CC BY
12
УДК 662.2-391.4
Р. Ш. Гарифуллин, И. Д. Ахмадиев, А. С. Сальников, В. Я. Базотов, А. В. Николаева
РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ СКВАЖИННОЙ АППАРАТУРЫ ДЛЯ ПРОВЕДЕНИЯ
ТЕХНОЛОГИИ РАЗРЫВА НЕФТЯНОГО ПЛАСТА
С ПРИМЕНЕНИЕМ ТЕРМОПЛАСТИЧНОГО СГОРАЕМОГО МАТЕРИАЛА
Ключевые слова: термопластичный материал, скважинная аппаратура, технология, разрыв пласта, нефтяная скважина
В работе приводится расчет конструкционных параметров технологической скважинной аппаратуры, а также массы заряда термопластичного сгораемого материала, необходимой для создания импульса давления, обеспечивающего разрыв нефтяного пласта.
Keywords: thermoplastic material, downhole equipment, technology, fracturing, oil well.
The paper presents the calculation of structural parameters of the technological equipment of the well, and the charge mass combustible thermoplastic material needed to create a pressure pulse that provides a break oil reservoir.
В работе [1] представлена принципиальная схема и принцип действия устройства для проведения технологии газодинамического разрыва нефтяного пласта с применением термопластичного сгораемого материала, не содержащего взрывчатых веществ. Предполагается, что для этих целей компановка устройства должна дополнительно содержать технологическую скважинную аппарату, выполняющую функции аккумулятора газов, выделяемых при сгорании термопластичного материала и создания импульса давлении при их выпуске пласт.
В связи с этим в данной работе приводится расчет конструкционных параметров технологической скважинной аппаратуры и массы заряда термопластичного сгораемого материала, достаточной для создания необходимого импульса давления в приза-бойной зоне.
Проведенные предварительные исследования показали, что технологическая скважинная аппаратура должна отвечать следующим основным требованиям [2-4]:
- накапливать в герметичном объеме газы, образующиеся в результате сгорания материала;
- обеспечивать выпуск накопленных газов в пласт при давлении достаточном для разрыва пласта в диапазоне 10-120 МПа;
- защищать сгораемый материал от воздействия скважинных температур и давлений, обеспечивая его надежное срабатывание при температуре в скважине до 150°С и давлении до 50 МПа.
Наружный диаметр корпуса скважинной аппаратуры должен удовлетворять условию свободной проходимости в обсадной колонне нефтяных скважин. Нефтяные скважины оборудуются обсадными колоннами, изготавливаемыми по ГОСТ 632-80, с условным диаметром от 114 до 508 мм [5]. При этом обсадные трубы минимальным диаметром 114 мм применяются только при строительстве разведывательных скважин, а в добывающих скважинах наибольшее распространение получили трубы с условным диаметром 127 мм. Для обеспечения свободной проходимости в скважинах с обсадной колонной 127 мм диаметр скважинной аппаратуры не должен превышать 110 мм.
Для накопления достаточного количества газов общая длина газонакопительных секций устройства должна составлять 5-8 м. К газонакопительным секциям предполагается присоединение газораспределительной секции с отверстиями, длина которой равна средней ширине нефтяных пластов и составляет 1-2 м [6]. Для облегчения транспортировки скважинная аппаратура должна состоять из последовательно соединенных секций, длиной 2-2,5 м каждая.
В качестве конструкционного материала для изготовления скважинной аппаратуры в соответствии с ОСТ 26-1046-87 [7] выбираем легированные конструкционные стали марки 35х, 40х, 30ХМА, 34ХН3М, пределы текучести и прочности которых приведены в таблице 1.
Таблица 1 - Пределы текучести и прочности марок легированных сталей и сплава Д16Т, выбираемых для изготовления технологической скважинной аппаратуры
Параметр, МПа 40Х 35Х 30ХМА 34Х Н3М Сплав Д16Т
Предел текучести 600 600 650 800 405
Предел прочности на разрыв 750 750 800 950 540
Приведенные стали обладают повышенными прочностными свойствами, устойчивостью к коррозии и жаропрочностью и рекомендуется в литературе для использования при резких перепадах температур и в агрессивных средах. Альтернативным материалом для изготовления является сплав типа Д16, который является прочным термоупрочняемым сплавом, легко обрабатывается.
Для расчета толщины стенки газонакопительной секции принимаем наружный диаметр газонакопительных секций 110 мм. Расчет проводим по формуле [7]:
о Г Р Л
5 = К exp^¡-1 + с
- и ] , (1)
где [с] - допускаемое напряжение стенки секции; Яс - предполагаемый внутренний радиус газонакопительной секции, Р - максимальное рабочее давление в газонакопительных секциях; с - прибавка к толщине стенки, выбираемая по ГОСТ 14249-80.
Допускаемое напряжение стенки секции рассчитываем по формуле:
н=
Ш1П
(2)
св - временное сопро-
где Ст - предел текучести; тивление.
По ОСТ 26-1046-87 принимаем коэффициенты запаса прочности Пт=1,5 и Пв=2,4. По ГОСТ 14249-80 принимаем с=0,002 м. По формулам (1) и (2) определяем, что Ст = 312,5 МПа, Б=18мм.
Таким образом, толщина стенки 18 мм обеспечивает достаточную прочность корпуса технологической скважинной аппаратуры и позволяет применять ее при нагружении внутренним или внешним (гидростатическим) давлением 312,5 МПа, в диапазоне температур от минус 40 до 600 °С. При этом расчетная масса одной секции составит 43 кг, а суммарная масса аппаратуры не превысит 200 кг.
Для соединения газонакопительных секций выбрали резьбовое соединение, так как оно обеспечивает герметичность секций, а также быстроту сборки-разборки.
Выбираем метрический тип резьбы, т.к. данный тип характеризуется максимальным коэффициентом полноты резьбы, равным 0,75-0,88, что обеспечивает повышенную прочность резьбового соединения по сравнению с резьбой других типов [8]. Номинальный диаметр резьбы принимаем 90 мм, шаг резьбы 4.
Определим усилие среза резьбы в газонакопительной секции по формуле [6]:
2к,
ЕСр = ^Нк2К,п т
(3)
где d - наружный диаметр резьбы; Н- длина свинчивания резьбы, к2- коэффициент полноты резьбы; кШ-коэффициент учитывающий неравномерность распределения силы по виткам; т - предел прочности материала на срез.
По формуле (3) находим, что Рср составляет 724869Н, зная внутренний диаметр секции dвн=74мм, находим давление среза резьбы Рср, которое равно 170МПа.
Следовательно, резьба сохраняет свою целостность при максимальном рабочем давлении 120 МПа.
Присоединительная резьба головки скважинной аппаратуры должна соответствовать стандартной резьбе кабельного наконечники геофизического кабеля М48-3, которая в рабочем режиме выдерживает продольную нагрузку 5000-10000 кг [6].
Затем проводим расчет массы заряда термопластичного сгораемого материала и расхода газов, выделяемых при его сгорании. За основу расчета принимаются данные, приведенные в работах [9-13].
Для образования трещин в породе пласта требуется, чтобы давление газов было больше или равно давлению разрыва пласта, которое равно сумме вер-
тикального горного давления и прочности породы на разрыв и определяется по формуле [4]:
Р = р як + а , (4)
р азр гпорсэ разр ' 4 '
где рпор - средняя плотность породы пласта, равная 2500 кг/м3; g - ускорение свободного падения; И -глубина скважины (средняя глубина скважин в Республике Татарстан составляет 2250 м); сразр - средний предел прочности породы на разрыв, составляет 2,5 МПа.
По формуле (4) определяем, что Рразр составляет 57,6МПа.
По уравнению Нобеля-Абеля, находим массу термопластичного сгораемого материала, необходимую для обеспечения данного давления разрыва пласта [14, 15]:
ГПтт =■
(5)
где Уг - объем накопленных в секции газов, который определили, равным 34л (при принятой об-щей длине газонакопительных секций, равной 8м); f -сила твердого топлива, равная 71958,7 Дж/кг; а -коволюм газообразных продуктов сгорания твердого топлива, составляет 0,0011 м3/кг; Р - давление разрыва пласта.
По формуле (5) находим, что масса твердого топлива, необходимая для создания Рразр, равного 57,6МПа, составляет 14кг.
Данная масса сгораемого материала обеспечивается размещением в технологической скважинной аппаратуре двух специальных устройств - термогазогенераторов, содержащих по 7 кг сгораемого материала каждый.
При проведении газодинамического разрыва нефтяного пласта длина образующихся остаточных трещин составляет от 1,5 до 10 м (средняя длина 5,7 м), что обеспечивает дополнительную добычу на одну обработку в размере 400-1000 т нефти.
При этом длина образующихся трещин, а, следовательно, и эффективность операции определяется объемом и расходом выделяемых в пласт газов определяется по формуле [6, 16]:
(6)
Тогда расход газов р будет вычисляться по формуле:
0 = -
1}2п21г2Г1ПкРг
VГц
(7)
где Уг - объем газов и жидкости, выделяемых в пласт после расширения; Ь - длина, образующих трещин. Принимаем среднюю длину, равной 5,7м; д - динамическая вязкость пластовой жидкости; Ипл -толщина обрабатываемого пласта, м; П - пористость пласта (средняя пористость пород нефтяных пластов равна 0,3); к - проницаемость пласта (средняя проницаемость пород нефтяных пластов равна 0,15 мкм2), Рг.б. - боковое горное давление.
После выпуска газов в пласт, газы начинают расширяться, при этом их давление снижается до давления в скважине равного гидростатическому давлению.
+ а
Гидростатическое давление в скважине определяется по формуле:
рскв = Ржв^ов , (8)
где рж - средняя плотность жидкости в скважине, равная 1010 кг/м3' g - ускорение свободного падения; Ьскв - глубина скважины (принимаем среднюю глубину скважин, раной 2250 м).
По формуле (7) находим, что Рскв =22,3 МПа. Так как расширение газов происходит очень быстро (за 0,1-7 сек), то процесс рассматриваем как адиабатический.
Согласно уравнению Пуассона объем газов после расширения находим по формуле:
2 □
Гскв
где к - показатель адиабаты продуктов сгорания (составляет 1,23); VI - объем накопленных газов, равный 34л.
По формуле (9) находим, что V2 составляет 74л.
Боковое горное давление рассчитывается по формуле:
Р. = ^-¿РпорЗЬ, (10)
где и - средний коэффициент Пуассона породы пласта, составляет 0,25; рпор - средняя плотность породы пласта, равная 2500 кг/м3; И - глубина скважины (принимаем среднюю глубину скважин, раной 2250 м).
По формуле (10) находим, что Рг.б.. составляет 18,4МПа.
С учетом рассчитанных выше параметром по формуле (7) определяем, что расход газов, необходимый для образования в породе пласта трещин длиной 5,7м составляет 1,1 м3/с.
Таким образом, расчеты, приведенные в статье, позволили определить основные конструкционные параметры скважинной аппаратуры, а также массу заряда термопластичного сгораемого материала и расход газов, выделяемых при его сгорании, необходимые для проведения технологии разрыва пласта.
Литература
1. Гарифуллин, Р.Ш. Термогазогенератор на основе термопластичного твердого топлива для обработки нефтяных скважин / Р.Ш. Гарифуллин [и др.] // Вестник КГТУ им. Кирова / Казан. Гос. Технол. Ун-т. - Казань, выпуск №2, 2013. - С.64-67
2. Гарифуллин, Р.Ш. Экспериментальные исследования опытных образов термогазогенератора для обработки скважин по определению температуры горения, удельного газообразования и содержания твердых шлаков составы на основе порошкообразных эластомеров / Гари-
фуллин Р.Ш. [и др.] // Вестник Казан. технол. ун-та. -Казань, 2014.- №18.- С. 186-189.
3. Мокеев, А. А. Исследование комбинированных зарядов энергонасыщенных материалов для обработки нефтяных скважин / А.А. Мокеев, А.С. Сальников, Л.Х. Бадретди-нова, А.П. Евдокимов, А.А. Марсов // Вестник Казанского технологического университета. - Казань, КНИ-ТУ, 2014, т.17, №15, С.268-269.
4. Садыков И.Ф. Способ обработки призабойной зоны скважины / И.Ф.Садыков, С.В. Чипига, А.А. Марсов, А.А. Мокеев, М. М. Каримов // патент РФ на изобретение №2469189 от 13.04.2011
5. Трубы нефтяного сортамента: Справочник / Под общей ред. А.Е. Сарояна. - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Недра, 1987, 488с.
6. Справочное руководство по проектированию разработки и эксплуатации нефтяных месторождений. Добыча нефти. Под общ. ред. Ш.К. Гиматудинова - М., Недра, 1983, 455с.
7. ОСТ 26-1046-87 «Сосуды и аппараты высокого давления. Нормы и методы расчета на прочность».
8. Детали Машин Конструкционная прочность. Трение, износ, смазка. Энциклопедия / Под общей ред. Д. Н. Ре-шетова - М. : Машиностроение. Т.1У-1 -864 с.
9. Бадретдинова Л.Х. Исследование зависимости характеристик горения от физической стабильности энергонасыщенного материала термоисточника / Л.Х. Бадретдинова, А.А. Мокеев, А.А. Марсов, И.Ф. Садыков // Вестник Казанского технологического университета. - Казань, КНИТУ, 2014.- т.17.- №7.- С.120-123.
10. Чипига С. В. Расчетно-теоретическое обоснование возможности создания универсального состава топлива термоисточника для обработки нефтяных скважин / С. В. Чипига, И.Ф. Садыков, А.А. Марсов, А.А. Мокеев // Вестник Казанского технологического университета.-Казань, КНИТУ, 2012.- т.15.- №7.- С.174-176.
11. Чипига С. В. Разработка состава топлива газогенератора для обработки нефтяных скважин / С.В. Чипига, И.Ф. Садыков, А.А. Марсов, А.А. Мокеев // Вестник Казанского технологического университета.- Казань, КНИТУ, 2012.- т.15.- №7.- С.168-170.
12. Figovsky O. Production of polymer nanomembranes by super deep penetration method / Figovsky O., Gotlib E., Pashin D., Mokeev A. // Chemistry and Chemical Technology. 2012. Т. 6. № 4. С. 393-396.
13. Садыков И. Ф. Композиция термоисточника для обработки призабойной зоны скважины / И.Ф.Садыков, А.А. Марсов, Р.Р. Хузин, А.А. Мокеев, Ф.З. Гареев // патент РФ на изобретение №2436827 от 26.01.2010
14. Balmer, Robert T. Modern engineering thermodynamics / Elsiever, 2011.
15. Поллард Ф. Б. Вспомогательные системы ракетно-космической техники / под ред. И.В. Тишунина - М. : Мир,1970, 400с.
16. В.Т. Гребенников Технологии воздействия на продуктивный пласт генераторами давления и горюче-окислительными жидкостями / United Nord - Москва, 2008, 45с.
© Р. Ш. Гарифуллин - канд. техн. наук, доцент каф. технологии твердых химических веществ КНИТУ, [email protected]; В. Я. Базотов - д-р техн. наук, проф. зав. каф. технологии твердых химических веществ КНИТУ; А. С. Сальников - асс. той же кафедры; И. Д. Ахмадиев - канд. техн. наук, ассистент той же кафедры.
© R. Sh. Garifullin - candidate tehn. Sciences, Associate Professor, Dept. Chemical technology of solid KNRTU, [email protected]; V. J. Bazotov- Dr. Sc . Sciences, prof. Head . KAF . Chemical technology of solid KNRTU; A. D. Salnikov - assistant in the same department; 1 D. Akhmadiev - candidate. tehn. Sciences, assistant in the same department.
