WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Н С1, г/л растворенный прокорродированная зона цементный камень I II III диффузия диффузия зона реакCa2 + Н2S НSCa2 + ции НSНSН2S Н Рисунок 1 - Схема процесса взаимодействия тампонажного камня с растворенным H2S(C1 > C2, pH 11) + H2S H + HS I 10% + H + OH = H2O + H2S H + HS II 90% + H + OH = H2O диффузия Ca2+ H2S фронт HS коррозии прокорродированная цементный зона растворенный H2S камень 2H S + Ca(OH )2 Ca(HS)2 + 2H O (равновесие) 2 HS Ca2+ Рисунок 2 - Схема процесса взаимодействия тампонажного камня с растворенным H2S(C1 >> C2, pH 11) Так как встреча потоков гидроксида кальция и агрессивного вещества происходит в буферном слое, то скорость процесса коррозии ограничивается диффузией.

Подвод агрессивного вещества из окружающей среды в зону реакции, лежащей во II области буферного слоя можно записать в виде:

dCdm1 = - Dp dt (2) dhгде D – коэффициент диффузии в буферном слое, см2/сек;

Р – пористость буферного слоя;

С1 – концентрация, г/см3;

dm1 – количество Н2S, прошедшего за время dt через единицу площади на глубину dh1, г/см2.

Встречный поток Са(ОН)2 можно выразить в виде:

dCdm2 = - Dp dt (3) dhгде dm2 – количество Са(ОН)2 прошедшего за время dt через единицу площади на глубину dh2.

Соотношение величин потоков определяет зону взаимодействия ионов Н+ и ОН- в пределах буферного слоя. Из закона сохранения масс следует, что в месте встречи потоков Н+ и ОН- их величины равны друг другу. Согласно уравнений (2) и (3) зона равенства потоков определяется величинами градиентов концентраций Н+ и ОН-.

Примем для простоты рассуждений, что распределение концентраций ионов ОН- и Н+ в буферном слое имеет линейный характер. Такое допущение не искажает картины процесса, однако полученные результаты по скорости протекания процессов будут несколько выше реальных.

Для определения зоны взаимодействия ионов Н+ и ОН- приравниваем потоки. С учётом стехиометрии будем иметь dCdC- Dр = - µDр (4) dh1 dhdC1 dC= µ (5) dh1 dh Поскольку Н+ + ОН- = Н2О, то µ=1. Тогда соотношение, определяющее зону встречи потоков с учётом линейности градиентов концентраций Н+ и ОН- примет вид:

С1 C= (6) h1 hПричем h1 + h2 = h С увеличением концентрации агрессивного вещества возрастает градиент концентрации ионов ОН-, а следовательно и увеличивается величина потока гидроксида, выщелачиваемого из цементного камня, а зона встречи потока смещается в сторону неповреждённой части цементного камня.

В этом и состоит физический смысл ускорения процесса коррозии при возрастании концентрации агрессивного вещества.

Скорость разрушения тампонажного камня определяется количеством и скоростью выноса продуктов гидролиза в окружающую среду. Для того, чтобы камень прокорродировал на глубину dh, необходимо, чтобы из объёма 1·dh смвыщелачивалось 1·dh·m0 Cа(ОН)2. Количество кислоты, необходимой для нейdCтрализации данного количества Са(ОН)2 равно Dp dt.

dh Из условия баланса масс с учётом стехиометрического коэффициента получим:

dCD p dt = µ 1 dh m; m0=mc · (7) dhгде mс – доля СаО в единице объема камня;

- объёмная масса камня, г/см3.

Так как µ=1, то dCDp dt = m0 dh (8) dhИмеем:

С1 C2 + C= (9) h1 h Из условия линейности градиентов получим:

dC1 C1 + C= (10) dh1 h Тогда:

C1 + CDp dt = m0dh (11) h Решение данного уравнения получим в виде:

h2 D С1 С2P + R = t (12) 2 mТак как при t=0, h=0, то имеем:

2D(С1 + С2 )P h = t (13) m Анализ полученного выражения показывает, что глубина коррозионного поражения тампонажного камня возрастает с увеличением эффективного коэффициента диффузии D, пористости прокорродированного слоя Р, концентрации агрессивного вещества С1 и гидроксида кальция в поровой жидкости тампонажного камня С2.

В то же время возрастание общего содержания СаО – m0 в единице объёма камня, занимаемого продуктами гидратации, снижает скорость продвижения коррозионного фронта. Поэтому, если в составе продуктов твердения содержится повышенное количество СаО, то их стойкость при прочих равных условий возрастает.

Рассмотрим случай, когда С1>>С2, а рН поровой жидкости меньше (рис. 2).

В этом случае агрессивное вещество полностью заполняет буферную зону, контактируя непосредственно с твёрдой фазой цементного камня. При этом имеет место частичное проникновение агрессивного вещества в цементный камень на определённую глубину.

В силу обратимости реакции 2Н2S + Са(ОН)2 Са(НS)2 + 2Н2О (14) может установиться динамическое равновесие между Н2S, Са(ОН)2 и Са(НS)2.

Гидролиз твёрдой фазы цементного камня будет иметь место лишь при отводе Са(НS)2 из цементного камня в окружающую среду, а скорость коррозионного процесса лимитируется скоростью отвода Са(НS)2.

Процесс коррозии тампонажного камня и в этом случае носит послойный характер, так как концентрация Са(НS)2 падает непосредственно в пограничной зоне цементного камня, прилегающей к буферному слою.

Так как контролирующим фактором скорости процесса коррозионного поражения тампонажного камня в этом случае становиться диффузионный отвод продуктов коррозии, то уравнение прогнозирования ожидаемой глубины коррозионного поражения примет вид:

2DC3P h = t (15) mгде С3 – концентрация Са(НS)2 в пограничной зоне цементного камня и буферного слоя.

Из условия термодинамического равновесия между Н2S, Са(НS)2 и Са(ОН)2 следует, как это видно из уравнения (14), что с увеличением концентрации Н2S возрастает и равновесная концентрация Са(НS)2.

Зная концентрации Н2S в пластовой воде и Са(ОН)2 в поровой жидкости, согласно уравнения (14) находим максимально возможную концентрацию С3.

Анализ полученных результатов показывает, что, как механизм коррозионного поражения тампонажного камня, так и скорость коррозионных процессов определяется, с одной стороны, фазовым составом продуктов твердения, а с другой – концентрацией агрессивного вещества.

При малых концентрациях Н2S в пластовой воде скорость коррозионного поражения камня, имеющего равновесную рН 11, определяется величинами концентраций агрессивного вещества и равновесной концентрацией Са(ОН)2 в поровой жидкости. Если поток Н2S существенно больше потока Са(ОН)2, то лимитирующей стадией процесса является диффузионный отвод продуктов коррозии Са(НS)2.

Когда тампонажный камень имеет равновесную рН поровой жидкости больше 11, то лимитирующими факторами являются диффузионные процессы переноса агрессивного вещества и Са(ОН)2, однако величины потоков снижаются в результате уплотнения буферного слоя.

Из рассмотренного механизма и кинетики коррозионного поражения тампонажного камня под действием растворённого в воде Н2S следует, что при любых концентрациях агрессивной среды для тампонажного камня с рН поровой жидкости менее 11 скорость коррозионного процесса контролируется диффузией, меняется лишь лимитирующие факторы самого диффузионного процесса. Если равновесная рН поровой жидкости тампонажного камня больше и С1>>С2, то сероводород проникает вглубь тампонажного камня. Его нейтрализация осуществляется гидроксидом, поступающим за счёт растворения кристаллического гидроксида кальция и гидролиза продуктов твердения с равновесной рН > 11. При этом образуется малорастворимый сульфид кальция. Таким образом, на глубине проникновения Н2S в цементный камень образуется зона предразрушения. Продукты твердения с рН > 11 в этой зоне не подвергаются коррозионному поражению, так как находятся в равновесии с окружающей средой в силу обратимости реакции:

2Н2S + Са(ОН)2 Са(НS)2 + 2Н2О (рН < 11) В целом процесс коррозионного поражения камня будет носить двухфронтальный характер. Первый фронт характеризует границу проникновения Н2S вглубь цементного камня, разделяющую зону предразрушения от остальной его части.

А задний фронт фиксирует границу раздела между плотностью прокорродированной частью и зоной предразрушения. Продвижение задней границы обусловлено диффузионным отводом Са(НS)2 в окружающую среду и последующим гидролизом продуктов твердения с равновесной рН < 11. Скорость продвижения переднего фронта определяется скоростью гидролиза составляющих цементного камня с рН > 12.

В процессе выполнения экспериментальных исследований преследовалось две цели: проверить справедливость полученных уравнений прогнозирования коррозионной стойкости тампонажного камня и получить данные о сравнительной коррозионной стойкости как существующих, так и разрабатываемых тампонажных материалов.

Cделан вывод о том, что с учетом рассмотренной кинетики и механизма коррозионного поражения тампонажных материалов под действием растворенного в воде сероводорода, для повышения коррозионной стойкости камня необходимо:

1. Обеспечить условия образования продуктов гидратации с низкой равновесной рН.

2. Продукты твердения должны иметь высокую реакционную емкость.

3. Буферный слой должен обладать малой диффузионной проницаемостью.

Наибольшей коррозионной стойкостью обладает тампонажный камень с пониженной равновесной рН продуктов твердения (рН < 11). Такая рН характерна для низкоосновных гидросиликатов кальция, гидрогранатов кальция и магния, гидросиликатов магния, СаSO4 · 2Н2О, СаСО3. Высокоосновные гидросиликаты кальция, гидроалюминаты, свободный гидроксид и являются неустойчивыми соединениями в среде газообразного сероводорода При наличии кислорода в окружающей среде или в самом цементном камне деструктивные процессы развиваются за счет перехода сульфидов в сульфиты кальция, имеющие больший удельный объем; чем Са(ОН)2, вступающий в реакцию. Присутствие окислов железа в составе тампонажного камня интенсифицирует развитие деструктивных процессов за счет накопления FeS, имеющего большой объем, чем FeO и Fe2O3.

Если в агрессивной газовой среде отсутствует кислород, что характерно для глубоких скважин, и в составе тампонажного камня ограничено содержание железа, то развитие деструктивных процессов, вызывающих объемные разрушения камня с равновесной рН поровой жидкости больше 11, следует связывать с образованием кристаллогидратов типа 3Са(ОН)2 · СаS4 · 3Н2О ;

4Са(ОН)2 · СаS4 · 14Н2О.

Отдельно были проведены экспериментальные исследования в газовой сероводородной агрессии. В этих условиях продукты твердения исследованных мономинеральных вяжущих являются совершенно нестойкими. По степени убывания коррозионной стойкости они располагаются в следующей последовательности: С2S, С3А, С3S, С4АF.

К числу гидратных фаз, обладающих низкой равновесной рН, относятся низкоосновные гидросиликаты кальция, гидросиликаты магния, гидрогранаты, двуводный гипс, однако последнее соединение имеет низкую водостойкость. Содержание окислов железа в составе тампонажной композиции должно быть ограничено 10%. При более высоких концентрациях FeO, Fe2O3 в цементном камне возникают интенсивные напряжения за счет образования недопустимо большого количества FeS, объем которого больше, чем FeO и Fe2O3.

Второй раздел посвящен первичному вскрытию и разобщению пластов, содержащих агрессивные кислые газы.

Как было показано в разделе 1, если кислый газ растворен в пластовой воде, то при его контактировании с тампонажным камнем происходит коррозионное поражение последнего.

Следовательно необходимо уже при первичном вскрытии таких пластов не допустить или максимально снизить возможность контактирования агрессора с промывочной жидкостью и впоследствии с тампонажным раствором (камнем). Это становиться возможным при обеспечении мгновенной кольматации газонаполнительных пластов при их первичном вскрытии.

Рассмотрим условия, влияющие на процессы кольматации проницаемых пород.

Процесс кольматации происходит при взаимодействии четырех основных объектов друг с другом: дисперсная фаза и дисперсионная среда кольматирующих растворов, поровая поверхность породы и внутрипоровая среда. Физикохимические свойства двух последних природных объектов редко используются для регулирования процесса кольматации с целью повышения его эффективности, а объектами регулирования являются первые два.

Определение и классификация условий, влияющих на этот процесс, позволит подобрать наиболее приемлемую технологическую схему управления процессом, получить нужные параметры и свойства слоя кольматации (глубина, долговечность, механическая прочность, устойчивость к воздействию агрессивных пластовых флюидов).

В результате обзора информации по проблемам кольматации проницаемых пород, а также исследований, посвященных вопросам фильтрации многофазных сред через пористую породу, межфазному взаимодействию в коллоидных и грубодисперсных системах, можно выделить две основные группы условий, влияющих на процесс кольматации:

- условия, необходимые для осуществления кольматации проницаемой породы;

- условия, интенсифицирующие процесс кольматации.

Первая группа условий включает три подгруппы факторов, без которых невозможна гидродинамическая кольматация породы:

- наличие в предзоне и зоне кольматации дисперсной фазы (твердых частиц, пузырьков газа);

- обеспечение транспортировки дисперсной фазы (формообразующего ее агента) в поровые каналы;

- закупоривание каналов и трещин породы.

Второе условие связано с преодолением действия факторов устойчивости к коагуляции кольматирующего раствора, а третье условие не только с преодолением их противодействия сближению частиц кольматанта, но и с использованием связанного с этими факторами эффекта "разбухания" дисперсной фазы в ограниченном поровом пространстве после снятия воздействия на слой кольматации.

Отдельно рассмотрено влияние гидроакустических воздействий на характер формирования слоя кольматации.

При наложении колебаний давления на полидисперсную систему в последней возникают разнообразные акустические явления и действуют различные пондеромоторные силы, порожденные звуковым и радиационным давлением, акустическими течениями, силы гидродинамического происхождения (Бернулли), силы, вызванные осцилляцией твердых частиц в гидросреде (Кенига) и рассеиванием звуковой энергии на частицах твердой фазы.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»