CC BY
21
Д.В. Прощекальников, А.И. Гурьянов, Али Ниджрс А.Р.
МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРИ ПУЛЬСАЦИОННОЙ ОЧИСТКЕ НЕФТЯНОЙ СКВАЖИНЫ
Предложен метод расчета энергетической эффективности в процессах низкочастотной очистки нефтяной скважины. С использованием системного подхода рассчитана гидродинамика, фильтрации и тепло- массообмен в системе пульсатор-скважина-пласт. В ходе расчетов выявлено ряд гидродинамических режимов пульсации, среди которых наиболее эффективным является частотный режим очистки. Определена энергетическая эффективность очистки для ряда растворителей. Ключевые слова: пульсационная очистка, тепло- и массобмен, нефтяная скважина.
Пульсационная техника нашла широкое применение в нефтехимической, химической, радиохимических и других отраслях промышленности для интенсификации жидкофазных и твердо-жидкофазных тепломассообменных процессов. Наличие колебательных свойств в системе позволяет эффективно использовать пульсационную аппаратуру для организации колебательного движения жидкой среды. Это приводит к усилению тепло- и массообмена в скважине и пласте.
Известны ряд способов очистки призабойных зон скважин импульсным дренированием: метод создания ударных волн [1; 2], использование гидроимпульсных пульсаторов и вибраторов [3; 4], устьевых генераторов импульсов давления [5]. В работах [6; 7] отмечается преимущество использования низких частот (1Гц и менее) вследствие их меньшего поглощения в поровых каналах пласта и, соответственно, распространения на достаточно большие расстояния: от десятков до сотен метров от ПЗП обрабатываемой скважины [8]. Поэтому следует отдавать предпочтение методам, использующим низкочастотные колебания вследствие их меньшего поглощения в поровых каналах пласта, а также благодаря возможности организации структуросберегающего режима очистки призабойной зоны скважины. Для выбора наиболее эффективного режима очистки необходимо использовать математическое моделирование.
Теоретическое описание процессов низкочастотной гидродинамики и фильтрации в системе пульсатор-скважина-пласт можно построить на системном фундаменте, где учитываются взаимосвязи динамики движения жидкости в ее отдельных частях. Динамика апериодического движения может быть описана системой уравнений поршневого движения жидкости. С этой целью вся гидравлическая система нагнетания давления раз-
бивается на несколько частей: насосно-комрессорная труба (НКТ), призабойная зона (ПЗ), кольцевое затрубное пространство (КП), насосная линия (НЛ), ресивер, линия сброса давления (ЛСД). Таким образом, уравнения движения, записанные для каждой части включают в себя девять искомых функций СО, (т), (т) - <3,1 (т)| (т) - объемные расходы в
НКТ, ПЗ, КП, НЛ и ЛСД, а также Р-а5 (т), Р?ст(т), Р^Ст)Рр (т) — давления в ПЗ, на устье скважины, на уровне спуска НКТ в скважину, в газовой подушке ресивера. В ходе расчетов можно выявить, что наиболее эффективным является частотный режим очистки (рис.1).
04,М3/С
0
-0,0001 --Щ 1Ш100 200 III3 400 50
1 1 1
-0,0002 - 11111 1111 11111
Время,с
а) б)
Рис. 1. Динамика изменения расхода а) (?г(т) - в затрубном пространстве б) ^4(т) - в призабойной
зоне
Этот режим проявляется в виде дополнительных гармоник повышенной частоты, которая зависит от давления в системе. Наличие колебательного процесса приводит к интенсификации очистки скважины и призабойной зоны пласта за счет последователных депрессионно-репрессионных циклов. При воздействии на пласт разрушаются структуры поверхностных пограничных слоев, что уменьшает сцепление жидкости с твердой фазой и ведет к увеличению проницаемости и декольмата-ции порового пространства. Поэтому следует ожидать повышения эффективности очистки ствола и призабойной зоны в частотном режиме.
Коэффициенты тепло- и массоотдачи я, Р можно вычислить в рамках квазистационарной модели, где предполагается, что пограничный гидродинамический и диффузионный слои определяются как равновесные в зависимости от значения медленно меняющейся скорости потока w(t). Основанием для такого предположения является явление турбулентных выбросов с периодичностью Т0, которое является характерным временем, за которое полностью обновляется установления равновесия.
В рамках этой модели коэффициент массоотдачи определяется согласно
где И- коэффициент диффузии, Ргп диффузионное число Прандтля,
--- толщины гидродинамического вязкого и диффузионного слоя. В модели Прандтля величина £ = 11,4, а 5 определяется [9] из уравнения
(2)
Модель теплообмена предполагает, что:
• хвостовик насосно-компрессорной трубы имеет изоляционное фланцевое соединение от основной части НКТ, таким образом, что поток тепла не распространяется вдоль поверхности металла, а также опущен ниже интервала перфорации на длину равную L порядка 10-15 метров;
• при нагреве металла хвостовика токами высокой частоты индукционного теплового источника температура его поверхности постоянна и равна Тс= 70 - 80°С;
• средняя объемная мощность прогрева дг рабочей жидкости определяется потоком тепла от стенок НКТ и равна
где dl, d2 - диаметры НКТ и обсадной трубы соответственно; коэффициент теплоотдачи со стороны НКТ постоянная величина и определяется средней скоростью потока рабочего флюида.
В условиях непрерывной работы термоисточника уравнение теплового баланса при пульсационном движении жидкости будет иметь вид
4ла.
д \ 4псі, ґ
— + №■—= та—^— С1 - Я)
Чйг Эх) ґіїї-й? \рС„ 4 ■
і аі-аі )рс„
0,
(4)
где тЭ = I , Го- начальная температура жидкости (порядка 20-25°С).
Первое слагаемое в правой части уравнения (4) описывает поступление тепла от стенок НКТ, нагрев которых осуществляется с помощью высокочастотного индукционного нагревателя [10].
При скоростях движения флюида w=0,6-1 коэффициент теплоотдачи порядка а=1000 Вт/м К. В этом случае а >> K и можно пренебречь вторым слагаемым в правой части уравнения (4). Для оценки времени нагрева рабочей жидкости в ходе пульсаций можно также пренебречь пространственной неоднородностью при изменении температуры вдоль трубы и ре-
шение (4) будет иметь вид
где т
_ (*1-й1)рСр _
4с с -
характерное время, за которое температура рабочей
жидкости станет равной температуре стенки Тс.
Для органических жидкостей, используемых для промывки скважин, величина т составляет 20-30 сек. Поэтому для эффективного прогрева призабойной зоны необходимо работать с такими временами и опускать хвостовик на длину L порядка 20-30 метров ниже интервала перфорации. Длину индукционного теплового источника Ь определим из соотношения
I =
Г'(Т*
(6)
где IV - средняя скорость растворителя. Мощность ВИН определяется экспериментально из расчета 4 КВт на метр [10].
Для оценки эффективности Э=ММ (N=N^+^^1 использования растворителей приводится энергия, затраченная на растворение единицы массы АСПО при пульсации (табл. 1).
Таблица 1. Энергетическая эффективность очистки скважины
Растворитель а, Вт/м2К Р, м/с Ь, м Лср, КВт Лвин, кВт Э, кДж/т
Газойль 49,19 1,64Е-06 251,56 3,74 1006,25 668,04
Керосин 79,52 3,14Е-06 110,97 3,77 443,89 118,41
Нефрас 151,93 6,55Е-06 64,40 3,77 257,61 24,01
Вода 960,89 9,79Е-06 22,55 3,78 90,20 12,31
Нефть 120,67 3,68Е-06 173,99 3,75 695,97 240,58
Г ексан 382,80 1,61Е-05 54,85 3,75 219,39 11,02
КОРБ 131,27 5,01Е-06 159,94 3,75 639,77 323,71
Дистиллят 264,75 6,12Е-06 79,30 3,75 317,20 34,42
Из расчетов видно, что эффективность растворения слабо зависит от растворимости рабочей жидкости и главным образом определяется коэффициентами тепло- и массоотдачи. Массоотдача определяет скорость растворения, а теплоотдача определяет длину и мощность ВИН. Для воды эти показатели наилучшие и приемлемые длины ВИН. Близким к воде по показателям является гексановая фракция и нефрас, у которых большая скорость растворения за счет его собственной растворимости, однако по энергозатратам вода и гексан равнозначны, а нефрас хуже воды в два раза.
Источники
1. Попова А.А. Метод КИИ. Ударные воздействия на призабойную зону скважин. М.: Недра, 1990. С. 46-47.
2. Попова А.А. Метод многократной депрессии. Ударные воздействия на призабойную зону скважин. М.: Недра, 1990. с. 108-109.
3. Родионов И. Интенсификация добычи нефти на месторождениях ОАО «ЛУКОЙЛ» // Нефть и капитал. Нефтеотдача. 2002. № 5.
4. Гадиев С.М. Использование вибрации в добыче нефти. М.: Недра, 1977. 154 с.
5. Янтурин А.Ш., Рахимкулов Р.Ш., Кагирманов Н.Ф. Выбор частоты при вибрационном воздействии на ПЗП // Нефтяное хозяйство. 1986. № 2. С. 63-66.
6. Балашканд М.И. Импульсная знакопеременная обработка призабойной зоны скважин с целью интенсификации потоков // Каротажник. 2000. № 79. С. 77-85.
7. Бажалук Я.М., Сабашко В.Я., Чистяков В.И. [и др.]. Технология комплексного воздействия па приствольную зону пласта упругими колебаниями разных частот // Каротажник. 2000. № 64. С. 91-94.
8. Янтурин А.Ш., Рахимкулов Р.Ш., Кагирманов Н.Ф. Выбор частоты при вибрационном воздействии на ПЗП // Нефтяное хозяйство. 1986. № 2. С. 63-66.
9. Марон, В.И. О частоте турбулентных выбросов в сдвиговом течении // Транспорт и хранение нефти и нефтепродуктов. 2002. № 5. С. 14-16.
10. Шилов А.А., Дрягин В.В., Опошнян В.И. Тепловое воздействие на призабойную зону пласта с применением индукционного высокочастотного нагревателя // Каротажник. № 64. С. 53-55.
Зарегистрирована 01.12.2010 г.
