Mô hình phân tích ổn định thành giếng khoan phục vụ tối ưu hóa quỹ đạo giếng và dự báo khả năng xuất hiện cát trong khai thác dầu khí

ĐẠI HỌC QUỐC GIA HÀ NỘI TRƢỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ PHẠM THỊ BA LIÊN MƠ HÌNH PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH THÀNH GIẾNG KHOAN PHỤC VỤ TỐI ƢU HÓA QUỸ ĐẠO GIẾNG VÀ DỰ BÁO KHẢ NĂNG XUẤT HIỆN CÁT TRONG KHAI THÁC DẦU KHÍ LUẬN VĂN THẠC SĨ HÀ NỘI - 2011 ĐẠI HỌC QUỐC GIA HÀ NỘI TRƢỜNG ĐẠI HỌC CƠNG NGHỆ PHẠM THỊ BA LIÊN MƠ HÌNH PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH THÀNH GIẾNG KHOAN PHỤC VỤ TỐI ƢU HÓA QUỸ ĐẠO GIẾNG VÀ DỰ BÁO KHẢ NĂNG XUẤT HIỆN CÁT TRONG KHAI THÁC DẦU KHÍ Ngành : Cơ học kỹ thuật Chuyên ngành : Cơ học kỹ thuật Mã số LUẬN VĂN THẠC SĨ HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: TS NGUYỄN THẾ ĐỨC HÀ NỘI - 2011 MỤC LỤC MỞ ĐẦU .3 Chƣơng 1: MƠ HÌNH PHÂN BỐ ỨNG SUẤT QUANH LỖ GIẾNG KHOAN 1.1 Ứng suất điểm 1.2 Phân tích ứng suất khơng gian hai chiều 1.3 Phân tích ứng suất khơng gian ba chiều 11 1.4 Ứng suất hệ tọa độ trụ 16 1.5 Ứng suất quanh lỗ khoan nghiêng 18 1.6 Ứng suất thành lỗ khoan trƣờng ứng suất bất đẳng hƣớng 21 1.7 Sự thay đổi ứng suất 23 Chƣơng 2: TIÊU CHUẨN PHÁ HỦY ĐẤT ĐÁ 26 2.1 Tiêu chuẩn Coulomb 26 2.2 Tiêu chuẩn Mohr 29 2.3 Tiêu chuẩn Mohr- Coulomb 29 2.4 Tiêu chuẩn Hoek-Brown 30 2.5 Tiêu chuẩn Drucker-Prager 30 2.6 Tiêu chuẩn Mogi 30 2.7 Tiêu chuẩn Mogi-Coulomb 31 2.8 Tiêu chuẩn Mogi-Coulomb mở rộng 34 2.9 Tiêu chuẩn Lade sửa đổi 36 Chƣơng 3: MỘT SỐ KẾT QUẢ TÍNH TỐN NGHIÊN CỨU 37 3.1 Ảnh hƣởng thay đổi tiêu chuẩn phá hủy dự báo ổn định thành giếng tối ƣu hóa quỹ đạo giếng 37 3.2 Kiểm định số tiêu chuẩn phá hủy truyền thống sở liệu khoan 46 3.3 Tính tốn phục vụ thiết kế giếng khai thác cho mỏ Việt Nam 57 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 64 TÀI LIỆU THAM KHẢO 65 Phụ lục: LƢỢC ĐỒ VÀ CHƢƠNG TRÌNH TÍNH TỐN .67 A.1 Lƣợc đồ tính toán với tiêu chuẩn Mohr-Coulomb 67 A.2 Lƣợc đồ tính tốn với tiêu chuẩn Mogi-Coulomb 68 A.3 Lƣợc đồ tính toán với tiêu chuẩn Lade sửa đổi 69 A.4 Chƣơng trình tính tốn 70 DANH MỤC BẢNG BIỂU 79 DANH MỤC HÌNH VẼ 80 MỞ ĐẦU Ổn định địa học trở thành vấn đề đƣợc xem xét thƣờng xuyên phát triển mỏ từ khâu thăm dò đến khâu khai thác dầu khí Mất ổn định địa học thƣờng gặp khoan vùng nƣớc sâu, khoan mỏ có áp suất cao nhiệt độ cao khoan giếng ngang, độ nghiêng lớn hay nhiều nhánh ([1]-[3]) Một vấn đề khác địi hỏi phân tích ổn định địa học liên quan đến xuất cát khai thác ([4]-[6]) Khai thác chất lƣu vỉa chứa với lƣu lƣợng lớn (áp suất chảy đáy giếng thấp) gây sụp đổ thành hệ cát chảy lẫn chất lƣu khai thác Nghiên cứu ổn định địa học có ý nghĩa việc dự báo khả sụt lún bề mặt, gãy nứt ống chống, ống khai thác – vấn đề gây nên hậu kinh tế vô lớn Trong số trƣờng hợp, ổn định địa học đƣợc cố tình tạo ra, ví dụ biện pháp gây nứt vỡ vỉa thủy lực tạo đƣờng dẫn cho dầu thô vào giếng khoan - đó, nghiên cứu ổn định địa học công việc cần thiết để đƣa thiết kế quy trình cơng nghệ gây nứt vỡ vỉa tối ƣu Trong số vấn đề liên quan đến ổn định địa học khai thác dầu khí ổn định thành lỗ giếng khoan tƣợng xảy thƣờng xuyên đƣợc quan tâm nhiều Nghiên cứu ổn định thành lỗ khoan đóng vai trị cốt lõi, định thành công nhiều nhiệm vụ quan trọng thăm dị khai thác dầu khí nhƣ:  Dự báo khả ổn định giếng khoan nhằm đƣa giải pháp giảm thiểu tƣợng sụp đổ thành lỗ khoan, kẹt cần khoan, dung dịch khoan nhƣ tối ƣu quỹ đạo khoan  Dự báo khả khai thác lẫn cát trình khai thác đƣa giải pháp phòng tránh Ngày nay, toàn giới, đầu tƣ vào nghiên cứu liên quan đến phân tích ổn định thành lỗ khoan cơng nghiệp dầu khí tăng trƣởng mạnh mẽ Lý thúc đẩy q trình nhiều cơng ty khai thác dầu khí phải chuyển hoạt động khai thác tới vùng nƣớc sâu (đòi hỏi giếng khoan dài công nghệ khoan với tốc độ cao) hay hƣớng tới sử dụng dạng giếng khoan ngang, độ nghiêng lớn nhiều nhánh Trên thực tế, hai thập kỷ gần đây, địa học dầu khí trở thành lĩnh vực thƣơng mại tăng trƣởng nhanh đầu tƣ kỹ thuật khu vực dịch vụ KHCN dầu khí Mặc dù đƣợc quan tâm nghiên cứu rộng rãi giới, trình độ điều kiện nghiên cứu vấn đề Việt Nam cịn nhiều hạn chế Tình trạng gây khó khăn cho việc tiếp cận, làm chủ công nghệ khoan-khai thác tiên tiến nhƣ dự báo rủi ro liên quan đến ổn định Với lý này, đề tài đề xuất mục tiêu nhằm bƣớc đầu nghiên cứu áp dụng phƣơng pháp phân tích ổn định số nhiệm vụ quan trọng thiết kế khai thác dầu khí: tối ƣu quỹ đạo giếng dự báo khả khai thác dầu khí có cát Các kết đạt luận văn là:  Tổng quan phƣơng pháp xây dựng chƣơng trình tính tốn dựa mơ hình giải tích phân tích ổn định thành lỗ khoan thơng dụng  Sử dụng chƣơng trình phân tích ổn định tự xây dựng nghiên cứu tối ƣu hóa quỹ đạo giếng dự báo khả xuất cát khai thác dầu khí Luận văn gồm chương: Chương 1: Mơ hình ứng suất quanh lỗ khoan Trình bày số khái niệm trạng thái ứng suất phƣơng pháp mơ hình hóa trạng thái ứng suất quanh lỗ khoan Chương 2: Các tiêu chuẩn phá hủy Mô tả số tiêu chuẩn phá hủy đất đá, qua lựa chọn tiêu chuẩn có tính đại diện cho chƣơng trình phân tích ổn định Chương 3: Một số kết tính tốn nghiên cứu áp dụng Trình bày số kết kiểm định sử dụng chƣơng trình phân tích ổn định thành hệ giếng phục vụ cơng tác khoan, khai thác dầu khí Phần cuối luận văn trình bày kết luận hƣớng phát triển đề tài Chƣơng 1: MÔ HÌNH PHÂN BỐ ỨNG SUẤT QUANH LỖ GIẾNG KHOAN 1.1 Ứng suất điểm Nếu vật rắn chịu tác dụng tải trọng phân bố đều, ứng suất đơn giản lực chia cho diện tích tác dụng Ví dụ vật rắn hình trụ đồng có mặt cắt ngang A chịu nén theo chiều dọc lực phân bố F nhƣ hình 1.1 (a), ứng suất theo phƣơng đứng hình trụ đƣợc định nghĩa σ= Hình 1.1: Định nghĩa ứng suất Trong học đơn vị ứng suất N m2 hay Pa Các đơn vị khác là: psi = 6.895 kPa, kg cm2 = 98.1 kPa, bar = 100 kPa Thêm vào đó, ứng suất đƣợc quy ƣớc dƣơng nén âm kéo (lƣu ý điều ngƣợc với quy ƣớc số ngành nghiên cứu liên quan đến đàn hồi) Ứng suất liên quan đến mặt phẳng cắt Để minh họa điều xem xét mặt cắt A' hình 1.1 (b) Ở đây, diện tích A' lớn lực tác dụng khơng vng góc với mặt cắt Lực tác dụng phân tích thành thành phần (xem hình 1.2): Fn vng góc với mặt cắt Thành phần: σn F A gọi ứng suất pháp tuyến mặt cắt thành phần : τ= ứng suất tiếp tuyến mặt cắt Nhƣ vậy, diện tích mặt cắt hƣớng lực yếu tố quan trọng để xác định trạng thái ứng suất Hai thành phần ứng suất tác dụng lên mặt cắt độ lớn phần phụ thuộc vào hƣớng mặt cắt Hình 1.2: Phân tích lực Để xác định ứng suất điểm, chia mặt cắt A' thành phân tố mặt cắt ∆A' chịu tác dụng tải trọng ∆F nhƣ thấy hình 1.3 Phân tố lực ∆F đƣợc phân tích thành hai thành phần ∆Fn ∆Fs Các thành phần lực thay đổi theo hƣớng phân tố mặt cắt ∆A' Hình 1.3: Ứng suất điểm Tại điểm miền ∆A' , thành phần ứng suất đƣợc định nghĩa giá trị tới hạn tải trọng trung bình đơn vị diện tích đến 0: ' ∆A →0 ' ∆A →0 Công thức xác định ứng suất điểm Để miêu tả đầy đủ trƣờng ứng suất điểm, cần thiết xác định ứng suất theo hƣớng trực giao, theo mặt hình lập phƣơng vơ bé Trên mặt hình lập phƣơng có ứng suất pháp tuyến ứng suất tiếp tuyến Xem xét mặt phẳng vng góc với phƣơng x (gọi mặt phẳng x ), ứng suất pháp đƣợc ký hiệu σ x , số dƣới x để thành phần trực giao tác động lên mặt phẳng x Ứng suất tiếp tuyến tác dụng theo phƣơng nằm mặt phẳng đƣợc phân tách thành hai thành phần τ xy τ xz số dƣới thứ mặt phẳng tác động số dƣới thứ hai phƣơng tác dụng (Hình 1.4) Hình 1.4: Các thành phần ứng suất Tƣơng tự nhƣ vậy, thành phần ứng suất liên quan đến mặt vng góc với trục y đƣợc ký hiệu σ y , τ yx τ yz ; thành phần ứng suất liên quan đến mặt vng góc với trục z đƣợc ký hiệu σ z , τ zx τ zy Do điểm có thành phần ứng suất biểu diễn dạng ten sơ nhƣ sau: σ   τ    τ x yx zx Do vật thể đƣợc giả sử đứng yên nên lực mô men tác động lên vật thể trạng thái cân Xem xét hình vng nhỏ mặt phẳng x − y với ứng suất tác động lên nhƣ thấy Hình 1.6 Với lực ứng với thành phần ứng suất trực giao trạng thái cân bằng, điều kiện mô men quay khơng cần có, τ =τ xy Tƣơng tự, thấy rằng: yx τ yz = τ zy τ xz =τ zx Hình 1.5: Các thành phần ứng suất khơng gian ba chiều Hình 1.6: Các thành phần ứng suất không gian hai chiều Do cặp ứng suất tiếp nên số thành phần độc lập tensơ ứng suất (1.6) giảm từ xuống 6, bao gồm thành phần ứng suất pháp thành phần ứng suất tiếp: σ   τ   yx τ  zx 1.2 Phân tích ứng suất khơng gian hai chiều Xét thành phần ứng suất tiếp ứng suất pháp phân tố hình vng nhỏ nhƣ hình 1.6 Pháp tuyến mặt phẳng phân tố nghiêng góc  so với trục x đƣợc biểu diễn nhƣ hình 1.7 Tam giác hình vẽ trạng thái cân bằng, khơng có lực tác dụng lên chúng Do hệ lực cân nên có biểu thức sau: 69 A.3 Lược đồ tính tốn với tiêu chuẩn Lade sửa đổi ˆ Đọc liệu: σ v , σ h , σ H , i , aˆ , p p , α , D , τ , φ , ν Tính tốn ứng suất chỗ lân cận lỗ khoan Tính tốn Ứng suất dọc trục & Ứng suất tiếp vị trí mật độ ứng suất lớn Tính toán tham số tham số độ bền tiêu chuẩn Lade sửa đổi Tính tốn Áp suất giếng (trọng lƣợng dung dịch khoan) tối thiểu 70 A.4 Chương trình tính tốn $debug implicit none character*80 infile real pi parameter(pi=3.141592654) real mudfac parameter(mudfac=0.0519) real pw c Wellbore pressure, psi real pwmogi,pwmohr,pwmlade c Critical wellbore pressure, psi real sighb,sighs,sigv c In situ principle stress, psi real pp c Pore pressure, psi real sigx,sigy,sigzz c Transformed in situ stress in Cartesian form, psi real ia c Well inclination angle, degree real aa c Well azimuth angle, degree (with biggest in situ horizontal stress) real tauyz,tauxz,tauxy c Induced shear stresses acting on the wall of a borehole real taurteta,taurz,tautetaz c Induced stresses acting on the wall of a borehole real sigr,sigteta,sigz c Induced stresses in polar form real teta 71 c Angular position around borehole for maximum sigteta real nuy c Poisson's ratio, fraction real sig1 real sig2 real sig3 c Principal stresses acting on the wall of a borehole, psi real phi c Rock angle of internal friction, degree real tau0 c Apparent cohesion of the reservoir rock, psi real ucs c Uniaxial Compressive Strength, psi real alpha c Biot Constant real tvd real teta1,teta2,sigtetad1,sigtetad2,sigtetad real sigmin c Angular position of maximum and minimum tangential stresses namelist/ISS/sigv,sighs,sighb,ia,aa,pp namelist/RD/alpha,tvd namelist/FSD/tau0,phi,nuy real a,b real sigp1,sigp2 real tauoct,taumogi real taumax,taumohr real aad,iad,phid real s,eta,ap,bp,cp,dp c integer i,j 72 integer k real mohr(0:50) c real mohr(0:9,0:3) creal mogi(0:9,0:3) creal mlade(0:9,0:3) creal mudmohr(0:9,0:3),mudmogi(0:9,0:3) cwrite(*,*)"Input file: " cread(*,*) infile infile='thu_in.txt' open (unit=60,file=infile,status='unknown') c read (60,nml=params) read(60,nml=ISS) read(60,nml=RD) read(60,nml=FSD) close(60) write(*,nml=ISS) write(*,nml=RD) write(*,nml=FSD) pause 'Kiem tra gia tri cac bien vao!' phid=phi phi=phi*pi/180 sigmin=min(sighs,sighb,sigv) ucs=2.*tau0*cosd(phi)/(1-sind(phi)) write(*,*) "UCS=",ucs C -DETERMINATION OF MOGI-COULOMB STRENGTH PARAMETERS a=2.*sqrt(2.)/3.*tau0*cos(phi) b=2.*sqrt(2.)/3.*sin(phi) 73 C -ITERATION FOR VARIOUS AA AND IA c 300 i=0,9 cdo 300 j=0,3 c ia=i*10 caa=j*30 aad=aa iad=ia aa=aa*pi/180 ia=ia*pi/180 300 k=50,0,-1 pp=k*100 c -ESTIMATION OF IN SITU STRESSES IN THE VINICITY OF THE BOREHOLE c -Eq (3.12) sigx=(sighb*cos(aa)**2+sighs*sin(aa)**2)*cos(ia)**2 & +sigv*sin(ia)**2 sigy=sighb*sin(aa)**2+sighs*cos(aa)**2 sigzz=(sighb*cos(aa)**2+sighs*sin(aa)**2)*sin(ia)**2 & +sigv*cos(ia)**2 write(*,*)"sigx =",sigx write(*,*)"sigy =",sigy write(*,*)"sigzz=",sigzz c pause tauxy=0.5*(sighs-sighb)*sin(2.*aa)*cos(ia) tauxz=0.5*(sighb*cos(aa)**2+sighs*sin(aa)**2-sigv)*sin(2.*ia) tauyz=0.5*(sighs-sighb)*sin(2.*aa)*sin(ia) write(*,*)"tauyz=",tauyz 74 write(*,*)"tauxz=",tauxz write(*,*)"tauxy=",tauxy c -SPECIFYING THE LOCATION OF MAXIMUM STRESS CONCENTRATION if (sigx.eq.sigy) then teta1=pi/4 else teta1=0.5*atan(2.*tauxy/(sigx-sigy)) endif teta2=teta1+pi/2 sigtetad1=sigx+sigy-2.*(sigx-sigy)*cos(2.*teta1) -4.*tauxy*sin(2.*teta1) & sigtetad2=sigx+sigy-2.*(sigx-sigy)*cos(2.*teta2) -4.*tauxy*sin(2.*teta2) & c -The location of maximum stress concentration, if (sigtetad1.gt.sigtetad2) then teta=teta1 sigtetad=sigtetad1 else teta=teta2 sigtetad=sigtetad2 endif write(*,*)"teta_max=",teta/pi," PI" c pause C -THE AXIAL AND SHEAR STRESS IN TETA-Z PLANE AT TETAMAX sigz=sigzz-2.*nuy*(sigx-sigy)*cos(2.*teta) 75 -4.*nuy*tauxy*sin(2.*teta) & taurteta=0 taurz=0 tautetaz=2.*(tauyz*cos(teta)-tauxz*sin(teta)) c*************************************************************** *********** C -EVALUATION OF THE CRITICAL WELL PRESSURE USING MOGICOULOMB CRITERION pw=sigmin+1 c pw=pp+1 100 pw=pw-1 sigteta=sigtetad-pw sigr=pw sigp1=0.5*(sigteta+sigz) +sqrt(tautetaz**2+0.25*(sigteta-sigz)**2) & sigp2=0.5*(sigteta+sigz) -sqrt(tautetaz**2+0.25*(sigteta-sigz)**2) & sig1=max(sigp1,sigp2,sigr) sig3=min(sigp1,sigp2,sigr) if (sigp2.ge.sigr) then sig2=sigp2 else sig2=sigr endif tauoct=1./3.*sqrt((sig1-sig2)**2+(sig2-sig3)**2+(sig3-sig1)**2) taumogi=a+b*((sig1+sig3)/2.-alpha*pp) if (tauoct.ge.taumogi) then 76 write(*,*)"pw=",pw," taumogi=",taumogi," tauoct=",tauoct,' U' pwmogi=pw else write(*,*)"pw=",pw," taumogi=",taumogi," tauoct=",tauoct,' S' goto 100 endif c pause c*************************************************************** *********** C -EVALUATION OF THE CRITICAL WELL PRESSURE USING MOHR-COULOMB CRITERION pw=sigmin+1 c pw=pp+1 200 pw=pw-1 sigteta=sigtetad-pw sigr=pw sigp1=0.5*(sigteta+sigz) & +sqrt(tautetaz**2+0.25*(sigteta-sigz)**2) sigp2=0.5*(sigteta+sigz) & -sqrt(tautetaz**2+0.25*(sigteta-sigz)**2) sig1=max(sigp1,sigp2,sigr) sig3=min(sigp1,sigp2,sigr) taumax=(sig1-sig3)/2 taumohr=tau0*cos(phi)+sin(phi)*((sig1+sig3)/2.-alpha*pp) if (taumax.ge.taumohr) then write(*,*)"pw=",pw," taumohr=",taumohr," taumax=",taumax,' U' 77 pwmohr=pw else write(*,*)"pw=",pw," taumohr=",taumohr," taumax=",taumax,' S' goto 200 endif c*************************************************************** *********** C -DETERMINATION OF MODIFIED LADE STRENGTH PARAMETER s=tau0/tan(phi) eta=4.*tan(phi)**2*(9.-7.*sin(phi))/(1.-sin(phi)) c*************************************************************** *********** C -EVALUTATION OF THE CRITICAL MUD PRESSURE USING MODIFIED LADE CRITERION ap=sigz+s-pp bp=ap*sigtetad-(tautetaz)**2 dp=(sigtetad+sigz+3.*s-3.*pp)**3/(27.+eta) cp=bp**2-4.*ap*(dp-(s-pp)*(ap*(sigtetad+s-pp)-tautetaz**2)) pwmlade=(bp-sqrt(cp))/2./ap write(*,*)"*** CRITICAL MUD PRESSURE ***" write(*,*)"Incli Azimuth Mohr Mogi MLade" write(*,101)iad,aad,pwmohr,pwmogi,pwmlade write(*,*)"*** OVERBALANCE PRESSURE ***" write(*,*)"Incli Azimuth Mohr Mogi MLade" write(*,101)iad,aad,pwmohr-pp,pwmogi-pp,pwmlade-pp 101 format(6f8.0) mohr(k)=pwmohr c mohr(i,j)=pwmohr 78 c mudmohr(i,j)=pwmohr/tvd/mudfac c mogi(i,j)=pwmogi-pp c mudmogi(i,j)=pwmogi/tvd/mudfac cmlade(i,j)=pwmlade-pp 300 continue !Iteration for ia & aa open(10,file='kq.txt') write(10,*)"Result for Mohr-Coulomb criterion" c write(10,*)"ia\aa",(j*30,j=0,3) cdo 400 i=0,9 c write(10,*) i*10,(mohr(i,j),j=0,3) c 400 continue 400 k=0,50 write(10,*) k*100,mohr(k) 400 continue close(10) c******************************************************* end 79 DANH MỤC BẢNG BIỂU STT Bảng 3.1 Các chế độ ứng suất khác Bảng 3.2 Chuyển đổi đơn vị STT Hình 1.1 Hình 1.2 Hình 1.3 Hình 1.4 Hình 1.5 Hình 1.6 Hình 1.7 Hình 1.8 Hình 1.9 Hình 1.10 Hình 1.11 Hình 1.12 Hình 1.13 Hình 1.14 Hình 1.15 Hình 1.16 Hình 1.17 Hình 1.18 Hình 2.1 Hình 2.2 Hình 2.3 Hình 2.4 Hình 2.5 Hình 2.6 Hình 3.1 Hình 3.2 Hình 3.3 Hình 3.4 Hình 3.5 Hình 3.6 Hình 3.7 Hình 3.8 Hình 3.9 Hình 3.10 Hình 3.11 Hình 3.12 82 Hình 3.13 Đồ thị biểu diễn điều kiện khai thác không cát (trƣờng hợp Ứng suất thấp) Hình 3.14 Đồ thị biểu diễn điều kiện khai thác không cát (trƣờng hợp Ứng suất cao) Thank you for evaluating AnyBizSoft PDF Splitter A watermark is added at the end of each output PDF file To remove the watermark, you need to purchase the software from http://www.anypdftools.com/buy/buy-pdf-splitter.html ... HỌC CÔNG NGHỆ PHẠM THỊ BA LIÊN MƠ HÌNH PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH THÀNH GIẾNG KHOAN PHỤC VỤ TỐI ƢU HÓA QUỸ ĐẠO GIẾNG VÀ DỰ BÁO KHẢ NĂNG XUẤT HIỆN CÁT TRONG KHAI THÁC DẦU KHÍ Ngành : Cơ học kỹ thuật Chuyên... khai thác dầu khí: tối ƣu quỹ đạo giếng dự báo khả khai thác dầu khí có cát Các kết đạt luận văn là:  Tổng quan phƣơng pháp xây dựng chƣơng trình tính tốn dựa mơ hình giải tích phân tích ổn định. .. định thành lỗ khoan thơng dụng  Sử dụng chƣơng trình phân tích ổn định tự xây dựng nghiên cứu tối ƣu hóa quỹ đạo giếng dự báo khả xuất cát khai thác dầu khí Luận văn gồm chương: Chương 1: Mơ hình