Időszakos segédgázos kutak beáramlási viszonyai Szakdolgozat

Miskolci Egyetem Műszaki Földtudományi Kar Olaj- és Gázmérnöki Intézeti Tanszék

Időszakos segédgázos kutak beáramlási viszonyai Szakdolgozat

Készítette:

Mezei Luca Olaj- és Gázmérnöki Szakirány

Ipari konzulens:

Gyukics Mihály MOL Nyrt, Szolnok

Tanszéki konzulens: Dr. Turzó Zoltán intézetigazgató, egy. docens

Miskolc, 2013

UNIVERSITY OF MISKOLC

MISKOLCI EGYETEM Műszaki Földtudományi Kar

Faculty of Earth Science & Engineering PETROLEUM AND NATURAL GAS INSTITUTE

KŐOLAJ ÉS F ÖLDGÁZ INTÉZET

——————————————————————————————————————————————————————————————————————————————————————

: H-3515 Miskolc-Egyetemváros, Hungary : (36) (46) 565-078 FAX: (36) (46) 565-077 e-mail: [email protected] ——————————————————————————————————————————————————————————————————————————————————————

Szakdolgozat-feladat Mezei Luca Műszaki földtudományi alapszakos, olaj- és gázmérnök szakirányos BSc hallgató részére Időszakos segédgázos kutak beáramlási viszonyai Szakirodalom alapján foglalja össze az időszakos segédgázos kutak üzemeltetésével kapcsolatos ismereteket és a nemzetközi gyakorlatot! Gyűjtse össze az időszakos segédgázos kutak hozamegyenletének meghatározási lehetőségeit! Gyűjtse össze egy kijelölt mező kijelölt időszakos segédgázos kútjának adatait! Tegyen javaslatot a kijelölt kút hozamegyenletének a meghatározás módjára és határozza is meg a hozamegyenletet!

Ipari konzulens:

Gyukics Mihály, olajmérnök MOL Nyrt, Szolnok

Tanszéki konzulens:

Dr. Turzó Zoltán, egyetemi docens

A szakdolgozat beadási határideje: 2013. november 25.

Dr. Turzó Zoltán intézetigazgató, egy. docens Miskolc, 2013. július 5.

TARTALOMJEGYZÉK BEVEZETÉS .....................................................................................................................1 1. OLAJKUTAK TERMELÉSI MÓDJAI .............................................................................2 1.1 Felszálló termelés ...................................................................................................................... 2 1.2 Másodlagos termelési módok ................................................................................................... 3 1.2.1 Segédgázos termelés............................................................................................................ 3 1.2.2 Szivattyúzási eljárások .......................................................................................................... 4 1.2.2.1 Rudazatos mélyszivattyúk .............................................................................................. 4 1.2.2.2 Rudazat nélküli mélyszivattyúk ...................................................................................... 4

2. A SEGÉDGÁZOS TERMELÉSRŐL ÁLTALÁBAN .......................................................5 2.1 A segédgázos termelés rövid története ................................................................................... 5 2.2 A segédgáz útja .......................................................................................................................... 6 2.3 A segédgázos termelés előnyei, hátrányai .............................................................................. 7 2.3.1 Előnyök .................................................................................................................................. 8 2.3.2 Hátrányok .............................................................................................................................. 8

3. IDŐSZAKOS SEGÉDGÁZOS TERMELÉS RÉSZLETES LEÍRÁSA .............................9 3.1 Kitermelés menete, fázisai, befolyásoló tényezők .................................................................. 9 3.1.1 Termelést befolyásoló tényezők .......................................................................................... 10 3.1.2 Folyadékdugó kitermelésének menete és fázisai ............................................................... 11 3.1.2.1 Első fázis – Folyadékdugó felgyülemlése .................................................................... 12 3.1.2.2 Második fázis – Folyadékdugó felemelése .................................................................. 13 3.1.2.3 Harmadik fázis – Utóáramlás ....................................................................................... 15 3.2 Kútkiképzések .......................................................................................................................... 15 3.2.1 Kamra nélküli kútszerkezetek.............................................................................................. 16 3.2.1.1 Nyitott kútszerkezetek .................................................................................................. 16 3.2.1.2 Félig-zárt kútszerkezetek ............................................................................................. 18 3.2.1.3 Zárt kútszerkezetek ...................................................................................................... 19 3.2.1.4 Csőközön termelő kútszerkezetek ............................................................................... 19 3.2.2 Kamrás kútszerkezetek ....................................................................................................... 20 3.2.2.1 Packer-kamrás kútszerkezet ........................................................................................ 20

i

3.2.2.2 Palack-kamrás kútszerkezet ........................................................................................ 21 3.2.3 Több rétegből termelő kútszerkezetek ................................................................................ 22 3.3 Segédgázszelepek szerepe ..................................................................................................... 23 3.4 Felszíni szabályzás .................................................................................................................. 25

4. OLAJKUTAK HOZAMEGYENLETEI ..........................................................................27 4.1.Egyfázisú áramlás .................................................................................................................... 27 4.2 Többfázisú áramlás .................................................................................................................. 28 4.2.1 Vogel hozamegyenlete ........................................................................................................ 28 4.2.2 Vogel egyenletének kiterjesztése ........................................................................................ 29 4.2.3 Kombinált hozamegyenlet ................................................................................................... 31 4.2.4 Fetkovich hozamegyenlete.................................................................................................. 31 4.2.5 Wiggins hozamegyenlete .................................................................................................... 32

5. VÁLASZTOTT KÚT HOZAMEGYENLETÉNEK MEGHATÁROZÁSA ........................33 5.1 A kút és a mérések rövid bemutatása .................................................................................... 33 5.2 A hozamegyenlet kiválasztása ................................................................................................ 34 5.3 Maximális hozam meghatározása a nyomásemelkedési görbe alapján ............................. 35 5.4 Maximális hozam meghatározása ciklusidőnkénti nyomásgörbe alapján ......................... 43 5.4.1 Az illesztés folyamata .......................................................................................................... 43 5.4.2 A kapott eredmények .......................................................................................................... 44 5.5 Maximális hozam meghatározása szeparátoros mérések alapján ...................................... 48 5.6 Visszacsorgás vizsgálata ........................................................................................................ 52 5.6.1 Felgyülemlett folyadékoszlop magasságának meghatározása........................................... 53 5.6.2 Visszacsorgott mennyiség meghatározása ......................................................................... 55 5.7 Eredmények összefoglalása ................................................................................................... 56

ÖSSZEFOGLALÁS .........................................................................................................59 SUMMARY ......................................................................................................................60 IRODALOMJEGYZÉK.....................................................................................................61 ii

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS .............................................................................................62 1. SZ. MELLÉKLET – FOLYAMATOS SEGÉDGÁZAS TERMELÉS ..............................63 1.1 Alkalmazás, előnyök, hátrányok ............................................................................................. 63 1.2 Az injektálás szabályozásának felszíni eszközei .................................................................. 64 1.2.1 Fúvókás felszíni szabályozás .............................................................................................. 65 1.2.2 Fúvókás-nyomásszabályozós felszíni szabályozás ............................................................ 66 1.2.3 Egyéb szabályozási módszerek .......................................................................................... 67

2. SZ. MELLÉKLET – LEGGYAKRABBAN HASZNÁLT SZELEPTÍPUSOK ..................68 2.1 Nyomással vezérelt segédgázszelepek ................................................................................. 68 2.1.1 Általános felépítés ............................................................................................................... 70 2.1.2 Injektáló nyomással vezérelt szelepek ................................................................................ 71 2.1.3 Termelési nyomással vezérelt szelepek ............................................................................. 73 2.2 Egyéb segédgázszelepek ........................................................................................................ 74

3. SZ. MELLÉKLET – IDŐSZAKOS SEGÉDGÁZAS KUTAK FELSZÍNI SZABÁLYZÓI.76 3.1 Fúvókás felszíni szabályozás.................................................................................................. 76 3.2 Fúvókás-nyomásszabályozós felszíni szabályozás ............................................................. 78 3.3 Ciklusszabályozós felszíni szabályozás ................................................................................ 79 3.3.1 Egyszerű ciklusszabályzó ................................................................................................... 80 3.3.2 Ciklusszabályzós-fúvókás felszíni szabályozás .................................................................. 82 3.3.3 Ciklusszabályzós-nyomásszabályzós felszíni szabályozás ................................................ 83 3.3.4 Csőköz nyomás szabályozás .............................................................................................. 84 3.3.5 Egyéb szabályozási lehetőségek ........................................................................................ 85

iii

Jelmagyarázat Ab

csőmembrán effektív felülete

m2

At

termelőcső keresztmetszet

m2

Av

szelepnyílás keresztmetszete

m2

Bo

olaj térfogati tényezője

m3/m3

Bw

víz térfogati tényezője

m3/m3

D

turbulencia tényező

d

termelőcső belső átmérő

m

dh

felgyülemlett folyadékoszlop magasságának változása

m

skin tényező miatti nyomásváltozás

Pa

dV

felgyülemlett folyadéktérfogat változása

m3

FE

áramlási hatékonyság

FF

visszacsorgási tényező

dpskin

g

nehézségi gyorsulás

h

rétegvastagság

s/m3

%/1000m m/s2 m 3

J

termelékenységi tényező

k

permeabilitás

m2

Lf

felgyülemlési szakasz végi folyadékoszlop magassága

m

Lg

gázoszlop magassága

m

perforáció tetejének a mélysége

m

Lv

szelep beépítési mélysége

m

M

moláris tömeg

p1

csőköz nyomása a felszínen

bar

p2

csőköz nyomása a számítási mélységben

bar

folyadék átlagnyomása

bar

pb

buborékponti nyomás

bar

pd

kamranyomás a szelep hőmérsékletén

Pa

pg

gáz nyomása

Pa

pi

injektálási nyomás

Pa

pic

záró injektálási nyomás a szelep beépítési mélységében

Pa

pio

nyitó injektálási nyomás a szelep beépítési mélységében

Pa

pn

normálnyomás

Pa

pp

termelési nyomás (a szelep beépítési mélységében)

Pa

ppc

záró termelési nyomás a szelep beépítési mélységében

Pa

ppsc

pszeudokritikus nyomás

Lperf

pavgli

m /bar.nap

kg/kmol

bar

ppo

nyitó termelési nyomás a szelep beépítési mélységében

Pa

ppr

pszeudoredukált nyomás

-

pr

rétegnyomás

Pa

psp

rugóerő hatása

Pa

pwf

áramlási kúttalpnyomás

Pa

pwh

kútfejnyomás

Pa

Q

térfogatáram/hozam

m3/nap

Qb

buborékponti hozam

m3/nap

Qmax

elméleti maximális hozam

m3/nap

R

Av/Ab, geometriai állandó

-

re

megcsapolás sugara

m

Rs

oldott gáztartalom

m3/m3

Rt

termelési gáz-olaj viszony

m3/m3

Runiv

univerzális gázállandó

kg/kmol.K

rw

kút sugara

m

s

skin tényező

-

T

ciklusidő

min

tacum

egy ciklus alatti felgyülemlési idő

s

Tavg

gáz átlaghőmérséklete

K

Tavgli

folyadék átlaghőmérséklete

K

Tn

olajipari normálhőmérséklet

K

Tpc

pszeudokritikus hőmérséklet

K

Tpr

pszeudoredukált hőmérséklet

-

Twf

kúttalp hőmérséklet

K

w

alsó indexben - víz

-

wc

vízhányad

%

Zavg

átlagos eltérési tényező

-

γg

gáz relatív sűrűsége

-

γo

olaj relatív sűrűsége

-

μ

dinamikai viszkozitás

Pas

ρl

folyadék sűrűsége

kg/m3

ρo

olajsűrűség

kg/m3

ρw

vízsűrűség

kg/m3

Bevezetés 1937. február 9-ét tekintjük a magyar olajipar, a magyarországi olajtermelés kezdetének, mikor Papp Simon geológus irányítása mellett a Budafa-1 fúrás eredményre vezetett. Ennek már több mint 75 éve, s a magyar olajiparnak szembesülnie kell azzal, hogy a készletek egyre fogynak, újabb, eddig teljesen ismeretlen szénhidrogén tárolók megtalálására pedig igen kicsi esély mutatkozik. A folyamatos termelés hatására az egyes rétegek nyomása állandóan csökken, lehetetlenné téve a kutak felszálló termeltetését. E tendencia miatt szükséges más termelési eljárások használata és optimalizálása. Mindezek miatt egyre inkább szükségessé válik az addig felszálló kutak valamilyen más termelési módra való átállítása, mely lehetőségek közül az egyik a segédgázos termelés, melyet szakdolgozatom témájának választottam. Mivel egyre kiemeltebb fontosságúvá válik a segédgázos termelés, így a célom jelen szakdolgozattal, hogy az időszakos segédgázos termelést bemutassam, illetve egy választott kút hozamegyenletét különböző számítási módszereket, megközelítéseket alkalmazva meghatározzam. A fő bemutatás során a terjedelmi korlátok miatt nem térek ki részletesen a felszíni szabályzás eszközeire illetve a segédgázszelepekre, ezek ugyanis nem befolyásolják a beáramlást, részletes leírás a mellékletben olvasható róluk.

1

1. Olajkutak termelési módjai A segédgázos termelés részletesebb vizsgálata előtt feltétlenül szükséges néhány mondatban kitérni az olajkutak egyéb termeltetési módjaira is a téma teljesebb megismeréséhez és az egyes termelési módok közti összefüggések átlátásához.

1.1 Felszálló termelés Felszálló termelésnek azt a termelési módot nevezzük, amikor a rétegfluidum saját erejéből, egyéb felszíni beavatkozás nélkül áramlik be a termelőcsőbe, fel a felszínre, egészen a szeparátorig. Ha egy adott telep megfelelő nyomásviszonyokkal rendelkezik, akkor az abba lefúrt olajkutak életének legelső szakasza ez, ellenkező esetben már a kezdetektől

szükség

lehet

például

szivattyús

termeltetésre.

Elsősorban

a

nyomásviszonyok, a termelvény összetétele, az oldott gáztartalom és a vízhányad befolyásolják az időtartamot, amíg egy adott kút felszállva termeltethető. Felszálló termeltetéshez olyan nyomásviszonyok szükségesek, melyek során a kúttalpnyomás elegendően nagy ahhoz, hogy a termelvény eljusson a felszíni gyűjtőállomásokon található szeparátorig. Más szóval a kúttalpnyomásnak akkorának kell lenni, hogy a fluidum által megtett úton bekövetkező nyomásveszteségeket le tudja küzdeni. Amennyiben a fenti feltétel már nem teljesül, akkor szükséges az úgynevezett másodlagos vagy mechanikus termelési módokra való áttérés. Ez az eset bekövetkezhet egyrészt az áramlási kúttalpnyomás olyan mértékű lecsökkenése miatt - amit a kút addigi élete során kitermelt fluidum miatt lecsökkent rétegnyomás okoz -, hogy az már nem képes legyőzni a termelés során fellépő nyomásveszteségeket. Egy másik ok pontosan ennek ez esetnek a fordítottja lehet, mi szerint a kútban fellépő nyomásveszteségek olyannyira megnövekednek, hogy már a kúttalpnyomás nem elegendő a termelvény felszínre szállításához. Ennek oka lehet egyrészt a termelt fluidum sűrűségének jelentős növekedése (a csökkenő gáztermelés miatt), másrészt pedig különféle mechanikai problémák léphetnek fel, többek között kis termelőcső- és/vagy szállítóvezeték átmérő, túl nagy szeparátornyomás, stb. [3]

2

1.2 Másodlagos termelési módok A másodlagos vagy más néven mechanikus termelési módokra való áttérés akkor válik szükségessé, mikor egy adott kút felszálló termeltetése az előbbiekben részletezett okok miatt lehetetlenné válik. Ilyen esetekben még a készlet egy jó része kitermelhető. Léteznek természetesen más, köztes megoldások is, mikor egyes kutak még alkalmasak felszálló termeltetésre, mindössze a beindításokhoz szükséges segédgázt alkalmazni. A másodlagos termelési módok két nagy csoportba sorolhatók. Az egyik nagy csoport a segédgázos termelés, mely során komprimált gázt juttatnak a termelési béléscsőbe, onnan pedig a termelőcsőbe (előfordulhat ennek a fordítottja is, de mivel ez a leggyakoribb termelési irány, ezért a továbbiakban ezt vesszük alapesetnek), míg a másik csoportba a különféle szivattyúzási eljárások tartoznak, melyek lényege a folyadék nyomásának emelése a kútban.

1.2.1 Segédgázos termelés A segédgázos termelés még két kisebb kategóriára bontható fel, ezek egyike az ún. folyamatos segédgázos termelés, mely során a komprimált gázt folyamatosan, adott térfogatárammal juttatjuk a termelési béléscsőből a termelőcsőbe. A bejuttatott gáz csökkenti a beáramló fluidum sűrűségét, ezzel a termelőcsőben a nyomásgradienst, tehát kisebb kúttalpnyomás jön létre, hogy a termelvény be tudjon áramlani a termelőcsőbe és eljusson a felszíni gyűjtőállomásig. Ez a módszer tekinthető a felszálló termelés után közvetlenül következő termeltetési szakasznak. A folyamatos segédgázos termelés után logikusan következő fázis az időszakos segédgázos termelés, mely során ugyan szintén segédgázt használunk, ám e termeltetési módszer teljesen más fizikai alapokon nyugszik, mint a folyamatos válfaja. A folyamatos segédgázos termelésről akkor szükséges az átállás az időszakosra, mikor már a folyamatos gázbeinjektálás nem gazdaságos. A ciklikus termeltetés esetén a segédgáz beadagolása időszakosan történik, amikor már megfelelő magasságú fluidum oszlop gyülemlett fel a termelőcsőben. Ebben az esetben tehát a megfelelő mennyiségű segédgáz megfelelő sebességgel való termelőcsőbe juttatása biztosítja a szükséges energiát a folyadékoszlop felszínre jutásához. [3] Mivel jelen szakdolgozat témája első sorban az időszakos segédgázos termelés, ezért a témát nagyobb részletességgel későbbi fejezetekben kívánom ismertetni. A folyamatos segédgázos termelésről hosszabb leírás az 1. sz. mellékletben olvasható.

3

1.2.2 Szivattyúzási eljárások A szivattyúzási eljárások alapja szintén a nyomásveszteségek csökkentése, mely célból különböző fajta szivattyúkat helyeznek el termelőkutakban. Különféle szempontok alapján osztályozhatjuk a szivattyúzási eljárásokat, de a legelterjedtebb és legelfogadottabb osztályozás jelenleg a szivattyú meghajtásának módja szerint megkülönböztet rudazatos és rudazat nélküli szivattyúzási eljárásokat. 1.2.2.1 Rudazatos mélyszivattyúk A rudazatos mélyszivattyú berendezések elnevezése igen találó, hiszen a szivattyú működtetéséhez szükséges energia átadása egy hosszú, több részből álló rudazaton keresztül történik. Ezen eljárások között a legrégebben alkalmazott és egyben leggyakrabban használt eszköz az ún. himbás rudazatos mélyszivattyú, mely egy dugattyús szivattyú, mely hajtómotorja a felszínen található, s a tengely forgó mozgását alakítjuk át függőleges lengőmozgássá, melyet a rudazat közvetít a mélyszivattyúhoz. E mellett a nagyobb szállítókapacitás elérése céljából kifejlesztésre került az ún. hosszúlöketű mélyszivattyú berendezés is. Mivel e szivattyúzási módszer tulajdonképpen a himbás rudazatos mélyszivattyús eljárás továbbfejlesztése, így nem meglepő, hogy az alkalmazott szivattyútípus megegyezik a himbás szivattyúéval, de teljesen új felszíni hajtás-típusok bevezetése vált szükségessé, melyek három fő típusa a pneumatikus-, hidraulikus- és mechanikus hajtás. [3] 1.2.2.2 Rudazat nélküli mélyszivattyúk A rudazat nélküli mélyszivattyú berendezés esetében főleg hidraulikus és villamos hajtást használnak. Az alkalmazott szivattyútípusok többek között lehetnek: hidraulikus-, centrifugál- vagy dugattyús szivattyúk. E típusú berendezések használata egyes esetekben előnyösebb, mint a rudazatos fajtáé, mivel a rudazatos mélyszivattyúzásra általánosan jellemző a változó folyadékterhelés okozta rudazatnyúlás, illetve a mélységgel egyre növekvő lökethossz veszteség. [2] A rudazatos szivattyúkkal szemben a rudazat nélküli berendezéseknek nem csak a szivattyú része helyezkedik el a kúttalpon, hanem legtöbb esetben a hajtómotorja is, így folyadékszállító képességük kevésbé függ a mélységtől, sőt mivel nincs a termelőcső falának súrlódó rudazat, így ferde kutakban is előnyösebben alkalmazhatók. [3]

4

2. A segédgázos termelésről általában Az előzőekben bemutatott három fő termeltetési mód közül jelen szakdolgozatban a segédgázos termelésre kívánom helyezni a hangsúlyt, mivel az egyre merülő telepek termeltetéséhez szükséges energia pótlására kiválóan alkalmas a már kitermelt, nagyobb szénatomszámú szénhidrogénektől megtisztított, majd komprimált gáz, mely teljes egészében visszajön a felszínre, együtt a telepből kiáramló fluidumokkal. Amikor egy olajkút életében eléri azt a szakaszt, mikor olyannyira lecsökkent az áramlási kúttalpnyomás vagy annyira megnövekednek a termelőcsőben a nyomásveszteségek, hogy már felszállva nem termeltethető, akkor – amennyiben rendelkezésre áll megfelelő mennyiségű földgáz – logikus lépés a kút folyamatos segédgázos termelésűvé alakítása, amit később, a hatékonyság csökkenésével a további segédgázos termelési módok követnek.

1. ábra Segédgázzal termelő kút szerző saját készítése

2.1 A segédgázos termelés rövid története Már a 18. században is szükség volt olyan módszerre, amely nagy mennyiségű víz kiemelését tette lehetővé a bányaaknákból. A probléma megoldására végül levegőt kezdtek el használni. Az olaj kitermelésének elősegítéséhez először 1864-ben, az Egyesült Államokban található pennsylvaniai olajkutakban használtak levegőt.

5

Az 1920-as évek második felétől a levegő használatát felváltotta a földgáz, mivel rájöttek arra, hogy földgáz használata mellett nem képződik robbanékony elegy, a földgáznak nincs korrozív hatása, ráadásul nagy mennyiségben elérhető. A kezdetekben a gáz mindenféle szabályozás nélkül lépett be a termelőcsősarunál, a beinjektált földgáz kontrolálására csak később tettek próbálkozásokat. A felhasznált kompresszorok nyomóoldali nyomása viszonylag alacsony volt, ezért a kezdetekben csak sekélyebb kutak termeltetésénél alkalmaztak segédgázt. Később, mikor megindult a földgáz

értékesítése,

szállítása,

nagyobb

teljesítményű

kompresszorok

váltak

szükségessé a szállításhoz, így ezzel együtt lehetővé vált a mélyebb kutak segédgázzal való termeltetése is. Végül az 1940-es évek elején megjelentek a nyomással szabályozott segédgázszelepek, amelyek segítségével már a beinjektált gáz mennyiségét is pontosan tudták szabályozni. [3]

2.2 A segédgáz útja A segédgáz, miután a felszínre jut a termelvénnyel együtt, ugyanazt az utat teszi meg, mint az újonnan felszínre került formáció gáz. A kútvezetéken eljut a fluidum a gyűjtőállomásokig, ahol előszeparálják a folyadékot és a gázt. A levált gáz közvetlenül halad tovább a gázelőkészítő üzemig, míg a folyadékban oldva maradt gáz a főgyűjtőre kerül, ahol további szeparálási folyamaton megy át, s végül a további leválasztott gáz is a gázelőkészítő üzembe kerül. A gázüzemben leválasztják a nagy szénatom számú szénhidrogéneket. A gáz nedvességtartalmának lehető legnagyobb részét kivonják, hogy később ne okozzon gondot a nyomáscsökkenés hatására esetlegesen kiváló csapadék a vezetékekben, illetve azért, mert a nyomásemelésre használt kompresszorok is igen érzékenyek a folyadékra. Mivel a segédgázt és az Országos Távvezetékre (továbbiakban OTV) kiadott gázt együtt kezelik, ezért a gáz kéntartalmát is a szabványban megadott határértékre (vagy az alá) csökkentik. Szagosításra nem került sor, mert az OTV-re kiadott gáz szagosítása is csak a gázátadó állomásokon történik meg, a segédgázként felhasznált földgázt pedig nem szükséges szagosítani. A segédgáz nyomásszükséglete jóval nagyobb, mint az OTV-re kiadott gázé, ezért azt több lépésben komprimálják fel a szükséges nyomásra. Kútindításnál szükség lehet ún. indító gázra is, amely annyiban különbözik a sima segédgáztól, hogy még nagyobb nyomású. Erre azért lehet szükség, mert egy hosszabb 6

időre leállított kútban nagyobb folyadékoszlop gyülemlik fel, mint egy normál ciklus alatt, s ilyenkor ennek az oszlopnak a felemeléséhez nagyobb nyomású gázra van szükség. A

kompresszorüzem

felől

beérkező

segédgáz

elsődleges

szabályozása

a

gyűjtőállomásokon vagy a kútfejen történik különféle felszíni egységekkel, melyek részletezésére később kerül majd sor. A gyűjtőállomások tovább küldik vezetéken keresztül a gázt a kútig, ahol a megfelelő mennyiségű segédgáz a csőközbe kerül benyomásra. A termelőcső-béléscső kapcsolatot packerral zárják el egymástól. A packer fölött helyezkednek el a szeleptartó közdarabok, melyekbe beépítésre kerülnek a szelepek az olajkút segédgázos termeltetésre való átalakításakor (vagy már az eredeti kútkiképzéskor).

2. ábra Segédgáz elosztása a gyűjtőállomásokon szerző saját készítése

Amikor a segédgáz bekerül a termelőcsőbe, akkor a termelés típusától függően vagy teljesen, vagy csak részben keveredik el a lent található fluidummal, több fázisú áramlás jön létre, így halad fel a segédgáz a rétegből beáramlott fluidummal együtt, a kútfejen áthaladva pedig ismét belekerül a kútvezetékbe, s a körforgás folytatódik tovább.

2.3 A segédgázos termelés előnyei, hátrányai Ahhoz, hogy a segédgázos termelés mellett döntsünk, rengeteg tényezőt kell figyelembe venni, de érdemes számításba venni e termelési mód általános előnyeit és hátrányait, amit a következő módon összegezhetők.

7

2.3.1 Előnyök A segédgázos termelés - ellentétben az egyéb másodlagos termelési módokkal – igen rugalmas, könnyű az eszközök beállításán módosítani, így akár a termeltetési ütem nagy változásai is könnyen kezelhetők. Sok esetben, amikor a kút jelentős gázmennyiséget termel, akkor az egyedüli megoldás a segédgázos termeltetés. A kútferdeség nem hátráltatja a termelést, a nagy hőmérsékleti viszonyok is könnyen kezelhetők, a korrózióvédelem is jól megoldható. Mivel a termelőcsőben nincs rudazat, így a mérési és javítási műveleteket nincs, ami nehezíti. A felhasznált, kútban elhelyezett eszközök mind ki- és beszerelhetők vitlás művelet segítségével, így a javítási, szerelési műveletek gazdaságosnak mondhatók, a felszíni eszközök pedig nem foglalnak nagy helyet. A segédgázos termelés különböző válfajait egymás után, logikus sorrendben használva a kút kimerüléséig használhatunk segédgázt, nincs új módszerekre szükség. [3]

2.3.2 Hátrányok Általában a segédgáz mellé szükség van megfelelő mennyiségű formációgáz kitermelésre is ahhoz, hogy a termelés megfelelő legyen, a magas szeparátornyomás pedig igen rossz hatással van az összes segédgázos rendszerre. Mivel a segédgázt igen magas nyomásra kell felkomprimálni ahhoz, hogy megfelelően működtethessük a rendszert, ezért a gáz nyomását általában több lépcsőben, több kompresszor segítségével növelik meg a szükséges szintre, amely művelet energiaigénye jelentős, s első sorban e miatt a segédgázos termelés energia-hatékonysága kisebb, mint az egyéb termelési módoké. [3]

8

3. Időszakos segédgázos termelés részletes leírása Az időszakos segédgázos termelés egy olyan mechanikus termelési mód, mely során nagynyomású gázt injektálunk először a csőközbe, onnan pedig a termelőcsőbe, ciklusonként előre meghatározott mennyiséggel, nyomással. A művelet célja, hogy minél több folyadékot termeljünk a lehető legkevesebb fajlagos segédgázigény mellett. A világon segédgázzal termelő kutak körülbelül 10%-a időszakos [3]. Ha a hagyományos időszakos termelés mellett is alacsony már a kihozatal, akkor még használhatjuk az időszakos termelés speciálisabb változatait, a kamrás segédgázos termelést vagy a plunger liftes (búvárdugattyús) termelést. Az előbbi a kútkiképzésben tér el a hagyományos időszakos termeléstől, míg az utóbbi során egy búvárdugattyúval segítik a folyadékkitermelést, ezzel csökkentve a folyadékveszteségeket, illetve akadályozva a paraffinkirakódást. Ha a folyamatos segédgázos termelés már nem gazdaságos, akkor érdemes átállni az időszakos termeltetésre, a kitermelt olaj mennyisége nem fog ugyan növekedni, de a kisebb segédgázszükséglet gazdaságossá teheti a további termelést. Az ciklikus termeltetés alacsony hozamú kutak esetén jól alkalmazható, mert a beáramlási paraméterek változásának függvényében a segédgáz mennyisége, nyomása könnyen állítható, tehát könnyű a termelési paraméterek változásához alkalmazkodni, sőt akár a kút életének legvégéig is használható ez a termelési mód, amennyiben a kútszerkezetet átalakítjuk kamrássá, mely előnyei a kútkiképzéseknél részletezve lesznek. A szivattyúzási eljárásokhoz képest a költségek is alacsonyabbak, főleg a mély, alacsony hozamú kutak esetén. A folyamatos termeléshez képest a ciklikus termeltetés hátránya, hogy a formációgáz rétegenergiája nincs kihasználva, nem konszolidált formációk esetén az időszakos termeléssel járó nagy áramlási kúttalpnyomás változások miatt a homoktermelés komoly problémává válhat. Az egyszerre kitermelhető folyadékmennyiség korlátozott az egyre felgyülemlő folyadékoszlop növekvő hidrosztatikai nyomása, illetve az azt legyőzni kívánó segédgáz szükséges injektálási nyomása miatt. [3]

3.1 Kitermelés menete, fázisai, befolyásoló tényezők A folyamatos segédgázbeinjektálással ellentétben a ciklikus termeltetés célja nem a rétegből beáramló fluidum sűrűségének csökkentése, hanem a gáz nyomásából és

9

sebességéből adódó energia segítségével az üzemi segédgázszelep fölött felgyülemlett folyadékdugó felemelése a termelőcsőben.

3.1.1 Termelést befolyásoló tényezők Az elsődleges dolog, ami hatással van a termelésre, az a rétegnyomás. Ahogyan a termelés előrehaladtával csökken a rétegnyomás, úgy csökken a rétegenergia, tehát egyre több segédenergiára - ebben az esetben földgázra - van szükség a réteg termeltetéséhez, s egy idő után már olyan nagy mennyiségű gáz kell a folyamatos termeltetéshez, hogy sokkal jobban megéri átállni a ciklikusra. Tehát alacsony rétegnyomás esetén kevesebb a fajlagos segédgázszükséglet az időszakos termeltetés esetén. Ezek alapján egyértelmű, hogy a segédgázos termelésre való átállás célja nem a nagyobb olajkihozatal, hanem a termelés gazdaságosabbá tétele. Mindezt figyelembe véve, tény, hogy rengeteg egyéb tényező is befolyásolja a fajlagos segédgázigényt, ezért nem lehet csak a rezervoárnyomás alapján meghatározni, hogy mikor lesz szükség az időszakos termelésre való átállásra. A ciklikus termeltetésű kutak fajlagos segédgázigénye függ a gázbeinjektálás mélységétől, 23°-os API sűrűség (γo=0,916) alatt a folyadék viszkozitásától, illetve az optimális ciklusidő alatt felgyülemlett folyadékdugó hosszától, ami valójában a rétegnyomás függvénye. [1] Az időszakos segédgázos kutak optimális ciklusideje – lehető legnagyobb mennyiségű folyadék kihozatala a lehető legkevesebb gázmennyiség beengedése mellett – a termelékenységi tényezőtől függ, nem a rétegnyomástól, így az időszakos segédgázos kutak termelékenységi tényezője lehet nagy és kicsi is. Az utóbbi esetben kamrás kútszerkezet kialakítása ajánlatos, hogy lecsökkentsük a szükséges gázmennyiséget. Azoknál az olajoknál nem jelentős a viszkozitás hatása a folyadékvisszacsorgásra, melyek sűrűsége meghaladja a 23°-os API sűrűséget, de 23° alatt a visszacsorgás mértéke exponenciálisan nőni kezd a sűrűség csökkenésével, ami miatt szintén növekedhet a fajlagos gázigény. [1] Természetesen a vízhányadtól is függ a ciklikus termeltetés hatásossága. A gyakorlati megfigyelések azt mutatják, hogy 60%-os vízhányad fölött hatásosabb a termelés, mint alacsonyabb vízhányad mellett. Bármelyik segédgázos termeléstípust használjuk, általános igazság, hogy a mélység növekedésével nő a szükséges segédgáz mennyiség, mert egyrészt a folyadékdugó alatt nagyobb teret kell kitöltenünk, amihez több gáz kell, másrészt pedig a visszacsorgási veszteségek is növekednek, minél mélyebb a kút. 10

Vigyázni kell, hogy a termelőcső átmérőnek nem szabad túl nagynak lennie, mert túl sok gázra lenne szükség, illetve a megfelelő folyadékdugó sebesség eléréséhez szükséges gázbeinjektálás nehezen lenne megvalósítható. Túl kicsi termelőcső esetén viszont nagyon lekorlátozzuk a napi termelést, főleg a nagy ciklusszámú kutak esetén. [1]

3.1.2 Folyadékdugó kitermelésének menete és fázisai Egy új ciklus kezdetének a folyadékdugó növekedésének kezdetét vesszük. A folyadéknívó sosem lesz teljesen nulla, mert az üzemi segédgázszelep alatt felgyülemlett olajat nem vagyunk képesek kitermelni, a folyadékdugó magasságán viszont mindig az üzemi szelep fölött felgyülemlett folyadékmagasságot értjük. Az üzemi segédgázszelepek előre megadott feltételek szerint, ha azokat elérték (pl. injektáló nyomás, termelési nyomás, stb.), kinyitnak, s beengedik az addig a csőközben felgyülemlett gázt a termelőcsőbe, a folyadékdugót megindítva az útján. A ciklus addig tart, míg a folyadékdugó teljesen el nem hagyja a kútfejet, illetve véget nem ért az utolsó, csepptermelés fázis is. A 3. ábra a folyadék kitermelését mutatja. A szelep kinyit, amint eléri a nyitási feltételt, a folyadékdugó alá engedi a segédgázt, ami elkezdi kiemelni a dugót. A csőköz térfogatától, a segédgáz nyomásától, a folyadékdugó tulajdonságaitól függően a segédgázt addig injektálják a termelőcsőbe, amíg annak mennyisége, illetve expanziós energiája elég nem lesz a folyadékdugó kiemeléséhez. Az alábbi ábrán egészen a folyadékdugó kiöblítésének végéig nyitva tart a szelep.

11

3. ábra Folyadékdugó kitermelése Forrás: [1]

Az időszakos segédgázos termelés fázisait különböző szerzők különböző módon különítik el, míg Szilas [2] a folyadékdugó felgyülemlését nem tekinti külön fázisnak, addig Takács [3] szerint a felgyülemlés külön fázisba sorolandó, s amit Szilas az első fázisnak tekint, azt Takács a második fázis alszakaszaként mutatja be. Az alábbiakban a Takács szerinti felosztást követve kívánom bemutatni az egyes fázisokat. 3.1.2.1 Első fázis – Folyadékdugó felgyülemlése Az első fázis lesz a folyadék felgyülemlésének fázisa. Ekkor az üzemi szelep fölött egy olyan folyadékoszlop helyezkedik el, mely mennyisége megegyezik az előző ciklusban ki nem termelt (visszacsorgott) fluidum mennyiségével. Az első fázis akkor kezdődik, mikor újra elkezd növekedni a folyadékdugó magassága. Ez a növekedés addig tartana, amíg a folyadékoszlop, illetve a fölötte elhelyezkedő gázoszlop nyomása el nem érné a rétegnyomás értékét, egyensúlyt teremtve a kútban. Amint ez megtörténne, a kútba való beáramlás abbamaradna, mert az áramlást kiváltó hatás, a réteg és kúttalp közti nyomáskülönbség, megszűnne. [3] Az elméleti legmagasabb szintet a folyadékoszlop csak végtelen idő elteltével érné el, ráadásul a növekedés nem lineáris, a folyadékoszlop magasságával növekszik annak hidrosztatikus nyomása, a magasság növekedési üteme elkezd csökkenni. Ebből az okból kifolyólag nem szokás megvárni, hogy az oszlop a maximális magasságot megközelítse,

12

a gyakorlatban az elméleti maximális magasság 40-50%-a körül szokták meghúzni a határt, mikor a folyadéktermelés és a besajtolt gáz mennyisége is optimális értékű. Ennek a fázisnak akkor lesz vége, mikor a segédgázszelep elérte a nyitási feltételét. 3.1.2.2 Második fázis – Folyadékdugó felemelése A második fázis a szelep nyitásától, a segédgáz termelőcsőbe engedésétől kezdve egészen addig tart, amíg a teljes folyadékdugó el nem hagyja a kútfejet és bele nem kerül a folyóvezetékbe. Ezt a fázist még három másik szakaszra bonthatjuk, amik a következők: a) áramlás megindulásának szakasza b) állandósult áramlás szakasza c) kútfejen áthaladás szakasza Az első alszakasz az, amikor a nyitott segédgázszelepen át beáramlik a termelőcsőbe a gáz a csőköz és a termelőcső nyomáskülönbségének hatására. Nagyon fontos, hogy a szelep pillanatnyitású legyen, illetve a bele helyezett fúvóka viszonylag nagy átmérőjű legyen, mert ha elfojtjuk a gázáramot, akkor nem tud megfelelő méretű gázbuborék képződni a folyadékdugó alatt, helyette lassan átszivárog a gáz a folyadékdugón, s nem emeli meg azt. Ez a szakasz addig tart, míg az áramlási sebesség nem állandósul (ha jól történt az üzemjellemzők méretezése és megvalósított a pillanatnyitás, akkor az állandó áramlási sebesség kialakulása körülbelül 10 másodpercet vesz igénybe). [2][3][4] A második alszakasz során a folyadékdugó állandó sebességgel áramlik felfelé a termelőcsőben. Ez a szakasz egészen addig tart, amíg a folyadékdugó teteje el nem éri a kútfejet. Az áramlás alatt a gázbeinjektálás kezdetekor lezáró lábszelep (ami tulajdonképpen egy visszacsapó szelep) a termelőcső alján folyamatosan zárva tart, megvédve

a

formációt

a

segédgázos

termelés

következtében

kialakuló

nagy

nyomásoktól. A szakasz folyamán állandó gázbeinjektálás mellett a gáz expanziós energiája segíti a folyadékdugó felemelkedését. A folyadékdugó hossza a felemelkedés során állandóan csökken, mivel a dugó alatt haladó gáz egy része előresiklik a folyadékban, ráadásul a siklási sebesség az áramlás folyamán növekszik. Az elgázosodott folyadékrész visszamarad részben permet 13

(folyadékos gáz), részben a csőfalat bevonó folyadékfilm alakjában. A csőfalon maradó folyadékfilmre gravitációs erő hat, ezért az visszacsorog a csőfal mentén. [2][3] A visszamaradó folyadékmennyiség egyenesen arányos a folyadékdugó termelőcsőben töltött idejével, így az ilyen jellegű veszteségek csökkenthetők, ha a folyadékdugó felemelkedésének sebességét növeljük. A gyakorlati tapasztalat azt mutatja, hogy körülbelül 304,8 m/min-es (1000 ft/min) áramlási sebesség mellett a legkisebbek ezek a veszteségek. [1][3] A harmadik alszakasz kezdetét az jelenti, mikor a folyadékdugó eléri a kútfejet és egészen addig tart, míg teljesen el nem hagyja azt. E szakasz folyamán bekövetkező hosszveszteségek nagyobbak, mint az előző szakaszban, mivel ebben az esetben a gáz előresiklása miatt alulról továbbra is rövidül a dugó, felülről pedig szintén rövidülés következik be a kútfejen való áthaladás miatt. A nagy sebességgel áramló folyadékdugó elérve a kútfej, illetve a karácsonyfa összeállításából adódó hajlatokat, lelassul, ezzel még inkább lehetővé téve a gáz előresiklását, ezen keresztül a veszteségek megnövekedését. A szakasz során a segédgázszelep zárhat, ha már elegendő segédgáz van a termelőcsőben és a már bent lévő gáz expanziós energiája elegendő a kitermelési folyamat befejezéséhez. [3] Ahhoz, hogy az időszakos termeltetés minél gazdaságosabban működjön, vagyis minél kevesebb legyen az előresiklásból és visszacsorgásból adódó veszteség, a következő követelményeket érdemes betartani. Az első áramlási alszakaszban el kell érni, hogy a folyadékdugó minél gyorsabban érje el az állandósult sebességet, minél hamarabb gyorsuljon fel, ehhez szükséges feltétel a szelep pillanatnyitása. A második és harmadik alszakaszokban az áramlási sebességnek nem szabad csökkennie, ami úgy érhető el, hogy csak akkor szabad a termelőcsőbe való gázbeinjektálást abbahagyni, ha a gáz expanziós energiája elég ahhoz, hogy az állandó áramlási sebességet fenntartsa. A kútszáj kiképzése során lehetőség szerint figyelembe kell venni, hogy minél kevésbé legyen az áramlás akadályozva, az áramlási ellenállás kicsi legyen. [2] Az eddigiekben tárgyalt visszacsorgási veszteségeket elkerülése (és a paraffinkirakódás megelőzése) végett lett kifejlesztve az ún. plunger liftes módszer, mely során egy búvárdugattyú mozog a termelőcsőben, mely megtisztítja a termelőcső belsejét az esetlegesen kirakódott paraffintól, illetve megakadályozza a visszacsorgást. Megfelelő fizikai adottságok mellett érdemes átgondolni az ilyen jellegű termeltetés kialakításának lehetőségeit, gazdasági előnyeit. 14

3.1.2.3 Harmadik fázis – Utóáramlás Az előző fázis végére a termelőcsőben lebegő folyadékcseppeket tartalmazó gáz, illetve a csőfalra kirakódott olaj található. Amint a folyadékdugó elhagyja a kútfejet, a folyadékdugó hidrosztatikai nyomásának hatása megszűnik, a kútfejnyomás lecsökken, aminek következtében az áramló gáz sebessége és az effektív átlagos gázáram jelentősen megnövekszik, a gázzal együtt a diszpergált folyadékcseppeket és akár a folyadékfilm egy részét is kitermelhetjük. A folyadéktermelés jelentős része származhat ebből a termelési szakaszból Az utóáramlás szakasza akkor fejeződik be, mikor a csökkenő termelőcső nyomás hatására a termelőcső alján elhelyezett lábszelep kinyit, s a ciklus megismétlődik. [3][4]

3.2 Kútkiképzések Amikor egy újonnan felfedezett mező megkutatása, feltérképezése megtörténik, akkor elkezdődik a kutak helyének kijelölése, a kútkiképzés megtervezése. A szénhidrogént tartalmazó tárolók életének nem csak az első szakaszára szokás tervezni, akár 40-50 évvel is érdemes előre gondolkodni. A jól megkutatott mezők, tárolórétegek nyomásviszonyaiból általában lehet előre következtetni arra, hogy a felszálló termelés abbamaradása után milyen módszerekkel érdemes tovább termeltetni a mezőt. Ha megfelelő mennyiségű segédgáz és elég nagy rétegnyomás áll rendelkezésre, akkor a mező alkalmasnak tekinthető a segédgázos termelésre. Ilyen esetekben az újonnan lefúrt kutakba már igyekeznek minden olyan felszerelést behelyezni, ami később lehetővé teszi majd a segédgáz beadagolását. Ez azt jelenti, hogy már eleve beépítik a szeleptartó közdarabokat (egyelőre még ledugózva), a felszínen pedig kiépítik a gázellátáshoz szükséges vezetékeket, illetve lehetővé teszik a majdani gázbeinjektálást. A segédgázos kútkiképzéseket általában két csoportba sorolhatjuk, az egyik csoport esetében a gázbeinjektálás a csőközbe történik, a termelés pedig a termelőcsövön keresztül, míg a másik esetben pont ennek a fordítottja igaz, tehát a termelőcsőbe nyomjuk le a gázt és a csőközön jön fel a termelvény. Ennek a „fordított” rendszernek a feltétele, hogy a béléscső ne kopjon, korrodálódjon a kútáram hatására, illetve paraffinlerakódás se legyen a kútban.

15

Egy másik csoportosítás lehet, ha kamrás és kamra nélküli kútszerkezetekre bontjuk fel a használt kútkiképzéseket. [2] A kútkiképzéseknek igen jelentős szerepe van az időszakos segédgázos kutak beáramlási viszonyainak befolyásolásában, hiszen a beáramlás nagyban függ a talpnyomástól,

amit

pedig

befolyásolhatunk

a

kút

szerkezetével

(pl.

kamrás

kútszerkezetek), ezért a következőkben részletes ismertetőt olvashatunk az egyes kútkiképzések típusairól illetve az időszakos segédgázos termelés során való használati lehetőségeikről.

3.2.1 Kamra nélküli kútszerkezetek A kamra nélküli kútszerkezetek nagy része termelőcsövön keresztül termelő, s a legtöbb segédgázos termelésre kialakítandó kút esetén ez a termelési módszer az ajánlatos. Ez alól kivételt képeznek a különösen nagy hozamú kutak. A termelőcsőben való termeltetés azért előnyös, mivel a csőközben így nem áramlik korrozív hatású fluidum, s a kútmegölés is egyszerűbb ilyen esetben. 3.2.1.1 Nyitott kútszerkezetek A segédgázos termeléshez szükséges legkezdetlegesebb kútkiképzések tartoznak ebbe a kategóriába, még a segédgázos termelés hajnalán használták ezeket elsősorban, manapság csak igen ritkán fordulnak elő. Ennek a kútszerkezetnek két fő fajtája van. Az egyik szerkezet gyakorlatilag teljesen üres, sem packer, sem segédgázszelep (sem pedig szeleptartó) nincs elhelyezve a kútban (4. ábra). Ilyen kútkiképzés mellett nagyon nehéz meghatározni a termelőcső elhelyezésének mélységét a felszíni injektáló nyomás függvényében, mert amint változik a besajtolt gáz nyomása vagy a beáramlás mértéke, a beinjektálandó segédgáz mennyisége is igen ingadozóvá válik. Az ilyen kútkiképzések esetén a gázbeinjektálás a termelőcső sarunál történik, ami káros hatással lehet a formációra, a beáramlási viszonyokra. Ilyen feltételek mellett nem ajánlatos ezt a kútkiképzést választani semmilyen segédgázos termelés kivitelezésére sem. Ennek a kiképzésnek egy válfaja az, amikor már segédgázszelep kerül ugyan beépítésre, de a csőköz még mindig nincs packerrel leválasztva a termelőcsőtől (4. ábra). Ebben az esetben megfelelően hosszan kell lehelyezni a termelőcsövet, hogy egy hosszabb szakaszát ellephesse a beáramló fluidum, amivel azt érjük el, hogy az áramlási talpnyomás értéke állandó lesz. Ilyen esetben a termelőcsövet körülvevő fluidum úgy

16

funkcionál, mintha packert építettünk volna be, így a termelést nem befolyásolják a segédgáz ingadozásai. [3]

4. ábra Nyitott kútkiképzés szelepek nélkül (balra) és szelepekkel (jobbra) Forrás: [3]

Már a folyamatos segédgázos termelés esetén is komoly hátrányokkal rendelkezik ez a kútszerkezet típus, mert az üzemi segédgázszelepet esetenként ellepheti a csőközbe beáramlott fluidum, mely hosszú távon tönkreteheti, megrongálhatja azt. Tehát folyamatos gázbeinjektálás esetén is csak akkor alkalmazandó ez a kútkiképzés, ha egyéb lehetőség nem áll rendelkezésre. Ciklikus termeltetés esetén, segédgázszelep nélkül, két ciklus közt a csőköz nyomása egészen a szeparátor nyomás szintjére fog lecsökkenni, ilyen körülmények közt pedig nagyon magas lesz az egyes ciklusok gázszükséglete. Mivel az időszakos termeltetés esetén az áramlási kúttalpnyomás alacsony, ezért a legtöbb esetben nem biztosítható az a feltétel segédgázszelep használatakor, nyitott kútkiképzés esetén, hogy a segédgáz az üzemi segédgázszelepen lépjen be, ne pedig a termelőcső alján. Ennek oka, hogy az alacsony nyomásviszonyok miatt a termelőcsövet nem feltétlenül tudjuk olyan mélységbe helyezni, hogy az alja minden esetben bele legyen merülve a beáramló fluidumba. Amikor a gázt beengedjük a csőközbe, akkor a nyílt kútkialakítás miatt a gáz közvetlenül hathat a formációra, így korlátozva a beáramló fluidum mennyiségét. Összefoglalva tehát nyílt kútszerkezet használata időszakos segédgázos termelés esetén egyáltalán nem, folyamatos gázbeinjektálás mellett csak végső megoldásként ajánlatos. [3] 17

3.2.1.2 Félig-zárt kútszerkezetek Ez a szerkezet annyiban tér el a nyitott kútszerkezettől, hogy már a csőköz termelőcsőtől való elválasztása megtörténik a megfelelő mélységbe lehelyezett packerral (5. ábra). Előnyei közé tartozik, hogy a csőközbe a kút lezárásakor sem lép be folyadék a packer miatt, a segédgázszelepekben található visszacsapó szelepnek köszönhetően nincs folyadék visszaáramlás a csőközbe. A kezdeti leürítés után könnyű a kút lezárása és beindítása, mert nincs szükség a csőköz további leürítésére. A packer előnye még, hogy elzárja a réteget a beinjektált gáztól, tehát a csőközben található gáz nyomása nincs negatív hatással az áramlási talpnyomásra.

5. ábra Félig-zárt kútkiképzés forrás: [3]

Ez a szerkezettípus mind a folyamatos, mind pedig az időszakos segédgázos termelésnél gyakran használt (folyamatos termelésnél ez az ideálisnak mondható kútszerkezet), ám hátulütője a ciklikus termeltetés esetén, hogy amíg az üzemi segédgázszelep nyitva van, addig a beinjektált gáz nyomása hatással van a tárólórétegre (megfelelően nagy nyomás esetén akár visszaáramlást is okozhat), amely kedvezőtlenül befolyásolhatja a kút hozamát. A különösen kis rezervoárnyomású kutakban a fent említett hatás még erőteljesebben érzékelhető, ilyen esetekben zárt kútszerkezet használata az ajánlott. [3]

18

3.2.1.3 Zárt kútszerkezetek Ez a szerkezet annyiban különbözik a félig-zárttól, hogy itt már a termelőcsősarunál egy lábszelep kerül elhelyezésre (6. ábra), ezzel megakadályozva az előbbiekben említett problémát, mi szerint a gázbeinjektáláskor megnövekedett nyomás hatással van a rétegnyomásra. A lábszelep alkalmazásával sikerült tehát elérni, hogy az átlagos áramlási kúttalpnyomás mindig alacsony, így a napi hozam nagyobb lesz. [3] 3.2.1.4 Csőközön termelő kútszerkezetek Ebben az esetben a termelőcsőbe történik a segédgáz beinjektálása, s a termelvény a csőközön emelkedik fel és éri el a kútfejet (6. ábra). Ez a módszer elsősorban folyamatos segédgázos termelés esetén alkalmazható, mikor a kifejezetten nagy folyadékhozam miatt a termelőcső térfogata túl kicsi lenne a segédgázos termeléshez. Ahogyan az a fejezet elején is említésre került, az fő probléma ezzel a kútkiképzéssel, hogy a béléscső ki van téve a korrozív fluidumok hatásának. Az ilyen kútban nincs packer elhelyezve, s mivel nem ajánlatos a gázt a termelőcsősarunál beengedni a csőközbe, ezért a termelőcsövet általában ledugózzák és a segédgáz csak a segédgázszelepen keresztül léphet be a csőközbe. [3]

6. ábra Zárt (balra) és csőközből termelő (jobbra) kútkiképzések forrás: [3]

19

3.2.2 Kamrás kútszerkezetek A

kamrás

kútkialakítás

lényegében

az

időszakos

segédgázos

termelés

egyik

továbbfejlesztése, a kamra pedig tulajdonképpen a termelőcsősaruhoz csatlakozó nagyobb átmérőjű csőszakasz. A kamrás kutak is a termelőcsövön keresztül termelő kútszerkezetek közé tartoznak. Az ilyen kiképzésű kutak akár tekinthetők a kimerülés előtti legutolsó szakasznak is, mert ilyen kútkiképzés mellett érhető el a lehető legkisebb áramlási kúttalpnyomás, így még a nagyon alacsony nyomású rétegekből is termelhetünk. [2][3] A kamrás kútszerkezetek főleg akkor ajánlottak, ha a kúttalpnyomás alacsony, de a termelékenységi tényező magas, mert ilyen esetben növelhető a folyadéktermelés. Alacsony termelékenységi tényezőjű kutak esetén a hozam nem feltétlenül fog növekedni a kamrás kútszerkezettel, viszont a fajlagos gázszükséglet mindenképpen csökkeni fog, ami eleve gazdaságosabbá teszi a termelést. A mély, alacsony termelékenységi tényezővel rendelkező kutak esetén pedig elképzelhető, hogy kamrás kútszerkezet kialakítása az egyetlen lehetőség a gazdaságos termelésre. Ha a tárolónyomás alacsony, de a termelékenységi tényező magas, akkor is növekedhet a hozamunk, a hagyományos ciklikus segédgázos termeltetéshez képest a fajlagos segédgázigény mindenképpen csökkenni fog. [1] Az ilyen kialakítású kutak lényege abban áll, hogy a beáramló fluidum a termelőcsőnél lényegesen nagyobb átmérőjű csőben (kamrában) gyülemlik fel, s ugyanolyan magasságú folyadékoszlop felgyülemlése esetén a kamrás szerkezet lényegesen több folyadékot tartalmaz, mint a hagyományos kialakítású segédgázos kút termelőcsöve. Mivel a kúttalpra ható hidrosztatikus nyomás (ami a rétegnyomás ellen hat, így magasabb folyadékoszlopnál a beáramlás is kisebb) azonos lesz mindkét esetben, mert az csak a folyadékoszlop magasságától függ, így azonos napi ciklusszám esetén a kamrás szerkezetnél nagyobb lesz a ciklusonkénti folyadékkihozatal. Ha kamrás kútkialakítás esetén ugyanakkora térfogatú fluidum felgyülemlését hagyjuk, mint azt a hagyományos kialakításnál tennénk, akkor a napi ciklusszám és vele együtt a napi hozam is megnövekszik, mert a kisebb hidrosztatikus nyomás miatt ugyanakkora mennyiségű folyadék gyorsabban gyülemlik fel. [3] 3.2.2.1 Packer-kamrás kútszerkezet Az ilyen kútkiképzések abban az esetekben használhatók, ha a kút a kúttalpig béléscsövezett. [2] 20

A kamra kiképzése egy csőközbe helyezett packer-párral történik (7. ábra). A formációból beáramló fluidum az alsó packer fölötti termelőcsöven lévő perforáción keresztül lép be a csőközbe. Ahogyan a beáramló folyadékkal együtt a gáz szintje is növekszik a kamrában, úgy a felső packeren elhelyezett lefúvató szelepen keresztül távozik is a gáz. Ha a gáznak nem hagynánk helyet a távozásra, akkor az idő elteltével egyre több gáz hatna vissza a rétegre, még inkább növelve a kúttalpnyomást, ezzel is csökkentve a beáramlás ütemét. Amikor a kamra és a termelőcső az elvárt szintig megteltek folyadékkal, akkor megindul a csőközbe a segédgáz beengedése, az üzemi segédgázszelep nyit és a gázt felülről beengedi a kamrába olyan nagy nyomással, hogy a lefúvató és lábszelepek lezárjanak, a fluidum pedig kiáramoljon a kamrából a termelőcsőbe. A folyadékdugó alá csak akkor indul meg a segédgáz beinjektálása, ha már az összes folyadék a termelőcsőben van. [1][3]

7. ábra Packer-kamrás kútszerkezet forrás: [3]

3.2.2.2 Palack-kamrás kútszerkezet A kamrás kútszerkezet e típusa abban az esetben használható, ha nem lehet két pár packert elhelyezni a kútban, ami akkor fordulhat elő, ha a fakadófelszín nincsen béléscsövezve,

hosszú

szakaszon

van

a

béléscső

perforálva,

alacsony

a

rezervoárnyomás vagy sérült a béléscsövezés. [1] Ebben az esetben egy újabb csövet (nem a felszíntől) helyeznek el a termelő béléscső és a termelőcső közé (8. ábra). Ezt két módon tehetik meg, az egyik esetben a termelőcső 21

egészen a kamra legaljáig leér és a formációból belépő fluidum egy perforáción keresztül lép be a termelőcsőből a kamrába, ahonnan egy by-pass packeren keresztül lefúvató szelep segítségével vezetik el a formációgázt. Egy olcsóbb megoldás, ha egy hagyományos packert használnak, s a termelőcső aljából egy kisebb átmérőjű csövet lógatnak a kamrába, ami nem ér le teljesen a kamra aljáig, így perforálásra sincs szükség. A gázbeinjektálás a termelőcső és a belógatott cső közötti csőközbe történik, ami közvetlenül a kamrába vezeti a segédgázt (8. ábra). Az első változat előnye, hogy a folyadékdugó egy állandó átmérőjű termelőcsövön keresztül halad a felszín felé, így az állandó sebességnek köszönhetően kevésbé siklik előre a gáz, míg a második esetben az átmérőváltozás miatt nagyobb lesz a siklási veszteség. [3] A termelés módja megegyezik a packer-kamrás kútkiképzés esetében leírtakkal.

8. ábra Palack-kamrás kútszerkezetek by-pass packeres (balra) és belógatott csöves (jobbra) kialakítással forrás: [3]

3.2.3 Több rétegből termelő kútszerkezetek Az ilyen kútkiképzés esetén több rétegből történik a termelés, ami általában két réteget jelent, bár kettőnél több réteg termeltetése is megoldható. Mivel a hozamokkal való elszámolásnak rétegenként kell történnie, ezért lényeges szempont, hogy a két külön réteg egymástól függetlenül legyen termeltethető. 22

Ilyen esetekben két termelőcső van elhelyezve a termelő béléscsövön belül, s a rétegek egymástól packerral vannak elválasztva (9. ábra). A két termelőcső azonos béléscsőbe van elhelyezve, ezért ha mindkettő segédgázzal termel, akkor az szükséges segédgáznyomásnak meg kell egyezni mindkét kút esetén. Nem szükséges viszont, hogy mindkettő folyamatosan vagy időszakosan termeljen, a kettő kombinációja is megoldható. Mindkét termelőcsőre külön van segédgázszelep elhelyezve, s egyedül azt kell figyelembe venni, hogy a két kút szelepei között ne legyen interferencia, amit úgy szokás megoldani, hogy az egyik szelep injektálónyomással működtetett, a másik pedig a termelőnyomás változásaira reagál. [3]

9. ábra Több rétegből termelő kút forrás: [3]

3.3 Segédgázszelepek szerepe A segédgázszelepeknek elsősorban az időszakos segédgázos termelésnél van jelentős szerepe, mivel a folyamatos segédgázbeinjektálás esetén a szelep állandóan nyitva tart, a gázáram szabályozása a felszínen történik, a beépített szelepnek csak a fúvókaátmérője a meghatározó, illetve visszacsapó funkciója tölt még be jelentős szerepet a visszaáramlás megakadályozásában.

23

Az időszakos termelésnél nem ez a helyzet, a felszíni szabályozó berendezéseken kívül fontos szerepe van a beépített segédgázszelepnek/szelepeknek is a termelés megfelelő működésében. A szeleptartó közdarabból általában több (kettő-három) kerül beépítésre, egyrészt azért, hogy változtatható legyen a gázbeinjektálás mélysége, másrészt pedig hogy lehetőség legyen akár több ponton is a termelőcsőbe engedni a segédgázt. A nem használt zsebeket le szokták dugózni, többpontos gázbeinjektálás esetén pedig nem csak egy közdarabban helyezkedik el szelep, hanem akár az összesben.

10. ábra Szeleptartó közdarab szerző saját készítése

A többpontos beinjektálásnak akkor van elsősorban jelentősége, ha az elérhető segédgáznyomás alacsony, vagy ha kifejezetten mély kútról van szó, ahol nem elég csak a kút alján történő gázbeinjektálás a folyadékdugó felemeléséhez. A többpontos gázbeinjektálás során a folyadékdugó előrehaladtával egymás után nyitnak az egymás fölött elhelyezkedő szelepek, további gázzal segítve a folyadékdugó felemelését (11. ábra). Ha több szelep használatához kell folyamodnunk, akkor az esetek döntő többségében termelőnyomás érzékeny segédgázszelepet kell alkalmaznunk. [3]

24

11. ábra Többpontos gázbeinjektálás forrás: [3]

A szelepek felépítése és működési elve különbözik egymástól, de alapvetően három fő csoportot különböztethetünk meg [4], amik: 1. felszínről mechanikusan működtetett 2. nyomással vezérelt (injektáló és/vagy termelési nyomás) 3. egyéb (áramlási sebesség, sűrűségkülönbség) Mivel a dolgozat terjedelmi korlátai nem adnak lehetőséget a segédgázszelepek működésének részletes bemutatására, ezért erről leírás a 2. sz. mellékletben található, ahol a nyomásvezérelt szelepekre helyeztem a hangsúlyt, mivel napjainkban ezek szinte teljesen kiszorították az egyéb alapelven működő szelepeket.

3.4 Felszíni szabályzás A felszíni szabályozó berendezések megfelelő működtetése és kiválasztása nagy szerepet játszik az időszakos segédgázos termelés hatékonyságában. A megfelelő gázmennyisséggel

és

időzítéssel

maximalizálhatjuk

a

folyadékkihozatal

gazdaságosságát, ám ha valamilyen paraméter nincs megfelelően beállítva, akkor vagy túlzott segédgáz használat lép fel, vagy pedig a túl kevés gáz miatt nem tudunk az elvárásoknak megfelelő mennyiségű fluidumot a felszínre hozni. Időszakosan termelő kutak esetén a megfelelő felszíni szabályozás azt jelenti, hogy jól állítjuk be az injektáló nyomást, a gáz térfogatáramát, valamint a ciklusok hosszát és 25

gyakoriságát. A folyamatos termeléssel szemben itt nagyon fontos biztosítani a termelés ciklikusságát,

amit

megtehetünk

megfelelő

szelepkiválasztással

vagy

felszíni

szabályozással is. Bizonyos szeleptípusok csak egyes felszíni szabályozók mellett működtethetők megfelelően az időszakos termelés folyamán, ezért is lényeg nagy figyelmet szentelni a felszíni szabályozástípus kiválasztása során. [3] A szabályzás történhet: 1. fúvókával 2. fúvókával és nyomásszabályzóval 3. ciklusszabályzóval A lehetséges szabályzótípusokról részletes ismertetés a 3. sz. mellékletben található.

26

4. Olajkutak hozamegyenletei A hozamegyenletek a hozam és az áramlási kúttalpnyomás közti kapcsolatot adják meg. s az átlagos rezervoárnyomás és a légköri nyomás közti tartományban számolhatunk velük. A légköri nyomással egyenlő áramlási kúttalpnyomás esetére számolva a kút legnagyobb lehetséges hozamát kapjuk meg, míg az átlag formációnyomással megegyező kúttalpnyomáshoz tartozó hozam mindig nulla lesz (mivel nincs a kúttalpon nyomáskülönbség, mely a rétegből történő beáramlást ösztönözné). [6] A hozamegyenleteket szokás grafikusan is ábrázolni, ezek az ún. hozamgörbék, melyek meredeksége adja az ún. termelékenységi tényezőt (jele: J vagy PI). Az egyfázisú áramlás esetében J konstans, de a többfázisú áramlás esetén már nem. [6] Többfázisú áramlásnál a tesztmérések alapján kijött, hogy a hozamgörbe egy lefelé görbülő görbe, mely egyenestől való eltérését első sorban az okozza, hogy a kút körül kialakult alacsonyabb nyomásviszonyok miatt az oldott gáz kiválik az olajból, így a kútkörzetben nagyobb lesz a gáztelítettség, amivel párhuzamosan csökken a folyadékra vonatkozó effektív permeabilitás, tehát a folyadékkihozatal is.

4.1.Egyfázisú áramlás Egyfázisú áramlásnak azt az áramlási tartományt nevezzük, mikor a fluidum csak egy fázisban (gáz vagy folyadék) áramlik. Olajkutak esetén ez azt jelenti, hogy az áramlási kúttalpnyomás magasabb, mint a réteg adott hőmérsékleten vett buborékponti nyomása (az a nyomás, amely alatt adott hőmérsékleten elkezd kiválni a folyadék oldott gáz tartalma). Az egyfázisú áramláshoz tartozó hozamegyenletet Darcy radiális áramlásra vonatkozó egyenlete adja meg, amely a következő: 𝑄𝑜 =

5,4272 ∗ 1010 ∗ 𝑘 ∗ 𝑕

𝑟

𝜇𝑜 ∗ 𝐵𝑜 ∗ 𝑙𝑛 𝑟 𝑒 𝑤

∗ (𝑝𝑟 − 𝑝𝑤𝑓 )

A fenti egyenlet abban az esetben igaz, ha az áramlás radiális és egyfázisú, a permeabilitás eloszlását egyenletesnek vesszük, a tároló pórusait csak az adott fluidum tölti ki és az áramlás állandósult. Ezt az egyenletet a szivárgás általános differenciál egyenletének megoldása után kapjuk. Hibája viszont, hogy nem veszi figyelembe a skin hatást, ami a kút kiképzése során a kútkörüli zóna szennyeződésének, annak

27

következtében a kőzet permeabilitásának csökkenésének a beáramlási viszonyokra gyakorolt hatását foglalja magába. [5] Ha az előbb említett hatást figyelembe kívánjuk venni, akkor a következő egyenletet kapjuk: 𝑄𝑜 =

5,4272 ∗ 1010 ∗ 𝑘 ∗ 𝑕 ∗ (𝑝𝑟 − 𝑝𝑤𝑓 )

𝑟

𝜇𝑜 𝐵𝑜 ∗ ln 𝑟 𝑒 + 𝑠 𝑤𝑓

4.2 Többfázisú áramlás A réteg termeltetésének előrehaladtával elkezd csökkenni a rétegnyomás, ezzel együtt az áramlási kúttalpnyomás, s egy idő után a kúttalpnyomás lecsökken a buborékponti nyomás alá, az áramlás többfázisúvá válik. Ez azt jelenti, hogy az addig oldott gáz kiválik az olajból, s szabadgáz lesz belőle, elfoglalva a pórustér egy részét, ezzel korlátozva az olaj áramlását, a kőzet effektív porozitása csökken, ráadásul az olaj viszkozitása megnövekszik a gázkiválás miatt, így adott kúttalpnyomás mellett a hozam lecsökken. Mivel a termelékenységi tényező lineáris közelítése csak egyfázisú áramlás esetén igaz, többfázisú esetben fals értéket ad, ezért többfázisú áramlás jelenlétekor már nem lehet a kút hozamát jól közelíteni Darcy egyenletével. Ezen okokból új hozamegyenletek kidolgozása vált szükségessé, hogy többfázisú áramlási viszonyok közt is viszonylag jó közelítést adhassunk a kút hozamára. [7]

4.2.1 Vogel hozamegyenlete Több próbálkozás is volt olyan hozamegyenlet kidolgozására, mely többfázisú áramlás esetén is korrekt eredményt ad az adott olajkút hozamára. Végül Vogel volt az, akinek elsőként, 1968-ban sikerült számítógépes szimulációk alapján egy könnyen használható módszert kidolgozni, mely olyan empirikus kapcsolatot ad meg, mely alapján viszonylag jól kiszámítható a kút maximális hozama, amiből következtetni tudunk az adott rétegnyomás mellett jelenlévő áramlási kúttalpnyomás esetén várható hozamra. [7] Vogel rájött arra, hogy az összes kút esetén ugyanolyan alakú görbére illeszkednek a számított értékek, melyet a legjobban a következő egyenlettel írhatunk le: 𝑄𝑜 𝑄𝑜 𝑚𝑎𝑥

= 1 − 0,2 ∗

𝑝 𝑤𝑓

28

𝑝𝑟

− 0,8 ∗

𝑝 𝑤𝑓 2 𝑝𝑟

(4.1)

A fenti hozamegyenletet elsősorban telített olajtelepek esetén használhatjuk, vagyis olyan esetekben, mikor a pb buborékponti nyomás nagyobb, mind a pr rétegnyomás, vagyis már a rétegben is van szabadgáz. A 12. ábra Darcy és Vogel hozamegyenletéből felrajzolható hozamgörbéket mutatja. Látható, hogy hogyan alakul a talpnyomás-hozam viszonya telített (Vogel) és telítetlen telepek esetén (Darcy)

12. ábra Darcy és Vogel hozamgörbéi szerző saját készítése

A 13. ábra jól mutatja, hogy a vízhányad növekedésével Vogel hozamgörbéje egyre inkább közelít Darcy görbéjéhez, 100%-os vízhányad esetén a két görbe megegyezik, ugyanis 100% víz mellett az áramlás már szinte egyfázisú lesz.

13. ábra Vogel hozamgörbéjének alakulása különböző vízhányadok mellett

4.2.2 Vogel egyenletének kiterjesztése Standing volt az, aki kiterjesztette Vogel hozamegyenletét, figyelembe véve a kútkörzet milyenségét. Standing vezette be a beáramlási hatásfokot (továbbiakban FE – flow 29

efficiency factor), ami azt mutatja meg, hogy hogyan aránylik az aktuális hozam az ideális, károsodás és szennyezés nélküli kút hozamához képest. Mivel a skin tényező értéke sérült kút esetén pozitív, kezelt kút esetén pedig negatív, ezért az alábbi képlet alapján megállapítható, hogy FE sérült kút esetén kisebb, mint egy, kezelt kút esetén pedig nagyobb, mint egy, ha pedig FE=1, akkor a kút nem sérült és nem is volt kezelve. [8] A 14. ábra 1-től eltérő beáramlási hatásfok görbéket ábrázol nyomás és hozam függvényében. 𝐹𝐸 =

𝑝𝑟 −𝑝𝑤𝑓 − 𝑑𝑝𝑠𝑘𝑖𝑛 𝑝𝑟 − 𝑝𝑤𝑓

FE figyelembe vételével Vogel hozamegyenlete a következőképpen módosul [8]: 𝑄𝑜 𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥

𝑝′𝑤𝑓 𝑝′𝑤𝑓 = 1 − 0,2 ∗ − 0,8 ∗ 𝑝𝑟 𝑝𝑟

2

ahol 𝑝′𝑤𝑓 = 𝑝𝑟 − 𝐹𝐸(𝑝𝑟 − 𝑝𝑤𝑓 ) Óvatosan kell eljárni olyan esetekben, ahol a skin nagy negatív szám vagy pedig az FE magas és a nyomás alacsony, mert ilyenkor hibás eredményt ad a fenti egyenlet, más számítási módszerek használata válik szükségessé. [8]

14. ábra Beáramlási hatásfok forrás: [8]

30

4.2.3 Kombinált hozamegyenlet A

kombinált

hozamegyenlet

az

előzőekben

bemutatott

két

hozamegyenlet

összeillesztése. Ahogy fentebb is leírásra került, Darcy egyenlete a többfázisú áramlás, Vogel egyenlete pedig az egyfázisú áramlás tulajdonságait nem veszi figyelembe, ezért logikus megoldás a két egyenlet összeillesztése (34. ábra). Ezt a hozamegyenletet akkor használjuk, ha az olajtelep telítetlen, nincsen szabadgáz a rétegben, tehát pb < pr. Az egyenlet egyfázisú szakaszán (pwf > pb) igaz a 𝑄𝑜 = 𝐽(𝑝𝑟 − 𝑝𝑤𝑓 ) egyenlet, a többfázisú szakaszra (pwf < pb) pedig a 𝑄𝑜 = 𝑄𝑏 + 𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 − 𝑄𝑏

1 − 0,2

𝑝𝑤𝑓 𝑝𝑤𝑓 − 0,8 𝑝𝑏 𝑝𝑏

2

egyenlet használható, ahol Qomax 𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 = 𝑄𝑏 ∗

𝐽 ∗ 𝑝𝑏 1,8

15. ábra Kombinált hozamegyenlet hozamgörbéje forrás: [8]

4.2.4 Fetkovich hozamegyenlete Fetkovich bebizonyította, hogy a gázkutak és a buborékponti nyomás alatt termelő olajkutak hozamgörbéje hasonló, s ajánlata szerint egy adott kút hozamát izokron 31

kapacitásmérési eredmények alapján meg tudjuk határozni. Fetkovich több olajkúton végzett méréseket, amelyek eredménye a 2 𝑛 𝑞𝑜 = 𝐶 ∗ (𝑝𝑟2 − 𝑝𝑤𝑓 )

egyenlet lett. A fenti egyenletben az „n” kitevő értéke 0,5 és 1 közt mozoghat mind olaj-, mind pedig gázkutakban. A „C” konstans a permeabilitás és a rétegvastagság növekedésével nő, a skin növekedésével pedig csökken az értéke. [5][7][8] 𝜋𝑘𝑕 𝐶= 𝜇𝑜 𝐵𝑜 𝑝𝑟

𝑛

1 𝑟 𝑒 𝐷1−𝑛 [ln 𝑟 − 0,75 + 𝑠]2𝑛−1 𝑤

4.2.5 Wiggins hozamegyenlete Wiggins is elkészítette saját egyenletét, ami Vogel egyenletéhez hasonló formájú és háromfázisú áramlásra vonatkozik. [7] Az egyenlet olajra és vízre: 𝑄𝑜 𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 𝑄𝑤 𝑄𝑤𝑚𝑎𝑥

𝑝𝑤𝑓 2 𝑝𝑤𝑓 = 1 − 0,52 − 0,48 𝑝𝑟 𝑝𝑟 𝑝𝑤𝑓 2 𝑝𝑤𝑓 = 1 − 0,72 − 0,28 𝑝𝑟 𝑝𝑟

32

5. Választott kút hozamegyenletének meghatározása Ahogy a bevezetésből is kiderült, a segédgázos termelés ismertetése mellett a szakdolgozat célja egy kiválasztott, időszakos gázbeinjektálás mellett termelő olajkút hozamegyenletének meghatározása, amely feladat első sorban azt foglalja magába, hogy az ismert adatok alapján meghatározzuk a kútra jellemző Qomax maximális hozamot, ami a pwf=0 bar áramlási talpnyomás melletti beáramlással egyezik meg. Az időszakos segédgázos kutak esetén a hozamegyenlet meghatározási nehézsége abban áll, hogy az áramlási kúttalpnyomás értéke állandóan változik, a hozamegyenletek pedig stacionárius esetekre lettek kidolgozva. [10]

5.1 A kút és a mérések rövid bemutatása A kiválasztott kút egy 2447 m mélységű (a cementdugó tetejéig), mely 1976-es kiképzése óta olajtermelő kút, ciklikus segédgázas olajtermelő funkciót 1990 óta tölt be, a termelés a termelőcsövön keresztül történik. A perforáció 2429-2438 m között található, a termelőcső 2 3/8-os, a béléscső 5 1/2-es, két oldalzsebes közdarab van a termelőcső közé beépítve, egy ledugózott 1295,12 m, a másik, melyben az üzemi segédgázszelep található, 2393,94 m mélységben. A felhasznált segédgáz összetétel szerint körülbelül 85-90% metánt, 6-7% etánt, minimális mennyiségű nagyobb szénatomszámú szénhidrogént, valamint néhány százalék szén-dioxidot és nitrogént tartalmaz, az injektálási nyomás normál üzemi körülmények között 120 bar, indító gáz esetén 160 bar. Jelen estben több mérési eredmény is rendelkezésre áll, egyrészt készültek nyomásmérések a kúttalp közelében, illetve szeparátorban hozamméréseket is végeztek. Ezen mérési eredményeket vettem alapul a számításaimhoz. A nyomásmérő műszer 2400 m mélységben lett elhelyezve, az első fázisában különféle ciklusidők mellett végeztek méréseket: 4 órás és 2 órás, 22 perces gázbeinjektálással, illetve 1 órás 15 perces gázbeinjektálással, ugyanezeknek a ciklusoknak mérték a hozamát felszínen elhelyezett szeparátorban is. A változtatott ciklusidők után egy 72 órás nyomásemelkedési mérés következett, mely során a kútfejet nyitva hagyták, hogy a folyadékdugó feletti gázoszlopból a gáz szabadon

33

távozhasson és a folyadék felgyülemlés a termelőcsőben továbbra is állandó üzemi kútfejnyomáson történjen. A mérések során a nyomásértékek 5 másodpercenként lettek regisztrálva, ami mellett mértek még kúttalp hőmérsékletet, kútfej hőmérsékletet, illetve a csőköz hőmérsékletét és nyomását a felszínen. A számítások során a behelyettesített adatok értéke első használatukkor kerül feltüntetésre, a jelölések jelentése és mértékegysége a dolgozat elején található jelmagyarázatból olvasható ki.

5.2 A hozamegyenlet kiválasztása A számítások megkezdése előtt lényeges eldönteni, hogy melyik hozamegyenletet kívánjuk alapul venni. A rendelkezésre álló lehetőség közül a negyedik fejezetben részletezettek közül választottam, a döntést első sorban két tényező befolyásolta. Egyrészt korábbi, ugyanezen a kúton végzett mérések alapján történő számítások azt mutatták, hogy Vogel hozamegyenletét használva a valósághoz meglehetősen közel álló eredményeket kaphatunk a számítások során. A másik szempont a réteg buborékponti nyomása volt, amely a következő módon számítható: 𝑅𝑡 𝑝𝑏 = 𝛾𝑔

1 1,205

∗ 10

1,638∗10 −3 ∗𝑇𝑤𝑓

∗

87,2744 1,7687 10 𝛾𝑜

= 230,9 𝑏𝑎𝑟

ahol Rt=100 m3/m3

γg=0,68

γo=0,871

Twf=399,6 K

Ez az érték jóval meghaladja a ciklus során bármely időpillanatban előforduló talpnyomást. A statikus talpnyomás mérések alapján kapott nyomás (továbbiakban rétegnyomás) Lm=2390 m mélységben: pr’=144 bar Mivel a hozamegyenlet minden esetben a kúttalpra vonatkoztatott, ezért ezt a mért értéket is szükséges a kúttalpra átszámolni. Kúttalpnak vegyük a perforáció közepét, tehát: Perforáció teteje: Lpt=2429 m 34

Perforáció alja: Lpb=2438 m A kúttalp: 𝐿𝑤𝑓 = 𝐿𝑝𝑡 +

𝐿𝑝𝑏 − 𝐿𝑝𝑡 = 2433,5 𝑚 2

Így a rétegnyomás a kúttalpon (vagyis a számítások során is felhasznált rétegnyomás): 𝑝𝑟 =

𝑔 ∗ 𝜌𝑙 ∗ (𝐿𝑤𝑓 − 𝐿𝑚 ) + 𝑝′𝑟 = 148,1 𝑏𝑎𝑟 105

ahol g=9,81 m/s2

ρl=957,4 kg/m3

A rétegnyomás még mindig jóval a buborékponti nyomás alatt van, tehát a telep telített, Vogel hozamegyenlete használható a számítások során.

5.3 Maximális hozam meghatározása a nyomásemelkedési görbe alapján A hozamegyenlet meghatározására tett első próbálkozás a már említett 72 órás mérés végeredményeként kapott nyomásemelkedési görbe alapján volt. A kapott görbét a 16. ábra mutatja:

35

16. ábra Nyomásemelkedési görbe szerző saját készítése

A 16. ábra ábrázolja az előző fejezetekben leírt visszacsorgás hatását is, a legelső, kezdeti szakasz meredeksége jól látható módon eltér a folytatásától. A számítási elv az volt, hogy Vogel hozamegyenletét használva egy olyan számított nyomásemelkedés görbét állítsunk elő, amely illeszkedik a mért nyomásemelkedési görbéhez. Ennek érdekében a (4.1) egyenletet a következő módon kellett átrendezni: 𝑄𝑜 =

𝑑𝑉 𝑑𝑡

𝑑𝑉 = 𝐴𝑡 ∗ 𝑑𝑕 𝑑𝑝𝑤𝑓 = 𝑔 ∗ 𝜌𝑙 ∗ 𝑑𝑕 + 𝑝𝑔 𝐴𝑡 =

𝑑2 ∗ 𝜋 = 0,00212 𝑚2 4

ahol ρl=957,423 kg/m3

d=0,052 m

A (4.1) és a fent leírt további egyenletek átrendezésével kapjuk:

𝑄𝑜 =

𝐴𝑡 𝑔∗𝜌 𝑙

∗

𝑑𝑝 𝑤𝑓 −𝑝 𝑔 𝑑𝑡

= 36

𝐴𝑡 𝑔∗𝜌 𝑙

∗

𝑑𝑝 𝑤𝑓 𝑑𝑡

−

𝐴𝑡 𝑝𝑔 𝑔∗𝜌 𝑙 𝑑𝑡

(5.1)

A számítás megkönnyítése érdekében a folyadékoszlop feletti gázoszlop nyomásának változását elhanyagoljuk. Az (5.1) egyenlet a (4.1) egyenletbe való visszahelyettesítéssel kapjuk: 𝐴𝑡 𝑔∗𝜌 𝑙

∗

𝑑𝑝 𝑤𝑓 𝑑𝑡

= 𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 ∗ [1 − 0,2 ∗

𝑝 𝑤𝑓 𝑝𝑟

− 0,8 ∗

𝑝 𝑤𝑓 2 𝑝𝑟

]

(5.2)

Az (5.2) egyenlet egy egyszerű szétválasztható differenciálegyenlet: 𝑑𝑡 =

𝐴𝑡 ∗ 𝑔 ∗ 𝜌𝑙

𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥

𝑑𝑝𝑤𝑓 𝑝𝑤𝑓 𝑝𝑤𝑓 ∗ [1 − 0,2 ∗ 𝑝 − 0,8 ∗ 𝑝 𝑟 𝑟

2

]

Integrálás után végeredményként kapjuk:

𝑡=

𝐴𝑡 𝑔∗𝜌 𝑙

∗

2∗𝑝 𝑟 ∗arctanh

0,2∗𝑝 𝑟 +1,6∗𝑝 𝑟 𝑝 𝑟 ∗1,8

𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 ∗1,8

+ 𝐾1

(5.3)

ahol K1 – integrálási konstans

𝐾1 = 𝑡 − A

konstans

𝐴𝑡 ∗ 𝑔 ∗ 𝜌𝑙

kiszámításához

2 ∗ 𝑝𝑟 ∗ arctanh⁡

0,2 ∗ 𝑝𝑟 + 1,6 ∗ 𝑝𝑟 𝑝𝑟 ∗ 1,8

𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 ∗ 1,8 a

mérési

eredmény

bármely

nyomás-idő

párja

behelyettesíthető, de ügyelni kell arra, hogy az első néhány mérés esetén a kapott eredményekbe a visszacsorgás is szerepet játszik, így érdemes valamelyik későbbi mérési eredményt alapul venni a konstans kiszámításához. Az (5.3) egyenletet átrendezzük talpnyomásra, így végeredményül kapjuk:

𝑝𝑤𝑓 =

1,8∗𝑝 𝑟 ∗tanh

𝑡−𝐾 1 ∗𝑔∗𝜌 𝑙 ∗𝑄 𝑜𝑚𝑎𝑥 ∗1,8 −0,2∗𝑝 𝑟 2∗𝐴 𝑡 ∗𝑝 𝑟

1,6

(5.4)

A hozamegyenlet meghatározása ezek után úgy történik, hogy az ismert értékeket az (5.4) egyenletbe helyettesítettem be, ezzel számított talpnyomás értékeket kapva, melyek már összehasonlíthatók a mért adatokkal. A Qomax-ot addig változtatom, amíg a számított és a mért görbe egybe nem esik. Mivel a hozamegyenletbe történik a visszahelyettesítés, ezért átszámítjuk az összes mért nyomásértéket is a talpnyomás mélységébe:

37

Mérés helye: Lm=2400 m 𝑝𝑤𝑓𝑖 = 𝑝𝑚 é𝑟𝑡𝑖 + 𝐿𝑚 − 𝐿𝑤𝑓 ∗ 𝑔 ∗ 𝜌𝑙

17. ábra Qomax meghatározása nyomásemelkedési görbéből szerző saját készítése

A 17. ábra azt mutatja, hogy hogyan viszonyul egymáshoz a számított és a mért görbe. Ebben az esetben a behelyettesített értékek az (5.4) egyenletbe: pr=148,1 bar

Qomax=3,63 m3/nap

K1=-34646,5 s

Már ebből az ábrából is jól látható, hogy a mért és számított görbék az első szakaszt leszámítva meglehetősen távol állnak egymástól. Megállapítható, hogy esetünkben a Vogel egyenletből levezetett 5.4 egyenlettel számított nyomásemelkedés a megadott rétegnyomás mellett nem illeszthető az elvárt módon a mért nyomásemelkedési görbéhez. A mérési görbe alakja alapján felmerülhet a gyanú a körülbelül 80 bar-os nyomás elérése utáni meredekség változás miatt, hogy esetleg átáramlás van a termelőcső és a béléscső közt, az ellaposodott görbealak ugyanis nagyobb átmérőre utalhat. Ennek az elméletnek a valószínűségét vizsgálandó készült el a 18. ábra, amelyen a nyomásemelkedési görbét együtt ábrázoltam a béléscső nyomással és a kútfej

38

nyomásával. A csőköz nyomását a felszínen mérték, ezért szükség volt a mért nyomások szelepmélységbe való átszámítására. A számításhoz felhasznált képlet:

𝑝2 = 𝑝1 ∗ 𝑒 𝑀=

0,00118 ∗𝐿𝑣∗𝑀 𝑍 𝑎𝑣𝑔 ∗𝑇 𝑎𝑣𝑔

(5.5)

𝛾𝑔 ∗ 1,293 ∗ 𝑇𝑛 ∗ 𝑅𝑢𝑛𝑖𝑣 𝑝𝑛

𝑍𝑎𝑣𝑔 = 1 −

3,52 ∗ 𝑝𝑝𝑟

+

100,9813∗𝑇𝑝𝑟 𝑇𝑝𝑟 =

2 0,274 ∗ 𝑝𝑝𝑟

100,8157∗𝑇𝑝𝑟

𝑇𝑎𝑣𝑔 𝑇𝑝𝑐

𝑇𝑝𝑐 = 103,9 + 183,3 ∗ 𝛾𝑔 − 39,7 ∗ 𝛾𝑔2 𝑝𝑝𝑟 =

𝑝𝑎𝑣𝑔 𝑝𝑝𝑠𝑐

𝑝𝑝𝑠𝑐 = 48,69 − 3,566 ∗ 𝛾𝑔 − 0,766 ∗ 𝛾𝑔2 ahol Lv=2393,94 m

M=20,778 kg/kmol

Tavg=334,79 K

pavg=42,6 bar

Jelen esetben Zavg, Tavg és M a csőközben lévő gázra vonatkozik.

39

Zavg=0,923

18. ábra Termelőcső és csőköz nyomásának kapcsolata szerző saját készítése

A nyomásemelkedés mérés megkezdésekor a csőközt a felszínen lezárták, azonban a lezárt csőköz nyomása folyamatosan csökkent, amíg a felszínen a nyomása be nem állt a kútfejnyomásra. Ez azt bizonyítja, hogy a csőköz és a termelőcső között nem volt tömör zárás. A 18. ábra jól mutatja, hogy a csőköz nyomása a szelep mélységében meddig nagyobb a termelőcső nyomásánál, látható, hogy egészen körülbelül a 77 bar eléréséig a termelőcsőből való fluidum átáramlás nem lehetséges. E nyomásérték fölött már érdemes átgondolni ennek a lehetőségnek a fennállását is a nyomásemelkedési görbe alakja miatt. Látható az ábrán ezen kívül, hogy a két nyomásgörbe találkozási pontján egy törés, hirtelen meredekség változás következik be a csőköz nyomását ábrázoló görbén, amit okozhat sűrűségváltozás is, ami szintén gyanakvásra adhat okot.

40

19. ábra Csőköz nyomása a két órás ciklus alatt szerző saját készítése

Az előzőekben említett gondok észrevétele után megvizsgáltam a csőköz nyomását a két órás ciklusidős termeltetés alatt. A 19. ábra a csőköz nyomásának alakulását mutatja 5 ciklus során. Ha ezt az ábrát összehasonlítjuk a 3.sz. mellékletben található 40. ábra alakjával (elméletben elvárható alak - CHP), akkor könnyen látható, hogy a nyomásnak nem

lenne

szabad

állandóan

csökkennie,

a

szelep

zárónyomását

elérve

a

nyomáscsökkenésnek abba kellene maradnia. Megállapítható tehát ez alapján is, hogy a csőköz nyomása a szelep zárása után továbbra is csökken (bár kisebb ütemben, mint a zárás előtt), valószínűsíthető, hogy a segédgázszelep működése is eltér az elvárttól. Bár fentebb csak a két órás ciklusidő került ábrázolásra, a helyzet hasonló minden mérés esetén. Ennek ellenére, tekintettel arra, hogy termelés közben a talpnyomás többnyire a nyomásemelkedési görbe első szakaszára jellemző nyomás tartományában mozog, ahhoz, hogy a különféle ciklusidők során várható beáramlást meghatározhassuk, kísérletet tettem a nyomásemelkedési görbe első szakaszára való illesztésre (ahol még elméletileg sem lehetséges a termelőcsőből csőközbe való átáramlás). Ehhez az illesztést már úgy végeztem, hogy felvettem egy, a valóságtól eltérő rétegnyomást, amely változtatása mellett állítottam a maximális hozamot is, igyekezve elérni a legpontosabb illeszkedést. Az így történt illesztést a 20. ábra mutatja.

41

20. ábra Qomax meghatározása Vogel hozamegyenletével, alternatív rétegnyomás mellett szerző saját készítése

A fenti ábrán látható görbe behelyettesítési értékei: Qomax=4,1 m3/nap

pr=90 bar

Látható az ábrán, hogy pontos illesztés körülbelül 80 bar-os nyomásig érhető el, ami összhangban áll azzal az eredménnyel, hogy közel 77 bar-os nyomás az, amíg biztosan kijelenthető, hogy nincs átáramlás a csőközbe a termelőcsőből. A számított és mért görbe kezdeti értékének különbsége abból adódik, hogy a számítás elején az integrálási K1 konstans kiszámításához nem a kezdeti időszak mérési adatait vettem alapul, mivel azokat még erősen befolyásolja a visszacsorgás, ahogyan az a 16. ábra alapján jól látható. A fentebb leírtak alapján tehát ezzel az eredménnyel bizonyos szintig modellezhető lenne a kettő, illetve egy órás ciklusidő alatti beáramlás (a 4 órás azért nem, mert ott az üzemi nyomás sok helyen meghaladja a 80 bar-t). Problémát jelent viszont, hogy az így kapott maximális folyadékhozam nincs összhangban a később bemutatott szeparátoros mérések nyomán kapott Qomax-al.

42

5.4 Maximális hozam meghatározása ciklusidőnkénti nyomásgörbe alapján Miután a nyomásemelkedési görbén végzett számításokkal nem jutottam kielégítő eredményre, ezért a következő lehetőség az volt, hogy ciklusidők alatti nyomásmérések eredményére próbálok meg görbét illeszteni, így meghatározva a maximális hozamot. Ezt az illesztést elvégeztem mindhárom mért ciklusidő esetén (ciklusidőnként egy-egy mérést kiválasztva, mivel a mért nyomásértékek a ciklusidő állandósulása után minden esetben szinte teljesen együtt futnak) úgy, hogy a mérés legelején és legvégén mért nyomásértékeket levágtam, kiküszöbölve az olyan befolyásoló tényezőket, mint például a visszacsorgás. A levágás azért nem okoz nagy hibát, mert a mért nyomásértékekben, amik alapján a számítást végeztem, természetesen ezek a hatások továbbra is benne vannak, mindössze az illesztés pontosságát kívántam a levágással maximalizálni.

5.4.1 Az illesztés folyamata Első lépésben átszámítottam a már korábban ismertetett módon a mért nyomásértékeket a kúttalpra, ezek után egy kezdeti Qomax értéket felhasználva kiszámítottam az öt másodpercre eső (mivel a mérési adatok regisztrálása is öt másodpercenként történt) V beáramló térfogatot (Qo m3/5sec) Vogel hozamegyenletének segítségével. 𝑄𝑜 =

𝑑𝑉 𝑑𝑕 ∗ 𝐴𝑡 = 𝑑𝑡 𝑑𝑡

𝑑𝑉 = 𝑑𝑕 ∗ 𝐴𝑡 =

𝑑𝑝 =

𝑑𝑝 ∗ 𝐴𝑡 𝑔 ∗ 𝜌𝑙

𝑑𝑉 ∗𝑔∗𝜌 𝑙 𝐴𝑡

(5.6)

A kapott térfogatot az (5.6) egyenletbe behelyettesítve megkaptam az öt másodpercre eső nyomásváltozást. A számított talpnyomásokhoz kezdeti értéknek a kezdeti mért értéket vettem fel, a további értékek kiszámításához pedig a kapott dp nyomásokat használtam fel, az adott nyomásváltozást mindig hozzáadva az előző kiszámított nyomásértékhez. Végül a kezdetben felvett Qomax értéket addig változtattam, amíg a kivágott szakasz hibája a legkisebbre nem csökkent. A hiba becslését a legkisebb négyzetek módszerével végeztem: (𝑝𝑚 é𝑟𝑡 − 𝑝𝑠𝑧á𝑚 í𝑡𝑜𝑡𝑡 )2

43

Azt a megoldást fogadtam el, ahol a számított és mért értékek különbségének négyzetösszege a legkisebb volt. Ellenőrzésképpen elvégeztem a számítást Fetkovich hozamegyenletével is: 2 𝑛 𝑄𝑜 = 𝐶 ∗ (𝑝𝑟2 − 𝑝𝑤𝑓 )

Ebben az esetben a változtatott értékek a C és n konstansok voltak, ahol 0,5 ≤ 𝑛 ≤ 1 A hiba becslését itt is a legkisebb négyzetek módszerével végeztem. Qomax számítása Fetkovich hozamegyenletének esetén pwf=0 behelyettesítéssel történt.

5.4.2 A kapott eredmények 1. táblázat Vogel hozamegyenletével kapott Qomax-ok és hibák valós rétegnyomás mellett

ciklusidő

Qomax [m3/nap] - Vogel

4 óra

hiba teljes

vágott

6,3

138.629.067,2

185.689.543,6

2 óra

5,4

2.137.382,8

1.645.300,3

1 óra

4,1

158.431,4

60.956,6 szerző saját készítése

2. táblázat Vogel hozamegyenletével kapott Qomax-ok és hibák valós rétegnyomás mellett

ciklusidő

Qomax [m3/nap] - Fetkovich

4 óra

hiba teljes

vágott

5,9

1,38*108

1,88*108

2 óra

4,9

2.479.167,0

2.211.377,0

1 óra

4,0

144.013,4

61.723,9 szerző saját készítése

A következőkben az 1. és 2. táblázat eredményeinek grafikus ábrázolásai láthatók.

44

21. ábra Négy órás ciklusidő felgyülemlési szakaszára való illesztés (levágott) szerző saját készítése

22. ábra Négy órás ciklusidő felgyülemlési szakaszára való illesztés (teljes) szerző saját készítése

45

23. ábra Két órás ciklusidő felgyülemlési szakaszára való illesztés (levágott) szerző saját készítése

24. ábra Két órás ciklusidő felgyülemlési szakaszára való illesztés (teljes) szerző saját készítése

46

25. ábra Egy órás ciklusidő felgyülemlési szakaszára való illesztés (levágott) szerző saját készítése

26. ábra Egy órás ciklusidő felgyülemlési szakaszára való illesztés (teljes) szerző saját készítése

47

A kapott eredmények megközelítik egymást, de érdemes megfigyelni, hogy a négy órás ciklusidő görbéjére illesztett egyenesek nagyban eltérnek a mérési eredményektől, míg a másik két esetben az eltérés lényegesen kisebb. A kapott hibák Fetkovich egyenletének használata esetén nagyobbak. Az eredmények közel állnak a 7.2-es alfejezetben kapottakhoz, az értékek azért nem összehasonlíthatók, mert az előző fejezetben kapott érték egy alternatív rétegnyomás behelyettesítésével jött ki, míg a fejezet eddigi részeiben a valós rétegnyomás értéket használtam fel a végeredmények számítása során. A fent leírt számítást elvégeztem a kapott alternatív rétegnyomásokkal is (az összes többi feltétel megegyezik). Az így kapott eredmények: 3. táblázat Vogel hozamegyenletével kapott Qomax-ok és hibák 90 bar-os rétegnyomás mellett

ciklusidő

Qomax [m3/nap] - Vogel

4 óra

hiba teljes

vágott

14,9

60.063.043,3

76.709.606,4

2 óra

7,6

2.391.579,5

2.031.721,5

1 óra

5,0

172.514,8

63.541,0 szerző saját készítése

4. táblázat Fetkovich hozamegyenletével kapott Qomax-ok és hibák 90 bar-os rétegnyomás mellett

ciklusidő

Qomax [m3/nap] - Fetkovich

4 óra

hiba teljes

vágott

13,3

69.356.884

80.011.312

2 óra

7,0

2.358.786

2.012.286

1 óra

4,9

131.795,9

75.306,9 szerző saját készítése

5.5 Maximális hozam meghatározása szeparátoros mérések alapján Ahogyan azt a fejezet bevezetésében már leírtam, a nyomásmérések mellett rendelkezésemre állnak szeparátoros hozammérési adatok is. A számítás alapfeltevése, hogy a szeparátorban mért folyadékmennyiség minden esetben az adott ciklus alatt újonnan beáramló folyadékmennyiség volt, a visszacsorgott mennyiség tehát egy olyan állandó térfogat, amely gyakorlatilag fel-le jár a termelőcsőben. 48

Mivel az azonos ciklushosszak alatt mért hozamok egy-egy ciklusnál sokszor jelentősen eltértek egymástól, ezért a számításhoz felhasznált érték egy átlagérték, ami úgy állt elő, hogy összeadtam a mérés során feljegyzett összes hozamot (természetesen csak az azonos ciklusidőkön belül), melyet elosztottam a mérések számával, így kapva egy átlagos értéket az egy cikluson belül kitermelt folyadékmennyiségre. 5. táblázat Szeparátoros mérések alapján kapott napi hozamok

ciklusidők

Qo [m3/ciklus]

Qo [m3/nap]

4 óra

0,85

5,1

2 óra

0,65

7,8

1 óra

0,32

7,7 szerző saját készítése

Ahhoz, hogy az így kapott napi hozamból kiszámíthassam a maximális hozamot, szükség volt egy átlagos talpnyomás értékre is. Ezt az értéket úgy kaptam, hogy első lépésben egy teljes ciklus során mért nyomásértékeket átszámítottam a kúttalpra. Mivel egy teljes ciklushoz nem csak a felgyülemlési szakasz tartozik hozzá, ezért az átlagos talpnyomás számításánál

figyelembe

vettem

a

gázbeinjektálási

és

folyadék

felemelkedési

szakaszokat is. Mivel az utóbbi két szakasz során veszi fel a nyomás a csúcsértékeit, ezért a nagyon kiemelkedő szakaszokat nem vettem számításba, mert ez a teljes ciklusidőhöz képest elhanyagolható ideig volt jelen, s bár elméletileg ilyenkor is van beáramlás az kútba, annak mennyisége elhanyagolható. A négy órás ciklusidő esetén csak a 90 bar alatti, a két órás ciklusok esetén a 65 bar alatti, az egy órás ciklusidők esetén pedig az 50 bar alatti nyomásokat átlagoltam, így megkapva az átlagos talpnyomásokat, ami alapján, Vogel hozamegyenletét átrendezve maximális hozamot tudtam számolni. 6. táblázat Az átlagos kúttalpnyomásokhoz tartozó maximális hozamok

ciklusidő

átlagos áramlási kúttalpnyomás [bar]

Qomax [m3/nap]

4 óra

76,6

7,4

2 óra

57,1

9,7

1 óra

44,7

8,8 szerző saját készítése

Az így kapott maximális hozamok alapján teljesen egyértelművé válik, hogy a nyomásmérések, illetve a szeparátoros mérések eredményei ellentmondásosak, ráadásul az is látható, hogy a várttal ellentétben a két órás ciklus napi hozama nagyobb lett, mint az egy órásé. 49

27. ábra Nyomás-hozam függvénye szeparátoros mérések alapján szerző saját készítése

Az ábrán felvett pontok a nyomásokat és a hozzájuk tartozó hozamokat jelölik, a rétegnyomáshoz természetesen nulla, a nulla talpnyomáshoz pedig maximális hozam tartozik. A harmadik felvett pont az átlagos kúttalpnyomás és a hozzá tartozó, szeparátorban mért napi hozam. A 27. ábra mutatja a 6. táblázatban leírt eredményeket, s itt is rögtön szemet szúr az előbbiekben említett jelenség, hogy a mérési adatok alapján a két órás ciklusidő esetén a hozam nagyobb, mint az egy órás esetében, ami az elvárásoknak ellentmondó eredmény. A mérési eredményeket egy többpontos hozamvizsgálat során mért adathalmaznak véve is számítottam egy Qomax-ot Vogel, illetve Fetkovich hozamegyenletének origón átmenő egyenesbe való transzformálásával. A számítás menetét a 7. táblázat, az eredményeket pedig a 8. táblázat tartalmazza.

50

7. táblázat Transzformációs egyenletek

𝑥𝑖 = 1 − 0,2 ∗

Vogel

Fetkovich

𝑦𝑖 = 𝑄𝑖

𝑦𝑖 = lg⁡(𝑄𝑖 )

𝑃𝑤𝑓 á𝑡𝑙𝑎𝑔 𝑃𝑤𝑓 á𝑡𝑙𝑎𝑔 2 − 0,8 ∗ ( ) 𝑃𝑟 𝑃𝑟

𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 =

2 𝑥𝑖 = lg⁡ (𝑝𝑟2 − 𝑝𝑤𝑓 á𝑡𝑙𝑎𝑔 )

𝑛=

3 𝑖=1(𝑥𝑖 ∗ 𝑦𝑖 ) 3 2 𝑖=1 𝑥𝑖

3∗

3 𝑖=1

3∗ 𝑙𝑔𝐶 =

3 3 𝑖=1 𝑦𝑖 ∗ 𝑖=1 𝑥𝑖 2 3 3 2 𝑖=1 𝑥𝑖 − ( 𝑖=1 𝑥𝑖 )

𝑥𝑖 ∗ 𝑦𝑖 − 3 𝑖=1 𝑦𝑖

−𝑛∗ 3

3 𝑖=1 𝑥𝑖

forrás: [5]; szerző saját készítése

Fetkovich egyenleténél Qomax számítható a pwf=0 behelyettesítéssel az eredeti hozamegyenletbe. Az így kapott maximális hozamok: 8. táblázat Qomax hozamvizsgálatos számítás alapján

Qomax [m3/nap]

Vogel

Fetkovich

8,8

8,1 szerző saját készítése

28. ábra Szeparátorban mért hozamok alapján illesztett görbe forrás: szerző saját készítése

51

Az ISG 1.1 nevezetű program, amely kifejezetten időszakos segédgázas kutakkal kapcsolatos számítások elvégzésére lett kifejlesztve, is ad lehetőséget a maximális hozam becslésére a napi hozam, a mérőszeparátor nyomása, a folyadéksűrűség, a szelepmélység, a perforációmélység, a ciklusidő, illetve az injektálási idő függvényében. A program szintén Vogel hozamegyenletét veszi alapul a számításaihoz. Az egyenlet program által használt, átrendezett alakja: 𝑄𝑜𝑚𝑎𝑥 =

−

0,89 ∗ 𝑝𝑤𝑕 + 0,11 ∗ 𝑝𝑟 − 0,89 ∗ 𝐿𝑣 ∗ 𝑔 ∗ 𝜌𝑙 + 0,89 ∗ 𝐿𝑝𝑒𝑟𝑓 ∗ 𝑔 ∗ 𝜌𝑙 1,1 ∗ 𝐴𝑡 ∗ 𝑝𝑟 ∗ arctanh⁡ ( ) 𝑝 𝑟

𝑔 ∗ 𝑡𝑎𝑐𝑢𝑚 ∗ 𝜌𝑙 0,89 ∗ 𝑝𝑤𝑕 + 0,11 ∗ 𝐴𝑡 ∗ 𝑝𝑟 + 0,89 ∗ 𝑉 ∗ 𝑔 ∗ 𝜌𝑙 1,1 ∗ 𝐴𝑡 ∗ 𝑝𝑟 ∗ arctanh⁡ ( ) 𝑝 ∗𝐴 𝑟

𝑡

𝑔 ∗ 𝑡𝑎𝑐𝑢𝑚 ∗ 𝜌𝑙 forrás: [11]

ahol V a szelep alatt termelőcsőben lévő folyadék és az egy ciklus alatt kitermelt folyadék visszacsorgással megnövelt mennyisége m3-ben Az így kapott maximális hozamok: 9. táblázat ISG 1.1 program alapján kapott maximális hozamok

ciklusidő

Qomax [m3/nap]

4 óra

6,2

2 óra

10,3

1 óra

10,7 szerző saját készítése

5.6 Visszacsorgás vizsgálata Egy

adott

kút

beáramlási

folyadékmennyiséghez

szorosan

viszonyaihoz, hozzátartozik

a

kúttalpnyomáshoz, a

felgyülemlési

a

szakasz

kitermelt végén

rendelkezésre álló folyadékoszlop, illetve az abból ténylegesen felszínre jutó mennyiség különbsége, a visszacsorgás. A felgyülemlett folyadékoszlop magasság alapján különböző módszerekkel becsült visszacsorgás segít tisztázni a szeparátoros mérések jóságát. Több lehetőség is van a visszacsorgás vizsgálatára, annak közelítő becslésére. Egy, az API ajánlásban [1] található képlet, illetve a mért nyomásértékek segítségével kívánok

52

közelítő becslést adni, melyet utána egy Szilas [2] által javasolt számítási módszerbe vissza is helyettesítek, ellenőrzöm a kapott értéket.

5.6.1 Felgyülemlett folyadékoszlop magasságának meghatározása Mielőtt

konkréten

alapadatként

a

visszacsorgott

szükséges

mennyiség

megállapítani

a

kiszámításával

gázbeinjektálás

foglalkozhatnék,

megindulása

előtt

a

termelőcsőben lévő folyadékoszlop magasságát. Ennek a kiszámítására szerencsére jó alapot adnak az 5.3-as alfejezetben elemzett nyomásmérések. A mérések a szelep beépítési mélysége alatt történtek, ezért első közelítésben a mérés helyén (2400 m) lévő nyomásokból tudunk kiindulni. A mért nyomásértéket befolyásolja természetesen a felgyülemlett folyadékoszlop magassága, a fölötte lévő gázoszlop nyomása, illetve a kútfejnyomás. Mivel ismeretlen mind a folyadékoszlop, mind a gázoszlop magassága, ebből kifolyólag a gázoszlop nyomása, ezért a végeredményhez csak iteratív módszerrel juthatunk el. Az eredményt befolyásolja a folyadékoszlop sűrűsége is, ami a mélység és hőmérséklet függvényében változik. A számítások során felhasznált folyadéksűrűséget is az alábbiakban levezetett számítások során kaptam meg, a kezdeti folyadékmagasság kiszámításába beépítve, szintén iteratív módszerrel. A statikusnak vett gázoszlop nyomásának meghatározásának módszerét már az 5.2-es fejezetben ismertettem [(5.5)-ös egyenlet, illetve a hozzá szükséges ismeretlenek kiszámítása]. Az iteráció során az átlaghőmérséklet kezdeti értékének a kútfejen és kúttalpon vett nyomások átlagát vettem, amit később az iterációs lépések során kapott gázoszlop magasságnak megfelelően módosítottam, a hőmérsékletváltozást lineárisnak véve. A

folyadékoszlop

magasságának

kiszámításához

szükség

volt

egy

kezdeti

folyadéksűrűségre is, aminek kiszámítása a következő módon történt:

𝜌𝑙 = 1 − 𝑤𝑐 ∗ 𝜌𝑜 + 𝑤𝑐 ∗ 𝜌𝑤 = 974,2

𝑘𝑔

(5.7)

𝑚3

ahol ρo=871 kg/m3

ρw=1000 kg/m3

wc=80 %

A folyadéksűrűséget és a nyomásmérés eredményeként kapott, a felgyülemlési szakasz legvégén mérhető nyomás és a gázoszlop aljára számolt nyomás különbségét behelyettesítve a 53

𝐿𝑓 =

(𝑝𝑚 é𝑟𝑡 − 𝑝𝑔á𝑧𝑜𝑠𝑧𝑙𝑜𝑝 9,81 ∗ 𝜌𝑙

𝑎𝑙𝑗𝑎

)

egyenletbe kapjuk meg a folyadékoszlop magasságának első közelítését, amiből pedig a gázoszlop magassága számítható: 𝐿𝑔 = 2400 − 𝐿𝑓 Ez után következhet a folyadék sűrűségének iterálása. Első lépésként az előzőekben kapott folyadékoszlop magasságból meghatározhatjuk a folyadék átlaghőmérsékletét, illetve a gázoszlop aljára számított nyomás (ami a gázoszlop nyomását és a kútfejnyomás átlagát is tartalmazza) és a mért nyomás átlagából megkapjuk az oszlop átlagnyomását. Következő lépésként kiszámítjuk a folyadékban oldott gáz mennyiségét, behelyettesítjük a megfelelő nyomásokat, majd kiszámítjuk az olaj sűrűségét: 𝑝 𝑤𝑓

1,7687

∗10 𝛾 𝑜

𝑅𝑠 = 𝛾𝑔 ∗ [ 87,2744 ]1,205 1,638 ∗10 −3 ∗𝑇 𝑤𝑓

10

𝛾𝑔

𝐹 = 5,615 ∗ 𝑅𝑠 ∗ (𝛾 )0,5 + 2,25 ∗ 𝑇𝑤𝑓 − 575 𝑜

𝐵𝑜 = 0,972 + 1,47 ∗ 10−4 ∗ 𝐹1,175 𝜌𝑜 =

(5.8)

(5.9) (5.10)

𝛾𝑜 ∗ 1000 + 𝛾𝑔 ∗ 1,293 ∗ 𝑅𝑠 𝐵𝑜

ahol Bw=1 m3/m3

γo=0,871

Az új olajsűrűséget pedig az (5.7)-es egyenletbe behelyettesítve megkapjuk az új folyadéksűrűséget. Ez után következhet egy újabb iterációs lépés, a már ismertetett lépcsőket, de az előző lépésben kapott értékeket behelyettesítve. Az iterációt addig ismételjük, míg a kapott végeredmények értéke két iterációs lépcső között nem változik. Végeredményként megkapjuk a folyadékoszlop és gázoszlop magasságát (a kapott folyadékoszlopból még le kell vonni a mérés helye és a szelep beépítési mélysége közti 6,06 m-es különbséget ahhoz, hogy a valóban felgyülemlett magasságot megkapjuk), illetve a folyadék sűrűségét. Az eredmények a szelep beépítési mélységre átszámolva: 54

10. táblázat Folyadék- és gázoszlop magasságok közvetlenül a gázbeinjektálás előtt

ciklusidők

Lf [m]

Lg [m]

ρl [kg/m3]

4 órás

679,7-6,06 = 673,64

2393,94-673,64 = 1720,3

957,479

2 órás

440,9-6,06 = 434,84

2393,94-434,84 = 1959,1

957,408

1 órás

278,6-6,06 = 272,54

2393,94-272,54 = 2121,4

958,009 szerző saját készítése

A kapott gázoszlop magasságok alapján kiszámítható a folyadékoszlop magassága, abból pedig a folyadéksűrűség a kúttalpra is, mely az egy, kettő és négy órás ciklusidők esetén rendre: ρ1=957,808 kg/m3

ρ2=957,198 kg/m3

ρ3=957,263 kg/m3

átlaguk: ρl=957,423 kg/m3 Az előző alfejezetek számításai során ez az átlag került felhasználásra. Látható egyébként, hogy a különböző mélységre kapott értékek közt nincs jelentős eltérés.

5.6.2 Visszacsorgott mennyiség meghatározása A visszacsorgást tehát egy, az API ajánlásban [1] szereplő képlettel kívánom meghatározni: 𝐿𝑓 =

𝑇 ∗ 𝑄𝑜 𝑑 𝐿𝑣 0,1129 ∗ (100)2 ∗ (1 − 𝐹𝐹 ∗ 1000 )

Átrendezve: 𝐹𝐹 =

1000 𝑇 ∗ 𝑄𝑜 ∗ (1 − ) 𝑑 2 𝐿𝑣 𝐿𝑓 ∗ 0,1129 ∗ ( ) 100

Az FF visszacsorgási tényező (fallback factor) azt mutatja meg, hogy a szeleptől számítva 1000 m-enként mennyi folyadék hullik vissza. Általában [1]: 9,8 % ≤ 𝐹𝐹 ≤ 19,6 % A szeparátormérések hozamát és az előzőekben kiszámított folyadékoszlop magasságot behelyettesítve kapjuk: 𝑣𝑖𝑠𝑠𝑧𝑎𝑐𝑠𝑜𝑟𝑔á𝑠 [𝑚] = 𝐹𝐹 ∗

55

𝐿𝑣 ∗𝐿 1000 𝑓

11. táblázat Visszacsorgás API alapján

ciklusidő [min]

Qo [m3/nap]

FF [%]

Visszacsorgás [m]

240

5,6

16,9

272,6

120

8,6

12,3

128,1

60

8,4

18,6

121,7 szerző saját készítése

Ellenőrizzük a kapott értékeket Szilas [2] módszerével! Szilas [2] egy intervallumot ad, amin belül a visszacsorgott mennyiség változik. Ez az intervallum: 1,6 ∗ 10−4 ∗ 𝐿𝑓 ∗ 𝐿𝑣 ≤ 𝑣𝑖𝑠𝑠𝑧𝑎𝑐𝑠𝑜𝑟𝑔á𝑠 [𝑚] ≤ 2,3 ∗ 10−4 ∗ 𝐿𝑓 ∗ 𝐿𝑣 12. táblázat Visszacsorgás Szilas [2] szerint

ciklusidő

Visszacsorgás [m] 258,0

4 óra

370,9 166,5

2 óra

239,4 104,4

1 óra

150,1 szerző saját készítése

Összehasonlítva a Szilas [2] által megadott intervallumokat, illetve az API ajánlás [1] alapján kiszámolt értékeket megállapíthatjuk, hogy míg a négy, illetve egy órás ciklusidőn végzett számítások során kapott értékek tökéletesen beleesnek a megadott intervallumba, addig a két órás mérés újra kilóg a sorból, visszacsorgása sokkal kedvezőbb, mint a másik két ciklusidő esetén. Erre a kedvezőbb viselkedésre nincsen megfelelő indok, ezért valószínűleg jogos az a feltételezés, hogy hiba csúszott a szeparátoros mérésekbe.

5.7 Eredmények összefoglalása A számítások célja a kiválasztott időszakos segédgázos kút hozamegyenletének meghatározása volt. Ehhez célszerűen a Vogel egyenletet választottam ki első helyen, amely mellé egyes számításoknál a Fetkovich egyenletet is használtam. A Vogel egyenlet meghatározó paramétere ismert rétegnyomásnál a maximális folyadék hozam (Q omax). A számítások

elvégzésére

a

rendelkezésre

56

álló

mérési

adatok

alapján

többféle

megközelítést is alkalmaztam. Rendelkezésemre álltak mind kúttalp közelében mért nyomásadatok, mind pedig felszíni szeparátorban mért hozamok. A különböző számítási módszerek alapján kapott maximális hozamok m3/nap-ban: 13. táblázat Számított Qomax-ok összefoglalása

4 órás ciklusidő

számítás alapja

2 órás ciklusidő

1 órás ciklusidő

Vogel

Fetkovich

Vogel

Fetkovich

Vogel

Fetkovich

6,3

5,9

5,4

4,9

4,1

4,0

szeparátoros mérések

7,4

-

9,7

-

8,8

-

ISG 1.1

6,2

-

10,3

-

10,7

-

ciklusidőnkénti nyomások pr=148,1 bar

többpontos

Vogel

Fetkovich

hozamvizsgálat

8,8

8,1

nyomásemelkedési

Vogel (pr=148,1 bar)

görbe

3,63 szerző saját készítése

A 13. táblázat nem tartalmazza nyomásemelkedési görbéhez 90 bar-os rétegnyomással történő illesztéssel kapott hozamegyenlettel végzett számítások eredményeit, mivel az csak akkor lenne a többi értékkel összehasonlítható, ha azonos rétegnyomás mellett lettek volna meghatározva, a cél jelen esetben pedig egy valós érték meghatározása volt. A táblázatból látható, hogy az eredmények meglehetősen széles skálán mozognak, de jól elkülöníthetőek

a

szeparátoros

hozammérésekből

és

a

különböző

nyomásemelkedésekből számított maximális hozamértékek. Ez utóbbiak rendre jóval alacsonyabbak szeparátoros mérésekből kapott értékeknél. A hozamegyenlet meghatározásában kitüntetett szerepe lett volna a 72 órás nyomásemelkedés mérésnek, de a levezetett nyomásemelkedés egyenletet a megadott rétegnyomás mellett csak rövid szakaszon lehetett illeszteni. Ez az illesztés pedig a legalacsonyabb Qomax értéket eredményezte. Vizsgáltam az egyik okát annak, hogy az említett illesztést miért nem lehetett megfelelően elvégezni. A nyomásemelkedés mérés alatt lezárt csőköz nyomása lecsökkent, ami arra utal, hogy a csőköz és a termelőcső között nincs tömörzárás, és ez folyadék átfolyást is lehetővé tehet a csőközbe, ami visszafogja a folyadék emelkedését a termelőcsőben, ami pedig rontja az említett illesztést. 57

De mivel a ciklusok közbeni nyomásemelkedésből számított maximális hozamok is jelentősen alacsonyabbak a szeparátoros hozammérésekből kapott értéknél – ahol a magas csőköz nyomások miatt nem lehetséges folyadék átfolyás – egy általánosabb ok is feltételezhető: a kúttalp közelében felgyülemlő folyadékoszlop magas hőmérsékletű zónában van, ami a folyadék oszlop mentén felfelé haladva a csökkenő nyomás miatt egyre intenzívebb párolgást tesz lehetővé, amely szintén csökkenti a folyadék felhalmozódás ütemét. Felfelé haladva a csökkenő hőmérsékleten a pára ismét elkezd kicsapódni, de a folyamatosan felfelé áramló gáz segítségével egy része eljuthat a szeparátorba, ahol folyadékként jelentkezik. Ennek a feltevésnek a vizsgálata meghaladja ennek a munkának a kereteit. Ami

a

szeparátormérésekből

folyadékoszlop

magasságából

meghatározott és

a

hozamegyenletet

visszacsorgás

becslésével

illeti,

az

induló

ellenőriztem

a

hozammérések megfelelőségét. Ez a 4 és 1 órás ciklusnál megfelel az elvárható folyadék kiemelésnek, a 2 órás ciklus esetében azonban kiugróan alacsony visszacsorgás adódott, ami felvetheti a hibás mérés lehetőségét, illetve itt más szempontokat is vizsgálni kellene. Végül meg kell említeni, hogy az időszakos segédgázas kutakban tranziens áramlási folyamatok

vannak,

és

a

beáramlást

ugyanakkor

állandósult

hozamegyenlettel

jellemezzük, ami szintén növeli a különböző adatokból meghatározott hozamegyenletek szóródási lehetőségeit. Mindezek mellett a számítási és termelési adatok alapján, további adatok, vizsgálatok hiányában, a szeparátoros mérések alapján illesztett többpontos hozamvizsgálati görbével

meghatározott

Vogel

hozamegyenletet

összhangban van a ténylegesen termelt hozamokkal.

58

célszerű

elfogadni,

mivel

az

Összefoglalás A szakdolgozatom célja az időszakos segédgázos termelési mód bemutatása és egy kiválasztott

időszakos

segédgázos

gázbeinjektálás

mellett

működő

kút

hozamegyenletének meghatározása volt. A különféle termelési módok bemutatása után egy általános leírást adtam a segédgázos termelés előnyeiről, felhasználási lehetőségeiről, bemutattam a termelés menetét, fázisait, illetve a lehetséges kútkiképzéseket, majd áttértem az olajkutak leggyakrabban használt hozamegyenleteinek leírására. A feladat számítási részét a hozamegyenlet kiválasztásával kezdtem, melyet a maximális hozam meghatározása követett. A kiválasztott hozamegyenlet Vogel hozamegyenlete volt és ellenőrzésképpen a számításokat Fetkovich hozamegyenletével is elvégeztem, melyhez rendelkezésemre álltak mind felszíni, mind kúttalphoz közeli mérési adatok, illetve felszíni szeparátorban mért hozamadatok is. A meghatározás során rámutattam az esetleges hibaforrásokra és hibalehetőségekre. A számításokat több módszerrel végeztem el, melyek kiindulási alapjait egy 72 órás nyomásemelkedés mérés, más-más ciklusidő közbeni nyomásmérések és szeparátoros hozammérések szolgáltatták. Foglalkoztam továbbá a talpnyomást, ezen keresztül pedig a beáramlást jelentősen befolyásoló visszacsorgás meghatározásával is. A számításaim során meghatározott maximális hozamok ellentmondásosak, mely eredményt okozhatja a kúttalp magas hőmérséklete, a termelőcső és béléscső közti tömörzárás hiánya, az esetleges mérési hibák, illetve az a tény, hogy az időszakos segédgázos

kutak

tranziens

áramlási

folyamatainak

jellemzésére

állandósult

körülményekre kidolgozott hozamegyenletet használtunk. Mindezek mellett számítási eredmények közül a szeparátoros mérések alapján kapott értékek állnak legközelebb a valósághoz, hiszen ezek biztosan összhangban vannak a ténylegesen termelt hozammal.

59

Summary The aim of my thesis was to describe the intermittent gas lifting method and determine the inflow performance of a chosen intermittent-gas-lift oil well. To be able to do this, I had to determine the maximum liquid production. After introducing oil production methods, I described gas lifting in general, which was followed by the detailed description of production phases, types of gas lift installations and the advantages and limitations of intermittent gas lifting. I did not describe the surface injection control equipment and the gas lift valves in the main part, so these can be found in the appendices. To be able to calculate the maximum liquid production, I had to choose the inflow performance equation. The chosen equation was Vogel’s. For my calculations, I used bottom hole pressure and yield data measured at the separator which was placed not far from the wellhead. I also checked my results by using Fetkovich’s method. My calculations highlight those possible errors that influence the metering and the final results as well. I used the data of a 72-hour-long pressure build-up test, pressure values measured at each cycle (with different cycle times) and produced liquid volume measured by the separator. As the inflow rate is mostly influenced by the bottom hole pressure, which in turn is significantly influenced by the fallback, I calculated the fallback factor at each cycle time, using a method recommended by the American Petroleum Institute. The maximum liquid rates calculated from the pressures and from the separators are controversial, a fact that could be caused by several things: the well floor is in a high temperature zone, the casing may not be completely shut off from the tubing and the metering is not entirely accurate either. With these facts in mind, the results for maximum liquid production closest to reality are the ones calculated from the separator measurements, as these are consistent with the real production.

60

Irodalomjegyzék [1]

Recommended Practices for Design and Operation of Intermittent and Chamber Gas-lift Wells and Systems API RP 11V10 (American Petroleum Institute, Washington, 2008)

[2]

Szilas A. P. (1985): Kőolaj és földgáz termelése és szállítása – I. Termelés kutakból (Akadémiai Kiadó, Budapest, 1985)

[3]

Takács G. (2005): Gas Lift Manual (PennWell Books, Tulsa, Oklahoma, 2005)

[4]

Turzó Z. (2007): Algyői olajtermelő kutakban a segédgázos folyadék kiemelés hatékonyságának növelése (Miskolci Egyetem, Kőolaj és Földgáz Intézet, Miskolc, 2007)

[5]

Bódi T. (2004): Hidrodinamikai kútvizsgálatok alapjai (Miskolci Egyetem, Kőolaj és Földgáz Intézet, Miskolc, 2004)

[6]

Guo, B. – Lyons, C.W. – Ghalambor, A. (2007): Petroleum Production Engineering – A Computer-Assisted Approach (Elsevier Science & Technology Books, 2007)

[7]

Petroleum Engineering Handbook Volume IV – Production Operations Engineering (Society of Petroleum Engineers, 2007)

[8]

Well Performance Manual (Schlumberger)

[9]

Takács G. (2012): Production Engineering Fundamentals Volume 2 (Miskolci Egyetem, Kőolaj és Földgáz Intézet, Miskolc, 2012)

[10]

Caicedo, Sergio: Estimating IPR Curves in Intermittent Gas Lift Wells From Standard Production Tests (Society of Petroleum Engineers 69403)

[11]

Turzó Z. (2009): Algyői olajtermelő kutakban a segédgázos folyadék kiemelés hatékonyságának növelése – Az időszakos segédgázos szoftver továbbfejlesztése és a Módosított szoftver alkalmazásával kapcsolatos tapasztalatok értékelése (Miskolci Egyetem, Kőolaj és Földgáz Intézet, Miskolc, 2009)

61

Köszönetnyilvánítás Ez

úton

szeretnék

köszönetet

mondani

mindenkinek,

aki

segített

ennek

a

szakdolgozatnak a megírásában, konzulenseim, Dr. Turzó Zoltán és Gyukics Mihály mellett külön köszönet illeti Dr. Jobbik Anitát és Jászapáti Istvánt is, akik segítségükkel nagyban hozzájárultak a munkámhoz. Mindemellett köszönöm a MOL Nyrt. azon dolgozóinak segítségét és türelmét, akik a szakmai gyakorlatom során igyekeztek minél több mindent megmutatni és átadni nekem, ezzel is nagyban elősegítve munkámat.

……………………………………………………….. Mezei Luca Olaj- és Gázmérnöki Szakirány, Bsc.

62

1. sz. melléklet – Folyamatos segédgázas termelés A folyamatos segédgázos termelés a felszálló termelés abbamaradása után logikusan következő lépés egy kút életében. Bár mind a folyamatos-, mind az időszakos termeltetés során segédgázt használunk, a két termelési mód fizikai alapjai teljesen eltérőek. A felszálló termeléshez hiányzó energia pótlására folyamatos segédgáz ellátást biztosítanak a kútnak, amelyet a csőközbe vezetés után a legtöbbször mélyen, közel a kúttalphoz elhelyezett szelepen át áramoltatnak a termelőcsőbe, ahol keveredik a rétegből beáramló fluidummal, csökkentve annak sűrűségét, ezzel lehetővé téve azt, hogy a fluidum kisebb nyomásveszteséggel áramoljon fel a termelőcsőben a kútfejig, onnan pedig a szeparátorokig. E termelési mód egy komoly előnye, hogy itt a termelt gáz is teljes egészében hasznosításra kerül a folyadéktermeléshez, ellentétben az időszakos termeléssel, ahol a segédgáz áramlási sebessége a meghatározóbb, nem a sűrűségcsökkentő hatáson van a hangsúly. Ez a termeléstípus elsősorban viszonylag nagy termelési talpnyomásnál és viszonylag nagy hozamnál gazdaságos, ebben az esetben ugyanis a fajlagos segédgázfogyasztás relatíve kicsi. A segédgázos termelésű kutak legnagyobb része (körülbelül 90%) a folyamatos segédgázos típusba tartozik. [3] A folyamatos- és időszakos segédgázos termeléstípusok kútkiképzése megegyezik, annak részletes ismertetésére az időszakos termeltetéssel foglalkozó fejezetben kerül majd sor.

1.1 Alkalmazás, előnyök, hátrányok Ha megállapításra került, hogy a felszálló olajkút már nem termel a várakozásoknak megfelelően, akkor el kell dönteni a következő lépéseket, hogy a szénhidrogének kitermelése folytatható legyen. A folyamatos segédgázos termelés nagy hozamoknál, bármilyen mélységben jól alkalmazható. Alkalmas még ez a termelési mód az alacsony hozammal termelő felszálló kutak folyadékhozamának növelésére. A folyamatos segédgáz beinjektálás előnyei közé sorolható, hogy a formációgáz energiáját is teljes mértékben kihasználja, mivel a gázbeinjektálás és a termelés is viszonylag állandó, így sem a gázellátó- sem pedig a termelvénygyűjtő rendszerek nem lesznek túlterhelve. Bizonyos határok között, a különböző kútviszonyoknak megfelelően 63

rugalmasan szabályozható ez a termelési mód, ráadásul a nagyjából állandónak tekinthető kúttalpnyomás miatt a fakadófelszínen ideálisak a beáramlási viszonyok. Mindemellett a besajtolt gáz mennyiségének szabályozásához elegendő egy fúvóka. Az előnyök mellett természetesen figyelembe kell venni, hogy az ilyen jellegű termeltetésnek igen fontos feltétele a viszonylag nagy áramlási kúttalpnyomás, mivel a kútvezeték minden esetben tele van az áramló folyadékoszloppal, mely hidrosztatikus nyomását még a besajtolt gáz mennyiségének növelésével sem lehet egy bizonyos minimum szint alá csökkenteni, vagyis az áramlási kúttalpnyomásnak nagyobbnak kell lenni, mint a kútvezeték alján szükséges minimális nyomásnak, ellenkező esetben a kút nem termeltethető folyamatos segédgázbeengedés mellett. [3] Ha a folyadékhozam a termelés előrehaladtával ugyan nem csökken, de a vízhányad túlzottan nagy lesz, vagyis annyira kevés olajat termelünk, hogy a termelés már gazdaságtalan, akkor a réteget kimerültnek tekinthetjük, ilyenkor már nem éri meg átállni időszakos segédgázos termelésre sem. Ezzel ellentétben, ha az adott vízhányad mellett még mindig gazdaságos a termelés, de a beáramlási viszonyok nagyon leromlottak, akkor érdemes megpróbálni a ciklikus termeltetést.

1.2 Az injektálás szabályozásának felszíni eszközei Ahhoz, hogy a segédgázzal termelő kutak megfelelően működjenek, a számításoknak megfelelő hozammal termeljenek, igen fontos a felszínen besajtol gáz térfogatáramának és mennyiségének pontos beállítása. E cél elérése érdekében különféle felszíni szabályozó eszközöket használnak, melyek hatásosságának fontos feltétele a nyomások állandó mérése, mely célból a kútfejen mérőműszereket helyeznek el. [3] A folyamatos segédgázos termelésnél felszín alatt a segédgázszelep állandóan nyitva tart, mivel a gáz beáramlására állandóan szükség van, nyomásra nyitó-záró szelepeket itt nem alkalmaznak, s a felszíni szabályozás eszközei sem túl bonyolultak az állandó gázigény miatt. A segédgáz állandó kiadása egy egyszerű félfordítós gömbcsappal (29. ábra) megoldható, ha valamiért nincs szükség segédgázra, akkor a gömbcsap egyszerűen manuálisan lezárható.

64

29. ábra Félfordítós gömbcsap a gázelosztó központban szerző saját készítése

1.2.1 Fúvókás felszíni szabályozás A folyamatos gázbeinjektálás szabályozásának legegyszerűbb módja ez, kivitelezésénél használhatunk

állítható

és

állandó

átmérőjű

fúvókát

is,

amelyek

méretének

kiválasztásakor a szükséges gázmennyiség az elsődleges szempont. Az állítható fúvóka használata ajánlatosabb, hiszen a fúvóka átmérő változtatásához nem kell a gázellátást elzárni, s fúvókát sem szükséges cserélni. Az 30. ábra a fúvókás szabályozás sematikus képét mutatja.

30. ábra Fúvókás felszíni szabályozás forrás: [3]

A beinjektált gázmennyiség állítása meglehetősen egyszerű ezzel a módszerrel, de megfelelően csak akkor működik, ha nincsenek nyomásingadozások a rendszerben, ami még a béléscső oldali nyomás tekintetében könnyen megoldható, de a kompresszor oldali 65

nyomás állandó ingadozásoknak lehet kitéve. Minden irányú nyomásingadozás problémát jelent a termelésnél, ugyanis nyomásemelkedés hatására többlet gázfelhasználás keletkezik, míg ellenkező esetben túl kevés lesz a segédgáz mennyisége a megfelelő termelési ütem tartásához. Egy komoly hátránya még a fúvókás szabályozásnak, hogy mivel a fúvóka kisebb átmérőjű, mint a gázelosztó vezeték, ezért a hirtelen átmérőcsökkenés hatására a gáz felgyorsul, ezzel együtt pedig a Joule-Thompson hatás értelmében lehűl, s ha a gázüzemben nem távolították el megfelelően a gáz víztartalmát, akkor az a lehűlés hatására megfagy és akár a legrosszabb esetben el is tömítheti a fúvókát. [3]

1.2.2 Fúvókás-nyomásszabályozós felszíni szabályozás A fúvókás felszíni szabályozásnál említett nyomásingadozás problémája jó megoldás lehet, ha a fúvókával párhuzamosan vagy sorosan bekötünk egy nyomásszabályozót. A nyomásszabályozó bekötése általában sorosan történik a fúvókával (31. ábra), a fúvóka elé kötjük be a szabályozót, s úgy állítjuk be a kiadott nyomást, hogy az a vezeték nyomásingadozási tartományának a lehetséges legkisebb értéke alatt legyen, míg az üzemi segédgázszelep nyitónyomásának ennek az értéknél mindenképpen nagyobbnak kell lennie. Így biztosítjuk azt, hogy ha a kompresszor felől a lehetséges legkisebb nyomású gáz áramlik, akkor is biztonsággal működni fog minden berendezés.

31. ábra Fúvókás-nyomásszabályozó felszíni szabályozás Forrás: [3]

A párhuzamos bekötésnél pont az előbbi ellentét tesszük, tehát a nyomásszabályozó nyomását a lehető legnagyobbra vesszük, így mikor a kútfejnyomás lecsökken, akkor a nyomásszabályozó, a fúvókát kikerülve, a kellő nyomásszint eléréséhez szükséges mennyiségű gázt enged be a csőközbe. [3] 66

1.2.3 Egyéb szabályozási módszerek A fent említetteken kívül léteznek még egyéb szabályozó berendezések. Az olyan kutaknál, amelyek nagy indítónyomás hatására elkezdenek felszállva termelni, ott a termelés miatt bekövetkező kútfejnyomás növekedés hatására a gázbeinjektálás leáll. Néha ciklusszabályozó kerül beépítésre. Ezt olyankor történik, mikor nagy esély van a felszíni fúvóka elfagyására. A ciklusszabályozónak nagy napi ciklusszámot állítanak be, lehetővé téve a nagyobb átmérőjű fúvóka alkalmazását, ami segíti az elfagyás elkerülését. [3]

67

2. sz. melléklet – Leggyakrabban használt szeleptípusok Ahogyan azt a fő részben már kiemeltem, manapság a nyomással vezérelt szeleptípusok szinte teljesen kiszorították az egyéb elven működő szelepeket, ezért a továbbiakban az előbbiek bemutatására helyezem a hangsúlyt.

32. ábra Termelési nyomás vezérelt segédgázszelep szeleptartó közdarabban szerző saját készítése

2.1 Nyomással vezérelt segédgázszelepek A nyomással vezérelt szelepeket a termelési, az injektálási vagy mindkét nyomás szabályozzák. Előnyük, hogy viszonylag egyszerű a vezérlésük, a felszíni injektálási nyomás megváltoztatásával megváltoztatjuk a szelep mélységében uralkodó nyomást, ezzel működtetve a segédgázszelepeket. Minden nyomással vezérelt szelepnek van egy referencianyomása vagy referenciaereje, amely megfelelő beállításával elérhető, hogy a szelep a mindenkori termelés által megkívánt nyomásokon nyisson-zárjon. [4] A nyomással vezérelt szelepeknek rengeteg típusa van jelenleg használatban, illetve folyamatosan foglalkoznak e szeleptípus fejlesztésével, a következőkben csak a leggyakrabban használt szeleptípusok [9] kerülnek részletesebb bemutatásra. A nyomással működtetett szelepek négy nagy csoportba sorolhatók, mely csoportokba szintén többféle szeleptípus tartozik [3]. A nagy csoportok elsődleges felbontása mindig a szerint történik, hogy az adott szelep termelő- vagy injektálási nyomással működtetett-e.

68

E szerint a négy fő csoport: 1. Nyújtózással rendelkező kiegyensúlyozatlan segédgázszelepek 2. Nyújtózás nélküli kiegyensúlyozatlan segédgázszelepek 3. Kiegyensúlyozott segédgázszelepek 4. Vezérszelepes segédgázszelepek Kiegyensúlyozatlannak akkor nevezünk egy szelepet, amikor a nyitó- vagy a nyitó- és zárónyomást befolyásolja a termelési nyomás, tehát a szelep nyitó- és zárófeltételei függnek a mindenkori termelési körülményektől. Ezzel szemben a kiegyensúlyozott szelepek nyitási és zárási nyomása megegyezik Nyújtózása akkor van egy segédgázszelepnek, ha a nyitónyomása változtatható, de a zárónyomása állandó, a nyújtózás értéke pedig a két nyomás közti különbség lesz. Azok a szelepek, melynek nyitó- és zárónyomása is változtatható nem rendelkeznek nyújtózással. [3] A szelepek nyújtózása nagyon fontos szerepet játszik az időszakos segédgázos termelésnél. Fúvókás felszíni szabályozás esetén a csőköz nyomása folyamatosan növekszik a gázbeinjektálás közben, egészen addig, amíg el nem éri a szelep nyitónyomását. Amint a szelep kinyit, a csőköz nyomása elkezd csökkenni, a szelep pedig lezár, mikor a nyomás a gázkamra nyomásértéke alá csökken. Mivel a termelőcsőbe beengedett gáz mennyiségét befolyásolja a szelep nyújtózása, ezért igen fontos a szelep megfelelő beállítása, a megfelelő szelepátmérő kiválasztása. Ezek alapján a második csoportba tartozó szelepek ugyanazon a nyomáson nyitnak és zárnak, de ez a nyomás változik a termelési nyomás függvényében. Az ilyen szeleptípusokat fojtószelepnek is nevezik, mert sosem nyitnak ki teljesen és korlátozzák a gázáramot. Ez a szeleptípus elsősorban a folyamatos segédgázos termelésnél ideális. A kiegyensúlyozott szelepeknél a nyitás és zárási nyomás megegyezik. Ezeket a szelepeket csak az egyik oldali nyomás befolyásolja, így a termelőoldali nyomással szabályozott szelepeket nem befolyásolja az injektálási nyomás és fordítva. Kiegyensúlyozott és kiegyensúlyozatlan szelepek használatával különböző mennyiségű gázt engedhetünk be a termelőcsőbe a ciklikus termelés során. A kiegyensúlyozatlan szelep előnye, hogy annak használatával tárolhatunk gázt a csőközben, tehát nem kell a felszínről egyszerre hatalmas mennyiségű segédgázt beengedni a csőközbe, míg a kiegyensúlyozott szelepek esetén nagy térfogatáramú gázbeinjektálás szükséges rövid időn belül a felszínről. [3] 69

A felszíni szabályozó eszközöktől függően tehát nagyon fontos, hogy megfelelő nyújtózással rendelkező segédgázszelepeket válasszunk, mert az időszakos termelésnél követelmény,

hogy

a

csőköz

gáztárolásra

alkalmas

legyen.

Ha

a

felszínen

ciklusszabályozót alkalmazunk és a ciklus során nem tárolunk gázt a csőközben, akkor elfogadható a kiegyensúlyozott szelepek használata is, mivel ilyen esetben lényegtelen a nyújtózás. A

vezérszelepes

vezérszelepet

segédgázszelepek

illetve

egy

főszelepet.

általában A

két

szelepet

vezérszelep

tartalmaznak,

általában

egy

csőmembrános,

kiegyensúlyozatlan szelep. Amikor a nyomás elérte a beállított értéket, akkor a vezérszelep parancsot ad a főszelepnek a nyitásra. Ezt a szeleptípust általában az időszakos segédgázos termelésnél használják. [3]

2.1.1 Általános felépítés A nagynyomású gázzal (legtöbbször nitrogén) feltöltött szelepkamrához kapcsolódik egy fém csőmembrán, mely feladata a szelepkamra és a mozgó szelepszár közti gáztömör összeköttetés biztosítása. A membránon kívül sok esetben találunk még a szelepekben egy pótlólagos szabályozó erőt biztosító rugót is, mely rugóereje a felszínen kerül beállításra. A szelep belépő oldalán keresztül beáramlik a felszínről érkező segédgáz, s az adott nyomásviszonyok függvényében a szelepcsúcs vagy kinyitja, vagy lezárja a gáz áramlási útját. A kamragáz nitrogén gáz, mely a földgázt váltotta fel, ugyanis a nitrogén számos előnyös tulajdonsággal rendelkezik a földgázzal szemben, többek között az olcsósága, termodinamikai jellemzőinek jó ismerete miatt használják ezt a gázt. Mindemellett nem gyúlékony, nem okoz korróziót és viselkedésének előrejelzése is sokkal egyszerűbb. [4] A csőmembrán megfelelő működése igen fontos ahhoz, hogy a teljes szelep megfelelően működjön, ugyanis a membrán teszi lehetővé a szelep nyitását és zárását a kamragáz nyomásának megőrzése mellett. Ha a szelep zárva tartásához egy plusz erőre van szükség, akkor rugót is szerelhetnek bele. Ilyen esetben a rugó rugóállandója jóval nagyobb, mint a töltetlen membráné, így az előbbi fogja meghatározni a szelep merevségét. Tehát ha az indítószelep membránja megsérül, akkor is zárva marad a szelep, elkerülve ezzel a fölösleges gázfelhasználást. Ha olyan szelepet alkalmazunk, mely esetében a csőmembrán eleve nincs megtöltve, akkor is csak nagyon kis szelepszár elmozdulás lesz lehetséges a nagyon kemény 70

nyomórugó mellett, tehát a szelep sosem fog teljesen kinyitni, mindig fojtószelep szerepét fogja betölteni. Az olajkutakba beépített szelepek mindegyike visszacsapó funkciót is betölt, tehát nem engedi a kútban áramló fluidumok (legyen az rétegfluidum, segédgáz, vagy iszap) csőközbe történő visszaáramlását. [4]

2.1.2 Injektáló nyomással vezérelt szelepek Az injektáló nyomással vezérelt szelepek működésének elméletét a következőkben egy egyelemű, nyújtózással rendelkező segédgázszelep példáján keresztül fogom bemutatni. Az egyelemű szelep elnevezést onnan származik, hogy csak a kamrában lévő gáztöltés irányítja a szelep működését (léteznek kételemű szelepek is, melyekbe már rugó is be van építve a szelepzárás segítése végett). Ahogyan a 33. ábra is mutatja, a pi injektálási nyomás sokkal nagyobb felületen hat, mint a pp termelési nyomás, amiből látható, hogy ez a szeleptípus injektálási nyomásvezérelt. A szelepszár pozíciójának függvényében a szelep nyitva vagy zárva van, tehát a szelepszárra ható erők felírásával meghatározhatjuk a szelep nyitási és zárási feltételeit. A kamrában található gáz (kamragáz) szolgáltatja azt az erőt, amely zárva tartja a szelepet, az injektálási nyomás és a termelési nyomás a szelepet pedig nyitni igyekszik. A kamragáz pd nyomása a csőmembrán effektív felületére (Ab) hat. Az injektálási nyomással vezérelt szelepek esetén a termelőnyomás jelenti a kisebb erőhatást, s ez az erő a szelepnyílás keresztmetszetén (Av) hat. A kamranyomás ellenében ható legnagyobb erő az injektálási nyomás által kifejtett erő, mely a csőmembrán effektív felülete, mínusz a szelepnyílás keresztmetszete által behatárolt felületen hat (Ab-Av). Így a szelep egyensúlyi egyenlete: 𝑝𝑑 𝐴𝑏 = 𝑝𝑖 (𝐴𝑏 − 𝐴𝑣 ) + 𝑝𝑝 𝐴𝑣 Mivel a szelep injektálási nyomással vezérelt, ezért rendezzük át az egyenletet p io nyitó injektálási nyomásra. 𝑝𝑖𝑜 =

𝑝𝑑 𝑅 − 𝑝𝑝 1−𝑅 1−𝑅

ahol R=Av/Ab geometriai állandó.

71

Az egyenletből jól látszik, hogy a termelési nyomás is hatással van a szelepre, minél nagyobb a termelési nyomás, annál kisebb injektálási nyomásra lesz szükség a szelep kinyitásához. [4] Feltételezzük, hogy nyitáskor a szelepszár teljesen eltávolodik a szelepnyílás elől, így az injektálási nyomás a teljes effektív membránfelületre hat. A zárási erőt a kamragáz nyomása által kifejtett erő adja, így a szelep záróegyenlete: 𝑝𝑑 𝐴𝑏 = 𝑝𝑖 𝐴𝑏 Ez a záró injektálási nyomásra (pic) kifejezve: 𝑝𝑖𝑐 = 𝑝𝑑 A nyitó és záró egyenleteket összehasonlítva jól látható, hogy a kiegyensúlyozatlan szelepek esetén a nyitás akkor történik meg, ha az injektálás nyomás nagyobb a kamranyomásnál (a termelési nyomás hatása csak kis mértékben érvényesül), zárás pedig akkor következik be, ha az injektálási nyomás lecsökken a kamranyomás alá. Mindezek az egyenletek csak statikus esetben igazak. A valóságban a szelepek működése más, a legtöbb esetben az áramlási keresztmetszet nem állandó, mert a szelepzár általában nem mozdul el teljesen a szelepülésről, a kettő egymáshoz viszonyított helyzete a nyomásviszonyoktól és a szelepkonstrukciótól függ. A szelep nyújtózása a nyitó- és zárónyomások különbsége, s a következő módon számítható [4]: 𝑛𝑦ú𝑗𝑡ó𝑧á𝑠 = 𝑝𝑖𝑜 − 𝑝𝑖𝑐 =

72

𝑅 (𝑝 − 𝑝𝑝 ) 1−𝑅 𝑑

33. ábra Injektálási nyomással vezérelt egyelemű segédgázszelep forrás: [3]

2.1.3 Termelési nyomással vezérelt szelepek E szeleptípus működésének bemutatását egy hagyományos ülékkialakítású, szintén kiegyensúlyozatlan, rugós szelepen keresztül kívánom megtenni. Ha a szelep beépítése úgy történik, hogy a termelési nyomás hasson a nagyobb felületen (Ab-Av), akkor a szelepet termelési nyomással vezéreltnek hívjuk. Az előzőekben bemutatott szeleppel ellentétben itt a termelési nyomás a meghatározó, mivel az hat nagyobb felületen, az injektálási nyomás hatása elenyésző. A szelep nyitási nyomására a 𝑝𝑑 𝐴𝑏 + 𝑝𝑠𝑝 (𝐴𝑏 − 𝐴𝑣 ) = 𝑝𝑝 𝐴𝑏 − 𝐴𝑣 + 𝑝𝑖 𝐴𝑣 egyenlet átrendezése után 𝑝𝑝𝑜 =

𝑝𝑑 𝑅 − 𝑝𝑖 + 𝑝𝑠𝑝 1−𝑅 1−𝑅

egyenletet kapjuk, ahol psp a rugóerő által kifejtett nyomás [3]. Nyitott állapotban azt feltételezzük, hogy a szelep teljesen kinyitott, tehát a szelepszár alatti nyomást a termelési nyomással egyenértékűnek vesszük. Ahhoz, hogy ezt elérjük, a szelep kilépő keresztmetszetének átmérőjét kicsire kell tervezni, hogy a termelési nyomás hasson inkább a szelepre, ne pedig az injektálási nyomás. 73

A szelep zárási egyenlete kifejezhető: 𝑝𝑑 𝐴𝑏 + 𝑝𝑠𝑝 (𝐴𝑏 − 𝐴𝑣 ) = 𝑝𝑝 𝐴𝑏 Ebből a szelep zárási nyomása: 𝑝𝑝𝑐 = 𝑝𝑑 + 𝑝𝑠𝑝 (1 − 𝑅) A fenti egyenletek rugóval és gáztöltéssel rendelkező szelepekre vonatkoznak, ha nincs rugó beépítve, akkor a rugóerőt nullának kell venni, amennyiben pedig gáztöltés nincs, akkor a kamragáz nyomása által kifejtett erő lesz zérus [3].

34. ábra Termelési nyomás vezérelt, kiegyensúlyozatlan szelep forrás: [3]

2.2 Egyéb segédgázszelepek Már említésre került, hogy a termelési és injektálási nyomással működtetett szelepek mellett különféle elven működő szelepek léteznek még, de ezeket már szinte teljesen kiszorították a nyomásvezérelt szelepek. Manapság már csak az ún. differenciális szelep alkalmazása lehet még indokolt, ami szigorúan véve szintén egy nyomásvezérelt szelep, de az alapelve más, mint az előzőekben leírt szelepeké.

74

A differenciális szelep nem egy bizonyos nyomás elérésekor nyit és zár, hanem nyomáskülönbséggel történik a vezérlése. Viszonylag kis nyomáskülönbség hatására nyit a szelep, de nagy nyomáskülönbségnél zár. A szelep működésekor a béléscső nyomása állandó, ha ez az érték kisebb mértékben megváltozik, akkor kinyit a szelep, de csak jóval nagyobb nyomáskülönbség elérése után zár le, ezzel biztosítva a segédgáz megfelelő ideig történő beáramlását. Ez a szeleptípus használható kamrás kútkiképzésnél, indítószelepként, vagy esetleg gázsapka képződésének megakadályozására. [2]

75

3. sz. melléklet – Időszakos segédgázas kutak felszíni szabályzói A 3. fő fejezetben elmondottak alapján fontos szerepet kapnak a gázbeinjektálás szabályzásában a felszíni szabályzó berendezések is, melyek részletes bemutatása a következő oldalak célja. A következőkben a különböző szabályozástípusoknál bekövetkező nyomásváltozások ábrái is bemutatásra kerülnek majd, ahol külön vannak ábrázolva a béléscső tetején (casinghead pressure, továbbiakban CHP) és a termelőcső tetején (tubinghead pressure, továbbiakban THP) mért nyomások.

35. ábra Felszíni szabályozó berendezések: ciklusszabályzó (fent) és térfogatáram szabályzó (lent) szerző saját készítése

3.1 Fúvókás felszíni szabályozás A fúvókás felszíni szabályozó működése már a folyamatos segédgázos termelés résznél bemutatásra került (30. ábra), így a következőkben a hangsúly a ciklikus termelés melletti alkalmazáson lesz.

76

Ez a szabályozási mód gyakran olyan esetekben kerül alkalmazásra, mikor a felszínen elérhető maximális tömegáram kevesebb, mint amekkorára a ciklikus termeltetéshez szükség lenne. E maradék gázszükségletet a folyamatos felszíni gázbeinjektálás miatt a kút csőközében tárolt segédgáz adja. Ilyen szabályozás mellett használt segédgázszelep lehet injektálási és termelési nyomás vezérelt is, de leggyakrabban az előbbit használják megfelelő nyújtózással. Injektálási nyomásvezérlésnél a lényeg az előzőek alapján, hogy a felszíni fúvókával korlátozzuk a gáz térfogatáramát, így növelve az időt, amíg a csőköz feltöltődik, ezzel biztosítva a megfelelő magasságú folyadékoszlop felgyülemlését. A termelőcsőbe beengedett gáz legnagyobb része a csőközben felgyülemlett gáz, mely mennyiség függ a csőköz térfogatától és a ciklus közbeni nyomáscsökkenéstől, ami pedig a szelep nyújtózásának függvénye. A napi ciklusszám beállítása ebben az esetben a felszíni fúvóka méretének változtatásával történik, amivel befolyásoljuk azt az időtartamot, amíg a csőköz nyomása eléri a szelep nyitónyomását. A segédgázszelep megfelelő működésének feltétele, hogy a felszíni fúvóka átmérőjének kisebbnek kell lennie, mint a segédgázszelep kimenetének, ellenkező esetben ugyanis a csőköz nyomása soha nem csökkenne le a szelep zárónyomására. Vigyázni kell azonban, hogy a szelepben elhelyezkedő fúvóka átmérőjét se növeljük meg túlzottan, mert az átmérő növelésével a szelep nyújtózása is nő. [3]

36. ábra Fúvókás felszíni szabályozás melletti nyomásváltozások forrás: [3]

A 36. ábra mutatja, hogy hogyan növekszik a CHP a csőközbe beinjektált gázmennyiség növekedésével, egészen addig, amíg a szelep el nem éri a nyitónyomását, mikor 77

megtörténik a termelőcsőbe való gázbeinjektálás. A THP nyomása lényegesen megugrik, mikor a folyadékdugó eléri a kútfejet, majd viszonylag gyorsan el is hagyja azt (ez a tendencia

az

összes

további

nyomásváltozás

ábrán

megfigyelhető).

A

THP

nyomáscsökkenésének kezdetén éri el a kútfejet a gázos olaj, majd az utolsó, lecsengési szakaszon már csak az olajos gáz termelése történik, ami körülbelül az ábrán berajzolt szaggatott piros vonalig tart. Látható, hogy a segédgázszelep nem sokkal a termelés megkezdődése után lezár, majd újra megindul a nyomásemelkedés a csőközben. Mindeközben a felszíni gázbeinjektálás állandóan tart, a felszíni fúvóka soha nincs lezárva. [3] E szabályozási típusnak előnye, hogy kisebb átmérőjű segédgázvezeték mellett is jól lehet termelni, a felszíni szabályzó berendezés pedig viszonylag olcsó. Kisebbek a karbantartási költségek, kevesebb odafigyelést igényel, mint a ciklusszabályzó. Mindemellett lehetőség van ugyanarról a rendszerről üzemeltetni mind a folyamatos- mind az időszakos segédgázbeinjektálással termelő kutakat is. A ciklusszabályzó használatával szemben viszont hátrány, hogy a ciklusonként beinjektált gázmennyiség (változatlan napi ciklusszám mellett) nem változtatható az üzemi segédgázszelep beépítése után, mivel a felszíni fúvóka méretének változtatása megváltoztatná a ciklusidőt, a ciklusok gyakoriságát. [1]

3.2 Fúvókás-nyomásszabályozós felszíni szabályozás Ennek a szabályozási módszernek a működése szintén bemutatásra került már a folyamatos termelésnél (31. ábra), így itt is csak az időszakos termelésnél való használat bemutatásával foglalkoznék. Ez a szabályozás ideális olyan alacsony hozamú kutak esetén, amelyek nagyon kis átmérőjű fúvókát igényelnének, ami viszont növelné a fúvóka elfagyásának lehetőségét, de a nyomásszabályozónak köszönhetően lehetőség nyílik nagyobb átmérőjű fúvókák alkalmazására is, elkerülve a fent említett problémát. Ebben az esetben a fúvóka átmérőjének megváltoztatása mellett is könnyedén tartható a folyadékdugó indítási hossza, ellentétben a sima fúvókás szabályozással, mert ott a fúvóka átmérőjének növelése rövidebb folyadékdugót és fölösleges gázfelhasználást eredményezne. Ez kerülhető el akkor, ha a fúvóka átmérőjének változtatása mellett változtatjuk a nyomásszabályozó beállításait is. Ehhez a szabályozáshoz általában vezérszelepes gázszelepet alkalmaznak, mert ahogyan a 37. ábra nyomásviszonyaiból is látszik, a nagy fúvókaátmérő miatt a csőköz 78

nyomása meglehetősen gyorsan eléri a szelep nyitási nyomását, a nyomásszabályozó pedig úgy van beállítva, hogy a nyitási nyomás elérése után zárjon le és ne engedjen több gázt a csőközbe. A vezérszelepes segédgázszeleppel elérhető, hogy a szelep csak akkor nyisson ki, amikor megfelelő magasságú folyadékoszlop gyülemlett fel a szelep fölött. [3]

37. ábra Fúvókás-nyomásszabályozós felszíni szabályozás nyomásviszonyai forrás: [3]

A CHP görbén látható, hogy bár a béléscső nyomása már elérte a szelep nyitó injektálási nyomását, a vezérszelep mégis zárva tartja egy ideig a segédgázszelepet, hogy megfelelő magasságú folyadékoszlop gyűlhessen fel a termelőcsőben. A nyomásszabályozót úgy állítjuk be, hogy nyújtózása kisebb legyen, mint az üzemi segédgázszelepé, így a nyomásszabályozó már hamarabb engedi újra be a gázt a termelőcsőbe, minthogy a segédgázszelep bezárt volna. Ennek ellenére a csőköz nyomása tovább csökken, mivel a felszíni fúvóka átmérője kisebb, mint a szelepé. A csökkenés addig tart, míg a szelep újra le nem zár és a ciklus megismétlődik. [3]

3.3 Ciklusszabályozós felszíni szabályozás Ciklusszabályozó használata esetén a ciklikus működést egy előre programozott felszíni berendezés biztosítja, mely előre beállított időszakonként nyit-zár. Ezzel a módszerrel könnyen

szabályozható

a

napi

ciklusszám

és

a gázbeinjektálás

ideje

egyéb

körülményektől függetlenül. A ciklusszabályozó helye ideálisan a kútfej közelében lenne, mert minél messzebb helyezkedik el a szabályozó a kútfejtől, annál lassabban növekszik meg a csőköz nyomása a kívánt értékre, mivel annál nagyobb segédgáz-vezeték térfogatot kell feltölteni 79

gázzal. [1][3] Ettől függetlenül egyéb, pl. karbantartási szempontok figyelembevétele miatt előfordul, hogy a szabályozó inkább a gyűjtőállomáson kap helyet. Időciklus szabályozó használata esetén könnyen és pontosan beállítható az adott ciklushoz szükséges gázmennyiség, illetve a ciklusidő és a ciklusonkénti gázmennyiség egymástól függetlenül állíthatók lesznek. A fúvókás szabályozással szemben viszont ennek a szabályozási módszernek nagyobbak a karbantartási költségei, ha a több kút van egyszerre a saját ciklusa termelési szakaszában, akkor a segédgáz nyomása lecsökkenhet, így egyes kutak akár egy vagy több ciklust is kihagyhatnak. [1]

3.3.1 Egyszerű ciklusszabályzó A ciklusszabályozós felszíni szabályozó berendezések legegyszerűbb változata ez, használható kiegyensúlyozott és kiegyensúlyozatlan szeleppel is, ha a felszíni maximális tömegáram nagyobb vagy egyenlő a ciklus gázigényével. Ilyen esetben nem szükséges a csőközt gáztárolásra használni, ekkor a termelési célnak megfelelő egy kiegyensúlyozott szelep zérus nyújtózással is. Ellenkező esetben kiegyensúlyozatlan szelep használata szükséges.

38. ábra Egyszerű ciklusszabályzó forrás: [3]

Kiegyensúlyozott szelep esetén a csőközbe történő gázbeengedés után a CHP megemelkedik kissé, míg el nem éri a szelep nyitónyomását. A folyadéktermelés közben a csőköz nyomása állandó. Egy előre meghatározott idő elteltével a ciklusszabályozó lezár, a csőköz nyomása kissé lecsökken, a segédgázszelep lezár, a ciklus újra indul. A CHP változása a kiegyensúlyozatlan szelep használatához képest (40. ábra és 41. ábra)

80

jóval kisebb, mivel a kiegyensúlyozott szelep zárási és nyitási nyomása szinte megegyezik. (39. ábra)

39. ábra Egyszerű ciklusszabályzó kiegyensúlyozott szeleppel használata mellett bekövetkező nyomásváltozások forrás: [3]

Kiegyensúlyozatlan szelep használatakor a nyomások alakulása függ a szelep nyújtózásától. A 40. ábra egy olyan nyújtózású szelepet ábrázol, mely lehetővé teszi a szükséges gázmennyiség teljes egészének tárolását a csőközben. Ha a nyújtózás nem elegendő (41. ábra), akkor a ciklusszabályzó nem zár le, amint a csőköz nyomása elérte a szelep nyitónyomását, még tovább nyitva tart, hogy a további szükséges gázmennyiség is bekerülhessen a csőközbe, onnan pedig a termelőcsőbe. [3]

40. ábra Egyszerű ciklusszabályzó használata közben kialakuló nyomásviszonyok kiegyensúlyozatlan, megfelelő nyújtózású szelep esetén forrás: [3]

81

41. ábra Egyszerű ciklusszabályzó használata közben kialakuló nyomásviszonyok kiegyensúlyozatlan, nem elegendő nyújtózású szelep esetén forrás: [3]

Ezzel a szabályozási módszerrel vigyázni kell, mert csak akkor használható megfelelően, ha nincs ingadozás a segédgázvezeték nyomásában, mert ha ciklusonként változik a nyomás, akkor nem lesz állandó a beinjektált gázmennyiség sem, vagy túlzott segédgáz felhasználást,

vagy

a

felgyülemlett

folyadékdugó

kiemeléséhez

nem

elegendő

gázmennyiséget eredményezve. [3]

3.3.2 Ciklusszabályzós-fúvókás felszíni szabályozás Fúvóka beépítésével elérhető, hogy a ciklikus termeltetéshez szükséges gázmennyiség hosszabb idő alatt töltse fel a gyűrűsteret, csökkentve a kompresszorok terhelését. Előnyös lehet még fúvóka beépítése, amennyiben a segédgázvezeték felszíni nyomása túl magas. Lényeges, hogy a segédgázszelep pillanatnyitású legyen, hogy elkerüljük a fölösleges gázfelhasználást. A folyadékdugó kiemelése közbeni nyomásviszonyok a 40. ábra változásaihoz hasonlóak, azzal a különbséggel, hogy ciklusszabályozó nyitásakor kisebb a nyomásnövekedés. [3]

82

42. ábra Ciklusszabályozós felszíni szabályozás fúvókával forrás: [3]

3.3.3 Ciklusszabályzós-nyomásszabályzós felszíni szabályozás Ha a gázvezeték nyomása ingadozik, akkor érdemes a ciklusszabályzó mellé egy nyomásszabályzót is bekötni (43. ábra). Ez a szabályozástípus bármilyen szelepfajtával használható, vezérszelepes segédgázszelep mellé pedig ideális megoldást jelent.

43. ábra Ciklusszabályzós-nyomásszabályzós felszíni szabályozás forrás: [3]

Vezérszelepes segédgázszelep alkalmazása esetén bekövetkező nyomásváltozásokat mutatja a44. ábra. Látható, hogy a ciklusszabályzó nyitása után a csőköz nyomása hamar eléri a szelep nyitónyomását, de mivel még nem gyülemlett fel megfelelő mennyiségű fluidum a termelőcsőben, nem megfelelő a termelőoldali nyomás, ezért a vezérlő rész még zárva tartja a szelepet egészen addig, míg a kívánt magasságot el nem éri a felgyülemlett folyadékoszlop. [3]

83

44. ábra Ciklusszabályzós-nyomásszabályzós felszíni szabályozás melletti nyomások alakulása vezérszelepes segédgázszelep alkalmazása mellett forrás: [3]

3.3.4 Csőköz nyomás szabályozás Olyan rendszerek esetén, ahol a segédgázvezeték nyomása nagyon ingadozik, ott a ciklusszabályzó nyitása-zárása vezérelhető a CHP alapján is. Ilyenkor amint a csőköz nyomása eléri az előre beállított nyomásértéket, akkor nyit a szabályzó, ha pedig a csőköz

nyomása

a

szintén

előre

meghatározott

értékre

lecsökken,

akkor

a

ciklusszabályzó leállítja a gáz beinjektálását. Ezzel a módszerrel biztosítható, hogy a beinjektált gázmennyiség minden ciklusnál megegyezzen, függetlenül a segédgázvezeték nyomásviszonyaitól. [3]

45. ábra Csőköz nyomásos szabályozás forrás: [3]

84

A szabályozási mód nyomásváltozásai szintén megegyeznek a 40. ábra viszonyaival, annyi eltéréssel, hogy az egyes ciklusok gázbeinjektálási ideje függ a segédgázvezeték aktuális nyomásától. Kiegyensúlyozott szelepek kivételével bármilyen szeleptípus mellett használható a módszer. [3]

3.3.5 Egyéb szabályozási lehetőségek Olyan kutak esetén, melyek alkalmanként felszállva, máskor pedig segédgázzal termelnek, a ciklusszabályzó egy nyomásmérővel is felszerelhető, mely a THP-t méri. Ha a kút felszállva kezd termelni, akkor a mért nyomás megemelkedik, a ciklusszabályzó jelt kap a bezárásra. A gázbeinjektálás egészen addig szünetel, míg a felszálló termeléses szakasz végeztével a termelőcső nyomása újra le nem csökken. [3]

85