NO300435B1 - Fremgangsmåte til prediksjon av vridningsmoment og motstand i avviksborede brönner - Google Patents

Description

Oppfinnelsen angår en fremgangsmåte til å generere en forbedret vridningsmoment- eller motstandslogg for en rørformet borestreng i en awiksboret olje- eller gassbrønn som passerer gjennom undergrunnsformasjoner. Mest spesielt angår oppfinnelsen en forbedret fremgangsmåte til mer nøyaktig å predikere og/eller analysere det målte vridningsmoment og motstand på en borestreng i en slik brønn for bedre å planlegge, predikere og kontrollere borehullbanen, å unngå eller predikere boreproblemer og å redusere totalkostnaden for hele brønnen.

Ettersom olje- og gassleting blir mer kostbart pga. vanskeligere miljøer, er det et økende behov for å redusere de totale bore-, kompletterings og produksjonskostander for en brønn for å utvikle et reservoar mer økonomisk. Awiksboring blir i økende grad betraktet som en effektiv fremgangsmåte til å minimere de totale utviklings- og produksjonskostnader for et oljefelt, spesielt i de følgende situasjoner: (1) Boring av flere awiksbrønner fra samme platform eller riggstedet, spesielt i offshore- og arktiske områder for å redusere riggkostnaden, og (2) boring av "horisontale" brønner for å forbedre produksjonsutbytte, unngå vanninntrengning og utvikle meget tynne reservoarer. Selv om utsiktene for awiksboring er meget positive, finnes det mange tekniske problemer som må løses for ytterligere å redusere den totale kostnad for en awiksbrønn. Et slikt problem angår den nøyaktige prediksjon og tolkning av data for vridningsmoment og motstand på borestrengen.

Datamodeller er i en årrekke blitt benyttet til å predikere borestrengvridningsmoment og -motstand. De predikerte data kan sammenlignes med virkelige eller målte vridningsmoment- og motstandsdata, henholdsvis skaffet ved bærbare, roterende vridningsmomentbeholdere og vektindikatorer plassert under kellien og det bevegelige utstyr.

Borestrengvridningsmoment og motstandsdata har hittil blitt benyttet i en vridningsmoment-motstandsmodell og dens resultater benyttet til å forbedre utførelse av brønnplanlegging for å redusere vridningsmoment og motstand og til mer realistisk strengkonstruksjon og valg av overflateutstyr. På en mer begrenset basis har kjente vridningsmoment- og motstandsmodeller benyttet til feilfinning på rigstedet ved hjelp av diagnostiske bore-(tripping-) logger ved å sammenligne målt og predikert vridningsmoment og motstand for å lokalisere mulige problemer og som hjelpemiddel ved innføring og plassering av foringsrør. US-PS nr. 4 715 452 viser f.eks. en boreteknikk som har til hensikt å redusere motstands- og vridningsmomenttap i borestrengsystemet. NO-PS nr. 167226 viser en konvensjonell vridningsmoment-tapsteknikk eller en borkronebelastningsteknikk for å bestemme koeffisienten til friksjonen som virker på borestrengen.

De nåværende borestrengvridningsmoment/motstandsmodeller som er omfattende benyttet i boreindustrien, er alle variasjoner av en "soft string"-modell, dvs. en modell som betrakter hele lengden av borestrengen som tilstrekkelig myk, slik at stivheten av borestrengen ikke tas i betraktning. Mer spesielt er vridningsmoment- og motstandsmodellen for myk streng kjennetegnet ved at de (1) antar at borestrengen står i kontinuerlig kontakt med borehullet, hvilket impliserer at effektivt er borehullklaringen null (eller heller at det ikke ses noen virkning av reell borehullklaring), (2) ignorerer nærværet av skjærkrefter i borestrengen når den er i kraftlikevekt. Under generelle betingelser impliserer ikke antagelsen om null stivhet forsvinnende skjær, og (3) for et infinitesimalt borestreng-element krenkes momentlikevekten i sideretningen. For ethvert endelig borestrengssegment er den antatte vridningsmoment-overføring ukorrekt.

Da mykstrengsmodellen ignorerer virkningen av borestrengstivhet, plassering av stabiliseringsmidler og borehullklaringen, viser den generelt redusert følsomhet overfor lokal borehullkrumhet og undervurderer vridningsmoment og motstand. Eksempler på vridningsmoment- og motstandsmodeller for myk streng er omtalt i følgende publikasjoner: Johancsik, CA., Dawson, R. and Friesen, D.B.: "Torque and Drag in Directional Wells - Prediction and Measurement", LADC/SPE conf., SPE paper #11380, New Orleans, 1983, sidene 201-208; (2) Sheppard, M.C, Wick, C. and Burgess, T.M.: "Designing Well Paths to Reduce Drag and Torque", SPE paper #15463, fremlagt på SPE Conf., Oktober 1986, New Orleans, side 12, (3) Maidla, E.E. og Wojtanowicz, A.K.: "Field Comparison of 2-D and 3-D Methods for the Borehole Friction Evalution in Directional Wells", SPE paper #16663, fremlagt på SPE Conf., september 1987, Dallas, sidene 125-139, Drilling, og (4) Brett, J.F., Beckett, CA. and Smith, D.L. "Uses and Limitations of a Drill string Tension and Torque Model to Monitor Hole Conditions", SPE paper #16664, fremlagt på SPE Conf., september 1987, Dallas, sidene 125-139, Drilling. Disse henvisninger viser bruken av vridningsmoment-og motstandsmodellen for å planlegge awiksbrønnbanen med tanke på redusert vridningsmoment og motstand, å estimere den maksimale borestrengbelastning for å bidra til utførelsen av borestrengen og/eller å trekke slutninger om borekvaliteten fra forskjellen mellom vekten på borkronen WOB (ned i brønnen og på overflaten).

Som bemerket ovenfor, neglisjerer hver av mykstrengmodellene stivheten til borestrengen og er uavhengig av klaringen mellom borestrengen og borehullveggen. Følgelig kan ikke virkningen av trange hull og høy grad av lokal hullkrumning lett detekteres ved hjelp av en slik modell. Mykstrengmodellen under-estimerer således generelt vridningsmoment og motstand eller overestimerer friksjonskoeffisienten. Følgelig er anvendelig-heten av mykstrengmodellen som et overvåkings og hjelpeverktøy for problembestemmelse på riggstedet sterkt begrenset.

Til tross for disse begrensninger har noen firmaer etter sigende innbefattet en stivhetskorreksjonsfaktor i mykstrengmodellen. Selv om denne faktoren når den benyttes, vil øke vridningsmomentet og motstanden til modellen slik at den kommer nærmere det virkelige målte vridningsmoment og motstand, gir den ikke en pålitelig modell for vridningsmoment- og motstands-prediksjoner som kan spille en vesentlig rolle i brønnplan-legging, boredrift (problemdiagnose og -beskyttelse), opera-sjoner for insetting/plassering av foringsrør og kompletterings /sementeringsoperasj oner.

Ulempene ved kjent teknikk blir overvunnet ved den foreliggende oppfinnelse og forbedrede fremgangsmåter og teknikker som vises i det følgende og skaffer en mer pålitelig og mer meningsfylt vridningsmoment- og motstandsmodell som kan benyttes til pålitelig prediksjon vridningsmoment og/eller motstand og derfor mer vellykket økonomisk boring og komplettering av en awiksboret olje- eller gassbrønn.

Det virkelige vridningsmoment og motstand på en borestreng er resultatet av det skrittvise vridningsmoment og motstand langs de tre primære seksjoner av en typisk borestreng: borerør-seksjonen med vanlige vegg, borerørseksjonen med tykk vegg og vektrørseksjonen eller bunnhullmontasjen av borestrengen. Som navnet antyder, består den tykkveggede borerørseksjonen av lengder av tykkveggede borerør (HWDP). Vektrørseksjonen omfatter en eller flere sammenkoblede lengder av et meget mer tykkvegget rør, generelt betegnet som vektrøret. Typisk er vektrørseksjonen anordnet mellom den tykkveggede borerørseksjon og borkronen for å minimere sannsynligheten for knekking og kan heretter betegnes som bunnhullmontasjen når den befinner seg på dette sted. Vektrørseksjonen kan imidlertid være anordnet høyere oppe langs borestrengen og ikke like ved borkronen.

Et forbedret vridningsmoment- og motstandsprogram blir her fremlagt og kombinerer bunnhullmontasje- (BHA-) analyse for i det minste vektrørseksjonen av borestrengen. I henhold til en foretrukket utførelse er denne BHA-analyse kombinert med en mykstrengmodellanalyse for resten av borestrengen, dvs. både for borerøret og HWDP-seksjonene. Begrunnelsen for den forbedrede vridningsmoment- og motstandsmodell er å innbefatte virkningen av borestrengsstivheten hvor en slik virkning er størst, nemlig i vektrøret. Tilføyelse av BHA-analyse gjør en også i stand til å innbefatte virkningene av plassering av en stabilisator og hullklaring. Når den benyttes for foringsrør med sentreringsorganer, vil dessuten resultatet av BHA-analysedelen tillate bestemmelse av graden av eksentrisitet for foringsrøret. Denne informasjonen er av betydning for en korrekt sementeringsoperasjon.

Den forbedrede vridningsmoment- og motstandsmodell i henhold til den foreliggende oppfinnelse gjør det mulig å foreta et bedre valg av borestrengutførelsen med høyere pålitelighet, gir bedre feilfinning på riggstedet og er til hjelp ved innføring og plassering av foringsrør. I tillegg kan modellen som her vist, benyttes for følgende tilleggsforbehold: (a) trekke slutninger om borehullbelastningene (WOB, TOB eller foringsrørenes landingskraft) fra overflatemålinger, (b) kvantifisere foringsrøreksentrisiteten og dens virkning på sementeringen med bruk av et program som beregner den virkelige deformasjon av foringsrørseksjonen nær bunnen, (c) assistere ved dybdekorrelasjonen av MWD-målinger, (d) assistere i rykkeoperasjonen ved å identifisere fripunktet og overdraget som er nødvendig for å aktivere rykking, da begge påvirkes av motstanden, og (e) redefinere borehullsbanen og geometrisk tilstand. Ved f.eks. å benytte suksessive (tidsforkortede) trippinglogger og det forbedrede vridningsmoment- og motstandsmodell, kan forandringer i banen og/eller de geometriske tilstander i borehullet detekteres.

Det er en hensikt med den foreliggende oppfinnelsen å skaffe en forbedret vridningsmoment- og/eller motstandsmodell som gir en mer realistisk beregning av vridningsmoment og motstand.

Det er en annen hensikt med oppfinnelsen å skaffe en forbedret analyse av vridningsmoment og/eller motstand for en borestreng under betraktning av borestrengsstivhet for i det minste et parti av borestrengen.

Enda en ytterligere hensikt med oppfinnelsen er en vridningsmoment- og/eller motstandsmodell som bestemmer sted og stør-relse for kontaktkreftene som virker på et parti av borestrengen, som en funksjon av brønnbanen.

De ovennevnte fordeler og hensikter oppnås med en fremgangsmåte som er kjennetegnet ved de trekk som fremgår av karakteristik-ken til de vedføyde krav.

Det er et trekk ved den foreliggende oppfinnelse å skaffe en vridingsmoment/motstandsmodell som bestemmer vridningsmoment og/eller motstand på borestrengen som funksjon av plasseringen av stabilisatorer på borestrengen og som en funksjon av borehullklaringen mellom borestrengen og brønnen.

Enda et annet trekk i henhold til den foreliggende oppfinnelse er en vridningsmoment/motstandsanalyse som beregner kine-matikken, ytre krefter og indre krefter på i det minste et parti av borestrengen.

En særlig fordel ved den foreliggende oppfinnelse er at en vridningsmoment- og/eller motstandsanalyse kan utføres på partier av borerør med vanlige og tykke vegger i borestrengen med bruk av en mykstrenganalyse og å kombinere mykstreng-analysen med en bunnhullanalyse for vektrørpartiet av borestrengen .

Nok en særlig fordel ved den foreliggende oppfinnelse er at den forbedrede vridningsmoment- og motstandsmodell med større pålitelighet kan benyttes til å predikere og kontrollere banen for en awiksbrønn, til å unngå, predikere eller råde boreope-ratøren med hensyn til mulige problemer og å minimere den totale kostnad av brønnen ved å optimere motstridende styrende parametre.

Disse ytterligere hensikter, trekk og fordeler ved den foreliggende oppfinnelse vil fremgå av den følgende detaljerte beskrivelse hvor henvisninger er gitt til figurene på den ledsagende tegning.

Fig. 1 viser et frilegemediagram av dreiemomentene som virker på et parti av borestrengen utsatt for vridningsmoment ved

begge ender.

Fig. 2 viser et vektordiagram av dreiemomentene som virker på et parti av en borestreng. Fig. 3 viser en illustrasjon av kreftene som virker på et differensialsegment av en borestreng ved opphaling fra en brønn. Fig. 4 viser den grafiske virkningen av trinnbøylengde på motstanden for både mykstrengmodellen og vridningsmoment/motstandsmodellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse under antagelse av en friksjonskoeffisient på 0,2. Fig. 5 viser den grafiske virkningen av en nedbøylengde på motstanden for både mykstrengmodellen og vridningsmoment/motstandsmodellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse under antagelse av en friksjonskoeffisient på 0,2.

For å skaffe en bedre forståelse av antagelsene i mykstreng-vridningsmoment- og motstandsmodellen og fordelene ved den forbedrede modell i henhold til den foreliggende oppfinnelse, gis de grunnleggende styrende ligninger for hver modell i det følgende. For disse ligningene benyttes følgende nomenklatur: A^: Borestrengseksjonsarealet definert av den

innvendige diameter D^

AQ: Borestrengseksjonsarealet definert av den

ytre diameter DQ

A^: Awiksvinkelen

A2: Asimutvinkelen

E: Elastisitetsmodulen (Young's modul)

(Ei,E2,E3): Enhetsbasisvektvektorene i det globale system, henholdsvis for øst, nord og vertikal oppadretning

(Ej^Ej^Et) : Enhetsbasisvektorene i naturlig krumt

system

En: Hovednormalretningen

E^: Binormalretningen

E t: Tangensialretningen, positiv oppad

F: Resulterende kraftvektor på en seksjon av

borestrengen

f: Friksjonskoeffisient

fc: Fordelt kontaktkraftvektor på borestrengen

(F1,F2,F3): Komponenter i globale koordinater av

resultantvektorkraften F ved en seksjon

g E„: Vektor for den nedsenkede borestrengvekt pr enhetslengde:

g <=><g>v (<A>o " <A>i)

gv = gs - gf, nedsenket vekttetthet

gs: Borestrengens tørrvekttetthet gf: Fluidets vekttetthet

I: Treghetsmomentet for borestrengsseksjonen

= (Do<4> - Di<4>) / 64

k^: Total bøyekrumning

kn: Naturlig vridning av borestrengsenterlinjen

kz: Forandringsraten for asimutvinkelen:

dAz/dS

M: Resultantmomentvektoren ved en positiv

seksjon av BHA

if: Fordelt normalkontaktkraft

= Nn • En <+> Nb • Eb

M^: Borestrengvridningsmoment

(0,Mb,-Mt): Komponenter av M i krumme koordinater p0: Fluidtrykk i riggrommet

Pi: Borefluidtrykk

r(S): Vridningsmomentgenererende radius for

borestrengen

S: Buelengden av borehull/borestrengsenterlinjen, positiv oppad

T: Virkelig aksialstrekk

Te: Effektivt aksialstrekk

<=> T <+> (<p>0 AQ - Pi • Ai)

TQ: Heftingskraft (effektivt)

t: Fordelt vridningsmoment pr enhetslengde på

borestrengen

tp: Overstrekkfaktor = overflatespenning

indusert av TD, delt med TQ

tjj: Motstandsfaktor — total overflatespenning (T0 = O) delt med total opphengt streng-vekt

tm: Vridningsmomentfaktor = overflate =

vridningsmoment delt med vridningsmoment på et rett hull med samme konstante awiksvinkel A^

(Vn,Vb,T): Pfysiske komponenter av resultantkraften F

i krumlinjekoordinater

(X, Y, Z): Fast globalt koordinatsystem i retningen øst, vest, nord og vertikalt oppad

De grunnleggende styrende ligninger er gitt nedenfor i naturlige krumlinjekoordinater for mykstrengmodellen.

Virkningen av indre og ytre fluider med trykk p^ og pQ taes i betraktning ved å benytte det effektive strekk Te: og erstatter tørrvekttettheten gs med den neddykkede tettheten <g>v<:>

hvor gf er fluidtettheten.

Med disse substitusjoner beskrives likevekten for mykstrengmodellen som følger (under opphaling):

Med bruk av Frenet-Serrets formler for senterlinjen av borehullet: hvor kjj er en totalveiekrumning og kn den naturlige vridning av hullsenterlinjen, kan basisvektorene E-t og En yttrykkes ved deviasjonen (eller inklinasjonen) og asimutvinklene, A^ og Az som følger:

Følgelig:

Oppsplitting av fordelt sidekontaktkraft N i to komponenter:

Momentlikevekten er beskrevet av:

<->>

Langs E^ retningen has:

Langs En retningen, impleserer ligning (13):

Dette krenker likevekten med mindre kb = 0. Når dessuten en endelig lengde av borestrengen tas som et fritt legeme, blir en total momentlikevekt helt klart krenket i alle retninger med mindre borehullet er rett.

For å belyse dette viser fig. 1 et endelig segment av borestrengen med konstant (2-D) krumning kb utsatt for et vridningsmoment M^i og M-t2 ved begge ender og et antatt konstant fordelt vridningsmoment t for å lette forklaringen. For å betrakte momentlikevekt behøver man ikke å innbefatte alle krefter som virker på det frie legeme, da det generelt ikke er noe kraftpar. Man kan derfor betrakte momentlikevekt omkring et punkt på virkningslinjen for den resulterende totalkraft.

Fig. 2 gjengir en geometrisk konstruksjon av totalmomentet som virker på det frie legeme ved det påførte vridningsmoment. De rette linjer AB og DC angir vridningsmoment ved b og c, dvs. henholdsvis M^i og Mt2r mens det krumme (sirkelbue-) avsnitt BC angir integrasjonen av det fordelte vridningsmoment t • Et. Bemerk følgende:

(a) Lengden CD = lengden AB + buelengden BC (fra ligning (14)); (b) Vektor CD er tangenten til buen BC ved punktet C.

Tilsvarende er for ethvert punkt p innenfor avsnittet BC på fig. 1, det tilsvarende vridningsmoment vektoren PQ på fig. 2 og tilfredsstiller de to ovennevnte betingelser. Bemerk at om t er konstant, vil kurven BC ikke være en sirkelbue, men de ovennevnte betingelser gjelder fremdeles.

Ovennstående relasjoner kan tolkes som følger: Vridnings-momentets integrantkurve APC er "evoluten" til vridnings-momentets integralkurve AQD som i sin tur er "involuten" til

APC.

Følgelig er det totale resulterende moment for dette avsnitt vektoren AD og ikke 0. Dette impliserer at avsnittet ikke befinner seg i momentlikevekt.

Man kan således konkludere med at mykstrengmodellen gir rimelige gode estimater av vridningsmomentet og motstanden under følgende betingelser: (1) Borestrengen står kontinuerlig i kontakt med borehullet, dvs. borestrengsenterlinjen faller nesten sammen med borehullets senterlinje. Dette krever at borehullbanen er meget glatt og inneholder få, om noen, omvendte krumninger. Dette er en vesentlig antagelse og kilde til signifikant feil. Den ignorer fullstendig virkningen av hullklaring. (2) Den interpolerte borehullbanen mellom målestasjonen er glatt (i det meste lineært varierende krumning) og har null vridning. I slike situasjoner gir mykstrengmodellen meget gode resultater innenfor hvert måleintervall.

Om det antas, som i mykstrengmodellen, at borestrengen er fullstendig begrenset av borehullet, (hvilket gir kontinuerlig kontakt), men ikke neglisjerer stivheten av borestrengen, da kan en rigorøs teori utledes for beregning av kontaktkraften og det genererte vridningsmoment og motstand.

Utledningen er basert på stordeformasjonsformuleringen som nylig ble fremlagt i en avhandling av oppfinneren og er henvist til nedenfor, bortsett fra at det naturlige koordinatsystem En, Eb) isteden vil benyttes. Dette skyldes at borestrengen antas å være fullstendig begrenset av borehullet og derfor at senterlinjen til borestrengen har samme bane som borehullet. Likevekten av differensialsegmentet ds ved opphaling er vist på fig. 3: og det resulterende bøyemoment Mb er definert av borehullets bøyekrumning kj-, ved:

Bemerk at: hvor kjj er den naturlige "totale krumnings" -vektor for borehullet:

hvor kn vridningen er bukttettheten til borehullets senterlinje og det kan fås de følgende fire likevektsligninger:

. ■*

(1) Moment likevekt i E^--retningen:

(2) Kraftlikevekt i E^-retningen: (3) Kraftlikevekt i En-retningen: (4) Kraftlikevekt i Eb-retningen:

Det vil bemerkes at hver av disse fire ligningene er ligningene som er gitt i søkerens publikasjon med tittelen "General

Formulation of Drill String Under Large Deformation and Its Use in BHA Analysis", SPE Ann. Tech. Conf., Oet. 1986, New Orleans, SPE Paper #15562.

I tillegg has:

Bemerk at antagelsen om null stivhet i mykstrengmodellen impliserer MD = 0. Imidlertid kan man ikke derfor anta null skjærkraft som i mykstrengmodellen, pga. leddet kb M^. Denne feilen vil føre til ukorrekt normal kontaktkraft.

En rekke bemerkninger kan gjøres:

(1) Sammenlignes ligning 21 med ligning 8 i beregningen av normalkomponenten av kontaktkraften 1, ses at mykstrengmodellen som gitt i ligning 8, mangler de første to ledd. Antas plankurver (som i tilfelle med de fleste oppmålingsinter-polasjonsmetoder), så forsvinner bukttettheten kn. Følgelig er det ikke involvert noen feil hvis momentet (eller hull-krumningen) varierer lineært. Ellers vil det fås en betydelig feilestimat av Nn. Bemerk at virkelige borehull har ikke-forsvinnende kn. (2) Sammenlignes ligning 22 og ligning 9 i beregningen av binormalkomponenten til kontaktkraften ND under antagelse av null bukttetthet, ses at mykstrengmodellen mangler leddene:

Det annet ledd forsvinner om sirkelbuemetoden benyttes, men det første ledd vil alltid være tilstede og er lik:

Betraktet fra hele borehullbanen, kan det ses følgende problemer med mykstrengmodellen:

(1) Borestrengsenterlinjen svarer ikke til borehullets, spesielt om borehullet har omvendte krumninger (lokal hullkrokethet). Dette punkt vil fremheves i det følgende avsnitt. (2) På grunn av de ovennevnte betingelser er borestreng-vridningen forskjellig fra borehullbukttettheten og ikke null og bidrar ikke til bukttettheten av denne senterlinje som i den tidligere refererte publikasjon fra søkeren. Følgelig forekommer signifikant feil i beregningen av kontaktkraften N. (3) For ethvert endelig lengdesegment av borestrengen krenkes momentlikevekt, som bevist på fig. 1 og 2. Mykstrengmodellen som ignorerer de fysiske komponenter av resultantkraften og resultantbøyemomentet, hver vist på fig. 3, er således iboende unøyaktig.

Sammenlignes metodologien beskrevet i det foregående avsnitt, er den virkelige borestreng ikke fullstendig begrenset. Følgelig vil den ovenstående metodologi være tilbøyelig til å overvurdere vridningsmoment og motstand. Modellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse blir utledet fra de styrende ligninger som er gitt i SPE #15562, spesielt de fullt ikke-lineære ligninger (A-15 til A-22) og de forenklede ligninger (A-23 til A-28). Disse ligninger benyttes til å beregne forskyvningen av borestrengen fra senterlinjen av borehullet og å tillate bestemmelse av stedene for og størrelsene av kontaktkreftene mellom borestrengen og borehullets sidevegg. Disse kontaktkrefter sammen med overføringsrelasjonene for dreiemoment og aksialkraft tillater mer realistiske beregninger av vridningsmoment og motstand.

En slik analysemetode blir betegnet som en BHA-(bunnhullmontasje-) analyse, selv om en slik analyse ikke tidligere er blitt benyttet til å beregne vridningsmoment og motstand.

I en foretrukket utførelse kombinerer det forbedrede vridningsmoment/motstandsmodellprogram som gitt ovenfor, to programmer: (1) Et mykstrengmodellprogram, TORDRA-0, kodet med en meget stabil numerisk integrasjonsteknikk, og (2) Et BHA-analyseprogram for den stive vektrørseksjon.

Dette er modifisert fra DIDRIL-I (et program basert på endelig differanse som benyttes stordeformasjonsteori) for å ta hensyn til motstanden generert under opphaling.

Dette forbedrede vridningsmoment/motstandsprogram kan håndtere toppdrev når borestrengen roteres under opphaling. Det blir også modifisert for å tillate beregning av stivhetseffekten i mer enn et segment av borestrengen om nødvendig. Det omfatter for øyeblikket de følgende opsjoner:

(1) Bare mykstrenganalyse, med BHA-analyse utelatt.

(2) Invertert BHA-analyse hvor den stive vektrørseksjon ikke befinner seg nær borkronen.. Programmet kan kjøres i to moder: (1) Forovermode: gitt friksjonskoeffisient, for å finne overflatebelastninger; 2) Invers mode, gitt overflatebelastning eller -belastninger, for å finne friksjonskoeffisienten eller -koeffisientene.

Det skal forståes naturligvis at andre BHA-(bunnhullmontasje-) analyseprogrammer og noen prediktive borkrone-bergveksel-virkningsmodeller kan benyttes for å ta hensyn til stivheten av partiet av borestrengen. Eksempler på andre BHA-analyseprogrammer er beskrevet i følgende publikasjoner: (1) Lubinski, A. og Woods, H.B.: "Factors Affecting the Angle of Inclination and Dog-legging in Rotary Bore Holes:, API Drilling & Prod. Pract., 1953, sidene 222-250; (2) Williamson, JK.S. and Lubinski, A.: "Predicting Bottomhole Assembly Performance", IADC/SPE Conf., paper #14764, Dallas, feb. 1986, (3) Millheim, K., Jordan, S. and Ritter, C.J.: "Bottom-hole Assembly Analysis Using the Finite Element Method", JPT, feb. 1978, sidene 265-274; og (4) Jogi, P.N., Burgess, T.M. and Bowling, J.P.: "Three-Dimensiona1 Bottomhole Assembly Model Improves Directional Drilling", IADC/SPE Conf., paper #14768, Dallas, feb. 1986. Borkrone/bergvekselvirkningsmodeller kan også benyttes til å betrakte stivheten av et parti av borestrengen i en vridningsmoment- og motstandsanalyse og slike modeller er beskrevet i de følgende ytterligere publikasjoner: (1) Bradley, W.B.: "Factors Affecting the Control of Borehole Angle in Straight and Directional Wells", JPT i juni 1973, sidene 679-688; (2) Millheim, K.K. og Warren, T.M.: "Side Cutting Characteristics of Rock Bits and Stabilizers While Drilling", SPE paper #7518, Fall Annual SPE Conf 1978, side 8; (3) Brett, J.F.; Gray, J.A.; Bell, R.K. and Dunbar, M.E.: "A Method of Modeling the Directional Behavior of Bottomhole Assemblies Including Those with Bent Subs and Downhole Motors", SPE/IADC conference, feb. 1986, Dallas SPE paper #14767; (4) Ho, H.-S.: "Discussion on: Predicting Bottomhole Assembly Performence by J.S. Williamson & A. Lubinski, SPE Drilling Engng. J., Mar. 1987, sidene 37-46, SPE/DE, sept. 1987, sidene 283-284; og (5) Ho., H.-S.: "Prediction of Drilling Trajectory in Directional Wells via a new Rock-bit Interaction Model", SPE Paper #16658, fremlagt på SPE Conf., okt. 1987, Dallas.

De følgende teoretiske kasusundersøkelser gir hovedbegrunnelsen for utvikling av vridningsmoment- og motstandsmodellen i henhold til den følgende oppfinnelse og belyser klart manglene ved mykstrengmodellen.

Det skal betraktes en situasjon hvor målinger ved to nær-liggende målestasjoner viser at borehullet ligger i en glatt bane, mens det i realiteten forekommer lokal skjevhet. Dette kan oppstå når det bores gjennom harde og myke formasjons-sekvenser. Kasusundersøkelsene belyser at det kan benyttes vridningsmoment-motstandsopphalingslogger til å detektere slik lokal hullskrokethet.

A. Sammenligning av opphalingstrekk over en trinnbøy.

Først betraktes situasjonen hvor lokal hullskjevhet er en "trinnbøy", vist på fig. 4, innleiret i et antatt rett hull. Det antas at borkronen befinner seg ved punkt A og hales opp. Det effektive strekk ved punktet B undersøkes som en funksjon av lengden av en krumseksjon av brønnen. Dess kortere krumseksjon (med samme totale forandringer i awiksvinkelen), dess større vil den lokale hullskjevhet være. Intuitivt vil dette føre til større strekk i punktet B. Resultatet som benytter mykstrengmodellen, er vist som strekpunkterte linjer (for vektrør, tykkveggede borerør og borerør). Det viser klart at mykstrengmodellen er helt ufølsom overfor slik lokal hullkrokethet.

Fig. 4 viser også resultatene ved bruk av det modifiserte BHA-program betegnet som DIDRIL 1.2, med bruk av et lignende oppsett for vektrør, tykkveggede borerør og borerør. Man kan konkludere med at: (1) Stivhetsvirkningen er meget signifikant i vektrør-seksjonen når den passerer en stor lokal hullkrokethet. Når f.eks. kurveseksjonslengden er 50 fot, vil strekket i punktet B være ca. 8000 Ibs. større enn det som beregnes ved hjelp av mykstrengmodellen. (2) En slik virkning reduseres dramatisk for tykkveggede borerør og kan neglisjeres for borestrenger.

B. Ved sammenligning av opphalingsstrekket over en nedbøy.

Denne kasusundersøkelsen er lik den foregående, bortsett fra at hullskjevheten nå antas å være en "nedbøy" som vist på fig. 5. Resultater viser fullstendig lignende tendenser som i det tidligere tilfelle. Når krumningsseksjonslengden er 50 fot, er forskjellen i strekk i punktet B ca. 12000 Ibs.

Den forbedrede modell viser dessuten en dramatisk økning i det effektive strekk i punkt B på fig. 5 når borehullklaringen reduseres over krumningslengden ved 100', mens mykstrengmodellen forblir uforandret, da mykstrengmodellen er uavhengig

av borehulldiameteren.

I henhold til den fremgangsmåten ved den foreliggende oppfinnelse, genereres en vridningsmoment- og/eller motstandslogg, typisk ved registrering på et papir eller et annet håndgripelig og reproduserbart medium, av det predikerte vridningsmoment eller den predikerte motstand for en borestreng som en funksjon av dybden av borestrengen i awiksolje- eller gassbrenner. Denne vridningsmoment-, motstands- eller vridningsmoment- og motstandslogg kan også visuelt belyse plasseringen av visse viktige komponenter nede i brønnen og langs borestrengen, såsom borkronen, vektrørseksjonen av borestrengen, sentreringsorganer, rykkledd, stabilisatorer etc. og gir grafisk fremstil-ling av vridningsmoment- eller motstandsbelastningen generert av kontakt mellom borehull og borestrengen ved hver av disse komponentene. Dessuten kan loggen grafisk vise brønnbanen, borestrengens bane i brønnen og totalt vridningsmoment og/eller motstand for disse nøkkelkomponentene langsetter borestrengen ved gitte steder i brønnen. Den informasjon som utledes, såsom den beregnede radielle posisjon av et parti av borestrengen i brønnen, kan være meget anvendelig for å utføre effektiv kompletterings-, overhalings- eller sementeringsoperasjoner i brønnen.

En spesifikk fremgangsmåte for å benytte en typisk vridningsmoment/motstandslogg i henhold til den foreliggende oppfinnelse omfatter følgende trinn som utføres i rekkefølge: (1) Borestrengens virkelige eller målte vridningsmoment og aksiale belastningstilstander registreres, og måles ved overflaten og, om ønskelig, nede i brønnen. Overflate-vridningsmomentmålinger kan f.eks. tas som en funksjon av den variable belastning på den elektriske motor som driver rotasjonsbordet til borestrengen. Motstanden kan utledes av aksiale (krok-) belastningsmålinger som benytter en sensor festet til dødtampen eller andre kroklastmåle-innretninger. Disse virkelige vridningsmoment- og/eller motstandsmålinger utføres både ved opphaling og nedsenking

i brønnen og under rotasjon eller boring.

(2) En første sekvens av vridningsmoment/motstandslogger merket for målinger tatt under boring, rotasjon eller ved opphaling eller nedsenking i brønnen kan etableres, idet de virkelige eller målte data plottes som en funksjon av brønnens dybde. (3) Oppmålingsdata, fortrinnsvis av MWD-typen, kan registreres for å angi banen for brønnhullet. (4) En middelkoeffisient for friksjon for hele brønnbanen kan beregnes ved bruk av vridningsmoment/motstandsmodellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse. Alternativt kan friksjonskoeffisienten beregnes for ethvert valgt dybde-område eller -sone og under nedføring, opphaling, rotasjon og/eller boretilstander. (5) Antatt at friksjonskoeffisienten ikke forandrer seg, kan vridningsmoment- og motstandsøkningen mellom dybden D og D+dD deretter beregnes ved bruk av vridningsmoment/mot-standsanalysen i henhold til modellen ved den foreliggende oppfinnelse. (6) Hvis vridningsmoment/motstandsanalysen viser en signifikant forskjellig vridningsmoment- eller motstandsøkning til forskjell fra de virkelige (målte) data, kan det antas en tilstand som avviker fra de antatte i utgangsmodellen, såsom en upåvist forandring i borehullbanen eller borehullgeometrien. Det kan deretter foretas en iterasjon, typisk med et dataprogram, inntil der fås en overen-stemmelse mellom de beregnede vridningsmoment- og/eller motstandsdata i henhold til den reviderte modell (innbefattet varians) og de virkelige vridningsmoment-og/eller motstandsmå1inger, slik at antagelsen vedrørende variansen fra utgangsmodellen således verifiseres. Hvis dataene ikke konvergerer (eller konvergerer, men bare under urealis tiske variansbetingelser), vil en revidert varians normalt antas og den iterative prosess gjentas.

Logger generert av modellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse er således generelt til hjelp for å verifisere visse mekaniske og geometriske tilstander i borehullet, ved å tilpasse oppmålingsresultater og målinger nede i brønnen og/eller på overflaten til modellens utgangsdata. Vridningsmoment/motstandsloggene kan også benyttes i kombinasjon med et vridningsmoment/motstandsmodell for å analysere vridningsmoment /motstandsøkningen. Avvik fra de antatte betingelser kan detekteres og denne informasjonen f.eks. benyttes til å alarmere en operatør om potensielle awiksboreproblemer.

I henhold til vridningsmoment/motstandsanalysen ved den foreliggende oppfinnelse blir størrelsen av kontaktkraften for hvert skrittvis parti av borestrengen bestemt som en funksjon av brønnens bane, klaringen mellom borestrengen og dens tilgrensede parti av brønnen (borehullklaring eller geometri), og stivheten (elastisitetsmodulen) av denne delen av borestrengen. Denne analysen tar fortrinnsvis i betraktning alle de kinematiske krefter som virker på denne delen av borestrengen, f.eks. forskyvningen av borestrengen fra borehullets senterlinje, deformasjonen (påkjenningen) på denne delen av borestrengen osv. Også alle ytre krefter som virker på dette parti av borestrengen må bestemmes, såsom kontaktkrefter, vekten av borestrengen, dreiemomentet på borkronen, fluidkreftene osv. Endelig må de indre krefter også beregnes å tas i betraktning, såsom aksialkrefter og bøyemomenter. Aksialkraften og dreiemomentlikevektsbetingelsene for skrittvise partier av borestrengen blir bestemt. Hele skalaen av statiske og dynamiske krefter på borestrengen som ville påvirke størrelsen og stedet for vridningsmomentet eller motstanden i dette parti av borestrengen, generert ved kontakt mellom borestrengen og borehullet, kan således bestemmes. Det skal forstås at denne bestemmelsen av sted og størrelse for kreftene kan fås av kontakten mellom borestrengen og enten sideveggene av formasjonen (hvis åpent hull) eller den innvendige overflate av foringsrøret (hvis lukket hull). Typisk kan denne analyse gjøres i det minste for vektrørpartiet av borestrengen, da kasusundersøkelsene som tidligere ble fremlagt, viser at dette er det parti av borestrengen som mest drastisk påvirker vridningsmoment og/eller motstand hvis det befinner seg i et trinnbøy- eller nedbøysparti av brønnhullet. Det skal imidlertid forstås at den samme analyse kan utføres for tykkveggede borerør (HWDP) eller vanlige borerørseksjoner av borestrengen. Også vektrørseksjonen vil typisk være anordnet rett ovenfor borkronen, men kan være plassert høyere i borestrengen, i hvilket tilfelle en invertert BHA-analyse kan utføres.

I henhold til en modifikasjon av den ovenfor beskrevne metodologi, kan vridningsmoment/motstandsmodellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse benyttes til å detektere en forandring i borehullform eller -geometri på grunn av gjentatte uttrekkings- og innføringsoperasjoner.

Som en ytterligere modifikasjon kan friksjonskoeffisienten for enhver dybdesone av brønnen antas å være konstant ved ut-trekking eller innføring i brønnen. Det målte vridningsmoment og motstand under trippingen kan sammenlignes med det beregnede vridningsmoment og motstand i henhold til modellen og det målte vridningsmoment og motstand ved uttripping vil på samme måte sammenlignes med de beregnede verdier. Friksjonskoeffisienten kan forandres for analyse av både innførings- og uttrekkings-betingelsene inntil variansen mellom de målte og beregnede data er minimert. Friksjonskoeffisienten som fører til denne minimerte varians, kan antas å være den virkelige friksjonskoeffisient. Friksjonskoeffisientene kan også beregnes med den ovenstående prosedyre for utvalgte områder av brønnen, hvilket gir en mer nøyaktig analyse av brønnforhoIdene.

Et omfattende boreprogram som innbefatter det beskrevne vridningsmoment/motstandsanalyse kan derfor håndtere de følgende emner på en helhetlig måte: (1) Planlegging, prediksjon og/eller styring av brønnbanen, (2) unngåelse, prediksjon eller assistanse med hensyn til boreproblemer, og (3) totalkostnadsminimering for hele brønnen. Analyser i henhold til den foreliggende oppfinnelse tillater bedre forståelse av uønskede avvik i borebanen, og operatøren kan således ta sine forhåndsregler for om mulig å overvåke og ta hensyn til deres virkninger på boreoperasjonen. Vanlig brønnbaneplanlegging kan utvides ved den foreliggende oppfinnelse for å innbefatte det forventede avvik forårsaket av vektrørseksjonen av rørstrengen og formasjonen, generert vridningsmoment og motstand og resulterende konsekvenser for konstruksjonskrav til borestreng eller foringsrør. Forbedret evne til kontroll og prediksjon skaffet av den foreliggende oppfinnelse bør resultere i færre korrektive tiltak for å opprettholde riktig brønnbane, slik at det oppnås betydelige kostnadsbesparelser.

Emne (2) angår de mange potensielle problemer som blir mer presserende og mer vanskelig å løse ved boring av awiks-brønner, såsom tap av fluidtrykk (kick eller tap av sirku-lasjon) , utilstrekkelig transport av borekaks og rensing av hullet, borestrengbrudd og en alvorlig hullkrokethet. Den foreliggende oppfinnelse tillater operatøren å bedre forstå årsakene til disse problemene og å utvikle evnen til å overvåke, tolke, kontrollere og predikere dem.

Emne (3) angår optimeringen av totalkostnadene eller brønnen ved å ta i betraktning avregninger mellom motstridende styrende parametre. Denne oppgaven anses igjen vanskeligere i awiksboring, da det foreligger flere parametre. Vridningsmoment/mot-standsanalysemetoden i henhold til den foreliggende oppfinnelse tillater bedre forståelse av den virkning variasjonen av hver parameter har på den totale borekostnad. Et eksempel på en slik aweining er valget av boreslam. Smurt slam kan redusere borehullfriksjonen, men er meget mer kostbart og vanskeligere å fjerne, mens vannbasert slam er billigere, men vil gi høyere vridningsmoment og motstand. Disse kostnader kan således bedre optimeres når tilbørlig hensyn tas til informasjonen som fås som et resultat av analysen foretatt med den foreliggende oppfinnelse.

Fagfolk vil skjønne at den samme vridningsmoment/motstandsanalyse kan benyttes til prediksjon av forholdene i dype, vertikale brønner i stedet for skrå brønner. En dyp, vertikal brønn som går i spiral kan resultere i høyt vridningsmoment og motstand, slik at vertikale brønner med tendenser til å gå i spiral bør analyseres og håndteres som awiksbrønner.

Vridningsmoment/motstandsanalysemetoden i henhold til den foreliggende oppfinnelse kan også benyttes til å generere en modell for å analysere vridningsmoment og/eller motstand på foringen. Foringen som typisk benyttes i en olje og gassbrønn, har en signifikant stivhet og mer viktig, en mindre borehullklaring enn borestrengen. Modellen i henhold til den foreliggende oppfinnelse tar denne stivhet i betraktning når den sammenligner de virkelige vridningsmoment/motstandsdata med dem som genereres av modellen. Da borehullklaringen mellom foringsrøret og den borede formasjon typisk vil være mindre i dypere partier av brønnen hvor borehulldiameteren blir redusert, kan vridningsmoment/motstandsanalysen bare utføres for et utvalgt nedre parti av foringsrøret i stedet for over hele lengden av foringsrøret. Banen til borehullet kan således redefineres (forandringer detektert i borehullbanen) fra data som fås ved inn- og utkjøring og/eller rotasjon av foringsrør.

Vridningsmoment/motstandsanalysen i henhold til den foreliggende oppfinnelse er således et signifikant skritt mot å skaffe et sant prediktivt awiksboringprogram som kan benyttes både i kontoret som et planleggingsverktøy og i felten som et overvåkings- og rådgivnings verktøy. Ved å koble et totalt prediktivt boreprogram sammen med et problemanalyseprogram som tar hensyn til virkningen av avvik av vridningsmoment og motstand, skaffes grunnleggende elementer av en simulator for awiksboring som effektivt vil tillate en å bore en brønn på en datamaskin.

Claims (17)

1. Fremgangsmåte til å generere en forbedret vridningsmoment-eller motstandslogg for en rørformet borestreng i en av-viksboret olje- eller gassbrønn som passerer gjennom undergrunnsformasjoner, hvor fremgangsmåten er karakterisert ved at den omfatter trinn for å (1) å bestemme borestrengstivheten for i det minste et parti av den rørformede borestreng;

(2) å bestemme kontaktsteder mellom partiet av den rørformede borestreng og sideveggene til brønnen som en funksjon av den bestemte borestrengstivhet og en antatt borehullbane,

(3) å bestemme størrelsen av kontaktkraften mellom sideveggene av brønnen og den rørformede borestreng for hver av de bestemte kontaktsteder,

(4) å bestemme størrelsen av vridningsmoment eller motstand på partiet av den rørformede borestreng fra de beregnede kontaktkrefter, og

(5) å fremstille det bestemte vridningsmoment eller motstand som en funksjon av brønnens dybde.

2. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, karakterisert ved at partiet av den rørformede streng er det nederste parti av den rørformede borestreng i brønnen, eller at trinn (4) innbefatter å anta en friksjonskoeffisient mellom den rørformede streng og brønnens sidevegger, eller at trinn (2) innbefatter å bestemme kontaktstedene som en funksjon av klaringen mellom den rørformede borestreng og brønnens sidevegger, eller at trinn (2) innbefatter å bestemme kinematiske, ytre og indre krefter som virker på i det minste partiet av den rørformede borestreng, eller at trinn (2) innbefatter å bestemme aksialkraft- og vridningsmo-mentlikevektbetingelsene på i det minste partiet av den rørformede borestreng, eller at vridningsmomentet og/eller motstanden på den rørformede borestreng måles ved overflaten av brønnen.

3. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, karakterisert ved å innbefatte et trinn for å registrere data som angir en antatt borehullbane for den awiksborede brønn.

4. Fremgangsmåte i henhold til krav 3, karakterisert ved at partiet av den rørformede borestreng innbefatter vektrørseksjonen av den rørformede borestreng, at bestemmelsen av kontaktstedene fortrinnsvis gjøres som en funksjon av aksialplasseringen av en eller flere stabilisatorer på vektrørseksjonen av den rørfor-mede borestreng eller at partiet av den rørformede borestreng dessuten fortrinnsvis innbefatter den tykkveggede borerørsek-sjon (HWDP) av den rørformede borestreng.

5. Fremgangsmåte i henhold til krav 3, karakterisert ved at trinn (4) innbefatter et trinn for å anta en friksjonskoeffisient mellom den rørformede borestreng og brønnens sidevegger, og fortrinnsvis å anta friksjonskoeffisienten for en valgt dybdesone i brønnen.

6. Fremgangsmåte i henhold til krav 3, karakterisert ved at trinn (2) omfatter et trinn for å bestemme kontaktstedene som en funksjon av klaringen mellom den rørformede borestreng og brønnens sidevegger, eller at trinn (2) innbefatter å bestemme kinematiske, ytre og indre krefter som virker på i det minste partiet av den rørformede borestreng, eller dessuten alternativt at trinn (2) innbefatter å bestemme aksialkraft- og dreiemomentlikevektsbetingelsene på i hvertfall partiet av den rørformede borestreng.

7. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, hvor vridningsmoment eller vekt på borkronen bestemmes for en rørformet borestreng i en awiksboret brønn som passerer gjennom undergrunnsformasjoner, og hvor fremgangsmåten er karakterisert ved at den dessuten omfatter trinn for (I) å foreta en overflatemåling som angir vridningsmomentet eller vekten på borkronen, og (II) å bestemme vridningsmoment eller vekt på borkronen som en funksjon av det bestemte vridningsmoment eller friksjonen og overflatemålingen.

8. Fremgangsmåte i henhold til krav 7, karakterisert ved at trinn (I) innbefatter å ta en overflatevridningsmomentmåling som en funksjon av den variable last som benyttes til å rotere den rørformede borestreng.

9. Fremgangsmåte i henhold til krav 8, karakterisert ved at overflatevekt- eller vridningsmomentmålingen foretas både når utstyret føres inn i og trekkes ut av brønnen.

10. Fremgangsmåte i henhold til krav 7, •karakterisert ved at trinn (4) innbefatter å bestemme en friksjonskoeffisient mellom den rørformede borestreng og sideveggene i brønnen.

11. Fremgangsmåte i henhold til krav 7, karakterisert ved at trinn (2) innbefatter å bestemme kinematiske, ytre og indre krefter som virker på i det minste partiet av den rørformede borestreng.

12. Fremgangsmåte i henhold til krav 7, karakterisert ved at trinn (2) innbefatter å bestemme aksialkrefter og vridningsmomentlikevektsbetingelser på i det minste partiet av den rørformede borestreng.

13. Fremgangsmåte i henhold til krav 7, karakterisert ved at overflatemålingen som angir vekten på borkronen i trinn (1), innbefatter å foreta en krokiastmåling.

14. Fremgangsmåte i henhold til krav 1, hvor en borehullbane i brønnen omdefineres fra den antatte borehullbane interpolert fra oppmålingsdata, og hvor fremgangsmåten dessuten er karakterisert ved at den omfatter trinn for: (A) å måle vridningsmoment og/eller friksjonsdata på en rørformet borestreng i den awiksborede brønn, (B) å generere en annen vridningsmoment- og/eller friksjonslogg fra de målte data registrert som en funksjon av den økende dybde av den rørformede borestreng, og (C) å sammenligne loggene generert i trinnene (5) og (B) for å omdefinere borehullbanen i forhold til den antatte borehullbane.

15. Fremgangsmåte i henhold til krav 14, karakterisert ved at kontaktstedene bestemmes som en funksjon av klaringen mellom den rørformede borestreng og sideveggene i brønnen.

16. Fremgangsmåte i henhold til krav 14, karakterisert ved at trinn (4) omfatter et trinn for å bestemme en friksjonskoeffisient mellom den rørformede borestreng og brønnens sidevegger, og fortrinnsvis at friksjonskoeffisienten bestemmes for en valgt dybdesone i brønnen.

17. Fremgangsmåte i henhold til krav 15, karakterisert ved at trinn (2) innbefatter å bestemme de kinematiske, ytre og indre krefter som virker på den rørformede borestreng, eller at trinn (2) innbefatter å bestemme aksialkraft- og dreiemomentlikevektsbetingelsene som virker på den rørformede borestreng, eller at vridningsmomentet og/eller motstanden på den rørformede borestreng måles ved brønnens overflate, eller at vridningsmomentet og/eller motstanden på borestrengen måles både når den rørformede borestreng føres inn i og trekkes ut av brønnen, eller at vridningsmomentet og/eller motstanden på den rørfor-mede borestreng måles når borestrengen roteres i brønnen, eller at trinn (C) innbefatter å minimere variasjonene mellom loggene generert i trinnene (5) og (B) for å redefinere borehullbanen.