Расчёты в добыче нефти
..pdfстей (до 0,018 м3/с). Поэтому в перфорационных отверстиях экс плуатационной колонны возникают значительные потери напора, которые можно найти по следующей формуле:
<7 = - x " mp/2gA/z,
откуда
Ah |
16q2 |
(V III.26) |
|
n 2d4n2(p22q |
|||
|
’ |
где Ah — потери напора, м вод. ст.; q — расход жидкости-песко- носителя, м3/с; d — диаметр отверстий при пулевой перфорации, м; п — общее число перфорационных отверстий; ср — коэффициент расхода, зависящий от характера истечения жидкости; g — уско рение свободного падения, м/с2.
Задача 82. Определить потери напора в перфорационных
отверстиях |
в |
процессе ГРП, если q = |
0,01 |
м3/с; d = 0,011 м; |
||
Ф = 0,82; |
g |
= |
9,81 м/с2. |
|
|
|
Определим |
потери напора по |
формуле |
(VI 11.26) при числе |
|||
перфорационных отверстий п = |
10 |
|
|
|||
Д/г |
|
|
160.012 |
= 8,4 |
м вод. ст. |
|
3,142-0,0114-102-0.822-2-9,81 |
||||||
В этом случае перепад давления составит
Ар = A/ipg = 8,4-1000-9,81 = 82,3 •103 Па.
При п = 5 потери напора будут
л 1 |
1 6 - 0 , 0 1 2 |
по с |
^ 1 — 3,14а-0,0114-5а-0,82а -2.9,81 ~~ 3 3 ’^ М В0Д' СТ‘
Перепад давления
Ар = 33,6-1000-9,81 = 0 ,3 3 -106 Па.
При п = 1 потери напора резко возрастают и составят
Д/г : |
________________________ |
= |
840 м вод. ст. |
|
3,142-0,0114- 12-0,S22-2-9,81 |
|
|
Перепад давления будет |
|
|
|
Ар = |
840-1000-9,81 = 8 ,2 3 -1 0 ° |
Па. |
|
Расчетные данные по определению Ар при разных значениях q и п приведены в табл. V III .12.
Из данных табл. V III. 12 видно, что при повышении расхода в два раза перепад давления увеличивается примерно в четыре раза.
171
Т а б л и ц а V III .12
Расчетные данные по определению перепада давления Ар в перфорационных отверстиях
обсадной колонны скважины, МПа
я, м*/С
|
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
6 |
7 |
8 |
9 |
10 |
15 |
20 |
25 |
30 |
0,01 |
10,3 |
2,6 |
1,1 |
0,6 |
0,4 |
0,3 |
0,2 |
0,2 |
0,1 |
0,1 |
— |
— |
— |
— |
0,02 |
41,4 |
10,3 |
4,6 |
2,6 |
1,7 |
1,3 |
0,8 |
0,6 |
0,5 |
0,4 |
0,2 |
0,1 |
— |
— |
0,03 |
93,1 |
23,3 |
10,3 |
5,8 |
3,8 |
2,8 |
1,9 |
1,4 |
1,1 |
0,9 |
0,4 |
0,2 |
0,2 |
0,1 |
0,04 |
165,6 |
41,4 |
18,4 |
10,3 |
6,6 |
5,0 |
3,4 |
2,6 |
2,0 |
1,6 |
0,7 |
0,4 |
0,3 |
0,2 |
0,05 |
258,7 |
64,7 |
28,7 |
16,1 |
10,3 |
7,8 |
5,3 |
4,0 |
3,2 |
2,6 |
1,0 |
0,7 |
0,4 |
0,3 |
0,06 |
372,6 |
93,1 |
41,6 |
23,2 |
14,9 |
10,3 |
7,6 |
5,8 |
4,6 |
3,8 |
1,6 |
1,0 |
0,6 |
0,4 |
0,07 |
507,0 |
126,7 |
56,3 |
31,6 |
20,3 |
15,3 |
10,3 |
7,9 |
6,2 |
5,0 |
2,2 |
1,3 |
0,8 |
0,6- |
0,08 |
662,4 |
165,5 |
73,6 |
41,3 |
26,5 |
23,2 |
13,5 |
10,3 |
8,1 |
6,6 |
2,9 |
1,7 |
1,0 |
0,7 |
0,09 |
838,3 |
209,5 |
93,1 |
52,3 |
33,5 |
25,3 |
17,1 |
12,0 |
10,3 |
8,3 |
3,7 |
2,2 |
1,3 |
0,9 |
0,10 |
1035,0 |
258,7 |
115,0 |
64,6 |
41,4 |
31,3 |
21,1 |
16,1 |
12,3 |
10,3 |
4,6 |
2,7 |
1,6 |
1,1 |
7. РАСЧЕТ ГИДРОПЕСКОСТРУЙНОЙ ПЕРФОРАЦИИ
Задача 83. Для проведения гидропескоструйпой перфорации скважины глубиной Н = 1000 м требуется определить расход рабочей жидкости, необходимое количество жидкости и песка, гидравлические потери напора, давление жидкости на выходе из насадок, предельную безопасную длину подвески насосно-компрес
сорных труб и их удлинение. |
|
|
1. Расход рабочей |
жидкости |
(воды) определяют по формуле |
Q = iOmpf У |
, см3/с, |
(V III.27) |
где п = 4 — число насадок диаметром 4,5 мм; ср — коэффициент скорости, который можно принять равным коэффициенту расхода 0,82 (для конусоидальной насадки); / — площадь сечения отвер стия насадки (/ = 0,785-0,452 = 0,158 см2); Ар — перепад давле ния в насадке (принимаем Ар = 20 МПа); g = 981 см/с2 — уско рение свободного падения; рсм — плотность смеси воды с песком, которая равна рсм = с (рп— рв) рв, где рп = 2,7 г/см3 — плот ность песка; pu = 1 г/см3 — плотность воды; с — объемная кон центрация песка
г — |
с° |
- - _____ [^2_____ = п 0857 |
|
с0 +Ю 00рп |
' 100 + 1000-2,7 |
с0 — 100 кг/м3 — .массовая концентрация песка. Найдем значе ние рсм = 0,0357 (2,7 — 1) + 1 = 1,06 г/см3.
Расход жидкости определим по формуле (V III.27)
Q = 10-4-0,82-0,158 ] / 2° IO M ^ 100 = 9920 см3/с = 9,9 л/с.
2. Найдем общее количество жидкости и песка, необходимое для проведения перфорации. Необходимое количество жидкости устанавливается из расчета двух объемов скважины (один объем для транспортировки песка на забой скважины и один объем для промывки скважины по окончании процесса) плюс 0,3 объема на потерю фильтрации (поглощения пластом).
Таким образом, фж = 2,ЗУ = 2,3-17,7 = 40,7 м3, где объем
скважины V = |
0,0177-1000 |
= |
17,7 |
м3 |
(см. |
прил. |
3). |
|
Необходимое |
количество |
кварцевого |
песка |
Qn = 1,3 Vc0 = |
||||
= 1,3-17,7-100 |
= 2300 |
кг |
или |
2,3 |
т. |
|
|
|
3. Гидравлические |
потери |
напора при гидропескоструйной |
||||||
перфорации складываются |
из |
потерь |
|
|
|
|||
Р = АРТ + ДРК+ АРН+ |
АЯП, Па, |
|
|
(VIII.28) |
||||
где АР т— потери напора |
в трубах, |
Па; |
АРк — потери напора |
|||||
в кольцевом пространстве, Па; ДЯН— потери напора в насадках, Па; ДРП— потери напора в полости, образованной абразивной струей, Па.
173
|
Определим |
значения этих |
составляющих. |
|
|
|
||||
|
Потери напора в трубах |
|
|
|
|
|
||||
|
д я т = |
8 , 1 |
106А р см- ^ - > |
|
|
|
|
(V III.29) |
||
где |
Лт = |
0,035 — коэффициент трения при движении воды в 62 мм |
||||||||
трубах; |
Q = 9,9 л/с — расход жидкости; Н = |
1000 м — глубина |
||||||||
спуска труб; d = |
62 мм — внутренний диаметр насосно-компрес |
|||||||||
сорных |
труб. |
|
|
|
|
|
|
|
||
|
По |
формуле |
(V III.29) |
|
|
|
|
|
||
|
ДРТ = |
8,1 |
106-0,035-1,06 |
9,9gg500° = 3 ,2 3 -106 Па. |
|
|||||
|
Потери напора в кольцевом пространстве |
|
|
|
||||||
|
№ К |
8,05-10- 2-XKpCMQ2// |
|
п |
|
|
(VIII.30) |
|||
|
(D 2 — d 2)2 ( D — d ) g |
’ |
|
|
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
||||
где |
Хк — коэффициент трения |
при движении |
воды |
в |
кольцевом |
|||||
пространстве; |
Q = 9,9 л/с |
(или 9900 см3/с); |
Н = |
10б |
см; D = |
|||||
=15 см — внутренний диаметр эксплуатационной колонны; d =
=7,3 см — наружный диаметр насосно-компрессорных труб.
Для определения |
найдем Re по Минцу и Шуберту |
|
Re = |
Рсм«>6 |
(VIII.31) |
(хсм6 0 ( 1 — т ) ’ |
||
где 6 = 0,05 см — средний диаметр зерен песка; w — скорость движения жидкостей смеси в кольцевом сечении между колоннами труб диаметром 15 и 7,3 см, которая равна
w = |
Q/0,785 (D2 - |
d2) = |
9900/0,785 (152 - 7,32) = 73 см/с; |
т — условная пористость твердой фазы в трубах |
|||
т = |
1 - Рсм~ Рж |
= 1 - |
= 0,98. |
|
Рп |
|
2,7 |
Величина |iCM= р,иеЗЛ8с, где с = 0,0357 — объемная кон центрация песка; е — основание натуральных логарифмов; р,„ =
=0,1 Па-с. Следовательно,
рсм = 0,1-2,7183>18-°-0357 = 1,12 мПа-с.
Определяем Re по формуле (V III.34)
Re = |
1,06 |
-73-0,05 |
|
|
1 ,1 2 - 10-3 |
-60 (1 — 0,98) = 2880. |
|
||
Учитывая, что режим |
турбулентный, |
|||
К = |
0,3164/Re'0*25 = 0,3164/28800-25 = 0,043. |
|||
По формуле (V III.30) |
получим |
|
||
А р |
8,0510- 2 -0,С 43 -1,06 ■99002105 |
16,7-103 Па. |
||
|
(152 — 7 ,32)2 (15 — 7,3) 981 |
|||
|
|
|||
174
Потери напора в насадках АР п примем равными 20 МПа. Потери напора в полости АЯП, образованной абразивной струей,
по опытным данным изменяются от 2 до 5 МПа. Принимаем среднее
значение |
ЛЯП= 3,5 МПа. |
|
Общие |
гидравлические потери по |
формуле (VI 11.28) |
Р = (3,23 + 0,0167 + 20 + 3,5) 106 = |
26,75 -106 Па. |
|
4. Давление жидкости с песком на выходе |
из насадок равно |
|
А) = Ру + Р с м £ # - / ? = |
22,2-10с -г ЮбО-9,81 |
1 0 0 0 - |
— 26,75 -106 = 7 ,8 5 -106 |
Па, |
|
где ру — давление на устье скважины при работе насосного агре гата 2АН-500 на V скорости. При расходе 9,5 л/с ру = 22,2 МПа.
5. Предельная безопасная длина подвески труб диаметром
73 мм при наличии циркуляции жидкости определяется по фор муле
Фетр _
L = |
k |
м, |
(V III.32) |
|
|
Ят |
|
где QCTp = 294 кН — страгивающая нагрузка для резьбового соединения гладких насосно-компрессорных труб из стали группы прочности Д; k = 1,5 — коэффициент запаса прочности; /к = = 30,2 см2 — площадь проходного сечения труб диаметром 73 мм (см. прил. 3); ру = 22,2 МПа; qr = 82 Н — вес в жидкости 1 м труб диаметром 73 мм с муфтами (см. прил. 3). Следовательно, по формуле (VII 1.32) имеем
|
294-103 |
30,2-10-4-22,2 -10° |
|
|
|
L = |
1,5 |
= 1570 |
м. |
||
82 |
|||||
|
|||||
|
|
|
|
Максимально возможная длина спуска тех же труб при отсут ствии циркуляции жидкости (в случае ее полного поглощения)
(VIII.33)
9т + /кРсм^
где q'r = 94,6 Н — вес 1 м труб диаметром 73 мм с муфтами без учета потери веса в жидкости, так как в затрубном пространстве жидкость отсутствует.
По формуле |
(V III.33) получим |
|||
|
294-1О3 |
30,2-10-4•22,2 - 10fi |
|
|
U = |
1,5 |
= 1025 м. |
||
|
||||
94,6 + |
30.2-10“ 4- 1060-9,81 |
|||
|
|
|||
6. Определим удлинение насосно-компрессорных труб под действием общей нагрузки. По закону Гука удлинение AL составит
AL |
G L |
(VIII.34) |
|
E f T |
|||
|
’ |
175
где G — общая |
нагрузка на трубы, |
МН; |
L — 1000 |
м — длина |
|||||||
колонны |
труб; |
Е = 20,6 |
МН/см2 — модуль |
упругости |
стали; |
||||||
/т = 11,66 |
см2 — площадь |
поперечного сечения тела трубы диа |
|||||||||
метром 73 мм (см. прил. 3). |
|
|
|
|
|
|
|
||||
При наличии циркуляции жидкости G равна |
|
|
|
||||||||
о = q7 \ |
- |
b P J ,t + fK (ру - |
, |
|
|
(VIII.35) |
|||||
где qT ----- нагрузка от собственного |
веса |
труб с муфтами, |
Н; |
||||||||
/„ = 41,84 |
см2 — поперечное сечение |
труб |
диаметром |
73 |
мм |
по |
|||||
наружному |
диаметру. |
|
|
|
|
|
|
|
|||
Следовательно, |
по формуле (VI 11.35) имеем |
|
|
|
|||||||
G = 8 2 -^ ^ — |
25-103 - 41,84 - 10-4 + |
|
|
|
|
|
|
||||
+ 3 0 ,2 -10"4 (22,2 — ~Y ~ ) Ю6= 100,6-103 |
Н. |
|
|
|
|||||||
При |
отсутствии циркуляции жидкости |
|
|
|
|
|
|||||
G ' = q i ± - + h ( p c«gL + |
P y - - ^ - ) , |
|
|
(V1II.36) |
|||||||
где qт = 94,6 Н — вес в воздухе 1 м труб диаметром 73 мм с муф тами.
По формуле (V III.36) получим
G' = 94,6 Ч- 30,2 ■10"4 (1060 •9,81 •1000 Ч-
Ч- 22,2- 10d- -4,852 106 ) = 137,3-103 Н.
Удлинение труб по формуле (V III.34) составит: при наличии циркуляции жидкости
М |
100.6- Ю3-1000 |
20.6-10е- 11,65 = 0,418 м; |
при отсутствии циркуляции жидкости
д ,, |
137,3-Ю3-1000 |
0,572 м. |
|
” |
20,6- 10е-11,66 |
||
|
Удлинение насосно-компрессорных труб нужно учитывать при определении глубины прострела и интервала перфорации. Если этот интервал превышает найденные значения удлинений, то никакой поправки при определении глубины спуска перфоратора делать не следует. При малой мощности продуктивного гори зонта удлинение труб надо учитывать.
IX. ТЕПЛОВАЯ ОБРАБОТКА ПЛАСТА
ИСКВАЖИН
Эффективное тепловое воздействие на продуктивный пласт в целом можно осуществлять как путем нагнетания в пласт теплоносителя извне, так создавая внутрипластовый движущийся очаг горения (ВДОГ). Эти методы снижают вязкость нефти и этим повышают ее подвижность. Их сущность состоит в переносе тепловой энергии на большие расстояния с одновременным отбором из пористой среды продуктов теплового воздействия в виде горючих газов [14].
При фонтанировании скважины в целях борьбы с отложениями парафина важно знать распределение температуры по стволу сква жины, а при паротепловой обработке необходимо учитывать по тери теплоты в скважине.
1. РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАЗРАБОТКИ ПЛАСТА МЕТОДОМ ВДОГ
Задача 84. Рассчитать основные показатели разработки пяти скважинного элемента пласта (четыре эксплуатационных и одна нагнетательная скважина в центре) методом создания внутрипластового движущегося очага горения (ВДОГ), если эффектив ная мощность пласта h3 = 6 м; пористость т = 0,28; температура пласта Тил = 294 К; плотность нефти р„ = 945 кг/м3; плотность воды рв = 1000 кг/м3; нефтенасыщенность SH= 0,72; водонасыщенность 5 В = 0,23; расстояние между нагнетательной и эксплуа тационными скважинами а = 300 м; абсолютное давление на забое эксплуатационных скважин р э = 0,8 МПа; абсолютное давление нагнетания (равное примерно горному давлению) ра = 20 МПа; радиусы нагнетательной и эксплуатационных скважин гс = 0,084 м (168-мм обсадная колонна); эффективная проницаемость пласта для воздуха (окислителя) кэ = 0,176-10-6 м2 (176 мД); динамиче ская вязкость воздуха при пластовой температуре р = 0,018 мПа-с; радиус фронта горения в конце первого периода г'ср = 50 м. Кроме того, по данным лабораторных экспериментов имеем: коли чество коксового остатка (расход топлива) g = 25,2 кг/м3; удель ный расход окислителя Кост = 12 м3/кг; отношение количества водорода к кислороду в коксовом остатке п = 1,2; удельная теп лота сгорания нефти Q„ = 41,9 МДж/кг (10 Мкал/кг), а газооб разных продуктов Qr = 1,257 МДж/м3 (300 ккал/м3). Принимаем коэффициент охвата пласта фронтом горения по мощности a /t = = 0,9; коэффициент нефтеотдачи для участков пласта, не охва ченных фронтом горения, Я = 0,4,
177
Определим объем воздуха, необходимый для выработки еди ницы объема пласта
Vn= gV0CT = 25,2 •12 = 302 м3/м3.
Находим предельный темп нагнетания воздуха
vr. пр |
7 ,4 k j i a ( р 1 |
- р\) |
|
|
|
(IX .1) |
|
/ |
а |
2 |
\ |
» |
|
||
|
р Т пл ( 2 ,3 Ig -у -р- - 1 ,2 38 j |
|
|
|
|||
где все величины |
известны. Подставляя их, получим |
||||||
|
7,4-0,176-10-°-6-(202 — 82) 1010 |
= 57 |
103 м3/сут. |
||||
|
°,018-294 (2,3 lg-5^ |
i 5- - |
1,2Э8) |
||||
|
|
|
|||||
По рис. IX . 1 находим минимальную скорость перемещения фронта горения (с учетом а Л = 0,9) ауф.м = 0,025 м/сут.
О |
3 |
S |
9 |
12 |
IS h3,M |
Рис. I X .1. Зависимость минимальной скорости перемещения фронта горения от мощности пласта при Т = 533 К.
Концентрация топлива g, кг/м3: / — 32; 2 — 24; 3 —20; 4 — 19,2; 5 — 18,4
Рис. IX .2. График для определения коэффициента охвата пласта фронтом горения
Определяем скорость движения фронта горения в конце пер вого периода процесса
|
1>т. пр |
57-103 |
п 1 |
, |
W * w |
~ ~ 2л/1э1/пГф — 2-3,14-6-302-50 “ |
0,1 М/ СУТ- |
||
Так |
как полученное |
значение |
w<pw > |
Зауф>м, то принятая |
величина гф = 50 м остается в силе. Если значение w$w окажется меньше Зо>ф. м, то расчет следует повторить при несколько меньшем значении гф.
Находим значение параметра ia
г _ |
Щ . пр |
57-103 |
4,19. |
(IX.2) |
а — |
a h 3w $ ; M V n ~ |
300-6-0,025-302 |
|
|
178
По рис. IX .2 определяем коэффициент охвата пласта фронтом горения по площади as (на момент подхода фронта горения к экс плуатационным скважинам). В зависимости от полученного пара метра ia имеем as = 0,53.
Для определения коэффициента нефтеотдачи предварительно вычислим значения коэффициентов 5 0 и S lx
S0 = g/9nm = |
25,2/945-0,28 = 0,095; |
Sr. г = So |
= 0,095 ■124l' ; f 7 = 0,034. |
Коэффициент нефтеотдачи на участке, охваченном фронтом горения, вычисляем по формуле
■Sp + |
<St . X |
0,095 + |
|
0,034 |
0,821. |
V = 1 |
S „ |
0,72 |
|
||
|
|
|
|||
Коэффициент |
нефтеотдачи |
для |
всего участка |
||
V = аЛа5г]' + Я(1 — a has) = 0,9-0,53-0,821 +
+ 0,4(1 - 0 ,9 - 0 ,5 3 ) = 0,6.
Длительность первого периода разработки находим по формуле
т' = Гф/Юфц, = 50/0,1 = 500 сут.
Количество закачанного за этот период воздуха
]/; = ± |
ут прт' = |
i - • 57• 103• 500 = |
14,25 • 106 м3. |
|
|
Количество полученной смеси, состоящей в основном из азота |
|||||
и паров воды, определяем по формуле |
|
|
|||
G = |
° . 7 9 P N 2 + |
б Р в + |
( 1 2 + 7 Г + |
V |
(IX .3) |
п р |
5 в т Р в ) |
|
|||
где PN2 — плотность |
азота; |
п — отношение водорода |
к углероду |
||
в коксовом остатке; б — отношение поданного объема воды к объ
ему |
поданного |
воздуха |
в долях |
единицы; |
у — коэффициент |
|||||
использования воздуха. |
|
|
|
п = 1,2; |
|
у = |
||||
В |
данной задаче pN, = |
1,36 кг/м3; |
б = 2 - 10_3; |
|||||||
= 0,9. Следовательно, |
по |
формуле |
(IX .3) |
|
|
|||||
СПР = |
0,79-1,36 + |
2 - 10_3-103 + |
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
+ |
0,9 |
/ 9.25,2-1,2 |
+ |
0 ,23 -0,28 -103) ' |
14,25-10°= 47,4-10° |
кг. |
||||
|
302 |
\ 12 + |
1,2 |
|
|
|
|
|
|
|
179
Массовые доли азота и паров воды в смеси определяются по формулам:
0,79-y'pN |
0,79-14,25.10е- 1,36 |
|
||
£N = |
'пр |
47,4 -10е |
= |
0,323; |
|
|
|
|
К |
£н,о = |
[ у 7 ( - w |
h + s "mp") + |
6р»] S пр |
|
= [ w |
|
+ 0,23.0,28 .10») |
+ 2 - 1 0 - 103 х |
|
х47,4 -106 = 0,675.
Сучетом плотности водяного пара рн2о = 0,804 кг/м3 опреде лим плотность смеси по формуле
|
Рпр |
|
РнгоРм2 |
|
0,804-1,36 |
|
= |
0,93 кг/м3. |
|||||||
|
£ N2PH .O “Ь^НзОРЫг |
0,323-0,804 |
|
|
|
||||||||||
|
|
|
0,675-1,36 |
|
|
|
|
||||||||
|
Удельную |
теплоемкость |
смеси |
определяем |
подформуле |
|
|||||||||
|
|
_ |
, |
i |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(IX.4) |
|
|
пр — CN 2<§Na “ Г |
~ £ f S H IO> |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
где с мг — удельная теплоемкость азота; i |
— удельная энтальпия |
||||||||||||||
насыщенного |
пара; At — разность |
между |
температурой |
пара |
и |
||||||||||
пластовой температурой. Принимаем |
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
|
|
|
|
|
CN2 = |
0,96 |
кДж/(кг-К); |
|
Г |
= |
|||||
|
|
|
|
|
= 2782 |
кДж/кг; |
At = |
173 |
К- |
Под |
|||||
|
|
|
|
|
ставляя |
их |
в |
(IX .4), получим |
|
|
|||||
|
|
|
|
|
с„р = |
0,96-0,323 |
+ |
|
0,675 = |
||||||
|
|
|
|
|
= 11,23 кДж/(кг-К). |
|
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
Радиус фронта |
горения |
при про |
||||||||
|
|
|
|
|
рыве оторочки горячих жидких |
про |
|||||||||
|
|
|
|
|
дуктов |
|
в |
эксплуатационные |
сква |
||||||
о |
|
100 |
200 гф, м |
жины |
находим по формуле |
|
|
|
|||||||
Рис. IX .3. Зависимость выжжен |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
<1Х-5> |
|||||
ной площади от радиуса фронта |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||
горения |
|
|
|
где г0 — радиус |
оторочки при про |
||||||||||
|
|
|
|
|
рыве |
горячих |
жидких |
продуктов |
|||||||
в |
эксплуатационные скважины; |
|
спр, |
рпр |
— соответственно |
||||||||||
удельная теплоемкость и плотность смеси в газообразном состоя нии; Gr — суммарное количество поданного воздуха; спр, рпл — соответственно удельная теплоемкость и плотность пласта, насы
щенного водой. Эти величины равны: г0 = |
300 м; |
рпр = |
0,925 кг/м3; |
|||
Gr = 18,4-10° |
м3; смЛ = 253 кДж/(кг-К); |
рпл = |
4,95 |
кг/м3. Сле |
||
довательно, по |
формуле |
(IX .5) имеем |
|
|
|
|
ОАЛ . |
1 f |
л п л 1П в |
11,23-0,925-302 |
н о о |
|
|
/ф — 300. |
у |
47,4-10 |
• 253-4,95-18,4-10° |
— 1 ^ ,2 м. |
|
|
180