Master Inginerie de Zăcământ [601796]

Universitatea “PETROL -GAZE” Ploiești
Facultatea de Inginerie a Petrolului și Gazelor
Master Inginerie de Zăcământ

STUDIU ASUPRA OPTIMIZĂRII EXPLOATĂRII
ZĂCĂMÂNTULUI SUPLACU DE BARCĂU PRIN
APLICAREA METODELOR TERMICE

COORDONATOR PROIECT:
DR. ING. IONESCU EUGEN MIHAIL
MASTERAND: [anonimizat]- PANĂ RĂZVAN MARIUS

Ploiești
* 2013 *

2

CUPRINS

INTRODUCERE …………………………………………………………………………………..4

CAP. 1. METODE TERMICE DE EXPLOATARE A ZĂCĂMINTELOR CU
ȚIȚEI VÂSCOS ……………………………………………………………………………………6

1.1.Combustia subterană. Principii generale ………………………………………………..…..6
1.1.1. Combustia subterană directă …………………………………………………………..11
1.1.1.1. Modelul avansării frontale ………………………………………………………..11
1.1.1.2. Modelul by -pass……………………………………………………………..……12
1.2. Injecția de abur. Aburul ca agent termic de recuperare………………………………..…15
1.2.1. Injecția ciclică de abur ……………………………………………………………..…20
1.2.1.1. Caracteristicile injecției ciclice de abur ……………………………………..……23
1.2.1.2. Estimarea performanțelor injecției ciclice ……………………………………..…23

CAP. 2. EVOLUȚIA EXPLOATĂRII ZĂCĂMÂNTULUI PANONIAN SUPLACU DE
BARCĂU ȘI METODE DE CREȘTERE A EFICIENȚEI PROCESULUI DE COMBUSTIE
SUBTERANA……………………………………………………………………………………..27

2.1. Prezentare generală ………………………………………………………………………..27
2.1.1 Stratigrafia și litologia …………………………………………………………….……29
2.1.2 Tectonica ……………………………………………………………………………….30
2.1.3.Unități hidrodinamice ………………………………………………………………….33
2.2.Considerații privind exploatarea anterioară a zăcământului ……………………………….33
2.3.Creșterea eficienței pr ocesului de combustie subterană ………………………………..…34
2.3.1. Injecția de apă la sfârșitul procesului de combustie uscată …………………………..34
2.3.2. Combustia subterană umedă …………………………………………………………..37
2.3.3. Combustia cu oxigen…………………………………………………………………..38

CAP. 3. ASOCIEREA SONDELOR ORIZONTALE METODELOR TERMICE DE
RECUPERARE A ȚIȚEIULUI ………………………………………………………………….40

3.1. Sonde orizontale. Considerații generale ……………………………………………………40
3.2. Asocierea sondelor orizontale procesului de injecție de abur …………………………….42
3.3. Asocierea sondelor orizontale procesului de combustie subterană ………………………..43

CONCLUZII ………………………………………………………………………………………46
BIBLIOGRAFIE ………………………………………………………………………………….48

3

INTRODUCERE

Prin exploatare primară a unui zăcământ de țiței se înțelege exploatarea care are loc
folosind energia naturală existentă în zăcământ, precum: destinderea elastică a rocilor și
fluidelor; expansiunea gazelor ieșite din soluție; împingerea naturală de apă; destinderea gazelor
din zona cupolei de gaze; efectul gravitațional.
Exploatarea secundară este exploatarea realizată prin intervenția operatorului, după
exploatarea primară într -o anumită etapă de desfășurare a acesteia sau în cazul zăcămintelor noi
chiar de la începutul exploatării prin aplicarea așa- numitor metode convenționale de injecție de
apă și gaze sau prin aplicarea unor metode noi, în vederea suplimentării energiei de zăcământ și creșterii factorului final de recuperare.
Exploatarea terțiară se referă la exploatarea care urmează celei secundare, metodele
referindu -se la combustia subterană după inundarea cu apă, injecția de abur după combustia
subterană, injecția de apă cu soluții micelare după inundarea cu ap ă, urmată de injecția de apă cu
polimeri, injecția de CO
2 după inundarea cu apă, etc.
Injecția de apă

Convenționale Injecția de gaz

Alte metode ce folosesc injecția de apă sau gaz
Injecția de apă

Metode de exploatare Ciclică
Termice Injecția de abur
Continuă

Directă
Combustia subterană Inversă
Uscată
Umedă

Injecția de polimeri
Chimice Injecția de soluții alcaline
Neconvenționale Injecția de subst. tensioactive
Injecția de soluții micelare
Injecția de CO
2
Miscibile Injecția de gaze inerte
Injecția de solvenți
Injecția de gaze la pres locală
Injecția de CO
2 în condiții de nemiscibilitate
Injecția de inocul bacterian
Nucleare
Petrominiere

După cum este cunoscut ritmul de extracție al țițeiului a crescut continuu în timp. Se
estimează că rezervele recuperabile totale de țiței ale lumii reprezintă 300 – 400 miliarde tone și
se apreciază că 80 miliarde tone, ceea ce reprezintă aproximativ 25% vor fi obținute din nisipuri
și șisturi bituminoase prin utilizarea metodelor term ice de recuperare.

Metode de exploatare
4

Dezvoltarea de rezerve de țiței greu si vâscos, de șisturi si nisipuri bituminoase, este în
creștere rapidă peste tot în lume.
Deoarece s -a relevat faptu l că sunt necesare, la nivelul actual de cunoaștere, idei noi
privind proiectarea, urmărirea și dirijarea procesului de recuperare prin metode termice, se
impun soluții pentru reducerea impactului negativ asupra mediului, pentru creșterea producției de țiț ei, creșterea factorului final de recuperare, reducerea costului de aplicare în șantier .
Deasemenea, p entru că la unele zăcăminte energia proprie nu este suficientă pentru a
genera curgerea țițeiului din strat în sondă metodele termice se regăsesc ca metode primare de exploatare. În anumite cazuri metodele termice se regăsesc și ca metode termice secundare de
exploatare urmând injecției de gaze sau de apă.
Reușita unui proces de exploatare prin metode termice este legată în principal de
rigurozitatea și volumul testelor de laborator efectuate dar și de abilitatea proiectantului de a aplica cel mai potrivit procedeu pentru condițiile de zăcământ.
Referindu -ne la combustia subterană, metodă care primează în procesul de exploatare de
la Suplacu de Barcău, se poate afirma că potențialul acestei metode este stabilit. Se consideră însă că gradul de previzibilita te al procesului este redus astfel că riscurile asociate cu aplicarea
combustiei sunt relativ mari.

5

CAP. 1. METODE TERMICE DE EXPLOATARE A ZĂCĂMINTELOR CU
ȚIȚEI VÂSCOS

1.1.Combustia subterană. Principii generale

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 mar e 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 ț ițeiului 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 su bterană 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 la borator 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 – 350
o 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 15 θ106 kcal.
Agentul purtător de căldură și oxigen este aerul ( uneori îmbogă țit 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 vap orizarea 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 frontul ui de
combustie crește relativ liniar cu debitul de aer injectat care asigură și o ardere izotermă la o
temperatură mai mare de 320
o 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.
6

Profilul temperaturii în strat are forma unui val (fig. 1.1) 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(C x + H y) N 2+CO 2 +CO +H 2O +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 CO 2, 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 combus tie nu acoperă întreaga grosime a stratului din cauza pierderilor din
acoperișul și culcușul stratului. G.W.Thomas a f ăcut următoarele presupuneri :
– coeficienții de conductibilitate și difuzivitate nu sunt influențați de schimbările de
presiune și tempera tură;
– 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 (f ig.I.1 .) 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 stratulu i, se
determină distribuția de temperatură în zăcământ având în vedere un debit injectat constant.
7

Fig.1 .1. Distribuția de temperatură in procesul de combustie
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 satur area 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 s ă 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 5·10
6 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, apr inderea amestecului s -a realizat
folosind un aprinzător de strat conceput de Gh. Aldea și V. Petcovici, prezentat în figura 1.3. 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 3
½ 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 d e 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 trans mite 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.
8

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. 1.2. 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 productive este un amestec de metan în proporție de 96,5% și etan în proporție de 1,2%. Având în vedere că puterea calorică H
CH4 = 8542 Kcal/Nm3 metan ars și
HC2H6 = 15201 Kcal/Nm3 etan ars se obține puterea calori că a amestecului H am= 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 800oC, și se determină din relația:

ρmed gaze arse · cpgazearse ·(1800- 800) = ρ aer· 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 combust. subterane de la gura sondei este prezentată în fig. 1.3.
9

Fig. 1.3. 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:
a. Presiunea de injecție trebuie să rămână in ferioară 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
compri mării. 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 vert icală 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 poat e 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 autoântreținere a 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.
10

g. Permeabilitatea trebuie să aibă valori mai mari de 10 0 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 permeabilita tea poate scădea la 25 -50 mD .

1.1.1. Combustia subterană directă
La acest tip de combustie aprinderea stratului petrolier se face în sonda de injecție, după
care prin injecție de aer frontul de ardere se deplasează în același sens cu aerul spre sondele de reacție. Pentru reprezentarea fenomenelor care au loc se pot utiliza două metode – modelul
avansării frontale (Frontal Accession) și modelul by -pass.
1.1.1.1. Modelul avansării frontale
Acest model a fost propus de Tadema la cel de- al V-lea congres mondi al al petrolului.
Ținând seama de fenomenele care au loc, precum și de variația temperaturii și a saturațiilor diferitelor fluide, se consideră că în zăcământ în timpul desfășurării procesului de combustie se
formea ză șapte zone diferite (fig. I.4.).

Fig I.4 . Modelul avansării frontale ; distribuția de temperatură de -a lungul zonelor
Zona 1 cuprinde nisip curat și prin această zonă pătrunde aerul care alimentează frontul
de combustie. În această zonă are loc preîncălzirea aerului.
Zona 2 este foarte îngustă. Temperatura este foarte ridicată (350 – 4000C). Combustibilul
ars în zăcământ este cocsul rezultat în urma cracării, distilării și arderii unei mici cantități de țiței
aflat în vecinătatea frontului de ardere. Cantitatea de cocs depus ă prin cracare în mediul poros
variază între 15 și 37 kg / m3 rocă arsă, în funcție de compoziția petrolului care poate fi
caracterizată prin raportul atomic H/C. Cocsul se formează la temperaturi de aproximativ 2700C.
Zona 3 este delimitată de temperaturi de 270 – 1600C. Componenții ușori ai petrolului
trec în stare de vapori, se alătură vaporilor de apă rezultați din procesul de ardere și din
vaporizarea apei de zăcământ, precum și fracțiilor volatile formate în cadrul cracării și distilării petrolului. G azele rezultate din arderea cocsului se deplasează cu o viteză mai mare decât unda
de căldură și antrenează în curent toți componenții vaporizați spre zona din aval.
11

Zona 4 are o lărgime care coincide cu aceea a zonei de abur saturat. Temperatura variază
între 160 – 1000C. Vaporii condensați cedează sistemului rocă -fluid căldura latentă de
vaporizare. Pentru că presiunea nu variază prea mult, temperatura e relativ constantă.
În zona 5 se află apa formată prin combustie, apa interstițială dezlocuită din zon ele din
amonte și țiței rezidual din bancul de apă. Temperatura scade către temperatura formațiunii.
În zona 6 se găsește țiței dezlocuit de bancul de apă, temperatura este egală cu cea a
formației.
Zona 7 se caracterizează printr -o saturație în țiței cu valoare egală cu cea dinaintea
aprinderii combustiei.
Oxigenul din aerul de injecție este consumat în întregime în zonele 2 și 3. Dacă nu este
consumat în întregime atunci au loc reacții de oxidare (în zon ele 4, 5 și 6) la temperaturi joase
luând naștere produși ca acizi, aldehide, alcooli.

1.1.1.2. Modelul by- pass

Acest model prezentat în figura 1.5 cuprinde următoarele zone:
1) zona de nisip ars;
2) frontul de combustie;
3) cocs;
4) zona de cracare a hidrocarburilor;
5) zona de apă caldă;
6) zona de hidrocarburi ușoare;
7) bancul de țiței;
8) zona virgină.

Fig.1.5. Modelul by -pass; distribuția de temperatură de -a lungul zonelor

În figura 1 .5. este prezentată și distribuția de temperatură de -a lungul zonelor.
Fenomenele care au loc în timpul procesului de combustie subterană sunt complexe, cele
două modele reprezintă idealizări care să permită cunoașterea acestora. Practic nici unul din acestea nu redau complet realitatea. Modelul by -pass este mai aproape de fenomenele reale, dar
mai dificil de cuprins în modele matematice.
12

Modelul avansării frontale reprezintă comportarea în cazul zăcămintelor unde nu există
tendința fluidelor de a ocoli zonele cu permeabilitate mică. Rezistența fluidelor la curgere este
mai ma re la acest model decât la celălalt. Modelul avansării frontale este ușor de conceptualizat
și înțeles fiind foarte bine reprezentat printr -un experiment de laborator în tub de combustie. În
cazul unui zăcământ înclinat, se consideră că frontul de combusti e este perpendicular pe planul
zăcământului.
Diferențele fundamentale între modelul avansării frontale și modelul by -pass sunt:
– modelul by -pass reprezintă mai bine fenomenele reale din zăcământ este mai exact dar și mai
dificil de utilizat pentru a des crie și calcula recuperarea țițeiului prin combustie;
– modelul avansării frontale este utilizat deoarece este mai simplu iar pe baza lui s -au efectuat
mai multe publicații privind descrierea fenomenelor ce au loc în combustia subterană și
calcularea parametrilor ce intervin în acest proces;
– în ceea ce privește transferul de căldură, pentru orice debit de căldură generat în zăcământ,
viteza de avansare a frontului zonei încălzite este mai mare la modelul avansării frontale după
cum se observă în fig ura 1.6.

Fig. 1.6. Distribuția de temperatură la modelul avansării frontale și la modelul by -pass

Distribuția de temperatură corespunde cu distribuția bancului de țiței reprezentat în
figura 1 .7.
13

Fig. 1.7. Distribuția bancului de țiței (corespunde cu distrib uția de temperatură din figura 1.6 ).
Privind rezistența la curgere se pot afirma următoarele:
– distanța de la prima suprafață a zonei măturate până la zona de producție este mai
mică la modelul by -pass decât la modelul avansării frontale;
– temperatura medie în zona nemăturată a zăcământului este mai mare în cazul
modelului by -pass, ducând la o reducere a vâscozității țițeiului;
– suprafața interfeței între zona măturată și nemăturată pare să fie mai mare în
condițiile existenței by -pass-ării ceea ce conduce la o subțiere a bandei de țiței adică pentru un
volum de țiței dat o arie perpendiculară pe direcția de curgere mai mare și în consecință o
subțiere a zonei în direcția de curgere. Cu cât banda este mai subțire, cu atât rezistența asociată
curgerii este mai scăzută.
Una dintre caracteristicile modelului by -pass este deplasarea timpurie a căldurii și a
frontului către sonda de producție. Aceasta prezintă dezavantajul că în cazul în care rămâne oxigen ce nu a participat la ardere, în preajma sondei de producție apare un front secundar de combustie. Între frontul primar și secundar, figura 1.8 există o zonă nearsă complet, iar sonda de
producție este supusă unor solicitări termice mari

Fig. 1.8. Comportarea frontului de combustie în apropierea sondelor de producție
14

Fenomenele ce au loc în timpul combustiei subterane sunt complexe, cele două modele
reprezintă idealizări care să permită cunoașterea acestora. Practic, nici unul din acestea nu redau
complet realitatea. Modelul by -pass est e mai aproape de fenomenele reale, dar mai dificil de
expus în modele matematice.

1.2. Injecția de abur. Aburul ca agent termic de recuperare
Aburul reprezintă faza de vapori a apei, care în condițiile ambiante este un lichid. În
anumite condiții de pres iune și temperatură, apa pură trece în fază solidă (gheață), proces ce are
loc cu cedare de căldură, sau trece în fază gazoasă (vapori) prin aport de căldură.
Procesele de schimbare de fază pot fi reprezentate în diagrame numite diagrame fazice.

Fig. 1.9. Comportarea apei în timpul schimbărilor de fază.
În figura 1 .9. este reprezentată o diagramă fazică în coordonate T, v pentru apa pură,
aflată la presiunea atmosferică normală.
În această diagramă intervalele marcate cu majuscule reprezintă următoarele:
– AB – încălzirea apei solide (gheață);
– BC – topirea (lichefierea) gheții la 0 °C (273,15K);
– CD – încălzirea apei lichide până la 4°C (277,15K) temperatură
la care are masa specifică maximă (volumul specific minim);
– DE – încălzirea apei lichide, cu creșterea volumului până la atingerea
temperaturii de 373,15K, care reprezintă temperatura de vaporizare (de saturație – T
S – sau de
fierbere) a apei pure sub presiune normală;
– EF – vaporizarea apei sub presiune și temperatură constantă, obținându- se
vapori saturați uscați ( TE=TF= T S = 373,15K)
– FG – încălzirea izobară a vaporilor saturați uscați până la starea G. Vaporii
obținuți sunt vapori supraâncălziți (temperatura lor este mai mare decât temperatura de
vaporizare: T G >TS).
15

Fig. 1.10 . Diagrama T -v pentru schimbarea de fază lichid -vapori, pentru apă

În coordonate T -v, diagrama transformării de faza lichid -vapori are aspectul din figura
1.10. În această diagramă linia MK reprezintă domeniul de existență al lichidului saturat (lichidul aflat la presiunea și temperatura de vaporizare – de fierbere, de saturare). Linia KN
reprezintă domeniul de existență al vaporilor saturați uscați (fază gazoasă aflată la presiunea
și temperatura de vaporizare). Între cele două curbe de saturare, MK și KN, este domeniul de existență al vaporilor saturați umezi, adică amestec de lichid saturat și vapori saturați uscați, deci este o zonă bifazică. În stânga curbei MK este domeniul de existență al lichidului. În dreapta curbei KN și deasupra izotermei T
K, este domeniul de existență al vaporilor
supraâncălziți (vapori aflați la temperatură superioară temperaturii de saturație). În această
diagramă, curbele izobare (p = ct.) se suprapun peste izoterme (T= ct), în domeniul schimbării de fază (EF), procesul fiind izobar și izoterm. Procesul vaporizării izobare a apei de stare D pentru obținerea vaporilor supraâncălziți d e stare G este reprezentat în fig. I.10 .
prin curbele:
DE – încălzirea izobară a apei (lichid) până la temperatura T
S de vaporizare,
corespunzătoare presiunii p s. Apa aflată în stare E se numește apă saturată (T E=TS);
EF – vaporizarea izoterm -izobară a apei, obținându- se vapori saturați uscați de stare F
(TF = TE = TS);
FG – supraâncălzirea vaporilor saturați uscați de stare F, până la obținerea de vapori
supraî ncălziți (TG>TF adică T G>TS).
Punctul K este punctul critic, care pentru apă este la TK= 647,3 [K] și p K=221,29
[bar], iar volumele specifice ale celor două faze au aceeași valoare V K=0,0326 [m3/kg].
În procesul de vaporizare al lichidului pur sub presiune constantă, căldura necesară
trecerii lichidului saturat de stare E , în faza de vapori saturați uscați de stare F se numește căldură latentă de vaporizare . Căldura latentă de vaporizare a unității de cantitate de lichid
saturat se numește căldură latentă specifică de vaporizare și se măsoară în [J/kg] în sistemul
internațional de unități de măsură. Pentru apa pură care se vaporizează la presiune normală
( p
N=l,0132 [bar] ), căldura latentă specifică de vaporizare este r = 2257 [kJ/kg].
Corelarea presiunii de vaporizare (de saturație) cu temperatura de vaporizare (de
saturație) este reprezentată în diagrama presiune temperatură (p -t). Pentru apă, aspectul
diagramei p -t este reprezentat în figura 1.11.
16

Fig. I.11. Diagrama p -t pentru apă

Pentru vaporizarea izobară a lichidelor pure care interesează în tehnică sunt realizate
tabele cu mărimile de stare ale lichidului și vaporilor la saturație sau al e lichidului și vaporilor
supraî ncălziți. Cele mai uzuale astfel de tabele sunt realizate pentru apă, aceasta reprezentând
unul din agenții termodinamici cei mai folosiți în foarte multe domenii de activitate. În ceea ce privește diagramele schimbării de fază lichid -vapori pentru apă, ce a mai utilizată este
diagrama entalpie ( i) – entropie ( s), din care se pot determina parametrii de stare p, v, t, i, s,
pentru diverse stări. În aceste diagrame (ca și în cele p-v, T-v, T-s si i-s) sunt trasate între
curbele de saturație a lichidului (MK) și a vaporilor (KN), curbe de titlu constant ( x = cons t.).
Titlul de vapori, x, reprezintă raportul între masa de vapori saturați uscați și masa de vapori
saturați umezi. Curba lichidului saturat (MK) este curba de titlu x=0, iar cea a vaporilor saturați uscați (KN) este curba de titlu x=1, între x=0 si x=1 se trasează curbe de titlu constant
0<x<l.
Titlul de vapori este utilizat în determinarea valorilor parametrilor de stare v, s, i ai
vaporilor saturați umezi, cu relațiile de forma:

' ( " ')xv v xv v= +− , [m3/kg];
' ( " ')xi i xi i= +− , [kJ/kg] ;
' ( " ')xs s xs s= +− , [kJ/kgK] .
În aceste relații, v', i', s' sunt parametrii de stare ai lichidului saturat, iar v", i", s" sunt
parametrii de stare ai vaporilor saturați uscați.
Titlul de vapori, x este o mărime care indică așa- numita calitate a aburului. În
practică, valoarea titlului de vapori este chiar calitatea aburului.
În industria petrolieră aburul este agentul termic utilizat în unul din procedeele
termice de recuperare a petrolului brut, prin injecția de abur. Acest lucru se bazează pe faptul
că aburul este un agent termic care înmagazinează o mare cantitate de energie termică
(căldură), care în zăcământul de țiței este cedată acestuia. Prin cedarea de căldură
zăcământului de țiței aburul se condensează iar țițeiul este eficient ,,dislocat".
Cantitatea de căldură cedată țițeiului este cu atât mai mare cu cât la aceeași parametri
(ps,Ts) respectiv titlul aburului este mai mare (aburul este de calitate mai bună).
În afară de tabelele pentru abur și apă la saturație sau supraâncălziți, pentru
determinarea parametrilor aburului de anumită stare, este foarte mult utilizată diagrama
entalpie -entropie ( i-s) , prezentată în figura 1 .12.
Pentru abur de o anumită presiune și un anumit titlu x (anumită calitate) se citesc din
diagramă: temperatura, volumul specific, entropia și entalpia. Astfel se cunoaște cantitatea de căldură în aburul utilizat, fără a efectua alte calcule.
17

Parametrii aburului de injecție sunt foarte importanți în procesul de recuperare, în
funcție de aceștia depinzând eficiența procesului.

5,6 6,0 7 ,0 8,0 9,0
S, KJ/(kg K)
Fig 1 .12. Diagrama i -s pentru abur
Conținutul de căldură (adică entalpia) a aburului saturat umed în funcție de
presiunea aburului și de titlul de vapori se poate citi și din alte tipuri de diagrame ca de
exemplu din diagrama p -i din figura 1.13.
18

Fig.1.13. Diagrama p- i pentru abur saturat umed
În procesul de extracție a țițeiului prin injecție de abur ( sau apă caldă ) o mare parte
din căldura conținută în fluidul injectat se pierde către mediu. Din acest motiv, pentru o mai
bună utilizare a energiei termice a fluidului injectat este utilizarea alternativă a aceleași sonde
atât pentru injecție cât și pentru extracția țițeiului.
Aburul are o mare capacitate de a înmagazina căldura. Aburul utilizat pentru
injecție în zăcăminte este, în mod obișnuit, de calitate 80%. Restu l de 20% este apă, care
conține sărurile existente inițial în apa de alimentare și care, astfel, nu se depun și nu deteriorează interiorul cazanului.
Considerăm un proces de vaporizare izoterm -izobar (fig.1 .14). Analizându- l într -o
diagramă presiune -volum specific, putem spune că:
– În punctul A
1 avem apă caldă caracterizată prin volumul specific v’ care se vaporizează
obținându- se în punctul B 1 vapori saturați uscați cu volumul v’’.
– Pe porțiunea A 1B1 coexistă un amestec de lichid saturat cu vapori satur ați uscați.
Proporția în amestec a vaporilor variază pe măsură ce procesul de evaporare evoluează de la starea de lichid la starea de vapori saturați uscați.

Fig.1.14. Diagrama de comportare a aburului în coordonate p- v v΄ vx v”vA1 B1z1Apa
caldak-punct criticStare gazoasaIV
Vapori saturati
supraincalzitiI
Vap.sat.usc.p
IIIApa
calda
x = 0
IIAmestec de
vap.sat.
usc.si lichid
x=1
19

Luând ca referință 1kg de amestec, pe porțiunea A 1B1,într-un punct oarecare z 1, acesta
va fi format din x kg vapori saturați uscați și (1 -x) kg lichid saturat. Cantitatea “x” se numește
titlu de vapori.
Din diagramă rezulta vvvv
BAzAxx
′−′′′−==
1111
unde:
– v’ este volumul specific al lichidului saturat in punctul corespunzător stării A 1;
– v” este volumul specific al vaporilor saturați uscați în punctul corespunzător stării B 1;
– vx este volumul specific al amestecului.
Dacă se cunoaște titlul de vapori, x, se poate calcula volumul sistemului:
() () 1xv x v xv v xv v′′ ′ ′ ′′ ′=⋅+− ⋅=+⋅ −
Dreapta A 1B1 dă cantitatea de căldură de vaporizare care scade cu creșterea presiunii.
Curba A 1k reprezintă curba de saturație a lichidului. Curba B 1k reprezintă curba de
saturație a vaporilor.
Vaporii saturați uscați au particularitatea că nu conțin nici o picătură de lichid. La cea
mai mică creștere a presiunii sau scădere a temperaturii începe condensarea.
Lichidul saturat este starea de pe curba de saturație în care există numai lichid, dar la
orice scădere a presiunii sau creștere a temperaturii începe procesul de vaporizare.
Starea gazoasă IV sau starea supercritică se caracterizează prin faptul că, la o
comprimare izotermă nu se poate obține fază lichidă. Deci în această stare suntem incapabili
printr -o compresiune izotermă să condensăm vaporii.
Aceasta este deosebirea între vapori și gaze. Dacă din punct de vedere al structurii
fizice ele nu prezintă nici o deosebire, din punct de vedere al capacității de condensare
izotermă d eosebirea este foarte mare.
Drumul A 1B1 dă cantitatea de căldură care este înmagazinată prin vaporizare și cedată
prin condensarea aburului. În timpul condensării scade titlul aburului.
În majoritatea cazurilor, când se utilizează abur ca agent cald, titlul acestuia la ieșirea
din generatorul de abur este 0,8. Motivul este că în cazul vaporizării complete, sărurile
existente în apă s -ar depune în conductele generatorului, deteriorându -l.

1.2.1. 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 zăc ământ (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 di n trei perioade și anume:
1. perioada de injecție a aburului la un debit relativ mare (timp de 2 până la 4 săptămâni);
20

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 mom entul 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 fo rmațiune, 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 acționeaz ă 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 T
ab și fiind cuprinsă i ntre razele r s a sondei și r ab 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). Est imarea razei r ab 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 T ab 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 () 2
ln lncs
ab c
tab tr
s abkh p p
rr
rrπ
µµ−=
+ (1.1)
care pentru µ tab =µtr se reduce la relația de mai jos, ce definește debitul sondei nestimulate .

Q () 2
lncs
c
tr
Skh p p
r
rπ
µ−= (1.2)
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 T ab corespunzătoare aburului injectat;
µtr – vâscozitatea petrolului brut la temperatura T r corespunzătoare rocii neî ncălzite ;
rab – raza zonei invadata de abur;
rc – raza aferentă sondei;
rs – raza sondei.
21

Prin împărțirea relației (1.1) la relația (1.2) rezultă raportul (1.3) care pentru presiune
diferențială identică înainte și după stimulare exprimă creșterea relativă a debitului sondei
stimulate la începutul fazei de producție a primului ciclu.
R sn =
inis
II=
abc
sab
trtabsc
rr
rrrr
ln lnln
+µµ (1.3)
In ecuația (1 .3), cu I
is și Iin s-au notat indicii de productivitate în cazul sondei
stimulate, respectiv nestimulate.
Conform relației (1. 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 r ab, fapt ce reduce atât efectul lui µ tr în cadrul acestei relații,
cât și durata perioadei de producție a ciclului. Pe de altă parte, apli carea relației (1. 3) pentru
intervale relativ mici de timp (alese astfel încât mișcarea să poată fi considerată staționară)
arată că micșorarea debitului în cad rul 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.
Creștere a 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 R sn expresia:
R sn =
abc
sab
trtraasc
rr
rr
kfrr
ln lnln
+µµ ( 1.4)
unde :
µa – este vâscozitatea apei;
ktr – permeabilitatea relativă a rocii față de țiței;
fa – fracția de debit de apă definit astfel:
f a =
t aa
Q QQ
+ =
t ara tr
kk
µµ+11 (1.5)
unde k ar este permeabilitatea relativă a rocii față de apă.
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.
Condițiile optime de injecție trebuie alese empiric sau prin studii pe modele, în funcție
de caracteristicile zăcământului.
În funcție de a ceste 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 determin ă astfel o perioadă de injecție variind de la două săptămâni la aproximativ o lună.

22

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.

1.2.1.1. 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 e xperimental. 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 s e trece la injecția continuă.

1.2.1.2. 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 s e 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 T
ab a
aburului saturat injectat la temperatura T r a zonei reci (neâncălzite) a zăcământului, aria zonei
încălzite (având temperatura T ab) are, conform modelului Marx – Langenheim, expresia:
A(t) = ()
TuFahCe
sz z z
∆⋅⋅⋅⋅⋅⋅
λ4 (1.6)
unde:
ez – fluxul termic injectat în zăcământ;
Cz – căldura specifică volumică a zăcământului;
23

az – difuzivitatea stratelor ce mărginesc superior și inferior zăcământul;
λs – conductivitatea termică a stratelor ce mărginesc superior și inferior zăcământul;
h – grosimea stratului;

ΔT=T ab-Tr (1.7)

F(u) = erfceu⋅2 u +
πu⋅2- 1 (1.8)
erfc u = 1 – erf u (1.9)
erf u = ∫−dyey2 2
π (1.10)
u =
s ss
at
hC⋅⋅λ2 (1.11)
()( )() 1s p pp a aa r r sC c Mc s c s Mcρ ρρ ρ= ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅+⋅⋅ +− ⋅⋅ (1.12)
Celelalte notații din aceste relații au semnificațiile:
t – timpul de injecție;
Μ – porozitatea;
Cj – căldura specifică masică;
ρj – 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:
x ab xe mi= ⋅ (1. 13)
unde i x – entalpia aburului la p a, 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 T a;
iar – entalpia apei la temperatura T r.
Coeficientul de difuzie termică a straturilor ce mărginesc superior și inferior
zăcământul are expresia:
a s = ()ss
c⋅ρλ =
s ss
c⋅ρλ
(1.14)
în care ρs și c s 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 =
zs
CC (1. 15)
unde C z este dat de relația ( 1.12), iar:
s ssCcρ= ⋅ (1 .16)
24

Folosindu- se expresiile (1.12), (1.14), (1.15) și (1.16), ecuația (1.6) ia forma:
A(t) = 4ab x
suFm ih R
TRλ
⋅⋅⋅⋅ ⋅∆ (1. 17)
unde 


RuF are, pentru R= l, expresia (1 .7).
Raza zonei încălzite este dată de relația:

abr= ()5,0

⋅∆⋅⋅⋅⋅
i
sx abuFThim
λπ (1. 18)
cu ui =u(t i). 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:
abr= ()5,0

⋅⋅∆⋅⋅⋅⋅
i
sm xz abuFnThim
λπ (1. 19)
unde h m – este grosimea medie individuală a stratelor de petrolul;
i xz – titlul mediu al aburului la intrarea în zăcământ.
Temperatura medie T am a zonei încălzite, la orice timp după terminarea injecției
aburului, este dată de relația:
()() 1am r ab r r v e eT T T T QQ e e  =+ − ⋅ ⋅ ⋅− − (1 .20)
În care rQși rQsunt cantitățile adimensionale de căldură disipată pe direcție radială,
respectiv verticală din zona încălzită, în zonele neproductive, iar e e 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 (1 .20) se bazează pe bilanțul aproximativ al energiei din
vecinătatea zonei încălzite, definit de r s< r < r a.
Căldura adimensională disipată radial este:
rQ =2 θ ()dyyJ eyyti 2
1
02 1⋅⋅⋅∆−∞
∫ (1 .21)
unde:
()
2
abi s
rrttat−⋅=∆ (1 .22)
Căldura adimensională disipată vertical poate fi determinată, în cazul stratului unic,
cu relația:
rQ= erf()() ()
()







−⋅⋅+−−⋅⋅−⋅−
−⋅⋅+
i si s
ittazh
htta
ttazh
4exp14
42
2π (1. 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 e
e, care este o măsură a energiei evacu ate din formațiune prin fluidele
extrase, este definit astfel:
25

e e = () ∫⋅−⋅⋅⋅⋅r
r c r z abf
s abhTTCrdte
221
π (1 .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 acest ei 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:
V
u = R sn·Itn·(ps-pd) (1. 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, R
sn este dat de formula (1 .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 zăcăm ânt de la ciclurile anterioare. Aceasta energie, rămasă
în zona de petrol din ciclurile precedente, poate fi aproximată astfel:
()r am m z ab rc T TnhCr Q −⋅⋅⋅⋅⋅=2π (1 .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 .

26

CAP. 2. EVOLUȚIA EXPLOATĂRII ZĂCĂMÂNTUL UI PANONIAN
SUPLACU DE BARCĂU ȘI METODE DE CREȘTERE A EFICIENȚEI
PROCESULUI DE COMBUSTIE SUBTERANĂ

2.1. Prezentare generală

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 reg imul 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 c ombustie 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 f olosește 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 3.1 [42].
Sondel e 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 s tructură, 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.

27

Front de combustie
Falie

Fig. 2.1. Poziția actuală a 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 de petrol a răm as constantă timp de
șase luni, dar apoi s -a observat o scădere a producției.
Performanța procesului industrial de combustie subterană este prezentată în figura 3.2. 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 combust ie 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.

28

Fig. 2.2. 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 combusti e 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.
Pe baza dezvoltării actuale a procesului , se estimează că, pentru ca frontul de
combustie subterană să acopere întreaga suprafață a bazinului (până l a contactul inițial
apă /țiței), mai sunt necesari 20 de ani. Aceasta înseamnă o operare industrială a combustiei subterane pentru încă 50 de ani.

2.1.1 Stratigrafia și litologia

În cadrul structurii Suplacu de Barcău coloana stratigrafică completă, interceptată de
o parte din s ondele 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, CO
2) ș i a
continuat în mediul subacvatic, datorită variației pH -ului apei și a conținutului de SO 3. 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 :
29

a) Complexul bazal format din conglomerate, nisipuri grosi ere 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 ș i stratul 2.
– 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 , î n p a r t e a d e E s t ș i 2 5 – 30 m în Nord- Vestul structurii. Este constituit în principal din
nisipuri slab consolidate, satur ate cu țiței greu si vâscos .
– 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 . Coloana stratigrafică a acestui complex, inclusiv a întregului Panonian se
încheie printr -o alternanță de nisipuri, marne si strate de cărbuni.
In figura 3.3 este prezentată coloana stratigrafică tip pentru zăcământul
Panonian – Suplacu de Barcău.

2.1.2 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 or ientat pe
direcția Est -Vest.
Accidentul tectonic care afectează anticlinalul în zona de apex este cunoscut sub
nume le 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 f 1, 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 cursu l
anului 1996 în sonda 2225. Izobatele evidențiază faptul că suprafața geomorfologică a acestuia este neuniformă și are o înclinare care variază î ntre 5
o și 8o (S-N).

30

Fig. 2.3. Coloana stratigrafică tip a zăcământului Panonian din Suplacu de Barcău

În figura 2.4 este prezentată schematic harta zăcământului Panonian – Suplacu de
Barcău.

Fig. 2.4. Harta zăcământului Panonian – Suplacu de Barcău

31

În figura 2.5 este prezentată a secțiune transversală a zăcământului Panonian –
Suplacu de Barcău.

Fig. 2.5. 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 microcon glomerate .
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 9 7 probe are valoarea de 32% .
Presiunea inițială a zăcământului corespunde gradientului hidrostatic, iar temperatura
de zăcământ pentru o adâncime medie de 80 m este de aproximativ 17oC.
Țițeiul acumulat este de tip ul 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.
În figura 2 .6 sunt prezentate variația cu temperatura a vâscozității și densității țițeiului
din trei sonde (321, 546 și 1064 )
Valoarea factorului micșorării de volum în condiții de zăcământ s -a admis egală cu 1,
valoarea rației în soluție fiind deosebit de scăzută 1- 2 Sm3/m3.
Apa de zăcământ are un conținut redus de NaCl (cca. 25 kg/vag.) și este activă în
partea de Nord -Est a structurii.

32

Fig. 2.6. Variația cu temperatura a vâscozității și densității țițeiului din sondele 1064, 546, 321
2.1.3.Unități hidrodinamice

Zăcământul Panonian – Suplacu de Barcău este considerat ca o unitate hidrodinamica
unică, fiind delimitat la Sud de falia Barcău, etanșă și un acvifer cu o activitate însemnată în
partea de Nord -Est.
Faliile transversale identificate prin interpretări geofizice sunt considerate neetanșe.
Poziția faliei f2 a fost determinată și prin cercetări hidrodinamice efectuate în cursul anului
1996 in sonda 2225. Diferența de productivitate a zonelor separate de acest accident, inclusiv
rațiile aer -țiței, diferite în zonele determinate de acest accident, impun să se considere la acest
grad de cunoaștere că această falie este sem ietanșă.
Pe parcursul exploatării zăcământului, pentru o mai bună urmărire și dirijare a
procesului de combustie, structura a fost împărțită convențional atât în zone orizontale
aproximativ paralele cu poziția frontului de combustie, cât și în zone vertica le, 16 zone notate
A ÷ L
Începând din anul 1996 zonele verticale sunt grupate pe considerente hidrodinamice
(grad de comunicare, performanțe în exploatare, parametri de producție și injecție, inclusiv pentru dirijarea viitoare a exploatării), în trei mari zone :
– zona de Vest, situată până la falia f
2 ;
– zona Mediană, situată între falia f 2 si delimitarea subzonei verticale E ;
– zona de Est (delimitata convențional de zona Mediană), situată între subzona E
(exclusiv) și falia Porț .

2.2.Considerații privind exploatarea anterioară a zăcământului

Începând cu anul 1966 analiza exploatării zăcământului prin metode termice s -a
efectuat pe zone mari , respectiv Zona de Vest , Zona Mediană și Zona de Est.
S-a considerat că urmărirea exploatării la scara întregului zăcământ nu este oportună
datorită distribuției izobatelor, pe de o parte, iar pe de altă parte, datorită faptului că
extinderea procesului de combustie s -a realizat în Zona Mediană și de Vest, după ce în zona
de Est a fost dezvoltat puternic.
33

Analiza expl oatării zăcământului pe trepte izobatice a fost îngreunată de mecanismul
de dezlocuire specific procesului , respectiv migrarea țițeiului gravitațional sub efectul
câmpului de temperatură.
Concomitent cu combustia subterană s -a aplicat cu succes injecția ci clică de abur
(ICA), pe de o parte, pentru stimularea sondelor situate în zona neafectată de combustie și, pe
de altă parte, pentru deblocarea sondelor situate in zona caldă.
La sondele neafectate de combustie efectul injecției de abur a fost mai important și
relativ ușor de evaluat. La sondele influențate de combustie , suprapunerea celor doua procese ( combustie subterană și injecție ciclică de abur) face deosebit de dificilă separarea efectelor acestora ( sunt foarte mulți parametri ce trebuiesc luați în calcul: distanța sondei față de zona de ardere, cantitatea și calitatea aburului injectat –titlul aburului, prezența sau nu a
gazelor de ardere etc).

2.3.Creșterea eficienței procesului de combustie subterană
2.3.1. Injecția de apă la sfârșitul procesului de combustie uscată
Experimentată pentru prima oară la noi în țară pe zăcământul de la Suplacu de Barcău
a prezentat , față de procesele similare din străinătate o particularitate în sensul că injecția de
apă nu s -a făcut după sistarea injecției de aer în sondele de combustie, ci paralel cu aceasta.
Mai precis a avut loc sistarea injecției de aer în toate sondele de combustie – transferându -se
injecția de aer în sondele de reacție depășite de frontul de combustie – și înlocuirea cu
injecția de ap ă. În acest mod procesul de combustie subterană s -a încheiat într -o primă zonă
și a continuat în a doua zonă adiacentă primei.
Injecția de apă în zona arsă din spatele frontului de combustie a avut ca efect atât
creșterea producției cât și scăderea rației aer injectat țiței produs. Valorile maxime de
producție de țiței apar după aproximativ o lună de la înregistrarea valorilor maxime pentru debitul de apă injectat.
În cazul injecției de apă în spatele frontului de combustie proporția dintre cantitatea
de aer injectată ți cantitatea de țiței extras nu se păstrează dar, la același nivel al injecției de aer s-a constatat o corelare bună între cantitatea de apă injectată și producția de țiței.
Una din problemele majore care apărute în cazul injecției de apă în z ona arsă o
reprezintă formarea emulsiilor în sondele de producție, emulsii care duc la scăderea randamentului pompelor de fund folosite.
Măsurătorile de temperatură de fund efectuate în sondele de reacție depășite de
frontul de combustie arată că deși s -a injectat o cantitate apreciabilă de apă, cantitatea de
căldură existentă în zona arsă este încă substanțială întrucât temperatura de fund din sondele aflate în această zonă sunt cuprinse între 100 și 200
oC.
În ceea ce privește modificarea compoziției gazelor de ardere, extrase prin sondele de
producție datorită injecției de apă în zona arsă, acestea au fost extrem de mici.
În cazul sondelor de reacție procentul de CO 2 a scăzut iar procentul de CO, O 2 a
crescut. În cazul sondelor influențate, sonde care s -au aflat in imediata vecinătate a zonei
unde a avut loc injecția de apă procentul de CO 2 a crescut iar cel de CO și O 2 a scăzut.
S-a constata o ușoară creștere a procentului de gaze în hidrocarburile extrase ( de la
1,7% la 2%) și o scădere a raportului hidrogen/carbon.
Toate aceste măsurători au dus la concluzia că pe lângă aportul de producție injecția
de apă în zona arsă a dus la o regularizare a frontului de combustie.
Injecția continuă de apă în zonele depășite de front se aplică atât pentru exploata rea în
panouri cât și în exploatarea prin combustie în linie. În cazul unui panou exploatat prin
combustie uscată se recomandă ca injecția de apă să se inițieze înainte ca frontul de
34

combustie să intercepteze sondele de reacție, în general la un coeficient de inundare de 25 –
40%.
În continuare se redă un exemplu numeric de proiectare a injecției de apă, cu referire
la panoul folosit la proiectarea combustiei subterane uscate.
Se pornește de la următoarele date cunoscute:
Ap – aria panoului, 11024 m2 ;
hs – grosimea medie a stratului, 17 m;
Cinu – coeficient de inundare, 28%;
Cinv – coeficient de invazie, 70%;
Cst – consumul stoichiometric unitar de aer, 360 Sm3/ m3rocă;
i – procentul mediu de apă în fluidul extras 60%.
Cumulativul de aer injectat Cai este dat de relația:
C ai = A p·hs·Cinu·Cinv·Cst = 11024·17·0,28·0,7·360 =13,22·106 Sm3 (2.1)
Ținând seama că procesul de combustie subterană a fost proiectat pentru o perioadă
de 381 de zile și că în această perioadă s -a injectat un volum total de aer V T = 27,5·106 Sm3 se
obține volumul brut al zonei arse :
V ba = 36
76388360105,27
360mVT=⋅= (2.2)
Având în vedere că valoarea medie a porozității pe structura
Suplacu de Barcău este m = 32% se determină volumul de pori a zonei arse:

V pa = m· Vba =0,32·76388 = 24444 m3 (2.3)
Pentru recuperarea întregii cantități de căldură din zona arsă trebuie să se injecteze o
cantitate de apă – notată W – de cca de două ori valoarea volumului de pori.
W = 2· V
pa= 2·24444 = 48888 m3 (2.4)
Debitul de injecție de apă i -a la început valori foarte ridicate după care rămâne relativ
constant la o valoare aleasă în funcție de receptivitatea stratului, de grosimea efectivă a acestuia și de vâscozitatea țițeiului. Perioada în care se adoptă debite de aer ridicate se
determină din egalarea valorii apei injectate cu volumul de pori conținut într -o porțiune egala
cu 10 % din suprafața panoului sau cca 1/3 din coeficientul de inundare realizat.
Cantitatea de apă injectată cu debit ridicat – notată W
1 – este:

W1 = 0,35·24444 = 8555 m3 (2.5)

Valoarea maximă posibilă pentru acest debit este determinată astfel încât să existe
siguranța că nu se produce fisurarea stratului. Dacă se admite că această valoare este de 400
m3/zi, durata în zile T 1 este:
T 1 855521400= ≈ zile (2.6 )
În ipoteza că ulterior debitul de apă va fi de 100 m3/zi, durata în zile T 2 la acest debit
este:

T 2 = 4031008555 48888
1001≈−=−WW zile ( 2.7)
35

Așadar timpul total va fi T = T1 + T2 = 21 + 403 = 424 zile. Cât privește producția de
țiței aceasta se va menține la 80 – 90% din producția existentă în faza de combustie uscată
timp de 3 – 4 luni. În această perioadă și procentajul de apă se menține la valorile anterioare.
După această peri oadă procentajul de apă crește ajungând la o valoare de 80 – 85 % în timp
ce producția de țiței se reduce până la 50 – 60 % din producția din timpul combustiei uscate.
S-a efectuat acest exemplu de proiectare a injecției de apă în spatele frontului de
comb ustie deoarece una din problemele majore cu care se confruntă în acest moment
zăcământul de la Suplacu de Barcău este conținutul de fenoli în apa rezultată în procesul de
extracție, ilustrate în tabelul 2.1.
Tabel 2.1. Analiza chimică a apei în exploatarea de la Suplacu de Barcău
Caracteristica apei Unitatea de
măsură Valoare prezentă Valoare maximă
admisă
1 2 3 4
pH 7,78 6,5 – 8,5
Temperatură oC 23,3 35
Rezidu mg/l 1518 2000
Particule în suspensie mg/l 78 35
Fracții petroliere mg/l 3 5
Cloruri mg/l 330 500
Amoniu mg/l 12,26 2
Fenoli mg/l 2,36 0,3
Fosfor mg/l 0,3 1
CCOCr (Consumul chimic de O 2) mg/l 260 20
CBO5 (Consumul biochimic de O 2) mg/l 260 20
Pentru rezolvarea acestui impediment se propune injectarea apei rezultate în procesul
de exploatare în spatele zonei arse. Fluxul tehnologic al acestui proces este prezentat în figura 4.3.

Fig. 2.7. Injecția de apă în spatele frontului de combustie

36

După colectarea și separarea producției de fluide extrase – proces descris în detaliu în
subcapitolul 3.2.3. – apa obținută în sistemul de exploatare este evacuată din Stația de epurare
(1) având compoziția chimică din tabelul 4.2. Prin intermediul unui colector de apă (2) având
diametrul Ν = 10 ¾ in se stochează în rezervoarele tampon (3) o cantitate de 10000 m3. S-a
estimat că debitul de apă injectat este de 100 m3/zi, șirul de sonde de injecție este alcătuit din
21 de sonde și că se asigură o rezervă de apă pentru 4 zile. Prin intermediul unui colector cu
diametrul Ν 6 5/8 in (4) apa este transportată către distribuitoarele D 1-3. Un distribuitor este
alcătuit din:
– pompă pentru injecție apă, cu capacitatea de pompare de minim 1000 m3/zi;
– claviatură pentru distribuția apei;
– debitmetre și manometre pentru fiecare sondă.
Din distribuitoare apa este pompată in fiecare sondă de injecție (6) aflată în zona arsă
din spatele sondelor vechi de reacție.

2.3.2. Combustia subterană umedă

Combustia subteran umedă, descrisă pe larg în subcapitolul 1.1.2. este o metodă ce
urmează de regulă combustiei subteran uscate având drept scop:
– uniformizarea avansării frontului pe diferite direcții;
– mărirea factorului de recuperare a țițeiului.
Regularizarea frontului de combus tie se datorează injecției alternative de apă și aer
pe diferite direcții, ceea ce duce la schimbarea vitezei de avansare a frontului pe direcția
respectivă.
Pentru experimentul de combustie umedă efectuat pe zăcământul de la Suplacu de
Barcău debitul de injecție pentru aer și apă, presiunea de injecție, durata perioadei de injecție
pentru apă și aer sunt prezentate în tabelul 4.3.

Tabelul 2.2. Date de injecție pentru combustie umedă pe zăcământul de la Suplacu de Barcău
Debit de aer
injectat (Sm3/zi) Debitul de apă
injectat (m3/zi) Presiunea de
injecție
(bar) Ciclul de injecție aer – apă
Perioada de
injecție aer
( zile) Perioada de
injecție apă
( zile)
1 2 3 4 5
43500 35,6 6,0 2 1
38400 44,6 6,0 2 1
49600 51,8 6,0 2 1
33000 53,1 5,5 5 2
34400 51,8 5,3 5 2
26500 52,0 5,0 5 2
24700 49,4 4,5 4 3
26800 51,1 5,1 4 3
35200 50,0 5,0 8 4
26800 48,8 5,0 8 4
30200 59,4 5,2 8 4
33800 21,7 5,0 8 4
37300 30,7 5,1 8 4
36200 63,7 5,5 10 4
38000 56,6 5,3 10 4
37900 36,3 8,5 10 4
41300 27,7 7,5 10 4
Variația debitului de țiței extras funcție de debitul de injecție aer și debitul de injecți e
apă este prezentat în figura 2.8.
37

Fig.2.8.Variația principalilor parametrii pentru combustia umedă de la Suplacu de Barcău

Din analiza comportării sondelor de reacție s -au desprins următoarele concluzii:
a) în procesul de combustie subterană uscată creșterea debitului de țiței este însoțită de
creșterea procentului de apă în lichidul extras;
b) rația aer injectat – țiței produs, în cazul combustiei umede de la Suplacu de Barcău este
de aproximativ 1300, valoare inferioară rației din cazul combustiei subterane uscate care este
de 2000 Sm3 aer injectat/m3 țiței extras;
c) datorită temperaturii de fund mai scăzute 150oC (față de 300 -400oC cât se înre gistrează
frecvent la combustia uscată) nu au loc fenomene de formare și depunere de cocs în gaura de
sondă;
d) în timpul perioadei de injecție de aer debitul de gaze extrase prin sonda de producție a
scăzut continuu;
e) diferența de solubilitate între CO 2 și CO face ca în perioada de injecție de apă procentul
de CO 2 să crească pe când cel de CO să scadă sau să rămână constant.

2.3.3. Combustia cu oxigen
Până în prezent procesul de combustie cu oxigen a fost testat în cel puțin zece șantiere
din Statele Unite și Canada, cele mai reprezentative fiind cele de la Forest Hill (SUA) și
Alberta (Canada).
Procesul de combustie cu oxigen se desfășoară în următorul mod. Oxigenul lichid
este înmagazinat într -un rezervor din care este tras cu o pompă. Este transferat într -un
vaporizator, care îl transformă în gaz, acest gaz amestecându -se cu aerul comprimat care este
dirijat spre sonda de combustie.
Arderea metalelor în oxigen, proces care are loc în cazul acestui tip de combustie,
este o problemă complexă depinzând de geometria metalului, presiune, temperatură, direcție
arderii, modul de alimentare cu oxigen etc. Pe baza unui program de cercetări de laborat or s-
au determinat condițiile ( de presiune și concentrație în oxigen la care diferite metale existente
38

în stratul produc tiv continuă să ardă dacă sunt aprinse. Interpretarea grafică a rezultatelor este
redată în figura 2.9.

Fig. 2.9. Propagarea flăcării în arderea oțelului carbon din care sunt confecționate țevile de extracție.
Din această figură reiese că odată cu creșterea presiunii este favorizată propagarea
flăcării și deci, arderea. Un efect similar dar mai redus îl are concentrația în O 2. Oricum
pentru aer sintetic cu un conținut în O 2 de 40 – 50 % flacăra nu se propagă oricare ar fi
presiunea de lucru..
Acest tip de combustie este limitat de două probleme majore care apar în aplicarea lui
în șantier și anume:
– inflamabilitatea metalelor;
– compatibilitatea diferitelor metale, care intră în echipamentul de fund al
sondei, cu oxigenul (pentru a se evita exploziile).

39

CAP. 3. ASOCIEREA SONDELOR ORIZONTALE METODELOR
TERMICE DE RECUPERARE A ȚIȚEIULUI
3.1. Sonde orizontale. Considerații generale
Extracția hidrocarburilor prin utilizarea sondelor orizontale s -a impus atât la
zăcămintele a căror exploatare nu este posibilă cu sonde verticale, cât și la zăcămintele
pentru care randamentul exploatării cu sonde verticale este foarte mic sau chiar nul, extracția
țițeiului fiind posibilă numai prin folosirea sondelor orizontale.
Exploatarea zăcămintelor cu țiței vâscos prin sonde verticale este dificilă, debitele
produse fiind, de cele mai multe ori, sub limita economică de rentabilitate, iar folosirea metodelor termice pentru mărirea cantității de țiței extras implică cheltuieli suplimentare
care, în funcție de cotațiile la bursă ale prețului țițeiului, pot conduce la opriri repetate ale proceselor termice, ale căror costuri sunt direct influențate de continuitatea și/sau ritmicitatea aplicării acestora.
Prin utilizarea sondelor orizontale se obțin creșteri importante de debit datorită măririi
zonei de contact strat -sondă și a volumului drenat. Valorile mici ale presiunii diferențiale cu
care sondele produc împiedică antrenarea unor cantități mari de particule solide având ca efect limitarea s au cel puțin întârzierea apariției fenomenelor de blocare din cauza antrenării
particulelor solide din strat și depunerea acestora în imediata vecinătate a găurii de sondă. Ïn provinciile canadiene Alberta și Saskatchewan exploatarea zăcămintelor de țiței greu prin
sonde orizontale a condus la triplarea producției. Debitele realizate în cazul exploatării acestora prin sonde verticale sunt adesea foarte mici din cauza grosimilor mici ale stratelor, iar fisurările hidraulice sunt practic imposibile din cauza dificultăților ce apar la controlul
fisurilor.
Se consideră un zăcământ care va fi exploatat concomitent cu o sondă verticală și cu
o sondă orizontală. Informațiile necesare simulării exploatării cu cele două sonde sunt:
– grosime strat productiv, h = 30 m ;
– vâscozitate țiței, μ = 5·10
-3 Pa·s;
– permeabilitatea pe verticală, kv = 5·10-14 m2;
– permeabilitatea pe orizontală, k h = 3·10-14 m2;
– factorul de volum al țițeiului, b = 1,1;
– raza sondei, r s = 0,1 m;
– raza conturului de alimentare, r c = 600 m;
– lungimea drenei orizontale, L = 500 m;
– excentricitatea drenei față de mediana zăcământului, δ = 5 m;
– presiunea diferențială strat sondă, Δp = 5·106 Pa.
Debitul sondei verticale se calculează cu relația:

2
lnv
V
c
skh pQrbrπ
µ⋅ ⋅ ⋅ ⋅∆=
⋅⋅ (3 .1)
După înlocuirea valorilor numerice în relația (3 .1) și efectuarea calculelor,
rezultă pentru debitul sondei verticale valoarea :
Q
v = 85,09 m3 / zi ( 3.2)

40

Debitul sondei orizontale se calculează cu relația:

Q h
22
22
2ln
2vkh p
b
LLa aπ
µ⋅ ⋅ ⋅ ⋅∆= +
⋅⋅
⋅+ −2
2
221 4ln
2h
v s h
vh
k h
Lk r kh
kδ+
⋅ ⋅⋅
  ⋅   ( 3.3)

în care a224
2 0,5 0, 25 2cL
r
L=
++  ( 3.4)

După înlocuirea valorilor numerice în relațiile ( 3.3) și ( 3.4) și efectuarea
calculelor, rezultă pentru debitul sondei orizontale valoarea
Q
h = 602,53 m3 / zi (2.5)
Din raportul celor două valori ale debitului rezultă că
Q
h /Qv = 602,53 / 85,09 = 7,08 (2.6)
Acest exemplu reprezintă un argument în favoarea utilizării sondelor orizontale
pentru exploatarea zăcămintelor.
Avantajele sondelor orizontale:
– în primul rând faptul că pot intercepta în plan orizontal mai multe fisuri verticale
care pot mări de circa cinci ori productivitatea sondei orizontale față de productivitatea unei sonde verticale, săpate pe același zăcământ;
– evită for marea conurilor de apă sau gaze datorită presiunilor diferențiale mici la
extracție;
– măresc eficiența proceselor de recuperare secundară și terțiară prin îmbunătățirea
eficienței spălării, transformând curgerea de tip radial în curgere lineară;
– permit extr agerea a 60% până la 80% din resurse;
– sunt mai eficiente în cazul sondelor de gaze deoarece se reduce turbulența curgerii
în apropierea găurii de sondă majorându- se semnificativ debitul și realizându -se factori de
recuperare superiori;
– în cazul proiectelor de înmagazinare subterană a gazelor, sondele orizontale
asigură debite de producție de 3 până la 8 ori mai mari decât ale sondelor verticale, rezolvându- se cu mai puține sonde solicitările din perioadele de vârf de consum. In plus,
sondele orizontale reduc volumul gazelor nerecuperate cu 25% până la 50%.

41

3.2. Asocierea sondelor orizontale procesului de injecție de abur
Cunoscut în literatura de specialitate sub denumirea de Steam Assisted Gravity
Drainage este un proces modern de recuperare a bitumenelor și țițeiurilor grele care îmbină
două metode importante de exploatare – injecția de abur și sondele orizontale.
Primul experiment de șantier reușit s -a realizat la Cold Lake în 1978 și a avut la bază
cercetările de laborato r ale lui K.M. Butler .
Continuarea aplicării cu succes a metodei în șantier s -a realizat în 1985 la zăcământul
Athabasca (provincia Alberta – Canada) și a reunit un număr de 9 mari firme participante.
Succesul experimentului a dus la exti nderea procesului la scară industrială pentru zăcământul
Athabasca, dar și la experimentarea metodei la alte zăcăminte canadiene. In cursul anului
1996 la ICPT Câmpina s -a realizat simularea numerică a unui zăcământ de țiței greu prin
metoda SAGD, utilizân d simulatorul numeric VIP THERM . VIP THERM este un simulator
numeric compozițional, tridimensional performant, realizat de firma Western Atlas Software.
Scopul studiului a fost creșterea eficienței injecției de abur prin înlocuirea sondelor verticale
cu sonde orizontale.
Simularea unui proces de tip SAGD a demonstrat avantajele pe care le aduc sondele
orizontale la injecția de abur, prin creșterea factorului de recuperare, creșterea rației țiței –
abur, creșterea eficienței de spălare pe orizontală și pe ver ticală și îmbunătățirea injectivității.
Dacă la început procesul a fost privit cu scepticism din cauza posibilităților tehnice de
realizare a doua drene orizontale în același plan vertical și situate la distanță mică una de alta, dar și din cauza investițiilor pe care le necesită, după câteva succese în șantier SAGD -ul că
metoda s -a dezvoltat atât teoretic, cât și practic.
Pentru zăcământul Athabasca s -au săpat inițial din galerii miniere trei perechi de
sonde orizontale, cele de producție (din baza) la 2 m deasupra bazei stratului, iar cele de
injecție la 5 m deasupra celor de producție. Rezultatele bune ale experimentului au condus la extinderea lui în 1990. La zăcământul Cold Lake (Canada) s -a experimentat injecția continuă
de abur prin folosirea unei sonde verticale de injecție abur situată la 45 m deasupra celei
orizontale de 245 m lungime. Intr-un alt experiment pilot s -a testat injectarea continuă a
aburului prin două sonde verticale, iar țițeiul dezlocuit gravitațional a fost produs printr -o
sondă or izontală al cărei tronson orizontal avea 414 m.
Numeroase zăcăminte, aflate la adâncimi relativ mici, conțin țițeiuri foarte vâscoase
sau bitum, dificil de exploatat prin metode clasice. Ele se exploatează de obicei prin injecție de abur, spălare realizată cu polimeri sau prin combustie subterană. Dacă injecția de abur se
realizează prin sonde orizontale rezultatele pot fi spectaculoase: creșteri de debite de 20 – 30
de ori, dar și a factorului final de extracție, de la câteva procente până la 50 – 60%. În Canada țara cu cele mai mari resurse de bitum și țițeiuri grele, procedeele de recuperare termică se aplică în diverse scheme cu sonde verticale și sonde orizontale.
Figura 3 .1 prezintă o schemă de exploatare prin injecție continuă de abur. Acesta se
injectează prin patru sonde până aproape de contactul apă – țiței. În jurul fiecăruia se
formează o “ cameră ” în care temperatura se apropie de cea a aburului. La contactul cu țițeiul rece aburul condensează, încălzește țițeiul și cele două lichide se drenează sub greutate proprie spre o sondă orizontală forată deasupra contactului apă – țiței. Se speră că în acest
mod să fie recuperat circa 50% din țițeiul existent în zăcământ..
42

Fig.3.1. Exploatare prin injecție continuă de abur

3.3. Asocierea sondelor orizontale procesului de combustie subterană

Numărul proceselor de combustie subterană industriale, active a scăzut constant de la
15 în 1994, la 4 în 2004. Totuși, în această perioadă s -au făcut eforturi susținute pentru
dezvoltarea unor noi metode de combustie subterană care să permită un control m ai bun și o
conducere mai ușoară a procesului. Aceste eforturi au condus la dezvoltarea unor noi tehnologii aplicate ca procese de combustie subterană pe distanțe mici, folosind sonde de producție orizontale, cele mai multe dintre ele fiind gravitațional s tabile. Printre cele mai
importante sunt:
– injecția de aer;
– combustia subterană în partea de sus a structurii;
– combustia subterană în baza stratului.
Odată cu apariția sondelor orizontale, în anul 1990, specialiștii au început să se
gândească cum să le folosească pentru a îmbunătăți procesului de combustie subterană [43].
Sondele orizontale de producție au fost folosite în proiectele de combustie subterană
existente și s -au imaginat diferite modalități de a le folosi în noile pr oiecte . În cele ce
urmează, aceste două subiecte vor fi tratate separat, pentru că folosirea lor în procesele existente se bazează în totalitate pe experiența de șantier, în timp ce noile procese de combustie propuse se bazează pe investigații de laborator și pe simulare.
Până acum, sondele orizontale de producție – asociate proceselor de combustie
subterană ce se desfășoară în șantier – au fost săpate în două proiecte canadiene. In primul,
Eyehil, Saskatchewan, trei sonde orizontale cu lungimea segmentul ui orizontal de 1000 –
1200 m, au fost săpate după doi ani de la încetarea completă a unui proces de combustie subterană uscată în 8 panouri adiacente, în cinci puncte pe o suprafață de 8 ha. Procesul de combustie a fost activ aproape 10 ani, dar a funcționat cu o rație de aer relativ mică. In momentul opririi, recuperarea țițeiului a fost de 10%. Zăcământul este cu apă de talpă a cărei
înălțime este de 15 m, în comparație cu înălțimea saturată cu țiței, de 5 -8 m;
vâscozitatea țițeiului în condițiile zăcă mântului este în jur de 2000 cP.
Dintre aceste 3 sonde orizontale, prima a înregistrat performanțe foarte bune. Această
sondă a produs mult timp țiței cu un debit de 55 -60 m
3/zi. Comportarea bună a acestei sonde
se explică prin faptul că ea a fost plasată chiar în bancul de țiței format în fața fostului front
de combustie și nu a inclus nici una dintre zonele arse. Cea de -a doua sondă orizontală a fost
43

amplasată în afara perimetrului din proiect, dar prea departe de prima sondă orizontală, și
probabil a fos t ecranată de aceasta. Cea de- a treia sondă orizontală a fost săpată în interiorul
perimetrului din proiect și probabil, a inclus și o porțiune din zona arsă; aceste două sonde au avut rezultate slabe.
În al doilea proiect, Battrum, Saskatchewan una dint re sondele orizontale săpate a fost
asociată cu un proces de combustie subterană umedă, care a funcționat pe acest zăcământ între anii 1964 – 1998. Acest proces a avut loc într -un zăcământ cu o vâscozitate relativ
scăzută (70 cP); grosimea stratului a fo st de 9 -18 m. Sonda orizontală a fost săpată în
decembrie 1993 și are lungimea segmentului orizontal de 610 m, fiind amplasată între capul de gaze și limita apă -țiței, într -o exploatare ce folosește un sistem de amplasare în panouri.
Performanța acestei s onde a fost bună întrucât debitul de țiței a crescut de 5- 10 ori (de la 3 –
15 m
3/zi pentru o sondă verticală, la 35 -75m3/zi pentru sonda orizontală), cu o scădere a
impurităților de la 60 –90% la 20- 60%. Un alt avantaj important al sondei orizontale l -a
constituit reducerea substanțială a problemelor de operare, precum influxul de nisip sau
emulsiile. Acest avantaj poate fi pus în legătură cu viteza foarte mică de curgere a țițeiului
spre sonda orizontală.
Actuala înțelegere a noilor procese de combustie s ubterană descrise aici este, în
principal, un rezultat al testelor de laborator și/sau simulării matematice.
Există două categorii mari de posibilități privind aplicarea proceselor de combustie
subterană:
– în configurația de dezlocuire a țițeiului pe o dis tanță mică;
– în configurația de dezlocuire a țițeiului pe o distanță mare;
Aplicarea combustiei subterane într -o configurație de dezlocuire a țițeiului pe o
distanță mare este reprezentativă pentru procesul de combustie subterană convențional, în
care țițeiul este dezlocuit lateral de către frontul de ardere
Distanța parcursă de țiței este foarte mare și țițeiul curge într -o regiune rece pe cea
mai mare parte a traseulu i, spre sonda productivă – figura 3.2.a . Aplicarea combustiei
subterane într -o conf igurație de dezlocuire a țițeiului pe o distanță mică este prezentată în
figura 3.2.b pentru curgerea gravitațională spre o sondă orizontală într -un proces de injecție
de abur. În figura 3.2.c este prezentat procesul de dezlocuire pentru injecția de aer toe-to-
heel. Distanța străbătută de țiței este semnificativ mai mică și țițeiul nu mai curge prin zona
rece, în schimb țițeiul curge printr -o zonă cu țiței mobil , creată adiacent unei camere
încălzite formată în timpul procesului.
Există trei metode de a plicare a combustiei subterane în combinație cu sonde
orizontale de producție:
– injecție de aer prin sonda verticală și exploatarea prin sonda orizontală (procesul toe -to-heel cum este cunoscut în literatura de specialitate);
– combustie subterană inițiat ă sus pe structură
– combustie subterană inițiată în baza stratului .
Ultimele două metode au ca obiectiv, în principal, zăcămintele cu apă de talpă.
Sondă de injecție Sondă de producție

Fig. 3.2.a. Dezlocuirea țițeiului pe o distanță lungă – combustia clasică
44

Sondă de injecție Sondă de producție

Fig. 3.2.b. Dezlocuirea țițeiului pe o distanță scurtă

Sondă de injecție Sondă de producție

Fig. 3.2.c. Dezlocuirea țițeiului în sistem toe to heel
Toe to Heel este un proces care constă în injectarea aerului printr -o sondă verticală și
exploatarea țițeiului prin sonda orizontală plasată la baza stratului .

45

CONCLUZII

 Metodele termice de mărire a factorului final de recuperare vor constitui o parte
importantă a industriei extractive de țiței, având in vedere existența unor mari acumulări de
țiței greu și/sau vâscos, ca și faptul că, după aplicarea metodelor clasice de explorare, rămâne în zăcământ (60…70)% din rezerva geologică.
 Folosirea injecției ciclice de abur pe zăcământul Panonian Suplacu de Barcău în
paralel cu procesul principal de combustie subterană, a adus o contribuție mai mare cu 18% în partea de Est și cu 2 5% pentru partea de Vest a structurii, unde densitatea țițeiului este
mult mai mare.
 Pe zăcământul Panonian Suplacu de Barcău, s -a constatat că producția maximă de
țiței corespunde perioadei în care volumul de aer injectat a fost maxim.
Pe zona in care deja se folosește combustie subterană, a fost calculată o recuperare
(extremă) de 55%.
 Demararea procesului de combustie subterană necesită o pregătire prealabilă a zonei
din jurul găurii de sondă în care urmează a se face injecția de aer. Astfel, se injectează o cantitate de aer în zăcământ, la un debit de (5000…10000)Nm
3/zi, timp de câteva zile, în
vederea saturării cu aer a zonei din jurul găurii de sondă. Această saturare cu aer este necesară pentru a realiza ulterior o deplasare cât mai uniformă a frontului de ardere. Pentru
realizarea aprinderii amestecului de aer și combustibil, este necesar să se dezvolte în gaura de sondă o cantitate de căldură de circa 5∙10
6 kcal în aproximativ 3 zile.
 Pentru ca un zăcământ să poată fii exploatat cu eficiență p rin combustie subterană,
trebuie să îndeplinească anumite caracteristici prezentate în continuare:
– Presiunea de injecție trebuie să rămână inferioară presiunii litostatice. Se
admite ca adâncime maximă 50 m. Adâncimea maximă este condiționată de presiunea de
injecție, care ridică costul comprimării.
– Temperatura mare de zăcământ favorizează inițierea combustiei subterane
prin aprindere spontană și crește stabilitatea procesului de combustie.
– 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.
– Marimea zăcământului influențează eficiența economică a procesului de
combustie subterană.
– 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 autoîntreținerea procesului de combustie devine dificilă.
– Pentru un zăcământ cu porozitate de 20%, saturația inițială în țiței trebuie sa
fie mai mare de 40%, având în vedere că o parte (cca.(10…15)%) se consumă î n procesul de
ardere.
– 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 o den sitate mai mică de 850
kg/m
3, pentru adâncimi de (1200…1400) m, permeabilitatea poate scădea la (25…50) mD.
 Injecția de apă în spatele frontului de combustie, are atât efecte pozitive prin scăderea
rației de aer injectat, regularizarea frontului de combustie și creșterea producției de țiței, constatându- se o bună corelare între cantitatea de apă injectată și pro ducția de țiței, dar și
46

efectele negative, din cauza apariției, în sondele de reacție a emulsiilor, fapt ce conduce la
scăderea randamentului pompelor de fund.
 În urma experimentului de combustie umedă, s -au constatat următoarele efecte:
– scăderea efectului de formare și depunere a cocsului pe pereții găurii de sondă;
– rația aer injectat -țiței produs, în cazul combustiei umede este inferioară celei uscate;
– scăderea procentului de gaze și apă extrase în sonda de producție.
 Prin utilizarea sondelor orizontale în zăcămintele cu țiței vâscos, se obțin creșteri
importante de debit datorită măririi zonei de contact strat- sondă și a volumului drenat.
Valorile mici ale presiunii diferențiale cu care sondele produc împiedică antrenarea unor cantități mari de particule solide având ca efect limitare a sau cel puțin întârzierea apariției
fenomenelor de blocare din cauza antrenării particulelor solide din strat și depunerea acestora în imediata vecinătate a găurii de sondă .

47

BIBLIOGRAFIE

Butler, R.M., – „Horizontal Wells fot the Recovery of Oil, Gas and Bitumen”, Calgary,
Alberta, Canada, 1984
A. Cârcoană, Gh. Aldea – „Mărirea factorului final de recuperare a zăcămintelor de
hidrocarburi”, Ed. tehnică București 1976
Philip D. White, Jon T. Moss – „Thermal Recovery Methods”, PennWe ll Publishing
Company 1983

Internet: www.google.com

48