Основной причиной, ограничивающей рост добычи нефти в России, является не физическое истощение недр, а значительное усложнение природных условий поисков, разведки и разработки месторождений. Разработкой и внедрением методов повышения нефтеотдачи пластов активно занимаются все нефтедобывающие страны, так как увеличение нефтеотдачи на эксплуатируемых месторождениях равносильно открытию новых. В России по оценкам имеет­ся около 10 млрд. м³ промышлен­ных запасов тяжелых нефтей высокой вязкости, освоение ко­торых до настоящего времени не нашло широкого распростра­нения и преимущественно осу­ществляется на двух месторож­дениях – Усинском (Республика Коми) и Гремихинском (Удмурт­ская Республика). Однако, несмо­тря на энергоемкость разра­ботки залежей тяжелых неф­тей, востребованность данного сырья в перспективе будет воз­растать, что, в свою очередь, требует поиска оптимальных путей их освоения. В связи с этим актуальными являются анализ и обобщение опыта внедрения технологий, обеспе­чивающих рентабельность до­бычи высоковязких нефтей.
Мировой опыт разработки залежей высоковязких нефтей показал, что нет альтернативы термическим мето­дам воздействия на пласт. В отечест­венной практике преимущественно используется вытеснение её паром [1]. 
Перспективным направлением развития термических методов добычи является разработка забойных теплогенераторов [2]. Одной из основных задач при проектировании скважинных нагревателей является выбор геометрических параметров устройства и физических свойств рабочей жидкости в зависимости от условий теплового нагружения пласта. Электродные жидкостные нагреватели достаточно широко применяются в промышленных электрокотлах (паровых и водогрейных). Однако, чтобы использовать подобные нагреватели в скважинах, необходимы конструктивные изменения. Предложенные ранее методы теплового  воздействия на пласт с помощью  скважного электродного нагревателя имеют ряд недостатков с точки зрения эффективности, т.к. в них отсутствовал комбинированный термогидродинамический эффект воздействия за счет передачи теплоты от нагревателя и фильтрации пара в пласт.
Рассмотрим тепловой расчет устройства тепловой обработки скважины с коаксиальным расположением электродов (рис.1,а). В таком теплогенераторе, благодаря интенсификации теплообмена за счёт создания конвективного контура с малым гидравлическим сопротивлением, достигается эффективное преобразование электрической энергии в теплоту. Отличительной особенностью рассматриваемого теплогенератора является простота конструкции изготовления, монтажа и эксплуатации.
Для определения электрического сопротивления R проводящей жидкости в устройстве тепловой обработки призабойной зоны скважины воспользуемся методом сечений Релея [3], который оказался наиболее плодотворным среди множества аналитических методов расчета. 

Рис. 1. Расчетная схема забойного теплогенератора с коаксиальным расположением электродов:

а) конструктивная схема;  б) электрическая схема

В этом случае кусочно-составная зона проводимости разбивается вспомогательными бесконечно тонкими поверхностями, одни из которых изопотенциальны, а другие непроницаемы для линий тока. Такое дробление позволяет линеаризовать исходное потенциальное поле, что существенно упрощает решение задачи. Схема соединения сопротивлений представлена на рис.1,б. 
Выражения для сопротивлений отдельных участков R_i будут выглядеть следующим образом

                        (1)

где  - электрическое сопротивление рабочей жидкости;  - высота устройства;  - внутренний диаметр устройства;  - внутренний диаметр обсадной колонны.
В связи с тем, что при расчете R₁ и R₆ учитывалось как “адиабатное” дробление участка, так и изопотенциальное дробление, то целесообразно использовать комбинированное дробление, в результате чего значения  R₁ и R₆   будут наиболее близки к истинным [4]:

                                        (2)

В итоге получаем        

                                        (3)
                                                (4)

Полное сопротивление проводящей фазы, исходя из схемы соединения (рис.1, б), можно определить по формуле:

                       

С учетом того, что  R₂ =R₄ , в итоге получаем

                        (5)

Мощность нагрева N с учетом ограничения со стороны кабельных линий примем равной 0,5 МВт. Диаметр устройства D в соответствии с диаметром обсадной трубы в зоне продуктивного пласта равен 0,127м. Напряжение питания U=6 кВ.
Запишем уравнение теплового баланса для устройства тепловой обработки. С одной стороны полная мощность Q, рассеиваемая с поверхности нагревателя, равна

                         (6)

где - удельная мощность теплового потока, Вт/м²; - длина нагревателя; - длина  участка, заполненного жидкостью; - длина участка, заполненного паром.

Рис. 2.  Зависимость длины нагревателя от плотности теплового потока при различных значениях D: 1 – D = 0.127 м, 2 - D = 0.140 м

 С другой стороны мощность, выделяемую в проводящей зоне при протекании по ней электрического тока, можно определить по формуле:

N=U²/R.                                                         (7)

Приравнивая Q к N, и задаваясь геометрическими параметрами, можно найти удельное электрическое сопротивление рабочей жидкости , необходимое для поддержания нормального режима работы нагревательного устройства.
Соотношение длин жидкостной и паровой фаз  и определим из следующих соображений. Для получения заданной мощности при нормальном напряжении необходимо обеспечить требуемое соотношение между объемами пара и воды в нагревательном устройстве, которые определяются температурой и давлением в замкнутом объеме. Для изохорного процесса нагрева воды можно записать уравнение постоянства объема нагревателя

                                         (8)

где V – объем нагревателя; х – масса пара при заданных температуре и давлении; m_o – масса воды в нагревателе при 20^оС;  и - удельные объемы пара и воды при заданной температуре, соответственно.
Из (8) находим  х                                                                 (9)

По таблицам состояния “вода-пар” [5] для различных значений температур и давлений определяется масса пара x при заданных объеме нагревателя и массе залитой в него воды. По полученному значению x определяются: объем пара в нагревателе ,  объем воды, высота столба пара        .                                Зная , находим высоту столба жидкости 

                                         (10)

Максимальное значение плотности теплового потока , рассеиваемого в пласт при кипении и конденсации, достигает значений 510⁵ Вт/м². На рис.2 представлены зависимости длины нагревателя l₀ от плотности теплового потока при различных значениях диаметра нагревателя. Определим по формуле (5) электрическое сопротивление рабочей жидкости , необходимое для поддержания нормального режима работы нагревательного устройства, при этом электрические сопротивления отдельных участков нагревательного устройства определяются по формулам (1) – (4). В результате получаем: . Расчет проводился при следующих значениях параметров: 
 
Применение в регионах с высокой электровооруженностью скважинного электротермического оборудования позволит снизить стоимость термических скважин, автоматизировать процесс термообработки, за счёт высокой манёвренности увеличить число добычных скважин и получить экологически чистые и ресурсосберегающие технологии термической добычи тяжёлых высоковязких нефтей.

1. Артеменко А.И., Кащавцев В.Е.  Приоритет – за пароцикликой // Нефть России, 2005, №10, с.108.
2. Загривный Э.А., Козярук А.Е., Маларев В.И., Мельникова Е.Е. Перспективы использования забойных электротермических комплексов для повышения нефтеотдачи пластов с тяжелой высоковязкой нефтью // Электротехника,2010 г., №1.,  с. 50–56.
3. Дульнев Г.Н., Заричняк Ю.П. Теплопроводность смесей и композиционных материалов. Л., Энергия, 1974, 264.
4. Дульнев Г.Н., Новиков В.В. Эффективный коэффициент систем с взаимопроникающей проводимостью // Инженерно-физический журнал, 1977, т.33, № 2, с. 271.
5. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М. Физматгиз,1963 г., 708 с.

Все статьи автора «Зырин Вячеслав Олегович»