Метод определения энергетической эффективности при пульсационной очистке нефтяной скважины

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

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,

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*

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.