Análise dos Modelos Analíticos de Otimização de Perfuração Baseados em Energia Específica para Formações Evaporíticas

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1 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

2 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

3 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 Ficha Catalográfica 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 f. : il. (color.) ; 30 cm Dissertação (mestrado) Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil, 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. CDD 624

4 Para meu filho João Marcelo.

5 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.

6 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.

7 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, p. 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.

8 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, p. 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-onbit, 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.

9 Sumário 1 Introdução Relevância e Motivação do Estudo Objetivos Organização da Dissertação 19 2 Revisão Bibliográfica Considerações sobre Perfurações Brocas PDC Sistemas de Aquisição de Dados Contribuição da Hidráulica em Perfurações de Poços Aplicação dos Conceitos de Energia Específica em Perfurações de Poços de Petróleo Modelos Analíticos de Otimização de Perfuração Baseados na Transferência de Energia Específica Modelo analítico de Otimização da Perfuração Dupriest Modelo SEROP (Specific Energy ROP Model) Modelo analítico de otimização da perfuração Armenta Estudo de Caso - Ensaios de Perfuração em Laboratório Descrição do Equipamento e Metodologia do Ensaio Avaliação da Resistência da Rocha Resistência da Rocha definida pela CCS (Confined Compressive Strength) Aplicação dos Modelos Analíticos de Otimização Baseados na Transferência de Energia Específica 60 4 Estudo de Caso - Perfuração no Campo Avaliação da Resistência da Rocha Aplicação dos Modelos Analíticos de Otimização Baseados na Transferência de Energia Específica 95

10 4.3. Comparação entre as Análises: Poços x Ensaios de Laboratório 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

11 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) 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 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) 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

12 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) 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) Figura 21 - Parâmetros de perfuração para o poço estudado (Armenta, 2008)...51 Figura 22 - Cálculo da DSE para o poço estudado (Armenta, 2008) Figura 23 - Imagem do simulador em grande escala de perfuração da Baker Hughes Figura 24 - Perfis do ensaio OB0001B...55 Figura 25 - Perfis do ensaio OB0001F 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 Figura 29 - SE versus CCS ensaios OB0001B_RPM=120 e OB0001B_RPM= Figura 30 - SE versus CCS ensaios OB0001D_RPM=120 e OB0001D_RPM= Figura 31 - SE versus CCS ensaios OB0001F_RPM=120 e OB0001F_RPM= Figura 32 - SE versus CCS ensaios OB0001J_RPM=120 e OB0001J_RPM= Figura 33 - SE versus CCS ensaios OB0001K_RPM=120 e OB0001K_RPM= Figura 34 - SE versus CCS ensaios OB0002A_RPM=120 e OB0002A_RPM= Figura 35 - Cálculo da distância para que a broca penetre todos seus dentes laterais...65

13 Figura 36 - Avaliação do comportamento de para o ensaio OB0001B: (a) RPM=120 e (b) RPM= 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 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= Figura 42 - ROP versus WOB para halita e anidrita em diferentes RPMs: (a) RPM=120 e (b) RPM= Figura 43 - Influência da broca na variação de : (a) RPM=120 e (b) RPM= Figura 44 - Comportamento da ROP para os diferentes tipos de broca: (a) RPM=120 e (b) RPM= Figura 45: Influência do peso de fluido na taxa de penetração RPM = Figura 46: Influência do peso de fluido na energia específica RPM = Figura 47: Influência do peso de fluido na taxa de penetração RPM = Figura 48: Influência do peso de fluido na energia específica RPM = Figura 49 - Perfis do Poço Figura 50 - Perfis do 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 Figura 53 - Valores de CCS estimados por diferentes correlações para os Poços 4 e Figura 54 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço

14 Figura 55 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 56 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 57 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 58 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 59 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 60 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 61 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço Figura 62 - SE x CCS para Poços 3 e Figura 63 - SE_Teale_CoPilot versus SE_Teale_superfície - Poço Figura 64 Comparação entre as curvas de energia específica de todos os poços de estudo Figura 65 - SE versus CCS para trecho do Poço Figura 66 - Avaliação de para um trecho do Poço 2: (a) RPM=169 e (b) RPM= Figura 67 - Avaliação de para um trecho do Poço 3: (a) Trecho 1 e (b) Trecho

15 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 Tabela 4 - Energias específicas médias para os ensaios 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 Tabela 9 - Dados de perfuração e de broca para os poços estudados 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) Tabela 12 - Valores dos parâmetros de ajuste k 1 e k 2 (Modificado de Olea et al., 2008) Tabela 13 - EFF máximas para os poços perfurados Tabela 14 - Valores de energia específica para sal obtidos na literatura Tabela 15 - Valores médios de EFF máxima para os trechos dos poços perfurados em campo Tabela 16 - Valores de para os trechos dos poços perfurados com medidas de CoPilot

16 Lista de símbolos A B BHA CCS DP D B DP DSE DTc DTs ECD ECMP área da seção transversal da broca bottomhole assembly resistência à compressão confinada da rocha diâmetro da broca pressão diferencial energia específica de perfuração tempo de trânsito compressional tempo de trânsito cisalhante densidade de fluido circulante pressão de fluido circulante EFFmax eficiência mecânica máxima; ângulo de atrito interno da rocha; GR raios gamma HP B 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

17 WOB V peso sobre broca variação de volume

18 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 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 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 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.

21 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 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 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 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 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) 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 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) Parâmetros medidos por sensores de superfície Carga no Gancho Torque Altura do Gancho Rotação da Coluna Deslocamento Vertical da Plataforma Pressão de Injeção de Lama Concentração Total de Gás Vazão de Retorno de Fluido do Poço Peso de Lama na Entrada e na Saída do Poço Temperatura do Fluido de Perfuração 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 ( 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 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 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 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 ( 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 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 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 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 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 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 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. W _ axial WOBROP..1min (1) W _ rotacional T. N(2 ).1min (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).

34 34 SE W _ axial Wrot volume (3) A variação de volume durante a perfuração para o tempo de 1 minuto é expressa pela Eq. (4). V A.(ROP).1min (4) Substituindo as Eq. (1), (2) e (4) na Eq. (3), obtém-se a relação proposta por Teale (1965): WOB 2 NT SE A A ROP B B. (5) Onde: T = torque da broca (pés.lb) WOB = peso sobre broca (libras) ROP = taxa de penetração (polegadas / min) A B = 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: WOB 120 NT SE A A ROP B B. (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.

35 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). SE min EFF SE (7) Onde: EFF = eficiência mecânica máxima SE min = 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.

36 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 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 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 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 psi é de psi para o arenito e de 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 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 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 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. SE SE (8) adj EFF M Onde: EFF M = eficiência mecânica máxima, cujo valor é 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 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 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 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 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. sin CCSDP UCS DP 2 DP. (1 sin ) (9) Onde: UCS = resistência à compressão não confinada da rocha (psi); CCS DP = 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. DP ECMP PP (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).

44 44 OB ECMP SkemptonPore Pr essure PP (11) 3 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). DP SK ECMP SkemptonPore Pr essure (12) sin CCSSK UCS DPSK 2 DPSK. 1 sin (13) Onde: UCS = resistência à compressão não confinada da rocha (psi); CCS SK = resistência à compressão confinada da rocha impermeável (psi); = ângulo de atrito interno da rocha; ECMP = pressão de fluido circulante (equivalent circulating mud pressure) (psi); DP SK = pressão diferencial de Skempton (psi). As duas soluções apresentadas acima (CCS DP e CCS SK ) 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).

45 45 CCS MIX CCS DP Se pe 0,20 (14) CCS MIX CCS SK Se pe 0,05 (15) pe 0, 05 0, 20 pe CCSMIX CCSDP CCSSK 0,15 0,15 Se 0,05 pe 0,20 (16) Onde: CCS MIX = 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). T. WOB. D B 3 (17) Onde: = coeficiente de atrito ao deslizamento da broca; D B = diâmetro da broca (polegadas).

46 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: N SE WOB. A. B D B ROP (18) Onde: WOB = peso sobre broca (libras); ROP = taxa de penetração (pés / hr) ; D B = diâmetro da broca; = coeficiente de atrito ao deslizamento da broca; A B = 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.: ROP 13,33. N SE min 1 DB. EFF. WOB A B (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

47 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 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 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. DSE WOB A B (20) B 120 * * RPM * T 1,980,000 * * HP A * ROP ROP * A B Onde: 1,980,000 = fator de conversão de unidades (1hp = 550 pés.libras/seg) = fator hidráulico da broca (adimensional) HP B = potência hidráulica da broca (horse power) A B = área da face da broca (polegada²) ROP = taxa de penetração (pés/hora) B 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). HSI HPB Q P A 1713 A B B (21) Onde: HP B = potência hidráulica da broca (HP) Q = vazão de fluido (gpm) P = queda de pressão através da broca (psi) A B = área da seção transversal da broca (in²) 1713 = fator de conversão

49 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 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 baseóleo 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 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 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.

53 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 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 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 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. Diâmetro Pressão de Peso de Ensaio Broca Haletas Tamanho Dentes (mm) Broca (in) Fundo (psi) Lama (lb/gal) RPM WOB (Klb) OB0001A DP , 10, 15, 20 e 25 OB0001B DP e 180 5, 10, 15, 20 e 26 OB0001D DP e 180 5, 10, 15, 20 e 27 OB0001F DP e 180 5, 10, 15, 20 e 28 OB0001I DP , 10, 15, 20 e 29 OB0001J DP e 180 5, 10, 15, 20 e 30 OB0001K DP e 180 5, 10, 15, 20 e 31 OB0002A DP e 180 5, 10, 15, 20 e 32

56 56 Tabela 3 - Resumo das características de perfuração dos ensaios. Figura 25 - Perfis do ensaio OB0001F 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 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 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 58 predominante na litologia dos poços em estudo é a halita. Portanto, o valor de 35 Mpa (que equivale a 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. sin CCS UCS ECMP 2 ECMP. (1 sin ) (22) Onde: ECMP = pressão equivalente de fluido circulante (equivalent circulating mud pressure) (psi);

59 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 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 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 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 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 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 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 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 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 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 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 psi para a broca DP0123 (ensaios A, B, F, I e J), psi e psi para a broca DO0269 (ensaios D e 2A respectivamente) e de 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 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. Valores médios Ensaio SE axial (psi) SE torcional (psi) SE Total (psi) OB0001 A_RPM= OB0001 B_RPM= OB0001 B_RPM= OB0001 D_RPM= OB0001 D_RPM= OB0001 F_RPM= OB0001 F_RPM= OB0001 I_RPM= OB0001 J_RPM= OB0001 J_RPM= OB0001K_RPM= OB0001K_RPM= OB0002A_RPM= OB0002A_RPM= N SE WOB. A. B D B ROP (23) Onde: = coeficiente de atrito ao deslizamento da broca (adimensional) WOB = peso sobre broca (libras) ROP = taxa de penetração (pés / hr) A B = área da seção transversal da broca (polegadas ao quadrado) N = revoluções por minuto D B = 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.

69 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 EFFmáx OB0001A Trecho RPM= OB0001B Trecho RPM= OB0001B Trecho RPM= OB0001D RPM= OB0001D RPM= OB0001F RPM= OB0001F RPM= OB0001I RPM = OB0001J RPM= OB0001J RPM= OB0001K RPM= OB0001K RPM= OB0002A RPM= OB0002A RPM=

70 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 71 OB0001B (WOB*Db/36) x Torque Torque (lb.pés) y = x RPM = WOB*Db/36 (lb.pés) (a) Torque (lb.pés) OB0001B (WOB*Db/36) x Torque y = x RPM = WOB*Db/36 (lb.pés) (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 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 (stickslip). Portanto, o torque não deve superar este limite para que a operação esteja otimizada. DOC (in/rev) OB0001D WOB x DOC WOB (lb) RPM=120 RPM=180 Figura 38 - Profundidade de corte versus WOB para o ensaio OB0001D.

73 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 OB0001D WOB x ROP ROP (pés/hr) RPM=180 RPM= WOB (lb) 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 74 A relação entre a energia específica e a taxa de penetração é apresentada na Figura OB0001D SE_T x ROP SE_T (psi) RPM=120 RPM= ROP (pés /hr) 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 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 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 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 Torque Broca DP0123 y = x y = x Torque (lb.pés) y = x y = x WOB*Db/36 (lb.pés) RPM = 120 Halita RPM = 180 Halita Linear (RPM = 180 Anidrita) RPM = 120 Anidrita 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 77 A Figura 42 ilustra o comportamento da taxa de penetração versus peso sobre a broca para as duas formações. ROP (pés/hr) ROP x WOB Broca DP WOB (lb) RPM=120 Halita RPM=180 Halita RPM=120 Anidrita 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 78 Torque (lb.pés) (WOB*Db/36) x Torque Halita y = 1.424x y = x y = x WOB*Db/36 (lb.pés) RPM = 120 ensaio B broca DP0123 RPM = 120 ensaio D Broca DP0269 RPM = 120 ensaio K Broca DP0391 (a) (WOB*Db/36) x Torque Halita Torque (lb.pés) y = x y = 1.382x y = x WOB*Db/36 (lb.pés) RPM = 180 ensaio B Broca DP0123 RPM = 180 ensaio D Broca DP0269 RPM = 180 ensaio K Broca DP0391 Figura 43 - Influência da broca na variação de : (a) RPM=120 e (b) RPM=180 (b) 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 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. Diferença Percentual Broca RPM=120 RPM=180 DP DP % 15% DP DP % x DP DP % x A Figura 44 apresenta o comportamento da taxa de penetração versus peso sobre a broca para os mesmos ensaios da Figura ROP x WOB Halita ROP (pés/hr) WOB (lb) RPM=120 ensaio B Broca DP0123 RPM=120 ensaio K Broca DP0391 RPM=180 ensaio D Broca DP0269 RPM=120 ensaio D Broca DP0269 RPM=180 ensaio B broca DP0123 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 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= OB0001B trecho RPM= OB0001B trecho RPM= OB0001D trecho RPM= OB0001D trecho RPM= OB0001F trecho RPM= OB0001F trecho RPM= OB0001I RPM= OB0001J trecho RPM= OB0001J trecho RPM= OB0001K trecho RPM= OB0001K trecho RPM= OB0002A trecho RPM= OB0002A trecho RPM= 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 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 ROP (pés/hr) WOB(lb) "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 82 Influência do peso de fluido na energia específica - RPM= SE_Teale (psi) WOB (lb) 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 83 Influência do peso de fluido na taxa de penetração RPM = ROP (pés/hr) WOB(lb) 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= SE_Teale (psi) WOB (lb) ensaio OB0001D, fluido 13.6 ppg ensaio 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 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, devese 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.

85 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 86 Tabela 8 - Resumo dos dados disponíveis para os poços em estudo. Medidas por sensores em superfície Poço 1 X X X X X X X X X X X ND Vertical ** X 2210 Poço 2 ND ND ND X X X X X X X X ND Vertical ** X 2170 Poço 3 ND ND ND X X X X X X ND X ND Vertical ** X 2187 Poço 4 X X X X X X X X X ND X ND Vertical ** X 2139 Poço 5 X X X X X X X X ND X ND Vertical ** ND 2155 Poço 6 X X ND X X X X X X X X ND Vertical ** X 2234 Poço 7 X X X X X X X X X ND X ND Vertical ** X 2126 Poço 8 ND X X X X X X X X ND X ND Vertical ** X 2166 Poço 9 ND ND ND X X X X X ND X ND Vertical ** X 2153 Poço 10 X X X X X X X X X X X ND Vertical ** X 2160 Medidas de fundo de poço GR DTc DTs WOB RPM ROP Torque Densidade do fluido GR DTc DTs WOB RPM ROP Torque Densidade do fluido Diâmetro da broca Caliper Diâmetro da broca Tipo de broca Tipo de Caliper broca ECD Trajetória do poço Trajetória do poço HSI Litologia Lâmina d'água Poço 1 X X X X X X X X X X X X X X X X Poço 10 X X X X X X X X X X X X X X X X Poço 2 X X X X X X X X X X X X X X X X ** dado que pode ser calculado ND - não disponível ECD HSI Litologia Lâmina d'água

87 87 Tabela 9 - Dados de perfuração e de broca para os poços estudados. poço Manuf N Tamanho Tipo Data Prof. (m) Perfur ado (m) Hr Taxa de fluido (gpm) Pump Pressure (psi) IADC Desgaste da broca Poço 3 Smith /4 MDI616LHSPX 6/30/ bombeamem0616 0/0/NC/T/D/0/RR/DU 2187 Poço 3 Smith /4 M716LTBPXC 7/6/ M0716 2/5/ID/O/D/0/IL/PF 2187 Poço 4 SDBS /2 FS2653Z 11/24/ M0616 2/3/ID/G/D/1/IQ/MB 2139 Poço 4 SDBS /2 FS2653Z 11/27/ M0616 0/0/NC/T/D/0/NC/TP 2139 Poço 4 SDBS /2 FS /30/ M0716 1/1/ID/T/D/1/NC/MB 2139 Poço 4 SDBS 5R1 17 1/2 FS /6/ M0716 0/1/NC/T/D/1/IQ/PE 2139 Poço 4 Smith /4 M716LTPXC 1/1/ M716 3/3/IL/C/D/2/CE/PF 2139 Poço 5 Hughes 3R1 17 1/2 GTXCMSG1DX 4/23/ M 1/1/IL/T/E/0/NC/MB 2155 Poço 5 Smith /2 S816VBPX 5/5/ S0816 0/3/ID/O/D/0/JP/PF 2155 Poço 6 Smith /4 MA616LTBPXC 10/20/ M0616 3/8/MA/O/D/1/IP/TP 2234 Poço 7 SDBS 5R1 17 1/2 FM2663Z 5/3/ M0616 0/0/NC/T/D/0/NC/TP 2126 Poço 7 SDBS 5R2 17 1/2 FM2663Z 5/6/ M0616 1/0/DL/N/D/0/NC/TP 2126 Poço 7 Hughes /2 HCR606 5/13/ M0619 0/0/NC/T/D/0/NC/TP 2126 Poço 7 Hughes /2 HCR606 5/19/ M0619 2/2/ID/T/D/1/NC/MB 2126 Poço 7 Hughes /2 GTXCMS18HDX 5/23/ M 3/8/IQ/T/E/0/IP/TP 2126 Poço 7 Hughes 6R1 17 1/2 HCR606 5/29/ M0619 0/0/NC/T/D/0/NC/TP 2126 Poço 8 Smith /4 MDI616LSBPX 6/7/ M0616 0/0/NC/T/D/0/NC/TE 2166 Poço /4 COROA 6/10/ Coroa 1/0/NC/T/D/0/NC/MB 2166 Poço 8 Smith 4R1 14 3/4 MDI616LSBPX 6/14/ M0616 0/0/NC/T/D/0/NC/FM 2166 Poço 9 SDBS /2 FS3753 5/12/ M0716 1/1/IL/O/D/0/NC/MB 2153 Poço 9 Smith /2 MGR89VBPX 5/21/ M0616 1/1/IL/O/D/0/RR/FC 2153 Poço 9 Smith 3R1 17 1/2 MGR89VBPX 5/29/ M0616 1/3/ID/N/D/2/IQ/PF 2153 Poço 10 Smith 4R1 14 3/4 MDI616LSBPX 9/11/ M0616 1/2/ID/O/D/0/NC/PF 2160 Poço 1 Smith /2 S616VBPX 4/14/ M0616 4/8/MA/O/D/2/IP/PF 2210 Poço 2 Smith /4 MDI616LSBPX 9/14/ M0616 0/0/NC/T/D/1/RR/TE 2170 Poço /4 COROA 9/17/ Coroa 2/6/IQ/O/D/0/ID/PF 2170 Poço 2 Smith 4R1 14 3/4 MDI616LSBPX 9/20/ M0616 1/2/DL/N/D/1/DQ/TE 2170 ** Os poços rachurados de amarelo são os que possuem dados medidos em superfície e no fundo do poço lâmina dágua

88 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 Cor 6 Calcilutito 81 Taquidrita 82 Anidrita 85 Halita 86 Silvinita 87 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. 89

90 Figura 50 - Perfis do Poço 2. 90

91 91 Tabela 11 Valores típicos de tempo de trânsito compressional e raios gama de alguns evaporitos (Mohriak et al., 2008). Propriedades de alguns evaporitos Tempo de Trânsito ( s/pés) Raio Gama (API) Halita Anidrita Carnalita Silvita Gipsita Polihalita Kieserita Kainita Langbeinita não não 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 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 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). UCS (24) t c UCS k 1 (25) t 40 k 2 c Onde: UCS = resistência à compressão não confinada (psi); tc = tempo de trânsito compressional ( s/pés); k 1 e k 2 = parâmetros de ajuste adimensionais.

94 94 A Tabela 12 apresenta os valores dos parâmetros de ajuste k 1 e k 2 de acordo com a litologia. Tabela 12 - Valores dos parâmetros de ajuste k 1 e k 2 (Modificado de Olea et al., 2008). Todos Folhelho Areia k k 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) UCS t c (26) UCS (27) t c 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 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 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. 96

97 Figura 55 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço 4. 97

98 Figura 56 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço 5. 98

99 Figura 57 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço 7. 99

100 Figura 58 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço

101 Figura 59 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço

102 Figura 60 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço

103 Figura 61 - Aplicação dos modelos analíticos de otimização através da SE Poço 103

104 104 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 EFFmáx Poço Poço Poço Poço Poço Poço Poços medidas Co-Pilot Média das EFFmáx Poço Poço 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.

105 105 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.

106 106 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.

107 107 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.

108 108 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 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 psi (Poço 10) e da ordem de 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

109 109 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 Sal Morel et al. (2010) m m Golfo do México Thomson et al. (2010) ,5 m 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

110 110 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

111 111 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 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 Profundidade (m) SE e CCS (psi) SE_Teale DSE SE_D CCS Figura 65 - SE versus CCS para trecho do Poço 3.

113 113 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 EFFmáx Poço 3 Trecho Poço 3 Trecho Poço 4 Trecho Poço 4 Trecho Poço 5 Trecho Poço 5 Trecho Poço 7 Trecho Poço 7 Trecho Poço 8 Trecho Poço 8 Trecho Poço 9 Trecho Poço 9 Trecho Prof. (m) Trechos dos poços com medidas de Co-Pilot Média das EFFmáx Poço 10 Trecho Poço 10 Trecho Poço 2 Trecho Poço 2 Trecho 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

114 114 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) Poço 10 Trecho Poço 10 Trecho Poço 2 Trecho Poço 2 Trecho Poço 2 WOB.Db/36 x Torque y = x Torque (lb.pés) RPM= WOB.Db/36 (lb.pés) (a) Torque (lb.pés) Poço 2 WOB.Db/36 x Torque y = x RPM= WOB.Db/36 (lb.pés) Figura 66 - Avaliação de para um trecho do Poço 2: (a) RPM=169 e (b) RPM=193 (b) 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

115 115 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 Torque (lb.pés) y = x Halita, MW=10.01, ( m), Db 12 25" WOB*Db/36 (lb.pés) (a) Poço 3 - Visualização do coeficiente de atrito Torque (lb.pés) y = x Halita, MW=10.01 ( m) WOB.Db/36 (lb.pés) Figura 67 - Avaliação de para um trecho do Poço 3: (a) Trecho 1 e (b) Trecho 2 (b) 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.

116 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

117 117 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,

118 118 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.

119 Referências Bibliográficas ANDREWS, R.; HARELAND, G.; NYGAARD, R.; ENGLER, T.; MUNRO, H.; VIRGINILLO, B. Methods of Using Logs to Quantify Drillability. Paper SPE presented at the 2007 SPE Rocky Mountain Oil & Gas Technology Symposium, USA, April, ARMENTA, M. Identifying Inefficient Drilling Conditions Using Drilling- Specific Energy. Paper SPE presented at the SPE Annual Technical Conference and Exhibition - USA, September, BOURGOYNE, A. T.; MILHEIM, K. K.; CHENEVERT, M. E.; YOUNG, F. S. Applied drilling engineering, Society of Petroleum Engineers, USA, 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 presented at the SPE/IADC Drilling Conference, The Netherlands, February, CHANDONG, C. Empirical Rock Strength Logging in Boreholes Penetrating Sedimentary Formations. Geophysical Exploration, Vol. 7, No. 3, p , 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, Drill Bit Classifier. Special Supplement to World Oil, Setembro, 2009.

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123 123 THOMAS, J. E. (Org.) Fundamentos de Engenharia de Petróleo. 2. ed. Rio de Janeiro, Interciência: PETROBRAS, 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, WAMSLEY, W. H.; FORD, R. Introduction to Roller-Cone and Polycrystalline Diamond Drill Bits. Petroleum Engineering Handbook, Volume II 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, Fevereiro, 2002.

124 Apêndice A.1. Gráficos Representativos de Perfis Figura A1 - Perfis do Poço 3.

125 125 Figura A2 - Perfis do Poço 4. Figura A3 - Perfis do Poço 5.

126 Figura A4: perfis do Poço

127 Figura A5: perfis do Poço

128 128 Figura A6: perfis do Poço10. Figura A7: perfis do ensaio OB0001A.

129 129 Figura A8: perfis do ensaio OB0001D. Figura A9: perfis do ensaio OB0001I.

130 130 Figura A10: perfis do ensaio OB0001J. Figura A11: perfis do ensaio OB0001K.

131 131 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.

132 132 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.

133 133 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.

134 134 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.

135 135 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.