Tải bản đầy đủ
Ống chống 178mm(3922 ÷ 4582m)

Ống chống 178mm(3922 ÷ 4582m)

Tải bản đầy đủ

91

Pbm = 430 at
Pno = 1070 at
QK = 500 T
* Kiểm toán ống chống 178mm theo áp suất dư bên ngoài:
- Áp suất dư bên ngoài tại đáy cột ống xuất hiện do khoan mở vỉa sản phẩm
với dung dịch khoan có trọng lượng riêng nhỏ:
Pdn =

Hx
( γ na − γ nh )
10

Hx = 660 m.
γna = 1,25 G/cm3.
γnh = 1,15 G/cm3.
Thay các thông số vào công thức trên ta được:
Pdn =

660
( 1, 25 − 1,15 ) = 6, 6
10
at.

- Áp suất dư bên ngoài tại đáy cột ống do cột dung dịch xi măng gây ra:
Pdn = 0,1.(γ xm − γ ep ).( H x − h )

trong đó:
γxm = 1,4 G/cm3.
γep = 1,15 G/cm3.
h = 20 m.
Hx = 660 m.
Thay các thông số vào công thức trên ta được:
Pdn = 0,1. ( 1, 4 − 1,15 ) . ( 660 − 20 ) = 16

at.
Như vậy, trong hai trường hợp xuất hiện áp lực dư bên ngoài thì trường hợp
thứ hai có áp suất dư bên ngoài lớn nhất và ta đi kiểm toán ống chống theo áp suất
dư bên ngoài cho trường hợp này:
Hệ số an toàn đối với áp lực dư bên ngoài:
n1 =

Pbm 430
=
= 26,88 > 1,3
Pdn
16

Vậy ống chống 178 mm đạt độ bền bóp méo.
* Kiểm toán ống chống 178mm theo áp suất dư bên trong:
- Áp suất dư bên trong xuất hiện và đạt giá trị cực đại tại đáy ống trong quá
trình bơm trám và được tính theo công thức (7.7):
Pdt = 0,1.( γ xm − γ d ).( H x − h ) + ( 0,02.H + 16 ) + Pd
MSSV 1221010220

Page 91

92

trong đó:
γxm = 1,4 G/cm3.
γd = 1,15 G/cm3.
Hx = 660 m.
H = 4582 m.
h = 20 m.
Pd = 0 (do không sử dụng nút trám như trong trường hợp trám 1 tầng, phân
tầng).
Thay các thông số vào công thức (7.7) ta được: Pdt = 123,64 at.
Hệ số an toàn đối với áp lực dư bên trong:
n2 =

Pno
1070
=
= 8, 65 > 1,3
Pdt 123, 64

* Kiểm toán ốngchống 178mm theo tải trọng kéo cho phép:
Tải trọng lớn nhất tác dụng lên mối nối trên cùng của cột ống chống:
QT = Q + Qph
trong đó:
 γ ep
Q = Qoc .1 −
γ



 1,15 
 = 28,05.1 −
 = 23,94
 7,85 

(T)

Tải trọng phụ sinh ra trong giai đoạn cuối của quá trình bơm trám:
Q ph

π .d vd2
= ( Pth + Pd ).
4

Pth = 0,02.H + 16 = 0,02.4582 + 16 = 107,64 at = 107,64 kG/cm2.
Pd = 0.
dvd = 15,78 cm.
Vậy:
Qph = ( 107, 64 + 0 ) .

π .15, 782
= 21040
4
kG = 21,04 T.

Thay các giá trị Q và Qph vào công thức (7.10) ta được QT = 44,98 T.
Hệ số an toàn kéo của mối nối ống chống:
n3 =

QK
500
=
= 11,11 > 1,3
QT 44,98

Vậy ống chống 178 mm đạt độ bền kéo
7.2. Kiểm toán bền cột cần khoan

MSSV 1221010220

Page 92

93

Trong quá trình làm việc cũng như quá trình kéo thả, cần khoan chịu tác
dụng của cả tải trọng động và tải trọng tĩnh. Các tải trọng này làm cho cần khoan
mất ổn định và gây ra sự cố. Để tránh được điều này ta tiến hành kiểm tra độ bền
của bộ phận cần khoan trong quá trình mở vỉa sản phẩm ứng với chiều sâu lớn nhất.
Tính toán ứng suất tổng hợp tại các tiết diện nguy hiểm. Ứng suất này không được
phép vượt quá ứng suất cho phép của cột cần.
Trong khoan rotor ta tiến hành kiểm toán cột cần tại hai tiết diện nguy hiểm
trong trường hợp có sử dụng cần nặng, tại ba tiết diện trong trường hợp không sử
dụng cần nặng. Trong đó giếng khoan 126 – BK15 này ta kiểm nghiệm tại hai vị trí
tiết diện nguy hiểm đó là (1-1) và (2-2), các bước tiến hành kiểm nghiệm ta tiến
hành như sau:
1

1
1

2

2

2

3

Hình 7.1. Vị trí mặt cắt kiểm toán trên bộ cần khoan có cần nặng
1-1: Mặt cắt 1-1
2-2: Mặt cắt 2-2
1: Cần khoan.
2: Cần nặng.
Tính toán chiều dài cần nặng

3: Choòng.
C.Qc
qcn .(1 −

Lcn =

γ dd
)
γt

(7.13)
Trong đó:
Lcn : Chiều dài cần nặng.
C = 1,25: Hệ số tính đến việc tăng chiều dài cần nặng lên tải trọng đáy.
MSSV 1221010220

Page 93

94

Qc = 15tấn = 15000kG: Tải trọng đáy.
qcn = 220kG/m: Trọng lượng 1m cần nặng.
γ dd = 1,05G/cm3: Trọng lượng riêng của dung dịch.
γ t = 7,85G/cm3: Trọng lượng riêng của thép làm cần.

Thay vào công thức (7.13) được:

1,25.15000
1,05
220.(1 −
)
7,85
Lcn =

=

98,39 (m).
Chọn Lcn gồm 11 cần nặng đơn khi đó:
Lcn = 11.9,4 = 103,4 (m).
7.2.1. Kiểm toán độ bền tĩnh ở phần trên cột cần khoan (tại tiết diện 1-1)
Tại tiết diện 1-1 cột cần khoan chịu các ứng suất uốn, ứng suất kéo và ứng suất
xoắn.
Phần tiết diện 1-1 của cột cần khoan được gọi là đạt bền khi thoả mãn điều
kiện:
K=

σc
≥ 1,4
σΣ

(7.14)

Trong đó:
K : Hệ số an toàn.
σc giới hạn chảy của thép làm cần. Cần khoan 127 với mác thép S – 135 có
giới hạn chảy σc = 105kG/mm2 = 10500kG/cm2.
σΣ: Ứng suất tương đương, ứng suất này được tính theo công thức:
σ Σ = σ k 2 + 4τ 2

(7.15)

σk: Ứng suất kéo tại phần trên cột cần. Ứng suất này được tính theo công
thức:
σk =

MSSV 1221010220

Qk
F

(7.16)

Page 94

95

Qk: Trọng lượng cột cần khoan tác dụng lên móc nâng khi khoan. Qk được
tính theo công thức:
γd
Qk = [Qđ+ (L – lcn).q - Gc].(1- γ )

(7.17)

Ta có các thông số:
Qđ = 0,518T: Trọng lượng định tâm.
L = 4873m: Chiều dài của bộ khoan cụ và cần khoan.
Lcn = 98,39m: Chiều dài của bộ cần nặng.
q = 32 kG/m = 0,032T/m: Trọng lượng của 1m cần khoan.
γd = 1,05T/m3: Trọng lượng riêng của dung dịch.
γ = 7,85T/m3: Trọng lượng riêng của thép làm cần.
Gc: Tải trọng đáy. Gc = 15T.
Thay các thông số trên vào công thức (7.17) ta tính được:
Qk = 168,3(Tấn)
F: Tiết diện mặt cắt 1-1 của cần khoan
F=

π
4 .(D2-d2)

(7.18)

Trong đó:
D: Đường kính ngoài của cần khoan, D = 127mm = 12,7cm.
d: Đường kính trong của cần khoan, d = 107mm = 10,7cm.
Thay vào công thức (7.18) được: F = 36,74(cm2)
Thay các giá trị Qk và F vào công thức (7.16) ta được:
σk =

168,3
= 4,581T / cm 2 = 4581(kG / cm 2 )
36, 74

τ: Ứng suất xoắn tác dụng lên phần trên của cột cần khoan. τ được tính theo
công thức:
τ=

Mx
wx

(7.19)

wx: Mô men chống xoắn của cần khoan.
Wx =

π D 4 − d 4 π 12,7 4 − 10, 7 4
.
= .
= 199,5
16
D
16
12,7
(cm3)

Mx: momen xoắn. Mx được tính theo công thức:

MSSV 1221010220

Page 95

96

M x = 71620.

N kt + N c
n

n: tốc độ quay của động cơ, n = 60 v/p.
Nkt: công suất để quay cột cần không tải.
Nkt = c.γd.Dc2.n1,7.L
c: hệ số phụ thuộc vào độ cong của giếng, c = 46,6.10-5.
γd: trọng lượng riêng của dung dịch khoan, γd = 1,05 T/m3.
Dc: đường kính choòng khoan, Dc = 0,1651 m.
L: chiều dài cột cần, L = 4873 m.
Thay các thông số vào công thức (7.21) ta được:
Nkt = 46,6.10-5.1,05.0,16512.601,7.4873 = 68,51 kW.
Nc: công suất tiêu thụ ở choòng.
Nc = 34,2.10-4.K.Gc.Dc.n
K: hệ số phụ thuộc vào độ mài mòn của choòng, K = 0,2.
Gc: tải trọng đáy, Gc = 15000 kG.
Thay các thông số vào công thức (7.22) ta được:
Nc = 34,2.10-4.0,2.15000.0,1651.60 = 101,64 kW.
Vậy ta tính được momen xoắn:
M x = 71620.

(7.20)

(7.21)

(7.22)

68, 51 + 101, 64
= 203102
60
kG.

Thay Mx và Wx vào công thức (7.19) ta được:
τ=

203102
= 1018
199,5
kG/cm2.

Thay các giá trị τ và σk vào công thức (7.15) ta được:
σ Σ = 45812 + 4.10182 = 5013, 07 kG/cm2.

Thay các giá trị σΣ và σc vào công thức (7.20) ta được:
K=

10500
= 2,1 ≥ 1, 4
5013, 07

Vậy phần trên của cột cần khoan đảm bảo bền.
7.2.2. Kiểm toán độ bền ở phần dưới cột cần khoan (tại mặt cắt 2-2)
Trong quá trình khoan, tiết diện nguy hiểm của cần khoan tại phần dưới cột
cần nằm ngay sát với bộ dụng cụ đáy. Tại tiết diện này, cần khoan chịu tải trọng uốn

MSSV 1221010220

Page 96

97

và tải trọng xoắn. Sau đây ta đi kiểm toán bền cho cần khoan tại tiết diện này: Hệ số
dự trữ phần dưới của cột cần khoan được tính theo công thức sau:
δ
K = c ≥ 1,4
δ d

(7.23)
Với ứng suất tổng cộng xuất hiện ở phần dưới cùng của cột cần khoan:
σΣ =

( σ u + δ n ) 2 + 4τ 2 , vì có lắp cần nặng nên tại đây không chịu nén, δ = 0.
n
Ứng suất uốn tác dụng lên phần dưới cần khoan được tính theo công thức:
σ u = 2000.

f .I
l .W
2

u

(7.24)

trong đó:
f: độ võng cung uốn, f được tính theo công thức:
f =

1,1.Dlk − D
2

(7.25)

Dlk: đường kính lỗ khoan, Dlk = M.Dc = 1,05.165,1 = 173,355 mm.
D:đường kính ngoài của cần khoan, D = 127 mm.
f =

1,1.173,355 − 127
= 31,85
2
mm = 3,185 cm.

Vậy:
I: momen quán tính của tiết diện cần khoan, I được tính theo công thức:
I=

π
.( D 4 − d 4 )
64

(7.26)

Thay D = 12,7 cm và d = 10,7 cm vào công thức (7.31) ta được:
I=

π
.(12,7 4 − 10,7 4 ) = 633,6
64
cm4.

l: Độ dài của nửa cung uốn, độ dài này được tính theo công thức:
l=

10
0,2.I .ω 2
.4 0,5.Z + 0,25.Z 2 +
ω
q*

(7.27)

trong đó:
Z: khoảng cách từ điểm trung hòa đến tiết diện tính toán, vì phần dưới cột cần
khoan có lắp cần nặng nên ta có Z = 0.
ω=

2.π .n 2.π .60
=
= 6,28
60
60
rad/s.

ω: vận tốc góc,
q*: trọng lượng 1 cm cần khoan, q* = 0,32 kG/cm.
Thay các thông số tìm được vào công thức (7.27) ta được:
MSSV 1221010220

Page 97

98

10 0,2.I .ω 2
10 0,2.633,6.6,28 2
4
4
l= .
=
= 17,8
ω
q'
6,28
0,32
cm.

Wu: momen chống uốn, Wu được xác định theo công thức:
W

u

=

π .( D 4 − d 4 ) π .(12,7 4 − 10,7 4 )
=
= 99,77
32.D
32.12,7
cm3.

Thay các giá trị f, I, l và Wu vào công thức (7.24) ta được:
σ u = 2000.

3,185.633,6
= 127,68
17,8 2.99,77
kG/cm2.

Ứng suất xoắn tác dụng lên phần trên của cột cần khoan, τ được tính theo công
thức:
τ=

Mx
W x

(7.28)

trong đó:
Wx = 199,5 cm3.
Mx: momen xoắn, Mx được tính theo công thức:
M x = 71620.

N kt + N c
n

(7.29)

n: tốc độ quay của động cơ, n = 60 v/p.
Nkt: công suất để quay cột cần không tải tính từ tiết diện tính toán đến choòng
khoan:
Nkt = c.γd.D2.n1,7.L
(7.30)
c: hệ số phụ thuộc vào độ cong của giếng, c = 46,6.10-5.
γd: trọng lượng riêng của dung dịch khoan, γd = 1,05 T/m3.
D: đường kính choòng khoan, Dc = 0,1651 m.
L: chiều dài cần khoan từ choòng đến tiết diện tính toán, L = 356,47 m.
Thay các thông số vào công thức (7.30) ta được: Nkt = 5,01 kW.
Công suất tiêu thụ ở choòng đã tính được ở phần trước: Nc = 101,64 kW.
Vậy ta tính được momen xoắn theo công thức (7.29):
M x = 71620.

5, 01 + 101, 64
= 127304,55
60
kG.cm.

Thay Mx và Wx vào công thức (7.28) ta được:
τ=

MSSV 1221010220

127304
= 638,12
199,5
kG/cm2

Page 98

99

Ứng suất tương đương tác dụng lên phần dưới cần khoan được tính theo công
thức:
σ Σ = σ u2 + 4τ 2

Thay các thông số vào ta được: σ∑ = 1282,61 kG/cm2.
Hệ số an toàn trong phần này:
K=

σc
10500
=
= 8,18 > 1, 4
σ Σ 1282, 61

Vậy phần dưới của cần khoan đảm bảo bền trong quá trình thi công giếng
khoan. Kiểm toán tương tự cho các khoảng khoan khác, đảm bảo bền.
7.3. Kiểm toán thiết bị nâng thả
Để kiểm toán thiết bị nâng thả ta đi tính toán, so sánh và tìm ra tải trọng lớn
nhất mà các thiết bị này phải chịu trong suốt quá trình khoan và chống ống rồi từ đó
so sánh với khả năng làm việc của chúng xem có đảm bảo yêu cầu không.
- Với hệ thống cấu trúc đã chọn trên, thì ta thấy cột ống chống có trọng lượng
lớn nhất là cột ống 340 mm với trọng lượng: Q340 = 282,41 T.
Tải trọng tác dụng lên móc nâng của cột ống 245 mm:
 γ
Qm = Q340 .1 − d
γ






(7.31)

trong đó:
γd: trọng lượng riêng của dung dịch khoan, γd = 1,1 T/m3.
γ: trọng lượng riêng của thép chế tạo cần khoan, γ = 7,85 T/m3.
Thay các thông số vào công thức (7.31) ta được:
1,1 

Qm = 282,41.1 −
 = 242,84
 7,85 
T.

- Tải trọng tác dụng lên móc nâng khi kéo cột cần khoan trong quá trình khoan
mở vỉa sản phẩm Qk cũng chính là tải trọng kéo tác dụng lên phần trên cột cần mà ta
đã tính toán trong phần kiểm toán cột cần khoan: Qk = 178,69 T.
Như vậy, trong quá trình khoan mở vỉa, các thiết bị nâng thả phải chịu tải trọng
là lớn nhất và bằng 178,69 T. Sau đây ta đi kiểm toán các thết bị nâng thả theo tải
trọng này:
+ Tháp khoan: tải trọng cực đại tác dụng lên móc nâng mà tháp khoan có thể chiu
được là Qmax = 500T > 178,69 T. Vậy tháp khoan đủ bền trong quá trình làm việc.
+ Tời khoan: tải trọng cực đại Qmax = 500T > 178,69 T. Vậy tời khoan đã chọn đáp
ứng được về tải trọng trong quá trình nâng thả.

MSSV 1221010220

Page 99

100

CHƯƠNG 8
SỰ CỐ - PHỨC TẠP TRONG QUÁ TRÌNH KHOAN
Trong quá trình thi công giếng khoan dầu khí. Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng
gây ra các phức tạp, sự cố làm giảm tiến độ thi công, tăng chi phí cho công tác
khoan đôi khi phải thay đổi phương án. Vì vậy khi thiết kế ta phải dự đoán các phức
tạp, sự cố để đề ra các biện pháp sử lý kịp thời nhằm nâng cao hiệu quả công tác
khoan.
Các hiện tượng phức tạp gây khó khăn cho quá trình khoan thường là :

-

Mất dung dịch
Bó hẹp thành lỗ khoan
Sập lở đất đá ở thành lỗ khoan
Kẹt bộ dung cụ khoan
Hiện tượng phun ( dầu, khí , nước)

8.1. Hiện tượng mất dung dịch khoan.
• Các nguyên nhân chủ yếu gây ra hiện tượng mất dung dịch.
- Nguyên nhân do các tầng đất đá khoan qua:
+ Các tầng có độ thấm và độ rỗng lớn , các tầng đã bị khai thác nhiều , áp lực
vỉa giảm xuống , các khe rãnh được hình thành , qua đó nước rửa chảy đi hết.
+ Các tầng đất đá bị phá hủy do chuyển động kiến tạo , đất đá nứt nẻ , hang
hốc , hang động karst cũng gây ra hiện tượng mất nước.
- Nguyên nhân kỹ thuật:
+ Trọng lượng riêng của dung dịch quá lớn , áp lực thủy tinh của dung dịch lơn
hơn áp lực vỉa. Chênh lệch áp lực càng lớn thì mất nước càng mạnh
+ Sự tạo thành các kẽ nứt trong đất đá trong quá trình khoan do ké thả dụng cụ
khoan với vận tốc quá lớn gây nên hiện tượng piston tác dụng xuống thành lỗ
khoan làm nứt nẻ chúng.

• Biện pháp ngăn ngừa hiện tượng mất dung dịch.
Để hạn chế hiện tượng mất dung dịch ta phải dùng các phương pháp chủ yếu
sau:

- Giảm áp lực chênh lệch giữa lỗ khoan và vỉa bằng cách thay đổi các
thông số của dung dịch : Để phòng và chống mất dung dịch sét , dung
dịch phải có tỷ trọng nhỏ nhất , có độ nhớt , ứng suất cắt tĩnh và độ xúc
biển đủ lớn.
MSSV 1221010220

Page 100

101

- Trám các khe rãnh của tầng mất nước bằng dung dịch và vữa xi măng đặc
-

biệt.
Bơm ép các vật liệu trơ vào trong vỉa.

8.2. Hiện tượng bó hẹp thành lỗ khoan.
• Nguyên nhân gây ra hiện tượng bó hẹp thành lỗ khoan.
- Nguyên nhân khi khoan qua các tầng có hàm lượng sét cao. Do hiện
tượng hút và hấp thụ nhanh của các tầng bột sét kết dẫn đến trương lở, bó
hẹp thành giếng khoan. Hiện tượng này xảy ra mạnh mẽ khi khoan qua
các tầng có áp suất thấp và nhiệt độ cao. Hiện tượng bó hẹp thành giếng
còn có thể xảy ra do sập, lở đất đá tích tụ trên thành giếng vì chiều dày vỏ
sét lớn khi kéo thả dồn thành bó hẹp.
• Biện pháp ngăn ngừa hiện tương bó hẹp thành lỗ khoan
- Biện pháp ngăn ngừa phức tạp nêu trên đó là sử dụng dung dịch có chất
lượng tốt có độ thải nước nhỏ. Dung dịch sét có chất lượng tốt sẽ tạo được
lớp vỏ mùn mỏng nhưng bền chắc. Như vậy lớp vỏ bùn này sẽ không làm
giảm đường kính giếng khoan. Dung dịch tốt có độ thải nước nhỏ khi
khoan qua các tầng đất đá có chứa hàm lượng sét cao sẽ hạn chế sự trương
nở của sét, một trong các nguyên nhân gây bó hẹp thành giếng.
8.3. Hiện tượng sập lở đất đá ở thành lỗ khoan
• Nguyên nhân gây ra hiện tượng sập lở đất đá ở thành lỗ khoan
- Do tác dụng của dung dịch đất đá ở thành lỗ khoan bị giảm độ bền , chúng
bị mất ổn định và sập lở xuống lỗ khoan. Đất đá bở rời các tầng chưa
muối , đất sét dễ bị dung dịch tác dụng nhất.
Áp lực nén của đất đá lớn hơn nhiều so với áp lực dung dịch , sự chênh

-

lệch đó có thể đưa đến hiện tượng sập lở.
• Hiện tượng sập lở đất đá ở thành lỗ khoan thể hiện qua những dấu hiệu:
- Áp lực ở máy bơm tăng lên đột ngột
- Dung dịch đưa lên từ dưới lỗ khoan nhiều vụn đất đá
- Thả dụng cụ không đúng lỗ khoan nếu không bơm rửa
• Biện pháp để phòng và ngăn ngừa sập lở ở thành lỗ khoan
- Biện pháp hiệu quả nhất là làm nặng dụng dịch và tăng cường phẩm chất

-

của nó bằng gia công hóa học.
Có thể khoan qua vùng sập lở với dung dịch sét đã gia công hoá học có
độ thải nước và trọng lượng riêng đảm bảo cho áp lực của dung dịch cao
hơn áp lực vỉa.

MSSV 1221010220

Page 101