Đặc diểm chung về địa chất vùng mỏ

cho phép P a  = 503 T. Trọng lượng 1m ống q = 0,0811 T. Page 65 of 110 Độ dài cho phép của đoạn ống là : q QQnP l phaA   1 / , m (V-5) Đoạn này bị uốn cong do thân giếng nên hệ số bền n 1 = 1,8, thay số liệu vào (V-5) được: L1 = 1573m Ta lấy L 1 = 1570 m. Suy ra: Q 1 = 1570 . 0,0811= 127,33 T. Chọn đoạn ống tiếp theo có = 10,5 mm, thép K-55, kiểu nối BATPH. Ứng lực kéo cho phép P a = 533 T. Trọng lượng 1m ống q= 0,087 T. Độ dài cho phép của đoạn ống là:   q QQQP L phaa   1 , m (V-6) Thay số liệu vào (V-6) được: L 2 =931 m. Ta chỉ lấy chiều dài đoạn ống này là: L 2 = 470m. Kết quả tính toán được thể hiện ở bảng (V - 5) Đặc tính cột ống  340mm. Bảng (V- 5) Độ sâu (m) Chiều dài (m) Bề dày (mm) Mác thép Kiểu nối Khối lượng 1m (T) Tổng khối lượng (T) 0 – 470 470 – 2040 2040 – 2140 0 – 2140 470 1570 100 10,5 10 10,9 K-55 K-55 K-55 BATPH BATPH BATPH 0,087 0,0811 0,09078 40,89 127,33 90,78 259,00 Kiểm tra theo áp suất dư bên trong: Áp suất cực đại xuất hiện ở cuối quá trình bơm trám: Page 66 of 110 P max = 0,1.( H- h ).(  dx -  d ) + ( 0,02.H + 16 ) (V-6) Với h là chiều cao cốc xi măng ( h= 10). H= 2140 m.  dx = 1,5g/cm 3 ;  d = 1,11 g/cm 3. P max = 141,87 at. Hệ số bền đối với áp suất dư bên trong. n 3 = P t /P max = 295/141,87= 2,08 > 1,1. Như vậy ống chọn đạt yêu cầu. 4.Tính chọn ống cho cột ống khai thác 245 mm. Ta tính toán cột ống chống khai thác theo ứng lực bóp méo và kiểm tra lại theo ứng lực kéo ( có tính đến uốn do cong giếng khoan ) và ứng lực nổ theo tài liệu của LD ở cuối giai đoạn khai thác mực chất lỏng trong ống ( dầu) hạ thấp tới chiều sâu H= 3240m. ( tới nóc tầng móng ). Do áp suất ngoài có giá trị lớn nhất ở phần dưới cùng và giảm dần tới miệng nên phần trên ta tính toán với đoạn ống có bề dày thành nhỏ nhất và tăng dần cho tới đáy. Cột ống khai thác thép P-95 để đảm bảo độ kín, dùng kiểu đầu nối BATPH. Cấu trúc cột ống khai thác. Bảng (V- 7) Đường kính ống (mm) Độ sâu thẳng đứng (m) Chiều sâu theo thân giếng (m) 245 Thân trần 0 3240 3240  3390 0  3610 3610  3760 Page 67 of 110 Trị số ứng lực bóp méo P bm (at) ống thép P-95. Trị số ứng lực bóp méo. Bảng (V- 8) Bề dày ống (mm) Đường kính ống (mm) 7,25 8,25 9,25 10,25 11,25 12,25 13,25 245 64 96 130 173 216 274 394  Độ sâu cho phép theo ứng lực bóp méo. d bm cf n PH . .10 2  (V-7) Chiều dài mỗi đoạn: l1 = H cf1 l 2 = H cf2 - H cf1 . . . . . . . . . . . l n = H cfn - H cfn 1 Trong đó: n 2 = 1,125 khi ống nằm trong lòng ống trước đó. n 2 = 1,25 khi ống tiếp xúc vỉa. Với  d = 1,12 g/cm 3, theo (V-7) ta có: H 25,7 = 508m, lấy L 25,7 = 508m. H 25,8 = 762m, lấy L 25,8 = 762 – 508 = 254m.. H 25,9 = 1032m, lấy L 25,9 = 1032 – 762 =270m. H 25,10 = 1373m, lấy L 25,10 = 1373 – 1032 = 341m. H 25,11 = 1714m, lấy L 25,11 = 1714 – 1373 = 341m. H 25,12 = 2175m, lấy L 25,12 = 2175 – 1714 = 461m. H 25,13 = 3258m, lấy L 25,13 = 3240 – 2175 =1065m. Page 68 of 110 Tính toán với áp suất dư ngoài. Bảng (V-9) Độ sâu (m) Chiều dài đoạn (m) Bề dày  (mm) Trọng lượng 1m (T) Tổng trọng lượng (T) 0  508 508  762 762  1032 1032  1373 1373  1714 1714  2175 2175  3240 508 254 270 341 341 461 1065 7,25 8,25 9,25 10,25 11,25 12,25 13,25 0,04022 0,04492 0,049 0,054 0,060 0,0647 0,0688 20,43 11,41 13,23 18,41 20,46 29,83 73,27 Độ sâu cho phép theo tải trọng kéo. Ta có tổng trọng lượng cột ống Q = 187,04 T. Tải trọng phụ sinh ra cuối quá trình bơm trám. Với H = 3240 theo (V-3) có P th = 80,8at. Với Pd = 18at ; d = 21,85cm, theo (V-2) có: Q ph = 37,028 T. Trị số ứng lực làm đứt mối nối P a (at). Bảng (V-10)  (mm) Đường kính(mm) 7,25 8,25 9,25 10,25 11,25 12,25 13,25 245 259 312 365 418 _ 519 _  Hệ số độ bền kéo của mối nối trên miệng của đoạn ống thứ nhất với: P a = 259 at; Q = 187,04 T; Q ph = 37,028 T, theo (V-1) : Page 69 of 110 n1 t =1,15 < 1,75  Hệ số độ bền kéo của mối nối ở đế đoạn thứ nhất. 1 1 1 QQQ Pn ph ad   Trong đó : Q 1 = 20,43 T. Vậy n1 d = 1,27 <1,75.  Hệ số độ bền kéo của mối nối đoạn ống thứ 2. Phía trên : 1 2 2 QQQ Pn ph at   Suy ra : n 2 t = 1,53 < 1,75. Phía dưới : 21 2 2 QQQQ Pn ph ad   Với Q 2 = 11,41T, suy ra n 2 d = 1,62 <1,75.  Hệ số độ bền kéo của mối nối đoạn ống thứ 3. Phía trên : 21 3 3 QQQQ Pn ph a   Suy ra : n 3 = 1,89 > 1,75. Như vậy ta thay toàn bộ đoạn ống có bề dày 7,25mm và 8,25mm bằng ống có bề dày 9,25mm. Page 70 of 110 Kết quả tính toán cột ống khai thác với áp suất dư ngoài và ứng lực làm đứt mối nối. Bảng (V- 11) Độ sâu chống ống (m) Chiều dài đoạn (m) Bề dày ống (mm) Kiểu đầu nối Trọng lượng 1m (T) Tổng trọng lượng (T) 0  1032 1032  1373 1373  1714 1714  2175 2175  3240 0 ÷ 3240 1032 341 341 461 1065 9,25 10,25 11,25 12,25 13,25 BATPH BATPH BATPH BATPH BATPH 0,049 0,054 0,060 0,0647 0,0688 50,568 18,41 20,46 29,83 73,27 192,538 Kiểm tra độ bền phần trên của ống với áp suất trong ống 245mm có:  = 9,25mm, P t = 673 at. 10/.3 dâuv t HP P n   Trong đó:  dâu = 0,84 g/cm 3; H= 3240m, theo phương thẳng đứng. P v = 449at. Thay vào ta được : n 3 = 3,8 > 1,4. Như vậy cột ống chống đã đảm bảo độ bền trong suốt qua trình làm việc. B. TRÁM XI MĂNG. 1. Mục đích – Yêu cầu. . Mục đích :  Ngăn cách các tầng có áp suất cao, thấp khác nhau, để đảm bảo khoan đến chiều sâu thiết kế được an toàn .  Ngăn cách các vỉa sản phẩm với các vỉa nước không cho chúng liên thông với nhau, nhằm nâng cao chất lượng khai thác sản phẩm . Page 71 of 110  Cách ly các tầng sản phẩm có áp suất khác nhau để đảm bảo khai thác theo chế độ công nghệ khác nhau nhằm nâng cao tuổi thọ của mỏ .  Bảo vệ cột ống chống dưới tác dụng của áp suất, sự ăn mòn của các loại muối khoáng trong vỉa.  Đảm bảo chất lượng của các tầng sản phẩm .  Ngăn cách giữa tầng dưới và tầng trên . Yêu cầu :  Vữa xi măng phải pha đúng yêu cầu kỹ thuật, để đảm bảo độ kín, độ rắn chắc, độ bền của đá xi măng sau khi đông cứng .  Chế độ bơm phải phù hợp, đảm bảo sự liên kết chặt chẽ giữa thành ống và thành giếng khoan .  Xi măng phải dâng lên đến chiều cao thiết kế .  Bơm trám xi măng đạt chất lượng cao .  Xi măng phải bao bọc đều xung quanh cột ống từ dưới lên trên . 2. Lựa chọn phương pháp trám xi măng cho các cột ống : Để trám xi măng cột ống chống người ta dùng các phương pháp : -Phương pháp trám một tầng -Phương pháp trám hai tầng -Phương pháp trám giỏ -Trám xi măng cột ống lửng và phân đoạn . -Trám xi măng ngược -Đặt cầu xi măng Chọn phương pháp trám : -Cột ống chống 508 mm ta chọn phương pháp trám một tầng và trám hết chiều cao ống chống . Page 72 of 110 -Cột ống chống 340 mm ta chọn phương pháp trám một tầngvà trám hết chiều cao ống chống. -Cột ống chống 245 mm ta chọn phương pháp trám một tầng và trám từ đáy đến độ sâu 1940m ( trám qua các tầng dễ gây sập lở). 3. Chọn thiết bị bơm trám : Hiện nay tại giàn khoan cố định được trang bị 3 máy bơm trám đảm bảo đáp ứng cho việc bơm trám xi măng để gia cố thành giếng khoan. Máy bơm trám với mã hiệu và các thông số kỷ thuật sau : Đặc tính kỹ thuật của máy bơm 14T -1. Bảng (V- 12) Tốc độ vòng quay của Diezel (v/ph) 1800/1200 Ø xi lanh 110mm 125mm 140mm Q (L/s) KGf/cm2 Q ( L/s) KGf/cm2 Q(L/s) KGf/cm2 I 7,2 400 9,3 304 11,6 183 4,7 6,1 320 7,7 123 II 10,2 274 13,3 212 16,7 127 6,9 332 8,9 257 11,2 154 III 15,3 184 19,8 143 24,8 85 10,2 224 13,2 173 16,6 103 IV 21,2 133 27,4 103 37 57 14,2 161 18,3 125 23 75 4. Chọn chế độ bơm trám : Chọn chế độ bơm trám là chọn lưu lượng bơm phù hợp cho công tác bơm trám xi măng khoảng không vành xuyến, lưu lượng bơm trám các cột ống chống được chọn phụ thuộc vào các yếu tố sau : Page 73 of 110 -Lưu lượngvà áp suất bơm cho phép phù hợp với khả năng làm việc của thiết bị bơm trám . -Lưu lượng bơm được chọn phải tạo nên chế độ chảy của dòng dung dịch xi măng là chảy rối, hoặc chảy tầng để tạo khả năng đẩy hết mùn khoan tạo nên độ dính kết tốt giửa dung dịch xi măng với thành hệ đất đá và ống chống. Không tạo nên vỡ vỉa hoặc bóp méo ống chống. Vì vậy để đảm bảo được các yêu cầu trên, lưu lượng Q phải nhỏ hơn giới hạn dưới Q1. Nếu lưu lượng Q nhỏ thì thời gian bơm trám sẽ kéo dài vượt quá thời gian đông quánh của vữa xi măng, gây khó khăn, hoặc sự cố cho quá trình bơm trám, do đó Q bơm trám phải thỏa mãn điều kiện sau : Q 1 < Q < Q2 Trong đó : Q2 : Giới hạn trên của lưu lượng bơm trám và phụ thuộc vào thiết bị, áp suất vỡ vỉa và bóp méo ống chống . Q1 : Giới hạn dưới của lưu lượng bơm trám và phụ thuộc vào thời gian đông quánh của vữa xi măng . Thời gian đông quánh của vữa xi măng phải đảm bảo điều kiện : tq ≥ 1075,0  trt , (phút) (VI – 44) ttr :Tổng thời gian bơm trám (bơm dung dịch dệm, bơm vữa xi măng, bơm ép, và các công tác phụ trợ khác ) Hiện nay công tác bơm trám không bị hạn chế về áp suất bơm mà (áp suất bơm của thiết bị bơm trám ) mà giới hạn cần quan tâm đó là thời gian đông quánh của vữa xi măng và tốc độ đi lên của vữa xi măng trong khoảng không vành xuyến. Khi lựa chọn lưu lượng bơm cần lưu ý các vấn đề sau :  Tốc độ đi lên của vữa xi măng trong khoảng không vành xuyến không lớn hơn tốc độ đi lên của dung dịch trong khi khoan để tránh hiện Page 74 of 110 tượng làm xói lở thành giếng khoan, có thể gây bất lợi cho quá trình bơm trám. Để tạo được chế độ chảy rối, qua kinh nghiệm nhận thấy với các cột ống chống 508 mm, 340 mm, 245 mm vận tốc đi lên của dòng dung dịch xi măng không nhỏ hơn 1,5 m/s, còn với ống chống lửng và ống khai thác không nhỏ hơn 1,8 m/s. 5. Tính toán trám xi măng. Để đảm bảo cho quá trình trám đạt hiệu quả cao cũng như tránh lãng phí vật liệu xi măng phải tính toán chính xác lượng xi măng khô, các hóa phẩm cần thiết cũng như thể tích dung dịch ép, dung dịch đệm. Cụ thể phải xác định được:  Chiều cao trám H c .  Thể tích dung dịch xi măng, lượng nước và lượng xi măng khô dung để pha chế.  Lượng dung dịch ép.  Áp suất cực đại khi bơm trám.  Lượng dung dịch xi măng và dung dịch ép được bơm ở các tốc độ khác nhau.  Thời gian cần cho bơm trám.  Số xe trám, xe trộn. a. Cột ống dẫn hướng  508mm. Thể tích dung dịch xi măng cần thiết. V dx = /4. D g 2 - D 2 ).H + d 2 .h  (V-7). Trong đó: Page 75 of 110 D g là đường kính giếng. D g = k.D c K là hệ số mở rộng thành giếng khoan ( k= 1,3). D c là đường kính choòng (D c = 0,664 m). D g = 1,3.0,664 = 0,8632 m. d là đường kính trong của ống chống d= 0,488 m. h là chiều cao cốc xi măng ( h= 10m). D là đường kính ngoài của ống chống (D = 0,508 m). H là chiều cao trám xi măng. ( H= 400m ). Thay vào (V-7), ta được: V dx = 155 m 3.  Tỷ trọng của dung dịch xi măng.   nx nx dx m m       . 1.. ; (V-8) Trong đó:  x ,  n là trọng lượng riêng của xi măng khô và nước.  x = 2,9g/cm 3 ;  n = 1g/cm 3. m là tỷ lệ pha nước và xi măng (m= 0,9659). Thay vào ( V-8), ta được:  dx = 1,5 g/cm 3.  Lượng xi măng khô cần thiết: G x =  dx .V dx / ( 1+m ). Suy ra: G x = 118,3 T.  Lượng nước cần thiết: V n = m.G x = 114,3 m 3.  Thể tích dung dịch ép: V de = ..d tb 2 ( H – h )/4 ; (V-9) Page 76 of 110 Trong đó: d tb là đường kính trong trung bình của ống. Với ống 508mm, có d tb = 0,488m.  là hệ số nén của dung dịch ( = 1,03 ). Thay vào ( V-9), ta có: V de = 75 m 3.  Thể tích dung dịch đệm: V đ = .h đ .d tb 2 /4 ; (V-10) Trong đó: h đ là chiều cao dung dịch đệm trong cột ống chống ( h đ =100m). Suy ra: V đ = 18,7 m 3.  Áp suất cực đại ở đầu bơm trám tại thời điểm cuối quá trình. P max = P th + P cl ; (V-11). Trong đó: P th là áp suất tiêu thụ để thắng sức cản thủy lực trong quá trình tuần hoàn. P th = 0,02.H + 16. Với H= 400m có: P th = 24 at P cl là áp suất sinh ra do chênh lệch trọng lượng riêng của dung dịch xi măng và dung dịch ép. P cl = (H – h ) . (  dx -  de )/10. Ta có: P cl = 15,6 at. Thay vào (V-11), ta có: P max = 39,6 at.  Xác định lượng dung dịch xi măng và dung dịch ép được bơm ở các tốc độ khác nhau của thiết bị bơm trám : Để rút ngắn thời gian bơm trám ta chọn xi lanh có đường kính d = 140 mm với áp suất nhỏ nhất là 57 KGf/cm2 = 54,76at. Page 77 of 110 So sánh Pth = 24at với các áp suất ở các tốc độ khác nhau của thiết bị bơm trám 14T – 1 ta sẽ bắt đầu bơm ở tốc độ số IV vì : P4 > Pth (54,76 > 24) Toàn bộ thể tích dung dịch xi măng bơm ở tốc độ số 4 .  Thời gian bơm trám: Thời gian bơm trám dung dịch đệm: t đ = 60.Q Vđ = 60.37 1000.7,18 = 8,4 (phút) Thời gian bơm dung dịch xi măng và dung dịch ép ở tốc độ số IV t IV =   . 60.37 1000.6,1 dedx VV = 103 (phút). Qua kinh nghiệm thực tế cho thấy nếu bơm trực tiếp dung dịch xi măng ở tốc độ số IV dễ dẫn đến trường hợp máy quá tải. Để tránh hiện tượng này ta bơm 1,6 m3 dung dịch xi măng ở tốc độ thấp hơn ( tốc độ số III). 60. 1000.6,1 III III Q t  = 1 (phút). Thời gian bơm: T = t IV + t III = 104 (phút). Tính thời gian trộn 5 phút và giải phóng nút trám là 15 phút, ta có tổng thời gian bơm trám: T t = 104 + 5 + 15 = 124 phút. Theo gradient địa nhiệt ở đáy giếng khoan là 320C như vậy là thấp. Với những đơn pha chế tại liên doanh ta chọn dung dịch xi măng có thởi gian bắt đầu ngưng kết là: T bn = 150 phút.  Số thiết bị bơm trám: Theo thời gian bắt đầu ngưng kết; n = 1 + T bn /(0,75.T t ) = 3 xe. Thời gian trám thực tế. T th = 5 + 15 + T/n = 55 (phút). Page 78 of 110 b. Cột ống  340 mm: Có độ sâu 2140 m.  Thể tích dung dịch xi măng cần thiết. V dx = /4.(D g 2 - D 2 ).H 1 + (d 1tb 2 - D 2 ).H 2 + d 2tb 2 .h ; (V-13) Trong đó: D g = 0,578 m ; D = 0,34 m d 1tb = 0,488 m ; d 2tb = 0,3194 m H 1 = 1740m là chiều dài đoạn ống mà bề mặt tiếp xúc vỉa. H 2 = 400m là chiều dài đoạn ống bên trong ống trước đó. h = 10 m. Thay vào (V-13), ta có: V dx = 338 m 3. Tính toán tương tự như tính cột ống dẫn hướng ta được.  dx = 1,5g/cm 3 ; G x = 258 T V n = 249 m 3 ; V de = 176 m 3 V đ = 8 m 3 ; P th = 58,8 at P cl = 85,2 at ; P max = 144 at.  Xác định lượng dung dịch xi măng và dung dịch ép được bơm ở các tốc độ khác nhau của thiết bị bơm trám : Để rút ngắn thời gian bơm trám ta chọn xi lanh có đường kính d = 125 mm với áp suất nhỏ nhất là 103 KGf/cm2 So sánh Pth = 58,8 at = 61,2 KGf/cm2 với các áp suất ở các tốc độ khác nhau của thiết bị bơm trám 14T – 1 ta sẽ bắt đầu bơm ở tốc độ số IV vì : P4 > Pth (103 > 61,2) Toàn bộ thể tích dung dịch xi măng bơm ở tốc độ số 4 . Page 79 of 110 Sơ đồ trạng thái bơm ép. h0 = nt dxm AA V  Trong đó : h0 :Chiều cao xi măng trong và ngoài ống At: Diện tích tiết diện trong của ống An : Diện tích vành xuyến giữa thành giếng khoan và ống chống 340 mm At = 0,785 . 0,31942 = 0,08 m2 An = 0,785 .[(1,3.0,4445)2 – 0,342 ] = 0,17 m2 h0 = 17,008,0 338  = 1352 m l0 = H – h0 = 2140 - 1352 = 788 m Với P cl = 85,2 at = 88,67 KGf/cm 2 a1 = 67,88 1013520   clP hh = 15,13 KGf/cm2  Tính chiều cao của cột dung dịch ép được bơm ở các tốc độ khác nhau sẽ là: -Chiều cao ở tốc độ số IVsẽ là: l4 ep = l0 + a1 (P4 – Pth ) = 788 + 15,13(103 – 61,2) = 1420 m Page 80 of 110 -Chiều cao ở tốc độ III sẽ là : l3 ep = a1.(P3 – p4 ) = 15,13 .(143 – 103) = 605 m Nhưng để đảm bảo áp suất khi nút trám trên ngồi lên vòng dừng không tăng lên đột ngột thì ta bớt lại(3% ÷ 5%) thể tích dung dịch bơm ép cuối cùng của kỳ bơm trám ta bơm với tốc độ số I từ (4,3 ÷ 7,23 m3) , còn lại bơm ở tốc độ số II Ta chọn l1 ep = 5 m3 l1 ep = 08,0 5 = 62,5 m l2 ep = H – l1 ep – l3 ep – l4 ep - h= 2140 – 10 – 62,5 – 605 – 1420 =42,5 m  Tính thể tích dung dịch ép ở các tốc độ khác nhau : V4ep =At . l4 ep. 1,03 = 0,08.1420.1,03 = 117,5 m3 V3ep =At . l3 ep . 1,03 = 0,08.605. 1,03 = 50 m3 V2ep =At . l2 ep . 1,03 = 0,08.42,5. 1,03 = 3,5 m3 V1ep = 5 m3 (Bơm ép ở tốc độ số I nhằm mục đích ngăn chặn hiện tượng va đập thủy lực) Vep = 224 m3  Tính thời gian bơm trám bằng 01 thiết bị trám (T). t4 = 60. 1000. 4 44 q VV epdxm  = 1000. 60.4,27 117338 =277 ph t3 = 60. 1000. 3 33 q VV epdxm  = 1000. 60.8,19 500  = 42 ph t2 = 60. 1000. 2 22 q VV epdxm  = 1000. 60.3,13 5,30  = 4,4 ph t1 = 60. 1000. 1 11 q VV epdxm  = 1000. 60.3,9 50  = 9 ph Vậy tổng thời gian bơm trám sẽ là : T = t4 + t3 + t2 + t1 = 277 + 42 + 4,4 + 9 = 332,4 ph Page 81 of 110 Nếu tính cả thời gian chuẩn bị và kết thúc ta có : T t = T + 15’ = 332,4 + 15’ = 347,4 ph  Nhiệt độ đáy giếng khoan được tính như sau : T0cđáy = Tk khí + 0,025.H = 30 + 0,025 . 2140 = 83,50C Chọn dung dịch xi măng có thời gian bắt đầu ngưng kết là: T bn = 400 ph.  Số thiết bị bơm trám là : Theo thời gian bắt đầu liên kết: n = 1 + T bn /(0,75.T t ) = 3 xe. Theo thời gian trám thực tế: T th = 5 + 15 + T bn /n = 153 ph. c. Cột ống khai thác 245mm: Có độ sâu 3240 m. Cột ống này ta chỉ trám từ nóc vỉa đến độ sâu 1940m vẫn đảm bảo an toàn cho giếng. Do đó: Phần xi măng tiếp xúc với vỉa có chiều dài H 1 = 1100m. Phần xi măng nằm trong ống 340mm có chiều dài H 2 = 200m. Tính toán tương tự như với cột ống dẫn hướng ta được: V dx = 113m 3 ;  dx = 1,5g/cm 3 G x = 86 T ; V n = 83m 3 V de = 129m 3 ; V đ = 4m 3 P th = 80,8at ; P cl = 59,6at P max = 140,4at  Xác định lượng dung dịch xi măng và dung dịch ép được bơm ở các tốc độ khác nhau của thiết bị bơm trám : Page 82 of 110 Để rút ngắn thời gian bơm trám ta chọn xi lanh có đường kính d = 125 mm với áp suất nhỏ nhất là 103 KGf/cm2 So sánh Pth = 80,8 at = 84 KGf/cm2 với các áp suất ở các tốc độ khác nhau của thiết bị bơm trám 14T – 1 ta sẽ bắt đầu bơm ở tốc độ số IV vì : P4 > Pth (103 > 84) Toàn bộ thể tích dung dịch xi măng bơm ở tốc độ số 4 . h0 = nt dxm AA V  Trong đó : h0 :Chiều cao xi măng trong và ngoài ống At: Diện tích tiết diện trong của ống An : Diện tích vành xuyến giữa thành giếng khoan và ống chống 245 mm At = 0,785 . 0,22242 = 0,04 m2 An = 0,785 .[(1,3.0,3111)2 – 0,2452 ] = 0,08 m2 h0 = 08,004,0 113  = 942 m l0 = H – h0 = 3240 - 942 = 2298 m Với P cl = 59,6 at = 62 KGf/cm 2 a1 = 62 109420   clP hh = 15 KGf/cm2  Tính chiều cao của cột dung dịch ép được bơm ở các tốc độ khác nhau sẽ là: -Chiều cao ở tốc độ số IVsẽ là: l4 ep = l0 + a1 (P4 – Pth ) = 2298 + 15(103 – 84) = 2583 m -Chiều cao ở tốc độ III sẽ là : l3 ep = a1.(P3 – p4 ) = 15 .(143 – 103) = 600 m -Chiều cao bơm ở tốc độ số II sẽ là: Page 83 of 110 l2 ep = H – l3 ep – l4 ep - h= 3240 – 2583 – 600 – 10 = 47 m  Tính thể tích dung dịch ép ở các tốc độ khác nhau : V4ep =At . l4 ep. 1,03 = 0,04.2583.1,03 = 105 m3 V3ep =At . l3 ep . 1,03 = 0,04.600. 1,03 = 24 m3 V2ep =At . l2 ep . 1,03 = 0,04.47. 1,03 = 2 m3 Vep = 129 m3  Tính thời gian bơm trám bằng 01 thiết bị trám (T). t4 = 60. 1000. 4 44 q VV epdxm  = 1000. 60.4,27 105113 =132,6 ph t3 = 60. 1000. 3 33 q VV epdxm  = 1000. 60.8,19 240  = 20,2 ph t2 = 60. 1000. 2 22 q VV epdxm  = 1000. 60.3,13 20  = 2 ph Vậy tổng thời gian bơm trám sẽ là : T = t4 + t3 + t2 + = 132,6 + 20,2 + 2 = 154,8 ph Nếu tính cả thời gian chuẩn bị và kết thúc ta có : T t = T + 15’ = 154,8 + 15’ = 169,8 ph  Nhiệt độ đáy giếng khoan được tính như sau : T0cđáy = Tk khí + 0,025.H = 30 + 0,025 . 3240 = 1110C Chọn dung dịch xi măng có thời gian bắt đầu ngưng kết là: T bn = 200 ph.  Số thiết bị bơm trám là : Theo thời gian bắt đầu liên kết: n = 1 + T bn /(0,75.T t ) = 3 xe. Theo thời gian trám thực tế: T th = 5 + 15 + T bn /n = 87 ph. CHƯƠNG VI : KIỂM TOÁN THIẾT BỊ VÀ Page 84 of 110 DỤNG CỤ KHOAN 6.1. KIỂM TOÁN CỘT CẦN KHOAN: Khi khoan và khi kéo thả cột cần khoan chịu tải trọng tĩnh lẫn tải trọng động. Để kiểm toán bền cột cần phải tính toán ứng suất tổng hợp tại các tiết diện nguy hiểm của cột cần. Ứng suất tổng hợp này không được phép vượt quá ứng suất cho phép của cột cần. Khi kiểm toán cần khoan kiểu mới người ta kiểm toán độ bền tĩnh, nghiên cứu hiện tượng mỏi. Các phương pháp kiểm toán độ bền trong khoan rôto và khoan tuabin cũng khác nhau. 6.1.1. Xác định chiều dài cần nặng : Đoạn từ 1020 m ÷ 2440 m Chiều dài cần nặng được xác định theo công thức : Lcn = )1( t d cnq CG    , m (V –1 ) Trong đó : C = 1,25 là hệ số tính đến số gia của tải trọng đáy khi có sử dụng cần nặng G: Tải trọng dọc trục ; G = 13000 kg . qcn :Trọng lượng một mét cần nặng ; qcn = 220 kg d : Tỷ trọng dung dịch; d = 1,16 ÷ 1,32 g/cm 3 t : Tỷ trọng của thép ; t = 7,85 g/cm 3 Thay vào (V – I) ta được : L cn = 85 m Trong quá trình khoan khoảng này cần phải đo địa vật lý để biết chính xác quỹ đạo của giếng. Do đó, ta chọn l 01 gồm 2 cần nặng không nhiễm từ. l 01= 2.9,4 = 18,2 m. 6.1.2. Kiềm tra độ bền tĩnh của cột cần khoan tại tiết diện trên cùng (1-1). Hệ số an toàn ở tiết diện trên cùng được xác định bằng công thức : Page 85 of 110 K = 4,1   c (V-2) c : Giới hạn chảy của thép cần khoan . KG/cm 2 Tài liệu tham khảo (Drilling data handbook) tại bảng B 1 ta tìm được c = 115000 psi với thép mác G 105 = (7823,12 KG/cm 2) c = 145000 psi với mác thép S 135 = (9863,94 KG/cm 2)  : Ứng suất tổng cộng tại tiết diện trên cùng .  = 2 2 4 k (V -3)   F GqlqlL t d cncncn k )1(.).(      Trong đó : L = 2440 m lcn 165,1 mm = 28,2 m l cn  203,2mm = 28,2 + 9,4 = 37,6 m l cnknt = 18,2 m F = 34 cm2 lck = 2440 – 28,2 – 37,6 – 18,2 = 2366 m Tổng trọng lượng bộ khoan cụ theo tính toán là: Qcn = 28,2.136 + 37,6.220 + 9,4.( 321 + 290 ) =17850 = 17,85 tấn Qck = 2366 m . 74 kg/m = 175084 kg = 175,084 (tấn) (trọng lượng cần khoan) G = 40 kg Thay vào ( V – 2) ta có : k = 3864,82 ÷ 3940,85 kg . Ta lấy giá trị lớn hơn Page 86 of 110 X X W M  Mx : mômen xoắn Wx : Môdul chống xoắn . Mômen xoắn lớn nhất Mx = 71620 dkn N (VI-5) kd : hệ số động (kd = 1,5 ÷ 2 ) N : Công suất quay cột cần phục vụ choòng phá đá N = Nkt + Nc (V – 6 ) Nkt = C . .d .D 2 .L .n1,7 , kw (Công suất quay cột cần không tải ) (V – 7) Nc = 46,4 .10-4 .k .Gc. Dc .n ; kw (Công suất tiêu thụ cho choòng phá đá ) (V – 8) Ở đây : C .hệ số phụ thuộc vào độ cong của giếng(Bảng 5 tài liệu công nghệ khoan ) Với giếng thiết kế góc lệch 35,400 ta có C = (47,5 ÷ 52.2).10-5 Ta chọn C = 50.10-5 D: Đường kính ngoài cần khoan , 0,127 m L : Chiều dài cần khoan, 2366 m K : Hệ số phụ thuộc vào độ mòn của choòng Choòng mới K = 0,1 Choòng đã mòn K = 0,2 ÷ 0,3 Ở đây ta chọn K = 0,1 Gc : Tải trọng đáy (18 tấn) Dc : Đường kính choòng ( 0,4445 m) n = 90 v/ph Page 87 of 110 Wx : Modul chống xoắn ,W = D dD 16 )( 44  ( V-9) D : Đường kính ngoài của cần khoan ( cm ) d : Đường kính trong của cần khoan (cm ) Chúng ta có thể tính  theo công thức sau :  = 71620 nW NN x ckt .  kd (V -10 Từ (V – 5) ta có: Nkt = 50.10-5 . 1,75 . 0,1272. 2366 . 901,7 Nkt = 70,12 ( kw) Từ (V – 6) ta có : Nc = 46,4.10-4.0,1.18.0,4445 .90 Nc = 334,12 ( kw) Thay vào (VI – 4) ta có : N = 70,12 + 334,12 = 404,24 (kw) N = 404,24 ( kw) Thay vào (VI – 3) ta có : Mx = 71620. )25,1.(90 24,404  Mx = 482528 ÷ 643370 kg.cm Tìm Wx : Theo Drilling data handbook (Tài liệu tham khảo ) tại bảng B 12 ta được : Wx = 237458 mm3 Wx = 237,458 cm3 )25,1.( 458,237.90 24,404.71620   = (2032 ÷ 2709) KG/cm2 Page 88 of 110 Theo (V – 2) ta có :  = 22 2709.485,3940   = 6699 KG/cm 2 K = tc c   Thay vào ta có : Với thép G105, cần Ø 127 mm , F = 34 cm2 c = 7823,12 KG/cm 2 Tính K :Thay vào (V – 2) ta có : K = 6699 12,7823 =1,167 Như vậy phần trên cột cần khoan không đủ bền với thép G105. Với thép S135, cần Ø 127 mm , F = 34 cm2 c = 9863,94 KG/cm 2 Tính K :Thay vào (V – 2) ta có : K = 6699 94,9863 = 1,47 Như vậy phần trên cột cần khoan đủ bền 6.1.3. Kiểm tra độ bền phần dưới cột cần khoan (2-2): Hệ số dự trữ phần dưới của cột cần khoan được tính theo công thức sau K = 4,1   c (V-11)  : ứng suất tổng cộng xuất hiện ở phần dưới cùng của cột cần khoan .  = 22 4)(   un (V-12) Trong bộ khoan cụ có lắp cần nặng nên tại tiết diện (2-2), 0n Ứng suất tổng sẽ là : 22 4  u (V-13) Page 89 of 110 Ứng suất uốn được tính theo công thức : u u Wl If . .2000 2  ( V-14) Trong đó : f = 2 1,1 gc DD  , (V-15) Dc : đường kính chòong khoan Ø 444,5 mm Dg :đường kính za mốc . Ø 165 mm I = 64 )( 22 dD  (V-16) D :đường kính ngoài cần khoan Ø 127 mm d : đường kính trong cần khoan. Ø108,6 mm Wu = D dD 32 )( 44  . (V-17) l : chiều dài nửa bước sóng được tính theo công thức của Sarkisov : l =  q I 2..2,025,05,010   ,m (V-18) Z : khoảng cách từ tiết diện trung hòa đến tiết diện kiểm tra ,m q : khối lượng 1 cm cần khoan 0,32 kg/cm Do bộ khoan cụ có lắp cần nặng nên Z = 0, L được tính như sau :l = 4 2..2,010 q I   ,(m) (V-19)  : vận tốc góc rad/s  30 .n   (V-20) Theo công thức ( VI-14) ta có : u u Wl If . .2000 2  . Trong đó : Theo( V-15) f = 2 1655,444.1,1  = 162 mm = 16,2 cm Page 90 of 110 Theo (V-16) I = 64 )86,107,12.(14,3 44  = 593,89 cm4 Theo (VI-17) Wu = 7,12.32 86,107,12.(14,3 )44  Wu = 93,525 cm3 Theo (VI-19) ta có: l = 4 2..2,010 q I   (m) (V-19) Trong đó : 42,9 30 90.14,3  ( rad/s) l = 4 2 32,0 42,9.89,593.2,0 42,9 10 = 14,30 m Theo( V-14) ta có : 525,93.3,14 89,593.6245,32000 2 u = 225,1 KG/cm 2 Theo( V-13) trong đó ,  = 1997,6 KG/cm2 ta có :  = 22 6,1997.41,225   = 4001,5 KG/cm 2 Vậy K = 5,4001 94,9863 = 2,46 Kết luận :Phần dưới cột cần đủ bền 6.2. Kiểm toán cột ống chống : 6.2.1.Tính toán và lựa chọn cột ống chống : Trong quá trình thả ống chống cũng như trong suốt quá trình đưa ống vào khai thác, cột ống chống chịu các tải trọng, kéo, nén, uốn, xoắn…Vì vậy Page 91 of 110 mỗi cột ống chống khi được thả vào trong giếng khoan đều phải được tính toán và lựa chọn theo đúng nguyên tắc của nó, đảm bảo độ bền của ống chống trong những trường hợp nguy hiểm nhất, phát sinh trong quá trình thi công khoan cũng như trong quá trình khai thác về sau. Để thực hiện công việc tính toán chúng ta xét những quá trình thủy động xẩy ra trong giếng từ đó xây dựng biểu đồ áp suất dư dọc theo thành ống tại các thời điểm nguy hiểm ,sau đó sử dụng giá trị lớn nhất của áp suất dư để tính toán bền cho từng cột ống .Mỗi cột ống sẽ được tính độ bền theo áp suất dư trong ,dư ngoài và tải trọng kéo có tính đến tác động của tải trọng kéo đối với khả năng chịu áp suất bóp méo và áp suất nổ ống 6.2.2 .Tính áp suất dư ngoài và dư trong cho các cột ống chống: Áp suất dư ngoài (áp suất bóp méo) và áp suất dư trong (áp suất nổ) cho mỗi cột ống được tính toán như sau : -Áp suất dư trong : Pdt = Pt - Pn -Áp suất dư ngoài : Pdn = Ptt - Pt Trong đó : Pn : áp suất bên ngoài cột ống Pt : áp suất bên trong cột ống Suy ra : Pdtmax = Ptmax - Pn Pdnmax = Pn - Ptmin Các trường hợp cụ thể của áp suất dư trong và áp suất dư ngoài được tính như sau : *Áp suất dư trong : Áp suất dư trong tại thời điểm lớn nhất là khi giếng bị phun phải đóng giếng . Page 92 of 110 Áp suất tại miệng giếng : Pm = Pv – 0,1. vH0 ( V -20) Pv : áp suất vỉa 0 : tỷ trọng hỗn hợp phun Hv : chiều sâu thả cột ống chống sau đó ,kể từ trên xuống (tính từ bàn rotor m ) Để đảm bảo an toàn khi thử ống, áp suất bơm thử : Pbt = ).1,0.(1,1.1,1 .0 vvm HPP  (V-21 ) Áp suất dư tại thời điểm lớn nhất ở độ sâu Z )]35(.[1,0  ZKZPP adbtdtZ  nếu Z > Lo (V-22) dtzP cldbt ZP   .(.1,0 ) nếu Z < Lo (V-23 ) Ka : gradient áp suất vỉa , Lo chiều sâu ống chống trước . d : tỷ trọng dung dịch bơm thử ,thường lấy bằng tỷ trọng dung dịch khoan đoạn đó . *Áp suất dư ngoài : -Trong trường hợp mất dung dịch tại độ sâu mất dung dịch là L : LP cldm ..1,0  nếu L< Lo (V-24) )35(.1,0  LKP adm nếu L>Lo ( V-25) -Áp suất dư ngoài trong quá trình trám xi măng : Pdn = 0,1. Zdxm )(   ( V-26 ) -Áp suất dư ngoài trong trường hợp phun trào không đóng miệng giếng ZZP cldn 01,0..1,0   nếu 3/03,1 cmgcl  >Ka (V-27) ZZKP adn 01,0)35(.1,0  nếu 3/03,1 cmgcl  <Ka (V-28) Page 93 of 110 Sau khi tính toán Pdt,Pdn biểu diễn các giá trị tương ứng trên hệ trục ( H,P ) ứng với mỗi giá trị H thuộc mỗi cột ống chống ,chọn Pmax ,nối các giá trị Pmax, ta được đường biểu diễn áp suất dư của cột ống theo độ sâu . 6.2.2.1 .Tính áp suất dư ngoài và dư trong cho ống chống (508 mm) Hv = 2140 m (Chiều sâu khoan để thả ống chống sau đó 340 mm) Hoc = 400 m (Chiều sâu thả ống chống 508 mm ) d = 1,1 ± 0,02 g/cm 3 (Tỷ trọng dung dịch khoan để chống ống 340 mm ) 0 = 0,85 g/cm 3 L = 202 m xm = 1,52 g/cm 3 Ka = 1 *Tính áp suất dư trong : vvam HHKP 0.1,0)35(.1,0  (V -29 ) Theo (VI-I-28) ta có : Pm = 0,1 .1.(2140 – 35 ) – 0,1 .0,85 .2140 = 28,6 KG/cm2 Theo (VI-21 ) ta có : Pbt = 1,1 .28,6 = 31,46 KGf/cm2 Pbt < 50 , Để đảm bảo độ kín của ống chống lấy : Pbt = 1,52 .50 = 76 KGf/cm2 Theo (VI-22 ) ta có : Pdtz = 76 + 0,1 .[1,1 .400 – 1 .(400 – 35 )] = 83,5 KGf/cm2 *Áp suất dư ngoài : -Trong trường hợp mất dung dịch ( ta giả thiết mức chất lỏng hạ 200 m) Trong đó : Page 94 of 110 3/03,1 cmgcl  Theo (VI-24) ta có : Pdn = 0,1 .1,03.200 = 20,6 KGf/cm2 V.2.2.2. Tính áp suất dư ngoài và dư trong cho cột ống trung gian (340 mm) Hv = 3240 m (Chiều sâu thả ống chống 245 mm ) K = 1,15  d = 1,32  0,02 ( Tỷ trọng dung dịch khoan đến 3240 m ) Hoc = 2140 m (Chiều sâu thả ống chống 340 mm ) L = 200 m ( Hạ mực chất lỏng trong giếng khoan ) 3/52,1 cmgxm  (Tỷ trọng dung dịch xi măng ) 3 0 /85,0 cmg (Tỷ trọng hỗn hợp phun ) *Áp suất dư trong : Theo (V -27 ) ta có: Pm = 0,1 .1,15 .(3240 – 35) – 0,1 .0,85 .3240 = 93,175 KGf/cm2 Áp suất dư lớn nhất tại thời lớn nhất ở độ sâu khi nút trám trên ngồi lên vòng dừng khi đó độ sâu Z sẽ là 3240 – 20 = 3220 m (20m là chiều dài từ vòng dừng đến chân đế ống chống ) Tại Z = 3220 m Theo (V – 22 ) Pdtz = Pbt + 0,1 .[Z. )]35(  ZK ad Pdtz = 76 + 0,1 [3220 .1,32 – 1.(3220 – 35)] = 111,7 KGf/cm2 Tại Z = 201,5 m (0,5 m chiều dài chân đế ống chống ) Pdt = 76 + 0,1 [201,5 .1,32 – 1(201,5 – 35)] = 81,515 KGf/cm2 *Áp suất dư ngoài : Page 95 of 110 -Trong trường hợp mất dung dịch , chiều cao cột dung dịch giảm đi 200 m lúc đó: Pdn = 0,1 .1,03.(200 – 35) = 17 KGf/cm2 (Do Ka = 1 < cl = 1,03 ) Trong quá trình bơm trám : P dn = 0,1 .( ocdxm H)  (V- 30) Trong đó: Hoc : chiều sâu thả cột ống chống 2140 m d = 1,12 ± 0,02 g/cm 3 Theo (V – 29) ta có : Pdn = 0,1 .(1,52 – 1,12 ± 0,02 ).2140 = (81,32 ÷ 85,6 KGf/cm2 ) -Trong trường hợp phun trào : ococadn HHKP 0.1,0)35(.1,0  (V -31) Theo (VI – 31) ta có : Pdn = 0,1 .1 .(2140 – 35 ) – 0,1 .0,85 .2140 = 28,6 KGf/cm2 ( Do Ka > cl ) V.2.2.3. Tính áp suất dư ngoài và dư trong cho ống chống khai thác (245 mm) Hv = 3390 m Ka = 1,65 (Gradient áp suất vỉa tính cho đoạn khoan chống ống 194 mm) d = 1,32  0,02 (Tỷ trọng dung dịch dể khoan đến độ sâu 3240 m ) Hoc = 3240 m (Chiều sâu thả ống chống 245 mm) 0 = 0,85 g/cm 3 (Tỷ trọng hỗn hợp phun ) *Tính áp suất dư trong : Pm1 = P 3390 – 0,1 0 .Hv (V -32 ) Page 96 of 110 Pm1 = 0,1.1,65.(3390 – 35) - 0,1 .0,85.3390 = 265,42 KGf/cm2 Vì sau cột ống 245mm là thân trần,do đó áp suất vỉa ở đáy giếng khoan cũng gây ảnh hưởng đến cột ống chống 245 mm do đó : Pm2 = P 3390 – 0 ,1. 3390. 0,85 = 0,1.0,9.(3390 – 35) – 0,1. 3390 .0,85 = 13,8 KG/cm2 Pm1 > Pm2 , ta chọn Pm1 Pbt = 1,1. Pm1 = 1,1. 265,42 = 292 KGf/cm2 -Tính áp suất dư trong khi thử độ kín tại chiều sâu Z theo áp suất vỉa . Theo (V – 22) Pdt = Pbt + 0,1[ )]35(.  ZKZ aZd Tại Z = 3240 m d = 1,32 ± 0,02 , Pdt = 292 + 0,1 [1,32.3240 – 1,15.(3240 – 35)] = 351,1 KGf/cm2 Tại Z = 2140 m Pdt = 351,1 + 0,1[1,32.2140 – 1,15 (2140 – 35) = 391,5 KGf/cm2 -Tính áp suất dư trong khi xảy ra hiện tượng phun trào: Do khai thác thân trần nên khi phun trào áp suất dư cũng tác động lên ống chống 245 mm. Tại Z = 3000 m (phía trên ) Pdt = 0,1.[0,9.(3390 – 35) – 3000.(1,06 – 0,73) – 3390.0,73] = – 44,52 KGf/cm2 Phía dưới 3000 m : Pdt = 0,1.[0,9.(3390 – 35) – 3000.(1,15 – 0,73) – 3390.0,73] = - 54,35 KGf/cm2 *Tính áp suất dư ngoài : Page 97 of 110 -Trong trường hợp mất dung dịch (mực chất lỏng hạ 500 m ), theo (V – 25) ta có : Pdn = 0,1.1,03.(500 – 35) = 47,9 KGf/cm2. -Trong quá trình bơm trám : Pdn = 0,1 .(1,52 – 1,20).3240 = 103,68 KGf/cm2. -Trong trương hợp phun trào : Khi phun trào ở đáy giếng 0 = 0,73 g/cm 3. +Tại Z = 3000 m phía trên. Theo (V – 27 ) Pdn = 0,1.( Zcl ).0  = 0,1.(1,03 – 0,73).3000 = 90 KGf/cm2 +Tại Z phía dưới Ka = 1,15 Pdn = 0,1 .Ka.(Z – 35) – 0,1 0 .Z (V -28 ) = 0,1 .1,15.(3000 – 35) – 0,1.0,73.3000 = 121,975 KGf/cm2 Tại Z = 3240 m Pdt = 0,1.Ka.(Z – 35) – 0,1. 0 .Z (V -28 ) = 0,1.1,15.(3240 – 35) – 0,1.0,73.3240 = 132,055 KGf/cm2 Page 98 of 110 CHƯƠNG VII CÁC SỰ CỐ - PHỨC TẠP TRONG QUÁ TRÌNH KHOAN Do ảnh hưởng của các yếu tố địa chất, công nghệ và kỹ thuật nên quá trình khoan thường xảy 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 trong thiết kế khoan chúng ta phải dự đoán các phức tạp và sự cố, đề ra biện pháp xử lí kịp thời nhằm nâng cao hiệu quả công tác khoan. 7.1- Các nguyên nhân gây sự cố trong quá trình khoan. Các sự cố và phức tạp trong quá trình khoan thường xảy ra do những nguyên nhân sau: - Do thiết bị, vật tư quá thời gian sử dụng, không đảm bảo chất lượng hoặc do khuyết tật trong chế tạo, sử dụng không đồng bộ, không đúng kĩ thuật. - Do ảnh hưởng của yếu tố địa chất, những vấn đề liên quan tới giếng như sập lở, trương nở thành giếng gây mất dung dịch… - Do yếu tố con người. 7.2- Các sự cố và phức tạp trong quá trình khoan. Trong quá trình khoan thường xảy ra các hiện tượng như sập lở, co thắt thân giếng, trương nở, mất dung dịch…nếu chúng ta không đề phòng tốt và có giải pháp kịp thời sẽ gây ra hậu quả rất lớn. 7.2.1-Hiện tượng mất dung dịch khoan. Hiện tượng này có thể xảy ra trong quá trình khoan và bơm trám xi- măng, nguyên nhân chủ yếu là sự chênh lệch áp suất giữa cột dung dịch và áp suất vỉa. Do vỉa có độ thấm và độ thẩm thấu cao, có nứt nẻ do hoạt động kiến tạo sẽ làm cho một phần hay toàn bộ dung dịch đi vào vỉa. Chúng ta có thể phân chia các vùng mất dung dịch như sau: Page 99 of 110 - Ở các tầng có độ rỗng và độ thẩm thấu cao (Plixoen - Đệ Tứ, Mioxen thượng và hạ) thường xảy ra hiện tượng mất dung dịch cục bộ với thể tích không lớn. - Ở các địa tầng có hàm lượng sét cao chủ yếu là các tập sét Arginit để trương nở và có dị thường áp suất cao(Mixoen hạ và Oligoxen). Khi sử dụng dung dịch khoan có tỉ trọng lớn do sự xâm nhập và lắng động của các pha rắn, sự thay đổi các thông số của dung dịch, sự hấp thụ nước của sét dẫn tới hiện tượng mất dung dịch trầm trọng ở vùng này. - Ở tầng móng do áp suất vỉa nhỏ, đá nứt nẻ mạnh, đặc biệt là vùng có hoạt động kiến tạo mạnh (ranh giới Oligoxen hạ và tầng móng dẫn tới hiện tượng mất dung dịch cao ở vùng này). - Trong quá trình khoan hiện tượng mất dung dịch cũng xảy ra do hiệu ứng piston hóa khi nâng thả bộ khoan cụ, các vết nứt của vỉa trong quá trình khoan và khi khoan vào ranh giới giữa các địa tầng. Để hạn chế hiện tượng mất dung dịch chúng ta phải đảm bảo tốc độ kéo thả bộ khoan cụ và ống chống hợp lý. Đối với các vùng có nguy cơ mất dung dịch cao như tầng móng có thể cho thêm chất độn xơ vào dung dịch khi khoan gần hết tầng Oligoxen (như vỏ trấu, xơ dừa và các chất dạng sợi), đồng thời dự trữ đầy đủ lượng nguyên liệu cần thiết để sử dụng kịp thời khi xảy ra hiện tượng mất dung dịch. 7.2.2- Hiện tượng sập lở ,bó hẹp thành giếng. *Các nguyên nhân gây ra hiện tượng sập lở và bó hẹp thành giếng: - Nguyên nhân chủ yếu của hiện tượng này là đất đá ở thành giếng kém bền vững, nước thấm vào vỉa phá vỡ cấu trúc đất đá làm trương nở sét. Ngoài ra cũng có thể do lưu lượng cao làm xói mòn thành giếng, hiệu ứng piston hóa do kéo thả cột cần khoan. Biện pháp khắc phục đối với hiện tượng sập lở thành giếng khoan là sử dụng dung dịch chất lượng cao, độ thải nước nhỏ để tạo vỏ sét Page 100 of 110 chặt sít hạn chế khả năng dung dịch thấm vào vỉa qua thành giếng, hạn chế lưu lượng khi khoan, qua các tầng có khả năng gây sập lở. - Khi khoan qua các tầng có hàm lượng sét cao do hiện tượng hút và hấp thụ nhanh qua các tầng sét Arginit dẫn tới trương nở bó hẹp thành giếng khoan. Hiện tượng này xảy ra mạnh mẻ khi khoan qua các tầng có nhiệt độ áp suất cao. Ngoài nguyên nhân chính trên hiện tượng bó hẹp thành giếng còn có thể xảy ra do những nguyên nhân sau: - Do hiện tượng sập lở đất đá tích tụ trên đáy giếng, chiều dày vỏ sét lớn hơn khi kéo cần dồn tụ thành nút sét và gây kẹt. Ngoài hiện tượng kẹt cần do bó hẹp thành giếng còn có thể xảy ra do những nguyên nhân sau : -Hiện tượng kẹt cần do chênh áp, hiện tượng này xảy ra mạnh ở những đoạn thân giếng nghiêng vì khi cột cần khoan dựa vào thành giếng, do sự chênh lệch áp lực giữa cột dung dịch và áp lực vỉa tạo ra lực dư ép cần khoan vào thành giếng. Ngoài ra lực dư còn do trọng lượng cột cần khoan tạo nên dẫn tới kẹt cột cần do bám dính với vỏ sét mà không dạo cần khi phải ngừng khoan để sửa chữa thiết bị hay bơm rửa. Biện pháp cứu kẹt. Để giải phóng bộ khoan cụ khi bị kẹt chúng ta tiến hành các công việc sau: - Xác định điểm kẹt. Để xác định diểm kẹt chúng ta có thể sử dụng nguyên lý biến dạng đàn hồi của cột cần khoan theo công thức sau: L = 1,05.E.S.L / F Trong đó: F : lực kéo, kG S : tiết diện cần khoan, cm2 L : độ giãn dài của cột cần khi lực kéo là F, cm E : mô đun đàn hồi, kG/cm Page 101 of 110 Phương pháp này thuận tiện đơn giản song độ chính xác không cao, nhất là trong đoạn giếng khoan xiên. Ngoài ra người ta sử dụng các loại ống dò dể xác định độ giãn dài của cột cần khi kéo cột cần khoan, tại điểm kẹt độ dài bằng O. - Tiến hành cứu kẹt do sập lở thành giếng. Để giải phóng bộ khoan cụ chúng ta có thể tiến hành các biện pháp sau; + Tác động lực kéo lên cột cần khoan, bơm rửa dung dịch đặc biệt qua khoảng không vành xuyến nhằm bôi trơn, hòa ta cacbonat, có thể sử dụng dầu thô hoặc dung dịch clohidric. + Nếu bộ khoan cụ không giải phóng được theo phương pháp trên chúng ta có thể tháo phần tự do của cột cần khoan ( tháo trái cần ) nhờ sức công phá của khối thuốc nổ ( mìn rung ) sau đó tiến hành một số biện pháp công nghệ sau: - Sử dụng dụng cụ chụp côlôcôn bên trên có lắp búa thủy lực RCC tạo ra rung động để giải phóng bộ khoan cụ. - Sử dụng dụng cụ khoan doa lại thành giếng trong khoảng không vành xuyến để giải phóng bộ khoan cụ. Nếu biện pháp trên không thành công chúng ta có thể tiến hành đổ cầu xi măng mở thân giếng mới. - Tiến hành cứu kẹt do chênh áp: Ngoài các biện pháp cứu kẹt thông thường để giải phóng bộ khoan cụ trong trường hợp này phải thực hiện các biện pháp sau: + Sử dụng dung dịch bôi trơn để giảm ma sát giữa các cột cần khoan và thành giếng kết hợp với các cách động cơ học. + Giảm áp suất cột dung dịch trong phạm vi cho phép. 7.2.3- Một số sự cố khác trong quá trình khoan. * Gãy cột cần khoan: Page 102 of 110 Nguyên nhân chủ yếu của hiện tượng này là cột cần khoan không đảm bảo chất lượng do sử dụng quá thời gian quy định, không tuân thủ các biện pháp kỹ thuật trong quá trình thi công giếng khoan hoặc do ảnh hưởng của những diễn biến phức tạp mà chúng ta không dự đoán được. Theo kinh nghiệm phần lớn sự cố đối với cột cần khoan là do ứng suất mỏi sinh ra trong quá trình làm việc, do sự mài mòn cột cần khoan vào thành ống chống và thành lỗ khoan làm giảm tiết diện cột cần khoan. Biện pháp xử lí: Hiện nay biện pháp chủ yếu để cứu phần cột cần gãy nằm trong giếng là sử dụng dụng cụ chụp côlôcôn trơn và Overxop. Ngoài ra có thể sử dụng dụng cụ khác như mettrich, ống chụp, dao cắt. * Chòong khoan bị rơi chóp và sự co mặt của các vật thể kim loại trong giếng khoan: Nguyên nhân chủ yếu của hiện tượng này là do chòong khoan có chất lượng kém, quy trình sử dụng không hợp lí, sử dụng chòong không thích hợp với tầng đất đá. Biện pháp xử lí: Để khắc phục sự cố này chúng ta có thể dùng các biện pháp sau: + Kiểm tra loại bỏ chòong khoan không đủ chất lượng. + Tuân thủ biện pháp kĩ thuật khi khoan vào giữa ranh giới giữa các hệ tầng đất đá và các vùng có diễn biến phức tạp. + Khi xảy ra sự cố chúng ta có thể dùng các dụng cụ sau để đưa mảnh vụn ra khỏi giếng hoặc phá hủy chúng như hom chụp, ống hứng, nam châm vĩnh cửu, chòong mài * Chống ống lệch hướng với thiết kế: Trong quá trình thi công giếng thường xảy ra các hiện tượng thân giếng lệch hướng so với thiết kế. Yếu tố cơ bản để hạn chế sự cố này là cấu trúc hợp lí của bộ khoan cụ, phải sử dụng cần nặng và cơ cấu định tâm phù hợp với khoảng khoan. Sự cố này xảy ra do những nguyên nhân chủ yếu sau: Page 103 of 110 + Do nguyên nhân địa chất (độ cứng đất đá, độ dốc của vỉa thay đổi đột ngột). + Cấu trúc bộ khoan cụ và chế độ chưa hợp lí. + Do không đánh giá đúng yếu tố cong tự nhiên. Để hạn chế và xử lí kịp thời chúng ta có thể sử dụng các biện pháp sau: + Tuân thủ nghiêm ngặt các biện pháp kĩ thuật đề ra như lắp ráp bộ khoan cụ theo đúng yêu cầu thiết kế, đo, kiểm tra, điều chỉnh chính xác các thông số chế độ khoan đặc biệt đoạn khoan cắt xiên bằng các phương pháp khoan tuốc bin. + Sử dụng các dụng cụ đo và kiểm tra góc nghiêng của giếng khoan có độ chính xác cao, tiến hành kiểm tra liên tục độ lệch của giếng. Nếu thân giếng khoan lệch hướng so với thiết kế phải tiến hành các biện pháp xử lí kịp thời như thay đổi thông số chế độ khoan, cấu trúc bộ khoan cụ ... nếu không xử lí được biện pháp cuối cùng là mở thân giếng mới bằng phương pháp đổ cầu xi- măng hoặc hủy bỏ giếng khi các biện pháp xử lí không có lợi về kinh tế. 7.2.4- Các biện pháp phòng và chống phun trong quá trình thi công giếng khoan. Trong quá trình khoan có hiện tượng dầu khí xâm nhập vào dung dịch khoan nên thường xảy ra hiện tượng phun dầu hoặc khí. Nguyên nhân chủ yếu của hiện tượng này là: - Có sự sai xót trong xác định áp suất vỉa khi thiết kế giếng và việc kiểm tra không đầy đủ các thông số của áp suất vỉa trong quá trình khảo sát mỏ. - Áp suất thủy tĩnh của một dung dịch nhỏ hơn áp suất vỉa do sử dụng dung dịch có tỷ trọng nhỏ hơn tỷ trọng thiết kế, giảm chiều cao cột dung dịch khi bị mất dung dịch, không bơm rót dung dịch vào giếng khi kéo cần, có sự chuyển và mất áp suất giữa các vỉa đã mở. Page 104 of 110 - Thay đổi áp suất thủy động trong quá trình khoan, bơm rửa và kéo thả cần, giếng khoan dừng lâu khi đã mở tầng sản phẩm nhưng không bơm rửa. - Tăng hàm lượng chứa khí của dung dịch trong quá trình khoan (dung dịch từ giếng lên không được tách hết khí). Các biện pháp ngăn ngừa khắc phục: - Biện pháp phòng chống chủ yếu là sử dụng dung dịch có tỷ trọng thích hợp đủ để tạo áp lực lên vỉa (theo kinh nghiệm API giá trị chênh áp của cột dung dịch so với áp suất vỉa thường lấy bằng 500Kpa cho 1000m chiều sâu ). Phải thường xuyên kiểm tra tỷ trọng dung dịch, tách khí kịp thời, nếu có biểu hiện phải tiến hành giảm vận tốc cơ học khoan và lưu lượng bơm. - Khi kéo cột cần phải rót dung dịch vào trong giếng khoan để duy trì chiều cao hợp lý của cột dung dịch. Đảm bảo tốc độ kéo cần hợp lý, phát hiện và sử lý kịp thời hiệu ứng pistong đặc biệt chú ý khi khoan qua các tầng Mioxen hạ và Oligoxen. - Có đầy đủ thể tích dung dịch và lượng chất làm nặng để bổ sung kịp thời. - Khi có hiện tượng phun dầu khí phải lập tức đóng các đối áp. Tuần hoàn và thay thế dung dịch nặng qua đường tuần hoàn phụ để khống chế áp suất vỉa. Page 105 of 110 PHẦN III TỔ CHỨC THI CÔNG VÀ TÍNH TOÁN KINH TẾ 1. Tổ chức thi công : Hệ thống quản lý kinh tế sản xuất ngày nay có tính chất thống nhất hữu cơ các hình thức điều hành quản lý, hệ thống kế hoạch hóa và các biện pháp khuyến khích kinh tế và vật chất phát triển sản xuất. Quản lý kinh tế các xí nghiệp bao gồm việc quản lý kế hoạch, tổ chức sản xuất và lao động tại xí nghiệp, định hướng nâng cao hoạt động kinh tế –sản xuất và nâng cao các chỉ tiêu kinh tế –kỷ thuật. Vai trò quan trọng trong khuyến khích xí nghiệp sử dụng hiệu quả hơn tiềm năng lao động, vật chất và tài chính thuộc về thể chế mới tài chính trong công tác khoan. Thực hiện chuyển đổi bổ sung hệ thống mới của tổ chức sản suất là tự kiểm tra tài chính chặt chẽ. Hiện nay xí nghiệp Liên doanh Dầu khí VIETSOPETRO, cơ cấu tổ chức đang hoạt động theo mô hình của Liên xô cũ. Xí nghiệp khoan trong điều hành –kỹ thuật mang tính độc lập. Nó độc lập giải quyết các vấn đề về sản xuất –kỹ thuật và công nghệ ,đề xuất các biện pháp để sử dụng hoàn toàn năng lực sản xuất có sẵn, tiềm năng để nâng cao hiệu quả sản xuất và sử dụng phương tiện vật chất – kỹ thuật. Vì vậy ngoài việc hoàn thành nhiệm vụ chính xí nghiệp khoan còn có nhiệm vụ áp dụng các thành tựu khoa học mới nhất, kỹ thuật và kinh nghiệm tiên tiến, nâng cao hiệu quả sản xuất nhờ nâng cao việc sử dụng nguồn lao động, vật tư và tài chính, sử dụng hợp lý nguồn vốn đầu tư cơ bản và nâng cao hiệu quả của chúng, giảm giá thành công tác khoan ,rút ngắn thời gian thi công ,ứng dụng tổ chức khoa học lao động sản xuất và quản lý, đào tạo cán bộ lành nghề và sử dụng hợp lý chúng, nâng cao đời sống sinh hoạt cho người lao động. Page 106 of 110 Cơ cấu sản suất của xí nghiệp khoan cơ bản theo mô hình sau đây : Trong đội khoan gồm có 04 kíp chia ra làm 02 ca gồm ca ngày và ca đêm. Trong 04 kíp 02 kíp nghỉ ở bờ và 02 kíp làm việc ngoài biển ( kíp đi kíp về). Ngoài biển có 02 kíp. Kíp (I) làm việc từ 07 h đến 19h, kíp (II) làm việc từ 19h đến 07h ngày hôm sau, thời gian làm việc 12h /ngày, tháng làm việc 15 ngày ngoài biển. Đứng đầu đội khoan là đội trưởng hoặc chánh kỹ sư . Trong 01 ca làm việc gồm: 02 kíp trưởng 04 thợ khoan Xí nghiệp khoan Trung tâm phục vụ công nghệ công trình Cơ sở phục vụ sản suất Xưởng lắp ráp tháp (văn phòng ) Phân xưởng gia cố giếng(văn phòng trám) Phân xưởng dung dịch (Phòng dung dịch) Phân xưởng thử nghiệm (thử giếng) Phân xưởng sửa chữa Tua bin Bãi dụng cụ Phân xưởng đối áp Phân xưởng cần ống Đội khoan Kíp khoan Kíp khoan Kíp khoan Kíp khoan Page 107 of 110 01 kỹ sư cơ khí 02 thợ nguội khoan bơm 01 trưởng Diezel 02 thợ máy 01 kỹ sư dung dịch 01 thợ bốc mẫu 01 thợ bơm trám 01 thợ hàn . 2. Thời gian thi công giếng khoan N 0 ABC:  Thời gian thi công đoạn giếng từ độ sâu 0 ÷ 400m là: 16 ngày.  Thời gian thi công đoạn giếng từ độ sâu 400 ÷ 2140m là: 15 ngày.  Thời gian thi công đoạn giếng từ độ sâu 2140 ÷ 3240m là: 33 ngày.  Thời gian thi công đoạn giếng từ độ sâu 3240 ÷ 3390m là: 41,5 ngày. Page 108 of 110 Lịch thi công giếng khoan N0 ABC Bạch Hổ Trong đó : Phần nằm ngang của biểu đồ là tổng thời gian chuẩn bị, đo địa vật lý, chống ống, trám xi măng, thời gian chờ đợi xi măng đông cứng, cũng như thời gian phụ trợ Phần đường chéo là thời gian khoan.Trong thời gian khoan có cả thời gian kéo thả, thay bộ khoan cụ . Chiều sâu(m) 0 15.16.19.28.31. 60 64 102 105,5 400 2140 3240 3390 Thừi gian thi công giếng khoan (ngày ) Page 109 of 110 3. Dự toán kinh tế: 3.1. Chi phí khấu hao tài sản: 2.570.000$ 3.2. Chi phí vật tư, nhiên liệu: 6.850.000$ 3.3. Chi phí dịch vụ sản xuất: 3.150.000$ 3.4. Chi phí vận tải vật tư: 650.000$ 3.5. Chi phí vận tải biển: 980.000$ 3.6. Chi phí thiết kế, giám sát và điều hành: 2.750.000$ 3.7. Tiền lương: 5.200.000$ 3.8. Tổng chi: T = T1 + T 2 + …+ T 7 = 21.500.000$ 3.9. Gía thành 1 mét khoan: 191.45130 000.500.21  H TG $/m TÀI LIỆU THAM KHẢO Page 110 of 110 1. Khoan giếng dầu khí – IU Vandexki. Bản dịch NXB Khoa học kĩ thuật – 1997. 2. Bài giảng công nghệ khoan – Lê Văn Thăng – Trường ĐH Mỏ Địa chất. 3. Kĩ thuật khoan dầu khí – JP Nguyễn. Người dịch Lê Phước Hảo. Nhà xuất bản giáo dục – 1995. 4. Bài giảng dung dịch khoan và vữa trám – PGS.TS Trần Đình Kiên – ĐH Mỏ Địa Chất. 5. Bài giảng thiết bị dầu khí – Trần Văn Bản – ĐH Mỏ Địa Chất. 6. Thiết kế công nghệ các giếng khoan dầu khí – TSKH. Trần Xuân Đào. Nhà XB Khoa học kĩ thuật Hà Nội (2007). 7. Tài liệu nghiên cứu địa chất vùng mỏ Bạch Hổ và bồn trũng Cừu Long – LDDK Vietsovpetro (2005). 8. Cẩm nang KS công nghệ khoan các giếng sâu. Biên dịch Trương Biên, Trần Văn Bản, Phạm Thành, Nguyễn Xuân Thảo NXB KHKT (2006). 9. Drilling Data HandBook Jean-Paul Nguyễn (1999) 10. Các bài tập tính toán trong khoan dầu khí – bản dịch tiếng Nga. 11. Các tạp chí dầu khí.