σ

bar

pIDOD

ODp

IDODIDOD

sekek

eku

ekek

ekekt

653.342071,1578,17

78,1726,92171,1578,1771,1578,17

2

22

2

22

22

22

2

22

22

=⋅

−

−⋅

−+

=

=⋅

−

−⋅

−+

=σ

bara 0=σ

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( ) bar

attrraVME

190.42

0365336536,9216,9210

2222

222

=−+−−++

=

=−+−+−

=σσσσσσ

σ

81,1190.4586.7min ===

VMEfS

σσ

176

na dubini 3200 m, tj. na vrhu kolone kvaliteta P-110:

( ) ( ) ( )

85,1089.4586.7

089.42

34936923692868868349

34951,54

025.19

692.336871,1578,17

78,17286871,1578,1771,1578,17

8683683200115,0

868320012,06,483

222

1

22

2

22

22

==

=−+−−++

=

===

=⋅

−

−⋅

−+

=

−==⋅=

=⋅+=

f

VME

a

t

r

s

u

S

bar

barAF

bar

barbarp

barp

σ

σ

σ

σ

na dubini 3200 m, tj. na dnu kolone kvaliteta C-95: Kako je sekcija eksploatacione kolone kvaliteta C-95 iste težine kao i P-110, tj. 42,28 daN/m (29 lb/ft), onda je i ,4089 barVME =σ a sigurnosni faktor:

60,1089.4551.6

==fS

na površini, tj. ustima bušotine za kolonu kvaliteta C-95:

( ) ( ) ( ) bar

bar

bar

barbarp

barp

VME

a

t

r

s

u

977.32

2831392739276,4836,4832831

831.251,54312.154

927.36,48371,1578,1771,1578,17

6,48300115,0

6,483012,06,483

222

22

22

=−+−−++

=

==

=⋅

−+

=

−==⋅=

=⋅+=

σ

σ

σ

σ

64,1977.3551.6

==fS

Sekcije eksploatacionih kolona za ovaj slučaj provere dizajnirane su ispravno jer je Sf > 1,25

b) Slučaj “potpuno prazne” eksploatacione kolone:

Za proveru kvaliteta ugrađene eksploatacione kolone, u ovom slučaju, koriste se još i dodatne jednačine 6.3.35 i 6.3.36.

na peti zaštitnih cevi, tj. na dubini 3650 m za kolonu kvaliteta P-110:

177

( ) ( ) ( )

25,1074.6586.7

074.62

60746074000

0

074.666671,1578,17

78,172

066686,136500981,00981,0

0

222

22

2

min

==

=−+++−

=

=

−=⋅

−

⋅−=

==⋅⋅=⋅⋅=

=

f

VME

a

t

r

eks

u

S

bar

bar

barbarHp

barp

σ

σ

σ

σρ

na dubini 3200 m, za kolonu kvaliteta P-110:

( ) ( ) ( )

37,1509.5586.7

509.52

3495326532600349

349

326.558471,1578,17

78,172

058486,132000981,0

0

222

22

2

==

=−−+++−

=

=

−=⋅

−

⋅−=

==⋅⋅=

=

f

VME

a

t

r

s

u

S

bar

bar

bar

barbarp

barp

σ

σ

σ

σ

na dubini 3200 m, tj. na dnu kolone kvaliteta C-95:

Kako je sekcija eksploatacione kolone kvaliteta C-95 iste težine kao i P-110, tj. 42,28 daN/m(29#), onda je i ,509.5 barVME =σ a sigurnosni faktor iznosi:

19,1509.5551.6

==fS

na površini, tj. na vrhu kolone kvaliteta C-95:

( ) ( ) ( ) bar

barbarbarbarpbarp

VME

a

t

r

s

u

831.22

283100002831

831.20000

222

=−+−+−

=

=====

σ

σσσ

31,2831.2551.6

==fS

Iz dobijenih rezultata može se uočiti da zaštitne cevi kvaliteta C-95 na dubini ugradnje od 3200 m, ne zadovoljavaju postavljene kriterijume za triaksijalno naprezanje, jer je Sf < 1,25. Iz tog razloga je neophodno produžiti ugradnju kolone kvaliteta P-110, tj. skratiti ugradnju kolone kvaliteta C-95 do dubine od 3000 m, i izvršiti ponovo proveru na toj dubini:

178

( ) ( ) ( )

25,1259.5551.6

259.52

5044989498900504

50451,54

28,42650

989.454771,1578,17

78,172

054786,130000981,0

0

222

22

2

==

=−−+++−

=

=⋅

=

−=⋅

−

⋅−=

==⋅⋅=

=

f

VME

a

t

r

s

u

S

bar

bar

bar

barbarp

barp

σ

σ

σ

σ

Konačni izbor eksploatacione kolone zaštitnih cevi (Hek), spoljašnjeg prečnika 177,8 mm (7”) prikazan je u tabeli 6.19.

Tabela 6.19. Konačni izbor kvaliteta ugradnje eksploatacione kolone Ugrađene

sekcije od - do

Dužina sekcija

(m)

Težina zaštitnih cevi

(daN/m)

Kvalitet zaštitnih cevi

(“Grad”)

Tip spojnica kolona

3650-3000 3000-0,00

H1= 650 H2=3000

42,28(29 lb/ft)42,28(29 lb/ft)

P-110 C-95

D/O D/O

b) Tehnička kolona zaštitnih cevi: Ulazni podaci:

− Vertikalna dubina ugradnje zaštitnih cevi: Htk =3370 m − Spoljašnji prečnik zaštitnih cevi: ODtk =244,5 mm (9 5/8”) − Gustina isplake u koju se ugrađuje kolona: ρtk=1,52 kg/dm3 − Gustina isplake za nastavak bušenja iz tehničke kolone: ρ1=1,86 kg/dm3 − Gustina “potpornog fluida” slane slojne vode: ρv=1,02 kg/dm3 − Gustina slojnog fluida (gasa) u slučaju dotoka u kanal bušotine: ρfg=0,30 kg/dm3 − Maksimalni slojni, tj. porni pritisak: psl = 618 bar − Gradijent frakturiranje stenske mase na peti tehničke kolone: Gftk = 2,10 kg/dm3 − Visina podizanja cementne kaše, od dna bušotine ka površini: Hc = 1820 m − Gustina cementne kaše: ρc=1,98 kg/dm3 − Faktor dizajniranja, tj. sigurnosti na unutrašnji pritisak - pucanje: K1 = 1,10 − Faktor dizajniranja na spoljašnji pritisak, tj. gnječenje: K2 = 1,125

Projektovanje na unutrašnji i spoljašnji pritisak prikazano je na Sl.6.3.17. − Injekcioni pritisak na peti tehničke kolone,

jednačina 6.3.38: ( ) barI p 3,72710,010,233700981,0 =+⋅⋅=

− Pritisak na površini, tj. ustima bušotine, jednačina 6.3.39:

barpp slus 27861845,045,0 =⋅=⋅= Tada se dubina vrha slojnig fluida (gasa) u s dotoka u bušotinu određuje jednačinom 6.3.40:

( )( ) mX 8,287.2

30,086,10981,030,033700981,02783,727

=−

⋅⋅−−=

− Pritisak “potpornog fluida”, tj. stuba slojne slane vode u međuprostoru cevi i kanala bušotine određuje se jednačinom 6.3.42:

Slika 6.3.17. Izbor tehničke kolone zaštitni cevi u odnosu na opterećenje na pucanje i gnječenje

179

barpsv 2,33702,133700981,0 =⋅⋅= Linija dizajniranja na površini tj. na ustima bušotine:

barKpA us 8,30510,11,2781 =⋅=⋅= Linija dizajniranja na vrhu stuba gasa, tj. na dubini “X”:

( )[ ]( )[ ] bar

KXpB vus

1,51310,102,186,18,22870981,02780981,0 11

=⋅−⋅⋅+==⋅−⋅⋅+= ρρ

Linija dizajniranja na peti tehničke kolone, tj. dnu kolone:

( ) ( ) barKpIC svp 1,42910,12,3373,7271 =⋅−=⋅−=

− Pritisak stuba isplake u koju se ugrađuje kolona, jednačina 6.3.43: barpis 5,50252,133700981,0 =⋅⋅=

− Dubina prazne kolone u slučaju gubitka isplake u nastavku bušenja iz tehničke kolone, jednačina 6.3.44:

mY 6,108.152,10981,0

2,3373370 =⋅

−=

Linija dizajniranja na ustima bušotine: 0 bar

Linija dizajniranja na dubini “Y”, tj. na dubini prazne kolone: barKYD tk 9,185125,152,111080981,00981,0 2 =⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= ρ

Linija dizajniranja na peti kolone, tj. dnu kolone: ( ) ( ) barKppE svis 9,185125,12,3375,5022 =⋅−=⋅−=

Izabrani kvalitet materijala tehničke kolone spoljašnjeg prečnika ODtk = 177,8 mm (7”) u funkciji delovanja unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska, dat je u tabeli 6.20.

Tabela 6.20. Izbor tehničke kolone u zavisnosti od delovanja opterećenja na pucanje i gnječenje Mehaničke karakteristike kolona Dubina

ugradnje od – do (m)

Dužina sekcija

(m)

Težina cevi

(daN/m) “Grad” Pucanj.

pp (bar)Gnječenje

pg (bar) Pov. pop.

pres. A (mm2)

Deb. st. t (mm)

3370-3000 3000-1600 1600-0,00

H1=370 H2=1400 H3=1600

68,54 68,54 68,54

N-80 C-95 N-80

474 562 474

328 350 328

8756 8756 8756

11,99 11,99 11,99

− Izbor spojnica zaštitnih cevi u zavisnosti od aksijalnog opterećenja, prikazan je na Sl.6.3.18.

− Sila potiska na peti kolone zaštitnih cevi, jednačina 6.3.45:

daNFB 999.4352.187563370000981,0 =⋅⋅⋅= Aksijalno opterećenje na vrhu prve sekcije, jednačina 6.3.47:

( ) daNF 639.1854,68370439991 −=⋅+−=− Dubina neutralne tačke u zaštitnim cevima,

jednačina 6.3.46:

mLn 728.254,68

439993370 =−=

− Aksijalno opterećenje na dnu druge sekcije, jednačina 6.3.48 i 6.3.49:

daNFF a 639.1811 −==

Slika 6.3.18. Izbor zaštitnih cevi i spojnica u odnosu na istezanje i sabijanja

180

jer su težine, tj. površine poprečnog preseka sekcija kolona iste, tako da je FB1 = 0

− Aksijalno opterećenje na vrhu druge sekcije, jednačina 6.3.50: ( ) daNF 317.7754,681400186392 =⋅+−=

− Aksijalno opterećenje na dnu treće sekcije prema jednačini 6.3.51 i 6.3.52: daNFF a 317.7722 ==

− Aksijalno opterećenje na vrhu treće sekcije, tj. na površini jednačina 6.3.53: ( ) daNF 981.18654,681650773173 =⋅+=

Generalni pregled aksijalnog opterećenja sa linijom dizajniranja prikazan je u tabeli 6.21.

Tabela 6.21. Pregled aksijalnog opterećenja i linije dizajniranja tehničke kolone Dubina

(m) Aksijalno opter.

(daN) Opter.+K4

45000(daN) Opter.xK3 1,6 (daN)

Linija dizajniranja

3370 3000 2728 1600 0,0

-43.999 -18.639

0 77.317

186.981

/ /

+45.000 122.317 231.981

/ / /

123.707 299.170

/ /

A(45.000) B(123.707) C(299.170

Izabrani kvalitet tehničke kolone ODtk = 244,5 mm (9 5/8”), na osnovu opterećenja na pucanje, gnječenje i aksijalno opterećenje prikazan je u tabeli 6.22.

Tabela 6.22. Izbor kvaliteta tehničke kolone na osnovu opterećenja na pucanje, gnječenje i aksijalno opterećenje

Mehaničke karakteristike kolona Dubina ugradnje

od – do (m)

Dužina sekcija

(m)

Težina cevi

(daN/m) “Grad” Pucanje

pp(bar) Gnječenje

pg(bar) Kidanje

spoj.(103daN)3370-3000 3000-1600 1600-0,00

H1=370 H2=1400 H3=1600

68,54 68,54 68,54

N-80 C-95 N-80

474 562 474

328 350 328

402 (D/O) 462 (D/O) 402 (D/O)

− Provera izabranih zaštitnih cevi na biaksijalno naprezanje: − Sila potiska na peti kolone, jednačina 6.3.54; 6.3.55 i 6.3.56:

( ) ( )[ ] ( ) daNFB 494.2745,2444

98,1182052,118203370000981,0 2 =⋅⋅⋅+⋅−=π

( )[ ]daNFFF

daNF

BB

B

571.82191923274494

923.19199,1125,2441,04

337052,1000981,0

10

21

−=+−=+−=

=⋅−⋅⋅⋅⋅=π

− Opterećenje na vrhu prve sekcije, jednačina 6.3.57: ( ) daNF 211.5754,68370825711 −=⋅+−=

− Opterećenje na dnu druge sekcije, jednačina 6.3.58 i 6.3.59: daNFF a 211.5711 −==

− Opterećenje na vrhu druge sekcije, jednačina 6.3.60: ( ) daNF 745.3854,681400211.572 =⋅+−=

− Opterećenje na dnu treće sekcije, jednačine 6.3.61 i 6.3.62: daNFF a 754.3822 ==

− Opterećenje na vrhu treće sekcije, jednačina 6.3.63: ( ) daNF 409.14854,681600745.383 =⋅+=

181

Korekcija mehaničkih karakteristika izabrane tehničke kolone pod uticajem spoljašnjeg i unutrašnjeg pritiska u uslovima delovanja biaksijalnog naprezanja primenom jednačina 6.3.64 6.3.65 i 6.3.66 prikazani su u tabelama 6.23 i 6.24.

Tabela 6.23. Korekcija mehaničkih karakteristika na spoljašnji pritisak Dubina

(m) F

(daN) A

(mm2) TA

(daN/mm2)prσ

(h.bar) TA/ prσ y pg

(bar) pgk

(bar) 3370 3000 3000 1600 1600 0,00

-82.571 -57.211 -57.211 38.745 38.745

148.409

8756 8756 8756 8756 8756 8756

-9,4302 -6,5339 -6,5339 4,425 4,425

16,9494

62,06 62,06 72,41 72,41 62,06 62,06

-0,152 -0,1053 -0,0902 0,0611 0,0713 0,2731

1,0673 1,0485 1,042 0,968 0,624

0,8351

328 328 350 350 328 328

350 344 364 339 315 274

Tabela 6.24. Korekcija mehaničkih karakteristika tehničke kolone na unutrašnji pritisak Dubina

(m) F

(daN) A

(mm2) TA

(daN/m) prσ

(h.bar) TA/ prσ x pp

(bar) ppk

(bar) 3370 3000 3000 1600 1600 0,00

-82.571 -57.211 -57.211 38.745 38.745

148.409

8756 8756 8756 8756 8756 8756

-9,4302 -6,5339 -6,5339 4,425 4,425

16,9494

62,06 62,06 72,41 72,41 62,06 62,06

-0,152 -0,1053 -0,0902 0,0611 0,0713 0,2731

0,9153 0,9432 0,9518 1,0291 1,0337 1,1082

474 474 562 562 474 474

434 447 535 578 489 525

Upoređivanjem opterećenja na spoljašnji i unutrašnji pritisak koja deluju na zaštitnine cevi Sl.6.3.17 (Linije dizajniranja: A-B-C i 0-D-E), sa korekcijom mehaničkih karakteristika zaštitnih cevi pod dejstvom biaksijalnog naprezanja tabele, 6.23 i 6.24, konstatuje se da izabrane zaštitne cevi: 244,5 mm x 68,54 daN/m N-80 D/O ne zadovoljavaju na unutrašnji pritisak (Liniju dizajniranja A-B-C) u intervalu 3.000-3.370 m. Takođe, iz navedenih podataka, moguće je produžiti isti kvalitet zaštitnih cevi u intervalu 0-1.600 m.

Iz praktičnih razloga u bušotinu se ne ugrađuje niz cevi istog kvaliteta dužine, tj. sekcije manje od 300 m, tako da je konačni izbor kvaliteta, dužina sekcija i tipa spojnica tehničke kolone (Htk) prikazan u tabeli 6.25.

Tabela 6.25. Konačni izbor tehničke kolone zaštitnih cevi spoljašnjeg prečnika ODtk=244,5 mm Dubina

ugradnje od(m) do(m)

Dužina sekcija (m)

Težina cevi

(daN/m) Grad Tip

spojnice

3370-1900 1900-0,00

H1=1470 H2=1900

68,54(47 lb/ft)68,54(47 lb/ft)

C-95 N-80

D/O (LTC) D/O(LTC)

Da konačni izbor tehničke kolone zadovoljava korekciju mehaničkih karakteristika pod uticajem unutrašnjeg pritiska u uslovima biaksijalnog naprezanja, ukazuje provera prikazana u tabeli 6.26.

Tabela 6.26. Korekcija mehaničkih karakteristika konačno izabrane tehničke kolone na unutrašnji pritisak

Dubina (m)

F (daN)

A (mm2)

TA (daN/mm2)

prσ (h.bar)

TA/ prσ x pp (bar)

ppk (bar)

3370 1900 1900 0,00

-82571 16812 16812

148409

8756 8756 8756 8756

-9,4302 1,9201 1,9201

16,9494

72,41 72,41 62,06 62,06

-0,1302 0,0265 0,0309 0,2731

0,9285 1,013

1,0151 1,1082

562 562 474 474

521 569 481 525

182

Napomena: Opterećenje na unutrašnji pritisak (Linija dizajniranja A-B-C) na dubini od 1.900 m sa Sl.6.3.17 iznosi:

( ) ( )[ ] barp mu 47810,102,186,119000981,02781900 =⋅−⋅+= c) Projektovanje površinske kolone zaštitnih cevi:

Ulazni podaci: − Vertikalna dubina ugradnje površinske kolone: Hpk = 1.600 m − Spoljašnji prečnik zaštitnih cevi: ODpk = 339,7 mm (13 3/8”) − Gustina isplake za ugradnju kolone: ρpk=1,08 kg/dm3 − Gustina “potpornog” fluida, slane slojne vode: ρv=1,02 kg/dm3 − Gustina gasovitog slojnog fluida u slučaju dotoka u kanal bušotine: ρfg=0,15 kg/dm3 − Gradijent frakturiranja stenske mase na peti površinske kolone: Gfpk = 1,78 kg/dm3 − Visina podizanja donje cementne kaše: Hc1 = 600 m − Visina podizanja gornje cementne kaše: Hc2 = 1000 m − Gustina donje cementne kaše: ρc1=1,90 kg/dm3 − Gustina gornje cementne kaše: ρc2=1,65 kg/dm3 − Faktor dizajniranja na pucanje: K1 = 1,10 − Faktor dizajniranja na gnječenje: K2 = 0,85

− Izbor zaštitnih cevi na unutrašnji i spoljašnji pritisak:

Izbor zaštitnih cevi na unutrašnji i spoljašnji pritisak prikazan je na Sl.6.3.19. − Injekcioni pritisak na peti površinske kolone,

jednačina 6.3.72: ( ) barI p 2,298160012,078,10981,0 =⋅+⋅=

− Pritisak na površini, tj. ustima bušotine, jednačina 6.3.73:

( ) barpus 6,27415,016000981,02,298 =⋅⋅−= − Pritisak “potpornog fluida”, tj. stuba slojne vode u

međuprostoru, jednačina 6.3.74: barpsv 16002,116000981,0 =⋅⋅=

Linija dizajniranja na ustima bušotine, tj. površini:

barKpA us 30210,16,2741 =⋅=⋅=

Linija dizajniranja na peti površinske kolone:

( ) ( ) barKpIB svp 15210,11602,2981 =⋅−=⋅−=

Slika 6.3.19. Izbor površinske kolone zaštitnih cevi u odnosu na opterećenje na pucanje i gnječenje

− Pritisak stuba isplake u koju se ugrađuje površinska kolona, jednačina 6.3.75:

barpis 5,16908,116000981,0 =⋅⋅= Linija dizajniranja na ustima bušotine, tj. na površini: 0 bar Linija dizajniranja na peti površinske kolone:

barKpC is 14485,05,1692 =⋅=⋅=

Izabrani kvalitet površinske kolone ODkp = 339,7 mm, na osnovu opterećenja na pucanje i gnječenje prikazani su na Sl.6.3.20 i tabeli 6.27.

183

Tabela 6.27. Izbor kvaliteta zaštitnih cevi na pucanje i gnječenje Mehaničke karakteristike kolona Dubina

ugradnje od-do (m)

Dužina sekcija

(m)

Težina cevi

(daN/m)

“Grad” Pucanje

pp(bar) Gnječenje

pg(bar) Pov. pop.

pres.A(mm2) Deb. zid t (mm)

1600-1100 1100-0,00

H1=500 H2=1100

99,17 88,96

N-8o N-80

346 310

156 115

12545 11282

12,19 10,92

− Izbor spojnica zaštitnih cevi u zavisnosti od aksijalnog opterećenja:

− Sila potiska na peti zaštitnih cevi, jednačina 6.3.45:

daNFB 266.2108,1125451600000981,0 =⋅⋅⋅=

− Aksijalno opterećenje na vrhu prve sekcije, jednačina 6.3.47:

( ) daNF 2831971,99500212661 =⋅+−=

− Neutralna tačka prema, jednačini 6.3.46:

mLn 386.117,99

212661600 =−=

− Opterećenje na dnu druge sekcije, jednačine 6.3.51 i 6.3.52:

Slika 6.3.20. Izbor zaštitnih cevi i spojnica u zavisnosti od aksijalnog opterećenja

( )daNF

daNFAAjejerFFF

a

B

Ba

791.29147228319472.1112821254508,11100000981,0

1

1

21111

=+==−⋅⋅⋅=

>+=

− Opterećenje na vrhu druge sekcije, tj. na površini, jednačina 6.3.53: ( ) daNF 647.12796,881100297912 =⋅+=

Generalni pregled aksijalnog opterećenja sa linijom dizajniranja prikazan je u tabeli 6.28.

Tabela 6.28. Pregled aksijalnog opterećenja i linije dizajniranja površinske kolone Dubina

(m) Aksijalno opter.

(daN) Opter.+K4

45000(daN) Opter.xK3 1,6 (daN)

Linija dizajniranja

1600 1386 1100 1100 0,00

-21266 0,00

28319 29791

127647

/ 45000 73319 74791

172647

/ /

45310 47666

204235

/ A(45.000) B(73.319) C(74.791)

D(204.235)

Izabrani kvalitet površinske kolone ODpk = 339,7 mm, na osnovu opterećenja na pucanje, gnječenje i aksijalnog opterećenja, prikazan je u tabeli 6.29.

Tabela 6.29. Izbor kvaliteta površinske kolone na osnovu opterećenja na pucanje, gnječenje i aksijalno opterećenje

Mehaničke karakteristike kolone Dubina ugradnje

od – do (m)

Dužina sekcija

(m)

Težina kolona

(daN/m)“Grad” Pucanje

pp(bar) Gnječenje

pg(bar) Kidanje spojnica

(103daN) 1600-1100 1100-0,00

H1=500 H2=1100

99,17 88,96

N-8o N-80

346 310

156 115

428 377 D/O

184

− Provera izabranih zaštitnih cevi na biaksijalno naprezanje:

− Sila potiska na peti kolone, jednačine 6.3.54; 6.3.55 i 6.3.56:

( ) ( )[ ] ( )

( )[ ]daNF

daNF

daNF

B

B

684.115132375248059

375.13219,1227,3391,04

160008,10981,0

059.2487,3394

65,1100090,1600000981,0

0

21

2

−=+−=

=⋅−⋅⋅⋅⋅=

=⋅⋅⋅+⋅=

π

π

− Opterećenje na vrhu prve sekcije, jednačina 6.3.57: ( ) daNF 099.6617,995001156841 −=⋅+−=

− Opterećenje na dnu druge sekcije, jednačina 6.3.58:

( )daNF

daNFAAjejerFFF

a

B

Ba

627.64147266099472.1112821254508,11100000981,0

1

2

21211

−=+−==−⋅⋅=

>+=

− Opterećenje na vrhu druge sekcije, tj. na površini, jednačina 6.3.63: ( ) daNF 229.3396,881100646272 =⋅+−=

Korekcija mehaničkih karakteristika izabrane površinske kolone pod uticajem spoljašnjeg i unutrašnjeg pritiska u uslovima delovanja biaksijalnog naprezanja, primenom jednačina 6.3.64; 6.3.65 i 6.3.66 prikazane su u tabelama 6.3o i 6.31.

Tabela 6.30. Korekcija mehaničkih karakteristika zaštitnih cevi površinske kolone na spoljašnji pritisak

Dubina (m)

F (daN)

A (mm2)

TA (daN/mm2)

prσ (h.bar)

TA/ prσ y pg (bar)

pgk (bar)

1600 1100 1100 0,00

-115684 -66099 -64627 33229

12545 12545 11282 11282

-9,2215 -5,269

-5,7283 2,9453

62,06 62,06 62,06 62,06

-0,1486 -0,0849 -0,0923 0,0475

1,066 1,0397 1,043

0,9754

156 156 115 115

166 162 120 112

Tabela 6.31. Korekcija mehaničkih karakteristika površinske kolone na unutrašnji pritisak

Dubina (m)

F (daN)

A (mm2)

TA (daN/m)

prσ (h.bar)

TA/ prσ x pp (bar)

ppk (bar)

1600 1100 1100 0,00

-115684 -66099 -64627 33229

12545 12545 12545 12545

-9,2215 -5,269

-5,7283 2,9453

62,06 62,06 62,06 62,06

-0,1486 -0,0849 -0,0923 0,0475

0,1974 0,9548 0,9507 1,0229

346 346 310 310

317 330 294 317

Upoređivanjem opterećenja na spoljašnji i unutrašnji pritisak koja deluju na zaštitne cevi (Sl.6.3.19) sa korigovanim mehaničkim karakteristikama zaštitnih cevi pod dejstvom biaksijalnog naprezanja, tabele 6.30 i 6.31, može se zaključiti da izabrane zaštitne cevi zadovoljavaju navedene krtiterijume. Konačni izbor kvaliteta, dužina sekcija i tipa spojnica površinske kolone prikazan je tabelom 6.32.

185

Tabela 6.32. Konačni izbor površinske kolone zaštitnih cevi (Hpk) spoljašnjeg prečnika ODpk = 339,7 mm

Dubina ugradnje

od - do (m)

Dužina sekcija (m)

Težina cevi

(daN/m) "Grad" Tip

spojnice

1600-1100 1100-0,00

H1=500 H2=1100

99,17(68 lb/ft)88,96(61 lb/ft)

N-80 N-80

K/O (STC) K/O(STC)

Sumarni pregled projekta konstrukcije zaštitnih cevi bušotine “X-2” prikazan je tabelom 6.33:

Tabela 6.33. Sumarni pregled dizajnirane konstrukcije zaštitnih cevi za bušotinu “X-2” Ugrađene zaštitne cevi Dubina

bušenja (m)

Prečnik dleta (mm)

Gustina isplake isρ (kg/dm3)

tip kolone

ODk (mm)

Dubina ugr.(m)

Težina (daN/m) "Grad" tip

spoj. 30 609,6 1,20 uvodna 508 30 137,2 šavna /

1600 444,5 1,08 površin. 339,7 0,00-1100 1100-1600

88,96 99,17

N-80 N-80

K/O K/O

3370 311,1 1,52 tehnička 244,5 0,00-1900 1900-3370

68,54 68,54

N-80 C-95

D/O D/O

3650 215,9 1,86 eksploa. 177,8 0,00-3000 3000-3650

42,28 42,28

C-95 P-110

D/O D/O

6.3.5. Razmatranje kritičnih uslova tokom eksploatacionog veka bušotine

U toku eksploatacionog veka trajanja bušotine, početni uslovi opterećenja i naprezanja (na unutrašnji i spoljašnji pritisak, aksijalno opterećenje, biaksijalno i triaksijalno naprezanje), koji čine osnovu za dizajniranje i ugradnju zaštitnih cevi, generalno se menjaju. Uzroci koji dovode do promene opterećenja i naprezanja u zaštitnim cevima javljaju se u svim fazama trajanja bušotine i to u: − nastavku bušenja:

testiranje na pritisak zaštitnih cevi i usta bušotine promena gustine isplake i porast temperature sa dubinom dotok slojnog fluida u kanal bušotine utiskivanje hladne isplake za gušenje dotoka slojnoig fluida

− fazi opremanja (ispitivanja): utiskivanje radnog fluida pod pritiskom − fazi proizvodnje:

porast temperature promena gustine paker fluida

Analiza uzroka promena opterećenja i naprezanja u ugrađenim zaštitnim cevima u svim fazama bušotine ukazuje da su dodatni uslovi u suštini prouzrokovani sledećim promenama:

1) Promenama unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska 2) Promenama temperature

6.3.5.1 Promena unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska

Izmene unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska uzrokuju i značajne promene aksijalnog naprezanja. Ove promene mogu se desiti za vreme cementacije, nakon cementacije i vešanja zaštitnih cevi na ušću bušotine u klinove.

Za vreme cementacije, zaštitne cevi su izložene opterećenju na visoki unutrašnji pritisak zbog dejstva hidrostatičkog pritiska stuba cementne mešavine i pritiska pumpe potrebnog za potiskivanje cementne mešavine u međuprostor. Ovo opterećenje ne deluje samo na zid zaštitnih cevi, već takođe povećava i aksijalno naprezanje koje ima tendenciju da odvoji spojnice kolona, što

186

je prikazano na Sl.6.3.21. Pritisak na površini, unutar zaštitnih cevi, dovodi do aksijalnog opterećenja izraženog jednačinom:

( ) ( )76.3.64

2

LLLLdaNIDp

F kua

⋅⋅=

π

Povećanje unutrašnjeg pritiska uzrokuje povećano tangencijalno naprezanje, tako da dolazi do skupljanja (skraćenja) kolone i povećanja spoljašnjeg prečnika kolone, tj. zaštitnih cevi, Sl.6.3.22.

Slika 6.3.21. Aksijalno naprezanje izazvano potiskivanjem cementne kaše tokom cementacije zaštitnih cevi

Slika 6.3.22. Unutrašnji pritisak utiče na povećanje spoljašnjeg prečnika i smanjenja dužine zaštitnih cevi

Prema Hookovom zakonu promena unutrašnjeg pritiska izaziva izmenu u aksijalnom naprezanju koje je direktno proporcionalno aksijalnim deformacijama. Hookov zakon je primenljiv ako su zaštitne cevi nategnute u klinove dovoljnom silom istezanja da spreče spiralno izvijanje (“buckling”) slobodnog dela, tj. necementirane kolone i ako je maksimalno aksijalno naprezanje manje od granice elastičnosti čelika zaštitnih cevi. Aksijalne deformacije, koje mogu nastati ako je kolona slobodna, tj. necementirana, date su jednačinama:

( ) ( )77.3.6LLLLtra Eσσµε +∆⋅=∆

Zbir radijalnih i tangencijalnih naprezanja prikazan je sa:

( ) ( ) ( )78.3.6222 22

22

LLssuučus

ssuu

us

ssuutr pApA

AAApApA

rrprpr

⋅−⋅⋅=

−

⋅−⋅⋅=

−

⋅−⋅⋅=+∆ σσ

Gde su: Au – unutrašnja površina cevi (cm2) As – spoljašnja površina cevi (cm2) Ač – površina poprečnog preseka cevi (metala) (cm2)

Promene radijalnog i tangencijalnog naprezanja prouzrokovane samo promenama unutrašnjeg pritiska mogu se prikazati jednačinom:

( ) ( )79.3.62 LLLLuč

utr p

AA

∆⋅⋅=+∆ σσ

a one mogu da uzrokuju promene u aksijalnoj deformaciji izraženoj jednačinom:

( )80.3.62 LLLLuč

ua p

AA

E∆⋅⋅⋅−=∆

µε

187

Negativan predznak označava smanjenje dužine pri povećanju unutrašnjeg pritiska. Hookov zakon primenjen na ukupnu deformaciju i aksijalno naprezanje dat je:

( )81.3.62 LLLLuč

ua p

AA

∆⋅⋅⋅= µσ

Usvajanjem prosečne vrednosti za Poissonov odnos (µ=0,3) i izmenom aksijalnog naprezanja u aksijalno opterećenje dobija se konačna jednačina za promenu istezanja pri promeni unutrašnjeg pritiska:

( )82.3.6)(6,0 LLLLdaNpAF uupu ∆⋅⋅+= gde pozitivni predznak označava povećanje opterećenja na istezanje kada se povećava unutrašnji pritisak.

Promena unutrašnjeg pritiska up∆ može nastati zbog pritiska koji je nanet na glavu kolone - površinu, bez promene gustine isplake, i tada je variranje pritiska u slobodnom delu kolone jednako pup vrednosti pritiska koji se nanosi na unutrašnjost kolone. Takođe, promena pritiska up∆ može nastati zbog variranja pritiska na glavi kolone i istovremene promene gustine isplake, pa u tim uslovima jednačina glasi:

( ) ( ) ( )83.3.62

0981,0 12 LLLLbarL

pp cupu ⋅−⋅+=∆ ρρ

Gde su: pup – dati, ostvareni pritisak sa površine u unutrašnjost kolone (bar)

2ρ – gustina nove isplake u koloni zaštitnih cevi (kg/dm3)

1ρ – početna gustina isplake koja se nalazi u koloni (kg/dm3) Lc – dubina slobodne kolone, tj. vrh cementa iza zaštitne kolone (m)

Aksijalno naprezanje može da bude i rezultat izmene spoljašnjeg pritiska na kolonu. Povećanje spoljašnjeg pritiska izaziva smanjenje tangencijalnog naprezanja istezanja i povećanja tangencijalnog kompresivnog naprezanja, što dovodi do izduženja, tj. povećanja dužine kolone i smanjenja spoljašnjeg prečnika kolone, Sl.6.3.23.

Uz primenu identičnih jednačina i postupaka kao kod promene unutrašnjeg pritiska, dobija se konačna jednačina za promenu istezanja pri promeni spoljašnjeg pritiska:

( ) ( )84.3.66,0 LLLLdaNApF ssps ⋅∆⋅−= gde negativni predznak označava smanjenje istezanja sa povećanjem spoljašnjeg pritiska.

Pod uslovom da zaštitne cevi nisu uklinjene dovoljnom silom natega u cilju izbegavanja spiralnog izvijanja, kolona se neće ponašati samo po Hookovom zakonu.

Slika 6.3.23. Spoljašnji pritisak utiče na smanjenje spoljašnjeg prečnika i povećanja dužine kolone zaštitnih cevi

Spiralno izvijanje kolone u zavisnosti od prečnika bušotine, izazvaće deformaciju i redukciju naprezanja pod dejstvom unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska. Lubinski je dokazao, za cevi uniformnog poprečnog preseka, da su promene u efektivnoj dužini cevi, bL∆ , izazvane silom izvijanja Fb, a što je predstavio relacijom:

( )85.3.68

22

LLLLWIE

FrL b

b ⋅⋅⋅⋅∆

=∆

188

Gde su: bL∆ – promene u efektivnoj dužini cevi

Fb – sila izvijanja r – radijalno rastojanje između cevi i bušotine E – Jungov modul elastičnosti I – momenat inercije W – težina šipke po jedinici dužine

Goins je prikazao sledeću jednačinu za silu izvijanja: ( )86.3.6LLLLpcb FFF −=

Gde su: Fc – kritična sila izvijanja, tj. sila stabiliteta Fp – sila usled promene unutrašnjeg ili spoljašnjeg pritiska

Kritična sila izvijanja, tj. sila stabiliteta slobodnog dela zaštitnih cevi (Fc), već je prikazana jednačinom 4.19 i ona glasi:

( )( )( )barpLp

barpLpdaNApApF

spscsc

upucuc

sscuucc

+⋅⋅=

+⋅⋅=⋅−⋅=

ρ

ρ

0981,0

0981,0

Ako je Fc > 0, kompozicija zaštitnih cevi može da trpi naprezanje u tački vrha cementa bez izvijanja.

Ako je Fc < 0, na vrhu cementa mora da postoji istezanje (tenzija) da bi se izbeglo izvijanje zaštitnih cevi.

Prema jednačini za izračunavanje Fc, spoljašnji pritisak pojačava otpornost prema izvijanju zaštitnih cevi, dok unutrašnji pritisak teži da izazove izvijanje.

Sila stabiliteta se uzima u obzir samo u slučaju ako je njena vrednost pozitivna, a zanemaruje se kada je njena vrednost negativna.

Gde su: puc – unutrašnji pritisak (u koloni) na vrhu cementa (bar) Au – unutrašnja površina preseka zaštitnih cevi, tj. kolone (cm2) Lc – dubina slobodne kolone, tj. vrh cementa iza kolone (m) ρu – gustina isplake unutar kolone (kg/dm3) pup – dati, ostvareni pritisak sa površine u unutrašnjost kolone (bar) psc – spoljašnji pritisak (iza kolone) na vrhu cementa (bar) As – spoljašnja površina preseka zaštitnih cevi (cm2) ρs – gustina isplake iza kolone (kg/dm3) psp – dati, ostvareni pritisak sa površine na spoljašnji prečnik kolone (bar) 6.3.5.2. Promena temperature

Nezacementirani deo zaštitnih cevi može biti podvrgnut hlađenju, koje će povećati opterećenja na istezanje i zagrevanju koje će smanjiti opterećenje na istezanje. Donji delovi niza zaštitnih cevi zagrevanjem mogu doći u područje opterećenja na pritisak, koja mogu izazvati izvijanje niza cevi. Sa druge strane, ako se dodatnim nategom ne osigura uravnoteženje, zbog toplotnih deformacija mogu se pojaviti poteškoće oko izdizanja cevi i brtvljenja na bušotinskoj glavi. Bušotine na kojima je bitan uticaj temperaturnih promena su:

− duboke gasne bušotine; − bušotine sa abnormalnim temperaturnim gradijentom u fazi kompletiranja; − geotermalne bušotine; − arktičke bušotine u područjima večitog leda.

189

Aksijalna sila potrebna za uravnoteženje toplotnih deformacija data je jednačinom:

( )87.3.6LLLLL

AEF ča

at⋅⋅∆

=ε

Promena prosečne temperature slobodnog nezacevljenog niza zaštitnih cevi izazvaće aksijalnu deformaciju, prema jednačini:

( )88.3.6LLLLtLEta ∆⋅⋅⋅=∆ αε Zamenom jednačine 6.3.88 u jednačinu 6.3.87 dobija se:

( )89.3.6LLLLtAEF tta ∆⋅⋅⋅= α Gde su:

tα – koeficijenat termalne ekspanzije ∆t – promena temperature E – modul elastičnosti

Veličine αt i E se menjaju u zavisnosti od temperature i kvaliteta čelika. Za ove vrednosti uglavnom se koristi sledeća relacija: ( Eitα ) = 25,5 ili 26, tako da je uticaj temperaturnih promena na metalni deo cevi izražen promenama istezanja Ft, prikazan sledećim jednačinama:

( )( ) ( ) ( )91.3.6

2)(

2

90.3.65,25

LLLL

LLLL

CH

Lttt

ZLtt

tt

tAF

o

k

csks

cudu

t

⋅

⋅−+−

⋅⋅−

+=∆

∆⋅⋅=

Porast temperature dovodi do smanjivanja istezanja, i obrnuto: − Ft < 0 ako je t∆ > 0 − Ft > 0 ako je t∆ < 0

Gde su: A – površina poprečnog preseka cevi-metala (cm2) tu – maksimalna temperatura zaštitnih cevi na ušću bušotine u toku rada (oC) td – temperatura na dnu bušotine (oC) tk – temperatura na peti kolone, tj. dnu zaštitnih cevi (oC) ts – prosečna godišnja temperatura na površini (oC) Z – vertikalna dubina bušotine (m) Hk – vertikalna dubina ugradnje kolone, tj. zaštitnih cevi (m)

6.3.6. Sila natega kod odsedanja u klinove zaštitnih cevi Kod bušaćih postrojenja opremljenih uređajima za zadizanje i pridržavanje preventerskog

sklopa i bušotinske glave (veća postrojenja i postrojenja za bušenje na moru), zaštitne cevi se vešaju u klinove koji se ubacuju u prirubnicu bušotinske glave odmah nakon završene cementacije, tj. pre stvrdnjavanja cementne kaše. U tim uslovima zaštitne cevi se vešaju u klinove silom natega koja je ostvarena za vreme utiskivanja cementne kaše. Kod bušaćih postrojenja koja ne raspolažu sa navedenom opremom, nakon stvrdnjavanja cementne kaše, zaštitna kolona se mora nategnuti i vešati o klin u prirubnici bušotinske glave. S obzirom na kasnije promene unutrašnjeg i spoljašnjeg pritiska, kao i na temperaturne promene, tj. na dopunska naprezanja koja mogu proizići iz toga, veoma je važno da se zaštitne cevi nategnu dovoljnom silom odsedanja u klinove, predstavljenom jednačinom:

( ) ( )92.3.6LLLLdaNFFFFFF tcpspuT ++++= Gde su: FT – sila natega kod odsedanja u klin (daN) F – sila natega slobodnog (necementiranog) dela zaštitnih cevi u vazduhu (daN) Fpu – sila usled promene unutrašnjeg pritska (daN) Fps – sila usled promene spoljašnjeg pritiska (daN) Fc – sila stabiliteta (daN) Ft – sila usled promene temperature (daN)

190

Kod izračunavanja sile odsedanja u klinove mora se uzimati za graničnu vrednost sile istezanja zaštitnih cevi koeficijent sigurnosti od 1,80.

Veoma je bitno i kontrolisati silu odsedanja u klinove. Merenjem u odnosu na jednu fiksnu tačku na ušću bušotine može se pomoću istezanja zaštitnih cevi kontrolisati sila istezanja kojom se odseda u klinove. Istezanje zaštitnih cevi, pod dejstvom sile natega kod odsedanja u klin, računa se prema jednačini:

( ) ( )93.3.6LLLLmAEFL

lč

Tc

⋅⋅

=∆

Gde su: l∆ – istezanje nezacementiranog dela kolone zaštitnih cevi (m)

Lc – dužina, tj. dubina nezacementiranih zaštitnih cevi (m) E – Youngov modul elastičnosti ( 6101,2 ⋅=E ) Ač – površina poprečnog preseka cevi-metala (cm2)

Prilikom odsedanja u klinove često dolazi do spuštanja kompletnog ušća bušotine. Veličina spuštanja ušća bušotine najbolja je ocena kvaliteta prethodno urađenih radova. Kod kvalitetno obavljenih radova na cementaciji kolone, spuštanje ušća bušotine, tj. preventerskog sklopa i bušotinske glave je minimalno. Primer:

Na bušotini “X-2”, nakon stvrdnjavanja cementne kaše, izračunati silu natega potrebnu prilikom odsedanja tehničke kolone zaštitnih cevi u klin postavljen u bušotinskoj glavi (Sl. 6.3.24).

Ulazni podaci: − Vertikalna dubina nezacementiranih zaštitnih cevi:Lc=1450m − Nezacementirani deo tehničke kolone zaštitnih cevi:

Dtk=244,5 mm x 68,54 daN/m N-80 D/O (9 5/8”x47# N-80 LTC)

unutrašnja površina preseka zaštitnih cevi: Au=381,86 cm2 spoljašnja površina preseka zaštitnih cevi: As=469,41cm2 površina poprečnog preseka cevi-metala:A=87,56 cm2

− Gustina isplake kod ugradnje tehničkekolone: ( ) 3

1 /52,1 dmkgtk =ρρ − Gustina isplake u nastavku bušenja: ( ) 3

2min /86,1 dmkg=ρρ − Temperatura na dnu bušotine, tj. dubini 3650 m: td =180 oC − Temperatura izlazne isplake na površini : tu = 82 oC − Vertikalna dubina bušotine : Z=3650 m − Dubina ugradnje tehničke kolone: Htk =3370 m Rešenje: Slika 6.3.24. Prikaz bušotine

u vreme odsedanja u klin − Sila natega slobodnog dela zaštitnih cevi u vazduhu:

daNLWF 383.99145054,68 =⋅=⋅= − Sila usled promene unutrašnjeg pritiska, jednačina 6.3.82 i 6.3.83:

( ) daNFpu 540.52

145052,186,10981,086,3816,0 +=⋅−⋅⋅+=

− Sila usled promene spoljašnjeg pritiska, jednačina 6.3.84: daNFps 0=

jer nema promene u spoljašnjem pritisku

191

− Sila stabiliteta, jednačina 4.19:

( )( ) daN

AALApApF

stuc

sscuucc

46141,46952,186,38186,114500981,00981,0 min

−=⋅−⋅⋅⋅=⋅−⋅⋅⋅=

⋅−⋅=ρρ

− Sila usled promene temperature nezacementiranog dela kolone:

Prethodno je potrebno izračunati temperaturu na peti tehničke kolone, tj. na dubini od 3370m, korišćenjem temperaturnog gradijenta. Temperaturni gradijent za pojedine oblasti je definisan kao porast temperature po metru dužine. Za izračunavanje približne temperature na pojedinim dubinama neophodno je prvo definisati prosečnu godišnju temperaturu na površini, tj. ustima bušotine. Prosečna površinska temperatura na području Vojvodine iznosi ts = 11 oC, pa je na osnovu toga približna temperatura na pojedinim dubinama definisana jednačinom:

( ) ( )94.3.6LLLLCZttt ogsd ⋅+=

Gde su: td – temperatura u bušotini (oC) ts – prosečna godišnja temperatura na površini (oC) tg – temperaturni gradijent u bušotini (oC) Z – vertikalna dubina bušotine (m)

− temperatura na peti tehničke kolone zaštitnih cevi (tk):

( ) Ct

mCZ

ttt

ok

osdg

16733700463,011

/0463,03650

11180

=⋅+=

=−

=−

=

− promena temperature u bušotini, jednačine 6.3.90 i 6.3.91:

( ) ( ) Ct o5733702

1450111671136502

14508218082 =

⋅⋅−

+−

⋅⋅−

+=∆

daNtAFt 268.1275756,875,255,25 =⋅⋅=∆⋅⋅= − Sila natega potrebna kod odsedanja u klin, jednačina 6.3.92:

daNFFFFFF tcpspuT 191.23212726800554099383 =++++=++++=

Istezanje zaštitnih cevi, jednačina 6.3.93:

ml 83,156,87101,2

23219114506 =⋅⋅

⋅=∆

6.4. Izbor ispirnog fluida – isplake za bušenje

Pod ispirnim bušaćim fluidom podrazumevaju se sve vrste fluida koje se koriste kod bušenja, tj. ispiranja kanala bušotine.

Pod terminom isplaka za bušenje (u nastavku samo isplaka) podrazumeva se suspenzija čvrste faze u vodi ili ulju, ili kapljice jedne od ovih tečnosti dispergovane u drugoj. Prema API standardu definicija glasi: ”Termin isplaka obuhvata sve sastave koji se koriste da pomognu proizvodnji, tj. izradi bušotine i iznošenju nabušenih čestica (krhotina) sa dna bušotine na površinu. Zadatak isplake je da izvrši neke ili većinu različitih funkcija koje zahtevaju operacije izrade bušotine”.

Sa stanovišta optimalizacije definicija je sledeća: ”Isplaka za bušenje, optimalnog sastava, predstavlja onaj fluid koji odgovarajućom brzinom proticanja kroz dleto ostvaruje i odgovarajuću hidrauličku snagu za čišćenje dna bušotine i dleta, uz istovremenu primenu adekvatnog opterećenja i brzine obrtanja, a koji pri tome ostvaruje i najnižu cenu koštanja jednog metra bušenja kanala bušotine”.

192

Uslov da ova kombinacija promenljivih parametara ostvari stabilno izbušeni kanal bušotine, sastoji se u izboru odgovarajućeg sastava isplake uz najnižu cenu koštanja njene pripreme, obrade i održavanja.

Klasifikacija bušaćih fluida

Generalno posmatrano, sve bušaće fluide možemo podeliti prema vrsti kontinuirane faze na: A) Isplake (sa kontinuiranom tečnom fazom, tj. vodom, ili uljem kao osnovom) B) Ostale ispirne fluide (sa kontinuiranom gasnom fazom)

A) Klasifikacija isplaka

I. Isplake na bazi vode:

a) Na bazi sveže vode – hemijski neobrađene isplake 1. Isplake za početno bušenje (bentonitska) 2. Prirodne isplake

b) Hemijski obrađene isplake 1. Anorganska (fosfatna) isplaka 2. Organska isplaka

− Taninska − Lignosulfonatna − Lignitska

c) Kalcijumska isplaka 1. Krečna 2. Gipsna

d) Kalijumska, magnezijumska isplaka 1. Kalijumska (KCl) 2. Magnezijumska (MgO, MgCl)

e) Slane isplake 1. Isplake na bazi morske vode 2. Slankaste isplake 3. Zasićene slane isplake

f) Nedispergirajuće isplake 1. Sa malo čvrstih čestica 2. Sa malo čestica – polimerne 3. Sa malo čestica, elektrolit – polimerne

II. Isplake na bazi ulja: a) Čista uljna isplaka b) Inverzna uljna isplaka

B) Klasifikacija ostalih ispirnih fluida

a) Suvi gas b) Prirodni gas c) Izduvni gasovi d) Magle (kapljice vode rasprštene u vazdušnoj struji) e) Pene (mehuri vazduha okruženi filmom vode sa sadržajem agenasa za stabilizaciju

pene) f) Stabilne pene (sa polimerima i bentonitom)

193

− Sastavni delovi isplake: Sve komponente isplake pri izradi bušotina imaju u svom sastavu sledeće osnovne komponente:

1. Tečna faza (tečnosti): a) Voda b) Ulje

2. Krute čestice: a) Inertne, neaktivne čestice

- pesak-silicijum, krečnjak, kreda, dolomit itd. - barit, kalcijum-karbonat

b) Koloidne, aktivne čestice: - glina koja bubri, montmorilonit (bentonit) - glina koja ne bubri, ilit, kaolinit

c) Hemijski aditivi: - razređivači, smanjivači filtracije, površinsko aktivne stvari i ostale hemikalije, materijali protiv gubitaka, otopljene soli i dr.

6.4.1. Funkcije isplake Razvoj isplake je bio postepen, a uvođenjem metode “rotary” bušenja važnost isplake došla

je do punog izražaja. Isplaka se pomoću ispirnih (isplačnih) pumpi utiskuje kroz cevi (bušaći alat) prema dletu,

zatim pod jakim mlazom izlazi iz dleta, vraćajući se prema površini kroz prstenasti prostor između cevi i zida kanala bušotine. Kružni tok isplake je prikazan na slici 6.4.1.

Isplaka na svom putu mora obaviti niz funkcija veoma bitnih u procesu izrade kanala bušotine. Složena uloga isplake ogleda se u nizu sledećih veoma važnih tehnoloških funkcija: − Iznošenje krhotina (čestica) bušenih stena sa dna

bušotine na površinu − Držanje krhotina kada isplaka miruje − Otpuštanje čestica u površinskim uređajima − Stvaranje nepropusnog glinenog obloga na

zidovima kanala bušotine − Sprečavanje obrušavanja zida kanala bušotine − Izbegavanje oštećenja proizvodnih stena (slojeva) − Kontrola slojnog (pornog) pritiska i sprečavanje

dotoka slojnih fluida u kanal bušotine − Sprečavanje korozije bušaćeg alata − Omogućavanje izvođenja raznih tehničkih

operacija i merenja u kanalu bušotine − Hlađenje i podmazivanje dleta i bušaćeg alata − Prenošenje hidrauličke snage na dleto Slika 6.4.1. Kružni tok isplake u cirkulaciji

O svakoj navedenoj funkciji isplake navešće se sve što je bitno za tehničko-tehnološki proces bušenja. 6.4.1.1. Iznošenje krhotina probušenih stena iz bušotine

Jedna od najbitnijih funkcija isplake je iznošenje (uklanjanje) krhotina probušenih stena iz bušotine. Isplaka, protičući kroz otvore na dletu (mlaznice), deluje u obliku mlaza na dno bušotine, čime čisti dno i rezne površine dleta i nosi krhotine prema gore, tj. na površinu.

Za čišćenje dna bušotine i reznih površina dleta bitna je, pre svega, brzina mlaza, a za iznošenje krhotina važna su određena fizičko-hemijska svojstva isplake.

194

Na krhotine u transportu utiče sila gravitacije koja vuče čestice prema dnu, pri čemu dolazi do njihovog klizanja u isplaci. Ako je uzlazna brzina isplake u prstenastom prostoru dovoljno velika da premašuje brzinu propadanja krhotina izazvanih silom gravitacije, krhotine će biti iznesene iz bušotine na površinu. Uzlazna brzina isplake u direktnoj je zavisnosti od prečnika kanala bušotine i spoljašnjeg prečnika bušaćeg alata, a zavisnost je izražena već datom jednačinom 4.27. Navedena jednačina (4.27), međutim, ne uzima u razmatranje stvarno stanje prečnika kanala bušotine. Prisutnost dugačkih intervala sa povećanim, tj. proširenim prečnikom može znatno umanjiti uzlazne brzine isplake u prstenastom prostoru.

Praksa je pokazala da se optimalna uzlazna brzina isplake u prstenastom prostoru, za standardne prečnike bušenja i primenjenu gustinu isplake, može izračunati sledećom jednačinom:

( )1.4.6200LLLL

isdop D

vρ⋅

=

Gde su: vop – optimalna uzlazna brzina isplake u međuprostoru (m/s) Dd – prečnik dleta, tj. kanala bušotine (mm)

isρ – gustina primenjene isplake (kg/dm3)

Navedena jednačina ukazuje da je sa povećanjem gustine isplake potrebna manja uzlazna brzina isplake u međuprostoru, jer se sa porastom gustine povećava potisna sila prema površini, koja ima uticaja na svaku krhotinu i na taj način se povećava sposobnost iznošenja krhotina.

Brzina kojom krhotine padaju kroz isplaku naziva se brzina padanja čestica, a njena vrednost u laminarnom toku, kakav je obično u prstenastom prostoru, može se izraziti već datom jednačinom 4.79.

Fizička veličina krhotina (prosečan spoljašnji prečnik), koja u velikoj meri zavisi od tipa dleta za bušenje, ima velikog uticaja na iznošenje krhotina iz bušotine.

Zaključujući ovo razmatranje može se reći da je uspešnost iznošenja krhotina stena iz prstenastog prostora na površinu direktna funkcija sposobnosti nošenja isplake.

Sposobnost nošenja isplake, odnosno oblik njenog toka u prstenastom prostoru definisan je reološkim indeksom ponašanja – “n” vrednost, koja se izračunava iz podataka dobijenih Fann- viskozimetrom po već datoj jednačini 4.55, objašnjeno u poglavlju “Reologija isplačnih fluida”. 6.4.1.2. Držanje krhotina u lebdećem stanju kad isplaka miruje

Jedan od osnovnih zahteva pri korišćenju bilo koje isplake jeste njena sposobnost držanja krhotina stena i oteživača u stanju lebdenja, kad je zbog bilo kojih razloga prekinut kružni tok isplake, tj. cirkulacija.

Da bi isplaka imala sposobnost držanja čestica, ona mora posedovati tiksotropna (gelirajuća) svojstva za vreme mirovanja, a da se ponaša kao tečnost čim se pokrene. Tiksotropna svojstva proizilaze iz rasporeda pločica bentonita koje se nalaze u položaju “rub prema ploči”, tj. u formi u kojoj dolaze do izražaja privlačne sile među česticama. Ploče glinenih čestica imaju pretežno negativno, a rubovi pozitivno naelektrisanje. Tiksotropno svojstvo isplake može se menjati (podešavati) promenom sadržaja čestica ili dodavanjem odgovarajućih hemikalija. Smatra se da je jačina početnog gela u vrednosti od 1,5-5 Pa zadovoljavajuća, dok vrednost 10-minutnog gela ne bi smela prelaziti četvorostruku vrednost početnog gela.

Previsoka vrednost 10-minutnog gela može prouzrokovati sledeće: − slabo isticanje isplake iz bušaćeg alata kod manevra vađenja alata; − otežano uspostavljanje cirkulacije isplakom nakon stajanja; − mogućnost frakturiranja (loma) stena pri uspostavljanju cirkulacije; − mogućnost, tzv. klipovanja kod manevra vađenja alata; − prodor slojnog fluida u kanal bušotine, itd.

Osnovni uzroci prevelike jačine gelova su:

195

− nedovoljna deflokulacija glinenih čestica, što znači da isplaci nedostaju dispergatori; − prevelika koncentracija čvrstih čestica, naročito glinenih; − zagađivanje isplake katjonima ili anjonima, i dr.

Radi sigurnosti, posebno kod dubokih bušotina, preporučuje se okretanje bušaćeg alata (davanje rotacije) pre puštanja u rad isplačne pumpe, jer se okretanjem alatki razrušava struktura 10-minutnog gela i smanjuje pritisak pri pokretanju isplake.

Vrednost (jačina) gelova se reguliše dispergatorima (rastvaračima), a količina koju treba dodati u isplaku zavisi od zapremine isplake, količine aktivnih čestica u njoj, tipa stena koje se buše (više će ga trebati kod manje čvrstih, a manje kod čvrstih stena), temperature u bušotini i itd. 6.4.1.3. Otpuštanje krhotina u površinskom sistemu

Isplaka u svom kružnom toku nosi krhotine stena na površinu. Na površini, pak, isplakom nošene krhotine iz nje treba odstraniti. U protivnom, kružnim tokom isplake krhotine bi se ponovo unosile u bušotinu, što bi uzrokovalo poteškoće u daljem radu.

Krhotine izbušenih stena, tj. krute čestice u isplaci mogu biti različitih oblika i veličina, a i vrlo usitnjene. Prema njihovoj gustini mogu se podeliti na čestice niske gustine od 2,5-3 kg/dm3 i čestice visoke gustine, preko 4 kg/dm3. Odnos sadržaja krutih čestica u odnosu na gustinu isplake prikazan je na Sl.6.4.2.

U odnosu na isplaku, krhotine izbušenih stena mogu biti aktivne ili inertne. Aktivne čestice su uglavnom one koje sadrže gline, dok se u inertne ubrajaju: pesak, kalcit, silicijum itd.

Čestice nabušenog materijala nepovoljno deluju na:

− parametre bušenja, jer smanjuju mehaničku brzinu bušenja i povećavaju potreban broj dleta;

− fizičko-mehaničke osobine isplake, jer nepovoljno utiču na gustinu, viskozitet, granicu tečenja, gelove, filtraciju i debljinu glinenog obloga;

− oštećuju (habaju) dleto, bušaći alat, hidrociklone, delove isplačnih pumpi i drugo.

Slika 6.4.2. Sadržaj krutih čestica u odnosu na gustinu isplake

Slika 6.4.3. Raspored optimalne opreme, bušaćeg postrojenja, za kontrolu čvrste faze

Iz navedenih razloga moraju se, što je više moguće, ukloniti čestice (krhotine) probušenih stena iz isplake. To se postiže određenim mehaničkim sredstvima (opti-malni raspored opreme na površini za kontrolu sadržaja čvrste faze prikazan je na Sl.6.4.3) sledećim načinima:

− Taloženjem − Razređivanjem − Zamenom − Prosejavanjem − Hidrocikliranjem (desandiranjem i

desiltiranjem) − Kombinacijom desiltriranja i

prosejavanja − Centrifugiranjem − Degaserima

196

Taloženje krutih čestica

Efikasnost taloženja krutih čestica u taložnicima ispod vibro-sita, isplačnim koritima, pa i u bazenima za isplaku, može se izračunati pomoću Stocksovog zakona koji glasi:

( ) ( )2.4.645

2

LLLLµ

ρρ⋅−⋅⋅

= isčbt

dgv

Gde su: vbt – brzina taloženja na površini (cm/s) g – gravitaciona konstanta (cm/s2) d – spoljašnji prečnik nabušenih čestica (cm)

čρ – gustina čestica (g/cm3)

isρ – gustina isplake (g/cm3) µ – prividni viskozitet isplake (mPas)

Iz analize jednačine uočljivo je da je brzina taloženja obrnuto proporcionalna prividnom viskozitetu isplake, koja je pod uticajem granice tečenja, odnosno gela isplake. Brzina taloženja raste sa povećanjem veličine čestica. Postoje hemijski spojevi, tzv. flokulanti, koji kada se dodaju u isplaku vežu čestice u veće skupine, pa se brže i lakše talože. Dobrom taloženju pomaže i nizak početni gel. Razređivanje (razvodnjavanje)

Tokom bušenja u isplaku stalno ulaze nove čestice. Za održavanje zapreminskog procenta čestica na određenoj vrednosti, isplaci je potrebno dodavati vodu. Za svaki m3 dodane vode mora se dodati i odgovarajuća količina bentonita, barita, dispergatora i ostalih aditiva, pa se takav način regulisanja krutih čestica smatra najskupljim. Zbog toga se taj način vezuje za problem odbacivanja prekomerne zapremine isplake. Zamena (osvežavanje)

Zamenom se jedan deo postojeće isplake odbacuje, a dodaje se deo nove, sveže isplake. Pri zameni isplake, njezina zapremina u radu ostaje konstantna. Takav način regulisanja krutih čestica je nešto ekonomičniji od razređivanja, ali je i on skup. Prosejavanje

Prosejavanjem se veće čestice uklanjaju iz isplake pri njenom prolazu kroz vibro-sita, tj. vibrator postavljen na prvom, taložnom isplačnom bazenu. Vibrator se sastoji od konstrukcije u čijem gornjem delu su postavljena horizontalna ili kosa sita koja su povezana sa specijalnim vibrirajućim sistemom.

Cilj prosejavanja je da se ukloni što više čestica iz isplake. Radi toga je potrebno koristiti sita sa što manjim otvorima, ali će time biti ograničena zapremina tečnosti koja može proći kroz sito, pa se u praksi obično koriste po dva vibratora. Uobičajene oznake sita i veličine otvora prikazane su u tabeli 6.34.

197

Tabela 6.34. Uobičajene oznake za vibro-sita i veličine otvora Oznaka sita

(mesha) Veličina otvora

(mm) 14 x 14 20 x 20 30 x 30 40 x 40 60 x 60 80 x 80

100x 100 120 x 120 150x 150 200x 200

1,295 0,838 0,541 0,381 0,234 0,178 0,140 0,117 0,104 0,074

Prosejavanjem će biti uklonjene čestice koje su veće od otvora na situ, a za početno bušenje koriste se sita sa većim otvorima. Hidrocikloni

U hidrociklone se ubrajaju desanderi i desilteri. Razlika među njima je u prečniku konusa i njihovom broju. Desanderi imaju prečnik konusa od 152,4 mm (6”) i uobičajeno 6 komada po bateriji (uređaju), a desilteri prečnik konusa od 101,6 mm (4”) i 12 komada po bateriji.

Isplaka se u njih uvodi tangencijalno, ispod njihovog vrha, pod određenim pritiskom. Zbog jake vrtložne (centrifugalne) struje, teže se čestice sakupljaju na zidovima konusa, odakle izlaze napolje na donjem otvoru, a tečnost sa finijim česticama se u sredini penje prema gore i izlazi napolje na gornjem otvoru, Sl.6.4.4.

Za uspešan rad hidrociklona bitne su dve komponente: − izdašnost napajanja hidrociklona; − pritisak na ulazu u hidrociklon.

Desanderi (6”) imaju izdašnost protoka oko 400 l po konusu, odnosno 2.400 l po bateriji, a desilter oko 190 l po konusu, odnosno 2.000 l/min po bateriji. Pritisak na ulazu je ograničene vrednosti, tj. ne sme prelaziti 2,8 bar (40 psi). Radno područje desandera doseže za izdvajanje čestica do 35 mikrona, a desiltera do 15 mikrona, ali sa različitom efikasnošću uklanjanja čestica s obzirom na njihovu veličinu.

Tokom bušenja bitno je da se hidrocikloni upotrebe što ranije, jer se time efikasnije snižava sadržaj procenta čestica u isplaci (prikazano na Sl.6.4.5), a njihov rad, tj. čišćenje je ispravno ako je gustina materijala koji izlazi za 0,3-0,5 kg/dm3 veća od gustine isplake.

Slika 6.4.4. Šematski prikaz hidrociklona

Prečistač isplake, kombinacija desiltriranja i prosejavanja (“Mud Cleaner”)

“Mud Cleaner” se sastoji iz baterije desiltera u kombinaciji sa dvostrukim vibracionim sitom. Ispod baterije desiltera nalazi se fino vibraciono sito (200x200 mesha), pa materijal koji izlazi ispod desiltera odlazi na vibrator. Deo materijala koji prođe kroz sito ostaje u isplaci, dok se materijal sa sita odbacuje u kontejner.

198

Slika 6.4.5. Poređenje između ranijeg i kasnijeg početka rada desiltera

“Mud Cleaner” se može koristiti i pri radu sa otežanim isplakama, kako bi se smanjio gubitak barita.

U radu sa njim, iz isplake će biti uklonjene sve čestice veće od 74 mikrona, a kako su čestice barita uglavnom sitnije, tj. manjih dimenzija od 74 mikrona, one će biti sačuvane.

Čestice manje od 74 mikrona, koje izazivaju povišenje viskoziteta isplake ostaju i dalje u isplaci. Da bi se i one mogle ukloniti koriste se centrifuge, te se na taj način sprečava koncentracija finih čestica u isplaci, a što je naročito bitno kod primene uljnih isplaka.

Centrifugiranje

Centrifuga je namenjena za uklanjanje vrlo finih čestica iz isplake koje se ne mogu odstraniti korišćenjem dosada nabrojane opreme. Teoretski, centrifuga bi trebala uklanjati čestice do veličine od 2 mikrona, ali je stvarni doseg u zavisnosti od efektivne viskoznosti tečnosti koja ističe iz centrifuge. Izdvojene čestice predstavljaju vrlo gustu masu u koju je, za uspešno uklanjanje, potrebno dodavati vode.

Centrifuga radi na principu centrifugalne sile. Sastoji se od spoljašnjeg i unutrašnjeg konusa koji rotiraju, a isplaka ulazi kroz osovinu. Spoljašnji plašt rotira velikom brzinom (1.500-3.500 0/min) najčešće 1.800 0/min, a unutrašnji u odnosu 1:80 ≈ 25 0/min. Centrifuga odvaja dve vrste čestica, s tim što se svaka vrsta s obzirom na veličinu odvaja na posebnom vodu. Čestice koje su veće od 2-5 mikrona odvajaju se u jednom mlazu, a manje od 2-5 mikrona u drugom mlazu. Time se postiže odvajanje čistog barita koji se ponovo vraća u sistem, dok se ostale čestice odbacuju. Primenjuje se primarno za održavanje otežanih isplaka, ali je i kod uljnih kao i kod isplaka sa niskim sadržajem čvrstih čestica njena primena takođe velika.

Čestice u isplaci mogu se klasifikovati po veličini (što je prikazano na Sl.6.4.6) kao: − koloidne čestice: 2 mikrona ili manje − silt: 2-74 mikrona − pesak: veće od 7 mikrona

Iz prikazane slike uočljivo je da veličina granulacije barita veoma varira i da će se deo barita lako odstraniti iz isplake bilo taloženjem ili hidrociklonima. Slika 6.4.6. Prečnici čestica u isplaci

Degazator (odvajač gasa)

Degazator ili “Degaser” predstavlja neizostavnu površinsku opremu koja se nalazi na bušaćem postrojenju. Postavlja se između prvog i drugog isplačnog bazena i zadatak mu nije da odstranjuje čvrstu fazu iz isplake, već sve nepotrebne gasovite fluide koji su u nju ušli.

Uobičajeni degazatori rade, generalno, na dva principa: − pomoću pritiska centrifugalna pumpa utiskuje isplaku u degazator, gde se razbija na

stepenastim kaskadama, pri čemu se izdvaja gas koji ide prema vrhu degazatora, a očišćena isplaka ide ka usisnom bazenu;

− pomoću vakuum pumpe. 6.4.1.4. Stvaranje nepropusnog glinenog obloga na zidovima kanala bušotine

Kako se isplaka sastoji od tečne faze i čvrstih (krutih) čestica, to će zbog hidrostatičkog pritiska njenog stuba u bušotini, u poroznim stenama, doći do filtriranja, tj. odvajanja tečne faze

199

koja ulazi u porozne stene, dok će se na licu tih stena stvarati tzv. “kolač”, odnosno oblog, sastavljen od čvrstih čestica iz isplake i vode.

Najtanji, najžilaviji i najnepropusniji oblog (kolač) će dati dobro hidratisane čestice bentonita, pa je zato neobično važno da isplaka sadrži optimalnu količinu kvalitetnih, tj. dobro hidratisanih čestica.

Isplake emulgirane sirovom naftom ili dizel uljem (5-10% zapr.) takođe pomažu u sniženju filtracije i poboljšanju kvaliteta glinenog kolača.

U praksi postoje dva tipa filtracije, i to: − statička filtracija, koja se odvija kada tečnost miruje; − dinamička filtracija, koja se odvija kada tečnost protiče preko površine filtriranja.

Oba tipa fitracije odvijaju se tokom izrade bušotine. Dinamička filtracija razlikuje se od statičke jer tok isplake uz zidove bušotine nastoji da erodira glineni oblog koji se stvorio u toku procesa filtriranja. Glineni oblog se stvara dok se brzina odlaganja ne izjednači sa brzinom erozije. Za isti period filtriranja, glineni oblog pri statičkoj filtraciji će biti deblji, a količina filtrata manja nego pri dinamičkoj fitraciji.

Za proučavanje fenomena fitracije primenjuje se Darcyeva jednačina, koja se može prikazati u obliku sledeće:

( )3.4.6LLLLdpKS

dtdV ∆

⋅⋅

=µ

Gde su:

dtdV – brzina protoka ili zapremina proteklog fluida kroz vreme

S – površina filtriranja K – propusnost obloge µ – viskozitet filtrata ∆p – diferencijalni pritisak kroz oblogu d – debljina obloge u vremenu “t”

Pri praktičnom korišćenju jednačine 6.4.3, uzimaju se sledeće pretpostavke: površinom filtracije se smatra samo oblog; oblog se smatra nekompresibilnim i filtracija se odvija na ravnoj površini. Ako se posmatra zapremina vlažnog obloga kao funkcija jednačine zapremine filtrata i nazove “specifična zapremina – V1”, onda je V1 konstantno u odnosu na jednačinu:

SVVd ⋅= 1

Zamenom vrednosti za “d” u Darcyevoj jednačini i rešavanjem iste po zapremini filtrata, dobija se:

( )4.4.62

1

LLLLV

tpKSV⋅

⋅∆⋅⋅=

µ

Jednačina 6.4.4. prikazuje dva svojstva obloge: specifičnu zapreminu (V1) i propusnost (K), koji se smatraju konstantnim u vremenu “t”, tako da teoretski važe sledeći zakoni filtracije:

( ) ( )( ) ( )( ) ( )

( )8.4.61

7.4.6

6.4.6

5.4.6

LLLL

LLLL

LLLL

LLLL

µfV

pfV

tfV

SfV

=

∆=

=

=

200

Na osnovu navedenih jednačina parametri koji deluju na filtraciju su sledeći: − površina filtriranja − vreme filtriranja − pritisak − viskozitet filtrata − temperatura

Površina filtriranja

Pri konstantnim K, µ,p∆ i t, zapremina filtrata je srazmerna površini filtriranja, S, jednačina 6.4.5. Bitno je napomenuti da se zapremina filtrata smanjuje sa povišenjem koncentracije čestica u isplaci. Jasno je da to moraju biti kvalitetne čestice. Čestice lapora, silta, barita ili peska nisu kompresibilne i loše utiču na proces filtriranja. Vreme filtriranja

Zapremina filtrata raste proporcionalno sa drugim korenom vremena u kojem se fitracija vrši, jednačina 6.4.6. Pritisak

Zapremina filtrata raste kako raste vrednost drugog korena pritiska filtriranja, jednačina 6.4.7. Praktično to nije tako, jer je oblog koji stvori glinovita suspenzija kompresibilan, pa ako se samo udvostručuje pritisak, količina filtrata će se u suspenziji bentonita u vodi povećati za 5-15%. Sa druge strane, sa manje koloidnom suspenzijom (glina iz sloja plus voda) zapremina filtrata će se udvostručiti kada se pritisak udvostruči. Ta konstatacija je veoma važna, jer uz pomoć dva merenja filtracije pri različitim p∆ , može se ispitati koloidno stanje glinovite suspenzije i zaključiti kakvog je kvaliteta glinena obloga isplake. Viskozitet filtrata

Teoretski, zapremina fitrata je obrnuto proporcionalna kvadratnom korenu njegove viskoznosti, jednačina 6.4.8. Praktično, uticaj je zanemarljiv zbog malih varijacija viskoznosti filtrata. Mora se uzeti u obzir da se viskoznost filtrata menja sa temperaturom. Temperatura

Iako se ne pojavljuje u Darcyevoj jednačini, temperatura kao parametar ima važnu ulogu, jer temperatura utiče i na aditive u isplaci (cepanje i raspadanje), tako da ona ima znatan uticaj na vrednost filtracije. Filtracija pod povišenom temperaturom i pritiskom je od 2 do 5 puta veća nego na sobnoj temperaturi i pritisku od 7 bar. Kako kontrola filtracije samo pomoću čestica bentonita nije dovoljna, u praksi se koriste sledeći aditivi za njenu regulaciju:

− skrob, stabilan do temperature oko 120 oC; − karboksimetilceluloza, stabilna do oko 140 oC; − metal-lignit, stabilan do oko 200 oC; − metal-lignosulfonat, stabilan do oko 170-180 oC; − hidrolizirani akrilonitril, stabilan do oko 220 oC.

Da bi se sigurno znalo da u isplaci ima dovoljno bentonitskih čestica, potrebna je njihova kontinuirana kontrola, sa tzv. “MBT” testom (“metilen blue test”), što predstavlja količinu adsorbiranog metilenskog plavila koja se nepovratno adsorbira na glineno-silikatni materijal, dok se na neglinene materijale kao što je kremen to ne adsorbira.

201

U nekim slučajevima, radi pospešivanja proizvodnje ili postizanja bolje veze cementnog kamena sa zidom kanala bušotine, potrebno je sa lica stenske mase odstraniti glineni oblog. To se postiže mehaničkim ili hemijskim putem. 6.4.1.5. Sprečavanje obrušavanja zida kanala bušotine

Pri izradi bušotine česta je pojava da prečnik kanala bušotine nije jednak prečniku dleta. Proširenje kanala bušotine uzrok je nizu tehničko-tehnoloških problema pri bušenju, a posebno u pogledu ostvarenja kvalitetne cementacije zaštitnih cevi.

Uzrok toj pojavi leži u različitom stepenu stabilnosti bušenih stena, koje se prema ponašanju u toku bušenja mogu uslovno podeliti na: frakturirane formacije; formacije škriljastih glina; formacije sklone gubicima isplake i sekcije soli. O karakteristikama navedenih formacija biće detaljno reči u poglavlju “Teškoće u procesu bušenja”, a u ovom poglavlju navešće se samo postupci sa stanovišta isplake koji utiču na stabilnost ovih formacija.

Generalno posmatrano, na stabilizaciju nestabilnih formacija u procesu izrade bušotine može se delovati podešavanjem osobina isplake i mehaničkim zahvatima.

− Podešavanje osobina isplake: 1. Gustinu isplake treba prilagođavati razvoju pornih (slojnih) pritisaka. Kod bušenja, tzv.

“frakturiranih formacija” podizanje gustine isplake iznad gradijenta pornih pritisaka za oko 0,1 kg/dm3, je osnovna metoda za sprečavanje obrušavanja kanala bušotine.

2. Gelove isplake treba držati na umerenim vrednostima radi izbegavanja oscilacija pritisaka i klipovanja.

3. pH vrednost isplake treba držati u granicama od 9-10. 4. Osobine isplake treba da ostanu ujednačene (bez “skokova” u kvalitetu) radi izbegavanja

lošeg uticaja na produktivne slojeve. 5. Prilikom bušenja dugačkih sekcija, tzv. “škriljavih glina” za podešavanje osobina isplake

bitno je sledeće: Fitracija isplake treba da je niska u cilju izbegavanja hidratacije ovih formacija, jer

su osnovni uzrok poteškoća mikropukotine osetljive na filtrat. Pre ulaska u ove formacije, isplaci je neophodno dodati potrebnu količinu aditiva na

bazi bitumena za zatvaranje mikropukotina. Čestice bitumena na višoj temperaturi omekšaju i pod pritiskom vrše zatvaranje mikropukotina, a ujedno deluju na smanjenje filtracije i doprinose kvalitetu glinene obloge.

Ponekad je neophodno primeniti odgovarajući tip inhibitora isplake u cilju izbegavanja moguće osmotske hidratacije.

− Mehanički zahvati:

1. Treba izbegavati velike uzlazne brzine isplake u prstenastom prostoru, što će usloviti smanjenje proširenja kanala bušotine uzrokovanog erozijom.

2. Potrebno je ostvariti dobro čišćenje bušotine podešavanjem uzlazne brzine i profila toka isplake (kombinacijom vrednosti plastičnog viskoziteta i granice tečenja tako da se “n” faktor nalazi u granicama od 0,6-0,7).

3. Neophodno je postići efikasno čišćenje isplake primenom mehaničke opreme na površini za kontrolu čvrstih (krutih) čestica.

4. Brzina manevra alatom (vađenje i spuštanje) mora biti umerena da bi se izbeglo oscilovanje pritiska, odnosno pojava klipovanja.

6.4.1.6. Izbegavanje oštećenja proizvodnih slojeva

Negativan uticaj na proizvodne naslage stena se u praksi i literaturi označava kao “oštećenje sloja”, što u stvari ima značenje smanjenja prirodnih propusnosti stena izazvanog zagađivanjem isplakom, tj. njenim česticama i filtratom.

Smanjenje propusnosti proizvodnih stena usled negativnog delovanja isplake proizilazi iz:

202

− začepljivanja šupljina (pora) isplakom i njenim česticama; − hidratacija glinenih čestica u stenama; − začepljivanja pora zbog stvaranja emulzije; − taloženja čestica unutar stena; − delovanja bakterija.

Začepljivanje šupljina (pora) isplakom i njenim česticama

Kada se nabuše (raskriju), stene-nosioci ugljovodonika su izložene mlazu isplake koji izlazi iz dleta. Čestice iz isplake, koje su znatno manje od pora, tečnost unosi u stenu, dok se čestice, nešto manje od pora, zadržavaju unutar pornog prostora. Kad se pore jednom začepe, postupno se hvataju sve manje čestice, nakon čega u stenu ulazi samo tečna faza (filtrat isplake).

Prema tome, stene mogu biti zagađene krutim česticama koje su bile unesene u njih pre nego što se stvorio glineni oblog na zidovima kanala tek izbušenih stena. Što se glineni oblog brže formira, to će biti manji prodor isplake i čestica u stenu.

Brzina stvaranja obloga prvenstveno zavisi od optimalne količine i kvaliteta aktivnih bentonitskih čestica u isplaci.

Oštećenje stena isplakom i njenim česticama može biti izrazito veliko u raspucalim kolektorima (stenama), a razlozi su sledeći:

− prodor isplake i filtrata u pukotine znatno više snižava koeficijent proizvodnosti nego u poroznim sredinama;

− količina filtrata i isplake koja prodire u stenu, znatno je veća u raspucalim kolektorima nego u poroznim stenama;

− stepen oštećenja kolektora će biti veći što je veći diferencijalni pritisak isplake, zatim što je duže vreme izloženosti stena delovanju isplake i konačno, što je duži period stajanja bušotine od završetka bušenja do početka ispitivanja i osvajanja.

Uprkos tome što je nemoguće izbeći zagađivanje stena isplakom i njenim česticama, ipak se i s obzirom na taj tip zagađivanja može delovati u pozitivnom smislu. To se postiže tako što se:

− odgovarajućim čišćenjem isplake redovno odstranjuju fine i ultrafine čestice; − u isplaci drži optimalni sadržaj kvalitetnih bentonitskih čestica; − kod vrlo propusnih slojeva isplaci dodaje kalcijev karbonat određene granulacije, radi

namernog čepljenja pora na licu stene, kako bi se sprečio prodor isplake u slojeve; − pritisak isplake, u odnosu na slojni (ležišni) pritisak, drži na najmanjoj sigurnosnoj

vrednosti, tj. diferencijalni pritisak isplake održava na 7-10 bar, a kod kolektora sklonih gubicima (raspucali kolektori) čak i ispod tih vrednosti;

− ograničiti vreme izloženosti stena delovanju isplake tokom bušenja. Hidratacija glinenih čestica u sloju

Opšti pojmovi:

− Gline Gline su poliminerali koji ulaze u sastav sedimentnih stena u ukupnom obimu od oko 70%.

Predstavljaju agregate minerala u različitim odnosima uz prisustvo primesa. Razlikuju se od drugih stena po fizičko-hemijskim osobinama. Uglavnom se formiraju kao produkt promene alumosilikatnih stena u okolini u kojoj je bila prisutna voda i rezultat su dugotrajnih i složenih procesa: fizičko-hemijskog raspadanja, izmene pod uticajem hidrotermalnih faktora, vegetacije, pretaloženja vetrom i vodom, a mogu se naći na mestima udaljenijim od formiranja.

Prvi tačni opis glina dat je 1847. godine, gde se na ovaj mineral naišlo u okolini gradića Montmorillona (zapadna Francuska), pa je ta glina i nazvana “montmorilonit”. Isto tako se 1927. godine spominje jedna vrsta specijalne gline, nađene u blizini tvrđave Benton (Wyioming, USA),

203

koja je nazvana “bentonitom”. Ta glina je pokazala izvanredna svojstva bubrenja u kontaktu sa vodom, a takođe zbog prisustva minerala montmorilonita pokazala je i izuzetna koloidna svojstva.

Vrsta glinenog materijala zavisi od oblika i uslova raspadanja, temperature, klime, prisustva hemijski aktivnih minerala i slično. Najuobičajeniji glineni minerali mogu se klasifikovati na bazi kristalografske strukture u sledeće grupe:

Kaolinit Montmorilonit Iliti ili hidroliskuni Atapulgit

Za sve glinene minerale je zajedničko to što su svi silikati aluminijuma, jer su silicijum i aluminijum primarni elementi iz kojeg su sastavljeni. Atomi tih elemenata izgrađuju kristalnu strukturu glinenih minerala i nalaze se u njihovim molekulima u dva različita sloja:

− u jednom sloju nalaze se atomi aluminijuma i kiseonika; − u drugom sloju atomi silicijuma i kiseonika.

Ta dva sloja, međusobno spojena, izrađuju molekule alumosilikata i u tom pogledu postoje neke bitne razlike između pojedinih glinenih minerala. Tako svaki molekul montmorilonita ima dva silicijumska sloja (SiO2) između kojih se nalazi po jedan aluminijumski sloj (Al2O3), dok molekul kaolinita ima samo jedan silicijumski i po jedan aluminijumski sloj.

Većina glina ima strukturu sličnu liskunu. Sastoje se od tankih listova koji obrazuju slojevitu strukturu kod koje su bazne površine paralelne.

− Jonska izmena:

Mogućnost zamene jona u kristalnim rešetkama sa jonima iz suspenzije ima veoma važnu ulogu u pogledu svojstva odnosnih minerala. Mogućnost same zamene jona uslovljena je, sa jedne strane, samom veličinom, tj. “radijusom jona”, a sa druge strane elektronskom konfiguracijom jona. Tako se može Al3+ jon u aluminijumskom sloju lako zameniti sa Mg2+ ili Fe2+, odnosno može se Si4+ jon silicijskog sloja lako zameniti sa Al3+ jonima, i to sve na osnovu sličnih dimenzija tih jona. Ova pojava, tj. mogućnost zamene jona istog oblika naziva se “izomorfnost” i tom prilikom javlja se unutar strukture minerala višak negativnih naboja, tj. višak slobodne valence. Te slobodne valence se mogu zasititi preko jona iz nekog spoljašnjeg izvora.

Sposobnost glinenih minerala da izmenjuju jone izražava se u miliekvivalentima nekog adsorbovanog jona na 100g suve gline. Kapacitet ove izmene je različit među glinenim mineralima, najveći je kod montmorilonita (60-100/100g gline), srednji kod ilita (20-40/100 g), a najmanji kod kaolinita (3-15/100 g).

Izomorfna zamena ima praktičnu primenu kod ocene kvaliteta glinenih materijala u pogledu mogućnosti njene hemijske obrade u smislu poboljšanja koloidnih, reoloških i filtracionih osobina.

− Bubrenje glina:

Glineni materijali svih tipova apsorbuju vodu, obrazujući u izvesnom smislu koloidne rastvore, međutim, minerali montmorilonitne grupe, zahvaljujući širenju kristalne rešetke, upijaju znatno veću količinu vode.

Utvrđena su dva tipa hidratacije, tj. vlaženja: kristalizaciono i osmotsko. Kristalizaciono vlaženje je površinska hidratacija. Javlja se kao rezultat apsorpcije

monomolekularnih slojeva vode na bazičnim površinama kristala, kako spoljašnjih tako i unutrašnjih, a i na ivicama površine kristala. Čvrstina veze slojeva vode sa glinenim česticama umanjuje se sa povećanjem rastojanja od površine kristala. Ta voda ima ulogu pri bubrenju glina, a pri tome ne gubi svoja svojstva.

Osmotsko bubrenje javlja se kao rezultat veće koncentracije katjona u osnovnoj masi rastvora. Pri tome molekuli vode prodiru u međuslojni prostor i kao rezultat toga uvećava se rastojanje između različitih slojeva molekula glina.

204

U ovom procesu ne učestvuje nikakva propusna mebrana, jer mehanizam bubrenja glina u osnovi nosi osmotski karakter pošto izaziva razliku u koncentraciji elektrolita.

− Proces vezivanja glinenih čestica:

Ravne čestice glina u obliku lista ili tanjira imaju dve različite površine: prednje strane (lica), tj. bazne površine su sa negativnim nabojem, a površine ivica su sa pozitivnim nabojem. Ovi električni naboji i zamenljivi katjoni ili suprotni joni iz rastvora stvaraju električno polje sila oko glinenih čestica, koje određuju kako će ove čestice delovati jedne na druge. Ako se suprotni joni odvoje od površine gline, odbojne sile između ravnih listića sa negativnim nabojem su velike i listići će se odvajati jedni od drugih i taj proces se naziva “disperzija”.

Čestice glina odlikuju se i svojstvima da obrazuju veće komplekse, a kroz to da se udalje iz reda veličine koje vrede za koloide. Ovaj proces se može lako pospešiti dodavanjem određenih elektrolita. Ta pojava se naziva “flokulacija” ili zgrušavanje i dovodi do formiranja grozdaste strukture u obliku kuće od karata.

Raspad većih kompleksa gline u mnogo sitnije čestice predstavlja suprotan proces koji se naziva “deflokulacija”. Deflokulacija utiče na dalju podelu glinenih čestica i prebacuje time gline u koloide.

− Montmorilonit Ovi minerali predstavljaju sastavnu komponentu gline bentonita i to su hidroalumosilikati sa

odnosom SiO2 : Al2O3 = 4:1. Struktura montmorilonita je sledeća: dva spoljnja tetraedarska sloja, SiO2, i između njih sloj

oktaedra, Al2O3. Slojevi su povezani primarnim silama valentnosti, a razdeljeni su slabo vezanom vodom. Sistem je sa stanovišta električnih naboja uravnotežen, međutim, u praksi dolazi do izomorfne zamene tako da do 15% četvorovalentni atom Si može biti zamenjen trovalentnim Al, dok Al3+ može biti zamenjen u potpunosti dvovalentnim atomom Mg, Fe i dr. Posledica ove zamene je negativni naboj montmorilonita koncentrisan u srednjem sloju rešetke. Između slojeva kristalnih rešetki postoji slaba kiseonička veza, pa se zbog toga ovi slojevi lako cepaju (udvajaju).

Montmorilonitska glina bubri u dodiru sa vodom, pri čemu molekuli vode prodiru između naelektrisanih slojeva i razdvajaju ih tako da se znatno povećava udaljenost između slojeva, dok se privlačne sile između njih smanjuju.

Kod mehaničkog mešanja u vodi, na sredini dolazi do cepanja slojeva, pri čemu se stvara visoko disperzovana stabilna suspenzija koja služi kao isplaka.

Montmorilonit nastaje iz umereno baznih neutralnih ili umereno kiselih rastvora koji su bogati Na, Mg, Fe i drugim zemno-alkalnim metalima. Montmorilonit se javlja u dubljim zonama površinskog raspadanja stena bogatih Mg i Ca, a posebno staklastih tufova.

− Kaolinit Kaoliniti imaju dvojnu strukturu koja se sastoji iz naizmeničnog smenjivanja slojeva SiO2 i

slojeva Al2(OH)3. U strukturi kaolinita Si-joni se ne zamenjuju i zbog toga odsustvuju međuslojni katjoni. Struktura kaolinita sastoji se iz jednog tetraedarskog sloja SiO4 i jednog oktaedarskog sloja sa Al-jonima koji su okruženi kiseonikom i hidroksilnim grupama.

Postanak kaolinita vezan je za niske temperature i pritiske i blago kisele sredine. Kaolinit nastaje raspadanjem feldspata, ili direktno predislokacijom pri normalnim uslovima iz toplih hidrotermalnih rastvora kada koncentracija Ca, Mg, Na, Cl nije visoka. Struktura kaolinita je stabilna, jer u strukturi kaolinita postoji ravnotežno stanje pozitivnih i negativnih naboja, pa je kristal električno neutralan. Među slojevima u rešetki kaolinita deluje čvrsta veza O-OH, pa zbog toga kaolinitna glina slabo disperguje u vodi i stvara isplake slabog kvaliteta.

− Ilit Ilit predstavlja prelaznu grupu između muskovita i montmorilonita zbog čega se često

naziva hidroliskunom ili hidromuskovitom. Hemijski sastav je promenljiv. Kristalna rešetka je

205

slična montmorilonitu, ali umesto vode između strukturnih slojeva javljaju se joni K. Razlikuje se od dobro kristalastog liskuna po manjoj zameni Si-Al, manjim sadržajem K i nepravilnostima u slaganju silikatnih slojeva.

Nastaje u alkalnim sredinama raspadanjem feldspata kada je prisutan kalijum K. Naročito je rasprostranjem u morskim sredinama. Ponekad se koristi za izradu isplake, ali je potrebna velika količina u odnosu na bentonitske gline.

− Atapulgit Predstavlja hidratisani magnezijum-silikat. Koristi se u tehnologiji isplake za razvijanje

viskoziteta u bilo kom tipu vode za pripremu isplake. Osnovna namena mu je priprema i održavanje slanih isplaka, gde je proizvedeni viskozitet atapulgitom čisto mehanički. Hidratacione sile pri vlaženju nisu prisutne.

Njegova jedinstvena kristalna struktura sastoji se iz velikog broja čestica igličastog oblika. Nakon mehaničkog delovanja, prilikom mešanja, stepen viskoznosti zavisi od veličine čestica. Na zidovima bušotine čestice stvaraju mrežastu strukturu, ali te igličaste čestice ne utiču na kontrolu filtracije tako da je potrebno naknadno korišćenje reagenata za regulaciju gubitka filtracije.

Glineni minerali su, u manjoj ili većoj meri, prisutni u svim tipovima stena, gde se nalaze u raspršenom stanju ili kao vezivo. Razlika među navedenim tipovima glina je u količini vode ili filtrata koje hidratacijom veže za sebe, ali i u posledicama hidratacije.

Dok će gline montmorilonitskog tipa bubriti, tj. povećavati svoju zapreminu i tako začepljivati pore u kojima se nalaze, dotle će gline ilitnog i kaolinitnog tipa, više manje, dispergovati u sitne čestice koje sa tečnošću dolaze u porni prostor, gde na suženim mestima zatvaraju (prekidaju) vezu među porama, prikazano na Sl.6.4.7.

U oba slučaja opisanog fizičkog procesa smanjiće se propusnost proizvodnih stena. Prodor filtrata isplake u stene uzrokovan je pozitivnim diferencijalnim pritiskom isplake. Ta činjenica ukazuje na to da je potrebno pažljivo kontrolisati vrednost diferencijalnog pritiska u svim fazama bušenja, pa i kasnije, tj. kod osvajanja ili remonta bušotina. Hidratacija glinenih čestica u stenama umnogome zavisi od toga koliko je isplaka inhibirana i koliko su te čestice osetljive na reakciju. Inhibirana isplaka može se definisati kao tečnost koja služi pri bušenju bušotina, a ima sposobnost da u većoj meri spreči hidrataciju glinovitih materijala.

Slika 6.4.7. Kretanje finih čestica putem tečnosti unutar sloja i njihovo nakupljanje na suženom prostoru

Ona ujedno sprečava bubrenje i disperziju unutar određenih granica. Sprečavanje hidratacije može se pripisati delovanju otopljenih katjona ili anjona, koji moraju biti u određenoj koncentraciji u takvoj isplaci. Začepljivanje pora zbog stvaranja emulzije

Blokiranje proizvodnih stena desiće se i u slučaju kad filtrat isplake prodire u njih, delimično potisne naftu ili kondenzat, te se pomeša sa njima stvarajući emulziju. Stvaranje emulzije biće intenzivnije ako isplaka sadrži emulgator.

Utiskivanjem deemulgatora u oštećene stene može se, pri osvajanju bušotine, blokada razbiti i tako smanjiti oštećenje. Prvenstveno, ipak, treba izbegavati upotrebu emulgatora tamo gde se može očekivati takav tip oštećenja.

206

“Jaminov efekat” Ako se vrednosti površinske napetosti fitrata podudaraju sa vrednostima površinskih

napetosti ležišnih voda, što je najčešće slučaj, tada neće doći do izražaja, tzv. “Jamming effect”, odnosno negativan uticaj filtrata na propusnost stena nosilaca.

Međutim, ako se vrednosti površinskih napona filtrata i ležišnih voda razlikuju, može se desiti da kod njihovog mešanja dođe do rezidualnog zasićenja vodom u porama, što će uzrokovati smanjenje propusnosti stena u koje je prodro takav filtrat.

Površinska napetost filtrata može se smanjiti dodatkom male količine odgovarajućeg tenzida u isplaku. Taloženje čestica unutar stene

Da bi se sprečilo taloženje čestica unutar stena, kao rezultat hemijske reakcije između filtrata i ležišnih voda, potrebno je poznavati hemijski sastav ležišne vode radi odabiranja odgovarajuće isplake. Tako na primer, filtrat koji sadrži hidroksilne ili karbonatne jone, pri određenoj temperaturi i koncentraciji, reaguje sa ležišnom vodom koja sadrži kalcijeve i magnezijeve jone. Talog koji iz te reakcije proizilazi može biti magnezijev hidroksid Mg(OH)2 i kalcijev-karbonat CaCO3. Drugi uobičajeni talozi su gvožđe-hidroksid Fe(OH)2, kalcijev-sulfat CaSO4 i barijev-sulfat BaSO4.

Svi ti talozi smanjuju propusnost stena nosilaca ugljovodonika. Delovanje bakterija

Uz isplaku, u proizvedene stene dospevaju i bakterije koje izazivaju začepljenje stena bilo svojom masom, bilo produktima njihove delatnosti. Najopasnije su sulfat-reducirajuće i gvožđe-reducirajuće bakterije.

Delovanje bakterija biće sprečeno u zasićenim slanim isplakama, odnosno u isplakama koje sadrže baktericid u odgovarajućoj koncentraciji ili imaju visoke pH vrednosti.

Pored toga što isplake oštećuju proizvodne stene, one mogu biti i zagađivači okoline, pa u tom smislu treba posvetiti pažnju njihovom uskladištenju, odnosno odbacivanju nakon upotrebe. Taj zahtev se mora respektovati naročito u slučaju korišćenja isplake na bazi ulja. 6.4.1.7. Kontrola slojnog (pornog) pritiska i sprečavanje dotoka slojnih fluida

Težinom stuba isplake mora se postići dovoljan hidrostatički pritisak za uravnoteženje slojnog (pornog) pritiska, radi sprečavanja dotoka ležišnih fluida u kanal bušotine. Hidrostatički pritisak koji se ostvaruje težinom stuba isplake na neki sloj u bušotini izračunava se već datom jednačinom 4.3. Bušenje sa “nad-pritiskom” znači da pritisak, izazvan težinom stuba isplake, prelazi vrednost slojnog (pornog) pritiska. Izraz ”bušenje sa pod-pritiskom” se, međutim, koristi za označavanje stanja bušenja kada je hidrostatički pritisak stuba isplake niži od ležišnog (pornog) pritiska.

Radi uspešnog završetka bušotine, pri izboru odgovarajuće gustine isplake, mora se voditi računa o mnogobrojnim faktorima koji utiču na konačni izbor gustine isplake. Koliko će svaki od tih faktora uticati na konačni izbor gustine isplake, zavisi uglavnom od uslova bušenja, iskustva na datom području, od cilja samog bušenja, a i od zakonske regulative i pravila naftnih kompanija.

O nekim faktorima, koji utiču na konačni izbor gustine isplake, već je bilo reči u poglavlju “Izbor dubine ugradnje zaštitnih cevi”. Generalno, faktori o kojima se mora voditi računa pri konačnom izboru potrebne gustine isplake za bušenje su:

− slojni (porni) pritisci; − gradijenti frakturiranja (loma) stena; − koeficijent sigurnosti iznad slojnog pritiska; − tolerancija u pogledu količine dotoka slojnog fluida u kanal bušotine; − dubina ugradnje zaštitnih cevi; − diferencijalni pritisak koji ostvaruje stub isplake na sloj;

207

− površinska oprema za kontrolu pritiska (BOP); − stabilnost kanala bušotine; − brzina toka isplake u međuprostoru; − oscilovanje pritisaka u kanalu bušotine; − poroznost i propusnost stena, tip slojnih fluida; − potencijalni gubici isplake u bušotini; − dopunjavanje bušotine isplakom; − zaplinjavanje isplake; − veličina i brzina filtracije isplake, i dr.

6.4.1.8. Sprečavanje korozije bušaćeg alata

Korozija se može jednostavno definisati kao vraćanje pročišćenog metala njegovom prirodnom stanju topljenjem. Metali se, po pravilu, u svom prirodnom stanju pojavljuju kao termodinamički stabilni spojevi. Kad se metal izluči iz spoja, bitno se ne menjajući, on postaje termodinamički nestabilan. Izložen okolini, takav metal će korodirati, vraćajući se u svoje prvobitno stanje, tj. u spoj.

Postoje dva tipa korozije: vlažna i suva. Mehanizam vlažne korozije je elektrohemijska reakcija. Takav tip korozije javlja se u bušaćim aktivnostima. Da bi vlažna korozija mogla započeti, moraju istovremeno biti zadovoljena tri osnovna zahteva:

− koroziji podložan metal (gvožđe, čelik, bakar...); − voda ili vodena para u kontaktu sa metalom; − voda ili vodena para koja sadrži jednu ili više ovih korozivnih komponenti: O2, CO2, H2S,

zatim organske ili anorganske kiseline. Ako se gvožđe nađe u nekom elektrolitu, tada će

između anode i katode teći slaba struja, zbog čega će anoda biti izjedena, ili razarana, odnosno oksidirana. Anodna reakcija pri koroziji gvožđa je sledeća: Feo → Fe++ + 2 e.

Na katodi ne dolazi do korozije, jer je štite produkti hemijske reakcije. Evolucija vodonika i reakcija kiseonika su najčešće katodne reakcije. U bušotini postoji neograničen broj anoda i katoda. Između anode i katode moraju postojati električni potencijal ili napon. Izvor napona je energija uskladištena u metalu pri procesu njegovog izlučivanja. Razni metali zahtevaju različite količine energije za izlučivanje, pa stoga imaju i različite tendencije korodiranja. Slika 6.4.8. Kiseonikova

koroziona ćelija Uobičajeni mehanizmi i produkti korozije su: Kiseonikova korozija

OH 2 OH 2 2 Fe0 + 3/2 O2 →→ 2 FeO(OH) →→ Fe2O3 Rezultat kiseonikove korozije su površinska oštećenja (na većem ili manjem delu površine)

u obliku udubljenja ili rupica ispunjenih produktom korozije Fe2O3. Kiseonik dolazi u isplaku otopljen u vodi, te putem vazduha kod mešalica, vakuum levka, vibro sita, itd. (slika 6.4.8). CO2 korozija

CO2 + H2O → H2CO3 Feo + H2CO3 → FeCO3 + H2 Produkt korozije je gvožđe-karbonat u formi tamnosmeđeg do crnog filma na površini

čelika, a njen rezultat su površinska oštećenja u formi rupica. CO2, uz to što izaziva koroziju, ima negativan uticaj na osobine isplake. CO2 dolazi u isplaku iz sloja ili zbog raspadanja organskih materijala.

208

H2S korozija H2O

Feo + H2S →→ FeS + 2H+ Korozija na površini čelika je u obliku rupica, a njen produkt, gvožđe-sulfid, pojavljuje se

kao fini crni prah. Jonski vodonik se nastoji spojiti u molekule, no jedan se njegov deo probija u unutrašnjost

čelika, gde se joni spajaju u molekule, zbog čega dolazi do pojave naprezanja i loma materijala pri njegovom opterećenju. Taj tip korozije naziva se još “Sulfide Stress Cracking”, ili unutrašnja korozija metala, a najviše su joj podložni delovi opreme koji su pod povećanim opterećenjem (npr. spojnice kod bušaćeg alata i zaštitne cevi).

H2S dolazi u isplaku iz probušenih stena, kao komponenta zemnog gasa, ili nastaje raspadom organskih materija.

Brzina korozije zavisi od koncentracije korodanta, pH vrednosti isplake, temperature, vremena kontakta i od kvaliteta čelika i njegovog opterećenja.

Uloga isplake u sprečavanju korozije sastoji se u sledećem: − svojom pH vrednošću sprečava ili ublažava koroziju; − svojom gustinom sprečava ulazak korodanata iz stena u kanal bušotine (CO2, H2S, slana

voda i sl.); − preko svojih aditiva deluje na vezivanje korodanata u netopiv spoj i tako eliminiše njihovu

sposobnost korodiranja (Na2SO3 veže O2, Ca(OH)2 veže CO2, NaOH veže manje količine H2S, a FeO4 veže velike količine H2S, itd.);

− omogućuje indentifikaciju korodanata. 6.4.1.9. Omogućavanje izvođenja raznih tehničkih operacija i merenja u kanalu bušotine

Svojim osobinama i time što ispunjava kanal bušotine isplaka utiče na mogućnost odvijanja raznih merenja i radova u bušotini. Među najvažnijima od njih su karotažna merenja pomoću kojih se određuje vrednost poroznosti, propusnosti, sadržaj fluida u probušenim stenama, temperatura, pad slojeva i dr. Uspešnost karotažnih merenja često zavisi od ispravnog tipa i sastava isplake u bušotini. Ako isplaka nije podesna za karotažna merenja, tada će biti potrebna dodatna jezgrovanja i testiranja bušotine (DST), što povisuje troškove izrade bušotine. Tip i kvalitet isplake su, takođe, preduslov za uspešnu primarnu cementaciju, jer je poznato da isplaka i cementna kaša imaju negativan međusoban uticaj, što može uzrokovati lošu cementaciju.

Isplaka omogućava rad bušaćim alatom i ugradnju zaštitnih cevi u bušotinu. Ti, kao i drugi radovi, olakšani su podmazivanjem isplakom, njenim održavanjem kanala bušotine bez stvaranja debelog glinenog kolača, zatim sprečavanjem odlaganja krhotina stena na dnu ili u proširenjima bušotine, te postizanjem prečnika kanala što bliže nominalnom (nazivnom).

Isplaka svojom gustinom vrši olakšavanje bušaćeg alata i kolone zaštitnih cevi, smanjujući im faktor tonjenja, čime se delimično rasterećuje bušaće postrojenje, a posebno toranj.

6.4.1.10. Hlađenje i podmazivanje dleta i bušaćeg alata

Pri okretanju dleta i bušaćih alatki, zbog njihovog trenja o zidove kanala bušotine, stvara se znatna količina toplote. Slojevi, usled svojih fizičkih osobina, mogu apsorbovati samo mali deo toplote, dok se veći deo odvodi isplakom koja odlazi prema površini, gde se delimično hladi zbog niže temperature okoline.

Istraživanjima i praktičnim radovima je dokazano da je količina isplake, tj. kapacitet ispiranja od 3,74-7,48 l/min po mm prečnika dleta dovoljan za većinu optimalnih gustina isplake, pri bušenju mlaznim dletima prečnika od 88,9 mm (3 ½”) do 444,5 mm (17 1/2”). Takav kapacitet ispiranja kanala bušotine isplakom je nužan zbog toga što se pri bušenju najčešće ne ostvaruje uloga isplake u pogledu čišćenja dna bušotine. Diferencijalni pritisak, povezan sa isplakom, uslovljava stvaranje nanosa krhotina kroz koje rezni elementi dleta (zubi) moraju proći da bi dosegli netaknutu stenu. Stvarni prodor reznih elemenata dleta (zuba) u stenu može biti samo 3,17 mm, dok je

209

preostala visina zuba okupirana nanosom krhotina. Ako zbog toga dođe do obustavljanja unakrsnog toka preko dna bušotine, tada se ležajevi dleta pregrejavaju, usled čega prerano propadaju.

Podmazujuće svojstvo isplake je takođe od velike važnosti. Njime se postiže znatna ušteda u vremenu i troškovima, ako je podmazivanje svih pokretnih delova zadovoljavajuće. Trajnost opreme (npr. dleta) može biti produžena, sa rezultujućim smanjenjem broja manevara, što posebno dolazi do izražaja pri bušenju dubokih i dirigovanih bušotina. 6.4.1.11. Prenošenje hidrauličke snage na dleto

Ispravno postavljen hidraulički program isplake ima posebno značenje za uspešni završetak bušotine. Naime, isplaka je medij koji prenosi raspoloživu snagu na dleto radi obavljanja čišćenja dna bušotine, odnosno, radi pokretanja dubinskih motora pri njihovoj upotrebi. Hidraulički program isplake uključuje izračunavanje gubitaka pritisaka u kružnom sistemu cirkulacije i njenu brzinu.

Hidraulika bušenja se bazira na maksimalnoj hidrauličkoj snazi na dletu, sili udara mlaza i na brzini mlaza. Sve te vrednosti zavise od predodređenog gubitka pritiska kao rezultata trenja u sistemu, a što je već objašnjeno u poglavlju “Protok kroz mlaznice u dletu”. Uvažavajući navedene postavke u tom poglavlju, u praksi je potrebno podešavanje sledećih činilaca:

− svojstva isplake, posebno granice tečenja i gelova, kako bi se smanjio gubitak pritisaka zbog trenja u sistemu i sačuvao što veći pritisak na dleto;

− rad isplačne pumpe, radi postizanja određene količine i brzine protoka; − odabiranje broja i veličine mlaznica, radi postizanja optimalnih vrednosti hidrauličke snage

na dletu, sili udara ili brzine mlaza.

Pri bušenju dubinskim motorima, količina cirkulacije treba da bude oko 50% veća nego pri “rotary” bušenju. Ta razlika je potrebna radi optimalnog pokretanja dubinskih motora. 6.4.2. Uslovi za ostvarivanje funkcija isplake

Da bi se postigli uslovi za ostvarivanje funkcija isplake pri procesu izrade bušotine moraju se osigurati:

− odgovarajuće fizičko-hemijske osobine isplake; − oprema za merenje fizičko-hemijskih osobina isplake; − oprema za izradu, obradu, čišćenje isplake i dr.; − otpornost isplake na razne zagađivače; − kontinuirana kontrola i podešavanje osobina isplake.

6.4.2.1. Odgovarajuće fizičko-hemijske osobine isplake

U odgovarajuće fizičko-hemijske osobine isplake spadaju: − gustina (kg/dm3) − Marshov viskozitet (s) − prividni i plastični viskozitet (mPas) − granica tečenja (Pa) − početni i 10-minutni gelovi (Pa) − filtracija, i to:

- API fitracija (ml/30 min) - HT-HP fitracija (ml/30 min)

− debljina glinenog obloga-kolača (mm) − pH vrednost − sadržaj peska (%) − sadržaj krutih čestica, vode i ulja (%) − sadržaj NaCl, Ca++, CaSO4 (g/m3) − alkalnost filtrata, Pf, Mf − alkalnost isplake, Pm.

210

6.4.2.2. Oprema za merenje fizičko-hemijskih osobina isplake Ova oprema obuhvata sledeće:

− Vaga za merenje gustine isplake − Marshov levak − Reometar za merenje providne, plastične viskoznosti, granice tečenja i gelova − Filter-presa za merenje filtracije − Indikator ili elektronski pH - metar − Komplet za merenje sadržaja peska − Komplet za merenje sadržaja krutih čestica, vode i ulja − Oprema za hemijske analize

Vaga za merenje gustine isplake

Vaga za merenje gustine isplake (Sl.6.4.9) je jednostavna naprava. Sastoji se iz: postolja, kalibrisanog kraka na kojem je ugrađena libela, kalibrisane poluge sa jahačem i posude za uzorak isplake sa poklopcem. Merenja se mogu obaviti u rasponu gustina od 0,72 do 2,88 kg/dm3. Slika 6.4.9. Vaga za merenje gustine isplake Marshov levak

Opisan u poglavlju “Određivanje reoloških svojstava”. Reometar za merenje prividne, plastične viskoznosti, granice tečenja i gelova

Opisan u poglavlju “Određivanje reoloških svojstava” Filter-presa za merenje fitracije i debljine klinenog kolača

Postoje dve vrste standardnih instrumenata: − API filter-presa koja se upotrebljava pri niskom pritisku i sobnoj temperaturi (Sl.6.4.10) − HT-HP filter-presa pri visokom pritisku i visokoj temperaturi (Sl.6.4.11)

Slika 6.4.10. API filter-presa Slika 6.4.11. HT-HP filter-presa

API filter-presa

Sastoji se iz postolja sa podesivim zavrtnjem za držanje tri dela ćelija za filtriranje. Ćelija se, u donjem delu, sastoji iz osnove sa otvorom i cevčicom za isticanje filtrata isplake. Osnova ima i sito od 60 do 80 “mesha”, na koje se postavlja filter-papir. Sito i papir postavljaju se između dva

211

prstena koji osiguravaju nepropusnost između osnove i ćelije. Na vrhu ćelije se nalazi poklopac sa priključkom za azot, vazduh ili CO2 i prsten koji osigurava nepropusnost između poklopca i ćelije.

Princip rada zasniva se na podešavanju regulatora tako da je ćelija pod pritiskom od 7 bar i nakon 30 minuta očita se zapremina tečnosti u menzuri. To je API filtracija izražena u ml/30 min. Izvadi se filter-papir, ispere se i izmeri se debljina kolača u mm.

HT-HP filter-presa

Sastoji se od termostatskog elementa za grejanje, ćelije za filtrat, kontrole izvora pritiska, sakupljača fitrata, termometra i prstenova otpornih na naftu i ulje.

Princip rada je isti kao i kod API filter - prese. Različiti su samo uslovi rada, temperatura i pritisak. Upotrebljavaju se pritisci koji mogu dostići 105 bar (1500 psi) i temperature do 230oC. Pri temperaturama većim od 90oC moraju se primeniti posebne mere zaštite zbog svojstva vode i vodene pare. Radi sigurnosti upotrebljava se samo azot i CO2. Indikatori ili elektronski pH metri

pH izražava kiselost ili baznost nekog vodenog rastvora. pH je decimalni logaritam koncentracije vodonikovih jona sa negativnim predznakom:

pH = - log(H+) (H+) = 10-pH = antilog (-pH)

Indikatori Za utvrđivanje pH koriste se obojeni indikatori i metoda se zasniva na promeni boje

stanovitih organskih tvari. Traka lakmus-papira stavlja se u isplaku ili filtrat, tako da ona poprima nijansu određene

boje i upoređuje se sa standardnim indikatorom boja na kutiji, čime se određuje brojčana vrednost pH.

Elektronski pH metar Taj uređaj pokazuje koncentraciju vodonikovih jona merenjem elektrolitičkog potencijala

kroz elektrodu, gde se odvija reakcija sa H+ jonima. Radi na baterije ili struju, pH vrednost isplake ili filtrata, uranjanjem elektrode, očitava se brojčano na brojčaniku.

Komplet za merenje sadržaja peska

Komplet za određivanje sadržaja peska u isplaci (Sl.6.4.12) sastoji se od valjka sa urađenim sitom od 200 “mesha” u sredini, levka kalibrisane menzure. Menzura je kalibrisana za direktno očitavanje dobijenog taloga peska, izraženog u % sadržaja peska u isplaci od 0-20%. Komplet za određivanje sadržaja krutih čestica, vode i ulja

Za određivanje zapreminskog procenta različitih sastojaka koristi se “Retor kit”. On se po pravilu sastoji od ćelije za uzorak isplake, grejača i kondenzatora, a radi na principu destilacije. Zagreva se određena zapremina isplake sve dok tečne komponente ne ispare. Para prolazi kroz kondenzator, te se ulje i voda skupljaju u menzuri kalibrisanoj u %. Zbog razlike u gustini, ulje pliva u vodi. Slika 6.4.12. Oprema za određivanje sadržaja

peska u isplaci

212

Direktnim očitavanjem zapremine vode i ulja, sadržaj krutih čestica se određuje jednačinom:

sadržaj krutih čestica = 100 – (zapremina vode + zapremina ulja)

Prosečna gustina krutih čestica može se odrediti iz jednačine: ( ) ( )3/

.%.%.%100

dmkgčesticazapr

naftezaprvodezapr nafteisč

⋅+−⋅=

ρρρ

Za približno određivanje sadržaja barita i gline u isplaci može se primeniti tabela 6.1.

Tabela 6.1. Količina barita i gline u isplaci Gustina

krutih črstica, čρ (kg/dm3)

% barita po težini

% gline po tešini

2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,3

0 18 34 48 60 71 81 89

100

100 82 66 52 40 29 19 11 0

Oprema za hemijske analize

Oprema za hemijske analize obuhvata (Sl.6.4.13): kalibrisane pipete, kalibrisane okrugle tikvice i kalibrisane birete.

Merenje alkalnosti. U praksi se mere tri vrste alkalnosti:

− Pf i Mf filtrata i − Pm isplake

Gde su : P –fenol-ftalein, a krajnja tačka fenol-ftaleina javlja se pri pH = 8,3 M –metil-oranž, a krajnja tačka metil-oranž javlja se pri pH = 4,3 f –filtrat m –isplaka Slika 6.4.13. Oprema za hemijske

analize Pf alkalnost

To je količina kiseline H2SO4 N/50 koja je potrebna da 1 ml filtrata postigne vrednost pH = 8,3. Pipetom se uvuče 1ml filtrata i izlije u čistu posudu ili “Erlenmeyerovu” tikvicu. Dodaje se 20ml destilovane vode, a zatim 2 do 3 kapi otopine fenol-taleina. Ako uzorak postane ružičast, pusti se da otopina H2SO4 N/50 pada kap po kap iz birete, i pri tom se meša sve dok ne dođe do promene boje. Ako se boja filtrata ne promeni nakon dodatka otopine fenol-ftaleina, onda je Pf = 0, ako filtrat postane ružičast nakon dodatka otopine fenol-ftaleina, Pf je jednak broju ml H2SO4 N/50 potrebnih za promenu boje.

Mf alkalnost To je količina H2SO4 N/50 koja je potrebna da 1 ml filtrata dostigne pH = 4,3. Upotrebi se

uzorak filtrata prethodno korišćen za utvrđivanje alkalnosti Pf, i doda se 2-3 kapi metiloranža. Kada uzorak požuti, dodaje se otopina H2SO4 N/50 kap po kap iz birete, mešajući pri tome sve dok žuta

213

boja ne pređe u narandžastu (ali ne i u crvenu). Ako se nakon dodavanja otopine metiloranža boja ne promeni Mf = Pf, a ako filtrat promeni boju, Mf je jednak ukupnom broju ml kiseline H2SO4 N750 (ml za Pf+ml za Mf krajnju tačku) potrebnih da se dostigne krajnja tačka.

Pm alkalnost

To je količina H2SO4 N/50 koja je potrebna da 1 ml isplake dostigne pH = 8,3. Brizgaljkom se uvuče 1 ml isplake i izlije u čistu posudu ili “Erlenmeyerovu” tikvicu. Dodaje se oko 20ml destilovane vode, a zatim 2-3 kapi fenol-ftaleina. Ako uzorak postane ružičast ili bledo purpuran (zavisno od boje isplake), dodaje se otopina H2SO4 N750 brzo, kap po kap, iz birete u posudu, neprekidno mešajući, sve dok ružičasta boja ne nestane. Ako se boja isplake ne promeni nakon dodavanja fenol-ftaleina Pm = 0, a ako nakon dodavanja fenol-ftaleina isplaka postane ružičasta, Pm je jednak broju ml H2SO4 N/50 potrebnih da ružičasta boja nestane.

Određivanje sadržaja NaCl

Odmeri se pipetom 1 ml filtrata i ulije u “Erlenmeyerovu” tikvicu. Razredi se sa 20-30 ml destilovane vode i promeša, a zatim dodaje 2-3 kapi fenol-ftaleina uz mešanje. Ako sadržaj pocrveni, namoči se vrh štapića u azotnu kiselinu (HNO3) i promeša njime sadržaj tikvice. Crvena boja mora nestati. Ako sadržaj ne pocrveni, nije potrebna obrada sa HNO3. Dodaje se 3-5 kapi (ili više) natrijum-hromata (Na2CrO4), da zurak dobije žutu boju. Titrira se sa otopinom srebro-nitrata (AgNO3). Titracija je gotova kada žuta boja pređe u smeđenarandžastu boju, a sadržaj NaCl izračunava se na sledeći način:

NaCl = ml AgNO3 x f x 1.000 (ppm) Gde je ppm (“parts per million) ≈ mg/lit

Određivanje sadržaja kalcijuma

Odmeri se pipetom 1 ml fitrata i ulije u “Erlenmeyerovu” tikvicu. Razredi se sa 30-50 ml destilovane vode. Promeša se i doda 1 ml NH4Cl pufer otopine. Dodaje se malo indikatora eriokromblek, da uzorak dobije ljubičastu boju. Promeša se i titrira sa otopinom versena. Titracija je gotova kada ljubičasta boja pređe u plavu, a sadržaj Ca izračunava se na sledeći način:

Ca = ml versena x f x 0,4 x 1000 (ppm)

Određivanje kalcijum-sulfata

Odmeri se 5 ml isplake i ulije u “Erlenmeyerovu” tikvicu od 750 ml. Dodaje se 245 ml destilovane vode. Meša se (mućka) oko 30 minuta uz grejanje, ako je moguće do 60oC (da se CaSO4 otopi u vodi). Nakon mešanja profiltrira se sadržaj tikvice. Uzima se 5 ml gornjeg filtrata i ulije u malu “Erlenmeyerovu” tikvicu. Razredi se sa 30-50 ml destilovane vode i dodaje 1 ml NH4Cl pufer otopine i promeša. Na vrh noža dodaje se indikator eriokromblek, promeša i titrira sa otopinom versena. Titracija je gotova kada ljubičasta boja pređe u plavu, a izračunava se jednačinom:

CaSO4 = ml versana x f x 6,78 x 2 (kg/dm3) 6.4.2.3. Oprema za izradu, obradu, čišćenje isplake i dr.

O ovoj opremi je već bilo reči. Generalno ova oprema se sastoji iz sledećeg: − Metalni bazeni sa koritima, za izradu, protok i uskladištenje isplake − Mlaznice za mešanje isplake (postavljene u isplačnim bazenima) − Elektromikseri - mešalice za isplaku (postavljene, takođe, u isplačnim bazenima) − Merači nivoa isplake (postavljeni na isplačnim bazenima) − Vibro-sita − Hidrociklon, “Mud cleaner”, centrifuga, degaser − Vakuum-levak i drugi uređaji za hemijsku obradu isplake − Potisni i usisni vodovi

214

− Razni ventili − Uređaji za dodavanje vode − Centrifugalne pumpe − Isplačne pumpe − Uređaj za kontrolisanje dotoka slojnog fluida (“choke manifold”) − Skladište isplačnog materijala − Silosi za barit − Jama za otpadnu isplaku

6.4.2.4. Otpornost isplake na razne zagađivače

Isplake na bazi vode i bentonita podložne su zagađivanju (pogoršavanju svojstava) i to zbog sledećih uzroka:

− visokog sadržaja krutih čestica (prvenstveno visok sadržaj glinenih čestica i sadržaj peska u isplaci);

− prisutnosti soli, gipsa-anhidrita, cementa; − visokih temperatura; − prisutnosti gasa u isplaci.

Visok sadržaj krutih čestica

Kroz bušenje formacija škriljavih glina (uglavnom naslaga glina i lapora) gotovo sav izbušeni materijal ostaje u isplaci, jer se na svom putu ka površini toliko dispergira da ga je mehaničkim sredstvima nemoguće ukloniti iz isplake. Zbog povećane koncentracije takvih čestica isplaka brzo postaje gusta, viskoznost joj znatno poraste, dok vrednost filtracije ostaje ista, ili se čak smanji.

Jedini način da se takvo stanje popravi je u tome da se isplaci dodaje dovoljna količina vode, te zatim aditivi za regulaciju filtracije i gelova. Prisutnost soli, gipsa - anhidrita, cementa

Kada u određenoj količini u isplaku uđe so (NaCl), kalcijum ili gips-anhidrit ili cement, dolazi do njenog zagađivanja zbog sposobnosti čestica bentonita da na svojoj površini mogu izmenjivati katjone. Usled izmene jednovalentnih katjona sa viševalentnim, kvare se osobine isplake i sa njom je nemoguće dalje raditi ako se zagađivač ne ukloni, ili se isplaka ne prevede u inhibirani tip.

Zagađivanje isplaka sa NaCl

Natrijum-hlorid ili so javlja se u sonim domama, naslagama slanih stena, evaporitnim naslagama i slanoj vodi. So u isplaci prouzrokuje povećanje viskoziteta, granice tečenja, gelova i filtracije, dok se vrednost pH kao i alkalnost Pf smanjuje. Kada se ustanovi dotok slane vode, isplaci treba povećati gustinu da bi se zaustavio dalji priliv iz slojeva. U slučaju da u isplaku uđe veća količina soli, isplaku je gotovo nemoguće održavati. Preporučuje se osvežavanje ili razvodnjavanje zbog smanjenja procenta soli. Ovo zahteva velike količine razređivača (za smanjenje viskoziteta, gelova, granice tečenja) i aditiva za kontrolu fitracije, a i NaOH da bi se regulisao pH. Ako se bušenje nastavi, a i dalje se očekuje zagađivanje solju, preporučuje se primena isplake koja će tolerisati so.

Zagađivanje isplake gipsom i anhidritom

Kalcijum-sulfat susreće se u prirodi kao gips (CaSO4 2⋅ H2O) ili anhidrit (CaSO4). Nalazi se u debelim naslagama ili žilama, a takođe i u vodi koja se koristi za izradu isplake. CaSO4 prouzrokuje povećanje prividnog viskoziteta, gelova, granice tečenja i filtracije isplake. Ako je

215

isplaka malo zagađena kalcijum-sulfatom, može se obaviti hemijska obrada sa kalciniranom sodom (Na2CO3), prema relaciji:

Na2CO3 + CaSO4 = CaCO3 + Na2SO4 Ovom obradom neutrališe se delovanje jona kalcijuma koji flokuliraju isplaku. Nakon ove

obrade obično je potrebno dodati razređivače (dispergatore) za smanjenje viskoziteta.

Zagađivanje isplake cementom

Zagađivanje isplake cementom često je kod izvođenja bušaćih operacija. Cement se može smatrati kalcijum-hidroksidom, a zagađenje se zasniva na efektu agregacije i flokulacije glinenih čestica u prisustvu Ca2+. Sastoji se u mehanizmu zamene jona Na sa jonima Ca, kojih u cementu ima 60%. Ako je cement mekan ili svež, zagađivanje će biti veće nego kada je cement čvrst. Zagađenje cementom prouzrokuje povećanje prividnog viskoziteta, granice tečenja, jačine gelova, pH i filtracije. Pf se takođe može povećati.

Kod obrade isplake treba učiniti dve stvari: − smanjiti vrednost pH; − obradom ukloniti delovanje kalcijuma.

Uobičajeni postupak obrade cementom zagađene isplake u svrhu održavanja dispergirano-deflokuliranog stanja gline sastoji se u tome da se odstrani kalcijum sa sodom-bikarbonom (NaHCO3), koja će istovremeno smanjiti i vrednost pH, prema reakciji:

Ca(OH)2 + NaHCO3 = CaCO3 + NaOH + H2O

Nakon obrade sa NaHCO3 isplaku treba obraditi dispergatorom. Preporučuje se obrada isplake pre početka bušenja cementnog čepa. Visoke temperature

Mehanizam delovanja visokih temperatura na isplaku mogao bi se objasniti pomoću sledećih procesa:

− Sniženje viskoznosti tečne faze kao rezultat povećanja fluidnosti tečnosti. − Ubrzanje hemijskih procesa čija se aktivnost udvostručuje za svakih 10oC povišenja

temperature. Zato mnoge komponente isplake, koje su kod nižih temperatura slabo aktivne, stupaju na višim temperaturama u međusobnu reakciju.

− Slabljenje međumolekularnih sila uzajamnog delovanja, zbog čega dolazi do desorpcije vode i organskih reagenata sa površine bentonitsko-glinenih čestica.

− Razradnja hemijskih aditiva organskog porekla (uglavnom su to dispergatori i regulatori fitracije), u čijim se strukturama pri povišenoj temperaturi događaju povratne i nepovratne promene.

U skladu sa tim konstatacijama može se reći da termostabilnost neke isplake zavisi i od:

− vrste i količine aditiva za regulaciju gelova i fitracije; − sadržaja krutih čestica; − sadržaja aktivnih (bentonitsko-glinenih) čestica; − sadržaja elektrolita prisutnosti hromat-jona u isplaci.

Ranije se smatralo da isplake na bazi vode i bentonita ne treba koristiti na temperaturama dna bušotine većim od 190-200oC. Dok je isplaka u pokretu, ona obično ne dostiže navedene temperature, no mirovanjem u bušotini duže od 10 sati isplaka poprimi temperaturu okoline, tj. dna bušotine. Zbog toga, nakon takvih stajanja, pri uspostavljanju kružne cirkulacije, sa dna bušotine se istisne isplaka sa pogoršanim reološkim, gelnim i filtracionim osobinama. Iz tih razloga, pri bušenju bušotina sa temperaturama preko 190-200oC prešlo se na korišćenje isplake na bazi ulja, koja je temperaturno mnogo stabilnija, ali i višestruko skuplja. Takođe, primena isplaka na bazi ulja zahteva poseban režim rada i rukovanja radi očuvanja životne sredine od zagađivanja.

216

Rezultati bušenja sa isplakama na bazi ulja, posebno nemogućnost otkrivanja dotoka gasnih fluida u početnim uslovima, razvili su nove tipove isplaka na bazi vode koji su otporni na temperature i do 280oC. To su uglavnom polimerne isplake. U našim uslovima primenjuje se isplaka pod nazivom “Duratherm system”.

Duratherm system

Duratherm system je u osnovi polimerna isplaka, tj. isplaka na bazi vode koja se koristi pri bušenju dubokih bušotina na kojima se očekuju ekstremno visoke temperature. Takođe, to je i mešavina specijalnih materijala koji se mogu koristiti u svim uslovima tokom bušenja. Sistem obezbeđuje zaštitu produktivnih zona od zagađivanja, a ujedno i sprečava bubrenje glina i lapora. Stabilan je u prisustvu zagađivača i gasovitih slojnih fluida u isplaci. Prednosti ovog sistema u odnosu na druge vodeno bazne ili uljno bazne isplake su sledeći:

− temperaturno je stabilan do 280oC; − može se koristiti u slatkoj i u slanoj vodi; − lakše se uklanjaju nabušeni materijali; − manje je opasan za životnu okolinu.

Osnovni materijali koji se koriste za pripremanje Duratherm systema su: − XP-20 − “Resinex”

XP-20 se primenjuje za stabilizaciju viskoziteta i kontrolu filtracije, a predstavlja modifikovani kalijumov lignit, temperaturno stabilan preko 260oC. Dodavanjem XP-20 obezbeđuje se i kalijumov jon, koji je neophodan za stabilizaciju glinovito-laporovitih formacija.

“Resinex” je polimer na bazi smola sa primarnim zadatkom da redukuje HT-HP filtraciju, tj. da smanji propusnost isplačnog kolača, a sekundarna uloga mu je stabilizacija fluida. Kompatibilan je sa svim vodeno baznim isplakama i efikasan je u sistemu koji je zagađen kalcijumom. Od ostalih materijala koriste se uobičajeni materijali za vodeno bazne isplake kao što su: CMC-LV, bentonit i barit. Prednost Duratherm systema je što se na isti može preći i od već korišćene isplake, pod uslovom da se sadržaj čvrste faze obori na 2,5-3,5% i podesi pH vrednost isplake između 9,0-10,5. Prisutnost gasa u isplaci

Jedan od načina zagađivanja isplake je i prisutnost gasa u njoj, posebno ako u njemu ima kondenzata. Isključivim regulisanjem gustine isplake ne rešava se u potpunosti taj problem. Uz to je neophodno potrebno preduzeti delotvorno otplinjavanje isplake pomoću degazatora i podesiti njenu obradu u pogledu regulisanja fizičko-hemijskih osobina, posebno ako su u gasu prisutne i komponente CO2 ili H2S.

Zagađivanje isplake sumpor-vodonikom (H2S)

Od svih navedenih gasova najopasnije je prisustvo H2S. Karakteristike ovog gasa su sledeće: − nema boju; − ima miris po pokvarenim jajima; − teži je od vazduha; − u mešavini sa vazduhom (4,3-45% zapremine) stvara eksplozivnu smešu; − temperatura paljenja mu je 250oC; − gori plavičastim plamenom i tada stvara otrovan SO2; − rastvorljiv je u vodi; − vrlo je otrovan za živa bića; − opasan je za čelik zbog površinske i interkristalne korozije.

Kako je H2S teži od vazduha, on će se skupljati na nižim mestima, kao što su: podište tornja, prostor oko vibratora, isplačnih bazena, otpadne jame i sl., pa o tome treba voditi računa.

217

Izrada bušotine na području gde postoji i najmanja mogućnost pojave sumpor-vodonika može prouzrokovati probleme i opasnosti. Njegova koncentracija iznad 600 ppm (0,06%) može biti smrtonosna jednim udisajem, uzrokujući paralizu disajnog sistema i smrt usled gušenja. U koncentraciji od 50-100 ppm (o,oo5-0,01%) već nakon 30 minuta izaziva blagi konjuktivitis i nadražaje disajnih organa.

Sumpor-vodonik na koji se naiđe u bušotini reaguje sa isplakom snižavajući joj pH vrednost i uzrokujući izrazito povećanje reologije, tako da je prva i najstarija metoda kontrole H2S u suštitni kontrola pH vrednosti isplake i to sa kaustičnom sodom (NaOH) ili krečom Ca(OH)2. Ova metoda pokazala se uspešnom u slučajevima ulaska malih količina H2S u isplaku. Važno je znati da je neutralizacija H2S kaustičnom sodom ili krečom reverzibilna, pa ne pruža sigurnost protiv nastajanja sulfida. Kontinuirana obrada kaustičnom sodom ili krečom može omogućiti nakupljanje visokog sadržaja sulfida u isplaci. Sulfidi tada mogu trenutno biti otpušteni u atmosferu (zbog snižavanja pH), pa taj proces može onda da izazove pojavu velike zapremine H2S na površini, stvarajući opasnu zonu.

Stvarno smanjenje opasnosti od prisustva sumpor-vodonika može se ostvariti pravilnom prethodnom obradom isplake sa dodavanjem, tzv. “Ironite sponge”. “Ironite sponge” je sintetički fini reaktivni crni gvozdeni prah hemijske formule Fe3O4. Proizvodi se pod uslovima koji stvaraju jedinstvenu spužvastu strukturu sa približno 10 m2 reaktivne površine po gramu “Ironite sponge”. Gustina mu je 4,3-4,5 kg/dm3, srednja veličina čestica je 6-8 mikrona, a manje je abrazivan od barita. On deluje u isplaci kao neutralizator gasa H2S sa kojim stupa u hemijsku reakciju dajući pri tome nerastvorljiv pirit (FeS2), koji je inertan i stabilan. Reakcija je trenutna, potpuna i nepovratna. Hemijska reakcija se odvija po sledećoj hemijskoj formuli:

Fe3O4 + 6H2S = 3FeS2 + 4H2O +2H2

Na bazi takve hemijske reakcije gas H2S biva preveden u drugo stabilno jedinjenje (pirit), tako da isplaka koja iz bušotine izlazi na površinu je oslobođena ovog gasa, čime je ujedno i otklonjena opasnost od štetnih posledica u okolini bušotine. Količine dodavanja “Ironite sponge” zavise od očekivanih koncentracija H2S u kanalu bušotine. Dodaje se u isplaku slično kao i barit, preko vakuum levka, na sledeći način:

− Bušotine u kojima se očekuju manje koncentracije H2S (do 5%), buše se tako da se počev od 60 m pre ulaska u zone sa tim gasom isplaka obradi sa 30 kg/m3 “Ironite sponge”. Ta koncentracija se primenjuje sve dok prva dva manevra alatom, ispod zone sa H2S, ne potvrde da se dotok ovog gasa neće pojaviti. Nakon toga se koncentracija “Ironite sponge” može smanjiti, tj. održavati na 15 kg/m3.

− Bušotine sa koncentracijom do 25% H2S, zatim potencijalnim gubicima isplake ili povišenim slojnim (pornim) pritiskom, buše se tako da se 60 m iznad te zone obradi isplaka sa 60 kg/m3 “Ironite sponge”. Ako se ne potvrdi dotok gasa može se preći na održavanje koncentracije “Ironite sponge” od 30 kg/m3.

− U slojeve gde se očekuje koncentracija preko 25% ovog gasa ulazi se sa 120 kg/m3 “Ironite sponge”, a zatim se može nastaviti dalji rad na izradi bušotine sa 60 kg/m3.

O opasnosti koju H2S može izazvati kod bušaćeg alata i zaštitnih cevi već je bilo pisano. Generalna preventiva za sigurne radove na bušotinama gde se očekuje H2S obuhvata:

− pravilan izbor cevnog materijala sastava čelika, metoda termičke obrade, tvrdoća i drugo za: kolone zaštitnih cevi, bušaće šipke, sigurnosnu površinsku opremu (BOP) uključujući i izbor odgovarajućeg “choke manifold”;

− mere predostrožnosti pri manevru alatom, tj. vađenju iz bušotine; − postupke za kontrolu dotoka slojnog fluida; − odabir i ispravni smeštaj opreme za otkrivanje H2S; − ispravan smeštaj opreme za disanje; − obezbeđenje dovoljne količine materijala za povećanje gustine isplake (barita); − obezbeđenje dovoljne količine materijala za uklanjanje H2S iz isplake (“Ironite sponge”);

218

− označavanje opasnog područja i određivanje prečnika izloženosti; − plan evakuacije i drugo.

Bitno je naglasiti da ne postoji sredstvo protiv trovanja, tj. otrovnog delovanja H2S, te se zato moraju sprovesti i posebne mere zaštite zaposlenog osoblja na bušaćem postrojenju, koje sadrže:

− stalnu detekciju, tj. kontrolu prisustva H2S u vazduhu; − upotrebu zaštitnih sredstava, gasnih maski i izolacionih aparata (Gasne maske sa posebnim

filterom za H2S upotrebljavaju se za kratko obavljanje poslova, tj. do koncentracije od 50 ppm. Preko te koncentracije moraju se koristiti izolacioni aparati i to za poslove u trajanju od 5-20 minuta);

− sprečavanje ulaska H2S u kanal bušotine; − neutralizaciju HaS.

6.4.2.5. Kontinuirana kontrola i podešavanje osobina isplake

Za kontinuiranu kontrolu osobina isplake i za njihovo podešavanje obradom potrebno je na bušotini, u stručnim službama i laboratoriji za isplaku imati odgovarajući stručni profil osoblja specijalizovanog za rad na području isplaka. Oni moraju poznavati pripremu, obradu i održavanje različitih tipova isplake, od kojih se tokom izrade bušotina najčešće primenjuju sledeće:

− Lignosulfonatne isplake − Gipsne isplake − Isplake sa niskim sadržajem krutih čestica - polimerne − Emulzione isplake

Lignosulfonatne isplake

Taj tip isplake ima široku primenu i pokriva skoro sve tipove isplaka na bazi sveže (slatke) vode. To je bentonitska isplaka na bazi sveže vode obrađena sa ferohromlignosulfonatima (FCL) ili ferolignosulfonatima (FL), tako da se ta isplaka može definisati kao bentonitska suspenzija čije je koloidno stanje poboljšano i zaštićeno nekim lignosulfonatima. Ta zaštita se može pojačati dodavanjem organskih koloida obično CMC-a. pH vrednost ovih isplaka kontroliše se kaustičnom sodom između 9-10,5, a alkalinitet Pf ovih isplaka je obično od 0,1-0,8.

Lignosulfonatne isplake su vrlo stabilne u odnosu na zagađivače (NaCl, CaSO4, CaCl) i visoke temperature. Optimalna stabilnost zahteva visoku koncentracije FCL ili FL i to od 20 kg/m3 do 60 kg/m3 u ekstremnim uslovima. Taj tip isplake priprema se tako što se u 1m3 vode dodaje:

− bentonit: 50-100 kg − FCL ili FL: 20-40 kg − kaustična soda: 2-4 kg − CMC: 0-5 kg − preporučuje se i dodavanje antipenušavca (defoamer) pri većim koncentracijama FCL ili FL.

Isplaka obrađena ferohromlignosulfonatima (FCL) može podneti visoku temperaturu, tj. temperaturno je stabilna do 200oC, a takođe i visoku koncentraciju NaCl. Međutim, upotreba hroma je ograničena ili zabranjena u nekim područjima zbog zagađivanja životne okoline, pa je iz tog razloga upotreba ferolignosulfonata (FL) u isplakama značajnija, iako odsustvo hroma čini reakcije manje delotvornim.

Konverzija bentonitske isplake na bazi sveže vode u lignosulfonatnu isplaku sprovodi se sledećim postupcima:

− razređivanjem radi smanjenja sadržaja krutih čestica; − podešavanjem alkaliniteta Pf između 0,2-0,8 kaustičnom sodom; − dodavanjem oko 20 kg/m3 isplake FCL ili FL za početak; − ako nastane znatno razređivanje isplake treba dodati bentonit.

219

Konverzija lignosulfonatne isplake u gipsnu je vrlo jednostavna, tj. samo dodavanjem gipsa. Za konverziju gipsne isplake u lignosulfonatnu isplaku dovoljno je pustiti da padne koncentracija CaSO4 uz održavanje koncentracije FCL, tj. FL. Gipsna isplaka

Gipsna isplaka je tip inhibirane isplake u kojoj je gips izvor inhibirajućeg elektrolita (kalcijuma). To je bentonitska isplaka sa pH manjim od 11, tretirana gipsom, čija se reološka svojstva regulišu lignosulfonatima. Prisutnost FCL ili FL pojačava inhibirajuće delovanje gipsne isplake, čini je temperaturno stabilnijom (do 180oC) i otpornom na zagađivanje sa NaCl do koncentracije od 60-70 kg/m3.

Gipsna isplaka se prvenstveno upotrebljava za bušenje gipsnih ili anhidritskih slojeva, a takođe je povoljna i za bušenje većih glinovito-laporovitih serija, kao i slanih zona koje ne zahtevaju primenu zasićenih slanih isplaka. Priprema tog tipa isplake sastoji se u tome da se u 1m3 vode, određenim redosledom, dodaje:

− kaustična soda: 3-4 kg − bentonit: 50-70 kg − FCL ili FL: 12-15 kg − gips: 10-20 kg − CMC: 5-10 kg − defoamer: 1 l

Navedeni redosled dodavanja materijala omogućava da bentonit hidratizuje pre dodavanja gipsa što stvara niske filtracije i prilično visoku viskoznost. Ove isplake, sem što su poznate po svojoj stabilnosti, veoma se lako i održavaju. Da bi se zadržale zadovoljavajuće osobine gipsne isplake potrebno je da se:

− pH vrednost održava u rasponu od 9,2-10; − koncentracija kalcijuma u filtratu kreće od Ca++ = 600-800 ppm; − za smanjenje viskoziteta i gelova primeni dispergator, a za kontrolu osobina fitracije CMC;

Isplake sa niskim sadržajem krutih čestica - polimerne

Isplaka sa niskim sadržajem krutih čestica je ona koja ima potrebnu gustinu, viskozitet, fitraciju, a minimalni sadržaj krutih čestica. U nekim slučajevima to može biti čista voda, a u drugim isplaka koja ima 5-10% krutih čestica po zapremini.

Da bi se voda održala čistom (nezagađenom česticama) i iz nje odvojile nabušene čestice, voda se obrađuje sa flokulantima-polimerima. Mehanizam kojim deluju polimeri nešto je različitiji od flokulacije, prouzrokovane anorganskim solima. Polimer, pored toga što prouzrokuje grupisanje glinenih čestica, deluje i direktno na vezu među česticama. Ova osobina potpomaže formiranje velikih grupa čestica i povećava brzinu taloženja. Koncentracija krutih čestica u vodi, način mešanja flokulanta u vodi imaju bitan uticaj na efikasnost flokulanata za čišćenje vode. Postoje razni tipovi isplaka sa niskim sadržajem krutih čestica, a njihova primena i nazivi zavise od vrste osnovnih flokulanata-polimera i površinski aktivne materije iz koje se pripremaju.

Osnovne preporuke kod održavanja isplake sa niskim sadržajem krutih čestica su: − ograničiti primenu bentonita za kontrolu viskoziteta i filtracije; − primenjivati (uglavnom) organske polimere za kontrolu filtracije; − dispergatore treba primenjivati u malim količinama i to kao zadnju meru za održavanje

viskoziteta i jačine gelova; − sirova nafta ili dizel-ulje mogu biti primenjivani kao i kod konvencionalnih isplaka; − treba održavati minimalni plastični viskozitet sa maksimalnom granicom tečenja; − sprečiti nagomilavanje krutih čestica i eliminisati potrebe za suvišnim dodavanjem vode,

oslanjajući se, što je više moguće, na mehaničko čišćenje krutih čestica iz sistema (vibratorima, odgovarajućim taložnim sistemom, hidrociklonima, centrifugama itd.).

220

Kako na mehaničku brzinu bušenja značajno utiče sadržaj krutih čestica u isplaci, u procesu bušenja se nastoji primeniti ovaj tip isplake gde god je to moguće da bi se postigla veća mehanička brzina bušenja.

Emulzione isplake Postoje dve vrste emulzije koje se primenjuju kao isplake za bušenje:

1. Emulzija ulja u vodi 2. Emulzija vode u ulju

1. Emulziona isplaka na bazi vode

Emulzija ulja u vodi ima vodu kao kontinuiranu fazu, a ulje je dispergovana faza. Emulzione isplake na bazi vode, kada su obrađene (emulgirane) uljem, zadržavaju sve svoje osnovne karakteristike. Za izradu stabilne emulzione isplake na bazi vode potrebni su:

− voda − ulje − emulgator

Većina vodeno baznih isplaka već sadrži vodu i emulgator, tako da se konverzija vodeno - bazne isplake u emulzionu obično obavlja jednostavno dodavanjem ulja ili sirove nafte u vodeno - baznu isplaku, i to je tada mehanička emulzija. Količina dodavanog ulja je obično 5-20% po zapremini. Ulje, koje se primenjuje za emulgiranje, treba da ima anilinsku tačku iznad 65oC, da bi se sprečilo oštećenje gumenih delova u cirkulacionom sistemu. Ulje se može dodati u isplaku kroz vakuum levak, na usisni vod pumpe ili isplačna korita. Za postizanje stabilne emulzije potrebno je intenzivno mešanje sa isplakom. Mnogi aditivi koji se dodaju vodeno-baznim isplakama imaju emulziono-stabilizujuće osobine. Konvencionalni aditivi koji stabilizuju emulziju ulja u vidu mehaničke emulzije su:

− čestice bentonita; − organski koloidi (aditivi za kontrolu filtracije kao CMC); − organski razređivači (lignosulfonati, tanin i dr.).

Hemijska emulzija postiže se dodavanjem specijalnih aditiva za stabilizaciju emulzije, a izbor aditiva zavisi od tipa i sastava isplake. Prednost hemijske emulzije je u sposobnosti smanjenja površinske napetosti i sposobnosti vlaženja uljem metalnih površina. Površinska napetost filtrata hemijske emulzije je za oko 20% manja od površinske napetosti mehaničke emulzije. Ova emulzija, takođe, ostaje stabilna i kod povišene temperature, što kod mehaničke emulzije nije slučaj. Kod hemijske emulzije metalne površine bušaćih alatki (bušaćih i teških šipki), kao i reznih elemenata dleta ostaju čisti zbog vlaženja uljem, što poboljšava napredak dleta, sprečava oblepljivanje bušaćeg alata i smanjuje tendencije prihvata bušaćeg alata.

Bitno je naznačiti da se ulje dodaje u isplaku da je učini efikasnijom, a ne zato da lošoj isplaci popravi osobine. Ima, međutim, nekoliko promena koje se susreću u fizičkim osobinama vodeno baznih isplaka nakon dodavanja ulja. Jedna od posledica dodavanja ulja je smanjenje gustine isplake. Dodatak ulja odraziće se i u laganom porastu viskoziteta i granice tečenja. Generalno, prednost dodavanja ulja u vodeno-baznu isplaku je sledeća:

− povećanje mehaničke brzine bušenja; − povećanje veka trajanja dleta; − smanjenje torzije; − smanjenje oblepljivanja dleta i bušaćeg alata; − smanjenje tendencije prihvata bušaćeg alata usled diferencijalnog pritiska; − smanjenje oštećenja produktivnog sloja (usled vodene blokade).

2. Emulzione isplake na bazi ulja

Pod tim nazivom podrazumeva se isplaka sa kontinuiranom uljnom fazom i dispergovanom vodenom fazom, gde vodena faza predstavlja samo mali zapreminski procenat (2-5%). Ta voda je

221

emulgovana u ulju i ne izdvaja se. Bitno je naznačiti da je API filtracija pri visokom pritisku i temperaturi (HP-HT) niska i sadrži samo ulje.

Zavisno od tipa isplake na bazi ulja koriste se ulja različitog sastava, od dizel ulja do vrlo asfaltnih nafti. Najvažnije karakteristike ulja za isplaku su: gustina, tačka zapaljenja, kiselost i anilinska tačka.

Svaki tip isplake na bazi ulja traži druge aditive. Zato je teško definisati opšte metode izrade, održavanja i obrade. Potpunije informacije mogu se naći u katalozima raznih isplačnih kompanija.

Glavne prednosti isplake na bazi ulja su sledeći: − stabilne su na visokim temperaturama; − manje oštećenje proizvodnih slojeva; − laka kontrola karakteristika isplake ako nema dotoka vode ili nafte; − nisu osetljive na zagađivače (NaCl, CaSO4, cement i gline); − vrlo niska HT-HP fitracija i tanak isplačni kolač; − mogući su radovi sa niskim gustinama isplake (oko 1,00 kg/dm3); − smanjeno trenje između bušaćeg alata i zidova bušotine, čime se smanjuje torzija i oštećenje

opreme; − smanjenje mogućnosti diferencijalnog prihvata.

Glavni nedostaci isplake na bazi ulja su sledeći:

− cena po 1 m3 je znatno viša nego za isplaku na bazi vode − teško se utvrđuje prisutnost gasa i nafte u sloju na osnovu izbušenih krhotina − nemogućnost primene određenih metoda karotaže − opasnost od požara − raspadanje gumene opreme neotporne na ugljovodonike

6.4.3. Materijali za isplaku

Najčešći materijali koji se koriste za izradu, obradu i održavanje isplake su: − Mineralni koloidi − Organski koloidi − Razređivači i deflokulanti − Hemikalije za isplaku − Specijalni materijali za isplaku − Oteživači isplake − Materijali za sprečavanje gubitaka isplake

6.4.3.1. Mineralni koloidi

Uz vodu, to su osnovni materijali za isplaku na bazi vode i koriste se za obrazovanje suspenzije, tiksotropije, gelova i viskoziteta. Dele se u dve osnovne grupe:

1. Gline za slatku vodu - bentoniti 2. Gline za slanu vodu - atapulgiti

Bentonit O bentonitu je već dosta rečeno, a suština je da je to vrsta gline sa najvećim sadržajem

minerala montmorilonita. “Wyoming” bentonit se smatra najkvalitetnijim bentonitom u svetu i služi kao etalon za određivanje kvaliteta svih ostalih bentonita.

Za početno bušenje količina bentonita za pravljenje suspenzije može da iznosi 10-12%, a u kasnijim fazama izrade bušotine uobičajeno se smanjuje do 6%. Kvalitet bentonita utvrđen je API standardom, prema kome 6% suspenzija bentonita treba da zadovolji sledeće uslove:

222

− Očitavanje na “Fann” viskozimetru pri 600 o/min: minimum 30 − Granica tečenja: minimum 3 Pa − Filtracija: 15 ml na maksimum 30 min. − Ostatak na sito od 200 “mesha”: maksimum 4% − Sadržaj vlage: maksimum 10%

Atapulgit

Ako voda za isplaku sadrži mnogo soli, ili ako isplaku obrađujemo na bazi morske vode, upotrebljava se atapulgit glina. Sa ovom glinom postiže se isti viskozitet i gelovi kao i sa bentonitom pri istim koncentracijama. Uobičajeno se od jedne tone atapulgit gline može u slanoj vodi dobiti oko 11 m3 isplake viskoziteta 15 mPas.

U svetu su poznati sledeći trgovački nazivi za atapulgit: Zeogel, Salt gel, Mesuco salt clay, Solt water gel itd. 6.4.3.2. Organski koloidi

Organski koloidi se koriste za smanjenje filtracije i kontrolu reoloških osobina isplake. Najčešće se korisri karboksilmetilceluloza (CMC) i skrob. Karboksilmetilceluloza (CMC)

Dodatkom CMC-a u vodu on u njoj disperguje, tj. veže vodu za sebe i na taj način snižava filtraciju isplake. Pored toga, CMC obavija čestice bentonita i tako ih donekle štiti od loših uticaja zagađivača. Otporan je na delovanje bakterija, a temperaturna stabilnost mu je između 140-160oC.

CMC se dodaje u isplaku preko vakuum levka tako što se obradi kompletna količina isplake u cirkulaciji ravnomernim dodavanjem. Za normalnu obradu isplake potrošnja CMC-a se kreće od 0,5-1 kg po metru bušenja, a u dubljim bušotinama i 2-4 kg po izbušenom metru .

U našoj zemlji CMC se proizvodi pod nazivom “Lucel”, a u svetu se pojavljuje pod različitim imenima kao što su: Antisol, Mesuco CMC, Cellex, Magco CMC itd.

Skrob Skrob spada u više polisaharide koji se koloidno rastvaraju u vodi, pa se na toj osobini i

zasniva upotreba skroba u isplaci kao aditiva za regulaciju filtracije. Stabilan je do temperature od 120oC, pa ga iznad te temperature ne treba upotrebljavati.

Skrob je podložan delovanju bakterija koje ga razgrađuju (penjenje, neugodan miris i dr.), tako da pre obrade isplake skrobom treba dodati bicida koji će uništiti bakterije. Skrob se, takođe, u isplaku dodaje preko vakuum levka u količini od 8-10 kg/m3. 6.4.3.3. Razređivači i deflokulanti

Razređivači (dispergatori) se koriste za smanjivanje viskoziteta i regulaciju gelova isplake, a da pri tome ne utiču na gustinu isplake. Upotreba razređivača, takođe, poboljšava koloidno stanje isplake i njenu stabilnost.

Razređivači adsorbiraju čestice glina, tako da zadovoljavaju preostale valence, što rezultira smanjenjem privlačnih sila između čestica. Odbojne sile preovladavaju i čestice su sasvim dispergovane.

Razređivači deluju i kao deflokulanti, direktno ili preventivno, zaštićujući koloide prisutne u isplaci i sprečavaju zagađenje.

Celokupno delovanje razređivača zavisi od prirode razređivanja, prirode elektrolita prisutnih u isplaci, alkaliteta isplake itd. Razređivači i deflokulanti mogu biti:

− Mineralni razređivači − Organski razređivači

Mineralni razređivači

U mineralne razređivače spadaju:

223

− voda − kompleksni fosfati

Voda Voda smanjuje reološke osobine isplake, ali i uvek snižava gustinu isplake pa je neophodno

dodati i materijale za otežavanje.

Kompleksni fosfati Veliki broj fosfata može se koristiti u isplakama za smanjenje viskoziteta, ali je njihova

primena ograničena, jer su svi danas poznati fosfati nestabilni na temperaturama iznad 60oC, tako da se praktično mogu primenjivati u plitkim bušotinama koje ne zahtevaju kvalitetnu isplaku. Organski razređivači

Među organskim razređivačima su: − tanini; − lignin i derivati lignina; − huminske kiseline; − neke površinsko aktivne tvari; − neki sintetički polimeri.

Lignin i derivati lignina Od organskih razređivača najširu primenu imaju lignin i derivati lignina. Ligninski derivati

koji se najčešće koriste su lignosulfonati. Lignosulfonati se adsorbuju na ivicama i površinama čestica sprečavajući delovanje sila među česticama i na taj način regulišu gelove, držeći sistem u dispergovanom stanju. Osim toga, oni regulišu reološka svojstva, smanjuju filtraciju, što čini isplaku otpornijom na zagađivanje i delovanje temperature. Takođe, lignosulfonati mnogo bolje deluju ako su u zajednici sa kaustičnom sodom. Lignosulfonati se mogu koristiti u obliku:

− kalcijum-lignosulfonata − natrijum-lignosulfonata − ferohromlignosulfonata (FCL) − ferolignosulfonata

Od svih lignosulfonata ferohromlignosulfonat (FCL) je najefikasniji i deluje praktično u svim tipovima isplake na bazi vode. Isplaka obrađena ferohromlignosulfonatima može podneti visoku temperaturu, tj. temperaturno je stabilna do l, a u zavisnosti od dodate količine ponaša se kao:

− razređivač u koncentarciji od 2-8 kg/m3; − inhibitor bubrenja glina i aditiv za kontrolu filtracije pri upotrebi viših koncentracija od 20-

40 kg/m3.

Upotreba hroma, kao što je već i rečeno, je ograničena ili zabranjena u nekim područjima pa je iz tog razloga upotreba ferolignosulfonata (FL) kao razređivača u isplakama značajnija.

Lignosulfonati se na tržištu pojavljuju pod sledećim nazivima: Pinasol (modifikovani lignosulfonat), Serla-sol CR (modifikovani hromlignosulfonat), Mesuco Lignosulfonate (hrom-polimerizovani natrijum lignosulfonat), Q-Broxin (ferohromlignosulfonat), itd. 6.4.3.4. Hemikalije za isplaku

U hemikalije za isplaku uglavnom spadaju: kaustična soda, kalcinirana soda, soda-bikarbona, gips, itd. Kaustična soda (NaOH)

Kaustična soda koristi se u isplakama u sledećim slučajevima: − za povišenje pH vrednosti u cilju povećanja delotvornosti organskih materijala (razređivači i

aditivi za kontrolu fitracije);

224

− za povećanje izdašnosti glina; − za smanjenje topljivosti nekih kalcijumovih soli, a takođe pomaže i kontroli topljivosti

kreča; − za taloženje kalcijuma po sledećoj reakciji:

2 NaOH + CaSO4 → Na2SO4 + Ca(OH)2 Kalcinirana soda (Na2CO3)

Kalcinirana soda koristi se u sledećim slučajevima: − za povišenje izdašnosti glina; − za taloženje, tj. neutralizaciju kalcijuma koji deluje kao zagađivač po reakciji: Na2CO3 + Ca++ = CaCO3 + 2 Na+

Soda bikarbona (NaHCO3)

Soda bikarbona se prvenstveno koristi pri bušenju cementa. Ona taloži, tj. neutralizuje kalcijum iz cementa prema reakciji:

NaHCO3 + ca(OH)2 → CaCO3 + NaOH + H2O

Gips (CaSO4 2H2O) Kalcijum-sulfat (CaSO4) iz otopljenog gipsa koristi se za izradu isplake na bazi gipsa.

Topljivost gipsa je 2,14 kg/m3 u slatkoj vodi pri 20oC. Kalcijumovi joni iz otopljenog gipsa sprečavaju bubrenje nabušenih glinenih čestica i omogućavaju bušenje sa višim sadržajem krutih čestica pri jednakom viskozitetu. 6.4.3.5. Specijalni materijali za isplaku

Većina od tih materijala je patentirana od strane proizvođača, pa je teško govoriti o njihovom hemijskom sastavu. Materijali za stabilizaciju zidova kanala bušotine

To je smesa nekoliko materijala kao što su: natrijum asfaltni sulfat, asfalt fenolat, oksidirani asfalt i anorganske soli. Oko 70% takvih produkata rastvara se u vodi ili dizel - ulju, a oko 30% finih asfaltnih čestica ostaje nerastvoreno u isplaci. Te nerastvorljive čestice vrše začepljenje mikropukotina u stenama čime se sprečava prodor filtrata u te mikropukotine, a time i kvašenje, odnosno obrušavanje nestabilnih stena. Pored toga, ti materijali deluju povoljno i na smanjenje trenja i lepljivosti, kao i torzije bušaćeg alata. Takođe, ovi materijali su našli primenu u smanjivanju fitracije i debljine glinene obloge. U procesu izrade kanala bušotine primenjuju se kod pojave nestabilnosti kanala bušotine, a mogu se dodati isplaci i kao preventiva ako se takvi slojevi očekuju.

Proizvode se pod raznim imenima kao što su: Stabil-hole (rastvorljiv u dizel - ulju), Thermi seal (rastvorljiv u vodi) itd. Odglavljivači

Statistički podaci pokazuju da je uzrok oko 70-80% prihvata (zaglava) bušaćeg alata prilepljivanje o zid bušotine, što je posledica diferencijalnog pritiska. Utiskivanje naftne kupke često je neuspešno, jer nafta ili dizel-ulje ne prodire uvek između obloge, tj. isplačnog kolača i metala. Dodavanjem površinski aktivnih agensa dispergovanih u nafti dobija se željeno kvašenje između zida bušotine i metala. Nafta (dizel-ulje) prodire u membranu metal-obloga i površina dodira zid bušotine - bušaći alat se smanjuje. Najčešće korišćeni odglavljivaći, koji se dodaju naftnim kupkama, poznati su pod nazivima: Pipe Lax i SF-100.

Pipe Lax Delovanje naftne kupke sa Pipe Laxom se ogleda u tome što on iz isplačnog kolača upija

vodu čime dolazi do rastvaranja, tj. pucanja isplačnog obloga. Kroz nastale pukotine u isplačnom kolaču probija se nafta (dizel-ulje), što dovodi do izjednačavanja pritiska oko bušaćeg alata i njegovog oslobađanja. Potrebna količina Pipe Laxa za izradu naftne kupke iznosi od 35 l/m3 sirove

225

otplinjene nafte, ili 23 l/m3 dizel-ulja. Takve kupke se mogu upotrebiti samo u neotežanim isplakama.

SF-100 SF-100 se primenjuje za pripremu tzv. “otežanih kupki”, jer rastvoren u dizel-ulju može se otežati baritom do gustine od 2,16 kg/dm3. Njegova priprema je naročito poželjna kada u kanalu bušotine želimo sprečiti neuravnoteženost stuba isplake, do čega bi došlo ako bi se upumpala od čiste nafte ili dizel - ulja. Otpenjivači (defoameri)

Ti materijali deluju kao odvajači pene iz isplake, i to su: − aluminijum stearat; − površinski aktivna sredstva; − viši alkoholi.

Aluminijum-stearat mora se otopiti u dizel-ulju pre nego što se doda u isplaku. Otapa se 5

kg aluminijum-stearata u 25 l dizel-ulja. Alkoholi (Surflo W-300) i površinsko aktivna sredstva (Aktaflo-S) upotrebljavaju se u

tečnom obliku. Dodavanje otpenjivača u isplaku vrši se puštanjem smeše da lagano kaplje u isplačna korita, što bi trebalo da odgovara količini od 0,1-0,3 l/m3 isplake. 6.4.3.6. Oteživači za isplaku

Gline su osnovni materijali za izradu koloidnih suspenzija, ali se samo sa njima ne mogu izraditi isplake potrebnih gustina. Iz tog razloga nephodno je dodati oteživač, da bi se dobila zahtevana gustina isplake. Oteživači moraji ispuniti sledeće zahteve:

− njihova gustina treba da bude takva da razumna količina oteža isplaku koliko je to potrebno; − količina oteživača ne sme povisiti sadržaj krutih čestica do visine koja nije u skladu sa

održavanjem pravilne reologije; − oteživači moraju biti inertni (netopivi) tako da ne flokuliraju osnovnu isplaku; − rastvorljive soli ne smeju biti u oteživaču jer će prouzrokovati zagađenje isplake; − oteživači moraju imati odgovarajuće dimenzije čestica, tako da ne dolazi do taloženja; − oteživači moraju biti što manje abrazivni.

U praksi se najčešće koriste sledeći oteživači: − Barijum-sulfat (barit); − Kalcijum-karbonat (kredofil).

Barijum-sulfat BaSO4 (barit)

Barijum-sulfat ili barit se najčešće koristi kao oteživač u svim tipovima isplake jer je inertan, tj. nerastvorljiv. Gustina mu je od 3,8 do 4,3 kg/dm3. On omogućava da se gustina isplake može povećati do 2,40-2,50 kg/dm3, što odgovara prosečnim gradijentima frakturiranja (loma) stena, čime je i pokriven raspon vrednosti potrebnih gustina isplaka za normalno bušenje. Prema API standardu, barit, u pogledu kvaliteta, treba da zadovolji sledeće zahteve:

− gustina: minimum 4,2 kg/dm3 − sadržaj rastvorljivih soli: maksimalno 250 ppm − ostatak na situ od 200 “mesh” : maksimum 3% − ostatak na situ od 325 “mesha” : minimum 5%

Barit se dodaje u isplaku preko vakuum levka, a brzina dodavanja zavisi od kapaciteta primanja levka.

Potrebna količina barita za otežavanje isplake računa se prema jednačini: ( ) ( )9.4.6LLLLis

žb

isžbb VX ⋅

−−

=ρρρρρ

226

Gde su: Xb – potrebna količina barita (tone) Vis – ukupna zapremina isplake koja se otežava (m3)

bρ – gustina barita (kg/dm3)

žρ – željena gustina isplake (kg/dm3)

isρ – gustina postojeće isplake (kg/dm3)

Bitno je naznačiti da prilikom dodavanja barita, svake 4 tone povećavaju zapreminu isplake koja se otežava za 1 m3 (odnosi se na barit gustine 4,0 kg/dm3). Za smanjenje gustine isplake, isplaci se mora dodati voda. Potrebna količina vode za smanjenje gustine isplake računa se po jednačini:

( )10.4.6LLLLisžis

isžv VX ⋅

−−

=ρρρρ

Gde su: Xv – potrebna količina vode (m3) Vis – ukupna zapremina isplake koja se olakšava (m3)

žρ – željena gustina isplake (kg/dm3)

isρ – gustina postojeće isplake (kg/dm3) Kalcijum-karbonat (CaCO3)

Kalcijum-karbonat ima gustinu od 2,70 kg/dm3. Taj oteživač se primenjuje u vodeno - baznim isplakama do maksimalnih gustina 1,25-1,35 kg/dm3, a takođe i u emulzionim isplakama do gustine 1,20-1,25 kg/dm3. Upotreba kalcijum-karbonata kao oteživača posebno se preporučuje za bušenje kroz produktivne slojeve, ili za paker fluide, jer se lako može otopiti kiselinama. 6.4.3.7. Materijali za sprečavanje gubitka isplake

U toku bušenja kroz formacije visoke propusnosti, ili sa pukotinama i kavernama, često dolazi do gubitaka isplake. Ti gubici usled pritiska stuba isplake, koji je viši od pritiska fluida u stenama (pornog pritiska), mogu se sprečiti smanjenjem gustine isplake i dodavanjem čepljivog materijala. Ako ti postupci ne saniraju gubitke isplake, mora se pristupiti postavljanju čepa u zonu gubitaka. Materijali za začepljivanje zona gubitaka svrstani su u 5 grupa:

− zrnasta čepila − vlaknasta čepila − pločasta čepila − čepovi za gubitke, tj. učvrščivanje čepila − bubreći materijali

Zrnasta čepila

Zbog svoga uglastog oblika i granulometrijske raspodele ti materijali deluju tako da duboko preprečuju pukotine. Imaju visoku mehaničku otpornost na diferencijalni pritisak. Koriste se čvrsti i oblikom nepravilni materijali kao što su:

− orahove ljuske (obasil), veličine zrna 0,5-2 mm; − “Perlit”, produkt vulkansko-staklastog silikatnog minerala koji se melje do veličine zrna

peska; − koštice breskve, trešnje, maslina itd.

Dodavanje ovih materijala u isplaku obavlja se preko vakuum levka i to: obasil u količini 30 kg/m3, a “Perlit” od 5-10 kg/m3.

227

Vlaknasta čepila

Karakteristika tih vrsta čepila je da imaju nisku mehaničku otpornost, tako da se vlakna lome pod uticajem diferencijalnog pritiska i pletu mrežu oko zone gubitaka. To su uglavnom:

− mleveni liskun tj. alumosilikati sa sadržajem hidroksila i alkalija, a karakteristična im je osobina cepljivost do izvanredno tankih listića;

− celofanski listići dobijeni od celofanskih otpadaka sečenjem (5- 20 mm širine i 5-50 mm dužine). U isplaku se dodaju u količini od 5-10 kg/m3.

Pločasta čepila

Ta vrsta čepila služi za površinska začepljivanja. Obično se koriste zajedno sa zrnastim i vlaknastim čepilima. To su razni celofanski otpaci i sl. Čepovi za gubitke

Karakteristika tih vrsta čepila je da su oni tečni kada se utiskuju, a vremenom očvršćavaju u kanalu bušotine. Utiskuju se u fazama (obrocima) u zonu gubitaka i to su:

− cementne mešavine; − mešavine cementa i dizel-ulja, tako su pripremljene da dolazi do hidratacije cementa u zoni

gubitaka; − polimerizovane smole.

Bubreći materijali

Ta vrsta materijala za začepljivanje omogućuje taloženje čepa velikog viskoziteta u zoni gubitaka, a u to uglavnom spadaju:

− Isplake na bazi bentonita zgusnutog nekim alkalnim materijalom usporenog delovanja. Isplaka je pumpabilna sve do zone gubitaka pre nego što materijal počne da reaguje.

− Isplaka visokog sadržaja krutih čestica razređena na površini da se omogući utiskivanje. Isplaka se zgusne u zoni gubitaka kad delovanje razređivača razori temperatura ili neka dodata hemikalija.

− Mešavina dizel-ulja i bentonita (DOB čep), pripremljena tako da dolazi do hidratacije bentonita u zoni gubitaka.

6.4.4. Kriterijumi za izbor tipa i osobina isplake

Tip i osobine isplake se određuju prema vrsti formacija (stena) koje će se bušiti i očekivanim uslovima na koje će se naići tokom bušenja kanala bušotine. Isplake, generalno, mogu imati vrlo različite uticaje na tri bitna zahteva u procesu izrade bušotine, a to su:

− brzina bušenja; − stabilnost kanala bušotine; − procenjivanje probušenih stena.

6.4.4.1. Brzina bušenja

Najčešće osobine isplake koje imaju uticaj na brzinu bušenja (Sl. 6.4.14) su: − gustina isplake; − sadržaj krutih čestica; − viskozitet; − filtracija; − sadržaj nafte ili ulja.

228

Gustina isplake

O uticaju gustine isplake na brzinu bušenja je već dosta rečeno, ali je najbitnije istaći da ona najnepovoljnije deluje na brzinu bušenja. Nepotrebno velika gustina isplake izaziva veliki diferencijalni pritisak na dno bušotine, čije je dejstvo u prethodnim izlaganjima već istaknuto. Sadržaj krutih čestica

Sadržaj krutih čestica vezan je za gustinu i viskozitet isplake. Vrlo fine i mikronske čestice imaju većeg negativnog uticaja na brzinu bušenja od krupnijih čestica. Smatra se da ove fine čestice ulaze i zatvaraju frakture i naprsline koje se stvaraju udarom zuba, tj. reznih elemenata dleta.

Slika 6.4.14. Uticaj osobina isplake na brzinu bušenja

Ovakvo dejstvo zalepljivanja površine stena smanjuje uticaj pritiska fluida koji se nalazi u porama stena (pornog pritiska), čime se ujedno i usporava uklanjanje nabušenih krhotina i smanjuje brzina bušenja. Viskozitet

Povećanje viskoziteta isplake izaziva veći pad pritiska u cirkulacionom sistemu, što može da uzrokuje manju hidrauličku snagu na dletu i slabije ispiranje dna bušotine. Na taj način, smatra se da isplaka većeg viskoziteta neće odstranjivati krhotine sa dna kao isplaka manjeg viskoziteta. Filtracija

Isplaka sa velikom početnom filtracijom i niskim sadržajem krutih čestica može da poveća znatno brzinu bušenja. Sa teoretskog aspekta, najveća brzina bušenja bi se ostvarila sa čistom vodom, ali bi u tom slučaju nastali praktični problemi sa održavanjem stabilnosti kanala bušotine. Sadržaj nafte ili ulja

U nekim stenama brzina bušenja se može povećati dodavanjem otplinjene nafte ili ulja u vodeno baznu isplaku. Koncentracija nafte (ulja) od 5-15% u isplaci sprečava oblepljivanje i zamuljivanje dleta i dna bušotine, pri prolasku kroz glinovite stene koje lako upijaju vodu. Osim toga, nafta (ulje) podmazuje bušaći alat, smanjuje trenje o zid bušotine i povećava efektivno opterećenje na dleto.

U procesu bušenja sva su svojstva isplake, do neke mere, uzajamno povezana te moraju biti usmerena prema ostvarivanju optimalne brzine bušenja. Uticaj na brzinu bušenja nekih svojstva isplake, koja su zasnovana na rezultatima laboratorijskih istraživanja, prikazani su sledećim jednačinama:

− Efekti bentonitskih glina: ( ) ( )11.4.6%2%1051,0

12 LLLLVoVomm evv −⋅=

− Efekti ukupne čvrste faze: ( ) ( )12.4.610 %2%10066,0

12 LLLVčVčmm vv −⋅=

− Efekti filtracije:

( )13.4.63535

1

212 LLLLL

++

⋅=FF

vv mm

− Efekti sadržaja nafte ili ulja (Vo % ulja do 30%): ( )( ) ( )14.4.6

33,103,48%16,10sin33,103,48%26,10sin

12 LLLL

+−⋅+−⋅

⋅=VuVuvv mm

− Efekti plastičnog viskoziteta:

229

( ) ( )15.4.610 21003,012 LLLLpp

mm vv µµ −⋅= − Ukupni efekti isplake u cirkulaciji (gustina, viskozitet, sadržaj čvrstih čestica):

( ) ( )16.4.621189,312 LLLLρρ −⋅= evv mm

Gde su: vm2 – krajnja brzina bušenja (m/čas) vm1 – početna brzina bušenja (m/čas) Vo1% –početni procenat bentonitske gline Vo2% –krajnji procenat bentonitske gline Vč1% –početni procenat ukupne čvrste faze Vč2% –krajnji procenat ukupne čvrste faze F1 – početna filtracija (ml/30 min.) F2 – krajnja filtracija (ml/30 min.) Vu1% –početni procenat nafte (ulja) Vu2% –krajnji procenat nafte (ulja)

1pµ – početni plastični viskozitet (mPas) 2pµ – krajnji plastični viskozitet (mPas)

1ρ – početna gustina isplake (kg/dm3)

2ρ – krajnja gustina isplake (kg/dm3) 6.4.4.2. Stabilnost kanala bušotine

O uticaju isplake na stabilnost kanala bušotine već je bilo reči.

6.4.4.3. Procenjivanje karakteristika probušenih stena Važnu ulogu isplake, među ostalima, predstavlja mogućnost da se pomoću nje identifikuje

prisutnost slojnog fluida, pri čemu svakako treba paziti na prirodu propusnosti sloja. Veoma je bitno, na površini, dobiti verodostojne krhotine stene u odnosu na dubinu njihovog odlamanja. Takođe, kako je značenje karotažnih merenja stena u bušotini izuzetno veliko, isplaka mora omogućiti pouzdanost takvih merenja na taj način što svojim osobinama ne sme negativno uticati na njihove rezultate.

Da bi isplaka mogla ispuniti navedene zahteve, ona mora, uz ostale osobine, imati i one koje su detaljno opisane kao: dobro čišćenje bušotine od krhotina probušenih stena, što manje oštećenje stena nosilaca ugljovodonika, otpornost na delovanje visoke temperature, otpornost na zagađivanje raznim zagađivačima i drugo. Primer

Izvršiti izbor tipa i osobina isplake na istražnoj bušotini “X-2”. Prognozni litološki stub, na osnovu bušenja bušotine “X-1” prikazan je u narednoj tabeli:

DUBINA OD (m) DO (m) PROGNOZNI LITOLOŠKI STUB

0,00 1450 Gline u smenjivanju sa slojevima peska, a u gornjim partijama peskovito-šljunkovite gline, les i humus

140 1850 Sedimenti izrađeni od glina i glinovitog lapora u smenjivanju sa slojevima peskova i meko vezanih peščara

1850 3450 Sedimenti izgrađeni od peskovitih lapora, laporovitog peščara, kompaktnog peščara, lapora i kompaktnog laporca

3450 3550 Laporci u dubljim delovima prošarani proslojcima peščara i konglomerata, a u donjem delu su konglobreče prošarane

mrežom pukotina u kojima se očekuje prisustvo ugljovodonika 3550 3650 Metamorfne stene sa prisustvom ugljovodonika

Očekivana maksimalna temperatura na dnu bušotine je 1800C.

230

Rešenje:

Na osnovu već dizajnirane konstrukcije zaštitnih cevi i prognoznog litološkog stuba, pregled tipova isplake po fazama izrade bušotine prikazan je u narednoj tabeli:

Dubina od (m) do (m) Tip isplake Gustina

isplake(kg/dm3) 0,00-200 bentonitska 1,12 200-1600 lignosulfonatna 1,12

1600-3370 “Duratherm system”za temperaturu preko 140oC 1,20-1,52

3370-3650 “Duratherm system”za temperaturu do 180oC 1,86

Način izrade, obrade i karakteristike isplake po fazama izrade kanala bušotine:

− Bentonitska isplaka za bušenje do 200 m: Način izrade isplake: Osobine isplake: - bentonit 100 kg/m3 - gustina 1,12 kg/dm3 - kalcinirana soda 2 kg/m3 - Marshov viskozitet 70-90 sec

− Lignosulfonatna isplaka za bušenje do 1600 m: Način izrade isplake: Osobine isplake: - bentonit 60 kg/m3 - gustina 1,12 kg/dm3 - kalcinirana soda 2 kg/m3 - Marshov viskozitet 60 sec - dispergator (“Pinasol”) 1 kg/m3 - plastični viskozitet 20 mPas - kaustačna soda 2 kg/m3

gelovi po “Fann”-u 5/15 Pa CMC-LV(Lucel-4) 10 kg/m3 granica tečenja 8 Pa Hemijska obrada sa rastvorima API filtracija 8-12 ml/30 min. kaustične sode 10 kg/m3 debljina glinenog obloga 0,5 mm dispergatora 2o kg/m3 pH-10

sadržaj peska 2% čvrsta faza 10%

− “Duratherm system” za bušenje do 3370 m i temperatore preko 140oC: Način izrade isplake: Osobine isplake: - bentonit 20-40 kg/m3 -gustina 1,20-1,52 kg/dm3 - dispergator (“Pinasol”) 1-3 kg/m3 - Marshov viskozitet 45-60 sec - kaustična soda 2 kg/m3 - plastični viskozitet 20-30 mPas - CMC-HV 5-10 kg/m3 - gelovi po “Fannu” 3/15-5/20 - XP-20 10-20 kg/m3 - granica tečenja 10-15 Pa - “Resinex” 5-10 kg/m3 - API fitracija 6-10 ml/30 min. - Hemijska obrada sa rastvorima - glineni oblog 1,0 mm - kaustične sode 10 kg/m3 - pH od 9-10 - dispergatora (“Pinasol”) 20 kg/m3 - sadržaj peska do 1% - kreča 1,36 kg/m3 - sadržaj čvrste faze 10-25%

- sadržaj Ca++ od 200-300 mg/l

231

Očekivana problematika: Način rešavanja očekivanih problema:

Moguće pojave nestabilnosti kanala bušotine zbog dugačkih intervala bušenja kroz zone škriljavih glina (glina, laporovitih glina, lapora i sl.).

Isplaku obraditi sa 1-2% “Stabil hole” rastvorenog u dizel-ulju..

− “Duratherm system” za bušenje do 3650 m i temperature preko 180oC: Način izrade isplake: Osobine isplake: - bentonit 34 kg/m3 - gustina 1,86 kg/dm3 - kaustična soda 3 kg/m3 - Marshov viskozitet 45-55 sec - CMC-HV 4,2 kg/m3 - plastični viskozitet 25-35 mPas - XP-20 30 kg/m3 - gelovi po “Fannu” 3/15-5/20 Pa - “Resinex” 10 kg/m3 - granica tečenja 10-15 Pa - barit do gustine 1,86 kg/dm3 - API filtracija 6-8 ml/30 min. Hemijska obrada sa rastvorima: - glineni oblog 1,5- 2 mm - kaustične sode 20 kg/m3 - pH 9,5-10,5 - kreč 5 kg/m3 - procenat peska 1% - gips 5 kg/m3 - čvrsta faza do 35%

- sadržaj Ca++ 200-300 mg/lit

Očekivana problematika: Način rešavanja očekivanih problema:

- moguće pojave nestabilnosti kanala bušotine u zonama konglomerata i kongo breča;

- obrada isplake sa 1-2% “Stabil hole” rastvorenog u dizel-ulju (D2);

- mogući prihvat alata usled diferencijalnog pritiska;

- postavljanje naftnih kupki u zoni mogućih prihvata, obrađenu sa “Multilaxom”;

- mogući dotok slojnog fluida u kanal bušotine pri ulasku u zonu sa povišenim pornim pritiskom;

- pri pojavi gasificirane isplake uključiti degazator i separator a gustinu isplake podići 0,03 kg/dm3.

Napomena: − Kalciniranu sodu i sodu bikarbonu koristiti u slučajevima pojave rastvorenog kalcijuma

u isplaci, kao i za bušenje cementnih čepova. − Kreč i gips koristiti u slučajevima kontaminacije isplake karbonatnim i bikarbonatnim

jonima. − “Stabil hole” i dizel - ulje (D2) koristiti u slučajevima pojave nestabilnih formacija, tj.

njihovog obrušavanja u kanalu bušotine. − “Multilax” zajedno sa naftnom kupkom koristiti u slučaju pojave diferencijalnog

prihvata alata. − Obasil, liskun i azbest koristiti u slučaju pojave gubitaka isplake u bušotini.

6.5. Izbor cementacije zaštitnih cevi

Cementacija zaštitnih cevi je postupak utiskivanja cementne kaše u prstenasti prostor između zaštitnih cevi i zida kanala bušotine.

Niz zaštitnih cevi (kolone) spuštenih u kanal bušotine može se cementirati po celoj dužini, ili samo u jednom delu, zavisno od uslova u bušotini i od namene zaštitne kolone u bušotini.

Osnovna namena cementacije zaštitnih cevi je sledeća: − Odvajanje pojedinih probušenih slojeva, i sprečavanje proticanja slojnih fluida prstenastim

prostorom iza zaštitnih cevi. Pri tome je od izuzetnog značaja da cementni prsten odvoji proizvodne slojeve od zavodnjenih slojeva koji leže iznad ili ispod proizvodnih

232

− Sprečavanje korozivnog delovanja slojnih fluida na ugrađene zaštitne cevi − Učvršćenje kolone zaštitnih cevi u kanalu bušotine − U fazi izrade bušotine sprečavanje dodotka slojnih fluida u bušotinu, ili gubitak isplake u

probušenim slojevima

Proces planiranja izbora cementacije zaštitnih cevi obuhvata sledeća razmatranja: − Uslove u kanalu bušotine kao što su: temperatura, prečnik kanala bušotine, stabilnost zidova

bušotine i drugo − Tip i karakteristike, tj. osobine isplake − Projektovanje cementne kaše (mešavine) − Proračun cementacije − Tehniku i tehnologiju potiskivanja cementne kaše − Opremanje niza zaštitnih cevi − Sredstva za obavljanje cementacije

Nakon spuštanja zaštitnih cevi u kanal bušotine obavljaju se sve potrebne pripreme tehničkih sredstava i ljudstva koje će učestvovati u izvođenju cementacije. Zavisno od vrste cementacije, odredi se broj cementacionih agregata i kontejnera za cement. Nakon toga se pristupa montaži potisnih i usisnih vodova, kroz koje će cementacioni agregati dobijati ili potiskivati vodu, cementnu kašu i isplaku. Voda, potrebna za cementnu kašu, ne sme biti zagađena i kontaminirana nikakvim hemijskim sredstvima, osim u slučajevima kada se u vodu dodaju određeni hemijski dodaci prema potrebi.

Isplačne pumpe na bušaćem postrojenju, koje osiguravaju vodu i isplaku, moraju se prethodno pregledati, tako da u toku cementacije ne dođe do neželjenih zastoja.

Kada se završi ispiranje bušotine isplakom, upumpava se cementna kaša, koja potiskuje prvi čep pred sobom sve dok isti ne dostigne do udarne ploče na kojoj se zaustavlja. Porastom pritiska probija se dijafragma na čepu i cementna kaša prolazi kroz udarnu ploču i petu u prstenasti prostor iza zaštitnih cevi. Nakon utiskivanja kompletne cementne kaše u cevi, upušta se drugi čep, koji se isplakom potisne do prvog čepa, čime je cementacija zaštitnih cevi i završena. Cementacija u naftnim i gasnim bušotinama, generalno se može podeliti na:

1. Primarnu cementaciju 2. Cementaciju pod pritiskom 3. Postavljanje cementnih mostova i čepova

6.5.1. Primarna cementacija

Pod primarnom cementacijom se podrazumeva cementacija ugrađenog niza zaštitnih cevi u bušotini po celoj dužini ugradnje, ili samo u jednom delu, zavisno od uslova u bušotini i nameni zaštitnih cevi. Osnovna namena primarne cementacije je:

− izolacija problematičnih zona (sa gubicima isplake, obrušavanjima ili bubrenjima stenske mase) iza zaštitnih cevi da bi se moglo nastaviti bušenje dubljih formacija (Sl.6.5.l);

− izolacija zona sa normalnim pornim pritiskom neposredno pre ulaska u zonu sa povišenim pornim pritiskom (Sl.6.5.2);

− izolacija cementnim kamenom proizvodnih slojeva koji se nalaze iznad ili ispod proizvodnih (Sl.6.5.3.);

− sprečavanje korodirajućeg delovanja slojnih fluida na ugrađene zaštitne cevi; − učvršćivanje kolone zaštitnih cevi u kanalu bušotine.

233

Slika 6.5.1. Izolacija problematičnih zona u kanalu bušotine

Slika 6.5.2. Izolacija zona sa normalnim pornim pritiskom

Slika 6.5.3. Izolacija proizvodnih formacija od zavodnjavanja

Za primarnu cementaciju neophodno je raspo-lagati sledećom opremom:

− cementacionim agregatom; − cementacionom glavom; − kolonom zaštitnih cevi ugrađenom u bušotinu i

opremljenom sa: cementacionom petom i protivpovratnim ventilom (P.P.V), udarnom pločom sa P.P.V, centralizerima i grebačima. Primarna cementacija može biti:

a) Jednostepena cementacija b) Dvostepena cementacija c) Cementacija izgubljene kolone zaštitnih cevi

("Liner")

6.5.1.1. Jednostepena cementacija Jednostepena cementacija (Sl.6.5.4.) predstavlja

podizanje cementne kaše na planiranu visinu u međuprostoru zaštitnih cevi i zida bušotine jednom operacijom, sledećim redosledom postupaka:

− Nakon ugradnje zaštitnih cevi u bušotinu, ispiranjem se očisti kanal bušotine, tj. iznese se glinena obloga (isplačni kolač) koja je sa zidova bušotine skinuta grebačima i centralizerima, a u cilju ostvarivanja boljeg kontakta cement-zid bušotine.

Slika 6.5.4. Šema izvođenja jednostepene cementacije

− Na cementacionoj glavi se oslobađa prvi donji čep i utiskuje se cementna kaša koja potiskuje taj čep sve do udarne ploče na kojoj se čep zaustavlja. Tada dolazi do porasta pritiska koji probija membranu na čepu i cementna kaša prolazi kroz čep, udarnu ploču, petu kolone i ulazi u međuprostor.

− Na cementacionoj glavi se oslobađa drugi gornji čep, koji se sa isplakom ili vodom potiskuje do prvog čepa.

234

Drugi čep čisti unutrašnjost zaštitnih cevi od zaostale cementne kaše i kad nasedne na prvi čep sprečava dalje utiskivanje isplake unutar kolone. Porast pritiska na površini označava da je drugi čep naseo na prvi, što ujedno i predstavlja kraj primarne cementacije.

6.5.1.2. Dvostepena cementacija Dvostepena cementacija primenjuje se u

slučajevima kada se planirana visina podizanja cementne kaše (prisustvo formacija sa nedo-voljnim gradijentom frakturiranja, zone u kojima su mogući gubici cementne kaše, visoke temperature ili povišeni porni pritisci u gasnom sloju) ne može obaviti jednom operacijom. Sastoji se u tome da se u neprekidnom procesu prvo cementira jedan interval prstenastog prostora, a onda se iznad tog intervala cementira drugi (gornji) interval (Sl.6.5.5).

Slika 6.5.5. Šema izvođenja dvostepene cementacije

Dvostepena cementacija izvodi se pomoću posebnog, tzv. DV'- uređaja (Diferential Valve Multiple Stage Cementer) koji se ugrađuje na određeno (proračunato) mesto u nizu zaštitnih cevi (Sl.6.5.6). On se sastoji od tela, koje na sebi ima otvore i sedišta sa cilindrima za otvaranje i zatvaranje tih otvora.

Kod cementacije se primenjuju čepovi specijalne konstrukcije i to za svaki stepen po dva čepa. Redosled postupaka kod dvostepene cementacije je sledeći:

Slika 6.5.6. Šematski prikaz DV-uređaja

− Iza donjeg čepa prvog stepena utiskuje se cementna kaša u cilju cementacije zaštitnih cevi od pete kolone do određene visine ispod DV- uređaja.

− Nakon utiskivanja cementne kaše, na cementacionoj glavi oslobađa se drugi - mimohodni čep, koji potiskivan isplakom dostiže do udarne ploče, čime je i završena cementacije prvog stepena.

− U kolonu zaštitnih cevi se tada spušta i potiskuje isplakom specijalni čep u obliku "bombe". Ta "bomba" služi kao otvarač i zaustavlja se na obruču donjeg cilindra DV-uređaja.

− Pritiskom isplake preseče se vijak - utikač, i donji cilindar se potisne na dole i oslobode otvori na DV-uređaju, tako da se ostvari cirkulacija isplake kroz DV-uređaj.

− Izvrši se kompletna cirkulacije isplakom, u cilju ispiranja cementa koji se eventualno digao iznad DV-uređaja.

− Utisne se u kolonu cementna kaša drugog stepena, koja se potiskuje (kroz DV-uređaj) na mesto pomoću čepa zatvarača.

− Kada čep zatvarač stigne na obruč gornjeg cilindra DV-uređaja, on sa pritiskom isplake potisne prema dole gornji cilindar (prethodno preseče vijak-utikač) koji zatvara otvore, čime je cementacija drugog stepena završena.

235

6.5.1.3. Cementacija izgubljene kolone zaštitnih cevi (''Liner''-a) Izgubljena kolona zaštitnih cevi donjim delom dopire do dna bušotine ili nešto iznad, a

gornjim se nalazi 90-150 m unutar prethodne kolone zaštitnih cevi. Ukoliko se izgubljena kolona oslanja na dno bušotine, u zavisnosti od uslova u kanalu

bušotine, vrh izgubljene kolone opremljen je spojnicama, prelazima i pakerima različitih konstrukcija. Ako se izgubljena kolona veša o donji deo prethodno ugrađene kolone upotrebljavaju se uređaji za vešanje kolone (''Liner hanger'') različitih konstrukcija, ali svi imaju prihvatne klinove sa čeljustima za vešanje izgubljene kolone (Sl.6.5.7). Spojnica za ugradnju izgubljene kolone se pomoću levog trapeznog navoja navrće na prelaz, ili uređaj za vešanje. Nakon cementacije izgubljene kolone spojnica se odvrće okretanjem bušaćih šipki u desno.

Redosled postupaka kod cementacije izgubljene kolone zaštitnih cevi je sledeći: − Izgubljena kolona se spušta na bušaćim šipkama. Bušaće šipke i izgubljena kolona spajaju

se preko spojnice sa levim trapeznim navojem. − Cementacija se vrši preko dva čepa (Sl.6.5.8). Prvi je ugrađen na vrhu izgubljene kolone

(šuplji čep) i sa kolonom se spušta u bušotinu, a drugi (puni čep) se nalazi u cementacionoj glavi.

− Nakon vešanja izgubljene kolone, aktiviranjem prihvatnih klinova, na vrh bušaćih šipki navrće se cementaciona glava, utiskuje se cementna kaša u bušaće šipke, koja se zatim punim čepom i isplakom potiskuje.

− Cementna kaša prolazi kroz šuplji čep, i u trenutku kada puni čep nasedne na šuplji čep pritisak se povećava. Taj pritisak oslobađa šuplji čep i oba čepa međusobno spojena istiskuju cementnu kašu iz izgubljene kolone.

− U trenutku kada čepovi nasednu na udarnu ploču potiskivanje, tj. cementacija je završena. − Nakon cementacije se aktivira paker na vrhu izgubljene kolone i vrši se odvajanje bušaćih

šipki preko spojnice za ugradnju izgubljene kolone.

Slika 6.5.8. Čepovi za cementaciju izgubljene kolone zaštitnih cevi

Slika 6.5.7. Šematski prikaz opremanja izgubljene kolone zaštitnih cevi (''Liner'')

236

6.5.2. Proračun cementacije Proračunom cementacije potrebno je ustanoviti:

− Maksimalnu dužinu dizanja cementne kaše u međuprostoru − Količinu potrebnog cementa i vode za izradu cementne kaše − Količinu isplake za potiskivanje cementne kaše − Proračun uzlazne brzine cementne kaše i konačnog pritiska cementacije na površini

6.5.2.1. Maksimalna dužina dizanja cementne kaše

Proračun visine dizanja cementne kaše, tj. dužine stuba u kanalu bušotine je jedan od osnovnih parametara za izbor tipa primarne cementacije (jednostepene, dvostepene ili izgubljene kolone). Proračun dužine stuba cementne kaše u kanalu bušotine zasniva se na primeni sledeće jednačine ravnoteže:

( ) ( ) ( )[ ] ( )1.5.60981,00981,0 1 LLLLisckectfk YXHG ρρρ ⋅+⋅=⋅−⋅ Gde su: Gfk − gradijent frakturiranja na peti prethodno ugrađene kolone zaštitnih cevi (kg/dm3) ρect − ekvivalentna cirkulirajuća težina tokom pumpanja cementne kaše u međuprostoru i

uobičajeno se kreće 0,03-0,06 kg/dm3 Hk1 − dužina prethodno ugrađene kolone zaštitnih cevi (m) X − dužina stuba cementne kaše u preklopu zaštitnih cevi (m) Y − dužina stuba isplake iznad cementne kaše (m) ρc − gustina cementne kaše (kg/dm3) ρis − gustina isplake kod ugradnje kolone (kg/dm3)

Potrebno je istaći da je za uspešnu cementaciju neophodno uskladiti fizičke osobine cementne kaše i isplake u sledećim granicama:

− da je gustina cementne kaše: isc ρρ > za 0,2-0,6 kg/dm3; − da je plastični viskozitet: pispc µµ > za 4-8 mPas; − da je granica tečenja: isc 00 ττ > za 3-6 Pa.

Ako se nakon ugradnje zaštitnih cevi želi cementnom mešavinom postići preklop sa prethodno ugrađenom kolonom (Sl.6.5.9), dužina stuba cementne kaše određuje se jednačinama:

X = Hk1 – Y ( )2.5.6LLLL

Zamenom jednačine 6.5.2 u jednačinu 6.5.1, dobija se jednačina za određivanje dužine stuba isplake, koja glasi:

( ) ( )3.5.61LLLL

isc

ectfkck GHY

ρρρρ

−

+−= Slika 6.5.9. Podizanje cementne

kaše u preklop sa prethodno ugrađenom kolonom

Dužina stuba cementne kaše u bušotini dobija se iz jednačine: ( ) ( )4.5.61 LLLLXHZH kc +−=

Gde je: Z − dubina, tj.vertikalna dužina kanala bušotine (m)

Neophodno je napomenuti da dobijanje negativne vrednosti (-Y), nakon rešavanja jednačine 6.5.4, ukazuje da je moguće podizanje cementne kaše do površine bez opasnosti od gubitka cirkulacije.

237

Slika 6.5.10. Podizanje cementne kaše bez preklopa

U slučaju da se cementnom kašom ne želi postići preklop sa prethodno ugrađenom kolonom, ili ako je to jedino spuštena kolona u bušotini (Sl.6.5.10), dužina stuba cementne kaše određuje se jednačinama:

( ) ( )5.5.6LLLLisc

ectfc GZY

ρρρρ

−

+−=

Dužina stuba cementne kaše dobija se iz jednačine:

( )6.5.6LLLLYZXH c −== Gde je: Gf − gradijent frakturiranja na dnu bušotine, tj. na dubini Z (kg/dm3) 6.5.2.2. Količina suvog cementa i vode Potrebna gustina cementne kaše

Potrebna gustina cementne kaše dobija se slededećom jednačinom:

( ) ( )7.5.6

)/(/1

LLLLscv

vscc CW

CWρρρρ

ρ⋅+⋅⋅+

=

Gde su: cρ − gustina cementne kaše (kg/dm3)

scρ − gustina suvog cementa, tj. cementa u prahu ( )3/15,3 dmkg≈

vρ − gustina vode koja se koristi za cementaciju (uobičajeno iznosi 1,00-1,02 kg/dm3) W/C − vodocementni faktor za 1 m3 cementne kaše. U zavisnosti od tipa bušotinskog cementa i planirane gustine iznosi od 0,4-0,65 za 1m3 cementne kaše. Zapremina cementne kaše koju treba utisnuti u bušotinu

Pod uslovom da nisu mereni ostvareni prečnici u kanalu bušotine, potrebna zapremina cementne kaše izračunava se prema jednačini:

( ) ( ) ( )[ ] ( )8.5.67854,07854,07854,0 1222

122 LhIDXODIDXHODDKV kkkckdck ⋅⋅+⋅⋅−+−⋅⋅−⋅=

Gde su: Vck − zapremina cementne kaše koju treba utisnuti u bušotinu (m3) Dd − nominalni prečnik dleta (m) ODk – spoljašnji prečnik zaštitnih cevi koje se cementiraju (m) IDk − unutrašnji prečnik zaštitnih cevi koje se cementiraju(m) IDk1 – unutrašnji prečnik prethodno ugrađene kolone zaštitnih cevi (m) h1 − dužina zaštitnih cevi od pete kolone do udarne ploče (m) K − faktor korekcije, zavisi od proširenja kanala bušotine, praktično se računa sa proširenjima od

5-20% (K = 1,05-1,20) Ako su izmereni prečnici kanala bušotine, tj. postoji kavernogram, zapremina cementne kaše

izračunava se prema jednačini:

( ) ( ) ( )( )9.5.67854,0

7854,0...7854,07854,0

12

222222

2211

LLLLhID

ODDZODDZODDZV

k

knnkkck

⋅⋅+

+⋅−++⋅−+⋅−=

238

Gde su: D1, D2...Dn − izmereni prečnici kanala bušotine (m) Z2, Z2....Zn − dubine bušotine na kojoj su izmereni prečnici D1,D2...Dn (m) Količina suvog cementa, tj. cementa u prahu

Količina suvog cementa računa se prema jednačinama:

( ) ( )

( )11.5.6

10.5.6/

LLLL

LLLL

cckc

vsc

vscc

gVQCW

g

⋅=+⋅

⋅=

ρρρρ

Gde su: gc − količina suvog cementa po 1 m3 vode u tonama (t/1m3 vode) Qc − ukupno potrebna količina suvog cementa (tona). Za različite tipove bušotinskog cementa i za određeni vodocementni faktor unapred se određuje faktor pretvaranja za određivanje potrebne količine suvog cementa. Tako, na primer, za klasu «G» bušotinskog cementa, faktor pretvaranja iznosi 1,22 uz vodocementni faktor W/C= 0,5, tako da je Qc = 1,22 Vck Potrebna količina vode za izradu cementne mešavine

Potrebna količina vode dobija se na osnovu jednačine:

( ) ( )12.5.6/

LLLLv

cv

QCWV

ρ⋅

=

Gde je: Vv − potrebna količina vode za izradu cementne mešavine (m3) 6.5.2.3. Količina isplake za potiskivanje cementne kaše

Potrebna količina isplake za potiskivanje cementne kaše dobija se iz jednačine:

( ) ( )13.5.67854,012 LLLLpkkis VhHIDV +⋅−=

Gde su: Hk − dubina ugradnje kolone koja se cementira (m) Vp − zapremina površinskih vodova (m3) 6.5.2.4. Maksimalni pritisak u toku cementacije

Maksimalni pritisak na površini koji se ostvaruje tokom procesa cementacije dobija se iz jednačina:

( )14.5.621max LLLLppp += Gde su: p1 − pritisak ostvaren usled razlike gustine stuba cementne kaše i isplake u zaštitnim cevima i prstenastom prostoru (bar) prema jednačini:

( ) ( ) ( )15.5.60981,011 LLLL⋅−⋅−−= ischYZp ρρ

p2 − hidraulički gubici pritiska usled trenja u zaštitnim cevima i prstenastom prostoru (objašnjeno u poglavlju ''Hidraulika bušenja'')

Primer: Uraditi proračun primarne cementacije eksploatacione kolone ODek =177,8 mm na bušotini

X-2, sa sledećim ulaznim podacima: − Dubina bušotine: Z = 3650 m − Nominalni prečnik dleta: Dd = 215,9 mm

239

− Prethodno ugrađena i cementirana tehnička kolona ODtk = 244,5 mm do dubine od 3.370 m, težine 68,54 daN/m(47 lb/ft), kvaliteta C-95 i N-80, unutrašnjeg prečnika IDk1 = 220,5 mm.

− Gradijent frakturiranja stenske mase neposredno ispod pete tehničke kolone, tj. na dubini 3.370 m : Gfk = 2,10 kg/dm3

− Eksploataciona kolona, koja se cementira, ugrađena je do dubine 3.650 m, težine 42,28 daN/m(29 lb/ft), kvaliteta P-110 i C-95, unutrašnjeg prečnika IDk = 157,8 mm, dužina od pete kolone do udarne ploče: h1 = 20 m

− Gustina isplake kod ugradnje eksploatacione kolone: 3/86,1 dmkgis =ρ − Osnovni podaci za izradu cementne kaše:

- tip suvog, tj. bušotinskog cementa: ''Halliburton F'', - gustina suvog cementa. tj. cementa u prahu: 3/15,3 dmkgis =ρ , - vodocementni faktor: W/C = 0,4 za 1 m3 cementne kaše

Rešenje:

Praktični postupak kod proračuna cementacije je sledeći: − proračun potrebne gustine cementne kaše za cementaciju; − izračunavanje maksimalne moguće dužine, tj. visine dizanja cementne kaše i na osnovu toga

opredeljenje za izbor vrste primarne cementacije; − izračunavanje potrebne količine suvog cementa i vode; − proračun potrebne zapremine isplake za potiskivanje cementne kaše iz eksploatacione

kolone; − proračun pritisaka u toku cementacije.

1) Potrebna gustina cementne kaše može se odrediti iz jednačine 6.5.7: ( ) 3/98,1973,1

15,34,002,102,115,34,01 dmkgc ≈=

⋅+⋅⋅+

=ρ

2) Maksimalna visina dizanja cementne kaše, jednačinom 6.5.3, pod uslovom da usvoji da je 3/06,0 dmkgect =ρ , iznosi:

( ) mY 685.186,198,1

06,010,298,13370−=

−+−

=

Negativna vrednost ukazuje da je moguće izvesti jednostepenu cementaciju do površine, bez opasnosti da dođe do frakture stenske mase neposredno ispod pete tehničke kolone.

Pri cementacijama obavezno je da se cementom, tj. cementnom kašom prekriju svi slojevi sa ugljovodonicima u najmanjoj dužini od 150 m. Kako je, u ovom slučaju, moguće podići cementnu kašu do vrha bušotine, dovoljno je cementnu kašu podići u dužini od Hc = 1.820 m, tako da se sa cementnom kašom uđe i u površinsku kolonu ugrađenu do dubine od 1.600 m. Dužina stuba cementne kaše u preklopu sa tehničkom kolonom dobija se iz jednačine 6.5.4:

1820 = (3650 – 3370) + X X = 1.540 m

3. Izračunavanje količine suvog cementa i vode: a) Zapremina cementne kaše:

Usvojena dužina stuba cementne kaše u bušotini (u preklopu tehničke i eksploatacione kolone) je velika (X = 1540 m), tako da nisu potrebni izmereni prečnici kanala bušotine. Iz navedenog razloga može se koristiti jednačina 6.5.9, sa faktorom korekcije K = 1,10:

( ) ( ) ( ) 32

2222

683,26207854,01571,015407854,0

1778,02205,0154018207854,01778,02159,010,1 mVck =

⋅⋅++⋅⋅

⋅−+−⋅⋅−⋅=

240

b) Količina suvog cementa: Za izračunavanje količine suvog cementa primenjuju se jednačine 6.5.10 i 6.5.11:

)(602,374092,1683,26

//04092,102,115,34,0

02,115,3 33

tonatQ

mtilidmkgg

c

c

=⋅=

=+⋅

⋅=

c) Količina vode za cementnu mešavinu: Određuje se na osnovu jednačine 6.5.12:

3746,1402,1

602,374,0 mVv =⋅

=

4. Zapremina isplake za potiskivanje cementne kaše: Određuje se jednačinom 6.5.13 pod uslovom da se odredi zapremina površinskih vodova (Vp). U ovom primeru usvaja se zapremina površinskih vodova Vp = 1 m3:

( ) 32 364,717854,02036501571,0 mVis =⋅−⋅=

6.5.3. Oprema niza zaštitnih cevi Oprema niza zaštitnih cevi koje se spuštaju u kanal bušotine, sastoji se iz sledećih

elemenata: − cementacione pete − zaustavne (udarne) ploče ili kolčaka − centralizera − grebača ili strugača − zaustavnog prstena − “šešira” za cementaciju

6.5.3.1. Cementaciona peta

Cementaciona peta ili peta zaštitnih cevi (6.5.11), postavlja se na prvu cev pri ugradnji, tj. na najniže mesto u nizu zaštitnih cevi. Potrebno je da peta obavi sledeće funkcije:

− olakša ugradnju i spuštanje kolone zaštitnih cevi;

− omogući cementaciju zaštitnih cevi; − bude pogodna, tj. relativno laka za bušenje.

Obična peta

Obična peta, se sastoji od metalnog tela i betonske vodilice. Vodilica olakšava prolaz niza zaštitnih cevi kroz neravna mesta u kanalu bušotine, a otvor koji ima u sredini služi za prolaz isplake i cementne kaše.

Slika 6.5.11. Cementacione pete a. Obična peta; b. Peta sa ventilom; c. Peta sa bočnim otvorima; d. Samodopunjavajuća peta.

Peta sa ventilom

Ovaj tip pete u vodilici ima ugrađen protupovratni ventil (PPV). PPV omogućava izlaz isplake i cementne kaše iz niza zaštitnih cevi, a sprečava njihov povratak, što je veoma važno na kraju cementacije, zbog velikih hidrostatičkih pritisaka u prstenastom prostoru iza zaštinih cevi.

241

Peta sa bočnim otvorima

Peta sa bočnim otvorima u betonskoj vodilici ima još i bočne otvore, koji omogućavaju bolje ispiranje bušotine na kojoj god dubini je to potrebno. Na taj način se mogućnost prihvata zaštitnih cevi svodi na minimum. Samodopunjavajuća peta (“Fill-up”)

Samodopunjavajuća peta se uglavnom upotrebljava u dubokim bušotinama, sa zadatkom da: − automatski dopunjava i održava stalni nivo isplake u nizu zaštitnih cevi, prilikom njihove

ugradnje; − zaštiti slojeve od visokog pritiska pulsiranja isplake, tokom spuštanja zaštitnih cevi, koji

može prouzrokovati frakturu stena. 6.5.3.2 Zaustavna (udarna) ploča ili kolčak

Zaustavna ploča ili kolčak (Sl.6.5.12) obično se ugrađuje između prve ili druge zaštitne cevi, a može i negde više u nizu zaštitnih cevi. Ima telo sa muškim i ženskim navojem, a unutrašnjost joj je ispunjena betonom. Osnovni zadatak zaustavne ploče ili kolčaka je da zaustavi donji i gornji čep u toku cementacije. Upotrebljavaju se sledeće zaustavne ploče ili kolčaci: Obična zaustavna ploča

Obična zaustavna ploča ima samo otvor u betonu za prolaz isplake i cementne kaše. Slika 6.5.12. Zaustavne ploče:

A) Obična zaustavna ploča; B) Kolčak sa PPV; C) Samodopunjavajući kolčak

Kolčak sa ugrađenim protivpovratnim ventilom (PPV)

Kolčak sa ugrađenim PPV, osim što služi za zaustavljanje donjeg i gornjeg čepa, ima istu ulogu kao i PPV u peti kolone. PPV u kolčaku omogućuje “plivanje” zaštitnih cevi, a time prima i deo pritiska od PPV ugrađenog u peti kolone. Ako se tokom spuštanja kolone ošteti PPV u peti, onda PPV u kolčaku prima sav pritisak i u tom pogledu služi kao rezerva. Samodopunjavajući kolčak

Na dubokim bušotinama uobičajeno se u niz zaštitnih cevi ugrađuje samodopunjavajući kolčak zajedno sa samodopunjavajućom petom. 6.5.3.3. Centralizeri

Glavna svrha centralizera je da drži niz zaštitnih cevi odmaknut od zidova bušotine, tako da cementna kaša podjednako popuni prstenasti prostor. Pored toga namena centralizera je i da:

− omogući čišćenje zidova kanala bušotine − spreči prihvat zaštitnih cevi uslovljenog diferencijalnim pritiskom ili slepljivanjem − smanji trenje niza zaštitnih cevi pri spuštanju − štiti grebače ili strugače

242

6.5.3.4. Strugači ili grebači

Za opremanje niza zaštitnih cevi u upotrebi su dva osnovna tipa strugača: pomični i rotirajući, Sl.6.5.13. Osnovni zadatak strugača je da: − skidaju glineni oblog sa zidova bušotine i

time čiste zidove kanala bušotine − čiste zidove niza zaštitnih cevi − omogućuju postepenu zamenu isplake

cementnom kašom u toku cementacije, tj. sprečavaju prodore cementne kaše u obliku kanala u isplaku

6.5.3.5. Zaustavni prstenovi Slika 6.5.13. Strugač rotirajućeg tipa

Zaustavni prstenovi zaustavljaju, tj. ograničavaju kretanje centralizera u napred određenim granicama. Oni omogućavaju uobičajeno kretanje gore-dole ("šetnju") sa nizom zaštitnih cevi u toku između cirkulacije isplakom i pri istiskivanju cementne kaše u međuprostor bušotine. Osnovna "šetnja", tj. kretanje sa nizom zaštitnih cevi iznosi oko 1,5 m. 6.5.3.6. Postavljanje grebača, centralizera i "šešira" na niz zaštitnih cevi

Opremanje zaštitnih cevi (Sl.5.6.14) je skupo, pa ulaganja moraju biti adekvatna koristi koju će proizvesti ta oprema. Raspored te opreme, na nizu zaštitnih cevi, zavisi od debljine zaleganja, razmaka i geološke građe slojeva u bušotini. Uglavnom se primenjuju dva tipa postavljanja grebača i centralizera na niz zaštitnih cevi i to:

− Normalno postavljanje ("Post Plug") − "Cleavage Barrier"

Normalno postavljanje Normalno postavljanje sastoji se od jednog

centralizera, dva zaustavna prstena i tri grebača koji se ugrađuju na jednu cev. Tako opremljene zaštitne cevi postavljaju se nasuprot propusnih formacija ili proizvodnih slojeva kada su kontaktne zone fluida dosta udaljene jedna od druge.

"Cleavage Barrier" Ovaj tip postavljanja grebača i centralizera na

jednu cev, sastoji se od dva centralizera na rastojanju od 3m, zatim od niza grebača i zaustavnih prstenova ugrađenih na rastojanju od oko 35 cm. Tako opremljene zaštitne cevi postavljaju se nasuprot proizvodnih slojeva u zonama kontakta dvaju različitih fluida i na mestima gde je potrebno maksimalno čišćenje niza zaštitnih cevi i zida bušotine u cilju što je moguće boljeg kontakta cementnog kamena i zida bušotine.

Slika 6.5.14. Šema postavljanja grebača, centralizera i "šešira"

"Šešir" za cementaciju

"Šešir" za cementaciju najčešće se primenjuje kod dvostepene cementacije. Postavlja se ispod DV - uređaja da zadrži cementnu kašu iznad DV - uređaja i zaštiti propusne formacije u

243

donjem delu bušotine od velikog pritiska. Napravljen je od fleksibilnih traka visokokvalitetnog čelika, pričvršćenih na čelični prsten i čvrste gume pričvršćene na trake. 6.5.4. Sredstva za cementaciju

U sredstva za cementaciju spadaju: − Cementacioni agregat − Glava za cementaciju − Čepovi za cementaciju

6.5.4.1. Cementacioni agregat Cementacioni agregat predstavlja posebno vozilo za izradu i utiskivanje cementne kaše u

bušotinu. Opremljen je sa dve pumpe visokog pritiska, rezervoarima i mlaznom mešalicom sa levkom. U toku cementacije bušotine bušaće postrojenje snabdeva rezervoare cementacionog agregata vodom, tako da jedna pumpa agregata crpi vodu iz rezervoara i potiskuje je u mlaznu mešalicu levkom u koji se istovremeno dodaje suvi cement i mešanjem stvara cementna kaša. Druga pumpa cementacionog agregata utiskuje cementnu kašu u bušotinu. Za vreme cementacije potrebno je stalno proveravati (meriti) gustinu cementne kaše, pa ukoliko se uoči bilo kakvo odstupanje, odmah se regulacijom količine vode vrši korekcija.

Mlazne mešalice omogućuju jednomerno i stalno mešanje suvog cementa sa vodom. Kada se to postigne dobija se cementna kaša predviđenih karakteristika.

6.5.4.2. Glava za cementaciju Glava za cementaciju postavlja se na vrh kolone zaštitnih cevi kada su spuštene u bušotinu.

Glava služi kao držač čepova za cementaciju i priključena je na potisne vodove pumpi cementacionog agregata.

U najširoj upotrebi je cementaciona glava sa dva ugrađena čepa (Sl.6.5.15). Pravilnim manipulisanjem ventilima i vijcima koji drže čepove u cementacionoj glavi, puštaju se čepovi u kolonu zaštitnih cevi i to prvi ispred, a drugi odmah iza cementne kaše. Bitno je naznačiti da zbog veće gustine cementne kaše, tada u zaštitnim cevima vlada vakum, , tako da cementaciona glava sprečava ulazak vazduha i stvaranje mehurića u cementu. 6.5.4.3. Čepovi za cementaciju

Primarna cementacija se uglavnom izvodi pomoću dva čepa, donjeg i gornjeg, izrađenih od gume pojačane sa livenim aluminijumom (Sl.6.5.16). Osnovna namena im je da:

Slika 6.5.15. Šema cementacione glave sa dva čepa

− odvajaju isplaku od cementne kaše; − čiste unutrašnje zidove zaštitnih cevi; − zajedno sa PPV, u zaustavnoj ploči i peti kolone, sprečavaju povratak cementne kaše natrag

u zaštitne cevi.

244

Donji čep Donji čep se upušta u bušotinu ispred

cementne kaše. Nije punog profila i ima ugrađenu dijafragmu na vrhu koja je dizajnirana tako da puca kod povećanog pritiska. Kada čep stigne do udarne ploče ili kolčaka sa povećanjem pritiska od oko 15 bar dolazi do pucanja dijafragme i cementna kaša prolazi kroz čep.

Gornji čep Gornji čep je punog profila i upušta se u

zaštitne cevi iza cementne mešavine. Potiskuje se, uglavnom isplakom i njegovim nasedanjem na udarnu ploču tj. prvi čep, cementacija je završena.

Slika 6.5.16. Čepovi za cementaciju

6.5.5. Bušotinski cementi

Osnovni materijali za izradu bušotinskih cemenata je Portland cement. Cementna kaša izrađena na osnovu Portland cementa mora zadovoljiti sledeće uslove:

− vreme od početka mešanja cementa sa vodom do početka njegovog zgušnjavanja mora biti dovoljno da se cementna kaša sa sigurnošću utisne i potisne na određeno mesto u bušotini;

− vreme zgušnjavanja (povećanja viskoziteta) mora teći brzo; − vreme stvrdnjavanja cementne kaše, tj. vreme u kojem cementna kaša prelazi u cementni

kamen određene čvrtoće, mora biti kratko; − cementni kamen mora biti otporan na naprezanja na sabijanje (pritisak) i istezanje (kidanje),

kao i na delovanje agresivnih fluida; − cementni kamen ne sme se drobiti ili pucati pod udarcima metaka tokom napucavanja

zaštitnih cevi.

U naftnoj industriji, prema API standardu, upotrebljavaju se u funkciji dubine bušotine sledeće klase cemenata: − Klasa “A” - Upotrebljava se u bušotinama do dubine od 1800 m, kada se ne zahtevaju posebni

uslovi. − Klasa “B” - Upotrebljava se u bušotinama do 1800 m, kada se traži otpornost na sulfate. − Klasa “C” - Upotrebljava se u bušotinama do 1800 m, kada uslovi zahtevaju brzo stvrdnjavanje,

visoku čvrstoću i veliku otpornost na sulfate. − Klasa “D” - Upotrebljava se u bušotinama dubine od 1800 m do 3000 m, u uslovima umereno

visokih temperatura, ili kada se zahteva visoka otpornost cementa na sulfate. − Klasa “E” - Primenjuje se u bušotinama od 3000 − 4200 m dubine, u uslovima visokih pritisaka

i temperature i kada se zahteva visoka otpornost na sulfate. − Klasa “F” - Upotrebljava se u bušotinama od 3000 − 5000 m dubine, u kojima vladaju

ekstremno visoke temperature i pritisci i gde se zahteva visoka otpornost na sulfate i fosfate. − Klasa “G” - Ova klasa cementa predstavlja osnovni cement za upotrebu u bušotinama do 2400m

dubine. Tom cementu se mogu dodati ubrzivači i usporivači zgušnjavanja i vezivanja zavisno od dubine bušotine. Proizvode se kao normalni tip i tip visoko otporan na sulfate.

− Klasa “H” – Predstavlja, takođe, osnovni tip cementa do 2400 m dubine, sličan klasi “G”. − Klasa “J” - Predstavlja osnovni cement do dubine od 4800 m. Predviđen je za ekstra visoke

temperature i pritiske, a vreme vezivanja se reguliše dodavanjem ubrzivača i usporivača.

Pre nego što se cement, u specijalnim kontejnerima za suvi cement, doveze na bušotinu, neophodno je u laboratoriji izraditi planiranu cementnu kašu i sačekati vreme stvrdnjavanja. Laboratorijske analize cementne kaše i cementnog kamena obuhvataju:

− određivanje gustine cementne kaše; − određivanje plastičnog viskoziteta i granice tečenja;

245

− ispitivanje gubitka tečnosti (filtracije); − određivanje količine normalno potrebne vode; − određivanje sadržaja slobodne vode; − određivanje vremena zgušnjavanja cementne kaše; − ispitivanje cementnog kamena na naprezanja na sabijanje (pritisak) i istezanje (kidanje); − probe propusnosti cementnog kamena.

Sa povećanjem temperature u bušotini smanjuje se čvrstoća cementnog kamena do njegovog razaranja, jer se glavna komponenta cementa, kalijum silikat, pretvara u hidrat dikalijumsilikata na temperaturi oko 120oC. Ovaj sastav je generalno porozan i podložan uticaju korozivnih fluida.

Kod temperatura u bušotini nižih od 110oC, hidratacija cementa se nastavlja sa razvijanjem čvrstoće u dužem vremenskom periodu, sve do postizanja konačne čvrstoće. Kod temperatura viših od 110oC cement razvija maksimalnu čvrstoću posle nekoliko nedelja, a zatim čvrstoća opada. Dodavanjem 30-40% ferosilicijuma (FeSi) u suvi cement sprečava se stvaranje neželjenog efekta od temperature.

Slika 6.5.17. Smanjenje temperature u bušotini cirkulacijom isplake

Bitno je naznačiti značaj cirkulacije isplakom pre utiskivanja cementne mešavine u bušotinu. Cirkulacijom isplake kroz kanal bušotine značajno se smanjuje temperatura u bušotini, tj. bušotina se hladi, što je prikazano na Sl.6.5.17:

1. Statička temperatura u kanalu bušotine 2. Temperatura u bušotini za vreme cirkulacije

isplakom 3. Izlazna temperatura isplake 4. Ulazna (u isplačnim bazenima) temperatura

isplake a) hlađenje bušotine u cirkulaciji b) hlađenje isplake od dna do površine c) c. hlađenje isplake kroz cirkulacioni

sistem na površini

6.5.5.1. Dodaci cementima Zavisno od uslova u bušotini, kao i od ciljeva koji se žele postići cementacijom postoje

specijalni dodaci cementu, koji se mogu klasifikovati kao: − ubrzivači zgušnjavanja i vezivanja cementa − usporivači zgušnjavanja, vezivanja i dispergatori cementa − dodaci za smanjenje gustine cementne kaše − dodaci za povećanje gustine cementne kaše − dodaci pri gubicima cirkulacije

Ubrzivači zgušnjavanja i vezivanja cementa

Ubrzivači zgušnjavanja i vezivanja cementa upotrebljavaju se kada je potrebno smanjiti vreme čekanja stvrdnjavanja cementa. Uobičajeni ubrzivač zgušnjavanja i vezivanja cementa je kalcijum-hlorid (CaCl2), koji se dodaje cementu u količini od oko 2%. Upotrebljavaju se u sledećim situacijama: − kod cementacija površinskih kolona zaštitnih cevi, kada je potrebno što pre nastaviti bušenje; − u svrhu saniranja gubitaka i sprečavanja dotoka slojnih fluida u kanal bušotine. Usporivači zgušnjavanja i vezivanja i dispergatori cementa

Usporivači zgušnjavanja i vezivanja se upotrebljavaju u bušotinama sa visokom temperaturom, a dispergatori u svim slučajevima kada treba smanjiti viskozitet cementne kaše. Uobičajeni usporivači su: polimeri, gips i šečer, a glavni dispergatori su lignosulfonati.

246

Dodaci za smanjenje gustine cementne kaše Dodaci za smanjenje gustine cementne kaše dodaju se cementima u cilju omogućavanja

cementiranja zona, tj. slojeva sa smanjenim pornim pritiskom. Na taj način se sprečava prodiranje cementne kaše u formaciju. U tu svrhu upotrebljavaju se sledeći dodaci cementu:

− bentonit (1-25%) − poculan − ekspandirani perlit (vulkanski materijali) − ugljovodonici

Dodaci za povećanje gustine cementne kaše

Koriste se kao dodatak cementu za cementaciju u dubokim bušotinama sa visokim pornim pritiscima, gde je potrebno imati cementnu kašu veće gustine. Kao dodaci za povećanje gustine primenjuju se:

− barit − ferofosfati

Dodaci pri gubicima cirkulacije

Dodaju se cementu da bi se sa tako pripremljenom cementnom kašom sprečili gubici cirkulacije u kavernoznim slojevima sa niskim pornim pritiscima. To su:

− celofanske pahuljice − liskunove pahuljice − ekspandirani perlit − razni drobljeni plastični materijali

6.5.5.2. Specijalni cementi

Specijalni cementi se upotrebljavaju u svrhu poboljšanja veze sa zidom bušotine, da bi se zatvorio dotok gasa ili vode u kanal bušotine. Oni ujedno i povećavaju čvrstoću vezivanja cementnog kamena za zidove bušotine i zaštitnih cevi, zatim smanjuju filtraciju cementne kaše i propusnost cementnog kamena. Proizvode se pod različitim trgovačkim nazivima, Gas blok, Resin cement i drugo. Cement sa dizel-uljem (DOC)

U toku izrade bušotina često se koristi cement sa dizel-uljem (Disel Oil Cement - DOC). Upotrebljava se za zatvaranje prodora vode u naftnim bušotinama i za sprečavanje gubitaka isplake u kavernoznim slojevima. Sastoji se od Portland cementa, površinsko aktivnih materijala i dizel - ulja sa kojim cement ne hidrira. Prednost DOC mešavine je u tome da ona ne veže dok ne dođe u kontakt sa vodom (to joj je i osnovna prednost). Voda postepeno ulazi u smešu sve dok se ne završi vreme vezivanja cementne kaše. 6.5.6. Cementacija pod pritiskom

Cementacija pod pritiskom je uobičajena metoda kod sledećih situacija u bušotini: − otklanjanje greške, tj. korekcija kod neuspelih primarnih cementacija; − zatvaranje oštećenja na koloni zaštitnih cevi (odvojene ili probušene kolone); − zatvaranje zona sa gubicima isplake; − redukcija, tj. smanjenje odnosa fluida u proizvodnim bušotinama; − izolacija donjih produktivnih slojeva pre napucavanja zaštitnih cevi u cilju proizvodnje iz

gornji produktivnih slojeva; − napuštanje iscrpljene produktivne formacije.

Primarna cementacija zaštitnih cevi je osnovni tehnički postupak koji obezbeđuje bezbedno izvođenje daljih radova na izradi kanala bušotine. U slučaju neuspele primarne cementacije, ista

247

mora biti korigovana dodatnim cementom. Generalno, ovaj dodatni cement se utiskuje ("squeeze") oko međuprostora zaštitne cevi - kanal bušotine, koristeći visoke pritiske pumpe. Oštećenja na koloni zaštitnih cevi mogu se, ali ne moraju, sanirati cementacijom pod pritiskom, jer postoje druge metode i alatke za rešavanje tih problema, kao na primer tzv. "Casing Patch" i drugo.

Slika 6.5.18. Primena cementacija pod pritiskom za kontrolu odnosa gas - nafta

Gubitak isplake može se rešavati cementacijom pod pritiskom, ali ako su gubici nastali usled frakture (loma) formacije, cementacija pod pritiskom neće dati rezutate.

Redukcija, tj. smanjenje odnosa ležišnih fluida (voda-nafta; voda-gas i gas-nafta) u proiz-vodnim bušotinama sa cementacijom pod pritiskom je praktična metoda koja se primenjuje na mnogim bušotinama (S.6.5.18).

Neophodno je istaći da se kod cementacije pod pritiskom mora obratiti pažnja na ostvareni pritisak u unutrašnjosti zaštitnih cevi. Primenjeni pritisak u koloni zaštitnih cevi ne sme preči 80% od dozvoljenog pritiska na pucanje, tj. unutrašnjeg pritiska zaštitnih cevi.

6.5.7. Postavljanje cementnih čepova i mostova

Cementni čepovi se postavljaju u bušotinu sa sledećom namenom: − za eliminisanje dela bušotine koji predstavlja smetnju; − kroz i iznad starih iscrpljenih slojeva u cilju njihovog napuštanja; − zatvaranje zavodnjenih delova slojeva; − u cilju likvidacije bušotina. Kod likvidacije bušotina obično se postavljaju tri čepa: prvi na

dnu bušotine, drugi u peti najdublje kolone zaštitnih cevi i treći u samoj zaštitnoj koloni.

Cementni mostovi postavljaju se u sledećim situacijama: − u kanalu kosousmerenih bušotina neposredno pre mesta skretanja (KOP); − u vertikalnim bušotinama sa velikim, neželjenim, otklonom od vertikale u cilju ispravljanja

kanala bušotine; − u slučaju zaglave i loma bušaćeg alata u cilju njegovog zaobilaženja.

Cementni čepovi i mostovi postavljaju se u bušotinu tehnikom istiskivanja i balansiranja cementne kaše iz bušaćeg alata. Da bi se to ostvarilo primenjuju se jednačine za uravnoteženje stuba cementne kaše i diferencijalnog pritisaka između stuba cementne kaše i isplake, koje glase:

( )

( ) ( )15.5.60981,0

14.5.6

LLLL

LLLL

iscc

c

hpba

Vh

ρρ −⋅=∆+

=

Gde su: h − visina uravnoteženog stuba cementne kaše (m) Vc − zapremina cementne kaše (l) a − unutrašnja zapremina bušaćeg alata, bušaćih šipki, tubinka (l/m) b − zapremina prstenastog prostora, bušaći alat - zid bušotine (l/m)

cp∆ −diferencijalni pritisak između stuba cemente kaše i stuba isplake (bar)

cρ − gustina cementne kaše (kg/dm3)

isρ − gustina isplake (kg/dm3)

248

6.5.8. Specijali problemi kod primarne cementacije

Dotok gasa u međuprostor, posle završene primarne cementacije, veliki je problem na bušotinama sa abnormalnim pornim pritiscima gasa. Taj fenomen može biti prouzrokovan prevelikom dehidratacijom cementa, skupljanjem cementa i neujednačenom hidratacijom cementa.

Utvrđeno je da se hidrostatički pritisak ostvaren cementnom kašom smanjuje vremenom sve dok cementna kaša ne postigne početnu vezu (više nije fluidna), a taj smanjeni pritisak svodi se na hidrostatički pritisak vode koja se koristi za pripremu cementne mešavine. Ako smanjeni ukupni pritisak postane manji od pornog (slojnog) pritiska gasa u formaciji, nastaje potencijalna mogućnost za dotok gasa u međuprostor.

Takođe, ako u kanalu bušotine u gornjim delovima postoje iscrpljene produktivne formacije ili zone sa velikom propusnošću, može doći nakon primarne cementacije do problema sa dotokom gasa iz donjih formacija. U gornjim iscrpljenim formacijama, dolazi do gubitka cementne kaše ili dehidratacije stuba cementa usled čega se obrazuje cementni most u toj zoni. Cementni most prima pritisak stuba isplake, tako da se smanjuje ukupni pritisak na donje gasne formacije i moguć je dotok gasa (Sl.6.5.19).

U zavisnosti od konkretnih uslova u bušotini, postoji više preventivnih metoda za sprečavanje dotoka gasa, a neke od njih su:

Slika 6.5.19. Formiranje mosta u gornjim propusnim formacijama

− podešavanje visine stuba cementne kaše; − podešavanje vremena vezivanja cementne kaše; − primena pritiska na površini; − primena dvostepene ili višestepene cementacije; − povećanje gustine vode za pripremu cementne kaše; − primena specijalnih cemenata, tj, cementnih kaša.

Kod odlučivanja za primenu jedne od preventivnih metoda, neophodno je analizirati sledeće faktore:

− geometriju kanala bušotine; − granične pritiske za opremu na površini i u bušotini; − kvalitet ugrađenog niza zaštitnih cevi; − fizičko-hemijske osobine isplake i cementne kaše; − gradijente pornih i frakturnih pritisaka za sve zone koje se prektivaju cementnom kašom; − temperaturu u kanalu bušotine; − prethodna iskustva; − ekonomičnost i drugo.

6.5.8.1. Podešavanje visine stuba cementne kaše

Podešavanje visine stuba cementne kaše je najjednostavnije i najčešće primenjivana metoda, pod uslovom da stanje u kanalu bušotine to omogućuje. Problem za primenu te metode je što se cementnom kašom moraju prekriti svi slojevi sa ugljovodonicima i to u dužini od najmanje 150 m, tako da ako se u bušotini nalaze više gasnih slojeva na različitim dubinama ova metoda se ne može primeniti.

249

6.5.8.2. Podešavanje vremena vezivanja cementne kaše Ova metoda primenjuje se kod dugačkog stuba cementne kaše u bušotini. Menjanjem i

podešavanjem sadržaja dodataka za usporavanje i ubrzavanje vremena vezivanja cementa, tj. izradom više vrsta cementne kaše, postiže se fazno stvrdnjavanje cementnog stuba od dna prema vrhu bušotine. Suština ove metode je da se dobije dovoljna čvrstoća cementnog kamena na kompresiju, u područjima zona potencijalnih dotoka gasa, pre nego što se gradijent pritiska cementne kaše preobrati u gradijent pritiska vode koja se koristi za mešanje sa cementom. 6.5.8.3. Primena pritiska na površini

Primena pritiska na površini, tj. na cementirani međuprostor neposredno nakon cementacije, smanjuje mogućnost za dotok gasa. Ovaj ostvareni pritisak dopunjava izgubljeni gradijent hidrostatičkog pritiska cementne kaše koji se javlja u toku vezivanja cementa. Ostvareni pritisak na cementirani međuprostor treba održavati sve dok cement ne postigne svoju početnu vezu. 6.5.8.4. Dvostepena ili višestepena cementacija

Dvostepena ili višestepena cementacija se primenjuje kada prethodne metode nisu praktično primenljive. Pomoću uređaja za dvostepenu cementaciju DV - uređaja vrši se fizičko i vremensko razdvajanje svake faze cementacije, tj. svakoj fazi upumpanog stuba cementne kaše omogućava se vezivanje pre postavljanja naredne faze.

6.5.8.5. Povećavanje gustine vode Povećanje gustine vode za cementnu kašu postiže se dodavanjem natrijum-hlorida. U toku

početnog vezivanja gradijent pritiska stuba cementne kaše se smanjuje do vrednosti približne gradijentu pritiska koju ima zasićena slana voda, što obezbeđuje dodatni pritisak koji može sprečiti dotok gasa u međuprostor. 6.5.8.6. Primena specijalnih cementnih kaša

Specijalne cementne kaše (Gas block, Resin cement i drugo) pripremljene su tako da cement sadrži kapilarne mehure gasa, koji deluju kao kompresibilni kompenzator pritiska za vreme ranog perioda hidratacije. Kada statička cementna kaša počne da gubi svoj početni gradijent pritiska, ovi mehurići gasa se šire da bi održali skoro konstantni pritisak na dno bušotine, što ujedno obezbeđuje odgovarajući ukupni hidrostatički pritisak. 6.6. Izbor sigurnosne opreme na ušću bušotine (BOP)

Sigurnost ljudi i bušaće opreme pri izradi bušotina, umnogome zavisi od izbora sigurnosne opreme (BOP) na vrhu, tj. ušću bušotine.

Sigurnosna oprema na ustima bušotine sastoji se iz: 1. Preventerskog sklopa 2. Bušotinske glave 3. Ventila 4. API prirubnice

6.6.1. Preventerski sklop

Preventerski sklop obuhvata sledeće uređaje: − Preventere − Komandni (Koomey) uređaj − Vodovi za gušenje i izduvavanje bušotine

250

6.6.l.l. Preventeri Preventeri su uređaji koji se montiraju na vrhu niza kolone zaštitnih cevi, tj. na ušću

bušotine, i služe da se njihovim zatvaranjem spreči otvorena erupcija u slučaju dotoka slojnog fluida u kanal bušotine.

Dotok fluida u kanal bušotine može nastati neočekivano i može se vrlo brzo razviti u otvorenu erupciju. Zbog toga je bitno da se preventeri mogu zatvoriti u najkraćem vremenskom roku (manje od 60 sekundi), i da se zatvaranje može obaviti sa udaljenog i za ljude sigurnog mesta. Ovo se postiže sastavom hidrauličkih komandi, tj. komandnim uređajem za zatvaranje i otvaranje preventera tzv. Kumi (Koomey) uređajem.

Radni pritisak preventera postavljenih na ušću bušotine mora biti veći ili jednak maksimalno očekivanom pritisku, koji može da se ostvari u slučaju dotoka slojnih fluida, uzevši u obzir i faktor sigurnosti.

Preventeri se, generalno, mogu podeliti prema: − dimenzijama − radnom pritisku − načinu zatvaranja

Prema dimenzijama, tj. prečniku svetlog otvora kroz koje mogu prolaziti alatke za bušenje, najčešće se primenjuju sledeće nominalne dimenzije preventera:

182 mm (7 1/6 incha)254 mm (10 incha) 279,4 mm (11 incha) 346 mm (13 5/8 incha) 539,7 mm (20 174 inch) 762 mm (30 inch)

Prema radnom pritisku, uobičajeni su sledeći preventeri: 2M (radnog pritiska 138 bar ili 2.000 psi) 3M (radnog pritiska 207 bar ili 3.000 psi) 5M (radnog pritiska 345 bar ili 5.000 psi) 10M (radnog pritiska 689,5 bar ili 10.000 psi) 15M (radnog pritiska 1034 ili 15.000 psi)

Prema načinu zatvaranja preventeri mogu biti: − preventeri sa ulošcima za zatvaranje prstenaste površine koja je određena prečnikom bušaćih

alatki (zatvaranje oko bušačih alatki); − preventeri sa ravnim čeljustima (zatvaranje punog profila); − preventeri sa gumenim prstenom (anularni preventer), koji zatvaraju prstenastu površinu oko

alatki bilo kojeg prečnika i oblika; − rotacioni preventeri; − unutrašnji preventeri na bušaćem alatu (Inside-preventer); − sigurnosni zasun iznad i ispod radne šipke (Kelly cock).

Preventeri se postavljaju na ušću bušotine sledećim redosledom (od ušća bušotine prema vrtaćem stolu):

− preventer sa ravnim čeljustima; − preventer sa čeljustima za bušaći alat; − preventer sa gumenim prstenom (anularni preventer); − rotacioni preventer.

Preventeri sa čeljustima za bušaći alat i ravnim čeljustima

Postavljaju se neposredno na vrh zaštitnih cevi, preko odgovarajućih prirubnica. Ovi tipovi preventera proizvode se kao jednostruki ili dvostruki.

251

Jednostruki preventeri u sebi sadrže ili samo čeljusti punog profila, ili uloške, tj. čeljusti za zatvaranje oko bušaćeg alata (uobičajeno bušaćih šipki).

Iz praktičnog razloga, radi izbegavanja postavljanja dva preventera, čime se ujedno i smanjuje ukupna visina, proizvode se i preventeri koji u jednom telu imaju ugrađene ravne čeljusti i čeljusti za bušaće šipke, tzv. dvostruki čeljusni preventer (Sl.6.6.1). Slika 6.6.1. Dvostruki čeljusni preventer

"Shaffer" tip B Jedan komplet čeljusti sastoji se iz dve metalne polovine obložene gumom. Čeljusti za

bušaće šipke imaju oblik polumeseca sa izrezom za spoljašnju dimenziju cevi i dva trokonusna kolena. Te dve trokonusne kolenice potiskuju šipku prilikom zatvaranja preventera, prema središtu preventera (Sl.6.6.2). Po sredini polumeseca utisnut je gumeni prsten koji je sastavni deo čeljusne gume. Čeljusti za zatvaranje punog profila, tj. ravne čeljusti prianjaju jedna uz drugu sa čeljusnim gumama, čime se potpuno zatvara otvor bušotine. Kod preventera sa većim radnim pritiskom se ugrađuju i čeljusti za sečenje bušačih šipki ("Sheare rams"), koje ujedno imaju i funkciju ravnih čeljusti nakon sečenja.

Slika 6.6.2. Čeljusti za zatvaranje međuprostora oko bušećih šipki

Kod izrade bušotina kombinacijom bušaćeg alata (više dimenzija bušaćih šipki) upotrebljavaju se i tzv. podesive čeljusti ("Multi rams") kojima se može zatvoriti međuprostor oko više dimenzija bušaćih šipki. Preventeri sa gumenim prstenom (anularni preventer)

Ovaj preventer (Sl.6.6.3) postavlja se iznad preventera sa čeljustima i spaja sa njim preko prirubnica na donjoj strani kućišta preventera. U ovaj tip preventera ugrađen je gumeni prsten koji zatvara međuprostor oko svih dimenzija i oblika alata u bušotini. Takođe, u mogućnosti je da zatvori i pun profil otvora bušotine kada alat nije u bušotini. Radi zaštite gumenog prstena koji vrši zatvaranje, svaka dimenzija alata ili pun profil bušotine zatvaraju se različitim pritiskom zatvaranja, a što se postiže preko regulatora pritiska na komandnom (Komey) uređaju. Slika 6.6.3. Preventer sa gumenim prstenom

tipa Hydril

252

Slika 6.6.4. Šema kretanja klipa i gumenog zaptivnog prstena pri zatvaranju preventera

Naročiti oblik klipa obrazuje unutar cilindra dve komore (B) i (E), slika 6.6.4, koje su cevima visokog pritiska spojene sa komandnim uređajem. Ulje pod pritiskom iz komandnog uređaja može se utiskivati u bilo koju komoru. U slučaju zatvaranja, ulje ulazi kroz otvor (A) u komoru (B), ispod klipa. Pod pritiskom ulja klip putuje prema gore. Klip je u gornjem delu izrađen konusno, a u tom konusnom udubljenju leži gumeni prsten (D). Gornja ploča gumenog prstena (Sl.6.6.5) obložena je pločicama od legiranog čelika. Kada se klip kreće prema gore, pritisak klipa deluje na gumeni prsten, zatvarajući prostor oko bušaćeg alata, ili pak, zatvarajući puni profil bušotine. Čelične pločice potiskuju gumu da se ispupči u smeru bušotine.

Kada je jednom postignuto zatvaranje preventera, pritisak iz bušotine potiskuje klip prema gore, stvarajući bolju herme-tičnost.

Rotacioni preventer

Ukoliko se u tehnološkom procesu izrade kanala bušotine za ispiranje primenjuje aerizovana isplaka, vazduh, gas ili pena, prstenasti prostor potrebno je zaptivati. Pri tome, primena rotacionog preventera osigurava zapti-vanje prstenastog prostora uz istovremeno okre-tanje i uzdužno pomicanje bušaćih alatki.

Rotacioni preventer se direktno ugrađuje na preventer sa gumenim prstenom. Zamenom pojedinih sklopova u preventeru, preventer se može koristiti za različite prečnike bušaćeg alata, pre svega radne i bušaće šipke.

Slika 6.6.5. Gumeni zaptitvni prsten Unutrašnji ("Inside") preventer

Nalazi se na podištu tornja, tj. radnoj platformi i upotrebljava se u slučaju dotoka slojnih fluida za vreme manevra alatom. Preventer sa čeljustima ili gumenim prstenom zatvara prostor oko bušaćih šipki, a otvor na bušaćim šipkama zatvara se unutrašnjim preventerom. Unutrašnji preventer navrće se ručno direktno na spojnicu bušaće šipke.

Sigurnosni zasun iznad i ispod radne šipke

To je kuglasti ventil koji se nalazi neposredno iznad radne šipke i zatvara se posebnim ključem koji se nalazi na podištu tornja. Ako tokom bušenja dođe do iznenadnog dotoka slojnog fluida, preventeri zatvaraju prstenasti prostor oko bušaćih šipki. Da bi se sprečio prodor fluida kroz bušaće šipke, tj. povećanje pritiska u isplačnom crevu i dalje na isplačnim pumpama, zatvara se sigurnosni zasun.Time je u potpunosti uspostavljena kontrola na bušotini.

Pri izradi bušotina na kojima se očekuju abnormalno visoki porni (slojni) pritisci, postavlja se još jedan sigurnosni zasun i to ispod radne šipke (radi lakšeg zatvaranja). 6.6.1.2. Komandni (Koomey) uređaj

Komandni (Koomey) uređaj, Sl.6.6.6, postavlja se na sigurnoj udaljenosti od usta bušotine. Sastoji se iz sledećih elemenata:

− akomulatora energije koji se puni azotom; − regulatora pritiska; − komandne table na radnom podištu tornja; − ventila sa ručicama za otvaranje i zatvaranje preventera;

253

− rezervoara sa uljem koje potiskuje klipove za otvaranje i zatvaranje preventera; − tripleks pumpe na električni pogon; − motor na vazdušni pogon, za slučaj prekida električne energije; − vodova za otvaranje i zatvaranje preventera.

1)Akomulator-rezervoar; 2)Triplex pumpa sa elektromotorom 3)Pumpa na vazdušni pogon - Servo uređaj; 4)Vazdušni regulator pritiska; 5)Regulator pritiska u Hydrilu; 6)Registrator pritiska na podištu tornja; 7)Regulator pritska u ratvosniku-manifoldu; 8)Komandna ploča na podištu tornja; 9)Ventili za ispitivanje-testiranje preventera; 10)Podesivi regulacioni ventil za Hydril; (a) i (b) vodovi za zatvaranje i otvaranja Hydrila; (c) i (d) vodovi za zatvaranje i otvaranje čeljusti za bušaće šipke; (e) i (f) vodovi za zatvaranje i otvaranje čeljusti punog profila. Slika 6.6.6 Šema komandnog ("Koomey") uređaja

Stavljanje u pogon, tj. pod pritisak "Koomey" uređaja obavlja se pomoću tripleks pumpe sa elektromotorom ili pak vazdušnim motorom. Regulisanje pritiska u sistemu "Koomey" uređaja obavlja se pomoću ventila. Zatvaranje i otvaranje preventera obavlja se pomoću ručice na ventilu Koomey uređaja, ili sa radnog podišta tornja pomicanjem odgovarajuće ručice na komandnoj tabli vođe smene. Pritisak ulja deluje kroz vodove i na preventere u smislu zatvaranja i otvaranja. Regulisanje pritiska na preventere sa gumenim prstenom i čeljusne preventere obavlja se pomoću ventila. 6.6.1.3. Vodovi za gušenje i izduvavanje bušotine

Vodovi za gušenje i izduvavanje bušotine na jednom kraju spojeni su sa bušotinskom glavom ili preventerima preko dva serijski vezana ventila, a na drugom kraju na cevni razvodnik, tzv. čok "Chocke manifold". Poželjno je da vodovi za gušenje i izduvavanje nemaju oštra kolena.

Cevni razvodnik, čok, sastoji se iz serije ventila sa diznama ispred kojih se nalazi manometar za očitavanje pritiska u međuprostoru zaštitnih cevi i bušaćih šipki. Sam cevni razvodnik, tj. ventili sa diznama moraju biti pristupačni za ručnu manipulaciju. Na dubljim bušotinama jedan od ventila na čoku obavezno ima i daljinsku komandu za otvaranje i zatvaranje dizne. Na vanjskoj strani čoka, tj. iza ventila sa diznama, su otvori na koje se spajaju vodovi ka isplačnim bazenima, separatoru, baklji za spaljivanje gasa i otpadnoj jami. 6.6.2. Bušotinska glava

Bušotinska glava postavlja se direktno na kolonu zaštitnih cevi sa sledećom namenom: − podloga za postavljanje preventera, i erupcionog uređaja na ušće bušotine; − vešanje sledećeg niza zaštitnih cevi, nakon njihove cementacije; − zaptivanje prostora između ugrađene kolone.

254

Koja će se konstrukcija bušotinske glave postaviti na ušću bušotine zavisi od konstrukcije bušotine i očekivanog pritiska na ušću bušotine. Na Sl.6.6.7 prikazana je konstrukcija bušotinske glave za tipične istražne bušotine, a na Sl.6.6.8. konstrukcija bušotinske glave za tipične eksploatacione bušotine.

Slika 6.6.7. Bušotinska glava za tipične istražne bušotine

Slika 6.6.8. Bušotinska glava za tipične eksploatacione bušotine

Bušotinska glava sastoji se iz sledećih elemenata: − Uvodna prirubnica (Casing head) − Tehničke prirubnice, ili među prirubnice (Drilling Spool)

6.6.2.1. Uvodna prirubnica (Casing Head)

Spaja se na donjem kraju, preko API navoja ili varenjem sa površinskom kolonom, a na gornjem kraju preko prirubnice sa preventerima ili drugim prirubnicama. Na telu uvodne prirubnice nalaze se sa strane dva otvora sa LP ("Line Pipe") navojem, u koje se navrnu ventili za kontrolu stanja u prstenastom prostoru između dve kolone (Sl.6.6.9).

Uvodna prirubnica omogućuje vešanje u klinove sledeće kolone zaštitnih cevi i putem zaptivnog uređaja (pakovanja) vrši zaptivanje prstenastog prostora koji deli međuprostor između dve kolone.

Slika 6.6.9. Uvodna prirubnica Slika 6.6.10. Tehnička prirubnica

ili međuprirubnica

255

6.6.2.2. Tehnička prirubnica ili međuprirubnica (Drilling Spool) Tehnička ili međuprirubnica prikazana je na Sl.6.6.10. Unutar tela prirubnice smešteni su:

− zaptivni uređaj prirubnice (primarno i sekundarno pakovanja) − klinovi za vešanje kolone zaštitnih cevi − prstenasta vodilica dleta − čelični zaptivni API prsten

Tehnička prirubnica se čeličnim zavrtnjima sa šestougaonim navrtkama spaja sa uvodnom prirubnicom na donjem delu, a na gornjem na istovetni način sa preventerima. Sa obe strane tela su dva bočna otvora sa odgovarajućim API prirubnicama, ili otvori sa LP navojima za postavljanje ventila. Namena joj je zaptivanje prstenastog prostora između površinske i tehničke kolone zaštitnih cevi, kao i vešanje o klinove sledećeg niza zaštitnih cevi. Izrađuju se u raznim dimenzijama i vrednostima radnog pritiska, a pri njihovom postavljanju na ušću bušotine mora se voditi računa da im je radni pritisak isti rao radni pritisak preventera Zaptivni uređaj prirubnice (primarno i sekundarno pakovanje)

Svaki deo bušotinske glave (uvodna, tehnička i ostale prirubnice) ima primarno i sekundarno zaptivanje, tj. pakovanje (Sl.6.6.11). Ta dva zaptivna uređaja razlikuju se samo po veličini. Primarno pakovanje (zaptivni uređaj) je većih dimenzija od sekundarnog. Oba pakovanja sastoje se iz zaptivne gume sa dvostrukom usnicom i dva čelična API prstena. Zaptivanje se postiže davanjem pritiska.

Primarno pakovanje se postavlja u gornjem delu donje prirubnice, a unutrašnji prečnik određen je spoljašnjim prečnikom zaštitnih cevi. Spoljašnji prečnik primarnog pakovanja određen je veličinom prirubnice u koju se ugrađuje.

Slika 6.6.11. Zaptivni uređaji (primarno i sekundarno pakovanje) 1) Gumeni prstenovi 2) i 3) Čelični prstenovi

Sekundarno pakovanje ugrađuje se u donji deo gornje prirubnice. Iz tog razloga potrebno je zadnju cev ugrađene kolone odrezati u visini gornjeg ruba sekundarnog pakovanja. Klinovi za vešanje niza zaštitnih cevi

Klinovi za vešanje zaštitnih cevi (Sl.6.6.12) izrađuju se u različitim prečnicima, zavisno od prečnika zaštitnih cevi. Izrađuju se kao dugi i kratki klinovi, a spajaju se u jednu celinu pomoću zavrtnjeva i tako spojeni spuštaju u konusno kućište. Sa unutrašnje strane su narezani i oblikovani tako da zahvataju veliku površinu cevi i drže je u visećem položaju. Oblik klinova za zaštitnu kolonu ne dopušta da kolona bude oštećena ili pak zdrobljena u području prihvata klinova.

Prstenasta vodilica dleta Zaštitni prsten za dleto postavlja se neposredno iznad odrezane zaštitne cevi, tj. iznad

sekundarnog pakovanja. Veličinu zaštitnog prstena određuje spoljašnji prečnik zaštitnih cevi i nominalna veličina gornje (prethodne) prirubnice. API čelični zaptivni prstenovi

API čelični zaptivni prsten osigurava nepropusnost - zaptivanje između delova dveju prirubnica. Izrađuje se nekoliko tipova API čeličnih prstenova različitog oblika. Čelični zaptivni prstenovi tipa "RX" i "BX" upotrebljavaju se za vrlo visoke pritiske u bušotini.

256

Slika 6.6.12. Klinovi za vešanje zaštitnih cevi

6.6.2.3. Prelazna ili adapter prirubnica

Prelazna prirubnica je po konstrukciji i nameni slična tehničkoj prirubnici, a služi kao spoj između dve prirubnice; konstruisana je za različite pritiske. 6.6.2.4. Eksploataciona i tubing prirubnica

Eksploataciona i tubing prirubnica po konstrukciji su iste kao i tehnička prirubnica, samo manjih dimenzija. Tubing prirubnica raspolaže i vešalicom za tubing (Tubing Hanger), koja na jednom svom kraju ima LP navoj za direktno spajanje na tubing, dok na drugom kraju ima naročiti navoj većeg koraka u koji se učvršćuje vreteno. Zaptivni uređaj osigurava odvajanje prstenastog prostora između eksploatacione kolone i tela tubing prirubnice. Zaptivanje prstenastog prostora između tubinga i gornjeg dela tubing prirubnice osiguravaju gumene zaptivke na tubing vešalici. 6.6.3. Ventili

Ventili koji se ugrađuju na bušotinske glave različite su konstrukcije. Oni moraju odgovarati radnom pritisku bušotinske glave na koju se postavljaju.

Ventili se spajaju API prirubnicom ili navojem, koji je izrađen u samom telu bušotinske prirubnice. Svetli otvor ventila mora biti jednak ili čak veći od otvora na bušotinskoj prirubnici, da ne bi došlo do kontrakcije mlaza i time do prigušenja na samom izlazu. 6.6.4. API prirubnice

Kod bušotinskih glava za manje radne pritiske, ventili se spajaju navojem (LP navoj). Kod bušotinskih glava sa većim radnim pritiskom, ventili se spajaju pomoću odgovarajuće API prirubnice koja odgovara pritisku bušotinske glave. Ventil, spojen prirubnicom, daje elastični spoj, tako da na spojevima ne dolazi do oštećenja zbog većih vibracija. 6.6.5. Izbor sigurnosne opreme na ustima bušotine (BOP)

Izbor sigurnosne opreme na ušću bušotine (BOP) zavisi od očekivanog pritiska na površini za slučaj dotoka slojnog fluida. Očekivani pritisak na površini definiše se kao maksimalni pritisak iz sloja koji se može ostvariti na površini i koji tada deluje na sigurnosnu opremi i ugrađene zaštitne cevi. Ovaj pritisak je u funkciji:

− pornog (slojnog) pritiska i pritiska frakturiranja formacija; − veličine dotoka slojnog fluida u kanal bušotine; − tipa dotoka slojnog fluida; − geometrije kanala bušotine; − temperature u bušotini i drugo.

Osnovne metode koje se primenjuju za izračunavanje očekivanog pritiska na površini obuhvataju sledeće uslove:

257

1. Puna bušotina sa gasnim slojnim fluidom 2. Gasni slojni fluid ispunio 80% dužine kanala bušotine

6.6.5.l. Puna bušotina sa gasnim slojnim fluidom

Ova metoda podrazumeva krajnje nepovoljnu situaciju koja se može desiti tokom izrade bušotine, a koja obuhvata sledeće uslove:

− isplaka je potpuno istisnuta iz bušotine, tako da je kanal bušotine u potpunosti ispunjen gasnim fluidom;

− propusne formacije neposredno ispod pete poslednje ugrađene kolone zaštitnih cevi predstavljaju najslabije mesto, tj. imaju najmanji gradijent frakturiranja.

Maksimalno očekivani pritisak na ustima bušotine, tj. na površini, tada je jednak manjoj od dve vrednosti dobijene sledećim jednačinama:

( )( ) ( )2.6.60981,0

1.6.60981,0

max

max

LLL

LLLL

fgfkkus

fgsslus

GHp

Zpp

ρ

ρ

−⋅=

⋅⋅−=

6.6.5.2. Gasni fluid ispunio 80% dužine kanala bušotine

Ova metoda je znatno povoljnija od prethodne i pretpostavlja da je 20% od ukupne dužine kanala bušotine, u gornjem delu, ispunjeno isplakom, a da je dotok gasnog fluida ispunio ostali deo bušotine. Koristeći navedene pretpostavke maksimalno očekivani pritisak na površini izračunava se jednačinama:

( )[ ] ( )3.6.60981,0max LLLLfgiskfkus YXHGp ρρ ⋅+⋅−⋅⋅= ( )( )5.6.6

4.6.620,0LLLL

LLLL

XHYZX

k −=⋅=

Gde su: pus max−maksimalno očekivani pritisak na ustima bušotine (bar) psl − slojni, porni (maksimalni) pritisak u bušotini (bar) Z − konačna dubina bušotine (m) Zs − dubina zaleganja sloja sa maksimalnim slojnim pritiskom (m) Hk − dubina ugradnje zaštitnih cevi (m) Gfk − gradijent frakturiranja formacije neposredno ispod pete poslednjih ugrađenih zaštitnih cevi

(kg/dm3) ρfg − prosečna gustina slojnog gasnog fluida doteklog u bušotinu (kg/dm3), vrednosti su navedene

u tabeli 6.8. ρis − gustina isplake za bušenje (kg/dm3) X − dužina stuba isplake u bušotini (m) Y − dužina stuba gasnog fluida u koloni zaštitnih cevi (m) Primer: Izvršiti izbor sigurnosne opreme na ustima bušotine "X-2" pod uslovom:

a) da je kanal bušotine potpuno ispunjen gasnim slojnim fluidom; b) da je gasni fluid ispunio 80% kanala bušotine

Za izračunavanje koristiti sledeće podatke koji su registrovani tokom bušenja bušotine "X-1": − konačna dubina bušotine: Z = 3.650 m − dubina zaleganja sloja sa maksimalnim slojnim pritiskom: Zs = 3.500 m − maksimalni slojni, porni pritisak na dubini 3.500m: psl = 618 bar − dubina ugradnje poslednje, tehničke kolone: Htk = 3.370 m − gradijent frakturiranja formacije na peti kolone: Gfk = 2,10 kg/dm3 − prosečna gustina gasnog slojnig fluida: fgρ = 0,30 kg/dm3 − gustina isplake za nastavak bušenja: isρ = 1,86 kg/dm3

258

Rešenje: Primenom jednačina 6.6.1 i 6.6.2 dobija se:

( ) barp

barp

us

us

59530,010,233700981,0

51530,035000981,0618

max

max

=−⋅⋅=

=⋅⋅−=

Radni pritisak sigurnosne opreme na ustima bušotine treba da bude veći ili jednak 515 bar. Na osnovu podele sigurnosne opreme prema radnom pritisku to su: preventeri, bušotinska glava, ventili i API prirubnice sa radnim pritiskom od 10M(689 bar).

Primenom jednačina 6.6.3, 6.6.4 i 6.6.5 dobija se:

( )[ ] barpmY

mX

us 3,48330,0264086,173010,233700981,0640.27303370

73020,03650

max =⋅+⋅−⋅==−==⋅=

Radni pritisak sigurnosne opreme na ustima bušotine (bušotinska glava, ventili i API prirubnice) mora biti veći od 483,3 bar, a to je sigurnosna oprema 10M(689 bar).

Razmeštaj raznih delova sigurnosne opreme na ustima bušotine mora da omogući sledeće operacije:

− Zatvaranje bušotine sa bušaćim nizom i bez njega. Zatvaranje oko bušaće šipke mora biti osigurano još jednim sastavom čeljusti ako se na ušću bušotine očekuje veći pritisak od 345 bar. Kada se upotrebljava kombinovani sastav bušaćeg alata, čeljusti treba udvostručiti samo za prečnik šipki u najvišem delu sastava alata.

− Kontrolu i cirkulaciju dotoka fluida. − Pri posebnim uslovima u bušotini (bušotine sa abnormalnim pornim, tj. slojnim pritiscima)

preporučuje se upotreba čeljusti za sečenje u kombinacijama sa čeljustima punog profila. Sigurnosna oprema na ustima bušotine može biti različitog sastava da bi udovoljila gornjim zahtevima, pa se preporučuju sledeći sastavi Sl.6.6.13:

Slučaj 1: Radni pritisak (RP) RP ≤ 345 bar (5.000 psi), gledajući odozgo prema dole: Preventer sa gumenim prstenom (anularni preventer) Dvostruki čeljusni preventer

− čeljusti punog profila − čeljusti za bušaće šipke

Slučaj 2: Radni pritisak (RP) RP = 690 bar (10.000 psi) ili na eksploatacionoj gasnoj bušotini sa RP = 207 bar (3000 psi) ili sa kombinovanim sastavom bušaćeg alata RP ≤ 345 bar ( 5.000 psi)

Preventer sa gumenim prstenom Jednostruki preventer sa čeljustima punog profila (za sečenje) Dvostruki čeljusni preventer

− čeljusti za bušaće šipke Slučaj 3: Radni pritisak (RP) RP≥ 690 bar (10.000 psi), sa kombinovanim sastavom alata:

Preventer sa gumenim prstenom Dvostruki čeljusni preventer

− čeljusti punog profila − čeljusti za bušaće šipke

259

Slika 6.6.13. Različiti sastavi preventerskog sklopa

6.6.6. Ispitivanje hermetičnosti bušotine

Po završetku pojedinih faza izrade bušotine, odnosno pre predaje bušotine, obavljaju se sveobuhvatna ispitivanje hermetičnosti sigurnosne opreme na ustima bušotine kao i ugrađenih kolona zaštitnih cevi. Način i uslovi ispitivanja propisani su zakonskim aktima, tehničkim normativima kompanije koja izrađuje bušotinu i API preporukama.

Sveobuhvatno ispitivanje hermetičnosti sastoji se od: − ispitivanja hermetičnosti kolone zaštitnih cevi; − ispitivanja hermetičnosti preventera i opreme na ušću bušotine; − ispitivanja hermetičnosti zaptivnog uređaja (primarnog i sekundarnog pakovanja).

6.6.6.l. Ispitivanje hermetičnosti zaštitnih cevi

Spojnice zaštitnih cevi obično se ne ispituju na pritisak pri ugradnji u bušotinu. Moment navrtanja, kao i broj obrtaja, tj. navrtanja navoja uvek treba pažljivo kontrolisati. U specijalnim slučajevima (uglavnom za eksploatacionu kolonu) spojnice se mogu ispitati na pritisak tokom spuštanja.

Nakon ugradnje zaštitnih cevi nikada se ne sme dopustiti da pritisak testiranja bude veći od ove dve vrednosti:

− 80% od unutrašnje granice naprezanja na pucanje za najslabije mesto niza kolone zaštitnih cevi, vodeći računa o gustini fluida u cevima i oko cevi prilikom ispitivanja;

− očekivanog pritiska na površini za deo kanala bušotine koji treba izbušiti. Minimalno potrebni pritisci za ispitivanje raznih tipova kolona zaštitnih cevi prikazani sa na

Sl. 6.6.14 i u tabeli 6.6.l:

Tabela 6.6.1. Minimalni pritisci ispitivanja kolone zaštitnih cevi Tip

zaštitnih cevi Minimalni pritisak

ispitivanja (bar) uvodna kolona

površinska kolona tehnička,eksploatacona i

“Liner”

15 70

105 ili 0,05 bar/m u zavisnosti šta je veće

260

Slika 6.6.14. Načini ispitivanja raznih tipova zaštitnih cevi

Potrebni tj. projektovani ispitni pritisak se drži 30 minuta. Smatra se da je ispitivanje pozitivno ako ostvareni pritisak ne opadne više od 10% tokom tog vremena (potrebno je pritisak ispitivanja registrovati na pisaču tj. dijagramu).

Kolona zaštitnih cevi mora se ispitati na pritisak u sledećim slučajevima: − Pre početka bušenja ili pri kraju cementacije. Bitno je naznačiti da se bušenje pete zaštitnih

cevi ne može nastaviti dok ne protekne propisano vreme za stvrdnjavanje cementne kaše. − Pre bušenja dela bušotine gde se očekuju produktivni slojevi sa abnormalnim, tj. povišenim

pornim pritiskom, ili kada se sumnja da su zaštitne cevi oštećene. − Nakon ugradnje "Liner" kolone.

6.6.6.2. Ispitivanje hermetičnosti opreme na ušću bušotine

Kako je celokupna oprema za kontrolu dotoka bitna za sigurnost bušotine, bušaćeg postrojenja i radnog osoblja, postupci pri ispitivanju čine jedinstvenu celinu sa programom bušenja.

Ova ispitivanja se dele na dve vrste: 1. Ispitivanje funkcionalnosti opreme 2. Ispitivanje opreme na pritisak

Ispitivanje funkcionalnosti opreme

Preventerski sklop se obično aktivira pri svakoj zameni dleta ili svaki drugi dan prilikom cirkulacije sa smanjenim kapacitetom kroz vodove za izduvavanje. Preventer sa gumenim prstenom (anularni preventer), međutim, ispituje se najviše jedanput nedeljno.

Čeljusni preventeri i anularni preventer ne smeju se zatvarati kada je bušaći alat izvađen iz bušotine. Kod primene anularnog preventera treba se pridržavati nominalnog pritiska kojeg propisuje proizvođač za različite prečnike bušaćih šipki, jer će se inače gumeni zaptivni prsten ozbiljno oštetiti.

261

Upotrebu čeljusti za sečenje bušaćih šipki treba svesti na minimum, jer je konstatovano da se njihova efikasnost smanjuje nakon svakog zatvaranja.

Ventile na preventerima, bušotinskoj glavi, vodovima za gušenje i izduvavanje, te cevnom razvodniku za gušenje ("Choke manifold") treba ispitivati u pogledu funkcionalnosti barem jednom nedeljno. Sigurnosni zasun na radnoj šipci treba zatvarati i podmazivati pri svakom manevru alatom.

Svi elementi sigurnosne opreme na ušću bušotine treba da se ispituju u pogledu svog radnog pritiska, ili radnog pritiska celokupnog sastava. Ispitivanje hermetičnosti izvodi se u dva stepena:

− pod niskim pritiskom (15-20 bar) u trajanju od 3 minuta; − pod visokim pritiskom sa propisanim pritiskom i vremenom trajanja.

Ispitivanja pod niskim pritiskom obavljaju se u cilju uočavanja eventualnog propuštanja zaptivnih površina, jer visoki pritisak povećava efikasnost zaptivanja.

Ispitivanje pod visokim pritiskom obavlja se na sledeći način: − Čeljusti punog profila ispituju se pod pritiskom određenim za ispitivanje pripadajuće kolone

zaštitnih cevi, ili sa vrednošću radnog pritiska preventera. Primenjuje se niža vrednost. Vreme ispitivanja je 30 minuta, a dopušteni pad pritiska iznosi 10%.

− Čeljusti za bušaće šipke ispituju se na vrednost očekivanog pritiska na površini, odnosno na pritisak ispitivanja kolone zaštitnih cevi.

− Preventer sa gumenim prstenom (anularni preventer) ispituje se na vrednost pritiska ispitivanja ugrađene kolone zaštitnih cevi ili na 50% od vrednosti radnog pritiska anularnog preventera. Primenjuje se niža vrednost. Vreme ispitivanja je 30 minuta, a dopušteni pad pritiska iznosi 10%.

− Preventerski sklopovi visokih radnih pritisaka po pravilu se ispituju uz upotrebu tzv. “Cup testera”. “Cup testerom” se odvaja ispitno područje ušća bušotine od kolone zaštitnih cevi, tj. sprečava se izlaganje kolone zaštitnih cevi pritisku većem od dozvoljenog. Kada se preventerski sklop ispituje uz upotrebu “Cup testera”, vreme ispitivanja je 15 minuta, a pad pritiska nije dozvoljen.

− Ispitivanje na pritisak se uobičajeno obavlja čistom vodom. Za svaki tip ispitivanja mora se sačiniti detaljan program postupka

6.6.6.3. Ispitivanje hermetičnosti zaptivnog uređaja (primarnog i sekundarnog pakovanja)

Ovo se ispitivanje obavlja nakon montaže prirubnice ugrađene kolone zaštitnih cevi, a maksimalni pritisak ispitivanja iznosi 80% od vrednosti spoljašnjeg pritiska kolone, odnosno, odgovarajuće vrednosti nazivnog pritiska prirubničkog spoja. Primenjuje se niža vrednost. Vreme ispitivanja je 2x5 minuta, a pad pritiska nije dozvoljen. 6.6.7. Kontrola dotoka slojnog fluida u kanal bušotine

Razumevanje uzroka nastanka dotoka slojnog fluida u kanal bušotine zahteva razjašnjenje dva osnovna pojma: dotok tj. prelivanje (“Kick”) i nekontrolisana erupcija (“Blowout”).

Dotok ili prelivanje (“Kick”) je stanje u bušotini kada je slojni, porni pritisak veći od hidrostatičkog pritiska stuba isplake, pri čemu slojni fluid dotiče u kanal bušotine. U slučaju dotoka dalja kontrola bušotine je moguća ukoliko se on što ranije otkrije i odmah zatvori bušotina, čime se količina doteklog fluida zadržava na najmanjoj meri. Što je veća količina doteklog fluida, to je teže staviti bušotinu pod kontrolu.

Nekontrolisana erupcija (“Blowout”) je nekontrolisani dotok fluida iz sloja u bušotinu. Dotok nije nekontrolisana erupcija, ali je bitno naznačiti da može postati.

Statističke analize dotoka slojnog fluida u toku izrade bušotina ukazuju da se ove najčešće dešavaju kod sledećih operacija:

− kod manevra bušaćim alatom, kada se u bušotini ne održava puni nivo isplake (44% slučajeva);

− u toku bušenja (41% slučajeva);

262

− kod zaglave alata (9% slučajeva); − pri ostalim operacijama (6% slučajeva).

6.6.7.1. Uzroci nastanka dotoka

Uzroci nastanka dotoka slojnog fluida u kanal bušotine, uglavnom, se mogu svrstati u sledeće:

− loše projektovana bušotina; − propust u održavanju punog nivoa isplake u bušotini; − gubitak isplake; − nedovoljna gustina isplake; − gasificirana (zaplinjena) isplaka.

Loše projektovana bušotina

Loše projektovana bušotina uglavnom se odnosi na definisanje dubine ugradnje pojedinog niza zaštitnih cevi. Zaštitne cevi mogu biti ugrađene suviše plitko, tj. u stenama sa nedovoljnim gradijentom frakturiranja u kojima će gustina isplake, potrebne za dostizanje konačne dubine, izazvati lom tj. frakturu stena. Takođe i program primarne cementacije zaštitnih cevi može da bude neodgovarajući i da se ostvari loša (spiralna) cementacija kroz koju se u nastavku bušenja probija slojni fluid. Propust u održavanju punog nivoa isplake u bušotini

Kod manevra bušaćim alatom, tj. kod vađenja alata, nivo u bušotini opada u zavisnosti od zapremine isplake koju istisne metal izvađenog bušaćeg alata. Nedopunjavanjem kanala bušotine ostvaruje se uslov da slojni pritisak bude veći od pritiska stuba preostale isplake, tj. nastane dotok slojnog fluida. Gubitak isplake

Gubitkom isplake nivo isplake u kanalu bušotine opada. Ako se gubitak isplake ne uoči na vreme, usled smanjenja stuba, tj. pritiska isplake fluid iz sloja može ući u bušotinu i dobija se dotok. Nedovoljna gustina isplake

Bušenjem produktivnih formacija dešava se da je gustina isplake nedovoljna da kontroliše porni, tj. slojni pritisak. Takvi slojni pritisci definišu se kao povišeni (abnormalni) porni pritisci i oni su uzrok dotoka fluida u kanal bušotine. Gasificirana (zaplinjena) isplaka

Jedan od ozbiljnijih problema tokom izrade bušotine predstavlja dotok slojnog (prirodnog) gasa u kanal bušotine. Slojni gas može ući u bušotini u sledećim slučajevima:

− prilikom bušenja gasnih slojeva; − pri manevru, vađenju, bušaćeg alata (uglavnom usled klipovanja); − kod dodavanja bušaćih šipki; − kod gubitka isplake.

Prilikom ulaska u kanal bušotine gas će se kretati od dna ka površini. Dužina dotoka i

zapremina dotoka u bušotini zavisiće od pritiska i temperature u bušotini, kompresibiliteta gasa, zatim od geometrije bušotine, fizičko-hemijskih karakteristika isplake i drugog.

Bušenjem gasnih slojeva gas iz nabušenog intervala ulazi u isplaku. Pri velikoj mehaničkoj brzini bušenja, ako je bušotina otvorena, kretanje gasa je praćeno snižavanjem pritiska i povećanjem zapremine. Na malim dubinama, tj. blizu površine, isplaka sa nabušenim gasom ostvaruje manji natpritisak od čiste isplake, što se često manifestuje kao da je bušotina proradila. Ova pojava, uglavnom, predstavlja samo ekspanziju gasnog čepa na površini koja ne može da izazove dotok, jer je ukupno smanjenje pritiska stuba isplake na dno bušotine malih vrednosti.

263

Međutim, ako se ta gasificirana isplaka ponovo pumpa u bušotinu, ostvaruje se značajna redukcija pritiska stuba isplake na dno i moguć je dotok.

Pod uslovom da se konstatuje dotok gasnog fluida u bušotinu i preventeri, tj. ušće bušotine zatvori, sprečavanje ekspanzije gasa dovodi do povećanja pritiska na dno bušotine, zaštitne cevi i ušće bušotine. Gas u obliku čepa migrira kroz isplaku ka površini brzinom od 300-600 m/čas i maksimalnu vrednost pritiska dostiže kada dođe do preventerskog sklopa (Sl.6.6.15). Tada pritisak na ušću bušotine plus hidrostatički pritisak fluida u bušotini obavezno izazivaju lom ili stenske mase ili zašitintih cevi u bušotini. Iz tog razloga bušotina u koju je ušao gasni slojni fluid nikada se ne sme držati zatvorena. Povećanje pritiska na ušću mora biti ispušteno preko voda za izduvavanje, tj. ventila i dizni na “Choke manifoldu”, ali se mora voditi računa da se ne dobije novi dotok, tj. moraju se primeniti odgovarajuće metode kontrole pritiska. Slika 6.6.15. Kretanje gasnog čepa u zatvorenoj

bušotini 6.6.7.2. Kontrola pritisaka u bušotini

Dotok slojnog fluida u bušotinu retko se dešava “iznenada” već postoje ranije pojave koje prethode nastanku dotoka i neposredne indikacije koje signaliziraju dotoka fluida.

U ranije pojave, kada treba povećati pažnju pri izradi bušotine, spadaju: − povećanje torzije na dletu; − povećanje natega bušaćeg alata pri zadizanju; − veći prečnici nabušenih čestica na vibro-situ; − gasificirana isplaka na površini; − povećanje izlazne temperature isplake; − porast saliniteta isplake; − promene osobina isplake.

U neposredne indikacije kada se mora prekinuti operacija koja je u toku i zatvoriti bušotina spadaju:

− porast nivoa, tj. povećanje isplake u isplačnim bazenima; − povećanje protoka isplake na izlivnoj cevi iz bušotine; − isticanje isplake na izlivnoj cevi po prestanku rada isplačne pumpe; − olakšanje bušaćeg alata na indikatoru težine; − naglo povećanje mehaničke brzine bušenja tj. propadanje dleta;

Porast nivoa isplake u isplačnim bazenima, povećanje protoka isplake na izlivnoj cevi i isticanje isplake na izlivnoj cevi po prestanku rada isplačne pumpe, predstavljaju primarne pojave koje ukazuju na postojanje dotoka. Uočavanjem navedenih pojava bušotina se mora odmah zatvoriti da bi se sprečio dalji ulazak fluida u bušotinu.

Naglo povećanje mehaničke brzine bušenja, tj. propadanje dleta (“Drilling Break”) je neposredna pojava koja prethodi nastanku dotoka. U takvom slučaju neophodno je odmah prekinuti sa bušenjem (jer je količina fluida koja ulazi u bušotinu u direktnoj zavisnosti od dužine otvorenog sloja), isključiti isplačnu pumpu i proveriti prelivanje iz bušotine.

264

Zatvaranje ušća bušotine

Dotok slojnog fluida u bušotinu uglavnom se dešava za vreme operacije bušenja ili manevra alatom. Zatvaranje bušotine mora se izvesti brzo, efikasno i sigurno da bi se minimizirala količina doteklog fluida u bušotinu.

Postupak zatvaranja bušotine (preventera) za vreme bušenja je sledeći: − zadići odmah radnu šipku, tako da je spojnica bušaće šipke iznad vrtaćeg stola; − isključiti isplačnu pumpu, ali tek nakon zadizanja radne šipke; − proveriti prelivanje isplake preko izlivne cevi iz bušotine; − zatvoriti preventer sa gumenim prstenom (anularni); − pratiti i zapisati pritiske u bušaćim šipkama i međuprostoru; − zabeležiti veličinu dotoka u isplačnim bazenima (nivo porasta isplake).

Postupak zatvaranja bušotine u toku manevra: − odmah prekinuti manevar alatom i ubaciti prihvatne klinove ispod spojnice najbliže bušaće

šipke; − montirati u otvorenom položaju “Inside” preventer na bušaće šipke i zatim ga zatvoriti − zatvoriti anularni preventer; − zatvoriti ventile na “Choke manifoldu”; − navrnuti radnu šipku i pustiti u rad isplačnu pumpu; − cirkulacijom isplake otvoriti “Inside” preventer; − očitati i zapisati pritiske.

Ako se dotok uoči kada je alat van bušotine, a to je uvek posledica nedovoljne pažnje izvođača radova, prvo se zatvara preventer sa ravnim čeljustima, tj. čeljustima punog profila.

U slučaju da se dotok desi za vreme bušenja, primenjuju se dva načina zatvaranja bušotine i to: − Meko zatvaranje. Ventil na cevnom razvodniku za gušenje bušotine “Choke manifold”(u daljem

tekstu “čok”) se otvori pre zatvaranja anularnog preventera. Nakon zatvaranja anularnog preventera “čok” se polako zatvara. Prednosti ovog načina zatvaranja su: pročiste se vodovi od preventera do “čoka”; zadržava se kontrola pritiska na petu zaštitnih cevi; minimalizuje se udar na preventere i zaptivne elemente i minimalizuje se hidraulički udar na dno bušotine.

− Tvrdo zatvaranje. “Čok” je sve vreme zatvoren, tj. pre i nakon zatvaranja preventera. Prednosti tvrdog zatvaranja preventera su: brže i jednostavnije zatvaranje i minimalizuje se količina doteklog fluida u bušotinu.

Teoretska osnova za kontrolu bušotine - “U”-cev

Kontrola dotoka fluida u bušotinu, zasnovana je na teoriji izjednačavanja pritisaka na obe strane “U”- cevi, prikazano na Sl.6.6.16. Jedna strana “U”- cevi može se poistovetiti sa bušaćim šipkama (pritisak u bušaćim šipkama sa stubom isplake), a druga strana sa međuprostorom u bušotini (pritisak u međuprostoru sa stubom doteklog fluida i preostale isplake).

Nakon zatvaranja bušotine sistem “U”- cevi je u ravnoteži sledećom jednačinom:

Slika 6.6.16. Šema uravnoteženja pritiska u bušotini u slučaju dotoka fluida

( )[ ] ( )6.6.60981,00981,0 LLLLisbšflflfisa ZpLLZp ρρρ ⋅⋅+=⋅+−⋅+

265

Gde su: pa − pritisak ostvaren u međuprostoru kod zatvorene bušotine (bar) pbš − pritisak ostvaren u bušaćim šipkama kod zatvorene bušotine (bar) Z − dubina zaleganja produktivnog sloja, tj. dužina bušaćeg alata (m) Lfl − dužina dotoka fluida u međuprostoru kanala bušotine (m)

isρ − gustina isplake tokom bušenja, tj. za vreme dotoka (kg/dm3)

flρ − gustina doteklog fluida u kanal bušotine (kg/dm3) Dotok fluida u bušotinu može da sadrži: gas, naftu i vodu ili bilo koja kombinacija. Tip

doteklog fluida određuje se na osnovu njegove gustine, a jednačina za gustinu doteklog fluida dobija se rešavanjem jednačine 6.6.6, po flρ :

( )7.6.60981,0

LLLL

⋅−

−=fl

bšaisfl L

ppρρ

Određivanje tipa dotoka fluida na osnovu jednačine 6.6.7, je samo orijentaciono, jer prečnik bušotine uobičajeno nije jednak nazivnom, a moguće su i greške pri proceni količine dotoka (porasta nivoa) u isplačnim bazenima. Za izračunate gustine dotoka od 0,12-0,36 kg/dm3 može se pretpostaviti da je fluid gas; za 0,36-0,60 kg/dm3 pretpostavlja se da je fluid smeša gasa i nafte ili gasa i vode; za 0,60-0,89 da je fluid nafta ili smeša nafte i vode; za 1,00-1,15 da je fluid sveža ili slana voda.

Iz praktičnih razloga dotok fluida, nakon zatvaranja bušotine, razmatra se u obliku čepa dužine Lfl i izračunava se primenom sledećih jednačina:

( )

( )9.6.6

8.6.6

2

3

3

LLLL

LLLL

⋅−+=

=

CCLV

LL

CV

L

tšdtšfl

dfl

Gde su: Vd − zapremina dotoka fluida, tj. porast nivoa isplake u isplačnim bazenima (lit) Ltš − dužina teških šipki (m) C3 − zapremina međuprostora: teške šipke - kanal bušotine (l/m) C2 − zapremina međuprostora: bušaće šipke - kanal bušotine (l/m)

Jednačina 6.6.9 se primenjuje ako je zapremina dotoka fluida u isplačnim bazenima veća od zapremine međuprostora između teških šipki i kanala bušotine.

Neophodno je naznačiti da desna strane gornje jednačine (6.6.6), pod uslovom da je alat na dnu bušotine ili neposredno u blizini produktivnog sloja, predstavlja vrednost slojnog, tj. pornog pritiska (psl) , a što se može prikazati jednačinom:

( )10.6.60981,00981,0 LLLLguisbš ZZp ρρ ⋅⋅=⋅⋅+ Gde je:

guρ - potrebna gustina isplake za saniranje (gušenje) dotoka fluida u bušotini (kg/dm3) Rešavanjem jednačine 6.6.10. po guρ dobija se jednačina za izračunavanje potrebne gustine

isplake za saniranje (gušenje) dotoka fluida u kanalu bušotine, koja glasi:

( )11.6.60981,0

LLLLisbš

gu Zp

ρρ +⋅

=

Praksa uglavnom poznaje tri metode za gušenje dotoka fluida u bušotinu. Sve tri metode baziraju se na istom principu, tj. na kontroli slojnog pritiska preko pritiska u bušaćim šipkama. Te metode su:

1. Metoda “Čekaj i otežavaj” 2. Metoda “Vođe smene” 3. Metoda “Cirkuliši i otežavaj”

266

Kod primene svih navedenih metoda zajednički su sledeći postupci: − Nakon zatvaranja bušotine (preventera) i stabilizacije pritisaka (nakon 10-15 minuta),

očitaju se i zabeleže pritisci ostvareni na bušaćim šipkama (pbš) i međuprostoru (pa), − Na osnovu pritiska ostvarenog u bušaćim šipkama, primenom jednačine 6.6.11, izračuna se

potrebna gustina isplake za saniranje (gušenje) dotoka fluida ρgu. − Izračunaju se početni ( )CPp i konačni ( )KCp cirkulacioni pritisak sa isplačnom pumpom,

prema jednačinama: ( )

( )13.6.6

12.6.6

LLLL

LLLL

⋅=

+=

is

guSKKC

bšSKCP

pp

ppp

ρρ

Gde je: pSK - pritisak na isplačnoj pumpi pri smanjenom kapacitetu ispiranja (bar). Taj pritisak se određuje u toku bušenja, pre dotoka, tako što se kapacitet ispiranja, uobičajeno, smanji na ½ od kapaciteta ispiranja tokom bušenja

Sve ove metode daju rezultat samo ako je bušaći alat na dnu bušotine ili neposredno u blizini produktivnog sloja. Alat visoko iznad produktivne zone radove na gušenju bušotine čini veoma složenim, sa realnom mogućnošću da se izazove fraktura formacije u nezacevljenom delu kanala bušotine i dobije podzemna erupcija. U tim uslovima neophodno je spustiti alat (kroz zatvoreni anularni preventer) do blizu produktivne zone ili dna bušotine, a taj postupak zahteva izuzetnu pažnju i obučeno osoblje. Takođe, kod ovih metoda, kritična tačka je ulazak gasnog fluida u petu kolone, jer tada postoji opasnost od frakture formacije neposredno ispod zaštitnih cevi.

1. Metoda “Čekaj i otežavaj”

Nakon zatvaranja bušotine gustina isplake u isplačnim bazenima oteža se do potrebne gustine za gušenje dotoka. Sa tako otežanom isplakom bušotina se u jednoj kompletnoj cirkulaciji uguši. Ova metoda se još naziva i “inženjerska metoda” ili metoda “jedne cirkulacije”.

Metodom “Čekaj i otežavaj” isplaka otežana na potrebnu gustinu za gušenje dotoka (ρgu) se upumpava u bušaće šipke tako da početni cirkulacioni pritisak pCP, pri konstantnom kapacitetu (1/2 od kapaciteta primenjenog tokom bušenja), opada kako otežana isplaka ispunjava bušaće šipke. Razlog za ovo opadanje pCP je u povećanju hidrostatičkog pritiska stuba isplake na dno bušotine, jer isplaka veće gustine zamenjuje isplaku manje gustine u bušaćim šipkama. Kada otežana isplaka dostigne dleto, tj. dno bušotine, a pod uslovom da je ρgu tačno izračunat, pbš mora iznositi “0” bar. To znači da je bušotina na strani bušaćih šipki ugušena. Nastavak cirkulacije, tj. kretanje isplake od dleta ka površini, obavlja se istim pritiskom i kapacitetom ispiranja koji je dobijen nakon što je otežana isplaka dostigla dleto, tj. dno bušotine. Taj pritisak naziva se konačni cirkulacioni pritisak (pKS) i njime se ispuni međuprostor od dleta do površine otežanom isplakom, nakon čega je bušotina ugušena.

Praktični rad na gušenju dotoka fluida u bušotinu metodom “Čekaj i otežavaj” preporučuje ispunjavanje radnog lista i dijagrama pritisaka u bušaćim šipkama.

2. Metoda “Vođe smene” Ova metoda se naziva i metoda “Dvostruke cirkulacije”. Prvom cirkulacijom, nakon

zatvaranja preventera, se sa konstantnim početnim cirkulacionim pritiskom pCP odstrani dotekli fluid iz bušotine, bez prethodnog povećanja gustine isplake. Ako je sav dotekli fluid odstranjen iz bušotine, pritisci na ušću bušotine treba da budu izjednačeni, tj. pbš = pa. Isplaka se u površinskom sistemu bazena oteža do potrebne, izračunate gustine za saniranje dotoka.

Drugom cirkulacijom se lakša isplaka u bušaćim šipkama i međuprostoru, primenom pCP i, pKS zameni otežanom isplakom i nakon toga proveri da li je bušotina ugušena. Metoda “vođe smene” ne zahteva izradu dijagrama pritisaka u bušaćim šipkama.

267

3. Metoda “Cirkuliši i otežavaj” U uslovima kada gas koji migrira ka površini izaziva velika povećanja pritiska na ušću

bušotine, a oprema kojom se otežava isplaka u isplačnim bazenima zahteva dosta vremena da se sva isplaka oteža na potrebnu gustinu, ili ako na bušaćem postrojenju nema dovoljno barita, primenjuje se metoda “Cirkuliši i otežavaj”.

Nakon zatvaranja bušotine započinje se odmah sa istovremenim otežavanjem i cirkulacijom isplake, sve dok se dotok fluida u bušotini ne uguši. Određivanje početne gustine isplake zavisi od raspoložive količine barita i mogućnosti otežavanja u isplačnim bazenima, a to ujedno opredeljuje gušenje bušotine u dve ili više cirkulacija. Primena ove metode zahteva izradu više radnih listova i dijagrama pritisaka u bušaćim šipkama. 6.6.7.3. Frontalno potiskivanje u zatvoreni međuprostor (“Bullheading”)

Frontalno potiskivanje ili pumpanje u zatvoreni međuprostor bušotine, tako da se isplaka i dotok iz formacije potiskuje nazad u najslabiji interval otvorenog kanala bušotine, nije standardna metoda za kontrolu bušotine. Ova metoda se primenjuje u sledećim uslovima:

− Suviše veliki dotok gasa u bušotinu, što ostvaruje ekstremno visoke pritiske na ustima bušotine.

− Zona gubitaka ispod zone sa dotokom fluida suviše brzo prima isplaku koja se primenjuje kod gušenja.

− Kada dotok fluida sadrži više H2S nego što se to može tolerisati na površini. − Začepljene ili polomljene bušaće šipke, što onemogućuje gušenje dotoka sa dna bušotine. − Dobija se na vremenu zbog nedostatka opreme ili materijala.

Frontalno potiskivanje u zatvoreni međuprostor takođe ima i nekoliko bitnih nedostataka: − Teško je prethodno planirati mesto primanja u bušotini, jer se potiskivanje isplake i doteklog

fluida vrši u najslabije intervale u bušotini. − Postoji realna mogućnost za nastajanje podzemne erupcije, pa čak i za prodor gasa iza

ugrađene kolone zaštitnih cevi. − Često se dešava da i uspešno obavljena operacija ne uguši dotok fluida u bušotini.

Primer: Osnovni podaci o bušotini, Sl.6.6.17:

− Vertikalna dubina bušotine, tj. dleto na dubini: Z = 3.000 m − Prečnik bušenja, tj. dleta : Dd = 215,9 mm (8 ½”) − Gustina isplake tokom bušenja, tj. pre dotoka : isρ = 1,32 kg/dm3 − Tehnička kolona: 244,5 mm x 59,36 daN/m; N-80; D/O (9 5/8” x 40 lb/ft; N-80; LTC)

ugrađena do dubine od: Htk = 1.600 m unutrašnji prečnik : IDk = 224,4 mm

− Gradijent frakturiranja na peti tehničke kolone: Gft = 1,80 kg/dm3 − Sastav alata tokom bušenja bušotine:

a. bušaće šipke: 127 mm (5”x19,5 lb/ft X-95 IEU kl.II R-2 NC-50) spoljašnji prečnik: ODbš =127 mm (5") unutrašnji prečnik: IDbš = 108,6 mm dužina buš. šipki: Lbš=2870 m

b. teške šipke: 158,75 mm (6 ¼”x2 1/2”x4”IF) spoljašnji prečnik: ODtš = 158,75 mm (6 ¼”) unutrašnji prečnik: IDtš = 63,5 mm dužina teš.šipki : Ltš = 130 m

− Isplačne pumpe F-1000 Triplex 6 3/4”x10”: kapacitet ispiranja po jednom hodu pumpe: 12 l/hodu primenjeni kapacitet tokom bušenja : Q = 1100 l/min (92 hoda/min) pritisak na pumpi pri tom kapacitetu: pp = 120 bar smanjeni kapacitet ispiranja pumpom:Qsk =550 l/min (46 hoda/min) pritisak pri smanjenom kapacitetu: SKp = 30 bar

− Problematika tokom bušenja bušotine:

268

Za vreme bušenja na dubini od Z =3000 m, primećen je dotok slojnog fluida u kanal bušotine i bušotina je (preventer) zatvorena. Konstatovano je sledeće stanje:

povećanje zapremine u isplačnim bazenima:Vd = 3100 l pritisak u bušaćim šipkama iznosi: pbš = 27 bar pritisak u međuprostoru: pa = 43 bar

Zadatak: 1. Odrediti dužinu dotoka slojnog fluida (Lfl) u kanal bušotine. 2. Odrediti gustinu doteklog fluida, tj. tip fluida koji je ušao u

bušotinu. 3. Odrediti potrebnu gustinu isplake za gušenje dotoka fluida. 4. Popuniti radni list za gušenje dotoka metodom “Čekaj i

otežavaj”. Rešenje:

1. Dužina dotoka slojnog fluida u kanal bušotine određuje se na osnovu jednačine 6.6.8:

mCV

L dfl 5,184

8,16100.3

3

≈==

Slika 6.6.17. Prikaz stanja u bušotini kod dotoka fluida

Gde je: ( ) mlitODDC tšd /8,1610854,775,1589,21510854,7)( 422422

3 ≈⋅⋅−=⋅⋅−= −−

Kako dotok fluida u kanal bušotine prelazi dužinu teških šipki (130 m), potrebno je primeniti jednačinu 6.6.9:

mC

CLVLL tšd

tšfl 16894,23

8,1613031001302

3 ≈

⋅−+=

⋅−+=

Gde je: ( ) ( ) mlODDC bšd /94,2310854,775,1589,21510854,7 422422

2 ≈⋅⋅−=⋅⋅−= −−

Dužina dotoka slojnog fluida u kanal bušotine iznosi mL fl 168≈

2. Gustina tj. tip doteklog fluida određuju se na osnovu jednačine 6.6.7:

3/34,01680981,0

274332,10981,0

dmkgL

pp

fl

bšaisfl ≈

⋅

−−=

⋅−

−= ρρ

Kako se izračunata gustina doteklog fluida nalazi u granicama od 0,12-0,36 kg/dm3, može se pretpostaviti da je u bušotinu ušao gasni slojni fluid.

3. Potrebna gustina isplake za gušenje dotoka dobija se iz jednačine 6.6.11: 3/42,1411,132,1

30000981,027

0981,0dmkg

Zp

isbš

gu ≈=+⋅

=+⋅

= ρρ

Minimalno potrebna gustina isplake za gušenje dotoka slojnog fluida (bez sigurnosnog faktora) iznosi 3/42,1 dmkggu =ρ

269

4. Radni list za gušenje bušotine metodom “Čekaj i otežavaj”:

Popunjavanje radnog lista za gušenje bušotine (Sl.6.6.18) zahteva prethodno poznavanje maksimalno očekivanog pritiska na ušću bušotine i graničnog pritiska cirkulacije na zaštitnoj koloni, tj. na “čoku”, koji se definišu u fazi projektovanja zaštitnih cevi.

Slika 6.6.18. Radni list za gušenje bušotine

− Maksimalno očekivani pritisak na ušću bušotine računa se jednačinama 6.6.1 ili 6.6.2 u zavisnosti koja daje manje vrednosti. Primenom jednačine 6.6.2, uz usvajanje gustine doteklog fluida 3/30,0 dmkgfl =ρ (na osnovu tabele 6.8, za porni pritisak bar400≈ ) dobija se:

( ) ( ) barGHp flfktkus 44,23530,080,116000981,00981,0max =−⋅⋅=−⋅⋅= ρ − Granični pritisak cirkulacije (pin) povezan je sa pritiskom frakturiranja formacija ispod pete

tehničke kolone sledećom jednačinom: ( ) ( ) barGHp isfktkin 3,7532,180,116000981,00981,0 =−⋅⋅=−⋅⋅= ρ

Granični pritisak cirkulacije na “čoku” služi za određivanje maksimalne gustine isplake, a da se ne izazove fraktura formacije ispod pete tehničke kolone, prema jednačini:

3max /25,0

30000981,03,75

0981,0dmkg

Zpin

is =⋅

=⋅

=ρ

To znači da se gustina isplake može maksimalno podići za 0,25 kg/dm3, tj. na maksimalnu gustinu od 3/57,1 dmkgis =ρ .

− Radni list za gušenje dotoka zahteva i izračunavanje zapremine isplake u međuprostoru i bušaćem alatu:

a. Zapremina isplake u bušaćim šipkama: lLIDV bšbšbš 600.267,584.2610854,728706,10810854,7 4242 ≈=⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= −−

270

b. Zapremina isplake u teškim šipkama: lLIDV tštštš 4127,41110854,71305,6310854,7 4242 ≈=⋅⋅⋅=⋅⋅= −−

c. Zapremina isplake u međuprostoru otvorene bušotine: teške šipke - kanal bušotine: ( ) ( ) lLODDV tštšda 188.210854,71307,1589,21510854,7 422422

1 ≈⋅⋅⋅−=⋅⋅⋅−= −−

d. Zapremina isplake u međuprostoru otvorene bušotine: bušaće šipke - kanal bušotine ( ) ( ) ( ) ( )

l

LHZODDV tštkbšda

406.3010854,7

130160030001279,21510854,74

224222

≈⋅

⋅−−⋅−=⋅⋅−−⋅−=−

−

e. Zapremina u međuprostoru zacevljene bušotine: bušaće šipke - zaštitne cevi: ( ) ( ) lHODIDV tkbštka 010.4310854,716001274,22410854,7 422422

3 ≈⋅⋅⋅−=⋅⋅⋅−= −−

Ukupna zapremina isplake u bušotini iznosi: lVVVVVV aaatšbš 601.1024301030406218841226585321 =++++=++++=

6.7. Izbor sastava kolone bušaćeg alata

Kolona bušaćeg alata (''Drilling String'') je bitan faktor u ''rotary'' sistemu bušenja, i predstavlja spoj između bušaćeg postrojenja i dleta za bušenje.

Osnovna namena kolone bušaćeg alata u kanalu bušotine je da: − prenosi rotaciju od bušaćeg postrojenja na dleto; − omogući cirkulaciju fluidom (isplake) od bušaćeg postrojenja do dleta i od dleta do

površine; − omogući spuštanje i vađenje dleta; − omogući primenu željenog opterećenja na dleto.

Takođe, kolona bušaćeg alata u bušotini ima i specijalne namene kao što su: − Stabilizacija sastava alata na dnu bušotine u cilju održavanja zahtevanog otklona kanala

bušotine i minimiziranja vibracija i poskakivanja dleta na dnu. − Omogućavanje testiranja produktivnog sloja u bušotini kroz kolonu bušaćeg alata. − Mogućnost K-merenja kroz bušaći alat, kada se klasične aparature za merenje bušotine ne

mogu spustiti u otvorenu bušotinu.

Kolona bušaćeg alata sastoji se iz sledećih elemenata, (Sl.6.7.l):

1. Radna šipka (''Kelly'') 2. Bušaće šipke (''Drill Pipe''):

klasične bušaće šipke teške bušaće šipke (''Heavy Weight Drill Pipe'')

3. Sastav alata na dnu bušotine (''Bottom Hole Assembly-BHA''): teške šipke (''Drill Collars'') stabilizatori (''Stabilizers'') amortizer udara ili vibracija (''Shock Absorber'') udarači, tj. izbijači (''Jar'') prelaz na dleto (''Bit Sub'')

4. Specijalni alat u bušotini koji može da uključi: opremu za testiranje bušotine (''Drillstem Testing Tools - DST'') aparate za jezgrovanje, tj. uzimanje uzoraka stena (''Core Barels'') opremu koja omogućava kontinuirano merenje za vreme bušenja (''Measurement

While Drilling'' MWD''), kod izrade horizontalnih bušotina.

Bitno je napomenuti da su svi spojevi, tj. navoji, za spajanje bušaćeg alata između donjeg ojačanja radne šipke i dleta desni, tj. da je standardni bušaći alat za izradu bušotina tzv. desni alat.

271

Slika 6.7.1. Šema tipičnog sastava kolone bušaćeg alata

6.7.1. Radna šipka Namena radne šipke je prenošenje snage, odnosno obrtnog momenta sa vrtaćeg stola na

bušaće šipke, kao i sprovođenje toka isplake od isplačne glave do bušaćih šipki. Radna šipka predstavlja i najopterećeniji deo sastava kolone bušaćeg alata. Izrađuje se od visoko kvalitetnog hrom-molibdenskog čelika postupkom kovanja, ili mašinskim postupkom, termički ojačanog kaljenjem i otpuštanjem.

Slika 6.7.2. Radne šipke kvadratnog i šestougaonog preseka

U široj primeni su dve vrste radnih šipki, Sl.6.7.2:

− Radna šipka kvadratnog preseka − Radna šipka šestougaonog

preseka

Izrađuju se u dve dužine: − Standardne: 12,19 m − Opcije: 16,46 m

272

Spoljašnji i unutrašnji prečnici po API standardu su: − Radne šipke kvadratnog preseka: spoljašnji prečnik: 63,5-133,35 mm (2 ½-5 ¼ '');

unutrašnji prečnik: 31,75-82,55 mm (1 ¼-3 ¼ '') − Radne šipke šestougaonog preseka:

spoljašnji prečnik: 76,2-152,4 mm (3-6 ''); unutrašnji prečnik: 38,1-88,9 mm (1 ½-3 ½ '')

U tornju se radna šipka odlaže u ''kosu rupu'' obloženu istom cevi kojom je zaštićena tokom transporta. Na donjem kraju radne šipke mora biti navrnut prelazni komad, preko kojeg se radna šipka spaja sa bušaćom šipkom. Na prelazni komad navučen je zaštitni gumeni prsten, koji štiti od trošenja gornji deo kolone zaštitnih cevi.

Radna šipka se učvršćuje za vrtaći sto pomoću pogonskog klina na radnoj šipki (''Drive Kelly Bushing''), koja ulazi u glavni pogonski uložak vrtaćeg stola (''Drive Master Buching''). Vrtaći sto rotaciju prenosi na glavni pogonski uložak rotacionog stola, a ovaj pogonski klin na radnoj šipki, a time i na samu radnu šipku. Spoj pogonskog klina na radnoj šipki i glavnog pogonskog uloška vrtaćeg stola može biti:

pomoću kvadratne kupole (''Square Drive Kelly Bushing'') preko kupole sa četiri osovine (''Pin Drive Kelly Bushing'')

6.7.2. Bušaće šipke

Energija potrebna za razrušavanja stena na dnu bušotine prenosi se preko bušaćih šipki sa površine na dno. Tako značajna funkcija bušaćih šipki u procesu bušenja nameće posebne zahteve u pogledu otpornosti građe, dimenzija i konstrukcije. To su bešavne cevi sa ojačanjem na krajevima, izrađene od elektro-čelika sa maksimalno 0,04% sumpora.

Bušaće šipke predstavljaju i najdužu sekciju kolone bušaćeg alata, jer sastav alata na dnu bušotine (BHA) uobičajeno nije duži od 300 m.

Svaki komad bušaće šipke sastoji se iz tela i dve spojnice, sa odgovarajućim spoljašnjim i unutrašnjim navojem, koje služe za spajanje bušaćih šipki (Sl.6.7.3).

U toku rada u kanalu bušotine, bušaće šipke su pod sledećim uticajem:

− aksijalnog opterećenja usled sopstvene težine i težine sastava alata na dnu bušotine (BHA);

− radijalnog opterećenja; Slika 6.7.3. Klasična bušaća šipka − torzionog momenta usled rotacije bušaćih šipki; − ciklične promene opterećenja usled klaćenja sistema, a posebno kada kanal bušotine ima

nagle promene nagiba, tj. otklona od vertikale.

Sve sile koje se tada javljaju proizilaze od kombinovanog delovanja tereta, naprezanja prilikom izvijanja, torzije, udara prilikom pridržavanja u klinove vrtaćeg stola i znatno utiču na trošenje bušaćih šipki, tj. smanjenje njihove čvrstoće. Iz tog razloga uobičajeno je da se bušaćim šipkama menja pozicija u nizu kolone bušaćeg alata.

Bušaće šipke definišu se sledećim elementima: 1. Spoljašnjim prečnikom i težinom 2. Kvalitetom (''Grad'') 3. Klasom 4. Dužinom 5. Ojačanjima na krajevima cevi 6. Spojnicom

273

Spoljašnji prečnik i težina bušaćih šipki

Prema API standardu bušaće šipke se proizvode u sedam nominalnih spoljašnjih prečnika. Umesto unutrašnjeg prečnika bušaćih šipki navodi se njihova nazivna težina šipke. Nazivna težina je prosečna težina koja, u zavisnosti od tipa spojnica, može biti veća ili manja.U SI sistemu mera spoljašnji prečnik bušaćih šipki prikazuje se u ''mm'', a u zagradi se obavezno navode prečnici u inčima, puta nazivna težina u lb/ft. Prema standardu API RP 7G izrađuju se sledeći spoljašnji prečnici bušaćih šipki:

60,3 mm (2 3/8'' x 6,65 lb/ft) 73,0 mm (2 7/8'' x 10,40 lb/ft) 88,9 mm (3 ½'' x 9,50 lb/ft; 13,30 lb/ft i 15,50 lb/ft) 101,6 mm (4'' x 11,85 lb/ft; 14 lb/ft i 15,7 lb/ft) 114,3 mm (4 ½'' x 13,75 lb/ft i 16,6 lb/ft) 127 mm (5'' x 19,5 lb/ft i 25,60 lb/ft) 139,7 mm (5 ½'' x 21,90 lb/ft i 24,70 lb/ft) 168,3 mm (6 5/8'' x 26,20 lb/ft)

Uobičajeni spoljašnji prečnici i težine bušaćih šipki u procesu izrade bušotine su: 88,9 mm (3 ½'' x 13,3 lb/ft) 114,3 mm (4 ½'' x 16,6 lb/ft) 127 mm (5'' x 19,5 lb/ft)

Kvalitet čelika (''Grad'') bušaćih šipki Svojstva čelika od kojeg se izrađuju bušaće šipke definisana su ''Gradom'', tj. dopuštenom

minimalnom granicom elastičnosti, prikazanim u tabeli 6.7.1.

Tabela 6.7.1. Kvalitet čelika ''Grad'' prema API standardu Mehaničke karakteristike

Kvalitet čelika ''Grad''

Minimalna granica elastičnosti

(bar)

Minimalna čvrstoća kidanja

(bar) E-75 X-95

G-105 S-135

5171 6550 7240 9308

6895 7240 7929

10000

Kod dizajniranja bušaćeg alata u bušotini ''Grad'' bušaće šipke je bitan faktor (zbog aksijalnog opterećenja, pucanja i gnječenja), tako da se u kritičnim uslovima izbora bušaćih šipki prelazi na viši ''Grad'', a ne na veću težinu kao što se to primenjuje kod dizajniranja kolone zaštitnih cevi.

Klasa bušaćih šipki Klasa bušaćih šipki određuje se prema načinu njihovog trošenja, jer za razliku od kolone

zaštitnih cevi koja se uvek nova spušta u bušotinu, to nije slučaj sa bušaćim šipkama.

Razlikujemo sledeće klase bušaćih šipki:

− Klasa I (označava se belom trakom). Nove bušaće šipke sa nominalnim dimenzijama. − Premium klasa (označava se sa dve bele trake). Bušaće šipke kod kojih je trošenje spoljašnjeg

prečnika takvo da preostali zid cevi nije manji od 80%. Takođe, da odstupanje površine u zoni prihvata klinova, usled oštećenja od udubljenja ili suženja nije veće od 3%. Ne smeju da postoje oštećenja od pukotina.

− Klasa II (označava se žutom trakom). Trošenje spoljašnjeg prečnika bušaćih šipki je takvo da preostali zid cevi nije manji od 70%. Odstupanje površine u zoni prihvatnih klinova ne sme biti veće od 4%. Ne smeju da postoje oštećenja od pukotina.

274

− Klasa III (označava se sa oranž trakom). Bušaće šipke čije oštećenje prelazi vrednosti definisane klasom II. Ta klasa bušaćih šipki se uglavnom ne koristi tokom izrade bušotine.

Dužina bušaćih šipki Standardom API bušaće šipke su podeljene u tri grupe po dužini (''Range-R''):

R-I dužine 5,49-6,70 m (18-22 ft) R-II dužine 8,23-9,8 m (27-32 ft) R-III dužine 11,58-13,72m (38-45 ft)

U praksi bušenja najviše se upotrebljavaju bušaće šipke duži R-II.

Ojačanja na krajevima cevi bušaćih šipki Da bi se ublažila posledica koncentracije naprezanja na spoju bušaće šipke i spojnice,

krajevi bušaćih šipki su ojačani (odebljani). Uglavnom se ojačanje na kraju obrađuje za navarivanje sa spojnicom. Ojačanja na krajevima mogu biti:

− Unutrašnja ojačanja (''Internal upset - IU'') − Spoljašnja ojačanja (''External upset - EU'') − Unutrašnja i spoljašnja ojačanja (''Internal-external upset - IEU'')

Ojačanje je, po pravilu, određeno vrstom spojnica koje se spajaju sa bušaćim šipkama.

Spojnice bušaćih šipki Da bi operacija navrtanja i odvrtanja bušaćih šipki tekla što brže, bušaće šipke se

međusobno spajaju spojnicama tako što na jednom kraju spojnica ima spoljašnji a na drugom kraju unutrašnji API navoj narezan na konusu nagiba 16,66% ili 25%. U poslednje vreme spojnice se zavaruju na ojačanje zadnjeg kraja bušaćih šipki. Površine spojnice koje nasedaju na elevator imaju dve vrste oblika:

− Ravna površina pod uglom od 90o u odnosu na osu bušaće šipke − Površina nagnuta pod uglom od 18o u odnosu na osu bušaće šipke

Zavisno od dimenzija konusa, spoljašnjeg i unutrašnjeg prečnika spojnica i vrste navoja sve spojnice delimo u sledeće grupe:

− Internal Flush (IF) spojnica ima konus nagiba 16,66% i spaja se na bušaće šipke sa UE i IEU ojačanjem. Naziv ''Extra Hole - XH'' spojnica, koji se u literaturi često nalazi, odnosi se na kombinaciju prečnika šipke i spojnice i one se mogu kombinovati, tj. navijati na IF spojnicu jer im geometrije odgovaraju.

− Full Hole (FH) spojnica ima konus nagiba 25% i navrće se na šipke sa IE ojačanjem i laganim EU ojačanjem na krajevima.

− U poslednje vreme sve više se koriste spojevi koji se označavaju kao NC (''Number of connection»). NC spojevi, tj. navoji su izmenjivi sa IF i FH navojima, jer se ovaj spoj razlikuje samo i formi navoja. Zamenljivost NC spojeva sa IF i FH, prikazana je u narednoj tabeli.

Tabela 6.7.2. Zamenljivost NC spojeva sa IF i FH

NC spoj tj. navoj

Zamenljiv sa spojem

NC26 NC31 NC38 NC40 NC46 NC50

2 3/8 IF 2 7/8 IF 3 ½ IF 4 FH 4 IF

4 ½ IF

Za bušenje dubokih bušotina uobičajeno je da se primenjuju bušaće šipke sa nanesenim (navarenim) slojem tvrdog materijala na spojnice sa unutrašnjim (ženskim) navojem, čime se

275

smanjuje trošenje spojnica u njihovom radu. Treba paziti da se takve bušaće šipke ne postavljaju unutar kolone zaštitnih cevi, jer je moguće oštećenje kolone usled rotacije šipki.

Na bušaće šipke koje rade u koloni zaštitnih cevi ugrađuju se zaštitni gumeni prstenovi, tzv. ''protektor-gume''. Protektor-gume sprečavaju trenje i trošenje spojnica šipki kao i kolone zaštitnih cevi dok se okreću, tj. rotiraju u koloni.

Glavne mehaničke karakteristike bušaćih šipki koje služe za njihovo dizajniranje u bušotini su:

− spoljašnji prečnik bušaćih šipki (mm) − stvarna težina bušaće šipke sa spojnicom (daN/m) − dozvoljeno opterećenje na istezanje do minimalne granice elastičnosti(103 daN) − otpornost na torziju do granice elastičnosti (m-daN) − dozvoljeni unutrašnji pritisak (bar) − dozvoljeni spoljašnji pritisak (bar)

Potpuno definisanje najčešće primenjivanih bušaćih šipki kod dubokog bušenja je sledeće: 127 mm (5'' x 19,5 lb/ft, X-95; IEU; Preminum; R-II; NC-50; spojnica 6 3/8'' x 3 ½'').

Mehaničke karakteristike ovog tipa bušaće šipke su sledeće: − dozvoljeno opterećenje na istezanje: 176X103 daN − otpornost na torziju: 4670 m-daN − dozvoljeni unutrašnji pritisak: 618 bar − dozvoljeni spoljašnji pritisak: 361 bar

6.7.2.1. Teške bušaće šipke

Slika 6.7.4. Teška bušaća šipka

Teška bušaća šipka (Sl.6.7.4) ima spoljašnji prečnik isti kao i klasična bušaća šipka, ali zato raspolaže mnogo većom debljinom zida, čime se ostvaruje 2-3 puta veća težina po jedinici dužine. Po sredini tela cevi nalazi se ojačanje, tj. zadebljanje istog spoljašnjeg prečnika kao i spojnice. To centralno ojačanje, tj. zadebljanje ima ulogu stabilizatora, a ujedno i smanjuje trošenje tela cevi. Takođe, sa centralnim zadebljanjem se ostvaruje manji kontakt cevi sa zidom bušotine, a time se i smanjuje mogućnost prihvata alata usled diferencijalnog pritiska.

Spojnice teških bušaćih šipki (istog tipa kao i kod bušaćih šipki) su znatno duže od klasičnih bušaćih šipki, što omogućuje nanošenje tri puta veće količine tvrdog materijala na krajevima spojnica, a i nekoliko popravki tj. narezivanja novih navoja.

Teške bušaće šipke se sve više upotrebljavaju pri izradi bušotina, zbog sledećih prednosti: − smanjuju cenu koštanja bušenja, jer eliminišu oštećenja bušaćih šipki u tranzitnoj zoni, tj. u

delu sekcije klasičnih bušaćih šipki koje se nalaze odmah iznad teških šipki; − sa njima se može povećati kapacitet bušenja malih bušaćih postrojenja, tj. povećati dubina

bušenja, jer se može smanjiti broj teških šipki u koloni bušaćeg alata; − kod koso-usmerenog i horizontalnog bušenja smanjuju torziju u kanalu bušotine i

povećavaju tendenciju izmene ugla bušotine.

276

6.7.3. Sastav alata na dnu bušotine Alat na dnu bušotine, koji obično nije duži od 300 m, sastoji se iz sledećih komponenti:

− teških šipki − stabilizatora − amortizera udara ili vibracija − udarača, tj. izbijača − prelaza

6.7.3.1. Teške šipke Teške šipke su najvažnija komponenta sastava alata na dnu bušotine sa sledećom namenom:

− ostvaruju opterećenje na dleto; − predstavljaju deo sastava alata izloženog spiralnom izvijanju; − smanjuju vibracije i odskakanje dleta po dnu bušotine; − održavaju zadani pravac bušotine uz sadejstvo ostalih alata na dnu bušotine.

Teške šipke su bešavne čelične cevi sa povećanim spoljašnjim i smanjenim unutrašnjim prečnikom u odnosu na prečnike bušaćih šipki. U kolonu bušaćeg pribora postavljaju se između dleta i bušaćih šipki u cilju da koncentracija opterećenja na dleto bude smeštena neposredno iznad dleta u što kraćem intervalu kolone bušaćeg alata. Na ovaj način se izbegavaju opterećenja na pritisak u koloni bušaćih šipki. Spoljašnji prečnik teških šipki treba da bude što je moguće bliži prečniku bušotine (25-40 mm od prečnika bušotine), pri čemu se mora obezbediti normalna cirkulacija isplake u prstenastom prostoru. Ovim postupkom se povećava krutost i čvrstoća, čime se izbegavaju savijanje i vibracija teških šipki.

U procesu bušenja bušotine, dužina kolone teških šipki određuje se tako da se 80-85% njihove težine u isplaci koristi za davanje opterećenja na dleto, a ostali deo kolone teških šipki podvrgnut je opterećenju na istezanje. Pri tome se neutralna tačka kompletnog sastava kolone bušaćeg alata nalazi u nizu teških šipki.

Zbog veće debljine zida, teške šipke se ne spajaju međusobno spojnicama, već se na krajevima tela šipke narezuju spoljašnji i unutrašnji konusni navoji sa krupnim "korakom", koji pri spajanju dve šipke obezbeđuju nepropusni spoj. Navoji se izrađuju prema API standardu i isti su kao i navoji na spojnicama bušaćih šipki (FH, IF, Reg). Tip navoja zavisi od unutrašnjeg i spoljašnjeg prečnika teških šipki.

Teška šipka koja se povezuje sa dletom ima gornji i donji unutrašnji (ženski) navoj, dok ostale teške šipke imaju donji spoljašnji (muški), a gornji unutrašnji (ženski) navoj. Navoji teških šipki ujedno predstavljaju kritične tačke lomova koje se javljaju kao posledica savijanja usled delovanja sile pritiska. Ciklične promene naprezanja na istezanje i pritisak uzrok su zamora materijala u telu šipke (navoju), pa se na spoljašnjem obodu javljaju pukotine, prvo sitne, koje se kasnije u procesu bušenja povećavaju sve do loma teške šipke u navoju. Prema iskustvenim podacima radni vek teških šipki kreće se oko 4000 sati uz pravilno izrađene navoje i eksploataciju, Sl.6.7.5.

Slika 6.7.5. Razvoj pukotina na navoju teških šipki usled zamaranja čelika

Slika 6.7.6. Dijagram zavisnosti broja lomova u odnosu na broj teških šipki u koloni alata

277

Podaci analize lomova u praksi ukazuju da je broj havarija teških šipki u funkciji broja ugrađenih teških šipki u kolonu bušaćeg alata (Sl.6.7.6). Sa dijagrama se vidi da se broj lomova povećava sa povećanjem broja teških šipki u sastavu kolone bušaćeg alata.

Najčešće primenjivani oblici teških šipki su okrugli, spiralni i kvadratni. Spiralne teške šipke (Sl. 6.7.7) u poprečnom preseku imaju oblik trougla sa zaobljenim

vrhom. Tako se dobija mala dodirna površina (vrh trougla) teške šipke sa zidom bušotine koja iznosi 40-50% u odnosu na okrugle teške šipke.

Takođe, smanjenje težine po jedinici dužine je samo 7-10% u odnosu na iste dimenzije okruglih teških šipki. Kod bušenja u propusnim slojevima uz veliki diferencijalni pritisak ovaj oblik teške šipke je najpovoljniji za sprečavanje prihvata alata usled diferencijalnog pritiska.

Slika 6.7.7. Spiralna teška šipka

Teške šipke kvadratnog preseka konstruisane su tako da dijagonale njihovih preseka budu bliske prečniku bušotine, zbog čega ujedno predstavljaju i izduženi stabilizator koji sperečava povećanje otklona kanala bušotine. U cilju povećanja otpornosti na habanje, spoljašnje ivice (uglovi) kvadratnih šipki ojačane su tvrdim legurama.

U praksi se najčešće koriste sledeće teške šipke, prikazane u tabeli 6.7.3.

Tabela 6.7.3. Najčešće primenjivane teške šipke u procesu izrade bušotine Teške šipke

Okrugle Spiralne

Spolj. x unutr. prečnik (mm)

Navoj

Težina (daN/m)

Spolj. x unutr.

prečnik (mm)

Navoj Težina (daN/m)

Prečnik dleta

za bušenje (mm)

120,65 x 57,1 127 x 57,1

158,7 x 63,5 165,1 x 63,5 171,4 x 63,5 177,8 x 63,5 203,2 x 76,2 241,3 x 76,2 285,7 x 76,2

NC-38 3 ½''IF

4''IF 4''IF

4 ½''IF 4 ½''IF

6 5/8''Reg 7 5/8''Reg 8 5/8''Reg

68,3 77,8

127,4 140,4 153,3 166,7 214,4 316,4 458,2

127 x 57,1

165,1 x 63,5

241,3 x76,2

3 ½''IF

4''IF

7 5/8''Reg

69,7

130

285,2

152,4-158,8 152,4-158,8

215,9 215,9

215,9-311,1 215,9-311,1 311,1-660,4 311,1-660,4 444,5-660,4

U poslednje vreme tendencija je da se primenjuju teške šipke velikih spoljašnjih prečnika, na primer, gde je bilo uobičajeno korišćenje teških šipki prečnika 177,8 mm, sada se primenjuju spoljašnji prečnici od 203,2 i 241,3 mm. Prednosti primene takvih teških šipki su sledeće:

− potrebno je ugraditi manji broj teških šipki za isto željeno opterećenje na dleto; − manje je spojeva na teškim šipkama, a time i manja mogućnost lomova; − manje je oštećenje na spojevima (navojima) jer su oni bliže zidu bušotine; − lakše se održava vertikalnost bušotine.

Kod primene teških šipki velikog prečnika, one se ne smeju direktno spajati sa bušaćim šipkama, već se mora ugraditi i nekoliko komada teških šipki manjih dimenzija.

6.7.3.2. Stabilizatori Bušenje vertikalne, koso-usmerene, ili horizontalne bušotine zahteva upotrebu odgovara-

jućeg alata-stabilizatora, ugrađenog iznad dleta i na određenoj dužini u donjem delu teških šipki. Iako izgleda kontradiktorno, bušenje vertikalne, koso-usmerene i horizontalne bušotine zasniva se na istim principima, a suština je kontrola kretanja napredovanja dleta. Zadatak stabilizatora raspoređenih na određenom mestu u donjem delu teških šipki je da vrši kontrolu trajektorije bušotine da bi se ostvario određeni cilj: vertikalna, koso-usmerena ili horizontalna bušotina pod tačno određenim, zadatim uglovima.

278

Najšire primenjivani sastavi alata na dnu bušotine, pri izradi vertikalnih bušotina, u zavisnosti od rasporeda stabilizatora podrazumevaju (Sl.6.7.8):

− Tehniku klatna (''Pendulum Technique'') − Tehniku krute stabilizacije (''Packed Hole'')

Tehnika klatna Tehnika klatna (Sl.6.7.8) koristi silu teže donjeg dela teških šipki, koji ne naleže na zid

bušotine, tj. težnju tog dela teških šipki ka zauzimanju vertikalnog položaja. Stabilizacija klatna se generalno primenjuje za smanjenje ugla kanala bušotine.

Tehnika krute stabilizacije Tehnika krute stabilizacije zasniva se na činjenici da se sa tri tačke oslonca ne može slediti

iskrivljenje bušotine (Sl.6.7.8). Dodatni stabilizatori (više od tri) se ugrađuju u kompoziciju sastava alata u zavisnosti od karakteristika bušene formacije prema tendenciji iskrivljenja kanala bušotine (Sl.6.7.9). Tehnika krute stabilizacije generalno se primenjuje za održavanje zadatog ugla kanala bušotine.

Slika 6.7.8. Šema delovanja tehnike klatna i krute stabilizacije

Slika 6.7.9. Primena krute stabilizacije u zavisnosti od karakteristika bušenih formacija

Postoji više tipova stabilizatora, ali su u

praktičnoj upotrebi uglavnom tri osnovna tipa (Sl.6.7.10):

1. Rotirajući stabilizatori (sa spiralnim ili ravnim vertikalnim rebrima)

2. Nerotirajući stabilizatori 3. Proširivači ili rimeri (''Reamer'')

Rotirajući stabilizatori Rotirajući stabilizatori izrađuju se u

jednom komadu, zatim sa zavarenim radnim ele-mentima ili sa navučenim, izmenjivim, radnim elementom (čaurom).

Stabilizatori iz jednog komada obrađuju se glodanjem, pa telo stabilizatora i radni ele-menti čine jednu celinu.

Radni elementi mogu biti izrađeni u vidu izduženih ravnih vertikalnih ili spiralnih rebara na telu stabilizatora. Prema dužini rebara mogu biti sa kratkim i dugim rebrima. Slika 6.7.10. Osnovni tipovi stabilizatora

279

Stabilizatori sa navarenim rebrima posebno su efikasni pri bušenju kroz formacije manje bušivosti, tj. gde se postižu veće brzine bušenja. Rebra se navaruju na telo stabilizatora, a površina koja ima kontakt sa zidom bušotine se ojačava ulošcima od tvrdog materijala.

Stabilizatori sa promenljivom čaurom sastavljeni su iz tela i promenljive čaure koja je spojena sa telom direktno ili indirektno pomoću navoja.

Nerotirajući stabilizatori Nerotirajući stabilizatori sastoje se iz dvodelnog tela stabilizatora i čaure koja za vreme

bušenja miruje, dok telo zajedno sa bušaćim alatom rotira. Ovaj tip stabilizatora, uobičajeno sa gumenom čaurom, najčešće se koristi u cilju sprečavanja proširenja kanala bušotine. Proširivači tj. rimeri

Proširivači se ugrađuju neposredno iznad dleta. Osnovna funkcija im je da proširuju kanal bušotine u čvrstim, kompaktnim formacijama i da sa ostalim stabilizatorima povećaju krutost sastava alata. Na obodu tela stabilizatora nalaze se rotirajući stepenasti valjci, koji preko osovina i kliznih ležajeva rotiraju. Na rotirajućim valjcima se nalaze rezni elementi od čvrstog materijala. U zavisnosti od čvrstoće formacije i njene abrazivnosti na telo rimera mogu biti postavljeni od 3 do 6 stepenastih valjaka. 6.7.3.3. Amortizer udara ili vibracija

Amortizer udara ili vibracija (Sl.6.7.11) koristi se prilikom bušenja čvrstih kavernoznih i nehomogenih formacija u kojima su bušaći alat i dleto izloženi jakim vibracijama odnosno oscilacijama u smeru ose pribora. Vibracije nastaju usled poskakivanja dleta na dnu bušotine ili rotacije bušaćih šipki u opsegu kritičnih brzina.

Usled vibracije nastaju velike dinamičke sile (dvostruko veće od opterećenja na dleto), tako da ovi udari mogu prouzrokovati lomove bušaćih i teških šipki, lomove reznih elemenata dleta čime se smanjuje radni vek dleta.

Slika 6.7.11. Šematski prikaz amortizera udara

Ugradnjom amortizera udara u kolonu bušaćeg alata ostvaruje se neprekidni kontakt reznih elemenata dleta sa dnom bušotine, što omogućava povećanje opterećenja na dleto, a samim tim i povećanje mehaničke brzine bušenja.

Amortizer udara u svom sastavu ima sistem opružnih diskova i opruga dvostrukog dejstva izrađenih od termički obrađenog čelika. Opružni diskovi, postavljeni u sredini amorti-zera, dozvoljavaju oprugama izuzetno elastične osobine promenljive u oba pravca.

Preko ovih opruga dvostrukog dejstva, omogućeno je uspešno ublažavanje vibracija u svim

uslovima udarnih opterećenja, vibracija i rotacije alata. Postavljaju se obično na razmaku od 9 do 18 m iznad dleta, a u slučaju da se u koloni alata na dnu bušotine koristi i izbijač, amortizer udara se postavlja kao što je to prikazano na Sl.6.7.12.

280

6.7.3.4. Udarač tj. izbijač U fazi bušenja, udarač se ugrađuje u kolonu

bušaćeg alata na dnu bušotine sa zadatkom da udarnim dejstvom, kako naviše tako i naniže, omogući oslobađanje dleta ili drugih alata u slučaju zaglave (Sl.6.7.12). Udarnim delovanjem, neposredno posle zaglave, u cilju oslobađanja alata mogu se sprečiti veliki troškovi istrumentacije, tj. spašavanja zaglavljenih alatki.

Aktiviranje udarača postiže se određenim nategom u zavisnosti od dimenzija udarača i sastava alata na dnu bušotine. Aktivirani udarač isteže se u granicama određenog koraka (dužine). Njegovo funkcionisanje može se uporediti sa kretanjem vretena unutar cilindrične čaure. Slobodni kraj vretena oblikovan je u formi čekića kojim se ostvaruje udarno delovanje po površini čaure kao nakovnja. Udari mogu da budu u pravcu odozgo prema dole ili gore, tj. može da radi kao udarač ili izbijač.

Slika 6.7.12. Mogućnosti postavljanja amortizera i udarača u sastav alata na dnu bušotine

Pravac delovanja se postiže položajem udarača u sastavu kompozicije alata na dnu bušotine. Primenjuju se, uglavnom, dve vrste udarača:

− Hidraulični udarač − Mehanički udarač

Detaljnije o građi i principu delovanja oba tipa udarača u poglavlju ''Prihvat bušaćih alatki i tehnika instrumentacije''

Efikasnost udarača postiže se ugradnjom više komada teških šipki neposredno iznad udarača. Nikada ga ne treba ugraditi ispod potencijalnog mesta zaglave, jer ako je zaglava iznad udarača, primenjeni nateg neće se preneti na uređaj, tj. neće ga aktivirati. 6.7.3.5. Prelazi

Prelazi se, za razliku od spojnica, primenjuju za spajanje dva različita alata za bušenje koji imaju različite standardne tipove navoja, ili različite prečnike. Obično se upotrebljavaju pri spajanju dleta i teške šipke, teške šipke i stabilizatora, međusobna veza dve teške šipke, teške šipke i bušaće šipke, međusobna veza dve bušaće šipke, bušaće šipke i radne šipke, radne šipke i isplačne glave i drugo. 6.7.4. Projektovanje kolone bušaćeg alata

Projektovanje kolone bušaćeg alata (''Drillstring Design'') razlikuje se od projektovanja kolone zaštitnih cevi ili tubinga. Takođe, postoji razlika u načinu projektovanja teških šipki u odnosu na projektovanje bušaćih šipki, tako da se obe kolone bušaćeg alata moraju posebno razmatrati, tj. projektovati. 6.7.4.1. Projektovanje teških šipki u bušotini

Teške šipke su prva sekcija kolone bušaćeg alata koja se projektuje, jer izabrane dužine i težine teških šipki se uključuju kod izbora, tj. projektovanja bušaćih šipki.

Projektovanje teških šipki zasniva se na delovanju isplake u statičkim uslovima, a primenjuju se dve metode:

− Metoda potiska (''Bouyancy factor method'') − Metoda pritisak-površina (''Pressure-area method'')

281

Metoda potiska

Ova metoda se zasniva na uticaju potiska isplake na izvijanje bušaćeg alata. Cilj je da se, kod planiranog opterećenja na dleto, primenom ove metode izbegne spiralno izvijanje bušaćih šipki, tj. da neutralna tačka kolone bušaćeg alata bude u teškim šipkama.

Uticaj potiska isplake, tj. faktor potiska isplake dobija se sledećom jednačinom:

( )1.7.61274,0185,7

11 LLLLisis

č

isfB ρ

ρρρ

⋅−=−=−=

Gde su: Bf − faktor potiska isplake (bezdimenzionalni)

isρ − gustina isplake u koju su uronjene teške šipke (kg/dm3)

čρ − gustina čelika od kojih su izrađene teške šipke, prosečno iznosi 7,85 kg/dm3 Ukupna težina teških šipki uronjenih u isplaku određuje se jednačinom:

( ) ( )2.7.61274,01 LLLListštšftštštš LWBLWT ρ⋅−⋅⋅=⋅⋅= Gde su: Ttš − ukupna težina tj. raspoloživo opterećenje teških šipki u isplaci (daN) Wtš− težina teških šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Ltš − ukupna dužina teških šipki (m)

Praktično planiranje dužine teških šipki polazi od željenog opterećenja na dleto koje će se primeniti u toku bušenja, tako da se potrebna dužina teških šipki izračunava već prikazanom jednačinom 4.24:

αcos⋅⋅

⋅=

ftš

ftšdptš BW

SFL

Ako u toku bušenja dođe do izmene željenog opterećenja na dleto, neutralna tačka u koloni bušaćeg alata dobija se iz jednačina 4.20 i 4.21:

a) ako je dF < Ttš :

tštš

tšdpn L

WTF

L +

−=

b) ako je Fd > Ttš :

tšbš

tšdpn L

WTF

L +

−=

Metoda pritisak-površina

Ova metoda se zasniva na delovanju vertikalnih sila računatih kao sile pritiska stuba isplake na površinu poprečnog preseka šipki i sile od ukupne težine teških šipki u vazduhu. Vertikalne sile pritiska stuba isplake računaju se na dnu i vrhu teških šipki, Sl.6.7.13.

Ukupna težina teških šipki u isplaci, tj.raspoloživo opterećenje, dobija se iz jednačine:

Slika 6.7.13. Šematski prikaz dejstva sila kod metode pritisak-površina

282

( )

( ) ( )( )

( ) ( )

( ) ( )( )

( ) ( )( )daNLWWbarLLpdaNApF

cmIDODA

cmIDODA

barLpdaNAApF

suGdeWFFT

tštš

istšbš

bšbš

tštš

isbš

tš

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LLLL

⋅=⋅+⋅=

⋅=

−⋅=

−⋅=

⋅⋅=−⋅=

+−=

ρ

π

πρ

0981,0

4

4

0981,0

:3.7.6

2

222

2221

2222

1

1211

21

Neutralna tačka u nizu teških šipki metodom pritisak-površina dobija se: 1) ako je Fd > Ttš :

( )4.7.6LLLLbš

tšdpn W

TFL

−=

Neutralna tačka se nalazi iznad teških šipki, tj. u nizu bušaćih šipki

2) ako je Fd ≤ Ttš : Neutralna tačka može se nalaziti unutar ili na vrhu teških šipki, u zavisnosti od vrednosti F2, W i Ttš, i to:

a. ako je: F2 + Fd < W :

( )5.7.62 LLLLtš

dpn W

FFL

+=

neutralna tačka se nalazi u nizu teških šipki b. ako je: F2 + Fd ≥ W, neutralna tačka je na vrhu teških šipki.

Primena metode pritisak-površina daje manje raspoloživo opterećenje na dleto pri istoj dužini teških šipki u odnosu na metodu potiska.

Gde su: Ltš − potrebna dužina teških šipki (m) Ltš − ukupna dužina raspoloživih teških šipki (m) Fd − željeno opterećenje na dleto (daN) Sftš − sigurnosni faktor (1,25-1,33), a što predstavlja 10-15% više ugrađenih teških šipki, tako da

neutralna tačka bude u teškim šipkama α − ugao nagiba, tj. krivina kanala bušotine (o) Ttš − ukupna težina, tj. raspoloživo opterećenje sa teškim šipkama (daN) Wtš − težina teških šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Wbš – težina bušaćih šipki po jedinici dužine u vazduhu (daN/m) Lpn – dužina do neutralne tačke u teškim šipkama, od dna teških šipki (m) p1 – pritisak stuba isplake na dnu bušaćih šipki (bar) p2 – pritisak stuba isplake na dnu teških šipki (bar) Lbš – vertikalna dužina bušaćih šipki (m) A2 – površina poprečnog preseka teških šipki (cm2) A1 – površina poprečnog preseka bušaćih šipki (cm2) ODtš– spoljašnji prečnik teških šipki (cm) IDtš – unutrašnji prečnik teških šipki (cm) ODbš– spoljašnji prečnik bušaćih šipki (cm) IDbš – unutrašnji prečnik bušaćih šipki (cm)

283

Napomena: Iako se dobijeni rezultati za ukupno raspoložive težine teških šipki u isplaci metodom potiska i metodom pritisak-površina znatno razlikuju, opterećenje na kuki je za obe metode isto.

Mora se naznačiti da je metoda potiska u većoj praktičnoj upotrebi kod projektovanja teških šipki u bušotini.

Primer: Izračunati ukupnu težinu teških šipki uronjenih u isplaku putem:

1. Metode potiska 2. Metode pritisak-površina

za sledeće podatke o nizu bušaćeg alata i bušotini: − vertikalna dubina bušotine: Z = 3.160 m − gustina isplake: isρ = 1,30 kg/dm3 − teške šipke: 203,2 mm x 76,2 mm 6 5/8''Reg(8''x3''x6 5/8''Reg)

težina teške šipke: Wtš = 214,4 daN/m dužina teških šipki: Ltš = 160 m spoljašnji prečnik: ODtš= 20,32 cm unutrašnji prečnik: IDtš = 7,62 cm

− bušaće šipke: 127 mm x (5''x19,5 lb/ft X-95 IEU premium R-2) težina bušaće šipke: Wbš = 30,76 daN/m dužina bušaćih šipki: Lbš = 3000 m spoljašnji prečnik: ODbš = 12,7 cm unutrašnji prečnik: IDbš = 10,86 cm

Rešenje: 1. Metoda potiska ukupnu težinu teških šipki daje primenom jednačina 6.7.1 i 6.7.2:

daNBLWT

B

ftštštš

isf

623.288344,01604,214

8344,030,11274,011274,01

=⋅⋅=⋅⋅=

=⋅−=⋅−= ρ

Ukupna težina teških šipki uronjena u isplaku iznosi 28.623 daN

2. Metoda pritisak-površina koristi sledeće jednačine:

( ) ( )

daNLWWdaNApF

daNAApFdaNWFFT

tštš

tš

304.341604,214316.1127,278403

603.9305,347,2786,382591.153430411231693603

222

1211

21

=⋅=⋅==⋅=⋅=

=−⋅=−⋅==+−=+−=

( )( ) ( )( ) ( ) 22222

1

222222

2

1

05,3486,107,127854,07854,0

7,27862,732,207854,07854,0

40330,131600981,00981,06,38230,130000981,00981,0

cmIDODA

cmIDODA

barLLpbarLp

bšbš

tštš

istšbš

isbš

=−⋅=−⋅=

=−⋅=−⋅=

=⋅⋅=⋅+⋅==⋅⋅=⋅⋅=

ρρ

Ukupna težina teških šipki uronjenih u isplaku po ovoj metodi iznosi 15.591 daN

6.7.4.2. Projektovanje bušaćih šipki

Konstrukcija bušaćih šipki zavisi od projektovane konačne dubine bušotine, prečnika bušenja (dleta), od dužine i težine teških šipki i od raspoloživih bušaćih šipki sa kojima bušaća kompanija raspolaže.

Osnovni kriterijumi za konstrukciju bušačih šipki obuhvataju proračune za sledeća opterećenja:

− opterećenje na istezanje − opterećenje na gnječenje − opterećenje na pucanje

284

Opterećenje na istezanje zahteva ugradnju bušaćih šipki većih čvrstoća na vrhu kolone bušaćeg alata. Suprotno ovome, opterećenje na gnječenje zahteva ugradnju bušaćih šipki sa pojačanom čvrstoćom u donjem delu sekcije bušaćih šipki, dok opterećenje na pucanje praktično nema uticaja na projektovanje bušaćih šipki.

Takođe, u procesu izrade bušotine neophodno je proveriti opterećenja bušaćih šipki na sledeće uslove:

− dozvoljenu promenu ugla kanala bušotine (''Dog leg'') − kritičnu brzinu obrtaja bušaćih šipki − opterećenje na torziju − izduženje bušaćih šipki

Opterećenje na istezanje Ukupna težina kolone bušaćeg alata u kanalu bušotine izračunava se uzimanjem u obzir

faktora potiska isplake, sledećom jednačinom:

( ) ( )[ ] ( )6.7.6LLLLftštšbšbš BLWLWT ⋅⋅+⋅= Gde je: T − ukupna težina niza kolone bušaćeg alata uronjenog u isplaku (daN)

Čvrstoća bušaćih šipki, kao što je već navedeno, generalno je definisana veličinom njene minimalne granice elastičnosti ''Grad'', uzimanjem obavezno u razmatranje i stanja bušaćih šipki, odnosno ''klase''.

Maksimalno dozvoljeno opterećenje na istezanje bušaćih šipki, određenog kvaliteta ''Grad'' i ''klase'', iznosi 90% od nominalne vrednosti (po API standardu) i računa se jednačinom:

( )7.7.690.0 LLLLea TT ⋅= Gde su: Ta − maksimalno dozvoljeno opterećenje na istezanje bušaćih šipki (daN) Te − nominalno dozvoljeno opterećenje na istezanje, po API standardu (daN)

Linija projektovanja (dizajniranja) opterećenja na istezanje bušaćih šipki zasniva se na proračunatim vrednostima dobijenim primenom tri različita pristupa, od kojih se usvaja najnepovoljniji, tj. najveće dobijeno opterećenje na istezanje. Ti pristupi su sledeći:

− Dozvoljeni dodatni nateg (istezanje) bušaćih šipki (RT) − Faktor dizajniranja na istezanje (Sfibš) − Udarno opterećenje

• Dozvoljeni dodatni nateg (RT):

To je dodatni nateg (″Margin of over pull″) koji se ostvaruje na vrhu bušaćih šipki do maksimalno dozvoljenog opterećenja na istezanje, a primenjuje se u slučaju zaglave alata u kanalu bušotine. Izračunava se jednačinom:

( )8.7.6LLLLTTR aT −= Kod projektovanja bušaćih šipki na opterećenje na istezanje, dozvoljeni dodatni nateg u

zavisnosti od bušaćih šipki iznosi od 22.000 daN do 45.000 daN.

• Faktor dizajniranja na istezanje (Sfibš):

Faktor dizajniranja na istezanje računa se prema sledećoj jednačini:

( )9.7.6LLLLTT

S afibš =

Uobičajeno se pri projektovanju bušaćih šipki primenjuje faktor dizajniranja od 1,33.

• Udarno opterećenje:

285

Udarno opterećenje se javlja pri postavljanju klinova za vešanje bušaćih šipki u rotacionom stolu. Oprerećenje koje se tada javlja (dopunska sila) može dovesti do kidanja cevi. Za izračunavanje ostvarenog udarnog opterećenja u prihvatnim klinovima mogu se primeniti dve jednačine:

( ) ( )( )11.7.6

10.7.61050LLLL

LLLL

qTTWTT

k

bšk

⋅=⋅+=

Gde su: Tk − udarno opterećenje pri postavljaju bušaćih šipki u prihvatne klinove (daN) q − odnos između prstenastog naprezanja prouzrokovanog delovanjem prihvatnih klinova i tenzionog naprezanja u bušaćoj šipki prouzrokovanog opterećenjem na istezanje. Ako se koristi površina poprečnog preseka šipke i spoljašnja površina cilindra između šipke i prihvatnih klinova, jednačina se može prikazati kao:

( )12.7.622

12

LLLL

⋅⋅

+⋅⋅

+=k

bš

k

bš

lkOD

lkOD

q

lk − dužina prihvatnih klinova, uobičajeno: 304,8 mm i 406 mm k − bočni faktor opterećenja u prihvatnim klinovima dobija se jednačinom:

( ) ( )13.7.61LLLL

µarctgytgk

+=

y − ugao prihvatnih klinova i glavnog pogonskog uloška rotacionog stola, uobičajeno iznosi 9o 27' 45'' µ − koeficijent trenja u klinovima ≈0,08

Udarno opterećenje u velikoj meri zavisi od održavanja opreme, gde istrošenost glavnog pogonskog uloška rotacionog stola predstavlja glavni izvor problema. Takođe, udarno opterećenje zavisi i od samog rukovanja pri postavljanju bušaćih šipki u prihvatne klinove.

Konstrukcija, tj. izbor bušaćih šipki, prema API (RP 7G) standardu zasniva se na proračunatim maksimalnim dužinama sekcija bušaćih šipki određenog kvaliteta koje se mogu usvojiti, a da se zadovolji uslov opterećenja na istezanje. Maksimalna dužina pojedinih sekcija bušaćih šipki izračunava se na osnovu sledećih jednačina:

1. Primenom dozvoljenog dodatnog natega (RT):

( ) ( )14.7.690,0

LLLLmW

LWBW

RTL

bš

tštš

fbš

Tebš

⋅−

⋅−⋅

=

2. Primenom faktora dizajniranja na istezanje (Sft):

( ) ( )15.7.690,0LLLLm

WLW

BWSTL

bš

tštš

fbšfibš

ebš

⋅−

⋅⋅⋅

=

Primenom gornjih jednačina proverava se prvo najslabiji raspoloživi kvalitet "Grad", klasa i nazivna težina bušaćih šipki i odabira njihova dužina kao donja sekcija bušaćih šipki. Bitno je naznačiti da se usvaja najnepovoljnije rešenje, tj. najkraće računski dobijena dužina bušaćih šipki. Za naredne (gornje) sekcije bušaćih šipki postupak se ponavlja, ali sada za viši kvalitet "Grad" ili klasu, dok se nazivna težina bušaćih šipki ne menja. U slučaju promene nazivne težine bušaćih šipki postupak se u potpunosti ponavlja.

Opterećenje na gnječenje Opterećenje na gnječenje se definiše kao spoljašnji pritisak koji dovodi do pojave plastičnih

deformacija na zidovima bušaćih šipki. Pri normalnim uslovima bušenja gustina i nivo isplake jednaki su sa spoljašnje i unutrašnje strane bušaćih šipki, tako da u tim uslovima ne postoji mogućnost gnječenja. Kod ispitivanja produktivnih slojeva, opremom za testiranje metodom DST-a ("Drillstem testing"), kolona bušaćih šipki se spušta prazna ili delimično ispunjena fluidom (voda ili

286

isplaka) i tada postoje realni uslovi za gnječenje. Nakon početka dotoka slojnog fluida u bušaće šipke opasnost od gnječenja se smanjuje jer se iste pune fluidom.

Dozvoljeno opterećenje na gnječenje bušaćih šipki dato je jednačinom:

( )16.7.6LLLLfcbš

gag S

pp =

Gde su: pag − dozvoljeno opterećenje na gnječenje (bar) pg − nominalna vrednost, po API standardu, otpornosti na gnječenje (bar) Sfcbš − faktor dizajniranja na gnječenje, uobičajeno 1,125

Projektovanje, tj. izbor bušaćih šipki na gnječenje prema API (RP 7G) standardu bazira se na proračunu maksimalne dužine sekcije bušaćih šipki koje se mogu prazne spustiti u bušotinu, prema jednačini:

( ) ( )17.7.60981,0

LLLLmS

pZ

isfcbš

ggbš ρ⋅⋅=

API(RP 7G) standard opterećenje na gnječenje bušaćih šipki proračunava bez uticaja dvoosnog, tj. biaksijalnog naprezanja. Kod izbora bušaćih šipki na opterećenje usled gnječenja može se izvršiti korekcija nominalne vrednosti opterećenja na gnječenje usled delovanja biaksijalnog naprezanja, već datom jednačinom 6.45.

gbšbš

bg pTATAp ⋅

−

−=

minmin

5,075,01σσ

A

FTA el=

Gde su: pg b − otpornost na gnječenje bušaćih šipki u uslovima biaksijalnog naprezanja (bar)

bšminσ −minimalna granica elastičnosti bušaćih šipki (h.bar) A − površina poprečnog preseka bušaćih šipki (mm2) na dubini Lbš g Fel − opterećenje na istezanje bušaćih šipki uronjenih u isplaku na dubni Lbš g (daN) Opterećenje na pucanje

Opterećenje na pucanje je kriterijum koji se retko primenjuje kod izbora bušaćih šipki, jer linija dizajniranja na pucanje kontroliše samo maksimalno ostvareni pritisak na ustima bušotine tj. površini. U tim slučajevima, a to su: dotok slojnog fluida u kanal bušotine; test propuštanja stenske mase ispod pete ugrađenih i cementiranih zaštitnih cevi- ″LOT″; cementacija pod pritiskom i drugo, pritisak isplake koja se nalazi iza bušaćih šipki deluje kao kontra pritisak na ostvareni pritisak u unutrašnjosti bušaćih šipki.

Primer: Projektovati izbor sastava kolone bušaćeg alata za izradu bušotine, sa sledećim podacima:

− vertikalna dubina bušotine: Z = 4.500 m − prečnik bušenja, tj. dleta: Dd = 215,9 mm − gustina isplake: isρ = 1,20 kg/dm3 − željeno opterećenje na dleto: Fd = 18.000 daN − projektuje se vertikalna bušotina: α = 0o − kompanija na skladištu raspolaže sledećim bušaćim alatom: − teške šipke: 165,1 mm x 63,5 mm; Wtš = 140,4 daN/m 4’’ IF (6 ½’’x2 ½’’4’’IF) − raspoložive bušaće šipke, prema narednoj tabeli:

287

Nazivni prečnik i težina 127mm (5''x19,5 lb/ft) 127mm (5''x19,5 lb/ft) ''Grad'' E-75 IEU X-95 IEU ''Klasa'' Premium I klasa

Tip navoja NC-50 NC-50 Težina sa spojnicom Wbš = 30,61 daN/m Wbš = 30,76 daN/m Dozvoljeno istezanje Te = 139.000 daN Te = 223.000 daN

Doz. opter. na gnječenje pg = 488 bar pg = 828 bar Doz. opter. na pucanje pp = 655 bar pp = 830 bar

Elementi za projektovanje sastava kolone bušaćeg alata: − sigurnosni faktor za teške šipke: Sf tš = 1,33 − dodatni nateg na bušaće šipke: RT = 45000 daN − faktor dizajniranja na istezanje bušaćih šipki: Sfibš = 1,33 − faktor dizajniranja na gnječenje bušaćih šipki: Sfcbš = 1,125

Rešenje: 1) Proračun potrebne dužine teških šipki, jednačine 6.7.1 i 4.24:

8471,020,11274,011274,01 =⋅−=⋅−= isfB ρ

mBW

SFL o

ftš

ftšdptš 3,201

0cos8471,04,14033,118000

cos=

⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

α

Potrebna dužina teških šipki za opterećenje na dleto od 18000 daN iznosi 201,3 m.

2) Izbor sastava niza bušaćih šipki: − najslabije bušaće šipke koje se nalaze na skladištu (E-75 Premium), u odnosu na opterećenje

na istezanje, jednačine 6.7.14 i 6.7.15:

mW

LWBW

RTL

bš

tštš

fbš

Tebš 166.2

61,303,2014,140

8471,061,304500013900090,090,0

=⋅

−⋅

−⋅=

⋅−

⋅−⋅

=

mW

LWBWS

TL

bš

tštš

fbšfibš

ebš 704.2

61,303,2014,140

8471,061,3033,113900090,090,0

=⋅

−⋅⋅

⋅=

⋅−

⋅⋅⋅

=

Bušaće šipke 127 mm(5''x19,5 lb/ft) , ''Grad'' E-75 IEU, klase Premium mogu se koristiti u dužini od 2166 m, a maksimalna vertikalna dubina bušotine do koje se može bušiti tim šipkama iznosi:

mLL bštš 367.221663,201 =+=+ Da bi se dostigla konačna dubina bušotine od 4.500 m, potrebno je nastaviti bušenje

bušaćim šipkama boljih mehaničkih osobina, tj. bušaćim šipkama: 127 mm (5''x19,5 lb/ft X-95 IEU ''Klasa I''). Proračun dužine ugradnje drugog niza bušaćih šipki mora da obuhvati prethodnu težinu odabranog alata u vazduhu (Tv), tako da je:

daNLWLWT bšbštštšv 564.94216661,303,2014,140 =⋅+⋅=⋅+⋅⋅= tako da jednačine 6.7.14 i 6.7.15 izgledaju:

mWT

BWST

L

mWT

BWRT

L

bš

v

fbšfibš

ebš

bš

v

fbš

Tebš

717.276,30

945648471,076,3033,1

22300090,090,0

901.276,30

945648471,076,30

4500022300090,090,0

2

2

=−⋅⋅

⋅=−

⋅⋅⋅

=

=−⋅

−⋅=−

⋅−⋅

=

Prema jednom i drugom proračunu, bušaćim šipkama X-95 ''Klasa I'' može se dostići konačna dubina bušotine od 4.500 m, tako da izbor sastava kolone bušaćeg alata dizajniranog na opterećenje na istezanje glasi:

288

Sastav kolone bušaćeg alata

Ukupna dužina (m)

Težina alata u vazduhu (daN)

Težina alata u isplaci (daN)

Teške šipke: 165,1mmx63,5mm

Wtš=140,4 daN/m; 4''IF 201 28.220 23.905

Bušaće šipke No-1: 127 mm

(5''x19,5 lb/ft) E-75 IEU ''Premium'' NC-50

2.166 66.301 56.163

Bušaće šipke No-2: 127 mm

(5'' x 19,5 lb/ft) X-95 IEU ''Klasa I'' NC-50

2.133 68.611 58.120

Ukupno 4.500 163.132 138.188

3. Izbor bušaćih šipki prema opterećenju na gnječenje: U slučaju ispitivanja bušotine testiranjem metodom DST-a, mora se izračunati maksimalna dužina sekcije praznih bušaćih šipki kada su one na dnu bušotine, tj. neposredno pre aktiviranja testera. Pri tome se uzimaju u razmatranje najslabije bušaće šipke u odnosu na opterećenje na gnječenje.

U odnosu na opterećenje na gnječenje, u ovom slučaju, najslabije su bušaće šipke E-75 IEU ''Premium'' sa pg = 488 bar.

Ukupni pritisak stuba isplake (hidrostatički pritisak) na dnu bušaćih šipki E-75 iznosi: ( ) ( ) barLLp isEXh 50620,1216621330981,00981,0 7595 =⋅+⋅=⋅+⋅= −− ρ

Dobijeni rezultat ukazuje da se kompletni niz bušaćih šipki ne može spustiti prazan u bušotinu jer bi tada došlo do gnječenja bušaćih šipki E-75. Iz navedenog razloga mora se proračunati vertikalna dubina bušotine do koje se bušaće šipke E-75 mogu prazne spustiti u bušotinu, jednačina 6.7.17:

mS

pZ

isfcbš

Eg

gE685.3

20,1125,10981,0488

0981,0)75(

)75( =⋅⋅

=⋅⋅

= −

− ρ

U slučaju testiranja na dnu bušotine, tj. na dubini od 4.500 m sastav kolone bušaćeg alata bi bio sledeći:

− bušaće šipke 127 mm (5''x19,5 lb/ft X-95 ) u dužini od 3.685 m PRAZNE − bušaće šipke 127 mm (5''x19,5 lb/ft E-75 ) u dužini od 614 m ISPUNJENE VODOM − teške šipke 165,1 mm x 63,5 mm u dužini od 201 m ISPUNJENE VODOM

Provera bušaćih šipki u fazi izrade bušotine Tokom bušenja, tj. izrade bušotine bušaće šipke se proveravaju na sledeće uslove:

− Dozvoljenu promenu ugla kanala bušotine i kolena (''Dogleg'') − Kritičnu brzinu obrtanja (rotacije) − Opterećenje na torziju − Izduženje visećih bušaćih šipki

Dozvoljena promena ugla kanala bušotine i kolena Nagle promene ugla nagiba, tj. otklona od vertikale i azimuta na malom izbušenom intervalu

tj. dužini, stvaraju tzv. kolena u kanalu bušotine. Uobičajeno oštećenje bušaćih šipki nastaje usled zamora materijala kada rotiraju u bušotini sa više naglih izmena kolena, u kojima su šipke izložene naizmeničnim naprezanjima na savijanje.

Oštećenje usled zamora materijala u kolenu može biti značajan problem ako je stepen promene ugla veći od neke kritične vrednosti. Lubinski je publikovao više radova na tu temu i prikazao maksimalno dopuštene promene ugla nagiba i promene ugla kolena sa dubinom, što je prikazano u tabeli 6.7.4. Mora se naznačiti da navedene podatke treba uzeti sa rezervom, jer

289

napredak u tehnologiji izrade materijala uslovljen izradom horizontalnih bušotina dozvoljava daleko veća odstupanja.

Tabela 6.7.4. Dopuštene promene uglova nagiba i kolena u zavisnosti od dubine bušotine (po Lubinskom)

Vertikalna dubina

(m)

Maksimalno dopuštena promena ugla nagiba

(o/300 m)

Maksimalna promena ugla kolena

(o/30 m) 0,00-1800 1800-3600 3600-4300 4300-5000

2+1 ½ 5+1 ½ 6+1 ½ 6+1 ½

2 ½ 3 ½

4 4

Bitno je naznačiti da se sa porastom dubine bušotine dopušta porast maksimalnog otklona od vertikale, tj. ugla nagiba i veličine promene kolena. Kako veličina sile istezanja u bušaćim šipkama zavisi od ukupne težine sastava kolone bušaćeg alata ispod mesta promene ugla-kolena, opterećenje na istezanje u bušaćim šipkama je kritično u plitkim kolenima (na malim dubinama) pri izradi dubokih bušotina.

Kritična brzina obrtanja (rotacije) Kod izrade bušotine tj. prilikom rotacije bušaćih šipki mogu nastupiti dva tipa vibracija:

− longitudinalne, uzdužne vibracije; − transferzalne, poprečne vibracije.

Longitudinalne tj. uzdužne vibracije se mogu utvrditi na površini pojavom vibracija bušaćih šipki ili sistema užeta. Bušaće šipke između svake spojnice mogu vibrirati kao strune na violini i rezonanca se javlja kada se prirodne vibracije alata poklope sa vibracijama nastalim usled kritične brzine rotacije bušaćih šipki.

Kritična brzina rotacije bušaćih šipki za pojavu longitudinalnih vibracija se može približno odrediti iz jednačine:

( ) ( )18.7.61200 222 LLLLbšbšlk IDOD

ln +⋅=

Gde su: nkl − kritičana brzina rotacije bušaćih šipki za pojavu longitudinalnih vibracija (o/min) ODbš− spoljašnji prečnik bušaćih šipki (cm) IDbš − unutrašnji prečnik bušaćih šipki (cm) l − dužina jednog komada bušaće šipke (m)

Kritične brzine obrtanja za longitudinalne vibracije, dobijene ovom jednačinom, stvarno se nalaze u granicama 15% više ili manje od proračunate vrednosti. Za praktičnu primenu može se koristiti tabela 6.7.5.

Tabela 6.7.5. Kritična brzina obrtanja bušaćih šipki za nastajanje longitudinalnih oscilacija

Spoljašnji prečnik bušaćih šipki

(mm)

Približna kritična brzina obrtanja

(o/min)

60,3 88,9

114,3 127

95 ( ) 125110 →← 135 ( ) 185160 →← 180 ( ) 240210 →← 200 ( ) 270235 →←

Transverzalne, poprečne vibracije deluju na bušaće šipke kao klackalica i ne mogu se utvrditi na površini, ali se mogu približno definisati sledećom jednačinom:

290

( )19.7.678600LLLL

bštk L

n =

nkt − kritična brzina rotacije bušaćih šipki za pojavu transverzalnih vibracija (o/min) Lbš −ukupna dužina bušaćih šipki (m)

Poprečni tip vibracija dešava se i pri brzini rotacije koja iznosi: 4, 9, 16 i 25 puta dobijeni broj obrtaja iz jednačine 6.7.19.

U toku bušenja moraju se izbegavati situacije kada se obe kritične brzine podudare, tj. da bušaće šipke rade u kritičnom broju obrtaja i za uzdužne i za poprečne vibracije. U tabeli 6.7.6. su navedene podudarne dubine bušotina i broj obrtaja za oba tipa vibracija u zavisnosti od spoljašnjeg prečnika bušaćih šipki.

Tabela 6.7.6. Vibracije podudarne sa dubinom Podudaranje

vibracija bušaćih šipki sa dubinom bušotine

Prečnik bušaćih

šipki (mm)

Broj obrtaja

buš.šipki (o/min) (m) (m) (m) (m)

60,3 88,9

114,3 127

110 160 210 235

700 500 370 330

2800 2000 1500 1300

6300 4500 3300 3000

8000 6000 4200

Opterećenje na torziju

Za vreme bušenja otpornost na torziju bušaćih šipki može biti kritična u sledećim slučajevima: − pri proširivanju suženih delova kanala bušotine; − pri istrumentaciji zaglavljenog alata u bušotini; − pri operaciji nadbušivanja zaglavljenog alata sa cevima za nadbušivanje; − pri izradi kosousmerenih kanala bušotina; − pri bušenju na velikim dubinama.

Torzija ostvarena u bušaćim šipkama tokom normalnog bušenja teško je merljiva, ali se približno može izračunati jednačinom:

( )20.7.68,711

LLLLn

PT f

Q

⋅=

( )21.7.61054,21030

10 2 LLLL

⋅⋅⋅

⋅

+= −

d

df D

FnZP

Gde su: TQ − torzija ostvarena u bušaćim šipkama (m-daN) Pf − potrebna snaga dovedena na vrtaći sto za rotaciju bušaćih šipki (KW) n − broj obrtaja bušaćih šipki (o/min) Z − dubina bušotine (m) Fd − primenjeno opterećenje na dleto (daN) Dd − prečnik dleta (mm)

Torziono opterećenje primenjeno na bušaće šipke za vreme izrade bušotine ne treba da pređe nominalno dozvoljeni torzioni momenat (po API standardu) za navrtanje spojnica prilikom spajanja bušaćih šipki.

Kod operacija rešavanja zaglave alata u bušotini (instrumentacija) javlja se kombinovano naprezanje u bušaćim šipkama usled istovremenog delovanja opterećenja na istezanje i torziju. Ostvareno kombinovano torziono naprezanje u bušaćim šipkama može se prikazati formulama:

291

( )

( ) ( )23.7.632

22.7.6096167,0

22

2

22min

LLLL

LLLL

cevizaIDODI

AT

ODIT

bšbš

bšQK

−⋅=

−⋅⋅

=

π

σ

Opterećenje na torziju može da izazove probleme sa bušaćim šipkama i kod nadbušivanja zaglavljenog alata sa krunama i cevima za nadbušivanje. U tim operacijama primenjuje se malo opterećenje i broj obrtaja, međutim, trenje i natezanje cevi za nadbušivanje izazivaju veliki porast torzionog opterećenja. Porast opterećenja na torziju, iz istih razloga, javlja se i kod bušenja koso-usmerenih bušotina, kao i kod dubokih bušotina malog prečnika.

Primer: Izračunati torziono opterećenje u bušaćim šipkama, koje se ostvari tokom bušenja bušotine, koristeći sledeće podatke:

− dubina bušotine: Z = 3.500 m − prečnik dleta: Dd = 215,9 mm − primenjeno opterećenje na dleto: Fd = 16.000 daN − broj obrtaja dleta, tj. bušaćih šipki: n = 60o/min − bušaće šipke: 127 mm(5'' x 19,5 lb/ft E-75 ''Premium''):

dozvoljeno opterećenje na torziju pri navrtanju bušaćih šipki: TQ = 2.000 m-daN

Rešenje: − Potrebna snaga na vrtaćem stolu za obrtanje dleta, tj. bušaćih šipki, jednačina 6.7.21:

KWPf 1439,215

160001054,210060

30350010 2 =

⋅⋅

+= −

− Ostvareno opterećenje na torziju u bušaćim šipkama, jednačina 6.7.20:

daNmn

PT f

Q /169060

1438,7118,711=

⋅=

⋅=

Ostvareno torziono opterećenje u bušaćim šipkama od 1690 m-daN je ispod dozvoljenog torzionog momenta za navrtanje bušaćih šipki 127 mm (5’’ x 19,5 lb/ft E-75 ‘’Premium’’) koji iznosi 2000 m-daN.

Izduženje (istezanje) visećih bušaćih šipki

Tokom izrade bušotine kad se kolona bušaćeg alata zadigne sa dna bušotine, sile koje se tada istovremeno javljaju izdužuju i skraćuju niz bušaćih šipki.

Niz bušaćih šipki se izdužuje usled: − delovanja sopstvene težine; − delovanja temperature u bušotini.

Niz bušaćih šipki se, takođe, skaraćuje usled delovanja potiska isplake.

Kao što je već rečeno navedena delovanja sila na niz bušaćih šipki su istovremena i definisana su sledećim jednačinama:

1. Izduženje od sopstvene težine, tj. sila aksijalnog istezanja iznosi:

( )

( )25.7.61087,1

24.7.62

85,7

7 LLLL

LLLL

bša

bša

LLili

EL

L

⋅⋅=

⋅⋅=

−

2. Izdušenje bušaćih šipki usled temperature u bušotini:

( )26.7.6108,11 6 LLLLtLL bšt ∆⋅⋅= −

292

3. Skraćenje, tj. smanjenje izduženja niza bušaćih šipki usled potiska isplake:

( ) ( )

( )28.7.610334,0

27.7.61

27

2

LLLL

LLLL

bšisp

bšisp

LLili

EL

L

⋅⋅⋅=−

−⋅⋅

=−

− ρ

γρ

Ukupno izduženje niza bušaćih šipki dobija se iz jednačine:

( ) ( )29.7.6108,11334,087,110 672 LLLLtLLLLLL bšisbšpta ∆⋅⋅⋅+⋅−⋅⋅=−+= −− ρ Gde su: La − izduženje bušaćih šipki od sopstvene težine (m) Lt − izduženje bušaćih šipki usled temperature u bušotini (m) Lp − skraćenje, tj. smanjenje izduženja usled potiska isplake (m) L − ukupno izduženje niza bušaćih šipki (m) Lbš − ukupna dužina bušaćih šipki (m) E − modul elastičnosti (21000 h.bar) ∆ t − prosečna temperatura isplake u bušotini (oC)

isρ − gustina isplake (kg/dm3) γ − Poissonov odnos ≈0,3 za čelik

6.7.5. Specijalni alati u bušotini

Specijalni alati u bušotini, generalno, uključuju sledeće: − oprema za testiranje bušotine (''Drillstem Testing Tools - DST''); − aparati za jezgrovanje, tj. uzimanje uzoraka stena (''Core Barels''); − oprema koja omogućava kontinuirano merenje za vreme bušenja (''Measurement While

Drillin - MWD’’) pri izradi horizontalnih kanala bušotina. 6.7.5.1. Oprema za testiranje bušotine ("DST")

Ipitivanje bušotine specijalnim alatom, tzv. "testerom", postavljenim na dnu bušotine naziva se Testiranje bušotine ("Drill Stem Testing - DST").

Ispitivanje bušotine testerom u osnovi predstavlja kratkotrajno osvajanje bušotine pri čemu se interval koji se ispituje odvaja pakerom od ostalog dela kanala bušotine, tako da se eliminiše uticaj pritiska stuba isplake dok se kolektor stena dovodi u vezu sa pritiskom u bušaćim šipkama, koji je uvek znatno manji od pritiska u bušotini ili sloju. Zbog razlike u pritisku slojni fluid se pokreće prema bušotini, tj. testeru i bušaćim šipkama, a poremećaj pritiska se veoma brzo proširuje kroz sloj. Reakcija sloja na depresiju biće različita zavisno od veličine depresije, svojstva fluida u sloju, propusnosti sloja, dužine merenja, stanja kanala bušotine i drugo.

Testiranje bušotine je jedina metoda za dobijanje ležišnih (slojnih) parametara u dinamičkim, a ne u statičkim uslovima u trenutku kada je pravo vreme za donošenje odluke o daljoj sudbini bušotine.

Prema osnovnim uslovima u kanalu bušotine razlikujemo dve vrste testiranja: 1. Testiranje u nezacevljenoj bušotini ("Open Hole DST") 2. Testiranje u zacevljenoj bušotini ("Cased Hole DST")

1. Testiranje u nezacevljenoj bušotini

Ova vrsta testiranja se u slučaju da se za vreme bušenja, u probušenim stenama, naiđe na tragove ugljovodonika, obavlja sa sledećim ciljem:

− da pruži dokaz o produktivnosti sloja koji je tokom bušenja ili jezgrovanja pokazao pozitivne znake u pogledu sadržaja slojnih fluida;

− ispitivanje produktivnosti sloja u kome su K-merenja dala interesentne rezultate.

293

Prema sastavu alata za testiranje, razlikujemo sledeće načine testiranja: − sa jednim pakerom i osloncem na dno bušotine; − sa dva pakera, distributorom i osloncem na dno; − sa jednim ili dva pakera i anker čeljustima (klinovima) za učvršćivanje, tj. oslanjanje testera

u koloni zaštitnih cevi.

Za uspešno obavljanje testiranja značajno je sveobuhvatno planiranje cele operacije uz uzimanje u razmatranje sledećih faktora:

− stanje kanala bušotine; − kolebanje, tj. pulsiranje pritisaka isplake tokom manevra; − određivanje mesta u kanalu bušotine za postavljanje pakera; − definisanje vremena testiranja.

− Stanje kanala bušotine Neposredno pre spuštanja testera potrebno je izvršiti tzv. "kondicioniranje isplake" tj. isprati

kanal bušotine i dovesti fizičko-hemijske karakteristike isplake na najoptimalnije vrednosti. Pri tome je veoma bitno da je glinena obloga (isplačni kolač) tanka i glatka. Takođe, ukoliko se u kanalu bušotine nalaze nagle promene ugla-kolena, iste treba eliminisati uz upotrebu rimera.

− Kolebanje tj. pulsiranje pritiska isplake tokom manevra Prilikom manevra sa testerom (spuštanja i vađenja), s obzirom da je tester ventil zatvoren,

može doći do povećanog pritiska na dno ili klipovanja bušotine. Povećani pritisak isplake, ostvaren tokom spuštanja testera, može da izazove nestabilno ponašanje bušotine u vidu zarušavanja ili pak frakturu slabih formacija. U toku vađenja testera veoma je čest slučaj klipovanja bušotine, što može da izazove dotok slojnog fluida u kanal bušotine. Iz navedenih razloga manevar sa testerom mora da se izvodi krajnje pažljivo i oprezno.

− Određivanje mesta za postavljanje pakera Guma pakera postavlja se na mesto najpovoljnijeg prečnika kanala bušotine, tj. u zoni

prečnika koji je najpribližniji prečniku dleta kojim je bušeno. Takođe, guma pakera treba da se nalazi u nepropusnim i stabilnim formacijama, neposredno iznad interesantnog sloja, koje mogu da izdrže pritisak gume i diferencijalni pritisak. Stene sa prslinama i pukotinama su nepoželjne, jer mogu da prouzrokuju oštećenje gume pakera i propuštanje fluida kroz pukotine na pakeru.

Na dubinama preko 2000 m potrebno je pre testiranja snimiti prečnik kanala bušotine, a ako uslovi u bušotini dozvoljavaju, preporučuje se da se testiranje izvede neposredno nakon K-merenja. Dodatna, eventualno nepotrebna cirkulacija može povećati prečnike bušotine čime snimljeni prečnik gubi na značaju. Ako se guma pakera postavlja bez prethodnog snimanja prečnika bušotine, onda se mesto izbora postavljanja pakera određuje na osnovu mehaničke brzine bušenja, opisa uzoraka sa sita i karakteristika dobijenog jezgra. Tada se guma pakera postavlja u interval najmanjih mehaničkih brzina bušenja.

Izborom mesta za gumu pakera, kod testiranja sa oslanjanjem na dno bušotine, ujedno se određuje i dužina ankera. Uobičajeno je da dužina intervala koji se testira ne bi trebala da iznosi više od 27 m, a što nije pravilo.

Pri testiranju sa pakerom i anker čeljustima (klinovima) alat za testiranje se oslanja u koloni zaštitnih cevi. Ako se testira otvoreni kanal bušotine, ovaj tip testiranja ima prednosti i mane:

Prednosti: − velika verovatnoća uspeha testiranja zbog kvalitetnog oslonca za paker (zaštitne cevi); − mogućnost dugotrajnog testiranja bez opasnosti od zaglave alata.

Mane: − kod dugačkih intervala testiranja postoji mogućnost uticaja pritiska stuba isplake ispod

pakera na dotok fluida iz sloja, tako da fluid iz sloja ostane u delu ispod pakera.

294

− Određivanje vremena ispitivanja Pravilo za određivanje trajanja vremena ispitivanja se ne može definisati, jer je svako

pojedino ispitivanje "slučaj za sebe". Generalno, vreme ispitivanja, zavisi od fizičko-mehaničkih karakteristika stena i manifestacije dotoka slojnog fluida na površini u toku merenja. Kao preporuka, merenje dinamičkog pritiska ne bi trebalo biti manje od 30 minuta, a merenje statičkog slojnog pritiska se kreće oko 60 minuta.

Alat, tj. oprema za testiranje bušotine sastoji se od:

a) Površinske opreme b) Bušaćih šipki c) Testera

a) Površinska oprema

Površinska oprema za testiranje prikazana je na slici 6.7.14. Na poslednju bušaću šipku navrće se kontrolna test glava (1) sa glavnim ventilom (2), a njena izrada omogućuje rotiranje bušaćih šipki i samog testera. Ona, takođe, omogućava i ispuštanje slojnog fluida iz bušaćih šipki, a po potrebi i uspostavljanje cirkulacije isplake i to: − iz međuprostora u bušaće šipke, posle

obavljenog testiranja u cilju istiskivanja doteklog fluida iz bušaćih šipki;

− iz bušaćih šipki u međuprostor ako dođe do erupcije u toku testiranja.

Slika 6.7.14. Površinska oprema za testiranja

Od glave vode savitljivi metalni vodovi (3) do ventila (4) iza kojih se nalazi razvodna glava (5) sa dva priključka na koje se navrću manometar (7) i gumeno crevo (6) za obavljanje zapažanja i uzorkovanja. Iza ventila na razvodnoj glavi nalaze se mlaznice prečnika 15,9-25,4 mm koje su spojene sa gasno nepropusnim tubingom (8) koji služi za odvod slojnog fluida izvan zone opasnosti.

b) Bušaće šipke

Tester se u bušotinu spušta sa praznim ili delimično ispunjenim (vodeni jastuk) bušaćim šipkama. Pre spuštanja testera sa bušaćim šipkama mora se izračunati opterećenje na gnječenje bušaćih šipki, tj. dubina do koje se određeni kvalitet bušaćih šipki ("Grad") može spustiti u kanal bušotine. c) Tester

Sastav testera za ispitivanje otvorenog kanala bušotine dužine oko 27 m, sa povišenim slojnim pritiskom na dubini oko 3000 m, kanala bušotine bušenog prečnikom dleta 215,9 mm, prikazan je na slici 6.7.15.

295

Tester se sastoji iz sledećih elemenata.

− Peta nosač registratora − Perforirani anker − Sklop pakera − Distributor − Sigurnosna spojnica sa prelivnim (''by-pass'')

otvorima − Izbijač − Nosač registratora (gornji) − Tester ventil (glavni ventil) − Ventili za otvaranje i zatvaranje dotoka fluida − Filter sa diznom − Cirkulaciona spojnica

− Peta nosač registratora

Peta nosač registratora sastoji se, u donjem delu, iz manometra za registrovanje pritiska i iznad njega termometra. Donji manometar za registrovanje pritiska (dubinski manometar) sastoji se iz Burdonove cevi i satnog mehanizma sa pisačem. Registruju se promene pritiska u funkciji vremena, na zacrnjenoj metalnoj foliji, tokom celog perioda testiranja.

Slika 6.7.15. Šematski prikaz sastava testera za ispitivanje nezacevljene bušotine dubine oko 3000 m i prečnika bušotine približno 215,9 mm

Termometar (registrator temperature) se ugrađuje iznad kućišta donjeg manometra i sastoji se od satnog mehanizma i bimetalnog temperaturno osetljivog elementa sa pisačem. Pisač na crno prevučenoj foliji beleži promene temperature u funkciji vremena.

− Perforirani anaker Perforirani anaker izrađuje se od kvalitetnog čelika radi nošenja tereta bušaćih alatki tokom

merenja, tj. ispitivanja bušotine. Kod testiranja intervala dužine do 15 m kao oslonac se koristi perforirani anker, dok se kod većih intervala kao oslonac koriste teške šipke u kombinaciji sa perforiranim ankerom. Bitno je da se perforirani anker ugradi na dno bušotine, a teške šipke (1 komad ili više) iznad njega.

− Sklop pakera Sklop pakera je deo sastava alata za testiranje koji pomoću gumenog brtvenog elementa

''gume-pakera'', različitog oblika i kvaliteta, odvaja tokom ispitivanja stub isplake od intervala koji se ispituje.

Iako postoji nekoliko tipova ovog alata, za sve je karakteristično da pod opterećenjem dolazi do teleskopskih uvlačenja metalnih delova pakera, što rezultuje kompresijom i širenjem gume pakera te brtvljenjem kanala bušotine.

Prečnici i kvalitet guma pakera biraju se u zavisnosti od prečnika kanala bušotine, očekivane temperature i pritiska. Odnos prečnika bušotine (Dd) i prečnika gume pakera (Dp) uobičajeno je: Dd/Dp = 1,1-1,2. Kvalitet guma izražava se u durima i uobičajeni kvaliteti su: 50,75 i 90 dura. U dubljim bušotinama sa povišenim slojnim pritiskom koriste se dva ili više pakera međusobno povezanih razdeljivačem pritiska, ''distributorom''.

− Distributor Distributor je alat koji rešava problem prekomernog diferencijalnog pritiska koji se javlja u

trenutku otvaranja testera, zbog kojeg u dubljim bušotinama dolazi do propuštanja gume pakera. Ugrađuje se između dva pakera i svrha mu je da rasporedi - distribuira pritiske iznad gornjeg pakera, između pakera i ispod donjeg pakera, i to od većeg pritiska postepeno prema manjem.

296

Između pakera, nakon aktiviranja, ostaje pritisak koji je niži od onog iznad gornjeg pakera, a veći nego onaj ispod njega.

− Sigurnosna spojnica sa prelivnim (''by-pass'') otvorima Sigurnosna spojnica sa prelivnim (''by-pass'') otvorima ugrađuje se neposredno iznad pakera

sa svrhom oslobađanja alata za testiranje u slučaju zaglave u području anker-teške šipke ili zaglave samog pakera. Da bi se oslobađanje moglo lako izvesti, sastoji se iz krupnih levih navoja. U donjem delu sigurnosne spojnice nalaze se prelivni (''by-pass'') otvori, koji su otvoreni tokom spuštanja i vađenja alata sa testerom. Tokom spuštanja otvori omogućavaju prolaz isplaci kroz paker iz dela bušotine ispod pakera u deo iznad pakera i obrnuto tokom vađenja. Pod opterećenjem, pre aktiviranja testera, ti se otvori zatvaraju, a kod zadizanja alata otvaraju i omogućuju izjednačavanje pritiska iznad i ispod pakera radi lakšeg deaktiviranja pakera.

− Izbijač Izbijač olakšava oslobađanje alata iz zaglave, ako je do prihvata došlo ispod udarača.

Aktivira se dodatnim nategom na površini pod kojim dolazi do teleskopskog istezanja udarača, a nakon kraćeg vremena i do udara koji na deo alata ispod udarača deluje odozdo prema gore.

− Nosač registratora (gornji) To je ustvari gornji manometar za registrovanje pritiska u funkciji vremena. Sastav mu je

isti kao i manometra u peti nosača registratora. Ovaj manometar se nalazi u protočnoj struji slojnog fluida za razliku od donjeg manometra koji se nalazi ispod perforiranog ankera, tj. van protoka. Ovako postavljeni manometri omogućavaju kontrolu rada dotoka slojnog fluida i prepoznavanje pojave začepljenja ankera.

− Tester ventil (glavni ventil) Tester ventil je u toku spuštanja i vađenja alata uvek zatvoren sa ciljem da spreči ulazak

isplake u bušaće šipke. Otvara se primenom opterećenja na paker i tada omogućava dotok fluida iz sloja u tester, a zatim i u bušaće šipke. Zadizanjem alata tester ventil se automatski zatvara. Snabdeven je prelivnim (''by-pass'') otvorima, kao i sigurnosna spojnica sa istom namenom.

Hidraulički sistem sa vremenskim kašnjenjem omogućuje da najpre dođe do aktiviranja pakera, a tek zatim do zatvaranja tester ventila.

− Ventili za otvaranje i zatvaranje dotoka fluida Iznad tester ventila, zavisno od toga kakvi se podaci žele dobiti, ugrađuje se jedan od

sledećih alata-ventila: ''DUAL CIP'' ventil ''DUAL CIP SEMPLER'' ventil ''MULTICIP'' ventil

''DUAL CIP'' ventil omogućuje merenje dva dinamička i dva statička slojna pritiska i indirektnu cirkulaciju istovremeno sa merenjem završnog statičkog pritiska radi uštede u vremenu. Okretanjem 11 punih okretaja bušaćih šipki u desno alat se zatvara, nakon daljih 14, otvara, te nakon 14, ponovo zatvara. U položaj za indirektno ispiranje dovodi se nakon daljih 16 okretaja u desno.

''DUAL CIP SAMPLER'' ventil predstavlja varijantu standardnog ''DUAL'' ventila, kojem je dodan deo - SAMPLER za uzimanje (zatvaranje) uzorka fluida nakon zatvaranja drugog protoka. Komora ''SAMPLER''-a je zapremine oko 2,5 l.

''MULTICIP'' ventil omogućuje merenje dinamičkog i statičkog pritiska neograničeni broj puta i uzimanje (zatvaranje) uzorka nakon merenja zadnjeg protoka. Za razliku od DUAL-a koji se ugrađuje iznad tester ventila, MULTICIP ventil se ugrađuje ispod tester ventila.

297

− Filter sa diznom Filter sa diznom ugrađuje se neposredno iznad DUAL ventila. Dizna je promenljivih

veličina (4,8-9,5 mm), sa zadatkom da prigušuje dotok fluida u bušaće šipke i smanjuje pad pritiska u sloju.

Ispod dizne ugrađena je perforirana protektor cev-filter, sa namenom da zaustavi veće krhotine koje bi mogle da začepe diznu.

− Cirkulaciona spojnica Cirkulaciona spojnica ugrađuje se jedan pas (3 komada bušećih šipki) iznad alata za

testiranje i služi da se kroz nju, nakon deaktiviranja pakera, izvrši indirektna cirkulacija. Utiskivanjem isplake iz međuprostora u bušaće šipke izbacuje se dotekli slojni fluid iz bušaćih šipki na površinu.

Da bi se otvorila cirkulaciona spojnica u bušaće šipke se ubacuje mesingano vreteno određene težine - ''bomba'', koja padom lomi klip na čepu koji zatvara otvor na telu cirkulacione spojnice. Pod dejstvom diferencijalnog pritiska isplaka uteruje čep u bušaće šipke čime se otvara otvor i isplaka ulazi u bušaće šipke. Operacija testiranja

Šematski prikaz pojedinih faza operacije testiranja prikazan je na sl. 6.7.16. Bušaći alat sa testerom spušta se na dno bušotine, pri čemu su prelivni (''by-pass'') otvori (5)

otvoreni, a tester ventil (8) zatvoren. Oslanjanjem perforiranih ankera (2) na dno, tj. davanjem opterećenja na alat, prvo se zatvaraju prelivni (''by-pass'') otvori, zatim dolazi do širenja gume pakera (3), tj. do njenog aktiviranja i to pre nego što se otvori tester ventil, čime se gumi pakera daje dovoljno vremena da se prilagodi obliku (prečniku) kanala bušotine. Nakon otvaranja tester ventila guma pakera preuzima celokupan teret od stuba isplake i to je najkritičniji trenutak cele operacije. Otvaranje tester ventila se na površini manifestuje kao stres bušaćih šipki i od tog trenutka počinje merenje u bušotini.

Nakon otvaranja tester ventila nivo isplake na površini mora ostati stabilan, što je ujedno i znak da guma pakera drži i da je testiranje bušotine u toku.

Manipulacijom sa ventilima za otvaranje i zatvaranje bušotine (9) obavlja se planirano testiranje, tj. ispitivanje bušotine.

Zadizanjem bušaćeg alata, tj. bušaćih šipki, automatski se zatvara tester ventil, zatim se otvaraju prelivni (''by-pass'') otvori i izjednačuju pritisci iznad i ispod pakera u cilju lakšeg deaktiviranja pakera. Zatvaranje tester ventila odnosno otvaranje prelivnih (''by-pass'') otvora po pravilu se manifestuje manjim ili većim padom nivoa isplake na ušću bušotine. Tada se kanal bušotine mora odmah dopuniti isplakom i to do vrha bušotine.

Zavisno od uslova u bušotini aktivira se izbijač (6), ili otvara cirkulaciona spojnica (11) i nakon indirektne cirkulacije, tj. izbacivanja slojnog fluida iz bušaćih šipki, pristupa se vađenju alata. U toku vađenja alata bušotina se mora redovno dopunjavati isplakom uz osmatranje indikacija dotoka slojnog fluida u kanal bušotine.

298

Slika 6.7.16. Šematski prikaz pojedinih faza ispitivanja bušotine testerom 2. Testiranje u zacevljenoj bušotini

Sastav opreme za testiranje je gotovo identičan kao i kod testiranja u nezacevljenoj bušotini. Testiranje se može obavljati kroz bušaće šipke ili uzlazne cevi (''Tubing''). Sastav uobičajenog alata za testiranje u zacevljenoj bušotini prikazan je na slici 6.7.17.

Testiranje u zacevljenoj bušotini, uobičajeno se primenjuje za: − ispitivanje i osvajanje produktivnosti sloja (iz perforiranog, tj. napucanog intervala zaštitnih

cevi) o kome je K-merenje pokazalo interesantne rezultate; − određivanje odnosa nafta-voda, nafta-gas i gas-voda, za različite delove perforiranog

intervala zaštitnih cevi; − proveru hermetičnosti zaštitnih cevi nakon izvedene cementacije kod ugradnje izgubljene

kolone zaštitnih cevi; − proveru rezultata cementacije pod pritiskom.

Pored toga što tester može ostati neograničeno vreme u bušotini, jedna od najznačajnijih prednosti ispitivanja bušotina ovom metodom je i velika ekomonska ušteda, jer ispitivanje i osvajanje bušotine klasičnom metodom zahteva primenu remontne dizalice ili bušaćeg postrojenja.

299

Kod ovog testiranja, anker se ne postavlja na dno bušotine već se alat za testiranje učvršćuje pakerom sa posebnim mehanizmom čeljustima-klinovima o zid kolone zaštitnih cevi. Paker se može aktivirati na bilo kojoj željenoj dubini unutar kolone zaštitnih cevi. Ispitivanje je moguće obaviti i sa dva pakera aktivirana na različitoj dubini, tako da se mogu ispitivati pojedine perforirane (napucane) zone odvojeno. Interpretacija podataka dobijenih testiranjem

Nakon vađenja testera iz bušotine dijagram pritiska iz manometra se odmah preliminarno analizira tj. očitava pomoću terenskog čitača. Očitane pritiske i temperature sa kratkom ocenom ispitanog intervala treba upisati u odgovarajuću knjigu na bušaćem postrojenju.

Tipična analiza dijagrama razvoja pritisaka sa dotokom slojnog fluida prikazana je na Sl. 6.7.18. Slika 6.7.17. Šematski prikaz

sastava alata za ispitivanje u zacevljenoj bušotini

Slika 6.7.18. Tipičan razvoj krivih pritisaka kod dvostrukog merenja pritisaka slojeva sa dotokom vode

Pritisci koji se sa dijagra-ma pritisaka očitavaju i upisuju u knjigu na bušaćem postrojenju su:

PHP-početni hidrostatički pritisak stuba isplake na dnu bušotine (tačka 4 na dijagramu); PSP - početni statički pritisak, pritisak pri zatvorenoj bušotini sa DUAL-om, nakon prvog zatva-ranja (tačka 8);

PDP - početni dinamički pritisak, najniži pritisak za vreme dotoka slojnog fluida, zabeležen odmah nakon otvaranja tester ventila kod prvog protoka, odnosno DUAL-a kod drugog protoka (tačka 6 kod prvog protoka i 9 kod drugog protoka) KDP - konačni dinamički pritisak, pritisak dotoka neposredno pre zatvaranja DUAL-a (tačka 7 kod prvog dotoka i 10 kod drugog dotoka) KSP - konačni statički pritisak, konačni pritisak odmah nakon zatvaranja tester ventila (11) KHP - konačni hidrostatički pritisak, pritisak stuba isplake nakon povlačenja bušaćih šipki kada celokupni pritisak isplake ponovo deluje na dno bušotine (12).

Na slikama 6.7.19, 6.7.20, 6.7.21 i 6.7.22 prikazani su neki tipični dijagrami kolektora (slojeva) sa bitno različitim karakteristikama.

300

Slika 6.7.19. Dijagram pritisaka sloja odlične propusnosti

Slika 6.7.20. Gotovo nepropusni sloj sa zanemarljivom energijom

Slika 6.7.21. Sloj neznatne propusnosti, ali odlično izražene slojne energije

Slika 6.7.22. Naoko dobar sloj, ali sa vrlo brzim padom slojnog pritiska

Na osnovu podataka dobijenih testiranjem mogu se izračunati sledeće ležišne karakteristike: − propusnost − oštećenje kanala bušotine (''Skin efekat'') − slojni pritisak − koeficijent produktivnosti − radijus ispitnog područja (radijus dreniranja) − postojanje barijera (raseda ili isklinjenja)

Detaljnim očitavanjem krivih dinamičkog pritiska može se utvrditi da li je dotok u bilo kojoj fazi merenja bio ujednačen, pa se na osnovu toga izračunava dnevna proizvodnja ispitnog intervala.

Detaljnim (parcijalnim) očitavanjem krivih statičkog pritiska dobija se niz tačaka kroz koje se povlači pravac, tzv. ekstrapoliranog statičkog pritiska, koji bi trebalo da odgovara stvarnom ležišnom pritisku. Prema pravcu ekstrapolacije može se utvrditi postojanje barijera (raseda ili isklinjenja) unutar radijusa dreniranja.

Iz nagiba pravca ekstrapolacije, ekstrapoliranog pritiska, dnevne proizvodnje i dr. mogu se izračunati propusnost formacije (tester je jedini alat koji omogućava direktno izračunavanje efektne propusnosti), zatim približni radijus dreniranja i oštećenja produktivne zone.

Jedan od postupaka koji se koristi za izračunavanje navedenih parametara kod klasičnih slojeva, pretpostavljajući ujednačeni radijalni dotok u bušotinu, poznat je pod nazivom ''Hornerova'' metoda.

Nakon izračunavanja i interpretacije rezultata testiranja može se pouzdano reći koja je propusnost sloja, njegovo oštećenje isplakom, da li unutar radijusa dreniranja postoji barijera koja mu ograničava prostiranje, da li brzo pada slojni pritisak, i generalno, da li je ispitivani sloj uopšte perspektivan za proizvodnju ili nije.

301

6.7.5.2. Aparati i krune za jezgrovanje Bušenje jezgrovanjem je izrada kanala bušotine uz vađenje uzoraka probušenih stena u cilju

tačnog geološkog pregleda i utvrđivanja litoloških i kolektorskih svojstava probušenih stena (poroznosti, propusnosti i zasićenosti tečnim i gasovitim mineralnim sirovinama).

Prema konstrukciji konvencionalne alatke za jezgrovanje delimo na: − jednostavne aparate sa jednom cevi; − dvostruke aparate sa dve cevi (spoljašnjom i unutrašnjom).

U praksi se uglavnom upotrebljavaju aparati sa dvostrukom cevi u raznim izradama, kod kojih se ulaz isplake tokom jezgrovanja usmerava u prostor između dve cevi, tako da isplaka ne dolazi u dodir sa nabušenim jezgrom.

Kod kruna za jezgrovanje zajednička karakteristika je razrušavanje samo prstenastog preseka stene, dok jezgro stene (cilindričnog oblika) ostaje čitavo i prolazi kroz krunu i puni jezgrenu cev (unutrašnju cev) spojenu sa krunom ili postavljenu neposredno iznad nje. Prema obliku i načinu izrade krune za jezgovanje dele se na:

a) Krune lopatastog tipa b) Krune sa konusima (rolkama) c) Dijamantske krune

a) Krune lopatastog tipa Krune lopatastog tipa (Sl.6.7.23a)

primenjuju se za jezgrovanje u stenama male čvrstoće, slične su trolopatastim ili četvorolopatastim dletima, ali za razliku od njih imaju otvor u sredini kroz koji ulazi nabušeno jezgro u aparat za jegrovanje. U cilju produženja veka lopataste krune, na svim rubovima lopatica navaruje se tvrdi materijal.

Slika 6.7.23. Šematski prikaz lopataste krune i krune sa konusima (rolkama)

b). Krune sa konusima (rolkama) Krune sa konusima (rolkama), Sl. 6.7.23b, primenjuju se za jezgrovanje u stenama male do

srednje čvrstoće, tj. otpornosti na bušenje i umesto lopatica imaju šest konusa (rolki), od kojih tri buše po obodu dna bušotine (vanjske), a ostale tri buše po obodu jezgra (unutrašnje). Trajnost ležajeva konusa je relativno mala, pa je i vreme rada na dnu bušotine ograničeno. Izbor kruna za jezgrovanje je identično kao i izbor dleta za bušenje. Ako postoji opasnost od zarušavanja bušotine ili kanal bušotine ima veliki otklon od vertikale, jezgruje se krunom manjeg prečnika od prečnika dleta. Ako uslovi u bušotini to dozvoljavaju, korisno je da se jezgruje sa prečnikom krune kojim se i buši.

c) Dijamantske krune Dijamantske krune (Sl.7.24) upotrebljavaju se za jezgrovanje u stenama svih čvrstoća, tj.

otpornosti na bušenje (mekanim, srednje čvrstim, čvrstim i izuzetno kompaktnim i abrazivnim). Svaka dijamantska kruna sastoji se iz sledećih elemenata:

− Čelično telo sa API navojem, koji služi za navrtanje na aparat za jezgrovanje − Matrica (vezivo), koja služi kao nosač ugrađenih dijamanata. Izrađena je od tvrdog

materijala otpornog na koroziju (uglavnom od volfram karbida). U matricu su specijalnim postupcima usađeni dijamanti.

− Dijamanti, od kojih se primenjuju prirodni industrijski dijamanti i sintetički dijamanti (PDC).

302

Prirodni industrijski dijamanti razlikuju se međusobno po molekularnoj strukturi i fizičkim karakteristikama. Kvalitet dijamanata određuje se prema težini, a težina dijamanata izražava se u karatima. Izbor dijamanata za ugradnju u krune vrši se prema njihovoj tvrdini (u Mossovoj skali nalaze se između 9-10), a ona zavisi od gustine dijamanata. Kada je gustina između 3,1 i 3,3 kg/dm3

dijamant je vrlo tvrd, između 3,0-3,1 kg/dm3 je srednjeg kvaliteta, a ispod 2,9 kg/dm3 je lošeg kvaliteta u pogledu tvrdine. Za izradu dijamatskih kruna za jezgrovanje najviše se primenjuju sledeće vrste prirodnih dijamanata: ''Carbon'' i ''Boarts'', a ređe i ''Ballas''. Dijamanti se selektiraju prema veličini, obliku i težini, tako da kruna može biti izrađena od krupnih, sitnih dijamanata i dijamantske prašine.

Sintetički dijamanti (PDC) izrađuju se uglavnom u obliku kombinovanih pločica ili cilindara cementiranih volfram karbidom, identi-čno kao i kod PDC dleta.

Slika 6.7.24. Prikaz dijamantskih kruna za jezgrovanje

Dijamanti pored svoje izvanredne tvrdoće i visoke hemijske stabilnosti (sastoje se od čistog kristalnog ugljenika) imaju i relativno veliku osetljivost na udare (lom) i temperaturu, što ih čini jako osetljivim na oštećenje u toku izrade kanala bušotine. Uzroci trošenja ili oštećenja dijamatskih kruna za vreme bušenja su sledeći:

− Velika brzina proticanja isplake razvodnim kanalima na kruni, što ima za posledicu eroziju i proširenje ispirnih kanala. Dijamanti, usađeni u matricu blizu kanala, nakon erozije matrice, ispadaju ili se lome. Erozija matrice biće izraženija ako u isplaci ima više krutih čestica (silta, peska ili slično).

− Sagorevanje dijamanata na kruni, što je posledica nedovoljnog ispiranja i hlađenja dijamanata isplakom. Hlađenje dijamanata zavisi od kapaciteta ispiranja isplakom i od broja i konstrukcije (obliku) kanala za ispiranje na kruni. Pravilnim izborom tipa krune za pojedine vrste stena i primenom režima bušenja koji preporučuje proizvođač kruna, trošenje dijamanata može se svesti na razumnu meru.

− Nedovoljno opterećenje na krunu, što može biti uzrok brzog trošenja ili loma dijamanata na kruni. Za svaku pojedinačnu stenu postoji i najpovoljnije opterećenje primenjeno sa dijamanatima, a što je uslovljeno graničnim pritiskom čvrstoće stene. Ako nije pređena granična čvrstoća na pritisak za određenu stenu, dijamanti samo klize po steni bez prodiranja. Zbog toga se vrh dijamanata brzo istroši i zaobli, tako da više nije u stanju da razara stenu.

− Neodgovarajuća stabilizacija alata, čime se uzrokuje izdizanje jednog dela radne površine krune iznad dna bušotine. Posledica toga može biti: opterećenje na krunu preuzima samo jedan deo dijamanta na radnoj površini krune, pri čemu je često prekoračena čvrstoća dijamanata, tako da dolazi do uništenja samih dijamanata, zatim isplaka u tim uslovima protiče linijom manjeg otpora, tj. prolazi ispod izdignute strane krune i pri tome ne ispira niti hladi jako opterećene dijamante na drugom delu krune. Posledica toga je sagorevanje dijamanata.

Zavisno od fizičko-mehaničkih karakteristika stena u kojima se buši odabira se i tip dijamantske krune za jezgrovanje. Proizvođači dijamantskih kruna daju uputstva za primenu pojedinih tipova kruna. U tabeli 6.7.7 navedena su uputstva za izbor tipova kruna u odnosu na vrstu formacije, proizvedenih od firme ''Christensen''.

303

Tabela 6.7.7. Vodič za izbor dijamantskih kruna za jezgrovanje od firme ''Christensen''

Karakteristike formacija

Tip stena

Odgovarajuće dleto za bušenje

Preporučena dijamantska

kruna Meke formacije sa

niskom kompresivnom čvrstoćom

lepljive gline gline lapori

NC1 S3S J11

RC444

Meke formacije sa niskom kompresivnom čvrstoćom i visokom

bušivošću

lapori soli

anhidriti šejl

NC2 F2

FP51 NC27

RC476

C18

Meke do srednje čvrste formacije sa malom

kompresivnom čvrstoćom i umetnutim čvrstim proslojcima

peščar lapor kreda

J33 NC3 FP53

F3

RC476 C18

Srednje do čvrste formacije sa visokom

kompresivnom čvrstoćom i malom

abrazivnošću

čvrsti lapori

krečnjaci dolomiti

NC4 J44 F4

NC45 FP62

C201

SC226 Čvrste formacije sa

visokom kompresivnom čvrstoćom, ali ne i

abrazivne

krečnjaci dolomiti

NC57 J55 F57 NC5

C23 SC226

Čvrste formacije sa visokom kompresivnom čvrstoćom i abrazivnim

proslojcima

peščari

silt čert

NC7 J77 H88 F7

SC276

SC279 Ekstremno čvrste i abrazivne formacije

kvarciti granit

J99 H100 SC279

Aparat za jegrovanje firme ''Christensen 250P''

Ovaj najšire primenjivani aparat za jezgrovanje pri izradi dubokih bušotina, dužine oko 9 m, (Sl.6.7.25), sastoji se od spoljašnje i unutrašnje, tj. sržne cevi (koja može biti izrađena od različitih materijala - metal, pleksiglas i dr.), aksijalnog ležaja na kome visi sržna cev, sigurnosne spojnice, ventila za usmeravanje cirkulacije, prelaznih i spoljnih komada od kojih neki imaju ulogu stabilizera, pete aparata za jezgrovanje, hvatača jezgra i krune (obično dijamantske).

Ovim aparatom se može u kontinuitetu jezgrovati 9, 18 i 27 m, tj. mogu se spajati u jednu celinu 2 i 3 ova aparata, zavisno od potrebe i situacije u bušotini. Jedna od karakteristika ovog aparata je i ta, da se, pre početka jezgrovanja, cirkulacija izvodi kroz sržnu cev, a tek onda, bacanjem čelične kuglice, cirkulacija se usmerava u prstenasti prostor između spoljašnje i unutrašnje (sržne) cevi.

304

1) Spoljašnji navoj sigurnosne spojnice 2) Opruga 3) Zavrtanj 4) Frikcioni prsten 5) Gumena ''O'' zaptivka 6) Unutrašnji navoj sigurnosne spojnice 7) Gumena ''O'' zaptivka 8) Navlaka 9) Podložne pločice 10) Kućište ležaja 11) Ležaj 12) Navlaka-suprotna 13) Spojnica sržne cevi 14) Matica 15) Kugla ventila 16) Sedište ventila 17) Spojnica sržne cevi 18) Prelaz spoljašnje cevi 19) Spoljašnja cev 20) Sržna cev 21) Peta sržne cevi 22) Hvatač jezgra 23) Dijamantska kruna

Slika 7.6.25.Konstrukcija aparata za jezgrovanje firme ''Christensen''

Ovaj tip aparata proizvodi se u više veličina koje su prikazane u tabeli 6.7.8.

Tabela 6.7.8. Karakteristike aparata za jezgrovanje tipa ''Christensen 250P'' Spoljašnji

prečnik Prečnik jezgra

Prečnik krune

(mm) (inch) (mm) (inch) (mm) (inch) 104,8 120,6 146

171,4 203,2

4 1/8 4 3/4 5 3/4 6 3/4 7 5/8

54 66,7 88,9

101,6 133,3

2 1/8 2 5/8 3 1/2

4 5 1/4

120,6-152,4 133,3-171,4 158,7-203,2 190,5-228,6 209,5-247,6

4 3/4-6 5 1/4-6 3/4

6 1/4-8 7 1/2-9

8 1/4-9 3/4

Uz ovaj tip aparata za jezgrovanje neohodan je i dodatni alat (pribor alata za jegrovanje) kojim se omogućava uvlačenje aparata u toranj, njegovo sastavljanje, vađenje jezgra, rastavljanje aparata nakon jezgrovanja, navrtanje i odvrtanje krune, slika 6.7.26.

Pre spuštanja aparata neophodno je očistiti dno bušotine od bilo kakvih metalnih komadića (magnetom ili hidrauličkim paukom). Krunom se uz ispiranje bez rotacije dodirne dno, zadigne se bušaći alat 30-40 cm i izvrši ispiranje kroz unutrašnju cev u trajanju od najmanje 30 minuta. Zatim se odvrne radna šipka i ubaci čelična kuglica (sastavni deo pribora za jezgrovanje) koja ima zadatak da usmeri tok isplake u međuprostor između unutrašnje i spoljašnje cevi i započne se sa jezgrovanjem.

Suština kod režima bušenja jezgrovanjem, jer napredak bušenja zavisi od stalnog i čvrstog kontakta dijamanata sa stenom, je davanje ravnomernog, tj. konstantnog opterećenja na dijamantsku krunu i primena optimalne i ujednačene količine ispiranja (uglavnom po preporukama proizvođača kruna). Ponašanje pritiska na manometru isplačne pumpe je najbolja kontrola za praćenje operacije

305

jezgrovanja. Porast pritiska na manometru pumpe najčešće ukazuje na oštećenje dijamatske krune i tada treba prekinuti jezgrovanje i aparat izvući iz bušotine.

1) Gumeni čep za izbijanje jezgra 2) Prelaz za priključak 3) Kontrolni luminijumski čep 4) Vrat za zadizanje 5) Klješta za prihvačanje jezgra 6) Odvrtač za krunu 7) Hvatač kugle ventila 8) Pridržač jezgra 9) Ključ za odvrtanje ležaja 10) Kalibar 11) Ključ za odvrtanje sržne cevi 12) Venac za osiguranje sržne cevi

Nakon jezgrovanja intervala od 9, 18 ili 27 m, ne prekida se cirkulacija, ali se obustavlja rotacija i zadigne se alat dok porast težine na indikatoru težine (drilometru) ne pokaže zatezanje jezgrene opruge. Nakon toga nastavlja se sa zadizanjem alata dok se jezgro ne otkine, ali najviše za 10.000 daN više u odnosu na normalno opterećenje alata.

Slika 6.7.26. Pribor aparata za jezgrovanje sa metalnom sržnom cevi (proizvodnja firme ''Christensen'')

Ako nije došlo do otkidanja jezgra, potrebno je povećati kapacitet ispiranja tako da cirkulacioni pritisak na manometru pumpe poraste za 20-30 bar. Pod takvim režimom trebalo bi doći do otkidanja jezgra za oko 10 minuta. Praćenjem indikatora težine može se zaključiti da li je jezgro otkinuto, i u zavisnosti od toga ponavlja se postupak ili se povlači jezgro - aparat iz kanala bušotine. Specijalni aparati za jezgrovanje

Specijalni aparati za jezgrovanje su aparati koji svojom konstrukcijom i namenom odstupaju od klasičnog aparata za jezgrovanje (serije 250P). Uglavnom se primenjuju sledeći tipovi specijalnih aparata za jezgrovanje:

− aparati sa gumenom sržnom cevi; − sistem jezgrovanja uz pomoć užeta; − aparati za uzimanje orijentisanog jezgra; − jezgro-aparati za bušotine malog prečnika.

Jezgro aparati sa gumenom sržnom (unutrašnjom) cevi. To je aparat za jezgrovanje sa gumenom sržnom cevi. Glavna i osnovna karakteristika ovog tipa aparata je da umesto krute sržne (unutrašnje) cevi ima gumenu cev u koju ulazi jezgro. Namenjen je za jezgrovanje u nevezanim i mekim stenama, konglomeratima i raspucalim stenama.

Gumeno crevo nepropusno oblaže jezgro, štiti ga od oštećenja u toku bušenja i ispiranja, tj. održava ga neporemećenim. Prečnik gumenog creva u koje ulazi jezgro je manjeg prečnika od jezgra, tako da je jezgro zaštićeno od drobljenja i ispadanja. Krune su konstruisane tako da je sveden na minimum razmak između čela krune i tačke gde jezgro ulazi u gumeno crevo.

Radi štetnog delovanja visokih temperatura u bušotini na gumenu sržnu cev, ovaj aparat se spušta do dubine oko 2.500 m. Proizvođači preporučuju da se, ukoliko je temperatura na dnu bušotine veća od 80oC, pre početka jezgrovanja, dovoljno dugo cirkuliše isplakom, da bi hladnija isplaka sa površine rashladila dno bušotine.

306

Sistem jezgrovanja uz pomoć užeta Ovo je specijalna varijanta jezgrovanja primenom pribora koji se u bušotinu spušta kroz

bušaći alat, a izvlači na užetu. Ovaj sistem dozvoljava i bušenje i jezgrovanje bez prethodnog vađenja bušaćih alatki iz bušotine. Na dnu aparata se nalazi dijamantska kruna. U cilju normalnog bušenja spušta se kroz bušaći alat specijalni čep koji se postavlja u centar dijamantske krune čime se dijamantska kruna transformiše u dijamantsko dleto za bušenje. U slučaju potrebe za jezgrovanjem sa overšotom na užetu, vadi se prvo čep iz bušaćeg alata, pa se zatim spušta, takođe na užetu sa overšotom, unutrašnja cev sa sistemom ležajeva, čime se omogućuje operacija jezgrovanja, tj. uzimanje jezgra.

Aparati za uzimanje orijentisanog jezgra Ovaj aparat za jezgrovanje opremljen je specijalnim dodacima, tj. dodatnim alatima koji

omogućuju orijentisano jezgrovanje, odnosno uzimanje jezgra iz kanala bušotine koje je orijentisano. Dobijanje orijentisanog jezgra pruža pouzdane podatke o orijentaciji fraktura, nagibu i pružanju slojeva i pravac pružanja maksimalnih poroziteta. Ovi podaci mogu biti od velike važnosti kako za nastavak bezbednog bušenja tako i za kasnije radove na eksploataciji i razradi bušotina i ležišta.

Jezgro-aparati za bušotine malog prečnika Tendencija bušenja bušotina malog prečnika (''Slim hole''), koja je u poslednje vreme sve

izraženija (zbog velikih ekonomskih ušteda) uslovila je konstrukciju ovog aparata za jezgrovanje. Ovaj aparat je konstruisan za jezgrovanje u kanalu bušotine manjeg prečnika od 104,8 mm (4 1/8''). Sličan je po konstrukciji aparatu za jezgrovanje serije 250P, samo što za razliku od ovog ne raspolaže sigurnosnom spojnicom.

6.7.5.3. Sastav alata za horizontalno bušenje i uređaj koji omogućuje kontinuirano merenje za vreme bušenja (MWD)

Osnovna svrha izrade horizontalnih bušotina, tj. bušotina u kojima proizvodni deo kanala zauzima horizontalni položaj u prostoru, jeste povećanje dodira kanala bušotine sa ležištima korisnih fluida nafte i/ili gasa ili vode, te na taj način povećanje proizvodnosti tih bušotina.

Osim proizvodnih bušotina sa horizontalnim kanalima, horizontalne kanale mogu imati i injekcione bušotine, čime se postiže velika dodirna površina kanala bušotine sa ležišnim stenama i povećava delotvornost utiskivanja fluida, a što je značajno za poboljšanje iskorišćavanja nafte.

Horizontalni kanal bušotine buši se uglavnom paralelno sa pružanjem slojeva stena. Vertikalni kanal je onaj koji preseca horizontalne slojeve pod uglom od 90o, a horizontalni je onaj koji ide paralelno sa horizontalnim slojevima (Sl.6.7.28). Za razliku od proizvodnosti vertikalnih bušotina, koja uglavnom zavisi od parametara probušenih stena (poroznosti, propusnosti, zasićenja fluidima i pornog pritiska), kod horizontalnih bušotina proizvodnost uveliko zavisi od dužine horizontalnog dela kanala bušotine kroz proizvodnu formaciju, a sama dužina zavisi od: prirodnog litološkog sastava stena, geotermičkih uslova i od odabranog tipa horizontalne bušotine.

U svetu je do sada izrađeno više hiljada horizontalnih bušotina sa trendom porasta njihovog broja iz godine u godinu. O sastavu alata za horizontalno bušenje i uređajima koji omogućuju kontinuirano merenje za vreme bušenja (MWD), kao i o ukupnoj tehnologiji izrade horizontalnih bušotina biće reči u poglavlju ''Tehnologija horizontalnog bušenja''.

Slika 6.7.28. Šematski prikaz horizontalne bušotine

307

6.8. Optimalizacija parametara bušenja Optimalizacija bušenja može se definisati kao matematički postupak izbora promenljivih

parametara usmerenih tako da ostvaruju minimalne troškove bušenja. Takođe, mora se smatrati kao kompromis u kome su promenljivi parametri bušenja dostigli najefikasniji stepen, jer su mnoga ograničenja van naše kontrole.

Suština u prilazu optimalizacije parametara bušenja je upotreba podataka sa prethodnih bušotina, kao osnova za izračunavanje i primenu optimalne tehnologije na sledećim bušotinama. Optimalnim programom bušenja ne povećava se samo mehanička brzina bušenja, već se njime, takođe, predviđaju mogući problemi u bušotini i daju metode za postupke u razrešavanju ovih problema, ukoliko se pojave.

Parametri koji utiču na optimalizaciju bušenja mogu se klasifikovati u promenljive i nepromenljive, kako je prikazano u tabeli 6.8.1.

Tabela 6.8.1. Parametri koji utiču na optimalizaciju bušenja: PROMENLJIVI NEPROMENLJIVI

Tip dleta Opterećenje - broj obrtaja Hidraulika

− količina ispiranja − međuprostorna brzina − brzina mlaza − pritisak na pumpi

Isplaka − gustina − plastični viskozitet − granica tečenja − fitracija − sadržaj čvrste faze

Vreme Lokacija Dubina Karakteristike postrojenja Korozivni gasovi Temperatura u bušotini Fizičko-mehaničke osobine stena Karakteristični problemi Obučenost bušaće brigade Snabdevanje vodom

Klasifikacija nije definitivna, jer neke nepromenljive veličine mogu menjati svoje osobine, promenom drugih promenljivih parametara. Na primer, čvrstoća na sažimanje i istezanje stene koja se buši ostaje konstantna, ali se bušivost ove stene menja sa promenama geoloških osobina, isplake i tipa dleta.

Istovremenim povećanjem dve ili više promenljivih, može se dobiti negativna ili pozitivna međuzavisnost u odnosu na pojedinačni uticaj promenljivih. Negativna međuzavisnost nastaje pri povećanju obe promenljive, a povećanje brzine bušenja nije u očekivanim veličinama iako može biti veće od pojedinačnih povećanja promenljivih. Pozitivna međuzavisnost se dobija kada jedna promenljiva dopunjuje drugu i brzina bušenja je veća od očekivane. Međusobno dejstvo promenljivih parametara bušenja na brzinu bušenja prikazano je u tabeli 6.8.2.

Tabela 6.8.2. Međuzavisnost promenljivih parametara bušenja KOMBINACIJE PROMENLJIVIH POVEĆANJE

Opterećenje na dleto - broj obrtaja Opterećenje na dleto - hidraulika Broj obrtaja - hidraulika Nizak % čvrst. materije - hidraulika Nizak % čvrst. materije - opterećenje na dleto Nizak % čvrst. materije - tip dleta Tip dleta-formacija Broj obrtaja-formacija

Negativno Pozitivno Nema Pozitivan Pozitivan Pozitivan Oboje Negativan

308

Do sada su urađene mnogobrojne studije i istraživanja vezana za osnovne faktore koji utiču na mehaničku brzinu bušenja. Praktična iskustva i laboratorijska istraživanja preporučuju šest parametara: četiri promenljive i dve nepromenljive, navedene u tabeli 6.8.3.

Tabela 6.8.3. Parametri koji se koriste pri matematičkoj optimalizaciji bušenja PROMENLJIVI NEPROMENLJIVI

Tip dleta Opterećenje na dleto-broj obrtaja Hidraulika dleta Ispirni fluid (isplaka)

Osobine formacije Dubina

Primenom nove tehnologije bušenja usavršeni su materijali i oprema, što zahteva stalna razmatranja i ponovna izučavanja navedenih faktora sve dotle dok postoje mogućnosti za poboljšanje tehnologije bušenja i smanjenje troškova bušenja. 6.8.1. Izbor tipa dleta

O dletima za bušenje je već bilo dosta rečeno, ali je činjenica da je zadnjih desetak godina trajnost dleta povećana 20 puta i to zahvaljujući: novim oblicima, hermetizaciji prstenova-zaptivkama, kliznim ležajima, metalurskim poboljšanjima i primenom polikristalnih dijamantskih kompaktnih dleta (PDC, TSP).

Smatra se da je najbolje dleto ono koje, kada se primenjuje uz normalno opterećenje, brzinu (broja) obrtanja, hidrauliku i svojstva bušaćeg fluida, postiže najmanje troškove po metru izbušene bušotine.

U novije vreme postoji najmanje osam različitih metoda koje se primenjuju širom sveta prilikom izbora dleta. Veoma često se primenjuju kombinacije ovih metoda, a koristi se i pomoćna literatura. Danas se primenjuju sledeće metode za izbor dleta:

− procena istrošenosti dleta − evidencija podataka o radu dleta na susednim bušotinama − karotažni dijagrami sa susednih bušotina − proračuni troškova − seizmički podaci − kompjuterski programi − tip i osobine isplake − geološki razvoj slojeva

Pri odabiru dleta iz literature se uglavnom koriste: − opšti proizvodni katalozi − bilteni sa karakteristikama proizvoda − uporedne tabele proizvoda − IADC kod za klasifikaciju dleta

Procenjivanje istrošenosti dleta je najstarija metoda izbora dleta, opisana već u poglavlju ''Dleta za rotaciono bušenje''.

Upotreba evidencije o radu dleta na susednim bušotinama može da bude veoma dragoceni metod odabiranja dleta, pod uslovom da se tačno odredi i opiše stanje dleta. Podaci o radu dleta na susednim bušotinama predstavljaju osnovu za 90% početnih podataka za izradu novih programa bušenja.

Karotažni dijagrami sa susednih bušotina (induktivni, sonični i karotažni dijagrami gustine) primenjuju se ne samo kod pribavljanja litoloških informacija, saznanja o tipovima i količini prisutnog fluida u različitim formacijama, kod procenjivanja osobina formacije kao što su otpornost, porozitet i abrazivnost, već isto tako prilikom odabiranja optimalnih tipova dleta i predviđanja uslova rada.

309

Proračunavanje cene metra bušenja prema formuli 3.48 je takođe jedna od metoda koja pomaže pri izboru dleta za bušenje.

Seizmički podaci sa udaljenih lokacija, koji se nalaze u korelaciji sa litološkim predskazivanjima primenjuju se kod odabiranja dleta i procene bušivosti formacija.

Mnogobrojni kompjuterski programi omogućuju izvođaču analizu radova i stanja kanala bušotine, tako da se mogu praviti korekcije osnovnog programa bušenja u kojima bi se uzele u obzir neočekivane promene u formaciji, kao i da se mogu rešavati nepredviđeni problemi čim se oni pojave. Na raspolaganju stoje programi u sistemu mreže koja se sastoji od terminala, telefonskih, tj. satelitskih veza i izloženog i pozadinskog kompjuterskog sistema. Programi su podeljeni u sledeće kategorije:

− operacije bušenja − uštede − kontrola devijacije − kontrola sigurnosti bušenja − procenjivanje stanja bušaće opreme

Ovi programi konstruisani su tako da uzimaju u obzir sledeće parametre: dimenzije bušotine, vrstu isplake, pritisak pumpe, tip dleta, kapacitet ispiranja, opterećenje na dleto - broj obrtaja, dimenziju mlaznica, svojstva bušećeg fluida i otpornost, tj. čvrstoću formacije.

Dleta se često odabiraju i za određeni program isplake, vrstu ispirnog fluida ili svojstva isplake. Na mnogim naftnim poljima u svetu na istom terenu primenjuju se uljno-bazne ili vodeno-bazne isplake, tako da je na jednom određenom delu formacije korišćeno dleto sa umecima za veoma otporne formacije sa vodeno-baznom isplakom. Ako se primeni isplaka na bazi ulja prilikom bušenja ove formacije, brzina bušenja je manja i zbog toga se koristi dleto za mekše formacije, čak i ako se žrtvuje vek trajanja dleta da bi se povećala brzina bušenja. 6.8.2. Opterećenje na dleto - broj obrtaja dleta

Teško je odrediti tačan broj savremenih metoda koje se koriste za određivanje optimalnih opterećenja i broja obrtaja na dleto. Najčešće primenjivane metode i modeli za određivanje opterećenja i broja obrtaja na dleto su:

1. Metoda bušenja konstantnom energijom 2. ''Drilloff'' test 3. Višestruka regresija

6.8.2.1. Metoda bušenja konstantnom energijom

Primenljiva je za bušenje sa trokonusnim zupčastim dletima i dletima sa umecima u mekanim i srednje čvrstim stenama. Metoda je razrađena na osnovu koncepcije da je promena stepena energije data u vidu proizvoda:

nDF

d

d ⋅

Gde su: Fd − opterećenje na dleto Dd − prečnik dleta n − broj obrtaja dleta

Takav proizvod može se staviti u funkciju sa sledećim promenljivim parametrima: − mehanička brzina bušenja; − broj obrtaja dleta; − otpornost formacije na bušenje; − dubina bušotine; − prečnik bušenja (dleta); − pritisak stuba isplake; − opterećenje na dleto; − hidraulika ispiranja na dletu.

310

U normalnom radnom obimu energije, odnos opterećenja na dleto kroz prečnik bušenja i puta broj obrtaja dleta izražen u bilo kojoj vrednosti proizvoda(Fd/Dd x n) mora se posmatrati kao konstantna za stenu koja se buši. Međutim, u posmatranom intervalu, opterećenje na dleto, ili broj obrtaja dleta mogu znatno da se menjaju a da se pri tome prosečne mehaničke brzine bušenja ne menjaju, uz uslov da proizvod ovih promenljivih ostane konstantan.

Relacija između ovih promenljivih, njihovog proizvoda, mehaničke brzine bušenja (vm) i faktora bušivosti (Kf - koeficijemta bušivosti) obuhvaćene su sledećom jednačinom bušenja:

nDF

Kvd

dfm ⋅⋅=

Jednačina za mehaničku brzinu bušenja koja se koristi za srednje čvrste formacije glasi:

5,02,1

nDF

Kvd

dfm ⋅

⋅=

6.8.2.2. ''Drilloff'' test

U opštoj jednačini bušenja, tj. u izrazu za mehaničku brzinu bušenja koja je data u obliku:

6

5

aa

d

dfm n

DF

Kv ⋅

⋅=

Gde su: a5 − eksponent opterećenja na dleto a6 − eksponent broja obrtaja dleta

Mnogi autori su predložili različite vrednosti za oba eksponenta koje se kreću za a5 = 0,5-2, a za a6 = 0,4-1, i zasnovane su na preovlađujućim reprezentativnim primerima dobijenim testovima sa mikrodletima u laboratorijama.

Česta promena litologije stena sa dubinom u praksi je znatno otežala definisanje ovih eksponenata. Primena ''Drilloff'' testa omogućuje dobijanje ovih eksponenata u realnim veličinama. Podaci dobijeni ''Drilloff'' testom su, takođe, podloga različitim parcijalnim kompjuterskim programima za optimalizaciju režima bušenja. Nakon više urađenih ''Drilloff'' testova, a to su ujedno i testovi za određivanje nedovoljnog čišćenja dleta i dna bušotine, mogu se na najbolji način odrediti:

− opterećenje potrebno za početno bušenje; − opterećenje na dleto za najveću mehaničku brzinu bušenja; − opterećenje za bušenje u plastičnim stenama; − opterećenje pri kojem je dleto preopterećeno.

''Drilloff'' test se u suštini zasniva na Hookovom zakonu, a sastoji se u primeni većeg opterećenja na dleto, nakon čega se blokira kočnica bušaće dizalice i prati opadanje opterećenja na dleto sa vremenom, pri konstantnoj brzini obrtanja dleta.

Hookov zakon ( )εσ ∆⋅=∆ E se može primeniti na izračunavanje produženja bušaćih šipki u uslovima kada opterećenje na dleto opada sa istovremenim povećanjem opterećenja na kuki. Takođe promenom opterećenja na dleto menja se i mehanička brzina bušenja u kratkom intervalu vremena. Kod aksijalnog istezanja bušaćih šipki, promena naprezanja ( )σ∆ je jednaka promeni opterećenja na dleto ( )dF∆ podeljenog sa površinom poprečnog preseka bušaćih šipki ( )sA . Takođe, promena deformacije ( )ε∆ jednaka je promeni ukupne dužine bušaćih šipki po jedinici dužine ( )LL /∆ , tako da se tada Hookov zakon može izraziti kao:

LLE

AF

s

d ∆⋅=

∆

Rešavanjem gornje jednačine po L∆ dobija se:

311

( )1.8.6LLLLds

FAE

LL ∆⋅⋅

=∆

Prosečna mehanička brzina bušenja (vm), ostvarena promenom opterećenja na dleto može se dobiti deljenjem jednačine 6.8.1 sa intervalom vremena ( )t∆ potrebnog za izvođenje ''Drilloff'' testa, prikazana je sledećom jednačinom:

( )2.8.6LLLLt

FAE

LtLv d

sm ∆

∆⋅

⋅=

∆∆

=

Praktična procedura za obavljanje ''Drilloff'' testa je sledeća: − poveća se opterećenje na dleto (Fd) do početne vrednosti za ''Drilloff'' test, koje približno

iznosi 20% više od planiranog opterećenja za normalno bušenje; − blokira se kočnica bušaće dizalice i održava se konstantni broj obrtaja dleta; meri se vreme

( )t∆ za svako opadanje opterećenja na dleto ( )dF∆ od 2000 daN; nastavlja se sa istovetnim postupkom dok početno opterećenje na dleto ne opadne za oko 50%;

− sačini se na logaritamskom papiru dijagram odnosa t∆ sa Fd, ili vm sa Fd. Odnos nagiba prave linije na dijagramu predstavlja vrednost eksponenta opterećenja na dleto (a5). Takođe, eksponent opterećenja na dleto, na osnovu ''Drilloff'' testa, može se dobiti i primenom sledeće jednačine:

( )3.8.6ln

ln

1

2

1

2

5 LLLL

=

d

d

m

m

FFvv

a

Gde su: vm2 − mehanička brzina bušenja kod ''Drilloff'' testa broj 2 (m/h) m1 − mehanička brzina bušenja kod ''Drilloff'' testa broj 1 (m/h) Fd2 − početno opterećenje na dleto kod ''Drilloff'' testa broj 2 (m/h) Fd1 − početno opterećenje na dleto kod ''Drilloff'' testa broj 1 (m/h)

− ako se kod prvog testa, kod primene velikog opterećenja na dleto, na dijagramu uoči odstupanje od prave linije, što ukazuje na nedovoljno čišćenje dna bušotine ili dleta, pristupa se drugom testu, ali sada sa manjim brojem obrtaja; ako se kod prvog ''Drilloff'' testa ne uoči nedovoljno čišćenje dna bušotine ili dleta primenjuje se, kod drugog testa, veća brzina obrtanja dleta.

− eksponent broja obrtaja dleta (a6) dobija se korišćenjem ostvarenih mehaničkih brzina bušenja sa dve različite brzine obrtaja dleta pri istom opterećenju na dleto; može se dobiti primenom sldeće jednačine:

( )4.8.6ln

ln

1

2

1

2

6 LLLL

=

nnvv

a m

m

Gde su: n2 − broj obrtaja dleta kod ''Drilloff'' testa broj 2 (o/min) n1 − broj obrtaja dleta kod ''Drilloff'' testa broj 1 (o/min)

312

6.8.2.3. Višestruka regresija Višestruka regresija je najčešće primenjivana metoda, obrađena kompjuterskim

aplikacijama, za optimalizaciju opterećenje - broj obrtaja dleta. Generalno, višestruka regresija predstavlja funkcionalnu zavisnost mehaničke brzine bušenja od sledećih parametara bušenja:

− dubine bušotine, tj. porasta kompakcije stena sa dubinom; − uticaja diferencijalnog pritiska isplake na slojeve; − opterećenja na dleto - broja obrtaja dleta; − procene efikasnosti rada dleta, tj. procene istrošenosti dleta; − efekata hidraulike na rad dleta.

Za trokonusna dleta (kada je trošenje zuba-umetaka ograničavajući faktor trajanja dleta) funkcionalna zavisnost mehaničke brzine bušenja od navedenih promenljivih parametara prikazana je sledećim jednačinama:

( ) ( )5.8.6/87654321 LLLLhmffffffffvm ⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅= ( )6.8.61303,2

1 LLLLLLLLLLaf eKf ⋅==

( ) ( )7.8.630485558,72

2 LLLLLLLLLZaef −⋅⋅= ( ) ( )8.8.6078,16277,43

3

69,03 LLLLLL

−⋅⋅⋅= pGZaef ( ) ( )9.8.640547,63

4 LLLLLLLispGZaef ρ−⋅⋅⋅=

( )10.8.6056,0

4

056,0056,0 5

5 LL

a

td

d

td

d

d

d

DF

DF

DF

f

⋅−

⋅−

⋅

=

( )11.8.660

6

6 LLLLLLLLLanf

=

( )12.8.677 LLLLLLLLhaef ⋅−=

( )13.8.622,4448

8

8 LLLLL

aiF

f

=

Gde su: Z − vertikalna dubina bušotine (m) Gp − gradijent pornog (slojnog ) pritiska (kg/dm3)

isρ − gustina isplake (kg/dm3) Fd − opterećenje na dleto (daN) Dd − prečnik dleta (mm) h − istrošenost zuba dleta Fj − sila udara mlaza (daN)

td

d

DF

⋅056,0 - početno opterećenje za bušenje stena (17,85 daN/mm)

f1 − jednačina koja definiše koeficijenat bušivosti stena ’’Kf’’ a1 − eksponent čvrstoće stena f2 i f3 − jednačine koje definišu uticaj kompakcije stena sa dubinom. Kao polazna osnova za matematički model je pretpostavka da je Gp = 1,078 kg/dm3 na vertikalnoj dubini bušotine od Z = 3048 m a2 = 0,00007-0,00009 (eksponent dubine zaleganja formacije) a3 = 0,00005-0,00006 (eksponent kompakcije formacije) f4 − jednačina definiše uticaj diferencijalnog pritiska. Kada je 0=∆p , onda je f4 = 1 a4 = 0,00001-

313

0,00003 (eksponent diferencijalnog pritiska) f5 i f6 − jednačine definišu uticaj opterećenja - broj obrtaja dleta na mehaničku brzinu bušenja.

Kada je: ( )mmdaND

F

d

d /43,714056,0

=

⋅ onda je f5 = 1

n = 60 o/min onda je f6 = 1 a5 i a6 su eksponenti opterećenja i broja obrtaja dleta i dobijaju se iz rezultata ”Drilloff” testa, već prikazanim jednačinama 6.8.3 i 6.8.4.

Ako nije urađen ”Drilloff” test primenjuju se sledeće vrednosti: a5 = 0,5-2 a6 = 0,4-1 f7 − jednačina definiše uticaj trošenja zubi-umetaka na mehaničku brzinu bušenja. Kada je h = 1 (potpuno istrošeni zubi) onda je f7 = 1, kod dleta sa umecima ovaj efekat se zanemaruje. a7 (eksponent trošenja zuba dleta) može se odrediti iz jednačine:

( )14.8.6ln7 LLLL

−

−=

if

mkmp

hhvv

a

Gde su: vmp − početna mehanička brzina bušenja za novo dleto (m/h) vmk − konačna mehanička brzina bušenja pre vađenja dleta (m/h) hf − početno stanje zuba hi − konačna istrošenost zuba dleta

Za praktičnu upotrebu može se upotrebiti sledeća vrednost za eksponent trošenja zuba: a7 = 0,3-1,5 f8 − jednačina definiše uticaj sile udara mlaza na mehaničku brzinu bušenja. Kada je Fj = 453,6 daN onda je f8 = 1 a8 = 0,3-0,6 (eksponent hidraulike dleta)

Daljom razradom matematičkog modela višestruke regresije dobija se: 1. Dužina izbušenog intervala u funkciji trošenja zuba 2. Dužina izbušenog intervala pre potpune istrošenosti zuba dleta 3. Optimalno opterećenje - broj obrtaja dleta

Dužina izbušenog intervala u funkciji trošenja zuba Polazeći od osnovne jednačine mehaničke brzine bušenja (3.24) koja je definisana sa:

dtdZvm =

i rešavanjem te jednačine po dužini izbušenog intervala (dZ) dobija se: ( )15.8.6LLLLdtvdZ m ⋅=

Uvođenjem parametra ”Jk” koji obuhvata sledeće jednačine funkcionalne zavisnosti: ( )16.8.68654321 LLLLfffffffJ k ⋅⋅⋅⋅⋅⋅=

i njegovom zamenom u jednačinama 6.8.15 i 6.8.5 dobija se: ( )17.8.67

7 LLLLdteJdtfJdZ hakk ⋅⋅=⋅⋅= ⋅−

Pozivanjem na jednačinu trošenja zuba u funkciji vremena (3.40), koja glasi: ( ) dhhHCJdt Z ⋅⋅+⋅= 21

i zamenom u jednačinu 6.8.17, dobija se: ( ) dhhHeCJJdZ ha

Zk ⋅⋅+⋅⋅⋅= ⋅−217

Daljim rešavanjem gornje jednačine dobija se konačna jednačina za izračunavanje dužine izbušenog intervala dletom, u zavisnosti od istrošenosti zuba:

314

( ) ( )18.8.611

27

72

7

777

LLLL

⋅⋅−−+

−⋅⋅=∆

⋅−⋅−⋅−

aehaeH

aeCJJZ

hahaha

Zk

Koeficijenat bušivosti formacije ”Kf” može se dobiti rešavanjem gornje jednačine po ”Jk” i primenom sledeće jednačine:

( )19.8.6865432

1 LLLLffffff

JKf k

f ⋅⋅⋅⋅⋅==

Dužina izbušenog intervala pre potpune istrošenosti zuba dleta

Ako se želi izračunati kolika će biti dužina izbušenog intervala i pre vremena potrebnog za potpunu istrošenost zuba (kada je h = 1), potrebno je prethodno izračunati trenutnu istrošenost zuba u vremenu rada dleta koje nas interesuje. Pozivanjem na jednačinu 3.41, koja glasi:

( )222 hHhCJt Zm ⋅+⋅= , zatim izjednačavanjem te jednačine sa nulom i rešavanjem po ”h”,

dobija se jednačina za trenutnu istrošenost zuba tokom rada dleta:

( )20.8.6121

02

22

2

2

22

LLLL

−

⋅⋅

⋅+

=

=−⋅

⋅⋅

+⋅⋅

HCJHt

Hh

thHCJ

hCJ

Z

m

mZ

Z

Optimano opterećenje - broj obrtaja dleta

Optimalno opterećenje - broj obrtaja dleta, za slučaj kada je istrošenost zuba ograničavajući faktor, dobija se iz jednačine za cenu koštanja metra bušenja (3.48) koja glasi:

( )

++

∆=

∆

++= tm

g

dgtmgdf tt

CC

ZC

ZttCC

C

Uvođenjem u ovu jednačinu, kao i jednačinu za vreme rada dleta u funkciji trošenja zuba ”tm” (3.41) i jednačinu za dužinu izbušenog intervala Z∆ (6.8.18), dobija se:

( )

( )

⋅⋅+

⋅⋅⋅

+

⋅⋅⋅+⋅

=∫

∫ ⋅− k

h

Zk

tg

d

hha

gf J

dhhH

CJJ

tCC

dhhHe

CC 0

2

02

1

17

Zamenom i rešavanjem izraza ( ) ( )[ ] 0=∂∂ ddf DFC dobija se:

( ) 01 25

max

5 =⋅+⋅⋅⋅+

−

−

−⋅

+ ∫ hHCJa

DF

DF

DF

DF

atCC

Z

d

d

d

d

td

d

d

d

tg

d

Zamenom i rešavanjem izraza ( ) ( ) 0=∂∂ nC f dobija se:

( ) 011 26

1 =⋅⋅+⋅⋅+

−⋅

+ ∫ dhhHCJ

aHt

CC

Ztg

d

Istovremenim rešavanjem obe gornje jednačine po (Fd/Dd) dobija se jednačina za optimalno opterećenje na dleto u SI sistemu jedinica mera koja glasi:

315

( )21.8.6

056,0056,0056,0

615

6max

15

LLLLaHa

DF

aD

FHa

DF td

d

d

d

optd

d

+⋅

⋅⋅+

⋅⋅⋅

=

⋅

Takođe, istovremenim rešavanjem obe gornje (prethodne) jednačine po ( ) dhhHCJ Z ⋅⋅+⋅ 21 , dobija se optimalno vreme rada dleta u bušotini, dato jednačinom:

( )22.8.616

1 LLLL

−⋅

+=

aHt

CC

t tg

doptm

Optimalni broj obrtaja dleta dobija se primenom poznate vrednosti izračunate jednačinom 6.8.22 i rešavanjem obe polazne gornje jednačine po ‘’J’’. Ovakav put vodi ka dobijanju konačne jednačine za optimalni broj obrtaja dleta, koja je u SI sistemu jedinica mera data sa:

( )23.8.64

056,0

056,0056,0

60

11

max

maxLLLL

H

d

d

optd

d

d

d

optm

Zopt

DF

DF

DF

tCn

−

⋅

⋅−

⋅

⋅

⋅=

U praksi, za određivanje optimalnog opterećenja i broja obrtaja dleta, često se primenjuje tkz. pomoćna metoda koja se zasniva na preporukama proizvođača dleta. Proizvođači dleta za svaki tip dleta, po njegovim prečnicima, daju preporuke za optimalno opterećenje - broj obrtaja. Primer: Zupčasto trokonusno dleto prečnika Dd = 215,9 mm (8 ½”) bušilo je u laporovitim formacijama sa sledećim rezultatom:

− dostignuta vertikalna dubina bušotine: Z = 3.658 m − ostvarena mehanička brzina bušenja: vm = 4,57 m/h − gradijent pornog pritiska: Gp = 1,44 kg/dm3 − gustina isplake: 50,1=isρ kg/dm3 − opterećenje na dleto: Fd = 18.144 daN − broj obrtaja dleta :n = 80 o/min − sila udara mlaza kroz mlaznice: Fj = 5.338 N − dleto je izvađeno sa stanjem: Z5 (h = 5/8 = 0,625)

Izračunati koeficijent bušivosti formacije Kf = f1, ako je poznato:

− početno opterećenje za bušenje stena 0056,0

=

⋅

td

d

DF

− eksponent dubine zaleganja formacije: a2 = 0,00007 − eksponent kompakcije formacije: a3 = 0,000005 − eksponent diferencijalnog pritiska: a4 = 0,00003 − eksponent opterećenja na dleto: a5 = 1 − eksponent broja obrtaja dleta: a6 = 0,5 − eksponent trošenja zuba dleta: a7 = 0,5 − eksponent hidraulike dleta: a8 = 0,5

Rešenje: Rešavanjem jednačine 6.8.5 po f1 dobija se jednačina:

87654321 fffffff

vf m

⋅⋅⋅⋅⋅=

316

Gde su: ( ) ( ) 7242,03658304800007,05558,730485558,7

22 === −⋅−⋅ eef Za

( ) ( ) 023,1078,144,13658000005,06277,43078,16277,433

69,069,03 === −⋅⋅⋅−⋅⋅⋅ eef pGZa

( ) ( ) 6602,050,144,1365800003,00547,630547,634

4 === −⋅⋅−⋅⋅ eef ispGZa ρ

1765,104

09,215

18144056,0

056,04

056,0056,0 1

5

5

=

−

−

⋅

=

⋅−

⋅−

⋅

=

a

td

d

tdd

d

DF

DF

DF

f

1547,16080

60

5,0

6

6

=

=

=

anf

7316,0625,05,07

7 === ⋅−⋅− eef ha

0955,122,4448

533822,4448

5,0

8

8

=

=

=

aiF

f

Koeficijent bušivosti formacije iznosi:

hmKf f /58,80955,17316,01547,11765,16602,0023,17242,0

57,41 =

⋅⋅⋅⋅⋅⋅==

Primer:

Trokonusno dleto tip 1-3, sa cenom koštanja Cd = 400 USD, treba da nastavi bušenje od vertikalne dubine Z = 2.234 m. Na osnovu rada prethodnog dleta i njegovih ostvarenih rezultata:

− koeficijent bušivosti formacije: Kf = 6,1 m/h − konstanta abrazivnosti formacije: CZ = 15,7 čas − konstanta trajnosti ležaja: CL = 22 čas − eksponenti trošenja ležaja: L1 = L2 = 1 − gradijent pornog pritiska formacije: Gp = 1,078 kg/dm3 − gustina isplake: 20,1=isρ kg/dm3 − sila udara mlaza: Fi = 4.004 N − cena sata rada bušaćeg postrojenja: Cg = 500 USD − vreme manevra alatom i dodavanja bušaćih komada: tt = 7 čas.

Koristeći sledeće podatke:

− početno opterećenje za bušenje stena 5,0056,0

=

⋅

td

d

DF

− eksponent dubine zaleganja formacije: a2 = 0,000087 − eksponent kompakcije formacije: a3 = 0,000005 − eksponent diferencijalnog pritiska: a4 = 0,000017 − eksponent opterećenja na dleto: a5 = 1,2 − eksponent broja obrtaja dleta: a6 = 0,6 − eksponent trošenja zuba dleta: a7 = 0,9 − eksponent hidraulike dleta: a8 = 0,4

317

Izračunati:

1. Cenu koštanja metra bušenja koja će se ostvariti primenom sledećeg režima bušenja:

min/604056,0 0==

⋅ni

DF

d

d

2. Cenu koštanja metra bušenja nakon rada dleta od tm = 15 čas 3. Optimalno opterećenje i broj obrtaja dleta

Rešenje: 1. Cena koštanja metra bušenja primenom datog režima bušenja:

Na osnovu tabele 3. 6 (Preporučene konstante parametara trošenja zuba) za tip dleta: 1-3 dobijaju se sledeće vrednosti:

H1 = 1,84 ; H2 = 6 ; 8056,0

max

=

⋅

d

d

DF

− Vreme rada dleta do konačne istrošenosti zuba (hf = 1) dobija se iz jednačine 3.41. Pre primene te jednačine mora se odrediti parametar istrošenosti zuba ‘’J’’, korišćenjem jednačine 3,39:

25,0

261

14848

6060

21

1

4056,0

056,0056,060 84,1

2

max

max1

=

+

−−

=

+

⋅

−

⋅

⋅−

⋅

=

HD

F

DF

DF

nJ

d

d

d

d

d

dH

.7,1521617,1525,0

2

222 čas

hHhCJt f

fZmZ =

⋅+⋅=

⋅−⋅=

− Vreme rada dleta do konačne istrošenosti ležaja (Lf = 1) dobija se iz jednačine 3.46, s tim da se pre toga mora odrediti parametar istrošenosti ležaja ”J1” jednačinom 3.43:

1441

4056,060

60056,0460

1

1

1

21

=⋅=

⋅

=

⋅

⋅

=

d

d

L

d

dL

FD

FD

nJ

.2212211 časLCJt fLmL =⋅⋅=⋅⋅= − Kako je trošenje zuba ograničavajući faktor za rad dleta (hf = 1 i tmZ = 15,7 čas), izbušeni

interval se može odrediti jednačinom 6.8.18, s tim da se pre toga reši jednačina 6.8.16:

8654321 fffffffJ k ⋅⋅⋅⋅⋅⋅= 1,61 == fKf ( ) ( ) 8236,121343048000087,05558,730485558,7

22 === −⋅−⋅⋅ eef Za

( ) 3078,16277,433 /078,11

69,03 dmkgGjejeref p

GZa p === −⋅⋅ ( ) ( ) 7565,020,1078,12134000017,00547,630547,63

44 === −⋅⋅−⋅⋅⋅ eef ispGZa ρ

4056,0

1056,0

4

056,0056,0 5

5 =

⋅=

⋅−

⋅−

⋅

=d

d

a

td

d

td

d

d

d

DF

jejer

DF

DF

DF

f

min/60160

06

6

==

= njejernf

a

318

9588,022,4448

400422,4448

4,0

8

8

=

=

=

aiF

f

− Vrednost parametra ”Jk” je: 0686,89588,0117565,018236,11,6 =⋅⋅⋅⋅⋅⋅=kJ

− Dužina izbušenog intervala u zavisnosti od trošenja zuba (6.8.18) iznosi: ( )

( ) meee

aehaeH

aeJCJZ

fffha

fhaha

Zk

25,749,0

19,0169,0

125,07,150686,8

11

2

19,019,019,0

27

72

7

777

=

⋅⋅−−⋅+

−⋅⋅=

=

⋅⋅−−+

−⋅⋅=∆

⋅−⋅−⋅−

⋅−⋅−⋅−

− Cena metra bušenja dobija se iz jednačine 3.48: ( ) ( ) mUSD

ZttCC

C tmgdf /25,158

25,7477,15500400

=+⋅+

=∆

+⋅+=

2. Cena koštanja metra bušenja nakon rada dleta od tm = 15 čas:

− Pod pretpostavkom da će se dleto izvaditi nakon tm = 15 časova rada, potrebno je prethodno izvršiti korekciju istrošenosti zuba na osnovu jednačine 6.8.20:

9742,061

7,1525,06152

61121 2

22

2

2

=−

⋅⋅

⋅+

=−

⋅⋅

⋅+

==

HCJHt

Hhh

Z

mf

− Korekcija istrošenosti zuba takođe menja i dužinu izbušenog intervala: ( ) meeeZ 9342,71

9,09742,09,016

9,0125,07,150686,8 2

9742,09,09742,09,09742,09,0

=

⋅⋅−−+

−⋅⋅=∆

⋅−⋅−⋅−

Tada cena koštanja metra bušenja iznosi: ( ) mUSDC f /48,158

9342,71715500400

=++

=

3. Optimalno opterećenje i broj obrtaja dleta:

− Na osnovu jednačine 6.8.21, optimalno opterećenje na dleto je:

mmdaNDF

aHaD

Fa

DF

Ha

DF

optd

d

td

d

d

d

optd

d

/24,114056,0

3974,6

3974,66,084,12,1

5,06,0884,12,1

056,0056,0056,0

615

6max

15

==

=+⋅

⋅+⋅⋅=

=+⋅

⋅+

⋅⋅

=

⋅

− Optimalno vreme rada dleta na dnu bušotine dobija se iz jednačine 6.8.22:

.1,1616,0

84,175004001

6

1 časaH

tCC

t tg

doptm =

−⋅

+=

−⋅

+=

− Optimalni broj obrtaja dleta, prema jednačini 6.8.23 iznosi:

319

min/3648

3974,681,167,1560

4056,0

056,0056,0

60

084,11

1

max

max

1

=

−−

⋅

⋅=

=

−

⋅

⋅−

⋅

⋅⋅=

H

d

d

optd

d

d

d

optm

Zopt

DF

DF

DF

tC

n

Optimalni režim bušenja: Fd = 114,24 daN/mm; n = 36 0/min; tm = 16,1 čas. 6.8.3. Izbor hidraulika bušenja

Primenom dleta sa mlaznicama koja datira od 1953. godine uočeno je da se mehanička brzina bušenja može povećati sa povećanjem dejstva mlaza kroz dleto, jer tada dolazi do boljeg čišćenja zuba dleta i dna bušotine.

Efekat uticaja hidraulike dleta na mehaničku brzinu bušenja uobičajeno se iskazuje kroz sledeće hidrauličke parametre:

− hidraulička snaga primenjenu na dleto; − sila udara mlaza; − brzina isticanja mlaza kroz mlaznice dleta.

Hidraulička snaga na dleto i sila udara mlaza se najčešće primenjuju za korelaciju između efekata hidraulike dleta i mehaničke brzine bušenja. Laboratorijska ispitivanja, a i praksa, ukazale su da oba ova hidraulička parametra ostvaruju približno iste rezultate u pogledu povećanja mehaničke brzine bušenja.

Brzina isticanja mlaza uglavnom se primenjuje pri bušenju većim prečnikom dleta, preko 444,5 mm(17 ½”), gde praktično nije moguće primeniti prva dva hidraulička parametra, a tada je suština ostvariti brzinu mlaza kroz dleto od 100-120 m/s.

Koji će se nivo hidraulike primeniti na dleto, zavisi od dostizanja efekata nedovoljnog čišćenja dleta i dna bušotine (“bit floundering”). Kod malih opterećenja u odnosu na prečnik dleta i manjih mehaničkih brzina bušenja (Sl.6.8.1), zahtevani nivo hidraulike za čišćenje dleta i dna bušotine je relativno mali. Ako se kod istog nivoa hidraulike primeni veće opterećenje, dolazi do nabušivanja veće količine materijala i može doći do nedovoljnog čišćenja dleta i dna, tj. da se dostigne tzv. “flounder point”- situacija u kojoj je uklanjanje nabušenog materijala sporije od njegovog stvaranja.

Ako se tada poveća nivo primenjene hidraulike, moguće je povećati opterećenje na dleto, a time i mehaničku brzinu bušenja. Veličina primenjenog nivoa hidraulike na dleto ima svoja ograničenja, tako da je praksa dokazala da kod primene “specifične hidrauličke snage po površini dna dleta (SPhd)” preko 0,60 KW/cm2, dolazi do negativnog efekta na povećanje mehaničke brzine bušenja usled oštećenja dleta erozijom isplake i time ono znatno brže propada.

Slika 6.8.1. Očekivani odnos između primenjenog nivoa hidraulike na dletu i vm

320

6.8.3.1. Praktični postupak za primenu hidraulike dleta Optimalna hidraulika predstavlja ravnotežu priznatih parametara hidraulike u cilju boljeg

čišćenja dleta i dna bušotine, uz istovremenu primenu minimalne hidrauličke snage na isplačnoj pumpi.

Osnovni elemenat kod primene hidraulike je određivanje količine ispiranja, tj. cirkulacije na dletu, čime se definiše sledeće:

− međuprostorna, tj. uzlazna brzina isplake; − brzina iznošenja nabušenih čestica; − gubici pritiska u sastavu alata i međuprostoru bušotine; − gubitak, tj. pad pritiska kroz mlaznice na dletu; − brzina mlaza kroz mlaznice; − maksimalna hidraulička snaga na dletu, ili sila udara mlaza; − ulazna hidraulička snaga na isplačnoj pumpi (na površini).

Osnovni princip kod primene “maksimalnih hidrauličkih snaga na dleto”, a to je najčešće primenjivani hidraulički parametar, je upoređivanje mehaničke brzine bušenja ostvarene mehani-čkim parametrima (Fd i n), sa mogućom mehaničkom brzinom bušenja uz primenu odgovarajuće hidrauličke snage na dletu do dostizanja efekta nedovoljnog čišćenja dleta i dna, tj. do “flounder point”. Mehanička brzina bušenja primenom mehaničkih parametara data je jednačinama:

− za stene velike bušivosti i srednje čvrste stene:

( )24.8.6937,3

LLLLd

dfmm D

nFKv

⋅⋅

⋅=

− za srednje čvrste i čvrste stene:

( )25.8.6937,3

5,02,1

LLLLd

dfmm D

nFKv

⋅⋅

⋅=

Moguća mehanička brzina bušenja u funkciji primenjene hidraulike do dostizanja efekta nedovoljnog čišćenja dleta i dna, može se izraziti sledećom relacijom:

mhdmhd

hd vAvD

P ⋅=⋅⋅

=4

2π

Rešavanjem gornje relacije po vmh dobija se jednačina za moguću mehaničku brzinu bušenja u funkciji primenjene hidraulike koja glasi:

( )26.8.62

LLLL

=

d

hdmh A

Pv

Gde su: vmm − mehanička brzina bušenja primenom mehaničkih parametara (m/h) vmh − mehanička brzina bušenja u funkciji primenjene hidraulike (m/h) Phd − maksimalna hidraulička snaga na dletu (KW) Ad − površina dna dleta (cm2) Kf − koeficijent bušivosti stene (m/h) Fd − opterećenje na dleto (103 daN) n − broj obrtaja dleta (o/min) Dd − prečnik dleta (mm)

Da bi se ostvarila optimalna hidraulika na dletu neophodno je zadovoljiti sledeći uslov dat relacijom:

mm

mh

vv

U =

ako je U ≥ 1, primenjena je optimalna hidraulika na dletu ako je U < 1, prisutno je nedovoljno čišćenje dleta i dna bušotine

321

Početna tačka u definisanju hidrauličkog programa je određivanje minimalno potrebnog kapaciteta ispiranja isplačnom pumpom, ili optimalne međuprostorne (uzlazne) brzine isplake koja omogućuje iznošenje nabušenog materijala. Minimalno potrebni kapacitet ispiranja ili optimalna međuprostorna brzina isplake u funkciji su očekivane mehaničke brzine bušenja, prečnika dleta, gustine isplake i gustine nabušenog materijala, a određuju se sledećim jednačinama:

( )27.8.63806min LLLL

is

česdm DvQ

ρρ

⋅⋅⋅

=

ili

( )28.8.6200LLLL

isdop D

vρ⋅

=

Pod pretpostavkom da je početna tačka u definisanju hidrauličkog programa optimalna međuprostorna brzina isplake (vop), optimalni kapacitet ispiranja se određuje jednačinom:

( ) ( )29.8.622,21

22

LLLLbšdop

op

ODDvQ

−⋅=

Na osnovu raspoloživih mlaznica, potrebno je izračunati njihovu ukupnu površinu otvora jednačinom 4.34:

( )23

22

214

dddAt ++⋅=π

Pad pritiska kroz mlaznice na dletu izračunava se jednačinom 4.35:

⋅⋅=∆ 2

2

5366,1t

isd A

Qp

ρ

Brzina mlaza na izlazu iz dleta dobija se na osnovu jednačine 4.33:

tml A

Qv ⋅= 66,16

Maksimalna hidraulička snaga ostvarena na dletu određuje se jednačinom 4.36:

600d

hdpQ

P∆⋅

=

Specifična hidraulička snaga po površini dna dleta, određuje se jednačinom 4.41:

22 107854,0 −⋅⋅==

d

hd

d

hdhd D

PAP

SP

Moguća mehanička brzina bušenja u funkciji hidrauličke snage po površini dna dleta, do tačke nedovoljnog čišćenja dleta i dna bušotine određuje se jednačinom:

( ) ( )30.8.60423,0

2

LLLLhdmh

SPv =

Gde su: Qmin − minimalni kapacitet ispiranja isplačnom pumpom (l/min) Qop − optimalni kapacitet ispiranja (l/min) vop − optimalna međuprostorna brzina isplake (m/s)

česρ − gustina nabušenih čestica (kg/dm3)

isρ − gustina isplake (kg/dm3) At − ukupna površina otvora mlaznica na dletu (mm2) d1;d2;d3 − dimenzije svake mlaznice u dletu (mm) Dd − prečnik dleta, bušenja (mm) ODbš − spoljašnji prečnik bušaćih šipki (mm) vml − brzina mlaza

dp∆ − pad pritiska na mlaznicama dleta (bar) Phd − maksimalna hidraulička snaga ostvarena na dletu (KW)

322

SPhd − specifična hidraulička snaga po površini dna dleta (KW/cm2) vmh − moguća mehanička brzina bušenja u funkciji hidrauličke snage (m/h)

Primer: Dleto prečnika Dd = 215,9 mm (8 ½”), tip 6-1-7 sa tri ugrađene mlaznice prečnika 7,94 mm,

ostvarilo je mehaničku brzinu bušenja u srednje čvrstim stenama, od vm = 2 m/h. Pri tome su primenjivani sledeći mehanički parametri režima bušenja: Fd = 14(103daN) i n = 50 o/min. Primenjena gustina isplake je iznosila: 3/50,1 dmkgis =ρ , a za bušenje su korišćene bušaće šipke spoljašnjeg prečnika ODbš = 127 mm. Izračunati optimalnu hidrauliku na dletu i proveriti da li se može usaglasiti hidraulička energija na dletu sa mehaničkom energijom, ako se nastavi bušenje istim nivoom hidrauličke energije, a poveća se opterećenje na dleto na Fd = 18(103daN).

Rešenje: − Optimalna brzina isplake u međuprostoru bušotina-bušaće šipke iznosi:

smD

visd

op /6176,050,19,215

200200=

⋅=

⋅=

ρ

− Optimalni kapacitet ispiranja isplačnom pumpom je: ( ) ( ) min/17,887

22,211279,2156176,0

22,21

2222

litODDv

Q bšdopop =

−⋅=

−=

Optimalni kapacitet ispiranja računski iznosi 887,17 lit/min, ali iz prethodnih iskustva usvaja se kapacitet ispiranja isplačnom pumpom od Q = 900 lit/min.

− Ukupna površina otvora mlaznica u dletu je:

( ) ( ) 222223

22

21 543,14894,794,794,7

44mmdddAt =++=++=

ππ

− Pad pritiska na dletu pri kapacitetu od Q = 900 l/min iznosi:

barA

Qp

t

isd 8561,84

543,14850,19005366,15366,1 2

2

2

2

≈=

⋅=

⋅=∆

ρ

− Brzina mlaza na izlazu iz mlaznica dleta je:

smAQv

tml /10194,100

543,14890066,1666,16 ≈=⋅=⋅=

− Maksimalna hidraulička snaga ostvarena na dletu iznosi:

KWpQ

P dhd 5,127

60085900

600=

⋅=

∆⋅=

− Specifična hidraulička snaga ostvarena po površini dna iznosi: 2

2222 /3483,0109,2157854,0

5,127107854,0

cmKWD

PSP

d

hdhd =

⋅⋅=

⋅⋅= −−

− Moguća mehanička brzina bušenja u funkciji ostvarene hidrauličke snage na dletu je: ( )

hmSP

v hdmh /86,2

0423,03483,0

0423,0

22

===

Na osnovu rezultata rada prethodnog dleta, koje je ostvarilo mehaničku brzinu bušenja od vm = 2 m/h, zatim tipa dleta 6-1-7, može se primenom jednačine 6.8.25 izračunati koeficijent bušivosti za srednje čvrste i čvrste stene koji iznosi:

hmnF

DvK

d

dmf /13,10

5014937,39,2152937,35,02,15,02,1 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=

− Uz izračunati koeficijenat bušivosti, moguća mehanička brzina bušenja, ako se primeni opterećenje na dleto od Fd = 18(103daN) je:

323

hmD

nFKv

d

dfmm /70,2

9,215937,3501813,10

937,3

5,02,15,02,1

=⋅⋅

⋅=⋅⋅

⋅=

− Usaglašavanje hidrauličke energije primenjene na dleto sa mehaničkom energijom nalazi se iz odnosa:

059,170,286,2

===mm

mh

vv

U > 1

Iz rezultata gornjeg odnosa, nivo hidrauličke energije primenjene na dleto zadovoljava mehaničku energiju ostvarenu sa opterećenjem na dleto od Fd = 18(103daN) i n = 50 o/min. 6.8.4. Izbor fluida za bušenje

Detaljno planiranje fluida za bušenje (isplake) je u stvari jedan od prvih koraka pri optimalizaciji programa bušenja. Izbor odgovarajućeg fluida za pojedine oblasti bušenja dozvoljava upotrebu optimalne hidraulike za čišćenje dleta i dna bušotine i omogućuje efikasno primenjivanje optimalnog odnosa: opterećenje na dleto - broj obrtaja, u cilju boljeg napretka bušenja i odgovarajućeg trošenja dleta.

Kao što je već rečeno, najčešće prepoznatljive osobine bušaćeg fluida koje imaju uticaja na brzinu bušenja su:

− gustina − sadržaj čvrste faze − viskozitet − filtracija − sadržaj ulja (nafte)

Mnogi teoretičari smatraju da kombinacija hidrauličkih uslova i osobina bušaćeg fluida ima veće dejstvo na mehaničku brzinu bušenja od bilo koje druge kombinacije varijabila koje se mogu kontrolisati. Hidraulički uslovi mogu se proračunavati uz pomoć nekoliko metoda, ali je važno naznačiti da osobine bušaćeg fluida predstavljaju bitan faktor koji utiče na mehaničku brzinu bušenja.

Sadašnji metodi koji se koriste za utvrđivanje efekata svojstva bušaćeg fluida na mehaničku brzinu bušenja su: − kompjuterski programi; − ručno rađene računske metode, zasnovane na laboratorijskim rezultatima istraživanja koje su

navedene u poglavlju “Izbor ispirnog fluida-isplake za bušenje” odgovarajućim jednačinama. 6.8.5. Uticaj osobina stenske mase

Nezamenljivi faktor koji utiče na brzinu bušenja predstavljaju karakteristike, tj. osobine formacije. Fundamentalne studije o mehanici stena nastavljaju da bolje definišu svojstva stena i mehanizam njihovog razaranja. Pri tome se ispituju sledeće osobine stena:

− kompresivna otpornost stena, tj. sila na pritisak − naprezanje na smicanje − čvrstoća i abrazivnost − pritisak više naležućih naslaga − poroznost i propusnost − porni pritisak − elastičnost temperatura stena

Uopšte uzev, brzina bušenja se menja obrnuto srazmerno kompresivnoj snazi stene. Na osnovu laboratorijskih istraživanja, utvrđeno je da je zapremina kratera proizvedena ispod svakog pojedinačnog zuba dleta obrnuto proporcionalna kompresivnoj jačini stene i jačini stene na smicanje.

324

Sastav mineralnih čestica i priroda vezivnog materijala određuju osobine stena kao što su čvrstoća i abrazivnost, a što utiče na brzinu bušenja preko veka trajanja dleta. Velika opterećenja na dleto i brzina obrtanja dovode do loma zuba i umetaka u čvrstim formacijama, dok u abrazivnim formacijama velike brzine obrtanja dovode do ubrzanog trošenja zuba, umetaka i zaptivki ležaja.

Takođe, otpornost stene na bušenje generalno se povećava sa dubinom bušotine, najviše zbog uvećanog pritiska pokrovnih, tj. više naležućih naslaga stena.

Brzina bušenja je veća u poroznim nego u zbijenim stenama. Porozne stene jedne iste formacije obično imaju manje kompresivnu snagu nego manje porozni delovi.

Stepen izjednačavanja pritiska stuba tečnosti za bušenje (isplake) i formacijskog, tj. pornog pritiska raste sa propusnošću stene, jer se pritisci kroz krhotinu stene mogu brže izjednačiti. Formacije koje sadrže kompresivne fluide (gas) brže reaguju na izjednačavanje pritiska i buše se brže od formacija koje sadrže tečnosti u porama i šupljinama, ili imaju nizak porni pritisak.

Neke gline i škriljci obrazuju lepljivu i plastičnu mešavinu kada se ovlaže vodeno-baznom isplakom. Ova mešavina se uglavljuje između zuba dleta čime se smanjuje napredovanje, tj. brzina bušenja. Mnoge formacije škriljaca teže da postanu plastičnije, a ne krte, kada su izložene suviše visokim pritiscima stuba isplake i visokim temperaturama.

U praksi se fizičko-mehaničke osobine stena, kao nezamenljivi faktor koji utiče na brzinu bušenja, približno karakteriše realnim pokazateljima koji određuju težinu razaranja stena, tj. bušenje stena i naziva se “Koeficijent bušivosti stena”. Za određivanje koeficijenta bušivosti primenjuju se sledeći testovi:

− laboratorijski testovi − testovi bušenja sa mikrodletima − testovi napredovanja, praćenja brzine bušenja

Kod laboratorijskih testova mere se sledeće karakteristike: − relativna čvrstoća − nevezana kompresivna snaga − poroznost i propusnost − abrazivnost

Testovi napredovanja, tj. praćenje mehaničke brzine bušenja već su prikazani u poglavlju "Dleta za rotaciono bušenje". 6.9. Izbor bušaćeg postrojenja

Optimalnim izborom bušaćeg postrojenja, koji obuhvata inženjerske principe, filozofiju izvođača radova i faktor iskustva, mogu se opasnosti koje prate izradu kanala bušotine svesti na najmanju meru.

Izbor ”rotary” bušaćeg postrojenja, bez obzira da li se ono nalazi na kopnu ili vodi (moru) obavlja se generalno na sličan način, s tim da je za izbor bušaćeg postrojenja na vodi jedan od dodatnih, ali i presudan faktor, dubina vode.

Pri izboru bušaćeg postrojenja, na osnovu projekta izrade kanala bušotine, neophodno je uzeti u razmatranje sve projektovane elemente (konstrukciju bušotine, izbor ispirnog fluida, cementaciju, sigurnosnu opremu na ustima bušotine, kompoziciju niza bušaćeg alata i mehaničke i hidrauličke faktore koji utiču na brzinu bušenja), zatim fabrički preporučenu dubinu bušenja, starost i stanje bušaćeg postrojenja.

Uobičajeno je da bušaće postrojenje dobije naziv po proizvođaču bušaće dizalice (“Draw works”) i oznaci proizvođača koju on daje za svaki tip bušaće dizalice. Osim naziva proizvođača, u imenu bušaće dizalice a samim tim i bušaćeg postrojenja, navode se i druge osnovne tehničke karakteristike, kao na primer: “National 1320 UE 2000”, što znači da je bušaće postrojenje proizvela firma “National”, da raspolaže optimalnim kapacitetom dubine bušenja od 13.000 ft (3.962 m) do 20.000 ft (6.096 m), da je na elektro-dizel pogon (UE) i dopuštene snage na dizalici od 2.000 KS (1320 KW).

325

Ostale komponente, tj. sastavni delovi bušaćeg postrojenja kao što su: bušaći toranj sa postoljem tornja, isplačne pumpe i ostala prateća oprema dizajniraju se na osnovu tehničkih karakteristika bušaće dizalice. Bušaći toranj i postolje imaju mogućnost većeg opterećenja nego što iznosi opterećenje dato kapacitetom, tj. dubinom bušenja bušaćom dizalicom. Isplačne pumpe moraju raspolagati odgovarajućom mehaničkom i hidrauličkom snagom do dubine bušenja bušaćom dizalicom, pri upotrebi standardnog prečnika bušenja.

Mora se naznačiti da maksimalnu dubinu bušenja bušaćim postrojenjem ipak konačno određuje sam izvođač radova (“Drilling Contractor”). Ona može biti veća ili manja od onih koje su date za bušaću dizalicu od strane proizvođača. U mnogim slučajevima dubina bušenja koju je odredio izvođač radova pokazala se kao opravdana, jer ako je izvođačeva dubina veća od fabrički preporučene, verovatno je izvođač u međuvremenu uradio određene izmene ili dorade na bušaćoj dizalici i time povećao kapacitet bušenja.

Često i projekat izrade kanala bušotine predviđa ugradnju izgubljene kolone zaštitnih cevi (“Drilling Liner”), tako da se donji delovi kanala bušotine buše nizom bušaćeg alata manjeg prečnika ili kombinacijom bušaćeg alata. U tom slučaju, kapacitet bušenja se može povećati na osnovu razlike u težini primenjenog alata. 6.9.1. Izbor bušaće dizalice

Glavna komponenta bušaćeg postrojenja koja limitira dubinu bušenja je bušaća dizalica. Bušaća dizalica je mašinski sklop kojem je zadatak da energiju dobijenu od jednog ili više pogonskih motora kinematički transformiše u tom smislu da se ona može koristiti za:

− podizanje i spuštanje bušaćih alatki − navrtanje i odvrtanje bušaćih alatki − pokretanje vrtaćeg stola − pogon jedne ili dve isplačne pumpe

Osim ovih osnovnih namena dizalica je opremljena i odgovarajućom kočnicom za usporavanje spuštanja bušaćih alatki na veće dubine. Takođe, dizalica može raspolagati i pomoćnim bubnjem za operacije klipovanja ili merenja.

Mehaničke karakteristike dizalice su: − maksimalna vučna sila po jednom struku bušaćeg užeta − maksimalna snaga na dizalici − broj raspoloživih brzina na dizalici

Kod rada sa sporohodnim brzinama na dizalici se ostvaruje maksimalna mogućnost opterećenja, tj. dizanja tereta, tako da kapacitet dizalice, odnosno radno opterećenje, može biti određeno i kao opterećenje na kuku (pokretnu koturaču) pri primeni različitih brzina kod tačno određenog broja strukova bušaćeg užeta uvučenih u koturove na pokretnoj koturači. Dat je primer za bušaće postrojenje, tj. bušaću dizalicu “Continental Emsco C-1-III Mechanical”, prikazan na tabeli 6.9.1.

Tabela 6.9.1. Proračunati kapacitet radnog opterećenja za bušaću dizalicu C-1-III kod različitog broja bušaćih užadi u pokretnoj koturači Broj brzina na dizalici Broj bušaćih užadi u pokretnoj koturači

8 10 12 bubanj transmisija radno opterećenje (daN)

sporohodne brzine

1 2 3

297.800 180.200 120.600

322.300 217.000 145.200

355.600 251.000 168.100

brzohodne brzine

1 2 3

81.100 54.800 36.700

97.600 66.000 44.100

113.000 76.300 51.100

326

Preporuka proizvođača za dubinu bušenja sa bušaćom dizalicom zasniva se na korišćenju bušaćih šipki spoljašnjeg prečnika ODbš = 114,3 mm (4 ½”x 16,6 lb/ft) i standardnim teškim šipkama spoljašnjeg prečnika ODtš = 165,1 mm (6 ½”x 2 1/2”), dužine Ltš≈228 m (750 ft). Kod većih bušaćih dizalica namenjenih za veće dubine bušenja, preporuke proizvođača se zasnivaju na primeni bušaćih šipki ODbš = 127 mm (5”x 19,5 lb/ft).

Pri izboru bušaćeg postrojenja, tj. bušaće dizalice, na osnovu projekta izrade kanala bušotine, projektant i izvođač radova moraju biti svesni preporuke proizvođača, a ako se želi povećati dubina bušenja mora se to i obrazložiti.

Jedna od mogućnosti da se poveća kapacitet bušenja bušaćom dizalicom je i izmena niza bušaćeg alata, a što je prikazano u sledećem primeru: Primer:

Fabrički preporučen kapacitet bušenja, bušaćom dizalicom “Continental Emsco C-1-III Mechanical” iznosi 4.330 m (≈14.200 ft), sa bušaćim šipkama ODbš = 127 mm, prosečne težine Wbš5” = 30,68 daN/m (5”x 19,5 lb/ft). U tu dubinu uključena je i dužina od Ltš = 228 m standardnih teških šipki, spoljašnjeg prečnika ODtš = 165,1 mm, težine Wtš = 140,4 daN/m (6 ½”x 2 ½”).

Za koliko projektant i izvođač radova može povećati dubinu bušenja, pod uslovom da mu projekat izrade kanala bušotine omogućuje primenu bušaćih šipki spoljašnjeg prečnika ODbš = 88,9 mm, prosečne težine Wbš31/2” = 24,01 daN/m (3 ½”x 15,5 lb/ft), sa standardnim teškim šipkama spoljašnjeg prečnika ODtš = 127 mm, težine Wtš = 77,8 daN/m (5”x 2 ¼”). Rešenje:

Proračuni opterećenja iz razloga dodatne sigurnosti ne uzimaju u obzir silu potiska od gustine isplake, tako da težine alata izračunavaju u vazduhu.

Dužina bušaćih šipki spoljašnjeg prečnika ODbš = 127 mm iznosi: 4.330 – 228 = 4.102 m Težina niza bušaćeg alata u vazduhu je:

− težina bušaćih šipki ODbš = 127 mm: daNmdaNm 849.125/68,30102.4 =⋅

− težina teških šipki ODtš = 165,1 mm: daNmdaNm 923.32/4,140228 =⋅

− ukupna težina niza bušaćeg alata je: "5a

TΣ = 125.849 + 32.923 = 158.772 daN

Zamenom teških šipki spoljašnjeg prečnika ODtš = 165,1 mm sa teškim šipkama spoljašnjeg prečnika ODtš = 127 mm, smanjuje se težina niza teških šipki za:

Ttš5” = daNmdaNm 738.17/8,77228 =⋅

Moguća dubina bušenja (Zb) sa izmenjenim bušaćim alatom, tj. bušaćim šipkama spoljašnjeg prečnika ODbš = 88,9 mm (3 ½”x 15,5 lb/ft) i teškim šipkama spoljašnjeg prečnika ODtš = 127 mm i težine Wtš5” = 77,8 daN/m (5”x 2 ¼”) dobija se iz sledećeg odnosa:

mW

TTLZ

bš

tšatšb 100.6102.6

01,24738.17772.158228

"2/31

"5"5 ≈=

−+=

−Σ+=

Primenom izmenjenog sastava kompozicije niza bušaćeg alata moguće je povećati dubinu bušenja od 4.330 m do 6.100 m. 6.9.2. Izbor bušaćeg tornja

Tornjevi su čelične konstrukcije kojima je namena da nose teret niza bušaćih alatki u toku bušenja, ili kad su alatke oslonjene u tornju. Kako se tokom bušenja u konstrukciji tornja javljaju znatna naprezanja, zbog samog tereta bušaćeg alata, tako i zbog vibracija i vetra, tornjevi su konstruisani po tačno određenim pravilima.

327

Za manevar bušaćim alatom toranj je opremljen sistemom koturača. Na vrhu tornja je učvršćena nepokretna koturača o koju je obešena pokretna koturača. Kod novijih konstrukcija kuka o koju se veša bušaći alat čini jednu celinu sa pokretnom koturačom.

Bušaći toranj je, prema uputstvima proizvođača, definisan sledećim maksimalnim opterećenjima:

− optrećenjem na nepokretnu koturaču − optrećenjem na kuku, tj. pokretnu koturaču − kapacitetom odlaganja bušaćeg alata u tornju

Opterećenje na nepokretnu koturaču je konstantna vrednost koja je data od strane proizvođača tornja.

Pomoću sistema koturača, po zakonu mehanike da je proizvod tereta i brzine konstantan, smanjenom silom na dizalici može se dizati veći teret na kuki. Međutim, upravo za toliko puta koliko je smanjena sila na dizalici, biće smanjena brzina kretanja tereta. Odnos sila na dizalici i tereta koji se diže na kuki zavisi od broja koturova na pokretnoj koturači, odnosno od broja strukova bušaćeg užeta uvučenih kroz koturaču, a na svakom koturu pokretne koturače nalaze se dva struka bušaćeg užeta.

Kada teret miruje, sile u strukovima bušaćeg užeta su izjednačene i iznose:

( )1.9.62

LLLLnTG

F pobu ⋅

+=

Kod manevra alatom sila na mrtvom kraju bušaćeg užeta ostaje na vrednosti Fbu, a na radnom kraju se kod izvlačenja povećava, a kod spuštanja smanjuje približno po sledećim jednačinama:

( ) ( )( ) ( )3.9.61002,0

2.9.61002,03

3

LLLL

LLLL

daNnFF

daNnFF

burs

buri

⋅−=

⋅+=

Ako bušaće uže na bubnju ima brzinu namotavanja vr (m/s), onda se kuka podiže brzinom vk (m/s), prema jednačini:

( )4.9.62

LLLLn

vv rk ⋅=

Potrebna snaga na radnom kraju bušaćeg užeta data je jednačinom:

( )4.9.602,02

8,9 LLLLrpo

k vnnTG

P ⋅

⋅+

⋅

+⋅=

Gde su: Fbu − sila u bušaćem užetu (103 daN) G − težina niza bušaćih alatki (103 daN) Tpo − težina površinske opreme težina kuke, isplačne glave i polovine isplačnog creva, težina bušaćeg užeta se ne uzima u obzir 103 daN n − broj koturova na pokretnoj koturači vr − brzina namotavanja radnog kraja bušaćeg užeta na bubanj dizalice (m/s) Pk − potrebna snaga na radnom kraju bušaćeg užeta (KW)

328

Iz prethodno izloženog jasno je da opterećenje na kuku zavisi od broja koturova tj. od broja strukova bušaćeg užeta uvučenih u žlebove kotura pokretne koturače (obično broj užadi u pokretnoj koturači u zavisnosti od kapaciteta nosivosti iznosi od 8 do 16). Što je veći broj strukova bušaćeg užeta uvučeno u koturove pokretne koturače to je veće dopušteno opterećenje na kuku. Takođe, povećanjem broja strukova bušaćeg užeta smanjuje se opterećenje po jednom struku, a samim tim i opterećenje na bušaću dizalicu (Sl.6.9.1), čime se omogućuje lakše rukovanje bušaćom dizalicom.

Kapacitet odlaganja bušaćeg alata u toranj predstavlja težinu i dužinu alata koja se može odložiti u toranj pri maksimalnom opterećenju na kuku kod maksimalnog broja uvučenih strukova bušaćeg užeta u koturove pokretne koturače.

Slika 6.9.1. Opterećenje na dizalicu opada sa brojem strukova bušaćeg užeta

Na primer, za bušaće postrojenje “Continental Emsco C-1-III”, koje je opremljeno bušaćim tornjem model “CEL-142” maksimalno opterećenje na nepokretnu koturaču je 468.000 daN, dozvoljeno opterećenje na kuku (pokretnu koturaču) kod 12 uvučenih strukova bušaćeg užeta je 355.600 daN, a kapacitet odlaganja bušaćeg alata pri opterećenju od 355.600 daN (kod spuštanja zaštitnih cevi u bušotinu) je 222.300 daN ili 220 standardnih pasova bušaćeg alata (tri komada bušaćih ili teških šipki spojenih u jedan pas).

Toranj, takođe, mora biti definisan i u odnosu na dozvoljenu brzinu duvanja vetra pri punom kapacitetu odloženog alata u tornju, jer odloženi alat, zbog nagiba naleganja u tornju i bočne sile vetra ostvaruje dodatno opterećenje, čime se smanjuje dopuštena nosivost na kuki. Tornjevi su od strane proizvođača definisani na dozvoljenu brzinu vetra od 120 do 160 km/čas.

Glavni postupak koji omogućava povećanje dubine bušenja bušaćim postrojenjem je povećanje broja strukova uvučenih u kotorove pokretne koturače. Mogućnost bušenja, tj. dubina bušenja data bušaćom dizalicom od strane proizvođača, zasniva se uobičajeno na osam uvučenih strukova bušaćeg užeta, a što je prikazano sledećim primerom. Primer:

Dubina bušenja data je od strane proizvođača sa karakteristikama bušaće dizalice C-1-III koja iznosi 4.330 m (14.200 ft). To podrazumeva primenu bušaćih šipki spoljašnjeg prečnika ODbš = 127 mm sa prosečnom težinom Wbš = 30,68 daN/m (5”x 19,5 lb/ft), kao i teških šipki spoljašnjeg prečnika ODtš = 165,1 mm (6 ½”x 2 ½”), težine 140,4 daN/m i dužine Ltš =228 m, pri osam uvučenih strukova bušaćeg užeta u koturove pokretne koturače.

Za bušaći toranj model “CEL-142” opterećenje na kuku (pokretnu koturaču), prema uputstvu proizvođača (tabela 6.9.1), iznosi:

− kod 8 strukova bušaćeg užeta: 297.800 daN − kod 10 strukova bušaćeg užeta: 322.300 daN − kod 12 strukova bušaćeg užeta: 355.600 daN

Za koliko će se moći produbiti bušotina, sa istim sastavom alata, ako se u koturove pokretne koturače uvuče 10 strukova bušaćeg užeta. Rešenje:

Povećanjem broja strukova bušaćeg užeta od 8 na 10, dozvoljeno opterećenje na kuku povećava se sa 297.800 daN na 322.300 daN, tj. za 24.500 daN. To omogućuje povećanje dubine bušenja, sa istim sastavom alata za:

329

m79956,79868,30500.24

≈=

Pod uslovom da ostala oprema bušaćeg postrojenja zadovoljava, bušaće postrojenje sa bušaćim šipkama ODbš = 127 mm, prosečne težine Wbš = 30,68 daN (5”x 19,5 lb/ft) i 228 m teških šipki ODtš = 165,1 mm, težine Wtš = 140,4 daN/m (6 ½”x 2 ½”) može da buši do dubine bušotine od:

m000.5029.5799330.4 ≈=+ U slučaju da projekat izrade kanala bušotine zahteva spuštanje, tj. ugradnju zaštitnih cevi

velikog prečnika, odnosno velike težine na veće dubine, može se u koturove pokretne koturače uvući svih 12 strukova bušaćeg užeta i time dozvoljeno opterećenje na kuku povećati na 355.600 daN.

Neophodno je naznačiti da glavni razlog za povećanje broja strukova bušaćeg užeta predstavlja smanjenje opterećenja na bušaću dizalicu, jer se time ujedno i smanjuje opterećenje na radnom kraju bušaćeg užeta. Nedostatak ovog postupka je da se tom prilikom brzina podizanja kuke smanjuje, a što je povezano sa povećanjem vremena izrade bušotine koje se negativno odražava na ekonomiku bušenja. 6.9.3. Izbor ispirnih pumpi

Ispirne pumpe su sledeća glavna komponenta bušaćeg postrojenja koju treba odabrati na osnovu dubine bušenja date karakteristikama bušaće dizalice. Bušaća postrojenja su uglavnom opremljena sa dva tipa klipnih ispirnih pumpi:

− dvoradne (sporohodne) pumpe sa dva ili tri klipa; − jednoradne (brzohodne) pumpe sa tri klipa.

Ako ispirna pumpa potiskuje isplaku prednjom i stražnjom stranom klipa, onda je to dvoradna pumpa, a ako klip potiskuje isplaku samo sa jednom stranom takvu pumpu nazivamo jednoradna pumpa.

Generalno, dvoradne pumpe sa dva ili tri klipa koriste se za bušenje bušotina manjih i srednjih dubina, dok se za duboke bušotine gde su potrebni veliki pritisci i relativno manji kapacitet ispiranja, primenjuju jednoradne pumpe sa tri klipa.

Ispirne pumpe se označavaju sa: − tipom pumpe čiju oznaku daje proizvođač (nije standardizovano); − maksimalnom mehaničkom ili hidrauličkom snagom; − maksimalnim unutrašnjim prečnikom cilindar košuljice; − dužinom hoda klipa.

Primer: Jedna od ispirnih pumpi proizvođača “Continentan Emsco” nosi oznaku: F- 1000 6 ¾”x 10”,

a navedena oznaka označava sledeće: − pumpa raspolaže sa maksimalnom mehaničkom snagom od 1.000 KS (735 KW); − maksimalni prečnik cilindra košuljice je 6 ¾”; − dužina hoda klipa iznosi 10”.

U obavezne tehničko-tehnološke parametre svake pumpe spadaju i maksimalni radni pritisak i kapacitet ispiranja u zavisnosti od ugrađenog prečnika cilindra košuljice i primenjenog broja hodova na ispirnoj pumpi.

Projekat izrade kanala bušotine obuhvata i hidrauličke parametre režima bušenja gde su navedeni podaci o kapacitetu ispiranja i s tim u vezi očekivani pritisci na pumpi i potrebna mehanička i hidraulička snaga pumpi (na osnovu jednačina 16. i 17. datih u poglavlju “Metode bušenja”). Hidraulički parametri režima bušenja, pri izboru ispirnih pumpi, upoređuju se sa tehničko-tehnološkim karakteristikama pumpi sa kojima raspolaže bušaće postrojenje.

330

Kod početnog bušenja velikim prečnikom često se zahtevaju veliki kapaciteti koje tehničko-tehnološke karakteristike jedne pumpe obično ne mogu da zadovolje. Mora se naznačiti da svako bušaće postrojenje mora biti opremljeno sa najmanje dve ispirne pumpe, i u tim slučajevima problem se rešava radom obe pumpe u paru čime se ostvaruje željeni kapacitet ispiranja.

U slučaju da bušaća dizalica i toranj, kao komponente bušaćeg postrojenja, omogućavaju produbljivanje bušotine, a da su ispirne pumpe ograničavajući faktor, može se bušaćem postrojenju dodati i treća ispirna pumpa (kao odvojena pogonska jedinica, tj. pumpni agregat) sa odgovarajućim tehničko-tehnološkim karakteristikama.

U dubljim delovima kanala bušotine hidraulički parametri režima bušenja obično zahtevaju veće pritiske na pumpi sa relativno manjim kapacitetom ispiranja, tako da se napretkom bušenja menjaju prečnici cilindar košuljica time što se u ispirne pumpe ugrađuju cilindar košuljice i klipovi manjih dimenzija. 6.9.4. Izbor ostale opreme na bušaćem postrojenju

Ako su na osnovu karakteristika bušaće dizalice, projektovani bušaći toranj i ispirne pumpe za određenu dubinu bušenja, pretpostavlja se da i ostala oprema bušaćeg postrojenja odgovara toj dubini bušenja. Ponekad, posebno ako je povećan kapacitet bušećeg postrojenja, tj. dubina bušenja jednim od prikazanih načina, ostale komponente bušaćeg postrojenja mogu biti neodgovarajuće. Iz navedenog razloga, pri izboru bušaćeg postrojenja, treba proveriti i:

− visinu postolja bušaćeg tornja; − broj i veličinu, tj. zapreminu isplačnih bazena; − nadmorsku visinu i spoljašnju temperaturu lokacije na kojoj će bušaće postrojenje izvoditi

radove. 6.9.4.l. Visina postolja bušaćeg postrojenja

Pod uslovom da projekat izrade kanala bušotine predviđa ugradnju sigurnosne opreme na ustima bušotine od više preventera (Sl.6.6.12, slučaj 2 i 3), ili preventere većih radnih pritisaka koji su ujedno i većih dimenzija, može se desiti da visina postolja tornja nije dovoljna za njihov smeštaj. To je naročito karakteristično za starija bušaća postrojenja koja raspolažu relativno malom visinom postolja bušaćeg tornja.

U tom slučaju je neophodno produbiti standardnu “šahtu”, a što je povezano sa dodatnim troškovima i otežanim radom na sanaciji dotoka slojnog fluida u kanal bušotine, ako se u toku bušenja isti dogodi. 6.9.4.2. Broj i veličina tj. zapremina isplačnih bazena

Jedan isplačni bazen na bušaćem postrojenju, u zavisnosti od kapaciteta bušenja, obično ima zapreminu od 20-40 m3, od čega je praktično korisno oko 70%. Prema uobičajenoj bušaćoj praksi, a često i na osnovu zakonske regulative, bušaće postrojenje mora da raspolaže sa onolikim brojem isplačnih bazena da u njih stane količina isplake jednaka najmanje jednoj zapremini isplake u kanalu bušotine.

Nedostatak isplačnih bazena u suštini ne predstavlja veliki problem, jer se na lokaciju uvek mogu dopremiti dodatni isplačni bazeni, ali se ipak broj i veličina bazena pri izboru bušaćeg postrojenja moraju proveriti. 6.9.4.3. Nadmorska visina i spoljašnja temperatura

Ako se planira da bušaće postrojenje radi na lokaciji koja je u području sa većom nadmorskom visinom ili većom spoljašnjom temperaturom treba uzeti u obzir da tada dolazi do smanjenja raspoložive nominalne snage na motorima sa unutrašnjim sagorevanjem. U tabeli 6.9.2. prikazano je smanjenje nominalne snage motora u zavisnosti od nadmorske visine i spoljašnje temperature.

331

Tabela 6.9.2 Smanjenje nominalne snage motora sa unutrašnjim sagorevanjem Zbog nadmorske visine Zbog spoljašnje temperature

% od snage

nadmorska visina (m)

% od snage

spoljašnja temperatura

(oC) benzin dizel nivo mora

500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000

100 94 89 84 79 74 69

16 25 30 35 40 45 50

100 98 97

96,5 96 95 93

100 100 100 99

97,5 95 90

6.10. Analiza troškova bušenja

Osnovni zadatak kod projektovanja izrade bušotine je da se projektuje proces bušenja čiji će rezultat biti uspešan završetak izrade bušotine, što je moguće jeftinije i bezbednije.

Priprema analize, tj. procene troškova za neku bušotinu predstavlja konačnu etapu u projektovanju izrade bušotine. To je, takođe, po redosledu razmatranja i poslednji elemenat projektovanja, jer umnogome zavisi od tehničkih aspekata projektovane bušotine. U dosta slučajeva upravo analiza procene troškova predstavlja glavni faktor koji određuje da li će se neka bušotina bušiti ili neće.

Najčešće primenjeni postupak za proračun troškova bušenja zasniva se na proceni efikasnosti rada dleta. Veliki deo vremena potrebnog za izradu bušotine troši se ili na bušenje, ili na manevrisanje zbog zamene istrošenog dleta. Ukupno vreme potrebno za bušenje do date dubine, ∆Z, može se izraziti kao zbir ukupnog vremena: bušenja, tj. rotiranje dleta (tm), vremena manevra alatom (tt) i vremena kada dleto ne rotira u bušotini (tc), izraženo sledećom jednačinom:

( ) ( )1.10.6LLLLZ

tttCCC ctmgd

f ∆

++⋅+=

Gde su: Cf − troškovi bušenja po jedinici dubine, tj. cena po metru bušenja (dinar, dolar...) Cd − troškovi dleta (dinar, dolar...) Cg − cena sata rada bušaćeg postrojenja (dinar, dolar...)

Pošto se u ovoj jednačini za troškove bušenja zanemaruju faktori rizika, rezultati analize troškova se ponekad moraju adaptirati u skladu sa tehničkom procenom. Smanjenje troškova za rad dleta neće obavezno rezultirati manjim troškovima bušenja ukoliko je znatno povećan rizik od pojave problema u toku bušenja kao što su zaglave, devijacija kanala bušotine, obrušavanje, tj. nestabilnost kanala bušotine, itd. 6.10.1. Predviđanje troškova bušenja:

Projekat izrade bušotine zahteva i predviđanje cene koštanja bušotine na datoj lokaciji. Ova predviđanja su potrebna da bi se mogle doneti pouzdane ekonomske odluke.

Troškovi bušenja prvenstveno zavise od : - lokacije na kojoj se postavlja bušaće postrojenje; - konačne dubine bušotine.

Lokacija bušotine određivaće cenu pripreme lokacije, preseljenja postrojenja na lokaciju i dnevne operativne troškove bušaćih operacija. U dnevne operativne troškove bušaćih operacija mogu da budu uključeni i sledeći elementi: iznajmljivanje bušaćeg postrojenja, iznajmljivanje bušaće brigade, usluge praćenja bušotine, smeštaj bušaće brigade, rutinsko održavanje bušaće opreme, tretman bušaćeg fluida (isplake), tehnički-tehnološki nadzor postrojenja, iznamljivanje helikoptera itd.

332

Troškovi bušenja teže da eksponencijalno rastu sa dubinom. Odnos između troškova bušenja i dubine mogu se predstaviti jednačinom:

( )1.10.6LLLLZbeaC ⋅⋅= Gde su: C − troškovi bušenja (dinar, dolar.) a i b − konstante koje primarno zavise od lokacije bušotine Z − dubina bušotine (m)

Za preciznije predviđanje troškova bušenja, mora se uraditi analiza troškova zasnovana na detaljnom planiranju bušotine. Pri tome troškovi za osnovni bušotinski repromaterijal (kao što su kolone zaštitne cevi) i troškovi za pripremu površine lokacije mogu se tačno predvideti. Dnevni troškovi za bušaće operacije mogu se proceniti na osnovu razmatranja troškova iznajmljivanja bušaćeg postrojenja, troškova transporta, troškova nadzora postrojenja i ostalo. Vreme potrebno za bušenje i opremanje bušotine procenjuje se na osnovu vremena montaže bušaćeg postrojenja, vremena bušenja, vremena manevrisanja alatom, vremena spuštanja zaštitnih cevi, procene formacija tj. vremena potrebnog za K-merenja, vremena opremanja i vremena trajanja problema u kanalu bušotine. Vreme trajanja problema, u kanalu bušotine podrazumeva vreme provedeno na rešavanju problema u bušotini, gde spadaju zaglave alata, gubici isplake, frakturiranje formacija, itd.

Najviše vremena uvek se troši na operacijama bušenja i manevrisanja alatom. Procena vremena bušenja može se zasnivati i na podacima o mehaničkoj brzini bušenja u zoni interesovanja. Mehanička brzina bušenja u datoj formaciji varira obrnuto srazmerno sa kompresivnom jačinom i jačinom stena na smicanje, jer jačina stene teži da se povećava sa dubinom zbog većeg pritiska izazvanog težinom pokrovnih, tj. višeležećih naslaga stena. Iz navedenog razloga mehanička brzina bušenja obično eksponencijalno opada sa dubinom, tako da se mehanička brzina bušenja može povezati sa dubinom preko jednačine:

( )2.10.62303,2 LLLLZaeKdtdZ ⋅⋅−⋅=

Gde su: K, a2 − konstante zavisne od lokalnih uslova bušenja

Vreme bušenja, tj. rada dleta “tm”, potrebno za dostizanje date dubine može se dobiti razdvajanjem varijabli i integrisanjem. Razdvajanje varijabli daje:

∫∫ ⋅=⋅ ⋅⋅Z

Zat

dZedtKm

0

303,2

0

2

Integrisanjem i rešavanjem po “tm” dobija se jednačina za potrebno vreme bušenja do zadate dubine u zavisnosti od mehaničke brzine bušenja, koja glasi:

( ) ( )3.10.61303,2

12303,2

2

LLLL−⋅⋅⋅

= ⋅⋅ Zam e

Kat

Kako se stiče iskustvo u pojedinim oblastima, preciznije predviđanje vremena bušenja može se dobiti izradom dijagrama koji obuhvataju dubinu bušotine u odnosu na vreme obavljanja bušaćih operacija. Dijagrami ovog tipa se takođe koriste u proceni primene novih procedura bušenja projektovanih tako da skraćuju vreme bušenje do zadate dubine.

Druga bitna komponenta u proceni vremena potrebnog za bušenje bušotine je vreme potrebno za manevrisanje nizom bušaćeg alata. Vreme potrebno za operacije manevrisanja prvenstveno zavisi od dubine bušotine, zatim od tipa postrojenja koje će se koristiti i primenjene bušaće prakse. Vreme potrebno za zamenu dleta i ponovno uspostavljanje bušaćih operacija može se proceniti na osnovu jednačine:

( )4.10.62 LLLLis

st Z

lt

t ⋅

⋅=

333

Gde su: tt − vreme potrebno za zamenu dleta i ponovno uspostavljanje bušaćih operacija (čas) ts − prosečno vreme potrebno za rukovanje jednim pasom niza bušaćeg alata (čas) ls − prosečna dužina jednog pasa niza bušaćeg alata (m) Zi − dubina bušotine kod poslednjeg manevra alatom (m)

Vreme potrebno za rukovanje teškim šipkama je duže nego za ostatak niza bušaćeg alata, ali ova razlika obično ne zahteva primenu dodatnih elemenata u jednačini 6.10.4. Podaci o istorijatu rada za dato bušaće postrojenje korisni su za realnije određivanje vremena “ts”.

Prethodne analize pokazuju da vreme potrebno po manevru alatom raste linearno sa dubinom. Osim toga, metraža izbušena jednim dletom teži da opada sa dubinom, tako da broj manevara potrebnih za bušenje takođe raste sa dubinom. Ukoliko je poznat vek trajanja dleta, takođe se može proceniti i metraža, tj. broj izbušenih metara između manevara. Integrisanjem jednačine 6.10.2. između dubine poslednjeg manevra Zi, i dubine sledećeg manevra Z, daje sledeću jednačinu za izbušeni interval:

( ) ( )5.10.6303,2ln303,2

12303,2

22

LLLLiZam etKa

aZ ⋅⋅+⋅⋅⋅⋅

⋅=

Ukupno vreme rotiranja dleta (tm) generalno će varirati sa dubinom kako se menjaju dimenzije i tip dleta. Kod većih dubina buši se dletima manjeg prečnika, pa je vek trajanja dleta kraći nego kod manjih dubina, što zahteva češće spuštanje i vađenje bušaćih alatki. Jednačine 6.10.4 i 6.10.5 mogu se iskoristiti za ukupno vreme manevrisanja potrebno za bušenje do date dubine uz primenu procenjenih vrednosti ts, tm, a2 i K. Bušenjem više bušotina u određenoj zoni, uz primenu odgovarajućeg postrojenja, stiče se iskustvo čime se mnogo preciznije može predvideti vreme manevrisanja nizom bušaćeg alata. U tom cilju, izradom dijagrama dubine bušotine u funkciji vremena proteklih bušaćih operacija može se znatno preciznije odrediti potrebno vreme za manevar alatom.

Osim predviđanja potrebnog vremena za operacije bušenja i manevrisanja alatom, takođe se mora proceniti i potrebno vereme i za ostale operacije koje su neophodne u procesu izrade bušotine. Ostale operacije neophodne u procesu izrade bušotine mogu se podeliti u sledeće opšte kategorije:

− priprema lokacije − preseljenje i montaža bušaćeg postrojenja − procena nabušenih formacija i K-merenja u kanalu bušotine − spuštanje zaštitnih cevi − opremanje bušotine − problemi u vezi sa bušenjem

Troškovi koji se odnose na pripremu lokacije i preseljenje bušaćeg postrojenja na lokaciju zavise prvenstveno od terena, udaljenosti preseljenja i tipa bušaćeg postrojenja koje se koristi. Troškovi procene formacije zavise od broja i cene planiranih K-merenja i testiranja, plus vreme potrebno za kondicioniranje bušaćeg fluida (isplake). Vreme potrebno za spuštanje, cementiranje i testiranje niza zaštitnih cevi primarno zavisi od broja nizova kolona, dubine ugradnje kolona, prečnika i težine po metru. Ovi troškovi moraju da obuhvate vreme angažovanja bušaćeg postrojenja potrebnog za spuštanje i cementaciju nizova kolona zaštitnih cevi, montažu površinske opreme za svaku dimenziju kolona i eventualnu promenu dimenzija bušaćih šipki ili teških šipki, da bi se prilagodile novoj dimenziji kanala bušotine. Troškovi kompletiranja bušotine zavise od tipa opremanja koje se primenjuje i procene troškova koje često rade i inženjeri iz proizvodnje.

Na mnogim bušotinama veliki deo troškova bušotine može da bude prouzrokovan neočekivanim problemima u vezi sa bušenjem, kao što je zagađenje isplake, gubitak cirkulacije, lom niza bušaćeg alata, napukla kolona zaštitnih cevi, itd. Ovi neočekivani troškovi se ne mogu predvideti uz visoki stepen preciznosti i u nekim slučajevima nisu uključeni u originalnu procenu troškova. Zahtevi za dodatnim fondovima u tom slučaju se moraju podnositi kad god se naiđe na značajan problem. Međutim, širok raspon ekonomskih odluka u vezi sa programom bušenja u datoj oblasti treba da obuhvati prosečne troškove za bušotinu sa problemima bušenja.

334

7. USMERENO (DIRIGOVANO) BUŠENJE Bušenje usmerenih, tj. dirigovanih bušotina može se definisati kao uspešnost izrade kanala

bušotine pod željenim uglom otklona od vertikale i smera u horizontalnoj ravni. Razvoj današnje tehnike i tehnologije omogućuje da se usmerene bušotine isto tako uspešno

kontrolišu kao i vertikalno izbušene bušotine. Odnosi napretka bušenja u usmerenim bušotinama sasvim su se približili naprecima vertikalno izbušenih bušotina.

Primena usmerenih bušotina povećava se iz godine u godinu, a pri razradi ležišta ispod površine vode (mora) izrada usmerenih bušotina je postala uobičajeni način bušenja kanala bušotina. Prema željenom cilju bušotine i konačno dostignutom uglu otklona kanala bušotine, tehnologija izrade usmerenih bušotina se uslovno može podeliti na:

1. Koso usmereno bušenje 2. Horizontalno bušenje

7.1. Tehnologija kosousmerenog bušenja

Kontrolisanom kosousmerenom bušenju pristupa se u sledećim slučajevima (Sl.7.1): − bušenje iz pristupačne prema nepristupačnoj

lokaciji; − bušenje u naseljenim mestima; − bušenje ispod morske površine ("Offshore"); − zaobilaženje zaglavljenog alata ("Side tracked

hole"), usled nemogućnosti njegove instrumentacije;

− vraćanje kanala bušotine u željeni pravac; − bušenje iz neproduktivnog ili iscrpljenog

ležišta u novi produktivni sloj; − bušenje kosousmerenih pomoćnih bušotina u

cilju stavljanja pod kontrolu eruptirajuće nekontrolisane bušotine.

Prvi korak u planiranju bilo koje kosousmerene bušotine je izbor oblika ili tipa putanje, tj. trajektorije kanala bušotine za dostizanje konačnog cilja u bušotini. Uobičajeno je da se praktično koriste tri osnovna tipa putanje i jedna modifikovana putanja kanala bušotine (Sl.7.2), kao što su: − putanja formiranja i održavanja ugla otklona,

tj. nagiba; − putanja formiranja-održavanja i obaranja ugla

otklona, tj. nagiba; − putanja kontinuiranog formiranja ugla otklona

tj. nagiba; − putanja formiranja-održavanja obaranja i/ili

održavanja obaranja ugla oklona tj. nagiba. Slika 7.1. Primeri bušenja kosousmerenih bušotina

335

Slika 7.2. Tipovi putanja, tj. trajektorija kosousmerenih bušotina

Putanja formiranja i održavanja ugla otklona

Putanja formiranja i održavanja ugla otklona, tj. nagiba ("Build and hold type") podrazumeva postupak za podizanje ugla otklona od vertikale do željene veličine, a zatim održavanje tog ugla do konačnog cilja (kriva: "A" na Sl.7.2). Kod ovog tipa putanje ugao sa kojim se dostiže konačni cilj jednak je maksimalno dostignutom uglu u fazi podizanja ugla putanje. Takođe, ovaj tip putanje zahteva i najmanje uglove otklona od vertikale za dostizanje željenog cilja.

Putanja formiranja - održavanja i obaranja ugla otklona

Putanja građenja-održavanja i obaranja ugla otklona ("Build-hold and drop"- "S" type) ima približni oblik latiničkog slova "S". Trajektorija ili putanja se sastoji iz podizanja ugla do željene veličine, održavanja tog ugla i njegovog obaranja, tako da se željeni cilj, dostiže vertikalnim kanalom bušotine (kriva "C" na Sl.7.2). Ovaj tip putanje zahteva veće uglove otklona od vertikale nego kod putanje građenja i održavanja ugla otklona ( kriva "A"). Putanja kontinuiranog građenja ugla otklona

Putanjom stalnog podizanja ugla otklona (“Continuous build”) dostiže se željeni cilj sa konstantnim podizanjem ugla (kriva "D" na Sl.7.2). Ovaj tip putanje kanala bušotine ima najveće uglove otklona od vertikale od svih tipova putanja. Putanja građenja-održavanja, obaranja i/ili održavanja

Putanja građenja-održavanja, obaranja i/ili održavanja (“Build-hold drop and/or hold”- Modified "S" type) , naziva se i modifikovanom "S" putanjom. Željeni cilj se dostiže pod nekim uglom otklona od vertikale koji je manji od maksimalno dostignutog ugla u sekciji održavanja (kriva "B" na Sl.7.2). Maksimalni uglovi primenjeni kod ovog tipa putanje veći su od putanje građenja i održavanja ugla otklona (kriva "A"), ali manji od dostignutih uglova krivom "S".

7.1.1. Alati za kosousmereno bušenje Najbolje alatke za kosousmereno bušenje su one sa kojima se radi bušotina nominalnog

prečnika i kod kojih naknadno proširivanje nije potrebno. Bez obzira koji se alati za skretanje i kasnije vođenje bušotine koriste, principi definisanja totalne izmene uglova, jačina kolena ("Dog-leg severity"), stvaranje novih uglova, pravaca i postavljanje lica alatki su isti.

Uglavnom se koriste sledeći alati za skretanje (Sl.7.3):

− klinovi za skretanje − dubinski motori sa kosim prelazom − dleta sa jednom mlaznicom Slika 7.3. Alati za kosousmereno bušenje

a) klin za skretanje b) dubinski motor sa kosim prelazom c) dleto sa jednom mlaznicom

336

7.1.1.1. Klinovi za skretanje Klin za skretanje (“Whipstock”) je jednostavne konstrukcije i jedina alatka koja se uspešno

može primeniti u svim vrstama, tj. svim čvrstoćama stena. On omogućuje orijentaciju i usmeravanje bušaćih alatki, tj. kanala bušotine u željenom pravcu. Prema načinu primene klin za skretanje može biti:

− klasični klin za skretanje − stalni klin za skretanje

Razlika između klasičnog i stalnog klina je u tome što se klasični klin nakon usmeravanja i

skretanja vadi iz bušotine, dok se stalni klin nakon spuštanja u bušotinu i usmeravanja učvršćuje cementom ili nazubljenim čeljustima i u tom položaju ostaje stalno u bušotini. Klasični klin za skretanje

Dimenzije klasičnog klina za skretanje zavise od prečnika kanala bušotine i kreću se od 101,6 mm do 330,2 mm (4”-13”), sa nagibom od 2o25´ do 5o. Alat za usmereno bušenje najčešće se sastoji od (Sl.7.4):

− bušaćih šipki − bušaće šipke odabrane prema dimenzijama klina − klina za skretanje − prelaza za orijentaciju − stabilizatora − dleta

Slika 7.4. Klasični klin za skretanje:

a) položaj bušaćih alatki u klinu b) prikaz zasecanja novog kanala bušotine pomoću klina

Nakon spuštanja klasičnog klina na dno bušotine (treba paziti da tokom spuštanja ne dođe

do loma spajajućeg zavrtnja), spušta se na užetu merni instrument u orijentacioni prelaz i obavi se kontrolno merenje. U slučaju da je potrebna korekcija usmeravanja klina, ona se obavlja okretanjem niza alatki udesno u željeni položaj.

337

Zadizanjem klina za 20-30 cm od dna bušotine i ponovnim spuštanjem sa opterećenjem od oko 6 310⋅ daN, kida se spajajući zavrtanj koji drži klin i stabilizator sa dletom. Nakon prekida klina uspostavlja se cirkulacija isplakom, i obrtanjem dleta od 10-15o/min polagano se silazi niz klin, sa minimalnim opterećenjem primenjenim na dleto. Izlaskom dleta ispod pete klina postepeno se povećava opterećenje i nakon zabušivanja 2-3 m, vadi se dleto iz bušotine.

Najkritičnija faza u procesu operacije sa klinom je momenat izvlačenja klina iz bušotine, tj. ulazak stabilizatora i dleta u korito klina. Trenutak izvlačenja stabilizatora u vrat klina, tj. prstena za zadizanje, registruje se na indikatoru težine.

Nakon vađenja klina iz bušotine, prvo se u bušotinu spušta alat za proširivanje kanala bušotine, a nakon toga i alat za nastavak bušenja u koji mora biti ugrađena nemagnetna teška šipka. Tim alatom se buši 9-18 m, nakon čega se obavlja kontrolno merenje ostvarenih uglova u kanalu bušotine.

U već usmerenom kanalu bušotine često je potrebno promeniti ugao nagiba ili azimuta, tj. smera u levu ili desnu stranu, što se takođe obavlja pomoću klina. Pri tome je potrebno poznavati tri usmeravajuća faktora:

− postojeći nagib, tj. otklon kanala bušotine − smer, tj. azimut lica klina − traženi smer, tj. azimut i nagib kanala bušotine

Stalni klin za skretanje

Stalni klin za skretanje primenjuje se u sledećim slučajevima: − za zasecanje i usmeravanje novog kanala bušotine u čvrstim i veoma čvrstim stenama; − pri zasecanju novog kanala bušotine iz već zacevljenog dela kanala bušotine, tj. u koloni

zaštitnih cevi.

Prečnik stalnog klina je manji od prečnika bušotine za 3,2-12,7 mm (1/8”-1/2”). Korito klina (lice) nagnuto je pod uglom od 2-3o, a poluprečnik zaobljenja korita je od 10-15 mm veće od nominalnog prečnika bušotine. U zavisnosti od prečnika klina i ugla nagiba korita dužina kosine klina iznosi od 2,5-4,5 m. Na donji kraj klina postavlja se sidro dužine 8-10 m radi boljeg učvršćivanja klina u bušotini. Na vrhu klina ugrađuje se rupa za zavrtanj od 25,4 mm (1”) kojim se klin veže za ostali deo alata. Zavrtanj se nakon polaganja klina u bušotinu odseca putem opterećenja od 10-12 310⋅ daN. Primenjuju se dve konstrukcije stalnih klinova:

− stalni klin bez čeljusti − stalni klin sa čeljustima

Stalni klin bez čeljusti

Stalni klin bez čeljusti (Sl.7.5) primenjuje se pri zasecanju novog kanala bušotine iz starog nezacevljenog kanala bušotine, tj. u tzv. “open hole”. Nakon spuštanja na željenu dubinu orijentiše se kao i klasičan klin, a zatim cementira cementnom kašom. Odmah nakon završene cementacije koja se obavlja kroz produžno vreteno, preseca se zavrtanj i alat se vadi iz bušotine.

Bušenje niz klin (nakon stvrdnjavanja cementa) nastavlja se normalnim sastavom alata za koso-usmereno bušenje i to sa opterećenjem na dleto od 5-10 310⋅ daN i obrtanjem od oko 50o/min. Sve dalje operacije u novom kanalu bušotine mogu se izvoditi bez ikakvih smetnji, što nije uvek slučaj kod upotrebe klasičnog klina.

338

a) Klin i alatke za ugradnju i cementaciju klina; b) Klin je cementiran, alatke se izvlače iz bušotine; c) Zasecanje novog kanala bušotine; 1) Čelični klin; 2) Zavrtanj; 3) Orijentirajući prelaz; 4) Nemagnetska teška šipka sa oko 103 daN teških šipki; 5) Bušaće šipke; 6) Sidro; 7) Vodilica (korišćeno dleto); 8) Vreteno; 9) Vrh zaglavljenih alatki koje se žele zaobići; 10) Stabilizator; 11) Dleto; 12) Teške šipke; 13) Cementni most; 14) Jezik klina Stalni klin sa čeljustima

Stalni klin sa čeljustima (Sl.7.6) primenjuje se pri zasecanju kanala bušotine u koloni zaštitnih cevi. Alat za skretanje sastoji se od: − pete za aktiviranje čeljusti − sidra − čeljusti − tela klina − zavrtnja za spajanje klina sa alatom − alata za glodanje i teških šipki

Slika 7.5. Konstrukcija i ugradnja stalnog klina bez čeljusti

Nakon spuštanja klina na željenu dubinu i njegove orijentacije, aktiviraju se čeljusti koje učvršćuju klin u koloni zaštitnih cevi (cementacija nije potrebna), preseca se zavrtanj i zaseca se zaštitna cev sa čeonim glodačem. Po izlasku iz kolone zaštitnih cevi, tj. nakon njenog probijanja, vrši se proširivanje otvora posebnim alatima za prolaz dleta. Ovim postupkom se omogućuje spuštanje u bušotinu odgovarajućeg alata za nastavak bušenja.

Slika 7.6. Stalni klin sa čeljustima a)Postavljanje klina u bušotini: b) Aktiviranje čeljusti i presecanje zavrtnja; c) Početak zasecanja novog kanala bušotine; d) Nastavak zasecanja glodačem; e) Poslednja fza zasecanja čeličnim glodačem

339

7.1.1.2. Dubinski motori sa kosim prelazom Prednost dubinskih motora sa kosim prelazom nad ostalim bušaćim alatima za

kosousmereno bušenje sastoji se u sledećem: − usmeravajući deo kanala bušotine buši se punim, tj. nominalnim prečnikom dleta; − dubinski motor ostaje u bušotini sve dok se ne postignu željeni nagib i smer (azimut)

kanala bušotine; − kanal bušotine nema naglih iskrivljena, tj. kolena.

Uobičajeni alat za bušenje pomoću dubinskog motora sastoji se od:

− dleta punog, tj. nominalnog prečnika − dubinskog motora − kosog prelaza − nemagnetne teške šipke − teških šipki ili bušaćih teških šipki − bušaćih šipki

Za kosousmereno bušenje najviše odgovaraju dubinski motori dužine 6 m, mada se

zadovoljavajući rezultati postižu i dubinskim motorima od 9 m. Kod kraćih dubinskih motora nagib kosog prelaza igra bitnu ulogu pri podizanju ugla nagiba, dok kod motora dužine 9 m nagib kosog prelaza nema znatnijeg uticaja na brzinu porasta ugla. Za odabiranje kosog prelaza može poslužiti tabela 7.1, pri čemu treba uzeti u obzir:

− prečnik bušotine; − intenzitet podizanja ugla nagiba; − dužinu kanala bušotine izrađivanog dubinskim motorom.

Tabela 7.1. Elementi za izbor kosog prelaza

Spoljašnji prečnik dubinskog motora 101,6 mm (4”) 168,3 mm (6 5/8”) 190,5 m (7 ½”)

Preč. buš.

(mm)

Nagib kosog prelaza

Povećanje nagiba na

30 m

Preč. buš.

(mm)

Nagib kosog prelaza

Povećanje nagiba na

30 m

Preč. buš.

(mm)

Nagib kosog prelaza

Povećanje nagiba na

30 m

152,4 10

1 1/2o 2o

3030´ 4045´ 5o30´

215,9 1o

1 1/2o 2o

2o30´ 3o30´

4o30´ 250,8

10 1 1/2o

2o

2o30´

3o45´

5o00´

171,4

1o 1 1/2o

2o 2 1/20

3000´ 4015´ 5000´ 5045´

250,8

1o 1 1/2o

2o 2 1/2o

1o45´

3o00´

3o45´

5o00´

269,9

1o 1 1/2o

2o 2 1/2o

2o00´

3o30´

4o15´

5o30´

200

1o 1 1/2o

2o 2 1/2o

2o30´ 3o30´ 4o30´ 5o30´

269,9

1o 1 1/2o

2o 2 1/2o

1o15´

2o00´

3o00´

4o00´

311,1

1o 1 1/2o

2o 2 1/2o

1o45´

2o30´

3o30´

5000´

Pod uslovom da otklon bušotine izvodi sa turbinskim bušilicama, gde se tokom rada osovina turbinske bušilice okreće u desno, javlja se reaktivni momenat koji zaokreće bušilicu u levo. Ovaj reaktivni momenat se mora uzeti u obzir prilikom postavljanja turbinske bušilice u zadani smer, tj. azimut.

Ponekad se skretanje kanala bušotine obavlja sa cementnog čepa ili mosta, i tada na uspeh skretanja utiču sledeći faktori:

− kvalitet cementnog čepa − dužina cementnog čepa − mesto postavljanja

340

Cementni čep mora biti takvog kvaliteta da izdrži opterećenje od 20 310⋅ daN bušaćih alatki (bez obrtanja), uz veliku količinu cirkulacije isplake u trajanju od 5 min. Dužina cementnog čepa zavisi od slojeva u kojima se čep postavlja i kvaliteta cementacije. Praksa je pokazala da 100 m dužine cementnog čepa uglavnom zadovoljava. Pri tome, treba nastojati da se vrh cementnog čepa postavi u manje čvrstim slojevima i u zoni sa nominalnim prečnikom kanala bušotine. 7.1.1.3. Dleta sa jednom mlaznicom

Dleto sa ugrađenom jednom mlaznicom može se upotrebiti samo u slojevima male čvrstoće, tj. u slojevima gde se postižu mehaničke brzine bušenja od preko 12 m/h.

Dleto sa stabilizatorom, prelazom za orijentaciju i nemagnetnom teškom šipkom (Sl.7.7) spusti se na dno bušotine, usmeri se u željenom pravcu i započne se bušenje sa opterećenjem do 10 310⋅ daN . Pri tome treba primeniti maksimalno moguću količinu cirkulacije isplakom, ali bez obrtanja bušaćih alatki. Dleto se zadiže sa dna bušotine svakih 5 minuta, pri čemu se izbuši oko 1 m novog kanala bušotine. Izbušeni metar se pročišćava obrtanjem dleta sve dok se ne ukloni bilo kakvo naprezanje. Ponovo se postave alatke na dno bušotine i izvrši se orijentacija u cilju bušenja sledećeg metra. Dalje bušenje se nastavlja do dostizanja otklona kanala bušotine od 7-10o, kada se dleto sa jednom mlaznicom izvlači iz bušotine. Za nastavak bušenja primenjuje se standardni sastav alata, sa kontrolnim merenjem nakon izbušenih svakih 9-18 m.

U slučaju da je u nastavku bušenja potrebno korigovati dostignute uglove, ponovo se u bušotinu spušta dleto sa jednom mlaznicom i obavi se identični postupak. Nemagnetna teška šipka

Nemagnetna teška šipka sačinjena je od specijalnog K-monel materijala, koji nema nikakvog uticaja na magnetnu iglu kompasa. Zbog toga je u menagnetnoj teškoj šipki moguće obaviti merenje sa istrumentima koji u sebi sadrže iglu kompasa. U tabeli 7.2. su prikazane empirijske vrednosti o mogućnostima upotrebe nemagnetne teške šipke u funkciji nagiba i azimuta kanala bušotine. Slika 7.7. Formiranje otklona kanala

bušotine pomoću dleta sa jednom mlaznicom

Tabela 7.2. Teoretsko ograničenje za upotrebu nemagnetne teške šipke

Dužina teške šipke

(m)

Razmak dozvoljene upotrebe

Maksimalni ugao

oklona 6 30o od “N” ili “S”

60o od “E” ili “W” 25o 15o

8 300 od”N” ili “S” 60ood “E” ili “W”

40o 25o

6 + 8 30o od “N” ili “S” 60o od “E” ili “W”

80o 600

341

7.1.1.4. Ostale alatke za kosousmereno bušenje Na slici 7.8. prikazane su i ostale alatke koje se

ponekad upotrebljavaju u procesu izrade dela koso-usmerenog kanala bušotine.

Usmeravanje i usmereno bušenje sa zglobnim otkloniteljem i lopatastim dletom izvodi se na isti način kao i sa dletom sa jednom mlaznicom.

7.1.2. Merenja u kosousmerenim bušotinama Dleto u toku bušenja ne napreduje samo vertikalno,

već se neželjeno ili namerno kreće po vertikalnoj i horizontalnoj ravni koje možemo predstaviti kao “X-Y” ravan (Sl.7.9). “X” ravan je definisana kao ravan smera, a “Y” ravan kao ravan nagiba. Uglovi odstupanja od pravca, tj. smera severa u ravni “X” nazivaju se uglovi smera ili azimuta bušotine(“direction angle”), a uglovi odstupanja u zamišljenoj vertikaloj ravni “Y” uglovi nagiba, tj. otklona kanala bušotine (“inclination angle”).

Slika 7.8. Ostale alatke za formiranje otklona kanala bušotine

Ugao nagiba, tj. otklona u vertikalnoj ravni (“inclination angle”) je lako definisati, dok se za određivanje odstupanja ugla u horizontalnoj ravni, odnosno azimuta (“direction angle”), koristi 90o kvadratna šema (Sl.7.10). U 90o kvadratnoj šemi uglovi azimuta, tj. smera se uvek čitaju od severa ka istoku (N-E) ili zapadu (N-W), i od juga ka istoku (S-E) ili zapadu (S-W). U praksi se azimut još prikazuje i alternativno, tj. očitavanjem samo od pravca severa (N). Na primer, ako je očitan azimut S20oW to je indentično sa uglom azimuta od o200=α .

Slika 7.9. Prikaz ravni nagiba i smera, tj. azimuta u procesu izrade kanala bušotine

Slika 7.10. 90o kvadratna šema azimuta

Prostorni položaj kanala bušotine ne može biti određen sve dok nisu poznati nagib i azimut u bilo kojoj tački kanala bušotine. Praktično, to znači da je neophodno poznavati ove vrednosti u razmacima koji treba da budu što je moguće kraći. Zbog jednostavnije interpretacije kretanja kanala bušotine, za proračun se uzima da je razmak između dva merenja ravna linija. Zavisno od pojedinih situacija, merenja se izvode nakon svakih 10 do 50 m, a uobičajeno je merenje uglova na svakih izbušenih 30 metara.

342

7.1.2.1. Merni instrumenti Najčešće upotrebljavani instrument za definisanje uglova pri kosousmerenom bušenju je

jednosnimajući (“Single Shot”) fotomerni instrument (Sl.7.11a). Sastoji se od sekcije kompasnog klatna (A), sekcije za fotokameru (B), sekcije za baterije (C) i sekcije za satni mehanizam (D).

Kompas i klatno čine jednu celinu smeštenu u donjem delu instrumenta (u sekciji A), tako što je izvršena kombinacija magnetnog kompasa za pokazivanje azimuta i klatna sa olovnim viskom za pokazivanje otklona bušotine, tj. nagiba od vertikale. Opseg otklona klatna omogućava merenje uglova sa različitim intervalima od: 0-5o; 0-20o i 0-90o. Deklinacija kompasne igle je izbalansirana da se prilagodi datoj geografskoj širini, a kompasna igla pokazuje magnetni smer.

Ugao nagiba bušotine u tački merenja određuje se pomoću klatna koje je posebnim osetljivim ležajem obešeno o gornji deo uređaja. Na vrhu klatna nalazi se marker u obliku krstića koji se u zavisnosti od nagiba bušotine pomera iznad prstenastog stakla ispod kojeg se nalazi kompas za određivanje ugla azimuta. Ovaj deo kompasa ispunjen je tečnošću koja amortizuje potrese klatna u procesu merenja. Telo za uravnoteženje pritiska ima ulogu da kompenzuje širenje tečnosti u slučaju povećanih temperatura u bušotini. Pomoću zatvarača zatvara se gornji deo pribora izrađen od stakla otpornog na pritisak.

Pre spuštanja instrument se sastavi, navije se satni mehanizam na određeno vreme koje je potrebno da on dostigne dno bušotine, stavi se u svoje kućište i spusti se na užetu, ili se ubaci u bušaće šipke. Merni instrument se zaustavlja u nemagnetnoj teškoj šipki, jer kompas, smešten u nemagnetnoj teškoj šipki, mora biti tako postavljen da se uticaj dleta i bušaćih šipki u najvećoj meri smanji. Svako kretanje instrumenta se prekida jedan minut pre početka snimanja. Kada instrument miruje u mernoj tački, na disk-film se snimi relativna pozicija kompasa i klatna. Nakon što je snimanje završeno, instrument se izvlači iz bušotine, film se ubaci u kutiju za razvijanje i razvije.

Slika 7.11. Merni jednosnimajući instrument

a) jednosnimajući instrument (“Single Shot”) b) jednosnimajući instrument smešten u

nemagnetskoj teškoj šipki 1) Nemagnetska teška šipka; 2) Merni instrumenat; 3) Dosedna pločica; 4) Sedište teške šipke; 5) Kompas

Ovim instrumentom može se izmeriti otkon od vertikale do 90o pri temperaturi od 150oC. Za čitanje otklona na disk-filmu do 20o (Sl.7.12a) potreban je poseban čitač. Otklon bušotine od vertikale dobije se očitavanjem broja koncentričnih krugova koji označavaju stepene, od centra snimka do preseka linije označene krstićem. Magnetni sever na kompasu, tj. azimut se očitava nakon povlačenja linije od centra kruga kroz tačku preseka linija na krstiću od izbaždarene skale na

343

obodu disk-filma ispod linije čitača. Očitane vrednosti sa disk-filma na Sl.7.12a iznose: ugao nagiba 5o, a azimut 35o.

Disk-film za 90o očitava se direktno bez upotrebe čitača i prikazan je na Sl.7.12b. Ugao nagiba očitava se na tački preseka horizontalne linije, a azimut se očitava na preseku vertikalne linije sa izbaždarenom skalom na obodu disk-filma.

Na Sl.7.12b) očitana vrednost ugla nagiba iznosi 33o, a azimuta 36o. Jednosnimajući “Single shot” instrument sposoban za orijentaciju alatki na dnu bušotine

Merni instrument za orijentaciju bušaćih alatki na dnu bušotine u stvari je običan “Single shot” merni instrument sa dodatnim delovima, koji omogućuju da taj instrument deluje kao direktni ili indirektni instrument za orijentaciju alatki na dnu bušotine.

Slika 7.12. Izgled razvijenog disk-filma

a) za ugao nagiba od 0-20o b) za ugao nagiba do 90o

Ovim instrumentom moguće je registrovanje podataka o postojećem otklonu bušotine i smeru otklanjajuće alatke na dnu bušotine na istom snimku.

Osnovni princip ovog instrumenta je mehaničko uravnavanje kompasnog klatna “Single shota ” sa “reference” linijom, dodatom na kružnom stalku u kućištu instrumenta. Kućište se uklapa u alatku za formiranje otklona pomoću zupca i tzv. “kozje noge”. Na ovaj način lice otklanjajuće alatke je određeno “reference” linijom na snimku, ili direktno prema magnetnom smeru, i/ili indirektno sa “reference” linijom na donjoj strani, tj. prema visku klatna kompasa. Postupak orijentacije je sledeći:

− sastavi se merni instrument; − pri upotrebi orijentirajućeg prelaza kod dubinskih motora zub tzv. “kozje noge” uvek se

orijentiše u prelazu; − navrne se nemagnetna teška šipka i alat se spusti neposredno iznad dna bušotine; − instrument se napuni filmom, u kozju nogu se stavi olovni “špijun” i spusti se u bušotinu; − nakon izvršenog snimanja, merni instrument se izvuče iz bušotine, pregleda olovni “špijun”

na kojem mora biti otisak zuba kozje noge i razvije se slika; − na razvijenom snimku, tj. disk-filmu pojaviće se orijentaciona linija koja direktno pokazuje

smer otklona alatki.

Azimut meren u bušotini, tj. dobijen očitavanjem disk-filma iz mernog instrumenta, odnosi se na magnetni sever i treba ga ispraviti u geografski azimut dodavanjem lokalne magnetne deklinacije. Deklinacija je ugao između magnetnog i geografskog severa i za bilo koju lokaciju može se dobiti iz karti izogona. Ispravka magnetskog u geografski smer (azimut) izvodi se dodavanjem ili odbijanjem lokalne magnetske deklinacije prikazane u tabeli 7.3.

Tabela 7.3. Ispravka magnetskog u geografski azimut Očitavanje na snimku

Istočna deklinacija

Zapadna deklinacija

N-E S-E S-W N-W

Dodaj smeru Odbij od smera

Dodaj smeru Odbij od smera

Odbij od smera Dodaj smeru

Odbij od smera Dodaj smeru

Potrebno je sve podatke merenja prikazati u standardnom obliku u cilju izračunavanja

elemenata položaja kanala bušotine od središta tornja, što će biti prikazano kasnije.

344

7.1.3. Projektovanje kosousmerenih bušotina Pri projektovanju kosousmerenih bušotina osnovni princip je projektovanje kanala bušotine

koji će biti stabilan u fazi bušenja i omogućiti uspešno izvođenje svih planiranih operacija (testiranje, jezgrovanje i K-merenja), i stvaranje bušotine koja odgovara zahtevima procesa eksploatacije ugljovodonika.

Svi ti principi uobičajeno se ostvaruju primenom sledećih tehničko-tehnoloških zahvata: − Bira se takva dužina kosog kanala bušotine koja će se ostvariti primenom ugla nagiba između

15o i 45o. Uz manje uglove vezane su poteškoće održavanja nagiba i azimuta kanala bušotine, a uz primenu uglova većih od 45o nastaju problemi sa izvođenjem operacija testiranja, K-merenja i drugo.

− Početak usmeravanja, tj. skretanja kanala bušotine od vertikale, treba da se obavlja na manjim dubinama, kako bi se izveo uz manje teškoća i sa većom tačnošću. Početno skretanje se uobičajeno radi sa dubinskim motorima, sa ciljem da se jednim dletom dostigne ugao nagiba od 10o-15o i zadani azimut. Dostizanjem navedenih uglova prelazi se na “rotary” usmereno bušenje radi održavanja ili podizanja ugla otklona. Intenzitet rasta ugla nagiba ili otklona kreće se od 2o do 4o na 30 m izbušenog kanala bušotine.

− Kod dubokih bušotina, sa velikim devijacijama, poželjno je da se prvi i drugi interval podizanja ugla naknadno zaštite ugradnjom kolone zaštitnih cevi. Time se u nastavku radova sprečava stvaranje kolena i brava u kanalu bušotine i uz njih vezane moguće tehničko-tehnološke komplikacije.

− U toku primene sistema “rotary” bušenja (za održavanje ili podizanje ugla otklona) u sastav niza teških šipki potrebno je, uz vodeće stabilizatore, ugraditi i preventivne stabilizatore na svakih 27 m. Ako se u nizu bušaćeg alata koriste i teške bušaće šipke, preventivni stabilizator ugrađuje se i na oko 110 m iznad teških šipki. Preventivni stabilizatori sprečavaju lepljenje teških šipki za zidove kanala bušotine, tj. delovanje diferencijalnog pritiska, a ujedno i kalibriraju kanal bušotine.

− Promenu sistema bušenja ili sastava alata na dnu bušotine treba uskladiti sa potrebom za zamenu istrošenog dleta, radi smanjenja broja manevara bušaćim alatkama.

− Slojeve kroz koje će se izvoditi kosousmereno bušenje neophodno je analizirati sa aspekta mehaničkih brzina bušenja, kako bi se odredilo najpovoljnije mesto za početak skretanja.

− U cilju što racionalnije razrade ležišta ugljovodonika i privođenja proizvodnji, uobičajeno je i postavljanje tzv. “grma” bušotina, a što ih čine dve ili više kosousmerene bušotine locirane na jednom produženom temelju za bušaće postrojenje.

Uz pretpostavku da su koordinate bušotine na površini poznate, kao i konačni cilj na dnu

bušotine, projektovanje kosousmerene bušotine mora definisati sledeće: − tip trajektorije, tj. putanje kanala bušotine; − konačnu vertikalnu dubinu bušotine (TVD); − merenu, tj. kosu dužinu bušenog kanala bušotine (MD); − horizontalno rastojanje od željenog cilja do vertikalne linije povučene od sredine bušaćeg

tornja (D); − početak skretanja kanala bušotine “Kick-off Point – KOP”. “KOP” je dubina skretanja kanala

bušotine, tj. dubina na kojoj se počinje stvarati ugao otklona od vertikale. “KOP” se obično odabira u plićim formacijama velike bušivosti, gde je usmereno bušenje lakše. Takođe, on ima znatnog uticaja na konačno dostignutu veličinu ugla otklona od vertikale.

− konačno povećanje ugla otklona, tj. nagiba od vertikale “i” (o), do konačnog cilja u kanalu bušotine;

− povećanje ugla otklona po jedinici dužine (q), koje se definiše jednačinom:

( ) ( )1.7/0 LLLLmbušenjadužinamerena

bušenjadužininanagibauglapromenaLiq =

∆∆

=

345

Uobičajeno je da se “q” izražava kao promena ugla nagiba na dužini bušenja od 10 m ili 30 m, tj. kao (o/10 m) ili (o/30 m). Pored navedenog, pri projektovanju kosousmerene bušotine neophodno je predvideti i sve alate kojima će se izvoditi bušenje, primenjeni režim bušenja, zatim program isplake, program ugradnje zaštitnih cevi, cementacije i drugo.

7.1.3.1. Projektovanje putanje u teoretskoj vertikalnoj ravni (radijus krivine)

Tokom skretanja bušotine od vertikalnog kanala (Sl.7.13), tj. od tzv. “KOP”, generalno se teži da se planirano povećanje ugla otklona po jedinici dužine “q” održava konstantno do dostizanja konačno željenog ugla nagiba “i”, odnosno do kraja građenja dizanja ugla (EOB). Pod uslovom da je povećanje ugla otklona po jedinici dužine konstantno (q = const.), tada je i ostvareni radijus krivine kanala bušotine konstantan (R = const.), a izračunava se jednačinom:

( ) ( )2.712360

2360

LLLLmqi

LR ⋅⋅

=∆∆⋅

⋅=

ππ

Koristeći radijus krivine, željeno povećanje ugla otklona po jedinici dužine (q), konačni ugao nagiba od vertikale “i” i željenu dubinu početka skretanja kanala bušotine od vertikale (KOP), mogu se do dužine konačnog povećanja ugla otklona (EOB) izračunati sledeći elementi putanje kanala bušotine:

Slika 7.13. Planiranje putanje do konačno željenog ugla nagiba od vertikale“i”

a) Horizontalno rastojanje (DE) je rastojanje od vertikalne linije povučene iz sredine bušaćeg tornja do dužine koja je potrebna za dostizanje željenog ugla otklona “i” (na Sl. 7.15, tačka E, odnosno EOB), a definiše se jednačinom:

( ) ( )3.7cos1cos LLLLmiRiRRDE −⋅=⋅−= b) Vertikalna dubina bušotine do dostizanja željenog ugla otklona (TVDE) dobija se sledećom

jednačinom: ( )4.7)(sin LLLLmiRKOPTVDE ⋅+=

c) Merena, tj. kosa dužina kanala bušotine (MDE). To je ukupno merena dužina kanala bušotine od površine do kraja građenja željenog ugla otklona (na Sl.7.15 do tačke E, odnosno EOB), a data je jednačinom:

( ) ( )5.712360

3602

3602

LLLLmqiKOPi

qKOPiRKOPMDE +=⋅⋅

⋅⋅

⋅+=⋅⋅

⋅+=

πππ

d) Povećanje ugla otklona od vertikale tj. dostizanje konačnog ugla nagiba (tačka E), može se definisati jednačinom:

( ) ( )6.7sin 01 LLLL

−⋅= −

RKOPTVDi E

Primer: Na kosousmerenoj bušotini mesto skretanja kanala bušotine predviđeno je na KOP = 750 m.

Planira se povećanje ugla otklona po jedinici dužine q = 4o/30m, tako da se maksimalni ugao otklona od vertikale ( i ) dostigne na vertikalnoj dubini bušotine od TVDE = 1049,93 m.

Izračunati sledeće elemente kosousmerene trajektorije kanala bušotine: − radijus krivine kanala bušotine; − dostignuti ugao otklona od vertikale ( i ) na vertikalnoj dubini bušotine od TVDE = 1049,93

m; − horizontalno rastojanje DE na vertikalnoj dubini bušotine TVDE; − kosu, tj. merenu dužinu kanala bušotine na vertikalnoj dubini TVDE.

346

Rešenje: − Radijus krivine kanala bušotine, jednačina 7.2:

mq

R 71,429

3041

23601

2360

=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ

− Dostignuti ugao otklona na vertikalnoj dubini bušotine TVDE, jednačina 7.6: 011 26,44

71,42975093,1049sinsin =

−⋅=

−⋅= −−

RKOPTVD

i E

− Horizontalno rastojanje na vertikalnoj dubini TVDE, jednačina 7.3: ( ) ( ) miRDE 96,12126,44cos171,429cos1 =−⋅=−⋅=

− Merena, kosa dužina kanala bušotine na vertikalnoj dubini TVDE, jednačina 7.5:

mqiKOPMDE 95,1081

30426,44750 =+=+=

Projektovanje putanje građenja i održavanja ugla otklona (“build and hold type”)

Kod planiranja, tj. projektovanja ovog tipa putanje moguća su dva slučaja u zavisnosti od odnosa dužina horizontalnog odstojanja (D) i radijusa krivine (R):

A) Kada je D < R B) Kada je D > R

A) Kada je horizontalno rastojanje manje od radijusa krivine (D < R):

Za definisanje ovog tipa trajektorije (Sl.7.14) moraju biti poznati sledeći podaci: − konačna vertikalna dubina bušotine (TVD); − mesto početka skretanja, tj. građenja ugla otklona (KOP); − konačno horizontalno rastojanje (D); − željeno povećanje ugla otklona po jedinici dužine (q).

Na osnovu raspoloživih ulaznih podataka trajektorija

građenja i održavanja ugla otklona definiše se sledećim jednačinama: − Radijus krivine, jednačinom 7.2:

( )mq

R 12360

⋅⋅

=π

− Maksimalno dostignuti ugao otklona od vertikale dobija se iz sledećeg odnosa uglova:

( )( )7.7

9090 00

LLLLττ

−Ω=+Ω−+=

ii

Slika 7.14. Projektovanje putanje građenja i održavanja ugla otklona pod uslovom da je D < R

Gde se ""τ rešava iz trougla OAB:

( )8.7tan

tan

1 LLLL

−−

⋅=

−−

==

−

KOPTVDDR

KOPTVDDR

OABA

τ

τ

ugao ""Ω se nalazi iz trougla OBC:

347

( ) ( )

( ) ( )( )9.7sin

sin

22

1

22

LLLL

−+−⋅=Ω

−+−==Ω

−

KOPTVDDR

R

KOPTVDDR

ROBR

Maksimalni ugao otklona od vertikale, za slučaj da je D < R, može se direktno dobiti primenom sledeće jednačine:

( )10.7tansincostan 111 LLL

−−

⋅

−−

−−

= −−−

DRKOPTVD

KOPTVDR

DRKOPTVDi

− Kosa (merena) dužina kanala bušotine od KOP do maksimalnog dizanja ugla nagiba, sekcija LFC tj. od F do C, dobija se jednačinom:

180iRLFC FC⋅⋅

==π kada se u ovu jednačinu uvrsti vrednost za R (jed.7.2) dobija se:

( ) ( )11.7LLLLmqiLFC =

Ukupna kosa (merena) dužina od površine do kraja građenja ugla nagiba (EOB) dobija se iz jednačine:

( ) ( )12.7LLLLmqiKOPMDEOB +=

− Kosa dužina sekcije od tačke C do P (CP), tj. na vertikalnoj dubini bušotine Z´ dobija se iz trougla PP´C:

( ) ( )13.7cos

sincoscos

,1

,,

LLLLmi

iRKOPZiZZ

iCPCP ⋅−−

=−

==

− Kosa dužina sekcije od tačke C do B, tj. kosa dužina LCB dobija se iz trougla BOC:

CBLR

CBCO

==Ωtan

odakle sledi da je:

( ) ( )14.7cos

sintan

LLLLmi

iRKOPTVDLiliRL CBCB⋅−−

=Ω

=

− Ukupna kosa, tj. merena dužina kanala bušotine MD, od površine do konačne vertikalne dubine bušotine TVD, data je jednačinom:

( ) ( )15.7cos

sinLLLLm

iiRKOPTVD

qiKOPLLKOPMD CBFC

⋅−−++=++=

− Horizontalno rastojanje D1, tj. na kraju sekcije građenja ugla (tačka C), dobija se iz trougla F´OC:

( ) ( ) ( )16.7cos1cos1 LLLLmiRiRRD −⋅=⋅−=

− Horizontalno rastojanje D´ u tački P iznosi: − ( ) ( ) ( ) ( )17.7tansincos1tan ,,

1,

1, LLmiiRKOPZiRiCPDPPDD ⋅⋅−−+−⋅=⋅+=+=

Vertikalna dubina bušotine Z1, tj. do kraja građenja ugla nagiba (tačka C), dobija se iz trougla F´ OC:

( ) ( )18.7sin1 LLLLmiRKOPZ ⋅+= − Vertikalna dubina bušotine Z´ u funkciji izbušene kose dužine bušotine do tačke P, tj. dužina

MDP, dobija se jednačinom:

( ) ( )19.7cossin, LLLLmiqiKOPMDiRKOPZ P ⋅

−−+⋅+=

348

B) Kada je horizontalno rastojanje veće od radijusa krivine (D > R):

Postupak i jednačine za izračunavanje karakterističnih tačaka u teoretskoj vertikalnoj ravni su identični kao i kod prethodnog slučaja, izuzev izračunavanja građenja konačnog maksimalnog ugla otklona, koji se definiše sledećom jednačinom:

( )20.7tansincostan180 111 LLLL

−−

⋅

−−

−−

−= −−−

RDKOPTVD

KOPTVDR

RDKOPTVDi

Karakteristične tačke na teoretskom vertikalnom profilu i jednačine koje su identične za oba slučaja prikazane su u tabeli 7.4.

Tabela 7.4. Karakteristične jednačine primenjene kod trajektorije građenja i održavanja ugla nagiba kada je D > R

Merena dužina bušotine (MD)

Vertikalna dubina (TVD)

Ug. nag.

Horitontalno rastojanje (D) KOP

KOP KOP 0 0

Na kraju građ. ugla

(EOB)

MDEOB=KOP+qi , ili

MDEOB=KOP+180

iR ⋅⋅π TVD=KOP+R sin i i DEOB=R(1-cos i)

Na kraju bušotine (TVD)

iiRKOPTVD

qiKOPMD

cossin⋅−−

++= TVD i D

Vertikalna dubina i horizontalno rastojanje u funkciji izbušene kose (merene) dužine (MDx), na bilo kojoj željenoj tački, kod održavanja dostignutog ugla nagiba (i), date su jednačinama:

( ) ( ) iiRKOPTVDiRD

iqiKOPMDiRKOPTVD

XX

XX

tansincos1

cossin

⋅⋅−−+−⋅=

⋅

−−+⋅+=

Primer: U vertikalnoj ravni projektovati trajektoriju kosousmerene bušotine, tipa građenja i

održavanja ugla otklona (“Build and hold type”) sa sledećim podacima: − totalna vertikalna dubina bušotine: TVD = 2.000 m − horizontalno rastojanje do cilja: D = 897,53 m − početak građenja ugla, tj. dubina skretanja: KOP = 850 m − planirano povećanje ugla nagiba: q = 3,5o/30 m

Rešenje: − Radijus krivine dobija se iz jednačine 7.2:

mq

R 10,4915,3

3018012360

=⋅=⋅⋅

=ππ

iz zadatih podataka D = 897,53 m, a izračunati R = 491,10 m, tako da je D > R − Kako je D > R, maksimalni ugao otklona od vertikale definiše se jednačinom 7.10:

− 0111

111

2075,4310,49153,897

8502000tansin8502000

10,491cos10,41053,897

8502000tan180

tansincostan180

=

−−

−−

−−

−=

−−

⋅

−−

−−

−=

−−−

−−−

i

RDKOPTVD

KOPTVDR

RDKOPTVDi

Vertikalna dubina bušotine na kraju građenja, tj. podizanja ugla nagiba (EOB) dobija se jednačinom 7.17:

349

miRKOPTVDEOB 2279,11862075,43sin10,491850sin =⋅+=⋅+= − Kosa (merena) dužina kanala bušotine na kraju putanje građenja ugla (EOB), iz jednačine 7.12:

mqiKOPMDEOB 35,1220

5,3302075,43850 =⋅

+=+=

− Ukupna kosa (merena) dužina kanala bušotine (MD), na osnovu jednačine 7.15:

m

iiRKOPTVD

qiKOPMD

82,23362075,43cos

2075,43sin10,49185020005,3

302075,43850

cossin

=⋅−−

+⋅

+=

=⋅−−

++=

− Horizontalno rastojanje na kraju građenja ugla (EOB), jednačina 7.16: ( ) ( ) miRDEOB 1475,1332075,43cos110,491cos1 =−⋅=−⋅=

Projektovanje putanje građenja-održavanja i obaranja ugla otklona (“Build-hold and drop”- “S” type)

Kod planiranja , tj. projektovanja ovog tipa putanje moguća su, takođe, dva slučaja u zavisnosti od odnosa dužina horizontalnog odstojanja (D) i zbira radijusa krivine (R1+R2):

A) R1+ R2 < D B) R1+ R2 > D

A) Kada je horizontalno rastojanje veće od zbira radijusa krivina (R1+ R2 < D):

Kod ovog slučaja (Sl.7.15) razmatra se trajektorija bušotine samo do dostizanja vertikalnog kanala, tj. do tačke F. Tada maksimalni ugao odstupanja od vertikale, tj. inklinacija ( i ) zavisi od izabrane vertikalne dubine (TVDF) u tački F, a dobija se jednačinom:

( )21.7tansincostan18021

1211

21

1 LL

−−

−

−+

−

−−

−−= −−−

RRDKOPTVD

KOPTVDRR

RRDKOPTVD

i F

F

F

Sve do dostizanja tačke D (sekcija odražavanja

dostignutog ugla otklona), potrebni proračuni za definisanje putanje su identični sa već prikazanim jednačinama planiranja trajektorije građenja i održavanja ugla otklona. Od tačke D elementi trajektorije izračunavaju se sledećim jednačinama: − Vertikalna dubina bušotine u tački D:

( ) ( )22.7sin2 LLLLmiRTVDTVD FD ⋅−= − Horizontalno rastojanje do tačke D:

Slika 7.15. Projektovanje putanje građenja-održavanja i obaranja ugla otklona pod uslovom da R1+ R2 < D

( ) ( ) ( ) ( )23.7tansincos1 11 LLLLmiiRKOPTVDiRD DD ⋅⋅−−+−⋅=

350

− Kosa (merena) dužina kanala bušotine do dostizanja tačke D:

( ) ( )24.7cos

sin180

11 LLLLmi

iRKOPTVDRiKOPMD D

D⋅−−

+⋅⋅

+=π

− Kosa (merena) dužina kanala bušotine do dostizanja tačke F:

( ) ( )25.7180

2 LLLLmRiMDMD DF⋅⋅

+=π

− Ukupna dužina kanala bušotine od površine do tačke T:

( ) ( )26.7180cos

sin180

211 LLmTVDTVDRii

iRKOPTVDRiKOPMD FD

T −+⋅⋅

+⋅−−

+⋅⋅

+=ππ

B) Kada je horizontalno rastojanje manje od zbira radijusa krivina (R1+ R2 > D): Ovaj slučaj prikazan je na slici 7.16.

Slika 7.16. Projektovanje putanje građenja-održavanja i obaranja ugla otklona pod uslovom da je R1+ R2 > D

Slika 7.17. Elementi koji određuju položaj kosousmerene bušotine između dva merenja.

U ovom slučaju se, takođe, razmatra dubina bušotine samo do tačke F. Maksimalni ugao

otklona od vertikale dobija se jednačinom:

( )27.7tansincostan21

1211

21

1 LL

−+

−

−+

−

−+

−= −−−

DRRKOPTVD

KOPTVDRR

DRRKOPTVDi F

F

F

Preostala izračunavanja trajektorije su identična kao i u prethodnom slučaju. Ako se planira kanal bušotine koji se neće vratiti u vertikalni položaj, horizontalno

rastojanje u tački T´ od tačke G i ukupna dužina kanala dobijaju se iz jednačina: ( ) ( ) ( )28.7tan ,, LLLLmiTVDTVDDD GG ⋅−+=

( ) ( )29.7cos ,, LLLLm

iTVDTVD

MDMD GGT

−+=

7.1.4. Kontrola trajektorije za vreme bušenja

U cilju izračunavanja položaja kanala kosousmerene bušotine svi podaci merenja u toku izrade bušotine prikazuju se u standardnom obliku. Na slici 7.17 prikazani su elementi koji određuju položaj kanala kosousmerene bušotine između dva susedna merenja. U tabeli 7.5 prikazani su osnovni elementi, podaci i jednačine za izračunavanje njihovih projekcija, koje određuju položaj kanala kosousmerene bušotine između dva susedna merenja, zasnovana na metodi prosečnog ugla.

351

Tabela 7.5. Elementi, osnovni podaci i jednačine za izračunavanje njihovih projekcija između dva susedna merenja, zasnovana na metodi prosečnog ugla

Elementi Osnovni podaci Izračunavanja (metoda prosečnog ugla)

− vertikalna dubina, Z∆ − horizonzalno

rastojanje, D∆

dužina između dva susedna

merenja, MD∆

prosečni ugao nagiba

221 iii +

= iMDDiMDZ

sincos⋅∆=∆⋅∆=∆

− relativne “N” ili “S” koordinate, Y∆

− relativne “E” ili “W” − koordinate, X∆

horizontalno rastojanje, D∆

prosečni geografski

azimut

221 αα

α+

= αα

sincos⋅∆=∆⋅∆=∆

DXDY

projekcija na teoretsku ravan, h∆

ugaona razlika između geografskihazimuta: izmerenog

i cilja, ( )thαα −

( )thDh αα −⋅∆=∆ cos

Kada se počne sa izradom kosousmerenog dela kanala bušotine, razvijene su razne metode za kontrolu kretanja trajektorije bušotine između dva susedna merenja. Ako je na dužini bušenja između tačaka “A” i “B” koja je iznosila MD∆ (Sl.7.21), u tački “A” izmeren ugao nagiba “i1“ i azimut "" 1α , a merenja u tački “B” pokazala ugao nagiba “i2” i azimut "" 2α , za kontrolu kretanja trajektorije razvijene su sledeće metode: − Metoda prosečnog ugla − Tangencijalna metoda − Metoda radijusa krivine

7.1.4.1. Metoda prosečnog ugla

Metoda prosečnog ugla podrazumeva korišćenje prosečnih uglova otklona i azimuta merenih na vrhu i dnu pravca izbušene dužine krive. Za definisanje trajektorije koristi se tangenta povučena na ta dva izmerena ugla, a merena dužina predstavlja tetivu povučenu iz tački merenja. Elementi projekcije trajektorije izračunavaju se jednačinama:

2sin

2cos

2sin

2cos

21

21

21

21

αα

αα

+⋅∆=∆

+⋅∆=∆

+⋅∆=∆

+⋅∆=∆

DX

DY

iiMDD

iiMDZ

7.1.4.2. Tangencijalna metoda

Tangencijalna metoda koristi merene uglove otklona i azimuta samo na donjem kraju izbušene krive.Trajektorija bušotine se tada smatra kao tangenta na ugao nagiba povučena od krajnje dužine. Premda se ta metoda često primenjuje, ona je najmanje tačna u odnosu na druge metode. Elementi projekcije trajektorije izračunavaju se sledećim jednačinama:

352

2

2

2

2

sincos

sincos

αα

⋅∆=∆⋅∆=∆⋅∆=∆⋅∆=∆

DXDY

iMDDiMDZ

Takođe se primenjuje i tzv. “Uravnotežena tangencijalna metoda” koja koristi merene uglove otklona i azimuta na oba kraja izbušene krive, a elementi trajektorije izračunavaju se jednačinama:

2211

2211

21

21

sinsin2

sinsin2

cossin2

cossin2

sin2

sin2

cos2

cos2

αα

αα

⋅⋅∆

+⋅⋅∆

=∆

⋅⋅∆

+⋅⋅∆

=∆

⋅∆

+⋅∆

=∆

⋅∆

+⋅∆

=∆

iMDiMDX

iMDiMDY

iMDiMDD

iMDiMDZ

7.1.4.3. Metoda radijusa krivine

Metoda radijusa krivine koristi uglove izmerene na svakom kraju izbušene dužine krive, kojima se definiše prostorna trajektorija poluprečnika krivine bušotine (RC), prikazana jednačinom:

iMDRC ∆⋅

∆⋅=

π180

To je sferični oblik krive koja prolazi kroz merene uglove na oba kraja pravca. Elementi projekcije trajektorije izračunavaju se jednačinama:

( ) ( )

( ) ( )

( ) ( )

( ) ( )2112

1212

2112

1212

coscos180

sinsin180

coscos180

sinsin180

ααααπ

ααααπ

π

π

−⋅−⋅∆⋅

=∆

−⋅−⋅∆⋅

=∆

−⋅−⋅∆⋅

=∆

−⋅−⋅∆⋅

=∆

DX

DY

iiii

MDD

iiii

MDZ

U toku izrade kosousmerene bušotine moguće su, na maloj izbušenoj dužini, nagle promene ugla nagiba i azimuta, čime se stvaraju uslovi za nastanak tzv. kolena (“Dog-leg - DL”). Kao dalji dodatni problem usled stvorenog kolena, mogu nastati i tzv. “brave”, koje su često uzrok zaglave alata tokom izrade bušotine. Za izračunavanje veličine kolena, između dve susedne tačke merenja, moraju biti uzete u razmatranje obe izmene uglova, tj. i nagiba i azimuta. Jednačina za izračunavanje veličine kolena glasi:

( )[ ] ( ) ( )30.7cossinsincoscoscos 0122121

1 LLLLαα −⋅⋅+⋅= − iiiiDL Uobičajeno je da se nagle promene uglova kanala bušotine izražavaju u funkciji dužine

izbušenog intervala između dve susedne tačke merenja. Tada se veličina, tj. vrednost strogosti kolena (“Dog-leg Severity”) izražava u stepenima po dužini bušenja, a uobičajeno je o/100 ft ili o/30 m, tako da jednačina glasi:

( )[ ] ( ) ( )31.748,30/cossinsincoscoscos48,30 0122121

1 LLmiiiiMD

DLS αα −⋅⋅+⋅⋅∆

= −

Gde je: ∆ MD - dužina izbušenog intervala između dve tačke merenja (m)

353

7.1.5. Faktori koji utiču na kretanje uglova u kanalu bušotine

Kao što je već bilo navedeno, suština kosousmerenog bušenja obuhvata izradu kanala bušotine po željenim uglovima nagiba i azimuta. U toku izrade kanala bušotine, u zavisnosti od planirane trajektorije i postignutih rezultata, potrebno je povećavati, održavati ili smanjivati uglove nagiba ili azimuta. Da li će uglovi u nastavku radova ostati nepromenjeni, ili će se morati obarati, odnosno podizati, zavisi uglavnom od sledećih faktora: − geoloških − tehničkih − tehnoloških

7.1.5.1. Geološki faktori

Geološki faktori su u funkciji izotropnosti stenskog masiva, strukturnih i teksturnih karakteristika i otpornosti stene na sažimanje. Delovanjem navedenih faktora, skretanje kanala bušotine, tj. izmene uglova, može nastupiti usled:

− uticaja brzine promene slojeva koji su različiti po čvrstoći; − načina kontakta kanala bušotine sa stenskom masom pod nagibom; − uticaja čvrstih umetaka u rastresitim stenama, tj. stenama male čvrstoće; − u slučaju da je ugao nagiba bušotine ispod 45o, kretanje pravca kanala bušotine ima

tendenciju upravnog (normalnog) delovanja na čvrste formacije; − ako je ugao nagiba bušotine između 15-18o kanal bušotine će imati tendenciju klizanja niz

čvrste formacije; − u homogenoj steni devijacije ugla azimuta će biti u pravcu rotacije, tj. obrtanja bušaćeg

alata (sa leva na desno). 7.1.5.2 Tehnički faktori

Tehnički faktori, koji utiču na izmene uglova u kanalu bušotine, obuhvataju upotrebu određenih alatki i opreme. U primeni su bušaća postrojenja kod kojih je bušaći toranj već konstruisan pod određenim uglom (45o), zatim alati kao što su kosi i zglobni prelazi i dleta konstruisana pod određenim nagibom, ili sa jednom mlaznicom.

7.1.5.3. Tehnološki faktori Tehnološki faktori, tj. parametri su u funkciji izbora sastava alata na dnu bušotine (teških

šipki i stabilizatora) i primenjenog režima bušenja. Kako je već rečeno, razrušavanje stena obavlja se združenim delovanjem sila nastalih od

opterećenja (vertikalne sile) i rotacije (horizontalne sile) koje se ostvaruju na dletu. Primenom navedenih sila pravac kretanja ose bušotine zavisi od sastava donjeg dela bušaćeg alata i fizičko-mehaničkih karakteristika stena koje se buše. Na sastav donjeg dela bušaćeg alata može se uticati promenom njegove krutosti.

Krutost sastava donjeg dela bušaćih alatki zavisi od momenta inercije, Jungovog modula elastičnosti i jedinične mase bušaćih alatki, a što se može prikazati jednačinom:

( )32.73 LLLLm

IEk ⋅=

Gde su: k – krutost sastava donjeg dela bušaćeg alata E – Jungov modul elastičnosti m – jedinična masa bušaćeg alata u isplaci

I – momenat inercije za okrugle cevi: ( )

−⋅= 22

64 cc IDODI π

ODc – spoljašnji prečnik cevi I Dc – unutrašnji prečnik cevi

354

U toku izrade kanala bušotine uvek postoji kontakt donjeg dela bušaćeg alata sa zidom kanala bušotine (Sl.7.18). Pri tome se primenjeno osno opterećenje na dleto, sila Fd, u centralnoj tački, tj. osovini dleta može razložiti na dve komponente, F1d i F2d. Istovremeno, usled kontakta alata sa zidom bušotine, deluje i sila G. Sila G je posledica uticaja gravitacije i ima tendenciju vraćanja bušaćeg alata u vertikalni položaj. Takođe, ta sila se može razložiti na dve komponente, G1 i G2. Što je tačka kontakta donjeg dela bušaćeg alata (teških šipki ili stabilizatora) sa zidom bušotine bliže dletu, a istovremeno se primenjuju i teške šipke manje krutosti (manjeg spoljašnjeg prečnika tako da je zazor između prstenastog prostora kanala bušotine i teških šipki veći), donji deo bušaćeg alata stvara veću sili F2d, koja skreće alat od vertikalne ose u levo.

Slika 7.18. Šematski prikaz ostvarenih sila u odnosu na tačku kontakta alata sa zidom bušotine

Sa povećanjem udaljenosti tačke kontakta sa zidom bušotine prema gore, smanjuje se dejstvo sila F2d i G2. Kada vrednost sile F2d dostigne nulu (F2d = 0), donji deo bušaćeg alata je stabilizovan, tako da sa aspekta delovanja jednog od tehnoloških faktora, veličine uglova nagiba i azimuta odnosno kretanje kanala bušotine zavisi od razlike sila F2d i G2.

Na osnovu prikazanog, da bi se ostvario porast ugla nagiba, potrebno je, neposredno iznad dleta postaviti oslonac, tj. stabilizator, koji će usmeriti dleto prema gornjoj strani kanala bušotine. Na Sl.7.19 prikazan je uobičajeni sastav donjeg dela bušaćih alatki za podizanje ugla nagiba različitog intenziteta. U cilju naglog povećanja ugla otklona primenjuje se sastav alata sa jednim stabilizatorom postavljenim neposredno iznad dleta. Za postepeno tj. sporo podizanje ugla nagiba (u srednje čvrstim i čvrstim formacijama) sastav alata na dnu bušotine potrebno je da se sastoji iz dva stabilizatora. Prvi stabilizator se postavlja iznad dleta na rastojanju od 0,9-1,83 m od radne površine dleta do vodećeg dela rebra stabilizatora. Rastojanje drugog stabilizatora je najmanje 9 m, maksimalno 27 m od prvog.

Slika 7.19. Sastav bušaćeg alata za povećanje ugla nagiba

Slika 7.20. Sastav bušaćeg alata za smanjenje ugla nagiba

Smanjenje ugla nagiba generalno se postiže povećanjem udaljenosti tačke kontakta

stabilizatora sa zidom bušotine, prikazano na Sl.7.20. Neophodno je naglasiti da ne postoji sastav alata na dnu bušotine koji bi u potpunosti

eliminisao promenu nagiba i azimuta. U cilju održavanja ugla kanala bušotine upotrebljavaju se sastavi alata sa kratkim teškim šipkama i više ugrađenih stabilizatora. Osnov ovakvog sastava alata je da se dobije grupa oslonaca sa rebrima stabilizatora čime se ostvaruje neznatna pozitivna bočna sila na dletu F2d. Sastav alata koji se uglavnom koristi za održavanje uglova prikazan je u poglavlju 6.7. "Izbor sastava kolone bušaćeg alata", Tehnika krute stabilizacije, Sl.6.7.10.

355

Slika 7.21. Uobičajeni sastavi alata za povećanje, održavanje i smanjenje ugla nagiba bušotine u funkciji čvrstoće stene koja se buši

Na Sl.7.21 dat je zbirni prikaz uobičajenih sastava alata za povećanje, održavanje i smanjenje ugla nagiba u zavisnosti od čvrstoće stene koja se buši.

Režimom bušenja i to povećanjem opterećenja na dleto, smanjenjem broja obrtaja dleta i smanjenom količinom ispiranja isplakom ubrzaće se porast nagiba kanala bušotine, a smanjenjem opterećenja, povećanjem broja obrtaja i količine isplake postiže se smanjenje ugla nagiba kanala bušotine. 7.1.6. Isplake primenjene za kosousmereno bušenje

Za bušenje kosousmerenih kanala bušotina do ugla nagiba od 60o, uobičajeno se primenjuju isplake skoro identične kao i za bušenje vertikalnih bušotina. Kod fizičko-hemijskih osobina isplake u toku bušenja treba obratiti posebnu pažnji na API filtraciju, koja ne bi trebala prelaziti 3-4 ml/30 min. U slučaju da se tokom izrade kanala bušotine konstatuju problemi sa dodatnim nategom ili prihvatom alata, isplaci treba dodati 5-10% dizel ulja ili otplinjene nafte. Takođe, iskustva su pokazala da se minimalno potrebna brzina isplake u međuprostoru ne sme održavati ispod 0,6 m/s, tj. 36 m/min.

7.2. Tehnologija horizontalnog bušenja

Osnovna svrha izrade horizontalnih bušotina, tj. bušotina u kojima proizvodni deo kanala bušotine zauzima horizontalan položaj u prostoru, jeste povećanje dodira kanala bušotine sa ležištima korisnih fluida nafte i/ili gasa, te na taj način povećanje proizvodnosti tih bušotina.

Osim proizvodnih bušotina sa horizontalnim kanalima, horizontalne kanale mogu imati i injekcione bušotine, čime se postiže velika dodirna površina kanala bušotine i ležišnih stena i povećava uspešnost utiskivanja fluida (kod primene sekundarnih metoda za povećanje eksploatacije ugljovodonika), a što je posebno značajno za poboljšanje iskorišćenja nafte.

Horizontalni kanal bušotine buši se uglavnom paralelno sa pružanjem slojeva stena. Vertikalni kanal je onaj koji preseca horizontalne slojeve pod uglom od 90o, a horizontalni je onaj koji ide paralelno sa horizontalnim slojevima. Za razliku od proizvodnosti vertikalnih bušotina, koja uglavnom zavisi od parametara probušenih stena (poroznosti, propusnosti, zasićenju fluidima i pornom pritisku), kod horizontalnih bušotina proizvodnost uveliko zavisi od dužine horizontalnog dela kanala bušotine kroz proizvodnu formaciju, a sama dužina zavisi od: prirodnog litološkog sastava stena, geotermičkih uslova i tipa horizontalne bušotine.

U svetu je do sada izrađeno više hiljada horizontalnih bušotina sa tendencijom porasta njihovog broja iz godine u godinu. Izrada horizontalnih bušotina nije bila moguća bez razvijanja novih tehnologija u oblasti konstrukcije dubinskih motora, bušaćih alatki, dleta za bušenje, opreme za zaštitne cevi i drugo. Kao posebnost koja je znatno olakšala izradu horizontalnih bušotina je otkriće i primena uređaja koji omogućuje kontinuirano merenje, kako neophodnih bušaćih parametara, tako i osnovnih geoloških podataka za vreme samog bušenja, tj. tzv. “Measurement While Drilling - MWD” uređaja.

Širu primenu horizontalno bušenje našlo je pri razradi brojnih ležišta čije je iskorišćenje dosadašnjom tehnologijama bilo neekonomično. Ta tehnologija je osobito efikasna pri razradi i iskorišćenju sledećih tipova ležišta: − ležišta sa vertikalnom pukotinskom propusnošću; − delimično iskorišćena ležišta u kojima postoje zone zaostalih ugljovodonika; − ležišta sa rezervoarskim stenama slabe propusnosti;

356

− ležišta zasićena teškim ugljovodonicima; − ležišta malih debljina; − ležišta sa vodonapornim režimom eksploatacije, gde u procesu proizvodnje postoji opasnost od

konusiranja podinske slojne vode. 7.2.1. Načini izrada horizontalnih bušotina

Prema pojedinim autorima (Joshi,1991), razlikuju se dve vrste bušotina sa horizontalnim delovima kanala:

− Bočne (lateralne) bušotine − Horizontalne bušotine

Bočne (lateralne) bušotine su bušotine izrađene iz postojećih kanala vertikalnih ili koso-usmerenih bušotina, a dužina horizontalnog dela kanala iznosi između 30 m i 200 m.

Pod horizontalnim bušotinama podrazumevaju se nove bušotine izrađene od površine do konačnog cilja sa horizontalnom dužinom kanala između 200 m i više hiljada metara.

Horizontalne i bočne bušotine se međusobno razlikuju prema tehnologiji izrade, tj. ostvarenom radijusu krivine.

Radijus krivine (R) je poluprečnik kruga koji je deo putanje od vertikalnog do horizontalnog dela kanala bušotine, tako da razlikujemo četiri osnovna tipa horizontalnih i bočnih bušotina (Sl.7.22):

− bušotine sa izuzetno malim radijusom krivine (a) − bušotine sa malim radijusom krivine (b) − bušotine sa srednjim radijusom krivine (c) − bušotine sa velikim radijusom krivine (d)

Slika 7.22. Šematski prikaz radijusa krivine horizontalnih i bočnih bušotina

Bušotine sa izuzetno malim radijusom krivine izrađuju se sa poluprečnikom krivine koji iznosi samo R = 0,3-0,6 m, sa povećanjem ugla otklona po jedinici dužine (q) od 45o 90o na 0,3 m. Ovom tehnologijom horizontalni deo kanala bušotine izrađuje se u dužini od Lv = 30-60 m.

Bušotine sa malim radijusom krivine, R = 6-12 m, uspešno se izrađuju iz proreza na eksploatacionoj koloni zaštitnih cevi, ili pri bušenju u ležištima sa poodmaklim stadijumom eksploatacije. Primenjuje se povećanje ugla otklona po jedinici dužine od q = 4,5o –9o/1m, a nakon dostizanja horizontalnog pravca, horizontalni kanal buši se u dužini od Lv = 75-140 m.

Bušotine sa srednjim radijusom krivine imaju najširu praktičnu primenu i izrađuju se sa radijusom krivine koji iznosi R = 40-210 m, sa povećanjem ugla otklona po jedinici dužine od q = 2,4o-15o/10m. Horizontalni deo kanala ovih bušotina najčešće se buši u dužini od Lv =600-1.200 m.

Bušotine sa velikim radijusom krivine uglavnom se primenjuju za bušenje “grmova” bušotina na moru. Radijus krivine kod ovog tipa bušotina iznosi R = 300-1000 m, sa povećanjem ugla otklona po jedinici dužine od q = 60-180/100 m. Prednost primene ovog tipa bušotina je mogućnost izrade horizontalnog kanala u dužini od više hiljada metara i to sa standardnom kompozicijom bušaćeg alata kao i za vertikalne bušotine.

357

7.2.1.1. Izrada bušotina izuzetno malih radijusa krivine Kod ovog tipa bušotina skretanje, tj.

povećanje ugla otklona izvodi se iz ranije urađene vertikalne ili kosousmerene bušotine. Na odabranom mestu za skretanje (“Kick off point- KOP”), koje se nalazi iznad dna bušotine, primenjuje se povećanje ugla otklona od 45o- 60o na 0,3 m izbušene dužine kanala bušotine. Pre skretanja, ispod “KOP” se izradi proširenje dubine 2-3 m, i širine oko 60 cm, u koje se postavlja hidraulički podupirač (Sl.7.23). Pomoću hidrauličkog podupirača, podigne se u horizontalni položaj i usmeri se u željenom pravcu bušaća glava sa mlaznicom. Kao bušaći alat primenjuje se savitljivi tubing spoljašnjeg prečnika 31-64 mm (1 ¼-2 ½”). Delovanjem mlaza isplake i protiskivanjem savitljivog tubinga (bez rotacije) izradi se horizontalni kanal bušotine, tj. bočna bušotina dužine 30-60 m.

Uslov za uspešnu primenu ovog tipa izrade bušotina je prisustvo formacija male čvrstoće, kroz koje se mlazom, tj. erozijom, može izraditi horizontalni deo kanala bušotine.

Slika 7.23. Šematski prikaz tehnologije bočnog bušenja mlazom vode (Šteiner, Šteiner - Boškov,1994)

Nakon izrade horizontalnog kanala, tj. protiskivanja tubinga, tubing se može perforirati i ispuniti gravel pakom, ili, ako formacije to dozvoljavaju, izvući i hidrauličkim podupiračem usmeriti u drugom smeru, tj. iz istog proširenja izraditi drugu bočnu bušotinu sa izmenjenim azimutom. 7.2.1.2. Izrada bušotina malih radijusa krivine

Mesto skretanja (KOP) kod ovog tipa bušotina može biti unutar kolone zaštitnih cevi, ili ispod ugrađenih cevi u otvorenom delu kanala bušotine tj. u tzv. “open hole”.

U slučaju skretanja u koloni zaštitnih cevi, ispod planiranog mesta za skretanje (KOP) unutar zaštitnih cevi, glodanjem se izradi bočni otvor (prozor) dužine oko 6 m (Sl.7.24). Ako je planirano skretanje ispod zaštitnih cevi, odnosno u “open hole” (Sl.7.25), mora se produbiti tj. produžiti postojeći vertikalni kanal bušotine takođe za 6 m. Prozor u zaštitnim cevima, tj. produbljeni kanala bušotine služi za spuštanje i ugradnju odgovarajućih pakera sa klinom i kosinom za skretanje.

Skretanje, tj. povećanje ugla otklona po jedinici dužine od 5,5o-9o/1 m i izrada horizontalnog kanala bušotine može se obaviti na sledeće načine: − “rotary” bušenjem sa “Top Driving Drilling

System”; − dubinskim motorima i to vijčanim motorima; − mlaznim, erozionim bušenjem (u zavisnosti od

čvrstoće stena).

Slika 7.24. Šema skretanja iz vertikalne, zaštitnim cevima obložene bušotine putem probijanja otvora i usmeravajućeg klina (Šteiner, Šteiner-Boškov,1994)

358

Slika 7.25. Ostvarivanje bočne bušotine malog radijusa krivine pomoću usmeravajuće vodilice učvršćene pakerom za zid vertikalnog kanala (Šteiner, Šteiner-Boškov,1994

Ako se za bušenje primeni vijčani motor i oprema koja omogućuje kontinuirano merenje za vreme bušenja (MWD), moguće je, iz vertikalno urađene bušotine prečnika 156 mm, izraditi horizontalni kanal bušotine u dužini oko 300 m sa maksimalnim prečnikom dleta od 121 mm (4 ¾”).

Izrađeni horizontalni deo kanala bušotine može se učvrstiti ugradnjom perforirane izgubljene kolone zaštitnih cevi (“liner”), ili ostaviti nezacevljen kao otvoreno dno tj. “open hole”.

Za izradu ovog tipa bušotina, “rotary” sistemom bušenja, koriste se tri različita sastava alata: − sastav za usmereno vođenje sa pakerom − sastav za povećanje ugla otklona (za vođenje u

kosom delu bušotine) − sastav za održavanje postignutog ugla otklona

Sastav za usmereno vođenje sa pakerom

sastoji se od kućišta koje u svom sastavu ima paker i klin. Paker sa klinom se spušta u prošireni deo otvorenog kanala bušotine, ili ispod prozora u zaštitnim cevima, tako da kosina klina bude na odabranom mestu za skretanje (KOP).

Kosina se usmeri licem prema željenom azimutu i

aktivira se paker, čime se i klin učvršćuje u bušotini. Klin ostaje učvršćen dok se ne izradi horizontalni deo kanala bušotine, zatim se deaktivira i izvlači iz bušotine, ili se lice klina usmeri u novom planiranom azimutu i izradi još jedna bočna bušotina.

Sastav za povećanje ugla otklona služi za povijanje kanala bušotine iz vertikalnog u horizontalni položaj. Sastoji se iz savitljivih pogonskih zglobnih šipki i iskrivljene vodilice (Sl.7.26).

Savitljive pogonske zglobne šipke prisiljavaju dleto da pod uticajem okretanja i tlačenja vertikalnog niza alatki zakrivljuje bušotinu u horizontalnom pravcu. Svaka šipka je dužine oko 6 m i zarezana na po 12 mesta, tako da zarezi koji omogućuju savitljivost, gledani sa strane, podsećaju na grčko slovo “Ω ”. Kroz unutrašnjost ovih šipki ugrađena je savitljiva cev, tj. pogonsko vreteno, koja prenosi rotaciju vertikalnog niza alatki na dleto i omogućava protok ispirnog fluida.

Iskrivljena vodilica upotrebljava se jedino tokom bušenja za povećanje ugla otklona, tj. do postizanja horizontalnog položaja, zatim se vadi iz bušotine. Sastoji se iz sledećih elemenata:

Slika 7.26. Sastav alata kojim se postiže ugao krivine kod malog poluprečnika krivine (Šteiner, Šteiner- Boškov,1994)

− nerotirajućeg kućišta, prenapregnutog za postizanje željenog radijusa krivine; − unutrašnjeg pogonskog vretena; − zaptivnih sklopova sa ugrađenim ležajima na vrhu i na dnu kojima se nerotirajuće kućište

povezuje sa rotirajućim vretenom.

359

Sastav za održavanje ugla otklona spušta se u bušotinu nakon sastava za povećanje ugla otklona i sastoji se od brojnih međusobno spojenih savitljivih pogonskih zglobnih šipki i ugrađenih stabilizatora. Neposredno iznad dleta ugrađuju se stabilizatori različitih prečnika pomoću kojih se ugao otklona može smanjiti ili povećati u zavisnosti od željene putanje kanala bušotine. Kod primene alatki većeg prečnika primenjuju se stabilizatori koji ne rotiraju, dok se kod manjih prečnika stabilizatori okreću zajedno sa šipkama. 7.2.1.3. Izrada bušotina srednjeg radijusa krivine

Najveći broj izrađenih horizontalnih bušotina je sa srednjim radijusom krivine. Karakteristike izrade ovog tipa bušotine su sledeće: − poluprečnik radijusa krivine iznosi 40-210 m; − povećanje ugla otklona iznosi 2o-15o/10m; − za prelaz iz vertikalnog u horizontalni položaj kanala bušotine potrebno je izbušiti 75-335 m; − kod praktične izrade radijusa krivine primenjuje se upotreba tangente.

U toku izrade radijusa krivine, mesto skretanja (KOP) se odabere nekoliko metara više nego što je to potrebno za luk kruga odabranog radijusa krivine. Kod postignutog ugla otklona od oko 45o, obavi se kontrolno merenje, izračuna se popravka i proračunom dobijena dužina popravke buši se tangencijalno na postignutu krivinu, tj. uz primenu tangente.

Nakon postizanja određene dužine tangente, nastavlja se sa podizanjem ugla otklona do željenog nagiba, tj. do oko 90o. Na taj način se postiže velika tačnost usmeravanja kanala bušotine do željenog cilja (Sl. 7.27).

Uobičajeni sastav alata na dnu bušotine za izradu bušotina sa srednjim radijusom krivine prikazan je slikama 7.28 i 7.29, a sastoji se iz sledećih elemenata: − dleta za bušenje sa zakošenjem − stabilizator − prelaz sa dvostrukim zakošenjem − vijčani motor − stabilizator − nemagnetska teška šipka u koju se

postavlja uređaj za kontinuirano merenje za vreme bušenja (MWD)

− kompresivne savitljive bušaće šipke − teške bušaće šipke

Slika 7.27. Upotreba tangente za prilagođavanje tendencije podizanja ugla otklona

Za bušenje, tj. izradu radijusa krivine i horizontalnog dela kanala bušotine uglavnom se

koriste PDC dleta, ali je bitno u cilju popravke putanje bušotine da lica tih dleta imaju zakošenje. Ugao zakošenja dleta uz pomoć prelaza sa dvostrukim iskošenjem omogućuje upravljivost sastava alata na dnu bušotine, tj. prelazak iz načina povećanja ugla nagiba u način održavanja dostignutog ugla. Dleto, donji stabilizator, prelaz sa dvostrukim iskošenjem, vijčani motor i gornji stabilizator predstavljaju upravljački sklop, tj. isti sastav upotrebljava se i za promenu ugla otklona i za horizontalno bušenje.

360

Slika 7.28. Šematski izgled bušotine i sastav alata za izradu srednjeg radijusa krivine (Štajner,1993)

Slika 7.29. Sastav donjeg dela alatki za izradu kanala bušotine srednjeg radijusa krivine

U zavisnosti od željenog povećanja ugla otklona u sastav donjeg dela alata ugrađuju se teške bušaće šipke ili kompresivne savitljive bušaće šipke. Do povećanja ugla otklona od 6o/10m koriste se teške bušaće šipke, a kada je potrebno veće povećanje ugla nagiba po jedinici dužine koriste se kompresivne savitljive bušaće šipke.

Kompresivne savitljive bušaće šipke (Sl.7.30) proizvode se od čelika “grad” S-135, spoljašnjeg prečnika 88,9 mm (3 1/2”) i 114 mm (4 ½”), zatim i od čelika “grad” G-105, spoljašnjeg prečnika 73 mm (2 7/8”).

Na svakoj cevi ravnomerno su, po dužini, raspoređena odebljanja istih dimenzija kao i spojnice na šipki.

Slika 7.30. Šematski prikaz kompresivnih savitljivih bušaćih šipki

Ova zadebljanja (ojačanja) u iskrivljenom delu kanala bušotine imaju zadatak prihvate naprezanja, zatim da centriraju šipku, a služe i kao preventiva protiv habanja. U horizontalnom delu kanala bušotine ojačanja na šipki odvajaju ostali deo šipke od donjeg dela zida kanala bušotine čime se smanjuje struganje i omogućuje kvalitetnije ispiranje bušotine.

Ovaj tip bušotina izrađuje se dovoljno velikim prečnicima dleta, tako da se u horizontalnom

delu kanala bušotine mogu izvoditi: jezgrovanja, cementacije, a takođe i ostvariti hidraulička frakturiranja stena. Takođe, završena bušotina može se opremiti: perforiranom izgubljenom kolonom zaštitnih cevi (“liner”), “linerom” opremljenim pakerima za učvršćivanje, ili se može ostaviti otvoreni kanal bušotine “open hole”. 7.2.1.4. Izrada bušotina velikog radijusa krivine

Karakteristika ovog tipa bušotina je veliki radijus krivine 300-1000 m, sa povećanjem ugla otklona od 2o-6o/30 m produženja kanala bušotine. Prednost ovih bušotina u odnosu na bušotine srednjeg radijusa krivine jeste u generalnom korišćenju alata koji se primenjuje i za izradu vertikalnih bušotina (bez ograničenja upotrebe spoljašnjih prečnika), kao i mogućnost dostizanja horizontalnih dužina kanala preko nekoliko hiljada metara.

361

Na Sl. 7.31 prikazana je trajektorija izrađene bušotine velikog radijusa sa izuzetno velikim horizontalnim delom kanala, tzv. “extended reach well”, nazvana tj. označena kao bušotina Br.33/9-C2. Ova bušotina je bušena sa platforme u priobalnom delu Severnog mora i dostigla je horizontalnu dužinu kanala od 7290 m.

Od ugrađene površinske kolone zaštit-nih cevi, spoljašnjeg prečnika 339,7mm (13 3/8”), na vertikalnoj dubini bušotine TVD = 1770m, tj. na merenoj (kosoj) dužini MD = 2.161m vođena je bušotina do MD = 7.409 m, odnosno do TVD = 2500 m, putanjom dugom 5.248 m pod uglom nagiba od 82o. Nakon ugradnje tehničke kolone zaštitnih cevi spoljašnjeg prečnika 244,5 mm (9 5/8”), produženo je dalje bušenje do konačne merene (kose) dužine kanala bušotine od MD= 8761m i ugrađena “liner” kolona prečnika 177,8 mm (7”). Slika 7.31. Šematski prikaz putanje horizontalne

bušotine Br.33/9-C2, velikog radijusa krivine

Bušotine velikog radijusa krivine uobičajeno se izrađuju kombinovanjem “rotary” sistema bušenja i bušenja sa vijčanim motorima. Pri njihovoj izradi razlikuju se četiri osnovna sastava alatki na dnu bušotine: − uobičajeni (konvencionalni ) sastav za povećanje ugla otklona; − sastav za povećanje ugla otklona sa navigacijskim bušaćim sklopom; − uobičajeni (konvencionalni) sastav za izradu horizontalne putanje; − sastav za izradu horizontalne putanje sa navigacijskim bušaćim sklopom.

Uobičajeni (konvencionalni) sastav za povećanje ugla otklona generalno se sastoji iz kosog prelaza, stabilizatora, vijčanog motora i nemagnetske teške šipke. Za povećanje ugla otklona do 4,1o/30 m primenju se teške šipke sa poddimenzionisanim stabilizatorima ili teške bušaće šipke. Ovakav postupak zahteva čestu izmenu sastava bušaćih alatki (od 5-13 puta) što izaziva povećanje vremena za izradu bušotine i velike troškove.

Sastav za povećanje ugla otklona sa navigacijskim sklopom (Sl.7.32). Upotreba prelaza sa dvostrukim iskošenjem otklona od 0,74o i sa njime smeštanje dleta i vijčanog motora u odgovarajući prostorni položaj, a na osnovu merenja sa “MWD”, naziva se navigacijski bušaći sklop. Primenom takvog sastava alata moguće je (za ugradnju kolona zaštitnih cevi 244,5mm) u jednom potezu izraditi i vertikalni i kosousmereni deo kanala bušotine prečnikom dleta od 311 mm (12 ¼”) sa povećanjem ugla otklona od 1,96o/10 m uz promene ugla nagiba i azimuta (“dog-leg severity”) do 3,1o/10 m.

Slika 7.32. Sklop bušaćeg pribora za povećanje ugla otklona kod velikog radijusa krivine kojim se može upravljati (Šteiner, Šteiner-Boškov, 1994)

362

Uobičajeni (konvencionalni) sastav za izradu horizontalne putanje sastoji se iz dleta, vijčanog motora i kosog prelaza sa iskošenjem do 1o. Pri izradi horizontalne putanje problem je u upravljanju opterećenjem na dleto, jer se pri manjem opterećenju, a naročito pri povećanom kapacitetu ispiranja, ugao nagiba može smanjiti i tada dleto prodire u dubinu. Zato je neophodno često proveravati putanju i menjati sklop sastava alata i do 8 puta na jednoj bušotini.

Sastav za izradu horizontalne putanje sa navigacijskim bušaćim sklopom sastoji se iz dleta vijčanog motora, prelaza sa dvostrukim iskošenjem i MWD. Prilagođavanjem položaja prelaza sa dvostrukim iskošenjem u odnosu na položaj vijčanog motora i dleta, upravlja se održavanjem horizontalnog položaja putanje, ili vraćanjem u takvu putanju. Ovim sastavom se smanjuje broj manevara potrebnih radi promene sastava alata. 7.2.2. Uređaj za kontinuirano merenje za vreme bušenja

Osnovna ideja za primenu uređaja koji omogućuje kontinuirano merenje za vreme bušenja (“Measurment While Drilling - MWD”) je da se ostvari gotovo trenutna veza između dna bušotine, gde se u koloni bušaćeg alata, tj. u nemagnetskoj teškoj šipki nalaze sklopovi mernih instrumenata, i površine, gde se nalazi izvođač sa pripadajućim delovima površinske opreme.

Slika 7.33. Šematski prikaz sistema “MWD”

Opšta podela svakog MWD sistema, prikazanog na Sl.7.33, je sledeća: − merni instrumenti (predajnici) smešteni u

nemagnetskoj teškoj šipki iznad dleta; − površinska oprema za primanje signala, njihovo

dekodiranje i beleženje, kao i prezentovanje u analognoj i digitalnoj formi;

− uređaji za prenos signala od predajnika na dnu bušotine do prijemnika na površini.

Na Sl.7.34 prikazan je reprezentativni primer

telemetrijskog mernog uređaja (MWD) koji se sastoji iz: − paketa senzora i elektronike − pribora za stvaranje signala (impulsa) − energetskog izvora

7.2.2.1. Paket senzora i elektronike

Paket senzora i elektronike, kao sastavni deo uređaja (Sl.7.35), sastavljen je iz sledećih elemenata: u gornjem delu kućišta senzora nalaze se tri magnetometra, tj. gravitaciona inklinometra, (M1, M2, i M3), sa zavojnicama pomoću kojih se vrši merenje azimuta bušotine. U donjem delu kućišta postavljena su tri akcelerometra (A1, A2 i A3), pomoću kojih se utvrđuje otklon, tj. nagib kanala bušotine.

Slika 7.34. Konstrukcija telemetrijskog uređaja (MWD- Desbrandes 1990):

a) Generator pulsiranja b) Princip kodiranja

363

Način merenja akcelerometrima zavisi od nagiba kanala bušotine. Ako je nagibni ugao mali, merenje se može izvesti pomoću jednog akcelerometra. Međutim, pri većim uglovima (blizu 90o), u cilju tačnog utvrđivanja ugla otklona, merenje se izvodi sa dva akcelerometra.

Položaj ležećeg zida kanala bušotine određuje se zajedničkim merenjem akcelerometrima i magneto-metrima. Pri tome, ugao lica bušaćeg pribora (dleta) dobija se iz odnosa azimuta kanala bušotine i ugla otklona ležeće strane zida bušotine.

Izmerene vrednosti se zatim kodiraju pomoću uronjenog elektronskog paketa u: − seriju binarnih signala koji se prenose impulsima

putem isplake; − modulisani signal sa pomerenom fazom tako da daje

logičke 0 i 1 (nula i jedinica), prikazanih na Sl.7.34b.

Slika 7.35. Sklop senzora u uređaju za upravljanje (Šteiner, Šteiner - Boškov,1994)

Slika 7.36. Tipovi sastava za stvaranje impulsa: a) Stvaranje negativnih impulsa b) Stvaranje pozitivnih impulsa c) Stvaranje neprekidnih talasa (Desbrandes, 1987; Šteiner, Šteiner- Boškov,1994)

7.2.2.2. Pribor za stvaranje impulsa

Pribor za stvaranje impulsa u odnosu na metod njihovog stvaranja deli se na (Sl.7.36): − sastav sa negativnim otkucajima pritiska − sastav sa pozitivnim otkucajima pritiska − sastav sa neprekidnim talasima

Negativni otkucaji postižu se tako što se pomoću pokretača ventila (Sl.7.36a) reguliše otvaranje i zatvaranje ventila, tako da u prstenasti prostor odlazi manja količina isplake. Oticanjem na ovaj način, dela isplake u prstenasti prostor smanjuje se pritisak na senzor, a istovremeno se smanjuje i otpor u bušaćim šipkama za 7 do 21 bar, usled čega nastaju negativni impulsi pritiska isplake. Trajanje otkucaja zavisi od brzine otvaranja i zatvaranja ventila. Pošto u toku ovog procesa dolazi do trošenja ventila i energije, primenjuju se složene šeme za kodiranje senzorskih podataka i njihov prenos sa minimalnim brojem otkucaja u kratkom vremenskom intervalu (3 do 5 minuta).

Pozitivni otkucaju (Sl.7.36b) nastaju na taj način što se pokretačem ventila ograničava protok isplake, usled čega se stvara povećan otpor proticanju, koji je najčešće veći od smanjenja pritiska na senzor, kod negativnih otkucaja. U ovom slučaju, otkucaji su lakše merljivi, a vreme slanja i dekodiranja otkucaja je, kao kod negativnih otkucaja, 3 do 5 minuta.

364

Neprekidni talasi nastaju na sledeći način. Hidraulička turbina, koju pokreće isplaka, pokreće generator (Sl.7.36c), a ovaj, pak, elektromotor brzinom od 200-300o/s. Elektromotor zatim pokreće rotor turbine koji, zajedno sa statorom, generiše neprekidni talas koji je modulisan ubrzanjem ili usporavanjem rotora turbine. Fazni pomaci se na površini interpretiraju kao logički 0 i 7.2.2.3. Energetski izvor

Energetski izvor za pokretanje svih sklopova na telemetrijskom mernom uređaju može se obezbediti na dva načina: − primenom pakovanja litijumskih baterija; − stvaranjem energije pomoću turbine koju pokreće isplaka.

Svaki od ovih sastava ima svojih prednosti i nedostataka. Prednost turbine je u obezbeđenju veće količine električne energije neophodne za pravilan rad telemetrijskog mernog uređaja i što je povoljnija za rad u uslovima visokih temperatura. Međutim, turbinski sistem za proizvodnju energije je osetljiv na količinu protoka i vrste isplake koja protiče kroz turbinu, naročito ako u isplaci postoji veća količina čvrste faze koja može da ošteti turbinu.

Prednost primene baterija u odnosu na turbinu je u mogućnosti punog protoka isplake do dleta bez znatnijeg pada pritiska. Nedostatak je što pakovanje baterija može obezbediti dovoljnu energiju za pokretanje uređaja u telemetrijskom mernom uređaju najviše do 300 časova. S obzirom na iskustvo da se većina dleta tokom rada istroše za najmanje 100 časova, pokazalo se opravdanim zameniti pakovanje baterija istovremeno sa zamenom dleta. 7.2.2.4. Površinska oprema

Površinska oprema za primanje signala, njihovo dekodiranje i beleženje, kao i prezentovanje u analognoj i digitalnoj formi sastoji se iz procesnog kompjutera, printera, plotera i panela kod vođe smene. Procesni kompjuter vrši obradu primljenih signala pretvarajući ih u vrednosti koje definišu položaj kanala bušotine, parametre režima bušenja i parametre za prepoznavanje i vrednovanje probušenih stena. Obrađeni podaci se dalje prenose do terminala koji ih štampa i šalje do panela vođe smene. 7.2.2.5. Prenos signala

Prenos signala od mernih instrumenata, tj. od predajnika sa dna bušotine do prijemnika na površini, ostvaruje se na dva načina:

1. Pomoću isplake, kroz koju se signali prenose, takođe, na dva načina: − metodom impulsa tako što se informacije kodirane u binarnom sistemu šalju na

površinu posredstvom pozitivnih ili negativnih impulsa isplake, tj. smanjenjem ili rasterećenjem toka isplake kroz alat;

− metodom kontinuiranih talasa, pomoću rotirajućeg generatora impulsa koji šalje informacije na talasu pritiska, kodiranih u digitalnoj formi.

2. Elektromagnetnim talasima kroz stene. Taj način za prenošenje signala primenjuje se u najnovije vreme, ali se mora naznačiti da je još uvek u eksperimentalnoj fazi ispitivanja.

Savremeni uređaji koji omogućuju kontinuirano merenje za vreme bušenja, prate i registruju sledeću vrstu podataka:

a. Položaj kanala bušotine: − ugao otklona kanala bušotine − azimut (smer) kanala bušotine − magnetski položaj čela bušaćeg alata (dleta ili krune) − gravitacijski položaj čela bušaćih alatki − ultrazvučno merenu veličinu prečnika bušotine − stvarnu merenu dužinu kanala bušotine

365

b. Parametre režima bušenja: − opterećenje na dleto na dnu bušotine − broj obrtaja vijčanog motora, tj. dleta u minuti − zaokretni momenat (torque) bušaćih alatki − temperaturu izlazeće isplake iz bušotine

c. Parametre za prepoznavanje i vrednovanje probušenih stena: − kratki normalni otpor probušenih stena − gama-zračenje probušenih stena − neutronsko vrednovanje poroznosti probušenih stena − gama-gama gustoću probušenih stena − dvostruki (dual) otpori probušenih stena

7.2.3. Projektovanje trajektorije horizontalnih bušotina

Uobičajeni profil trajektorije horizontalne bušotine sastoji se iz dva ista radijusa krivine, uključene tangente između njih i horizontalnog dela (Sl.7.37). Geometrija prelaza kanala bušotine iz vertikalnog u horizontalni položaj rešava se primenom stvarnog kružnog luka, i to od željene konačne vertikalne dubine do mesta skretanja (KOP).

Najjednostavnije bi bilo kada bi se moglo od mesta kretanja (KOP), putanjom jednog kružnog luka dostići ciljna (željena) konačna vertikalna dubina sa završnim uglom nagiba od 90o, a zatim horizontalno produžiti kanal bušotine do željenog dohvata. Međutim, zbog uticaja složene geološke građe stenske mase, pri praktičnoj izradi nakon izbušenog jednog dela kružnog luka potrebno je uključiti tangentu u putanju kanala bušotine.

Najpovoljnije je uključiti tangentu kada se dostigne ugao nagiba između 450-60o. Uključivanjem tangente kod dostignutih uglova nagiba od oko 30o, pri primeni različitih povećanja ugla otklona po jedinici dužine, dobijaju se velike razlike u pogledu dostizanja željene vertikalne dubine.

Slika 7.37. Trajektorija horizontalne bušotine sa dva ista radijusa krivine i tangentom

Kod uglova nagiba većih od 60o potrebno je bušenje velike dužine tangente, čime se povećava tačnost smeštaja početka horizontalnog kanala na željenu vertikalnu dubinu, ali se tada i troškovi bušenja povećavaju.

Primenom što većeg ugla otklona po jedinici dužine smanjuje se izrada iskrivljenog kanala bušotine, a i vertikalna dubina do dostizanja horizontalnog dela. Kao i kod izrade koso-usmerenih bušotina najbolje mesto za početak skretanje kanala KOP je u homogenim stenama srednje čvrstoće i abrazivnosti, a isto važi i za skretanje, tj. nastavak građenja ugla nagiba iz tangencijalne putanje.

366

Elementi za definisanje trajektorije horizontalne bušotine na osnovu geometrijskih odnosa prikazanih na Sl.7.37, određuju se sledećim postupcima:

1. Definiše se tačka “F” koja se nalazi na željenoj vertikalnoj dubini bušotine (Z4) i horizontalnom rastojanju od zadanog cilja do vertikalne linije povučene od sredine bušaćeg tornja (D5).

2. Izaberu se sledeći elemeti trajektorije: − radijus krivine (R), ili povećanje ugla otklona po jedinici dužine (q); − ugao nagiba kanala bušotine do prelaska na izradu tangente (i); − dužina izrade tangente (CD), koja obično iznosi od 100-200 m.

3. Na osnovu prethodno odabranih veličina izračunavaju se: − dubina mesta skretanja KOP (Z1), tj. početak građenja ugla, jednačinom:

( ) ( )33.7cossin1cossin 441 LLLLiCDRZiRiCDiRZZKOP ⋅−−=−−⋅−⋅−== − vertikalna dubina bušotine na prelazu iz kosousmerenog u tangencijalno usmereni kanala

bušotine (Z2), jednačinom: ( )34.7sin12 LLLLiRZZ ⋅+=

a horizontalno rastojanje od tačke “C” do ušća bušotine D2 je: ( )35.7cos2 LLLLiRRD ⋅−=

− vertikalna dubina na mestu prelaza iz tangencijalnog bušenja ponovu u kosousmerenu putanju bušotine (Z3), jednačinom:

( )36.7sin23 LLLLiCDZZ ⋅+= a horizontalno rastojanje tačke “D” od ušća bušotine D3 je:

( )37.7sin23 LLLLiCDDD ⋅+= − vertikalna dubina prelaza iz kosousmerenog u horizontalni deo (Z4) je:

( )38.7sin34 LLLLRiRZZ +⋅−= a horizontalno rastojanje tačke “E” od ušća bušotine (D4) je:

( )39.7cos34 LLLLiRDD ⋅+= − zadano horizontalno rastojanje D5, postiže se izradom horizontalnog dela kanala bušotine od

tačke “E” do “F”, tj. dužina horizontalnog dela kanala bušotine Lh dobija se jednačinom: ( )40.745 LLLLDDLh −=

− merene tj. kose dužine kanala bušotine do pojedinih ključnih tačaka duž putanje (B, C, D, E i F) dobijaju se iz jednačina:

180)(

)(

12

11

iRMDCAodMD

ZKOPBAodMD⋅⋅

+=−

==−π

( )

( )41.7)(180

90)(

)(

4

0

34

23

LLLLhLMDFAodMD

iRMDEAodMD

CDMDDAodMD

+=−Σ

−⋅⋅+=−

+=−

π

− povećanje ugla otklona po jedinici dužine iskrivljenog kanala bušotine (q), računa se po jednačini:

( ) ( )42.7/0

2

LLLLmKOPMDiLq

−⋅∆

=

−∆L broj metara za koje se utvrđuje vrednost za “q”. Na primer, ako se povećanje ugla otklona u stepenima definiše na 10 m izbušene dužine kanala, tada je 10=∆L

− ako je umesto radijusa krivine (R), zadato povećanje ugla nagiba po jedinici dužine (q), radijus krivine se računa po već navedenoj jednačini (7.2):

qiLR

⋅=

∆∆⋅

⋅=

ππ180

2360

367

Primer: Potrebno je projektovati horizontalnu bušotinu sa srednjim radijusom krivine u formaciji

čija se krovinska granica nalazi na vertikalnoj dubini 2.480m, a podinska na 2.500m. Želi se da horizontalni deo kanala bušotine prolazi po vertikalnoj dubini bušotine Z4 = 2.490 m, sa horizontalnim rastojanjem od ušća bušotine D5 = 800 m.

a) Za projektovanje trajektorije horizontalne bušotine postavljeni su sledeći zahtevi: − zadat je radijus krivine u dužini R = 150 m; − tangencijalni deo kanala bušotine počeće se izrađivati pri dostignutom uglu nagiba

od vertikale i = 58o; − planira se izrada tangente u dužini CD = 110 m; − L∆ = 10m.

b) Izračunati odgovarajući radijus krivine, ako je umesto radijusa krivine kao ulazni podatak zadato povećanje ugla otklona po jedinici dužine od q =4o/10m.

Rešenje:

a)

miCDDD

miRRD

mRiRZZ

miCDZZ

miRZZ

miCDRZKOPZ

80,16358sin11051,70sin

51,7058cos150150cos

249015058sin15021,2467sin

21,246758cos11092,2408cos

92,240858sin15071,2281sin

71,228158cos1101502490cos

023

02

034

023

012

041

=⋅+=⋅+=

=⋅−=⋅−=

=+⋅−=+⋅−=

=⋅+=⋅+=

=⋅+=⋅+=

=⋅−−=⋅−−==

( ) ( )

mKOPMDiLq

mLMDMD

miRMDMD

mCDMDMD

miRMDMD

mKOPZMDmDDL

miRDD

h

o

h

10/82,371,228155,2433

5810

04,318471,55633,2627

33,262778,8355,2543180

589015055,2543180

90

55,254311055,2433

55,2433180

5815071,2281180

71,228171,55629,243800

29,24358cos15080,163cos

00

2

4

00

34

23

0

12

11

45

034

=−⋅

=−⋅∆

=

=+=+=Σ

=+=−⋅⋅

+=−⋅⋅

+=

=+=+=

=⋅⋅

+=⋅⋅

+=

====−=−=

=⋅+=⋅+=

ππ

ππ

b) Za zadato povećanje ugla otklona po jedinici dužine od q = 4o/10 m, radijus krivine kanala

bušotine, prema jednačini 7.2, iznosi:

mq

R 24,143410180180

=⋅⋅

=⋅

=ππ

7.2.4. Izbor sastava alata na dnu bušotine

Pri bušenju, tj. izradi radijusa krivine i horizontalnog dela kanala bušotine primenjuju se različiti tehnički elementi pribora, koji se međusobno razlikuju po uslovima rada, različitim geometrijskim oblicima i čvrstoći. U cilju normalnog kretanja ovih elemenata, povezanih u sklopove, kroz iskrivljeni deo kanala bušotine neophodno je da intenzitet krivljenja ne prelazi dozvoljene razmere. Pri tome se mora isključiti mogućnost zaklinjavanja, tj. zaglave elemenata sklopa i nastanka deformacija na njima.

368

Slika 7.38. Proračunavanje dozvoljene dužine alatki u iskrivljenoj putanji bušotine

Bušaće alatke različite namene obično su dovoljno savitljive, ali vijčani motori, nemagnet-ske teške šipke, pa i MWD uređaji, manje su, pa i neznatno, savitljivi. Prilikom planiranja izrade radijusa krivine neophodno je uzeti u obzir prečnike i dužine tih alatki u odnosu na prečnik kanala bušotine i veličinu radijusa krivine (Sl.7.38).

Dozvoljeni spoljašnji prečnik i dužina nesavitljivih alatki, kao i za te alatke odgovara-jući radijus krivine izračunavaju se na osnovu sledećih jednačina:

( ) ( )

( )( ) ( )44.7

84

43.722222

min

22max

LLLL

LLLL

ad

da

adad

ODDDODl

R

ODDRODDl

−⋅−⋅+

=

−⋅⋅+−⋅=

Gde su: lmax – najveća dopuštena dužina nesavitljivih alatki (m) Dd – prečnik kanala bušotine, tj. dleta (m) ODa – spoljašnji prečnik nesavitljive bušaće alatke (m) R – stvarni radijus krivine (m) Rmin – najmanje potrebni radijus krivine bušotine (m) l – stvarna dužina nesavitljive alatke (m) Primer:

A) Pri projektovanju horizontalne bušotine, izračunati najmanji potrebni radijus krivine, ako se planira upotreba nesavitljive bušaće alatke dužine l = 9,15m i spoljašnjeg prečnika ODa = 114,3 mm (4 ½”) . Planira se ostvarenje radijusa krivine, tj. kosi iskrivljeni kanal bušotine prečnikom dleta od Dd = 155,6mm (6 1/8”).

Rešenje:

Na osnovu jednačine 7.44 minimalni radijus krivine bušotine iznosi:

( )( )

( )( ) m

ODDDODl

Rad

da 04,249114,0156,08

156.0114,0415,98

4 222222

min =−⋅

−⋅+=

−⋅−⋅+

=

B) Kolika je najveća dužina nesavitljivih bušaćih alatki spoljašnjeg prečnika ODa = 114,3mm (4 ½”) kojima se može izraditi mali radijus krivine od Rmax = 12m, sa prečnikom dleta od Dd = 165,1mm(6 ½”)?

Rešenje:

Maksimalna dužina nesavitljivih bušaćih alatki na osnovu jednačine 7.43 iznosi:

( ) ( ) mODDRODDl adad 23,2114,0165,0122114,0165,0222 2222max =−⋅⋅+−⋅=−⋅⋅+−⋅=

369

Savremeni vijčani motori imaju znatno manje dužine kućišta što omogućuje postavljanje kosih prelaza iznad i ispod motora na maloj međusobnoj udaljenosti od dleta. Kako se povećava udaljenost kosog prelaza od dleta, tako se povećava težnja dleta otklonu i time povezano dejstvo bočne sile.

Ako se iznad dleta i zaptivnog sklopa dugih 1,92 m i kućišta spoljašnjeg prelaza dugačkog 0,98m, postavi kosi prelaz od 4o, dohvat će iznositi:

mxm 20,04sin90,2 0 =⋅= Ako se umesto jednog kosog prelaza od

4o, na to mesto postavi kosi prelaz od 2,5o, a iznad, na 5,27 m dugog vijčanog motora, postavi kosi prelaz od 1,5o (Sl.7.43), dohvat će tada biti:

Slika 7.39. Kombinovano delovanje dvostrukog kosog prelaza

mxn 265,0138,0127,05,1sin27,55,2sin9,2 00 =+=⋅+⋅= Dohvat će biti za 32,5% veći nego u prvom slučaju.

Pri izboru dleta za izradu horizontalnih bušotina trokonusna dleta postižu, u istovrsnim stenama, lakšu promenu putanje nego PDC dleta. Potiskivanjem dleta prema dole i istovremenim okretanjem u desno, kanal bušotine će se povijati prema dole i desno, a ako se dleto potiskuje prema gornjem zidu kanala bušotine i okreće u desno, kanal bušotine će se povijati prema gore i levo. Takve promene smera kretanja nazivaju se “opseg šetanja dleta” (“walk rate”). Takođe, ova dleta postižu bolji učinak u bušenju kroz abrazivne i raspucale stene sa vertikalnim i jako zakošenim površinama. Osnovni nedostatak kod primene ovih dleta je mogućnost loma ležaja i njihovo drobljenje, tj. otpadanje i ostajanje u kanalu bušotine. Instrumentacija u radijusu krivine (kosousmerenom delu) i horizontalnom kanalu bušotine je otežana i znatno neizvesnija nego u vertikalnom. PDC i dijamantska dleta, tj. dleta sa nepomičnim reznim elementima, imaju prednost pri izradi horizontalnih delova kanala bušotine koji se uglavnom buše vijčanim motorima, gde se zbog većeg učinka i smanjenja opasnosti od prihvata alata primenjuju veće brzine obrtanja. 7.2.4.1. Opterećenja alata tokom izrade horizontalnih bušotina

Trenja bušaćih alatki o zid bušotine u radijusu krivine i horizontalnom delu kanala kod horizontalnih bušotina su izrazito veća nego kod vertikalnih kanala, zatim u blago kosousmerenim, ili neželjeno iskrivljenim putanjama bušotina. Posledica toga su veliki obrtni momenti, tj. torzija (“torque”) i struganje bušaćih alatki (“drag”). Obrtni momenti nastaju kada se alatke okreću, a struganje kada se izvlače iz bušotine, ili spuštaju prema njenom dnu. Pri izradi horizontalnih bušotina trenje bušaćih alatki o zid kanala bušotine se ne može izbeći, ali se može znatno smanjiti ravnomernijom izradom radijusa krivine, tj. zakrivljenja bušotine, upotrebom isplaka sa boljim osobinama podmazivanja, primenom stabilizatora kojima se postiže bolja centričnost alatki u kanalu bušotine i sporijim manevrima.

Sila trenja (klizanja) posledica je dodira bušaćih alatki sa zidom nezacevljenog dela kanala bušotine ili sa zidom ugrađenih zaštitnih cevi. Ta sila, generalno, predstavlja proizvod koeficijenta trenja i sile koja deluje normalno na površinu dodira (Sl.7.40), prema jednačini:

( )44.7LLLLnFF ⋅= µ Gde su: F – sila trenja Fn – sila koja deluje normalno na površinu dodira µ – koeficijenat trenja koji u kosousmerenim bušotinama, pri uglovima nagiba i = 24o-44o sa

vodeno baznim isplakama iznosi 0,25-0,40; a u horizontalnim bušotinam 0,30-0,90µ

370

Sila koja deluje normalno na površinu dodira bušaćih alatki sa zidom bušotine definisana je jednačinom:

( ) ( )[ ] ( )45.7sinsin2/122

LLLLiWiFiFF ttn ⋅+∆⋅+⋅∆⋅= α Gde su: Ft – osna vučna sila na donjem kraju razmatranog elementa (N) α∆ –povećanje ugla azimuta duž elementa (o)

i –prosečni ugao otklona elementa (o) i∆ –povećanje ugla otklona duž elementa (o)

W –potiskom, uzgonom, umanjena masa elementa (N) Slika 7.40. Sile koje deluju na element bušaćih alatki u horizontalnom kanalu bušotine

Pod uslovom da je razmatrani elemenat deo kružnog luka čiji je položaj potpuno vertikalan,

tj. da je 0=∆α , sila koja deluje normalno na površinu dodira tada je definisana sa: ( )46.7sin LLLLiWiFF tn ⋅+∆⋅=

Razrada jednačine za normalnu silu koja deluje na površini kontakta uslov je za dalje definisanje jednačine povećanja vučne sile koja deluje duž elementa alatki:

( )47.7cos LLLLnt FiWF ⋅±⋅=∆ µ kao i jednačine za definisanje povećanja obrtnog momenta duž razmatranog elementa:

( )48.7LLLLnFrM ⋅⋅=∆ µ Gde su:

M∆ – povećanje obrtnog momenta duž elementa (Nm) r – karakterističan radijus krivine elementa (m)

Struganje bušaćih alatki je povećanje sile potrebno za uzdužno kretanje bušaćih alatki, a obrtni momenat je momenat torzije potreban za okretanje alatki. U bušotinama u kojima su struganja velika obično se javljaju i veliki obrtni momenti, ali i obrnuto. Razlozi velikih obrtnih momenata su mnogobrojni, a u njih spadaju uglavnom: suženja kanala bušotine; stene koje bubre; “brave” na mestima naglih promena ugla nagiba i/ili azimuta kanala bušotine; tzv. “diferencijalno” slepljivanje alata; gomilanje krhotina nabušenih stena zbog lošeg ispiranja bušotine i trenje usled struganja nagnutih alatki o zid bušotine.

Prilikom rada u kanalu bušotine sklop alatki izložen je velikim naprezanjima na savijanje (“bending”), tako da na mestima dodira nastaju velike bočne sile u alatkama. Pri skretanju kanala bušotine najveće naprezanje na savijanje, tj. mesto najvećih očekivanih bočnih sila, javlja se u području vijčanog motora, odnosno njegovog spoljašnjeg prelaza gde je tačka dodira alatki i zida bušotine. Zato taj deo sklopa bušaćih alatki mora biti izrađen od materijala i u razmeri koja izdržava te sile. Nakon što je izrađen radijus krivine, tj. kanal bušotine dobio zakrivljeni oblik, najveća bočna sila premešta se u drugu tačku oslonca koja je obično u području nemagnetske teške šipke, tako da i o građi i dimenzijama ove alatke treba voditi računa. 7.2.5. Ispiranja horizontalnih bušotina

Pri izradi horizontalnih bušotina jednu od ključnih uloga imaju odabir, priprema i odgovarajuća obrada isplake, kao i primena ispravnog režima ispiranja. Generalno, po osnovnim osobinama najbolje odgovara vrsta i tip one isplake kojom se uspešno ispiraju vertikalne i/ili koso-usmerene bušotine izrađene u toj, ili sličnim geološkim formacijama. U poslednje vreme, za izradu horizontalnih bušotina uglavnom se primenjuju razni tipovi polimernih isplaka.

U horizontalnim bušotinama i to u delu radijusa krivine i horizontalnom kanalu vladaju složeniji uslovi ispiranja nego u vertikalnim bušotinama, zbog većih obrtnih momenata, struganja bušaćih alatki i težnje tih alatki da leže na donjim zidovima kanala bušotine. Takođe i

371

ekscentričnost položaja bušaćih alatki u odnosu prema preseku kanala bušotine doprinosi taloženju i nagomilavanju krhotina nabušenih stena na donjim zidovima horizontalnog kanala, čime se dodatno otežava ispiranje bušotine.

Ispiranjem kanala bušotine, pri izradi horizontalnih bušotina, moraju se ostvariti četiri osnovna uslova: − uspešno čišćenje kanala bušotine; − osigurati stabilnost zidova bušotine; − najmanje oštetiti produktivne formacije; − dobro podmazivati i hladiti dleto.

7.2.5.1. Uspešno čišćenje kanala bušotine Sa aspekta uspešnosti ispiranja, kosousmereni i

horizontalni kanali bušotina mogu se podeliti u četiri područja (Sl.7.41):

1. Gotovo vertikalno područje gde maksimalni ugao nagiba dostiže oko 10o

2. Blago kosousmereno područje, gde se ugao nagiba kanala bušotine kreće u rasponu od 10o do 30o

3. Srednje kosousmereno područje sa uglom nagiba od 300-600

4. Jako kosousmereno i horizontalno područje sa uglom nagiba od 600-900

Težnja ka taloženju krhotina nabušenih stena na donjim zidovima kanala bušotine javlja se čim ugao nagiba pređe 10o, ali je u praksi uočeno da je težnja ka taloženju nabušenog materijala najveća pri dostignutim uglovima nagiba između 30o-60o, gde se taj materijal poput lavine kotrlja u dublje delove bušotine.

Slika 7.41. Intenzitet taloženja čvrstih čestica u zakrivljenom delu kanala bušotine

Na tim mestima, pri prekidu ispiranja, tj. cirkulacije, dolazi i do razdvajanja bušaćeg fluida po gustini tzv. Boycottov fenomen. Karakteristika ponašanja ovog fenomena je da se pri gornjem zidu kanala bušotine izdvaja čist, proziran fluid (voda ili ulje), a na donjem zidu je ovaj fluid obogaćen čvrstim, težim česticama. Kada talog sa donjeg zida izgubi ravnotežu i klizne dublje, tada na razmatranom preseku kanala bušotine nastaje gradijent mase koji izaziva neravnotežu pritiska i ubrzava dalje razdvajanje faza u isplaci.

Taloženje krhotina stena, tj. nabušenog materijala može se umanjiti: − turbolentnim režimom proticanja isplake kroz područje kosousmerenog i horizontalnog

kanala bušotine; − centriranjem ili smeštajem bušaćih alatki bliže gornjim zidovima, čime se stvaraju bolji

uslovi za iznošenje nabušenog materijala. U vertikalnim delovima kanala bušotine, sila gravitacije deluje u suprotnom smeru na

krhotine nabušenih stena od smera kretanja toka isplake. Brzina iznošenja krhotina razlika je između uzlazne brzine isplake i brzine zaostajanja, tj. padanja krhotina zbog sile teže, koja se izražava jednačinom:

( )49.7......pčč vvv −= Gde su: vč – brzina iznošenja krhotina nabušenog materijala (m/s) v – brzina uzlaznog toka isplake (m/s) vpč – brzina zaostajanja krhotina nabušenog materijala u isplaci, tj. brzina padanja čestica kroz

isplaku (m/s)

372

U kosousmerenim delovima kanala bušotine smer uzlaznog toka isplake ide kosinom kanala, a zaostajanje nabušenog materijala ima vertikalan silazni položaj. Brzina uzlaznog kretanja krhotina stena definisana je jednačinom:

( )50.7cos LLLLivvv pčč ⋅−= Gde je: i – ugao nagiba kanala bušotine (o)

U horizontalnom kanalu bušotine, smer taloženja nabušenog materijala normalan je na smer ispiranja, tako da za i = 90o ne važi uslov da je vč = v, i krhotine se talože na donjem zidu kanala bušotine. Do kretanja nabušenog materijala prema kosousmerenom kanalu, a zatim i prema ušću bušotine dolazi samo ako je naprezanje, izazvano pritiskom isplake, dovoljno da izazove uglavnom, tzv. kotrljanje krhotina.

Zakonitosti kotrljanja opisali su Bain i Bonnington (1970) i klasifikovali su čestice prema veličini i načinu premeštaja na:

− čestice dimenzija do 40µ , koje sačinjavaju homogenu suspenziju sa fluidom; − čestice dimenzija između 40µ -0,15 mm, koje sa fluidom sačinjavaju heterogenu

suspenziju stabilnu u uslovima turbulentnog proticanja; − čestice dimenzija između 0,15-1,5 mm, koje takođe sa fluidom sačinjavaju heterogenu

suspenziju. Ove čestice se uglavnom kotrljaju pri turbulentnom proticanju. Mogućnost njihovog premeštanja je veća pri većim vrednostima reoloških osobina;

− čestice većih dimenzija od 1,5 mm premeštaju se isključivo kotrljanjem pri dovoljnom pritisku za njihovo premeštanje.

U horizontalnom kanalu bušotine na kretanje, tj. kotrljanje nabušenog materijala

cirkulacijom fluida utiču sledeći faktori: stepen turbulencije (veličina Reynoldsovog broja), reološke osobine fluida i fizičke karakteristike čvrstih čestica. Smanjenje dimenzija čvrstih čestica poboljšava uslove za njihovo kretanje kroz horizontalni kanal, što se pospešuje okretanjem celog niza bušaćih alatki (mehanički se krhotine usitnjavaju), a i manevar alatom, tj. uzdužno kretanje pospešuje razbijanje grupisanog nabušenog materijala.

Povećanjem viskoziteta isplake takođe se mogu poboljšati uslovi kotrljanja nabušenog materijala, ali se pri tome mora većim pritiskom održavati kapacitet ispiranja na veličini koja obezbeđuje turbulentni režim proticanja. 7.2.5.2. Stabilnost zidova kanala bušotine

Stabilnost zidova kanala bušotine zavisi osim od fizičko-mehaničkih karakteristika stena, i od fizičko-hemijskog delovanja isplake na zidove bušotine. Hemijsko delovanje isplake u koso-usmerenim i horizontalnim delovima kanala bušotine isto je kao i u vertikalnim bušotinama, dok je fizičko delovanje sve složenije što je nagib kanala bušotine veći. Od fizičkih parametara, zapreminska masa, tj. gustina isplake ima najveći uticaj na stabilnost kanala bušotine. Kao i kod vertikalnih bušotina, pritisak na dno i zidove bušotine mora biti između onog koji sprečava prodor slojnog fluida iz probušenih formacija i onog koji izaziva frakturu (lom) tih formacija. Takođe, ostvareni pritisak na dno i zidove bušotine mora da spreči i obrušavanje zidova kanala bušotine.

Kod vertikalnih bušotina pritisak isplake na dno bušotine povećava se srazmerno povećanju dubine bušotine. Kod kosousmerenih kanala bušotine je isto tako, ali se u razmatranje, tj. proračun za ostvareni pritisak mora uzeti ne merena (kosa) dubina nego stvarna vertikalna dubina bušotine. Nakon dostizanja ugla nagiba od 90o povećanje vertikalne dubine je nula, odnosno pritisak na dno i zidove horizontalnog kanala bušotine ostaje nepromenjen, nezavisno od dužine horizontalnog dela.

373

Kod izrade kosousmerenih i horizontalnih delova kanala bušotine bitno je naznačiti da se pri povećanju ugla nagiba smanjuje raspon gustine isplake u kojem je kanal bušotine stabilan, odnosno raspon između obrušavanja zidova i loma stenske mase, Sl.7.42.

Statičkim pritiscima, nastalim zbog gustine isplake, treba dodati i dinamičke pritiske za savlađivanje trenja proticanja, pri čemu su značajne reološke osobine isplake, geometrijski oblici i dimenzije kroz koje se ispira, hrapavost zidova kanala bušotine i kapacitet ispiranja. Osim dinamičkih pritisaka tokom cirkulacije isplakom, dodatni pritisci nastaju manevrom alata, pri čemu su oni negativnih veličina kod izvlačenja alata, što može da prouzrokuje dotok slojnog fluida ili obrušavanje zidova bušotine, a pri spuštanju oni su pozitivnog smera i mogu izazvati lom formacije i gubitak isplake u njima.

Slika 7.42. Šematski prikaz zavisnosti stabilnosti kanala bušotine od njegovog ugla nagiba

7.2.5.3. Najmanje oštećenje proizvodnih formacija

Što je horizontalni kanal duže izložen delovanju isplake, to je veća mogućnost da će probušene proizvodne formacije biti jače infiltrirane isplakom ili njenom tečnom fazom (filtratom). Na oštećenje formacija utiču količina filtrata iz isplake i usklađenost ili neusklađenost hemijskih i fizičkih osobina filtrata i fluida u probušenim formacijama. Od hemijskih osobina značajni su aktivni, nevezani joni, a od fizičkih pH vrednost. Zagađenje pribušotinske zone, takođe u velikoj meri može nastati i od filtrata cementne kaše pri cementaciji bušotina, ali i filtratima fluida za gušenje bušotine i za druge radove pri osvajanju i opremanju bušotina.

Praktično je nemoguće izbeći smanjenje propusnosti poroznih, propusnih stena, tako da je pri bušenju osnovni cilj to oštećenje učiniti što manjim. Mora se istaći da se, nakon izrade bušotine, u proizvodnim formacijama obavljaju uspešne fizičke i/ili hemijske obrade pribušotinske zone (hidrauličko frakturiranje formacija, obrada hemijskim reagensima, izazivanje velikih depresija, intenzivno napucavanje ili razaranje eksplozivnim punjenjima i drugo). Navedenim zahvatima se uspostavlja prvobitna propusnost pribušotinske zone, ili se čak propusnost povećava tako da se olakšaju uslovi proticanja fluida u kanal bušotine. Takođe je moguće (istim zahvatima) i poboljšati uslove za utiskivanje fluida u te formacije radi pospešivanja eksploatacije fluida na drugim bušotinama. 7.2.5.4. Dobro podmazivanje i hlađenje bušaćih alatki

Trenje bušaćih alatki o zidove ugrađenih zaštitnih cevi, a naročito o zidove nezacevljenog dela kanala bušotine (“open hole”) posledica je bočne sile kojom bušaće alatke pritiskaju zidove bušotine i koeficijenta trenja na površini dodira. U kosousmerenim i horizontalnim delovima kanala bušotine, zbog slabe savitljivosti tih alatki, sila kojom na površini dodira te alatke pritiskuju zid bušotine znatno je veća nego u vertikalnim bušotinama. Iz tih razloga smanjenje koeficijenta trenja ima veliki značaj u tim bušotinama. U tabeli 7.6 prikazane su promene veličine koeficijenta trenja pri upotrebi različitih tipova isplake.

374

Tabela 7.6. Promene vrednosti koeficijenta trenja u zavisnosti od tipa isplaka Koeficijenti trenja

Vrsta i tip primenjene isplake u “open hole” u zaštitnim cevima

vodena osnova

obična obrađena

obrađena sa podmazivačima

0,45-0,65 0,40-0,60 0,35-0,55

0,30-0,40 0,22-0,32 0,20-0,30

uljna osnova

obična obrađena

obrađena sa podmazivačima

0,20-0,40 0,15-0,35 0,10-0,20

0,10-0,20 0,08-0,13 0,05-0,12

U isplakama sa vodenom osnovom kao podmazivači upotrebljavaju se mleveni grafit,

bitumen i bitumenske prerađevine, zatim silikonska ulja ili praškovi. U isplakama sa uljnom osnovom podmazivači su silikonska ulja i neke sintetičke materije dobijene od teških frakcija rafinirane nafte.

Kako sposobnost hlađenja zavisi i od razlike temperature sredina koje se hlade i temperature isplake kojom se hladi, poželjno je u bušotinu utisnuti što hladniju isplaku. Tokom cirkulacije, tj. ispiranja, isplaka koja se utiskuje u bušaći alat kod ušća bušotine, dolazi u područje toplijih formacija i preuzima na sebe deo njihove toplote koju odnosi prema ušću bušotine. Isplaka, takođe, preuzima i odnosi deo toplote koja se stvara usled trenja kod dleta i na površinama dodira bušačih alatki i zidova bušotine, čime se produžava rad dleta i ostalih bušaćih alatki. 7.2.6. Konstrukcija horizontalnih bušotina

Do dostizanja horizontalnog dela kanala, tj. do dostizanja ugla nagiba od oko 90o, konstrukcija horizontalnih bušotina ne razlikuje se od uobičajenih za vertikalne i kosousmerene bušotine. 7.2.6.1. Prečnici dleta

Prečnici dleta za bušenje, tj. izradu horizontalnog dela u bušotinama velikog radijusa krivine jednaki su prečnicima dleta za vertikalne i kosousmerene bušotine u sličnim formacijama. Za bušenje srednjeg radijusa krivine sa porastom ugla otklona po jedinici dužine manjim od 2,4o/10 m, najveći prečnici dleta iznose 311,1 mm (12 ¼”), a kod porasta ugla otklona po jedinici dužine većih od 2,4o/10 m maksimalni prečnici iznose 250 mm (9 7/8”).

Za bušotine malog radijusa krivine dleta mogu imati maksimalni prečnik do 165,1mm (6 ½”), a uobičajeno je bušenje dletima prečnika 114,3 mm (4 ½”). Kod izrade horizontalnih delova bušotina sa izuzetno malim radijusom krivine, primenjuju se bušaće glave sa mlaznim ispiranjem prečnika 31-64 mm (1 ¼”-2 ½”). 7.2.6.2. Zacevljenje horizontalnih kanala bušotina

Kod prvih horizontalnih bušotina, u više od 80% slučajeva, ostavljeno je otvoreno dno (“open hole”), kao najekonomičniji i sa stanovišta racionalnosti buduće proizvodnje najpovoljniji način opremanja tih bušotina. Međutim, takvo opremanje kanala bušotine zavisi od povoljnih geomehaničkih osobina proizvodnih formacija i od uslova u kojima druge krovinske ili podinske formacije svojim hidrauličkim ili geomehaničkim osobinama neće smetati tokom eksploatacije fluida iz produktivnih formacija.

Poslednjih godina, unapređenjem tehnologije zacevljenja bušotina, do kraja formiranja radijusa krivine u skladu sa geološkom građom i dužinom kanala, uobičajeno se ugrađuje tehnička kolona zaštitnih cevi i tek nakon njene cementacije buši se horizontalni deo kanala bušotine. Nakon završetka horizontalnog kanala primenjuje se jedan od sedam načina zacevljenja bušotine:

1. Otvoreno dno (“open hole”) 2. Klasično cementiran niz zaštitnih cevi

375

3. Izgubljena kolona zaštitnih cevi (“liner”) sa prethodno izrađenim otvorima okruglog ili izduženog oblika bez pakera (“sloted liner”)

4. Izgubljena kolona zaštitnih cevi sa prethodno izrađenim otvorima sa jednim ili dva pakera 5. Izgubljena kolona zaštitnih cevi sa šljunčanim zasipom 6. Izgubljena kolona zaštitnih cevi (“liner”) sa pakerom i zatvorenim otvorima koji se

aktiviraju pomoću tubinga 7. Delimično cementirana izgubljena kolona (“liner”) pakerom odvojena u prstenastom

prostoru od napucanih delova izgubljene kolone šljunčanim zasipom

Slika 7.43. Načini zacevljenja horizontalnih kanala bušotina

376

Svakoj pojedinoj lokaciji odgovara

specifična konstrukcija bušotine u zavisnosti od: dubine ciljne formacije, geološkog sastava te formacije, formacija koje zaležu iznad produktivnih, tj. formacija koje se protežu do površine, stečenog iskustva na tom ili sličnim poljima, zahteva sigurnosti pri radu, kao i od zaštite čovekove okoline i dr.

Na Sl.7.44 prikazani su stvarni primeri nekih od načina zacevljenja horizontalnih bušotina primenjenih u Severnoj Dakoti, SAD, na polju “Baken”, zatim u Alberti, Kanada, na poljima “Swan Hills” i “Edson”, te u severoistočnoj Britanskoj Kolumbiji, Kanada, na polju “Jean Marie”.

Slika 7.44. Primeri zacevljenja horizontalnih bušotina zaštitnim cevima

7.2.7. Cementacija horizontalnih bušotina

Laboratorijska ispitivanja u kosousmerenim i horizontalnim delovima kanala bušotina pokazala su da pravila utvrđena za vertikalne bušotine ne vrede u potpunosti u uslovima iskošenja. U jako kosousmerenim i horizontalnim kanalima postoji težnja ka taloženju krhotina stena i oteživača isplake na donjim zidovima kanala, a takođe i izdvajanje slobodne vode na gornjim zidovima kanala bušotine. Kod potiskivanja cementne kaše, makar i velikim kapacitetima, zaostaju ti čepovi uz zidove i stvaraju brazde kojima je, nakon stvrdnjavanja cementne kaše u cementni kamen, moguće pretakanje fluida između različitih formacija prekrivenih cementnim kamenom. Da se to ne bi dogodilo bitno je ostvariti barem donju granicu naprezanja kretanja isplake koja se utvrdi u modelu pri laboratorijskim uslovima. Pre utiskivanja razdeljivača i cementne kaše potrebno je dugotrajno kondicionirati kanal bušotine, tj. ispirati i potpuno obraditi isplaku da bi imala ujednačene i nužno potrebne osobine. Uz veća naprezanja kretanja nego za vertikalne bušotine, cementna kaša namenjena za horizontalne bušotine potrebno je da ima i što manji strukturni viskozitet.

Da bi prstenasti prostor između zida bušotine i zaštitnih cevi zadovoljavajuće zaptivao, bitno je potpuno istiskivanje isplake cementnom kašom. To najviše zavisi od režima proticanja cementne kaše i koncentričnosti zaštitnih cevi i kanala bušotine. Za uspešnu cementaciju treba da se ostvari turbulentni protok cementne kaše, a željena koncentričnost postiže se postavljanjem krutih centralizera na zaštitne cevi, koji ujedno moraju da izdrže i sam teret cevi. Praksa je utvrdila da maksimalna udaljenost između dva kruta centralizera, u cilju zadovoljavanja kriterijuma koncentričnosti, iznosi 6,1m.

Na izgubljenu kolonu zaštitnih cevi (“liner”) kada se želi cementirati zadnji deo, a prednji koji će biti u proizvodnji ostaviti bez cementnog kamena, uobičajeno se postavljaju šeširi (“cement basket”), koji sprečavaju ili bitno ograničavaju protok cementne kaše u neželjeni deo prstenastog prostora.

Uklanjanje brazdi ispunjenih isplakom i nabušenim materijalom pomaže i ugradnja na zaštitne cevi žičanih strugača, a naročito šetnja sa cevima (kratko uzdužno kretanje) i njihovo obrtanje sa 10-20o/min, tokom potiskivanja cementne kaše.

377

Pre upotrebe cementnu kašu treba laboratorijski ispitati i postići da:

− nema u njoj izdvajanja slobodne vode, a što se postiže testom stajanja cementne kaše u staklenoj menzuri sadržine 250 ml, zatvorenoj staklenim čepom, nagnutoj u položaj identičan položaju kanala bušotine koji se želi cementirati;

− nema taloženja čvrstih čestica tokom mirovanja cementne kaše; test se sastoji u razdvajanju uzorka na dve polovine po visini i proveri gustine, dozvoljena je razlika u gustini do 0,02 kg/dm3;

− bude kompatibilna sa isplakom i razdeljivačem, tj. da se na mestu mešanja sa njima ne izazove flokuliranje, koagulacija ili značajna promena reoloških osobina;

− viskoznost bude dovoljno mala kako bi se omogućilo kratko vreme potiskivanja.

Za sprečavanje izdvajanja slobodne vode i poboljšanje stabilnosti cementne kaše ista se obrađuje pogušćivačima i/ili metalnim solima koji stvaraju kompleksne hidrokside. Za smanjenje filtracije (preporučuje se API filtracija manja od 5ml/30min.) dodaje se ZnO, koji generalno ne povećava viskozitet cementne kaše. Smanjenje viskoziteta postiže se organskim razređivačima: lignosulfonatima. 7.2.8. Granaste bušotine

Prednosti primene jako kosousmerenih ili horizontalnih bušotina, s obzirom na izgled i svrsishodnost kanala bušotine u proizvodnoj formaciji, jeste u mogućnosti izrade tzv. granaste bušotine (“multilateral well”).

Takvim bušotinama, koje osim glavnog kanala imaju i više bočnih kanala sa otvorenim dnom bez opreme, postiže se veće raskrivanje proizvodnih formacija. Rezultat toga je veći indeks proizvodnosti bušotine i veći stepen iskorišćenja produktivnog fluida iz ležišta. 7.2.9. Bušotine sa produženim dometom

Ne postoji jasna definicija za bušotine sa produženim dometom (“extended reach well”), ali se generalno pod tim tipom bušotina podrazumeva jako kosousmerena ili čak u donjem delu kanala i horizontalna bušotina sa velikim radijusom krivine, koja postiže velike horizontalne dohvate, preko nekoliko hiljada metara. U poslednje vreme je tendencija da se sve više buše takvi tipovi bušotina, a jedna od takvih bušotina, bušena sa platforme u norveškom priobalju Severnog mora sa horizontalnim dohvatom od 6500 m, merenom (kosom) dužinom 8761m i vertikalnom dubinom od 2600 m je već prikazana.

Pažnja kod izrade ovih tipova bušotina usmerena je na rešavanje problema sa struganjem, tj. trenjem i torzijom, na čišćenje kanala bušotine od nabušenog materijala, kao i na stabilnost kanala bušotine. Takođe, jedan od značajnih problema kod izrade ovih tipova bušotina je i proračun potrebnog kvaliteta zaštitnih cevi na istezanje i sabijanje. Pri tome se moraju uzeti u razmatranje trenje tj. oslanjanje zaštitnih cevi o zidove kanala bušotine kako kod spuštanja tako i kod eventualno potrebnog vađenja. Iz tih razloga zaštitne cevi se uobičajeno spuštaju u bušotinu sa različitim gustinama isplake u zaštitnim cevima i međuprostoru, da bi se povećala ili smanjila njihova težina u zavisnosti od mesta gde se kolona trenutno nalazi. Kvalitet zaštitnih cevi treba da zadovolji i uslove torzije, jer se u toku spuštanja primenjuje i rotacija zaštitnih cevi u cilju prolaska kroz jako kosousmerene ili horizontalne delove kanala bušotine.

U tabeli 7.7 prikazane su sumarno osnovne karakteristike raznih tipova horizontalnih bušotina.

378

Tabela 7.7. Osnovne karakteristike raznih tipova horizontalnih bušotina RADIJUS KRIVINA

Veliki Srednji Mali Izuzetno mali povećanje ugla

otklona 6o-18o/100m 2,40-15o/10m 4,50-9o/1m 45o-900/0,3m

poluprečnik krivine 300-1000m 40-310m 6-12m 0,3-0,6m

horizontalni dohvat

preko 1000m 600-1200m 75-135m 30-60m

prečnik bušotine

bez ograničenja

121-235mm 311,1mm sa q = 2,4o/10m

121-165mm do oko 64mm

način bušenja

“rotary” ili vijčanim motorima za kosousmerene ili horizontalne

sekcije

posebne konstrukcije

vijčanih motora za radij. krivine. ”Rotary”ili vijč. motori za horiz.

sekcije

posebne konstrukcije

alatki za izradu radijusa krivine i

hor.bušenje sa “rotary” sistem ili vij. motori

mlazno ispiranje nevezanih i slabo vezanih stena

sastav bušaćih alatki uobičajene

teške bušaće šipke do

q = 5o/10m komp.savit.

bušaće šipke za q > 50/10m

posebne alatke

tubinzi povijeni pomoću

hidrauličkog podupirača

dleta uobičajena uobičajena

za “rotary” način uobičajena. Za vijčane motore

PDC sa zakošenjem

bušaća glava za mlazno ispiranje

isplake uobičajene uobičajene polimerne polimerne

merenja uobičajena “MWD” u bušotinama

156mm i većeg posebna nisu moguća

jezgrovanja uobičajena, neograničeno

uobičajena, neograničeno

sa jezgrenim cevima do 1m nisu moguća

cementiranje uobičajena

uz opsežno centriranje u

radijusu krivine; česta upotreba

“linera”

uz opsežno centriranje u

radijusu krivine; česta upotreba

“linera ”

nisu moguća

379

8. TEŠKOĆE U PROCESU BUŠENJA Tokom izrade bušotina, tj. bušenjem sedimentnih formacija moguće su veće ili manje

teškoće, uzrokovane uglavnom fizičkim i hemijskim karakteristikama stena koje se iz stanja ravnoteže remete procesom razaranja, tj. bušenja.

Sedimentne formacije, koje svojim fizičkim i hemijskim karakteristikama mogu izazvati probleme tokom bušenja, generalno se mogu podeliti na:

1. Frakturirane formacije 2. Formacije škriljavih glina 3. Formacije sklone gubicima isplake 4. Sekcije soli (solne dome)

Konačni rezultat bušenja kroz takve formacije može biti prihvat, tj. zaglava bušaćeg alata, nakon čega obavezno sledi instrumentacija, tj. spašavanje bušaćeg alata sa neizvesnim rezultatom i obavezno velikim troškovima, što znatno poskupljuje cenu izrade bušotine. 8.1. Frakturirane formacije

Frakture kao prirodni fenomen mogu se formirati u svim tipovima stena, a veličine fraktura se kreću od mikropukotina do nekoliko milimetara. Karakteristika tzv. “frakturiranih formacija” je njihova težnja da klize, tj. da se obrušavaju u izbušeni kanal bušotine. Zapremina i veličina materijala koji se obrušava u bušotini zavisi od: pada i nagiba slojeva, veličine fraktura u stenama, ugla nagiba kanala bušotine i od prečnika dleta. Nabušeni materijal iz “frakturiranih formacija” je uglavnom u obliku ploča ili blokova sa oštrim uglastim ivicama i stranama. Na Sl.8.1. prikazani su uobičajeni tipovi frakturiranih formacija i njihovo ponašanje tokom bušenja.

Usled obrušavanja materijala u ovim formacijama stvaraju se proširenja kanala bušotine, tj. znatna odstupanja od nominalnog prečnika dleta. U ovim proširenjima dolazi do smanjenja uzlazne brzine toka isplake, tj. do smanjenja mogućnosti iznošenja nabušenog materijala, koji se tada nagomilava u zoni proširenja, a može i kliznuti u donji deo kanala sa nominalnim prečnikom i izazvati zaglavu alata.

Slika 8.1. Prikaz uobičajenog ponašanja «frakturiranih formacija» tokom bušenja (J.A."Jim" Short, 1995)

Takođe, kada je alat izvađen iz bušotine, materijal iz proširenja može formirati blokadu kanala bušotine, tj. most na mestu prelaza ka nominalnom prečniku bušotine. Ta blokada bušotine, odnosno most, mora se tokom spuštanja alata ponovo bušiti i pri tome se često dešava skretanje iz starog kanala bušotine, tj. bušenje novog kanala. Na mestu skretanja, tj. bušenja novog kanala formiraju se tzv. kolena i brave ("dog leg, key seat") koji predstavljaju potencijalna mesta za zaglavu bušaćeg alata u nastavku bušenja.

Ukoliko su poznati intervali tzv. "frakturiranih formacija" neophodno je sačiniti program bušenja kroz te formacije koji generalno obuhvata:

1. Neposredno pred ulazak u "frakturirane formacije" iz sastava kompozicije donjeg dela bušaćeg alata potrebno je izbaciti stabilizatore i rimere, a na vrh kompozicije teških šipki obavezno montirati izbijač.

380

2. Ukoliko se trenutno koristi uljna isplaka, potrebno je preći na isplaku na bazi vode, čime se povećava sila trenja duž površina ravni frakturiranja (ploča ili blokova), a samim tim se smanjuje i tendencija klizanja materijala u kanal bušotine.

3. Neprekidno bušenje, tj. dužinu izbušenog intervala u "frakturiranim formacijama" neophodno je ograničiti, a samu operaciju bušenja izvesti na sledeći način (Sl.8.2): − izbušiti interval u dužini od oko 1,5-3m, nakon čega se alat povuče iznad zone sa

"frakturiranim formacijama" i sačeka da se klizajući materijal obruši na dno bušotine; − primenom čepova guste isplake sa visokim viskozitetom ispere se taj interval i nastavi se

sa bušenjem sledećih 1,5-3m; − navedeni postupak se ponavlja sve dok se ne izađe iz zone frakturiranih formacija. Nije

neuobičajeno da se interval od 6-15 m kroz frakturirane formacije buši 24-40 časova. Mora se naznačiti da bušenje kroz ove formacije zahteva izuzetnu pažnju i strpljenje.

4. Sledeći postupak je, ako navedene procedure ne daju rezultat, podizanje gustine isplake. Pre primene ovog postupka neophodno je analizirati da li pritisci frakturiranja stenske mase u kanalu bušotine omogućuju podizanje gustine isplake. Ako je to moguće, uobičajeno je podizanje isplake u granicama od 0,04-0,12 kg/dm3, i to postupno, tj. po jednoj cirkulaciji gustina isplake se podiže za 0,04 kg/dm3. Osim gustine isplake poželjno je isplaku obraditi tako da se poveća debljina isplačnog kolača. Kada se frakturirane formacije stabilizuju, tj. spreči dalje obrušavanje materijala u kanal bušotine, moguće je vratiti gustinu isplake na početnu vrednost.

5. Pod uslovom da ni podizanje isplake ne reši problem obrušavanja materijala iz frakturiranih formacija, naredni postupak je ispunjavanje tih zona cementnom kašom pod pritiskom («squeeze»). Uobičajeni postupak je da se cementna kaša postavi najmanje 30 m iznad zone sa frakturiranim formacijama, a zatim pritiskom sa površine utisne u te zone. Sama cementna kaša upumpava se u bušotinu preko golih bušaćih šipki ugrađenih ispod frakturiranih formacija, koje se zatim zadižu iznad vrha cementne kaše. Postupak postavljanja i utiskivanja cementne kaše u frakturirane formacije prikazan je na Sl.8.3.

Slika 8.2. Bušenja kroz tzv. «frakturirane formacije» (J.A. « Jim» Short, 1995)

Slika 8.3. Postavljanja i utiskivanja cementne kaše u «frakturirane» formacije (J.A. «Jim» Short, 1995)

6. Poslednje rešenje za prevazilaženje problema sa bušenjem frakturiranih formacija je ugradnja kolone zaštitnih cevi. Uobičajeno je da se kroz te formacije ugradi izgubljena kolona zaštitnih cevi ("drilling liner") čime se omogućuje dalje bušenje bez opasnosti od zaglave alata.

381

8.2. Formacije škriljavih glina Preko 50% stena koje se buše sastoje se od škriljavih glina ("shales formation") koje spadaju

u najnestabilnije formacije tokom bušenja. Njihova nestabilnost proizilazi iz vlaženja takvih stena filtratom isplake. Generalno, nestabilnost formacija škriljavih glina podstiču sledeći faktori: − uticaj pornog pritiska − uticaj tektonskih sila − adsorpcija i apsorpcija vode

8.2.1. Uticaj pornog pritiska

Pod pritiskom pokrovnih naslaga stena, temperature i vremena, formacije škriljavih glina imaju tendenciju otpuštanja vode, što rezultira povećanjem njihove kompakcije, tj. čvrstoće.

U uslovima kada oslobođena voda iz škriljavih glina, (sastoji se od međuprostorne, međuslojne i nešto vezane vode) uspe da migrira u poroznije stene, formacije škriljavih glina će očvrsnuti a težina stenskih naslaga iznad nje će biti poduprta mineralima matičnih stena, prikazano na Sl.8.4, pozicije 1 i 3.

Ako, međutim, oslobođena voda ne uspe da migrira u poroznije stene, ona će podupreti, tj. preuzeti deo težine naslaga stena iznad nje, što će u formacijama škriljavih glina dovesti, do povećanja hidrostatičkog pritiska slobodne tečnosti koji se manifestuje kao povišeni, tj. abnormalni porni pritisak. Na takve slučajeve se često nailazi pri bušenju formacija škriljavih glina (pozicije 2 i 4 na Sl.8.4).

U slučaju da je pritisak stuba isplake na formacije škriljavih glina manji od pritiska fluida (vode) unutar pornog prostora stena koje se buše, dife

Slika 8.4. Dehidratacija pojedinih formacija škriljavih glina zbog zbijanja naslaga i rezultirajuća proširenja kanala bušotine (B.Martinko, 1983)

rencijalni pritisak u smeru kanala bušotine nastojaće da podstakne komadiće stena da padnu ("eksplodiraju") u bušotinu. Takvo otkidanje delića stene dovodi do proširenja kanala bušotine. Postupak za ublažavanje ili čak suzbijanje proširenja kanala bušotine uključuje: − podizanje gustine isplake (istovetnim načinom kao i kod bušenja frakturiranih formacija) u

cilju eliminisanja razlike u pritiscima; − smanjenje filtracije isplake radi eliminisanja vlaženja glina.

8.2.2. Uticaj tektonskih sila

Tektonske sile nastaju pokretanjem stena, kao rezultat deformacije Zemljine kore. Takve deformacije se generalno opisuju kao savijanje, nabiranje, rasedanje, uzdizanje i razaranje, iz čega sledi pogoršanje karakteristika istaloženih stena sa stvaranjem mikropukotina. Takva pokretanja takođe izazivaju i nagib, tj. pad slojeva stena, koje prostorno mogu imati horizontalan, do gotovo vertikalan položaj.

Karakteristika sila stvorenih na taj način je da nastoje ostati u stenama koje su lomljive, tj. lako se deformišu i da se u formacijama škriljavih glina brzo oslobađaju. U tim uslovima i veoma mala količina apsorbovane vode može da podstakne te sile u škriljavim glinama koje će izazvati cepanje formacije u komadiće, koji zatim padaju u kanal bušotine. To se događa zbog toga što je vezivni materijal između ploča glina slab i topljiv u vodi (topljivi silikati), ili u ulju (materijal organskog porekla).

Generalno, osnovni uzrok poteškoća tokom bušenja takvih formacija je postojanje mikropukotina (mikrofraktura) osetljivih na filtrat iz isplake. Ulaskom u njih, filtrat otapa vezivo,

382

stvarajući oštećenje duž ploča uslojavanja i izaziva kaljenje i osipanje glina. Podešavanje hemizma filtrata pokazalo se kao korisno u pogledu ublažavanja tog problema, ali ono ne znači i njegovo konačno rešenje. Isto tako, određeno podizanje gustine isplake može biti korisno, ali ni to ne rešava problem u potpunosti.

Najuspešnija metoda za rešavanje navedenog problema je začepljivanje (zatvaranje) mikropukotina, čime se sprečava ulazak filtrata u njih. Začepljivanje se postiže dodavanjem u isplaku posebnih aditiva na bazi bitumena, čije sitne čestice na temperaturi omekšaju i pod pritiskom stuba isplake vrše začepljivanje mikropukotina. Te čestice ujedno deluju na smanjenje filtracije i doprinose kvalitetu glinene obloge.

Uz sve navedeno, rešavanju problema može pridoneti i: − smanjivanje filtracije; − pažljivo manevrisanje bušaćim alatkama, tj. nastojati da se ne udara sa alatom o zidove

kanala bušotine. 8.2.3. Uticaj adsorpcije i apsorpcije

Već je rečeno da je moguće, u određenim uslovima, iz formacija škriljavih glina istisnutu vodu silom pritiska gornjih višeležećih naslaga stena. Međutim, kada se takva glina probuši, ona adsorbira i apsorbira vodu iz isplake pod dejstvom sile, slične onoj kojom je voda i bila istisnuta iz nje.

Hidratacija glina zavisi od faktora kao što su: energija hidratacije međuslojnih katjona prisutnih u glini, i količina naboja na površini glinenih kristala. Postoji razlika između površinske hidratacije (adsorpcije vode) i osmotske hidratacije (apsorpcije vode). Čim se bočne sile u glini oslobode bušenjem, sila površinske hidratacije izaziva adsorpciju i ekspanziju ako je glina u dodiru sa vodom. Jedinu pomoć za ublažavanje ili suzbijanje te pojave omogućuje striktno smanjenje filtracije isplake.

Glina, takođe, ima svojstvo polupropusne membrane koja omogućava prolaz vode kroz nju, a ograničava prolaz otopljenih jona. Protok vode vrši se u smeru od manje jonske koncentracije prema većoj. Kako se u glini uvek nalazi nešto vode u kojoj su otopljene razne soli, doći će do osmotske hidratacije, ako je koncentracija soli u vodenoj fazi isplake manja od one u glini. U tom slučaju voda iz isplake prelazi u unutrašnjost gline, što će dovesti do slabljenja veza u glini, pa će doći do otkidanja njenih komadića i njihovog pada u kanal bušotine. U obrnutom slučaju, tj. kada je koncentracija soli u vodenoj fazi isplake veća od one u glini, doći će do osmotske dehidratacije, tj. do prelaženja vode iz gline u isplaku, što će dovesti do određenog otvrdnjavanja i očvršćavanja tih stena oko kanala bušotine.

Kod primene isplaka na bazi vode slučaj osmotske hidratacije ne sprečava mogućnost površinske hidratacije, što nije slučaj kod uljnih isplaka, zbog čega su se one pokazale nezamenljivim pri bušenju velikih intervala naslaga stena sastavljenih iz škriljavih glina.

Prema tome, osmotsku hidrataciju je moguće izbeći takvim podešavanjem saliniteta isplake da on bude viši od saliniteta škriljavih glina u slojevima. Podešavanje saliniteta vrši se dodavanjem soli u isplaku, kao što su: NaCl, KCl, CaCl2, odnosno primenom inhibiranih tipova isplaka.

Osnovno pravilo kod bušenja formacija sa problematičnim škriljavim glinama je da ih treba izbušiti što je moguće brže. Na stabilizaciju formacija škriljavih glina generalno se može uticati na dva načina:

1. Delovanjem mehaničkih zahvata 2. Podešavanjem fizičko-hemijskih osobina isplake

Mehanički zahvati 1. Mehanički zahvati za stabilizaciju formacija škriljavih glina obuhvataju: − izbegavanje velike uzlazne brzine isplake u prstenastom prostoru, a što će uticati na

smanjenje proširenja kanala bušotine uzrokovanog erozijom;

383

− ostvarivanje dobrog čišćenja bušotine podešavanjem uzlazne brzine i profila toka isplake (kombinacijom vrednosti plastičnog viskoziteta i granice tečenja tako da se faktor “n” nalazi u granicama od 0,6-0,7);

− efikasno čišćenje isplake od čvrste faze uz upotrebu mehaničkih prečistača na površini; − držanje kompozicije bušaćeg alata pod nategom, radi izbegavanja njegovog udaranja o

zidove bušotine; − održavanje ugla nagiba kanala bušotine na najmanje mogućoj vrednosti; − podešavanje brzine manevrisanja alatom (spuštanje i vađenje) tako da se izbegnu veće

oscilacije pritiska, odnosno klipovanje bušotine pri vađenju. Podešavanje fizičko-mehaničkih osobina isplake

2. Podešavanje fizičko-mehaničkih osobina isplake obuhvata: − održavanje filtracije isplake na malim vrednostima u cilju izbegavanja hidratacije formacija

škriljavih glina; − održavanje gelova isplake na umerenim vrednostima radi izbegavanja oscilacija pritisaka ili

klipovanja sa bušaćim alatom; − podešavanje gustine isplake prema zahtevima slojnih, tj. pornih pritisaka; − pH vrednost isplake držati u granicama od 9-9,5; − dodavanje isplaci aditiva za začepljivanje mikropukotina; − primena odgovarajućeg tipa inhibirane isplake radi izbegavanja moguće hidratacije glina.

8.3. Formacije sklone gubicima isplake

Gubici isplake tokom izrade kanala bušotine uzrokuju brojne i složene tehničke probleme u koje spadaju: − zaglava bušaćih alatki usled pada nivoa stuba isplake, što može izazvati obrušavanje kanala

bušotine; − dotok slojnog fluida u kanal bušotine usled pada nivoa stuba isplake ili usled smanjivanja

gustine isplake tokom radova na sanaciji gubitaka; − neuspele cementacije zaštitnih cevi koje usporavaju, a ponekad i potpuno onemogućavaju dalju

izradu kanala bušotine.

Bez obzira na dosadašnje uspehe postignute u saniranju gubitaka, još uvek nije pronađena apsolutno uspešna metoda, kao ni čepila za saniranje složenih oblika gubitaka isplake. Iz tih razloga za bušenje formacija, tj. uklanjanje odlomljenih krhotina sa dna bušotine upotrebljavaju se i druga sredstva kao što su: aerizovana isplaka, aerizovana voda, pene, vazduh i prirodni gas.

Tokom izrade kanala bušotine, isplaka se gubi u sedimentima protkanim porama, naprslinama, pukotinama i kavernama, ako su one tri puta veće od dimenzija krutih čestica koje se nalaze u isplaci. Takođe, jedan od uslova za nastanak gubitaka isplake je da u tim stenama vlada porni pritisak znatno manji od pritiska stuba isplake.

384

Uobičajene formacije (stene) sklone gubicima isplake prikazane su na Sl.8.5, i u njih generalno spadaju:

1. Krupnozrne, nekonsolidovane i propusne formacije 2. Šupljikave i kavernozne formacije 3. Tektonski poremećene raspucale, razlomljene i frakturirane

formacije

S obzirom na prirodu nastanaka pora, prslina, pukotina i kaverni uzroci gubitaka isplake u njima mogu se svrstati u sledeće: − Prirodni gubici kao osnovni faktori, tj. uzroci nastajanja

gubitaka isplake − Tehnološki gubici, koji se javljaju tokom procesa izrade kanala

bušotine kao posledica primenjene tehnologije Slika 8.5. Uobičajene formacije u kojima se javljaju gubici isplake (B.Omrčen, 1973) 1) Krupnozrne, nekonsolidovane i propusne formacije; 2) Šupljikave i kavernozne formacije; 3) Tektonski poremećene raspucale i frakturirane formacije

Prsline i pukotine u pojedinim formacijama formiraju se uglavnom delovanjem prirodnih sila, ali mogu nastati i tokom izrade kanala bušotine delovanjem hidrauličkih udara isplake.

U nabušenim formacijama, naprsline i pukotine izazvane hidrauličkim udarom mogu se iz istog razloga povećavati i proširivati. Dokazano je da se pri naglom spuštanju bušaćih alatki, ili zaštitnih cevi može izazvati hidraulički udar kojim se tada povećava pritisak na naslage stena za veličinu koja odgovara povećanju gustine isplake od 0,25 kg/dm3, a ako postoji i naglo smanjenje zazora u prstenastom prostoru (suženja kanala bušotine), pritisak se na formacije povećava kao da se povećala gustina isplake za 0,275 kg/dm3.

Da bi se navedeni uzroci gubitaka isplake uklonili, potrebno je tokom izrade kanala bušotine preduzeti preventivne mere koje uključuju:

1. Uklanjanje mehaničkih uzroka 2. Regulisanje fizičko-hemijskih osobina isplake 3. Obrada i priprema isplake 4. Ispravno, tj. optimalno odabiranje dubine ugradnje kolona zaštitnih cevi

1. Uklanjanje mehaničkih uzroka

Uklanjanje mehaničkih uzroka povećanja pritiska stuba isplake na zidove kanala bušotine, generalno obuhvata sledeće zahvate: − tokom manevra bušaćim alatom, pas bušaćih šipki ne sme se spuštati većom brzinom 45-60 s; − sužene delove u kanalu bušotine treba obavezno proširiti; − pri zadizanju bušaćih alatki nakon zabušivanja komada, količinu ispiranja isplakom postepeno

smanjivati; − cirkulaciju isplakom, tj. količinu potiskivane isplake za vreme bušenja svesti na tehnološki

neophodnu minimalnu veličinu.

2. Regulisanje fizičko-hemijskih osobina isplake: Regulisanje fizičko-hemijskih osobina isplake obuhvata sledeće:

− smanjenje gustine isplake na najmanju gustinu koja odgovara uslovima bezopasnog bušenja; − smanjenje viskoziteta isplake; − smanjenje statičkog i dinamičkog naprezanja pri kretanju toka isplake.

385

Kod regulisanja fizičko-hemijskih osobina isplake naročitu pažnju treba posvetiti granici tečenja isplake, budući da isplaka, čija je granica tečenja visoka, izaziva tokom cirkulacije dodatno visoke pritiske koji nastaju zbog otpora u prstenastom prostoru, što ima za posledicu stvaranje ili proširivanje naprslina u formacijama u kojima se isplaka gubi.

3. Obrada i priprema isplake Pre bušenja, tj. raskrivanja formacija u kojima se očekuju gubici isplake, a koji se mogu

sanirati sitnim čepilima, treba u isplaku dodati, tj. obraditi je sa čepilima kao što su: listići liskuna, mlevene ljuske oraha i dr.u količini od 8,5-14,5 kg/m3. Tokom bušenja dodata čepila zatvaraju sitne pukotine i time sprečavaju njihova dalja proširenja.

4. Ispravno, tj. optimalno odabiranje dubine ugradnje kolona zaštitnih cevi Ispravno, tj. optimalno odabiranje dubine ugradnje površinske, tehničke ili izgubljene

kolone zaštitnih cevi je jedan od osnovnih postupaka kod preduzimanje preventivnih mera u cilju sprečavanja gubitaka isplake tokom bušenja. U praksi se često pojedini tip kolona zaštitnih cevi, u odnosu na očekivane porne pritiske, ugrađuje preplitko u kanalu bušotine. Isplaka sa povećanom gustinom potrebna za kontrolu pornih pritisaka u nastavku bušenja može u plićim naslagama ispod ugrađene kolone zaštitnih cevi izazvati naprsline i pukotine u kojima se gubi.

Izbor uspešne metode saniranja, kao i čepila za zatvaranje zona gubitaka isplake zahteva detaljno poznavanje fizičko-mehaničkih karakteristika formacija u kojima se isplaka gubi, lociranje mesta gubljenja isplake i što je izuzetno bitno, karakter i intenzitet gubitaka.

U toku izrade kanala bušotine primenjuju se brojne metode, kao i instrumenti za tačno lociranje zona, tj. mesta gubitka isplake, od kojih su najpoznatije:

1. Metoda merenja protoka u bušotini 2. Metoda merenja temperature u bušotini 3. Metoda obeleževanja radioaktivnim izotopima

U praksi se, međutim, navedene metode veoma retko koriste iz sledećih razloga:

− mora se čekati na dopremu instrumenata na bušaće postrojenje; − za obavljanje tih merenja moraju se pripremiti dodatne količine sveže isplake; − dobijeni dijagrami ponekad se vrlo teško interpretiraju; − merenja se ponekad ne mogu obaviti zbog visokih pornih pritisaka koji vladaju u bušotini.

Karakter gubitaka isplake određuje se na osnovu analize čestica stene dobijenih iz područja

tj. zona gubitaka, a intenzitet gubitaka se određuje prema izgubljenoj količini isplake u jedinici vremena i na osnovu dubine statičkog nivoa u kanalu bušotine na kojem se isplaka, po prekidu cirkulacije, ustali. Prema karakteru i intenzitetu gubitaka, gubici isplake se mogu svrstati u sledeće grupe:

− Gubici tipa filtracije − Delimični gubici − Potpuni gubici − Katastrofalni gubici

8.3.1. Gubici tipa filtracije

Gubici tipa filtracije podrazumevaju gubitak isplake, bez prekida cirkulacije tokom bušenja, intenziteta od 0,16-1,6 m3/h. Javljaju se u različitim sedimentnim formacijama protkanim porama i naprslinama nastalim delovanjem prirodnih sila, u slučajevima kada isplaka ne sadrži dovoljno krutih čestica malih dimenzija (bentonita) koje su neophodne za stvaranje nepropusne prepreke.

386

8.3.2. Delimični gubici Delimični gubici podrazumevaju gubitak isplake u cirkulaciji intenziteta od 1,6-80 m3/h.

Javljaju se u formacijama sastavljenim od šljunkova i stena prožetih sitnim pukotinama nastalim delovanjem prirodnih sila, kao i u stenama sa naprslinama stvorenim kao posledica primene neodgovarajuće tehnologije bušenja. 8.3.3. Potpuni gubici

Potpune gubitke isplake karakteriše prekid cirkulacije, tj. prestanak izlaska isplake na površinu, i stabilizovanje statičkog nivoa isplake u kanalu bušotine na izvesnoj dubini, oko 60-150m. Javljaju se u veoma poroznim formacijama i u stenama koje su u dubljim intervalima prožete pukotinama malih dimenzija, a nastalih delovanjem tektonskih, tj. prirodnih sila ili hidrauličkim udarima. 8.3.4. Katastrofalni gubici

Katastrofalne gubitke, takođe, karakteriše potpuni prekid cirkulacije, ali sa statičkim nivom isplake ustaljenim u kanalu bušotine na velikoj dubini, preko 300 m. Međutim, ako je kanal bušotine sa brojnim pukotinama i kavernama povezan sa morem, tada je statički nivo u kanalu bušotine jednak sa nivoom mora. Javljaju se gotovo uvek u debljim formacijama prožetim kavernama i pukotinama koje su nastale delovanjem tektonskih i erozionih sila, kao i u naprslinama izazvanim hidrauličkim udarima.

Tehnologija saniranja gubitaka isplake na osnovu karaktera i intenziteta gubitaka prikazana je u tabeli 8.1.

Tabela 8.1. Uobičajena tehnologija saniranja gubitaka u zavisnosti od karaktera i intenziteta gubitaka

Karakter i intenzitet gubitaka

Tehnologija saniranja gubitaka

Gubici tipa filtracije − Bušaće alatke zadići i sačekati 4-8 h − Utisnuti isplaku sa visokom filtracijom u koju su dodata

čepila: tanki celofanski listići, ljuske oraha ili badema, komadi kože i drugo

Delimični gubici − Bušaće alatke zadići i sačekati 4-8 h − Utisnuti isplaku sa visokom filtracijom i sadržajem

zrnastih čepila (piljevina, kora oraha ili badema) česticama odgovarajućih dimenzija, kao i celofanskim listićima i vlaknima

Potpuni gubici − Utisnuti isplaku sa velikom filtracijom i sadržajem zrnastih čepila sa dimenzijama čestica od 6-12mm, kao i krupnim celofanskim lističima i vlaknima

− Primeniti cementne mešavine izrađene od čistog cementa, cementno - bentonitske smeše ili gilsonit cementa

Katastrofalni − Ponoviti postupak kao i kod potpunih gubitaka − Utisnuti brzovezujuću cementnu mešavinu − Bušiti na slepo, tj. bez izlaza isplake na površinu − Preći na bušenje sa aerizovanom isplakom, vazduhom,

penom, prirodnim gasom, ili slično

8.4. Sekcije soli (solne dome) Širom sveta, masivni slojevi soli su možda dominantni uzrok stanja u kome porni pritisak u

prirodnim rezervoarima, koji se nalaze ispod slojeva soli, dostigne, tj. izjednači se sa ukupnim pritiskom više ležećih naslaga, tj. geostatičkim pritiskom.

387

Za razliku od formacija škriljavih glina koje su polupropustljive, slojevi soli su nepropusni i pod dejstvom gornje nalegajućih stena postaju plastični, tako da transportuju, tj. prenose kompletni geostatički pritisak na donje ležeće prirodne rezervoare. Ovaj proces prikazan je na Sl.8.6.

Jedan od ozbiljnih problema prilikom bušenja masivnih slojeva soli predstavlja njihovo zacevljenje kolonama zaštitnih cevi, jer se u nastavku bušenja primenjuju isplake veoma velikih gustina. Kolone zaštitnih cevi, ugrađene kroz sekcije soli, moraju imati veliku debljinu zidova cevi, tj. da raspolažu ekstremnim otpornostima na gnječenje.

Slika 8.6. Šematski prikaz transportovanja geostatičkog pritiska masivnih slojeva soli na donje formacije

8.5. Prihvat bušaćih alatki i tehnika instrumentacije

Radove na izradi bušotine redovno prate i izvesne poteškoće, kao što su: prihvat ili zaglava bušaćeg alata, dotok slojnog fluida u kanal bušotine, kvarovi opreme i alata, zamor materijala, korozija, erozija i drugo. Zbog ovih ili sličnih uzroka, postoji verovatnoća da oprema i alat u celini, ili samo jednim svojim delom, ostanu u bušotini i da se na normalan način ne mogu izvući ili ukloniti iz bušotine. Prihvat, tj. zaglava bušaćih alatki (bušaćih šipki, teških šipki itd.), kao i kolone zaštitnih cevi spadaju među najveće opasnosti koje se pojavljuju pri bušenju.

Tehnika spašavanja alatki iz kanala bušotine, koja se u takvim slučajevima primenjuje, zove se instrumentacija. Instrumentacija izgubljenog ili prihvaćenog alata je umešnost za sebe, koja zahteva znanje i iskustvo. Opšte je pravilo da, što je alat duže u bušotini, teže ga je izvaditi ili ukloniti.

Ako alat ili opremu nije moguće izvaditi, pristupa se skretanju ili čak bušenju druge bušotine. 8.5.1. Uzroci prihvata (zaglave) alata u bušotini

Osnovni problem kod prihvata (zaglave) alata u kanalu bušotine je nemogućnost osovinskog kretanja sa alatom naviše ili naniže, uz prisustvo cirkulacije isplakom ili bez nje.

Sa stanovišta mehanike, tj. uzroka prihvata bušaćih alatki, generalno se mogu definisati tri slučaja:

1. Prihvat prouzrokovan zaklinjavanjem cevi u iskrivljenom kanalu bušotine usled prisustva brave (“key seat”)

2. Prihvat prouzrokovan deformacijom plastičnih formacija (obrušavanje, bubrenje glina i drugo)

3. Prilepljivanje bušaćeg alata (cevi) prouzokovano delovanjem diferencijalnog pritiska 8.5.1.1. Prihvat prouzrokovan zaklinjavanjem alata (cevi)

u iskrivljenom kanalu bušotine usled prisustva brave U toku izrade kanala bušotine često je prisutno neželjeno skretanje pravca napredovanja

dleta od vertikale, tj. u vertikalnoj ravni (ugao nagiba bušotine), a isto tako i skretanje u horizontalnoj ravni definisano kao azimut bušotine. Na taj način ostvaruju se uslovi za nastanak, tzv. “kolena” (“dog leg”), a što predstavlja apsolutnu izmenu uglova (nagiba i azimuta) na standardnim intervalima bušenja (10 m ili 30 m). Nagle promene ugla kolena predstavljaju izuzetnu opasnost za proces bušenja, jer je koleno u kanalu bušotine uzrok formiranja tzv. “brave” (“key seat”) koja obično dovodi do prihvata niza bušaćeg alata.

388

Maksimalno dozvoljeni ugao otklona od vertikale i ugao kolena, praktično je teško definisati, jer isti zavise od konačne dubine bušotine, sastava bušaćeg alata i drugo. U tabeli 8.2 naveden je generalni vodič kod izrade vertikalnih bušotina za određivanje maksimalno dozvoljenih uglova nagiba i uglova kolena u funkciji dubine bušotine sa napomenom da su mnoge bušotine uspešno završene i sa znatno većim uglovima.

Tabela 8.2. Maksimalno dozvoljeni otkloni uglova, kod vertikalnih bušotina, u funkciji dubine bušotine

Konačna dubina bušotine (m)

Dubina intervala (m)

Maksimalno “koleno” (o/30m)

Maksimalni nagib (o/30m)

1500 0-1500 4 10

3000 0-1500 1500-3000

3 3

5 8

4500 0-1500

1500-3000 3000-4500

2 3 3

3 5 8

6000

0-1500 1500-3000 3000-4500 4500-6000

1 2 3 3

2 3 5 8

Tip dleta i njegov prečnik, a naročito razlika u spoljašnjim dimenzijama pojedinih komponenti sastava bušaćeg alata (bušaće, teške bušaće šipke i teške šipke) imaju bitnu ulogu u procesu formiranja brave u kanalu bušotine.

Pri tome, bušaće šipke i spojnice bušaćih šipki manjih spoljašnji prečnika brže formiraju bravu nego bušaće šipke i spojnice većih dimenzija. Bravu, generalno posmatrano, stvaraju spojnice bušaćih šipki i to mehanizmom struganja, trljanja i vučenja po zidu kanala bušotine, tj. po stenama, u toku manevra bušaćim alatom.

Slika 8.7. Proces formiranja “brave” u kanalu bušotine (J.A.”Jim”Short, 1995)

Slika 8.8. Formiranje “brave” u formacijama različitih čvrstoća i kompaktnosti (J.A.”Jim”Short, 1995)

Ove akcije u sprezi sa rotacijom bušaćeg alata u fazi bušenja će ubrzati dalje formiranje brave, naročito ako je došlo do naglog povećanja ugla kolena. Proces formiranja brave u kanalu bušotine na mestima naglog povećanja ugla kolena prikazan je na Sl.8.7.

Fizičko-mehanička svojstva stena koje se buše, kao i njihov nagib, tj. pad slojeva, uz povećanje ugla kolena su jedan od glavnih razloga za stvaranje tzv. brava u kanalu bušotine. U

389

slučaju da dleto buši kroz formacije različitih čvrstoća, tj. različitih kompaktnosti, brave će se formirati u zonama kompaktnih čvrstih stena, kao što je to prikazano na Sl.8.8.

Kada se jednom formira brava u kanalu bušotine, do zaglave, tj. do prihvata alata dolazi u toku manevra vađenja i to kada vrh teških šipki dostigne nivo brave. U slučaju da je sastav niza kompozicije bušaćeg alata takav da su spojnice bušaćih šipki istih dimenzija, tj. spoljašnjih prečnika kao i teške šipke, zaglava se može desiti u bilo kom trenutku vađenja alata, ako spojnica bušaćih šipki uđe u bravu, što je prikazano na Sl.8.9.

U praksi, kod izrade dubokih vertikalnih bušotina gde se ne vrši kontinuirano merenje uglova u kanalu bušotine (obično se merenje izvodi nakon približno 300 m bušenja, ili kod vađenja dleta radi zamene), teško je uočiti formiranje brave u kanalu bušotine. To se obično konstatuje na osnovu povećanja natega alata (na indikatoru težine), ili tek nakon zaglave alata u toku manevra vađenja. Kada se, na određenom mestu u kanalu bušotine konstatuje da je formirana brava najispravniji postupak je tu bravu ukloniti, tj. to mesto u kanalu bušotine proširiti. Proširivanje, tj. uklanjanje brave postiže se ugradnjom rimera sa 3 ili 6 tačaka oslonca u kompoziciju niza bušaćeg alata.

Slika 8.9. Prihvat, tj. zaglava teških šipki ili spojnica bušaćih šipki istih dimenzija u bravi (J.A.”Jim”Short, 1995)

Slika 8.10. Čišćenje “brave” pomoću rimera (J.A.”Jim”Short, 1995)

Uobičajeno je da se rimer postavi na vrh teških šipki, ako su spoljni prečnici veći od prečnika spojnica bušaćih šipki. U slučaju istih prečnika teških šipki i spojnica bušaćih šipki rimer se postavlja u nizu bušaćih šipki tako da se nalazi u zoni gde se formirala brava. Postavljanje rimera u donjem delu niza teških šipki zbog krutosti teških šipki ne daje najbolje rezultate. Ugradnja rimera u niz sastava bušaćeg alata u cilju čišćenja brave prikazano je na Sl.8.10.

Maksimalna veličina sile koja izaziva prihvat alata, tj. sile koja pritiskuje alat na zidove bušotine kod prihvata uzrokovanog zaklinjavanjem alata u bravi, u praksi se određuje gotovim dijagramima, zasnovanim na sledećoj jednačini:

( )1.81

2 LLLL−⋅

⋅=

d

r

p zKch

iGF

Gde su: Fp – sila koja uzrokuje zaglavu alata u bravi Gr – težina dela niza kolone bušaćeg alata (cevi) koja se nalazi ispod mesta zaglave i – ugao nagiba kanala bušotine zd – vertikalna razdaljina između dve dodirne tačke cevi na suprotnim stranama zidova bušotine

2

dd zKzK

deezKch

⋅−⋅ +=⋅

Gde je:IE

GK r

⋅= E–“Youngov” modul; I– moment inercije poprečnog preseka šipki.

390

Ako tokom vađenja bušaćeg alata dođe do prihvata usled formirane brave u kanalu bušotine, praktični postupak za rešavanje navednog problema, sastoji se u sledećem:

− Ne preporučuje se oslobađanje alata iz brave primenom dodatnog natega, jer će najverovatnije doći do još većeg uklinjenja alata u bravi.

− Ako to uslovi u bušotini dozvoljavaju, potrebno je povećati kapacitet ispiranja sa isplačnom pumpom. Na taj način moguće je da dođe do erozije mesta prihvata u bravi i da se alat oslobodi.

− Istovremeno, uz povećani kapacitet ispiranja, pokušati naglim kretanjem (udarom) alata na dole osloboditi alat iz brave.

− Ako ovi postupci ne daju rezultat pokušati aktivirati izbijač i u daljem postupku preći na klasičnu instrumentaciju zaglavljenog alata.

− Pod uslovom da se alat, gore navedenim postupcima, uspe osloboditi iz brave i locira mesto formiranja brave, u kanal bušotine potrebno je spustiti alata sa rimerima u cilju čišćenja brave.

− U nastavku radova na izradi bušotine, pri vađenju alata, neophodno je oprezno ući u zonu gde je formirana brava sa nategom od 1-2 (103daN), zatim ubaciti prihvatne klinove za bušaće šipke u vrtaći sto (pod uslovom da se radna šipka ili TDDS ne mogu koristiti) i sa ½-3 okretaja pokušati izvući alat na gore iz brave.

8.5.1.2. Prihvat prouzrokovan deformacijom plastičnih formacija

(obrušavanja, bubrenja i sl.) Obrušavanje bušotine, tj. zasipanje kanala bušotine, zatim bubrenje glina i sl. su ređi uzroci

zaglave bušaćeg alata, jer se indikacije takvog ponašanja bušotine mogu relativno lako na vreme uočiti.

Obrušavanje kanala bušotine se konstatuje na osnovu pojave veće količine nabušenog, tj. obrušenog materijala na vibrositima. Da se radi o obrušenom, a ne nabušenom materijalu ukazuju veličina i oblik čestica dobijenih na površini. U slučaju bubrenja glina u toku spuštanja bušaćeg alata dolazi do nasedanja, tj. smanjenja opterećenja na indikatoru težine.

U slučaju da dođe do prihvata alata prouzrokovanog deformacijom plastičnih formacija, maksimalna veličina sile koja izaziva prihvat, tj. koja pritiskuje cevi na zidove bušotine može se odrediti sledećom jednačinom:

( ) ( )2.8LLLLissap ODhZF ρρπ −⋅⋅⋅⋅= Gde su: Z – vertikalna dubina mesta prihvata h – debljina formacije kod kojih je nastao prihvat alata ODa – spoljašnji prečnik bušaćeg alata ρs – zapreminska masa, tj. gustina stena ρis – gustina primenjene isplake

U praksi se veoma retko događa potpuni prihvat bušaćeg alata prouzokovanog deformacijom plastičnih stena. Obično je ostvarena veličina sile Fp samo deo vrednosti izražene gornjom jednačinom. Veličinu te sile definiše granica područja deformacije formacija, a to područje zavisi i od sledećih uslova:

− vrednosti kohezije plastične stene (smanjenje kohezije uzrokuje istovremeno smanjenje vrednosti sile Fp);

− vrednosti faktora unutrašnjeg trenja.

Obradom isplake odgovarajućim materijalima na bazi bitumena (što je već bilo navedeno) ili podizanjem gustine isplake moguće je sprečiti dalje obrušavanje kanala bušotine i preventivno delovati na prihvat alata. Problemi sa bubrenjem glina generalno se rešavaju tzv. “peglanjem” bušotine, odnosno intenzivnim manevrisanjem kroz intervale bubrećih glina, ili rimovanjem bušotine uz primenu rimera u sastavu alata.

391

8.5.1.3. Prilepljivanje bušaćeg alata (cevi) prouzrokovano delovanjem diferencijalnog pritiska Praksa je pokazala da je jedan od najčešćih uzroka prihvata, tj. zaglave alata u kanalu

bušotine njegovo prilepljivanje o zid bušotine prouzrokovano delovanjem diferencijalnog pritiska. Obično se zaglave, prvenstveno nastale usled zaklinjavanja alata u bravi, u kasnijoj fazi

dopunjuju i prilepljivanjem alata o zid bušotine. Pod uslovom da je izbušena formacija propusna, prilepljivanje nastaje kada deo niza kolone

bušaćeg alata čvrsto nalegne na zid kanala bušotine, tj. utisne se u isplačni kolač. Na taj način prekida se komunikacija isplakom oko tog dela alata, a pritisak na prilepljeni alat, iz pravca formacije, približno je jednak pornom pritisku koji vlada u toj formaciji.

Tada, na drugu stranu alata deluje pritisak isplake približno jednak pritisku stuba isplake u kanalu bušotine. Kako isplaka svojom gustinom uvek ostvaruje određeni natpritisak u odnosu na porni pritisak (što u stvari predstavlja diferencijalni pritisak), rezultat će biti sila koja drži bušaći alat prilepljen uz zid bušotine, a što je prikazano na Sl.8.11.

Glavni faktori koji pogoduju prilepljivanju bušaćeg alata uz zid kanala bušotine su: − prisustvo propusnih formacija u kojima diferencijalni

pritisak može doći do potpunog izražaja; − velika gustina isplake tokom bušenja u odnosu na

porni pritisak u formacijama, što prouzrokuje porast vrednosti diferencijalnog pritiska;

− dugački niz teških šipki, posebno u bušotinama malog prečnika, čime se povećava moguća površina kontakta sa zidom bušotine za delovanje diferencijalnog pritiska;

− mekani, debeli isplačni kolač koji potpomaže bolje zaptivanje u slučaju naleganja bušaćeg alata;

− zastoj, tj. stajanje sa bušaćim alatom u kanalu bušotine bez rotacije ili pomeranja, što može izazvati njegovo naleganje na zid bušotine.

Slika 8.11. Prilepljivanje bušaćeg alata uz zid bušotine prouzrokovano delovanjem diferencijalnog pritiska (J.A.”Jim” Short, 1995)

Maksimalna veličina sile koja izaziva prihvat alata uzrokovanog diferencijalnim pritiskom, može se definisati jednačinom:

( ) ( )3.8LLLLfpAF isp +∆⋅= Gde su: A – površina bušaćeg alata (cevi) koja je u kontaktu sa zidom kanala bušotine

isp∆ – diferencijalni pritisak, tj. razlika između pritiska koji ostvaruje stub isplake i pornog pritiska u formaciji f – koeficijent lepljivosti isplačnog kolača

Određivanje površine bušaćeg alata koja je u kontaktu sa zidom bušotine (A) u praksi je veoma teško. U praktičnom smislu sasvim zadovoljava metoda prikazana na Sl.8.12, izražena jednačinom: ( )4.8LLLLlmA ⋅= Gde su: m – debljina isplačnog kolača l – dužina luka kontakta cevi

392

Slika 8.12. Šematski prikaz cevi prilepljenih uz kanal bušotine, pod pretpostavkom da su potpuno utisnute u glinenu oblogu i da imaju kontakt sa propusnom formacijom

Vrednost “l” je funkcija debljine isplačnog kolača (obloga), kao i prečnika bušotine i cevi. Sa povećanjem debljine obloge povećava se i ugao kontakta cevi sa oblogom. U stvarnosti vrednost “l” se povećava sa vremenom, i osim navedenih parametara zavisi i od: − unutrašnjeg prečnika prilepljenog bušaćeg alata (cevi); − ugla nagiba kabala bušotine (oba navedena faktora

određuju komponentu težine cevi koja ih utiskuje u isplačni kolač);

− diferencijalnog pritiska u bušotini; − propustljivosti glinenog obloga; − faktora konsolidacije gline, koji je obrnuta funkcija

pritiska prisutnog u bušotini; − faktora koji uzima u obzir taloženje čestica gline u

blizini područja kontakta; − stvarnog viskoziteta fluida u slojnim uslovima.

8.5.2. Sila potrebna za oslobađanje alata (cevi) putem natega

Oslobađanje zaglavljenog bušaćeg alata (cevi) može se postići izazivanjem dovoljno velike sile natega. Zavisnost između sile koja uzrokuje zaglavu alata i sile natega potrebne za njegovo odglavljivanje definiše se jednačinom:

( )5.8LLLLpN FF ⋅= µ Gde su: FN – sila natega potrebna za oslobađanje zaglavljenog alata µ – koeficijent trenja Fp – sila koja prouzrokuje zaglavu alata

U kanalu bušotine imamo identičnu situaciju koja se javlja i pri pomicanju predmeta opterećenog silom Fp po površini, kao što je i prikazno na Sl.8.13. Proces oslobađanja cevi vezan je, osim toga, i za povećanje trenja čelika o stene, tj. zid kanala bušotine. Koeficijenat trenja koji nastaje prilikom pomicanja između čeličnih cevi i stene menja se na sledeći način: − suvo trenje (bez isplake): 0,7-0,3 − u prisustvu raznih vrsta isplake bez mazivnih

dodataka: 0,35-0,15 − u prisustvu isplaka koje sadrže maziva u

uslovima visokog diferencijalnog pritiska: 0,15-0,07

Na osnovu izloženog, veličina sile natega “FN” potrebna za oslobađanje zaglavljenog alata (cevi), kod raznih uzroka prihvata, može se definisati sledećim jednačinama:

( )

( ) ( )( ) ( )8.8

7.8

6.81

2

LLLL

LLLL

LLLL

fpAFODhZF

zKch

iGF

isN

issaN

d

r

N

+∆⋅⋅=−⋅⋅⋅⋅⋅=

−⋅

⋅⋅=

µρρπµ

µ

Slika 8.13. Šematski prikaz uticaja sila na oslobađanje cevi putem natega

Generalno, kod svih uzroka prihvata bušaćeg alata, sprečavanje zaglave zasniva se na ograničavanju, tj. smanjenu veličina koje utiču na vrednost sile “FN” (na primer: diferencijalnog

393

pritiska, ugla nagiba kanala bušotine, koeficijenta lepljivosti isplačnog kolača i drugo). Da bi se to postiglo potrebno je, tokom izrade kanala bušotine, preduzeti sledeće preventivne mere:

− univerzalnu metodu predstavlja smanjivanje vrednosti faktora trenja, kojom se smanjuje mogućnost pojave svih uzroka prihvata;

− diferencijalni pritisak održavati na najmanjoj mogućoj bezbednoj vrednosti, tj. da iznosi od 10-30 bar u zavisnosti od gustine isplake;

− kontrolisati uglove kanala bušotine (nagiba i azimuta) u cilju sprečavanja formiranja kolena i brava;

− vršiti obradu zidova kanala bušotine sa rimerima u cilju eliminisanja kolena i brava u kritičnim intervalima;

− održavati kvalitet isplake sa niskom filtracijom i niskim koeficijentom lepljivosti; − dodavati u isplaku površinski aktivne materijale sa dizel uljem u cilju smanjenja debljine

isplačnog kolača i boljeg podmazivanja. 8.5.3. Alati za instrumentaciju u kanalu bušotine

Postoje različite konstrukcije alata za instrumentaciju, tj. spasavanje alata u bušotini. Razlika između njih je uglavnom u načinu hvatanja predmeta, tj. alata u bušotini. Prema zadatku koji treba da obave alati za instrumentaciju se dele na:

− Alati za spoljašnje (vanjsko) hvatanje − Hidraulički pauk − Alati za unutrašnje hvatanje − Magneti − Udarači − Sigurnosna spojnica − Rezači − Alati za glodanje (frezovanje)

8.5.3.1. Alati za spoljašnje (vanjsko) hvatanje

Kod izbora alata za instrumentaciju prednost imaju alati za vanjsko hvatanje, naravno, ukoliko se za rad u kanalu bušotine raspolaže dovoljno velikim prstenastim prostorom. Ovi alati dele se na dve osnovne grupe: − Alat koji se, nakon spajanja i u slučaju neuspeha, može uvek osloboditi (“overšot”) − Alat koji se, nakon spajanja, vrlo teško ili nikako ne može osloboditi (“zvono”)

Overšot Overšot (“overshot”) predstavlja još uvek jedan od

najdelotvornijih alata za spoljašnje hvatanje alatki koje se nalaze u kanalu bušotine.

Uglavnom se sastoji iz sledećih delova (Sl.8.14): − Gornji prelaz koji služi za spoj sa bušaćim šipkama na

kojima se i spušta u bušotinu − Kućište u koje se ugrađuju elementi za hvatanje alata u

bušotini (zaptivka, spiralna čeljust, prstenasti osigurač spiralne čeljusti, ili u zavisnosti od vrste alata u bušotini tzv. korpa tj. cilindrična čeljust, zaptivka i osigurač cilindrične čeljusti)

− Vodilica

Slika 8.14. Overšot Bowen serije 150 sa spiralnim čeljustima (Karanjac, 1973)

1) Gornji prelaz; 2) Gumena zaptivka; 3) Kučište; 4) Spiralna čeljust; 5) prstenasti osigurač čeljusti; 6) Vodilica

394

Pri praktičnom radu sa ovom alatkom od suštinske važnosti je da dimenzije čeljusti i zaptivki koje se ugrađuju u overšot, budu precizno odabrane u odnosu na spoljašnji prečnik alata koji se nalazi u bušotini. Kada se overšot spusti iznad vrha “lovljenih” alatki, lagano se okreće udesno i polako spušta preko vrha “lovljenih” alatki. Kada je sigurno da je overšot naišao preko zaglavljenog alata, prekida se okretanje i sačeka da se alat oslobodi torzije. Pri praktičnom radu sa ovom alatkom od suštinske važnosti je da dimenzije čeljusti i zaptivki, koje se ugrađuju u overšot, budu precizno odabrane u odnosu na spoljašnji prečnik alata koji se nalazi u bušotini. Kada se overšot spusti iznad vrha “lovljenih” alatki, lagano se okreće udesno i polako spušta preko njihovog vrha. Zatim se overšot lagano zadiže, i ukoliko su alatke u bušotini u zaglavi, tj. ne mogu se odmah izvući iz bušotine, potrebno je pokrenuti isplačnu pumpu i pokušati iščupati zaglavljeni alat uz pomoć ispiranja bušotine isplakom. Ako se želi osloboditi overšot od uhvaćenih alatki, težinom niza bušaćih alatki (koje se koriste pri istrumentaciji) udari se na dole, zatim se primeni okretanje udesno uz istovremeno zadizanje alata dok se overšot ne oslobodi.

Zvono Zvono (”die”) je u stvari cev sa debelim zidovima,

Sl.8.15. Donji deo zvona je proširen, a na njegovoj unutrašnjoj strani izrađen je narez sa kojim se zvono pri datom opterećenju od 1-2 (103daN) i odgovarajućem broju obrtaja urezuje na gornji spoljašnji deo preostalih alatki u kanalu bušotine. Nakon što se zvono u određenoj dužini ureže u vrh alata, prekida se okretanje i pokušava se uhvaćeni alat izvući iz bušotine. Ako ne uspe izvlačenje zaglavljenog alata iz bušotine, gotovo je nemoguće osloboditi zvono sa vrha alatki, tako da se situacija u kanalu bušotine komplikuje. 8.5.3.2. Alati za unutrašnje hvatanje

U alate za hvatanje unutrašnjih prečnika, tj. unutrašnjosti ostavljenog ili zaglavljenog alata u kanalu bušotine uglavnom spadaju razni tipovi trnova i spira. Trn

Razni tipovi trnova (“taper tap”) su najstariji i najjednostavniji alati za unutrašnje hvatanje. Telo trna je konusnog oblika različitog spoljnog prečnika i dužine, na koje se narezuje odgovarajuća nareznica (krupni ili sitni narezi sa žljebovima po sredini ili bez njih).

Slika 8.15. Šematski prikaz zvona (Karanjac, 1973) a) sa proširenom vodilicom; b) sa nazubljenom vodilicom

U telu trna izbušen je odgovarajući otvor za cirkulaciju sa isplakom. Na gornjem delu tela izrađuje se ženska spojnica sa standardnim API navojem za spajanje sa bušaćim alatom, a donji deo tela može biti opremljen vodilicom ili bez nje, Sl.8.16.

Trnovi mogu biti levi i desni, u zavisnosti koji se alat za instrumentaciju koristi. U zavisnosti od stepena složenosti instrumentacije primenjuje se i levi alat, tj. tzv. leve bušaće šipke koje imaju znatno bolje mehaničke karakteristike od standardnih desnih šipki koje se koriste pri normalnom bušenju.

Pri praktičnoj primeni alatke sa trnom se uz smanjenu cirkulaciju isplakom i malim brojem obrtaja (8-10 o/min) lagano spuštaju kroz unutrašnjost vrha izgubljenog, tj. “lovljenog” alata u bušotini. Porast pritiska na pumpi i porast torzije siguran su dokaz da je vrh trna ušao i zahvatio izgubljeni alat. Tada se isplačna pumpa i vrtaći sto isključuju, tj. zaustavljaju.

Slika 8.16. Šematski prikaz trna i hvatanja alata sa trnom (Karanjac, 1973)

395

Primenom opterećenja na trn od 1/2-1(103daN) i okretanjem u desno (ako se radi sa klasičnim desnim alatom) vrši se zarezivanje trna.

Pri ovom postupku neophodno je evidentirati dati broj obrtaja, jer se nakon toga vrtaći sto zaustavlja, otkoči i ustanovi za koliko su se obrtaja alatke vratile u levo. Operacija se ponavlja sve dok se broj obrtaja u desno ne izjednači sa brojem obrtaja u levo i tada je trn verovatno ispravno urezan. Ukoliko su alatke slobodne pristupa se izvlačenju iz bušotine. Spir

Pri instrumentaciji dugačkog niza ostavljenog, tj. izgubljenog alata u bušotini (bušaćih šipki, teških šipki, tubinga, pa i kolone zaštitnih cevi), ako je odluka da se primeni alat za unutrašnje hvatanje, uobičajeno se koristi alatka pod nazivom spir (“spear”), prikazana na Sl.8.17.

Spirovi se izrađuju kao desni i levi, a njegovi glavni sastavni delovi su:

− gornji prelaz − kućište − tarna opruga − čeljusti − peta

Pri praktičnom radu spir se oprezno spušta u bušotinu tako da peta spira uđe u otvor na gornjem kraju izgubljenog alata, a zatim se nastavlja spuštanje do željene dubine u izgubljenom alatu. Okretanjem alatki ulevo za 1/6 obrtaja i zadizanjem do određenog natega aktiviraju se tarne opruge tj. spir i povlače se izgubljene alatke iz bušotine. U slučaju da je “lovljeni” alat u zaglavi, spir treba držati pod velikim nategom i pokrenuti isplačnu pumpu, tako da se uz pomoć natega i cirkulacije isplakom pokuša osloboditi alat.

Slika 8.17. Prikaz spira sa tarnom oprugom (Karanjac, 1973)

1. Gornji prelaz; 2. Kučište; 3. Tarna opruga; 4. Čeljusti; 5. Peta; 6. Zavrtanj

Oslobađanje spira u unutrašnjosti izgubljenog alata obavlja se sledećim postupkom: − udari se prema dole svom težinom niza alatki za instrumentaciju; − primeni se okretanje udesno sa najmanje 1/6 obrtaja; − izvlači se spir iz bušotine.

U slučaju da se instrumentacija radi levim spirom, postupak je isti sa izuzetkom što se okreće udesno prilikom hvatanja, a ulevo kod oslobađanja. 8.5.3.3. Udarač

Često se zbog prihvata, tj. zaglave sam alat, ili pak uhvaćene alatke, ne mogu izvući iz kanala bušotine na površinu. U takvim slučajevima se obavezno upotrebljava, tj. aktivira udarač (“jar”).

Udarač je alatka koja se uzdužno rasteže u granicama određenog koraka. Takođe, u sebi ima ugrađen kočni opružni mehanizam koji omogućava da se dovoljnim nategom prema gore same alatke (bušaće šipke) iznad udarača stave pod nateg neposredno pre nego što udarač “popusti”. Kada opružni mehanizam udarača odjednom oslobodi istegnute alatke, one naglo kreću prema gore

396

da bi zauzele normalan položaj. Kretanje udarača, tj. njegovog vretena prema gore trenutno se prekida u kućištu udarača, što proizvodi udarac na zaglavljene alatke ispod udarača.

Najdelotvorniji udarci se postižu ugradnjom više teških šipki neposredno iznad udarača, jer se sa većom inercijom postiže i veća snaga udarca prema gore. Uglavnom se uporebljavaju sledeći udarači:

− Hidraulički udarač − Mehanički udarač − Površinski udarač

Hidraulički udarač

Hidraulički udarač, Sl.8.18, se gotovo uvek ugrađuje između teških šipki i alata za testiranje bušotine, aparata za jezgrovanje ili alata za instrumentaciju. U procesu bušenja, kod izrade dubokih bušotina, hidraulični udarač se obavezno ugrađuje u sredini niza teških šipki, ali pri tome treba obratiti pažnju da se on ugradi iznad zona u kojima je moguća zaglava alata, jer se u protivnom ne može aktivirati.

Princip delovanja hidrauličkog udarača prikazan je na Sl.8.18b, a sastoji se iz sledećeg: − Kada je udarač u “zatvorenom” položaju, slika

“A”, klip se nalazi pri dnu kućišta. Sa zadizanjem i nategom alatki iznad udarača. Vreteno sa klipom (unutrašnji uređaj alata) se kreće prema gore.

− Metalni zaptivni prstenovi na klipu sprečavaju protok ulja iz gornjeg dela cilindra u donji, čime se ostvaruje diferencijalni pritisak fluida, tj. ulja u cilindru. Usled toga ulje iz područja visokog pritiska iznad klipa teče u područje niskog pritiska ispod klipa, kroz mali zazor zaptivnih prstenova na klipu, ostvarujući pri tome otpor kretanju klipa.Ovaj otpor daje operateru mogućnost da zadizanjem ostvari dovoljan nateg i da izazove udarac potrebnog intenziteta.

Slika 8.18. Hidraulički udarač (Karanjac, 1973) a. Hidraulički udarač sa integralnim

vretenom b. Prikaz delovanja hidrauličkog udarača

− Slika “B” prikazuje trenutak kada klip ulazi u područje žljebova u telu udarača koji omogućavaju potpuno nesmetani prelaz ulja iz gornjeg u donji deo cilindra. Zbog toga, unutrašnji uređaj alata (vreteno) nastavlja kretanje prema gore sa velikim ubrzanjem, sve dok udarni prsten ne udari u telo kućišta. Time je ciklus završen i postignuti udarac je direktno proporcionalan nategu alatki, a slika “C” prikazuje položaj udarača u trenutku kada je udarac izveden.

− Kada se udarač zatvara, za pripremu sledećeg udarca protivpovratni ventil u zaptivnim prstenovima omogućava relativno neograničeni prolaz ulja, i na taj način klip klizi u svoj donji položaj bez primetnog otpora.

Mehanički udarač

Mehanički udarač (Sl.8.19) je takođe alat aksijalnog delovanja. Kada je udarač zatvoren, frikciono vreteno prolazi kroz kontrolni prsten navrnut na kućište i nalazi se u frikcionoj čeljusti, koja je smeštena u konusnom delu kućišta. Prilikom otvaranja udarača, frikciono vreteno povlači frikcionu čeljust u suženi deo konusa kućišta, prema donjem delu kontrolnog prstena. Kada se udarač u bušotini nategom bušaćih šipki napne, frikciona čeljust obuhvata frikciono vreteno i zakoči njegovo kretanje prema gore.

397

Dostizanjem natega do zadane sile udaranja, frikciono vreteno se izvlači iz frikcione čeljusti, što dovodi da se istegnute bušaće šipke vraćaju u svoj normalan položaj. Vraćanje bušaćih šipki u normalni položaj uzrokuje trenutno odvajanje glavnog vretena od kućišta, tako da dolazi do udarca ramena glavnog vretena o donje rame (udarnog) prelaza na vretenu. Kada se udarač zatvara, frikciono vreteno potiskuje frikcionu čeljust u prošireni deo konusa u kućištu i lagano klizi kroz nju. Površinski udarač

Površinski udarač se ugrađuje u deo niza bušaćih alatki iznad ušća bušotine. On omogućuje oštro udaranje prema dole. Ovaj udarač veoma uspešno se primenjuje u slučajevima prihvata donjeg niza alata za bušenje u plitkim bušotinama, kada zbog situacije u bušotini nije moguće ugraditi udarač dublje u kanalu bušotine. Takođe se upotrebljava kada je potrebno inicijalnim udaranjem aktivirati drugi udarač ugrađen u donjem delu alatki. Kod rada sa ovim udaračem , za njegovo aktiviranje, ne sme se primenjivati veća sila natega nego što iznosi ukupna težina prihvaćenog alata.

8.5.3.4. Rezač

Rezač (“cutter”) je alatka za instrumentaciju koja služi za rezanje bušaćih šipki, tubinga i zaštitnih cevi. Proizvode se rezači različitih spoljašnjih prečnika, a u zavisnosti od namene i konstrukcije mogu biti: − Unutrašnji rezač − Spoljašnji rezač − Raketni rezač

Slika 8.19. Prikaz mehaničkog udarača (Karanjac, 1973) 1) Prelaz; 2) Vreteno; 3) Zaptivka vretena; 4) Otvor za ulje; 5) Kučište; 6) Kontrolni prsten; 7) Frikciono vreteno; 8) Frikciona čeljust; 9) Donji zaustavni prsten; 10) Cev za isplaku; 11) Donji prelaz; 12) Pokretna zaptivka

398

Unutrašnji rezač

Unutrašnji rezač (Sl.8.20) se koristi za rezanje bušaćih alatki sa unutrašnje strane, a sastoji se iz sledećih glavnih elemenata:

− tarnog bloka ili sklopa tarnih opruga − čeljusti glavne opruge − sklopa noževa − vretena − pete

Pri praktičnom radu, kada se rezač spusti kroz “lovljeni” alat u bušotinu do mesta željenog rezanja, rezač se usidri okretanjem u desno uz istovremeno lagano spuštanje. Pri tome se tarni blok opire okretanju i spuštanju, tako da konus rezača izbaci čeljusti prema gore i prema spolja u cilju sidrenja rezača u šipki ili cevi koja se reže. Vreteno slobodno klizi prema dole ispod blokova noževa i izbacuje noževe prema gore i napolj za početak rezanja.Laganim opterećenjem i obrtanjem udesno, glavna opruga u gornjem delu rezača se delimično steže i služi za održavanje jednoličnog potiska noževa.

Slika 8.20. Šematski prikaz Bowenovog unutrašnjeg rezača (Karanjac, 1973) 1) Vreteno; 2) Ležaj noža; 3) Opruga noža; 4) Nož; 5) Konus noža; 6) Gornji prsten; 7) Donji prsten; 8) Konus; 9) Glavna opruga; 10) Sedište opruge; 11) Čeljusti; 12) Kučište; 13) Tarna papuča; 14) Spiralna opruga; 15) Čeljust; 16) Opruga; 17) Nazubljena košuljica; 18) Vodilica

Spoljašnji rezač

Spoljašnji rezač (Sl.8.21), pri instrumentaciji zaglavljenog alata, obično se upotrebljava u kombinaciji sa alatom za nadbušivanje radi rezanja i izvlačenja nabušenog intervala bušaćih, teških šipki, zaštitnih cevi i tubinga. Pre spuštanja spoljašnjeg rezača, neophodno je nadbušiti određeni interval zaglavljenih alatki. Preporučljivo je da se rezač ne ugrađuje dublje od 150m ispod vrha prihvaćenih i nadbušenih alatki. U rezač se ugrađuje više tipova hvatača da bi se rezačem mogao izvući iz bušotine niz odrezanih cevi. Raketni rezač

Raketni rezač koji na bazi eksploziva odseca cevi sa unutrašnje strane, nalazi se u širokoj upotrebi pri radovima na instrumentaciji alata u bušotini. Spušta se u bušotinu na kablu za karotažna merenja, a paljenje visoko brizantnog eksploziva oblikovanog u vidu prstenastog konusa, obavlja se pomoću štapina za visoke temperature. Štapin je tako postavljen da prolazi kroz prstenasti upaljač koji se nalazi unutar eksploziva. Rez raketnim rezačem je obično “čist” i oštećenja na cevima su relativno neznatna.

Slika 8.21. Prikaz spoljašnjeg rezača (Karanjac, 1973)

1) Gornji prelaz; 2) Prstenasti uložak; 3) Telo; 4) Klin; 5) Opruga; 6) Osovinica; 7) Potisni ležaj; 8) Potisni prsten; 9) Predopterećena čaura; 10) Telo, 11) Glavna opruga; 12) Podavajući prsten; 13) Zatik; 14) Noževi; 15) Osovina noža; 16) Zavrtnji noža; 17) Vodilica

399

8.5.3.5. Hidraulički pauk

Hidraulički pauk ("Reverse Circulating Junk Basket"), Sl.8.22, konstruisan je tako da koristi učinak hidrauličkog mlaza indirektne cirkulacije za hvatanje manjih metalnih predmeta koji se nalaze na dnu bušotine (zaostalih konusa od dleta i drugo). Sastoji se iz gornjeg prelaza, dvostepenog kućišta, rešetkastog hvatača, ventilskog uređaja, tj. sedišta i krune.

Indirektna cirkulacija postiže se pomoću dvostepenog kućišta ubacivanjem čelične kuglice u ventilsko sedište. Na taj način se mlaz isplake usmerava na kretanje između dvostepenog kućišta. Isplaka zatim prolazi kroz donje unutrašnje otvore u dvostepenom kućištu, ulazi u kanal bušotine i kreće prema dole, tj. dnu bušotine, na spoljašnjem prečniku alatke. Nakon dostizanja dna bušotine, mlaz cirkulacije ulazi u unutrašnje kućište i kroz otvore u gornjem delu ispod ventilskog sedišta izlazi u međuprostor bušotine i alata.

Praktični rad sa hidrauličkim paukom je jednostavan. Nakon ispiranja dna bušotine kroz unutrašnjost kućišta, ubaci se u alat čelična kuglica, sačeka se da ista uđe u ventilsko sedište i sa opterećenjem od 2-3(103daN) zabuši se, tj. izjezgruje najmanje 25-30 cm. Hidraulični pauk se zatim izvlači iz bušotine, a metalni predmeti koji su bili na dnu bušotine obično se nalaze na vrhu izvađenog jezgra. Slika 8.22. Hidraulički pauk (J.A.”Jim” Short, 1995) 1) Gornji prelaz; 2) Levak ventila; 3) Čelična kuglica; 4) Sedište ventila; 5) Kučište; 6) Hvatač; 7) Kruna za bušenje

8.5.3.6. Magnet Magnet (Sl.8.23) se upotrebljava za izvlačenje sitnijih

predmeta koji se nalaze na dnu bušotine, kao što su valjci i kuglice od ležaja dleta, sitne gvozdene krhotine i drugo. Uobičajeno se upotrebljava i pre spuštanja u bušotinu dijamantskih, PDC i TPC dleta i kruna.

Sastoji se od sledećih elemenata: tela, integralnog kućišta, ploča magnetnog pola, magnetnog elementa i vodilice. Kroz unutrašnjost magneta je izrađen i otvor koji služi za cirkulaciju sa isplakom. Rub standardne vodilice je u ravni ploče magnetnog polja, a može biti izrađen u obliku “šape” ili nazubljene krune.

Rad sa ovom alatkom je veoma jednostavan, jer se nakon prekida cirkulacije i rotacije iznad dna bušotine magnet lagano spušta i sa 4-5(103daN) pritisne o dno bušotine.

Slika 8.23. Magnet 1) Telo; 2) Vodilica; 3) Glodajuča vodilica; 4) Magnetni uložak; 5) Ravna vodilica; 6) Ploča

400

8.5.3.7. Sigurnosna spojnica Sigurnosna spojnica (Sl.8.24) može se ugraditi na bilo koje

mesto u nizu alatki za bušenje, testiranje ili instrumentaciju. U slučaju potrebe, lako se može odvrnuti, jer raspolaže sa krupnim navojima, u cilju oslobađanja i izvlačenja dela alatki iznad sigurnosne spojnice. Isto tako se može ponovo u bušotini jednostavno spojiti.

U nizu alata za instrumentaciju obično se ugrađuje neposredno iznad alata za hvatanje ili ispod udarača. Kod alata za nadbušivanje sigurnosna spojnica ugrađuje se između bušaćih šipki i cevi za nadbušivanje. Slika 8.24. Sigurnosna spojnica za bušaće šipke

1) Muški deo; 2) Gornja zaptivka; 3) Ženski deo; 4) Donja zaptivka

8.5.3.8. Alati za glodanje i nadbušivanje Alati za glodanje i nadbušivanje mogu se podeliti na: − Petu ili krunu za glodanje i nadbušivanje − Glodač ili frezer

Peta ili kruna za glodanje i nadbušivanje

Peta ili kruna za glodanje i nadbušivanje sa navarenim tvrdim materijalom na reznim elementima, je alat cevastog oblika sa prstenastom radnom površinom. U toku instrumentacije, ugrađuju se na cevi za nadbušivanje ili na druge alatke za hvatanje. Prema obliku radne površine i nameni postoji više tipova peta za nadbušivanje. Uglavnom se koriste tipovi peta ili kruna za nadbušivanje koji su prikazani na Sl.8.25.

Slika 8.25. Tipovi peta za glodanje i nadbušivanje (J.A.”Jim” Short, 1995)

401

Glodač ili frezer

Glodač ili frezer služi za glodanje u bušotini izgubljenog alata i predmeta koji ne mogu biti izvađeni klasičnim metodama instrumentacije.

Slika 8.26. Razni tipovi glodača (J.A.”Jim” Short, 1995)

Najtipičniji glodači su (Sl.8.26): − Ravni glodač − Zaobljeni glodač − Konusni glodač

U početnoj fazi glodanja preporučuje se veoma blagi režim, dok se ne uspostavi kontakt glodača sa predmetom glodanja. Zatim se povećava opterećenje i broj obrtaja, dok se ne postigne željeni ili optimalni napredak. U zavisnosti od prečnika i vrste glodača, uslova u bušotini, dubini bušotine i materijala koji treba glodati preporučuje se opterećenje na glodač od 5-7(103daN). Pri operaciji glodanja, najbolje rezultate u pogledu ispiranja, hlađenja glodača i iznošenja glodanog metala na površinu daje primena maksimalne količine isplake u cirkulaciji. 8.5.4. Metode instrumentacije alata u bušotini

Instrumentacija u kanalu bušotine se preduzima ako je tokom izrade bušotine došlo do prihvata, tj. zaglave bušaćeg alata, loma alata, ili ako je strani predmet upao u bušotinu. Pri tome je potrebno svestrano razmotriti nastalu situaciju i doneti najcelishodniju odluku ne gubeći vreme, jer je vreme jedan od faktora koji najnegativnije utiče na uspešnost instrumentacije.

Početnu metodu instrumentacije treba tako izabrati da se u slučaju neuspeha instrumentacija može nastaviti primenom drugih metoda.

U praksi se uglavnom primenjuju dve osnovne metode instrumentacije: 1. Metoda instrumentacije bez oštećenja bušaćih alatki 2. Mehaničke metode instrumentacije

8.5.4.1 Metode instrumentacije bez oštećenja bušaćih alatki

Metoda instrumentacije bez oštećenja bušaćih alatki se primenjuje kod zaglave alata tokom bušenja, jezgrovanja, testiranja ili zaglave kolone zaštitnih cevi tokom spuštanja u bušotinu. Ova metoda podrazumeva da nije došlo do razdvajanja u koloni bušaćeg alata, tj. da postoji kompletan spoj niza bušaćih alatki i da se može uspostaviti cirkulacija isplakom kroz kanal bušotine. U takvim slučajevima, u cilju oslobađanja alata, u bušotinu se upumpavaju sledeće vrste kupki:

− naftna kupka − vodena kupka − kiselinska kupka

402

Oslobađanje zaglavljenih alatki naftnom kupkom

Prilepljivanje bušaćeg alata uz zid bušotine uzrokovano delovanjem diferencijalnog pritiska najčešći je uzrok zaglave bušaćeg alata tokom izrade bušotine. Sila koja izaziva zaglavu alata, tj. koja deluje na šipke i pritiska ih uz zidove bušotine već je navedena i glasi:

( )fpAF isp +∆⋅= a veličina sile “FN” koja je potrebna za oslobađanje zaglavljenog alata data je sa jednačinom:

( )fpAF isN +∆⋅⋅= µ

Mehaničke karakteristike bušaćih šipki ograničavaju primenu aksijalne sile “FN”, koja bi eventualno mogla osloboditi alatke od delovanja sile “Fp”, odnosno sile prihvata. U takvim slučajevima delovanje sile “ isp∆ ”, odnosno diferencijalnog pritiska, može se eliminisati uspostavljanjem normalnog pritiska stuba isplake po celoj površini zaglavljenih cevi. Utiskivanjem sirove otplinjene nafte, ili dizel ulja, u zonu zaglavljenih alatki taj se cilj može relativno brzo postići, jer se nafta uvlači u prostor između prilepljenih šipki i zida bušotine (isplačnog kolača) i prenosi normalni pritisak stuba isplake na ceo prsten, tj. ukupnu površinu cevi. Kada je prsten potapanja cevi sa naftom zatvoren, tj. ukupna površina cevi ispunjena naftom, delovanje diferencijalnog pritiska je uklonjeno, a nafta oko cevi istovremeno smanjuje koeficijent lepljivosti glinenog kolača i koeficijent trenja, čime se zaglavljeni alat i oslobođa.

Praktični postupak oslobađanje zaglavljenog alata postavljanjem nafte kupke u prstenasti prostor između cevi i zida kanala bušotine u zoni prihvata obavlja se utiskivanjem nafte kroz bušaće šipke. Pri tome, stub nafte u bušaćim šipkama treba da bude toliko viši od stuba nafte u prstenastom prostoru da, po zakonu o spojenim sudovima, u bušaćim šipkama, tj. na potisnom vodu ostane dodatni pritisak “pi” od 30-50 bar (Sl.8.27), pod uslovom da dubina zaglavljenog alata to omogućava. Dužina stuba nafte u bušaćim šipkama određuje se sledećom jednačinom:

( )20.81937,10

12 LLLLnis

iphhh

ρρ −⋅

=−=∆

Gde su: h∆ – dužina stuba nafte u bušaćim šipkama (m)

h2 – vertikalna dubina vrha nafte u međuprostoru, odnosno dubina uvrđenog mesta zaglave (m) h1 – dubina vrha stuba nafte u bušaćim šipkama (m) pi – pritisak u bušaćim šipkama, tj. na potisnom vodu, od 30-50 bar

isρ – gustina isplake u bušotini (kg/dm3)

nρ – gustina nafte (kg/dm3)

Postavljena naftna kupka u zoni zaglave alata treba da miruje od 1 do 2 časa, a nakon toga se u bušaće šipke utisne dodatnih 100-300 litara isplake. Na taj način se isto tolika količina sveže nafte potiskuje iz bušaćeg alata (uobičajeno teških šipki) u prstenasti međuprostor. Ta operacija se ponavlja svakih ½-1 čas, sve dok se ne izgubi dodatni pritisak “pi” u bušaćim šipkama. Dalje utiskivanje isplake u bušaće šipke remeti ravnotežu spojenih sudova, tako da se isplaka sa naftom kreće kroz prstenasti međuprostor ka ušću bušotine, i u tom slučaju, da bi se sprečio dotok slojnog fluida u kanal bušotine, neophodno je najhitnije zameniti naftnu kupku isplakom. Oslobađanje zaglavljenog alata upotrebom naftne kupke u praksi se pokazalo veoma uspešnim, ali je ponekad potrebno utisnuti više naftnih kupki jednu za drugom, da bi se ostvario cilj. Praksa je takođe pokazala da što više vremena protekne od trenutka zaglave alata do utiskivanja naftne kupke, to je potrebno mnogo duže vreme držanja naftne kupke u zoni prihvata alata. Kada postavljanje naftne kupke može izazvati dotok slojnog fluida u kanal bušotine (usled smanjenja pritiska stuba isplake na sloj), potrebno je utisnuti naftnu kupku izrađenu na bazi dizel goriva otežanog baritom, uz dodavanje emulgatora. Cilj dodavanja emulgatora u naftnu kupku je da se spreči taloženje barita za vreme mirovanja kupke u bušotini.

403

Primer: U toku bušenja vertikalne bušotine došlo je do prihvata, tj.

zaglave bušaćeg alata sa dletom na dnu bušotine. Na osnovu stanja kanala bušotine pretpostavlja se da je zaglava nastala u intervalu teških šipki, usled delovanja diferencijalnog pritiska. Sastav niza bušaćeg alata u trenutku zaglave je: − Dubina utvrđenog mesta zaglave, tj, potrebna minimalna

vertikalna dubina vrha nafte u međuprostoru: h2 = 1900 m − Vertikalna dubina bušotine: Z = 2000 m − Prečnik kanala bušotine, tj. dleta: Dd = 215,9mm (8 ½”) − Bušaće šipke: 127mm(5”x 19,5 lb/ft X-95 NC-50) spoljašnji

prečnik: ODbš = 127mm unutrašnja zapremina v1 = 9,27 l/m dužina bušaćih šipki Lbš = h2 = 1900m

− Teške šipke : 158,75mm x 57,15mm (6 ¼”x2 ¼”) spoljašnji prečnik: ODtš = 158,75mm unutrašnji prečnik: IDtš = 57,15mm dužina teških šipki: Ltš = 100m

− Gustina isplake u trenutku zaglave: 3/35,1 dmkgis =ρ U cilju oslobađanja zaglavljenog alata postaviti naftnu kupku u bušotinu. Rešenje:

1. Odlučeno je da se u bušotinu postavi naftna kupka, od otplinjene sirove nafte gustine 3/85,0 dmkgn =ρ , tako da se prekrije kompletna dužina teških šipki, a da dodatni pritisak u bušaćim šipkama, ostvaren usled prisustva nafte, iznosi pi = 30 bar.

Slika 8.27. Šema postavljanja naftne kupke u kanala bušotine

2. Potrebna dužina stuba nafte u bušaćim šipkama na osnovu jednačine 8.20, iznosi:

mp

hnis

i 61262,61185,035,1301937,101937,10

≈=−

⋅=

−⋅

=∆ρρ

3. Zapremina nafte u prstenastom prostoru između teških šipki i zida bušotine je: ( ) ( ) .168264,168110010854,775,1589,21510854,7 4224221

1 litLODDV tštšd ≈=⋅⋅⋅−=⋅⋅⋅−= −−

Kako tokom utiskivanja naftne kupke uvek postoji mešanje nafte sa isplakom, a i moguća su proširenja kanala bušotine, u praksi se ova izračunata količina povećava za 10-50%, zavisno od uslova u bušotini. Takođe, uobičajeno je da se vrh naftne kupke postavlja na 20-50 m iznad mesta prihvata. U ovom primeru odlučeno je da se poveća količina utisnute nafte za 50%, što iznosi:

.25235,116825,1111 litVV =⋅=⋅=

4. Potrebna zapremina utisnute nafte u unutrašnjosti teških šipki iznosi: .25752,25610010854,715,5710854,7 4242

2 litLIDV tštš ≈=⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= −− 5. Zapremina nafte koja ostaje u bušaćim šipkama dobija se jednačinom:

.567324,567327,961213 litvhV ≈=⋅=⋅∆= 6. Ukupna količina nafte koju treba utisnuti u kanala bušotine je:

.845356732572523321 litVVVVn =++=++= 7. Za potiskivanje naftne kupke u zonu prihvata, u bušaće šipke treba utisnuti sledeću količinu

isplake: mhhh 1288612190021 =−=∆−=

404

.12190.250.1194076,1193927,9128811

litVkolicinapotrebnaUkupnolitvodpotisninadodataklitvhV

is

is

=+

≈=⋅=⋅=

Oslobađanje prihvaćenog alata vodenom kupkom U zavisnosti od uslova u bušotini, u cilju oslobađanja alata može se u zonu prihvata utisnuti

i kupka od čiste vode. Međutim, voda, u kontaktu sa formacijama škriljavih glina, može i pogoršati stanje u kanalu bušotine. Iz tog razloga mogućnost oslobađanja alatki primenom kupki od čiste vode prilično je ograničena. Oslobađanje prihvaćenog alata kiselinskim kupkama

Ako do prihvata alata dođe u krečnjačkim formacijama, alatke se mogu osloboditi postavljanjem kupke od hlorovodonične kiseline (HCl). Pri njenom postavljanju potrebno je neposredno ispred kupke od hlorovodonične kiseline, utisnuti izvesnu količinu (oko 1000 l) gazolina ili benzina, a neposredno iza kupke najmanje toliko nafte koliko je utisnuto i hlorovodonične kiseline.

Proračun i postupak utiskivanja kupke od hlorovodonične kiseline je indentičan kao i kod postavljanja naftne kupke. S obzirom da se radi o jakoj kiselini, pri postavljanju kupke moraju se primeniti i odgovarajuće mere sigurnosti, tj. zaštita na radu. 8.5.4.2. Mehaničke metode instrumentacije

U slučaju da se naftnom ili drugim kupkama ne postigne željeni rezultat, ili da se nafta (zbog obrušene bušotine) ne može potisnuti u prstenasti prostor iza zaglavljenih alatki, pristupa se mehaničkim metodama instrumentacije. Mehaničke metode instrumentacije podrazumevaju odvrtanje u levo ili sečenje slobodnog dela niza bušaćih alatki (iznad mesta zaglave), a zaglavljeni alat u kanalu bušotine oslobađa se zatim uz upotrebu alata za instrumentaciju i nadbušivanje. Odvrtanje alata ulevo sa otpucavanjem

Svrha odvrtanja alata ulevo sa otpucavanjem (“back-off”) je da se izvadi slobodni deo alatki i da se u bušotinu spusti jedna od alatki za instrumentaciju sa udaračem i sigurnosnom spojnicom što je moguće niže. Nakon što se uspostavi spoj sa preostalim zaglavljenim alatom u bušotini, metodom udaranja se pokušava sa oslobađanjem alatki. Ako to uslovi u bušotini dozvoljavaju, ova metoda se može kombinovati i sa primenom naftne, ili drugih kupki. U cilju odvrtanja ulevo neophodno je odrediti sledeće elemente:

− mesto prihvata alata, tj. dubinu na kojoj je došlo do zaglave; − obrtni momenat, tj. broj okretaja bušaćeg alata na 1000m dužine; − silu natega pri odvrtanju ulevo; − količinu eksploziva, tj. štapina potrebnih za otpucanje alata.

Određivanje mesta prihvata alata u bušotini

Mesto prihvata, tj. zaglave alata u bušotini najtačnije se određuje pomoću odgovarajućih instrumenata koji se spuštaju na kablu karotažne aparature kao što su: indikator slobodne tačke (“free point indicator”) ili Schlumbergerov ekstenziometar.

Ako se ne raspolaže tim instrumentima ili ako je potrebno duže čekanje bušaćeg postrojenja na njihovu dopremu, mesto prihvata može se približno odrediti merenjem istezanja alata. Ova metoda zasniva se na Hookovom zakonu linearnog istezanja u granicama elastičnosti, pod pretpostavkom da je materijal iz kog su izrađene bušaće šipke homogen. Jedan od uslova primene ove metode je da se istezanja obavljaju silama koje su veće od vlastite težine niza bušaćih šipki, a manje od njihovog dozvoljenog opterećenja na istezanje. Jednačina za izračunavanje dubine mesta prihvata niza bušaćih alatki glasi:

405

( )21.8675,2

12

LLLLFF

lWL bš

sa −∆⋅⋅

=

Gde su: Lsa – dužina slobodnih bušaćih šipki (m) Wbš – težina bušaćih šipki u vazduhu (kg/m)

l∆ – diferencijalno istezanje bušaćih šipki (mm) F2-F1 – diferencijalno opterećenje bušaćih šipki pri istezanju (103daN) Primer: Potrebno je odrediti mesto prihvata, tj mesto zaglave metodom merenja istezanja alata, tj. bušaćih šipki, sa sledećim podacima o bušotini: − Dleto prečnika Dd = 215,9mm (8 ½”) zaglavljeno je na vertikalnoj dubini Z = 2247m

− Gustina isplake tokom bušenja iznosi 3/40,1 dmkgis =ρ , faktor potiska iznosi Bf = 0,822 − Bušaće šipke: 127mm (5”x 19,5 lb/ft X-95 Premijum NC-50), spoljašnjeg prečnika: ODbš =

127mm, težina šipki Wbš = 31,4 daN/m, dužina bušaćih šipki Lbš = 2000m

− Teške šipke : 171,45mm x 71,4mm (6 ¾””x2 13/16”), spoljašnji prečnik ODtš = 158,75mm, težina šipki, Wtš = 149,4 daN/m, dužina teških šipki Ltš = 247m

Rešenje: Praktični postupak za određivanje mesta prihvata obavlja se u četiri stepena: Prvi stepen: Prvi stepen je izračunavanje maksimalno dozvoljenog natega bušaćih šipki. Dozvoljeno istezanje za navedene bušaće šipke (tablični podatak) iznosi 176(103daN), ali se maksimalno može primeniti samo 90%, tj. 176 (103)x 0,9 = 158 (103daN). Drugi stepen: Drugi stepen predstavlja kontrolni postupak, tj. definisanje težine alata u isplaci i razliku za dozvoljenu vrednost istezanja. Težina alata u isplaci:

( ) ( )daN31082822,04,3120004,149247 ≈⋅⋅+⋅ Dozvoljena razlika kod istezanja alata:

( )daN3107682158 =− Treći stepen: Treći stepen je određivanje diferencijalnog istezanja bušaćih šipki ( l∆ ), a u ovom primeru izvodi se sledećim postupkom: Primeni se nateg na bušaće šipke od F1= 105(103daN) i kredom se označi radna šipka u nivou radne kupole. Zatim se istegnu sprave da indikator težine pokaže opterećenja od 110(103daN) i vrati se opterećenje ponovo na 105(103daN) i kredom se nanese druga oznaka na radnoj šipki, takođe u nivou radne kupole. Ova druga oznaka je udaljena od prve, jer razlika nastaje kao posledica trenja bušaćih šipki u bušotini. U sredini te dve oznake povlači se prva “markirna” linija. Identični postupak se nastavlja, ali sada sa nategom na bušaće šipke od F2 = 135(103daN), pa onda na 140(103daN) i vraća na 135(103daN). U sredini te dve oznake povlači se druga “markirna” linija. Izmereno rastojanje između dve “markirne” linije u ovom slučaju se pretpostavlja da iznosi

mml 700=∆ . Četvrti stepen: Četvrti stepen je određivanje dužine slobodnih bušaćih alatki primenom jednačine 8.21:

mFF

lWL bš

sbš 1960105135

7004,31675,2675,2

12

=−

⋅⋅=

−∆⋅⋅

=

406

Dužina slobodnih bušaćih šipki je prema proračunu na oko 1960 m, tako da možemo pretpostaviti da je zaglava na vrhu teških šipki, odnosno na dubini od 2000m. Određivanje obrtnog momenta pri odvrtanju

Za odvrtanje alatki ulevo neophodno je odrediti obrtni momenat koji se može primeniti na određeni niz bušaćeg alata. Po pravilu, trebalo bi primeniti maksimalni obrtni momenat ulevo. Da bi se sprečilo odvrtanje iznad željenog mesta, potrebno je niz alatki prethodno dotegnuti, okretanjem alatki udesno sa momentom u iznosu 80% od dopuštenog (tabličnog) momenta. Tek nakon toga se alatke postavljaju pod levi obrtni momenat, koji treba da bude od 20-40% manji od prethodno izvršenog obrtnog momenta, tj. udesno.

Obrtni momenat, odnosno broj obrtaja na 1000 m dužine alatki, određuje se u zavisnosti od natega alatki i kvaliteta bušaćih šipki po gotovim tabličnim vrednostima ili dijagramima, zasnovanim na sledećoj jednačini:

( )22.84

1100

22

2

LLLLSEbš

Ssbš

FAF

MODFL

n⋅⋅

−⋅⋅⋅

⋅⋅=

π

Gde su: n – dozvoljeni broj okretaja bušaćih šipki za određeno opterećenje na istezanje F Lsbš – dužina slobodnih bušaćih šipki (m) FS – maksimalno opterećenje na smicanje ODbš – spoljašnji prečnik bušaćih šipki (cm) ME – modul elastičnosti na smicanje (84000 h.bar) F – ukupno opterećenje na istezanje (daN) A – površina poprečnog preseka bušaćih šipki (mm2)

U narednoj tabeli 8.3. za najčešće primenjivane šipke pri bušenju dubokih bušotina 127 mm (5”x19,5 lb/ft X-95 Premium NC-50), prikazan je dopušteni broj okretaja koji se može primeniti na 1000 m šipki pri datim aksijalnim opterećenjima. Tabela 8.3. Maksimalno dopušteni broj okretaja koji se može primeniti na 1000m bušaćih šipki pri datim aksijalnim istezanjima(5”x19,5 lb/ft X-95 Premium NC-50)

Aksijalno opterećenje 103daN

0 20 30 50 70 90 110 130 150 180 200

Broj okretaja na 1000m

11 1/4 11 1/4 11 11 10 3/4 10 1/4 9 3/4 9 8 1/4 6 1/2 4 1/2

Određivanje sile natega pri odvrtanju

Generalni postupak pri odvrtanju zaglavljenog alata je nastojanje da se odvrnu šipke u prvoj slobodnoj spojnici iznad mesta prihvata. Primenjena sila natega je u principu tada jednaka težini slobodnog dela alata uronjenog u isplaku i dodatnoj sili natega potrebnoj za deblokiranje spojnice.

Primenjena sila natega za odvrtanje alata određuje se prema jednačini:

( )23.81000

LLLLSis ApGF

⋅+=

Gde su: F – sila natega potrebna za odvrtanje (103 daN) G – težina slobodnog alata uronjenog u isplaku, plus pokretna koturača, kuka i drugo (103daN) pis – pritisak stuba isplake na dubini odvrtanja (bar) AS – površina poprečnog preseka spojnica u ramenu (cm2)

407

Primer: Na osnovu prethodnog primera, gde je utvrđeno mesto zaglave na 2000m, tj. na vrhu teških šipki, odrediti potrebnu silu natega pri odvrtanju alata. Površina poprečnog preseka spojnica u ramenu bušaćih šipki iznosi AS = 34,7 cm2 (tablični podatak). Težina pokretne koturače sa kukom i drugo iznosi 8(103daN). Dotezanje bušaćih šipki okretanjem udesno izvesti sa istezanjem od 90(103daN). Rešenje: Praktični postupak se obavlja u tri stepena: Prvi stepen: Prvi stepen predstavlja dotezanje bušaćih šipki okretanjem udesno. Za istezanje od 90(103daN), na osnovu tabele 8.3, maksimalni broj okretaja na 1000m bušaćih šipki iznosi 10 ¼. Za 2000 m bušaćih šipki dopušteni broj okretaja iznosi: 2000 x 10,25 = 20,5, a kako je dozvoljena primena u iznosu 80% dopuštenog momenta, dotezanje bušaćih šipki udesno potrebno je izvesti sa 16 okretaja. Drugi stepen: Drugi stepen je određivanje sile natega na bušaće šipke prema jednačini 8.23:

( )

( )daNF

barpdaNG

ApGF

is

Sis

3

3

10701000

7,3427560

2750981,040,1200010608822,04,312000

1000

≈⋅

+=

=⋅⋅==+⋅⋅=

⋅+=

Treći stepen: Treći stepen podrazumeva okretanje bušaćih šipki ulevo, pod nategom od 70(103daN), i to sa 80% od broja okretaja primenjenih udesno tj.:

16 x 0,8 = 12,8≈13 okretaja ulevo Određivanje količine eksploziva (štapina) za otpucavanje

Kada su mesto zaglave alata, potrebna sila natega i broj okretaja (obrtni momenat) određeni, preostaje da se odredi i intenzitet eksplozije. Intezitet eksplozije određuje se težinom štapina izraženom u gramima po metru ili “grains/ft”, gde je 1 gr/m = 15,5 grains/ft .

Za određivanje potrebne količine štapina, odnosno intenziteta eksplozije za odvrtanje (“back-off”), koriste se odgovarajuće tablice. Ove tablice daju približne količine štapina u zavisnosti od prečnika šipki i dubine bušotine.

Štapin se spušta kroz bušaće šipke na električnom kablu do mesta gde se želi odvrnuti bušaći alat. Bušaće šipke se stave pod nateg, okrenu ulevo za proračunati broj obrtaja i aktiviranjem detonatora proizvede se eksplozija štapina. Spojnica se pod kombinovanim delovanjem natega, obrtnog momenta ulevo i eksplozije štapina odvrne, čime se oslobađa alat iznad mesta zaglave i povlači iz bušotine. Nadbušivanje zaglavljenog alata

Ako se zaglavljeni alat ne može osloboditi na prikazane načine, ostaje kao poslednja metoda primena nadbušivanja. Pri tom postupku uobičajeno se primenjuje alat koji se sastoji iz:

− krune za nadbušivanje; − cevi tj. kolona za nadbušivanje (“wash over pipe”); − sigurnosne spojnice. Ovom standardnom sastavu alata može se dodati i specijalni spir za nadbušivanje (“anchor

washpipe spear”), sa kojim je moguće hvatanje izgubljenih alataki i izvlačenje nakon nadbušivanja.

408

Spir sprečava da nadbušene alatke, ako su nadbušivanjem oslobođene iznad dna, padnu na dno bušotine.

Operacija nadbušivanja je, zbog pojave velike torzije i mogućnosti zaglave u toku rada sa krunom, veoma rizična operacija, tako da je odabir dužine kolone za nadbušivanje i režima rada krunom veoma bitan faktor. 9. IZRADA GEOTERMALNIH BUŠOTINA

U toku izrade bušotina na toplu vodu ili geotermalnu paru na njih se ponekad može naići na dubinama od samo 50-200m, ali para koja se koristi za industrijske svrhe obično se nalazi na dubinama od 500-2000m. Istražnim bušenjem u cilju korišćenja geotermalne energije obavljena su i pojedina istraživanja i do dubina od 2.500-3.000m.

Geotermalne bušotine se obično izrađuju sa standardnim “rotary” bušaćim postrojenjima, identičnim onima za bušenje na naftu i prirodni gas, kapaciteta potrebnog da se dostigne projektovana dubina.

Tehnologija bušenja i projektovanja bušotina na geotermalnu energiju se u nekim vidovima, ipak, razlikuje od tehnologije bušenja i projektovanja bušotina na naftu i prirodni gas, a što se može uočiti iz narednog izlaganja. 9.1. Geometrija bušotine

Jedan od bitnih faktora u planiranju proizvodnje kod geotermalnih bušotina na paru je izbor odgovarajuće geometrije bušotine, jer se iz bušotine sa velikim prečnikom može očekivati i velika zapremina proizvedene pare. Međutim, ako je prečnik zaštitnih cevi isuviše velik u odnosu na kapacitet pare iz formacije, bušotina neće uvek neprekidno proizvoditi paru i neće biti u stanju da održava stalni protok. Takođe, pod uslovom da se eksploatacione zaštitne cevi ne spuste do odgovarajuće dubine, a u višim slojevima pojavi dotok tople vode, neprekidni protok pare iz nižih formacija može biti onemogućen.

Izbor geometrije geotermalnih bušotina generalno zavisi od očekivane zapremine tople vode koju proizvodi para, a opšte pravilo za izbor geometrije bušotine prikazan je u tabeli 9.1.

Tabela 9.1. Generalna geometrija geotermalnih bušotina na pregrejanu vodenu paru Zaštitne cevi Očekivana

proizvodnja (t/h)

Prečnik dleta (mm)

prečnik (mm)

tip kolone

Visina dizanja cementa

Zapremina pare

10-25

431,8 311,1 215,9 158,7

339,7 244,4 177,8 114,3

površinska tehnička

eksploataciona “Liner” sa otvorima

do vrha do vrha do vrha

/

Zapremina pare

25-50

457,2 361,9 269,8 193,6

406,4 285,7 219

168,2

površinska tehnička

eksploataciona “Liner” sa otvorima

do vrha do vrha do vrha

/

Zapremina pare

50-120

558,8 431,8 311,1 215,9

473 339,7 244,4 177,8

površinska tehnička

eksploataciona “Liner” sa otvorima

do vrha do vrha do vrha

/

409

Uobičajena geometrija geotermalne bušotine, projektovane dubine oko 1.200 m, sa prognozno očekivanom temperaturom na dnu bušotine od 3400C i očekivanom proizvodnjom pregrejane vodene pare od oko 110 tona na čas, prikazana je na Sl.9.1.

9.2. Izbor kvaliteta kolone zaštitnih cevi

Zaštitne cevi koje se ugrađuju u cilju proizvodnje velikih zapremina para moraju biti u stanju da budu funkcionalne što je moguće duže u uslovima trenja, habanja i korozije. U cilju smanjenja trošenja usled trenja, posebno kod izgubljenih perforiranih kolona zaštitnih cevi (“Slotted Liner”), prečnik zaštitnih cevi treba biti što je moguće veći u odnosu na prečnik bušotine. Time se ne samo omogućuje veća proizvodnja, tj. zapremina pare iz rezervoara stena, već se smanjuju gubici pritisaka unutar kolona, vibracije, trenje i trošenje materijala, čime se ujedno i produžava vek trajanja bušotine.

Delovanje korozije na zaštitne cevi uvek je prisutno i generalno je izazvano delovanjem gasa H2S. Takođe, izuzetno delovanje korozije proizilazi i iz “pH” vrednosti formacijskih voda, koje su kod termalnih voda uobičajeno niske. Jedan od načina zaštite protiv korozije zaštitnih cevi je i njihova cementacija celom dužinom, tj. do površine. Kod uobičajeno korišćenih zaštitnih cevi, postoji razlika u prečnicima unutar spojnica i cevi, tako da ta razlika u prečnicima dovodi do turbulentnog protoka pare velikih brzina na mestu spojnica.

Kao posledica takvog kretanja je oštećenje gornjih uglova zaštitnih cevi, a što je prikazano na Sl.9.2.

Slika 9.1. Šematski prikaz uobičajene geotermalne bušotine za proizvodnju pregrejane vodene pare

Slika 9.2. Šematski prikaz oštećenja zaštitnih cevi u nivou spojnica

Ovakva oštećenja se mogu izbeći ugradnjom “Extremeline” navoja koji ostvaruju zaptivanje metal na metal, tj. zaptivanje se ostvaruje dosedanjem ramena muškog navoja u zaptivni žleb ženskog navoja, čime se ujedno eliminiše i razlika u prečnicima unutar spojnica.

Prilikom određivanja dubine ugradnje zaštitnih cevi (površinske i tehničke kolone zaštitnih cevi, koje ujedno i nose preventerski sklop na ušću bušotine), peta kolone se mora postaviti u odgovarajućoj nepropusnoj formaciji.

Bitno je naznačiti da se eksploataciona kolona zaštitnih cevi ugrađuje neposredno na ulasku u proizvodnu formaciju, a sama proizvodna zona se ostavlja nezacevljena (open hole), ili ako to uslovi u formaciji zahtevaju ugrađuje se izgubljena perforirana kolona zaštitnih cevi (Sloted Liner).

410

Kod proračuna opterećenja i naprezanja zaštitnih cevi mora se voditi računa da odabrani kvalitet čelika zaštitnih cevi manjeg prečnika ima veće granične vrednosti na gnječenje (spoljašnji pritisak) od graničnih vrednosti na pucanje (unutrašnji pritisak) zaštitnih cevi većeg prečnika. Razlog za ovakvo dizajniranje zaštitnih cevi je mogućnost da u toku cementacije, između kolona ostane tzv. “džep” isplake koji kasnije kada počne eksploatacija može da se ekspanziono proširi (pretvara se u vodenu paru) i izazove ugibanje odnosno gnječenje ili pucanje kolona. Ako je otpornost na gnječenje unutrašnje kolone (eksploatacione) manja od otpornosti na pucanje spoljašnje kolone (tehničke), ekspanzija “džepa” isplake može izazvati gnjećenje eksploatacione kolone i na taj naćin prekinuti proizvodnju iz bušotine.

Kvalitet čelika po API standardu od “Grad” K-55 sa spojnicama tipa BTC (“Buttres”), uobičajeni su kvaliteti koji se primenjuju za zacevljenje geotermalnih bušotina. 9.3. Oprema na ušću bušotine

Oprema na ušću bušotine uglavnom podrazumeva dupli čeljusni preventer, tako da je gornji opremljen čeljustima za bušaće šipke, a donji sa čeljustima punog profila, tj. ravnim čeljustima za zatvaranje punog profila bušotine. Gume koje oblažu čeljusti moraju biti takvog kvaliteta da su otporne na dejstvo temperature od oko 1500C, a i tako konstruisane da se mogu hladiti vodom ako su preventeri zatvoreni duže vreme.

Potrebno je istaći da se na izradi geotermalnih bušotina ne primenjuju anularni preventeri, tj. preventeri sa gumenim ulošcima.

U slučaju da se u toku izrade bušotine očekuju izuzetno visoke temperature obavezno se na ušću bušotine ugrađuju dva dupla čeljusna preventera, a što je prikazano na Sl.9.3. Preventere na ušću bušotine, nosi uvodna prirubnica montirana na tehničkoj koloni zaštitnih cevi, ali je glavni sigurnosni uređaj tzv. “Master Valve, Baal”, tj. glavni ventil za visoke temperature. To je kuglasti ventil koji se može zatvoriti samo mehaničkim putem i to sa 390 okretaja, što zahteva oko 20 minuta da bi se zatvorila bušotina. Tada ne postoji opasnost od propuštanja gumenih zaptivki na čeljustima preventera.

Prirubnice za kolone zaštitnih cevi (“Cross flow spool”) prave se u standardnim izradama po API standardu u zavisnosti od pritiska koji se očekuje na ustima bušotine.

Kada se bušotina kompletira za proizvodnju, čeljusni preventeri se uklanjaju i na ušću bušotine ostaje samo glavni ventil za visoke temperature. Sve cevi na ustima bušotine iznad glavnog ventila za visoke temperature moraju biti usmerene u pravcu protoka fluida, a debljine zida moraju biti uvećane da bi bile otpornije na koroziju i habanje. 9.4. Ispirni fluidi za izradu geotermalnih bušotina

Geotermalne bušotine na kojima se očekuju temperature do 1500C obično se buše sa lignosulfonatnim isplakama. Iznad te temperature ovaj tip isplaka teži zguščavanju (stvaranju gela), a i filtracija se povećava. Tada se prelazi na obradu isplake sa jedinjenjima hroma u anjonskom ili katjonskom obliku, tj. na tkz. hrom lignit ili hrom lignosulfonatne isplake (CL/CLS), koje daju zadovoljavajuće rezultate.

Slika 9.3. Šematski prikaz opremanja ušća bušotine na geotermalnim bušotinama gde se očekuju visoke temperature

411

U toku bušenja, tj. održavanja fizičko-hemijskih osobina isplake osim odgovarajuće gustine isplake (koja se generalno kreće od 1,10-1,20 kg/dm3), bitno je da se i “pH” vrednost isplake održava na vrednostima od 9,5-10.

Bušenje kroz produktivnu zonu, ako to slojni pritisci dozvoljavaju, može da se izvodi i čistom vodom. Takođe i u slučaju velikog prodora (dotoka) vode ili pare može se preći, ako stabilnost kanala bušotine to dozvoljava, na ispiranje hladnom vodom.

Jedna od bitnih razlika, pri tehnologiji izrade geotermalnih bušotina u odnosu na izradu bušotina na naftu i gas je neophodnost hlađenja isplake. Kako je isplaka izložena visokim temperaturama koje vladaju u kanalu bušotine, njeno hlađenje se postiže sa jednim ili dva rashladna tornja sa trostrukim sistemom hlađenja, kojima bušaće postrojenje mora biti opremljeno. Prva dva sistema za hlađenje isplake, kod rashladnih tornjeva, sastoje se iz kaskade i ventilatora čime se smanjuje temperatura isplake za 150C. Treći sistem je protočni izmenjivač toplote kojim se snižava temperatura isplake za još 100C. 9.5. Cementacije geotermalnih bušotina

U toku izrade geotermalnih bušotina jedna od najvažnijih operacija je cementacija ugrađenih zaštitnih cevi. Cementno mleko treba da bude uravnoteženo i postavljeno od pete kolone zaštitnih cevi do usta bušotine, tj. do površine. Neadekvatna cementacija, tj. cementacija koja nije u potpunosti ispunila međuprostor može da dovede do sledećih problema:

− u toku bušenja dolazi do prodora pare iza površinske ili tehničke kolone, kada se desi erupcija pare i zatvore preventeri;

− u toku proizvodnje dolazi do izdizanja erupcionog uređaja usled temperaturnih dilatacija, tako da je kroz praksu uočeno, na pojedinim bušotinama, izdizanja erupcionog uređaja za oko 1,20 m.

U cilju ravnomernog popunjavanja međuprostora cementnim mlekom potrebno je zaštitne cevi ispravno centrirati primenom odgovarajućih centralizera. Ako je isplačni kolač isuviše debeo, pored centralizera, kolona zaštitnih cevi se oprema i sa odgovarajućim grebačima.

Pripremljena količina cementnog mleka iznosi od 1,5 do 1,7 puta više od procenjeno potrebne količine. Da bi se sprečilo kanalisanje cementnog mleka i potpuno istisnula isplaka cementom, cementno mleko se upumpava velikim kapacitetom u cilju ostvarivanja turbulentnog protoka.

Ukoliko cementno mleko nije dospelo do površine treba pokušati utisnuti cementno mleko pod pritiskom u međuprostor, a ako to nije moguće najbolje je u međuprostor spustiti tubing i kroz njega izvesti zalivanje međuprostora cementnim mlekom.

Ako postoji sumnja da se jednostepenom cementcijom može ispuniti cela dužina kolone zaštitnih cevi neophodno je, još na početku radova, planirati dvostepenu cementaciju preko “DV” uređaja. Uobićajena tehnologija cementacije zaštitnih cevi velikog prečnika 473,07mm (18 5/8”) i 339,7mm (13 3/8”) podrazumeva cementaciju preko bušaćih šipki.

Običan Portland cement može se primeniti za geotermalne bušotine do temperature od 1500C. Generalno posmatrano, čvrstoća cementnog kamena se smanjuje, a povećava se njegova krtost i propusnost tokom vremena, ako temperatura u toku stvrdnjavanja poraste iznad 1200C.

API cementi klasifikovani u kategorije od “A” do “J”, koji se primenjuju za naftne i gasne bušotine, ako se primene u geotermalnim bušotinama moraju se oplemeniti dodavanjem 30-50% silicijumdioksidnog brašna ili praha pepela iz termoelektrana. Prah pepela sadrži 55-66% silicijuma, a mešavina se pravi tako da se uzme 50% Portland cementa, 50% pepela i koriste se u odnosu sa 50% vode/čvrsti materijal.

Kao usporivač stvardnjavanja mešavini se dodaje 0,3-0,5% lignin-sulfat derivata ili polihidroksikarbonata, a kao dispergator može da posluži 0,4-0,6% metil naftalin sulfonske kiseline.

Gasoviti fluidi, kao što su H2S mešaju se sa parom i toplom vodom i izazivaju znatnu koroziju zaštitnih cevi, a štetno deluju i na sam cementni kamen. Ako je geotermalna para pračena i

412

niskim vrednostima “pH” tople vode, za cementaciju geotermalnih bušotina najbolje je upotrebiti posebne (specijalne) cemente, tkz. geotermalne cemente koji su kiselo otporni. 9.6. Kosousmereno bušenje

Postoje brojne studije koje se odnose na rastojanje između pojedinih bušotina za naftu i gas, ali do sada nije postavljena teorija o rastojanjima kod geotermalnih bušotina. Čak i ako para dolazi iz rezervoara koji leži ispod dobrih pokrovnih stena, ona se često kreće kroz otvore i pukotine, tako da se stepen međusobne veze između dve bušotine ne može predvideti, jer će zavisiti od stepena i pravca pružanja otvora i pukotina. U mnogim zemljama, na osnovu iskustva, smatra se da je najpovoljnije rastojanje između bušotina od 100 do 300m za bušotine dubina oko 500-1000m.

Ova se rastojanja kosousmerenim bušenjem, pa i u veoma čvrstim fomacijama, mogu lako ostvariti. Pri tome je problem što se uglovi otklona kanala bušotine (inklinacija i azimut) ne mogu meriti zbog visokih temperatura. To zahteva skretanje kanala bušotine od vertikale (KOP) na malim dubinama, dok temperature još ne predstavljaju smetnju za merenje. Praktično to znači, da se nakon ugradnje površinske ili tehničke kolone odmah započinje sa skretanjem i to građenjem ugla otklona od 10/10m. Na taj naćin kanal bušotine se otkloni od vertikale za 250-300, dok se ne dostigne željena dubina ugradnje eksploatacione kolone zaštitnih cevi. Tada se može ugraditi eksploataciona kolona, a bušenje kroz sloj nastaviti istim dostignutim uglom ili obarati ka vertikali. 9.7. Problematika tokom izrade bušotina

Površinske formacije u geotermalnim oblastima uglavnom se sastoje od vulkanskih stena, koje karakteriše visok stepen čvrstoće stena kao i temperaturnog gradijenta, a takođe i izrazita sklonost ka stvaranju pukotina. Iz tih razloga brzine bušenja su mnogo manje, a gubici isplake mnogo veći nego kada se buše bušotine na naftu i gas.

Problemi do kojih dolazi tokom izrade geotermalnih bušotina, uglavnom su sledeći: 1. Erupcija, tj. dotoci pare i gasa 2. Veliki gubici isplake - cirkulacije 3. Lomovi niza bušaćeg alata 4. Gnječenje kolone zaštitnih cevi zbog zaostalih “džepova” isplake 5. Zaglave bušaćeg alata

9.7.1. Erupcija tj. dotok pare i gasa u kanal bušotine

Slojni, tj. formacijski rezervoari pare i tople vode u toku bušenja moraju se neprekidno hladiti isplakom, a pri tome temperatura isplake na površini ne sme da dostigne tačku ključanja. To se uglavnom postiže prolaskom isplake kroz rashladne tornjeve montirane na bušaćem postrojenju. U slučaju dužeg zastoja, ponovni manevar alatom, tj. spuštanje bušaćeg alata mora se obaviti etapno sa međuispiranjima u cilju hlađenja isplake.

Ako tokom bušenja dođe do erupcije pare, preventeri na ušću bušotine, ili glavni ventil (“Master Valve, Baal“), obavezno se moraju zatvoriti. U tim uslovima, formaciju koja izbacuje paru neophodno je hladiti upumpavanjem hladne vode metodom frontalnog potiskivanja (“Bullheading”) u cilju zaustavljanja izlaza mlaza pare, što je pre to moguće.

U sastavu alata tokom bušenja, i to neposredno iznad dleta, obavezna je ugradnja protivpovratnog ventila (“PPV”). Ako u sastavu alata nije ugrađen “PPV”, pa čak i ako su preventeri zatvoreni, para će kroz bušaći alat dostići isplačno crevo, koje tada zbog delovanja temperature i pritiska može da se ošteti i propusti, a što bi dovelo do katastrofe na bušaćem postrojenju, tj. do otvorene erupcije.

413

9.7.2. Gubici isplake Sprečavanje gubitaka isplake je jedan od prioritetnih zadataka kod bušenja geotermalnih

bušotina, a mere koje se preduzimaju mogu biti stalne i privremene. Pod stalnim merama podrazumeva se zatvaranje zona u kojima se javljaju gubici isplake i

cementa. Pri tome posebnu pažnju treba obratiti na sprečavanje gubitaka isplake koji se pojavljaju nakon spuštanja kolone zaštitnih cevi, tj. u toku cementacije, a koji nisu uočeni tokom bušenja kanala bušotine.

Pojedine nekompaktne i meke formacije, koje mogu da izdrže pritisak stuba isplake (uobičajena gustina isplake je 1,10-1,20 kg/dm3), popustiće pod dejstvom pritiska stuba cementnog mleka (uobičajena gustina cementnog mleka je 1,65-1,86 kg/dm3). Da bi se odredilo ponašanje formacije usled delovanja diferencijalnog pritiska (razlika pritiska između stuba cementnog mleka i isplake), potrebno je u toku bušenja kanala bušotine na svakih 50 m izvesti test propuštanja formacije, tj. LOT (“Leak off test”). Ukoliko rezultati LOT-a ukazuju na slabe formacije, pre ugradnje kolone zaštitnih cevi u iste treba utisnuti cement.

Povremene mere podrazumevaju začepljenje formacija raznim zaptivnim prirodnim materijalima (orahove ljuske, semenje pamuka, otpacima vlakana i dr.). Ti materijali vremenom, kada se bušotina opremi za proizvodnju karboniziraju i raspadaju se čime se vraća prvobitni kapacitet proizvodnosti pare iz formacije.

Neophodno je naznačiti da su, kada se buši kroz produktivnu formaciju, gubici isplake poželjni jer ukazuju na prisustvo formacije i predstavljaju vodič za produktivnost bušenih zona.

Ako u toku bušenja dođe do prekida cirkulacije, bušaći alat se mora odmah zadići sa dna bušotine, jer se u protivnom može desiti zaglava alata. Takođe, u zoni gde se očekuju veliki gubici isplake u sastavu alata na dnu bušotine ne koriste se predimenzionirane teške šipke i stabilizatori, koji predstavljaju opasnost za zaglavu alata u navedenim uslovima. 9.7.3. Lomovi bušaćeg alata

Kako se bušenje uobičajeno izvodi u čvrstim stenama gde su brzine bušenja male, a opterećenje na dleto je veliko, teške šipke su izložene jakim vibracijama i udarima, što izaziva zamor materijala i dovodi do čestih lomova u navojima teških šipki. Pravilni izbor tipa dleta, u odnosu na čvrstoću i druge karakteristike bušenih formacija, je veoma bitan faktor za sprećavanje lomova navoja teških šipki.

Preventivne mere, koje su od izuzetne važnosti, obuhvataju pregled, tj. snimanje kompletnog niza bušaćeg alata pre početka bušenja i zamenu svih oštećenih ili neispravnih šipki. Pri tome posebnu pažnju treba obratiti na navoje teških šipki. 9.7.4. Gnječenje zaštitnih cevi zbog zaostalih “džepova” isplake

Razlog gnječenja zaštitnih cevi usled zaostalih “džepova” isplake i ispravan način projektovanja kolona su već opisani.

Ako se ipak desi gnječenje eksploatacione kolone zaštitnih cevi, potrebno je pokušati sa alatom za korekciju unutrašnjeg prečnika (glodačima ili alatima za peglanje) proći kroz oštećena mesta u koloni. Sledeći postupak, u zavisnosti od uslova koji vladaju u kanalu bušotine, je cementacija oštećenog mesta ili ugradnja eksploatacione kolone manjeg prečnika. 9.7.5. Zaglave bušaćeg alata

Kod zaglave bušaćeg alata, postupak pri njegovom spašavanju (instrumentacija) je identičan kao i pri izradi bušotina na naftu i gas. Praksa je pokazala da postavljanje naftnih kupki oko zaglavljenog alata (zbog visokih temperatura) ne daje zadovoljavajuće rezultate u odnosu na njihovu primenu u naftnim i gasnim bušotinama.

414

9.8. Mere bezbednosti kod izrade geotermalnih bušotina

Izrada geotermalnih bušotina zahteva preduzimanje znatno oštrijih mera bezbednosti nego što su to mere bezbednosti kod izrade bušotina na naftu i gas.

Bušaće postrojenje mora svakog trenutka raspolagati dovoljnom količinom vode za delovanje u slučaju erupcije pare u toku bušenja. Svi članovi bušaće brigade moraju biti obučeni za zatvaranje i otvaranje preventera i to u što kraćem roku, a preventeri se periodično ispituju na pritisak i mogućnost zatvaranja. Gas maske i detektori gasa moraju uvek biti spremni i na raspolaganju osoblju, jer gas koji izlazi iz bušotine može da bude veoma otrovan.

Na bušaćem postrojenju mora se predvideti više načina napuštanja radne platforme, jer kada para i topla voda počnu da izbijaju tokom erupcije, osoblje koje radi na platformi može biti sprečeno da dođe do klasičnog rasporeda stepenica za silazak sa radne platforme. 9.9. Bušenje vazduhom

Uobičajeno primenjivan način bušenja geotermalnih bušotina je “rotary” sistem bušenja uz cirkulaciju, tj. ispiranje kanala bušotine isplakom, ali poslednjih godina bušenje vazduhom je privuklo znatnu pažnju.

Bušenje vazduhom spada takođe u “rotary” sistem bušenja uz cirkulaciju vazduhom umesto isplakom. Posebne karakteristike primene ove metode su:

− velike brzine bušenja uz relativno niske cene koštanja (brzine bušenja su za 3-4 puta veće, a vek trajanja dleta 2-4 puta duži nego kod bušenja isplakom);

− nema oštećenja proizvodnih formacija nastalih zbog cirkulacije isplakom koja se infiltrira u sloj tokom bušenja;

− bušenje vazduhom nije pogodno kroz formacije koje raspolažu viškom sadržaja vode ili koje su sklone obrušavanju i osipanju; u takvim uslovima mora se bušiti isplakom kao ispirnim fluidom;

− kod izrade bušotina vazduhom uobičajena je praksa da se započne bušenje kanala bušotine uz pomoć isplake, a onda se( ako to uslovi u bušotini zahtevaju) prelazi na bušenje sa vazduhom;

− uglavnom bušenje vazduhom, kao ispirnim fluidom, se primenjuje u proizvodnim intervalima, kada je već spuštena i cementirana proizvodna kolona zaštitnih cevi.

LITERATURA

1. API Bulletin on Formulas and Calculations for Casing, Tubing, Drill Pipe and Line Pipe Properies, Bull. 5C3, fourth edition, Dallas (Feb. 1985)

2. Bourrgoyne, Adam T. Jr., Millheim, Keith K., Chenevert, Martin E., Young, F. S. Jr., Applied Drilling Engineering, Richardson, First Printing Sociaty of Petroleum Engineers, 1986.

3. James, Allen H., Contemporary Methods for Determining the Parameters that Affect the Rate of Penetration, presented at the Third Adriatic Symposium in Oil Well Drilling, Poreč, Yugoslavia (maj 1977)

4. Bourrgoyne, A.T., Young, F.S., A Multiple Regression Approach to Optimal Drilling and Abnormal Pressure Defection , Soc. Pet. Eng. J.(Aug.1974) p. 371-384; Trans., AIME (1974) 257

5. Bizjak, Renato, Izučavanje ograničavajućih faktora od uticaja na mehaničke brzine bušenja dletima velikog prečnika u jugoistočnom delu Panonskog bazena, magistarski rad, Beograd, 1982

6. Bizjak, Renato, Dizajniranje eksploatacione kolone zaštitnih cevi u bušotinama, Stručni časopis DIT, vol 7, br.13, str. 43-47, 1988

7. Bizjak, Renato, Racionalna konstrukcija naftnih i gasnih bušotina sa stanovišta ugradnje zaštitnih cevi», doktorska disertacija, Beograd, 1995

8. Bizjak, Renato, Kontrola dotoka ležišnih fluida u bušotinu, monografija, Novi Sad, DIT NIS-Naftagas, 1997

9. Martinko, Božidar, Uloga isplake pri izradi dubokih bušotina, Zagreb, INA-NAFTA-PLIN, 1983

10. Cunningham, R.A., Eenink, J.G., Laboratory Study of Effect of Overburden, Formation and Mud Column Pressures on Drilling Rate of Permeable Formations, Trans., AIME, 216, 9-7 (1959)

11. Drilling Data Handbook, Editions Tevhnip, Paris and Institut Francais du Petrole Rueil-Malmaison, 1978

12. Drilling Data Handbook, Editions Tevhnip, Paris and Institut Francais du Petrole Rueil-Malmaison, 1991

13. Eaton, B.A, Fracture Gradient Prediction and its Apploication in Oilfield Operations, J.Pet.Tech., p. 1353-1360, Oct.1969

14. Eaton, B.A, Graphical Method Predicts Geopressures World Wide,World Oil, p.51, 1976

15. Eckel, J.R., Microbit Studies of the Effect of Fluid Properties and Hydraulics on Drilling Rate, J.Pet. Tech., p. 541-546, Trans. AIME 240 (Apr.1967)

16. Austin, Ellis H., Drilling Engineering Handbook, Boston, International Human Resources Development Corporation, 1983

17. Fertl, W.H., Timko, D.J., How Abnormal Pressure Techniques are Applied, Oil&Gas Journal, Jan.12, 1982

18. Goins, W.C.Jr., Sheffield, Riley, Blowout Prevention, Second Edition, Aug.1983 19. Galle, E.M., Woods, H.B., Best Constant Weight and Rotary Speed for Rotary Rock

Bits, presented at Spring Meeting of Pacific Coast District, Div. of Production, API, Los Angeles, Cal. (May 21.1963)

20. Garnier, A.J., Van Lingen, N.H, Phenomen Affecting Drilling Rates at Depths, Trans, AIME, 216, 232-239 (1959)

21. Ground Water and Wells – a reference book for the water-well industry, Saint Paul, Johnson Division, Universal Oil Products Co., 1972

22. Huang, N.C., Pattilo, P.D., Collapse of Oil Well Casing, ASME Journal of Pressure Vessel Technology, 104 (Feb.1982)p. 36-41

23. Short, J.A."Jim", Drilling and Casing Operations, Tulsa, PennWell Publishing Company, 1982

24. Short, J.A."Jim", Fishing and Casing Repairs, Tulsa, PennWell Publishing Company, 1981

25. Short, J.A."Jim", Prevention Fishing and Casing Repairs, Tulsa, PennWell Publishing Company, 1995

26. Jordan, J.R., Shirley, O.J., Application of Drilling Performance Data to Overpressure Detection, J. Pet. Tech. (Nov.1966) p.1387-1399

27. Inđić, J., Bizjak, R. Dizajniranje tehničkih kolona zaštitnih cevi u bušotinama uz pomoć računara, Prvi jugoslovenski simpozijum Primena matematičkih metoda i računara u rudarstvu i geologiji, Beograd, 30. maj.-3 jun 1988

28. Steiner, Ivo, Polimeri u isplakama, Zagreb, 1983 29. Steiner, Ivo, Boškov-Steiner, Zagorka, Tehnologija vodoravnog bušenja, Zagreb,

BARBAT, 1994 30. Archer, J.S., Wall, C.G., Petroleum Engineering: principles and practice, first published

in 1986 by Graham and Trotman 31. Borzati, J., Borić, D., Mikloš, B., Pavić, V., Doprinos metodici zacevljenja bušotina,

Zagreb, INA-Naftaplin, 1989 32. Kendall, H.A., Goins, W. C. Jr., Design and Operation of Jet Bit Programs for

Maximum Hydraulic Horsepower, Impact Force or Jet Velocity, Trans., AIME, 219, 238-250 (1960)

33. Hrković, Kasim, Bizjak, Renato, Teorijski aspekti i primena istražno-eksploatacionog bušenja: TEHNIKA I TEHNOLOGIJA, monografija, Novi Sad, DIT NIS-Naftagas, 2002

34. Lubinski, A., Maximum Permisible Doglegs in Rotary Borehead, Trans. AIME (1961)175

35. Lummus, J. L., Drilling Optimation, J. Pet. Tech.1379-1389 (Nov.1970) 36. Economides, Michael J., Watters, Larry T., Dunn-Norman, Shari, Petroleum Well

Construction, England, John Wiley & Sons Ltd., 1988 37. Maurer,W.C., Bit -Tooth Penetration Under Simulated Borehole Conditions, J. Pet.

Tech. (Dec.1965) p. 1433-1442 38. Campbell, Michael D., Lehr, Jay H., Water Well Technology, National Water Well

Assoctation, 1977 39. Neal, A.J., Well Control Problems and Solutions, Tulsa, Petroleum Publishing Company,

1980 40. Neal, A. J., Drilling Engineering, Tulsa, PennWell Publishing Company, 1985 41. Priručnik za duboko bušenje- prvi deo, Zagreb, INA-NAFTAPLIN, 1972 42. Priručnik za duboko bušenje- drugi deo, Zagreb, INA-NAFTAPLIN, 1973 43. Randall, B.V., Optimum Hydraulics in the Oil Patch, Pet.Eng. (Sep.1975) 44. Joshi, Sada D., Ph. D., Horizontal Well Technology, Tulsa, PennWell Publishing

Company, 1991 45. Fertl, Walter H., Abnormal Formation Pressures, Amsterdam, Oxford-New York, Elsevir

Scientific Publishing Co., 1976 46. McNair, Will L., The Electric Drilling Rig Handbook, Tulsa, Petroleum Publishing

Company ,1980 47. Young, F. S. Jr., Computerized Drilling Control , J. Petr. Tech. (Apr.1969) p. 483-496 48. Brnić, Zvonimir, Priručnik o isplaci, Zagreb, INA-NAFTAPLIN, 1989