EP0743423A1 - Procédé de détermination des conditions de forages comportant l'utilisation d'un modèle - Google Patents
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- EP0743423A1 EP0743423A1 EP96401030A EP96401030A EP0743423A1 EP 0743423 A1 EP0743423 A1 EP 0743423A1 EP 96401030 A EP96401030 A EP 96401030A EP 96401030 A EP96401030 A EP 96401030A EP 0743423 A1 EP0743423 A1 EP 0743423A1
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- E—FIXED CONSTRUCTIONS
- E21—EARTH OR ROCK DRILLING; MINING
- E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
- E21B44/00—Automatic control systems specially adapted for drilling operations, i.e. self-operating systems which function to carry out or modify a drilling operation without intervention of a human operator, e.g. computer-controlled drilling systems; Systems specially adapted for monitoring a plurality of drilling variables or conditions
Definitions
- the present invention relates to a method for determining the drilling conditions of a tool comprising several cutters interacting with a rock.
- the method involves the use of a drilling model based on the coupling of the effects of destruction of the rock by the cutters and the effects of the removal of the cuttings by a fluid.
- the invention preferably applies to the study of the phenomenon of jamming of a tool of the PDC type. Jamming is a dysfunction frequently observed by the driller and very harmful because it can very significantly reduce the speed of advancement of the drilling and sometimes even, in certain terrains, irreversibly annihilate the effects of drilling.
- the drilling conditions are determined as a function of the response of the model for determined values of said parameters.
- At least one of the parameters: weight on the tool, speed of rotation of the tool and fluid flow rate, can be a control parameter.
- the lift W of the tool can be broken down into a solid component Ws and a hydraulic component Wh which depends in particular on the fluid blade.
- the present method can make it possible to assist in determining the structure of the drilling tools: for example, shape and location of the cutters, determination of the hydraulic flows in the vicinity of the destruction of the rock.
- the model presented below is a non-linear evolution model with, in a first variant, three independent variables supposed to completely characterize the state of the drilling system. It is in fact a so-called "local" cutter model whose operation suffices to describe, in this variant, an average of the overall behavior of the drilling tool.
- FIG. 1B the cutter is in interaction with the virgin rock 2 and the current penetration ⁇ constitutes a first state variable.
- Figure 1A shows the initial conditions where the cutter of height H, fixed on a body 3, has penetrated from the depth ⁇ 0 into the rock.
- Specific studies are also conducted on the cutting process which show the difficulty of taking into account and the diversity of modes of representation: more or less guaranteed independence of the cutting and abutment effects, not necessarily one-to-one link of penetration and of the normal force, justified by the theory of plasticity, influence of successive recoveries (work hardening).
- Each of the N C equivalent cutting edges constituting the tool produces rock chips and this instantaneous production, assumed to be proportional to ⁇ , is partially evacuated into the annular space, partially stored in the immediate vicinity of the cutting edge in the form of a bed of debris, the l 'current thickness is the second state variable of our formulation, called l; this debris bed is assumed to line the rock front evenly.
- the third state variable is also very naturally introduced: it may be the concentration c of the suspension but the choice will be made of the "equivalent” dynamic viscosity associated ⁇ or the equivalent kinematic viscosity ⁇ (at distinguish from the viscosity ⁇ 0 of the fluid proper).
- the thwarted circulation of the drilling fluid (enriched in particles) and in particular the pressure drop at the front of the tool are indicators of this lift effect.
- the present invention also describes a rock rupture model integrated into the drilling model.
- ⁇ 0 be the self-weight of the rock chip of current size D c and ⁇ c the suction force exerted on this fragment to retain it; the evacuation condition is written: F L ⁇ o ⁇ ⁇ vs ⁇ o with a representation model of ⁇ c due to Eronini (1982), the details of which are not reproduced here, condensed thanks to the parameter ⁇ , in particular as a function of the presence of a cake whose permeability is assumed to be known.
- V f the basic volume of the chip and N c the number of production sites, in other words, the number of cutters.
- V ⁇ R homogeneous at a volume per unit of time, is the solid evacuation rate.
- B ( ⁇ ) the balance, homogeneous to an accumulation (length) per unit of time.
- the expulsion term also visibly depends on the current residual thickness of the fluid blade, i.e. h, which is rather considered as a parameter in appendix 3.
- the problem a priori comprises five variables including three of geometric type : ⁇ , l, h respectively depth of notch in the virgin rock, thickness of bed of debris and thickness of the fluid section. ( ⁇ worn blade height is a variable of slow evolution in comparison with those which will be studied in this problem; it therefore intervenes here as a parameter); then two state variables of the concentration of the suspension type; c the concentration, ⁇ the associated "equivalent” kinematic viscosity (to be distinguished from the viscosity ⁇ 0 of the drilling fluid itself).
- the simulations consisted in varying the entry ⁇ 0 , initial notch depth in the absence of a debris bed (representative of the weight on the tool under ideal clearance conditions).
- the result of the calculation is ⁇ *, notch at equilibrium - once the transient has passed - and which conditions the speed of penetration stabilized.
- the effectiveness of penetration can become zero, past a certain weight threshold, depending on the parameters of the problem (and this corresponds to the stuffing threshold).
- the degree of drilling efficiency is judged by comparing the "solid” and "hydraulic" lift effects.
- the release conditions gradually become more and more unfavorable vis-à-vis the rock production conditions, with the increase in weight on the tool (equivalent to the increase in ⁇ 0).
- the resumption of this weight is done more and more in the form of hydraulic lift W H due to gradually more difficult conditions of expulsion of the drilling fluid enriched with particles (increasing pressure losses) to the detriment of the solid vertical force W S assigned to the effective work of disintegration of virgin rock.
- the basic formula due to Eronini expresses in a semi-empirical way the effect of lift exerted on a particle of hydraulic diameter D c in the vicinity of a tool of diameter D B when the fluid speed is v n at the outlet of duse of diameter d.
- ⁇ m is the density of mud
- ⁇ 0 has its viscosity and L a constant of proportionality.
- the drag effect F D is evaluated by Eronini according to a formula analogous to that describing the lift effect.
- This characteristic time is independent of the particle size D c .
- V ⁇ R ⁇ NOT vs ⁇ o o ⁇ vs g ⁇ D
- D vs o ⁇ is the threshold, essentially taking into account the pressure conditions, above which the particles need not be counted in the evacuation balance.
- y ⁇ 1 F 1 (( y 1 , y 2 , y 3 )
- the Jacobian is written:
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Abstract
- _ La présente invention concerne une méthode permettant d'améliorer les performances de forage dans laquelle on met en oeuvre un modèle de foration.
- _ Le modèle prend en compte les effets de destruction d'une roche (2) par un taillant (1) fixé sur un corps d'outil (3) entraîné en rotation et les effets d'évacuation des débris de roche par un fluide, en calculant un bilan matière à partir de la production de débris de roche par le taillant ayant pénétré dans la roche d'une profondeur δ, d'un lit de débris d'une épaisseur l, d'une lame de fluide d'épaisseur h comprise entre le lit de débris et le corps (3), la lame fluide ayant une concentration c en débris.
Description
- La présente invention concerne une méthode permettant de déterminer les conditions de forage d'un outil comportant plusieurs taillants en interaction avec une roche. La méthode comporte l'utilisation d'un modèle de foration fondé sur le couplage des effets de destruction de la roche par les taillants et des effets de l'évacuation des déblais par un fluide. L'invention s'applique de préférence à l'étude du phénomène de bourrage d'un outil du type PDC. Le bourrage est un dysfonctionnement fréquemment observé par le foreur et très néfaste car il peut diminuer très fortement la vitesse d'avancement du forage et parfois même, dans certains terrains, annihiler irréversiblement les effets de foration.
- Plusieurs travaux ont déjà été présentés, mais aucun ne prend en compte le dégagement de matière comme le fait la représentation modélisée dans la présente méthode. Les principaux travaux sont cités dans la liste des références ci-incluse.
- Ainsi, la présente invention concerne une méthode permettant d'améliorer les performances de forage dans laquelle on met en oeuvre un modèle de foration. Le modèle prend en compte les effets de destruction d'une roche par au moins un taillant fixé sur un corps d'outil entraîné en rotation et les effets d'évacuation des débris de roche par un fluide, en calculant un bilan matière à partir :
- de la production de débris de roche par le taillant ayant pénétré dans la roche d'une profondeur δ,
- d'un lit de débris recouvrant la roche sous une épaisseur l,
- d'une lame de fluide d'épaisseur h comprise entre le lit de débris et le corps, la lame fluide ayant une concentration c en débris,
- de paramètres de commandes,
- de paramètres d'environnement.
- Par la méthode, on détermine les conditions de forage en fonction de la réponse du modèle pour des valeurs déterminées desdits paramètres.
- L'un au moins des paramètres: poids sur l'outil, vitesse de rotation de l'outil et débit de fluide, peut être un paramètre de commande.
- Dans le modèle, la portance W de l'outil peut être décomposée en une composante solide Ws et une composante hydraulique Wh fonction notamment de la lame fluide.
- On peut considérer un étalement granulométrique des débris distribués selon une loi normale fonction de la profondeur δ de l'entaille, de moyenne µ lié à la ductilité de la roche et d'une dispersion caractérisée par l'écart-type σ.
- Le bilan matière solide B(t) peut être tel que B(t)=B+(t)-B-(t), dans lequel B+(t) est un terme de production de débris dépendant de δ et correspondant au rythme de destruction de la roche, et B-(t) est un terme d'expulsion dépendant de l et h.
- On peut représenter le forage comme un système dynamique comportant, dans la représentation interne classique par variables d'état x, des entrées u qui seront celles d'un système de commandes "poids sur outil", vitesse de rotation des tiges, puissance hydraulique, système soumis également à des perturbations non contrôlables v associées à la variabilité des propriétés des roches. Par le moyen du présent modèle, le système est observé grâce aux variables de sortie y qui peuvent être, entre autres, le couple au niveau de l'outil, la vitesse de pénétration dans l'axe du trou, des indicateurs liés au niveau vibratoire comme l'élargissement de diamètre du trou, des indicateurs d'usure des taillants de la tête de forage, malheureusement difficiles à concevoir, l'ensemble de ces variables de sortie pouvant être perturbé par un bruit w.
- L'optimisation de la foration peut ainsi être la recherche d'une stratégie de commande qui permette au foreur:
- d'éviter les risques relatifs à des écueils localisés, par exemple, liés à des intercalations de roche très dures ou, à l'autre extrême, susceptibles d'entraîner le bourrage de l'outil,
- d'avoir une stratégie cohérente à l'échelle du forage: par exemple, la détermination du nombre et de la durée d'utilisation optimaux des outils de forage, ou la nécessité d'une adaptation de la conduite du forage au fur et à mesure de l'usure des taillants.
- Il est clair également que la présente méthode peut permettre d'aider à une détermination de la structure des outils de forage : par exemple, forme et implantation des taillants, détermination des écoulement hydrauliques dans le voisinage de la destruction de la roche.
- Les références suivantes, peuvent servir d'illustration de l'arrière-plan technologique du domaine concerné ainsi que de compléments à la description de la présente invention.
- Andersen E.E. and Azar J.J., 1990, "PDC performance under simulated borehole conditions" SPE 20412 , New Orleans sept. 1990.
- Cheatham C.A. and Nahm J.J., 1990, "Bit balling in water-reactive shale during full-scale drilling rate tests" IADC/SPE n° 19926, Houston.
- Déliac E.P., 1986, "Optimisation des machines d'abattage à pics" Doctoral Dissertation, U. Paris 6 ed by ENSMP/CGES France.
- Detournay E. and Atkinson C. , 1991, "Influence of pore pressure on the drilling response of PDC bits", Rock Mechanics as a Multidisciplinary Science, Roegiers (ed.) , Rotterdam.
- Detournay E. and Defourny P., 1992, "A Phenomenological Model for the Drilling Action of Drag Bits", Int. J. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr. Vol. 29, No. 1, p13-23.
- Falconer I.G., Burgess T.M. and Sheppard M.C., 1988, "Separating Bit and Lithology Effects from Drilling, Mechanics Data", IADC/SPE Drilling Conference, Dallas, feb 28-march 2, 1988.
- Garnier A.J. and van Lingen N.H. , 1958, "Phenomena affecting drilling rates at depth "SPE fall meeting, Houston.
- Glowka D.A., 1985, "Implications of Thermal Wear Phenomena for PDC Bit Design and Operation", 60th Annual Technical Conference and Exhibition of the Society of Petroleum Engineers in Las Vegas, sept 22-25, 1985, SPE 14222.
- Karasawa H. and Misawa S., 1992, "Development of New PDC Bits for Drilling of Geothermal Wells - Part 1 : Laboratory Testing", Journal of Energy Resources Technology, dec 1992, vol.114 p 323.
- Pessier R.C. and Fear M.J., 1992, "Quantifying common drilling problems with mechanical specific energy and a bit specific coefficient of sliding friction" SPE 24584.
- Pessier R.C., Fear M.J., and Wells M.R., 1994, "Different shales dictate fundamentally different strategies in hydraulics, bit selection, and operating practices".
- Pierry J. and Charlier R., 1994, "Finite element modelling of shear band localization and application to rock cutting by a PDC tool" SPE/ISRM Eurock Conference, Delft.
- Putot C., 1995 ,"Un modèle de foration prenant en compte les effets de destruction de la roche et d'évacuation des déblais", 2e Colloque national en calcul des structures, Giens.
- Sellami H., 1987, "Etude des pics usés, application aux machines d'abattage" Doctoral Dissertation ENSMP/CGES France.
- Sellami H., Fairhurst C., Déliac E. and Delbast B., 1989 , "The Role of in-situ Stresses and Mud Pressure on the Penetration of PDC bits" Rock at Great Depth, Maury & Fourmaintraux eds, Rotterdam 1989.
- Sinor A. and Warren T.M., 1989, "Drag Bit Wear Model", SPE Drilling Engineering, June 1989, p 128.
- Sinor A., Warren T.M., Behr S.M., Wells M.R. and Powers J.R., 1992, "Development of an anti-whirl core bit", SPE 24587.
- Wardlaw H.W.R., 1971, "Optimization of Rotary Drilling Parameters" PHD Dissertation, U. of Texas.
- Warren T.M. and Winters W.J., 1986, "Laboratory Study of Diamond-Bit Hydraulic Lift", SPE Drilling Engineering, aug 1986.
- Warren T.M., 1987 "Penetration-Rate Performance of Roller-Cone Bits", SPE Drilling Engineering, march 1987.
- Warren T.M. and Armagost W.K. "Laboratory drilling performance of PDC bits" SPE Drilling Engineering, june 1989.
- Warren T.M. and Sinor A., "Drag-bit performance modeling", SPE Drilling Engineering, june 1989.
- Wells R., "Dynamics of rock-chip removal by turbulent jetting" SPE Drilling Engineering, june 1989.
- Zijsling D.H. "Single cutter testing : a key for PDC bit development" SPE 16529 Offshore Europe Aberdeen, 1987.
- La présente invention sera mieux comprise à la description suivante, illustrée par les figures ci-annexées, parmi lesquelles :
- Les figures 1A et 1B représentent le modèle physique dans les conditions initiales et en cours d'évolution à l'instant t.
- La figure 2 représente la courbe d'équilibre obtenue dans le cas d'une application particulière du modèle selon l'invention.
- Le modèle présenté ci-après est un modèle d'évolution non linéaire avec, dans une première variante, trois variables indépendantes supposées caractériser complètement l'état du système de forage. Il s'agit en fait d'un modèle de taillant dit "local" dont le fonctionnement suffit à décrire, dans cette variante, une moyenne du comportement global de l'outil de forage.
- Sur la figure 1B, le taillant est en interaction avec la roche vierge 2 et la pénétration actuelle δ constitue une première variable d'état. La figure 1A montre les conditions initiales où le taillant de hauteur H, fixé sur un corps 3, a pénétré de la profondeur δ0 dans la roche. Des études spécifiques sont conduites par ailleurs sur le processus de coupe qui montrent la difficulté de la prise en compte et la diversité des modes de représentation : indépendance plus ou moins garantie des effets de coupe et de butée, lien non nécessairement biunivoque de la pénétration et de l'effort normal, justifié par la théorie de la plasticité, influence de reprises successives (écrouissage).
- L'hypothèse retenue dans ce travail consiste à se contenter d'un lien biunivoque entre effort normal s'exerçant sur le taillant et enfoncement. Soit W S l'effort vertical dit "solide" associé à cette pénétration. Le lien de W S avec δ sera explicité ci-après.
- Chacun des NC taillants équivalents constituant l'outil produit des copeaux de roche et cette production instantanée, supposée proportionnelle à δ est partiellement évacuée dans l'espace annulaire, partiellement stockée au voisinage immédiat du taillant sous forme d'un lit de débris dont l'épaisseur actuelle est la seconde variable d'état de notre formulation, baptisée l ; ce lit de débris est supposé tapisser uniformément le front rocheux.
- L'espace résiduel entre le corps de l'outil et le lit de débris permet l'évacuation des copeaux de roche. Cette évacuation est rendue difficile lorsque l'espace résiduel est restreint ; on notera h l'épaisseur de lame fluide, évidemment liée à la hauteur totale H du taillant à l'état neuf par la relation :
où γ est la hauteur de lame usée, grandeur lentement évolutive que nous considérerons en fait comme paramètre. L'évacuation est également entravée lorsque la viscosité équivalente de la suspension est augmentée, en raison de l'accroissement de concentration en particules solides. Ces deux effets sont traduits par la relation suivante : - On pourra se référer à l'article de Jordaan I.J., Maes M.A.and J.P. Nadreau, 1988, "The crushing and clearing of ice in fast spherical indentation tests", Offshore Mechanics and Arctic Engineering, Houston.
- La troisième variable d'état s'introduit aussi tout naturellement : il peut s'agir de la concentration c de la suspension mais l'on fera plutôt choix de la viscosité dynamique "équivalente" associée η ou de la viscosité cinématique équivalente ν (à distinguer de la viscosité ν0 du fluide proprement dit).
- Comme il a été annoncé, on définit comme commandes les grandeurs sur lesquelles une intervention est possible ou souhaitable ; ce sont essentiellement :
- le poids sur outil W
- la vitesse de rotation N
- le débit fluide ou la puissance hydraulique ; en fait, dans le présent modèle,
- Dans le présent exemple, ces grandeurs sont supposées constantes et donc assimilables aux nombreux paramètres du problème. On pourra néanmoins envisager la réponse du système à une perturbation de cette commande, et considérer divers types de régulation associées à la variabilité des propriétés des roches.
- Dans le présent modèle, l'analyse de la décomposition du poids sur l'outil repose sur le principe de séparation entre une composante classique dite solide W S justiciable des formules de représentation habituelles, et une portance hydraulique W H qui s'accroît considérablement lorsque l'épaisseur h de la tranche fluide diminue et la viscosité équivalente η s'accroît ; on écrit :
- La composante solide W S est explicitée selon l'article de Kuru E. and Wojtanowsicz A.K., 1988, "A Method for Detecting In-Situ PDC Dull and Lithology Change", IADC/SPE Drilling Conference, Dallas , feb 28, march 2, 1988.
- A γ l'aire de butée de chaque taillant au stade d'usure γ
- A c (δ) l'aire de coupe lorsque l'usure est γ, la pénétration solide δ
- S p et S c les résistances de la roche, respectivement en compression et au cisaillement
- N c nombre de taillants
- D B le diamètre de l'outil
- α et µ+ caractéristiques liées à l'interface outil/roche
-
- La composante hydraulique est explicitée selon l'article de Jordaan I.J., Maes M.A.and J.P. Nadreau, 1988, "The crushing and clearing of ice in fast spherical indentation tests", Offshore Mechanics and Arctic Engineering, Houston.
- La circulation contrariée du fluide de forage (enrichi en particules) et en particulier la perte de charge au front de l'outil sont des indicateurs de cet effet de portance.
- La présente invention décrit également un modèle de rupture de roche intégré au modèle de foration.
- Il s'agit d'un modèle de représentation avec un schéma idéalisé de copeau parallélépipédique d'épaisseur à et d'aire carrée, de côté mD c , où D c est le diamètre hydraulique considéré pour l'évacuation. Malgré la simplicité de cette géométrie, on considère qu'il est important de prendre en compte un étalement granulométrique.
- On considère ainsi une distribution gaussienne de tailles D c qui tient compte :
- de la profondeur actuelle de l'entaille δ
- de la ductilité de la roche exprimée au travers du paramètre µ = E(D c )/δ
- d'une dispersion caractérisée par l'écart-type σ.
- E(D c ) exprime la moyenne de la distribution en tailles et µ reflète le degré de ductilité de la roche rompue dans les conditions du forage, caractéristique supposée indépendante de δ ; m≥1 est un paramètre liant diamètre hydraulique et géométrie ; on supposera souvent m = 1.
-
- Dans l'article "A Dynamic Model for Rotary Rock Drilling", Journal of Energy Resources Technology, june 1982, vol 104 p 108, des auteurs Eronini I. E., Somerton W.H. and Auslander D.M., 1982, on considère, pour un outil tricône, un modèle d'évacuation de copeau qui est reproduit ici avec, cependant, l'introduction d'une granulométrie "étalée".
- L'expression des efforts hydrodynamiques s'exerçant sur le copeau de roche délimité par la rupture, utilisée dans le présent modèle, est également décrit dans l'article ci-dessus.
- Pour libérer le copeau, il faut en premier lieu vaincre l'effet de rétention dû à la différence de pression existant entre pression de boue et pression de pore dont l'effet est considérable devant celui de la gravité ; l'effort associé est supposé vaincu par l'effet de portance seul F L (L=lift) dont l'expression est présentée en annexe 1. La constante de temps τ L du processus est extrêmement courte et donc négligée vis-à-vis de celle associée à l'effet d'entraînement proprement dit (F D et τ D ; D = drag). Le copeau est ensuite accéléré depuis la position où il est conceptuellement sorti de son logement sous l'effet de l'effort de traînée F D jusqu'à l'espace annulaire;
- Soit ω0 le poids propre du copeau de roche de taille courante D c et ω c l'effort de succion s'exerçant sur ce fragment pour le retenir ; la condition d'évacuation s'écrit :
- En pratique, le terme 1 est tout à fait négligeable devant le second.
-
-
- On supposera que les distributions sont normales ; la répartition de tailles D c e n fonction de δ dépend, certes, de la ductilité de la roche mais on a supposé qu'il n'y a pas d'effet d'échelle et que seule la distribution D c / δ est à caractériser.
- On montre que :
- Le seuil de décollement est d'autant plus élevé que l'épaisseur à est plus petite.
- Le fractionnement en un nombre de copeaux élevé (roche ductile avec µ faible) favorise le décollement et donc les possibilités d'évacuation.
- L'augmentation du débit (à travers la vitesse en sortie de duse v n ) et de la viscosité stimulent évidemment l'évacuation.
- L'écriture du bilan de masse est effectuée comme suit :
- Supposant un instant que la granulométrie ne soit pas étalée. On écrit alors :
- Le rythme de production solide (volume par unité de temps) doit être supposé égal à :
- Nous utilisons dans le présent modèle une granulométrie distribuée selon la loi normale ; plus précisément D c /δ est supposée distribuée selon une loi normale de moyenne µ et d'écart-type σ. Il en résulte un facteur de minoration χ (calculé en annexe 2) multiplicateur de N c V f /τ D fonction, comme il a été dit plus haut, du décalage entre D
- Le cheminement du calcul est présenté en annexe 1.
- Il permet d'évaluer successivement, pour le copeau de taille courante D c :
- l'effort de portance F L
- l'effort de traînée F D et le temps caractéristique associé τ D
-
- Le terme d'évacuation ne dépend de δ que par l'intermédiaire de χ et est conditionné, à technologie fixée, par :
- la vitesse ν n
- la viscosité de la boue
- la pression de rétention λP
- la densité de boue essentiellement, la densité de copeaux accessoirement.
-
- En fait, on opère dans ce qui suit deux modifications :
- (i) la première est une modification de pure forme consistant, par souci d'homogénéité, à rendre adimensionnelle à en la remplaçant par y 1 = δ/δ0.
On note encore B le bilan adimensionnel, homogène à l'inverse d'un temps, de sorte que : - (ii) la seconde est réalisée pour rendre compte assez correctement du phénomène de bourrage notamment. Elle consiste à reconnaître la dépendance du terme d'expulsion vis-à-vis des variables d'état l et h. Il nous est apparu assez commode, dans un premier temps, de rendre compte du phénomène en faisant dépendre le terme d'expulsion de la seule variable adimensionnelle y 3 = l/δ0 de sorte que :
- En toute rigueur, le terme d'expulsion dépend également visiblement de l'épaisseur résiduelle actuelle de la lame fluide, soit h, qui est plutôt considérée comme paramètre dans l'annexe 3.
-
- mo "jauge" de l'évacuation, norme du terme d'expulsion
- χ
- f
- ad, ac, al coefficients utilisés dans la formulation hydrodynamique et dont les valeurs peuvent être trouvées dans l'article d'Eronini
- d diamètre de duse ; vn vitesse de fluide en sortie de duse
- D B diamètre de l'outil
- ρm, ρc masses volumiques de la boue et de la roche respectivement
- λP effet de rétention par pression différentielle au travers du copeau
- x et z sont des variables associées respectivement à y 1 et y 3 permettant une écriture explicite (Annexes 2 et 3).
- Avant réduction à trois variables d'état, le problème comporte a priori cinq variables dont trois de type géométrique : δ, l, h respectivement profondeur d'entaille dans la roche vierge, épaisseur de lit de débris et épaisseur de la tranche fluide. (γ hauteur usée de lame est une variable d'évolution lente en comparaison de celles qui seront étudiées dans ce problème ; elle intervient donc ici comme paramètre) ; puis deux variables d'état de type concentration de la suspension ; c la concentration, ν la viscosité cinématique "équivalente" associée (à distinguer de la viscosité ν0 du fluide de forage proprement dit).
- Les équations d'évolution résultent de l'écriture :
- d'une équation de conservation de la somme des épaisseurs des différentes tranches qui, exprimée sous forme différentielle sur les variables dimensionnelles δ,l,h s'énonce :
- d'une écriture de répartition du bilan de matière B(y 1 , y 3 ) ou taux d'accumulation ds/dt entre contributions partielles dues à :
- (i) épaississement du lit de débris (dl)
- (ii) augmentation de concentration de la suspension (h dc)
- (iii) diminution d'épaisseur de la lame fluide (c dh)
- de la loi de commande W = cte = W S + W H
-
- de relations de comportement simplifiées:
-
- Ecriture des équations d'évolution :
-
-
-
-
-
-
- A titre d'illustration, voici un exemple cohérent de valeurs ayant permis la résolution du cas représenté figure 2.
- Les simulations ont consisté à varier l'entrée δ0, profondeur d'entaille initiale en l'absence de lit de débris (représentative du poids sur outil en conditions de dégagement idéales). Le résultat du calcul est δ*, entaille à l'équilibre - une fois le transitoire écoulé - et qui conditionne la vitesse de pénétration stabilisée. L'efficacité de la pénétration peut devenir nulle, passé un certain seuil en poids, fonction des paramètres du problème (et ceci correspond au seuil de bourrage). On juge du degré d'efficacité de la foration en comparant les effets de portance "solide" et "hydraulique".
- La forme, ici très particulière, des équations d'évolution conduit à une convergence monotone de δ vers sa valeur d'équilibre δ* alors que, intuitivement, on s'attend à des fluctuations (voir commentaires en annexe 4).
- La liste qui suit concerne donc les entrées du modèle nécessaires à l'identification du cas. Pour en faciliter la lecture, un classement de ces entrées a été réalisé.
- Paramètres de commande :
- δ0 pénétration initiale dans la roche vierge (lien avec le poids sur outil WOB) (varié dans la plage 0 à 1,26 mm)
- N vitesse de rotation, supposée invariable (N = 0,7 tour/s)
- ν n vitesse du jet fluide, en sortie de duse (lien avec le débit de boue Q (ν n = 50ms -1 ))
- Paramètres liés à l'outil
- D B diamètre de l'outil. (D B = 0,2 m)
- d diamètre de duse. (d = 0,01 m)
- Nc nombre de taillants ; autant de "sites" producteurs de copeaux, autant de supports pour la reprise de l'effort vertical. (Nc = 81)
- Paramètre lié au taillant :
- H hauteur efficace de taillant. (H = 2,65 mm)
- Le paramètre conditionne la répartition initiale H = δ0 + h0.
- Paramètres liés à l'interface taillant/roche
- Aγ aire caractéristique pour la représentation de l'effort vertical, (fonction de l'usure γ). (Aγ= 1 mm2)
- A c,δ terme proportionnel à la pénétration δ représentatif de l'effort de coupe. (A c,δ = 5 mm, soit 5 mm2 de variation d'aire par mm de pénétration) α et µ+ angle caractéristique de coupe ; coefficient de frottement,
- le choix : sin α + µ+cosα = 1 a été fait
- Sc résistance de "coupe" (cisaillement). (Sc = 500 MPa)
- Sp résistance en "butée" (compression). (Sp = 500MPa)
- Paramètres liés au copeau de roche
ρc masse volumique du copeau. (ρc = 2500 kg.m-3) - Paramètres liés à la découpe :
- µ élancement moyen de copeau illustrant le degré de fragilité de la coupe
- µ élevé, rupture fragile ; µ bas, rupture ductile (µ = 2)
- σ resserrement granulométrique de la distribution (écart-type) (σ = 0,5)
- Paramètres liés à l'expulsion :
- µ coefficient intervenant dans la définition du diamètre hydraulique
- ν 0<ν<1 index de sensibilité au bourrage
- (ν = 1 aucune sensibilité)
- Paramètre lié à l'interface boue/roche saine
λP effet de maintien du copeau (λP = 1MPa) - Paramètres liés à la boue
- ρm masse volumique de la boue (ρm = 1250 kg.m-3)
- ν 0, viscosité cinématique de la boue ; à distinguer de la "viscosité équivalente" caractérisant la suspension notamment pour l'effet de portance hydraulique
- ν 0, = 10-3m2s-1 (viscosité dynamique η=1,25 Pa.s)
- Paramètres constitutifs liant entre eux certains paramètres d'évolution au niveau des lois d'interface
- a pour le lien entre viscosité équivalente et épaisseur de lame fluide (a = 1)
- b pour le lien entre viscosité équivalente et concentration de la suspension (b = 1)
- La courbe représentée figure 2 est donc la traduction du comportement de l'outil de forage en termes d'efficacité pour ce choix particulier des 23 paramètres. La courbe représentée figure 2 est la réponse de l'outil de forage, à l'équilibre, à la commande : poids sur outil. Plus précisément, en termes de modèle d'évolution, sont portés :
- en abscisse : la pénétration initiale,
- en ordonnée : la pénétration à l'équilibre.
- On remarquera une séparation en quatre régimes caractéristiques.
- Régime 1 (R1): en deçà d'un certain seuil de poids, correspondant à un seuil de pénétration initiale, l'état évolue lentement vers le colmatage complet par production de débris fins ; la capacité d'expulsion est saturée par un régime de production de roche brisée excédentaire.
- Régime 2 (R2) : ici, au contraire, ce sont les possibilités d'évacuation des déblais par l'hydraulique qui sont dominantes, de sorte que, dans ces conditions, seules interviennent pour limiter les performances en termes de vitesses de pénétration les caractéristiques techniques usuelles liant poids sur outil (WOB) et vitesse de pénétration (ROP). Les cas représentatifs du régime 2 sont caractérisés évidemment par δ0 = δ*, puisque le lit de débris ne peut se reconstituer de manière durable.
- Régime 3 (R3) : il s'agit, de nouveau (comme dans les régimes de fonctionnement 1 et 4) d'un cas de fonctionnement pour lequel la capacité d'évacuation est, à tout moment de l'évolution, inférieure à la production de roche brisée. Mais, par déplacement de l'état initial, le système atteint une configuration où le bilan massique est équilibré.
- Les conditions de dégagement deviennent progressivement de plus en plus défavorables vis-à-vis des conditions de production de roche, avec l'augmentation du poids sur l'outil (équivalente à l'augmentation de δ0). La reprise de ce poids se fait de plus en plus sous forme de portance hydraulique WH due à des conditions graduellement plus difficiles d'expulsion du fluide de forage enrichi de particules (pertes de charge croissantes) au détriment de l'effort vertical solide WS affecté au travail efficace de désagrégation de la roche vierge.
- Régime 4 (R4) : au decà d'un certain seuil en poids, le fonctionnement du système comporte une évolution rapide vers le colmatage par production de débris initialement grossiers, puis graduellement de plus en plus fins.
- A titre d'exemple, et pour compléter l'illustration du cas représenté figure 2, l'effort vertical correspondant à une pénétration de δ0 = 0,63 mm de chacun des taillants (point B), compte tenu des caractéristiques de la roche est 165 kN ; pour une pénétration δ0 = 0,69 mm (point D), le poids sur outil associé est 190 kN, la contribution hydraulique WH à l'équilibre commence à devenir significative, de l'ordre de 5 kN.
- Le seuil de bourrage δ0 SEUIL = 1,02 mm (dans le cas traité) (point C) correspond à la condition d'application du poids sur outil WOB = 245 kN, lequel conduit irrémédiablement en quelques secondes vers un colmatage complet de l'espace compris entre le corps d'outil et la formation : le bilan massique production/expulsion de roche est devenu si défavorable qu'aucune possibilité "d'équilibre dynamique" (avec δ*, pénétration non nulle) n'existe.
- Il est clair que la détermination de la valeur de δ0 au point (D) de la figure 2 donne le point de fonctionnement optimal pour les conditions paramétriques données. En effet, le sommet de la courbe en cloche représente la vitesse d'avancement la plus grande, donc le meilleur rendement de l'outil de forage.
ANNEXE 1
EXPRESSION DES EFFORTS HYDRODYNAMIQUES S'EXERÇANT SUR LE COPEAU ET CONSTANTES DE TEMPS ASSOCIÉES AUX MÉCANISMES CORRESPONDANTS
Effort de portance : évaluation de la taille caractéristique seuil D - La formule de base due à Eronini exprime de manière semi-empirique l'effet de portance s'exerçant sur une particule de diamètre hydraulique D c au voisinage d'un outil de diamètre D B lorsque la vitesse de fluide est v n en sortie de duse de diamètre d.
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- L'effet de traînée F D est évalué par Eronini selon une formule analogue à celle décrivant l'effet de portance.
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- Ce temps caractéristique est indépendant de la taille de particule Dc.
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- (Il aurait été plus séduisant d'adopter une loi log normale de manière à ne pas avoir à envisager les t négatifs).
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- µ est lié à la ductilité de la roche
- σ à est lié au resserrement granulométrique.
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- Si les conditions (viscosité ν0 et densité ρm de boue, pression différentielle P) n'évoluent pas, le seuil D
- Si, en outre, la roche ne change pas de caractéristiques µ et σ la courbe χ(δ) est invariante.
- Il est apparu nécessaire de moduler le terme d'expulsion selon la variable épaisseur du lit de débris pour tenir compte des mécanismes suivants dits A et B ; le mécanisme A étant dominant lorsque la lame fluide h est importante, le mécanisme B prévalant lorsque cette lame devient étroite.
- le mécanisme A est caractérisé par une diminution de l'effet de rétention du copeau en présence d'un lit de débris qui consacre notamment l'augmentation des performances à l'équilibre en termes de vitesse de pénétration ROP lorsqu'on augmente le poids sur l'outil WOB (δ < h).
- le mécanisme B correspond à une expulsion du copeau rendue difficile en raison de l'étroitesse de la lame fluide (h) vis-à-vis de la taille du copeau (δ) (δ > h).
- la transition (δ ≈ h) correspond à une compétition des mécanismes A et B.
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-
- Il découle des théorèmes de stabilité de Liapunov que :
- (i) X0 est stable si les valeurs propres de A(λ) ont des parties réelles négatives.
- (ii) X0 est instable si au moins une valeur propre a une partie réelle positive.
- (iii) le cas critique est celui où la partie réelle de l'une ou plusieurs valeurs propres s'annule alors que les autres valeurs propres gardent leur partie réelle négative.
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-
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- La résolution complète et explicite des relations de bifurcation peut s'effectuer si l'on tire parti du fait que, lorsque la transition vers le bourrage se produit, K(y1,y2) est proche de 1.
- On montre alors que, en variables x et z (voir annexes 2 et 3), la condition de bifurcation se présente sous la forme explicite z fonction de x :
-
-
- On remarquera que la condition de bifurcation est indépendante de N.
- Dans un cas moins particulier que celui-ci, où, notamment, la proportionnalité supposée des grandeurs E=Log
avec 3 valeurs propres complexes ou réelles et une convergence vers l'équilibre d'un type différent de celui supposé ici.
Claims (5)
- Méthode permettant d'améliorer les performances de forage dans laquelle on met en oeuvre un modèle de foration, caractérisée en ce que ledit modèle prend en compte les effets de destruction (2) d'une roche par au moins un taillant (1) fixé sur un corps d'outil (3) entraîné en rotation et les effets d'évacuation des débris de roche par un fluide, en calculant un bilan matière à partir :- de la production de débris de roche par le taillant ayant pénétré dans la roche d'une profondeur δ,- d'un lit de débris recouvrant ladite roche sous une épaisseur l,- d'une lame de fluide d'épaisseur h comprise entre ledit lit de débris et ledit corps, ladite lame fluide ayant une concentration c en débris,- de paramètres de commandes,- de paramètres d'environnement,et en ce que l'on détermine les conditions de forage en fonction de la réponse dudit modèle pour des valeurs déterminées desdits paramètres.
- Méthode selon la revendication 1, caractérisée en ce que l'un au moins desdits paramètres: poids sur l'outil, vitesse de rotation de l'outil et débit de fluide, est un paramètre de commande.
- Méthode selon l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce que, dans ledit modèle, la portance W de l'outil est décomposée en une composante solide W S et une composante hydraulique W h fonction notamment de la lame fluide.
- Méthode selon l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce que l'on considère un étalement granulométrique des débris distribués selon une loi normale fonction de la profondeur δ de l'entaille, de moyenne µ lié à la ductilité de la roche et d'une dispersion caractérisée par l'écart-type σ.
- Méthode selon l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce que ledit bilan matière solide B(t) est tel que B(t)=B+(t)-B-(t), dans lequel B+(t) est un terme de production de débris dépendant de δ et correspondant au rythme de destruction de la roche, et B+(t) est un terme d'expulsion dépendant de l et h.
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