книги / Прихваты колонн при бурении скважин

ствия могли достичь только в том случае, когда площадь контакта бурильной колонны с пластичными глинами составляет почти поло­ вину боковой поверхности утяжеленных бурильных труб (УБТ). Это возможно, если УБТ находятся в желобной выработке.

ПРИХВАТЫ ПРИ РАЗБУРИВАНИИ ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ

При проводке скважин в районах Урало-Поволжья характерен прихват бурильной колонны при разбуривании цементных мостов, устанавливаемых с целью ликвидации поглощений или в зонах, склонных к обвалообразованиям, например при бурении верейских глин. Так, в скв. 667 Покровская (объединение Оренбургнефть) по­ сле разбуривания цементного моста в интервале 1719—1819 м и углубления ствола в интервале 2119—2130 м параметры бурового раствора были следующими: плотность 1220 кг/м3, вязкость 40 с по СПВ-5, водоотдача 21 см3 за 30 мин, толщина корки 3 мм. При дальнейшем бурении раствор не обрабатывали. В процессе спуска 71-й свечи произошла посадка бурильной колонны с прекращением циркуляции; повернуть колонну не удалось. Вероятная причина прихвата — накопление осадка из частиц разбуренного цементно­ го камня и шлама породы. Усугубила ситуацию недостаточная про­ мывка скважины вследствие ограниченной подачи раствора.

В скв. 239 Бобровская после разбуривания цементного моста, установленного для предупреждения обвала верейских глин, углуб­ ление было продолжено при промывке скоагулированным при раз­ буривании цементного камня раствором. После бурения 19 м сква­ жину промывали с помощью одного насоса с подачей 25 л/с. При подъеме седьмой свечи произошла затяжка с последующим при­ хватом. В случае подобных нарушений происходят накопление и уплотнение осадка и усиление взаимодействия поверхности труб с уплотнившейся массой.

Для определения скорости осаждения частиц в естественной промывочной жидкости провели исследования на седиментометреВигнера. В техническую воду был добавлен измельченный извест­

няк и 3% к объему воды		глинопорошка		с расчетом, чтобы плот­
ность образовавшегося раствора			была 1060 кг/м3.			в затрубном
В реальных условиях количество цемента					(в °/о)
пространстве скважины при разбуривании моста
		С = Уц'100/Q,				(13)
где Уц—объем цемента, выбуренного за 1				с, м3; Q — подача насо­
сов, м3/с.			механическую		скорость проходки
Принимая Q = 0,028 м3/с и
при разбуривании цементного моста 100				м/ч,	количество дробле­
ного цемента в	растворе	для	скважин	диаметром		190, 214 и
269 мм составит	соответственно		2,8; 3,5 и 5,4%. При			добавлении

к исходному раствору .плотностью 1060 кг/м3 6% дробленого це­ мента плотность раствора возросла до 1080 кг/м3. После седиментационных исследований оказалось, что уже через 33 мин осаж­

31

дения плотность раствора упала до 1050 кг/м3. Размеры чгастиц, рассчитанные по формуле Стокса, составляли 0,02—0,1 мм, ско­ рость их осаждения —от 0,11 до 2 см/с.

В реально существующем процессе соприкосновения частиц при осаждении их размеры, определенные по формуле Стокса, за­ нижены. При проведении экспериментов наблюдались частицы размером более 1 мм, скорость осаждения доходила до 2,6 м/с.

Визуально были отмечены три зоны:	первая — полностью осевшие
частицы (осадок), вторая — частицы	во	взвешенном	состоянии,
третья — чистая вода. При формировании		первой зоны	возникает

давление «осевшей массы» на трубы и стенки скважины. Высота этой зоны составила (по седиментометру) через 6, 12, 18, 24 и 30 мин соответственно 5, 10, 14, 17, 22 м.

Страгивающее усилие, которое необходимо приложить к трубе после прекращения циркуляции и образования осадка, рассчиты­

вается по известной формуле
QCTp = nrprgHkf,	(14)

где г — радиус трубы, м; рг — плотность частиц осевшей массы. кг/м3; Я —высота осевшего столба за время t\ f — коэффициент трения осевшей массы о металл труб;

k —[cos «р/ ( / cos б	+ l^sin (ф+ 6) sin ф)]2
(ф—угол внутреннего трения,	для известняка	ф = 35°;	а — угол
поверхностного трения).	рг=2300 кг/м3,	f = 0,5,	6 = 28°,
Принимая г=0,073 м,

t = 0,5 ч, Я = 21,5 м, получим QCTp = 390 кН.

В условиях скважины, когда осевшая масса будет уплотнять­ ся под действием долота и муфт бурильной колонны, эта сила возрастет в связи с увеличением f и б. Таким образом, при оседа­ нии частиц шлама и дробленого цемента в стволе скважины име­ ются реальные возможности для возникновения прихвата. Чтобы предупредить прихват, разбуривать цементный мост необходимо с использованием структурированного бурового раствора, обрабо­ танного специальными реагентами, предупреждающими коагуля­ цию при попадании в него цемента (например, кальцинированной содой).

Уплотнение осадка происходит параллельно с его загустеванием. Для подтверждения этого провели следующий эксперимент. Из цемента Вольского завода, затворенного на пресной воде с во­ доцементным отношением 0,5, изготовили в формочках блоки. После 24-ч твердения их размололи до среднего размера частиц 0,1—0,5* 10~3 м и затворили на воде, содержащей 6% известняка и 3% глинопорошка. После 3 сут масса загустела в результате коа­ гуляции раствора, распускания частиц глины и частично цемента и известняка. В скважине образование такого осадка приводит к возрастанию гидравлического сопротивления при попытке возоб­ новить циркуляцию. В некоторых случаях, как показала практи­ ка, были безуспешными попытки возобновить циркуляцию с по-

32

мощыо цементировочного агрегата, при этом отмечался рост сил сопротивления при страгивании колонны труб, приводящих к воз­ никновению затяжек различной интенсивности.

Так как при разбуривании цементного моста параметры буро­ вого раствора ухудшаются (растет водоотдача, увеличиваются реологические показатели раствора, его плотность, а также содер­ жание в нем твердой фазы), создаются условия для прихвата труб под действием перепада давления в зонах проницаемых от­ ложений. Расчеты показывают, что если УБТ прихвачены на дли­ не L — 50 м, ширина полосы прихвата b = 0,07 м, то при перепаде давления Д р — 2 МПа сила прихвата составит

	Q = Lb([iAp + a) =5000-7(0,15-20 + 1,5) = 1575 кН,
где	ц = 0,15— коэффициент трения	металла о	фильтрационную
корку; а — удельная сила адгезионного взаимодействия на				грани­
це	металл — фильтрационная корка	(принята	равной	15Н на

1 см2 поверхности контакта).

Примерами прихватов при кратковременном оставлении бу­ рильной колонны без движения в зоне разбуриваемого цементного моста являются аварии в скв. 242 Пономаревская, скв. 225, 245, 253 Бобровская. Характерно, что циркуляция раствора во всех случаях сохранялась, а ликвидация прихвата осуществлялась ус­ тановкой солянокислотных ванн.

Один из факторов, способствующих образованию густеющей массы при установке мостов, — смешение цементного раствора с буровым. Согласно В. А. Шишову, длина зоны смешения, может быть определена по формуле

£ = 6 , 5 8 ^ ( l / / p e T ) ,

(151

где L\ — путь, пройденный серединой зоны смешения, м; Ре — без­ размерный параметр Пекле.

Расчеты показали, что длина зоны смешения может достигать 15—25% высоты цементного моста. Приобретение смесью иных реологических свойств определяется степенью несовместимости бурового и цементного растворов, из которых последний вызыва­ ет электролитическую коагуляцию бурового раствора с образова­ нием пастообразной пробки. Вязкость бурового раствора, содер­ жащего 10% цементного, возрастает приблизительно в 40 раз по сравнению с исходным, .причем с увеличением количества глины и известняка в смеси процесс загустевания интенсифицируется.

При наличии в скважине пастообразной пробки повышается опасность прихвата труб при их спуске без промывки. С целью

предупреждения прихватов в этом случае необходимо при		установ­
ке мостов разделять буровой и цементный	растворы	буферной
жидкостью, в качестве которой может быть	использована вода
(в количестве 0,2—0,5 м3).

2—1158

3 3

И З У Ч Е Н И Е П Р О Х О Д И М О С Т И О Б С А Д Н Ы Х К О Л О Н Н

Наиболее сложная трудоемкая операция при проводке глубоких скважин —доведение обсадных колонн проектных отметок. Недоспуск колонн до забоя составляет от 300 до 1500 м и более. Вследствие разнообразия причин иедоспуска колонн статистически трудно отнести их к определенным условиям, например глубинам, диаметрам скважин и др. Однако можно утверждать, что главней­ шие факторы, влияющие на проходимость колонн, — конфигурация ствола скважины и жесткость колонны.

В скв. 2 Степновская (объединение Ставропольнефтегаз) при спуске 219-мм хвостовика длиной 1093 м произошла остановка на глубине 3765 м (при забое скважины 4200 м). Хвостовик был под­

нят после установки нефтяной ванны. По данным каверно-	и про-
филеметрии в стволе скважины, начиная с глубины 3710 м,	про­

слеживается желобообразная выработка, внутри которой в интер­ валах твердых песчаников (3765—3768, 3774—3780, 3787—3792, 3797—3800 м) образовались выступы.

Скважину бурили 269-мм долотом с применением 178-мм УБТ без включения в компоновку низа бурильной колонны центраторов.

После подъема хвостовика приступили к проработке ствола в интервале 3300—4200 м с использованием компоновки, включаю­ щей 269-мм долото, 203-мм УБТ и один центратор. При повторной проработке этого интервала компоновка была следующая: долото Б269С, 10 м 203-мм УБТ, роликовый центратор диаметром 265 мм, 10 м 203-мм УБТ, роликовый центратор диаметром 265 мм, 116 м 178-мм УБТ.

При повторном спуске произошла посадка хвостовика на глу­ бине 3757 м. С затяжками (до 300 кН) хвостовик подняли и при­ ступили к переподготовке ствола скважины со следующей компо­ новкой: долото Б269С, 219-мм стабилизатор длиной 9 м, 260-мм лопастной центратор, 219-мм стабилизатор длиной 9 м, 265-мм ло­ пастной центратор, 219-мм стабилизатор длиной 9 м, 265-мм ло­ пастной центратор, 10 м 178-мм УБТ, 265-мм роликовый центратор, 10 м 178-мм УБТ, 265-мм роликовый центратор, 85 м 178-мм УБТ.

Во время проработки на глубине 3645 м бурильную колонну начало заклинивать, а при подъеме на глубине 3608 м произошла затяжка (300 кН). Колонна была освобождена после установки двух водяных и пяти нефтяных ванн. Причиной прихвата был слом ролика одного из центраторов. Дальнейшуюпроработку ствола осуществляли со следующей компоновкой низа бурильной колон­ ны: долото Б269С, 12 м 203-мм УБТ, 265-мм шестилопастиой центратор, 12 м 203-мм УБТ, 250-мм шестилопастной центратор, 105 м 178-мм УБТ, после чего 219-мм хвостовик был спущен до проектной глубины (4200 м).

Наиболее вероятные причины недоспуска его: образование ус­ тупов в стволе, желобные выработки и смещение ствола, чему спо-*

* Раздел написан совместно с Е. А. Лебедевым.

34

собствовало бурение без включения в компоновку низа колонны центрирующих и калибрующих устройств.

В скв. 4 Советская (объединение Ставроиольнефтегаз) недоспуск 2 19-мм обсадной колонны произошел вследствие ее прихвата под действием перепада давления в интервалах высокопроницае­ мых нижнемеловых песчаников на глубине 4102 м. Подобный при­ хват 194-мм обсадной колонны произошел в скв. 159 ТахтаКугультинская, где перед спуском колонны в буровой раствор не была введена нефть, а бурение и проработка осуществлялись без использования УБТ в компоновке низа колонны.

В результате сальникообразования произошли прихваты обсад­ ных колонн в скв. 161 Северо-Ставропольская, скв. 3 Григорополисская. В скв. 18 Мектебская после окончания бурения под 245-мм колонну из-за отсутствия обсадных труб бурение было про­ должено 214-мм долотом до глубины 1517 м. За время этого буре­ ния произошло нарушение сарматских глин, что и явилось причи­ ной остановки обсадной колонны на глубине 969 м при ее спуске.

Одно из технологических мероприятий по обеспечению прохо­ димости колонн — увеличение зазора между колонной и стенкой скважины. Как правило, это дает положительный результат, однако приводит к излишним энергетическим и материальным затратам.

У исследователей нет определенного мнения о влиянии на недоспуск колонн искривления скважин. В связи с этим целесооб­ разно разработать методику расчета проходимости колонн в искривленных стволах скважин и определения сил сопротивления движению колонны в интервалах искривления.

Силы сопротивления, возникающие под действием веса колонны

Силы сопротивления рассчитывают по методике М.М. Алексан­ дрова. Ствол скважины разбивают на участки с одинаковой кри­ визной и расчет ведут снизу вверх.

Средний угол наклона ствола

аср= (а„ + ак)/2

(16)

(ап и ак— углы наклона ствола в начале и "конце участка, град). Величина параметра А, позволяющего перейти от искривления

в плоскости к искривлению в пространстве:

Угол обхвата для вогнутого и выпуклого участков (вогнутым считается участок набора кривизны, выпуклым — участок сниже­ ния кривизны) определяется следующим образом:

Д^вогн-вып = ЛАа,	(18)
для наклонных участков, т. е. участков с постоянным	углом на*
клона
Аанакл = Дф$Ш а.	(19>

2*

35

Определение силы сопротивления при движении колонны вниз

Сила, которую нужно приложить к нижнему концу каждого участка колонны, определяется снизу вверх по формуле

			ж
		^нн I = Pni	^'н'	(31)
	i И		п
		сил сопротивления лежащих ниже участков ко*
	где 2 Г,, — сумма
	п	участков.
	лонны, п — число			a FB— по
	Сила Fpn определяется по формулам (22) и (23),
	формулам (25) — (29).
	Сила сопротивления при движении колонны вниз
		T W	HFH	(32)

(fu — коэффициент сопротивления при движении колонны вниз).

Определение силы сопротивления при движении колонны вверх

за счет сил

лом и вогнутом участках

		1!	±	Да
	р(т)		аМ
				57,3
	на наклонном участке	Ж
				Да
	Р(Г)	= V т„ -
				57,3

(33)

(34)

Сила прижатия труб к стенке скважины вследствие натяжения колонны

FVB — Рр + Рр(т)•

(33)

Полная прижимающая сила FB для каждого участка вычисля­ ется по формулам (25) — (29), а сила сопротивления

TB = fBFa

(36)

(/в — коэффициент сопротивления при движении колонны вверх).

Проверка прочности обсадной колонны на совместное действие растязюения и изгиба

Прочность обсадной колонны проверяется для случая, когда она спущена до проектной глубины и суммарные напряжения до­ стигают максимальных значений. По методике, изложенной выше, определяют силы сопротивления от веса колонны. При наличии желобных выработок находят коэффициент увеличения сил сопро­ тивления за счет желобообразования (рис. 8):

= (Л^х + N t )!F.

(37)

Так как N{ — N2, то km=2N/F.

3 Г

Но из треугольников А ОВ и A'OB'

F/2	ОВ	а
N	—— = cos —
	0 4	2

Вместе с тем

а	АВ
sm	АО	0<ол

откуда

.

иdv>к

сс

— = arc sin — —

2

D KI

кол

1

1

кж— cos а/2

cos arc sin (dm/DKOn)

где d1K — ширина желоба

на входе

(принимается равной диаметру УБТ

„

„ „

или муфт бурильных труб), йкол—

наружный диаметр обсадной колои-

Рис. 8. Схема для расчета сил со-

1

противления,

возникающих

при

максимальным

растягиваю­

желобообразоваиии

К

колонны для

щим

силам

(в

период

подъема

снятия с элеватора) добавляются

силы

сопротивле­

ния лежащих ниже участков колонны:

д-И

х

QMaX i = Pm +

(

2

Гв +

Тв1'/ 2 ) кж +

В /2 Р ’

(3 8 >

где

р = 360

/ с=1 /2л —радиус

кривизны,

/ 5=i— длина

интервала,

на

котором

кривизна скважины

(угол

обхвата

До), изменяется

на

Г.

напряжени­

Прочность колонны проверяется по максимальным

ям растяжения на выпуклой стороне колонны:

^шах Раст =

4Qmax/n

(£ ^ ол

^кол)

(39)

(с!цод — внутренний диаметр

колонны).

Прочность колонны в местах соединений составляет 65—70%

прочности тела трубы. Поэтому Стах Раст^0,7[а]. Если

это усло­

вие не соблюдается, то значение Q должно

быть

уменьшено за

счет снижения длины колонны.

Определение усилия, необходимого для преодоления сил сопротивления в искривленном участке ствола скважины

В этом случае усилие складывается из сил сопротивления, возникающих за счет упругости колонны, н сил сопротивлений от веса и натяжения колонны (по методике М. М. Александрова).

Расчет ведется в следующем порядке:

Мцзг—£//р,

(40)

S8

где A W — изгибающий момент в искривленной колонне; Е — мо­

дуль Юнга; I = n (D4U0л — <24НОл)/64— осевой			момент инерции	ко­
лонны;	р — радиус	кривизны колонны (принимается равным		ра­
диусу	кривизны скважины).		скважины
Сила прижатия		конца колонны к стенке
		F = 2МИЗГ/ /.		(41)

Длина участка колонны I определяется из условия всписываемости прямолинейного участка ее в искривленный ствол сква­ жины:

		/ =	2 У	(р +	DCKB/2 )2 _		( p + D CKB/ 2 - / max)2,				(42)
					fшах = А:кв			Du >			(43)
где /)м — диаметр муфт					колонны.
Сила нормального давления на стенку N' (рис. 9):
				1 L	=	Р +	Рскв/2				(44)
откуда				F	Р-- Ажв/2 + ЦсОЛ
		N ,	F (2р + Рек»)			____2МИЗГ (2р -f- Дшв)					(45)
		~ 2 р		Реки “Ь 20кОЛ			I (2р — Рскв -Ь20к0л)
Сила F', направленная вдоль колонны:											(46)
			F ' — 2Л4ИЗГ/ (2р				DCKB -J- 2DKfWI) .
Тогда сила сопротивления						движению			конца	колонны вниз
			Tk = N'f + F' =			2Мнзг[(2р +			Рскв)/ +	/]	(47)
						I (2р		Рскв + 2Скол)
(f — коэффициент
				сопротивле­
ния).
Определяем силу сопротивле­
ния,	вызванную		упругостью			ко­
лонны, на участках				соприкосно­
вения колонны со стенкой сква­
жины. Поскольку скважина про­
странственно искривлена, то						ко­
лонна на всем протяжении иск­
ривленного		участка		находится в
контакте со		стенкой скважины.
Для	вычисления		силы		контакт­
ного	давления		воспользуемся
схемой работы			балки		на двух
опорах, нагруженной равномерно
распределенной			нагрузкой.
Стрела прогиба							Рис. 9. Схема прижатия конца ко­
/шах — (5<7'/4)/(384Е/),					(48)
где							лонны		труб (заштриховано) к		стен­
									ке скважины:		сква­
	9* = (384/такЯ/)/5/4,						/ — конец колонны труб; 2 — стенка
									жины, 3 — ось скважины

$ 9

/ — длина участка колонны; / и /max определяются по формулам (42) и (43).

Сила сопротивления Гу, вызванная контактным давлением под действием упругости колонны:

Гу = </'!/

(49)

(L —длина участка колонны, для которого определяется сила со­ противления) .

Определение условия проходимости колонны в искривленных участках ствола скважины

Проходимость колонны зависит от продольного изгиба ее ниж­ него конца, возникающего под действием сил сопротивления. Во избежание нарушения резьбовых соединений в интервалах желоб* ных выработок или каверн продольный изгиб нельзя допускать. Это условие выражается уравнением

Ты + Ту,- -Л ,- с 1,94 V E ih q * - Тк1,

(50)

Bi = <7,-^ cos щ.

Здесь индекс i означает порядковый номер участка ствола сква­ жины; Bi —составляющая веса колонны на участке /,-, направлен­

ная вдоль оси колонны; 1,94 ^ = Ркр1* — величина кри­ тической нагрузки, при которой начинается продольный изгиб ко­

лонны,	qi — вес единицы длины	колонны	(с	учетом облегчения
в буровом растворе); / —длина		рассматриваемого участка.
При	расчетах может оказаться, что		на	нескольких соседних

участках силы сопротивления превышают составляющую веса Bi, направленную вдоль колонны, т. е. левая часть уравнения (50) бу­ дет иметь положительное значение. Однако для каждого отдель­ ного участка абсолютная величина этого значения меньше крити­ ческой нагрузки, приводящей к продольному прогибу колонны. В этом случае проходимость колонны проверяется для всех сосед­

них участков с положительным	значением величины Tni + Tyi—В,-:
п	з f ------
^ { T r t + T y i - B i )	< 1,94 у	(51)
о
где п —число рядом расположенных участков колонны, в		преде­

лах которых силы сопротивления превышают величину В г, Тк при­ нимается для самого нижнего из суммируемых участков.

Если условия (50) и (51) не соблюдаются, то колонну нельзя спускать в скважину во избежание нарушения ее целостности вследствие продольного изгиба.

Расчеты, проведенные для ряда скважин объединения Ставропольнефтегаз, показали, что искривление скважин до 6—7° не мо­ жет привести к недоспуску 377 и 324-мм обсадных колонн.под действием сил тяжести и упругости. При этом запас прочности на совместное действие растяжения и изгиба достигает трехкратной величины. В скв. 6 Советская на всех глубинах при любых коэф-

40