FR2732403A1 - Methode et systeme de prediction de l'apparition d'un dysfonctionnement en cours de forage - Google Patents
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Abstract
- La présente invention concerne une méthode et un système adaptés au contrôle du comportement d'un outil de forage. - On détermine l'amortissement associé à un mode propre des oscillations de torsion mesurées par au moins un dispositif de mesure placé dans la garniture de forage. - On prédit l'apparition du dysfonctionnement du type stick-slip lorsque, en fonction du temps, la valeur de l'amortissement décroît de façon significative. - On fait alors varier des paramètres de forage afin d'éviter l'apparition du dysfonctionnement.
Description
La présente invention concerne une méthode et un système adaptés au
contrôle d'un dysfonctionnement du comportement d'un outil de forage entraîné en rotation par l'intermédiaire d'une garniture de forage. Ce dysfonctionnement est couramment dénommé "stick-slip". La présente invention permet notamment de fournir des moyens autorisant la 1 0 prédiction de l'apparition du dysfonctionnement, ce qui permet d'agir sur différents
paramètres de forage afin d'éviter le réel déclenchement du stick-slip.
Le comportement dit "stick-slip" est bien connu des foreurs et se caractérise par des variations très sensibles de la vitesse de rotation de l'outil de forage alors que celui-ci est entraîné par l'intermédiaire d'une garniture de forage mise en rotation à partir de la surface à 1 5 une vitesse sensiblement constante. La vitesse de l'outil peut varier entre une valeur pratiquement nulle et une valeur très supérieure à la vitesse de rotation appliquée en surface à la garniture. Cela peut notamment avoir pour conséquences des effets néfastes sur la durée de vie des outils de forage, d'augmenter la fatigue mécanique du train de tiges et la
fréquence des ruptures des connexions.
On connaît par l'article "Detection and monitoring of the stick-slip motion: field experiments" de M.P. Dufeyte et H. Henneuse (SPE/IADC 21945 - Drilling Conference, Amsterdam, 11-14 March 1991) une analyse du comportement dit "stick-slip" à partir de
mesures effectuées par un dispositif placé à l'extrémité supérieure de la garniture de forage.
Dans le cas d'apparition du dysfonctionnement du type stick-slip, ce document recommande soit d'augmenter la vitesse de rotation de la garniture de forage à partir de la table de
rotation, soit de diminuer le poids sur l'outil en agissant sur le treuil de forage.
L'article "A study of slip-stick motion of the bit" de Kyllingstad A. et Halsey G.W.
(SPE 16659, 62nd Annual Technical Conference and Exhibition, Dallas, September 27-30,
1987) analyse le comportement d'un outil de forage par l'utilisation d'un modèle pendulaire.
L'article "The Genesis of Bit-Induced Torsional Drillstring Vibrations" par J.F.
Brett (SPE/IADC 21943 - Drilling Conference, Amsterdam, 11-14 March 1991) décrit
également les vibrations en torsion créées par un outil du type PDC.
Mais si dans la profession différentes méthodes ont déjà été formulées pour tenter d'arrêter le phénomène de stick-slip, aucune solution n'a été apportée pour prédire et éviter
l'apparition du phénomène.
Ainsi, la présente invention concerne une méthode d'optimisation du forage permettant la prédiction du dysfonctionnement du type stick-slip, dans laquelle des moyens de forage comportent un outil fixé à l'extrémité inférieure d'une garniture de tiges entraînée en rotation à partir de la surface et au moins un dispositif comportant des moyens de mesure en temps réel des oscillations de torsion de ladite garniture. Dans cette méthode, on identifie en fonction du temps l'amortissement associé à au moins un mode propre fréquence basse desdites oscillations et on fait varier au moins un paramètre de forage dès l'apparition d'une
décroissance significative de la valeur dudit amortissement.
On peut déterminer une fonction de transfert linéaire entre les signaux de torsion au fond et les signaux de torsion en surface et on peut calculer l'amortissement associé aux
modes propres de plus basse fréquence.
On peut calculer l'amortissement associé à un pôle de la fonction de transfert à partir de la formule suivante: = Log(l/P)/[m2+Log2(1/P)]1/2
avec P module du pôle et m phase du pôle.
On peut mesurer en temps réel les signaux de couple de fond et de surface et on peut déterminer en temps réel une fonction de transfert correspondant à un modèle
Auto-régressif à moyenne glissante (ARMA).
L'invention concerne également un système d'optimisation du forage permettant la préd&liction de dysfonctionnement du type stick-slip, dans lequel des moyens de forage comportent un outil fixé à l'extrémité inférieure d'une garniture de tiges entraînée en rotation à partir de la surface et au moins un dispositif comportant des moyens de mesure en temps réel des oscillations de torsion de ladite garniture. Le système comporte des moyens de calcul en fonction du temps de l'amortissement associé à au moins un mode propre de basse fréquence desdites oscillations et des moyens de contrôle de l'apparition d'une décroissance
significative de la valeur dudit amortissement.
Le système peut comporter des moyens de mesure des oscillations de torsion au fond et en surface, par rapport à la gamrniture, et des moyens de détermination d'une fonction
de transfert entre le fond et la surface.
L'invention sera mieux comprise et ses avantages apparaîtront plus clairement à la
description qui suit d'exemples, nullement limitatifs, illustrés par les figures annexées parmi
i 5 lesquelles:
- La figure 1 représente un système permettant la mise en oeuvre de l'invention.
- La figure 2 montre un enregistrement de surface d'un signal de couple en
fonction du temps.
- La figure 3 montre le calcul des fréquences des modes propres du signal de
couple dans le même intervalle de temps.
- La figure 4 montre l'évolution, dans le même intervalle de temps, du coefficient d'amortissement associé au premier mode propre ( ici à 0,3 Hz) lors de l'apparition du
dysfonctionnement du type stick-slip.
Sur la figure 1, la référence 2 désigne l'outil de forage descendu à l'aide de la garniture dans le puits 1. Des masses-tiges 3 conventionnelles sont vissées au dessus de
l'outil. Un premier moyen de mesure est constitué par un raccord 4, généralement placé au-
dessus de l'outil 2 o les mesures à proximité de l'outil sont plus intéressantes, notamment pour suivre la dynamique de l'outil. On pourra, cependant, le placer au sein ou au sommet
des masses-tiges, ou même au niveau des figes de forage.
La garniture de forage est complétée par des tiges conventionnelles 7 jusqu'au raccord de suspension et de connexion 8. Au dessus de ce raccord, l'allongement du train de tiges se poursuit en ajoutant des tiges câblées 9. Les figes câblées 9 ne seront pas décrites dans ce document, car elles sont connues de l'art antérieur, notamment par les brevets FR-2530876, US-4806115 ou la demande
FR-2656747.
Un deuxième moyen de mesure placé dans un raccord 10 est vissé sous la tige
1 0 d'entraînement 11 ou "kelly", les ajouts de tiges câblées se faisant alors sous ce raccord 10.
Au-dessus de la tige d'entraînement 11 se trouve un raccord électrique tournant 12, lequel
est électriquement connecté à l'installation de surface 13 par un câble 14.
Dans le cas o l'appareil de forage est équipé d'une tête d'injection motorisée, communément dénommée "power swivel", il n'y a pas de tige d'entraînement et le raccord 1 5 de mesure 10 est vissé directement sous le raccord tournant 12, lequel se situe sous la tête
d'injection motorisée.
Le raccord de mesure 4 comporte un connecteur mâle 6, dont les contacts sont
reliés aux capteurs de mesure et à l'électronique associée incluse dans le raccord 4.
Un câble 5, équivalent à un câble de diagraphie différée, comporte à son extrémité inférieure un connecteur femelle 15 adapté à coopérer avec le connecteur 6. L'autre extrémité supérieure du câble 5 est suspendue sur le raccord 8. Le raccord 8 est adapté à suspendre la longueur de câble 5 et à relier électriquement le ou les conducteurs du câble 5 avec la ou les liaisons électriques de la tige câblée immédiatement supérieure. La liaison électrique fournie par les tiges câblées est référencée 16. Cette liaison électrique transite en 17 dans le
deuxième raccord de mesure 10.
Lorsque l'on utilise une tige d'entraînement 11, celle-ci est également câblée en comportant deux câbles électriques 18 et 19. L'un, 18, relie le deuxième raccord 10 aux contacts tournant du raccord tournant 12, l'autre, 19, relie la ligne 17 à d'autres contacts
tournant du raccord 12.
Le câble de surface 14 peut comporter au moins six conducteurs. Le raccord 4 est en général relié par un mono conducteur jusqu'à l'installation de
surface 13. Les mesures et l'alimentation en énergie électrique transitent par la même ligne.
Le moyen de mesure du raccord 4 comporte de préférence des capteurs pour mesurer, seul ou en combinaison: - le poids sur l'outil, - le couple réactif à l'outil de forage, - les moments fléchissants suivant deux plans orthogonaux, - les accélérations suivant trois axes orthogonaux dont l'un est confondu avec l'axe longitudinal de la garniture de forage, 1 5 - les températures et pressions à l'intérieur et à l'extérieur de la garniture, - l'accélération en rotation,
- les composantes du champ magnétique.
Les trois premières mesures peuvent être obtenues par des jauges de contraintes collées sur un cylindre d'épreuve. Elles sont protégées de la pression par un carter approprié. La conception et le montage de ce carter sont aptes à éviter sensiblement les
erreurs de mesure dues aux rendements.
Les accélérations sont mesurées par deux accéléromètres par axe afin de contrôler
les erreurs induites par la dynamique de la rotation.
Le dernier jeu de mesure est obtenu par des capteurs spécifiques montés dans une
partie séparée du raccord.
Les ordres de grandeur des caractéristiques mécaniques du premier raccord 4 sont
par exemple:
- diamètre extérieur: 20,3 cm (8 à 8,25 pouces), - longueur: 9 m, résistance à la traction/compression: 150 if, 1 0 - résistance en torsion: 4000 m.daN, - résistance en flexion: 7500 m.daN, - pression interne et externe: 75 MPa,
- température: 80 OC.
Le deuxième moyen de mesure du raccord de mesure 10 comporte de préférence, 1 5 seul ou en combinaison, des capteurs de mesure de: tension, - torsion, - accélération axiale, - pression interne ou pression de refoulement aux pompes,
- accélération en rotation.
La conception de ce raccord de surface 10 n'est pas fondamentalement différente de celle du premier raccord, si ce n'est l'obligation de laisser libre un passage de boue disposé sensiblement coaxial à l'espace intérieur de la garniture pour permettre, si nécessaire, le
transfert d'un outil à l'intérieur de la garniture.
Les ordres de grandeur des caractéristiques mécaniques du deuxième raccord 10 sont par exemple: - diamètre extérieur: 20,3 cm (8 à 8,25 pouces), longueur: 1,5 m (5 pieds), - résistance à la traction: 350 if, 1 0 résistance en torsion: 7000 m.daN,
- pression intemrne/externme: 75/50 MPa.
Dans une variante du système d'acquisition selon la réalisation de la figure 1, une haute fréquence de transmission des mesures est obtenue par des liaisons électriques
constituées par le câble 5, la ligne 16 et 17, et le câble de surface 14.
1 5 Un tel système d'acquisition est décrit dans le document FR- 2688026.
La figure 2 montre un signal de couple enregistré par le raccord de surface 10. La durée de l'enregistrement est de deux minutes, de 0,5 à 2, 5 min en abscisse. L'amplitude des oscillations, en ordonnée, est donnée en N.m. La portion de signal représentée comporte à partir de la zone d'abscisse 1,5 une zone de fortes oscillations correspondant à un dysfonctionnement du type stick-slip. La zone précédente correspond à un
fonctionnement normal.
L'objet de l'invention est de calculer le coefficient d'amortissement associé au premier mode propre relatif au stick-slip. Pour ce faire, on identifie une fonction de transfert entre les signaux de fond de puits et les signaux de surface, tels le couple de fond mesuré
avec le raccord de fond 4 et le couple de surface mesuré avec le raccord de surface 10.
On utilise ici les modèles auto-régressifs à moyenne glissante qui sont bien connus (ARMA), et qui peuvent être caractérisés par les équations suivantes: p q x(t) = -_ak.x(t-kT) + bk.u(t-kT-nT) + e(t) kl- k=O
avec x(t) est le signal de sortie, u(t) le signal d'entrée et e(t) un bruit blanc.
Les modèles Auto-régressifs sont décrits dans les ouvrages suivants: "System Identification Toolbox User's Guide", July 1991, The MathWorks, Inc
- Cochituate Place, 24 Prime Park Way, Natick, Mass.01760.
- "System Identification - Theory for the User" par Lennart LJUNG, Prentice-
Hall, Englewood Cliffs, N.J, 1987.
- "Digital Spectral Analysis with Applications" par S. Lawrence MARPLE Jr.,
Prentice-Hall, Englewood Cliffs, N.J, 1987.
- "Digital Signal Processing" par R. A. ROBERTS et C. T. MULLIS, Addison-
Wosley Publishing Company, 1987.
Pour l'identification d'un modèle Auto-régressif, le plus délicat est de déterminer ses ordres (p. q), c'est-à-dire le nombre de coefficients du modèle. En effet, si l'ordre choisi est trop faible, le modèle ne pourra pas traduire tous les modes de vibration. Inversement, si l'ordre choisi du modèle est trop grand, la fonction de transfert obtenue aura plus de modes propres que le système, et par conséquent on peut être amené à faire des erreurs. L'erreur de
modélisation peut être importante.
Le retard nT traduit le temps de transfert d'un signal au travers du train de tiges. La vitesse de transmission des ondes de torsion est environ de 3000 m/s. Par conséquent, connaissant la longueur du train de tiges au cours de l'enregistrement, on peut déterminer automatiquement le retard nT. Par exemple, pendant l'acquisition du signal représenté sur la figure 2, la longueur de la garniture était d'environ 1030 m, ce qui donne un retard nT de
0,34 s, soit environ n=15 valeurs pour un échantillonnage des données à 45 Hz.
Détermination de p: On a procédé à des essais afin de déterminer le paramètre p qui caractérise le nombre de pôles de la fonction de transfert. Afin d'avoir une première idée de la valeur de p, on a procédé à une étude spectrale des signaux pour déterminer le nombre de pics de fréquence avec changement de phase, que l'on associe au nombre de modes propres. Ceci a permis d'avoir une idée de l'ordre de grandeur de p, sachant qu'à chaque mode propre correspondent deux pôles complexes conjugués et donc que p est égal au double du nombre de modes propres. A la fin de cette première approche, la valeur de p est
comprise entre 24 et 36.
Apres une série d'essais sur différents signaux de couple, la détermination optimale
de p est de 26.
Pour déterminer le paramètre q, on l'a fait croître à partir de la valeur 1 jusqu'à 1 5 obtenir un modèle représentatif optimal. On a donc comparé les signaux de surface réels avec ceux obtenus avec la fonction de transfert à partir des signaux de fond enregistrés par le
raccord de fond 4. Il s'est avéré que q=l est suffisant.
Dans le cas des modèles auto-régressifs, le polynôme A(z)=l+lak.z-k k=1 constitue le dénominateur de la fonction de transfert obtenue. Par conséquent, si on détermine les zéros de ce polynôme, on obtiendra les pôles de la fonction de transfert que
l'on associe aux modes propres du système.
La figure 3 montre l'évolution des modes propres du signal de la figure 2 en fonction du temps en abscisse, les fréquences en Hertz en ordonnée. Les modes propres sont calculés ici selon le principe exposé précédemment. La stabilité des modes propres représentés par une croix démontre bien l'existence d'une fonction de transfert linéaire
invariante entre le fond et la surface pour ce qui concerne le couple de torsion.
En ce qui concerne le calcul des amortissements g liés aux modes propres, on a utilisé la formule suivante: = Log(1/P)/[m2+Log2(1/P)] 1/2
avec P module du pôle et m phase du pôle correspondant au mode propre.
La figure 4 montre l'évolution en fonction du temps de l'amortissement du premier mode propre, c'est-à-dire 0,3 Hz, lequel est lié au dysfonctionnement de type stick-slip qui provoque les fortes oscillations du couple à partir du temps 1,5 sur la figure 2. On observe donc qu'au temps 1,5, l'amortissement a subi une forte décroissance qui corrélativement
engendre le stick-slip.
Il est donc possible de prédire le déclenchement du stick-slip en calculant en temps réel la valeur de l'amortissement du mode propre associé au stick-slip. Dans notre exemple, il s'agit du premier mode propre, mais il est clair que dans d'autres exemples portant sur un autre système cela pourrait être un autre mode que le premier, par exemple le second ou même le troisième. Cependant, il est expérimentalement reconnu que ce sont les premiers
modes propres qui seuls peuvent être associés au dysfonctionnement du type stick-slip.
Ainsi, un système qui permet de calculer l'amortissement en temps réel à partir des signaux de couple en surface et éventuellement des signaux de couple au fond, permet de prédire le déclenchement du stick-slip en analysant en temps réel l'évolution de la valeur de l'amortissement. Les moyens de calculs et de détermination d'une fonction de transfert sont de préférence dans l'installation de surface 13 (figure 1). Lorsque l'amortissement atteint une valeur faible en l'espace de quelques dizaines de secondes, l'opérateur peut être alerté par une alarme et rectifier des paramètres de forage afin d'éviter le stick-slip. Les paramètres de forage peuvent être le poids sur l'outil, la vitesse de rotation, le couple de frottement avec les parois du puits dans le cas o un dispositif télécommandé est intégré à la garniture de forage. 1 1
Claims (4)
1) Méthode d'optimisation du forage permettant la prédiction du dysfonctionnement du type stick-slip, dans laquelle des moyens de forage comportent un outil fixé à l'extrémité inférieure d'une garniture de tiges entraînée en rotation à partir de la surface, et au moins un dispositif comportant des moyens de mesure en temps réel des oscillations de torsion de ladite garniture, caractérisée en ce que l'on identifie en fonction du temps l'amortissement associé à au moins un mode propre de fréquence basse desdites oscillations et en ce que l'on fait varier au moins un paramètre de forage dès l'apparition
d'une décroissance significative de la valeur dudit amortissement.
2) Méthode selon la revendication 1, caractérisée en ce que l'on détermine une 1 5 fonction de transfert linéaire entre les signaux de torsion au fond et les signaux de torsion en surface et en ce que l'on calcule l'amortissement associé aux modes propres de plus basse fréquence.
3) Méthode selon la revendication 1, caractérisée en ce que l'on calcule l'amortissement associé à un pôle de la fonction de transfert à partir de la formule suivante: g = Log(l/P)/[m2+Log2(I/p)] 1/2
avec P module du pôle et m phase du pôle.
4) Méthode selon l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce que l'on
mesure en temps réel les signaux de torsion au fond et en surface et en ce qu'on détermine en temps réel une fonction de transfert correspondant à un modèle Auto-régressif à moyenne
glissante (ARMA).
) Système d'optimisation du forage permettant la prédiction de dysfonctionnement du type stick-slip, dans lequel des moyens de forage comportent un outil (2) fixé à l'extrémité inférieure d'une garniture de tiges entraînée en rotation à partir de la surface, et au moins un dispositif (4) comportant des moyens de mesure en temps réel des oscillations de torsion de ladite garniture, caractérisé en ce qu'il comporte des moyens de calcul en fonction du temps de l'amortissement associé à au moins un mode propre basse fréquence desdites oscillations et des moyens de contrôle de l'apparition d'une décroissance
significative de la valeur dudit amortissement.
1 0 6) Système selon la revendication 5, caractérisé en ce qu'il comporte des moyens de mesure des oscillations de torsion au fond et en surface, par rapport à la garniture, et des
moyens de détermination d'une fonction de transfert entre le fond et la surface.
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