Universitatea “Petrol-Gaze” Ploiesti

Facultatea Ingineria Petrolului si Gazelor

Departamentul Forajul Sondelor,Extractia

Si Transportul Hidrocarburilor

PROIECT LA EXTRACTIE

Profesor Coordonator: Constantin Nicolescu

Student:Nicoleta Cutulea

Specializarea: IPG

Anul : IV

Grupa : 5

PLOIESTI 2015

PROIECTAREA REGIMULUI DE FUNCŢIONARE

AL UNEI SONDE IN POMPAJ INTERMITENT

Principii generale

Extracţia ţiţeiului la sondele cu debite scăzute se face, de obicei, prin pompaj de

adâncime cu prăjini.

Funcţionarea sistemului ,,strat-sondă" este exprimată de raportul dintre debitul de

lichid produs de strat,

fc ppIPQ , (4.1)

şi debitul de lichid aspirat de pompă,

vrpp nSAQ ....1440 . (4.2)

Condiţia de funcţionare continuă a acestui sistem este:

Q=Qp (4.3)

ceea ce presupune un nivel dinamic (presiune dinamică) în sondă constant.

În cazul în care Qp > Q(adică la o presiune de zăcământ scăzută), pentru restabilirea

egalităţii se acţionează asupra celor trei parametrii: Ap, Sr şi n din relaţia (4.2), în sensul

micşorării acestora.

Sunt însă şi situaţii când, deşi micşorăm aceşti parametri la minimum posibil, ţinând

seama de caracteristicile constructive ale unităţii de pompare ce este montată la sondă, nu se

poate realiza condiţia impusă de relaţia (4.3).

În cazul în care Q > Qp, pompa funcţionează în condiţiile umplerii incomplete a

cilindrului cu lichid, dinamograma înregistrată indicând ,,lipsă de nivel".

Pentru funcţionarea corespunzătoare a echipamentelor de fund şi de suprafaţă la

instalaţia de pompare, este necesară reducerea duratei de funcţionare a pompei, astfel încât

volumul de fluid debitat de strat în 24 de ore să fie egal cu volumul aspirat de pompă într-un

timp mai scurt, calculat în funcţie de condiţiile concrete ale stratului.

În acest caz se foloseşte pompajul intermitent, care presupune funcţionarea în cicluri.

Prin exploatarea sondelor în pompaj intermitent se obţine: utilizarea completă a

capacităţii instalaţiei de pompare, micşorarea cheltuielilor de exploatare prin funcţionarea

instalaţiei un timp mai redus, micşorarea consumului specific de energie.

Un ciclu complet de lucru, cu o durată totală T, este alcătuit dintr-o perioadă de

funcţionare a pompei de durată tf şi o perioadă de acumulare a lichidului în sondă de durată ta,

pompa fiind oprită în perioada de acumulare:

T = tf+ta .

Problema de bază a pompajului intermitent constă în determinarea timpului de

acumulare şi a timpului de funcţionare a pompei.

Pentru stabilirea parametrilor pompajului intermitent este necesar să se determine cum

variază nivelul de lichid în coloana sondei, atât în timpul acumulării cât şi în timpul

funcţionării pompei.

La oprirea pompei, nivelul de lichid în coloana sondei ar trebui să se găsească la

sorbul pompei, fixat la media perforaturilor coloanei. Admiţând o curgere radial plană

simetrică a unui lichid incompresibil, debitul de lichid care intră la un moment dat în coloana

sondei şi duce la creşterea nivelului dh în timpul dt vafi:

)(1440 ppIPdt

dhAQ c , (4.4.)

unde: A - este suprafaţa secţiunii transversale a spaţiului inelar dintre ţevile de extracţie şi

coloana sondei;

p - presiunea de fund a sondei după un timp t de la oprirea pompei.

Ţinând seama că:

).(.1440

:

,.

,.

hHIPdt

dhA

rezulta

hp

Hp

c

cc

iar relaţia (4.4) devine:

cHA

IPh

A

IP

dt

dh

.1440

.

.1440

. (4.5.)

În relaţiile de mai sus, Hc reprezintă nivelul static de lichid, iar h nivelul de lichid

după un timp t de la oprirea pompei.

Ecuaţia (4.5) este o ecuaţie diferenţială liniară neomogenă de forma:

btahth )()(' ,

a cărei soluţie generală este:

ateCa

bth .)( .

Valoarea constantei de integrare C se determină din condiţia iniţială:

la momentul t = 0 (începutul ciclului), avem h = 0, deci nivelul de lichid se găseşte la

sorbul pompei. În acest caz, soluţia ecuaţiei (4.5) este:

tA

IP

c eHh .1440

.

1

. (4.6.)

Relaţia (4.6) permite să se determine înălţimea nivelului de lichid în coloana sondei, în

funcţie de timp, în perioada de acumulare.

În perioada de funcţionare, pompa face ca nivelul de lichid în sondă să scadă. În

acelaşi timp, datorită pătrunderii de lichid din strat în sondă, nivelul de lichid tinde să crească

(ca la acumulare). Deoarece însă Qp> Q, în final nivelul de lichid scade. Deci:

dt

dhAhHIPQ cp ..1440).(. ,

sau:

A

QHIPh

A

IP

dt

dh pc

.1440

..

.1440

.

(4.7.)

Ecuaţia (4.7) este tot o ecuaţie diferenţială liniară neomogenă a cărei soluţie este:

tA

IPp

c eCIP

QHth

.1440

.

..

)(

(4.8.)

Constanta C se determină tot din condiţiile iniţiale, şi anume: în momentul pornirii

pompei(Qp # 0), deci la un timp t = ta, înălţimea nivelului de lichid din coloana sondei,

conform relaţiei (4.6), va fi:

atA

IP

ca eHh .1440

.

1

.

Rezultă:

atA

IP

p

ca

e

IP

QHh

C

.1440

.

.

. (4.9.)

Înlocuind relaţia (4.9) în relaţia (4.8) rezultă:

)(.1440

.)(

.1440

.

.1.

aa ttA

IP

a

ttA

IPp

c eheIP

QHh

. (4.10.)

Relaţia (4.10) permite să se determine înălţimea nivelului de lichid în coloana sondei,

în funcţie de timpul scurs de la începutul acumulării, când pompa funcţionează.

Tot cu ajutorul relaţiei (4.10) se poate determina durata totală a unui ciclu, punând

condiţia h(T) = 0. Rezultă:

IP

QH

h

IP

AtT

p

c

a

.

1ln.

.1440

, (4.11.)

Având în vedere că: T = tf + ta şi ţinând seama de relaţia (4.11), se poate determina

timpul de funcţionare al pompei. Variaţia nivelului de lichid în sondă pe durata totală a unui

ciclu este prezentat în figura 4.1.

Numărul de cicluri pe zi va fi: nc = 1440/ T, iar timpul total de funcţionare al pompei

va fi egal cu produsul: nc • tf.

Debitul sondei va fi:

p

fcQ

tnQ

1440

. (4.12.)

Pentru un timp de acumulare ales ta, cu relaţiile (4.11) şi (4.12) se poate determina

durata ciclului T, timpul de funcţionare şi debitul de lichid al sondei.

Din relaţiile (4.11) şi (4.12) se observă că parametrii care influenţează debitul sondei

sunt: nivelul static(Hc), indicele de productivitate(IP), suprafaţa liberă a lichidului din

sondă(A), debitul sondei(Qp) şi timpul de acumulare(ta).

Pe baza relaţiilor anterioare se observă că, cu cât nivelul static Hc este mai mare, cu

atât timpul de acumulare (ta) trebuie să fie mai mic, pentru a obţine acelaşi debit.

Deci Hc influenţează debitul extras prin pompaj intermitent, în sensul creşterii acestuia, o dată

cu creşterea nivelului static.

De asemenea, creşterea indicelui de productivitate duce la mărirea debitului produs de sondă.

Creşterea debitului pompei nu duce la creşteri ale debitului extras prin pompaj

intermitent, de aceea este indicat să se lucreze cu debite ale pompei relativ mici, micşorând în

acest fel solicitările utilajului de fund şi de suprafaţă.

Cu cât suprafaţa spaţiului inelar A este mai mare, cu atât debitul extras prin pomapj

intermitent este mai mare. De asemenea, o dată cu scăderea timpului de acumulare, creşte

debitul extras prin pompaj intermitent.

Să se proiecteze regimul tehnologic de funcţionare la o sondă în pompaj intermitent,

cunoscând următoarele date :

adâncimea sondei până la capul perforaturilor:H=2460m

diametrul coloanei de exploatare :

diametrul ţevilor de extracţie : ind8

72

mmde 73 mmdi 62

presiunea statica a zăcământului: 𝑝𝑐=34 bar

indicele de productivitate al sondei:barora

mIP

3

0045.0

procentul de impurităţi lichide cu care produce sonda:i=41%

densitatea țițeiului:𝜌𝑡=890 kg/𝑚3

densitatea apei de zăcământ :𝜌𝑎𝑧 =1106 kg/𝑚3

Sonda este echipată cu : - o pompa tip P 2 3/8

x 1 1/4

fixată la adâncimea L=H

- uitate de pompare UP 12T-5000-7500Mcu lungimea cursei

S= (1500,2000,2600,3200, 3800, 4400, 5000) mm, numărul de curse duble pe minut

n=6,6..11,7cd/min

Se impun următorii timpi de acumulare:𝑡𝑎𝑐𝑖 =0,2;0,5;1;2;3;4;5.

Se cere să se stabilească debitul produs de sondă, astfel încât să se găsească un optim

între debitul extras din sondă şi energia consumată pentru un număr acceptabil de cicluri de

pompare .

D 51

2

in

1. Se calculează înălţimea la care se ridică nivelul de lichid în sondă în perioada de

acumulare :

iacsi

i

tA

IP

cac eHh

1

1

cH - înălţimea nivelului static din sondă

1 - greutatea specifică a lichidului(apă si ţiţei)

siA - aria secţiunii transversale a spaţiului inelar în care se acumulează lichidul în

perioada de acumulare

𝜌𝑙𝑖𝑐ℎ𝑖𝑑 = 𝜌𝑎𝑧 ∙ 𝑖 + 𝜌𝑡 ∙ 1− 𝑖 = 978.56kg

𝑚3

𝐻𝑐=𝑝𝑐

𝛾𝑙=

34∙105

9596.3954= 354.299𝑚

Înălţimea la care se ridică nivelul de lichid în sondă în perioada de acumulare.

m5654.31299.354720

36000085.0

100045.03954.9596 5

1

ehac

2. Se stabileşte durata perioadei de funcţionare a instalaţiei de pompare :

l 9596.3954kg

s2

m2

Asi 127.3

273.025

2 10

6 m

2

40.0085 m

2

IP

qH

h

IP

At

l

lc

ac

l

sifl

i

i

1ln

n1 6.7cd

minS1 1.5m

Debitul instalaţiei de pompare :

llpl nSAq

unde :

- pA aria secţiunii transversale a pistonului pompei

03175.0pd m diametrul pistonului pompei

2

2

m00079.04

p

p

dA

- 1S lungimea cursei prăjinii lustruite la suprafaţă

m5.11 S

- 1n numărul de curse duble pe minut la capătul balansierului

min

cd7.61 n

- randamentul volumetric de suprafaţă al pompei

=0.65 .. 0.8 pentru pompele fixate sub 2500m

= 0.5 .. 0.6 pentru pompele fixate peste 2500m

65.08.0..65.0

Debitul instalaţiei de pompare :

ora

m3103.0

3

llpl nSAq

Timpul de funcţionare :

ore1926.0

10

9596*0045.0

3103.023.354

5654.31ln

10

0045.03954.9596

0085.0

5

5

1

flt

3. Se calculează durata totală a unui ciclu :

ciclu

ore3926.01926.02.0

iii flacl ttt

IP

qH

h

IP

At

l

lc

ac

l

sifl

i

i

1ln

4. Se calculează timpul total de funcţionare al instalaţiei de pompare :

iii clfltfl ntt

unde :

cln numărul de cicluri pe zi

zi

cicluri1327.61

39.0

24ore24

1

1

l

clt

n

zi

ore7735.111327.611926.0t

111tfl clfl nt

5. Se calculează debitul de fluid produs de sondă într-o zi :

zi

m6535.37735.113103.0

3

1 1 tfll tqQ

6. Se calculează energia consumată în timpul procesului de pompare :

11 tflnll tPWi

unde :

nP - puterea nominală a motorului

L=H

9885.26538.32460101205.0 13.13

1

nlP

hkWtPW tflnll 1851.3577.119885.2111

11

13.13101205.0 lnl QLP

Datele calculate sunt prezentate în tabelul următor:

m5.1lSmin

cd7.6ln

m5.1lSmin

cd8ln

act

[h]

ach

[m]

ft

[h]

cn

[cicluri/zi

]

tft

[h/zi]

Q

[m3/zi]

W

[kWh]

𝑃𝑛

[kW]

0,2 3,5654 0,1926 61,1327 11,7735 3,6535 35.185 2,9885

0,5 8,8462 0,4744 24,6295 11.6852 3,6261 34,659 2,9661

1 17.4716 0,9263 12,4589 11.5411 3,5814 33,809 2,9295

2 34.0815 1,7685 6,3686 11.2628 3,495 32,198 2,8589

3 49.8724 2,5372 4,3344 10,9969 3,4126 30,696 2,7914

4 64.8846 3,2412 3,3144 10,7426 3,3336 29,293 2,7268

5 79.1565 3,8881 2,7002 10,4988 3,258 27,978 2,665

act

[h]

ach

[m]

ft

[h]

cn

[cicluri/zi

]

tft

[h/zi]

Q

[m3/zi]

W

[kWh]

𝑃𝑛

[kW]

0,2 3,5654 0,1395 70,6988 9,8602 3,6535 29.467 2,9885

0,5 8,8462 0,3443 28,4275 9.7863 3,6261 29,026 2,9661

1 17.4716 0,6742 14,3349 9.6651 3,5812 28,312 2,9294

2 34.0815 1,2946 7,2847 9.4307 3,4943 26,955 2,8583

3 49.8724 1,8668 4,9313 9,206 3,4111 25,686 2,7902

4 64.8846 2,3959 3,7524 8,9904 3,3312 24,497 2,7249

5 79.1565 2,8861 3,0433 8,7834 3,2545 23,382 2,6621

m3lSmin

cd7.6ln

m3lSmin

cd8ln

act

[h]

ach

[m]

ft

[h]

cn

[cicluri/zi

]

tft

[h/zi]

Q

[m3/zi]

W

[kWh]

𝑃𝑛

[kW]

0,2 3,5654 0,065 90,5665 5,8867 3,6535 17.592 2,9885

0,5 8,8462 0,1609 36,3152 5.8424 3,6261 17,328 2,9661

1 17.4716 0,3165 18,2302 5.7698 3,5809 16,9 2,9295

2 34.0815 0,6128 9,1857 5.6286 3,4933 16,083 2,8589

3 49.8724 0,8904 6,1691 5,49 3,409 15,316 2,7915

4 64.8846 1,1507 4,6596 5,3617 3,3277 14,594 2,7268

5 79.1565 1,3951 3,7529 5,2355 3,2429 13,915 2,665

act

[h]

ach

[m]

ft

[h]

cn

[cicluri/zi

]

tft

[h/zi]

Q

[m3/zi]

W

[kWh]

𝑃𝑛

[kW]

0,2 3,5654 0,0517 95,3495 5,8867 3,6535 14.733 2,9885

0,5 8,8462 0,128 38,214 5.8424 3,626 14,512 2,966

1 17.4716 0,2521 19,1679 5.7698 3,5809 14,153 2,9291

2 34.0815 0,4888 9,6431 5.6286 3,4931 13,468 2,8573

3 49.8724 0,7113 6,4668 5,49 3,4086 12,824 2,7882

4 64.8846 0,9204 4,8776 5,3617 3,327 12,218 2,7215

5 79.1565 1,1173 3,9233 5,2355 3,2428 11,647 2,6517

II. Proiectarea operaţiei de stimulare a unei sonde

prin acidizare.

Să se proiecteze operaţia de stimulare prin acidizare la o sondă cunoscând :

adâncimea sondei până la baza superioară a perforaturilor

H 2300 20 n( )m H 2460m

diametrul coloanei de exploatare

D 51

2

in De 0.139m

Di 0.1273 m

diametrul ţevilor de extracţie

d 27

8

in d 0.073m

de 0.073 m di 0.062m

grosimea stratului productiv supus tratării

h 9 0.3 n( )m 11.4m

inaltimea sacului

hsac 28 n( )m 36 m

lungimea conductei de legătură de la agregatul de pompare la sondă

la 95 4 n( )m 127 m

diametrul conductei de legătură de la agregatul de pompare la sondă

da 23

8

in dea 0.0603 m dia 0.0503 m

debitul de injectie la agregatul de pompare

Qinj 1900 0.5 n( )l

min0.0317

m3

s

volumul de soluţie de tratare pentru fiecare metru liniar de strat perforat

vsol 1.6 0.07 n( )

timpul de reacţie al soluţiei acide cu roca

tr 15min

porozitatea absolută a rocii care alcătuieşte stratul productiv tratat

m 21 0.2 n( )% 0.226

concentraţia soluţiei acide de tratare

csol 12% HCl

densitatea solutie de tratare

12%HCl 1058.7kg

m3

densitatea solutie concentrate

32%HCl 1161.3kg

m3

densitatea solutie concentrate

6%HCl 1028.6kg

m3

concentraţia acidului clorhidric pur din care se prepară soluţia de tratare

cHCl 32%

Diluarea se face cu apă

Presiunea de injectie la suprafata sa fie:

pinj 83 3n( ) bar 10700000 Pa

Se cere să se realizeze :

1. Prepararea soluţiei acide de tratare

- stabilirea cantitatilor de HCL.32%, apa, HCL.6%

- ordinea in care se amesteca

2. Planul de pompare pentru introducerea soluţiei acide in strat

3. Distanţa radială de pătrundere a soluţiei acide in strat, cu efect de inundare

respectiv dizolvare; sa se stabileasca posibilitatile de suprapunere a celor 2

efecte.

4. Presiunea maxima de pompare de la suprafata

5. Tipul si numarul agregatelor de pompare

Pentru determinarea cantitatii de acid clorhidric pur continut intr-un solutie acida

de tratare, solutie acida concentrata si solutie de diluare se folosesc mai multe

metode:

Varianta I

-pentru 1

(pentru ca apa nu contine acid clorhidric)

%HCl

%H2O

-pentru 24.624

1). Prepararea soluţiei acide

In scopul obţinerii soluţiei acide de tratare, aceasta se poate prepara dintr-o

soluţie de acid clorhidric de concentraţie 32% si o soluţie acida cu concentraţia 6%

sau din diluarea soluţiei de acid clorhidric de concentraţie 32% cu apa.

Se determină volumul soluţiei de tratare

Vst h vsol 24.624 m

Vst 24.624 mVst 11.4 2.16 m3

m3

m3

m3

X Gsc 1 X( ) Gsd 1 Gst

Gst V12%HCl 12%HCl C12%HCl 127.044 kg

Gsc V32%HCl 32%HCl C32%HCl 371.616 kg

Gsd Vapa sd Capa 0 kg

XGst

Gsc0.342

1 X 0.658

m3

Vst X 8.418 m3HCl 32%

Vst 1 X( ) 16.206 m3H2O

Varianta II

Se determina cantitatea de acid tehnic (32% HCL) necesar pentru a prepara 1 solutie

12%HCl

Unde:

A - cantitatea de acid tehnic

B - cantitatea de solutie de tratare

- concentratia solutie de tratare

- concentratia solutie concentrate

l HCl 32%

l apa

Varianta III

Se aplica regula paralelogramului

Daca se pleaca de la regula paralelogramului rezulta ca pentru a obtine 32 litri solutie

12%HCl sunt necesari 12 l solutie 32%HCl si 20 l apa

32 l solutie 12%HCl.............................20 l apa

1000 l solutie 12%HCl..........................x l apa

l apa

l solutie 32% HCl

m3

A BCx

Csc

Cx

Csc

A 100012

32 375

1000 A 625

x1000 20

32625

1000 x 375

Varianta III

Se aplica regula paralelogramului

Daca se pleaca de la regula paralelogramului rezulta ca pentru a obtine 32 litri solutie

12%HCl sunt necesari 12 l solutie 32%HCl si 20 l apa

32 l solutie 12%HCl.............................20 l apa

1000 l solutie 12%HCl..........................x l apa

l apa

l solutie 32% HCl

x1000 20

32625

1000 x 375

Ordinea de preparare a soluţiei acide

într-o habă se toarnă apă curată în cantitatea necesară obţinerii volumului

de soluţie acidă cerut pentru tratare.

se adaugă în apă pe rând inhibitorul şi stabilizatorul adecvat în proporţie

necesară iar apoi HCl concentrat în cantitatea stabilită şi se amestecă bine.

Se verifică concentraţia soluţiei acide de tratare prin măsurarea

densităţii acesteia cu densimetrul.

Dacă aceasta nu corespunde cu concentraţia cerută se face corecţia

necesară prin adăugarea de apă sau HCl după cum este cazul.

în continuare se adaugă intensificatorul şi întârzietorul de reacţie.

Observaţie:

Agitarea soluţiei pentru omogenizare se face prin „ bătaie la habă ”,

agregatul de pompare trage şi refulează în aceeaşi habă.

2). Planul de pompare pentru introducerea soluţiei acide în

strat

a) b)

d) c)

Pentru introducerea soluţiei acide în strat se recomandă ca pomparea acesteia să

se facă prin interiorul ţevilor de extracţie evitându-se degradarea coloanei de exploatare

prin coroziune.

Operaţia de acidizare propriu-zisă a stratelor în cazul în care pierderile de lichid

în timpul circulaţiei sunt reduse se desfăşoară după cum urmează in fig. 2.1:

Apă sărată

sau ţiţei

Soluţie de

izolare

Soluţie

activă

Unde

- volumul găurii de sondă în jurul perforaturilor VA

- volumul interior al coloanei ţevilor de extracţie VB

- volumul interior al conductei de împingere de la agregatul de pompare la sondă VC

a) Se verifică talpa sondei (se coboară ţevile de extracţie) şi în cazul în care se

constată depuneri de nisip în dreptul perforaturilor se spală.

b) Se face proba de acceptivitate a stratului în care se face tratarea.

c) În cazul în care distanţa de la baza perforaturilor la talpa sondei este mare

(sonda are sac) pentru ca soluţia acidă să nu pătrundă în acest spaţiu este

necesar să-l izolăm.

Izolarea sacului se face cu un fluid cu viscozitate ridicată (clorură de

calciu, noroi de foraj, gel sau prin înnisipare). Pentru izolarea sacului cu

soluţie vâscoasă se aduce coloana de ţevi cu sabotul la aproximativ 1 – 2 m de

talpă după care se pompează prin ţevile de extracţie un volum de soluţie

izolatoare Vs egal cu volumul sacului.

Vs

Di2

hsac

4458.194 L

Vs 0.458194 m3

Pentru a aduce soluţia izolatoare în sac se pompează în urma ei un volum de

apă sărată egal cu VC+VB (fig 2.1 b).

VB 7.426 m3

VB

di2

H

47426.914 L

VC 0.252 m3

VC

dia2

la

4252.3653 L

Volumul de apă sărată necesar pentru introducerea soluţiei izolatoare în strat

VB VC 7.678 m3

d) Se ridică coloana de ţevi de extracţie cu sabotul la baza superioară a

perforaturilor şi se pompează un volum al soluţiei acide egal cu VA+VB+VC (fig 2.1 c).

VA 0.145m3

VA

Di2

h

4145.095 L

VA VB VC 7.823 m3

. Legenda

-grosimea stratului

raza cu efect de dizolvare

raza cu efect de inundare

raza sondei

Raza sondei:

Raza cu efect de dizolvare:

VR Vst VA VB VC

VR 24.624 0.145 7.426 0.252( )

VR 16.801 m3

f) Se pompează în continuare în sondă un volum de apă sărată

VA+VB+VC=7.823 m3 pentru a introduce în strat toată soluţia acidă.

g) Se lasă sonda pentru reacţie în pauză după care se repune în producţie.

Punerea în producţie se realizează prin pistonare sau cu azot.

3). Distanţa radială de pătrundere a soluţiei acide în strat cu efect de

inundare respetiv de dizolvare. Sa se stabileasca posibilitati de suprapunere

a celor 2 efecte.

h

R1

Ri

rs

rs

Di

20.0636 m rs

20.0041 m

2

R1

Qinj tr

h mrs

2

R11.904 15

11.4 0.2260.0636

2 1.88 m R1 1.88m

Timpul de injectie:

=>

Raza cu efect de inundare:

Din calculele de mai sus se poate observa ca , iar .

In acest caz se poate actiona pe doua cai pentru ca si anume:

a) adaugam intarzietori;

b) marim debitul de injectie .

- presiune de injectie

- viteza fluidului in tevile de extractie

- numarul Reynolds si factorul de forfecare

ti 16.416 minVst Qinj ti ti

Vst

Qinj16.416

Ri

Qinj ti

h mrs

2

Ri1.904 16.416

11.4 0.2260.0636

2 1.966 Ri 1.966 m

Ri R1 tinj tr

Ri R1

Qinj

5). Presiunea de pompare la suprafata

pinj 107 bardi 0.062 m

v4 Qinj

di2

v

41.904

60

0.0622

m

s 10.511

m

s

Re st v d

t296690.493

-pierderile de presiune prin frecare in tevi la pomparea solutiei

-presiunea hidrostatica a coloanei

- presiunea de pompare

0.3164

4Re

0.0136

pfr v

2H

2 d st 29274459.1301

pfr 292.74 bar

ph H st g 27982401.6

ph 279.82 bar

pp pinj pfr ph 11992000 Pa

pp 119.92 bar

b) atunci cand modificam debitul de injectie:

- presiune de injectie

- viteza fluidului in tevile de extractie

- numarul Reynolds si factorul de forfecare

-pierderile de presiune prin frecare in tevi la pomparea solutiei

-presiunea hidrostatica a coloanei

- presiunea de pompare

pinj 10700000 Pa

v4 Qinj

di2

v

41.5

60

0.0622

m

s

Re st v d

t233745.027

0.3164

4Re

0.0144

pfr v

2H

2 d st 19286645.1391 Pa

pfr 192.86 bar

ph H st g 27982401.6 Pa

ph 279.82 bar

pp pinj pfr ph 2004000 Pa

pp 20.04bar

Se alege un agregat AC 350 A care are urmatoarele caracteristici:

-presiunea maxima de lucru

-diametrul plungerului d = 115 mm

-debitul agregatului

Numarul de agregate se poate determina astfel:

agregate => luam 3 agregate

In cazul 2 cand marim debitul se alege un agregat ACF 700 B care are

urmatoarele caracteristici:

-presiunea de lucru

-diametrul plungerului d = 115mm

-debitul agregatului

Numarul de agregate se poate determina astfel:

agregate => luam 1 agregat

6). Alegerea agregatelor de pompare

pagr 110bar

Qagr 700l

min

Nagr

Qinj

Qagr2.72

pagr 55bar

Qagr 1588l

min

Nagr

Qinj

Qagr0.945

Capitolul 3

Proiectarea unei operatii de stimulare

prin fisurare hidraulica

Sa se determine presiunea de pompare pentru operati de fisurare efectuata la o

sonda la care se cunosc urmatoarele date:

presiunea de zacamant :

permeabilitatea rocii :

adâncimea sondei până la baza superioară a perforaturilor

H 2300 20 n( )m H 2460m

diametrul coloanei de exploatare

D 51

2

in Di 0.1397 m

diametrul ţevilor de extracţie

d 31

2

in d 88.9 mm

de 88.9mm di 76mm

grosimea stratului productiv supus tratării

h 9 0.3 n( )m 11.4m

pc 34 4( )bar 136 bar

porozitatea absolută a rocii care alcătuieşte stratul productiv

m 22.6%

k 51mD

Fisurarea se efectueaza cu un fluid gelificat fara aditiv pentru formarea turtei

avand:

densitatea

vascozitatea fluidului de fisurare :

debitul de injectie al fluidului de fisurare

volumul de fluid de fisurare utilizat:

coeficientul lui Poisson

densitatea medie a rocilor de deasupra stratului supus tratarii

Operatia de fisurare se face pompand fluid de fisurare prin tevi de

extactie cu :

fixate in coloana sondei cu packer recuperabil etansat deasupra perforaturilor

porozitatea nisipului impachetat in fisura

densitatea nisipului folosit ca material de sustinere a fisurii

parametrul complex :

ff 945 2 n( )kg

m3

961kg

m3

ff 110cP ff 0.11 Pa s

Qinj 3m

3

min

Qinj 0.05m

3

s

Vff 160 2 n( )m3

176 m3

0.222

r 2350kg

m3

d 31

2

in

mn 30%

n 2600kg

m3

Sonda este perforata cu gloante cu diametrul de 8 mm, dispuse pe 2 generatoare la

distanta de 20 cm unul de altul.

Se considera ca inaltimea fisurii este egala cu inaltimea stratului iar distanta dintre

fetele fisurii este constanta.

Se cere sa se determine :

1) dimensiunile geometrice ale fisurii;

2) cantitatea de nisip utilizata pentru sustinerea fisurii;

3) eficienta operatiei de fisurare;

4) presiunea de pompare la suprafata;

5) Tipul si numarul de agregate ce vor fi utilizate la operatia de fisurare;

6) Schema de amplasare a utilajelor la sonda in timpul operatiei;

1. Stabilirea dimensiunilor geometrice ale fisurii :

timpul operatiei de fisurare este :

viteza este :

pentru grosimea fisurii se considera urmatoarele valori :

Ccomplex 1.27n

1000

103

m

s 1.278 10

3

m

s0.5

to

Vff

Qinj3520 s to 0.978 ore

vo

Ccomplex

to

2.154 105

m

s

k 1 4

pentru X rezulta urmatoarele valori :

suprafata fisurii la un moment dat este :

lungimea fisurii este :

k

1mm

2mm

4mm

6mm

8mm

10mm

k

0.039

0.079

0.157

0.236

in

Xk

2 Ccomplex to

k...

Xk

268.786

134.393

67.197

44.798

Ak

Qinj k

4 Ccomplex2

02 Xk

1

... Ak

736.421

733.985

729.113

724.241

m2

Lk

Ak

2 h... Lk

32.299

32.192

31.979

31.765

m

in continuare se vor determina parametrii necesari pentru utilizarea relatiilor lui

KERN si PERKINS :

numarul Reynolds < 2300, rezulta regim laminar de curgere, se va folosi relatia pentru fisuri

verticale, pentru un regim laminar de curgere :

dechk

8 k h

... dech

k

0.17

0.241

0.341

0.417

m

vk

Qinj

2 k h... vk

2.193

1.096

0.548

0.365

m

s

Rek

ff vk dechk

ff... Rek

3264.287

2308.2

1632.144

1332.64

v k

0.039

0.079

0.157

0.236

0.315

0.394

Lvk

Ev

Qinjv v

v k

0.074

4

...Lvk m

0.175

2.952

46.049

235.109

m

din grafic rezulta urmatoarele valori pentru parametrii reali ai fisurii :

2. Cantitatea de nisip ce va fi utilizata pentru sustinerea fisurii :

suprafata reala a fisurii este :

volumul fisurii este :

acum se poate determina cantitatea de material de sustinere necesara pentru umplerea fisurii

formate :

cantitatea de nisip ce revine la un metru cub de fisura :

0 100 200 3001 10

3

3 103

5 103

k

k

Lvk Lk

Lreal 33m real 3.4mm

Areal 2 Lreal h 752.4 m2

Vfisura Areal real 2.558 m3

Vnisip Vfisura 1 mn 1.791 m3

Mnisip Vnisip n 4655.851 kg Mnisip 4.656 tone

xnisip

Mnisip

Vff26.454

kg

m3

densitatea fluidului de fisurare cu materialul de sustinere aflat in suspensie :

3. Eficienta operatiei de fisurare :

ff.am

ff xnisip

1xnisip

n

977.508kg

m3

8mm kf 83500 real2

0.965 m2

kf 965mD

kzf

kf k h

h51.641 mD

rs

Di

20.07 m rc 166m

km

kzf k lnrc

rs

kzf lnrc

Lreal

k lnLreal

rs

51.506 mD

km

k100.993 %

2

lnrc

rs

lnrc

Lreal

4

258.96 %

4. Presiunea de pompare la suprafata :

pps pfis p fr.TE p fr.perf ph 5...10( )bar

plit r g H 567.116 bar

pfis2

1 plit 323.65 bar

vi

4 Qinj

di2

11.022m

s

Rei

ff.am vi di

ff7443.791

i0.3164

Rei0.25

0.034

p fr.TE i

H vi2

ff.am

2 di 654.645 bar

np2 h

20cm114 dp 8mm cd 1.33

Ap np

dp2

4 0.006 m

2

vp

Qinj

Ap cd6.561

m

s

p fr.perf ff.am

vp2

2 0.21 bar

ph ff.am g H 235.898 bar

pps pfis p fr.TE p fr.perf ph 5bar 747.607 bar

5. Stabilirea tipului si numarul agregatelor de pompare necesare :

Conform presiunii de pompare de la suprafata de 748 bar, se alege agregat de pompare

ACF 1050 , ce va functiona in viteza a II -a, cu diametrul plungerelor de 85 mm si

presiunea maxima de lucru 740 bar.

Debitul teoretic al agregatului ales este :

Numarul agregatelor este :

rezulta 19 agregate

6. Stabilirea tipului si numarul agregatelor de pompare necesare (nou):

Conform presiunii de pompare de la suprafata de 748 bar, se alege agregat de pompare

ACF 1050 , ce va functiona in viteza 8+4, cu diametrul plungerelor de 85 mm si

presiunea maxima de lucru 1050 bar.

Debitul teoretic al agregatului ales este :

Numarul agregatelor este :

rezulta 4 agregate

Qagr 174l

min

na

Qinj

Qagr

1 18.241

Qagr 1411l

min

na

Qinj

Qagr

1 3.126