книги / Решение практических задач при бурении и освоении скважин

проницаемости пород, на которых она образуется, и перепа­ да давления

А Р = Рскв~Рпл-

Так как корка образуется на стенках скважины при цир­ куляции в ней промывочного раствора, то толщина ее к, бу­ дет зависеть также и от скорости раствора в пристенных сло­ ях потока раствора.

На рис. 7.3 показана схема внедрения трубы во внешние слои корки на величину А. Стрелу сегмента АВС — контакта трубы с глинистой коркой —обозначим через А. При этом ши­ рина полосы прилегания трубы к глинистой корке 2Ь зависит от размеров трубы, толщины корки, глубины внедрения трубы в слои корки и может быть определена по формуле

( R + h f - R 2

2(Л + A - r ) J >

Если корка плотная, можно принять, что гидростатическое давление в скважине прижимает прислоненную к стенке ко­ лонну в результате неуравновешенной силы давления со сто­ роны участка (сегмента), углубившегося в корку. Эта сила Р, на единицу длины колонны (1 м).

Здесь z — глубина погружения рассматриваемого участка под уровень; р —плотность в кг/м3; z и Ь в м; К — опытный ко­ эффициент (см. ниже); р„, — пластовое давление в Па.

Общая сила, прижимающая всю колонну к стенке сква­ жины;

где / — длина прихваченного участка колонны в м; zCP — глубина погружения середины этого участка в м; рПл.ср —сред- нее пластовое давление по участку в Па.

Схема, принятая для подсчета сил гидростатического дав­ ления, является приближенной и в дальнейших исследованиях должна быть уточнена. Первой неточностью схемы является то, что при вдавливании цилиндрической трубы в корку некото­ рый объем глинистого теста, образующего корку, передвинется в стороны, вследствие чего параллельно образующим цилинд­ рической поверхности колонны возникнут валики т, как по­ казано на рис. 7.3. Таким образом, колонна фактически вдавит­ ся в глинистую корку на большую величину и ширина полосы контакта с коркой может быть будет несколько больше 2Ь. В то

581

же время гидростатическое давление будет частично переда­ ваться через глинистую массу корки с краев в непосредствен­ ной близости от границ контакта между поверхностью трубы, коркой и глинистым раствором возле валиков т. Хотя оба от­ меченных фактора действуют в противоположных направлени­ ях (от первого прижимающая сила увеличивается, от второго уменьшается), что дает основание принять эту приближенную схему для расчета, тем не менее вследствие недостаточной изу­ ченности вопроса с количественной стороны введен некоторый коэффициент К, корректирующий неучтенные факторы. На ос­ нове предварительных данных значение этого коэффициента колеблется в пределах от 0,3 до 0,7. В дальнейшем численное его значение должно быть уточнено по практическим данным или на основе специальных опытов.

Рассчитаем в качестве примера силу, прижимающую колон­ ну бурильных труб к стенке скважины в случае прихвата.

Примем следующие конкретные условия: диаметр скважи­ ны D = 24 см (R = 12 см); диаметр бурильных труб dT — 14 см (г = 7 см).

Пусть бурильные трубы углубились в глинистую корку так, что стрела сегмента h = 0,5 см. Прихват произошел на глуби­ не z = 1000 м. Величину пластового давления принимаем рав­ ной гидростатическому, на данной глубине р„п = 10 МПа. Плот­ ность глинистого раствора у = 1,40 г/см3. Искомую величину находим по формуле (7.3). Предварительно определим ширину полосы прилегания трубы к стенке по формуле (7.2)

Выбираем для коэффициента К среднее значение, равное 0,5. Тогда сила на 1 м длины колонны на глубине 1000 м

Р{ =0,076-0,5(1400-10-1000-107) = 152кН.

7.1.2. ВЫБОР СПОСОБА ЛИКВИДАЦИИ ПРИХВАТА

(Choice о/ method of releasing of stuck pipes)

Действия исполнителя при ликвидации при­ хвата базируются на совокупности накопленного им опыта и имеющейся информации о причине происшедшего прихвата и заключаются в выборе наиболее эффективного способа для конкретного случая и последовательном применении или че­ редовании различных способов.

В сложной ситуации, особенно в условиях, характеризу­

582

ющихся неопределенностью обстановки в скважине при воз­ никновении прихвата, не всегда удается принять оптимальные решения о путях ликвидации прихвата. В этих условиях выби­ рать решение, обеспечивающее минимальные потери времени и средств, наиболее целесообразно, исходя из методов теории статистических решений.

1. Согласно существующим представлениям о причинах прихватов выделяются три основные категории прихватов (по терминологии теории статистических решений — «состояния природы»):

0] — прихват под действием перепада давления, 62 — за­ клинивание (в том числе при спуско-подьемах, вращении, в желобных выработках), 03 — прихват вследствие сужения по­ перечного сечения ствола скважины (при обваливании пород, сальникообразовании, оседании утяжелителя, шлама, течении высокопластичных пород и т. д.).

Результативность известных способов ликвидации при­ хватов во многом определяется «состоянием природы». Так, использование ванн наиболее результативно при ликвидации прихватов, происшедших под действием перепада давления, а устройства импульсного воздействия (яссы, вибраторы) на­ иболее эффективны при ликвидации прихватов, вызванных заклиниванием. Существующие способы ликвидации прихва­ тов классифицируются по четырем группам (по терминологии теории статистических решений — «действия»): а, —установ­ ка ванн; а2 — механическое, гидромеханическое и другие ви­ ды импульсных воздействий; а3 — обуривание труб; а4 — ус­ тановка моста и забуривание нового ствола.

Критерием оценки сравнительной эффективности спосо­ бов принимается время Т, затраченное на ликвидацию при­ хвата, которое определяется с учетом проведения необхо­ димых операций при производстве работ (расхаживание и определение зоны прихвата, подготовка агента ванны, его закачивание и продавливание, время воздействия или сбор­ ка ясса, отвинчивание и подъем свободной части колонны, спуск ясса, соединение с прихваченными трубами, промыв­ ка, работа яссом и т. д.).

П р и м е р 7.3. Выбор способа ликвидации прихватов.

а. Необходимо выбрать способ ликвидации прихвата для следующих условий (рис. 7.4): глубина скважины L = 4000 м; расстояние от устья до верхней границы прихвата / = 3500 м; длина колонны ниже верхней границы прихвата /, = 100 м; мощность глинистых пород в зоне прихвата /г = 60 м; мощность проницаемого горизонта в зоне прихвата /пр = 20 м; длина же-

583

лобной выработки, опасной с точки зрения возникновения в ней прихвата, в глинистых от­ ложениях /ж = 40 м.

б. Выбор способа (действия) а, начинается с расчета потерь времени Г (ч) на проведение опе­ раций по ликвидации прихвата (табл. 7.2).

Затраты времени, показанные по диагонали в первых трех стол­ бцах и во всем четвертом столб­ це, определены по нормативному справочнику при условии, что со­ ответствие выбора действия а, со­ стоянию 8, всегда приводит к ос­ вобождению прихваченной части труб (выделенные числа).

Т а б л и ц а 7.2

в. При определении осталь­ ных затрат времени необходи­ мо исходить из предположения последовательного применения способов ликвидации прихватов в зависимости от конкретной об­ становки в скважине. Так, ре­ зультат на пересечении первого столбца и третьей строки полу­ чен следующим образом:

Г(а„в3) =

= 7'(й1,6| ) + Г(а2,02) + 7’(й3,0з) = 41О;

аналогично Т(а2,0, ) = Г(а2,02)+Г(а3.0, ) = 170;

Г(а„02)« 7 ’(а1>01) + 7’(а2,02) = 13О;

Г(а3,0|)-Г (й2,е2)+Г(а3,03) =335, где Т (а3, 8,) = 115 — извлечение свободной части колонны,

584

установка цементного моста и бурение новым стволом в про­ ницаемой части ствола (20 м); Т(а3, в,) = 180 —то же и бурение новым стволом в интервале желоба (40 м).

г. В таблице 7.3 приведены потери (сожаления) R в результа­ те несоответствия выбранного способа состоянию природы.

Можно предположить, что состоянию природы 0, наилуч­ шим образом соответствует действие а„ состоянию 02 —дейст­ вие а2 и т, д, (минимальные затраты в строке табл. 7.2). Поэтому потери (сожаления) от этих действий будут нулевыми. Осталь­ ные результаты получены путем вычитания из соответствую­ щих затрат минимальных потерь (см. табл. 7.3.), например:

Л(а3,01) = Г(а3,01)-Г(а1,01) = 4О.

д. Возникновение того или иного состояния природы 0; в конкретном случае неопределенно, поэтому можно говорить лишь о вероятности такого состояния природы р(0,), которое можно определить на основе статистических данных. Так, на­ пример, для данного региона доля прихватов, возникших из-за действия перепада давления, р(0,) = 0,3, вследствие заклини­ вания —р(02) = 0,4, вследствие сужения поперечного сечения ствола —р(03) = 0,3.

При наличии этих данных рассчитываются байесовы поте­ ри (сожаления) В(а,) согласно таблице 7.3:

В(а{ ) = р(9, )Л(а,,0,) + р(02)Л(а,,02) +

+ р(03)/?(а,,03) = 0,3■0+0,4• 75+0,3 ■130=69;

а2) = p(8l )Л(а2,0] ) + р(92)Ща2»®2) +

+ р(03 )R(a2,03) = 0,3• 95+ 0,4• 0+0,3■55= 45.

Аналогично

В(щ) = 62; В(ал) = 186.

Следовательно, затраты будут минимальными при использова­ нии механических и гидромеханических воздействий, так как

Я(<*2> < в (а з) < В(а,) < Я (а4) .

585

е. В дальнейшем это действие выбирается с учетом сведе­ ний о конкретных событиях или процессах, дополняющих или уточняющих имеющиеся статистические данные о происшед­ ших прихватах. Допустим, вероятность возникновения тех или иных событий природы в зависимости от предшествовавших прихвату операций (спуск z,, подъем z2, вращение колонны z3, остановка спуска z4, наличие z5 или отсутствие z6 циркуляции) после возникновения прихвата, состояния ствола (устойчивое

z7 и неустойчивое z8) по статистическим данным имеет следу­ ющий вид (табл. 7.4).

Сумма вероятностей по строке для любой группы независи­ мого события (z, —z4; z6; z7 —z8) должна быть равна единице.

ж. Для выбора байесова действия с учетом операций z„ z2, z3, z4 производится расчет полной вероятности И^(0,) по схеме:

p(eJ) / ( z j ej )

т ) =

t ( 0,)/<*,. е,) (=i

Затем определяются потери (сожаления) следующим образом

Л (а1.) = £ л ( а , . , в ] т в ] )

ы

и составляется таблица со значениями полной вероятности Щв) и потерь (сожалений) R,.

Например, прихват произошел при спуске колонны Л(в,,z,) = R(a,,0j )W(Bl)+Д(<7,,92 W(&2)+

+ Л(й,, 03)^ (0 3) = 0-0 + 75 0,71 + 130-0,29 = 91;

R(a2,z,) = Л(а,,0, )Ж(в,) +R(a2,62 )W(62)+

+ Л(а2,03)^ (0 3) = 95-0 + 0-0,71+55-0,29 = 16;

586

R(aз , z j ) = Л ( а 3 , .0, )^(0,) + R(a, , 02 )W( % 2 ) +

+Д(а3>0?Щ0?) =4О О+ 125 О,71+О 0,29=89; Л(д4,zj) = Л(а4,0,W(0,) +R(a4,02 )Щ02)+

+R(a4,03 )^(03 )= 175-0+245- 0,71+120-0,29 =209.

Если прихват произошел на подъеме z2, то Л(а,,z2) = R(a{,0,)Г(0,)+ Л(в,,02 )ЩВ2)+

+Л(а,,03)^(0,) = 0 0+75 0,77+130 0,23= 88; «(a2,z2) = 95 0+0 0,77+55-0,23 = 13; fl(a3,z2) = 40-0 +125-0.77+0 0,23 = 96; fl(e4,z2 )= 175-0+245-0,77+120-0,23 = 216.

Аналогично вычисляем и другие значения R.

и. На следующем этапе рассчитывается влияние состоя­ ния циркуляции промывочной жидкости (z5 и z6}. Аналогично предыдущему составляется таблица следующей полной веро­ ятности и производится расчет потерь (сожалений), по мини­ мальному из которых выбирается байесово действие В.

7.1.3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДОПУСТИМОГО УГЛА ЗАКРУЧИВАНИЯ НЕПРИХВАЧЕННОЙ ЧАСТИ БУРИЛЬНОЙ КОЛОННЫ

{Estimation of safe angle of torsion of unstuck drilling string)

Допустимое число оборотов при закручивании прихваченной колонны, состоящей из разноразмерных буриль­ ных труб, с учетом веса свободной части инструмента в сква­ жине, заполненной промывочной жидкостью, может быть оп­ ределено следующим образом.

В общем случае степень закручивания одноразмерной ко­ лонны бурильных труб определяется зависимостью

Ж

(7.5)

2-1,05 nGl'

где ф —степень закручивания бурильных труб; М — кру­ тящий момент, приложенный к трубам (М = tW, где т — до­ пускаемое касательное напряжение при кручении, W — мо­ мент сопротивления кольцевого сечения бурильных труб), L — длина бурильных труб; G — модуль упругости II рода; I — полярный момент инерции кольцевого сечения буриль­ ных труб; т находят из уравнения, результирующего напря­

587

жение в верхней части бурильных труб, согласно третьей те­ ории прочности:

где ор —растягивающее напряжение от действия собствен­ ного веса свободной части колонны бурильных труб; СУТ —пре­ дел текучести металла труб при растяжении; К — коэффици­ ент запаса прочности.

Из уравнения (7,6}

Растягивающее напряжение СТр от действия собственного ве­ са свободной части колонны одноразмерных бурильных труб можно определить так;

где L — длина свободной части колонны; рм и рж — соот­ ветственно удельный вес металла бурильных труб и промы­ вочной жидкости.

Подставляя значение стр в неравенство (7.7), получаем

Решая совместно уравнения (7.5) и (7.10) и учитывая, что W/I - 2/D, так как для кольцевого сечения бурильных труб

(D —наружный диаметр бурильных труб; d —внутренний диаметр бурильных труб), получаем

На основании расчетов по формуле (7.11) построены номог­ раммы для определения допустимого числа оборотов свобод­ ной части прихваченной бурильной колонны для групп про­ чностей сталей Д, К, Е и сплава Д16Т (рис 7.5). При расчетах принимали

588

Допустимое число оборотов

WOO

Рис. 7.5. Номограммы для определения допустимого числа оборотов однораз­ мерной колонны бурильных труб:

а,б,в,г — сталь группы прочности соответственно Е. К, Д, сплав Д16Т с пределом теку­ чести о, соответственно 550, 500, 380, 300 МПа; диаметры бурильных труб (мм): 1-73,

2-89, 3-102, 4-114, 5-127, 6-140, 7-168, 8-93, 9-147.

589

Пользуясь номограммами, можно определить углы закру­ чивания одноразмерных бурильных колонн с учетом совмест­ ного действия растягивающих и крутящих нагрузок.

Если бурильная колонна составлена из труб различного диаметра, изготовленных из сталей разных марок с различной толщиной стенки, то допустимый угол закручивания рассчи­ тывают следующим образом.

1. Поинтервально, снизу вверх, для каждой одноразмер­ ной секции бурильных труб определяют допустимый крутя­ щий момент

590