Combustia Subterana
CAPITOLUL I: ISTORIC
Zăcământul este situat în partea de Nord Vest a României, la 70 de km de Oradea, la marginea de Nord-Est a Depresiunii Panonice. Este de structură Panonică, cu forma anticlinală orientată spre Est-Vest, aflându-se pe falia principală Suplacu de Barcău, lungimea monoclinică fiind de aproximativ 15 km.
În partea de Nord-Vest câmpul mărginește un strat acvifer, profunzimea și densitatea cresc din Est spre Vest și de la Nord la Sud.
Zăcământul a fost pus în exploatare în anul 1960, singurul mecanism fiind regimul de expansiune a gazelor . Bazat pe acest mecanism , era prevăzută o recuperare a petrolului de 9%. Debitele de țiței extrase variau de la 2 la 5 m3/zi/sondă dar acestea au scăzut foarte repede la 0,3 – 1m3/zi/sondă.
În perioada 1963-1970 metodele de combustie subterană și injecție ciclică de abur au fost testate la partea de sus a structurii. Inițial ambele metode au fost folosite în panouri de 0,5 ha. Apoi s-a trecut la exploatarea semiindustrială care consta în șase panouri alăturate pe o arie de 2-4 ha.
În anul 1970 a fost luată decizia de a utiliza combustia subterană pentru exploatarea industrială. În aceeași perioadă s-a hotărât faptul că metoda de injecție a aburului se va folosi ciclic, pentru a pregăti sondele aflate în apropierea frontului de combustie subterană. S-a mai luat, de asemenea, decizia de a transforma exploatarea în panouri în exploatare cu sonde în linie.
Din 1979, timp de 25 de ani, combustia subterană în sistem liniar a fost propagată în josul structurii, paralel cu izobatele. În același timp, începând cu anul 1986 procesul a fost extins și în partea de Vest a zăcământului.
Pentru zona în care deja se folosește combustie subterană, a fost calculată o recuperare (extremă) de 55%, și s-a estimat faptul că recuperarea pentru întreg bazinul poate fi mai mare de 50%.
Poziția actuală a frontului de combustie subterană este prezentată în figura 1.1 [42]. Sondele de injecție a aerului sunt incluse pe linia Est-Vest pe o distanță mai mare de 10 km ; distanța dintre două sonde adiacente intr-un rând este de 50-75m.
In anul 1983 un al doilea front liniar paralel cu cel principal, dar localizat (puțin) mai jos pe structură, a fost deschis în mijlocul structurii în partea de Est a zăcământului. Funcționarea celor două fronturi paralele de combustie subterană au determinat în primul rând reducerea vitezei de propagare a primului front de combustie și în al doilea rând scăderea producției de țiței.
Front de combustie
Falie
Fig. 1.1. Poziția frontului de combustie subterană
Din acest motiv în anul 1996 al doilea front de combustie subterană a fost abandonat. Din 1998 au fost reduse în general ratele de injectare a aerului și debitele de abur injectat. Ca urmare a acestui fapt întreaga producție de petrol a rămas constantă timp de șase luni, dar apoi s-a observat o scădere a producției.
Performanța procesului industrial de combustie subterană este prezentată în figura 1.2. În timp conținutul de apă în țiței a crescut cu până la 8,2 % din întreaga valoare. Această creștere poate fi explicată de distanța foarte largă a contactului apă-țiței și de apropierea unui număr mare de sonde productive de contactul apă-țiței.
Se poate observa că producția maximă de petrol a fost înregistrată în perioada 1985-1991, în momentul în care rata de injecție a aerului a fost maximă.
Cum injecția ciclică de abur a fost folosită în continuare, în paralel cu procesul principal de combustie subterană, s-a estimat faptul că aceasta a avut o contribuție mai mare cu 18% în partea de Est și cu 25 % pentru partea de Vest unde densitatea țițeiului este mult mai mare.
Acest proces a fost cel mai monitorizat din întreaga lume. S-au efectuat sute de profile care permit determinarea temperaturii atât în gaura de sondă, dar mai ales permit o analiză în timp a procesului de combustie subterană.
Fig. 1.2. Evoluția producției de țiței și a debitului de aer injectat
Aplicarea combustiei subterane a condus la o creștere de emulgatorii naturali în țițeiul produs cum ar fi: asfaltene, rășini, acizi naftenici și particule solide fine dispersate, care conduc la formarea emulsiei dure.
O mare provocare a fost infiltrarea la suprafață a gazelor de combustie care au apărut în partea de sus a structurii și au însoțit exploatarea industrială aproape de la început. Aceasta scurgere de gaze se datorează poate atât adâncimi mici a zăcământului – numai 35 m la partea superioară, cât și datorită etanșării necorespunzătoare a unor vechi sonde productive.
Bazându-ne pe dezvoltarea actuală a procesului este estimat că, pentru ca frontul de combustie subterană să acopere întreaga suprafață a bazinului (până la contactul inițial apă /pertrol), mai sunt necesari 20 de ani. Aceasta înseamnă o operare industrială a combustiei subterane pentru încă 50 de ani.
CAPITOLUL II: STUDIUL GEOLOGIC
2.1 Stratigrafia și litologia
In cadrul structurii Suplacu de Barcău coloana stratigrafică completă, interceptată de o parte din sondele săpate, cuprinde începând din bază – formațiuni aparținând fundamentului cristalin, sarmațianului și pliocenului.
– Fundamentul cristalin este alcătuit din micașisturi, șisturi sericito-cloritoase și cuarțite. La partea superioară, paleorelieful cristalin este puternic alterat pe secțiuni de grosime variabilă, funcție de gradul de metamorfism al rocilor. Alterarea rocilor a început în domeniul subaerian sub influența factorilor de mediu (apă, variația temperaturii, CO2) și a continuat în mediul subacvatic, datorită variației pH-ului apei și a conținutului de SO3. Din aceste transformări chimice ale silicaților si aluminosilicaților din rocile cristaline, rezultă minerale de neoformație stabile de tipul: caolin, sericit, clorit, serpentinit si altele.
– Sarmațianul, este identificat în partea Nord-Estică a structurii fiind constituit din calcare grezoase oolitice, gresii si marno-argile.
– Pliocenul este regăsit pe întreaga structură, fiind dispus peste fundamentul cristalin și formațiunile sarmațiene. În cadrul Pliocenului s-au diferențiat trei complexe litologice :
a) Complexul bazal format din conglomerate, nisipuri grosiere medii si fine slab consolidate între care se intercalează strate marno-argiloase. În acest complex se disting două strate de grosimi variabile, notate de sus in jos : stratul 1 si stratul 2.
a1) Stratul 1 reprezintă obiectivul de interes major fiind cunoscut sub denumirea de zăcământul Panonian – Suplacu de Barcău. Grosimea totala a stratului 1 variază între 5 și 7 m, în partea de Est și 25 – 30 m în Nord-Vestul structurii. Este constituit în principal din nisipuri slab consolidate, saturate cu țiței greu si vâscos [42].
a2) Stratul 2 se dezvolta sub forma de insule doar în partea de Vest a structurii (grosimea maximă 18 m).
Cele doua strate sunt separate printr-un pachet de marne, a cărei grosime variază intre 17 și 40 m.
b) Complexul intermediar marnos este format din roci pelitice (argile și marne) și poate fi considerat complexul protector al zăcământului. Grosimea acestuia variază între 25 si 50 m în partea de Nord-Est și este de circa 10 m de-a lungul faliei Suplacu de Barcău .
c) Complexul panonian superior este constituit în bază dintr-un pachet de nisipuri cu grosime totală cuprinsă între 70 și 100 m, ce se reduce în Nordul și Sud-Estul structurii până la 25 m [41].
Coloana stratigrafică a acestui complex, inclusiv a întregului Panonian se încheie printr-o alternanță de nisipuri, marne si strate de cărbuni.
In figura 2.1 este prezentată coloana stratigrafică tip pentru zăcământul Panonian – Suplacu de Barcău.
Fig. 2.1. Coloana stratigrafică tip a zăcământului Panonian din Suplacu de Barcău
2.2 Tectonica
Structura Suplacu de Barcău s-a format prin mularea paleo-reliefului cristalin de către depunerea sedimentară pliocenă. Forma rezultată este aceea de anticlinal faliat orientat pe direcția Est-Vest [43].
Accidentul tectonic care afectează anticlinalul în zona de apex este cunoscut sub numele de falia Suplacu de Barcău având un dublu rol:
– delimitează suprafața productivă în partea de Sud;
– definește tipul de capcană pentru zăcământ (capcana tectonică).
Falia este normală cu săritură cuprinsă între 10-40 m, separând astfel blocul nordic productiv, de cel sudic coborât și saturat cu apă și urme de țiței.
Structura este afectată de un sistem de falii transversale orientate aproximativ Nord-Sud, faliile f1, f2, f3 si falia Porț care închide tectonic zăcământul în partea de Est. Existența faliei f2 a fost confirmată si hidordinamic prin cercetarea hidrodinamică efectuată în cursul anului 1996 în sonda 2225 [43]. Izobatele evidențiază faptul că suprafața geomorfologică a acestuia este neuniformă și are o înclinare care variază între 5o și 8o (S-N).
În figura 2.2 este prezentată schematic harta zăcământului Panonian – Suplacu de Barcău.
Fig.2.2. Harta zăcământului Panonian – Suplacu de Barcău
În figura 2.3 este prezentată a secțiune transversală a zăcământului Panonian – Suplacu de Barcău.
Fig. 2.3. Secțiune transversală a zăcământului Panonian – Suplacu de Barcău
Roca colectoare este alcătuită din nisipuri neconsolidate slab sortate, cu bobul de la fin la pietriș predominând bobul mijlociu și grosier, cu intercalații de nisipuri marnoase, marme grezoase, gresii sau microconglomerate [43].
Nisipurile neconsolidate sunt reprezentative pentru întregul zăcământ și în cele mai multe cazuri ele nu se recuperează în carotajele mecanice. Porozitatea efectivă medie prelucrată statistic din 97 probe are valoarea de 32% [44].
Presiunea inițială a zăcământului corespunde gradientului hidrostatic, iar temperatura de zăcământ pentru o adâncime medie de 80 m este de aproximativ 17oC [45].
Țițeiul acumulat este de tipul nafteno-aromatic, grupa neceros-asfaltos-nesulfuros. Conținutul în hidrocarburi ciclice saturate, asfaltene și rășini este mare, fapt ce avantajează exploatarea zăcământului prin metode termice. Densitatea țițeiului determinată în condiții normale are valoarea de 960 kg/m3. Vâscozitatea dinamică a țițeiului în condiții standard (15oC si 1 bar) are valoarea de 1800 – 2500 cP.
CAPITOLUL III:
Metode termice de exploatare la zăcămîntul Suplacu de Barcău.Injecția de abur.
3.1 Aspecte teoretice.
3.1.1 Aburul – agent termic de injecție
Folosirea aburului ca agent termic de injecție se datorează capacității mari de înmagazinare a căldurii și a posibilității de cedare a acesteia stratelor productive, prin procesul de condensare. O tonă de abur conține, datorită căldurii sale latente de vaporizare, de 3 – 5 ori mai multă căldură decît o tonă de apă încălzită la aceeași temperatură.
Din diagrama de fază temperatură – volum pentru apăși abur, fig 3.1 la presiunea atmosferică, punctul de fierbere al apei este de 100oC, în timp ce la presiunea de 9,2 bar, punctul de fierbere este de 128,2oC. După atingerea stării de vapori saturați, prin creșterea în continuare a temperaturii (prin supraîncălzire), are loc o creștere de volum la presiune constantă. Schimbul de căldură ce are loc în sistem în timpul transformării apei în vapori este definit prin entalpia sistemului:
Fig.3.1 Diagrama de fază temperatură – volum pentru apă și abur.
unde:
I – entalpia sistemului;
U – energia internă a sistemului;
p – presiunea sistemului;
v – volumul specific al sistemului;
În figura este reprezentat diagrama de variație a entalpiei funcție de presiune și temperatură.
Aburul folosit în procesul de injecție poate fi abur saturat sau abur supraîncălzit.
Adepții folosirii aburului saturat au drept argument de bază faptul că tratarea apei este mult simplificată, întrucât sărurile rămân în lichid nedepunîndu – se în generator. În majoritatea cazurilor aburul este de calitate 80% (80% din greutate reprezintă vapori saturați, iar 20% lichid ce conține săruri dizolvate).
Fig. 3.2 Diagrama p-i pentru abur saturat umed
Susținătorii folosirii aburului supraîncălzit au ca argument o căldură specifică mai ridicată a acestuia, care poate să producă la plusuri mai mari de producție. Experimentele efectuate în șantier confirmă avantajele folosirii aburului supraîncălzit. Alte avantaje ale utilizării aburului supraîncălzit sunt:
temperatura și presiunea aburului supraîncălzit pot fi controlate independent, temperature putînd fi variată într – o gamă largă de presiuni;
perioada de injecție, mai importantă în cazul injecției ciclice de abur, este mai scurtă datorită faptului că aceeași cantitate de abur supraîncălzit transportă o cantitate mai mare de căldură decît aburul saturat, utilizindu – se mai eficient capacitatea termică a instalației;
pierderile de căldură prin conducte sunt mai mici, deoarece pierderile inerte de căldură în timpul transportului aburului supraîncălzit nu se fac pe seama condensării acestuia (ca în cazul aburului saturat), ci pe seama reducerii temperaturii acestuia. În unele situații reducerea temperaturii constituie un avantaj prin micșorareasolicitărilor la care este supus echipamentul introdus în gaura de sondă;
asigură încălzirea unui volum mai mare de zăcămînt, datorită volumului specific mărit al aburului supraîncălzit, ceea ce va conduce și la o scurtare a perioadei procesului de injecție continua de abur;
adîncimea de injecție poate fi mărită;
Pentru a injecta o anumită cantitate de abur în strat se estimează cantitatea de căldură necesară a se injecta ținînd seama de pierderile de căldură ce au loc pe traseul urmat deabur: sursa de căldură (generatorul de abur) – conducta de transport – gaura de sondă – stratul productive. În caz contrar se poate ajunge situația ca întreaga cantitate de căldură de la agentul cald la mediul înconjurător se realizează prin conducție, convecți, radiație, sau printr – o combinație a acestora. Astfel :
La suprafață. În generatorul de abur pierderile se iau în considerație la calculul eficienței termice a generatorului și în conductele care transportă aburul de la generator la sondă. Temperatura și calitatea aburului se iau în considerare la ieșirea din centrala termică. În conductele de transport, transferul de cădură are loc prin convecție de la abur la stratul laminar de fluid pe peretele interior al conductei, conducție prin peretele conductei și prin stratele izolatoare care acoperă conducta, prin convecție și radiație de la conductă la aerul înconjurător.
În gaura de sondă, de – a lungul țevilor de extracție are loc o pierdere de căldură a aburului la stratele traversate. Această pierdere de căldură se realizeaza de la abur, prin peretele conductei, spațial inelar și peretele coloanei de exploatare, la formațiunile geologice traversate de sondă.
În strat, de la abur la roca și la fluidele de zăcămînt. Pe măsură ce stratul se încălzește are loc un transfer de căldură și pe vertical la stratele adiacente din acoperiș și culcuș. Ca urmare a transferului de căldură în strat are loc o răcire a aburului și o condensare a acestuia. La o anumită distanță față de sonda de injecție, unde procesul de condensare este încheiat, aburul se transformă în apă caldă, a cărei temperatură scade cu raza, tinzînd către temperatura de zăcămînt.
3.1.2 Injecția ciclică de abur
Reprezintă în principal un proces de stimulare a producției sondelor dintr-un zăcământ de petrol relativ vâscos care prezintă în cantități apreciabile anumite forme activabile ale energiei de zăcământ.
Una și aceeași sondă se folosește succesiv atât pentru injecția unei anumite cantități de abur, cât și pentru extracția petrolului brut după ce aburul a cedat stratului căldura latentă de condensare determinând astfel scăderea vâscozității petrolului brut. Cercetările experimentale au stabilit că toate țițeiurile brute care au în condiții de zăcământ (specifice zăcămintelor de mică adâncime) vâscozitatea cuprinsă între 10-1 si 103 Pa.s prezintă la o temperatură de 93°C vâscozități mai mici de 10-3 Pa.s, fapt ce asigură mobilizarea unor mari cantități de petrol brut.
Stimularea ciclică cu abur nu necesită existenta prealabilă a comunicației dintre sonde, dar prin continuarea ei se poate ajunge la această comunicație, creându-se astfel condițiile trecerii la un proces de injecție continuă de abur.
La injecția ciclică de abur, fiecare ciclu constă din trei perioade și anume:
1. perioada de injecție a aburului la un debit relativ mare (timp de 2 până la 4 săptămâni);
2. perioada de condensare (înmuiere) care constă în menținerea sondei închisă câteva zile pentru condensarea întregii cantități de abur injectată în strat;
3. perioada de producție care începe prin repunerea sondei în producție și se încheie prin trecerea la ciclul următor, în momentul în care debitul sondei a scăzut la o anumită valoare.
În general debitul și producția cumulativă de petrol din ciclul următor sunt mai mici decât cele din ciclul curent, cu excepția unor cazuri determinate de prezența apei de talpă, a fisurilor în formațiune, etc. Debitul de apă extrasă crește însă, fără excepție, de la un ciclu la altul.
Mecanismul stimulării ciclice cu abur constă, în principal, din mobilizarea petrolului brut din vecinătatea sondei de injecție-producție (prin scăderea vâscozității petrolului brut) și expulzarea acestuia din strat sub acțiunea separată sau simultană a unor forme de energie ca: energia presiunii de zăcământ, energia gravitațională, energia de compactare a formațiunii, etc. Întrucât stimularea ciclică cu abur acționează într-o zonă de rază relativ mică din vecinătatea sondei, factorul de recuperare depinde de distanța dintre sondele stimulate, putând atinge valori de 10 până la 20%.
Pentru anticiparea efectului stimulării cu abur a unei sonde se poate folosi valoarea maximă estimativă a raportului dintre indicele de productivitate al sondei stimulate și cel al sondei nestimulate. Această valoare corespunzătoare în mod normal momentului punerii în producție a sondei în cadrul primului ciclu, poate fi aproximată prin admiterea că după injecția și condensarea aburului zona circulară de drenaj a sondei este formată din două regiuni concentrice, una având temperatura Tab și fiind cuprinsă intre razele rs a sondei și rab a frontierei până la care a ajuns aburul injectat în strat, iar cealaltă având temperatura Tr și fiind delimitată de razele rab a zonei invadată de abur și rc a zonei aferentă sondei (adică temperatura rocii neâncălzite). Estimarea razei rab se poate face folosind ecuația de bilanț al volumului de abur injectat și al volumului porilor ocupați de abur într-un proces de dezlocuire. Pentru temperaturile Tab corespunzătoare aburului injectat și Tr corespunzătoare rocii neâncălzite se pot determina în laborator vâscozitățile petrolului brut µtab și µtr. În aceste condiții, debitul sondei stimulate are expresia:
Q = (3.1.)
care pentru µtab =µtr se reduce la relația:
Q = (3.2.)
ce definește debitul sondei nestimulate
În aceste relații s-au notat:
pc – presiunea din strat;
ps – presiunea din sondă;
k – coeficientul de permeabilitate;
h – grosimea stratului productiv;
µtab – vâscozitatea petrolului brut la temperatura Tab corespunzătoare aburului injectat;
µtr – vâscozitatea petrolului brut la temperatura Tr corespunzătoare rocii neâncălzite
rab – raza zonei invadata de abur;
rc – raza aferentă sondei;
rs – raza sondei.
Prin împărțirea relației (3.1) la relația (3.2) rezultă raportul:
Rsn = = (3.3.)
care pentru presiune diferențială identică înainte și după stimulare exprimă creșterea relativă a debitului sondei stimulate la începutul fazei de producție a primului ciclu.
In ecuația (3.3), cu Iis și Iin s-au notat indicii de productivitate în cazul sondei stimulate, respectiv nestimulate.
Conform relației (3.3) rezultă că cu cât µtr este mai mare, cu atât debitul maxim de petrol brut stimulat este mai mare. În realitate, valorile mari ale vâscozității, µtr determină realizarea unor valori mici ale rab, fapt ce reduce atât efectul lui µtr în cadrul acestei relații, cât și durata perioadei de producție a ciclului. Pe de altă parte, aplicarea relației (3.3) pentru intervale relativ mici de timp (alese astfel încât mișcarea să poată fi considerată staționară) arată că micșorarea debitului în cadrul primului ciclu se datorează în principal atât reducerii razei rab pe măsură ce frontul de discontinuitate a temperaturii se apropie de peretele sondei, cât și creșterii vâscozității µtab ca urmare a disipării căldurii în straturile adiacente.
Creșterea fracției de apă din debitul total odată cu creșterea numărului ciclurilor cere ca zona încălzită cu abur să fie tratată ca o zonă de mișcare bifazică apă-petrol. Procedând astfel se obține pentru Rsn expresia:
Rsn = ( 3.4.)
în care :
µa este vâscozitatea apei;
ktr – permeabilitatea relativă a petrolului;
fa – fracția de debit de apă definit astfel:
fa = = (3.5.)
unde kar este permeabilitatea relativă a apei.
Cele mai importante aplicații ale acestui proces s-au realizat la zăcămintele Cat Canyon, Coalinga, Huntington Beach, Kern River, Midway Sunset și Yorba Linda din California, precum și la zăcămintele Bachaquere, Lagunillas și Tia Juana de pe coasta Bolivar din Venezuela. De asemenea, injecția ciclică de abur, precum și spălarea cu abur, prezintă largi aplicații la zăcămintele din estul și vestul Chinei.[28]
Condițiile optime de injecție trebuie alese empiric sau prin studii pe modele, în funcție de caracteristicile zăcământului.
În funcție de aceste caracteristici ale zăcământului, un ciclu de stimulare prin injecție de abur poate dura de la câteva luni până la doi ani.
În scopul reducerii perioadei neproductive a sondei și pentru a se asigura distribuirea aburului pe întreaga grosime a stratului, debitul de injecție al aburului trebuie să aibă valori cât mai mari posibile, în concordanță cu capacitatea generatorului de abur și cu injectivitatea (receptivitatea formațiunii). Debitul de injecție variază, în general intre 50 și 200 t/zi și determină astfel o perioadă de injecție variind de la două săptămâni la aproximativ o lună. Durata perioadei de condensare poate fi de la câteva zile până la o săptămână. Dacă durata perioadei de condensare este mare, toată căldura latentă de condensare este transferată în vecinătate și cantitatea de căldură transportată de fluidele extrase scade, micșorându-se însă și durata perioadei de producție. În unele cazuri s-a constatat că durata perioadei de condensare are o influență redusă asupra eficienței ciclului.
3.1.2.1. Caracteristicile injecției ciclice de abur
• Titlul aburului de injecție este în general x = 0,8.
• Temperatura în formație trebuie sa atingă circa 180-200°C, necesară începerii distilării țițeiului și reducerii vâscozității în mod continuu.
• Debitul de injecție trebuie să fie cât mai ridicat, între 17 și 28 tone de abur pe metru perforat. Vitezele mari de injecție reduc pierderile de căldură de pe traseu, din sondă și în straturile adiacente formațiunii productive, deoarece se reduce durata ciclului de injecție. La straturile cu grosimi mari și presiuni mici, perioada de producție este mai mare, deoarece acționează și efectul gravitațional.
• La straturile de grosime mică, numărul de cicluri de injecție este mai redus, deoarece aburul pătrunde pe distanțe mai mari însă, la grosimi sub 6m pierderile de căldură în straturile adiacente sunt mari și procesul este neeconomic.
• În general, durata perioadelor de injecție, de răcire și de producție se stabilește în mod experimental. Cu timpul însă, durata fazelor de injecție și răcire se mărește scade durata fazei de producție.
• Consumul specific (t abur /t de țiței extras suplimentar) crește, de exemplu, de la 0,5 până la 2-3 t abur pentru o tonă țiței, moment în care se trece la injecția continuă.
3.1.2.2. Estimarea performanțelor injecției ciclice
Pentru estimarea performanței procesului se poate folosi, îndeosebi în cazul straturilor de grosime mică, metoda Boberg-Lantz, [104], prezentată în cele ce urmează. Această metodă nu se poate folosi în cazul straturilor de grosime mare, la care segregarea gravitațională a aburului și a petrolului brut are ca efect o încălzire neuniformă a zonei aferente sondei.
Metoda Boberg-Lantz are la bază presupunerea că zăcământul este încălzit uniform pe o zonă coaxială cu sonda. Raza zonei încălzite la temperatura aburului, în timpul procesului de injecție este estimată cu ajutorul ecuației Marx-Langenheim, [72]. De asemenea se folosește ecuația declinului temperaturii, în condițiile transferului vertical și radial de căldură prin conducție. Pentru luarea în considerare a micșorării temperaturii prin cedarea de căldură către fluidele produse de sondă, se folosește procedeul de integrare în trepte. Estimarea debitului sondei stimulate se poate face folosindu-se ecuațiile mișcării staționare sau semistaționare, după determinarea prealabilă a temperaturii medii a zonei încălzite.
Considerându-se că temperatura variază brusc în zăcământ, de la temperatura Tab a aburului saturat injectat la temperatura Tr a zonei reci (neâncălzite) a zăcământului, aria zonei încălzite (având temperatura Tab) are, conform modelului Marx – Langenheim, expresia:
A(t) = (3.6.)
unde:
ez este fluxul termic injectat în zăcământ;
Cz – căldura specifică volumică a zăcământului;
az – difuzivitatea stratelor ce mărginesc superior și inferior zăcământul;
λs – conductivitatea termică a stratelor ce mărginesc superior și inferior zăcământul;
ΔT=Tab-Tr (3.7.)
h – grosimea stratului;
iar F(u) este data de relația :
F(u) = u + – 1 (3.8.)
erfc u = 1- erf u (3.9.)
erf u = (3.10.)
u = (3.11.)
Cs = ( c)s= (cp p sp + ca a sa)+(1-) cr (3.12.)
Celelalte notații din aceste relații au semnificațiile:
t – timpul de injecție;
– porozitatea;
Cj – căldura specifică masică;
j – densitatea ;
Sj – saturația mediului poros în fluid;
cu indicele j = p, a, r corespunzător petrolului, apei și rocii.
Fluxul termic injectat în zăcământ poate fi scris sub forma:
ex = m ab ix (3.13)
unde ix este entalpia aburului la pa, Ta;
mab – debitul masic de abur injectat;
xz – titlul aburului la intrarea în zăcământ;
rav, căldura latentă specifică de vaporizare a apei la temperatura Tam a zonei încălzite;
iaa – entalpia apei la temperatura Ta;
iar – entalpia apei la temperatura Tr.
Coeficientul de difuzie termică a straturilor ce mărginesc superior și inferior zăcământul are expresia:
as = = (3.14.)
în care s și cs sunt densitatea, respectiv căldura specifică masică pentru aceste strate.
Raportul dintre căldura specifică volumică Cs a straturilor ce mărginesc superior și inferior zăcământul și căldura specifică volumică Cz a zăcământului este:
R = (3.15)
unde Cz este dat de relația (3.12), iar:
Cs=scs (3.16)
Folosindu-se expresiile (3.12), (3.14), (3.15) și (3.16), ecuația (3.6) ia forma:
A(t) = (3.17)
unde are, pentru R= l, expresia (3.7).
Raza zonei încălzite este dată de relația:
= (3.18)
cu ui =u(ti). Această relație poate fi scrisă, în cazul injecției debitului masic de abur mab în n strate de petrol, separate prin strate de argilă, suficient de groase pentru a se evita încălzirea mijlocului fiecărui strat de argilă, astfel:
= (3.19)
unde hm este grosimea medie individuală a stratelor de petrolul;
ixz – titlul mediu al aburului la intrarea în zăcământ.
Temperatura medie Tam a zonei încălzite, la orice timp după terminarea injecției aburului, este dată de relația:
Tam = Tr +(Tab – Tr )[ (1- ee) – ee] (3.20)
În care și sunt cantitățile adimensionale de căldură disipată pe direcție radială, respectiv verticală din zona încălzită, în zonele neproductive, iar ee este un termen de corecție ce ține seama de energia evacuată din nisipul petrolifer de către petrolul brut, gazele și apa extrase prin sondă. Ecuația (3.20) se bazează pe bilanțul aproximativ al energiei din vecinătatea zonei încălzite, definit de rs< r < ra.
Căldura adimensională disipată radial este:
=2 (3.21)
unde:
(3.22)
Căldura adimensională disipată vertical poate fi determinată, în cazul stratului unic, cu relația:
= erf (3.23)
unde z este o grosime ipotetică ce trebuie adăugată la grosimea individuală a stratului, pentru a se lua în considerare întreaga energie injectată, inclusiv cea disipată în zona de argilă, în perioada de injecție.
Factorul ee, care este o măsură a energiei evacuate din formațiune prin fluidele extrase, este definit astfel:
ee = (3.24)
unde ef este fluxul termic evacuat din zăcământ prin fluidele extrase, iar hc reprezintă grosimea cumulativă.
Pentru cele mai multe zăcăminte convenționale de petrol brut greu, estimarea debitului extras ca rezultat al injecției de abur se poate face folosindu-se ecuațiile mișcării radial plane staționare. În cadrul aplicării acestei metode, zăcământul trebuie să aibă energia proprie suficient de mare pentru a asigura producția de petrol brut în condiții reci, la un declin capabil să asigure disponibilitatea performanței estimate a recuperării petrolului brut neâncălzit. Metoda are la bază presupunerea ca mișcarea petrolului brut rece din exteriorul zonei încălzite este capabilă să înlocuiască petrolul brut extras din zona încălzită.
Variația debitului volumic de petrol brut în timp se poate estima cu formula:
Vu = RsnItn(ps-pd) (3.25)
în care trebuie să fie cunoscute indicele de productivitate Im și presiunea statică de zăcământ ps, în funcție de cumulativul de fluide extrase. Mărimile Itn si ps pot fi obținute prin extrapolarea graficelor evoluției indicelui de productivitate și a presiunii statice înainte de stimularea sondei, admițându-se că, prin injecția de abur, efectul menținerii presiunii statice este neglijabil. Dacă mișcarea petrolului este semistaționară, Rsn este dat de formula (3.4).
Pentru estimarea performanței procesului de recuperare a petrolului în cadrul ciclurilor ce urmează primului ciclu de injecție a aburului, este necesar să se estimeze cantitatea de căldură rămasă în zăcământ de la ciclurile anterioare. Aceasta energie, rămasă în zona de petrol din ciclurile precedente, poate fi aproximată astfel:
(3.26)
n fiind numărul de cicluri anterioare.
Căldura Qrc poate fi adăugată căldurii injectate în ciclul curent, ducând astfel, pentru temperatura maximă limitată a formațiunii, la o creștere a razei rab a zonei încălzite în noul ciclu, [56], [57], [58].
3.1.3 Injecția continuă de abur
Această metodă se aplică deseori după injecția ciclică de abur. Principalii parametri care influențează acest proces sunt: debitul și cantitatea de abur injectat, parametrii aburului (presiunea și titlul) și geometria rețelei de sonde.
La injecția de abur continuă, aburul se injectează prin sondele de injecție situate în centrul panourilor, în 5, 7 sau 9 puncte, sau în linie și amplasate, în mod normal în zona mai ridicată, pentru a folosi și efectul gravitațional. Uneori însă în funcție de caracteristicile zăcământului, pot fi amplasate și în alt mod.
Pe măsură ce aburul pătrunde în formațiune în interior se formează 4 zone mobile figura 3.3, care se deplasează dinspre sondele de injecție, către sondele de producție. Aceste zone sunt:
1 – zona de abur. Temperatura în această zonă este ceva mai mică decât cea a aburului injectat (aprox.200°C). Din această zonă, între timp, o parte din țițeiul încălzit și cu vâscozitatea micșorată, a fost dezlocuit și împins în față.
2 – zona de apă caldă. Conține apă fierbinte, rezultată prin condensarea aburului care curge în partea de jos a stratului iar vaporii curg în partea superioară a stratului. Apa caldă încălzește și dezlocuiește majoritatea țițeiului rezidual rămas în partea de jos a stratului. În acest timp aburul vaporizează o parte din hidrocarburile ușoare din țiței, care sunt antrenate în zona 3, mai rece care conține țiței și apă. Aici acestea se condensează și se amestecă cu țițeiul pe care-1 întâlnesc, mărind volumul bancului de țiței care se acumulează treptat in zona 4, de unde e antrenat și împins de fluxul de apă către sondele de producție; 60-70% din țiței e produs cu apă fierbinte.
3 – zona de apă rece;
4 – zona de țiței;
La primul contact dintre abur si țiței, aburul cedează căldură țițeiului care își micșorează vâscozitatea. Aburul condensează, și în continuare, apa caldă rezultată, dezlocuiește nemiscibil țițeiul cu mobilitatea crescută deplasându-1 spre sonda de producție. La contactele următoare aburul injectat în strat întâlnește țițeiul rezidual rămas în urma primului proces de dezlocuire
Datorită temperaturii ridicate are loc un proces de distilare a fracțiunilor ușoare din țiței care sânt transformate în vapori antrenați în continuare în curentul de curgere. Fracțiile ușoare vaporizate, amestecate cu aburul sânt împinse în fața frontului de dezlocuire spre zona de apă rece unde condensează. În această zonă țițeiul se îmbogățește continuu în fracțiile ușoare condensate, acestea având un rol de solvent și spălând roca de țițeiul vâscos. Din cele prezentate mai sus rezultă că mecanismele de recuperare sunt:
1 – dezlocuirea cu vapori și apă caldă în condițiile unui raport al mobilităților mai favorabil;
2 – distilare cu apă și abur;
3 – efectul miscibil al solventului rezultat.
Fig. 3.3. Dezlocuirea țițeiului prin injecție continuă de abur
Dintre acestea cel mai important este efectul distilării cu abur. El se păstrează și în cazul aplicării metodei la țițeiuri mai ușoare cu vâscozitatea mai mică.
Procesele de spălare cu abur sunt mai puțin eficiente decât cele de stimulare. Aria unui panou trebuie să fie relativ mică (104 … 105 m2).
3.1.4 Pierderi de căldură în procesul de injecție de abur
Disiparea căldurii în timpul procesului de injecție de abur se realizează prin mecanismele simple de transfer de căldură și anume prin conducție, convecție și radiație.
Conducția este mecanismul de transfer de căldură specific solidelor, dar se manifestă cu valori mici și în fluidele staționare. Sunt bune conducătoare de căldură corpurile care sunt și bune conducătoare de electricitate. Din acest motiv cele mai bune conducătoare de căldură sunt metalele. Transferul de căldură prin conducție termică se realizează în interiorul corpurilor, între zone cu temperaturi diferite, sau între corpuri care sunt în contact, între ele fiind diferențe de temperatură. Legea de bază a conducției termice este legea lui Fourier a cărei expresie este:
, [J] (3.27)
, [W] (3.28)
dqs=, [W/m2] (3.29)
În aceste expresii s-au notat și au unitățile de măsură in S.I.:
Q – cantitatea de căldură transferată prin conducție, [J];
Qs – puterea termică transferată prin conducție, [W];
qs – puterea termică specifică sau fluxul termic conductiv, [W/m2];
λ – coeficient de conducție termică sau conductivitatea termică, [W/m2K];
– – căderea de temperatură, [K]
dA – aria de transfer, [m2];
– timpul în care are loc procesul, [s].
Conductivitatea termică depinde de proprietățile fizice ale corpului, adică depinde de: natura corpului, porozitatea, impuritățile conținute, temperatură și presiune. Pentru majoritatea solidelor, conductivitatea variază aproximativ liniar cu temperatura:
λ= a + b T (3.30)
a si b fiind constante determinate experimental.
Sunt bune conducătoare de căldură corpurile care sunt și bune conducătoare de electricitate, deci metalele sunt cele mai bune conducătoare termice. Corpurile care sunt izolanți electrici sunt și buni izolanți termici.
Convecția termică este mecanismul de transfer de căldură între un solid și un fluid aflat în mișcare macroscopică pe lângă solid. Legea fundamentală a convecției termice este legea lui Newton:
Q = [J] (3.31)
Q = [W] (3.32)
q = [W/m2] (3.33)
În aceste relații. Q, QS , qS , au semnificațiile de mai înainte. iar:
a este coeficientul de convecție termică [W/m2K]:
ΔT este diferența de temperatură între solid și fluid. [K];
A este aria de contact între solid și fluid [m].
În funcție de tipul curgerii și anume curgere liberă sau curgere forțată, convecția termică este liberă sau forțată. Pentru rezolvarea problemelor de transfer termic prin conducție. deoarece valorile coeficientului de convecție sunt cuprinse între a = l ÷ 105 [W/m2K.], în calculele tehnice sunt utilizate rezultatele teoriei similitudinii proceselor fizice, pentru determinarea valorii lui a, aferentă unui anume proces de convecție termică.
Radiația termică este mecanismul de transfer de căldură între corpuri prin unde de tip electromagnetic, cu anumite lungimi de undă. Teoretic orice corp radiază a cărui temperatură este superioară celei de 0 [K], dar radiația nu este importantă decât la temperaturi ridicate. Transmiterea căldurii prin radiație se caracterizează prin faptul că cantitatea de căldură trece de la un corp la altul prin intermediul unui curent de particule lipsite de masă care nu fac parte din cele două corpuri.
3.1.4.1. Pierderi de căldură în instalațiile de suprafață
Pierderile de căldură care au loc în interiorul generatorului de abur se introduc de obicei în calcul prin eficiența termică a generatorului,
a). Căldura totală generată prin arderea combustibilului (gaz natural, cărbune, păcură, etc.), Qgen:
,[kJ/zi] (3.34)
unde:
Qcomb reprezintă debitul de alimentare cu combustibil, [Sm3/zi] sau [kg/zi], qcomb reprezintă eficiența combustibilului, [kJ/Sm3] sau [kJ/kg].
b). Entalpia aburului pentru o presiune dată și o calitate dată:
iab(pab,Tab)=(1-xsu) ia(pab,Tab)+xsuiab(pab,Tab),[kJ/kg] (3.35)
unde: iab(pab,Tab) – entalpia aburului umed de calitate xsu, pentru condițiile de existență date (presiune, temperatură);
ia(pab,Tab) – entalpia apei lichide la aceleași condiții de existență ale aburului; xsu – calitatea aburului (fracție zecimală) la ieșirea din generator;
pab, Tab – presiunea și temperatura aburului umed la ieșirea din generator.
c) Creșterea de entalpie, Δi, prin transformarea apei în abur de calitate 80%.
Δi=iab(pab,Tab)-ia(pa,Ta),[kJ/kg] (3.36)
unde: ia(pa,Ta) – entalpia apei la presiunea și temperatura de la intrarea în generator. Ca o regulă pa= pab și Ta<< Tab.
d) Căldura totală, Q, acumulată de abur:
, [kJ/kg] (3.37)
unde: qa este debitul de alimentare cu apă al generatorului la o temperatură Ta, [kg/zi sau t/zi, m3/zi, kg/oră].
e) Eficiența termică, ηgen, a generatorului de abur:
, [%] (3.38)
3.1.4.2. Pierderea de căldură în conductele de legătură de la generator la sondă
Căldura este transmisă de la fluid la exterior prin conducție, convecție și radiație astfel:
De la fluidul care se mișcă prin conductă la stratul laminar de fluid de pe peretele interior al conductei avem convecție. În interiorul stratului laminar, prin peretele conductei și prin stratele izolatoare care acoperă conducta avem conducție, iar de la suprafața izolației la mediul exterior avem convecție și radiație.
Cantitatea de căldură care se transmite prin conducție (fig. 3.4.) de la un corp la altul este dată de legea lui Fourier, asemănătoare cu legea lui Darcy:
-debitul caloric [J/oră] (3.39)
unde:
A – suprafața prin care se face transferul;
k – coeficient de conductivitate termică a corpului respectiv-arată capacitatea materialului de a lăsa să treacă căldura, [J/mh0C];
– viteza de transmitere a căldurii.
Semnul minus apare deoarece pe măsură ce distanța de la punctul cu temperatura mai mare spre cel cu temperatura mai mică crește, temperatura scade; deci gradientul de temperatura dT/dx este negativ.
Fig. 3.4. Transferul de căldură prin conducție
(3.40)
Separând variabilele și integrând:
, rezultă: (3.41)
(3.42)
(3.43)
unde: L este grosimea corpului solid;
T1, T2 – temperatura suprafeței mai calde respectiv mai reci.
În cazul transmiterii căldurii prin pereți plani compuși de aceeași suprafață dar de grosimi și materiale diferite, (corpuri stratificate cu conductivități și grosimi diferite):
(3.44)
În cazul transmiterii căldurii prin pereți cilindrici în cazul conductelor, relația lui Fourier poate fi:
(3.45)
Separând variabilele și integrând, rezultă:
(3.46)
(3.47)
cu L – lungimea conductei. Prin convenție: r1- raza interioară, iar r2 – raza exterioară a fiecărui strat în parte.
Pentru cazul real, întâlnit în practică, când conducta este acoperită cu unul sau mai multe strate concentrice izolatoare, căldura transmisă este dată de relația:
(3.48)
Pentru scopuri practice, în proiectare, temperatura T1 se admite egală cu temperatura fluidului care curge prin conductă, rezultă că se neglijează stratul laminar de lichid.
3.1.4.3. Pierderea de căldură în gaura de sondă
a) Cumulativul de căldură injectat în sondă, Qs:
, [kJ] (3.49)
unde: qab este debitul de curgere al aburului la gura sondei, tone/zi;
t-timpul de injecție, în zile;
i este entalpia aburului de calitate xs, la presiunea de injecție, pinj la gura sondei;
, [kJ] (3.50)
b) Pierderea de căldură în gaura de sondă în cazul unui fluid care condensează.
În cazul injectării aburului, problema care se pune în acest caz este să se determine cum variază titlul aburului injectat funcție de adâncime.
Pentru rezolvarea problemei se fac următoarele supoziții,
titlul, temperatura și presiunea aburului în cazul injecției, sânt cunoscute;
spațiul inelar este izolat de țevi prin intermediul unui packer și umplut cu gaz la presiune joasă;
transmiterea căldurii în gaura de sondă (țevi-coloană) se face în regim staționar de la țevi la coloană și în regim nestaționar de la coloană la rocă.
energia cinetică în sistem nu variază;
presiunea aburului în lungul țevilor de extracție este constantă;
proprietățile termice ale formației (rocilor traversate nu variază) nu se schimbă cu adâncimea;
Relația de la care se pleacă este o ecuație de bilanț energetic scrisă pentru o cantitate, w (kilograme), de abur injectat pe oră, pentru un element de fluid de înălțime dy.
Fig. 3.5. Pierderea de căldură în gaura de sondă
Din ecuația de bilanț energetic scrisă sub forma diferențelor finite rezultă:
(3.51)
Energia cinetică nu variază deci rezultă:
(3.52)
Semnul minus apare deoarece pe măsură ce crește adâncimea titlul aburului scade.
În cazul unui amestec de vapori-lichid (abur saturat umed), entalpia aburului iab poate fi exprimată sub forma:
(3.53)
(3.54)
(3.55)
în care : i’ – entalpia apei la saturație [kcal/kg];
r* – căldura latentă de vaporizare, [kcal/kg];
x – titlul aburului, fracție masică a vaporilor în amestec.
Entalpia aburului variază funcție de titlu astfel:
(3.56)
unde ia reprezintă entalpia apei calde.
Deoarece am notat cu:, căldura latentă de vaporizare (căldura cedată prin condensare):
(3.57)
Dacă se neglijează variația de presiune produsă de frecare și gravitație (ca urmare a creșterii adâncimii și frecărilor se poate considera că entalpia variază numai ca urmare a condensării), se poate scrie:
(3.58)
Înlocuim (3.58) în (3.52), obținem:
(3.59)
În procesul de injecție de abur, temperatura în lungul țevilor de extracție rămâne constantă și egală cu temperatura aburului saturat umed injectat la suprafață, Ts. Titlul aburului se schimbă de la suprafață până în dreptul stratului productiv, procesul fiind un proces izoterm-izobar.
Avem:
(3.60)
(3.61)
În cazul injecției de abur temperatura este constantă și egală cu Ts și rezultă că relațiile (3.59) și (3.60) devin:
(3.62)
pentru pierderile de căldură de la țevi la coloană
(3.63) pentru pierderea de căldură de la coloană la rocă. Ts, Tc, Tr sunt temperatura aburului în sondă, la exteriorul coloanei și temperatura rocii.
Din egalitatea lui (3.62) cu (3.63) rezultă pentru Tc următoarele:
2··r1·U· (Ts-Tc) dy= (3.64)
(3.65)
(3.66)
Conform figurii, rezultă:
(3.67)
(3.68)
cu: a – gradientul geotermic; b – temperatura medie a solului.
Înlocuind (3.68) în (3.62) , obținem:
(3.69) Introducând (3.69) în (3.64) rezultă:
(3.70)
Introducând (3.70) în (3.59), rezultă:
-wr*dx+dy= (3.71)
împărțind cu wr*dy obținem:
(3.72)
Notăm cu:
(3.73)
și avem:
(3.74)
sau:
(3.75)
Având în vedere că se neglijează variația de presiune în lungul țevilor de extracție, temperatura aburului în timpul condensării poate fi considerată constantă și se obține următoarea soluție pentru ecuația (3.72), integrând între limitele y=0 pentru x = x[(h-h), t] și până la y = h pentru y=y(h,t); rezultă soluția:
(3.76)
Cu ajutorul relației (3.76), se poate determina titlul aburului la capul (baza) unui interval de înălțime Δh cunoscând titlul la partea superioară a intervalului.
c) cantitatea de căldură cedată stratelor traversate:
Ținând seama de faptul că temperatura în lungul țevilor este constantă și egală cu temperatura de la suprafață, (Ts), relația este:
(3.77)
H – adâncimea sondei; – durata injecției, ore, r1 – raza interioară a tubingului, m; kr – conductivitatea termică a formațiunilor traversate;
U – coeficientul global de transfer de căldură de la interiorul tubingului la suprafața formațiunii traversate de sondă, kJ/dm20C; Ts – temperatura aburului la presiunea din capul de injecție; b – temperatura la suprafața solului, 0C; a – gradientul geotermic, 0C/m; – funcție nestaționară de conducție a căldurii prin formațiunile traversate; aceasta depinde atât de sondă cât și de conductivitatea stratelor traversate și de valoarea coeficientului de schimb total de căldură.
f(t)=0.5(ln t +0.80907) unde timpul adimensional este determinat folosind relația:
; (3.78)
– difuzivitatea termică a formațiunii traversate de sondă, m2/h
t – durata injecției, ore; poate fi de asemenea introdusa în zile (de injecție) cu o potrivită schimbare a dimensiunilor celorlalți parametri folosiți; ca o regulă comună t=24 ore (o zi)
r2 – raza exterioară a inelului de ciment; n – număr de zile de injecție;
În cazul în care spațiul inelar nu e izolat prin intermediul unui packer de coloană și aburul intră prin coloană, pierderile de căldură pot fi determinate folosind aceeași relație, unde coeficientul global de căldură, U, este infinit: U tinde către infinit, kr este neglijabil față de r1U, rezultă:
(3.79)
Cantitatea cumulată de căldură Qftn, care este pierdută în formațiunile traversate de către sondă poate fi obținută prin însumarea pierderilor zilnice, considerând un anumit timp, ti:
,kJ. (3.80)
e) determinarea coeficientului global de transfer de căldură.
Căldura se transmite prin:
1) convecție forțată de la fluidul care curge prin țevi la peretele interior al țevilor;
2) conductivitate de la peretele interior la peretele exterior al țevilor;
3) convecție liberă în interiorul spațiului inelar;
4) conductivitate de la peretele interior la peretele exterior al coloanei.
Fig 3.6 Determinarea coeficientului global de transfer de căldură
Cantitatea de căldură care se transmite prin toate aceste zone (fig. 3.6.) într-un timp dat este constantă; căderile de temperatură sunt diferite, însă; (ca la curgerea prin 2 zone concentrice de k diferită).
Cantitatea de căldură care se pierde prin conducție este dată de relația:
, (3.81)
conform legii lui Fourier.
Cantitatea de căldură transmisă prin convecție rezultă prin relația lui Newton:
Q = A T (3.82)
– coeficient de convecție, [J/m2h 0C];
d1 – grosimea țevilor de extracție;
d2 – grosimea coloanei.
Q corespunde pierderii totale de căldură pe o distanță L și dă naștere unei căderi de temperatură totală: T=T1-T2.
Pentru cazul 1) convecție forțată
(3.83)
În peretele țevilor avem convecție liberă
Pentru cazul 2):
(3.84)
Pentru cazul 3): în spațiul inelar avem convecție liberă:
(3.85)
Pentru cazul 4): conducție în coloană:
(3.86)
Calculul căderii totale de temperatură:
Deoarece T=T1+ T2+ T3+T4 , rezultă:
(3.87)
de unde:
(3.88)
Cantitatea totală de căldură, Q, transmisă de la interiorul țevilor de extracție la exteriorul coloanei:
Q=d1 U T L (3.89)
Egalând ultimele două relații rezultă:
(3.90)
de unde:
(3.91)
unde: kt, kc – reprezintă coeficienții de conductivitate termică ai țevilor, respectiv ai coloanei;
1, 2 – reprezintă coeficienții de convecție în interiorul țevilor de extracție și respectiv în spațiul inelar.
Coeficienții 1 și 2 se determină pe baza teoremei a similitudinii dedusă de E. Buckingham.
Cu ajutorul teoremei , variabilele pot fi aranjate într-un anumit număr de grupuri adimensionale ce conțin parametrii procesului respectiv, f(Nu, Re, Pr, Gr)=0, unde am notat cu: Nu-criteriul Nusselt; Re – criteriul Reynolds; Pr – criteriul Prandtl; Gr-criteriul Grashof.
De obicei, valoarea lui U este egală cu 1020 [kcal/m2h 0C]. Dacă aburul se injectează prin spațiul inelar rezultă U de valoare infinită.
3.1.4.4. Pierderea de căldură în stratul productiv
Pierderea de căldură în strat se referă la căldura cedată, în timpul injectării agentului termic, prin acoperișul și culcușul stratului încălzit către stratele adiacente. J.W.Marx și R.H.Langenheim, au stabilit analitic o relație pentru estimarea suprafeței (volumului) încălzit la un moment dat t în funcție de debitul qis injectat în strat.
Fluxul caloric este presupus constant; de asemenea diferența de temperatură, ΔT, dintre stratul încălzit și stratele adiacente. Transmiterea căldurii se face radial.
Considerăm că fluxul caloric este constant, diferența de temperatură între stratul productiv și stratele adiacente este constantă ,și trebuie să deducem o relație a suprafeței (volumului) încălzite în timpul procesului.
Transmiterea căldurii în timpul procesului se face radial.
În orice moment este valabil bilanțul termic între cantitatea de căldură intrată în strat, cantitatea de căldură utilă preluată de stratul încălzit și cea transmisă / cedată stratelor adiacente.
Pe măsură ce suprafața de zăcământ (stratului) încălzit crește, căldura cedată stratelor adiacente crește și ea (o cantitate din ce în ce mai mare de căldură se transmite stratelor adiacente), astfel că la un moment dat cea mai mare parte a căldurii injectate de la suprafață se duce către stratele adiacente. Ca urmare, la un moment dat, Qca poate egala căldura injectată Qis.
Din acest moment raza zonei încălzite nu se mai extinde și rezultă că o anumită limită economică a procesului de injecție de abur dictată de evoluția suprafeței încălzite în timp și rezultă că apare mai favorabilă metoda injecției ciclice de abur comparativ cu injecția continuă de abur.
Debitul caloric injectat poate fi limitat atât de receptivitatea stratului cât și de capacitatea sursei termice.
Transmiterea căldurii către stratele adiacente se face prin difuzie termică. Ecuația care caracterizează fenomenul de difuzie termică este analogă cu cea de la fisurarea hidraulică și are următoarea formă:
(3.92)
unde: x este distanța pe care a pătruns căldura prin stratele adiacente, măsurată de la acoperișul (culcușul) stratului; De coeficientul de difuzivitate termică, m2/h.
Viteza cu care se transmite căldura prin culcușul și acoperișul stratului depinde de valoarea lui x care la rândul său este o funcție de timp. Din rezolvarea ecuației (3.92), se obține valoarea acestei viteze:
(3.93)
unde t este timpul măsurat de la începerea pătrunderii căldurii în strat.
După un timp t-δ, viteza va fi:
(3.94)
Scriind bilanțul termic amintit, rezultă:
(3.95)
Qis* – fluxul caloric (densitatea de căldură intrată în strat);
Primul termen din partea dreaptă reprezintă căldura pierdută în stratele adiacente (apar două fețe: culcuș și acoperiș), iar cel de-al doilea termen reprezintă căldura (utilă) preluată de strat.
ΔT- Diferența dintre temperatura aburului și temperatura de zăcământ.
M- reprezintă cantitatea de căldură preluată de 1m3 rocă și fluidele conținute în ea pentru o creștere de temperatura cu 10C. [kcal/m0C].
(3.96)
este căldura absorbită de rocă; este căldura absorbită de apă; este căldura absorbită de țiței
Soluția ecuației (3.95), permite să se determine suprafața încălzită la un moment oarecare t și are forma:
(3.97)
unde: (3.98)
3.2.Metodologia de proiectare
3.2.1 Proiectarea exploatării prin injecție de abur
În vederea efectuării unui proces de injecție continuă de abur, în funcție de configurația și caracteristicile zăcămîntului, se stabilește tipul rețelei de sonde corespunzător situației cînd procesul este în fază experimentală sau industrială de aplicare.
Proiectarea procesului presupune determinarea căldurii generate prin arderea combustibilului în generatorul de abur, calculul pierderilor de căldură la suprafață, în sondă și în zăcămînt, cumulativul de țiței extras, factorul de recuperare obținut și rația medie abur – țiței.
În tabelul de mai jos sînt prezentate principalele mărimi caracteristicecăldurii ce intervin în calculul proiectării unui proces de injecție de abur.
Mărimi caracteristice căldurii folosite în proiectarea injecției de abur.
Simboluri, valori și unități folosite în exemplele numerice
A = aria panoului=11,000 m2;
b = gradientul geotermic = 0.33 0C/m
Ca = căldura specifică a apei = 4.1868 kJ/kg;
Cm = căldura specifică a matricei rocii rezervor = 0.8374 kJ/kg, 0C;
Csa = căldura specifică a stratelor adiacente = 0.88918 kJ/kg, 0C;
ct = căldura specifică a țițeiului = 1.926 kJ/kg, 0C;
h = grosimea efectivă a stratului productiv =35 m;
H= adâncimea sondei = 250m;
Iasp = entalpia apei la temperatura de zăcământ =111.37 kJ/kg;
L = căldura latentă de condensare a aburului, la condițiile presiunii de injecție = 1,976.2kJ/kg;
m = porozitatea rocii rezervor =29%;
Pinj = presiunea de injecție la gura sondei =10.13bar;
Pst = presiunea de zăcământ =6.77 bar;
qinj= debitul de curgere al aburului = 45 t/d= 1.875 t/h;
r1= raza exterioară a tubingului de producție =36.5mm;
r5=raza exterioară a inelului de ciment = 152 mm;
Soi = St = saturația în țiței la începerea injecției de abur = 78.5%
Sra = saturația reziduală în țiței în zona invadată de apa fierbinte = 25%;
Srab = saturația reziduală în țiței în zona invadată de către abur = 17%;
Sw = Sa = saturația în apă = 21.5%;
Ts= temperatura de suprafață = 170C;
Tsp = temperatura de zăcământ = 270C.
U= coeficientul global de transfer de căldură în sondă, între interiorul tubingului de injecție și interfața formațiunilor traversate = 61.98 kJ/hm20C
xs = calitatea aburului la gura sondei = 79.6%;
αf = difuzivitatea termică a formațiunilor traversate = 0.00371 m2/h;
αsa = difuzivitatea termică a stratelor adiacente = 0.00285 m2/h;
γa = greutatea specifică a apei = 1000 kgf/m3;
γm = greutatea specifică a matricei rocii rezervor = 2543 kgf/m3;
γsa = greutatea specifică a stratelor adiacente = 2387 kgf/m3;
γt = greutatea specifică a țițeiului = 950 kgf/m3;
λf = conductivitatea termică a formațiunilor traversate = 8.71 kJ/hm0C;
λsa = conductivitatea termică a stratelor adiacente = 6.075kJ/hm0C.
Sonda este echipată fără packer termic.
La suprafață
Calculul eficientei termice a generatorului de abur
Căldura totală generată prin arderea combustibilului (gaz natural, cărbune, reziduuri petroliere grele, păcură, etc.), Qgen:
, kJ/zi,
unde:
Qgen – căldura obținută prin arderea combustibilului în generatorul de abur, kJ/zi;
Qcomb – debitul de alimentare cu combustibil, Sm3/zi, kg/zi;
qcomb – puterea calorică a combustibilului,k J/Sm3, J/kg.
b) Entalpia aburului pentru o presiune dată și o calitate dată:
, kJ/kg unde:
Iab (pab,Tab) – entalpia aburului umed cu calitatea xsu, pentru condițiile existente date (presiune, temperatură);
Ia (pab,Tab) – entalpia apei lichide la condițiile de existență a aburului (presiune, temperatură);.
xsu xsu – calitatea aburului (fracție zecimală) la ieșirea din generator.
pab, Tab – presiunea și temperatura aburului umed la ieșirea din generator.
c) Creșterea în entalpie, Δi, prin transformarea apei în abur cu 80% calitate
, kJ/kg
unde:
– entalpia apei lichide la presiunea și temperatura existente la intrarea în generatorul de aburi.
Ca o regulă : pa=pab și Ta<<Tab
d) Căldura totală, Q, acumulată de către abur:
, kJ/kg,
unde: – debitul de alimentare cu apă al generatorului la o temperatură Ta, kg/d sau t/d, m3/d, kg/h.
e) Eficiența termică, ηgen, al generatorului de abur:
%
Exemplu numeric.
Să considerăm următoarele date:
Qa= 5t/h sau 120t/d, cu un generator de abur GIP 70 la parametri nominali
Ta= 260C
Qg= 400Sm3/h, gaz la debitul nominal de curgere de 5t abur/h;
qg= 35,797kg/Sm3;
Pab= 68,7bar
Xsu= 80%.
și să calculăm valorile caracteristicilor notate mai sus la punctele a, b, c, d, e.
a) Căldura totală generată prin arderea combustibilului, Qgen.
b) Entalpia aburului pentru 68.7 bar și calitate 80%
;
– Entalpia apei la 68.7 bar și 260C.
Ia=109.0kJ/kg
c) Creșterea de entalpie, , prin transformarea apei în abur de calitate 80%:
d) Căldura totală, Q, acumulată de către abur:
Eficiența termică a generatorului,
În sondă
În gaura de sondă pierderile de căldură în formațiunile traversate depind de
proprietățile fizico – chimice ale rocilor (compoziția mineralogică, conductivitatea termică, gradientul geotermic, difuzivitatea termică, etc) și de caracteristicile tehnice ale sondei (adîncime, diametrul țevilor de extracție, existența sau nu a unui packer termic de izolare, etc.).
Cumulativul de căldură injectat în sondă,( Qs)
, kJ
unde:
qab – debitul de curgere al aburului la gura sondei, t/d
t – timpul de injecție, zile
I – entalpia aburului de calitate Xs , la presiunea de injecție pinjection la gura sondei; I = xsIab+(1-xa) Ia, kJ/kg
Iab,Ia – entalpia aburului și respectiv entalpia apei, la presiunea de injecție, pinj..
Exemplu numeric
, kJ
Entalpia aburului de calitate Xs=19.6% la presiunea de injecție de Pinj=10.13bar:
(la Tinj=1840C)
în prima zi
după două zile
Pierderi de căldură de la sondă în formațiunile traversate, (Qfti)
kJ/h
unde:
H – adâncimea sondei, m;
ti – perioada de injecție, ore;
rl – raza interioară a țevilor de extracție, m
λf – conductivitatea termică a formațiunilor traversate de sondă, kJ/hm0C;
U – coeficientul global de schimb de căldură de la interiorul țevilor de extracție la suprafața formațiunii traversate de sondă, kJ/dm20C;
Tfi – temperatura aburului la presiunea de injecție de la gura sondei, 0C;
Ts – temperatura la suprafața solului, 0C;
b – gradientul geotermic, 0C/m;
– funcția de conducție nestaționară a căldurii prin formațiunile traversate; aceasta depinde atât de sondă și condițiile stratului traversat, cât și de valorile coeficientului de schimb total de căldură; , unde timpul adimensional este stabilit folosind relația:
; ore.
αt – difuzivitatea termică a formațiunilor traversate de sondă, m2/h;
ti – perioada de injecție, ore; poate fi de asemenea introdusă în zile (de injecție) cu schimbarea corespunzătoare a dimensiunilor celorlalți parametri fizici folosiți; ca o regulă obișnuită, ti = 24 ore (1zi)
r2 – raza exterioară a inelului de ciment;
n – numărul de zile de injecție.
În cazul în care spațiul inelar al sondei de injecție abur nu este izolat prin intermediul unui packer de coloană și aburului intră în coloana sondei, pierderile de căldură pot fi determinate prin folosirea aceleiași relații, unde coeficientul global de schimb de căldură, U, este infinit (U=∞). Într-un astfel de caz:
kJ/h
Cantitatea cumulată de căldură, Qftn, care este pierdută în formațiunile traversate de sondă poate fi obținută prin însumarea pierderilor zilnice considerând un anumit timp, ti:
kJ
Exemplu numeric:
Valorile timpului adimensional (folosirea parametrilor adimensionali în ecuații ce descriu procese fizice plasează aceste ecuații într-un domeniu general, matematic, nespecific):
Conducția termică nestaționară prin formațiunea traversată de către sondă:
Pierderile de căldură sunt calculate pentru cazul echipării unei sonde fără packer termic (spațiul inelar de producție tubing-coloană este neizolat)
Pierderile cumulative de căldură către stratele (formațiunile) traversate de sondă pot fi calculate prin însumarea pierderilor zilnice de căldură.
C. În zăcământ
În zăcămînt eficiența procesului va depinde atît de caracteristicile aburului injectat, cît și de caracteristicile fizico – chimice și termice ale rocii și fluidelor conținute. Din cantitatea de căldură transportată de abur în zăcămînt o anumită parte va fi cedată stratului productiv iar restul se va pierde în stratele adiacente.
Cantitatea cumulată de căldură, Qspi
Cantitatea de căldură cumulată, Qspi, care intră din sondă în stratul productiv, este calculată ca diferența între căldura injectată de la suprafață Qsu, și valoarea căldurii cedate stratelor traversate de către sondă, Qftn
, kJ
Exemplu numeric:
Cantitatea de căldură cumulată, Qspi, care intră din sondă în stratul productiv este calculată prin însumarea valorilor zilnice (Qsp1+Qsp2+….)
Eficiența termică a încălzirii stratului productiv,( Ei).
Eficiența termică de încălzire a stratului productiv, Ei, este exprimată ca raportul între căldura cedată stratului productiv (Qspi-Qsai) și căldura totală injectată în stratul productiv, Qspi.
,
unde:Qsai – căldura disipată din stratul productiv în stratele adiacente la timpul ti, kJ
Isai – căldura disipată în stratele adiacente, exprimată în procente, calculată în raport cu căldura injectată în stratul productiv cu relația:
%
unde :
B – rația capacitivă de căldură (heat capacity ratio) a stratului productiv și a stratelor adiacente
,
unde:
ml – porozitatea stratului productiv, fracție zecimală (dec.fr.)
St – saturația stratului productiv în țiței, dec.fr.
γt – greutatea specifică a țițeiului, kgf/mc
ct – valoarea căldurii specifice a țițeiului, kJ/kg0C
Sa – saturația în apă a stratului productiv, dec.fr.
γa – greutatea specifică a apei, kgf/mc
ca – valoarea căldurii specifice a apei, kJ/kg0C
γm – greutatea specifică a matricii rocii rezervor, kgf/mc;
cm – valoarea căldurii specifice a matricii rocii rezervor, kJ/kg0C;
γsa – greutatea specifică a stratelor adiacente, kgf/mc
csa – valoarea căldurii specifice a stratelor adiacente, kJ/kg0C;
– timpul adimensional relativ la dislocuirea stratului productiv,
,
unde:
h – grosimea stratului productiv, m
αsa – difuzivitatea termică a formațiunilor adiacente, m2/h;
ti – timpul, ore.
kJ
Cantitatea cumulată de căldură pierdută în stratele adiacente poate fi obținută prin însumarea valorilor zilnice; aceasta reprezintă căldura pierdută către stratele adiacente până la timpul ti.
Exemplu numeric:
Timpul adimensional pentru curgerea tranzitivă în stratul productiv:
Căldura disipată în stratele adiacente exprimată în procente de căldură injectată în stratul productiv:
Cantitatea cumulată de căldură pierdută(disipată) în stratele adiacente formațiunii productive este calculată prin însumarea valorilor zilnice:
Calitatea medie a aburului în interiorul stratului productiv, xspni
%
unde: xs – calitatea aburului la intrarea în sondă, %
xsai – declinul în calitate al aburului datorat pierderilor de căldură în stratele adiacente, %
xfpi – declinul în calitate al aburului datorat pierderilor de căldură în stratele traversate de sondă, kJ
Qftn – Cantitatea cumulată de disipare de căldură din stratul productiv în stratele adiacente la timpul, ti, kJ;
Qsai – disiparea de căldură din stratul productiv în stratele adiacente la timpul ti, kJ
kJ/h
L – căldura latentă de condensare a aburului, kJ/kg.
xspi – calitatea aburului la intrarea în stratul productiv, %
Tsp – temperatura inițială de zăcământ, 0C
λ – conductivitatea termică a stratelor adiacente, kJ/hourm0C.
h – grosimea stratului productiv, m;
Raza suprafeței invadate cu apă fierbinte incluzând aria invadată de către abur, este calculată prin utilizarea aceleiași relații ca cea folosită pentru abur, unde curgerea termică a aburului injectat în stratul productiv este calculată folosind relația:
kJ/h
unde:
Iasp – entalpia apei la temperatura inițială de zăcământ, kJ/kg
qinj – debitul de curgere al aburului injectat, kg/hour;
Exemplu numeric:
Caldura totala (abur+apă fierbinte) injectată din sondă în stratul productiv:
Caldura datorată aburului injectat în sondă:
Iab, Ia – entalpia aburului, respectiv entalpia apei la presiunea de injecție în sondă (se presupune că presiunea aburului nu se schimbă semnificativ la trecerea acestuia prin intervalul perforat și încălzit al sondei)
qinj= debitul de curgere al aburului, kg/d.
Exemplu numeric:
Eficiența termică de încălzire a stratului productiv reprezintă o fracțiune din cantitatea de căldură pe zi, primită de către stratul productiv, care este stocată în interiorul acestuia:
Întinderea, rab, a suprafeței stratului invadată de către abur, respectiv apă fierbinte
Mărimea , rab, a suprafeței stratului invadat de abur, respectiv apă fierbinte este calculat folosind relația:
m
unde:
Qspni – rația termică (căldura) injectată din sondă în stratul productiv ca căldură latentă de condensare, kJ/h.
Raza suprafeței stratului productiv încălzit de către abur și apă fierbinte:
Raza suprafeței stratului productiv invadată de abur (inclusă în aria invadată de abur și apă fierbinte):
Volumul poros încălzit de abur și apă fierbinte, viab+a, și respectiv de abur, viab.
Volumul poros încălzit de abur și apă fierbinte, viab+a, și respectiv de către abur, viab, este calculată folosind relațiile:
m3
m3
Diferența dintre relațiile de mai sus este:
m3
unde: h – grosimea stratului productiv, m
m – porozitatea , fracție zecimală
Exemplu numeric:
170.586 m3
99.807 m3
70.778 m3
Eficiența termică totală a sondei de injecție, etsi, la condiții de zăcământ date.
Eficiența termică totală a sondei de injecție, Etsi, în condițiile de zăcământ date, reprezintă o fracție din căldura din sondă care încălzește în mod efectiv stratul productiv.
%
unde:
kJ și reprezintă disipările de căldură în stratele traversate de sondă (QpSt) și în stratele adiacente (QpSa) cumulate în timpul fiecărui interval, ti.
Exemplu numeric:
Cumulativul de țiței, ΔN, dezlocuit.
Cumulativul de țiței, ΔN, dezlocuit în timpul fiecărei perioade de timp, ti, trebuie calculat pentru aria invadată (spălată) de către abur, (ΔNab) sau apă fierbinte, (ΔNa), respectiv, prin:
kg
unde:
γt – greutatea specifică a țițeiului, kgf/m3;
h – grosimea stratului productiv, m;
m – porositatea, fracție zecimală (dec.fr.)
Sra – saturația reziduală în țiței în zona spălată de apa fierbinte, dec.fr.
Srab – saturația reziduală în țiței în zona spălată de abur, dec fr.
Soi – saturația în țiței la începerea injecției de abur, dec. fr.
Exemplu numeric:
Cumulativul de țiței deplasat către sondele de reacție și liftat la suprafață, Npreal.
Cumulativul de țiței drenat către sondele de extracție și liftat la suprafață, ΔNreal., va fi dat prin introducerea coeficientului (Ec) care trebuie determinat experimental pe baza evaluării performanței unui panou pilot de injecție de abur, sau pe baza performanțelor unei sonde de injecție ciclică de abur, după realizarea a 2…3 cicluri experimentale.
unde Ec, teoretic, este cuprins între zero și 1.
În exemplul numeric următor, valoarea Ec=0.342 va fi folosită ca fiind coeficientul introdus, determinat în șantier, în două panouri, după 5 și respectiv 8 ani de injecție de abur.
Exemplu numeric:
Factorul de recuperare, F.R.i, specific fiecărei perioade de timp, ti.
Factorul de recuperare, F.R.i, specific fiecărei perioade de timp, ti, este dat de raportul dintre cumulativul real de țiței produs de către sondele de reacție și valoarea resursei, N, a panoului în care este realizată injecția.
, tone
, %
Exemplu numeric:
Rația medie abur-țiței, S.O.R.
Rația medie abur-țiței, S.O.R., este cantitatea de abur necesară pentru a produce o tonă de țiței:
, t/t;
Exemplu numeric:
CAPITOLUL IV: COMBUSTIA SUBTERANĂ
4.1 Aspecte teoretice.
Un număr important de zăcăminte de petrol cunoscute, conțin țiței având greutate specifică mare și vâscozitate ridicată. Aceste acumulări de țiței în mod normal nu răspund satisfăcător la procesele uzuale de recuperare, cauza constituind-o în principal valoarea mare a vâscozității țițeiului. Deoarece vâscozitatea variază substanțial cu temperatura performanța acestor zăcăminte poate fi îmbunătățită prin creșterea temperaturii de zăcământ ca urmare a adausului de căldură.
Concepută ca proces de recuperare termică a țițeiului încă din anul 1923 de către F.A. Haward și E.R. Walcott combustia subterană a fost aplicată pentru prima dată în șantier în anul 1934 în fosta Uniune Sovietică. Experimentul nu a reușit deoarece nu s-a putut aprinde amestecul aer – țiței din gaura de sondă. Tot nereușit a fost și experimentul din anul 1942 din Oklahoma – SUA.
Primele rezultate satisfăcătoare s-au obținut la schela Dalaware – Childers lângă Oklahoma unde lucrările au început în anul 1952.
În România primul experiment de combustie subterană a fost inițiat în anul 1964 pe zăcământul Panonian de la Suplacu de Barcău într-un panou de 0,5 ha, la o adâncime de 55 m.
În problema recuperării țițeiului prin combustie subterană s-au publicat multe rezultate experimentale atât în condiții de laborator cât și de schelă care au indicat că substanța care arde în strat este compusă din fracțiile cele mai grele ale țițeiului din zăcământ.
Procesul de combustie subterană constă în crearea unui front radial de ardere în jurul găurii sondei de injecție aer care ulterior este extins. Țițeiul din strat care începe să ardă la temperatura de 315 – 350o C, este aprins prin încălzirea zonei de strat în prezența oxigenului.
Inițierea procesului de combustie se poate realiza prin una din următoarele metode:
aprinderea cu arzător de gaze introdus în sondă;
aprinderea electrică cu încălzitor electric de strat;
aprinderea spontană cu oxidanți;
aprinderea catalitică cu oxidanți și catalizatori chimici.
Funcție de caracteristicile țițeiului de adâncimea și temperatura zăcământului cantitatea de căldură care este necesar să se introducă în strat într-un timp scurt este de cca 15106 kcal.
Agentul purtător de căldură și oxigen este aerul ( uneori îmbogățit în oxigen ) care după aprinderea țițeiului, continuă să fie injectat în strat pentru întreținerea arderii și a unei presiuni capabile să deplaseze atât frontul de ardere cât și gazele arse, gazele și vapori rezultați din distilarea țițeiului și din vaporizarea apei. Totodată este necesară limitarea temperaturii ce se realizează în coloană în dreptul perforaturilor precum și a duratei expunerii acesteia la temperaturi mari pentru a nu deteriora atât burlanele cât și inelul de ciment. Din acest motiv sondele de combustie se tubează cu liner șlițuit și necimentat în dreptul formațiunii.
Prin experimente de laborator s-a constatat că lățimea frontului de combustie care se deplasează în zăcământ este relativ mică, în jur de 10 cm. Viteza de avansare a frontului de combustie crește relativ liniar cu debitul de aer injectat care asigură și o ardere izotermă la o temperatură mai mare de 320o C.
Dacă debitul de aer injectat și viteza de ardere sunt constante, viteza de avansare a frontului de combustie este invers proporțională cu cantitatea de combustibil rezidual, având în vedere că frontul de combustie se deplasează numai după ce întreaga cantitate de cocs este ars, în spatele frontului rămânând nisip ars curat.
Profilul temperaturii în strat are forma unui val (fig. 4.1) căldura fiind transferată de la o zonă la alta prin conducție și prin convecție datorită fluidelor ce se deplasează în zăcământ.
Ecuația care reprezintă arderea într-un proces de combustie subterană are forma:
AER ( N2 + O2 ) + COMBUSTIBIL ( Cx + Hy ) N2 + CO2 + CO + H2O + O2 + fracții de hidrocarburi
Avansarea frontului de combustie se realizează în măsura în care se injectează aer. Dacă la aceste gaze se adaugă și gazele rezultate în urma procesului de ardere CO2, CO și vapori de apă frontul de combustie se va deplasa mai repede. Datorită acestui fapt pe măsură ce aceste gaze ajung în zone mai reci condensează, se amestecă cu țiței reducându-i vâscozitatea. Un rol preponderent în această privință îl are bioxidul de carbon care se dizolvă în țiței reducându-i vâscozitatea
În ceea ce privește distribuția temperaturii la un moment dat au fost făcute o serie de încercări de tratare analitică. G.W. Thomas a dat o rezolvare acceptabilă a acesteia pornind de la ideea că frontul de combustie nu acoperă întreaga grosime a stratului din cauza pierderilor din acoperișul și culcușul stratului. G.W.Thomas a făcut următoarele presupuneri [4] :
coeficienții de conductibilitate și difuzivitate nu sunt influențați de schimbările de presiune și temperatură;
oxigenul este consumat în proporție de 100 %;
proporția de oxigen în aer este constantă;
concentrația combustibilului este constantă, combustibilul fiind ars în întregime;
debitul masic de gaze care curge prin strat rămâne constant;
în zona de combustie nu curge lichid.
Pe măsură ce frontul de combustie avansează temperatura scade (fig.1.2.) deoarece cantitatea de oxigen este constantă iar frontul de combustie se extinde tot mai mult ( o tot mai mare cantitate de căldură se pierde în stratele adiacente ). La un moment dat datorită pierderilor tot mai mari de căldură și a unei cantități tot mai mici de oxigen ( frontul de ardere s-a dezvoltat iar cantitatea de oxigen este constantă ) este posibil ca flacăra de ardere să se stingă. Acest fapt a impus alegerea unei zone limitate de aplicare a procesului de combustie.
Pornind de la legea conservării energiei în cazul curgerii radiale a gazului scrisă în coordonate cilindrice Thomas a găsit o relație de forma:
T = f ( z, r, t )
unde:
T este temperatura la un moment dat;
z – distanța pe verticală măsurată de la linia mediană a frontului;
r – coordonata radială;
t – timpul considerat de la inițierea combustiei.
Astfel pentru un timp și o distanță pe verticală date, notând cu h grosimea stratului, se determină distribuția de temperatură în zăcământ având în vedere un debit injectat constant.
Pentru a efectua o operație de combustie subterană trebuie să se țină seama de o serie de factori cum ar fi:
cantitatea totală de aer ce trebuie injectată – depinde de mărimea zonei de zăcământ la care se aplică combustia
presiunea de injecție – depinde de permeabilitatea zăcământului și adâncimea la care se află stratul productiv
debitul de aer injectat – trebuie să fie astfel ales încât să asigure o viteză de deplasare a frontului de combustie de 10 cm/zi.
În funcție de debitul de aer injectat și de presiunea de lucru se aleg compresoarele.
Demararea procesului de combustie subterană se face prin injectarea prealabilă de aer în zăcământ la un debit de 5000-10 000 Nm3/zi timp de câteva zile în vederea saturării cu aer a zonei din jurul găurii de sondă. Aerul injectat se va canaliza prima dată în zonele cu permeabilitate mai mare iar după saturarea acestei zone va pătrunde și în zonele cu permeabilitate mai mică. Această saturare cu aer este necesară pentru a realiza ulterior o deplasare cât mai uniformă a frontului de ardere. În continuare debitul de aer este redus foarte mult astfel încât el să corespundă realizării amestecului necesar de gaze și aer a cărui ardere să producă aprinderea țițeiului în strat. Pentru realizarea acestei aprinderi este necesar să se dezvolte în gaura de sondă o cantitate de căldură de circa 5∙106 kcal în aproximativ trei zile.
În funcție de puterea calorică a gazului injectat rezultă debitele de aer și gaze ce trebuie injectate. Orientativ se pot recomanda un debit de 350 – 400 Nm3 gaze/zi și 3500 – 4000 Nm3 aer/zi.
În cazul zăcământului de la Suplacu de Barcău, aprinderea amestecului s-a realizat folosind un aprinzător de strat conceput de Gh. Aldea și V. Petcovici, prezentat în figura 4.2. Acesta constă din corpul arzătorului (3), camera de ardere (6) și camera de amestec (4). Corpul arzătorului și camera de ardere se introduc în sondă cu țevi de extracție de 3½ in, iar camera de amestec este introdusă cu țevi de 1½ in.
Prin spațiul inelar dintre cele două garnituri de țevi de extracție se injectează aerul iar prin țevile de 1½ in gazele. Aerul pătrunde în camera de amestec prin niște orificii în contracurent pentru omogenizarea amestecului.
Dispozitivul de aprindere este constituit dintr-o rezistență (5), învelită într-o carcasă metalică care se introduce cu ajutorul unui cablu (4), prin intermediul căreia se transmite curent electric la rezistență aducând-o în stare de incandescență. În felul acesta amestecul aer – gaz este aprins, arderea producându-se în camera de ardere (6).
În afara cablului ce trece prin țevile de 1½ in mai există un cablu electric atașat la țevile de extracție de 3½ in care face legătura între dispozitivul de înregistrare a temperaturii la suprafață și termocuplul fixat la arzător.
După stabilirea debitelor de aer și gaze se face contactul electric pentru încălzirea rezistenței. În două trei minute amestecul se aprinde, lucru sesizat atât prin creșterea temperaturii înregistrate la suprafață (peste 800 oC) cât și prin variația curentului electric.
Fig. 4.2. Aprinzător de strat (Gh. Aldea, V. Petcovici )
După aprindere se întrerupe alimentarea rezistenței cu curent electric. Se păstrează în continuare, timp de trei zile, debitele de aer și gaze pentru dezvoltarea celor 15∙106 kcal necesare aprinderii țițeiului din zăcământ, după care injecția de gaze se întrerupe continuându-se injecția de aer la un debit de 20000 – 25000 Nm3/zi. Acest debit de aer este necesar pentru întreținerea și deplasarea frontului de ardere în zăcământ. Aerul secundar se introduce la un debit de aproximativ 10000 – 12000 Nm3/zi și servește la răcirea coloanei. Gazul folosit pentru aprinderea stratului productiv este un amestec de metan în proporție de 96,5% și etan în proporție de 1,2%. Având în vedere că puterea calorică HCH4 = 8542 Kcal/Nm3 metan ars și HC2H6 = 15201 Kcal/Nm3 etan ars se obține puterea calorică a amestecului Ham= 8625 Kcal/Nm3 amestec ars. Debitul de aer secundar e dat de necesarul de a răci un metru cub de gaze arse de la temperatura inițială de 1800 oC la temperatura finală de 800 oC, și se determină din relația:
ρmed gaze arse · cpgazearse·(1800-800) = ρaer· cpaer ·(800-15) · n Nm3 aer
unde
– n reprezintă numărul de normali m3 aer secundar necesar a răci 1 m3 de gaze arse de la 1800 la 800 oC
Instalația de inițiere a combustiei subterane de la gura sondei este prezentată în figura 4.3.
Fig. 4.3. Instalația de inițierea combustiei subterane montată la gura sondei
Pentru ca un zăcământ să poată fi exploatat cu eficiență prin combustie subterană trebuie să îndeplinească anumite caracteristici:
Presiunea de injecție trebuie să rămână inferioară presiunii litostatice astfel încât frontul de combustie să cuprindă formația și să nu producă fisurări sau canalizări de gaze. Se admite ca adâncime minimă 50 m.
Adâncimea maximă este condiționată de presiunea de injecție care ridică costul comprimării. Pentru zăcăminte depletate se ajunge la valoarea 1500-2000 m. La un zăcământ s-au efectuat experiențe la adâncimea de 3500 m (West Heidelberg, Cotton Valley).
b. Temperatura nu are valori limită. Temperatura mare de zăcământ favorizează inițierea combustiei subterane prin aprindere spontană și crește stabilitatea procesului de combustie.
c. Grosimea efectivă h trebuie să fie mai mare de 2-3 m și mai mică de 15-20 m. Aceste limite sunt determinate de problema reducerii pierderilor de căldură pe verticală spre stratele adiacente.
Pierderile mari de căldură pot influența propagarea frontului și chiar scăderea temperaturii sub valoarea necesară continuării arderii. Grosimile mari de strat determină un volum mai mare de aer comprimat și de asemenea poate apărea segregația aerului către partea superioară a zăcământului.
d. Mărimea zăcământului influențează eficiența economică a procesului de combustie subterană
e. Tipul rocii rezervor – cele mai indicate sunt nisipurile și gresiile cu un conținut de argile de 20-25 %. La nisipurile murdare, prezența argilei crește capacitatea de absorbție a cocsului pe suprafețele porilor.
Prezența microfisurilor în gresii constituie un factor defavorabil; pot apărea canalizări ale aerului injectat iar autoântreținerea procesului de combustie devine dificilă (Stănești și Dofteana-România). Conținutul rocii în metale ca vanadiu, nichel, crom și altele constituie un factor pozitiv, metalele fiind catalizatori ai reacțiilor de oxidare. Procesul de combustie subterană s-a aplicat și la calcare.
f. Pentru un zăcământ cu porozitate de 20 % saturația inițială în țiței trebuie să fie mai mare de 40% având în vedere că o parte ( 10 – 15%) se consumă în procesul de ardere.
g. Permeabilitatea trebuie să aibă valori mai mari de 100 mD pentru țițeiurile grele și vâscoase în special la zăcămintele situate la mică adâncime unde presiunea de injecție a aerului este limitată. La țițeiurile ușoare , care au densitatea mai mică de 850 kg/m3 și pentru adâncimi de 1200 – 1400 m permeabilitatea poate scădea la 25-50 mD
Combustia subterană directă
Combustia subterană directă (uscată) este procesul în care frontul de ardere are același sens de deplasare cu comburantul (aerul) injectat în zăcămînt pentru întreținerea și desfășurarea frontului.
Pe distanța de la sonda de combustie (injecție) la sonda de producție, în funcție de fenomenele care au loc în zăcămînt, se formează șapte zone diferite, fig 4.4 care în sensul curgerii sunt următoarele:
Zona de nisip ars, curat, prin care se filtrează aerul care alimentează frontul de combustie. Saturația în faza lichidă (țiței și apă) este zero, iar saturația în gaze (aer) este maxima (100%). Temperatura crește spre frontul de combustie cu o pantă foarte mică în apropierea acestuia.
Zona de ardere este îngustă și în ea are loc arderea combustibilului depus, cocsul. Compoziția chimică a combustibilului, variază de la compoziția unui țiței obișnuit, în avalul zonei, la unul format numai din carbon, la limita din amonte a zonei. În această zonă se atinge temperatura maximă sau temperatura vîrf din frontul de combustie.
Zona de ardere, cracare și vaporizare-condensare, este zona cu cele mai intense reacții de ardere și cracare din timpul procesului. În această zonă are loc arderea combustibilului care, pierzând prin distilare fracțiile ușoare, devine din ce în ce mai vâscos, pentru ca în final, prin cracare, să devină mai consistent până ce apare ca o masă solidă, imobilă pe particulele de nisip ce se va consuma în zona a doua.Tot în timpul reacțiilor de ardere încep să apară oxizii de carbon și apă de combustie.Au loc fenomene de vaporizare a unor fracții mai ușoare,și de condensare a unor fracții mai grele.Datorită acestor fenomene simultane, variația temperaturii este foarte mică, obținându-se așa numitul platou de abur.
Zona primului banc de țiței, se caracterizează printr-o creștere a saturației în această fază, care este un țiței ușor, cu densitate mică, ce provine din distilarea țițeiului din zona 3. Acest dop de țiței acționează ca un dop miscibil în procesul de dezlocuire a țițeiului aflat în fața sa.
Zona bancului de apă, cuprinde o zonă cu saturație mai mare în apă, constituită din apă de combustie și din apă ireductibilă ce a existat în zonele parcurse de front. Datorită temperaturilor înalte din aceste zone această apă s-a evaporat pentru ca, în această zonă 5, datorită scăderii temperaturii, să condenseze. Temperatrua continuă să se apropie de temperatura formației.
Fig.4.4 Reprezentarea schematică a saturațiilor și a distribuției de temperaturăîn procesul de combustie subterană.
Zona celui de-al doilea banc de țiței, cuprinde țițeiul dezlocuit de bancul de apă, în care temperatura este egală cu cea a formației.
Zona virgină, este zona neafectată de proces, iar starea de saturație este cea de dinaintea aplicării procesului.
Din analiza zonelor prezentate și din profilul temperaturii și astării de saturație se desprind următoarele caracteristici ale procesului de combustie subterană directă.
în spatele fronutului de combustie nu există cocs nears, frontul de combustie nu avansează decât după ce a consumat întreaga cantitate de cocs depusă;
cea mai mare parte din căldura degajată prin ardere în spatele frontului de combustie, în timp ce în fața frontului variația temperaturii este foarte redusă. O mare parte din căldura produsă în timpul procesului rămâne nefolosită, neparticipând la procesului de dezlocuire a țițeiului;
viteza de deplasare a frontului de combustie este direct proporțională cu fluxul de aer injectat, atât timp cât acesta nu depășește fluxul corespunzător vitezei de ardere aferentă temperaturii maxime din frontul de combustie.
În procesul de dezlocurie a țițeiului, de la sonda de producție spre sonda de extracție, acționează mai multe mecanisme, după cum urmează:
dezlocuirea țițeiului cu gaze, în special gaze de combustie și gaze hidrocarburi-fracțiile cele mai volatile din țiței;
dezlocuirea cu gaze și apă de combustie a cărei temperatură crește spre frontul de combustie;
dezlocuirea cu agent miscibil, format din fracțiile ușoare de țiței și care, amestecându-se cu țițeiul din zăcământ îi micșorează vâscozitatea, mărindu-i mobilitatea;
în zonele 2 și 3 are loc ”dezlocuirea” țițeiului existent în zăcământ prin procesele de distilare și cracare.
În concluzie se poate vorbi de existența a cinci fronturi consecutive de dezlocuire a țițeiului în ordine, dinspre sonda de extracție către sonda de injecție:
front de dezlocuire cu gaze;
front de dezlocuire cu gaze și apă;
front de dezlocuire cu gaze și agent miscibil;
front de ”dezlocuire prin distilare”;
front de ”dezlocuire prin cracare”;
Ceea ce rămâne după trecerea celor 5 fronturi de dezlocuire formează cocsul, combustibilul necesar autoîntreținerii procesului de combustie.
O variantă care îmbunătățește performanțele procesului de combustie directă este combustia cu oxigen. Într-un astfel de proces comburantul folosit nu este aerul, ci un alt gaz ce conține oxigen în proporție de 90-99%.
Distribuția saturațiilor și a temperaturii în zăcământ sunt similare cu cele de la combustia directă. De asemenea, cantitatea de cocs depus pe m3 de rocă și temperatura vârf din frontul de combustie sunt comparabile cu cele de la combustia directă cu aer.
Aplicarea combustiei cu oxigen prezintă următoarele avantaje:
pentru viteze egale de dezlocuire a țițeiului, debitele de gaze injectate și extrase sunt de ordinul a cinci ori mai mici;
cantitatea de dioxid de carbon produs în zăcământ este mult mai mare, rezultând o serie de avantaje: reducerea vâscozității țițeiului, creșterea factorului de volum al țițeiului ca urmare a dizolvării dioxidului de carbon, creșterea mobilității țițeiului, îmbunătățirea proprietățiilor de curgere ale mediului ca urmare a reacției dioxidului de carbon cu mineralele carbonatice, acțiunea de stabilizare a argilelor, etc;
reducerea fenomenului de segregare, deoarece dioxidul de carbon format are densitate mult mai mare decât gazele formate în combustia obișnuită.
Limitarea aplicării combustiei cu oxigen este dată de costul ridicat al carburantului folosit, de corodarea accentuată a materialului tubular din gaura de sondă sau a conductelor de transport.
4.1.2. Combustia subterană inversă
Este procesul în care frontul de ardere se deplasează în sens invers curentului de aer. Combustia inversă constă în aprinderea stratului în zona de producție, formarea unui front de ardere și alimentarea în continuare a frontului de ardere prin injecția de aer în sonda de injecție propriu-zisă. Fluidele trebuie deci să traverseze zona de înaltă temperatură unde hidrocarburile suferă o schimbare chimică importantă. Oxigenul aprinde fracțiile cele mai oxidabile și atunci produsele de piroliză formează un depozit de cocs care rămâne fixat pe formațiunea solidă în regiunea depășită de frontul de combustie. Țițeiul încălzit și cu vâscozitate mică este împins spre sonda de producție prin zona încălzită.
Se pot defini următoarele zone, (fig.4.5):
Zona 1 – Formațiunea are caracteristicile sale inițiale. Aerul spală această zonă și dacă temperatura zăcământului și oxidabilitatea țițeiului sunt ridicate se produc deja unele reacții de oxidare.
Zona 2 – Temperatura crește datorită conducției de la zona caldă situată în aval și a începerii oxidării. Se produc: vaporizarea apei din zăcământ, distilarea fracțiilor ușoare de țiței, cracarea unor hidrocarburi. Fracțiile în stare de vapori și lichidă sunt antrenate către aval iar unii compuși formează cocs.
Zona 3 – Zona de combustie. Temperatura atinge valoarea maximă; în reacțiile de oxidare se consumă tot oxigenul neutilizat în mecanismele de reacție din zonele precedente.
Fig. 4.5. Reprezentarea schematică a saturațiilor și a distribuției de temperatură în procesul de combustie subterană umedă.
Zona 4 – Cocsul care nu a ars rămâne depozitat pe rocă, fluidele curg către aval în stare de vapori sau lichid. Temperatura în aval rămâne teoretic egală cu aceea a frontului de combustie. În realitate, ținând cont de pierderea de căldură la traversarea formației, valoarea sa descrește pe măsură ce zona de combustie se depărtează. Rezultă aici o recondensare a fracțiilor distilate din țiței și eventual a vaporilor de apă. La combustia inversă modelul de deplasare nu este aplicabil; apar fenomene de instabilitate a arderii, întârziere la aprindere, timpul de desfășurare este scurt în comparație cu cel de aprindere.
Combustia subterană inversă este indicat a se aplica pentru exploatarea nisipurilor bituminoase.
De-a lungul timpului s-au încercat o serie de metode conexe procesului de combustie. Spre exemplu:
a) – combustia cu gaze recirculate („proces cu undă termică”) care constă în diluarea aerului de injecție cu gaze de ardere rezultate eventual de la sondele de reacție. Aceasta duce la creșterea capacității termice a gazului injectat. Se obține o reducere a conținutului de oxigen O2 din aer de până la circa. 6 %. Testele efectuate pe zăcământ cu această metodă arată că este neeconomică din cauza consumului suplimentar de energie pentru comprimare;
b) – folosirea stimulării termice a sondelor de producție, combinată cu procesul de combustie. Stimularea termică se realizează prin:
– injecție ciclică de abur- se utilizează pentru creșterea mobilității țițeiului și pentru a permite continuarea combustiei;
– încălzirea sondei prin: introducerea de gaze fierbinți de la un generator ( sau alte fluide fierbinți) sau încălzirea electrică;
c) – utilizarea aerului îmbogățit în oxigen sau chiar a oxigenului pur. Aceasta determină un conținut mare în CO2 a gazelor rezultate în urma combustiei (la 99,5% O2, gazele de combustie conțin aproximativ 93 % CO2), cost mai mic pentru compresia oxigenului injectat, posibilitatea aplicării combustiei la zăcăminte la care nu s-a putut aplica combustia cu aer. Conținutul mare de CO2 determină scăderea vâscozității țițeiului și posibilitatea reutilizării CO2 din gazele de la sondele de producție în același zăcământ sau în altul .
d) –injecția de apă în zona arsă. După încheierea procesului de combustie în panoul respectiv, prin fosta sondă de combustie se injectează apă ceea ce determină o serie de efecte ca:
1) preluarea căldurii înmagazinate în roca din zona arsă și transferarea sa în fața frontului de combustie, mărind considerabil volumul de țiței afectat de combustie;
2) reducerea consumului de țiței ars în zăcământ prin faptul că, răcind roca colectoare se împiedică procesul de oxidare și cocsare care continuă după oprirea injecției de aer la contactul aer- țiței cald;
3) creșterea eficienței de inundare, apa acționând cu predilecție în partea mai coborâtă pe structura afectată de combustie ș.a.
4.1.3 Combustia subterană umedă
În cursul procesului de combustie în zăcământ se dezvoltă o energie termică mai mare decât cea introdusă în zăcământ prin injecție de abur. Se apreciază că în urma combustiei uscate [5], aproximativ 70% din căldura generată în zăcământ rămâne în spatele frontului de combustie. Aerul care se injectează pentru întreținerea arderii deoarece are o căldură specifică redusă, preia numai circa 20% din această căldură și o transportă înaintea frontului de combustie. În vederea îmbunătățirii eficienței procesului s-au efectuat și experimente pentru utilizarea apei ca agent termic de transport a căldurii generate în zăcământ. Procesul de combustie în care se injectează aer și apă simultan sau alternativ, iar curentul de fluide are același sens cu sensul de deplasare al frontului de combustie, se numește combustie umedă.
Procesul de combustie umedă (COFCAW- combination of forward combustion and waterflooding, cum este denumit în literatura anglo-saxonă de specialitate) datorită performanțelor sale, a primit o atenție deosebită atât pe plan teoretic, cât și experimental încercându-se clasificarea diferitelor variante ale sale. S-a indicat începerea injecției de apă după ce frontul de combustie a parcurs 40-50 % din distanța dintre sonda de injecție și cea de producție [6]. Una din descrierile clare dar idealizate ale diferitelor situații ce pot fi întâlnite în combustia umedă, dintre care și un model matematic este dată de Beckers și Harmsten.În funcție de rația apă/aer, Prats Michel apreciază că procesul poate fi clasificat astfel [7]:
– combustia normal umedă;
– combustia optim umedă;
– combustia parțial umedă.
Indicațiile schematice ale unor caracteristici ale procesului de
combustie umedă comparativ cu cea uscată sunt prezentate în figura 4.6.
Fig.4.6. Reprezentarea schematică a proceselor de combustie pentru diferite rații apă-aer
J. Burger clasifică procesul de combustie umedă în funcție de rația de injecție apă-aer în combustie umedă propriu zisă și combustie superumedă [9].
Dacă rația de injecție apă – aer nu este prea ridicată se obține regimul de combustie umedă descris schematic prin figura 4.8.
Se pot distinge cinci zone.
Zona 1. Această zonă a fost deja parcursă de frontul de combustie, ea conține puțin sau deloc hidrocarburi. Temperatura aici fiind inferioară celei de echilibru lichid-vapori, pentru apă este o curgere bifazică. Există deci o saturație în apă lichidă și o parte importantă din apa injectată nu atinge frontul de vaporizare.
Zona 2. Apa este în stare de vapori în această zonă și porii sunt saturați de aerul injectat și vapori de apă. Frontul de vaporizare al apei injectate se găsește la frontiera dintre prima și a doua zonă, regiune în care gradientul de temperatură este foarte important.
Zona 3. Zona de combustie. Oxigenul este consumat prin combustie de hidrocarburile nedeplasate și de cocs-ul depus în rocă, format în avalul acestei zone.
Zona 4. Zona de vaporizare-condensare. Temperatura în această zonă este puțin diferită de aceea de vaporizare a apei. Se produce aici o condensare progresivă a vaporilor de apă proveniți din apa injectată și din combustie. De altfel, fracțiile ușoare și intermediare de țiței sunt vaporizate și transportate către aval.
Zona 5. Se observă în avalul palierului de vaporizare condensare o scădere a temperaturii și existența unui banc de apă, apoi un banc de țiței. Se revine apoi progresiv la caracteristicile inițiale de zăcământ.
Când rația apă-aer crește, energia degajată prin combustie și înmagazinată de formațiune în amonte de frontul de combustie devine insuficientă pentru a vaporiza în totalitate apa injectată. Regiunea de temperatură înaltă, zona 2 și 3 din figura 4.8 devine din ce în ce mai îngustă și eventual dispare. În anumite condiții este posibil de a realiza propagarea unei zone calde de nivel termic uniform, apropiat de temperatura de vaporizare a apei la presiunea de lucru. Acesta este procesul denumit combustie superumedă și se caracterizează prin următoarele trăsături:
există o saturație de apă lichidă în toată zona caldă;
reacțiile exotermice necesare întreținerii fenomenului se desfășoară în toată zona caldă unde coexistă hidrocarburi și oxigen;
ca urmare a nivelului termic moderat al zonei calde, fenomenele de piroliză sunt mai puțin importante și reacțiile de oxidare sunt de altă natură decât în cazul unei combustii la temperatură înaltă;
deplasarea țițeiului nu este totală în zona traversată de unda de căldură.
Avantajele combustiei umede sunt:
apa introdusă în zăcământ în contact cu roca fierbinte din spatele frontului de combustie se vaporizează în mare parte și deplasându-se în fața frontului mărește eficiența de dezlocuire a țițeiului;
se reduce uneori până la de două ori necesarul de aer pentru că se depune mai puțin cocs;
din același motiv are loc o deplasare mai rapidă a frontului de combustie;
se distribuie și se utilizează mai eficient căldura care i-a naștere în procesul de combustie.
4.2. Metodologia de proiectare
În vederea executării unui proiect de combustie subterană trebuie determinați următorii parametri:
– cantitatea totală de aer necesar procesului;
– debitul de aer injectat pe măsura evoluției procesului de combustie;
– cantitatea de țiței extrasă;
– cantitatea de apă extrasă;
– durata operației.
Toți acești parametri se referă la panoul la care se aplică combustia.
Metodologia de proiectare folosită în prezent este cea preconizată de Nelson și Mc. Neil [4].
Pentru a face o proiectare corectă este necesar să se țină seama de calitățile țițeiului din zăcământul respectiv și de condițiile de zăcământ.
În tabelele 1.3.3, 1.3.4, 1.3.5, 1.3.6, sunt prezentate valorile medii ale principalelor caracteristici fizico – chimice ale stratului și ale fluidelor conținute [40].
Tabelul 4.1.
Valori medii ale principalelor caracteristici fizico – chimice ale stratului
Tabelul 4.2.
Valori medii ale principalelor caracteristici fizico – chimice ale țițeiului
Tabelul 4.3.
Valori medii ale principalelor caracteristici fizico – chimice ale apei de zăcământ
Tabelul 4.4.
Valori medii ale principalelor caracteristici fizico – chimice ale rocii magazin
Panoul la care facem referire (fig 4.2.1) se găsește in zona mediană, fiind format din sondele: 2577 , 2596 , 3235 , 2570 , aria panoului este de 11024 m2 stratul având o grosime medie de 17 m
Cantitatea totală de aer necesară procesului de combustie
Cantitatea de combustibil consumat pentru un metru cub de nisip ars în tubul experimental este dat de relația
G= = 34,6 kg combustibil/1m3 nisip ars
unde:
Gtotal – reprezintă greutatea totală de combustibil ars fiind egal cu suma greutății carbonului și a hidrogenului din combustibil ars. [39]:
Ținând seama că porozitatea în cazul zăcământului Suplacu de Barcău este de 32% cantitatea de combustibil ars pentru un metru cub de zăcământ este:
G* = G’
G*=34,6 = 35,9 kg combustibil ars / 1 m3 zăcământ
Volumul de aer ce revine unui kg.de combustibil ars este:
= = = 11,4 Nm3 aer / kg combustibil
Volumul de aer injectat pentru 1m3 zăcământ ars este
Caer =
Caer = 11,4 ·35,9 = 409 Nm3 aer / 1 m3 zăcământ
Admițând o eficiență totală a spălării ET de 36% consumul specific de aer este:
A = ET · Caer
A= 0,36 ·409 =147 Nm3 aer / 1 m3 zăcământ din panou
Volumul total de aer necesar VT este dat de consumul specific de aer A înmulțit cu volumul panoului Vp
VT = A · Vp
Vp = Ap · z
unde:
Ap – aria panoului;
z – grosimea stratului.
Din relația (5.6) rezultă Vp = 11024 · 17 = 187408 m3
Din relația (5.5) rezultă VT = 187408 · 147 = 27,5·106 Nm3
Debitul de aer și evoluția sa în timp
Dacă se admite o viteză minimă de avansare a frontului pentru menținerea arderii de vmin= 0,04 m/zi timpul necesar pentru arderea unui metru cub de zăcământ va fi:
t= = = 25 zile
Debitul zilnic de injecție pentru arderea unui metru cub de zăcământ este = 16,3 Nm3 / zi
Acest flux ar putea fi considerat și un debit specific , necesar deplasării unei suprafețe de ardere de 1m3 cu viteza de 0,04 m / zi,
U min = 409 · 0,04 = 16,36 Nm3 aer / zi și m2 suprafață front de ardere
Pentru a calcula debitul de aer necesar în vederea realizării unei viteze a frontului de ardere vmin corespunzător unui anumit factor de inundare și ținând totodată seama și de dimensiunea rețelei respective s-a făcut apel la un termen adimensional iD stabilit cu ajutorul modelului potențiometric.
Astfel, pentru o rețea în cinci puncte au rezultat următoarele valori:
În aceste condiții debitul de aer necesar este dat de relația:
Qaer = iD · Umin
unde:
a – latura panoului pătratic
Deși anterior s-a admis un factor de inundare pe orizontală de 60% se alege o valoare pentru iD = 4,77 corespunzătoare unui factor de inundare de 55% deoarece valoarea de 60% conduce la debite aproape imposibil de realizat. Prin urmare, debitul de aer va fi:
Qaer = 4,77 · 16,36 · · 17 = 97805 Nm3/zi
În prima fază t1 a combustiei frontul de ardere se extinde radial, iar debitul de aer crește liniar până la atingerea valorii de Qaer .
Admițând o valoare r1 , a razei zonei pe care s-a extins frontul de ardere după timpul t1 și o viteză de deplasare a frontului v1 , se poate afirma că până la scurgerea timpului t1 , debitul de aer va fi:
Qaer = 2 π r h U1
U1 = v1Caer
iar pentru momentul corespunzător lui t1
Q*aer = 2 π r1 hCaer v1
valoare ce este egală în același timp cu Qaer .
Pentru v1 se admite valoarea maximă de deplasare a frontului de ardere de 15 cm/zi.
Prin urmare timpul t1 în faza de creștere a debitului de aer injectat, rezultă din relația evidentă:
t1 = r1 / v1 = = =99 zile
Volumul de aer injectat V1 în această perioadă va fi:
V1 = Qaer = 97850 = 4.8 · 106 Nm3
Admițând, în continuare, o perioadă similară de timp și, în consecință, un volum egal de aer injectat către sfârșitul procesului de combustie, când debitul de aer descrește liniar de la valoarea maximă la zero, rezultă :
t1 = t2 si V3 = V1
Cunoscând volumul total de aer necesar pentru întreg panoul VT rezultă volumul de aer injectat în perioada a doua :
V2 = VT – V1 -V3
V2 = 27,5 106 – 4,8 106– 4,8 106 = 17,9 106 Nm3
Timpul cât durează a doua perioadă este :
t2 = = = 183 zile
Evoluția debitului de aer în timp este ilustrată în figura 1.24
Fig. 4.2.2. Evoluția debitului de aer in timp
Cantitatea de țiței extrasă
Pe baza unor observații pe carote luate în șantier s-a constatat că în afara țițeiului produs prin deplasarea frontului de ardere se mai recuperează țiței și din zonele nearse datorită depletării și datorită faptului că în aceste zone se face simțit efectul încălzirii.
Se admite o eficiență volumetrică realizată de frontul de ardere de 33%
ET = EO ∙ EV
unde:
EO reprezintă eficiența spălării pe orizontală;
EV – eficiența spălării pe verticală.
Cantitatea de țiței deplasat din zona arsă poate fi calculată pe baza diferenței dintre țițeiul conținut inițial în acea zonă și țițeiul consumat drept combustibil. Acesta din urmă după cum a rezultat din calcul are valoarea :
G* = 35,9 kg. combustibil / m3 de zăcământ ars
Cantitatea totală de țiței conținut în zona arsă are valoarea :
N1= ET ∙Vp ∙mzăc sți = 0,33 ∙ 187408 ∙ 0,32 ∙ 0,85 = 16822 m3
Cantitatea de țiței consumat prin arderea zonei respective va fi:
NC = ET ∙Vp ∙G* = 0,33 ∙ 187408 ∙ 35,9 = 2,2 ∙ 106 kg țiței sau 2245 m3 țiței
Țițeiul provenit din zonele nearse este estimat la o valoare de 40%. Prin urmare:
Nr = Vp(1-ET) 0,4 mzăc sți = 187408 ∙ (1-0,33) ∙ 0,4 ∙ 0,32 ∙ 0,85 =13661m3
Țițeiul provenit din zona arsă are deci valoarea :
N2 = N1 – NC = 16822 m3 – 2245 m3 = 14577 m3
Țițeiul total recuperat are valoarea
N = N2 + Nr = 1477 + 13661 = 28238 m3
Rezerva inițială de țiței din panou este :
N = Vp mzăc sți = 187408 ∙ 0,32 ∙ 0,85 = 50975 m3
Factorul final de recuperare are valoarea:
= = = 0,55 sau 55%
Această valoare ridicată a factorului final de recuperare se datorează faptului că Nelson și Mc. Niel admit o recuperare prea mare de țiței din zona nearsă. Rația aer – țiței are valoarea :
R.A.T. = = = 633 N m3 aer / m3 țiței
Cantitatea de apă extrasă din panou
Pe baza analizei cantitative a gazelor rezultate din combustia efectuată pe tubul experimental cantitatea de apă produsă a fost Gapă = 0,69 kg. Împărțind această valoare la volumul tubului experimental rezultă:
Apă din combustie = = = 47,5 kg apă / m3 nisip ars în tub
sau
Apă din combustie = F = · 1,04 = 49,4 kg apă / m3 zăcământ ars,
unde factorul F este dat de relația:
F =
Cantitatea de apă interstițială aflată într-un m3 de zăcământ este:
Apă interstițială = mzăc saiρa = 0,32 · 0,15 · 1100 = 52,8 kg apă / m3 de zăcământ
unde ρa reprezintă densitatea apei interstițiale în N / m3
Considerând că din zona nearsă nu se produce apă și că eficiența volumetrică este de 33% se poate determina cantitatea totală de apă produsă în decursul procesului de combustie:
Apă totală = (Apă din combustie + Apă interstițială) · VP · ET
Apă totală = (49,4+52,8) · 187408 · 0,33 = 6320 m3
Rația apă – aer va fi :
R.A.A.== =3,510-4 m3 apă / N m3 a
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Combustia Subterana (ID: 162146)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.