PETROLEUM ENGINEERING MANUAL

• Document Type: CREST
• Collection: General CIA Records
• Document Number (FOIA) /ESDN (CREST): CIA-RDP80T00246A034900380001-3
• Release Decision: RIPPUB
• Original Classification: C
• Document Page Count: 595
• Document Creation Date: December 22, 2016
• Document Release Date: February 25, 2010
• Sequence Number: 1
• Publication Date: June 7, 1957
• Content Type: REPORT

Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
PROCESSING COPY
CENTRAL INTELLIGENCE AGENCY
This material cantatas information affecting the National Defense of the United States within the meaning of the iepionade Laws, Title
18, U.S.C. Soon. 783 and 7g{, the trann4lsdon or revelation of which in any manner to an unauthorised person is prohibited by law.
C-O-N-F-I-D-&-N-T-z-A L
1 troleum .nearing Manual DATE DISTR. 7 June 1957
NO. PAGES 1
REQUIREMENT
DATE OF
INFO.
PLACE &
DATE ACQ.
REFERENCE&TTAC$MENT(S) NOT
MICROFILMS J"
Available in CIL Library is a copy of Mwnu8 ul Ingineralui Petroliat
(Petroleum MWneering I111anual)9 publieSid in Bachareot in 195;
2. When detached from the cover page the publication is unclassified.
C-0- X-F-I-D-Fo-M-T-I-Ar-L
(Not.: Washington distribution indicated by "X"; Field distribution by " #'".)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
STAT
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
MANUALUL
INGINERULUI
PETIROLIST
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
MANUALUL
INGINERURJI
PETROLIST
.44
EXPLOATAREA ZACAMINTELOR
DE TITEI $I GAZE
BAZELE STIINTIFICE.
EDITURA TEHNICA,
BUCURE$TI 1955
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
COLECTIVUL DE ELABORARE
CAPITOLUL I HIDRAULICA GENERALA
Ing. TH. CCOLDFRACHT
CAPITOLUL II HIDRAULICA SUBTERANA
Ing. TH. QOLDFRACHT
CAPITOLUL III FIZICA ZACAMINTELOR DE T1TEI $I GAZE
Proprieta#ile rocilor colectoare ?i. ale rocilor invecinate
Ing. Q. MANOLESCU
CAPITOLUL IV FIZICA ZACAMINTELOR DE T'TEI $I GAZE
Proprietacile fluidelor de zacamint
Ing. Q. MANOLESCU
CAPITOLUL V FIZICA ZACAMINTELOR DE TITEI $I GAZE
Fenomene de golire a zacamintelor sub actiunea factorilor
naturali
Ing. Q. MANOLESCU
CAPITOLUL VI FIZICA ZACAMINTELOR DE TITEI $I GAZE
Fenomene dc golire a zacamintellor sub actiunea factorilor
artificiali
Ing. Q. MANOLESCU
CAPITOLUL VII PROIECTAREA EXPLOATARII ZACAMINTELOR DE TITE1
$1 GAZE
Ing. M. METSCH
COORDONATOR
Ing. Q. MANOLESCU
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
MATERII
Capitolul I
Hidraulica generals
pas.
A. Gencralitdli asupra fluidelor .................... 1
a. Notiuni gererale .............................. 1
b. Capilaritatea gi tensiunea superficiala .......... 2
c. Elasticitatea Vi compresibilitatea ................ 2
d. Absorbtia gazelor ............................ 3
(14); 2. Oriflciu mare cu muchil ascutite (15); 3. Ori-
ficiu circular (15); 4. Orificlu cu muchie ascutit6,
inecat din aval (15); 5. Orificiu cu ajutaje (16); 6.
Golirea rezervoarelor prin oriflcii (16);
c. Fenomenul de cavitatie ........................
f. Intilnirea unui obstacol de c8tre un fluid ......
1. Confluenta a doi curenti (17); 2. Complement
asupra suprafetei de discontinuitate (18); 3. M6su-
rarea presiunii fluidelor in miicare (18).
B. Hidrostatica ..................................
a. Echilibrul static al lichidelor @i al gazelor tinind
scama de greutate .............................. 4
b. Principiullui Pascal .......................... 5
c. Ecuatiile lui Euler ............................ 5
1. Lichid in cimpul gravitational static (5); 2. Lichid
in cimpul gravitational radial (5); 3. Lichid in rotatie
uniform6 in jurul ,unui ax (5).
d. Suprapresiune 8i line piezometric8 ............ 6
e. M3surarea presiunilor .:...................... 6
1. Manometru cu un brat cu ap3 (6); 2. Manometru
cu mercur cu doua brace (6); 3. Manometru cu arc
(7); 4. Manometru diferential (7).
f. Forta de presiune exercitat6 de un lichid pe pereti 7
1. Pereji plani-inclinati (7); 2. Forts de presiune pe
fundul vaselor (8); 3. Presiunea lichidului pe supra-
fata in spatiu (8);
g. Fortele de presiune exercitate asupra corpurilor
cufundate in lichid ............................... 8
h. Plutirea corpurilor ............................ 8
1. Stabilitatea transversals a corpurilor plutitoare (8);
2. Stabilitatea longitudinals a corpurilor plutitoare (8);
C. Cinematica fluidelor .......................... 9
a. Descrierea cinematics a fenomenului de curgere 9
1. Metoda lul Lagrange (9); 2. Metoda lui Euler (10);
b. Notiuni de curgere 10
C. Legea conservarii materiel in mecanica fluidelor
(legea continuitatii) ............................... 11
Ecuatia general's a continuitatii .................... 11
D. Dinamica fluidelor incompresibile fdrd frecare inte-
rioard (ideate) .................................. 12
a. Legea lui Bernoulli ............................ 12
b. Ecuatiile hidrodinamice generale ale lui Euler
pentru curgerea fluidelor ideale .................. 13
c. Oscilatiile in conducte, sub influenja greutstii.... 13
d. Curgerea prin oriflcii .......................... 13
Orificiu cu muchie ascutits yi cu secciune mica
g. Circulatia ..................................... . 19
h. Valabilitatea ecuajiei lui Bernoulli, perpendicular
pe directia de curgere ............................. 19
Curgerea circulatorie ............................ 19
i. Rotatia ...................................... 20
j. Teorema circulatieiconstante .................... 20
k. Curgerea potential& 21
1. Potencialul de viteze c satisface ecuatia lui Laplace
(21) 2. Curgerea potential' plan3 (21);
1. Retelel6 elementare de curgere potential3 plan'.. 22
1. Reteaua curgerii plan-paralele (22); 2. Rejeaua
unei surse (izvor) (22); 3. Dubletul sari dipolult(23);
M. Combinartade retele potentiale .............. 23
1. Combinarea unei surse cu o curgere paralel8 (24);
2. Doug surse de acelayi sens ji de intensitate egala
(24) 3. Combinarea unei surse pozitive cu o surs3
negative de intensitate egal3 (24); 4. Suprapunerea
unui dipol cu o curgere paralels (25); 5. Suprapunerea
unui dipol, a unui curent paralel Vi a unei curgeri
circulatorii (25); 6. Aplicatii practice ale unei curgeri
de tipul celei de la 5. (26).
n. Reprezentsri conforme 26
Exemple: (26)
o. Teorema impulsului .......................... 27
E. Dinamica fluidelor reale incompresibile .......... .29
a. Caracteristlcile curgerii fluidelor reale............ 29
h. Teoria general a frecsrii interioare ............ 31
Ecuatiile diferentiale ale. lui Navier?Stokes.......... 31
c. Similimdinea in hidrodinamics ................ 31
d. Deplasarea unui Corp solid intr-un fluid viscos.. 33
e. Curgerea laminar! Bi turbulents ................ 34
1. Curgerea laminar' ?i turbulents (34); 2. Zona de
trecere de Is curgerea laminara Is cea turbulents (35);
3. Turbulenta (35)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
f. Formarea virtejurilor qi mysuri contra dezlipirii
stratului-limit8 .................................. 36
Curenti secundari .............................. 37
g. Curgerea in conducte circulate ................ 37
1. Curgerea laminarl a lichidelor (37); 2. Trecerea
de Is curgerea laminar6 Is cea turbulenti (38); 3.
Curgerea turbulent' (38).
h. Curgerea in conducte cu alte sectiuni (necirculare) 39
1. Curgerile in albii cu roguzitate (39); 2. Riuri yi
canale (4).
i. Curgerea prin conducte drepte ?i cu sectiune vari-
abilt' .......................................... 40
1. La o miclorare de secliune (40); 2. Writes. brusct'
de secliune (41); 3. Curgerea prin conducte drepte to
secliune variabily continua (41).
Lag-
J. Curgerea prin conducte cu variatie de directie.. 42
1. Curgerea prin conducte curbe (42); 2. Curgerea
prim coturi frinte (43); 3. Curgere prin conducte in
T (43);
k. Calculul conductelor .......................... 43
1. Mysurgri de debite ............................ 45
1. Curgerea peste on deversor (45); 2. M5surarea
debitelor de gaze (46).
m. Rezistenta opus& corpurilor in mlgcare de mast'
fluidy .......................................... 47
Constatt'ri experimentale asupra rezistentei ce o opun
fluidele Is inaintarea corpurilor solide ............ 47
n. Elemente de mayini hidraulice .................. 49
Capitolul II
Hidraulica subterana
A. Cjeneralitdli 'fi principii de bald ale hidraulicei
subterane ...................................... 51
a. Generalit5ti .................................. 51
b. Considerarea zycymintului de titei @i de gaze ca
on tot intreg ....................................
1. Raza de drenaj (51); 2. Energiile de z8c5nunt (51);
c. Unityti de m8surt' $i analogii ..................
d. Sistemele de coordonate ......................
1. Coordonate cilindrice (53); 2. Coordonate sfe.
rice (53); 3. Coordonate curbilinii (53).
e. Presiuni hidraulice Vi mecanice reduce.......... 54
E. Curgerea fiuidelor omogene printr-un mediu poros 54
a. Elemente.gi. notiuni de bazy .................. 54
1. Mediul poros (55); 2. Viteza de filtrare fictivy 9i
viteza real9 (55).
b. Legea filtrt'rii ................................ 55
1. Legile filtryrii prin medii poroase fictive (55); 2.
Legea liniary de filtrare sau legea lui Darcy (56); 3.
Ecuatiile hidrodinamice generale folosite la curgerea
omogent' a fluidelor prin medii poroase (59); 4. Con-
ditii initiale gi conditii Is limits (61).
C. Curgerea fiuidelor eterogeneprin medii poroase.... 62
a. Notluni generale .............................. 62
b. Experience $i concluzii ........................ 63
Concluzii experimenrale .......................... 63
c. Ecuatiile hidrodinamice ale curgeril fluidelor ete-
rogene ......................................... 63
1. Generalizarea ecuatiei lui Darcy (63); 2. Ecua.
title generale ale miycyrii (63).
D. Analiza curgerii fiuidelor omogene ?i incompre-
sibile ..........................................
a. Curgerea fluidelor omogene 9i incompresibile
1. Curgerea unidimensionalg intr-un mediu poros a
unui lichid omogen 9i incompresibil (64); 2. Curge.
rea plant' a fluidelor omogene 9i incompresibile (65);
3. Curgerea tridimensionalg a unui fluid omogen
gi incompresibil printr-un mediu -poros (67).
b. Curgerea fluidelor omogene gi incompresibile care
nu respects legea liniary de filtrare (legea lui Darcy)
TABLA BE MA TEIIII
1. Curgerea unidimensionalg printr-un mediu poros
a unui fluid omogen 9i incompresibil (69); 2. Curgerea
radial-plant' a fluidelor omogene fiincompresibile (69);
c. Curgerea unui fluid omogen 0 incompresibil
intr-un mediu poros in ipoteza c8 existt' simultan
dour regimuri de filtrare .................... 70
d. Curgerea radial-plant' asimetricg a fluidelor
omogene gi incompresibile ... .. .. .. .. .. .. .. .. .. ... 71
1. Curgerea spre o sondt' in cazul cind presiunea
este neuniform distribuity pe conturul de alimentare
(71); 2. Curgerea spre o sondy situatt' excentric
fact' de conturul circular de alimentare (72); 3. Curge.
rea spre o sond6 in cazul unui contur liniar de all.
mentare de mIrime infinity (72); 4. Curgerea spre
o sond5 in cazul unui contur'liniar de alimenrare
de myrime finny (73). e. Curgerea fluidelor omogene
gi incompresibile prin strate de permeabilitate ne.
uniformy ...................................... 75
1. Curgerea fluidelor omogene yi incompresibile
prin medii poroase de permeabilitate neuniformy
dup8 legea liniart' de filtrate (75); 2. Curgerea
fluidelor omogene prin medii poroase de permeabi.
litate neuniformy, dupy legea neliniarl dc filtrate
alui Grasnopolski 81
f. Imperfectia sondelor .......................... 81
1. Imperfectiunea sondelor din punctul de vedere
al gradului de deschidere (82); 2. lmperfectiunea
sondelor din punctul de vedere al modului de deschi.
dere (86).
E. Analiza curgeril fluidelor omocene 3i compresibile 88
a., Curgerea lichidelor? compresibile prin mediul
Poros .......................................... 88
1. Notiuni de bags (88); 2. Ecuatiile curgerii
lichidelor compresibile prin medii poroase (99);
3. Curgerea stationary a unui lichid compresibil (90);
4. Curgerea radials nestationart' a unui lichid compre-
sibil (91); 5. Efectul inchiderii sondei asupra nive-
lului dinamic al sondei (98).
b. Curgerea gazelor in mediul poros .............. 98
1. Curgerea stationary a gazelor printr-un mediul
poros (99); 2. Curgerea nestationart' a gazelor printr.
un mediu poros (102);
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
pag.
F. Curgerea gravita(ionald 102
a. Generalitali.. ................................. 102
b. Curgerea unidimensionala sub actiunea gravitatiei 102
1. Cazul valabilitatii legii liniare de filtrate (102);
2. Cazul valahilitatii legii neliniare de filtrare (103);
c. Curgerea radial-plans .......................... 103
1. Cazul valabilitatii legii liniare de filtrare (103);
2. Cazul valabilit8tii legii neliniare de filtrare (103).
G. Curgerea eterogend ............................ 103
a. (jeneralitali .................................. 103
b. Curgerea eterogena stationary unidimensionaPS .. 104
1. Distributia presiunii 104); 2. Ecuatia debitului
(104); 3. Observatii (104); 4. Modul de lucru (105).
c. Curgerea eterogena stationary radial-plans ...... 105
1. Curgerea bifazicA (105); 2. Curgerea trifazicy (107);
H. Teoria hidrodinamicd a unor probleme de exploa-
108
tare ......t .................. :........
a. Teoria hidrodinamica a exploatSrii titeiului prin l0$
impingerea de apa .................
1. Notiuni generale (108); 2, Avansarea contactului
ap8-titei (108).
b. Teoria hidrodinamicS a formirii conurilor de apa. 111
1. Generalitali (111); 2. Calculul analitic (111).
c. Teoria hidrodinamica a proceselor de spalare cu
apa sau gaze .................................... 112
1. Generalitali (112); 2. Spalarea cu apa (114); 3. Spa-
larea cu gaze (123).
I. Interferenfa. sondelor (interacliunea sondelor), .... 125
a. Generalitali .................................. 125
b. Teoria generaly a interferentei (interactiunii) .... 125
1. Interactiunea unui grup de sonde (125); 2. Inte-
ractiunea sondelor dintr-un gir infinit de sonde (128).
Cap! tolul III
Fizica zacamintelor de ciiei ?Si gaze
A. Proprietdfile rocilor colectoare ;i ale rocilor inve-
einate ..........................................
Definitii gi elementele zac'dmintului ................
B. Caracteristicile rocilor magazin di ale rocilor inve-
cinate ..........................................
a. Definitii ......................................
1. Rocile-magazin (133); 2. Rocile de etangare (133).
b. Proprietatile fizico-mecanice ale rocilor-magazin gi
ale rocilor de etangare (invecinate) ................
1. Densitatea (134); 2. Compozitia granulometricet
(134); a) Metode de analiza (134); b) Interpretarea
rezultatelor (137); 1) Diametrul mediu (137); 2)
Coeficientul de neuniformitate granulometrica (138)
3) Coeficientul de disimetrie (138) 4) Coeflcientul
de concentratie (138); 3. Porozitatea (definitii) (138);
a) Porozitatea rocilor reale (139); b) Determinarea
porozitatii (140); c) Metode de determinate a volu.
mului brut al probei Vb (140);
1) Metode bazate pe cutundarea probei in mercur
(140); 2) Metode bazate pe determinari asupra unor
probe saturate cu,lichid cu viscozitate mics (141);
3) Metode bazate pe cintarirea probei in aer gi pe
cufundarea ei intr-un lichid impiedicat de a intra in
probs prin acoperirea acesteia (141); 4) Metode bazate
pe procedee geometrice sau mecanice (142); 5) Alte
metode (142); d) Metode de determinate a volumului
net al probei sau a volumului elementelor minerale
Vm (142);
nari directe cantitative ale saturatiei in apa, in titel
gi gaze prin metode de lahorator (149); 5. Permeabi-
litatea rocilor colectoare gi invecinate (154); a) Gene-
raliteti. Definitii (154); b) Determinarea experimentaly
(159); c) Etalonarea reometrelor (166); d) Pregitirea
133
133
133 epruvetei penrru determinarea'permeabilitatii (167);
133 6. Determinarea continutulul de cloruri din probe
(168); 7. Determinarea continutului in carbonate ai
probelor (169); a) Metoda indirecta (169); b) Metode
134 directe (169); 8. Compresibilitatea rocilor colectoare
(171); 9. Proprietatile electrice gi magnetice ale rocilor
colectoare gi ale rocilor de etangare invecinate (173);
a) Rezistivitatea electrice (173); 1) Influenta porozi-
t5tii asupra rezistivitatii (175); 2) Influenta saturatiei
asupra rezistivitatii (176); 3) Influenta temperaturii
asupra rezistivitatii rocilor (176); 4) Influenta texturii
rocilor asupra rezistivitatii for electrice .(176); 5)
Influenta structurii rocilor asupra rezistivitatii for
electrice (178); b) Permeabilitatea dielectrics a rocilor
colectoare gi a rocilor invecinate (178); c) Activi-
tatea electrochimica a rocilor colectoare gi a rocilor
invecinate (179); 1) Activitatea de difuzie. adsorbtie
(179); 2) Activitatea de oxidare-reducere (180); 3)
Activitatea electrocinetica (179); d) Proprietatile
magnetice ale rocilor colectoare(181); e)Alteproprie-
titi fizice gi fizico-chimice ale rocilor colectoare (181).
1) Metoda aproximativ8 (142); 2) Metoda exacta
(142). e) Metode de determinate a volumului porilor
probei Vg (142);
1) Metoda prin saturatie indirecta Is (2a) (142);
2) Metoda evacuarii totale de gaze a porilor probei
(142); 3) Metoda evacusrii partiale de gaze (143).
4. Saturatia rocilor-magazin (144): a) Determinari
calitative ale saturatiei in titei (147); 1) Proba co.
lorimetrica (147); 2) Proba de fluorescents (147); 3)
Determinarea indirecta a saturatiei in apa sarata cu
ajutorul datelor de carotaj electric (148); b) Determi-
C. Infiuen(a reciprocd a diferi(ilor parametri ai rocii
colectoare ......................... 181
1. Influenta porozitatii asupra densitatii gin densitatii
asupra porozitatii (181); 2) Influenta compozitiei
granulo-metrice asupra 'porozitatii (182); 3. In-
fluenta porozitatii asupra permeabilitatii (182); 4. In.
fluenta compozitiei' granulometrice asupra permeabi-
litatii absolute (183); 5. Influenta saturatiei asupra
permeabilitatii (188)
D. Recoltarea, transportul;i conservarea probelor de rocd
;i organitarea acestor operafii ................ 188
a. Locul Vi frecventa extrageril probelor .......... 188
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
pag.
b. Recoltarea .................................. 188 c. O eraii
'-1. Pr1n p t Preliminare ............................
procesul normal de s3pare (188); 2. Prin pro- 1. Elementele de identitate(190); 2. Elementele tehnice
cesul de carotaj rotativ (189); 3. Prin procesul de de recoltare (190); 3. Elemente de examinare (190).
earotaJ percutant (189). d. Operajii de cercetare practicate asu re
P ptobei ....
specifice. (197); 2. Sistemele multicomponente (200) 5. CaPacitatea de a dizolva solidele (253); 6. Con.
b. Legea fazelor ... .. ............................. 200 ductibilitatea electric6 (255);
1. Aplicarea la un sistem unicomponent (200); 2. C. Mineraliza jia apelor . ................
Aplicarea Is un sistem bicomponent (201); 1. Comtmzijia mineralizajiei (256); 2. Clasificarea
c. Comportare de faz6, echilibru 8i transform6ri in apelor dup6 mineralizajie (257); 3. Ciclul de mine-
............................
echilibru 202 ralizare-demineralizare al apei in Tito-hidro- atmos-
1. Tmnsform6ri ce intereseaz6 exploatarea jijeiului fer6 (259); 4. Reprezentarea simbolic6 sau sinoptic6
(202), 2. Transformarea gaz-lichld gi lichid-gaz (203). a minemlizaliei (260); a) Metoda salinitatii-alcalinit8lii
3. Sisteme binare cu compozi?e global6 fix6. (205). (260); b) Metoda Tickell (261); c) Metoda Tolstihin
4. Sisteme ternare (208): (261); d) Metoda diagramei genetice a lui Sulin (261)
d. Compormre de volum. Volume specifice. Greu- e) Metoda Ing. Iordachescu (262); 5. Componenjii
tSji specifice .............................. :..... 211 principali ai mineralizajiei apelor naturale (262);
e. Comportare de compozijie 213 a) Calciu (262); b) Magneziul (262); c) Fierul (263);
1. Analiza comport6rii, bazat6 pe proporjionalitatea: d) Sodiul @i potasiul (263); e) Acidul carbonic liber.
solubilit6jii cu presiunea (217); 2. Analiza comport6rii anionii carbonat yi hidro NY carbonat (264); f) Alca.
de faz6, bazat6 pe coeficienjii de fugacitate (218); 3. linitatea (267); g) Clorul (267); h) Sulfajii (268); i
Analiza comport6rii de faz6, bazat6 pe coeficienjii de racteristicilDurimteae apei geneml(269)e (269); aj)le peloapeloilitatea (269); 6: Ca a-
(echilibru) experimentali (219); r naturale (269); a)
)
Capitolul IV
Fizica zacamintelor de titei ?i gaze.
Proprietacile fizice ?i chimice ale fluidelor care satureaza in mod normal
sau artificial rocile colectoare ?i rocile invecinate
A. Complemente de fizico-chimie in 5legdturd cu con- de hidrov_en, pH (250); 1) DeterminIri coloiittie-
di(iile de prezentare ;i de comportare a sistemelor trice (251); 2) Determin5ri electrometrice (253).
fluide din zdcdmintele de hidrocarburi .......... 193 b. Apa mineralizat6 ..............................
a. StAri de agregajie 9i schimbarea for .......... 193 1. Greutatea specific6 (252); 2. Viscozitatea apes
1. Sistemele simple (193); a) Trecerea dintr-o stare mineralizate (253); 3. Compresibilitatea elastic& a apei
de agregatie in alta (195) b) Legea de stare. Volume s3rate (253); 4. Coeficientul de dilatare termic6 (255);
B. Proprietd(ile fizice ale componen(ilor sistemelor
fiuide din zdcdmintele de fi(ei ;i gaze........
a. Apa dulce ....................................
1. Propriet5tile de stare de agregajie (228); 2. Pro.
prietAtile elastice (235); a) Variajia volumului (235);
b) Viteza de propagate a oscilajiilor elastice (238);
3. Propriet6jile termice. C61dura specific6 (241);
4. Propriet6jile termodinamice (241); 5. Conducti-
bilitatea termic6 a apei (242); 6. Propriet6jile mole-
culare (244); a) Viscozitatea (244); b) Tensiunea
superficial6 a apei (245); 7. Propriet6jile optice (246);
a) Indicele de refracjie (246); b) Culoarea (247);
c) Opacitatea (248); 8. Propriet6jile electrice yi pro-
priet6tile magnetice (249); a) Permitivitatea (249);
b) Susceptibilitatea (Sc) pi permeabilitatea (Ic) (249) ; c)
Conductibiliratea (c) (249); d) Concentrajia in ioni
Apele marine (269); b) Apele a dulci x de uscat (270);
c) Apele de z6clmint (270); d) Microcomponenti
(270); e) Radioactivitatea (271); f) Microcompo.
nenjii a negativi s (271);
Pag?
189
d. Hidrocarbutile ................................ 271
1. Proprietiji individuale ale hidrocarburilor (271);
a) Alcani inferiori (271); 1) Metanul CH4 (271); 2)
Etanul (282); 3) Propanul,(292); 4) Butanul (294);
b)Alcanii superiori (314); c) Hidrocarburi din alteserii
(319); d) Anhidrida carbonic6 (320); e) Hidrogenul
sulfurat (320); 2. Propriet6jile sistemelor multicom-
ponente dehidrocarburi (320); a) Sisteme constituite
exclusiv din hidrocarburl (320); b) Sisteme cu
hidrocarburi yi cu ap6 (346); c) Studiul experi.
mental al proprietAtilor fizice ale sistemelor de
hidrocarburi (350); 1) Recoltarea probelor (353);
2) Aparatur6 pentru cercetarea probelor $i metodica
cercet5rii (357);
C a p i t o Iu l V
Fizica zAcAmintelor de litei ?i gaze
Fenomene de golire a zacamintelor sub ac,iunea factorilor naturali
A. Presiunea din Zdcdmintele de (i(ei
c. Presiunea de zac6mint ......... ,,,,,, 382
;i gaze ........?
" ." " " " " " " " " ???????.????????. 381 d. M6surarea direct6 a
a. Originea presiunii ntro .... 833
? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ... 381 e. Restabilirea presiunii ii intr-o sonondcit a opritS oprit6 din
b. Distributia presiunii intr-un zac5mint .......... 382 exploatare..
.................................... 386
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
4. Masttrarea presiunii de zacamint cu ajutorul son- 388
.dolor piezometrice ..............................
B. Temperatura in zdcdmintele de petrol ;i gate.... 389
:a. Distribulia teinperaturii intr-un zacamint . . . . . . . . 389
b. Variatia (scsderea) temperaturii In zacamint in 391
.cursul exploatarii ................................ 391
c. Masurarea temperaturii de zacamint . .......... .
1. Masura valorii absolute a temperaturii (391) ;
2. lermocarotajul diferential (393).
C. Cimpul de radia(ii gamma in rocile de zdcdmint 393
D. Saturafiainifiald a zdcdmintelor ................ 394
a. Distributia saturatiilor diferitelor fluide.......... 394
b. Efectul umiditstii selective .................... 396
c. Zone de apa, de titei gi de gaze libere.......... 396
J. Problems determinarii zonelor de tranzitie ...... 397
C. Neuniformitatea compozitiei in ladrul' fiecarei
faze .......... 398
E. Fenohene de saturate ;i de desaturare .......... 399
a. Fenomenele 'de saturate gi de desaturare gi
fortele care le provoac8 .......................... 399
b. Clasificarea regimurilor energetice de golire a
....................................
zacamintelor 399
1. Clasificarea dupa mecanismul compenssrii caderii
de presiune (399); 2. Clasificarea generals dupa Krilov,
Glogovski gi Nikolaevski (400)
F. Condi(iile ctirgerii eterogene ....................
a. Permeabilitati efective ........................
b. Permeabilitatea efectiva a rocilor fats de sis-
temele apa-titei ................................
c. Influenta gradientilor de presiune ..............
d. Efectul variatei tensiunii interfaciale ............
e. Concluzii asupra permeabilitatii efective fats de
sistemele titei-apa ..............................
f. Permeabilitatea efectiva a rocilor fats de siste-
rnele gaze-lichid ................................
402
402
g. Permeabilitatea efectiva a rocilor fats 'de siste-
mele cu trei cornponenti imiscibili ................ 407
1. Permeabilitatea fa4a de apa (408); 2. Permeabili-
tatea fats de titei (408); 3. Permeabilitatea fats de
gaz (408).
h. Concluzii asupra permeabilitatilor relative ...... 409
i. Interpretarea fizics a curbelor de petmeabilitate
relativa, in functie de saturatie .................... 4'10
j. Presiune capilara, unghi de contact .............. 410
k. Presiunea capilara in rocile colectoare ..........
1. Utilizarea curbelor de ?satuuratie-presiune capilara 415
m. Procedele experimentale gi aparatura folosita .
pentru ridicarea curbelor de desaturare.. ........ 416
1. Metodele statice cuprind dour variante (416);
2. Metode dinamice (418).
n. Concluzii asupra modificarii legii de curgere
prin medii poroase, datorita prezentei altor faze.. 418
0. Mecanismul procesului de golire a zdcdmintului
de (i(ei in condi(ii care favorizeazd stabilirea dife-
rirelor regimuri energetice de golire ................ 420
a. Regimul cu impingere de apa .................. 421
b. Regimul cu impingere de gaze libere .......... 421
c. Regimul cu gaze din solutie 422
d. Regimul gravitational ........................ 422
H. Analiza cu ecua(iile de bilan( material a proce-
sului de golire a zdcdmintului ................ 422
I. Modul de acfiune al factorilor naturali de golire a
zdcdmintului ............. :...................... 426
a. Regimul cu dezlocuire interns - cu gaze eliberate
403 din solutie .................................... 42,6
405 b. Regimul cu, expansiune a zonei de gaze libere 432
405 c. Efectul neuniformitatii presiunii gi a saturatiei 434
in zacamint ..................................
406 d. Regimul de. drenaj put gravitational ............ 434
e. Regimul gravitational mixt, cu 'suprapunerea efec-
406 tului gazelor eliberate din solutie... ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 437
Capitolul V I
Fizica zacamintelor de ti}ei ,si gaze
Dinamica zacamintelor. Fenomep.e
actiunea factorilor
A. Condiliile interven(iei prin factori artificiali ......
a. Clasificarea procedeelor ........................
b. Conditiile fizice not create in strat prin interven-
tia factorilor artificiali. Modificarile proprietatilor
rocilor ........................................
1. Alterarea permeabilitatii absolute (439); 2. Alte-
rarea permeabilitatii prin modificarea partials a,
saturatiei (442); 3. Modificarea permeabilitatilor efec.
tive gi a condiiiilor de retentie capilara (442);
c. Dezlocuirea titeiului din roca colectoare de canto
apa gi gaze prin procese de tip 4 static u ..........
1. Dezlocuirea titeiului prin apa (443); 2. Dezlo-
cuirea titeiului prin gaze (444); d. Dezlocuirea gi
antrenarea titeiului de catre apa gi de catre gaze
prin procese de tip t dinamic ? ..................
1. Dezlocuirea gi antrenarea cu apa (445); 2. Dez-
locuirea gi antrenarea cu gaze (447)
ce an loc in cursul golirii zacamintelor sub
artificiali ?i a celor naturali
439 B. Analiza procesului de golire a zdcdmintului in
regimurilc modificate prin interven(ia factorilor
artificiali, cu ecualiile de bilan( material ...... 453
a. Regimul Cu impingere de apa ................ 453
b. Regimul cu impingere (externs sau interns) de
gaze .................. 457
c) Regimul cu impingere simultana de gaze gi
de apa ........................................ 457
d. Conditiile gi particularitstile folosirii ecuatiilor
de bilant material .............................. 458
C. Natura, caracteristicile, domeniile ;i condi(iile de
aplicabilitate ate diferitelor metode de activarea
golirii prin intervon(ia factorilor artificiali........
a. Metode care folosesc 'completarea energiei me-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
XII
1. Metode de menlinere a presiunii (461);
a) ?Menlinerea presiunii grin injectare de apA (463);
b) Menlinerea presiunii prin lnjectare de gaze (463);
c) Menlinerea presiunii prin injectare simultana
de apa Vi de gaze (464); 2. Refacerea presiunii prin
injectare de apa sau de gaze (465); 3. Metode prin
spelare gi prin antrenare (467); a) Spalarea cu apa
(467); b) Spalarea cu gaze (468); c) Domenii de apli.
cabilitate ale spalerii cu apa sau cu gaze (468);
b. Metode care folosesc aplicarea unei depresiuni
suplimentare la fundul sondelor de extraclie.... 469
1. Metoda extractiei fortate (469); 2. Metoda prin
vacuum (470).
c. Metode de exploatare care folosesc reducerea
lucrului mecanic specific de drenaj ................ 470
d. Metode de exploatare mixte, care folosesc atit
reducerea lucrului mecanic de drenaj tit gi comple-
tarea energies de zacamint ........................ 470
1. Metode termite (470); a) Metoda cu abur suprain-
calzit (470); b) Metoda cu apa calda, recenta; (471);
c) Metoda injectari de gaze cu temperatura,'ridicata
(471); d) Metoda gazeificarii liteiului prin combustie in
strat (471); e) Concluzii asupra metodelor termite
(471); 2. Metoda spalarii cu gaze la presiune foarte
redusa (471); 3. Metodele care, folosesc actiunea
agentilor biologici. (472).
Ca pito lul VII
Proiectarea exploatarii zacamintelor de Iitei gi gaze
A. Principiile generale ale exploatarii rationale a
zacamintelor de fifei ;i gaze ................ 473
a. Scopul exploatarii rationale a zacamintelor de litei
gi gaze .......................................... 473
b. Factorul hidrodinamic Ia exploatarea zacamin.
telor .......................................... 473
c. Factorul economic la exploatarea zacamintelor 474
d. Proiectarea exploatarii rationale a zacamintelor .. 476
B. Exploatarea rationald a zacamintelor de (itei.... 477
a. Stabilirea rezervelor de titei gi gaze .......... 477
1. Metoda volumetrica (477); a) Ecualiile rezervelor
(477); b) Parametrii din ecualiile rezervelor (478);
2. Metoda declinului de productie (479); 3. Metoda
bilantului material (481); b. Regimul zacamintului
de titei .......................................... 484
1. Rolul regimului de zacamint (484) 2. Regimul cu
impingere de apa (484); 3. Regimul de expansiune a
gazelor (485); a) Regimul de expansiune a zonei de
gaze libere (485); b) Regimul de gaze din solutie (486);
4. Regimul elastic (486); 5. Regimul gravitational (486)
c. Recuperates secundara ........................ 487
d. Studiul caracterului zacamintelor de titei........ 487
1. Obiectul studiului (487); 2. Studiul caracterului
geologic al zacamintului (487); a) Studiul general
al geologies (487); b) Studiul geologies zacamintului
(487); c) Material documentar (488); 3. Studiul carat.
terului fizic al zacamintului (488); a) Conditiile iniliale
de presiune gi temperature (488); b) Proprietatile fizice
ale fluidelor din zacamint (488) ; c) Proprietatile fizice
ale rocii-colecroare (488); d) Materialul documentar gi
folosirea lui (488); 4. Studiul caracterului productiv al
zacamintului (489);
e. Bazele hidrodinamice ale exploatarii zacamintelor
de tilei ........................................ 490
1. Scopul of condiliile de aplicare ale hidrodinamicei
subterane (490); 2. Ecualiile hidrodinamice de baze
ale curgerii fluidelor in strat (491); 3. Principiile
atabilirii amplasarii rationale a galeriilor (492); 4.
Amplasarea rationale a galeriilor in zacaminte
liniare (493); a) Zacaminte liniare cu regimul cu impin-
gere de apa (493); b) Amplasarea rationale a ga-
leriilor in zacaminte liniare cu regim de expansiune
a zonei de gaze libere (493); c) Amplasarea ralionala
a galeriilor in zacaminte liniare in regim Cu impin-
gere de apa pi de expansiune a zonei de gaze libere
(494); d) Amplasarea ralionala a galerlilor in
zacaminte liniare cu regim gravitational (495);
5. Amplasarea rationale a galeriilor in zacaminte
circulare (495); a) Zacaminte circulare in regim
cu impingere de apa (495); b) Amplasarea ralionala
a galeriilor in zacaminte circulate cu regim de ex-
pansiune a zonei de gaze libere (496); c) Ampla.
sarea ralionala a galeriilor in zAc5minte circulate
in regim. cu impingere de apa gi de expansiune a
zonei de gaze libere (497); d) Amplasarea rationale
a galeriilor in zacaminte circulare cu regim gravi-
tational (497); 6. Principiile de stabilire a debitului
gi duratei de exploatare a zacamintelor de titei (497);
a) Factorii care determine ritmul de exploatare a
zacamintelor (497 ); b) Metoda de calcul a debitului
gi duratei de exploatare (497); 7. Determinarea
conturului redus de alimentare la zacaminte liniare
(499); a) Zacaminte liniare in regim cu impingere
de ape (499); b) Zacaminte liniare cu regim de expan.
siune a zonei de gaze libere (500); 1) Presiunea in
zona de gaze este constants (500); 2) Presiunea in
zona de gaze libere este variabila (500); 8. Determi_
narea conturului redus de alimentare, la zacaminte
circulare (500); a) Zacaminte circulare in regim cu
impingere de apa (500); h) Zacaminte circulate cu
regim de expansiune a zonei de gaze libere (501);
9. Determinarea debitului zacamintelor exploatate
]a presiunea-limits de fund. (501); a) Zacaminte lini-
are (501); 1) zacaminte liniare in regim cu impingere
de apa sau de expansiune a zonei de gaze libere sub
presiune constants (501); 2) zacaminte liniare in regim
cu impingere de apa g] expansiune a zonei de
gaze libere sub presiune constants (503); b) Determi.
narea debitului zacamintelor circulate, exploatate
la presiunea-limits de fund (504); 1) Zacaminte
circulare in regim de impingere de spa (504); 2)
Zacaminte circulare cu regim de expansiune a zonei
de gaze libere (504); c) Determinarea debitului zaca-
mintelor ovale, exploatate la presiunea-limits de
fund (506); 1) Zacaminte ovale in regim cu impingere
de apA (506); 2) Zacaminte ovale cu regim de ex-
pansiune a zonei de gaze libere (507); 10. Determi-
narea debitului zacamintelor cu debite limits (507);
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
a) Z8caminte liniare* in regim cu impingere de apa
sau a zonei de gaze libere sub presiuni constante (507);
b) Determinarea debitulut zacamintului circular cu
debite-limits (508); 1) Zscaminte cu regim de impin-
gerea apes (508); 2) Zacsminte circulate cu regim de ex-
pansiune a zonel de gaze libere (510); c) Determinarea
debitelui zscamintelot ovale cu debite-limits (510);
11. Determinarea duratei de exploatare a z5c8min-
telor (512); a) Metoda determinarii (512); 12. Co.
recliile calculelor hidrodinamice, pentru conditiile
reale de exploatare (515); a) Imperfectia sondelor
(515); b) Asimetria zacamintului (515); c) Variatia
proprietstilor fizice ale stratului productiv (515);
f. Proiectarea operatiilor de mentinere a presiunii
de zacamint .................................... 515
1. Scopul operatiilor de mentinere a presiunii de
zacamint (515); 2. Alegerea agentului motor (516);
3. Determinarea cantitatii agentului motor (516);
4. Numarul 91 gabaritul sondelor de injectie (517);
a) Sonde de injectie de apa (517); b) Sonde de
injectiede gaze (518); 5. Instalatiile necesare pentru
operatiile de mentinere a presiunii de zacamint (518);
a) Sonde (518); b) Instalatii pentru injectarea apei(519);
1)Alimentarea cu apa (519); 2) Tratarea apei (519);
3) Injectarea apei (519); c) Instalatii pentru injectarea
gazelor (519); 1) Alimentarea cu gaze (519); 2) Injec=
tarea gazelor (519); 6. Calcule (519); a) Calculele hidro.
dinamice (519); b) Calculul instalatiilor (520); c) Cal.
culele de rentabilitate (520);
g. Bazele economice ale exploatarii zacamintelor
.....................................
de titei 520
1. Rolul factorului economic in exploatarea zacl.
mintelor (520);
2. Productivitatea muncii (520); a) Notiunea 9i
elementele componente (520); b) Munca depusa de
muncitorii directi la sondele in productie (520); c)
Munca depusa de muncitorii auxiliari Is sondele in
productie (52 1); d)Munca depusa de salariagii tehnico
administrativi la sondele in produclie (521); e) Munca
depusa pentru forajul sondelor (521); 3. Eficaci-
tatea investitiilor (523); a) Investitiile generale (523);
b) Mijloacele de bazs pentru extractie (523); c)
Forajul sondelor (524); d) Investitiile de metal (524);
e) Calculul eficacitatii investitiilor (524); 4. Pretul
de cost (524); 5. Valorile indicilor tehnico-eco-
nomici pentru industria de petrol din H.P.R. (525);
a) Productivitatea muncii (525); 1) Munca depusa de
muncitorii directi la sondele in produclie (525):
2) Munca depusa de muncitorii auxiliari 9i salariatii
tehnico-administrativi, Is sondele in produclie (525);
3) Munca depusa pentru forajul sondelor (525);
b) Investitiile (525); c) Cheltuielile de exploatare (525);
6. Domeniul de valahilitate al indicilor tehnico-
economici (525);
h. Proiectarea complexa a exploatarii zacamintelor
........................................
de titei 525
1. Principiile generale ale proiectarii complexe a
exploatarii unui zacamint de titei (525). 2. Datele unui
exemplu concret de proiectare (526); a) Caracterul
zscsmintului (526); b) Variantele de exploatare care
se vor analiza (526); 3. Partea hidrodinarnica a proiec?
tarii complexe (526); a) Amplasarea rationale a rindu.
rilor (526); b) Debitul zacamintului (527); c) Numarul
de sonde (527); d) Durata de exploatare (527); e)
Debitul mediu zilnic al zacamintului (527); f) Con-
centrarea rezultatelor calculelor hidrodinamice (528);
g) Influenta marimii parametrilor zacamintului asupra
rezultatelor obtinute (528); 4. Partea economics a pro-
iectarii complexe (530; a) Calcule preliminare (530);
1) Stabilirea numsrului de sonde productive in fiecare
erapa de exploatare (530); 2) Stabilirea duratei fiecarei
etape de exploatare (530); 3) Stabilirea volumului de
lucrari pe etape ?de exploatare (530); 4) Stabilirea
suprafetei care revine unor sonde (530); b) Calculul
productivitatii muncii (531); 1) Munca depusa de
muncitorii directi la sondele in produclie (531);
2) Munca depusa de muncitorii auxiliari 9i de sala.
riatii tehnico-administrativi Is sondele in produclie
(532); 3) Munca depusa pentru forajul sondelor (532);
4) Productivitatea muncii (533); c) Caleulul eficaci-
tstii investi;iilor (533). 1) Eficacitatea Investitiilor totale
(533). 2) Eficacitatea consumului de metal (533).
d) Caleulul pretului de cost (534). 1) Cheltuielile de
intretinere (534); 2) Cheltuielile totalede exploatare
9i pretul de cost (534); 3) Influenta marimii parame.
triloi zacamintului asupra pretului de cost (535);
e) Caracterul general al variatiei indicilor tehnico.
economice in functie de variantele de exploatare (535);
1) Productivitatea muncii 9i pretul de cost (535);
2) Eficaci(atea investitiilor (535);
i. Proiectarea complexa a exploatarii unui grup
de zacaminte .................................. 535
1. Principiile generale (535); 2. Repartizarea pro-
ductiei curente pe un grup de zacaminte (537);
k. Proiectarea operatiilor de recuperare secundara .... 538
1. Principii generale (538); a) Studiul zacamintului
(538); b) Conditiile de aplicabilitate (538); c) Alegerea
agentului motor (539); 2. Spalarea stratului cu
apa (539); a) Sistemele principale de amplasare .a
sondelor (539); 1) Sistemul liniar (539); 2) Sistemul
in cinci puncte (539); 3) Alegerea sistemului de
amplasare a'sondelor (540); b) Injectia de apa cu
debit constant (540) ; c) Injectia de apa cu presiunea
diferentiala constants (541); d) Spalarea stratului
de titei printr-un singur front (541); e) Instalatiile
necesare spalarii cu apa a stratului (541); 3. Spalarea
stratului cu gaze (542); a) Sistemele de amplasare
a sondelor (542); b) Determinarea cantitatii gazelor
de injectat (542); c) Durata operatiei de spalare cu
gaze (542); d) Instalatiile necesare spalarii cu gaze
a stratului (542); 4. Bazele economise ale proiectarii
operatiilor de recuperare, secundara (542); a) Prin-
cipiile generale (542); b) Productivitatea muncii (543);
c) Pre(ul de cost (543).
C. Exploatarea ra(ionald a zacamintelor de gaze ...... 543
a. Calcululrezervei de gaze (543). 1. Metoda volu.
metrics (543); 2) Metoda declinuluidepresiune (543).
b. Bazele hidrodinamice ale exploatarii zacamin-
telor de gaze .................................... 544
1. Conditiile de epuizare ale zacamintelor de gaze
(544); 2. Regimurile zacamintelor de gaze (545); a)
Generalitati (545); b) Regimul cu impingere de apa
(545); c) Regimul de expansiune a gazelor (545); d)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Regimurile mixte (545); 3. Amplasarea sondelor (545);
a) Amplasarea uniforms; (545); b) Amplasarea in.
baterie (546); c) Alegerea sistemului de amplasare
(546); 4. Regimul tehnologic al sondelor (546); a)
Curgerea radiala a gazelor in strap spre sonde (546);
b) Fixarea debitului sondelor de gaze (548); 1) Metoda
debitului liber (548); 2),Metoda vitezei-limltA de filtra?
tie (548); 5. Distribupa presiunii in zAcamintele de
gaze f549); Exemplulnr. 1 (550); 6. Ritmul de extractie
la zacamintele de gaze (551); a) Principiile generale
(551); b) Extractia,cu debit constant (551); 1) Variatia
In timp a num5rulul de sonde (551); 2) Variatia in
timp a celorlalti parametric ai exploatarii (552);
c) Extractia cu num4rul de sonde constant (553);
1) Etapa cu presiunea de zacamint ridicata (553); 2)
Etapa cu presiunea de zacamint scAzutA (553); 3)
Etapa de epuizare a, zacamintului (554); d) Exemplul
or. 2 (554); 1) Conditiile problemei (554); 2) Parametric
ficci ai zacamintului, (555); 3) Perioada debitului
constant (555); 4) Perioada cu numarul de sonde
constant (556); 7. Rolul prgsiunii sondelor in tran-
aportul gazelor extrase (559); 8. Ordinea de sapare.
a sondelor la exploatarea zacgmintelor de gaze (560);
a) Z6camintq cu un singur orizont gazeifer (560); b)
ZAcaminte cu mai multe orizonturi gazeifere (561);
c. Bazele economics ale exploatarii zacamintelot
de gaze ........................................
1. GeneralitAti (561); 2. Productivitatea muncii (561);
a) Munca depusA de munched Is. extractie (561),;
b) Munca depusa de personalul tehnico?administrativ
a extractie (561); c). Munca depusA pentru forarea
sondelor (562); d) Determinarea productivitAtii,
muncii (562) ; 3. Pretul de cost (562); a) Cheltuielile de.
intretinere (562); b) Amortizarea investitiIlor (563); c)
Determinarea pretului de cost (563);
d. Bazele proiectArii complexe a exploatarij zAc5min-
561.
telor de gaze .................................. 563
1. Cuprinsul unui proiect complex (563); ;, Studiul,
caracterului unui zacamint de gaze (563); a) Studiul
caracterului. geological zacamintului (564),; b) Studiul,
caracterului fizic al zacamintului (564); 1) Conditiile
initiale de presiunesi temperature (564); 2) Proprie.
tatile fluidelor din zacamint (564); 3) Proprietatile fizice
ale rocii-colectoare (564); c) Studiul caracterului
productiv al zacamintului (564); 3. Partea hidrodi.
namicl a proiectului (564); 4. Partea economics a
proiectului (565); 5. Repartizarea debitului planificat
pe mai multe zscaminte (565);
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
In cadrul colectiei de manuale inginere?ti editate de Editura Tehnica, seria
in care se incadreaza Manualul Inginerului Petrolist poartd numdrul de ordine 4.
Numarul de ordine al seriei este urmat de numdrul de ordine at volumului.
FORAREA SONDELOR DE TITEI SI GAZE este tratata in trei volume
cu numerile de ordine 41, 42 3i 43 iar EXPLOATAREA ZACAMINTELOR
DE TITEI ,$I GAZE este tratatd tot in trei volume cu numerile de ordine
44, 45 31.46.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
HIDRAULICA GENERALA
A. GENERALITATI ASUPRA
FLUIDELOR
a. No#iuni generale
Fluidele se disting de solide prin u8urinta
cu care moleculele se deplaseaza, datorita lipsei
for de coeziune.
Lichidele isi schimba forma, datorita unei.
forte infinit de mici, data aceasta forts actio-
neaza un timp suficient.
Intr-un lichid in echilibru, rezistenta la o
schimbare de forma este nula.
Lichidele sint greu compresibile, trebuind sa
fie supuse la presiuni foarte mari, pentru mic9o-.
rari neinsemnate de volum. La presiuni mari,
apa nu se poate comprima intr-o masura sensi-
bila (la 1000 at apa i5i mic5oreaza volumul
cu 5%).
Coeziunea fiind neglijabila, eforturile interi-
oare nu sint decit compresiuni, tensiunile (pre-
siunile) fiind peste tot perpendiculare pe sec-
tiune.
De aici rezulta compresibilitatea mica ,si de.
formarea mare a lichidelor.
Daca se neglijeaza greutatea lichidului,
tensiunile (p:resiunile) sint aceleasi in toate
direcliile.
In teoria echilibrulul, intereseaza numai sta-
rea de repaus (sau de miscare lenta), in care
rezistenta la schimbarea formei este egala cu
zero. A5adar, se poate da urmatoarea definitie
a starii lichidului : intr-un lichid in echilibru,
rezistenta, la schimbarea de forma, este nula.
Qazele se deosebesc de lichide prin aceea ca
se pot reduce la un volum mai mic, cu presiuni
crescind invers proportional cu volumul la
care se reduc.
Totodata data se ofera gazelor un volum
mai mare, ele vor umple uniform noul spati'u,
presiunea scizind proportional cu crelterea
volumului.
Tabela 1. Greutatea specifics Y, masa specifics p, viscozitatea dinamics 'n si viscozitatea cinematics v a
apei, la diferite temperaturi
0?
10?
20?
40?
60?
80?
100?
Y (kglm') ...............
1000
1000
998
992
983
972
958
p (kgs'/m') ............
101,9
101,9
101,7
101,1
100,2
99,1
97,85
106 71 (kgs/m2)..........
182
133
1.02
66,5
47,9
36,3
28,8
106 v(m'/s)..... .......
1,72
1,31
1,01
0,658
0,478
0,366
0,295
Tabela 2. Greutatea specifics Y, masa specifics p, viscozitatea dinamics r ,ci viscozitatea cinematics v
a aerului, la presiunea barometrics de 760 mm col. Hg :#i la diferite temperaturi
-20?
0?
20?
40?
60?
80?
100?
200?
500?
y (kg/m') ..............
1,40
1,29
1,20
1,12
1,06
1,00
0,95
0,746
0,393
o (kgs'/m') ............
0,142
0,132
0,123
0,115
0,105
0,102
0,096
0,076
0,040
106 ri (kgs/m') ........
1,65
1,75
1,85
1,95
2,040
2,13
2,22
2,66
-3,868
106 v(m'/s)............
11,60
13,30
15,1
16,90
18,9
20,9
23,1
35,0
96,7
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
100?
I 150?
I 200? I
250? 300? I 350? I
400?
450? 1 500
Y (kg/ms) ..............
0,598
0,524
0,467
.0,421
0,384
0,353
0,326
0,304
0
284
p (kgs?/m') ............
106
s
0,061
0,053
0,048
0,043
0,039
0,036
0,033
0,031
,
0,029
7)(kgs/m
) ........
106
1,296
1,486
1,679
1,875
2,071
2,267
2,468
2,668
2,87
V ............
21,27
27,88
35,30
43,65
52,80
63,0
74,20
86,1
99,1
at
torr
At
bar
pound/sq. inch
at ........... ......
1 000 torr
1
6
735,56
0,96784
0,9806
14,2233
..................
1,35
51
1000
1,31579
1,33322
19,3371
Atm ........................
1,03323
760
1
1,01325
14,6959
1 bar ... . . ........ ........
1,01972
750,062
0,98692
1
?14,5035
10 lb/sq. inch (lire/(oP) ......
0,70307
517,15
0,6804
0,68948
10
b. Capilaritatea ?i tensiunea superficial!
Eforturile interioare care actioneaz! tntr?un
lichid, la contactul lichid-lichid, lichid-solid,
lichid-gaz, tind s5 micgoreze suprafata de con-
tact (tensiunea superficial!).
Apa urca intre doua placi care se aft la
distanta a sau in tuburi cu raza a, la inaltimea
Viteza v de propagare a undelor sonore
intr-un mediu cu densitatea p este:
V V P (2)
v variaza cu p, deci practic cu temperature
gi presiunea fluidului.
Fluidele In contact
ape I
mercur I
alcool
untdelemn
untdelemn
alcool
aer
aer
aer
aer
(
spa
ape
(glom)............
0,0770
0,4700
0,0258 I
0,0327 I
0,0210
0,0023
h = 15 mm, luind forma unui menisc concav
a
in sus. Alcoolul urca la inaltimea h = 5 , Pi
a
aoluolul, la It = 6,5
a
Tensiunea superficial! r, provocata de efor.
turile de coeziune gi care se gasegte in planul
suprafetei de contact ale fluidelor, depinde ca
valoare de natura celor doua fluide.
c. Elasticitatea gi compresibilitatea
In hidrodinamica lichidele se trateaza in ge-
neral ca incompresibile, cu exceptia cazurilor
cind intervin mase mare de fluid, presiuni man
sau compresibilitati deosebite (datorita eventual
gazelor dizolvate in fluid).
Coeficientul de compresibilitate este:
E
E fiind modulul de elasticitate.
Tabela 3. Greutatea specifics Y, masa specifics p, viscozitatea dinamic5 71 ,i viscozitatea cinematica v a
aburului, la presiunea atmosferic5 ?i la diferite temperature
Tabela 6. Variatia vitezei v de propagare a undelor
sonore, in cazul apei la diferite temperaturi
V(m/s) 1399 I 1437
Tabela 7. Variatia coeficientului de compresibilitate ((i)
gi coeficientului de elasticitate E at apei pentru presiuni
pins la 200 atmosfere, in functie de temperature
Temperatura
(3
E
0?
52. 10-"0
m
19 231 kg/cmr
kg)
l
l
20?
a
m 1
49.10 1e
20 408 1,g/ros
kg) l
l
La presiunea de 6 600 at coeficientul de
compresibilitate al apei corespunde cu P =
=30.10-10. Pentru fiecare cregtere de tempera-
ture cu 10?, (3 scade cu 2,3%.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Gazele perfecte satisfac ecuatia caracteristica:
pv = RT.
Aceasta ecuatie provine din legile lui Boyle-
Mariotte ?i. Gay-Lussac: pv = Pov0 (1 -F a t?),
in care a = I reprezints coeficientul de
273?
dilatalie cubica al gazului, jar R = 2730 , avind
dimensiunile metricgrad, deoarece p0 este dat
in kg/m2, vo = - (m3/kg) *i a = 1 .
Qa grad
Pentru 1 kilomol, adica pentru greutarea
Gm (kg), ecuatia se scrie: PVQm = RQm T sau
PVm=RmT, in care Rm=RCjm=847,9 kgm/kmol
grad, care este o constants universal valabila
la toate gazele.
Presiunea tehnica se masoara in kg/m2 sau
in atmosfere tehnice (1 at = 1 kg/cm2), iar
temperatura absoluts este data de 273? + t?
(in grade Celsius).
Daca un gaz corespunde ecuatiei pv = RT, se
spune despre acest gaz ca este un gaz perfect,
in timp ce gazele care an abateri de la aceasta
lege se numesc gaze reale.
Pentru gazele reale exists relatia Van der
RmT a
~Sl in
p= Vm- b Vm
care a este o constants a gazelor ,si b - volu-
mul spre care tinde V., is presiuni foarte
mari.
Daca se noteaza cu:
L - lucrul mecanic al unui kilogram de gaz ;
Q call - caldura consumata pentru un
kg )
kilogram de gaz :
= V2 - gradul de compresiune, in urma
V1
p1 V2
unui proces izotermic,
Lucrul mecanic este L = RT In (_V2 _
Vl
= RT In (Pl 1 sau L = pl v1 In z.
ltPa 111
Considerind A = 1 kcal - (echivalentul ca-
427 kgm
:
loric al lucrului mecanic) se ajunge In
Q = ART In V2 = AL. (3)
V1
La o compresiune izoterma se consuma deci
echivalentul lucrului mecanic AL, iar In o
expansiune se dezvolta un lucru mecanic
AL = L . La un proces adiabatic, fara schimb
427
de caldura (Q = const. sau dQ= 0), consumul
de energie interioars la o expansiune se trans -
forma integral in lucru mecanic, deoarecn
C? dT + Apdv = 0.
Intrucit pvn = povo = const., rezulta:
= (1 1
v2 p1) n J (TI.-I
( n 1
L = pl vll (i- I va _
It _
P,V, 1-(pa
71- 1 Pu
Dacs C este caldura introdusa pentru ridicarea
temperaturii unui kilogram de gaz cu un
grad rezulta expresia exponentului politropic
C-C
n = C - C- (diferit de x adiabatic), care este
v
dat de:
X = C P =
Cv
caldura specificl, la presiune constants
caldura specificii, la volum constant
Tabela 8. Exponentul adiabatic x pentru citeva gaze
uzuale
Gaz
? x
Aer, gaz, oxigen, azot............
x = 1,405
Metan ..........................
x = 1,310
Bioxid de, carbon ..............
x = 1,300
Hidrogen .... ? .................
x = 1,407
HOW ..........................
x = 1,660
d. Absorbtia gazelor
Lichidele absorb gazele la cre5teri de presiune,
?i le elibereaza in aceeagi masura la scaderea
presiunii.
Temperatura are gi ea un rol in absorbtia
gazelor cum se vede in tbela 9.
'pemperatura 1?
0? 1
20?
100?
Aer ............
0,023
0,019
0,011
Azot .. ......
0,026
0,017
0,0105
Oxigen
0,053
0,034
0,0185
Hidrogen ..
0,023
0,020
0,018
Acid carbonic
1,870
0,960
0,260
Clor............
5,00
2,500
0,00
Amoniac .....
1250
700
0,00
Oxigenul (0) gi azotul (N) sint absorbite de
apa, corespunzator coeficientului de absorbiie
al fiecarui gaz separat, adica volumului din
aceste gaze, dizolvat in apa sub presiunea de o
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
atmosfera (760 mm col. mercur) ,i la tempe-
ratura t? care este respectiv:
MO = 0,04115 = 10,00109t + 0,00002256 t2;
aN = 0,020346 - 0,000538 t +0,000011156 t2.
Coeficientul de absorbtie se deduce din legea
amestecurilor. La un mediu compus din mai
multe gaze, dizolvarea are loc aproximativ
proportional cu presiunea pe care at exercita-o
fiecare dintre ele, data ar ocupa singure acela,i
spatiu. Deci, in cazul aerului, volumele de' oxigen
,i de azot, in solutie, vor fi proporcionale, cu
presiunile partiale respective :
PO = 0,2096 at;
PN = 0,7904 at,
deoarece 1 vol aer = 0,2098 vol 0 + 0,7904
vol N. -
Deci, coeficientul de absorblie ca , la 760 mm
col. mercur, este :
as = 0,2096 a0 + 0,7904 MN >
,i luind pe a0 ,i aN la t = 0?
as = 0,024726.
Din cauza solubilitatii mai marl a oxigenului,
aerul dizolvat in apa tontine 34% oxigen ,i
66% azot, in loc de 21% ,i 79%, cum este
in aer liber.
Daca apa care- curge tontine aer dizolvat,
la o scsdere de presiune sub presiunea atmos-
ferica se produce o degajare a oxigenului
in stare nascinda. Acest oxigen in stare nss-
cinda fiind foarte activ, ataca materialul feros
,i are ca efect corodarea rapids a acestuia
(cavitatie).
Aceste sclderi de presiune se produc in
cadrul curgerii, mai ales la coturi, la curburi
de palete, is sifoane automate, is aspiratoare
de turbine etc., unde viteza cre,te atit de mult
uneori, incit presiunea scade sub presiune
de vaporizare, producindu-se fenomenul cavi-
tatiei.
l?
0
10
20
30
40
60
80
100
pv at........
pvly col Ha 0
0,0062
0,062
0,0152
0,152
0,0238'
0,238
0,0433
0,433
0,0752
0,752
0,2031
2,031
0,4828
4,828
1,033
10,33
a. Echilibrul static al lichidelor ,si al gazelor,
tinind seams de greutate
Prin rng se intelege greutatea unei mase m,
considerind acceleratia gravitatii g = 9,81 m/s2.
Pentru masa unitatii de volum s-a introdus
notiunea de masts specifics p. 0 cantitate de
lichid oarecare de volum V ,i de mass specifics
Fig. 1. Distribu;ia
presiunii intr-un
cilindru do lichid
de greutate spe-
cifics omogenS.
p are o mass pV ,i o greutate
gPV.
Produsul gp=y se nume,te
greutate specifics.
1. Considerind un cilindru
de lichid cu greutatea specifics
omogena (fig. 1) distributia
presiunii in acest cilindru re-
iese din relacia:
y hS + P1S = p2S,
adica :
P2 - Pt = yh. (5)
Deci, presiunea cre,te pro-
portional cu adincimea, ,i ra-
mine constants intr-un plan
orizontal.
2. Daca greutatea specifics
a unui lichid este neuniforma
distributia presiunii apare sub o forma dife-
rentials :
,i intrucit y este funccie de inaltimea z
P = Po - S 0Z y ? dz. (6)
Pentru gaze (dupa formula barometrica):
( P = Pi eXp (z, - z~ *) (7)
11 Ho
I- PI
Fig. 2. Variatia presiunii in functie de inallime,
la un fluid compresibil.
Aceasta repartitie a presiunii (fig 2) are loc
intr-un mediu cu temperatura constants.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
b. Principiul lui Pascal
Presiunea exercitata asupra unui lichid aflat
in echilibru se transmite cu aceeasi marime
in toata masa lichidului ?i in toate direcliile,
daca se face abstractie de greutatea lichidului.
c. Ecuatiile fupdamentale ale lui Euler
Un paralelipiped elementar dx dy dz se afla
in echilibru, sub actiunea forlelor unitare de
mass ji a fortelor de presiune. Fortele de mass
au rezultanta :
dF = y dFX + dFy + dFz
,gi raportind componentele la unitatea de mass
se obtin componentele fortei unitare de mass :
dFX I
pdx?dy?dz
dF I
t
Y fy __ pdx?dy?dz (8)
_ dFz
fa p dx?dy?dz
Considerind ca pe cele trei directii asupra
elementului de fluid lucreaza ,si fortele date
de presiunile p, Si tinjnd seams de variatia
acestor presiuni, se obtin ecuatiile lui Euler
pentru toate direcliile:
1 OP 1 ap 1 Op (9)
fr=-_ fv=-- fZ=--
Prin inmultirea cu
prin adunare:
ay Paz
p(ffdx+fydy+fzdz)=
= LP dx + LP dy + -OP dz = dp. (10)
ax ay 0Z
In cazul lichidelor putin compresibile, p este
constant ,si dup. o noua derivare partials:
afx 1 alp afy I alp
_ etc.
ay p ax ay ' ax p ax?ay
De aici se deduce ca :
afx _ afy afx afZ afy - afz
av ax ' az - ax ' az ay
Jar aceste trei ecuatii conditioneaza existenta
unui potential U, definit de
aU au by
fX= x ; fy=- ay ; fz=- az
Se spune, deci, ca un fluid este in echilibru
static daca fortele exterioare provin dintr-un
potential, prin deriv.ri partiale.
Diferentiala totals a presiunii este:
dp = p I OLT dx + au dy + aU dz) = - PdU,
lOx ay OZ
care, prin integrate da : p = - pU + C. La
nivelul de referinta Po = - p Uo + C, sau
1V
Fig. 3. Fortele care actioneaza asupra unui volum
elementar de fluid :n cazul echilibrului hidrostatic.
C = po + pU0, ji de aici rezulta ca presiunea
intr-un punct este :
p= p0-P(U-U0). (13)
Daca pentru fiecare punct corespunde o
presiune p, bine definita, spare evident ca unind
toate punctele de aceeasi presiune se va obtine
o suprafata izobara sau echipotentiala.
1. Lichid in cjmpul gravitational static.
Aid f, = 0, fy = 0, jar fz = 1 ap P az g.
Tinind seama de relacia y = p g, echilibrui
hidrostatic se reduce la dp = - y dz, sau
p=C - yz.
Daca C==po si h= - z, rezulta ca p = po + yh
si daca se tine seams de potential,
fz = - dz
prin integrate U = Uo + gz; deci, supra-
fetele echipotentiale (suprafetele izobare) sint
plane orizontale paralele.
2. Lichi.d in cimpul gravitational radial.
1 op iar dife.
Aici se, considers fr = - = - g,
. P Or
renliala presiunii dp = - y dr ; daca R este
raza pamintului, prin integrare se obtine
p=po+y(R-r),
adics suprafetele izobare sint sfere concentrice.
3. Lichid in rotatie uniforms in jurul unui
ax. Daca un vas de forma cilindrics, in care
se gaseste aps la nivelul h, se roteste cu o viteza
constants to in jurul axei z,? atunci, in afarg de
acceleratia gravitalii apar componentele acce-
leratiei centrifugale de inertie.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
i G
fX = XW2;. {y - YW`; fz g;
dp ='P (xW2dx + y(02 dy - gdz).
Ir2 WZ
Prin integrate se obtine p= p - gz
2
+ C, avind urmatoarele expresii pentru punc.
tele P, la suprafala nivelului pi P
Ir2 W2 ll
P=P1 2 -gzl+C
r2 W 2
P= P.I -2 - az') + C
incit e'-p=pg(z-z')=yh.
Rezulta ca presiunea in orice punct p'=p+yh
depinde numai de adincimea.h, sub suprafala
libera. Suprafelele echipotenliale apar sub forma
fetiele libere sint niste paraboloizi de revo-
inclinat ab, suprapresiunile ' variaza dupa
un triunghi identic abc.
Fig. 5. Distribucia presiunii exercitate de un lichid
asupra perecilor unui vas.
Pe fundul vasului apasa suprapresiunea yH
sau presiunea absoluta p = Po + yH, care, in
cazul cind fundul este orizontal, este aceeasi
pe toata suprafala.
e. Masurarea presiunilor
Masurarea presiunilor se face cu aparate
speciale ca: piezometre, manometre ,si mano-
grafe. -
1. Manometrul cu un brat cu apa (fig. 6)
masoara. presiuni mici si se monteaza astfel
fig. 5 se considers ca Po este presiunea atmosfe- .
rica, care are la nivelul marii, la 00 ,si 760 mmHg,
o valoare po = 1,0332 kg/cm2 = 1 'ata.
Considerind un punct P (fig. 5) din lichid,
la distanta h (m), sub nivelul liber, presiunea
absoluta in acest punct va fi p -?Po -{- yh,
in care yh este suprapresiunea.
. Linia piezometrica reprezinta locul geo-
metrical suprapresiunilor?yh; aceasta face cu
verticals unghiul P. (tg (i = y).:
Pentru peretele vertical AB rezulta triun-
ghiul piezometric ABC, iar pentru on perete
Fig. 4. Vas cilindric cu lichid in rotacie.
lutie, care in planul xz apar ca parabole de"
X 20 ) 2
forma = gz + const. Nivelul maxim al
2
suprafecei. libere la perete este H, iar.in axul.
vasului_ nivelul ho reprezinta nivelul minim.
d. Suprap'resiune si lin'ie piezometrica
La suprafala apei si pe peretii vasului din
Fig.,6. Manometru
cu un bra;.
Fig. 7. Manometru
cu dou3 brace.
incit inallimea piezometrica sa fie raportata
la axa conductei. Ecualia de echilibru Intre
presiunea din vas ?i presiunea atmosferica se
poate scrie
P=Po+yh?
2'. Manometrul cu mercur cu.doua brace
(fig. 7). La acest manometru se intrebuin-
leaza mercurul in locul apei ,si este utilizat
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
la masurarea presiunilor mai mars. Adeseori
contactul dintre cele doua lichide se aran-
jeaza sa fie la cota punctului unde se ma-
soara presiunea. Ecualia de echilibru este
yh=Ymhm
3. Manometrul
un recipient meta-
lic, care se defor-
meaza sub acliunea
presiunii interioa-
re, deformalia fiind
funclie de aceasta
presiune. Aceasta
este amplificata pi
valoarea presiunii
este aratata pe o.
scars, de catre un
ac indicator.
Manometrul cu
burdon consta din-
tr-un tub arcuit de
alamy ?i cu secliu-
nea eliptica ; prin
cre~terea presiunii, acest arc tinde sy se
indrepte ?i rasuce,te sectorul cu roata dinlata.
4- Manometrul diferenxial. Acest tip de
manometru se utilizeazy pentru masurarea pre.
siunilor din doua conducte (fig. 9). Prin
deschiderea robinetelor r ,si r' lichidul se
urca in cele doua ramuri, fara sa umple complet
manometrul.
Manometrui diferential serve5te la masu-
rarea presiunilor mari ; aerul inchis in tub
nefiind in legatura cu atmosfera va fi supus la
presiunea pl ?i lichidul va atinge inallimi mai
mici decit h ?i h'.
Inallimile vor fi respectiv h- h'- p'
Y Y
,si data nivelurile piezometrice astfel stabilite
sint prea jos ?i nu apar pe tubul . de sticla,
se deschide R, pins ce se deplaseaza in sus
coloanele de lichid, prin mic,?orarea lui pt,
pystrind diferenla de nivel.
Din fig. 9 rezulta
h- rt+z= - + z ' + '+d,
Y Y
sau h-h'=d+z'-z,
Daca axele conductelor se gasesc is aceea5i
rota :
h - h'=d
f. Forla de presiune exercitata de un
lichid pe pereji
1. Pereli plan-inclinali. Daca peretele
este inclinat faly de orizontala, cu unghiul a c
Fig. 10. Forrele de presiune pe pereft plani.
in fig. 10, pe un element de suprafala dS
fixat prin coordonatele x ?i y = C supra-
sin a
presiunea este p = yC, iar forla pe suprafala
elementary dS este dF = yt; dS.
Prin integrare pe intreaga suprafala S se
obline corespunzytor forla
F. = YCG S
~r fiind adincimea centrului de greutate Q
faia de suprafala libera a fluidului.
Pentru a afla pozilia centrului de presiune
C(x,, y,,) se scriu momentele faia de cele doua
axe ?i ?tiind ca IXY = xyds este momentul de
inerlie centrifugal, faia de axele ox oy, se obline :
X = 1XI Y. = IX (15)
yQS yGS
in care tinind seama ca IX = I0 + y~S este
momentul de inerlie al suprafelei S faia de
axa Ox, se poate scrie:
IX I, + y0S I0
SyG SyG SyG
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
In cazul unui perete plan, centrul de presi-
une C se afla situat totdeauna mai jos decit
centrul de greutate Q gi se apropie de Q pe
masura cufundarii suprafelii in lichid; dis-
tanta intre ele :
S~ (17)
e=y`-yG=yQ+
S--YQ = YQ
YQ
Cu cit yc cre?te (deci cu cit peretele plan este
cufundat mai mult in lichid) distanla e scade
?i devine zero cind y. = oo.
2. Forta de presiune pe fundul vaselor.
Pe suprafata orizontals So a fundului unui
vas foria de presiune apare sub forma
FO = y Soh (18)
FO este deci functie de h pi So fsrs a depinde
de loc de forma vasului.
.Din fig. 11 se observe, ca o consecints a
acestei relatii, ca indiferent de forma vasului,
fora FO depinde numai de suprafata fundului
(paradoxul hidrostatic).
Fig. 11. Fortele de presiune pe vase de forme diferite
yi cu fundul de aceeayi secliune.
Tinind. seama ca G? = greutatea rezervo-
rului gol, al carui volum este v, fundatia re-
zervorului se va dimensiona, la o incarcare
Gv+yhSo
So
3. Presiunea Iichidului pe suprafete in
spatiu. Daca peretele are o forma oarecare in
spaliu, se descompune suprafala in trei proiec-
tii, pe cele trei plane, ale caror forte hidro-
statice se determine in modul cum s-a aratat la
peretii plani.
Cele trei componente se pot reduce la o
rezultanta atunci cind directiile acestora sint
concurente.
Componenta verticals este egala cu greuta-
tea volumului coloanei de lichid dintre supra-
fata data ,si suprafata libera.
g. Fortiiele de presiune exercitate asupra
corpurilor cufundate in lichid
Asupra corpurilor cufundate in lichide sau
gaze, aclioneaza numai components verticals a
fortei de presiune ce se exercita pe suprafata
corpului in contact cu lichidul (gazul), deoa-
rece componentele orizontale se anuleaza reci-
proc.
Pe partea superioara. a corpului aclioneaza
de sus in jos forta Fl = YV2 (greutatea volu-
mului hasurat oblic), iar pe partea inferioars
foria ascensionala F2 = YV2 (greutatea volu-
mului hasurat verti-
cal). De aici se de-
duce ca foria P = F2 -
- Fl = Y (V2-V1),
adica greutatea vo.
lumului de. ape des.
locuit (Arhimede).
In general F1, F2
?i Q nu Sint situate
pe aceeasi verticals
?i atunci apare 5i cu.
plul M=F2a2+F1al,
corpul rasucindu-se
in jurul lui Q,
pins cc F2 coincide Fig. 12. Corp de forma oare-
ca directie cu Fl, care scufundat in lichid.
La corpuri cu plan
de simetrie vertical, Q ?i P sint in acela?i
plan, ?i dupa cum Q este mai mare sau mai
mic decit P, corpul se scufunda sau plute~te.
h. Plutirea corpurilor
Un corp cu greutatea Q0, care aclioneaza
in centrul de greutate (baricentru) Q, se nu-
meste plutitor, data nu se cufunda in intre-
gime in apa. Planul AB este considerat plan
de plutire, iar OD este axul de plutire.
Forja ascensionala P = YV lucreaza in C,
iar C se numeste centrul de carena si volumul
V de spa dezlocuit se numeite carena care poate
varia intre un minim ,si un maxim, dupa cum
variaza incarcatura vasului.
in pozitie de echilibru, C 5i Q se gasesc pe o
aceeasi verticals (axul de plutire) iar Go=P=yV.
I. Stabilitatea transversals a corpurilor
plutitoare. Daca un corp plutitor se inclines
cu un unghi a, sub actiunea unui moment
Me, 5i revine la pozitia de echilibru dupa
incetarea actiunii lui Me, este in echilibru stabil.
Daca incetind actiunea momentului Me
corpul se rastoarns, echilibrul este labil, iar
dace in orice pozilie corpul se afla in echilibru,
corespunde cazului de echilibru indiferent.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Fats de vechiul plan de plutire AB, acest
nou plan de plutire A'B' se afla sub un unghi a.
Pe intreaga. lungime a vasului apare o depla.
sare de volum de apa AV = axdS, care pro-
duce in dreapta o forts ascensionala OP =
= y0V - ya S xllS, iar in stinga, o forts OP'
cc lucreaza in jos. Aici OP' este identic cu OP,
deoarece carena totals trebuie sa fie aceeagi
pentru ambele plane AB 5i A'B', plutitorul
fiind astfel izocaren.
Forta P = yV se deplaseaza din C gi C'
?i, in acest caz, P (x1 + x0~ =OP's' sau yVx' _
= ya x2ds = yalo, in care x' = x1 + x2
Io
Io = S x2 ds. Pentru echilibru x' = (x
V
Metacentrul M reprezinta intersectia axului
de plutire cu directia lui P, ?i MG = hm repre-
zinta inaltimea metacentrica, iar CQ = a.
Datorita unui moment exterior MQ poate
aparea o inclinare longitudinala, numita tangaj.
Pentru a exista echilibru, trebuie ca Qo =
= P = yV ji momentul exterior care provoaca
inclinarea sa fie in echilibru cu momentul
fortei de plutire PhL sin (3, adica
Me - yVhL sin (3 =-0.
tnaltimea metacentrica hL (QML) se calcu-
I
leaza, ca ,si in cazul precedent, hL = L , in
V
care IL = S yZ dS fats de axa de rotatie.
Cum momentul de inertie longitudinal IL este
mult mai mare decit lo, atunci ~i hL este mult mai
mare decit hm ?i deci momentul de redresare,
in acest caz, este mult mai mare decit momentul
transversal. in calcul, data echilibrul navei a
fort studiat pentru cazul transversal pi s-a
gssit un echilibru stabil, cu atit mai mull va
fi asigurata stabilitatea longitudinala.
Data se tine seams ca unghiul a este mic,
se scrie : x' _ (hm + a) sin a = (h, + a) a,
care da din expresia lui x' = a -Lo , valoarea
V
lui hm = Io - a.
V
Deci, echilibrul se poate defini astfel:
Data hm > 0, metacentrul M este deasupra
baricentrului Q ?i atunci echi.
librul este stabil.
Daca hm = 0, metacentrul M este identic cu
baricentrul Q si atunci echili-
brul este indiferent.
Daca hm < 0, metacentrul M este sub bari-
centrul Q ?i atunci echilibrul
este labil.
2. Stabilitatea longitudinala a corpurilor
plutitoare. Cele spuse la stabilitatea transver-
sala ramin valabile gi in acest caz.
C. CINEMATICA FLUIDELOR
a. Descrierea cinematica a fenomenului
de curgere
Pentru studiul cinematic al fluidelor in miscare
nu se tine seams de fortele care ' actioneaza
asupra acestora.
Pentru a se descrie fenomenul de curgere
se folosesc doua metode: metoda lui Lagrange
sau a lui Euler.
1. Metoda lui Lagrange considers mi5carea
unei particule in diferite momente, raportata
la trei axe de coordonate fixe. Oxyz ,si relatiile
obtinute sint generalizate pentru intreg fluidul
in miscare.
In acest sistem se considers o particula de
coordonate (xo , yo, zo), intr-un moment initial
to, si care trebuie sa fie urmarita in momentele
ulterioare ale descrierii traiectoriei.
Pentru a defini pozitia particulei la un moment
dat in timpul miscarii, se poate scrie:
x = x (xo , Yo , zo , t)
Y = Y (xo , Yo zo , t) ; (20)-
Z = z (xo Yo , zo , t),
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
care duc astfel la cunoa?terea traiectoriei ori-
csrei particule.
Viteza se aft din derivarea spatiului in
raport cu timpul t, respectiv componentele
vitezei, sint :
vZ=-=vZ(eo,
dt
"dx, dy, dz fiind deplasarile elementare ale par-
ticulei, in timpul dt.
d
t)'= y ?
dt '
sus
dvx avx
dx + avx dy +
dt ax dt ay dt
avx dz avx avx
dvy dv y av
Iy = 1 = v+ y v + (24)
y
x
ay
ax
avy avy
+
az
Fig. 16. Mi@carea unei particule de fluid
in spaliu.
Acceleratia se obtine derivind viteza in
raport cu timpul, iar componentele acesteia
vor fi
Vitezele particulelor ce trec prin punctul
de observatie sint dupa fiecare punct urma-
toarele :
t) dx
=->
dt
dx
= vx (X0, YO, zo, 0;
dt
= d-y = vy.(xo, Yo, zo, t);
dt
vy = vy (x,
(21) vZ = vZ (x,
dz
Jy =
JZ =
dVx d2x
dt dt2
dVy d y
dt dt2
dVz d2z
dt dt2
az dt dt dx x
avx avx avx
v + v + ,
ay y az z at
dvZ avZ avZ
vx + - ay vy +
avZ avZ
az dt
La o mipcare stationara, vectorul viteza este
constant in timp ?i deci derivatele sale partiale,
in raport cu timpul vor fi nule.'
b. Notiuni de curgere
Linia de curent este curba la care vectorul
viteza ramine permanent tangents in timpul
curgerii. Aceasta linie este, la mi~cari stationare,
aceeasi cu traiectoria descrisa de o particula.
La mi5cari plane (vZ = 0), ecuatia diferen-
tiala a liniei de curent este :
dx dy
Vx Vy
Fig. 17. Vitezele unei particule in cloud pozitii
consecutive.
2. Metoda lui Euler. In acest sistem se urms-
resc intr-un punct anumit, pentru diferite
momente t, particulele de fluid ce trec prin
punctul de observatie. Aici, variabilele inde-
pendente sint x, y, z, t.
vydx-vxdy=0
se gase?te - prin integrate - ecuatia liniilor
de curent 4) = const. Debitul care se scurge
intre liniile 4) = 4>. ?i 4 = 4z are valoarea
~1 - 4)2 , iar vitezele sint
a4 a4j
vx = ; 2y vy ax
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Linia de curent, fiind invelitoarea tangen
telor la directiile curentului, se poate scrie ca
produsul vectorial a doi vectori coliniari ds
si V este egal cu zero, g
dsxV=O.
Cind linia de curent intilne8te un corp,
(fig. 18), se desparte in A in doua parti ?i se
y v
1----- V'5e
Fig. 18. Liniile de curent ale 'unui fluid in miicare
@i intilnirea acestora cu un obstacol.
uneste in B, dupa ocolirea corpului ; punctul
A se considers punct de atac sau impact.
Daca Aa este. Id,istanta dintre liniile de curgere
(fig. 18) P2 ,si `Y3, ale carei proiectii pe axele
de coordonate sint dx 8i dy, atunci viteza
t
V = -. Deci distanta dintre liniile de curgere
as
este invers proportionala cu viteza.
Proprietatile liniilor de curent sint: 1) nu
se pot intretaia ; 2) nu pot lua na?tere in fluid,
deoarece Liniile de curent vin de la infinit
Vi pleaca la infinit; 3) liniile de curent se
astern pe un corp in mi8care.
Tubul de curgere este spatiul care cuprinde
mai multe linii de curent, ce trece printr-o
curbs inchisa.
Firul de curgere este fluidul care curge prin
tubul de curent.
Cimpul vitezei reprezinta totalitatea liniilor
de curgere. Exists cimp stationar, sau nestatio-
nar, dupa felul curgerii.
Curgere stationary este aceea la care, in fiecare
punct al spatiului, viteza nu variaza cu timpul,
in marime ?i directie; prin urmare, linia de
curent se confunda cu traiectoria unei particule
de fluid.
Curgerea nestationara este acea curgere la
care intervin variatii de viteza, in raport cu
timpul, ,si la care linia de curent nu se confunda
cu traiectoria unei particule de fluid.
c. Legea conservarii materiei in mecanica
fluidelor (legea continuitalii)
Masa unui fluid intr-un sistem inchis, fara
izvoare ,si fara puncte de scurgere, nu se poste
nici crea, nici distruge. In general, legea conti-
nuitatii se exprims astfel: excesul de mass
care intra sau care iese dintr-un volum, in unita.
tea de timp, este egal cu variatia masei fluidului
din elementul de volum respectiv.
Ecuatia ge:nerala a continuitalii. Conside-
rind un element de volum de fluid dx, dy, dz se
scrie diferenta dintre masa de fluid care intra
,si masa care iese,
De-a lungul axei Ox intra, in unitatea de timp,
o masa p ? vX ? dy ? dz pi iese
p VX + a ax (p Vx) dx I dy dx
(fig. 19). J
Diferenta dintre masa ce intra ?i masa ce
iese de-a lungul uneia dintre axe reprezinta
tocinai excesul de masa,
a (p VX)
- dx dy dz
ax
Pe celelalte axe se obtin aceleasi diferente 8i
pentru a avea constanta materiei, suma acestora
trebuie sa fie egala cu variatia in unitatea de
VV X RK)d
x x
yf
Fig. 19. Variatia masei unui fluid in milcare.
timp a masei continute in elementul de volum,
8p dx dy dz.
at
Astfel se obtine ecualia generals a continui.
tdfii :
a (p vX) a (p vy) a (p vZ)
+
+
ax ay
az
a
+ at=0,
care se refers la fluide compresibile, intr-o
curgere nestationara.
Pentru o curgere stafionard, ecualia devine:
a (p vX) (p vy) a (p vz)
ax + - a + &, = 0. (28)
y
La fluide incompresibile (cuprinzind gi li-
chidele care, pentru presiunile uzuale, sint prac-
tic incompresibile), valoarea p = Y? = const.
g
si ecualia continuitalii se poate scrie :
av av av
ax + ay+ 8z =0 (29)
y
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Aceste trei ecuatii de mai sus se pot scrie
vectorial sub urmstoarele forme:
Ecuatia (27) devine:
div (pv) + LP = 0, (30)
at
Inlocuind pe cos a = - az, simplificind pro-
as
dusul dS?ds ?i integrind de-alungul liniei de
curent se obtine ecuatia lui Bernoulli sub,
forma tehnica :
iar ecuatia (28) se scrie:
V2 + p + z = const (32),
div (pv) = 0.
2g Y
Pentru un tub de curent cu sectiunea
S,
to aceasta ecuatie fiecare termen reprezinta o,
ecuatia continuitatii este - pentru fluide com- inaltime :
presibile :
V2
- , reprezinta inaltimea de viteza ;
PiSivi = P2S2v2 = PSv,
Zg
k' reprezinta inaltimea de presiune,
?i pentru fluide incompresibile:
Y
?i z, reprezinta inaltimea locului.
vl = S2v2 = Sv = Q
S
(31)
Din aceasta ecuatie se vede ca viteza create
t
numai data scade presiunea sau inaltimea
D. DINAMICA FLUIDELOR
locului.
Dace viteza este neuniform repartizats pe
INCOMPRESIBILE FARA FRECARE
sectiune, se introduce un coeficient de corectie
INTERIOARA (IDEALE)
V2
a , care se stabileste de la caz la caz.
Fortele care lucreazd asupra fluidelor. Fortele
care lucreazd asupra unui fluid in miscare sint :
forte, dependente de masa : greutatea si inertia ;
forte dependente de diferente de presiune
?i forte dependente de frecarea interioard.
Pentru fluide ideale nu se iau in considerare
fortele de frecare interioard. (Apa ~i aerul se
pot trata ca fluide ideale, cu mici corectii).
a. Legea lui Bernoulli
Aceasta lege exprima constanta energiei.
Se considers ca asupra unui cilindru ele-
mentar de fluid (fig 20) de lungime ds Fsi su-
prafata dS, lucreazd fortele de mass ,si fortele
provenite din diferentele de presiune.
p ? dS ? ds ? g ? cos a este componenta fortei de-
pendente de mass in directia curgerii, p dSds
fiind masa volumului elementar de fluid de
forma cilindrics.
LP
- ds ? dS este diferente dintre cele dour
as
forte de presiune ce actioneazd in capetele volu-
mului elementar de fluid pdS - p-i- 8p - dsl dS,
( as J
iar inertia este reprezentatd prin masa X
acceleratia :
zll
p dS 8 S 2
2
Aplicind legea lui Newton in cazul de fatd
- masa X acceleratia = fortele dependence de
masa + fortele dependente de diferente de pre-
siune - se obtine :
pdS?ds 8 Vz ds?dS+
as(2 as
+ p dS?ds?g?cosa.
2g
Fig. 20. Fortele care aclioneaza asupra unui volum
elementar de fluid.
La miscsri relative, se tine seams de viteza
relative W ,si se introduce in ecuatie :
Wz - Uz -{ p + z = const. (33)
2g Y
La fluidele compresibile se tine seams de
variatia greutdtii specifice si se integreaza inal-
timea de presiune
`LP = `v dp (dupe relatia pv=RT ?i v = 1 1 .
J Y 1 `` 1
Vz + p +
2g Y
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
dVx 1
f
dp
x p
dt -
dx ,
dVy
1
={
-
dp
dt
'
p
dy
dVz
_ 1
={
dp
dt
Z
p
dz
se obtine :
~i aplicind legea lui Newton, spre exemplu
V2
p
pentru axa y, (fig. 21 ?i ec. 8) se poate scrie:
+ gz = const. (33), ecuatia lui Ber-
- +
2 P
dVy
?dx?dy?dz -
p dx?dy?dz = Pf
noulli, in forma fizica gi in care fiecare termen
y
dt
reprezinta o energie specifics,
V2
- OP ?dx?dy?dz
- este energia cinetica a unitatii de mass ;
.
ay
2
P
- -
energia de presiune corespunzitor
Prin simplificarea produsului dx?dy?dz se
ii de mass ;
iti
ajunge, in acelasi fel, pentru toate cele trei
la ecuatiile diferenliale ale lui Euler.
directii
t
un
energia potentials a unitatii de masc.
,
Astfel se obtin ecualiile :
b. Ecuatiile hidrodinamice generale
ale lui Euler, pentru curgerea
fluidelor ideale
Considerind un volum elementar dx, dy, dz
de lichid incompresibil ca in fig. 21, de-a lungul
Fig. 21. Varialiile de presiune yi de viteza aleunuivolum
elementar de fluid in deplasare.
uneia dintre axe, lichidul ietit din volumul
elementar i?i va modifica viteza si presiunea
fats de viteza ?i presiunea lichidului intrat.
Aplicind legea lui Newton se scrie : masa
inmultits cu acceleratia = fortele legate de
mass + fortele datorits diferentei de presiune.
in cazul examinat, masa dm este
dm = p.dx?dy?dz,
iar acceleratiile pe directiile x, y, z,
dVx dVy dVZ
dt dt dt
Componentele fortelor legate de mass pe
cele trei direclii sint :
P fx ? dx dy dz;
Pfy dx ? dy dz
pff dx dy dz
Datorita diferentei de presiune dintre cele
doua suprafete ale elementului de volum, pe
cele trei directii va rezulta
P. dx?dy?dz; p?dx?dy?dz;
y
a
- ~' dx?dy?dz,
dz
Daca fortele exterioare de mass fx , fy , fZ
provin dintr-un potential U, acestea se pot
exprima astfel:
au
fx== ax {y
au
az
au
ay
iar ecualiile diferenliale ale lui Euler, se pot
scrie vectorial:
TV = grad U - - grad p. (36)
dt P
De aici se poate ajunge direct la ecualia lui
Bernoulli integrind ecualia (36) 5i presupunind
ca potentialul U = gz
V- + gz + const,
2 P
V2 Vz
V + p - + z + po + zo = const.
2g Y 2g Y
c. Oscilatiile in conducte, sub influenta
greutitii
Se considers o miscare nestationara unei
coloane de fluid, de lungime 1, intr-o conducts
curbata (fig. 22) cu sectiune constants.
Dacii deplasarea de-a lungul axei conductei,
la un moment dat, este x, viteza este peste tot
z
aceea?i, V == dx iar acceleratia d x
dt dt2
Extremitatea mai ridicats este la iniltimea
h1= x sin a, gi cea mai coborita, la h2 = x sin (3,
diferenta locals de iniltime fiind, deci :
h1 + h2 = x (sins + sin(3).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Presiunea la extremitati fiind po, dupa ecuatia
lui Bernoulli, aplicata la cele dour capete, se
obtine astfel:
2
gx (sin a + sin (3) + lax = 0.
dt2
2 2
considerind neglijabil pe a0 fats de V , sec-
2
tiunea sa fiind mult mai mare decit s, ?t
deoarece pa = p, se poate scrie:
V = V2g (zo - z) = V2gh , (39).
Solutia acestei ecuatii, concordind Cu aceea
a migcsrii oscilatorii :
x = A cos (cat +tc);
Fig.
0
fg (sin a + sin (3)
I ,
da o perioada de o~sccilatie:
T= I w n 2zr V (38)
Vg (sin a + sin (3)
La un tub in U, vertical, sin a = sin (3 = 1
?i T = 27r U 1 , deci egala cu durata oscilatiei
V 2g
g
unui pendul cu lungimea egals cu jumatate din
lungimea coloanei de lichid.
d. Curgerea prin orificii
Orificiile Sint practicate in peretii laterali
sau in fundul rezervoarelor, al cisternelor, al
barajelor etc. La
aceste orificii in.
tereseazs deter-
minarea viteze?
lot, a debitelor
;;i a coeficientilor
de curgere prin
orificii.
1. Orificii cu
muchie ascutita
?i, cu sectiune
mica. Aplicind
ecuatia lui Ber-
noulli in cazul
vasului din fig.
23, se poate scrie
23. Rezervor in care are loc
scurgere printr-un orificiu.
pentru sectiunea
So 5i S,
V2.
2
u + po + gzo = V + p + gz,
2 P 2 P
care reprezints teorema lui Toricelli. (Aceasta
viteza a lui Toricelli se corecteaza cu un coeficient
de pierderi prin frecare V = R V2gh).
La ie;;irea lichidului, in 'pereti subtiri sau:
grogi, cu un orificiu cum este cel din fig. 24,
la muchii sint viteze de curgere foarte mari
(mult mai mari decit viteza critics de cavi-
tatie) ?i in acest caz, se formeaza o gituiturii
a carei sectiune S' = cpe S (cpe fiind [coeficien-
tul de contractie).
Deci debitul va fi :
q = S'v = 63
-
o0ot1
tub npfP7(cs/cv/)
Fig. 89. Variatia lui A cu numarul Re ,la o curgere turbulenta
la conducte cu pereti rugogi.
10-1 1 n4esn.f 6 8 10T 1 3 4 5 6 - 8 10-'
10-3 3 io 1 3 10 6 k ]' k 3 10 101 70'1
.
--- d rosy F
Fig. 90. Nomograma pentru calcularea valorii a in functie de rugozitatea relativa.
Tabela 16. Valorile lui k pentru diferite feluri
de conducte
Conducto din I
K (m)
Conducte din
K (m)
Olel tras f1r4 lmbi-
Toll nituita Ingrijit
4,0
nari ..........
1,0
Fier vechi ruginit..
5
Olel obisnuit......
1,3
Ciment eclivisit....
2,5
Olel sudat sau Cu:
Ciment neselivisit..
7
aefalt..........
1,5
Lemn nedat is rin-
Otel cositorit ....
1,8
des............
7,0
Ole1 noingrijit luerat
3,0
Zid do caramids
10
Ole] ruginit ..
5,0
Pietri.3 fin (1-2 cm)
70
Fonts noun vopsita
2,2
Pietris grosolan
Fonts noun nevop-
(3-5 em)......
300
sits............
3,0
Fonts uzata normal
3,5
Fonts turnata nein-
grijit ..........
3,6
h. Curgerea in conducte cu alte sectiuni
(necirculare)
Din experientele facute, pentru diferite forme
de conducte se obtin diagramele (fig. 91), ca
rezultat al diferitelor valori ale lui A pentru
variatii ale lui Re.
1. Curgerile in albii cu rugozitate. Academi-
cianul sovietic N.N. Pavlovski, in urma anali-
z6rii materialului experimental, da o formula
care reprezinta formula de baza in calculele
hidrotehnice.
Pentru determinarea valorii C, care reprezinta
C = f X
C _ 1 Rymo,5/s
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care: ?K este coeficientul de rugozitate al i. Curgerea prin conducte drepte
albiei ; R - raza hidraulica (0,1 < R < 3 m), qi cu secliune variabila
iar y se determine cu expresia :
_ _ 1. La o mic?orare de secliune, cu o
y = 2,5 K - 0,13 - 0,75 VR (VK - 0,10) rotunjire lenta, fare ca sa urmeze mariri de
SAO 700 1000 4000 7000
500 1000 3000 5000 '0000
70
'1
p010
MY
a
min
o
006
0.04
/u
rbu/anf
003
MZF
0
02
,
016
20
000
400
00
700
00
20000
0
10000 50000 100000
----/r
secliune, nu apar alte rezis-
tente decit frecarea pe pereti.
Coeficientul de rezistenls,
raportat la sectiunea cea mai
strimta, 7) = 0,05-0,06. Pier-
derea este cu atit mai mica,
cu cit Re este mai mare pi
suprafata conducteij mai ne-
teda.
La o rotunjire neinsem-
nata ca in fig. 93, lichidul
se desprinde ?i lucreaza ca o
vine libera, contractindu-se pi
avind ca urmare o pierdere
de energie. Pentru refacerea
curgerii la dimensiunile sec-
tiunii S2 este necesars o lun-
gime de circa (8-10)d2.
(p. reprezinta Coeficientul de
y 1.,5 yK
diverse sectiunl de conducte''contractie (raportul dintre sec-
liunea minima a vinei de
sau, dupe Pavlovski, y poate fi inlocuit cu fluid S' Pi sectiunea deschiderii orificiului So)
valorile:. valoarea sa depinzind de felul muchiilor.
y - 1,3 yK pentru R > 1 m.
Natura peretelui I
K
Suprafata foarte neted5, emailata sau liicuiti< ..
0,009
Sclnduri geluite
Tencuialii de ciment eurat ....................
0,011
Scinduri negeluite
Conducte foarte curate ......................
0,012
Conduete murdare (canalizare)
Canale betonate obiinuite ....................
0,014
Canals on un strat stabil do loess ............
0,018
Canale de pamint bine fntretinuto ............
0,0225
Zidarie uscata
Canale In conditiifoarte bune ................
0,025
Canale In conditii foarte proaste de Intretinere..
0,035
Canale exceptional de prost Intretinute ........
0,040
2. La riuri ?i canale intervine ?i panta de
nivel i = zi zz pentru lichidele cu mass
specifics p, ?i in acest caz:
P1 - P2 = pg (z1 - zz)
PI - Pa Vm
~g l R 2g
de unde:
V. 2g
a' Ri = K }~R ? i (formula lui Chezy).
V
__ s,
p` S
0
Dien do rpferin/a
Fig. 9Z.
I V 9dz
Fig. 93. Variatie brusc5 de sectiune Is curgerea
prin conducte.
Dace So < 0,1 S1, in fig. 95 va fi :
(pc = 0,62-0,64, la muchii colturoase;
cpe = 0,7 - 0,8, la muchii slab protejate;
cps = 0,9 is muchii rotunjite pulin ;
cpc = 0,99 la o rotunjire perfecta.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Daca insa So >, 0,1 S1, p, is valori mari,
iar in tabela 18 sint date valorile objinute din
experience.
S8 : S, 0,01 I
0,1 l
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0-
9C
0,60
0,61
0,62
0,65
0,70
0,77
1,0
2. Marirea brusca de secjiune. In cazul unui
fluid ce curge cu o viteza V intr-o conducts de
secjiune S2, la o schimbare brusca de secjiune
apar pierderi de presiune. Vina de fluid da
na?tere la inceput (imediat dupa ce a intrat
in secliunea marita) la o serie de virtejuri
(fig. 93). Cresterea de presiune se calculeaza
pe baza teoremei impulsului, fara a tine seams
de ce se intimpla in interiorul suprafetei de
control :
P2-p'=P (V' - V2) V2
Tinind seams ca data aceastA cre8tere de
sectiune at fi avut loc in mod lent, atunci din
1
Iar coeficientul de pierdere este:
2
pentru V' corespunde 1- S'
S2
pentru V2: corespunde b2= ll- S2)
l S,
valorile pierderilor Sint date in tabela (19).
Coeficientul de rezistenla ~ in cazul ajuta-
jelor sint redate pentru diverse forme de ajutaje-
ca in fig. 94-97.
Coeficientul de rezistenla ~2 , fala de secjiunea
S2, pentru ajutajul fig. 94 este
h2 = 0,5, la muchii asculite.
La ajutaje, ca in fig. 95 scufundate in lichid
se obline:
r;2 = 3,0, la muchii ascutite;
-02 = 0,65, la te?irea ambelor fete de intrare.
La ajutaje oblice, ca in fig. 96
rig = 0,5 + 0,3 cos (3 + 0,2 cost
La ajutaje acoperite de o diafragma (fig. 97)?
se oI in rezultate diferite, in funcjie de raportul
S'/So, ca in cazul variajiilor de secjiune.
fi rezultat sub forma :
P2 - p' = 2 (V'2 - Vs~ ,
se deduce valoarea suplimentului de pierdere
de presiune, a8a-zisa - intrucit reds o pierdere
de energie cinetica - pierdere de hoc, de8i
fenomenul in sine nu reprezinta aceasta.
Raportul celor doua pierderi de presiuni este :
rl=p2-p = 2
P2-p 1+
une variabila continuu. Pentru a obline o cifra,
Re critics mai mare, la care curgerea sa devie
turbulenta, se cauta sa se faca o trecere conti-
nua de la secliunea mica la cea mare.
Este deci interesant de gasit limita divergen4ei
la care nu se produc desprinderi ale lichidului
de pe pereli (adica evitarea virtejurilor).
Yncercariie au gasit ca pins la Re 100
diametrul, rezistenla scade de in 1,2 pins la 0,3,
in domeniul 105 ,si 106. Daca R este mic, in
locul formulei lui Stokes se folosepte:
47c
c=
Re (1,309 - 1nRe)
Re
0,1
1
10
10'
10'
10'
10'
106
C
34
6,5
2
1,3
0,92
1,20
l
1,151
0,35
d) Coeficienji de rezistenfa pentru corpuri
de diferite forme
Fig. 115. Cilindru circular (baza Fig. 116. Cilindru
perpendiculars Pe directia circular (generatoarea
curentului). perpendiculars pe
directia curentului).
~-- 1 -.(
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
DINAMICA FLUIDELOIi INCOMPRESIBILE BSI CU. FRECARE INTERIOARA
n. Elemente de masini hidraulice
Motoarele hidraulice transforms . energia
apei care Cade de la inallimea h, intr-o
energie disponibila, la un arbore motor ;
la pompe, energia furnizata de un arbore motor
serveste la ridicarea apei la o ittSltime h;
suflantele lucreaza in mod asemanator, la un
curent de aer (suflantele pentru diferenle
foarte mici de presiune se numesc ventilatoare).
Turbinele transforms in putere utila energia
cinetica a apei care curge sub o diferenle de
presiune. Apa curgind rapid este introdusa
fare 5oc intre paletele turbinei, printr-un dispo.
zitiv director ?i i se deviaza astfel direclia,incit
parase~te roata cu o viteza foarte mica. Deoa-
rece in aceste fenomene nu se produc pierderi
importante, rezulta ca din totalul energiei
cinetice conlinute in apa care iese, cea mai
mare parte poate fi recuperate de arborele
turbinei.
Dupe , modul de transformare a energiei,
sint doua tipuri de turbine : turbine cu acliune
sau cu impuls ?i turbine cu reacliune.
In turbinele cu acliune, energia potenliala
a caderii de apa este transformata inaintea rolii,
Fig. 121. Diagrama vitezelor la o turbine
cu acliune.
in energia cinetica, lasind apa ss curga liber
prin ajutaje sau grin canale conducatoare.
Apa are o viteza absolute la intrare c1,
rotorul se invirteste cu viteza ul, iar viteza
relative este w1.
Tangenta la intrare a paletelor are direclia
lui W1, pi apoi apa este deviate de palete in
direclia W21 unde, abstraclie facind de pier-
derile provocate din cauza frecarii super-
ficiale, valoarea vitezei relative ramine aceeapi.
Valoarea ,si direclia lui c2 rezulta din adunarea
vectoriala a lui u2 CU w2, in regimul cel mai
favorabil, avind pozilia aproape perpendi.
culars pe sistemul paletelor.
In turbinele cu reacliune nu se transforms
in viteza decit o paste din caderea de apa,
astfel incit apa intra in rotor cu o suprapresiune
importanta. Detalii Sint date in fig. 122.
Turbinele cu reacliune funclioneaza cu cana-
lele paletelor complet pline, pi viteza c2 este
in regimul optim de funclionare, perpendi-
culars pe planul rotorului (axiala).
In turbinele cu acliune, profilul paletelor
este construit astfel ca apa sa curga de-a lungul
paletei, pastrind un contact cu aerul, ~i paleta
fiind atinsa de apa numai intr-o parte, frecarea
va fi mai mica decit la un contact bilateral.
Neglijind frecarea pi efectele forlei centrifuge
in roata, se considers h = 1 (cl + wz - w2).
2g
(La turbina cu acliune se considers w2 = w1,
?i deci diferenle for este nula).
U,
Fig. 122. Diagrama vitezelor la o turbine
cu reacliune
Cind cotnponentele tangenliale ale vitezpei
absolute de intrare Fi de iepire sint cl cos NI
9i C2 COS (32, San cu, ,si cu,, cuplul pe arborele
turbinei este M=pQ (r1 cur-r2 cue), ?i puterea
utila L Mw (notind r1 w = ul ?i r2 Co = u2)
va fi :
L = P Q (ul Cu, - U2 Cu,).
Pe de alga parte, L = 7~L0 = -~yQh unde 71h
este randarnentul hidraulic, linindu-se seams
de y = pg:
,1 gh
cind ie~irea este fScuti perpendicular pe rotor,
cue , dispare ?i, in acest caz, u1 cur = Yih gh.
Recentele teorii hidrodinamice asupra pro-
blemelor turbinelor, nu mai considers spaliul
dintre doua palete ca un canal, ci considers
paletele ca un numar de palete distincte, in
lungul unui curent, ?i care se influenteaza
Fig. 123. Curgerea printr-o rerea de palete.
intre ele. In construcliile moderne, unde pale-
tele sint foarte distanlate, acest mod de a vedea
lucrurile este conform cu realitatea. In acest
caz, nu se pot egala direcliile de intrare 11i ee
ieiire, cu unghiurile corespunzatoare ale ari.
pii (dupe vechea teorie).
Unghiurile aripii reprezinta, aici, mai curind
devierile care se imprima curentului de apa
(fig. 123).
0 roata cu actiune moderns sau o roata cu
deviatie libera plecind de la principiul rotii
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pelton, este formats din cupe alcstuite din
dour cochilii pi in care viteza cea mai favora-
bila este aproape jumstate din viteza apei
in jet.
O forma obi?nuita de roata cu reacliune
este aceea a turbinei Francis. Apa inconjura
roata, intra in aceasta printr-o parte, ,si drumul
ei se potrive5te cu cel din fig. 122, pi pe partea
opuse intrarii.
.Cu turbina Kaplan s-a ajuns la obtinerea
unei viteze mari de drum, chiar cu inaltimi
mici de cadere a apei. Aici se pastreaza un dis-
tribuitor, ca ?i in cazul precedent, dar se pro.
duce o mi$care in spirals a apei, din exterior
spre interior, ,si trecerea prin roata se face in
directie axiala.
In general, la turbinele cu reacliune, pentru
a mai reduce energia pe care o are apa la
ielire, se mai folose?te Inca o conducts de aspi-
ratie, care urmare?te, in cea mai mare parte,
un profil conic.
Pentru adaptarea puterii turbinei la puterile
necesare, se regleaza cantitatea de apa admisi
in turbina. Aceasta se face, in cea mai mare
parte din timp, automat, ,si astfel incit viteza
turbinei ss fie mentinuta constants.
Pompele hidraulice se bazeazs pe principiul
rotilor inzestrate cu palete, care sint oarecum
inversate fats de cele ale turbinelor (in spe-
cial turbinele cu reacliune).
Pompele se impart in: pompe cu curent
axial (pompe elicoidale) gi pompe cu curent
radial (pompe centrifuge), carora le cores-
pund suflantele axiale ,si centrifuge, pentru
transportul aerului.
Pompele ,si suflantele axiale au constructia
asemanatoare propulsoarelor cu elice ; aici,
energia miscarii de rotatie, care se produce
in rotorul pompei, poate fi transformata in
cea mai mare parte in presiune, printr-o roate
directoare (fig. 124).
La actiunea centrifuge, in pompe pi in suflante
centrifuge se mai adauga in canalele paletelor,
~i o crestere de presiune pw2 (ra - rI).
2
Paletele rotii centrifuge pot fi radiale incli-
nate inapoi sau inainte. Cele curbate inapoi
dau randamentele cele mai bune, dar cele
curbate inainte dau presiunile cele mai mari.
Pompele de inalta presiune ,?i turbocompre-
soarele se compun din mai multe roti, parcurse
in serie, ,si care au un sistem particular de roti
directoare.
Puterea utila a pompelor Lo = yQh, in.
care Q este debitul - volum ?i h - inaltimea.
totals de ridicare. Acolo unde lucrul mecanic.
de compresiune poate fi neglijat ca neinsemnat,
h se inlocue~te cu diferenla presiunilor statice,.
inainte jpi dupe suflanta, p2 - p1 , ,si deci :
Lo = Q (p2 - P1)?
Dace se aspire printr-o conducts nu prey
lunga, intr-un spatiu cu presiunea po, se va
considera Pl =p U - c2, in care c este vite-
za medic de aspiratie. Energia cinetica, la
iesirea din suflanta poate fi recuperate prin-
tr-un difuzor, care, printr-o contrapresiune
constants, reduce presiunea p2, la iesirea
din suflanta.
La suflantele pentru diferenla de presiune
mai mari, pentru care lucrul de compresie
nu poate fi neglijat, se pot utiliza formulele
corespunzatoare, stabilite pentru compre-
soarele cu piston.
Puterea motorului L este mai mare decit
Lo, din cauza pierderilor prin frecare ?i ran-
damentul = L?
L
Dace, facind abstractie de pierderile prin
frecare din lagare, se calculeaza cuplul M dupe
ecuatia lui Euler, atit pentru rotile elicoidale,
cit ,si pentru cele centrifuge, de cele mai
multe on c, este egal cu 0 ?i se obtine r
M = pQ r2 cu,
~S1 cum r2W2 = U2, se gsseste L = pQu2cu4^
Dace Lo = r)L ,si tinind seams de faptul ca
Lo = yQh, se obtine:
g
in care cue se determine din triunghiul
vitezei ,sir se apreciaza la o valoare din prac-
tice.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
CAPITOLUL II
HIDRAULICA SUBTERANA
A. GENERALITATI $I PRINCIPII DE
BAZA ALE HIDRAULICEI SUBTERANE
a. Generalitati
Hidraulica subterana este ?tiinta care cerce-
teaza ?i urmare?te mi?carea titeiului, a gazelor
?i a apei, in strate alcatuite din roci poroase ?i
fisurate. Aceasta ?tiinta at putea fi denumita
mai larg: t studiul hidromecanic al lichidelor
?i al gazelor in medii poroase)).
Spre deosebire de hidraulica generals, in
zecamint intervin procese complicate de
curgere a gazelor ?i a titeiului, intru cit trebuie
luate in considerenie in intregime influentele
directe ?i indirecte ale fenomenelor superficiale,
datorite diametrului. redus al porilor.
Variatiile de- temperature ?i de presiune,
cum ?i proprietatile fizico-chimice care re-
zulte pentru fluidele din zscamint (ie?irea
gazelor din solutie, viscozitatile, etc.) leaga
hidraulica de un studiu fizic riguros al zaca-
mintului. -
Din punctul de vedere istoric, hidraulica
subterana poate fi impartita in doua perioade :
In prima perioad5, care incepe pe la mijlo.
cul secolului trecut ?i tine piny la 1920, hidrau-
lica s-a ocupat cu probleme de alimentare
cu ape, de irigatii ?i de constructii hidraulice,
adica problemele rezolvate au fost numai in
legatura cu alimentarea puturilor de ape sau
cu galeriile de colectare a apelor etc.
A doua perioada incepe in 1921 prin enun-
tarea, tratarea ?i rezolvarea unor probleme cu
aplicatii in domeniul petrolului care au fost
facute de acad. L. C. Leibensohn.
Hidraulica subterana a evoluat cu o serie
mare dz lucrari dintre care unele erau apli-
cate mai mult hidrogeologiei ?i hidrotehnicei
(lucrarile lui Kamenski ?i Polubarinova-Kocina).
Lucrarile lui Leibensohn, Pihacev, Scelka-
cev an ins?i aplicatii imediate ?i foarte impor-
tante in domeniul petrolului.
Dupe 1930, hidraulica subterana devine
o ?tiinta de sine ststatoare ?i in 1941 este
introdusa ca obiect de studiu in Institutele
de Petrol din U.R.S.S., iar in 1950, in Insti.
tutul de Petrol ?i de Gaze din R.P.R.
Explicatia dezvoltarii acestei ?tiinte in
U.R.S.S. consta in faptul ca economia socia-
lists permite introducerea metodelor de exploa-
tare ?tiintifica, zscamintul apartinind in intre-
gime Statului, pe cind in economia capitalists,
zacemintul este parcelat ?i apartine mai multor
proprietari, cu interese diferite, ceea ce impie-
dice o exploatare rationale.
b. Considerarea zacamintului de titei
qi de gaze ca un tot intreg
1. Raza de drenaj. Inainte de cercetarea
?tiintifica a zacamintelor de petrol ?i de gaze,
se considers ca raze de actiune (drenaj) a
unei sonde era limitata la o anumita valoare.
Savantii sovietici N. I. Lindtrop, N. M.
Cearnighin, A. N. Sniderov, au demonstrat
?tiintific ?i au verificat pe teren.ca:
a) intre sonde exists o puternica interac-
tiune, care are loc uneori pe distance mari,
de 1-2 km., ?i mai mult ;
b) exploatarea unei parti dintr-un zscamint
influenteaza zscamintul in intregime, incit
in analiza hidrodinamics nu se studiaza separat
problemele care se refers la o singure sonde,
ci comportarea in intregul zscamint a apei,
titeiului, ?i gazelor.
Pe aceste considerente (a ?i b) Scelkacev ?i
Pihacev au stabilit teoretic ?i experimental, ca
oprirea ?i pornirea unei sonde determine
modificari sensibile la sondele din jur (modi.
ficari de presiune, modificari de debit etc.).
2. Energiile de zscamint. Formele de ener-
gie care provoaca curgerea titeiului in zscamint
sint: 1) energia de compresiune; 2) energia
gravitational!; 3) energia superficials. Factorii
care conditioneaza energia totals a unui zace-
mint sint urmatorii: 1) forma ?i dimensiunile
zacamintului ?i a apei marginale; 2) . volumele
de fluide continute ; 3) proprietatile fizice ale
fluidelor de zscamint ?i din zona apei margi-
nale precum ?i proprietetiile fizice ale rocii;
4) presiunea ?i temperatura zacamintului.
In legatura cu energiile mentionate se poate
spune ca :
1) Energia, de compresiune:
- Intre presiunea, initials ?i presiunea de
saturatie, energia de compresiune a titeiului ?i
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
IIIDRAULICA SUBTERAN-k
a-apei interstitiale din zacamint ~i a'rocii pro-
voaca curgerea titeiului ;;i duc, in general, la
un factor de recuperare redus.
- Energia de compresiune a gazelor poate
provoca curgerea titeiului in doua conditii:
~a) prin expansiunea gazelor comprimate in
'capul de gaze, ca urmare a scaderii presiunii
-de zacamint ; b) sub presiunea de saturatie,
gazele iesind din solutie, acestea 4gi vor marl
volumul in masura scaderii presiunii de zaca-
mint. Expansiunea gazelor iesite din solutie va
provoca curgerea titeiului pi va constitui o
importanta form! de energie in exploatarea
zicamintelor de titei.
- Energia provocata de destinderea elastics
a zonei de ape marginal6 duce la inlocuirea
partials a fluidelor extrase din zacamint ,si con-
stituie de asemenea o importanta forma de
energie de zacamint.
2) Energia gravitationali actioneaza in mod
continuu asupra titeiului din zacamint, debitul
in acest caz fiind proportional cu diferentele
dintre patratele nivelelor titeiului din zacamint
,si de la gaura de sonde.
3) Energia superficial! provoaci, in general,
curgerea fluidelor prin medii poroase numai
in anumite conditii (migrarea titeiului intre
zone cu proprietati fizice diferite.
c. Unitati de masura ~i analogii
Proprietitile fizice mai detaliate ale titeiului,
ale apei gi ale gazelor sint tratate in capitolele
Fizica zscamintului> pi .
1. Unitatile de masura cc sint folosite in
toate calculele practice in hidraulica subte-
rana, conform tabelei 1, se numesc unitati
de masura mixte.
2. Intre hidrodinamica curgerii prin medii
poroase 5i alte ramuri ale fizicii exists o ana-
logie, intrucit ecuatiile diferentiale fundamen-
tale au aceeagi forma (v. tabela 2).
Sistemul de unitati
Tehnie
DIKS
Fizic *) I
Mixt
eel mai des folosit In
em g s
hidraulica subterana
Coeficientul do permeabilitate k ..........
I m'
cm'
D
Lungimea L ............................
m
cm
one,
Suprafata F ............................
In m'
cm'
cm'
Viteza de filtrare v ......................
m/s
cm/s
cm/s
Debitul Q ..............................
m'/s i
cm'/s
cm'/s
Presiunea p .......................
kg/m'
dyn/cm'
kg/cm'
Viacozitatea (abs) It .. . . . . . . . . . . . . . . . . ..
e kg/s/m '
dyn s/cma = poise (p)
contipoise = 0,01 dyne
s/cm' (c p)
Viscozitatea cinematic! v ................
m'/s
cm'/s = stokes (st)
eentistokes = 0,01 cm's =
St)
(
Greutatea specificg y ....................
kg/m'
dyn/em'
m'
kg/c
Densitatea (mass specifics) p............
Kg s' m-4
g/em'
= Kg a' cm-4
curgerea stationary prin medii poroase
Curgerea nests-
Transmisia
curgerea cu-
rentului in-
LicP id
I LPchid
I gaze
ionar a lichf-
t
dului compresibil
clldurii
Electrostatics
tr-un media
inaom reaibile
com resibil
ideals
dielectric
Presiunea
masa
s ecificy
P
1 + bo
Temperature
Potential
electrostatic
Voltajul
p
P
bo
p
p
T
(j)
V
Permeabilitate _
lc
k
k
Conductibilitato
Constants
di
i
a
Conduc-
Viscozitate
termica
eleetr
c
tibilitatea
k
N,
(y
C
specifics
4n
Legea lui Darcy
Legea lei Darcy
Legea lui Darcy
Legea lni Darcy
Legea I ui Fourier
Legea lui Maxwell
Legea lui Oh m
V=- k Op
t
PV=-lc PVP
PV=-S Pip
pV%pVP
q=-CyT
e F # G0
I=-a0V
(-
~,
Nt
~,
4rc 4n
Viteza
Vitoza masic.
Viteza masica
Viteza masica
Curent do
Intensitatea
Intensitatea
P V
pV
PV
pii
cyldura
cimpului
cimpului
q
11
I
Suprafate
Suprafete
Suprafete
Suprafete
Suprafete
Suprafate
Suprafate
p = coast
p - coast.
1'-f- n
p =' coast.
T = coast.
4) = cont.
V = const.
(izobare)
(egala masa
n
(egala mass
(izoterme)
(echipoten-
(echipoten-
epecilic.)
p' = cont.
specific.)
tiale)
bale)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pentru numeroase probleme din hidraulica
subterana, unde se pot presupune conditii
speciale de simetrie, se va exprima ecuatia
lui Laplace, in alte sisteme de coordonate
decit cel cartezian (x, y, z).
Ecuatia lui Laplace (din capitolul
= 0
r2 002 8z2
3. Coordonate curbilinii. Se is un sistent
de coordonate curbilinii, (fig. 3) determimt--
de intersectiile a trei familii de suprafete"orto-
gonale a, P :>i y, astfel incit a = a (X, Y,Z) _
= const. R = p (X, Y, Z) = const. ?i y =
=y (X, Y, Z) = const., in care fluxul core --
spunzator vectorului-viteza ? v ?i elementului.
diferential de volum dsl , ds2 , dss este
dal - ds2 ? ds2 ? div v.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Notind rapoartele dintre variatiile diferen-
tiale ale elementelor de coordonate dsl , ds2 ,
ds3 si coordonatele a, (3, y cu hl, h2, h3 ,
definite de :
dot = ht dst 1
d3 = h2 ds2 (8)
dy = h3 ds3
expresia divergentei devine:
div. v = hl h2 h3 1 a 1 vl 1 +
at lh2?h3
a a ( v3
+08l,h3?h11 +3yht? h21
Tinind seama de faptul cs v = V $
afi
div. v = p2el) _, hlh.>h3 a a hl
au h2 ? h3 as J
+ a I ,h2 04) + a ( h3 a (10)
3f3 lh3? ht a3 I ay ,h,-h1 ay
Prin egalarea cu zero a ecuatiei (10) se ob-
tine ecuatia lui Laplace, in coordonate curbilinii,
iar aspectele particulare ale acesteia sint repre-
zentate de ecualiile (4) 5i (7).
e. Presiuni hidraulice ,si mecanice reduse
Dace se considers (v. fig. 4) planul vertical
XOZ si, in el, un element de strat ABCD,
cotele celor doua puncte E 5i F fate de axa
OX fiind ZE ,si ZF , se obtin inaltimele de pre-
siuni reduse :
hE = PE -F ZE (11)
Y
pF
hF = Y + ZF
sau presiunile reduse :
PE = PE + YZE = YhE
pF=1'F+YZF=YhF
(12)
(13)
(14)
Aceasta explics de ce, in acelasi strat, presiunile
de fund sint diferite la sondele care se gasesc
mai sus sau mai jos de structure, chiar dace
fluidul se aft in strat intr-un echilibru static.
Presiunile reduse se mic,?oreaza ~i ele data
fluidul curge si pot fi egale in punctele E ~i E`,
sau F ,si F*, data planul de referinia OX este
cuprins in interiorul curentului, iar fluidul este
omogen. In practice, se is ca plan de referinia,
fie nivelul marii, fie contactul ape-titei.
In lucrarile practice, se tine seama ~i de
faptul ca in cazul a doua lichide de greutsti
specifice. diferite aflate in strat, greutatea speci-
fice y nu este totdeauna aceia? ?i de aceea,
presiunile se exprims in m coloana de ape (cu
greutatea specifice y = 1 kg; dm").
Pentru zacaminte de gaze, y fiind neglijabil,
presiunea redusa nu se mai deosebeste practic
de presiunea reala ,si ele vor fi considerate
I
Ol
Fig. 4. SecliuneverticalS prin_r-un element
de strat.
egale, indiferent de pozitia planului in care
se afla.
In vederea studiului curgerii in plan, curbele
de aceeasi presiune (izobare) se traseaza astfel,
inclt diferenta de presiune dintre doua izobare
vecine sa ramina constants.
Liniile de curent trebuie astfel trasate ca
intre doua linii de curent oarecare sa existe
permanent acela5i debit.
Totalitatea liniilor de curent $i a izoba-
relor reprezinta, intr-un plan, cimpul hidro-
dinamic al curgerii.
B. CURGEREA FLUIDELOR OMOGENE
PRINTR-UN MEDIU POROS
a. Elemente ssi notiuni de baza
1. Mediul poros este caracterizat prin pre-
zenta unui spatiu liber intre particulele de
rocs. Continuitatea ,si marimea acestui spatiu
sint in functie de forma, de marimea ,si de
asezarea particulelor de nisip. (v. ?i structura
rocilor colectoare).
Din punct de vedere al studiului teoretic
?i practic se disting mai multe medii poroase.
a) Mediul poros ideal este considerat ca
fiind format dintr-un fascicul de tuburi cilin-
drice, fig. (5), ale caror axe sint paralele ?i
rectilinii.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
b) Mediul poros fictiv, care se presupune
'ca este format din particule sferice cu dia-
anetru egal, a9ezate astfel, incit centrele acestor
esfere ss se afle in colturile unui element de
III ~
Ii I U 7 55 =-- - q RV
?volum (cub sau romboedru, cu diferite vari.
alii de unghi) v. fig. 6 ,si 7 Cap. III.
In acest caz, porozitatea variaza dupa aran-
jamentul geometric al sferelor, care pot ajunge
la un minimum, intr-un aranjament romboedric;
sau la un maximum, intr-un aranjament cubic,
?(vezi tabela 3).
Tabela 3. Porozitatea la un aranjament
cu sfere uniforme
Aranjamentul
Cubic I Romboedrie
Volumul unei cavitIti ........
8,00 R' 5,66 Re
Volumul unui pot............
3,81 Ra 1,47 R?
Porozitatea ..................
47,64% 25,95%
c) Mediul poros natural este mult diferit de
cel ideal 9i de eel fictiv, variind ca forma 9i
-ca a?ezare in funclie de aranjament, cum ?i de
natura geometrica a materialului.
Acest mediu poate fi constituit din : pamin-
turi fine, nisipuri consolidate, nisipuri necon-
-solidate, gresii ,si calcare, conglomerate slab
-cimentate, etc.
Pentru a se putea aprecia influenla mediului
poros asupra curgerii, este suficient sa se arate
-ca silprafa(a. canalelor formate din pori, in-
tr-un metru cub de nisip, cu porozitatea de
20%, 9i cu raza particulelor de 0,1 mm, este de
24 000 m2 adica 2,4 ha.
O astfel de suprafati implics frecari foarte
mari ale fluidelor, in timpul curgerii acestora.
2. Viteza de filtrare fictiva ,si viteza reala.
Daca se considers un mediu poros, cu secliunea
F pi lungimea 1, conform figurii (6) ~i se presu?
pune ca debitul care trece prin acest mediu
poros, este Q, viteza de filtrare (fictiva) v este:
Q
v=-?
F
Aceasta viteza se nume9te viteza de filtrare
(fictiva), intrucit la determinarea ei se presupune
ca mediul poros ar fi lipsit de porozitate (m= 1),
9i curgerea s-ar face ca intr-o conducts.
Viteza de filtrare reala v1 va rezulta din impsr-
lirea debitului q la secliunea reals S (care
reprezinta suprafala libera a canalelor formate
din pori) care este egala cu FXm.
Altfel :
Q Q V.
V1=-=-=-
S F m
de unde re:zulta ca viteza reala de filtrare vl este
mai mare decit viteza de filtrare.
b. Legile filtrarii
1. Legile filtrarii prin medi poroase fictive.
(Legile teoretice ;i generalizarea lor). Slichter
a imaginal o rota fictiva, pe care, pentru a-i
putea aplica legea lui Hagan-Poiseuille, a presu-
pus-o con.stituits din canale capilare cu sec-
liunea transversals egala cu secliunea cea mai
ingusta a canalului real 9i cu lungimea egala cu
lungimea muchiei romboedrului elementar.
Aplicind ecualiile gasite pentru fluide reale
in cazul regimului laminar de curgere in con-
ducte, (vezi cap. hidraulica generals) :
yd2 Op
32~t 1
in care:
v este viteza fluidului:
y - greutatea specifics a fluidului;
d - diametrul conductei;
? - viscozitatea absoluta;
Ap - pierderea de presiune din cauza
frecarii ;
I - lungimea conductei.
Prin inlocuirea diametrului d al conductei
prin secliunea F= 4 d2, formula (16) devine:
V = F ? Op 17)
8rrlt l
Intrucit determinarea lui v depinde de F,
se va inmulli F - secliunea rocei, cu n - coefi-
cientul de secliune libera. Astfel pentru cazul
unor conducte cu secliune triunghiulara curbi.
linie, Slichter obline :
nd2 Ap
96 (1- m) iti
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
HIDRAULICA SUBTERANA
secliunea de trecere a fluidului
in care n =
secliunea mediului poros
m - porozitatea.
Astfel se poate calcula debitul
= n2d2F ? Lp d2FOp
?a
la. 96 (1- m) l 96 pl
Considerind ca
1 = 1,025 ? m3'3
valoarea debitului devine:
Q = 0,01068 dzm 3'3 F 0p (19)
!L
Supozitiile facute. insa pentru' rezolvarea
analitics au condus la o serie de nepotriviri
cu rezultatele experimentale.
Pentru cazul unei roci ideale, cu volumul
porilor egal cu acela al canalelor, Leibensohn
a formulat ecualia :
d2mF AP
(20)
Q=2(1-m)2p I
iar Terzaghi, pentru o serie de site suprapuse,
ecualia :
m - MO l d2F Lp
Q_ -cr3~ / (j. 1 (21)
in care ma = 0,13 ?i jc,~o constants, cu valoarea
c = 10,5 pentru nisipuri cu suprafata neteda
pi c = 6 pentru nisipuri neregulate.
Din toate incercarile Acute pentru diferite
ipoteze se ajunge la o generalizare a legilor,
in sensul ca viteza v este proportionala cu pa-
tratul diametrului efectiv d al particulelor cu
gradientul de presiune gi invers proportionala
cu viscozitatea absolute p. a fluidului:
v = a ? d grad P (22)
V-
a fiind un coeficient de proportionalitate.
2. Legea liniara de filtrare sau legea lui
Darcy. a) Coeficientul de filtrare kf . Legea lui
Darcy a fost formulate in 1856 ?i a fost studiata
in legatura cu filtrele de nisip, pentru puturile
de ape.
Prin experience (fig. 7) se masoars debitul
de ape ce se scurge din vasul i in vasul
2, trecind printr-un filtru, debit exprimat prin
relacia :
F.
q=k F Op
AL
in care:
q este debitul de fluid care trece prin mediul
poros de secciune F;
OP- diferenta de presiune dintre presiunea
p; la intrarea??i presiunea p2 la ie?irea
fluidului;
L - lungimea filtrului ~i
kf - coeficient de filtrare.
1
Pentru a calcula viteza din ecualia (21),
considerind vp = i (panta hidraulica), se im
yAl
pane q la F ?i se obtine:
v=kfXi (24}
kf dp
V=--
y dl
de unde rezulta ca, pentru o pants egals cu
unitatea (i = 1), viteza de filtrare este chiar-
coeficientul de filtrare.
tntrucit i reprezinta un numar fare dimensiuni,
coeficientul kf are dimensiunile unei viteze..
kf obcinut experimental a fost verificat cu
valoarea obtinuta teoretic, iar pentru deter-
minarea lui s-au dat numeroase formula prac-
tice.
b) Permeabilitatea *) unui mediu poros. Prin
permeabilitatea unui mediu poros se intelege-
capacitatea, acestui mediu de a permite trecereaL
prin el a unui debit de fluid. (v. o Fizica zaca-
mintului >).
Analitic, se pleaca de la legea lui Darcy:
dupe ecualia (22)
de unde rezulta ca viteza este direct proportio-
nala cu permeabilitatea mediului poros.
Dimensiunile permeabilitatii Sint acelea ale
unei suprafete (v. tabela 1).
Legatura dintre coeficientii de permeabili-
tate ai celor trei sisteme din tabela 1 este:
Kmixt = 1,02.10-8KC.G.s. _
= 1,02. 10-12 KM.K.S.
(23) *) In locul permeabilitatii at trebui sa se spun&
coeficient de permeabilitate.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Coelicientul de filtrare rezulta din raportarea
vitezele din ecuatiile (24) ,i (25), in functie
de permeabilitatea k:
kf = k Y
is
c) Dorreniul de valabilitate a legii lui Darcy.
1) Valabilitatea legii lui Darcy
pentru curge,rea lichidelor. Din
expeiientele fscute s-a constatat 6 valabilitatea
legii lui Darcy este limitata ping la anumite
viteze critice. Astfel. Is viteze . mari, obtinute
in medii poroase (formate din nisipuri groso-
lane, sau din particule mari), s-a constatat ca
legea lui Darcy nu mai este valabila.
Tabela 4. Rezultatele experimentale ale vitezei
critice de filtrare a apei
Diametrul
Viteza critics
pants hidrauliel
particulelor I
do filtrare, I
i
d, In mm
in em/s
0,57
1,03
6,67
0,90
0,61
1,63
1,35
0,35
0,54
Pentru a se putea deduce legea generals a
curgerii pe baza analizei dimensionale, se
examineaze variatia presiunii, Op intr-o co.
loans de nisip cu lungimea AS, prin care
trece un fluid de mass specifics p 5i viscozitatea
p., cu o viteza v. Se obtine astfel relacia :
z l
Op = const d z t l F (d' ' P J 0 ( d) (28)
in care F 5i t, sint functii necunoscute, cari se
determine experimental.
Functia cI este la puterea I-a 5i reprezints
un raport intre lungimea AS a conductei de
nisip pi diametrul d al acesteia. Ea poate
fi practic asimilata( chiar cu argumentul ei
dS
Deoarece conform experientelor facute la cur-
gerea prin mediul poros are loc is viteze mid
pi la valori mici ale lui p 5i 'd, functia F, care
reprezinta numerul lui Reynolds, este egala
cu argumentul ei, relacia (28) se transforms in:
OP 2 d
= const ! Fl v P
AS Pd3 . .
= const -fit (29)
d
Curgerea fluidului este insa laminas sau
turbulenta, in funccie de valoarea numarului lui
Reynolds ; astfel la curgerea in conducte -pentru
valori ale lui Re mai mari decit 2300, se ajunge
la o curgere turbulenta, care are forma :
V2
grad P = AS = const Pa (30)
in care grad P este independent de viscozi-
tatea L.
Prin analogic cu procesul curgerii fluidelor
prin conducte: 5i tinind seams ca neregularitatea
canalelor existente intr-un mediu poros deter-
mine o trecere treptata de la curgerea laminas
la cea turbulenta, s-a ajuns la reprezentarea
lui - ca o sums de termeni a mai multor
AS
puteri ale vitezei v (masurate ca un raport al
debitului Is sectia mediului poros)
OP ..
AS
in care a 9i b sint niste constante, iar n, un
exponent.
S-a mai presupus relacia (31) 9i sub forma
particulars cu a = 0
AS
in care n variazs intre 1 5i 2, n fiind egal cu
1 la curgerea laminas ,si cu 2, la curgerea
turbulenta.
Din ecuatiile de mai sus rezulte ca :
- la viteze mici 5i la Re mici, gradientul
de presiune variazs strict liniar 51 cu viteza v;
- dace Re create, AS is valori din cc
in cc mai mari, ca in relatiile (31) 5i (32).
Din experiencele facute in cazul nisipurilor
consolidate, s-a constatat cs X, coeficientul de
rezistenta hidraulics, formulat de curgerea
fluidelor in conducte:
X- 2d OP
lp V2
scade strict liniar ping la valoarea Re = 1
(v. fig. 24 Cap. III) conform relatiei:
Ina = a - In Re (34)
3
V ' d:
In aceasts relatie, d ns
= n , dsfiind
media aritmetice dintre ochiurile a doua site
consecutive, jar ns numerul de graunte cu dia-
metrul ds gasite pe fiecare sits.
Din figura 24, Cap. III reiese ca variatia lui
) fats de Re are loc dupe o curbs, de indata
cc Re is valori in general mai Mari decit 1,
de?i experientele au fost facute cu diverse
medii poroase 55i diverse fluide.
Din aceleaeii experience efectuate cu nisipuri
neconsolidate, rezulta ca ecuatia liniars a lui
Darcy este valabile ping la Re ~ 4.
Valoarea lui Re, in punctul in care alura
curbei reprezentata in fig. 10. se modifics brusc,
se numeste critics (Ren.) punct la care cores-
punde o viteza critics (v0r).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
O experience facute cu apa care trece prin-
PAP
tf
l
l
i
d l
B
l
ietri? cu un diametru uniform este re-
tr-un
ajunge as
e
,
a
sau, c
egea
n
oy
e-
p
I
I
AS
I
, care
prezentata in curba din fig. 25, Cap.
?exprima legatura dintre Re ,si Re X.
Pentru partea dreapta a cubei din fig. 25,
Mariotte este valabila p = Po P ?i deci:
APa = a (Pv) + b (Pv)2
(41)
considerind a - distanta de is urma ordonatei
is origins ?i b - coeficientul unghiular, se
-ajunge la o ecualie de forma:
Rea = a' + b' Re (35)
AS
sau, dupa alti autori
OP=
in care, inlocuind valorile lui Re ~i X se obline:
AP
AS
in care a = 2a ii ?i b = 2b P - (37)
Profesorii M. A. Velicanov ?i E. Celcaliuc
-recomanda aceasta formula, pentru toate cazu-
,rile cind Re are valori mai mari decit Re critic.
Academicianul N. N. Pavlovschi pornind de
la curgerea lichidelor in conducte circulate,
exprima numarul lui Reynolds pentru curgerea
I yde
0,75 m + 0,23 V
In care :
in este porozitatea ;
v - viteza medie de curgere a lichidului ;
V - viscozitatea cinematica ;
de - diametrul efectiv al particulei medii,
de unde se obline ecualia vitezei
critice :
Vcr = (0,75 m + 0,23) v Reel. (39)
de
Din experiencele facute, acad. Pavlovschi a
gasit ca valoarea critics a lui Re variaza intre
7,5-9.
Dificultatea acestei ecuatii consta in faptul
-ca diametrul efectiv de este foarte dificil de
calculat.
Scelkacev propune definirea lui Re sub forma :
Re = 10.3 x v V k (40)
fy > fz -
3. Forte care se opun mi?csrii ,si.care se da.
toresc frecarii interioare.
Aceste forte de frecare, pentru fluide cu
viscozitate, sint reprezentate prin componen-
tele dupa cele trei axe 2C, Y, pi Z:
t-tv2vx+ 1 X89;lavzvy+ 1 It
3 ax 3 ay
lr v2 vz+ 3 I lL ae (53)
in care, v2 este operatorul lui Laplace
02 02 02
V2 = ax2 + a22 + az2
y
0 o functie ce exprima ecuatia continuitatii
pentru fluide incompresibile
av y+ aV,-
0 =div V = -av f+
?i ? este coeficientul de viscozitate al fluidului.
Scriind egalitatea celor trei forte ce ac.
tioneaza asupra fluidului cu forta de inertie
(Produsul dintre masa p i acceleratia dt
rezulta pentru fiecare dintre axe, ecuatiile lui
Navier-Stokes, de forma :
dvx _ ap 1 n.6
P dt - ex I f + V. p2 vx + 3 ex
dvy ap 1 as
P dt ay +fy+ crv2vy + 3 ay
dvz ap 1 00
P dt = - dy +.fz+ 11 v2 vz -I 3 az
Aceste ecuatii se pot rezolva foarte greu ai,
in general, numai pentru anumite conditii. Dat
fiind ca in studiul curgerii prin medii poroase,
curgerea nu are loc in canale cu o sectiune
constants, ci in canale neregulate pi cu forme
variate, aceste ecuatii nu pot fi folosite, intrucit
ele ar necesita un studiu microscopical curgerii.
c) Forma generalizatd a legh lui Darcy. Ecua-
tia continuitatii este retinuts, dar ecuatiile lui
Navier-Stokes Sint inlocuite cu o analiza macro-
scopic- a mediului poros ,si in acest sens s-a
pornit de la experientele lui Darcy pentru
curgerea lichidelor, iar mai recent de la expe-
rientele in legatura cu curgerea gazelor prin
medii poroase.
Legea lui Darcy se aplica intregului mediu
poros (avind astfel un caracter statistic) ? intrucit
echivaleaza cu un numar mare de rezultate ale
ecuatiilor lui Navier-Stokes, aplicate in parte
pentru un numar mare de pori.
In acest Sens se presupune ca, in curgerea
tridimensionals, rezultanta vitezei in orice punct
este direct proportionals in marime pi directie
cu gradientul de presiune in acel punct.
1. Daca se presupune ca vitezele se pot des-
compune dupa axele de coordonate, se obtine,
luind semnul minus, pentru sensul in care are
loc scaderea presiunii:
k ap
vx p. ex
k ap
vy= - (55}
ay
k Op
vz= - ~ OZ
in care este viscozitatea absoluta a fluidului.
~i k - permeabilitatea. In general, k variaza,
dupa fiecare axa, dar daca mediul poros este
izotrop, permeabilitatea este independents de
directie.
2. In cazul cind o forts din afara, cu compo-
nentele x, Y, Z actioneaza asupra unitstii de-
volum a unui fluid, aceasta forty influenteaza
asupra vitezei ca ,si gradientul, de presiune ,si
in acest caz, legea lui Darcy are forma :
vX (aP + x) (56>
ay + Y) (57),
vy 1, (--
vz f- + Zl ? (58>
IL az
3. Presupunind ca tfortele accestea provin_
dintr-un potential Q, se poate introduce
functie (D, in care
(D = k (p + Ci)
lL
_ a(D
vy = ey (60>
a(D
vz = - -
az
sau in forma vectoriala :
V V-43 (61).
Ecuatiile (59) ?i (61) sint considerate ca o.
generalizare a legii lui Darcy ~i in acelasi timp
sint considerate ca ecuatii de baza pentru.
curgerea fluidelor viscoase ?i omogene, prin,
medii poroase.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Analizind ecuatia (59) rezulta ca (D depinde de
viscozitatea p, ?i ca aceasta ecuatie este inde-
pendenta de p.
Ecuatiile generalizate ale lui Darcy (60) se
caracterizeaza prin faptul ca ele nu cuprind
masa specifics p a fluidului. In ecuatiile lui
Navier-Stokes, masa specificA p intra in expresia
fortei de inertie. Intrucit p nu exists in ecuatia
lui Darcy, aceasta inseamna ca, practic, forta
de inertie este neglijabila la curgerea lichidelor
prin medii poroase. Acest lucru corespunde
realitatii intrucit, in comparatie cu frecarea
foarte mare, care exists, fortele de inertie nu
mai si.nt luate in consideratie.
4. Cuplind ecuatiile (62) cu ecuatia conti-
nuitstii (50) rse obti(rne: 1
div (PV(I')=v I PV (p + Q)1 = m 8p (62)
`` / at
5. Considerind permeabilitatea k ?i visco-
zitatea .t independente de presiune ,si de mediul
poros, deci ca nigte constante absolute,
ecuatia devinrre :
V LPV (p -1- CJ~J k ac (63)
unde m este porozitatea.
Aceasta ecuatie (63) este ecuatia generals
de curgere valabila pentru orice mediu poros
cu conditia ca acest mediu sa fie omogen ?i
izotrop, iar viscozitatea sa nu fie influentata
de presiune.
Afars de aceste doua ecuatii caracteristice
ale curgerii prin medii poroase, mai este nece-
sara caracterizarea termodinamica a curgerii.
d) Caracterizarea termodinamica a curgerii.
Din experientele facute, s-a constatat ca aproa.
pe pentru toate fluidele omogene ~i cu frecare
interioara, care prezinta un interes practic,
. se poate folosi cu suficient succes urmatoarea
forma generals a ecuatiei de stare:
p = Po Pb" epp (64)
in care po este masa specifics in conditii initiale.
masa specifics ;
presiunea fluidului ;
un coeficient ce caracterizeaza
stares fluidului lichide sau ga-
zoasa ;
o constante caracteristica fluidu-
lui (coeficient de compresibilitate
in cazul n = 0, al lichidelor).
Daca se admire ca Q este potentialul singurei
forte exterioare care actioneaza asupra fits.
idului (reprezentind gravitatea) pi ca:
Q=pgz, (65)
se gase~te, pe baza ecuatiei (62) pentru lichide
incompresibile (p = po) ecuatia de forma:
z a2
V2I=--+ a + =0=zp (66)
Ox2 aye az2
lichide compresibile, e
cuatia :
iar pentru
e1
((
V ~l (3 + Pgz / VP + P2gVZJ =
n pt ap
k at
Deoarece pentru un lichid obisnuit (3
este de ordinul 10-4/at ,si pg = y are o valoare
de ordinul 10-3 kg/cm3 termenii inmultiti cu p
se pot neglija complet fats de 11(3.
Daca curgerea are loc pe un plan orizontal,
componenta gravitatiei nu are un rol prea
important pentru curgere, pi termenul pgvz
se poate neglija, obtinindu-se in locul ecuatiei
(67):
p~t z z z
v2P = n_ ? ap = P p -I P (68
k at ax2 8 y2 0z2
in cazul gazelor se tine seama ca P = Popb?
,si ecuatia (68) devine
1+ho 1+bo 1+bo l+bo
bo a2 p bo a2 P bo a2 p bo
(1 + bo) ftaPabo aP (69)
k ap
Ecuatia (66) care se refers la lichide incom-
presibile este, dupes cum se vede independente
de timp gi curgerea in acest caz este guvernata
de ecuatia lui Laplace.
Ecuatia fundamentals pentru lichidele com-
presibile (68) este identica cu ecuatia lui
Fourrier pentru transmisia caldurii.
Ecuatia (( 8) in cazul unei stari stationare are
aceeaii forma cu ecuatia (66), in care mass
specifics p, joaca rolul presiunii p sau a poten-
tialului de viteza (P (curgerea stationare a
lichidelor compresibile fiind guvernata tot
de ecuatia lui Laplace).
Ecuatia (69) reprezinta .ecuatia de curgere
a gazelor pentru cazul 'nestationar, iar in cazul
cind termenul din dreapta este egal cu zero
se obtine ecuatia de curgere stationare a
gazelor prin mediul poros.
In cazul b=0
lichidelor (3=0, pentru lichide incompresibile
(30, pentru lichide compresibile
bo=1, pentru o expansiune izo.
terms
In cazul bo=exponentul transformarii izo-
gazelor trope, in particular
C
bo= p = exponentul adia
C
batic. 4. Conditii initiale ?i conditii de limits.
v Ecuatiile (65) (67) (68) ~i (69) pot oferi o
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
infinitate de solulii, incit pentru rezolvarea
unui caz particular solutia trebuie cautates in
adaptarea acestor ecuatii la cazul respectiv.
In primul rind se alege din ecuatiile (66)
(67) (68) li (69), ecuatia corespunzatoare
fluidului respectiv (compresibil, incompre-
sibil, gaz, lichid) care urmeaza a fi rezolvata.
Limitele regiunii in care urmeaza a se cer-
ceta problema sint incadrate intr-o suprafata
geometrica, in care:
- se cunosc in toate punctele fie viteza
fluidului, fie potentialul de viteza, fie o functie
a amindurora ;
- se urmarelte aflarea vitezei li a distri-
butiei potenlialului in interiorul suprafetii
geometrice, cunoscindu-se conditiile de curgere
la limita suprafetei ; (cunoscind, spre exem-
plu, conditiile la suprafata unei sfere, se poate
determina distributia vitezei li a potentialului
in interiorul acesteia etc.).
In cazul unei curgeri stationare a unui fluid
incompresibil, folosind ecuatia (68) este sufi-
cienta cunoalterea conditiilor la limita (la
limitele conturului geometric inauntru carora
se afla suprafata cc intereseaza), pentru a putea
determina distributia vitezei li a potenlialului.
In cazul curgerilor nestationare unde p
variazes cu tirr.pul, irebuie cunoscute li condi-
tiile initiale (valoarea initials a lui p la ince-
putul curgerii).
Distributia vitezei li a potenlialului in cazul
curgerii nestationare este diferita (la aceleali
conditii limita) in cazul cind conditiile initiale
au fost deosebite. Pe de alts parte, in cazul
unor conditii limita cc variaza foarte incet
cu timpul fenomenul nestationar tinde spre
un fenomen stationar.
Pe aceste considerente, se vede ca in mediul
poros, curgerea unui fluid este definita prin :
a) stabilirea limitelor geometrice ale regi-
unii in care se urmarelte obtinerea unei solulii
convenabile ;
b) valoarea conditiilor limita cc trebuie
sa satisfaca conturul regiunii, li
c) cunoalterea masei specifice in condiliile
initiale.
Notind cu S conturul li variabilele depen-
dente p, (D, sau p, conditiile limita pot lua
forma :
a4) - dat pe conturul S, (n este
an
normala pe suprafata S) sau
dat pe conturul S [h poate
fi.o funclie de (X, Y, Z)].
Problema se reduce deci la gasirea unei
functii $(X, Y, Z), care sa satisfaca ecuatiile
(66), (67), (68) sau (69). Functia iI va depinde
de natura fluidului, de conditiile limite li de
conditiile initiale (daces este cazul unei curgeri
nestationare).
a(D + h-
an
C. CURGEREA FLUIDELOR
ETEROGENE PRIN MEDII POROASE
a. Notiuni generale
Curgerea fluidelor omogene printr-un media-
poros, are loc in cazul zacamintelor de titei,
in general cind titeiul este subsaturat cu gaze,,
sau (ceea cc revine la acelalilucru) cind presi--
unea fiind mai mare ca presiunea de saturatie,
toate gazele se afla dizolvate in titei.
Curgerea simultana a mai multor faze in.
mediul poros poate avea loc:
1. Curgerea gaz-titei - are loc cind presi-
unea zacamintului fiind sub presiunea de satu-
ralie, gazele ies din solulie li curg impreuna-
cu lileiul (Exploatare sub energia expansiunii
gazelor elite din solulie).
2. Curgerea apa-titei: a) are loc cind titeiuli
este impins de o apa de sinclinal alimentata.
continuu;
b) are loc cind titeiul inainteazes spre sondes.
datorita energiei de destindere elastics a apei:
de sinclinal ;
c) are loc cind titeiul este impins de apa:
injectata in strat. Aceasta se intimpla: 1) in.
cazul mentinerii presiunii prin injectare de-
apa, 2) in cazul spalarii cu apa la recuperare:
secundara.
In cazurile enumerate mai sus la 2.c) 2), faza
gazoasa exista li ea, caci in cazul recuperarii,
secundare, gazele au ielit din solulie, dar in
restul cazurilor enumerate presiunea este-
mai mare decit presiunea de saturalie, li nu
poate fi vorba decit de titei cu gaze dizolvate.
3. Curgerea apa-gaz - are loc in cazul cind.
zacamintelor de gaze, in care gazele sint
impinse sub energia de destindere a apei de
sinclinal.
In cazul curgerii mai multor faze in mediul
poros, trebuie reexaminates notiunea de per-
meabilitate. Astfel exista urmatoarele notiuni.
de permeabilitate:
- permeabilitate absolutes - este valoarea
permeabilit5tii oferit5 de mediul poros la curge-
rea unei singure faze (curgere omogena)..
Se noteaza cu litera k li se masoara in darcy ;
- permeabilitate efectiva - este permea-
bilitatea cc o ofera mediul poros pentru o
fazes, tinind seams ca aceast5 curgere are loc
in prezenta altei faze. Permeabilitatile efective.
pentru apa, titei 1i gaze se noteaza respectiv
ka , k, , li kg li fiecare se masoara in darcy ;
- permeabilitate relatives este raportul din-
tre permeabilitatea efectiva li cea absolutes.
li de aceea reprezint5 o valoare adimensional5..
De exemplu: Hg, H, Ha, (v. Cap. V. F. a).
Se observes ca permeabilitatea absolutes k.
este o caracteristica a mediului poros, inde-
pendents`) de interactiunea cc apare intre acesta
li fluid, pe cind permeabilitatea efectiva este
*) in prima aproximatie; v. gi alterarea permeabilitatii
prin influenta hidratarii ~i adsorbtiei substantelor super-
ficiale active. Cap. VI A.b. 2 ~i 3.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
diferita de la un fluid la altul ?i de la un mediu
poros la altul.
b. Experience ?i concluzii
1. Una dintre instalaciile experimentale cu
care s-au facut incercarile, reprezentata in
fig. 8, era constituita dintr-un tub i de bache-
lita de diametru 2" lung de 3 in, care reprezenta
stratul. Acest tub era compus din 10 sectiuni 2,
iar prinderea for s-a facut cu inele de bronz, care
erau in acela?i timp ?i inele piezometrice ?i
electrozi. Legatura la fiecare manometru se
face ca in schita de detaliu c, iar inregistrarea
conductibilitatii electrice conform cu schema
instalatiei electrice 3-
Cele doua fluide cu care s-a experimentat
au fest apa ?i anhidrida carbonica, introduse
prin a ?i masurate Is ie?ire in d, iar viscozitatea
?i conductibilitatea apei au fost marite, dupe
necesitati, prin adaugarea unor substance
chimice.
Trasind o curbs de calibrare conductibi-
litate-saturalie') ?i apoi experimentind, se ma-
soara cu instalatia 3, conductibilitatea electrica
in fiecare sectiune. Din comparatia cu curba
de conductibilitate-saturalie, se determine
volumul de faza gazoasa ?i de faza lichida.
2. Concluzii experimentale.
Datele experimentale au arstat ca :
a) Daca saturalia in lichid este
inferioara unei anumite valori (de
meabilitate-saturalie, este independents de-
viscozitate.
c. Ecuaciile hidrodinamice ale fluidelor-
eterogene
1. Generalizarea ecuaciei lui Darcy. In
cazul prezentei in strat a mai multor fluide?
distributia fazelor variaza in timpul curgerii
?i, odata cu aceasta ?i permeabilitatea pentru
fiecare dintre: faze.
Permeabilitatea absolute unui mediu poros.
este constants k, dar permeabilitatile efective=
ka ; kg ?i kt variaza de la un punct la altul,,
in functie de distributia saturatiei, incit ecuatia.
lui Darcy pentru fiecare faza devine :
Va = ka V (P - pa gz)
Ila
vt = k` V (P - P, gz) (70
k
Vg = a V (P - Pg gz)
Erg
2
calcare ?i de 50 % in gresii ?i
nisipuri consolidate), permeabili-
tatea efective pentru faza lichida
a amestecului gaz-lichid este nula
kl= 0.
Aceasta inseamna ca in exploa-
tarea zacamintului sub energia
gazelor libere (din zona de gaze
libere) sau in cazul spalarii cu
gaze, intrucit kl = 0,nu se poate
extrage intreaga cantitate de titei
din zacamint, raminind in el o
cantitate intre 30-50 %.
De asemenea s-a constatat ca
Fig. S. Schema instalaliei experimentale pentru curgerea fluidelor
eterogene prin mediul poros.
marirea ratici de gaze in timpul exploatarii,
duce la o marire a saturaciei cu gaze, ceea ce
are ca urinate o scadere a permeabilitatii
pentru cicei, respectiv o scadere a debitului
de ticei.
b) In cazul curgerii a doua faze lichide (apa-
cicei) s-a constatat ca pentru o saturatie in
cicei intre 0 ?i cca 20 %, permeabilitatea pentru
cicei este nula- Ca o consecinca, in cazul spa-
larii cu apa, coeficientul de extraclie maxim ce
se poate atinge nu depa?e?te 80 %.
Tot experimental s-a constatat ca variatia
permeabilitacilor efective cu saturalia, depinde
intr-o oarecare masure de natura rocii. De
asemenea s-a constatat ca alura curbelor per-
v este vectorul vitezei;
k -. permeabilitatea ;
Egg Er. -- viscozitatea apei, gazelor, respec-
tiv ciceiului ;
p -- presiunea ;
p -- mass specifics ;
g -- acceleratia gravitatiei.
Aceste ?cuatii generalizate ale lui Darcy
pot fi utilizate numai data din relatia per-
meabilitate-saturalie sint cunoscute valorile-
ka , kt ?i kg care se introduc in ecuacie.
2. Ecuatiile generale ale mi?carii se obcin-
din ecuatiile lui Darcy generalizate (70) ?i?
din ecuatiile de continuitate.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Ecualiile continuitalii pentru fiecare faza
se cupleaza cu ecuaxiile (70) ,si se oblin
respectiv ecuatiile generale de curgere.
P
entru gaze:
V rtkttv(p-Ptgz)+
I b, !".t
+kaV (P Pagz)+
ba Pa
k
+ P g V (P - Pg gz)
g
= m St rt + Sa ra + P9 Sgl
at ( b, ba
Pentru Filei :
V-, V(P-Ptgz)]=m a ( Sbt
?t at ll t
Pentru apa:
k 1 a S 1
0 a V (p-Pagz)J=mI aJ (71")
[ba faa at l bt
unde:
t.a.g. sint indicii pentru fazele de titei
apa si gaz ;
r - volumul de gaz dizolvat in volumul de
lichid corespunzator indicelui a, t, res-
pectiv in condilii standard;
k - permeabilitatea efectiva fala de fluidul
corespunzator indicelui respectiv ;
b - coeficientul de volum al fazei lichide;
f& - viscozitatea ;
p - masa specifics ;
p - presiunea ;
m- porozitatea;
t - timpul;
S - saturalia in fiecare faza, crespunzatoare
indicelui, ca o fracxiune a volumului de
pori.
In aceste ecualii valorile r, b, Nt,p sint
considerate ca funclii de presiune, iar permea-
bilitalile relative ca o funclie de saturalie S
(dupa relalia permeabilitate-satura#ie), in dia-
gramele din capitolul
Iui (D: v = -
=
-
S
Or
1 1
rs rd
1
rs
1
rd
1
r2
sferica r2 sin 0 d 0 ? d cp
2n at
Q= dcpSr2sin0vd0=
0 0
4-,c((''d-(1))
1 1 (107)
rs rd
Tinind seama ca rd > rs ecuatiile
(104) ,i (105) se pot scrie pentru
calculele practice (data r < rd)
sub forma :
0= 15+ (IDd-4'S)
4) (Dd - ((Dd - (Ds) rs
in acela,i fel,i viteza din ecualia
(106) devine
v = ((1)d - I) r5 X 1 (109)
2
Fig. 15. Distribulia vitezei ?i a potenSialului in cazul unei curgeri radial-
sferice comparata cu distribulia oblinuta in cazul figurii 16, pentru acelap
valori, k = 1; rs = 7,5 cm; rd = 150 m; p5 = 0 at; pd=10 atm.
iar ecualia debitului (107), tinind seama ca in
cazul sondelor curgerea are loc numai pe o juma-
tate de sfera, devine
Q=27tr5 ((Dd-cI?s)_ -27rr5 k (Pd-p5). (110)
In funclie de debitul Q in loc de diferenta
de potential (Dd - $5 , ecuatiile distributiei poten-
ialului ,i vitezei sint :
1 1
27r ("' rd
~i_clis+ Q 1 _ 1I
27r (rs rJ
v= Q
27t r2
Pat
Vcm/s
In 6g. 15 se vede reprezentarea grafica a
cazului unei curgeri sferice in condilii ase-
manatoare celei din fig. 11. in fig. 15 Sint
trasate prin linii punctate curbele din fig. 11
,i prin linii intregi curbele oblinute pentru
distribulia potentialului $ ,i a vitezei v in cazul
unei curgeri sferice.
Se vede ca in curgerea sferica, potenlialul
scade brusc la o distanla foarte mica de gaura
de sonda, in timp ce viteza cre,te foarte mult.
Analitic, aceasta cre,tere mult mai mare a
vitezei in jurul gaurii de sonda la o curgere
radial sferica se datore,te faptului ca viteza
este invers proporlionala cu patratul razei r
[ecualia (113)J, spre deosebire de cuigerea ra-
dial-plans, unde este invers proporlionala cu
raza r [ecualia (91)].
Scaderea mult mai brusc5 a potentialului se
explica prin faptul ca ]a curgerea sferica poten-
tialul variaza proportional cu raza [ecualia (112)],
iar in cazul curgerii radial-plane, potenlialul este
71 SSE- V cm se
invers proportional cu logaritmul razei [ecuatia
(90)].
Raportul intre debitul unei sonde la curgerea
,radial-sferica [ecuatia (110)] fats de debitul
curgerii radial-plane [ecualia (92), rezulta
Qsferic rs rd
?In
Qradial-plan h rs
b. Curgerea fluidelor omogene ?i incom-
presibile care nu respects legea liniara de
filtrare (Legea lui Darcy)
La o curgere ce nu respects legea lui Darcy,
viteza se exprima sub forma [v. ec. (31) ,i (32)1:
cn (dP
ds
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care : c si n sint constante, iar n variaza
intre I ,si 2.
dp este diferenta de presiune ;
ds - elementul de drum.
1. Curgerea unidimensionala printr-un me-
diu poros a unui fluid omogen si incom-
presibil. Condiciile de curgere sint acelea5i cu
condiciile fig. 9, pentru cazul cind era valabila
legea lui Darcy. Procedind in acelasi mod la
rezolvarea problemei,icinind sea ma de ecuacia
(115) se obcine :
- Distribucia presiunii este data de relacia :
pd - Ps
p = pd - L x (116)
in care p este lungimea corespunzatoare unei
distance x de la conturul de alimentare. Aceasta
inseammna ca, in cazul unui regim neliniar de
filtrare, distribucia presiunii este identica cu
cea valabila in cazul regimului liniar de filtrare.
Ecuacia (116) este identica cu ecuacia (75).
- Ecuacia debitului este data de relacia
Q cF( pd pS) =
L
unde F este secciunea 'mediului poros ,si L lungi-
mea acestuia.
2. Curgerea radial-plans a fluidelor omo-
gene gi incompresibile. Pe baza aceleiasi
ecuacii (115) si tinind seama de condiciile de
curgere se ajunge la urmatoareleexpresii pentru
presiune ~i debit.
- Distributia presiunii p este
- Q-I 1 1_ 1 1
I
P _ pd 27 he n - 1 ~rn rd-1 (118)
in care h este grosimea mnediului poros, iar p
presiunea corespunzatoare unei distance r de
la centrul gaurii de sonda.
- Ecuatia debitului este
I
Q=2sncc (pd ps)
r 1 In 1 n-1
i rsl yd)
care dupa cum se vede este foarte diferita
de ecuacia (92) din curgerea radial-plans. Aceasta
ecuacie seamana ca aspect mai mult cu ecuatia
curgerii radial-sferice.
Particularizind ecuaciile (118) pi (119) pentru
limitele extreme ale lui n se obcine:
n = 1 - atunci se obcine dupa ridicarea
nedeterminarilor chiar ecuaciile (90) 5i (92)
curgerii radial-plane.
In cazul n = 2 este valabila legea de filtrare
a lui Crasnopolschi. Daca in acest caz se negli-
zeaza 1 fats de 1 5i de
rn- I r,1 se obcine
rn-1
d
o
GV
~
cv
p
a
~
~
o
N
0
~
4
ti
V
ti
.ma
N
ri
p
ti
o
O
ci
ci
o
c>
m
Co
o
a
,n
cS
cS
o:
C
m
n
h
m
fD
m
N
u]
- 'Q
c
?G~., O
m
I
o
o
m
I
0
cD
CO
p
oO
I
0
a
0
0
0
0
0
a
g
m
~-i
Co
o
Co
m
a
o
,
C
0
cu
0
Co
0
m
0
m
~.y U
G
o
c?a
ci
m
ti
o
C
N
C
II
II
II
'o
II
II
~
6 ~
o is
?
x ~
x o.
~
~
3
G1 w
~
I
.w
i
'c,
m
ti CJ
m
ti
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
- distributia presiunii
2 1
p=pd Q
27r he r
,i ecuatia debitului
Q=2ncc l rs(pd-ps). (121)
Pe baza ultimelor doua ecuatii (120) si (121)
se poate determina iaportul nivelelor piezo-
metrice (fig. 14).
Pd - 1' s' rs
c: Curgerea.unui fluid omogen
Si incompresibil intr-un mediu poros
in ipoteza ca exists simultan doua _
regimuri de filtrare
In curgerea unui fluid spre gaura de sonde,
a$a cum s-a aratat pentru fiecare curgere, exists o
ecuatie a distributiei vitezei. Prohlema ce se pune
este, daca.in deplasarea fluidului spre gaura
de sonde, legea liniara (a lui Darcy) de filtrare
este valabila in intreg mediul poros sau nu.
Raspunsul la problema data regimul de
filtrate este liniar sau neliniar se obtine pe
baza numarului Reynolds critic (Rear) din
ecuatia (40) a lui N. V. Scelkacev
10 vcr y k
Recr = m2.3 v
Valoarea numarului Recr a fost determinate
experimental si anume:
pentru nisipuri cimentate Recr = I
pentru nisipuri necimentate Recr = 4.
Din ecuatia (40) se poate extrage vcr care este
vm2,3
ti'cr = Recr (128)
loVk
in care se introduc toate valorile ce caracteri-
zea^a mediul tnoros si fluidul, precum si numsrul
Recr. Pe aceasta baaza, din ecuatia (128) se obtine
o viteza critics vcr valabila pentru conditiile de
curgere a mediului poros respectiv.
Examinind posibilitatea existentei a 2 regi-
muri de filtrare se va compara vcr cu vitezele
ce se obtin pentru fiecare tip de curgere in
parte.
La curgerea unidimensionali viteza se deter-
mine cu ecuatia (76)
k pc- ps
V _ L
care, in acest caz, este constanta in intreg me-
diul poros.
Dace v < vcr atunci regimul de curgere din
strat esce liniar.
Dace v > vcr atunci regimul de curgere din
strat este neliniar.
Se vede de aci, ca pentru o curgere liniara
nu exists posibilitatea de a avea doua regimuri
de filtrare in strat.
La curgerea radial-plans, viteza se determine
cu ecuatia (91)
k pd - ps
V = - - .
fa In r,!rs r
in care viteza variaza logaritmic cu distanta
r de la centrul sondei.
Intrucit viteza creste cu tit lichidul se apropie
de gaura de sonde [vezi fig. (9)] inseamna ca :
Viteza minima vmin are loc la conturul de
alimentare de raza rd .
Viteza maxima vmax are lot la conturul sondei
de razes r5.
De aci se deduce ca, data viteza critics vcr
are o valoare cuprinsa intre vmax 5i v, exists
doua regimuri de filtrare :
/intre vmin- vcr regim liniar
"intre vcr-vmax regim ne-
liniar
iar dace
vcr > vmax - un singur regim de filtrare (regim
vcr < vmia - un singur regim de filtrare (regim
neliniar)
La o curgere radial-sferica, viteza se deter-
mine cu ecuatia (109)
v = ((1d - J) )rs
r'
in care viteza variaza invers proportional cu
patratul distantei r de la centrul sondei. Posibi-
litatile existentei a 2 regimuri de filtrate se
incadreaza in posibilitatile aratate pentru
curgerea radial-plans. Exists insa o singura
deosebire 5i anume, viteza scazind mult mai
brusc la curgerea radial sferica fig. (15),
limita celor doua regimuri se situeaza mult
mai aproape de gaura de sonde.
Aceste cazuri au fost examinate in situatia
unor sonde perfecte hidrodinamic, adica netu-
bate in dreptul stratului productiv.
In situatia ca sondele sint tubate si perforate
in dreptul stratului productiv (cazul cel ? mai
frecvent in practice), atunci sectiunea mic5o-
rindu-se foarte mult, viteza va create in aceea,i
masura. Viteza va depa~i in general viteza cri-
tica,i in strat vor exista doua regimuri de filtrare.
In general deci, se poate spune ca
- in cazul sondelor perfecte din punctul de
vedere al modului de deschidere sint mai multe
posibilitati sa existe un singur regim de fil-
trare (regim liniar) ;
- in cazul sondelor imperfecte din punctul
de vedere al modului de deschidere (tubate
,i perforate) sint mai multe posibilitati sa existe
doua regimuri de filtrate.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pentru a putea aprecia care este diferenta
intre un regim liniar .,si. un regim neliniar de
filtrare, se poate vedea in figura (16) care este
aspectul relatiei Q _ AP, in cazul unei curgeri
radial-plane.
Conform ecuatiei (92) variatia Q OP este
liniara si este reprezentata in curba n = 1.
Linia punctata
reprezints varia-
tia Q - OP in
cazul ecuatiei
(119) in care
1:ploatarea la un debit con-
stant. Conditii1e limits in acest caz sint :
- la timpul t = 0, (conditii initiale) pre-
siunea si masa specifics sint constante in tot
zacamintul
p=pi
la t=0
p pi
- La contactul apa tivei, r = 1 este valabil
la orice moment relatia
8p - 1
(8r1, 1
- caderea de presiune cumulative /gyp este
proportionala cu caderea de presiune pe uni-
tate de debit.
Op = c?p (r, t)?
Pornind de la relatia debitului la raza r= 1
2nk 84p
q (t) = - E~ I .. 1
_ 27r kc ep (rot) (220)
in care la r = 1, (la contactul , apa-titei) se
obiine o cadere de presiune
AP = 2(t)k p (t)?
Penrru t < 100
Functia p (t) se obiine din ecuatia,
ao _z")dz
P GO 7r 5 z" [12 (z) + Yi (z)j
0
in 1care :
t este obtinut din relatia (204) i = at
1C
iar 11 ?i Yt sint functii Bessel de specia intiia
ay=
'_ LLI
c Qc
aJ
I~t-1rtt-l-lrtf-~t-t~1 ~I
QOSQI QSQZw13C147fQG Qt305.0.#f0.6Q6fQ7Q7SQ6t14f09 095 ~
Fig. 56. Func;iunea P(i) pentru un zacamint myrginit
de o apy de sinclinal de intindere infinity qi exploatat
la debit constant-U), cuprins intre 0 ~i 1.
~i a doua ~i de ordinul unu. Aceasta functie a
fost tabulata pentru valorile necesare calculelor.
In diagramele fig. 56, 57 ,j 58 este reprezn-
tata relatia p (1) fats de (t). Curba din fig. 58 este
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
reprezentata in fig. 57, ~i fig. 56 pentru
limite mai mici ale lui t.
In fig. 59 este reprezentata o curbs asemi-
netoare cu cea din fig. 56 ?i alyturi de aceasta
s
,T6 -
3,1
iz -
Fig. 57. Funcliunea p (i) pentru un zScamint marginit
ie o apa de sinclinal de intindere infinity gi exploatat la
debit constant (t, cuprins intre 0 gi 25).
20 30 40
Fig. 58. Funcliunea p (i) pentru un zacsmint marginit
de o apa de sinclinal de intindere infinity gi exploatat la
debit constant (_t, cuprins intre 0 gi 80).
a
e
If, _.
Fig. 59. Funcliunea p (7) in funclie de timpul adimen.
sional t (p = Oo zacamint m5rginit cu o zone de apa de
sinclinal infinity exploatat Is debit constant; p = 6 zaca-
mint cu apa finite cu presiune constants pe conturul
exterior gi exploatat la debit constant),
varialia p (t cu timpul adimensional (7), pentru
un zacamint finit p = d = 6
re
Pentru i > 100
functia p (t) se obtine dintr-o ecuatie mai simply
p C) (In t -!- 0,8091) (223)
Pe baza diagramei obtinute ,i pe baza ecuatiei
(221) se pot face urmetoarele observatii:
- Din ecuatia (221) se vede ca initial caderea.
de presiune Ap cre9te cu t ,si tinde asimptotic
.la o variatie logaritmica cu t. Comparind
varialia caderii de presiune cu variatia din
cazul ipotezei unei curgeri stationare, se vede
cg presiunea nu se stabilizeaza de9i ritmul de:
cre9tere este din ce in ce.mai mic.
- Curba obtinuta (linia intreaga) are urn
caracter universal pentru orice eAcymint cu
apa de sinclinal infinity.
Cu ajutorul diagramelor pe fig. 56 -- 59
modul de calcul al caderii de presiune in timp,
este urmatorul :
- Se introduc in ecuaiia (200) valorile ce
caracterizeaza z5c5mintul psi se obtine expresia:
lui a.
- Se introduce a in ecuatia (204) ji se deter-
mine legatura intre timpul t adimensional 9i,
timpul t dimensional.
- Se determine in functie de t pe fig. 56= 59'
valorile corespunzatoare ale lui p CO.
- Se introduce valoarea p (1) gasita in ecua-
tia (221) unde ceilalti termeni [inclusiv q (t)]
sint constanti $i se gase?te valoarea lui Lip
corespunzatoare unui anumit timp t.
O b s e r v a t i e. Unitatile intrebuintate.
Sint cele din sistemul mixt, utilizat in hidra
ulica subterana (v. tabela 1).
a) Legitura intre ciderea de presiune, coe-
ficientul de extractie gi debitul extras. Din.
ecuaiia (221) se vede ca AP este proportio-
nal cu q (t) 9i cre9te in timp ca functiunea p (t),
incit considerind debitul constant q ca fiind_
q (t).V
rk(1-Sa)
Factorul de recuperare este raportul din-
tre volumul extras in timpul t, si yolumul'
initial de .fluid din zacamint.
q t (225).
rr,m(1-S0~
sau transformata, valoarea lui e se poate scrie r
q ? t kt
rr2m(1- _
Sa) m_4 ur~
q ftl 11
P =.t ? 4 - P (226),
X rk (1 - Sa)
Reprezentarea grafica a acestor ecuaiii s-a.
fscut in fig. 60 psi fig. 61. Se observe astfel in.
fig. 60.variatia caderii de presiune AP, in funclie.
de factorul de reuperare c, pentru diverse-
valori ale debitului 4, iar in fig.,61 variatia
caderii de presiune in funclie de variatia,
debitului la anumite valori ale factorului de
recuparare e.
*) Tabele de funcliuni. Ianke gi Emde Moscova Gos
toptehizdat 1949.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
1.7
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
ANALIZA CURGERII FLUIDELOR OMOGENE $I INCO31PRESIBILE
(3) Influenta modificarii debitului asupra
caderii de presiune. Un zacamint poate fi
?exploatat cu un debit constant piny la un anu-
mit timp, dupa care din diverse motive zaca-
a
w
4
Fig. 60. Calculul c5derii de presiune in functie de
factorul de recuperate S (exprimat ca un procent din
rezerva total3 de titei). Compresibilitatea apei se consi-
ders (3a = 4.5 at.
0
g C` '004
m
Fig. 61. Variatia ciderii de presiune in functie de q
pentru diver1i factori de recuperate S; (Compresibili-
tatea' apei (3a = 4,5.10-?/at).
mjntul este exploatat cu un debit constant de
alts valoare.
Se consjdera ca un zacamint a foss exploa-
tat piny la"un'tjmp t1 cu un debit qO , la care
corespunde ocadere de presiune
Apo = 2 nknk p co (227)
La timpul tl debjtul a crescut cu q1 - qO
atunci pe intreg timpul, caderea de presiune
vay fi datorjtS . suprapunerii de efecte,
Op = [asp (t) + (q1-go)p (t - tl)
2 k
AP 2nk p(t) -F (go-1)p(t-tl)1
27c kAp = p (t) + (m - 1) p (t - t2) (228)
~tgo
/40
I
I
20
in care: m este raportul debitelor qt (dupa
timpul tt) a ?i qO (inainte de tim-
pul tl). .
In fig. 62 este reprezentata vari>ia p (t) fats
de t din care se extrag urmatoarele:
- daca it > 1 caderea de presiune create
intr-un ritm mai accelerat la inceput, jar apoi
cre5terea in timp este mutt mai lenta ;
- daca it < 1 atunci caderea de presiune
atinge o valoare minima si apoi jncepe din nou
sa creasca, prelungind durata regimului elastic.
O b s e r v a t j j. In practjcs se jntjlneste
deajuns de tar cazul cind debitul de Iilei
extras ramine constant in timpul productiej;
pe masura cc noi sonde sins sapate, productja
curenta a zac:amjntuluj crests ,sj aceasta duce
la o modificare sensjbjla a caderij de presiune.
2) Explc stares la o cadere de
presiune constants (prescrjss).
Acest caz ester legat de mentjnerea unei presiuni
constants sj de o cunoatere a volumului de spa
ce a intrat in zona de titei. Condjtjjle ce se
pun sjnt:
- la timpul t = 0, presiunea este egala in
toate punctele mediului poros ?j egala cu 1 ;
- dupa Inceperea exploatarjj, presiunea la
contactul spa-tjtej scads la zero ?j ramine
egala cu zero jntreaga durata a exploatarjj.
In aceasta sjtuatje productja cumulatjva
Q (t) este
Q(t)=S q(t) dt (229)
0
in care q(t) este debitul zilnic.
/6 24 31 4,9 GB
_ f
Fig. 62. Variatia~ functiei p (I) in raport cu timpul
adimensional i pentru diverse modificSri ale debitului.
'mind seams de relatjjle (221), sj (204) se
obtjne productja cumulatjva la o djferenta
de presiune ,,p:
Q (t) = 2:rm (3r2
1 p ` ~ apl dt =
JJ arlr=1
0
27-rn (3rd Op Q (t)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Valoarea lui Q (t) se obtine prin transformarea
ecualiei hii Laplace 1i pentru curgerea radial-
plana, are expresia :
c
(( ( I -Z'`) dz
Q(t)= R2 1 Z:' [J0 (z) + Y2 (z)] (231)
J
0
iar pentru curgerea liniara
Q(t) = 2 ti!z
V7r
(232)
Valoarea cantitatii cumultative de apa q (t)
cc intra in zona de titei se determine prin
introducerea valorii Q (t) din ecualia (230).
a) Influenta modificsrii caderii de presiune
asupra debitului.
al) Caderi discontinue de presiune. Un
zacamint poate fi exploatat un timp cu o cadere
de presiune prescrisa care, din diferite consi-
derente de productie, este apoi modificate
(de ex. caderea de presiune este marita prin
introducerea in productie a unui nou grup de
sonde). .
In acest caz se aplica de asemenea teorema
suprapunerii efectelor 1i anume :
- Volumul cumulativ de apa Q (t) intrat
in zona de titei pentru o diferenta de presiune
Apo este, dupe ecuatia (230)
Qo (t) = 2:sm 1&r2d Apo Q(t
- Volumul cumulativ Ql (t) pentru timpul
it , in care caderea de presiune este Apl, va fi :
Q(t)=2rmprdAptQ(t-iil)
deci, Q (t) dupe o serie intreaga de sporiri ale
caderii de presiune, va fi :
Q (t) = 27rm (ird [Apo Q (t) + Api `d (t - ti) +
+AP2 Q (t - t2) ? ...]
salt dace au loc caderi infinitezimale de pre-
siune debitul cumulativ
Q (t) = 27rm Qr2 a Ap Q (-t - t') dt' (233)
d 8t'
0
In condiliile debitelor pe unitate de timF,
valoarea q (t) se obtine ca in variatia volu-
melor cumulative,
q (t) = 27k Ap F (t) (233)
Er
in care F (t) este derivat in raport cu timpul
functiunii cc reprezinta cantitatea cumulative
de apa cc intra in zacamint,
F (t) = dQ (t)
dt
__4 e-t2
dz.
7r z [Jo (z)+ Yo (z)]
0
Functiunea F (t) comparata cu expresia debi-
tului in cazul unei curgeri stationare este
analogs cu raportul 1 /In rd /rC . Se vede deci
ca deli debitul este initial mult mai mare in
cazul unui fluid compresibil fate de cel al
unel curgeri stationare, acesta tinde .in timp
spre o valoare mai mica decit a debitului
stationar. Aceasta permite asimilarea sistemului
nestationar cu o succesiune de stari stationare
intre raza rd (variabila in timp) ,i F (i) existind
relacia
F (i) = 1 sau rd = r. et/F'C) . (235)
rd
In -
rc
Pe baza acestor ecuatii se vede ca distanta
la care se transmit turbursrile creste in timp.
In fig. 63 debitul F (t) este reprezentat in
functie de t, incit valorile necesare calculului
ecualiei (233) se extrag din aceasta diagrams.
In fig. 64 curbele reprezinta varialia cu timpul
a integralei ecualiei (233), (notate cu Q ([) de
apa [conform ecualiei (229)] cc a patruns in
zona de titei. Dace presiunea impusa la con-.
tactul apa-titei (re) variaza, atunci cu ajutorul
fig. 64 se poate gasi expresia suprapunerii efec-
telor.
a2) Caderi continue de presiune. In general
caderea de presiune nu scade brusc 1i din aceas-
ta cauza se considers ca intr-o variatie p (i)
sins de i.nsumat o serie de segmente cu coe-
ficient unghiular diferit. Volumul extras cumula-
tiv va rezulta tot din suprapunerea efectelor
p, \ Q (t) dt +
0
f P, (t-tl)dt+...]
in care P. 1si pi sins coeficientii unghiu lari
ai segmentelor din curba p - t.
In fig. 65 este data varialia lui H in functie
de t, in cazul unui declin liniar al presiunii
de contur in timp 1i pe baza ei se poate rezolva
ecualia (236).
b) Cazul apei de sinclinal finite. Zona de
apa este considerate infinity cind este mult
mai mare decit zona de titei Ii exploatarea
zonei de titei se terming inainte ca turburarile
produse prin exploatarea acesteia sa atingy
limitele zonei de apa.
Pentru a se putea gasi ordinea de marime a
zonei acvifere de la care mai departe, ea poate
fi considerate practic infinite, se considers ca
volumul de spa cc intry in zone de titei este
egal cu 3 /4 din volumul de pori ocupat cu titei.
Apt Va = 0,75 V,
unde V. este volumul porilor din zona de apy
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 F-11
!
li
l
t
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
[L l"i 'I 1! 1111 '' If
I JI
W
9rF
L
lix I 1 1111111
ii
til L
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
ssi Vt volumul porilor din zona de titei, sau
inlocuind pep = 44.10-t (at, se poste scrie:
Vt
Op = 1,7 x 104 V.
In cazul stationar pentru Va = 1000 V. cores-
punde Op = 17 at. Daca insa se presupune
o variatie logaritmica a presiunii in zona de
-titei ?i grosimea stratului ca fiind uniforms
atit in zona de titei cit ~i in zona de apa, caderea
medie de presiune Lp impune existenta unei
diferente de presiune Pi - pd
Op (V - In Va
Vt Vt
Va - InVa
Vt Vt
V
:Se obtine astfel pentru 'V = 100, o dife-
t
rents de presiune pi - pd = 124 at.
V,
De aci se vede ca daca V = 1000, caderea
de presiune in tot timpul productiei este atit
de mare Incit rezulta caracterul infinit al zonei
de apa. Caracterul finit insa, apare in timpul
exploatarii, caci la inceput zona caderii de
presiune este Inca in apropierea contactului
apa-titei.
. Daca Va(Vt are ordinea de marime 100,
se obtine o valoare Ap = 1240 at, de unde
rezulta ca in astfel de cazuri zacamintul trebuie
de la inceput considerat ca finit.
c) Exploatarea unui zdcdmint mdrginit de o
ap(I de sinclinal finitd cu presiune constantd
Pe conturul exterior.
1) Exploatarea la debit con.
s t a n t. In acest caz s-a considerat rd = 1,
iar presiunea la conturul circular de razi rd
ca fiind constants pi uniform distribuita, ?i
un debit qo ce patrunde in zacamint.
Caderea de presiune la contactul apa-titei
-este
Ap=2 in p + 7rk
( -X2 t
n-~ Jo \xn p) e n (238)
i 2 n=1 xn [Jo (xn p)- J1 (
~xn)~ 1
at r2
t=-. P =-
rc rd
2,rk 1P = p (t)
(J.Qo
xn = an - rc
- Qo este volumul cumulativ de fluid extras
pe unitatea de grosime de strat corespunzator
debitului qo.
In fig. 59 se vede variatia lui p infurtctie de i,
in cazul raportului rd(re = 6 (linia punctata).
Se vede ca pins la t = 5 curbele coincid,
106
Opco _
a i
Fig. 66. Timpul ([) pins la stabilirea unei distribulii
sta;ionare a presiunii in cazul unei ape de sinclinal
finite pentru un debit constant (p = 6,3).
iar la valori mari, ca spre exemplu, i = 20,
caderea de presiune, a zacamintului finit repre-
zinta 82% din cea a zacamintului infinit. De
aci se vede ca in ecuatia (232) caderea de pre-
siune tinde catre o valoare constants statio.
r
V' o In d
2rrsk re
- I ' ' ~~f -7
41 s 5
RQ
li
34:
11/1, j
Fig. 67. Timpul ([) Si caderea de presiune in cazul
unei ape de sinclinal finite, pentru o presiune
constants P. . (P = 6,5). '
Modul in care apare distributia presiunii
rd
- = 6,3 este aratat in fig. 66 in care raportul
rc
r
p pf este reprezentat fats de d pentru
rc
diverse valori ale lui i.
In fig. 67 este redata functia p (-t) fats de i
rd
pentru diverse valori ale lui p = rc
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
74
X72
08
06
0,4
02
0
IIIIIiIii I 1'i ! h
.II .III
1I 111
11 l I , I 11!
I I ~,
II II, !.I'l I I
I' 1 IIII Imo, IIN ~ lii~i~. I I_II~ ~~ 11
Ilillli I 1111!111 I hi 111?I I lll I I
!I
~
I
11
1111 I I II!
I!
I
I
1111111111 11
MM
J
l1JI 111 11111111 1111
MIN II fl:jiLJ[4. I
tm, 111111111 I l lint 111111111 I I I I iIiI1_i 1111 I I I I II II I I I IIIIII Tl
I 1x10' 1.102 1-101 f 1,104
Fig. 68. Variatia dehitului cu timpul adimensional t in cazul unui zacamint cu apa de sinclinal finta,
pentru menlinerea unei presiuni constante.
Pip
4oa
_
___
_-
_ _
__
-
_
1
_
_
_ .
i 1600_
~~'?
_
_
_
_
~
I 6ob~L
:
r-~
F
i
-
-
_
?400
-
-
?
_
I
200
I -
I
II
0
-
4
I
t
~F FI
I
I
'
Fig. 69. Variasia debitului cumulativ Q in cazu] unui zacamint Cu upa de sinclinal finita, pentru
tpen;inerea unei presiuni constante.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
2) Exploatarea cu o cadere
de presiune p r e s c r i s a la contac -
tut a pa -t i tei. Forma generals a ecua-
tiei este urmytoarea, pentru grosimea unitary
de strat,
t _ x
Q Q) 27-6 rar2 fin p 4 (In p)z
(239)
-
X p2 1-21np 2(lnp)2
10 (Xnp) e X"
2
) - )0lxnp)j
(x
Cj
z
n
0
n
Zacamind marginit de o zony de apa inchisa
in exterior ?i intindere finity, exploatata la
o cadere de presiune constants.
Volumul de fluid intrat la distanta rc esre,
pe unitate de grosime de strat, urmatorul,
tinind seama de caracterul finit at zacamin-
tului:
27rk (p? - pe) Q (t) _
(t)=
9
47rk (pi - pc) ' ' J1 (xnp) e-xnt (240)
~0 (xn) - J1 (Ynp)
Functia (43) a Post reprezentata in fig. 68 in
ordonata, gasindu-se expresia
(Pi- pc) F (i),
47=
iar in abscise timpul i ~i s-au trasat diverse
curbe pentru valori ale raportului rdlrc cuprinse
intre 6,3 5i 3200.
Productia cumulativo- Q (t), ca urmare a
ecuatiei (240) in functie de timpul adimen-
sional este data in fig. 69.
tnfa?uratoarea reprezinta curba corespunzy-
toare cazului unui zacamint cu spa de sinclinal
infinity.
5. Efectul inchiderii sondei asupra nivelului
dinamic al sondei. In urma inchiderii unei
sonde (fig. 70) nivelul dinamic (A) creste
ocupind diverse pozitii : C1, C,,, Ca ... Cn
pina cind ajunge in B (nivelul static).
Se considers deci:
- in punctul A este presiunea dinamicy ps;
- in punctul C este o presiune oarecare p
(intre pd si p,,);
- in punctul B este presiunea statics p0 .
Considerind ce dupe inchiderea sondei
nivelul dinamic creste din A in C (pe o inal-
time h) se poate scrie ca raportul cresterii h
fats de cresterea total's 8 este
a= It =i --- S =ra
d (242)
p
d d P5 _
Pd - Pa
Pd - Ps
In acelali mod, dace o sonda este pusia
in exploatare nivelul fluidului scade din pozitia
B is diverse pozitii C pins cind se stabile,te
in A. Facind raportul Jintre scyderea S a
nivelului din B in C, fatii de diferenla totals de.
nivel 8 se poate scrie
BC S Pa -- h t 11 An\
Din cele doua ecualii (243) si (244), precum
5i din ecuatiile (200) ~i (204), se poate obtine
variatia presiunii in
raport cu timpul.
Pentru aceasta mai
este utilizata Si fig. 70
care da variatia lui a,
in raport cu timpul
t, pentru diverse
raporturi intre raze.
Modul de deter-
minare a presiunii
este urmatorul:
- Se determine o
serie de valori pen-
tru t legat de timpul
dimensional prin
ecuatiile (200) ,i
(204).
Fig. 70. Cre$terile nivelului
intr-o sonde dupe inchiderea
acesteia, vizute intr-o sec-
tiune verticals prin mediul
poros.
- Pentru fiecare timp t (respectiv t dimen-
sional) corespunde o valoare a sau a', pe
ordonata diagramei fig. 71.
U 0.01025 0./ 07 0~i 04 QS I
Fig. 71. Variatia ere$terii x a nivelului dinamic in funclic
de dupe inchiderea sondei $ivariatia descresterit a' a
nivelului dinamic in functie de t dupe pornirea unei sonde.
- Cunoscindu-se valoarea a, sau a.', yi
fiind cunoscuta diferenla p0 -P d , valoare:o
presiunii P rezulta din ecualia (243) sau (244),
dupe cum sonda este inchisa sau deschisy.
b. Curgerea gazelor in mediul poros
Curgerea gazelor intr-un mediu poros este
caracterizaty prin urmatoarele ecualii:
Ecualia lui Darcy (49)
k
1, - VP
1~
care, cuplata cu ecualia continuitatii, da
1 +b0 1160
bo (1 + ho) N?fpa a
pep kvt
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
\N.ALI'LA CURGI:RII VLIJIUELOIi OACOGENE SI INl;l MPR1?;S111ILE 99
Ecualia de stare (64) cc se folose?te este
P = Pop
in care b?, este determinat de caracterul termo-
.t inamic at expansiunii gazelor
b? = 1 - expansiune izotermics ;
C
b0_ Cp - expansiune adiabatic!.
Ecuatia (244) se aplica atit la curgeri statio-
nare, cit ?i la curgeri nestationare.
Pentru rezolvarea problemei curgerii gazelor,
;inindu-se seama de variaciile mici de tempe-
rature in masa de gaze gi schimbul redus de
caldura cc are loc intre gaze ,si mediul poros,
curgerea gazelor se considers ca un proces
izotermic.
Examinarea curgerii gazelor se face dup6
natura legii de curgere (legea liniars sau neli-
niara de filtrate) dupa felul curgerii (stacionars
sau nestacionars) gi dupa tipul de curgere
(unidimensionala, radial-plans).
In cazul valabilitltii legii lui Darcy, ecua(ia
intrebuintatii este ecuatia (49), care se mai
poate scrie pentru gaze sub forma vitezei de
mass.
in care y, este greutatea specifics a gazelor.
1. Curgerea stacionara a gazelor printr-un
mediu poros. Pentru a putea admite existenca
unei curgeri stationare, se considers ca pe
masura extragerii gazelor din mediul poros,
un alt volum de gaze din rezervorul cc ali-
menteazs vine gi is locul gazelor ielite. In acest
fel, presiunea la conturul de alimentare ramine
co nsta nta.
a) Curgerea unidimensionala stalionar.i a
gazelor. Se consider! un mediu poros de lun-
gime L, ca in fig. 72 la al carui contur_de ali-
P
Fig. 72. Sectiunca orizontala printr-un sirat in
cazul curgerii unidimensionale a gazelor.
mentare lucreaza presiunca pd . Gazele curg
spre un ,sir de sonde infinit apropiate intre ele
(practic o galerie) a clror presiune este ps.
Cuplind ecuatia (244) pentru o curgere sta-
tionara, cu ecuacia (64) rezulta
1+b, 1
VIP b, == VIP b? = 0
1) Distributia presiunli, se obtine
din integrarea ecuaciei (246) intre limitele zac!-
mintului,
pl+b, = (i+L.o _ p1.+bo) L + Ps1 -b? (247)
C $
sau tinind seamli ca are loc o curgere izotcrmci
(b(, = 1) distribucia presiunii va fi :
s p ' 2
z
p2 + Pd x
s L o
/ (248)
pdLps
/P_Lx)
L
in care p este presiunea corespunzatoare unei
distance x.
Ecuaciile (248) cc reprezinta distribucia pre-
siunii intr-o curgere unidimensionala-statio-
nara sint ni~te parabole ca in fig. 73, spre deo-
Fig. 73. Distributia pre- Fig. 74. Distributia pitra-
siunii p in cazul curgerii tului presiunii j,' in easel
unidimensionale a gazelor curgerii unidimensionale a ga_
grin mediul poros. zelor printr-un medin poros.
sebire de o curgere liniars a fluidelor incom-
presibile, unde distribucia presiunii era o
dreapta. Se poate obcine o dreapta inlocuind
P = p2 ca in fig. 74.
Se intrebu:inteazs adesea notiunea de pre.
siune medie ponderata cu volumul gazelor
aflate in mediul poros. Notind volumul me-
diului poros cu S2, porozitatea cu m, sectiunea
mediului poros F si lungimea acestuia L, se
poate scrie
n =, m ? F ? L, (249)
-In acest fel presiunea medic p, ponderata cii
volumul Q, este
p=~ 1 p d 0 ? (250)
dS2=ni?F?dx (2513
Combinind ecuatia (249) cu (251) si (248)
se poate scrie
1 i
p- L Vp2 -t- L -x- dx (252)
p2 - p5
in cazul particular cind ps = 0
2
P=3 Pd.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
2) Ecuatia debitului. Debitul se
obtine in cazul curgerii gazelor ca debit volu-
metric Q ?i ca debit de mass Q. Pastrind
acelea?i conditii ca pentru obtinerea distri-
butiei presiunii s-a gasit
kFYo pd - p:
Q =-_
2?p0 L
sau impartind debitul Q la greutatea speci-
fics y, rezulta tocmai debitul-volum normal Q
1cF nd - ps
Q=2tapo L
unde po este presiunea atmosferica.
Spre deosebire de ecuatia (73) pentru curge-
rea fluidelor incompresibile, debitul Q este
proportional cu diferenta patratelor presiu-
nilor. Din acest motiv variatia (Q - AP) este
dupa ecuatia (254), parabolica ?i nu liniara,
ca in cazul fluidelor incompresibile, fig. 12.
Pentru a obtine o ecuatie asemanatoare cu
(73) s-a introdus notiunea de debit mediu
Q de gaze, redus la presiunea medie aritmetica
Pd + p_,
_ Q
Pd -I- Ps
2
in care substituind ecuatia (254) rezulta:
kF pd - ps (256)
Q = -
(a pa L
3) Distributia vitezei rezulta din
impartirea debitului (ecuatia 254) la sectiunea
F sau din combinarea ecuatiei (245) cu (248)
k pd - ps 1
v (257)
2? L p
in care presiune p dupa cum rezulta din ecuatia
(248) variaza cu distanta x. Aceasta inseamna
ca ?i viteza variaza de la un punct la altul,
spre deosebire de cazul curgerii lichidelor
incompresibile cind viteza ramine constants
in tot timpul curgerii [ecuatia (76)].
b) Curgerea stationarc radial-plans a gazelor
printr-un mediu poros. Pentru curgerea statio-
nary radial-plans se intrebuinteaza aceea?i
ecuatie (49) in care insa elementul de parcurs
k 8p
YvYOr
Cuplind ecuatia vitezei cu ecuatia (246) de
stare, ?i separind variabilele, se gase?te relacia
intre presiunea p ?1 distanta r de la centrul
conturului.
Conditiile-limit!, pe fig. 10 sint urm5-
p=p5 is r=r5 )
p=pe la r=re )
1) Distributia presiunii. Folo-
sind conditiile limits (258) rezulta urmatoarea
distributie a presiunii in mediul poros:
In re
I
p` - h; In -r - (259)
In r-`
r5
2
r
P=
Pc- pe-ps In-` (259')
In r
rs
1 - r5
Se observa ca presiunea din ecuatiile (259)
?i (259') este mult diferita de presiunea obtinuta
in ecuatiile (90) pentru curgerea unui fluid
incompresibil. Considerind ps = 0, se obtine
in cazul curgerii gazelor
p
Pe =
in time ce din ecuatia (90) in cazul ca p5 = 0,
pentru lichide incompresibile se obtine ra-
portul
p
In r
r5
PC r
In
r5
in cazul particular rs = 0,1 m pi re = 750 in
reprezentind cele doua ecuatii (260) ?i (261)
se obtin curbele trasate in fig. 75. Se vede ca
pa,
P
/00
60
40~
20j
2000 4000 6000( 3000 s
Fig. 75. Comparatia distributiei presiunii in cazul curgerii
gazelor $i a lichidelor incompresibile pun mediul poros
(presiunea ps = 0).
in cazul fluidelor compresibile caderea de pre-
siune este mult mai importanta in imediata
apropiere a gaurii de sonda.
Presiunea`medie ponderata p in cazul curgerii
radial-plane provine din raportul presiunii
la volumul spatiului de pori ocupat de gaze
n = It (rd - rs) hf (262)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tinind seama de ecualia (259) ,si de ecualia
(262) se ajunge la urmatorul rezultat:
2
P= ra- s X
rd 2 2
X S i/---- d-pS ,In r .r.dr (263)
In rd/is r:
sau din ecualia (259') rezulta o presiune medie
ponderata,
rd
yS
1/i p'-A - pd - Ps ? In -`- ? r ? dr
In r,/r_ r
Din integrarea ecuatiilor (263) ,si (253') se
poate spune ca presiunea medie ponderata
este relativ apropiata de
presiunea de contur, mai
ales la presiuni diferentiale
re
mici ,St raporturi mari -
rs
2) Ecuatia debi-
t u 1 u i. Se deduce tot din
viteza lui Darcy inmultita
cu secliunea, Tinind seama
de condiliile-limita (258)
rezulta : debitul de mass
nk hYo pd - p2
G =
(264)
N, po in rd/rs
sau debitul volum-normal
n kh pd-ps
In r i. (265)
11 po d/ s
Q/Oo
de curgere se examineaza in special cazul
sondelor imperfecte din punctul de vedere al
gradului de deschidere. Tinind seama de cele
stabilite pentru curgerea fluidelor in cazul
sondelor imperfecte, (v.D.f.) variatia rapor-
tului Q/0 fata de penetrarea (procentuala) a
sondei a fost trasata in fig. 76, pentru cazul
unei sonde de raza rs = 7,5 cm .$i a unui
contur circular de alimentare de raza rw=
= 150 m. Se vede din aceasta figura daca
gradul de strapungere este de 75%, debitul
de gaz reprezinta 87,5% din debitul ce s-ar
obline in cazul unei sonde perfecte, iar la o
strapungere de 67%, valoarea debitului sondei
imperfecte este redusa la 50% din valoarea
debitului unei sonde perfecte,
Aceia?i situatie se poate observa:?i in fig. 77,
in care este redat raportul Q/Qo (debitul son-
5m
nh 9
,22,
3'15
-- h= pent
10 20 30 40 50 60 70 80 90 /00
Penerraree sander(/ 1
Fig. 76. Variatia raportului debitelor Q/Qo(Q,-debitul unei sonde perfecte
hidrodinamic) in funclie de gradul de strapungere (penetrarea) a sondei pentru
diverse grosimi de strat (rs = 7,5 cm; rd = 150 m).
este, dupa cum se vede,
mult diferita de ecualia
(92) pentru fluidele incom-
presibile.
3) Dist ribulia vi-
tezei se obline din
ecualia (245) in care se
diferenliaza presiunea p
din ecualia (259), fie direct
prin rapotul debitului, la
sectiune conform ecuatiei
(265)
k p2 ps
v=--
2 la. In re/rs r ? p
(266)
06
QrQo
04
a sondei =100
Peneiri
~
---
----
-ie de grosimea stratulul pentru diverse grade de stra-
pungere (penetrari)ale sondei(rd=150m;liniacontinuarr=7,5em; linia punctata
in care, v este viteza cores-
punzatoare distantei r de la
axul sondei (centrul con-
turului), iar p se calculeaza din ecualia (259).
c) Curgerea stationard tridimensionald a gaze-
lor printr-un inediu poros. In cadrul acestui fel
rs =3,75 cm).
dei imperfecte imparlit In debitul sondei
perfecte) fata de grosimea stratului h, pentru
diverse penetrari.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
2. Curgerea nestatioinara a gazelor prin-
tr-un mediu poros. In ' cazul curgerii nesta-
tionare zacami.ntul este considerat ca un rezer-
vor inchis, ale carui rezerve nu sint com-
pletate din afars in timpul exploatari.
Problema zacamintelor de gaze a fost studiata
detaliat de Prof. sovietic B. B. Lapuk. Pe
considerentele bilantului material, B. B.
Lapuk a stabilit relacia de baza, numita
ecuatia diferenciala de bilant material
Qdt = - S2dp (267)
in care:
q este debitul de gaze in conditiile pre-
siunii atmosferice ;
t - timpul ;
S! - volumul spatiului poros ocupat de
gaze ;
presiunea medie ponderata cu volu-
mul porilor.
In realitate s-a gasit ca p coincide, practic,
cu presiunea pe contur Pd $i ded se poate
rescrie ecuatia (266) sub forma :
Qdt = Qdpd (267')
Acestei ecuatii (267) i se inipun urmatoarele
conditii :
- conditii initiate:
inainte de a incepe exploatarea presiunea este
constants in tot mediul poros
fi=P;=ire la t =0;
- conditii-limits ;
cazul unei exploatari in care se poate
mentine o presiune constants la sonda
1's = const, la r = ?-s
- cantitatea de gaze variaz5 in timp dupe
necesitati, sau se poate impune un debit con-
stant de exploatare
Q = const;
- sonda poate fi exploatata mentinindu-se
o vitezs de filtrate anumitg
Q = c.p5
in care c este o constants.
Pe baza acestor conditii-limits se pot studia
diversele tipuri de curgere.
F. CURGEREA GRAVITATIONALA
a. Generalitati
In cazul cind afluxul de titei in spre sonda'
este foarte uric, pompa de extractie mentine
un nivel de lichid mai coborit debit cope-
ri,u] stratului. Ca urmare a acestei situatii,
efectul gravitaliei ramine cel predominant in
procesul de curgere, situatie ce se accentueaza
cu cit grosimea stratului este mai mare. Efectul
gravitaliei se poate exercita ca sursa predomi-
nanta de energie numai atunci cind energia
de compresiune a fost complet epuizata.
In fig. 79 prin hs este prezentat nivelul in
sonda', AB fiind suprafata de prelingere, prin
lid nivelul de fluid la conrurul de alimentare
(lid < grosimea stratului). Curgerea are loc
sub actiunea diferentei de presiune lid - hs,
,i poarts numele de curgere cu suprafata libera.
i
Fig. 78. Sectiune verticals in cazul unei curgeri radial-
plane sub actiunea gravitaliei.
Conditiile acestei curgeri sint de ajuns de
greu de rezolvat din punct de vedere analitic
,i acestea devin ,i mai dificile dacs deasupra
masei de titei exists o zone de gaze libere,
b. Curgerea unidimensionala
sub actiunea gravitaliei
Pentru rezolvarea acestei probleme s-a admis
existenta unui rezervor fig. 78 de alimentare,
de inaltimea lid , care alimenteaza o galerie
paralela cu bazinul. Trecerea lichidului de la
Fig. 79. Secliune vertical's in cazul unei curgeri unidi-
mensionale sub actiunea gravitaliei.
bazin ]a galerie se face printr-un mediu poros
de lungime L.
S-au facut urmatoarele ipoteze simplifi-
catoare:
- in toate punctele unei secti.uni verticale
prin mediul poros vitezele de filtrare sint
egale ,i putin inclinate fats de orizontala ;
- ]iniile de curent sint aproxi.mativ rectili.nii
,i orizontale.
1. Cazul valabilitatii legii liniare de filtrare.
Pe aceste considerente a fost determinate
valoarea iniiltimi.i. Is cuprinsa intre hs ,i lid
la o distanta x de h
s?
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
CURGE1tLA. ElEROGENA
in felul :west h este in functie de lid ,i hs
.dupe cum se vede:
d _ hd -- hs x
h2 h22
L
Ecuaria debitului este data de relatia
R=bky(hd--its)
21A L
in care h este 15timea stratului ;
y - greutatea specifics a fluidului.
Ecuatia vitezei se obtine din raportarea
ecuatiei (281) la sectiunea de' curgere
a' = Q
b 11,2 2Q 1` x
y d aky
(282)
Pe baza ecuatiei (280) se poate practic deter-
mina distributia curbei de depresiune, care
-este un arc de parabola. Tinind seama de
?ecuatia (12), h' reprezinta in (280) ,i urma-
toarele, patratul unor presiuni exercitate ? de
coloane de fluid.
2. Cazul valabilitatii legii neliniare de fit-
trare. In acest caz debitul este dat de ecuatia
1hn-#-1 )tn+1 1
Q = be d s n.. (283)
(n -f- 1) L
c. Curgerea radial-plans
1. Cazul valabilitalii legii liniare de filtrate:
Pentru tezolvarea problemei curgerii radial-
plane, (fig. 79) admitind conturul circular ,i
sonda amplasata in centrul acesteia s-au pre-
supus urmatoarele conditii-limits.
- potentialul este constant la conturul de
alimentare
cD = k hd la r = rd
- potentialul este constant la conturul
sondei
rl) = k hs pentru 0 G z< hs I
la r = rs
pentru h5 < z < ltd '
- fluidul nu curge prin coperi,ul si cul-
cu,ul stratului
00
=0 la z=0 ,i z=lid
az
in care k = kPg
IL
Pentru solutionarea problemei s-a admis
ca suprafata libera este in acela,i timp linic
de egal potential ,i linie de curent.
Introducind conditiile-limits in ecuatia de
.baza
1 a 0c 02(1)
- (r - -1- - = 0 (284)
r Or Or 1 az1
s-a obtinut'e'cuatia' debitului de forma
7rkpg (h' - It,) (285)
Q lr In rd rs
Cercet5rile ce s-au facut, au aretat valabili-
tatea acestei ecuatii in special in cazul scaderilor
ntici ale nivelului.
- Tinind seams de ecuatia (129) obtinuta
in cazul une:i distributii neuniforme a presiunii
pe contur, se poate scrie debitul in cazul ca
la r = r., coloana de fluid este mai mare decit
grosimea stratului,
2 7, It (-Pd -P,)
In rclrs
(286)
?
in care:
Ii - grosimea stratului ;
Pd ,i PS - presiunile medii la conturul de
alimentare ,i la gaura de sonde.
Expresiile: lu] Pd ,i Ps sint urmatoarele:
kpg ltd
pd = - = khd (287)
la
kpg( hd + 1,2)
Ps 2 lid 1'-
2. Cazul valabilitatii legii neliniare de fit-
trare. Tinind seama de legea neliniare de fil-
trare in acelea,i conditii in care a fost exa-
minate curgerea la punctul 1, s-au obtinut
urmatoarele: ecuatii.
Inaltimea It a lichidului ]a distanta r de cen-
trut conturului de alimentare este data
de ecuatia
hn+1= Itn-I-1_ n-{-1
d n-i (27rci
iar debitul Q este in acest caz
rn-1 (289)
d
n (290)
It"+l hcc+1
Q=2r:c n-1 d
n+1 1 1
n-1 n-1
rs ? d
O b s e r v a t i e. In cazul gazelor, compo-
nenta gravit:ationala este negli.jabila iar curgerea
cu suprafatii libera este practic inexistenta.
G. CURGEREA ETEROGENA
a. Generalitali
Curgerea eterogena inseamna curgerea simul-
tan: a mai multor faze prin meditil poros.
Conditiile in care poate area loc o curgere
eterogena se gasesc pe scurt expuse in capi-
tolul III.
Curgerea eterogena a `.luidelor constitue un
proces nestationar deoarcce in timn, distributia
saturatiilor este modificata ,i ca urmare per-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
meabilitatile efective, vitezele ?i: debitele fieca-
reia dintre faze se modifica deasemenea.
Considerentele ce au impiedicat tratarea
curgerii eterogene ca fenomen nestalionar
sint :
Integrearea ecualiilor (71, 71', 71') este
aproape imposibila, incit rezolvarea acestei pro-
bleme trebuie incercata pe o cale aproxi-
mativa.
Tinind seama de vitezele mici de curgere
a fiuidelor in strat, variacia schimbarii para.
metrilor fizici are loc atit de incet, incit se
poate aproxima aceasta curgere nestationara
cu o succesiune continua de stari stationare.
Aproximatiile ce rezulta permit executarea
calculelor practice.
b. Curgerea eterogena stacionara
uni.dimensionala
Tinind seama de condit ice unei curgeri
stationare ?i neglijind fortele legate de mass,
intro curgere unidimensionala ecualia (71) se
reduce Is forma
apt
a ka ap ax (1La b,, ax) _ - 0 (290')
in care t, g ?i a sint indicii pentru litei, gaze,
respectiv apa pe unitate de suprafala.
Prin integrarea ecuatiilor (290, 290', 290")
se obtin debitele de fluid
r` k` ra ka + Pg kg ap = const = Qg (291)
(v, bt it'rbt 11g ) 8x
ecuatia (71') devine deasemenea
a kt ap _
Ox (t., bt ax) - 0
iar ecualia (71")
Ox
ax~aba
ax~cbt ax
(P9 k9 l
-I ax Pg g ax) = 0 (290)
V9
a rt kt ap a ra ka
)+
kt ap
?c b, ax
const = Qa (291")
in care Qg , Qt ?i. Qa reprezinta respectiv de-
bitele de gaze, lilei pi apa pe unitate de
suprafata.
Raportind debitul de gaze pi de apa la debi-
tul de cilei se va obline
fi=Qg=r { raka~`b`-+ -?gkglL`b` (292)
Qt t kt i-ta ba kt ftg
ka Op
l'aba 8x
Qaka1tbt
a Qt kt It'a ba
in care Q, este raffia gaze-lilei pi R. raffia apa-
citei. Se mai poate exprima Q ?i sub forma :
Q=rt+raRa+a (p) V(S) (294)
in care
4 (S)= g (296)
kt
in care p este presiunea ?i S este saturatia.
1. Distributia presiunii.. Pentru a obtine
distributia presiunii considerind un zacamint
de lungime L ca in fig. 9, in care la conturul de
alimentare lucreaza presiunea pd ?i la sonda
presiunea ps , se obtine urmatoarea ecuatie
in care p este presiunea corespunzatoare unei
distance x de Is conturul de alimentare.
2. Ecuataia debitului. Pentru obcinerea debi-
tului de cicei se scrie ecualia
Pd
1 kt
dp. (298)
Qt = L S ]rt be
PS
Inlocuind indicele t prin a in termenii ecua-
tiei (298), se obtine respectiv debitul de apa.
3. Observalii. Ecuatia (291') se poate tran-
scrie pentru a exprima gradientul de presiune
c)p [k` b`
ax Q` kc
Se observa ca pe masura ce presiunea scade,
viscozitatea ]rt cre?te, iar permeabilitatea kc de-
vine mai mica. Ca urmare gradientul de pre-
siune va cre?te ?i aceasta cre?tere este compen-
sata numai in mica parte de scaderea lui bt.
Daca faza de apa este mobila, facind acelea?i
considerente in ecualia (291'), se vede ca apa
va curge in cele din urma mai repede decit
titeiul V. ramanind constant.
- Din ecualia (296) se poate vedea ca
valoarea lui ~ cre?te in regiunile cu presiune
mai scazuta, intrucit cre?te saturatia in faza
gazosa din cauza gazelor ce ies din solutie.
- Intr-o curgere eterogena debitele sint
i.nvers proportionate cu lungimea de parcurs,
dar nu mai variaza liniar cu presiunea dife-
rentiala.
k
J UJ btl dp
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
4. Modul de lucru. Ecuatiile (297) ?i (298)
nu se pot integra direct ?i in vederea rezolvarii
for se procedeaza astfel:
- Se considers constante valorile ratiilor
G sau Ra.
- Pe baza valorii constante a lui C ?i
Ra, ?i a celorlalte valori a, ra pi rt (care sint in
functie de presiune ?i se cunosc) se poate
aprecia functia ct (s).
- Din diagrama permeabilitsti, saturatia
se citepte pentru valoarea lui t (s), permeabi-
litatea kt corespunzatoare respectivei saturatii.
- Cunosei:nd astfel pe kt pi avind cunos-
cute din laborator valoarea lui p.t pi bt se poate
rezolva ecuatia (297) pi (298), prin integrate
grafica.
c. Curgerea eterogena stationary radial-plans
Pentru problema curgerilor radial-plane se
vor analiza atit curgerile bifazice cit ?i trifazice.
1. Curgerea bifazica. a) Cazul curgerii
gaz-titei (apa iniobila). Tinind seama de condi-
tiile de simetrie a unei curgeri radiate-plane
ecuatiile (71), (71') ?i (71") vor fi integrate pe
un element de raza dr.
1) Distributi.a presiunii. tntr-un
zacamint circular cu aspectul fig. 10 pentru
obtinerea presiunii p la o distanta r de conturul
circular de alimentare in acela?i mod ca pentru
curgerea unidimensionals se obtine :
P
d
Ps kt bl p
s c/
lnr/r (~t
In rd /r5 Pd
Skt J
P ~lltbts
2) Ecuatia debitului de titei se
obtine in acelea?i conditii ca in cazul unei
curgeri unidimensionale. Pentru o grosime de
strat h, pentru o permeabilitate uniforms k
rezulta astfel un debit,
Pd
= 27r kh ~ kt/k
Qt In rd /r, J ?, bt dp
P.,
Se vede din ecuatia (300) ca debitul nu variaza
liniar cu diferenta de presiune dp, datorita
faptului ca odata cu modificarea presiunii,
are loc pi o modificare a factorilor p.,, b,, ?i k,.
In ipoteza eristentei in strat numal a unei
ape imobile (interstitiale), Ra=O pi deci ecuatia
(294) devine:
Q = rt + a (p)' (s) (292')
In fig. 80 este redata variatia permeabilitate-
saturatie.
0 b s e r v a t i i. Pentru rezolvarea proble-
mei curgerii eterogene este absolut necesar
sa se cunoasca presiunea la conturul de alimen.
tare pd ?i presiunea in gaura de sonda ps .
- Intre aceste limite variaza pi caracteristile
fizice: viscozitatea p.t; coeficientul de volum
bs ; saturatii.le in titei ?i gaze St ?i Sg, permea -
bilitatile efect:ive kg ?i k, astfel incit in timpul
curgerii exists o variatie a caracteristicilor pe-
parcursul efe:ctuat de titei.
I__R
p KtI
30 40.50 6
Saturarea In NOW r
Fig. 80. Variatia permeabilitStii efective
kg/kt cu saturatia.
Modul de lucru. Pentru dater
din tbela 7 luate in cazul unui zacamint, s-au.
obtinut urmktoarel.e rezultate :
Tabela 7. Curgerea eterogena
1~at
Ralia
de solu(ie
r, m?/m'
l1g OP
l1# eP
pg
I4 bt
{{
t
-
-
-
0
1
20
5,355
0,013
2,4
15
1,08
21,5
0,015
1,9
60
1,12
70
32,2
0,016
1,7
85
1,14
.100
48,4
0,017
1,5
130
1,18
120
60,8
0,018
1,38
170
1,23
150
77
0,0186
1,21
200
1,26
170
96,5
0,0191 I
1,2
240
1,3
- Reprezentind grafic fig. 81 variatia lui in functie de presiune, s-au trasat trei curbe.pentru diverse ratii Q gaz-titei. Din figura 81
se poate vedea cu cit ratia Q este mai mare,
cu atit valoarea lui m este mai mare. Acest:
lucru este evident, intrucit ratia de gaze fiind
ma' mare, saturatia in titei este mai mica pi..
ca urmare permeabilitatea kt este reduss (vezL
fig. 80).
Scaderea lui. rt duce In crepterea lui 4.m = kg/k, Rerezentarea grafica a lui 4 s-a facut utili-
zind relacia (300) care a fost explicitata fats de V,.
k Q _ ,.
'?~ (a) = ke = (p)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care R reprezinte o valoare fixe, ?i St era
luate din tabela 7, iar a a fost calculate pentru
aiecare presiune cu valorile corespunzatoare
luat din ' acelali tabel..
I
I
o_
x
9/
! .O
0 8
/
0
D f,1
17
/4
jf
P Ix
Pravunaa P
20 40 80 80 /00 120 99 /60
i'ader'ea depresiune4Pa/
Fig. 82. Variatia capacitOtii de produclie q Cu
c5derea de presiune pentru diverse ratii de gaze.
:Zig. 81. Variatia raportului k,,/kr cu presiunea pentru
diverse raiii de gaze.
L n ~s
distanta intre contur ;i sonde (Cu - ) pentru diverse racii de gaze (pd = 170 m;
rs
rd = 200 m; rs = 7,5 cm saturalia in apA interstitialS S. = 20 a/o).
- Pentru a obtine o imagine mai clara asupra
variatii debitului, s-a introdus notiunea de
.capacitate relative de productie:
Q = Q0 =
27r kh
In 1d/ts
Valorile capacitatii relative de produclie Q
sins date in at/cP. Diferenta totals de presiune
~1
A *
f
G. 9 m3 m3
_ r m m3
850 m3mJ
6?
r~
BT
G _ 9sm5 m
c/7 mJ
sOm1
a Post de 168 at. `Introdutindu-se toate valorile
date in ecuatia (301), s-a obtinut debitul Q
pentru acelea5i trei ratii de gaze, iar rezultatele
au fost reprezentate in fig. 82.
Comparind cu linia dreapte trasata pentru
=0 se poste vedea ca la o curgere omogene
debitul este direct proportional cu presiunea
diferentiala spre deosebire de curgerea etero?
genii, unde variatia este neliniare.
Se vede in fig. 82 ca debitele sint din ce in
ce mai mici, cu cit ratia Q este mai mare. Expli-
catia acestor rezultate este ca la o cre?tere a
lui Q, corespunde o cre/itere a lui 4, deci o
sca iere a lui kr si respectiv o micsorare a debi-
tului Qr .
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tinind seama de variatia in mediul poros a
presiunii (p) saturaliei in titei (St), ?i a permea-
bilitatii (kt), in timp ce presiunea variaza de
la pe la p5, s-a trasat in fig. 83 variatia acestor
marimi cu distanta de Is centrul conturului de
:alimentare.
S-au luat astfel urmatoarele valori:
raza sondei ................ r5 = 7,5 cm
raza conturului .............. rd = 200 in
diferenta rotala de presiune Op = 170 at
yi se pot observa urmatoarele :
- Saturatia in titei maxima este 70 % ti-
nind seama de apa interstitiala ,si de 10 % satu-
.ratia in gaze, pentru care echilibrul curgerii
omogene' este Inca mentinut.
- Atit saturatia in titei, cit ssi permeabili-
tatea efectiva fats de titei descresc lent in mediul
poros, doar in imediata apropiere a gaurii de
sonda, ele tree la valori sensibil mai mici.
- Distributia presiunii ramIne liniara in
reprezentarea semi- logaritrnica, dar it.. apro-
pierea imediata a sondei are totu?i o alura
curbs. Modificarea aceasta are ca urmare pen-
tru saturatie ~i permeabilitatea o descre;tere
brusca in jurul gaurii de sonda.
b) Cazul curgerii opd-titei (gazele irnobile).
.Aceasta siruatie presupune, fie ca gazele nu curg,
fie ca nu exists o saturatie in faza gazoasa.
Ca o curgere sa fie strict stationara, at tre-
bui ca presiunea sa fie mai mare decit pre-
siunea de saturatie, dncit rt gi ra sa fie con-
stante, iar valorile presiunii la sonda sa fie
rnai marl decit presiunea la ?saturatie.
Folosind ecuatia (293), raportul peruieabi-
litatilor ka/k, rezulta:
ka lta ba
a
kt [4t bt
Aceasta ecuatie da raportul ka/k. ca o fun-
ctie de presiune, dncit se poate face astfel
legatura intre presiune pi saturatie.
In cazul acestei curgeri, presiunea
in functie de presiunile In contur
sonda p5 are expresia
Pd - P, i,
p - p5 + lnrd /r5 ' In r
jar debitele sint respectiv:
27c kt h (pd - Pa)
Rt pt bt In 1-d I',
27r ka h (pd - P5)
Q. p.a ba In rd lr5
care este.
Pd 9i in
In fig. 84 este redata variatia raportului kt/ka,
fats de saturatia in titei pentru diverse valori
ale saturatiei in gaze Sg. Su vede pe aceasta
diagrams, ca pe masura cre terii saturatici in
titei raportul kt/ka scade rapid.
107
Considerirtd ?a = 1 cP., ba = 1,la.t=.1,2cP
,i bt = 1,2 din curbele (fig. 84)?iecuatia(293)se
obtin rezultatele din fig. 85. Curba aceasta
pentru variatia ratiei apa-titei (Ra) cu saturatia,
FT
00 20 . 40 v 60
Fig. 84. Variatia permeabilitatii-saturatie penrru titel
gi apa in funetie de, saturatia in titei, pentru anumite
valori ale saturaliei in gaze (Sc).
seamana cu curbele permeabilitate-saturatie
pentru gaze.
0 1 0 2 0 3 0 4 0 50 60 70
Safuralia in 11!ei
Fig. 85. Variatia ratiei apa-tilei cu saturatia in titei in
cazul unei curgeri stationare a sistemului apa-litei, Pe,
baza fig. 89 (viscozitatea apa (.ta = 1 cP ?i a titeiului
(-tt = 1,2 cP. ;i factorii de volum ba = 1
Si
2, Curgerea trifazica. Pentru curgerea tri
fazica problema este asemanatoare cu cea din
cazul curgerii bifazice, urmind a se. folosi
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in mod analog 'diagramele . permeabilitate-
saturatie (vezi cap. Fizica zacamintului).
Pentru o anutnita presiune, se alege o anu-
mits valoare a lui Q ~i Ra gi se calculeaza kg/kt
din ecuatia (294). In acela,,;i mod, kt/ka se
2 3 a
177,9-
86. Raportul permeabilitatilor kg/kt ?i ka/kt in
Fig.
funclie de ratiile gaz.titel (Q) yi aPA-titei (!a); se
considers Pa = I cP. Si ba= 1,05).
poate calcula din ecualia (293) ?i astfel distri-
butia fluidelor in zscamint se gasegte pe baza
diagramelor permeabilitate-saturatie.
In cazul valorilor din tabela 7 pentru o
diferenta de presiune de 170 at, s-a gssit varia-
tia lul kg/kt din fig. 86. De asemenea in aceasta
_04
8
6
2
,40
A N
,'l5
Of
59
O,b
0,06
404--
901 20
0,0
0Df10 30 40 50 50
Satuia/ia /n ///p,
Fig. 87. Variatia raportului kg / kt in funclie de
saturatia in titel in cazul unui sistem aps-gaz-titei
pentru diverse saturatii (Sg) in gaze.
figura sint trasate valorile raportului ka/kt ca
o funclie de R. pentru lL = 1 ?i ba = 1,05.
Saturatiile corespunzatoare lui ka/kt din figura
86 sint determinate cu ajutorul figurilor 83
,?i 86. In fig. 87 sint redate influenta saturaliei
in gaze libere asupra raportului kglkt. Cre5terea
rapids a curbelor in partea stingy a diagramei
se datore,?te scsderii saturaliei in litei, iar
csderea iniliala a curbelor este datorits rapor.
tului permeabilitate-saturatie, care provoac6 c,
scadere a permeabilitalii fats de gaze (desi
saturatia in gaze este constants) cind apa
incepe sa deplaseze titeiul.
H. TEORIA HIDRODINAMICA A UNOR
PROBLEME DE EXPLOATARE
a. Teoria hidrodinamici a exploatarii
titeiului prin impipgere de ap!
1. Notiuni generale. Exploatarea titeiului
prin impingerea de apa constituie o problems
de un interes teoretic ~i practic deosebit. In
cadrul studiului hidrodinamic al acestei pro
bleme este in special interesant de urmsrit depla-
sarea contactului apa-tilei.
Pentru rezolvarea problemei se consider! ca
viscozitatea titeiului difera de viscozitatea apei,
ins! se presupune ca greutdtile specifice ale
apei ,i titeiului sint egale *).
Pe aceste considerente se poate admite cd
in cazul unei inclinsri mici a stratului, daca
distanta dintre sonda ,si contactul apa-tilei
este mult mai mica, decit distanta dintre sonda
?i conturul de alimentare, suprafata de con-
tact apa-titei are o a?ezare dupa verticals.
Aceia?i problems devine ceva mai compli-
cate in cazul exploatarii zacamintelor de gaze,
unde greutatea specifics 8i viscozitatea apei
este mult diferits de cea a gazelor. Totu?i, o
asemenea situatie in exploatarea unui zscamint
de gaze, trebuie examinata foarte atentin vede-
rea proiectlrii amplassrii sondelor.
2. Avansarea contactului apa-titei. Pro-
blems avansarii contactului apa-titei din po-
zitia initials pins la gaura de sonda a fost
studiata in cazul curgerii unidimensionale ?i a
curgerii radial-plane.
a) Cazul curgerii unidimesionale. In cazul
acestei probleme se considers un zscamint
care intr-o sectiune orizontala apare ca in fig.
88, Zacamintul are o lungime L gi o sectiune
constants. Intre conturul de alimentare ;;i
linia a se afls pe lungimea X0 zona initials de
apa, iar de la linia punctata la ?irul de sonde,
se afla zona de titei. Din pozitia initials X0 ,
contactul apa-titei va ocupa in timpul exploa-
tarii pozitia a. In acest fel, la contactul apa-titei
va exista o presiune pa , iar acest contact se
va deplasa cu o viteza V a .
1) Distributia presiunii. Folo-'
sind ecuatiile (75) ,si (76) de la curgerea unidi-
mensionals, se va determina distributia pre-
siunii in zona de apa ?i distributia presiunii in
zona de litei. Datorita faptului ca permeabi-
litatea k, se presupune constants in intreg
mediul poros ?i admitind fluidul incompresibil
?i continuitatea curgerii la suprafata de con-
*) Studii trial recente considers gi permeabilitati efec-
tive diferite in zonele saturate initial cu apa, cu litei gi
invadatS cu apa.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
tact apa-litei, se poate obtine distributia pre-
siunii in zona de titei.
Astfel se va obtine in functie de diferenla
totals de presiune Pd - ps, valoarea presiunii
-r
Fig. 88. Sectiune orizontala printr-un strat in cazu] depla-
sarii contractului apg-titei la o curgere unidimensionala
p, in zona de titei corespunzatoare unei dis-
tante x de la conturul de alimentare :
(practic o galerie), ca in fig. 88, se obtine
din ecuatia (308), pentru xa = L
T in tea (L2 - xo) +
k (pd - ps)
+ tat (L - x(,)2]
Pentru gasirea unei relatii intre pozitia xa ,
ocupata de suprafata contactului apa-litei, in
functie de timp, s-a folosit ecuatia (308) din
care s-a obtinut:
ut- [''a L-
V I fit- L-xo~2-{- 2k (pd - p> t (310)
1't-,It11 m Ott- lta
I
ntroducind aceasta ecuatie (310) in expre-
It (Pd - P,) sia
vitezei, s-a determinat variatia vitezei in
Pe = Ps + (L- x) (304) fun
ctie de Limp
N't (L - xa) + laa xa
k (Pd - Ps)
,si valoarea presiunii in zona de apa :
A
~a (Pd
p
= pd -
- ps) - X. (305)
unde A= Vlgt L ti"') xa]
'
a
[Lt (L - xa
) + taa xa
2k (pd - ps)
2) Distributia vitezei. Introducind
in ecuatia lui Darcy (25) valoarea presiunii din
ecuatiile (304) si (305) se obtine distributia
vitezei de forma
k (pd - p)
V =
tat(L-xa)+lt'a xa
3) Ecuatia debitului se obtine
inmultind viteza din ecuatia (306) cu secti-
unea F
k F (pd - p3)
Q = IA, (Ld - xa) + l),a X.
4) D u r a t a d e p l a s a r i i c o n t a c -
t u l u i apa - t i t e i este foarte interesanta
pentru proiectare in vederea aprecierii timpului
necesar exploatarii.
Astfel, timpul t in care contactul apg-titei
se deplaseaza de la xo la xa se obtine folosind
ecuatia (15) in care se introduce expresia vitezei
din ecuatia (306).
in xa- x2
2
k (Pd - P)
+ tat L (xa - xo)]
Durata totals T a deplasarii contactului apa-
titei pins la sirul de sonde infinit apropiate
oru,o oe
some in
P~s~e
5) Concluzii si observatii. Din
ecuatiile obtinute, se pot remarca'urmatoarele
caracteristici ale inaintarii contactului apa-
titei:
(x) in ecuatia (75) a fluidelor incompre-
sibile, presiunea p depindea numai de pozitia
x in mediul poros, pe cind in cazul contac-
tului. apa-titei, presiunea depinde ~i de pozitia
xa ce o ocupa la un moment dat acest con-
tact.
(3) Viteza spre deosebire de cazul fluidelor
incompresibile, tratat la capitolul IV, este in
acest caz variiabila de timpul. Ca urmare si debi-
tul, cu toate ca presiunile Pd pi ps sint constante,
depinde de pozitia momemtana contactului
apg-titei deci de timp.
Din ecuatia (311) se observa ca pentru
> pa , prin cresterea lui xa se mareste,
viteza si respectiv debitul. Daca insa v,, < (1a,
atunci prin cresterea in Limp a lui xa . (avan-
sarea contactului apa-titei) viteza si debitul se
micsoreaza.
y) Timpul t si T de avansare a contactului
apa-titei se observa ca este direct proportio-
nal cu porozitatea ,ai. invers proportional cu
permeabilitatea k gi cu diferenla de presiune
Pd - Ps.
8) Din ecuatia (311) se vede ca variatia
vitezei cu timpul este in functie de raportul
viscozitatilor 14a si p't ,si anume: data laa >
> V.,, atunci valorile vitezei scad, data
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
timpul t create, ai daci It.s G etc valorile vitezei
crest.
b) Curgerea radial-plan3. In cazu1 unei
curgeri radial-plane se considers un zacamint,
care intr-o sectiune orizontala se prezinta ca
in fig. 89. 7acamintul are in conditii initiate
Fig. 89. Sectiune orizontala prin-
tr-un strat in cazul deplasarii
cnntactului apa-titei la o eurgere
radial-plans.
doua zone, o zones
de spa cuprinsa
intre r. ai ro 8i o
zones de titei cu-
prinsa intre ro ai
r Intrucit la
s
conturul r. lu-
creaza o presiune
pe ai is sonda
de razes r3, am-
plasata in centrul,
conturului de ali-
mentare,lucreaza
o presiune P. ,
sub acliunea di-
ferentei de pre-
siune, pd - ps ,
contactul apa-titei se deplaseaze spre centrul
conturului ocupind diverse pozitii ra . La con-
tactul circular apa-titei de razes ra exists o pre-
siune pa ai o viteza de deplasare a acestuia va .
1) Distributi a presiunii. -Folo-
sindu-se ecuatiile (90) ai (91) obtinute la capi-
tolul IV, se considers curgerea separat pentru
fiecare din cele doua zone. In acest fel, se stabi-
leate distributia presiunii in zonele amintite.
Tinind seams de faptul ca fluidele (apa ai
titei) sint incompresibile ai admitind conti-
nuitatca curgerii la suprafala de contact, se
obiine distributia presiunii pentru fiecare
zon.i in parte, in functie de diferenta total's
tie presiune pd - ps .
Presiunea pa in zona de apa, is o distanla
r de centrul conturului de alimentare este:
pa- Pd --
(pd - Ps) In "d (312)
ra rd r
lac In + Na In --
a
a
Presiunea pt in zona de titei In o distanla
r de centrul conturului de alimentare e.ste:
d
r
+ - In -- (313)
r-- rd rs
~tln --{- Paln
rt ra
2) Distributia vitezei. Tinind
seams de legea lui Darcy (25) ai introducind
Pt=P3+
lt'
- P)
(p
valoarea presiunii din ecuatiile (312) ai (313),
se obiine distributia vitezei sub forma
k (Pd - p) 1 (314)
r- T
't In -4 + V.a In `
rs ta
3) Ecualia debitului. Tinindseams
ca suprafala de curgere este egala cu 27t r h
,i inmullind aceasta suprafala cu viteza din
ecuatia (314), se obiine ecualia debitului sub
forma
27t kh (Pd - ps)
it, In 1-a + [,t, in rd
r ra
4) Durata deplasarii contac-
t u l u i a pa - c it; e i. Pentru determinarea
timpului t, in care contactul apa-titei se depla-
seaza de la pozilia iniliala ro is o pozilie r (in
drumul acestuia catre gaura de sondes) se folo
seate ecualia (15), in care in locul vitezci se
introduce expresia din ecualia (314) ai in
felul acesta rezulta
t= 2k (Pd 711 p) L(l-ta lnrd - iatlnra)(ru-'a)+
-
-
( t, - L) (r2 In ra - ra In Q
ILt l a (r2 - r2)]
2 o a
(31.6)-
Timpul T in care contactul apa-lilei se de-
plaseaza din pozitia initials ro pins la gaura
de sondes rs , se determine din ecuatia (316)
pentru ra = rs
T m [([L aInrd-(tInrs)(rn-r~)+
2k (pd - P) + (i.t - It's) (r2 In r,5 - rs In rs) X
I t - lta (r2 - r )1. (317)
o s
2
5) Concluzii pi observalii. a) Spre
deosebire de ecuatiile (90) pentru fluidele:
incompresibile, se observes ca presiunea Variazii
cu deplasarea suprafetei de contact apa-titei.
Aceasta inseamna ca presiunea variaza in timp
ai ca procesul de curgere este nestationar.
(i) Se observes din relatiile (312) ai (313), ca
pentru acelea8i valori ale razei, daca ?c > tt'a,
gradientul. de presiune in zona de titei este
mai mare decit in zona de apa, deci dis-
tributia presiunii prezinta o discontinuitate
In contactul apa-titei.
y) Din ecuatia (315) se vede ca pentru_
tL, > [L., debitul sondei create cu micaorarea
lui ra, (adica odata cu avansarea contactului
apa-titei spre gaura de sondes).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
'l'EoRI:A 111DRODINA3%IIGA A UNOR I'UOBLEa1E DE' iiX LOATAHE l I l
b. Teoria hidrodinamica a foimarii conurilor
de apa
1. Generalitati. Problema formarii conurilor
de apa se pune foarte adesea in santiere, in
ouquo
S iii l I f I I
f ? Pt
rim-/u I '
i. Y P
F7=777-r7_77 I ,IT T
Fig. 90. Secliune verticals cc reprezinta for-
marea unui con de apa.
legetura cu inundarea sondelor de catre apa
din talpa.
In conditii statice apa se afli separate gra-
vitational sub zona de titei, dar in conditii
y=d/stanta O? /7 cu/cus /a zone de titei
Fig. 91. Diagrama condi4iilor de echilibru in cazul
formirii conului de apa.
dinamice datorita unor presiuni diferentiale
de exploatare Op prea mari, apa din talp2
patrunde in sonda in
locul titeiului. Tratarea
analitica a problemei in
conditii dinamice este
foarte dificila asa incit
se vor impune 0 serie
de conditii simplifica- e 0,6
toare. Se admite ca la
un moment dat este po-
sibil ca, datorita dife- , 0,4
rentei de presiune, apa
sa patrunde in sonda. a
Considerind in fig. 90,
un.punct p de coordo-
nate r si z in care pre-
siunea este p (r, z), si
tinind seama de greu-
tstile specifice yt si '(a
(a titeiului si a apei),
Dacaar trebui sit se tiny seama de conditi.iler-
echilibrului dinamic, problema devine mai difi-
cils ; in cazul de fats se admite valabila ecuatia
lui Laplace, iar funetia p (r, z) reprezinta distri-
butia presiunii in zona de titei,. neglijindu-se-
existenta conului de apa.
Pentru a avea echilibrul static este necesar
ca gradientul de presiune din zona de titei
ss-$i face echilibrul cu gradientul gravitatiei
cc lucreaza asupra conului. Echilibrul acesta
este deranjat data gradientul de presiune-
devine mai mare, respectiv contactul apa-titei.
este' mai apropiat de sonda.
Faptul ca acesti gradienti de presiune din
zona de titei cresc in imediata vecinatate a
sondei, se poate ilustra intr-o diagrams ca in-
fig. 91. La Ymax cresterea gradientului de-
presiune duce la o depesire a gradientului
gravitatiei si in acest caz apa patrunde in sonda.
2. Calculul analitic. Folosind ecuatia (318)'
se poate scrie ce diferenta de presiune ,'
este, (introducind potentialul (D),
A4).1F_Q) =q>- k-P (z=0)
It (319),
-AP =pa-p5=Pb- ytgh - p.,
incit Zp care reprezinta cresterea de presiune
intre sonda si punctul P, poate apare sub
forma
(j) k Op k gAy (h - z) (320).
It IL
Se observe inse, ca, pentru valori mnari a luL
r ecuatia device
OtG(r, z) = 1 -g0yh(1-=~
(v`1)d Op h (321).
0,4 0,.5
z/h
se va ecrie conditia echilibrului static, la' care
se adauga presiunea coloanei de apa
p(r, z)+yag(h-z)=pb
P (r, z) + ya gy =, pb
grafica a ecutiei (321). Dupe cuin rezulte din,
fig. 92, unde curba I reprezinta partea stingit
a ecuatiei, iar curbele 11, III si. IV, partea
dreapta pentru trei valori ale lui dp, se poate
vedea ca exist; urmatoarele solutii :
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
cre?terea procentual! a conului pentru diverse
diferente de presiuni in cazul a doua sonde :
o sonde cu grad de strapungere h = 50%,
,si alta cu grad de strapungere h = 25%. Se
constata, ca pentru o sonda ce a strapuns
50% din grosimea totals a stratului productiv,
diferentia de presiune este de 1,5 at, in timp
ce pentru sonda ce a strapuns 25% din gro-
simea totala a stratului productiv, presiunea
diferentiala maxima este de 4 at. Pe acest
criteriu s-a ajuns la concluzia ca in cazul
- Pentru primul punct al intersectiei curbe-
lor I ?i II, exists posibilitatea ca potentialuI.
dintre sonda ;;i un punct oarecare ss fie mai
mare decit cel de pe contur pi atunci conul
de apa este atras spre gaura sondei.
- La al doilea punct de intersectie al curbelor
I ,si II, exists un echilibru stabil ?i sub acest
punct nu exists tendinta de atragere a conului
de apa in gaura de sonda.
- La intersectia curbei I ?i III nu exists
.decit o singurs solutie, iar deasupra acestui
punct nu mai exists nici o solutie.
50
ro
existentei unei ape de talps, nu
se poate exploata stratul res-
pectiv decit respectind o pre- ,
siune difrentiala limits. De ase-
menea, se vede ca, cu cit o
sonda a strapuns in strat prof
ductiv pe o grosime mai mica,
cu atit diferenta de presiune la
care poate fi exploatata sonda,
este mai mare. In fig, 94 se vede
ca pentru cazul unei sonde ce a
5
- pener
13re"
0,5 1,0 f,5 2,0 2,5 3,0 35 4,0
dp, at
Fig. 93. Variatia conului de ap5 ^,n functic de i,p pentru diverse grade de
-strlpungerc (penetr5ri) ale sondei. (grosimea stratului h = 37.5 m;
rs = 7,5 cm; rd = 150 m; diferenta de greutate specifics AY = 0,3 g/cm').
Punctul de intersectie al acestor dour curbe
reprezinta deci un punct critic de echilibru
limits.
Intrucit problema cea mai interesanta in
,cazul conurilor de apa este fixarea diferentelor
~00
SO
20 40 50 80 100 120
dP, at
:Fig. 94. Variatia conului de ap5 in cazul unei sonde cc
!tinge coperiiul stratului productiv, in #unctie de diferenta
de presiune Op (h = 37,5 m; rs =7,5 cm; rd = 150 m;
diferenta de greutate pecific5 AY = 0,3 gfcm').
de presiune de lucru a sondelor, s-au trasat
,o serie de curbe ca in fig. 93 in care este redata
atins numai coperi?ul stratului,
diferenta de presiune este de 110
at. In fig. 95 este redata dife-
renta maxima de presiune farce
formarea conului de apa in raport
cu gradul de patrundere al sondei,
pentru diverse grosimi de strat
cuprinse intre 4,5 m 5i 60 m.
Pentru a se putea capata o ima-
gine asupra aspectului suprafetei
de contact apa-litei, in fig. 96 A
este ilustrata cre~terea conului de apa in
raport cu distanta de la centrul sondei pentru
diverse diferenle de presiune Op intre 0,5 - 1,5
atm. Pentru o grosime de strat h = 37,5 m
?i pentru o diferenta de greutate specifics
apa-titei = 0,3 gr/cm3. _
Pentru a afla cantitatea de litei Q care poate
fi extrasa din sonda pins in momentul cind
conul apei a ajuns la fundul sondei, se utili-
zeaza relacia
Q = a. mh3 k D (322)
kV
in care a reprezinta produsul dintre coefi-
cientul de extraclie ,si coeficientul de volum
al liteiului, in - porozitatea stratului, ko ?i
kv - permeabilitltile pe directia orizontala ?i
vertical! ~i D un coeficient de coreccie ce se
gsse?te in fig. 96 B, in functie de gradul de
patrundere al sqndei h.,
c. Teoria hidrodinamica a proceselor de.
spalare cu apa sau gaze
1. Generalitati. Operatiile de spalare cu
apa sau gaze sint acele operatii in care se injec-
teaza in zacsmint gaze sau apa, in vederea
obtinerii unei extraclii mai mari de titei, atunci
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A03490038000 --3
Penetra- a $o'!4/ %)70 80 Yo to,
Fig. 95. Diferenla de presiune maxima fsra formarea conujW de apa reprezentata
in funclie de penetrarea sondei pentru diverse grosimi de strat (r5 = 7,5 cm;
ao
V
~- 4.0
c'$
oro
40
?0
~
~~
-
I
~
I
i. 1
tt i
r
0
h Q
~
-
~
~
S
Of
dP;~sa~
I TIP
dP05
? ar
Fig. 96A, Distanta dc/a sond'" /mind g/ simea stratului ca an/late de masura
LLTT~
FTn-rT-r~rT-rn
Fig. 96 B. Cregterea procentuals a conului
de apa in funclie de distanla de Is sonds,
luind grosimea stratului drept unitate
lh=37,5 m; r5=7,5cm; rd=150 m;
diferenFa dr, greutate specifics
Ay = 0,3 cma.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
cind energia zacamintului este aproape epui-
zata. Tinind sea ma ca apa sau gazele pot fi injec-
-tate in zacamint ~i in cazul ca energia zacamin-
tului poate asigura singura exploatarea, se face
urmatoarea clasificare:
- Daca fluidele introduse de la suprafata
in zacamint au scopul de a mentine constants
presiunea zacamintului in timpul exploatarii,
operatia se nume,?te mentinerea presiunii.')
- Daca fluidele introduse de la supra-
fata in zacamint au scopul de a spala hidrocar-
burile ramase intr'un zacamint epuizat ener-
getic atunci operatia se nurneste recuperate
secundard.
Diferentele intre recuperarea secundara ?i
mentinerea presiunii din punct de vedere
fizic, sint urmatoarele:
- In cazul recuperarii secundare saturatia
in titei st a zacamintului, este in general mai
mica decit in cazul mentinerii presiunii.
- Viscozitatea titeiului EL, este in general
rnai mare in cazul. recuperarii secundare, iar
coeficientul de volum al titeiului este mai mic.
- Tensiunea interfaciala intre apa ,si titei
este in general mai mica in cazul recuperarii
secundare, iar distributia presiunii pi a satu-
ratiei este mai putin uniforms in cazul zaca-
mintului' asupra caruia urmeaza a se aplica
un proces de recuperare secundara.
Consecintele acestor conditii de zacamint,
implies urmatoarele dezavantaje pentru ope-
ratii.le de recuperate secundara:
- Saturatia in gaze libere este mai mare,
intrucit saturatia in titei este mai mica.
- Cre8terea viscozitatii mic8oreaza viteza
de inaintare a titeiului spre gaura de sonda.
- Distributia neuniforma a saturatiei ,si pre-
siunii in zacamint favorizeaza canalizarea in
directii nedorite a fluidelor injectate.
Singurul avantaj in cazul operatiilor de recu-
perare secundara, fats de operatiile de men-
tinere a presiunii, este ca presiunile de injectie
fiind mai rnici, introducerea fluidelor in z66-
mint se poate face uneori fora pompe sau corn-
presoare.
Diferenta intre, recuperarea secundara ;;i
mentinerea presiunii, din punct de vedere
al distributiei sondelor, consta in faptul ca:
- In cazul mentinerii presiunii, sondele de
injectie sint amplasate la limitele conturului
?i anume sus pe structura pentru injectia de
gaze, ,si jos pe structura in cazul injectiei de
apa (injectie extraconturala)
- In cazul recuperarii secundare, sondele
de injectie. pot fi distribuite ji pe intreaga
suprafata a zacamintului (injectie intracon-
turala), astfel incit sonda de injectie sa fie
inconjurata de sonde de productie.
2. Spalarea cu apa. a) Sisteme de amplasare
a sondelor, in vederea operatiilor. Siste-
mele de amplasare a sondelor reprezinta un
') Daca Injectia de fluide urmSre?te refacerea pre-
siunii de zScSmint, operatia Se numegte refacerea pre-
siunii.
aranjament geometric ce cuprinde sondele de
injectie pi sondele de exploatare (de reactie)_
Aceasta retea geometrlca poate area una din
urmatoarele forme:
1) Sistem de spalare cu retea
in l i n i e d i r e c t a. Acest sistem apare
in fig. 97 5i 98, in care se vede alternarea in'tre
? sonde do reaclra
o sonde de mjeclie
? ? . Sonde- de rescue
Fig. 97. Agezarea sondelor de injectie gi reactie in cazuP
liniei directe.
Firurile de sonde de injectie ?i ?irurile de sonde
de reactie. Distanta intre ?irul de sonde de
injectie ,i de reactie este notat cu d, iar dis-
tanta intre doua sonde cu a. Caracteristica
Y
o e o o 0
X
e ?
Fig. 98. Sistemul de spSlare in Iinie directs incadrat
intr-un sistem de coordonate carteziene.
acestei retele este ca de-a lungul axei X sau
de-a lungul axei Y ~irurile de sonde sint para-
lele intre ale, pentru fiecare sonda de injectie
corespunzind o sonda de reactie.
--1.-a -
?d a
Fig. 99. Sistem de spilare in linie alternate incadrat
intr-un sistem de coordonate carteziene.
2) Sistem de spalare cu retea
in linie alternate. Sistemul cu retea
in linie alternate din fig. 99 este caracterizat
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
prin faptul ca dintr-o sonds de injectie suit
alimentate dour sonde de reaclie, in timp
o sonde de injeNie
? A ? sonde de reaef/e
B o
ce la sistemul in linie directs, p'entru fiecare
sonda de injectie corespunde o sonda de reactie.
3) Sistem de spalare cu retea
p e t r a t i c s. Aceaste retea este un caz par-
ticular al retelei in linie alternate ?i se poate
vedea in fig. 100, in care prin patru sonde
de injeclie se impinge titei spre o sonda de
reactie ?i invers. Distanta intre dour ,siruri
de sonde de injeclie ,si reaclie este d iar intre
dour sonde este a = 2d.
27t khy pJ cb
Pe de alts parte, dace d > 1, ecuatia (325)
se poate simplifica la forma:
27t khA p/ia.b
7: d - 2 In sh r
a a
4) Sistemul. de spalare cu
r e l e a e x a g o n a l 5. Releaua exagonala
se poate vedea in fig.-101, se
caracterizeaza prin faptul ca spre
o sonda de reaclie titeiul este
Impins spre ?a?e sonde de in-
jeclie 5i i.nvers.
b) Procesul hidrodinamic at
spaldrii cu apa in ipoteza feno-
menului stalionar de curgere.
Considerind fluidele ca incom.
presibile se poate ad mite ca pro-
cesul spiilarii are loc ca un feno.
men stationar de curgere ?i ca
1) Capacitatea de produclie a
sistemelor de spelare cu apa.
a) Sistemul in linie directs. Pentru sistemul
in linie direr:te s-a gesit in cazul cind d este
distanta unuii sir de sonde infinit, fats -de axa
X, iar a distanta dintre sondele din acelasi
sir, ca distributia presiunii are valoarea :
p(x,y)= Q khln [ch2n(ya-(t) -cos 2-x1 (323)
a
Printr-o serie de simplificsri s-a determinar
valoarea presiunii pt corespunzatoare distantei
rt ca fiind egale cu :
Q ? b 7tr
pc - kh In 2 she ac (324)
Valoarea capacitatii relative de produclie
este egala cu :
27r kh.A p/i4?b
.In sh4 7rd/a - sh 37rdJa
sh2 7rrS/a ? shs 27rd/a
d
in cazul cind 1 >
> 1/4.
a
`c-1 - 1,17 + ? In a
a 7< r
3) Sistemul de linie alternate. Pentru
acest sistem s-a gasit valoarea diferentei de
presiune Lp intre sonda de injectie ?i sonda
de reaclie ca fiind :
ch4 7rd ,chs 37r d
AP =Q [4 b In a 27rd a ?
27r kh sh2 7rr,/a - sh4 - ? sh 4n d/a
a.
+ In ch (2m - 1) : ?rd/a ? chi (2m + 1) 7rdJa I
m-Z shs 2m 7rd/a ? sh 2 (m -{- 1) 7rd/a
volumul de fluid injectat va trebui ss cores-
punda' cu volumul de fluid extras prin sondele
de reactie.
Utilizindu-se functiunile conjugate ,si con?
siderindu-se sondele ca ni~te surse, s-au putut
obtine valorile distributiei presiunii ~i a debi-
tului pentru fiecare sistem in parte.
Pentru cazul d > 1/2 ecuatia debitului
devine:
In ch47r dla ? chs 37r d/a (328)
sh2 7rrSJa ? sh4 27rd/a?sh 47rd/a
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Dace d/a > 1 ecualia (338) poate fi inlocuita
prin' ecualia (335). Aceasta arata ca data
distanta intre sirurile de sonde este mai mare
decit,.distanta intre .doua sonde, atunci nu mai
existi,. practic riici o diferenla pentru debit
.intre sistemul cu linii alternate ?i eel cu linii
directe.
In fig. 102 ,si 103, sint date valorile tom-
. parative ale debitelor in functie de raportul.
d/a $i in funclie de distanta d intre ,iruri.
Se vede astfel din fig. 102 ca capacitatea
a) Sistem exagonal. In cazul sistemului
exagonal de spelare numarul sondelor de
injectie fats de numarul sondelor de reactie
se afls in raportul de 1/2 sau 2/1. Expresia
debitului este:
3 In d/rs - 1,7073
2) E f i c a c i t a t e a
spalarii cu apa
(coeficientul de inun-
dare). In cazul curgerii
stationare analizate, pe
ling, capacitatea de pro-
ductie s-a introdus ,?i
notiunea de coeficient
de inundare. Aceasta
u,,8 -1,21,9 2,0 2,4 2,8 3,2
d/a
Fig. 102. Varialia raportul Qf i p cu raportul dia. Curbs I -sistem in Iinie directs
in cazul a = 200 m @i curba 11 - pentru cazul d = 200 m, curba III - pentru
sistern de Iinie alternate a = 200 m.
relative de productie este mai mare pentru
linia directs, deck pentru linia alternate in
acelea?i condi0i de variatie ale raportului dla.
Pe de alts parte, in fig. 103, se vede c5 din cele
trei sisteme (linie direct,, patratic ?i exagonal)
.capacitates de productie a primelor doue este
0,7
0,6
9/AP
PIS
100 200 300 400 500'
da dlsranra inrre. sondele de 1nlect,e si reecrie; m
x
n d (h 2rd-2
a `_ a 1J
x (ch 2nd , In ch-"~ -
a a
- 0,6932 sh 27rd (331)
a
iar pentru raportul cl/a>- 1,5
s-a obtinut o forma mai
500 simple
Fig. 103. Varialia debitului cu distanta d intre yirurile de sonde. Curbs I - spalare
in Iinie direct, (d = a) curba II - sistem piitratic, curba III - sistem exagonal.
apropiate, iar capacitatea de productie a sis-
temului exagonal este mult mai mare deck
a celorlalte doua.
y) Sistem patratic. Sistemul patratic poate
fi considerat ca un caz particular al sistemului
in-linie alternate, cu menliunea d/a = 1/2.
In acest fel se obtine din ecuatia (328) valcarea
debitului ca fiind
7.khc1 plVb
Q In d/rs - 0,6190
au ajuns Ia gaunt sondei de reaclie.
Faptul ca nu toati suprafata a fost inundate
de apa, se explica prin distributia potentialului
in cadrul retelei. Astfel, pentru fiecare retea
eficacitatea este diferitii.
a) Sistem de linie directs. Pentru raportul
d/a > 1 /2 s-a gasit un coe-
ficient de inundare redat
prin ecualia
suprafata totals a unei
relele de sonde ce a fost
inundate de apa, pins
in momentul cind pri-
mele particule de apa
I=1-0,441 a
d
P) Sistem de linie alternate. Pentru sistemul
de linie alternate problelna este mai compli-
cate prin faptul ca drumul parcurs de la sonda
de injectie la sonda de reaclie nu are lot de-a
lungul axei de coordonate Y inch eficacitatea
este exprimate prin urmatoarea expresie a
coeficientului de inundare:
i.bQ (1 + d2) a dx
2k1rhad - 2p + 2dap
-~'
(332)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
d = d ? (333)
a
In cazul particular cind d = 1/2, care cores-
punde de fapt cu sistemul patratic, ecuatia
(342) devine:.
I~d = 1~=0,715. (334)
2
y) Sistemul exagonal. In cazul sistetnului
exagonal, aplicind ecuatiile pentru distributia
presiunii, se gase~te valoarea coeficientului de
inundate ca fiind egala cu :
I = 0,740. (335)
1ti fig. 104 este reprezentata variatia acestui
coeficient in functie de raportul d/a, in cazul
liniei directe ?i liniei /0
l
a
ternate. Se constata ca
la valori mai mari decit
2 ale raportului d/a
valoarea coeficientului
de ittundare nu difera
prea mult pentru cele
dowi sisteme.
3) Timpul de
avansare a apei
injectate. Pe baza
valorilor eficacitatii, se
poate stabili timpul
minim in cazul unei
curgeri stationare, in
'care fluidul injectat
ajunge is gaura sondei
~poate Ii calculate analitic, insa se poate deter-
mina mai convenabil prin modele electrice sau
electrolitice, in care distributia potentialului
este guvernatzi tot de ecuatia lui Laplace.
a) Linie directs. In fig. 105 se vede ca in
cazul sondelor a?ezate in aceasta retea, liniile
izobare sint ? concentrate in jurul sondelor,
avind in apropierea for un aspect circular.
(3) Linie alternate. Pentru cazul d/a > 1,5,
liniile izobare 5i liniile de curent (punctate)
sint determinate in acelasi mod ,si se observe;
,si aici concentrarea izobarelor in jurul sondelor
fig. 106.
Faptul ca gradientii de presiune sine
mai mari in jurul sondelor ~i ca izobarele au
un aspect circular, inseamna ca curgerea este-,
aproximativ radials in acel domeniu.
y) Sistemul patratic. In sistemul patratic
6.18
Z2 M7 - ZJ/
dAr
24 28 3,2 96 4,P
Fig. 104. Variatia eficacitttii sp5llrii in functie de raporrul (d/a). Curba I-linie
directs; curbs 11 - linic alternate.
de reactil. Considerind V volumul retelei ele-
mentare pentru fiecare sonde de injectie ,si m
porozitatea,- se obtin urmatoarele valori:
a) Sistem in linie directs pentru d/a > 1,5,
valoarea timpului t este egala cu
t _ 2dam 1 _ 0,441 (336)
Qb I. d
in care in este fractiunea din spatiul de pori
ocupate de fluidul injectat (aci apa).
3) Sistem patratic, valoarea timpului este :
1,430 d'-in
Qb
7 0,4
y)' Sistem exagonal, timpul in care apa de
la sondele de injectie intra in sondele de
reactie este,
1,992 d2ni
t=
Qb
in care Q este debitul pe fiecare sonde in condi-
tii de suprafata si d distanta intre sonde de
injectie si sonde de reactie, b coeficientul de
volum.
4) Distributia presiunii. Distri-
butia presiunii difera de la un sistem la
celalalt pi acesta conditioneaza valorile debi.
tului sondelor de reactie. Distributia presiunii
curgerea spare ca radials, pe aproape Intre9ga
suprafata elementary
de s
palare. Gradietitii
y p
y
N h 4 b Za ~bO$1
Fig. 105. Distributia liniilor de curent (punctate) qi liniilor
echipotentiale (linii continue) in cazul curgerii stationare
intre dou5 sonde la un sistem de sp5lare in linie dirdcte.
de presiune sint distribui.ti mai concentrat
in apropierea gaurilor de sondii (fig. 107).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
807150 66 61
75
70
S7
es
63
62
51
60
S9
SB
S
36
33
,51
S3
,52
51
1 --4
50
40
4B
47
40
45
!4 ~
43
42
40
Fig. 106. 'Distribulia liniilor de curent (punctate) gi
liniilor echipotenliale (linii continue), intre sondele de
injeclie gi de reaclie la curgerea stalionarit ce are loc in
cadrul spal6rii cu apa in linie alternate.
40,
in timpul inaintarii acesteia. Examinarea deta-
liata a formei contactului apa-litei este foarte
importanta pentru tratarea analitica a proble-
mei spalarii, cu apa, din pacate insa, comple-
xitatea calculelor nu permite studiul acestui
contact decit in cazuri particulate.
Pornind de la_faptul'ca particulele de fluid
%I )T9
Fig. 108. Distribulia liniilor de curent (punctate) gi
liniilor echipotenliale (linii continue), intre o sonda de
injeclie si o sond5 de reaclie in cazul sistemului exagonal_
de spalare cu apa.
la timpul t reprezinta o suprafata F (x, y, z ?i t)
Si ca pbtentialul vitezei este ( (x, y, z), se
poate arata ca functia F trebuie sa satisfaca
ecuatia diferenliala,
OF - vii) , vF= 0 (339)
at
6a
9 ~ 53
se
56
*5
7. 4
6 53
r5 Tinind seams ca presiunile sint constants pe
4 s2 contur, s-au aplicat metodele curgerii poten-
P3 lisle ~i s-au oblinut pentru curgerea dela un
it v contur tinier de alimentare catre o sonda ur-
matoarele expresii pentru potential gi linii de
curent:
Fig.. 107. Distribulia liniilor de curent (punctate) ci
liniilor echipotenliale (linii continue), intre o sonda de in-
jeclie @i o sonda de rescue r~ c eazduple sistemului p5tratic de
p
S)? Sistemul exagonal. In ,siternul' exagonal
gradientii de presiune sint mult mai marl
in apropierea gaurii de sonda 5i mult mai marl
in jurul sondei de reaclie (fig. 108).
5) Fornia I contactului apa -
l i 1 e i. In timpul spalarii cu apa, suprafata
contactului apa-titei nu pastreaza aceiasi forma
Q ctg - 2dx
=
2'rin x2 + y2 - d2
in care 4 reprezinta linia de curent, (I) reprezinta,
linia echipotentia1a, $o reprezinta poten-
lialul la conturul de alimentare, Q debitul cc
intra in sonda pe unitate grosime de strat ~i
n) fractiunea din spatiul de pori ocupabila,
din fluidul injectat. Timpul t pentru fiecare,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
forma a liniilor de curent este dat de ecuatia
t = 2rsmd= ( 'shri
cos ~ -l- chi
Q sin' I_
- 2 cotg r ctg, tg 2 . tg h
21
27rm. ((Do - (I))
=-Q
(342)
Pe baza ecuatiilor (351) si (352) in fig. 109
in care d este unitatea de lungime, Q/ni este
egal cu 27t si (I)D=0,5
s-a obtinut ca pri-
mele particule de
iar suprafata spalata in acest timp este
A = Qt = 4 7rd"-. (347)
3
Ca in cazul fig. 109 se observa- si in fig. 110
deformarea lin.iilor de curgere pe linia ce une$te
sondele de injectie cu cele de reactie. Pe de
alts parte se observa ca apa injectata'pastreazs
un front circular ping cind acesta a avansat
aproximativ Is o treime din distanta intre cele
doua sonde. Aceasta se poate explica prin
caracterul general al curgerii, aproximativ
radials in imediata apropiere a sondei de
injeclie.
so,
i
y
117,
I
T
-
00
t50
~
-
f=3
D
,a
/
f
/
,
~o~I
nJ
i ,
015
~?o~
_
\
AS
/
^
l` t
D;Dj9
i~~
o,
1
0.15
7-
0317
t
0.05
Ia timpul t = I ,
3
!at in sistemul co-
xespunzstor, acest
gimp t este egal cu
2rmd' (343)
t=
3Q
Suprafata totals
spalatii in timpul t
-este
A= Qt= 27rd2 (344)
M 3
-fig. 109, care este
aspectul liniilor de
?curent si al fron-
tului la timpul t,
in cazul unui contur
liniar de alimentare
M. 109. Forma contactului in cazul unei curgeri si_ationare de la un contur de alimentare
]a o sondaa ((b = contant lisnii echipotentiale gi tP = const. linii de curent).
In cazul unei sonde de injectie si al unei sonde
de reactie asezate de-a lungul unei axe Y, dis-
tributia potentialului este mult mai compli-
cats si timpul are aspectul dat de relatia:
2 rind" sh 71
t= -
Qsin' ch+cos?
sh 10 -2 sec ctg. tg = th -1-
ch710 +'cos 2 2
2 cot ctg. tg ? th I (345)
Pe baza acestei ecuatii (355) s-au trasat linii
de curent pi linii echipotentiale diri fig. 110.
'Timpul ping cind fluidul injectat atinge sondele
de reactie este egal cu
4rmd'
Asa cum s-a mentionat, problemele care
nu ofereau conditii de sinfetrie, convenabile
unei rezolvari analitice, au trebuit ss fie solu-
%ionate prin rnodele electrice si electrolitice.
Experimentele facute pe modele electro-
litice sint reproduse prin fotografii succesive
in figurile 111, 112 si 113.
Rezultatele c:e s-au obtinut in fig. 111 coincid
cu calculele analitice, ceea ce confirms utili-
tatea practica a modelelor electrolitice pentru
studiul_ practic al avansarii contactului apa-
titei in procesul de spalare cu apa.
c) Procesul hidrodinamic at spoldrii cu apd ca
fenomen tranzitoriu, de curgere 1. G e n e r a-
litsti si descrierea fenomenu-
lui tranzitoriu. In procesul de injectie
fenomenul nu este stationar de la inceputul
acestui proces, apa introdusa in sonda de
injectie trebuind mai intii sa umple spatiile
de pori lipsite de lichid si saturati cu gaze
din jurul sortdei de injectie. Intervalul de
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
f`
4s
-
I'
f?
9.7 'D
.
~
~.--~
~`
?x,47
o
~~r=dais
1'
0
?-r
r-o
'
1
a- _
Fig. 110. Forma contactului apa-titei de la o sonda de injeclie. la o sonda de reactic, in
cazul unei curgeri stationare ((I)= const. linii echipotentiate ?i V= const. linii do curent).
Fig. 111. Reprezentarea inaintarii contactului
apa-tilei obtinuta pentru sistemul in linie directs
prin modelul electrolitic.
Fig. 112. Reprezentarea inaintarii contactului apa- I-
litei oblinuta pentru sistemul patratic prin modelul
electrolitic.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
timp, ping cind apa si citeiul formeazg o mass
de fluid incompresibil cu mass de titei, con-
stituie perioada tranzitorie a procesului de
injectie.
Fig. 113. Reprezentarea inaintarii contactului apa-lilei
oblinura pentru sistemul exagonal prin modelul electrolitic.
Conditiile fizice ale acestei perioade se explica
astfel: in fig. 114, printr-o sonda de injectie
de raza rs se introduce apa in zona de titei.
Apa ocupg un spatiu circular de o raza ro.
Aceasta apa in perioada de a umplere>> dezlo-
cuieste o cantitate de gaze si mic,?oreaza satu-
ratia in titei, incit in zona de raza r0 se afla
apa plus o cantitate
de titei rezidual Scr .
o saturatie in gaze
Sg, ?i o saturatie
Sa in apa intersti-
tiala. In zona de
titei cuprinsa intre
raza ro ?i raza rd se
afla titeiul impins
de apa si in acelasi
tim
O
t
i
I
p
sa
urat
e
n
Fig. 114. Secriunea orizontala
printr-un strat in cazul injec- gaze S9 si o saturatie
liei de apa, in apa Sa. Pe aceste
considerente presupunind saturatia initials
in titei, Sti ca fiind uniform distribuita in
mediul poros, se poate scrie urmatoarea
relatie de bilant material
~rd - r0/ (1 - S. - Sg- Se .)
(348)
. ! rz a - 181 ci - Str\
Neglijind rs fate de ecuatia (358) se poate-
scrie
rd 1. - % - Sg - S" 711"
mr (349)4
r2 1 - Sa Sg - S,
in care ma si int reprezinta fractiunile din spa-
tiul de pori disponibil pentru umplerea cu
apa, respectiv titei din zona de apa, respectiv-
din zona de titei.
Volumul cumulativ V de apa injectati, daca.
se considers h grosimea stratului, este:
V = rch ma (r - ta). (350),
Presupunind ca debitul momentan de injec-
tie Q at reprezenta o situatie analogs cu debi
tul obtinut in ecuatia (167) se poate scrie pentru.
cazul de fats
2 tk_ h (pinj- ps)
Q __ In ro/rs + a In rd/ra
ka Etc
kc ' ua
-lntre volurnul cumulativ de spa injectati6
V, si debitul instantaneu Q, se poate scrie
urmstoarea relatie introducind relatiile (349).
si (350) in ecuatia (351),
In V =
7th m rs
a
4n ka h (pinj - Par ""
- - Q!~ - -I- a in (352)
m
a a
Se observe ca exists o legatura de inverse pro--
portionalitate intre In V si 1 . Pe acest consi-
derent s-au stabilit relatiile pentru valorile
adimensionale t, q, si V, care reprezinta timpul,
debitul instantaneu si volumul cumulativ in
valori adimensionale.
Ecuatia (351), reds conditia de baza a feno-
menului tranzitoriu, in care titeiul si apa OCU-
pind volume diferite in procesul de injectie,
satureazs supl:imentar fractiuni din spatiul de.
pori (int si mtt) diferite si intilnesc permeabi-
lita(i diferite.
Pentru a se putea ajunge de is relacia (351)
la relacia (352), s-a presupus ca raportul -
1n
este constant is un moment dat, considerind
fenomenul nestationar in acest caz, ca o succe-
siune continua de stari stationare. Tot din
relacia (352) se vede cs pentru o valoare con-
stants a debitului Q, presiunea de injectie creste_
Relatiile adinensionale pe baza ecuatiilor-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
122 1111YAULICA SUI.ITEKANA
4351) ~i (352) obtinute pe considerentele ara-
rrate, sint urmatoarele
1 4-el/6~ 1 - 1~=
Q
t
. n~
4katAP rn
~'a ma i ~~ rn,
J7a1)e
Q (aa
4a kahAp
4katAP Ills 1a
2 - t
l~'a ma rs ~ me -
V(lnV-1)= lin
7
(354)
In V = 1 (356)
Reprezentind grafic ecuatiile (353), (354)
.,5i (355) in fig. 115 se observa cre?terea volu-
k LL
'Fi?. 115. VariaKia, debitului Q injectat in sonda de
injecjie si a volumului cumulativ V de apa injectat- in
funclie de timpul adimensional j in perioada tranzitorie
(abscisa in scar! logaritmica).
mului cumulativ si scaderea debitului instan-
,taneu injectat. Aceste relatii au avantajul ca
sint universal valabile, putind fi aplicate ori-
?carei retele de sonde de injectie. Se observa
din fig. 115 ca dupa o scurta scsdere initials a
.debitului Q, devin valabile urmatoarele relatii :
Q 1 /In t
V t/lnV
2) interferenta sondelor de
injectie. Fenomenul de intereferenta are
loc de la intilnirea apei injectate in doua sonde
alaturate ?i coincide cu productia maxima de
'titei. Interferenta dureaza ping cind fenomenul
de curgere devine stationar. Dupe ce conta-
ctele apa-titei din doua sonde de injectie vecine
s-au intilnit, relatiile (353), (354), (355)
;;i (356) nu mai sintvalabile. Pentru a se
putea determina valorile V, Q Si t, la.ince
putui interferentei se calculeaza volumul cucnu-
lativ V,; pentru fiecare sistem in parte.
a) Volumul cumulativ adimensional Vi, in
momentul interferentei pentru diverse sisteme
de spalare cu apa.
e) Sistem in linie directs
2
V. = 4 ( u pentru a 2d
l r
Vt-~ d)2
e2) Sistem patratic
Vi - 2 ( )- (359)
r
e t) Sistem exagonal cu injectie centrals
1 d }12
Vi - 4 l r5 /
.(3) Debitul instantaneu Qi la inceputul in-
terferentei pentru? diverse sisteme de spalare
cu apa, se obtine cu ajutorul ecuatiei (356)
care devine
1 (362)
Qi = .
In V.
Ecuatia (362) se aplica fiecarui sistem, pentru
care a fost calculate valoarea lui Vi
Timpul adimensional ti ]a care are loc
interferenta pentru divers- sisteme de spa-
]are cu ape, se obtine adaprind ecuatia (353)
pentru Q. sau V1
,
ti = 1 -',- Vi (1n V,
= 1 + el'QiI 1 - 1I l
Q
J
Ecuatia (363) obtinuta se aplica fiecarui
sistem pentru care au fost calculate valorile
respective Qi sau Vi,
Perioada de interferenta este foarte greu
de studiat analitic, dar se admite ca debitul
Qi scade liniar in acest interval la o valoare Q5
care corespunde inceputului perioadei statio-
nare, iar volumul cumulativ Vi creste ping la o
valoare V5 corespunzatoare tot inceputului
perioadei stationare. Debitele stationare se
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
obtin in conformitate cu ecualiile (326), (328),
(329) ,si (330) ~I care exprimate adimensional,
au urmatoarea forma :
8) Debitul momentan adiinensional Qy, in
timpul perioadei stationare pentru diverse
sisteme de spalare cu apa
81) Sistem in linie directs
2zr d/a+41n- -
s
82) Sistem in linie alternate
1
21n ch4 7c d/a ? cha 3zrd/a
sh2-r5/a?sh4 27zd/a?sh 47r d/a
41n d/rs - 2,476
QS = --- (367)
3 In d/rs - 1,7073
z) Durata perioadei de interferenta At-, se
calculeaza prin raportul diferentelor de volum
Vs - Vi, la debitul mediu de injectie,
2 Pi + QS) in valori dimensionale;
V - V.
At = s ' (368)
(Qi + Qs)/2
3) Perioada stationara de in,
j e c t i e . In cadrul acestei perioade, se obtine
in sonda de reactie un debit egal cu eel intro-
dus in sondele de injectie. Dace diferenta de
presiune intre sonda de injectie ,?i reactie, ca
-si toate constantele fizice ale stratului 5i flu-
idelor ramin constante, valoarea debitului QS
se pastreaza neschimbatii in perioada statio-
nara.
In aceasta perioads se vor 'aplica deci toate
.detaliile de calcul 5i toate conditiile de curgere,
stabilite la paragraful b al acestui capitol.
4) Modul de tratare a proble-
m elor in cazul fenomenului
tranzitori,u de curgere. Pentru
rezolvarea problemei se procedeaza in felul
urmator ;
- Se stabilesc mai indi in valori adimensi-
onale variatia lui Q ,si V in raport cu timpul.
In acest stop se calculeaza mai intii Qi pentru
:sistemul de spalare respectiv ,si pe baza acestuia
se calculeaza cu ecualiile (362) 5i (363), valorile
lui Vi 5i ti . Dind lui t valori cuprinse intre zero
:?i ti se obtin valorile corespunzetoare [prin
123
ecualiile (362) ,si (363)?] ale lui Q ,si V in peri-
oada nestationara. Pe baza variatiei lui V ~i Q
fats de t obtinute aga cum s-a indicat, se poate.
trasa o diagrams ca in fig. 116.
Fig. 116. Descrierea fenomenului hidrodinarnic al spalarii
cu spa in valori adimensionale (Q, V, D.
Pe baza ecuatiilor ((364) - (367)) se obtine
pentru sistemul de spalare respectiv valoarea
lui QS si se calculeaza in acela?I timp valoarea
Jui Vs ca un volum total de umplere al relatiei
respective. In acest fel, se delimiteaze pe dia-
grams pozitiile-limits ale perioadei de inter-
ferenta.tDurata acestei perioade se determinit
cu ecuatia (368) iar variatia lui Q ,si V se
traseaza prin linii punctate ca in fig. 116.
In perioada stationara, valoarea Q. cal.
culate ramine aceiasi, iar volumul VS crelte direct
proportional cu produsul dintre QaSi t.
Se observe in fig. 116 variatia lui Q in peri-
oada tranzitorie, cind primele debite sint
foarte mari ,si scade apoi rapid la debite
instantanee nwlt mai mici.
- Pe baza caracteristicelor fizice ale zacs-
mintului respectiv, valorile V, Q, lit sint trans
formate. in valori dimensionale V, Q ?i t prin
intermddiul ecuatiilor (353), (354) ,si (355).'
Fig. 116 are un caracter universal, intrucit
ea reprezinte o variatie a unor valori adimen-
sionale, deci nu este limitate de conditiile
fizice ale zac:amintului.
3. Spalarea cu gaze. a) Qeneralitdti. In
cazul spalarii cu gaze, problema este mult mai
complicate din punct de vedere analitic,
intrucit in locul unui front coritinuu de gaze
(asemenator cu cel al apei), titeiul este antre-
nat de .gazele injectate. Antrenarea titeiului
de cntre gaze spre sonda de reactie duce la o
micsorare a saturatiei in titei a zacamintului.
Pe acest considerent saturatia in titei va fi
mult mai mica in jurul gaurii de sonde de injec-
tie, insa va fi .?i mult mai mare la o departare
de aceasta. Aceasta inseamna ca distributia
saturatiei in titei este cu totul neuniforme.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
De aceea, in locul descrierii ini~carii fluidelor
se va urmari variatia saturatiei in titei, legata
de volumul de gaze injectate.
b) Condi?ii.le de rezolvare a problemei. S-a
plecat de la variatia raportului kg in raport
t
cu saturatia in titei reprezentata dupa figura 80
intr'o scars semilogaritmica de unde analitic
kg = ea-cst
k,
k`
In - =a-cS,.
kg
k
Exprimirid raportul k in functie de debitele
de gaze ?i titei, 'se pot scrie :
kg Qg lLg
k, Qt ~Ltb,pg
in care :
kg .5i k, sint respectiv permeabilitatile efective
(lg Si t,Ct -
penttu gaze ?i titei ;
respectiv viscozitatile titeiului
,i gazelor;
Og 5i Q, - debitele-volumetrice (in ele-
mentul de volum analizat) de
gaze, respectiv titei ;
be - coeficientul de volumn al ti-
teiului;
Pe baza ecuatiei (370) se poate deduce lega-
tura Intre gazele de injectie gi saturatia in titei.
Presupunind curgerea ca fiind instantanee
stationara, debitul de titei trebuie sa fie pro-
portional cu suma debitelor de gaze ,?i ti.tei,
i atunci, daca se considers ca presiunea este
constanta, variatia saturatiei cu timpul devine:
dS,. cbc
dt Ahm
1 dQ, dQg
Qt dt , Qg dt
in care A este suprafata zacami:ntului, It
grosimea stratului, in porozitatea si c o con-
stanta.
Prin integrarea ecuatiai (371) se obtine
Ahm dlnV Ant hQg Q` - (372)
cb dt cbV
reprezentat de cantitatea totals de gaze injec-
tate plus gazele aflate initial in strat, V..
VQgdt -l V.
In ecuatia (372) se vede ca debitul de titei
scade in timp si este invers proportional cu
cantitatea de gaze injectate. Pe acest considerent
volumul cumalativ de titei extractibil Q se
obtine din relatia
Ahm In VZ
Q=--
b, ? c V,_
in care se vede ca valoarea lui Q creste loga-
ritiuic cu raportul volumelor de gaze injectate.
Daci se considers debitul de gaze Qg ca fiind
constant Q = constant), debitul de titei se
poate scrie
Ahm
Q` cb, (t -I- Vi/Q") (375)
din care se vede ca debitul de titei in cazul
unei injectii constante de gaze este invers
proportional cu timpul. Desi aceasta relatie
nu este general valabili, s-a gasit totu5i
o relatie aproximativa intre timpul t si
raportul Q . Valoarea lui c se obtine din
curba per mea bilitate-saturatie si aceasta valoare
c a fost legatii de experimente practice ale
variatiei debitului Q cu timpul t. Valoarea lui.
c, pentru medii poroase formate din nisipuri.
consolidate a fost gasita intre 15-30, iar
uneori valoarea aceasta oscileazii in jurul lui
50. In general se poate spune, ca pe masura
ce constanta c este mai mare, cre?te mai repede
raportul permeabilitatilor efective ~i se mic?o-
reaza eficacitatea injectiei de gaze.
Variatia saturatiei in titei este invers pro-
portionala cu c, dupa cum rezulta din ecuatia
(371) 5i este direct proportionala cu logaritmul
raportului debitelor QQg
AS_ = -I In Q'
iar de aici.factorul de recuperate va fi
Ant hASc
Q = b (3771
c
Variatia ratiei de gaze Q se obtine din.
raportul ?i are expresia
t
V (378}
Q = Q, = Ahf
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
Vi V (379)
unde Gi este ratia medic corespunzstoare lui
Vi, se observi ca ratia Q cre,te cu volumul de
gaze injectate. Aceiati ratie Q se poate exprima
;i in functie de volumul cumulativ extractibil
de titei Q, sub forma
G = Q eQia'vi
c) Modul de lucru. Analiza hidrodinamica a
procesului de injectie cuprinde in general
variatia debitului de titei extras Q in functie
de timp. Pentru aceasta se intrebuinteaza
relacia (375), in care se introduc toate valorile
date de conditiile ?de exploatare ,si in care
ramin doua necunoscute: Qr ~i t. Dind valori
lui t, se obtine evolutia debitului Qt in timp.
Pentru determinarea saturatiei in titei se
intrebuinteaza relatia (376), care indica mic,o-
rarea saturatiei in titei a zscamintului cores-
punzitoare caderii de debit de la Qi la Q2.
Cantitatea de titei extrasi Q se obtine prin
relatia. (377)
AmhASt
b
Trasind o serie de diagrame cum ar fi:
fati de timp pentru raportul V". ,
V1
AS, in functie de timp pentru raportul Q,
Qs
G in functie de tirnp pentru Q si V se
obtine o prevedere hidrodinamica a procesului
de spilare cu gaze.
I. 1NTERFERENTA SONDELOR
(Interactiunea sondelor)
a. Generalititi
Interferenta sondelor este influenta pe care
5i-o exerciti reciproc sondele in cadrul exploa-
tarii 'simultane a unui aceluiagi zacamint.
Se considers sondii de influenta sau de
excitatie, acea sonda asupra csreia se executs
controlat o modificare de debit la un moment
dat. Se considers sonda de reactie sau influ.
entati, aces sondii asupra csreia are urmsri
modificarea adusi in sonda de excitatie.
Interactiunea sondelor este foarte adesea
folosita pentru a se putea urmsri caracterele
fizico-geologice ale unui zscsmint (de exemplu:
identificarea faliilor, verificarea permeabilitatii
stratului ~i a continuitatii ei ~i a compresibili-
tatii fluidelor etc.).
Considerind intr-un zscsmint doua sonde
1
1 .i 2, se observA ca debitul sondei I este mai
mare cind aceasta produce singuri ?i este? mai
mic cind produce simultan cu sonda 2. Notind
primul debit cu Qt ssi al doilea cu Qi
Q>_>Q~
de unde notiunea indicelui de interferenta ,1
j = Q~ >- 1. (381)
Q1
V. N. Scelcacev propune de asemenea un
alt indice numit indice total de interferenta U,
QI (382)
i.I = Qt Qi
In problema intexactiunii sondelor se con?
sideri ca fenomenul de curgere este srationar,
fluidele sint incompresibile $i omogene, iar
sondele sint considerate ca fiind sonde per-
fecte din punct de vedere hidrodinamic.
b. Teoria generals a interferentei
(interactiunii)
In tratarea problemelor de interferenta in
cazul unui fenomen stationar, efectele pot
fi determinatee cantitativ ?i nu calitativ. Faptul
ci curgerea este stationari permite urmarirea
conditiilor geometrice in cadrul curgerii flui-
delor ?i a interactiunii sondelor.
1. Interactiunea unui g rup de sonde. Pentru
cazul unui grup mic de sonde amplasate intr-un
zicimint (fig. 117) al cirui contur circular de
Fig. 117. Un grup mic de sonde
amplasate intr-o suprafala circulars
ce reprezints un mediu poros circular.
razi rd este mult mai mare deck distanta ri1
intre doui sonde, i si j, s-a gisit ca distributia
presiunii localizati in punctul j poate fi expri.?
mat sub forma
a *)
P. = P b
d + ( Qi In + 2r' Qi In ri,
2n;kh
(383)
*) Prin notatia >]', se intelege conventional omiterea
termenului i
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care pd este presiunea la conturul de ali.
mentare rd
i ~i j sint 2 sonde din grupul de sonde
amplasate in zacamintul circu-
lar cu raza de contur rd
Qj este debitul sondei j.
Folosind aceasta ecuatie (383) debitul Q
capita pentru o singura sonda expresia
27tk (Pd - P)
Q - p.b In rd/rs (384)
a) Cazul interactiunii a doua sonde. Cazul
interactiunii a doua sonde este aratat in fig.
118, in care aplicindu-se ecuatia (383) pentru
Fig. 119. Un grup de trei sonde amplasar
intr-un mediu poros de forma circulars.
cu latura d4 ca in fig. 120. Simetria acestor
4 sonde duce la un debit egal pentru fiecare
din ele, este :
Fig. 118. Doua sonde amplasate intr-un
mediu poros de forma circular's.
cazul a 2 sonde de raze rs aflate la o distanta
d2 una de alta, se obtine
2n kh (Pd - p)
Q1 = Q2 = p.bIn rd/d2r5 (385)
in care Ps este valoarea presiunii la sonda,
valabila pentru sonda I ,si 2.
Efectul interactiunii poate fi exprimat sub
forma
Q1 -F' Q2 In R/rs
'-Q4 In rd/rs d2
In R/d2
= 1 In rd / rs d2
Cazul interactiunii a trei sonde este ilustrac
in fig. 119 in care sondele 1, 2 pi 3 se afla in
virfurile unui triunghi echilateral, de latur8 d,
c) Cazul interacliunii a patru sonde. In
acest caz, cele patru sonde, 1, 2, 3 0 4, se afla
plasate in cele patru colguri ale unui patrat
Q1=Q'.-Qs=Q1= 2 n kh (Pd - PS) (388)
p.b1n rd/V2 rsd-
Pe baza acestei ecuatii (388) se poate face
analogic cu relacia (92) obtinuta pentru cazul
Fig. 120? Un grup de patru sonde
amplasat intr-un mediu poros de forma
circulars.
unei singure sonde, alimentata de un contur
circular cu raza egala cu
4
rd!V 2 d;
De asemenea debitul din ecuatia (388) poate
fi egal cu debitul unei singure sonde (ecuatia
92), cu raza sondei avind expresia
27r kh (Pd - Ps)
(387)
QT, dD 114 -
Q1 = Q2 = Q3 = 2
d) Cazul interactiunii a cinci sonde. Consi-
zbIn rd/sd3
derind sondele 1, 2, 3, 4 ?i 5 amplasate ca
in care Q0 reprezinta debitul unei sonde ce at
fi produs singura din zacamint. Pentru cazul
lui rd = 1500 m, d2 = 60 m. ~i r5 = 7,5 cm,
fiecare sonda isi mic5oreaza debitul cu 24,5%.
b) Cazul interactiunii a trei sonde. In con-
ditii similare de rezolvare ca in cazul interfe.
rentei a doua sonde, se va obtine debitul
sondei 1, 2 sau 3, ca fiind egal cu
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
In d
s
in, fig. 12 1, se vede ca din conditii de simetrie, Pe aceasta baza, se poate determina raportut'
debitul sondelor 1, 2, 3, 4 ,i 5, este diferit debitelor Q1/Q2/Q5 ca fiind egale cu
de debitul sondei 5. Rezulta astfel:
Qr = 27rk (pd - ps).ln d
buA V2 rs.
27rk d
Q5 = 6 AQ(Pd-Ps)in4V2rs -
!A
= 41n V? rd In d +
d VZrs
+yIn 5 -(1n2)2
2l:
Q1 y"+yIn 5 +Inl'2?In5
Qa 2/, 4
(339) Q, = y2- y In 2'/"+ In 2-In 200-(ln5)2
in care
rd d
+ In - In
rs 4V2r3
iar raportul acestora este
Q5 in 0/4 VF,-,) In 4
Q1 In (d/Vi-,,) In (d/V 2 rs)
Fig. 121. Un grup de 5 sonde amplasat
intr-un mediu poros de forma circulars.
Ps-c+2 k(4 Q1In --V2Qslnrs!
Sonda 5, datorita pozitiei ei sufera o sc5dere
mai mare de debit decit celelalte patru, pier-
dere ce este reprezentata prin termenul
In 4
ln(d/V 2 rs~
e) Cazul interactiunii a noun sonde. In
baza conditiilor de simetrie ce apar in fig.
122, se poate spune ca debitele sint egale
pentru urmatoarele sonde :
Q1 = Q3 = Q7 = Q9
Q2=Q4 =Q6 = QB
11-6 I Q1 In V 2 rsd3+Qs 1n yd )
27rk l 2
Fig. 122. Un grup de 9 sonde amplasat
intr-un mediu poros de forma circulars.
Daca d este 60 m, ,i r3 = 7,5 cm, se obtine-
Q1/Q.,/Qs = 1,00/0,819/0,615 (394)'
daca d este insa 15 m, pentru aceia,i raza-
rs, efectul interferentei este
Q1/Q4Q5 = 1,00/0,778/0,533
Presiunea la sonda pe baza ecuatiei (38.3).
rezulta ca fi:ind egala pentru fiecare din cele-
3 sonde, din. categoria 1, 2 ,i 5
ps = c ub In8V2rsd3+
-i-- [Q1
27rk
+ Q, In 5d4 + Q5 In d V2]
pc d lab [Q11n5d4+
27rk
Q2 In Ors d3 + Q5 In d]
ps = c -I b [Q1ln 4d4 +
27c k
+ Q2 In d4 -1- Q5 In r3]
f) Cazul interactiunii a 16 sonde. Pentru
acest caz ilustrat in fig. 123, din conditii de--
simetrie, apar urmatoarele. sonde cu acela,i,
debit
Q1-Q4=Q13= Q16
Q3=Q3-Q5==Q6=Q9=Q12=Q11=Q15 I (396)-
Q6 = Q7 = Q10 = Q11
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pentru aprecierea raportului debitelor se pentru n sonde debitul total ce se ob>ine se
poate scrie debitele celor trei sonde Q1 , Q2 exprima prin ecualia
Q" = nQ; = (400)
2r khA P/t,b
rd 1 rb 1 n-1 rL m~
- i - In - - - ' In 2 sin -
ry n rs n n
1
Daca bateria de sonde este concentrica cu
conturul de alimentare fig. 124 atunci debitul
fiecarei sonde este
2rrkh
pd - P,5
Qi = Mtn - Mtn (399')
Raportul debitelor pentru d/r. = 800 este
Qt/Q2/Q, = 1,00/0,735/0,445
iar pentru d/rs = 200 este
Q,/Q2/Q8 = 1,00/0,692/0,362.
g) Ca' ul unei baterii inelare. Considerind
un grup de sonde asezate pe un cerc de -raza
rl neconcentric cu gaura de sonda se obline
-urmatorul debit pentru fiecare sonda j din
bn terie :
pentru sondele de tipul 1, 2 si 6 esre
hs = c + Ib [Q1 In 27 11-2 rs d3 +
27rk
+ Q2 In 520 d8 + QB In 20 d41
ps=c+-b [QtIn 2V136d4+
27r k
+ Q2 In 60 )/10 rsd' + Q8 In 2j/10 d41
ps=c+ b[Q1In20d4+
27rk
Q2 In 4Cde + Qe In 112 rs d3]
Pe baza ecualiei (383) presiunea la sonda
Fig. 123. Un grup de 16 sonde amplasat
intr-un mediu poros de forma circulars.
In
n rC ?rb-1 r5
Reprezentind grafic in fig. 125 varialia rapor-
tului Qn/Qi , adica raportul dintre produclia
y2 + y In 263V20 + in 13 in V20 - In 3 10 In 10 Vi
2
Q, y2 + y in 20 V13 _I In V20 ? In 20 - In V-1 ? In V T-30
Q2 27 27 V-2 20 10
QG - - 2 V20 V130 20 . V10
Y'! y In 81 - In 13 In 10 --- In 27 - Z In 2
rd n-1
~ln r6_l rs - Z' In l sin rcm
n
unei baterii ecualia (400)
si a unei singure sonde
ecualia (399), fala de
numarul n al sondelor
dintr-o baterie, se ob-
serva:
- pentru raportul
rb/ s = 200, debitul
oblinut este mai mare
decit in cazul cind ace-
lasi raport are valoarea 800;
- cresterile de debit sint sensibile la mari-
rea numarului de sonde de la 1-5, dupa aceea
cresterile debitului sint practic insensibile;
Fig. 124. Un grup de sonde agezat intr-o
baterie circulars[ lntr-un meditt pores de
form:[ circulars.
curbele trasate s-au
1500 in si rs = 7,5 cm.
2. Interacliunea sondelor dintr-un ?ir in-
finit de sonde. Considerind ca fiind distribuite
in siruri si alimentate de un contur liniar de
alimentare, paralel cu sirurile de sonde, se
poate face calculul efectului interacliunii ple-
cind de la urmatoarele ipoteze:
- ca sondele Sint uniform distribuit in cadrul
unui sir,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
1 17
t 2 3 4 5 6 7 B 9
, - .Namarul de Sonde 1n Bafer,e
d
i P'Pd
Fig. 125. Varialia capacitllii de
producjie a unei baterii circulare
de sonde. in funcciede numlrul
de sonde din baterie. Curba
I = rb/rs = 200; curba II = rb/es
= 800; rata sondei rs = 7.5 cm
Qi raza conturului de alimentare
rd = 1500 m.
Fig. 126. $ir infinit de sonde
paralel cu conturul liniar de ali-
mentare. .
Fig. 127. Distribulia presiunii
intr-un profil perpendicular Pe
un ,sir infinit de sonde. Distri-
bulia presiunii in profilul trecind
printre sonde (linie continua).
Distribulia presiunii in profilul
perpendicular Pe $irul infinit de
sonde @i trecind printre 2 sonde
(line punctat6). $irul de sonde
este considerat cA se con#und6
cu axa x.
Fig. 128. Distribulia presiunii unui
profit perpendicular Pe un qir
infinit de sonde. Distribulia pre.
siunii in profit trecind printre
sonde (linie continuA). Distribulia
presiunii in profilul perpendicular
pe girul infinit de sonde @i trecind
printre 2 sonde (linie punctatA).
$irul de sonde considerat cA se
confundA cu axa x. ZAcamint cu
alimentare unilaterala.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
- ca procesul de curgere este stationar, ?i
- fluidul omogen
Problema poate fi examinata pentru cazul
exploatarii unui ?ir de sonde sau a exploatarii
simultane a 2 sau 3 Siruri de sonde.
a) Cazul unui sir infinit de sonde. Conside-
rind ca de-a lungul axeijX se afle linia de ape,
fig. 126, ~i ca sondele sint amplasate la o dis-
tanta d de axa X, intr-un fir paralel cu aceasta
axa, se va obtine prin metoda imaginilor debi-.
tul de forma
_ 27rkhLP
(401)
Q
~.b In (sh 2rd/a)/(sh rrrS/a)
in care a este distanta dintre 2 sonde
,si r
raza sondei.
Pentru o singura sonda ce er exploata zaca-
mintul, in conformitate cu ecuatia obtinutil
in cazul conturului liniar infinit de alimentare,
debitul'ar fi
27rkhIP
~tb In 2d/r.
Pe acest considerent, pentru raportul d/a = l
si dir = 400, raportul QIQ0 = 0,64.
Distributia presiunii in acest caz estc
+ -EQb In ch2r(y -d)/a - cos 27r x/a (403)
4 7rkh ch2r, (y +d)/a - cos 27r x/a
in care pd este presiunea la conturul de ali-
mentare.
Pe baza ecuatiei (403) s-a trasat variatia
presiunii in functie de raportul Y/a ca in
figurile 127 ;;i 128.
b) Cazul a 2 ;iruri infinite de sonde. In
acest caz distanta de la conturul de alimen-
tare la primul Sir este d1 iar pins la at doilea
fir este d2 ca in fig. 129.
Considerind ca distanta intre 2 sonde
aflate in bsirul 1 sau 2, este exprimate prin a
?i ca debitul unei sonde din sirul 1 este Q1
,si debitul unei sonde din birul 2 este Q2 se
obtine raportul debitelor
sh 7rrs/a?sh 7r (d2 + dl)/a
Qt = ".. sh 27rd2/a?sh r (d2 - dl)/a (404)
Q2 sh 7rrs/a ? sh7r (d2 + di.) a
sh 27r dl/a ? sh 7r (d2 - dl) a
Distributia presiunii este data de ecuatia
urmatoare
h=
P + b Q Inch27r(y-dl)/a-cos2rx/a+
d 4rkh 1 ch2r(y+d1)/a-cos2rx/a
-f- Q2 In ch 27,- (y-d2)/a-cos 27rx/a
(405)
ch 2r (y+d2)/a-cos 2rx/a
In cazul cind presiunea la sonde este egala
cu jumatate din presiunea conturului de ali-
mentare ;;i cind dl = a = d2/2 s'a trasat in
fig. 130 variatia presiunii la distanta Y de Is.
conturul de alimentare.
0 d? 0-?1?-d 0 0 0 0
I
L df
Fig. 129. Dou yiruri infinite de sonde alimentate de um
contur liniar de alimentare paralel cu @irurile de sonde
De asemenea, pe baza raportului debitelor
Q1/Q2 s-a introdus notiunea de a efect de
ecranare> Ee, care este egal cu
E Ql = Q1IQ2
C Q1 + Q2 1 + Q1/Q2
Efectul de ecranare reprezentat in functie
de pozitia sirurilor, este reprezentat in fig.
131, din care se pot extrage urmatoarele:
- curbs I pentru cazul d2 - dt = a, indite
pentru a = 200 m o scadere foarte brusca
la cresterea valorii d1, dar tinde asimptotic
la o valoare Ee = 0,671 pentru valori mai
marl decit 60 to ale lui di;
- curba 2 ilustreaza cazul cind dl = a =
= d2/2 pi in care se vede ca efectul de ecra-
nare E. variaza cu d1 , tinzind incet spre o
valoare Ee,= 0,5, in care caz Q11Q2 = 1 ;
- curba 3 a fost obtinutii in cazul cind
d1 =a 1i din care rezulta ca efectul de ecra-
nare Ee creste foarte repede cu distanta intro
,ciruri (d2 - d1).
c) Caztd a 3 .cirurl infinite de sonde. Consi-
derind sondele amplasate in 3 ciruri paralele.
cu axa X, ca in fig. 132 la distantele respec-
tive d, , d2 ,si d3, s-a obtinut urmatoarele'
efecte de ecranare dupe cum rezulta din fig.
133, in care
S, = Qr.
Q1 + Q2+Qa
S2 = Q2
Q2+Qa
Se observe din fig. 133 ca Ee este foarte
putin afectat de crebterea lui. d2 - d2/a, in
time ce s2 crebte sensibil cu acest raport.
Se mentioneaza ca in cazul de fats ca hsi in
celelalte precedente, presiunea la gaura de sonda
este considerate aceiahi pentru toate sondele.
indiferent din ce ,i.r.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Fig. 130. Distribuxia presiunii in
2 profile perpendiculare pe girurile
infinite' de sonde. Distanla intre
cele doua giruri gi intre primul gir
gi conturul de alimentare este egal
cu distanla intre sondele fiecarui
gir. (dt = d, = a). Presiunea Is
conturul de alimentare este con-
siderata 1 gi presiunile Is sondele
fiecarui gir este considerate = %2.
DistribuFia presiunii in profilul
trecind prin sonda (link continue).
Distributia presiunii in profilul
trecind printre 2 sonde linie
punetata). Zacamint cu alimentare
unilaterala.
0.8
P
0.6
Fig. 131. Efectul de ecranare (Ec) pentru 2 giruri
infinite de sonde alimentate de un contur liniar,
de alimentare.
Curbs I = a = d2- dr = 200 m: abscisa = dt
Curbs 11 - d2'~ = dl = a; abscisa = dr . Curb
111-d, = 200 m ; abscisa = d2-d_
15 2 2,5 3 35 4
!OZm
Fig. 132. ?Trei giruri infinite de sonde alimentate
de un concur liniar de alimentare paralel cu girurile.
Fig. 133. Varialia efcctului do
ecranare in cazul a 3 giruri infinite
de sonde fala de raportul
da-da?a=200 m (Er- pro
centul cantitalii de jitei produsa
prin girul 1 gi raportata la pro-
ducsia celor 3 giruri) gi (E2 - pro-
centul cantitatiii de lilei ce a
trecut prin girul 1 gi intra in
girul 2 gi raportata ]a debitul
girului 2 gi 3.
0. .....0 o o
1 ~J
G=G a,
08 !0 !2 1.4 18 18 20
1'3-20
9*
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
AGRO$CHIN I. I., DIMITRIEV G. P., PICALOV F. I.: HIDRAULICA - Gosenergoizdat. Moscova 1950.
CARAFOLI E. si OROVEANU T.: Mecanica fluidelor - Ed. Academiei R.P.R., Bucuresti, 1952.
COCIN N. E.. CHISEL 1. A., ROZE N. V.: Hidromecanica TeoreticI - Ed. Tehnica, Bucuresti, 1951.
CRISTEA N.: Introducere in mecanica fluidelor - Institutul de Petrol si Gaze, Bucuresti, 1953.
JUCOVSCHI N. E.: Lectii de hidrodinamicA - Gostehizdat, Moscova 1949.
PRANDTL L.: Hidro si aeromecanica - Ed. Julius Springer, Berlin 1929.
VILLAT H.: Mecanica fluidelor - Gauthier.Villars et Cie, Paris 1938.
AGADJANOV A. M.: Hidrogeologia si hidraulica apelor subterane - Gostoptehizdat 1950
CERNOV N. S.: Cercetarea sondelor si stratelor de petrol si gaze - Gostoptehizdat 1953.
CIARNAI I. A.: Hidrodinamica subteranA - Gostoptehizdat, Moscova 1948.
CRISTEA N ; Hidraulica subterana, Institutul de Petrol si gaze, Bucuresti, 1955
CRILOV A. P. si allii: Bazele stiinlifice ale expioatarii zAcamintelor petrolifere. Ed. TehnicA, Bucuresti 1951.
CRILOV A. P. si MURAVIEV I. M.: Exploatarea z8camintelor de litei, Ed. Tehnica, Bucuresti, 1950.
GAZIEV. G. M.: Manual didactic de exploatarea zaclmintelor de petrol, Bacau-Moscova 1933.
GOLDFRACHT TH; Probleme de hidraulica subteranA, Ed. Tehnic5, Bucuresti, 1955.
LAPUC B. B.: Bazele teoretice ale exploatarii zaclmintelor de gaze naturale, Moscova 1948
KAMENSKI G. N.: Bazele hidraulicei apelor subterane, Gostoptehizdat - Moscova 1943.
MUSKAT M.: Principii fizice ale exploatarii de lilei - Mc Graw-Hill Book Comp. Inc. New-York 1949.
MUSKAT M.: Curgerea fluidelor omogene prin medii poroase - I. W. E. Inc. Ann Arbor Michigan 1946
SCELCACEV V.N.: Regim elastic al stratelor cu sisteme acvifere active - Gostoptehizdat 1948.
SCELCACEV V. N.: Hidraulica subteranA - Ed. Tehnic5, Bucuresti, 1953.
Analele Academiei de $tlinte a U.R.S.S., Seria 1950, 1951, 1952 si 1953
Arhiva de Studii si Rapoarte a Soc. a Sovrompetrol r, Laboratorul Central de Cercetari $tiinlifice, Cimpina.
Tabele de funcliuni - Jahnke Emde.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
FIZICA ZACAMINTELOR DE TITEI ~I GAZE
A. PROPRIETATILE ROCILOR
COLECTOARE $I ALE ROCILOR
INVECINATE
Definilia gi elementele zacamintului
Zacamintul de hidrocarburi este o portiune
din scoarta terestra constituita din acumulari
de hidrocarburi, care pot fi exploatate in con-
ditii industriale ?i economice. Zacamintul de
hidrocarburi cuprinde :
a) roci-magazin (roci colectoare), ale caror
spatii goale contin hidrocarburile;
b) roci de etan~are, care constituie limitele
spatiale ale zacamintului.
1. Rocile-magazin sent, practic, toate sedi-
mentare: nisipuri, gresii, aleurite, calcare,
grupind, in general, toate rocile sedimentare
cu porozitate peste 10-15%, cu granulo-
metrie nu prea fins ?i, in consecinta, cu permea-
bilitate suficienta.
2. Rocile de etangare, care constituie aco-
peri~ul, talpa ?i flancurile zacamintului sent in
general, roci sedimentare compacte, cu poro-
zitate redusa, sau, in caz contrar, cu o compo-
zitie granulometrica atit de fins ?i de neomo-
gena (III. B. b. 2. b. 2), ) incit permeabilitatea
for fats de titei este, practic, nula.
to majoritatea lot, rocile de etanlare pot
fi argile sau marne argiloase, calcare, dolomite,
cum ?i, uneori, roci eruptive sau metamorfice.
Functiunea de rota de etant are mai poate
fi indeplinita de ape, care poate actiona in
acest sens, fie prin presiunea hidrostatica pro-
prie, fie prin modificarea proprietatilor de
scurgere pe care ea o determine, chiar dace
este prezenta in cantitati foarte reduse, la rocile
sedimentare de natures argiloasa sau cu con-
tinut partial de elemente argiloase.
B. CARACTERISTICILE ROCILOR-
MAGAZIN $I ALE ROCILOR
INVECINATE
a. Defini,
pastrindu-se In general, numele de gresii
numai pentru cele care, prin rezistenta ]or
mecanica, creeaza dificultati in procesul de
foraj.
d) Calcarele pi dolomitele constituie roci-
colectoare numai datorita golurilor accidentale
pe care be prezinta : goluri de origine mecanica,
fisuri, crapaturi, goluri de dizolvare avind
forme neregulate, adeseori tot forma fisurilor
(bidimensionale), concentrate sau distribuite
in spatiu ping la o adevarata ,
,i goluri de sedimentare distribuite cu regu-
laritate statistics in masa'rocii (oolite, mai rar
pisolite).
e) Aleuritele gi nisipurile marhoase sau argi-
loase, de5i pot constitui acumulari de titei,
nu reprezinta roci-magazin in conceptia econo-
mics a acestei numiri, decit foarte rar ?i in
mica masura (Moreni-Bana, Pacureti in Pontic
pi, in general '< nisipurile> din Meoticul inter-
mediar din bazinele Dimbovita-Prahova-Buzau.
Impreuna cu argilele, ele pot prezenta acci-
dental porozitate destul de maxi, 10-20%,
?i in cazul cind nu au suferit procesele de ta-
sare ~i de cimentare datorite factorilor de adin-
cime, chiar 33--40 %. Ele constitute mai mutt
trecerea catre rocile de etangare.
2. Rocile de etansare. Argilele, marnele argi-
loase sau calcaroase, gresiile argiloase, calcarele
~i dolomitele compacte ?i nefisurate ?i, in
general toate rocile sedimentare cu porozitate
redusa sau, eel putin, cu permeabilitate redusa,
uneori sarea ~i gipsul, rocile eruptive ?i meta-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
morfice, indeplinesc functiunea de etansare
a fluidelor sub presiune din zacamint, in condi-
tii aproape totale, la scara de timp uzuala,.
dar mai mult sau mai putin imperfect, la
scary de timp geologica, dupe permeabilitatea
efectiva (Cap. V. F. a. ) pe care o prezinta la
lichidele, respectiv la gazele din zacamint, dupe
presiunea de deziocuire (Cap. V. F. b.) pe-
care o opun acelorali fluiie si dup5 grosi
mea lor.
h. Proprietatile fizico-mecanice ale rocilor-
magazin si ale rocilor de etangare (invecinate)
1. Densitatea rocilor-magazin ?i a celor in-
vecinate, indeosebi a celor superioare, prezinta
o importanta deosebit5 la determinarea pre-
siunii litostatice asupra zacamintului ,si, in
rnulte cazuri, asupra presiunii insasi sub care
se gasesc fluidele din zacamintul in echilibru,
Inca nepus in exploatare. Densitatea medie
a materialului solid al rocilor din , paturile
superficiale ale scoartei este de 2,5-2,6 insa,
din cauza porozitatii for medii, presiunile
litostatice efectiv determinate cu ocazia ope-
ratiilor de cimentare sub presiune ,si de frac.
turare-fisurare hidraulica a stratelor (v. cap. XV)
au indicat, pentru adincimile de 0 - 1000 in,
o valoare medic a densitatii de 1,8 ... 2,0
iar pentru adincimile de 1000 - 2000 in, valo-
ri medii (intre suprafata ai adincimea respec-
tive) de 2,0-2,2. Pentru adincimi mai maxi,
datele experimentale, mai putine, provenite
in general de la ciment5ri sub presiune, indica
o valoare de ordinul 2,4 cu tendinta probabila
de a atinge catre adincimile rnai maxi densi-
tatea rocilor compacte, adice valori de ordinul
2,65-2,70.
2. Compozitia granulometrica, numita, mai
putin exact, ~i compozitia mecanice a rocilor,
cuprinde elementele analitice care determine
dimensiunile diferitelor elemente minerale
ale rocii, mai mult sau mai putin independente
uncle de altele din punctul de vedere al legaturii
mecanice. Notiunea de compozitie granulo-
metrica nu are sens fizic pentru rocile compacte
sau pentru cele compacte-fisurate. Pentru aces-
tea, este mult mai reprezentativa compozitia
dimensionala a spatiului de pori, mesurabila
cu ajutorul relatiei saturatie-depresiune capi-
lara (v. Cap. V.) ?i exprimabila sub aceea~i
forma cu compozitia granulometrica, fractiile
ponderale Jg fiind inlocuite prin fractiile-vo-
lum din spatiul de pori.
Compozitia granulometrica este reprezen-
tata fie analitic (tabele), fie grafic (diagrame),
prin fractiunea ponderala subunitara sau pro-
centuala, insumata de toate elementele rocii
ale caror dimensiuni sint cuprinse intre doua
limite, constituind o class granulometrica.
Prin dimensiune se intelege diametrul mediu
al bobului, in cazul elementelor care au toate
dimensiunile de acela?i ordin de marime ?i
dimensiunea minima,in cazul elementelor care
an una dintre dimensiuni simtitor diferita de
celelalte doua (fulgi, fibre). Rocile-magazin
ale zacamintelor de hidrocarburi contin, in
general, elemente din prima categoric, mai rar
?i partial, elemente plate (fulgi de mitt) jii
foarte rar elemente fibroase.
a) Metode de analizd. Determinarea frac.
tiunii ponderale a fiecarei clase granulometrice
se poate efectua prin analiza de cernere sau
prin metode sedimentometrice.
Analizele de cernere se efectueaza cu o serie
de site a?ezate in stiva verticals, cu dimensi-
unile ochiului in scadere de la sits superioara
catre cea inferioara, , cintarindu-se
cantitatea de material granular retinut de sita
respective. Acesta alcatuieste o class granulo-
R7
;~
I
I
I
I
20
I
-
Q
~
I
2
4 6789/
9 B9 jr ~3 7.9,
j? 3 4, J- 44 764.9,0
Fig. 1. Reprezentarea grafice a unei analize granulometrice de nisip colector; in abscise: dimensiunile ochiuitil
de sits respectiv nr. de ordine al sitei; in ordonata; suma fracliunilor ponderale de ditnensiuni crescetoare.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tabela 1. Analiza granulometrica a unui nisip
de Dacian
1
Clam granulometrica
0,0000??. 0,044 mm
0,044 . ? . 0,053 mm
0,053 - ? - 0,074 min
0,074. ? ? 0,104 mm
0,104 ? . ? 0,147 mm
0,147 . ? ? 0,208 mm
0;208 . ? . 0,295 nom
0,295 ? ? . 0,417 min
0,417 ? ? ? 0,589 mm
0,589 - ? . 0,833 mm
0,833 . ? . 1,169 mm
1,169 - - ? 1,651, mm
1,651 . ? ? (2,400) mm
0,065
0,020
0,060
0,115
0,145
0,130
0,125
0,100
0,060
0,080
0,045
0.035
0,020
metrics cu dimensiuni cuprinse teoretic intre
aceea a ochiului sitei respective si aceea a
ochiului sitei imediat superioare.
Agitatia sitei se realizeazs mecanic, cu tnasini
de cernere (cu catn5 excentrica, fig. 2) pentru
Fig. 2. Aparat de cernere automata: .
s - corpul aparatului; 2 - electromotor; 3 - cuplaj
elastic ; 4 - stiva de site; 5 - cadru rigid pentru site ;
,6 - cadru fix de suspensiune; 7 - punte solidara cu
S-5 ; 8 - ax de transmisic; 9 - pinion de comanda
axului 8, de la 3 ; m o - excentricul sitelor; i r -- pinion
de comanda excentricului ro.
a asigura uniformitatea cernerii si reproduc.
tibilitatea analizei). Prepararea probei pentru
-cernere necesit5 o tehnic5 specials: fie deza.
gregare cu mojar de lemn, cu eforturi moderate
pentru rocile cu bob mai rezitent fie dezagre-
gare prin umezire si prin congelare repetats
.sau prin saturare cu un reactiv (de exemplu,
acetat de sodiu, sulfat de sodiu, tiosulfat Na
sau alte substance solubile prin simply incalzire,
in apa proprie de cristalizare) topit, urmat5
-de cristalizare, pentru rocile cu elemente fria-
bile.
Dezagregarea neadecvata a probelor este
cauza principals a inexactitatii si a nerepro-
?ductibilit5tii analizelor granulometrice.
Sitele STAS 730-49 constituie o serie de
site cu diametre de ochi mutt mai apropiate
decit treapta 11 2, folosita la analizele granulo-
metrice ale rocilor colectoare.
Tabela 2. Site folosite curent in U.R.S.S. pentru
analiza granulometrica a rocilor-colectoare
Nr. de oehiuri/lol
1 Latura orificiului
l de trecere al sitei
I
1.0
1,651 mm
Il
14
1,168 mm
.111
20
0,833 mm
lV
28
0,589 mm
V
35
0,417 min
VI
48
0,295 null
VII
65
0,208 mm
VIII
100
0,1.47 mm
IX
150
0,104 mtu
X
200
0,1174 mm
X1
270
0,053 min
Dimensiunile normale de site folosite in
U.R.S.S. sins: cele date in tabela 2. Ele scad dupa
o scary al ciirei raport este de aproximativ 1 - .
2
Deoarece aceste dimensiuni de site satisfac
nevoile curente de exploatare, dar nu pe cele
speciale, se mai foloseste sits XIl cu 325 ochiuri
pe col $i cu latura orificiului de 0,044 mm. Rare-
ori, se folosesc site cu 400 ochiuri/tol cu
latura orificiului de circa 0,035 mm. Dimen-
siunea orificiului unei site cu o retea patrata
oarecare poate fi estimats tinind seama ci,
-din fractiunea de Vol ocupata de elemental
sitei, trebuie scazut diametrul firului care, la
sitele cu dimensiuni inari, este de circa 33 ?%o
din element, iar la sitele fins atinge 45%, cu
tendinta de a creste repede ]a dimensiuni mai
mici, din motive de rezistent5.
Cu toate acestea, sitele fine ramin instru-
mente delicate si fragile, iar viteza for de lucru
scade odata cu finetea lot. Din aceast5 cauza,
pentru analiza fractiunilor fine se tinde ss se
foloseasc5 rnetode bazate pe viteza de cadere
in lichid a elementelor (viteza simptotica),
diferita dupa dimensiunile lot.
Pentru viteza de cadere in apa a cuarVului,
media rezultatelor experimentale dupa Vasiliev,
Gonciarov, Richards ?i Abdurasitov etc. este
indicat5 in itabela 3.
Tabela 3. Viteza de cadere in apa la 15? a graunfilor
de cuarl, in cm/s
Diametral
grauntel
i
l 0,30 mm
0,25 mmI
0,20 mm1
0,1 mm
0,01 inn
u
dQ e,mLr
l
Viteza 1
3,12 em/s
2,53 em/si
1,95 em/s 1
0,65 em/s1
0,007 em/s
In cazul lichidelor cu densitate si cu visco-
zitate diferite de acelea ale apei, pentru graunti
suficient de mici (practic, cu raza mai mica
decitcirca 0,05 mm), dinmensiunea grauntelui
se poate calcula cu suficienta aproximatie Cu
relatia Stokes :
2 r2 g (P - P1)
v=
9 !.1
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care :
v este viteza limita de cadere (in' timp),
in ' cm/s ;
acceleratia gravitatiei terestre,
981 cm/s'-' ;
masa specifics a elementului care
cade, in g/cm3
masa specifics a lichidului,
in g/cm3;
viscozitatea absolute a lichidului, in
g
poise,
.nl?S
Cu ecuatia (1) s-au calculat vitezele-limita
de cadere (simptotice) ,i durata corespunzs-
toare de sedimentare pe o inaltime h, pentru
o suspensie cu elemente solide cu dimensiuni
de 50 .c, 20 p., 10 it ,i 5?, cu greutsti specifice
de 2,5 ,i 2,7 kg/dm3 (Tabela 4).
Pentru determinarea compozitiei granulo-
metrice a rocilor petrolifere prin sedimento-
metrie, se fierbe o cantitate de circa 10 g din
fractiunea trecuta printr-o sits fins (cu dia-
metrul ochiului de 0,074 sau de 0,053 mm)
din materialul sfarimat, timp de 20 minute
intr-o solutie de pirofosfat de sodiu cu o con-
centratie de 0,01 %. Dupa racire, se dilueazs
suspensia cu solutie de pirofosfat de aceea,i
concentratie, astfel incit concentratia suspen-
siei in material solid sa fie sub 1 % (in gama de
concentratii de 1-4 %, intervin abateri de la
legea de cadere mentionata, datorita stinjenirii
reciproce a particulelor).
Cantitatea de un litru de suspensie astfel
preparata, continind o cantitate G1 de circa
10 g de material solid, este turnata in cilindrul
gradat de un litru,
cu diametrul de 60
mm ,i cu inaltimea
de 400 mm, at apa-
ratului reprezentat
in fig. 3.
In acest cilindru,
mentinut la + 20?C
cu ajutorul unei bai
cu termostat, se in-
troduce pins la adin-
cimea H sub nive-
lul lichidului, orifi-
ciul de tragere at
unei pipete de 20
cm3, in care se poate
aspira lichid, dato-
rita vidului partial
provocat de scur-
gerea apei din vasul
de pe piedestal.
Dupa trecerea unei
durate de timp co-
respunzatoare sedi.
Fig. 3. Aparat pentru ana-
liza sedimentometrica dupA
(Cotiahov) :
r -cilindru de sedimentare
de 1000 cm3; 2 - pipeta de
20 cm3; 3 - cadru-scars, eta-
lonat; 4-vas cu apA pentru
provocat depresiune in 2;
5 -vas de evacuare din 4.
mentarii pe inaltimea H a limitei clasei gra-
nulometrice cercetate, se trage cu pipeta un
volum de prob. V1 = 20 cm3, care se trece
pe o sticld de ceas, unde se evapora prin in-
oslzire moderats, uscindu-se apoi prin incal-
zire la -I- 107?C, ping la greutate constants.
Tabela 4. Viteza ,si durata de sedimentare in solulie de pirofosfat de Na, 0,01% ale particulelor solide cu
greutatea specifics de 2,5-2,7 kg/dm3 @i cu dimensiunile de 50 I2 . . . 5 (-t
Viteza de sedi-
Timpul de sedimentare pin:i ]a h, pentru o particula solid's on yl egala on
Diame
mentare
in cm/s
trul par-
ticulei
a
,
pentru o particulA
solid-. on yl
h = 10 em
It = 20 em
h = 30 cm
mm
oC
2,7
I 2,5
2,7 2,5
2,7 2,5
2,7 2,5
ore
min
s
ore
min
s
ore
min
2
s
ore
-
min
2
Be
30
ore
-
min
3
s
19
ore
-
min
3
8
45
0,05
5
0,151
0,133
-
-
66,2
-
-
75,2
-
12
10
0,175
0,154
-
-
57,1
-
-
64,9
-
1
54
-
2
10
-
2
51
-
3
16
15
200
0
0,177
-
-
50,0
-
-
56,5
-
1
40
-
1
53
-
2
30
-
2
49
20
,
0,226
0,199
-
-
44,2
-
-
50,3
-
1
24
-
1.
40
-
2
12
-
2
30
25
0,253
0,225
-
-
39,5
-
-
44,4
-
1
19
-
1
29
-
1
58
-
2
13
30
0,281
0,249
-
-
35,6
-
-
40,2
-
1
11
-
1-
1
20
-
1
50
-
2
00
0,02
5
0,0255
0,0215
-
6
32
-
7
45
-
13
04
-
15
30
-
19
36
-
23
15
10
0,0290
0,0255
-
5
45
-
6
32
-
.1.1
30
-
13
04
-
17
15
-
19
36
15
0,0330
0,0290
-
5
03
-
5
45
-
10
06
-
11.
30
-
15
09
-
17
15
20
0,0375
0,0325
-
4
27
-
5
08
-
8
47
-
10
16
-
13
21
-
15
24
25
0,0420
0,0365
-
3
58
-
4
34
-
7
56
-
9
08
-
11
54
-
13
42
30
0,0465
0,0410
-
3
35
-
4
04
-
7
10
-
$
08
-
10
45
-
12
12
0,01
5
0,00609
0,00538
-
27
20
-
:11
00
-
54
40
-
62
00
-
82
00
-
93
00
10
0,00707
0,00624
-
23
35
-
26
40
-
47
10
-
5E3
20
-
70
45
-
80
00
15
0,00813
0,00716
-
20
30
-
23
15
-
41
00
-
46
'30
-
61
30
-
69
1
45
5
20
0,00918
0,00810
-
18
10
-
20
35
-
36
20
-
41
10
-
54
30
-
6
4
25
0,01039
0,00917
-
16
00
-
18
10
-
32
00
-
36
20
--
48
00
-
54
30
30
0,01161
0,01250
-
14
20
-
16
15
-
28
40
-
32
30
-
43
00
-
48
45
.0,005
5
0,00152
0,00134
1
49
-
2
04
-
3
38
-
4
08
-
5
27
-
6
12
-
10
0,00177
0,00156
1
34
-
1.
47
-
3
34
-
3
34
-
4
42
-
5
21
-
15
0,00203
0,00179
1
22
-
1
33
-
2
44
-
3
06
-
4
06
-
4
39
-
20
0,00230
0,00203
1
13
-
1
22
-
2
26
-
2
44
-
3
39
-
4
06
-
25
0,00260
0,00220
1
04
-
1
13
-
2
08
-
2
26
-
3
12
-
3
39
-
30
0,00290
0,00256
0
57
-
1
05
-
2
54
-
2
10
-
2
51
-
3
15
-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Se repeta operatia pins cind diferenta de
greutate dintre doua determinari consecu.
tive scade sub .-;= 0,0004 g.
Daca :
p este cantitatea (ponderala) de material din
clasa granulometrica respective, con-
tinuta in cilindru ;
V volumul cilindrului, 1000 cm3;
V1 - volumul pipetei, 20 cm3;
- cantitatea de material solid extras
Q
cu pipeta, rezulta :
p = G - = 50 G. (2)
1
Daca:
Q, este ' cantitatea (ponderala) de material
solid continuta initial in cilindru
de obicei 10 g ;
procentul de material solid din
rocs, trecut prin sita fins (0,074
sau 0,053 mm),
valoarea fractiunii granulometrice k (sums
fractiunilor /gi mai fine decit diametrul,cofes.
punzator timpului de sedimentare folosit), este
, Q?V?1 r r, , "I
V1C1
Pentru calculul vitezelor ?i al duratelor de
sedimentare ale particulelor cu diametre dife.
rite si greutati specifice diferite de cele indicate
in tabela 1, se folosesc datele din tabela 5.
Tabela 5. Proprietitile fizice ale solutiei
de 0,01% Pirofosfat de sodiu in apd distilatd
v
AU
G
'
t ,
-5
^
?
? m
a
b
? m
10
0,99975
0,013100
21
0,99800
0,C09970
15
0,99916
0,011.650
22
0,99780
0,009725
16
0,99900
0,011325
23
0;99760
0,009500
17
0,99880
0,011025
24
0,99735
0,009280
18
0,99860
0,010740
25
0,99711
0,009075
19
0,99845
0,010480
30
0,99577
0,008000
20
0,99826
0,010210
Analiza prin acest procedeu a fractiunilor
tnai mici decit 0,010... 0,005 mm nu este reco-
mandabila, deoarece erorile datorite abaterii
vitezei de, sedimentare fats de cele date de
ecuatia (1) devin importante, din cauza sar-
cinilor electrice eventuale ale particulelor, cum
5i din cauza duratei mari a determinarilor.
Pentru continuarea analizelor in acest dome-
niu, se face uz in ultimul timp de sedimen-
tarea prin centrifugare, cu acceleratii de ordi-
nul a 103...104 g, procedeu delicat ?i neie?it
inca din faza de cercetari de laborator.
b) Interpretarea rezultatelor. Rezultatele ana.
lizei granulometrice, utile in exploatare pentru
studiul zacdmintului ,si pentru combaterea
viiturilor de nisip, se reprezinte grafic inai
adesea ca in fig. 1. Pentru scopuri practice,
compozitia granulometirca poate fi exprimatii
suficient prin :
1) Diametrul mediu (sau echi-
valent) al grluntelui, d, califi-
cativul de cc me:diu> referindu-se is un grlunte
uniform mediu, sferic, care at conferi nisi-
pului acelea?i insuiiri fat! de curgerea flui.
delor.
Pentru clase granulometrice restrinse, dia-
metrul echivalent poate fi luat, cu sufi-
cienta aproximatie, egal cu media aritmetic!
di + di+t
2 = drsi , in care di 5i di+1 sint dia-
metrele orificiilor sitei care incadreazil clasa
granulometrica respective.
Cind class granulometrica nu este prea
restrinsi, ameliorarea evalulrii diametrului ei
mediu poate fi. obtinuta cu relatia :
3
di di +di+1 di+1
Diametrul obtinut cu aceasta relatie este
inferior celui dat de media aritmetica, cu :
circa 4,4r% cind di+1 = 1,5
d.
,
u 3,2% >> di+1 = 1,4
d.
,
2,0% >> di - = 1,3
0,9'%
di+l
>> 0,3% >> di?1
Diametrul echivalent (mediu) al unui nisip
cu elemente cuprinse in multe clase poate fi
calculat cu :
- media ~En, d3
po:nderata: de
unde
di este diametrul mediu al clasei de ordinul i ;
n, . - numa:rul de elemente al clasei de or-
dinul 1, insumarea referindu-se la cla-
sele granulometrice i ;
- sau media armonica ponderata a diame-
trelor medii :
1
de = .n Og`
0 di
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
In care
di este diametrul mediul al clasei de
ordinul i;
Agi - fracliunea ponderals a clasei dc
ordinul i;
- sau, pentru roci cu fractiune find mai
,importanta :
d -- 1
e =n
S- 3 Agi (7)
_ di 2 di
sau media dupa metoda Zamarin:
i=n
A. , In i + 3 ~gr
1 2 di-1 2 d,
-unde Ai este coeficientul unghiular fats de
.axa Od al coardei de ordinul i a curbei de
compozitie granulometrics, sau
-- metoda expeditiv5 a , care consts in aceea c5 pentru de se
is o valoare egala cu diametrul la care suma
-fractiunilor ponderale inferioare (ca dimensiuni)
ale curbei de compozitie granulometrics atinge
10% din greutatea probei intregi.
Aceasta ultims metods este aplicabils in
cazul cind 0,1 mm < de < 0,30 mni si cu
conditia ca coeficientul de neuniformitate
granulometrics al probei [Cap. III, B.b.2.b) 2)]
.sa nu depa~eascs valoarea 5.
2) Coeficientul de neunifor-
mitate granulometrics. Acestcoefi-
cient reprezinta raporcul dintre diametrul dco
la care curba de compozitie granulometrics
atinge ordonata ZL1gi = 60% din greutatea
probei (fractiuni fine) Ii diametrul d,o la care
curba a atins ordonata EOgi = 10%. Un
nisip cu gr5unle de acelali diametru (de exem-
plu, sortat) are acest coeficient egal cu 1. Nisi-
purile cu fractiuni foarte diferite au coeficienti
cu valori mult mai mari, in practic5 sub 10g.
3)CoeficientuI de >, fare mentiunea explicative a sare
solids in porii rocii>, deoarece poate fi confun-
data cu notiunea de saturalie in sare a apei
sarate continute in porii rocii. Saturatia in
hidrocarburi solide nu poate fi determinate
direct, prin procedeele de analiza existente.
Prin definitia insa?i a saturatiei, suma satu=
ratiilor unei roci trebuie sa fie egala cu unitatea:
Sg + St + Sa = 1, (19)
ca o consecinta a egalitatii volumelor ocupate
de fluide cu volumul disponibil.
Prin natura ei, saturatia este o marime varia-
bila in timp; de aceea se deosebesc, in practice:
1) saturatiile initiale ale zacamintului (in
momentul deschiderii lui prin lucrari de exploa-
tare); 2) saturatiile actuale ale zacamintului
(in momentul forajului prin care se recol-
teaza carota a carei saturatie se examineaza, cu
un scurt timp inainte de atingerea rocii de cetre
elementele taietoare ale carotierei, suficient
pentru a se evita alterarea saturatiei prin actiunea
fluidelor de saps); 3) saturalia reziduala de
fund a carotei (dupe desprinderea ei de talpa,
dar inainte de ridicarea ei ?i, deci, a de redu-
cerea sensibila a presiunii exercitate asupra ei) ;
4) saturalia reziduala de suprafata, in momentul
cind carota este extrasa la gura putului din
tubul carotier obi?nuit, practic identica cu
saturalia cu care carota ajunge in laborator,
data aceasta nu este ambalata ,si transportata
defectuos ; 5) saturatia finals de' zacamint
(in momentul cind, in elementul respectiv
de zacamint, exploatarea - eventual numai
faza primary a ei - inceteaza), 6) saturatia
finals de laborator (cea care exists intr-o
carota, asupra careia s-au efectuat diferite ex-
perience, in laborator, reproducind mai mult
sau mai putin exact fenomenele din zacamint).
In laborator, se determine de obicei, satu-
raliile (4) gi (6), celelalte fiind deduse, in gene-
ral, indirect prin diferite inetode mixte (de
laborator si de calcul).
Saturatiile (1), (2)',si (5) au o importanta ex-
ceptionala din punct de vedere economic; obti-
nerea exacta a for depinde de inlaturarea a doua
efecte de alterare care au loc in mod normal
la extragerea carotelor: a) contaminarea rocii-
magazin cu fluide infiltrate din noroiul de
saps si b) pierderea de material fluid din porii
carotei, din cauza trecerii acesteia de la pre-
siunea relativ mare care exists la fundul gaurii
de sonde, la presiunea atmosferica de la guura
sondei.
In cazu] Faturatiei (5), predomina masiv,
in general; efectul de alterare (a).
Pentru a elimina efectul de alterare (a) s-a
incercat: a) folosirea de noroaie de saps cu
proprietati de filtratie specials, foarte reduse,
cu rezultate foarte nesatisfacstoare; (3) folosi-
rea de fluide speciale de foraj cu filtratie rigu-
ros nula, cu rezultate in general bune, in limita
respectarii stricte a conditiei de filtratie null.
Pentru a corecta prin calcul efectul de alte-
rare (a), s-a incercat folosirea de indicators
in noroiul de saps. Prin indicatori se inteleg
acest caz, substance complet straine de roca-
magazin, care fiind adaugate noroiului de saps,
sa poata da, prin dozarea for in carota, in labo.
rator, o masura a fenomenului de dezlocuire
a continutulu:i initial al porilor rocii de catre
faza lichida infiltrate din noroi. Chiar in cazul
ipotetic al unui indicator perfect. el nu da nici
o indicatie certa, asupra naturii fluidului dez-
locuit de filtratul din noroi. Masura in care
acest filtrat a dezlocuit selectiv diferitele faze
fluide preexistente in carota urmeaza sa fie
apreciata prin considerente care nu pot fi
socotite riguros exacte (a se vedea curge-
rea fluidelor polifazice prin medii poroase).
Cap. V F.)
Calitatile necesare unui bun indicator sint :
1) sa fie cu totul strain de rota, astfel incit sic
nu existe riscul ca o eventuala prezenta natu-
rala a lui in rocs, chiar in cantitati minime, sit
falsifice complet rezultatul interpretarii; 2) sii
nu reactioneze chimic cu roca sau cu fluidele din
ea, in care caz lipsa lui din carota ar putea fi
considerate, n.eintemeiat, ca o absents a feno.
menului de infiltrate din noroi; 3) sa nu
altereze structura rocii, elementele, continu-
tul ei sau proprietatile ei de curgere (dimensi.
unile canalelor de pori, forma for sau pro-
prietalile molecular-superficiale ale lot); 4)
sa nu fie adsorbit de elementele minerale ale
rocii sau, mai ales, de ale noroiului, a caror
suprafata este foarte mare; 5) sa nu compro-
mita cerintele de calitate impuse noroiului de
saps, mai ales in ce priveste filtratia ?i stabili-
tatea ; 6) sa fie usor de dozat in cantitati cit
mai mici, prin procedee de analiza cit mai
rapids ?i fare a necesita o aparatura specials,
chiar in prezenta electrolitilor care se gasesc
normal in compozitia noroiului sau a reactivilor
cu care este tratat de obicei.
In acest scop, a fost incercat acidul arsenios
(ca anhidrida), dar la utilizare s-a dovedit ca
acest acid este usor adsorbit atit de noroi cit
,qi de rota, in care nu patrundea, practic, peste
20 mm. Sarurile de litiu incercate in accla?i
scop au prezentat accla?i dezavantaj, in afara
de probabilitatea ca litiul sa fie prezentat
in unele roci-magazin sau in apele lot. Sarurile
de amoniu, uiior de dozat, stabile ,?i neagresive,
se gasesc totugi, uneori, in mod natural in unele
ape de nisipuri petrolifere. S-a dovedit ca feno-
lul este un bun indicator, stabil, u~or de dozat
(metoda Koppeschaar), neadsorbit de noroi
sau de rocs. Fenolul prezinta i.nsa dezavantajul
ca necesite concentratii relativ marl (circa
30-40 mgfl), este solubil in titei ,si exercitii
o acciune negative asupra noroiului pe care it
face sa fie usor contaminat cu gaze.
Pine astazi, reactivul indicator cel mai po-
trivit este glucoza tehnica. Relativ ieftina, sta-
bile, neadsorbita si neagresive, ea prezinta un
singur dezavantaj : fermentabilitatea ei, care
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
poate fi insa impiedicata ugor prin adaugarea in
noroi, a circa 0,05 % alcool octilic (2 etil-he-
xanol). Concentratia obi~nuita a glucozei in
apa de noroi este de ordinul 5 mg/l.
Folosirea indicatorilor implica luarea unor
precaulii indispensabile, pentru a nu reduce
]a zero valoarea indicatiilor obtinute: 1) con-
centralia uniforms a noroiului in indicator
trebuie realizata in mod riguros, printr-o cir-
culatie adecvata, inainte de }nceperea caro-
tajului, circa doua circuite dupe o prealabila
uniformizare a 'concentratiei in bataluri; 2)
concentratia trebuie verificata, prin analiza,
inainte de inceperea carotajului,in cursul caro-
tajului si dupe terminarea lui; 3) dace situatia
tehnica a sondei necesita o tratare a noroiului
in cursul carotajului, dozajele de indicator
se vor face mule mai des, urmind sa se exa-
mineze ulterior data materialul informativ
astfel recoltat este utilizabil. Precautiunile
obisnuite ]a ambalarea carotelor vor fi respec-
tate in mod scrupulos pentru a se evita orice
pierdere de apa din carota, prin evaporate. De-
terminarea conlinutului total in apa libera al
carotei nu se va face prin metoda de distilare
in retorts (apa de cristalizare !), ci prin metoda
antrenfirii prin solvent. Determinarea cantitalii
de glucoza continuta de rota se va face prin
agitarea intense a rocii,fin farimate, cu o can-
titate suficient de mare de
apa distilata (cel putin un
centimetru cub de apa disti-
lata pentru un gram de rocs),
urmata de sedimentare.
Cu toata precizia relativ
mare obtinuta la folosirea glu-
cozei, erorile inerente oricarei
analize practicate asupra unui
proces tehnologic pe scare in-
dustrials, cum ,si lipsa de in-
formatii asupra naturii fluide-
lor dezlocuite de noroiul in-
filtrat, fac ca folosirea de no-
roaie cu filtratie cit mai redusa
sa ramina un deziderat acut,
chiar in cazul folosirii indi-
catorilor.
Folosirea glucozei rafinate,
a dat, in general, rezultate mai
precise decit rezultatele obti-
nute cu glucoza tehnica.
Folosirea melasei - mult
mai ieftina - ~i dozarea ei
rapids pe tale polarimetrica,
de apa, St este redus, iar in cazul forajului cu
lilei, S, este aparent sporit).
Analizele obi?nuite de carote recoltate fart
a se folosi indicatori prezinta o utilitate discu-
tabila, deoarece au numai o valoare indicative.
Din cauza efectului de alterare prin contami-
narea cu filtrat din noroi, valoarea data de
analizele de saturatie (4) ale carotelor extrase
obiFnuit, exprima o valoare a saturaliei in apa
mai mare decit cea reala, indicind astfel limita
maxima a ei in cazul extragerii sub presiune;
in acest caz particular, ca ?i in cazul general,
din aceleasi motive, cum ,i din cauza efectului
de alterare prin pierderile de hidrocarburi prin
detente), saturalia in titei obtinuta prin analiza
reprezinta numai o limits inferioara, in general
sensibil depasita de valoarea reala. Ca exemplu,
in fig. 14 sint reprezentate curbe comparative
de alterare a saturaliei in lilei, datorita prezentei
noroiului in gaura de sonde, in timpul carota-
jului (foraj hidraulic ?i foraj uscat).
Domeniile uzuale de alterare a saturatiilor,
i.ntre starea de zacamint Si aceea in care ele se
prezinta analizei de laborator, sint indicate in
tabela 8.
Efectul de, alterarea saturatiilor prin decom-
presiunea carotei in cursul ascensiunii ei este
,i mai greu de corectat. Se cunosc cazuri de
nisipuri cu productivitatea verificata, care din
de pari
0 20 40
V 1 r 1
Carafe/uale f?rd noroi
sa'u apd
3(701
Saluratia inlilei , % din spaliu/
de Pori
20 40 60 80 WI)
Carole /uafe Cu
noroi sau apa=
Fig. 14. Alteratia satuyntiei in titei a carotelor infiltratiei noroiului. Curbc d,-
saturatie in titei, in functie de adincime, la acela~i strat productiv:
a - carote taiate fats fluid de sapare cu baza de apa ; b - carote taiare
cu fluid de sapare cu baza de apa.
nu sint inch suficient puse la punct.
In cazul folosirii titeiului, in loc de noroi de
saps, pentru deschiderea stratelor productive
deosebit de sensibile ]a actiunea apei infiltrate,
problema determinarii saturatiilor actuale rs-
mine complet nerezolvata, deoarece
nici
fil-
tratia nu este impiedicata, nici nu
s-au
pus
la punct procedee pentru aprecierea
ei
prin
indicatori, iar alterarea valorii Sr este ,si
mai
probabila (in cazul foraju]ui cu noroi cu
baza
cauza acestui fenomen, prezinta aparent Ia
examenul vizual un aspect de totals sterilitate
~i numai reactia de culoare (v. cap. 111. B. b.
4 a) 2),) sau fluorescenta (v. cap. 111. B. b.
4. a) 3), ) ramin pozitive.
Pentru corectarea acestui efect, mai ales in
cazul stratelor cu hidrocarburi cu greutate
moleculara mica, cu gaze sarace, bogate sau
condensat, analiza continua a conlinutului de
gaze innoroiul de saps este foarte utila, deoarece,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
CAIIACTERISTICILE 110CIL0R-11 (;AZIN $i ALE ROCILOR INVF.CINATE 4411
Tabela 8. Alterarea saturatiei carotelor in timpul carotaiului ;i extragerii carotelor
Carota.t Cu noroi on baza de ap74
In prezenta fenomenului
de infiltratie, In
Apa legato
Saturaliiiniliale' ....................
65
35
35
Saturattii sin carotierii la fund# ......
25-- 30
70-75
25-30
Saturatii In In suprafala ............
15-25
45-50
20 - 30
in prezenla fenomenului
de inliltratie, In %?
Saturatii initials ....................
Saturatii sin carotierS la fund# ......
Saturn ii In suprafatit ................
65
65
35-45
'file' legab
fara a permite calculul saturaliilor in hidrocar-
buri, ds indicalii semicantitative asupra con-
linutului in hidrocarburi.
Tot pentru inlaturarea acestui elect, in spe-
cial, in cazul saturaliilor iniliale si actuale
cind presiunea de zacamint este Inca mare, s-a
incercat recoltarea carotelor in carotiere spe-
ciale, sub presiune, urmatl de aducerea for
sub presiune ping la gura sondei, colectarea in
conditii speciale, prin deplasare cu mercur a
fluidelor inlaturate din rota prin decompri-
mare si analiza lot. Chiar in acest caz, nu se
pot 'colecta decit hidrocarburile gazoase ~i
lichide dar apa expulzata din porii carotei,
prin detenta gazelor, este colectata impreuna
cu resturile turtei de noroi, ceea ce ii anuleaza
price valoare cantitativa. (in cazul carotajului
cu lilei sau cu noroi negru, s-ar colecta apa,
dar s-ar pierde hidrocarburile, ceea ce at fi
in general, man gray si de aceea acest procedeu,
nu se practica de obicei ; procesul prezinta o
oarecare importanla teoretica, in cazul sondelor
de injeclie in zona acvifera a zacamintului).
Afars de aceste inconveniente, carotiera spe-
cials de recoltat probe sub presiune este un
aparat delicat; costisitor, greu de manevrat
corect 5i, pins astazi, cu funclionare nesi-
gura.
a) Determinari calitative ale saturaliei in
>;itei. Asupra carotelor ~i, mai ales, asupra
detritusului evacuat cu noroiul, se efec-
'tueaza deseori probe calitative a saturaliei
in titei.
1) Proba coloritnetrics. Se tri-
tureaza un fragment de proba intr-o eprubeta
impreuna cu o cantitate de solvent, suficient
pentru a asigura o decantare u8oara (eventual
intensificata prin centrifugare) ?i se exami-
neaza prin transparenta pe un fond alb (hirtie
albs sau geam mat), la lumina zilei, o gro-
65
10-40
8-25
In absent,a fenomcnului
do infiltralie, in %
65
65
30 - 35
So. '~ Apit legato'
35 35 ::.a
35 :i5
15 35
In abseul,a fonomeuuhii de filtratio, In
(i5
65
30-35
'1'itei legal',
E15
65
30-35
sime cit tnai mare de strat de solvent
clarificat.
0 colorare in galbui-brun a solventului
indica prezenta hidrocarburilor. Procedeuleste
foarte expeditiv, are o sensibilitate redusa',
poate fi practicat la sonda ?i nu necesita decit
rezerva de solvent conservat atent ~i o epru
beta curata. Pentru sporirea sensibilitati se
recurge in reducerea cantitalii de solvent,' .13
separarea prin centrifugare, la compararea
culorii solventului folosit cu culoarea aceluia?t
solvent nefolosit (proba martor) intr-un colo-
rimetru clasic, la sporirea grositnii stratului
de solvent examinat etc., artificii prin care sen-
sibilitatea probei poate fi impinsa a or ping
la saturalii lipsite de valoare economics (cu
excep(i i zacamintelor de condensat retrograd,
v. cap. V). 0 rafinare ingrijita a solventul61
(albire cu paminturi adsorbante, rar H2 SO4
concentrat etc.), asigura sensibilitatea probei
si inlatura rezultatele fals pozitivet Solvenlii
folosili sint: benzina, white spirit, lampant ra-
finat, C Cl,: C S5 , Ce Hg , CH C13, (C6 H5).O,
C5H8 etc. Este in special necesar ca solventul
sa asigure si dizolvarea produselor oxidate 5i
bituminoase care au o mare putere colorants.
Aceasts conclilie este satisfacuta mai ales de
solvenlii aromatici ?i cei halogenali.
2) Proba de fluorescents. Se
examineaza un fragment de proba cu suprafala
curata (spalata sau, preferabil, spartura proa5-
p5t5) la lumina ultra violets, in lipsa de radi.atii
vizibile. In cazul prezenlei de urme de' hidro?
carburi in proba, aceasta prezinta o fluores=
cents galbuie-, a carei intensitate depinde de
conlinutul in hidrocarburi, dar 5i de natura lcir
?i de vechimea de deschidere.la net a suprafetel
examinate. In unele cazuri, proba prezinta,~o
mare sensibilitate, permitind, mai ales in cazul
noroiului sau al fragmentelor de detritus
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
FIZTCA ZACAMINTELOR DE 'TJEI ,I GAZE
din noroi, o diferentiere a hidrocarburilor
naturale (tijei) de eventualele produse de ungere
provenite de la utilajul de sapare (nefluores-
cente).
Cu toate acestea, metoda este folosita rar din
cauza necesitatii lampii speciale cu vapori de
mercur, a filtrului special de sticla opac5 la
radiatii vizibile, dar transparenta pentru ra-
diatii cu A < 0,3 t, a sursei de curent necesare
etc. Modelele recente portabile, cu sursa de
curent proprie (baterie uscata), lint Inca putin
raspindite .i nejustificat de scumpe, pentru o
analiza incomplete do saturatie, cum este cea
,:alitativa; ele sint indicate in special, pentru
cartari geologice-petrografice.
3. Determinarea indirect.i a
saturatiei in ape sarata cuaju.
torul datelor de carotaj elec.
t r i c. Determinarea saturatiei S. cu ajutorul
datelor de rezistivitate electrica, teoretic can-
titativa, este in practice numai indicative, din
cauza necunoalterii exacte
a celorlalte marimi care
intra in ecuatia de lega-
tura. Dace rezistivitatea
electrica a mineralelor ro-
cii ,si a hidrocarburilor care
ii satureaza partial porii
este foarte mare in com-
paratie cu rezistivitatea
electrica efectiva a rocii
partial, saturate cu ape
sarata, R, pi Cu rezistivi-
tatea electrica a apei sarate
din rocs, Ra, saturatia
Ra
Sa = (20,
911.x R
unde
in este porozitatea rocii ;
x -- un exponent intre
1,3 ,i 2,0, depin-
zirld de structura
rocii 5i de forma
canalelor de pori.
Pentru rocile slab cimen-
tate, se poate lua 1,3 <
x < 1,6 iar pentru gre-
siile mai bine cimentate,
r,
jil
h
20
R ?i Ro, cum 5i saturatia Su, se determine poro?
zitatea :
Pentru rezolvarea grafica a acestei ecuatil,
se poate folosi nomograma reprezentata in
fig. 15, a 1i h. (v. si metoda indicate la Cap. III.
B. b. 9. a) 8),).
6 e /0 /5 20 40 50 0 60
Ai
111N N1 N IN
2 4 6 8 10 2 4 6 8i0
Rt-,,i/ivd,dee rocii saturate partial, R.h-
Pig. 15. Diagrams pentru determinarea poroziratii in functie do saturatie
ai de rezistivitatea
a - reprezent,rea functiei ,, z = -R= unde R? este rezistivitatea aceleiasi roci,
a
in cazul S. -= t ; b - reprezentzrea functiei Ro _ R SQ
1,6 < x < 2,0. Cu toate
ca nu se cunoaite exact rezistivitatea reala
(carotajul electric da numai o valoare aparenta
care trebuie corectata Cu atentie, v. vol. 1)
structura relatiei care define8te pe S. este
astfel constituita, incit o eroare de + 40'/'n
asupra uneia dintrc rezistivitati, in cazul unei
porozitati de circa 25 %, da o eroare de nu-
mai '- 10% asupra saturatiei in hidrocarburi
(Ss St = 1 - Sa), valoare care intereseaza
din punct de vedere economic.
Aceasti relatic insa este folosita de obicei
in sens invers: cunoscindu-se rezistivitatile
in privinta rezistivitatii apelor sarate de zaca-
mint, v. cap. IV. B, a. 8. c -,i cap. III. B. b. 6.
Rezistivitatea apelor sarate continute in apele
stratelor productive este cuprinsa practic,
intro 0,04 8i 200 ohmi ? metri.
In practice insa, folosirea ecuatiei (21) si a
diagramei din fig. 15 sint foarte ingreuiate din
cauza neuniformitatii saturatiei in iurul gaurii
de sonde. Faptul ca zona imediat invecinata
cu -aura de sonde are o saturatie S. mai mare
decit aceea a restului stratului ,i ca rezistivi:
tatea acestei ape, de obicei mult mai putin
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
sarate, este mai mare decit a apei de strat,
ingreuiaza mult determinarea rezistivitatii R
fie in zona vecin5 sondei, fie in zona de strat
necontaminata 1i cu atit mai mult, determi-
narea saturatiei Sa in oricare din aceste regiuni.
Mai mult Inca, nici ipoteza ca R este mai mare
in vecinatatea gaurii de sonda decit in restul
stratului nu este adevarata decit data apa infil-
trate din noroi in strat a dezlocuit o apa sarata.
Dace ea a dezlocuit insa hidrocarburi, atunci
R este mai mica in vecinatatea gaurii de sonda
decit In strat. Corectarea rezistivitatii R a
rocilor, in funclie de grosimea stratului, de
rezistivitatea aparenta relative (a stratului fate de
noroiul din sonda ?i fats de aceea a stratelor
vecine), de distanta dintre electrozi, de succe-
siunea acestora ~i de pozitia for fate de stra-
tul cercetat, complica inca Si mai mult pro-
blema pi reduce intrucitva precizia probabila
a determinarilor de saturalie pe aceasta cale
(v. ?i vol. 1).
b) Determinari directe cantitative ale satura-
tiilor in apd, in titei ~i in gaze grin metode de
laborator. Pentru determinarea saturaliilor in
titei ~i in apa ale carotelor, se folosesc doua
metode (cu diferite variante fiecare): 1) metoda
distilarii directe pi 2) metoda extractiei cu sol-
venti propriu-zi~i, in faza lichida, respectiv
metoda antrenarii cu vapori de solvent pi 3)
metoda distilarii ~i a antrenarii cu aer cald.
Metoda 1) prezinta avantajul ca nu
introduce in probe fluide strain sau fluidele
extrase din ea ~i, deci, permite determinarea
citorva caracteristici fizico-chimice ale acestora
(principial). .
Instalalia cuprinde : un- furnal refractar
3i termoizolant 3, 0 retorts r cu capac cu clema
~i cu i3urub 2, un incalzitor electric sau cu gaze
4 un tub de descarcare 5, o eprubeta gradate
6 pentru colectarea fracliunilor lichide, racits
de mantaua cu circulatie de apa 7, . un refri-
gerent pentru condensare 8, un tub g pentru
conducerea fracliunilor necondensate la un
flacon gazometru ro, un tub 12 de descarcare
a acestuia in cilindrul gradat 13 pentru colec.
tarea si pentru masurarea apei dezlocuite.
Pozitia cilindrului 13 poate fi reglata cu aju-
torul unui dispozitiv care nu a fost repre-
zentat in fig. 16, astfel incit nivelul apei in
vasele io ,i 13 sa aiba aceeali inaltime pentru
a se realiza masura la presiunea atmosferica
a volumului de gaz colectat in vasul to prin
deplasarea apei in cilindrul r3.
Metoda de lucru consti in urmatoarea suc-
cesiune de operatii:
Dupe prepararea (cap. III C. d.) 0 dupe
cintarire, proba se introduce intr-o retorts
metalica confectionats altadata din fonts,
astezi din aliaje inoxidabile, ping la tempera-
tura de 600 C. Se incalzeste treptat retorta
cu ajutorul furnalului Incalzit cu tin bec de gaz
Mecker sau, de preferat, cu un incalzitor elec-
tric, fig. 16, ping la temperatura de 180? -
200?C. Prin aceasta se inlatura toata apa in stare
lichida din porii probei, o parte relativ mica
din apa de cristalizare, a unora dintre mine-
ralele probei, cum ;;i o parte din apa adsorbits
de acestea. Se intregistreazi in cursul acestei
faze evolutia temperaturii in retorta ?i la ie:Ji-
Fig. 16. Instalalia de determinate a saturaliilor
prin distilare direct3 in retorth:
1-retorts; 2-clema capacului retortei; 3 -invelig
izolant $i refractar; 4 - arzStor Mecker; 5 - tub de eva-
cuare a retortei; 6 -cilindru gradat colector; 7 - refri-
gerent; 8 - re.frigerent ; 9 - tub de descSrcare a frac-
liunilor necondensate; to-flacon de colectare a frac,
liunilor necondensate; it -apS; 12 - sifon pentru des
cSrcarea apei dezlocuite de fracliunile necondensate
13 - cilindru gradat pentru mSsurarea apes dezlocuite do
fracliunile necondensate; 14-intrarea apei de racire.
rea din refrigerent a lichidului condensat, In
functie de timp ~i de cantitalile de apa, de hidro-
carburile lichide $i de gazele degajate'. Durata
minima a acestei faze este de 40 minute, iar
vitcza de incalzire pe intervalul 20?-120'
nu trebuie s:i depaseasca 4?/min. Se recomand5
folosirea unor viteze mult mai mici. Dupe
terminarea acestei faze, se incalze9te mai
departe treptat retorta, ping la 550?- 600?,
temperature la care proba trebuie sa ramina
circa 20 minute. In aceasta a doua faze, disti-
leaz5 o parte din fracliunile grele, cracheaza
~i chiar pirolizeaza celelalte hidrocarburi din
probe, iar apa ramasa inca in probe in faza I
este ;,i ea vaporizata (restul apei adsorbite .5i
de cristalizare).
Operatia poate fi efectuata mai repede, in
cazul cm d se face determinarea asupra unel
probe alcatuite din fragmente mai mici. In
acest caz, se recomanda folosirea unei canti-'
tali mai maxi de probe, 150-200 g rocs, farit
ca prin aceasta sa se poata compensa erorile
introduce prin suprafala mai mare de probi ,.
partial alterata. Volumele de material colec.-
tate sint exprimate ca fractiune din volumu?
de pori al probei. Ele trebuie corectate pentru
urmatoarele efecte: a) pierderi de gaze prin di:
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
zolvarea in apa din vasul (io); (3) pierderi'.de
hidrocarburi prin piroliza $i prin transformare
in cocs, care ramine in porii probei ; y) exce-
dent de gaze rezultat din cracarea $i din piro-
liza, hidrocarburilor grele nevaporizate in prima
faze ; S) pierderi de apa prin necondensarea
in refrigerent $i prin antrenarea ei in stare de
vapori in gaze, al caror volum este din aceastl
cauza sporit sl urmeaz5 sa fie corectat $i pentru
acest efect; e) surplus de spa rezultata din apa
adsorbita de. elementele minerale ale rocii
(in deosebi la probele cu granulometrie foarte
fins); t) surplus de apa rezultata din pierderea
apei de cristalizare ' a unora dintre elementele
minerale ale probei; x) surplus de gaze $i pierdere
-de greutate a probei prin disocierea ?termica a
carbonatilor din proba.
Efectele (Q, S) $i (t, x) se produc, totdeauna
actionind in sens contrar asupra greutatii
probei de roca dupe distilare, astfel incit, in
cazul determinarilor de precizie mai redusl,
ale se neglijeaza, considerind ca se compen-
seazl. In cazul probelor curente (fara un con-
tinut exagerat de sulfati care pierd treptat apa
de cristalizare $i fara un continut exagerat
de carbonati care dau pierderi de greutate prin
anhidrida carbonic5 de disociere termica),
pierderea de greutate a probe! datorits ambelor
efecte este, in general; de ordinul a 1,% .
y9
a
2
4
6
,T,tei ,,,froths in re/ar"@ c.'
fiig... 17. Diagram8 de corectic pentru deficitul de
recuperare in fractiuni lichide, datorit cracarii ~1 piro-
Uzei pentiu titeiuri cu urm8toarele densitiiti: 0,832;
0,888; 0,934 r?i 0,960.
Garbonul depus in pori reprezinta de obicei
!pal putin decit 10 % din volumul titeiului
si! trebuie tinut in seams atit la o eventuala
determinare de porozitate asupra aceleia9i
probe (ceea cc nu este recomandat, decit in
cazul extrem al lipsei de proba suplimentara),
cit si, mai ales, la determinarea saturatiei in
hidrocarburi. Pentru corectarea acestui efect,
s recomanda efectuarea de probe oarbe,
ITe, calibrare a retortei, prin introducerea in
retorts , a unor cantitati exact misurate de
titei, de apa $i de nisip de proba, de aceea9i
naturl ca cele din roca de examinat, urmat5
de o determinare complete. Pentru roci sedi-
tnentare obi9nuite, gresii $i nisipuri cu conti-
nut silicios. predominant, Earl continut exa-
gerat de material argilos sau carbonatic, se poate
folosi in prima aproximatie diagrams de corec-
tie prezentata in fig. 17.. .
Coeficientul. de recuperare variaza intre
0,70 $i 0,90, fiind mai mic la titeiurile grele,
care an un continut mai mare de hidrocarburi
cracabile $i pirolizabile.
Cantitatea de apa degajata din cea de cris-
talizare, mica in comparatie cu greutatea pro-
bei initiale, capate importanta cind este com-
parata cu volumul porilor. In cazul'rocilor
cu porozitate mica, acest efect poate lua o
amploare considerabill (peste 20-30 % din S4)
dar, in general, ramine sub 5 --6 % SQ .. Expe-
rienta a aratat ca compozitia naturala'a rocilor
sedimentare are o variatie laterals destul de
mica, din acest punct de vedere, spre a se putea
face probe oarbe speciale pentru determinarea
acestui efect numai in circa 10 % din probele
examinate, iar folosirea acestor rezultate pentru
corectia celorlalte 90 % asigura o determinare
a saturatiei in apa cu o eroare mai mica
decit 1 %
Din cauza complicatiei aparaturii $i a ope-
ratiilor, din cauza multiplicitstii surselor de
erori, a probelor de control necesare pentru
corectie $i a rezultatelor nesatisfacatoare can=
titativ $i calitativ, metoda este in general p5ra-
sita in U.R.S.S. $i in tarile europene. Speranta
de a putea determina uncle proprietati fizico-
chimice ale hidrocarburilor colectate nu se
realizeaza in general, deoarece natura acestora
se deosebe9te de a acelora din proba initials,
din cauza pierderilor selective de cracare-piro-
lizl.
Greutatea specifics a titeiului, necesara pentru
completarea analizei se determine fie asupra
unor probe de titei extras prin sonde mai
mult sau mai putin vecine, de la acela9i strat,
fie prin misurare directs asupra titeiului ex-
tras, prin distilarea lui in retorte. In primul
caz trebuie sa se aiba in vedere variatia in zaca-
mint a compozitiei fazei de hidrocarburi
lichide: 1) prin recoltarea de probe din sonde
cit mai apropiate; 2) prin recoltarea de probe
din sonde situate pe cit posibil pe aceea9i
izobata; 3) prin corectare pe cale teoretica,
tinind seams de gradientul termodinamic de
concentratie gravitationala a diferitelor hidro-
carburi pe verticals. procedeu delicat $i greu
de aplicat. In al doilea caz, este necesara corec-
tarea importantei variatii de densitate din cauza
distilsrii, fie prin probe martor, in cazul cind
se dispune de titei cu o compozitie apropiata
de aceea a titeiului examinat (despre aceasta
apropiere nu se pot avea decit indicatii probabile,
prin coinpararea produselor .rezultate din dis
tilare in retorts $i nu indicatii exacte, prin.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
?cotnpararea produselor supuse distilarii, cum
-it trebui), fie prin corectare empirica (in prima
aprox,matie) conform diagramei reprezentats
in fig. 18.
Determinarea greutalii specifice asupra unor
, care asi-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
gura o diferenpi de presiune constants
(v. fig. 27).
Celula permeametrica (12) reprezentata in
mod detaliat in fig. 28, inchide etans suprafata
laterals a carotei cilindrice prin aplicarea sub
presiune 'a unui man$on de cauciuc moale
Fig. 27. Manometru diferenlial cu lichid $i cu regulator
de presiune (Manostat): a. secliune; b. vedere:
r - tubulur5 de alimentare cu aer comprimat (intrare);
2 -orificii de strangulare-amortizare (pentru partea -
regulator de presiune); 3 - tub de descarcare pentru
suprapresiune; 4 - camera de presiune constants;
5 - orificiu de amortizare (pentru partea - manometru);
6- rubulurS cu livrarea aerului sub presiune constants
c5tre permeametru; 7-sticla de nivel alcatuind ramura
activ5 a manometrului ; 8 - scars micrometrica, ajusta-
bilS; p-scars milimetrica, fixa.
Tabela 9. Dimensiunile probelor cercetate cu permea-
metrul Trebin
d, = 25 mm 1t = 50 mm
d, = 25 min 1, = 100 mill
d, = 25 mm 1, = 200 mm
d, = 50 mm 1, = 50 mnr
d, = 50 mm 1.. = 100 mm
= 50 mm 1, = 200 mm
(1, = 75 mm 1, = 50 mm
d, - 75 mm 1, = 100 inns
d, = 75 mm 1, = 200 mm
(de preferinta spongios In interior). In cazul
celulei pentru determinari universale (cu orice
fluid, eventual produse 'petrolifere sau titei)t-
man$onul trebuie confectionat din cauciuc
corespunzator, Sovpren, Neopren, Perbunan.
sau din Thiocol, care este mai ieftin ,Si aproape
satisfacator. Inchiderea perfect etan$a a pro-
bei in celula are o foarte mare importanta,
deoarece debitele masurate sint foarte mici
$i sporirea for cit de erica, din cauza nectan-
$eitati.i de montare a probei, provoaca alte-
rarea rezultatelot.
De aceea, se recomanda montarea probe.
prin chituire cu un mastic special (ceara-
colofoniu, pentru lucrul cu gaze sau cu ape,,
chituri speciale, pentru produse petrolierej
intr-o buc$a cilindrica avind aceia$i forma.
exterioara ca 3.
Pentru reducerea erorilor $i a imprastierii
rezultatelor, datorita dimensiunilor mici ale.
probei folosite in instalatia reprezentata in
fig. 26 (12-20 mm), F. A. Trebin folose$te-
probe cu dfmensiuni mai mari, fixate cu un
mastic de ra$ini plastice.
Pentru lucra.ri de laborator mai exacte, el:
recomanda instalatia reprezentatA in fig. 29,.
care folose$te in celula permeametrica, bucp
14 din seria indicate in tabela 9 pentru a se
putea folosi probe cit mai mari de rota, indi-
ferent de forma initials a probei, inlaturind
astfel. efectele neomogenitatii rocii. Pentru.
fixarea probelor, autorul metodei recomanda
prepararea chitului din de$euri de disc de
gramofon, topite in baie de ulei, carora li se-
adauga mici cantitati de colofoniu ' pentru
sporirea fuzibiiitstii. Pentru lucrul cu presiunii
joase, se pot folosi $i mulaje in - aliaje u$or
fuzibile (Wood, Darcet, Lipovitz etc., v. Manua
lul ing. chimist). Pentru lucrsri curente de
$antier, el recomanda instalatii mai simple.
(pentru detalii a se vedea F. A. Trebin: Nefte-
pronitaemosti pescianih collecktorov, Gos-
toptahizdat, 1945).
In' cazul rocilor cu permeabilitatea foarte?
rellusa (roci de etan$are sau roci-magazin din
zacamintele de gaze), este necesar ss se intre
buinteze exclusiv gaze $i sa se foloseasca
sectiuni mari. In acest caz, F. I. Kotiahov
recomanda follosirea unei instalatii speciale
de inalta presiune, reprezentata in fig. 30
$i 31.
Instalatia este compusa din: un recipient r
de inalta presiune incarcat de obicei cu azot;
comprimat (aer saracit in oxigen provenit de-
la distilarea fractionate a aerului pentru fabri-
carea oxigenul.ui), un rezervor tampon 2,
care asigura, impreuna cu regulatorul 3. ata-
bilitatea presiunii de alimentare, manometrele
4, cu tub Bourdon 5 cu mercur $i 6 Cu ape,
pentru masurarea presiunii in amonte de-
proba, care in general, este practic egala.
cu pierderea de presiune in aceasta, celula,
permeametrica 7, reprezentata in detaliu in,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Fig. 28. Celula permeatrica pentru permeametrul universal:
i - locasul probei; 2 - manson de cauciuc pentru etansare; 3 - manson conic metalic pentru stringere;
,y - bucs>; de comprimare a mansonul ui de cauciuc; 5 - corpul inferior; 6 - corpul superior; 7 - rulment
axial; 8 - jug de stringere; 9 - fus filetat, de stringere; ro - roat3 de min6, de stringere; u - masa;
r2- placii de retinere; 13 - garniturS de cauciuc pentru etansare; 14- intrarea aerului in celull;
15 - iesirea aerului din celula.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Fig. 30. Instalatie de determinate a permeabilitatii, cu aplicatie indeosebi is masurarea la presiuni
ridicate a permeabilitatii mici a rocelor cimentate:
r -recipient de aer comprimat; 2 - rezervor-tampon (vas de evacuare, in cazul Iucrului cu lichid);
3 - regulator de presiune; 4 - manometru Bourdon; 5 - manomettu cu mercur; 6 - manometru cu
apa; 7 - celula permeametrica; 8 - manometru Bourdon.
Fig. 29. Instalatie pentru masurarea permeabilitatii, dupa F. A. Trebin:
I -vase-tampon pentru gaz sub presiune (vase de deplasare cu gaze, in cazul lucrului cu lichid;
2 yi 3 - idem; 4 - vas pentru masurarea lichidului ieyit din proba, in cazul lucrului cu lichid
(in cazul debitelor marl); S - vas uscator cu CaCI_; 6-contor volumetric de gaze, pentru
masurarea gazului scurs prin proba, in cazul lucrului cu gaze; 7 -- clopot de culegere a gazului,
pentru masurarea gazului scurs prin proba, in cazul lucrului cu gaze; 8 - cilindru gradat pen-
tru masurarea lichidului( in cazul debitelor mici ~i mijlocii); 9- manometru diferential pentru
masurarea caderii de presiune in proba; TO - butelii cu gaze comprimate.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
fig. 32 pi manometrul cu tub Bourdon 8, pentru
masurarea presiunii in aval de proba, folosit
in cazul particular cind se lucreaza cu presiune
medie ridicata in proba. In acest caz, mano-
metrele 5 ?i 6 nu sint folosite. Manometrele
cu tub elastic folosite sint manometre de
Fig. 31. Vederea instalatiei din fig. 30
(in stinga, reometrul).
precizie, de preferinta cu dubl6 indicatie,
reetalonate la intervale de timp regulate prin
comparatie cu un manometru cu greutati.
Din cauza presiunilor inalte de lucru (Kotiahov
a lucrat ping la 400 at), celula permeametrica
este dimensionata mai solid, iar fixarea
probei necesitl,
,sonul de cauciuc
5 sa nu mai fie
comprimat axial,
ci radial, de seria
de pene metalice
6, care, prin im-
pingerea axial! a
piulitei 8 in loca-
?ul conic al man-
ra o stringere ra-
dials convergen-
t! a ansamblului
5 + 6. Instalatia
se poate folosi
cu rezultate rela-
tiv bune ?i la de-
terminarea per-
meabilitatii efec-
tive cu diferite
fluide (cu modi-
ficarile corespun-
zatoare la rezer-
vorul-tampon 2).
Pentru determinarea permeabilitatii abso-
lute, la presiuni joase, pentru roci cu permea-
Fig. 33. Schema unei instalalii pentru determinarea 1a
presiuni scazute gi in vid. a permeabilitalii rocilor cu
permeabilitate Marc (dupa Kotiahov): x-panoul general;
2 - celula permeametrica (vezi fig. 36); 3 - manometru
diferential cu mercur putind lucra gi ca barometru, pentru
masurarea presiunii de iegire din proba aerului; 4- masa;
5 - manometru diferential pentru masurarea caderii de
presiune in proba; 6-vas-tampon pentru amortizarea
variatiilor de presiune; 7-vas-tampon gi separator de
control (numai pentru lucrul la presiuni inferioare celei
atmosferice); 8 - robinet cu ac; g - robinet cu trei cai;
10 - balon pentru captarea mercurului in caz de supra-
presume; xx-robinet cutrei cai; 12-robinet cu trei cat
(pentru reometru); 13-robinet de descarcare la atmosfera.
bilitate mare, Kotiahov recomanda instalalii
reprezentata in fig. 33, cu care se poate deter-
10
Fig. 32. Celula permeametrica (piesa 7 din fig. 30):
Y - corpul celulei; 2 - mangon; 3 - brat pentru asigurarea presiunii axiale, necesara etan
geitatii; 4-tub pentru stringerea gi iegirea fluidului din proba; 5-mangon de cauciuc;
6- mangon cu pene metalice; 7 - bucga de stringere; 8 - piulita de stringere; g - mangon.
metalic cu fata interioara conici pentru actionarea penelor; ro - intrarea fluidelor in proba.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
CARACTERISTICILE ROCILOR-1[AC~AZIN 91 ALE BOCILO1i INVECINATE
mina permeabilitatea pi la presiuni inferioare
celei atmosferice, datorita faptului ca in loc
ca se fie alimentate cu gaz sub presiune, ea
are ie?irea celulei permeametrice legats cu o
tromps de ape o prin intermediul unui vas-
tampon 7 care amortizeaza varialiile de pre-
siune date de tromps.
Pentru determinarea debitului, instalalia are
un reometru compus din manometrul dife-
renlial 5 psi perechea de capilare 12, care pot
fi schimbate repede cu altele. Intreaga serie de
capilare este etalonats astfel, incit raportarea
ao~
ia011ar~1
fl -
3 /0 /S
Debi/ul de a,-r in cm/mm
Fig. 34. Diagram! de etalonare a reometrului cu patru
capilare date Is o temperature cunoscuta (debite de act
in funclie de depresiunea manometrului diferenlial).
pe o diagrams de tipul celei din fig. 34 a dife-
rentei de presiune citits la diferentialul 5,
permite citirea debitului-volum de aer. La
constructia diagramei reprezentate in fig. 34,
folosite pentru cazul cind presiunea medie 'in
probe este relativ inalta, s-a interpolat liniar
printre punctele determinate experimental.
In cazul lucrului cu presiuni medii in probe,
sub cea atmosferica, etalonarea trebuie fscuta
mai ingrijit, cu puncte mai multe pe toata
scara, interpolarea liniara fiind admisibila
numai pe segmente scurte, iar linia ne mai
fiind o dreapts, din cauza importantei feno.
menelor de alunecare care intervii is presiuni
absolute joase, extrapolarea nu mai este
permisa.
Pentru cazul cind se efectueaza un numar
mare de probe, cu dimensiuni standardizate,
se poate construi o diagrams de etalonare a
reometrului direct in permeabilitsli, ca in fig. 35.
La aceasts diagrams este chiar mai necesar
decit is diagrama din fig.. 34 sa se ling seama
de influenta fenomenelor de alunecare in cazul
presiunilor absolute joase. Dace lucrul la
temperature constants nu poate fi asigurat
in limita a ? 0,5?C, trebuie s6 se inregistreze
temperatura de lucru a fiecarei probe, ss se
fo)oseasca cite o diagrams de etalonare pentru
fiecare temperature. Constructia acestor dia-
grame pe baza uneia dintre ele ?i pe baza
corectiei de temperature este admisibila. In
acest stop, se pot folosi datele de variatie a
viscozitalii apei ,si a aerului din tabela 10.
e 0 40 80 120 180 200
Pfrmet~bi/~~a /'/rYid~iry
Fig. 35. Diagrams de etalonare a unui reometru direct
in permeabilitsli, la temperature cunoscuta (figurat eta-
lonarea unui singur capilar, pentru diferite depresiuni).
Tabela 10. Variatia viscozitalii absolute a apei
gi a aerului in scara temperaturilor uzuale
A p a
Aerul')
T,?C
I ILeP
T, ?C ]rep
15
:1,145
0
0,01709
16
1,116
10
0,01759
1.7
1,088
20
0,01808
18
:1,060
30
0,01856
19
1,034
40
0,01904
20
.1,009
50 **)
0,01951
21
0,984
100
0,02220
22
1),960
23
0,938
24
0,916
25
0,895
26
0,875
27
0,855
28
0,836
29
0,818
30
0,800
*) Viscozitatea absoluts care independentil de presiune
**) Viscozitatea absoluts a aerului in intervalul de
0...50? poate fi deduss cu o eroare relative de ordinul
6 10-a cu formula
IL1 = 0,17090 [1-1-10-3?2,9306?t- 10-'?1,956 01.
La aceasts instalalie, pentru u9urarea lucrului
in serie, celula permeametrica este asemana-
toare celei reprezentate in fig. 36. Etan9area
probei in man5on se face cu mastic in bucpa 3,
Cu care instalatia este dotata in mare numar.
Prin folosirea gratarului 4 9i a montajului in
mastic, se pot prelucra probele cele mai fria-
bile ,si, cu precaulii speciale, chiar nisip necon-
solidat. In cazul probelor cu friabilitate exa-
gerata, pentru a preveni dezagregarea for chiar
in cursul operaliilor premergetoare (extraclie
cu solvent ?i uscare), proba este montate
in man5on rocs inainte de efectuarea acestora.
Deoarece masticul lui Mendeleev, intrebuin+
tat de obicei is probele curente de permea-
bilitate este solubil in aproape toti solventii
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
folositi pentru extractie, se utilizeaza un
mastic insolubil in ace,ti solventi, compus
din litarga ,i din glicerina, al carui singur
dezavantaj, afara de pretul glicerinei, consta
in faptul ca se demonteaza greu (probele
trebuie sfarimate, masticul se indeparteaza
greu pe tale mecanica, iar procedeele chimice
nu cruta man,onul metalic decit daca acesta
este confectionat din aliaj anticoroziv, inoxi-
dabil). '
Determinarea pe aceasta cale a permeabi-
litatii absolute a probelor de rocs necimentata
nu este concludenta din cauza afinarii lot.
l`f'V
+Wlp
40t!~~P
HIP
Fig. 36. Celula permeametrica (detaliu la
piesa 2, fig. 33):
r - racord de intrare a aerului; 2 - $uruburi de strin-
gere pentru etan$are; 3 - mangon metalic cu fata inte-
rioara conics (serie numeroasa de piese de schimb);
4 - gratar de sprijin ; 5 - garnituri de cauciuc pentru
etanyare.
Pentru inlaturarea acestui efect, Ustinov a
propus determinarea permeabilitalii asupra
unei probe supuse simultan unei presiuni
egale cu presiunea litostatica de zacamint
a rocii respective. In acest scop, el a construit
celula permeametrica reprezentata in fig. 37.
In man,onul cilindric r, nisipul este compri-
mat pe gratarul 7, de pistonul 2 cu fund per-
forat. Pentru inlaturarea efectelor de capat,
gratarele sint echipate cu o serie de site supra-
puse, cu dimensiuni de ochi care cresc de la
probe catre gratarul de reazem.
Dupe turnarea probei in man,onul r ,i dupa
o tasare sumara, se introduc garnitura de
cauciuc 5, garnitura de Al sau de hirtie impreg-
nate 6, pistonul 2 ,i piesa lui de reazem 4,
iar intreaga celula se comprima cu ajutorul
unei prese hidraulice la presiunea corespun-
zatoare celei litostatice. Dupe circa 30 minute
de menlinere a acestei presiuni, procesul de
tasare este practic terminat ,i se procedeaza
la determinarea permeabilitalii prin trecerea
unui fluid corespunzator scopului urmarit,
prin tuburile 8 ,i 9.
Pentru determinarea permeabilitalii abso-
lute cu ajutorul lichidelor, F. I. Kotiahov a
conceput o instalatie adaptata acestui stop,
reprezentata in fig. 38.
Aceasta instalatie eke constituita din: un
montejus r, din care, cu ajutorul aerului
sau al azotului comprimat, introdus prin
robinetul cu ac 3, lichidul este refulat prin
celula permeametrica 7, identica cu cea repre-
zentata in fig. 36, ping la vasul colector ro.
Pentru cunoa,terea
presiunii disponibile ,i
pentru prepararea lu-
crarii, se folose,te ma-
nometrul 4, pentru re-
glarea presiunii ,i a de-
bitului, robinetul cu ac
2, pentru masurarea
presiunii, respectiv a
caderii de presiune de
lucru, manometrul cu
tub Bourdon 5 sau
manometrul cu mercur
6. Determinarea se e-
fectueaza dupa probe.
dura clasica, cu par.
ticularitatea ca este
necesara o saturarie
complete prealabila a
probei de rocs cu li-
chidul intrebuintat pen-
tru determinari. In a-
cest scop, se poate fo-
losi fie tehnica obi,-
nuita, cu vid, intr-un
aparat exterior instala-
tiei, fie instalatia insa,i
cu proba montata in
celula. Aparatul este
tinut in acest caz in
vid intretinut tit mai
inaintat, timp de cel
putin o ors, perioada
la sfir,itul careia vidul
trebuie sa se mentina
daca se separa legatura
cu pompa de vid sau
Fig. 37. Celula permeame-
trica pentru reconstituirea
sub presiune a starii de ta-
sare din zacamint a nisipu-
rilor necimentate (dupa
Ustinov) :
r - corpul celulei; z-pis-
tonul celulei; 3 - fundul
celulei (@i piesa de reazem);
4 - capac piesa de strin-
gere; 5 - garniture de cau-
ciuc; 6 -garniture de alu-
miniu sau de hirtie; 7-
gratar de sprijin; 8 - tub
de intrare a fluidului de
probe in Mulfi; 9-tub de
ie8irea fluidului de probe
din celula.
cu trompa, ceea ce constituie o verificare a
golirii complete de lichide.
(Dace proba nu a fost spalata ,i extrasa cu
solvent in extractorul Soxhlet, aceasta se poate
efectua chiar in instala%ie, insa aceasta spalare
trebuie efectuata inainte de saturarea cu fluid
de probe). In aceasta situalie, lichidul din
tubul din amont de robinetul cu ac 2, in prea-
labil gout de aer prin umplerea cu lichid, este
lasat sa patrunda in celula permeametrica 7. 0
eventuala vaporizare partials initials a. lichidului
din cauza presiuni absolute joase nu este supa-
ratoare, deoarece prin cre,terea ulterioara a
presiuni in aparat peste presiunea de vapori,
la temperatura corespunzatoare a lichidului
de probe, acesta condenseaza integral, astfel
incit curgerea monofazica este asigurata. Tre-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
buie observat ca, de9i extragerea cu solvent
a probei se poate efectua chiar in permeametru,
ea nu inlaturi necesitatea extragerii in extractor
decit in cazul particular cind s-ar renunta la
determinarea porozitatii sau cind lichidul
folosit pentru determinarea permeabilitatii nu
F -- secliunea normale pe
directia de curgere a
probei, in cm2;
P -- presiunea absolute a ga-
zului, in sectiunea x, in
kg/cm2 ;
(R. - viscozitatea absolute a
gazului, in cP ;
Qb = Qx P/Pb - debitul-volum in cm3,s,
masurat la,
presiunea barometrice din
momentul probei,
k=Qb1tL 2Pb
(30)
F Pi - Pz
under Pt este presiunea absolute a gazului la
intrarea in probe;
P2 - presiunea absolute a gazului is
ie?irea din probe.
Fig. 38. Instalatia pentru determinarea permeabilitatii
Cu ajutorul lichidelor (dupe F. I. Kotiahov):
r - vas de deplasare a lichidului cu gaz comprimat
(monte - jug); 2 - robinet cu ac; 3 - robinet cu ac;
4 - manometru pentru masurarea presiunii disponibile;
5 - manometru pentru masurarea presiunii la intrarea in
probe (in cazul presiunilor marl); 6 - manometru dife-
rential cu Hg pentru masurarea presiunii la intrarea in
probe (in cazul presiunilor mici); 7 -celula permeame-
trice (vezi fig. 36); 8 - robinet pentru scoaterea din cir-
cuit a manometrului cu Hg, in cazul lucrului la presiuni
marl; o - robinet de descarcare; to - cilindru gradat
pentru colectarea ji pentru masurarea lichidului trecut
prin probs.
dizolvi masticul folosit pentru prinderea
probei in celula. Chiar ?i in acest caz, indepar-
tarea masticului de pe probe ramine o pro-
blems a carei rezolvare practice este grea.
Pentru determinarea permeabilitatii absolute
cu aer is presiuni absolute foarte joase, se
poate folosi dispozitivul indicat schematic
in fig. 39. In acest caz, trebuie si se tine seams
de variatia volumului specific al gazului care
curge prin probe, chiar la curgerea de-a lungul
probei. Ecuatia lui Darcy:
o Qr Er dx
aplicati unui element de parcurs, trebuie
integrate intre extremititile probei si dace :
Qx este debitul-volum in cm3/s
in secliunea situate la
distanta x de extremi-
tatea probei ;
Fig. 39. Dispoziriv pentru determinarea permeabilitatii
la presiuni inferioare celei atmosferice: Pb - presiunea
barometrica in momentul probei; C-celula permea-
metrice ; Pr - diferenta de presiune (pierdute in probe);
Pv - presiunea absolute la iegirea din probe (vid partial);
M - manometru cu tub metalic care indica diferenta
Pb - PV; T - tromps de vid cu api.
Dace se noteazs debitul-volum mediu arit-
metic cu
2 Qb Ph
Bt + P2
~ro
ecuatia care ds valoarea lui k capita iar forma
ecuatiei lui Darcy pentru lichide:
k Q vL (32)
F (Pl - Pz)
In cazul particular al determinarilor la
presiuni inferioare celei atmosferice, folosind
notatiile din fig. 39, rezulta
Q[LL
F (Pb - Pr - Pv)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
FIZICA ZACAMINTEI:OR, DE TITLE $I GAZE.
2QbPb
1'b. f Pr + Pte
in cazul'cind se foloseste manometrul cu mercur
care. da presiunea absoluta P? ; respectiv:
F (pn - Pr)
,Q
2 QbPb
2Pb-P.+Pr
(36)
suficient de 'lung pentru a reduce erorile dato-
,rite nedeclansarii,cronometrului, la inceputul,
respectiv la sfir$itul -determinarii, exact, in
momentul trecerii -acului prin dreptul unei
diviziuni a cadranului,contorului; 4) reportarea
pe 'o. curbs de presiune = f (debit) ; ca cea
reprezentata in fig. 34, a rezultatului obtinut ;
5) repetarea intregii .serif de operatii cu insta-
-latia reglata cu ajutorul clemei din 1, la
un nou debit (respectiv depresiune) mai mic.
In ?absenta fenomenelor de alunecare sau de
turbulenta, linia trasata prin punctele deter-
minate experiemental trebuie sa fie o dreapta
care trece prin originea sistemului de coordo-
nate.
In lipsa unui contor volumetric de gaze
suficient de precis, se recomanda instalatia
in cazul cind se folose?te manometrul cu tub
Bourdon care da diferenta PM ,'dintre presiunea
atmosfericii 5i cea absoluta, obtinuta cu ajutorul
trompei.'
c) Etalonarea"reometrelor. Etalonarea reo-
metrelor se face ' prin montarea in serie cu un
contor volumetric de gaze' cu debit nominal
mic. Instalatia cea mai.simpla are: un regulator
de presiune 'sau un manostat cu mercur? M
Fig. 40. Instalatie' pentru etalonarea reometrelor folosite
in permeatrie, cu.ajutorul unui contor volumetric: M-
manometru cu mercur; r -,raniificatie cu tub de.cauciuc
si cu clema cu deschidere variabila pentru reglarea (prin
descarcarea surplusului) debitului de aer-prin reometru;
2 - manometru diferenlial;. 3 - robinet de descarcare
catre atmosfera; 4 -contor volumetric de gaze ; 5 -
capilar dd mIsurare.
(fig. 40), un dispoitiv de descarare pentru
reglarea debitului de, aer,. constituit,din rami-
ficatia 1, legata cu un tub de cauciuc, de o des-
chidere reglabila cu o clema cu gurub, reo-
metrul 2, compus dintr-un capilar legat in
paralele cu un manometru diferential (de obi-
cei cu mercur, mai: rar cu apa) ,si un robinet
cu trei ciii 3 pentru inlaturarea din circuit a
contorului volumetric. 4.
Qperatia cuprinde : 1), reglarea presiunii
de alimentare prin reglarea manostatului M
(reglarea cotei' fundului recipientului) ; 2)
reglarea debitului de gaze care trece prin reo-
'metru,, cu' ajutorul clemei ramificatiei z, astfel
incit depresiunea 'indicate de manometrul
diferenlial at reome'trului.sal fie cea maxima
admisibila in. acesta, robinetul 3 fiind deschis
catre reometru ?i catre comunicatia Cu 'atmos-
fera, dar inchis spre contorul 4 ; 3) determi-
narea debitului efectiv cu ajutorul contorului
gi al unui cronometru, pe:un interval de timp
Fig. 41.:1nstalatie pentru etalonarea reometrelor folo-
site in permeametrie, in lipsa unui contor. volumetric;
M - manostat cu mercur; i - ramificatie cu tub de cau-
ciuc ?i cu clema cu deschidere variabila pentru reglarea
(prin descIrcarea surplusului). debitului de aer prin reome-
tru; 2 - manometru diferential; 3 -' robinet de descar-
care catre atmosfera; 4-vas colector de gaz,'cu spa;
5,- robinet de descarcare , pentru 4;, 6 manometru
diferenlial de a zero s..
reprezentata in fig. 41, al carei contor volu-
metric clasic este inlocuit printr-un vas cu
apa 4, care poate fi descarcat printr-un robinet
sau printr-un tub cu clem6-5,:presiuneaaerului
din vasul 4 find mentinuta;egala cu.cea atmos-
ferica? ceea ce se poate verifica cu manometrul
diferential 6., Pentru masurarea cit 1 mai exacta
a debitului de aer trecut prin reometru,;, nu se
masoara, denivelarea invasul_ 4, ci,volumul. de
lichid cules. prin 5, intr-un.cilindru gradat cu
diametru - mic.. . '
Pentru a se tine seama de.faptul,ca la tempera-
tura efectiva de lucru, alta decit aceea de eta-
lonare a reometrului, si la o, presiune efectiva
de lucru diferita de cea dq etalonare, debitul
de aer difera de cel citit pe curba de etalonare,
se face la nevoie,, corectia debitului cu relatia:
PQ Tp (2Pp -f- P) ,
qe. = qeP ,T e (2Pe + P ' (37)
pj r
in care : qe este debitul-volum corectat, in cm3/s ;
q~ - debitul-volum rezultat din- citire
pe, curba', de etalonare; in cm3;
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
PQ - presiunea absoluta la care s-a facut
etalonarea, in kg/cm2;
Pp - presiunea absoluta, presiunea
atmosferica din reometrul probei,
in kg/cm2;
Pr - caderea de presiune in reometru,
in kg/cm2;
Te - temperatura absoluta din mo-
mentum etalonarii, in 'K;
Tp - temperatura absoluta din mo-
mentul probei, in ?K.
Ecuatia (37) fiind omogena, marimile cuprin-
se in ea pot fi luate in orice unitati de masura,
bine inteles aceleasi pentru marimile de ace-
lea?i dimensiuni.
In limitele normale de variatie a tempera-
turii (circa 10 ?C diferen(a) ~i a presiunii (circa
30 mm col Hg) erorile se situeaze intre ? 2 ?i
3 % in cazul cind se lucreaza cu presiuni
Pp < Pe, respectiv ? 15 % in cazul cind se
lucreaza cu vid, Pd < Pe.
d) Pregdtirea epruvetei pentru determinarea
permeabilitatii. Pentru extragerea cu solvent,
alegerea acestuia 5i procedura (a se vedea Cap.
III B. b. 4. b), 2)) ; pentru inlaturarea cit mai
completa a apei, operatia de uscare in etuva
este considerate indispensabila. Temperatura
de reglare a termostatului acesteia este mult
discutata. Cercetatorii clasici recomanda 110?C,
dar F. A. Trebin propune sa nu se depaseasca
50...60?C, pentru a nu se inlatura decit umi-
ditatea adsorbita ,si nu apa de cristalizare. In
cazul cind cimentul epruvetei este excluziv
silicios-argilos sau chiar calcaros, tempera-
tura limits de 110'C poate fi acceptata. In
cazul cind cimentul epruvetei este in parte
gipsos, este valabila recomandatia lui Trebin,
deoarece SO4Ca + 2H20 pierde prima mole-
cule de apa la, 107?C. Pe de alts parte, inla;
turarea umiditatii adsorbite nu se obtine decit
foarte incet la temperaturi intre 60...90?C.
De aceea, se recomanda activarea uscarii prin vid,
in cazul cind etuva disponibila permite aceasta
cum 5i controlul ponderii constante prin
cintarire repetata dupe o a doua uscarea de circa
doua ore. Intre incalzire ,si cintarire, proba este
racita in exsicator, unde, aproape totdeauna,
se poate realiza un vid partial destul de inain-
tat pentru accelerarea uscarii. Trebuie obser-
vat ca atingerea ponderii constante, chiar in
aceste conditii, nu asigura inlaturarea completa
a apei, ci numai realizarea starii de echilibru
intre umiditatea probei 5i aceea a camerei
is temperatura de cintarire. Acest stadiu de
uscare este suficient pentru majoritatea anali-
zelor, chiar pentru cele pretentioase, cu excep-
tia epruvetelor cu material cu granulometre
foarte fins ?i a acelora care contin Mg Cl2
in cantitate apreciabila. In aceste roci, prezenta
umiditatii ramase altereaza relativ putin per.
meabilitatea masurata cu ajutorul gazelor.
Pentru masurarea permeabilitatii cu lichide
nemiscibile cu apa insa, influenta prezentei
acestui rest de apa este importanta ?i poate
determina aplicarea unor procedee speciale
pentru indepartarea ei.
Forma si dimensiunile necesare ale epru-
vetei se dau prin taiere, respectiv prin sfari.
mare, cu unelte adecvate. In cazul rocilor cu
rezistenta mecanica mica, prelucrarea manuala
este necesare, folosindu-se in acest scop scule
obi~nuite de mina in special peria de sirma
pentru finisaj. In cazul rocilor cu rezistenta
mecanica mare, lucrul manual este lent pi
' nesigur, dind forme mai neregulate ; de obicei,
fragmentele obtinute prin sferimare, se aduc
la forma cilindrica prin abraziune pe un disc
N
254--{
Fig. 42. Frezs specials pentru that cilindri de probd'
din carote: r -- axul de comands; 2 - piesa de cuplaj
(avind rolul a capului de injeclie b de 1 a instalalia de foraj);.
3 - corpul frezei; 4--loca@ul probei; 5-inserlii de
diamante industriale (boarts); 6 - intrarea aerului.
de polizor cu mi?care rapida. In cazul acestor
roci, prelucrarea mecanica este preferabila,
atit ca vitezii de lucru, cit pi ca acurateta. in
acest stop, se taie epruvete cilindrice din frag.
mentele mai mari de rocs, fie cu ajutorul un.ei
freze cu diamant (fig. 42) sau cu aliaje dure
(v. vol. I), fie printr-un procedeu in totul ase-
menetor carotajului cu alice (v. vol. I). 'in
acest caz capul taietor al carotierei este con-
fectionat din cupru moale, iar alicele sint
inlocuite cu pulbere de carborund, provenite
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
eventual din de~euri de piatra de polizor, de
alts origine, sau chiar recuperate de la operatii
de aceea5i nature, pe tale de sedimetare, dato-
rita greutatii specifice mari a carborundului
(3,2) fate de elemencele minerale ale rocii
(2,68). Corindonul sau ?mirghelul, mai putin
dure ~i mai putin recomandate, dar mai ieftine,
pot fi recuperate mai u5or (densitatea 3,75 -4,0).
Bazele plane ale epruvetei se realizeaza pe
discul plan al polizorului, respectiv pe un disc
de cupru cu pulbere abraziva.
Referitor la dimensiunile epruvetei, afara
de cele mentionale la Cap. III C. b. 5i d.,
trebuie precizat ca lungimea suficienta a epru-
vetei (de dorit peste 30 mm) este mai importante
decit ' diametrul data mijloacele de etan5are
sint eficiente in ce prive?te contactul cu supra-
fata laterals a cilindrului-epruveta. La lun-
gimi mai mici, de ordinul 10 mm, pot inter-
veni erori de ordinul 10 % asupra permeabi-
litatii, in general in plus (permeabilitatea reala
este mai mica decit cea determinate), datorita
dezagregarii partiale a materialului din epru.
veta la prelucrarea fetelor.
In privinta masticurilor sau a aliajelor de
prindere ?i de etansare, este de observat ca
pe cind toate masticurile uzuale sint satisfa-
catoare din punctul de vedere al etanseitatii,
dar nu totdeauna din punctul de vedere al
solubilitatii in fluidul de proba ?i al posibili-
tatii de indepartare usoara, aliajele usor fuzi-
bile (Wood, Darcet, Lipowitz, tipografic),
din contra, sunt insolubile in solventii uzuali,
nu contamineaza epruveta ,si pot fi complet
indepartate prin topire, dar nu asigura etan-
,sarea suficienta a probei 5i provoaca alterari
partiale ale probei la montaj ?i ]a incalzirea
pentru indepartare.
Aliajul tipografic Sn-Sb, cu tensiune super-
ficiala redusa, etanseaza niai bine, dar pro-
voaca la montare ?i indepartare o incalzire a
probei la temperature mai mare.
Inchiderea cu garniture de cauciuc sponigos
la interior ~i neted la suprafata este foarte buns
din toate punctele de vedere, dar necesita ?i
ea precautii speciale, in cazul probelor deo
sebit de friabile.
Masticul de litarga se prepare din 90 %
(ponderal) litarga, incalzita in prealabil la
circa 300?, pentru indepartarea anhidridei
carbonice ,si din 10% glicerina tehnica, chiar
colorata.
Masticul. lui Mendeleev se prepare din 60 %
(ponderal) colofoniu, 15 % ceara ?i 25 %
miniu de plumb. Dupa calitatile ingredientelor,
punctul lui de topire este mai mult sau mai putin
apropiat de 50-60?. El necesita topirea ina-
inte de montarea probei, preincalzirea aces-
t6ia ,si aplicarea cu o spatula metalica incalzita.
Priza acestui mastic este practic instantanee
(simultana solidificarii prin racire), pe cind
priza completes a masticului de litarga-glicerina
dureaza peste doua ore, ceea ce maregte durata
probei.
6. Determinarea continutului de cloruri
din probe. Determinarea continutului de cloruri
din probe este necesara : pentru a stabili eroarea
facuti la determinarea volumuluI spatiului
de pori, prin faptul ca o parte din acesta este
ocupat de cristalele de sare, pentru a se veri-
fica rezultatele asupra salinitatii apei extrase
din sonde ulterior ?i eventual pentru a putea
preciza originea acesteia, pentru a corecta
datele curbei de rezistivitate de pe carotajul
electric etc.
Determinarea obi~nuita cuprinde: extra-
gerea ?i spalarea probelor in vederea deter-
minarii porozitatii ~i eventual a permeabili-
tatii ~i, dupa efectuarea tuturor cercetarilor
care se efectueaza fare distrugerea rocii, spa,
larea pe filtru, cu apa distilata, in portiuni suc-
cesive, a probei, de preferinta sfarimata ?i
la cald. Dupa un numar suficient de culegeri
pentru a asigura inlaturarea practic totals a
sarurilor solubile (5 - 10, dupa raportul dintre
cantitatea de saruri din proba ?i cantitatea
de apa distilata folosita la fiecare culegere),
se verifica inexistenta sarii in ultima apa de
culegere (dace nu formeaza un precipitat alb.
galbui de ClAg la contactul cu o picattra de
AgNO3). Pentru evitarea oricarui risc de pier-
dere, in caz de spalare insuficienta, se reco.
manda efectuarea acestei probe pe o lama-
de sticla cu o singura picatura din ultima apa
de spalare sau, preferabil, cu o fractiune de
picatura normala, puss pe lama cu o micro-
pipeta. Dupa verificare, se colecteaza apele
anterioare de culegere a sarurilor, se deter-
mina volumul total ,si se dozeaza sarea con-
tinuta intr-o portiune de 10 cm3 de exemplu,
din acest volum total, pentru a pistra restul
pentru contraprobe eventuale.
Cantitatea de 10 cm3 se titreaza volumetric,
determinind cantitatea de solutie N sau
100
N/10, de AgNO3 , necesara pentru a provoca
precipitarea integrals a ionului CI+ din proba
sub forma de precipitat alb-galbui, cazeos,
de AgCI. Epuizarea solutiei in ioni Cl +
este determinate de clorarea in ro?u-vi5iniu
stabil a acestei solutii careia i se adaugase in
prealabil, in acest scop, citeva picaturi de
solutie diluata (de exemplu 1%) de KCrO4 .
In cazul cind proba contine cantitati mici
de sare, este necesar sa se analizeze o canti-
tate mai mare decit 10 cm3, folosind solutie
de AgNO3 de titru mai diluat, de exemplu
N/100.
Pentru aceseta situatie, N. P. Butorin reco-
manda folosirea unei solutii de Ag NO3 cu
concentratia de 1,0311 g/l, din care un centi-
metre cub corespunde unui miligram de C12.
Dace cantitatea de solutie de proba se dilueaza
la 100 cm3, se adauga un centimetru cub de
solutie 1 % KCrO, corectia care trebuie adusa
cantitatii de solutie de Ag NO3, aparent consu-
mata pentru reactie, este cea data in tabela 11.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tabela 11. A - cantitatea de solufie de AgNOs ,
consumata, in cros (1,0311 g/l); B - corecfia necesarS
de adus valorii A, in cros
A
B
A
l
B
A
B
0,2
-0,20
0,8
-0,39
5,0
-0,50
0,3
-0,25
0,9
-0,40
6,0
-0,52
0,4
-0,30
1,0
--0,41.
7,0
-0,54
0,5
-0,33
2,0
-0,44
8,0
-0,56
0,6
-0,36
3,0
-0,46
9,0
-0,58
0,7
-0,38
4,0
-0,48
10,0
-0,60
I.Observafie.
Solufia N NaCl cotine 5,8453 g NaCl la litru
10
Solufia N NaCl confine 0,58453 g NaCl la litru
100
Solufia N AgNO5 confine 16,988 g AgNO3 la litru
10
Solufia N AgNO3 confine 1,6988 g AgNO3 la litru
100
II. 0 b a e r vat i e. Concentratia 1,0311 g AgNO5 la
litru corespunde dozajul unei cantit5fi de un miligram
Cls la un centimetru cub de solufie AgNO3 consumat,
indiferent de cationii soluliei de cloruri.
Lucrul cu aceasta concentratie permite
determinarea directs a concentraliei in clor,
indiferent data rota analizata tontine numai
NaCl sau 9i Mg Cl2 sau CaC12.
Pentrii calculul volumului ocupat de cris-
talele de sare in porii probei, in timpul deter-
minarii, se imparte greutatea sarii dozate prin
greutatea specifics a sarii geme pure (2,164 g
pe cm3), respectiv a sarii mixte efectiv prezente
(care poate fi calculates pe baza greutatilor spe-
cifice : 2,152 pentru CaCl2 ; 2,320 pentru
MgC12).
Data fiind valoarea in general redusa a corec-
tiei de porozitate pentru volumul sarurilor
solide, cum psi datorita faptului ca mai toate
sarurile prezente au greutati specifice de ordi-
nul 2,15-2,40 se calculeazii de obicei aceasta
corectie in ipoteza prezentei exclusive a sarii
genie.
7. Determinarea continutului in carbonati
at probelor. Carbonatii conlinuti de rocile
colectoare de titei pot fi : FeCO3 , Na2 CO3
K2CO3 1 MnCO3, dar mai ales CaCO3 si
(CaCO3+MgCO3). Prezenta for in rocs are o
importanla deosebitii, deoarece ei pot fi dizol-
vati printr-un tratament la acidizare (v. cap. XV),
lasind in urma for not canale de drenaj in rocs
9i sporind, astfel, considerabil permeabili-
tatea acesteia.
Continutul in carbonati al rocilor colec-
toare poate sa varieze de la 90 % 9i mai mult,
in cazul calcarelor sau al dolomitelor, ping ]a
zero. Valorile care prezinta importanla maxima
se situeaza intre 40 % 9i 10 % *). Valorile mai
*) Ceea cc nu exclude tratamentul citat, in cazul cal-
carelor $i dolomitelor cu confinut mare de carbonati,
caz in care tratamentul lucreaza pe tale oarecum diferitA
(lArgirea micro-fisurilor) v. fi r intensificarea fluxului
sundelor s Cap XV.
mari decit circa 40 % necesits un consom spe-
cific exagerat de acid pentru o razes de patrun-
dere eficace.
Valorile mai mid decit circa 10 % provoaca,
in general, o marire a permeabilitstii, care are
o importanla economics redusa. Limitele
indicate, departe de a fi rigide, sint strict indi-
cative 9i depind de multi factori, in special
de structura rocii 9i de modul de distributie
a carbonalilor (in granule sau in liant).
Pentru dozarea carbonalilor din rocile colec-
toare, se folosesc urmatoarele metode:
a) Metoda indirecta. Dozarea cantitatii de
acid clorhidric consumat in reactie de 'depla-
sarea anhidridei carbonice.
Se cint5re9te o proba cu greutatea Q de
circa 2 g, se introduce intr-un balon cotat cu
capacitatea de 500 cm3, impreuna cu 50 cm3
HCI N (continind 3,646.g HCl la litru) 9i
10
se completeaza cu apa distilata, pins la circa
400 cm3. Dupes terminarea descompunerii
carbonatului de calciu, la rece sau dupa o
u9oar5 incalzire la 35?-40?C, se incalze9te
continutul balonului pins la fierbere, timp de
15-20 minute! dupa care degajarea de CO2.
prin descompunerea carbonatului de magneziu
inceteaza. Se race?te 9i se completeaza cu apa.
distilata, la 500 cm3, lasind sa decanteze. Din
solutia decantata se is cu o pipets 100 cm3
(corespunzind cu 1/10 din cantitatea de acid
introduce ?i se titreaza HCl ramas cu solutie
N de NaOH (continind 4,0005 g NaOH is
10
litru) in prezenls de metiloranj, ca indicator,
pins la virajul. permanent in galben-deschis.
Daces a este numirui de cm3 de solutie,
N NaOH consumata, in ipoteza ca nu
10
exists alti carbonati decit carbonat de calciu,
procentajul ponderal in carbonat de calciu
al probei este :
k = 2,502` 0,5004a 100 %
Q
unde Q. este greutatea probei, in g.
Metoda este destul de usoara 9i de exacta?
insa in unele probe de rota nu tot acidul con-
sumat in reactie este consumat de reactia
cu CaCO3 , iar reactiile secundare scapa con-
trolului, falsificindu-se rezultatul (rezulta con
tinuturi in CaCO3 mai mari decit cele reale..
b) Metode directe, prin dozarea ponderali
a anhidridei carbonice rezultate din reactia
de descompunere.
1) Se intrebuinteazs circa 1-2 g de proba
spalata, extrasa 9i uscata in etuvii la 107'
pins la greutate constants intr-un creuzet ?i
apoi se calcineazs in ro$u-viu (800?-900?C)
ping la greutate constants. Incalzirea se face
in creuzet deschis, iar prezenta de CO,-, in
flacara reduce viteza disocierii, astfel incit
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
incalzirea indirecta in cuptor cu mufti, moderat
ventilat nu dureaza mai mult decit incalzirea
directs pe flacara (afare de cazul cind se folo-
se~te flacara de hidrogen).
Diferenta de greutate a, in g, raportata la
greutatea Q, in g, a probei, determine procen-
tul de carbonat:
k _ 178,6 ? a
Q ,
2) Se cintaregte circa 1-2 g proba spalata
extrasa ?i uscata in etuva la 107? ping la greu-
tate constants intr-o nacela de portelan ?i se
introduce intr-un tub orizontal de sticl5 greu
fuzibila, in care se circuls, cu viteza moderate
(circa 2 cm3/s) aer uscat prin trecerea prea.
labile printr?un tub cu CaCl2. Aerul ie?it din
tubul cu proba este racit, uscat prin trecere
peste CaCl2 gi peste MgC12 5i apoi este trecut
printr-un tub cu calce sodata care absoarbe
anhidrida carbonica rezultata; sporul degreu?
Late, dupe experience, al tubului cu calce
sodata reprezinta greutatea anhidridei car-
bonice, a, in g, care da k = 178,6 a/Q.
Prin verificarea greutatii tubului cu calce
sodata se pot urmari mersul pi terminarea
reactiei, ins5 se recomanda ca verificarea sa
nu se face decit dupe terminarea reactiei,
spre a evita pierderile.
Prin urmarirea bilantului ponderal (sporul
de greutate al tuburilor uscatoare plus sporul
de greutate al tubului absorbant de CO2
trebuie sa egaleze pierderea de greutate a
probei) se pot obtine date care permit sa se
corecteze eventual saturatia in ape, in cazul
cind aceasta a fost determinate la cald, prin
pierderea de greutate a probei sau a absorbtiei
apes degajate, datorita efectului de pierdere
a apei de cristalizare sau ~i de adsorbtie pe
care it prezinta uneori unele elemente minerale
ale probei.
Aceasta metoda este una dintre cele mai
exacte, dar are o aplicatie practice greoaie,.
din cauza volumului de lucr5ri.
3) Se cintareste impreune, dar nu in contact,
intr-un aparat adecvat construit: proba de
rocs o cantitate de acid clorhidric suficienta
pentru a reactiona cu tots carbonatii din rocs,
?i o cantitate de absorbant de vapori de ape,
suficienta pentru a absorbi tots vaporii de ape
rezultati din reactie.
Se provoaca reactia ,si, dupa inlaturarea
integrals din aparat a anhidridei carbonice,
se cint5re?te ansamblul. Pierderea de greu-
tate a, in g, a probei cu greutate initials de Q,
in g., da procentul de carbonati k, (echivalent
CaCO3) adica:
k = 178,6 ? a/G.
In -R.P.R., aceasta metoda este folosita
curent, cu aparatul reprezentat in fig. 43.
Dupa incarcarea vasului 4 cu HCl pentru
reactie 5i a vaselor 7 ?i 8 cu H2SO4 concen-
trat, pentru uscare, se cintarepte aparatul
intii fera proba ;;i apoi cu proba. Prin deschi-
derea treptata a robinetului 5, se provoaca
teactia, la inceput cu putin acid 5i la rece,
iar apoi cu exces de acid ,si incalzind la circa
60?. Du pa incetarea reactiei (incetarea barbo-
inlocuie5te anhidri-
da carbonica din
aparat cu aer, prin
deschiderea dopului
2. Pierderea de greu-
tate constatata intre
a doua 5i a treia
cintarire este egala
cu greutatea anhidri-
dei carbonice eva-
cuate. Continutul in
carbonati este, pas-
trind aceleapi nota-
tii, k = 178,6 a/Q.
4) Se culege anhi.
drida carbonica re-
zultats din reactia
cu acid clorhidric a
unei cantitati cunos-
cute de proba. Se
m5soara volumul a-
cesteia la presiunea
atmosferica pi la tem-
peratura camerei. Se
calculeazi volumul
V, in cm3, ocupat
de aceea;;i cantitate
de anhidrida carbo-
nica la 760 mm col.
Hg ;;i la 0?C ,si se
dettermina continu-
Fig. 43. Aparat pentru deter-
minarea directs a greutAtii
anhidridei carbonice provenite
din carbonatii probes:
t - recipient pentru proba;
2 - dop pentru introducerea
probes Vi pentru eliminarea
partiala a anhidridei carbo-
nice; 3-proba; 4-vas de
alimentare cu acid clorhidric;
5 - robinet; 6 - decantor;
7 - vas cu acid sulfuric con-
centrat; 8-barbotor de uscare
cu acid sulfuric concentrat.
tul in carbonati (exprimat in CaCO3)
k = 0,4494 V
unde Q este greutatea probei initiale, spalata,
extrasa ~.i uscata la 107?, ping la greutate
constants.
Una dintre cele mai exacte ?i totu~i expedi-
tiva, ca analizs vdlumetrici, metoda este
aplicata cu oarecari variante. Avdusin ,si
Baturin recomanda aparatul reprezentat in
fig. 44: un flacon G cu capacitatea de circa
30 sau 50 litri, cu fundul taiat pi rezemat ca
in fig. 44, constituie un volant termic care
face practic inutile folosirea unui termostat.
Balonul A contine proba de circa 0,5-5 g,
spalata, extrasa ,si uscata; fiola B, deschisa,
in forma de lingura, contine 5-6 cm3 de acid
clorhidric concentrat (40-50%); tubul C
semicapilar, cu lungime suficienta pentru a
asigura racirea gazelor rezultate din reactie,
comunica cu biureta E, formats din doua
sectiuni cu diametru diferit (ca in fig. 44),
dar cu capacitate aproxiinativ egala. Biureta
E, deschisa la partea inferioara, este continua
in tubul D, care comunica printr-un tub cu
flaconul F.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pentru analiza, vasul Q ?i flaconul F se umplu
cu solutie saturate 'de NaCl care, datorita
depozitarii, are temperature camerei; prin
deschiderea robinetului flaconului F, se umple
aproape complet sectiunea inferioara a biuretei
Fig. 44. Aparat pentru dozarea volumetrica a anhidridei
carbonice provenite din carbonatii probei: A - vas de
reactie; B - fiola cu probe; C - semicapilar lung pentru
uniformizarea temperaturii; D-tub pentru reglarea
presiunii ; E - biureta de dozare volumetrica a volumului
de aer deplasat de anhidrida carbonica; F - flacon pentru
reglarea nivelului 9i a presiunii in biureta E; Q - baie
de ape - volant termic.
E, notindu-se nivelul care trebuie sa fie la
aceea?i inallime in vasele E ?i D. Se incline
balonul A 5i fiola B pentru ca acidul sa curga
pe rocs dintr-o data, pentru a asigura local o
cre?tere a temperaturii suficienta pentru reaclia
cu MgCOa .
Volumul de anhidrida carbonica degajat de.
plaseaza, prin tubul C catre limita E, un volum
egal, de aer conlinut in aparat (pentru redu-
cerea erorilor, volumul sistemului A + C
trebuie sa nu fie prea mare, iar lungimea
tubului C trebuie sa fie cit mai mare, pentru
a asigura schimbul de caldura ; in realitate,
el nu are forma simply reprezentata in fig.
44 pentru a u~ura urmarirea acestora, ci este
infa5urat in spirals). Prin aceasta deplasare,
nivelul in E se coboara. Pentru a asigura
masurarea la aceiasi presiune a volumului de
gaze rezultat din react,ie, este necesar ca, prin
deschiderea robinetului flaconului F 9si prin
denivelarea acestuia, sa se aduca meniscul
lichidului din vasul D ]a acelagi nivel cu menis-
cul.din biureta E in noua pozilie. Dace tempe-
ratura este constants, inainte 5i dupa proba,
sporul de vo]um generat prin coborirea nive-
lului meniscului in biureta E reprezinta volu-
mul (la presiunea $i la temperatura analizei)
anhidridei carbonice rezultate din react:ie.
Pentru determinarea directs a greutalii acestui
volum de C02 1 se poate folosi tabela 12,,
care da greutatea unui centimetru cub de
CO2 , in funclie de presiunea barn metrics
exprimata in mm col. Hg gi de temperature,
exprimata in ?C.
In acest cal, y fiind greutatea specifics citita
in tabela 12, in mg/cm3, a anhidridei carbo-
nice, V - volumul citit prin deplasarea menis-
cului in E, la temperatura ,gi la presiunea ana-
lizei, in cm3, ?i Q - greutatea initials, in g,
a probei, spalate, extrase ?i uscate, cone inutul
procentual de carbonati (exprimat in CaCO3)
al probei este :
k = 0,2272 V-y
G
8. Compresibilitatea rocilor colectoare.
Compresibilitatea rocilor colectoare este rapor-
tul dintre varialia de volum brut a rocii dato-
rita variatiei presiunii cu o atmosfera, pe
de o parte, ?i volumul brut al rocii, pe de
Tabela 12. Greutatea in miligrame a unui centimentru cub de CO, , in functie de presiunea exprimata in mm
col. Hg ?i in funclie de temperatura exprimata in ?C
to P 742
744;5
747
749
751
753,5
756
758
760
762,5
765
767
769
771
28
1,778
1,784
1,791
1,797
1.804
1,810
1,817
1,823
1,828
1,833
1,837
1,842
1,847
1,852
27
1,784
1,790
1,797
1,803
1,810
1,81.6
1,823
1,829
1,824
1,839
1,843
1,848
1,853
1,858
26
1,791
1,797
1,803
1,809
1,816
1,822
1,829
1,835
1,840
1,845
1,854
1,854
1,864
1,864
25
1,797
1,803
,1,810
1,816
1,823
1,829
1,836
1,842
1,847
1,852
1,856
1,861
1,866
1,871
24
1,803
1,809
1,816
1,822
1,829
1,835
1,842
1,848
1,853
1,858
1,862
1,867
1,872
1,877
23
1,809
1,815
1,822
1,828
1,835
1,841
1,848
1,854
1,859
1,866
1,868
1,873
1,878
1,883
22
1,815
1,821
1,828
1,834
1,841
1,847
1,854
1,860
1,865
1,870
1,875
1,880
1,885
1,890
21
1,822
1,828
1,835
1,841
1,848
1,854
1,861
1,867
1,872
1,877
1,882
1,887
1,892
1,897
20
1,828
1,834
1,841
1,847
1,854
1,860
1,867
1,873
1,878
1,883
1,888
1,893
1,898
1,903
19
1,834
1,840
1,847
1,853
1,860
1,866
1,873
1,879
1,884
1,889
1,894
1,899
1,904
1,909
1S
1,840
1,846
1,853
1,859
1,866
1,872
1,879
1,885
1,890
1,895
1,900
1,905
1,910
1,915
17
1,846
1,853
1,860
1,866
1,873
1,879
1,886
1,892
1,897
1,902
1,907
1,812
1,917
1,922
16
1,853
1,860
1,866
1,873
1,879
1,886
1,892
1,898
1,903
1,908
1,913
1,918
1,823
1,928
15
1,859
1,866
1,872
1,879
1,886
1,892
1,899
1,905
1,910
1,915
1,920
1,925
1,930
1,935
14
1,865
1,872
1,878
1,885
1,892
1,899
1,906
1,912
1,91.7
1,922
1,927
1,932
1,937
1,942
13
1,872
1,878
1,885
1,892
1,899
1,906
1,913
1,919
1,924
1,929
1,934
1,939
1,944
1,949
12
1,878
1,885
1,892
1,899
1,906
1,912
1,919
1,925
1,930
1,935
1,940
1,945
1,950
1,955
11
1,885
1,892
1,899
1,906
1,913
1,919
1,926
1,932
,1,9#37
1,942
1,947
1,952
1,957
1,962
10
1,892
1,899
1,906
1,913
1,920
1,926
1,933
1,939
1,944
1,949
1,954
1,959
1,964
1,969
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
alto porte. in conformitate cu aceasta definitie,
av 1
OP V
Cu aceasta aproximatie si in scara de pre-
siuni de la 0 la 200 ata, gresiile petrolifere au B
intre- 1,2. 10 5 cm2/kg si - 2,0.10-5 cm2/kg,
valorile absolute mici ale lui . (3 corespund
presiunilor mari, iar cele magi, presiunilor
mici. In lipsa de date experimentale pentru
roca studiata, se recomanda sa se is
- 1,4...1,5.10-5 cm2/kg. Semnul minus se
explics prin faptul ca unei cresteri a pre-
siunii exercitate asupra rocii ii corespunde
o descrestere a volumului acesteia.
Pentru nisipurile slab consolidate, (3 pre-
zints valori absolute mai mari si. mai variate.
Pentru calcarele compacte, (3 prezinta valori
absolute, foarte mici, in general neglijabile
pentru problemele de zacamint.
Din cauza lipsei relative de date experimen-
tale si a greutatii de a le obtine, s-a propus
ca (3 sa fie apreciat prin proportional irate
inverse intre (3 si coeficientul de elasticitate
mediu E al elementelor minerale care compun
rota, in comparatie cu o roca cu (3 si cu E
cunoscute.
Acest procedeu are o valoare de orientare,
deoarece compresiunea (respectiv decompre-
siunea) rocii are loc in zacamint la presiuni
care actioneaza din toate directiile, pe cind
E se mssoara la compresiune dupe o singurs
unde:
(3 este coeficientul de compresibilitate,
in cm2/kg;
aV -- variatia de volum brut a unei
probe de volum brut V, ambele
volume fiind exprimate in ori-
care, aceleasi, unitati de volum ;
aP - variatia de presiune care produce
variatia de volum aV, in kgicm2
In cea mai generals forma a legii de variatie
a volumului, (3 este functie de presiune si de
temperature definite de .relatia (42) si de
functia f (P, V, T) = 0, a rocii respective.
Admitind si pentru rocile colectoare, pentru
f (P, V, T) = 0, o lege cu forma:
Vi, = Vo ~1 + a (t - to)] e-aP ? p-b (43)
unde:
V,1, este volumul la temperatura t si la
presiunea p, al unei portiuni de
roca, care la temperatura to - 0?C
si la presiunea absolute 1 ata are
un volum Vo, ambele volume
fiind exprimate in oricare, ace-
leasi, unitati de volum ;
M - coeficientul de dilatare termica
pentru volum al rocii examinate,
practic egal cu media ponderata
cu continutul procentual in vo-
lume, a coeficientilor corespun-
zatori de dilatare termica ai ele-
mentelor minerale componente
ale rocii ;
P -- presiunea la care este supuss roca,
in kg/cm2;
a si b - coeficienti de comportare la defor-
marea elastics, specifici rocii,
se obtine, conform definitiei (42), si la tempe-
rature constana:
bo
P
Deoarece exponentul b are valori absolute
foarte mici la solide si la lichide, el este neglijat
de obicei, in special, la presiunile mari ]a care
valoarea absolute a raportului b devine
P
practic neglijabile chiar in comparatie cu a
care si el este foarte mic. Cu aceasta aproxi.
matic si la temperatura constants, legea de
variatie a volumului rocilor colectoare cu pre-
siunea se foloseste in forma
Vt, = Vo e PP (45)
unde Vp este volumul la presiunea P al unei
probe de roca, care la presiunea de 1 ata are
un volum Vo, ambele volume fiind exprimate
in oricare aceleasi unitati.
directie, iar relatia :
3(1-2u)
in care u este coeficientul de contractie trans-
versals al lui Poisson, valabila pentru corpuri
compacte, no poate fi aplicata, deoarece redu-
cerea volumului rocilor este consecinta apro-
pierii intre ele a granulelor minerale care se
reazema uncle pe altele pe suprafete relative
reduce, in comparatie cu suprafata for totals,
ceea cc apropie situatia de aceea a compre-
siunii dupe o singura directie. Cauza princi-
pals de neexactitate a prop ortionalitatii pro-
puse conste insa tocmai in modificarea condi-
tiilor de rezemare reciprocs a granulelor cu
variatia presiunii, procentul de suprafata in
contact din suprafata for totals crescind rever-
sibil cu presiunea, in urma deformatiilor
elastice ale granulelor, si ireversibil, in urma
deformatiilor permanente (in general, sfa-
rimare).
Cunoasterea compresibilitatii rocilor colec-
toare prezints o importanta specials pentru
studiul bilantului energetic de zscsmint, in
cazul zacamintelor sarace in alte resurse de
energie, in special in cazul zacamintelor cu
regim elastic cu impingere de ape. Energia
de dezlocuire a . fluidului din pori, fiind egala
cu sums produselor dintre variatia elemen-
tary a volumului de pori si presiunea respec-
tive de dezlocuire, poate fi calculate cu :
dv = av dP = aV ? dP,
ap
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
rV_
N1.2== I P?dV = P?V.P.dP,
V, P3
under V este volumul rocii (V1 in starea ini-
tiala, V2 in cea finala) in cma ;
P - presiunea care solicits rota (P, in
starea initials, P2 in cea finala) ;
coeficientul de compresibilitate al
rocii, in cazul general, functie
de P. [cf. (44)] ;
N1,2 -- lucrul mecanic de dezlocuire
furnizat de rocs prin decompre.
siune.
Pe de alts parte, data se tine seama de faptul
ci variatia volumului brut al rocii este egals
cu variatia de volum a granulelor plus variatia
de volum a porilor si de faptul cs prima este
neglijabila in comparatie cu a doua, se ajunge
]a concluzia ca variatia volumului brut al rocii
-este practic egala cu variatia volumului porilor,
adi6 cu volumul de fluid dezlocuit, 5i se poate
introduce notiunea conventional. de coefi-
cient de compresibilitate al spatiului de pori
a] rocii, care este
unde: Vg este volumul spatiilor goale din rota
= V?m;
OVg - variatia volumului spatiilor goale
= dV =variatia volumului brut
a] rocii ;
m - coeficientul de porozitate al
rocei = Vg
-,
V
astfel incit
M
Se observa ca in cazul rocilor cu porozitate
Ioarte mica, P' poate fi mull mai mare decit
3 si, deci, variatia relativa a volumului spatiilor
goale din zacsmint poate fi mult mai mare,
ceea ce este de natura a spori mult randa-
mentul operatiei de golire a zacamintului prin
decompresiune elastics.
In realitate, randamentul de golire (coefi-
cientul de extractie in lichid) este influen>at in
:acela?i mod, in paralel, de coeficientul de
compresibilitate al lichidului din pori (v.
Cap. IV B.a.2., B.b.3., B.d. 5i, in particular,
indirect, pentru titeiuri, B.d.2.a), fig. 153),
astfel incit coeficientul introdus efectiv in
calcule este totdeauna un coeficient combinat,
care cuprinde ambii coeficienti de compresi-
bilitate, adieu P*; astfel
p?=_P1+Rr (51)
combinat (al rocii);
coeficientul de com-
presibilitate al lichi.
dului ;
coeficientul de com-
presibilitate al rocii;
(A se vedea ,si Cap. II).
raportati
la volu-
mul brut
al rocii
In cazul rocilor-magazin saturate partial 5i
cu gaze libere 5i, in oarecare masura, in cazul
rocilor saturate cu Vitei care contine mari
cantitati de gaze in solutie, deci foarte compre-
sibil in comparatie cu roca, cunoa?terea exacta
a compresibilitatii rocii pierde din impor-
tanta, deoarece pr ramine mic fats de [il care,
in acest caz, trebuie extins nu numai la lichid,
ci la eventualul amestec de gaz 5i de lichid.
9. Proprietalile electrice ,ci magnetite ale
rocilor colectoare vi ale rocilor de etan?are
invecinate. Proprietalile electrice si magnetite
ale rocilor colectoare si ale rocilor de etansare
(invecinate) sint implicate la analiza diagra-
melor de carotaj electric pentru stahilirea
indirect. a naturii rocilor ?i a unora dintre
parametric for fizici, ]a determinarea inclinarii
stratelor prin metode electrice ?i electromag-
netice, 1a determinarea orientarii inclinarii
gaurilor de Bond i 5i la determinarea satura-
tiilor carotelor supuse in laborator proceselor
de depletiune sau de dezlocuire cu fluide.
a) Rezistivitatea electricd. Rezistivitatea elec-
trici a rocilor naturale din scoart. intilni.te in
sondajele pentru petrol 9si pentru gaze este
rezistenta eliectrica opus. de ele scurgerii
curentului intre cele doua fete opuse ale unui
cub cu latul?a de un metru. Ea variaza. intre
limite largi, de la citiva ohmi x metri pins
la citeva miliioane de ohmi X metri. In fig. 45
sint reprezentate gamele de variatie ale rezist:i-
vitatii rocilor in stare naturals. In tabela 13
slut date lirnitele de variatie ale unor com-
ponenti niinerali ai acestor roci in stare relativ
pura.
Tabela 13. Rezistivitatea electric' a unor componenli
minerali ai rocilor colectoare 51 ai rocilor
invecinate: P, in ohmi ? m
Anhidrit ................
10?
- 10 10
Cuary ..................
1,2.1.01''
- 3,2.1014
Calcit ..................
5.10,
- 5.1012
Peldspali ..............
1011.
_ 10 12
Grafit ..................
1,2.10-6
- 3.10-4
Limonit ................
100
- 100
Mice colorate ..........
1014
- 1015
Muscovit ..............
1011
- 1012
Piroluzit ..............
1
- 10
Sare gems (--. pura) ....
5.1014
- 1.015
Tilei ..................
108
- 1016
Conductibilitatea electric. a rocilor este in
parte electronic., in parte ionic.. Cea elec-
tronics, datorita elementelor minerale ale
rocii, depinde de natura, de cantitatea 5i de
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
a~ezarea acestora in rocs, iar cea ionice depinde
de porozitatea rocii, de saturatia ei cu aps,
de concentratia acesteia ?i de n.atura ssrurilor
dizolvate.
Dace roca tontine un component mineral
cu conductibilitate mult superioare celorlalti,
Din cele reprezentate in- fig. 46 rezulte ca,
in gama de continuturi fractionale mici in
care astfel de minerale se gesesc in rocile
colectoare 3i in rocile invecinate, influenta
mineralului conductor asupra rezistivititii rocii
este foarte redus6. 0 exceptie la aceasta relatie
-TTTrnr--71 1111111 1 1111111
11 Ur
EHIFf 1JaL1
10 8 2 3 4 6810 22 3 4 6 8101 2 31, 6810?234 6810 234681022 34681032346810'2 34 681052 34 6810
Fig. 45. Rezistivitstile electrice (game) ale principalelor roci colectoare gi ale lrocilor inv46nate, In stare naturals:
1-. anhidrite; 2 - aleurolite; 3-bazalte; 4-gabbrouri; 5-argile; 6-argile cu carbonati; 7-gneissuri;
8-granite; g - diabaze; to- dolomite; 1 x - calcare poroase; r2 - calcare compacte ; 13 - conglomerate:
14 - marne; 15 - nisipuri; 16 - gresii poroase; 17 - gresii compacte; 18 - gresii ?i nisipuri petrolifere @i
gazeifere; rg - gistuIi argiloase; 20 - sate gems; 21 - antraciti; 22 - hulie slabe;.23 - huile grase;
24 - carbuni bruni.
conductor (.- 10-3 ohm?m).
influenta lui asupra rezistivit5tii rocii este
neglijabila atit timp cit continutul fractional
al rocii in acel component este redus, astfel
incit el alcatuie3te o dispersie discontinue.
Prin cre3terea continutului fractional in acel
element peste o anumita limits (de ordinul
a citeva zeci de procente), din cc in ce mai
multe el.emente? izolate din acel component
ajung in contact unele cu altele, influentind
sensibil rezistivitatea rocii.
In fig. 46 este reprezentata variatia (media
statistics) raportului dintre rezistivitatea rocii
;;i aceea a elementului conductor, in functie
de continutul fractional in acesta, in cazul
unei diferente foarte mari dintre rezistivitatea
rocii (- 10-12 ohm ? m) ?i aceea a mineralului
'0, . P/n
10,
109
108-
101-
106-
10
1
10
103-
102-
10
1 1 2 3 4 5 6 810 20 3040 6080 100 K,; ~lo
Fig. 46. Variatia raportului dintre rezistivitatea rocii qi
aceea a componentului conductor, PM, in functie de
continutul fractional de component conductor, kM .
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Hf{ffl-~+f~l
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
o constituie uncle 5isturi filitice-grafitoase, ]a
care conditia de continuitate a elementului
conductor este indeplinita la continuturi foarte
mici; se observe insa, in acest caz, o anizo-
tropie foarte pronuntata, iar rezistivitatea rocii
in directie normals la stratificatie rsmine
mica, neinfluentata.
Afars de rezistivitatea elementelor minerale
componente, rezistivitatea rocilor este influen-
tata in cc prive?te valoarea medie (indepen-
dent de directie) de porozitate, de saturatie, de
rezistivitatea fluidului saturant, temperature,
de structure ?i de texture, iar in cc prive?te
valoarea dupa diferitele directii, de structura ei.
Valoarea rezistivitatii medii globale poate
fi exprimata in forma:
Ae
P, = PPv'Bg'P.-Pt? Pd
c
unde: .
ps este rezistivitatea efectiva a rocii ;
rezistivitatea rocii in stare uscata,
saturate cu aer ;
Pv - un factor de corectie pentru in-
fluenta porozitatii, adimensional;
Bg - un factor de corectie pentru in-.
fluenta structurii (ii granulome-
triei), adimensional;
Pa - un factor de corectie pentru in-
fluenta saturatiei cu ape, adimen-
sional ;
Pt - un factor de corectie pentru in-
fluenta temperaturii, adimensional ;
Ac - un factor de corectie pentru in-
fluenta compozitiei chimice a saru-
lor dizolvate in apa care satureaza
roca, adimensional (practic egal
cu concentratia ponderala) ;
Pd - un factor de corectie pentru in-
fluenta starii de dispersie asupra
mineralizatiei .5i asupra rezistivitatii
apei saturante, adimensional.
1) Influenta porozitatii asu-
pra rezistivitatii. 0 rocs sedimen-
tary clastica comuna are rezistivitatea aproape
independents de porozitate, cind este in stare
perfect uscata (fare apa libera din punct de
vedere chimic). In stare naturals, rocile sint
saturate partial cu electroliti, iar rezistivitatea
pv a unei roci omogene din punct de vedere
granulometric, saturate total cu un electrolit
cu rezistivitatea po, este functie de porozitatea
in a rocii, in conformitate cu:
11+ 0,25 /1 - in
=
Pu
unde:
Po
Pu
in
1 - j/(1 - m)2 ro - ? v ru t>1
este rezistivitatea electrolitului, in
ohm m;
- rezistivitatea rocii, in ohm-m;
porozitatea rocii, in fractiune
subunitara;
coeficientul de reducere, adimen-
sional, rezultat din relacia (53).
Curba r din fig. 47 reprezinta, dupa Dahnov,
variatia conform relatiei (53) a rezistivitatii
unei astfel de roci fictive.
Rocile reale, a caror uniformitate granulo-
metrics g ester inferioara unitstii prezinta o
rezistivitate diferita de cea calculate cu pv =
1000
900
,qOO
706000
i
----
---
-
500
-
400
-
300
200
-
d
.
4-1
90
:M
80
70
50
-------------
-
-
-
4
0
30
20
- 1
9
8
7
6
5
4
3
2
4 5 6 7 8 5' 10 20 30 40 50 607080100m %
Fig. 47. Variatia rezistivitatii rocilor (in ordonata coefi-
cientului de corectie Bg. Pt,) saturate complect cu apa,
in functie de porozitatea m: r - curbs teoretica pentru
o rocs fictive (Bg = 1), calculate cu (53); valoarea pro-
babila; 2 - curba :medic statistics pentru nisipuri yi pentru
gresii slab cimentate; 3-curba medie statistics pentru
gresii cu grad de cimentare mediu ~i pentru calcare po-
roase; 4-curba medic statistics pentru gresii, calcare
~i dolomite compacte.
= P,, po, Cu un factor de corectie B5, ~i anume :
Pu=Bg?PV?P()
EAgi - Adi
unde:
g este coeficientul de uniformitate granu-
lometrica, fractiune subunitara (a
nu se confunda cu coeficientul de
neuniformitate definit la B.b.2.)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Agi - fractiunea granulometrica ponde-
rala cu diametrul mediu di, expri-
mata ca fractiune subunitara;
Adi - diferenta dintre diametrul di al
fractiunii considerate ,si diametrul :
de - diametrul mediu al elementelor
granulometrice ale rocii.
Natura exacta a functiei Bg = f (g) este
insuficient cunoscuta; dupa lucrarile Institu-
tului Gubkin, valoarea produsului Bg ? Pv
poate fi reprezentata ca in fig. 47 (curbele 2,
3 si 4), dupa gradul de cimentare al rocilor.
Variatia produsului B9 ? P? ,i, deci, a rapor-
tului dintre rezistivitatile rocii pi ale electro-
litului, in functie de porozitate, poate fi repre-
zentata, intr-o aproximatie mai sumara, prin-
tr-o relatie de forma Bg PO v4e 1/m3, in care
c 2.
2) Influenta saturatiei asupra
rezistivitatii, In cazul unei saturatii
partiale, rezistivitatea rocii este inferioara
celei calculate conform relatiei (53) ?i anume,
dupa V. A. Dahnov:
Pa _ P
a 2,15
Pv Sa
tura, variatia rezistivitatii rocilor este practic
neglijabila. Datorita, insa variatiei cu tempe-
ratura a rezistivitatii electrolitice, influenta
temperaturii asupra rezistivitatii rocilor este
simtitoare (vezi cap. IV B. b. 6.) in cazul con-
centratiilor marl ale electrolitilor ce satu-
reaza roca. in cazul concentratiilor mici sau
moderate, influenta temperaturii este, in general
neglijabila.
1000
800
700
600
100
90
80
60
50
40
30
in care:
pa este rezistivitatea efectiva a rocii partial
saturate, in ohm-m;
rezistivitatea teoretica a rocii com-
plet saturate, in ohm-m;
saturatia in apa. a rocii, fractiune
subunitara.
In cazul rocilor petrolifere ,si gazeifere, este
mai u?oara reprezentarea in functie de satu-
rati in titei sau in gaze, iar coeficientii de_co-
rectie, in loc de Pa , Sint :
P = PF gi P = P9
F PV x Pv
Fig. 48 reprezinta relacia dintre P. , respectiv
P1 , respectiv P. si saturatiile S. , respectiv
Sl, respectiv S. Se observe ca scaderea
continutului in apa raportat la volumul total
de roca, prin scaderea porozitatii, are un efect
de reducere a rezistivitatii mult mai putin
importanta decit scaderea continutului in
apa raportar la volumul total al rocii, prin
cresterea saturatiei in titei, din cauza forrnarii,
in acest ultim caz, a unor pelicule izolante cu
continuitatea remarcabi.la.
Influenta minerelizatiei apei asupra rezis-
tivitatii rocii a se vedea cap. IV B.b.6.
3) Influenta temperaturii asu-
pra rezistivitatii rocilor. De-
oarece rezistivitatea electrica a elementelor mi-
nerale solide variaza foarte incet cu tempera-
96 95 94 93 90 86
4 S f0
70 6750 40 30 2010 0Sf
30 40 50 60 80 WS? o/.
Fig. 48. Variatia coeficientilor de corectie a rezistLvitStii
pentru saturatia parliala a rocii Pg, PS yi Pa in functie de
coeficientul de saturatie in fluidul respectiv Sg , S1 Vi Sa .
4) Influenta texturii roci.lor
asupra rezistivitatii for eec-
t r i c e. Anizotropia structurala statistics a
rocilor sedimentare determine ,si anizotropia
din punctul de vedere al rezistivitatii. 3ntr-o
roca for.mata din intercalatii relativ subtiri,
cu rezistivitatea pi, intr-o rocs de baza cu rezis-
tivitatea pb , rezistivitatea generals a rocii
variaza cu directia, find totdeauna mai mare
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
dupes normala la planele de stratificalie decit
dupes directifle paralele cu aceste plane. Roca
mai apropiate de cele naturale (fig. 49) poate
fi redusa, prin insumarea intercalatiilor, in-
tr-una simply (fig. 50) Daces grosimea totals
a stratelor de rocs de baze este de v on mai
mare decit grosimea totals a intercalatiilor,
rezulte
(V + 1) Pb Pi V ' Pb + P,
P- _ , _ 51 P., _ (57)
Fig. 49. Reprezentarea
schematic! a unul cub
unitar de rocl electric
anizotrop, din cauza in-
tercalatiilor cu rezistivi-
tate pi diferitil de aceea
a rocii de bazl, 9b.
Fig. 50. Reprezen-
tarea schematic! a
aceluiafi cub uni-
tar dup? contopi.
rea intercalatiilor.
Tabela 14. 17alorile coeficientilor de anizotropie
?i ale raporturilor rezistivitltilor extreme ale
rocilor sedimentare
Roca
1
pn
Pt
Argile putin stratificate ..
1,02-1,05
1,04-1,10
Argile cu intercalatii nisip.
1,05-1,115
1,10-1,32
Gresii stratificate ........
1,10-1,29
1,20-1,65
Argile sistoase .........
1,10-1,59
1,20-2,65
$isturi argiloase ........
1,41-2,25
2,00-5,00
Huilc ..................
1,73-2,35
3,00-6,50
Antraciti ..............
2,00-2,55
4,00-6,50
$isturi argiloase?grafitoase
2,00-2,75
4,00-7,50
In cazul alternantei a doue roci, cu grosimile
totale h1 ,si h2, cu rezistivitatile medii Pmr
pi pma notind v1 2 = h1/h2 , coeficientul de
macroanizotropie al ansamblului este, analog
cu (58):
V1,2 (Pmt - Pm2)2
AM 1 +
( ` 1,2 + 11 .. .
\- t r Pm Pm
(60)
Daces rezistivitatea tangentiala a rocii 1 este
ptt ?i aceea a rocei 2, p,,, rezistivitatea tangen-
tiala a ansamblului este
(y1,2 + 1) - Prr - Pta
unde pt este rezistivitatea tangentiala, dupes
directii paralele cu stratificalia,
in ohm-m;
rezistivitatea normala, dupes di-
rectia normala la stratificalie,
in ohm-m.
Coeficientul de anizotropie, din punctul
de vedere al rezistivitatii, este
_ Pn 1+ y (Pb - Pi )2
(58)
pt = , (v + 1)2 Pb ? Pi
?i, depi caracteristic fiecerei roci, este totdea-
una pozitiv.
Rezistivitatea medie a rocii este:
pm = l/Pn' Pt = Pn = )'Pt'
Valorile frecvente ale coeficientilor de anizo-
lropie ai rocilor sedimentare din zecamintele
de petrol ?i de gaze
?i din vecindtatea
for sint date in ta-
bela 14.
Afars de aceasta
micro anizotropie,
trebuie considerate
macro an.izotropia
V1,2 ' pt, + pts
(v 1e2 + 1) Pmt Pma
V1,2 ' ?1 Pma + A2 )`2 Pmt
unde )`1 ,si A2 sint coeficientii de microanizo?
tropie ai rocilor 1, respectiv 2; daces rezisti-
vitatea dupes normala a rocii 1 este pnt , ii
aceea a rocii 2, pna , rezistivitatea dupes nor-
V1,2 ' Pn1 'f Pn,
1) 1,2 + 1
1)1,2 Pn1 + A2 pn2
V1,2 + 1
iar coeficientul general de anizotropie este
prin definitie,
ai aM + Ax {A1 I 2 +- V12 2 (p2 -I- Pm.~] + Dal (63)
(V1,2 + 1) Prei ' Pmt 1
V f 2 2
P;')
X A - (V1122 + 1`2 Lag ~2 + P Pmm't ' + Pm
1 `
marilor pachete de roci constituite din alter-
nante de roci, care au fiecare rezistivitatile
~i microanizotropia lor.
unde DX = A2 - Al
Daces A2 > Al rezuitd
Al AM < an. < a2 '- alvt , (65)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
iar data al = a2 = a, rezulta
ao = XXM, (66)
adics numai in cazul cind cele dour roci com-
ponente au coeficienti de microanizotropie
egali, coeficientul general de anizotropie este
egal cu produsul dintre coeficientul de macro-
anizotropie si cel de microanizotropie. In mod
obisnuit, coeficientul general de anizotropie pre-
zinta o valoare medie intre produsele respective.
In mod-asemanator se poate determina coe-
ficientul general de anizotropie at unei asociatii
de trei roci sedimentare, tratind separat un
pachet de doua roci si apoi ansamblul format
din acesta si at treilea etc. Din analiza ecua-
tiilor (65) si (66) rezulta ca cu cit ansamblul
considerat cuprinde mai multe roci (si, deci,
probabil, mai diferite), cu atit coeficientul
general de anizotropie at ansamblului tinde sa
creasca *).
5. Influenta structurii roce-
lor asupra rezistivitatii for
e 1 e c t r i c e Rezistivitatea electrica a rocilor
sedimentare saturate natural cu apa este influ-
entata si de structura lor. La compozitie
mineralogica constants, rocile sedimentare
saturate cu apa dulce prezinta o tendinta de
scadere a rezistivitatii cu cit rocs are ele-
mentele minerale mai mici. Rocile sedimentare
saturate cu apa mineralizata prezinta, dimpo-
triva, o pronuntats tendinta de crestere a
rezistivitatii electrice, pe masura cresteri finetii
elementelor minerale.
Efectul indicat in cazul apei dulci este datorit
sporului de conductibilitate at apei dulci
saturate prin dizoivarea sensibila, datorita
suprafetei mari, a unei fractiuni din elementele
minerale considerate in mod normal ca inso-
lubile. Acest fenomen este rar observat in
nature, datorita faptului ca apa saturate are
aproape totdeauna o mineralizatie suficienta
pentru reducerea si pentru mascarea feno-
menului. Efectul indicat in cazul apei minera-
lizate este datorit, in general, scaderii minera-
lizatiei apei prin adsorbtie pe suprafata spe-
cifics mare a rocii fine, a unei parti din electro-
litii dizolvati. Fenomenul este observat la
contactul argilelor si at marnelor argiloase
cu nisipuri saturate cu aceeasi apa minerali-
zata: rezistivitatea argilelor si a marnelor este
mai mare decit a nisipurilor vecine.
b) Permeabilitatea dielectrics **) (constanta
dielectrics) a rocilor colectoare 5i a rocilor
invecinate. Permeabilitatea dielectrics a unui
mediu este raporlul de crestere a capacitatii unui
condensator electric, intre armeturile caruia
s-a introdus mediul considerat, fats de capaci-
tatea lui cu vid intre armaturi. Permeabili-
*) Relaliile de anizotropie din punctul de vedere al
rezistivitatii electrice prezinta o analogie complete cu
relaliile de anizotropie din punctul de vedre al permea?
bilit5tii Is filtralia fluidelor. Relaliile respective pot fi
deduse din rela}iile (57) (58) prin inlocuirea rezistivitalilor,
P cu, inversele permeabilitelilor, 1/k.
**) Denumirea, recent introdusa, de t permitivitate
este, inca, relativ pulin cunoscuta @i folosita.
tatea dielectrics a rocilor sedimentare si a,
componentilor' lot variaza intre 2 pi 80. Ea
creste, in general, cu saturatia in ape sau in
titei, cum si cu concentratia in saruri.
Permeabilitatea dielectrics a unui lichid,
aproximativ egala cu patratul indicelui de re-
fractie pe care lichidul it prezinta fats de radia-
tiile cu mare lungime de unda, este influen-
tata de temperature, in general. scazute, si
variaza pi cu frecventa curentului cu ajutorul
caruia este masurate, abaterile de la valoarea
de curent continuu fiind cu atit mai mici, cu cit
frecventa este mai mica. Solutiile apoase ale sa-
rurilor cu amoniu si cu cation monovalenti
prezinta la -)- 18?C o permeabilitate dielectrics:
s = so + 3,79 VC (67>
undo: so este permeabilitatea dielectrics a sol-
ventului (apa);
C -- concentratia solutiei, in mobil
(globala).
Pentru solutii cu cationi si cu anioni polivalenti,
coeficientul 3,79 trebuie corectat in consecinta.
Permeabilitatile dielectrice ale principalelor-
minerale care intre in compozitia rocilor colec-
toare 3i a rocilor invecinate, cum si ale fiuidelor
care satureaza in mod natural sau artificial
aceste roci, (in laborator, carotele) sint indi-
cate in tabela 15).
Tabela 15. PermeabilitAlile dielectrice ale citorva
minerale ?i fluide care satureaza rocile colectoare, in
nature sau in laborator
Substan(a
I Permeabilitato
dielectriea
Cuart ..........................
3,8-4
Feldspa(.i ......................
5,2-7,2
Mica ..........................
7,0-7,7
Bentonite ......................
6,2-7,5
Sari goma ......................
5,8
Calcit ..........................
0,8
Giobertit ........................
8,1
Barit ..........................
11,4
Parafiua ........................
2,1-2,2
Asfalt ........................
2,7
Ozoeherita ......................
2,1-2,2
Ti(;ei ............................
2,0-2.2
Apa distilata la 0? ............
88
Apa distilata la 50.............
70
Apa (vapori) la 1455. ............
1,007
Hexan normal ..................
1,87
Octan normal ..................
1,94
Decau ..........................
1,97
Benzen ........................
2,28
Toluen ..........................
2,3^,
Orto-xilen ......................
2,57
Meta-xilen ....................
2,38
Cielo-hexan ....................
2,06
Tetralina ......................
2,66
Acetons ......................
21,5
Acetat de amil ................
4,8
Eter etilic .................:..
4,4
Alcool amilic ..................
16,7
Alcool etilic ....................
27,8
Alcool metilie ..................
35,4
Cloroform ......................
4,8
Tetraclorura do carbon ..........
2,23
Sulfurs do carbon (lichid)........
2,62
Sulfurs de carbon (gaz) ........
1.,00290
Hidrogen ......................
1,0002
1leliu ..........................
1,00007
Bioxid do carbon ..............
1,0009
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
c) Activitatea electrochimiez" a rocilor colec-
toare ;i a rocilor invecinate. Activitatea elec-
trica a rocilor este proprietatea acestora de a
genera un cimp electric in mediul in care sint
situate natural. Ea se datore?te: 1) unor feno-
mene fizice, fenomene de difuzie - adsorbtie
(altsdata numite electroosmoza) ; 2) unor feno-
mene pur electrochimice (fenomene de oxi-
dare-reducere) ?i 3) unor fenomene electro-
cinetice (fenomene de electrofiltratie).
1) A c t i v i t a t e a de difuzie - ad -
s o r b t i e are loc la suprafata de contact a doi
electroliti cu aceea?i concentratie sau cu con-
centratii diferite, in care predomina trecerea
de la solutia concentrate la cea diluata. Trans.
ferul de sarcini electrice astfel provocat prici-
nue?te o diferenta de potential de semn cores-
punzstor ionilor cu viteza mai mare. Dupe
legea lui Nernst, prin difuzia ionilor unui
electrolit binar, total disociat, intre doua
solutii cu concentratiile C ?i Co, se na8te o
diferenta de potential:
Ed = RT u - v In C d nF u+v Co (68)
unde: R este constanta universals a gazelor,
egala cu 8,313 J/?C?g;
T - temperatura absolute, in ?K ;
it - valenta electrolitului disociat;
F - constanta lui Faraday, egala cu
96 500 C ;
u ? - viteza de difuziune a cationilor,
in cm/s; -
v - viteza de difuziune a anionilor
in cm/s.
Pentru solutiile de NaCI, la temperatura de
+20'C, tirind seama de inversa proportionali-
tate dintre concentratii ?i rezistivitati, ecuatia
diferentei de potential de difuzie- adsorbtie este :
Ed = - 11,6 lgio Oo (69)
in care Ed este dat in milivolti, iar p;; ?i p in
ohm ? metri.
Ecuatiile (68) ?i (69), valabile pentru solutii
in contact liber, nu corespund valorilor poten-
tialeloi? de difuziune-adsorbtie constatate in
rocile naturale (cu exceptia rocilor cu granulo-
metrie foarte grosolana), nici ca valoare 5i,
deseori, nici ca semn.
De exemplu, la contactull liber a doua solutii
de NaCl at caror report de concentratii este de
10/1, se. na?te o forty electromotoare de
- 11,6 milivolti. La contactul aceleia?i solutii
prin intermediul unei diafragme de material
argilos, se masoara efectiv o diferenta de poten-
tial de + 30 milivolti.. Alteratia se datore?te
fenomenelor de adsorbtie a ionilor la suprafata
particulelor solide ale roc-i.
Din cercetairle fscute de Institutul de geo-
fizica tehnics din Moscova, rezults ca efectul
de adsorbtie este influentat:
- de compozitia chimico-mineralogica a
rocii (atit.ca valoare absolute, tit ?i ca semn) ;
- de compozitia chimica a solutiilor in
contact care satureaza roca ?i de concen-
tratia for (dife:renta de potential la contactul
rocs.electrolit liber scade repede cu cre?terea
concentratiei);
- de coeficientul de saturatie a rocii cu
solutie (cu cit saturaaia este mai mica, cu atir
diferenta de potential efectiv masurata se deo-
sebe?te mai mutt de cea determinate prin
ecuatia potentialului de difuziune) ;
- de compacitatea rocei (cu cit rota este mai
compacts, cu atit diferenta de potential efectiv
masurata se deosebe?te mai mult de cea determi-
nate prin ecuatia potentialului de aifuziune);
- de gradul de dispersie mecanica a] ele-
mentelor rocii (cre8terea gradului de dispersie
influenteazs in. acela?i sens ca scaderea satu-
ratiei sau ca creiterea compacitatji).
n
Fig. 51. Schema unei instalatii pentru masurarea dife-
rentelor electrochimice de potential ale probelor de rota
(de adsorbtie-difuzie ?i de oxidare-reducere): i - proba;
z-compartimenr cu solutie de concentratie constants;
3 -compartimenc cu solutie de concentratie variabili;
4 -electrod nepolarizabil cu calomel; a - pahare cu
solutie saturate de clorura de potasiu; 6-recipient
de parafina; 7 - sifoane cu agar-agar; 8 - intretupator;
9 - condensator (utilizat la masura diferentelor de potent
tial prezentate de rocile cu mare rezistivitate); ro - gal-
vanometru cu oglinda; r i - potentiometru.
Afars de influentele pur chimice, se poate
trage concluzia de sinteza ca activitatea elec-
trica de adsorbtie a rocilor cre?te paralel cu
cre?terea suprafetei particulelor minerale care
vin in contact: cu unitatea de volum de elec.
trolit care satureaza rota.
In ordinea irmportantei efectului de adsorbtie,
rocile colectoare ?i cele invecinate sint:
clasificate astfel: ?isturi argiloase, argile 5is-
toase fine abisale, argile batiale, marne com-
pacte, argile nisipoase, gresii argiloase, cal.
care ?i dolomite argiloase, gresii slab cimentate,
nisipuri fine. nisipuri grosolane ?i calcare-dolo-
mite poroase. Pe masura trecerii de la ?isturile
argiloase cetre calcare, diferenta dintre potent
tialul de difuziune-adsorbtie masurat scade.
Avind o deosebita importanta la interpretarea
diagramelor de potential spontan ridicate Is caro-
tajul electric at sondelor (potentialul) ?i
a profilelor electrice de prospectie, diferenta de
potential de difuziune-adsorbtie se masoara cu
ajittorul instalatiei. reprezentate in fig. 5 1.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
PIZICA ZACAM1iNTELOR DE T1TE1 $I GAZE
Pe aceasta cale s-au determinat diferentele do
potential electrochimic prezentate in solutii de
KC1 de diferite roci tipice din U.R.S.S. (fig. 52).
2) Activitatea de oxidare-re.
ducere are loc in:
- roci cu sulfur! ;
Fig. 52. Potentialele electrochimice, fats de solutii
de clorura de potasiu de diferite concentratii, ale citorva
tipuri de roci colectoare ~i de roci invecinate din U.R.S.S.:
r - yisturi argiloase (Urali); z - argila de la partea infe-
rioara a stratelor de Kirmak (lantierul Ordjonikidze);
3 - argils de Crimeea; 4 - calcare; 5 - gresii; 6 - an-
traciti ; 7- marne ; 8- bauxit; p - nisip cuartos ;
10- dolomit; 11 - nisip feruginos-argilos din bazinul
Moscovei; 12 - caolin.
O b s e r v a l i e. In abscisa care reprezentatA concen-
tralia solutiei de clorura de potasiu, exprimata in functie
de concentralia normala.
- roci cu oxizi metalici in grad de oxidare
diferit de acela al oxizilor din rocile invecinate;
- roci carbunoase.
Roca in care are loc procesul de oxidare
pierde electroni ~i capata sarcini pozitive
fats de mediu, iar rota in care are loc procesul
de reducere se incarca negativ fats de mediu.
Marile anomalii de potential de oxidare-redu-
cere se intilnesc la prospectarea zacamintelor,
deasupra 'zonelor cu sulfuri 5i cu carbuni.
La zacamintele in faza incipienta de incar-
bonizare, in turbarii ,si in mlagtini turboase,
predomina in stratele de suprafata procese
de oxidare care treptat, cu adincimea, trec in
procese de reducere. In faza urmatoare, a for-
marii lignitilor 8i a carbunilor bruni, predomina
procesele de reducere pentru ca, dupa tre-
cerea la huile-antraciti, sa predomine iara3i
cele de oxidare, care devin maxime in grafite
?i, ^n ~isturi grafitoase.
Din fig. 53 reiese importanta efectului in
rocile carbunoase, in mediu oxidant artificial.
750
200
+H, S2,
Fig. 53. Variatia diferentei de potential de oxidare.
reducere la contactul citorva roci cu un electrolit oxidant
artificial (Cr,O,K5 + S04H1), in functie de concentratia
acestuia exprimata in fracliune de concentratia normala:
r - antracit; z - semiantracit; 3 - carbune brun;
4 - gresie; 5 - argils. In ordonatS, diferenla
de potential, in milivolti.
In rocile colectoare ;;i in cele invecinate,
continutul in sulfuri este mic, dar suficient in
general, pentru a produce efecte sensibile.
Efectul sulfurilor 0 al carbunilor intilniti in
sondaje, de8i sensibil, este, in general, insu-
ficient pentru a altera simtitor potentialul de
adsorbtie-difuziune ?i potentialul electrocinetic
(v. vol. 1, Carotajul electric).
3) Activitatea eleetrocj.netica.
Spre deosebire de 1) ;;i 2), activitatea elec-
trocinetica (de liltratie) are loc nu la contactul
electrolitului cu rota, ci in toata masa me-
diului poros.
Prin distributia efectului in toata masa rocii,
is naptere un cimp de potential electric asema-
nator (cu conditia omogenitatii pi a izotropiei
rocii 8i ale lichidului) cimpului de potential
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
hidraulic care it cauzeaza. .fectul electrocinetic
are urmatoarele caracteristici :
- creste cu permea.bilitatea rocii sau a
mediului fiitrant (cel putin in gama permeabi-
litatilor reduse), fiind nul la rocile imper-
meabile, (totusi, efectul nu este reprezentativ
din punct de vedere cantitativ pentru permea-
bilitatea rocilor atinse de sondaje, deoarece
efectul masurat in gaura de sonde este localizat
aproape integral in turta de noroi depusa pe
fata rocii, turta a carei permeabilitate efectiva
fats de ape este de ordinul a 103-10a on mai
mica decit a unei roci colectoare;)
- scade cu cresterea fractiunii din spatiul
de pori ocupata de lichid imobil;
- este proportional cu diferenta de poten-
tial data de relacia lui Helmholtz;
s - ~ - Po
EH = (~ AP, (70)
4-
in care :
este permeabilitatea dielectrics a lichi-
d
l
i
Ps
u
u
;
rezistivitatea electrice a lichidului;
N
-'
viscozitata absolute a
lichidului ;
LP
-
diferenta de presiune
dintre fata
d) Proprieta(ile magnetice ale rocilor colec-
toare. Proprietacile magnetice (permeabilitate,
susceptibilirate, hysteresis) ale rocilor colec-
toare, care au aplicatie preponderenta in cazul
orientarii magnetice a carotelor si in cazul
orientarii magnetice a devierii gaurii de sonda,
sint expuse in vol. I.
e) Alte proprietapi fizice ,i fizico-chimice ale
rocilor colectoare ca: unghiul de contact de
echilibru, Inaltimea de ascensiune capitals,
hysteresis capilar, cre~terea de volum prin
hidratare partialfi etc., sint expuse in capito-
lele care trateaza despre fenomenele respec-
tive, influentate de aceste proprietati.
c. Influenta reciproca a diferitilor parametri
ai rocii colectoare
1. Influenta porozitacii asupra densitatii
si a densitacii asupra porozitacii. Tinind
seama de greutatea specifice aparenta a
rocii, ya mai mica decit y,,,, greutatea specifice
a elementelor solide care alcatuiesc roca, din
relacia -fa = ym (1 - in) rezulta relatia (71),
folosita pi pentru determinarea porozitacii,
foarte utila pentru ? determineri curente, dar
care necesita o masurare foarte precise a?greu-
tatilor specifice ya si ym, in cazul rocilor com-
pacte.
Densitatea tie a;ezare a elementelor rocii
variaza in sent: rovers cu porozitatea si influ-
enteaze: (a) prin distanta dintre elemente,
in special in cazul rocilor necimentate sau slab
cimentate si f3) prin gradul de umplere cu ele-
mente mici, a golurilor lesate intre ele de ele-
mentele maxi.
a) Distanta dintre elemente, a, (fig. 54).
sporeste porozitatea rocii. In cazul rocii fictive,
cu elemente sferice asezate in retea romboe-
drica, variatia porozitatii datorite sporirii dis-
tantei dintre elemente este data de relacia :
in = 1 - 0,74 ( D ~3 . (72)
D + a
In cazul rocii fictive, cu aseaare in retea
cubica (fig. 55) relatia corespunzatoare este:
in =- 1 - 0,524 D 13 (73)
1D -- a!
in care :
D este diarnetrui elementului rocii fictive;
a -- distanta periferica dintre doua ele-
mente vecine (nula in cazul cind
elernentele se gesesc in contact).
de iesire si fata de intrare a lichi
dului in rocs;
diferenta de potential electric
dintre fata de iesire si faca de
intrare a lichidului in rocs;
diferenta de potential specifice de
]a contactul' dintre lichidul satu-
rant imobil $i cel mobil.
Fig. 54. Schema modifi- Fig. 55. Schema modifi-
carit prin dizolvare a unei carii prin dizolvare a unei
roci fictive cu a;}ezare roci fictive prin asezare
romboedrica. cubica.
Chiar in cazul rocilor fictive, valabilitatea
acestor relatii este limitata la valori mici ale
lui a fats de D, deoarece este greu de admis ca
roca ar ramin.e un agregat stabil dace s-ar
produce o indepartare intre toti grauntii.
In tabela 16 sint date variatiile volumului
de pori din cauza creiterii distantei dintre
graunti, considerati cu diametru constant.
Aceaste situatie, asemanatoare aceleia prezen
tate la rocele reale din cauza operaciilor de aci-
dizare, corespunde, in realitate, unei cresteri
a distantei a pe seama unei scaderi a diame.
trului D, ceea ce provoaca sporuri efective de
porozitate si de permeabilitate si mai mari ;
dat fiind caracterul aproximativ al relatiilor
(72) ?i (73), s-a neglijat variatia lui D.
m=1- ,
(71)
Valorile de orientate din aceasta tabela
trebuie considerate ca valori minime pentru
ym
rocile reale, concluzie is care se ajunge pi prin
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tabela 16. Variatia volumului de pori, Am, in procente
din valoarea initialSS, din cauza operatiei de acidizare
uniform' a unei roci fictive, astfel incit grosimea stra-
tului dizolvat reprezint3 l/, a din diametrul greuntelui
rocii fictive
Asezare romboedrice
Asezare cubica
a,%
m,%
m,%
m, %
Lm, %
1
28,18
8,4
49,1
3,15
2
30,3
16,6
50,6
6,30
3
32,4
24,6
52,1
9,45
4
34,5
32,7
53,5
12,40
5
36,1
38,9
54,8
15,10
compararea rocii fictive cu retea cubica cu roca
fictive cu retea romboedrice, mai apropiata
de rocile reale. In orice caz, trebuie evitat sa
se introduce in relatiile (72) pi (73) pentru D
valoarea diametrului maxim, cum s-a incercat
uneori: Se recomanda folosirea pentru D a
valorii medie ponderate cu fractiunea ponde-
rala granulometrica, a diametrelor diferitelor
fractiuni granulometrice componente.
In cazul variatiei in sens invers a distantei
a, intilriite uneori in cazul cimentarii supli-
mentare a grauntilor prin procese de preci-
pitare chimica, relatiile (72), respectiv (73)
pot fi aplicate, insi tinind seama de valoarea
algebrica a lui a ,si numai intr-o scars restrinsa.
Chiar in acest caz trebuie sa se is in conside-
rare ca variatia efectiva a porozitatii este mai
mare decit cea indicate de relatiile (72) ?i (73),
care ramine o valoare exclusiv de orientare.
Este de observat -ca variatii sensibile de poro-
zitate pot fi cauzate pe aceiasi tale (mi suficient
de exact evaluate in cazul rocilor fictive) prin
exercitarea unei presiuni exterioare asupra
rocii colectoare, care provoaca o deformare
a grauntilor la punctele de contact ?i, deci,
o apropiere a grauntilor ?i o scadere a volumului
dintre ei, fare a produce o scydere sensibila a
volumului acestora (variatia efectiva a volu-
mului grauntilor este de un ordin de marime
inferior variatiei volumului porilor). In prac-
tice, se prefers determinarea experimental! a
variatiei porozitatii in functie de presiune
(vezi cap. IV B.b.8).
.p) Pe masure ce cre?te coeficientul de neuni-
formitate granulometrica al rocii, elementele
mai fine tind se umple spatiile lasate de ele-
mentele mai mari, iar porozitatea se reduce.
Teoretic, prin cre?terea suficient! a coeficien-
tului de neuniformitate, porozitatea tinde
catre zero. Rocile reale constituie cazuri inter-
mediare, ~i, pentru exemplificare, data se
porn?te de la reteaua cubica ,si, in centrul
unui element al retelei, un cub cu colturile
ocupate de opt optimi de element. sferic cu
diametrul d se interpune un element sferic
cu diametrul 8, astfel ales, incit sa fie tangent
la cele opt optimi de sfere mari, se obtine o
noua retea, reteaua cubica centrals, cu densi-
tate sporita, avind caracteristicile: 8 = 0,7321
d 9i m = 0,2709; sporul de porozitate obtinut
este de - 43,1% din valoarea initials a poro-
zitatii, respectiv - 75,9% din valoarea finals
a porozitatii.
in cazul centrarii unei retele romboedrice
prin interpunerea in centrul fiecarui tetraedru
elementar a unei sfere cu diametrul 8, tangents
la cele patru sferturi de sfera cu diametrul d,
din virfurile tetraedrului, se obtine o retea
noua, reteaua romboedrice centrata, cu den-
sitate sporita, avind caracteristicile : 8 =
= 0,22474 d ?i m = 0,2509; sporul de poro-
zitate obtinut este de - 3,35% din porozitatea
initials, respectiv - 3,5% din cea finals.
In nature, procesul de umplere a golurilor
este continuat, astfel incit porozitatea rocilor
reale este, in general, cuprinsa intre valoarea
maxima data de roca fictive corespunzatoare ?i
valoarea zero, urmind a fi determinate experi.
mental. -
2. Influenta compozitiei granulometrice
asupra porozitatii poate fi dedusi din cele
expuse la par. B.c. 1, porozitatea scazind cu
cregterea coeficientului de neuniformitate gra-
nulometrica.
3. Influen;a porozitatii asupra permeabi-
litatii, foarte controversata, nu poate fi sta-
bility cantitativ, din cauza imposibilitatii de
a provoca variatia numai a porozitatii, pas-
trind constante toate celelalte caracteristici ale
rocii colectoare, in special, structura. Din
cauza nerespectarii acestei conditii, se citeaza
ca exemplu al independentei permeabilitatii de
porozitate, cazuri de roci cu porozitate destul
de mare 10-15% (argile-marne), dar cu per-
meabilitate nula, sau de roci Cu porozitate
foarte redusa, citeva procente (calcare, dolo-
mite, breccii), dar cu permeabilitate mare
(citiva darcy).
Din cercetarea generals a permeabilitatii,
in functie de porozitate, rezulta (vezi fig. 56)
ca nerespectarea conditiei mentionate deter-
mine o imprattiere considerabila a punctelor
rerezentative, dar ca se poate stabili o lege
de variatie calitative 5i chiar semicantitativa :
a) in limitele de variatie a porozitatii rocilor
colectoare (4% -48%), permeabilitatea create
din cauza porozitatii ,?i odatfi cu aceasta;
b) aceasta crestere nu este liniarfi, ci aproxi-
mativ logaritmica.
Dace se incearca sa se incadreze repartitia
statistic! a cazurilor reale, se obtine aproxi-
mativ :
kmaxim 22.8.10-6 m6,64
kminim (,m/20)19,49
(74)
(75)
unde: -
m este porozitatea rocii colectoare, in %
k - permeabilitatea rocii colectoare, in md;
In domeniul porozitatilor uzuale, utilitatea
practice a acestor . curbe-limits de repartitie
statistics este redusa, deoarece, in special la
porozitatile reduse, se obtin valori de inca-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
drare foarte departate una de alta. Pentru
eomparatie, in tabela 17 sint date valorile
aproximative, calculate cu relatiile (74) pi (75).
Valori suficient de exacte se pot determina
numai in cazul porozitatilor de peste 35% ;
in aceste cazuri utilitatea for este redusa de
Imprejurarea ca permeabilitatile corespunza-
toare sint foarte mari, astfel incit conditiile de
exploatare a zacamintului sint u8urate.
Tabela 17. Valorile maxime ?i minime probabile ale
permeabilitatii unei roci colectoare cu poro:itate data
m
kmaxim
'`minim
I
m
kmaxim
kminim
%
mD
mD
I %
mD
mD
5
0,1
-
25
4400,0
40,7
10
10,0
-
30
14800,0
835,0
15
148,0
0,0003
35
40,750,0
10800,0
20
1000,0
0,1
40
100000,0
100000,0
Relatiile (74) ,si (75) 8i fig. 56 se refers
,1a date culese asupra a peste 2 000 probe
de roci sedimentare clastice. Pentru rocile
sedimentare de precipitatie organics, cal-
care dolomite, fig. 57 arata o distributie
analogs Si o impra5tiere Inca mai mare.
Caracteristice acestor roc' sint punctele repre.
zentative corespunzatoare unor permeabilitati
foarte mari, pentru porozitati foarte mici.
Aceasta proprietate este caracteristica rocilor
ale caror canale de scurgere au una dintre
dimensiuni mica fats de celelalte doua (fisuri).
Singura concluzie practica ce se poate trage
din studiul influentei porozitatii asupra permea-
bilitatii este aceea Ca, daca porozitatea create
peste 30-35%, permeabilitatea rocilor colec.
toare sedimentare clastice create foarte mult,
din cauza schimbarii structurii spatiului de
pori. De exemplu, daca prin operatii. de aci-
dizare, proiectate in mod adecvat, se poate
spori porozitatea unei roci colectoare, foarte
putin permeabils, de la 20-25% la 30-35%.
permeabilitatea ei finals va fi in mod cert
sporita considerabil (v. ?i atribuit uneori
solidelor in stare amorfa, deli explica uneori
mult mai corect comportarea is solicitari
mecanice a unor solide amorfe (sticla, smoala
etc.), nu este, in general, admis si se cunosc
cristale lichide (pars-azo-oxi-anisolul, para.
azo-oxi-anetolul, azo-oxi-fenetolul, unii ole-
ati etc.).
Deosebirea dintre stares lichida si cea
gazoasa are un caracter mult mai putin precis
gi este posibila numai in prezenta ambelor
faze : faza lichida prezinta densitate mai mare,
viscozitate mai mare, indice de refraclie mai
mare, caldura specifics mai mare si, una dintre
caracteristicile cele mai sensibile, permitivi-
tate electrica mai mare *). Diferentele dintre
proprietalile fizice respective sint relativ mari
is temperaturi si la presiuni joase si scad trep.
tat cu cresterea temperaturii si a presiunii,
pentru a se anula complet la punctul critic.
La temperaturi mai inalte decit cea critics
sau is presiuni mai inalte decit cea critics
(dar in acest caz, numai is temperaturi mai
inalte decit cele determinate de ramura de
curbs TB) (fig. 1), sistemul se gaseste intr-o
stare fluids, calificats in mod conventional ca
stare gazoasa. In domeniul S, sistemul se
gaseste in stare solids, acest domeniu fiind
deseori divizat in domenii de stabilitate a
diferite stari alotropice. `in domeniul L, sis-
temul se gaseste in mod stabil in starea lichida
(el se poate gasi in stare lichida instabila,
supratopire, intr-o mica regiune la stinga
ramurii TB, in domeniul S, sau in stare de
lichid supraincalzit, is dreapta ramurii TC,
in domeniul G ; impietarile domeniului L
asupra celorlalte doua sint relativ usor de
realizat experimental, pe cind cele inverse sint
mult mai rare).
In domeniul Q, sistemul se gaseste in starea
gazoasa.
La temperaturi si is presiuni joase, deose.
birea intre starea lichida si cea gazoasa se face
vizual, in mod intuitiv, pe baza diferentei
*) Compresibilitatea elastics (i a fluidelor (Cap III B.
b. 8.), deseori citata ca criteriu de deosebire intre starea
lichidS yi cea solids, nu are mai multS valoare, lichidele
nefiind incompresibile, ci numai mult mai putin compresi-
bile decit gazele, In temperaturi >i Ia presiuni mult infe-
rioare celor critice. La temperaturi yi la presiuni inalte,
deosebirea dispare. Singura valoare a criteriului const3 in
forma legii de variatie a volumului cu presiunea, Ia lichide
influentind preponderent factorul e -'P. iar Ia gaze influ-
entind preponderent factorul P-bo.
indicilor de refraclie si de culoare. La tempe
raturi si is presiuni la care observalia vizuala
nu este posibila, distinclia poate fi facuta_
pe baza urmaririi continutului de caldura
(entalpiei). La presiunea constants P1, entalpin
sistemului creste cu temperature, prezentind
discontinuiteti in punctele de transformare-
Fig. 2. VarIatia izobarra a entalpiei unui sistem unicom-
ponent in functie de tempeIaturS: A - transformare la
presiunea P1; B - transformare Ia presiunea Po; C - tran-
sformare la presiunea Ps ega1S cu presiunea critics.
(v. fig. 2). In stares solids, pants curbei de la.
stin a unctului A re rezinta aH
g p p (all , caldura
p
specifics in starea solids; in punctul A, sis-
temul absoarbe treptat caldura latenta de-
topire a5, ridicindu-5i la temperatura con-
stants de topire Tri , entalpia, pins is valoarea
corespunzatoare punctului B, in care topirea
este terminate. Pe ramura BD, sistemul este
incalzit in stare lichida is presiunea constants.
P1, pants curbei find egala cu caldura spe-
cifics is presiunea Pl a lichidului. In punctul
D, sistemul incepe sa treaca in starea gazoasa,
isi ridica is temperatura constants TL entalpia,
absorbind treptat caldura latenta de fierbere
al, pins is valoarea corespunzatoare punc-
tului E, in care fierberea este terminate. Pe
ramura EC, sistemul, trecut in starea gazoasa,
absoarbe caldura conform unei pante a curbei
( aH
egala cu caldura specifics in starea
OT p
gazoasa corespunzatoare. Repetind ciclul de
incalzire is o alts presiune, P21 se observe o
variatie practic neglijabila a temperaturii de
topire Tr, si a caldurii latente de topire, insa
o variatie sensibile, in cazul de fats (P2 > P1),
o crestere sensibile a temperaturii de fierbere
de is Tl is T2 si o scadere sensibile a caldurii
latente de fierbere de la al la A2. Pentru o
presiune si mai mare, P3, varialia tempera-
turilor de fierbere si a caldurilor latente are
loc in acelasi sens, temperatura de fierbere-
creste is T3, iar A scade is A3. Marind pre-
siunea pins is cea criticaPc, sistemul parcurge
prin incalzire izobara curba ABDFHC ,si din
faptul ca A devine nut, se poste trage concluzia
ca transformarea dintr-o faze fluids in cealalts
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
nu mai are loc sau, conform definitiei exacte
a starii critice, ca faza lichids ,si cea gazoasa
se confunda. Experientele dovedesc ca in
cazul acestor transformari, are loc nu numai
0 anulare a diferencei de entalpie (A) a celor
doua faze, ci anularea deosebirilor dintre toate
celelalte proprietati fizice ale fazei lichide,
respectiv gazoase.
Egalitatea volumelor (ai greutalilor) spe-
cifice poate fi dedusa gi din ecuatia Clausius-
Clapeyron,
T 8P
A A(V-v) 8T
in care:
A este csldura latents de transformare (dife-
renta de entalpie dintre faze), in kcal/kg;
V - volumul specific al fazei gazoase, in
m3/kg;
V - volumul specific al fazei lichide, in
ms/kg ;
P? - presiunea de vapori, in kg/mz;
T - temperatura sistemului in echilibru,
in ?K;
A - echivalentul mecanic al kilocalories,
in kgm/kcal,
8P
dace se tine seama ca OT 4 0 $ T.
Pentru utilizarea ecuatiei f (T)=Pv, (v.B.d.l.).
Caracteristica pentru apropierea proprieta-
tilor celor doua faze cu apropierea de punctul
G T T
Fig. 3. Variatia in echilibru, in funcpe de temperatura,
a greutatii specifice a fazei lichide ?i a fazei gazoase, y,
in prezents simultan3, in cazul unui sistem cu un singur
component: T - temperatura; yg- greutatea specifics a
fazei gazoase, Y1 - greutatea specifics a fazei lichide;
Tc-temperatura critics,
critic, este fig. 3, care reprezinta variatia greu-
tatii specifice a celor doua faze in echilibru,
exprimate prin legea diametrului liniar,
Yg + Yl
unde
yg este greutatea specifics a fazei gazoase,
in k:g/m3;
yl - greutatea specifics' a fazei lichide, in
kg/m3;
a~i b - constante caracteristice substantei;
T - temperatura absolute a sistemului, in?K,
lege empirica, care, de?i remarcabil verificats
in gama presi.unilor si a temperaturilor medii
ai inalte, este nesatisfacetoare in gama presiu-
nilor joase *),
a) Trecerea dintr-o stare de agregacie in alta
a fiecarui sist:em cu un singur component se
face la presiune, in functie exclusiv de tempe-
ratura, presiunea de echilibru a celor doua
faze, determinate de ramura de curbs respec.
tive (AT, BT ?i CT, fig. 1) (in conformitate cu
legea fazelor v., VI A. b..). Practic intereseaza
numai ramura TC. Presiunea de echilibru
respective este numita ~i tensiunea de vapori,
Pv. Funccia P. = f (T) existents numai in
domeniul de temperaturi (respectiv de pre--
siuni) T - C este caracteristica fiecarei sub-
stante (v. proprietatile fizice ale fiecsruia
dintre fluide, IV B.a.... d) ?i este determinate
de ecuatia (1), care in gama presiunilor reduse
(departe de C. fig. 1) poate fi folosita practic
pentru determinarea valorii Pt,, pe baza cunoa?.
terii csldurii laterite de transformare, relativ
pulin variabila in acest domeniu, sau pe baza
comparatiei cu P. a unei alte substance cunos-
cute. In gamaa presiunilor (respectiv a tempe
raturilor) apropiate de C (fig. 1), ecualia (1)
este, practic, mai degraba utilizabila pentru
determinarea energiei de transformare A, pe
baza cunoa~terii tensiunii de vapori P,, din
determinsri directe experimentale.
Din cauza numarului mare de hidrocarburi
consinute de zacaminte, pentru determinarea
Pt, a celor nestudiate experimental in gama
presiunilor departate de cea critics, s-au pro-
pus:
1) Formule derivate din (1), in ipotezele ca
v este neglijabil fats de V ,si ca faza gazoasa se
conformeaza legii gazelor perfecte (PV = RT),
dP' Al' B
z sau log Pi, = A - -- (3)
dT RT C+t
unde A, B ,si C sint coeficienti specifici sub-
stantei respective (prac.
tic, deoarece teoretic C
ar trebui sa fie egal cu
273,13 ?K);
t - temperatura sistemului,
in ?C.
Practic, determinarea coeficientilor A, B Si
C, in cazul unei substance date, pe baza cunoa?-
terii presiunilor de vapori Pt?1, P0,2 ,si P,,,3,
Fig. 3 este rcprezentativa Si pentru site proprietati
h T .4-A
'- -- -- --'-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
n log P0.1 - log Pv.2
corespunzatoare temperaturilor t1 , t2 4i t3 ,
se face cu relatiile :
n - 1
(t2-t1) (A-log
P,,.1) (A-logP0.2)
log P~. 2 - log P0.2
in care :
(ts - t>) (log P,,.3 - log Pv .2)
n (t3 - t2) (log Pa,.2 - log P0.1)
2) Formule de tipul Dupre-Hertz,
Pv = A + B log T -F- C,
T
bazate pe o variatie ipotetica liniara a caldurii
latente de vaporizare, in functie de tempera-
tura absoluta, intrucitva mai exacta, dar de
aplicatie practica mai dificila.
100
80
70
60
50
40
30
4) Formule de tipul Nernst,
log P~ _ + 1,75 log T -
4,575 T
T + C,
4,575
in care :
a? este caldura latenta de vaporizare, in
cal /g ;
C - constante specifice substantei.
5) Formule de tipul Sapiro
P (1 _ z2)m
In -` = k
P? Z;"
in care :
P. este presiunea critics, in kg/m2;
'G - temperatura redusa, adimen-
Tempera/uea - C
20 30 40 50 60 70 00 9,
~~ ~I L I I I I IT ~ /iID
Cf,
SI-
C2
Ile
C
C3
sionala ;
coeficienti constanti, specifici
substantei, al carei domeniu
de aplicabilitate este mai larg
decit al precedentelor, insa
de aplicatie destul de greoaie.
0, 3
6) Metoda Kireev, care,
desi bazats pe aceleasi ipo.
teze ca (3), totusi, cu co.
rectii, datorita caii grafice,
este aplicabila mult mai
u?or ~i cu anumite corec-
tii, intr-un domeniu rela-
tiv larg de presiuni.
Ea consti in compararea
pe cale grafica a curbei
PO = f (t) a corpului de
cercetat, cunoscuta partial
prin unul sau prin citeva
puncte, cu curba P? = f(t)
complect studiata a unui
alt corp cu constitutie chi-
mica pe cit posibil apro-
piata (conditie care nu este
indispensabila, insa este
u~or de indeplinit in cazul
hidrocarburilor) pi cu pro-
prietati fizice de stare de
agregatie pe cit posibil
Fig. 4. Aplicarea metodei Kireev la tensiunile de vapori ale hidrocarburilor, prin apropiate.
comparalie cu hexanul. Curbele pentru etilen, pentru acetilen, etan, propilen, Ea se bazeaza pe faptul
propan .i pentru butan se referA la scara din stinga a presiunilor, celelalte, la ca faza gazoasa s-ar con-
scara din dreapta. Curbele marcate cu \-i reprezint6 comportarea hidrocar- forma ecuatiei (3), astfel
burilor aromatice. inCit
lnP. - a P ? =K - m?ln T - n
T T
in care :
a, k, m ?i n, Sint constante specifice sub-
stantei, dedusa pe aceeagi cale ca (3), insa in
ipoteza ca faza gazoasa se conformeaza legii
aproximative a gazelor reale, Van de Waals.
1 dT dP? 1
PO L RT2 L'
unde L este caldura latenta molars ;
(9)
R - constanta generals a gazelor,
iar indicii (') se refers la substanta cunoscuta,
astfel incit
log PO = L log P? -}- C (10)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
COMPLEMENTE DE FIZICO-CHIMIE A SISTEMELOR FLUIDE DIN ZACAMINTE 197
unde C este o constants de integrare, iar
L/L' este practic constant pentru un anumit
cuplu de substance.
Fig. 4 indica modul de uilizare a metodei,.
aplicat la o serie reprezentative de hidrocarburi,
cum gi faptul ca aplicabilitatea ei pins in
vecinatatea punctului critic este remarcabila.
Se observe comportarea particulars a aro-
maticelor.
Cu toate acestea, utilitatea ei la aceast6 gams
restrinse de presiuni ?i de temperaturi conste
in determinarea lui A, pe baza datelor experi-
mentale de P. .
b) Legea de stare. Volume specifice. Pentru
orice sistem unicomponent se poate concepe
?i determina experimental in tot domeniul lui
de stabilitate chimica, o lege de forma
F (P, v, T) = 0, (11)
care permite determinarea volumului specific
v, al componentului sistemului, is orice tem-
perature ,si la orice presiune in acest domeniu,
pentru fiecare dintre sterile de agregacie sta-
bile. Nu se cunoaste pentru nici o substance o
expresie analitica unite *) ,si exacta de forma
(11). Reprezentarea grafica in sistemul de
coordonate: presiune absolute, volum spe-
Fig. 5. Reprezentarea in coordonatele: presiune abso-
lute, volum specific gi temperature absolute, a suprafelei
eorespunzatoare legii de stare a unui sistem simplu, cu
o singura stare alotropica in fiecare stare de agregalie:
ABD of EL ge KIFA -suprafala de stare; ABFQ - su-
prafala de stare solidi l; BDHQ - suprafala de topire -
solidificare; DafCbHD - suprafala de stare lichide;
FQHIIF - suprafala de sublimate; KIIdCgek - supra-
fala de stare de vapori; fF ...LgCf - suprafala de stare
gazoasa conventionale (deasupra punctului critic C);
m n o b d q - curba de transformare izobara, la presiunea
Pt; a b d e - curba de transformare izoterma, la tempe-
ratura tr; fCg-curba de transformare izoterma, la tempe-
ratura critics, tc; C-punctul critic; H - punctul triplu.
cific, ?i temperature absolute, a determinerilor
experimentale este data in fig. 5, in perspective.
Practic, suprafaca este studiate partial fie prin
metoda proiectiunilor pe planul a dour varia-
bile (de exemplu, P, T, ca in fig. 1), neglijind
a treia variabila, fie prin metoda secciunilor,
considerind a treia variabila ca o constants
(de exemplu curbele izoterme, mai frecvent
studiate, fig. 6).
Exprimarea analitica aproximativa este posi-
bila empiric numai pe domenii restrinse de
P, T gi, in general, mai comode prin derivatele
curbelor de interseccie respective, derivate
parciale ale functiei care, local exprima ecuatia
(11). De exemplu pe izoterma a, b, compresi.
bilitatea lichidului
( aV
13=- -
OP T V
este, in general, foarte mica ,si variazs foarte
pun cu presiunea, astfel, incit deseori, in
prima aproximatie, este considerate constants
(v. Cap. IV B.a.2 5i B.b.3).
De asemenea, coeficientul de dilatare ter-
mica
av 1
(dT~T V
este foarte mic, cu excepcia gazelor care pre.
zinta pentru it o valoare mai mult sau mai
pucin apropiat:a de 1/273, (?C)-I, dupe cum
gazul se apropie tnai mult sau mai putin de
un gaz perfect. Pentru lichide ji pentru solide
(afars de transformari alotropice), a poate fi
exprimat printr-o functie polinomiala de tem-
perature, ai cerei termeni scad foarte repede
in importance relative, cu puterea temperaturii
(v. Cap. IV B.b.4 in particular pentru ape,
B.a.l, fig. 5).
Punctele singulare (C, punctul critic, si H,
punctul triplu, fig. 5) prezinta, in cazul sub-
stancelor pure, o stabilitate care le face indicate
(practic numai H, fiindca C este greu realizabil
?i observabil) ca etaloane absolute, deocarn-
data numai pentru temperature (acidul ben-
zoic), deji teoretic sint utilizabile ?i pentru
presiune.
Exprimarea directs, mai generals, sub forma
primitive a furtcciilor (12) gi (13) se face deseori
numai grafic, prin diagrame de tipul celor
din fig. 6, respectiv 7.
Pentru definirea relatiei (11) s-au propus
numeroase ecuacii:
1) P. v = RT
(14)
2) (P + p) (v - b) = RT
(15)-
3) fP-1-__)(v-b)=RT
)
(16)
tl v2
4) (P + v:s z 13 (v - b)' = RTv
(17)
5)
P + 7,v2) (v - b) = RT
(18)
6)
P = RT (
e) (v + b) - -
(19)
v2 v
cu
a=a? I- a l ; b = b o 1- 5ie= C r
( "I ( v ) vT"
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
unde R, a0, a, b0, (i gi C sunt constante carac-
teristice ale corpului.
7) P = RTd + d2 {RT (Bo + bd) -
- (Ao + ad - a ad4) -
T
{f TTi
- 1 x [Co - Cd (1 + yd2) e(1--(d')] } (20)
a
Fig. 6. Reprezentarea grin izoterme a suprafelei de
stare: F(P, v, t) = 0, (11) Tr-T,-izoterma subcritica de
comportare apropiata de a gazelor perfecte; Ty-Tg-iz-
terma supercritica; T. - Tc - izoterma punctului critic;
T. - Ts - izoterma cu fierbere-condensare; Tt - Q - H -
I - Tt - izoterma transformarii grin punctul triplu;
T, - F - 1- T, - izoterma cu sublimare; C - punctul
critic; QHI - linia presiunii punctului triplu.
Fig. 7. Reprezentarea prin izobare a suprafelei legit de
stare: F (P, v, T) = 0 (11); Ps- P,- izobar5 supercri-
tica; P. - Pc'- izobara punctului critic; P?-d-b-Ps -
izobara cu fierbere-condensare (ramura st5rii solide nefigu-
rata din motive grafice); Pt - I -H - Q - Pt - izobara
t ransformarii prin punctul triplu; P, - J - F + P, -
izobara cu sublimate. Poligonul curbiliniu cu doua laturi
cuprins intre HC (intre ramura punctata a curbei MCI
@i izobara critic's) reprezinta domeniul de existenl5 al
starii lichide, foarte restrins in aceast5 reprezentare.
in care A0, a, a, BO, b, Co, C si y sint con-
stante caracteristice, iar e este baza logarit.
milor naturali.
8) PV=RTE- B + C + D +
V v2 v4
+ E + F
4,s v9
in care B, C, D, E ~i F sint funclii numai de
tetnperatura, iar
R = const.
B=RTBo-Ao-RcT-2
C = - RTB0b + Aoa - RBocT-2
D = RBObcT-2 ?i, pentru hidrocarburi, se
poate practic considera ca E = F = 0.
9) PV=RT+
V
cu 0=F-gT-1+hT-2
unde F, g, h, sint constante caracteristice cor-
pului.
Aceste ecualii au fost aplicate, practic,
exclusiv in domeniul starii gazoase, deli unele
din ele pot servi cu aproximaiie grosolana
?i in domeniul starii lichide.
Ca ecuatii particulare, aplicabile starii lichide
s-au propus urmstoarele ecuatii:
in care:
voo, B ,si C sint functii exclusiv de tempe-
rature, caracteristice corpului.
11) v0 - v = C log (1 + P 1 (24)
in care :
vo este volumul specific la presiunea stan-
dard ;
v - volumul specific la presiunea P;
C - constants ;
B - functie de temperature, caracteristica
corpului.
12) V. I. Popovici a propus o ecuatie de
tipul :
(3 ((32/3 - 1 1 (25)
in care :
77 = P , Po fiind presiunea de referinta ;
Po
(i = v , vo fiind volumul specific la pre.
vo
siunea de referinta ;
it pi a - coeficienti caracteristici
corpului, funclii numai
de temperature.
Se pare ca ecuatia (25) at reprezenta cu
suficienta aproximatie relacia (11) atit pentru
starea lichids, cit ,si pentru cea gazoass.
13) Pentru lichide se folose?te curent in
hidrodinamic6 ecuatia (45) din Cap. III, in
ipoteze ca (3 = constant, ceea ce nu este
decit o aproximaiie (v. IV B.a.2 ?i B.b.3).
it (1 - (31/3)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
COMPLEMENTE DE FIZICO-CHIMIE A SISTEMELOR FLUIDE DIN ZACAMINTE 199
a 1(v+c)=RT (26)
T
V (v + c)
'in care :
c este o constants, caracteristica corpului;
a = functie liniara de temperature, carac-
teristica corpului.
Se cunosc in total peste 150 de ecuatii
-propuse in acela8i scop.
Dintre aceste ecuatii se folose9te mai frec-
vent: (14), care pentru corectia abaterilor
-gazelor reale se completeaza cu :
Pv = ZRT (27)
-unde Z este un coeficient de abatere de la legea
gazelor perfecte, functie de doua dintre varia-
bilele P, v, T, deobicei exprimat ca functie
-de P ?i T, numit uneori 5i factor de deviere,
coeficent de supracompresibilitate, coeficient
-de compresibilitate (eronat *) 5i reprezentat
.deobicei grafic (v. fig. 108 5i B.d.);
R = constanta legii de stare a corpului res-
pectiv, exprilnata in m x kg cu dimensiunile
kg X grad
-iinei energii potentiale specifice.
Ecuatia (16), relativ frecvent aplicata, pre-
zinta in general erori care necesita aplicarea
-de factori de corectie (a se vedea ,?i proprie-
tatile hidrocarburilor cu greutate moleculars
mica).
In afara de aceasta, pentru fiecare tempe.
-.ratura cuprinsa intre cea critics ,si aceea a
punctului triplu, intr-un anumit interval de
presiuni, ea nu este univoca, prezentind
pentru o singura valoare a presiunii trei rada-
C
0 V
Fig: 8. Comparalie intre comportarea f (P, v)T = 0,
,reale, la echilibrul stabil yi cea indicate de ecualia (16),
Van der Waals: ABEQH - comportarea reala, de echilibru
-stabil; ABDEFGH - comportarea indicate de ecualia (16).
cini pentru volumul specific (v. fig. 8). De
-exemplu pentru temperatura T1, curba reala
de comportare este ABQH, pe cind ecuatia
(16 indices . o comportare dupe curba
ABDEFGH. Totu3i comportarea indicate nu
-este imaginarS, sterile reprezentate prin ramu-
-rile BD si FC putind fi obtinute pi experi-
mental sub forma de stari instabile.
*) Se recomanda pestrarea denumirii e coeficient de
-ebatere n.
Majoritatea datelor experimentale disponi-
bile (coeficienti ai ecuatiei de stare) se refers
la aceasta forma, desi aceasta loge nu exprima
suficient de exact comportarea real! (v. tabe-
lele 1, 2 ?i 3).
Tabela 1. Comparalie intre comportarea calculate dup3
(16) ,ci comportarea efectiva, a anhidridei carbonise;
la temperature i = 40? C.
p
Presiunea
In at
pv
ealculat
Cu (16)
I v
experimental
Coeficient
de abatere
fate de (16)
1
25 597
25 574
1,016
10
24 713
24 485
1,010
25
26 060
25 500
1,028
50
19 750
19 000
1,039
80
10 700 "
9 500
1,127
100
8.890
6 930
1,283
200
14100
10 500
1,343
500
29 700
22 000
1,350
1000
54 200
40 000
1,355
Tabela 2. Comparalie intre comportarea calculat3 dupl
(16) 9i comportarea efective a hidrogenuluila
temperatura i = 0? C
p
at
Pv/RT
caleulat
en (16)
Pv/RT
experimental
Coeficient
de
abatere
1
1,0006
1,0005
1,000
10
1,0061
1,0052
1,001
100
1,062
1,055
1,007
200
1,19
1,14
1,044
400
1,40
1,28
1,094
700
1,75
1,50
1,133
1000
2,12
1,74
1,218
Tabela 3. Comparalie intre comportarea calculated dupS
(16) ?i comportarea efectiva a azotatului la
temperatura t = 0? C
at
Pv/RT
caleulat
cu (16)
expe im tal
Coeficient
de
abatere
1
0,9996
0,9995
1,000
10
0,9909
0,9915
0,996
100
0,910
0,970
0,938
200
1,02
0,98
1,04
400
1,30
1,25
1,04
700
1,85
1,66
1,11
1000
2,43
2,06
1,18
Pentru majoritatea gazelor, in domeniul
subcritic coeficientul de abatere fats de (16)
astfel calculat este totdeauna subunitar, cu
exceptia azotului.
Tendinta de a generaliza ecuatia (16) prin
aplicarea ei la toate substantele, prin intro-
ducerea coordonatelor reduse, nu constituie
decit o aproximatie cu totul nesatisfacatoare,
chiar pentru scopuri tehnice.
Luind pentru marimile P, v ,si T, ca unititi
de masura, valorile corespunzatoare punctului
critic si notind cu 7< presiunea reduss P/Pe,
cu p, volumul specific redus v/vc 55i cu 0,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
200 FIZICA ZXCXMINTELOR DE TITEI $I GAZE
temperatura redusa T/Te , se obline ecuatia
(16) sub forma a legii starilor corespondente>,
(+-__)3P_l)=8O(28)
care, insa, nu este exacta, dind erori relative
care pot atinge 20% ; de exemplu, pentru
determinate de caracteristicile componenlilor,
de presiune ,si temperatura (v. A. c. 1...3)
numarul fazelor fiind determinat prin legea
fazelor (v. A.b.).
b. Legea fazelor
Intr-un sistem
faze, f, prezente
de componenli chimici
distincti, n, ~i de nu.
marul gradelor de li-
bertate (variance) ale
sistemului, 1, care in
5
i
7
i tt
-"- 1S pen`an
...... Hidro en
%
IR~
?~
O ~
1
`
i r
0 ~7,irP
~
multicomponent, numarul de
este in funclie de: numarul
Fig. 9. Reprezentarea in coordonatele 7t, rp $i 0 (prin curbe de egal 0) a ecualiei
generale (28). Scarile exterioare dau valorile volumelor specifice @i ale presiunilor
absolute pentru: hidrogen, argon, izopentan gi anhidridS carbonica (valorile din dia-
grams sint cele teoretice, diferite de cele experimentale, putind fi folosite numai ca
valori de orientate).
It = 0 = 0, ?ecualia da yo = 1/3, pe cind
extrapolarea curbelor experimentale tinde catre
Po = 1/3,75.
Prin trecerea ei sub forma unei ecuati] in
serie, corespunzatoare ecualiei (21), ji luind
un numar mare de termeni, se poate obline o
funclie reprezentativa de stare remarcabila,
a carei exprimare grafica este data in fig. 10.
0 forma analogs ecualiei (26) aplicabi]a
mult mai exact majoritatii corpurilor, este
+ 6-21(2,1 4- 1)=80 (29)
care, insti, in cazull corpurilor cu temperaturi
critice foarte joase (He, Ne), da rezultate
inacceptabile. De aceea, se recomanda pe cit
posibil evitarea folosirii ei pentru metan.
Pentru acelasi motiv, cu toata abundenla
relative de date experimentale dupe ecualia
(16), valabile indeosebi sub punctul critic,
se recomanda sa se recurga totu8i la ecualia
(27), folosite numai in domeniul existentei de
date experimentale pentru Z, ,si numai in afara
acestuia, sa se recurga la ecualia (29).
2. Sisteme multicomponente. Sterile de
agregalie ale sistemelor multicomponente sint
princip,iu sint: liberta-
tea presiunii, libertatea
temperaturii ,si liberta-
tea concentraliei fie
caruia dintre compo-
nenli in fiecare dintre-
faze *).
Legea fazelor preci-
zeaza aceasta legatura
prin relacia :
f+l=n+2 (30),
pentru un sistem oare-
care in echilibru chi-
mic, de presiune ~i de
temperatura (un sistem
in care nu au loc reaclii
chimice, in sensul co-
mun, si in care presi-
unea ,si temperatura sint
acelea;;i in toate punc.
tele sistemului).
1. Aplicarea la
sistem unicomponent.
Intr-un sistem unicom-
ponent, n = 1, iar con-
centratia (care este ca raportul dintre masa,
respectiv numarul de molecule ale compo-
nentului, ji masa, respectiv numarul de mole-
cule ale sistemului), egala cu unitatea, nu are
nicio libertate de variatie, astfel incit gradul
de libertate al sistemului ramine determinat
de variabilitatea presiunii 88i a temperaturii. Un
astfel de sistem se poate gesi in trei situalii **).
a) Cu doud grade de libertate, presiunea ,si
temperatura sistemului fiind oarecum ,si
variabile in timp (1 = 2).
In acest caz, ecuatia (30) da jr + 2 = 1 + 2,
deci, f = 1, iar sistemul prezinta o singura
faze corespunzatoare domeniului de stabili-
tate (fig. 1), in care se gase?te punctul de coor-
donate P gi T.
b) Cu un grad de libertate, presiunea (de
exemplu) fiind oarecare, iar temperatura,
funclie de presiune, determinate prin una
dintre ramurile de curbs TA, TB sau TC
(fig. 1), variabila in timp (l = 1).
*) Trebuie observat cg nu toate concentraliile lint rode.
pendente intre ele, deoarece sums concentratiilor tuturor-
componenlilor este prin definilie egala cu unitatea, in
fiecare dintre faze.
*') A se urmiri in fig. 1 analiza stirilor sistemului simplu.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
In acest caz, ecuacia (30) da f + 1 = I + 2,
deci, f = 2, iar sistemul prezinta doua faze
coexistind simultan in echilibru (solid -l-
lichid, in cazul cind legatura impusa. Intre
temperature gi presiune este cea definite de
ramura TB ; lichid + gaz, in cazul definirii
legaturii prin ramura TC; sau solid + gaz, in
cazul legaturii prin ramura TA).
300
i
--.2
2540
232
2.168
948
.1813
1620
43
77.35
ie
e
e
4
1,13i'
K
,
,
0 0,5 1,0 1.5 2,0 2,5 3,0 3,5 4, 0 Yi
Fig. 10. Reprezentarea in coordonatele (rc rp, rt) a
funcliei generale (medii) de stare. Curbele figurate repre.
zinta izotermele temperaturilor reduse, indicate la fiecare
curbs. Curba B este locul geometric al punctelor de valoare
minima ale fiecerei izoterme. Curba I este locul geometric
al punctelor de comportare ideals pe izoterma respective
(nip = rtucpo).
c) Cu niciun grad de libertate, presiunea ,si
temperatura fiind determinate prin coordo-
natele punctului comun T al celor trei ramuri
de curbs de echilibru, punctul triplu, 1 = 0.
In acest caz, ecuatia (30) da f + 0 = 1 + 2,
deci, f = 3, iar sistemul prezinta trei faze
distincte, solid + lichid + gaz, . coexistind in
echilibr i.
2. Aplicarea la un sistem bicomponent.
Intr-un sistem bicomponent, n = 2, iar con-
centratiile componencilor A, respectiv B, in
fiecare, i, dintre fazele prezente, Bunt ziA si
ziB *), legate prin relatiile: ziB = 1 - z1A f
astfel incit numarul gradelor de libertate posi-
bile nu poate depa?i valoarea 2 + f. In reali.
tate, el este aproape totdeauna mai redus din
cauza relaciilor de miscibilitate reciproca a
componentilor in fiecare dintre faze, relatii
care depind la rindul for de presiune, de tem-
perature ,si de natura componentilor, cum ,si
de limitarile introduse de curbele de echilibru
intre faze.
Intr-un astfel de sistem, determinarea numa-
rului de faze exclusiv pe baza legii fazelor nu
mai este posibila, ~i deobicei, chiar in cazul
cind se cunosc relatiile de miscibilitate dintre'
componenci in diferite faze si curbele de echi-
libru dintre 'faze, legea este totu~i folosita.
mai bine in sensul invers : plecind de la cunoa-
terea numarului de faze prezente in echilibru,.
se determine gradul de libertate al sistemului.
De exemplu :
a) Un sistem binar cu componentii nemis-
cibili in starea lichida, in domeniul de tempe-
raturi - presiuni inferioare celor critice ale
oric5ruia dintre componenli, poate fi repre-
zentat, din punctul de vedere al comportarii.
de faze, printr-o reprezentare spaciala, ca in
fig. 11, rezultirid din alaturarea in pozitie para-
lela a unor diagrame plane (de tipul celor din
fig. 12) corespunzetoare fiecare unei presiuni
anumite, situate la distance egale cu presiunea
respective, de planul origine P = 0. In ade-
var, numarul maxim al gradelor de libertate
ale sistemului este de trei : presiunea, tem-
peratura si c.oncentracia, ultima numai in
domeniul de inexistence a unei faze lichide..
f'/f P.a/
Fig. 11. Reprezentarea in coordonatele:presiune, tem-
perature $i compozilie, a sterilor de faze ale unui sistem
binar. Reprezentarea este limitate, pentru simplificare, la
temperaturi $i la presiuni care nu permit aparilia unei
faze solide. Cifrele qi comportarea se refere aproixmativ
la sistemul A = normal - hexan $i B = ape. CA = punctul
critic al hexanului;; CB = punctul critic al apei; F = punt.
tul de inceput di: fierbere la presiunea atmosferice (tem-
peratura in ?C).
In domeniul de existents a unei faze sau a
doua faze lichide, concentratiile fazelor lichide
sint fixe 5i egale pentru fiecare faze lichida cu
1 dace nemiscibilitatea este totals *). In con-
formitate cu legea (30), numarul de faze in
echilibru este de f=n-{-2 - l=2 + 2-3 = 1,.
o faze gazoasii, in domeniul I (fig. 12), res-
pectiv egal cu f. = 2 + 2 - 2 = 2 in domeniul
II. In acest ultim caz, este prezenta eel putin
o faze lichida, a doua fiind lichida sau gazoas6,.
dupe cum prin gradele de libertate existente
,?i prin compozitia sistemului, punctul repre
*) La majorita':ea sistemelor reale de acest tip, concen-
trasiile fazelor lichide sint foarte apropiate de unitate,
totu$i inferioare ei, din cauza existentei, in general,.a unei:
miscibilitali foarte reduse.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
zentativ al acestuia se afla in domeniul II sau
III. La temperaturi joase, care sA permits
aparit:ia de faze solide, miscibilitatea compo-
nenlilor fiind, in general, 5i mai redusa, se vor
gasi in prezen>B tot doua faze, in domeniile
IVgiV.
.PA 342
Fig. 12. Reprezentarea comportarii izobare de faza a
unui sistem binar cu miscibilitatea limitata la faza gazoasa.
.Cifrele @i comportarea se refers (aproximativ) la sistemul
A = normal - hexan, B = apa. Presiunea izobarei este
cea atmosferic5:
I - domeniul fazei unite gazoase; 11A - domeniul cu
doua faze: gazoasa (mixta) gi lichida (component B);
1113 - domeniul cu doua faze: gazoasa (mixta) yi lichida
.(component A); III-domeniul cu doua faze lichide;
IV - domeniul cu doua faze: lichida (component A)
$i solids (component B); V-domeniul cu dou5 faze
solide, separate gravitational Inca inainte de solidificare.
Observatie. Figura reprezinta un caz particular: tempe-
rature de topire a componenmlui B, mai putin volatil,
-este inferioar5 temperaturii de lichefiere a componentului
A. In caz contrar, natura fazelor prezente in domeniile
IIb si III se schimba in consecintA, fart, ca reprezentarea
-sa sufere schimbare de alum.
b) Un sistem binar cu solubilitate inte-
-grala in toate sterile de agregatie, care in con-
secint;a, in cea mai mare parte a domeniului
de stari, o singura faza mixta ,si, dups legea
(30), trei grade de libertate: presiune, tempe-
rature, concentratie. In domeniile, relativ
restrinse, de trecere de la o stare de agregalie
la alta, coexists conform curbelor de echilibru
I, II, III ,si IV (fig. 13), cite doua faze: lichida
ci gazoasa intre curbele I ?i II, respectiv solids
?i lichida intre curbele III ~i IV. Legea (30)
precizeaza ca I = 2 ~i in adevar pentru orice
presiune si pentru orice temperature din acest
domeniu, concentraliile compoenlilor A ~5i B
in fiecare dintre faze sint determinate de inter.
sectiia curbelor I - II sau III - IV, cu dreapta
temperaturii alese, Ti - Ti, din planul pre.
siunilor alese Pi.
c) Un sistern binar, cu solubilitate totals
in starea gazoasa si in cea lidhida si cu nemis-
cibilitate totals in starea solids, poate fi ana.
lizat in mod analog cu cazurile (1) ,si (2) (fig.
14),. in baza aceleia?i relat:ii (30).
In cazul sistemelor cu mai mult decit doi
?componenji, analiza starilor de faza se tom.
plica din cauza colnplexitalii raporturilor de
miscibilitate in diferite faze (v. ,?i Cap. IV
A.c.2, 3 ,si 4, ,si fig. 24 ?i 25).
A 1G L s B
1 1 1 I 1 1 1 1 1
0 10 20 30 40 50 50 70 80 .90199
Fig. 13. Reprezentarea comportarii de faza, a unul
sistem binar cu miscibilitate totals in toate fazele: I-
curba de echilibru determinind compozilia fazei gazoase
in echilibru cu lichid; II-curbs de echilibru deter-
minind compozilia fazei lichide in echilibru cu vapori 5) ;
III-curbs de echilibru determinind compozilia fazei
lichide in echilibru cu solid; IV - curbs de echilibru
determinind compozilia fazei solide in echilibru cu lichid;
Q gi L - compozilia fazei gazoase, respectiv lichide, in
echilibru, la temperatura Ti 1i la Presiunea Pi; I Pi s-
compozilia fazei lichide, respectiv solide, in echilibru,
la temperatura Ti $i la presiunea Pi; r - domeniul mono.
fazic, gaz; 2 - domeniul bifazic, gaz + lichid; 3 - dome.
niul monofazic lichid; 4 - domeniul bifazic, lichid +
solid; 5 - domeniul monofazic, solid; Tr - temperaturi
de fierbere Is presiunea Pi; T5-temperaturi de solidi-
ficare la presiunea Pi.
') O b a e r v a l i e. In cazul unei comportari de gaz
perfect a fazei gazoase ?i al unei solubilitati a gazelor in
lichide, variind liniar cu presiunea, curba II este dreapta
data sums concentraliflor este cea molars.-
c. - Comportare de faza, echilibru
?i transformari in echilibru
1. Transformari ce intereseaza exploata-
rea titeiului. Fluidele intilnite in zacamintele de
petrol 0i de gaze ?i in rocile invecinate for
ramin, in ma,joritatea cazurilor, ca stare,
trecerea for in stare solids constituind o
exceplie. Printre aceste excep>iii sint conside-
rate : precipitarea parliala a parafinelor in
strat, in zona adiacenta sondei; precipitarea
praliala a asfaltenelor in aceea5i zone (stu-
diatA teoretic numai in parte).
0 comportare analogs, insa, in sfera acti-
vitalii de exploatare a sondelor, o constituie
precipitarea pe perelii gaurii de sonde pi uneori
in aparatura de ridicare, a sarurilor din apa
extrasa odata cu titeiul sau cu gazele, ,si for-
marea trio-hidrarrilor de gaze in Vevile de
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
,extractie (relativ ear) sau in conductele de
alnestec sau (mai des) de gaze ,si de gazolina
a componentului i, fiind aparent inde-
pendent de concenrraliile xi *i yi .
Sub aceasta rezerva, compozilia fazei gazoase
(seria de concentralii yi) 0 a fazei lichide (xi)
pot fi determinate folosind condiliile xi =
_ yi = 1, adica
ni
I+nG(ki
ni ki
I+n,(ki- 1)-1 (38)
In ecualiile (echivalente) (38), singura necu-
noscuta este nG ?i prin determinarea ei, pro-
blema comporrsrii de eompozitie a sistemului
este rezolvata: cantitatea fazelor in echilibru
prin nG ?i n1 = 1 -nG ?i calitatea fazelor
prin seriile de coeficienli xi pi yi determinali
conform relalici (36), respectiv (37).
Metoda permite, in principiu, determinarea
pentru orice sistem aemanator, a locului geo-
metric in coordonate P, T ?i xi) al punctelor
de inceput de fierbere sau de sfir?it de liche-
fiere, prin rezolvarea ecualiei de condilie
nL = 1, ceea ce transforms ecualia (37) in
ui ki = 1 (39)
sau a locului geometric al punctelor de sfir?it
de fierbere - inceput de lichefiere, prin rezol-
varea ecualiei de conditia nG = 1, ceea ce
transforms ecualia (37) in
Rezolvarea ecualiilor (39) pi (40) se face
prin inceresri ,si prin interpolare, linind seama
de faptul ca valoarea sumelor respective
variaza continuu, ,?i, pe intervale nu prea mari,
in acelapi sens, cind variaza temperatura ?i
presiunea, adica :
8 ' ni ki a Y ni ki
>0
8P 8T
8 Znijki 8 Z ni/ki
>0
8P 8T
Aceasta metoda reprezinta practic numai o
treapta de aproximalie, deseori nesatisfacs-
toare, datorira invaliditalii ipotezelor de solu-
bilitate ,?i de comportare ca gaze perfecte.
.Pentru rezolvarea numerics, a se vedea Cap.
IV B.d., tensiuni de vapori.
Faptul ca, in domeniile de presiuni ,si de
temperaturi din zscaminte, fluidele respec-
tive nu satisfac nici legea de solubilitate
in torms exacta, sipi = , sau in forma
1 - xi
aproximative, satisfacatoare, cind xi este foarte
mic face de unitate, sipi xi , ceea ce revine la
a scrie ecuatia (34) sub forma : ki = 1 nici
siP)
legea de stare a gazelor perfecte, a deter.
minat elaborarea metodei urmatoare.
2. Analiza comportarii de faze, bazatii
pe coeficienxii de fugacitate. Metoda fugaci-
telilor se bazeaza pe ipotezele:
a) sistemul se comports ca o solulie ideals,
care satisface legea aditivitalii volumelor ?i a
entalpiilor ;
b) se pot inlocui in ecualia (34) : presiunea,
p. , prin fugacitatea componentului f in faza
gazoase; fgi, ,i P, prin fugacitatea compo-
nentului i in faze lichida fii.
Fugacitatea, ma"rime de dimensiunile unei
presiuni, este definita analitic conform legii
de stare (11) a componentului respectiv, ca
f din ecualia:
P
In = 1 VdP (42)
~o RT JPo
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care :
f este
fo -
COMPLEMENTE DE FIZICO-CHIMIE A SISTEMELOR F'LUIDE DE ZACAMINTE
fugacitatea, in unitsli de presiune;
fugacitatea, respectiv tensiunea de
vapori a componentului considerat,
luata la temperatura To, suficient de
joasa, $i la presiunea Po, suficient de
joasa, pentruca, in limita erorilor de
masura, fo = Po;
V - volumul specific molar al componen-
tului - respectiv, in funclie de tempe-
ratura ?i de presiune, determinabil cu
ecuatia (11).
Definilia termodinamica a fugacitatii este
f o exp E. IAT (43)
RT
,undo :
este simbolul functiei exponentiale :
exp x = ex ;
- potentialul fizico-chimic al com-
ponentului respectiv;
- o funclie de aceea?i natura ca
potenlialul fizico-chimic, specifics
componentului respectiv pi depin-
zind numai de temperature *).
Potentialul fizico-chimic al componentului i
in sistem este derivata, partials a potentialului
izobar, Z, al sistemului in functie de numarul
de molecule de component i, fiind constante
P, T ?i. numerele de molecule ale celorlalli
,co mponenti :
t4' - (a I T, P. si I n (46)
ani
'unde
n simbolizeaza : nI, n2,
Z este potenlialul izobar al sistemului definit
,grin
unde:
H este entalpia sistemului;
S - entropia sistemului ;
T - temperatura absolute.
O b s e r v a t i e. Potenlialul izobar este
?o marime de dimensiunile unei energii spe-
cifice ; in ecuatia (47) este exprimat, in par.
ticular, in unitali de cantitate de caldura cal/kg,
dar la aplicarea in ecualia (46) este necesara
fie convertit in unitali de lucru mecanic
,(m ? kg) pentru a obtine Nt, in m ? kg /kg, ?i a rea-
liza astfel un argument adimensional al expo-
nenlialei din ecuatia (43).
Conform definiliei, pentru gazele perfecte,
f = P, iar pentru gazele reale,
= YP (44)
-y fiind coeficientul de activitate al componen-
tului respectiv.
In consecirita,
P
RT In. -o = Jo t' V - p-r l ',P (45)
In practice, determinarea fugacitalilor, res-
pectiv a coeficientilor de activitate, este o ope
rape delicate, legate de erori inerente operaliilor
de extrapolare.
Pentru calcularea fugacitalilor se recurge :
- in cazul hidrocarburilor cu greutate mole-
culara mica, la datele experimentale din tabelele
53, 54, 75, 90, 91, 113 pi 114 (v.B.d.l);
- in cazul sistemelor de hidrocarburi mai
grele cu numz.r foarte mare de izomeri, la deter-
minarea aproximativa pe baza temperaturilor
,si a presiunilor reduse, folosind fig. 39, 40,
41 sau 42;
- pi in cazuri speciale, la calculul cu ecua.
tiile (47), (46) pi (43) sau, mai expeditiv, cu
ecualia (42) :zi cu legea de stare aproximativa
a sistemelor de hidrocarburi din diagrama
fig. 43.
Metoda fugacitalilor este aplicata din ce
in ce mai rat` pentru determinarea compozitiei
fazelor sistemelor de hidrocarburi, in condi-
tiile de zacamint, din cauza abaterilor foarte
mari pe care le introduce in condilii particu-
lare de temperature ?i de presiune (in apro.
pierea punci:ului critic), in care sistemele
respective se abat simtitor de la comportarea
solutiilor ideale. 0 alts cauza de inexactitate
a metodei o constituie ipoteza simplificatoare
ca t< constanta de echilibru>> ki a comporien-
tului i ar fi independents de compozitia restului
sistemului. Dace in unele game particulare de
temperaturi, de presiuni ?i de compozilii,
aproximatia este admisibila, in altele, indeo-
sebi in cazul sistemelor din zacamintele 1, de a se concentra
in faza gazoasa, respectiv in
cazul kl < 1, tendinta compo-
nentului considerat de a trece
in faza lichida. Din aceste
elemente se pot formula con-
cluzii in legatura cu tendinta
unui sistem in ce prive3te
comportarea de faza la va-
riatia, de exemplu, a ? pre-
siunii, pe baza variatiei coefi-
cientului ki al componentu-
lui predominant sau al unui
grup de componenti predomi-
nanti, data ace3tia au carac-
teristice de stare de agregatie.
apropiate.
De exemplu, in fig. 45 se
observa ca la temperatura de
37,8?C etanul prezinta valoa-
rea kz 1 (in curs de scadere), in gama de
presiuni de 55-60 at, ceea ce exprima tendinta_
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
COMI'LEMENTE DE FIZICO-CHIIN11E A SIS'rE:1ELOrl FLUIDS DE ZICYJIINTE 22i:
(in sistemul examinat) etanului de a trece, la
crqterea presiunii, din starea gazoasa in starea
lichida. Prin crefterea mai departe a presiunii,
k2 atinge un minim in gama presiunilor de
80-170 at (dupa compozitia. sistemului), dupa
care, crescind din nou, exprima tendinta eta-
nului de a trece din nou
in starea lichida (com-
portare retrograde, pe
care o analiza complete
o poate confirma daces
concentratia globala a
etanului in intregul sis-
tem nu este atit de
mica, incit comporta-
rea etanului se nu in-
fluenteze pe aceea a
sistemului).
Din examinarea ase-
manatoare a fig. 46
rezulta ca la 37,8?C
pentanul prezinta chiar
la presiunea atmosfe-
rica, pentru k5, o va-
loare apropiata de uni-
tate, scazind repede cu
presiunea, - pentru a
atinge in jurul presiu-
nii de 45 at un minim
k; ~- 0,07, iar de la
aceatta presiune in sus,
pins la circa 170 at (in
mare de pentan), el
prezinta o tendinta pro-
nuntata de a imprima
sistemului o compor-
tare retrograde.
Infinitatea punctelor
(determinate prin pre-
siune ,si prin tempera-
ture) in care un sistem
cu compozitie data pre-
zinta k. = 1 indices de
asemenea ca, spre de-
osebire de sistemele cu
unul sau cu doi com-
ponenti, care, pentru
o compozitie data, pre-
zinta un punct critic
produse de sonda la separator nu des indicatii
exacte asupra gazelor din eventuala zona de
gaze libere a zacamintului, deoarece, afara de
cazul cind sonda at fi atins partial ,si zona de
gaze libere, caz exclus prin ipoteza initials,
gazele produse la separator provin din faza.
208
094
-?-Pa/a
Fig. 48. Coeficientii de repartixie ai principalilor alcani (C, - C,) in echilibru cu dou:i
jileiuri de nature diferita, is aceea?i temperature, in functie de presiune. De observat
convergenla curbelor in cele doue puncte critice respective (k1 = 1).
unic, un sistem cu trei sau cu mai multi com-
ponenti cu'compozitie data prezinta o if,finitate
de puncte critice situate intr-o anumita gamy de
temperaturi si de presiuni, acestea fiind legate
printr-o relatie f (P, t?) = 0, specifics siste-
mului cu compozitie 'data.
Una dintre cele mai directe utilizari ale
coeficientilor ki la controlul exploatarii zaca-
mintelor este determinarea compozitiei uneia
dintre fazele prezente in zacamint pe baza
cunoasterii compozitiei celeilalte faze ?i a coe-
ficientilor ki, de exemplu, la saparea unei
sonde de explorare care strapunge zona petro-
lifera a unui zacamint, cind analiza gazelor
lichida a zacamintului, iar compozitia for nu
este in legatura cu aceea a gazelor din zona
de gaze libere, ci este determinate de carac-
terul iesirii din solutie (diferential sau de
contact), de presiunea si de temperature de
separatie.
Dupe determinarea compozitiei gazelor din
zona de gaze :libere (fie astfel, fie prin deschi-
derea eventuala a primei sonde, chiar a zonei
de gaze libere, urmata de probe de productie
,si de analiza), cunoasterea coeficientilor lui ki
permite rezolvarea unei importante probleme
de exploatare: determinarea valorii pins ]a
care poate fi scazuta presiunea prin exploa-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
228 PIZICA Z, CO-AIINTELOR DE TITEI 51 GAZE
tare, fars a se provoca formarea unei faze
straine *) ,si, deci, perioada de timp in care
zacamintul poate fi exploatat fara a fi indispen-
sabile menlinerea presiunii prin injectarea unui
agent de deplasare (v. Cap. VI).
Pe aceeaii baza a coeficientilor de echilibru
se poate verifica existenta unei comunicatii
intre portiunile de zacamint deschise de doua
sonde de exploatare : comunicalia poate fi
foarte probabila data compozilia gazelor date
de sonda care produce din zona de gaze satis-
face conditijle de echilibru (determinate cu
ajutorul coeficienlilor ki) cu compozilia fazei
lichide (in condilii de fund), extrasa prin
sonda care dreneaza zona'de saturatie cu faze
Iichida **).
Cunoasterea si utilizarea coeficienlilor ki
permite, deasemenea, rezolvarea unei serif de
probleme de extraclie, de exemplu, aceea
de a se calcula cantitatea de gaze care intra in
sonda ca gaze libere, ratia efectiva, cum ?i
compozilia fiecareia, cind se cunoa?te compo-
:itia globals a sistemului (gaze ,si titei, la sepa-
rator) ?i presiunea dinamica de fund a sondei,
procurind pe aceasta cale elemente necesare
rezolvarii problemei regimului tehnologic optim
al sondei in legatura cu acela al zacamintului.
Cunoalterea coeficientilor de echilibru per,
mite ?i constructia curbelor de solubilitate a
gazelor in titei.
Determinarea cu ajutorul coeficienlilor ki
a compozitiei fazei gazoase permite, in conti-
ndare, determinarea prin calcul a cofiecien-
tilor de abatere de la legea gazelor perfecte ?i
a coeficientilor de variatie a volumuluj la
scaderea presiunii, absolut necesari pentru a
prevedea ,si pentru a urmari comportarea
zacamintului in cursul exploatarii ?i al proiec-
tarii operatiilor de complectare a energiei de
acamint (numite operatii de recuperate secun-
dara, in sensul largit al notiunii).
Prin calculul ratiei de gaze (exprimata ca
nQ/nL) efective, corespunzatoare unei presiuni
finale de extraclie oarecare (presiunea de sepa-
rator), ,si prin determinarea compozitjei celor
doua faze separate la diferite presiuni, se poate
rezolva problema intrucitva contradictorie a
obtinerii unui titei stabilizat, a recuperarii
gazolinei direct in stare lichida ,si a folosirii
energiei reprezentate de gazele separate sub
presiune (v. Cap. X < Extraciiia prin eruptie,
separarea gazelor de titei >).
*) Pentru cazul fazei lichide, liteiul, in care formarea
unei faze diseminate, prin ieyirea gazelor din solutie, pro-
voaca degradarea parliala a zacamintului, rezolvarta pro.
hlemei (de mult cunoscute) se efectueaze deobicei prin
experience de laborator (v. B.d.2 a) ?i B.d.2 c) fig. 210).
Pentru cazul fazei gazoase, in care formarea unei faze li-
chide la fel diseminate in roca-magazin gi mult mai
legate de aceasta prin fortele molecular-superficiale creeaza
situatii uneori inca gi mai dSunStoare, problema, relevate
mai recent ?i mai dificil de tratat experimental se rezolva,
in general, suficient de exact cu ajutorul coeficientilor ki
**) In toate aceste aplicatii, este necesar verificarea
probabilitatii atingerii echilibrului,fara de care folosirea
coeficienlilor ki nu este intemeiate.
B. PROPRIETATILE FIZICE
ALE COMPONENTILOR SISTEMELOR
FLUME DIN ZACAMINTELE
DE TITEI $I DE GAZE
a. Apa dulce
Se cunosc in natura trei varietati chimice ale
apei : apa obisnujta H2O, apa Brea D20 pi apa
izotopului tritium, T20. In studijle curente,
prezenla apej grele este negli,jata, in general,
datorita concentratiei sale reduse (in medie
0.2%) ?i pulin variabile. Apa marilor este
putin mai concentrate decit apele de uscat.
Apa are concentralii mai variate in uncle
lacuri de munte (indeosebi glaciale) pi in
lagunele de concentratie. Din cauza dozarii
dificile (spectoscopie de mass cu raze-canal)
pi a interesului aparent redus, nu exists date
asupra continutului in apa grea a apelor zaca-
mintelor de hidrocarburi. Prezenta apei tri-
tiumului este deocamdata de interes strict
teoretic pentru fizica nucleara, concentratia
ei in natura fiind de 0,7-1.10-9. Se pare ca
prezenla apei grele a deuteriului (punct de
fierbere + .101,42?C, punct de topire + 3,83?C)
este suficienta pentru a determina uncle dintre
neconcordantele constatate is masuratorile mai
precise ale proprietatilor fizice ale apei obi--
nuite.
Proprietatile fizice principale ale apei obi--
nuite in stare de puritate realizabila in condi=
tiile de laborator sint, in conditiile atmosfe-
rice standard (760 mm col Hg ,si 0?C), urma-
toarele :
- greutatea specifics a apei in stare solids :
0,9167 kg/dm3;
- greutatea specifics a apei in stare lichida :
0,999873 kg,'dm3 (? 10-6 -0,5);
- greutatea specifics a apei in stare gazoasa:
0,00485 kg/dm3 ;
- punct de fierbere (prin definitie) :
+ 100?C;
- punct de topire (prin definitie): 0?C;
Indite de refractie: n 1,332 (in functie
de lungimea de unda) ;
Tensiune de vapori: 4,58 mm col Hg;
Permitivitate (permeabilitate dielectrics) :
as 88.
1. Proprietatile de stare de agregalie. Se
cunosc, opt stari de agregalie pentru H2O Pi
anume: starea gazoasa, stares lichida ,si ,sase
varietati alotropice cristaline, stabile, in
domeniile de temperature ,?i de presiune,
reprezentate in fig. 49. ' Pentru apa grea, dia.
grama corespunzatoare nu este complet stu-
diata, dar ea pare sa fie foarte apropiata de
aceea din fig. 49. In aceasta diagrams, din
cauza scarii mid a presiunilor, domeniul starii
gazoase se confunda cu axa absciselor. La o
scary corespunzatoare, curbs de delimitare
dintre domeniile gaz-lichid este reprezentata
in fig 50. Dintre sterile solide ale apei, in
natura exists, practic, numai stares I: este
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
posibila pi existenta stsrilor III ,si IV la baza
ghelurilor polare, in conditii particulare de
presiune. Se observa ca starea VI a ghetei este
stabila chiar la temperaturi mai mari decit
+ 80?C, la presiuni suficient de mari.
MWO
kg/cm
T
T
/
5000
1
23000
2200
21000
10000
15000
14000
13000
12000
1/000
10000
9000
8000
VI
7000
6000
C
000
5
4000
`
V.
)000
-
-
-
0
B
0
A
-
-
000
f
I
)?
2
2
Fig. 49. Domeniile (P, t?) de stabilitate ale diferitelor st5ri de ,agregalie ale apei. Domeniul de
stabilitate at fazei gazoase se confundS cu axa absciselor, din cauza sc'arii mici a presiunilor:
L - domeniul de stabilitate at fazei lichide (pentru limits sa la presiunile joase, v. fig. 50); /-do-
meniul de stabilitate at fazei cristaline I gheal'S obisnuit2; II - domeniul de stabilitate at fazei
cristalfne II; III - domeniul de stabilitate at fazei cristaline III ; IV - domeniul de stabilitate at fazei
cristaline IV; V - domeniul de stabilitate at fazei cristaline V; VI - domeniul de stabilitate at fazei
cristaline VI; T - punctul teiplu at apei.
Tensiunea de. vapori sau limits domeniilor
(de P pi t?) gaz-lichid este reprezentata in fig. 50.
Ea poste Ii repezentata aproximativ prin legea :
P - ( t )4
100
cu erori de ordinul a citeva procente pentru
+ 95?C< t?< 230?. 0 reprezentare mai exacta
este data prin ecualia :
L Pc ao + (T - T')2 (a + PT) (49)
oge =
in care :
Pc este presiunea critics a apei: 225,22
kg/cm2 ;
Tc - temperature critics a apei: 374,2
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
T - temperatura absolute curentg la
care se caute tensiunea de vapori,
in ?K;
P9 - tensiunea de vapori, in kg/cm2 ;
Constantele din ecualia (49) au, respectiv,
P
1,f
73
230
i
i
2
-
-
1
11.-
~
-
--
--
-IIl
f0? 20? 30? 40?
50? 100? ? 150?
20'
50?
In intervalele de temperature respective,
ecualia (49) de pe P, cu o eroare relative
inferioarg lui 10-4 ,(v. *i tabela 6).
in realitate, curba tensiunii de vapori a
fazei lichide nu atinge temperatura de 0?C,
ci se terming in punctul T din fig. 49, respectiv
60? 70? 80? 90?
250? 300? 350'
40?
/00? 1
400?- Ill
Fig. 50. Reprezentarea limitei de stabilitate a domeniilor vapori-lichid ale apei (curia tensiunii de vapori):
I - in linie continuS, gama 0?C < to < 40?C (scara P = 0-0,08 kg/cm?); II - in linie intreruptl, gama
0?C < to < 100?C (scara P = 0 - 1.10 kg/cme); III - in punct-linie-punct, gama 0?C < t *< 380?C (scara
P = 0-230 kg/cm'; Tt = punctul,triplu al apei. A se compara cu fig. 34, planul P, T, curba A'E'C'.
1) in intervalul de temperaturg 0...
+ 200?C;
a? = 7,211000; a = 86 000;
P = 40; T' = 482;
2) in intervalul de temperature + 200...
+ 374?C;
a0= 7,209 840 ; a = 274 500;
(5 = - 334; T' = 488.
TI din fig. 50, punctul triplu al apei, ale cgrui
coordonate (t? = + 0,007?C ~i Pt9 = 0,00605
kg Jcm?, dupg alli cercetetori t? = 0,0097?C
Pi P = 0,00622) se confunde, practic, cu acelea
ale punctului de topire is presiunea atmo-
sfericg.
Transformarea de faze fecindu-se cu schimb
de cgldurg latente, valoarea specifics a acesteia
poate fi determinatg cu relatia (1), in care
BP,JBT este derivata functiei Pp = f (T),
P
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
T
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80TOO246AO34900380001-3
valabila cu o eroare mai mica decit 10-4, intro:
?C I
0
1
2
3
4
5
7
8
9
0
0,006228
0,006694
0,007193
0,007723
0,008 289
0,009890
0,009530
0,010210
0,010932
0,011699
10
0,012513
0,013376
0,014291
0,015261
0,016 289
0,017376
0,018527
0,019745
0,02103
0,02239
20
0,02383
0,02534
0,02694
0,02863
0,030 41.
0,03229
0,03426
0,03634
0,03853
0,04083
30
0,04325
0,04580
0,04847
0,05128
0,054 23
0,05733
0,06057
0,06398
0,06755
0,07129
40
0,07520
0,07930
0,08360
0,08809
0,092 79
0,09771
0,10294
0,10821
0,11382
0,11967
50
0,12578
0,13216
0,13881
0,14575
0,152 98
0,16051
0,1.6835
0,17653
0,18504
0,19390
60
0,2031
0,2127
0,2330
0,2438
0,243 8
0,2550
0,2666
0,2787
0,2912
0,3042
70
0,3177
0,3317
0,3463
0,3613
0,376 9
0,3931
0,4098
0,4272
0,4451
0,4637
80
0,4829
0,5028
0,5234
0,5447
0,566 7
0,5894
0,6129
0,6372
0,6623
0,6882
90
0,7149
0,7425
0,7710
0,8004
0,830 7
0,8619
b,8942
0,9274
0,9616
0,9969
1.00
1,0332
1,0707
1,1092
1,1489
1,1898
1,2318
1,2751
1,3196
1,3654
1,4125
110
1,4609
1,5106
1,5718
1,6144
1,6684
1,7239
17809
1,8394
1,8995
1,9612
120
2,0245
2,0895
2,1561
2,2245
2,2947
2,3666
2,4404
2,5160
2,5935
1,6730
130
2,7544
2,8378
2,9233
3,011
3,101
3,19.2
3,286
3,382
3,481
3,582
140
3,685
3,790
3,898
4,009
4,122
1,23'7
4,355
4,476
4,599
4,725
150
4,854
4,985
5,120
5,257
5,397
5,540
5,686
5,826
5,989
6,144
160
6,302
6,464
6,630
6,798
6,970
7,146
7,325
7,507
7,693
7,883
170
8,076
8,275
8,475
8,679
8,888
9,101
9,317
9,538
9,763
9,992
180
10,225
10,462
10,703
10,950
11,201
11,456
11,715
11,979
12,248
12,522
190
12,800
13,083
13,371
13,664
13,962
14,265
714,573
14,886
15,204
15,538
200
15,857
16,192
16,532
16,877
17,228
17,585
17,948
18,316
18,690
19,070
210
19,456
19,848
20,246
20,651
21,061
21,477
21.901
22,331
22,767
23,209
220
23,659
24,115
24,577
25,047
25,523
26,007
20,497
26,995
27,499
28,011
230
28,531
29,057
29,591
30,133
30,682
31,239
31,803
32,375
32,955
33,544
240
34,140
34,745
35,357
35,978
36,607
37,244
37,890
38,545
39,208
39,880
250
40,56
41,25
41,95
42,66
43,37
44,10'.
44,83
45,58
46,33
47,09
260
47,87
48,65
49,44
50,24
51,05
51,88
52,71
53,55
54,40
55,26
270
280
56,14
65,46
57,02
66,45
57,91
67,46
58,82
68,47
59,73
69,50
60,66
70,54
61,60
71,59
62,55
72,65
63,51
73,73
64,48
74,82
290
75,92
77,03
78,15
79,29
80,44
81,60
821,78
83,97
85,17
86,38
300
87,61
88,85
90,11
91,38
92,66
93,95
95,26
96,59
47,93
99,28
310
100,64
102,02
103,42
104,83
106,26
107,69
109,15
11.0,62
112,11
113,61
320
115,13
116,66
118,21
119,77
121,35
122,95
124,56
126,19
127,84
129,50
330
131,18
132,88
134,59
136,33
138,08
139,85
111,63
143,44
145,26
147,10
340
148,96
150,84
152,73
154,65
156,59
158,54
160,52
162,52
164,53
166,57
350
168,63
170,71. '
172,81
174,93
177,07
179,24
181,43
183,64
185,88
188,13
360
190,42
192,72
195,06
197,41
199,80
202,21
204,64
207,11
209,60
212,12
370
214,68
217,3
219,9
222,5
225,2
-
-
-
-
-
.definite in acest caz prin ecuatia (49) ?i tolo-
Sind valorilor V ?i v din tabela 7.
Pentru calcule analitice, v, volumul specific
Ka1 fazei lichide, poate fi dedus din reciproca
-valorii greut6tii specifice y = p? g, unde p
,este masa specifice, iar g - acceleralia gravi-
4:aliei :
g = 980,616 - 2,5928 cos L -
3,086-10-4 .
runde :
L este 'latitudinea, in grade sexagesimale;
z - altitudinea, in m ;
g - acceleralia gravita(iei, in cm/s-2.
Pentru ape, la latitudinea de 45?, p este dat
.de functia :
p=0,999 973 L1 - (t - 3,98)2 t + 283 1(51)
503 570 t + 67,261
00 ?i + 42?C, sau de
(t - 3,982)2
p = 0,999 973 [1 x
L 466 700
t+273 350-t1
x-- 1
valabila intre + 17? ?i 102?, cu aproximativ
aceea?i eroare, la presiunea atmosferica.
In nature, volumul specific al fazei solide
variaza put:in cu temperatura ?i cu presiunea,
insa, variaza mult cu conlinutul de gaze
dizolvate (v. ?i Cap. IV B.d.2.b.).
Volumul specific al fazei vapori saturanci
este dat in tabela 8 ?i, impreuna cu volumul
fazei lichide, in fig. 51.
Volumul specific al fazei lichide in echilibru
cu vapori este reprezentat ?i in ramura de
curba OA din fig. 52. La presiuni mai maxi
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80TOO246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
WOO
000
100
100
80
60
50
40
30
f0
20
70
8
VC
- - --
----
-- -
-
4
3,04
-
3
2
/,OJ II
50? 100? 150? 2Q0~ 250?
300? 350?T~
75
1
37.z 4g
11
fC
Fig. 51. Volumul specific al apei in fazele lichid *i vapori saturanli, in echilibru, in funcfie de
temperatur5 : I - ramura V, volumul specific al fazei vapori; II - ramura v, volumul specific
al fazei lichide; C de coordonate Vc yi Tc - punctul critic al apei.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
decit presiunea de saturatie, el este dat de telor de petrol, intre conditiile de zecsmini.
familia de curbe de temperature constants ?i cele de suprafate standard**).
Tabela 7. Volumul specific at fazelor lichid gi vapori
saturants in echilibru, in functie de temperature
1 iv
v At
,din fig. 52 *) ;;i reprezinte ?i o coeficientul de
volumo din terminologia exploatsriii zscemin? ?i care sunt date in fig. 55.
Tabela 8. Volumul specific at apei la presiuni marl, In functie de temperature ?i, de presiune
Presiune,
Temperatura, ?C
kg/cm'
0
10
20
30
40 50
60
70
I 80
1
1,0001
1,0002
1,0017
1,0042
1,0077
1,011.9
1,0169
1,0225
1,0288
1000
0,9579
0,9603
0,9631
0,9664
0,9701
0,97414
0,9792
0,9843
0,9897
2 000
0,9261
0,9294
0,9328
0,9365
0,9404
0,9446
0,9490
0,9538
0,9586
4 000
0,8808
0,8844
0,8881
0,8919
0,8957
0,8997
0,9038
0,9081
0,9124
6 000
0,8481
0,8510
0,8546
0,8585.
0,8624
0,8663
0,8703
0,8743
0,8782
8 000
0,8276
0,8320
0,8361
0,8400
0,8439
0,8478
0,8514
10 000
0,8108
0,8150
0,8189
0,8227
0,8265
0,8301
12 000
0,7967
0,80(16
0,8044
0,8081
0,8116
*) Tentativa de a determina volumul specific at apes
printr-o functie de forma v= vo eVPo-P) reprezinta numai
o aproximatie folosite uneori in hidraulica mediilor po-
roase (v. cap. II. E), care, insa, nu este satisfecatoare
decit in domenil relativ restrinse, 0 nefiind constant
(v. fig. 60).
Volumul specific
Volumul specific
a w
Apa,
Vapors,
Apa,
Vapori
d w
dm'/kg,
m'/kg,
3 .
dm+ /kg,
m'/kg
F w
v?
v?
Eti w
v'
v..
0
1,0002
206,3
65
1,0199
6,206
5
1,0000
147,2
70
1,0228
5,049
10
1,0004
106,4
75
1,0258
4,136
15
1,0010
77,99
80
1,0290
3,410
20
1,0018
57,84
85
1,0323
2,830
25
1,0030
43,41
90
1,0359
2,361
30
1,0044
32,93
95
1,0396
1,981
35
1,0061
25,25
100
1,0435
1,673
40
1,0079
19,55
105
1,0474
1,419
45
1,0099
15,28
110
1,0515
1,210
50
1,0121
12,05
115
1,0558
1,036
55
1,0145
9,584
120
1,0603
0,8914
60
1,0171
7,682
125
2,3666
0,7701
130
1,0697
0,6680
265
1,2888
0,03870
135
1,0746
0,5817
270
1,3023
0,03557
140
1,0798
0,5084
275
1,3169
0,03272
145
1,0850
0,4459
280
1,3321
0,03010
150
1,0906
0,3924
285
1,3484
0,02771
155
1,0963
0,3464
290
1,3655
0,02552
160
1,1021
0,3068
295
1,3837
0,02350
165
1,1082
0,2724
300
1,4036
0,02163
170
1,1144
0,2426
305
1,4250
0,01991
175
1,1210
0,2166
310
1,448
0,01830
180
1,1275
0,1939
315
1,472
0,01682
185
1,1345
0,1739
320
1,499
0,01544
190
1,1415
0,1564
325
1,529
0,01415
195
1,1490
0,1410
330
1,562
0,01295
200
1,1565
0,1273
335
1,598
0,01183
205
1,1645
0,1151
340
1,641
0,01076
210
1,1726
0,1043
345
1,692
0,009759
215
1,1812
0,09472
350
1,747
0,008803
220
1,1900
0,08614
355
1,814
0,007875
225
1,1991
0,07845
360
1,907
0,006963
230
1,2088
0,07153
365
2,03
0,00606
235
1,2186
0,06530
370
2,23
0,00500
240
1,2291
0,5970
371
2,30
0,00476
245
1,2400
0,05465
372
2,38
0,00450
250
1,2512
0,05006
373
2,50
0,00418
255
1,2629
0,04591
374
2,79
0,00365
260
1,2755
0,04213
374,2
3,04
0,00304
Pentru presiunile de 1000- 12 000 kg/cmz`
9i pentru temperaturi moderate (0-80'C)-
v. tabela 8.
Vaporii de aps nesaturanti au o comportare-
(11) destul de diferits de aceea a unui gaz
perfect.
Valoarea volumului for specific, in functie
de temperature, este dats in fig. 53.
Variatia volumului specific al apei lichide.
cu temperatura, la presiune constants, este-
definits prin coeficientul de dilatare, mai usor.
decit prin ecuatia de stare (11), care nici nu.-
poate fi scriss decit pe intervale mici de tem-
perature 9i de presiune. Acest coeficient este:-
dat de relacia.
1 av
a =--
t v at
in care:
at este coeficientul de dilatare la tempera--
tura t (formal, mediu intre t 9i-
t -+- at)
temperatura ;
derivata partials a functiei (11) ipo--
tetice a apes.
Valorile coeficientului de dilatare a sint
date in fig. 54 ca functii de temperature 9i de
presiune.
In practice se folosesc valorile medi ale lui?
at , definit de relacia
**) to realitate, fats de conditiile atmosferice.de densii-
Late maxima, 760 mm col. Hg 91+ 3,98?C, pentru proble
mele de exploatare, diagrama poate fi considerate in mod-'
practic ca se refer) la 0? ?I la 760 mm col. Hg, eroarea rela
tiva find 1
0,999873
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
f
130?
550?
f70?
~
f8
A
*200 C
W
* %50 C
ir i ii mill
{ i00 C
*50?C
0?r
In starea solids, coeficientul
de dilatare al apei este ca ,?f al
apei lichide, aproape indepen.
dent de presiune (tabela 9).
Tabela 9. Coeficientul de dilatare
liniara al apei in stare solids,
in functie de temperatur4
Temperatura,
t ?C
Coeficientul de dilatare,
10-'' (?C)-'
0
9,1
-5
7,1
-10
5,5
-15
4,6
-20
3,9
-25
3,4
Fig. 52. Coeficientul de volum al apei ba =V(p t)IV? intre conditiile (P sit )
de zactmint Qi cele de suprafatii (760 mm col. Hg ti + 3,98?C):
OA - curba volumului specific in conditiile de saturatie.
3 4 5 6
Gresiunes_, ai
Fig. 54. coeficientul de dilatare at
apei lichide, in functie de tempera-
ture, in unit'ati : 10-5 (?C)-1 ? A-A-
la presiunea -atmosferic'e; B-B - Is
presiunea de 100 kg/cm5 (ef); C-C
la presiunea de 500 kg/cm?(ef);
Fig. 53. Volumul specific al vaporilor de apS nesaturanti, in functie de
temperature: C - punctul critic al apei; AC - curbs volumului
specific al vaporilor saturanti.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
90
-100?
604 90?
7C' 60'
60-70
50-60?
50?
40?
ff
O' 30
-
-
-
-
' 20'
to
-f0?
7
tnn,
00
400 500 600
Presiunea kg,/em'
la presiuni inf-erioare celei atmosferice vaporii
nesaturanli pot fi considerali practic din punc-
Fig. 55. Coeficientul mediu de dilatare al apei in dtarea lichidl, in functie de presiune (valorile medii pe cele zece
intervale egale de temperature intre 0? si 100?C).
In starea gazoase, coficientul de dilatare al
apei este o func>ie pu>;in folosite (cu exceptiia
dotneniului presiunilor foarte joase). El poate
fi dedus ca valoare medie din coeficieniii
unghiulari ai curbelor din fig. 53, iar pentru
presiuni foarte joase a ;t; 1
273
Din cauza neregularitetiii ei deosebite, legea }
generale de stare nu poate fi exprimate analitic,
suficient de simplu ?i de exact, in acela?i timp,
pentru scopuri practice. Grafic, ea poate fi
reprezentatg ca in fig. 56 ?i 57. Fig. 56 repre- /900
zinte ca detaliu dotneniul temperaturilor uzuale
?i al presiunilor relativ joase.
Pentru necesitetii de detaliu, exprimind legea
de stare a vaporilor nesaturantii sub forma :
unde V este volumul specific al vaporilor, in
m3'/kg;
P - presiunea, in kg/m2;
T - temperatura absolute, in 'K;
- un termen de corect ie avind rolul
coeficientului Z din relalia (27),
se poate determina V, cu ajutorul valorilor lui
z din fig. 58 ;;i 59 *).
Pentru presiuni de ordinul atmosferei,
eroarea relative cu privire la volumul specific,
comise luind e = 0, este de ordinul 1,3% ?i
scade foarte repede cu presiunea, astfel incit
?) Diagrama este calculate de Stodola, pe baza unor date
experimentale mai vechi care admiteau ce presiunea critice
a apei este de 224 at 230,6 kg/cm', in loc de valoarea
actuale de 225, 2kg/cm', astfel lncit in domeniul critic
trebuie corectata pentru presiune.
Fig. 56. Reprezentarea legii de stare (11) a ape! sub
forma Pv = f(P, t?), in domeniul 1 < P < 10 kg/cm'
(ef) yi 110 ?C < t < 190 ?C (aburi de joasa $i de medic
presiune).
tul de vedere al comportarii de volum, ca gaz
perfect.
2. Proprietajile elastice. a) Variatia volu-
mului specific cu presiunea, definite de legile
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
~
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
r-
o~
o
h
b
I
I
--
,~
CJ
E
I
?
I
V
` o~
V
o
C
~
1
8
1
4'
I
-
1
T
I
I
I
v
/
O v
II
/
I
o0
v
/
N
v
I
1
a
r
o
m
XP
D
/
O
D
p0
~?
w
?0 0 0
1AE
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
-parliale de stare expuse, este studiats mai
detaliat in hidraulics cu ajutorulcoeficientului
de compresibilitate (3, calculat cu relalia :
1 av
Q=-v8p
nestabilizata (v. Cap. II.E.a.5), sint date in
fig. 60.
Mai reprezentative pentru transformarile
izoterme, pentru compresiuni sau pentru
detente sint curbele (3 din fig. 61 care, insa,
nu pot fi citite usor in regiunea fasciculului de
izoterme 30 ... 70 C, regiune in care coefi-
cientul de compresibilitate a apei prezinta
un minim, astfel incit izotermele de (3 nu
numai ca nu se succed in ordine, dar se 5i.
intretaie.
Incercarile de a formula o lege generals
de forma
v = va P-b? ? -a (1-1?)[1 + a (t - t0)] (I1143)
300
Fig. 58. Valorile coeficientului a pentru intervalul de presiuni 0 P < 19 ata = 18,62 kg/cm'.
nu au reu?it, neputindu-se obcine coeficientii
a, b, ,si a constanli ,si unici in toata gama pre-
siunilor 8i a temperaturilor studiate.
Din aceasta cauza, valoarea lui (3, definite
de relaliile (56) ?i (111 43). .
nu poate fi acceptata decit in cazul proble
tnelor particulate care cuprind varialii restrinse
de presiune si de temperature.
Valorile exacte determinate experimental
.ale compresibilitalii (3 a apei in faza licIiida,
necesare in cazul problemelor de curgere
Fenomenele de compresiune ,si de detentii
care se produc in zacaminte au, practic, carac-
terul unor transformari isoterme, pentru care
sint valabili c:oeficieniii [3 daii ping aci. Feno-
menele care au loc in pompe pi in conducte,
insa, din cauza vitezei relativ maxi, pot fi consi-
derate uneori ca transformari adiabatice.
In aceste condiiii, apa comprimata se incal-
ze8te, ceeace, prin dilatare, reduce compresi-
bilitatea aparenta a apei. Desi incalzirea care
se produce este numai de ordinul miimilor de
grad Celsius, efectul este suficient de intens
pentru a provoca schimbari fundamentale in
cazul propagarii undelor elastice in conducte,
al loviturilor de berbec etc.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Diferenta dintre coeficientul de compresi- domeniul de comportare anormala, a fiind
bilitate izoterma (3t, ?i coeficientul de compre- negativ, compresiunea adiabatica are ca efect
sibilitate adiabatica %, poate fi calculates cu o scadere a temperaturii.
relatia In fig. 62 sint reprezentate incslzirile prin
T
regional, prin analize exacte de material solid
in suspensie.
Determinarea practice a opacitatii nu set
face prin masurarea absorbtiei, ci prin deter-
minarea grosimii stratului de apa, care facer
imposibila distinctia prin transparenta a unor
repere anumite in conditii de lumina-standard-
Fig. 85. Instalalia pentru determinarea turbidit5lii prin
metoda t cu cruce s. r - tub de sticla cu diametrul de,
300 mm ?i cu lungimea de 3500 mm; 2 - mirl divizata
in cm, solidara cu tubul r; 3 - scripete pentru firul de
comand3 pentru pensa de evacuate; 4 - pensa de eva-
cuare (bride cu greutate, turtind tubul de cauciuc), S
- dop de cauciuc perforat; 6 - disc de porlelan cu repere-
(cruce Vi puncte); 7 - caseta pentru lamps de 300 W
8 -tub de descarcare.
Proba industrials a de citire>> dupe OST
335146, adaptata mai mult alter scopuri
industrials, determine grosimea stratului de-
apa prin care se mai poate citi distinct un text
scris (cu dimensiuni gi cu caractere asemana-
toare celor de ziar, corp 8). Limita de 30 cm
prevazute corespunde deseori unor ape incom-
patibile cu injectarea in rocile cu compozitie-
granulometrica fins gi cu permeabilitatea.
redusa (8-10 mg/l). De aceea in U.R.S.S.
se foloseite metoda < cu cruceo, la care grosi-
mea stratului de apa cercetata poate atinger
3,5 in, iar figura examinata se preteaza mai
bine la detectia limitei de vizibilitate: o cruce
cu bratele cu grosimea de 1 mm dispare mai
tirziu decit patru puncte cu diametrul de l
mm, situate intre bratele ei (fig. 85).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pentru determinarea conlinutului fractional
de material solid in suspensie, se folosesc
curbe de etalonare experimentala, diferite dupa
natura apei ?i a suspensoizilor, care au forma
curbei dii
140
120
100
a
-60
40
20 40 60 80100120/40160180070220240260280
s~/idein suspensie mg/I
Fig. 86. C irba de etalonare a dispozitivului de masura
a transparetijei prin metoda 4 cu cruce a, pentru un caz
particular. In abscisa, continutul de corpuri solide in
suspensie, g/l. In ordonata, transparenta prin metoda
cu cruce?, grosimea in cm a stratulul de apa care
asigura la limits vizibilitatea.
8. Proprietatile electrice ?i proprietatile
magnetics. a) Permitivitatea sau permeabili-
tatea dielectrics (a se evita numirea de con?
stanta didlectrica) definita curent ca la Cap.
III.B.b.9.b), sau, mai general, ca valoarea e
F este forta de atractie electrostatics care se
este in
distilate,
naste nitre sarcinile punctuale q pi
q, in dine;
sarcinile electrice care se atrag in
unitati electrostatice C.G.S.;
distanta dintre sarcinile punctuale,
In cm,
cazul apei
functie de
temperats4ra, de pre-
siune ~i de frec-
venta. Pentru elimi-
narea efectului frec.
ventei, se'ia ca frec-
venta de eferinca o
frecventa suficient
de joass pentru ca
efectul acesteia sa
fie neglijabil, de
exemplu 1 frecventa
zero (curent conti-
nuu). Pins la f x 80
megacicli/s, ea variaza putin;
ea scade (v. fig. 87).
Pentru frecvente mici, valoarea ei de refe-
rinta variaza aproape liniar, scazind cu tempe-
ratura (v. fig. 88), aproximativ conform legii
in care:
t este temperatura, in ?C (0? < t < 100?C).
In functie de presiune, ea variaza incet ?i
liniar, aproximativ conform legii
in care:
p este presiunea in.kg/cm2 ;
z - permitivitatea, la + 16?C,
valabila nitre 1-200 kg/cm2, pentru-
frecventa de referinta f=6 megacicli/s.-
Permitivitatea apei este folosita la determi-
narea continua ,?i automata a conlinutului in
impuritati al citeiului, pe cale electrica. Pentru.
permitivitatea apei mineralizate, v. Cap. 111.
B.1.9.b ,?i B Cap. IV B.a.8.a, insa data ticeiul
tontine apa cu salinitate sensibila este de pre-
ferat sa se etaloneze direct aparatura prin
analize chimice efectuate in paralel, deoarece,
in aceste cond:itii, datele teoretice disponibile-
asupra permitivitatii sint nesatisfacatoare.
b) Susceptibilitatea (X) 4i permeabilitatea (?}
magnetics legate prin relacia :
. Et = 1 + 47r7,, (71)
exprimate deobicei in valori relative, fats de
acelea ale vidului (Ovid = 1, Xvid = 0), sint
determinate prin :
X20?,I at = - 0,71 10-6, cu o eroare.
relativa de ? 10-4 5i
Xt = X20? [1. + 0,000131 (t? - 20?)], (72)
ceea ce arata ca, in conditiiile obilnuite, apa
este slab diamagnetica. In cazul prezentei in
solutie a uno~ corpiy para-sau feromagnetici,
ea poate fi ?i paramagnetica 88i, in particular,
neutra.
9 /0 11 12
)rrecveola (MC1srrl0?
Fig. 87. Variatia permitivitatii apes distilate, la 17?C $i Is presiunea atmosferica, in functie
de frecventa pentru gama de frecvente.
deasupra acesteia c) Conductivitatea (c), respectiv rezistivi-
tatea (p) (definite ca In Cap.III.B.b.9.a) apes
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
distilate sint functii de temperature pi de pre.
:siune (ultima putin cunoscuta).
c
p
[p] = [ohm ?m] sau [p'] _ [ohm-cm]
.~i
f c] _ [ohm-' m-1] sau [c'] _ [ohm-' cm -1]
mica, nu este nula ?i se datore?te unei diso-
ciatii H2O F H+ + OH, care are loc, la echi.
libru, dupe legea actiunii maselor
[H+] ? [OH-] _ k
[H20]
in care parantezele simbolizeaza conventional
concentratia electrolitului respectiv in ionii
cuprinsi in paranteza, exprimata teoretic in
molecule, respectiv ioni la litru, practic in
multipli molecule-gram, respectiv ioni-gram
sau echivalenti-gram la litru. Marimea k,
numita a corpului
studiat (respectiv apei), nu este o constanta
decit numai in ce prive?te comportarea fats
de variatia concentratiilor. Ea este o functie
de temperature ?i de presiune.
Pentru spa la presiunea atmosferica, k are
valoarea data in tabela 16.
Tabela 16. Variatia coeficientului de discociere at
apei la presiunea atmosfericA, in functie de tempe-
rature
too
k 1014
150? * )
234
200? *)
525
0?
0,116
10?
0,281
21,4?
1,00
25?
1,04
50?
5,66
100?
58,2
--0? 10? 20? 30' 40? 50? 60? 70? 00? 90? 100?
Temperature t.?C
Fig. 88. Variatia permitivitatii apei distilate la frecventa
joasa yi Is presiune atmosferica, in functie de temperature.
O b s e r v a t i e. Deseori se noteaza mho =
= 1 , astfel incit in practica industrials
ohm
mho*). p
se da frecvent [c] = Il
m
Pentru apa distilata in stare de puritate
maxima realizabila, c = 4,2.10-8 mho/cm;
pentru apa distilata in stare de puritate maxima
conservabila, c - 7. 10-7 mho/cm; pentru apa
ingrijit distilata, obisnuita, conservata in vase
de sticla de laborator, c = (1,4...10)? 10-6
mho/cm. Apa dulce de riu are, dupe gradul
,si dupe natura mineralizarii c = (100...
700)-lo-6 mho/cm. Pentru apa mineralizata,
v. Cap. IV B.b.6.
d) Concentratia in ioni de hidrogen, pH.
Conductibilitatea electrica a apei, degi foarte
*) A se evita gre~eala foarte frecventa de a se exprima
P in ohm/cm, ohm/cm' sau ohm/cm', respectiv ohm/m,
ohm/ma, sau ohm/m' datorite exclusiv necunoa@terii di.
.mensiunilor marimii respective.
Considerind temperatura mediului ambiant
to = 21,4?C is care k = 10-14, ?i tinind seama
ca [H+] = [OH-] la apa neutra, rezulta ca
[H+] = [OH-] = 10-7?
Prin adaugarea unui acid disociat, concen-
tratia solutiei in ioni H+, [H+] creste 9i, pentru
a satisface ecuatia (73), [OH -1 scade, astfel
incit concentratia solutiei in ioni de hidrogen
este o masura a aciditatii, respectiv a alcalini-
tatii ei. Din cauza dificultatii folosirii ei, con-
centratiei [H+] i se substitue marimea pH,
care este logaritmul zecimal al inversului
concentratiei in ioni de hidrogen :
18?
0,590
pH= log10 [H+] (74)
Deoarece k variaza cu t?, parametrul pH al
apei neutre variaza cu temperatura (v. fig. 89).
Parametrul pH permite, ca ?i [H+], urmarirea
proprietatilor de reactie, de corozivitate, de
conductibilitate electrica, crioscopice etc., insa
prezinta avantajul de a putea fi masurat direct,
pe cale electrica.
Considerind hidrogenul ca metal gi aplicind
legea lui Nernst pentru a obtine diferenta de
potential electric dintre doi electrozi con-
stituiti din acela?i metal, cufundati in doua
compartimente separate printr-o membrane
semipermeabila, intr-un electrolit, care in
unul dintre compartimente are o concen-
tratie unitary in cationul respectiv, iar in
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
PROPRIETATILE FIZICE ALE COMPONENTILOR SISTEMELOR FLUIDE
celalalt, o concentratie oarecare, de exemplu
[H+], se obtine
i
V RT In p RT ln 1
= --=--,
nF P nF [H+]
V este
diferenta de potential
electrozi, in volti
dintre
R -
constanta gazelor perfecte -
2
P
V
3
o
o/
;
7
Po _
76 cm- 13,6 g/cm3.981
cm/s2;
YO -
22
400 cm3/g;
F -
96
540 coulombi =
9 654
U.E.M.C.G.S.
t4 -
valenta materialului, 1
hidrogen;
pentru
V = A In [H+]+] = B?pH
7,6
pH
i Z4
N
Fig. 89. Varialia indicelui pH al apei neutre, in functie
de'i temperature, la presiune atmosferica.
care arhta ca determinarea indicelui pH se
poate reduce is o simply masurare directs
de difetenta de potential.
Pentrta cationii monovalenti, B = 59. 10-3V,
iar variotia lui B ' u temperatura este de circa
aB x 2a 10-4 v?/?c.
at
In practice, realizarea conditiilor teoretice
de masurare este foarte mult ingreuiats de
fenomene secundare (difuziune, polarizare etc.)
cum ~i de viteza redusy cu care se poate realiza
in jurul electrodului platinat saturatia unitary
in hidrogen. Tehnica masurarii indicelui pH
(ionometria) folose9te, dupy precizia ?i dupy
viteza urmarits, o serie de metode ;;i de arti-
ficii (lanturi de electrozi, electrodul de H in
Pt platinats, electrodul de calomel, electrodul
de sticly, electrodul cu chinhidrona etc).
Yn industria petrolului se folosesc :
1) Determinsri colorimetrice,
la care solutiei de cercetat i se adauga un colo.
9os
Ga/ben
."%~
be
p 159/ 1
6a/d
en
Ibaslw
d/
Panacabu
6a/be
n
o n//P
Rosu
\
6a/
beA
RAP /
Rani
!y,
Ga/b
en
d/a
Ca/ben
~~ ^~ A
/Das1
ro
baS
/
Ca/ben
Ro
su
Rasudefeno/
6P/ben
\P %
osu
Rosu
CPP
de
0/
lndioa
~ ~ ,
aru
Gesa/
fraiP/~
/nco/or
o,su
j
/nCn/Or
o
/n)O/
-- pM
Fig. 90. Scars coloran9ilor indicatori mai frecvent folo.
sili pentru determinarea colorimecrice a indicelui pH,
cu intervalele de viraj @i cu culorile respective: r -
albastru de timol; 2 - albastru de brom fenol; * - metilo-
range; 4 - ro?u de metil; S - ro~u (purpuriu) de brom
cresol; 6 - albastru de bromtimol ; 7 - ro@u de
fenol; 8 - ro$u de cresol; g - cresol-ftaleine; Yo - fe-
nol-ftaleina ; r r - timol-ftaleina.
rant-indicator, care prezintg intr-o gamy relativ
restrinsa de variatie a indicelui pH, o variatie
de culoare destul de brusca. Pentru determinyri
mai exacte, culoarea rezultaty este comparats
cu cea data de acela9i indicator intr-o solutie
de pH cunoscut (practic se folosesc o serie
de fiole inchise, ingrijit realizate). 0- variants
consty in cufundarea in solutia de cercetat a
unei foite de gelatins, imbibata in prealabil
cu indicator 9i in compararea ei cu o serie de
foite analoge, tratate cu solutii de pH cunoscut
sau impregnate cu coloranti stabili alesi in
mod adecvat (v. fig. 90).
De?i aceasta metoda este expediriva 5i nu
necesita o calificare specials pentru a o aplica,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
ea are o valoare pulin importanta din cauza
preciziei reduse a rezultatelor oblinute, dato-
rita subiectivitat:ii comparaliei culorii, apre-
cierii culorii la momentul potrivit, dupe sta-
bilirea echilibrului de coloralie (viraj). Eroarea
curenta este de 0,1-0,2 unitali pH.
Intr-o alts variants a acestei metode se folo.
sesc benzi de hirtie de filtru, impregnate pe
porliunea centrals cu colorantul -indicator res-
pectiv ,si colorate cu citeva benzi de nuance
diferite (coloranli stabili) corespunzstoare dife-
ritelor trepte de pH din virajul indicatorulul
respectiv, de o parte ?i de alta a porliunii
impregnate cu indicator. Deoarece ester mult
mai ieftina ,si mai expeditiva ,si nu necesita
transportul unei aparaturi fragile, aceasta
metoda este de un real folos, de aceea ea a
intrat in uz. curent la studiul noroaielor de
de foraj, mai pulin la studiul apelor de zaca-
mint sau de injeclie. Ca toate metodele colori.
metrice, ea.prezinta dezavantajul unor deter-
minari foarte problematice in cazul soluliilor
colorate.
2) Determinarile electrome -
trice, care folosesc ionometria (potenlio-
metre de comparalie cu sursa de curent sepa-
rate 3i cu dispozitive de coreclie) ,si serii de
electrozi ale3i in mod corespunzetor condiliilor
de lucru, permit unui operator experimentat
sa oblina rezultate cu o eroare de 0,01-0,02
unitali pH. Ele sint folosite din ce in ce mai
mult la studiul apelor de zacamint ?i de injec-
tare. Oblinerea efectiva a acestei precizii se
love3te, insa, de dificultali mari in lucrsrile de
3antier : < intoxicarea> electrozilor, fenomenele
de supratensiune de hidrogen, coreclii de
temperature, fragilitatea aparaturii etc, astfel
incit rezultatele oblinute prin aceasta metoda
in lucrari de 3antier, trebuie, in general, veri-
ficate ?i utilizate ca atare numai in masura
reproductibilitalii ]or.
b. Apa mineralizats *)
1. Greutatea specifics a soluliilor de NaCl
la + 20? este redata in tabela 17.
Tabela 17. Greutatea specifics a soluliilor de NaC I
la+ 20? (numeric, cu densitatea d7?)
Na C1/aPv a, %
Construclia,
g1l
20
4
I - ~d
dt
1
10,053
1,0053
0,00022
2
20,250
1,0125
0,00024
4
41,072
1,0268
0,00028
6
62,478
1,0413
0,00031
8
84,472
1,0559
0,00034
10
107,070
1,0707
0,00037
12
130,284
1,0857
0,00039
14
154,126
1,1009
0,00042
16
178,592
1,1162
0,00044
18
203,742
1,1319
0,00047
20
229,560
1,1478
0,00049
22
256,080
1,1640
0,00051
24
283,296
1,1804
0,00053
26
311,272
1,1972
0,00055
Greutatea specifics a soluliilor de MgClz
la + 20' este data in tabela 18.
Tabela 18. Greutatea specifics In + 20' (numeric
egall cu di?) a soluliilor de MgCI,
MgCI,/ap5, %
Concentralie,
11
0
d
- ad
g
9
at
2
20,300
1,015
+0,000072
8
85,232
1,0654
-0,000035
14
156,772
1,1198
-0,000050
20
235,130
1,1757
-0,000044
26
321,178
1,2353
-0,000046
32
415,328
1,2979
-0,000051
Greutatea specifics la + 20? a soluliilor de
MgSO4 este data in tabela 19.
Tabela 19. Greutatea specified la + 20' (numeric egala
cu d4) a soluliilor de MgSO4
MgSO /ap5, /o
?
Concentralie,
g/I
20
Densitate d4
ad
- -
2
20,372
1,0186
0,00023
4
41,568
1,0392
0,00025
6
63,612
0 1,0602
0,00027
8
86,522
1,0816
0,00029
10
110,340
1,1034
0,00031
12
135,072
1,1256
0,00033
14
160,776
1,1484
0,00034
16
187,472
1,1717
0,00035
18
215,190
1,1955
0,00036
20
243,960
1,2198
0,00037
22
273,834
1,2441
0,00037
24
304,824
1,2701
0,00038
26
336,986
1,2967
0,00038
Greutatea specifics la + 20? a soluli/lor de
CaCl2 este data in tabela 20.
Tabela 20. Greutatea specifics la + 20?C numeric.
egala cu d,I?) a soluliilor de CaCI5
CaCl,/ape, %
Concentralie,
g/
Densittatea ad
d4 at
1
10,070
1,0070
0,00021
2
20,296
1,0148
0,00023
4
41,264
1,0316
0,00025
6
62,916
1,0486
0,00027
8
85,272
1,0659
0,00029
10
108,350
1,0835
0,00031
12
132,180
1,1015
0,00033
14
156,772
1,1198
0,00035
16
182,176
1,1386
0,00038
18
208,404
1,1578
0,00040
20
235,500
1,1775
0,00042
25
307,100
1,2284
0,00047
28
352,884
1,2603
0,00050
30
384,480
1,2816
0,00052
35
468,055
1,3373
0,00056
40
558,280
1,3957
0,00060
*) Din cauza mineralizaliei foarte deosebite a diferitelor
ape de zacamint sau intilnite in industria extractive a petro-
lulul, caracteristicile redate in acest capitol se refers in
parte Is ape reale de zacamint (@i in acest caz. cind nu ester
indicat altfel, se inleleg, in general, ape, saturate partial.
-26 % - cu NaCl Si cu MgO, in raport relativ 4/1-511)
in parte la solulii de NaCl cu concentralii variabile, in
general indicate. In cazul lipsei precizarii mineralizarii
valorile citate trebuie considerate numai ca indicative.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
PROPRIETA1TILE FIZICE ALE COMPONENTILOR SISTEMELOR FLUIDE
Greut2tea specifics In + 20? a soluliilor de
Na2SO4 este data in tabela 21.
Tabela 211 Greutatea specifics la +20?C (numeric egala
fu d4) a soluliilor de Na2S04
Na,SO1/aDa,
Concentrat(ia,
Densitaotea
_ cd
g/1
d
dE
1
10,073
1,0073
0,000016
2
20,238
1,0164
0,000020
3
30,768
1,0256
0,000024
4
41,392
1,0348
0,000032
5
52,205
1,0441
0,000038
O b s'e r v a l i i. Concentratiile de Na2SO4
ihtilnite (rareori) in apele naturale din siste-
mele zalamintelor de petrol sint, in general,
sub 1%'
In sojutii diluate, greutatea specifics este'o
propriet'ate aditiva care poate fi calculate
aproximativ pe baza analizei chimice, insa,
in general, se prefers masurarea ei directs cu
picnometrul sau cu areometrul.
Scara iBaume, concepute pentru a determina
direct cbncentratia soluliilor de NaCl, care are
diviziunrra 10? corespunzatoare soluliei cu
punzetolre apei pure,
15 146,78
d14 146,78-?Be'
nu coreppunde decit aproxi- 9,04
mativ sFopului urmerit, din
cauza variatiei compozitiei
C1Na c1 iar de uz alimentar.
2. Viscozitatea apei mine-
ralizate variaza in funclie de
temperatura, de concentratie
gi de natura substantelor in
solutie gi, in mice 'masura,
de presjune. Cunoagterea vis-
cozitatii apei sarate prezinta
un interes deosebit in pro-
blema injectarii de ape in za-
camint, sporul de viscozitate
fats de apa dulce provocind
un mic consum suplimentar
de energie, deobicei, insa,
compensat de avantajele asi-
gurate de calitatile de floculare ale apei sarate
(v. tabela 22).
3. Compresibilitatea elastics a apei sarate
este mutt mai pulin studiata decit aceea a apei
dulci, de care se deosebegte in general, foarte
pulin, in minus.
Compresibilitatea elastics a apei saturate cu
gaze este in general, mai mare, diferenta accen-
tuindu-se la presiuni mari. In problemele de
hidraulice propriu zise, diferenta nu influen-
teaze decit foarte pulin gi numai in cazul curge-
rilor nestalionare. La aplicarea,. inse, a ecua-
tiiilor de bilant material in care intril coefi-
cientul de volum (functia primitive corespun-
zatoare compresibilitetii), neglijarea poate pro-
voca uneori erori sensibile (v. fig. 91).
4. Coeficientul de dilatare termice al apei
sarate ca gi acela al apei cu gaze in solutie pot
fi luali, practic, egali cu acei ai apei dulci
(v. gi fig. 92).
5. Capacitatea de a dizolva solidele intervine
rar in problemele de zacamint. Saturatia este
intilnita relativ rar in ce privegte NaCI gi
relativ mai des in ce privegte CaCO3 (v. gi
IV B.b.l. ).In ce prive5te gazele, solubilitatea
for este mult mai mult in functie de presiune
126,7
1
93.3?1
378?
150 2
00
PRES/un-EA, at
050
300
Fig. 91. Variatia coeficientului de volum al apei cu gaze (metan 90%), in
funclie de presiune $i de temperature.
Tabela 22. Viscozitatea soluliilor de NaCI, de diferite concentralii, In difetite temperaturi, in poise (dyne s/cm')
P! distilata Solufie NaC1 In apa 5%
Solulie NaC1 In apa 10%
Solulie NaCI In apa 20%
T, ?? I
1t l T, ?C
I (2,
T, ?C
I E2
I T, ?C
I I t
0
01716
0
0
0,01861
0,06
0,02035
0,72
0,02591
61
10''
,
0,01515
0
01309
4,90
10,89
0,01605
0,01357
4,99
11,80
0,01738
0,01450
1,24
5,46
0,02547
0,02240
15
20
,
0,01146
01008
0
20,22
30,12
0,01078
0,00872
20,46
30,72
0,01181
0,00947
5,95
12,48
0,02203
0,01847
25'
30'
,
0,00897
0
00803
40,86
50,19
0,00714
0,00614
40,30
50,72
0,00797
0,00571
21,20
30,69
0,01499
0,01222
35
40
,
0,00721
0,00653
60,84
70,10
0,00524
0,00455
60,67
70,72
0,00584
0,00512
40,57
51,65
0,01013
0,008425
350 0-99
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
(crescatoare) decit de temperature (descres-
cetoare). Legea liniara de solubilitate a lui
Henry are, in general o aplicabilitate insufi-
cienta, la presiunile relativ mari din zacamint.
j1,D4
20 30 40 50 60 70 80 90 7,70 710 120
Temperetura, ?0
Fig. 92. Coeficientul de volum al apei pure $i al apei
saturate cu gaze la presiunea de 280 kg/em', in funclie
de temperature: A - pentru ape pure; B - pentru apa
saturate cu gaze.,
Solubilitatea aerului in apa intereseaza in
deosebi la operaliile de pregatire 8i de injec-
tare a apei, prin acxiunea oxigenului conlinut
(v. tabela 23).
Tabela 23. Solubilitatea aerului gi a componenlilor lui
in apa pure (fere CO2 eau NH3), fraeliunea dizolvate
la presiunea atmosferice ?i la temperatura respective
m' N
(v. coeficientul de solubilitate),
Ms' at
t, ?C
[C']
IN2 + At]
[Aer]
X10,
x 10'
x 10'
0
10,19
18,99
29.18
10
7,87
14,97
22.84
15
7,04
13,51
20,55
20
6,36
12,32
18,68
25
5,78
11,30
17,08
30
3,26
10,38
15,64
Datorita existentiei in aerul atmosferic a
3-4- 10-4 CO2 ;;i importantiei prezentiei aces-
tuia in apele de injec>iie, se considers pentru
solubilitatea CO2 in apa (libera de CO3Ca),
solubilitatea data in tabela 24.
In cazul prezentei de CO3Ca, solubilitatea
CO2 creste mult, in deosebi cu presiunea
(v. Cap. IV. B.b.5.e).
Solubilitatea hidrogenului sulfurat intere-
seaza prin corosivitatea pe care o imprime
apei (v. tabela 25).
Solubilitatea gazelor naturale in apcl variaza
in funclie de compozitiia lot, de presiune ,?i
Tabela 24. Solubilitatea anhidridei carbonice in apa
distilate, in funclie de temperature
a _ m' N/m' at p este exprimat in g/g
t,?C
a.10'
I p.10'
I t, ?C
a?10'
l p.10'
I
0
1,713
0,3346
30
0,665
0,1257
5
1,424
0,2274
35
0,592
0,1105
10
1,194
0,2318
40
0,530
0,0973
15
1,019
0,1970
45
0,479
0,0860
20
0,878
0,1688
50
0,436
0,0761
25
0,759
0,1499
60
0,359
0,0576
t, ?C
10' [u S]
L 1, ?C
10' [IT S]
0
4,670
40
1,660
5
3,977
45
1,516
10
3,399
50
1,392
15
2,945
60
1,190
20
2,582
70
1,022
25
2,282
80
0,917
30
2,037
90
0,840
35
1,831
100
0,810
de temperature. Pentru metan gi pentru etan,
constituind, practic, integral gazele neliche.
fiabile (gazele sarace propriu zise), coeficieniiii
de solubilitate a, sint dali in tabela 27. Solu.
bilitatea lot la presiuni inalte pi la temperaturi
nu prea inalte nu constituie insa un fenomen
pur fizic, ci unul fizico-chimic (formare de
hidrali de gaze sau criohidrali (v. Cap. IV.
B.d.2.b), conform unor legi deosebite de cea
liniara.
Tabela 26. Coeficientii de solubilitate a ai metanului ?i
ai etanului in apa pure, m' N m'/at
t, ?C
pentru
metan
pentru
etan
1, -C
pentru
metan
pentru
etan
0
0,05563
0,09874
45
0,02238
0,02660
5
0,04805
0,08033
60
0,02134
0,02459
10
0,04177
0,06561
60
0,01954
0,02177
15
0,03690
0,05504
70
0,01825
0,01948
20
0,03308
0,04724
80
0,01770
0,01826
25
0,03006
0,04104
90
0,01735
0,0176
30
0,02762
0,03624
100
0,0170
0,0172
35
0,02546
0,03230
40
0,02369
0,02915
Pentru hidrocarburile nesaturate, solubili.
tatea in apa create cu gradul de nesaturat 4, numai
ipotetic, entru compara>ie).
La pre iuni mai inalte, solubilitetile, depar.
tate de orice lege analitice, se determine exclusiv
a
0
h
~?2
70? 40? 60? 60? 100? /20?
Tempera/eira. ?C
Fig. 93. Solubilitatea hidrocarburilor gazoase in apa dulce.
experimental. Oarecare interes it prezinta solu-
bilit8cile anhidridei carbonice (v. tabela 28)
Tabela 28.' Solubilitatea anhidridei carbonice in ap'd la
presiuni maxi
Ratia de solufie
Ratia do solufie
In m3N/me la
q
In meN la
temperatura t
temperatura I =
41
.l 20?C1+35?CI+60?C
a:
+60?C I+ 100?C
25
30
16,3
18,2
-
10,6
-
-
70
80
14,2
16,3
6,5
7,4
35
40
20,1
22,0
12,4
14,2
-
8,5
90
100
18,8
21,4
8,5
9,7
45
23,9
16,1
9,3
110
24,3
10,8
50
25,7
18,0
10,2
130
-
12,7
60
-
21,7
12,1
150
-
15,1
ale hidrocarburilor gazoase (brute, gaz natural)'
in apa (v. fig. 93) cum pi a apei in hidrocar-
burile lichide (v. tabela 29).
Tabela 29. Solubilitatea apei in hidrocarburile lichide
(ratie de solutie in mot %, respectiv fractie molar!)-
~
;?
3 -
7 '
3 o`
,u
d
o o?
o
k
In titei de greutato
molecular! (ca
fractie molar!)
I
FI
m
?`.
wi?
8
48
120 I 135 I 165
50
0,125
0,014
0,0028
0,0013
-
-
-
100
1,00
0,0421
0,010
0,0043
-
-
-
150
4,70
0,125
0,038
0,015
1,003
0,002 2
-
200
15,3
0,390
0,135
0,050
0,0165
0,013
0,004
250
39,1
1,15
0,52
0,165
0,098
0,078
0,039
300
84,4
3,40
1,90
0,57
0,58
0,47
-
Pentru a se determina solubilitatea hidro-
carburilor gazoase in apa sarata se folosepte-
solubilitatea rezultata din fig. 93, aplicindu-i-se
coreccia
S, = Sd (1 - 10?a-a) (78)?
in care :
S. este solubilitatea in apa dulce citita in
diagrama din fig. 93;
S., -
Solubilitatea in apa
sarata ;
a -
salinitatea apei %;
a -
un factor de corectie conform tabe-
Tabela 30. Factoril de coreclie pentru reducerea-
solubilitatii gazelor in ap'd, datorit3 salinitdtii
t? - 140? 150? 1
60? 170? 180? 1
90- 1
100? 1110? 1120?
a= 10,72 10,64 10,55 1 0,49 1
0,47 10,44 10,41 10,36 1
0,32
6. Conductibilitatea electric!. Rezistivitatea
electric5 a solutiilor saline poate? fi determinate
teoretic prin relacia
10
PO _ a (alcaaQ + klckak)
unde:
a pi k sint concentratiile globale in anioni,.
respectiv cationi ale solutiei in
lcapilck -
gram -echivalenti ;
mobilitacile for electrolitice la
concentratia respectiv5, c ;
as pi ak - gradele de disociere ale sarurilor-
in compozitia carora intra ionii
respectivi.
Pentru un electrolit ce se disociaza numai in
doi ioni :
po =
(lca + lck) x
unde
?8~ = cantitatea de solvent (in cm3) necesara
dizolvarii unui g. mol de sare pentru.
obcinerea electrolitului de concen-
tracia c, respectiv5, a solutiei;
a = gradul de disociere al sarii respec-
tive.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Din cauza concentratiiilor relativ mici ale
.apelor de strat sau de sonde (cu exceptie unora
din apele de strat) ~i din cauza vitezelor apro-
piate ale diferitilor ioni, exista posibilitatea
practica de a se substitui sarurile prezente in
cantitati inici prin concentratii echivalente,
1000
800
500
300
100
80
50
30
20
70
b
5
3
2
>,5
08
0,5
QQ0,113
0,2
O
0,'08g
0,05
002
02Q30+15t87 5 2 3 4 5878100777,W-8a88888f.w 200c
Cancel#ratia, g/l
in sarea predominanta. Pentru calculele prac-
tice ?i pentru verificarea acestei aproximatii,
sint redate in fig. 93 bis variatiile rezistivi-
tatilor solutiilor de MgSO4, Na2SO41 CaSO4,
KCI, NaCl, CaC12, NaOH ?i HCl cu concen-
tratia. Este de observat apropierea strinsa a
a curbelor p = f(c) pentru sarurile prezente in
apele de zacamint, in gama O (A1).
In cazul cind acizii taxi, (cu grad de disociere
mare) se gasesc in proportie mai mare decit
cea necesara neutralizarii bazelor taxi, excesul
de acizi se combing cu bazele slabe (Ca, Mg,
Sr) dind na9tere < salinitatii secundare> (S2).
Se observe ca < alcalinitatea primare> ,si
o salinitatea secundare> se exclud reciproc.
Celelalte baze slabe, necombinate cu acizi
taxi, se combing cu cei slabi pentru a da na?-
tere < alcalinitatii secundare>. (A2).
In cazurile (rare in nature) cind acizii taxi se
gasesc in proportie suficienta. pentru a neutra-
liza atit bazele taxi cit Ji pe cele slabe, eventualul
exces din ace4ti acizi ramine liber, constituind
salinitate tertiara> (S3) (in sensul ca at fi
neutralizati de hidrogen care s-ar comporta
ca un metal slab) sau aciditatea libera.
Prin extensiune se inglobeazg in ) ?i
eventualul exces de acizi taxi, neutralizat cu
Al... sau cu Fe???.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Se obs$rva ca < alcalinitatea secundara v ?i
e salinitatea terliara > (aciditatea) se exclud
reciproc.
Celelalto baze slabe Al' 5i Fe necom-
binate cu'acizii tar!, se combing cu acizii slabi,
Bind na5tere (A3). Se
observa de asemenea cg As exclude S3 ?i
reciproc.
Pentru determinarea valorilor S3, A? S21
A2, Ss ?i (sau) As, se divide fiecare dintre con-
cinuturile ponderale intr-un ion oarecare prin
raportul dintre greutatea acestuia ,si greutatea
hidrogenului, care s-ar substitui ipotetic aces-
tuia, oblinindu-se continutul in ioni de hidro-
gen, echivalenli din punct de vedere reactiv
ionului cpnsiderat.
Daca so noteaza cu ai - fractiunea ponde.
rala de in i . (de exemplu inmullita cu 106,
adicy exprimata in mg/l);
1 - greutatea relativa a atomului de H (mai
exact 1,008);
pi - gteutatea atomics a elementului care
d4 na9tere ionului i.
ni - viilenla acestui element in radicalul
care da nastere ionului i
in acest daz,
a. n.
r% = ` = a,. (79)
p! p
1?n!
este echivplentul reactiv (subinbleles ) al ionului i, exprimat in aceea9i fracliune
de greutate. De aceea, factorul ni /pi este numit
,pi (v. tabela 3 1).
Pentru I o apa neutra, suma echivalenlilor
reactivi ,si radicalilor acizi trebuie sa fie egala cu
suma echivalenlilor reactivi a radicalilor hazel.
Pentru I a inlesni interpretarea compozitiei
mineraliz4te, independent de coniinutul total
de substAnle in solulie, se obi$nue9te sa se
transforme valorile rl in valori procentuale:
Pi = r` 100% ? (80)
I ri
Tabela 31. Coeficienlii de reaciie ai principalilor ion!
jintilniti in apele de zScSm1.rt
Radical!
acizi
Coeficiontul
de reaolie
Radioalj
bazici
Coeficientul
de
reaciie
S04
0,02083
Li
0,
0,14409
C1
0,02820
Na
0,04348
Br'
0,01252
Ca
0,04992
I~
0,00788
K'
0,02558
co",
0,03333
Mg '
0,08224
HCO' I
0,01639
Sr' '
0,02283
S
0,06240
Ba "
0,01455
HS
0,03054
Al'
0,11125
Fe-
0,05370
Fe'
0,03581
O analizs sumary a unei ape de sonda este
data in tabela 32.
Tabela 32. Analiza sumarS a unei ape de sonda
exprimarea ei in % echivalenli
Vi/pi
echiva-
%
p%
Radicalul
ui
coeficien-
jentul
echiva -
mg/1
tul de
reactiv
lenli
reaciie
mg, H/1
Sodiu (No*)`)
(incl. K')
11074,5
0,04348
481,52
44,22%
Calciu (Ca"
528,8
0,04992
26,38
2,42%
Magneziu (Mg")
444,8
0,08224
36,56
3,36%
Total cation
544,46
50,00%
Clor C'
17 833,4
0,02820
502,90
46,18%
Sulfat S04
25,1
0,02083
0,52
0,05%
Carbonat CO,'
-
-
-
-
Hidrocarbonat
HC03
2504,35
0,01639
41,04
3,77%
Total mineralizafle
32 410,95
1088,92
100,00%
*) Asimilarea ionilor K cu Na ?i includerea for In Na
slnt justificato de valoarea foarte redusu a aportului p K/p Na
?i necesare din cauza dificultafilor ecparitrii cantitative, In
.
aceste condifii a ionilorNa' ?i K'
0 b s e r v a 1 i e. Din cauza prezentei in
cantitali foarte reduse a ionului K', acesta a
fost dozat impreuna cu Na'.
In cazul acestei compozilii se observa ca
salinitatea primary este data de combinarea a
44,22% echivalenli haze tari cu o cantitate
egala cu echivalenli din Cl, astfel incit rezulta
Sl = 44,22% -}? 44,22% = 88,44%. Deoarece
din 46,18% echivalenti Cl, 44,22% s-au com-
binat cu (Na + K), restul de 1,96% se com-
bing cu 1,96% echivalenli din cei 5,78% echi.
valenli (Ca + Mg), pentru a da na9tere la
1,96% + 1,96% = 3,92% echivalenli - sali.
nitate secundara, S2. Restul de 3,82% (5,78 -
- 1,96) echivalenli (Ca + Mg) se combing cu
3,82% echivalent (SO, + HCO3), pentru a
da 3,82 + 3,82 = 7,64% echivalenli - alca-
linitate secundara, astfel incit formula acestei
ape este
88,44% + 3,92% + 7,64% = 100%
2. Clasificarea apelor dups mineralizatie.
Numyrul mare de sisteme de clasificare pro-
puse indica insuficienla for relativa. Clasifi-
carea Stabler-Palmer folosit5 in mod curent, este
bazata pe parametrii S1, S2, Al, A2, A3, S3
?i cuprinde:
C 1 a s a '1: apele alcaline, caracterizate
prin
(pNa + pK + pLi) > `,, (pCi +
+ PS04 + pNO3),
17 - c. $0 - Man. ing? petrolist.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
FIZICA ZXCXMINTELOR DE TITEI $I GAZE
care cuprinde, in general:
S1 = 2 1 (pCI + pSO4 + pNOa);
A2 = 22' (PC. + PMg);
A1=2'(pNa-1-pK-1-pLi)-
- I (pCl + pSO4 + NOa)
gi care au drept caracteristica prezenva alcali-
nitatii primare, A1, eventual inclusiv A3.
C 1 a s a II: apele neutre, caracterizate
prin
I(pNa+PK+PLO=
_ j(pCl + pSO4 + pNO3),
care cuprind, practic, numai S1 ,si A2, avind
caracteristica S2 = Al = 0.
C 1 a s a III: apele dure, caraterizate, prin
f (pCI + pSO4 + pNO3) >
},' (pNa + pK + pLi),
restul aciditavii tari fiind saturat cu metale
alcaline pamintoase. Ele cuptind:
Si=2(pNa+pK+pLi)
S2=2(pCl+pSO4+
+ pNO3) - Y (pNa + pK +pLi)
A2=2{Y (PCa+pMg)-[2: (pCl+
+ pSO4 + pNO3) - E (pNa +
+ pK + pLi)]} = 2 1 (p CO3+pHCO3+
+ pHS + pS).
pi au drept caracteristica S2 > 0, A2 > 0.
C 1 a s a IV : apele dure, lipsite de excesul
de baze alcaline necesar formarii alcalinitatii
secundare, caracterizate prin
(pCl + pSO4 + pNO3) _
_ I (pNa + pK + pLi) + (85)
+ (pCa + pMg)
?i care cuprind
S1 = 2 ' (pNa + pK + pLi)
S2 = 2 { 'f (PCl + pSO4 +
+ pNOa) - (pNa + pK +
+ pLi) = 2 (pCa + pMg)
?i au drept caracteristica A2 = 0.
C 1 a s a V: apele cu aciditate libera, carac-
terizate prin
2 (pCI + PSO4 + pNO3) > f (pNa +
-I- pK -}- pLi) + I (PCa --I- PMg) + (86)
+ f (pAl + pFe),
care cuprind:
Si = 2 (pNa + pK + pLi)
S2 = 2 (pCa + pMg)
Sa = 2 1 ' (PCl + SO4 + pNO3) -
- (PNa + pK + pLi)-'(PCa + pMg))
= 2 1 (pFe + pAl) + 1 (PSO4H2 +
+ pC1H + pNOBH),
a canon caracteristica este prezenva salinitavin
tertiare S, insotita sau nu de o aciditate libera
efectiva (subclase).
Desi considerate in mod curent ca suficienta,
aceasta clasificare are urmatoarele inconve-
niente:
a) nu vine seama de raporturile pCl/pSO4t
pNO3, dintre anionii acizilor tari, pCa/pMg,
dintre cationii metalelor alcaline pamintoase-
pCOa/pHCO3/pHS/pS, dintre anionii acizilor
slabi, pNa/pK/pLi, dintre cationii metalelor
alcaline etc. (citate in ordinea importanvei)?
b) datorita numarului insuficient de para-
metri examinati nu da decit informatii foarte
reduse asupra originei ?i asupra geneticei apei
respective, reducind posibilitatile de corelare
pi de identificare.
Clasificarea lui V. A. Sulin, Inca insufi--
cient raspindita in R.P.R., complecteaza aceste-
lacune prin examinarea unor parametri care nu
sint legati de predominanta anumitor ioni, ci de
prezenta chiar in cantitate mica a unor com-
ponenvi caracteristici ?i anume: Na2SO4?
NaHCO;3, MgC12 si CaCl2, conform schemei
din tabela 33.
0 b s e r v a v i i. In aceasta clasificare, divi-
ziunea de ordinul I (tipul) nu este determinate.
de compusul predominant, ci de cel caracte-
ristic, chiar dace el se gase?te in cantitate-
redusa. Ea precizeaza locul ?i conditiile de
existents a apei respective ?i, in oarecare
masura, sensul procesului de mineralizare,
respectiv demineralizare.
Diviziunea de ordinul II (grupa) este deter--
minata de anionul predominant cantitativ *i.
indica etapa de transformare. Diviziunea de
ordinul III (subgrupa) este determinate de7
cationul predominant ~i precizeaza in oarecare~
masura stadiul procesului de mineralizare,
respectiv de demineralizare.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
1. APE DE TIPUL S04Na2
II. APE DE TIPUL NaHCO,
III. APE DE TIPULMgC1
IV. APE DE TIPUL CaCI,
Caracteritica
Caracteristice
Caracteristica
Caraeteristica
0< PNa - pCI <
p Na - pCl >1
0< pCI - pNa-< 1
pC1 - pNa >1
pSO,
p SO,
pblg
pMg
A. Grupd bicarbonali
A. Grupa bicarbonali
A. Grupa bicarbonali
A. Grupa bicarbonali -
1. Clasa 4, .
I. Clasa A,
1. Clasa A,
1. Clasa A.
a) Subgrupa a Ca a
a) Subgrupa a Ca a
a) Subgrupa a Ca c
a) Subgrupa a Ca*
b) Subgrppa a Mg a
b) Subgrupa a Mg a
b) Subgrupa a Mg ~
b) Subgrupa a Mg e
c) Subgrupa a Na a
B. Grupa sulfali
B. Grupa sulfali
B. Grupd sulfali
2. Clasa A.
1. Clasa S,
1. Clasa S,
1. Clasa 'S,
a) Subgrupa a Na
a) Subgrupa a Ca a
a) Subgrupa a Ca e
a) Subgrppa a Ca o
b) Subgrupa e Mg o
b) Subgrupa t Mg
b) Subgrppa a Mg,
3. Clasa S,
2. Clasa S,
2. Clasa S,
2. Clasa $,
a) Subgrupa a Na a
a) Subgrupa o Ca a
a) Subgrupa a Ca e
a) Subgrppa a Ca a
B. Grupa sulfali
b) Subgrupa a Mg,,
b) Subgrupa a Mg e
b) Subgrppa a Mg a
1. Clasa S,
C. Grupa cloruri
C. Grupa cloruri
c) Subgrppa a Nat
a) Subgrupa a Na,
1. Clasa S,
1. Clasa S,
C. Grupa cloruri
1
Clasa
C. Grupa cloruri
1
Cl
S
a) Subgrupa a Ca a
b
b
S
a) Subgrupa a Ca e
.
,
.
asa
,
)
u
grupa a Mg s
b) Subgrupa a Mg e
a) Subgrppa a Ca a
a) Subgrupa a Na a
c) Subgrupa a Na a
c) Subgrupa a Na r
b) Subgrppa *Mgt
2. Class S,
2. Clasa S,
c) Subgrppa a Na a
a) Subgrupa a Ca a
a) Subgrupa a Ca s
b) Subgrupa a Mg o
b) Subgrupa a M s.
3. Ciclul de mineralizare-demineralizare al
apei in lito-hidro-atmosfera dupe Vernadski.
Sulin cuprinde: 1) o demineralizare datorita
evaporsril din msri gi din oceane; 2) o mine.
ralizare treptats prin curgerea la suprafata gi
prin infiltrare-circulalie in partite superioare ale
litosferei; 3) etape intermediate de evapo-
rare-recolcentrare ; gi eventual, 4) o reechili.
brare a r'hineralizatiei prin revenirea in masa
oceanica. Apele intilnite in industria petrolului
cuprind numai ape din fazele (2) gi (3). Pentru
studiul lot, V. A. Sulin propune s5 se urme-
reasce, in primul rind, evolulia in spaliu a
apei Pi m#neralizarea ei determinate, in general
de natura ultimelor roci cu care s-a gasit in
contact gi, in at doilea rind, evolulia succesiva
a unei anumite cantitati de ape, in functie de
succesiuni;a rocilor atinse sau strabatute.
Metoda consta in faptul ca de precedere
studiului remineralizerii rocilor prin transfor-
mari de eichilibru in contact cu apa. Se disting
cinci faze': 2a) o faze cloruri (predominant de
Na pi MO) gi partial sulfati de Ca gi Mg;
2b) o faza sulfati (predominant de Mg pi Ca)
gi partial NaCI ; in apele uscatului, in aceaste
faz5 este caracteristica prezenla sulfatului de
sodiu, produs de reactie ; 2c) o faza bicarbonat
de Ca, rezultat din spslarea carbonalilor de
Ca din roti de catre apele cu CO2 atmosferici ;
2d) o faz4 bicarbonat de sodiu, in stadiul mai
inaintat at dezagregarii feldspatilor gi at feldspa-
toizilor ; pi 2e) o faza sialitice, finals, in care
apele atacs scheletul alumino-silicios at rocii,
eliminind,Fe203 pi A1203.
Fazele 2a, 2b gi 2c sint relativ frecvente.
Faza 2d, legi suprapus5 in parte celor prece-
dente, este relativ rara ; in primele faze, pre-
zenla NaHCO3 este mascata de restul abundent
de mineralizatie, iar in faza 2d propriu ziss,
constatarea prezentei NaHCO3 este ingreunata
de labilitatea acestuia in condiliile atmosfe.
rice. Faza 2e este, de asemenea, relativ rara,
deoarece in nature probabilitatea prelungirii
atit de inaintate a fazei, 2, este foarte redus5.
Se intilnegte numai in mediul subtropical.
Faza 3 poate se apara atit ca urmare a fazelor
2a...e, cit gi direct din mediul marin, substi.
tuindu-se fazei 1 (concentrare in maxi inchise
pi in lagune a apelor de mare). Aceasta variants
a fazei 3 intereseaza din punctul de vedere al
genezei petrolului chiar mai mutt decit
varianta normale. Indicele care permite s5 se
disting5 intre apele provenite din aceste doua
variante este prezenla exclusive a sulfatului de
sodiu in apele de reconcentrare (varianta nor-
mala), respecti.v absenta lui in apele de con-
centrare directs.
Prezenla pi preponderenla clorurilor in apele
de provenience din varianta (3) directs se
datoresc continutului initial mare in cloruri
at apelor oceanice, rezultat din: migratia mult
mai ugoara de la uscat la mare a clorurilor
fats de sulfati, aportul permanent de cloruri
at fenomenelor vulcanite gi consumarea sul-
fatului gi a carbonatului de Ca in procesele
biologice din mediul oceanic. (pNa/pCl 40 in
litosfera fats de pNa/pCl ~ 0,87 in apele
oceanice).
Pe acest criteriu, V. A. Sulin distinge trei
tipuri de ape de suprafata : t i p u l marin,
in care predomine clorurile, in special clorura
de sodiu (in cazul normal, respectiv clorura de
magneziu in cazul apelor cu concentracie inain-
tat5), dar indicele caracteristic it constituie
prezenla clorurii de magneziu ; t i p u 1 s u 1-
f a t d e s o d i u, continentale, datorita sta-
diului initial tie demineralizare a rocilor cu
compozitie variata, care prezints ca indice
caracteristic un conlinut, chiar redus, de sulfat
de sodiu; gi tipul bicarbonat de
sodiu, continentale, ins5, datorite unui
stadiu avansat de demineralizare a rocilor,
17?
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
caracterizat prin prezenla bicarbonatului de
sodiu.
Mineralizarea apelor de' adincime este mult
mai variata decit aceea a apelor de suprafala,
a caror viteza de circulalie ?i ale caror posibi-
lit5ti de comunicatie le permit o oarecare uni-
formizare regionals a mineralizaliei. Apele de
adincime au o mineralizatie cu compozitia
mult mai apropiata de aceea a rocii cu care
ajung in contact, cu atit mai aproape de aceea
de echilibru cu cit viteza de circulalie este mai
redus5, respectiv cu cit rocs colectoare pre-
zints un o grad de deschidere hidrogeologic>>
mai redus.
Din acest punct de vedere se disting : Z o n a
1, d e schimb J i b e r, cu compozitie
??i cu condilii de formare corespunzatoare
?celor de suprafala, cu deosebirea ca tipurile,
grupele ?i subgrupele sint mai bine individua-
lizate, datorita circulatiei mai reduse. Ele
cuprind, in ordinea frecventei, . tipurile I, III
?i II (v. tabe]a 33). Dintre acestea, in grupa
I A predomins subgrupele ,
iar in rocile eruptive bazice ajunge s5 predo-
'mine a Mg>>, ca Mg (HCO3)2 .
in grupa I B, in apele din roci de facies
sulfato-dolomitic, predomins I B 1, sub-
grupele > ~i , in raporturi compa-
rabile, iar in apele din roci de facies net sulfa-
tice predomins I B 1 subgrupa a Ca>.
In caziri particulate, in roci eruptive meta-
morfice sau sedimentare continind sulfuri,
iau na,-tere prin oxidare ape corespunzatoare
unei clase particulate I B 3 (o class S3 atit
de rare, incit nu a fost incluse in clasificarea
generals) < alaunice> sau inc5rcate cu sulfati
ai metalelor grele de origine ").
In grupa I C, intilnita rar, intra ape generate
numai prin drenarea rocilor de facies < Bare
gems)).
Aparent inrudit cu aceasta grupa este tipul
111' ; tot atit de rar, cuprinzind in principiu
toatel clasele citate in tabele 0 provenite fie
din spflarea' rocilor cu facies < cloruri>> sau
< sulfato-cloruri> de provenients marina, fie
din rod de facies absolut oarecare, printr-un
proces dereconcentrare inaintats.
Apele de tipul II din aceasta zon5 se carac-
terizeaza prin prezenla NaHCO3 ?i prin pre-
dominanta Ca (HCO3)2 , provenite din dezagre-
garea feldspatilor ?i a feldspatoizilor de catre
apele agresive incarcate cu CO2 atmosferic.
Zona 2, de schimb stinjenit cu
s u p r a f a t a, cu ape inch mai mineralizate,
prin circulatie $i mai reduse pi uneori chiar
prin reconcentrare partials prin a itrenarea
vaporilor de ape in hidrocarburile u$oare care
*) Aceasta class 3 (S,) at urma s5 cuprinda subgrupe mult
mai numeroase,dup5 cationii sulfurilor de origine Fe,
Cu, Pb, etc. 5i dup5 cationii silicatilor yl at carbonalilor
atacaji de SOaH, provenit din oxidarea sulfurilor, a Ca a,
a_Mg p, a Na a, a K a, a Li a, a Mn a etc.
migreaza ' prin roca respective, cu minerali-
zatie corespunzatoare, mai indiv'dualizata ?i
mai apropiat5 de aceea a rocii pe care o satu-
reaza. Cind, insa, procesul de concentrate
progreseazs mai mult, ele tind catre un numar
redus de tipuri de echilibru cu concentrarie
mare, influentat mai putin de rocs decit de
condiliile de oxidare-reducere. In mediul
reducator, reducerea sulfatilor provoaca o
imbogatire relative in ceilalti anioni, practic
in NaHCO3 in condilii mai de suprafala, res-
pectiv in cloruri mai in adincime. In condiliile,
mai putin frecvente, ale unui mediu oxidant,
prin reactii de precipitate ,si prin schimb de
cationi, ele tind cstre concentrarea in cloruri,
astfel incit in ultims faze apele acestei zone
tind catre un tip uric, bogat in cloruri.
Zona 3, de schimb nul cu su.
p r a f a t a, ' dupe un - contact foarte lung,
tinde catre un tip caracteristic cu CaCl2- Con-
statarea, mai mult experimentala, nu este
deplin explicate (s-a propus explicatia schim-
bului NaCI -- MgC12 --)' CaC12), dar atit de
verificata incit prezenla CaC12 asigure originea
de adincime (zona de schimb nul) a acestei
ape. Exceptii foarte rare ; unele ape super-
ficiale care se gasesc in condilii particulate de
totals absents a oricarui sulfat ?i de lipsa de
comunicatii (unele lacuri).
4. Reprezentarea simbolica sau sinoptica
a mineralizaliei. Numarul mare de Toni prezenti
face ca analiza chimica a compozitiei minera-
lizaliei s5 nu fie direct interpretabila. In gene-
ral, fiecare dintre sistemele de clasificare pro-
puse este insotit de un sistem de reprezentare
fie schematic (parametric), fie sinoptic (grafic).
Cele mai raspindite sint :
a) Metoda salinitajii-alcalinita;ii, care folo-
se,te tree coloane paralele, cele dour periferice
divizate 0-50%, pentru anioni (stinga), res
pectiv cationi (dreapta), iar cea centrals, divi-
zata 0-100%, pentru salinitsti-alcalinitati (v.
fig. 95) corespunzatoare apei analizate in tabela
32. Ea se construieste reportind in coloana
din stinga (A, in fig. 95) echivalenti in % ai
anionilor, in ordinea: pCl, pSO4, pNO3,
pCO3, pHCO3, pS ,i pHS, iar in coloana din
dreapta (B, in fig. 95) echivalenti in % ai
cationilor in ordinea p (Li + Na + K), p Mg,
p (Ca+Sr+Ba), ~i, eventual, cationi de metale
grele.
Se calculeazs apoi ?i se reporteaza in coloana
centrals (C, in fig. 95) valorile Sl (de la 0% in
sus) ?i A2 (de la 100% in jos, in cazul frecvent
A3 = S3 = 0), intre ele raminind Al, respectiv
S2, dupe caz.
in cazul A3 sau S3 = 0 (numai una este
posibila) se reporteaza (de la 100% in jos)
intii A3 ;;i apoi A2, respectiv intii S; pi apoi
Al sau S2 (A2 nefiind posibil in acest caz).
Pentru un operator experimentat, metoda
este destul de expresivs insa greoaie, fiind
totusi una dintre cele mai vechi ~i raspin-
dite.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
b) Metoda Tickell foloseste o reprezentare
polara cu vase axe de coordonate (v. fig. 96)
pe care se reporteaza p (Na + K), p (HCO,; +
+ COs), pSO4 si pCO". Axa a sasea este
nefolosita'la analizele curente 5i este rezervata
30 -
SOC S2 90_ L!"
HC0 A2
S-
60-
Fig.95. Reprezentarea prin metoda 4 salinitSjii-alca-
linitS;ii u, i3 mineraliza;iei apei analizate in tabela 33.
i
nevoilor speciale de a se reprezenta uneori
continutul in unii ioni caracteristici. Cu tot
caracterul ei sugestiv, ea este pulin folosita,
p(Na /()
p(NCd+i)
Fig. 96. Reprezentarea prin metoda Tickell, a mine.
ralfzaliel apei analizate in tabela 33.
datorita faptului ca nu permite reprezentarea
raporturilor pCa jpMg si pHCO3/pCO3 ,si
nu prezinta decit in mod mecanic conlinutul
mineralizaliei.
Na I -30
((K)
c) Metoda Tolstihin foloseste o reprezentare
a compoziliei apei prin pozilia unui punct
in interiorul unui patrat (v. fig. 97) f'pe
ale carui laturi Sint scarile de coordonate
p (HCO3 + CC)3) p (Ca + Mg), p (SO4 + Cl')
si p (N' + K' ). Ea constituie un progres de-
oarece permit(., atit cunoasterea simultana a
compoziliei aproximative a apei cit si a for-
50
50
30
20
P('Y;No
20 30
P (Ca + MO
Fig. 97. Repazeatarea prin metoda Tolstihin, a mine-
ralizaliei apei analizate in tabela 33.
mulei aproximative de salinitate-alcalinitate,
insa prezinta dezavantajul ca nu permite o,
exprimare globala a diferililor ioni (niciunul
dintre anioni sau dintre cationi nu este exprimat
individual si principalele dificultali sint
provocate de necunoa9terea caporturilor
p Cl'/pS04, p Ca' ' /Mg' ' si p HCO3 I P CO3).
d) Metoda diagramei genetice a lui Sulin
foloseste doua patrate (in fig. 98), reprezentind
pe axa OA, p SO4 , pe axa DOC, p (? Cl'.?
? Na') si pe axa,OF, p Mg-. . Prin aceasta,
compozitia apei este, practic, complet deter.
minate ; pentru necesitali speciale se recurge la
examinarea indicilor
pNa' - p Cl' p Cl' - pNa' s1 p Na'
SO4 - p Mg P Cl'
care, deli mai pulin evident (indeosebi
p Na/p Cl), reies totusi din diagrams.
Prin diagonala BOE, diagrama este divizata
in patru cimpuri, corespunzatoare celor patru
tipuri I... IV din clasificarea lui Sulin, SO4Na2 ,
NaHCO3 , MgCl2 si CaC12 . tmparlind fiecare
dintre aceste triunghiuri, prin medianele lui,
diagrama se gaseste divizata in 24 cimpuri
corespunzatoare compoziliilor respective (v.
tabela 34) in care s-a notat:
B =A2+S1;
Si. = fracliunea NaCl din S1;
A2Ca = :fracliunea Ca din A2;
S2Ca = :fracliunea CaSO4 din S2;
Bt = Slc+A2Ca;
A2Mg= :fracliunea Mg din A2;
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tabela 34. Formula de salinitate-alcalinitate a compozitiilor mineralizaliei din cele 24 sub-cimpuri ale diagramei
genetice a lui Sulin
Tipul I ? Sulfat do Na a
Tipul II a Bicarbonat de Na ' Tipul III t Clorura de Mg '
Tipul IV t Clorura do Ca r
Sub-
oYmpul
Triun-
ghiul
Formula
Sub- Triun-
cimpul I ghiul I
Sub- Triun-
Formula cimpul I ghiul
Formula
Sub-
cimpul
Triun-
ghiul I
Formula
I
RQO
BS10S2
VII
RSB
S10BA1
XIII
PWO
B1MgC1B2
XIX
VTO
B,MgC1CaC1
II
OQG
BS2S1c
VIII
BSY
Sl?AiB
XIV
OWV
B1B2MgC1
XX
OTL
B1CaCIMgC1
III
GQA
S2BS1c
IX
YSC
A1S1cB
XV
VWE
MgC1B1B2
XXI
LTD
CaC1B1MgC1
IV
AQH
S2S10B
X
CSK
AlBSio
XVI
EWN
MgC1B1B2
XXII
DTM
CaCjMgCIB1
V
IIQB
SOOS2B
XI
KSO
BAISlo
XVII
NWF
BLMgC1B1
XXIII
MTE
MaCICaCIBI
VI
BQR
SIOBIS2
XII
OSR
BS15A1
XVIII
EWP
B2B1MgC1
XXIV
ETV
MgCIB,CaC1
(cantitativ).
SZMg = fractiunea MgSO4 din S2;
B2 = A2Mg + A2Mg;
MgC1= P MgC12;
CaC1 = p CaC12.
Singurele limitari in ce privelte determinarea
compoziliei, din simpla examinare a diagramei,
sint ambiguitStile prezentate de subcimpurile
I ,si II (ape in care pot predomina fie NaCl,
fie bicarbonalii de Mg sau Ca) sau tripla semni-
ficalie posibila a subcimpurilor ?(VII ?i ?(VIII
(ape in care pot predomina fie sulfatul fie car-
bonatul, fie bicarbonatul de magneziu) ?i
?(III ?i XIV (ape in care pot predomina fie
clorura de sodiu, fie sulfatul de calciu, fie
bicarbonatul de calciu). Ele pot fi lsmurite
prin examinarea analizei ~i nu prezinta decit
o important! relativ redusa, indeosebi ultimul
caz.
Cu ajutorul acestei diagrame se pot iSmuri:
probleme de corelare a apelor prin compa.
rarea compoziliei mineralizaliei; probleme de
clasificarea diferitelor sisteme acvifere dupa
gradul de deschidere hidrogeologics (deter-
minat in mare parte tot prin folosirea dia-
gramei) ; probleme de corelare ?i de aparte-
nenta a unei ape la unul sau la altul dintre
aceste sisteme, cum gi probleme de pura
hidrogeologie (determinarea ciclului de trans.
formari pe care le-a suferit sau le sufera apa
respectiva).
e) Metoda ing. Iordachescu folosegte o serie
de coloane, cite una pentru fiecare ion consi-
derat caracteristic, reprezentindu-se in coloana
in locul concentratiei relative in echivalenli
(p), cea absoluts in mg/l echivalenli (yr). 0
apa anumita este astfel caracterizata prin cite
un punct in fiecare dintre aceste coloane (cen-
trul cercului respectiv, fig. 99). Notindu-se
lingg fiecare punct provenienla (formatiunea
sau (?i) sonda) ~i repetindu-se operalia pen-
tru mai multe sonde dintr-o regiune data,
se obtine o imagine sugestiva a provenienlei
apei ,?i care este caracteristica fiecarui forma-
liuni geologice. La fiecare noun analiza, modul
de incadrare a punctelor reprezentative ale apei
respective, in reteaua generals indica, practic,
provenienta apei. Depi prezints o utilitate
incontestabila pentru rezolvarea problemelor
de identificare a provenienlei apei (adeseori
chiar ca mijloc geologic de corelare), metoda
nu este suficient de raspindita.
5. Componeptii principali ai minerali-
zatiei apelor naturale. a) Calciul. Ionii de Ca
prezenli in apele de suprafala, mai mult ca
CaSO4, sau in cele de adincime, CaC12, efec-
tueaza un ciclu aproape permanent conform
reacliei:
CaCO3 + CO2 + H2O'-- Ca+++ 2HCO3
intre CO2 ,si H2O de origine atmosferic!
sau de adincime, CO3Ca din roci ,si din apele
in curs de mineralizare, respectiv deminera-
lizare, cu transport de CaCO3 pi de CO2.
El constituie, in principiu, cationul predo-
minant in apele cu concentratie total; redusa,
cedind locul sodiului, in apele cu concentrate
inaintata.
Determinarea cea mai frecvents o constituie
precipitarea ca oxalat de Ca cu oxalat de amoniu
(care se prefer; celui de Na), urmata fie de o
spalare uloara gi de cintarire, fie, de prefe.
rinta, de punere in libertate prin deplasarea
cu H2SO4 a acidului oxalic, ?i ?prin titrarea
acestuia cu permanganat de potasiu (GOST
3688-47).
b) Magneziul insotegte in general Ca de
obicei in proportie (fatii de Ca) crescatoare
cu concentralia totals, participind gi el la
transferul prin bicarbonatare menlionat la Ca.
Dozarea magneziului, relativ dificila, se face
fie prin metoda cu galben de titan (coloratia
in rogu ptia precipitare Mg in solulie alcalina
de galben de titan, comparata apoi colori-
metric cu o serie de solutii cu continut de Mg
cunoscut tratate analog) GOST 3820-47, fie
prin metoda cu oxichinoleina in solutie alca-
lins [Mg (OH)2], care cuprinde: precipitarea
Mg ca oxichinoleat de Mg, filtrarea ?i recupe-
rarea cantitativa a oxichinoleinei prin tratarea
oxichinoleatului cu un acid, urmata de dozarea
acesteia prin tratare cu amestec bromura
bromat in cantitate cunoscuta excedentars ~i
dozarea excesului de brom pe cale iodometricit
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
50 0
/XX \y /
\ xv /XV, N
40 \\AAi/ / XX/I/_~ /
XXi \ i~ XXIV /
30
"-k/
V % XVIII \
20
SO;'
40 30 0 20 10
Drader
Meg/ran!
OMeop,a
16,';52
Ka Cl Ca Mg S04 0173+C03H Total
33; o
161 ;511
Fig. 99. Reprezentarea compozi;iei mineralizaliei apelor pentru corelare, dupa metoda,
ing. Iordachescu
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
(colorimetrie) prin cantitatea de sulfit necesara
decolorari iodului pus in libertate de brom.
Din cauza complicatiei, se prefera insa
metoda recoltarii filtratului de la precipitarea
Ca pi precipitarea din acest filtrat a magneziului
ca fosfat complex de amoniu-magneziu, care,
dupe inlaturarea amoniului prin calcinare,
permite dozarea Mg prin cintarirea pirofos-
fatului de Mg rezultat din calcinare.
c) Fierul se poate gasi in ape fie sub forma
ionica, in solutie ca Fe++ sau Fe+++ fie sub
forma de suspensie propriu-zisa sau coloidala
a oxizilor hidratati. In apele de oarecare adin-
cime, sub presiune, se gase?te deseori bicar-
bonatul feros, care, insa, la ie?irea apei la zi
se descompune ,si hidrolizeaza :
Fe (HCO3)2 --~ FeCO3 + CO2 + H2O
? (87)
FeCO3 + H2O --> Fe (OH)2 + C02 ,
iar hidratul feros se oxideaza in conditiile
atmosferice destul de repede, conform reactiei
4 Fe (OH2) + 02 + H2O -+ 4 Fe (OH)3,
dind un precipitat de hidrat feric. In apele de
mlagtini sau de turbarie sau in apele din bazi-
nele industriale, fierul se poate gasi in solutie
sub forma de humati sau de saruri corespunza-
toare apelor acide industriale eliminate. Anio-
nii humid prezenti 'in apele de mla5tini sau de
turbarie exercita o actiune de protectie a
hidratului feric coloidal pi formeaza cu fierul
compu?i complecsi, ingreuind astfel mult
tratarea apei pentru eliminarea fierului.
La formarea hidratului feric prin oxidarea
celui feros, se obtine o gams de stari de dis-
persie, de la solutii propriu zise, la soluri, ping
la precipitarea de geluri ,si floculare, insotite
de coloratii caracteristice. De la transparenta
solutiei de Fe (OH)2 se trece la o usoara
opalescenta (in concentratii mici, 2-3 mg/1),
ping la culori galbene-brun ro?cat.
Dozarea cea mai raspindita se efectueaza
'sub forma de sulfocianura ferica din solutii
ferice acide, prin adaos de sulfocianura (roda-
nura) de K sau NH4. Pentru evitarea pierde-
rilor se recomanda oxidarea prealabila a
Fe++ in Fe+++ cu ajutorul unui oxidant (per-
sulfat de amoniu, perhidrol etc.).
d) Sodiul ~i potasiul, cu comportarea ?i cu
frecventa merrtionate, se dozeazii greu pe cale
directs; de aceea se prefera deseori determi-
narea indirecta prin diferenta dintre suma
cationilor, respectiv a anionilor in apele
neutre sau neutralizate ,si suma (Ca + Mg),
in cazul lipsei altor cationi.
Determinarea directs este acceptabila numai
in cazul cind raportul dintre p (Na + K) gi
suma echivalentilor in % a celorlalti cation
este mare. Chiar 1i in acest caz se recomanda
o analiza calitativa cir mai complete a catio-
nilor. In cazul contrar, se recurge la detertni-
narea cantitativa directs (practic numai a sodiu-
lui) prin precipitarea Na ca zincuranilacetat de
? sodiu (UO2)3ZnNa (CH3COO)9.6H2O. Preci-
pitarea potasiului cu nitrocobaltiat de sodiu,
ca K3 [Co (N02),;], urmata de dozarea canti-
tstii de permanganat de potasiu consumat
pentru decolorare, permite dozarea eventuala.
a potasiului.
e) Acidul carbonic liber, anionii carbonat ;i
hidro(bi)-carbonat. Afars de CO2 dizolvat in
ape, numit CO2 a liber>, si de molecule-
H2C03 nedisociate, ionii HCO3 caracterizeaza.
ala numitul CO2 < semilegat>, iar ionii CO-2 -,
asa numitul CO2 a legat>>. Tranzitia se efec
tueaza conform
CO2 + H2O ; H2CO3 F. H+ +
-I- HC03 2 H+ +C0.
Prin indepartarea de CO2 liber, echilibrul se:
deplaseaza de la dreapta la stinga, pentru refa-
cerea concentratiei de echilibru [CO2] ,si
invers.
Dace se exprima legea actiunii maselor
[v. (73)] sub o forma mai exacta, inlocuin-
du-se*) concentratiile in ioni i, [i], prin acti-
vitatile corespunzatoare exprimate prin pro-
dusul fl [i+]
in care:
ft. este coeficientul de activitate al ionului i
[i+] -
concentratia molars in ion i a
solutiei;
ecuatia de echilibru
fH [H+] 1HCO3 [HCO3]
de echilibru
fH [H+ [ - fco3 [HC03-]
IHCO, [HCO3[ - -,
Coeficientii K1 ?i K2, aka numitele constants
de echilibru pentru gradul I, respectiv II de-
disociere, au valorile date in tabela 35.
Concentratia moleculelor de H2CO3 diso-
ciate este de circa 0,1% din concentratia
molars a CO2 dizolvat, astfel incit se poate,.
practic, considera ca numitorul partii stingi
a ecuatiei primului grad de disociere (89) este
constituit integral din concentratia molars a
CO2 dizolvat, care poate fi considerate ?i ca
o concentratie in CO2 liber. Din aceeali ecuatia:
rezulta ca concentratia molars a diferitelor
forme ale acidului carbonic (C02, HCO-s,
COs) depinde, la o anumita temperature,
de fH [H+] deci, de pH. Pentru temperatura
de + 25 ?C, aceasta dependents este exprimata
de fig. 100. Unei anumite concentratii de ions
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Daca se compar6 ecualia (92) cu ecualia (93).
rezultata din ecuatiile (89) pi (90), tinind
seams ca [H2003] = [C02]1 se obline Ke =
= K1/K2. Deoarece, in marea majoritate a
apelor naturale, cationul principal legat de-
acidul carbonic este calciul, se poate considera
Temp-
ratura,'OC
0
10
20
25
30
K~
2,61.10-7
3,34.10-7
4,05.10-7
4,31-10-7
4,52.10-7
K.
2,36.10-11
3,24.10-11
4,20.10-11
4,69.10-11
5,13.10-11
Temperatutla, ?C 40
50
60
70
80
K,
(4,85.10-7)
(5,05.10-7)
(5,08.10-7)
(5,00.10-7)
(4,84.10-7 )
K,
6,03.10-11
6,73.10-11
(7,20.10-11)
(7,51.10-11)
(7,55 .10-11)
HCO3) intretinute in solutie, ii corespunde o
anumita concentratie de CO2 liber, a de echi.
libru>. Daca concentralia efectiva a solutiei
in CO2 li er este mai mare decit cea de echi.
libru, exc sul de CO2 va fi folosit de solutie
p.entru dijolvarea de CO3Ca. 0 astfel de apa
100
90
80
70
6 60
50
40
30
v 20
10
1
11
NI I
zie
C0
HC
0
?'y
3
~
Fig. 100. Relatia dintre pH-ul apei $i concentraliie de
echilibru ale diferitelor forme de acid carbonic (CO,
HCO, yi CO1).
are o actiune a agresiva>> asupra rocilor 3i
asupra constructiilor cu mortar de var sau
de beton. Daca, dimpotriva, concentratia
efectiva in' CO2 Tiber este inferioara celei < de
echilibru >t pentru a o readuce la cea de echi.
libru, solutia iii va descompune bicarbonatul
de calciu din care sustrage CO2 necesar atin.
gerii concentratiei de echilibru, precipitind
produsul Secundar al descompunerii, CO3Ca.
Acest fer omen, condus in mod adecvat,
este folosit ca una dintre cele mai eficace ?i
mai ieftinP metode de protectie contra coro-
darii condilctelor de otel pentru apa de injectie
in zacamir t.
Aceasta descompunere, care alimenteazs cu
CO2 solutia pentru a reface concentratia de
echilibru, e supune 3i ea legii actiunii maselor,
HCO3 + HC03 CO2 + CO; -+ H2O, (91)
prezentind' o constants de echilibru K, con-
form ecua~iei
fHCO, [HCOf] ? fHCO, [HCO3] Ke (92)
fco,[C03 ] . [CO2]
ca produsul activitstilor Ca++ pi CO-3- este.
egal cu produsul de solubilitate al CO3Ca
fCa[Ca ? fCp, [CO3] = SCaCOa
astfel incit
K1 fICO, [HCO3]2
K2 SCaCO.
[COZ]
++
]
1
fCa [C.
3i
lg [CO2] lg K2 + lg K2 - lg SCaCO, +
+ 2 19 [HCOa] + (95)-
+ lg [Ca++] + 21g fHCO, + lg f00,?
sau, tinind seama de faptul ca la solulii atit
de diluate ca apele naturale, se poate lua :
lg f = - 0,5 ? Z2 - V ?, unde Z este valenta
ionului respectiv 3i h1. = 0,000022 P, P fiind
mineralizalia totals a apei in mg/1 (cit timp-
P < 2 300 mg/1) 3i notind (prin generalizarea
notatiei pH), px = - lg x, se obline :
lg [CO2] = pK1 - pK2 + PSCacO, +
21g [HCO3 ] + lg [Ca++] - 3 V? (96).
In practica, masurindu-se concentratiile nu
in valorile unitare notate in ecualia (94) cu [ ],
ci in mg/1, respectiv in grade,
lg (CO2) == PK1 - pK2 + PSCaCO, +
+ 2 Ig (HCO3) + lg (Ca+++) -}- (97)
+3V?-6,85
unde:
(CO2) este concentralia in C03, in mg/1;
(Ca++) - concentralia in Ca++, in M914
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Tabela 36. Valori ale logaritmilor inverselor constantelor de echilibru, din ecuatiile de primul qi al doilea grad
.de disociere a acidului carbonic (v. ec. 89 ?i 90) gi ale logaritmului inversului produsului de solubiltate al
carbonatului de Ca
t?, C 0 10
ll
20 1 25 1 30 1 40 1 50 1 60 1
70 I 80
pK,
6,58
6,48
6,39
6,37
6,34
(6,31)
(6,30)
(6,29)
(6,30)
(6,31,)
pK,
10,63
10,49
10,38
10,33
10,29
10,22
10,17
(10,14)
(10,13)
(10,12)
PSCaCO,
8,02
8,15
8,28
8,34
8,39
(8,51)
(8,62)
(8,74)
(8,86)
(8,97)
(HCO3) - concentratia in HCOq (alcalini.
tatea), in grade (centigrame * /litru), iar valo-
-rile pKl, pK2 ?i PSCO3Ca, functiuni de tempe-
rature, sint cele date in tabela 36.
Pentru cazul concentraliei totale in ssruri,
mai mari decit 2 300 mg/1, in loc de - 3 Vi~
se iau valorile efective ale coeficientilor de
activitate fi din tabela 37.
Tabela 37. Valorile aproximative ale coeficientilor de
activitate ft in functie de potentialul ionic (q(t.))
(4 10,00 I 0,005
1 0,01 I
0,05 I 0,1
Pentru ioni mono-
valenti
1,00
0,95
0,93
0,85
0,80
Pentru ioni bivalenti
1,00
0,80
0,74
0,56
0,46
Pentru ioni trivalenti
1,00
0,62
0,52
0,28
0,20
Determinarea directs a continutului in acid
carbonic liber se poate face prin titrarea cu
solutie alcalina de molalitate cunoscuta, pins
la neutralizarea acestuia, identificate prin
virajul fenolftaleinei de is incolor (pH <
-< 8,3...8,4) la ro?u visiniu (pH > 8,3...8,4)
v. ?i fig. 99, prin reactia
CO2 + OH--- HC03 (98)
Exactitatea metodei nu este satisfacatoare
la concentratii mari de HCO Prin titrarea
cu solutie alcalina, 0H,- se tulbura ,Si echilibrul
sistemului bicarbonat
2 HCO3~-- C03--h CO2 + H2O (99)
prin aceea ca HCO3 format prin reactia (98)
influenteaza reactia (99) catre dreapta, elibe-
rindu-se CO2 liber, care absoarbe o noun can-
-titate de solutie alcalina, ceea ce spore9te
-eronat alcalinitatea titrata.
Descompunerea bicarbonatilor (99) este
detectata de formarea unei tulbureli (suspensie
.99i precipitate de carbonati), indeosebi la tem-
peraturi mai inalte, la viteze de titrare foarte
mici 9i is un continut mare in bicarbonati
(peste 12...14?). Din aceasta cauza, este pre-
ferabils determinarea indirecte cu ajutorul
pH-ului si al alcalinitatii totale.
In gama uzuala a apelor naturale, pH > 5
se poate lua cu suficienta aproximatie
, 15,7 (HCO3)
(C0
K1. 10PH + V
Pentru determinarea grafica, in abaca repre-
zentata in fig. 101. construita pentru t' _
= 25?C 9i P = 20 mg/1, se reporteaza pe axa
din dreapta alcalinitatea totals, pe cea oblice,
Fig. 101. Abaca pentru determinarea continutului in CO,
liber, pe baza alcalinitatii totale 9i a concentraliei in ions
de hidrogen a soluliei.
pH-ul soluliei 9i in prelungirea dreptei deter.
minate de aceste doua puncte se cite9te, pe
axa din stinga, concentratia CO., in mg/1.
Pentru alte temperaturi ?i pentru alte mine-
ralizatii (P), concentratia in C02, obtinuta
cu ajutorul abacei (fig. 101), trebuie corectata
prin multiplicarea cu un coeficient de corectie
pentru temperature, notat cu a 9i determinat
astfel:
Klt?= 25?)
a=
unde K(" =25?) este constanta de echilibru la
25? a ecuatiei de disociere
in primul grad ;
Kt - constanta de echilibru la
t? a ecuatiei de disociere in
primul grad (v. , i tabela 38)
respectiv cu un coeficient
de corectie pentru mine-
ralizatie, (3 (v. tabela 39).
Tabela 38. Coeficientii de corectie pentru temperatura
diferit3 de 25?, a continutului de CO, liber determinat
cu ajutorul abacei din fig. 100 .
30?
10?
5?
15? 1 1,06 , 06 25?
H 0?
0,95
1,65 1,44 1,29 1 16
1,00
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
'Tabela 39. Coeficientii de corectie pentru mineralizatie
diferita de ' P = 20 mg/l, a continutului de CO, liber
determinat cu abaca din fig. 100
Mineralizat)e (aproxi-
mativ egala, eu reziduul
de evaporare) . . . .
20
50
100
200
300
400
500
..................
1,00
0,97
0,94
0,90
0,88
0,86
0,84
f) Alcalinitatea. Degi alcalinitatea totals
4,0) la ro?u
(pH < 3,7).
Din dia rama reprezentats in fig. 100 rezults
cg la pH -i 4,0, practic, tot CO2 este trecut in
:stare libera, solutia fiind libers de anioni
HCO3 ?i du atit mai mult de CO2. Cantitatea
totals de acid consumats pins la virajul metil.
oranjului (nclusiv cea consumats pins la vira-
jul fenolft4linei), exprimats in mg echivalenti/1
sau in grade (centigrame echivalent CaO/l)
este numita alcalinitate totals, At. DacA se
noteazs cu F cantitatea (exprimats in acelea?i
unitsti) de' acid consumat pins la virajul fenol.
ftaleinei, in cazul cind 2 F < At, componenlii
Ah = 2800 Kapd-10pH+V (a (105)
in care, pentru K2 , v. tabela 36 ; pentru Kapa ,
v. tabela 16; jj. = 0,000022 P cu P = minerali-
zatia totals, mg/1, cit time P < 2 300 mg/1.
Tabela 40. Schema de determinare a componentilor
alcalinitalii apei
Date de analiza
alcalinitatea tot..
H
Alcalinitatile components
de determinat
1a 9i alcalinitatea
la fenolftaleina
p
Ac Ab
Ah
F=0
), ji duritatea
necarbonitica, dHn (o.-imeeamNmeo ,JWee~NO.rm
oTTTOOOOO.rNmd, eOnTm Wm Wm
N
OTTTOOOO OOO-0000,-1
____
oTNT.11000n T-.rmdlmWeO ,mm~n.O
0
oWmCWmoN~l~mno,O N.ymoomn
oTTTTTOOOO.rNw.O C~Tmmmmm
000000-OO OOOOO OO H.-INNm
m
r
.-1 O0CO,.CONO.-a COW 10100 MNn OMNO
om1c .O .O .r, CO t~T.rTOm mIL)T W,4 L~d1
- 0 0 0 0 T T
0
W
T T O O N m
0 0 N L. m 0 N
O
0~0?0~0
000OOO
,-1NNm
00
0
4
,-1
ON100101 CO -I C- 0001010 t`L-m ~ifjW O~
-
Ot~a}N.-IOO,)NCONNCO0WoCo.Co0~
OTTTT TTTTTO.+N W ~! C~Nt~M W d'
-TTTTTTTTO)OO OO--,-I,-i NNm
10
001Ot"O1,O01 W 10mm W W On 0-001- 0
a
omNTw.O~~weO N.-i~oo>oo,mNm~n
oTTW
U
-
W WWWWWCO.+m.nn.-inmo~,n
0
O
O O O,-1,-, NNm
,-0000 00
00
-
cd
W
01-000 WNW1000- CO0, 0110WC-IOIO
1-
C-
O10o,gNWn0440100001O0,-10001 m
oTTW Wnnnn,.Wmo.rmce ..n mTo
7
oTTTTTTTTTTTOOOO.+,~N Nm
c
u
-
0NTeMOWWCNO,-IN1MN,o,-ITN.i0N
OL
000.-ICO041040 011-CO W 101- -I CO W d0NN
0T10100-~e0 OO CO CO 0- W O 00O 00 m on
00000010000000000,H.VNMM
y
~
ommo.OTNTO~NC~.~N W.000,nwN
'
Cp
o,i meoTm W m.~T.y W N.1m TO1O LL
umN
oTW~momOm~r ,n .nn T,+moeOmom
c
oTTO>O~T O^T a>a:TTO^c'o o.y ,-1Nmm
,-1
, 000OO00000OOO*,f.f,ti 1-i .tiff
o
o.+T,n o,n CO~T.+.+m,e, .noo.nm~WC~
~
C-
0101-40010 CO d1lmmCO CCCO 0-04000OO m.Wim
00000TO
TOJTO 00~0J0~0O,yNmM
-
000000 00 00 0 0 00,0.0.-1 ti.0,-i
-
t`
O0010,Od'MN,- 0110010100 W COaMNO
OTQ'T O^TT(A TO^0^TTO^T OO,-INmd
,-1O0O00 do O O OO 000******
10
om0NCC-0 00010ONNW.-ImOW CO
'
y,
OmC-0110 ,-40
00 W CO.INCOCO .-1 W CO,O
01010 .nmN.aoTmW WOmccT~cowmN
o T T T T 0 i T 0' 0 D W W W T 0 T T o' i N N
^
`
^
^
'
.-io
0
0000
oo
0000
0"o^o`~.-i.~~.-i
-
oCCO1mi
0
O
m
T
1
^
l
m
100-0 CO10
0.
fi.
r.
-COC0-I00
000CCN/ W CO~J.NCo C4O W W COCO,OCO
oTTTTmWWWm?o a?mTwTO.+Nm
N oo o.~.N-.M0 -----*-------
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII
00.01-)010001NON 00100.0000000
)D N 0 01 0 01 0) O CD CC O N N N N 0 CD O O C)
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII
COON0.0000010 01 m..C0000NN00
m N m O O.1 N O 0.O 0 O 01..0 CD.00N00
rnmmmmNdlm.+.0)Dmclo 0 OOO0
0000000000
o'o 0`0`0`0'0 oo o'o"o o o`o 00000
IIIIIII
.-1010 C. CV N00 oCO CD CD 0 N N N 0
-------------
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII
01001000010 CD O 000 CD 0)Cl 000400
01.0 m 0 N N'0 N Cy~c. c.+mov.0ommm~mo01
.0010 OC1m 01 .0 NGV.0oo
QJ W CJ C Oi ~ M o ~^.N 01 n N W LLJ ON .[J O
01Mmd1O 000L~N mm~~~~N~O
.l .OO000O0N00
.0.00001 O 00 CD N CD O N 01 N.0 C).0..0
OHtim.100.10000C)m01NNNNC1
0 N m 0 0
.O.00000000 Ny01CD N N 00.00mmm
.0 0)C).0.00201 0.0 CD 00 CC O CD O) 0 OO
.1000 000100 N010.0.l ON04)00
,.C,0.C.,0'i 01000101.0. "CC-00'000'0
000000 010000 dC.0ONm.)OCIO
000)100 NN COm 0.0000 CO CD.OO.Nn.0
CON 00)0 N O.-~)001o0:01W000 001
001000000 N)DOmCY).0 .0.0.10
.l
Dom00000O.+. N 00010.0.000101
0'D .0 0 01 01 0) N .0 )D CO m O N 0 m N 01 N 0
mOC.D0)i o"o CD COO 0100-,CO Nm 0.,OO"
0.00 mm 010)0).4 01 C:O.0
IIIIIIIIIIIIIII
Cl0V`)o0d~-+oo
000100.0 .0.n 0)000.0.0~Nm
O 010N00m0.;OOm001.+v'1 .r01 M.M
44.1 .~clmvNOmel.0 0'D 00000.0 .101.1'
0000000.0.0.-1 .+.1 .i .0 00100100
000000000000o 0000000
000000000`000000"0"0000"
O.O.+ 0.f1000010~.0 80000
OJ.MN 0'l mNm.0000)0 CD w)Dm
.I 0 u~ M 0l 00)01dm N)OOeOOOO.i1 .N W 0~.i~
O c 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
.001 CO OOCOm00I.0CO0NNM00000
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
u0 C 000* Nut O M 0)000 OW 00000
O
O
i
O
O
m C C N m N C CO W O 0 0 0 m 0 0 W C- 0
.- COCOO C) O.iN m m CO CO CO 0 00CO 0 LO CO
0c
iCON.
iCO
WW
CO
jOCOC0000CCCO
0 000 CO N M COO CO C C C 00000.) CO
eOon..i0 ,-0-0
COC`0 COCO
-- I.0 -1 N NNNN0000000000
,- COCO0NNNNNNN NNNNN m m M m
**0NN
OWWmeOO O.~.n WeO~WWmWWNme~
W
o
r
o0e000OC0C.,COM0W0 COCCOC+O_
)OWWLL
~
CO
.1 CO 0CO
Owo?.
e
a CO NCiO~~CDn 000
Nu0')o0000OCOCO CO 0000 CO 00, NCOO
y
~
COO NQ0*Cl
,-1.-1.-,-4.1.-1 NNNNNNN0000000
CO rl COCOON NNNNNNNNNNMMMCO
CO,-1 .-INN
m 0O 00000
[-) M C
0
O
ONO 0
0
00
o W m 000.-1000000000 W 00 CO
.
c
-
e
C
0
0
.iNNmm COO CO CO W000COCO Nmm WO
N000)NC0000COCOCOCD CO*0CO0CO mO
,M.4NNM 0000 C 0009. OCO
CO C0C CO C)
COOC CO
COCO
II II IiII!IIIIIIIIIII
WC00*CO Ou)N000000 O.JCDW NN
000 C W 000000,0000 CO -CO -COO M
u)C0p Cp CCC ,-i,-1 OCOC1'JCO COC 00 eOCOCC
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII
CO 00 0 0 W N O O O e0 W O W W W 0 0 W W O
C-CiO 0000 W COm CO -I CO W W CMMM
000,-ICOONNNNN.IO
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII
WNOWW. 0
0 CCOCCO00 W NO W O.-im000000e .-I CO
000 W 0CO W.y0N.-INM00
6ec;eomwmN.-i .+.;0000000
O O O O 0 O O O O O O O O O O O O O O O
IIIII
C:OW 0000 CO CAW W W W W W00000.d
Cc"CO 000 0 0 00 00 000 00 COCO 00000 CO nN
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII
0.iW0000)W C WCC CO O0 000000 COOWOC
000000 COO C CO OO.-1000 CO 000000 CC CO00 ~
IIIIIIIIIIIIIIIIIIII IIIII
O O N N O C O O W O W O O W 0 W N 0 0*
COOM W mC W 00000e0 CO 00000000
COCO0N0 CO 000 CO W W 00)000) W t
0-0+0)00
O N COC)0*0
00000 W 0000000 CO CO.,OO W mO
0000 COC0m0000C WCW000 WU0
W W W W W W W m 0 N N ,- 0 0 0 0 0 0 0 0
O O O O O O O O O O O O O O O O O O O O
IIII
u)u7~f 00 CC W W W000)OO.HNNCC~ CO
CO CQ COCOCOCOCOCOCOCO000 CO CO CO C` C NCO
00 W = W
00 O O O
CO 0)0000 WCD W W ?~C CCD W 0) W MNO o CDT Nf000H m0.fi00 W O W W ?)eDNO O COOCO CO CO
N WOOiO~.NitiO~t~----.-100000 O WCC 0000 N,.m,.Wi.Wi .W+.Wi .Wi .Wi .m-i .N, .~i ,-1H.~-+ N ODW O)Qi0
.a u~o oeO W N W W N
e?aO .yom o.n .c cOOOWCOmOWOOWO
0 0yD i~ ~ GV Q)+N .~ O OiC V~ LJ T M 4V .i ti N H
NmW WeOnW WOO.~m.n 000000
.I .-i .; N N m ,n W
OOCO 0.000000
BM W NCN 0000. CO,-0 I W C0000COm
000,-00 N mm.) O) W C O W MMNNNN
W ?1 W 0000000. W 00*0NC u0J0CO
COO0 CCO CN O,HOOC0000.-IW WNW
NCO0 CO C WO C0r1W W N0 C C00W
00000000000000 C0 W 0000CO
t' 00) 0 CO 00 CO N CO C- 0 CO 01CO 000 d!m
0000C0000e000O))000 CO CCY1 CCO.W-110)Pim CO Oy0
IIIII
N N O O C0 O N *. m M N O M C N W 0 0 W m
W N W 0 CO CO 00000.:0.,. W CO C COCO )
0000000000 W O0M 000 CO CO COO)C
IIIIIIIIIIIIIII
0 N W W O O W 0 N ---
COO W NN W 0 W C00000COC0m W ONO
a)OCCCC, 0,-10101010 CO m00*0
OO~OmuOWW.0O)000O
H ., .y NmCCOO
00000000000 WO W WW ON 00)000 00000001
meOnWOmNnWWNm,-ImWN~n m~~W COmNWn
o.yNm~n eO m..mmm..OOmoWC"nW o.yoNm
.;.0 COCO CO CO CO 00 COO CO 0 ti^i o o 0 o CO CO C,$ti
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 e0 0 0 0 0 0 0 0 CO
0) W 00000 CO00 W 0C^mN W NC-NC
i COO)C COO.-000).:0 CO COCO 00000 Oi
0000000 W W W COO) N.i .-ICON'
IIIII
0000
00*0m
0 CO 00000000000 W 0000 I
WNW 000 W.1 W 0 CO u00)00)0.y CO 00
00..1010000.-CO Co CO 00000 cf, 0O CO
0000 W W WMM0000* ,-*000
0)0 CNC
W m W m W
.yNmW
0 0 0 0 0
0 0 0 0 0
W,*Wmm
W N O N W 0 0 N N
00 W CO u00 C 0000 W 000.00000
CNN
000
0000000
000000[0.00 CON.-10000000
Orl.-I NN m0 CO 0000 WO CO W00N0
C-CO 0
COO CO O 000000 mC Ce C 00000 COO
WOW 00
m COWCOCCCeO O u00.-1N
W 0 0 m
W WN CON
00000000 OCOCO 0.0.-1.10000
O O O O O O O O O O O O O O O O O O O O
0
0000000000000COCOCO.0d...ICCO NN
OO.I CO N
0 0 0 0
0 0 0 0 0 0 0 o o o o O O O o o o 0 0
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0.-iN W W N COCO COM
W W 0*_CC 00)0e0000* C' W NOW C
COCO CO WN00CN
000000 W 00CO 0M M CO 0000 C
0000
000000010 C~0000000p00 C` WON
m CCt'J CD d~oSo .i ocTo ]COCOOOCtiC~~I
0..100000
0)00 COmN00oO W 0000000 CO W W
..00 00 00 000 000 0 COCOCO 0y00*0 000 d~dl
N
0000
W CO 0 W
N *
O O O O O O O O O O O O O O O O O O O O
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
+-INmW.4 CDWO COCO.O-i CO 000 dCO 00000000
NMW0cDW 0, 010.)0.100000 CO 00000
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
dIN ON N.-In NNNN CDWNN CO Nm CONN0p 0.-I C 04 O O O 01 m N NN
N O.INOI~NL~CDN ~I I~NOL~ 010 .-INOd1 NQ .N ~r mOOL~ ONN?(i0 ~ 0 O.
w ?nhWmo>o 0.4000 w.n .n ~O.4 mow. O>O-NNm ~.n eu nL~WC~ ?~Nmm
pOjoN ? ...
pp
N N N N N N m m m m m m m m m .4.-I N N N N N N m m m m m m m m m m m m .-1 N N N N m M m m m m m
I0 O O.-iONN OHON MON. W-ti
!CO ON~N -IN W N. N OW N N. -1
p1 N N N N N N N m m m m m m N
O L-000 N.4.C,-SNN L. m NON d' N- OM
oCOmnW.nW WL~.N .4~oomu~oL~.4
~o.4 m.N .nnma5o.4NN ~,nmWON.n
.4.4 N N N N N N N m m m m m m m N NeNN
Mdln W NeN CnOOO1~N W CN
OC.N O>~n O>N^d Nl dIOMOeN
IIIIIIIIIIIIIII
.4c N.-~~L~N.noW~W-+comNL~mmu~
NO?n NL~.-I OC CnO~ W.4 ~n .45.0 ~a>mO W
rNNNCOnnmOO>moo.y~tiooo~
O-O.-1 L-0-C 000C
01'0 L-C0NNNNNN.
.4 N N N N m m M M m m m
CNN. ONN min.-INON.
tim~~~ 405050` NN. OO
dIO WdIC d10 u].N ~50000 mWW.NNO N.nmWONNO.4 .n N-+~co .nWWOmWSe r-N.-~c~.~
. 1 O.n m O N O N N C'ON C W ON NON m CCO~.-I0 ~.0-~ N N 001 N CC- N N O C N. CV Lim N N00
-+.-+Nmmw?n u-, ec ~c ec o- Odl~.Nmm oocooooooooa^
0 C C N
dlo~n .4WO.Nmwmm~n m.4 m~r.~~~wrm
O .4 .-~ N N m d1 y'j CD C.D N L~ N O y1 ti C1: O O .n
NmCCOONC.NCO00I-
M 0 O M O N~ O O O N
000.4 .+.4NmmmMd~
rl rl .4 .-1 .4 .4 .4.4.4.4 rl .4
oo~oooocoeooN.+wwrW.n.N.nN oomM1WN~oec.4no
W Wt`WW.4 .e',OOm.n uiWON~IO.4mm d1L-eONWL~.C',ti u7 .4mn
m tt)N N.-I.-VON~nmOW~[i OsNWOd~O>0 N.IOOWW C?O CCrN.+W
mmmmmtt:NNNNN.4.4 .4. 0 NNNN. -I. ,-*,4.*.*
IiIII
000,004000.400500050 N' C'CN mN 000N.4ON.nm.N 00
CNN OOOSOCCOON.4 NOON OCD O./ CNN L.N 0000 NCO
O O.4000NN NOW 5OON N 4.=coOti O.-iONNL-IO.N011,i0 0
0000000 N 001.40.4 0.40.0 000.4..'.40.-1.-1.4
IIIIIIIIIIIIIII IIIIIII1IIII
NO.10 N. 00105050 CON 00.4
000000 Or1,1.4.4.4 NN
0
.054 N N L. CNN.4 CO CDOO
C N. N.C CO0 x1.40400 COCOON N N C
mN. 1 ON mN.500 L-.n mC,-IW.4 ON
00000000000000
00000000000000-4,-- ,-, IN
00000000'000"0"0"0"0"
0000000000000000
00 00
O O O C O 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 00 O O O
NNCNm.n.4
ep t~h
O
N
C
4V OO
C N N. COO N
_.-,-SNO05004-IWWL.m.l 0'CO NW
NON
N
N
O
cN.1cN,.44..40.~4oCNCC C0 Cn d1~
.4O00O.4.O0000.NN.4OC t 0.0a
ONCC NNNN.4,.4.40,.)
000000000000000
N
O
?
O
~
5
?
W
?
~
?
o
?
?
04 CCOOOON 550 COOOWO000COCOC O O 0000000000
oW
.
n c
o
4.
-1
.4
.
4 c
~c
i
m
.N .
c
W
.
.4.4.4.-f.4 NNm0IN000O
N?oNN N. 5000NN
NOONCmmmm N NO>
0000NON. N.4CN.C
0....000000.
000000000000
0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
G~NNN,-SNNON
000 NCOCOO.N 050
O.OONNNNNNN.-,4
000000000000
.40 OC~N ON ONONC
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
O 1000000 110.-0000C001CI00000m~ 0CI0104D
00001,101.-1 COO m.10O 0000000-100CO01wmm0.41
00.CO C00C- w00*010 D00*001001 n 00010
100000000 01010100100C000111100CO110000
00.0.10 Nmmm OO CO,-1100CNCOD0001000101-1 C--01000'100-014
00,-1 10010-00 0010ON COt 0000 COO I- 0010 C-0
00011111100 .1NNmm000000000 CO 00000
000001/0 C*CO00*0 000010 01*01.O0 OOC O
0001 01100 CO Om.10000IOCDm0111100010N01
01.-1.-101 .-1010 0000 000000C-C-000CCN.-1
[0-d010C0D.100010- 0000010000100110000000.:0-0
cowwo~~~~ 0010101; ~.n .nomcDndnmwwoo~
IIIIIIII IIIIIIIIIIIIII.1IiIIl
101 C0-01000101,1001
00000100100
C 01 0 000 0 011 0 000 0 ,-I-1 0Oi eCO CO 0 0 0 C C- .01-1 000
mm m 0101010.~.-1.-I 00001001000000+01
000010000 0001-*1-00
00*C-C N.-IN
.rCO000 CO o CO 0100-0i-01000000
010000/1 0001------+d1.+0V-.+O 0111 c1O.,Nd1
wo 000000 .~ti.~.-?.-+.+.~1 ..00000000
00000000 00000000000000000000
III
00100.101011
"
000000.-1.1.1* 0000100 000001
C C C 00000000
00
0 000 00 00 0 S o 0000G00000000o 000000
00101100,00
0
000N0~C-O.I d~C0 a0ONmd!~ 1000
U
C-C-C-ODOO* ENO[-0000md~.-1000
.aNNNN~ti~
000000CO.+.-1.1 .-1 .100V010101N.I
000000.-1.-I 0+ 01.1 .1.10101 NNLVN.y
01~040_.1~~~~~.1~~~rl
u00 ~
011
000
~
- 01011110-10
`0
01
000100001070
0
i-
'
00000010
W
01-0-0100 COCO00e001'm111000
00Dim 00~e01[i 10001 .-i.~01,10000
0000001-1ne 00 00 00 0 0 0.10
Oim0iooooooai 0i 010.1 u', 0>o oeMl
01000D1010p
0-1NNmdt 00001
00
,y0COCO0110.-110010eM00.-l u'i d11
.~.4 .i N01NNm~CDwN
-INmC010.-1001 o1Lio.1 d10oo
.-1.-1H 0101010-r 00 CDOW
0000 110100
0.-100000000
001100001000
/1010100100
w000D `c?'q dr l!
01.- 1. 101.10- 1000000010.-10101.-10
0000000000000^0001-CD.CD01!
000000000011101011000100
00000000000C010~00011100
00000000
.. * 01 . .- . *...i0000000000
.-1.....+....0000000000
000.-10 m C-CO
0010N0DC00*01C- 00001CC0DM~
00 00000011.-10.1000001 VN10D
0.411110001.4
d111m.-IO0>1 CD
01000000100001 CO CD C- 00 010010110
0000-0101 NNN01 N GV.-IOcoo
m 11 O 10.1 m010w 1//1001000
--00004.-I.4.-I N.d .--01000
* rlri ri * O O O
.-I .-1.-i .- .- .-1 .- .- . . .- .- t` .- .i 0- .- coo
, C * .-I 0-0 .- .- .- .-.- * .- --- * .- .- 000
Om /1000/010
0
0
0
0
C
0
0
~
0
0
m
Ne
1
?
0
0
0
0
0001 000~ 0'i W ci
D 1
010
0000
7N N CO 1100
01
6C
DC
D0C
*00
010000100 [NCO U'i00l*001010iCOCpN
1 0
~la000
mc100
D CO 0 0
01
01
0
OC
0
10
.
000000010 ,'000-10 COCOCDOO
01
C.Oln NN
000000 010
1101000000000.10w000D0.CO
0000m0ZO?l
1130?
t40?
-t00 ?
+70?
00?
+100 ?
170 ?
Fig. 123. Variatia factorului de abatere Z (dat prin valoarea reciproca afectat3 de temperatura 1- T / ?
in funclie de temperatur3 qi de presiune, pentru un sistem de hidrocarburi gazoase cu densitate 0,65
fats de aer, in condiiiile 0?C ?i 760 mm col. Hg.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
zn
;45-1, 1\1
35?
4 ?
Z-Z
N, \N
60?
85
70
I?
7
I 85
15 115?
130?
135?
150 ?
TF
TF
t/ 0_ t~501 '140
770
'80
'90
*/86
'116
'124
,1134
T.T), in
Fig. 124. Variatia factorului de abatere Z (dat grin valoarea reciprocii afectata de temperature Z ? T?
functie de presiune @i de temperature, pentru un sistem de hidrocarburi gazoase cu densitatea 0,70
fala de aer, in conditiile 0 ?C yi 760 mm col. Hg.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
+>
a c
Aso
150
+
za
I,40
?
4
C
30
1
0
.3
t
0?C
Y,~O
?C
> sau r diferential s, (v_
Cap IV $i Cap V).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
B - coeficientul de volum at fazei gazoase,
actual
B=Z T . 1 .
273 P
b) Sisteme cu hidrocarburi ,si cu apd. Siste?
mete multicomponente care contin ?i apa
coloane de extractie cu diametru prea mare
pentru a permite inlaturarea continua ,?i
simultana a gazelor pi a apei condensate. Un
alt dezavantaj at apei condensate it constitute
faptul ca, de?i frecvent Inlaturata, apa decan-
tata la fundul sondei actioneaza in mod dau-
nator asupra proprietatilor fizice ale rocii
I F-
-i
-
-
-~
-
T
05~
r
I
-
-
1
{
101
ot`
09
Y
i?I
0
80 90 /00 //0 /20 /30 f40 /60 /60 /70
Presiunea de se/ura/ie, P. a/s
L-L Ni s
Fig. 151. Solubilitatea aproximativa a gazelor de diferite densitali, in functie de densitatea
lileiului, exprimat6 prin ratia de solutie.
afara de hidrocarburi sint studiate Inca insu-
fficient.
In conditiile de temperature 5i de presiune
din zacamint, H2O se gase~te ?i in faza gazoasa,
in gazele libere ale zacamintului 5i in solutie,
atit in faza lichida bogata in hidrocarburi,
cit pi in faza lichida bogata in apa, care tontine
in solutie mici cantitati de hidrocarburi.
Continutul in apa at fazei gazoase este limitat
de existenta efectiva a apei in zacamint ?i de
conditiile de temperature ;;i de presiune (coefi-
cientii de echilibru respectivi).
Continutul in apa at fazei gazoase v. ,si fig. 157,
se manifests daunator la exploatarea sondelor de
gaze umede prin inecarea sondei cu apa de
condensatie, indeosebi in cazul exploatarii prin
o~ ~aa
Qa
a
~, o
0/ 02 V /14 V
/lensr/a/e aparen/a la /.i6 C, ' /a/a //m'
Fig. 152. Densitatea aparenta, in. stares lichida, a meta-
nului gi etanului inrrate in solutie, corectata pentru dila.
tatie termica gi compresiune elastics in stare lichida, la
conditiile normale.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
NIM
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
FIZICA ZACADIINTELOR DE rI7 E[ *SI GAZE
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
a a
4, ti~9 34ata Data ~9
40L
-90
80
70
Imm 0 M SMIS
------------
------ --------
r I
till
em ratur
Fig. 155. Continutul de vapori de ape al unui gaz sarac, in functie de temperature, de presiune ~i de salinitatea apei in echilibru cu gazul. Corectia pentru salinitate
se deduce din diagrama mice si se aplice grin multiplicare solubilitetii in ape dulce. Salinitatea apes este exprimata, in fractiune ponderala x 10-E sau g/litru.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
1'RO11tl5'I'A''IL1: MICE ALE SISTEMELOR FLU11I': :~4
600
400
300
150
Y 50
.005 002 .003 .004 .006 .008.0f .02 .03..04 .06 .08010
Apa, mol./.
CHs, HZ 0 (18)
-
o C H, H2 0 (20)
s 1,H, Hz0 (2f1
I
~T
^ N, H2 0 (25) /nlerpOIdt
n N, HH Hz 0 (1) E.rtrape/at
? CHI C, H, Hz0(17,)
3B
Gaze perfectc
711
?C
58
1 Q C
\
\
3
36
\\
36
35
1
0
4
33
35
L
1 I
40
48
~
5
1
Fig. 157. Continutul de vapori de apa al citorva gaze, in functie de
temperature .i de presiune:
r - sistemul CH, -I- HBO; 2 - sistemul CBH6 + HBO; 3 - sistemul
C,H,o + 1.1,0; 4 -sistemul NB + HBO; 5 ---sistemul NB + HB + H,0;
6 - sistemul CH4 + C,H,o + HBO ; ? - sistemul gar perfect ? HBO.
5, mo/ a Ac A//
Sd 55
40
'
ul Or mol
Lich(o
?----a ------44
.....b------- 58
?..-c-...-.95
n
rl
..... 1/7
^.... e .---- 170
r
1-
_1
_T
ro 0,1
0.006
2.004
x.002
.001
.0006
.0004
.0002
. 000110 20 30 40 50 60 70 80 '9010D 110120130 1401501601701d17190Z0
Temperatura
Fig. 156.1 Solubilitatea apei in sisternele de hidrocarburi li- formare a criohidratilor solizi fiind sporite
chide, in funetie de temperature ?i de greutatea moleculara in cazul continuturilor mari in apa. For-
a-fazel lichide de hidrocarburi, la presiunea de echilibru: marea criohidratilor solizi (numiti mai
a-in propan; putin propriu
intre o presiune oarecare de separator (de
exemplu, de inalta presiune) la care se umple
bomba cu lichid saturat cu gaze (eliminindu-se
excesul nedizolvat, prin deplasarea cu Hg) 8i
presiunea atmosferica. Determinarea se efec-
tueaza, de obicei, la temperatura camerei.
Studiul eliberarii diferen-
t i a 1 e se face in acelali mod, ca studiul rela.
tiei P, v, T. Bomba, umpluta cu material de
probe in conditiile de saturatie, este evacuat,
partial de mercur in pompa-press astfel incit
presiunea sa scads cu 15-20 at sub presiunea
de saturatie eliberindu-se o parte din gazele
din solutie. Dupe agitare ?i dupe atingerea
echilibrului, se descarca bombs de gazele
eliberate, prin robinetul superior, pastrind
constants presiunea prin injectare de mercur.
La terminarea eliminarii, care se poate observa
printr-o brusca creitere a presiunii la pompa,
se inchide robinetul superior, se descarca din
nou, partial, de Hg bomba ?i se evacueaza
din nou gazele eliberate, dupe stabilizarea
temperaturii ~i a presiunii.
La fiecare reducere a presiunii, se determine
volumul fazei lichide ramase in bombs dupe
evacuarea gazelor, prin diferenta dintre volumul
calibrat (prealabil) al bombei ~i volumul de
Hg ramas in pompa (dupa_numarul de rotatii
ale pompei).
Prin colectarea gazelor in biureta se deter-
mine cantitatea ,?i caracteristicile acestora ,i,
prin comparatie cu volumul ocupat de faza
lichida is presiunea ramase, respectiv la pre-
siunea atmosferica final,, se deduce variatia
coeficientului de volum ?i a ratiei de solutie
in functie de presiune.
Aparatura S. L. pentru stu-
diul in conditii de inalta pre.-
c i z i e al legii de stare (P, v, T) ,si al comporr
tarii de faze, voluminoasa ~i de minuire deli-
cate, este destinata indeosebi cercetarilor
itiintifice ,si, mai putin, problemelor de exploa.
tare curenta. Gama conditiilor de lucru posibil
este - 15?C .. . + 238?C ?i 0 - 68),3 ata cu
posibilitatile de masura: 1) pentru tempe-
rature: sensibilitatea 0,02?C uniformitatea
0,05?C, ?i eroarea total, maxima (datorita atit
neuniformitatii temperaturii, cit 8si erorii
masurii) sub 0,1?C ; 2) pentru presiune : sensi-
bilitatea sub 0,015 kg/cm2 la 550 kg/cm2 ,si
eroarea maxima sub 0,02 kg/cm2; 3) pentru
volum: eroarea maxima 0,5%.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Instalatia cuprinde elementele' reprezentate
schematic in fig. 199.
Celula de echilibru r este cufundata in baia
de ulei 21 inzestrata cu incalzire electrica,
comandata de sistemul termoregulator ,5i
inzestrata cu agitatoarele 24. Incarcarea celulei
C'ontrolu1 5i masura volu-
m u 1 u i. Volumul total de hidrocarburi este
determinat cu ajutorul indicatorului de nivel
5 (fig. 199) sau r (fig. 200) prin contact electric
cu meniscul Hg. Volumul fazei gazoase res-
pectiv lichide, este determinat de pozitia me-
Fig. 200. Detaliu al indicatorului de nivel:
i-contact pentru meniscul; de Hg; 2-
suportii firului de Pt, pentru meniscul
gaze-lichid; 3 - garniturS de steatit; 4 -
tija indicatorului de nivel; 5- canalele
conductorilor; 6 - corpul indicatorului;
7 - capacul indicatorului.
niscului gaze-hidrocarburi lichide,
a carui pozitie este detectata de
virful 2 (fig. 200) compus dintr.un
conductor electric fix de Pt, ori-
zontal, care, fiind parcurs de un
curent foarte slab, are un regim
termic determinat de conductibi-
litatea mediului inconjurator; la
atingerea lichidului, datorita con-
ductibilitatii ,si caldurii specifice
mai mari a acestuia, regimul ter-
mic este schimbat, conductorul
se raceste ssi rezistenta lui elec-
trica scade. F icind parte dintr-o
ramura a unei conexiuni in
punte, schimbarea este observata
de la exterior chiar pentru o
Fig. 199, Schema generalA a instalatiei SL pentru studiul comportirii
de faz5 gi al relatiei (P, v, T):
r -celula de echilibru; 2-rezervor de Hg; 3-robinet cu ac; 4-tija indi-
catorului de nivel; 5-indicatordenivel; 6-lurub de deplasare a indicato-
rului de nivel; 7-tija de compensate; 8-gurub tangential; 9-robinet cu
ac; ro-robinet cu ac; ri-camera indusului agitatorului magnetic; r2-
robinet de legatura la pompa cu vid; r3-robinet de legSturS la recipientul
de incArcare; 14-robinet de incarcare directs; 15- robinet de legAturS la
29; 16-camerii de compensatie; 17-recipient de incArcare; i8-baie de
ulei cu termoreglaj; 19-Separator Hg-ulei (tampon); 2o- robinet de refu-
larea cu gaze a Hg; 21-baie de ulei; 22- agitator spiral; 23 -separator
Hg-ulei (tampon) ; 24- agitatoarele baii 2r; 25- balanta de presiune ;
26-separator Hg-ulei (tampon); 27- inductorul agitatorului magnetic;
28 - numSrator de rotatii; 29-recipient de incArcare cu lichide
nevolatile; 30- cilindru compensator.
se face (dupa cc s-a realizat in ea un vid inaintat
cu o pompa de difuziune cu Hg) prin robinetul
12, fie cu gaze din recipientul 17, mentinut
in baia de ulei cu termoreglaj 18, prin robine-
tele 13 9i 9, fie cu lichide provenite din con-
densarea de fractiuni volatile, prin robinetul
14, fie cu lichide nevolatile? din recipientul 29,
prin robinetul 15. Dupe incarcarea ei cu o
cantitate de material de probe, a carei greutate
este cunoscuta, se aduce succesiv celula r la,
temperattlrile dorite prin reglarea temperaturii
respectiv la presiunile dorite prin reglarea
presiunii, prin injectare de Hg din 2, urmata,
dupa atingerea echilibrului, de determinarea
temperaturii, a presiunii 9i a volumului ocupat
de ansamblu ?i' de fiecare faze, obtinindu-se
astfel legea F (P, v, T) = 0 respectiv raportul
cantitativ dintre faze, grin puncte.
cufundare in lichid mai mica decit 0,01 rnm.
Ridicarea tijei 4 a indicatorului de nivel
este comandata de 5urubul tangential i repre.
zentat in fig. 201, care rote9te piulita. 2. Tija
4, impiedicata de a se roti de pana 3, se depla-
seaza axial. Pozitia ei 9i a indicatorului este
cunoscuta prin indicatia numaratorului de
rotatii 28 (fig. 199) al ,surubului tangential
r, (fig. 201).
Masurarea temperaturii este efectuata cu
un termometru cu rezistenta de Pt montat in
baia de ulei 21. Din cauza prezentei unor
conductors' metalici intre celula i pi exterior
este probabila o diferenta de temperature de
ordinul 0,05?C intre cea masurata a baii 5i
cea efectiva a celulei. Un alt termometru ase-
manator este montat pe o ramura a unei
punti, pe care, in caz de abatere a temperaturii
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
(f), o dezechilibreaza, provocind devierea
oglinzii galvanometrului intercalat pe ramura
de curent nul, in sensul corespunzator dife-
rentei de temperature. Devierea oglinzii pro-
voaca atingerea uneia dintre cele doua (dupe
sensul abaterii de temperature) celule foto-
electrice de catre un fascicul luminos. Celula
excitata comanda printr-un releu electronic va-
riatia puterii electrice de incalzire a baii.
Masurarea presiunii este efectuata cu aju-
torul unei balance de presiune reprezentata
schematic in fig. 202, la care, pentru redu-
cerea frecarii pistonului, se tine cilindrul in
mi5care de rotatie permanents fats de piston
(v. fig. 202 ;;i 203). Manevra greutatilor din
cele trei game ale balantei se efectueaza prin
comanda mecanica de la exterior. Balanta este
racordata la celula printr-un tub umplut cu
un produs petrolier cu viscozitate mica ~i cu
tensiune mica de vapori, prin intermediul
vasului-tampon 23.
Fig. 201. Detaliu al dispozitivului do masurare a nive-
lului, modul de actionare - deplasare:
r- 9urub tangential; 2 - piulita cu filet exterior tangential
(melc); 3 - pane; 4 - tija indicatorului de nivel; 5 -
rulmenti radiali; 6 - detaliu Is Icgaturile conductorilor.
Celula de echilibru are constructia celei
reprezentate in fig. 205 (Agitatoarele baii ,si
termometrul nu au fost reprezentate).
Agitatorul spiral. 22 (fig. 199 ,si 205) este
rotit prin inter.nediul tijei tubulare (fig. 205
?i 206) de indusul i i al motorului cu cimp
magnetic invirtitor produs de electromagnetii
inductori 27.
Pentru compensarea variaciei de volum in
functie de temperature, a fluidului care trans-
mite presiunea la balance, instalatia are un
cilindru compensator 30.
Aparatura indicate permite determinarea
urmatoarelor marimi: volumul total al probei,
volumul fazei lichide, volumul fazei gazoase,
greutatea probei incarcate, temperatura ?i pre.
siunea de echilibru. Pe baza acestor date se
pot construi curbele de (P, v, T), raportul
IM
Fig. 202. Schema balantei de masurare a presiunii:
r- greutate de echilibrare; z- pirghia balantel; 3 -
piston perforat (fix) pentru introducerea presiunii; 4-
cilindru rotativ (fig. 199); 5 - Pistonul mobil de masurare.
volumelor celor doua faze, compresibilitatea
sistemului ?i coeficientul de volum mono ?i
bifazic (v. fig. 206 ?i 208).
Un dezavantaj destul de important al apa-
ratului it constituie incapacitatea de a deter-
mina exact contactul cu lichidul al indicato-
rului de nivel gaz-lichid 2 din fig. 200, in
regiunea vecina punctului de inceput de fier-
bere (v. fig. 207, lipse de puncte).
Aparatura l a b o r a t o r u l u i cen-
tral C i m p i n a este conceputa pentru a
face fats necesitatii de determinate a unui
numar cit mai mare de caracteristice ale ame-
stecului studiat pi indeosebi pentru satisfa-
cerea ei in serie, in condicii industriale, intr-o
singura operatie.
Ea permite determinarea volumului siste-
mului, a volumului fazei lichide, a volumului
fazei gazoase, a viscozitatii fazei lichide, a
tensiunii interfaciale dintre faza gazoasa ?i
faza lichida, a greutatii specifice in conditiile
atmosferice, a compozitiei gazelor eliberate, in
functie de presiune, gi a coeficientului de
variatie al volumului gazelor de la conditiile
din celula la cele atmosferice. Pe baza acestor
caracteristici se determine:, legea de stare
(P, v, T), curbele de eliberare a gazelor (in-
clusiv punctele initiale), coeficientul de abatere
al gazelor eliberate, de la legea gazelor per-
fecte etc.
Ea cuprinde o ?celula autoclave de -expan-
siune, manometre pentru controlul presiunii,
o baie de ape inzestrata cu dispozitive de incal-
zire cu termoreglaj 5i cu termometru de pre-
cizie, receaua de legatura la pompa de fluide
de contrapresiune (glicerina ?i ulei. de ricin),
la dispozitivul de incarcare cu material de
probe prin transvazare din recipientul de
inmagazinare ?i la aparatura' de captare ,?i de
analiza a gazelor eliberate, cum ?i un cate-
tometru pentru determinarea nivelului meni-
scului gaze-citei (v. fig. 209).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Fig. 203. Balanla de m5surare a presiuni:
t - cilindrul de joas5 presiune (gama 0-70 kg/cm'; 2 - cilindru de inalt5
presiune (game 0-700 kg/cm'); 3 - coloaii5 cu greutfti; 4 - pirghie de
ordinul 1 de sarcini a balanlei; 5 - pirghie de ordinul 2 de sarcini a
balantei ; 6 - electromotoare de rotirc a cilindrilor . 1 ?i 2.
Fig. 204. Detaliu de cons-
tructie a cilindrului invirtito',
1, respectiv z, din fig. 199;
1 - cilindrul; 2 - piese de
caplt, conice, calibrate pen-
tru trecerea pistonului; 3 -
pistonul activ; 4 - culitul
halantei; 5 - rulmentii ra-
diali; 6 - pistonul pasiv.
4 .
Fig. 205, Celula de echilibru: 31 - tija tubular5 Fig. 206. Dispozitivul de aclionare a agitatorului mag-
de actionare a agitatorului spiral; 32-curie de netic: 4-tija indicatorului de nivel; 11-camera indu-
etanlare de joas5 presiune (pentru resrul notatiilor sului agitatorului; 27-indicatorul agitatorului magnetic;
v. fig. 195). 31 - tija tubulara de aclionare a agitatorului.
24'
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Celula autoclave cuprinde trei comparti-
mente : compartimentul 2 destinat probei,
completat cu Hg, compartimentul 3 plin cu
-Hg, cu volum reglabil prin deplasarea pisto.
nului 5 actionat prin roata de mine a ?uru-
bului respectiv- ,si compartimentul io cu o
P
Fig. 207. Dlagrama de (P, v, T) $i de volume relative ale
fazelor pentru un sistem de hidrocarburi cu comportare
normala (litei + gaze):
I - curba de comportare monofazica; II - curba de
comportare bifazica; III - curba de volum a fazei lichide;
It - III - ordonata corespunzatoare volumului fazei
gazoase.
capacitate de circa 2,5-3 cm3, cuprinzind un
volum mort al unei portiuni de canal dintre
robinete, care servelte ca picnometru pentru
gazele sub presiune. Pistonul poate fi deplasat
vertical, iar etanseitatea lui este asigurata de
garniturile respective intre care se injecteaza,
prin canalul central al 8urubului, ulei de ricin
sub presiunea de 1 000 kglcm2. Pentru cunoa-
5terea volumului total al celulei in functie
de pozitia pistonului, roata de comande a
acestuia este divizata in mod corespunzator,
dispunindu-se de o curba de calibrare, la
construirea careia se tine sea ma ?i de dilatatia
termica a sistemului gi de deformaiia lui
elastics.
Pentru evitarea deplasarii pe distance mars
in tubulura de legatura, a meniscului ape-Hg,
cum ~i pentru evitarea pierderilor de Hg,
compartimentul 2 este in legatura cu vasul
tampon 14 care are un manometru inde-
pendent.
Compartimentul 2 are doua ferestre de
observatie opuse, a caror etanlare se reali-
zeaze, de asemenea, prin deformaiia a doua
rinduri de garnituri intre care se injecteaza
glicerina sub o presiune mai mare decit aceea
din celula. Contaminarea probei cu glicerina
P
Fig. 208. Comportare de volum gi de faze a unui sistem
de hidrocarburi care prezinta comportare retrograde:
I - curba volumului total; It - curba volumului fazes
lichide.
nu provoaca decit o alterare a volumului
calculat al amestecului, pe cind contaminarea
cu ulei de ricin, partial solubil in sistemul
cercetat in conditiile din autoclave, altereaza
?i proprietetile fizice. ale amestecului (visco-
zitate, tensiune interfaciala, coeficient de echi-
libru etc.).
- Volumul gazelor evacuate este determinat
in biuretele 24 prin denivelare cu ajutorul fla-
coanelor 23 ,si prin verificarea egalitatii pre-
siunii de masurare cu cea atmosferica, cu aju-
torul manometrului diferential 25 ; gazele sins
apoi colectate provizoriu in vasul 27, de unde
pot trece, dupe uscare, la analiza prin distilare
fractionate, la temperaturi joase ,si la deter-
minarea greutatii specifice.
- Masurarea presiunilor este efectuata cu
ajutorul manometrelor i r, dotate fiecare cu
cite doua elemente de masurare $i cu doua
indicatoare, a caror verificare se efectueaza la
intervale frecvente prin comparatia cu indica-
tiile unui manometru cu greutati. Pentru a
compensa variatia de volum a celulei pe care
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 - Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
pig. 209. Schema de ansamblu a instalatiei pentru studiul probelor de fund cu ajutorul celulei
-
Inver-
sori
r - eorpul celulei; 2- compardinentul tie prooa; s-..v,.?r??????????- - -
- I I III ( 6 7 8 9 10 xx 12 13
zarea vatiatiei volumului compartimentului 2,; 4 - bale de ape; 5 - piston pentru variatia volu- x 2 3 4 5
mulut ; 6 - agitator ; 7 - viscozimetru ; 8 -tensiometru ; 9 - dispozitiv de recoltat probe; ro -
celula mica pentru determinarea coeficientului de abatere de Is legea gazelor perfecter It - Transfer din 30 in x...... V V i d d i i d d i i i i d d
Transfer din x in 30 S S i d d i i d d i i i i d d
manometre; x2-compensator de yolum; t3--catetometru; x4-vas-tampon, separator ape-Hg; V V i d d d d i i i d d i i I
15 -rezervor de ape distilate; 16 i pompe-press de @urub; 17-vas-tampon, separator aer?ape; Transfer din 30 in 33 in ,. S S i d d d d i i i d d i i I
x8-vas de alimenrare cu ulei de ricin; r9-vas de alimentare cu glicerine; 20 -manometre Transfer din 27 in t0 .... V V i i i i iddi i i i d d
Transfer din x in 27 S S i i i i iddi i i i d d
de malts presiune (1 000 at) penttu re;eaua de fluids de etan?are); 21 - butelie cu hidrogen Transfer din 33 in 27 V V i d d i i iii i i i i i
pentru etalonarea celulel ro; 22 = pompe de transvazare; 23 - flacoane de denivelare pentru Comprimarea gazelor in 33 S S d i i i d i i i d i i i i
eaprarea gazelor eliberate; 24-bi.nrete pentru captarea ?i pentru analizarea gazelor eliberate; Comprimarea gazelor in 3o V V d d i i i i
Comprimarea gazelor in 27 V V d i i i i i i i i i i i i
25- manometre; 26- debitmetru cu capilar (pentru tnasurarea debitului gazelor eliberate);
27-flacon de colectare a gazelor eliberate; 28-inversor de circulatie a dispozitivului de trans.
vazare; 29 -- manometrul buteliei cu hidrogen; 30 - tub de inmagazinare ; 31 - incercarea
celulei 10; 32 - descarcarea celulei xo ;i elibarea gazelor; , 33 - biureta de mesurare Is transvazare; 34 - vas de colectare; 35 - robinet pentru legerura Is butelia
cu hidrogen sae Is pompa de vid.
Cifrele incercuite din figure reprezinte robinetele a ceror comanda rezulte din schema V, respectiv S, simbolizeaze pozitia .de inchidere a inversorilor, cu virful,
respectiv cu spatele. Robinetele ',care nu figureaza in schema de comanda nu intereseaze operatia respective. Schema de comanda a robinetelori = inchis; d = deschis.
Robinetul 14 ste, in mod normal inchis.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
o produc deformatiile elementelor de masurare
ale manometrelor, acestea sint legate la celula
prin intermediul unui vas compensator, in
care, cu ajutorul unui iurub, se poate intro.
duce mai mult sau mai putin, un piston de
compensare. Vasul comparator are o fereastra
de control pentru aducerea la reperul de refe-
rinta a meniscului care separa Hg (care face
legatura cu celula) de uleiul de ricin (care
umple elementele de masurare ale manome-
trelor). Inlaturarea oricarei bule de aer din
sistem este absolut necesar5. Din cauza marii
viscoziteti, respectiv a tensiunii superficiale a
fluidelor din compensator, ferestrele nu nece-
sita etansarea cu garnituri duble si cu fluid
sub presiune superioara aceleia din celula,
necesare la celelalte legaturi ale celulei.
Masurarea temperaturilor se
efectueaza cu ajutorul termometrului de pre-
cizie al baii, dupe stabilizare.
Masurarea volumelor vaselor se efectueaza
prin determinarea cu catetometrul a nivelului
meniscului gaze-titei ?i, in functie de acesta,
cu ajutorul curbei de etalonare se determine
volumul ocupat de gaze, respectiv de lichid.
- Masurarea viscozitatii fazei lichide se
efectueaza cu ajutorul unui viscozimetru spe-
cial, cu dimensiuni mici, cu bulb ,si cu capilar.
In mod normal, el se gsseste cufundat in
lichid, iar in momentul determinarii, prin
actiunea unui dispozitiv electromagnetic nere-
prezentat in fig. 208, el este ridicat ping in
zona de gaze. Tinind seama de diferenta dintre
greutatea specifics a fazei lichide si a fazei
gazoase, de ingltimea coloanei de lichid din
viscozimetru, de caracteristicile geometrice
ale capilarului viscozimetrului (verificate prin
determingri la conditiile atmosferice) ?i de
durata de golire a volumului de lichid cuprins
intre doua repere (in bulb) se determine visco-
zitatea dinamica a fazei lichide.
Tensiunea superficials este determinate cu
ajutorul unui tensiometru cu ascensiune capi-
lara, compus dintr-un capilar care poate fi
ridicat din lichid in acelasi mod ca ,si visco-
zimetrul
Din cauza riscurilor de aderenta in capilare
a materialului solid sau a emulsiei prezente
eventual in probe, indicatiile viscozimetrului
pot fi alterate. Din cauza prezentei de apa
(fie din strat, fie provenita de la operatiile de
transvazare) in materialul probei, cum ,si a
unor mici, cantitati de compusi heteropolari,
umezirea suprafetei interne a tensiometrului
nu se face.uniform, iar rezultatele masurari
nu sint totdeauna reproductibile. Pentru ame-
liorarea conditiilor de lucru, celula are doua
fire fixe de Pt care desfunda capilarele viscozi-
metrului ?i ale tensiometrului, cind acestea
sint deplaspte la capatul inferior al cursei.
- Modul de lucru. tncarcarea aparatulei
se face cu ajutorul dispozitivului reprezentat
in fig. 175' (completat, pentru aceasta, v. fig.
208), in mod asemanator cu cel din cazul
incarcgrii recipientelor de inmagazinare, cu
singura deosebire ca titeiul care este introdus
in celula nu deplaseazg apa (a cgrei prezenta
aici trebuie evitata), ci Hg. Afars de procedeul
indicat, la care circuitul pompelor este inchis,
se mai foloseste incgrcarea in circuit deschis,
la care, desi controlul presiunii trebuie facut
cu mai mare atentie, controlul procesului de
umplere este inlesnit, iar eventualele bule de
aer sint inlgturate mai usor. In acest caz.
pompele 28 trag spa din 17 5i refuleaza titeiul
din 30 in 2, de unde mercurul deslocuit de
titei frece in 14, deslocuind o cantitate de
apa care se colecteaza si se masoara in 34,
urmarindu-se astfel procesul de umplere.
Dupa umplere, se aduce celula in situatia
initials de probe la temperatura stratului si
la o presiune sensibil superioara presiunii de
inceput de fierbere, pentru asigurarea starii
monofazice. Dupa atingerea echilibrului de
temperature ?i de presiune, volumul total al
celulei se mareste treptat cu ajutorul pisto-
nului. Dupa fiecare sporire, se observe pre-
siunea ?i temperatura, se noteaza valorile
stabilizate.
Pentru atingerea echilibrului sint necesare
durate mici la inceputul operatiei, (citeva
minute) care cresc cu decompresiunea ; pentru
scurtarea lor, continutul celulei este agitat cu
agitatorul spiral 6, a carui actionare nu nece-
sita o transmisie exterioara (la ultimul model
de autoclave actionarea se face electromagnetic,
cu ajutorul unui dispozitiv analog celui repre-
zentat in fig. 206). Datorita acestei agitari,
durata de echilibrare catre s#ir5itul operatiei
poate fi redusg la citeva zeci de minute.
Prin constructia lui, aparatul nu permite o
eliberard pure ), distributia temperaturilor este cea
de echilibru (temperaturi mai mari, a efectul
de talpa >). De indata cc aparatul parcurge o
zone productive de lichide, el indica o sca-
dere mai lenta a temperaturii la reducerea
adincimii. Intirzierea se datore?te efectului de
volant termic al lichidelor produse ,si are loc
,si in cazul titeiului.
Utilizarea curbei temperature-adincime pen-
tru detectarea nivelului ping la care s-a ridicat
nivelul cimentului in spatele coloanei (v.
vol. I), se poate face numai in primele zile
ale procesului de prize deoarece efectul exo-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
termic al reactiilor de prize scade relativ
repede. La adincimi marl, efectul este mai
greu de observat, perioada de efect util este
mai scurta, indeosebi data, pentru intirzierea
prizel, apa a fost racita in prealabil. In aceste
cazuri, se recomanda introducerea de indica.
tori radioactivi in ciment.
Alte utilizari, mai rare, ale diagramelor
temperature-adincime sint: localizarea porti-
unilor de coloana in dreptul carora au loc
circulatii de apa de la
un strat la altul, core-
larea diagramelor de
carotaj electric sau ridi-
carea de profile de con-
ductibilitate termite a
rocelor (ridicarea dia-
gramei in a doua sau
in a treia zi dupe cimen-
tare, cetre sfir~itul pe-
rioadei de efect termic
maxim al prizei, cind se
stabile9te un echilibru
dinamic de temperature
cu mediul: temperaturi
mai scazute in dreptul
rocelor mai conduca-
toare, anhidrite, gipsuri,
etc.).
Aplicatiile recente ale
termocarotajului dife-
rential au aratat pers-
pective extrem de pro-
mitatoare ale investigarii
anomaliilor strict locale
ale cimpulu+. termic, v.
V. N. Dahnov ?i V. A.
Riapolova, Metoda di-
ferentiala de termome-
tria sondelor. Geofizica
industrials pag. 104-
136. Qostoptehizdat
Moscova 1954.
P
f2
--
--
-
-
-
--
--
--
nl
I
x
2fr75
Mmt.
2ff 4
i
MY
?L
L
_j
temperaturamdincime, ridicatA Ia o sond3 cruptiv3 care exploata
simultan cele trei orizonturi ale Meotianului :
I - diagrama ridicatSS in sept. 1937; II - diagrams ridicatS in feb. 1938; 111 - dia-
grams ridicatS in Sept. 1939. De observat cS formatiile superioare, producind cu
ratii mai marl de gaze, dau naytere la r'aciri mai importante.
b. Variatia (scaderea) temperaturii in
zacamint in cursul exploatarii.
Variatia (scaderea) temperaturii in zacamint
in cursul exploatarii, de9i relativ redusa, de
la citeva grade pins la. 10 ... 15 ?C, dupe
adincime gi dupe intensitatea procesului de
exploatare, nu este farce importanta practice,
datorite variatiei viscozitatii fazei lichide pe
care o provoaca. Pauzele de productie folosite
in cazul aplicarii metodelor de exploatare prin
refacerea presiunii de zacamint actioneaza favo-
rabil gi prin restabilirea echilibrului cu cimpul
geotermic, iar efectul util (sub ambele forme)
este cu atit mai important, cu cit permeabi-
litatea rocii colectoare este mai redusa. Efectul
termic este atit de important, incit a deter-
minat tentative de exploatare secundara prin
metode termite (cu aport extern de caldurs
sau cu generarea acesteia chiar in strat) v. Cap.
VI C.d. 4.
c. Masurarea temperaturii de zacamint
Masurarea temperaturii de zacamint nu se
poate efectua decit in regiuni izolate, in puncte
deschise prin sonde sau prin galerii. Ea se
efectueazs cu termometre maximale sau cu
termometre inregistratoare.
Tempena/ura
6/ 62 63 64 65 66 67 O 59 /0 7f 72 73 X 75 76
1. Masura valorii absolute a temperaturii
Termometrele maximale, fie de tipul clasic
cu coloana de mercur impiedicata, fie de tipuri
speciale, de exemplu camerele incarcate cu
gaz sub presiune, obturate cu dopuri de aliaje
fuzibile la diferite temperaturi, etc., au o
utilitate limitata. Indicatiile for pot servi numai
pentru corectia altor marimi determinate la
sonde (presiune, rezistivitate electrica, etc.).
Pentru studiul temperaturii in gaura de sonde,
se folosesc numai termometre cu indicatie sau
cu inregistrarea continua. Dintre aparatele cu
indicatie continua face parte termometrul cu
rezistenta. 0 rezistenta cu coeficientul de tem-
peratura ridicat, etalonat6 prin determinari
preliminare la zi, este cufundata in sonde,
fiind conectata prin doi conductori izolati Ia
o punte aflata la zi. Rezistenta este masurata
prin comparatie cu ajutorul puntii, prin me-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
toda de zero, iar variatia rezistentei, respectiv
a temperaturii, este inregistrata in mod con.
Fig. 12. Termograful Laboratorului central Cimpina
(v. jai fig. 4) :
I - sirma de otel pentru introducere @i pentru extractie;
2 - spirale de protectie; 3 - sticla cu dinti pentru
corunca; 4, 5, 6, 7 - camera de inregistrare: 8 - dia-
grama yi tamburul ci; g - stil de alama: 10 - capul
tijei?piston: 1 i - tija-piston: 12 - camere de masurare;
13 - resortul de readucere a stilu!ui !a pozitia cores-
punzetoare temperaturii initialer 14 - garniture dubla
de etanyare, cu ulei sub presiune; 15 - resortul alimen-
tatorului cu ulei sub presiune al garniturilor 14:
16 - pistonul alimentatorului cu ulei sub presiunei al
garniturilor 14; 17 - piulita pentru reazemul resortului:
15 (piesele de la 18 la 21 se refers Is manometru);
22 - reazem axial; 23 - tija de rota;ie a resortului 13;
24 - cuplaj; 25 - resortul alcatuind motorul ceasor-
nicului: 26 - axa principals a ceasornicului; (detalille
27-32 lint comune cu ale aparatului reprezentat in
fig. 4 (v. detalii).
0 b a e r v a t i c. Piesele 4-6 5Si 18-21 se refers
riumai Is aparatul de masurat presiunea.
tinuu la zi, in functie de adincime. Dificul-
tatile aplicarii acestei metode consta in:
1) compensarea puntii pentru variatia ter-
mica de rezistenta a conductorilor care leaga
rezistenta de masurat din sonde la puntea de
la zi ,si
2) in faptul ca procesul de masurare con.
tinua ?i de inregistrare este automat. Din
aceasta cauza, metoda este aplicata practic cu
ajutorul instalatiei ,si al operatorilor de la
carotajul electric (v. vol. I).
Cele mai des folosite aparate inregistratoare
de temperaturi sunt: in U.R.S.S., mano-termo-
graful Ivanov (v. fig. 3); in R.P.R., termo-
graful Labors torului Central din Cimpina (v.
fig. 12).
Termograful Laboratorului Central din Cim-
pina face parte din seria de aparate cu.meca-
nismele de declanlare ;;i de actionare identice.
Partea lui inregistratoare esteidentica cu aceea
a aparatului de masurare a presiunii (v. fig. 4),,
diferenta constind in inlocuirea elementului
de masurare a presiunii (17 din fig. 4) printr-un
recipient rigid, umplut cu mercu~, a carui
cre8tere de volum refuleaza in camera (12,
fig. 4, v. ,si fig. 12) uleiul de ricin care, apasind
asupra tijei-piston (r r, fig. 4), o deplaseaza
impreuna cu stilul 9, care inscrie pe diagrama
8 o ordonata proportionala cu dilatatia ter-
mica de volum a mercurului continut in
12 (fig. 4). Rotirea stilului g, proportionala
cu timpul, datorita mecanismului de ceasornic,
inscrie pe diagrama 8 o abscise proportionala
cu timpul, obtinindu-se o diagrama presiune-
timp.
Resortul r3 nu mai are in acest caz rolul
unui resort de echilibrare cu tensiune propor-
tionala cu elongatia, ci rolul_ unui resort de
tensiune mai putin variabila, pentru readu.
cerea stilului la ordonata initials de indata ce
mercurul se contracts. 0 particularitate a
aparatului consta in garnitura dubla de etan-
lare, intre ale carei elemente se gsseste ulei
sub presiune, furnizat de un alimentator cu
piston 8i cu resort, 4, (fig. 12). Cerinta deose-
bita de etanseitate se datore8te faptului ca
orice pierdere de mercur pe la punctul de
trecere a tijelor it sau 23 (fig. 4) constituie
o pierdere de volum de mercur, care pro-
voaca o reducere eronats a temperaturii indi-
cate, spre deosebire de cazul aparatului de
masurare a presiunii la care o pierdere din
fluidul respectiv (ulei) nu are nici o influents
asupra presiunii inscrise, atit timp cit pier-
derea remine sub o anumita limits (relativ
mare) 8i cit timp membrana 17 (fig. 4) nu se
sprijina direct pe reazemul ei.
Forma alungita a camerei cu mercur 12,
suprafata ei mare 8i conductibilitatea mare a
peretilor 8i a continutului ei permit atingerea
echilibrului termic complet cu mediul. incon-
jurator in citeva secunde, astfel incit se admite
ca coborirea aparatului cu o viteza de 0,5-0,S
m/s asigura o inregistrare a temperaturii cu o
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
eroare sensibil inferioara unei zecimi de grad.
Scara de inregistrare a aparatului fiind de
4,5 mm/?C, se poate citi uaor temperatura
cu o eroare mai mica decit 0,1 ?C. Sensibili-
tatea aparatului poate fi sporita mult, la nevoie,
prin folosirea unei tije-piston, r r cu sectiune
mai mica.
Deoarece aparatul nu di direct diagrama
temperatura-adincime, ci diagrama tempera-
tura-timp, pentru eliminarea parametrului timp,
se realizeaza proportionalitatea h = vt, unde
Fig. 13. Regulator de vitez5 pentru introducerea
aparatului de masurat presiunea:
r - scripete pentru sirma de suspensiune a aparatului;
2 - pirghie de reglaj la diferite viteze; 3 - numerator
de rotatii (indicator de adincime); 4 - regulator centrifug.
h este adincimea de introducere, v - viteza
de introducere ai t - timpul. In acest scop se
foloseste regulatorul de viteze cu frinarea tam-
burului r (fig. 13) de catre sabotii actionati
de forta centrifuge produsa de masele regula-
torului 4 (fig. 13).
In principiu, se poate folosi in acelasi scop
metoda pauzelor de coborire care dau paliere
pe diagrama marimii inregistrate, insa, in ge-
neral, operatia de masurare a temperaturii
este mai rapids (se face pe distante mai scurte),
iar precizia ceruta masurarii adincimii este
putin mai mare, astfel incit se prefers utili-
zarea regulatorului de viteze.
2. Termocarotajul diferential Prin construc-
tia pi experimentarea unui utilaj special *), s-a
treat posibilitatea masurarii continui a diferen-
tei intre temperatura fictive corespunzatoare
*) v, Vol. I. MAsutitori speciale (carotajul) - Termo.
carotajul diferenlial ?i Geografica industrials de V. N.
Dahnov ?i V. A. Riapolova - Gostoptehdizat 1954, pag.
104-136. '
cimpului geotermic regional ?i temperatura
efectiva (abaterea locale fats de cimpul regio..
nal), cu o sensibilitate de ordinul 10-2 C.
Studiul diagramei de variatia acestei abateri
cu adincimea permite abordarea cu mijloace
not a urmatoarelor probleme:
- Identificarea si separarea rocelor4 pe baza
proprietatilor for termite (si intrucitva prin
cele mecanice - aptitudine de darimare ai
largirea gaurii de sonda) ;
- Identificarea orizonturilor gazeifere ,i pe
trolifere ;
- Identificarea si separarea stratelor acvifere-
circulante, cu temperaturi diferite ;
- Identificarea viiturilor de ape in sonda ;
- Ideniificarea zonelor cimentate.
Determinarile se pot face fie la echilibru
termic, fie in regim termic nestationar, even-
tual provocat prin circulatia in gaura de sonda,
a unui fluid cu temperatura simtitor definite
de cea medie,a sondei.
Interpretarea diagramelor astfel obtinute cere
un examen extrem de atent al conditiilor
initiate ai locale ale gaurii de sonda pi, in
genera!, nu isi capata toata valoarea decit prin
coroborarea cu diferite alte mijloace de investi-
gatie, dupe natura problemei speciale atacate..
C. CIMPUL DE RADIATII GAMMA
IN ROCELE DE ZACAMINT
Radioactivitatea rocelor din scoarta, in ge-
neral slabs, dar masurabila totdeauna, este
datorita radiatiilor a, Q si y emise de dife-
ritele elemente radioactive ale tor. In ordinea
importaniei cantitative, ele sint U, Th, izo-
topul cu greutatea atomics 40 al K, Ra si Rn
(radonul sau emanatia de radiu). In ordinea
importaniei concentratiilor for in fluidele satu-
rate ai a intensitatii for de radiatie, Rn ocupa_
in general primul loc. Interesul identificarii
for este deocamdata strict teoretic, deoarece
elementele radioactive nu se gasesc niciodata
izolate, din cauza reactiilor in serie. In dife--
rite conditii particulare. (virsta ,si natura ele-
mentelor de origine), ele se gasesc in diferite
concentratii de echilibru.
In roce, acumularile de elemente radioactive
care intereseaza studiul zacamintelor de petrol
se intilnesc indeosebi in unele . isturi argi-
loase batiale cu un anumit continut in materie
organics, colorate, in general, in brun, asocie-
rea fiind suficient de frecventa pentru a per-
mite emiterea unei teorii a formarii titeiului
prin procese biochimice, influentate in faza
finals (hidrogenare catalitica naturals) de pro-
cesele radioactive. Mineralul de U respectiv:
este, probabil, o forma coloidala a carnotitei.
Prezenta Th in apele zacamintelor de petrol
a fost puss in evidenta de Bobin, in zaca -
mintele de la Uhta, ca yi a Rn.
In practice nu se studiaza continutul in
substance radioactive (concentratii individuals
sau global e), ci ir.tcnsitatea de raciatie.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Radiatiile a, particule materiale (He'-+)
cum ,i cele (3 (electroni, sarcini elementare
negative) se propaga pe distante prea mici
prin rocele scoartei li nu pot p5trunde cu
intensitate detectabila cimentul ,i coloanele de
sond5. Radiatiile y (oscilatii electromagnetice
cu lungimea de unde a = 3.10 9...5.10-11,
frecventa f = 1. 1019...3.1020 pe secunde, cu-
plate cu fotoni y) au o putere de penetratie
foarte mare prin roce, practic de ordinul
decimetrilor-metrilor, dupa intensitatea sursei
fceevPn/-
me/izr /
tinua a vadiatiei intensitstii relative (de la for-
matie la formatie ,i pe intervale, uneori, foarte
restrinse) a radiatiei y. Pentru ridicarea curbei
respective se folosesc aparate de felul celui
reprezentat schematic in fig. 14.
Aparatul foloselte unul sau doi contori
Muller, care determine intensitatea de ioni-
zare produsa de radiatia y prin frecventa
impulsurilor de inc5rcare-descarcare a tubului
Geiger. De obicei, pentru nivelarea efectului
de < intimplare> , care produce virfuri de
de detaliu pe curbs, fare legetura directs cu
intensitatea cimpului de descarcare, aparatul
are doua tuburi Geiger cuplate in paralel. La
aparatele moderne, transformatorul este sub-
stituit printr-un preamplificator. Impulsurile
emise ,i preamplificate lint transmise la zi,
unde, dupa o noue alnplificare, sint redresate
1i descarcate printr-o celula de descarcare,
alcatuita dintr-o rezistenta de valoare mare,
cuplata in paralel cu un condensator. Tensiunea
de echilibru Is bornele rezistentei este pro-
portionala cu frecventa impulsurilor, astfel
incit ea poate fi m5surate cu galvanometrul.
Prin sporirea valorii condensatorului ,i a valorii
rezistentei se obtine o sporire a constantei
de timp a celulei ,i o nivelare a efectului de
intimplare>> mentionat, care, astfel, altereaza
curba prin suprapunere a unor virfuri mici,
dar foarte numeroisse, intimplatoare deseori,
reale uneori (neregularitati ale crustei de noroi
sau chiar ale coloanei). Profilele de intensitate
a radiatiei v naturale a rocelor prezinte, de
obicei, maxime la nivelul marnelor li at argi-
lelor care incadreazs nisipurile sau calcarele
petrolifere li minime in dreptul acestora,
indeosebi la calcare (v. fig. 15 li Vol. 1, Caro-
tajul radioactiv. 1i neutronic).
D. SATURATIA INITIALA A ZACA-
MINTELOR
'Fig. 14. Reprezentarea schematics a aparatului de carotaj
gamma cu contori Geiger:
r 51 a - contori Geiger-Muller; 3 - bateria de ali-
mentare; 4-celula de filtrare; 5 - transformatori (la
.aparatele moderne, preamplificatori); 6 - conductori;
7 - carcasa aparatului.
,i dupa opacitatea prezentata de rocele de pe
parcurs. Radiatiile cosmice, prezente in primii
60-100 m de la suprafat5 ai scoartei, deli
cu o putere de penetratie considerabil mai
mare (A = 2.10-12...2.10-14, f =1,5. 1022. .
...1,5.1024), nu au nicio utilitate pentru studiul
zacamintului, din cauza originei for exterioare
Iitosferei (in parte siderals, in parte ionosferica),
ci, dimpotriva, turbura mult carotajul radio-
activ cu radiatii y at paturii subtiri in care ele
-sint prezente.
Carotajul radioactiv at sondelor, in special
-al celor tubate, foloselte determinarea con-
a. Distributia saturatiilor diferitelor fluide
Distributia saturatiilor diferitelor fluide in
spatiile goale ale zacamintului, inainte de des-
chiderea lui prin sonde, este rezultatul unui
complex de factori: conditiile de migratie li de
punere in z5cdmint, caracteristicile fizice li
fizico-chimice ale fluidelor ,i (eventual) ale
solidelor care satureaze porii, conditiile de
temperature Ii de presiune din zacamint ,i
caracteristicele fizico-chimice ale rocelor colec.
toare.
Conditiile de migratie localizeaza zona de
saturatie cu hidrocarburi la distante limitate
de calea de punere in loc, falie sau accident
tectonic echivalent, zone de difuziune, etc.
Conditiile de punere in z5csmint, forma li
gradul de etanleitate at rocelor de etanlare
(v. Cap. III A.b.) limiteazs, de asemenea,
zona de saturatie utile cu hidrocarburi. Limi-
tarea nu este totals ; ea poate fi, uneori, intens
selective. De exemplu, unele rote-acoperil
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
POen/ia/ Rez/s/ivifafe
/800
2000
,0/7/0,u/ if Con/or-V/
Fig. 15.,Comparatia a doua curbe de profit al intesitatii radiatiei y naturale,
In doua sonde vecine, fats de curbele de carotaj electric clasic:
I - curbs de radiatie y - aparat de sensibilitate mica; II - curbs de
radiatie -Y-aparat de sensibilitate, sporita; III - curbA de potential
spontan; IV'-curbs de rezistivitate.
300
400
600
700
800
Fig. 16. Profil de continut de hidrocarburi u;ogre $i de hidrocarburi grele intr-o gaur5 de sonde
(profilul este limitat la adincimea efectiva atinsA de sonde, inaintc de deschiderea stratului pro-
ductiv de titei):
I - adincimea; II - continutul in H. in miimi de procent ponderal; III - continutul total in
hidrocarburi, in miimi de procent ponderal; IV -continutul in metan, in milmi de procent
ponderal; V - continutul in etan-propan-butani, in miimi de procent ponderal; VI - continutul
in hidrocarburi condensabile (C5 - Cto), in miimi de procent ponderal; VII- continutul in hidro.
lcarburi grele (Ctt gi paste); VIII- procentul de nisip; IX- procentul de carbonati (ca CaCO,);
X- procentul de sulfati; XI- procentul de cloruri (inclusiv bromuri-ioduri).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
sint practic impermeabile pentru hidrocar-
burile cu greutatea moleculara relativ mare ,si
conserve astfel zacaminte de a titei)) mai mult
sau mai putin asociat si cu gaze, dar lase sa
migreze (la scars de timp geologic.) fractiunile
u~oare. Aceasta explicatie este data de unii
autori, existentei de saturatii detectabile cu
hidrocarburi ugoare si cu hidrogen, a forma.
tiilor care acopera multe dintre zacamintele
de titei, cum , i, uneori, existentei de strate
exploatabile sau nu, cu gaze sau cu gaze ?i
condensat, deasupra multora dintre zacamin-
tele de titei. Fenomenul este atit de frecvent,
incit poate fi folosit pentru cercetari de semi-
explorare v. fig. 16. Se observe repartitia pe
verticals in ordinea greutalilor moleculare,
respectiv a vitezelor de difuzare.
Caracteristicele fizice ale fluidelor limiteaza
~i ele selectiv zonele ;;i raporturile de saturarea.
Capacitatea unora dintre fluide de a adera
mai intens la suprafata rocelor, exprimata
curent prin capacitatea de udare (umidibili.
tatea rocei de catre fluidul respectiv) sau, mai
exact, prin unghiul de contact (v. Cap. V.F.j.),
limiteaza posibilitatea celorlalte fluide de a
satura roca.
In cazul prezentei simultane de ape ,si de
hidrocarburi lichide, deoarece apa adera prac-
tic totdeauna mai intens, ea impiedica saturatia
de catre titei a rocei. Fenomenul este cu atit
mai intens, cu cit dimensiunile porilor sint
mai mici (v. Cap. V. F.j.) astfel incit rocele cu
elemente foarte fine sins practic oleofobe,
fiind saturate aproape totdeauna cu apa ,si
impermeabile pentru titei. Cu titlu de exceptie,
datorita gradientilor locali de presiune ,si pre-
zentei in titei sau in rota a unor corpi cu mole-
cula heteropolara modificind intens echilibrul
fortelor superficiale, se pot cita citeva exemple
de roce cu compozitie fine, sensibil saturate cu
titei, situate, in general, in apropierea unor
roce cu calitati colectoare slabe sau chiar
bune, ins. in regiuni cu conditil generale, de
acumulare foarte favorabile, ca: uncle marne
nisipoase-aleurite di R Ponticul regiunii Est-
Moreni (Bana), unele aleurite din Meotianul
Intermediar de la Gura Ocnitei iii uncle nisi-
puri marnoase din Ponticul regiunii Pscu-
repi, care, desi fac exceptie din punct de vedere
formal de la regula enuntata, prezinta impor-
tant5 economics, in general, foarte redusa.
Afars de conditiile de migratie, care, impreuna
cu proprietatile fluidelor (greutate moleculara
,si, deci, viteza de difuziune) limiteaza selectiv
migrarea ,si, deci, saturarea rocelor, un efect
asemanator este atribuit ?i fenomenelor de
adsorbtie selective, care fixeaza mult mai
intens uncle hidrocarburi. Se atribuie o astfel
de origine unor titeiuri sensibil decolorate
(Breaza, Cimpeni-Pirjol, etc.), care satureaza
uncle roce colectoare situate la sidincimi mult
prea mici pentru a li se atribui o selectiune de
faza prin comportare retrograde, desi posibi-
litatea separatiei la adincime mare ,i a punerii
in loc, posterior separatiei, ramine de consi-
derat.
Conditiile diferite (eventual mult, in zaca-
mintele de dimensiuni mari) de presiune ?i de
temperature pot provoca diferentieri sensibile,
atit in interiorul fazei unice (lichid sau gaz).
de hidrocarburi, cit pi in compozitia fazelor de
hidrocarburi in echilibru.
b. Efectul umidibilitatii selective
Efectul umidibilitatii diferite a rocei de catre
fluidele saturante (in general, in ordinea de pre.
ferinta: ape-titei-gaze) face ca, practic, nicio
rota colectoare sa nu fie lipsita de ape. Origi-
nea apei este, in general, anterioara punerii
in loc a titeiului (la zacamintele secundare) ,si,
in mod exceptional, simultana (la zacamin-
tele primate *)). Distributia unei faze umezi-
toare a rocei in porii acesteia poate fi: de satu-
ratie total., de saturatie partials dar continua
(distributie funicular.) si de saturatie partials
discortinua (distributie pendular.). Pentru
ultimele doua moduri de distributie, reprezen-
tarea schematics este data in fig. 17, pentru
simplificare, in cazul unei roce fictive (v..
Cap. II. B.b.l). Intr-o rocs real., distributie,
este in detaliu mai variata, ins., statistic ,si
local, poate predomina unul sau altul dintre
cele doua moduri de distributie.
c. Zone de apa, de titei ?i de gaze libere
Din cauzele mentionate, saturatia unui zaca
mint cuprinde, in cazul cel mai general, trel
zone saturate predominant cu una dintre
fazele: apa-titei-gaze. Datorita separatiei gravi-
a/ b/
Fig. 17. Reprezentarea scbematica a distributiei continue
,ai a distributiei discontinue a fazei umezitoare intr-r
rocs fictive:
a) distributia funiculars (continua) a fazei umezitoare
x - boabele de nisip; 2 - bule de faza neumezitoare,
distribuite discontinuu; 3 - faza umezitoare continua ;
b) distributie pendular. (discontinue) a fazei umezitoare
r - boabe de nisip; 2 - inele de fze umezitoare Is
contactul boabelor de nisip, distribuitte discontinuu';
3 - faza neumezitoare, distribuita in retea continue.
rationale, distributia for cu adincimea este cea
indicate, in sens ascendent. Datorita efectului
umidibilitatii selective, saturatia in apa nu
scade in nici una dintre zone sub o valoare-
limita do ordinul 20 - 40%. (^- 23?/,,, in
fig. 18). In fig. 18 este data distributia cu adin.
cimea a saturatiilor in apa-titei-gaze libere
*) Numirile a secundar a yi a primar n se refers la modul
de punere in zaicamint ?i no la virsta geologic..
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
pentru un complex de conditii speciale. Zona
inferioara cuprinde portiunea de zacamint
cu distributie continua a fazei umezitoare,
apa. Zona medie cuprinde portiunea cu dis-
tributie continua a fazei neumezitoare, titeiul
(corespunzatoare fig. 17, b). Zona superioara
cuprinde portiunea cu distributie continua a
fazei neumezitoare (gaze libere, cea umezi-
toare fiind tot apa). intre ele se situeaza zonele
de tranzitie respective: apa-titei, cu distributia
de tranzitie intre cea de saturatie totals, cea
de tip a (titei in apa) ?i cea de tip b (apa in
titei), respectiv titei-gaze, de tip complex
care, insa, poate fi asimilata cu cea de tip h,
cu deosehirea ca titeiul trece prin tranzitie
in gaze. In cazul unei analize detaliate, insa,
singura simplificare posibila este aceea de a
considera apa ca faza strains, titeiul ca faza
umezitoare ?i gazele ca faza neumezitoare,
reducind astfel studiul tranzitiei la tranzitia de
tipul apa-titei, pastrind totupi deosebirea ca
in acest caz nu se mai intilne~te o saturatie
ireductibila a fazei umezitoare (titeiul).
d. Problema determinarii zonelor
de tranzitie
Problema determinarii zonelor de tranzitie
a fost desbatuta intens, atit in scopul deter.
minarii rezervelor, cit ?i in scopul determinarii
cit mai exacte a adincimilor care trebuie
deschise prin perforarea coloanelor, in speranta
ca, prin anizotropia permeabilitatii (Cap. III
B.b.5), se va putea controla procesul de extrac-
tie selective din strat a celor trei faze.
Indiferent de valoarea practice a ultimei
determinari ?i de existenta reala a unei zone
unice de tranzitie, care, in cazul zacamintelor
cu eterogeneitate litologica (intercalatii alter.
nate de rote cu caracter de saturabilitate
diferit), este mai putin verificata, incercerile
de productie din zonele de tranzitie au pus in
evident6 afluxuri polifazice, ceea ce implica,
pe portiunea perforate respectiv, existenta unor
saturatii polifazice. Fig. 18 reprezinta o incer-
care de calcul at grosimii.zonelor de tranzitie
i at alurei de variatie a raportului saturatiilor
de-a lungul lot, bazata pe caracteristicele unui
nisip particular, cu compozitie granulometrica
medie, pe o diferenta de densitate intre apa
?i titei de 0,3 g/cm3, respectiv intre titei pi
gaze de 0,5 g/cm3, gi pe o tensiune interfacial!
apa-titei de 30 dyne/cm, respectiv titei-gaze
de 20 dyne/cm. Distanta dintre cele doua
zone de tranzitie nu depinde de caracteristicile
rocei sau ale fluidelor, ci de raporturile canti-
tative dintre fazele prezente in zacamint, in
special de raportul dintre volumul de titei ?i
volumul de pori total at zacamintului, cum ?i
de iritinderea acestuia in proiectie orizontale.
Indeosebi, in cazul prezentei unei cantitati
foarte mici de titei, cele doua zone pot fi apro.
piate ping la un inceput de suprapunere (fig.
19), de unde rezulta ca, parcurgind ascendent
zacamintul, tranzitia titei-gaze. incepe inainte
de a se fi deterininat tranzitia apa-titei. Un
caz extrem at, acestei conditii este acela at
absentei titeiului (zecamintele de gaze), cind
tranzitia devine de tipul apa-gaze.
zo7~ dp rh,
Tife/
Zon a epB
Y
IV
Saturat%a, %
Fig. 18. Distributia saturatiilor pe verticals intr-un
zaclmint de titei cu gaze libere, in conditii particulare:
I - zona de saturatie totald cu apa; II - zona de tran-
zitie apa-titei; III-zona de saturatie preponderenta.
cu titei; IV -zona de tranzitie titei-gaze; V -zona.de
saturatie preponderenta cu gaze libere.
Din calculele de aceeapi nature, efectuate in
conditiile altor. zacaminte, s-a putut trage con-
cluzia, verificata in parte, experimental, prin
probe de productie ?i prin analiza de carote.
extrase in conditii conservative, ca inaltimea
zonei de tranzitie gaze-titei nu dep55e?te in
rocele colectoare obi9nuite 2-3. m (exceptii
~ I Safu~Na c~
C4, a tit '
IT
0. PO 40 60 60 f00
Saty/tie .Z
Fig. 19. Distributia' saturatiilor Pe vertical! intr-un
zacamint de gaze yi de titei, in care titeiul este cantitativ
subordonat:
P- zona de saturatie total's cu apa; II- zona de'tran-
zitie apa-titei; III-zona de saturatie preponderenta cu
titei; IV - zona de tranzitie titei-gaze; V - zona de sacu.
ratie preponderenta cu gaze libere.
in cazul rocelor cu compozitia granulometrica
foarte fins ~i at tensiunilor interfaciale. mari)
sau aceea a zonei apa-titei, circa 3-8 m (exceptii
in acelea?i cazuri speciale). In cazul rocelor
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
neomogene din punct de vedere granulometric
sau litologic, evident, zonele de tranzitie se
pot extinde prin reproducere.
e. Neuniformitatea compoziiiei in cadrul
fiecareia dintre faze
Metodele de calcul al compoziiiei fazelor in
echilibru date in Cap. IV A.c. se bazeaza pe
ipoteza echilibrului termodinamic obisnuit, cu
egalitatea presiunii 8i a temperaturii in toate
punctele sistemului. Zacsmintele de hidro-
carburi, inss, constituie sisteme de dimensiuni
mart, situate in cimpul gravitational terestru,
astfel incit echilibrul for hidrodinamic presu-
pune o uniformitate a presiunii reduse (Cap. II
A.e) ?i nu a celei efective. Rind situate in
cimpul termic terestru, ele nu se gasesc in
echilibru termic static, ci dinamic. Conse-
cinta acestei variatii a presiunii efective ~i a
temperaturii in zacamint este o neuniformitate
a compoziiiei fiecareia dintre fazele in echilibru
termodinamic. Experienta confirms aceasta
neuniformitate, iar variabilitatea constatats
este sensibila:
Considerind, pentru simplificare, sistemele
din zacamint ca sisteme cu temperature con-
stants ,si in ipoteza aplicarii legilor solutiilor
ideale (v. Cap. IV A.e), studiul echilibrului
termodinamic stabilepte urmatoarea lege de
variatie a concentratiei fiecarui component
al sistemului in funciie de adinci me :
lhahJT RT` V`;,-M`l/' (12)
in care :
zi este concentratia moleculara globale
componentului i in sistem;
h - adincimea, in m ;
M - greutatea moleculara medie a siste-
mului ;
MI - greutatea moleculara a componen-
tului i;
V - volumul specific molar (mediu) al
sistemului, in m3/kmol;
Vi - volumul specific molar (mediu) al
componentului i, in m3jkmo1, 8mt~
1aV
t
nti - numsrul de kmoli de component i al
sistemului ;
R - constanta universals molars a gaze-
lor ;
T - temperature absolute a sistemului.
Pentru un iiiei mediu, pentru care elemen-
tele din relatia (12) au fost disponibile, s-a
calculat varialia compozitiei zi cu adincimea,
in condiliile de temperature t = 71,1?C (fig. 20)
Pi t = 104,4?C (fig. 21), pi varialia cu adin-
cimea, d concentraiiei in metan a sistemului
metan + n-butan in faza lichida, la t = 104,4?C
(fig. 21) ?i in faza gazoasa, la 71,1?C (fig. 22).
Alurile de variatie a concentraiiei reprezen-
tate in fig. 20-22, de valoare strict orienta
tivs, sint in realitate diferite, din cauza variatiel
temperaturii, care, in condiliile obi~nuite,
tinde mai degraba sa exagereze varialia compo-
ziiiei decit sa o compenseze.
14
Fig. 20. Variatia concentraiiei molare xi de alcani
inferiori, in faza lichida a unui iiiei mediu, la t = 71,1?C.
in funciie de adincime (condiiia de limits x? = 22,7% molt,
metan, la h = 0).
30 -11 1 1 I I
20.
Fig. 21. Variaiia, in funciie de adincime, a concentra-
iiei molare xt a fazei lichide in metan (1) a titeiului repre-
zentat in fig. 20 ?i It a sistemului metan-n"butan de con-
centratie globalS molars 28,7 % metan, la t = 104,4?C_
Fig. 22. Variaiia, in funciie de adincime, a concentraiiei
de echilibru y, a metanului, in faza gazoasS a unui sistem
metati-n-butan, de compoziiie initial3 89,4% moll metan,
la h = 0, la o temperaturS constants t = 71,1?C.
Dace se examineaza sisteme in conditii mai
putin departate de punctul critic, legile solu-
tiilor ideale nu mai sint aplicabile, analiza
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
teoretica a variatiei compozitiei devine labo.
rioasa, iar singura concluzie de interes practic
care se poate trage pentru moment este ca in
conditii apropiate de cele critice se pot intilni
gradienti de concentratii de echilibru termo-
dinamic de ordinul unor multipli ai celor
dedu?i prin relatia (12).
E. FENOMENE DE SATURARE $I DE
DESATURARE
a. Fenomenele de saturare ,i de desatu-
rare si fortele care le provoaca
Fenomenele de saturare sint studiate pentru
cunoa}terea : conditiilor in care are loc punerea
in zacamint a hidrocarburilor, a conditiilor de
golire a zacamintului prin metode primate ,si a
conditiilor de patrundere in zacamint a agen-
tilor energetici de deplasare sau de antrenare
(exploatate secundara, in sensul larg).
Ele influenteaza, de asemenea, in masura
sensibila rezultatele operatiilor de deschidere
a stratului (foraj ?i perforate), cum 51 opera-
tiile de tratament chimic al sondelor.
Fortele care provoaca aceste fenomene sint
acelea?i; deosebirea modului for de lucru
in procesele de saturare-desaturare consta
numai in masura in care uncle sau altele sint
preponderente, iar diferenta dintre ele se
datore?te in parte naturii fluidului care patrunde
in roca colectoare ?i in parte intervalelor de
timp in care au loc fenomenele. .
Aceste forte sint: presiunea rocelor (uni.
forms sau nu), presiunea de compresiune
elastics a, fluidelor, practic nedisociabila de cea
rezultata din legea F (P, V, T) = 0 a sistemului
fluid respectiv, pus in conditiile de volum ?i de
temperature a zacamintului, presiunea hidro.
statics exterioara, fortele gravitationale actio.
nind atit ca forte interioare (greutatea proprie
a sistemului de hidrocarburi), cit ~i ca forte
exterioare (greutatea apei pi, in oarecare
masura, ,gi a rocelor acoperitoare) ?i fortele
molecular-superficiale care se nasc la supra-
fetele de separatie dintre diferitele fluide
precum ,si intre acestea gi rota.
Datorita faptului ca procesul de saturare cu
hidrocarburi se petrece la scars de timp geo-
logica,'rolul fortelor molecular-superficiale este
important in aceste fenomene, uneori chiar
preponderent. In acela5i sens influenteaza pi
diferentele de tensiune de adeziune dintre
fiecare fluid ?i rota (mai mare in cazul apei,
mai mica in cazul titeiului), deoarece faza
finals a formarii zacamintului consta practic
totdeauna intr-o deplasare a produselor bitu-
minoase de catre apa dintr-o rocs cu structure
fins intr-una cu structure mai grosolana.
Diferentele de presiune dintre cele. douii
faze, datorite fortelor capilare, fiind mici,
gradientii de presiune care provoaca curgerea
sint mici, iar curgerea este foarte lenta, astfel
incit efectul for este sensibil numai intr-o
durata -indelungata. In procesul de saturare
cu hidrocarburi, aceste diferente de presiune
au timp suficient de actiune pentru a cauza
distributia de saturatii mentionata (v. ?i Cap.
V D.a).
In procesul de desaturare (golirea zaca-
mintului), din cauza valorii for reduse in com-
paratie cu durata de actiune, efectul for este
deseori neglijabil, fiind practic depa?it tot-
deauna de efectul celorlalte forte. Indiferent
de originea presiunii, compensarea partials a
scaderii ei in urma sporirii volumului siste-
mului (extractie de hidrocarburi din strat)
se produce in uncle regimuri prin deplasarea
suprafetei de contact cu fluidele din zonele
saturate predominant cu apa sau cu gaze libere,
iar in alte regiuni, prin deplasarea suprafetei
de contact cu roca invecinata sau prin sporirea
volumului bulelor de gaze eliberate din solutie,
ocluse in titei.
Dupe modul de actionare a diferitelor cauze
de compensate partials a pierderii de presiune
de zacamint rezultata din productie, se disting
diferite a regimuri> de lucru (energetice) ale
zacamintului. De?i cauzele mentionate nu actio-
neaza izolat. intr-un singur mod, pentru u~u-
rinta studiului se obilnuelte sa se analizeze
izolat diferitele moduri de lucru, ca gi cum
regimurile respective ar fi regimuri pure. La
interpretarea finals a fenomenelor de exploatare
nu trebuie omis faptul ca aceste regimuri sint
totdeauna mixte, unul sau mai multe 'fiind
preponderente.
b. Clasificarea regimurilor energetice de
golire a zacamintelor
Clasificarea regimurilor de golire a zaca-
mintelor p oate fi facuta din diferite puncte
de vedere. De retinut sint :
- clasificarea dupe mecanismul de com-
pensare a caderii de presiune - mai simple,
utila pentru studiul fizic al zacamintului - ,si
- clasificarea generals, dupe mecanismul
mentionat ~i dupe fixitatea sau dupe mobili-
tatea contururilor zonei petrolifere (in proiectie
orizontala), tinind seams ,si de alura de variatie
a presiunii, in functie de coeficientul de golire
a zacamintului, coeficient de extractie (clasi-
ficarea dupe Crilov, Glogovski ?i Nicolaevski).
1. Clasificarea dupa mecanismul compensarii
caderii de presiune cuprinde : regimuri cu
dezlocuire externs, regimuri gravitationale
regimuri de epuizare.
a) Regimurile cu dezlocuire externd cuprind
regimurile cu impingere de apa ?i regimurile
cu impingere de gaze din zona de gaze libere.
In cazul cind impingerea apei nu este Intre-
tinuta de greutatea unei coloane de apa avind
o inaltime suficienta pentru depassirea presiunii
dinamice a zacamintului, ci de expansiunea
elastics a zonei acvifere de dimensiuni foarte
mari a zacamintului, care are ?i o inchidere
perfecta, regimul rezultat poate fi clasificat, prin
tranzitie printre regimurile de epuizare.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
b) Regimurile gravita?ionale cuprind, in
principiu regimurile alimentate de greutatea
proprie a hidrocarburilor 5i, numai in paricular
(tranzilional, din punctul de vedere formal
al clasificarii), pe cele alimentate de greutatea
unei coloane de apa in contact marginal cu
titeiul, ' coloana de apa nealimentata de la
exterior.
c) Regimurile de epuizare ' cuprind re-
gimul cu compensate partials prin deten-
ta elastics a titeiului, regimul cu detente
elastics a apei (tranzitional, v. regimuri cu
dezlocuire externs) ?i regimuri cu com-
pensare partials a caderii de presiune prin
expansiunea gazelor ocluse in titei, dupa
eliberare din solulie.
Dintre regimurile efective, mixte, cele care
prezinta importanla, din cauza ca sint intil-
nite frecvent ?i au efecte economice, sint:
regimul cu impingere de apa, regimul cu
impingere de gaze gi regimul cu expansiunea
gazelor eliberate din solulie.
In decursul procesului de exploatare, regimul
energetic al zacamintului are tendinle naturale de
a-?i schimba caracteristicele: in faza initials tind
sa predomine efectele expansiunii elastice a
fluidelor ,si a rocei, in faza urmatoare, efectele
agentilor de dezlocuire externs, in faza mai
avansats, efectele gazelor eliberate din solutie
?1, in faza finals, efectele regimului gravita-
tional (v. Cap. V. G. ?i I.).
Afars de caracterul mixt al regimurilor
reale, datorit improbabilitatii intilnirii in
nature a conditiilor particulare care sa asigure
forma pura a regimului, gi de tendinta de trans -
formare evolutiva naturals a regimurilor unul
in altul, caracterul regimului energetic mai este
modificat prin modul de conducere a exploa-
tarii pentru obtinerea unui coeficient de
extraclie sporit, a debitelor planificate ,si a
unui cost de exploatare redus (v. Cap. VI
?i VII).
2. Clasificarea generals, dupes Crilov,
Glogovski $i Nicolaevski tine seama indeosebi
de factorii naturali ~i de parametrii de'compor-
tare care prezinta importanla la proiectarea
tehnico-economice a exploatarii zacatninte-
lor.
Primul criteriu de clasificare it constitute
caracterul proiectiei orizontale a conturului
zonei petrolifere. Dupa cum aceasta proieclie
este fixes sau mobile, problema proiectarii
exploatarii zacamintului ~i, indeosebi, cea
mai importanta parte economice a ei, reteaua
optima, de distributie a sondelor in zacamint,
se trateaza fundamental diferit (v. Cap.
VII).
? a) Regimuri cu contururi mobile in proiectie
orizontale. Intre acestea se face o prima deo-
sebire dupe natura resursei principale de
energie: regimuri cu impingere de apa, regi-
muri cu impingere de gaze libere, regimuri
gravitationale ?i regimuri cu impingere de gaze
eliberate din solutie Dupa alura variatiei pre-
siunii la conturul de alimentare (v. Cap. II
D.a. 2) in cursul exploatarii, exists:
- regimuri intretinute cu impingere de apa,
la care presiunea la conturul de alimentare
este practic constants, ea fiind egala cu cea
hidrostatica a unei coloane de apa alimentate
de pinza freatica sau din alte strate acvifere
in comunicatie cu aceasta (fig. 23, a),;
- regimuri elastice cu impingere de apa,
de tip gravitational (; chiar dupa aceea nu se
observg o curgere efectiva (cu iqire) a titeiului
decit dupg ce saturatia medie cu titei a probei
a atins o anumita valoare S de ordinul
0,10-0,20. In toata gama 0 < S < < St; (St
0,15 in acest caz) legea de curgere de tipul
(14) nu este, de fapt, aplicabila. In aceasta
gamy de saturalii, procesul de desaturare are
loc in alte conditii (v. Cap. V, F. k.).
Se observa cg raportul viscozitatilor celor
doua fluide nu influenteaza forma curbelor,
cel putin in cea mai mare parte a gamei de
permeabilitati relative. In gama permeabilita-
tilor foarte mici, se observa o oarecare impra-
?tiere a punctelor experimentale de-a lungul
axei saturatiilor.
c. Influenta gradienlilor de presiune
Influenla gradienlilor de presiune asupra
permeabilitatilor efective se manifests, in ge-
neral, printr-o sporire a acestora la cresterea
primilor. Mai mult decit in cazul viscozitatilor,
efectul for este mai important ,si mai neregulat
in gama permeabilitatilor mici (13) (ceea ce
se explic5 prin efectul de c prag> al fortelor
capilare pi prin neomogenitatea granulometricg
a nisipurilor).
Influenla gradienlilor de presiune aplicati,
cum pi a raportului viscozitgtilor, se face
mult mai simtita asupra procesului insusi de
desaturare (v. Cap. V, F.k.l.m).
d. Efectul varialiei tensiunii interfaciale
Efectul variatiei tensiunii'interfaciale in gama
de ?saturatie in care are loc curgerea efectiva
bifazicg (v. ?i f. j ,si k.), impreuns cu efectul un-
ghiului de contact, se manifests : a) prin impie-
q? 0.3 as 0S 06 07 06 09 /0
Satunatra In
apa
Fig. 31. Efectul tensiunii interfaciale asupra permabilitatii
efective (respectiv relative).
Puncte izolate: valori pentru sistemul cu a= 5 dyne/crri
Curbe intrerupte: valori pentru sistemul cu a=30 dyne/cm
dicarea curgerii cit time gradientii de presiune,
respectiv presiunea de injectie, nu au atins
valoarea presiunii de dezlocuire ; b) prin defor-
marea curbelor kt pi ka = f (Se). Pentru (a)
za
09
a6
~
0
6
.
0
04
t
0.3
'
a/
Apo
0
2
?
.
og.
o
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
v. Cap. V F.k. pi F.j.; pentru b), efectul este
acela al unei reduceri a permeabilitatilor efec.
tive la cre~terea tensiunii interfaciale, a se
vedea fig. 31, in care sint reprezentate curbele
kt a = f (Sa) pentru cazul a doua sisteme apa-
titei cu tensiune interfaciala a = 5 dyne/cm,
respectiv 30 dyne/cm.
Trebuie observat efectul de reducere a satu-
ratiei ireductibile cu apa de la circa 0,30 la
circa 0,18. Efectul reducerii presiunii de dezlo.
cuire 1r nu reiese din fig. 31 decit indirect,
prin reducerea saturatiei in titei, la care incepe
curgerea bifazica.
. Efectul variatiei structurii nisipului se ma-
nifests, in general, prin aceea ca, cu cit cre?te
6
60
f0
k,9
1
kt
90 .50 40 50 60 70 8e 90
Safi/-at a ~QOi'i/vr cu /3?2 /iun%da~X
Fig. 32. Efectul cimentArii nisipurilor asupra permeabili-
talii efective, respectiv relative:
t - curbele de permeabilitate pentru un nisip necimentat;
s-curbele de permeabilitate pentru gresie; 3-curbele
de permeabilitate pentru calcare.
finetea nisipului (ceea ce echivaleaza in parte
5i cu cre$terea gradului sau de cimentare) cu
atit ambele curbe se deplaseaza catre dreapta,
catre valori mai marl S. pentru acelea?i valori
kt ,si kg (v. fig. 32).
0 reducere a diametrului echivalent al ele-
mentelor rocii corespunde (pentru o aceeasi
saturatie Sa). unei cre?teri simtitoare a permea-
bilitatii relative fats de titei, respectiv unei
scaderi oarecum mai putin importante a per.
meabilitatii relative fats de apa.
e. Concluzii asupra permeabilitati efective
faFa de sistemele tilei-apa
Reprezentind permeabilitatile fats de fiecare
faza ca valori relative, in functie de saturatie,
se obtin curbe foarte putin diferite de la rota
la rocs.
Factorii care influenteaza alura curbelor pot
fi grupati intr-un parametru unit, adimen-
sional, a, definit ca:
n
a s -p (16)
unde 7r este presiunea de dezlocuire, expri.
mats in cm col. Hg, caracteristica
porilor maximi, tensiunii inter-
faciale pi unghiului de contact;
de - diametrul echivalent al bobului de
rocs, in cm;
OP
-
AL gradientul de presiune aplicat pro-
bei, exprimat in cm col. Hg/cm;
In practica, gama de variatie posibila este
0,05 < a < 5,0. Influenla acestor factori asupra
alurei curbelor de permeabilitate, in functie
de saturatie, este reprezentata in fig. 33.
01 ?03 04 0.3 06 07
Sa/uPalio /n aoe
It
Fig. 33. Influenla perametrului a = de grad p asupra
curbelor de parmeabilitate relativ5:
-a=0,05; 2-a = 0,50: 3-a = 5,00;
f. Permeabilitatea efectiva a rocelor
fats de sistemele gaze-lichid
Permeabilitatea efectiva a rocelor? fats de
sistemele gaze-lichid este practic independents
de natura fluidelor respective ?i prezinta o
variatie asemanatoare aceleia fats de sistemele
apa Si titei. Desi diferentele de greutate spe.
cifics ?i tensiunile interfaciale sint mai mari,
zona de impra~tiere a curbelor este aproape
aceeasi. In cazul acestor sisteme se dispune
de material experimental obtinut prin pro-
cesele de tipurile (a), (b) ?i (c) (v. F.a.2.).
Pentru procesul de tip (b), cu aparatura ase-
manatoare aceleia reprezentata in fig. 26, folo.
sindu-se pentru studiu sistemul CO2 + apa,
indeosebi pentru a se putea realiza in parte,
prin procese de tip (c), saturatii foarte scszute
cu gaz, se obtin rezultate de natura celor repre-
zentate in fig. 34, cu singura schimbare (pentru
concluzii) ca faza umezitoare este titeiul (in locul
apei), iar faza neumezitoare o constituie gazul
(in locul titeiului). Incercari efectuate, pentru
comparatie, efectiv cu aer + titei in loc de
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
C02+H20 au dat rezultate asemanatoare,
(v. fig. 36).
Din cauza tensiunilor interfaciale, in medie
mai magi ?i a influentei mai pronuntate a
fenomenelor capilare, efectul gradientului de
presiune este mai pronuniat, de8i nu constant.
k9 ke
A. Sa/ups/,a in/ichid,%
Fig. 34. Curbe de permeabilitate relative fats de gaz gi
de lichide (CO, $i H,O), obtinute pe nisipuri necimentate
sau slab cimentate, de diferite provenience (18-200 mD)
k9
k/
O b s e r v a ti i e. Experient;ele redate in fig.137
nu au fost efectuate prin procese de tipul
(b) (v. F.a.2), ci printr-o variants: desaturare
de lilei prin injectare continua de aer, proces
apropiat in parte, de cel de tipul (a).
L
~
j
t
_
_
7.7
w_
01
0
Jo/u/ia in /i[h%d, 90
Fig. 35. Comparatie intre curbele de permeabilitate rela-
tive fate de gaz ~i de lichide, intre nisipuri necimentate
$i gresii
I - nisipuri necimentate; II - gresii
g. Permeabilitatea efectiva a rocelor
faja de 'sistemele cu trei
componenli imiscibili
Incerclarile experimentale efectuate stir in
sisteme simplificate (azot, spa, lampant, ulei
refiner)? tit $i cu sisteme comparabile celor din
zacamint au dat rezultate echivalente, in limits
erorilor' de observa(ie.
Rezultatele sins, in general, mai pulin pre-
cise, deoarece, data in procesele de tipul (b)
se pot determine relativ u~or debitele de faze,
pi, deci, permeabilitatile relative, determinarea
saturatiilor pe tale electrica este posibila numai
pentru faze conductoare. Pentru deosebirea
/O
0,9
0,6
0,7
X0,6
0,J
0,4
O~
01
0,1
0
?is~n0
`~
~zg7mD
43/,4mD
~~
.
10 20 .10 40 50 60 70 60 90 100
,$afuiatia in /!chid, %
Fig. 36. Curbele de permeabilitate relative fac3 de aer
in prezenta ciceiului, pentru patru gresii silicioase.
intre Sg ?i St se folosesc fie detente gi colec-
tares gazelor (procedeu lung ?i neprecis), fie,
recent, contaminarea intentionata a fazei d cci
cu un opacifiant pentru razele X pi determi-
narea cantitativa a puterii de absorbiie a probei
fats de aceste raze, prin etalonarea prealabila,
ceeace permite dozarea cantits>ii de opacifiant
,si,, deci, a saturaliei in ticei S,.
~!O
c09
0.6
? 0,7
0,6
as
04
0,3
01
ry0,/
1,0
0,9
0,6
0,7.
0,6
ti
04
0,3
0,
0,/
Fig. 37. lnfluenta gradientului de presiune asupra corbel
de permeabilitate relative, fats de aer (carote de gresie
silidoasa, cu granulometrie remarcabil uniforme, 520 mD)
obtinute prin injectarea numai de aer.
Valorile gradientilor de presiune sins de ordinul:
0 -,0,65.1.0 sat/cm; O-.1,30. 10-a at/cm;
v -1,95 ?10 a at/cm; 02,60' 10-3 at/cm.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
1. Permeabilitatea faits de apts. In limita
preciziei realizabile prin determinarea rezis-
tivimetrice a saturatiei in apy, Sa, se poate
trage concluzia ca permeabilitatea relative faty
de apa depinde numai de S. ?i este complet
independents de raportul SgISt din
St + Sg = 1 - Sa, (v. fig. 38),
care coincide practic cu cea reprezentata in
fig. 34.
2. Permeabilitatea fall de titei, dimpotrivy
depinde nu numai de S, ci ;;i de valorile Sg
?i Sa, ?i anume, pentru o aceea8i saturatie in
titei; deci, pentru o aceea?i sums a saturatiilor
in gaze ~i in apa, permeabilitatea relative fate
de titei prezinta un maxim in regiunea Sg cts
- Sa, in cazul saturatiilor mari in titei. in
cazul saturatiilor mici in titei, izopermele i?i
mic?oreaza curbura, iar maximul se depla-
seaze cetre zona saturatiilor mari in apa
(v. fig. 40).
Asimetria pronuntate a izopermelor fats de
titei in raport cu mediana Sa = Sg 50%
40%
0 20 40 60 60 /00
Sa/u~aCia fn aai %.
Fig. 38. Variatia permeabilititii relative fats de apa,
in functie de saturatia in apa S. a unui nisip saturat Cu
amestec trifazic apa-COS-lampant. Curba continua se refers
la sistemul apa-COS.
SO
70
90 y0 :,F0 JO in i0%
60 60 40
Fig. 39. Izopermele fall de apa ale unui nisip neci-
mentat, la curgerea trifazici: api-lilei-gaz, in functie de
saturatiile in fluidele respective (reprezentate in diagrams
clasici triunghiulari de compozilie; permeabilitilile rela-
tive sint exprimate in procente).
Reprezentind saturatiile S9 St ?i S. prin
lungimea perpendicularei coborite din punctul
reprezentativ de compozitie la latura opuse
virfului de saturatia totals respective, se obtin
curbe de egala permeabilitate, izoperme,
practic rectilinii (fig. 39).
- Z X/1_? \
Fig. 40. Izopermele fal3 de titei ale unui nisip necirnentar
la curgerea trifazici apa-titei-gaze.
se datore8te comportarii de umezire a rocei.
totale diferita, de cetre fazele respective.
3. Permeabilitatea fats de gaz, in functie
de saturatiile in apa y i in titei, are o compor?
f0%
g. 41. Izopermele fatl de gaze ale unui nisip neci-
mentat, in curgerea trifazici apa-titei-gaze.
tare intermediary intre aceea fate de apa ,si
aceea fate de titei. Ea variaze mai putin decit
aceea fats de titei, cu raportul dintre satu-
ratiile celorlalte dour faze, ,si este aproximativ
independents de natura fazei stryine predo-
minante: kg are sensibil aceea?i valoare pentru
aceea8i valoare a raportului fazelor stryine, c,
fie cd c = Sts , fie cs c = S` ceea ce se
St S.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
explica prin faptul ca ambele faze straine uda
mai bine roca decit faza proprie (gazul), iar
curbele sint practic simetrice fats de mediana
Sa = S, = 50% (v. fig. 41).
Independenta permeabilitatilor relative de
viscozitate, la curgerea trifazica, a fost verificata
experimental, dar dependenla for de structura
rocei ?i de gradienlii de presiune este Inca
putin cunoscut.a.
h. Concluzii asupra permeabilitetilor
relative
In domeniile respective de saturalie, in
care permeabilitatea are semnificalia analitica
definite prin ecualiile (14) ?i (15), permeabi-
litatea relativa fate de faze umezitoare scade
la inceput foarte repede de la valoarea unitate,
cind saturalia in faza proprie scade de la aceea?i
valoare. Scaderea are loc dupe o lege de forma:
S --S' )n
ku = (. u (17)
/I
1 - S.
in care:
kU este permeabilitatea relativa fala de faza
umezitoare, fractiunea subunitara;
S. - saturatia in faza umezitoare, frac.
liune subunitara ;
Su - saturatia ireductibila in faza umezi-
toare, fractiune subunitara ;
n - un exponent cu o valoare apropiata
de 3 (valoare propusa pentru calcule
curente).
Legea este practic aplicabila atit in cazul
sistemelor apa-titei, pentru permeabilitatea
fal" de apa, cit ?i in cazul sistemelor lilei-
gaze, pentru permeabilitatea fats de titei.
. Pentru permeabilitatea fats de faza neumezi-
toare, luata, in general, sub forma raportului
dintre permeabilitatea efectiva ?i permeabili-
tatea din cazul rocei saturate la limita supe-
rioara de saturatie, realizabila pe cale de satu-
rare progresiva, kn, se poate da o lege ana-
loaga :
S
kn = ( - S" lm, (18)
1 -S,-Bu ff
in care :
kn este permeabilitatea reaativa fats de faza
neumezitoare, fracliune subunitara ;
S. - saturalia efectiva in faza neumezi-
su -
toare, fractiune subunitara ;
saturalia ireductibila in faza umezi-
toare, fractiune subunitara ;
m - un exponent cu o valoare apropiata
de 2 (valoare propusa pentru calcule
curente).
?i (18) sint folosite sub forma:
ka = (Sa - S, 3
1
- Sa I
k, =
(1-S_-S)2
`1-Sc-Sa
in care indicii a ?i t se refera la apa, respectiv
la titei ?i ('), la saturatiile ireductibile.
In cazul sistemelor gaze-titei, in care totu?i
apa este prezenta sub forma de apa asociata,
Sa permeabilitatile relative sint:
S 13
k, = ( I (21a)
`1- St
fl
k =(I-St Sa-S.12
4 I` I-S"-Sa 11
Limitarile de aplicabilitate in ce prive?te
domeniul de saturalie in faza proprie se dato-
resc particularitatilor fizice ?i geometrice ale
rocii; ele exclud gamele de saturalie in care
curgerea nu are loc, datorita blocarii parliale
a uneia sau a unora dintre faze. Blocarea se
produce, in cazul fazelor umezitoare, prin
adsorblie ?i adeziune capilara, iar in cazul celor
neumezitoare, prin captarea de bule in pori din
care nu pot fi expulzate din cauza insuficientei
gradientilor locali de presiune realizabili,' in
comparatie cu cei necesari deplasarii bulelor
(v. Cap. V.F.k.).
Mara de cauzele mentionate (structure, gra.
dienli de presiune, tensiuni interfaciale),
curbele k = f (S) date mai Sint conditionate
?i de alura procesului de desaturare (de tip
a, b, sau c) (ref. F.a.2.). In cazul rocelor slab
cimentate ?i cu permeabilitatea absolute mare,
dependenla este relativ redusa (v. fig. 42), dar
in cazul rocelor deosebit de compacte, dife.
renlele pot fi apreciabile indeosebi intre cazul
(b) ?i (c) (v. fig. 43) in care este reprezentat
un exemplu extrem al unei gresii cu permea-
bilitate inferioara limitei economice. In ambele
cazuri se observes diferenlele dintre permeabi-
litatile absolute determinate cu gaz, pe de o
parte, ?i cele determinate cu lichide, pe de alts
parte. Diferentele se datoresc efectului de alu-
necare prezent in cazul gazelor ?i care are o
valoare relativa mai mare, in cazul rocelor
compacte. v. Cap. VI.
Diferenta esentiala se datore?te faptului c5
pentru o aceea?i valoare a saturatiei cu gaze
libere, in cazul procesului de tip (c) (ref. F.a.2)
(desaturare prin ie?irea gazelor din solutie),
gazele sint mult mai uniform distribuite decit
in celelalte doua cazuri in care bulele de gaze
libere se gasese practic numai in canalele mari,
a caror obstruare reduce masiv permeabilitatea
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
-fates de lichide. Distributia fazelor umezitoare,
respectiv a fazelor neumezitoare, este de ase-
menea oarecum diferita in cazul (a) fats de
,cazul (b). In cazul (a), desaturatia se efectueaza
Sa/uraAa %n A~h.d.
%
Fig. 42. Comparalie intre curbele de permeabilitate rela-
tiv3, ridicate experimental prin procedee de desaturare
de tip a, b qi c, (ref. F.a.2.) in cazul unei roce cu permea-
bilitate relativ mare;
r - curbe de permeabilitate relativ5 ridicate prin desa.
curare sub diferenla de presluni capilare constante (a);
2 - curbe de permeabilitate relativ5, ridicate prin desatu-
rare sub debite constante de fazes (b); 3- curbe de perme-
abilitate relativS, ridicate prin desaturare sub degajarea
gazelor din solulie (c); kerbs = 520 mD, determinatS cu
aer: 453 mD, cu lilei, respectiv 459 mD, cu ap3.
cu oarecare tendinta a fazei neumezitoare de a
lucra ca un piston relativ localizat, pe cind,
in cazul (b), ambele faze i i creeaza in oarecare
masura canale de curgere independente, pro-
,prii.
De aceea, in tratarea problemelor de zaca-
,mint reale, se recomanda alegerea curbelor de
20 2+0 60 80 >00
?/a .S'
'Fig. 43. Comparalie more curbele de permeabilitate rela-
tiv., ridicate experimental prin procese de desaturare
de tip h ,i c, in cazul unei gresii compacte.
kerbs = 3,5 mD determinatS cu gaze, respectiv 2,1
.mD, Cu- lilei; 2 -curba de permeabilitate relativii, ridi-
cate prin desaturare, sub debite Constance de faz3(b);
3 - curba de permeabilitate relativil, ridicat prin desa-
turare sub degajarea gazelor din solulie (c).
k = ,f (S), corespunzatoare tipului de proces
de desaturatie cel mai apropiat de cel real din
faza respective de exploatare a zacamintului
,(v. Cap. V, G. gi I.).
i. Interpretarea fizica a curbelor de per.
meabilitate relatives in functie de saturatie
Faptul ca, in general, roca prezinta o permea-
bilitate relatives fats de faza neumezitoare
practic egala cu unitatea, Inainte de a atinge
saturatia totals (,si anume la 0,8-0,9), demon-
streaza ca, chiar in cazul saturatiei totale,
nu toata cantitatea de fluid saturant participa
la procesul de curgere, ci o parte, sensibil
egala cu cea corespunzatoare saturatiei ireduc-
tibile, ramine legates de rota prin procese de
adsorbtie ?i prin fixare superficiala.
Este de asemenea evident ca, din cauza
dimensiunilor finite ale probelor cercetate
experimental, in domeniul de saturatie cu fazes
neumezitoare, in care nu se recolteaza efluent
din aceasta fazes, o curgere a acestei faze are
totu?i lot in interiorul carotei, astfel incit
saturatia in faza neumezitoare, la care incepe
curgerea acesteia, este determinate experimen-
tal in mod eronat ?i anume la o valoare prea
mare.
Eroarea este cu atit mai mare, cu cit proba
are dimensiuni mai mari ?i, in oarecare masura,
proba este efectuata cu o viteza mai mare.
Blocarea bulelor de fazes neumezitoare in
porii cu dimensiuni mai mici, determinind
impermeabilitatea aparenta a rocei fats de faza
neumezitoare, este explicate de obicei sche.
matic, pe baza efectului Jamin. Acesta, sub
forma lui pure, consta in aparitia unei rezistente
suplimentare la curgerea unei bule de fazes
neumezitoare intr-un canal cilindric, al csrui
volum este completat cu fazes umezitoare.
Rezistenta la curgere are valoarea unei dife-
rente de presiune-prag, care se adauges, Inca
din starea de repaus, rezistentelor care se opun
apoi dinamic curgerii.
j. Presiune capilara, unghi de contact
In cazul unui canal cu sectiune circulars,
rezistenta intilnita de fetele bulei are valoarea
OP1 + 4P21 unde AP1 este diferenla de pre.
siune dintre faze, datorita fortelor superficiale
din suprafata din avalul curgerii, respectiv
LIP2 la suprafata din amont. Daces raza cans.
lului este variabila, LIP1 4- OP2 ?i anume:
OP all + lj_2a
1 = R1 R1 R1 (22)
respectiv OP2 = 2a ,
RZ
unde:
R1 este raza de curbura medie a fetei din
aval a bulei (v. fig. 44), in cm;
R2 - raza de curbura medie a fetei din
amont a bulei, in cm;
a - tensiunea interfaciala dintre fazele
in contact, in dyne/cm;
OP - diferenta de presiune, inainte ,si
dupes bulfi, in dyne/cm'.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Din cauza ca forlele superficiale exercita o
presiune capilare asupra mediului in care este
situat centrul de curbura al suprafelei de sepa.
ratie, AP1 ?i OP2 au sensuri opuse, iar dife.
renla dintre presiunile din faza umezitoare
in puncte situate imediat inainte ?i dupe
bula este :
AP=2aI 1 - 1
1 R1 R2 1
Razele de curbura ale meniscurilor neputind
fi masutate practic, se inlocuiesc ecualiile (22)
prin (24):
AP1, = 2 a cos 81 ?i OP2 = 2 e cos02
(24)
r1 r2
in care:
rl ?i r2 sint razele canalului in dreptul su.
prafelelor respective ;
01 ?i 02 - unghiurile de contact, intre
generatoarea canalului ?i tan.
genta in planul meridian la
menisc, in punctul de contact
al acestuia cu peretele cana-
lului.
In acestea, rt ~i r2 sint masurabile, iar 0
poate fi determinat experimental prin masu-
rarea directs sau indirecta cu ajutorul energiei
de adeziune. Valoarea sa de echilibru este data
de urmiitoarea relatie :
0 = arccos Au-r An-r
au-n
in care:
Au_,, este tensiunea de adeziune a fazei
umezitoare fats de materialul
peretelui canalului, in dyne/cm;
An_r - idem a fazei neumezitoare, in
dyne/cm;
au_n - tensiunea interfaciala a celor
doua faze, in dyne/cm.
A= W-a, unde W este energia de adeziune
a fazei corespunza-
toare indicelui, la
materialul peretelui
canalului, in ergi/cm2,
iar ;
a - tensiunea superficiale proprie
a fazei respective.
Energiile de adeziune se pot determina expe-
rimental prin determinarea izotermelor de
adsorblie a fazei respective la suprafata unei
pulberi fine din materialul peretelui canalului.
In realitate, metoda este dificila ,si are numai o
valoare de control, deoarece valorile tensiu-
nilor de adeziune sint foarte mult influenlate
de starea suprafelei peretelui, de contactul
lui anterior (< istoria a sa din punctul de vedere
al adsorbtiei) ,si de prezenta in fazele fluide a
unor impuritali adsorbabile. De exemplu in
cazul n- heptan-apa, Au-n - 315 dyne/cm
(apa fats de cuart), An_r - 59 dyne/cm
(n-heptan fats de cuarl), ceea ce conduce la
cos 0 > 1. In realitate, fazele prezente au
totdeauna o solubilitate reciproca limitata
iar fazele astfel impurificate prezinta valori
mult mai mici pentru A. De aceea se prefers,
determinarea experimentala directs a unghiului
de contact de echilibru prin metoda picaturii:
pe o faleta a unui cristal din material _ul solid
de cercetat (practic cuarl, feldspati, calcit),
de puritate verificata, se aseazs o picatura de
faza neumezitoare pi se introduce intr-o cuva
cu pereti transparenti, in faza umezitoare
(v. fig. 44). De?i principial, picatura poate fi
Fig. 44. Schema formarii diferentelor de presiune prin
actiunea fortelor capilare, In limitele trnei bule de fazii
neumezitoare, intr-un canal de sectiune circulars variabila,
plin cu faza umezitoare.
?i de faza umezitoare, introdusa in faza neume-
zitoare, de obicei nu se procedeaza astfel din
cauza opacitatii fazei neumezitoare (lilei).
Varianta este, insa, utilizabila pentru cazul
gaz-litei-mineral din rota colectoare. In cazul
lilei-apa, cristalul (reprezentat in fig. 45 printr-o
Fig. 45. Determinarea unghiului de contact 0, prin metoda
picSturii, cazul apa-titei:
r -plac3 reprezentind un cristal de material solid;
2-titei; 3 -apS.
place) trebuie introdus cu fata cu picatura in
jos, pentru a se evita desprinderea ei din cauza
diferentei de densitate. Cu ajutorul unui
microscop cu reticul se determine inallimea
h a picaturii ?i diametrul d al cercului de con.
tact, obtinindu-se :
0 = 2 arctg 2h
Determinarea prin metoda clasica, a ascen-
siunii capilare, este mai putin precise, deoarece
stares de puritate a suprafelei interioare a
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
FIZICA ZACAM1NTELOII DE TITEI SI GAZE
tubului capilar este greu realizabila ~i contro-
labila pi necesita cunoa~terea tensiunii inter-
faciale, determinate experimental cu tensio-
metrul de torsiune ~i cu placa de sticla sau cu
i.nel de Pt.
Valoarea ode echilibru> a unghiului de
contact depinde de factorii mentionati 6i, in
special, de natura fluidului care a fost in atin.
gere cu zona actuala de contact al meniscului
cu suprafata materialului solid (mineral, pere-
tele canalului). Deoarece cazul cel mai frecvent
studiat este acela al sistemului titei-apa, unghiul
de contact 0 se mssoara intre tangents ,si fata
solidului in contact cu apa. Cazul general,
cos 0 > 0, corespunde unei tensiuni de ade-
ziune fats de solid mai mare la apa decit la
titei. Experienta arata ca, dace zona de contact
a meniscului cu suprafata solidului a fost
in prealabil o zone de contact apa-solid, cos 0
este totdeauna pozitiv (0 ascutit). Dace zona
respective a fost in prealabil o zone de con-
T~~Q y .~- AP,,y
Or < 90?ZBp
Fig. 46. Influenta naturii fluidului de contact anterior,
respecciv a direcliei de deplasare a meniscului asupra
unghiului de contact: .
a - cazul Or < O p < 90? apa tinde sa dezlocuiasca lileiul ;
b - cazul 0r < 90? < Op meniscul nu se poate deplasa
decit sub actiunea fortelor exterioare;
c - cazul 90 ).
Se presupune ca un alt efect al VPC este
transferul de ticei din zonele cu permeabilitate
mica, negolite de titei, cstre cele cu structure
mai grosolans, mai permeabile, invadate de
ape din procesul de exploatare, adics o redu-
cere a c limbilor> de ape formate (v. Cap. II
H. a ,si b). Efectul este,amplificat la coperisul
zonei petrolifere, de diferenta dintre vp, z Ii
vpa z. Cu toata valoarea mica a gradiencilor
de presiune (capilara si gravitational!) 5i cu
toata permeabilitatea relativ redusa a rocelor
colectoare in directie normals pe stratificatie,
data fiind sectiunea de filtratie considerabila,
efectul poate fi uneori important in timp.
G. MECANISMUL PROCESULUI DE
GOLIRE A ZACAMYNTULUI DE TITEI
IN CONDII11 CARE FAVORIZEAZA
STABILIREA A DIFERITE REGIMURI
ENERGETICE DE GOLIRE
Procesul de golire a zacamintului prin exploa-
tare poate avea loc in conditiile particulate
mentionate in ce priveste factorii naturali si
condiciile de exploatare impuse. Este absolut
necesar sa se evite ideia preconceputa a unei
asociatii intre un anumit zacamint si un anumit
regim energetic de golire, fie el chiar numai
predominant. Pe lingo variatia mentionata a
tendintei zacamintelor de a-?i schimba regimul
energetic in cursul procesului de exploatare (ten.
dinca generals : regim elastic - regim cu dezlo-
cuire -> regim de gaze din solutie -+ regim gravi-
tational), intervine atit variatia in spatiu, datoritI
atit factorilor naturali (intr-un zacamint de su-
prafata mare, exploatat simultan, regimul impin-
gerii apelor marginale are o raspindire strict
locals, din cauza efectului de ecranare, v. Cap.
11. J. a. pi b.;' de. asemenea regimul impingerii
de catre gazele libere este limitat la regiunea
strict invecinatI zonei de gaze libere, regimu-
rilor de gaze din solutie rsminindude drept
. cimp neinfluentat restul zacamintului), cit si
influenta exercitats de ritmul exploatIrii 11i
de repartitia debitului extras din diferitele zone
ale zacamintului.
O activare generals a ritmului extractiei
tinde ss introduce sau sa extindi un regim
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
de epuizare, iar o concentrare a .debitelor
totale planificate, asupra :sondelor marginale
care sint mai mult supuse actiunii de dezlo-
cuire, tin de sa frineze in oarecare masura apa-
ritia, respectiv extinderea regimului de gaze
din solutie.
Este, deci, necesar sa se rezerve regimurilor
energetice pure functiunea de notiuni auxiliare
de cercetare ?i de comparatie, folosind pro-
cedee mai concrete de analiza a comportarii
z acs mintirlui.
Comportarea zacamintului in decursul ex-
ploatarii este definite de obicei ca ansamblul
relatiilor, dintre : timpul scurs de la deschiderea
zecsmintului, productia cumulative extrasli (sau
cu aproximatie de un divizor - cantitatea de
titei initial continuta in zacamint - coeficientul
de extractie), variatia in timpul exploatarii a
raporturilor dintre debitele de fluide extrase,
100.
90
80
70
50
X50
%40 PL 30
20
f0
0
is
I
u
r b~
III r3
42 44 4b 98
Exlrac/ia de /i/ei
Fig. 57. Cimportarea caracteristica de it, presiune adi-
mensionala, ?i p, ratie adimensionalS, a regimurilor
tipice, cu impingere de ap3, cu impingere de gaze pi cu
deziocuirea interne (regim de epuizare sau de gaze din
solutie):
I - variatia presiunii la regimul cu impingere de ape;
11 - variatia presiunii Ia regimul cu impingere de gaze;
I11 - variatia presiunii la regimul cu impingere de gaze
din solutle; r - variatia ratiei de gaze is regimul cu
impingere de apt; 2-variatia ratiei de gaze la regimul
cu impipgere de gaze pur; 3 - variatia ratiei de gaze Ia
regimul cu impingere de gaze cu suprapunerea efectului
de gaze din solutie; 4-variatia ratiei de gaze Ia regimul
cu impingere de gaze din solutie.
presiunea de zacamint, deplasarea limitelor
zonei petrolifere, schimbarea echilibrului de
faze in zacamint, etc.
Cea mai frecventa simplificare a notiunii
cuprinde numai urmarirea variatiei presiunii
de zacamint ?i a ratiei de gaze produss, in
functie de coeficientul de extractie.
Chiar sub aceasta forma simplificata, analiza
permite punerea in evidence a caracteristicelor
regimului, energetic predominant, intr-o anu-
mita perioads, luarea de masuri de corectare
?i chiar obtinerea de directive generale asupra
'posibilitatilor planificabile ale zacamintului.
Din punctul de vedere a1 comportarii (astfel
simplificata), regimurile cu dezlocuire (de ape
?i de gaze libere) sint relativ asemsnatoare.
Subdiviziunile for < intretinute> constituie ca-
zuri particulate ale variantei< elasticea, caracte-
rizate printr-o viteza foarte mica de scadere a
presiunii de zacamint.
Comportarea caracteristica a principalelor re-
gimuri. Notind cu r presiunea adimensionala
a zacamintului (raportul dintre presiunea rsmasa
?i presiunea initials), cu a coeficientul de
extractie (raportul dintre cantitatea de titei
extras ?i cantitatea de titei initial continut in
zacamint) ?i cu p ratia de gaze adimensionala
(raportul dintre ratia efectiva de productie ?i
ratia medie initials de zacamint), analiza gra-
fica a comportarii caracteristice cuprinde (v.
fig. 57) reprezentarea functiilor n = rc (r) ?i
p = p (e). Fig. 57 reprezinta principial caracte-
risticile a trei regimuri energetice. tipice.
a. Regimul cu impingere de ape
Curbele I ?i i reprezinta variatia presiunii,
respectiv a ratiei de gaze, in cursul exploatarii.
Pentru curba I este caracteristica o scadere
relativ rapids in perioada initials (in cazul
reprezentat in fig. 57, in faza extractiei pri-
melor 10 % din continutul zacamintului),
urmate de mentinerea aproape constants a
presiunii. Caracteristica reals a regimului este
conservarea presiunii din faza a doua, scaderea
initials fiind datorita componentei initiale ine-
vitabile de regim de detente elastics. In adevar,
pentru a se exercita efectiv o invazie
impingere a apelor, este indispensabils 'exi-
stenta unei diferente de presiune intre zona
acvifers ?i cea petrolifera ; aceasta este create
de faza initials cu components elastics. Alura
ulterioars a variatiei presiunii de zscsinint
este determinate in cea mai mare parte de
raportul dintre factorii favorabili (intindere
mare a zonei acvifere, permeabilitate bung ?i
uniforms, viscozitate mica a titeiului) ?i cei
defavorabili (debite de extractie mari, atin-
gerea presiunii de inceput de fierbere, exploa-
tarea nerationala a zacamintului printr-o repar-
titie nepotrivits, intre sonde, a sarcinilor de
productie).
Caracteristica curbei r este o constants
remarcabils a ratiei de gaze produse, urmata
eventual de o cre?tere (in fig. 57) in momentul
cind un alt regim devine predominant. Ea este
o consecinta directs a alurei curbei I, a men
tinerii presiunii ?i impiedicerii elibersrii ga-
zelor din solutie. U?oara ere?tere reprezen-
tata ?i in fig. 57 se datore?te in mica masura
atingerii presiunii de inceput de fierbere, (v.
zona F din fig, 213 Cap. IV, B) dar, mai ales,
variatiei compozitiei titeiului cu pozitia pe
structure (v. fig. 18-22). Coeficientii de
extractie care pot fi realizati in acest regim
energetic sint dintre cei mai mari, putind
atinge 80%.
b. Regimul cu impingere de gaze libere
Curbele II ?i 2, 3 sint caracteristice regi-
mului de impingere, a titeiului prin expan=
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
siunea zonei de gaze libere. Curba presiunii
II indica o scadere relativ uniforms a pre-
siunii, caracteristica unui regim elastic. In
cazul unei zone de gaze libere initiale de dimen-
siuni mari, pants acestei curbe se poate reduce
foarte mult, curba apropiindu-se in parte de
I, fara, insa,- a prezenta curbura caracteri?
stica a acesteia, in zona initials.
Din cauza scaderii presiunii mai curind sau
mai tirziu sub cea de saturatie, acestui regim
i-se adauga o components de regim energetic de
-gaze eliberate din solutie. In cazul impiedicarii
acestuia (printr-o buns separare gravitationala
a gazelor din. titei ,si prin colectarea for in
zona de gaze libere), de a-,si manifesta caracte-
risticile proprii, curba de ratie are forma
(caz-limits) a curbei 2 din fig. 57, ratia crescind
incet in cea mai mare pane a duratei exploa-
tarii, pentru a cceste brusc in faza finals, prin
atingerea sondelor de catre zona marginala
a zonei de gaze libere, in extensiune. In cazul
nerealizarii unei separari gravitationale eficace,
components de regim de gaze din solutie isi
face aparitia vizibila printr-o anticipate a
cresterii ratiei de gaze, ca in curba 3, care
poate lua alura 3 a, in cazul cind rezerva de
gaze a zacamintului este mare sau cea din
ramura 3 b, in cazul cind, prin anticiparea
sporirii ratiei se epuizeaza rezerva de gaze
a zacamintului. In acest caz, curbs 3 prezinta
un maxim (de ?exemplu la - 730%, in fig. 57).
Coeficientii de extractie care se pot atinge
prin aceste regimuri energetice sint de 40 - 80%.
Regimul cu gaze din solutie este repre-
zentat de curbele III si 4. Caracteristicele sale
sint: o scadere mult mai rapids a presiunii
(curba III) ?i o crestere mult mai timpurie a
ratiei de gaze, care, dupa atingerea unei valori
maxime, scade destul de brusc (in functie de
e, deoarece in functie de timp scaderea sa
este mai lenta in aceseta faza de debite mai
mici), v. fig. 62.
Cresterea se datoreste strecurarii catre punc-
tele de aflux, a gazelor eliberate, iar scaderea
se datoreste epuizarii acestora pi, deci, a zaca-
mintului, din punct de vedere energetic.
Regimul gravitational nu este reprezentat
in fig. 57, deoarece el nu. poate aparea, in
general, decit ca faza finals a unui alt regim
energetic. El se caracterizeaza printr-o
constants remarcabila a unei presiuni de fund
scazute, a unor debite foarte ? mici ,si a unei
ratii de gaze mici. Din punctul de vedere al
unei economii planificate, importanta sa este
relativ mica, data fiind contributia sa redusa
is productia intregii industrii.
H. ANALIZA CU ECUATIILE
DE iBILAN'T MATERIAL A
PROCESULUI DE GOLIRE
A ZACAMINTULUI
Pentru a analiza masura in care actioneaza
unii sau altii dintre factorii determinanti ai
regimurilor pure mentionate, cum si pentru
a analiza ,si a urmari cantitativ procesul de
golire a zacamintului pi efici.enta sa, se folo-
sesc aia numitele ecuatii de bilant mate.
rial al zacamintului. Ca urmare a conditiilor
diferite de aproximatie a diferitilor factori
care intra in ele cum ,si a posibilitatilor de a
elimina unele sau altele dintre marimile greu
de determinat ,si care influenteaza putin rezul-
tatele, ecuatiile de bilant material se prezinta
sub aspecte relativ variate, care, de cele mai
multe on, se rezuma la exprimarea conser-
varii gazelor continute initial in zacamint
(A)'?i, deci, a egalitatii volumului lot normal
cu suma volumelor (raportate tot la conditiile
normale) gazelor extrase (B) si ale gazelor
ramase in zacamint (C) la un anumit moment
la exploatarii.
Scriind ecuatia de mai multe ori, intre mo-
mentul initial al exploatarii si, respectiv,
fiecare dintre momentele exploatarii pentru
care se poseda date mai exacte, se poate deter-
mina un numar de parametri ai zacamintului,
egal teoretic cu numarul ecuatiilor, respectiv
cu numarul de momente din evolutia efectiva
a procesului de exploatare. In practica, din
cauza impreciziei cu care se cunosc diferitele
marimi auxiliare, o parte din ecuatii trebuie
folosite ca ecuatii de verificare, care procura
datele necesare compensarii erorilor de cunoas-
tere a marimilor de plecare.
. Forma cea mai practica si care permite sa se
urmareasca eficienta procesului de golire este
cea data de prof. A. P. Crilov:
Se noteaza :
N - volumul in conditiile de supra.
fats (normale), al titeiului *)
initial continut in zacamint,
in m3 ;
Va - volumul in conditiile de supra-
fata(normale) al gazelor (libere
initial) continute in zacamint,
in m3N;
bo - coeficientul de volum al fazei
lichide initial continuta de
zacamint (raportul dintre vo-
lumul ocupat in conditiile de
strat de o anumita cantitate
de lichid $i volumul ocupat
in conditiile de suprafata de
cantitatea de faza lichida care
rezulta din prima prin detenta
si prin racire *) ;
*) de valoare diferitA, dupa cum trecerea dela pre-
siunea ?i temperatura de zacamint la presiunea Qi tem-
peratura de suprafaES ere loc in conditii t de contact i
sau 4 diferenlele a v. IV
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
ANALIZA CU ECUATIILE DE BILANT MATERIAL A PROCESULUI DE. GOLIRE A ZACAMINTULUI 423'
Bo - coeficientul de volum al fazei
gazoase initial continute in
zacamint (raportul dintre' vo-
lumul ocupat in conditiile
de strat de o anumita cantitate
de faze gazoase pi volumul
ocupat in conditiile suprafata
de cantitatea de faze gazoase
care rezulta din prima prin
detente ?i prin rscire *);
V - volumul spatiului de pori efec-
tiv **) al zacamintului, in m3,
considerat constant, deli in rea-
litate el are o mica variatie de
volum din cauza elasticitatii;
a=V0Bs/b0N - raportul volumelor efective o-
cupate initial in zacamint de fa-
za gazoase, respectiv fazalichida
ro - ratia de solutie initials, m3N
gaze/m3 titei *) ;
rr - ratia de solutie la momentul
t, in cursul exploatarii, idem ;
x - volumul in conditii de supra-
fata al titeiului *) extras ping
la momentul t, in m3 ;
br - coeficientul de volum al fazei
lichide existente in zacamint
la momentul t (definit ca bo)
Br - coeficientul de volum al fazei
gazoase existente in zacamint
la momentul t (definit ca B0).
Vo - aNbo/Bd
(N - x) br - volumul in conditiile de zaca-
mint, la momentul t, al fazei
lichide ramase prin exploatare,
in zacamint in acel moment;
Nro - volumul, exprimat in conditii
de suprafata, al gazelor aflate
in solutie in momentul initial
Observatie: valoarea Nro,
ca gi ro, depinde in masura
sensibila de conditiile elibera-
rii din solutie, 0, pe cind
cele de alura se datoresc in parte componentei
de regim de gaze din solutie, aparuta in evo-
lutia exploatarii. 3n cazul particular at zsca-
mintului .5, stabilizarea ?i cre?terea presiunii
se datoresc inceperii operatiilor de mentinere
a presiunii prin injectare de apa. In cazul
zacamintului 8 de asemenea s-a injectat apa
in zacamint, insa in cantitati mult mai mici
decit volumul titeiului de strat, operatiile fiind
initiate in scopul de a se elimina din ?antier
fare poluarea apelor curgato'are din regiune,
marile cantitati de apa de zacamint extrase cu
titeiul.
In analiza comportarii zacamintelor se exa-
mineaza deseori ?i indicii de importanta teh-
nico-economice deosebita : indicele de inten-
sitate specifics a procesului de inundate K5
?i indicele de intensitate a exploatarii X. Anibii
determine, primul indirect, al doilea direct,
durata exploatarii ?i, indeosebi, costul opera-
tiilor de exploatare (atit cota de amortizare a
mijloacelor de baza, cit ?i cota cheltuielilor
direct proportionale cu timpul) pe tons de
titei extras.
KS este fractiunea din volumul de pori al
zacamintului (zona petrolifera) invadata de apa
pe zi, pentru o diferenta de 1 at intre presiunea
de contur ?i cea medie din zona petrolifera :.
in care :
K este coeficientul de invazie definit in
Cap. V, prin ecuatia (47);
m - porozitatea efectiva medie a zonei
petrolifere, fractiune subunitare ;
Vr - volumul brut de rota al zonei petro-
lifere, in m3, determinat prin una
dintre metodele cunoscute, de pre-
ferat pe tale topo-geologica;
K5 - indicele de intensitate a inundarii,
fractiune din volumul de pori 'inva-
data pe zi X at.
Indicele K5 permite compararea regimurilor
diferitelor zacaminte, iar in cazul zacamintelor
in regim elastic. cu impingere de apa, impor-
tanta sa este deosebita (Cap. 11).
Indicele x este definit ca
Ax Ae
N At~_ At (18)
?i in cazul zacamintelor cu regim natural sau
artificial intretinut, cu impingere de apa, el
are o importanta economics deosebita, fiind
intr-o prima aproximatie constant in time
(in a doua aproximatie, lent scazator, liniar
cu timpul). Acest indice permite determina-
rea aproximativa a duratei exploatarii, precum
?i constructia rapids a curbei auxiliare de
comportare e = f (t). El are o valoare de
orientare ; de aceea durata exploatarii trebuie
determinate mai exact prin metodele de proiec-
tare complexa a exploatarii (v. Cap. VII).
Pentru stadiile mai inaintate ale exploatarii,
in cazul regimurilor cu impingere de apa natu-
ral intretinuta ?i al zacamintelor cu regim
natural elastic, dar artificial intretinut, analiza
comportarii ?i conducerea exploatarii pot fi
facute prin aplicarea ecuatiilor (44) ?i (45)
din Cap. V, introducind in W atit apa natural
invadata, cit ?i cea injectata prin sonde.
In practice, din necesitsti tehnico-economice
?i de plan, rittnul extractiei, respectiv 5 sau Z,
pot fi fixate la astfel de valori, incit presiu-
nea-limits P. sa fie inferioara presiunii de
inceput de fierbere Pf (se recomanda sa se
evite aceasta pe cit 'cu putinta). In acest caz,
o analiza atenta a comportarii zacamintului cu
ecuatiile de bilant material, bazate pe inregis-
trari de productie exacte ?i pe masuratori
piezometrice ?i de coeficienti de volum cit
se poate de exacte, poate permite determi-
narea valorii minime necesare a debitului de
apa de injectat, astfel incit presiunea medie in
zacamint rarninind cit mai apropiate de Pf ,
amorsarea curgerii gazelor eliberate prin atin-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
gerea saturaciei-limits respective ss fie cit
mai mult intirziata sau chiar suprimata. Impor-
tanta efectului economic astfel realizat reiese
din examinarea fig. 36, 60, 62 $i 63, Cap. V.
Conditia (aproximativs) necesara pentru
impiedicarea amorsarii curgerii gazelor este
dWj
dt >, dt ut + dt - K (Pi - Pf) (19)
unde
dWj/dt este debitul
pe zi ;
dx - debitul de
dt
ut,
dw/dt
titei, in m3 pe zi ;
- coeficientul de volum al titeiului,
ut = bt in acest caz, in m3/m3;
- debitul de apa extrasa, in m3
?pe zi ;
- coeficientul de invazie, definit
prin relacia (47 C), in m3/zi ? at.
0 b s e r v a t i e. Coeficientii de volum ai
apei, foarte apropiati de unitate, nu sint consi-
derati in conditia (19).
Analiza data a comportarii in regim cu
impingere de apa este utila in stadiul incipient
al exploatarii. Pentru stadiile mai inaintate ~i
pentru golirea la presiuni inferioare celei de
inceput de fierbere, metoda de analiza necesara
este aceea a aplicarii ecuatiei generale de
bilanc material (v. Cap. VI B.c. pi Cap. II).
b. Regimul cu impingere (externs sau
interns) de gaze
Acest regim intretinut artificial prin injec-
tare de gaze, poate fi analizat cu ecuatiile (44),
respectiv (45), din Cap. V, in care W
(?i eventual w) = 0, data este cazul (regim
fars impingere de apa), ?i in care se intro-
duc termenii Qj Si Bi , unde Qi este cantitatea
de gaze injectata in zacamint ping la mo.
mentul t, in m3N, Jar Bj-coeficientul de volum
al gazelor injectate, [ecuatia (20)]. B, fiind
functie de natura gazului, de temperatura de
zacamint ?i de presiunea de zacamint, poate fi
considerat, practic, constant, deoarece : a) gazul
injectat este in prealabil dezbenzinat, astfel
incit ramine cu compozitie practic constants;
b) temperatura de zacamint este practic con-
stants; c) presiunea de zacamint este men-
tinuta mai mult sau mai putin constants prin
natura operatiilor. In cazul invaliditatii vre-
uneia dintre ipotezele a), b), $i c), B. trebuie
considerat variabil, iar termenul B Q. trebuie
~) , cu (3a - compresibili-
B ' u = Eta ( 31
+ r
t 1 Yn a
N~auolBo -1) + (ut-uo~1+T-BiQi=
Lug + Bt (Q - r0)'i , JJ (20) *) v. gi Cap. II. E a. 2, unde se neglijeaz5 compresi-
J bilitatea rocii.
in ipoteza inexisteritei impingerii sau a extract
tiei apei din zacamint.
c. Regimul cu impingere simultanA de
gaze gi apa
Ambele artificial intretinute, poate fi anali.
zat cu ajutorul aceleia?i ecuatii avind forma
generals
(B
N1auolB0 -1) f (u;-uo) +EBiQi+
+W+WW=x[ut+Bt(Q-ro)] +w (21)
Regimul cu impingere simultana de gaze pi
apa, aplicarea practica a ecuatiei prezinta dificul-
tatile semnalate la Cap. V, H, cum ,si aceea ca
multe dintre zacaminte nu sint alimentate de
o regiune acvifera cu presiune de contur
constants, ci sint alimentate in regim partial
elastic, astfel incit ecuatia (47', V), in lot
de a avea forma
OW
= Kff(P
,
(22)
a
At
W = K fe (Pf , 0 .
(23)
In practica, aplicarea ecuatiei (23) se face
intrucitva mai precis decit aceea a ecuatiei
(22), afara de stadiul strict initial al exploa-
tarii, cind valoarea for practica este echi-
valenta.
Pentru cazul unui zacamint care poate fi
asimilat cu un sector circular cu razele : rp =
= raza conturului zonei petrolifere, ra = raza
conturului extern al zonei acvifere ?i cc = un-
ghiul de deschidere al sectorului, exprimat
in fractiune de cerc, data ra > 30 rp, se poate
practic considera zona acvifera ca infinity pi
w = V w dt, (24)
dt
0
unde integrarea efectuata in trepte de timp
adimensional 0 ... tt ... t2 ... to definit ca ti =
ti 2 (" fiind coeficientul de piezoconduc-
rp
tibilitate al sistemuluiestrat saturat cu fluid)*)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
tatea apei [pentru (3*, v. Cap. III, formula
(51)] ?i [3r - aceea a rocii, da:
W?1 =
2oc[3*(PS - Po) S 4
e-t`'dz
0 z[Jo (z) I Y j'(z)I
= 2e3 (P5 - Po) F (t) dt (25)
o
_
Wol = 2at(3* (P5 - Po) Q (t) (25')
WiY = 2 care
inss cer : delimitarea in proiectie orizontala a
zonei petrolifere, determinarea repartitiei gro-
simii verticale a stratului (harti de Izopace),
determinarea porozitatii printr-un numar foarte
mare de carote (din cauza variabilitatii verti-
cale ?i a celei laterale a caracteristicilor colec-
toare ale rocii), determinarea saturatiei in titei,
pe linga cunoa?terea coeficientilor de volum
ai gazelor pi a titeiului, necesara ?i in cazul
bilantulul material.
Limitarile principale ale aplicarii ecualiilor
de bilant material consta in estimarea cantitalii
de apa invadata W ?i in necunoa?terea suficient
de exacta a presiunn medil de zacamint, dato-
rita careia se determine valorile parametrilor
u, , bt ?i B, , care trebuie dedu?i din curbele de
dependenta for de presiune (presupuse ridicate
experimental in cele mai bune conditii).
Imprecizia lul W este de mica influents in
stadiul initial, deoarece, din cauza scederii
mici a presiunii, debitele dW sint mici.
dt
in cazul unei scaderi liniare cu timpul a
presiunii (totdeauna admisibila pe intervale
de timp scurte) pi al valabilitatii aproximative
a ecuatiei (47, Cap. V), dw/dt = c?t, respectiv
W = 0,5 c?t2 sau, notind cu t timpul adimen-
sional,
S
Fig. 29. Comparatie intre W(t) caleulata cu ajutorul
ecualiilor de bilanl material (curba continua) 9i cu ajutorul
ecualiilor de curgere nestabilizata (24). . . (26), (curbs
intrerupta) pentru zacamintul (2), fig. 28. De observat
alura patabolica a curbei, in conformitate cu ipoteza (28).
*) Trebuie s5 se precizeze ca la determinarea lileiului
initial, N, prin ecuatiile de bilanl material se face abs-
traclie totals de cunoa@terea exacta a dimensiunilor zonei
petrolifere, de porozitate, de permeabilitate, de saturatle etc.
*`) Notalia t este strict limitata la acest caz.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
unde T este durata totals a exploatarii,
W = C71 (28)
astfel incit, in acest stadiu, W are o valoare
relativa de ordinul al doilea chiar in cazul
cind zacamintul are o apa relativ activa
v. fig. 29).
Posibilitatea acestei neglijari rezulta gi din
analiza rezultatelor aplicarii ecuatiilor de bilan4
material la zacamintul 2 din fig. 28, tabela 5.
Este de observat ca, in faza iniliala, neglijind
invazia apei gi estimind prin metode de extra-
polare, foarte aproximativ, zona de gaze
libere, in coloana N2, la o valoare superioara
(Tabela 5. Analiza parliala cu ecualiile de bilanl material a zlclmintului (2) fig. 28 (Efectul neglijarii impingerii apelor
marginate in faza iniliala $i efectul neglijarii existenlei unei zone de gaze libete initiate, relativ mica)
P, at of
r,m' ? 10'
e %
U, m"/m'
Nm'?
Q7. 10e
s.
W*-"
N,lO,m'
N,101m'
N,, 101m
1 2
3
4
5
6
7
8 9
10
1937
septembrie ......
239,7
-
-
1,450
1938
iulie ...........
212,8
0,448
3,26
1,490
0,01201
17,66
13,30
11,65
octombrie .....
198,1
0,740
5,48
1,5173
0,02856
18,28
13,91
12,23
1939
ianuarie.........
189,6
0,958
6,89
1,537 ?
0,048t2
18,98
14,55
12,53
aprilie ..........
180,4
1,170
1. 8,50
1,560
0,06058
18,91
14,46
12,03
iulie ...........
170,5
1,392
10,11
1,5887
0,07000
18,60
14,32
11,72
august .........
170,3
1,433
10,41
1,5890
0,08498
19,19
14,91
12,01
octombrie .....
165,1
1.570
11,41
1,6080
0,09250
19,02
14,82
11,80
1940
ianuarie.........
155,9
1,780
12,93
1,6454
0,1033
18,69
14,58.
12,09
aprilie ..........
144,7
2,006
14,58
1,6975
0,1310
18,65
14,62
11,81
WHO ...........
132,7
2,225
16,17
1,766
0,1474
18,25
14,40
12,06
august .........
127,9 .
2,300
16,71
1,801
0,1394
17,82
14,05
11,50
octombrie .....
121,5
2,436
17,70
1,8495
0,1816
18,12
14,33
11,90
decembrie .....
113,7
2,565
18,65
1,915
0,1871
17,78
14,06
11,76
1941
ianuarie.........
110,0
2,633
19,13
1,940
0,2034
17,85
14,13
11,86
februarie .......
109,6
2,662
19,35
1,953
0,1987
17,73
14,03
11,72
februarie........
109,5
2,693
19,57
1,954
0,2140
17,90 .
14,19
11,83
martie ..........
109,0
2,758
20,04
1,959
0,2437
18,19
14,49
12,05
aprilie ..........
107,2
2,824
20,52
1,9775
0,2518
18,17
14,49
12,03
mai
105,85
2,890
21,00
1,99f5
0.2715
18,31
14,64
12,12
iunie ......
104,62
2,956
21,48
2,005
0,2950
18,47
14,81
12,25
iulie
103,05
3,023
21,96
2,0225
10,54
0,2979
18,41
14,75
12,19
august .....
102,45
3,089
22,44
2,030
27,04
0,3010
18,38
14,74
12,06
septembrie......
102,24
3,153
22,92
2,033
14,20
9,3058
18,43
14,77
12,03
octombrie .....
102,50
3,220
23,40
2,030
60,45
0,3236
18,61
14,97
12,18
noembrie........
102,50
3,284
23,87
2,030
78,20
0,3341
18,71
15,06
12,07
decembrie .....
102,15
3,350
24,35
2,034
96,40
0,3387
18,73
15,08
12,04
1942
ianuarie.........
102,02
3,415
24,82
2,036
113,50
0,3485
18,80
15,16
12,01
februarie ...:..
101,58
3,474
25,25
2,041
131,70
0,3521
18,81
15,18
11,99
martie .........
100,96
3,540
25,72
2,040
152,75
0,366p
18,95
15,30
11,97
aprilie..........
100,96
3,599
26,15
2,040 ?
166,72
0,3765
19,05
15,42
12,03
Media (pe baza color mai mici sume ale patratelor abaterilor). Abaterea medic patratira In % ,
N c-13 761000 m' titei comercial initial In zacamint (ealculat prin metoda spatiului de pori saturat).
Calculat prin aplicarea repetata a eouatiil?r de bilant material, pe baza N = 13 763 000 m'.
Nl Calculat prin aplicarea repetata a eeuatiilor de bilant material, pe baza ipotezei a = W = 0.
N. Calculat prin aplicarea repetata a ecuatiilor de bilant material, pe baza ipotezei W = 0; V5B? = 1,59'. 10, m'.
N, Calculat prin aplicarea repetata a ecuatiilor de bilant material, pe baza ipotezei V0B? = 1,417.10? m'.
t
W f 600 (pi -p) dt, on timpul, In zile, 4i cu presiunile, In atmosfere.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
cu circa 15% celei reale, se obline din media
primelor doua valori ale lui N2 1 valoarea
13,605- 106 m3, care prezinty o eroare de
- 1,15% fate de valooarea cea mai probabily
sa se determine presiunea cu sonda oprith
un timp suficient pentru determinarea pre-
siunii medii reale,a zacamintului, urmind ca
la celelalte sonde estimarea presiunii cu sonda
oprite sa se face prin ex-
trapolare dupa aluracurbei.
de restabilirea presiunii in.
intervale scurte de oprire.
Folosirea metodelor ana-
litice de extrapolate a
curbei de stabilizare a
presiunii este permisa in
acest scop numai cit time
tiitiilor ,si
prin aplicarea pe un interval mult mai lung
a ecuat bt/Bt . Aceasta are
loc, insa, numai la presiuni foarte joase ai in
orice caz numai in conditii in care titeiul con-
tinua sa elibereze gaze din solutie.
In practica, intr-un zacamint fara ape active,
mentinerea presiunii nu poate fi realizata inte-
gral numai prin injectare de gaze extrase din
acelaai zacamint, ceea ce insa scade mai mult
aparent decit real valoarea metodei. In adevar,
printr-o aplicare timpurie a sa, cu o reinjec-
tare a unei fractiuni, 0, cit mai aproape de
unitate, din gazele extrase, in conditii favorabile
de segregatie a gazelor din titei, se poate :
1) prelungi foarte mult durata de exploatare
in aflux monofazic si 2) controls raportul
dintre debitele extrase ?i debitele de segregatie
gravitationala, astfel incit totalitatea gazelor
eliberate sa fie colectate in zona de gaze libere,
iar energia for de detenta sa fie integral folo-
sita pentru afluxul lichidului, in absenta cana
lizarilor.
Intr-un zacamint fara spa marginala sau
de talpa, activa, *i fara zona initials de gaze
libere, in care segregatia gravitationala nu este
stinjenita ?i in care se introduce o fractiune,
0, din gazele extrase, se produce o createre
continua a zonei de. gaze libere, formats prin
scaderea presiunii, iesirea din solutie a gazelor
5i reinjectarea celor produse, astfel .incit
variatia raportului dintre volumele efective de
zacamint ale, zonei de gaze libere secundara
?i zonei de saturatie cu titei initiale, notat cu
a, are loc, dupa legea de curgere eterogena,
Din ecuatia (31) rezulta ca, in general, 0 > 1, in conformitate cu ecuatiile (6) si (7), dupa
ceea ce confirms constatarea, evidenta de relatia (32):
1
1
S
1 rt
1 ro
S
-
8
Bo -
Bt )
a) + St
1-
ot'Bs ba
a=
1
6 6S
1 S
t
S
b
t -
Be
(
a) + I b
-
tJ
l
rt l
t
B
unde, in afara de notatiile citate, Sot este satu-
ratia initials in titei a rocii colectoare ?i St -
saturatia in titei reziduala a zonei de gaze
libere, formats in decursul exploatarii.
In cazul zacamintului mentionat, cu o rocs
de proprietati colectoare ca ale rocii din
exemplul reprezentat in fig. 59-62, Cap. V,
cu titei ,Si cu gaze avind aceleagi proprietati ca
in cazul mentionat, comportarea in exploa-
tarea cu mentinerea partials a presiunii prin
reinjectarea fractiunii 0 este cea redata in
fig. 34 ~i 35.
c) Menlinerea presiunii prin injectare simul-
tand de apd ;i de gaze este aplicatd:
*) Deosebit de promilatoare este folosirea in acelayi
scop a izotopilor radioactivi, in curs de experimentare.
1) in cazul absentei sau al insuficientei acti-
vitatii apelor marginale (v. fig. 31);
2) in cazul absentei initiale sau al insufi-
cientei dimensiunilor ,si a posibilitatii de
expansiune regulata ,si fara canalizari a zonei de
gaze libere ;
3) in cazul incapacitatii stratului de a primi
fie gaze, fie apa, injectate cu debitul determinat
prin ecuatia (29), respectiv (30) ;
4) pentru a compensa necesitatea practica de
a se lucra cu 0 < 1 t (insuficienta gazelor sau
a compresoarelor disponibile);
5) pentru a se reduce viteza medie de depla-
sare a suprafetelor de sepagatie apa-sitei ,si
gaze-titei.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
CONDITIILE ni; APLICARILITATE ALE DIVERITELOlt 1IE'1.OI.IE DE AC'l'IVAREA IWLI111I 465
Conditia de nlentinere complets a presiunii
este
dWI dQI dx dx
dt + clt Bj _ dt bt -+ - (Qcr - rt) Bt +
dw dW
+ dt - dt ,
Ea este in general compatibila cu reinjec-
tarea unei fractiuni a gazelor extrase (dupa
Ti'7Af--TT
tl?U,b
/ B=O ,B
50 C
?0 3 V 0
0 B 15 14 3Z 40
Coefkienru/deext~actie, ydhvo/umu/flap//or
'Fig. 32. Comportarea de presiune gi crelterea zonci
de gaze libere, a, in conditii de segregatie gravitationala
nestinjenite a gazelor de titei, a unui zacAmint in care se
frineaze scaderea presiunii prin reinjectarea partials a
gazelor extrase. Comportarea este cea rezultata din apli-
carea ecuatiei (32), fiind luat ca variabila independentf z,
raportul dintre volumul titeiului extras yi volumul spatiului
de pori (conventional, saturatia reziduali in titei a zonei
ode gaze, St = 0,15): 1 - curba de presiune,i - curbs de
:marime relative a, pentru 0 = 1 ; II - curbs de presiune,
A - curba de marime relative Z, pentru 0 = 0,9; III -
curba de presiune; 3 - curba de marime relative a, pen-
itru '0=0,8; IV - curba de presiune 4 - curba de marime
relative a, pentru 0 = 0,6; V - curba de presiune pentru
`0 = 0, S - curba de marime relative a, pentru 0 = 0.
J^ R ~Q
d ^/ l
Ob
jag' 700
d=
447
400
y,
O b
100
Ja
.~o
100
0. 0 15 IN 31 40
Coellien/u/de exlpacyle 2'd,7 veum//Wp//op
Fig. 33. Comportarea de ratie de productie ~i de satu-
ratie in titei a zonei de titei, conservate grin segregaiia
gravitationale, a zScemintului analizat in fig. 32 Cotn-
portarea eate'cea rezultata; din aplicarea ecuatiei (32), fiind
luat ca variabile independentA raportul dintre volumul
titeiului xtras gi volumul spatiului de pori: I - curba
de saturatie, i - curba de ralie, pentru 0= 1 ; II - curbs
de saturatie, 2 - curba de ratie, pentru 0 = 0,8; III -
curba de saturatie, 3 - curba de ratie, pentru 0 =0,6.
prelevarea cotei indispensabile nevoilor ,santie-
rului), cu pastrarea unor debite de ape injec-
tata realizabile fars presiuni de injectare exa-
gerate $i cu pastrarea unor viteze reduse de
deplasare a apei ?i a gazelor, cu singura con-
ditie a aplicarii ei nu prea tardive, inainte de
amorsarea curgerii polifazice. Este recoman-
dabila incercarea ei in toate cazurile in care
nu exists indicii certe de incompatibilitate.
Referitor la distributia sondelor ?i a debi-
telor in timp ~i spatiu, a se vedea Capitolul
VII ~i Capitolul II.
2. Refacerea presiunii prim injectare de
apa sau de gaze se aplica zacamintelor la care
presiunea a scazut sensibil sub presiunea de
inceput de fierbere, in scopul restabilirii situa.
tiei de presiuni, de saturatii pi de permeabi-
litati efective, in vederea realizarii unui coefi-
cient de extractie maxim. Ea comports punerea
in joc a unor mijloace de baza cu atit mai
importante cu cit scaderea de presiune sufe-
rita de zacamint este mai importanta.
Ea nu este realizabile din punct de vedere
economic, in cazul cind presiunea a scazut cu
mai mult decit 30...40% din valoarea pre-
siunii de fierbere, indeosebi in cazul cind nu
se poate injecta apa, deoarece cantitatile de
gaze care trebuie injectate sint foarte mar/,
imobilizarea for in zacamint este de lunga
durata, capacitatea de comprimare a utilajului
necesar cum ?i energia implicate sint mult mai
mar/, iar reusita operatiei este in mare mssura
conditionata de posibilitatea opririi productiei,
un timp relativ indelungat, ceea cc, evident,
este principalul impediment economic.
Ea se practice, in general, cu distributii
ale sondelor asemanatoare celor folosite la
mentinerea presiunii *) de care nu se deose-
be?te decit prin accentuarea conditiei 0 < 1',
respectiv d >... din ecuatia (23). Alegerea
dt
fluidului motor este determinate de aceleasi
criterii, cu un argument in plus in favoarea
gazelor naturale de petrol, in cazul cind pre-
siunea este mult scSzute, pentru corectarea
viscozitatii titeiului prin reintrarea gazelor in
solutie. Reintrarea efectiva a gazelor in solutie
este insa determinate de intinderea ?i distri-
butia actuala a suprafetei de separatie gaze=
titei. Se pot prezenta doua cazuri-limits : (x)
din cauza unei permeabilitati generale mici,
neregulate, sau (8i) a unei scaderi de presiune
no prea mar/, astfel incit saturatia in gaze sa
nu fi depa~it pe aceea la care gazele devin
mobile (S, ), gazele se gasesc inca ocluse,
relativ uniform distribuite in titeiul din porii
rocii; in acest caz, reintrarea for in solutie se
efectueaza relativ repede dupa atingerea pre-
siunii necesare; sau (i) din cauza unor conditii
favorabile ?i a unei scaderi importante a pre-
siunii, s-a produs o segregate gravitationala a
*) Deyi adesea s-a propus fofosirea distributiei intre-
petrunse.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
gazelor din titei, formindu-se o zonA de gaze
libere secundara ; in acest caz, reintrarea in
soluiie are loc numai la contactul zonei de
gaze cu zona de titei, titeiul din zona de con-
tact saturindu-se cu gaze gi frinind puternic
intrarea in soluiie. Difuziunea titeiului saturat
de gaze in cel nesaturat avind loc in masura
,
sensibila numai la scars de timp geologican
reintrarea in solutie este practic nula. Y
ambele cazuri, insa, refacerea presiunii este
aproape tot atit de utila ; in cazul (a), pentru
restabilirea permeabilitatilor efective in toata
zona petrolifera, iar in cazul ((3), pentru aceea?i
restabilire in zonele petrolifere in care a fost
divizat zacamintul prin aparitia de zone secun-
dare de gaze libere pentru lichidarea regimului
de gaze in solutie ~i pentru inlocuirea lui cu
unul de expansiune a zonelor de gaze libere,
care este aproape la fel de eficace atit in cazul
(a), zona de gaze unica, cit ?i in cazul ((3),
zona de gaze libere divizata.
Metoda prezinta, insa, o variants de tratare
in mass a zacamintului, aplicabila numai prin
injectie de gaze, de preferinta zacamintelor cu
inclinare mica, cu permeabilitate mica, dar
uniforms ?i care au atins o epuizare relativ
inaintata a energiei interne, dar cu un coefi-
cient de extractie foarte redus. Ea consta in
transformarea tuturor sondelor de extractie in
sonde de injectie ,si in mentinerea for in aceasta
situatie pins la atingerea presiunii finale pro-
puse. Dupe o pauza de echilibrare, sondele
sint puse in productie in regim controlat.
Rezultatele metodei sint inconstante. In con-
ditii de strat favorabile segregarii gravitatio-
nale, exploatarea selective a sondelor prin
pakere numai din zona inferioara de titei,
insotita eventual de injectarea de gaze numai
in zona superioara de gaze, da uneori rezultate
favorabile, citeodata chiar data - extractia pi
injectia sint practicate simultan (sub rezerva
existentei in strat, la nivelul pakerului, a unei
intercalatii suficient de putin permeabile fats
de gaze pentru a impiedica un scurtcircuit de
gaze). In unele cazuri este necesara o repetats
refacere a presiunii, bineinteles cu rezultate
mai reduse, atit ca productie cumulate, cit
?i, mai ales, ca debite.
Pentru refacerea presiunii de la o presiune
Pi la o presiune P2 1 in conditii de uni-
formitate a proprietatilor rocii colectoare, care
permit stabilirea echilibrului de presiune pi de
saturatie, ?i cu incetarea extractiei de gaze,
de titei ?i de ape din zacamint in cursul pe-
rioadei de refacere, se poate determina canti-
tatea de gaze Qj , exprimata in m3N, necesara
de injectat, ca fiind:
Qiz2ziT?(NI. Ye
- (N - x) (1- Ya - W21 -1-
-p (N - x),
in care
ya este greutatea specifics aparenta a ga-
zelor injectate intrate in soluiie,
kg/m3 v. fig. 152 Cap. 4:
ratia de solutie initials, rl, cea
actuala, r2 l cea finals, exprimate
in acest caz in kg gaz/mi titei;
W2 - volumul apei invadate, atit in
perioada de exploatare primara,
cit $i in cursul refacerii presiunii ;
To ?i T - temperaturile absolute ale gazelor
in conditii normale, respectiv de
strat.
Determinarea lui W2 = W1 + WII , cores-
punzatoare celor doua perioade, poate fi efec-
tuata prin metoda ecuatiilor (23)... (26).
Ecuatia (34) este aproximativa -i echivalenta,
in principiu, ecuatiei de bilant:
Qi = Nuo(B, B'j- (N - x) ?
``r! WZ - Wil r (35)
- IBl
*1) - ~B2B1!
din cazul injectiei de gaze, unde notatiile sint
acelea ale ecuatiile de bilant, iar indicii se
refers respectiv:
0 - la starea initials a zacamintului,
1 - la starea de la inceputul refacerii pre-
siunii ;
2 - la starea de la sfir?itul refacerii pre-
siunii.
In cazul practicarii simultane a continuarii
extractiei, cantitatea de gaze necesara devine
functie ~i de ritmul impus extractiei in peri-
oada de refacere, ceea ce introduce in ecuatia
generals de bilant material care urmeaza sa fie
aplicata, factorii de proiectare a exploatarii
(v. Cap. VII).
In cazul cind refacerea presiunii se reali-
zeaza prin injectare de ape, in acelea5i condiVii
de echilibru de presiuni 5i de saturatii, in
ipoteza intreruperii extractiei in cursul rcfa-
cerii, cantitatea de ape injectata este:
Wj =Nuo - W2 - (N - x) u2, (36}
pentru cazul cind refacerea este condusa pins
la presiunea P2, la care toate gazele reintrs
in solutie.
Ecuatiile (34), (35) pi (36) se refers la refa-
cerea presiunii in zacaminte lipsite initial
(t = 0) de o zona de gaze libere, cea existents
la t - ti datorindu-se exclusiv eliberarii din
soluiie. In aceasta situatie, in cazul injectarii
de ape P2 C Po = P1. Inegalitatea corespunde
cazului cind intre to si ti zacamintul a fost
exploatat nerational (Q > ro), iar egalitatea,
cazului exploatarii rationale (Q = ro).
In cazul injectarii de gaze, dimpotriva, prin
refacerea presiunii pins la intrarea totala in
solutie se obtine P2 > Po = Pf deoarece titeiul
ramas in zacamint la momentul ti trebuie sa
dizolve nu numai gazele libere in acel moment,
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
dar ~i gazele care urtneaza sa ocupe volumul
ticeiului extras (cu exceptia cazului cind o
apa marginala, deosebit de active, compen-
seaza acest deficit de volum).
Cu tot avantajul unei viscozitati finale la
P2, a titeiului, mai mica in cazul injectarii
de gaze, consumul mai mare de energie, de
gaze pi de mijloace de baza impun o proiectare
comparativ complexa, o aplicatie mai costisi-
toare ~i, deseori, adoptarea solutiei mixte cu
injectare simultana de gaze si de apa.
3. Metode prin spelare ?i prin antrenare.
Metodele prin spalare ,i prin antrenare
folosesc curgerea agentului motor prin roca
colectoare, de la sondele de injectie catre
cele de extractie, pentru antrenarea mecanics
a titeiului ramas. Ele se aplica de obicei fie
prin reluarea sau reactivarea zacamintelor
epuizate din punct de vedere energetic dar
care mai au cantitati apreciabile de titei, fie
ca o continuare a metodelor care folosesc
procese de dezlocuire, in faza finals a acestora,
cind procesul de dezlocuire se transforms
intr-unul de spalare. Adincimea mica ?i satu-
ratia mare in titei (consecinta a exploatarilor
vechi si nerationale) sint factori care le fac
aplicabile in bune condilii economice la multe
zacaminte vechi, cu toata cheltuiala relativ
mare de energie ce o implica folosirea lor.
Alegerea fluidului motor este determinate
de acelea?i criterii ca in cazul mentinerii pre-
siunii, inss, din cauza cantitatilor mari nece-
sare ?i a modului de lucru, apa este preferata*).
Pentru reducerea consumului de energie
implicat de debitele mari ?i pentru sporirea
(coeficientului de extractie, atit prin sporirea
fractiunii din volumul zacamintului efectiv,
supusa spalarii (v. Cap. II), cit ?i prin spo-
rirea vitezelor de filtrare a agentului de spalare,
se realizeaza distance cit mai scurte intre son.
dele de injectie ?i cele de extractie prin alca-
tuirea a doua retele uniform intrepatrunse
(v. Cap. II H. a. 2 ?i Cap. VII B. k. 2. a) de
sonde de injectie, respectiv de extractie.
a) Spolarea cu apa. In prima faze a apli-
carii metodei de spalare cu apa, cit timp apa
injectata nu a ajuns in sonda de extractie,
apa dezlocuie?te ?i impinge titeiul ?i gazele
care, la joass presiune, satureaza predominant
rota colectoare **).
Din cauza viscozitatii mutt mai mari a titeiu.
lui decit a gazelor, titeiul ramine in urma
gazelor, alcatuind un < val> in fata frontului
de apa, o zone de saturacie in titei, artificial
sporita, imprejurare care, dace este rational
folosita permite realizarea unor coeficienti de
extractie sporiti, datorita ameliorarii permea.
bilitatii efective fats de titei.
Dada debitele de extractie nu sint exagerate,
valul se deplaseaza catre sondele de extractie
*) v. observatia referitoare la saturacie de la t domenlul
de aplicabilitate > c. a. 3. c.
**) v. C. a. 3. c).
fare deformatii apreciabile, productia de gaze
(mica) a sondelor este, in general, intrucitva
sporita la inceput, afluxul de titei se mentine
practic constant, pentru ca la apropierea de
sonda de extractie a tt valulula, sa creasca
sensibil dind sporuri de productie insemnate,
indeosebi data se iau mssuri de a controla
strict in aceasta perioada debitele, evitind ca
printr-o sporire exagerata a vitezei frontului
de apa sa se produce o limbs de apa care ss
invadeze sonda de extractie inainte de a se
extrage efectiv cea mai mare parte a titeiului
adus de frontul de apa in fata sa. Daca debitele
extrase sint mari, viteza de deplasare a fron-
tului de apa, proportionala cu debitul-volum
de fluide gi invers proportionala cu distanta
frontului de sonde de extractie, depa?e?te
viteza-limits de stabilitate dinamica (v. Cap. II...)
a frontului ?i se amorseaza o apofiza de apa.
In continuare, aceasta se transforms in curind
intr-o limbs de apa care patrunde in sonda
de extractie. Din acest moment, ratia apa-titei
a sondei create brusc, mai putin din cauza
crelterii debitului de apa, mai mutt din cauza
scaderii celui de titei iar in elementul de
zacamint drenat de sonda respective se instau-
reaza un proces put de spalare, de durata in
general mutt mai lungs decit prima faze (v.
Cap. It, H. c. 2.). In aceasta faze, o sporire
a debitului de apa extras are drept conse-
cinta o sporire, in general, subproportionala
(v. pi Cap. VI C. b. 1.) a debitului de titei,
astfel incit ritmul exploatarii ,si durata ei devin
o problems economics. In general, unor gra-
dienti de presiune a fluidelor din rota colec-
toare mai mari, le corespunde un coeficient
de extractie local mai mare. Din cauza varia-
tiei in limite foarte largi a acestor gradienti,
respectiv viteze de curgere (v. Cap. II D. a. 2)
in imediata apropiere a sondei de injectie unde
ei sint mai mari, spalarea este practic totals.
Cu indepartarea sondei de injectie, valoarea
for scale, pentru ca in anumite portiuni ale
zacamintului, neafectate de procesul de spa-
lare (gradienti ~i viteze nule) sa rsmIna enclave
de titei nedrenat (v. Cap. II H. a. 2.).
Forma ?i dimensiunile acestor enclave nu
pot,fi determinate decit aproximativ, cu atit
mai mutt cu cit ele au intinderi foarte diferite
de-a lungul grosimii stratului. Cantitatile de
titei ramase nedrenate nu pot fi determinate
pe aceasta tale deck foarte aproximativ, la
stratele reale de permeabilitate variata dupe
normala la stratificatie.
Considerind stratul petrolifer ca perfect
omogen din punctul de ve4ere at permeabi.
litatii pi tinind seama de forma frontului de
apa in momentul atingerii sondei de extractie
de cdtre acesta, cu aproximatia unei raze
medii a frontului de apa egala cu media geo-
metrica a semiaxelor figurii formate de frontul
de apa in acel moment (v. Cap. II fig. 110)
pi tinind sea ma de proprietatile lichidelor care
curg, exprimate prin M = (tab0/ ttbt , coeficientii
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
medii de extraclie realizati in elementul dreptun-
ghiular de zacamint corespunzator unei perechi
de sonde (sonda de extraclie + sonda de in-
jectie) sint redati de diagrama din fig. 34.
Coeficientii medii de extraclie realizati in
faza finals a spalarii pot fi evaluati, ca ordin
de marime, cu ajutorul diagramei din fig. 6.
Yin general, limita economics de injectare cores-
punde unei radii apa/titei de ordinul a 15-20
m3/m3, sau C sr 93-95%.
Principalele cai pe care se poate realiza
sporirea coeficientului general de extraclie ~i
a randamentului economic al operatiei sint:
1)' controlul strict al vitezelor frontului de
Tabela 6. Indicatori folositi pentru detectia apei de
injectie in sondele de extractie
Indieatorul
Metoda de detectie
Concen-
tratia de
detectie
Coloranti eomuni do
--6
aniline ...........
Colorimetric
10
Eozina ..............
rogu, fluorescents gal-
-6
bona
0,5.10
Fluoresceina ........
verde,lluorescents g6l-
-0
buie
4.10
Ssruri de nraniu ....
chimic, prin reactii de
-5
identificare
10
Saruri de uraniu ....
fizie, pe baza proprie-
_9
tajalor radioactive
10
Izotopi radiactivi sin-
-12
tetiei .............
idem
10
o\ 5 ,2
y
rS 8
46 -
35 16
._ L~
Visfanta m
Fig. 34. Coeficientii medii dc extractii in titei diner-un
element de zacamint realizali ping in momentui razbirii
apei in sonda de extraclie, in functie de raze medie din
acel moment a frontului de apa 8i de proprietatile lichi-
delor, exprimate prin M=(-taba/Vtbt.
apa, - prin repartitia debitului intre sondele
de injectie, 2) controlul avansarii cumulate a
frontului de apa in stratele de permeabilitati
diferite, prin injectare ?i extraclie selective
cu ajutorul pakerelor, localizind procesul de
spalare in stratele saturate cu titei, cu exclu-
derea scurtcircuitelor prin cele saturate pre-
dominant cu apa, 3) controlul strict al pre-
siunilor de injectare evitind fisurarea formatiei,
care propagindu-se is distance mart, da scurt-
circuite importante gi 4) aplicarea mijloacelor
de activarea procesului de spalare: agenti
superficial activi (detergenti, microorganisme
etc.), incalzirea apei, folosirea apelor sarate,
tnijloace inca insuficient studiate 5i aplicate.
Controlul avansarii apei este efectuat pe
baza indicatiilor sondelor de extraccie, urma-
rind coeficientul de impurificare 5i detectind
direct prezenca apei de injectie cu ajutorul
.indicatorilor introdu?i in ea. Se folosesc in
acest stop coloranci organici pi diferite saruri
absente in ape de strat, u5or detectabile (v.
tabela 6).
Este de observat ca nu totdeauna indicatorul
cu concentratia de detectie cea mai redusa
asigure deteccia cea mai timpurie a apei de
injectie, din cauza proprietatilor de adsorbtie
ale rocii colectoare, diferite, fats de diferitii
indicatori. Este prudent, din aceasta cauza,
sd se foloseasce simultan mai multi indicatori.
Controlul debitelor de injeclie prin restrictie
nu este eficace decit in perioada de timp
apropiata (mai mult inaintea) razbirii. Dupe
producerea acesteia, controlul are efecte relativ
reduse ?i numai un timp relativ scurt, dupe
care, dimpotriva, se obtin rezultate favorabile
prin activarea spalarii.
b) Spalarea cu gaze este aplicate pe scars
mai redusfi, din cauza eficientei mai mici.
Canalizarile sint mai intense, din cauza rapor-
tului l.g/l.r mai defavorabil decit in cazul
apei, cu toate ca gazele, intrind partial in so-
lutie, reduc lt.r. Gazele nu produc nici o valub>
de saturatie marita in titei, dat de spa. Metoda
de spalare cu gaze reprezinta singurul caz
cind conditiile de segregatie gravitationala
usoara constitute o imprejurare defavorabila,
inlesnind canalizarea gazelor pe la partea supe-
rioara a stratului. in acest caz este indicat
sa nu se practice spalarea pure prin retele
intrepatrunse, ci spalarea combinata cu dez-
locuire, prin injectie in sondele situate la
partea superioara a structurii 5i prin extractia
prin sondele situate jos, pe structure. Con-
trolul unei distributii cit mai uniforme in
strat a agentului motor este rezolvat tot prin
indicatori (v. Cap. VI C. a. 1. b.)
c) Domenii de aplicabilitate a spdldrii cu
apd sau cu gaze. Din punctul de vedere al
epuizarii materiale a zacsmintului de tratat,
aplicabilitatea tehnico-economics a metodelor
de spalare este limitata de o saturatie in ticei
care sa asigure un rezultat economic favorabil.
Limits superioara a saturatiei in titei nu este
critics; ea este in general determinate de sca-
derea productivitatii prin celelalte metode de
exploatare aplicate.
Din punctul de vedere al epuizarii energe-
tice, fare a fi strict limitativa, metoda este in
general rezervata din cauza costului, zacamin-
telor intens epuizate, la care mentinerea pre-
siunii nu are un efect productiv, iar refacerea
presiunii este economic imposibila. In afari de
aplicarea for independents, metodele de ex-
ploatare prin spalare-antrenare se aplica in
mod ocazional ca o continuare a operaciilor
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
de mentinere a presiunii prin injectare de
apa sau de gaze, prin existenla echipamentului
pi a instalatiilor necesare.
Afars de criteriile expuse la alegerea flui.
dului motor, aplicabilitatea fiecareia dintre
metodele de spalare cu apa sau cu gaze este
condilionata de prezenta unei saturatii actuale
limitate a rocii colectoare, cu fluidul de aceeapi
natura cu cel motor propus. Aceasta conditie
,este necesara pentru ca permeabilitatea efectiva
a rocii fats de fluidul motor sa nu fie prea
mare, ceea ce at antrena ratii exagerate de
Gaze
l00X
Api/00' !o0 Z Thai
Fig. 35. Domeniile de saturatie ale aplicabilitalii spa.
larii cu gaze.
apa/titei, respectiv gaze/titei, inca de la ince-
putul exploatarii. Data fiind existenta unei
ratii-limits economics, fluid motor/titei (de
ordinul a 1000... 3 000 pentru gaze, respectiv
15...25 pentru apa), admisibila final, este
necesar ca aceasta rape sa prezinte o valoare
Gaze
/00.6
Fig. 36. Domeniile de saturatie ale aplicabilitalii spa-
larii cu apa.
minima la inceperea aplicarii metodei respec-
tive. In conformitate cu ecuatiile de raiie
derivate din legile curgerii eterogene, ecuatiile
(6.VI) pi (4.VI). pi cu conditiile economise
medii, s-au trasat triunghiurile de compozitie
(saturalii actuale) reprezentate in fig. 35 pi 36.
Curbele din fig. 35 pi 36 reprezinta locurile
geometrice ale punctelor reprezentative de
componenta saturatiei, in care ratia gaze/titei,
respectiv apa/litei, in productia sondelor de
extraclie, are aceeapi valoare, iar domeniul
hapurat reprezinta domeniul de aplicabilitate
al fiecareia -din metode. Acest domenii' nu
este limitat, in fiecare dintre cazuri, ?exclusiv
de condilia de raiie a fluidului respectiv, ci
pi de ralia corespunzatoare celuilalt fluid,
ceea ce face ca limita domeniului de aplica-
bilitate sa nu coincida exact cu o curbs de
raiie a fluidului respectiv pi ca domeniul de
aplicabilitate sa fie mai restrins decit cel sta-
bilit pe baza conditiei de prima aproximatie
a ratiei-limits a fluidului injectate respectiv.
Ca indicatie generals, se admite ca o satu-
ralie actuala de 40% cu apa constituie limita
superioara de aplicabilitate a spalarii cu apa.
3n acest caz, evident, o fractiune cit mai mare
din restul de 60% spatiu de pori, ocupata de
titei constituie un factor favorizant. In mod
analog se considers ca o saturatie cu gaze de
ordinul a 15% constituie limita de aplicabi.
litate a spalarii cu gaze, raportul S,/S, din
restul.de 85% volum de pori influentind (la
crepterea sa) favorabil, pi in acest caz, dar cu
un efect mai putin pronuntat.
Chiar in domeniul 0 < Se < 0,4, favorabil
in principiu spalarii cu apa, in gama 0,3
no Ri+1
Pi+l = R
0
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Cunoscindu-se valorile pentru Ro, n (numa- nu intra gaze in ea (prin injectare etc.),
rul galeriilor) ?i R. (pozitia ultimei galerii), poate forma ecuatia:
se pot gasi valorile pentru R1, $1. .., adica
pozitiile - celorlalte galerii, prin incercari cu
ajutorul ecuatiei (51), in care se introduce:
R
Po = Ro ?i Pn = Ro
Rezolvarea problemei se sim-
plifica, in mod considerabil, prin
folosirea diagramelor din fig. 29,
construite de B.E. Kazarnovskaia,
conform exemplului urmator :
Fie cunoscute:
Rt = 2000 m; n=6; Rn=300 m
De aici:
R3 _ 300 = 0,15.
Ps =
R0 2000
Se duce o dreapta, paralela cu
axa absciselor, la distanta 0,15
de la aceasta. Paralela taie curba
ri = 6 in punctul Bo ; prin punc-
tul Be se duce o paralela la axa
ordonatelor, care taie curbele
=
PC
E=--- I 111111 ~
~ c c ~ c
?~a
Q6a
,1 ,sd
Z Ile Z UK
BVI=
UZZ
9=912=
Fig. 29. Diagrame pentru amplasarea optima a galeriilor intr-un zlc2mint
circular in regim cu impingere de ap3 (dupS BE. Kazarnovskaia).
n = 5, 4, 3, 2, 1, in punctele B5, B4, B3 ,
B2 ?i B1 . Ordonatele acestor puncte sint valo-
rile pentru p5 respectiv p4, respectiv p3 , res-
pectiv p2, respectiv pl. Astfel se gase?te:
PS = 0,27; p4 = 0,435 ;'pa = 0,58;
P2 = 0,73;'P1=;0,87;
de aci:
R5 = p5Ro; R4 = P4Ro; R3 = P3Ro;
R2 = P2Ro ?i R1`= P1Ro
R5 = 540; R4 = 870; R3 = 1 160;
R2 = 1 460 ?i R1 = 1 740 m.
Daca se proiecteaza ?i o sonda in centrul
zacamintului, aceasta se considers ultima gale-
rie, ?i raza ei se considers raza sondei r3. In
r
acest caz, valoarea pn = Rs devine foarte
mica, ?i folosirea diagramelor normale da
rezultate inexact'. Din acest motiv, fig. 29 se
completeaza cu o serie de diagrame (n =
= 1,2...... ), care reprezinta partite de jos ale
diagramelor normale, la o scars mult m5rit5.
b) Amplasarea ra(ionala a galeriilor in zclca-
minte circulare cu regim de expansiune a zonei
de gaze libere. Schema unui astfel de zacamint
este reprezentata in fig. 30. Ca ?i la zacamintele
liniare cu regim de expansiune a zonei de gaze
libere, la zacamintele circulate, presiunea in
toata zona de gaze libere se poate considera
egala cu presiunea de pe conturul de alimen-
tare pe. Aceasta presiune nu este constants
ca la regimul cu impingere de apa. Daca nu se
extrag gaze din zona de gaze libere ?i nici
in care :
pe , pCO sint presiunea zonei de gaze libere
la un moment dat, respectiv initial ;
vo - spatiul poros initial al zonei de
gaze ;
Ro - raza initials a zonei de gaze ;
h,ni- grosimea, respectiv porozitatea stra-
tului.
Fig. 30. Amplasarea optiml a galeriilor intr-un zi;c5mint
circular cu regim de expansiune a zonei de gaze libere.
Introducind in ecuatia (40)
pep - yo
-pe- psn(R2-Ro)mh-P5
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
,si pentru m, b, h, valorile medii pe strat,
dupa o serie de transformari se obtine ecuatia:
ns In 1 - MP`-1 - P` - P21 =
2 1 - apr 2
(XP2 (1 - Po + Pt) i+ 1 (54)
- apt In pi
in care :
P, ,
`?
n
5 = , '
Pi- 1 = to
Ri+ 1
Pi+1= to ; to
Pi= l
0
1 vo
l zr hm
+po
Dace spatiul poros initial al zonei de gaze
libere este foarte mare, sau data se mentine
presiunea zacamintului, prin injectare de gaze,
ecuatia (54) se simplifica astfel:
Pi+l P2 i - P2
i-1
In
Pi 2p2
Pi+ 11 _ Pi exp 1 1 (56)
Pi-1 12 Pi-
(Pi- 1
ultima ecuatie fiind identica cu ecuatia (51),
care este valabila pentru regimul cu impin-
gere de ape.
c) Amplasarea rationale a galeriilor in zdcd-
minte circulare in regim cu impingere de apd
;i de expansiune a zonei.de gaze libere. Ca ,si
la zacamintele liniare cu regim mixt, conditia
de baza a amplasarii rationale este ca, con-
tactul de titei-ape, ,si contactul de titei-gaze
sa ajunga simultan la ultimul rind de sonde
(galerie)., Deci, pentru rezolvarea problemei
se procedeaza ca ,si la zacamintele liniare,
stabilind insa curbele
to-n, 1 = f (R) $i to-n, 2 = f (R)
dupa metodele indicate anterior pentru zaca-
mintele circulare.
d) Amplasarea rationald a galeriilor in zdcd-
minte circulare cu regim gravitational. Ca ?i
la zacamintele liniare cu regim gravitational,
pentru exploatarea unui zacamint circular cu
regim gravitational este suficient, un singur
rind de sonde, plasat la marginea de jos a
zacamintului.
6. Principiile de stabilire a debitului ,si du-
ratei de exploatare a zacamintelor de titei.
a) Factorii care determind ritmul de exploatare
a zdcdmintelor. Ritmul de exploatare a unui
zacamint, exprimat prin debitul de fluide
care se extrag in unitatea de timp, depinde de
doua categorii de factori':
- Factorii inerenti zacamintului, factorii
naturali, care in general nu pot fi controlati
de om (sau cel mult intr-o masura mica),
cum ar fi dimensiunile stratului ?i inclinarea
lui, natura dependentei proprietatilor fizice
ale rocii ,?i ale fluidelor de presiune ,si tempe.
rature, etc.
- Factorii care pot fi controlati de catre
om, in special gabaritul care determine gradul
de interferenta intre sonde ?i diferenta de pre.
siune dintre conturul de alimentare ,si fundul
sondelor.
Gabaritul se determine conform celor expuse
anterior.
In cc prive?te controlul debitului prin deter-
minarea diferentei de presiune dintre conturul
de alimentare ?i fundul sondelor, presiunea
de fund a sondelor se poate stabili la o limits
minima, la care extractia mai este rationale.
Aceasta limits minima va fi in orice caz deasu-
pra presiunii de saturatie irtitiala a titeiului,
pentru a preveni iesirea din solutie a gazelor
in strat. Debitul, determinat astfel, asigura
ritmul cel mai intens de extractie, in conditii
rationale. In multe cazuri insa, acest ritm de
extractie nu poate fi asigurat, pentru ca trecind
peste un anumit debit, respectiv peste o anu-
mita viteza a fluidelor in zona stratului vecina
cu gaurile sondelor, se produce o antrenare
de material solid din rocs sau o antrenare
de ape, care tulbura mersul normal al extrac.
tiei, putind duce la incetarea ei premature
(innisipari de sonde, conuri de ape, turtiri
de coloane, etc.). In aceste cazuri, ritmul
de extractie este determinat printr-un debit-
limite, care trebuie stabilit in mod experimen.
tal pi in functie de natura zacamintului res-
pectiv. Rindurile de sonde cele mai apropiate
de contur vor produce de obicei cu debite
mai mici decit cele corespunzatoare presiunii.
limits minima. Presiunea de fund a rindurilor
de sonde va scadea pe masura cc rindurile
vor fi mai departe de contur, pins cc la un
rind anumit, presiunea de fund va ajunge sub
limita minima admisa. Incepind cu acest rind,
sondele vor trebui sa produce sub debitul-
limita, ?i anume, cu un debit, determinat
prin presiunea-limits minima admisa.
In rezumat deci, ritmul de extractie al unui
zacamint se poate controla respectind conditia:.
- unei presiuni-limits, constante la toate
sondele, sau
- unui debit-limits constant, ingradit insa
.la un moment dat de presiunea-limits.
b) Metoda de calcul a debitului ~i duratei
de exploatare. Debitul sondelor, amplasate pe
zacamint dupa un gabarit cu o anumita forma
geometrica ?i regulate, poate fi calculat con-
form regulilor hidrodinamicei analitice. Rezul-
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
tatele obtinute sint insa exacte numai pentru o
curgere omogens in strate uniforme, curgere
care in realitate nu exists. Deci, pentru a
putea folosi metoda analitics, se pot introduce
in calcul valori medii pentru parametrii zaca-
mintului. In cele mai multe cazuri insa, stabi-
lirea acestor valori medii nu este exacta, deci
aplicarea metodei analitice, care este ?i com-
plicate, nu di rezultate exacte.
Din aceste motive, in aplicarea calculului,
rindul de sonde s-a inlocuit cu galeria ; rezul-
tatele de calcul obtinute sint pi ele aproxi-
mative, insa calculul insu?i se simplifica in
mod considerabil. Pentru a afla debitul unui
rind de sonde din debitul galeriei corespunza-
?i pentru durata de exploatare a etapei i :
t- `si OpR(s)ds
si-1
s ('
Si m s d Si ds
I (a~ 1 r ds
OF F f !~a U V
s:-i L . s,.
Conform celor mentionate anterior la deduc-
lia ecuatiei (35), valoarea debitului Qi al gale-
riei i, stability prin ecuatia (57), nu este
constants in timp. Aceasta se datore$te fap-
tului ca in strat curg, simultan, doua fluide
cu diferite viscozitali, agentul motor cu visco-
zitatea fLa gi titeiul cu viscozitatea !k, ?i in
adevar, numitorul pyrtii drepte a ecualiei
(57) este variabil, in functie de s, adica de
pozitia contactului.
In practicy se impune deci stabilirea unui
debit mediu pe durata etapei i, conform
ecualiei :
Qim este debitul mediu pe etapa i ;
ti - durata etapei i, conform ecualiei (58).
Folosind ecualia (36) se poate scrie:
si
toare, acesta se inmultegte cu un factor de
corectie Pg , care nu este altceva decit raportul
dintre debitul rindului de sonde, conform
calculului analitic ,*i debitul galeriei ; factorul
cpg se stabile~te o singury data pentru un
anumit gabarit.
Durata de exploatare a unui zacamint se
imparte in etape, fiecare etapa fiind deter-
minate prin timpul de deplasare a contactului
titei-agent motor intre doua rinduri consecu-
tive de sonde. Deci prima etapa cuprinde
timpul de inaintare a contactului initial pins
la primul rind de sonde, a doua etapa timpul
de inaintare a contactului de la primul rind
ping la rindul al doilea, etapa i cuprinde
timpul de avansare a contactului de la rindul
i,- I pins la rindul i, etc. (v. fig. 31).
Aplicind ecuatiile (35) pi (38) pentru ga.
leria i, in etapa i de exploatare, la schema
hidrodinamicy a unui zacamint - conform
fig. 31 - pentru debitul galeriei i, in etapa
i se obtine:
. sc
(51)
Qi d Op ds
ss~-csi
Qim - ti =
m F ds
(60)
.si-1
din care se poate calcula
valoarea
lui
Qim .
Calculul lui Qim - dupe
aceasts
metods -
este complicat. In vederea simplificyrii, curgerea
bifazata in strat se inlocuiepte printr-o curgere
monofazata - de tilei - in acelea?i conditii
de presiune. in acest caz, valoarea lui Qim
se poate calcula din ecualia (57), cu conditia:
!La = N?r
ti
Qi, ' ti= Qi dt (59)
si ds
` V
. sr
Conform acestei ecuatii, valoarea lui Qim
nu mai depinde de pozitia contactului, ea este
constants, 5i sr marcheazs pozitia unui
contur nou de alimentare, aleass astfel, incit
sub actiunea acestui contur, debitul care
rezulta sa fie egal cu debitul mediu al galeriei.
Acest contur se nume~te t contur redus de
alimentare>> ~i pozitia lui, respectiv valoarea
lui s, se poate stabili combinindu-se ecuatiile
(58), (60) ~i (61), in modul urmator:
AP si 'r` R (s) ds = s, m F d.,
si ds Ssi-1 Ap si-1
` V
sr
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Prin urmare, daca se cunoaate pozitia con-
turului redus, toate calculele se pot executa
pentru o curgere omogena cu debit constant,
determinate de conturul redus, ceea ce uau-
reazs mersul calculelor considerabil. Pozicia
conturului redus, respectiv valoarea lui sr se
gsseste prin rezolvarea ecuaciei (62) in raport
Cu Sr.
Cunoscind debitul mediu al galeriei in etapa
i, durata ei de exploatare se stabileste
impartind rezerva recuperabila a portiunii de
,la si_1 ping In, s1, prin debitul mediu.
In privinta productiei totale a zacamintului,
calculul analitic arata ca ea ramine, in cele
mai multe cazuri, aproximativ aceeaFi, indi-
ferent daca produce numai rindul de sonde
de linge contact, sau daca produc simultan
gi alte rinduri. Deci valoarea Q. pentru
~m
galeria i din etapa i, reprezinta totodate pro.
ductia intregului zacamint in etapa i.
Durata totals de exploatare se stabile;;te
adunind duratele de exploatare ale tuturor
etapelor.
Rezultatele care se obtin din calculele expuse
anterior, sufera oarecare modificari, datorita
conditiilor reale de exploatare a zecemintelor,
5i anume :
- Suprafaca de contact dintre cicei pi agentul
motor. care, In. inceput, este orizontals ~i plane,
i?i schimbs forma in cursul exploatarii, deoa-
rece diferitele puncte ale acestei suprafete se
afls la distance diferite de centrul de depre.
siune, pe care-1 reprezinta rindul de sonde.
Afars de aceasta, datorita intinderii finite a
suprafetei de contact, inundarea sondelor nu
se produce decit treptat. Se recomands a se
merge cu inundarea sondelor unui rind, .pins
la circa 40%, lasind extragerea restului de
cicei din zacamint pe seama rindului urmator
de sonde.
- Din cauza neuniformitetii stratului (poro.
zitate, permeabilitate), avansarea contactului nu
este uniforms, necesitind un control continuu
din partea operatorului ; din acest motiv, sondele
unui rind nu se vor inunda toate simultan.
? - Prezenca, pe linga cicei, a gazelor in
strat micForeaza permeabilitatea efectiva face
de cicei. Deci, daca se introduce in calcul
o valoare media pentru permeabilitate, debi-
tele calculate vor fi la inceput mai mici decit
cele reale pi, spre sfirait, mai mari. tntr-o masure
oar care, aceste diference se vor compensa, ast-
fel incit debitul mediu calculat pe toate du-
rata de exploatare se va apropia de cal real.
7. Determinarea conturului redus de ali-
mentare la zscexninte liniares a) Zacaminte
liniare in regim cu impingere de ape. Schema
zscemintului este reprezentate in fig. 32.
Ecuatia (62) :
Op Si M Si
yids OpR(s)ds= . mFds
S kF
Si Si-1 Si- 1
cu notatiile din fig. 32 ~i luind drept linie de
reper galeria i are forma :
AP o 0
? dL M R (L) dL = mFdL (63)
p
V
Lri Li- I Li-5
in care:
R (L) - F L T? `Ln V + ~ t ` l
L V
Fig. 32. Determinarea conturului redus de alimentare
la zicamintele liniare in regim cu impingere de apS.
Dace se considers constante:
AP = Apm latimea stratului, cum pi m, k, F,
pentru care se introduc valorile medii, se
obtine :
R(L)= k [(~ t'r Lri > Lci
b) Zdcdminte liniare cu regim de expan-
siune a zonei de gaze libere.
1) Presiunea in zona de gaze
e s t e constanta. Acest caz se intimpla
cind zona de gaze libere este relativ mare fats
de zona de titei, sau cind se execute o operatie
de mentinere a presiunii, prin injectare de
gaze.
Schema zacamintului este reprezentata in
c
1Z
r_b
v
a
Lri
La
Li-
,
Lct
Lc,+ '
Fig., 33. Determinarea conturului redus la zacaminte
liniare cu regim de expansiune a zonei de gaze libere,
presiunea in zona de gaze fund constanta.
obtine:
Li-1
fig. 33. Daca se presupun constante:
Latimea stratului ,si valorile pentru k, m ,si
F, pentru care se introduc valorile medii,
avind in vedere ca ~i Op = constant, pentru
.determinarea conturului redus se poate folosi
ecuatia (64), in care ins, viscozitatea gazelor
se poate neglija, fiind relativ mica fats de visco-
zitatea titeiului.
Introducind in ecuatia (64), ('a = 0, se
2
Pentru stabilirea conturului redus in, prima
etapa de exploatare se va introduce, in ecuatia
(65), pentru Li-1 valoarea Lo.
2) Presiunea in zona de gaze
libere este variabila. Daca nu se
extrag gaze direct din zona de gaze libere $i
data nici nu intra gaze in ea, presiunea scade
continuu, pe masura ce contactul avanseaza.
Deoarece in aceste conditii, determinarea, con-
turului redus pe tale analitica este complicate,
se foloseste metoda aproximativa, urmatoare :
Se impart zonele de titei intre cite doua
rinduri, in mai multe portiuni, astfel incit, in
fiecare portiune, presiunea sa se poata consi-
dera aproximativ constanta. In acest caz, in
fiecare portiune, conturul redus se afla - in
concordant, cu ecuatia (65) - la jumatatea
portiuniL Astfel, o etapa de exploatare se
subimparte in mai multe subetape cu pre-
siune constants, care se poate calcula dupe
ecuatia :
Pco?v0+Qg
pco este presiunea in zona de
Qg
gaze, in etapa prece-
dent,;
volumul gazelor injec-
tate sau extrase in m3N;
spatiul poros al zonei
de gaze, in etapa prece-
dents ;
v (L) =m - b ? h ? L - spatiul poros, evacuat
de titei, unde b este
latimea stratului. .
3. Determinarea conturului redus de ali-
mentare, la zacaminte circulare.
a) Zdcdminte circulare in regim cit impingere
de apd. Schema zacamintului este reprezentata
in fig. 34.
Se presupun constante : m, k, h, ?i Op.
Cc' de
Fig. 34: Determinarea' conturului redus la zacaminte
circulare de regim cu impingere de ape.
Se folose5te ecuatia (62) care, cu notatiile
din fig. 34 ,si cu centrul zacamintului ca punct
de reper, devine:
AP R R dR 1Rr- zpi(R)dR
r 1
Ri
1 mFdR
. Ri-1
F=2r7Rh
in ecuatia (36) ~i in R. = o Z (R) se obtine :
(cR dR Ri dR
Qt(R)=F1110JR k+ ['t` kF]
R ( c R Ril
k Igo In R + p.t1n -
R
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Introducind relatia mentionata pentru U2 (R),
in ecuatia (67), ,si pe aceasta rezolvind-o prin
raport cu Rri , se obtine :
Ila
Rri = 1-(ka/?t) 1-(N'a/?t) (68)
e. 2 R 1-(R-1/Ri)
in care e este baza logaritmilor naturali.
Cind l&a < ?t , Rri < Rc 51
rind its > NY , Rri > Rc .
Pentru prima etapa de exploatare se introduce
R, = Ro
raza contactului initial de titei-apa.
b) Zdcaminte circulare cu regim de expan.
siune a zonei de gaze libere. Schema zacamin-
tului este reprezentata in fig. 35.
Fig. 35. Determinarea conturului redus la zacaminte
circulate.
Pentru cazul cind volumul zonei de gaze este
relativ mare, sau cind presiunea ei se mentine
constants printr-o operatie. de injectare, se
poate considera: Op = constant.
Daca se mai presupune ca m, k gi h sint
constante pentru determinarea conturului redus
se poate folosi ecuatia (68), in care viscozitatea
gazelor se poate neglija, adica:
n lta = 0.
Astfel, din ecuatia (68) se obtine :
R Ri_ 1 1 - (R; /R
ri = 1 (69)
V 1 RI (Ri- 1 /Ri~
Pentru prima etapa de exploatare se introduce
I Ri_ 1 = Ro
raza initials a zonei de gaze libere.
1- (Ri/Ri-1)
Pentru cazul cind presiunea in zona de gaze
variaza, se folose?te in mod analog metoda
aproximativa, indicata pentru zacaminte liniare.
impartind fiecare etapa in subetape, cu pre-
siunea constants in zona de gaze care se sta-
bile~te cu ecuatia (66)
pco . vo + Qg
=
T /9, Con/d C/ iis/,sl
Apa
in care v (R) = rrh (R;, - Rn-1) m , spatiul de
pori, evacuat de titei, Rn ,si Rn_1 fiind razele
corespunzatoare fiecarei subetape.
Cele mentionate in legatura cu valorile
diferite ald pertreabilitatii in zonele de apa,
respectiv titei, pentru zacamintele liniare, sint
bineinteles valabile ,si pentru zacamintele
circulare.
9. Determinarea debitului zacsmintelor, ex-
ploatate la presiunea-limits de fund.
a) Zdcdminte liniare. 1 . Z a c a m i n t e
liniare in regim cu impingere
de apa sau de expansiune a
z o n e i d e g a z e l i b e r e s u b pre-
s i u n e c o n s t a n t a. Schemele acestor
zacaminte sint reprezentate in fig. 36. Con-
form celor expuse la punctul e. 6. b)
pentru debitul unui rind de sonde se poate
forma ecuatia :
Qr = Q'?'
in care:
Qr este debitul rindului ;
Qa - debitul galeriei corespunzatoare;
Pg - factorul de corectie.
Hindus 2
jas
26
Rindu/inlii
PS
i v
vo + v (R)
Jac
9indul2
Ins
/,~/ndu/ soli,
-o -
Con/ur redus
11c
TWO i Con/ c/ ins/id/
udzF - -_ itt
Fig. 36. Determinarea debitului zacamintelor liniate
in regim cu impingere de apa sau de expansiune a zones
de gaze libere cu presiune constant& a zonei agent-motor.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Debitul unui element de rind, cu lungimea
2a (v. fig. 36), deci debitul unei sonde se sta-
bileste cu ecuatia
Ap=pe - ps -
?c -
Lr -
2ehk Aqg
. ?cLr
in care:
rs este raza sondelor, ?i celelalte notatii, ca
?i cele precedente. De aici reiese:
*) (72) 27rkhOp
q este debitul sondei, cm3/s;
2a - lungimea elementului de
rind, egala cu distanta din-
tre sonde, in cm;
h - grosimea stratului, in cm;
k - permeabilitatea stratului,
Lr
20000
10000
5000
2500
1500
1000
500
300
200
100
darcy ;
in at ;
viscozitatea titeiului, in cP ;
distanta conturului redus
pins la rindul de sonde,
determinate cu ecuatia (64),
in cm.
a 7rLr
p. In = + In 2 sh R
7rLr
2akhAp
?Lr
a In a + In 2 sh 7rLrl
I - -
[ 7tr5 a ?J
De obicei la zecamintele in regim cu impingere
de ape
a Lr
41111 1 1 L I I 111 H . . .
10
,ioa
0 '0,,1 0,2 0,3 Q4 U, C/o v,i u.o w~
Fig. 37. Factorul de corecjie Wg pentru un z!clmint liniar, dacS se consider! debitul unui singur rind de sonde.
Debitul q, stabilit din ecuatia (72), este
debitul mediu al elementului de rind, in timpul
deplaserii contactului initial pins la rindul de
sonde.
Pentru stabilirea factorului de corectie cpg'
se determine raportul dintre debitul rindului,
obtinut prin calculul lui analitic, ,?i debitui
galeriei.
Dupe calculul analitic, debitul unui rind de
sonde care produce singur intr-un zecamint
liniar este:
Q 27rkh.Lp (73)
* a nL
?(1n -+In2sh '
7rrs a
*) Sonda ins5 i hind presupusS perfectg din punct de
vedere hidrodinamic.
Si, in aceste conditii, ecuatia (74) se reduce la:
1 (75)
7VLr In ic 5 +1
In fig. 37 se reprezinte o'serie de diagrame
care dau valoarea cpg in functie de Lr pentru
diferite valori de a conform calculelor ante-
rioare, dace raza sondelor este de 10 cm.
Avind in vedere ca debitul unui rind de
sonde care exploateaza singur un zecamint
este aproximativ egal cu suma debitelor mai
multor rinduri de sonde, prin care se exploa-
teaza simultan zacamintul, se poate admite ce
ecuatia (72) da debitul intregului zecamint, pe
lungimea 2 a.
Yn fig. 38 este reprezentata o serie de dia-
grame pentru factorul de corectie cpg, dace
acesta se calculeaze din debitul a doua rinduri
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
de sonde care produc simultan. Din diagrame
se vede ca acest factor. este pulin mai mare
decit cel calculat pentru un singur rind de
sonde (fig. 37), fara insa ca difereniele sa fie
Area mari.
Bine inleles ecualia (72) este valabila ?i
pentru debitul zacamintului in etapa i, daca
50000
30000
20000
2500
15,70
1000
500
300
100
in care :
Api = Pc,-pi ?i 'P2 = Pr, - Pt sint dife-
renXele de presiune dintre cite un
contur de alimentare ?i sonde ;
Lr, , Lrs - distantele ultimului rind de la
cele doua contururi reduse.
3 b2 b^ O
In cazul cind presiunile la cele doua
Fig. 38. Factorul de coreclie tpg pentru un zacAmint liniar, daca se considers debitul Is doua rinduri de sonde.
se introduce pentru valoarea corespunzatoare
rindului i, cea corespunzatoare ecua#iei (64).
Daca un zacamint liniar are doua contururi
de alimentare de apa (in general'doua contu-
ruri de gaze nu pot exista), cum se vede in
fig. 39, debitul lui se calculeaza ca pentru doua
Confur redus
26
-9-
Cnn/ur redus Rc2
Fig. 39. ZScamint liniar cu doua contururi de alimen-
tare de apa.
zacaminte independente. In ce prive?te ultimul
rind, acesta trebuie astfel amplasat, incit apa
sa ajunga la el simultan' din ambele par 1, aceasta inseamns ca un singur
rind de sonde in sectorul mic nu va putea
asigura o avansare a contactului, uniforms,
atit in sectorul, mic, cit ?i in sectorul mare.
Deci va.trebui ca in sectorul mic sa se ampla-
.eeze cite doua rinduri de sonde, pentru fiecare
rind din sectorul mare.
- In mod similar se stabilesc, pentru sec-
toarele mici, debitele si distantele dintre sonde
ale etapelor, respectiv ale rindurilor urma-
toare, p'ina cc se ajunge la sondele centrale
din punctele m, ale caror debite se calculeaza
inlocuindu-se m cu 2n. '
Debitul intregului zacsmint este egal cu
suma debitelor celor patru sectoare.
2) Zacaminte ovale cu regim
de e xpansiune a zonei de gaze
1 ib e r e. Ca ,si la zacamintele ovale cu regim
cu impingere de apa, zacsmintul se imparte
in doua sectoare ~i doua sectoare
t mici>, considerate par>i ale unor zacaminte
circulate, cu regim de expansiune a zonei de
gaze libere.
Debitul unui sector mare se stabile~te,
pentru cite doua rinduri, cu ecuatia (82).
Pentru stabilirea distantei dintre sonde;
intr-un sector mic, in vederea avansari uni-
forme a contactului in toate sectoarele, se folo-
se5te ecualia (85), in care se introduce pentru
QM = QSM + Q2M
Qm = Qim + Q2m??
Pentru Q1M, respectiv Q2M se introduce pe
rind mai multe valori, determinate prin mai
multe valori de numere de sonde, alese arbi-
Fig. 45. Determinarea debitului unui zScSmint liniar,
producind . cu debite-limite.
trar pe fiecare rind. din sectorul mic, ping cc
partea dreapta a ecuat iei :
rcRi
data:
a i este distantia dintre sonde ;
R. -
- numarul sondelor unui rind.
,
10. Determinarea debitului zacsmintelor
cu debite-limits.
a) Zdcdminte liniare in regim cu impingere
de apd sau in regim de expansiune a zonei
de gaze libere sub presiuni constante. Schema
zacamintului este reprezentata in fig.' 45.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
fund at fi presiunea-limits:
2akhtp
q1 = il,, Lr 981
Se presupune ca pentru toate rindurile de
sonde, distanta dintre sonde ?i presiunile-
limita de fund, minime admisibile, sint ace-
lea~i.
Debitul zacamintului in prima etapa de
exploatare, adica ping la inundarea primului
rind de sonde, se stabile~te in felul urmator:
- Se calculeaza debitul pe care 1-ar avea o
sonda din primul rind, daca presiunea ei de
primul rind;
ps fiind presiunea-limita
de fund ;
Lr - distanla primului rind de
la conturul ei redus ;
981 - factorul de coreclie pentru
primul rind.
Daca se noteaza cu glim debitul-limita, ,si
daca din ecualia (88) reiese:
Ap=P -PS,
q1 < glim
exploatarea primului rind ?i totodata a zaca-
Eliminind p,, din aceste doua ecualii Si rezol-
vind in raport cu q2 seobline:
2akh (pc - p\e~ - glim 4, Lr
q2 = L 2 (90)
i I L992 +
Daca din ecualia (90) reiese:
Z q2 < glim
sondele din cel de al doilea rind vor produce
cu debitul q2 la presiunea-limits de fund, ?i
debitul unui element de zacamint, cu lalimea
2a va fi :
E q = glim + q2? (91)
Daca insa, din ecualia (90) reiese ca:
g2 > glim
in acest caz ,si sondele din cel de al doilea rind
vor produce debitul-limita glim la o presiune
de fund p5 care este mai mare decit presiunea-
limita p2. Debitul sondelor din cel de al treilea
rind se stabile5te in mod asemanator ca ?i
pentru cel de al doilea rind.
- In general. pentru debitul sondelor rin-
dului -n, care lucreaza cu presiunea-limita se
obline :
2akh (p, - p) - ql,m IL, [(n - 1) Lr + (n - 2) L2 + ... + Ln_1]
-1 (92)
q"
i=
n
II L
+ L
t4c n + L
r
1Pgn i=2
mintului intreg se va face numai prin primul ?i daca qn > glim debitul unui element de
rind, cu debitul : zacamint, cu lalimea 2a este :
pentru fiecare sonda, care va lucra cu pre-
siunea-limita de fund.
Daca insa din ecualia (88) reiese:
g1 > glim
sondele din primul rind se vor exploata cu
debitul gjim . In acest caz, sondele din primul
rind vor avea o presiune de fund, psl care
este mai mare debit presiunea-limita, ps ,si vor.
produce 5i sondele din cel de al doilea rind
al canon debit se stabileste cu ecualiile:
2akh(p - p~
q2 = !t, L2 S pg2
q1+q2=glim+q2=glim+
2akh (ps - psi 2akh (p~ - ps,)
+ lei L2 9g, t Lr
i=n
~qi= (n - 1) glim+ qn
i=1
Cu debitul-limita nu lucreaza, in realitate,
debit doua, pins la trei rinduri de sonde.
Debitul zacamintului in etapa a doua, adica
dupe ce contactul a ajuns la primul rind, se
calculeaza in mod analog: Considerindu-se cel
de al doilea rind drept primul, se determine
pentru el conturul redus, 'iar cel de al treilea
rind se considers drept al doilea pi asa
mai departe, se repeta aplicarea metodei
expuse.
Analog se procedeaza in etapele urme-
toare.
b) Determinarea debitului zdcdmintelor circu-
lare cu debite-limita.
1) Zacaminte cu regim de im-
p i n g e r e a a p e i. Schema zacamintului
este reprezentats in fig. 46.
In prima etapa de exploatare, debitul zaca-
mintului se stabile?te in felul urmator :
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
- Se calculeaza debitul pe care 1-ar avea
primul rind, daca presiunea de fund at fi egala
cu presiunea-limits.
Qi = 27rkhip
R g~
[.t In r
R1
Din aceste doua ecuatii reiese:
R
27tkh (pc - P) - ml glim i"t In R r
i
(94)
Q2 =
in care:
Ql este debitul primului rind de sonde ;
Ap-pc-p5- diferenta dintre presiunea de
contur ,si presiunea-limita ;
R1 - raza primului rind;
Rr - raza conturului redus, pentru
Daca se noteaza cu q,im
debitul limita at unsei son-
de, ?i cu gal, distanta din-
tre sondele primului rind,
,?i daca din ecualia (94)
rrRl
Qi < . giim
al
in care rrRl = rni adica
al
numarul sondelor din pri-
mul rind, exploatarea pri-
mului rind ?i totodata a
zacamintului intr6g se va
face numai prin primul
rind, cu debitul:'
Q = Q1 (95) .
primul rind, dupa ecuatia(68);
factorul de corectie, pentru pri-
mul rind, dupa ecualia (81)
Q2 <
/?S3
Fig. 46. Determinarea debitului unui zscamint circular in regirn cu impingere de
aps producind cu debite-limits.
si sondele vor lucra cu presiunea-limita de
fund.
Daca insa din ecualia (94) reiese:
7rRl
Qi > - glim
al
sondele dig primul rind se vor exploata cu
debitul-limita glim ; presiunea de fund a acestor
sonde, ps va fi mai mare decit presiunea.
limita, ps ,si in acest caz vor produce ,si sondele
celui de at doilea rind at caror debit se stabi.
leste Cu ecuatiile :
2rrkh(p51 - p)
~82
[-L, In R,
R2
Qi + Q2 = glim rrRl
a1
27rkh (pal - p5) 27rkh (pc - psi)
992 =
IL, In Ri iir In Rr
Itt I In (R5/R2) + In Rr
L 992 Rl J
in care nil = 7,R,
, adica numarul sondelor
al
primului rind.
Daca din ecuatia (96) reiese':
in care. ~R2 = m2 , numarul sondelor din cel
a2
de at doilea rind, acest rind va produce cu
debitul Q2 presiunea de fund a sondelor fiind
egala cu presiunea-limita.
in acel caz, debitul total at zacamintului
vafi:
nRl
Q= qum + Q2 = 7111 glim + Q2 ? (97)
at
Daca insa, din ecualia (96) reiese ca:
Q2 > m2 glim
in acest caz ,si sondele celui de at doilea rind
vor produce fiecare cu debitul-limita glim ,
la o presiune de fund, p5 care este mai mare
decit presiunea-limita, p5~
In acest caz vor produce ,ji sondele din eel
de at treilea rind at carui debit se stabile6te
in mod asemanator, ca ?i pentru cel de at
doilea rind.
7CR2
- glim
a2
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in general, pentru debitul rindului n, limits, avind presiunile de fund,. p,,
care produce cu presiunea-limits, se obline: mai mari decit presiunea-limits.
f In Rn-1
Elc\
+ In RRr
(Pgn n-1
Daca distanlele dintre sonde din toate rin.
durile sint egale intre ele, adica :
2a1 = 2a2 = ... = Zan = 2a,
ecualia (99) se poate scrie ~i in forma urma-
toare :
- Daca din ecualia (98) reiese:
Q n < Mn ' glim I
debitul total al zacamintului este:
i=n i=n
Qi = glim mi + Qn
i=1 i=1
in care :
m1, m2,... mn-1 sint numerele de sonde din
rindurile 1, 2. .. n - 1;
9gn - factorul de corectie pentru rindul n,
dupa ecualia (81), sau fig. 42.
2nkh (pc - P) - gL'm 'Etc (ml In RR_r + m21n RR-1
Rr
Debitul zacamintului in cea de a doua etapa,
adica dupa ce contactul a ajuns la primul
rind, se calculeaza in mod analog: Conside.
rindu-se cel de al doilea rind drept primul,
se determine pentru el conturul redus, cel
de al treilea rind se considers drept al doilea,
etc., dupa care se repeta aplicarea metodei
expuse anterior.
Analog se procedeaza in etapele urmatoare.
2) Zaceminte circulare cu
regim de expansiune a zonei de
gaze f i b e r e. Schema zacamintului este
reprezentata in fig. 47.
Debitul zacamintului in prima etapa de
exploatare se stabile~te in felul urmator:
- cu ajutorul ecualiei (82) se calculeaza
debitele sondelbr din primele doua rinduri,
daca acestea ar produce cu presiune-limits
de fund.
- Daca deb?tele calculate cu ajutorul- ecua-
liei (82) sunt mai mici decit debitul-limits,
sondele vor produce cu debitele calculate, la
presiunea-limits de fund, ~i debitul zacamin-
tului va fi egal cu suma debitelor celor doua
rinduri.
- Daca debitele calculate cu ajutorul ecuatiei
(82) sint mai mari decit debitul-limits, sondele
primelor doua rinduri vor produce cu debitul.
i = - glim Ri -l- Qn (100)
a
Debitele rindurilor urmatoare se vor deter-
mina conform metodei expuse anterior.
c) Determinarea debitului zdcsmintelor ovale
cu debite-limits. Daca raportul dintre axa
mica ?i axa mare ale zacamintului este mai
mare decit 2/3, zacamintul este considerat
zacamint circular pentru calculul debitului
aplicindu-se metodele indicate pentru zaca-
mintele circulare.
Daca inse raportul dintre axa mica ?i axa
mare ale zacamintului este mai mic decit
2/3, zacamintul se imparte in doua sectoare
pi doua sectoare a mici>, cum se vede
in fig. 44.
Se calculeaza intii debitul in prima etaps,
al unui sector mare, considerindu-1 o parte
dintr-un cerc.
Debitul primului rind, daca at produce la
presiunea-limits de fund, este in conformi-
tate cu ecualiile (84) ?i (94), pentru un regim
cu impingere de ape:
~MkIt Ap
Q1M - RrM
I.c In
Rim
in care:
Q1M este debitul primului rind al
unui sector mare ;
~M - unghiul la centru, corespun-
zator sectorului (v. fig. 42);
Op=pe -ps- diferenla dintre presiunea la
contur 5i presiunea-limits ;
RrM - raza conturului redus;
R1M
'Pg1M
- raza rindului intiL;
- factorul de corectie al pri-
mului rind, dupa ecualia (81)
sau fig. 42.
Daca din ecualia (101) reiese ca:
~m Rim
Q1M < giim
2 aim
in care 2a1M este distanla dintre sonde, exploa-
tarea primului rind ,?i totodata a zacamintului
intreg se va face numai prin primul rind cu
debitul :
,si sondele vor produce cu presiunea-limits
de fund.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
- Daca insa din ecuatia (70) reiese:
_MR_M
Q1M ~ 261M glim,
sondele primului rind vor produce cu debitul-
Fig. 47. Schema unui zScdmint circular cu regim de expansiune de gaze libere pentru deterimnarea debitulut
cu extractia limitati.
0- 0
IIc 1# 61 I/l82 i jca;
limits, glim cu o presiune de fund mai mare
decit presiunea-limits. In acest caz va pro-
duce pi cel de al doilea rind. Debitul acestui
rind la presiunea-limits de fund, se aft in
mod similar ca ,si la zacamintele circulare.
Astfel se obline :
RrM
..
Q2M- ~t I ln(R1M/R2M) -I- RrM I
L In R J
CPg2M 1M
QZM este debitul celui de al doilea
rind ;
m1 = YM ? Rl numarul sondelor primului
2d1M
rind;
R2M - raza celui de al doilea rind;
91g2M - factorul de corectie pentru
cel de al doilea rind.
ymkh(p,-p,)-mlglim' El.r?1nR1
Daca din ecuatia (103) reiese:
_MR2M
Q2M < 2a2M glitn
in care 202M este distanrij dintre sondele c.elui
de al doilea rind in acest caz, cel de al doilea
rind va produce cu debitul Q2M, la presiunea.
limits, de fund, pi debitul total al unul sector
va fi :
G Q = MRql,m
m+Q2M-m1glim+Q2-(104}
Q2M > m2 glim
~M.R
in care m2 = 2a 2M , numarul sondelor
m
celui. de al doilea rind, in acest caz ?i sondele
celui de al doilea rind vor produce cu debitul.
limits, cu o presiune mai mare decit presiunea
limits. Totodata vor produce ~i sondele din
cel de al treilea rind, al caror debit se sta.
bileste cum s-a menlionat anterior.
In general, pentru debitul rindului n,.
care produce cu presiunea-limits, se obtine:
M r
~Mkh (pc- p,) -glim Elt (m1 In RT + m2 In RrM + ... + mn_I In R RM )
1M 2M n 1. M
k-n-1, MI "nM/ + In "IM
CPgnM Rn-1, M
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care:
m1, mz, ... mn-I, sint numarul sondelor din
rindul 1, 2... n- 1;
factorul de corectie
pentru rindul < n>,
conform ecuatiei (81)
sau fig. 42.
Daca din ecuatia (105) reiese
Qn C Mn ' glim'
debitul total al unui sector mare in etapa
intii este :
i=n i=n_-1
Qn= glim mi + Qn.
i=1 i= 1
Daca 2a1M = 2a2M = ... = 2anM = 2a ,
ecualia (106) se poate scrie ?i astfel:
i=n tM i=n-1
Qi 2a glim Rim + QnM . (107)
i=1 M i=1
Debitul unui sector mare in etapa a doua,
adica dupa ce contactul a ajuns la primul
rind, se calculeaza in mod analog: Conside-
rindu-se eel de al doilea rind drept primul,
se determine pentru el conturul redus, eel de
al doilea rind se considers drept al doilea, etc.,
dupa care se repeta calculul.
Analog se procedeaza in etapele urmstoare.
In ce priveste debitul sectoarelor mici, intii
se stabile?te distanta dintre sondele unui rind,
astfel incit avansarea contactului sa se fats in
mod uniform. Pentru aceasta se poate deduce
ecuatia pentru distanta dintre sondele primului
R1m R2 - RiM
R R2 - Rz
1M Rom 1m
a1M (108)
in care :
2alm - distanta dintre sondele primu-
lui rindal unui sector mic;
R1m , RiM - raza primului rind al sectorului
mic, respectiv al sectorului
mare ;
Rom, Rom - raza contactului sectorului
mic, respectiv al sectorului
mare ;
2a1M - distanta dintre sondele pri-
mului rind al , unui sector
mare.
Ecuatii analoge cu ecuatia (108) se obtin
pentru distantele dintre sondele rindurilo.r
urmstoare.
Debitul intregului zacamint este egal cu
debitul total al celor patru sectoare.
11. Determinarea duratei de exploatare
a zacamintelor. a) Metoda determindrii. Cum
s-a mentionat anterior, durata de exploatare a
unui zacamint se imparte in etape, fiecare etapa
fiind determinate de timpul de avansare a
contactului intre doua rinduri consecutive de
sonde. Prin urmare, durata totals de exploa-
tare a unui zacamint este egala cu suma dura-
telor de exploatare ale tuturor etapelor separate.
Deoarece, la metodele aplicate pentru cal-
culul debitului unui zacamint se folose~te con-
turul redus, obtinindu-se ca rezultat debitul
mediu pe etapa de exploatare, durata de
exploatare' a etapei i se obtine, impartind
fractiunea din rezerva extractibila din zaca-
mint care se afla intre rindurile i ~i i - 1,
prin debitul zacamintului in aceasta etapa.
b) Determinarea duratei de exploatare a zdcd-
mintelor liniare.
1)
Zacain inte
liniare in regim
cu
impingere
de ape
sau de
expansiune a
zonei
de gaze
f i b e r e. Durata de exploatare a primei etape
care este egala cu durata de exploatare a
primului rind de sonde, se calculeaza cu ecualia
2aLoh?m?cSt
ti = (109)
(E q)1
in care :
tI este durata de exploatare, in s ;
2a - distanta dintre doua sonde, in cm;
Lo - distanta dintre primul rind de
sonde ,si contactul initial, in cm;
c - coeficientul de extractie, specific
regimului de zacamint;
Sto - saturatia initials cu titei a stratului;
(Eq)1- debitul zacamintului pe latimea 2a
in prima etapa, in cm3/s.
Daca zacamintul se exploateaza cu o pre.
siune de fund fixa, debitul zacamintului se
determine cu ecuatia (72).
Daca zacamintul se exploateaza cu un debit-
limita al sondelor, debitul zacamintului se
determine cu ecuatia (93), dupa metoda indi-
cate in paragraful respectiv.
Daca zacamintul are un singur rind de
sonde, durata lui de exploatare este egala cu t1,
Daca zacamintul are n rinduri de sonde,
durata lui totals de exploatare se compune
din n etape, dintre care durata celei de a
doua etape este :
2aL0h?m?cS
- of
(q)li
in care :
t11 este durata celei de a doua etape in s ;
-
L2
(Eq)11 -
distanta dintre eel de al doilea
rind ,?i primul rind, in cm;
debitul zacamintului in cea de a
doua etapa, stabilit analog ca
anterior, in prima etapa.
2aL(n)h?m?cS,.
ln) (Eq)(n)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care:
I(.) este durata etapei n, in s ;
L(n) - distanta dintre rindul n (ulti-
mul rind) ?i rindul n - 1
(penultimul rind, in cm;
(Ea)(n) - debitul zacamintului in etapa
n, egal cu debitul ultimului
rind, in Cm3/s.
Durata totals de exploatare a unui zacamint
cu n rinduri este deci :
i=(n)
t(i) = tI + tll + ... + t(n). (112)
i=I
Daca toate rindurile de sonde se pun in
produclie simultan, durata totala? de exploa.
tare a zacamintului intreg este egala cu durata
de exploatare a ultimului rind.
(F,q)(n.1) - debitul rindului central,
q, conform ecuat
poate stabili :
- eficacitatea globala a metalului investit,
imparlind tileiul total extras prin consumul.
de metal ;
- eficacitatea medie anuala a metalului
investit, imparlind produclia medie anuala
de titei, prin consumul de metal.
Totalul investitiilor, respectiv totalul meta-
lului consumat, se obtine inmullind consumul
pe sonda (v. ?i fig. 55 ,si 56) cu numarul sondelor
de extraclie.
Daca in cazul exploatarii intra pi operalii
de mentinere a presiunii de zacamint, se va
tine seams ?i de investitiile pentru forajul
sondelor de injectie ;;i pentru instalatiile de
injectie.
4. Prelul de cost. Acest indite, unul dintre
cei mai importanti indici economici, se obtine
imparlind cheltuielile totale de exploatare
prin cantitatea de titei extrasa.
Dintre cheltuielile totale de exploatare se
stabilesc intii cheltuielile de intretinere care se
compun in primul rind din: salariile persona
lului ocupat la extractie ?i Cheltuielile pentru
materialele mici ;;i pentru energie ; la acestea
se adauga cheltuielile generale, cuprinzind.
regia generals, transporturile, atelierele etc.
Cheltuielile de intretinere depind, pe de
o parte, de numarul sondelor ,?antierului ?i,.
pe de alts parte, de densitatea sondelor, res-
pectiv de suprafata care revine unei sonde.
Relatia gasita ca rezultat al studiilor intreprinse
in ,santierele petrolifere din U.R.S.S. are forma
urmatoare :
E 44 lg (sn) + 116 Fo'13 (137)
in care :
E reprezinta cheltuielile anuale de intreti-
nere pe sonda, in mii ruble,
n - numarul sondelor ?antierului ;.
F5 - suprafata care revine unei
Fig. 56. Relatia dintre consumul de metal, Im, pentru
instalatiile de suprafata ale unei sonde de produclie gi
suprafata care revine unei sonde, F. .
metalurgice pi poate constitui o t gituitura>
in aprovizionarea cu materiale a industriei de
petrol, data nu se intocme5te in prealabil un
plan precis al consumului strict necesar de
> in jurul gaurilor de sonde
ocupa un spaciu relativ mic in zacsmint ?i
deci nu influenceazs mult valoarea presiunii
medii pe tot zecamintul (v. fig. 79).
Din aceste motive, pentru presiunea media
in zecemint in calculele practice se introduce
valoarea presiunii p e de la raza conturului
zonei de drenaj a sondelor, deoarece eroarea
la rezultatele obtinute ramine sub 1%, .
Valoarea absolute a depresiunii
Ap=pe - ps
se poate prezenta 3i sub forma urmstoare:
Egalind partile din dreapta ale ecuatiilor
(177) ,si (186) 2 q=Ape -ps) = cps
pi rezolvind ecuatia precedents fats de ps,se
obtine :
2A I V 1+ (2A)2
pe -1J
In cazurile cind
2A
- P ,> 10 (191)
c
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246A034900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
550
in expresia de sub radical, valoarea I se poate
neglija fats de valoarea (2pe A/c)2 gi forma
ecuatiei (190) se simplifics astfel:
ps pe 2A
AP =pe-p5=2A
Exemplul 1. Un zacamint de gaze are urma-
toarele caracteristice:
Grosimea stratului
h = 10 m,
permeabilitatea stratului
k = 300 mD.
viscozitatea gazelor
f
l
l
f
(tg= 0,0125 cP.
greutatea speci
ics re
ativs a gaze
ats
or
de aer
S =
0,6
presiunea initials de zacamint
po =
56,1 ata,
raza gaurilor de sonde
rs =
0,075 m,
d
d
I
l
d
istanta
s, amp
intre son
e
asarea uni.
forma
2a= 1,00 km
(estimat in prea-
labil)
debitul initial al unei sonde, fars a scoate
impuritati q = 52 200 m' nizi,
presiunea initials la gura sondes, in spatiul
inchis Pg = 52,1 ata,
adincimea stratului H =650m
coeficientul de imperfectie al sondelor tps = 0,5
Se va stabili presiunea zacamintului ping la
care depresiunea ip = pe - ps ramine apro-
ximativ constants.
Conform ecuatiei (181):
ps = Pg exp (1,293 ? 10-4 H8)
= 52,1?e1,293?0,650?0,6 = 54,8 ata.
Conform ecuatiei (186):
q 52 200
C = - =
ps 54,8
Conform ecuatiei (178):
11,75 kh tps
A=
119 log (r./r,)
3.10.0
5
11
75.0
,
,
,
= 358
0,0125 lg 500/0,075
Pentru re s-a introdus jumgtatea distantei
dintre sonde, a.
Conform ecuatiei (192);
Fig. 79. Schema distributiei presiunii in strat, in jurul
gsurii de sonda.
Ecuatia (192) enunta ca, in cazul curgerii
radiale ?i al regimului tehnologic al sondelor
stabilit dupe metoda vitezei-limits de filtratie,
depresiunea sondelor in productie ramine con-
stants, atit timp cit presiunea zacamintului se
mentine deasupra unei anumite valori minime,
care se determine cu formula (191); in prac.
tice, aceasta valoare minima a presiunii de
zacamint este relativ mica, deci ecuatia (192)
este valabila pentru o parte foarte mare din
durata exploatarii. Valoarea acestei depre-
siuni, Op, se determine cu ajutorul masura-
rilor care se fac la fiecare sonda noue in pro.
ductie, in scopul stabilirii coeficientului-limits
de viteza, c. Dupe ce presiunea zacamintului
a scazut sub valoarea determinate prin formula
(191) valoarea lui A p scade, devenind,egala cu
zero la sfiraitul exploatarii.
952
Ar' - pe - ps-1'op1- _
2.358- 1,327
Aceasta depresiune ramine constants atit
timp cit conform ecuatiei (191)
2AA Pe > 10
c
1
--p>10
1,33
pe > 13,3 ata.
Cele expuse anterior in legatura cu distri-
butia presiunii in strat, la curgerea radials a
gazelor spre sonde, sint strict valabile numai
la amplasarea uniforms a sondelor pe zona
gazeifera a zacamintului. La zacamintele cu
amplasarea sondelor in baterie, curgerea ga-
zelor numai este pur radials ; la zacamintele
circulate, ea poate fi considerate compusg
dintr-o curgere liniara ,?i una radials. Expe
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
rienta insd dovede?te cii cel putin depresiunea
da z.csmintele circulare sau aproximativ circu-
lare, care reprezinta majoritatea zscsmintelor
de gaze din R.P.R., este constants in timpul
exploatarii, ca 5i la amplasarea uniforms, in
sensul ca diferenta dintre presiunea de contur
..5i presiunea dinamic. de fund a sondelor nu
se schimba, in cazul exploatarii, decit spre
sfiriitul ei. Singura deosebire este ca valoarea
lui Op este mai mare la amplasarea in baterie
decit la amplasarea uniforms. In general, valo-
rile depresiunii variazs intre 0,3 ,si 3 at ,si
anume, in jurul limitei inferioare la amplasarea
uniform. ai in jurul limitei superioare Is am-
plasarea in baterie.
Urmarirea presiunii de zacamint se poste
face foarte bine cu ajutorul unei (sau al mai
multor) sonde piezometrice, amplasate in puncte
potrivite.
6. Rtmul de extractie la z.camintele de
gaze.
a) Principiile generale. In decursul exploa-
tarii, presiunea unui zacamint de gaze scade in
continuu, iar relacia intre cantitatea de gaze
extrase pins is acest moment este data prin
ecuacia (169) :
Ve '.
P =P0-
in care:
p este presiunea zacamintului, la un mo-
po -
ment dat ;
presiunea initial. a zacamintului ;
volumul spatiului de pori ocupat
de gaze, conform ecutiei (159) con-
siderat constant;
Ve - cantitatea de gaze extrasi cumulativ
ping la momentul dat.
Dace debitul sondelor se stabile?te pe baza
ecuatiei (186) in care, conform ecuatiei (192):
ps = Pe - 2A (193).
pentru debitul unei
sonde se obtine relacia :
II
q = c
l
pe----
aa
. (194)
Dup. cele expuse anterior presiunea pe este
aproximativ egals cu presiunea medie. a zaca-
mintului p, deci ecuacia (194) se poate scrie
si sub forma :
q = cal p 2AI . (195)
Ecuatia (195) arata cum scade debitul fie-
csrei sonde, pe mssurs ce scade presiunea
zscsmintului, in decursul exploatarii. De aici
rezult?i ca pentru a mentine debitul unui
zacamint la o valoare constant., trebuie s6 se
mareasca in mod continuu numarul de sonde
sau ca debitul unui zacamint scade continuu,
dace numarul de sonde se mentine constant.
In faza initialii de exploatare a unui zaca-
mint de gaze, mencinerea unui debit total
constant" cere adaugarea unui numar mic de
sonde not pe an; cu cit presiunea zacamintului
scade, cu atit numarul de sonde not care
trebuie introduse anual in exploatare se ms-
re~te, pentru a mentine constant debitul, total
al zacamintului. De la un moment dat, numarul
de sonde noi, necesare pe an pentru a mentine
debitul total constant este atit de mare, cu
site cuvinte, aportul de productie al fiecarei
sonde not este atit de mic, incit el isi pierde
eficacitatea economics.
Cind s-a ajuns la aceast. situatie, continuarea
exploatarii cu un debit constant al zacamin-
tului nu mai este rationale. Urmeaz. exploa-
tarea zacamintului cu numarul de sonde con-
stant, in timp ce debitul total scade continuu.
b) Extractia cu debit constant, Q = constant.
1) Variatia in timp a numarului
de sonde. Pentru a stabili, la amplasarea
uniformi a sondelor, relacia intre numarul
de sonde n ?i timpul (socotit de la inceputul
exploatarii), t, pins la care n sonde pot da
debitul prescris ,si constant Q, se folosesc
urmatoarele ecuatii:
Q 11,75 khps pe - ps
q = n = It r (196)
log e
rs
in care :
q este debitul mediu al unei sonde in m3n/zi;
Q - debitul total al zacamintului in man/zi;
n - numarul de sonde.
Notatiile din partea dreapt. a ecuatiei (196)
sint cele din ecuatia (178).
In ecuatia -(196) se introduc urmatoarele
expresii :
11,75 khgps
Al = (197)
Valoarea lui . re este egala cu jum.tatea
distantei dintre sonde, deci conform ecuatiei
(173) se poate scrie:
1 F
_ _
e=re 2Vn
in care F este suprafaca tonei gazeifere.
Deci, in locul expresiei: log (re/rs)
din ecuatia (42) se poate scrie :
(198)
r . b
log
_
e = log
(199)
y
r
S n
In locul presiunii P. din ecuacia (196) se
poate introduce conform ecuatiei (169):
V
Pe=PO - S2
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
in care:
po este presiunea initials a zacamintului, in
ata ;
Ve - cantitatea de gaze extrasa cumulativ
din zacamint de la inceputul exploa-
tarii, in man ; .
S2 - spaliul de Pori ocupat de gaze, in m3.
Daca se tine seama ca
Ve=QL
In care t este timpul in zile care a trecut de
la inceputul exploatarii pins la extractia can-
titatii de gaze Ve,. ecualia (169) se poate scrie
?i astfel:
Q
Pe = PO t
In locul lui p, din (196) se poate scrie con-
form ecuatiei ('186) :
ps = q = Q (203)
c cn
Introducind in ecuatia (196) expresiile din
ecuatiile (197) (199), (200), (202) ?i (203) se
obtine :
Q 12
Q 2
po- - t
cn2
n log(b1Vn)
Rezolvind ecuatia precedents in raport cu
t, se obtine :
t= S2-Ipo- l/,Q 11 logrb- + Q
Q Y n A1 /n c2n2
Pentru proiectarea practice a exploatarii
zacamintelor, formulele (204) ?i (205) fiind
greoaie, calculul rezultatelor cere mult timp.
De aceea, pentru stabilirea relatiei dintre timpul
t ?i numarul de sonde n, se folosepte ?i o alts
formula care se deduce in felul urmator:
Din ecuatia (202) reiese:
,Q Q
t = Q (po - p) Q (po - Pd. (206)
Din ecuatiile (192) pi (203) se deduce:
pe = ps + AP = Q + AP. (207),
Introducind in ecualia (52) pentru expresia.
din ecuatia (207) se obtine:
t = Q (PO - Op) - Q ? (208)
Q c1l
Avind in vedere ca depresiunea A p = pe-ps
este constants pe cea mai mare parte a duratei
de exploatare a unui zacamint (v. exemplul 1),,
ecualia (208) da o relatie destul de precise
intre t ?i n, pentru perioada de extractie cui
debit constant.
Ecuatia (208) se poate folosi odata ce se
cunoa?te valoarea lui Op, care se determine
la executarea probelor de productie a sondelor.
Aceasta ecuatie este valabila atit pentru ampla-
sarea uniforms a sondelor,.cit ?i pentru ampla-
sarea for in baterie cu observatia ca la ampla-
sarea in baterie, Op are valori mai mari decit
la amplasarea uniforms.
Intr-un sistem de coordonate ortogonale,.
relatia dintre timpul t ?i numarul de
sonde n., este reprezentata printr-o
hiperbola, ale carei puncte au ca abscise
timpul ?i ca ordonate numarul de sonde.
Ecuatia (204) indica timpul, socotit in zile
de la inceputul exploatarii pins la care n
sonde pot da debitul zilnic constant Q.
La amplasarea sondelor in baterie circulars,
cind curgerea gazelor in strat i?i pierde carac-
terul radial, relatia dintre timp ?i numarul de
sonde pentru un debit constant are forma :
S2 1 R2' - r2n
t R [P,) - I R lA In `- b
rs r-I
1 n RCb
2)Variatia in timp a celorlalti
parametri ai exploatarii. Relatia
pentru varialia presiunii de zacamint in functie
de timp, se deduce din ecuatia : (168) :
+ Qjl (205)
c2n J
in care:
Rc este raza conturului de gaze in m ;
rb - raza bateriei in m,
celelalte notatii find aceleapi ca ?i in ecuatia
(204).
Raza conturului circular se calculeaza cu
ecualia :
in care F este suprafata zonei gazeifere (v.
fig. 74).
Ve
p=Po - Q
Daca pentru V,, cantitatea de
gaze extrasa cumulativ din zaca-
mint se introduce, conform ecua-
tiei (202):
Ve=Qt
p = po - Q t. (209)
Intr-un,sistem de coordonate-ortogonale cu
scarf uniforme, relatia (55) este reprezentata
printr-o linie dreapta.
- Variatia in timp a presiunii dinamice de
fund a sondelor p5 este data, conform ecuatiei
(192) prin formula:
p,s =p- Ap=po - Op- t. (210)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
In sistemul de coordonate menlionat, relalia
(210) este reprezentata printr-o linie dreapta
care este paralela cu linia presiunii de zaca-
mint p f (t), din ecualia (209) ?i la distanta
.Op sub aceasta.
Varialia in timp a debitului zilnic al fiecarei
sonde este data prin ecualia :
9-cps=c(po-.Op)-EQt. (211)
S2
In sistemul de coordonate amintit, relalia
(211) este reprezentata ?i ea printr-o linie
dreapta.
c) Extraclia cu nuniarul de sonde constant,
n = constant. in multe cazuri, perioada de
extraclie cu debit constant devine neralionala
,si anume, din momentul cind menliherea con-
stanlei debitului cere un numar prea mare de
sonde noi.
in vederea stabilirii relaliei dintre para-
metrii de exploatare ?,si timp, perioada de
extraclie cu n = constant se poate imparli in
trei etape.
1) E t a p a c u p r e s i u n e a d e z a c a -
m i n t r i d i c a t a. Aceasta etapa se extinde
pins in momentul cind, conform ecualiei (191),
presiunea de zacamint a scazut la valoarea :
P= 10 - (212)
2A
in care :
0 P
irkhP,
r
pa?ln
rs
este presiunea de zacamint,
- pentru curgerea radials con-
form ecualiei (178),
c - coeficientul de viteza al ex-
tracliei, conform ecualiei
(194).
In cazul exemplului 1, aceasta presiune este
de 13,3 at.
In aceasta etapa, este valabila ecualia:
AP=pe-ps=p-ps=24 (192)
conform careia depresiunea Op, adica dife-
renta dintre presiunea de zacamint p ,si pre-
siunea dinamice de fund a sondelor p3 este
o constants.
- Varialia presiunii de zacamint in fuclie
de timp, se determine in felul urmator:
Avind in vedere ecualiile (167) ,si (186) se
poate scrie :
Qdt= - I dp
Qncps=nc(p-Op)
din care se deduce, prin eliminarea lui Ps ,si
prin integrare
t= 92 'Inpo -Op
cn p Ap
in care :
t este timpul de exploatare, socotit in zil'e
p
S2 -
din mQmentul cind presiunea de
zacamint are valoarea Po, in ata,
presiunea de zacamint dupe ce s-a
scurs timpul, in ata,
spaliul de pori al zacamintului ocu-
pat de gaze, in m3.
Celelalte notalii c?int cele folosite anterior..
De obicei, relalia (213) se reprezinta intr-un
sistem de coordonate ortogonale, printr-o
curbs ale carei puncte au timpul ca abscise
,si presiunea ca ordonate.
- Variatia presiunii dinamice de fund a
sondelor in funclie de timp ps = f (t) se.sta-
bileste cu ajutorul ecualiei (213) ca:
PS = P - Op.
In sistemul de coordonate mentionat, relalia
pS = f (t) este reprezentata printr-o curbs para-
lela cu curba p = f (t).
Variatia in timp a debitului zilnic al fiecareia
dintre sonde este data de relalia :
4=cps=c(p-Op) (215)
in care se introduc valorile pentru p aflate
cu ecualia (213).
2) Etapa cu presiunea de zaca-
m i n t s c a z u t a. In aceasta etapa pre.
siunea de zacamint p a scazut sub valoarea
definite prin ecuatia (212) fiind totusi Inca
destul de mare, pentru a asigura sondelor
un debit conform ecuatiei (186).
Aceasta limits inferioara a presiunii de zaca-
mint, la care se terming etapa de exploatare
cu presiunea de zacamint scazuta, se determine
cu ecualia (190) in care, pentru presiunea dina-
mica de fund a sondelor p3 se introduce va.
ps = 1,1. ata
care este aproximativ valoarea minima a pre-
siunii dinamice de fund la care o sonde mai
produce gaze.
Rezolvind in aceste condilii ecualia (190) in
raport cu p se obline:
1,21+1,1 A?'
In cazul exemplului 1, s-a oblinut:
c = 952 m3N/zi?at; A = 358.m3n/zi?atz
deci:
P.= U 1,21 + 1,1 952 = 2,01 ata.
In aceasta etapa de exploatare, depresiunea
Ap nu mai este constants, ci scade continuu.
- Relalia dintre timpul de exploatare t si
presiunea de zacamtnt p, se determine in
felul urmator :
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Conform ecualiilor (167) ?i (186) se poate
scrie :
Q=ncpa= - n dpdt
?i conform ecuatiei (190):
C2 A f 111+I cA)yp2- 1
din care rezulta :
dp c2
~dt -n 2A _V1
(2A l2
c
P2 - lj.
se obline:
I - .2
1 +
apo + 1 + spa
ap+Vl+ap2
2A
a=
c
po - presiunea de zacamint la inceputul
etapei, in ata ;
p - presiunea de zacamint la un moment
dat, in ata ;
t - timpul care s-a scurs de la inceputul
etapei ping in momentul cind presiunea
de zacamint a scazut la valoarea p, in
zile.
Celelalte notalii sint cele folosite anterior.
Ecualia (218) are valabilitate generals, atit
-timp cit extractia se face cu numarul de sonde
n, constant. Aceasta ecuatie se poate folosi
-deci ?i pentru etapa cu presiunea de zacamint
ridicata.
Ca ?i pentru celelalte etape de exploatare,
relalia se reprezinta grafic intr-un sistem de
coordonate ortogonale printr-o curbs ale
carei puncte au timpul in abscise ?i presiunea
in ordonata.
3) Etapa de epuizare a zsca-
m i n t u l u i. Aceasta etapa reprezinta etapa
finals de exploatare a unui zacamint de gaze.
Ea incepe din momentul cind presiunea de
zacamint a scazut sub valoarea determinate
cu ecualia (216), nemaiputind asigura un debit
al sondelor, conform ecualiei (186).
Cu alte cuvinte, depresiunea Lp = p - ps
a devenit prea mica pentru a asigura coefi-
cientul optim al vitezei de filtratie c, in jurul
gaurilor de sonde.
Presiunea dinamica de fund a sondelor se
mentine in aceasta etarpa la valoarea minima
posibila, respectiv constant la circa 1,1 ata.
Sfir?itul etapei ?i totodata sfir?itul extracliei
sint date prin momentul cind presiunea de
zacamint a scazut ?i ea la p = 1,1 ata astfel
incit depresiunea Op = p - Ps = 0.
Din acest moment extraclia nu mai poate
continua decit cu ajutorul exhaustoarelor ?i la
un prel de cost ridicat.
Relalia dintre,timpul de extractie t ?i pre-
siunea de zacamint, p, in cadrul acestei etape
care poate fi numits ?i etapa presiunii dinamice
de fund constante a ?sondelor, se stabile?te
conform ecualiilor (167) ?i (177), in felul
urmator :
Q=-Ldp=nA(p2-ps)
dt
din care, rezolvind in raport cu t ?i integrind,
se obline :
t = S2 In (p0 - ps) (p + ps) (220)
2p5?n?A (p(' + ps) (P - Ps)
in care :
po este presiunea de zacamint la inceputul
etapei, in ata ;
presiunea de zacamint la un moment
dat, in ata ;
presiunea dinamica de fund a son.
delor, constants ?i egals cu -.1,1 ata ;
t - timpul de la inceputul etapei ping
la momentul dat, in zile;
- Varialia in timp a debitului fiecarei sonde
nu se mai stabile?te cu ajutorul ecualiei (186),
ci cu ajutorul ecuatiei (177), in care se intro-
duce pentru ps valoarea 1,1 ata, ?i pentru
- Varialia in timp a presiunii dinamice de
p, valoarea determinate cu ecualia (220).
= f (t) se stabile to cu aju.
fund a sondelor p
d) Exemplul 2.
s
-torul ecualiei (190) in care se introduc valo.
1) Condiliile problemei. Se va
-rile pentru p, determinate cu ajutorul ecualiei
stabili varialia in timp a parametrilor de ex-
lul
di
m
a
a
i
l
i d
l
(218).
- Variatia in timp a debitului fiecarei
e gaze
oatare a z
c
m
ntu
u
p
1, in urmatoarele condilii:
n exe
p
sonde q = f (t) se poate stabili cu ajutorul
Suprafaia zonei gazeifere
F, = 30 km'
-ecualiilor (186) ?i (190) cum urmeaza:
2
q = cps = 2A V 1 + (2A )2 p2 - 1. (219)
In ecualia (219),se introduc valorile pentru
;p determinate cu ajutorul ecualiei (218).
ap+I'l+a2p2
1 +
- 1 + apo + ~'1 + a2pa i
saturaia in ape remanenta a zonei gazeifere Se = 0,20
porozitatea zonei gazeifere - m=0,30
zacamintul se va exploata la inceput
cu un debit constant Q=600 000 m3N zi
ceea cc corespunde unei extractii anuale de
230,10" m3N .
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
2) Parametrii fic?i ai zacamin-
t u 1 u i. Spatiul de pori ocupat de gaze con-
form ecuatiei (159) este:
'n= fhm (1 -s,) =30- 106- 10 - 03 0 - 0,2)
= 72.106m3N.
Rezerva initials de gaze conform ecuatiei
([60) este:
293 _
o
VO _ Z0 (t + 273) p
293 .72.108.56,1 =
0,9 (20 + 273)
= 4,48.109 m3N.
Temperatura zacamintului t, s-a luat de 20?C,
care ar rezulta dintr-un gradient termic de
3?/100 m ,?i din adincimea zacamintului de
650 m.
Factorul de abatere al gazului metan Z la
20?C ?i 50 ata este, conform tabelelor (v.
Cap. IV B.d.2.a,) de circa 0,9.
Raportul dintre extractia anuale ,si rezerva
initials de aze este de :
230 ? 108. 100 = 5,1%
4.48.109
Se mentine amplasarea uniforms a sondelor
ca pi in exemplul 1, deoarece raportul anterior
depa?e~te valoarea de 5%.
3) Perioada debitului constant
Q1 = constant. Variatia in timp a numa-
rului de sonde n necesare pentru a mentine
debitul zacamintului la 600 000 m'/zi, se sta-
bile?te cu ajutorul ecuatiei (208):
= S2 S2 =
tl Q (p0 - 0 p) cn
r
72.10 05.(56,1 - 1,3) - 72-106
6-105 952 n.
= 6580 - 76 300
n
Debitul initial al unei sonde este, conform
exemplului 1, de 52 200 m3/zi ?i cum
Q = 600 000 = 11,5,
52 200 52 200
exploatarea zacamintului va incepe cu n = 12
sonde.
In ecuatia (208) mentionata se introduc
pentru n valorile 12, 13, 14... 52 calculin-
du-se, pentru fiecare valoare n, valoarea cores-
punzatoare a timpului t. Valorile lui t in zile,
indica timpul (socotit de la inceputul exploa.
tarii) cit poate produce zacamintul 600 000
m3N/zi, cu numarul respectiv de sonde, n.
Rezultatele sint concentrate in tabela 18
in care pentru fiecare n - se indica timpul
in zile pi in ani.
In practica proiectariii exploatarii zscamin-
telor de gaze se saps mai multe sonde decit
indica valorile n din tabela 18 pentru a putea
acoperi virfurile de consum pi pentru a avea
eventual una sau doua sonde piezometrice.
In fig. 80 s-a trasat curba care reprezinta
numarul sondelor necesare in funccie de timp,
n=f(t).
Din analiza cifrelor din tabela 18 rezulta
ca numarul de sonde not On, necesare in fie-
care an pentru a mentine debitul zacamin-
tului constant se marepte continuu. Acela~
lucru se deduce ,?i din fig. 80, unde inclinarea
curbei n = f (t) fats de axa absciselor cre$te
din ce in ce mai mult. Se va considera n = 30,
ca numarul maxim rational de sonde, cores-
punzind punctului 1 al curbei.
In acest caz, distanta dintre sonde este,
conform ecuatiei (173):
2a V n _ 1x303008 = 1 000 m
care este\egala cu cea aleass estimativ in exem-
plul 1.
Durata totals a perioadei cu debitul constant
al zacamintului este t = 4 040 de zile.
Variatia in timp a presiunii de zacamint p,
se stabile~te conform ecuatiei (209)
p=p0- Q1t=56,1- 6.105 t=
S2 72-10(l
= 56,1 - 0,00834 t.
In fig. 80, relacia p = f (t) este reprezentata
printr-o line dreapta, determinate prin punc-
tele :
(t0 = 0 , po = 56,1 ata) ,?i
(t1 = 4 040 zile, p1 = 22,5 ata) la sfirsitul
perioadei cu debit constant.
In tabela 18 sint cuprinse citeva valori
pentru p.
Variatia in timp a presiunii dinamice de fund
a sondelor p5 , este data prin ecuatia (210) :
p5=p- Ap=p - 1,3
in care se introduc valorile corespunzatoare
pentru p.
In fig. 80, relacia p. = f (t) este reprezentata
printr-o linie dreapta, paralela cu dreapta
p = f (t) ?i la distanta Op = 1,3 at, sub aceasta.
In tabela 18 Sint date citeva valori pentru P.
Variatia in timp a debitului fiecarei sonde
se stabile?te cu ecuatia (211):
q = cps = 952 p5
in care se introduc valorile corespunzatoare
pentru p5.
In fig. 80, relacia q = f (t) este reprezentata
printr-o linie dreapta, determinate prin punc-
tele :
(t0 = 0, q0= 52 200), respectiv p5o= 54,8 ata pi
(t1= 4 040, q1=20000), respectiv ps1=21,2 ata.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
, _q= q
ql Ap2
trecindu-se pentru citeva cazuri, in tabela 18.
In fig. 80 s-a trasat relacia cc = f (t). Curba
Q = f (t) este reprezentata in fig. 80 printr-o
dreapta, paralele cu axa absciselor.
4) Perioada cu.numaruI de
sonde, n, constant.
a) Etapa cu presiunea de zacamint ridicata.
Variatia, in timp a presiunii de zacamint, p, se
stabilepte conform ecuattiei (213):
t = Q In pa - Op - 72. 101 In 22,5 - 1,3 =
cn p - .p 952.30 p - 1,3
= 25201n 21,2
p -'1,3
PO, presiunea initials a etapei este egala cu P1,
presiunea finals a etapei premergatoare.
Durata acestei etape se intinde ping ce, con-
form ecualiei (212) presiunea de zacamint p,
scade la :
P2= 10 c = 10 952 = 13,3 ata.
2A 2.358
Introducind in ecua>
in continuarea curbelor din etapa premerga-
toare.
Curba n = f (t) este reprezentata prin aceea9t.
dreapta ca ?i anterior, paralela la axa absciselor.
y) Etapa de epuizare a zacamintului. Va-
riatia in timp a presiunii zacamintului p, se
stabile9te cu ajutorul ecualiei (220):
in care
p5 = 1,1 ata ; po = 2,0 ata
t - 72.106 In 2 - 1,1 'p + 1,1 =
2.1,1.30.358 ~2-1-1,1 p- 1,1
= 30441n (0,292 p +
l p-1,1
Durata acestei etape se intinde, teoretic
ping in momentul cind presiunea z5c5mintulu1
scade la valoarea 1,1 ata.
Introducind in ecualia (220), pentru p,.
valoarea 1,1 ata, reiese ca:
t4 = 00 .
Practic, exploatarea se intrerupe in cazul
cind a ajuns la limits .rentabilitalii. In general,
Tabela 20. Variatia parametrilor exploati rii, in perioada cu numarul de sonde constant, etapa de presiune de-
zac8mint scazuta
ata
(I) I
zile
(2)
zile
(3)
Anul
(4)
ata
( l5)
ma/zi
(6)
me/zi
(7)
%
(8)
m'/zi
(9)
13,3
0
5 550
-
12,0
11400
64 000
17,8
312 000
1.2,0
280
5 830
16
10,7
10 200
51700
19,8
306 000
10,0
800
6 350
18
8,75
8 300
35 800
23,2
249000.
? 8,0
1 440
6 990
20
6,8
I 6 500
22 900
28,4
195 000
6,0
2 320
7 870
22
4,8
4 600
12 900
35,6
138 000
4,0
3 570
9120
25
2,9
2 760
5 700
48,3
82 800
2,0
6 520
11970
33
1,1
1050
1430
73,5
31500
- Varialia in timp a debitului fiecarei sonde
se stabile9te cu ajutorul ecualiei (219):
q=cps=952p3
in care se introduc valorile aflate pentru p,.
- Varialia, in timp, a coeficientului de soli-
citare a 8i a debitului total al zacamintului.,
Q, se stabilesc ca gi pentru etapa premergatoare.
po + y1+a2p z
2
- 1 + apo + V1 +a2 p2 j + In ap + V1 + a2p2
2A-2 358 =0752; 13,3ata
c 952. po = pz =
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
rezultatele obtinute cu ajutorul ecuatiei (220)
au numai o valoare calitativa, deoarece :
- In ultima etapa de exploatare, de multe
on nu mai produc toate sondele in mod
normal, parte fiind fie inundate, fie acciden-
tate, deci cu productivitatea mica. .
- Presiunea dinamica de fund a sondelor
nu este,perfect constants, de 1,1 ata; ea scade
in cursul etapei de epuizare, pe masura ce se
mic?oreaza debitul sondelor, respectiv scade
rezistenta de curgere in tevile de extraclie.
- Varialia in timp, a debitului fiecarei
sonde nu mai urmeaza ecualia (186) ;
ci ecualia (177):
q =A (p2 - p2) = 358 (p2 - 1,12).
In tabela 21 sint date pentru citeva valori
p, alese intre 2,0 ?i 1,1 ata, rezultatele cores-
punzatoare pentru t, T, q ?i Q.
In fig. 80 s-au trasat curbele: p = f (t),
q = f (t) ?i Q = f (t) presupunind ca toate
cele 30 de sonde produc ping la sfir?it.
Curba n = f (t) este o dreapta paralela cu
axa absciselor. De asemenea ?i curba p = f (t)
este o paralela cu axa absciselor la distanta de
1 ata de la aceasta. Curba p = f (t) se apropie
asimptotic de valoarea 1,1 ata ?i curba Q = f (t)
se apropie asimptotic de valoarea 0.
Tabela 21. Variatia citorva parametri ai exploatSrii,
in perioada cu numarul de sonde constant, etapa
epuiziirii zacamintului
Anul
a
m
ata
Zile Zile
I
/zi
m
I
/zi
(1)
(2) (3) (4)
(5)
(0)
2
0
0
11 9 70
33
1 050
31 500
,
1,6
580
12 550
35
720
21600
1,6
1 390
13 360
37
470
14100
1,4
2 720
14 690
41
270
8100
1,2
5 800
17 770
49
85
2 550
1,1
0
0
In practica proiectarii exploatarii zacamin-
telor de gaze se renunta, de obicei, la calculul
parametrilor din etapa epuizari, deoarece pe
de o parte, rezultatele nu au valoare cantita-
tiva ?i, pe de alts parte, deoarece contributia
zacamintelor in epuizare - la indeplinirea pla-
nului general de productie - este cu totul.
neinsemnata.
7. Rolul presiunii sondelor in transportul
gazelor extrase. Deoarece gazele din zacamin-
tele gazeifere se consuma, fie drept combustibil,
fie drept materie prima in starea ?i in com-
pozitia in care se extrag din sonde, acestea sint
legate direct la conducta. de transport spre
punctele de consum. De obicei, la inceputul
exploatarii, presiunea de zacamint satisface
relatia :
p = Op + 0'p + pe (221)
p este
Ap=p-Ps -
presiunea de zacamint;
depresiunea in zacamint, adica
diferenia dintre Vresiunea de
zacamint ?i presiunea dinamica
de fund a sondelor ;
depresiunea in tevile de extrac-
lie, adica diferenta dintre pre-
siunea dinamica de fund a son-
delor ?i presiunea de la capul
de sus al tevilor de extraclie
(inainte de duza capului de
eruptie). Aceasta depresiune
este necesara pentru a aduce
gazele de la fundul sondei la
suprafala ;
presiunea in conducta de
transport, in punctul de lega-
tura cu sondele.
Atit time cit inegalitatea (221) este satisfa-
cuta, transportul gazelor la punctele de consum
se face exclusiv cu presiunea sondelor.
Presiunea in conducta. de transport p,, este,
de considerat o valoare constants, care depinde
de dimensiunile ei ?i de consumul de gaze
prescris. Deci scaderea presiunii de zacamint
pins la :
p < Op + A'P + Pc (222>
duce la o scadere rapids a depresiunii Ap,
respectiv A'p, care sint necesare pentru a.
extrage cantitatea de gaze pe care o pot da
sondele in mod rational, conform ecualiei
(186):
q = cps
respectiv conform curbei q = f (t) din fig. 80.
Cum insa, pe de alts parte, debitul unei
sonde scade proportional cu patratul presiu-
nilor (v. ecualia (1y5)), scaderea presiunii de
zacamint - sub valoarea indicata in ecuatia
(222) - ar duce la o scadere rapid's a debi-
tului zacamintului ?i in scurt timp la imposi-
bilitatea de a-1 mai exploata in aceste conditii.
In consecinta, intre sonde ?i conducta de-
transport se intercaleaza compresoare, care
aspira gazele extrase la presiunea ps - Op
(ps avind valorile determinate prin curba
pS = f (t) din fig. 80), comprimindu-le apbi
is presiunea conductei P..
Compresoarele necesita investilii mari, insta-
larea for reprezinta deci un moment marcant
in exploatarea zacamintelor de gaze. Se deose-
be?te astfel o a perioada de exploatare fora
compresoare> (P.F:C.) ?i o o perioada de,
exploatare cu compresoare> (P.C.C.) a zaca-
mintelor de gaze.
Daca, in exemplul 2 presiunea conductei de
transport an fi de 25 ata ?i depresiunea 0'p
de 2 at, perioada de exploatare fara compre-
soare s-ar termina in momentul cind, conform
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
560 PROIECTAREA EXPLOATARII ZACAMINTELOR DE TITEI SI GAZE
ecualiei (221), respectiv (222), presiunea de
zScSmint a scazut la valoarea :
P= AP+ 0+pe = 1,3 + 2,0 + 25 = 28,3 ata.
Acest punct este marcat cu C pe curba
p = f (t) din fig. 80. Abscisa acestui punct
indica durata perioadei fara compresoare, circa
3 350 de zile.
Intre presiunea de zacaminr p ,si presiunea
la capul de eruplie pt , exists relalia :
p = zXp + 0'p + Pt (223)
cu notaliile din relalia (221) care este valabil5
pentru perioada fara compresoare.
Combinind relalia (223) cu relalia (221):
p> Op+ L'p+p
se obxine pentru perioada fara compresoare,
relalia :
Pt > Pe (224)
care enunla faptul cunoscut ca in perioada
fara compresoare, presiunea la capul de eruplie
este mai mare decit presiunea conductei. Ga-
zele ajung la suprafala cu un surplus de energie
care este absorbit - prin strangulare - cu duze
de diametre potrivite.
in tehnica modern! de exploatare a zaca-
mintelor de gaze acest surplus de energie este
folosit pentru a ridica presiunea gazelor extrase
?din alte sonde in stadiu mai avansat de epui.
Game. a de ames/ec
Gaze/a de/a
soade% d 'F
marepresiuneT-
Ooze de/a ,rende%
de nvca~resiune
Fig. 81. Schema unui elector de gaze.
zare, la presiunea conductei de transport. In
acest stop, gazele sondelor de mare presiune
sint dirijate in ejectoare care aspira totodata
gazele sondelor cu presiunea scazut!. Cele
doua categorii de gaze sint conduse prin
camera de amestec a ejectorului unde se for.
meazd o presiune superioarg celei din conducta
de transport. Schema unui astfel de ejector
este reprezentata in fig. 81.
Aceste aparate sint de o construclie relativ
simpla, deci pulin costisitoare, putind inlocui,
in condit:ii favorabile, compresoarele costisi.
toare, pentru o oarecare perioada de timp.
8. Ordinea de sapare a sondelor la exploa-
tare zacSmintelor de gaze.
a) Zdcdminte cu un singur orizont gazeifer.
Dintre sistemele dupa care se stabile8te ordinea
de sapare a sondelor, sistemul masiv, la care
toate sondele necesare se saps simultan, respectiv
se pun simultan in produclie, poate fi lust in
considerate numai pentru deschiderea zacamin-
tului, dacS acestuia i se impune - prin Planul de
Star - fin debit considerahil chiar de la in-
ceput. Sistemul masiv cere insa cantitali con-
siderabile de utilaj, mina de lucru, materiale
,si mijloace de transport, astfel incit de multe
on aplicarea lui nu este posibila.
Din aceste motive, in majoritatea cazurilor
se aplica sistemul cu indesire sau sistemul cu
Fig. 82. Schema aplicarii sistemului de inaintare la ampla.
sarea sondelor in baterie.
inaintare. Din punct de vedere hidrodinamic,
ambele sisteme sint echivalente.
La amplasarea sondelor in baterie se prefers
sistemul cu inaintare, la care se saps simultan
toate sondele de gabarit pe cite o porliune din
suprafala gazeifera (v. fig. 82). In acest caz se
obtain mai multe avantaje de ordin tehnico-
economic ,si anume: aplicarea forajului rami-
ficat, concentrarea conducerii forajului, inve-
stit;ii iniliale mici pentru utilajele de produclie
;;i pentru conductele de colectare, volum mic
de munca pentru deservirea sondelor in pro-
duclie.
La amplasarea uniform5 a sondelor, care se
face la zScamintele cu accidente tectonice, se
prefers sistemul cu indesire, la care se saps
sonde uniform pe toata suprafala gazeifera,
insa la un multiplu al distanlelor din gabaritul
final, intercalindu-se ? mai tirziu, intre sondele
forate, cite o serie de sonde noi, pins ce la
"urmS distanlele intre sonde s-au mic?orat
pins la cele stabilite in gabaritul final (v. fig. 83).
Acest sistem. face posibila imbunatiitirea
condiliilor de exploatare a zScamintului, per-
mijind ca in cursul forajului de exploatare sS
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
se eunoasca mai bine caracteristicele zecgmin.
tului pi ss se introduce, la nevoie, corective
is forarea ?i-exploatarea' seriei urinatoare de
b) Zaccdminte cu mai multe orixontitri . gazei-
fere. Dace un zacAmint are mai multe orizon-
turi gazeifere ale caror proprietati fizice pi in
special presiunea, . difera' considerabil, aceste
x
I
o
p
V
0
V
o
V 0
S
AI
S
Al
N
At ID
?
x
?
x
x
.
!
!I
!
Q
i I
if
I
o
p
o
p
o
p
0
IQ
N
!I!
Al
Ill
' A!
III
?
x
?
x
x
I
it
I
if
I
H
.l
Fig. 83. Sistemele de exploatare cu indesire a sondelor.
Sondele cu 1, II, III, IV sint sondele din primul, res-
pectiv,' din al ? doilea, respectiv din al treilea, respectiv
din al patrulea gabarit partial.
orizonturi nu pot fi exploatate simultan prin
acelea,?i sonde.
La sistemul de exploatare de sus in jos se
incepe cu exploatarea orizontului superior.
Sistemul prezinta avantajul ca productia se
obline repede ?i cu investitii initiale mici.
Dezavaihtajul principal al sistemului constg in
faptul ca, dupe epuizarea primului orizont
(superior) sondele trebuie adincite, ceea ce
prezinta de obicei dificultali tehnice. In nici
un caz nu se poate executa decit o singurg
adincire, astfel incit la zacaminte cu mai multe
orizonturi gazeifere, urmeaza sA se foreze un
numar mare de sonde.
Din aceste motive se prefers, in cazurile
cind sarcina de produclie, impusa zacgmin-
tului nu este prea mare, sistemul de exploa.
tare de jos in sus, la care se incepe cu exploa.
tarea orizontului inferior. Punerea in exploa-
tare a orizontului, urmator (de mai sus) este
relativ u5oarg ?i se poate face dupe ce pre-
siunea orizontului inferior a scazut la pre-
siunea celui urmator, nefiind necesar sg se
a?tepte ping cc primul a fost epuizat complet.
In acest fel se maregte considerabil pi producti.
vitatea sondelor, numarul sondelor necesare
fiind relativ mic. Sistemul mai prezinta avan-
tajul ca, trecind cu sapa de la primele sonde
prin toate orizonturile gazeifere se obtin din
timp cuno~tiinte asupra caracteristicelor ace-
stora, ceea ce permite o planificare mult mai
precise a intregii exploatari.
c. Bazele economice ale exploatarii zgcl-
mintelor de gaze
1. Generalitali. Caracterul economic al ex-
ploatarii zacamintelor de gaze este determinat
de o serie de indici tehnico-economics care,
in linii generale, se stabilesc in mod asema-
ngtor celor ai zacamintelor de litei (v. subca-
pitolul: Bazele economice ale exploatarii zaca-
mintelor de titei).
In schelele gazeifere din U.R.S.S. s-au efec-
tuat cercetari de ordin tehnico-economic, in
cadrul cgrora s-au 'stabilit acele relalii care
servesc la determinarea celor doi indici eco-
nomici principali ?i anume: productivitatea
muncii ,si pretul de cost. Relatiile mentionate
insa nu dau cifre precise cu valabilitate gene.
rata. Ele pot servi numai pentru, orientarea
calculelor economice ?i trebuie verificate pentru
fiecare.caz in parte, aceasta . cu atit mai mult
cu cit trebuie sa se xina seams de faptul ca
in R.P.R. nu s-au facut ping in prezent studii
economice mai aprofundate.
2. Productivitatea muncii. In scopul deter.
mingrii productivitatii muncii care se exprima
prin raportul dintre cantitatea gazelor extrase
(exprimata, de exemplu, in mii de m3n) ,?i
cantitatea de muncg depusa (exprimata de
exemplu in oameni x ani), s-au stabilit urmg-
toarele relalii:
a) Munca depusa de muncitori la extrac;ie.
Prin muncitori se inteleg, in acest caz, munci-
torii ocupati cu intretinerea. sondelor, electri.
cienii, mecanicii ?i alti muncitori calificati,
ocupali cu lucrari de rutins - in scheea
manipulantii la sistemul de colectare a gazelor,
cum pi muncitorii auxiliari.
Relatia stability are forma :
15
Md (jn)o,9
in care :
Md este numarul de muncitori (inclusiv
muncitorii ocupali la statiile de
compresoare, data exists) care
revin unei sonde;
In - numarul de sonde productive ale
;antierului.
Reprezentarea grafica a relatiei (225) este
data in fig. 84 din care reiese ca numarul de
muncitori necesari pentru fiecare sonde se
mi?coreaza cu cit numarul sondelor se ma-
re?te, respectiv cu cit distanta dintre ele se
micsoreaza.
b) Munca depusa de personalul tehnico-
administrativ la extracjie. Acest personal cu.
prinde inginerii, tehnicienii $i salariatii de la
conducerea schelei. Relatia rezultata are forma:
8
Mt = (En)0,7 (226)
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
tiumarul de salariali tehnici :ii ad.
ministrativi care revin unei sonde ;
numarul de sonde productive ale
;antierului.
Fig. 84. Num8rul de n uncitori Md, care revin unei
sonde de gaze in funclie de numArul total En de sonde
productive.
Reprezentarea grafica a relatiei (72) este
data in fig. 85.
Caracterul curbei este asemanator celui al
curbei din fig. 84.
c) Munca. depusd pentru forarea sondelor.
Deoarece munca depusa pentru forarea son-
Fig. 85. Nuin$rul de salariali tehnici gi administrativi-
Mt , care revin unei sonde de gaze in funclie de numiirul
total E. de sonde productive.
delor difera foarte mult de la pntier la 8antier,
nu este posibil sa se stabileasca o relatie ana-
litica, nici chiar aproximativa, de o valabilitate
mai generals.
In fig. 86 s-a reprezentat o curbs care dg,
pentru un anumit 88antier, numarul de sala-
riali necesari unui granic Mf, in funclie de
numarul total de granite in lucru, ale oficiului
de foraj, g. Cifrele care reies din curbs au o
valoare pur orientativa.
d) Determinarea productivitdtii muncii. Pro-
'ductiv,itatea muncii, exprimata in mii de, m3N
de gaze extrase pe om X an, se poate deter-
mina cu ajutorul ecuaiiei:
PM =
1000 L
P#
420
365 Ve
n + (nit[) (Mdi+ Mti)J
(227)
Fig. 86. NumSrul de salariali necesarl pentru un granic
de foraj in funclie de numrarul de granice in functiune
g, ale oficiului de foraj.
PM este productivitatea muncii, in mii de
m3 om X an ;
V. - cantitatea de gaze extras~ total in m3N;
M f - numarul de salariali care revin unui
granic de foraj conform fig. 86;
n - numarul total de sonde forate;
I - numarul total de [sonde, care se,
saps anual cu un granic ;
t i - numarul de zile al etapei de exploa-
Mdi
Mti -
tare, in care numarul de sonde
este egal cu ni;
numarul de muncitori, care revin
unei sonde productive in etapa i ,
conform fig. 84 sau ecuatiei (225);
numarul de salariati tehnici pi ad-
ministrativi care revin unei sonde
productive in etapa i conform
fig. 85 sau ecuaiiei (226).
3. Prelul de cost. Prettil de cost se exprima
prin raportul dintre cheltuielile totale de exploa.
tare pi cantitatea de gaze extrasa. La rindul for
cheltuielile totale de exploatare se compun
din doua elemente : cheltuielile de intretinere
pi amortizarea investiliilor.
a) Cheltuielile de intretinere. Cheltuielile de
intretinere se compun din doua elemente ,?i
anume : salarii ~i cheltuieli generale.
Dintre acestea, salariile se pot calcula cu
ajutorul ecuatiilor (225) ,si (226) respectiv al
fig. 84 ,si 85, prin care se stabile,5te numarul
de salariali. Numarul acestora se inmulte8te
cu salarijle respective sau cu salariul mediu,
pe cite o categoric.
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
Pentru calculele cheltuielilor generale s-a
gasit, pentru unele ,antiere din U.R.S.S. relatia:
4 .
Cg = 78 l[ In (228)
in care : t
G8'reprezinti cheltuielile'generale ale jSantie-
rului pe an, in mii de ruble,
En - numarul de sonde productive
ale ;antierului.
Cg 103
170
00 4 8 12 16 20 24 28 n
Fig. 87. Cheltuielile generale Cg, in rail de ruble ale unui
gander gazeifer, in funclie, de num88rul de sonde fin.
Reprezentarea grafica a relatiei (228) este
data in fig. 87.
In cazul cind lantierul are o statie de com-
presoare, cheltuielile de intretinere ale acesteia
trebuie adaugate la cheltuielile de intretinere
Fig. 88. Caracterul relajiel dintre cheltuielile de intre-
tinere gi puterea unei statii de cotpresoare.
ale gantierului. Fig. 88 da o curbs care repre-
zinta caracterul variatiei cheltuielilor de intre-
tinere ale statiilor de compresoare, in functie
de puterea lor.
b) Amortizarea investitiilor. Investitiile se cal-
culeaza separat pe fiecare dintre elemente:
- Forajul sondelor care se stabileste dupa
.devizul-norms de' foraj al unei sonde din
santierul respectiv.
- Mijloacele de baza pentru extractie, in
care intra : utrilajul subteran ?i de suprafata
a sondelor, ca : tevi de extractie, capete de
eruptie, separatoare, instalatii de masurat, etc.
Ve
- Investitiile generale in care intr5 : sistemul
de colectare al gazelor de gantier, atelierele,
rnijloacele de transport pi comunicatie, cla-
dirile, etc.
Statia de compresoare, data este cazul.
- Conducta magistrala de transportul gaze-
lor, in intregime data deserveste numai san-
tierul analizat, respectiv o parte corespunzs-
toare, ' cind conducta deserveste mai multe
8antiere.
Cotele de amortizare ale elementelor de
investitii mentionate se stabilesc conform
legilor in vigoare, respectiv normelor stabilite.
c) Determinarea prelului de cost. Pretul de
cost se poate determina cu ajutorul ecuatiei:
Cs-{-Cg+It+Ig+Is+I
C = 103 e
C este pretul de cost al gazelor
in lei pe 1000 ms N ;
C3 , Cg - cheltuielile pentru salarii,
't' 'b' 'g' 1s, Ic -
respectiv cheltutehle ge-
nerale, in" lei ;
cheltuielile de investitie
pentru foraj, respectiv
mijloace de baza pentru
extractie, respectiv in-
vestitii generale, respectiv
statia de compresoare,
respectiv conducta ma-
gistrala, in lei;
Ve - cantitatea de gaze ex-
trasa, in m3N.
Este de observat ca pretul de cost depinde
pi de sisternul de amplasare a sondelor (uni-
form, respectiv in baterie).
d. Bazele proiectarii complexe a exploatarii
.zacamintelor de gaze
1. Cuprinsul unui proiect complex. Un
proiect complex de exploatare cuprinde urma-
toarele parti principale :
- Studiul caracterului zacamintului, pri.
vind caracterul lui geologic, fizic si productiv.
- Partea gazodinamica, in cadrul careia se
stabileste variatia in spatiu 8i in timp a para-
metrilor de exploatare, pentru diferite variante
de exploatare alese.
- Partea economics, care cuprinde stabi-
lirea indicilor tehnico-economici ai exploatarii
pentru fiecare variants din partea hidrodi.
namica pi alegerea variantei optime din punct
de vedere economic.
- In cazul cind proiectul cuprinde exploa.
tarea mai multor zacaminte i se mai adauga
o parte, in cadrul careia se stabileste reparti.
zarea productii totale planificate pe fiecare
zacamint in parte.
2. Studiul caracterului unui zacamint de
gaze. Acest studiu urmeazi liniile generale
indicate in subcapitolul B.d. (exploatarea zacs-
mintelor de titei).
Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
 Sanitized Copy Approved for Release 2010/02/25: CIA-RDP80T00246AO34900380001-3
564 PROIECTAREA EXPLOATARII ZACAMINTELOR DE TITEI'SI GAZE
. a) Studiul caracterului geologic al zdcdmin-
tului. Acest studiu se efectueaza analog cu cel
al zacamintelor de titei (v. B.d.). El cuprinde
o. parte care trateaza geologia generals (tectonica
pi stratigrafia) a regiunii pi structurii in care se
aft zacamintul ?i o parte care trateaza geologia
zacamintului propri-zis. 0 atentie deosebita
trebuie data stratelor-i?eper care se gasesc in
unele structuri ca de exemplu tufurile dacitice
din zacamintele cuvetei din Transilvania.
Materialul documentar care insote~te acest
studiu este analog celui de la zacamintele de
titei.
b) Studiul caracterului fizic al zacamintului.
1) Conditiile initiale de pre-
siune ,sip temperature. Presiunea
zacamintului se stabile~te masurind presiunea
la citeva sonde noi, dupa ce ea s-a stabilizat.
Daca s-a masurat presiunea la gura sondei
p presiunea de fund- p, se calculeaza dupa
ecuatia (18')): valoarea ei este practic egala cu
presiunea de zacamint deoarece aceasta nu
variaza cu adincimea, decit foarte putin, din
cauza greutatii specifice foarte mici a gazelor.
Temperatura' de zacamint se stabileste ca
~i la zacamintele de titei.
2) Proprietatile fluidelor din
zacamint. Dintre proprietalile gazelor se
determine : compozitia, greutatea specifics ,si
viscozitatea. in foarte multe cazuri gazele
contin peste 95% metan, deci proprietalile for
se pot lua din tabelele ?i diagramele din Cap.
IV B.d.a) 1) sau Cap. IV B.d.2.a) ?i b), atit
pentru conditiile de suprafata, cit ,?i pentru
cele de zacamint.
Proprietatile apelor de zacamint se stabilesc
ca ?i la zacamintele de titei.
3) Proprietatile fizice ale ro-
cii colectoare. Se stabilesc:
- Porozitatea. Porozitatea medie a zaca-
mintului se calculeaza cu ajutorul ecuatiilor
(15) pi (16).
- Permeabilitatea. Permeabilitatea medie a
zacamintului se calculeaza cu ajutorul ecua-
tiilor (28) ?i (29).
- Saturatia remanenta cu ape.
Documentarea necesara studiului caracte-
rului fizic al zacamintului este mai putin ample
decit la zacamintele de titei, lipsind rezultatele
analizelor de titei gi ale probelor de fund.
c) Studiul caracterului productiv al zdca-
rnintului. Acest studiu cuprinde urmatoarele
obiecte :
1) Datele obtinute la probele de productie
executate la sondele noi, in special presiunile,
debitele ?i coeficientii vitezei-limits de filtratie.
2) Variatia in timp a presiunii de zacamint
pi a debitului sondelor.
3) Variatia in timp a pozitiei conturului
gaze-ape.
4) Stabilirea regimului de zacamint (v. ecua-
tiile (171) ?i (172):
5) Stabilirea rezervei de gaze.
6) Stabilirea etanseitatii faliilor :.aceasta . se
face ca ,i la zacamintele de titei.
Documentarea necesara acestui studiu cu-
prinde un material asemanator celui de la zaca-
mintele de lilei, cu exceptia datelor in legatura
cu titeiul ca : ratii gaze-titei, ralii de solutie,
coeficienti de volum ai fazelor lichide cum
pi, bineinteles, variatia in timp a proprietatilor
titeiului insu~i.
3. Partea hidrodinamica a proiectului. In
funciie de debitul pe care trebuie sa-1 asigure
zacamintul, conform planului ~i in functie
de datele obtinute din studiul caracterului
zacamintului, se alege intii sistemul de ampla.
sare a sondelor, uniform sau in baterie. Apoi
se execute calculul gazodinamic propriu-zis,
stabilind pentru fiecare perioada ?i etapa de
exploatare durata ?i variatia, in timp, a para-
metrilor exploatarii, conform celor expuse in
exemplele 1 ?i 2, -prezentind rezultatele de
calul sub forma de tabele ,?i curbe:
n=f(t); p=f(t); P,=f(t); A=f(t);
Q=f(t);