simulação computacional de composição de fundo de poço

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL DE COMPOSIÇÃO DE FUNDO DE POÇO

DA FASE 17½” COM ABSORVEDORES DE CHOQUE EM POÇOS

EXPLORATÓRIOS PROFUNDOS

André Pena de Oliveira

DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA COORDENAÇÃO DOS

PROGRAMAS DE PÓS-GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE

FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS

NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS EM

ENGENHARIA OCEÂNICA.

Aprovada por:

____________________________________________________ Prof. Murilo Augusto Vaz, Ph.D.

____________________________________________________ Prof. Severino Fonseca da Silva Neto, D.Sc.

____________________________________________________ Jésus Jorge Pereira, Ph.D.

____________________________________________________ João Carlos Ribeiro Plácido, Ph.D.

RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL

MARÇO DE 2008

ii

OLIVEIRA, ANDRÉ PENA

Simulação Computacional de Composição de Fundo de Poço da Fase de 17 ½” com Absorvedores de Choque em Poços Exploratórios Profundos [Rio de Janeiro] 2008 V, 96p, 29,7cm (COPPE/ UFRJ, M.Sc., Engenharia Oceânica, 2008 Dissertação – Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE 1.Perfuração Exploratória I. COPPE/UFRJ II. Título (série)

iii

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.).

SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL DE COMPOSIÇÃO DE FUNDO DE POÇO DA FASE DE 17 ½” COM ABSORVEDORES DE CHOQUE EM POÇOS

EXPLORATÓRIOS PROFUNDOS


Março / 2008

Orientador: Murilo Augusto Vaz, Ph.D. Programa: Engenharia Oceânica

Este trabalho tem como objetivo analisar a utilização de shock sub em um

Bottom Hole Assembly (BHA) de 17 ½”, em poços exploratórios de grande

profundidade, através de simulações computacionais, tendo como finalidade a

possibilidade de prolongamento da referida fase, minimizando a necessidade da

perfuração de uma fase slim-hole. Além disso, serão apresentadas as características dos

poços exploratórios, a natureza das operações de perfuração exploratória, definidos o

ambiente e algumas situações específicas que ocorrem na prática, para o melhor

entendimento do estudo. Serão abordados assuntos referentes às composições de

colunas de perfuração utilizadas e principais parâmetros para o controle da perfuração.

O estudo apresenta uma análise de flambagem de BHA’s de 17 ½” usualmente

utilizados para a perfuração da fase, baseados no Modelo de Dawson-Paslay.

Posteriomente, através de uma análise de vibração baseado no Método dos Elementos

Finitos, o estudo define o melhor posicionamento da ferramenta na coluna

Os resultados obtidos teoricamente mostram que o shock sub de 9 ½”em um

BHA de 17 ½”não é um ponto fraco quanto à flambagem para um peso sobre broca

inferior a 60Klb, geralmente um valor máximo aplicado nesta fase. Ainda, a

composição com shock sub acima do 1º comando é a que apresenta as menores tensões

causadas por vibração.

iv

Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

COMPUTATIONAL SIMULATION OF 17 ½” BOTTOM HOLE ASSEMBLIES WITH SHOCK SUBS IN DEEP EXPLORATORY WELLS


March / 2008

Advisor: Murilo Augusto Vaz, Ph.D. Department: Ocean Engineering

This study aims to analyse the use of shock sub in a 17 ½” Bottom Hole

Assembly (BHA), in ultra-deep exploratory wells, through computational simulations,

in order to check the possibility of extending this section, thus reducing the need of a

slim-hole section drilling. Besides, exploratory well features will be presented and

exploratory drilling operational nature will be discussed, to assess the scenario and

several practical situations in order to achieve a better understanding of the simulations.

There will be issues discussed regarding the drill string composition and main

parameters used in drilling management.

The study presents a buckling analysis of 17 ½” BHA’s generally used to drill

the section, based on Dawson-Paslay Model. Afterwards, throughout a vibration

analysis based on Finite Elements Method, the study defines the best shock sub

placement in the string.

The results show that the 9 ½”shock sub in a 17 ½” BHA is not a weak point

regarding buckling in a drilling with weight on bit lower than 60Klb. At last, the BHA

with shock sub above the first drill collar is the best composition once the stress caused

by vibration is lower than in the others compositions.

v

ÍNDICE

RESUMO .........................................................................................................................................................iii

ABSTRACT.......................................................................................................................................................iv

1 INTRODUÇÃO....................................................................................................................................... 1

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................................................... 4 2.1 FLAMBAGEM ............................................................................................................................... 4 2.2 VIBRAÇÃO.................................................................................................................................. 13

3 DESCRIÇÃO SUCINTA DO SOFTWARE UTILIZADO..................................................................22

4 ANÁLISE COMPUTACIONAL ......................................................................................................... 28 4.1 FLAMBAGEM ............................................................................................................................. 28 4.2 VIBRAÇÃO......................... ......................................................................................................... 49

5 CONCLUSÕES..................................................................................................................................... 66

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................................................ 68

APÊNDICE I - POÇOS EXPLORATÓRIOS.............................................................................................. 71 I.1 OBJETIVOS...................................................................................................................................... 72 I.2 CLASSIFICAÇÃO............................................................................................................................ 72 I.3 FASES ............................................................................................................................................... 73 I.4 PLANEJAMENTO............................................................................................................................ 75

APÊNDICE II - PERFURAÇÃO EXPLORATÓRIA ................................................................................ 77 II.1 COMPONENTES DA COLUNA DE PERFURAÇÃO................................................................... 78 II.2 PARÂMETROS DE PERFURAÇÃO ............................................................................................. 89 II.3 CONTROLE DE VERTICALIDADE ............................................................................................. 91 II.4 ECD (Equivalent Circulating Density) e GEOPRESSÕES ............................................................. 93 II.5 TORQUE E ARRASTE ................................................................................................................... 96

1

1 INTRODUÇÃO

A Perfuração Exploratória é parte relevante de um projeto que visa aumentar a

reserva provada de uma companhia de petróleo. Este projeto é iniciado com a execução de

um estudo sísmico de uma área e uma posterior interpretação dos resultados, com o intuito

de definir a melhor locação, isto é, a locação com maior probabilidade de ocorrência de

hidrocarbonetos, em intervalos de interesse estimados com certa precisão. A aquisição de

dados sísmicos consiste na geração de uma perturbação mecânica (canhões de ar

comprimido) em um ponto da superfície e o registro das reflexões em centenas de canais de

recepção ao longo de uma linha reta (cabo com hidrofones). Com a locação definida, parte-

se para a elaboração de um projeto de perfuração. O planejamento da perfuração é definido

a partir de duas fontes de informação: as obtidas a partir da sísmica e de poços de

correlação. Para poços exploratórios em áreas pouco exploradas ou desconhecidas, onde os

poços de correlação estão localizados a grandes distâncias, o mapeamento da área por

intermédio da sísmica passa a ser a informação preponderante.

Com o preço do barril de petróleo acima dos 60 dólares, a grande maioria dos

projetos de desenvolvimento dos campos passa a ser viável economicamente.

Um poço exploratório é na maioria dos casos vertical (inclinação inferior a 3º),

podendo ou não ser aproveitado para o desenvolvimento do campo. A perfuração é

realizada em diversas fases, caracterizadas pelos diferentes diâmetros das brocas utilizadas

na coluna de perfuração. Ao atingir determinada profundidade (final da fase), a coluna é

retirada do poço e é descida imediatamente uma coluna de revestimento de aço com

diâmetro inferior ao da broca que perfurou a fase. O espaço anular entre o revestimento

descido e a parede do poço é cimentado com o intuito de isolar as formações, permitindo o

prosseguimento da perfuração de forma segura. Após a cimentação é descida novamente

uma coluna com broca de menor diâmetro que o revestimento cimentado. Estas operações

de perfuração e descida e cimentação do revestimento são realizadas sucessivamente até

que a zona de interesse seja atingida.

Uma vez caracterizando-se a presença de um reservatório com hidrocarbonetos no

poço perfurado através de perfilagens, a operação subsequente para que a reserva seja

provada é o teste do poço. Este teste consiste basicamente na descida de uma coluna de

2

produção provisória e na produção do reservatório do poço por um curto intervalo de

tempo. A partir deste teste, pode-se estimar o volume de hidrocarbonetos presente no

reservatório.

A operação de perfuração é a que requer maior investimento. Esta operação, a

depender da geometria do poço, profundidade final e complexidade do projeto, pode levar

de 1 a 6 meses, podendo haver casos em que se estenda por mais tempo. Este longo período

de perfuração, somado ao custo diário de uma sonda variando entre 300 e 450 mil dólares

por dia, demanda um planejamento meticuloso com o intuito de minimizar os custos da

operação. Neste planejamento, a definição de uma coluna de perfuração adequada para

cada fase do poço e para formação que se espera perfurar visa às maiores taxas de

perfuração, isto é, a razão ente metros perfurados e tempo, assim como o menor número de

manobras (tempo gasto para retirar a coluna do fundo, substituir componentes da coluna e

retornar com a mesma ao fundo). Em poços exploratórios, que em quase toda sua totalidade

são verticais, o controle da verticalidade torna-se um ponto importante para redução do

tempo de sonda, evitando-se a perfuração orientada, que notoriamente apresenta taxas de

penetração menores. Outro fator importante para a redução do custo é o conhecimento

prévio da área em que se perfura, utilizando-se neste caso poços de correlação.

Não obstante, é válido lembrar que as maiores perdas de tempo de sonda estão

relacionadas à operação de perfuração, tais como perda de controle do poço, prisão de

coluna e pescaria (perda e recuperação de um ou vários componentes da coluna de

perfuração no interior do poço).

O conhecimento, seja obtido por experiências passadas ou por estudos específicos

para cada projeto, é a ferramenta mais eficaz para otimização da perfuração e para redução

do tempo relacionado a esta operação.

Este estudo apresenta uma análise da utilização de shock sub em Bottom Hole

Assembly (BHA) de 17 ½”. Geralmente não se utiliza esta ferramenta na fase 17 ½”, onde

historicamente as formações encontram-se em profundidades superficiais e intermediárias.

São registradas taxas de penetração entre superiores a 15m/h, não havendo a necessidade

da utilização de shock subs, ferramentas mais apropriadas para serem utilizadas em BHA’s

para perfurar formações mais duras e consolidadas.

3

À medida que se perfuram poços cada vez mais profundas, há a necessidade de se

prolongar e aprofundar a fase 17 ½”, encontrando assim, no final da fase, formações mais

competentes, onde se observam taxas de penetração bem inferiores àquelas obtidas em

formações mais superficiais.

Nestes casos, seria factível e razoável o uso de shock sub’s com o intuito de

minimizar os efeitos do bit bounce (mecanismo que gera vibração axial na coluna),

característico de formações duras e poços verticais. O efeito mais crítico das vibrações

axiais é o desgaste prematuro da broca e falha das demais ferramentas do BHA,

principalmente as que contém componentes eletrônicos.

Esta ferramenta seria utilizada com o intuito de prolongamento da fase de 17 ½”,

reduzindo a necessidade da perfuração de uma fase slim hole (diâmetros inferiores a sete

polegadas), operação que apresenta grande limitação de disponibilidade de ferramentas.

Serão apresentadas as teorias sobre flambagem em poços de petróleo mais aceitas

atualmente. Em seguida, será apresentado um capítulo sobre vibração de coluna, onde serão

apresentadas as condições mais prováveis, principais efeitos e recomendações para evitá-la.

Ainda relacionada à vibração, serão mencionados os modelos matemáticos mais utilizados

para prever e evitar ao máximo a perfuração utilizando freqüências próximas às críticas.

Através de simulações utilizando um software comercial, será realizada uma

análise de flambagem para verificar se o shock sub é um ponto fraco do BHA e em seguida,

uma análise de vibração com o intuito de definir uma velocidade ótima de rotação da

coluna de perfuração.

Finalmente, serão apresentadas nos Apêndices I e II as características dos poços

exploratórios, a natureza das operações de perfuração exploratória e definidos o ambiente e

algumas situações específicas que ocorrem na prática, para o melhor entendimento do

estudo. Serão abordados assuntos referentes às composições de colunas mais utilizadas e

principais parâmetros de perfuração.

4

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 FLAMBAGEM

Flambagem, torque e arraste são resultados diretos de uma série de fatores, dentre

os quais trajetória e diâmetro do poço, composição da coluna de perfuração, limpeza do

poço e fluido de perfuração utilizado. São efeitos que causam limitações durante a

perfuração.

Flambagem da coluna de perfuração é um fenômeno relativamente comum e

controlável em poços direcionais. A flambagem da coluna dificulta a transmissão de peso

sobre a broca, reduzindo a taxa de penetração. O BHA deve trabalhar com a linha neutra

localizada nos elementos de maior rigidez, como comandos e heavy weight drill pipes

(HWDP), preferencialmente abaixo do drilling jar, pois o fato desta ferramenta trabalhar

comprimida reduz sua vida útil em até 50%.

O primeiro trabalho de estabilidade da coluna de perfuração foi desenvolvido por

Lubinski [1]. Em seu trabalho pioneiro, uma análise bi-dimensional de flambagem da

coluna de perfuração em poços verticais e os efeitos na trajetória do poço, forças de contato

e momento fletor foram apresentados e discutidos.

A solução de Lubinski [1] para a carga crítica de flambagem utilizava-se de série de

potências para resolver a equação diferencial que rege a instabilidade estrutural. O uso da

solução de Lubinski [1], ainda que para uma condição particular, levava a um resultado

bastante acurado em forma de série de potência. Entretanto, para uma coluna extensa, os

termos da série de potência tornavam-se suficientemente grandes e a partir de certo

comprimento podiam gerar resultados distorcidos e não confiáveis.

Para solucionar esta limitação, Lubinski [1] propôs que para colunas extensas, a

carga crítica fosse calculada para o primeiro modo de flambagem como:

F = 1,94 x (EI)1/3 x W2/3 (1a)

onde:

E: módulo de elasticidade

I: momento de inércia

W: peso por unidade de comprimento

5

Wang [2] propôs que a constante mais adequada para a fórmula (1a) de Lubinski

seria 1,018793, assim:

F = 1,018793 x (EI)1/3 x W2/3 (1b)

Posteriormente, Lubinski et al [3] publicaram um artigo onde pela primeira vez a

flambagem helicoidal foi abordada em tubos de produção.Também pela primeira vez, o

efeito do fluxo do fluido na flambagem foi apresentado. Neste artigo, a equação que

relacionava força e passo (p) foi definida como:

F= 8 x π2 x EI / p2 (2)

Expressões para o deslocamento lateral, momento fletor, energia de deformação de

flexão e compressão foram desenvolvidas. Foi o primeiro artigo a diferenciar o processo

inicial da flambagem, também chamada flambagem senoidal ou ainda lateral, bi-

dimensional, e o caso mais crítico de flambagem, denominada helicoidal.

Utilizando a Teoria de vigas esbeltas, Mitchell [4] apresentou as equações de

equilíbrio para flambagem helicoidal em tubos de produção.

Nos últimos vinte anos, Mitchell tem apresentado grande contribuição ao estudo de

flambagem de tubulação no interior de poços.

Dawson e Paslay [5] mostraram pela primeira vez a expressão da força crítica de

flambagem senoidal para tubulações no interior de poços inclinados (Eq.3). Neste estudo

foi demonstrado ainda que em poços de alta inclinação, a tubulação mostra-se mais

resistente à flambagem devido ao apoio e arraste das paredes do poço.

F = 2 x (EI x W x sen α / r)1/2 (3)

onde:

α : inclinação do poço em relação ao eixo horizontal

r: distância entre parede do poço e diâmetro externo do tubo

6

Mitchell [6], utilizando a Teoria de vigas esbeltas, apresentou uma análise de

flambagem levando em consideração o efeito da fricção. Foi evidenciado que o histórico do

carregamento é importante para determinar o estado final do sistema com a fricção.

O artigo também apresentava equações relacionando o coeficiente de fricção à força

crítica de flambagem. Ficou comprovada que a fricção tinha um papel significante na

variação de comprimento da coluna devido ao carregamento axial.

Cheatham e Chen [7] apresentaram uma análise de resultados experimentais para

flambagem helicoidal. Os autores formularam equações para forças de contato entre a

coluna e as paredes do poço (vertical ou direcional) em situações de carregamento e

descarregamento. Chegaram à conclusão de que as forças de carregamento e

descarregamento são distintas.

Em 1988 Mitchell [8] apresentou uma solução generalizada para flambagem

helicoidal, resultando em uma helicóide de passo variável devido à consideração do peso e

rigidez da tubulação. Uma equação para o carregamento de contato entre o revestimento e a

tubulação também foi desenvolvida.

Chen et al [9] apresentaram uma nova análise para flambagem de coluna em poços

horizontais. Formularam-se equações para força crítica de flambagem senoidal e helicoidal.

Os resultados deste artigo indicavam que a força necessária para se atingir a flambagem

helicoidal era 1,4 vez superior àquela necessária para atingir a senoidal. A equação (4)

desenvovida no trabalho de Chen et al [9] é idêntica à equação (3) encontrada por Dawson

e Paslay [5].

F sen = 2 x (EI x W / r)1/2 (4)

F hel = 2 x (2 x EI x W/ r)1/2 (5)

Em 1991, Schuh [10] apresentou uma análise da influência da curvatura na força

crítica de flambagem. Nesse trabalho, as equações de flambagem aplicadas ao trecho reto

do poço foram adaptadas para poços com curvatura através de um ajuste da geometria da

tubulação levando em conta a forma do tubo flambado no poço com curvatura. Deve ser

mencionado que nesse estudo, Schuh [10] assumiu que a equação (3) de Dawson e Paslay

7

[5] seria para flambagem helicoidal, ao contrário do que preconizavam os autores. Essa

consideração gera respostas conservativas uma vez que as cargas para se atingir o modo

helicoidal são superiores àquelas que resultam em flambagem senoidal. Um dos muitos

estudos confirmando essa hipótese foi apresentado por Wu et al [11]. Nesse estudo, o

resultado para flambagem senoidal coincidia com os resultados anteriores de Chen et al [9]

e Dawson e Paslay [5]. Entretanto, a força crítica para flambagem helicoidal era distinta

daquelas apresentadas anteriormente:

F hel = 2 x (2 √2 -1) x (EI x W/ r)1/2 (6)

Paslay [12] apresentou um artigo sobre análise de tensões de coluna de perfuração

incluindo torque na solução de flambagem. Posteriormente, Miska e Cunha [13]

apresentaram uma solução distinta para o mesmo problema. Deve ser enfatizado que ambos

os estudos concluíram que o torque tem pouca influência no processo de flambagem.

Miska e Cunha [14] aprofundaram seus estudos sobre a influência do torque em

colunas para poços horizontais e direcionais. Os exemplos práticos apresentados nesse

artigo reafirmaram que o torque pode ser desconsiderado na maioria das operações de

campo, o que também pode ser verificado em Cunha [15]. Ainda, uma análise de pós-

flambagem baseada no princípio de conservação de energia foi realizada. A equação

concebida para o carregamento crítico de flambagem helicoidal é:

F = 4 x (2 x EI x W x sen α / r)1/2 (7)

Mitchell [16] aprofundou seu reconhecido trabalho sobre a influência da fricção,

desenvolvendo uma solução numérica para a flambagem helicoidal de tubulações. O artigo

apresentava exemplos de cálculo e comparações entre os métodos numéricos e analíticos.

Um ponto relevante nesta revisão bibliográfica é que diferentes autores

apresentaram resultados conflitantes a respeito da força crítica de flambagem. Em alguns

casos, os resultados foram distintos porque as considerações iniciais não coincidiam.

As referências [9] (eq.5), [10] (eq.3), [11] (eq.6) e [14] (eq.7) têm fórmulas distintas

para flambagem helicoidal. Ainda que Schuh [10] parta do pressuposto de que a força

8

crítica de flambagem senoidal cause flambagem helicoidal, as outras três referências

apresentam deduções matemáticas coerentes, gerando mesmo assim resultados diferentes.

É largamente aceito que uma coluna no interior de um poço, sob ação de uma força

axial igual ou levemente superior à força crítica de flambagem, mudará sua forma reta para

um formato senoidal, referido por Mitchell [16] como flambagem lateral. Também é

amplamente aceito que se a força que causa flambagem senoidal continuar aumentando até

determinado patamar, haverá novamente uma mudança de forma, de senoidal para

helicoidal, aumentando assim os pontos de contato entre a tubulação e as paredes do poço.

Certamente, a flambagem não ocorrerá necessariamente em toda coluna ao mesmo

tempo. Em colunas extensas, a força axial age em cada parte da coluna com intensidade

distinta, o que causa flambagem parcial da coluna. Ainda, pontos da parte flambada da

coluna podem experimentar estágios diferentes do processo de flambagem, isto é, alguns

pontos estarão sob flambagem senoidal e outros, helicoidal. Não obstante, mesmo a parte

sob flambagem helicoidal pode apresentar hélices com diferentes medidas de passo, como

apresentado por Mitchell [16].

A diferença dos resultados apresentados por Chen et al [9] e Wu et al [11] não

ocorreu devido a erros de premissas. Os autores apresentaram expressões de cargas críticas

que causariam flambagem helicoidal da coluna no interior do poço, considerando as

condições assumidas em seus respectivos modelos. A razão da diferença nos resultados é

causada pela maneira distinta da mudança de forma da coluna, de retilínea para helicoidal,

assumida pelos autores.

Chen et al [9] e Wu et al [11] chegaram à mesma equação de energia do sistema,

estando a coluna sob flambagem helicoidal em um poço horizontal, dada por:

Ehs = 8 x π4 x EI x r2 x L /p4 + WrL (8)

Chen et al [9] assumem em seu artigo que a força axial agindo na coluna seria

constante em todo o processo de flambagem. Ao contrário, Wu et al [11] assumem que a

mudança no formato da coluna, de retilíneo para helicoidal, ocorreria em dois estágios:

flambagem senoidal com carregamento constante e flambagem helicoidal devido ao

carregamento incrementado linearmente a partir da carga de flambagem senoidal.

9

Paralelamente à hipótese de flambagem em dois estágios assumida por Wu et al

[11], os autores também assumem que os deslocamentos observados na flambagem

senoidal (1º estágio) são pequenos, podendo ser desconsiderados. Na realidade, trata-se de

uma análise de pós-flambagem, uma vez que descreve o comportamento da tubulação

submetida à flambagem.

Ambos os modelos são coerentes dentro das hipóteses assumidas. Prever

exatamente o que ocorrerá em uma situação real de campo é extremamente difícil. Não

obstante, a hipótese de uma força axial gradualmente crescente sendo aplicada à coluna, em

detrimento de outra constante durante todo o processo, é mais representativa daquilo que

seria esperado na realidade. Com isso, os resultados obtidos a partir da equação (6) devem

ser mais confiáveis. A equação (5) representa a força mínima necessária para gerar o efeito

helicoidal. Consequentemente, valores críticos mais elevados devem ser esperados.

Corroborando com o trabalho de Wu et al [11], alguns testes experimentais

realizados por Saliés [17] e Saliés et al [18] indicaram que a coluna, sob a ação de força

axial, primeiramente assume forma senoidal. Posteriormente, caso a força axial

aumentasse, a amplitude da senóide também aumentaria até um limite de instabilidade a

partir do qual o processo helicoidal seria observado.

O modelo apresentado por Chen et al [9] prevê teoricamente a força crítica mínima

capaz de gerar flambagem helicoidal a uma coluna no interior de um poço. A força crítica

máxima capaz de gerar o mesmo efeito foi apresentada por Miska e Cunha [14]. Essa

condição de pós-flambagem foi concebida utilizando-se a conservação de energia (equação

(7)). É esperado que qualquer ponto da coluna onde a força axial atuante seja igual ou

superior ao valor teórico encontrado através da equação (7) esteja sofrendo flambagem

helicoidal.

É válido enfatizar que os valores encontrados para a relação passo-comprimento por

Miska e Cunha [14] são exatamente iguais aqueles obtidos por Chen et al [9]. Essa

coincidência era esperada uma vez que partiam de hipóteses e condições idênticas de

geometria e quantidade de energia da coluna. A diferença nos modelos está na maneira

como a energia é transferida para a coluna.

As tabelas 1, 2 e 3 apresentam equações para cargas críticas e o correspondente

estado da coluna. Pode-se notar que trabalhos distintos alcançaram resultados bem

10

similares. Analisando as três tabelas, as equações das tabelas 1 e 2 apresentam boa

concordância. Comparando as tabelas 1 e 2 com a tabela 3, vê-se grande diferença

relacionada à mínima força crítica para mudança do estado senoidal para helicoidal.

O ponto relevante é que os três trabalhos apresentam o mesmo valor necessário para

iniciar o processo, assim como concordam no valor crítico o qual manterá a coluna sob

flambagem helicoidal.

Tabela 1 – Carregamento crítico de flambagem ( Ref.14)

N-1P Efeito na coluna

N-1P < 1 normal

1< N-1P < √2 Flambagem lateral (senoidal)

√2< N-1P < 2√2 Flambagem senoidal ou helicoidal

2√2< N-1P Flambagem helicoidal

onde:

NP = (4 x EI x W x sen α / r)1/2

F

Tabela 2 - Carregamento crítico de flambagem (Ref.13)

Carregamento Axial Efeito na coluna

F < 2K retilíneo

2K< F < 2√2K Flambagem senoidal

2√2K< F < 4√2K Flambagem senoidal ou helicoidal

4√2K < F Flambagem helicoidal

onde:

K = (EI x W x sen α / r)1/2

11


Carregamento Efeito na coluna

F < 2K retilíneo

2K< F < 3,75K Flambagem senoidal

3,75K< F < 4√2K Flambagem senoidal ou helicoidal

4√2K < F Flambagem helicoidal

A flambagem terá um grande efeito na transmissão de cargas axiais ao longo da

coluna. Em um poço vertical, após o início do processo, a tubulação entrará em contato

com a parede do poço e consequentemente desenvolverá forças de atrito. Em poços

direcionais e horizontais, as forças de atrito estão presentes normalmente. Nestes casos,

essas forças serão ainda maiores em caso de flambagem da coluna, principalmente quando

se tratar do processo helicoidal.

Kuru et al [19] apresentaram um artigo sobre comportamento de flambagem de

tubulações e sua influência na transmissão de cargas axiais em poços direcionais. No

artigo, foram desenvolvidas expressões para as forças de atrito entre a tubulação e a parede

do poço para três situações:

� Coluna sem flambagem

� Coluna em processo senoidal

� Coluna em processo helicoidal

Os autores também apresentaram comparações dos resultados dos simuladores com

dados experimentais, que se mostraram bastante acurados. Finalmente, apresentaram quatro

padrões de flambagem (vide tabela 4) que podem ser utilizadas na análise do

comportamento de flambagem de tubulações em poços horizontais e de alta inclinação.

Estes resultados são coincidentes com aqueles apresentados na tabela 3.

12


Carregamento “Padrões de Flambagem”

F < Fs retilíneo

Fs < F < F* Flambagem senoidal

F* < F < Fh Flambagem senoidal instável

F > Fh Flambagem helicoidal

onde:

Fs = 2K;

F* = 1,875 Fs;

Fh = 2√2 Fs.

Mitchell [20] apresentou um estudo de flambagem para poços horizontais que inclui

equações para cargas críticas, passo variável, mudança de comprimento devido à

flambagem e forças de atrito. Este artigo apresenta também um estudo onde aborda a

possibilidade de ocorrência de hélice reversa no processo helicoidal.

O artigo apresenta dois aspectos interessantes relacionados ao processo de

flambagem em poços de longa extensão (Extended Reach Wells – ERW). Mostra que a

ruptura de tubulação é improvável devido exclusivamente à flambagem e ainda que, uma

vez no processo helicoidal, pode-se gerar forças de atrito elevadas o suficiente para impedir

a transmissão de carga até a broca (lock-up).

13

2.2 VIBRAÇÃO

As análises de vibração na coluna de perfuração permitem a localização de

possíveis ocorrências de falhas. As falhas podem ser seguidas por fadiga do material,

especialmente nos comandos e drill pipes devido à concentração de tensões. Paralelamente,

são associados à vibração problemas como a diminuição da taxa de penetração e

arrombamento (do inglês, enlargement) do diâmetro do poço. A vibração na região

superior da coluna onde estão os drill pipes é tolerável. Entretanto, a vibração na região do

BHA, principalmente onde estão os sensores de Logging While Drilling (LWD) e

Measurement While Drilling (MWD), deve ser minimizada, uma vez que esses sensores

realizam medições contínuas sobre importantes parâmetros da formação e da trajetória do

poço.

Os três tipos de esforços que aparecem devido à vibração de coluna são longitudinal

(axial), torcional e lateral, conforme ilustrado na Figura 1. Estes efeitos combinados ou

mesmo isolados podem ocasionar problemas como falha em elementos da coluna por

fadiga do material, quando ocorre a combinação dos efeitos; instabilidade da parede do

poço devido aos choques laterais e redução da taxa de penetração devido aos efeitos de

vibração axial.

Alguns termos relativos a problemas de vibração empregados na indústria do

petróleo são stick-slip (torcional), whirl (lateral) e bit bounce (longitudinal ou axial).

Figura 1 - Modos de Vibração

14

� Stick-Slip

Torção que faz a broca parar de girar por alguns instantes. A energia armazenada e

gerada pela parada é posteriormente liberada, acelerando a rotação do restante do BHA.

São oscilações torcionais que induzem torques friccionais não-lineares entre a broca e a

formação.

O problema de torção na coluna é considerado o maior causador de danos à mesma

quando se está perfurando em baixa rotação. Este distúrbio consiste em pulsos de torção se

propagando nos dois sentidos entre a broca e a mesa rotativa em poucos segundos,

forçando a broca ao stick-slip por extensos períodos de tempo na superfície da rocha

(parede do poço). Em colunas com comprimentos em torno de 5000 metros, a amplitude

dessa torção pode ser de 2 a 4 vezes maior do que a velocidade média angular, geralmente

entre 30 e 150 rotações por minuto, podendo aumentar com a flutuação de torque na

coluna, causando invariavelmente danos à broca e à coluna. Ainda, baixas amplitudes de

stick-slip são consideradas como principais causadores de desgaste prematuro da broca. A

tabela 5 resume as condições mais propícias e ações corretivas para evitar o stick-slip.

Como conseqüências do Stick-Slip, pode-se citar o desgaste acentuado das lâminas

dos estabilizadores e broca, fadiga precoce das conexões da coluna e em casos extremos,

washouts e back-offs das conexões da coluna de perfuração.

15

Condições típicas Ações corretivas

imediatas

Ações corretivas

nas próximas

operações

Rochas abrasivas Utilizar fluido base

óleo

Poços de alta

tortuosidade

Utilizar brocas

menos agressivas

STIC

K - S

LIP

Brocas PDC

(Polycrystalline

Diamond Bit) agressivas

e estabilizadores full-

gauge no BHA

Manter broca no fundo e

diminuir o peso,

aumentando a rotação

gradativamente. Caso

persista, retirar coluna do

fundo e reiniciar

perfuração com peso

menor e rotação maior

Utilizar

estabilização que

diminua o torque

(menos lâminas ou

roller reamer)

� Bit Whirl

Bit Whirl é uma rotação excêntrica da broca em relação ao centro do poço,

conforme ilustração da Figura 2. Ocorre quando a broca gira fora do eixo vertical do poço,

percebida com maior freqüência quando é utilizada broca PDC em poços verticais com

rochas de grande dureza.

Tabela 5 - Condições típicas e ações corretivas para Stick-Slip

Figura 2 - Ilustração do Bit Whirl

16

Este mecanismo induz impactos entre a coluna e a parede do poço, causando

vibração lateral na broca e na coluna de perfuração.

Como conseqüências, danifica componentes mais sensíveis (com dispositivos

eletrônicos, como LWD/MWD), causa arrombamento do poço e danifica os cortadores da

broca. A tabela 6 resume as condições mais propícias e ações corretivas para evitar Bit

Whirl.

� BHA Whirl

Muito similar ao Bit Whirl. Há uma excentricidade entre o centro do poço e o eixo

do BHA, causando impactos laterais entre o BHA e a parede do poço.


imediatas

Ações corretivas nas

próximas operações

Alta rotação, brocas

PDC agressivas e MF

com BH

Utilizar coluna com BHA

“empacado” com

estabilizador near bit full

gauge

Utilizar brocas

estabilizadas ou com dog-

sub, PDC menos

agressivas

BIT

WH

IRL

Poços verticais ou de

baixa inclinação

Manter broca no fundo

e diminuir a rotação.

Caso problema persista,

retirar coluna do fundo

e reiniciar perfuração

com rotação menor

Otimizar BHA com

análise de velocidade

crítica

Tabela 6 - Condições típicas e ações corretivas para Bit-Whirl

17

É comprovadamente a maior causa de falhas dos componentes do BHA. Causa

ainda desgastes dos estabilizadores e dos tool-joints dos tubos de perfuração. A tabela 7

resume as condições mais propícias e ações corretivas para evitar BHA Whirl.

� Bit bounce

Mecanismo causado por uma excessiva variação no peso sobre a broca, que altera

intermitentemente a intensidade do contato da broca com a formação, causando vibrações

axiais na coluna. Essas variações do peso sob broca são provenientes de falha ou limitação

do sistema de compensação da coluna e heave elevado.

Estes choques podem danificar não só a broca, mas também as demais ferramentas

do BHA. A tabela 8 resume as condições mais propícias e ações corretivas para se evitar o

Bit bounce.


imediatas

Ações corretivas

nas próximas

operações

Coluna de perfuração

com BHA pouco

estabilizado em poços

verticais ou de baixa

inclinação

Utilizar motor de

fundo

BHA W

HIR

L

Alta rotação em rochas

de dureza elevada

Manter broca no fundo e

diminuir a rotação. Caso

problema persista, retirar

coluna do fundo e

reiniciar perfuração com

menos rotação

Utilizar BHA bem

estabilizado com

estabilizadores full

gauge

Tabela 7 - Condições típicas e ações corretivas para BHA Whirl

18

Devido à complexidade das vibrações e da impossibilidade de se detectar a

dinâmica dos movimentos da coluna, torna-se extremamente difícil determinar a natureza

exata da causa da vibração e de saber se a solução adotada para o problema é adequada.

Simulações na maioria das vezes assumem condições bem distintas daquelas encontradas

no fundo do poço.

Mitchell e Allen [21] afirmam que a vibração no BHA pode causar falha por fadiga,

desgaste excessivo, wash-outs e em casos extremos, pode resultar em dano irreversível aos

componentes. Os gastos associados com a substituição de equipamentos com falha, perda

de tempo durante as operações, maior freqüência de inspeção, operações de pescaria e até

mesmo a perda de um poço, são motivos suficientes para que haja um bom entendimento

da dinâmica do BHA.

Os autores afirmam que as vibrações aumentam consideravelmente quando se opera

próximo a uma das freqüências de ressonância (críticas) do sistema, acelerando a

ocorrência de falha dos componentes da coluna de perfuração. Próximo às velocidades

críticas, as vibrações podem alcançar tensões de 80000psi, encurtando a vida útil dos

componentes da coluna.

No início, trabalhos relacionados à dinâmica de colunas de perfuração forneciam

principalmente soluções analíticas para problemas de vibração axial e torcional. Alguns

modelos utilizavam-se de gráficos para determinação da freqüência natural por tentativa e


imediatas

Ações corretivas

nas próximas

operações

Poços verticais ou de

baixa inclinação

Utilizar broca

tricônica menos

agressiva

BIT

BOUNCE

Brocas tricônicas em

formações competentes

Diminuir rotação e peso

sobre broca

Utilizar shock subs

Tabela 8 - Condições típicas e ações corretivas para o Bit Bounce

19

erro. Nos primeiros trabalhos, o amortecimento não era considerado. Posteriormente,

modelos mais complexos utilizando soluções analíticas considerando o amortecimento

foram apresentados. Entretanto, Mitchell e Allen [21] afirmam que soluções analíticas são

aplicáveis exclusivamente a problemas simplificados de vibração axial e torcional.

Os trabalhos relacionados ao fenômeno de vibração que se sucederam apresentaram

como ferramenta matemática o método dos elementos finitos, com o intuito de prover uma

análise dinâmica do BHA.

Millheim et al [22] desenvolveram um modelo de análise dinâmica utilizando o

método dos elementos finitos. O modelo era capaz de analisar qualquer configuração de

BHA em todo o tipo de poço, considerando variáveis relevantes as quais eram ignoradas

em trabalhos anteriores, tais como: empuxo, diâmetros e posição dos estabilizadores,

trajetória do poço e modo de vibração lateral.

Dunayevski et al [23,24] apresentaram um modelo para estimar os parâmetros

operacionais que provavelmente resultariam em vibração de coluna. O modelo determinava

as velocidades críticas que causariam as tensões de maior magnitude. Os autores utilizavam

o modelo para realizar estudos paramétricos, simulando os efeitos do peso sobre a broca,

comprimento do BHA e da coluna. Este modelo mostrava-se adequado para BHA’s de

baixa rigidez ou estabilização. Os autores afirmam que as duas principais fontes de

vibração são as interações entre a broca / formação e também entre coluna de perfuração /

parede do poço.

Baird et al [25,26] desenvolveram um modelo computacional para análises

dinâmicas utilizando elementos finitos, capaz de simular o comportamento do BHA no

poço. Este modelo foi o primeiro a considerar a interação entre broca e rocha, além de

possibilitar a inserção de tipos distintos de estabilizadores, diâmetro do poço, seções

transversais do poço não circulares e variação da dureza da rocha.

As verificações de modelos de vibração de BHA’s requerem dados de campo,

particularmente dados de vibração. Sistemas e equipamentos para medição de fundo de

vibrações têm sido desenvolvidos e utilizados para calibrar e validar os modelos existentes.

Concernente à instabilidade das paredes do poço, Santos et al [27] mostram que a

interação físico-química entre o fluido de perfuração e a formação pode ser irrelevante em

certos casos, quando comparada à vibração excessiva da coluna. A influência da vibração

20

de coluna no arrombamento é visível em vários casos, principalmente em formações duras

e muito duras.

Dunayevsky et al [24] e Dykstra et al [28] abordaram o fato de que medições de

superfície assim como de fundo realizadas no campo mostraram claramente que a coluna

de perfuração, principalmente o BHA, está sujeita a vibração intensa. Os autores

apresentaram estudos sobre os mecanismos de vibração enfatizando a vibração lateral. Os

autores apontam falha por fadiga da coluna de perfuração, arrombamento do poço e

dificuldade de controle direcional como as conseqüências de vibração excessiva.

Segundo Santos et al [27], ainda que um dos efeitos de vibração de coluna seja o

arrombamento do poço, as conseqüências da vibração excessiva na integridade das paredes

do poço não são bem entendidas. Os autores afirmam que para formações duras, a vibração

da coluna pode ser o fenômeno que mais afeta a estabilidade das paredes do poço. Grandes

amplitudes de vibração, levando a impactos da coluna contra as paredes do poço, danificam

a formação e criam uma grande área de fratura. A penetração do fluido de perfuração

nestas fraturas seria responsável pelo desmoronamento de blocos da formação para o

interior do poço. A fim de se ter maior certeza sobre as causas da instabilidade das paredes

do poço, o autor recomenda o monitoramento das vibrações de coluna especialmente

quando perfurando formações duras ou formações fraturadas.

De acordo com Field et al [29], dois casos mostram a relação entre vibração de

coluna e arrombamento do poço. Grandes deslocamentos laterais na parte inferior do BHA

foram causados em decorrência da vibração gerada por uma rotação de coluna muito

próxima à velocidade crítica. Esta análise foi realizada após a falha por fadiga da

ferramenta de MWD. O perfil de calibre do poço (caliper) mostrava que o poço estava

arrombado em mais de três polegadas. Em outro caso, houve falha do MWD logo após o

início da perfuração com rotação 25% abaixo da velocidade crítica, segundo a análise de

vibração para um poço com o diâmetro nominal da broca. Entretanto, o caliper evidenciava

que o poço tinha um arrombamento entre 1 e 2,5 polegadas. Para o poço arrombado, a

análise realizada mostrava que a velocidade crítica seria muito próxima àquela utilizada no

campo antes da falha da ferramenta.

As brocas trabalham cisalhando e também impactando a formação através de

sucessivas percurssões. Em ambos os casos, apenas parte da energia fornecida pelo top

21

drive é utilizada pela broca. A parte restante é transferida para a coluna de perfuração sob a

forma de vibração, que pode inclusive ser percebida na superfície em alguns casos.

Segundo Henneuse [30], a presença de vibração é um limitante para a transferência

eficiente de energia para o BHA através da coluna. A energia cinética pode ser dissipada

em forma de calor ou pelo impacto contra as paredes do poço. Segundo o autor, o impacto

é o maior responsável por danos à parede do poço.

22

3 DESCRIÇÃO SUCINTA DO SOFTWARE UTILIZADO

O Software utilizado para o estudo é um programa comercial Wellplan composto de

vários módulos:

� Torque e Arraste

� Hidráulica

� Controle de Poço

� Cimentação

� Velocidade Crítica

� BHA

� Coluna Presa

A seguir, será apresentado um breve resumo dos dois módulos utilizados neste

trabalho para realizar as simulações propostas:

Torque e Arraste

Este módulo pode ser usado para estimar pesos e torques esperados durante a

manobra, perfuração (convencional e orientada) e “repassamento”.

Essa informação é usada para determinar se o poço pode ser perfurado ou avaliar o

que ocorre durante a perfuração. Este módulo é capaz de analisar colunas de perfuração e

de revestimento.

O módulo Torque e Arraste é baseado no Modelo de Dawson-Paslay, onde a coluna

analisada é tratada como um cabo estendido sem resistência à flexão.

O aplicativo assume que a fricção age no sentido contrário ao movimento.

As forças axiais necessárias para causar flambagem da coluna são determinadas e

caso ocorra flambagem, o modo do efeito (senoidal ou helicoidal) é indicado. A carga

crítica de flambagem é calculada a partir da equação de Dawson e Paslay apresentada

anteriormente:

F = 2 x (EI x W x sen α / r)1/2 (3)

23

Todas as análises do módulo Torque e Arraste utilizam informações sobre a

geometria do poço, características do fluido, registros direcionais (MWD) e coluna de

perfuração utilizada, além dos parâmetros de perfuração (peso, rotação, vazão).

Os resultados da análise podem ser exibidos em gráficos, tabelas e relatórios.

Velocidade Crítica

O módulo de Velocidade Crítica do software é utilizado para identificar as

velocidades críticas de rotação e áreas de alta concentração de tensões nas colunas de

perfuração.

Este módulo baseia-se em soluções por Elementos Finitos que levam em

consideração as forças intermitentes de contato/fricção, freqüências de excitação, empuxo

(buoyancy) e outros efeitos que podem ocorrer durante a perfuração.

Este módulo foi projetado para analisar as respostas de vibração do BHA em três

dimensões: axial, lateral e torcional.

Segundo Robello et al [31], é importante ressaltar que este módulo não fornece

soluções exatas para freqüências críticas. Os resultados são tensões relativas, indicando as

freqüências que são mais prováveis de causar vibração.

Como dados de entrada, o aplicativo solicita as Condições de Contorno e a

Densidade da Malha.

Nas Condições de Contorno são definidas as restrições físicas para o topo e a base

da coluna modelada por uma malha de elementos finitos.

Com a Densidade da Malha desejada, cada elemento finito será inicialmente

analisado e posteriormente as soluções de cada elemento serão integradas para que se

obtenha o estado de tensões de toda a coluna.

O modelo de análise dinâmica é baseado em respostas forçadas de freqüência. A

formulação matemática inclui mecanismos de amortecimento axial, torcional e relacionado

à viscosidade. Utilizando-se dados de entrada adequados e avaliando criteriosamente os

resultados obtidos, é possível estimar um intervalo no qual as vibrações poderiam ser

evitadas. Ainda, a análise fornece uma estimativa das tensões relacionadas à flexão, forças

de cisalhamento e deslocamento lateral do BHA utilizado.

24

O modelo resolve a forma linearizada de uma equação composta pelas matrizes de

rigidez, de massa e de amortecimento, na qual todos os deslocamentos e forças variam

harmonicamente no tempo em uma mesma freqüência.

Uma vez que o modelo desenvolvido por Robello e Mista [31] assume

comportamento cíclico, efeitos transientes, como forças de impacto que podem ter um

importância na vida útil de um componente do BHA não podem ser modeladas. O modelo

assume que o BHA está sujeito a uma forma variante harmonicamente da excitação {p}

dada por:

{p(t)}= {ps}sen ωt + {pc}cos ωt (9)

a qual produz um deslocamento resultante de:

{u(t)}= {us}sen ωt + {uc}cos ωt (10)

A freqüência angular ω é relacionada à velocidade de rotação através de um fator de

excitação. O fator de excitação define quantas vezes uma excitação ocorre por revolução.

Substituindo as equações (9) e (10) na equação geral do modelo, um sistema

linearizado do deslocamento de forças complexas pode ser escrito como:

{pc} + i{ps}= ( [k] – ω² [M] + iω [C] ) ({uc}+ i{us}) (11)

onde:

ω : frequência angular,

[k] : matriz de rigidez

i = √ -1,

A solução da equação (11) para um intervalo de velocidades de operação pode

resultar na descoberta da velocidade crítica ou em um intervalo de velocidades críticas

onde uma pequena oscilação forçada em um ponto de aplicação causará grandes

25

deslocamentos e tensões na coluna de perfuração. Tais deslocamentos podem causar

instabilidade do BHA.

O modelo assume [31] uma função força na broca. A cada rotação da broca, há um

número de impulsos definido como “Fator Freqüência de Excitação”. Para uma velocidade

de rotação por minuto (rpm) específica, o impulso ocorre a uma taxa de (rpm x “Fator

Freqüência de Excitação”). Um fator de excitação igual a três, por exemplo, implica em

três impulsos por rotação. O número de rotações por minuto requerido pelo modelo é o

aplicado efetivamente à broca. Em caso de haver um motor de fundo no BHA, o rpm a ser

alimentado no modelo é o somatório dos rpm’s da coluna (top drive) e os rpm’s gerados

pelo motor de fundo na broca. Isto se deve ao fato de só haver função força na broca. O

somatório dos rpm’s na broca multiplicado pelo fator de freqüência, resulta na freqüência

da função força.

Esta é uma das limitações do modelo quando é utilizado um motor de fundo na

coluna. Neste caso especificamente, a rotação da coluna acima do motor de fundo será

bastante inferior à rotação da broca, entretanto o modelo irá considerar uma única

velocidade de rotação para a coluna inteira, isto é, a velocidade de rotação da broca. Como

se espera amplitudes de vibrações menores para velocidades de rotação menores, os valores

das tensões fornecidos pelo modelo para a parte do BHA acima do motor de fundo estarão

super dimensionados.

O modelo assume um deslocamento e momento para cada impulso da função força

na broca. O deslocamento pode ser na forma de movimentos axial, lateral ou torcional, ou

ainda uma combinação dos três efeitos.

Embora as excitações ocorram principalmente na broca, excitações adicionais

podem ser provenientes dos pontos de contato dos estabilizadores, motor de fundo, under-

reamer e hole-opener, caso façam parte da coluna de perfuração.

A experiência mostra o Fator Freqüência de Excitação para brocas tricônicas é três,

enquanto para brocas PDC’s este fator está associado ao número de lâminas. Não obstante,

fatores elevados representam comportamento complexo, tal como Bit Whirl.

A relação entre rpm, “Fator Freqüência de Excitação” e freqüência da broca é dada

pela equação (12):

26

N = f x 60 / EF (12)

onde:

N: velocidade de rotação em rpm,

F: freqüência,

EF: “Fator Freqüência de Excitação”,

Atualmente, a otimização dos parâmetros de perfuração é obtida através de

fórmulas empíricas, como a equação (13). Um dos parâmetros relacionados à otimização da

taxa de penetração é a rotação, a qual é restringida por freqüências críticas que levam à

vibrações excessivas. Qualquer rotação analisada em uma otimização não deve pertencer

ao intervalo que resulta em vibrações e tensões altas.

MÁX ROP (W,N) = Kf (W/d)a1 x (N/100)a2 (13)

onde:

a1 e a2: constantes,

N: número de rotações por minuto da broca,

W: peso aplicado à broca (Lb),

D: diâmetro da broca,

Kf : fator relacionado ao tipo da formação,

Robello e Miska [32] utilizam um método para alcançar uma combinação ótima de

peso e rotação que levaria à máxima taxa de penetração. Este método, denominado “ROP

Parameter” é definido na equação (14) e leva em consideração as respostas do simulador

relativas a deslocamentos e tensões. Este parâmetro pode ser utilizado como guia para

eliminar pares de peso e rotação indesejados, que resultariam em picos de vibração. Quanto

maior o “ROP Parameter”, maior a probabilidade de os pares de parâmetros selecionados

levar a uma taxa de penetração otimizada. Ainda, este parâmetro auxilia a encontrar regiões

estáveis de operação onde não haja vibrações excessivas.

ROP param = [((W x N) / µ ) / Ev]1/2

(14)

27

onde:

µ : viscosidade (cP),

Ev : várias respostas da solução de deslocamentos nodais (forças relativas, tensões, etc)

28

4 ANÁLISE COMPUTACIONAL 4.1 Flambagem: comparação e análise do comportamento da coluna de perfuração

utilizando shock sub de diâmetros distintos (8 1/2" e 9 1/2") em BHA de 17 1/2"

Este estudo tem como objetivo analisar a possibilidade da utilização de shock sub

em BHA’s de 17 ½”. Geralmente não se utiliza esta ferramenta na fase 17 ½”, onde

historicamente as formações encontram-se em profundidades superficiais e intermediárias.

São registradas taxas de penetração superiores a 20m/h, não havendo a necessidade da

utilização de shock subs, ferramentas mais apropriadas para serem utilizadas em BHA’s

para perfurar formações mais duras e consolidadas.

O poço em análise apresenta grandes extensões de intercalações de formações

argilosas com arenitos e rochas vulcânicas. O projeto do poço prevê o aprofundamento da

fase 17 ½” devido ao fato da profundidade da zona de interesse ser superior a 5500m. Após

a descida do revestimento 13 3/8”, o projeto contempla a perfuração da fase 12 ¼”. A

descida do revestimento 9 5/8” e a perfuração da fase 8 ½” é condicionada ao resultado da

perfilagem intermediária, que ocorre logo após a perfuração da fase 12 ¼”.

À medida que se perfuram poços cada vez mais profundos, há a necessidade de se

estender e aprofundar a fase 17 ½”, encontrando assim, ao final da fase, formações mais

competentes, onde se observam taxas de penetração entre 5 e 10 m/h (bem inferiores

àquelas obtidas em formações mais superficiais), mesmo com peso sobre broca variando

entre 50 e 70Klb (pesos geralmente altos para as fases 17 ½”).

Nestes casos, seria factível e razoável o uso de shock subs com o intuito de

minimizar os efeitos do bit bounce (mecanismo que gera vibração axial na coluna),

característico de formações duras e poços verticais. O efeito mais crítico das vibrações

axiais é o desgaste prematuro da broca.

A análise será realizada inserindo-se um shock sub abaixo das ferramentas de

LWD/MWD no BHA proposto acima. Utilizando pesos sobre broca entre 50 e 70Klb, a

linha neutra estará nas seções de comando imediatamente abaixo do drilling jar. Neste

caso, o shock sub estará sob compressão. Como supostamente se trata de um ponto fraco da

coluna, esta compressão excessiva pode levar a uma ruptura da estrutura por flambagem.

29

Analisando a equação de Dawson-Paslay (eq.3), Fc= 2 x (EI x W x sen α / r)1/2,

conclui-se que a força crítica de flambagem (Fc) é inversamente proporcional à raiz

quadrada da distância entre o corpo do elemento tubular e a parede do poço. Esta análise

torna-se relevante uma vez que nas simulações, mais especificamente nos estabilizadores, o

aplicativo leva em consideração o diâmetro externo do corpo do tubo e não o diâmetro das

camisas (sleeve type) e/ou o maior diâmetro (integral blade). Assim, pode-se dizer que o

aplicativo é conservador principalmente quando se trata de um BHA estabilizado, como

nos casos que serão tratados a seguir.

Na tabela 9 é apresentada a geometria do poço, onde verifica-se a sapata do

revestimento de 20” na profundidade de 1695m e uma extensão de 2635m de poço aberto

na fase 17 ½”.

Na tabela 10, discrimina-se a composição da coluna de perfuração utilizada no poço

e na tabela 11 os dados do shock sub fornecidos pelo fabricante da ferramenta, que será

integrada à coluna para viabilizar o estudo. O fluido de perfuração é base-água, com peso

10,1ppg, viscosidade plástica de 23,6cP e limite de escoamento de 22,8 lb/ 100pe.

Tabela 9 - Geometria do poço

Fase Prof.(m) Comp.(m) Diâmetro interno(pol)

Observação

Riser 1090 1090 19 ¾ LDA = 1090m

Revestimento 1695 605 18 Rev. 20”

Poço aberto 4330 2635 17 ½ Arrombamento: 5%

30

Tabela 10 - Coluna de Perfuração analisada

Tabela 11- Dados do shock sub (Fonte: fabricante)

Diâmetro externo (pol) 8 9 ½

Diâmetro interno (pol) 2,625 3

Área de aço (pol2) 44,85 63,81

Comprimento (m) 6,5 7,4

Peso unitário (lb/pe) 144 188

Máx. carga recomendada (lb) 91000 91000

Primeiramente, considerando o BHA 17 ½” descrito acima (sem shock sub), tal qual

foi utilizado em um poço exploratório, utilizando peso de 60Klb, 110 rpm e 1000gpm de

vazão, parâmetros utilizados na perfuração deste poço, chega-se ao seguinte gráfico:

Ferramenta Prof.(m) Comp.(m) Diâmetro externo (pol)

Diâmetro interno (pol)

Peso (lb/pe)

Tubo DP 5” 4077,27 4077,27 5 4 19,5 HWDP 5” 4105,41 28,14 5 3 49,7 Comando 4133,36 27,95 6 ¾ 2 13/16 100,62

Sub redução 4134,69 1,33 7 ½ 2 ¾ 129,2 Comando 4153,04 18,35 8 ½ 2 ½ 176,38

Drilling Jar 4161,81 8,77 8 2 13/16 138,4 Comando 4282,2 120,39 8 ½ 2 ½ 176,38 Float sub 4283,21 1,01 8 3 147

Estabilizador NM 4292,41 9,2 8 ½ 3 169,06 Comando NM 4301,31 8,9 8 3 152,76

MWD 4306,51 5,2 9 ½ 4 192,18

LWD 4315,01 8,5 9 ½ 2 3/8 192,18

Estabilizador 4317,11 2,1 8 ½ 3 169,06

Comando 4326,47 9,36 8 ¼ 3 168,21

Estabilizador 4328,69 2,22 9 3 192,45

Sub broca 4329,6 0,91 7 29/32 3 ¼ 142,83

Broca tricônica 4330 0,40 17,5 415

31

Tension (kip)-100 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800

Mea

sure

d D

epth

(m)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

L E G E N D

Tension LimitHelical Buckling (Non Rotating)Helical Buckling (Rotating)Sinusoidal Buckling (all operations)Rotate Off BottomRotate On BottomTripping OutTripping In

Gráfico 1a - Limite de flambagem x tensão durante perfuração sem shock sub

O aumento da força crítica de flambagem (curvas Helical Buckling Rotating – cor

vermelha e Sinusoidal Buckling – cor vinho) a partir da profundidade de 4100m

(aproximadamente) é relacionado ao incremento da rigidez dos componentes do BHA.

Verifica-se uma tensão efetiva (curva Rotate on bottom – cor laranja) superior ao limite de

flambagem na região do BHA

Ampliando a área onde há a interseção entre a tensão efetiva e o limite de

flambagem (gráfico 1b), nota-se que a partir de 4260m a coluna sofre flambagem senoidal,

partindo para flambagem helicoidal próximo a 4300m.

32

A curva verde indica os esforços durante a descida e retirada da coluna. A

flambagem nestes casos pode ser considerada inexistente uma vez que em caso de arraste, o

atrito se dará na sua totalidade pelo contato entre os estabilizadores e a parede do poço.

Gráfico 1b – Detalhe do gráfico 1a

O resultado obtido pelo simulador é amplamente questionável por 3 distintas

razões:

1ª razão: este BHA foi utilizado em um poço e não apresentou falha mecânica durante a

operação, tampouco ganho de ângulo acentuado

2ª razão: como foi dito anteriormente, o simulador não leva em consideração o fato de os

estabilizadores estarem apoiados na parede do poço, minimizando o risco de flambagem

3ª razão: como os poços não são perfeitamente verticais, com a compressão dos

componentes inferiores do BHA, há uma tendência natural de os mesmos fletirem e se

apoiarem no lado baixo do poço (low side)

O programa gera também uma tabela de saída analisando se o componente está

sofrendo flambagem, definindo ainda o tipo (helicoidal e/ou senoidal). A tabela 12

apresenta esta análise para um BHA 17 ½” sem shock sub.

33

O sinal negativo nas cargas efetivas e limites de flambagem indicam compressão.

Pode-se observar que a linha neutra, para um peso sobre broca de 60Klb, está nos

Profundidade (m) Componente

Distância da broca

(m)

Carga axial efetiva (Kpsi)

Flambagem Senoidal

(Kpsi)

Flambagem Helicoidal

(Kpsi) F

4330 BIT 0 -63,2 -22,4 -31,7 H 4328,69 BS 1,31 -62,7 -22,4 -31,7 H 4328,69 IBS 1,31 -62,7 -35,9 -50,8 H 4326,47 IBS 3,53 -61,6 -35,9 -50,8 H 4326,47 DC 3,53 -61,6 -27,2 -38,4 H 4317,11 DC 12,89 -57,2 -27,2 -38,4 H 4317,11 IBS 12,89 -57,2 -29,2 -41,2 H 4315,01 IBS 14,99 -56,3 -29,2 -41,2 H 4315,01 MWD 14,99 -56,3 -39,1 -55,3 H 4306,51 MWD 23,49 -51,9 -39,1 -55,3 S 4306,51 MWD 23,49 -51,9 -39 -55,2 S 4301,31 MWD 28,69 -49,2 -39 -55,2 S 4301,31 DC 28,69 -49,2 -23 -32,5 H 4292,41 DC 37,59 -45,4 -23 -32,5 H 4292,41 IBS 37,59 -45,4 -29,1 -41,2 H 4289,89 IBS 40,11 -44,1 -29,1 -41,2 H 4289,89 BS 40,11 -44,1 -22,8 -32,2 H 4288,88 BS 41,12 -43,8 -22,8 -32,2 H 4288,88 DC 41,12 -43,8 -29,8 -42,2 H 4280,28 DC 49,72 -39,6 -29,8 -42,2 S 4271,68 DC 58,32 -35,3 -29,8 -42,2 S 4263,08 DC 66,92 -31,1 -29,8 -42,1 S 4254,48 DC 75,52 -27 -29,8 -42,1 ~ 4245,88 DC 84,12 -22,8 -29,8 -42,1 ~ 4237,28 DC 92,72 -18,7 -29,7 -42,1 ~ 4228,69 DC 101,31 -14,5 -29,7 -42 ~ 4220,09 DC 109,91 -10,3 -29,7 -42 ~ 4211,49 DC 118,51 -6,2 -29,7 -42 ~ 4202,89 DC 127,11 -2 -29,7 -42 ~ 4194,29 DC 135,71 2,2 -29,7 -41,9 ~ 4185,69 DC 144,31 6,4 -29,6 -41,9 ~ 4177,09 DC 152,91 10,6 -29,6 -41,9 ~ 4168,49 DC 161,51 14,8 -29,6 -41,9 ~ 4168,49 JAR 161,51 14,8 -21,5 -30,4 ~ 4159,72 JAR 170,28 18,1 -21,5 -30,4 ~ 4159,72 DC 170,28 18,1 -29,6 -41,8 ~

Tabela 12 - Análise de flambagem de BHA 17 ½” sem shock sub

34

comandos abaixo do drilling jar. Isto é previamente calculado para que a ferramenta

sempre trabalhe tracionado, prolongando sua vida útil.

Segundo a planilha, teoricamente a flambagem ocorreria ao longo dos 69,6m

inferiores do BHA, comprimento obtido interpolando os dados da planilha linearmente.

Há mudança do tipo de flambagem sofrido nas ferramentas de LWD/MWD devido

à sua grande rigidez (9 ½” x 2 3/8”; 192,18ppg). Estas ferramentas sofreriam flambagem

senoidal ao contrário dos componentes acima e abaixo das mesmas, que sofreriam

flambagem helicoidal.

A partir do 4º comando 8 ½” acima do último estabilizador, não haveria mais

flambagem. Entretanto, na prática, desconsidera-se a possibilidade de flambagem em

comandos, principalmente aqueles de maior diâmetro externo (9 ½”, 8 ½”, 8 ¼” e 8”).

A simulação a seguir é feita incluindo-se no BHA 17 ½” proposto, um shock sub de

8” abaixo do LWD/MWD. Isto aumentará o offset (distância entre broca e perfil) das

ferramentas de LWD, mas como a fase de 17 ½” não contem os intervalos de interesse e/ou

objetivos do poço, a inclusão seria interessante, caso possível.

Os parâmetros de perfuração serão os mesmos do exemplo anterior (60Klb, 110 rpm

e 1000gpm), de modo que a única variação nesta análise paramétrica seja a inclusão do

shock sub no BHA de 17 ½”. A seguir, o gráfico 2a apresenta as tensões ao longo da

profundidade medida do poço.

35

Tension (kip)-100 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800

Mea

sure

d D

epth

(m)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

L E G E N D


Gráfico 2a - Limite de flambagem x tensão durante perfuração com shock sub 8”

Graficamente, o comportamento é muito similar ao BHA sem shock sub (gráfico

1a). Ampliando a zona de interseção (gráfico 2b), constata-se que assim como no exemplo

anterior, as partes mais inferiores do BHA estão sob efeito de flambagem. Não obstante, as

três razões citadas anteriormente, que tornam o resultado um tanto quanto discutível,

também são aplicadas neste exemplo.

Nota-se que aproximadamente a 4260m a estrutura experimenta flambagem

senoidal, caminhando para helicoidal em torno de 4290m.

36


Segundo a planilha de saída (tabela 13), a linha neutra para 60Klb de peso sobre

broca está nos comandos abaixo do drilling jar.

A coluna estaria flambando entre a extremidade (4330m) e 4258,5m (distância de

71,5m da broca), havendo inversão do tipo de flambagem nas ferramentas de LWD, assim

como no exemplo anterior.

Para melhor quantificar a intensidade da flambagem e definir o ponto fraco do BHA

relacionado a este efeito, foi criada uma coluna com a diferença entre o limite mínimo de

flambagem (senoidal) e a tensão axial (∆ (B – σ)). Pode-se detectar que o shock sub de 8” é

o que apresenta uma das maiores diferenças (entre 30 e 33Klb).

37

Profundidade (m)

Componente Distância da broca

(m)

Carga axial

efetiva (Kpsi)

Flambagem Senoidal

(Kpsi)


(Kpsi))

F ∆(B–σ) (Kpsi)

4330 BIT 0 -63,2 -22,4 -31,7 H -40,8

4328,69 BS 1,31 -62,7 -22,4 -31,7 H -40,3 4328,69 IBS 1,31 -62,7 -35,9 -50,8 H -26,8 4326,47 IBS 3,53 -61,6 -35,9 -50,8 H -25,7 4326,47 DC 3,53 -61,6 -27,2 -38,4 H -34,4 4317,11 DC 12,89 -57,2 -27,2 -38,4 H -30 4317,11 IBS 12,89 -57,2 -29,2 -41,2 H -28 4315,01 IBS 14,99 -56,3 -29,2 -41,2 H -27,1 4315,01 BS 14,99 -56,3 -23,1 -32,7 H -33,2 4308,5 BS 21,5 -53,6 -23,1 -32,7 H -30,5 4308,5 MWD 21,5 -53,6 -39,1 -55,3 S -14,5 4300 MWD 30 -49,3 -39,1 -55,2 S -10,2 4300 MWD 30 -49,3 -39 -55,2 S -10,3

4294,8 MWD 35,2 -46,8 -39 -55,2 S -7,8 4294,8 DC 35,2 -46,8 -23 -32,5 H -23,8 4285,9 DC 44,1 -43 -23 -32,5 H -20 4285,9 IBS 44,1 -43 -29,1 -41,1 H -13,9 4283,38 IBS 46,62 -41,7 -29,1 -41,1 H -12,6 4283,38 BS 46,62 -41,7 -22,7 -32,2 H -19 4282,37 BS 47,63 -41,3 -22,7 -32,2 H -18,6 4282,37 DC 47,63 -41,3 -29,8 -42,2 S -11,5 4273,77 DC 56,23 -37,1 -29,8 -42,2 S -7,3 4265,17 DC 64,83 -33 -29,8 -42,1 S -3,2 4256,57 DC 73,43 -28,8 -29,8 -42,1 ~ 1 4247,97 DC 82,03 -24,6 -29,8 -42,1 ~ 5,2 4239,37 DC 90,63 -20,5 -29,8 -42,1 ~ 9,3 4230,77 DC 99,23 -16,3 -29,7 -42 ~ 13,4 4222,18 DC 107,82 -12,1 -29,7 -42 ~ 17,6 4213,58 DC 116,42 -7,9 -29,7 -42 ~ 21,8 4204,98 DC 125,02 -3,7 -29,7 -42 ~ 26 4196,38 DC 133,62 0,5 -29,7 -42 ~ 30,2 4187,78 DC 142,22 4,7 -29,6 -41,9 ~ 34,3 4179,18 DC 150,82 9 -29,6 -41,9 ~ 38,6 4170,58 DC 159,42 13,2 -29,6 -41,9 ~ 42,8 4161,98 DC 168,02 17,4 -29,6 -41,9 ~ 47 4161,98 JAR 168,02 17,4 -21,5 -30,4 ~ 38,9 4153,21 JAR 176,79 20,7 -21,5 -30,4 ~ 42,2 4153,21 DC 176,79 20,7 -29,6 -41,8 ~ 50,3

Tabela 13 - Análise de flambagem de BHA 17 ½” com shock sub 8”

38

Finalmente, incluí-se ao BHA proposto um shock sub 9 ½” imediatamente abaixo

do LWD/MWD, referente aos gráficos 3a e 3b a seguir .

Tension (kip)-100 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800

Mea

sure

d D

epth

(m)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

L E G E N D


Gráfico 3a - Limite de flambagem x tensão durante perfuração com shock sub 9 ½”


39

De acordo com os gráficos 3a e 3b, assim, como nos dois BHA’s anteriores, a parte

inferior do BHA (até 70m da broca) estaria sob o efeito de flambagem, a linha neutra

estaria nos comandos abaixo do drilling jar, as ferramentas de LWD/MWD estariam sob

flambagem senoidal, as três considerações feitas no 1º caso seriam pertinentes.

Entretanto, analisando a coluna ∆ (B – σ) da tabela 14, percebe-se que o shock sub

não é mais o ponto fraco deste BHA. Os sensíveis aumentos da área de aço e por extensão

de sua rigidez, aumentam consideravelmente os limites de flambagem se comparados com

o shock sub de 8”, passando de 23,1 (senoidal) e 32,7 Kpsi (helicoidal) para 40,2 e 56,9

Kpsi em uma ferramenta de 9 ½”.

Assim, a coluna ∆ (B – σ) que no BHA com a ferramenta de 8” variava entre 33,2 e

30,5 Kpsi, passa a variar entre 16,1 e 12,3 Kpsi com a ferramenta de 9 ½”, valores

significativamente inferiores se comparados aos dos demais componentes teoricamente sob

efeito de flambagem, não representando um ponto crítico neste caso.

Após analisar os três casos, pode-se concluir que:

� o simulador é incoerente ao considerar o diâmetro do corpo em detrimento do

diâmetro das lâminas dos estabilizadores

� de acordo com os resultados obtidos, seria recomendado a utilização de um BHA 17

½” sem shock sub ou com a ferramenta de 9 ½”

Com o intuito de alcançar um resultado mais preciso e confiável, onde não seja

necessário a utilização de comparações das diferenças entre o limite mínimo de flambagem

(senoidal) e a tensão axial (∆ (B – σ)) de distintos BHAs, sugere-se o desenvolvimento de

um modelo utilizando o Método dos Elementos Finitos (MEF), como o modelo

desenvolvido por Akgun et al [33]. Este modelo utiliza o MEF para prever a carga crítica

de flambagem em poços direcionais em trechos com perda de ângulo (dropping hole),

assim como apresenta um estudo experimental para prever a carga crítica em um trecho do

poço com ganho de ângulo (building hole).

Saliés et al [34] desenvolveram um modelo em MEF para analisar flambagem

helicoidal, considerando a fricção durante a flambagem. Os autores afirmam que as

soluções obtidas pelo modelo foram coerentes com os resultados obtidos em testes

experimentais.

40

Como sugestões para utilização de absorvedores em BHA 17 ½”, é possível

trabalhar com duas opções: com motor de fundo ou com mais um estabilizador e um

comando curto logo acima da broca, sem motor de fundo. Estas duas sugestões seriam

satisfatórias no que tange ao controle de verticalidade.

Utilizando-se motor de fundo (MF), em caso de ganho de ângulo excessivo,

podería-se corrigir a inclinação. O mesmo deveria ser de diâmetro 9 5/8”, com camisa


Distância da broca

(m)

Carga axial efetiva (Kpsi)

Flambagem Senoidal

(Kpsi)


(Kpsi) F

∆(B–σ) (Kpsi)

4330 BIT 0 -63,2 -22,4 -31,7 H -40,8 4328,69 BS 1,31 -62,7 -22,4 -31,7 H -40,3 4328,69 IBS 1,31 -62,7 -35,9 -50,8 H -26,8 4326,47 IBS 3,53 -61,6 -35,9 -50,8 H -25,7 4326,47 DC 3,53 -61,6 -27,2 -38,4 H -34,4 4317,11 DC 12,89 -57,2 -27,2 -38,4 H -30 4317,11 IBS 12,89 -57,2 -29,2 -41,2 H -28 4315,01 IBS 14,99 -56,3 -29,2 -41,2 H -27,1 4315,01 BS 14,99 -56,3 -40,2 -56,9 S -16,1 4307,67 BS 22,33 -52,5 -40,2 -56,9 S -12,3 4307,67 MWD 22,33 -52,5 -39,1 -55,3 S -13,4 4299,17 MWD 30,83 -48,1 -39,1 -55,2 S -9 4299,17 MWD 30,83 -48,1 -39 -55,2 S -9,1 4293,97 MWD 36,03 -45,5 -39 -55,2 S -6,5 4293,97 DC 36,03 -45,5 -23 -32,5 H -22,5 4285,07 DC 44,93 -41,8 -23 -32,5 H -18,8 4285,07 IBS 44,93 -41,8 -29,1 -41,1 H -12,7 4282,55 IBS 47,45 -40,5 -29,1 -41,1 S -11,4 4282,55 BS 47,45 -40,5 -22,7 -32,2 H -17,8 4281,54 BS 48,46 -40 -22,7 -32,2 H -17,3 4281,54 DC 48,46 -40 -29,8 -42,2 S -10,2 4272,94 DC 57,06 -35,9 -29,8 -42,2 S -6,1 4264,34 DC 65,66 -31,7 -29,8 -42,1 S -1,9 4255,74 DC 74,26 -27,6 -29,8 -42,1 ~ 2,2 4247,14 DC 82,86 -23,4 -29,8 -42,1 ~ 6,4 4238,54 DC 91,46 -19,2 -29,8 -42,1 ~ 10,6 4229,94 DC 100,06 -15,1 -29,7 -42 ~ 14,6 4221,34 DC 108,65 -10,9 -29,7 -42 ~ 18,8 4212,75 DC 117,25 -6,7 -29,7 -42 ~ 23

Tabela 14 - Análise de flambagem de BHA 17 ½” com shock sub 9 ½”

41

levemente under gauge. O shock sub de 9 ½”, assim como nos casos analisados, deveria ser

incluído logo abaixo das ferramentas de LWD/MWD.

Analisando esta hipótese, ve-se no gráfica 4 que há flambagem senoidal e

helicoidal.

Gráfico 4 - Limite de flambagem x tensão com motor de fundo e shock sub 9 ½”

Verificando a tabela 15 e comparando a diferença entre o limite de flambagem e a

tensão axial no shock sub com os demais componentes do BHA, conclui-se que o mesmo

não é o ponto fraco da coluna.

42


Distância da broca

(m)

Tensão axial

efetiva (Klb)

Flambagem Senoidal

(Klb)


(Klb) F

∆ (B – σ ) (Klb)

4330 BIT 0 -63,2 -22,4 -31,7 H -40,8 4320,46 BHM 9,54 -57,9 -42,8 -60,5 S -15,1 4320,46 IBS 9,54 -57,9 -35,9 -50,8 H -22 4318,24 IBS 11,76 -56,6 -35,9 -50,8 H -20,7 4318,24 BS 11,76 -56,6 -40,2 -56,9 S -16,4 4310,84 BS 19,16 -52,6 -40,2 -56,9 S -12,4 4310,84 MWD 19,16 -52,6 -39,1 -55,3 S -13,5 4302,34 MWD 27,66 -44 -39,1 -55,3 S -4,9 4302,34 MWD 27,66 -44 -39 -55,2 S -5 4297,14 MWD 32,86 -43,9 -39 -55,2 S -4,9 4297,14 DC 32,86 -43,9 -23 -32,5 H -20,9 4288,24 DC 41,76 -40,2 -23 -32,5 H -17,2 4288,24 IBS 41,76 -40,2 -29,1 -41,2 S -11,1 4285,72 IBS 44,28 -39,1 -29,1 -41,2 S -10 4285,72 BS 44,28 -39,1 -22,8 -32,2 H -16,3 4284,71 BS 45,29 -38,7 -22,8 -32,2 H -15,9 4284,71 DC 45,29 -38,7 -29,8 -42,2 S -8,9 4276,11 DC 53,89 -34,5 -29,8 -42,2 S -4,7 4267,51 DC 62,49 -30,3 -29,8 -42,2 S -0,5 4258,91 DC 71,09 -26,1 -29,8 -42,1 ~ 3,7

Outra opção seria a utilização de um comando curto acima do estabilizador near bit

(NB) e sem motor de fundo. Com esta composição, tería-se um BHA de maior estabilidade,

caracterizando maior dificuldade em ganhar excessiva inclinação.

Acima do estabilizador near bit seria incluído um comando curto (SDC), seguido de

um estabilizador full gauge ou levemente under gauge, um comando, estabilizador, shock

sub 9 ½”, LWD/MWD. O gráfico 5 mostra que o BHA sofre flambagem durante a

perfuração.

Tabela 15 - Análise de flambagem de BHA 17 ½” com shock sub 9 ½” e MF

43

Verifica-se mais uma vez que o ponto fraco do BHA não é o shock sub, de acordo

com a tabela 16.

Profundidade (m)

Componente Distância da broca

(m)

Tensão axial

efetiva (Klb)

Flambagem Senoidal

(Klb)


(Klb) F

∆(B–σ) (Klb)

4330 BIT 0 -63,2 -22,4 -31,7 H -40,8 4328,08 IBS 1,92 -62,2 -35,9 -50,8 H -26,3 4328,08 DC 1,92 -62,2 -29,9 -42,3 H -32,3 4324,58 DC 5,42 -60,6 -29,9 -42,3 H -30,7 4324,58 IBS 5,42 -60,6 -35,9 -50,8 H -24,7 4322,36 IBS 7,64 -59,6 -35,9 -50,8 H -23,7 4322,36 DC 7,64 -59,6 -27,2 -38,4 H -32,4

4313 DC 17 -55,2 -27,2 -38,4 H -28 4313 IBS 17 -55,2 -29,2 -41,2 H -26

4310,9 IBS 19,1 -54,2 -29,2 -41,2 H -25 4310,9 BS 19,1 -54,2 -40,2 -56,9 S -14 4303,5 BS 26,5 -50 -40,2 -56,8 S -9,8 4303,5 MWD 26,5 -50 -39,1 -55,2 S -10,9 4295 MWD 35 -41,5 -39,1 -55,2 S -2,4 4295 MWD 35 -41,5 -39 -55,2 S -2,5

4289,8 MWD 40,2 -41,5 -39 -55,2 S -2,5 4289,8 DC 40,2 -41,5 -23 -32,5 H -18,5 4280,9 DC 49,1 -37,7 -23 -32,5 H -14,7 4280,9 IBS 49,1 -37,7 -29,1 -41,1 S -8,6

4278,38 IBS 51,62 -36,5 -29,1 -41,1 S -7,4 4278,38 BS 51,62 -36,5 -22,7 -32,2 H -13,8 4277,37 BS 52,63 -36,1 -22,7 -32,2 H -13,4 4277,37 DC 52,63 -36,1 -29,8 -42,2 S -6,3 4268,77 DC 61,23 -31,9 -29,8 -42,2 S -2,1 4260,17 DC 69,83 -27,7 -29,8 -42,1 ~ 2,1

Tabela 16 - Análise de flambagem de BHA 17 ½” com shock sub 9 ½” e SDC

Gráfico 5 - Limite de flambagem x tensão com comando curto e shock sub

44

Utilizando-se um software comercial (Abaqus) que utiliza Método dos Elementos

Finitos para análise estrutural, a coluna proposta na tabela 16, com comando curto e shock

sub abaixo da ferramenta de LWD, foi modelada (figura 3). Como premissas do modelo

foram consideradas:

1. Plano bi-dimensional

2. Componentes da coluna definidos como vigas de seção circulares

3. Restrição de deslocamento lateral nos estabilizadores

4. Carga de tração aplicada na superfície igual ao peso molhado da coluna (linha

neutra na broca)

5. Broca com restrição à rotação (rotulada)

A análise de flambagem (Buckle) no Abaqus, em um processo de perturbação

linear, é realizada estimando-se os auto-valores que satisfaçam a equação:

(Kmn (0) + λ(i). KΔmn ). vm (i)= 0, (15)

onde:

Kmn (0) é a matriz de rigidez sem carregamento (“estado base”);

λ(i) é o auto-valor para i-nésimo modo de flambagem;

KΔmn é a matriz de rigidez após a aplicação de carregamento

vm (i) é o auto-vetor (matriz deslocamento);

mn referem-se aos graus de liberdade da estrutura;

Auto-valores são geralmente utilizados para estimar a carga crítica de flambagem de

estruturas rígidas, que apresentam pequenas deformações devido a carga axial inferiores ao

1º modo de flambagem. O exemplo clássico de estrutura rígida é a coluna de Euler, que se

comporta sem deformações sob o efeito de cargas axiais de intensidade inferiores às cargas

críticas de flambagem. Uma vez submetida à carga axial superior à carga crítica, ocorre

instabilidade da estrutura e consequentemente, grandes deformações.

45

Figura 3 – Malha bi-dimensional da coluna de perfuração

Como pode ser observado na figura 3, a malha é mais detalhada na parte inferior do

BHA, onde a coluna está submetida à compressão.

O resultado da figura 4 mostra que para a coluna com shock sub de 8”, a carga

crítica do 1º modo de flambagem, isto é, peso sobre broca que causaria instabilidade da

coluna, seria de 98,4 KN (22,1Klbf). A instabilidade ocorreria na região entre 4310 e

4281m (entre o 3º e 4º estabilizadores). As deformações apresentadas na figura 4 devem ser

desconsideradas uma vez que se trata de escala parametrizada.

46

Figura 4 – Deformação para o 1º modo de flambagem com shock sub 8”

A figura 5 mostra o resultado para coluna com shock sub de 9,5”. Para esta

composição, a carga crítica seria de 366,2KN (82,3Klbf). Assim como no caso anterior, a

instabilidade para o 1º modo ocorreria entre o 3º e 4º estabilizadores.

47

Figura 5 – Deformação para o 1º modo de flambagem com shock sub 9,5”

A figura 6 mostra o resultado para a coluna sem o 4º estabilizador. Para esta

composição, a carga crítica seria de 133,6KN (30Klbf). Nota-se neste caso que a

instabilidade não estaria confinada entre o 3º e 4º estabilizadores como nas análises

anteriores, mas ao longo da coluna a partir do 3º estabilizador. Como esperado, as maiores

deformações ocorrem na parte inferior da coluna, mesmo os componentes apresentando

maior rigidez, uma vez que estão submetidos a tensões de maior intensidade.

48

Figura 6 – Deformação para o 1º modo de flambagem da coluna sem 4º estabilizador

49

4.2 Vibração: Análise de vibração do BHA 17 ½”com comando curto (SDC) e shock

sub 9 ½” proposto no item 4.1

Esta análise tem como objetivo identificar o melhor posicionamento do shock sub e

estimar as vibrações em um BHA 17 ½” proposto no item 4.1, com shock sub 9 ½” (sem

motor de fundo), comando curto e estabilizador logo acima da broca.

Serão verificadas as velocidades críticas de rotação da broca, as quais causarão

picos de vibração, deslocamentos e tensões, diminuindo a vida útil dos componentes do

BHA.

Serão determinados os componentes do BHA onde ocorrem as maiores intensidades

de vibrações e tensões. Para essa análise, o aplicativo toma como referência a posição da

broca e estima as intensidades ao longo do BHA para todas as distâncias a partir da broca.

Ainda, será definida uma rotação ótima a qual causará menos tensão à coluna de

perfuração.

Segundo Santos et al [27], as vibrações são potencializadas quando se opera

próximo às frequências naturais (ou ressonantes) da estrutura, causando desgaste prematuro

dos componentes do BHA. Quando se perfura com velocidades críticas, frequências

harmônicas destrutivas podem gerar tensões de grande intensidade, encurtando a vida útil

dos componentes por fadiga. Segundo os autores, um grande percentual de falhas por

fadiga são relacionadas às vibrações harmônicas laterais.

A geometria do poço é a mesma apresentada na tabela 9. O fluido utilizado tem as

mesmas características apresentadas anteriormente. A coluna de perfuração analisada é

apresentada na tabela 17. Esta composição foi uma das duas opções sugeridas no item 4.1,

apresentando um estabilizador e um comando curto a mais que a coluna utilizada para

perfurar o poço. Para definir o melhor posicionamento do shock sub neste BHA 17 ½”, o

mesmo será inserido em quatro posições distintas:

� 1ª composição: abaixo do 1º comando ( a 9,96m da broca)

� 2ª composição: acima do 1º comando ( a 19,32m da broca)

� 3ª composição: abaixo das ferramentas de LWD ( a 21,42m da broca)

� 4ª composição: acima das ferramentas de LWD ( a 35,12m da broca)

50

Tabela 17 - Coluna de Perfuração analisada

Para a 1ª composição, isto é, shock sub abaixo do 1º comando, foram gerados

gráficos das tensões em uma faixa de velocidade de rotação entre 50 e 200rpm. O gráfico 6

mostra que há dois grandes picos de tensões, nas velocidades de 130 e 175rpm. Estes picos

indicam frequências rotacionais que podem causar alta concentração de tensão nos

componentes do BHA. Ainda de acordo com o gráfico 6, grande parte das tensões geradas

por vibração no poço em questão são axiais, à exceção do pico de tensões obtidos com

rotação de 175rpm.

O gráfico 7 mostra as tensões resultantes para as velocidades de rotação entre 50 e

200rpm. O modelo assume a tensão “Equivalent Resultant Stress” como sendo uma

composição entre tensão axial e tensão causada pela flexão (Bending Stress). Pode-se notar

que os incrementos de tensão mais abruptos ocorrem a 130 e 175rpm para este caso.

Ainda em relação ao gráfico 7, de acordo com a Teoria de Mohr, a máxima tensão

principal (Principal (max) Resultant Stress) é a maior tensão a qual um elemento

infinitesimal em um plano bi-dimensional está submetido, estando defasada da mínima

tensão principal em 90º. A máxima tensão cisalhante (Shear (max) Resultant Stress) ocorre

em um plano a 45º entre a mínima e máxima tensões principais.

Ferramenta Prof.(m) Comp.(m) OD (pol) ID (pol) Peso (lb/pe)

Tubo DP 5” 4063,44 4063,44 5 4 19,5 HWDP 5” 4091,58 28,14 5 3 49,7 Comando 4119,53 27,95 6 ¾ 2 13/16 100,62

Sub redução 4120,86 1,33 7 ½ 2 ¾ 129,2 Comando 4139,21 18,35 8 ½ 2 ½ 176,38

Drilling Jar 4147,98 8,77 8 2 13/16 138,4 Comando 4268,37 120,39 8 ½ 2 ½ 176,38 Float sub 4269,38 1,01 8 3 147

Estabilizador NM 4278,58 9,2 8 ½ 3 169,06 Comando NM 4287,48 8,9 8 3 152,76

MWD 4292,68 5,2 9 ½ 4 192,18

LWD 4301,18 8,5 9 ½ 2 3/8 192,18

Estabilizador 4310,68 2,1 8 ½ 3 169,06

Comando 4320,04 9,36 9 3 192,45

Estabilizador 4322,26 2,22 9 3 192,83

Comando curto 4327,68 5,42 8 ½ 2 ½ 176,38

Estabilizador 4329,6 1,92 9 3 192,83

Broca tricônica 4330 0,40 17,5 415

51

Rotational Speed (rpm)50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200

Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

L E G E N D

Axial StressBending StressTorsional StressShear Stress

Gráfico 6 - Tensões x Rotação


Stre

ss (p

si)

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

L E G E N D

Principal (max) Resultant StressPrinclipal (min) Resultant StressShear (max) Resultant StressEquivalent Resultant Stress

Gráfico 7 - Tensões Resultantes x Rotação

52

O modelo provê também gráficos de saída do deslocamento, momento fletor e

tensões ao longo do BHA, a partir da broca, para uma velocidade de rotacão definida Para

este caso, a rotação que mais interessa é a que apresenta as maiores tensões resultantes,

175rpm.

No gráfico 8, Deslocamentos tranversais ou laterais (y) e axias (x) ao longo do

BHA para a velocidade de 175rpm, percebe-se um pico de deslocamento nas proximidades

da broca (primeiros 10m), devido à grande estabilização da composição de fundo próximo

à broca. A partir de 50m da broca há um declínio suave e constante dos deslocamentos.

Segundo Robello et al [31], o modelo assume que o deslocamento inicial na broca, tanto

axial quanto lateral, é de 0,1 polegada, e o deslocamento causado pela torção é de 0,1

radiano, independente do carregamento e da rotação ao qual o BHA está submetido. Por

este motivo, a análise de vibração fornecida pelo modelo deve ser interpretada

qualitativamente.

Distance From Bit (m)0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600

Dis

plac

emen

t (")

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

1,00

L E G E N D

Vertical (X)Transverse (Y)

Gráfico 8 – Deslocamentos ao longo do BHA a 175rpm

53

O gráfico 9, Momento Fletor ao longo do BHA discrimina o momento em

transversal e vertical. O Momento Transversal é causado pela força de contato entre coluna

de perfuração e parede do poço e o Momemto Vertical é causado pelo produto entre

carregamento axial e o deslocamento transversal / lateral, tendo o mesmo comportamento

do gráfico 8 (deslocamentos).


Ben

ding

Mom

ent (

lbf*

pé)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000L E G E N D

Transverse (Theta X)Vertical (Theta Y)

Gráfico 9 – Momento Fletor ao longo do BHA a 175rpm

Os gráficos 10 e 11 mostram os componentes das tensões e as tensões resultantes

ao longo do BHA para a velocidade de 175rpm.

Verifica-se que a região de maior tensão resultante localiza-se nos 10 primeiros

metros do BHA, havendo um pico de tensão em torno de 4000psi devido aos dois

estabilizadores contidos nessa região. Nota-se um incremento acentuado das tensões axiais,

de flexão e por extensão da tensão equivalente resultante, na distância de 250m da broca,

onde termina o BHA e se inicia a coluna de DP 5” 19,5 libra/pe.

De acordo com o gráfico 7, recomenda-se trabalhar com rotações entre 90 e

115rpm para este caso, que gerariam tensões variando entre 1200 e 1700psi. As rotações

entre 120 e 150rpm devem ser evitadas, assim como 175rpm.

54


Stre

ss (p

si)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400 L E G E N D

AxialBendingTorsionalShear

Gráfico 10 – Tensões ao longo do BHA para 175rpm

Distance From Bit (m)0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340

Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000 L E G E N D

Principal (max)Principal (min)Shear (max)Equivalent

Gráfico 11 – Tensões resultantes ao longo do BHA para 175rpm

55

Deve ser feita uma ressalva em relação aos valores de tensões equivalentes

calculadas pelo modelo. Devido a grande dificuldade de modelagem dos fenômenos de

vibração e pelo fato de muitos dados de entrada serem padronizados, não levando em

consideração as características e propriedades mecânicas da formação, a análise passa a ser

puramente qualitativa. Os pontos onde ocorrem os picos de tensão podem ser tomados

como verdadeiros.

Para a 2ª composição, isto é, shock sub acima do 1º comando, os gráficos 12 e 13

gerados mostram que ocorre um pico de tensão a 160rpm.


Stre

ss (p

si)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000 L E G E N D

Axial StressBending StressTorsional Stress


56


Stre

ss (p

si)

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000L E G E N D



Analisando os deslocamentos e os momentos fletores dos gráficos 14 e 15,

respectivamente, percebe-se que a região de maior deslocamento, momento e por extensão,

tensão, ocorre, assim como para a 1ª composição, nos primeiros 10m a partir da broca.

57


Dis

plac

emen

t (")

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

0,300

0,350

L E G E N D




Ben

ding

Mom

ent (

lbf*

pé)

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

L E G E N D



58

Verificando os gráficos de tensões 12 e 13, recomenda-se para esta composição a

perfuração da fase com rotação variando ente 90 e 150rpm, evitando utilizar rotação em

torno de 160rpm.

A 3ª composição, com shock sub abaixo das ferramentas de LWD/MWD, os

gráficos 16 e 17 evidenciam um pico de tensão (3900psi) na velocidade de 175rpm. O

gráfico 17 mostra que para as velocidades variando entre 110 e 160rpm, que são

empregadas na prática para a perfuração da fase, são geradas tensões principais em torno de

1600psi.

Analisando os gráficos 18 e 19, respectivamente Deslocamento e Momento Fletor

ao longo do BHA para 175rpm, percebe-se grandes deslocamentos (superiores a 2

polegadas), gerando Momento Fletor da ordem de 12000 libra x pe, superiores àqueles

obtidos nas duas primeiras composições.

Nos gráficos 20 e 21, Tensões ao longo do BHA para 175rpm, nota-se que as

maiores tensões ocorrem nos primeiros 10m acima da broca, devido à grande estabilização

da região. Esta resposta ratifica as saídas obtidas nos gráficos de deslocamento e momento

fletor (18 e 19 respectivamente), onde as maiores intensidades ocorriam na mesma região.


Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

L E G E N D



59


Stre

ss (p

si)

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500L E G E N D




Dis

plac

emen

t (")

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00 L E G E N D



60

Distance From Bit (m)0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550

Be

ndin

g M

ome

nt (l

bf*p

é)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000 L E G E N D




Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

L E G E N D



61


Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

L E G E N D


Gráfico 21 – Tensões resultantes ao longo do BHA para 175rpm

Para a 4ª composição proposta, shock sub acima da ferramenta de LWD/MWD, os

gráficos 22 e 23 referentes às tensões para velocidades de rotação variando entre 50 e

200rpm, há pico de tensão em torno de 4100psi que ocorre para a velocidade de 175rpm.

Verificando os gráficos 24 e 25, respectivamente Deslocamento e Momento Fletor

ao longo do BHA para 175rpm, verifica-se mais uma vez que a região de maior

deslocamento e momento fletor ocorrem nos primeiros 10m acima da broca.

Consequentemente, as maiores tensões também ocorrem nesta região conforme pode ser

visto nos gráficos 26 e 27, Tensões ao longo do BHA para 175rpm.

62


Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

L E G E N D




Stre

ss (p

si)

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

L E G E N D


Gráfico 23 – Tensões Resultantes x Rotação

63


Dis

plac

emen

t (")

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

L E G E N D

Vertical (X)Transverse (Y)Average Net Lateral


Segundo Robello et al [31], a curva “Average Net Lateral” do gráfico 24 representa

a raiz quadrada do somatório das diferenças ao quadrado dos deslocamentos verticais pela

média dos deslocamentos laterais, divididos pelo número de pontos analisados. Esta curva

não tem significado físico, ao contrário das curvas de deslocamento vertical e transversal /

lateral.

64

Distance From Bit (m)0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550

Ben

ding

Mom

ent (

lbf*

pé)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

L E G E N D




Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000L E G E N D



65


Stre

ss (p

si)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000 L E G E N D


Gráfico 27 – Tensões Resultantes ao longo do BHA para 175rpm

Uma faixa de velocidades de rotação aplicável para a perfuração da fase 17 ½” com

peso sobre broca de 60Klb varia entre 100 e 140rpm. Comparando as respostas do software

para as quatro composições sugeridas nessa faixa de rotação, conclui-se que a composição

que desenvolve as menores tensões equivalentes é a 2ª, com shock sub acima do 1º

comando, conforme pode ser verificado no gráfico 13, com tensões variando entre 1000 e

1250psi.

Segundo as respostas do software, a pior composição é a 1ª, com shock sub abaixo

do 1º comando. Para esta composição, há um pico de tensão de 3400psi a 130rpm.

As 3ª e 4ª composições, shock sub abaixo e acima do LWD respectivamente, as

tensões geradas são levemente superiores quando comparadas à 2ª composição, com

tensões médias de 1400psi para a faixa de 90 a 140rpm. Estas duas composições poderiam

ser utilizadas e têm a seu favor o fato de apresentarem melhor estabilização que a 2ª

composição.

66

5 CONCLUSÕES

O aumento da complexidade das operações de perfuração em poços exploratórios,

combinado com taxas diárias de sondas extremamente altas, formam um ambiente

desafiador para as companhias de petróleo.

Para superar condições de sub-superfície cada vez mais agressivas, os investimentos

em pesquisa e desenvolvimento de novas tecnologias devem ser pesados, assim como os

investimentos para o aprimoramento das tecnologias já disponíveis no mercado.

A utilização de modelos matemáticos, com o intuito de simular as condições de

fundo que serão encontradas e prever possíveis problemas durante a perfuração, são

ferramentas importantes na fase de planejamento das operações. A acurácia das estimativas

providas pelos modelos é diretamente proporcional à qualidade das informações que o

alimentam.

Para análise de flambagem proposto no item 4.1, o aplicativo mostrou-se ineficaz

devido às limitações do modelo. O aplicativo fornece uma solução analítica para o estudo e

não executa uma análise dinâmica dos esforços aos quais a coluna é submetida. Outra

limitação relevante é o fato do aplicativo não levar em consideração o diâmetro externo dos

estabilizadores, superestimando assim o efeito de flambagem.

A análise de flambagem foi realizada através de comparações com o BHA utilizado

na prática para perfurar o poço. Uma vez que a intensidade das tensões experimentadas

pelo BHA utilizado apresentaram-se superiores às tensões sofridas pelo BHA com shock-

sub 9 ½” proposto e partindo do pressuposto de que o BHA utilizado na prática não sofreu

o efeito de flambagem, pode-se deduzir que teoricamente o BHA proposto não sofreria

flambagem e tampouco o shock sub 9 ½” seria o ponto fraco do BHA de perfuração, de

acordo com a Tabela 22. De acordo com o modelo gerado no programa Abaqus, ocorreria

flambagem com 60Klbf exclusivamente para a composição com shock sub de 8”.

A análise de vibração desenvolvida no item 4.2 foi realizada utilizando-se o mesmo

cenário do item 4.1, com o BHA 17 ½” contendo shock sub 9 ½” . Utilizando um modelo

baseado na Teoria dos Elementos Finitos, conclui-se que para uma faixa de velocidades de

rotação variando entre 100 e 140rpm, a melhor composição de coluna é a que utiliza o

67

shock sub acima do 1º comando, uma vez que desenvolve tensões inferiores quando

comparada às demais composições.

Para um melhor entendimento dos fenômenos de vibração a fim de que se

desenvolvam modelos mais fiéis aos cenários encontrados no poço, a utilização de sensores

de vibração, principalmente nas ferramentas de MWD/LWD é recomendada por

especialistas.

Finalmente, em poços de grande profundidade vertical, a utilização de um shock sub

na fase 17 ½”, e por extensão, o aprofundamento desta fase, pode evitar a perfuração de

fase slim-hole, isto é, diâmetro de fase inferior a 7 polegadas. A perfuração slim-hole,

geralmente com broca de 6 1/8”, torna-se crítica pela falta de disponibilidade de

ferramentas, além de implicar em Teste de Formação exclusivamente em poço aberto, uma

vez que não há disponibilidade no mercado de ferramentas de teste para diâmetros menores

que 7”. Ainda, é um complicador para a perfilagem a cabo do poço, devido também à

indisponibilidade das ferramentas.

68

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Mechanical Science, Vol.28, #8, pp.549-559, 1986.

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Packers”, JPT,1962

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to Aial and Torcional Loading in Inclined Wells”, Artigo SPE 29460, 1995

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69

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24. Dunayevski,V.A., Judzis,A. e Mills, W.H, “Dynamic Stability of Drillstrings Under

Fluctuating Weights-on-Bit”, Artigo SPE 14329, 1985

25. Baird,J.A., Caskey,B.C., Tinianow,M.A. e Stone,C.M, “GEODYN: A Geological

Formation/Drillstring Dynamics Computer Program”, Artigo SPE 13023, 1984

26. Baird,J.A., Caskey,B.C., Tinianow,M.A. e Stone,C.M, “GEODYN 2: A Bottomhole

Assembly/Geological Formation Dynamic Interaction Computer Program”, Artigo

SPE 14328, 1985

27. Santos,H., Placido,J.C.R. e Wolter,C, “Consequences and Relevance of Drillstring

Vibration on Wellbore Stability”, Artigo SPE 52820, 1999

28. Dykstra,M.W., Chen,D.C-K., Warren,T.M. e Azar,J.J., “Drillstring Component

Mass Imbalance: A Major Source of DownholeVibrations”, Artigo SPE/IADC

29350, 1995

70

29. Field, D.J., Swarbrick, A.J. e Haduch, G.A.: “Techniques for Successful

Application of Dynamic Analysis in the Prevention of Field-Induced Vibration

Damage in MWD Tools”, Artigo SPE/IADC 25773, 1993

30. Henneuse,H.: “Surface Detection of Vibrations and Drilling Optimization: Field

Experience”, Artigo SPE/IADC 23888, 1992

31. Robello, S., Schottle, G., Gupta, D.B.: “Vibration Analysis, Model Prediction and

Avoidance: A Case History”, Artigo SPE 10213, 2006

32. Robello, S. e Miska, S., “Optimization of Drilling Parameters with the Performance

of Multilobe Positive Displacement Motor (PDM)”, SPE 47791, 2002

33. Akgun, F., Gurakin, G., Mitchell, B.J., Eustes, A. e Rahman, S.: “Theoretical and

Experimental Evaluation of Drill Pipe Stability Conditions in Slim Hole”, SPE

37392, 1996

34. Salies, J.B., Azar, J.J. e Sorem, J.R.: “Experimental and Mathematical Modeling of

Helical Buckling of Tubulars in Directional Wellbores”, SPE 28713, 1994

35. Triggia,A.A, Correio,C.A, Thomas, J.E, et al .: Fundamentos da Engenharia de

Petróleo, 2 ed. Salvador, Editora Interciência, 2004.

36. Rocha, L.A.S., Azuaga, D., Andrade, et al: Perfuração Direcional, 1 ed. Rio de

Janeiro, Editora Interciência, 2006.

71

APÊNDICE I - POÇOS EXPLORATÓRIOS

72

I.1 OBJETIVOS

De acordo com Triggia et al [35], os objetivos principais de um poço exploratório

são: caracterizar a estratigrafia da formação, detectar a zona produtora, verificar o topo e a

base do reservatório, assim como os contatos gás / óleo e óleo / água, identificar os

intervalos do reservatório de melhor permeabilidade.

I.2 CLASSIFICAÇÃO

Dentre todos os 9 tipos de poços, consideram-se [35] 6 como poços exploratórios:

1- Pioneiro : perfurados com o intuito de detectar a presença de hidrocarbonetos baseado

em indicadores obtidos por métodos geológicos e/ ou geofísico (sísmica).

2- Estratigráfico : perfurados visando obter dados sobre a disposição sequencial das rochas

de subsuperfície, sem necessariamente dispor-se de informações geológicas completas da

área. Estes dados serão utilizados para programações exploratórias posteriores ou estudos

específicos. Eventualmente o poço poderá converter-se em produtor de hidrocarboneto.

3- Extensão : perfurado fora dos limites provados de uma jazida visando ampliá-la ou

delimitá-la. Poderá resultar como descobridor de uma nova jazida, independente daquele

para qual foi locado.

4- Pioneiro adjacente : perfurado após a delimitação preliminar do campo visando

descobrir novas jazidas adjacentes. Caso haja sucesso será descobridor de nova jazida; caso

fique provado que faz parte da mesma jazida será reclassificado como poço de extensão.

5- Jazida mais rasa : poço perfurado dentro dos limites de um campo, visando descobrir

jazidas mais rasas.

6- Jazida mais profunda : poço perfurado dentro dos limites de um campo, visando

descobrir jazidas mais profundas.

73

A característica comum a todos os 6 tipos de poços exploratórios é que se trata

quase sempre de poços verticais, salvo raras exceções.

Outra classificação muito relevante para o projeto de um poço é a referente à lâmina

d’água. Atualmente, os poços exploratórios perfurados são profundos ou ultra-profundos,

de acordo com a tabela I.1 abaixo [35]:

I.3 FASES

Basicamente, os poços perfurados pelo Departamento Exploratório da Petrobras têm as seguintes geometrias / designs:

� Perfuração da fase de 36”, descida e cimentação do revestimento de 30” ou jateamento do revestimento de 30”.

� Perfuração da fase 26”, descida e cimentação do revestimento de 20” em poços

convencionais ou Perfuração da fase 17 ½”, descida e cimentação do revestimento

de 13 3/8” para poços slender.

� Perfuração da fase 17 ½”, descida e cimentação do revestimento de 13 3/8”

� Perfuração da fase 12 ¼”, descida e cimentação do revestimento 9 5/8” caso haja

indício ou presença de reservatório portador de hidrocarboneto nesta fase. A

depender da taxa de penetração e/ou profundidade final do poço, após a descida do

Tabela I.1 – Classificação de lâmina d’água

74

revestimento 9 5/8” pode-se perfurar a fase 8 ½” e assim como na fase anterior,

vincular a descida do revestimento de 7” à presença de hidrocarbonetos.

Nota-se que não há perfuração da fase 26” e descida do revestimento de 20” para

poços slender. A construção deste tipo de poço é em média 2 a 3 dias mais rápida que a de

um poço convencional.

A fase de 36” é a mais curta. São perfurados apenas poucos metros da formação,

geralmente 36m, o que corresponde a 3 juntas de revestimento (em média 12 metros cada

junta). Mesmo não havendo retorno de fluido para a sonda, é recomendada a utilização de

fluido de perfuração, pois comprovadamente a água causa o arrombamento do poço.

Após o final da perfuração da fase, é bombeado e deslocado um fluido a base de

amido com a finalidade de manter a estabilidade do poço até a descida do revestimento de

30”.

Na fase 17 ½” de um poço slender e na fase de 26” de um poço convencional, a

perfuração também é realizada sem retorno, uma vez que a instalação do BOP no alojador

de alta pressão ocorre após a descida do revestimento de 13 3/8” no poço de 17 ½” ou 20”,

no caso da fase de 26”. Nesta fase é necessário o bombeamento de colchões de fluido

viscoso com o intuito de auxiliar a limpeza do poço. No início da fase, as taxas de

penetração obtidas são altas, acima de 30m/h, gerando grande quantidade de cascalhos (32

barris de cascalho por hora, considerando taxa de 30m/h e 0,75” de arrombamento do poço

de 17 ½”).

A viscosidade da água do mar é baixa e mesmo com altas vazões (1000gpm, por

exemplo), o carreamento dos cascalhos gerados pela perfuração da formação não é

suficiente para limpeza do poço. Por esse motivo, faz-se necessário o bombeamento de um

fluido de viscosidade elevada, geralmente de 5 em 5 seções perfuradas, diminuindo o risco

de prisão de coluna por acunhamento.

Trata-se de uma fase curta, entre 300 e 500m geralmente, atravessando formações

superficiais e de baixa resistência. Com o intuito de diminuir o tempo de exposição da

formação com o fluido até a descida do revestimento, tem-se como padrão montar o

conjunto running tool + suspensor do revestimento + tubo curto de revestimento antes do

75

início da perfuração da fase, assim como estaleirar o BHA na torre após a retirada,

deixando para desmontá-lo após a descida do revestimento.

Antes da retirada da coluna de perfuração do poço, assim como na fase de 36”, é

bombeado e deslocado um fluido a base de amido, com o intuito de manter a estabilizadade

do poço e diminuir a probabilidade de o revestimento de 13 3/8” ou 20” topar e ser retirado

para condicionamento do poço.

I.4 PLANEJAMENTO

Obtidas as informações da litologia disponibilizadas pelo Departamento de

Geologia do poço que se pretende perfurar, um grupo de engenheiros e técnicos de

diferentes especialidades fica responsável pelo planejamento da perfuração.

A depender da disposição das camadas da formação, será definida a geometria de

poço que melhor se adeqüa àquela formação e também a profundidade de cada fase. A

escolha da sonda fica condicionada à lâmina d’água da locação, assim como a

profundidade final estimada do poço, pois no contrato de arrendamento de cada sonda estão

definidos seus limites de operação.

Para cada fase, deve ser definido uma coluna de perfuração com BHA (Bottom Hole

Assembly) capaz de imprimir uma boa taxa de penetração, manter a verticalidade do poço e

fornecer dados da formação que está sendo perfurada para o Departamento de Geologia.

O fluido de perfuração deve ser escolhido criteriosamente. Segundo Triggia et al

[33], possuem a função de carrear os cortes da formação gerados pela broca (cascalhos) e

conseqüente limpeza do poço, resfriar e lubrificar a coluna de perfuração e manter a

hidrostática no fundo do poço maior que a pressão da formação, impedindo que durante a

perfuração haja influxo de fluido proveniente da formação. Particularmente em poços

exploratórios, a determinação do peso do fluido é crítico devido ao fato de na maioria das

vezes haver disponível exclusivamente a pressão da formação estimada por modelos

matemáticos.

Segundo Rocha et al [36], fluidos sintéticos apresentam maior grau de inibição, não

formam filtrado para a formação e conseqüentemente geram menos danos nos reservatórios

que fluidos base água .

76

Em poços de lâmina d’água profunda, pode ocorrer uma limitação na limpeza do

poço na altura do riser, mesmo perfurando-se com vazões recomendadas para cada fase do

poço. A depender da taxa de penetração e por conseqüência, do volume de cascalho gerado,

faz-se necessária a utilização de uma bomba alinhada para a linha booster do riser.

O conhecimento das limitações técnicas e o alcance da excelência operacional

requerem planejamento apropriado. Na prática, o planejamento é apenas uma variante da

equação. A complexidade do ambiente de sub-superfície muitas vezes leva a desvios do

programa definido. Os maiores desafios estão associados às falhas das ferramentas dos

BHA’s, cada vez mais complexos e sofisticados, e com a vibração da coluna de perfuração.

77

APÊNDICE II - PERFURAÇÃO EXPLORATÓRIA

78

II.1 COMPONENTES DA COLUNA DE PERFURAÇÃO

Uma coluna de perfuração é formada basicamente por tubos de perfuração (drill

pipes) e por um BHA. Os drill pipes, cuja função é transmitir rotação e conduzir o fluido de

perfuração, têm diferentes diâmetros, sendo o mais comumente usado o de 5” de diâmetro

externo. Em casos onde seja necessário melhorar a hidráulica, são usados tubos de 5 ½” ou

6 5/8”, que reduzem a perda de carga no interior do tubo.

Admite-se [36] que o BHA é a parte da coluna de perfuração que afeta a trajetória

da broca e conseqüentemente do poço. Sua composição pode ser simples, apenas com

broca, estabilizadores, comandos e tubos de perfuração, ou bastante complexa, com

ferramentas que transmitem informações da formação e da trajetória do poço por pulso

positivo ou negativo de pressão (Logging While Drilling -LWD e Measurement While

Drilling - MWD ), absorvedor de choque, percurssor, motor de fundo, válvula flutuante

(Float Sub), comandos de diferentes diâmetros e tubos de perfuração pesados ( Heavy

Weight Drill Pipe – HWDP ), adicionados à coluna para proporcionar uma transição de

rigidez suave .

As ferramentas que usualmente fazem parte de um BHA são:

Broca : componente básico de qualquer BHA, a broca é responsável por perfurar a

formação. Podem ser classificadas de acordo com sua parte cortante, móvel, no caso de

brocas tricônicas ou fixas, em brocas PDC e de diamantes naturais.

As brocas tricônicas (figura II.1) têm a vantagem de perfurar com bom desempenho

uma grande variedade de formações. Entretanto, como contém partes móveis, este tipo de

broca é mais suscetível ao desgaste, principalmente do seu rolamento.

As brocas PDC são indicadas para perfurar uma formação homogênea com alto teor

de argila ( folhelho ). Quando são submetidas a formações com muitas intercalações, têm

queda de rendimento e o desgaste dos cortadores fixos é acentuado.

79

A abertura dos jatos da broca é um assunto chave concernente à hidráulica. Deve-se

definir uma área de abertura ao fluxo (TFA) que seja capaz de garantir a limpeza do poço

dentro das limitações da bomba da sonda, assim como alcançar um impacto para auxiliar na

perfuração da formação.

Estabilizadores : são elementos tubulares (figura II.2) com diâmetro externo igual ou bem

próximo ao diâmetro da broca. Têm como função manter o BHA centralizado e controlar a

trajetória do poço. São pontos de apoio da coluna na parede do poço. Podem ter camisas

integrais ou ajustáveis.

Figura II.1 - Brocas tricônicas de diferentes diâmetros, cedida pela Petrobras

80

Absorvedor de choque : são ferramentas que absorvem as vibrações da coluna de

perfuração induzidas pela broca, principalmente quando perfurando uma formação com

grande variação de dureza das rochas.

Percurssor ( Drilling Jar ) : equipamento (figura II.3) utilizado em caso de prisão de

coluna. Atua nos 2 sentidos, tendo que ser tracionado para atuar para cima e comprimido

para atuar para baixo, liberando uma carga de impacto (energia) que é transmitida por

ondas de choque com velocidade de propagação do som no metal. Podem ser hidráulicos

ou mecânicos.

Para acioná-los, devem ser comprimidos por um período determinado pelo

fabricante (30 Klb durante vinte segundos) e posteriormente tracionados (80Klb). O

impacto se dará poucos segundos após o acionamento. Em caso de falha, repetir o

procedimento.

Figura II.2 - Estabilizadores de 8 ½”, cedida pela Halliburton

81

Float Sub : elemento tubular de comprimento reduzido que contem em seu interior uma

válvula “flutuante” (Float valve) que permite passagem apenas do interior da coluna para o

espaço anular. Durante a perfuração, o peso equivalente da coluna hidrostática do anular é

maior do que o do interior da coluna, devido ao cascalho cortado que se mistura ao fluido

do anular. Esta válvula impede que haja um fluxo do anular para o interior da coluna, fato

que poderia causar o entupimento dos jatos da broca, assim como danificar os

equipamentos de MWD e LWD.

MWD / LWD : MWD é uma ferramenta de medição contínua de direção e

inclinação do poço. Os dados são transmitidos para superfície por pulsos de pressão através

do fluido de perfuração. Para se obter um registro da direção do poço, basta interromper a

perfuração e ciclar (desligar e ligar) as bombas da sonda com vazão pré-determinada. LWD

é uma ferramenta muito valiosa pois fornece perfis básicos ( raios gama, resistividade,

densidade, entre outros ) da formação durante a perfuração. Geralmente, têm um off-set

Figura II.3 - Esquema de percurssor, cedido pela Smith

82

(distância entre a ferramenta e a broca) de 12 a 15 metros. A figura II.4 mostra os gráficos

de saída de perfis da ferramenta.

Motor de fundo : é um motor hidráulico (figura II.5), de deslocamento positivo, conectado

imediatamente acima da broca. Tem como função transmitir rotação e torque à broca,

independente da rotação da coluna. A rotação é gerada pelo fluxo de fluido de perfuração

que circula no interior da seção de potência do motor (rotor e estator). Os motores

possuem uma seção com bent housing que são ajustados de acordo com a necessidade da

taxa de ganho ou perda de ângulo. Para poços verticais, utiliza-se bent housing igual a zero

ou próximo a zero, como contingência caso seja necessário fazer alguma correção. Há

Figura II.4 - Gráfico de saída do LWD com perfis, cedido pela Schlumberger

83

muitos tipos de motores de fundo, como os de alta rotação, de alto torque, que são

utilizados de acordo com a as características da formação que se pretende perfurar.

Atualmente, perfuram-se poços cada vez mais profundos e formações compactadas

e muito duras, utilizando-se parâmetros de perfuração próximos aos limites das ferramentas

com o intuito de otimizar as taxas de penetração. Nestas condições, um BHA composto por

motor de fundo de alta rotação ou por uma turbina, mostra-se uma opção excelente.

Um motor de fundo de alta rotação (high speed) tem um fator (razão entre rotação

por minuto e vazão em galões por minuto) entre 1,5 e 1,75, o que imprime na broca, para

uma fase de 8 ½” sendo perfurada com 500gpm, de 750 a 875rpm. São motores muito mais

sensíveis que os convencionais, com limite de torque de trabalho em torno de 3 a 4Klb.pe.

Motores convencionais de 6 ¾” adequados para a fase de 8 ½”, têm um fator que variam

entre 0,29 e 0,40 rpm/gpm e torque entre 5 a 8Klb.pe.

Utilizando motores de alta rotação,deve-se trabalhar com baixíssimo peso sobre

broca, em média 10Klb para um poço de 8 ½”.

Figura II.5 - Esquema de um motor de fundo convencional, cedido pela Halliburton

84

A mecânica de corte é bem distinta. A alta rotação e o baixo peso sobre broca geram

cascalhos de diâmetro bem inferior àquele obtido com motores convencionais. A

interpretação da amostra de calha da formação torna-se tarefa com elevado grau de

dificuldade.

Uma opção para o mesmo tipo de formação, profunda e extremamente dura, é a

utilização de turbinas. Se comparadas ao motor de alta rotação, têm o mesmo mecanismo

de corte, trabalham com os mesmos parâmetros, isto é, baixos peso e torque e alta rotação.

A grande vantagem da turbina é o fato de poder perfurar grandes extensões de formação, ao

contrário dos motores de alta rotação que devido ao desgaste excessivo dos rolamentos têm

limitação de uso.

Para perfuração em formações muito profundas, as taxas de penetração giram em

torno de 1 a 3m/h. Nestes casos, o uso de turbinas é uma opção eficiente e econômica.

Eficiente porque tem desempenho superior ao motor de alta rotação, com taxas de

penetração significativamente maiores. Econômica porque em um poço de profundidade

em torno de 5000m, a manobra para troca de ferramentas (broca, motor), leva de 36 a 48

horas, a depender da extensão do poço aberto. Com a utilização de uma turbina e broca

impregnada, pode-se perfurar a fase inteira sem manobrar.

Comandos (Drill Collars – DC): tubos de perfuração pesados e de grande rigidez (figura

II.6) usados principalmente para transmitir peso à broca. Podem ter parede lisa ou

espiralada, sendo que este último é usado na maioria das vezes, pois diminui o contato com

a parede do poço, reduzindo o risco de prisão de coluna por diferencial de pressão. Os

diâmetros mais utilizados são 8 ½”, 8” e 6 ¾”.

85

Heavy Weight Drill Pipe (HWDP): assim como os comandos, também têm função de

transmitir peso à broca. O mais utilizado tem diâmetro externo de 5” e diâmetro interno de

3”. São usualmente utilizados entre os comandos e os drill pipes para permitir uma

mudança de rigidez suave, atenuando a concentração de esforços entre elementos de rigidez

diferentes. Seguem abaixo exemplos de composições de coluna utilizadas para as fases de

17 ½”, 12 ¼” e 8 ½”, fases estas mais usualmente perfuradas.

Figura II.6 - Comandos de 8”, cedida pela Diamond Offshore

86

FASE 17 ½”

Componentes L (m) L

Acum.(m) OD (pol) ID (pol) Peso

(libra/pe) Peso

acum.(lb) BROCA Tricônica 17 1/2" 0,40 0,40 17,50 3,75 565,00 742 MOTOR DE FUNDO 9,39 9,79 9,75 7,88 194,29 6727 ESTABILIZADOR 2,02 11,81 17,25 2,81 149,92 7721 FLOAT SUB 0,91 12,72 8,00 2,88 149,91 8170 MWD/LWD 9,14 21,87 8,00 3,00 147,01 12581 SUB 0,92 22,79 8,00 2,88 149,90 13033 ESTABILIZADOR NM 1,71 24,50 17,25 2,88 149,92 13875 COMANDO NM 8,83 33,33 8,00 2,88 152,76 18300 COMANDO 93,26 126,59 8,25 2,88 168,20 69767 JAR 8,75 135,34 8,00 2,88 136,48 73685 COMANDO 9,35 144,69 8,25 2,88 168,21 78846 REDUÇÃO 0,94 145,63 8,00 2,88 149,91 79308 COMANDO 56,38 202,01 6,75 2,88 100,62 97921 HEAVY WEIGHT 55,47 257,48 5,00 3,00 49,70 106966

Componentes L (m) L

Acum.(m) OD (pol) ID

(pol) Peso

(libra/pe) Peso

acum.(lb) BROCA PDC 17 1/2" 0,43 0,43 17,5 0 532,00 751 SUB-BROCA 1,12 1,55 9,5 3,5 194,29 1465 ESTABILIZADOR 1,70 3,25 17,5 3 149,92 2301 COMANDO CURTO 3,51 6,76 8 0 149,91 4027 ESTABILIZADOR 1,71 8,47 17,5 3 147,01 4852 COMANDO 9,26 17,73 8 3 149,90 9406 ESTABILIZADOR 1,71 19,44 17,25 3 149,92 10247 FLOAT SUB 0,6 20,04 8 3 152,76 10548 LWD 7,5 27,54 8 1,938 147,01 14166 PWD 1,39 28,93 8 1,938 147,01 14836 MWD 9,10 38,03 8 1,938 147,01 19225 REDUÇÃO 0,86 38,89 8 3 149,91 19648 COMANDO NM 2,17 41,06 8 3 100,62 20365 COMANDO 81,99 123,05 8,25 3 168,21 65615 DRILLING JAR 9,63 132,68 8 3 136,48 69927 COMANDO 9,00 141,68 8 3 149,90 74353 REDUÇÃO 1,12 142,80 8 3 149,91 74904 COMANDO 55,97 198,77 6,75 2 13/16 100,62 93382 HEAVY WEIGHT 28,15 226,92 5 3 49,70 97972

Tabela II.1a - BHA 17 ½” com Motor de fundo

Tabela II.1b - BHA 17 ½” sem Motor de fundo

87

FASE 12 1/4”

Componentes L (m) L Acum.(m) OD (pol) ID (pol)

Peso (libra/pe)

Peso acum.(lb)

BROCA Tricônica 12 1/4" 0,33 0,33 12,25 360 390 ESTABILIZADOR NB 1,7 2,03 12 3,25 160,35 1284 COMANDO 2,81 4,84 8 2,812 155,76 2720 ESTABILIZADOR 2,02 6,86 12,125 2,812 160,37 3783 COMANDO 9,36 16,22 8 2,812 155,76 8566 ESTABILIZADOR 1,71 17,93 11,875 2,813 160,37 9466 FLOAT SUB 1,04 18,97 8 2,812 155,76 9998 LWD 7,68 26,65 8 2,812 140,98 13550 PWD 1,37 28,02 8 5 142,831 14192 MWD 9 37,02 8 5 149,92 18619 REDUÇÃO 0,92 37,94 8 2,812 149,91 19072 ESTABILIZADOR NM 1,72 39,66 11,875 2,812 160,372 19977 COMANDO NM 8,83 48,49 8 2,875 155,76 24489 SHOCK SUB 5,61 54,10 8 2,812 147 27195 COMANDO 82,9 137,00 8,25 2,875 168,21 72947 JAR 9,3 146,30 8 2,875 136,48 77112 COMANDO 9,2 155,50 8,25 2,812 168,21 82189 SUB 0,94 156,44 8 2,812 149,91 82652 COMANDO 56,38 212,82 6,75 2,875 100,62 101264 HEAVY WEIGHT 55,47 268,29 5 3 49,7 110310

Componentes L (m) L

Acum.(m) OD (pol) ID (pol)

Peso (libra/pe)

Peso acum.(lb)

BROCA PDC 12 1/4" 0,37 0,37 12,25 342,3 416 MOTOR DE FUNDO 9,87 10,24 9,625 7,812 192,45 6648 ESTABILIZADOR 1,71 11,95 12,125 2,812 165,23 7575 FLOAT SUB 1,04 12,99 8 2,812 149,91 8086 LWD 7,53 20,52 8 5 142,831 11615 PWD 1,35 21,87 8 5 142,831 12248 MWD 8,92 30,79 8 5 149,92 16635 REDUÇÃO 0,92 31,71 8 2,812 149,91 17088 ESTABILIZADOR NM 1,72 33,43 12 2,812 160,372 17993 COMANDO NM 8,83 42,26 8 2,875 155,76 22505 SHOCK SUB 4,9 47,16 8 2,812 147 24869 COMANDO 65,12 112,28 8,25 2,875 168,21 60808 JAR 9,3 121,58 8 2,875 136,48 64973 COMANDO 9,2 130,78 8,25 2,812 168,21 70050 SUB 0,94 131,72 8 2,812 149,91 70513 COMANDO 56,38 188,10 6,75 2,875 100,62 89126 HEAVY WEIGHT 55,47 243,57 5 3 49,7 98171

Tabela II.2b - BHA 12 ¼” com Motor de fundo

Tabela II.2a - BHA 12 ¼” sem Motor de fundo

88

FASE 8 ½”

Componentes L (m) L Acum.(m) OD (pol) ID (pol) Peso

(libra/pe) Peso

acum.(lb) BROCA PDC 8 1/2" 0,2 0,20 8,5 2,25 269 177 MOTOR DE FUNDO 8,8 9,00 6,75 2,5 79,2 2463 ESTABILIZADOR 1,69 10,69 8,375 2,812 98 3007 FLOAT SUB 0,57 11,26 6,72 3 97,72 3189 LWD 7,45 18,71 6,75 3 97,726 5578 PWD 1,42 20,13 6,75 5 142,831 6244 MWD 9,08 29,21 6,75 4,875 149,92 10710 REDUÇÃO 0,66 29,87 6,5 2,8 149,91 11035 ESTABILIZADOR NM 1,98 31,85 6,5 2,8 160,372 12076 COMANDO NM 9,36 41,21 6,75 2,8 100,62 15166 SHOCK SUB 5,35 46,56 6,25 2,75 147 17747 COMANDO 82,4 128,96 6,75 3 100,62 44950 JAR 9,14 138,10 6,5 2,75 136,48 49043 COMANDO 27,92 166,02 6,75 2,813 100,62 58260 HEAVY WEIGHT 55,47 221,49 5 3 49,7 67305

Componentes L (m) L

Acum.(m) OD (pol) ID (pol) Peso

(libra/pe) Peso

acum.(lb) BROCA Tricônica 8 1/2" 0,24 0,24 8,5 2,25 311 245 ESTABILIZADOR NB 1,69 1,93 8,375 2,812 78,56 681 COMANDO 2,87 4,80 6,75 1,75 100,62 1628 ESTABILIZADOR 1,8 6,60 8,5 2,813 75,08 2071 FLOAT SUB 0,57 7,17 6,75 2,88 149,91 2352 LWD 7,78 14,95 6,25 4,39 142,831 5998 PWD 1,38 16,33 6,75 5 142,831 6644 MWD 9,17 25,50 6,75 4,875 149,92 11155 REDUÇÃO 0,55 26,05 6,5 2,8 149,91 11426 ESTABILIZADOR NM 2,95 29,00 8 2,8 125,34 12639 COMANDO NM 9,36 38,36 6,75 2,8 104,63 15852 SHOCK SUB 5,35 43,71 6,25 2,75 147 18432 COMANDO 82,4 126,11 6,75 3 100,62 45635 JAR 9,14 135,25 6,5 2,75 136,48 49728 COMANDO 27,92 163,17 6,75 2,813 100,62 58945 HEAVY WEIGHT 55,47 218,64 5 3 49,7 67991

Tabela II.3b - BHA 8 ½” sem Motor de fundo

Tabela II.3a - BHA 8 ½” com Motor de fundo

89

II.2 PARÂMETROS DE PERFURAÇÃO

Pode-se dividir os parâmetros de perfuração em dois segmentos [35]:

Parâmetros Mecânicos: são rotação e peso sobre broca. Estes parâmetros podem ser

determinados através de poços de correlação ou modelos matemáticos para maximizar a

taxa de penetração e minimizar o desgaste da broca. Utilizando-se estes modelos, podem

ser escolhidos os parâmetros que minimizam o custo do metro perfurado.

Teoricamente, assume-se que nenhuma taxa de penetração considerável é obtida até

atingirem peso mínimo sobre a broca [35]. Quanto mais mole a formação, menor este valor

mínimo. Após este valor, a taxa aumenta rapidamente com o aumento do peso, tornando-se

linear para valores moderados. Finalmente, para pesos extremos, nota-se um decréscimo da

taxa de penetração. Teoricamente, nesta situação não só os cortadores estariam em contato

com a formação, mas também a face do cone e este decréscimo da taxa de penetração seria

explicado pela diminuição de peso por inserto ou dente.

A tabela II.4 mostra os pesos recomendados para perfuração das fases 17 ½”, 12 ¼”

e 8 ½”, relacionado ao tipo de broca utilizado:

Diâmetro da fase do poço Tipo de broca Pesos recomendados(Klb)

PDC 35 a 50 17 ½”

Tricônica 45 a 85

PDC 25 a 40 12 ¼”

Tricônica 35 a 60

PDC 20 a 30 8 ½”

Tricônica 25 a 40

Em formações muito duras e compactas, trabalha-se com peso sobre broca superior

ao recomendado. Este excesso de peso pode causar ganho de inclinação do poço. Nestes

casos, a depender do raio de tolerância para o afastamento do alvo, faz-se necessário a

correção da inclinação com o intuito de manter a verticalidade do poço. A perfuração para

correção é feita no modo orientado, utilizando na broca apenas a rotação gerada pelo motor

Tabela II.4 - Pesos sobre brocas recomendados para diferentes fases [36]

90

de fundo. Notoriamente, as taxas de penetração no modo orientado são inferiores àquelas

obtidas na perfuração rotativa.

Parâmetros Hidráulicos: a má utilização da energia hidráulica resulta em uma ação

deficiente da broca sobre a rocha a ser perfurada, uma vez que os dentes ou insertos da

broca têm que retrabalhar os cascalhos acumulados no fundo do poço, além de os cones se

apoiarem no colchão formado pelos cascalhos.

Diversas teorias foram desenvolvidas [36] para se encontrar o ponto ótimo dos

parâmetros hidráulicos. As mais empregadas são:

• Máxima velocidade e potência nos jatos: utilizando a máxima pressão permissível

na bomba

• Máxima força de impacto

• Máxima força de impacto efetiva

É possível também melhorar as condições hidráulicas tamponando um dos jatos de

broca ou estendendo todos eles até mais perto da formação [35]. Em formações muito

plásticas é possível utilizar brocas com maior quantidade de jatos, evitando assim o

acúmulo de fragmentos de rocha entre os dentes (enceramento). A tabela II.5 apresenta as

vazões recomendadas para as diferentes fases da perfuração.

Diâmetro da fase do

poço Vazões desejadas (gpm)

Mínimas vazões( gpm)

associadas às taxas de

penetração

17 ½” 900 a 1200 800gpm a 20m/h

12 ¼” 800 a 1100 700gpm a 15m/h

900gpm a 30m/h

8 ½” 450 a 600 500gpm a 20m/h

Tabela II.5 - Vazões recomendados para diferentes fases [36]

91

À pedido do Departamento de Geologia, a perfuração de um reservatório pode ser

realizada com vazões menores àquelas recomendadas, com a finalidade de minimizar danos

e arrombamento da formação portadora de hidrocarbonetos.

Os danos serão uma barreira em caso de produção do poço, ocasionando perda de

carga localizada na interface formação – poço (drawdown).

O arrombamento do poço (calibre superior ao diâmetro da broca utilizada) torna-se

um complicador para a perfilagem. As ferramentas de perfilagem trabalham centralizadas,

o que não será possível caso o poço esteja arrombado .

II.3 CONTROLE DE VERTICALIDADE

A maioria dos poços exploratórios é vertical, com o objetivo de atravessar as

camadas litológicas da formação com a menor quantidade de metros perfurados possível.

Por isso, a composição do BHA apresenta grande estabilização e por conseqüência, rigidez.

Na figura II.7, o primeiro BHA (II.7a) representa uma composição de fundo

bastante rígida, utilizada para manter a inclinação do poço. O segundo BHA (II.7b) é uma

composição para perder ângulo, conhecida como pêndulo. Neste caso, os estabilizadores e

a broca trabalham no “lado baixo” do poço (low side) tendendo a diminuir a inclinação do

mesmo. Finalmente, o terceiro BHA (II.7c) ilustra uma composição para ganhar ângulo.

Entretanto, o fato de perfurar com uma composição de fundo estabilizada não

garante necessariamente que a inclinação final do poço será inferior a 3º. Fatores como

formação e peso aplicado sobre a broca podem causar problemas indesejados de inclinação

excessiva. Camadas de formação inclinadas e falhas geológicas causam tendência a ganho

de ângulo. Nestes casos, mesmo perfurando no modo orientado, a correção de verticalidade

torna-se uma operação difícil e muitas vezes ineficaz.

Peso excessivo sobre a broca acarreta em grande compressão da parte inferior do

BHA. Caso haja um estabilizador under gauge acima do motor de fundo, a compressão

causaria flexão da coluna e as lâminas do estabilizador tenderiam a encostar na parte baixa

do poço (low side), gerando uma alavanca que resultaria em ganho de ângulo.

92

A figura II.8 acima representa esquemas reais de BHA’s utilizados na perfuração de

poços. O primeiro BHA (figura II.8a) é uma composição para manter ângulo, uma vez que

A

B

C

a

b

c

Figura II.7 - esquema de rigidez de BHA [36]

a

b

c

Figura II.8 - esquema de rigidez de BHA

[34]

93

nele há dois estabilizadores levemente under gauge. O segundo BHA (figura II.8b)

representa uma composição para ganho de ângulo, uma vez que o estabilizador mais

distante da broca tem o diâmetro muito inferior ao diâmetro do poço. O terceiro BHA

(figura II.8c) é utilizado para perder ângulo. O estabilizador próximo à broca é levemente

under gauge, enquanto o mais distante é full gauge.

Existe disponível no mercado um motor de fundo propício para o controle e

correção de verticalidade. Este motor tem ao redor do seu corpo algumas aletas que são

acionadas por comandos de pressão, variando a pressão de bombeio segundo uma

seqüência pré-determinada. De acordo com a inclinação e direção do poço obtidas pela

ferramenta de MWD, aciona-se a aleta que atuará no lado alto do poço (high side),

impondo uma verticalização do poço. No que tange ao controle de verticalidade, este motor

de fundo mostra-se bastante eficiente. Não obstante, caso as correções ocorram

repetidamente e em direções diversas, observa-se na prática grande incidência de

“repassamento” nos trechos perfurados, devido ao fato de deixar uma trajetória irregular no

poço. “Repassamento” ocorre quando há necessidade de circular e girar a coluna durante as

manobras para retirar ou descer a coluna de perfuração, devido ao arraste causado pelo

contato da broca e principalmente dos estabilizadores com a formação, demandando em

média o dobro do tempo de uma manobra normal.

II.4 ECD (Equivalent Circulating Density) e GEOPRESSÕES

Perdas de carga no anular causadas pelo escoamento do fluido de perfuração entre

as paredes do poço e a coluna de perfuração fazem com que a pressão ao longo do poço

aumente e fique maior que a pressão hidrostática do fluido utilizado. Considera-se [36] que

essa pressão, quando expressa em termos de peso de fluido de perfuração, gera o que se

chama de densidade equivalente de circulação ou mais comumente de ECD (Equivalent

Circulating Density). Portanto, planejar um fluido de perfuração que reduza a perda de

carga é uma boa prática a ser seguida.

O ECD deverá ser analisado não só durante a fase de perfuração, mas também

durante as manobras de coluna. O efeito de “pistoneio” causado pela retirada da coluna de

perfuração chamado de swab e surge na descida da coluna no poço, irão afetar as pressões

no poço, limitando a velocidade de manobra da coluna. Caso a velocidade de retirada da

94

coluna seja elevada o suficiente para gerar uma pressão no poço menor que a pressão de

poros, haverá um influxo (kick) da formação para o poço. Por outro lado, se a velocidade de

descida da coluna for alta o suficiente para gerar uma pressão no poço maior que a pressão

de fratura, haverá perda de circulação devido à fratura da formação, mais provavelmente

logo abaixo da sapata, pois é o ponto de menor resistência da fase.

O termo Geopressões refere-se [36] aos gradientes de pressão de poros, fratura e

colapso, que são a base da construção de qualquer poço. A caracterização desses gradientes

de pressão irá influenciar na escolha do peso do fluido de perfuração a ser usado e na

profundidade para assentamento das sapatas de revestimentos das fases do poço.

Uma correta estimativa dos gradientes de pressão de poros é importante para evitar

influxo de fluido da formação no poço. Não existe uma relação que indique que as chances

de ocorrência de influxos sejam maiores em poços direcionais que em poços verticais.

O mesmo não pode ser dito em relação à prisão diferencial, a qual ocorre quando a

pressão exercida pela coluna de fluido de perfuração é maior que a dos fluidos da

formação. Em zonas permeáveis, o filtrado do fluido irá fluir do poço para a formação,

aumentando o reboco (filter cake) na parede do poço. Caso a coluna de perfuração,

principalmente os comandos, fique parada (sem girar e reciprocar) por algum tempo em

contato com esses intervalos permeáveis, poderá ocorrer prisão de coluna por pressão

diferencial. Como a coluna de perfuração em poços direcionais está sempre em contato

com a parede do poço e muitas vezes parada devido à perfuração em modo orientado, onde

apenas a broca gira por intermédio da ação do motor de fundo, admite-se [36] que a chance

de prisão por diferencial é significativamente maior nesses tipos de poços.

Uma solução nestes casos é a redução do peso do fluido, reduzindo-se assim o

diferencial de pressão entre o poço e a formação de zona permeável. Porém, esta técnica

não deve ser empregada em detrimento ao controle do poço, para não ocorrer kicks. O uso

de lubrificadores na área afetada pode ser outra solução, apesar do longo tempo despendido

para essa operação. Ainda para o caso de prisão, recomenda-se a utilização de um drilling

jar na coluna de perfuração, que quando acionado aplica uma força de impacto à coluna

forçando a sua liberação.

Segundo Rocha et al [36], ruptura à compressão, também conhecida como colapso,

é provocada por peso insuficiente do fluido de perfuração comparado com a resistência da

95

rocha e as tensões na parede do poço. O colapso pode se apresentar como uma diminuição

do diâmetro do poço ou desmoronamento das paredes do poço, de acordo com o

comportamento dúctil ou frágil das rochas solicitadas.

Problemas relacionados ao gradiente de colapso são conhecidos como instabilidade

mecânica de poços e afetam tanto poços verticais quanto direcionais, dependendo do estado

de tensão in situ, as quais são compostas por uma componente vertical e duas horizontais.

Exceto para áreas com domos salinos (evaporitos em geral, como anidrita e halita), onde as

tensões horizontais tendem a ser maiores que as verticais, tem-se geralmente a tensão

vertical (overburden ou tensão de sobrecarga) predominando em relação às tensões

horizontais.

Para poços de lâmina d’água profunda, como a densidade da água é muito menor

que a densidade das rochas, o gradiente de sobrecarga, assim como o gradiente de fratura,

diminui com o aumento da lâmina d’água, aproximando-se do gradiente da pressão de

poros, conforme ilustrado na figura II.9. Nestes casos, a janela operacional é restringida e a

perfuração torna-se uma operação de risco, podendo a diferença ente gradiente de fratura e

de pressão de poros chegar a 0,1 libra/galão.

Figura II.9 - ilustração de faixa operacional de água rasa e profunda [36]

96

II.5 TORQUE E ARRASTE

A limitação de torque está relacionado ao limite de torque das conexões dos

componentes da coluna de perfuração e dos equipamentos da sonda, como top drive e

rotativa.

O arraste ou drag, geralmente se torna um problema para poços com grandes

profundidades medidas, e também em casos de a sonda ter baixa capacidade de carga [36].

Problemas de arraste que ocorrem tanto na retirada (pick-up drag) quanto na descida

(slack-off) de colunas. O arraste aumenta com a inclinação do poço e afeta a perfuração do

mesmo, pois reduz a transmissão de peso para a broca.

Torque e arraste são sensíveis ao fator de fricção observado em cada cenário de

perfuração [35]. O fator de fricção depende do tipo de fluido, da rugosidade e tortuosidade

do poço e se a coluna está em contato com a parte do poço revestida ou exposta à

formação.

simulação computacional de composição de fundo de poço

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