Luận văn : Thiết kế giếng khoan dầu khí

ĐẶC DIỂM CHUNG VỀ ĐỊA CHẤT VÙNG MỎ

Mỏ Bạch Hổ nằm trong khu vực bồn trũng Cửu Long, thuộc thềm Sunda

lớn nhất ở Tây Nam Thái Bình Dương. Sự hình thành cấu trúc địa chất hiện

tại của thềm Sunda gắn liền với ba chu kì tạo địa hào Rizta, bắt đầu từ kỉ

Creta muộn. Sự mở rộng bồn Tây Nam, trong đó có thềm lục địa Nam Việt

Nam xảy ra vào chu kỳ 1 ( Paleogen muộn ). Tốc độ sụt lún đạt tới cực đại

vào thời kì Oligoxen sớm, chu kì thứ hai gắn liền với sự tạo địa hào Rizta ven

biển và sự tạo thành các bể trầm tích. Chu kì thứ ba đặc trưng bởi sự tiếp tục

sụt lún của thềm biển và sự tạo thành các bể trầm tích lớn xen kẽ với các đới

nâng có móng tiền Kalozoi. Hoạt động Mắcma xuất hiện vào thời kì Kalozoi

muộn, nó có tác động nhất định đến cấu trúc kiến tạo chung của thềm lục địa

Việt Nam. Ở phần rìa phía Tây Bắc của bồn trũng Cửu Long có tổng diện tích các lớp phủ Bazan và Andezit đạt 1 triệu km2, với bề dày không lớn lắm.

Khác với bồn trũng ở vùng trũng Sunda, bồn trũng Cửu Long bị tách biệt

hẳn ra và nằm ở sườn Đông Nam ổn định của bán đảo Đông Dương. Ở phía

Tây nó bị tách ra khỏi bồn trũng Thái Lan bởi đới nâng Corat. Ở phía Nam nó

bị tách hẳn ra và có chiều dài gần 500km, rộng 150km, diện tích gần 75000km2.

Trong cấu trúc địa chất của bồn trũng Cửu Long có chứa các hệ trầm tích

Lục Nguyên gốc châu thổ ven biển, có tuổi từ Mioxen – Oligoxen hiện tại. Bề

dày cực đại là 7km được xác định tại hố sụt trung tâm của bồn trũng. Tổng thể 0otích của bồn trũng này là 150000km3. Nguồn cung cấp vật liệu chủ yếu là

sông Mêkong (sông Cửu Long). Hiện nay trung bình hàng năm sông Mêkong

đưa ra biển 187 triệu tấn phù sa.

Như vậy, mỏ Bạch Hổ là một vòm nâng lớn, có kích thước 17x18km.

Cấu tạo chia thành nhiều khối bởi nhiều dứt gãy ngang dọc, mà chủ yếu là đứt

Page 1 of 110

gãy dọc có biên độ giảm dần theo hướng lên trên. Cấu tạo không đối xứng đặc

biệt là vùng đỉnh. Góc đổ ở cánh Tây dốc, tăng theo chiều sâu từ 6 – 160, còn cánh phía Đông là từ 6 – 100.

Cấu tạo mỏ Bạch Hổ rất phức tạp vì có nhiều đứt gãy, đứt gãy lớn nhất

nằm phía rìa Tây có biên độ a.200m theo mặt móng. Đây là phần thuận bởi

một loạt đới nâng bậc ba. Chúng có cấu tạo không đối xứng bị phân cách bởi

các đứt gãy thuận. Cấu tạo mỏ Bạch Hổ thuộc đới nâng trung tâm, ngoài cấu

tạo này trong bồn trũng Cửu Long còn phát hiện 32 đới nâng khác có triển

vọng dầu khí.

2.1. Đặc điểm cấu tạo địa chất.

Theo trình tự nghiên cứu bắt đầu từ các phương pháp đo địa vật lý,chủ

yếu là đo địa chấn, các phép đo địa vật lý trong lỗ khoan, sau đó đến các

phương pháp phân tích lấy mẫu đất đá thu được, người ta xác định được khá

rõ ràng các thành hệ của mỏ Bạch Hổ. Đó là các thành hệ thuộc hệ Đệ tứ,

Neogen và Paleogen phủ trên móng kết tinh Jura - Kretta có tuổi thọ tuyệt đối

từ 97 - 108,4 triệu năm. Từ trên xuống, cột địa tầng tổng hợp của mỏ được

xác định như sau:

2.1.1. Trầm tích Neogen và Đệ Tứ.

a. Trầm tích Plioxen-Pleixtoxen ( điệp Biển Đông ):

Điệp này được thành tạo chủ yếu từ cát và cát dăm, độ gắn kết kém,

thành phần chính là thạch anh,Glaukonite và các tàn tích thực vật.Từ 20 -

25% mặt cắt là các vỉa kẹp Montmoriolonite, đôi khi gặp những vỉa sét vôi

mỏng. Đất đá này thành tạo trong điều kiện biển nông , độ muối trung bình và

chịu ảnh hưởng của các dòng chảy , nguồn vật liệu chính là các đá Macma

axit.Bề dày điệp này dao động từ 612 - 654m.

Dưới điệp Biển Đông là các trầm tích của thống Mioxen thuộc hệ

Neogen.

b. Trầm tích Mioxen:

Thống này chia ra làm 3 phụ thống:

Page 2 of 110

- Mioxen trên (điệp Đồng Nai):

Đất đá điệp này chủ yếu là cát dăm và cát với độ mài mòn trung bình từ

trung bình đến tốt. Thành phần Thạch anh chiếm từ 20 - 90% còn lại là Fenspat

và các thành phần khác như đá Macma , phiến cát vỏ sò… Độ kết hầu như

không có nhưng cũng gặp những vỉa sét và két dày đến 20m và những vỉa cuội

mỏng. Chiều dày điệp này tăng dần từ giữa ( 538m ) sang hai cánh( 619m ).

- Mioxen giữa (điệp Côn sơn):

Phần lớn đất đá của điệp này được tạo từ cát,cát dăm và bột kết.Phần

còn lại là các vỉa sét, sét vôi mỏng và đá vôi. Đây là những đất đá lục nguyên

dạng bở rời màu xám vàng và xám xanh, kích thước hạt từ 0,1 - 10mm, thành

phần chính là Thạch anh( hơn 80% ), Fenspat và các đá phun trào có màu

loang lổ, bở rời, mềm dẻo, thành phần chính là Montmoriolonite. Bề mặt của

điệp từ 810 - 950m.

- Mioxen dưới (điệp Bạch Hổ):

Đất đá của điệp này nằm bất chỉnh hợp góc, thành tạo Oligoxen

trên.Gồm chủ yếu là những tập sét dày và nững vỉa cát,bột mỏng nằm xen kẽ

nhau.Sét có màu tối nâu loang lổ xám,thường là mềm và phân lớp.

Thành phần của sét gồm có Kaolinit,Montmoriolonite,thuỷ Mica và các

khoáng vật Carbonate,hàm lượng xi măng từ 3 - 35%,cấu trúc xi măng lấp

đầy hoặc tiếp xúc.Mảnh vụn là các khoáng vật như Thạch anh,Fenspat với

khối lượng tương đương nhau.Ngoài ra còn có các loại khác, như Granite,

Phiến cát… Điệp này chứa các tầng dầu công nghiệp 22,23,24,25. Chiều dày

tăng từ vòm ( 600m ) đến 2 cánh ( 1270m ).

2.1.2. Trầm tích Paleogen:

Thành tạo của hệ thống Oligoxen thuộc hệ Paleogen được chia làm hai

phụ thống:

a. Oligoxen trên (điệp Trà Tân):

Các đất đá trầm tích này bao trùm toàn bộ diện tích mỏ. Phần trên là

các tập sét màu đen rất dày (tới 266m). Phần dưới là cát kết, sét kết và bột kết

Page 3 of 110

nằm xen kẽ. Điệp này chứa tầng dầu công nghiệp 1,2,3,4,5.

Sự phân chia có thể thực hiện sâu hơn tại hàng loạt các giếng khoan,

trong đó điệp Trà Tân được chia làm 3 phụ điệp: dưới, trên và giữa. Ỏ đây có

sự thay đổi hướng đá mạnh, trong thời kì hình thành trầm tích này có thể có

hoạt động của núi lửa ở phần trung tâm và cuối phía bắc của vỉa hiện tại, do

có sự gặp nhau các đá phun trào trong trong một số giếng khoan. Ngoài ra còn

gặp các trầm tích than sét kết màu đen, xám tối đến nâu bị ép nén, khi vỡ có

mặt trượt. Khoáng vật chính là Kaolinit (56%), Thuỷ Mica (12%), các thành

phần khác - Clorite, Xiderite, Montmoriolonite (32%). Cát và bột kết có màu

sang dạng khối rắn chắc, tới 80,9% là thành phần hạt gồm: Thạch anh,

Fenspat và các thành phần vụn của các loại đất đá khác như: Kaolinite,

Cacbonate, sét vôi. Chiều dày từ 176-1034m, giảm ở phần vòm và đột ngột

tăng mạnh ở phần sườn.

b. Oligoxen dưới (điệp Trà Cú):

Thành tạo này có tại vòm Bắc và rìa Nam của mỏ. Gồm chủ yếu là sét

kết(60-70% mặt cắt), có màu từ đen đến xám tối và nâu, bị ép mạnh, giòn,

mảnh vụn vỡ sắc cạnh có mặt trượt dạng khối hoặc phân lớp. Thành phần

gồm: Thuỷ Mica, Kaolinite, Clorite, Xiderite. Phần còn lại của mặt cắt là cát

kết, bột kết, nằm xen kẽ có sét màu sáng, thành phần chính là Arkor, xi măng

Kaolinite, thuỷ Mica và sét vôi. Đá được thành tạo trong điều kiện biển nông,

ven bờ hoặc sông hồ. Thành phần vụn gồm thạch anh, Fenspat, Granite, đá

phun trào và đá biến chất. Ở đây gặp 5 tầng dầu công nghiệp 6,7,8,9,10.

c. Các đá cơ sở (vỏ phong hoá):

Đây là nền cơ sở cho các tập đá Oligoxen dưới phát triển trên mặt

móng. Nó được thành tạo trong diều kiện lục địa bởi sự phá huỷ cơ học của

địa hình. Đá này nằm trực tiếp trên móng do sự tái trầm tích của mảnh vụn

của đá móng có kích thước khác nhau. Thành phần gồm: Cuội cát kết hạt thô,

đôi khi gặp đá phun trào. Chiều dày của điệp Trà Cú và các điệp cơ sở thay

Page 4 of 110

đổi từ 0 - 412m và từ 0 - 174m.

2.1.3. Đá móng kết tinh Kazozoi:

Đây là các thành tạo Granite nhưng không đồng nhất mà có sự khác

nhau về thành phần thạch học, hoá học và về tuổi. Có thể giả thiết rằng có hai

thời kì thành tạo đá Granite. Vòm Bắc vào kỉ Kretta, diện tích của thể Batholit Granite này có thể tới hàng nghìn km2 và bề dày thường không quá 3km. Đá

móng mỏ Bạch Hổ chịu tác động mạnh của quá trình phong hoá thuỷ nhiệt và

các hoạt động kiến tạo gây nứt nẻ hang hốc và sinh ra các khoáng vật thứ sinh

khác như Kataclazit, Milonite. Sự phong hoá kéo theo sự làm giàu sắt,

Mangan, Canxi, Photpho và làm mất đi các thành phần Natri và Canxi động.

Các mẫu đá chứa dầu thu được có độ nứt nẻ trung bình 2,2%, chiầu dài khe

nứt từ 0.5 - 1mm, rộng từ 0,1 - 0,5mm, độ lỗ hổng bằng từ 1/5-1/7 độ nứt nẻ.

Đá móng bắt đầy có từ độ sâu 3888 - 4400m. Đây là một bẫy chứa dầu khối

điển hình và có triển vọng cao.

2.2. Đặc điểm kiến tạo

Đới nâng mỏ Bạch Hổ là một nếp lồi lớn kéo dài, đỉnh của nó kéo dài

về phía Đông Bắc và bị chia cắt chủ yếu bởi các đứt gãy của biên độ dọc

chiều dài và đứt gãy giảm dần về phía trên của mặt cắt. Phần vòm đường sóng lồi bị nghiêng về hướng Đông Bắc khoảng 10. Ở phía xa hơn, góc này đạt từ 3 – 40. Độ nghiêng của đất đá là 125m/km. Ở phía Nam đường sóng lồi bị chìm

thoải hơn và độ nghiêng của đất đá là 83m/km. Cấu tạo thể hiện rõ rệt ở trầm

tích Mioxen dưới và Oligoxen.

Cấu tạo mỏ Bạch Hổ rất phức tạp, nó thể hiện ở chỗ có nhiều đứt gãy,

trong đó đứt gãy lớn nhất thuộc cánh Tây, có biên độ là 1200m theo tầng nóc.

Nếp thuận kéo dài gần 32km dọc theo theo toàn bộ cấu tạo. Ngoài ra còn có

Page 5 of 110

một loạt các nếp thuận khác có biên độ từ 50 – 120km, bao gồm:

2.2.1. Nếp thuận số 1

Thuộc cánh Tây và có tính đồng sinh. Biên độ ở phần Oligoxen dưới từ

700 – 900m và giảm mạnh về phía Bắc cũng như phía treeb của lát cắt. Trong

các trầm tích Oligoxen dưới, nếp thuận chia một hay nhiều đứt gãy nhỏ, biên độ khoảng 60m, mặt đứt gãy nghiêng về phía Đông 60 – 700.

2.2.2. Nếp thuận số 2

Là đứt gãy phân nhánh của các dứt gãy trên. Đường phương của nếp

thuận khi di chuyển sang cánh Đông thay đổi tương đối mạnh. Biên độ của

nếp thuận từ 40 – 50m, mặt đứt gãy nghiêng về phía Tây Bắc khoảng 60 – 700.

2.2.3. Nếp thuận số 3

Chia cắt nhánh Đông của phần vòm, cấu tạo chỉ kéo dài trong phần

trầm tích Oligoxen và có biên độ khoảng 100m.

2.2.4. Nếp thuận số 4

Nằm ở phía Đông của cấu tạo, ở phía Đông bị ngăn cách bởi đới nâng

trung tâm có dạng khối. Nếp thuận này có tính đồng sinh, biên độ thay đổi từ

500 – 600m ở tầng móng và khoảng 60m ở tầng Mioxen dưới. Nếp uốn không

chỉ tắt dần về phía trên của lát cắt mà còn tắt dần từ Nam đến Bắc.

2.2.5. Nếp thuận số 5 và 6

Trùng với phương vĩ tuyến, nó là ranh giới phía Nam và Bắc của khối

nhô địa. Biên độ của nếp thuận này từ 300 – 400m.

Tóm lại, nét đặc trưng của kiến tạo ở mỏ Bạch Hổ là đứt gãy có tính

đồng sinh, biên độ tắt dần về phía Bắc cũng như phía trên của lát cắt, chủ yếu

có phương dọc trục theo cấu tạo, số ít có phương ngang và có tính chất dặc

Page 6 of 110

trưng của đứt gãy thuận.

2.3. Lịch sử phát triển địa chất của mỏ

Mỏ Bạch Hổ thuộc bồn trũng Cửu Long, bồn này thuộc thềm Sunda và

nằm ở phía Đông Nam khối ổn định của bán đảo Đông Dương. Ở phía Tây bị

tách khỏi bồn trũng Thái Lan bởi đới nâng Corat, ở phía Nam bị tách khỏi

bồn trũng Nam Côn Sơn. Quá trình phát triển địa chất của cùng trải qua các

giai đoạn sau:

2.3.1. Thời kì Menzozoi – đầu Kanozoi

Bồn trũng Cửu Long xảy ra các hoạt động tạo núi mạnh, các hoạt động

Macma núi lửa với nhiều pha khác nhau. Các thành tạo trước Kainozoi bị đập

vỡ và phân cách thành từng khối với biên độ sụt lún không đồng nhất tạo nên

dạng địa lũy, địa hào. Các địa lũy và khối nâng bị bào mòn và phong hóa vật

liệu được đem đi lấp đầy ở các trũng lân cận trước Kainozoi. Cấu tạo mỏ

Bạch Hổ được tạo thành trong thời gian này, nó là một bộ phận của địa lũy

trung tâm bồn trũng Cửu Long, bị khống chế bởi các đứt gãy sâu ở sườn

Đông và sườn Tây.

Các hoạt động Macma xâm nhập làm phức tạp thêm các cấu tạo gây

nên sự khác biệt địa chất của từng đới trước Kainozoi.

2.3.2. Giai đoạn Oligoxen sớm

Điệp Trà Cú có tường lục địa lấp đầy các địa hào với bề dày trầm tích

khá lớn, điều đó chứng tỏ quá trình tách giãn gây sụt lún mạnh. Biên độ và

gradien sụt lún thay đổi theo chiều dày ở phía Tây của mỏ Bạch Hổ. Phần nhô

cao của phần trung tâm vắng mặt trầm tích Oligoxen sớm.

2.3.3. Giai đoạn Oligoxen muộn

Hoạt động của Rizto kéo dài đến cuối Oligoxen và mang tính chất kế

thừa của giai đoạn trước. Các trầm tích Điệp Trà Tân mịn hàm lượng hợp chất

hữu cơ cao được lắng đọng trong môi trường đầm hồ, sông, châu thổ và lấp

đầy phần trên các địa hào. Hoạt động kiến tạo ở phía Tây mỏ Bạch Hổ mạnh

hơn phía Đông và mang tính chất ép nén . Hệ thống đứt gãy phía Tây có

Page 7 of 110

hướng cắm chủ yếu về phía sụt lún của mảng. Phần nhô cao trung tâm của mỏ

thời kì này có phương á kinh tuyến. Trên thực tế cho phép kết luận: Hoạt

động kiến tạo thời kì này mang tính chất khối tảng, có biểu hiện xoay trục và

nén ép mạnh ở phía Tây.

Cấu trúc phía Tây và Đông của mỏ có đặc trưng áp vào khối nhô của

móng. Đây là điều kiện thuận lợi cho sự di chuyển Hydrocacbon vào trong

móng, đồng thời tạo nên các tập chắn.

2.3.4. Giai đoạn Mioxen

Đây là giai đoạn sụt lún oằn võng mang tính chất khu vực của toàn bộ

trầm tích nói chung và mỏ Bạch Hổ nói riêng tiếp theo sau thời kì tách giãn

Oligoxen. Hoạt động đứt gãy giảm dần, biển tiến theo hướng Đông Bắc – Tây

Nam, các trầm tích hạt mịn được thành tạo điển hình là sét Rotalia tầng chắn

của mỏ. Hiện tượng tái hoạt động trong quá trình oằn võng ở thời kì Mioxen

của các đứt gãy là nguyên nhân cơ bản để thúc đẩy các Hydrocacbon vào

trong móng. Vào cuối Mioxen, các hoạt động nén ép khu vực này và hoạt

động mạnh mẽ của sông Mêkong có ảnh hưởng lớn đến môi trường trầm tích.

2.3.5. Giai đoạn Plioxen – Đệ Tứ

Do ảnh hưởng của quá trình lún chìm, biển tiến của toàn khu vực làm

cho cấu tạo Bạch Hổ trong giai đoạn này có tính ổn định. Các thành tạo trầm

tích có chiều dày lớn, gần như nằm ngang trên các thành tạo cổ.

2.4. Lịch sử thăm dò khai thác và tiềm năng vùng mỏ

2.4.1. Lịch sử thăm dò khai thác

Bồn trũng Cửu Long được các nhà địa chất quan tâm từ trước ngày

miền Nam hoàn toàn giải phóng. Việc nghiên cứu bồn trũng Cửu Long nói

chung và mỏ Bạch Hổ nói riêng đã trải qua các giai đoạn:

- Giai đoạn trước 1975

Việc tìm kiếm thăm dò dầu khí giai đoạn này được tiến hành bởi các

công ty dầu khí tư bản, kết quả cho thấy có nhiều triển vọng dầu khí ở thềm

Page 8 of 110

lục địa phía Nam Việt Nam. Mỏ Bạch Hổ được công ty dầu khí Mobil của Mĩ

phát hiện bằng các tài liệu địa chấn, đến năm 1974 thì công ty này khoan

giếng thăm dò đầu tiên và tìm thấy sản phẩm trong tầng mioxen dưới.

- Giai đoạn 1975 – 1980

Sau ngày miền Nam hoàn toàn giải phóng chúng ta tiến hành thăm dò

lại địa chấn và khoan thăm dò các giếng trên mỏ.

- Giai đoạn 1980 đến nay

Ngày 19/6/1981, xí nghiệp liên doanh Vietsovpetro được thành lập

đánh dấu bước phát triển quan trọng trong ngành công nghiệp dầu khí Việt

Nam.

Cuối năm 1983, đầu năm 1984 khoan giếng BH5 tại vòm Trung Tâm,

tìm thấy sản phẩm của tầng Mioxen dưới.

Tháng 7/1984 khoan giếng BH4 tại vòm Bắc tìm thấy sản phẩm ở tầng

Oligoxen và Mioxen.

Tháng 8/1985 khoan giếng BH3 ở phía Đông vòm Trung Tâm, đánh

giá sự phát triển của tầng chứa về phía Đông Nam.

Năm 1986 XNLD khoan giếng BH10 ở vòm Bắc, sâu 4400m để chính

xác hóa các tài liệu địa chất về mỏ.

Năm 1987 XNLD khoan giếng BH6 ở giữa vòm Trung Tâm và vòm

Bắc và giếng BH9 ở cánh Đông Bắc của mỏ.

Năm 1988 XNLD khoan giếng BH15 ở vòm Nam.

Năm 1989 XN khoan giếng BH12 ở cánh Đông, phát hiện dầu ở tầng

móng.

Năm 1993 XNLD khoan giếng BH7 ở phía Nam để thăm dò vòm Nam.

Các giếng khoan đơn lẻ được khoan bằng các giàn khoan di động.

Ngoài ra trên các giàn khoan khai thác luôn có một giếng khoan thăm dò, và

trong quá trình khai thác vãn tiến hành các nghiên cứu tổng hợp. Từ ngày

thành lập và dưa vào khai thác, sản lượng không ngừng gia tăng:

Page 9 of 110

Năm 1986 khai thác tấn dầu thô đầu tiên,

Năm 1988 khai thác triệu tấn dầu thô đầu tiên,

Năm 1993 hoàn thành khai thác tấn dầu thô thứ 20 triệu,

Năm 1994 đạt sản lượng khai thác 6,9 triệu tấn dầu.

Việc tiến hành khai thác dầu tại mỏ Bạch Hổ dựa trên cơ sở bản “ Thiết

kế khai thác thử công nghiệp mỏ Bạch Hổ thềm lục địa phía Nam Việt Nam “

của viện nghiên cứu dầu khí Xakhalin, với hệ thống khai thác 7 điểm.

Ngày 16/1/1991, sau khi tính toán lại trữ lượng cho các tầng sản phẩm,

lập ra dự án cho đối tượng và cho dự án phân bố giếng tối ưu cho 4 đối tượng

khai thác là:

Đối tượng I gồm các tầng 22, 23 và 24 của Mioxen hạ,

Đối tượng II gồm các tầng 1, 2, 4 và 5 của Oligoxen thượng,

Đối tượng III gồm các tầng 6, 7, 8, 9 và 10 của Oligoxen hạ,

Đối tượng IV là tầng móng.

Ngoài mỏ Bạch Hổ, XNLD còn phát hiện ra hai mỏ nữa là mỏ Rồng và

mỏ Đại Hùng, hai mỏ này hiện cũng đang đưa vào khai thác.

2.4.2. Tiềm năng vùng mỏ

Dầu khí mỏ Bạch Hổ được sinh ra từ tầng Oligoxen, vì đá mẹ Oligoxen

giàu vật chất hữu cơ và đã bước vào giai đoạn tạo dầu. Còn tầng Mioxen hạ

thì đá mẹ có hàm lượng vật chất hữu cơ trung bình và chưa bước vào giai

đoạn tạo dầu, vì thế dầu cung cấp cho các tầng Mioxen hạ không lớn. Còn ở

tầng móng, dầu được chứa trong các dứt gãy và hang hốc khi dầu từ tầng

Oligoxen và Mioxen di chuyển xuống.

Trong mặt cắt mỏ Bạch hổ, từ trên xuống dưới ta bắt gặp các phức hệ

chứa dầu khí sau:

Phức hệ Bạch Hổ dưới ( trầm tích Mioxen hạ ),

Phức hệ Trà Tân (trầm tích Oligoxen trên),

Phức hệ Trà Cú (trầm tích Oligoxen dưới),

Page 10 of 110

Phức hệ móng kết tinh,

Phức hệ Bạch Hổ dưới là các hạt rừ hạt trung đến hạt thô, độ thấm cao,

chứa các tầng sản phẩm 23, 24 và 26. Tầng 23 cho sản lượng cao nhất (381m3/ngđ), các tầng tầng còn lại chỉ chứa dầu ở phía Bắc và phần trung tâm

phía Nam.

Phức hệ Trà Tân là các điệp cát thấm hạt nhỏ và trung bình, phân bố

rộng ở cánh phía Bắc của cấu tạo. Nhiều vỉa cát của phức hệ này bị vát nhọn

hoặc có dạng thấu kính, độ thấm kém. Phức hệ có các tầng sản phẩm 1, 2, 3, 4 và 5, cho lưu lượng thay đổi từ 0,8 – 110,5m3/ngđ. Đặc trưng của phức hệ là

dị thường gradien áp suất vỉa cao, có thể lên đến 0,172at/m.

Phức hệ Trà Cú là các vỉa cát có độ hạt trung bình, đôi chỗ ở cánh Bắc

có chứa nứt nẻ, chứa các tầng sản phẩm 6, 7, 8, 9 và 10. Lưu lượng thu được từ 180,4 – 337m3/ngđ.

Phức hệ móng kết tinh là Granitoid bị phong hóa và nứt nẻ mạnh, độ

hang hốc lớn, gặp trong rất nhiều giếng khoan ở vòm Bắc và vòm Trung Tâm.

Page 11 of 110

Lưu lượng lớn nhất ở phần đỉnh của vòm Trung Tâm có thể đạt tới 700m3/ngđ, còn phần sụt lún của móng lưu lượng thấp, chỉ đạt 4m3/ngđ.

PHẦN II

LẬP PHƯƠNG ÁN THI CÔNG GIẾNG KHOAN

CHƯƠNG I:THIÊT KẾ GIẾNG KHOAN

1.Lựa chọn cấu trúc giếng khoan:

Để đạt được các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật cho giếng khoan việc lưa

chọn và tính toán phải đảm bảo các yêu cầu sau:

- Mục đích giếng khoan và các yêu cầu của công tác khai thác.

-Giảm tối đa các sự cố phức tạp trong quá trình khoan, khai thác và điều kiện

kỹ thuật hiện có.

-Giảm chi phí và thời gian thi công, thời gian sử dụng thiết bị trong quá trình

khoan.

Căn cứ vào các yêu cầu đặt ra ở trên điều kiện địa chất của mặt cắt

giếng khoan . tính chất cơ lý đất đá, áp suất vỉa, áp suất vỡ vỉa. Ta chọn giếng

khoan có bộ phận cấu trúc cột ống như sau:

a. Cột ống chống phân cách nước biển  720 mm:

Đây là yêu cầu của công nghệ khoan biển. Chống ống này với mục đích ngăn

cách nước biển, tạo máng dẫn dung dịch ban đầu, chống xói mòn, sập lở tầng

đất đá ven bề mặt.

b. Cột ống chống dẫn hướng  508 mm:

Đây là ống chống bắt buộc của mọi giếng khoan, đảm bảo ổn định phía

trên của thành giếng, tầng đất đá phủ bở rời, chống sự xâm nhập của nước bề

mặt vào giếng khoan. Đây là cột ống lắp đặt các thiết bị miệng giếng, đầu ống

chống, các thiết bị chống phun và làm nhiệm vụ treo giữ toàn bộ các cột ống

tiếp theo.

c. Cột ống chống trung gian thứ nhất  340 mm:

Cột ống này được chống qua tầng đệ tứ Plioxen nhằm chống sập lở các

Page 12 of 110

tầng đất đá bở rời, chống mất nước rửa khi khoan qua các tầng Mioxen,

đồng thời cũng tránh xảy ra sự cố trong quá trình khoan các đoạn còn

lại.

d. Cột ống khai thác  245 mm:

Cột ống này có mục đích ngăn cách tầng nham thạch Oligoxen trong quá trình khoan tầng đất đá này, chống sập lở, bó hẹp thành giếng khoan. 2. Tính toán cấu trúc giếng khoan,xác định chiều sâu đặt chân

đế ống chống:

Phần này nêu lên những công việc cần làm khi xác định chiều sâu đặt

chân đế cho bất kỳ cột ống chống nào được hạ xuống trong giếng gồm các

bước sau:

+ xác lập những yêu cầu của giếng

+ thu thập dữ liệu liên quan đến giếng thiết kế

+ xác định biểu đồ gradient áp suất vỉa và vỡ vỉa tương ứng với cột địa

tầng trên cùng một biểu đồ để xác định những khoảng có dị thường

+ xác định độ sâu tối thiểu đặt ống chống kỹ thuật

+ Điều chỉnh độ sâu đặt ống kỹ thuật dựa vào địa tầng hoặc yêu cầu của

giếng

+ Lặp lại các công việc trên cho ống chống kỹ thuật kế tiếp căn cứ vào tài

liệu địa chất của đất đá khoan qua và ảnh hưởng của nó đến công tác thi công

giếng khoan .

Để xác định độ sâu đặt chân đế ống chống thích hợp, cho phép thiết kế

một cấu trúc giếng tối ưu .Chiều sâu đặt chân đế ống chống được xác định

dựa trên yêu cầu địa chất và kỹ thuật đảm bảo chân đế đặt vào đất đá bền

vững để chống lại áp lực của hỗn hợp phun từ lòng giếng tại thời điểm nguy

hiểm nhất tương ứng với độ sâu đặt chân đế ống chống trước nó (tính từ dưới

lên)

Page 13 of 110

Chiều sâu đặt chân đế ống chống được xác định bằng công thức sau:

LmH 

 LHKn ..1,0 (



 

  ) 0 .1,0  0

(m) Lo =

Trong đó :

n: hệ số an toàn vỡ vỉa

Ka : mô đun áp suất vỉa, at/m

H: chiều sâu tính từ bàn rô tơ đến chân đế ống chống trước (tính từ

dưới), m

L: khoảng cách từ bàn rô tơ đến mặt biển , m

M: gradient áp suất vỡ vỉa, at/m  o : tỷ trọng hỗn hợp phun, T/m3

Dựa vào công nghệ khoan biển, mục dích của giếng để chọn cấu trúc giếng

Dựa vào kết quả các giếng đã khoan gần đó và kinh nghiệm qua thực tế

khoan tại mỏ Bạch Hổ để thiết kế cấu trúc giếng tối ưu cho giếng số: BH

2.1: Xác định chiều sâu đặt chân đế ống chống thứ II (từ dưới lên)  245 mm:

Đây là ống chống có đường kính  245 mm, cũng là ống chống khai

thác. Dựa vào tài liệu địa chất, theo mặt cắt của giếng đoạn từ 2140 m  3240

m thuộc tầng mioxen, đất đá bở rời, có áp suất vỉa thấp. Nếu đặt chân đế

chưa hết tầng mioxen, thì việc thi công giếng tiếp theo sẽ xảy ra hiện tượng

mất dung dịch tại ngay bên dưới chân đế ống chống này .

*Các tiêu chuẩn để xác định độ sâu đặt chân đế ống chống:

- Đảm bảo ngăn cách các thành hệ đất đá khác nhau hay các tầng có sự

thay đổi nhiều về gradient áp suất.

- Khống chế hiện tượng phun trào tại thời điểm nguy hiểm nhất. Để xác

định độ sâu đặt chân đế ống chống theo tiêu chuẩn sập lở, phun trào ta cần

LmH . 

 LHKn ..1,0 (



phải xác định được tỷ trọng phun trào tại chân đế ống chống dưới .

 

  ) O 0.1,0 

m Lo =

Page 14 of 110

Ta tính độ sâu đặt chân đế ống chống này theo tiêu chuẩn phun trào

n = 0,1

Ka = 1,65

H = 3240 m

m = 0,193 at/m 0 = 0,85 T/m3

3240



193,0

35.

 .(65,1.1,0.1,0

 3240

Chiều sâu đặt chân đế ống chống 245 mm là:

 193,0

 .85,0)35 85,0.1,0



L2 =

L2 = 356,46 m

Theo tiêu chuẩn phun trào, độ sâu tối thiểu đặt cột ống này là 356,46 m.

Nhưng để ngăn cách hoàn toàn tầng mioxen ta thả tới 3240 m

2.2: Xác định chiều sâu đặt chân đế ống chống thứ III (từ dưới lên): 340 mm

Theo mặt cắt địa chất giếng BH đoạn từ 85 m  3240 m đất đá mềm

bở rời và trung bình, tỷ trọng dung dịch khoan không thay đổi lớn (1,10 ±

0,02  1,20 ± 0,02 g/cm3 ). Việc đặt chân đế ống ở độ sâu nào còn phụ thuộc

vào kinh nghiệm thực tế thi công các giếng khoan tương tự gần đó, để đạt

hiệu quả kinh tế và an toàn

Với : n = 1,1

Ka = 1,15

H = 3240 m

m = 0,16

3240



35.16,0

 (.1,1.1,0

 3240

o = 0,85 T/m3

 16,0

 .85,0)35 85,0.1,0 

L3 =

L3 = 736,133 m

Trên thực tế theo mặt cắt địa chất tại 3 điểm 730 m , 1285 m, 2140 là ba điểm

thuộc địa tầng sét vững chắc đảm bảo cho việc đặt chân đế ống chống, đồng thời

Page 15 of 110

khi khoan đoạn này tỷ trọng dung dịch không đổi  = 1,10 ±0,02 g/cm3 với địa

tầng không phức tạp. Do đó để giảm thiểu khó khăn cho đoạn khoan sau đó ta

tiến hành thả ống chống 340 mm đến độ sâu 2140 m (là tầng sét)

2.3: Xác định độ sâu đặt chân đế ống chống thứ IV: 508 mm

Theo kinh nghiệm khoan ở mỏ Bạch Hổ, khi thi công các giếng

khoan xung quanh, kết hợp với mặt cắt địa chất dự kiến ta thả ống chống

508 mm đến độ sâu 400m. Nhằm ổn định thành giếng khoan cho quá trình

khoan tiếp sau đó.

2.5: Xác định độ sâu cho ống chống thứ V (từ dưới lên): 720 mm

Đây là ống cách nước được đóng vào đáy biển đến 120 m khi xây

đựng dàn.

Như vậy cấu trúc giếng số BH- Bạch Hổ gồm các cột ống sau

+ Ống dẫn hướng (ống cách nước) 720 mm: đặt ở độ sâu 120 m

+ ống định hướng 426 m : đặt ở độ sâu 400 m

+ Ống kỹ thuật (ống trung gian 1) 340 mm : đặt ở độ sâu 2140 m

+ Ống khai thác 245 mm : đặt ở độ sâu 3240 m

Giếng khoan được khai thác thân trần

Các loại ống chống, chiều sâu thả, chiều dài và chiều cao trám xi măng

Bảng (I-1)

Chiều dài Chiều sâu thả Chiều cao trám theo thân Loại ống chống  (mm) ống (m) ximăng (m) giếng (m)

Bảo vệ 720 0  120 0  120

Dẫn hướng 508 0  400 0  400 0  400

Trung gian 340 0  2140 0  2440 0  2140

Page 16 of 110

Khai thác 245 0  3240 0  3610 1940  3240

3.Thiết kế profin giếng khoan

3.1. Mục đích và yêu cầu của Profin giếng khoan.

Thiết kế Profin giếng khoan là ta chọng kiểu và hình dáng của giếng phụ

thuộc váo chiều sâu và khoảng lệch đáy .Sau đó tính toán quỹ đạo của nó sao

cho phù hợp với mục đích thiết kế giếng ,các điều kiện kỹ thuật và công nghệ

mà chúng ta đang có .Giếng được thiết kế là giếng khoan xiên định hướng

,như vậy Profin của nó phải thỏa mãn các yêu cầu sau :

 Đảm bảo thi công giếng đạt đến độ sâu và khoảng lệch đáy thiết kế (

).Với chất lượng đảm bảo ( sai số trong phạm vi cho phép ) ,chi phí về

thời gian ,nhân lực vật tư ít nhất ,giá thành rẻ .

 Đảm bảo độ cắt xiên hợp lý để dụng cụ cắt xiên làm việc có hiệu quả

tốt ,đảm bảo cho sự đi qua tự do của các bộ khoan cụ ,ống chống trong

quá trình khoan và khai thác ,sửa chữa ngầm trong quá trình khai thác .

 Giảm tối đa khả năng xẩy ra sự cố trong quá trình thi công giếng khoan.

3.2. Lựa chọn Profin giếng khoan.

Căn cứ vào mục đích và yêu cầu của giếng như ở trên, cũng như các điều

kiện địa chất của các tầng đất đá khoan qua như: Nhiệt độ áp suất vỉa, tính

chất cơ lý của đất đá. Đặc biệt là tầng có áp suất dị thường áp suất, các vùng

phức tạp và các yếu tố cong tự nhiên tại vị trí thi công lỗ khoan. Dựa vào kinh

nghiệm khi khoan hàng loạt các giếng khoan tại mỏ BẠCH hổ, ta có thể chọn

profin của giếng khoan như sau:

 Trục lỗ khoan nằm trong mặt phẳng thẳng đứng đi qua miệng và

đáy lỗ khoan dự kiến.

 Pròin giếng khoan được chia làm các đoạn sau:

 Đoạn thẳng đứng có chiều sâu H 1= 430m.

 Đoạn tăng góc có chiều sâu H 2 .

Page 17 of 110

 Đoạn ổn định góc có chiều sâu H 3 .

 Đoạn giảm góc có chiều sâu H 4 .

 Đoạn thẳng đứng có chiều sâu H 5 = 148m.

 Tính toán các đoạn khoan:

 Đoạn H 1: Có độ sâu thẳng đứng H 1= L 1 =430m.

 Tính toán các đoạn còn lại:



(



RS 2(



)

HR 0

Góc nghiêng cực đại của thân giếng khoan:

HS ) 2

R O 2 

)



(

RS 2(



0 S )

 = arcsin

Trong đó:

R 0 = R2 + R 4

R2 là bán kính đoạn cong H 2

R 4 là bán kính đoạn cong H 4

H = H 0 - H 1- H 5

H 0 là chiều sâu theo phương thẳng đứng của giếng khoan (H 0 =3387m).

S là khoảng dịch đáy (theo hình chiếu bằng lỗ khoan, S= 1350m).

 Cường độ cong 1:

 1 phụ thuộc vào tầng đất đá, kỹ thuật và công nghệ khoan. Ta có thể chọn

 1 theo yêu cầu thực tế và kinh nghiệm tại vùng mỏ.  1= 0,6/10m.

R2 = 573/ 1 = 955m.

 Cường độ cong  2 :

 2= 0,3/10m.

R 4 = 573/ 2 = 1910m.

Để đảm bảo khả năng đi qua tự do của bộ dụng cụ khoan qua ồng chồng trong

quá trình khoan, các thiết bị khai thác thì R2 > R min , R 4 > R min .

Page 18 of 110

R min là bán kính cong cực tiểu cho phép.

(

 k

)

L t  dD c

(m) R min = 167.

Trong đó:

Lt là chiều dài của tuabin và choòng khoan.

Lt= 8,68 + 0,52 = 9,2m.

D c là đường kính choòng khoan dự kiến sử dụng (D c = 444,5mm).

d t là đường kính tuabin (d t =244,5mm).

k là khe hở giữa thành tuabin và giếng khoan (k= 5mm).

f là độ uốn của tuabin.

L T . IE

f = 0,13.10 6 .q T .

Trong đó:

q T là trọng lượng 1cm tuabin (3KG).

4 = 17511cm 4 .

E là môđun đàn hồi của thép.

E= 2,1.10 6 (kg/cm 2 ). I T là mômen quán tính của tuabin. I T = 0,049.d T

Thay vào (I-2); (I-3) ta được:

f = 80mm R min = 457m Ta thấy R 2 , R 4 đều lớn hơn R min , như vậy thỏa mãn yêu cầu. Thay các giá trị vào để tính , ta được  = 35,5

Chiều sâu theo phương thẳng đứng của giếng khoan là: H 1 = 430m

H 2 = R 2 .sin = 554m

Page 19 of 110

H 3 = H 0 - H 1- H 5- (R 2 + R 4 ).sin = 1147m

H 4 = R 4 .sin = 1108m H 5 = 148m

H 0 = 3387m

Chiều dài theo thân giếng là: l 1 = H 1 = 430m

l 2 = 0,01745.R 2 . = 591m

l 3 = H 3 /cos = 1409m

l 4 = 0,01745.R 4 . = 1183m

l 5= 148m

L= l 1 + l 2 + l 3 + l 4 + l 5 = 3761m

Khoảng dịch đáy là:

S 1 = R 2 .(1 - cos) = 177,5m

S 2 = H 3 . tg = 817,5m

S 3 = R 4 .(1- cos) = 355m

S = 1350m Kết quả tính toán Profin giếng N 0 ABC Bảng (I-2)

Chiều dài Chiều sâu Khoảng dịch TT Các đoạn profin thân giếng thẳng đứng đáy (m) (m) (m)

1 Đoạn thẳng đứng 430 0 430

2 Đoạn tăng góc 591 177,5 554

3 Đoạn ổn định góc 1409 817,5 1147

4 Đoạn giảm góc 1183 355 1108

Page 20 of 110

5 Đoạn thẳng đứng 148 1350 3387

GI? NG 2008

GIÀN 4

MỎ BẠCH HỔ M? B? CH H?

GIẾNG 2008

0

750 1500

2250

3000

0 Casing Point #508mm 400 MD 400TVD 0.00° 0 departure

KOP 430 MD

750 EOC 1020 MD 983 TVD 35.40° 338.00°az 177 departure

1500

Casing Point #340mm 2440 MD 2141TVD 35.40° 338.00° az 999 departure

2250

3000

Casing Point #245mm 3610 MD 3237 TVD 0.08° 338.00°az 1350 departure

Bottom hole 3760 MD 3387TVD 0.00° 338.00°az 1350 departure

3750

4500

PROFIN giếng khoan N ô ABC

Page 21 of 110

) 3

CÊu tróc giÕng khoan

¹ x

§¬ng lîng Gradiªn ¸p suÊt vØa, vì vØa

g n Ç t

a ® t é C

m c / g ( h c d

n ¶ h p t Æ M

g n u d g n ä r t û T

Níc biÓn

H B

)

Q +

Q + n e x o

i l

1 N

(

a N g n å §

3 1

n ¬ S n « C

2 1

n e x o m

æ H h c ¹ B 1 1

N E X O I L O

n © T µ r T 2 3 P

Page 22 of 110

Địa tầng giếng khoan

CHƯƠNG II LỰA CHỌN PHƯƠNG PHÁP KHOAN, THIẾT BỊ VÀ DỤNG CỤ KHOAN.

2.1. PHƯƠNG PHÁP KHOAN ROTO.

Hiện nay trên thế giới cũng như ở nước ta trong các giếng khoan dầu khí

phương pháp này có đặc điểm là công suất phá hủy đất đá được truyền gián

tiếp từ bàn Roto qua cần khoan tới choòng khoan.Vì vậy trong quá trình

khoan có thể điều chỉnh trong phạm vi lớn, các thông số chế độ khoan trong

các hệ tầng đất đá khác nhau.Các thiết bị trên mặt đơn giản để bảo dưỡng và

sửa chữa…Phương pháp này đạt hiệu quả cao ở độ sâu thấp và trunh bình.

Mặt khác trong quá trình làm việc cột cần khoan quay sẽ làm mài mòn dẫn

đến sự cố với cần khoan do các ứng suất sinh ra trong quá trình làm việc, khi

khoan định hướng và khoan nghiêng thì hiệu quả thấp.

2.2. PHƯƠNG PHÁP KHOAN BẰNG ĐỘNG CƠ ĐÁY.

Phương pháp này chủ yếu dùng Tuabin hoặc động cơ trục vít. Đặc điểm

của phương pháp khoan tuabin là sử dụng năng lượng dòng chảy dung dịch để

phà hủy đất đá nhờ có các tuabin lắp ở bên trong cột cần khoan đáy lỗ khoan,

nó có nhiệm vụ truyền dung dịch từ bề mặt xuống đáy lồ khoan để cho tuabin

làm việc, khi kéo thả bộ động cơ đáy…Vì vậy ứng suất phát sinh trong quá

trình làm việc nhỏ ( đặc biệt là ứng suất mỏi và uốn ) dẫn đến giảm sự cố và

đứt cần khoan, tránh mài mòn các bộ phận của cột cần khoan và các thiết bị

quay trên bề mặt. Đặc biệt phương pháp này rất thuận lợi cho khoan định

hướng. Nhưng khoan tuabin có nhừng nhược điểm sau:

 Đặc tính làm việc của tuabin là có số vòng quay lớn do đó điều

rất hạn chế khi sử dụng choòng chóp xoay thời gian sử dụng

ngắn do sự mài mòn của ổ tựa.

 Ở những tầng đất đá đòi hỏi mômen phá đá lớn lên một sồ loại

Page 23 of 110

tuabin không đạt được điều này.

 Vùng làm việc ổn định của sồ vòng quay tuabin hẹp, nếu ra

ngoài tuabin sẽ không ổn định.

 Trong khoan tuabin công suất thủy lực của máy bơm lớn hơn nhiều

so với khi khoan Roto. Hạn chế chiều sâu làm việc của tuabin.

Những chí phí cho quá trình bảo dưỡng và sửa chữa lớn dẫn đến làm tăng

giá thành 1m khoan.

- Khi khoan đến chiều sâu giếng khoan lớn, công suất máy bơm không

đáp ứng được yêu cầu phá hủy của đất đá do bị mất năng lượng thủy

lực quá nhiều.

Căn cứ vào ưu nhược điểm của từng phương pháp khoan, đặc điểm do địa

chất của mặt cắt giếng khoan, hình dạng thân giếng khoan người ta còn xét

đến điều kiện kinh tế, kỹ thuật của vùng mỏ. Vì vậy để đảm bảo các yêu cầu

trên ta có thể chọn phương pháp khoan cho từng đoạn khoan như sau:

- Đoạn thân giếng khoan thẳng đứng từ 85  430m, ở đoạn này chúng ta

tiến hành mở lỗ, đất đá mềm, bở rời, đường kính lỗ khoan lớn đòi hỏi

mômen quay lớn, hiệu quả khi sử dụng choòng có vòi phun thủy lực ta

chọn phương pháp khoan rôto.

- Đoạn cắt xiên tạo độ nghiêng ban đầu từ 430  1020m thân lỗ khoan

cong đều, đất đá có độ cứng từ mềm đến trung bình, để đạt được yêu

cầu về thân giếng khoan theo thiết kế, tránh sự cố xảy ra trong quá trình

khoan ta chọn phương pháp khoan tuabin.

- Đoạn ổn định góc nghiêng cho thân giếng khoan từ 1020  2440m, đất

đá ở đoạn này có độ cứng từ mềm đến trung bình thích hợp cho phương

pháp khoan Roto.

- Đoạn giảm góc từ 2440  3610m, để tránh sự cố ta dùng phương pháp

khoan tuabin.

- Đoạn khoan thẳng đứng 3610  3760m, trong tầng đá móng, đất đá có

Page 24 of 110

độ cứng ta chọn phương pháp khoan roto.

2.3. LỰA CHỌN THIẾT BỊ KHOAN:

1: Giàn khoan cố định MSP :

chiều dài 90 m -

chiều rộng 80 m -

số lượng giếng 16  18 giếng -

Độ sâu nước biển : 45 m  50 m -

Chiều sâu khoan tối đa 6500 m -

2: Thiết bị nâng thả

Tháp khoan ký hiệu BBMA 53  320. -

Chiều cao tháp 53 m.

Tải trọng móc nâng cực đại 320 tấn . - -

Kích thước khung đáy 10  10 m. -

Kích thước khung đỉnh 4  4 m. -

Ròng rọc cố định YkbA-T-320

Ròng rọc động YTBA-6-320 - -

Đường kính cáp tời 32 mm -

3: Thiết bị động học : - Rotor P - 500

Đường kính lỗ lớn nhất 700 mm

Tốc độ quay lớn nhất 350 vòng/phút Công suất dẫn động 5000 KN - - -

4: Hệ thống tuần hoàn:

*Máy bơm khoan YHB-600

Đường kính xi lanh 130 - 170 mm

Page 25 of 110

Công suất 600 KW Công có ích 475 KW Áp suất cực đại 250 KGf/cm2 - - - -

Bảng 1 Đường kính xi lanh (mm) Lưu lượng bơm ( L/s) Áp suất bơm (KG/cm2)

170 36 145

160 31,5 165

150 27,5 190

140 23,3 225

130 19,7 250

Hệ thống sàng rung -

- Máy tách cát

- Máy tách bùn

- Máy tách khí

Bể chứa dung dịch khoan (bể số 1 đến bể số 5) -

Bể gia công dung dịch (bể số 8) -

Bể chưa nước kỹ thuật (bể số 6,7,9,10) -

- Máy bơm ly tâm (3 cái) dùng để pha chế dung dịch , bơm chuyển dung

dịch khoan.

* Máy bơm trám : 14T-1

- Tốc độ vòng quay : 1200  1800 vòng/phút

Đặc tính kỹ thuật của thiết bị trám xi măng 14T-1 Bảng 2

125(mm) 140(mm)  xi lanh 110(mm)

Q ( l/s ) P ( at ) Q ( l/s ) P (at ) Q ( l/s ) P ( at )

Tốc độ I 400 4,77,2 6,19,3 304320 7,711,6 123183

Tốc độ II 6,910,2 274332 8,913,3 212257 11,216,7 127154

Tốc độ III 10,215,3 184244 13,219,8 143173 16,624,8 85103

Tốc độ IV 14,221,2 133161 18,327,4 103125 2337 5775

Page 26 of 110

2.4. CHỌN BỘ KHOAN CỤ:

1. Chọn bộ khoan cụ: Về mặt kỹ thuật bộ khoan cụ phải đảm bảo các yêu cầu sau:

- Chọn bộ khoan cụ phải căn cứ vào khả năng cung cấp vật tư của xí

nghiệp liên doanh Vietsopetro.

- Bộ khoan cụ phải bền trong quá trình làm việc.

- Bộ khoan cụ phải đảm bảo độ ổn định tốt để giữ hướng cho giếng

khoan.

- Bộ khoan cụ phải có độ cứng không nhỏ hơn độ cứng của ống chống đã

thả trước đó.

Trên cơ sở đó bộ khoan cụ được chọn như sau:

Cần khoan được chọn theo tiêu chuẩn ứng với giếng, đường kính

choòng khoan, dùng cần nặng để tạo áp lực lên choòng sao cho cần khoan

luôn ở trạng thái treo tại điểm, thay đổi đường kính thì tỷ lệ giữa chúng phải

thuộc phạm vi cho phép. Phải kể đến trị số tới hạn của tải trọng và tốc độ

quay làm mất ổn định bộ khoan cụ. Và nếu điều kiện khoan bắt buộc vượt quá

giới hạn đó thì phải dùng các điểm tựa trung gian để khắc phục. Điểm tựa

trung gian có tác dụng làm giảm độ uốn không gian và diện tích tiếp xúc giữa

cần khoan với thành lỗ khoan.

Theo khă năng cung cấp vật tư của xí nghiệp liên doanh, bộ khoan cụ

được chọn theo các tiêu chuẩn của API. Tỷ lệ về kích thước bộ khoan cụ do

API thành lập như sau:

- Các choòng khoan 3 chóp xoay có đường kính lớn hơn 393,7mm thì tỷ

lệ đường kính choòng và cần nặng trên đó là 1,6  2. Các choòng nhỏ

hơn có tỷ lệ này là 1,25  1,6.

- Tỷ lệ đường kính giữa 2 cần nối liên tiếp nhau là 1,1  1,5 còn giữa

Page 27 of 110

cần nặng với cần khoan là 1,2  1,6.

- Với giếng khoan có chống ống đến cấp đường kính 508 mm thì có khả

năng dùng các cấp cần khoan 139,7mm; 127mm; 114,3mm. Dùng cần

nặng 241,3mm; 203,2mm.

- Ống chống 340mm, 245mm dùng cần nặng 228,6; 203,2; 241,3;

165,1mm.

2.Chọn bộ khoan cụ cho từng khoảng khoan:

 Khoảng khoan từ 85-120m khoảng khoan này là khoảng khoan

mở lỗ thẳng đứng, bộ khoan cụ phải có đủ trọng lượng để có

trạng thái dây rọi. Theo tiêu chuẩn API và kinh nghiệm khoan tại

mỏ Bạch Hổ ta chọn cần 127mm. Tuy đường kính cần nhỏ

nhưng mác thép cao G-105. Cần này sử dụng cho các khoảng

khoan khác.

Các thông số của nó như sau:

 Đường kính ngoài: 127mm.

 Bề dày thành: 9,19mm.

 Diện tích mặt cắt: 34,03 cm2.

 Trọng lượng trên 1m ( cả đầu nối ): 30,37kg.

 Tải trọng kéo cho phép: 251 tấn.

 Momen xoắn tương ứng giới hạn chảy của vật liệu: 1970 kg.m.

 Áp suất trong và ngoài với giới hạn chảy của vật liệu là 935at và

915at.

Cần này phải dùng đầu nối za mốc NC -50 –XH, cần chủ đạo có

Page 28 of 110

133,3mm dài 16,4m, đường kính trong 82,5mm, trọng lượng 1694kg.

Cấu trúc bộ khoan cụ cho khoảng khoan 85÷120m. Bảng (II-1)

BKC Đường Chiều Trọng Tổng chiều Tổng khối

kính (mm) dài (mm) lượng (kg) dài (m) lượng (T)

Choòng 660,4 660,4 0,8 0,8 617 0,617

Mở rộng 830 830 2,54 3,34 2000 2,617

Cần nặng 241,3 241,3 18,8 22,14 6076 8,693

Định tâm 660,4 660,4 2,41 24,55 1062 9,755

Cần nặng 241,3 241,3 9,4 33,95 3038 12,793

Cần nặng 203,2 203,2 28,2 62,15 6210 19,003

4026 23,029 Cần khoan 127 127 54,84 116,99

 Khoảng khoan từ 120-400m.

Cấu trúc bộ khoan cụ cho khoảng khoan từ 120-400m. Bảng(II-2)

BKC Đường Chiều dài Trọng Tổng chiều Tổng khối

kính (mm) ( m ) lượng (kg) dài (m) lượng (T)

Choòng 660,4 660,4 0,8 617 0,8 0,617

Cần nặng 241,3 241,3 18,8 6076 19,6 6,693

Định tâm 660,4 660,4 2,41 1062 22,01 7,755

Cần nặng 241,3 241,3 9,4 3038 31,41 10,793

Cần nặng 203,2 203,2 28,2 6210 59.61 17,003

Page 29 of 110

Cần khoan 127 127 82,26 6040 141,7 23,042

 Khoảng khoan từ 400-2440m: trong đoạn này có cắt xiên do đó

ta dùng khoan tuabin.

Cấu trúc bộ khoan ụ cho khoảng khoan từ 400-2440m. Bảng(II-3)

BKC

Đường kính (mm) 444,5 Chiều dài (m) 0,52 Trọng lượng (kg) 225 Tổng chiều dài (m) 0,52 Tồng khối lượng (T) 0,225 Choòng 444,5

Tuabin 244,4 8,16 2450 8,68 2,675

Định tâm 393,7 393,7 1,1 374 9,78 3,049

UBHO 203 0,65 150 10,43 3,199

Cần nặng không 241,3 9,4 3021 19,83 6,22

nhiễm từ 241,3

Cần nặng không 228,6 9,4 2733 29,23 8,953

nhiễm từ 228,6

203,2 28,2 6210 57,43 15,162

196,9 5,5 1040 62,93 16,202

203,2 9,4 2070 72,33 18,272

196,6 5,95 1050 78,28 19,322

Cần nặng 203,2 Búa 7 ¾” Cần nặng 203,2 Búa 7 ¾” Cần nặng 165 165,1 28,2 3846 106,48 23,169

Cần khoan 127 109,68 8053 216,16 31,221 127

 Khoảng khoan từ 2440-3610m (a).

Cấu trúc bộ khoan cụ cho khoảng khoan từ 2440-3610m (a). Bảng (II-4)

BKC

Chiều dài (m) Tổng chiều dài (m)

Đường kinh (mm) 311,1 Khối lượng (kg) 100 Tổng khối lượng (T) 0,1 Choòng 311,1 0,35 0,35

Tuabin 244,5 8,16 2450 8,51 2,55

Cần nặng 203,2 203,2 3 661 11,51 3,211

Định tâm 308 308 1,75 531 13,26 3,742

Cần nặng không 203,2 9,4 2070 22,66 5,811

203,2 5,5 1040 28,16 6,851

9,4 2070 37,56 8,921

Page 30 of 110

nhiễm từ 203,2 Búa 7 ¾” Cần nặng 203,2 203,2 Búa 7 ¾” 196,9 5,95 1050 43,51 9,971

Cần nặng 165,1 165,1 28,2 3846 71,71 13,818

Cần khoan 127 127 82,26 6040 153,97 19,857

 Khoảng khoan 2440-3610m (b).

Cấu trúc bộ khoan cụ cho khoảng khoan từ 2440-3610m (b). Bảng (II-5)

BKC Đường Chiều dài Khối Tổng chiều Tổng khối

kính (mm) (m) lượng (kg) dài (m) lượng (T)

Choòng 311,1 311,1 0,35 100 0,35 0,1

Tuabin 203,2 7,31 1300 7,66 1,4

Định tâm 295,3 295,3 1,67 353 9,33 1,753

UBHO 203 0,65 150 9,98 1,903

Cần nặng không 203,2 9,4 2070 19,38 3,973

nhiễm từ 203,2

Cần nặng không 203,2 9,4 2070 28,78 6,043

nhiễm từ 203,2

28,2 6210 56,98 12,252

196,9 5,5 1040 62,48 13,292

9,4 2070 71,88 15,362

196,9 5,95 1050 77,83 16,412

Cần nặng 203,2 203,2 Búa 7 3/4” Cần nặng 203,2 203,2 Búa 7 3/4” Cần nặng 165,1 165,1 28,2 3846 106,03 20,259

Cần khoan 127 127 109,68 8053 215,71 28,311

 Khoảng khoan 3610-3760m.

Cấu trúc bộ khoan cụ cho khoảng khoan từ 3610-3760m. Bảng (II-6)

BKC Đường kính (mm) Chiều dài (m) Khối lượng (kg)

Choòng 215,9 215,9 0,35 40 Tổng chiều dài (m) 0,35 Tổng khối lượng (T) 0,04

Cần nặng 165,1 165,1 9,4 1282 9,75 1,322

Định tâm 214 214 1,68 259 11,43 1,581

Cần nặng 165,1 165,1 159,8 21797 171,23 23,377

Cần khoan 127 127 27,42 2013 198,65 25,391

Búa 158,8 158,8 9,94 1050 208,59 26,441

Page 31 of 110

Cần khoan 127 127 109,69 8053 318,27 34,493

Chương III DUNG DỊCH KHOAN

I. CÁC YÊU CẦU ĐỐI VỚI DUNG DỊCH KHOAN.

Như chúng ta đã biết việc sử dụng dung dịch tuần hoàn trong giếng

khoan là một tiến bộ đáng kể. Thông số dung dịch khoan rất đa dạng trong

việc sử dụng và đóng vai trò quan trọng. Hiệu năng của việc khoan đã tiến

triển rất nhiều nhờ tiến bộ kỹ thuật và tính chất hóa ký của dung dịch khoan.

Hiện nay ở vùng mỏ Bạch hổ đang sử dụng phổ biến hệ dung dịch gốc

sét điều chế từ sét Bentonit- API và được sử lý cùng với nhiều hóa phẩm. Còn

hệ Plime phi sét đã bắt đầu được đưa vào sử dụng, tuy nhiên còn rất nhiều hạn

chế vì giá thành còn rất cao và phần lớn hóa phẩm được mua từ nước ngoài.

Để lựa chọn hợp lý đơn pha chế của hệ dung dịch khoan cần thiết phải

dựa vào những yêu cầu và nhiệm vụ sau:

 Đảm bảo độ bền thành giếng, ngăn ngừa hoặc giảm tối đa những

diễn biến phức tạp xảy ra trong quá trình khoan.

 Đảm bảo khả năng thoát mùn khoan cực đại cho giếng khoan.

 Nhằm góp phần nâng cao các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật công nghệ

khoan cao.

 Tận dụng tối đa các hóa phẩm đang sử dụng ở vùng mỏ, giảm giá

thành chi phí cho giếng khoan, phù hợp với điều kiện thi công giếng khoan

ngoài khơi.

 Đảm bảo chất lượng khoan mở vỉa sản phẩm và không gây ô nhiễm

môi trường sinh hóa.

II.LỰA CHỌN CÁC THÔNG SỐ CỦA HỆ DUNG DỊCH KHOAN.

Các thông số hệ dung dịch khoan lựa chọn phải phù hợp với đặc điểm địa

chất vùng mỏ và yêu cầu thi công khoan. Để xác định hợp lý các thong số cho

Page 32 of 110

từng khoảng khoan chúng ta căn cứ vào các yêu cầu cơ bản sau:

 Hình dạng giếng khoan (dạng than giếng và cấu trúc giếng khoan).

 Đặc điểm địa chất giếng khoan theo mặt cắt giếng khoan.

 Ngoài ra chúng ta còn dựa vào các thông số, kinh nghiệm sử dụng

dung dịch ở mỏ Bạch hổ ở các giếng có điều kiện địa chất gần giống

nhau.

Để thuận lợi cho việc tính toán ta chia giếng khoan thành các khoảng sau:

Kết quả phân chia các khoảng khoan của giếng N o ABC. Bảng (III-1)

STT Khoảng khoan theo thân giếng Khoảng khoan theo chiều sâu

(m) thẳng đứng (m)

0 – 400 0 – 400 1

400 – 1380 400 – 1271 2

1380 – 2440 1271 – 2140 3

2440 – 3410 2140 – 3025 4

3410 – 3610 3025 – 3240 5

3610 – 3760 3240 – 3387 6

1. Tính toán trọng lượng riêng của dung dịch:

Gía trị tỉ trọng của hệ dung dịch khoan sử dụng trong quá trình khoan nó

ảnh hưởng trực tiếp áp suất của cốt dung dịch lên thành giếng và đáy giếng

khoan.

.H 10

P hdd =

Trong đó: P hdd là áp suất của cột dung dịch ở điểm có độ sâu H từ miệng

giếng tới khoảng khoan theo phương thẳng đứng. Để tránh xảy ra sự cố trong

quá trình khoan P hdd phải thỏa mãn các yêu cầu sau:

P hv ≤ P hdd  P hw

Trong đó: P hv áp suất vỉa tại điểm có độ sâu H.

Page 33 of 110

P hw áp suất vỡ vỉa tại điểm có độ sâu H.

P hw = a.P hv

Trong đó: a là hệ số áp suất lên thành giếng khoan và phụ thuộc vào độ

sâu:

a = 1,15 – 1,2 khi 0 ≤ H ≤ 1200m.

a = 1,05 – 1,1 khi 1200 ≤ H ≤ 2500m.

a = 1,04 – 1,05 khi 2500 ≤ H ≤ 5000m.

(





). KabH H

Từ đó:

Trong đó:

b: là khoảng cách từ miệng giếng khoan tới mặt biển (b = 35m)

K: là hệ số dị thường áp suất.

H: là độ sâu khoan.

Ở các tầng đất đá mềm, tơi xốp, hàm lượng cát cao phía trên các tầng

Polioxen – đệ tứ, Mioxen thượng và Mioxen trung, để đạt được vận tốc cơ

học cao ta giảm tối đa các thông số γ trong phạm vi cho phép.

Từ đó ta có thể tính được các thông số γ như sau:

Trọng lượng riêng của dung dịch cho từng khoảng khoan. Bảng (III – 2)

Khoảng khoan (m) Gía trị giới hạn trên (G/cm3) Gía trị giới hạn dưới (G/cm3) Gía trị tính toán (G/cm3)

0 – 400 1 1,3 1,03

400 – 1380 1 1,55 – 1,6 1,10 ± 0,02

1380 – 2440 1 1,55 – 1,6 1,12 ± 0,02

2440 – 3410 1,06 1,55 – 1,6 1,16 ± 0,02

3410 – 3610 1,22 – 1,27 1,62 – 1,65 1,32 ± 0,02

3610 – 3710 0,8 – 0,9 1,5 – 1,6 1,05 ± 0,02

Page 34 of 110

2. Tính toán các thông số còn lại:

 Do đất đá có độ rỗng và độ thẩm thấu cao, để ngăn ngừa xảy

ra mất nước, sập lở và sói mòn thành giếng ta hạn chế độ nhớt

T trong khoảng 30 – 40, độ thải nước B trong khoảng B= 6 – 8 cm3/s.

Với nguyên tắc sau:

+ Chống mất nước: giảm B, giảm γ, tăng T.

+ Chống sập lở: tăng γ, giảm B.

+ Chống trương lở: giảm B, tăng γ.

+ Chống lắng đọng mùn khoan và tăng khả năng thoát mùn: tăng θ,

giảm T.

+ Để ngăn ngừa hoặc hạn chế phức tạp và sự cố như sập lở, bó hẹp

thành giếng khoan qua các tầng có hàm lượng sét cao thuộc

Mioxen hạ, Oligoxen thượng hoặc Oligoxen hạ. Ta cần phải điều chỉnh độ thải nước B trong khoảng B = 4 – 5cm3/s, độ nhớt quy

ước T = 35 – 45s.

+ Khi khoan qua các tầng có dị thường áp suất cao Oligoxen, trong

hệ dung dịch sử dụng có chứa các chất phụ gia nặng Barit. Vì

vậy để giữ Barit ở trạng thái lơ lửng, không sa lắng đòi hỏi dung

dịch có lực cắt tĩnh (θ) và độ nhớt (T) cao hơn.

+ Khi khoan các tầng sản phẩm, đặc biệt là tầng đá móng, để ngăn

ngừa và hạn chế và mất dung dịch khoan và nâng cao các tính

chất thấm của colectơ ta chọn dung dịch có tỷ trọng nhỏ nhất

trong phạm vi cho phép. Để đảm bảo mức độ làm sạch đáy giếng, cần chọn θ = 40 – 50 mG/cm2 và T = 25 – 30s.

+ Nói chung việc kiểm soát các thông số của dung dịch còn phụ

thuộc vào duy trì và xử lý trong quá trình khoan. Bên cạnh đó xử

lý hóa học hang ngày nhằm đảm bảo các thông số dung dịch phù

hợp với yêu cầu địa chất và kỹ thuật thi công là nhiệm vụ cực kỳ

Page 35 of 110

quan trọng góp phần nâng cao chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật thi công.

Thông số dung dịch khoan cho giếng khoan N o ABC Bảng (III-3)

Độ PH

Khoảng khoan (m)

Độ nhớt T (s) Hàm lượng cát %

85 – 400 Tỷ trọng γ (G/cm3) Nước Độ thải nước B (cm3/30’) Ứng suất cắt tĩnh θ (mG/cm2) Độ dày vỏ bùn K (mm)

biển - - - - - -

400 – 1380 1,10 ÷ 35÷ 40 5 – 6 25 ÷ 30 1,5 ≤ 1,5 9 ± 0,5

0,02

1380 – 2440 1,12 ÷ 35÷ 40 5 – 6 25 ÷ 30 1,5 ≤ 1,5 9 ± 0,5

0,02

2440 – 3410 1,16 ÷ 35÷ 40 4 – 5 25 ÷ 30 1,5 ≤ 1,5 9 ± 0,5

0,02

3410 – 3610 1,32 ÷ 40÷ 50 4 – 5 30 ÷ 40 1,5 ≤ 1,5 9 ± 0,5

0,02

3610 - 3760 1,05 ÷ 50÷ 60 ≤ 8 40 ÷ 50 1,5 ≤ 1,5 9 ± 0,5

0,02

II. GIA CÔNG HÓA HỌC CÁC DUNG DỊCH:

Mục đích của gia công hóa học dung dịch khoan để tạo ra các hệ dung

dịch có thông số phù hợp với các yêu cầu thiết kế thi công giếng khoan, xuất

phát từ đặc điểm địa chất khá phức tạp của mặt cắt giếng khoan, những khó

khăn phức tạp có thể xảy ra trong quá trình thi công giếng khoan, quá trình

này phải đảm bảo các yêu cầu sau:

+ Đảm bảo độ bền vững lâu dài các tập sét Argilit thuộc địa tầng

Mioxen và Oligoxen đồng thời đảm bảo chất lượng khoan mở

vỉa sản phẩm và ngăn ngừa quá rình hủy hóa sét và hạn chế sự

phân tán.

+ Bôi trơn tốt dụng cụ khoan, ổn định nhiệt độ khi khoan ở độ sâu

Page 36 of 110

lớn.

+ Hệ dung dịch khi sử dụng có khả năng thuận lợi trong quá trình

khoan, phù hợp với đặc thù thi công ngoài khơi.

+ Đảm bảo cho quá trình mở vỉa tốt colectơ khôg bi nhiễm bẩn.

+ Phải chọn các hệ dung dịch có khả năng dễ chuyển đổi vì hạn

chế về diện tích bề mặt.

Qúa trình thi công hóa học được chia làm 2 giai đoạn:

+ Gia công dung dịch lần đầu tiên để thu được các thông số cần

thiết.

+ Gia công bổ sung để giữ nguyên hoặc cần thay đổi các thông số

dung dịch trong quá trình khoan. Ta chỉ xét giai đoạn đầu tiên

của quá trình gia công hóa học dung dịch khoan.

Đơn pha chế các hệ dung dịch:

+ Khoảng khoan 85 – 400m: khoảng này khoan bằng nước biển.

+ Khoảng khoan 400 – 1380m: tỷ trọng dung dịch 1,10 ± 0,02.

Bảng thống kê các nguyên liệu để điều chế dung dịch. Bảng (III- 4)

Nguyên liệu Tỷ trọng

Độ ẩm n (%) Hàm lượng (kg/m3 dd)

Hàm lượng trong 1m3 dd (%) 5,18  (G/cm3) 2,6 Bentonite 5,0 60,00

2,13 NaOH - 0,36 4,00

2,50 - 0,18 2,00 Na2CO3

Bactericide - - 0,18 2,00

Grafit 2,20 - 0,91 10,00

Nước - - 27,27 300,00

Page 37 of 110

2,50 - 0,18 2,00 NaHCO3

 Khoảng khoan 1380 – 2440m: Tỷ trọng dung dịch 1,12  0,02.

Các nguyên liệu để điều chế dung dịch. Bảng (III- 5)

Nguyên liệu Tỷ trọng

Độ ẩm n (%) Hàm lượng (kg/m3 dd)

 (G/cm3) 2,60 5,0 Hàm lượng trong 1m3 dd (%) 2,46 Bentonite 30,00

CMC-LV - - 1,29 15,00

1,20 5,0 3,28 FCL 40,00

KOH - - 0,52 6,00

Na2CO3 2,50 - 0,17 2,00

Bactericide - - 0,17 2,00

Dầu bôi trơn - - 1,72 20,00

Grafit 2,20 - 0,86 10,00

AKK - - 0,43 5,00

Nước - - 25,86 300,00

 Khoảng khoan 2440 – 3410m: tỷ trọng dung dịch 1,16  0,02.

Các nguyên liệu để điều chế dung dịch. Bảng (III- 6)

Nguyên liệu Tỷ trọng

Độ ẩm n (%) Hàm lượng (kg/m3 dd)

 (G/cm3) 2,60 5,0 Hàm lượng trong 1m3 dd (%) 2,38 Bentonite 30,00

CMC-LV - - 1,25 15,00

1,20 5,0 3,17 FCL 40,00

KOH - - 0,50 6,00

Na2CO3 2,50 - 0,17 2,00

Bactericide - - 0,17 2,00

Dầu bôi trơn - - 1,67 20,00

2,20 Grafit - 0,83 10,00

Page 38 of 110

- AKK - 0,42 5,00

NaHCO3 2,50 - 0,17 2,00

- 25,00 - Nước 300,00

4,25 2,0 11,68 Barit 143,00

 Khoảng khoan 3410 – 3610m: tỷ trọng dung dịch 1,32  0,02.

Các nguyên liệu để điều chế dung dịch. Bảng (III- 7)

Hàm lượng trong 1m3 dd (%) Hàm lượng (kg/m3 dd)

Nguyên liệu Tỷ trọng  G/cm3) 2,60 Bentonite Độ ẩm n (%) 5,0 2,16 30,00

CMC-LV - - 1,25 15,00

1,20 5,0 3,17 FCL 40,00

KOH - - 0,50 6,00

Na2CO3 2,50 - 0,17 2,00

Bactericide - - 0,17 2,00

Dầu bôi trơn - - 1,67 20,00

2,20 Grafit - 0,83 10,00

- AKK - 0,42 5,00

NaHCO3 2,50 - 0,17 2,00

- Nước - 25,00 300,00

Page 39 of 110

Barit 4,25 2,0 11,68 143,00

 Khoảng khoan 3610 – 3760m: tỷ trọng dung dịch 1,05  0,02.

Các nguyên liệu để điều chế dung dịch. Bảng (III- 8)

Nguyên liệu Tỷ trọng

Hàm lượng (kg/m3 dd) Độ ẩm n (%)

30,00 5,0 Hàm lượng trong 1m3 dd (%) 2,38  (G/cm3) 2,60 Bentonite

15,00 - 1,25 - CMC-LV

6,00 - 0,50 - KOH

2,00 - Bactericide - 0,17

20,00 Dầu bôi trơn - - 1,67

10,00 2,20 - 0,83 Grafit

5,00 - - 0,42 AKK

300,00 - - 25,00 Nước

143,00 4,25 2,0 11,68 Barit

4.Tính toán tiêu hao hóa phẩm khoan:

Thể tích dung dịch trứoc môic khoảng khoan được tính theo công thức:

V = V 1+ V 2 + a.V 3

Trong đó: V 1: Thể tích bể chứa máy bơm (V 1 = 30m3). V 2 : Thể tích máng lắng, sàn rung (V 2 = 10m3).

V 3: Thể tích giếng khoan được xác định.

2 HD 4

V 3=

D: Đường kính trong của cột ống trước đó (m).

H: Chiều sâu thả cột ống trước đó (m).

Page 40 of 110

a : Hệ số dự trữ dung dịch nó phụ thuộc vào từng khoảng khoan.

Thể tích dung dịch tiêu hao trong quá trình khoan và kể tới sự tăng chiều sâu

giếng khoan V 4 .

V 4 = K.L

Trong đó: L là chiều sâu khoảng khoan được.

K là định mức tiêu hao dung dịch nó phụ thuộc vào đường kính

giếng khoan, tốc độ khoan, chất lượng dung dịch khoan và được lấy từ kinh

nghiệm:

Choòng 490mm lấy K= 0,53 m3/m 394mm K= 0,34 m3/m

295mm K= 0,21 m3/m 215,9mm K= 0,11 m3/m

165,1mm K= 0,065 m3/m.

Khoảng khoan

Nguyên tiệu & hóa phẩm

Từ (m)

Đến (m)

Tổng

Ban đầu

Định mức tiêu hao trên 1mét khoan (m3)

Tiêu hao hóa phẩm (T) Cho khoảng Khoan

400 1380

Thể tích ban đầu (m3) 162 Bentonite

9,72 28,56

38,28

Định mức điều chế (kg/m3) 60,0 0,41  60 = 24,6

1380 2440

-~-

25,02

25,2

60,0 0,39  60 = 23,4

2440 3410

-~-

14,22

30,0 0,39  30 = 11,7

3410 3610

-~-

11,78

30,0 0,42  30 = 12,6

3610 3760 233

-~-

18,51

50,0 0,43  50 = 21,5 11,67 6,84

1363 2432 185 CMC-HV

2,22 5,0

7,22

12,0 0,39  12 = 4,68

2432 3390 233

-~-

2,80 1,64

4,44

12,0 0,43  12 = 5,16

2432 3647 295 CMC-LV

4,43 7,108

11,54

15,0 0,39  15 = 5,85

3647 3670

-~-

5,89

15,0 0,42  15 = 6,30

1363 2432 185 FCL

3,70 8,34

12,04

20,0 0,39  20 = 7,80

2432 3647 295

-~-

24,854

40,0 0,39  40 = 15,60 5,90 18,954

Page 41 of 110

Bảng tiêu hao hóa phẩm cho giếng khoan N o ABC. Bảng (III – 9)

3647 3670

-~-

15,708

40,0 0,42  40 = 16,80

202 1363 162 NaOH

0,65

2,232

2,882

4,0 0,41  4 = 1,64

1363 2432

-~-

1,668

4,0 0,39  4 = 1,56

0,32 0,952

1,272

202 1363 162 Na2CO3

2,0 0,41  2 = 0,82

1363 2432

-~-

0,834

2,0 0,39  2 = 0,78

2432 3647

-~-

2,859

2,0 0,42  2 = 0,84

2432 3647 295 KOH

1,77 2,843

4,613

6,0 0,39  6 = 2,34

2432 3647 295 AKK

1,48 2,369

2,849

5,0 0,39  5 = 1,95

3647 4582

-~-

1,963

5,0 0,42  5 = 2,10

202 1363 162 Bactericide

0,32 1,101

1,421

2,0 0,41  2 = 0,82

1363 3647

-~-

1,781

2,0 0,39  2 = 0,78

2,77 6,253

9,023

1363 2432 185 Dầu bôi trơn 15,0 0,39  15 = 5,85

2432 3647 295

-~-

1,48 9,477

10,957

20,0 0,39  20 = 7,80

3647 4582

-~-

7,854

20,0 0,42  20 = 8,40

202 1363 162 Grafit

1,62 4,76

6,38

10,0 0,41  10 = 4,10

1363 3647

-~-

8,908

10,0 0,39  10 = 3,90

3647 3582

-~-

3,927

10,0 0,42  10 = 4,20

202 1363 162 DK-Dril-A1

0,32 0,952

1,272

2,0 0,41  2 = 0,82

1363 3647

-~-

0,891

1,0 0,39  1 = 0,39

191,5

202 1363 162 Nước k/thuật 300,0 0,41  300 = 123 48,58 143

1363 2432

-~-

125,1

300,0 0,39  300 = 117

2432 3647

-~-

153,1

300,0 0,42 300 = 126

0,29 0,008

0,298

2,0 0,41  2 = 0,82

1310 1320 144 NaHCO3

3647 3667 184

-~-

0,37 0,015

0,385

2,0 0,39  2 = 0,78

Page 42 of 110

Tổng tiêu hao vật tư, hóa phẩm:

Loại vật tư,hóa phẩm Tổng khối lượng (tấn)

Bentonite 108

CMC-HV 11,66

CMC-LV 17,43

FCL 52,6

NaOH 6,1

4,97 Na2CO3

KOH 6,97

AKK 4,82

Bactericide 4,72

Dầu bôi trơn 44,2

Grafit 21,87

DK-Dril-A1 2,16

Nước kỹ thuật 1034

1,4 CaCO3

1,09 NaHCO3

Barit 558

IV. CÁC THIẾT BỊ ĐIỀU CHẾ VÀ KIỂM TRA CHẤT LƯỢNG

DUNG DỊCH.

Dung dịch được pha chế bằng các phương pháp cơ học bao gồm sét kỹ

thuật và bột sét Bentonit + NaOH + CNC HV và các nồng độ phù hợp với tỷ

lệ pha chế dung dịch. Trong thiết kế API phụ gia được chứa đựng trong kho

được nối với đường ống, một máy bơm ly tâm tạo một vòi phun thủy lực chảy xuống thùng trộn có dung tích 90cm3 bằng động cơ điện. Các hóa phẩm được

cho vào đây, sét bột được hóa hợp với hóa phẩm trương nở phân tán trong

nước cho đến khi độ nhớt của dung dịch ổn định từ 30 – 50PH. Từ đó dung

Page 43 of 110

dịch được bơm vào giếng. Để xử lý dung dịch theo đúng yêu cầu cần thiết kỹ

thuật, các thông số dung dịch được điều chỉnh sau khi dung dịch đã được

kiểm tra từ giếng khoan ra. Các chất phụ gia được nạp vào bể trên rồi được

bơm lên thùng chứa hóa phẩm, xử lý dung dịch được đặt trên máng dẫn dung

dịch về các bể chứa. Có 2 thùng chứa hóa phẩm. Một thùng tròn dung tích 18m3 và một thùng vuông được chia làm 3 ngăn nhỏ để xử lý hóa phẩm dung

dịch khoan. Để làm sạch dung dịch tái sử dụng được trang bị hệ thống bao

gồm các bể chứa, máng tầng, sàng rung, máy tách cát, máy tách bùn, máy

tách khí.

 Chất bôi trơn VietLuB – 150:

VietLuB – 150 là phụ gia bôi trơn nhiệt độ cao gốc dầu thực vật và thiên

nhiên được sử dụng để tăng tính bôi trơn của dung dịch khoan. Hóa phẩm này

đóng vai trò giảm môđun quay đối với bộ khoan cụ.

 Chất Na 2 CO 3 :

Chức năng cơ bản là làm kết tủa các ion Canxi nhằm tăng khả năng phân

tán sét Bentonit, tăng độ hoạt tính và hiệu quả của các Polime.

 Chất tăng trọng BaSO 4 :

Dùng để tăng tỷ trọng dung dịch khoan theo yêu cầu thi công và không

gây độc hại đối với môi trường hô hấp và môi trường nước khi tiếp xúc với

các môi trường khác. An toàn không gây vỡ vỉa.

Qúa trình tuần hoàn như sau: Dung dịch được máy bơm 2 Piston hành

trình kép, hút ở các bể chứa bơm vào giếng khoan, dung dịch từ giếng khoan

lên chảy theo máng dẫn từ sàng rung. Ở đây các hạt mùn khoan được tách,

dung dịch tiếp tục được qua máy tách cát khô, tách mùn. Đồng thời do tác

động hóa lý của các Cteralium kết hợp với sự phá hủy cấu trúc các hệ dung

dịch nhờ các tấm chắn kín gần trên máng lắng sẽ loại bỏ bọt nhiễm khí vào

dung dịch. Sau đó dung dịch tiếp tục chảy tới bể lắng sẽ làm các hạt mùn nhỏ

do trọng lượng sẽ tự lắng xuống đọng tại đây, sau đó dung dịch được dẫn vào

Page 44 of 110

các bể chứa 1, 2 để tuần hoàn.

Trong quá trình thi công giếng khoan để theo dõi và xử lý quá trình gia

công các hệ dung dịch khoan. Khi khoan chúng ta thường có các hệ dung dịch

sau: Ở cửa ra và cửa vào của giếng đều được kiểm tra liên tục và ghi lại tại

trạm theo dõi được trang bị trên mỗi giàn khoan. Đây là một tổ hợp thiết bị

điện tử có nhiệm vụ đo, xử lý và ghi chép số liệu liên tục nhờ các đầu đo tại vị

trí thích hợp, các đường truyền tín hiệu và các thông tin kịp thời chính nhờ từ

hệ thống này mà người ta có thể biết được tình trạng hiện thời của quá trình

khoan và có các biện pháp giải quyết kịp thời.

Ngoài ra còn có các phương tiện thô sơ:

 Thiết bị đo tỷ trọng: phao kế AT – 2.

 Dụng cụ đo độ nhớt quy ước: CB – 5.

 Dụng cụ đo độ thải nước: BM – 6.

 Dụng cụ đo ứng suất cắt tĩnh : CHC- 2.

 Dụng cụ đo hàm lượng cát: OM – 2.

 Dụng cụ đo độ ổn định: CY – 2.

 Đo độ PH: giấy chỉ thị màu.

Tính lưu lượng dung dịch khoan:

Q min = 785.( D2 – d2). M . V min

Trong đó:

Q min là lưu lượng nhỏ nhất đảm bảo đủ làm mát bộ khoan cụ và

thoát mùn khoan ra khỏ lòng giếng.

D, d là đường kính choòng, cần (mm).

V min là vận tốc nhỏ nhất của dòng dung dịch khoan đi lên trong

khoảng không vành xuyến để nâng được hạt mùn lên.

Từ 85 – 1300mm Lấy V min = 0,6 – 0,9(m/s).

Page 45 of 110

Từ 1300 – 3387mm Lấy V min = 0,8 – 1 (m/s).



min

Nh ..5,7  ). LBA .

(

Trong đó:

N là công suất dẫn động của máy bơm (kw).

h là hiệu suất của hệ thống bơm .

h = h d .h ck ..

h d , h ck là hiệu suất thủy lực và công suất của máy bơm.

 là hệ số lưu động của máy bơm.

 là tỷ trọng của dung dịch.

A là hệ số tổn hao áp suất (phụ thuộc vào chiều sâu giếng

khoan).

A = A mb + A ch + A cn + L cn

A mb là hệ số tổn hao áp suất trong các khâu nối từ máy bơm

đến cần khoan.

Q max là lưu lượn tối đa bơm có thể đạt được mà vẫn đảm bảo không gây

Page 46 of 110

tác nhân làm sập lở thành lỗ khoan.

CHƯƠNG IV:THIẾT KẾ CHẾ ĐỘ KHOAN

4.1. Mục đích yêu cầu của việc chọn thông số chế độ khoan :

Các thông số là tải trọng phá huỷ đất đá G, lưu lượng nước rửa Q, tốc

độ quay của choòng n, được tính sao cho:

- Việc thi công giếng khoan được tiến hành một cách nhanh nhất, có tốc độ

thương mại cao.

- Tận dụng hết khả năng làm việc cho phép của thiết bị trong đó phải khống

chế trong vùng làm việc hợp lý của choòng, máy bơm khoan, Rôto hoặc động

cơ thủy lực đáy. Vì nếu vượt quá giới hạn này thì sự cố khoan luôn đe doạ

như sập lở thành giếng, choòng bị phá huỷ (nếu quay với tốc độ quá nhanh

ngoài vùng chỉ tiêu, nhất là ổ tựa của chóp xoay bị phá huỷ).

Để bảo đảm được như vậy là ta đã thiết lập được một hệ thống số chế

độ khoan cho các khoản khoan một cách tối ưu. Có một tốc độ quay tối ưu,

lưu lượng nước rửa hợp lý khi tải trọng phá huỷ lên choòng phù hợp nhất.

Trên quan điểm như vậy ta tiến hành tính toán để lựa chọn các thông số chế

độ khoan. Song ta có thể thừa hưởng các kinh nghiệm đã được tổng kết lại khi

khoan các giếng trước đây tại mỏ Bạch Hổ để lựa chọn sao cho chế độ khoan

của giếng thiết kế được phù hợp với điều kiện địa chất, chỉ tiêu kỹ thuật của

giếng.

4.2. Lựa chọn choòng khoan:

a. Những yếu tố cơ bản để lựa chọn choòng khoan:

Để lựa chọn được choòng khoan phù hợp cho từng đoạn khoan nâng

cao hiệu quả phá huỷ đất đá, đẩy nhanh tiến độ thi công giếng khoan thường

dựa vào các yếu tố sau:

- Độ cứng và độ mài mòn của đất đá: Mỗi loại choòng khoan khác nhau

có cơ chế phá huỷ đất đá khác nhau phù hợp với tầng đất đá khoan qua.

Choòng chóp xoay phá huỷ đất đá theo cơ chế bẩy tập trung. Choòng cánh dẹt

Page 47 of 110

phá huỷ đất đá theo cơ chế cắt và nạo. Choòng kim cương phá huỷ đất đá theo

cơ chế nạo một cách liên tục, cơ chế phá huỷ này có thể dùng khoan trong đất

đá mềm trung bình đến cứng. Đối với choòng kim cương đa tinh thể cơ chế

phá huỷ đất đá chỉ là cơ chế cắt nên công suất sẽ nhỏ hơn choòng 3 chóp

xoay. Đất đá cứng và mài mòn thường bị phá huỷ theo cơ chế nén nên những

choòng có cơ chế cắt sẽ mang lại hiệu quả không cao. Đối với đất đá dẻo,

mùn khoan thường dính vào răng và các bộ phận khác của choòng, vì vậy nên

sử dụng choòng có hệ thống răng tự làm sạch. Thường khi khoan vào đất đá

mềm không dẻo thì choòng PDC cho vận tốc cơ học cao hơn so với choòng

răng phay và choòng kim cương.

- Hệ dung dịch khoan: Thông thường hệ dung dịch khoan gốc dầu làm

giảm vận tốc cơ học của choòng chóp xoay song lại hầu như không ảnh

hưởng tới vận tốc cơ học của choòng PDC và choòng kim cương. Dung dịch

khoan gốc dầu có ảnh hưởng làm tăng vận tốc cơ học của choòng PDC bởi

tính ức chế và làm giảm độ dính sét của nó. Khi khoan bằng khí phải sử dụng

choòng chóp xoay bởi dung dịch không có tính chất tự làm nguội như các hệ

dung dịch khác nên dễ làm hỏng choòng do nhiệt độ cao.

- Khoan xiên: Choòng khoan ảnh hưởng một cách gián tiếp đến việc điều

khiển quỹ đạo giếng khoan những yếu tố gây nên sự ảnh hưởng là độ lệch

tâm, số lượng chóp, cấu tạo răng. Khi khoan bằng phương pháp khoan Rôto

giếng khoan có khuynh hướng lệch sang phải, khuynh hướng này tăng với độ

lệch tâm của choòng tăng. Choòng 2 chóp và 4 chóp xoay thường dùng để

chỉnh lái xiên có tác dụng làm giảm khuynh hướng lệch sang phải. Ngoài ra

một số choòng chóp xoay có cấu trúc răng đặc biệt nhằm giảm đến mức tối

thiểu khuynh hướng lệch ngang thường áp trong công nghệ khoan định

hướng. Trong trường hợp không thể áp dụng tải trọng tối ưu nên sử dụng

choòng có răng dài hơn. Trong trường hợp tải trọng cao làm cho việc điều

khiển quỹ đạo không như ý muốn, còn tải trọng thấp điều khiển quỹ đạo dễ

Page 48 of 110

nhưng không kinh tế nhưng nếu việc chỉnh lái xiên trở nên trầm trọng thì yếu

tố giá thành mét khoan không được coi trọng nữa. Trong trường hợp này nên

sử dụng choòng PDC vì tải trọng đặt trên choòng thấp.

- Phương pháp khoan: Khi đề cập đến phương pháp khoan là chúng ta

xét đến thiết bị để quay choòng đó là Rotor hay động cơ đáy. Nhưng trong

bản thân từng phương pháp số vòng quay biến thiên rất khác nhau (Rotor,

Tuabin, động cơ đáy...). Vì vậy đối với choòng chóp xoay là lựa chọn ổ bi

phù hợp với vận tốc quay. Còn đối với choòng PDC và choòng kim cương

nên khoan với vận tốc quay càng cao càng tốt. Ngoài ra một yếu tố quan trọng

thường được sử dụng để lựa chọn khoảng khoan là dựa vào đặc điểm mòn của

các choòng đã khoan. Chính đặc điểm này thể hiện tương đối rõ nét sự tương

thích của choòng đó đối với đất đá trong đoạn nó đã khoan.

Khi lựa chọn choòng khoan cần lưu ý những điểm sau:

- Choòng kim cương chịu lực cắt và va đập thấp do đó khi khoan bằng

choòng kim cương phải khoan với tải trọng thấp. Số mét khoan trên choòng

kim cương lớn làm giảm thời gian kéo thả để thay choòng đây chính là nhân

tố tích cực khi sử dụng choòng kim cương.

- Đối với choòng PDC khi khoan bằng phương pháp khoan Tuabin nên

dùng choòng có số răng nhiều hơn để trung hoà sự mài mòn do ma sát. Khi

khoan bằng phương pháp khoan Rôto nên sử dụng choòng có hệ thống vòi

phun thuỷ lực nhằm rửa sạch đáy giếng khoan và làm mát choòng.

b. Lựa chọn choòng khoan cho từng khoảng khoan:

Để quá trình thi công đạt các chỉ tiêu kỹ thuật cao, dựa vào yếu tố địa

chất ta chia giếng khoan thành các khoảng khoan khác nhau. Để xác định các

khoảng khoan phù hợp ta căn cứ vào các điều kiện sau:

- Đặc điểm địa chất mặt cắt chi tiết của giếng khoan.

Page 49 of 110

- Cấu trúc và Profin của giếng.

Do sự không đồng nhất của các tầng đất đá mà chủ yếu là sự khác nhau

về thành phần cơ lý và thành phần thạch học giữa tầng cát và tầng sét ở các hệ

tầng Plioxen đệ tứ, Mioxen và Oligoxen. Sự thay đổi tính chất cơ lý của đá

Granit theo độ sâu. Profin của giếng có 4 đoạn bằng phương pháp thống kê ta

xác định các khoảng khoan và choòng khoan cho hợp lý cho từng khoảng

khoan của giếng.

* Khoảng khoan: 85 m ÷ 400 m.

Trong khoản khoan này chúng ta tiến hành khoan mở lỗ, đất đá mềm

tơi xốp, độ xi măng yếu có độ cứng từ 1 ÷ 2 theo độ khoan. Ta chọn choòng 3

chóp xoay ký hiệu 660.4L111, choòng có thể khoan được 1200 m, tốc độ cơ

học khoan 76 m/h.

* Khoảng khoan 400 m ÷ 1020 m

Khoảng khoan này nằm trong đoạn tăng góc, ta sử dụng choòng có ký hiệu 17 ½’’GXiC , choòng có thể khoan được 750 m.

* Khoảng khoan 1020 m ÷ 2440 m

Khoảng này nằm trong đoạn ổn định góc nghiêng, ta sử dụng choòng có ký hiệu 17 ½’’GXiC.

* Khoảng khoan 2440 m ÷ 3210 m.

Khoảng khoan này là giai đoạn giảm góc nghiêng, ta sử dụng choòng có kí hiệu 12 ¼’’ M94HPX, choòng có thể khoan được 1800 m.

* Khoảng khoan 3210 m ÷ 3610 m.

Khoảng khoan này là giai đoạn giảm góc nghiêng, ta sử dụng choòng có kí hiệu 12 ¼’’ GF20, choòng có thể khoan được 210 m.

* Khoảng khoan từ 3610 m  3760 m:

Đây là đoạn thẳng đứng, ta chọn chòong 3 chóp xoay có ký hiệu 8 ½’’

Page 50 of 110

FGi40YODPD.

Choòng khoan cho các công đoạn. Bảng (IV- 1)

Khoảng khoan Loại choòng Định mức khoan Số

(m) của chòong lượng

(m) (cái)

85 ÷ 400 1200 1

400 ÷ 1020 750 1

1020 ÷ 2440 750 2

2440 ÷ 3610 1800 1

660.4L111 17 ½’’GXiC 17 ½’’GXiC 12 ¼’’ M94HPX 12 ¼’’ GF20 210 2

3610 ÷ 3760 200 1 8½’’FGi40YODPD

4.3. Tính toán và lựa chọn các thông số chế độ khoan :

4.3.1. Thiết kế chế độ khoan:

Để tiến hành thi công giếng khoan sau khi đã lựa chọn được các

khoảng khoan và choòng khoan, chúng ta phải thiết kế một chế độ khoan với

3 thông số cơ bản sau: tải trọng dọc trục G, tốc độ quay n, lưu lượng dung

dịch bơm Q. Chế Độ khoan được thiết kế phải đảm bảo được các yêu cầu sau:

- Việc thi công giếng khoan được tiến hành một cách nhanh nhất, đạt

tốc độ cơ học khoan và tốc độ thương mại cao nhất.

- Tận dụng hết khả năng của thiết bị, mọi tính toán phải nằm trong

vùng làm việc hợp lý của choòng khoan, máy bơm, Rôto hoặc động cơ thủy

lực để giảm tới mức thấp nhất các sự cố có thể xảy ra.

Để đảm bảo các yêu cầu trên ta phải thiết lập một hệ thống chế độ

khoan cho các khoảng khoan một cách tối ưu :

a. Xác định tải trọng cho từng khoảng khoan

* Tải trọng G1 :

Page 51 of 110

(VI - 1 ) G1  F.

Trong đó :

G1 : Tải trọng bé nhất đảm bảo cho choòng làm việc trong miền phá

hủy thể tích.

F : Diện tích tiếp xúc của răng choòng và đất đá ở đáy giếng khoan.

bDn 2

F = (VI – 2)

nz : Hệ số của răng choòng phụ thuộc vào loại choòng ; n = 1,05 ÷ 2

b : Bề rộng ban đầu của răng bằng 1,1 ÷ 1,5 mm

 : Ứng suất kháng nén.

Với choòng có Dc = 660,4 mm dùng từ 85 ÷ 400 m.

Thay vào (VI - 2) ta được F = 515 mm2.

Với  = 20 kG/mm2 theo (VI- 1) thì G1 = 10,3 T.

Tính toán tương tự ta được G1 cho các đoạn.

Gía trị tải trọng tối thiểu G 1. Bảng (IV-2)

Khoảng khoan Đ/k choòng Ứng suất kháng G1

nén (m) (mm) (T)

(kG/mm2)

85 ÷ 400 20 660,4 10,3

400 ÷ 1020 30 444,5 10,4

1020 ÷ 2440 30 444,5 10,4

2440 ÷ 3610 80 311,1 19,412

3610 ÷ 3760 100 215,9 13,73

* Tải trọng theo mã hiệu choòng : G2

Page 52 of 110

(IV - 3). G2 = Gr.Dc

Trong đó:

D c : Đường kính choòng, cm

G2 : Tải trọng trên 1 cm đường kính choòng, T.

Khoảng khoan từ 85  400 m sử dụng choòng  490 mm có Gr = (0,3  0,8) T

Thay vào (V – 3) ta được G2 = (0,3  0,8).66 = (19,8  52,8) T

Tính toán tương tự cho các khoảng khoan khác ta được kết quả sau :

Gía trị tải trọng G 2 . Bảng (IV- 3)

Khoảng Đ/K Gr G2

(T)

khoan choòng

(m) (mm)

0,3  0,8 19,8  52,8 85 ÷ 400 660,4

0,2  0,6 8,89  26,67 400 ÷ 1020 444,5

0,2  0,6 8,89  26,67 1020 ÷ 2440 444,5

0,4  0,9 12,44  28 2440 ÷ 3610 311,1

0,7  1 15,11  21,59 3610 ÷ 3760 215,9

 Tải trọng cho phép tác dụng lên choòng : G3

Với mỗi loại choòng G3 có giá trị như bảng sau :

Tải trọng cho phép G 3 . Bảng (IV- 4)

Đường kính choòng Loại choòng G3 (T)

(mm)

660,4 L111 50

444,5 GXiC 40

311,1 M94HPX,GF20 30

Page 53 of 110

215,9 20 FGi40YODPD

Với mỗi loại đoạn khoan ta chọn tải trọng chiều trục sao cho:

G 1 < G  G 2 < G 3

Chọn tải trọng chiều trục cho các đoạn như sau: Bảng (IV- 5)

Khoảng khoan G (T) G1 (T) G2 (T) G3 (T)

(m) (Chọn)

50 19,8  52,8 10  12 85 ÷ 400 10,3

40 8,89  26,67 10  12 400 ÷ 1020 10,4

40 8,89  26,67 10  12 1020 ÷ 2440 10,4

30 12,44  28 12  15 2440 ÷ 3610 19,412

20 15,1121,59 14  16 3610 ÷ 3760 13,73

b. Xác định số vòng quay bàn Rôto :

Theo nguyên lý phá hủy đất đá, tốc độ cơ học khoan Vm tăng khi số

vòng quay của choòng tăng. Nhưng giá trị chỉ tăng đến 1 giới hạn nhất định

do những nguyên nhân sau :

- Khả năng làm việc của thiết bị khoan, trong phương pháp khoan

Rotor chiều sâu khoan cho phép với 1 tốc độ được xác định bằng công thức

 4



(



KGDn

)

na 1



 2

10.2,34 7,1

na 2  nDC

, m (IV – 4)

Trong đó :

Ln: Chiều sâu cho phép ứng với tốc độ n, m

Nr: Công suất dẫn động của bàn Rôto

n: Vận tốc vòng quay bàn Rôto.

Page 54 of 110

a1, a2 : Hệ số tổn hao công suất của hệ dẫn động bàn Rotor.

K: Hệ số mài mòn của choòng.

C : Hệ số kể đến độ cong của thân giếng.

G : Tải trọng dọc trục trên choòng (T).

 : Tỷ trọng dung dịch ( G/cm3).

Trong các giếng khoan xiên kết quả trên không đạt được độ chính xác

cao vì khó xác định chính xác các hệ số. Vì vậy tốc độ quay n thường được

xác định dựa trên kết quả khoan ở các giếng có điều kiện địa chất kỹ thuật

tương tự, sau đó dùng phương pháp thống kê lựa chọn tốc độ quay tối ưu để

đưa ra giá trị hợp lý cho từng khoảng khoan.

- Đối với khoan tăng góc, để tạo góc nghiêng của giếng ta sử dụng

phương pháp khoan động cơ thủy lực, do đó tốc độ quay phụ thuộc vào nhiều

yếu tố như lưu lượng nước rửa, loại choòng khoan, động cơ thủy lực, cấu trúc

bộ khoan cụ.

- Khi làm việc ở chế độ có tốc độ quay lớn, choòng khoan đặc việt là

choòng 3 chóp xoay dễ bị hỏng nhất là ổ tựa của chóp. Mặt khác khi làm việc

ở chế độ có tốc độ quay lớn khả năng rửa sạch mùn khoan ở đáy giếng khoan

khó đáp ứng tạo nên lớp mùn khoan ở đáy giếng khoan làm giảm tốc độ cơ

học khoan. Vì vậy các nhà sản xuất thường đưa ra các thông số chế độ khoan

cho từng loại choòng xác định. Thường khi khoan qua đất đá mềm, nên sử

dụng tốc độ quay nhỏ, khi độ cứng của đất đá lớn thì tốc độ quay sẽ giảm.

Dựa vào các tài liệu đánh giá tốc độ quay tối ưu, qua thực tế khoan tại

mỏ Bạch Hổ giá trị hợp lý về tốc độ quay cho từng khoảng khoan được xác

Page 55 of 110

định như sau :

Tốc độ quay cho từng khoảng khoan. Bảng (IV-6)

Tốc độ quay Phương pháp Khoảng khoan Ký hiệu choòng choòng khoan (v/ph)

660.4L111 Rôto 60  80 85 ÷ 400

17 ½’’GXiC Động cơ thủy 60  90 400 ÷ 1020

lực A962M

17 ½’’GXiC Động cơ thủy 90  110 1020 ÷ 2440

lực A962M

Động cơ thủy 90  110 2440 ÷ 3610

12 ¼’’ M94HPX 12 ¼’’ GF20 lực A962M

Rôto 80  100 3610 ÷ 3760 8½’’FGi40YODPD

c. Xác định lưu lượng bơm cho từng khoảng khoan :

Để xác định hợp lý lưu lượng bơm cho từng khoảng khoan phải dựa

trên các cơ sở tính toán sau :

- Trong quá trình khoan để đảm bảo để rửa sạch đáy tức thời, tạo điều

kiện để răng choòng tiếp xúc với đất đá, tiếp tục quá trình phá hủy đáy giếng

lưu lượng nhỏ nhất đảm bảo nâng hoàn toàn mùn khoan lên khỏi giếng được

xác định theo công thức sau : Qmin = 785 (D2 – d2) M .Vmin , l/s. (IV – 7 )

Trong đó :

M : Hệ số mở rộng thành lấy theo kinh nghiệm.

H  1270 ; M = 1,2

H > 1270 ; M = 1,1

D,d : Đường kính của choòng khoan và cần khoan.

Page 56 of 110

Vmin : Vận tốc nhỏ nhất của dòng dung dịch.

Trong khoảng không vành xuyến đủ để nâng hạt mùn lên (m/s). Giá trị

Vmin phụ thuộc vào nhiều yếu tố như kích cỡ hạt mùn, chất lượng nửa rửa, trên

thực tế xác định bằng thực nghiệm. Trong đất đá bở, cát bở rời, đất đá từ cứng

trở lên thì Vmin vào khoảng 0,5  0,8 m/s, còn đất đá sét thì Vmin từ 0,7  1 m/s





Lưu lượng cần thiết để làm sạch đáy lỗ khoan.

Q 1

2 qD 4

( IV – 8 )

Trong đó :

q: lưư lượng riêng cần thiết, với choòng chóp xoay , q = 0,004 ÷ 0,065 (1/s.cm2).

D: đường kính choòng (cm).

- Để tăng cường hiệu quả phá huỷ đất đá ở đáy giếng khoan, nhất là đối với

tầng đất đá bở rời, vận tốc dòng nước rửa chảy qua vòi thuỷ lực của choòng

khoan trên thực tế được khống chế từ 70 ÷ 150 m/s . Khi đó lưu lượng bơm Q

được xác định bằng công thức sau :

Q2 = ( 70 ÷ 150 ).100. F (IV – 9 )

Trong đó :

F : Tổng diện tích lỗ thoát các vòi phun thuỷ lực của choòng khoan .

- Lưu lượng bơm rửa Q phụ thuộc vào khả năng làm việc của máy bơm, do

ảnh hưởng của tổn hao thuỷ lực trong quá trình tuần hoàn dung dịch trong

giếng. Với một lưu lượng bơm xác định chiều sâu khoan cực đại cho phép

 4



10.4,32

KGDn

Lmax được xác định theo công thức sau :



max



max

, m (IV – 10)

  nana  1 2 7,12 nDC 

Trong đó:

Nmax : Công suất cực đại của hệ thống máy bơm.

Page 57 of 110

n : Vận tốc vòng quay bàn Rotor.

a1, a2 : Hệ số tổn hao công suất của hệ thống truyền động từ Rotor đến bàn

Rotor .

K : Hệ số mài mòn của choòng.

C : Hệ số kể đến độ cong của thân giếng.

G : Tải trọng dọc trục tại khoảng L , ( T) .

D : Đường kính choòng khoan.

Lưu lượng tối đa bơm có thể đạt được mà vẫn đảm bảo không gây tác nhân



làm sập lỡ thành lỗ khoan.

max

Nh ..5,7   LBA . .



(IV – 11)

Trong đó :

h 

tl hh

ck

h : Hiệu suất hệ thống bơm,

htl, hck : Hiệu suất thuỷ lực và hiệu suất cơ khí.

 : Hệ số lưu lượng máy bơm.

AA 



. Lcni Acni

A : Hệ số tổn thất thuỷ lực không phụ thuộc vào chiều sâu giếng khoan.



(IV – 12)

Trong đó :

Ach : Hệ số tổn thất thuỷ lực tại choòng.

Đối với choòng có vòi phun thuỷ lực.

Ach 

1 2 CgF

(IV – 13)

Đối với choòng thường

Ach 

2,1 2 F

Page 58 of 110

(IV – 14)

Trong đó :

F : Diện tích lỗ thoát dung dịch của choòng.

C : Hệ số tổn hao áp suất ; C = 0,95.

Acn : Hệ số tổn thất trên 1m cần nặng.

Adn : Hệ số tổn thất ở các đầu nối.

Lcn : Chiều dài cân nặng.

 BB



B : Tổng số tổn thất thuỷ lực phụ thuộc vào chiều sâu của giếng khoan.

B dn 0L

(IV – 15)

Trong đó :

Bck : Hệ số tổn thất trên 1m cần khoan.

Bvx : Hệ số tổn thất trong một khoảng không vành xuyến.

Bdn : Hệ số tổn thất ở đầu nối.

L0 : Chiều dài cần khoan.

Các hệ số tổn thất nói trên phụ thuộc vào nhiều yếu tố như : chất lượng

dung dịch, chế độ dòng chảy, kích thước và độ nhám của cần. Do đó tuỳ từng

giá trị cụ thể để xác định

- Khi tiến hành công tác cắt xiên bằng khoan động cơ thủy lực trong

khoảng khoan từ 400 m ÷ 3670 m, tổn thất thuỷ lực động cơ thủy lực

như sau:

Vận tốc quay và tổn thất thủy lực. Bảng (IV- 7)

Lưu lượng bơm (1/s) Tên động cơ thủy lực Tổn thất thuỷ lực khi công suất max (at)

Page 59 of 110

A962M 30,61 Mômen xoắn khi làm việc công suất max (N.m) 10847 38  76 Vận tốc quay không tải (v/ph) 67  134

Sau khi tính toán theo các cơ sở trên cho từng khoảng khoan ta lựa chọn lưu

lượng Q theo nguyên tắc :

+ Với choòng thường: Q < Qmax ; Q > Qmin ; Q > Q1 .

+ Với choòng có vòi phun thuỷ lực : Q < Qmax ; Q > Qmin ; Q > Q3 .

- Dựa vào tài liệu đánh giá lưu lượng tối ưu của các loại choòng qua thực

tế khoan tại vùng mỏ Bạch Hổ bằng phương pháp thống kê chúng ta có

thể đưa ra giá trị lưu lựợng bơm thích hợp cho từng khoảng khoan của

giếng thiết kế :

Gía trị lưu lượng cho khoảng khoan của giếng. Bảng (IV-8)

Khoảng khoan (m) Loại choòng

660.4L111 Lưu lựợng (1/s) 45 ÷ 50 85 ÷ 400

17 ½’’GXiC 40 ÷ 45 400 ÷ 1020

17 ½’’GXiC 40 ÷ 45 1020 ÷ 2440

30 ÷ 40 2440 ÷ 3610

12 ¼’’ M94HPX 12 ¼’’ GF20

25 ÷ 30 3610 ÷ 3760 8½’’FGi40YODPD

Thông số chế độ cho từng khoảng khoan. Bảng (IV- 9)

Khoảng khoan Tải trọng đáy Tốc độ quay choòng Lưu lượng bơm

G n Q (m)

(tấn) (vòng/phút) (l/s)

45 ÷ 50 10  12 60  80 85 ÷ 400

40 ÷ 45 10  12 60  90 400 ÷ 1020

40 ÷ 45 10  12 90  110 1020 ÷ 2440

30 ÷ 40 12  15 90  110 2440 ÷ 3610

Page 60 of 110

25 ÷ 30 14  16 80  100 3610 ÷ 3760

CHƯƠNG V

CHỐNG ỐNG VÀ TRÁM XI MĂNG

A. CHỐNG ỐNG.

Để tránh hiện tượng sập lở thành giếng khoan cũng như tránh các hiện

tượng phức tạp khác trong quá trình khoan phải gia cố thành giếng khoan và

cách ly vỉa bằng chống ống, tram xi măng thành giếng khoan.

I. TÍNH TOÁN BỀN CHO CỘT ỐNG CHỐNG.

Giếng khoan được gia cố bằng những cột ống chống để ngăn ngừa các sự

cố sập lở, bó hẹp thành giếng khoan, mất dung dịch và phun trào….Trong quá

trình làm việc ống chống chịu các lực rất phức tạp như ứng lực bóp méo do áp

suất bên ngoài, ứng lực kéo của bản thân của ống chống…Vì vậy ta phải tính

toán lựa chọn ống chống sao cho tiêu hao vật liệu ít nhất mà cột ống chống

vẫn đảm bảo bền trong suốt quá trình làm việc.

Các loại ống chống đều có độ bền ở mối nối ren nhỏ hơn độ bền ở than

ống nên ta chỉ tính ứng lực kéo tới hạn làm đứt mối nối ren. Khi tính toán ống

với áp suất dư bên trong và áp suất dư bên ngoài ở các độ sâu khác nhau ta lấy

trị số áp suất theo phương thẳng đứng, theo tiêu chuẩn API, hệ số an toàn cho

các loại ống khác nhau.

 Đối với ống lực kéo tới hạn làm đứt hoặc tuột mối nối ren thì n 1 = 1,75.

 Đối với áp suất dư bên ngoài n 2 = 1,125 ÷ 1,25 ( phụ thuộc vào đặc

tính của vỉa.

Page 61 of 110

 Đối với áp suất dư bên trong n 3 = 1,4. ( Đối với tầng sản phẩm )

 Đối với đoạn cong xiên thì hệ số bền kéo có tính đến ảnh hưởng do

kéo được xác định:

Trong đó:  là hệ số kể đến kích thước đầu nối và độ bền của nó.

Theo số liệu thống kê của liên doanh dầu khí Vietsopetro , có các giá trị sau:

Các giá trị của . Bảng (V-1)

Mác thép K-55 N-80

Đường kính ống

0,08 324 -

- 245 0,042

- 194 0,032

- 140 0,022

Ta thấy từ đoạn từ đoạn 430m trở xuống thì thân giếng cong do đó ta phải

kiểm tra độ bền kéo có kể đến ảnh hưởng do cong giếng khoan, ta tính được

n 1 cho các đường kính ống như sau:

Hệ số độ bền kéo có kể đến uốn. Bảng (V-2)

Mác thép K-55 N-80

Đường kính ống

1,8 324 -

- 245 1,78

- 194 1,77

- 140 1,76

1.Tính ống chống định hướng:

Page 62 of 110

Căn cứ vào loại ống ở liên doanh chọn ống  720 có đặc tính sau:

Đặc tính ống  720mm. Bảng (V- 3)

Khối Đường Chiều dài Bề dày Kiểu đầu Mác thép lượng 1m kính (mm) (m) ống (mm) nối (kg)

120 20 M50C Hàn 345 720

Do độ sâu nhỏ và bề dày thành ống lớn do đó ta không kiểm tra độ

bền của cột ống này.

2.Tính toán ống cho cột ống dẫn hướng 508 chọn ống có thông số sau:

Đặc tính ống 508mm. Bảng (V- 4)

Khối Đường Chiều dài Bề dày Kiểu đầu Mác thép lượng 1m kính (mm) (m) ống (mm) nối (kg)

400 10 K-55 BATPH 106,2 508

Do độ sâu của giếng nhỏ ta chỉ kiểm tra ống theo ứng lực kéo tới hạn.

1 n

P a   QQ

≥ 1,75 (V-1)

ph

Trong đó:

P a là tải trọng kéo cho phép làm đứt mối nối của ống (P a = 330T).

Q là tải trọng bản thân của ống.

Q= H.q = 400. 0,1062 = 42,48 T. Q ph = ( P th + P d )..d2/4 (V-2)

Trong đó:

P th là tổn thất áp suất do tuần hoàn dung dịch.

P th = 0,02.H + 16 (V-3)

P th = 0,02.400 + 16 = 24 at.

Page 63 of 110

P d là áp suất sinh ra do nút trám tì lên vòng dừng ( P d = 18 at).

d là đường kính trong của ống tại chỗ đặt vòng dừng( d = 48,8cm).

Thay vào ( V-2) ta có Q ph = 78,51T.

Thay vào (V-1) ta có n 1 = 2,72 > 1,75.

Từ đó ta suy ra cột ống đã chọn đủ bền.

3.Tính ống chống trung gian 1(340mm).

Ta tính toán cột ống chống trung gian theo tải trọng kéo ( có ảnh hưởng

do cong giếng khoan). Sau đó kiểm tra lại độ bền của ống đối với áp suất dư

bên trong và bên ngoài. Ta xem thời điểm cuối của quá trình bơm tram, lực

kéo căng đạt giá trị cực đại. Lực này gồm có trọng lượng bản thân cột ống

chống ở trạng thái treo và phụ lực sinh ra ở thời điểm kết thúc quá trình bơm

trám, nút trám trên tỳ lên nút dưới ở vòng dừng. Do ứng suất kéo tăng dần từ

đế lên miệng ống, nên ta tính từ dưới lên.

Sau khi trám cột ống này giếng khoan vẫn tiếp tục khoan cột cần khoan

quay quanh bên trong cột ống này có thể gây ra hiện tượng tháo ren và mài

mòn phía dưới cột ống nên ta chọn phần dưới cột ống có chiều dài l a = 100m

với bề dày thành lớn nhất  = 10,9mm, trọng lượng 1m ống q a = 0,09078T,

thép K-55, trọng lượng bản thân:

Q a = q a . L a = 0,09078.100 = 90,78 T.

Với H = 2140m, theo công thức (V-3) ta có:

P th = 58,8 at.

Với d = 31,82 cm, theo (V-2):

Q ph = 61,04 T.

Chọn đoạn ống tiếp theo có:  = 10mm, thép K-55 kiểu nối BATPH có:

Áp suất bóp méo cho phép P bm  = 61at.

Áp suất nổ cho phép P t  = 295 at.

Ứng lực kéo cho phép P a  = 503 T.

Page 64 of 110

Trọng lượng 1m ống q = 0,0811 T.

 QQnP





Độ dài cho phép của đoạn ống là :

, 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:

L 1 = 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:

 QQQ



P a



, 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)

Chiều Bề dày Mác Khối lượng Tổng khối Độ sâu (m) dài Kiểu nối (mm) thép 1m (T) lượng (T) (m)

0 – 470 470 10,5 K-55 BATPH 0,087 40,89

470 – 2040 1570 10 K-55 BATPH 0,0811 127,33

2040 – 2140 100 10,9 K-55 BATPH 0,09078 90,78

0 – 2140 259,00

Kiểm tra theo áp suất dư bên trong:

Page 65 of 110

Áp suất cực đại xuất hiện ở cuối quá trình bơm trám:

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/cm3 ;  d = 1,11 g/cm3.

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 0 3240 0  3610

Page 66 of 110

Thân trần 3240  3390 3610  3760

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 7,25 8,25 9,25 10,25 11,25 12,25 13,25

kính ống (mm)

64 96 130 173 216 274 394 245



 Độ sâu cho phép theo ứng lực bóp méo.

.10 n

P bm . d

(V-7)

Chiều dài mỗi đoạn:

l 1 = H cf

- H cf l 2 = H cf

. . . . . . . . . . .

- H cf n 1 l n = H cf

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/cm3, theo (V-7) ta có:

= 508m. H 25,7 = 508m, lấy L 25,7

= 762 – 508 = 254m.. H 25,8 = 762m, lấy L 25,8

= 1032 – 762 =270m. H 25,9 = 1032m, lấy L 25,9

= 1373 – 1032 = 341m. H 25,10 = 1373m, lấy L 25,10

= 1714 – 1373 = 341m. H 25,11 = 1714m, lấy L 25,11

= 2175 – 1714 = 461m. H 25,12 = 2175m, lấy L 25,12

Page 67 of 110

= 3240 – 2175 =1065m. H 25,13 = 3258m, lấy L 25,13

Tính toán với áp suất dư ngoài. Bảng (V-9)

Độ sâu (m) Chiều dài Trọng lượng Tổng trọng Bề dày 

đoạn (m) 1m (T) lượng (T) (mm)

508 7,25 0,04022 20,43 0  508

254 8,25 0,04492 11,41 508  762

270 9,25 0,049 13,23 762  1032

341 10,25 0,054 18,41 1032  1373

341 11,25 0,060 20,46 1373  1714

461 12,25 0,0647 29,83 1714  2175 1065 13,25 0,0688 73,27 2175  3240

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 P d = 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)

7,25 8,25 9,25 10,25 11,25 12,25 13,25

Đường kính(mm)

245 259 312 365 418 _ 519 _

 Hệ số độ bền kéo của mối nối trên miệng của đoạn ống thứ nhất

với:

Page 68 of 110

P a = 259 at; Q = 187,04 T; Q ph = 37,028 T, theo (V-1) :

t =1,15 < 1,75

n 1



n 1

P a  QQ



Q 1

 Hệ số độ bền kéo của mối nối ở đế đoạn thứ nhất.

Trong đó :

d = 1,27 <1,75.

Q 1= 20,43 T.

Vậy n 1



 Hệ số độ bền kéo của mối nối đoạn ống thứ 2.

P a  QQ



Q 1

t = 1,53 < 1,75.

Phía trên :



Suy ra : n 2

 QQ

 QQ

P a 

d = 1,62 <1,75.

Phía dưới :

Với Q 2 = 11,41T, suy ra n 2



 Hệ số độ bền kéo của mối nối đoạn ống thứ 3.

P 

a  QQ

 QQ

Phía trên :

Suy ra : n 3 = 1,89 > 1,75.

Như vậy ta thay toàn bộ đoạn ống có bề dày 7,25mm và 8,25mm

Page 69 of 110

bằng ống có bề dày 9,25mm.

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 Chiều dài Bề dày Kiểu đầu Trọng Tổng trọng

chống ống đoạn (m) ống nối lượng 1m lượng (T)

(m) (mm) (T)

1032 BATPH 0,049 50,568 9,25 0  1032

341 10,25 BATPH 0,054 18,41 1032  1373

341 11,25 BATPH 0,060 20,46 1373  1714

461 12,25 BATPH 0,0647 29,83 1714  2175

1065 13,25 BATPH 0,0688 73,27 2175  3240

192,538 0 ÷ 3240

Kiểm tra độ bền phần trên của ống với áp suất trong ống 245mm có:



P t  .

10/

HP v

dâu

 = 9,25mm, P t = 673 at.

Trong đó:  dâu = 0,84 g/cm3; 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

Page 70 of 110

thông với nhau, nhằm nâng cao chất lượng khai thác sản phẩm .

 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

Page 71 of 110

chiều cao ống chống .

-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 140mm

125mm KGf/cm2 Q ( L/s) KGf/cm2 Q(L/s) KGf/cm2 Q (L/s)

7,2 9,3 304 11,6 183

I 400 4,7 6,1 320 7,7 123

10,2 274 13,3 212 16,7 127

II 6,9 332 8,9 257 11,2 154

15,3 184 19,8 143 24,8 85

III 10,2 224 13,2 173 16,6 103

21,2 133 27,4 103 37 57

IV 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

Page 72 of 110

ống chống được chọn phụ thuộc vào các yếu tố sau :

-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 :

trt 75,0 

, (phút) (VI – 44) tq ≥

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

Page 73 of 110

lớn hơn tốc độ đi lên của dung dịch trong khi khoan để tránh hiện

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.

2 - D 2 ).H + d 2 .h  (V-7).

Thể tích dung dịch xi măng cần thiết.

V dx = /4. D g

Page 74 of 110

Trong đó:

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 m3.







 Tỷ trọng của dung dịch xi măng.

 . 1.   n x m .   n

; (V-8)

Trong đó:

 x ,  n là trọng lượng riêng của xi măng khô và nước.

 x = 2,9g/cm3 ;  n = 1g/cm3.

m là tỷ lệ pha nước và xi măng (m= 0,9659).

Thay vào ( V-8), ta được:

 dx = 1,5 g/cm3.

 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 m3.

2 ( H – h )/4 ; (V-9)

 Thể tích dung dịch ép:

Page 75 of 110

V de = ..d tb

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 m3.

2 /4 ; (V-10)

 Thể tích dung dịch đệm:

V đ = .h đ .d tb

Trong đó: h đ là chiều cao dung dịch đệm trong cột ống chống ( h đ =100m). Suy ra: V đ = 18,7 m3.

 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 :

Page 76 of 110

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.

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:

.7,18

1000

Thời gian bơm trám dung dịch đệm:

Vđ = 60.Q

60.37

= 8,4 (phút) t đ =

1000

 V

 .6,1

dx V  de

Thời gian bơm dung dịch xi măng và dung dịch ép ở tốc độ số IV

60.37

= 103 (phút). t IV =

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).

III

.6,1 Q

1000 60.

III

= 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.

Page 77 of 110

T th = 5 + 15 + T/n = 55 (phút).

b. Cột ống  340 mm: Có độ sâu 2140 m.

2 .h ; (V-13)

 Thể tích dung dịch xi măng cần thiết.

2 - D 2 ).H 1 + (d 1tb

2 - D 2 ).H 2 + d 2tb

V dx = /4.(D g

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 m3.

Tính toán tương tự như tính cột ống dẫn hướng ta được.

 dx = 1,5g/cm3 ; G x = 258 T

V n = 249 m3 ; V de = 176 m3

V đ = 8 m3 ; 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)

Page 78 of 110

Toàn bộ thể tích dung dịch xi măng bơm ở tốc độ số 4 .

Sơ đồ trạng thái bơm ép.

dxm  A n

A t

h0 =

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

338 

08,0

17,0

= 1352 m h0 =

l0 = H – h0 = 2140 - 1352 = 788 m

1352



Với P cl = 85,2 at = 88,67 KGf/cm2

 67,88

h  0 clP

= 15,13 KGf/cm2 a1 =

 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:

ep = l0 + a1 (P4 – Pth ) = 788 + 15,13(103 – 61,2) = 1420 m

Page 79 of 110

-Chiều cao ở tốc độ III sẽ là :

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

ep = 5 m3

Ta chọn l1

ep =

5 = 62,5 m 08,0

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 :

ep =At . l4

ep. 1,03 = 0,08.1420.1,03 = 117,5 m3

ep =At . l3

ep . 1,03 = 0,08.605. 1,03 = 50 m3

ep =At . l2

ep . 1,03 = 0,08.42,5. 1,03 = 3,5 m3

ep = 5 m3 (Bơm ép ở tốc độ số I nhằm mục đích ngăn chặn hiện tượng va

đập thủy lực)

Vep = 224 m3

1000

 Tính thời gian bơm trám bằng 01 thiết bị trám (T).

338  117 60.4,27

dxm  q

V ep 4 60.

. 1000

1000

t4 = = =277 ph

0  50 60.8,19

dxm  q

V ep 3 60.

1000

. 1000

t3 = = = 42 ph

5,30  60.3,13

dxm  q

V ep 2 60.

1000

. 1000

t2 = = = 4,4 ph

50  60.3,9

dxm  q

V ep 1 60.

t1 = = = 9 ph

Vậy tổng thời gian bơm trám sẽ là :

Page 80 of 110

T = t4 + t3 + t2 + t1 = 277 + 42 + 4,4 + 9 = 332,4 ph

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 :

đáy = Tk khí + 0,025.H = 30 + 0,025 . 2140 = 83,50C

T0c

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 = 113m3 ;  dx = 1,5g/cm3

G x = 86 T ; V n = 83m3

V de = 129m3 ; V đ = 4m3

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

Page 81 of 110

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 = 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 .

dxm  A n

A t

h0 =

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

113 

04,0

08,0

= 942 m h0 =

l0 = H – h0 = 3240 - 942 = 2298 m

942



Với P cl = 59,6 at = 62 KGf/cm2

 62

h  0 clP

= 15 KGf/cm2 a1 =

 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:

ep = l0 + a1 (P4 – Pth ) = 2298 + 15(103 – 84) = 2583 m

-Chiều cao ở tốc độ III sẽ là :

ep = a1.(P3 – p4 ) = 15 .(143 – 103) = 600 m

Page 82 of 110

-Chiều cao bơm ở tốc độ số II sẽ là:

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 :

ep =At . l4

ep. 1,03 = 0,04.2583.1,03 = 105 m3

ep =At . l3

ep . 1,03 = 0,04.600. 1,03 = 24 m3

ep =At . l2

ep . 1,03 = 0,04.47. 1,03 = 2 m3

Vep = 129 m3

1000

. 1000

 Tính thời gian bơm trám bằng 01 thiết bị trám (T).

113  105 60.4,27

dxm  q

V ep 4 60.

. 1000

1000

t4 = = =132,6 ph

0  24 60.8,19

dxm  q

V ep 3 60.

1000

. 1000

t3 = = = 20,2 ph

20  60.3,13

dxm  q

V ep 2 60.

t2 = = = 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 :

đáy = Tk khí + 0,025.H = 30 + 0,025 . 3240 = 1110C

T0c

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.

Page 83 of 110

CHƯƠNG VI : KIỂM TOÁN THIẾT BỊ VÀ

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 :



)

cnq

 d  t

, m (V –1 ) Lcn =

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 .

d : Tỷ trọng dung dịch;

d = 1,16 ÷ 1,32 g/cm3

t : Tỷ trọng của thép ;

t = 7,85 g/cm3

qcn :Trọng lượng một mét cần nặng ; qcn = 220 kg

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).

Page 84 of 110

Hệ số an toàn ở tiết diện trên cùng được xác định bằng công thức :

4,1

c 

c : Giới hạn chảy của thép cần khoan . KG/cm2

K = (V-2)

c = 115000 psi với thép mác G 105 = (7823,12 KG/cm2)

c = 145000 psi với mác thép S 135 = (9863,94 KG/cm2)

Tài liệu tham khảo (Drilling data handbook) tại bảng B 1 ta tìm được

4

 : Ứng suất tổng cộng tại tiết diện trên cùng .

2  k

 lL





)

 (

 1(

. qlq cn

 d  t



 k

(V -3)  =

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

k = 3864,82 ÷ 3940,85 kg . Ta lấy giá trị lớn hơn

Page 85 of 110

Thay vào ( V – 2) ta có :



M W

Mx : mômen xoắn

Wx : Môdul chống xoắn .

Mômen xoắn lớn nhất

N n

(VI-5) Mx = 71620

kd : hệ số động (kd = 1,5 ÷ 2 )

N : Công suất quay cột cần phục vụ choòng phá đá

N = Nkt + Nc (V – 6 )

.d .D2 .L .n1,7 , kw (Công suất quay cột cần không tải )

Nkt = C .

(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)

Page 86 of 110

n = 90 v/ph

 (

)

4  dD D 16

( V-9) Wx : Modul chống xoắn ,W =

D : Đường kính ngoài của cần khoan ( cm )

d : Đường kính trong của cần khoan (cm )

 = 71620

Chúng ta có thể tính  theo công thức sau :

 N kt nW . x

(V -10 kd

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)

 )25,1.(

Thay vào (VI – 3) ta có :

24,404 90

Mx = 71620.

Mx = 482528 ÷ 643370 kg.cm

Tìm Wx : Theo Drilling data handbook (Tài liệu tham khảo ) tại bảng B 12 ta

được :

Wx = 237458 mm3



71620 .

 )25,1.(

24,404 ,237

458

.90

 = (2032 ÷ 2709) KG/cm2

Page 87 of 110

Wx = 237,458 cm3

3940

85,



2709

 =

Theo (V – 2) ta có :

 = 6699 KG/cm2

 c 

K =

Thay vào ta có :

c = 7823,12 KG/cm2

Với thép G105, cần Ø 127 mm , F = 34 cm2

7823

12,

Tính K :Thay vào (V – 2) ta có :

6699

K = =1,167

Như vậy phần trên cột cần khoan không đủ bền với thép G105.

c = 9863,94 KG/cm2

Với thép S135, cần Ø 127 mm , F = 34 cm2

9863

94,

Tính K :Thay vào (V – 2) ta có :

6699

K = = 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):

4,1

Hệ số dự trữ phần dưới của cột cần khoan được tính theo công thức sau

c 

 : ứng suất tổng cộng xuất hiện ở phần dưới cùng của cột cần khoan .

)



2  4

K = (V-11)

 =

 u  ( n

(V-12)

0n



2 



4

Trong bộ khoan cụ có lắp cần nặng nên tại tiết diện (2-2),



Page 88 of 110

Ứng suất tổng sẽ là : (V-13)

2000

 u

. If 2 Wl . u

1,1

Ứng suất uốn được tính theo công thức : ( V-14)

c DD  2

Trong đó : f = , (V-15) Dc : đường kính chòong khoan Ø 444,5

 (

)

Dg :đường kính za mốc . Ø 165 mm

2 dD  64

I = (V-16)

D :đường kính ngoài cần khoan Ø 127 mm

 (

)

d : đường kính trong cần khoan. Ø108,6 mm

4  dD D 32

. (V-17) Wu =

5,0



25,0



l : chiều dài nửa bước sóng được tính theo công thức của Sarkisov :

10 

2  ..2,0 I  q

l = ,m (V-18)

q : khối lượng 1 cm cần khoan 0,32 kg/cm

Z : khoảng cách từ tiết diện trung hòa đến tiết diện kiểm tra ,m

Do bộ khoan cụ có lắp cần nặng nên Z = 0, L được tính như sau

10 

2 I  ..2,0 q



 : vận tốc góc rad/s 

:l = ,(m) (V-19)

.n 30

(V-20)

2000

Theo công thức ( VI-14) ta có :

 u

. If 2 Wl . u

Trong đó :

.1,1



165

Theo( V-15)

5,444 2

Page 89 of 110

f = = 162 mm = 16,2 cm

7,12.(14,3

4 )86,10

Theo (V-16)

4  64

I = = 593,89 cm4

7,12.(14,3

86,10

Theo (VI-17)

4  7,12.32

Wu =

Wu = 93,525 cm3

10 

2 I  ..2,0 q

Theo (VI-19) ta có: l = (m) (V-19)

( rad/s)





42,9

90.14,3 30

.2,0

42,9.89,593

Trong đó :

10 42,9

32,0

l = = 14,30 m

2000

Theo( V-14) ta có :

u

,3 6245 . 2 ,93.3,14

89,593 525

= 225,1 KG/cm2

1,225



1997

 =

 = 4001,5 KG/cm2

Theo( V-13) trong đó ,  = 1997,6 KG/cm2 ta có :

9863 4001

94, 5,

Vậy K = = 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

Page 90 of 110

vào khai thác, cột ống chống chịu các tải trọng, kéo, nén, uốn, xoắn…Vì vậy

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

*Áp suất dư trong :

Page 91 of 110

Áp suất dư trong tại thời điểm lớn nhất là khi giếng bị phun phải đóng giếng .

Áp suất tại miệng giếng :

vH0

( V -20) Pm = Pv – 0,1.

0 : tỷ trọng hỗn hợp phun

Pv : áp suất vỉa

Hv : chiều sâu thả cột ống chống sau đó ,kể từ trên xuống (tính từ bàn rotor

m )

.1,1



.(1,1



.1,0

)

Để đảm bảo an toàn khi thử ống, áp suất bơm thử :

P m

P v

 .0

(V-21 ) Pbt =





[1,0

ZKZ .



(



)]35

Áp suất dư tại thời điểm lớn nhất ở độ sâu Z

P dtZ

P bt

 d





.1,0

nếu Z > Lo (V-22)

dtzP

P bt

  cl

) nếu Z < Lo (V-23 )

d : tỷ trọng dung dịch bơm thử ,thường lấy bằng tỷ trọng dung dịch khoan

Ka : gradient áp suất vỉa , Lo chiều sâu ống chống trước .

đoạn đó .

*Áp suất dư ngoài :



. L

-Trong trường hợp mất dung dịch tại độ sâu mất dung dịch là L :

P dm

.1,0  cl



.1,0



)35

nếu L< Lo (V-24)

P dm

LK ( a

nếu L>Lo ( V-25)



-Áp suất dư ngoài trong quá trình trám xi măng :

  ( xm

) Zd

( V-26 ) Pdn = 0,1.



.1,0

. Z



/03,1

3 cmg

-Áp suất dư ngoài trong trường hợp phun trào không đóng miệng giếng

P dn

 cl

 01,0

cl 



.1,0



03,1

cmg /

nếu >Ka (V-27)

P dn

( ZK a

 01,0)35

cl 

Page 92 of 110

nếu

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)

d = 1,1 ± 0,02 g/cm3 (Tỷ trọng dung dịch khoan để chống ống 340 mm )

0 = 0,85 g/cm3

Hoc = 400 m (Chiều sâu thả ống chống 508 mm )

xm = 1,52 g/cm3

L = 202 m

Ka = 1



.1,0



*Tính áp suất dư trong :

P m

( HK a

 0.1,0)35 

(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)

Page 93 of 110

Trong đó :

03,1

cmg /

cl 

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 )

52,1

cmg /

L = 200 m ( Hạ mực chất lỏng trong giếng khoan )

xm 

85,0

cmg /

(Tỷ trọng dung dịch xi măng )

 0

(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



( 

)]35

Theo (V – 22 )

d

ZK a

Pdtz = Pbt + 0,1 .[Z.

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

Page 94 of 110

*Áp suất dư ngoài :

-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 :

  xm

H) d

(V- 30) P dn = 0,1 .(

Trong đó:

d = 1,12 ± 0,02 g/cm3

Hoc : chiều sâu thả cột ống chống 2140 m

Theo (V – 29) ta có :

Pdn = 0,1 .(1,52 – 1,12 ± 0,02 ).2140 = (81,32 ÷ 85,6 KGf/cm2 )



.1,0



-Trong trường hợp phun trào :

P dn

( HK a

 0.1,0)35 

(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

d = 1,32  0,02 (Tỷ trọng dung dịch dể khoan đến độ sâu 3240 m )

mm)

0 = 0,85 g/cm3 (Tỷ trọng hỗn hợp phun )

Hoc = 3240 m (Chiều sâu thả ống chống 245 mm)

*Tính áp suất dư trong :

Page 95 of 110

Pm1 = P 3390 – 0,1 0 .Hv (V -32 )

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 .

ZKZ .



(



)]35

Theo (V – 22)

d

Pdt = Pbt + 0,1[

d = 1,32 ± 0,02 ,

Tại Z = 3240 m

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

Page 96 of 110

*Tính áp suất dư ngoài :

-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 :

0 = 0,73 g/cm3.

Khi phun trào ở đáy giếng

+Tại Z = 3000 m phía trên.

Theo (V – 27 )

  cl

).0 Z

Pdn = 0,1.(

= 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

0 .Z (V -28 )

Pdt = 0,1.Ka.(Z – 35) – 0,1.

Page 97 of 110

= 0,1.1,15.(3240 – 35) – 0,1.0,73.3240 = 132,055 KGf/cm2

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

Page 98 of 110

phân chia các vùng mất dung dịch như sau:

- 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

Page 99 of 110

sử dụng dung dịch chất lượng cao, độ thải nước nhỏ để tạo vỏ sét

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

Page 100 of 110

E : mô đun đàn hồi, kG/cm

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

- 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.

Page 101 of 110

* Gãy cột cần khoan:

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

Page 102 of 110

khoảng khoan. Sự cố này xảy ra do những nguyên nhân chủ yếu sau:

+ 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

Page 103 of 110

cần, có sự chuyển và mất áp suất giữa các vỉa đã mở.

- 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

Page 104 of 110

suất vỉa.

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

Page 105 of 110

đời sống sinh hoạt cho người lao động.

Xí nghiệp khoan

Trung tâm phục vụ công nghệ công trình

Cơ sở phục vụ sản suất

Đội khoan

Xưởng lắp ráp tháp (văn phòng )

Phân xưởng sửa chữa Tua bin

Phân xưởng gia cố giếng(văn phòng trám)

Bãi dụng cụ

Kíp khoan

Phân xưởng dung dịch (Phòng dung dịch)

Phân xưởng đối áp

Kíp khoan

Phân xưởng thử nghiệm (thử giếng)

Phân xưởng cần ống

Kíp khoan

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

Page 106 of 110

04 thợ khoan

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.

Page 107 of 110

 Thời gian thi công đoạn giếng từ độ sâu 3240 ÷ 3390m là: 41,5 ngày.

Thừi gian thi công giếng khoan (ngày )

0 15.16.19.28.31. 60 64 102 105,5

400

2140

3240

3390

Chiều sâu(m)

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

Page 108 of 110

kéo thả, thay bộ khoan cụ .

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 = T 1+ T 2 + …+ T 7 = 21.500.000$



191

3.9. Gía thành 1 mét khoan:

T H

000.500.21 5130

$/m

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Page 109 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.

Page 110 of 110

11. Các tạp chí dầu khí.

Luận văn : Thiết kế giếng khoan dầu khí

PHẦN II

LẬP PHƯƠNG ÁN THI CÔNG GIẾNG KHOAN

CHƯƠNG I:THIÊT KẾ GIẾNG KHOAN

1.Lựa chọn cấu trúc giếng khoan:

đế ống chống:

GI? NG 2008

GIÀN 4

MỎ BẠCH HỔ M? B? CH H?

GIẾNG 2008

0

750

1500

2250

3000

0

0

Casing Point #508mm 400 MD 400TVD 0.00° 0 departure

KOP 430 MD

750

750

EOC 1020 MD 983 TVD 35.40° 338.00°az 177 departure

1500

1500

Casing Point #340mm 2440 MD 2141TVD 35.40° 338.00° az 999 departure

2250

2250

3000

3000

Casing Point #245mm 3610 MD 3237 TVD 0.08° 338.00°az 1350 departure

Bottom hole 3760 MD 3387TVD 0.00° 338.00°az 1350 departure

3750

3750

4500

4500

PROFIN giếng khoan N ô ABC

Chương III DUNG DỊCH KHOAN



  nana  1 2 7,12 nDC 

CHƯƠNG V

CHỐNG ỐNG VÀ TRÁM XI MĂNG

ph

 QQQ



CHƯƠNG VII

CÁC SỰ CỐ - PHỨC TẠP TRONG QUÁ TRÌNH KHOAN

PHẦN III

TỔ CHỨC THI CÔNG VÀ TÍNH TOÁN KINH TẾ

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Có thể bạn quan tâm

Luận án Tiến sĩ Địa chất: Đặc điểm cấu trúc địa chất và ý nghĩa đối với dầu khí của khu vực trung tâm Bồn An Châu

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Địa chất học: Đặc điểm cấu trúc địa chất và ý nghĩa đối với dầu khí của khu vực trung tâm bồn An Châu

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật địa chất: Đánh giá tiềm năng tài nguyên và định hướng công tác tìm kiếm, thăm dò than dưới mức - 300m khu vực Hòn Gai - Cẩm Phả, Quảng Ninh

Từ vựng Địa chất nguyên chất

Công tác thăm dò than bể Đông Bắc - thực trạng và giải pháp

Đặc điểm biến hóa của các thông số địa chất công nghiệp và ý nghĩa của chúng trong thăm dò quặng urani khu vực Pà Lừa - Pà Rồng

Đề thi học kì 2 môn Lịch sử và Địa lí lớp 8 năm 2023-2024 có đáp án - Trường THCS Phan Bội Châu, Thăng Bình

Luận án Tiến sĩ Địa chất: Xác định vai trò của sông Hồng và đá gốc đối với lượng bổ cập cho nước dưới đất trong trầm tích đệ tứ phần Tây Nam thành phố Hà Nội

Luận văn Thạc sĩ Khoa học: Nghiên cứu tiến hóa trầm tích trong mối quan hệ với chuyển động kiến tạo và ý nghĩa dầu khí khu vực phía Tây bể Phú Khánh

Bài giảng Địa chất công trình - Chương 3: Các hiện tượng địa chất nội sinh

Bài giảng Địa chất công trình: Chương 3 - Dr.-Ing. Nguyễn Quang Tuấn

Dự thảo tóm tắt Luận án Tiến sĩ Vật lý: Nghiên cứu áp dụng hệ phương pháp phân tích, xử lý hiện đại xác định cấu trúc móng trước Kainozoi trên một số bể trầm tích thuộc thềm lục địa Việt Nam theo tài liệu địa vật lý

Dự thảo tóm tắt Luận án Tiến sĩ Địa chất: Nghiên cứu lịch sử phát triển địa chất trong Miocen bể Phú Khánh và ý nghĩa dầu khí

Luận án Tiến sĩ Địa chất: Nghiên cứu một số đặc điểm cấu trúc địa chất trũng sông Ba và vùng Đông Triều - Quảng Ninh theo tài liệu địa chấn phản xạ

Luận văn Thạc sĩ Khoa học: Cấu trúc địa chất sâu khu vực trũng sâu biển Đông và lân cận theo tài liệu địa vật lý

Luận án Tiến sĩ Vật lý: Nghiên cứu áp dụng hệ phương pháp phân tích, xử lý hiện đại xác định cấu trúc móng trước Kainozoi trên một số bể trầm tích thuộc thềm lục địa Việt Nam theo tài liệu trọng lực

Báo cáo tổng kết đề tài khoa học công nghệ cấp bộ: Nghiên cứu đặc điểm cấu trúc địa chất trũng Nông Sơn – Sông Bung phục vụ đào tạo

Báo cáo tổng kết đề tài nghiên cứu khoa học: Nghiên cứu các thành tạo địa chất phần cấu trúc nông (Plioxen - Đệ tứ) thềm lục địa Việt Nam, phục vụ đánh giá điều kiện xây dựng công trình biển

Luận án tiến sĩ Địa chất: Nghiên cứu đặc điểm cấu trúc địa chất trũng Sông Hồng theo tài liệu địa vật lý để phục vụ điều tra tài nguyên than

Tóm tắt Luận án tiến sĩ Địa chất: Nghiên cứu đặc điểm cấu trúc địa chất trũng Sông Hồng theo tài liệu địa vật lý để phục vụ điều tra tài nguyên than

Tài liêu mới

Đề cương đồ án tốt nghiệp: Thành lập bản đồ địa chính khu vực xã Mỹ Lạc, huyện Thủ Thừa, tỉnh Long An bằng công nghệ GNSS-RTK

Báo cáo bài tập lớn Vật lý 1: Xác định quĩ đạo của chất điểm khi có phương trình vận tốc

Bài tiểu luận: Hệ thống sản xuất aspirin từ thiết bị vỏ áo hoạt động liên tục cho ra 10kg sản phẩm mỗi giờ

Báo cáo bài tập lớn Vật lý A1: Vẽ quỹ đạo chuyển động ném xiên trong trọng trường bỏ qua lực cản và xác định một vài thông số liên quan

Báo cáo bài tập lớn Vật lý 1: Vẽ quĩ đạo của vật khi có phương trình chuyển động

Báo cáo bài tập lớn: Vẽ quỹ đạo chuyển động ném xiên trong trọng trường bỏ qua lực cản và xác định một vài thông số liên quan

Bài tập lớn: Tính toán thiết bị trao đổi nhiệt gián tiếp loại ống chùm thẳng đứng

Báo cáo bài tập lớn Vật lý A1: Vẽ quỹ đạo chuyển động ném xiên trong trọng trường bỏ qua lực cản và xác định một vài thông số liên quan

Báo cáo bài tập lớn Vật lý 1: Vẽ quĩ đạo của vật khi có phương trình chuyển động