carla massignani carrapatoso análise dos modelos ......transferência de energia específica 60 4...
TRANSCRIPT
Carla Massignani Carrapatoso
Análise dos Modelos Analíticos de Otimização de
Perfuração Baseados em Energia Específica para
Formações Evaporíticas
Dissertação de Mestrado
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio.
Orientador: Sérgio Augusto Barreto da Fontoura
Rio de Janeiro, Janeiro de 2011
Carla Massignani Carrapatoso
Análise dos Modelos Analíticos de Otimização de
Perfuração Baseados em Energia Específica para
Formações Evaporíticas
Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.
Prof. Sérgio Augusto Barreto da Fontoura Orientador
PUC-Rio
Prof. Paulo Couto COPPE/UFRJ
Prof. João Carlos Plácido CENPES/PETROBRAS
Dr. Nelson Inoue GTEP – PUC-Rio
Prof. José Eugenio Leal Coordenador Setorial do Centro Técnico Científico - PUC-Rio
Rio de Janeiro, 28 de Janeiro de 2011
Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do autor
e do orientador.
Carla Massignani Carrapatoso
Graduou-se em Engenharia Civil na UFRGS (Universidade Federal do Rio Grande do Sul) em 2007.
Ficha Catalográfica
CDD 624
Carrapatoso, Carla Massignani Análise dos modelos analíticos de otimização de perfuração baseados em energia específica para formações evaporíticas / Carla Massignani Carrapatoso ; orientador: Sérgio A. B. da Fontoura. – 2011. 164 f. : il. (color.) ; 30 cm Dissertação (mestrado)–Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil, 2011. Inclui bibliografia 1. Engenharia civil – Teses. 2. Energia específica. 2. Otimização de perfuração. 3. Evaporitos. I. Fontoura, Sérgio A. B. da. II. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. III. Título.
Para meu filho João Marcelo.
Agradecimentos
Agradeço a Deus, por ser meu guia, por me conceder mais uma vez a
oportunidade de buscar a perfeição, através desta vivência.
À minha mãe, pelo amor incondicional, por me incentivar nas horas de desânimo,
por ter sido a minha fortaleza nestes últimos anos, demonstrando ser muito mais
mãe do que eu imaginava que pudesse ser.
Ao meu pai, por ser o meu exemplo de persistência e determinação, pelos seus
conhecimentos transmitidos, que me auxiliaram no andamento deste trabalho.
Ao meu Luis, por estar ao meu lado em todos os momentos, pela paciência, amor
e por ter construído junto a mim o nosso bem mais precioso: a nossa família.
Ao meu filho João Marcelo, que desde sua chegada trouxe um novo sentido para
minha vida, é a razão pela qual vivo e pela qual quero continuar crescendo
pessoalmente e profissionalmente.
À Nina, que está sempre nos meus pensamento e no meu coração. Por ter me
criado e me amado como filha.
À Rita, pelas palavras de incentivo que me trouxe nos momentos de dúvida e por
ter cuidado do João com tanto carinho.
Aos meus amigos: Emmanuel, Paulista, Cristiane, Gabi, Paula, Josi e Jana, que
são minha família de coração e que torceram por mim neste período.
Ao meu orientador, prof. Sérgio, pelos conhecimentos transmitidos e por ter sido
um exemplo de profissional humano.
Ao GTEP e aos colegas do grupo, em especial à Vivian e ao Freddy, por estarem
sempre dispostos a ajudar e a tirar dúvidas.
À Baker Hughes e Petrobrás, pelo fornecimento dos dados utilizados para este
estudo. Em especial ao engenheiro Marcos Freesz, pelo apoio e prestatividade.
Ao Departamento de Engenharia Civil da PUC-Rio e aos colegas de mestrado.
Ao CNPq e à PUC-Rio, pelo apoio financeiro.
A todos que de alguma forma contribuíram para a realização deste trabalho.
Resumo
Carrapatoso, Carla Massignani; Fontoura, Sérgio Augusto Barreto da. Análise dos Modelos Analíticos de Otimização de Perfuração Baseados em Energia Específica para Formações Evaporíticas. Rio de Janeiro, 2010. 163p. Dissertação de Mestrado - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.
A indústria do petróleo sempre investiu em pesquisa de modo a otimizar as
operações de perfuração. O objetivo é desenvolver tecnologia para aumentar a
taxa de penetração e reduzir o tempo não produtivo durante a perfuração. As
recentes descobertas de campos de petróleo localizados em camadas profundas,
cobertas por espessas camadas de evaporitos aumentaram a importância dos
estudos associados com a otimização nas bacias marítimas brasileiras do pré-sal.
Existem muitos modelos para a previsão da taxa de penetração baseados em
parâmetros operacionais tais como peso sobre a Broca (WOB), taxa de penetração
(ROP), torque a rotação da broca (RPM), e resistência à compressão da rocha. A
energia mecânica específica é o parâmetro freqüentemente usado como referência
para estabelecer a eficiência das operações de perfuração assim como identificar o
que deve ser modificado de modo a melhorar a perfuração. Esta dissertação
analisa diferente métodos de otimização de perfuração baseados na energia
mecânica específica. Estes métodos são aplicados a um conjunto de dados que
consiste nos parâmetros de perfuração (WOB, T, RPM, ROP) obtidos ao longo
dos trechos de evaporitos em 6 poços perfurados com broca PDC. Dados de
ensaios de perfuração de grande escala realizados em laboratório também foram
analisados nesta dissertação. Este estudo conclui que a energia mecânica
específica ideal em muitas das operações está relacionada com uma parcela da
resistência à compressão confinada da rocha.
Palavras-chave
Energia Específica; Otimização de Perfuração; Evaporitos.
Abstract
Carrapatoso, Carla Massignani; Fontoura, Sérgio Augusto Barreto da. Analysis of Optimization Analytical Models Based on Specific Energy Applied to Evaporite Rocks. Rio de Janeiro, 2010. 163p. M.Sc. Dissertation - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.
The oil industry has always invested in research in order to optimize drilling
operation. The aim is to develop technology to increase the rate of penetration and
reduce the non-productive time during drilling. The recent discovery of large oil
reserves located in very deep layers that are covered with thick salt layers has
increased the importance of studies associated with drilling optimization in
Brazilian offshore sub-salt oil fields. There are many models to predict rate of
penetration based on operational parameters, drill bit type and rock properties.
The specific mechanical energy is the parameter often used as reference to guide
the efficiency of the drilling operation as well as to identify what has to be
changed in order to improve the drilling. This dissertation analyses different
methods for drilling optimization based on the specific mechanical energy. These
methods are applied to a data set that consists of drilling parameters (weight-on-
bit, torque, rate of penetration, rotation per minute) for 6 wells along the sections
of evaporites. Large-scale drilling experiments carried out at the laboratory were
also used. The study concludes that the ideal specific mechanical energy on most
operations is related to a fraction of the confined compressive strength of the rock.
Keywords
Specific energy; Drilling Optimization; Evaporite.
Sumário
1 Introdução 18
1.1. Relevância e Motivação do Estudo 18
1.2. Objetivos 19
1.3. Organização da Dissertação 19
2 Revisão Bibliográfica 21
2.1. Considerações sobre Perfurações 21
2.1.1. Brocas PDC 21
2.1.2. Sistemas de Aquisição de Dados 24
2.2. Contribuição da Hidráulica em Perfurações de Poços 29
2.3. Aplicação dos Conceitos de Energia Específica em Perfurações de
Poços de Petróleo 33
2.4. Modelos Analíticos de Otimização de Perfuração Baseados na
Transferência de Energia Específica 39
2.4.1. Modelo analítico de Otimização da Perfuração – Dupriest 39
2.5. Modelo SEROP (Specific Energy ROP Model) 42
2.6. Modelo analítico de otimização da perfuração – Armenta 47
3 . Estudo de Caso - Ensaios de Perfuração em Laboratório 53
3.1. Descrição do Equipamento e Metodologia do Ensaio 53
3.2. Avaliação da Resistência da Rocha 56
3.2.1. Resistência da Rocha definida pela CCS (Confined Compressive
Strength) 57
3.3. Aplicação dos Modelos Analíticos de Otimização Baseados na
Transferência de Energia Específica 60
4 Estudo de Caso - Perfuração no Campo 85
4.1. Avaliação da Resistência da Rocha 93
4.2. Aplicação dos Modelos Analíticos de Otimização Baseados na
Transferência de Energia Específica 95
4.3. Comparação entre as Análises: Poços x Ensaios de Laboratório 112
5 Conclusões 116
Referências Bibliográficas 119
Apêndice 124
A.1. Gráficos Representativos de Perfis 124
A.2. Gráficos da Faixa de Variação da Resistência à Compressão
Confinada para Poços e Ensaios de Laboratório 131
A.3. Gráficos da Aplicação dos Modelos Analíticos para os Poços e
Ensaios de Laboratório 135
A.4. Gráficos da Eficiência Mecânica Máxima versus Profundidade –
Poços 136
A.5. Gráficos da Eficiência Mecânica Máxima versus Profundidade –
Ensaios de Laboratório 139
A.6. Avaliação do Comportamento do Coeficiente de Atrito ao
Deslizamento da Broca – Ensaios de Laboratório 142
A.7. Curvas WOB x ROP – Ensaios de Laboratório 146
A.8. Comparação entre as curvas T x (WOB.Db/36) – Ensaios de
Laboratório 151
A.9. Curvas SE_Teale x ROP para Ensaios de Laboratório 153
A.10. Curvas SE x CCS para Trechos dos Poços 156
A.11 Curvas T x WOB.Db/36 para trechos dos poços 158
Lista de figuras
Figura 1 - Broca PDC (Wamsley e Ford, 2006)........................................21
Figura 2 - Plano de thrust e modo de corte do cortador PDC (Wamsley e
Ford, 2006)........................................................................................22
Figura 3 - Ângulo de ataque de um cortador PDC (Plácido e Pinho, 2009).
..........................................................................................................24
Figura 4 - Ângulo side rake (modificado de Bourgoyne et al., 1991)........24
Figura 5 - Sensor de carga no gancho (Tavares, 2006). ..........................25
Figura 6 - Sensor de altura do gancho (Tavares, 2006). ..........................26
Figura 7 - Sistema de aquisição de dados do CoPilot™. .........................29
Figura 8: Avaliação da influência da potência hidráulica da broca no
folhelho Pierre com fluido base-óleo e fluido base-água (modificado
de Holster e Kipp, 2002)....................................................................30
Figura 9: Avaliação da influência da potência hidráulica da broca no
arenito Berea com fluido base-óleo (modificado de Holster e Kipp,
2002). ................................................................................................31
Figura 10: Avaliação da influência da potência hidráulica da broca no
arenito Berea com fluido base-água (modificado de Holster e Kipp,
2002). ................................................................................................31
Figura 11: Influência da potência hidráulica na eficiência mecânica
máxima – broca TCI (modificado de Pessier e Fear, 1992) ..............32
Figura 12 - SE versus UCS para duas brocas de cone (modificado de
Teale, 1965). .....................................................................................35
Figura 13: Energia específica obtida através de brocas PDC, TCI e
Impregnada para fluido base-água – arenito Crab Orchard
(Modificado de Judzis et al., 2009)....................................................37
Figura 14: Energia específica obtida através de brocas PDC, TCI e
Impregnada para fluido base-água – calcário Carthage (Modificado de
Judzis et al., 2009) ............................................................................37
Figura 15: Influência do tipo de rocha na energia específica – arenito Crab
Orchard (Modificado de Judzis et al., 2009)......................................38
Figura 16: Influência do tipo de rocha na energia específica – calcário
Marble (Modificado de Judzis et al., 2009)........................................39
Figura 17 - Ensaio de drilloff (Dupriest et al., 2005). ................................41
Figura 18 - Valores do fator hidráulico da broca (Modificado de Armenta,
2008). ................................................................................................49
Figura 19 - DSE versus CCS (Modificado de Armenta, 2008)..................49
Figura 20 - SE versus CCS (Modificado de Armenta, 2008). ...................50
Figura 21 - Parâmetros de perfuração para o poço estudado (Armenta,
2008). ................................................................................................51
Figura 22 - Cálculo da DSE para o poço estudado (Armenta, 2008). ......51
Figura 23 - Imagem do simulador em grande escala de perfuração da
Baker Hughes. ..................................................................................54
Figura 24 - Perfis do ensaio OB0001B.....................................................55
Figura 25 - Perfis do ensaio OB0001F. ....................................................56
Figura 26 - Valores típicos de UCS para minerais evaporíticos (Jeremic,
1994). ................................................................................................58
Figura 27 - Faixa de valores de CCS para os ensaios OB0001A e
OB0001B...........................................................................................59
Figura 28 - SE versus CCS – ensaio OB0001A e OB0001I. ....................61
Figura 29 - SE versus CCS – ensaios OB0001B_RPM=120 e
OB0001B_RPM=180.........................................................................62
Figura 30 - SE versus CCS – ensaios OB0001D_RPM=120 e
OB0001D_RPM=180. .......................................................................62
Figura 31 - SE versus CCS – ensaios OB0001F_RPM=120 e
OB0001F_RPM=180.........................................................................63
Figura 32 - SE versus CCS – ensaios OB0001J_RPM=120 e
OB0001J_RPM=180. ........................................................................63
Figura 33 - SE versus CCS – ensaios OB0001K_RPM=120 e
OB0001K_RPM=180.........................................................................64
Figura 34 - SE versus CCS – ensaios OB0002A_RPM=120 e
OB0002A_RPM=180.........................................................................64
Figura 35 - Cálculo da distância para que a broca penetre todos seus
dentes laterais...................................................................................65
Figura 36 - Avaliação do comportamento de para o ensaio OB0001B: (a)
RPM=120 e (b) RPM=180.................................................................71
Figura 37 - Comparação entre para rotações de 120 e 180 RPM do
ensaio OB0001D...............................................................................71
Figura 38 - Profundidade de corte versus WOB para o ensaio OB0001D.
..........................................................................................................72
Figura 39 - ROP versus WOB para o ensaio OB0001D...........................73
Figura 40 - SE_T versus ROP para o ensaio OB0001B...........................74
Figura 41 - Influência da resistência da formação na variação de : (a)
RPM=120 e (b) RPM=180.................................................................76
Figura 42 - ROP versus WOB para halita e anidrita em diferentes RPMs:
(a) RPM=120 e (b) RPM=180 ...........................................................77
Figura 43 - Influência da broca na variação de : (a) RPM=120 e (b)
RPM=180 ..........................................................................................78
Figura 44 - Comportamento da ROP para os diferentes tipos de broca: (a)
RPM=120 e (b) RPM=180.................................................................79
Figura 45: Influência do peso de fluido na taxa de penetração – RPM =
120 ....................................................................................................81
Figura 46: Influência do peso de fluido na energia específica – RPM = 120
..........................................................................................................82
Figura 47: Influência do peso de fluido na taxa de penetração – RPM =
180. ...................................................................................................83
Figura 48: Influência do peso de fluido na energia específica – RPM =
180. ...................................................................................................83
Figura 49 - Perfis do Poço 8.....................................................................89
Figura 50 - Perfis do Poço 2.....................................................................90
Figura 51 - Comparação entre dados de superfície e CoPilot™ para Poço
10 – torque e tempo de trânsito cisalhante. ......................................92
Figura 52 - Comparação entre dados de superfície e CoPilot™ para Poço
10 – RPM e Gamma Ray. .................................................................92
Figura 53 - Valores de CCS estimados por diferentes correlações para os
Poços 4 e 7. ......................................................................................95
Figura 54 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço 3. ...........................................................................................96
Figura 55 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço 4. ...........................................................................................97
Figura 56 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço 5. ...........................................................................................98
Figura 57 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço 7. ...........................................................................................99
Figura 58 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço 8. .........................................................................................100
Figura 59 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço 9. .........................................................................................101
Figura 60 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço10. ........................................................................................102
Figura 61 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE
– Poço.............................................................................................103
Figura 62 - SE x CCS para Poços 3 e 4.................................................104
Figura 63 - SE_Teale_CoPilot™ versus SE_Teale_superfície - Poço 2.106
Figura 64 – Comparação entre as curvas de energia específica de todos
os poços de estudo. ........................................................................108
Figura 65 - SE versus CCS para trecho do Poço 3. ...............................112
Figura 66 - Avaliação de para um trecho do Poço 2: (a) RPM=169 e (b)
RPM=193 ........................................................................................114
Figura 67 - Avaliação de para um trecho do Poço 3: (a) Trecho 1 e (b)
Trecho 2 ..........................................................................................115
Lista de tabelas
Tabela 1 - Parâmetros medidos por sensores de superfície (modificado de
Tavares, 2006) ..................................................................................25
Tabela 2 - Características do simulador de elevadas pressões da Baker
Hughes..............................................................................................54
Tabela 3 - Resumo das características de perfuração dos ensaios. ........56
Tabela 4 - Energias específicas médias para os ensaios. .......................68
Tabela 5 - Valores médios de EFFmáx para os ensaios de laboratório em
grande escala....................................................................................69
Tabela 6 - Diferença percentual entre os coeficientes de atrito ao
deslizamento para as diferentes brocas............................................79
Tabela 7 - Valores médios de para os ensaios em grande escala. .......80
Tabela 8 - Resumo dos dados disponíveis para os poços em estudo. ....86
Tabela 9 - Dados de perfuração e de broca para os poços estudados. ...87
Tabela 10 - Legenda de cores representativa da litologia dos poços.......88
Tabela 11 – Valores típicos de tempo de trânsito compressional e raios
gama de alguns evaporitos (Mohriak et al., 2008). ...........................91
Tabela 12 - Valores dos parâmetros de ajuste k1 e k2 (Modificado de Olea
et al., 2008). ......................................................................................94
Tabela 13 - EFF máximas para os poços perfurados.............................104
Tabela 14 - Valores de energia específica para sal obtidos na literatura.
........................................................................................................109
Tabela 15 - Valores médios de EFF máxima para os trechos dos poços
perfurados em campo. ....................................................................113
Tabela 16 - Valores de para os trechos dos poços perfurados com
medidas de CoPilot. ........................................................................114
Lista de símbolos
AB área da seção transversal da broca
BHA bottomhole assembly
CCSDP resistência à compressão confinada da rocha
DB diâmetro da broca
DP pressão diferencial
DSE energia específica de perfuração
DTc tempo de trânsito compressional
DTs tempo de trânsito cisalhante
ECD densidade de fluido circulante
ECMP pressão de fluido circulante
EFFmax eficiência mecânica máxima;
ângulo de atrito interno da rocha;
GR raios gamma
HPB potência hidráulica da broca
HSI razão entre potência hidráulica da broca e área da seção
transversal da broca
fator hidráulico da broca
coeficiente de atrito ao deslizamento da broca
MW peso de fluido de perfuração
N revoluções por minuto
OB Pressão de sobrecarga
pe porosidade efetiva
PP poro-pressão
ROP taxa de penetração
RPM revoluções por minuto
SE energia específica
SE_D energia específica de Dupriest
SE_T energia específica de Teale
T torque da broca
UCS resistência à compressão não confinada da rocha
W variação de trabalho
WOB peso sobre broca
V variação de volume
1 Introdução
1.1. Relevância e Motivação do Estudo
Nos últimos anos, a indústria do Petróleo tem investido em pesquisas a
respeito do entendimento e otimização do desempenho de brocas de perfuração.
Objetiva-se com isso aumentar as taxas de perfuração, diminuir o tempo
improdutivo de trabalho e aumentar os lucros da atividade petrolífera. As técnicas
modernas de perfuração baseadas em pesquisas teóricas têm adquirido
importância fundamental com a descoberta de petróleo a grandes profundidades.
Neste ambiente, as dificuldades em se atingir o alvo aumentam
consideravelmente, especialmente porque os campos recentemente descobertos
localizam-se abaixo de formações de evaporitos, rochas que necessitam de
especial atenção devido ao seu comportamento diferenciado.
A maneira convencional de melhorar o desempenho de uma perfuração no
campo de petróleo é através da comparação do rendimento da perfuração que está
sendo realizada com modelos estatísticos obtidos de poços de correlação. Por sua
natureza, este critério de otimização é subjetivo, já que cada poço tem suas
particularidades, tornando cada perfuração única e com característica
diferenciada. Dentro desse contexto, diversos autores vêm propondo modelos nos
quais o processo de perfuração é tratado como um sistema balanceado de
transferência de energia mecânica. Os três elementos chave desse sistema são:
uma energia mecânica aplicada, a eficiência da perfuração e uma energia
específica mínima que equivale à resistência da rocha.
Esta dissertação é parte de um projeto desenvolvido em parceria entre o
Grupo de Tecnologia e Engenharia de Petróleo – GTEP - da Pontifícia
Universidade Católica do Rio de Janeiro, e a Companhia de Serviços Petrolíferos
Baker Hughes. Este projeto tem como objetivo maior executar a modelagem de
perfuração de evaporitos sob elevadas pressões, estudo motivado pela necessidade
de otimizar o processo de perfuração e reduzir os custos elevados associados ao
19
desenvolvimento de campos marítimos do pré-sal. Neste contexto, o presente
estudo está focado em identificar os parâmetros de perfuração e da rocha que
sejam relevantes para melhorar o desempenho da perfuração em evaporitos,
através do estudo e aplicação de modelos analíticos de otimização baseados na
transferência de energia específica.
1.2. Objetivos
O presente trabalho tem como objetivo geral estudar a otimização da taxa de
penetração de perfurações através do monitoramento da energia específica que é
gasta durante o processo de corte de rocha em formações evaporíticas. Para atingir
este objetivo, serão analisados os seguintes aspectos:
Estudar os diferentes métodos baseados em energia específica para a
otimização de taxa de penetração;
Aplicar estes modelos em perfurações e em ensaios de laboratório de
grande escala feitos em rochas evaporíticas e compará-los entre si,
verificando o funcionamento de cada um;
Analisar aspectos relevantes do comportamento da energia
específica conforme variam os parâmetros de perfuração e da rocha;
Comparar o desempenho das perfurações de campo com as de
laboratório;
Identificar parâmetros relevantes para melhorar o desempenho de
perfurações;
1.3. Organização da Dissertação
Este item apresenta a organização da dissertação, com a ordem e a descrição
dos capítulos que a compõem, conforme segue:
a) o Capítulo 2 apresenta uma revisão bibliográfica sobre brocas PDC,
Sistemas de aquisição de dados e sobre energia específica, abordando os recentes
estudos sobre este parâmetro e os modelos analíticos de otimização baseados na
energia específica;
b) o Capítulo 3 apresenta os ensaios de laboratório em grande escala e
discute o resultado da aplicação dos modelos analíticos de otimização;
20
c) o Capítulo 4 apresenta as perfurações de campo e a análise da aplicação
dos modelos analíticos;
d) o Capítulo 5 contém as conclusões obtidas a partir da análise dos
capítulos anteriores;
e) o Apêndice contém as Figuras adicionais que complementam a análise
dos dados de laboratório e dos poços perfurados em campo.
2 Revisão Bibliográfica
2.1. Considerações sobre Perfurações
A seguir será apresentada uma revisão a respeito de alguns itens
relacionados à perfuração de poços que foram objeto de estudo deste trabalho.
2.1.1. Brocas PDC
A broca PDC (Pollycrystaline Diamond Compact) é uma avançada
ferramenta para perfuração de poços que utiliza como matéria prima o diamante
sintético. Seus cortadores são na forma de pastilhas, soldadas nas aletas da broca,
sendo estas últimas de aço ou de matriz (material composto por carboneto de
tungstênio). A principal diferença desta ferramenta para as brocas de diamante
natural e TSP (Thermally Stable Polycrystalline), é o seu sistema hidráulico, que
funciona através de jatos, similar às brocas de cone.
O corpo das brocas PDC é projetado e manufaturado em dois estilos
estruturais diferenciados: matriz (carboneto de tungstênio) ou aço. Ambos
proporcionam diferentes capacidades de corte e, como cada uma delas tem
algumas vantagens características, a escolha entre elas deve acontecer conforme a
necessidade de sua aplicação. A Figura 1 apresenta um modelo de broca PDC.
Figura 1 - Broca PDC (Wamsley e Ford, 2006).
22
O mecanismo de corte da broca PDC é por cisalhamento. Segundo
Bourgoyne et al. (1986) e Wamsley e Ford (2006), algumas considerações
influenciam o seu desempenho:
• Características das estruturas de corte: as estruturas de corte devem
fornecer a cobertura adequada da seção do poço para perfurar satisfatoriamente,
minimizando possíveis vibrações e também cumprindo com as necessidades
produtivas. No início da década de 70, as brocas de PDC tinham projetos
elementares que não incluíam métodos para limpeza e resfriamento. Na década de
80, a tecnologia PDC avançou rapidamente como resultado de um maior
conhecimento sobre vibrações durante a perfuração e sua influência na
produtividade. Atualmente, as estruturas de corte são reconhecidas como o
principal elemento de balanceamento de forças para a broca e para a taxa de
penetração durante a perfuração.
• Mecânica de corte: o método através do qual a rocha é cortada é
importante no projeto e na seleção da broca. A ruptura da formação ocorre de duas
maneiras: ruptura frágil e ruptura dúctil. O modo no qual a formação rompe
depende da resistência da rocha, que é função das condições do fundo do poço tais
como profundidade, pressão e temperatura. Quando ocorre uma ruptura frágil, a
formação rompe com pouca ou nenhuma deformação. Na ruptura dúctil, a
formação deforma elasticamente, seguida por uma deformação plástica até a
ruptura. A força de penetração vertical aplicada através do peso dos comandos e a
força horizontal gerada pela mesa rotativa são transmitidas para os cortadores. A
força resultante define um plano, conhecido como plano de thrust. A Figura 2
apresenta um esquema do plano de thrust e do modelo de corte da broca PDC.
Figura 2 - Plano de thrust e modo de corte do cortador PDC (Wamsley e Ford, 2006).
23
Os cascalhos são cisalhados em um determinado ângulo inicial relativo ao
plano de thrust o qual depende da resistência da rocha.
• Cortadores: possuem função de corte e, para ter um bom desempenho, eles
devem ter um bom apoio estrutural e uma orientação eficiente em toda broca.
• Quantidade e disposição de cortadores: os cortadores são estrategicamente
dispostos na face da broca para garantir uma cobertura completa da seção do
poço. O número de cortadores existente em uma broca PDC é função do perfil da
broca, do seu comprimento e do tamanho e tipo do cortador. Geralmente a
quantidade de cortadores aumenta do centro da broca para as extremidades. Isto
acontece porque os cortadores que estão próximos ao calibre (parte externa)
devem viajar uma maior distância e mais rápido além de remover maior
quantidade de rocha do que aqueles mais próximos do centro da broca. Se a
quantidade de cortadores na face da broca for muito reduzida, a profundidade de
corte aumenta, ROP aumenta, resultando em um torque maior, porém isto acaba
reduzindo a vida útil da broca.
• Orientação do cortador: a sua orientação deve ser tal que, quando ele é
carregado, devem surgir somente forças de compressão. Os cortadores deverão ser
colocados de modo a obter um determinado ângulo de ataque (back rake angle),
que é o ângulo entre a face do cortador e uma linha perpendicular à formação que
está sendo perfurada. Este ângulo contribui para o desempenho da broca
influenciando a eficiência da sua limpeza (feita através da circulação de fluido),
aumentando a sua agressividade e prolongando a vida útil do cortador. Ele
também influencia a trajetória do cascalho e, quanto maior este ângulo, menor a
tendência de o cascalho ficar preso na broca. O ângulo de ataque é fundamental
para definir a agressividade ou profundidade de corte por um cortador. Ele
também reduz uma possível quebra do cortador por impacto quando formações
mais resistentes são encontradas. Formações mais resistentes requerem um maior
ângulo de ataque para dar durabilidade à estrutura de corte e reduzir a vibração.
Cada cortador apresenta um ângulo diferente, que varia com a sua posição entre o
centro da broca e a parte externa (calibre). A Figura 3 ilustra a ação do cortador ao
cortar a formação e mostra o ângulo de ataque.
24
Figura 3 - Ângulo de ataque de um cortador PDC (Plácido e Pinho, 2009).
Outro ângulo importante é o side rake, que está relacionado à orientação dos
cortadores em relação ao plano horizontal. A Figura 4 ilustra este ângulo.
Figura 4 - Ângulo side rake (modificado de Bourgoyne et al., 1991).
2.1.2. Sistemas de Aquisição de Dados
Os parâmetros de perfuração de poços podem ser monitorados utilizando-se
dois sistemas diferentes: medidas por sensores de superfície e medidas de fundo
de poço. Estas duas modalidades de monitoramento diferem quanto à
confiabilidade de informações obtidas, sendo que as medidas feitas em fundo de
poço, próximas da broca, são mais fidedignas. É importante o entendimento destes
dois métodos de monitoramento antes de realizar uma análise de otimização de
perfuração.
O sistema de monitoramento dos parâmetros através de sensores de
superfície utiliza vários tipos de sensores localizados na sonda que medem
parâmetros mecânicos e hidráulicos. Os dados de fundo de poço são coletados por
25
ferramentas como MWD (measure while drilling), que consiste em um
agrupamento de sensores alocados próximo à broca, no BHA (Bottom Hole
Assembly), que transmitem informação para a sonda em tempo real.
A seguir, são apresentadas algumas das variáveis medidas por sensores de
superfície, cujo conhecimento é relevante para o desenvolvimento deste trabalho
(segundo Tavares, 2006). A Tabela 1 apresenta um resumo destes parâmetros.
Tabela 1 - Parâmetros medidos por sensores de superfície (modificado de Tavares,
2006)
Vazão de Retorno de Fluido do PoçoPeso de Lama na Entrada e na Saída do PoçoTemperatura do Fluido de Perfuração
Rotação da ColunaDeslocamento Vertical da PlataformaPressão de Injeção de LamaConcentração Total de Gás
Parâmetros medidos por sensores de superfícieCarga no GanchoTorqueAltura do Gancho
1- Carga no gancho: é a força total sustentada pelo gancho. Ela inclui o peso
da coluna de perfuração e de equipamentos auxiliares, diminuída de qualquer
força que tenda a reduzir este peso, como fricções na parede do poço
(www.glossary.oilfield.slb.com/Display.cfm?Term=hook%20load). A carga no
gancho é monitorada através de um extensômetro posicionado na dead-line,
conforme ilustrado na Figura 5.
Figura 5 - Sensor de carga no gancho (Tavares, 2006).
2- Torque: o conhecimento deste parâmetro é relevante para monitorar a
perfuração. Isto porque um aumento ou queda exagerada do torque representa
algum problema na perfuração. Um aumento exagerado do torque pode acontecer
26
devido ao atrito lateral com a parede do poço (especialmente em poços
direcionais) e a redução do torque é geralmente causada por um enceramento da
broca (Rocha et al., 2009).
3-Altura do gancho: alguns parâmetros importantes podem ser obtidos
conhecendo-se a altura do gancho, como a profundidade do poço, a velocidade do
gancho, o tempo e a velocidade de perfuração (Jinyu, 2009).
Segundo Tavares (2006), a altura no gancho é monitorada através de um
sensor conta-giros, posicionado no próprio guincho, ou por um sensor chamado
geolograph, posicionado na plataforma, que mede a altura real do gancho em
relação a esta.
Figura 6 - Sensor de altura do gancho (Tavares, 2006).
4- Rotação da Coluna (RPM): esse parâmetro é fornecido pela sonda, mas
pode-se colocar sensores de rotação no top-drive ou na mesa rotativa (Tavares,
2006). Em geral, quanto maior for o número de revoluções por minuto, maior é a
taxa de penetração gerada, porém maior o desgaste da broca. O intervalo de
rotações a ser utilizado em uma perfuração depende do tipo de broca e é sugerido
pelas empresas fabricantes. Esses intervalos de aplicação de RPM podem ser
obtidos no catálogo de brocas World Oil’s Drill Bit Classifier.
5- Deslocamento vertical da plataforma: segundo Tavares (2006), o
deslocamento vertical da plataforma é monitorado por um sensor conectado ao
pistão do tensionador do riser de perfuração;
6- Pressão de Injeção de Lama: é um parâmetro importante, que, do ponto
de vista de otimização de perfuração, deve ser bem projetada com o intuito de
limpar o fundo do poço dos cascalhos gerados pela broca e transportá-los até a
superfície. A má utilização da energia hidráulica resulta numa ação deficiente da
27
broca sobre a rocha a ser perfurada, já que os dentes da broca têm que retrabalhar
os cascalhos acumulados no fundo do poço (Thomas et al., 2001).
7- Concentração total de gás no retorno da lama: a incorporação de gases da
formação no fluido de perfuração é conhecida como corte de lama por gás. Neste
processo, o gás vai se expandindo à medida que é trazido à superfície, causando
uma diminuição na massa específica do fluido de perfuração nas profundidades
mais rasas do poço, podendo acontecer um kick (fluxo de fluidos do interior da
formação para o interior do poço durante as operações de perfuração). Em poços
profundos, a redução da pressão no fundo é relativamente pequena, podendo
permitir a continuidade da perfuração sem ter que aumentar o peso de fluido
(Rocha et al., 2009).
8- Vazão de Retorno de Fluido do Poço: é medida por um sensor
posicionado na flowline (conduto de fluxo gravitacional inclinado com a função
de direcionar os fluidos que retornaram do poço à superfície para o equipamento
de tratamento de fluidos) (Tavares, 2006). A vazão de retorno deve ser
continuamente monitorada durante o tempo em que o poço esteja sendo
controlado. Através desta medida é possível saber se ocorreu um kick (aumento da
vazão), perda de circulação ou se houve presença de gás no riser (retorno de fluido
de perfuração do riser na superfície).
9- Peso de lama na entrada e na saída do poço: medida por um sensor
imerso em dois pontos do fluido, a diferença entre as leituras determina o peso de
lama. Este parâmetro controla a pressão hidrostática no poço, impede a invasão de
fluidos e o colapso do revestimento. O peso de lama excessivo pode gerar perda
de circulação através da propagação de fraturas na rocha.
10- Temperatura do fluido de perfuração: A temperatura é medida por um
sensor imerso em dois níveis no fluido de perfuração (Tavares, 2006). Conforme
nos aproximamos do centro da Terra, ocorre um aumento da temperatura. Como
conseqüência, durante a perfuração o fluido tende a retornar com uma temperatura
mais elevada do que aquela a qual entrou no poço. Em zonas de compactação
normal, o gradiente geotérmico aumenta gradualmente com a profundidade, já em
zonas de pressão anormal, os gradientes se tornam mais acentuados. Assim, a
análise da temperatura do fluido de perfuração pode ser considerada um indicativo
de zonas de pressão anormalmente alta (Rocha et al., 2009).
28
Alguns parâmetros utilizados para monitorar e otimizar a perfuração são
calculados a partir dos medidos por sensores, conforme pode ser visto abaixo:
· Profundidade vertical: distância vertical a partir de um ponto do poço
(geralmente a profundidade final) até a elevação do kelly bushing
(www.glossary.oilfield.slb.com/Display.cfm?Term=true%20vertical%20depth).
· ROP – Rate of Penetration (taxa de penetração): mede a velocidade com
que a broca perfura um determinado intervalo de formação. É calculada
dividindo-se a distância perfurada em metros pela unidade de tempo considerada
(geralmente horas). Quanto maior a taxa de penetração, menor o tempo de
perfuração e menores os custos de sonda. Quando se objetiva otimizar uma
perfuração, deve-se alcançar a máxima taxa de penetração possível diminuindo,
assim, o tempo de execução. Este parâmetro é uma conseqüência de diversos
fatores: tipo de broca utilizada, tipo de rocha perfurada, torque gerado,
funcionamento da hidráulica de remoção de cascalhos, velocidade de rotação
aplicada, peso aplicado à coluna, entre outros.
· WOB – Weight on Bit (peso sobre a broca): é a quantidade de peso
imprimido sobre a broca no fundo do poço para perfurar. É obtido subtraindo-se o
peso da coluna da carga no gancho. O peso sobre a broca é um parâmetro de
controle durante a perfuração e, quando ele for medido por sensores de superfície,
em sua leitura pode haver influência do empuxo gerado pelo fluido de perfuração
e pelo atrito. Por isto, para otimizar a perfuração garantindo a correta transmissão
de peso à broca, é importante a obtenção de medidas de fundo de poço, que são
feitas o mais próximo da broca possível, minimizando estes erros de leitura.
Os dados experimentais de dois poços utilizados no desenvolvimento desta
pesquisa foram medidos por um equipamento que faz medidas em fundo de poço
conhecido como CoPilot™. O CoPilot™ é uma ferramenta de diagnóstico e
aquisição de dados que fica conectado ao Bottom Hole Assembly (BHA). Ele pode
ser utilizado tanto em BHAs onde se tenha Rotary Steerable System, quanto em
colunas convencionais e também com motores de fundo (em modo rotativo ou
sliding). O CoPilot™ contém uma variedade de sensores que medem 14
parâmetros, incluindo o peso sobre a broca, torque, pressão, rotação, aceleração,
temperatura, e bending moment e envia estas informações em tempo real para o
operador através de um monitor localizado na plataforma. Isto auxilia nas
29
decisões a serem tomadas e a corrigir os parâmetros de perfuração aplicados
quando for necessário.
O CoPilot™ pode ser posicionado em qualquer parte do BHA, dependendo
de quais as aplicações ou dados requeridos. Estes dados melhoram a qualidade da
perfuração, pois através de seu monitoramento, é possível gerar menos desgaste
nos componentes da coluna e do BHA. A aquisição de parâmetros em fundo de
poço gera maior confiabilidade nos dados adquiridos já que estes são medidos em
tempo real o mais próximo da broca possível. A Figura 7 ilustra o sistema de
aquisição de dados através do CoPilot™.
Figura 7 - Sistema de aquisição de dados do CoPilot™.
2.2. Contribuição da Hidráulica em Perfurações de Poços
As bombas de lama são utilizadas na atividade de perfuração de poços
transmitindo energia ao fluido de perfuração. Este, por sua vez, percorre através
de equipamentos de superfície, o interior da coluna de perfuração, jatos da broca e
espaço anular. Ao longo deste caminho, o fluido de perfuração perde carga devido
à passagem por conexões, pela broca e principalmente devido ao atrito gerado
com as paredes do poço (Rocha et al., 2008).
A má utilização da energia hidráulica dificulta o trabalho da broca de cortar
a rocha, pois os cascalhos começam a acumular no fundo do poço, ou,
dependendo da formação (ex.: rochas argilosas), estes começam a grudar nos
30
cortadores da broca, causando o seu enceramento. Com isto, a broca gasta uma
energia maior, já que ela tem que retrabalhar o material acumulado no fundo do
poço (Thomas, 2004).
Segundo Thomas (2004), algumas técnicas são utilizadas para otimizar os
parâmetros hidráulicos:
- máxima velocidade nos jatos;
- máxima potência hidráulica nos jatos;
- máxima força de impacto;
- máxima força de impacto efetiva.
Holster e Kipp (1984) desenvolveram ensaios de perfuração em laboratório
para determinar o efeito da potência hidráulica da broca na taxa de penetração
utilizando-se brocas PDC. Os testes foram realizados em três tipos de rochas
(Mancos shale, Pierre shale e Berea Sandstone) e dois tipos de fluido de
perfuração (water-based mud e oil-based mud). A Figura 8, a Figura 9 e a Figura
10 apresentam os resultados das análises para o folhelho reativo (Pierre shale) e
para o arenito.
Figura 8: Avaliação da influência da potência hidráulica da broca no folhelho Pierre com
fluido base-óleo e fluido base-água (modificado de Holster e Kipp, 2002).
31
Figura 9: Avaliação da influência da potência hidráulica da broca no arenito Berea com
fluido base-óleo (modificado de Holster e Kipp, 2002).
Figura 10: Avaliação da influência da potência hidráulica da broca no arenito Berea com
fluido base-água (modificado de Holster e Kipp, 2002).
32
Analisando a Figura 8, percebe-se que a potência hidráulica da broca afeta
de maneira significativa a taxa de penetração, utilizando-se o fluido base-óleo. Os
dados obtidos com fluido base-água foram erráticos. Abaixo de 5 hp/in², segundo
os autores, a broca perfurava com grande dificuldade devido ao enceramento. O
aumento da potência hidráulica acima de 5 hp/in² influenciou positivamente a taxa
de penetração. Portanto, conclui-se que, para o folhelho, o fluido base-óleo evitou
que os cascalhos ficassem grudados nos cortadores da broca, produzindo assim,
taxas de penetração maiores do que aquelas produzidas com fluido base-água.
Através da Figura 9 e da Figura 10 percebe-se uma melhora na taxa de
penetração quando a potência hidráulica da broca aumenta, tanto para os ensaios
com fluido base-óleo como para os com fluido base-água. Como o arenito Berea é
uma rocha bastante permeável, os autores sugerem que o aumento da ROP resulte
da conversão da energia cinética dos jatos de fluido em energia elástica nos poros
da rocha. Isto reduziria a tensão efetiva e aumentaria a taxa de penetração.
Pessier e Fear (1992) também verificaram em ensaios de laboratório de
grande escala que a eficiência mecânica máxima pode ser mais que dobrada com a
otimização da hidráulica em brocas tricônicas. A Figura 11 ilustra este
comportamento.
Figura 11: Influência da potência hidráulica na eficiência mecânica máxima – broca TCI
(modificado de Pessier e Fear, 1992)
33
2.3. Aplicação dos Conceitos de Energia Específica em Perfurações de Poços de Petróleo
O conceito de energia específica tem sido utilizado na Indústria do Petróleo
tanto para criar programas de otimização de perfuração, como para decidir quando
é o melhor momento para trocar de broca. Primeiramente será introduzida a sua
definição, seguido de exemplos de sua aplicação em perfuração de poços.
A energia específica é definida como sendo o trabalho executado por
unidade de volume escavado. Esta energia se refere à soma total de todo esforço
aplicado na broca para que esta perfure e corte a rocha. A energia que é gasta na
trituração do cascalho, em perdas friccionais, etc., está incluída na soma.
Teale (1965) foi o primeiro estudioso a aplicar o conceito de transferência
de energia específica no processo de perfuração de poços. Ele interpreta a
perfuração como sendo função de dois esforços:
O esforço necessário para penetrar a rocha devido ao peso sobre a
broca para o tempo de 1 minuto;
O esforço necessário para remover a camada de rocha devido à
rotação para 1 minuto.
Já que a energia específica depende do tipo de rocha perfurada, todos os
tipos de broca têm valores característicos e singulares de energia específica
associados a um determinado tipo de formação. As Eq. (1) e (2) apresentam o
trabalho executado devido à aplicação do peso sobre a broca e do torque para o
tempo de 1 minuto.
(1)
(2)
Sabendo-se que trabalho equivale à variação de energia e sabendo-se que
energia específica é definida como sendo o trabalho executado por unidade de
volume escavado, pode-se representar matematicamente este parâmetro conforme
a Eq. (3).
_ . .1minW axial WOB ROP
_ . (2 ).1minW rotacional T N
34
(3)
A variação de volume durante a perfuração para o tempo de 1 minuto é
expressa pela Eq. (4).
(4)
Substituindo as Eq. (1), (2) e (4) na Eq. (3), obtém-se a relação proposta por
Teale (1965):
(5)
Onde:
T = torque da broca (pés.lb)
WOB = peso sobre broca (libras)
ROP = taxa de penetração (polegadas / min)
AB = área da seção transversal da broca (polegadas ao quadrado)
N = revoluções por minuto
Convertendo-se a unidade da taxa de penetração para pés/hora, obtém-se:
(6)
Teale (1965) também estabeleceu uma relação importante entre a energia
específica e a resistência à compressão não confinada da rocha (UCS). Foram
examinados diversos ensaios sob pressões atmosféricas e o autor calculou a
energia específica para os mesmos. Foi observado que para todos os testes a
energia específica atinge um valor mínimo, que é bastante próximo do valor da
UCS. É importante observar que as unidades que expressam a energia específica
são idênticas àquelas que expressam a resistência à compressão. A Figura 12
ilustra um dos testes feitos pelo autor onde se pode comprovar a proximidade de
valores.
_W axial WrotSE
volume
min1)..(ROPAV
2
.B B
WOB NTSE
A A ROP
120
.B B
WOB NTSE
A A ROP
35
Figura 12 - SE versus UCS para duas brocas de cone (modificado de Teale, 1965).
A partir desta relação, pode-se comparar a energia específica mínima de
uma rocha com a energia específica que está sendo medida durante a perfuração.
A taxa entre estes dois parâmetros resulta na eficiência da perfuração. A Eq. (7)
apresenta a eficiência mecânica proposta por Teale (1965).
(7)
Onde:
EFF = eficiência mecânica máxima
SEmin = energia específica mínima = resistência à compressão não confinada
(UCS)
É importante salientar que a relação exposta acima (SE = UCS) é válida
para perfurações sob pressão atmosférica. Pessier e Fear (1992) realizaram ensaios
em rocha sob pressões hidrostáticas em que sugeriram a utilização da relação
apresentada na Eq. (7) considerando a energia específica mínima equivalente è
resistência à compressão confinada (CCS). Esta relação foi proposta devido à
observação de um grande aumento da energia específica, que os autores
relacionam ao aumento da resistência da rocha quando a mesma está sob
condições confinadas.
minSEEFF
SE
36
Waughman et al. (2002) desenvolveram um procedimento para determinar
qual o melhor momento de substituir brocas PDC desgastadas através do
monitoramento da energia específica e do perfil de raios gama. Este procedimento
foi estabelecido através de análise de um poço perfurado em North West Shelf of
Austrália, com posterior aplicação em tempo real a outras duas perfurações de
poços na mesma localidade. A metodologia proposta pelos autores consiste em:
Conhecer o tipo de formação que está sendo perfurada em tempo
real através de medidas de raios gama em fundo de poço;
Calcular em tempo real a energia específica ao longo da perfuração;
Estabelecer valores de energia específica de referência para cada
início de perfuração em folhelhos com broca afiada;
Comparar a energia específica em tempo real à energia específica de
referência;
Estimar o desgaste da broca comparando a energia específica em
tempo real ao valor da energia específica de referência.
Através da sua análise, Waughman et al. (2002) concluíram que a
percepção de que uma broca deve ser retirada do poço somente quando está
bastante desgastada para garantir boa performance, deve ser reavaliada.
Judzis et al., (2009) realizaram ensaios de laboratório em grande escala,
onde as amostras foram submetidas a elevadas pressões, utilizando quatro tipos de
brocas (tricônica, PDC com 4 lâminas, PDC com 7 lâminas e impregnada), três
tipos de rochas (Crab Orchard sandstone, Mancos shale e Carthage marble) e
cinco diferentes tipos de fluido. Este trabalho analisa a performance das diferentes
brocas nos três tipos de rocha, avalia a energia específica gerada com a utilização
dos três tipos de broca e avalia a contribuição do tipo de fluido e do peso de fluido
nas geração de energia específica e nas taxas de penetração. Todos os ensaios
foram realizados para uma pressão de confinamento de 11000 psi. A Figura 13 e a
Figura 14 apresentam, para o arenito e para o calcário, os valores de energia
específica obtidos para os diferentes tipos de broca.
Observando-se a Figura 13, percebe-se que a utilização de fluido base-água
ao invés de água aumentou em mais de cinco vezes os valores de energia
específica. Dentre os ensaios realizados com fluido base-água de 11 ppg, nota-se
37
que a broca PDC foi a que gerou menores valores de energia específica e broca
impregnada foi a que gerou os mais altos valores.
Figura 13: Energia específica obtida através de brocas PDC, TCI e Impregnada para
fluido base-água – arenito Crab Orchard (Modificado de Judzis et al., 2009)
Figura 14: Energia específica obtida através de brocas PDC, TCI e Impregnada para
fluido base-água – calcário Carthage (Modificado de Judzis et al., 2009)
38
Nas curvas apresentadas na Figura 14, o ensaio executado com água pura
resultou nas menores energias específicas. Dentre os ensaios perfurados com
fluido base-água, a broca tricônica foi a que gerou menor energia específica,
seguida pela broca PDC. A broca impregnada novamente gerou as maiores
energia específicas, indicando uma ineficiente perfuração nestas rochas.
A Figura 15 e a Figura 16 apresentam a influência da resistência,
respectivamente, do arenito Crab Orchard e do calcário Carthage na energia
específica. A resistência à compressão confinada a uma pressão confinante de
11000 psi é de 85000 psi para o arenito e de 40000 psi para o calcário.
Figura 15: Influência do tipo de rocha na energia específica – arenito Crab Orchard
(Modificado de Judzis et al., 2009)
Através da Figura 15 e da Figura 16, percebe-se que a curva de energia
específica é consideravelmente maior do que a resistência à compressão confinada
da rocha. Uma interpretação para este resultado seria a existência de um trabalho
adicional realizado devido ao aumento da resistência da rocha que acontece
quando a pressão de fundo de poço é elevada. Outra interpretação seria um
trabalho adicional realizado pela broca para remover os cascalhos que ficam
presos aos seus dentes. Neste aspecto, os autores citam a importância de um bom
projeto da hidráulica para facilitar a retirada do material perfurado da face da
broca, aumentando a taxa de penetração.
39
Figura 16: Influência do tipo de rocha na energia específica – calcário Marble (Modificado
de Judzis et al., 2009)
2.4. Modelos Analíticos de Otimização de Perfuração Baseados na Transferência de Energia Específica
Alguns autores têm apresentado modelos analíticos para otimizar a
perfuração por meio da aplicação de conceitos de transferência de energia
mecânica. Estes modelos serão apresentados nos próximos sub-itens deste
capítulo e serão utilizados nas análises de dados realizadas no presente trabalho.
2.4.1. Modelo analítico de Otimização da Perfuração – Dupriest
O monitoramento da energia específica tem sido utilizado em ensaios de
laboratório para avaliar a eficiência da perfuração. Poucos autores utilizaram este
método diretamente em campo, como Waughman et al., 2002, Caicedo et al.
(2005) e Dupriest et al. (2005).
Dupriest et al. (2005) criaram um fluxo de trabalho para otimizar a taxa de
penetração aplicável em tempo real durante as operações de perfuração. Este fluxo
de trabalho é conhecido como Fast Drill Process (FDP) em que o operador pode
modificar os parâmetros de perfuração, tendo acesso a dados que estão sendo
40
medidos durante a operação e transmitidos simultaneamente aos engenheiros,
inclusive dados sobre a energia específica.
A energia específica utilizada neste sistema foi calculada partindo da
equação proposta por Teale e modificada com o objetivo de ajustar seus valores
aos da resistência à compressão confinada. Conforme visto na seção anterior,
Pessier e Fear (1992) sugeriram que a energia específica pudesse ser relacionada à
resistência à compressão confinada da rocha e que os picos de eficiência se situam
em torno de 30 a 40 %.
Dupriest et al. (2005) propuseram a implementação de um artifício
matemático com o objetivo de aproximar os valores de SE aos da CCS. Para isto
basta multiplicar a Energia específica por 35 % (valor médio de pico de
eficiência), conforme apresenta a Eq. (8). O ajuste dos valores de energia de
forma que estes possam ser comparados com a resistência à compressão confinada
durante o pico de performance da broca, proporciona uma boa referência aos
operadores sobre a sua performance.
Madj EFFSESE (8)
Onde:
EFFM = eficiência mecânica máxima, cujo valor é 0.35.
Para compreender de que maneira são analisados os dados de energia
específica computados em tempo real, o autor deste método utiliza como base
uma visão estruturada sobre como a broca perfura. Para isto, o autor propõe a
execução de ensaios de drilloff, no qual a perfuração é interrompida e um elevado
peso sobre a broca é aplicado à coluna. O sistema de aplicação de peso é fixado de
tal maneira que impeça a coluna de avançar enquanto continua-se aplicando
rotação e circulando fluido para o interior do poço. Conforme a broca perfura, o
peso sobre a broca declina até que esta não consiga mais cortar a rocha. A Figura
17 ilustra um gráfico obtido através deste ensaio.
A curva da Figura 17 é dividida em três regiões. Na região I a performance é
limitada devido a uma profundidade de corte inadequada que ocorre quando o
peso sobre a broca aplicado é muito baixo. Conforme o peso sobre a broca é
41
aumentado (e conseqüentemente a profundidade de corte também é aumentada),
esta passa a se aproximar do seu pico de eficiência.
Figura 17 - Ensaio de drilloff (Dupriest et al., 2005).
Conforme dito acima, Dupriest et al. sugerem que as brocas conseguem
transferir somente de 30 a 40 % da energia aplicada no processo de corte da rocha,
mesmo quando estão operando no seu pico de desempenho. Entretanto, se a
profundidade de corte for inadequada, a eficiência diminui juntamente com a taxa
de penetração.
A região II da curva do ensaio de drilloff inicia quando a profundidade de
corte passa a ser adequada para estabilizar a performance da broca. Neste trecho
linear, a eficiência permanece a mesma conforme o peso sobre a broca é
aumentado. Um aumento deste parâmetro gera um acréscimo proporcional da taxa
de penetração. Apesar de a eficiência da broca ser praticamente constante, há um
acréscimo da energia específica e, como resultado, a taxa de penetração cresce
proporcionalmente. É neste trecho que os autores consideram que a perfuração
está otimizada e que a energia específica ajustada (0.35SE) está próxima da
resistência à compressão confinada da rocha.
O ponto a partir do qual esta proporcionalidade deixa de existir é conhecido
como founder point. O terceiro segmento da curva (região III) inicia-se a partir do
founder point onde se desenvolve uma condição na qual a transferência de energia
para a rocha é limitada por algum fator (geralmente vibrações e enceramento da
broca). O founder point é um valor muito próximo da máxima taxa de penetração
que pode ser gerada. Atingido este limite, o aumento deste parâmetro só é
conseguido através de um novo projeto para a perfuração.
42
Conhecendo este mecanismo de perfuração, Dupriest et al. (2005) sugerem
a realização de um ensaio de Drilloff, a partir do qual se determina a faixa de
valores de WOB onde a curva ROP x WOB é linear e, conclui-se do ensaio que a
perfuração deve ocorrer dentro deste intervalo de valores de WOB. O artifício
apresentado pela Eq. (8) é utilizado para monitorar os valores de energia
específica, que devem estar próximos da resistência à compressão confinada
quando a perfuração está otimizada.
Este método de otimização da perfuração apresenta como vantagem a
possibilidade de ser utilizado em tempo real, auxiliando a equipe a selecionar os
parâmetros adequados para maximizar a eficiência da perfuração e performance
da broca. O monitoramento das vibrações e da energia específica ajustada fornece
um entendimento sobre as causas de a curva ROP x WOB atingir o ponto
conhecido como founder (a partir do qual a energia específica fica limitada por
algum motivo como vibrações ou enceramento da broca).
Apesar de este método ser utilizado atualmente e resultar em melhorias no
desempenho das perfurações, o entendimento sobre o comportamento da energia
específica continua sem esclarecimento. Não houve uma investigação sobre qual o
valor de resistência ideal para relacionar à energia gasta no processo de corte de
rocha, optou-se pela implementação de um artifício que aproximasse os valores da
energia à resistência confinada da formação.
2.5. Modelo SEROP (Specific Energy ROP Model)
No ano de 2005, Caicedo et. al., propuseram um modelo para a previsão e
otimização da taxa de penetração para brocas PDC baseado na análise da teoria da
energia específica e da resistência à compressão confinada da rocha. A maioria
dos modelos para cálculo da taxa de penetração utilizava a resistência não
confinada da rocha para caracterizá-la. Porém, este parâmetro não é representativo
da resistência aparente da rocha à broca, especialmente quando a perfuração
ocorre a grandes profundidades. Caicedo et. al., (2005) utilizaram um método
bastante aplicado em mecânica das rochas para a obtenção da resistência à
compressão confinada da formação.
43
Este método foi desenvolvido a partir da teoria de Mohr-Coulomb e resulta
em valores mais realísticos e representativos da resistência aparente da rocha à
broca do que a utilização da resistência não confinada. A Eq. (9) apresenta o
cálculo deste parâmetro.
(9)
Onde:
UCS = resistência à compressão não confinada da rocha (psi);
CCSDP = resistência à compressão confinada da rocha permeável(psi);
= ângulo de atrito interno da rocha;
DP = pressão diferencial (psi).
A definição do parâmetro pressão diferencial é dependente do tipo de
formação que está sendo perfurada. Para o caso de uma rocha permeável, a
pressão diferencial pode ser determinada como sendo igual à diferença entre a
pressão de fluido circulante e a pressão de poros.
PPECMPDP (10)
Onde :
ECMP = pressão de fluido circulante (equivalent circulating mud pressure)
(psi);
PP = poro-pressão (psi).
Para o caso de uma rocha não permeável, a pressão diferencial pode ser
obtida aplicando-se uma relação descrita por Skempton (1954) para o cálculo da
pressão de poros. Para uma formação impermeável, a atividade de perfuração gera
um alívio das tensões na parte da formação localizada imediatamente abaixo da
broca. Este alívio da sobrecarga faz com que a rocha se expanda, aumentando seu
volume e diminuindo a sua pressão de poros. Este aumento da poro-pressão é
considerado no cálculo da poro-pressão de Skempton, conforme apresenta a Eq.
(11).
sin2 .
(1 sin )DPCCS UCS DP DP
44
3Pr
ECMPOBPPessurereSkemptonPo
(11)
Onde:
OB = pressão de sobrecarga (psi);
PP = poro-pressão (psi).
Portanto, para formações não permeáveis, a pressão diferencial resulta da
diferença entre a pressão de fluido circulante e a poro-pressão de Skempton. A
equação da resistência à compressão confinada para este caso é apresentada pela
Eq. (13).
essurereSkemptonPoECMPDPSK Pr (12)
(13)
Onde:
UCS = resistência à compressão não confinada da rocha (psi);
CCSSK = resistência à compressão confinada da rocha impermeável (psi);
= ângulo de atrito interno da rocha;
ECMP = pressão de fluido circulante (equivalent circulating mud pressure)
(psi);
DPSK = pressão diferencial de Skempton (psi).
As duas soluções apresentadas acima (CCSDP e CCSSK) são consideradas
como casos extremos. Uma representa a condição de formação permeável e a
outra, a condição de formação não permeável. Para calcular a resistência à
compressão confinada para formações com permeabilidade intermediária, Caicedo
et al. (2005) utilizaram a técnica de interpolação entre as Eq. (9) e (13). Para isto,
foi inserido nos cálculos o parâmetro porosidade efetiva (pe), para quantificar a
permeabilidade da formação. A porosidade efetiva é a relação entre o volume de
poros interconectados e o volume total de uma rocha. A metodologia para calcular
a resistência à compressão confinada para formações com permeabilidade
intermediária é ilustrada nas Eq. (14), (15) e (16).
sin
2 .1 sinSK SK SKCCS UCS DP DP
45
Se pe ≥ 0,20 (14)
Se pe ≤ 0,05 (15)
Se 0,05≤ pe ≥0,20 (16)
Onde:
CCSMIX = resistência à compressão confinada intermediária (psi);
pe = porosidade efetiva.
A presente metodologia é sugerida pelos autores para calcular a resistência à
compressão confinada da rocha que será utilizada nos cálculos para obtenção de
uma taxa de penetração ótima para a perfuração. O modelo analítico proposto
pelos autores que define a taxa de penetração ótima de uma perfuração será
apresentado adiante.
Este modelo utiliza a teoria da energia específica para estabelecer uma
relação entre a energia que é aplicada ao sistema (torque e peso sobre a broca) e a
energia efetivamente entregue à rocha, considerando as perdas que ocorrem neste
processo (quantificadas pelo parâmetro eficiência mecânica) e é obtido a partir da
Equação (6). Nesta Equação, verifica-se que a energia aplicada ao sistema é
equivalente à soma de duas parcelas de trabalho realizado: uma parcela resultante
do esforço vertical (WOB) e uma parcela resultante do trabalho torcional (torque).
Os parâmetros de controle aplicados à perfuração são o WOB e as revoluções por
minuto. O torque é uma conseqüência da aplicação destas duas grandezas, do tipo
de broca utilizada, tipo de rocha perfurada, entre outros fatores.
O torque pode ser relacionado ao peso sobre a broca através da Eq. (17).
(17)
Onde:
= coeficiente de atrito ao deslizamento da broca;
DB = diâmetro da broca (polegadas).
DPMIX CCSCCS
SKMIX CCSCCS
0, 05 0, 20
0,15 0,15MIX DP SK
pe peCCS CCS CCS
3.. BD
WOBT
46
O coeficiente de atrito ao deslizamento é um parâmetro que relaciona uma
propriedade de resistência da rocha (pois o atrito é dependente do tipo de rocha)
ao tipo de broca (pois o atrito varia conforme o tipo de broca utilizado). Portanto,
esta grandeza estabelece uma ligação entre os parâmetros de perfuração, o tipo de
broca e a resistência da rocha.
Substituindo o parâmetro torque da Eq. (6) pela Eq. (17), resulta na seguinte
Equação:
(18)
Onde:
WOB = peso sobre broca (libras);
ROP = taxa de penetração (pés / hr) ;
DB = diâmetro da broca;
= coeficiente de atrito ao deslizamento da broca;
AB = área da seção transversal da broca (polegadas ao quadrado);
N = revoluções por minuto.
A parcela de energia que é perdida durante este processo (por problemas de
enceramento, vibração, entre outros) pode ser quantificada pela eficiência da
broca. A Eq. (7) define matematicamente este parâmetro.
Substituindo o parâmetro energia específica da Eq. (7) na Eq. (18) e
isolando o termo taxa de penetração, obtém-se o modelo de otimização proposto
por Caicedo et al.:
(19)
Esta é a equação de otimização utilizada pela Chevron para selecionar os
parâmetros de perfuração que resultem na maior ROP possível. As grandezas
eficiência mecânica (EFF) e coeficiente de atrito ao deslizamento () foram
obtidas através de ensaios de laboratório de grande escala. Os resultados destes
ensaios são apresentados no artigo de Caicedo et al. (2005) para broca PDC com
1 120.
.B B
NSE WOB
A D ROP
13,33 .
min 1.
.BB
NROP
SED
EFF WOB A
47
mais de sete lâminas, com cortadores de 19 mm e densidade do fluido de
perfuração de 9,5 ppg.
O modelo SEROP utiliza a Eq. (19) para selecionar o melhor conjunto de
parâmetros de perfuração para cada poço. É importante salientar que as grandezas
e EFF devem ser obtidas experimentalmente em laboratório utilizando-se o
mesmo tipo de rocha, mesmo peso de lama e tipo de broca da perfuração que se
deseja otimizar. Os dados obtidos em ensaios de grande escala que foram
publicados pela empresa aplicam-se apenas a um tipo de broca (broca PDC com
mais de sete lâminas). O restante dos ensaios (para outros tipos de broca) não
foram divulgados.
Este modelo é capaz de melhorar o desempenho da perfuração e da broca e
aprimorar a determinação dos parâmetros ótimos de perfuração, reduzindo o custo
do poço. Além disto, utiliza propriedades da rocha e variados ambientes de
perfuração para a previsão da ROP para todos os tipos de broca. Portanto, a
aplicação deste modelo é global, não é restritiva a uma determinada região nem
precisa de calibração de parâmetros de condições locais.
A desvantagem deste método é que ele utiliza a comparação entre
resistência à compressão confinada e a energia específica para determinar a
eficiência da perfuração. Sabe-se atualmente que a CCS não é a propriedade da
rocha que melhor representa o gasto mínimo de energia. Isto foi percebido por
pesquisadores como Ledgerwood III (2007) e Judzis et al. (2007), os quais
observaram que seus valores são consideravelmente menores do que os da energia
específica, mesmo quando a broca perfura aparentemente com elevada
performance.
2.6. Modelo analítico de otimização da perfuração – Armenta
Armenta (2008) propôs uma nova correlação incluindo no cálculo da
energia específica um termo relacionado ao efeito hidráulico do fluido de
perfuração. O autor define o novo modelo como sendo uma energia específica de
perfuração (DSE), sendo ela a quantidade de energia requerida para destruir e
remover da face da broca uma unidade de volume de rocha. A DSE inclui parcelas
de energia torsional, axial e hidráulica.
48
Pessier e Fear (1992) observaram nos resultados de seus ensaios de
laboratório que as perdas por fricção no sistema de circulação aumentam com a
profundidade. Isto faz com que a broca tenha uma menor potência hidráulica,
enquanto esta deveria receber uma potência hidráulica de maior magnitude para
manter uma perfuração com razoável eficiência.
Conforme explicado anteriormente, a energia específica (SE) obtida para
formações submetidas a elevadas pressões é geralmente maior do que a resistência
à compressão confinada (CCS). Segundo Armenta (2008), o novo termo
hidráulico inserido na equação de energia específica proposta por Teale (1965)
aproxima este parâmetro do valor da CCS e da quantidade de energia dissipada na
perfuração. A equação da energia específica de perfuração (DSE) pode ser
visualizada abaixo.
B
B
BB AROP
HP
ROPA
TRPM
A
WOBDSE
*
**000,980,1
*
***120 (20)
Onde:
1,980,000 = fator de conversão de unidades (1hp = 550 pés.libras/seg)
= fator hidráulico da broca (adimensional)
HPB = potência hidráulica da broca (horse power)
AB = área da face da broca (polegada²)
ROP = taxa de penetração (pés/hora)
A divisão entre a potência Hidráulica da broca equivale ao índice de
potência hidráulica HSI (Plácido e Pinho, 2009), que pode ser obtido pela Eq. (21)
proposta por Holster e Kipp (1984).
1713B
B B
HP Q PHSI
A A
(21)
Onde:
HPB = potência hidráulica da broca (HP)
Q = vazão de fluido (gpm)
P = queda de pressão através da broca (psi)
AB = área da seção transversal da broca (in²)
1713 = fator de conversão
49
A Figura 18 apresenta os valores do fator hidráulico () da broca conforme
os diâmetros da mesma.
Para validar seu modelo de otimização, Armenta (2008) utilizou ensaios em
simulador de grande escala realizados por Tibbits et al. (1981) em que foi
aplicada a equação da DSE e foram analisados os resultados. A Figura 19
apresenta uma comparação entre os valores da CCS e da DSE.
Figura 18 - Valores do fator hidráulico da broca (Modificado de Armenta, 2008).
Figura 19 - DSE versus CCS (Modificado de Armenta, 2008).
As curvas apresentadas na Figura 19 representam ensaios executados com
mesmos valores de peso sobre a broca. Observa-se que, conforme aumenta o HSI
50
(que é numericamente igual à potência hidráulica da broca dividida pela área da
face da broca), todas as curvas tendem ao valor da resistência à compressão
confinada. A Figura 20 apresenta uma correlação entre a energia específica (SE) e
a CCS para os mesmos dados experimentais da Figura 19.
Figura 20 - SE versus CCS (Modificado de Armenta, 2008).
Comparando-se as Figura 19 e Figura 20, percebe-se que a primeira obteve
correlações mais próximas de valores com a resistência à compressão confinada.
Armenta (2008) também aplicou seu modelo em uma perfuração em rocha
submetida a pressões confinantes. O poço estudado foi perfurado com fluido base-
óleo em camada de folhelho. Os dados obtidos da perfuração deste poço foram
utilizados para calcular a DSE e tentar compreender quais os problemas ocorridos
ao longo do processo. Uma broca foi utilizada para perfurar entre as
profundidades de 2200 pés até 5300 pés, a partir de onde foi substituída por outra
com características semelhantes. A Figura 21 ilustra os parâmetros de perfuração
deste poço e a Figura 22 apresenta o cálculo da energia específica de perfuração.
Analisando-se a Figura 21 e a Figura 22, percebe-se que o valor da energia
específica de perfuração diminuiu na profundidade em que foi utilizada a segunda
broca para perfurar o poço. Esta queda da DSE é acompanhada por um aumento
na taxa de perfuração. O autor acredita que o fato de a segunda broca iniciar a
perfuração com uma taxa de penetração em torno de 4 vezes maior que a taxa de
51
penetração final da primeira broca deva-se ao enceramento desta, já que a broca
não apresentava sinais de desgaste.
Segundo Armenta (2008), seu modelo analítico de otimização auxilia a
identificação de problemas ocorridos em perfurações de poços já executadas,
possibilitando correções de parâmetros e de projeto para futuras perfurações.
Figura 21 - Parâmetros de perfuração para o poço estudado (Armenta, 2008).
Figura 22 - Cálculo da DSE para o poço estudado (Armenta, 2008).
O autor também sugere que a energia específica de perfuração possa ser
comparada com a resistência à compressão confinada da rocha, apresentando uma
eficiência maior do que quando se utiliza a energia específica mecânica de Teale
52
(1965). Isto indicaria que a componente hidráulica possa ter uma parcela de
influência durante o processo de remoção dos cascalhos do fundo do poço.
Portanto, segundo Armenta (2008), as componentes mecânicas e hidráulicas de
energia deveriam ser aumentadas juntas para que se possa aumentar a taxa de
penetração eficientemente.
Os Capítulos 3 e 4 apresentam um estudo de caso onde este modelo de
análise será aplicado a dados experimentais de campo e de laboratório para testar
seu funcionamento.
3. Estudo de Caso - Ensaios de Perfuração em Laboratório
Este capítulo tem como objetivo identificar os parâmetros de perfuração e
da rocha que sejam relevantes para melhorar o desempenho da perfuração em
evaporitos, através do estudo e aplicação de modelos analíticos de otimização
baseados na transferência de energia. As análises foram realizadas utilizando-se 8
ensaios de perfuração em grande escala, fornecidos pela empresa Baker Hughes,
executados em amostras evaporíticas submetidas a elevadas tensões de
confinamento. Serão verificadas a relevância e contribuição de cada modelo na
otimização da perfuração dos ensaios de laboratório e quais as suas vantagens e
desvantagens.
3.1. Descrição do Equipamento e Metodologia do Ensaio
Os dados fornecidos pela empresa Baker Hughes foram obtidos através de
ensaios executados no Laboratório de Tecnologia da Perfuração, localizado na
sede da empresa Hughes Christensen em Woodlands, Texas. Estes ensaios
serviram como referência para a análise de dados deste trabalho, pois foram
executados em um ambiente de perfuração controlado, onde os problemas
existentes em uma perfuração real são minimizados e as grandezas de perfuração
são medidas o mais próximo da broca possível, diminuindo perdas por atrito e
vibração.
A Figura 23 ilustra o simulador de perfuração em grande escala utilizado
para a execução dos ensaios. A Tabela 2 apresenta as características do simulador,
incluindo os intervalos de aplicação dos parâmetros de perfuração, de pressão e o
diâmetro de broca suportado. A tabela também mostra que existem duas maneiras
de se controlar a perfuração: mantendo-se a taxa de penetração constante ou
mantendo-se o peso sobre a broca constante. Conforme os ensaios mostram,
também é possível manter a velocidade de rotação constante.
54
Figura 23 - Imagem do simulador em grande escala de perfuração da Baker Hughes.
Tabela 2 - Características do simulador de elevadas pressões da Baker Hughes.
Os ensaios utilizados para o desenvolvimento desta dissertação foram
apenas aqueles realizados em halita, utilizando broca do tipo PDC com 8,5
polegadas de diâmetro. A escolha deste tipo de broca baseou-se na experiência da
empresa executora, que costuma obter taxas de penetração em torno de três vezes
55
maiores com este tipo de broca do que aquelas obtidas utilizando-se brocas
tricônicas em rochas evaporíticas. A pressão de fundo de poço (que equivale à
tensão de confinamento) foi mantida constante e seu valor é de 6000 psi. O valor
do peso de lama para os ensaios foi de 13.6 lb/gal à exceção dos ensaios
OB0001A, cujo valor foi de 13.3 lb/gal e do ensaio OB0002A, com valor de 16
lb/gal. Todos eles tiveram a grandeza RPM mantida constante alternando entre
120 rpm (para a primeira parte do ensaio) e 180 rpm (segunda parte do ensaio). A
grandeza peso sobre a broca foi elevada em etapas, partindo de 5 Klb para 10, 15,
20 e 25 Klb. A Figura 24 e a Figura 25 ilustram os parâmetros medidos nos
ensaios. Os ensaios restantes podem ser visualizados no item A.1 do apêndice
deste trabalho. A Tabela 3 apresenta um resumo das características dos ensaios.
Figura 24 - Perfis do ensaio OB0001B.
OB0001A DP0123 6 13.4 8.5 6000 13.3 120 5, 10, 15, 20 e 25OB0001B DP0123 6 13.4 8.5 6000 13.6 120 e 180 5, 10, 15, 20 e 26OB0001D DP0269 6 19 8.5 6000 13.6 120 e 180 5, 10, 15, 20 e 27OB0001F DP0123 6 13.4 8.5 6000 13.6 120 e 180 5, 10, 15, 20 e 28OB0001I DP0123 6 13.4 8.5 6000 13.6 120 5, 10, 15, 20 e 29OB0001J DP0123 6 13.4 8.5 6000 13.6 120 e 180 5, 10, 15, 20 e 30OB0001K DP0391 4 19 8.5 6000 13.6 120 e 180 5, 10, 15, 20 e 31OB0002A DP0269 6 19 8.5 6000 16 121 e 180 5, 10, 15, 20 e 32
WOB (Klb)Diâmetro Broca (in)
Pressão deFundo (psi)
Peso deLama (lb/gal)
RPMEnsaio Broca HaletasTamanho Dentes (mm)
56
Tabela 3 - Resumo das características de perfuração dos ensaios.
Figura 25 - Perfis do ensaio OB0001F.
3.2. Avaliação da Resistência da Rocha
A resistência da rocha é um parâmetro importante na avaliação da
otimização da perfuração através dos conceitos de transferência de energia.
Quanto mais próximo estiver o valor da energia específica do valor da resistência
da rocha, mais eficiente será a perfuração, pois menos trabalho terá sido realizado
para quebrar a rocha. Na perfuração em condições atmosféricas, as forças
exercidas pelo cortador quebram a cimentação dos grãos de rocha ao longo de um
plano de ruptura, originando um fragmento que é expelido para fora da face do
cortador. Para este mecanismo de corte, a força exercida pelo dente precisa
superar somente a resistência da cimentação entre os grãos da rocha e por isto ela
pode ser relacionada à resistência à compressão não confinada (Rafatian et al.,
2009).
57
É importante salientar que a relação exposta acima (UCS = SE) é válida
para perfurações sob pressão atmosférica. Pessier e Fear (1992) realizaram ensaios
em rocha sob pressões hidrostáticas e sugeriram a utilização da energia específica
mínima como sendo equivalente à resistência à compressão confinada (CCS). Esta
relação foi proposta devido à observação de um grande aumento da energia
específica, que os autores relacionam ao aumento da resistência da rocha quando
esta está sob condições hidrostáticas. A utilização da resistência à compressão
confinada aproximou os valores de energia aplicados no sistema àqueles valores
efetivamente entregues à rocha. Os resultados ainda não representam os valores
reais de energia gastos na perfuração, mas devido à falta de um parâmetro que
melhor represente os gastos mínimos de energia, será utilizada neste trabalho a
resistência à compressão confinada para o cálculo da eficiência.
3.2.1. Resistência da Rocha definida pela CCS (Confined Compressive Strength)
Como não se dispunha de resultados de ensaios de CCS nas amostras, o
próximo passo da análise foi a estimativa da resistência à compressão confinada
da formação. A sua determinação para os ensaios de laboratório foi feita
utilizando-se valores típicos de UCS para sal obtidos na literatura e, a partir destes
dados de UCS, foi calculada a resistência à compressão confinada (CCS) através
do critério de Mohr-Coulomb, onde a CCS equivale à UCS acrescida a um ganho
de resistência determinado pelo confinamento. Desta maneira, foram encontrados
valores máximos e mínimos de resistência confinada, obtendo-se uma faixa de
variação de valores para cada ensaio, que foi utilizada como referência deste
parâmetro. É importante lembrar que para os ensaios de laboratório, o
confinamento é definido pela pressão de fundo de poço que é aplicada ao
equipamento através de um sistema de aplicação de pressões e medida por
sensores.
Jeremic (1994) determinou valores de resistência à compressão não
confinada através de ensaios de laboratório para dois tipos de evaporitos: halita e
carnalita. A Figura 26 ilustra estes valores.
Através da Figura 26, percebe-se que, para as duas litologias, a resistência
atinge um patamar. O tipo de evaporito presente nos ensaios de laboratório e
58
predominante na litologia dos poços em estudo é a halita. Portanto, o valor de 35
Mpa (que equivale a 5076.57 psi), será utilizado para o cálculo da CCS para esta
litologia.
Figura 26 - Valores típicos de UCS para minerais evaporíticos (Jeremic, 1994).
Isbell et al. (2001) sugere um valor de resistência não confinada variando
entre 3400 e 3900 psi. Estes valores também serão considerados nos cálculos da
resistência à compressão confinada.
Conforme dito anteriormente, a CCS foi determinada através de uma relação
originada a partir do critério de Mohr-Coulomb e estabelecida por Caicedo et al.,
(2005), podendo ser visualizada através da Eq. (9). É importante salientar que o
parâmetro pressão diferencial (DP) é equivalente à pressão de fluido circulante
diminuída da pressão de poros da formação. Esta relação, contudo, não se aplica
para perfuração em sal, pois este tipo de rocha não apresenta poros. Portanto, a
pressão diferencial não foi utilizada para o cálculo da resistência à compressão
confinada e, em seu lugar, aplicamos a pressão de fluido circulante.
(22)
Onde:
ECMP = pressão equivalente de fluido circulante (equivalent circulating
mud pressure) (psi);
sin2 .
(1 sin )CCS UCS ECMP ECMP
59
Os valores de ângulo de atrito utilizados para os cálculos foram estimados
de acordo com valores típicos obtidos na literatura. Liang et al. (2006) realizaram
ensaios de compressão uniaxial e triaxial em halita e sugeriram um valor de 31.1°
para o ângulo de atrito desta litologia.
Aplicando-se na Eq. (22) as correlações obtidas para UCS, CCS e ângulo de
atrito, foi possível estimar uma faixa de valores de resistência à compressão
confinada para cada ensaio estudado. Os resultados de dois ensaios são
apresentados na Figura 27. Os demais apresentaram curvas com mesmo
comportamento e podem ser visualizados no item A.2 do Apêndice deste trabalho.
Figura 27 - Faixa de valores de CCS para os ensaios OB0001A e OB0001B.
As variações nas curvas da Figura 27 se devem à pequena variação que
ocorre na aplicação da pressão de fundo de poço. Esta pressão é mantida constante
(6000 psi), mas o sistema de aplicação de pressões oscila entre 5900 psi e 6100
psi, ocasionando estas mudanças nas curvas da CCS.
60
3.3. Aplicação dos Modelos Analíticos de Otimização Baseados na Transferência de Energia Específica
No Capítulo 2 foi feita uma revisão sobre os modelos analíticos de
perfuração que utilizam o parâmetro energia específica como ferramenta para
otimização da taxa de perfuração. Nesta seção, estes modelos serão aplicados aos
ensaios em estudo no intuito de avaliar a sua contribuição na otimização da
perfuração e de verificar quais as vantagens e desvantagens oferecidas por cada
um. As equações de energia específicas calculadas foram as propostas por
Dupriest et al., (2005), Teale (1965) e Armenta (2008).
O modelo de Caicedo et al. (2005), utilizado pela empresa Chevron Texaco,
não pôde ser aplicado aos dados experimentais devido à falta de informação sobre
valores de eficiência mecânica máxima e coeficiente de atrito para broca PDC
com menos de 7 lâminas. Houve a tentativa de aplicar aos dados experimentais os
valores de e de EFF para brocas PDC com mais de 7 haletas (publicados pela
Chevron), porém, observou-se que pequenas variações nestes parâmetros geravam
uma grande variação na energia específica. Logo, o correto seria aplicar os dados
válidos para o tipo de broca utilizada nos dados experimentais estudados neste
trabalho (brocas PDC com menos de 7 haletas).
Os ensaios foram realizados com dois valores de revoluções por minuto. Na
primeira parte dos ensaios o valor das rotações foi de 120 RPM e na segunda
parte, 180 RPM, à exceção dos ensaios OB0001A e OB0001I que foram
perfurados com rotação única de 120 RPM. O peso sobre a broca foi aumentado
até um valor de 25000 libras para cada uma das rotações. A análise dos dados foi
feita para cada trecho separadamente (120 e 180 RPM) e, dentro destes trechos,
considerou-se somente o momento em que o peso sobre a broca foi aumentado.
Estas condições favorecem a análise dos dados, pois tendo RPM constante,
podemos estudar qual a influência do aumento de WOB na geração da taxa de
penetração, do torque e na geração de energia específica. A Figura 24 e a Figura
25 mostradas anteriormente ilustram os parâmetros medidos nos ensaios. Os
ensaios restantes podem ser visualizados no item A.1 do apêndice deste trabalho.
A partir da Figura 28 até a Figura 34, observa-se com melhor precisão as curvas
de SE versus CCS para as duas partes de cada ensaio.
61
Para todos os ensaios foi retirada a parte inicial da perfuração (3 polegadas
para as brocas DP0269 e DP0391 e 2.63 para a broca DP0123 ) pois neste trecho a
broca ainda não penetrou os dentes laterais e portanto, a energia específica é
gerada apenas pelos cortadores da base. Como neste trabalho desejamos estudar a
otimização da perfuração, devemos considerar a análise a partir do momento em
que a broca perfura com todos os cortadores. A distância para que a broca penetre
todos seus dentes laterais foi determinada calculando-se o diâmetro de cada
cortador lateral e somando-os, conforme mostra a Figura 35.
Figura 28 - SE versus CCS – ensaio OB0001A e OB0001I.
62
Figura 29 - SE versus CCS – ensaios OB0001B_RPM=120 e OB0001B_RPM=180.
Figura 30 - SE versus CCS – ensaios OB0001D_RPM=120 e OB0001D_RPM=180.
63
Figura 31 - SE versus CCS – ensaios OB0001F_RPM=120 e OB0001F_RPM=180.
Figura 32 - SE versus CCS – ensaios OB0001J_RPM=120 e OB0001J_RPM=180.
64
Figura 33 - SE versus CCS – ensaios OB0001K_RPM=120 e OB0001K_RPM=180.
Figura 34 - SE versus CCS – ensaios OB0002A_RPM=120 e OB0002A_RPM=180.
65
Figura 35 - Cálculo da distância para que a broca penetre todos seus dentes laterais.
Através dos resultados da Figura 28 até a Figura 34, percebe-se que a
energia específica de Teale (1965) e de Armenta (2008) apresentam valores
consideravelmente maiores do que os de resistência confinada. Isto indica que a
CCS não representa o gasto mínimo de energia em uma perfuração. Como estes
ensaios representam as condições ideais de perfuração, onde não ocorrem perdas
de energia por atrito ou vibrações, e onde os parâmetros são medidos próximos da
broca, a confiabilidade nos resultados aumenta consideravelmente.
A diferença existente entre os valores de CCS e os valores de energia
específica (SE_T e DSE) poderia ocorrer devido a um erro na estimativa da
resistência à compressão não confinada. Porém, aumentado este parâmetro para
valores bastante elevados (que inclusive são incoerentes com valores de UCS de
sal, que é uma rocha que não apresenta elevada resistência), as duas curvas
continuam com diferença significativa. Outra possível causa para justificar esta
diferença seria erro na estimativa do ângulo de atrito da rocha. Por este motivo foi
feito um teste onde este parâmetro foi elevado para 43° e a curva da CCS ainda
continuou com valores significativamente menores que os da energia específica.
Portanto, pode-se concluir que, mesmo que haja erros inseridos nas
estimativas dos parâmetros UCS e ângulo de atrito, a resistência à compressão
confinada não se aproxima dos valores de SE, e não se equivale ao gasto de
energia mínimo em uma perfuração submetida a confinamento. Fica evidente a
66
necessidade de um estudo mais aprofundado a respeito do processo de corte de
rocha em perfurações submetidas a pressões confinantes.
Um comportamento comum a todos os ensaios está na pequena diferença
existente entre os valores da energia específica calculada pela equação de Teale
(1965) e os valores da energia específica de perfuração de Armenta (2008). A
diferença entre elas é da ordem de 500 psi. Cabe salientar que o valor de HSI foi
calculado utilizando-se o índice de potência hidráulica apresentado na Eq. (21) do
Capítulo 2 e a queda de pressão através da broca (P) foi obtida diminuindo-se a
pressão aplicada da pressão de fundo de poço. O valor calculado de HSI resultou
em 2.5 hp/in², sendo que este nível de energia hidráulica, segundo Park (1982)
apud Holster e Kipp (1984) fornece boa limpeza e resfriamento das brocas PDC.
Através da pequena diferença entre as curvas de energia específica de Teale
(1965) e de Armenta (2008), pode-se entender que a contribuição da hidráulica de
limpeza e remoção de cascalhos não influiu significativamente na redução da
energia específica aplicada, indicando que a energia específica gerada pelo
trabalho da broca tem influência determinante. Uma das possíveis explicações
para isso seria a aplicabilidade da equação de Armenta (2008) apenas para
algumas condições específicas. Isto pode ser mais bem entendido comparando-se
os resultados da Figura 28 até a Figura 34 com aqueles obtidos por Armenta
(2008), apresentados na Figura 19. Em seus gráficos percebe-se que a taxa de
penetração obtida foi em torno de 3 vezes menor do que a dos ensaios de
laboratório aqui estudados. Outras condições de contorno são diferentes: a faixa
de valores de WOB das perfurações analisadas pelo autor (30000 lb a 50000 lb) e
o tipo de rocha (folhelho). No folhelho é muito comum acontecer um problema de
perfuração conhecido como enceramento. O bom desempenho da hidráulica é
fundamental para minimizar este problema, auxiliando a retirada do material
colado aos dentes da broca. Este pode ser um dos motivos pelos quais Armenta
(2008) encontrou um termo hidráulico com magnitude significativa. Já para
perfurações em evaporitos a grandes profundidades e elevadas pressões de fundo
de poço, a equação de Armenta não afetou a energia específica.
As curvas originadas pela aplicação do modelo de Dupriest et al., (2005)
apresentam valores mais baixos do que a resistência à compressão confinada.
Fisicamente, isto significa que a energia específica aplicada ao sistema não vence
a resistência para quebrar a rocha. Porém essa conclusão não é coerente já que a
67
perfuração ocorre ao longo do ensaio. Portanto, conclui-se que o modelo de
Dupriest et al., (2005) não é aplicável aos ensaios de laboratório porque a relação
de 35% entre CCS e energia específica não representa o pico de performance dos
ensaios. A eficiência deste conjunto de perfurações em grande escala é maior do
que o valor sugerido por Dupriest, indicando que as perfurações em campo podem
atingir eficiências maiores. A comparação entre as análises dos ensaios de
laboratório e dos poços será discutida no Capítulo 5.
Há uma tendência geral de queda da energia específica ao final de cada
trecho. Este valor é em torno de 40000 psi para a broca DP0123 (ensaios A, B, F,
I e J), 40000 psi e 50000 psi para a broca DO0269 (ensaios D e 2A
respectivamente) e de 31000 psi para a broca DP0391. É possível compreender
este comportamento observando a equação de Teale (1965) (Eq. (6)), onde vemos
que WOB é diretamente proporcional à energia específica. A taxa de penetração
apresentada é inversamente proporcional a esta mesma grandeza. Um aumento do
peso sobre a broca deveria ocasionar um aumento na SE e não é o que acontece
nos ensaios de laboratório. Isto porque o aumento de WOB gera um aumento
considerável da taxa de penetração, fazendo com que diminua a SE. Percebe-se
aqui a importância do parâmetro taxa de penetração na variação da energia
específica, o que já era esperado, pois quando a perfuração é otimizada, a energia
específica tende a se aproximar de seu valor mínimo. Isto indica que grande parte
da energia esta sendo efetivamente aplicada na quebra da rocha.
A Tabela 4 apresenta os valores médios de energia específica para os
ensaios. Nela, podemos visualizar a parcela de energia específica axial e a parcela
torcional, cuja soma resulta na energia específica média total.
Observando-se os valores da Tabela 4 se percebe que o primeiro termo da
equação de Teale, (1965) (SE axial) tem magnitude muito pequena quando
comparado com o segundo termo. Isto significa que o trabalho executado por
WOB atuando através da distância percorrida é sempre pequeno quando
comparado ao trabalho executado pelo torque atuando através da rotação da broca.
Esta constatação gera a questão de qual seria o papel de WOB no processo
de geração de energia e da conseqüente eficiência da perfuração. A resposta é que
o peso sobre a broca influencia diretamente o torque. Isto pode ser mais bem
compreendido analisando a Eq. (17) proposta por Pessier e Fear (1992). Esta
equação relaciona WOB ao torque utilizando-se o conceito de força de atrito,
68
considerando a broca com fundo circular achatado e integrando-se o torque ao
longo do raio e ao longo do ângulo de giro. Inserindo-se esta equação no modelo
de Teale (1965) conforme mostra a Eq. (18), torna-se visível a contribuição de
WOB na parcela torcional da energia específica. Esta equação será descrita
novamente através da Eq. (23) com o objetivo de facilitar o entendimento desta
questão.
Tabela 4 - Energias específicas médias para os ensaios.
Ensaio SE axial (psi) SE torcional (psi) SE Total (psi)OB0001 A_RPM=120 152.17 49362.07 49514.25OB0001 B_RPM=120 347.78 40937.60 41285.39OB0001 B_RPM=180 233.05 46188.04 46421.09OB0001 D_RPM=120 278.05 40179.33 40457.38OB0001 D_RPM=180 219.64 44972.11 45191.75OB0001 F_RPM=120 416.26 43461.96 43878.22OB0001 F_RPM=180 324.16 46947.57 47271.72OB0001 I_RPM=120 132.57 63573.56 63706.13OB0001 J_RPM=120 442.49 48132.40 48574.89OB0001 J_RPM=180 382.68 49131.43 49514.11OB0001K_RPM=120 269.09 36161.10 36430.20OB0001K_RPM=180 194.23 33273.38 33467.61OB0002A_RPM=120 134.96 61474.15 61609.11OB0002A_RPM=180 269.89 43792.12 44062.01
Valores médios
(23)
Onde:
= coeficiente de atrito ao deslizamento da broca (adimensional)
WOB = peso sobre broca (libras)
ROP = taxa de penetração (pés / hr)
AB = área da seção transversal da broca (polegadas ao quadrado)
N = revoluções por minuto
DB = diâmetro da broca
Olhando para o segundo termo da equação da energia específica fica claro
que os parâmetros de controle WOB e RPM e o parâmetro coeficiente de atrito ao
deslizamento devem ter uma combinação ótima que melhore o desempenho da
perfuração. É com o objetivo de obter esta relação ótima que será estudado mais
adiante o comportamento do coeficiente de atrito ao deslizamento da broca.
1 120.
.B B
NSE WOB
A D ROP
69
Conhecendo-se os valores de energia específica de Teale (1965) e a
resistência à compressão confinada, é possível obter a eficiência para cada trecho
dos ensaios de laboratório. A Tabela 5 apresenta os valores médios de eficiência
mecânica máxima para os ensaios de laboratório em grande escala.
Através dos resultados da Tabela 5, observa-se que as eficiências dos
ensaios são iguais ou maiores que 50 % para os ensaios, exceto para o ensaio
OB0001I, que apresentou eficiência mecânica mais baixa (38 %). Estes resultados
indicam que a eficiência de uma perfuração pode ser superior a 35%, o que
contraria a idéia de que a broca perfuraria no seu pico de performance com este
último valor de eficiência (Dupriest et al., 2005). Estudando-se valores de EFF de
outros trabalhos (Pessier e Fear, 1992; Caicedo et al., 2005) feitos em perfurações
em campo, sabe-se que eles são da ordem de 20 a 35%. Através dos resultados do
presente trabalho, percebe-se que há possibilidade de atingir valores mais
elevados de eficiência.
Portanto, deve-se tentar compreender quais as causas dos altos valores de
energia específica obtidos em campo e minimizá-las, otimizando a perfuração.
Não se pode esquecer que, em campo, ocorrem perdas de energia específica por
diversos motivos (atrito, temperatura, erro de projeto, broca desgastada,
enceramento da broca, vibração), e que, mesmo minimizando essas perdas e os
possíveis problemas que ocorrem ao longo de uma perfuração, é difícil atingir
valores de eficiência da mesma magnitude que os obtidos em ensaios de
laboratório. No próximo Capítulo, serão feitas considerações a respeito da
comparação entre as EFFs obtidas nos ensaios e aquelas obtidas nos poços
perfurados.
Tabela 5 - Valores médios de EFFmáx para os ensaios de laboratório em grande escala.
Ensaios Laboratório Média das EFFmáxOB0001A Trecho RPM=120 0.49OB0001B Trecho RPM=120 0.59OB0001B Trecho RPM=180 0.52OB0001D RPM=120 0.6OB0001D RPM=180 0.55OB0001F RPM=120 0.36OB0001F RPM=180 0.52OB0001I RPM = 120 0.38OB0001J RPM=120 0.5OB0001J RPM=180 0.5OB0001K RPM=120 0.67OB0001K RPM=180 0.71OB0002A RPM=120 0.47OB0002A RPM=180 0.56
70
Coeficiente de atrito ao deslizamento da broca ()
Adiante será estudado o comportamento do parâmetro coeficiente de atrito
ao deslizamento da broca obtido a partir dos ensaios de laboratório em grande
escala. Conforme dito anteriormente e mostrado na Eq. (17), é obtido a partir de
uma relação entre o peso aplicado à coluna e o torque gerado através do trabalho
torcional. É importante compreender que o conceito deste coeficiente de atrito ao
deslizamento da broca difere daquele coeficiente de atrito dinâmico dos materiais.
O primeiro relaciona o atrito entre dois materiais diferentes: a broca e a rocha. E
neste coeficiente estão inseridos a coesão e atrito do material (que compõem a
resistência), estão inseridas características da broca (como a influência da
inclinação dos cortadores) e ainda há a dependência de à profundidade de corte
(quanto maior a profundidade de corte, maior o torque gerado e maior o WOB
aplicado).
Os gráficos da Figura 36 apresentam a relação entre WOB.Db/36 e torque
obtida para o ensaio OB0001B, onde o coeficiente de atrito ao deslizamento da
broca equivale à inclinação da reta de ajuste passando pelos pontos obtidos no
ensaio e pela origem. É importante impor que esta reta de ajuste passe pela origem
porque, fisicamente, quando WOB for nulo (não houver aplicação de peso), não
existe torque. Portanto, foi assumido que os pontos se ajustam a esse critério.
No eixo das abscissas, o peso sobre a broca aparece multiplicado pelo
diâmetro da broca, transformando a unidade deste termo equivalente à unidade de
torque (pés.libra). Este mesmo gráfico é apresentado para o restante dos ensaios e
pode ser visto na seção A.6 do apêndice.
Dos gráficos apresentados na Figura 36, conclui-se que, para os trechos
analisados, a relação entre torque e peso sobre a broca é linear. A inclinação da
reta equivale ao coeficiente de atrito ao deslizamento da broca que vale 1.06 para
o trecho com rotação de 120 RPM e 1.1 para o trecho com 180 RPM. Um
aumento da inclinação significa que houve um aumento de . A Figura 37
apresenta uma comparação entre as retas obtidas através da relação entre WOB e
torque para as diferentes rotações (120 e 180 RPM) para o ensaio OB0001D. Os
outros gráficos estão anexados na seção A.8 do apêndice.
71
OB0001B (WOB*Db/36) x Torque
y = 1.0678x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 120
(a)
OB0001B (WOB*Db/36) x Torque
y = 1.1739x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 180
(b)
Figura 36 - Avaliação do comportamento de para o ensaio OB0001B: (a) RPM=120 e
(b) RPM=180.
Figura 37 - Comparação entre para rotações de 120 e 180 RPM do ensaio OB0001D.
72
Através da Figura 37 e observando as Figuras da seção A.8 do Apêndice,
percebe-se que a inclinação da reta não muda quando o número de revoluções
varia. Isto indica que não há aumento de torque quando a rotação muda de 120
para 180 RPM. O torque não aumenta porque a profundidade de corte (DOC) não
se altera com o aumento de RPM (Figura 38) e porque a distância dos dentes da
broca ao eixo é a mesma (o conceito de torque equivale a uma força multiplicada
por um deslocamento. No caso, a força seria aquela aplicada pelo WOB em cada
cortador e o deslocamento seria a distância do dente ao centro da broca.).
Através da Figura 36, da Figura 37 e da Figura 38, conclui-se que o
coeficiente de atrito ao deslizamento da broca é um parâmetro que não depende da
rotação aplicada. Esta relação se estabelece quando a broca está afiada. Do
contrário deve-se reavaliar a relação. Na Figura 36, percebe-se uma diferença de
10% na inclinação das curvas. Essa variação é pequena e provavelmente ocorre
devido ao aumento da vibração que acontece quando se aumenta o número de
revoluções.
É importante considerar a existência de um limite no sistema de perfuração
que impede de se utilizar todo o potencial da broca. Geralmente para brocas de 8
1/2” o limite de torque que a broca suporta varia entre 3500 e 4500 lb.pés (Isbell
et al., 2001). Na Figura 37, este limite é estabelecido pelas duas linhas horizontais
vermelhas. Quando é aplicado um peso sobre a broca que requer maiores valores
de torque, o sistema se torna instável e ocorre problema de torção na coluna (stick-
slip). Portanto, o torque não deve superar este limite para que a operação esteja
otimizada.
OB0001DWOB x DOC
0.05
0.07
0.09
0.11
0.13
0.15
0.17
0.19
0.21
0.23
0.25
5000 10000 15000 20000WOB (lb)
DO
C (
in/r
ev
)
RPM=120
RPM=180
Figura 38 - Profundidade de corte versus WOB para o ensaio OB0001D.
73
É interessante observar o que acontece com a taxa de penetração quando a
velocidade de rotação é aumentada. A Figura 39 ilustra essa relação para os
trechos do ensaio OB0001D.
OB0001DWOB x ROP
45
65
85
105
125
145
165
185
205
225
10000 15000 20000 25000
WOB (lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM=180
RPM=120
Figura 39 - ROP versus WOB para o ensaio OB0001D.
A partir da Figura 39, é possível concluir que um aumento de 50% na
velocidade de rotação resultou em um aumento em torno de 32 % na taxa de
penetração. Portanto, percebe-se que o desempenho da perfuração melhora
quando se utiliza maior velocidade de rotação. Para que se possa concluir que
valores mais elevados de RPM levam a uma otimização da perfuração, é
importante analisarmos também o comportamento da energia específica para essa
situação, que será discutido mais adiante.
Lembrando dos ensaios de Drilloff utilizados por Dupriest et al. (2005),
sabemos que os autores consideram o trecho linear da curva ROP x WOB como
sendo aquele em que a broca perfura no pico de performance, até que se atinja um
ponto conhecido como founder, onde a relação deixa de ser linear em função de
algum problema na perfuração. Estender a porção linear da curva dos ensaios de
drilloff é o objetivo de qualquer esquema de otimização de perfuração. Nos
gráficos acima, segundo o critério de Dupriest et al., (2005), pode-se considerar
que a perfuração está otimizada no trecho linear, até atingir o ponto founder,
momento em que se perde a linearidade.
74
A relação entre a energia específica e a taxa de penetração é apresentada na
Figura 40.
OB0001DSE_T x ROP
35000
40000
45000
50000
55000
60000
55 75 95 115 135 155
ROP (pés/hr)
SE
_T (
psi
)
RPM=120
RPM=180
Figura 40 - SE_T versus ROP para o ensaio OB0001B.
A Figura 40, juntamente com os gráficos da seção A.9 do apêndice, mostra
que a energia específica é praticamente a mesma quando a velocidade de rotação é
aumentada para 180 RPM. No ensaio OB0001B, percebe-se que a energia
específica aparece um pouco mais elevada para rotações de 180 RPM. O mesmo
acontece no trecho inicial dos ensaios OB0001D e OB0001J. Também é possível
determinar que a energia específica mínima para esta formação utilizando-se as
brocas DP0123 e DP0269 fica em torno de 40000 psi e é atingida quando a taxa
de penetração atinge valores em torno de 110 pés/hr. Utilizando-se a broca
DP0391, utilizada no ensaio OB0001K, observa-se que a energia específica
mínima não foi atingida, sendo que a menor energia do ensaio foi 31000 psi.
O aumento do número de revoluções é limitado pelo tipo de broca utilizado
e o valor máximo deste parâmetro pode ser obtido no catálogo de brocas World
Oil’s Drill Bit Classifier. O acréscimo de RPM pode gerar um maior desgaste da
broca porque a sua temperatura aumenta e porque ela realiza um trabalho maior
para um mesmo tempo de perfuração. Isto também deve ser levado em
consideração quando se deseja melhorar o desempenho da perfuração. Este
desgaste é percebido quando acontece um aumento do coeficiente de atrito ao
deslizamento da broca juntamente com a queda da taxa de penetração. Para o
ensaio OB0001D não se observa variação deste coeficiente, indicando que a broca
continua afiada.
75
Portanto, após verificar que o aumento da taxa de penetração para rotação
de 180 ocorre sem aumento de torque, com pouco aumento de energia específica e
com coeficiente de atrito ao deslizamento da broca constante, pode-se concluir
que, para este ensaio, o aumento das revoluções otimiza a perfuração. Os valores
ótimos de WOB podem ser extraídos do trecho linear da Figura 37, não
esquecendo de observar o limite superior de torque acima do qual o sistema se
torna instável.
Logo, para que se possa melhorar o desempenho de uma perfuração, deve-se
obter uma combinação ótima entre os parâmetros de controle (WOB e RPM), o
coeficiente de atrito ao deslizamento da broca (que relaciona o tipo de broca
utilizada, a qualidade desta broca e a resistência da formação) e a energia
específica, somados a um bom desempenho da hidráulica de limpeza de poço e
observação de possíveis problemas de perfuração.
O monitoramento de problemas de perfuração em tempo real pode ser feito
observando-se como variam os parâmetros taxa de penetração, energia específica,
e coeficiente de atrito ao deslizamento da broca. É importante também fazer
monitoramento de vibrações.
Neste contexto, o aumento do coeficiente de atrito ao deslizamento pode
significar três coisas: que a resistência da rocha diminuiu (Pessier e Fear, 1992),
que a broca desgastou ou que houve aumento do torque gerado por algum outro
problema (atrito, vibração, entre outros). Se for observada uma queda na taxa de
penetração juntamente com este aumento de , fica caracterizado o desgaste da
broca.
Com o objetivo de estabelecer a maneira como a variação da resistência
influencia o coeficiente de atrito ao deslizamento da broca, foi analisado um
ensaio de laboratório feito em uma amostra de anidrita (semelhante aos outros
ensaios aqui estudados), perfurada com o mesmo tipo de broca dos ensaios A, B,
F, I e J, e foi feita uma comparação deste ensaio com o OB0001B. A Figura 41
apresenta esta comparação. A Figura que ilustra o comportamento dos parâmetros
de perfuração deste ensaio pode ser visualizada na seção A.1 do Apêndice.
76
(WOB*Db/36) x TorqueBroca DP0123
y = 1.0678x
y = 0.8219x
y = 1.1739x
y = 0.7518x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 120 Halita RPM = 120 Anidrita
RPM = 180 Halita RPM = 180 Anidrita
Linear (RPM = 180 Anidrita)
Figura 41 - Influência da resistência da formação na variação de : (a) RPM=120 e (b)
RPM=180
Através da Figura 41, é possível perceber que, para ambas as velocidades de
rotação, a inclinação da anidrita é menor do que para a halita. Isto indica que a
anidrita é uma rocha mais resistente e este resultado é concordante com os obtidos
por Pessier e Fear (1992). A inclinação é menor para a anidrita porque, para um
mesmo peso aplicado em ambas formações, a profundidade de corte será menor
na anidrita, já que os dentes da broca penetrarão menos nesta rocha por ela ser
mais resistente. Com uma profundidade de corte menor, o torque gerado
consequentemente será menor, fazendo com que a inclinação da relação T x
WOB.Db/36 seja menor.
A diferença entre as inclinações da halita e anidrita para rotações de 120
RPM é de 22,6% e para 180 RPM é de 32%. Essa porcentagem quantifica a
influência da resistência do material no coeficiente de atrito ao deslizamento da
broca. Conforme visto anteriormente, a relação torque versus WOB independe da
velocidade de rotação aplicada. Então, a diferença entre as inclinações obtidas
para halita (10%) e aquelas obtidas para anidrita (4%) provavelmente ocorra
devido ao aumento da vibração que acontece quando o número de revoluções é
aumentado.
77
A Figura 42 ilustra o comportamento da taxa de penetração versus peso
sobre a broca para as duas formações.
ROP x WOBBroca DP0123
1
21
41
61
81
101
121
141
161
181
201
4000 9000 14000 19000 24000 29000
WOB (lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM=120 Halita RPM=120 Anidrita
RPM=180 Halita RPM=180 Anidrita
Figura 42 - ROP versus WOB para halita e anidrita em diferentes RPMs: (a) RPM=120 e
(b) RPM=180
Através da Figura 42, percebe-se que a broca DP0123 foi mais eficiente
perfurando a formação halita, comportamento este já esperado, pois a halita tem
resistência menor do que a anidrita. Outra observação deste gráfico é que as taxas
de penetração são maiores para a velocidade de rotação de 180 RPM para a halita,
indicando que o aumento da velocidade de rotação aumenta a eficiência da
perfuração. Na litologia anidrita percebe-se que a taxa de penetração é a mesma
para ambas as rotações. Talvez isto ocorra devido à sua resistência ser mais
elevada, aumentando a dificuldade de perfuração.
Acima foi quantificada a influência da resistência na variação do coeficiente
de atrito ao deslizamento da broca. Agora será feita uma comparação entre três
ensaios realizados em halita com diferentes tipos de broca com o objetivo de
quantificar a influência da broca na variação do coeficiente de atrito ao
deslizamento. A Figura 43 apresenta esta comparação.
78
(WOB*Db/36) x TorqueHalita
y = 1.424xy = 1.2779x
y = 1.0678x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 120 ensaio B broca DP0123
RPM = 120 ensaio D Broca DP0269
RPM = 120 ensaio K Broca DP0391
(a)
(WOB*Db/36) x TorqueHalita
y = 1.1739x
y = 1.382xy = 2.2891x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 180 ensaio B Broca DP0123
RPM = 180 ensaio D Broca DP0269
RPM = 180 ensaio K Broca DP0391
(b)
Figura 43 - Influência da broca na variação de : (a) RPM=120 e (b) RPM=180
Através da Figura 43, é possível perceber que, para ambas as velocidades de
rotação, a inclinação da broca DP0123 (ensaio B) é a menor e equivale a 1.0 para
rotação de 120 RPM e 1.17 para rotação de 180 RPM. Já vimos anteriormente
que, quanto menor a inclinação, menor o desgaste da broca, portanto, conclui-se
que esta é a broca que está em melhores condições. A inclinação da Broca
79
DP0391 para RPM=180 perde a tendência de linearidade e o valor da inclinação
deixa de ser representativo para o trecho.
A Tabela 6 mostra a diferença percentual entre as inclinações da Figura 43
para os diferentes tipos de broca que representa a influência da broca na variação
do coeficiente de atrito ao deslizamento da broca.
Tabela 6 - Diferença percentual entre os coeficientes de atrito ao deslizamento para as
diferentes brocas.
Broca RPM=120 RPM=180 DP0123 - DP0269 25% 15% DP0123 - DP0391 16% xDP0269 - DP0391 10% x
Diferença Percentual
A Figura 44 apresenta o comportamento da taxa de penetração versus peso
sobre a broca para os mesmos ensaios da Figura 43.
ROP x WOBHalita
1
51
101
151
201
251
301
3000 8000 13000 18000 23000 28000
WOB (lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM=120 ensaio B Broca DP0123 RPM=120 ensaio D Broca DP0269
RPM=120 ensaio K Broca DP0391 RPM=180 ensaio B broca DP0123
RPM=180 ensaio D Broca DP0269 RPM=180 ensaio K Broca DP0391
Figura 44 - Comportamento da ROP para os diferentes tipos de broca: (a) RPM=120 e
(b) RPM=180
Através da Figura 44, percebe-se que, para rotação de 120 RPM, a broca
DP0123 necessitou de um peso mais elevado para atingir as mesmas penetrações
que as brocas DP0269 e DP0391. Isto provavelmente acontece porque a broca
80
DO0123 é a que tem menor tamanho de cortadores e em maior quantidade. Para
velocidade de rotação de 180 RPM, a Broca DP0391 foi a de melhor desempenho,
porém, é a que possui a menor quantidade de cortadores e, para uma rotação mais
elevada, a tendência é que ela desgaste com mais rapidez.
Esta tendência se evidencia na Figura 43, pois a curva da broca DP0391
parece ter uma inclinação menor que as outras e segue uma tendência não linear
(não se considera a aproximação da reta de ajuste porque não há tendência de
linearidade). Outra conclusão importante é que quanto menor o número de
cortadores e maior a velocidade de rotação, maior a taxa de penetração gerada,
lembrando que as chances de desgaste da broca aumentam nessas condições.
A Tabela 7 apresenta um resumo das inclinações obtidas da curva T x
(WOB.Db/36), que equivalem ao coeficiente de atrito ao deslizamento da broca
para os ensaios.
Tabela 7 - Valores médios de para os ensaios em grande escala.
Ensaio (inclinação)
OB0001A RPM=120 0.96OB0001B trecho RPM=120 1.06OB0001B trecho RPM=180 1.17OB0001D trecho RPM=120 1.42OB0001D trecho RPM=180 1.38OB0001F trecho RPM=120 0.9OB0001F trecho RPM=180 10OB0001I RPM=120 0.57OB0001J trecho RPM=120 0.93OB0001J trecho RPM=180 0.82OB0001K trecho RPM=120 1.27OB0001K trecho RPM=180 2.28OB0002A trecho RPM=120 1.17OB0002A trecho RPM=180 1.3
Os coeficientes de atrito ao deslizamento da broca calculados para os dois
trechos do ensaio OB0001K apresentam valores diferentes. No segundo trecho,
subiu para 2.4 porque ocorreu uma queda do peso sobre a broca, resultando em
uma queda da taxa de penetração. Pessier e Fear (1992) obtiveram valores de
variando entre 0.8 a 1.3 em seus ensaios de laboratório em grande escala
utilizando brocas PDC. Portanto, percebe-se que existe uma equivalência entre os
coeficientes de atrito ao deslizamento da broca obtidos no presente trabalho e
aqueles encontrados pelos autores acima mencionados.
81
Influência do peso de fluido na energia específica e na taxa de penetração
Os ensaios OB0001D e OB0002A foram realizados utilizando o mesmo tipo
de broca (DP0269) e diferentes pesos de fluido de perfuração base-óleo. A Figura
45 e a Figura 46 apresentam os valores da taxa de penetração e as energias
específicas obtidas para uma mesma velocidade de rotação e variando apenas o
peso de fluido de 13.6 ppg para 16 ppg.
Influência do peso de fluido na taxa de penetração - RPM=120
0
25
50
75
100
125
150
5000 10000 15000 20000
WOB(lb)
RO
P (
pé
s/h
r)
"ensaio OB0001D, fluido 13.6 ppg"
ensaio OB0002A, fluido 16 ppg
Figura 45: Influência do peso de fluido na taxa de penetração – RPM = 120
Os ensaios OB0001D e OB0002A apresentados na Figura 46 e na Figura 46
foram realizados com pressão de fundo de poço de 6000 psi. Tendo esta pressão
constante para ambos ensaios, quando se aumenta o peso de fluido de 13.6 ppg
para 16 ppg significa que o seu teor de sólidos está aumentando. Em uma rocha
porosa, este aumento do teor de sólidos levaria a uma queda da taxa de
penetração, pois a dificuldade de o fluido penetrar nos poros da rocha seria maior,
fazendo com que a tensão efetiva da rocha não diminua tanto quanto ela
diminuiria para um fluido com menor teor de sólidos. Resultados deste tipo foram
obtidos para Judzis et al. (2009).
82
Influência do peso de fluido na energia específica - RPM=120
20000
30000
40000
50000
60000
70000
80000
7000 14000 21000
WOB (lb)
SE
_T
ea
le (
psi
)
ensaio OB0001D, fluido 13.6 ppg
ensaio OB0002A fluido 16 ppg
Figura 46: Influência do peso de fluido na energia específica – RPM = 120
Para uma formação salina não se espera obter diferença na taxa de
penetração quando o peso de fluido é variado, já que esta é uma rocha que não
possui poros e este comportamento foi observado na Figura 45.
Consequentemente, a diferença entre as energias específicas destes dois ensaios
deveria ser pequena, já que os parâmetros de perfuração aplicados são os mesmos
e a taxa de penetração gerada é bastante próxima. A Figura 46 mostra um
resultado concordante com a explicação acima.
Análise semelhante foi feita para os mesmos ensaios, mas utilizando uma
velocidade de rotação de 180 rpm (Figura 47 e Figura 48). Os resultados mostram
uma diferença considerável nas taxas de penetração e nas energias específicas
quando o peso de fluido é aumentado de 13.6 ppg para 16 ppg. Isto indica que o
aumento da velocidade de rotação diminuiu a profundidade de corte dos dentes da
broca (DOC – depth of cut – que equivale à taxa de penetração dividida pela
velocidade de rotação). É necessário um estudo mais aprofundado para determinar
o motivo da influência do aumento da velocidade de rotação no aumento de ROP
quando o teor de sólidos do fluido é aumentado.
83
Influência do peso de fluido na taxa de penetração RPM = 180
70
100
130
160
190
12000 14000 16000 18000 20000
WOB(lb)
RO
P (
pé
s/h
r)
ensaio OB0001D, fluido 13.6 ppg
ensaio OB0002A, fluido 16 ppg
Figura 47: Influência do peso de fluido na taxa de penetração – RPM = 180.
Influência do peso de fluido na energia específica - RPM=180
35000
37500
40000
42500
45000
47500
50000
52500
55000
12000 14000 16000 18000 20000
WOB (lb)
SE
_T
ea
le (
psi
)
ensaio OB0001D, fluido 13.6 ppgensaio OB0002A fluido 16 ppg
Figura 48: Influência do peso de fluido na energia específica – RPM = 180.
Algumas conclusões parciais obtidas a partir da análise dos ensaios são aqui
compiladas antes de dar início à análise dos resultados de campo.
A resistência à compressão confinada não se equivale ao gasto de
energia mínimo em uma perfuração submetida a confinamento;
84
O modelo de otimização de Armenta (2008) não se aplica
adequadamente aos dados dos ensaios de laboratório em grande
escala devido há duas possibilidades: a aplicação da equação DSE
acontece em condições de contorno específicas ou devido a
necessidade de aumentar o parâmetro HSI para valores mais
elevados quando se perfura em grandes profundidades com elevadas
tensões de confinamento;
A eficiência de uma perfuração pode se superior a 35%, o que
contraria a idéia de Dupriest et al. (2005) que a broca perfuraria no
seu pico de performance com este valor de eficiência;
O primeiro termo da equação de Teale (1965) (SE axial) tem
magnitude muito pequena quando comparado com o segundo termo.
Isto significa que o trabalho executado por WOB atuando através da
distância percorrida é sempre pequeno quando comparado ao
trabalho executado pelo torque atuando através da rotação da broca;
A relação entre torque e peso sobre a broca é linear;
O coeficiente de atrito ao deslizamento da broca é um parâmetro
que não depende da rotação aplicada;
Para que se possa melhorar o desempenho de uma perfuração, deve-
se obter uma combinação ótima entre os parâmetros de controle
(WOB e RPM), o coeficiente de atrito ao deslizamento da broca e a
energia específica, somados a um bom desempenho da hidráulica de
limpeza de poço e observação de possíveis problemas de
perfuração;
Quanto menor o número de cortadores e maior a velocidade de
rotação, maior a taxa de penetração gerada, lembrando que as
chances de desgaste da broca aumentam nessas condições.
4 Estudo de Caso - Perfuração no Campo
Neste Capítulo, tendo em vista as conclusões obtidas a partir da análise dos
ensaios de laboratório, as análises foram realizadas utilizando-se dados de 10
poços perfurados em rochas evaporíticas submetidas a elevadas tensões de
confinamento, que foram fornecidos pela empresa Baker Hughes em conjunto
com a Petrobrás. Foram verificadas a relevância e contribuição de cada método na
otimização da perfuração dos poços além de verificadas quais as vantagens e
desvantagens.
Os poços em estudo foram perfurados verticalmente e se situam em uma
região marítima brasileira, apresentando em torno de 2000m de lâmina d’água e
possuindo como característica comum a sua litologia predominante: halita. A
profundidade da perfuração dos poços se localiza entre 2900m e 6100m,
implicando em um ambiente de elevadas pressões atuantes. Os dados de
perfuração de 7 poços foram medidos através de sensores de superfície,
aumentando o grau de incerteza com relação à eles, já que o mais preciso seria
medi-los no fundo do poço, o mais próximo possível da broca. Os 3 poços
restantes tiveram seus dados medidos tanto através de sensores de superfície como
através do equipamento CoPilot™, localizado no bottomhole assembly (BHA). Os
dados sônicos dos poços com medidas de sensores de superfície foram
determinados por perfilagem a cabo.
A existência de dados medidos no BHA possibilitou a aplicação dos
modelos analíticos de otimização e sua comparação com a energia específica
calculada com os dados de sensores de superfície. A Tabela 8 apresenta um
resumo de todos os dados disponíveis e não disponíveis dos poços estudados.
As brocas utilizadas em todos os poços foram do tipo PDC com cortadores
variando entre 12 ¼ e 17 ½ mm. A Tabela 9 apresenta a profundidade das
perfurações, tipos de brocas, diâmetro e desgaste das brocas utilizadas, espessura
da lâmina d’água e outras informações de perfuração para os poços estudados.
86
Tabela 8 - Resumo dos dados disponíveis para os poços em estudo.
Poç
o 1
XX
XX
XX
XX
XX
XN
DV
ertic
al
**X
2210
Poç
o 2
ND
ND
ND
XX
XX
XX
XX
ND
Ver
tical
**
X21
70P
oço
3N
DN
DN
DX
XX
XX
XN
DX
ND
Ver
tical
**
X21
87P
oço
4X
XX
XX
XX
XX
ND
XN
DV
ertic
al
**X
2139
Poç
o 5
XX
XX
XX
XX
ND
XN
DV
ertic
al
**N
D21
55P
oço
6X
XN
DX
XX
XX
XX
XN
DV
ertic
al
**X
2234
Poç
o 7
XX
XX
XX
XX
XN
DX
ND
Ver
tical
**
X21
26P
oço
8N
DX
XX
XX
XX
XN
DX
ND
Ver
tical
**
X21
66P
oço
9N
DN
DN
DX
XX
XX
ND
XN
DV
ertic
al
**X
2153
Poç
o 10
XX
XX
XX
XX
XX
XN
DV
ertic
al
**X
2160
Poç
o 1
XX
XX
XX
XX
XX
XX
XX
XX
Poç
o 10
XX
XX
XX
XX
XX
XX
XX
XX
Poç
o 2
XX
XX
XX
XX
XX
XX
XX
XX
** d
ado
que
pode
ser
cal
cula
doN
D -
não
dis
poní
vel
Tra
jetó
ria
do p
oço
HS
I Li
tolo
gia
Lâm
ina
d'ág
uaD
iâm
etro
da
bro
caC
alip
erT
ipo
debr
oca
EC
D
Lito
logi
aLâ
min
a d'
água
GR
DT
cD
Ts
WO
BR
PM
RO
PT
orqu
eD
ensi
dade
do
flu
ido
Tip
ode
broc
aE
CD
Tra
jetó
ria
do p
oço
HS
I T
orqu
eD
ensi
dade
do
flu
ido
Diâ
met
ro
da b
roca
Cal
iper
DT
sW
OB
RP
MR
OP
Med
idas
por
sens
ores
emsu
perf
ície
Med
idas
defu
ndo
depo
ço
GR
DT
c
87
Tabela 9 - Dados de perfuração e de broca para os poços estudados.
poço
Man
ufN
Tam
anho
Tip
oD
ata
Pro
f. (
m)
Per
fur
ado
(m)
Hr
Tax
a d
e flu
ido
(gpm
)
Pum
p P
ress
ure
(psi
)IA
DC
De
sgas
te d
a br
oca
lâm
ina
dágu
a
Poç
o 3
Sm
ith3
12
1/4
MD
I616
LHS
PX
6/30
/200
833
1017
732
01.0
080
0bo
mbe
ameM
0616
0/0/
NC
/T/D
/0/R
R/D
U21
87P
oço
3S
mith
41
2 1/
4M
716L
TB
PX
C7/
6/20
0850
8325
85
2.50
730
4950
M07
162/
5/ID
/O/D
/0/IL
/PF
2187
Poç
o 4
SD
BS
31
7 1/
2F
S26
53Z
11/2
4/20
0734
4414
522
46.0
080
052
00M
0616
2/3/
ID/G
/D/1
/IQ/M
B21
39P
oço
4S
DB
S4
17
1/2
FS
265
3Z11
/27/
2007
4896
247.
0070
051
00M
0616
0/0/
NC
/T/D
/0/N
C/T
P21
39P
oço
4S
DB
S5
17
1/2
FS
3753
11/3
0/20
0749
2034
11.
0070
053
50M
0716
1/1/
ID/T
/D/1
/NC
/MB
2139
Poç
o 4
SD
BS
5R1
17
1/2
FS
3753
12/6
/200
749
5416
93
9.50
725
5900
M07
160/
1/N
C/T
/D/1
/IQ/P
E21
39P
oço
4S
mith
61
2 1/
4M
716L
TP
XC
1/1/
2008
5123
880
223
.00
700
5700
M71
63/
3/IL
/C/D
/2/C
E/P
F21
39P
oço
5H
ughe
s3R
11
7 1/
2G
TX
CM
SG
1DX
4/23
/200
834
9311
05
4.00
1000
4300
115M
1/1/
IL/T
/E/0
/NC
/MB
2155
Poç
o 5
Sm
ith4
17
1/2
S81
6VB
PX
5/5/
2008
3603
1423
203
.00
840
4250
S08
160/
3/ID
/O/D
/0/J
P/P
F21
55P
oço
6S
mith
31
2 1/
4M
A61
6LT
BP
XC
10/2
0/20
0737
7912
391
89.5
070
043
00M
0616
3/8/
MA
/O/D
/1/IP
/TP
2234
Poç
o 7
SD
BS
5R1
17
1/2
FM
2663
Z5/
3/20
0631
1711
5.00
800
5300
M06
160/
0/N
C/T
/D/0
/NC
/TP
2126
Poç
o 7
SD
BS
5R2
17
1/2
FM
2663
Z5/
6/20
0631
2890
22.
0085
058
00M
0616
1/0/
DL/
N/D
/0/N
C/T
P21
26P
oço
7H
ughe
s6
17
1/2
HC
R60
65/
13/2
006
3218
765
131
.50
880
5600
M06
190/
0/N
C/T
/D/0
/NC
/TP
2126
Poç
o 7
Hug
hes
71
7 1/
2H
CR
606
5/19
/200
639
8336
28
4.00
750
5700
M06
192/
2/ID
/T/D
/1/N
C/M
B21
26P
oço
7H
ughe
s8
17
1/2
GT
XC
MS
18H
DX
5/23
/200
643
4514
36
5.50
780
5750
445M
3/8/
IQ/T
/E/0
/IP/T
P21
26P
oço
7H
ughe
s6R
11
7 1/
2H
CR
606
5/29
/200
644
8841
28
3.00
765
6000
M06
190/
0/N
C/T
/D/0
/NC
/TP
2126
Poç
o 8
Sm
ith4
14
3/4
MD
I616
LSB
PX
6/7/
2007
3053
1645
175
.50
860
4900
M06
160/
0/N
C/T
/D/0
/NC
/TE
2166
Poç
o 8
51
2 1/
4C
OR
OA
6/10
/200
746
9818
12.
0020
012
00C
oroa
1/0/
NC
/T/D
/0/N
C/M
B21
66P
oço
8S
mith
4R1
14
3/4
MD
I616
LSB
PX
6/14
/200
747
1618
62
2.50
800
6000
M06
160/
0/N
C/T
/D/0
/NC
/FM
2166
Poç
o 9
SD
BS
21
7 1/
2F
S37
535/
12/2
007
2905
1270
262
.50
800
4300
M07
161/
1/IL
/O/D
/0/N
C/M
B21
53P
oço
9S
mith
31
7 1/
2M
GR
89V
BP
X5/
21/2
007
4175
628
142
.00
720
4350
M06
161/
1/IL
/O/D
/0/R
R/F
C21
53P
oço
9S
mith
3R1
17
1/2
MG
R89
VB
PX
5/29
/200
748
0340
01
21.5
060
043
00M
0616
1/3
/ID/N
/D/2
/IQ/P
F21
53P
oço
10S
mith
4R1
14
3/4
MD
I616
LSB
PX
9/11
/200
933
1915
792
14.0
010
0053
50M
0616
1/2/
ID/O
/D/0
/NC
/PF
2160
Poç
o 1
Sm
ith3
17
1/2
S61
6VB
PX
4/14
/200
930
3119
181
96.0
010
0047
80M
0616
4/8
/MA
/O/D
/2/IP
/PF
2210
Poç
o 2
Sm
ith4
14
3/4
MD
I616
LSB
PX
9/14
/200
930
0518
001
29.0
010
5057
00M
0616
0/0/
NC
/T/D
/1/R
R/T
E21
70P
oço
25
12
1/4
CO
RO
A9/
17/2
009
4805
276.
0080
500
Cor
oa2/
6/IQ
/O/D
/0/ID
/PF
2170
Poç
o 2
Sm
ith4R
11
4 3/
4M
DI6
16LS
BP
X9/
20/2
009
4805
272.
5010
0052
70M
0616
1/2/
DL/
N/D
/1/D
Q/T
E21
70**
Os
poço
s ra
chur
ados
de
amar
elo
são
os
que
poss
uem
dad
os m
edid
os
em s
uper
fíci
e e
no f
undo
do
poço
88
Os gráficos que ilustram os dados de perfuração dos poços foram obtidos
utilizando-se o programa PETREL™. Com o intuito de facilitar a visualização dos
mesmos, foi feita uma suavização dos dados através de uma média aritmética com
janelas móveis de 15 metros. A suavização dos dados não afetou o
comportamento global das curvas, conforme pode ser visualizado na Figura 49 e
na Figura 50, onde foram plotadas as curvas originais versus suavizadas (os
demais gráficos são apresentados no item A.1 do apêndice). Nestas Figuras podem
ser observadas a litologia, dados sônicos e dados de perfuração dos poços
analisados. A Tabela 10 apresenta a legenda de cores que representa o perfil de
litologia.
Tabela 10 - Legenda de cores representativa da litologia dos poços.
Código Litologia Cor6 Calcilutito81 Taquidrita82 Anidrita85 Halita86 Silvinita87 Carnalita
Optou-se por não utilizar os dados dos Poços 6 e 1 porque foram
encontrados valores erráticos de WOB. O peso sobre a broca do Poço 6 tinha
valores equivalentes aos de RPM e o WOB do Poço 1 estava em torno de 300 klb,
incoerente com valores usuais deste parâmetro.
Todos os perfis estudados foram perfurados em camadas de evaporitos,
variando entre halita, carnalita, taquidrita e anidrita, que apresentam
comportamentos diferenciados, especialmente no que diz respeito à sua
resistência. Para determinar qual o tipo de evaporito existente e predominante em
cada poço, foi realizada uma análise dos dados sônicos e do Gamma Ray.
O parâmetro Gamma Ray indica a ausência ou presença de elementos
radioativos na formação, ou mais especificamente a presença de argilas
(naturalmente radioativas). Os parâmetros tempo de trânsito compressional e
cisalhante foram utilizados para caracterizar os diferentes tipos de formações,
conforme valores típicos apresentados por Mohriak et al. (2008). A Tabela 11
apresenta estes valores de Gamma Ray e de tempo de trânsito para os diferentes
evaporitos.
89
Figura 49 - Perfis do Poço 8.
90
Figura 50 - Perfis do Poço 2.
91
Tabela 11 – Valores típicos de tempo de trânsito compressional e raios gama de alguns
evaporitos (Mohriak et al., 2008).
HalitaAnidrita
CarnalitaSilvitaGipsita
PolihalitaKieseritaKainita
Langbeinita 275
52.557.5nãonão52
01800
225
67507874
00
200500
Tempo de Trânsito (s/pés) Raio Gama (API)Propriedades de alguns evaporitos
Os Poços 3, 9 e 2 não apresentam dados sônicos de LWD (logging while
drilling), lembrando que neste último foram medidos pelo CoPilot™. Nos demais,
observando-se os dados sônicos e/ou litologia (alguns poços não apresentaram
litologia), é possível observar a predominância da halita (valores muito baixos de
Gamma Ray e tempo de trânsito de 67 s/pés), sendo que a ocorrência de picos
elevados de Gamma Ray indica a presença de uma camada de carnalita ou
taquidrita (os valores aumentam devido à maior concentração de potássio, Urânio
ou Tório nestes minerais).
O Poço 10 apresenta diferenças significativas entre os dados de sensores de
superfície e os dados de CoPilot™. A Figura 51 e a Figura 52 ilustram estas
diferenças.
As diferenças entre as grandezas expostas na Figura 51 e na Figura 52
apresentam incoerências do ponto de vista teórico. O torque total medido em
superfície é composto por torque friccional, torque mecânico e torque da broca.
Portanto, o torque medido pelo CoPilot™ não deve ser maior que aquele medido
através de sensores de superfície, como indica a Figura 51. As revoluções por
minuto também tendem a serem maiores (ou equivalentes) quando medidas em
superfície. Isto porque pode haver atrito entre a coluna e a parede do poço,
fazendo com que o RPM atuante na broca seja menor que o aplicado. A Figura 52
mostra o contrário, as revoluções medidas pelo CoPilot™ são maiores e não
refletem o mesmo comportamento das revoluções medidas pelo sensor de
superfície. Também se observa diferenças nas medidas dos dados sônicos.
Aqueles medidos pelo CoPilot™ são menores, provavelmente devido à
interferência do fluxo de fluido simultâneo à aquisição do tempo de trânsito. Os
92
dados de sensores de superfície foram desconsiderados durante a análise deste
poço.
Figura 51 - Comparação entre dados de superfície e CoPilot™ para Poço 10 – torque e
tempo de trânsito cisalhante.
Figura 52 - Comparação entre dados de superfície e CoPilot™ para Poço 10 – RPM e
Gamma Ray.
93
4.1. Avaliação da Resistência da Rocha
A determinação da resistência à compressão confinada para as perfurações
em campo foi feita do mesmo modo que para os ensaios de laboratório, sendo que
ela equivale à UCS acrescida a um ganho de resistência determinado pelo
confinamento. A Eq. (22) apresentada no Capítulo 3 estabelece o cálculo da CCS
utilizado para os poços.
A grandeza UCS foi obtida por duas metodologias diferentes: utilizando-se
equações empíricas de UCS relacionadas a dados sônicos e, utilizando-se valores
típicos de UCS obtidos na literatura para os diferentes tipos de sal. Esta última
metodologia foi a mesma aplicada aos ensaios de laboratório, apresentada no
Capítulo 3.
A obtenção da resistência à compressão não confinada através de
correlações com dados sônicos é utilizada há bastante tempo na Indústria do
Petróleo. Alguns autores estabeleceram correlações que podem ser aplicadas para
formações específicas (Chandong, 2004 e Horsrud, 2001) e outros estabeleceram
equações que podem ser aplicadas para diferentes litologias (Andrews et al., 2007
e Onyia, 1988). Para a obtenção da resistência à compressão não confinada do
trabalho em questão, foram utilizadas as correlações de Onyia (1988) e de
Andrews et al. (2007) que podem visualizadas, respectivamente, na Eq. (24) e na
Eq. (25).
2
87.231015.5
128
ct
UCS (24)
21
40 kct
kUCS
(25)
Onde:
UCS = resistência à compressão não confinada (psi);
tc = tempo de trânsito compressional (s/pés);
k1 e k2 = parâmetros de ajuste adimensionais.
94
A Tabela 12 apresenta os valores dos parâmetros de ajuste k1 e k2 de acordo
com a litologia.
Tabela 12 - Valores dos parâmetros de ajuste k1 e k2 (Modificado de Olea et al., 2008).
Todos Folhelho Areiak1 217457 754708 149595k2 0.52 0.83 0.42
Conforme mencionado acima, estas correlações são válidas para diferentes
litologias. Olea et al., (2008) sugeriu uma correção destas equações para sua
aplicação em sal. Essas correções foram feitas após comparações das correlações
de Andrews e de Onyia com resultados de ensaios de laboratório para obtenção de
UCS feitos em amostras de sal. As Eq. (26) e (27) apresentam respectivamente a
relação de correção de Onyia (1988) apud Olea et al. (2008) e a de Andrews et al.
(2007) apud Olea et al. (2008).
5724.0
282
87.231015.5
148.10
ct
UCS (26)
2912.040
813358.6823
ctUCS (27)
Onde:
tc = tempo de trânsito compressional (s / pés);
UCS = resistência à compressão não confinada (psi).
Todos os métodos para obtenção da resistência não confinada demonstrados
acima foram aplicados aos dados analisados. Cabe salientar que os Poços 3 e 9
não possuem dados sônicos (ts e tc) nem de Raios Gama e o Poço 5 não possui
dados de tempo de trânsito cisalhante. O mesmo ocorre com os ensaios de
laboratório, que não possuem dados sônicos. Portanto, as correlações de Andrews
et al. (2007) apud Olea et al. (2008), de Onyia (1988) apud Olea et al. (2008) e as
corrigidas por Olea te al. (2008) não puderam ser aplicadas a eles.
Os resultados de dois poços são apresentados na Figura 53. Os demais
experimentos apresentaram curvas com mesmo comportamento e podem ser
95
visualizados no item A.2 do Apêndice deste trabalho. É possível perceber através
da Figura 53 que a correlação de Andrews apresentou valores que destoam
daqueles obtidos pelas demais. Por este motivo a correlação de Andrews foi
desconsiderada da análise de dados.
Figura 53 - Valores de CCS estimados por diferentes correlações para os Poços 4 e 7.
4.2. Aplicação dos Modelos Analíticos de Otimização Baseados na Transferência de Energia Específica
Nesta seção será feita uma análise da aplicação dos modelos analíticos para
os poços de estudo. Os perfis das energias específicas calculadas e sua
comparação com a resistência à compressão confinada estimada estão ilustrados
na Figura 62. Optou-se por apresentar apenas os gráficos de dois dos poços, cujo
comportamento é semelhante aos restantes. A partir da Figura 54 à Figura 61 é
possível estabelecer comparações entre a SE e os outros parâmetros de perfuração.
Na Figura 62 observa-se com melhor precisão as curvas de SE versus CCS. Os
gráficos dos demais poços podem ser visualizados na seção A.3 do apêndice.
96
Figura 54 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço 3.
97
Figura 55 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço 4.
98
Figura 56 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço 5.
99
Figura 57 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço 7.
100
Figura 58 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço 8.
101
Figura 59 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço 9.
102
Figura 60 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço10.
103
Figura 61 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE – Poço
104
Figura 62 - SE x CCS para Poços 3 e 4.
A eficiência mecânica máxima foi calculada para todos os poços através da
divisão entre a resistência à compressão confinada máxima (que segundo Pessier e
Fear (1992), equivale à energia específica mínima) e a energia específica de
Teale. A Tabela 13 apresenta os valores médios de eficiência obtidos para cada
poço. Os gráficos da variação da eficiência com a profundidade estão anexados na
seção A.4 do apêndice.
Tabela 13 - EFF máximas para os poços perfurados.
Poços medidas de sensores de superfície Média das EFFmáxPoço 3 0.3Poço 4 0.25Poço 5 0.3Poço 7 0.37Poço 8 0.32Poço 9 0.16
Poços medidas Co-Pilot Média das EFFmáxPoço 10 0.82Poço 2 0.76
O primeiro passo será fazer uma análise pontual a respeito do
comportamento da SE conforme variam os parâmetros de perfuração e os dados
sônicos para os poços que possuem dados de CoPilot™, seguidos dos demais
poços.
105
As medidas de CoPilot™ são fundamentais para a otimização da perfuração.
Através da utilização desta tecnologia, é possível comparar os parâmetros
medidos em superfície com aqueles medidos próximos da broca. A diferença entre
estes valores pode indicar problemas ocorridos durante a perfuração, como
problemas de transferência de peso, de atrito lateral ou de vibração. Os modelos
analíticos de otimização baseados na energia específica tornam-se mais eficazes
quando os parâmetros de perfuração também forem medidos próximos da broca.
Algumas considerações iniciais serão feitas para os poços que têm dados medidos
em CoPilot™:
No Poço 10 percebe-se que os valores de energia específica
calculados a partir dos dados de sensores de superfície estão mais
baixos que a faixa de variação da resistência à compressão
confinada. Isto acontece devido aos baixos valores de RPM que
ocorrem ao longo da perfuração, chegando a atingir 17 rotações por
minuto na profundidade de 3818m. Provavelmente houve erro de
medição já que aquela realizada pelo CoPilot™ apresenta valores
usuais de RPM. A energia específica calculada através dos dados de
CoPilot™ aparece mais elevada que a CCS, sendo que a eficiência
média é de 82%. Conforme vimos anteriormente, este poço
apresenta divergências entre os dados medidos por sensores de
superfície e os dados de CoPilot™. Pelos resultados da energia
específica, pode-se concluir que houve algum problema na
aquisição dos dados de superfície, e, portanto, eles serão
desconsiderados na análise.
O Poço 2 tem eficiência de 76 % para medição em CoPilot™. É um
valor elevado que contradiz o modelo de Dupriest et al. (2005) que
sugere que o pico de performance seja alcançado quando a
eficiência for de 35%. As medidas de CoPilot™ resultaram em
valores de eficiência altos e, como as medidas feitas próximas da
broca são mais confiáveis do que as realizadas em superfície, estes
resultados indicam que as perfurações podem atingir eficiências de
até 80%. Conforme mostram os valores de EFF do Poço 2, não há
perdas de energia consideráveis ao longo da coluna, o que é
coerente, pois o poço é vertical e praticamente não há atrito lateral.
106
Isto também indica que não ocorreram problemas durante a
perfuração como vibrações ou enceramento.
Figura 63 apresenta a comparação entre as energias específicas
medidas em superfície e no CoPilot™ para o Poço 2. A diferença
existente no trecho inicial entre a energia específica medida em
superfície e a medida no fundo do poço se deve à diferença de
valores de RPM. As medidas de RPM feitas por sensores de
superfície apresentam valores da ordem de 80 rev/min e as medidas
de Co-Pilot mediram revoluções da ordem de 150 rev/min para o
mesmo trecho.
Figura 63 - SE_Teale_CoPilot™ versus SE_Teale_superfície - Poço 2.
Observando-se o comportamento da energia específica do Poço 4
apresentado na Figura 62, é possível perceber um aumento neste parâmetro
quando a profundidade de 4954 m é alcançada. Isto ocorre devido à uma mudança
de fase e conseqüente mudança de broca de diâmetro 17,5” para 12,25”. A
diminuição da área da seção transversal da broca acarreta em um aumento da
energia específica, relação que pode ser visualizada na equação de Teale (1965).
Fisicamente, isto acontece porque a área de corte de rocha está diminuindo, há
menos cortadores, fazendo com que a broca trabalhe mais para conseguir cortar a
mesma quantidade de rocha que uma broca maior cortaria.
107
Outra análise importante é a variação da energia específica quando ocorre
mudança de litologia. É possível perceber nas curvas que a energia específica é
muito sensível à mudança de formação. Esta sensibilidade é um reflexo da
mudança dos parâmetros mecânicos da rocha que se reflete nos parâmetros de
perfuração quando a broca encontra uma formação mais / menos resistente
daquela que estava quebrando.
Um dos comportamentos comuns a todos os poços é a ocorrência um grande
aumento da energia específica (pico) juntamente com uma queda dos valores de
tempo de trânsito compressional e cisalhante quando a rocha muda da formação
halita para anidrita. A queda de DTc e DTs indica que a anidrita é uma formação
mais resistente que a halita e isto é comprovado pela queda que ocorre na taxa de
penetração. O fato de a SE tornar-se elevada, significa que está ocorrendo um
gasto excessivo de energia, ou seja, um trabalho realizado superior àquele
necessário para o corte da rocha.
Quando a broca encontra as formações silvinita, carnalita e calcilutito,
percebe-se uma queda da energia específica, um aumento de DTc, DTs, de GR e
de ROP. Este comportamento é conseqüência das menores resistências oferecidas
por estas formações quando comparadas à halita. O aumento de Gamma Ray pode
ser devido à presença de impurezas (argilas) na formação.
Estas considerações a respeito da variação da energia específica conforme o
tipo de rocha perfurada leva a concluir que seria ideal inserir na fórmula da SE
algum parâmetro representativo da resistência da rocha. A Eq. (17), formulada por
Pessier e Fear (1992), fornece este parâmetro: o coeficiente de atrito ao
deslizamento, que relaciona o tipo de broca utilizada com a resistência oferecida
pela formação.
Aplicando-se a Eq. (17) na equação de energia específica de Teale (1965),
resulta na Eq. (18) onde se estabelece uma relação direta entre a energia específica
e o coeficiente de atrito ao deslizamento da broca (e consequentemente, uma
relação direta entre SE e a resistência da rocha). O objetivo disso seria monitorar a
variação de e de SE para otimizar a perfuração. Este coeficiente será analisado
para os poços na próxima seção e será feita uma comparação com os valores dos
coeficientes de atrito ao cisalhamento da broca obtidos para os ensaios de
laboratório.
108
A seguir, é apresentada uma análise global a respeito das curvas obtidas
através da aplicação dos modelos analíticos. A Figura 64 apresenta as curvas de
energia específica para todos os poços plotadas versus a profundidade.
Figura 64 – Comparação entre as curvas de energia específica de todos os poços de
estudo.
As curvas de energia específica visualizadas na Figura 64 têm um valor
médio de 100000 psi, à exceção da curva do Poço 9 que tem valores acima da
média e à exceção das curvas calculadas através de dados medidos em CoPilot™,
que têm energias específicas menores. As energias específicas dos dados medidos
em Co-Pilot™ são da ordem de 39000 psi (Poço 10) e da ordem de 47000 psi
(Poço 2). Isto indica que a energia aplicada na plataforma não é a mesma que é
empregada na broca, ou seja, a energia específica que efetivamente é empregada
no mecanismo de corte da rocha é da ordem de 39% (Poço 10) e 45% (Poço 2)
daquela que é medida com dados de superfície. Isto acontece porque o
monitoramento dos parâmetros feito na plataforma gera dados diferentes daqueles
monitorados no fundo do poço, que refletem no valor das energias específicas.
Quando os parâmetros de perfuração são medidos no fundo do poço, a
109
confiabilidade nos dados adquiridos é maior, já que estes são medidos o mais
próximo da broca possível, refletindo exatamente o trabalho realizado para cortar
a rocha. Quando os parâmetros de perfuração são medidos por sensores na
plataforma, as medidas estão sendo feitas muito distantes da broca (no caso dos
poços estudados, a distância é em torno de 3000 m). Por este motivo, alguns
parâmetros podem ter a sua leitura afetada, como o parâmetro torque, que pode ter
um aumento exagerado devido ao atrito lateral da coluna de perfuração com a
parede do poço (especialmente em poços direcionais) ou pode ter uma redução,
geralmente causada por um enceramento da broca.
Apesar de existir uma diferença entre as energias específicas dos poços com
medidas de superfície e dos poços com medidas de Co-Pilot™ (Poço 2 e Poço
10), analisando os dados de ROP para ambos os conjuntos de poços, percebe-se
que eles são da mesma ordem de grandeza. Isto indica que as perfurações tiveram
desempenho equivalente no que se refere à taxa de penetração, porém não é o que
se observa pelos valores de eficiência mecânica apresentados na Tabela 14. Este
parâmetro é calculado a partir da energia específica, logo era esperado que as EFF
dos dados com medidas de sensores de superfície fossem menores que as dos
dados medidos por Co-Pilot™. Se os poços com medidas de superfície fossem
monitorados com Co-Pilot, provavelmente teriam valores de EFF e SE
equivalentes às dos Poços 2 e 10.
A Tabela 14 apresenta valores de SE de halita obtidos na literatura por
medidas de sensores de superfície, para que se possa comparar com aqueles
obtidos neste trabalho.
Tabela 14 - Valores de energia específica para sal obtidos na literatura.
Referência Energia Específica Média Profundidade SalMorel et al. (2010) 95000 5180 m - 5959 m Golfo do México
Thomson et al. (2010) 60000 2316,5 m - 2400 m Golfo do México
As perfurações dos poços em estudo acontecem entre as profundidades de
2900m a 6100m. Os valores de SE encontrados neste trabalho estão próximos
daqueles encontrados por Morel et al. (2010).
Através da Tabela 13, apresentada anteriormente, observa-se que os poços
com dados medidos em sensores de superfície apresentam valores de eficiência
próximos daquele sugerido por Dupriest et al. (2005) de 35 %, exceto para os
110
Poços 4 e 9, que apresentam valores mais baixos. Segundo o critério de
otimização desse autor, estes últimos poços poderiam ter o seu desempenho
melhorado. Na próxima seção, será feita comparação entre as EFFs dos poços e as
dos ensaios de laboratório em grande escala.
Um comportamento comum a todos os poços está na diferença entre os
valores da energia específica calculada pela equação de Teale (1965) e os valores
da energia específica de perfuração de Armenta (2008), que é muito pequena. A
diferença entre elas é da ordem de 1000 psi. Cabe salientar que o valor de HSI foi
estimado em 3 hp/in², valor este, considerado alto e que certamente implicaria em
um bom desempenho hidráulico durante a perfuração. Este valor foi estimado por
não haver dados suficientes para a sua determinação (valor da viscosidade do
fluido desconhecido). Este mesmo comportamento do modelo de Armenta (2008)
foi observado nos ensaios de laboratório em grande escala e discutido no Capítulo
3.
Conforme visto no Capítulo 2, a energia específica de Dupriest et al. (2005)
é equivalente à 35 % da energia calculada através da equação de Teale (1965)
quando a perfuração está no seu pico de performance. Isto se deve ao fato de o
autor deste modelo aproximar as curvas da CCS e SE desconsiderando a
existência de uma ineficiência durante o processo de corte mesmo quando a broca
perfura no seu pico de eficiência. Esta ineficiência pode ser obtida subtraindo-se o
valor da eficiência de 100%. Os motivos pelos quais há esta ineficiência ainda não
são bem compreendidos, sendo que atualmente existem duas hipóteses para o
problema. A primeira é a de que a ineficiência aconteça devido a problemas de
perfuração somados à falta de um conhecimento aprofundado a respeito da
mecânica de corte de rochas em ambientes pressurizados. Dentro deste contexto,
surge o questionamento sobre qual seria o parâmetro representativo da rocha que
melhor se compare aos gastos de energia mecânica. A resistência à compressão
confinada é a grandeza atualmente utilizada para esse fim, mas já é conhecido e
pode-se verificar na análise de dados deste trabalho, que a energia específica é
consideravelmente maior que a CCS. Portanto percebe-se a necessidade de
pesquisas mais aprofundadas no sentido de definir outro parâmetro que melhor se
ajuste ao problema. A segunda hipótese é a de que o monitoramento dos
parâmetros de perfuração feita através de sensores colocados na plataforma de
perfuração, gera dados imprecisos, acarretando na obtenção de uma eficiência
111
menor do que aquela que realmente acontece durante a perfuração. Esta hipótese é
concordante com as análises realizadas neste trabalho, onde se obtém EFFs
maiores para poços com monitoramento de dados no fundo do poço.
Dupriest et al. (2005) desconsidera esta problemática em seu modelo e
aproxima as curvas de energia específica e CCS através de um artifício
matemático no intuito de facilitar a visualização em tempo real das mesmas.
Quando as curvas estão próximas, a perfuração é considerada como eficiente (pois
está no pico de performance com EFF = 35%). Quando as curvas se distanciam,
deve-se analisar qual o problema que está acontecendo e modificar os parâmetros
de perfuração para corrigi-los. Se WOB e torque forem mais elevados do que o
valor que define o ponto conhecido como founder, deve-se modificar o projeto da
perfuração.
Outro ponto importante de ser ressaltado nos resultados é a proximidade
entre as curvas de SE_Dupriest (para os poços com monitoramento de dados
através de sensores de superfície) e a resistência à compressão confinada. Para
todos os poços analisados, as curvas estão bastante próximas, sugerindo que o
modelo de Dupriest et al. (2005) funcione adequadamente. É importante lembrar
que o autor considera a perfuração eficiente quando estas duas curvas crescem
paralelas entre si, mantendo a eficiência em um valor constante e gerando um
aumento proporcional da ROP conforme é aumentado o peso sobre a broca.
Portanto, segundo o modelo de Dupriest et al. (2005), pode-se dizer que as
perfurações nos poços com medidas de superfícies foram eficientes, já que a base
da curva de SE_D é equivalente à da CCS e que os picos de energia específica
representam pontos de ineficiência, que devem ser avaliados em tempo real para
compreender a sua causa.
Nenhum dos métodos de otimização da perfuração através do
monitoramento da energia específica considera a variação de energia térmica que
ocorre no fundo do poço quando a SE varia. É provável que ocorra um aumento
da energia térmica conforme a energia específica é aumentada, já que, para que
isto ocorra, é necessário elevar os parâmetros torque e peso sobre a broca. O
conhecimento da quantidade de energia térmica que é gerada é importante, pois
ela pode causar danos à broca.
112
4.3. Comparação entre as Análises: Poços x Ensaios de Laboratório
Nesta seção será discutida a comparação entre os resultados obtidos dos
ensaios de laboratório e dos poços perfurados em campo. É inviável estabelecer
qualquer tipo de comparação entre uma perfuração real, onde há variabilidade de
material, de parâmetros de perfuração, onde se trabalha em um universo muito
maior do que aquele em que são realizados os ensaios de laboratório em grande
escala. Por este motivo, para este estudo, foram selecionados pequenos trechos
dos poços de campo que tenham mesma litologia (halita), possuam mesmo peso
de fluido, diâmetro de broca e resistência. Isto possibilita a comparação com os
ensaios de laboratório, já que eles simulam o corte de rocha para profundidades
pequenas, com resistência, peso de fluido e velocidade de rotação constante.
A primeira consideração a ser feita é a respeito da eficiência mecânica. Para
o conjunto de dados de laboratório, os valores médios de eficiência mecânica
máxima podem ser visualizados na Tabela 5. Já os dos poços são apresentados na
Tabela 15. A Figura 65 ilustra a curva de energia específica versus resistência à
compressão confinada para o Poço 3.
Poço 3 - CCS x SE x Profundidade
4088
4090
4092
4094
4096
4098
4100
4102
4104
4106
0 50000 100000 150000
SE e CCS (psi)
Pro
fun
did
ad
e (
m)
SE_Teale
DSE
SE_D
CCS
Figura 65 - SE versus CCS para trecho do Poço 3.
113
Comparando-se a Tabela 5 com a Tabela 15, é possível observar que a
eficiência mecânica máxima está mais próxima da unidade nos ensaios de
laboratório e no conjunto de dados dos poços com medição de Co-Pilot™. Isto
indica que as perfurações feitas em laboratório e as perfurações nos poços com
medições de Co-Pilot™ tiveram desempenhos aproximados e podem ser
consideradas eficientes.
Tabela 15 - Valores médios de EFF máxima para os trechos dos poços perfurados em
campo.
Prof. (m) Trechos dos poços com medidas de superfície Média das EFFmáx4090-4104 Poço 3 Trecho 1 0.234366-4404 Poço 3 Trecho 2 0.264019-4056 Poço 4 Trecho 1 0.314225-4242.5 Poço 4 Trecho 2 0.313963.5-3995.5 Poço 5 Trecho 1 0.394409-4417.5 Poço 5 Trecho 2 0.274116-4179 Poço 7 Trecho 1 0.313684-3724 Poço 7 Trecho 2 0.333737-3768 Poço 8 Trecho 1 0.284100-4125 Poço 8 Trecho 2 0.33300-3327 Poço 9 Trecho 1 0.163800-3838 Poço 9 Trecho 2 0.17Prof. (m) Trechos dos poços com medidas de Co-Pilot Média das EFFmáx3400-3412 Poço 10 Trecho 1 0.783700-3719 Poço 10 Trecho 2 0.823644.5-3663 Poço 2 Trecho 1 0.824446-4463.5 Poço 2 Trecho 2 0.7
Na seção anterior foi visto que os poços com medidas de sensores de
superfície apresentaram valores de ROP da mesma ordem que os dos poços com
medições de Co-Pilot™. Por este motivo pode-se considerar que a perfuração dos
poços com medidas de superfície também foi eficiente (apesar dos altos valores de
SE que se justificam pela precariedade do tipo de monitoramento de dados). A
partir destas considerações, fica clara a importância do monitoramento de dados
no fundo do poço, pois informações obtidas são mais precisas do que aquelas
medidas por sensores de superfície.
As próximas considerações serão feitas a respeito do comportamento do
coeficiente de atrito ao deslizamento da broca. A Tabela 16 apresenta seu valor
obtido a partir da inclinação da curva T x WOB.Db/36 para os poços perfurados
em campo com medidas de CoPilot™ e, na Tabela 6 (do Capítulo 3), este mesmo
parâmetro pode ser visto para os ensaios de laboratório. A Figura 66 ilustra a
114
relação entre WOB.Db/36 e torque para um trecho do Poço 2, cuja inclinação
equivale ao coeficiente de atrito ao deslizamento da broca. Os gráficos dos ensaios
de laboratório foram apresentados na seção anterior e na seção A.6 do apêndice.
Tabela 16 - Valores de para os trechos dos poços perfurados com medidas de CoPilot.
Prof. (m) Poços com medidas de CoPilot (inclinação)
3400-3412 Poço 10 Trecho 1 0.963700-3719 Poço 10 Trecho 2 13644.5-3663 Poço 2 Trecho 1 1.24446-4463.5 Poço 2 Trecho 2 2.3
Poço 2WOB.Db/36 x Torque
y = 1.8269x
12200
12400
12600
12800
13000
13200
13400
6700 6800 6900 7000 7100 7200 7300 7400
WOB.Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM=169
(a)
Poço 2WOB.Db/36 x Torque
y = 2.3264x
6000
6500
7000
7500
8000
8500
9000
9500
10000
3000 3250 3500 3750 4000 4250
WOB.Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM=193
(b)
Figura 66 - Avaliação de para um trecho do Poço 2: (a) RPM=169 e (b) RPM=193
Através da Figura 66, percebe-se que a relação T x WOB.Db/36 é linear e a
inclinação da reta de ajuste equivale ao coeficiente de atrito ao deslizamento da
115
broca. Para os ensaios de laboratório, a relação exposta acima também é linear,
porém, para os poços perfurados com medidas de superfície, a relação deixa de ser
linear e o coeficiente de atrito ao deslizamento da broca não pode mais ser obtido
através da inclinação da curva WOB.Db/36 versus torque. A Figura 67 ilustra este
comportamento.
Poço 3 - Visualização do coeficiente de atrito
y = 2.7695x
0
20004000
6000
8000
1000012000
14000
0 1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
Halita, MW=10.01,(4090-4104m),Db 12 25"
(a)
Poço 3 - Visualização do coeficiente de atrito
y = 1.3873x
0
5000
10000
15000
0 5000 10000 15000
WOB.Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
Halita,MW=10.01(4366 - 4404 m)
(b)
Figura 67 - Avaliação de para um trecho do Poço 3: (a) Trecho 1 e (b) Trecho 2
A falta de linearidade para os poços com medidas de superfície pode ser
explicada pela grande variação de torque (e consequentemente de por fatores
específicos de campo, como: diferentes comprimentos de coluna de perfuração,
possível influência do carreamento de cascalhos no funcionamento da coluna,
possível diferencial de pressão, vibração, enceramento, dentre outros. Ou
simplesmente pelo fato de as perfurações não estarem otimizadas.
5 Conclusões
Comparando-se a resistência à compressão confinada com a energia
específica de Teale (1965) para os ensaios de laboratório, pode-se concluir que a
CCS não equivale ao gasto de energia mínimo em uma perfuração submetida a
confinamento. Deve existir outro parâmetro que melhor a caracterize. Fica
evidente a necessidade de um estudo mais aprofundado a respeito do processo de
corte de rocha no sentido de definir outro parâmetro que melhor se ajuste ao
problema.
O modelo analítico de otimização de Armenta (2008) sugere que a eficiente
remoção de cascalhos do fundo do poço (o bom funcionamento da hidráulica)
diminua a energia específica gasta para o processo de corte de rocha sob
confinamento. Através da aplicação deste modelo aos dados experimentais,
conclui-se que o mesmo não se aplicou adequadamente. Isto é verificado através
da pequena diferença existente entre os valores de SE_Teale e SE_Armenta,
obtidos nos ensaios de laboratório que é da ordem de 500 psi. Há duas possíveis
explicações para isto: a aplicação da equação DSE acontece em condições de
contorno específicas ou devido a necessidade de aumentar o parâmetro HSI para
valores mais elevados quando se perfura em grandes profundidades com elevadas
tensões de confinamento;
As curvas originadas pela aplicação do modelo de Dupriest et al. (2005) aos
dados experimentais de laboratório apresentam valores mais baixos do que a
resistência à compressão confinada. Fisicamente, isto significa que a energia
específica aplicada ao sistema não vence a resistência para quebrar a rocha. Porém
essa conclusão não é coerente já que a perfuração ocorre ao longo do ensaio.
Portanto, conclui-se que o modelo de Dupriest et al. (2005) não é aplicável aos
ensaios de laboratório porque a relação de 35% entre CCS e energia específica
não representa o pico de performance dos ensaios. A eficiência deste conjunto de
perfurações em grande escala com certeza é maior do que o valor sugerido por
Dupriest et al. (2005), indicando que as perfurações em campo, se forem
117
submetidas a um projeto de otimização e se tiverem um monitoramento de dados
em fundo de poço, podem atingir eficiências maiores.
Comparando-se os valores de eficiência mecânica máxima dos dados
experimentais de campo com os de laboratório, observa-se que este parâmetro está
mais próximo da unidade nos ensaios de laboratório e no conjunto de dados dos
poços com medição de CoPilot™. Isto indica que as perfurações em grande escala
e as perfurações nos poços com medições de Co-Pilot™ tiveram desempenhos
aproximados (no que diz respeito à taxa de penetração) e podem ser consideradas
eficientes (já que os ensaios de laboratório são feitos em condições ideais, onde
não ocorrem problemas de perfuração). Foi visto no Capítulo 4 que os poços com
medidas de sensores de superfície apresentaram valores de ROP da mesma ordem
que os dos poços com medições de Co-Pilot™. Por este motivo pode-se
considerar que a perfuração dos poços com medidas de superfície também foi
eficiente (apesar dos altos valores de SE que se justificam pela precariedade do
tipo de monitoramento de dados). A partir destas considerações, fica claro a
importância do monitoramento de dados no fundo do poço, pois informações
obtidas são mais precisas do que aquelas medidas por sensores de superfície.
A aplicação do modelo de Dupriest et al. (2005) nos dados medidos por
sensores de superfície gerou curvas bastante próximas das curvas de CCS.
Segundo este modelo, as perfurações também podem ser consideradas como
eficientes.
O coeficiente de atrito ao deslizamento da broca é um parâmetro que pode
auxiliar na otimização de uma perfuração através de seu monitoramento. É
importante aprofundar mais o estudo a respeito deste parâmetro, definindo
exatamente qual a parcela de contribuição do tipo de broca e da resistência na
variação de .
Portanto, como conclusão geral do trabalho, vemos que para melhorar o
desempenho de uma perfuração, deve-se obter uma combinação ótima entre os
parâmetros de controle (WOB e RPM), o coeficiente de atrito ao deslizamento da
broca (que relaciona o tipo de broca utilizada, a qualidade desta broca e a
resistência da formação) e a energia específica, somados a um bom desempenho
da hidráulica e observação de possíveis problemas de perfuração.
O monitoramento de problemas em tempo real de perfuração também deve
ser realizado, observando-se como variam os parâmetros taxa de penetração,
118
energia específica e coeficiente de atrito ao deslizamento da broca. É importante
também fazer monitoramento de vibrações e utilizar algum sistema de aquisição
de dados de fundo de poço.
Referências Bibliográficas
ANDREWS, R.; HARELAND, G.; NYGAARD, R.; ENGLER, T.; MUNRO, H.;
VIRGINILLO, B. Methods of Using Logs to Quantify Drillability. Paper SPE
106571 presented at the 2007 SPE Rocky Mountain Oil & Gas Technology
Symposium, USA, 16–18 April, 2007.
ARMENTA, M. Identifying Inefficient Drilling Conditions Using Drilling-
Specific Energy. Paper SPE 116667 presented at the SPE Annual Technical
Conference and Exhibition - USA, 21–24 September, 2008.
BOURGOYNE, A. T.; MILHEIM, K. K.; CHENEVERT, M. E.; YOUNG, F. S.
Applied drilling engineering, Society of Petroleum Engineers, USA, 1991.
CAICEDO, H.U.; CALHOUN W. M.; EWY, R. T. Unique ROP Predictor
Using Bit-specific Coefficient of Sliding Friction and Mechanical Efficiency
as a Function of Confined Compressive Strength Impacts Drilling
Performance. Paper SPE / IADC 92576 presented at the SPE/IADC Drilling
Conference, The Netherlands, 23-25 February, 2005.
CHANDONG, C. Empirical Rock Strength Logging in Boreholes Penetrating
Sedimentary Formations. Geophysical Exploration, Vol. 7, No. 3, p. 174-183,
2004.
D’ELIA, C. P. Análise e Retro análise do Comportamento de Fluência em
Escavações Subterrâneas pelo Método dos Elementos Finitos. Dissertação de
Mestrado, COPPE/Universidade Federal do Rio de Janeiro, 1991.
Drill Bit Classifier. Special Supplement to World Oil, Setembro, 2009.
120
DUPRIEST, F.E.; KOEDERITZ, W.L. Maximizing Drilling Rates with Real-
Time Surveillance of Mechanical Specific Energy. Paper SPE 921940 presented
at the SPE/IADC Drilling Conference, The Netherlands, 23-25 February, 2005.
HOLSTER, J. L.; KIPP, J. R. Effect of Bit Hydraulic Horsepower on the
Drilling Rate of a Polycrystalline Diamond Compact Bit. Paper SPE 11949-PA
presented at the Journal Of Petroleum Technology, december, 1984.
HORSRUD, P. Estimating Mechanical Properties of Shale from Empirical
Correlations. Paper SPE 56017 presented at the June 2001 SPE Drilling &
Completion, 2001.
ISBELL, M.; DOSTER, M.; DUERHOLT, R. Optimizing PDC Bits for Drilling
in Salt and Anhydrite. Apresentação Interna da Hughes Christensen Company,
Abril, 2001.
JEREMIC, M. L. Rock Mechanics in Salt Mining. Rotterdam,The Netherlands:
A. A. Balkema, 1994.
JUDZIS, A.; BLAND, R. G.; CURRY, D. A.; BLACK, A. D.; ROBERTSON, H.
A.; MEINERS, M. J.; GRANT, T. Optimization of Deep Drilling Performance
- Benchmark Testing drives ROP Improvements for bits and Drilling Fluids.
Paper SPE 105885-PA presented at the March 2009 SPE/IADC Drilling &
Completion, 2009.
JINYU, J. Research on the Method of Hook Height Measurement Based on
Kingview. International Forum on Computer Science-Technology and
Applications, 2009.
LEDGERWOOD III, L. W. R. PFC Modeling of Rock Cutting Under High
Pressure Conditions. Proceedings of the 1st Canada-US Rock Mechanics
Symposium - Rock Mechanics Meeting Society's Challenges and Demands.
Vol.1; p.511-518, 2007.
121
LIANG, W. G.; XU, S. G.; ZHAO, Y. S. Experimental Study of Temperature
Effects on Physical and Mechanical Characteristics of Salt Rock. Rock
Mechanics and Rock Engineering, 39 (5), p.469–482, 2006.
MEDEIROS, F. Análise do comportamento de colunas de revestimento frente
à movimentação do sal em poços de petróleo. Dissertação de Mestrado, PUC-
Rio, 1999.
MOREL, B.; HAFLE, M.; THOMSON, I.; UBARU, C.; RADFORD, S.; Proper
Bit and Underreamer Synchronization Concept Delivered Excellent
Performance in GoM Deepwater Well. Offshore Technology Conference,
Houston, Texas, USA, 3–6 May, 2010.
OLEA, I. V.; SHIRKAVAND, F.; KUSTAMSI, A.; HARELAND, G.
Correlation of Sonic Logs Values to Strength in Salt. The 42nd US Rock
Mechanics Symposium and 2nd U.S.-Canada Rock Mechanics Symposium, San
Francisco, 2008.
ONYIA, E. C. Relationships Between Formation Strength, Drilling Strength,
and Electric Log Properties. Paper SPE 18166 presented at the 63rd Annual
Technical Conference and Exhibition of the Society of Petroleum Engineers,
USA, 1988.
PESSIER, R.C.; FEAR, M.J.: Quantifying Common Drilling Problems with
Mechanical Specific Energy and Bit-Specific Coefficient of Sliding Friction.
Paper SPE 24584 presented at 67th Annual Conference and Exhibition of the
Society of Petroleum Engineers, USA, October 4-7, 1992.
PLÁCIDO, J. C.; PINHO, R. Brocas de Perfuração de Poços de Petróleo.
Apostila de aula da disciplina de Perfuração e Completação, PUC-RIO, 2009.
RAFATIAN, N.; MISKA, S.; LEDGERWOOD III, L. W.; AHMED, R.;
MENGJIAO, Y.; TAKACH, N. Experimental Study of MSE of a Single PDC
Cutter Under Simulated Pressurized Conditions. Paper SPE 119302 presented
122
at the SPE/IADC Drilling Conference, Amsterdam, The Netherlands, 17–19
Março, 2009.
ROCHA, L. A. S.; AZUAGA, D.; ANDRADE, R.; VIEIRA, J. L. B.; SANTOS,
O. L. A. Perfuração Direcional. 2. Ed. Rio de Janeiro, Interciência:
PETROBRAS, 2008.
ROCHA, L. A. S.; AZEVEDO, C. T. Geopressões e Assentamento de Colunas
de Revestimentos. Rio de Janeiro, Interciência: PETROBRAS, 2009.
SCHLUMBERGER. Oilfield Glossary. Disponível em:
www.glossary.oilfield.slb.com/Display.cfm?Term=hook%20load. 21/12/2010.
SCHLUMBERGER. Oilfield Glossary. Disponível
em:www.glossary.oilfield.slb.com/Display.cfm?Term=true%20vertical%20depth
SKEMPTON, A.W. Pore Pressure Coefficients A and B. Geotechnique,
Volume 4, Issue 4, pag.143 –147, 1954.
TAVARES, R. M. Interpretação e Análise de Dados de Perfuração em Poços
de Petróleo. Dissertação de Mestrado Apresentada à Comissão de Pós-Graduação
Interdisciplinar de Engenharia de Petróleo, Universidade Estadual de Campinas,
2006.
TEALE, R. The Concept of Specific Energy in Rock Drilling. International
Journal of Rock Mechanics and Mining Science, Vol. 2, pp. 57-73, 1965.
TEIXEIRA, W.; TOLEDO, M. C. M.; FAIRCHILD, T. R.; TAIOLI, F.
Decifrando a Terra. São Paulo: Oficina de Textos, 2000, 558p.
TIBBITTS, G. A.; SANDSTROM, J. L.; BLACK, A. D.; GREEN, S. J. Effect of
Bit Hydraulics on Full-Scale Laboratory Drilled Shale. Paper SPE 8439
presented at the Journal of Petroleum Technology, pp. 1180-1188, 1981.
123
THOMAS, J. E. (Org.) Fundamentos de Engenharia de Petróleo. 2. ed. Rio de
Janeiro, Interciência: PETROBRAS, 2004.
THOMSON, I. J.; MATHUR, R. The Use of Downhole Drilling Parameters
Combined with Surface and Downhole Mechanical Specific Energy Data
Helped Identify Under-Reamer Dysfunctions in GoM Deepwater Projects.
SPE, Deepwater Drilling and Completions Conference, Texas, USA, 5-6 October,
2010.
WAMSLEY, W. H.; FORD, R. Introduction to Roller-Cone and
Polycrystalline Diamond Drill Bits. Petroleum Engineering Handbook, Volume
II. 2006.
WAUGHMAN, R. J.; KENNER, J. V.; MOORE, R. A. Real-Time Specific
Energy Monitoring Reveals Drilling Inefficiency and Enhances the
Understanding of When to Pull Worn PDC Bits. IADC/SPE Drilling
Conference, Dallas, Texas, 26–28 Fevereiro, 2002.
Apêndice
A.1. Gráficos Representativos de Perfis
Figura A1 - Perfis do Poço 3.
125
Figura A2 - Perfis do Poço 4.
Figura A3 - Perfis do Poço 5.
126
Figura A4: perfis do Poço 7.
127
Figura A5: perfis do Poço 9.
128
Figura A6: perfis do Poço10.
Figura A7: perfis do ensaio OB0001A.
129
Figura A8: perfis do ensaio OB0001D.
Figura A9: perfis do ensaio OB0001I.
130
Figura A10: perfis do ensaio OB0001J.
Figura A11: perfis do ensaio OB0001K.
131
Figura A12: perfis do ensaio OB0001C – Anidrita.
A.2. Gráficos da Faixa de Variação da Resistência à Compressão Confinada para Poços e Ensaios de Laboratório
Figura A13: faixa de valores de CCS para os Poços 3 e 9.
132
Figura A14: faixa de valores de CCS para os Poços 5 e 8.
Figura A15: faixa de valores de CCS para o Poço 10_CoPilot e 10_Superfície.
133
Figura A16: faixa de valores de CCS para o Poço 2_CoPilot e 2_Superfície.
Figura A17: faixa de valores de CCS para os ensaios OB0001D e OB0001F.
134
Figura A18: faixa de valores de CCS para os ensaios OB0001I e OB0001J.
Figura A19: faixa de valores de CCS para os ensaios OB0001K e OB0002A.
135
A.3. Gráficos da Aplicação dos Modelos Analíticos para os Poços e Ensaios de Laboratório
Figura A20: aplicação dos modelos analíticos de perfuração – Poços 5 e 7.
Figura A21: aplicação dos modelos analíticos de perfuração – Poço 8 e 9.
136
Figura A22: aplicação dos modelos analíticos de perfuração – Poço 10_CoPilot e
10_Superfície.
A.4. Gráficos da Eficiência Mecânica Máxima versus Profundidade – Poços
Figura A23: EFFmax para os Poços 3 e 4.
137
Figura A24: EFFmax para os Poços 5 e 7.
Figura A25: EFFmax para os Poços 8 e 9.
138
Figura A26: EFFmax para o Poço 2 – dados de superfície e dados de CoPilot.
Figura A27: EFFmax para o Poço 10.
139
A.5. Gráficos da Eficiência Mecânica Máxima versus Profundidade – Ensaios de Laboratório
Figura A28: EFFmax para os ensaios OB0001A e OB0001I.
Figura A29: EFFmax para os trechos do ensaio OB0001B.
140
Figura A30: EFFmax para os trechos do ensaio OB0001D.
Figura A31: EFFmax para os trechos do ensaio OB0001F.
141
Figura A32: EFFmax para os trechos do ensaio OB0001J.
Figura A33: EFFmax para os trechos do ensaio OB0001K.
142
Figura A34: EFFmax para os trechos do ensaio OB0002A.
A.6. Avaliação do Comportamento do Coeficiente de Atrito ao Deslizamento da Broca – Ensaios de Laboratório
OB0001D (WOB*Db/36) x Torque
y = 1.424x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.in)
Tor
que
(lb.p
és) RPM = 120
(a)
143
OB0001D (WOB*Db/36) x Torque
y = 1.382x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.in)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 180
(b)
Figura A35: avaliação de para o ensaio OB0001D: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
OB0001F (WOB*Db/36) x Torque
y = 0.9084x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 2000 4000 6000 8000
WOB*Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 120
(a)
OB0001F (WOB*Db/36) x Torque
y = 10.403x
0
15000
30000
45000
60000
75000
90000
0 2000 4000 6000 8000
WOB*Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 180
(b)
Figura A36: avaliação de para o ensaio OB0001F: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
144
OB0001A(WOB*Db/36) x Torque
y = 0.9653x
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
0 1000 2000 3000 4000
WOB*Db/36 (lb.in)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 120
(a)
OB0001I(WOB*Db/36) x Torque
y = 0.5727x
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
0 1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.in)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 120
(b)
Figura A37: avaliação de para os ensaios: (a) OB0001A e (b) OB0001I.
OB0001J(WOB*Db/36) x Torque
y = 0.9331x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 2000 4000 6000 8000
WOB*Db/36 (lb.in)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 120
(a)
145
OB0001J(WOB*Db/36) x Torque
y = 0.8253x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 2000 4000 6000 8000
WOB*Db/36 (lb.in)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 180
(b)
Figura A38: avaliação de para o ensaio OB0001J: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
OB0001K (WOB*Db/36) x Torque
y = 1.2779x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 120
(a)
OB0001K(WOB*Db/36) x Torque
y = 2.2891x
0100020003000400050006000700080009000
0 1000 2000 3000 4000
WOB*Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 180
(b)
Figura A39: avaliação de para o ensaio OB0001K: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
146
OB0002A(WOB*Db/36) x Torque
y = 1.1727x
0
1000
2000
3000
4000
5000
0 1000 2000 3000 4000
WOB*Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM = 120
(a)
OB0002A(WOB*Db/36) x Torque
y = 1.3089x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 180
(b)
Figura A40: avaliação de para o ensaio OB0002A: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
A.7. Curvas WOB x ROP – Ensaios de Laboratório
OB0001AWOB x ROP
10
20
30
40
50
60
5000 7000 9000 11000 13000 15000
WOB(lb)
RO
P (
pé
s/h
r) RPM = 120
(a)
147
OB0001IWOB x ROP
10
15
20
25
30
35
10000 14000 18000
WOB(lb)
RO
P (
pé
s/h
r)RPM = 120
(b)
Figura A41: curvas ROP x WOB para os ensaios: (a) OB0001A e (b) OB0001I.
OB0001BROP x WOB
60
70
80
90
100
110
120
10000 15000 20000 25000WOB (lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM=120
(a)
OB0001BROP x WOB
60
80
100
120
140
160
180
10000 15000 20000 25000WOB (lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM=180
(b)
Figura A42: curvas ROP x WOB para o ensaio OB0001B: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
148
OB0001FWOB x ROP
50
70
90
110
130
15000 20000 25000 30000WOB(lb)
RO
P (
pé
s/h
r)
RPM = 120
(a)
OB0001FWOB x ROP
10
40
70
100
130
160
190
6000 11000 16000 21000 26000
WOB(lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM = 180
(b)
Figura A43: curvas ROP x WOB para o ensaio OB0001F: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
OB0001JWOB x ROP
60
80
100
120
18000 22000 26000 30000WOB(lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM = 120
(a)
149
OB0001JWOB x ROP
30
55
80
105
130
155
180
10000 14000 18000 22000 26000 30000
WOB(lb)
RO
P (
pé
s/h
r)RPM = 180
(b)
Figura A44: curvas ROP x WOB para o ensaio OB0001J: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
OB0001KWOB x ROP
30
60
90
120
5000 10000 15000 20000WOB(lb)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM=120
(a)
OB0001KWOB x ROP
170
190
210
230
250
270
0 5000 10000 15000 20000
WOB (lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM=180
(b)
Figura A45: curvas ROP x WOB para o ensaio OB0001K: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
150
OB0002AWOB x ROP
20
30
40
50
60
70
80
90
10000 11000 12000 13000 14000 15000
WOB(lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM =
(a)
OB0002AWOB x ROP
70
100
130
160
190
12000 14000 16000 18000 20000
WOB(lb)
RO
P (
pés/
hr)
RPM = 180
(b)
Figura A46: curvas ROP x WOB para o ensaio OB0002A: (a) RPM=120 e (b) RPM=180
151
A.8. Comparação entre as curvas T x (WOB.Db/36) – Ensaios de Laboratório
OB0001B WOB*Db/36 x Torque
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB*Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
RPM=120
RPM =180
(a)
OB0001FWOB*Db/36 x Torque
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 2000 4000 6000 8000
WOB*Db/36 (lb.in)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM=120
RPM =180
(b)
Figura A47: curvas T x WOB.Db/36 para ensaios OB0001B e OB0001F.
152
OB0001JWOB*Db/36 x Torque
2000250030003500400045005000550060006500
2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000WOB*Db/36 (lb.in)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM=120
RPM =180
(a)
OB0001K (WOB*Db/36) x Torque
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM = 180RPM = 120
(b)
Figura A48: curvas T x WOB.Db/36 para ensaios OB0001J e OB0001K.
OB0002A WOB*Db/36 x Torque
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
1000 2000 3000 4000 5000
WOB*Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
RPM=120
RPM =180
Figura A49: curvas T x WOB.Db/36 para o ensaio OB0002A.
153
A.9. Curvas SE_Teale x ROP para Ensaios de Laboratório
OB0001ASE_Teale x ROP
40000
45000
50000
55000
60000
65000
70000
0 10 20 30 40 50 60
ROP (pés/hr)
SE
_Tea
le (
psi)
RPM=120
(a)
OB0001ISE_Teale x ROP
59000
60000
61000
62000
63000
64000
65000
66000
67000
68000
10 15 20 25 30 35
ROP (pés/hr)
SE
_T
(p
si)
(b)
Figura A50: SE_T x ROP para os ensaios OB0001A e OB0001I.
154
OB0001BSE_Teale x ROP
30000
35000
40000
45000
50000
55000
60000
30 50 70 90 110 130 150 170 190
ROP (pés/hr)
SE
_T
(p
si)
RPM=120
RPM=180
(a)
OB0001FSE_T x ROP
30000
35000
40000
45000
50000
55000
60000
65000
70000
20 40 60 80 100 120 140 160 180
ROP (pés/hr)
SE
_T
(p
si) RPM=120
RPM=180
(b)
Figura A51: SE_T x ROP para os ensaios OB0001B e OB0001F.
155
OB0001JSE_T x ROP
35000
45000
55000
65000
30 60 90 120 150 180ROP (pés/hr)
SE
_T (
psi)
RPM=120
RPM=180
(a)
OB0001KSE_T x ROP
30000
32000
34000
36000
38000
40000
42000
44000
46000
0 100 200 300
ROP (pés/hr)
SE
_T
(p
si)
RPM=120
RPM=180
(b)
Figura A52: SE_T x ROP para os ensaios OB0001J e OB0001K.
OB0002ASE_T x ROP
0
20000
40000
60000
80000
100000
120000
140000
160000
180000
200000
0 50 100 150 200ROP (pés/hr)
SE
_T
(p
si)
RPM=120
RPM=180
Figura A53: curva SE_T x ROP para o ensaio OB0002A.
156
A.10. Curvas SE x CCS para Trechos dos Poços
Figura A54: curva SE x CCS para os trechos do Poço 9.
Figura A55: curva SE x CCS para os trechos do Poço 8.
157
Figura A56: curva SE x CCS para os trechos do Poço 7.
Figura A57: curva SE x CCS para os trechos do Poço 5.
158
Figura A58: curva SE x CCS para os trechos do Poço 4.
A.11 Curvas T x WOB.Db/36 para trechos dos poços
(a)
159
(b)
Figura A59: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 4.
(a)
160
(b)
Figura A60: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 5.
WOB.Db/36 xTorque
y = 2.4133x
11500
12000
12500
13000
13500
14000
14500
5000 5200 5400 5600 5800 6000
WOB.Db/36 (lb.in)
To
rqu
e (l
b.p
és)
Halita, MW=11.68,Db=17.5" (4116-4179m)
(a)
161
WOB.Db/36 x Torque
y = 1.872x
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
16000
0 2000 4000 6000 8000
WOB.Db/36 (lb.in)
To
rqu
e (l
b.p
és)
Halita, MW=11.68,Db=17.5 (3684-3724)
(b)
Figura A61: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 7.
(WOB.Db/36) x Torque
y = 3.34x
0
5000
10000
15000
20000
25000
0 2000 4000 6000 8000
WOB.Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
entre 3737 e 3768
(a)
162
(WOB.Db/36) x Torque
y = 2.4186x
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
WOB.Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (l
b.p
és)
(b)
Figura A62: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 8.
(WOB.Db/36) x Torque
y = 3.1502x
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
16000
18000
20000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
WOB.Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és
)
entre 3300 e 3327
(a)
163
(WOB.Db/36) x Torque
y = 1.6264x
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
16000
18000
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
WOB.Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (l
b.p
és)
entre 3808 e3838mLi ( t
(b)
Figura A63: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 9.
WOB.Db/36 x Torque
y = 0.9633x
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
0 2000 4000 6000
WOB.Db/36 (lb.pés)
To
rqu
e (
lb.p
és)
Série1
Linear (Série1)
(a)
164
WOB.Db/36 x Torque
y = 1.0013x
7550
7600
7650
7700
7750
7800
7850
7900
7600 7650 7700 7750 7800 7850
WOB.Db/36 (lb.pés)
Tor
que
(lb.p
és)
Série1
Linear (Série1)
(b)
Figura A64: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 10.
(a)
(b)
Figura A65: curva T x WOB.Db/36 para os trechos do Poço 2.