книги / Сборник задач по технологии и технике нефтедобычи

Для 2-го варианта ран £>р'нее и свободный газ в продукции отсутствует:

9см (Рвн а) = 9ж (Рвн а) = 3,05 -10~ 4 м3/с = 26,3 м3/сут.

Для 3-го варианта, очевидно, Ож (Рвн а) = Снд = 2,9-10~4 м3/с = 25,0 м3/сут.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ ДАВЛЕНИЯ В КЛАПАННЫХ УЗЛАХ

Расчет максимального перепада давления Ар™, возникающего при движении откачиваемой продукции через клапанные узлы насоса, основан на результатах работ А. М. Пирвердяна и Г. С. Сте­ пановой [15]. В расчетах принято, что при наличии в потоке жид­ кости свободного газа в качестве расчетной используется макси­ мальная абсолютная скорость течения смеси через отверстие седла клапана, а при откачке обводненной смеси не образуется высоко­ вязкая эмульсия.

Максимальная скорость движения продукции отак в отверстии седла клапана с учетом неравномерности движения плунжера и со­ ответствующее этой скорости число Рейнольдса Re™ равны соот­ ветственно

где с1Ю— диаметр отверстия в седле клапана, м (табл. 9.5); v* — кинематическая вязкость жидкости, м2/с. В качестве v* выбирается вязкость того из компонентов, содержание которого в откачивае­ мой продукции наибольшее.

З а д а ч а 9.4. Определить потери давления в клапанных уз­ лах.

Р е ш е н и е . Для 1-го варианта

191

По графикам Г. С. Степановой определяем коэффициент расхода клапана | кл в зависимости от числа Рейнольдса, вычисленного по (9.17) (рис. 9.3 кривая 1) 1КЛвс = 1кл н = 0.4.

Перепад давления в клапане рассчитываем по формуле

Рис. 9.3. Зависимость коэффициента расхода клапана | Кл от числа Рейнольдса:

192

Затем рассчитываем давления в цилиндре насоса при всасывании и нагнетании:

Аналогичные расчеты, выполненные для 2-го и 3-го вариантов, дали следующие результаты.

Для 2-го варианта:

(в насосе НСН2-43 использованы клапанные узлы с увеличенным проходным сечением)

РАСЧЕТ УТЕЧЕК В ЗАЗОРЕ ПЛУНЖЕРНОЙ ПАРЫ

На стадии проектирования штанговой насосной эксплуатации, когда еще не известен режим откачки, утечки в зазоре плунжерной пары нового (неизношенного) насоса рассчитываем по формуле А. М. Пирвердяна [15]

где рж, v* — плотность и кинематическая вязкость откачиваемой жидкости; /пл — длина плунжера, м (для серийных насосов /пл = = 1,2 м); б —; зазор между плунжером и цилиндром при их концен­ тричном расположении, м; Сэ — относительный эксцентриситет расположения плунжера в цилиндре, т. е. отношение расстояния между их центрами к величине б (0 < Сэ < 1).

где ReKp — критическое значение числа Рейнольдса.

При турбулентном режиме течения жидкости в зазоре утечки можно приближенно определить по следующей зависимости:

После выбора режима откачки, когда известны длина хода плун­ жера 5ПЛ и число двойных ходов плунжера в секунду N, можно уточнить объем утечек по следующей формуле:

Оценим утечки для каждого из расчетных вариантов. Предва­

х 10~4 м в соответствии с выбранной в задаче 9.1 настоящего раз­ дела группой посадки насоса; vx l = vB1; уж2 = vB2, так как вслед­ ствие сепарационных процессов в полости НКТ над насосом накап­

Проверка по критерию Рейнольдса показывает, что режим течения жидкости в зазоре ламинарный и для этих вариантов.

РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА НАПОЛНЕНИЯ СКВАЖИННОГО НАСОСА

[1, 11, 24]. В настоящее время наиболее полная расчетная схема процессов, протекающих в цилиндре скважинного насоса, разра­ ботана М. М. Глоговским и И. И. Дунюшкиным [24]. Она включает

194

6 предельных случаев изменения характеристик газожидкостной смеси в цилиндре при работе насоса в зависимости от предполагае­ мого течения процессов фазовых переходов и сегрегации фаз.

В дальнейшем изложении индекс i соответствует номеру рас­ сматриваемого случая схемы (i = 0—5), а индекс /—номеру расчет­ ного варианта (см. табл. 9.1).

Расчет коэффициента наполнения в соответствии с этой схемой

отсутствует и коэффициент наполнения определяют по формуле

Множитель 2 в знаменателе (9.28) обусловлен тем, что утечка жид­ кости в зазоре плунжерной пары происходит только при ходе плун­ жера вверх, т. е. в течение половины времени работы насоса.

2. При Р в е ц<СГРнас» где рнас — давление насыщения, опреде­ ленное с учетом сепарации газа у приема насоса, в цилиндре на­ соса в течение по крайней мере части хода всасывания имеется свободный газ.

В общем случае зависимость для расчета коэффициента наполне­

/л„р — отношение объема вредного пространства насоса к объему, описываемому плунжером; коэффициент Кп ц зависит от характера фазовых переходов и сегрегационных процессов. Ниже рассмотрены возможные предельные варианты поведения газожидкостной смеси

вцилиндре насоса при его работе согласно [24].

3.г = 1. Процесс растворения газа неравновесный, т. е. раст­ воримостью газа в нефти при увеличении давления в цилиндре от Рвсц до рнц можно пренебречь. Скорость сегрегации фаз такова, что к концу хода плунжера вниз вредное пространство насоса за­ полнено только жидкостью.

Величина г]нап 1;- определяет верхнюю границу значений ко­ эффициента наполнения, когда снижение объемной подачи насоса по жидкости обусловлено только наличием свободного газа в от­ качиваемой газожидкостной смеси.

4. / = 2. Процесс растворения газа — неравновесный. Одно­ временно отсутствует сегрегация фаз, т. е. нефть, свободный газ

ивода равномерно распределены в объеме цилиндра насоса.

Вэтом случае

195

5. i = 3. Процессы растворения и выделения газа — равновес­ ные, т. е. количество растворенного в нефти газа при произволь­ ном давлении в цилиндре р определяется зависимостью (9.1), и сег­ регация фаз отсутствует. В этом случае при рнц > рнас к моменту открытия нагнетательного клапана весь газ растворится в нефти

и коэффициент /Сл u / определится по формуле

7.i = 5. Если рНц <Ср нас >то это означает, что за время нагне­

тания не весь свободный газ растворился в нефти. В этом случае

Выше рассмотрены предельные случаи поведения газожидкостной смеси. Однако реальные процессы, протекающие в цилиндре насоса, им редко соответствуют.

Используя методику [24], можно с достаточной степенью до­ стоверности указать интервалы значений, в которых должен на­ ходиться фактический коэффициент наполнения. Как было ука­ зано ранее, верхней границей для всех возможных случаев будет значение г|нап 1 /, а нижняя граница будет изменяться в зависимо­

в насосе. Для каждого из рассмотренных случаев можно определить

средний вероятный коэффициент наполнения г)нап а 'также мак­ симальное абсолютное отклонение б; реального коэффициента от вероятного среднего

196

Затем расчет выполняем в следующем порядке:

не весь газ растворяется в нефти в течение хода нагнетания. Для этого случая

к____________________ (1+0,615)_______________________ 1=

Следовательно, фактический коэффициент наполнения заклю­ чен в интервале: 0,557 < т]„ап < 0,619.

Средний коэффициент наполнения для рассматриваемого варианта

равен т]||ап = (0,557 + 0,619)/2 = 0,588 » 0,59, а максимальное относительное отклонение от вычисленного среднего (Аг]нап)шах =

Фактический коэффициент наполнения заключен в интервале

0,766 < т)Нап < 0,833, средний т)нап = (0,766 + 0,833)/2 = 0,80, а максимальное относительное отклонение от вычисленного среднего составляет « 5 %.

197

Окончательно принимаем для 2-го расчетного варианта т]нап = = 0,80.

Для 3-го расчетного варианта характерно отсутствие свободного газа, поэтому коэффициент наполнения рассчитываем (9.27), пред­ варительно определив /ут по (9.28):

/ут = 0,81 -10—7 (2-2,9-10—4) = 1,4-10—4; Ннап оз =■ 1 - 1,4-10- 4 = 0,99986 » 1.

РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА УСАДКИ НЕФТИ

Коэффициент 1|рг, учитывающий уменьшение объема нефти при снижении давления рвсц до давления в сепарирующем устройстве за счет выделения растворенного газа, рассчитывают по следующей формуле:

РАСЧЕТ ТРЕБУЕМОЙ ПОДАЧИ НАСОСА И СКОРОСТИ ОТКАЧКИ

Подача насоса U7„ac для обеспечения запланированного от­ бора жидкости при получившемся коэффициенте наполнения оп­

где Fпл, 5„л, N — соответственно площадь поперечного сечения плунжера, м2; длина его хода, м; число двойных ходов, с-1. При известном диаметре насоса необходимую скорость откачки опреде­ ляют по формуле

198

Для 2-го варианта

U7„ac = 3,8- Ю-4 М3/с = 32,8 м3/сут.

ВЫБОР КОНСТРУКЦИИ ШТАНГОВОЙ колонны

Конструирование штанговой колонны (ШК) предполагает вы­ бор марки материала штанг, определение необходимого числа сту­ пеней, диаметра и длины штанг каждой ступени. Выбранная кон­ струкция колонны должна обеспечить безаварийную работу на­ сосной установки с запланированной подачей и при минимальных затратах.

При проектировании штанговой насосной эксплуатации сква­ жины наиболее простым и оперативным способом является подбор конструкции штанговой колонны по специальным таблицам. В на­ стоящее время наибольшее распространение получили таблицы АзНИПИнефти [21, 24], для пользования которыми необходимо знать только диаметр и глубину спуска скважинного насоса.

Однако штанговая колонна, выбранная по этим таблицам, мо­ жет оказаться неравнопрочной, и поэтому при дальнейшем расчете ее конструкция должна быть уточнена.

зованной. Диаметр штанг нижней ступени dmTj = 22 мм, верхней — е?штц = 25 мм, а соотношение длин ступеней /[': = 60 : 40. Предельная глубина спуска для насоса диаметром 55 мм на этой колонне составляет 1230 м.

2- й в а р и а н т. Для D njl = 43 мм, L„ = 900 м.

Для этих условий выбираем двухступенчатую колонну штанг

Для этих условий по таблицам [21 ] выбираем одноступенчатую колонну штанг нормализованных из углеродистой стали диаметром

199

Т а б л и ц а 9.6. Геометрические и весовые характеристики насосных штанг

Диаметр штанг dmT, мм

Показатель

с1шт = 19 мм. Предельная глубина спуска насоса для этих условий 860 м.

Геометрические и весовые характеристики насосных штанг, необходимые для дальнейших расчетов, приведены в табл. 9.6.

РАСЧЕТ ПОТЕРЬ ХОДА ПЛУНЖЕРА И ДЛИНЫ ХОДА ПОЛИРОВАННОГО ШТОКА

При работе ШСНУ колонны штанг и труб периодически под­ вергаются упругим деформациям от веса жидкости, действующей на плунжер, кроме того, на колонну штанг действуют динамиче­ ские нагрузки и силы трения, вследствие чего длина хода плунжера может существенно отличаться от длины хода полированного штока.

Режимы работы ШСНУ принято делить на статические и дина­ мические по критерию динамического подобия (критерий Коши)

жимов силыинерции не оказывают практического влияния на длину хода плунжера.

Для статического режима работы длину хода полированного штока вычисляют по следующей формуле:

представляет собой сумму упругих деформаций штанг (кшт) и труб (Утр), вызванные действием гидростатической нагрузки на плунжер и вычисляемые по следующим формулам:

где е£— доля длины штанг с площадью поперечного сечения /шт с в общей длине штанговой колонны L„. Гтр — площадь попереч-

200