Dimensionnement du puits de fracturation hydraulique

Introduction

L'extraction du gaz de schiste peut se faire en employant la technique de fracturation hydraulique qui demande de larges quantité d'eau sous haute pression. Il est donc nécessaire de connaître les différents procédé de fracturation qui consistent principalement à libérer le gaz de schistes. Un réseau d'approvisionnement pour le puits ne peut être considéré d'un point de vue économique puisqu'une station possède une durée de vie annuelle un approvisionnement externe doit donc être considéré. 3 axes d'études ont été étudiés.
Premièrement, une étude mécanique a été réalisée pour déterminer la structure du puits, le procédé de forage et une vérification de l'intégrité de la structure. L'objectif du second axe de cette étude est de déterminer les composants indispensables afin d'obtenir une pression de travail en bas du puits suffisante. Une fois que la pression de l'eau en sortie du puits est choisie, il faut déterminer les pertes de charges liée au déplacement de l'eau. Une fois réalisée, le dimensionnement de la station de pompage peut être réalisée.  Suite à la fracturation hydraulique, une certaine quantité d'eau remonte. Il est nécessaire de savoir quelle est la quantité de gaz qui remonte pendant cet événement. 
 
Explication du procédé de fracturation hydraulique
 
La technique choisie pour la fracturation hydraulique est une fracturation dite "cased hole". Cette technique n'utilise pas uniquement la pression de l'eau pour ouvrir les brèches. En effet l'ouverture initiale est crée par une explosion controlée. Le puits horizontal est séparé en 10 sections. Elles sont traitées de manières successives. Le procédé de fracturation hydraulique est ainsi répété. Tout d'abord la section d'étude est isolée d'un point de vue hydraulique, ensuite il y a l'explosion qui est dirigée par un tube percée introduit dans la section. Pour finir le process, l'eau est injectée sous haute pression. Son rôle est d'élargir et consolider les fractures présentes dans le domaine d'étude. La consolidation est effectuée par l'intermédiaire de sable injecté. Il y a l'apparition d'une eau de reflux qui est due à la fermeture de certaines fractures à cause de la pression exercée par les roches.
 

Bibliographie

Gaz et pétrole de schiste... en question, Philippe Charlez, Pascal Baylocq, Edition TECHNIP, 2014, Paris

 

La conception d’un puits de gaz de schiste

Un puits de gaz  permet  d’accéder à la roche de schiste et extraire le gaz suite à un procédé de fracturation hydraulique. Une telle structure a plusieurs rôles. Le puits constitue une barrière physique entre le milieu naturel et le gaz. L'intégrité de la structure doit pouvoir être garantie en tout point pour éviter une cassure.

Les données nécessaires pour dimensionner un puits

Pour déterminer la profondeur du forage, nous avons utilisé le compte-rendu d'un essai de forage réalisé dans la région d'Alès. La connaissance des différentes couches et la fraction massique du méthane dans celles-ci ont permis d'estimer que la zone favorable à l'exploitation du gaz de schiste se trouve à une profondeur de 4000m   

Bâtir un puits à une telle profondeur correspond à un investissement important, c’est pourquoi une étude minutieuse et soignée doit être planifiée et élaborée au préalable avant de procéder à sa réalisation. Définir le profil du puits et son architecture générale constitue la première étape. Nous allons effectuer maintenant la conception de l’architecture du notre forage et puits en plusieurs étapes, synthétisée par la préparation de pluisieurs documents :

- La proposition de forage : c'est le document de base établi dès qu’il y a possibilité de forer un puits. Ce document définit l’emplacement du forage, sa localisation, les objets du forage, et aussi la géologie.

- Le rapport d’implantation : il est établi lorsque la décision de forage est prise. C’est un document type cahier des charges, qui couvre l’ensemble des opérations à mener et permet de déterminer le budget de l’opération

- Le programme de forage et de tubage : cela représente une opération primordiale pour l’extraction du gaz de schiste. Cette étape d’une importance majeure consiste à choisir les caractéristiques de constructions de puits. Les caractéristiques à choisir sont les suivantes :

- Diamètre respectifs de trépans (forage) et des colonnes des tubes

- Nombre de colonnes et profondeurs de pose

- Hauteur à cimenter derrière les colonnes


Bibliographie

ESSO Rep,Rapport de fin de forage,1965

Programme de forage et de tubage

Cette partie à pour but d'étudier et d'établir un programme de forage.

1) Technologie des tubes casing et tubing :

Le casing et le tubing sont des tuyaux normalisés par American Petroleum Institute (API) dans la spécification 5CT. Ils sont caractérisés par :

  •  La géométrie du corps tube
  •  Leur nuance d’acier ou grade
  •  La géométrie du manchon de raccordement

Géométrie des corps:

Le diamètre nominal d’un casing est proposé par API 5CT. Ce dernier représente le diamètre extérieur du corps. La longueur d’un tube se mesure entre la face extérieure du manchon et le nez de filetage mâle .Cette longueur est normalisée par le API 5CT entre 7.61 et 15 m. Nous allons prendre dans note étude une longueur de 15m pour chaque tube.

Nuance d’acier:

L’API considère trois types d’acier pour le casing. Le tableau suivant regroupe les différentes nuances d’acier selon API pour les casings et le tubing.

 

 

 

 

 

 

 

Caractéristiques des différents grades d'acier

 

2) Procédure de forage :

Tout forage se fait en plusieurs étapes, et est régi par une réglementation solide et rigoureuse. Après un avant-trou préparatoire réalisé par le génie civil, un premier trou de diamètre 36″ (~0.914 mm) est réalisé depuis la surface jusqu’à une centaine de mètres pour stabiliser le sol de départ (coffrer les formations peu profondes pour prévenir un éventuel éboulement et assurer l'imperméabilité du puits pour éviter la pollution des nappes phréatiques). Ce premier trou est immédiatement consolidé par un premier cuvelage (casing) de diamètre 30’’ (0.762m) en acier, légèrement plus petit, qui est cimenté pour assurer la cohésion entre le terrain et le tube.

Ce tube sert de guide pour réaliser les séries de trous suivant : d’abord de diamètre 26″ (~ 660 mm), jusqu’à environ 300 m de profondeur, puis 17 1/2" (~ 0.444 mm) jusqu’à environ 450 m , puis un tube de diamètre 12 ¼" (~ 0.311 mm) jusqu’à 600 m de répondeur et finalement un tube de production de diamètre de 8 1/2" (~ 0.1778mm) jusqu’à une profondeur de 4000 m.   

 Ceux-ci sont à leurs tours cuvelés (cuvelage de surface et cuvelage intermédiaire) et  cimentés.

Cette succession de couches de ciment et d’acier est très importante car elle permet d’assurer l’intégrité du forage et de protéger les nappes phréatiques traversées.

Suivant la profondeur à atteindre, typiquement 4000 mètres pour les forages d’Alès, une à deux autres séries de trous de diamètres de plus en plus petits peuvent être forées. Souvent le dernier trou est foré en diamètre 8 1/2″ (~21 cm), mais peut aussi être plus petit.

 L'image ci-dessous représente une coupe technique de notre puits phase par phase.

Coupe technique phase par phase

Reste maintenant à préciser que notre puits va atteindre une profondeur de 4000 m verticalement, et cela est expliqué par le fait que le méthane extrait existe à cette profondeur. Après la construction de ce puits vertical, nous procédons par la construction d’un puits horizontal de longueur égale à 1000 m. Ce puits vertical est foré dans la roche de schiste pour extraire le gaz piégé dans cette dernière par la méthode de facturation hydraulique.

Un puits vertical dans la roche de schiste est faisable aussi, mais avec cette configuration, nous ne pouvons pas avoir un bon rendement vu que verticalement l’épaisseur de la roche ne dépasse pas 100 mètres. En conséquence, un puits horizontal de 1000 m est beaucoup plus rentable sur le plan quantitatif du gaz extrait et aussi sur le plan financier et économique. 

3) Programme de notre forage :

Le programme de forage dépend principalement du type d’exploitation et de la géologie du site. Des programmes bien définis existent pour chaque configuration

Pour le choix de notre programme de forage, nous avons étudié différents programmes adoptés universellement pour choisir le forage adéquat qui répond le mieux  à notre situation.

Caractéristiques des tuyaux considérés

 

Programme du forage et du tubage de 0 à 600 mètres de profondeur

Après avoir choisi un programme de forage à partir de la norme internationale API 5CT, il faut maintenant étudier la résistance de notre structure et valider ce choix.


Bibliographie

J.P. Nguyen, Technique d'exploitations pétrolières : le forage, Institut Français du pétrole

Etude de la résistance de la structure (casing et tubing)

Toute structure doit être suffisamment résistante pour supporter les charges auxquelles elle sera soumise au cours de sa durée de vie. Les critères de résistance sont toujours basés sur les contraintes. En effet, à partir d’essais sur les matériaux, on déduit les valeurs limites à ne pas dépasser.

Dans cette étude de la résistance de la structure, nous allons résoudre un problème 2D, étant donné que nous avons une invariance par rotation par rapport à l’axe Z. 

1) Quantification des contraintes appliquées sur notre structure:

Avant d’entamer la partie résistance de la structure et la validation des dimensions, il faut tout d’abord déterminer les différentes contraintes appliquées sur notre structure (casing et tuyau de production) 

Tenseur de contrainte 2D pour la facette XY :

Pour une facette XY et en un point O, nous avons la matrice de contrainte suivante :

           

 

Avec :

         $\sigma_{xx}$ : contrainte normale qui représente la composante selon l’axe x de la contrainte agissante sur la facette normale à x

         $\sigma_{yy}$ : contrainte normale qui représente la composante selon l’axe x de la contrainte agissante sur la facette normale à y

         $\sigma_{xy}$( ou $\tau_{xy}$) et  $\sigma_{yx}$( ou $\tau_{yx}$) : la contrainte tangentielle qui représente la composante selon l’axe y(ou x) de la contrainte agissante sur la facette normale à x ( ou y )

Dans notre cas, nous supposons que notre casing ou tuyau de production est une poutre  d’axe Y pour quantifier les efforts agissants sur la  structure.

Donc, pour estimer les contraintes appliquées sur notre structure, il faut quantifier l’effort normal à partir de $\sigma_{yy}$, et les efforts tangentielles à partir de $\sigma_{xy}$ .

Pour le cas d’une poutre d’axe Y, nous avons $\sigma_{xx}$ = 0

Une brève présentation de la norme européenne de conception EUROCODE3 :

Les structures que nous allons étudiées sont des structures en acier, et comme l’EUROCODOE 3 définit les principes de calcul des structures en acier, nous allons les utiliser pour vérifier la résistance de casing et de tuyau de production.

L’EUROCODE 3 s’applique au calcul des bâtiments et des ouvrages de génie civil en acier. II est conforme aux principes et exigences concernant la sécurité et l'aptitude au service des structures, les bases de leur calcul et leur vérification qui sont données dans l'EN 1990.

2) Vérification de la résistance des casings:

Résistance des casings à l’effort normal suivant l’axe Y selon l’EUROCODE 3 :

Les casings doivent résister à deux contraintes :

  • Écrasement ou compression
  • Flambement

La longueur utilisée pour chaque casing ou cuvelage selon la norme API est égale à 15 mètres.

A partir de L’ EUROCODEC 3, la valeur de calcul de l’effort de compression Ned dans chaque section transversale doit satisfaire la condition suivante :

$N \big< N_{pl,Rd}=\frac{A f_{y}}{\gamma_{M0}} $

Avec :

$N_{pl,Rd}$ est la valeur de calcul de la résistance plastique de la section transversale, A est l’aire de la section transversale, $f_{y}$ est la limite élastique du matériau et$ \gamma_{M0}$ est le coefficient partiel de sécurité portant sur la résistance mécanique du matériau caractérisée par sa limite élastique. Ce coefficient peut actuellement être pris égal à 1.

Pour cette partie, nous faisons un exemple de calcul pour le premier casing qui est caractérisé par un diamètre de 30’’( 0.762 m) et une épaisseur de 7.9mm.

Nous avons choisi H 40 comme grade d’acier, qui est caractérisé par une limite élastique minimale égale à 276 MPa.

$N_{pl,Rd}=\frac{\Pi(R_{1}^{2}-R_{2}^{2}) f_{y}}{\gamma_{M0}}$= $20700  10^{3} Newtons$

Il ne faut pas que N dépasse $20700  10^{3} Newtons $ pour avoir un casing qui résiste bien à la traction-compression (écrasement).

Les forces de compression appliquées sur les casings sont engendrées par le poids propre de la structure.

$N= M g = \rho h A g =8000*15*0.075*10= 90000 Newtons$

L'inégalité suivante $N \big< N_{pl,Rd}$ est bien validé ,nous concluons donc que notre casing résiste bien à l'écrasement ( compression).

Idem pour le casing 2,3 et 4, ci-dessous un tableau récapitulatif  dans lequel nous avons étudié la résistance de tout les casings utilisés dans notre ouvrage.

Tableau des contraintes

Résistance des casings au flambement selon l’EUROCODE 3 :

Nous allons maintenant appliquer l’algorithme ci-dessous pour vérifier la résistance de casing au flambement.

Pour que notre casing résiste au flambement, il ne faut pas appliquer un effort axial N supérieur à$ N_{R}$ qu’on va le calculer maintenant.

 

Algorithme de détermination de flambement

Le flambement est le mode de ruine prépondérant et le plus dangereux des composants comprimés. Il se traduit par déformation de flexion brutale du composant à partir d’un niveau donnée de l’effort de compression.

Une barre comprimée doit donc être vérifiée vis-à-vis du flambement de la façon suivante :

Calcul de l’élancement réduit $\bar{\lambda}$ qui est égal à $\lambda$ / $\lambda1$.

Avec :   $\lambda$= $L_{cr}$/i ($ L_{cr}$ : longueur de flambement dans le plan considéré, i=( I/A)^0.5 :rayon de giration par rapport à l’axe approprié , déterminé en utilisant les propriétés de section transversale brute )

$\lambda1 = \pi*\sqrt {\frac{E}{f_{y}}}$

Avec :

E: module de Young de l'acier qui est égal à 210 GPa

${f_{y}}$: limite élastique du matériau

Application numérique:

$L_{cr}=0.5* L_{0}=0.5*15=7.5 m$ ( pour une structure bi-encastré)

$i=\sqrt \frac {I}{A}$

Pour une section annulaire, le moment quadratique est égal à:

$I_{x}=I_{y}=\frac{\pi*( D_{1}^{4}-D_{2}^{4})}{64}=134 10^{-5} m^{4}$ et $A=0.075 m²$

$i=0.133m$

$\lambda=\frac{L_{cr}}{i}=56.39$

$\lambda_{1}= 86.61$

$\bar{\lambda}=\frac{ \lambda}{ \lambda1}=0.65 $

Avec ces configurations, nous avons un risque de flambement simple puisque $\bar{\lambda}$ est supérieur à 0.2.

L’étape suivante consiste à calculer  X :

Avec:

$\alpha$ : facteur d'imperfection qui est égal à 0.21

Application numérique :

$\phi=0.758 $

$X=0.871$

Dans le cas où $\beta_{a}=1$ et $\gamma_{M1}=1.1$(Coefficient partiel de sécurité de résistance des éléments aux instabilités), nous avons d'après l'algorithme ci-dessus:

$N_{r}=16'390'636 Newtons$ et $N=M*g=90'000 Newtons$

il est clair que la valeur de Nr est beaucoup plus grande que N, nous concluons donc que le casing résiste bien au flambement. 

3) Vérification de la résistance du tuyau de production ou tubing:

Le tuyau doit résister aux 3 efforts :

  • Compression
  • Hydrostatique
  • Litho-statique

La longueur totale du tube de production et de 5000m (4000m puits vertical et 1000m puits horizontal). Ce tube est constitué par des conduites de 15 m chacune, et à partir de la norme américaine API nous avons choisi un diamètre égal à 7’’ (0.177m) avec une épaisseur de 0.0079 m.

Nous allons maintenant quantifier les contraintes appliquées sur le tube de production et vérifier sa résistance à partir les dimensions évoquées ci-dessus

 

Vérification de la résistance du tube de production aux efforts normales suivant l’axe Y selon l’EUROCODE 3 :

Vérification de la résistance du tube de production aux efforts tangentiels selon l’EUROCODE 3 :

En plus des forces de compressions, le tuyau de production est exposé aux efforts tranchants engendrés par la force hydrostatique et litho-statique.

Il faut quantifier maintenant  la contrainte $\sigma_{xy}$ appliquée sur le tuyau et vérifier la résistance de ce dernier.

Pour vérifier la résistance de tuyau aux forces hydrostatique et litho-statique, il faut que l’effort tranchant soit inférieur à celui résistant.

Effort résistant : $V_{pl}=\frac {f_{y}*A_{v}}{\sqrt{3}*\gamma_{M0}}$

Avec :

    Av : Aire de cisaillement selon l'EUROCODE3

Calcul des contraintes de cisaillement:

Selon EUROCODE3, pour un profil creux circulaire et tube d’épaisseur uniforme, nous avons Av  = 0.6 A (A:aire de la section transversale)

  • Efforts tranchants résistants :

$V_{pl}=\frac {f_{y}*A_{v}}{\sqrt{3}*\gamma_{M0}}=159.667  10^{3}$

  • Efforts tranchants appliqués sur le tuyau de production : 

-P1: Pression Hydrostatique 

​-P0:Pression Lithostaitique 

Nous avons:

P0= 60 MPa (pression nécessaire pour la fracturation hydraulique) 

P1= rho*g*h= 2850*10*4000=114 MPa

Avec 2850 la masse volumique maximale du sol.

La pression appliquée sur notre structure est égale à P2-P1= 54 MPa

La section cisaillée vaut : 0.00167 m²

V= (P1-P0) * section cisaillée = 54*10^6*0.00167= 90.18*103 Newtons

Le tuyau de production résiste bien aux forces litho-statique et hydrostatiques puisque V <Vpl.


Bibliographie

J.P. Nguyen, Technique d'exploitations pétrolières : le forage, Institut Français du pétrole

Jaques Brozzetti, Eurocode 3 calcul des structures en acier

Détermination de la pression de l'eau

Hypothèse d'étude

 

La fracturation hydraulique nécessite la création de fissure afin de faciliter le déplacement du gaz. Elle s'effectue en deux grandes étapes: Premièrement le tube horizontal est séparé en 10 sections de 100 m. Ces dix sections sont traitées les une après les autres de manière indépendante. Tout d'abord chaque section est isolée des autres, cette étape est nécessaire afin de permettre la jonction d'un tube creux munis d'explosifs. Cette explosion crée le réseau de fissure nécessaire pour permettre à l'eau mélangée avec du sable de renforcer et de consolider les fissures ainsi créées. Pour connaître la pression nécessaire que l'eau doit avoir pour pouvoir remplir ce rôle, il faut s'intéresser à la résistance de la roche aux efforts. Il y a trois modes d'aggrandissement des fractures : par cisaillement, par torsion et ensuite par ouverture qui correspond à l'élargissement orthogonal de la fracture. Dans notre cas, on  ne considère que le dernier puisque c'est celui qui va être mis en oeuvre par la fracturation hydraulique.

La pression que le fluide doit avoir doit permettre de casser la roche et empêcher la fermeture immédiate. Une étude menée par Hubbert and Willis a estimé que la pression de l'eau nécessaire peut être estimée par la formule suivante. $ P_{eau}=\frac{dP}{dz}* Profondeur $ avec $\frac{dP}{dz}=0.14~bar/m$ . Ainsi la pression que l'eau doit avoir en profondeur au minimum 600 bar.

 

Le but est à présent de connaître la pression que les pompes doivent fournir pour pouvoir atteindre une telle pression à l'extrémité du tuyau. Il faut donc estimer l'évolution de la pression le long de la conduite. Pour cela on utilise le théorème de Bernoulli

$$P+\rho*g*z+\frac {1}{2} u^2=constante-\Delta P$$ avec $P$ la pression de l'eau ; $\rho$ la fraction volumique de l'eau; $g$ l'accélération gravitationnelle; $ z$ la profondeur; $u$ la vitesse de l'eau et $\Delta P$ les perte de charge

La première étape a été la détermination de la vitesse au sein de la conduite. La connaissance exacte de cette variable n'est pas possible puisqu'elle dépend de l'intervalle d'ouverture de nouvelle fracture. Pour effectuer le calcul une valeur moyenne a été prise. Cette hypothèse peut être validée par un bilan de matière, il y a conservation de la masse et le fluide est considéré comme incompressible. On a donc :

$$Q=S*u=constante$$ avec $Q$ le débit; $S$ la section transversale du tuyau et $u$ la vitesse moyenne d'une section

De ce fait si la section en entrée et sortie du domaine est supposée identique, alors la vitesse est constante dans le tuyau. Cependant on ne peut considérer que les sections sont identiques jusqu'à l'entrée de chaque section. En effet à l'intérieur d'une section, les parois sont trouées ce qui augmentent la section de sortie. L'hypothèse effectuée maximise ainsi les pertes de charges, car elles dépendent de la vitesse au carré, qui se trouve être surestimée dans l'extrémité de la conduite. 

Estimer les pertes de charges s'est avéré être un problème assez complexe. En effet le problème traité est un problème diphasique (mélange eau/sable). Des hypothèses assez fortes ont du être faites pour permettre d'avoir un ordre de grandeur des pertes de pression. Le mélange a été considéré comme un fluide uniforme. Cela revient à considérer que la présence du sable ne possède aucun effet que ce soit sur le frottement du fluide ou sur la création de turbulence. Cette simplification peut être justifiée par la présence d'additif dont le but est d'améliorer la viscosité du fluide. Toutefois pour prendre en compte la présence du sable, on considère que les pertes de charges engendrées sont du même ordre que l'énergie nécessaire au transport de cette quantité de sable.

Détermination du profil de température

Il est nécessaire d'avoir une idée de l'évolution de la température puisque son évolution influe sur la valeur des paramètres physiques. En France le gradient de température est de 3.3°C pour 100 m. La température moyenne à la surface terrestre est de 10°C.

 

Pour estimer la perte de charge, on utilise la formule de Darcy-Weisbach.

$$J=f*\frac{u^2}{2*g*D}$$ De plus $$\Delta P=\frac{J*L}{\rho*g}$$ avec $L$ la longueur considérée

la formule de colebrook a été utilisée pour déterminer le coefficient de frottement $f$.

$$\frac{1}{\sqrt f}=-2 log_{10}(\frac {\epsilon}{3.71*D}+\frac{2.51}{Re*\sqrt{f}})$$

avec $\epsilon = 10^{-4} m$ la rugosité du tube

Le domaine d'utilisation de cette formule est en milieu turbulent. A grand Reynolds, on peut négliger la contribution du terme $\frac{2.51}{Re*\sqrt{f}}$. Le Reynolds est calculé de la manière suivante:

$$Re=\frac{\rho_f*u*D}{\mu}=5.5*10^5$$

avec $\mu=8.9*10^{-4}~ kg. m^{-1}.s^{-1}$ la viscosité dynamique de l'eau, $\rho_f=1072~kg.m^{-3}$ la masse volumique du fluide.

La viscosité de l'eau diminue selon la profondeur puisque la température augmente. Prendre une viscosité à basse température permet de minorer le coefficient de Reynolds et ainsi d'assurer que l'hypothèse est valable sur tout le domaine d'étude.

Estimer la force transmis par le fluide sur le sable correspond à évaluer l'énergie cinétique transmise au fluide. Pour cela, la vitesse de chute a été estimée grâce à la formule suivante. 

$$v_p=\frac{(\rho_p-\rho_f)*g*r^2}{4.5*\mu}$$

 

Cette vitesse de chute augmente avec la température et peut donc être minorée par la vitesse initiale $v_p=1.3~m.s^{-1}$.

La perte d'énergie peut donc être évaluée de la manière suivante sur 1m3 . $$\Delta E=M_s*(v_p^2-u^2)=300 J$$

Cela permet de tracer l'évolution de la pression dans le puits de production.

Evolution de la pression dans la conduite

La pression en entrée du puits a été prise à 330 bars. Cela permet d'obtenir une pression pour l'eau qui vaut 752 bars. Ce sur-dimmensionnement peut être justifié par le fait que des hypothèses très fortes ont dues êtres réalisées pour réussir à modéliser les pertes de charges

 


 

Bibliographie

M King Hubbert, David G.Willis, Mechanic of hydraulic Fracturing,1972

B.Oesterlé, Ecoulements diphasiques, 2006

D. Kondo, Modélisation du comportement des roches par la mécanique linéaire de la rupture

S. Bennis, Hydraulique et hydrologie, PUQ 2009

J. Varet, La géothermie, http://encyclopedie-dd.org/encyclopedie/terre/la-geothermie.html

Dimensionnement de la pompe

Le but que doit atteindre la pompe est de fournir au puits une eau à une pression de 330 bars à un débit valant 4 m3 par minute. Pour cela, il a été choisi de prendre 10 pompes en série qui seraient fixées sur un camion. Cela est du au fait que le temps de fracturation est relativement rapide, de ce fait il est nécessaire de pouvoir réutiliser les pompes pour un autre puits.

Il a été décidé de dimensionner le procédé avec des pompes à piston. Celles ci présentent l'avantage de ne pas provoquer de cavitation. Notre installation a été conçue de telle manière à éviter au maximum les pertes de charges liées au transport de l'eau jusqu'au puits. En effet, les camions sont juxtaposés aux réservoirs d'eau et à une très faible distance du puits en lui-même. Le seul phénomène de perte de charge est du au raccordement entre les pompes et le puits. En effet, le diamètre des tubes en sorties de la pompe font 40 mm alors que celui en entrée du puits ne fait que 170 mm. Il y a donc deux phénomène de pertes de charges. Premièrement lors du raccordement des différentes pompes, puis à cause du convergent. Le convergent possède une longueur de 10 cm avec un angle au sommet de 1°. On néglige la perte de charge engendrée par l'introduction du sable dans le tuyau par l'intermédiaire d'une vis sans fin.

Schéma du raccordement des pompes

Calcul des pertes de charges singulières :

$$\Delta P_{convergent} = (1-(\frac{\Phi _{sortie}}{\Phi_{entrée}})^2)^2 sin \alpha *\frac{\rho *u^2}{2} = 5 Pa$$

 

Les calculs précédent indiquent que la perte de charge liée au transport de l'eau de la pompe au puits peut être négligée.

Le choix pour la pompe a été porté sur une pompe à cylindrée variable à pistons axiaux A7V0 produite par la société Bosch. Le modèle choisi est le NG 355.

Courbes caractéristiques de puissance (kW)

Le point de fonctionnement choisi est de travailler avec un débit sortant de 400 L/min à une pression de 330 bar. Cela signifie donc que la puissance nécessaire à fournir pour obtenir ce couple là est de 250 kW. Le fonctionnement total de la station de pompage mobile demande 2,5 MW.


Bibliographie

Fiche technique de Bosch

Cours de APP hydraulique de Julie Ablagnac

S.Chaussedent. Statique et dynamique des fluides.NUMELiPHY

Détermination de la composition de l'eau de reflux

Composition de l'eau de reflux

Avant le début de la fracturation hydraulique, la porosité de la roche est remplie uniquement par un gaz qui est dans ce cas composé à 80% de méthane. Lorsque la fracturation hydraulique est réalisée, le milieu est donc saturé en eau sur un domaine assez restreint. Le gaz présent initialement dans cette zone est soit déplacé vers l'extérieur, soit il se dissout dans l'eau.

Pour savoir la quantité de méthane soluble dans l'eau, la pression partielle doit être connue. Le gaz se trouve être comprimé par la roche, la pression de la phase gazeuse peut donc être considéré comme égale à la pression litho-statique qui vaut 1140 bar. On obtient donc une pression partielle du méthane $P_{CH_4}=x_{CH_4}*P=912 bar$.

De la même manière, la température influe sur la quantité de méthane dissoute dans l'eau. Comme vu précédemment, on considère que la température à 4000 mètres de profondeur vaut 142°C.

Un autre paramètre qui influe sur la solubilité du méthane dans l'eau est la force ionique de la solution. Une force ionique élevée diminue la solubilité du $CH_4$ à cause des interactions électrochimiques. Dans le cas étudié, elle est principalement imposé par la quantité en NaCl. L'eau de mer possède environ 38 g de NaCl par litre de solution ce qui correspond à une concentration de 0.65 mol par litre de solution.

La publication publiée par Z. Duan et al permet d'estimer la quantité de méthane dissoute dans l'eau en fonction de la température, de la pression partielle en $CH_4$ et nous permet d'estimer que la concentration maximale de méthane dans l'eau dans ces conditions est $C_{max}=0.32 mol.L^{-1}$.

On a donc que le nombre maximal de mole de méthane dissous dans l'eau vaut:

$$n=C_{max}*Volume~de~l'eau=3200 mol$$ Il reste à estimer la quantité de gaz initialement présente dans le domaine d'étude. Pour cela on utilise la loi des gaz parfaits :

$$P*V=n*R*T\Rightarrow n=2.6*10^7mol$$

On peut donc considérer que l'eau de reflux est saturée en gaz. 6000 m3 d'eau remonte à la surface. Une seconde application de la loi des gaz parfaits permet d'estimer le volume du gaz qui peut être récupéré à la surface. $$V_{reflux}= 475 m^3$$

 

 


Bibliographie

ESSO Rep,Rapport de fin de forage,1965

Z. Duan, N. Moller. The prediction of methane solubility in natural waters to high ionic strength from 0 to 250°C and from 0 to 1600 bar,1992

C. Tourenq, Propriétés des calcaires

David R. Lide, ed.,CRC Handbook of Chemistry and Physics, Internet Version 2005