Проектирование конструкции обсадных колонн из условия равнопрочности по длине

Проектирование конструкции обсадных колонн и их расчет приведены в соответствии с " Инструкцией по расчету обсадных колонн для нефтяных и газовых скважин" ВНИИТнефть 1997 года [12].

Обсадная колонна является ответственной инертной конструкцией, несущей различные по характеру и величине нагрузки.

На колонну действуют:

Растягивающие нагрузки от собственного веса.

Сжимающие нагрузки от собственного веса, возникающие при разгрузке колонны, установленной на забой.

Осевые нагрузки (динамические), возникающие в период неустановившегося движения колонны.

Осевые нагрузки, обусловленные трением о стенки скважины.

Осевые нагрузки от избыточного давления и температуры при цементировании и эксплуатации.

Наружное и внутренне избыточное давление.

Изгибающие нагрузки при искривлении колонны в результате потери устойчивости и при работе в наклонных скважинах.

В зависимости от назначения будут также действовать и силы трения.

В связи с тем, что в настоящее время отсутствуют достоверные данные для определения фактических нагрузок в глубоких скважинах, в качестве расчетной осевой нагрузки по инструкции считают вес колонны в воздухе.

Для расчета растягивающие нагрузки рекомендуется определять без учета потерь веса в жидкости.

Внутреннее давление в колонне действует при спуске колонны, в процессе цементирования скважины и в процессе эксплуатации. При спуске колонны в скважину давление в ней равно весу гидростатического столба жидкости, находящейся в ней.

В процессе цементирования внутреннее гидростатическое давление повышается на величину, необходимую для преодоления разности веса столба жидкости и сопротивления движению. В период эксплуатации внутреннее давление определяется уровнем жидкости в колонне или величиной пластового давления.

Исходные данные для расчета эксплуатационной колонны.

Длина эксплуатационной колонны L, м 2825 (3100).

Удельный вес:

цементного раствора q _Ц, Н/м³ 1, 83× 10⁴;

жидкости в колонне q _В, Н/м³ 1, 10× 10^{4 (}при освоении);

0, 76× 10⁴ (в период ввода в эксплуатацию);

0, 95× 10^{4 (}при окончании эксплуатации);

испытательной жидкости q _Ж, Н/м³ 1, 0 × 10⁴;

бурового раствора q _Р, Н/м³ 1, 08 × 10⁴;

пластовой воды q _ГС, Н/м³ 1, 01 × 10⁴.

Расстояние от устья скважины:

до башмака предыдущей колонны L ₀, м 600 (650);

до уровня цементного раствора h, м 400 (440);

до уровня жидкости в колонне H, м:

при испытании на герметичность 2250 (2442);

при освоении скважины 1835 (2062);

при окончании эксплуатации 2590 (2865).

Эксплуатационный объект залегает на глубине 2760 (3035) - 2770 (3045) м. На глубине S₁=2770 (3045) м пластовое давление составляет Р_{ПЛ S1}=27, 9 МПа.

На глубине 2800 - 2825 (3075 - 3100) находится проницаемый пласт. На глубине S₂= L =2825 (3100) давление составляет Р_{ПЛ S2}= 28, 5 МПа.

Коэффициент запаса прочности:

на наружное избыточное давление n₁ 1, 2;

на внутреннее избыточное давление n₂ 1, 15;

на растяжение n₃ 1, 3;

на растяжение в клиновом захвате n₄ 1, 25;

на растяжение для обсадных труб с учетом искривления ствола n₃^l 1, 3.

Учитывая тот факт, что профиль проектируемой скважины наклонно направленный, то расчет наружного и внутреннего давления производится, как для вертикальных скважин, при этом расчетные данные определяются как проекции глубин по стволу на вертикальную плоскость. Для построения эпюр давлений на вертикальной оси откладывают значения глубин по стволу скважины, а на горизонтальной оси откладывают расчетные давления для этих точек, рассчитанные для вертикальной проекции [12].

Рассчитываем внутренние давления для обсадной колонны.

а). Определяется внутреннее давление в период ввода скважины в эксплуатацию.

Внутреннее давление определяется по формуле:

Рвz = P_{ПЛ L} - 10⁶ × q _В × (L - Z) при 0≤ Z≤ L, (2.70)

где Рвz - внутреннее давление на глубине Z, МПа;

P_{ПЛ L} - пластовое давление на глубине L, МПа;

Z- глубина положения точки для которой определяется внутреннее давление, м.

При Z =0: Рву = 28, 5 - 10^-6 × 0, 76 × 10⁴ × (2825 - 0) =7, 03 МПа;

при Z =2850: Р_BL = 28, 5 - 10^-6 × 0, 76 × 10⁴ × (2825 - 2825) =28, 5 МПа;

б). Определяется внутреннее давление по окончании эксплуатации.

Р_BZ=0 при 0≤ Z≤ Н.

Р_BZ=10^-6 × q _В × (Z - H) при H≤ Z≤ L, (2.71)

При Z=H=2590: P_BH=0.

При Z=L=2850: P_BL=10^-6 × 0, 76 × 10⁴ × (2825 - 2590) =1, 02 МПа.

Строятся эпюры внутренних давлений АВС и ДЕ соответственно рассчитанным значениям. Эпюра внутренних давлений изображена на рис.2.3

Рассчитывается наружные давления для обсадной колонны.

а). Находится наружное давление в не зацементированной зоне по формуле:

Р_НZ=10^-6 × q _Р × Z при 0≤ Z≤ h, (2.72)

где Р_{НZ -} наружное давление на глубине Z, МПа;

Z- глубина положения точки для которой определяется наружное давление, м.

При Z=0: Р_НZ=0.

При Z=h=400м: Р_Hh=10^-6 × 1, 08 × 10⁴ × 400=4, 32МПа.

б). Находится наружное давление в зацементированной зоне по формуле:

в интервале, закрепленном предыдущей колонной:

Р_НZ=10^-6 × h × q _Р+10^-6 × h × q _ГС × (Z - h) при h ≤ Z≤ L₀, (2.73)

При Z=h=400м: Р_Hh=10^-6 × 1, 08 × 10⁴ × 400+10^-6 × 1, 01 × 10⁴ × (400 - 400) =4, 32 МПа.

При Z=L₀=600м: Р_HL0 =10^-6× 1, 08× 10⁴ × 400+10^-6× 1, 01× 10⁴× (600 - 400) =6, 34МПа.

в интервале открытого ствола с учетом пластового давления по формулам:

Р_НZ= Р_HL0+ ((Р_ПЛS1-P_HL0) / (S₁-L₀)) × (Z - L₀) при L₀ ≤ Z≤ S₁, (2.74)

Р_НZ= Р_ПЛS1+ ((Р_ПЛS1-P_HL0) / (L - S₁)) × (Z - S₁) при S₁ ≤ Z≤ L, (2.75)

Р_{HL0 -} наружное давление на глубине L_0, МПа;

Р_{ПЛS1 -} наружное давление на глубине S₁, МПа;

По формуле (2.74):

При Z=L₀=600м: Р_HL0 =6, 34 МПа;

При Z= S₁=2770м: Р_HS1 =27, 9 МПа;

По формуле (2.75):

При Z= S₁=2390м: Р_HS1 =27, 9 МПа;

При Z=L=2850м: Р_HL =28, 5 МПа.

в). Находится наружное давление с учетом давления составного столба тампонажного и бурового растворов по всей длине скважины на момент окончания цементирования по формуле

Р_НZ=10^-6 × q × Z при 0 ≤ Z≤ h. (2.76)

При Z=0: Р_НZ=0.

При Z=h=400м: Р_Hh=10^-6× 1, 08 × 10⁴ × 400=4, 32 МПа.

Р_НZ=10^-6 × (h × q _Р+q _Ц× (Z - h) при h ≤ Z≤ L. (2.77)

При Z=h=400м: Р_Hh=10^-6 × (1, 08 × 10⁴ × 400+1, 83 × 10⁴ × (400 - 400)) =4, 32 МПа.

При Z=L=2825м: Р_Hh=10^-6× (1, 08 × 10⁴ × 400+1, 83 × 10⁴ × (2825 - 400)) =49 МПа.

Строится эпюра наружных давлений ABCDE и ABF соответственно расчетным значениям. Эпюра наружных давлений изображена на рис.2.4

Рассчитывается избыточное наружное давление для обсадной колонны.

а) Определяется избыточное наружное давление на момент окончания цементирования по формулам:

1.12.2.1 =10^-6 × q _Р × Z при 0 ≤ Z≤ h. (2.78)

При Z=0: Р_НZ=0.

При Z=h=400м: Р_HИh=10^-6 × 1, 08 × 10⁴ × 400=0 МПа.

Р_НИZ=10^-6 × ((q _Ц - q _Р) × Z - (q _Ц - q _Р) × h) при h ≤ Z≤ L. (2.79)

При Z= L=2825м: Р_НИZ=10^-6 × ((1, 83 × 10^{4 -} 1, 08 × 10⁴) × 2825 - (1, 83 × 10⁴ - 1, 08 × 10⁴) × 400) =18, 1 МПа.

б) Определяется избыточное наружное давление для процесса испытания колонны на герметичность снижением уровня:

в незацементированной зоне по формуле:

Р_НИZ=10^-6 × q _Р × Z при 0 ≤ Z≤ h. (2.80)

При Z=0: Р_НИZ=0.

При Z=h=400м: Р_HИh=10^-6 × 1, 08 × 10⁴ × 400=4, 32МПа.

в зацементированной зоне по формуле:

Р_НИZ= Р_НZ - 10^-6 × q _В × (Z - Н) при Н ≤ Z≤ L. (2.81)

При Z=L₀=600м: Р_HИL0 = Р_HL0=6, 34 МПа;

При Z= S₁=2770м: Р_HИS1 =27, 9-10^-6 × 1, 0× 10⁴ × (2770 - 2250) =22, 7 МПа;

в) Определяется избыточное наружное давление при освоении скважины:

в незацементированной зоне по формуле (2.80):

При Z=0: Р_НИZ=0.

При Z=h=400м: Р_HИh=10^-6× 1, 08 × 10⁴ × 400=4, 32 МПа.

в зацементированной зоне по формуле (2.81):

При Z=L₀=600м: Р_HИL0 = Р_HL0=6, 34 МПа.

При Z= S₁=2770м: Р_HИS1 =27, 9-10^-6 × 1, 0× 10⁴ × (2770 - 1830) =18, 55 МПа.

При Z=L=2825м: Р_HИL =28, 5-10^-6 × 1, 0× 10⁴ × (2825 -1830) =18, 6 МПа.

г) Определяется избыточное наружное давление по окончании эксплуатации скважины:

в незацементированной зоне по формуле (2.80):

При Z=0: Р_НИZ=0.

При Z=h=400м: Р_HИh=10^-6 × 1, 08 × 10⁴ × 400=4, 32МПа.

в зацементированной зоне по формуле (2.81):

При Z=L₀=600м: Р_HИL0 = Р_HL0=6, 34 МПа.

При Z= S₁=2770м: Р_HИS1 =27, 9-10^-6 × 0, 95× 10⁴ × (2770 - 2590) =26, 2 МПа.

При Z= 2825м: Р_HИZ =28, 5-10^-6 × 0, 95× 10⁴ × (2825 - 2590) =26, 3 МПа, при Р_HZ=Р_ПЛZ.

При Z= 2770м: Р_HИZ =28-10^-6 × 0, 95× 10⁴ × (2770 - 2590) =26, 2 МПа, при Р_HZ= =10^-6× q_ГС× Z.

При Z=L=2850м: Р_HИL =28, 7-10^-6 × 0, 95× 10⁴ × (2825 -2590) =26, 3 МПа, при Р_HL=10^-6× q_ГС× L.

Эпюры наружных избыточных давлений строятся для периодов, когда наружные избыточные давления достигают максимальных значений (испытание колонны на герметичность снижением уровня и период окончания эксплуатации скважины).

Строятся эпюры ABCDE ABCD^IGG^IF соответственно рассчитанным значениям наружных избыточных давлений для периодов испытания колонны на герметичность снижением уровня и конца эксплуатации скважины, рис.2.5

Рассчитывается избыточное внутреннее давление при испытании обсадной колонны на герметичность снижением уровня в один прием без пакера.

а). В незацементированной зоне внутреннее избыточное давление определяется по формуле:

Р_ВИZ= Р_{ОП -} 10^-6 × (q _{Р -} q _Ж) × Z при 0 ≤ Z≤ h, (2.82)

где Р_ОП - минимальное давление опрессовки, МПа (Р_ОП =12, 5 МПа (см. табл.2.1 [12]).

При Z=0: Р_ВИZ=12, 5 МПа.

При Z=h=400м: Р_ВИh=12, 5 - 10^-6 × (1, 08 - 1, 0) × 10⁴ × 400=12, 18 МПа.

б). В зацементированной зоне внутреннее избыточное давление определяется по формуле:

Р_ВИZ= Р_ОП + 10^-6 × q _Ж × Z - Р_РЛZ при 0 ≤ Z≤ h. (2.83)

При Z=L₀=600 м: Р_ВИL0=12, 5+10^-6× 1, 0 × 10⁴× 600 - 6, 34=12, 16 МПа.

При Z= S₁=2770 м: Р_ВИS1 =12, 5+10^-6× 1, 0 × 10⁴× 2770 - 27, 9=12, 3 МПа.

При Z=L=2825м: Р_ВИL =12, 5+10^-6× 1, 0 × 10⁴× 2825 - 28, 5=12, 25 МПа.

Строится эпюра внутренних избыточных давлений ABCDE рис.2.6

Конструкция обсадной колонны характеризуется: типом труб (их соединений), наружным диаметром обсадных труб, толщиной стенок, а также материалом труб (группой прочности).

Сконструированная колонна должна обеспечить прочность на расчетные виды нагрузок во всех сечениях и в тоже время обладать минимальной, экономически целесообразной материалоемкостью для данных условий.

Диаметр колонны был определен ранее и составляет 146 мм.

Для комплектования обсадной колонны диаметром 146 мм принимаются обсадные трубы муфтового соединения с резьбой трапециидального профиля типа ОТТМ по ГОСТ 632 - 80 исполнения " А", группа прочности стали - " Е".

Основные прочностные характеристики для принятых труб по справочным данным приведены в табл.2.13.

В данном случае профиль ствола скважины - наклонно направленный, поэтому следует учитывать влияние изгиба ствола скважины в зависимости от интенсивности искривления.

Проводится анализ прочностных характеристик: в данном случае даже наименьшая толщина стенки труб должна обеспечить условие:

n₂=Р_ВИ /Р_ВИО, (2.84)

где n₂ - коэффициент запаса прочности на внутреннее избыточное давление;

Р_ВИО - наибольшее внутреннее избыточное давление, МПа;

Р_{ВИ -} внутреннее избыточное давление при котором напряжение в теле трубы достигают предела текучести, для меньшей толщины стенки, МПа.

n₂=42, 9 /12, 5=3, 4> 1, 15, что допустимо [12].

На основании этого в дальнейшем проверку секций на внутреннее избыточное давление не производится.

Определяются параметры секций по действию наружных давлений, начиная с первой секции.

Расчет параметров секций обсадной колонны проводим для процесса, когда наружное избыточное давление достигает максимальных значений. Согласно рис.2.5 наружные избыточные давления на забое скважины достигают значения Р_НИL=26, 3 МПа. Толщина стенки труб 1-ой секции должна обеспечить такую прочность на наружное избыточное давление, которое удовлетворяет условию:

Р^I_НИL≥ P_HИL × n₁, (2.85)

Таблица 2.13. Основные характеристики для обсадных труб

Р^I_НИL≥ 26, 3× 1, 2=31, 56 МПа.

По табл.2.13. видно, что этому давлению соответствует трубы с толщиной стенки 7, 7 мм, для которых Р¹_КР=34, 2 МПа.

Длина 1-ой секции l₁=110 м (60 м плюс 50 м выше кровли эксплуатационного объекта). Вес ее определяется по формуле:

Q _i=q _i × l _i, (2.86)

где Q _i - вес соответствующей i-ой секции, кН;

q _i - вес 1м трубы соответствующей i-ой секции, кН;

l _i - длина соответствующей i-ой секции, кН.

Q ₁=0, 265 × 110 =29, 1 кН.

По эпюре (рис.2.5) находится давление Р_НИZ на уровне верхнего конца 1-ой секции на глубине 2990 м Р_НИZ=25, 9 МПа. Следующая секция имеет толщину 7, 0 мм для которых Р¹_КР =27, 7 МПа. Определяется значения Р_КР2 для труб второй секции. Из условий двухосного напряжения с учетом растягивающих нагрузок от веса 1-ой секции по формуле:

P^I_КРi+1= P_КРi+1× (1-0, 3× (Q _i/Q _i+1)) МПа, (2.87)

где Q _i - вес предыдущей секции, кН;

Q _i+1 - растягивающая нагрузка при которой напряжения в теле трубы достигают предела текучести для определяемой секции, кН;

P_КРi+1 - наружное избыточное давление на глубине установки определяемой секции, МПа.

P^I_КР2 = 27, 7× (1-0, 3× (29, 1/983)) =27, 45 МПа.

Глубина спуска 2-ой секции принимается равной 2990 м.

Толщина стенки труб 2-ой секции принимается 7, 0 мм. Так как наружные избыточные давления к устью продолжают уменьшаться, то трубы с данной толщиной стенки их выдержат. Дальнейший расчет проводится из условия прочности на страгивающие нагрузки в резьбовом соединении. Длина секции определяется по формуле:

li= ([P] - ∑ Q_i-1) /q_i м, (2.88)

q_i - вес 1 м труб искомой секции, кН;

∑ Q_i-1 - общий вес предыдущих секций, кН;

[P] - допустимая нагрузка на растяжение, кН.

Допустимая нагрузка на растяжение определяется по формуле:

[P] =Р_СТ/n^I₃ кН, (2.89)

где Р_СТ - страгивающая нагрузка для соединений труб соответствующей секции, кН.

[P] =1019/1, 3= 783, 8 кН.

Длина 2-ой секции определяется по формуле (2.88):

l₂= (783, 8-29, 1) /0, 243=3105 м

Принимается длина 2-ой секции 2990. Тогда вес 2-ой секции по (2.86):

Q^I₂=2990 × 0, 243=726, 6 кН.

Вес 2-х секций составит

∑ Q^I= 29, 1+726, 6=755, 7 кН.

Сводные данные о конструкции обсадной колонны приведены в табл.2.14.

Таблица 2.14 Сводные данные о конструкции обсадной колонн

2.12 Расчёт параметров цементирования

Расчёт параметров цементирования производится по методике изложенной в методическом пособии " Расчёт параметров цементирования обсадных колонн" под редакцией Редутиннског Л. С [13].

Обосновывается способ цементирования.

Под способом цементирования понимается схема доставки тампонажной смеси в затрубное пространство. Поэтому признаку выделяют несколько способов цементирования обсадных колонн: прямой одноступенчатый, прямой двухступенчатый, манжетный, обратный, цементирование " хвостовиков" и секций.

Среди перечисленных способов цементирования наилучшей технологичностью обладает способ прямого одноступенчатого цементирования, к тому же при этом способе можно получить наиболее высокое качество разобщения. Поэтому способ одноступенчатого цементирования всегда предпочтительнее других способов, если применение последних не вызывается необходимостью по горнотехническим условиям.

Способ прямого двухступенчатого цементирования целесообразно использовать:

При наличии зон поглощений в нижележащих пластах.

При наличии резко различающихся температур в зоне подъема цементного раствора, вызывающих быстрое его схватывание в нижней части.

В случае невозможности одновременного вызова на буровую большого числа цементировочных агрегатов.

Использование двухступенчатого цементирования позволяет значительно снизить давление на горные породы и предотвратить их гидроразрыв.

Манжетное цементирование применяют на месторождениях с низким пластовым давлением или сильно дренированных, подверженных гидроразрыву пластов. При данном способе исключается загрязнение продуктивного горизонта, находящегося ниже спецмуфты, тампонажной смесью.

При обратном цементировании ускоряется процесс доставки тампонажной смеси в затрубное пространство и снижается давление на горные породы. Этот способ находит широкое применение при цементировании обсадных колонн, перекрывающих пласты большой мощности, подверженные гидроразрыву при небольших перепадах давления, а также рекомендуется для заливки колонн небольшой глубины.

Необходимость в цементировании " хвостовиков" или секций обсадных колонн возникает, если в конструкции скважины предусмотрен спуск колонны в виде " хвостовиков" или секций [2].

Выбираем простейший, наиболее технологичный и распространенный на данном месторождении и в Западной Сибири способ прямого цементирования, который предполагает доставку тампонажной смеси в затрубное пространство через башмак обсадной колонны.

Проведем расчет для определения возможности одноступенчатого цементирования [15]. Такая возможность определяется из условия гидроразрыва пород и минимально возможного удельного веса гельцементного раствора, то есть, возможность регулирования удельного веса гельцементного раствора лежит в пределах:

q _ГЦ^МИН < q_ГЦ < q_ГЦ^МАКС, (2.90)

где q _ГЦ^МИН - минимально возможный удельный вес гельцементного раствора Н/м^3, q_ГЦ^{МАКС -} максимально возможный удельный вес гельцементного раствора, при которой ещё не произойдет гидроразрыв пород Н/м^3.

Облегченный гельцементный раствор применяется для снижения гидростатического давления на горные породы. Практикой установлено, что достаточно удовлетворительные свойства цементного камня получаются при облегчении гельцементного раствора до удельного веса q _ГЦ^МИН=1, 32× 10⁴ Н/м^3.

Максимальный удельный вес гельцементного раствора, при которой ещё не произойдет гидроразрыв пород, определяется из выражения:

q_ГЦ^МАКС = (L× q_СР - h_БР× q_БР - h_ЦР× q_ЦР) /h_ГЦ Н/м³, (2.91)

где q_СР - допустимое средневзвешенное значение удельного веса жидкости за колонной, Н/м³;

h_БР - расстояние от устья скважины до уровня тампонажной смеси в затрубном пространстве, м;

h_{ГЦ -} высота столба гельцементного раствора, м;

h_ЦР - высота столба чистого цементного раствора, м; принимается - 550 м;

q_БР - удельный вес чистого цементного раствора из портландцемента и может быть принят 1, 83× 10⁴ Н/м³.

Допустимое средневзвешенное значение удельного веса жидкости за колонной определяется из выражения:

q_СР=Р_ГР/ (L× [1+λ _ЗП× (V_ЗП) ²/2× g× (D_Д - D) × К_К]) Н/м³, (2.92)

где Р_ГР - давление гидроразрыва пород в призабойной зоне, МПа; λ _ЗП - безразмерный коэффициент гидравлических сопротивлений в кольцевом пространстве; V_ЗП - скорость движения потока в затрубном пространстве, м/с; D_C - диаметр скважины, м; D - наружный диаметр обсадных колонн, м; К_К - коэффициент кавернозности. По формуле (2.92) получится:

q_СР=52, 18 / (3105× [1+0, 035 × 1, 5²/2× 9, 8 × (0, 2159 -0, 146) × 1, 7]) =1, 68× 10⁴ Н/м^3.

Таким образом, из выражения (2.91) получается:

q_ГЦ^МАКС = (3105× 1, 68× 10⁴ - 450× 1, 08× 10⁴ - 320× 1, 83× 10⁴) /2155=1, 92× 10⁴ Н/м^3.

Так как q_ГЦ^МАКC> q_ГЦ^МИН, то цементирование обсадной колонны в одну ступень возможно. При этом значение удельного веса гельцементного раствора может быть принято по условию (2.90) в пределах 1, 32…1, 92× 10⁴ Н/м³.

Рассчитывается объем буферной и продавочной жидкостей и тампонажной смеси.

Объем тампонажной смеси определяется объемом затрубного пространства, подлежащего цементированию, и объемом цементного стакана.

V_ТС=V_ЗП+V_СТ м³, (2.93)

где V_ЗП - объемом затрубного пространства, м³; V_СТ - объемом цементного стакана, м³. При цементировании затрубного пространства часто используется тампонажная смесь разного состава. В частности, интервал эксплуатационного объекта цементируют чистым цементным раствором, а вышележащий интервал - облегченной тампонажной смесью (гельцементом).

Тогда:

V_ЗП= V^ЗП_ЦР+V_ГЦ м³, (2.94)

где V^ЗП_ЦР - объем цементного раствора в затрубном пространстве, м³; V_ГЦ - объем гельцементного раствора, м³. Объем цементного раствора в затрубном пространстве составит:

V^ЗП_ЦР=p/4× (D_Д² - D²) × К_К × h_ЦР м³, (2.95)

где D - наружный диаметр обсадной колонны, м;

h_ЦР - высота столба цементного раствора, м.

V^ЗП_ЦР=3, 14/4× (0, 2159² - 0, 146²) × 1, 1 × 320 =7 м³.

Интервал гельцементного раствора располагается одной частью в необсаженном стволе, а другой в обсаженном. Поэтому объем гельцементного раствора определяется по выражению:

V_ГЦ=p/4× [ (D_Д² - D²) × К_К× h^С_ГЦ + (D_В² - D²) × h^О_ГЦ] м³, (2.96)

где h^С_ГЦ - высота столба гельцемента в необсаженном стволе, м;

h^О_{ГЦ -} высота столба гельцемента в обсаженном стволе, м;

D_В - внутренний диаметр предыдущей колонны, м.

По данным кавернограмм коэффициент кавернозности в интервале: 650 - 2785м К=1, 7.

V_ГЦ=3, 14/4× [ (0, 2159² - 0, 146²) × 1, 7 × 2135 + (0, 2169² - 0, 146²) × 200] =77, 2 м³.

Объем цементного стакана определяется внутренним объемом обсадной колонны в интервале от башмака до кольца " стоп" и находится по формуле:

V_CT=p/4× d_В²× h _CT м³, (2.97)

где d_В - внутренний диаметр обсадной колонны, м;

h_CT - высота цементного стакана, м.

Ориентировочную высоту цементного стакана принимается равной 30 м, исходя из условия 10 м на каждые 1000 м ствола скважины.

V_CT=3, 14/4× 0, 1306² × 30 =0, 4 м³.

Общий объем цементного раствора составит:

V_ЦР = V^ЗП_ЦР + V_CT м³. (2.98)

V_ЦР = 7+ 0, 4=7, 4 м³.

Общий объем тампонажной смеси:

V_ТС = V_ЦР + V_ГЦ м³. (2.99)

V_ТС = 7, 4+77, 2= 84, 6 м³.

Рассчитывается удельный вес тампонажной смеси.

Компонентами чистого цементного раствора являются цемент и вода. В качестве цемента, согласно ГОСТ 1581-96 " Портландцементы тампонажные. Технические условия" используем портландцемент тампонажный бездобавочный для умеренных температур марки ПЦТ I - 100, так как облегчающих добавок не требуется, а температура на забое скважины составляет 94⁰С. Удельный вес цемента равен 3, 12× 10⁴Н/м³. В качестве жидкости затворения используем техническую воду, удельный вес которой 1, 0× 10⁴Н/м³. Весовое отношение воды к цементу в растворе описывает водоцементное отношение m=0, 5 [13, стр.14].

Исходная формула для расчета удельного веса цементного раствора:

q_ЦР= ((1+m) × q_Ц× q_В) / (q_В+m× q_Ц) Н/м³, (2.100)

где q_Ц - удельный вес цемента, Н/м³;

q_Ц - удельный вес технической воды, Н/м³.

По формуле (2.13.11) находим:

q_ЦР= ((1+0, 5) × 3, 12 × 10⁴× 1, 0 × 10⁴) / (1, 0 × 10⁴+0, 5× 3, 12 × 10⁴) =1, 82× 10⁴ Н/м³.

Компонентами гельцементного раствора являются цемент, вода, наполнитель (глинопорошок) и наполнитель (при необходимости). В качестве цемента используем портландцемент тампонажный ПЦТ I - 100, с удельным весом 3, 12× 10⁴Н/м³, в качестве жидкости затворения используем техническую воду, удельный вес которой 1, 0× 10⁴Н/м³. В роли наполнителя используем бентонитовый порошок с удельным весом 2, 8 × 10⁴Н/м³.

Ранее было определено, что значение удельного веса гельцементного раствора находится в приделах 1, 32…1, 92 × 10⁴Н/м³. По табл.3.2.1 [13, стр.17] выбирается удельный вес гельцементного раствора равной 1, 53× 10⁴Н/м³ и принимается значение глиноцементного отношения равным 0, 33.

Водоцементное отношение находим по формуле:

М = 0, 5+2, 2 Б, (2.101)

где М - водоцементное отношение;

Б - глиноцементное отношение.

М = 0, 5+2, 2 × 0, 33=1, 23.

Окончательное значение удельного веса гельцементного раствора рассчитываем по формуле:

q_ГЦ= (М+1+Б) / (М/q_В+1/q_Ц +Б/q_Н) Н/м³, (2.102)

где q_{Н -} удельный вес наполнителя.

Таким образом получаем:

q_ГЦ= (1, 23+1+0, 33) / (1, 23/1× 10⁴+1/3, 12 × 10⁴ +0, 33/2, 8 × 10⁴) =1, 53× 10⁴ Н/м^3.

Определяется потребное количество составных компонентов для тампонажной смеси.

Для чистого цементного раствора необходимо найти количество цемента и воды. При принятом водоцементном отношении m количество цемента определяется следующим образом. В одном кубометре цементного раствора содержится цемента - r_Ц; воды - m × r_Ц, удельный вес 1 м³ раствора составляет - q_Р. Тогда расход цемента на 1 м³ раствора составит:

r_Ц = q _ЦР / (1+m), т/м³. (2.103)

r_Ц = 3, 12× 10⁴/ (1+0, 5) =2, 08 т/м³.

Расход воды на 1 м³ раствора составит:

r_В =m × r_Ц т/м³. (2.104), r_В =0, 5 × 2, 08=1, 04 т/м³.

Потребное количество цемента для приготовления всего объема цементного раствора определяется по формуле:

G_Ц^I =V_ЦР× r_Ц × K т. (2.105)

Где К - коэффициент неизбежных потерь цемента при затворении, принимается 1, 05.

G_Ц^I=7, 4× 2, 08 × 1, 05= 16 т.

Потребное количество воды для приготовления всего объема цементного раствора определяется по формуле:

G_В^I = m × G_Ц^I т. (2.106)

G_В^I= 0, 5 × 16=8 т.

Для гельцементного раствора необходимо найти количество воды, цемента и наполнителя (глинопорошка). При принятых значениях водоцементного и глиноцементного отношений находим количество цемента. В одном кубометре раствора содержится: цемента - r_Ц; воды - М × r_Ц; глинопорошка - Б× r_Ц.

Расход цемента на 1 м³ раствора составит:

r_Ц = q_ГЦ/ (1+М+Б) т/м³. (2.107)

r_Ц = 1, 53× 10⁴/ (1+1, 23 +0, 33) =0, 598 т/м³.

Расход воды на 1 м³ раствора составит:

r_В = М × r_Ц т/м³. (2.108)

r_В =1, 23 × 0, 598 = 0, 736т/м³.

Расход глинопорошка на 1 м³ раствора составит:

r_Н =Б · r_Ц т/м³. (2.109)

r_Н =0, 33 × 0, 598 = 0, 197 т/м³.

Общее количество цемента определяется как:

G_Ц^II=V_ГЦ× r_Ц × K т. (2.110)

G_Ц^II =77, 2× 0, 598 × 1, 05=48, 5 т.

Общее количество воды определяется как:

G_В^II =М× G_Ц т. (2.111)

G_В^II=1, 23× 48, 5= 60 т.

Общее количество наполнителя определяется как:

G_Н = Б × G_Ц^II т. (2.112)

G_Н = 0, 33 × 48, 5=16 т.

На весь объем цементирования скважины суммарное количество цемента составит:

∑ G_Ц =G_Ц^I +G_Ц^II т. (2.113)

∑ G_Ц = 16 + 48, 5 = 64, 5 т.

Суммарное количество сухого порошка (цемента и наполнителя) составит:

∑ G = ∑ G_Ц + G_Н т. (2.114)

∑ G = 64, 5+16=80, 5 т.

Рассчитывается объем продавочной жидкости.

Продавочная жидкость служит для вытеснения тампонажной смеси из обсадной колонны в затрубное пространство с помощью продавочной пробки.

В качестве продавочной жидкости используется буровой раствор, объем которого определяется по формуле:

V_ПЖ = (∑ (p× d _I²/4× l _I)) × K^I м³, (2.115)

где d_I - внутренний диаметр соответствующей секции обсадной колонны;

l _I - длина соответствующей секции (без учета цементного стакана);

К^I - коэффициент, учитывающий сжатие пузырьков воздуха в продавочной жидкости и деформацию обсадной колонны (К^I= 1, 03).

V_ПЖ = ((3, 14× 0, 1306²/4× 110) + (3, 14× 0, 132²/4× 2990)) × 1, 03=43, 2 м³.

Определяем тип и объем буферной жидкости.

Буферная жидкость закачивается в обсадную колонну перед тампонажной смесью и выполняет следующие функции:

Отделяет в затрубном пространстве тампонажную смесь от вышерасположенного бурового раствора, что препятствует их смешению. В противном случае при смешивании тампонажного и бурового растворов часто образуется трудно прокачиваемая смесь.

Очищает стенки скважины от глинистой корки, что в дальнейшем улучшает контакт цементного камня с породой.

Облегчает процесс вытеснения бурового раствора, обеспечивая большую степень замещения бурового раствора цементным.

Применение буферных жидкостей значительно повышает качество цементирования.

В качестве буферной жидкости используется двухпроцентный водный раствор триполифосфата натрия, удельный вес буферной жидкости составит 1, 0× 10⁴Н/м³.

Объем буферной жидкости должен обеспечить выполнение вышеперечисленных функций. Практикой установлено, что минимально необходимая высота столба буферной жидкости в затрубном пространстве должна ориентировочно составлять 100 м на каждые 1000 м цементируемого интервала. Тогда минимальный объем буферной жидкости составит:

V_БЖ^МИН=p/4× (D_Д² - D²) × K × h_БЖ^МИН м³. (2.116)

где h_БЖ^МИН -минимально необходимая высота столба буферной жидкости, м.

V_БЖ^МИН=3, 14/4× (0, 2159² - 0, 146²) × 1, 7 × 3100/100=1, 05 м³

Так как q_БР > q_БЖ, то с увеличением столба буферной жидкости снижается гидростатическое давление и может произойти выброс. Поэтому находится максимальное количество закачиваемой в скважину буферной жидкости из условия отсутствия выброса:

V_БЖ^МАКС=p/4× (D_Д² - D²) × K × h_БЖ^МИАКС м³, (2.117)

где h_БЖ^МАКС - максимальная высота столба буферной жидкости в затрубном пространстве, м. Максимальная высота столба буферной жидкости в затрубном пространстве находится по формуле:

h _БЖ^МАКС = (10^-6× Н× q_БР - P_ПЛ) / (10^-6× (q_БР -q_БЖ) м. (2.118)

h_БЖ^МАКС= (10^-6× 2825× 1, 08× 10⁴ - 28, 5) / (10^-6× (1, 08× 10⁴ - 1, 0× 10⁴) =2512 м.

По формуле (2.117) находится максимальный объем закачиваемой в затрубное пространство буферной жидкости:

V_БЖ^МАКС=3, 14/4× (0, 2159² - 0, 146²) × 1, 7 × 2512=87м³.

Номинальный объем буферной жидкости должен находится в пределах между минимальным и максимальным значениями:

V_БЖ^МИН< V_БЖ< V_БЖ^МАКС м^{3. (}2.119)

Ориентировочно номинальный объем буферной жидкости может быть найден из выражения:

V_БЖ =p/4× (D_Д² - D²) × K× h_БЖ м^{3. (}2.120)

где h_БЖ - высота столба буферной жидкости и находится по выражению:

h_БЖ = V× t м, (2.121)

где V-скорость восходящего потока равная 2 м/с;

t - время контакта буферной жидкости со стенками скважин равное 600 секунд.

Тогда по формулам (2.121) и (2.120):

h_БЖ = 2× 600=1800м

V_БЖ =3, 14/4× (0, 2159² - 0, 146²) × 1, 7 × 1800=61 м³

По условию (2.119)

1, 05 < 61< 87, м^3.

Так как условие (2.119) выполняется, то принимается объем буферной жидкости равным 61 м³.

Выбирается тип и количество цементировочного оборудования.

При цементировании обсадных колонн в качестве основных технических средств используются цементировочные агрегаты, предназначенные для доставки тампонажной смеси в затрубное пространство, и смесительные машины для ее приготовления. В качестве дополнительных средств используются станции контроля цементирования СКУПЦ - К, блок манифольдов, в зимнее время так же используются парогенераторная установка. Их характеристики представлены ниже [14].

Установка блока манифольдов УМК - 70К:

Максимальное давление, МПа:

в напорном коллекторе 70;

в раздающем коллекторе 2, 5.

Количество отводов:

на напорном коллекторе 6;

на раздающем коллекторе 8;

на отходящих к устьевой головке 2.

Номинальный диаметр отводов, мм 50.

Гидроманипулятор, подъемный момент, кН·м 75.

Масса, кг 16600.

Парогенирирующая установка МПУ - 05/07:

На базе автомобиля КамАЗ - 43101 и Урал - 4320.

Производительность по пару, кг/час 500.

Температура пара, ⁰ С 170.

Давление пара, МПа 0, 7.

Габаритные размеры, мм 8270х2500х3500.

Масса не более, кг 15100.

Определяем тип цементировочного агрегата.

Цементировочный агрегат должен обеспечить следующее давление:

Р_ЦА ≥ Р_ЦГ/0, 8 МПа, (2.122)

где Р_ЦА - давление, развиваемое цементировочным агрегатом, МПа;

Р_ЦГ - максимальное давление на цементировочной головке, равное гидравлическим сопротивлениям при цементировании обсадной колонны, МПа.

Максимальное давление на цементировочной головке можно записать в виде выражения:

Р_ЦГ =DР_ГС +Р_ГД+Р_СТ МПа, (2.123)

где DР_ГС - гидростатическое давление, возникающее из-за разности плотностей жидкости внутри колонны и затрубном пространстве, МПа;

Р_ГД - давление, необходимое для преодоления гидродинамических сопротивлений при движении жидкости внутри колонны и затрубном пространстве, МПа;

Р_СТ - дополнительное давление, возникающее при посадке продавочной пробки на кольцо " стоп" (Р_СТ=2, 0 МПа).

Разность давлений от составного столба жидкости за колонной Р_ГС^ЗП и внутри колонны Р_ГС^ТР равна гидростатическому давлению DР_ГС:

DР_ГС =10^-6× (3105-450-30) × (1, 53× 10⁴ - 1, 08× 10⁴) =11, 6 МПа

DР_ГС = Р_ГС^ЗП - Р_ГС^ТР =10^-6× (L-h_БР-h_СТ) × (q_ТС-q_БР) МПа. (2.124)

Гидродинамические сопротивления Р_ГД определяется суммой сопротивлений при движении жидкости внутри обсадной колонны и в затрубном пространстве:

Р_ГД =Р_ГД^ТР+ Р_ГД^ЗП МПа, (2.125)

где Р_ГД^ТР - гидродинамические сопротивления при движении жидкости внутри обсадной колонны, МПа;

Р_ГД^ЗП - гидродинамические сопротивления при движении жидкости в затрубном пространстве, МПа.

По формуле Дарси - Вейсбаха:

Р_ГД^ТР= 10^-6 × l_ТР× q_ТР × V_ТР²/ (2× g) × L/d МПа. (2.126)

Р_ГД^ЗП= 10^-6 × l_ЗП× q_ЗП × V_ЗП²/ (2× g) × L/ (D_Д-D) × K МПа, (2.127)

где l_ТР и l_ЗП - соответственно коэффициенты гидравлических сопротивлений в трубах и затрубном пространстве (l_ТР =0, 02; l_ЗП=0, 035);

q_ТР и q_ЗП - соответственно плотности прокачиваемой жидкости внутри колонны и в затрубном пространстве (q_ТР = q_БР; q_ЗП = q_СР), Н/м³;

V_ТР и V_ЗП - соответственно: скорости движения потока жидкости внутри труб и в затрубном пространстве (V_ЗП =1, 5 м/с), м/с;

S_ЗП и S_ТР - соответственно площади затрубного пространства и внутренней полости трубы, м²;

D_С, D, d - соответственно: диаметр скважины, наружный и внутренний обсадных труб.

Определяем скорость движения потока жидкости в затрубном пространстве по формуле:

V_ТР = V_ЗП × S_ЗП/S_ТР м/с. (2.128)

V_ТР = 1, 5× 0, 038/0, 014=4, 07 м/с.

Таким образом, по формулам (2.126) и (2.127):

Р_ГД^ТР= 10^-6 × 0, 02× 1, 08 × 10⁴ × 4, 08²/ (2× 9, 8) × 3105/0, 132=4, 3 МПа.

Р_ГД^ЗП= 10^-6 × 0, 035× 1, 36 × 10⁴ × 1, 5²/ (2× 9, 8) × 3105/ (0, 2159-0, 146) × 1, 7=1, 3 МПа.

По формуле (2.125):

Р_ГД=4, 3+1, 3=5, 6 МПа.

Таким образом, по формуле (2.123) определяется максимальное давление на цементировочной головке:

Р_ЦГ =11, 6 +5, 6+2, 0=19, 2 МПа.

Необходимое давление цементировочного агрегата определяется по условию (2.122):

Р_ЦА ≥ 19, 2/0, 8=24 МПа.

Такое давление обеспечит цементировочный агрегат АЦ - 32, который имеет следующие характеристики:

Полезная мощность, квт 108.

Насос поршневой цементировочный НПЦ - 32.

максимальное давление, МПа 32;

максимальная подача, л/с 23.

Насос водяной ЦНС - 38 - 154;

максимальное давление, МПа 15;

максимальная подача, л/с 10.

Двигатель привода водяного насоса ГАЗ - 52А.

Емкость мерного бака, м³ 6, 4.

Емкость бака для затворения цемента, м³ 0, 25.

Масса, кг 16610.

Рассчитывается количество цементировочных агрегатов.

Количество цементировочных агрегатов должно обеспечить необходимую производительность закачки и продавки тампонажной смеси. В свою очередь необходимая производительность цементирования задается из двух условий:

Из условия создания требуемой скорости восходящего потока в затрубном пространстве;

Из условия заданного времени цементирования.

Руководящие документы рекомендуют при цементировании эксплуатационных колонн скорость восходящего потока равную 1, 8…2, 0 м/с.

Чтобы обеспечить рекомендуемую скорость, суммарная производительность цементировочных агрегатов должна составлять:

∑ Q=S_ЗП× V_ВП м³/с, (2.129)

где S_ЗП - площадь затрубного пространства, м²;

V_{ВП -} скорость восходящего потока в затрубном пространстве, м/с.

∑ Q=0, 038× 1, 8=0, 0684м³/с

Требуемое число цементировочных агрегатов составит:

n_ЦА =∑ Q/q^IV+1 (2.130)

где q - производительность одного агрегата на скорости, при диаметре втулок, обеспечивающих необходимое давление, м³/с;

1 - резервный агрегат

n_ЦА =0, 0684/0, 0145+1=5, 7

Принимается число цементировочных агрегатов n_ЦА =6.

Исходя из условия заданного времени цементирования, находится потребная суммарная производительность цементировочных агрегатов:

∑ Q= (V_ТС +V_ПЖ) / (0, 75 × T_{Н. СХВ} - T_ДОП) м³/с, (2.131)

где V_ТС и V_ПЖ - объемы тампонажной смеси и продавочной жидкости соответственно, м³;

T_{Н. СХВ} - время от затворения тампонажной смеси до начала ее схватывания (для цемента ПЦТ I - 100 T_{Н. СХВ} =6300 с), с;

T_ДОП - дополнительное время, необходимое для вывода смесительной машины на рабочий режим и освобождение верхней продавочной пробки (T_ДОП=600с), с.

∑ Q= (84, 6+43, 2) / (0, 75× 6300 - 600) =0, 031 м³/с

По формуле (2.130) находится требуемое число цементировочных агрегатов:

n_ЦА =0, 031/0, 0145 +1=3, 07

Принимается число цементировочных агрегатов n_ЦА =4

Окончательное число цементировочных агрегатов принимается по наибольшему из полученных значений, то есть n_ЦА =6.

Выбираются смесительные машины.

Смесительные машины (агрегаты) предназначены для приготовления тампонажных смесей путем смешивания жидкости затворения и твердой фазы, транспортировки сухого порошка, а также могут быть использованы для приготовления глинистого раствора. Главными составными элементами смесительной машины являются бункер с загрузочным и подающим шнеками и гидросмесительная воронка.

Принимается цементосмесительная машина типа УС - 6 - 30, которая имеет следующие характеристики:

Транспортная грузоподъемность, т 18…20.

Вместимость бункера по сухому цементу, т 30.

Объем бункера, м³ 20.

По количеству необходимого сухого порошка, затариваемого в смесительные машины, их количество определяется из выражения:

n_см =∑ G/G₁, (2.132)

где ∑ G - суммарное количество сухого порошка, необходимого для проведения цементирования, т;

G₁ - грузоподъемность одной смесительной машины, т.

n_см =80, 5/20=4, 025

Принимаем n_см =5.

Расчетные данные, полученные в этом разделе, заносятся в паспорт крепления скважины.

Рассчитывается технологический режим цементирования скважины.

В процессе цементирования в различные периоды времени давление, необходимое для прокачивания жидкостей, не остается постоянным. Отсюда возникает задача расчета давлений на цементировочной головке для разных этапов цементирования и подбора развиваемых агрегатом давлений, то есть подбора скоростей работы агрегата на соответствующих этапах.

Работу цементировочных агрегатов на различных скоростях можно определить, построив график давлений на цементировочной головке в реальных значениях.

Так как объем тампонажной смеси больше внутреннего объема, то на графике выделяются три характерные точки А, Б, С, значения которых определяются в координатах " давление - объем" рис.2.7

Точка А соответствует началу закачки тампонажной смеси (закачка буферной жидкости в данном случае не учитывается). Координата " давление" будет соответствовать гидродинамическим сопротивлениям, то есть Р^А_ЦГ=Р_ГД=5, 6 МПа.

Точка Б означает, что обсадная колонна заполнена тампонажной смесью на весь объем. От сюда следует, что объем для точки Б равен внутреннему объему обсадной колонны V_Б =V_ВН =42, 4 м³. Давление в этой точке будет минимальным и равным:

Р^Б_ЦГ=Р_{ГД -} DР_ГС МПа (2.133)

Р^Б_ЦГ =5, 6 - 11, 6 = - 6 МПа.

Точка В соответствует концу продавки тампонажной смеси. Объем в этой точке равен суммарному объему закаченной тампонажной смеси и продавочной жидкости:

V_В =V_ТС+ V_ПЖ м^{3 (}2.134)

V_В =84, 6+43, 6 =127, 8 м³.

Давление в точке В соответствует максимальному давлению в конце продавки (без учета давления для получения сигнала " стоп"):

Р^В_ЦГ=Р_ГД+ DР_ГС МПа (2.135)

Р^В_ЦГ =5, 6+11, 6=17, 2 МПа.

Помимо характерных точек выделяются также и вспомогательные точки, характеризующие процесс цементирования с применением конкретного цементировочного оборудования и обусловленный исходными значениями.

Таких точек выделено пять: точка 1 соответствует началу работы одного агрегата на IV скорости по закачке в скважину чистого цементного раствора, точка 2 соответствует началу работы агрегатов на IV скорости по закачке продавочной жидкости, точка 3 соответствует началу работы агрегатов на III скорости по закачке продавочной жидкости, точка 4 соответствует началу работы агрегатов на II скорости по закачке продавочной жидкости, точка 5 соответствует началу работы одного агрегата на II скорости по продавке 2% от объема продавочной жидкости.

По графику определяем объемы тампонажной смеси и продавочной жидкости закачиваемые при разных режимах работы цементировочных агрегатов.

При цементировании скважины используем цементировочные агрегаты АЦ-32 с диаметром втулок поршневого цементировочного насоса НПЦ-32 равным 125 мм. Характеристика работы агрегата, имеющего втулки такого диаметра приведены в табл.2.15.

При расчете времени цементирования и времени начала схватывания тампонажной смеси необходимо соблюдение условия:

∑ T+ T_ДОП < 0, 75 × T_{Н. СХВ} сек, (2.136)

где ∑ T - время закачки тампонажной смеси и продавочной жидкости.

Время закачки порции тампонажной смеси на определенной скорости работы цементировочного агрегата определяется по формуле:

T_ТС=V_TC^IV/ (q^IV× n^IV) сек, (2.137)

где V_TC^IV - объем тампонажной смеси закачиваемой на IV скорости ЦА;

n^{IV -} число одновременно работающих агрегатов.

Таблица 2.15 Характеристика работы агрегата АЦ - 32 с диаметром втулок поршневого насос НПЦ-32 равным 125 мм

Рассчитывается число применяемых агрегатов на каждом этапе цементирования и заносится в табл.2.16.

Таблица 2.16 Режимы работы цементировочных агрегатов

По условию (2.136):

1065+510+38+438+1558+210+600 < 0, 75 × 6300

4419 < 4725

Условие выполняется, следовательно расчет проведен правильно и режимы работы цементировочных агрегатов выбраны точно.