WO2013178826A1 - Fracturation electrique amelioree d'un reservoir - Google Patents

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WO2013178826A1
WO2013178826A1 PCT/EP2013/061407 EP2013061407W WO2013178826A1 WO 2013178826 A1 WO2013178826 A1 WO 2013178826A1 EP 2013061407 W EP2013061407 W EP 2013061407W WO 2013178826 A1 WO2013178826 A1 WO 2013178826A1
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temperature
fracturing
fluid
electrodes
reservoir
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Franck Rey-Bethbeder
Justin Martin
Thierry Reess
Antoine SYLVESTRE de FERRON
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    • E21—EARTH OR ROCK DRILLING; MINING
    • E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
    • E21B43/00—Methods or apparatus for obtaining oil, gas, water, soluble or meltable materials or a slurry of minerals from wells
    • E21B43/25—Methods for stimulating production
    • E21B43/26—Methods for stimulating production by forming crevices or fractures
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E21—EARTH OR ROCK DRILLING; MINING
    • E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
    • E21B36/00—Heating, cooling or insulating arrangements for boreholes or wells, e.g. for use in permafrost zones
    • E21B36/001—Cooling arrangements
    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01T—SPARK GAPS; OVERVOLTAGE ARRESTERS USING SPARK GAPS; SPARKING PLUGS; CORONA DEVICES; GENERATING IONS TO BE INTRODUCED INTO NON-ENCLOSED GASES
    • H01T9/00—Spark gaps specially adapted for generating oscillations
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
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    • E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
    • E21B33/00—Sealing or packing boreholes or wells
    • E21B33/10—Sealing or packing boreholes or wells in the borehole
    • E21B33/12—Packers; Plugs
    • E21B33/124—Units with longitudinally-spaced plugs for isolating the intermediate space

Definitions

  • the present invention relates to a device and a method for fracturing a hydrocarbon geological reservoir, as well as a method for producing hydrocarbons and a method for calibrating the device.
  • the permeability and / or porosity of the material constituting the reservoir has an influence on the production of hydrocarbons, in particular on the speed of production and thus the profitability.
  • This is particularly recalled by the article "Porosity and Permeability of Eastern Devonian Shale Gas" by Soeder, D.J., published in SPE Training Evaluation, in 1988, vol. 3, No. 1, pp. 116-124, which presents the study of eight samples of shale gas (i.e. gas schist) from the Devonian, from the Appalachians.
  • This article explains in particular that the production of this shale gas presents the difficulty that the permeability of the reservoir (i.e. of the material constituting the reservoir) is low.
  • Static fracturing is a targeted dislocation of the reservoir, by means of the injection under very high pressure of a fluid intended to crack the rock.
  • the crack is made by a mechanical "stress” resulting from a hydraulic pressure obtained using a fluid injected under high pressure from a well drilled from the surface.
  • Hydro fracturing or “hydrosilicous fracturing” (or “frac jobs”, “frac'ing” or more generally “fracking”, or “massive hydraulic fracturing”).
  • US 2009/044945 A1 discloses in particular a static fracturing method as described above.
  • Static fracturing has the disadvantage that tank fracturing is generally unidirectional. Thus, only the hydrocarbon present in the reservoir portion around a deep but very localized crack is produced more rapidly.
  • US 4,074,758 discloses a method of generating an electro-hydraulic shock wave in a liquid in the wellbore to better recover oil.
  • US 4,164,978 suggests following the shock wave with an ultrasonic wave.
  • Document US 5,106,164 also describes a method for generating a plasma explosion and thus fracturing a rock, but in the case of a shallow hole, for a mining application and not for the production of hydrocarbons.
  • US 4,651,311 and US 4,706,228 disclose a device for generating an electrical discharge with electrodes in an electrolyte-containing chamber, wherein the electrodes are not subject to erosion by the plasma of the discharge.
  • WO 2009/073475 discloses a method for generating an acoustic wave in a fluid medium present in a well with a device comprising two electrodes between an upper packer and a lower packer defining a confined space. This document describes that the acoustic wave is maintained in a non-"shock wave” state in order to improve the damage, without, however, clarifying the differences between "ordinary” acoustic wave and "shock" wave.
  • a fracturing device of a hydrocarbon geological reservoir wherein the device comprises two packings defining between them a confined space in a well drilled in the tank, a temperature control device a fluid in the confined space, a pair of two electrodes arranged in the confined space, and an electrical circuit for generating an electric arc between the two electrodes.
  • the circuit comprises at least one voltage source connected to the electrodes and an inductance coil between the voltage source and one of the two electrodes.
  • the device may include one or more of the following features:
  • the temperature control apparatus regulates the fluid temperature to optimize the energy efficiency of the pre-discharge phase when generating an electric arc
  • the temperature control apparatus maintains the temperature of the fluid at a value between 45 and 67 ° C, preferably above 50 ° C and / or below 62 ° C;
  • the device further comprises a device for regulating the pressure of the fluid substantially at atmospheric pressure;
  • the temperature control apparatus comprises a fluid cooling system;
  • the inductance coil is of adjustable inductance, preferably between 1 ⁇ and 100 mH, more preferably between 10 ⁇ and 1 mH;
  • the distance between the two electrodes is adjustable, preferably between 0.2 and 5 cm, more preferably between 1 and 3 cm;
  • the voltage source comprises a capacitor with a capacity greater than 1 ⁇ , preferably greater than 10 ⁇ ;
  • the capacity of the capacitor is adjustable, preferably less than 1000 ⁇ , more preferably less than 200 ⁇ ;
  • the circuit further comprises a Marx generator and ferrites forming a saturable inductor in a path leading the capacitor directly to the inductor, the ferrites being saturated once the Marx generator is discharged; the capacitor is separated from the inductor by a spark gap initiated by a pulse generator;
  • the electrodes have a radius of between 0.1 mm and 50 mm, preferably between 1 mm and 30 mm;
  • the device comprises an unhooking system; and or
  • the device comprises several pairs of electrodes.
  • the method comprises electrically fracturing the reservoir by generating an electric arc by the above and simultaneously controlling the temperature of a fluid in the confined space of the device.
  • the calibration method comprises the steps of providing the device, determining a pre-breakdown voltage above which the electric arc is generated, then measuring a breakdown voltage across the electrodes and a breakdown time as a function of the temperature of the fluid, applying the preclamping voltage and varying the temperature of the fluid, then deduce from the previous step the energy efficiency of the pre-discharge phase as a function of the temperature, and then define a temperature or an interval of target temperatures for the regulating device of the temperature as a function of a maximum of the energy efficiency deduced in the previous step.
  • Figures 18 to 20 diagrams showing proposed fracturing methods; and Figures 21 to 23, an example of the electrical fracturing of the fracturing process of any one of Figures 18 to 20.
  • a fracturing device for a geological hydrocarbon reservoir comprises two packings defining between them a confined space in a well drilled in the tank (i.e. intended to be confined at least when the device is installed in a well drilled in the tank).
  • the device comprises an apparatus for regulating the temperature of a fluid in the confined space.
  • the device comprises a pair of two electrodes arranged in the confined space.
  • the device also includes an electrical circuit (configured / adapted / provided) for generating an electric arc between the two electrodes.
  • the circuit comprises at least one voltage source connected to the electrodes and an inductance coil between the voltage source and one of the two electrodes.
  • Such a device makes it possible to fracture a hydrocarbon reservoir in an improved manner.
  • such a device makes it possible to generate an electric arc between the two electrodes, and thus to electrically fracture the reservoir when the device is located in a well drilled in the reservoir.
  • the inductance coil makes it possible to obtain an electric arc giving rise to a pressure wave which fractures the reservoir in an improved manner.
  • the temperature control apparatus makes it possible to regulate the temperature, and thus to have the temperature enabling a pressure wave to be obtained, leading to good fracturing of the tank.
  • the term "electric arc” refers to an electric current created in an insulating medium.
  • the generation of the electric arc induces a "pressure wave", ie a mechanical wave which in its passage undergoes a pressure in the middle in which the wave passes.
  • the generation of the electric arc allows a more diffuse / multidirectional reservoir damage than ⁇ damage resulting from static fracturing.
  • the generation of the electric arc thus causes micro-cracks in all directions around the position of the electric arc, and thus increases the permeability of the reservoir, typically a factor 10 to 1000.
  • this increase in permeability occurs without using a means to prevent the closure of microfissures, such as propellant injection.
  • electric fracturing does not require considerable energy or large amounts of water. There is therefore no need for a particular water recycling system.
  • the electric arc is preferably generated in a fluid present in a well drilled in the tank.
  • the pressure wave resulting from the electric arc is thus transmitted with fewer attenuations.
  • the drilled well contains fluid which is typically water. In other words, when electric fracturing follows a drilling process, the drilled well can be automatically filled with water present in the tank. Potentially, if the drilled well does not fill automatically, it can be filled artificially.
  • the device will be described before describing such an electric fracturing method. However, reference will be made to the method when describing the device, and it is understood that the various functionalities of the device (ie the different actions that it makes possible to perform) can be integrated into the process even when they are not repeated in the description of the process.
  • the circuit comprises at least one inductance coil between the voltage source and the electrode to which it is connected.
  • the inductor is a component that induces a time delay of the current with respect to the voltage.
  • the value of an inductance is expressed in Henry.
  • the inductance coil may optionally be wound around a ferromagnetic material core, or ferrites.
  • the inductance coil is also known as "self”, “solenoid”, or “self-inductance”.
  • the inductance attenuates the current front in the circuit. This makes it possible to obtain a rise time of the slower pressure wave, and thus a pressure wave which penetrates better into the tank. Damage to the tank is thus deeper.
  • the inductance may be greater than 1 ⁇ or 10 ⁇ , and / or less than 100 mH or 1 mH.
  • the seals may be provided to conform to the well wall, generally cylindrical, thereby defining a confined space therebetween.
  • the device may comprise a membrane that delimits the confined space.
  • the membrane can be hermetic (or waterproof) and rigid. This makes it possible to dissociate the pressure prevailing in the confined space from the surrounding pressure, for example the hydrostatic pressure of the well if the latter is flooded (eg following hydraulic fracturing).
  • the membrane is then preferentially in a material adapted to a good conduction of pressure waves, which optimizes electrical fracturing.
  • the fluid may be a fluid (eg water) present in the drilled well, or already included in the device, even before use.
  • the device may provide an opening for renewing the water.
  • “Confined” means that the confined space is provided so that the prevailing temperature can be modified by means of the temperature control device, and optionally so that the pressure therein may also be modified by means of a possible apparatus for regulating the fluid pressure in the confined space (eg the pressure regulating apparatus comprises a pump, eg a pump for increasing the pressure of the fluid).
  • the pressure regulating apparatus comprises a pump, eg a pump for increasing the pressure of the fluid.
  • This (these) regulation (s) optimize the fluid present in the confined space to promote the appearance of an electric arc between the two electrodes and / or for the electric arc obtained gives rise to a good wave pressure, depending on the conditions of the reservoir or the nature of the fluid.
  • “containment” may but does not necessarily mean complete closure, and similarly, the seal may but is not necessarily total.
  • the temperature control apparatus is a device that maintains (at least approximately) the temperature of the fluid equal to a target value or within a target range.
  • the temperature control apparatus may include a thermostat.
  • the target may be predetermined or calculated, possibly as a function of input values, for example values derived from measurements, e.g., fluid pressure.
  • the target may be adapted to the conditions of the reservoir and / or the fluid in the confined space and / or the characteristics of the fracturing device and / or the fluid, so as to have the "best" temperature or the "best” temperature range according to these conditions and / or characteristics.
  • the temperature control apparatus may therefore comprise a temperature sensor and / or a control unit with a processor coupled to a memory recording the target or a program for calculating the target. Additionally, the temperature control apparatus may include a fluid heating system and / or a fluid cooling system for effecting control. These different components are known to those skilled in the art.
  • better temperature or “better” temperature range is meant the temperature (s) which, given the characteristics of the device and the fluid, and the pressure of the fluid, allows (tent) to obtain a pressure wave (following the generation of the electric arc) resulting in a deeper and / or more diffuse damage. Indeed, following tests, especially those that will be presented later, it was surprisingly found that such a temperature optimum existed, while one could think that the fluid approached its temperature boiling, remaining however below, better would be ⁇ damage.
  • the temperature control apparatus thus makes it possible to regulate the temperature for example around a target well below the boiling temperature of the fluid, and to obtain, surprisingly, better damage.
  • the temperature control apparatus can (be provided to) regulate the temperature of the fluid to optimize the energy efficiency of the pre-discharge phase during the generation of an electric arc.
  • the energy efficiency of the pre-discharge phase is the ratio (or a measure proportional to this ratio) between the electrical energy necessary to initiate the pressure wave induced by the electric arc and the electrical energy supplied by the experimental device (which electrical energy is determined by the dimensioning of the device).
  • the higher the energy efficiency of the pre-discharge phase the more the energy available for the discharge phase itself remains after the pre-discharge phase, which results in a higher performance pressure.
  • the target is chosen to optimize (at least approximately) this measurement.
  • this can be accomplished by a calibration method (ie, a pre-use configuration) of the apparatus temperature control apparatus.
  • the device can first be provided, eg under real conditions in the well, or by reproducing in the laboratory the pressure of the fluid for which it is intended to use the device (in other words, the fluid is also provided) . It is also possible to determine a pre-breakdown voltage of the device (ie the voltage threshold applied between the electrodes beyond which the electric arc is generated). This can be done in different ways, one of which is explained later during the presentation of the tests, in particular with reference to FIGS. 11 to 17.
  • the breakdown voltage across the terminals of the electrodes ie the voltage at the terminals of the electrodes necessary for the initiation of the electric arc
  • the breakdown time ie the duration of application of the voltage necessary for the initiation of the electric arc
  • the pre-breakdown voltage previously determined
  • the temperature of the fluid is varied.
  • a temperature or a target temperature range for the temperature control apparatus may be set based on (ie in agreement with) a maximum of the energy efficiency deduced in the previous step.
  • the temperature control apparatus can maintain the temperature of the fluid at a value between 45 and 67 ° C, preferably above 50 ° C and / or below 62 ° C. These values of the temperature of the fluid in the confined space make it possible to obtain an energy efficiency of the pre-discharge phase greater than 80% at atmospheric pressure.
  • the device suitably comprises a fluid pressure regulating apparatus adapted to regulate the pressure of the fluid substantially at atmospheric pressure.
  • the temperature control apparatus may comprise a fluid cooling system. This allows a better use of the device, including staying at the optimum temperature. Indeed, each generated electric arc raising the temperature beyond the target by release of heat, it is appropriate to cool the water from the generation of a certain number of generations of such an electric arc to remain at home. optimum temperature.
  • the device can be movable along the well and set before the generation of an electric arc.
  • the device may include moving means, e.g., by remote control.
  • the device can then be powered by a high voltage power supply located on the surface and connected to the device by electrical cables following the well.
  • the device can then also include a stall system. This allows the device to remain in the well when it is blocked. We can then recover the well and / or the stem train.
  • the device may be of generally elongated shape, which allows it to be moved more easily in the well.
  • the device may also include several pairs of electrodes, over a length.
  • the electrodes can be powered by several storage capacities. This makes it possible to perform the fracturing more quickly. Indeed, several arcs can then be generated at the same time between each pair of electrodes, and achieve several damages at the same time.
  • the device may include a chemical additive injection system that includes a storage tank for storing the additive and a pump for injecting the additive into the confined volume during use of the device.
  • the heater may include a source of hot fluid and a delivery conduit, the conduit having an opening near the electrodes such that, during operation of the device, hot fluid can be routed from the source to the electrodes.
  • the conduit can pass through one or both electrodes.
  • FIGS. 1 to 4 show a device 100 constituting an example of the fracturing device of a hydrocarbon geological reservoir presented here. -above.
  • the device 100 of FIG. 1 comprises the two packings 102 and 103 defining between them the confined space 104.
  • the confined space 104 is here delimited by the membrane 108.
  • the device 100 also comprises the two electrodes 106. arranged in the confined space 104.
  • the two electrodes 106 are in the example respectively connected to the voltage source by an input 109 and a ground 103 (here merged with the seal 103) of the circuit, which allows the formation of the electric arc between the two electrodes 106.
  • the electrodes may have a radius of between 0.1 mm and 50 mm, preferably between 1 mm and 30 mm.
  • the inlet 109 may consist of an insulated cable.
  • FIG. 1 also schematically shows the apparatus for regulating the temperature 105 of the fluid in the confined space and the pressure regulating apparatus 107.
  • the electrical circuit for generating an electric arc between the two electrodes 106, its voltage source and the inductance are not shown, but may be in accordance with Figures 2 to 4 which show schematically examples of the device 100.
  • the device 100 of FIG. 2 comprises the inductor 110.
  • the voltage source comprises the capacitor 112.
  • the capacitor 112 may have a capacity greater than 1 ⁇ , preferably greater than 10 ⁇ . Such a capacity makes it possible to reach an energy causing the appearance of a subsonic arc.
  • the electric discharge is called “subsonic” or “supersonic” depending on its formation rate.
  • a “subsonic” discharge is typically associated with thermal processes: the arc propagates through gas bubbles created by warming water. We speak of “slow” propagation of the electric discharge, typically of the order of 10 m / s. The main characteristics of a subsonic discharge are related to high energies involved (typically beyond several hundred Joules), thermal processes associated with a long time of application of the voltage and at low levels of energy. voltage (low electric field). In this discharge regime, the pressure wave propagates in a large volume of gas before spreading in the fluid.
  • a “supersonic” discharge is typically associated with electronic processes. The discharge spreads in water without thermal process with a filamentary appearance.
  • the capacitor 112 may have a capacity less than 1000 ⁇ , preferably less than 200 ⁇ .
  • the capacitor 112 is separated from the inductor by the spark gap 114 which can be initiated by the pulse generator 116. This makes it possible to control the discharges of the capacitor 112 and thus the pressure waves generated by the electric arc.
  • the pulse generator 116 may be configured for wave repetition, as described later.
  • the voltage source (i.e. the capacitor 112) is charged by a high voltage charger 120 provided in an auxiliary circuit 122 at a voltage U of between 1 and 500 kV, preferably between 50 and 200 kV.
  • the auxiliary circuit is preferably located on the surface, and is then separable from the device.
  • the device 100 of FIG. 3 is different from the example of FIG. 2 in that a Marx generator 118 replaces the capacitor 112 and the assembly (spark gap 114 + pulse generator 116).
  • the generator Marx 118 allows during its discharge the creation of a supersonic electronic arc, imposing a higher voltage than the capacitor 112.
  • the voltage source comprises the capacitor 112 of FIG. 2 and the Marx generator 118 of FIG. 3.
  • the pulse generator 116 primes the first spark gap 117 of the Marx generator 118.
  • Device 100 further comprises ferrites 119 forming a saturable inductance in a path leading the capacitor directly to the inductor.
  • the ferrites 119 are configured to be saturated once the Marx generator 118 is discharged. Once the ferrites 119 are saturated, only the capacitor 112 discharges. This allows a temporary isolation of the capacitor 112 and thus the passage (ie switching) of a supersonic arc to a subsonic arc. The device thus ensures a coupling between a supersonic and subsonic discharge.
  • the subsonic discharge produced by the capacitor 112 occurs after a delay corresponding to the breakdown time of the generator Marx 118.
  • the switching can be done in a time less than 1 s.
  • the duration of the discharge produced by the Marx generator 118 is very short, lasting less than 1 microsecond, and amplitude greater than 100 kV.
  • the various components of the device 100 have adjustable characteristics, ie their characteristics can be modified before use as a function of the reservoir, or during use as a function of the response or advancement of fracturing.
  • the coil 110 may be of adjustable inductance.
  • the characteristics of the Marx generator 118 (capacity of each capacitor in parallel, number of capacitors operating) can be adjustable.
  • the distance between the electrodes 106 preferably between 0.2 and 5 cm, more preferably between 1 and 3 cm, can also be adjustable.
  • the capacitance of the capacitor 112 can also be adjustable. This makes it possible to have a device 100 adapted to the fracturing of any type of tank. Indeed, it is not necessary to replace the device 100 when changing the reservoir to be fractured (and that the material is different) because it is sufficient to modify one or more of the adjustable parameters. This also makes it possible to optimize ⁇ damage by modifying, possibly remotely, the parameters in use.
  • the generation of the pressure wave can be broken down into two phases: a pre-discharge phase S 100 and a post-discharge phase. discharge SI 10, separated by the appearance S 105 of the arc.
  • the voltage drops. This fall corresponds to the discharge of the equivalent capacity of the energy bank or the Marx generator into the equivalent resistance of the device 100.
  • the greater the equivalent resistance the best is the conservation of energy in the pre-breakdown phase.
  • the configuration of electrodes can therefore, in each case (subsonic or supersonic) allow to obtain the least possible loss of energy. This corresponds to the optimization of the water heating in one case and the electric field in the other.
  • the electrical circuit can be modeled by an RLC circuit in oscillating mode.
  • This current i ⁇ t) is a function of the breakdown voltage U B (dielectric breakdown of the medium) of the capacitor, the inductance and the resistance of the circuit.
  • FIGS. 6 and 7 represent the peak pressure measurements as a function of the maximum current during the discharge phase S11 and the linear regression of the measurements, respectively in subsonic and supersonic mode. It can be seen that the pressure at a similar peak current is greater for a "supersonic" discharge. This can be explained in part by the processes generating the electric arc in the water and the volume of gas between the electric arc and the liquid in the inter-electrode space present.
  • a pressure sensor has been used to visualize the waveforms of the pressures generated as a function of the frequency spectrum.
  • This frequency spectrum can indeed be modified by the dielectric breakdown mode, by the parameters of the electric circuit, by the volume of gas, as well as by the nature of the liquid used.
  • Two examples of frequency spectrum associated with a subsonic and supersonic discharge were tested. It appeared that the lower frequencies the spectrum has, the less diffuse the damage.
  • the result of various experiments carried out shows a linear relation of the dPmax / dtp as a function of the current front ⁇ max max , shown in FIG. 10.
  • the current front has an influence on the pressure front. The slower the current front, the lower the pressure.
  • the peak current i max is controlled by the energy available at the time of the arc noted Eb and the inductance of the circuit L, these are the two parameters on which the user must act.
  • the resistance R is considered very weak and the capacitance C is a function of the energy Eb.
  • the peak pressure generated is thus controlled by the current i max (parameters Eb and L) and by the coefficient (function of inter-electrode distance and dielectric breakdown mode of water). We can therefore act on Eb, L and to obtain the desired pressure.
  • the coefficient & 2 corresponds to the electro-acoustic physical coupling.
  • the front of the pressure wave is controlled by the coefficients and & 2 and by the values of L and C (electrical circuit parameters).
  • the maximum of the pressure wave, resulting from the dielectric breakdown of water depends mainly on the value of the maximum current, called i max .
  • This value of the peak current is a function of the breakdown voltage and the impedances of the electrical circuit.
  • a means of optimizing the current is to increase the breakdown voltage of the gap. This amounts to maximizing the switched electrical energy in the medium.
  • the amplitude of the pressure wave is optimized by reducing the impedance of the circuit.
  • the current injection form, the dielectric breakdown mode and the nature of the liquid have an influence on the dynamics of the pressure wave.
  • This dynamic and the acoustic performance of the device can also be modified by the injection of artificial bubbles and by the "double pulse” method (subsonic and supersonic).
  • the value of the pressure peak is greater in supersonic mode than in subsonic mode.
  • the value of the pressure peak is greater the greater the inter-electrode distance.
  • the geometry of the electrodes, with constant injected current, has no influence on the peak pressure generated, but may play a role in reducing the electrical losses in the pre-discharge phase.
  • the above studies confirm the utility of introducing an inductance between the voltage source and one of the two electrodes to act on the pressure wave generated in the end.
  • the studies also confirm the interest of having adjustable parameters, e.g. the inductance, the capacity of the capacitor, the characteristics of the generator of Marx. Indeed, the pressure wave depends on these parameters, the ability to adjust them to control the pressure wave.
  • the electrode configuration consists of two spike electrodes (2.5 mm radius of curvature) and an inter-electrode distance of 3 mm.
  • the insulating material used for the High Voltage bushing is PEEK 450G.
  • the dielectric strength of the water is characterized by determining the preclamping voltage t / 50, which is a voltage value which causes 50% hold and 50% of strokes.
  • the method used to determine this voltage U50 is called "up and down”. Voltage levels are pre-selected and a series of tests is carried out at these different levels, the result of each test determining the next level: next higher level when held, next lower level when primed. It then takes about fifty attempts to acquire the U50 value. In the set of curves presented, the value noted U50 represents the average of a series of 50 shocks.
  • Equivalent water resistance was determined using an experimental method and simulation using the COMSOL software.
  • R water is determined by measuring the exponential decay of the voltage wave, as shown in Figure 11.
  • the value of the discharge constant is the time required for a 37% fall. the initial voltage value of the capacitor.
  • the evolution of the conductivity of water as a function of temperature is not the same depending on the type of water used (pure, demineralised, tap or seawater for example). Indeed, the initial conductivity determines the influence of the temperature with respect to the posterior evolution of the conductivity. In our case we used demineralized water and the initial parameters were determined by experimentation.
  • the resistance could be determined from Ohm's law.
  • the objective of this part of the simulation tests was to characterize the HP enclosure in terms of voltage withstand and equivalent impedance (capacitance and resistance).
  • Electrothermal losses related to heating are thus defined by:
  • the efficiency of the pre-discharge phase is expressed by:
  • FIG. 14 shows the evolution of the breakdown voltage U b and the corresponding time T b as a function of the water temperature, as well as the standard deviations.
  • the interpretation of the variation of the parameter U b is more delicate. It takes into account the small variation of / / 50 over the range 25 ° C - 60 ° C coupled with a significant decrease in the duration of application of the voltage wave.
  • the voltage U b therefore increases over this temperature range. Beyond this temperature range, the breakdown voltage decreases significantly as the temperature increases from 60 ° C to 90 ° C. The duration of application of the voltage being further reduced, the breakdown voltage U b can only decrease.
  • FIGS. 11 to 17 therefore shows the advantage of regulating the temperature of the fluid in the confined space in order to improve the energy efficiency and to induce a pressure wave, the dimensions of the device being fixed, allowing better damage.
  • the fracturing device can be used in a method of fracturing a hydrocarbon geological reservoir.
  • the method includes electrical fracturing of the reservoir by the generation of an electric arc by the device, which induces a pressure wave leading to the fracturing.
  • the process can understand the regulation of the temperature of a fluid in the confined space of the device, thanks to the temperature control device.
  • the device can also be used in a hydrocarbon production process comprising the fracturing of a geological reservoir of hydrocarbons according to the preceding method.
  • FIG. 18 there is also provided a method of fracturing a hydrocarbon geological reservoir.
  • the process of Figure 18 comprises static fracturing (S20) of the tank by hydraulic pressure.
  • the method of FIG. 18 also comprises, before, during or after the static fracturing (S20) (these three possibilities being represented by the dotted lines in FIG. 18), the electrical fracturing (S 10) of the reservoir by generating a electric arc in a well drilled in the tank, as described above.
  • the process of Figure 18 improves the fracturing of the reservoir.
  • Static fracturing can be any type of static fracturing known from the prior art.
  • the static fracturing (S20) may comprise, after the eventual drilling of a well in the reservoir, the injection of a fluid under high pressure into the well.
  • Static fracturing (S20) thus creates one or more unidirectional cracks, typically deeper than those created by electrical fracturing (S 10).
  • the fluid can be water, a mud or a technical fluid with controlled viscosity enriched with hard agents (grains of sieved sand, or ceramic microbeads) which prevent the fracture network from closing on itself at the time of the pressure drop.
  • hard agents grains of sieved sand, or ceramic microbeads
  • Static fracturing may comprise a first injection phase in a well drilled with a fracturing fluid that contains thickeners, and a second phase that involves the periodic introduction of propant (ie a proppant) into the fracturing fluid to feed the fracture created by propelling.
  • propant ie a proppant
  • the second phase or its sub-phases involves the additional introduction of a reinforcement and / or consolidation material, thereby increasing the strength of the propant clusters formed in the fracturing fluid.
  • Such static fracturing (S20) makes it possible to obtain fractures typically between 100 and 5000 meters.
  • Static fracturing (S20) can precede electrical fracturing (S 10).
  • the pressure wave generated by the electrical fracturing (S 10) can follow the course of the fluid introduced into the cracks created by the static fracturing (S20) and thus improve the damage.
  • static fracturing (S20) may precede electrical fracturing (S10) by less than a week.
  • FIG. 19 there is also provided a method of fracturing a geological reservoir of hydrocarbons previously statically fractured by hydraulic pressure.
  • the process of FIG. 19 then comprises the single electrical fracturing (S 10) of the reservoir, carried out in a reservoir where a well has already been drilled and has already been statically fractured.
  • the process of FIG. 19 allows the damage of tanks already exploited after static fracturing.
  • the process of FIG. 19 allows the exploitation of an abandoned reservoir because already exploited, potentially by reusing a well already drilled.
  • the method of FIG. 19 corresponds to the method of FIG. 18 (where static fracturing (S20) corresponds to this prior static fracturing).
  • the preliminary static fracturing may have been carried out according to the method of FIG. 18.
  • FIG. 20 there is provided a method of fracturing a hydrocarbon geological reservoir comprising a particular electrical fracturing (S 10).
  • the electrical fracturing (S 10) proposed in the process of FIG. 20 can of course be used in the process of FIG. 18 and / or in the process of FIG. 19.
  • the process of FIG. 20 mainly comprises electrical fracturing (FIG. S 10) of the reservoir by the generation of an electric arc in a fluid present in a well drilled in the reservoir (thus combined or not with static fracturing, for example the static fracturing (S20) of the process of FIG. 1).
  • the electric arc induces a pressure wave whose rise time is greater than 0.1 ⁇ , preferably greater than 10 ⁇ .
  • the process of Figure 20 improves the fracturing of the reservoir.
  • the rise time of the pressure wave is the time required for the pressure wave to reach the pressure peak, i.e. the maximum value of the wave (also called “peak pressure").
  • a rise time greater than 0.1 ⁇ , preferably greater than 10 ⁇ corresponds to a pressure wave which penetrates better into the reservoir.
  • Such a pressure wave is particularly effective (ie the wave penetrates deeper) in the case of ductile materials, such as those composing shale gas reservoirs.
  • the rise time is less than 1 ms, advantageously less than
  • the pressure wave may have a maximum pressure of up to 10 kbar, preferably greater than 100 bar and / or less than 1000 bar. This may correspond to an energy stored between 10 J and 2 MJ, preferably between 10 kJ and 500 kJ.
  • 10 J and 2 MJ preferably between 10 kJ and 500 kJ.
  • the well can be horizontal.
  • the well may be horizontal and have a length preferably between 500 and 5000 m, preferably between 800 and 1200 m, for example at a depth between 1000 and 10000 m, for example between 3000 and 5000 m.
  • Electric fracturing (S10) can be repeated in different treatment zones along the well. Indeed, with electric fracturing (S 10), a pressure wave usually penetrates less deeply than static fracturing. Thus, with electrical fracturing (S 10), cracks of length less than 100 m, typically less than 50 m, and typically greater than 20 m, are typically obtained. For a well several hundred meters long, the repetition of electrical fracturing (S 10) along the well allows damage along the well and therefore a better possible exploitation of the reservoir.
  • each treatment zone or in the single treatment zone if it is unique, several arcs can be generated afterwards.
  • the generation of an electric arc is repeated in a substantially fixed position. This improves the damage by repeating the pressure wave.
  • the generated arcs can be the same or different.
  • the arcs generated subsequently induce a pressure wave whose rise time is decreasing.
  • the arches in succession can present an increasingly steep front, thus inducing a pressure wave having a rise time faster and faster.
  • the first impulses have slower fronts to penetrate deeply, whereas the pulses to the stiffer fronts fracture closer to the well and more densely. This optimizes ⁇ damage.
  • the first arcs can for example induce a pressure wave whose rise time is greater than 10 ⁇ , preferably 100 ⁇ .
  • the last arcs can then induce a pressure wave whose rise time is less than the rise time of the first arcs, for example less than 10 or 100 ⁇ .
  • the first arcs comprise at least one arc, preferably a number less than 10,000 or even 1000, and the last arcs comprise at least one arc, preferably a number less than 10,000 or even 1000.
  • the arcs can be generated at a frequency less than 100 Hz, preferably less than 10 Hz, and / or greater than 0.001 Hz, preferably greater than 0.01 Hz.
  • the frequency of the arcs can be (substantially) equal to the resonant frequency of the material to be fractured in the tank. This ensures more effective damage.
  • the reservoir may have a permeability less than 10 microdarcy. This may include a shale gas tank. In this type of reservoir, the gas is typically adsorbed (up to 85% on Lewis Shale) and poorly trapped in pores.
  • Electric fracturing may comprise the prior injection into the fluid of an agent improving the plasticity of the material constituting the reservoir.
  • the agent may comprise a chemical additive.
  • the chemical additive may be an agent inducing the rock fracture.
  • the additive may include steam. This helps to further improve the fracturing.
  • electrical fracturing is carried out (S 10).
  • Electrical fracturing (S 10) is here combined with static fracturing, not specifically illustrated and possibly prior, which has induced major fractures 41 in the reservoir.
  • the fracturing process makes it possible here to produce hydrocarbon by means of a production pipe situated at the surface, at the wellhead 45.
  • the electric arc is generated at the level of a fracturing device 47, which may be in accordance with FIG. to the fracturing device 100 of FIG.
  • electrical fracturing induces secondary fractures 42 at the point where the arc is generated.
  • the secondary fractures 42 are shorter but more diffuse than the main fractures 41.
  • the electrical fracturing (S 10) is repeated in different treatment zones along the well.
  • Figure 21 shows indeed an initial phase of the electric fracturing (S 10) downhole.
  • Figure 22 shows an intermediate phase in the middle of the well.
  • Figure 23 shows a final phase at the beginning of the well.
  • the secondary fractures 42 are dispersed all around the well 43. It is then possible to recover the hydrocarbon surrounding these secondary fractures 42, a hydrocarbon potentially distant from the main fractures 41 and thus difficult to recover by a single static fracturing.
  • the mobility of the fracturing device 47 which may be the particular device, makes it possible to fracture the reservoir all along the well.
  • the device 47 is supplied in this example with a high voltage power supply 44 located at the surface and connected to the device 47 by the cables 46.
  • the present invention is not limited to the examples described and shown, but it is capable of numerous variants accessible to those skilled in the art.
  • the principles outlined above can be applied to the production of seismic data.
  • the generation of the electric arc could alternatively induce a pressure wave having characteristics lower than those required for the fracturing of the reservoir. This can be done, for example, by adapting the charging voltage of the fracturing device and the charging voltage, and by varying the inductance.
  • Such a seismic data production method can then comprise the reception of a reflection of the pressure wave, the reflected wave then being typically modulated by its passage through the material constituting the reservoir.
  • the seismic data generating method can then also include analyzing the reflected wave to determine reservoir characteristics. We can then build a seismic survey based on the reception.

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Description

FRACTURATION ELECTRIQUE AMELIOREE D'UN RESERVOIR
La présente invention concerne un dispositif et un procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures, ainsi qu'un procédé de production d'hydrocarbures et un procédé de calibrage du dispositif.
Dans la production d'hydrocarbures, la perméabilité et/ou la porosité du matériau constituant le réservoir a une influence sur la production d'hydrocarbures, notamment sur la vitesse de production et ainsi la rentabilité. C'est notamment ce que rappelle l'article "Porosity and permeability of Eastern Devonian Shale gas" de Soeder, D.J., publié dans SPE Formation Evaluation, en 1988, vol. 3, n°l, pp. 116-124, qui présente l'étude de huit échantillons de « shale gas » (i.e. gas de schiste) du Dévonien, issus des Appalaches. Cet article explique notamment que la production de ce shale gas présente la difficulté que la perméabilité du réservoir (i.e. du matériau constituant le réservoir) est faible.
Ainsi, diverses techniques existent pour faciliter la vitesse de production d'hydrocarbures, notamment dans un réservoir peu perméable et peu poreux. Ces techniques consistent à fracturer le réservoir de manière statique ou dynamique.
La fracturation statique est une dislocation ciblée du réservoir, par le moyen de l'injection sous très haute pression d'un fluide destiné à fissurer la roche. La fissure est effectuée par un « stress » mécanique issu d'une pression hydraulique obtenue à l'aide d'un fluide injecté sous haute-pression à partir d'un puits foré depuis la surface. On parle aussi d'« hydro fracturation » ou « fracturation hydrosiliceuse » (ou encore « frac jobs », « frac'ing » ou plus généralement « fracking », ou de « fracturation hydraulique massive »). Le document US 2009/044945 Al présente notamment un procédé de fracturation statique tel que décrit ci- dessus.
La fracturation statique présente l'inconvénient que la fracturation du réservoir est généralement unidirectionnelle. Ainsi, seul l'hydrocarbure présent dans la portion du réservoir autour d'une fissure profonde mais très localisée est produit plus rapidement.
Pour obtenir une fracturation plus diffuse, la fracturation dynamique, ou fracturation électrique, a été introduite. La fracturation électrique consiste à générer un arc électrique dans un puits foré dans le réservoir (typiquement le puits de production). L'arc électrique induit une onde de pression qui endommage le réservoir dans toutes les directions autour de l'onde et accroît ainsi sa perméabilité.
Plusieurs documents traitent de la fracturation électrique. Par exemple, le document US 4,074,758 présente un procédé consistant à générer une onde de choc électro-hydraulique dans un liquide dans le puits de forage pour mieux récupérer du pétrole. Le document US 4,164,978 suggère de faire suivre l'onde de choc par une onde ultrasonique. Le document US 5,106,164 décrit également un procédé pour générer une explosion plasmique et ainsi fracturer une roche, mais dans le cas d'un trou peu profond, pour une application minière et non de production d'hydrocarbures. Les documents US 4,651,311 et US 4,706,228 présentent un dispositif pour générer une décharge électrique avec des électrodes dans une chambre contenant un électrolyte, dans lequel les électrodes ne sont pas sujettes à l'érosion par le plasma de la décharge. Le document WO 2009/073475 décrit un procédé pour générer une onde acoustique dans un milieu fluide présent dans un puits avec un dispositif comprenant deux électrodes entre une garniture d'étanchéité supérieure et une garniture d'étanchéité inférieure définissant un espace confiné. Ce document décrit que l'onde acoustique est maintenue dans un état non-« onde de choc » afin d'améliorer l'endommagement, sans toutefois expliciter les différences entre onde acoustique « ordinaire » et onde de « choc ».
Aucun de ces documents ne produit une fracturation du réservoir entièrement satisfaisante. Il y a donc un besoin pour fracturer un réservoir d'hydrocarbures de manière améliorée.
Pour cela, il est proposé un dispositif de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures, dans lequel le dispositif comprend deux garnitures d'étanchéité définissant entre elles un espace confiné dans un puits foré dans le réservoir, un appareil de régulation de la température d'un fluide dans l'espace confiné, une paire de deux électrodes agencées dans l'espace confiné, et un circuit électrique pour la génération d'un arc électrique entre les deux électrodes. Le circuit comprend au moins une source de tension reliée aux électrodes et une bobine d'inductance entre la source de tension et l'une des deux électrodes.
Suivant des exemples, le dispositif peut comprendre l'une ou plusieurs des caractéristiques suivantes :
l'appareil de régulation de la température régule la température du fluide pour optimiser le rendement énergétique de la phase de pré-décharge lors de la génération d'un arc électrique ;
l'appareil de régulation de la température maintient la température du fluide à une valeur comprise entre 45 et 67°C, de préférence supérieure à 50°C et/ou inférieure à 62°C ;
le dispositif comprend en outre un appareil de régulation de la pression du fluide sensiblement à la pression atmosphérique ; l'appareil de régulation de la température comprend un système de refroidissement de fluide ;
la bobine d'inductance est d'inductance réglable, de préférence comprise entre 1 μΗ et 100 mH, encore de préférence comprise entre 10 μΗ et 1 mH ;
- la distance entre les deux électrodes est réglable, de préférence comprise entre 0,2 et 5 cm, encore de préférence comprise entre 1 et 3 cm ;
la source de tension comprend un condensateur de capacité supérieure à 1 μΡ, de préférence supérieure à 10 μΡ ;
la capacité du condensateur est réglable, de préférence inférieure à 1000 μΡ, encore de préférence inférieure à 200 μΡ ;
le circuit comprend en outre un générateur de Marx et des ferrites formant une inductance saturable dans un chemin menant le condensateur directement à l'inductance, les ferrites étant saturées une fois le générateur de Marx déchargé ; le condensateur est séparé de l'inductance par un éclateur amorçable par un générateur d'impulsions ;
les électrodes ont un rayon compris entre 0,1 mm et 50 mm, de préférence entre 1 mm et 30 mm ;
le dispositif comprend un système de décrochage ; et/ou
le dispositif comprend plusieurs paires d'électrodes.
II est également proposé un procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures. Le procédé comprend la fracturation électrique du réservoir par la génération d'un arc électrique par le ci-dessus et, simultanément, la régulation de la température d'un fluide dans l'espace confiné du dispositif.
Il est également proposé un procédé de production d'hydrocarbures, comprenant la fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures selon le procédé ci-dessus.
Il est également proposé un procédé de calibrage de l'appareil de régulation de la température du dispositif ci-dessus. Le procédé de calibrage comprend les étapes consistant à fournir le dispositif, déterminer une tension de pré-claquage au-delà de laquelle l'arc électrique est généré, puis mesurer une tension de claquage aux bornes des électrodes et un temps de claquage en fonction de la température du fluide, en appliquant la tension de préclaquage et en faisant varier la température du fluide, puis déduire de l'étape précédente le rendement énergétique de la phase de pré-décharge en fonction de la température, puis définir une température ou un intervalle de températures cible pour l'appareil de régulation de la température en fonction d'un maximum du rendement énergétique déduit à l'étape précédente.
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description détaillée qui suit des modes de réalisation de l'invention, donnés à titre d'exemple uniquement et en références aux dessins qui montrent :
figures 1 à 4, des exemples du dispositif ;
figures 5 à 17, des exemples de mesures ;
figures 18 à 20, des schémas représentant des procédés de fracturation proposés ; et figures 21 à 23, un exemple de la fracturation électrique du procédé de fracturation de l'une quelconque des figures 18 à 20.
Il est proposé un dispositif de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures. Le dispositif comprend deux garnitures d'étanchéité définissant entre elles un espace confiné dans un puits foré dans le réservoir (i.e. prévu pour être confiné au moins lorsque le dispositif est installé dans un puits foré dans le réservoir). Le dispositif comprend un appareil de régulation de la température d'un fluide dans l'espace confiné. Le dispositif comprend une paire de deux électrodes agencées dans l'espace confiné. Et le dispositif comprend également un circuit électrique (configuré/adapté/prévu) pour la génération d'un arc électrique entre les deux électrodes. Le circuit comprend au moins une source de tension reliée aux électrodes et une bobine d'inductance entre la source de tension et l'une des deux électrodes.
Un tel dispositif permet de fracturer un réservoir d'hydrocarbures de manière améliorée.
Notamment, un tel dispositif permet de générer un arc électrique entre les deux électrodes, et ainsi de procéder à une fracturation électrique du réservoir lorsque le dispositif est situé dans un puits foré dans le réservoir. La bobine d'inductance permet d'obtenir un arc électrique donnant naissance à une onde de pression qui fracture le réservoir de manière améliorée. L'appareil de régulation de la température permet de réguler la température, et ainsi d'avoir la température permettant d'obtenir une onde de pression entraînant une bonne fracturation du réservoir.
L'expression « arc électrique » désigne un courant électrique créé dans un milieu isolant. La génération de l'arc électrique induit une « onde de pression », i.e. une onde mécanique faisant subir en son passage une pression au milieu dans lequel l'onde passe. La génération de l'arc électrique permet un endommagement du réservoir plus diffus/multidirectionnel que Γ endommagement issu d'une fracturation statique. La génération de l'arc électrique entraîne ainsi des micro fissures dans toutes les directions autour de la position de l'arc électrique, et augmente ainsi la perméabilité du réservoir, typiquement d'un facteur 10 à 1000. De plus, cette augmentation de la perméabilité intervient sans pour autant utiliser un moyen pour empêcher la fermeture des microfïssures, tel l'injection de propant. En outre, la fracturation électrique ne nécessite pas d'énergies considérables ni de quantités d'eau trop importantes. Il n'y a donc pas besoin de système de recyclage de l'eau particulier.
On peut ainsi accéder à de l'hydrocarbure présent dans le réservoir difficilement disponible par fracturation statique. La combinaison de la fracturation statique et de la fracturation électrique permet donc une meilleure fracturation globale du réservoir.
L'arc électrique est de préférence généré dans un fluide présent dans un puits foré dans le réservoir. L'onde de pression issue de l'arc électrique est ainsi transmise avec moins d'atténuations. Le puits foré contient du fluide qui est typiquement de l'eau. En d'autres termes, lorsque la fracturation électrique succède à un procédé de forage, le puits foré peut être automatiquement rempli d'eau présente dans le réservoir. Potentiellement, si le puits foré ne se remplit pas automatiquement, on peut le remplir artificiellement.
Le dispositif va être décrit avant de décrire un tel procédé de fracturation électrique. Il sera toutefois fait référence au procédé lors de la description du dispositif, et il est bien entendu que les différentes fonctionnalités du dispositif (i.e. les différentes actions qu'il permet d'accomplir) peuvent être intégrées au procédé même lorsqu'elles ne sont pas reprises dans la description du procédé.
Le circuit comprend au moins une bobine d'inductance entre la source de tension et l'électrode à laquelle elle est reliée. La bobine d'inductance est un composant qui induit un retard temporel du courant par rapport à la tension. La valeur d'une inductance s'exprime en Henry. La bobine d'inductance peut éventuellement être enroulée autour d'un noyau en matériau ferromagnétique, ou des ferrites. La bobine d'inductance est également connue sous les noms de « self », « solénoïde », ou encore « auto -inductance ». L'inductance atténue le front de courant dans le circuit. Cela permet d'obtenir un temps de montée de l'onde de pression plus lent, et donc une onde de pression qui pénètre mieux dans le réservoir. L'endommagement du réservoir est ainsi plus profond. Notamment, l'inductance peut être supérieure à 1 μΗ ou à 10 μΗ, et/ou inférieure à 100 mH ou à 1 mH.
Les garnitures d'étanchéité peuvent être prévues pour se conformer à la paroi du puits, généralement cylindrique, définissant ainsi entre elles un espace confiné. Alternativement, ou en outre, le dispositif peut comprendre une membrane qui délimite l'espace confiné. La membrane peut être hermétique (ou étanche) et rigide. Cela permet de dissocier la pression régnant dans l'espace confiné de la pression environnante, par exemple de la pression hydrostatique du puits si celui-ci est inondé (e.g. suite à une fracturation hydraulique). La membrane est alors préférentiellement en un matériau adapté à une bonne conduction des ondes de pression, ce qui optimise la fracturation électrique. Ainsi, le fluide peut être un fluide (e.g. de l'eau) présent dans le puits foré, ou bien déjà compris dans le dispositif, même avant son utilisation. Dans ce dernier cas, le fluide peut être de l'eau déminéralisée (e.g. de conductivité σ = 40 μΞ/ΰΐ ). Cela permet d'augmenter la valeur de la résistance équivalente de l'enceinte et donc de limiter les énergies de claquage. Le dispositif peut prévoir une ouverture pour renouveler l'eau.
Par « confiné », on entend que l'espace confiné est prévu pour que la température y régnant puisse être modifiée grâce à l'appareil de régulation de la température, et optionnellement pour que la pression y régnant puisse également être modifiée grâce à un éventuel appareil de régulation de la pression du fluide dans l'espace confiné (e.g. l'appareil de régulation de la pression comprend une pompe, e.g. une pompe d'augmentation de la pression du fluide). Cette (ces) régulation(s) permettent d'optimiser le fluide présent dans l'espace confiné pour favoriser l'apparition d'un arc électrique entre les deux électrodes et/ou pour que l'arc électrique obtenu donne naissance à une bonne onde de pression, en fonction des conditions du réservoir ou de la nature du fluide. Ainsi, le « confinement » peut mais ne signifie pas nécessairement une fermeture totale, et de même, l'étanchéité peut mais n'est pas nécessairement totale.
L'appareil de régulation de la température est un appareil qui maintient (au moins approximativement) la température du fluide égale à une valeur cible ou comprise dans un intervalle cible. Ainsi, l'appareil de régulation de la température peut comprendre un thermostat. La cible peut être prédéterminée ou calculée, éventuellement en fonction de valeurs d'entrée, par exemple des valeurs issues de mesures, e.g. de la pression du fluide. Notamment, la cible peut être adaptée aux conditions du réservoir et/ou du fluide dans l'espace confiné et/ou des caractéristiques du dispositif de fracturation et/ou du fluide, de manière à avoir la « meilleure » température ou le « meilleur » intervalle de températures en fonction de ces conditions et/ou caractéristiques. L'appareil de régulation de la température peut donc comprendre un capteur de température et/ou une unité de contrôle avec un processeur couplé à une mémoire enregistrant la cible ou un programme permettant de calculer la cible. De manière additionnelle, l'appareil de régulation de la température peut comprendre un système de chauffage du fluide et/ou un système de refroidissement du fluide pour effectuer la régulation. Ces différents composants sont connus de l'homme de l'art.
Par « meilleure » température ou « meilleur » intervalle de température, on entend la ou les température(s) qui, étant donné les caractéristiques du dispositif et du fluide, et la pression du fluide, permet(tent) d'obtenir une onde de pression (suite à la génération de l'arc électrique) entraînant un endommagement plus profond et/ou plus diffus. En effet, suite à des tests, notamment ceux qui seront présentés par la suite, il s'est avéré de manière surprenante qu'un tel optimum de température existait, alors qu'on pouvait penser que plus le fluide s'approchait de sa température d'ébullition, en restant toutefois en-deçà, meilleur serait Γ endommagement. L'appareil de régulation de la température permet ainsi de réguler la température par exemple autour d'une cible bien en-deçà de la température d'ébullition du fluide, et d'obtenir de manière surprenante un meilleur endommagement.
Notamment, l'appareil de régulation de la température peut (être prévu pour) réguler la température du fluide pour optimiser le rendement énergétique de la phase de pré-décharge lors de la génération d'un arc électrique. Le rendement énergétique de la phase de prédécharge est le ratio (ou une mesure proportionnelle à ce ratio) entre l'énergie électrique nécessaire pour initier l'onde de pression induite par l'arc électrique et l'énergie électrique fournie par le dispositif expérimental (laquelle énergie électrique est déterminée par le dimensionnement du dispositif). Plus le rendement énergétique de la phase de pré-décharge est élevé, plus il « reste », après la phase de pré-décharge, de l'énergie disponible pour la phase de décharge elle-même, ce qui se traduit en une onde de pression plus performante. En d'autres termes, la cible est choisie pour optimiser (au moins approximativement) cette mesure.
Par exemple, cela peut être réalisé par un procédé de calibrage (i.e. une configuration préalable à l'utilisation) de l'appareil de régulation de la température du dispositif. On peut tout d'abord fournir le dispositif, e.g. en conditions réelles dans le puits, ou en reproduisant en laboratoire la pression du fluide pour laquelle il est envisagé d'utiliser le dispositif (en d'autres termes, le fluide est également fourni). On peut en outre déterminer une tension de pré-claquage du dispositif (i.e. le seuil de tension appliquée entre les électrodes au-delà duquel l'arc électrique est généré). Cela peut se faire de différentes manières, l'une d'entre elle étant expliquée par la suite lors de la présentation des tests, notamment en référence aux figures 11 à 17. Ensuite, on peut mesurer la tension de claquage aux bornes des électrodes (i.e. la tension aux bornes des électrodes nécessaire à l'initiation de l'arc électrique) et le temps de claquage (i.e. la durée d'application de la tension nécessaire à l'initiation de l'arc électrique) en fonction de la température du fluide (i.e. on fait varier la température pour effectuer les différentes mesures). Pour cela, on applique la tension de pré-claquage (déterminée auparavant) et on fait varier la température du fluide. On peut alors déduire de l'étape précédente le rendement énergétique de la phase de pré-décharge en fonction de la température (une manière de réaliser cette étape sera discutée par la suite, notamment en référence aux figures 11 à 17). Enfin, on peut définir une température ou un intervalle de températures cible pour l'appareil de régulation de la température en fonction (i.e. en accord avec) d'un maximum du rendement énergétique déduit à l'étape précédente.
Dans un exemple, l'appareil de régulation de la température peut maintenir la température du fluide à une valeur comprise entre 45 et 67°C, de préférence supérieure à 50°C et/ou inférieure à 62°C. Ces valeurs de température du fluide dans l'espace confiné permettent d'obtenir un rendement énergétique de la phase de pré-décharge supérieur à 80% à pression atmosphérique. Ainsi, le dispositif comprend de manière appropriée un appareil de régulation de la pression du fluide adapté à réguler la pression du fluide sensiblement à la pression atmosphérique.
Comme mentionné précédemment, l'appareil de régulation de la température peut comprendre un système de refroidissement de fluide. Cela permet une meilleure utilisation du dispositif, notamment de rester à l'optimum de température. En effet, chaque arc électrique généré élevant la température au-delà de la cible par dégagement de chaleur, il convient de refroidir l'eau à partir de la génération d'un certain nombre de générations d'un tel arc électrique pour rester à l'optimum de température.
Le dispositif peut être mobile le long du puits et se fixer avant la génération d'un arc électrique. Par exemple, le dispositif peut comprendre des moyens de déplacement, e.g. par téléguidage. Le dispositif peut alors être alimenté par une alimentation haute tension localisée à la surface et reliée au dispositif par des câbles électriques suivant le puits. Le dispositif peut alors également comprendre un système de décrochage. Cela permet de laisser le dispositif dans le puits lorsque celui-ci est bloqué. On peut alors récupérer le puits et/ou le train de tige.
Le dispositif peut être de forme générale allongée, ce qui permet de le déplacer plus facilement dans le puits. Le dispositif peut également comprendre plusieurs paires d'électrodes, sur une longueur. Les électrodes peuvent être alimentées par plusieurs capacités de stockage. Cela permet de réaliser la fracturation plus rapidement. En effet, plusieurs arcs électriques peuvent alors être générés en même temps entre chaque paire d'électrodes, et réaliser plusieurs endommagements en même temps.
Le dispositif peut comprendre un système d'injection d'additif chimique qui inclut un bac de stockage pour le stockage de l'additif et une pompe, pour injecter l'additif dans le volume confiné, lors de l'usage du dispositif. L'appareil de chauffage peut comprendre une source de fluide chaud et un conduit d'acheminement, le conduit ayant une ouverture à proximité des électrodes de façon que, lors du fonctionnement du dispositif, du fluide chaud peut être acheminé depuis la source vers les électrodes. Le conduit d'acheminement peut traverser une ou les deux électrodes. Ces différentes caractéristiques permettent d'optimiser les conditions pour favoriser l'apparition d'un arc électrique.
D'autres caractéristiques potentielles du dispositif de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures vont maintenant être présentées en référence aux figures 1 à 4 qui montrent un dispositif 100 constituant un exemple du dispositif de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures présenté ci-dessus.
Le dispositif 100 de la figure 1 comprend les deux garnitures d'étanchéité 102 et 103 définissant entre elles l'espace confiné 104. L'espace confiné 104 est ici délimité en outre par la membrane 108. Le dispositif 100 comprend également les deux électrodes 106 agencées dans l'espace confiné 104. Les deux électrodes 106 sont dans l'exemple reliées respectivement à la source de tension par une entrée 109 et à une masse 103 (ici confondue avec la garniture d'étanchéité 103) du circuit, ce qui permet la formation de l'arc électrique entre les deux électrodes 106. Les électrodes peuvent avoir un rayon compris entre 0,1 mm et 50 mm, de préférence entre 1 mm et 30 mm. L'entrée 109 peut consister en un câble isolé.
Sur la figure 1, sont également représentées de manière schématique l'appareil de régulation de la température 105 du fluide dans l'espace confiné et l'appareil de régulation de la pression 107. Le circuit électrique pour la génération d'un arc électrique entre les deux électrodes 106, sa source de tension et l'inductance ne sont pas représentées, mais peuvent être conformes aux figures 2 à 4 qui présentent de manière schématique des exemples du dispositif 100.
Le dispositif 100 de la figure 2 comprend la bobine d'inductance 110. La source de tension comprend le condensateur 112. Comme on le voit sur le schéma de la figure 2, lorsque le condensateur 112 se décharge, un arc électrique peut apparaître entre les électrodes 106. Le condensateur 112 peut présenter une capacité supérieure à 1 μΡ, de préférence supérieure à 10 μΡ. Une telle capacité permet d'atteindre une énergie entraînant l'apparition d'un arc subsonique.
La décharge électrique est dite « subsonique » ou « supersonique » suivant sa vitesse de formation. Une décharge « subsonique » est typiquement associée à des processus thermiques : l'arc se propage à travers des bulles de gaz créées par réchauffement de l'eau. On parle de propagation « lente » de la décharge électrique, typiquement de l'ordre de 10 m/s. Les caractéristiques principales d'une décharge subsonique sont liées à de fortes énergies mises en jeu (typiquement au-delà de plusieurs centaines de Joules), à des processus thermiques associés à un temps d'application long de la tension et à de faibles niveaux de tension (champ électrique faible). Dans ce régime de décharge, l'onde de pression se propage dans un volume de gaz important avant de se propager dans le fluide. Une décharge « supersonique » est typiquement associée à des processus électroniques. La décharge se propage dans l'eau sans processus thermique avec un aspect fïlamentaire. On parle de propagation « rapide » de la décharge électrique, de l'ordre de 10 km/s. Les caractéristiques d'une décharge supersonique sont liées à de faibles énergies mises en jeu, à des tensions importantes associées avec un temps d'application court et à de forts champs électriques (MV/cm). Pour ce régime de décharge, les effets thermiques sont négligeables. La décharge ne pouvant pas se développer directement dans la phase liquide, la notion de micro-bulles peut être prise en compte pour expliquer le développement de ce régime de décharge. Le volume de gaz mis enjeu est plus faible que dans le cas de décharges subsoniques.
Le condensateur 112 peut présenter une capacité inférieure à 1000 μΡ, de préférence inférieure à 200 μΡ.
Le condensateur 112 est séparé de l'inductance par l'éclateur 114 amorçable par le générateur d'impulsions 116. Cela permet de contrôler les décharges du condensateur 112 et ainsi les ondes de pression générées par l'arc électrique. Notamment, le générateur d'impulsions 116 peut être configuré pour une répétition des ondes, comme décrit par la suite.
La source de tension (i.e. le condensateur 112) est chargée par un chargeur Haute Tension 120 prévu dans un circuit auxiliaire 122 à une tension U comprise entre 1 et 500 kV, de préférence entre 50 et 200 kV. Le circuit auxiliaire est de préférence situé à la surface, et est alors séparable du dispositif.
Le dispositif 100 de la figure 3 est différent de l'exemple de la figure 2 en ce qu'un générateur de Marx 118 remplace le condensateur 112 et l'ensemble (éclateur 114 + générateur d'impulsion 116). Le générateur de Marx 118 permet lors de sa décharge la création d'un arc électronique supersonique, en imposant une tension plus élevée que le condensateur 112.
Dans le dispositif 100 de la figure 4, la source de tension comprend le condensateur 112 de la figure 2 et le générateur de Marx 118 de la figure 3. Toutefois, le générateur d'impulsions 116 amorce le premier éclateur 117 du générateur de Marx 118. Le dispositif 100 comprend en outre les ferrites 119 formant une inductance saturable dans un chemin menant le condensateur directement à l'inductance. Les ferrites 119 sont configurées pour être saturées une fois le générateur de Marx 118 déchargé. Une fois les ferrites 119 saturées, seul le condensateur 112 se décharge. Cela permet une isolation temporaire du condensateur 112 et donc le passage (i.e. la commutation) d'un arc supersonique à un arc subsonique. Le dispositif assure donc un couplage entre une décharge supersonique et subsonique. Une telle combinaison des deux modes supersonique et subsonique permet un meilleur rendement électro-acoustique, et donc un meilleur endommagement à moindre effort électrique. La décharge subsonique produite par le condensateur 112 intervient quant à elle après un retard correspondant au temps de claquage du générateur de Marx 118. La commutation peut se faire en un temps inférieur à 1 s. Typiquement, la durée de la décharge produite par le générateur de Marx 118 est très courte, de durée inférieure à 1 microseconde, et d'amplitude supérieure à 100 kV.
Dans les trois exemples des figures 2 à 4, et comme indiqué par les figures, les différents composants du dispositif 100 sont à caractéristiques réglables, i.e. on peut modifier leurs caractéristiques avant utilisation en fonction du réservoir, ou pendant l'utilisation en fonction de la réponse ou de l'avancement de la fracturation. Ainsi la bobine 110 peut être d'inductance réglable. Les caractéristiques du générateur de Marx 118 (capacité de chaque condensateur en parallèle, nombre de condensateurs fonctionnant) peuvent être réglables. La distance entre les électrodes 106, de préférence comprise entre 0,2 et 5 cm, encore de préférence comprise entre 1 et 3 cm, peut également être réglable. La capacité du condensateur 112 peut également être réglable. Cela permet d'avoir un dispositif 100 adapté à la fracturation de n'importe quel type de réservoir. En effet, il n'est pas nécessaire de remplacer le dispositif 100 lorsque l'on change de réservoir à fracturer (et que le matériau est différent) car il suffit de modifier un ou plusieurs des paramètres réglables. Cela permet également d'optimiser Γ endommagement en modifiant, éventuellement à distance, les paramètres en cours d'utilisation.
Les explications fournies ci-dessus vont maintenant être illustrées par des développements théoriques et des essais décrits en référence aux figures 5 à 17 et relatifs notamment au dispositif 100 des figures 1 à 4.
Tout d'abord, l'amélioration de Γ endommagement grâce à la présence de la bobine d'inductance est discutée en référence aux figures 5 à 10.
En référence à la figure 5 qui présente l'amplitude normalisée de la tension aux bornes du condensateur 112, la génération de l'onde de pression peut se décomposer en deux phases : une phase de pré-décharge S 100 et une phase de post-décharge SI 10, séparées par l'apparition S 105 de l'arc.
Durant la phase de pré-décharge S 100, la tension chute. Cette chute correspond à la décharge de la capacité équivalente du banc d'énergie ou du générateur de Marx dans la résistance équivalente du dispositif 100. Plus la résistance équivalente est importante, meilleure est la conservation de l'énergie dans la phase de pré-claquage. La configuration d'électrodes peut donc, dans chaque cas (subsonique ou supersonique) permettre d'obtenir le moins de perte d'énergie possible. Cela correspond à l'optimisation du chauffage de l'eau dans un cas et du champ électrique dans l'autre.
Durant la phase de décharge SI 10, le circuit électrique peut être modélisé par un circuit RLC en régime oscillant.
L'équation de l'évolution du courant dans un circuit RLC série est présentée ci- dessous : i{t) =— -exp 2L sin(wt) (i)
Figure imgf000014_0001
Avec UB qui est la tension au moment de la rupture diélectrique de l'eau. Les paramètres L, C et R sont respectivement l'inductance, la capacité et la résistance du circuit.
Ce courant i{t) est fonction de la tension de claquage UB (rupture diélectrique du milieu) du condensateur, de l'inductance et de la résistance du circuit.
Des expérimentations ont permis de mettre en évidence la linéarité de la pression de crête générée en fonction du courant maximal au moment de la rupture diélectrique de l'eau dans les deux modes de claquage. Un exemple de résultats est représenté sur les figures 6 et 7, qui représentent les mesures obtenues de pression de crête en fonction du courant maximal pendant la phase de décharge SI 10 et la régression linéaire des mesures, respectivement en mode subsonique et supersonique. On constate que la pression, à courant de crête similaire, est supérieure pour une décharge de type « supersonique ». Ceci peut être expliqué en partie par les processus engendrant l'arc électrique dans l'eau et le volume de gaz entre l'arc électrique et le liquide dans l'espace inter-électrodes présent.
Des expérimentations complémentaires ont mis en évidence l'influence de la distance inter-électrodes sur la valeur crête de l'onde de pression générée dans les deux modes de rupture diélectrique. La longueur de l'arc électrique est apparue avoir une influence directe sur la pression. Plus la distance inter-électrodes est grande, plus la valeur crête de la pression semble importante, comme présenté dans le graphique de la figure 8.
Des expérimentations ont porté sur l'influence de la géométrie des électrodes vis-à-vis de l'onde de pression. Les résultats sont présentés sur la figure 9. Elles ont permis de conclure que la forme des électrodes utilisées pour la génération de l'onde de pression ne semble pas avoir d'influence sur la valeur crête de la pression. Elle peut par contre minimiser les pertes électriques avant l'apparition de l'arc électrique.
Un capteur de pression a par ailleurs été utilisé pour visualiser les formes d'onde des pressions générées en fonction du spectre fréquentiel. Ce spectre fréquentiel peut en effet être modifié par le mode de rupture diélectrique, par les paramètres du circuit électrique, par le volume de gaz, ainsi que par la nature du liquide utilisé. Deux exemples de spectre fréquentiel associé à une décharge en mode subsonique et supersonique ont été testés. Il est apparu que plus le spectre présente des basses fréquences, moins l'endommagement était diffus.
Le résultat de diverses expérimentations faites met en évidence une relation linéaire du dPmax/dtp en fonction du front de courant àimaxlàti, représentée sur la figure 10. Le front de courant a une influence sur le front de pression. Plus le front de courant est lent plus la pression est basse fréquence.
Les études réalisées ont en outre clairement démontré un effet d'accumulation de l'endommagement en fonction du nombre de chocs. La notion de récurrence des impulsions semble donc un critère influant l'endommagement.
La mise en équation des principes évoqués ci-dessus est maintenant discutée.
Calcul du courant de crête noté imax :
Pour calculer le courant imax, on pose les conditions suivantes : si sin(wt) = 1 et wt =— alors i(t) = avec t
2w
En utilisant les équations (1) et (2) :
Figure imgf000015_0001
Dans le cas ou on approxime la valeur de w (valeur de R très faible) :
(5)
Figure imgf000015_0002
T front ~ (7)
Relation de l'énergie
Figure imgf000016_0001
Avec Eb l'énergie et Ub la tension au moment de l'arc électrique.
En remplaçant l'équation (8) dans (3) :
Figure imgf000016_0002
Le courant crête imax est contrôlé par l'énergie disponible au moment de l'arc noté Eb et par l'inductance du circuit L, ce sont ces deux paramètres sur lesquelles l'utilisateur doit agir. La résistance R est considérée très faible et la capacité C est fonction de l'énergie Eb.
Relation entre la pression crête et le courant maximal
D'après les résultats exposés aux figures 6, 7 et 9, on peut déduire l'expression suivante :
max = k 1 , max (10) avec kx fonction de la distance inter-électrodes et du mode de claquage
Plus la distance inter-électrodes est grande plus le coefficient
Figure imgf000016_0003
est grand
D'où :
max
max (H)
En remplaçant l'équation (11) dans (9) :
Figure imgf000016_0004
La pression crête générée est donc contrôlée par le courant imax (paramètres Eb et L) et par le coefficient
Figure imgf000016_0005
(fonction de la distance inter-électrodes et le mode de rupture diélectrique de l'eau). On peut donc agir sur Eb, L et
Figure imgf000016_0006
pour obtenir la pression désirée.
Relation entre le dPmax/dtp en fonction du àimaxlàt
D'après la figure 10, on peut déduire l'expression suivante : (14) avec k2 fonction de la distance inter-électrodes et du mode de claquage
Le coefficient &2 correspond au couplage physique électro-acoustique.
En utilisant l'équation (11) et (14) :
di„„ , dL
— 2 (15) dtn dt;
Figure imgf000017_0001
Le front de l'onde de pression est donc contrôlé par les coefficients
Figure imgf000017_0002
et &2 et par les valeurs de L et C (paramètres du circuit électrique).
Ainsi, pour synthétiser ces études, on observe que :
Dans les deux modes de claquage, le maximum de l'onde de pression, résultant de la rupture diélectrique de l'eau, dépend principalement de la valeur du courant maximal, appelé imax.
Cette valeur du courant de crête est fonction de la tension de claquage et des impédances du circuit électrique. Lorsque la configuration du circuit est imposée, un moyen d'optimiser le courant est d'augmenter la tension de claquage de l'intervalle. Ceci revient à maximiser l'énergie électrique commutée dans le milieu.
Lorsque le circuit n'est pas figé, mais que l'énergie électrique commutée est maintenue constante, l'amplitude de l'onde pression est optimisée en réduisant l'impédance du circuit.
La forme d'injection du courant, le mode de rupture diélectrique et la nature du liquide ont une influence sur la dynamique de l'onde de pression. Cette dynamique et le rendement acoustique du dispositif peuvent être aussi modifiés par l'injection de bulles artificielles et par la méthode de « double impulsion » (subsonique et supersonique).
- A courant injecté constant, la valeur du pic de pression est plus importante en mode supersonique qu'en mode subsonique.
- A courant injecté constant, la valeur du pic de pression est d'autant plus importante que la distance inter-électrodes est grande. La géométrie des électrodes, à courant injecté constant, n'a pas d'influence sur la pression crête générée, mais peut jouer un rôle dans la diminution des pertes électriques en phase de pré-décharge.
En conclusion, les études ci-dessus confirment l'utilité d'introduire une inductance entre la source de tension et l'une des deux électrodes pour agir sur l'onde de pression générée au final. Les études confirment également l'intérêt d'avoir des paramètres réglables, e.g. l'inductance, la capacité du condensateur, les caractéristiques du générateur de Marx. En effet, l'onde de pression dépendant de ces paramètres, la possibilité de les régler permet de contrôler l'onde de pression.
L'amélioration de l'endommagement grâce à la régulation de la température est maintenant discutée en référence aux figures 11 à 17, qui illustrent des essais mettant en évidence cette amélioration.
Une enceinte a été développée et réalisée afin de recréer en laboratoire les conditions thermodynamiques d'un liquide en conditions de puits.
La configuration d'électrodes est composée de deux électrodes pointes (rayon de courbure de 2.5 mm) et d'une distance inter-électrodes de 3 mm. De l'eau déminéralisée (σ = 40μ8/αη) a été utilisée de manière à augmenter la valeur de la résistance équivalente de l'enceinte et donc limiter les énergies de claquage. L'eau a été renouvelée après chaque série. Le matériau isolant utilisé pour la traversée Haute Tension est du PEEK 450G.
Dans l'objectif de limiter l'énergie injectée dans l'enceinte, les essais ont été réalisés avec un banc de condensateurs de capacité équivalente égale à C = 600nF. La tension de charge de ces condensateurs ne pouvait excéder 40 kV. L'énergie électrique maximale était donc d'environ 500 J, ce qui a garanti, étant donné la géométrie d'électrodes utilisées, une propagation de la décharge par mode subsonique.
La rigidité diélectrique de l'eau est caractérisée par détermination de la tension de préclaquage t/50, valeur de tension qui provoque 50% de tenues et 50% d'amorçages. La méthode utilisée permettant de déterminer cette tension U50 est appelée « up and down ». On présélectionne des niveaux de tension et on effectue une série d'essais à ces différents niveaux, le résultat de chaque essai détermine le niveau suivant : niveau immédiatement supérieur en cas de tenue, niveau immédiatement inférieur en cas d'amorçage. Il suffit alors d'une cinquantaine d'essais pour acquérir la valeur U50. Dans l'ensemble des courbes présentées, la valeur notée U50 représente donc la moyenne d'une série de 50 chocs.
Etant donné la géométrie complexe de la cellule, le logiciel COMSOL a été utilisé afin d'estimer la valeur de la capacité inter-électrodes pour chaque configuration expérimentale. Les résultats donnent une capacité de 125 pF pour D = 1,5 mm et de 120 pF pour D = 3mm. Les valeurs de capacité équivalente de la cellule HP (Haute Pression) sont de l'ordre de la centaine de pico Farad, Dans notre cas la capacité de stockage était de forte valeur égale à 600 F (décharge subsonique) : le transfert capacitif est donc optimal.
La résistance équivalente de l'eau a été déterminée en employant une méthode expérimentale et par simulation à l'aide du Logiciel COMSOL.
Lors de la décharge d'un condensateur dans l'eau, il y a une phase dite de pré-décharge durant laquelle la tension chute. Cette chute correspond à la décharge de la capacité dans la résistance équivalente du dispositif inter-électrodes. Cette résistance équivalente est appelée
Dans le cas d'une décharge subsonique, Reau est déterminée par mesure de la décroissance exponentielle de l'onde de tension, comme illustré par la figure 11. La valeur de la constante de décharge correspond au temps nécessaire pour une chute de 37% de la valeur de tension initiale du condensateur.
Pour un conducteur, à une température donnée, il existe une relation permettant de calculer sa résistance en fonction de ses dimensions et du matériau (ici de l'eau) qui le constitue : R = p— L avec p =— 1
s σ
Avec : p : Résistivité de l'eau (Ω.ιη)
σ : Conductivité de l'eau (S/m)
La conductivité de l'eau étant fonction de sa température, nous pouvons définir son évolution, pour le type d'eau que nous avons utilisé dans nos expérimentations, grâce l'équation suivante :
σ = σ0(1 + α(Γ - Γ0))
Avec : Oo : Conductivité initiale (S/m)
a : Coefficient de Température
To : Température de référence (°K)
Il est important de noter que l'évolution de la conductivité de l'eau en fonction de la température n'est pas la même suivant le type d'eau utilisée (pure, déminéralisée, du robinet ou eau de mer par exemple). En effet la conductivité initiale détermine l'influence de la température vis à vis de l'évolution postérieure de la conductivité. Dans notre cas nous utilisions de l'eau déminéralisée et les paramètres initiaux ont été déterminés par expérimentation.
En utilisant le module couplage électrothermique de COMSOL, la résistance a pu être déterminée à partir de la loi d'Ohm.
Pour ce faire, un potentiel électrique à l'électrode HT a été préalablement fixé, ainsi que la conductivité de l'eau (définie par l'équation précédente). COMSOL permet de calculer la valeur du courant par intégration de la densité de courant totale sur la surface d'eau contenue dans l'enceinte et donc de déterminer la valeur de la résistance équivalente Reau.
L'évolution de Reau pour une plage de pression statique absolue de 0 à 15 bars est : 1750 Ω pour 0 bar, 1683 Ω pour 5 bars, 1706 Ω pour 10 bars, et 1833 Ω pour 15 bars. L'analyse de ces résultats nous permet de conclure que la pression statique n'a apparemment pas d'influence sur la résistance Reau.
Les résultats expérimentaux et de simulation portant sur l'influence de la température de l'eau sur la résistance Reau sont présentés à la figure 12. Les courbes obtenues montent la grande influence de la température sur la résistance équivalente de l'enceinte. De 25°C à 95°C la valeur de la résistance est divisée par un facteur 3.
L'objectif de cette partie des essais de simulation a été de caractériser l'enceinte HP en termes de tenue en tension et d'impédance équivalente (capacité et résistance).
L'obtention de ces paramètres fondamentaux permettent de prévoir la forme d'onde susceptible d'être obtenue sur la charge (ici notre cellule HP), pour une tension appliquée (et donc une énergie), une géométrie d'électrodes et pour des conditions thermodynamiques de l'eau bien établies. Ces paramètres présentent un grand intérêt pour notre étude puisque la capacité et la résistance équivalente définissent le transfert d'énergie de la capacité de stockage vers la cellule.
II s'agissait ensuite de caractériser la rigidité diélectrique de l'eau en fonction de ses paramètres thermodynamiques puis d'étudier l'influence de ces paramètres sur la dynamique de l'onde de pression. Un protocole expérimental a consisté à étudier l'évolution de la tension U50 en fonction de la température de l'eau, à la pression atmosphérique. Ces résultats sont présentés à la figure 13.
II est établi que les processus thermiques jouent un rôle prépondérant dans la phase de pré-décharge du mode subsonique puisque l'arc électrique se développe dans des bulles de gaz créées par vaporisation de l'eau. Il est donc naturel d'observer une diminution de la tension disruptive avec l'augmentation de température. Toutefois, cette tendance est nettement accentuée dès que la température dépasse environ 60°C. En effet, pour T°<°60°C, une augmentation de 100% de la température entraine une diminution inférieure à 10% de la valeur de U50 alors que pour T°>°60°C, une même variation de la température se traduit par une diminution d'environ 60%> de U50. Généralement dans les décharges électriques, un tel changement de pente est associé à une modification du régime de décharge. Le problème est ici plus complexe, car il met en jeu des phénomènes thermodynamiques liés au changement de phase liquide-vapeur de l'eau.
Étant donné que l'énergie de vaporisation de l'eau diminue lorsque T augmente, on peut se demander si d'un point de vu énergétique, les pertes électriques sont minimisées par cette augmentation de la température (rappelons que l'énergie acoustique de l'onde de pression dépend directement des pertes électrothermiques de la phase de pré-claquage).
Pour répondre à cette question, on peut définir l'énergie consommée EC dans la phase de pré-cla uage par :
Figure imgf000021_0001
avec p(t) la puissance électrique
u(t) la tension appliquée
Reau la résistance équivalente de l'eau
Tb l'instant du claquage
- t
Or u(t) = t/50.exp( )
R™..C d'où EC =— .C.t/2 50.<h - exp (1)
Figure imgf000021_0002
L'éner ie électrique totale ET initialement stockée s'exprime par :
Figure imgf000021_0003
Les pertes électrothermiques liées au chauffage sont donc définies par :
Pertes = (3)
Figure imgf000021_0004
Le rendement de la phase de pré-décharge s'exprime par :
η = (1 - ertes) x 100 (4)
Les expressions (1), (2), (3) et (4) dépendent donc des trois paramètres t/50, Tb et Reau- La résistance équivalente Reau de l'enceinte d'essais se détermine expérimentalement à partir de la décroissance exponentielle de la tension appliquée illustrée sur la figure 12. Les résultats peuvent être résumés selon le tableau suivant :
Figure imgf000022_0001
La figure 14 présente l'évolution de la tension de claquage Ub et du temps Tb correspondant en fonction de la température de l'eau ainsi que les écarts-type. Lorsque la température augmente, nous savons que la valeur de Reau diminue, entraînant ainsi une diminution de la durée d'application de l'onde de tension. Il est par conséquent naturel d'observer une diminution du paramètre Tb avec l'augmentation de température.
L'interprétation de la variation du paramètre Ub est plus délicate. Elle tient compte de la faible variation de £/50 sur la plage 25°C - 60°C couplée à une diminution significative de la durée d'application de l'onde de tension. La tension Ub augmente donc sur cette plage de température. Au-delà de cette plage de température, la tension de claquage diminue signifîcativement lorsque la température augmente de 60°C à 90°C. La durée d'application de la tension étant encore réduite, la tension de claquage Ub ne peut que diminuer.
L'ensemble des paramètres définis dans l'expression (1) est maintenant déterminé expérimentalement. Il est donc possible de tracer la courbe d'évolution de l'énergie consommée Ec dans la phase de pré-décharge en fonction de la température, comme illustré à la figure 15.
L'énergie consommée pour créer l'arc électrique décroit avec la température. Pour interpréter ce résultat, on peut supposer que l'essentiel de cette énergie est consommée pour créer la phase gazeuse (hypothèse largement vérifiée par le fait que quelques dizaines de milli-joules suffisent pour initier un arc électrique dans l'air à pression atmosphérique sur des distances millimétriques). L'énergie nécessaire pour vaporiser (à pression atmosphérique constante) une masse d'eau initialement à la température T; est donnée par l'expression:
E = m.cp .(Tf - Ti ) + H (5)
Avec : H l'enthalpie massique de vaporisation
cp la chaleur massique isobare à la température T
L'enthalpie massique de vaporisation est constante à la pression de 1 bar et les variations de cp en fonction de la température sont données par les tables de l'eau. Par conséquent, les variations de E données par l'expression (5) montrent que plus la température augmente, moins il faut fournir d'énergie pour procéder à une vaporisation d'une masse unité d'eau, comme illustré à la figure 16.
Ainsi, la décroissance de l'énergie consommée par la phase de pré-décharge avec l'augmentation de température peut être interprétée, de façon simplifiée, en termes d'énergie de vaporisation. Il est probable que cette explication ne soit pas suffisante et que d'autres paramètres entrent en jeu dans ce bilan énergétique. En particulier, pour compléter ce bilan énergétique, l'évolution du volume des bulles en fonction de la température nous semble être un paramètre important (la courbe présentée à la figure 16 est obtenue à masse constante, donc à volume constant pour toutes les températures).
II faut également noter que la courbe présentée à la figure 16 est tracée en utilisant la tension de claquage U50 obtenue pour chaque température. Il s'agit de l'énergie minimale nécessaire aux phénomènes pour initier l'arc électrique. Cela signifie donc que si l'énergie ET initialement stockée est fixée en chargeant le banc de condensateur à une tension constante, alors le surplus d'énergie (ET - Ec) disponible pour la phase post-décharge augmente avec la température.
Intéressons nous maintenant au rendement énergétique de la phase de pré-décharge en fonction de la température, tel qu'illustré à la figure 17.
Les résultats expérimentaux montrent que le rendement de la pré-décharge passe par un optimum pour une température entre 45 et 67°C, ou plus précisément supérieure à 50°C et/ou inférieure à 62°C. Cet optimum de rendement résulte principalement du changement de pente de la courbe t/50 =fiT) pour T > 60°C alors que l'énergie consommée reste quasi constante.
Pour T = 60°C, environ 80% de l'énergie est disponible pour la phase post-décharge, dont une partie sera transformée en énergie acoustique. Seulement 30% de l'énergie initiale est disponible pour la phase de post-décharge si la température de l'eau est fixée à pour T = 25°C. Ce résultat est donc très intéressant dans l'objectif d'optimiser le rendement électro-acoustique du procédé de fracturation électrique.
L'étude ci-dessus, illustrée par les figures 1 1 à 17, montre donc l'intérêt de la régulation de la température du fluide dans l'espace confiné pour améliorer le rendement énergétique et induire une onde de pression, les dimensions du dispositif étant fixées, permettant un meilleur endommagement.
Comme mentionné précédemment, le dispositif de fracturation peut être utilisé dans un procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures. Le procédé comprend la fracturation électrique du réservoir par la génération d'un arc électrique par le dispositif, ce qui induit une onde de pression entraînant la fracturation. Simultanément, le procédé peut comprendre la régulation de la température d'un fluide dans l'espace confiné du dispositif, grâce à l'appareil de régulation de la température. Ainsi, le dispositif peut également être utilisé dans un procédé de production d'hydrocarbures comprenant la fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures suivant le procédé précédent.
En référence à la figure 18, il est également proposé un procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures. Le procédé de la figure 18 comprend une fracturation statique (S20) du réservoir par pression hydraulique. Et le procédé de la figure 18 comprend également, avant, pendant ou après la fracturation statique (S20) (ces trois possibilités étant représentées par les pointillés sur la figure 18), la fracturation électrique (S 10) du réservoir par génération d'un arc électrique dans un puits foré dans le réservoir, telle que décrite ci- dessus. Le procédé de la figure 18 améliore la fracturation du réservoir.
La fracturation statique (S20) peut être tout type de fracturation statique connue de l'art antérieur. De manière générale, la fracturation statique (S20) peut comprendre, après l'éventuel forage d'un puits dans le réservoir, l'injection d'un fluide sous haute pression dans le puits. La fracturation statique (S20) crée ainsi une ou plusieurs fissures unidirectionnelles, typiquement plus profondes que celles créées par la fracturation électrique (S 10).
Le fluide peut être de l'eau, une boue ou un fluide technique à viscosité contrôlée enrichi en agents durs (grains de sable tamisé, ou microbilles de céramique) qui empêchent que le réseau de fracture se referme sur lui-même au moment de la chute de pression.
La fracturation statique (S20) peut comprendre une première phase d'injection dans un puits foré d'un fluide de fracturation qui contient des épaississants, et une deuxième phase qui implique l'introduction périodique de propant (i.e. un agent de soutènement) dans le fluide de fracturation pour alimenter la fracture crée en propant. Ainsi, on forme des clusters de propant dans la fracture qui empêchent celle-ci de se refermer et fournissent des chenaux pour l'écoulement de l'hydrocarbure entre les clusters. La deuxième phase ou ses sous phases implique l'introduction supplémentaire d'un matériau de renforcement et/ou de consolidation, pour ainsi accroître la force des clusters de propant formés dans le fluide de fracturation. Une telle fracturation statique (S20) permet d'obtenir des fractures typiquement entre 100 et 5000 mètres.
La fracturation statique (S20) peut précéder la fracturation électrique (S 10). Dans un tel cas, l'onde de pression générée par la fracturation électrique (S 10) peut suivre le cours du fluide introduit dans les fissures crées par la fracturation statique (S20) et ainsi améliorer l'endommagement. Par ailleurs, un tel ordre entre les fracturations (S20) et (S 10) présente peu de risques de fuites. Par exemple, la fracturation statique (S20) peut précéder la fracturation électrique (S 10) de moins d'une semaine.
En référence à la figure 19, il est également proposé un procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures préalablement fracturé statiquement par pression hydraulique. Le procédé de la figure 19 comprend alors la seule fracturation électrique (S 10) du réservoir, effectuée dans un réservoir où un puits a déjà été foré et a déjà été fracturé statiquement. Le procédé de la figure 19 permet l'endommagement de réservoirs déjà exploités après fracturation statique. En d'autres termes, le procédé de la figure 19 permet l'exploitation d'un réservoir abandonné car déjà exploité, potentiellement en réutilisant un puits déjà foré. Il est à noter que, s'il est combiné à cette fracturation statique préalable, le procédé de la figure 19 correspond au procédé de la figure 18 (où la fracturation statique (S20) correspond à cette fracturation statique préalable). Ainsi, la fracturation statique préalable peut avoir été effectuée selon le procédé de la figure 18.
En référence à la figure 20, il est proposé un procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures comprenant une fracturation électrique (S 10) particulière. La fracturation électrique (S 10) proposée dans le procédé de la figure 20 peut bien entendu être utilisée dans le procédé de la figure 18 et/ou dans le procédé de la figure 19. Le procédé de la figure 20 comprend principalement la fracturation électrique (S 10) du réservoir par la génération d'un arc électrique dans un fluide présent dans un puits foré dans le réservoir (donc combinée ou non à une fracturation statique, par exemple la fracturation statique (S20) du procédé de la figure 1). L'arc électrique induit une onde de pression dont le temps de montée est supérieur à 0,1 μβ, de préférence supérieur à 10 μβ. Le procédé la figure 20 améliore la fracturation du réservoir.
Le temps de montée de l'onde de pression est le temps nécessaire pour que l'onde de pression atteigne le pic de pression, i.e. la valeur maximale de l'onde (également appelé « pression de crête »). En l'occurrence, un temps de montée supérieur à 0,1 μβ, de préférence supérieur à 10 μβ, correspond à une onde de pression qui pénètre mieux dans le réservoir. Une telle onde de pression est particulièrement efficace (i.e. l'onde pénètre plus profondément) dans le cas de matériaux peu ductiles, comme ceux qui composent les réservoirs de gaz de schiste. De préférence, le temps de montée est inférieur à 1 ms, avantageusement inférieur à
L'onde de pression peut présenter une pression maximale allant jusqu'à lO kbar, de préférence supérieure à 100 bar et/ou inférieure à 1000 bar. Cela peut correspondre à une énergie stockée entre 10 J et 2 MJ, de préférence entre 10 kJ et 500 kJ. Différentes possibilités applicables à l'un quelconque des procédés de la figure 18, de la figure 19 ou de la figure 20 vont maintenant être décrites.
Le puits peut être horizontal. Par exemple, le puits peut être horizontal et présenter une longueur comprise de préférence entre 500 et 5000 m, avantageusement entre 800 et 1200 m, par exemple à une profondeur entre 1000 et 10000 m, par exemple entre 3000 et 5000 m.
La fracturation électrique (S 10) peut être répétée en différentes zones de traitement le long du puits. On a en effet avec la fracturation électrique (S 10) une onde de pression qui pénètre généralement moins profondément qu'une fracturation statique. Ainsi, on obtient typiquement avec la fracturation électrique (S 10) des fissures de longueur inférieure à 100 m, typiquement inférieure à 50 m, et typiquement supérieure à 20 m. Pour un puits faisant plusieurs centaines de mètres, la répétition de la fracturation électrique (S 10) le long du puits permet un endommagement tout le long du puits et donc une meilleure exploitation éventuelle du réservoir.
Par ailleurs, en chaque zone de traitement (ou en l'unique zone de traitement si celle-ci est unique), plusieurs arcs peuvent être générés à la suite. Ici, on répète la génération d'un arc électrique en une position sensiblement fixe. On améliore ainsi Γ endommagement en répétant l'onde de pression. Les arcs générés peuvent être les mêmes ou bien différents. Par exemple, en chaque zone de traitement, les arcs générés à la suite induisent une onde de pression dont le temps de montée un temps de montée est décroissant. Par exemple, les arcs à la suite peuvent présenter un front de plus en plus raide, induisant ainsi une onde de pression ayant un temps de montée de plus en plus rapide. Dans un tel cas, les premières impulsions ont des fronts plus lents pour pénétrer profondément, tandis que les impulsions aux fronts plus raidis fracturent plus proche du puits et de manière plus dense. On optimise ainsi Γ endommagement. Les premiers arcs peuvent par exemple induire une onde de pression dont le temps de montée est supérieur à 10 μβ, de préférence 100 μβ. Les derniers arcs peuvent alors induire une onde de pression dont le temps de montée est inférieur au temps de montée des premiers arcs, par exemple inférieur à 10 ou 100 μβ. Les premiers arcs comprennent au moins un arc, de préférence un nombre inférieur à 10000 voire 1000, et les derniers arcs comprennent au moins un arc, de préférence un nombre inférieur à 10000 voire 1000.
Par ailleurs, en chaque zone de traitement, les arcs peuvent être générés à une fréquence inférieure à 100 Hz, de préférence inférieure à 10 Hz, et/ou supérieure à 0,001 Hz, de préférence supérieure à 0,01 Hz. De préférence, la fréquence des arcs peut être (sensiblement) égale à la fréquence de résonance du matériau à fracturer dans le réservoir. Ceci assure un endommagement plus efficace. Le réservoir peut avoir une perméabilité inférieure à 10 microdarcy. Il peut s'agir notamment d'un réservoir de gaz de schiste. Dans ce type de réservoirs, le gaz est typiquement adsorbé (jusqu'à 85% sur Lewis Shale) et faiblement piégé dans des pores. La faible perméabilité de ce type de réservoir ne permet pas d'espérer produire directement des gaz piégés dans un tel milieu, seul le gaz de surface (gaz adsorbé) peut être produit. Ainsi, pour un réservoir de shale gas où la perméabilité est de l'ordre du microdarcy, une fracturation électrique (S 10) efficace sur un rayon de 30 m le long d'un puits horizontal de 1000 m permettrait une récupération de gaz pouvant dépasser 50 MNm3 (si l'on prend pour hypothèse 26 Nm3 de gaz par m3 de roche comme le suggère l'aticle « Porosity and permeability of Eastern Devonian Shale gas » précité). Le procédé de fracturation de l'une quelconque des figures 1 à 3 peut ainsi être inclus dans un procédé de production d'hydrocarbures du réservoir, typiquement à shale gas.
La génération de l'arc électrique peut induire un gradient de température générant une onde de pression dans le fluide. La fracturation électrique (S 10) peut comprendre l'injection préalable dans le fluide d'un agent améliorant la plasticité du matériau constituant le réservoir. L'agent peut comprendre un additif chimique. L'additif chimique peut être un agent induisant la fracture rocheuse. L'additif peut comprendre de la vapeur. Cela permet d'améliorer encore la fracturation.
Un exemple de la fracturation électrique (S 10) du procédé de fracturation de l'une quelconque des figures 18 à 20 va maintenant être décrit en référence aux figures 21 à 23. Dans cet exemple, on procède à la fracturation électrique (S 10) d'un réservoir 40 dans lequel un puits horizontal 43 a été foré. La fracturation électrique (S 10) est ici combinée à une fracturation statique, non spécifiquement illustrée et éventuellement préalable, qui a induit des fractures principales 41 dans le réservoir. Le procédé de fracturation permet ici de produire de l'hydrocarbure grâce à un pipe de production situé à la surface, en tête de puits 45. L'arc électrique est ici généré au niveau d'un dispositif de fracturation 47, qui peut être conforme au dispositif de fracturation 100 de la figure 1.
Dans l'exemple des figures 21 à 23, la fracturation électrique (S 10) induit des fractures secondaires 42 au niveau de l'endroit où l'arc est généré. Dans l'exemple, les fractures secondaires 42 sont moins longues mais plus diffuses que les fractures principales 41. Dans cet exemple, la fracturation électrique (S 10) est répétée en différentes zones de traitement le long du puits. La figure 21 montre en effet une phase initiale de la fracturation électrique (S 10) en fond de puits. La figure 22 montre une phase intermédiaire en milieu de puits. Et la figure 23 montre une phase finale en début de puits. On observe ainsi la progression des fractures secondaires 42 durant la répétition de la fracturation électrique. Ainsi, les fractures secondaires 42 sont dispersées tout autour du puits 43. On peut alors récupérer l'hydrocarbure environnant ces fractures secondaires 42, hydrocarbure potentiellement éloigné des fractures principales 41 et donc difficilement récupérable par une seule fracturation statique.
La mobilité du dispositif de fracturation 47, qui peut être le dispositif particulier, permet de fracturer le réservoir tout le long du puits. Le dispositif 47 est alimenté dans cet exemple par une alimentation haute tension 44 localisée à la surface et reliée au dispositif 47 par les câbles 46.
Bien entendu, la présente invention n'est pas limitée aux exemples décrits et représentés, mais elle est susceptible de nombreuses variantes accessibles à l'homme de l'art. Par exemple, les principes exposés ci-dessus peuvent être appliqués à la production de données sismiques. En effet, la génération de l'arc électrique pourrait alternativement induire une onde de pression présentant des caractéristiques inférieures à celles nécessaires à la fracturation du réservoir. Cela est réalisable par exemple en adaptant la tension de charge du dispositif de fracturation et la tension de charge, et en jouant sur l'inductance. Un tel procédé de productions de données sismiques peut alors comprendre la réception d'une réflexion de l'onde de pression, l'onde réfléchie étant alors typiquement modulée par son passage à travers le matériau constituant le réservoir. Le procédé de production de données sismiques peut alors également comprendre l'analyse de l'onde réfléchie pour déterminer des caractéristiques du réservoir. On peut alors constituer un relevé sismique basé sur la réception.

Claims

REVENDICATIONS
1. Dispositif (100) de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures, dans lequel le dispositif comprend :
- deux garnitures d'étanchéité (102, 103) définissant entre elles un espace confiné (104) dans un puits foré dans le réservoir ;
- un appareil de régulation de la température d'un fluide dans l'espace confiné ;
- une paire de deux électrodes (106) agencées dans l'espace confiné ; et
- un circuit électrique pour la génération d'un arc électrique entre les deux électrodes, le circuit comprenant au moins une source de tension (112, 118) reliée aux électrodes
(106) et une bobine d'inductance (110) entre la source de tension (112, 118) et l'une des deux électrodes.
2. Dispositif selon la revendication 1, dans lequel l'appareil de régulation de la température régule la température du fluide pour optimiser le rendement énergétique de la phase de pré-décharge lors de la génération d'un arc électrique.
3. Dispositif selon la revendication 2, dans lequel l'appareil de régulation de la température maintient la température du fluide à une valeur comprise entre 45 et 67°C, de préférence supérieure à 50°C et/ou inférieure à 62°C.
4. Dispositif selon la revendication 3, dans lequel le dispositif comprend en outre un appareil de régulation de la pression du fluide sensiblement à la pression atmosphérique.
5. Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel l'appareil de régulation de la température comprend un système de refroidissement de fluide.
6. Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel la bobine
d'inductance (110) est d'inductance réglable, de préférence comprise entre 1 μΗ et 100 mH, encore de préférence comprise entre 10 μΗ et 1 mH.
7. Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel la distance entre les deux électrodes (106) est réglable, de préférence comprise entre 0,2 et 5 cm, encore de préférence comprise entre 1 et 3 cm.
8. Dispositif l'une des revendications précédentes, dans lequel la source de tension comprend un condensateur (112) de capacité supérieure à 1 μΡ, de préférence supérieure à 10 μΡ.
9. Dispositif selon la revendication 8, dans lequel la capacité du condensateur est réglable, de préférence inférieure à 1000 μΡ, encore de préférence inférieure à 200 μΡ.
10. Dispositif selon la revendication 8 ou 9, dans lequel le circuit comprend en outre un générateur de Marx (118) et des ferrites (119) formant une inductance saturable dans un chemin menant le condensateur directement à l'inductance, les ferrites étant saturées une fois le générateur de Marx déchargé.
11. Dispositif selon la revendication 8, 9 ou 10, dans lequel le condensateur est séparé de l'inductance par un éclateur (114) amorçable par un générateur d'impulsions (116).
12. Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel les électrodes (106) ont un rayon compris entre 0,1 mm et 50 mm, de préférence entre 1 mm et 30 mm.
13. Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel le dispositif comprend un système de décrochage.
14. Dispositif selon l'une des revendications précédentes, dans lequel le dispositif comprend plusieurs paires d'électrodes.
15. Procédé de fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures, dans lequel le procédé comprend la fracturation électrique (S 10) du réservoir par la génération d'un arc électrique par le dispositif selon l'une des revendications précédentes et, simultanément, la régulation de la température d'un fluide dans l'espace confiné du dispositif.
16. Procédé de production d'hydrocarbures, comprenant la fracturation d'un réservoir géologique d'hydrocarbures selon le procédé de la revendication 15.
17. Procédé de calibrage de l'appareil de régulation de la température du dispositif selon l'une des revendications 1 à 14, comprenant les étapes consistant à :
fournir le dispositif,
déterminer une tension de pré-claquage au-delà de laquelle l'arc électrique est généré, puis
- mesurer une tension de claquage aux bornes des électrodes et un temps de claquage en fonction de la température du fluide, en appliquant la tension de pré-claquage et en faisant varier la température du fluide, puis
déduire de l'étape précédente le rendement énergétique de la phase de pré-décharge en fonction de la température, puis
définir une température ou un intervalle de températures cible pour l'appareil de régulation de la température en fonction d'un maximum du rendement énergétique déduit à l'étape précédente.
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