УДК 66.08
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПРИЗАБОЙНУЮ ЗОНУ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ПАРОГАЗОВОЙ СМЕСЬЮ ПРИ ГОРЕНИИ ТВЕРДОТОПЛИВНОГО ЗАРЯДА В УСЛОВИЯХ
НЕФТЯНОЙ СКВАЖИНЫ © 2010 г. М. А. Федосеев, М. Б. Глебов, Э. М. Кольцова, Л. С. Гордеев
Российский химико-технологический университет им. Д.И. Менделеева, Москва
glebov@muctr.ru Поступила в редакцию 30.04.2009 г.
Построена математическая модель горения твердотопливных зарядов на основе перхлората аммония в нефтяных скважинах и оценен эффект от распространения фронта давления, температуры и газообразных продуктов горения. Проведен анализ результатов моделирования и сделаны выводы об эффективности применения данной технологии для повышения продуктивности малодебитных скважин.
ВВЕДЕНИЕ
Сегодня весьма актуален вопрос дешевого и эффективного повышения продуктивности старых загрязненных нефтяных скважин и новых малодебитных скважин. Наиболее популярная в настоящее время технология гидроразрыва нефтяного пласта обладает рядом недостатков: сложность технологии проведения мероприятия; большие временные затраты (до недели); высокая стоимость (до 100 тысяч долларов за одну операцию); опасность прорыва глинистых перемычек с водоносными горизонтами и обводнения скважины
В то же время разработаны новые перспективные технологии, лишенные большинства вышеперечисленных недостатков и обладающие рядом дополнительных преимуществ [1—3].
Целью настоящей работы являлось проведение исследования термогазохимического воздействия на призабойную зону пласта в ходе обработки нефтяных и газоконденсатных скважин твердотопливными газогенераторами.
Одним из наиболее эффективных методов поддержания высокой продуктивности скважины является термогазохимическое воздействие на приза-бойную зону пласта сжиганием твердотопливных пороховых зарядов в интервале перфорации. При этом обеспечивается тепловое, механическое и кислотное воздействие. Одним из действующих факторов является механическое (газодинамическое) воздействие при образовании большого объема пороховых газов за короткое время в малом объеме ствола скважины, заполненной жидкостью. Образующиеся трещины в ближней зоне пласта в совокупности с повышенной температурой, расплавляющей органические отложения, и хлористым водородом, растворяющим карбонатную составляющую породы, обеспечивают высокую эффективность метода.
Кроме того, в процессе работы нефтяных скважин поровое пространство вокруг скважины каль-мотируется парафинистыми, асфальтосмолистыми и шламовыми отложениями (рис. 1).
При обработке скважины твердотопливными газогенераторами происходит прогрев призабойной зоны и расплавление парафинов, что позволяет в значительной степени очистить поровое пространство вокруг ствола скважины (рис. 2).
В настоящее время предложен ряд конструкций твердотопливных газогенераторов. Нами разработана конструкция газогенератора, основанная на адиабатическом сжатии газа в многоразовом блоке воспламенения и использовании температурных
Рис. 1. Загрязненные стенки скважины.
Рис. 2. Воздействие на пласт.
упор мембраны мембрана
плунжер
нижняя часть блока воспламенения
упор кольцо мембрана упор мембраны резьба коническая треугольного профиля
Рис. 3. Общий вид газогенератора в разрезе.
промоторов [4]. Ее отличает простота эксплуатации, надежность и невысокая стоимость.
На рис. 3 представлен общий вид блока воспламенения.
Газогенератор включает в себя блок воспламенения и блок с основным зарядом топлива. Устройство блока воспламенения представляет собой двухмем-бранную цилиндрическую полость с поршнем, заполненную газом. При срабатывании газогенератора за счет сжатия газа поршнем происходит воспламенение температурного промотора, который через нижнюю мембрану передает горение основному заряду топлива.
При обработке скважины газогенератором происходит одновременное воздействие на призабой-ную зону пласта следующих факторов: газодинамическое, тепловое, физико-химическое и вибрационное воздействие. Газодинамическое воздействие приводит к образованию в продуктивном пласте дополнительных остаточных трещин (при соответствующей скорости нарастания и максимальном значении давления) от проникновения в поры пласта газов и скважинной жидкости под большим давлением. При этом попутно происходит разрушение образовавшихся в процессе предыдущей эксплуатации скважины водонефтяных барьеров, очистка прискважинной зоны от продуктов химической реакции и песчано-глинистых частиц. Тепловое воздействие продуктов горения ведет к частичному расплавлению асфальтосмолопарафинистых отложений и усилению химических реакций, возникающих в пласте. Физико-химическое воздействие продуктов горения обеспечивает снижение коэффициентов вязкости и поверхностного натяжения нефти на границе с водой, частичное растворение карбонатных пород и цемента около скважины. Вибрационное воздействие на призабойную зону пласта достигается за счет генерирования возникающих в ходе горения в стволе скважины колебаний через перфорационные отверстия, а также через акустически прозрачные стенки скважины. Ожидаемый механизм такого воздействия заключается в возбуждении резонансных колебаний отдельных частиц и блоков с выделением внутренней энергии напряженного состояния пород в виде вторичного акустического излучения.
Первичные колебания в совокупности с этим излучением влияют на физико-химические свойства флюидов, вызывают изменения фильтрационных характеристик и структуры пластовой жидкости за счет частичной дегазации и последующего растворения выделяющегося газа, а также увеличения диаметра фильтрационных каналов.
Синергетический эффект отдельных воздействий в ходе обработки скважины твердотопливными газогенераторами ведет к образованию микро-трещиноватости, снижению степени неоднородности пласта, вязкости пластовой нефти и общему росту дебита скважины (рис. 4).
ПРИМЕРНЫЙ СОСТАВ ТВЕРДОТОПЛИВНОЙ КОМПОЗИЦИИ И РЕАКЦИИ РАЗЛОЖЕНИЯ ОКИСЛИТЕЛЯ
Обработка скважин часто проводится смесевы-ми твердотопливными составами. Примерный состав такого топлива включает 5—20% алюминиевого порошка, 40—60% окислителя перхлората аммония, от 3 до 8.5% добавок (диоктилсебацинат, полимер тетрафторэтилена, стеараты металлов), связующий каучук (например, фторкаучук СКФ-32).
HClO
^HNO ClO .
4 +HCO ClO3
NH,
NH2 + HCl
+NO
NH2 + OH
HNO + OH
" +N +OH
NO
(2)
ClO + O2
|+CO
Cl
(3)
ClO2 ClO + CO2
J+CO
Cl + CO2
(4)
Рис. 4. Скважина после воздействия.
При горении такой смеси образуются: CO2 CO, HCl, HF, H2 H2O, N2 AlF3 AlF2Cl, F2AL(OH), FAlO, M2O3 [5].
Нами предполагается, что начальная стадия разложения перхлората аммония представляет собой диссоциацию соединения на аммиак и хлорную кислоту:
NH4C1O4 = NH3 + НСЮ4, АН= -239 кДж/моль. (1)
Схема последующих химических превращений в пламени представляется в виде
+Cl +O,
Данная схема превращений использовалась в дальнейшем для моделирования горения топлива.
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ КИНЕТИКИ ГОРЕНИЯ
Нами проводилось моделирование процесса горения смесевой твердотопливной композиции на основе основных брутто-реакций процесса.
Для этого была принята модель конкурирующих пламен (модифицированная модель Бекстеда— Дерра—Прайса) [5]. Модель предполагает учет 3 типов пламени над поверхностью заряда. Поскольку перхлорат аммония является одновременно монотопливом и окислителем, пламя состоит из пламени горения монотоплива как готовой смеси, первичного диффузионного пламени и конечного диффузионного пламени [6]. Предполагается процесс линейного горения в пределах прогретого слоя заряда (рис. 5).
Рис. 5. Структура пламен и схема тепловых потоков при горении заряда: АР — пламя, создаваемое за счет реакции окисления аммиака хлорной кислотой (продуктов первичного разложения перхлората аммония); PF — первичное диффузионное пламя, возникающее над линией контакта перхлората аммония с горючим; FF — конечное диффузионное пламя; ПХА — перхлорат аммония.
Используя модель Бекстеда—Дерра—Прайса, по- массовая скорость горения перхлората аммония лучаем следующую систему уравнений: массовая скорость горения поверхности заряда
-E,
mn
ox
RT
m s m ='Jb£ox,
(5)
уравнение теплового баланса
-Xpfcmt X
(
-aQ - (1 -a)Qf + pQpfe X +a(l -pf)
T =
Qape
+ Qpf e
-xffcmox
X
■ + T,
(6)
(7)
= Z
1 + 6
Г h ' 2 1 + 6Z Г h 1
1 Do) I Do)
So;
So
h = 0.5(1 + V3)l 1 - «*] + «ox t J Do,
Do V «
(8) (9)
линеиная скорость горения перхлората аммония
( -Eox\
.RTs
aiT£ J
/Po
«ox = ox
V J
линейная скорость горения связки
( -Ef ^
uf =
Af e
RT,
/Pf.
(10)
(11)
Система (5)—(11) решалась методом последовательных приближений по температуре поверхности горения Ts.
Потоки тепла от пламен к поверхности горения определялись по следующим соотношениям: поток тепла к поверхности от пламени AP
Qap = С(Tap - To) + Q,
поток тепла от пламени PF
Qpf = c(Tf - To) + aQ + (1 -a)Qf,
(12) (13)
U, мм/с 24 г
22 20 18 16 14 12 10
0 0.005 0.010 0.015 0.020 0.025 0.030 0.035 0.040
D, мм
Рис. 6. Зависимость линейной скорости горения твердотопливной композиции от среднего диаметра частиц перхлората аммония.
поток тепла от пламени FF
Qff = Qpf - Qap, (14)
а
расстояние от поверхности до пламени АР
-; ст = 1.8,
xap _
m
kapP
константа скорости реакции в пламени АР
-E
_RTan
kap = e .
расстояние от поверхности до пламени PF
pf
Xrpf + 0.3xdpf,
(15)
(16)
(17)
(18)
(19)
(20)
доля перхлората аммония, сгорающая в пламени PF
расстояние от поверхности до пламени FF
-% = Хар +
кинетическая высота первичного пламени
т
xrpf _
kpfP
V
диффузионные длины пламен
= DoV^3,
vdpf
vdff
Pf =
Xap Xrpf
xdpf
линейная скорость горения заряда
f i , Л2Л Up = mt 1 + 3Z
h
v
V Do у
/Pox.
(21)
(22)
В ходе численного моделирования по принятой модели горения твердотопливной композиции вышеуказанного состава была выявлена зависимость линейной скорости горения композиции от среднего диаметра частиц перхлората аммония. Зависимость приведена на рис. 6.
В моделировании со средним диаметром частицы перхлората аммония, равным 0.3 мм, были получены результаты, со средней 10.5% погрешн
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.