Выбор штанговой насосной установки и режима ее работы, обеспечивающего заданный отбор нефти (стр. 3 из 5)

Q(Р) = (Qск. + Q(P))/86400

ж(Р) = 33000 + 240(Р – 0,1)/86400 ж(Р)

.

г.(Р) = _г0 *Р*10

Секундный объёмный расход свободного газа, приведённый к атмосфкрному давлению и температуре 20⁰ С:

uо. = Qск.*[(G*

н.д. /1000) – а(Р – Р ат.)]/86400* н.д. = 33000[(40*820/1000) – 3,73(Р – 0,1)]/86400*820

u(P) = Pат.* uо.(Р)*Т/Р*То. = 0,1*uо.(Р)*310/Р*293

To = 20⁰ C = 293 К

Рат. = 0,1 МПа

e = dP/

ж.gdl = ((qо. + аo.)/(q+ аo.+u))+a1*u²+a2*q^1.75+а3*u*q

аo = 0,785d²*10^-4=0,3018*10^{-2 м2}

a1 = 2,57

a2 = 635

а3 = 1861

Глубину спуска насоса выбираем, исходя из оптимального давления на приёме, примерно равного 4,6 МПа. По графику находим что при L_н=420м Р_пр= 4,6 МПа., эту глубину выбираем в качестве глубины спуска.

5.По диаграмме А.Н.Адонина выбираем диаметр насоса, который для

Lн. = 420м и Q_{ж пл =} 33 м³/сут равен 55 мм.

По таблице IV.23 выбираем насос НСВ1,пригодный для неосложнённых условий эксплуатации.

6.Колонна НКТ для насоса НСВ1 – 55 в соответствии с таблицей IV.25 выбирается с условным диаметром dнкт = 89 мм и толщиной стенки 6,5 мм.

Для труб этого диаметра Dтн = 0,089 м, Dтв = 0,076 м

fтр = π(Dтн - Dтв)/4 = 16,8*10^{-4 м2}

7.Для давления Рпр определим объёмный коэффициент нефти:

bн(Рпр) = 1+(bнас - 1)[( Рпр – 0,1)/(Рнас – 0,1)] ^1/4 =

= 1+(1 - 1,12)[(4,6 – 0,1)/(8,9 – 0,1)] ^1/4=1,1

Количество растворённого газа:

Г(Рпр) = Го[(Рпр – 0,1)/(Рнас – 0,1)] ^с = 40[(4,6 – 0,1)/(8,9 – 0,1)] ^0,454 = 29,50 м³/м³

Расход свободного газа:

Qг(Рпр) = [Го - Г(Рпр)]Zp0*Тскв*Q н.с. / Рпр*T0 = (40 – 29,5)0,1*310*3,81*10^-4//4,6*293 = 1,49*10^-4 м³/с

Подачу жидкости:

Qж(Рпр) = Qнbн(Рпр) + Qв = 3,81*10^-4*1,1 = 4,19*10^-4 м³/с

8.Коэффициент сепарации газа по формуле IV.194:

σс/о = fмеж/Fc = (Dc² – Dтн²)/ Dc² = (0,150² – 0,089²)/ 0,150² = 0,65

σс = σс/о/[1+36,5Qж(Рпр)/ Dc²* π/4 = 0,65/[1+36,5*4,19*10^-4*4/3,14*0,150²]=

= 0,34

Трубный газовый фактор:

Gн.о. = Gо – [Го - Г(Рпр)] σс = 40 – [40 – 29,5]0,34 = 36,27 м³/м³

Новое давление насыщения Р'нас = 5,5 МПа

9.Определим давление на выкиде насоса:

Рвык = 8,5 МПа

Определим среднюю плотность смеси в колонне НКТ:

ρсм.т. = (Рвык - Ру)/Lн*g = (8,5 – 1,6) *10⁶/420*9,8 = 1676 кг/м³

10.Определим максимальный перепад давления в клапанах при движении через них продукции скважины:

Согласно таблице IV.1 dкл.в. = 30 мм, dкл.н = 25 мм

Предварительно определим расход смеси через всасывающий клапан:

Qкл = Qж(Рпр) + Q'г(Рпр)

Q'г(Рпр) = [Gн.о. - Г(Рпр)] Zp0*Тскв*Qн.с. / Рпр*T0 =

= (36,27 – 29,5) 0,1*310*3,81*10^-4/4,6*293 = 0,59*10^-4 м³/с

Qкл = (4,2+ 0,59) *10^-4 = 4,79*10^-4 м³/с

Максимальная скорость движения смеси в седле всасывающего клапана и число Рейнольдса:

υmax = 4 Qкл/d²кл.в. = 4*4,79*10^-4/0,030² = 2,1 м/с

Reкл = dкл.в.* υmax/

ж= 0,030*2,1/3*10^-6 = 2,1*10⁴

По графику IV.1 определим коэффициент расхода клапана при Reкл= 2,1*10⁴ ,

Мкл = 0,3. Перепад давления на всасывающем клапане:

ΔРкл.в. = υ²max*

ж. /2 М²кл = 2,1²*820/2*0,3² = 0,2 МПа

Аналогично определим перепад давления на нагнетательном клапане:

Поскольку Рвык > Р'нас, то Q'г(Рвык) = 0 и Qкл = Qж(Р'нас)

bн(P'нас)= 1+(1,12 - 1)*[(5,5 – 0,1)/(8,9 – 0,1)] ^1/4 = 1,11

Qж(Р' нас) = Qн.с.bн(P'нас)= 3,81*10^-4*1,11 = 4,23*10^-4 м/c

υmax= 4*4,23*10^-4/0,025² = 2,71 м³/с

Reкл = 0,025*2,71/3*10^-6 = 2,3*10⁴

Мкл = 0,4

ΔРкл.н = 2,71²*820/2*0,4² = 0,19 МПа

Тогда давление в цилиндре насоса при всасывании Рвс.ц. и нагнетании Рнагн.ц. и перепад давления, создаваемый насосом ΔРнас. будут:

Рвс.ц. = Рпр - ΔРкл.в = 4,6 – 0,2 = 4,4 МПа

Рнагн.ц. = Рвык + ΔРкл.н = 8,9 + 0,19 = 8,69МПа

ΔРнас = Рнагн.ц. – Рпр = 8,69 – 4,60 = 4,09 МПа

11.Определим утечки в зазоре плунжерной пары по IV.38, вторым членом пренебрегаем:

qут = (1 + 3/2 + С²э)πDплδ³(Рвык - Рвс.ц)/12

жlпл ж=

= (1 + 3/2*0,5²)3,14*0,055(10^-4) ³(8,9– 4,4)10⁶/12*3*10^-6*1,2*820 = 0,27*10^-4 м³/с

Проверяем характер течения в зазоре:

Re = qут/πDпл

ж= 2.7*10^-5/3,14*0,055*3*10^-6 = 52<1000

Следовательно, режим течения жидкости в зазоре ламинарный.

Определяем коэффициент наполнения:

Qж(Рвс.ц.)≈ Qж(Рпр)≈4,19*10^-4 м³/с

Г(Рвс.ц.) = 40[(4,4 – 0,1)/(8,9 – 0,1)] ^0,454 = 28,9м³/м³

Q'г(Рвс.ц.) = (36,27 – 29,5)0,1*310*3,81*10^-4/4,4*293 = 0,62*10^-4 м³/с

Qсм = (4,19 + 0,62) 10^-4 = 4,81*10^-4 м³/с

βвс = Q'г(Рвс.ц.)/Qсм = 0,62/4,81 = 0,128

Проверяем условие Рвс.ц.< P'нас. Поскольку оно выполняется, то в цилиндре во время хода всасывания имеется свободный газ. Тогда коэффициент наполнения

ηнап определяем:

Коэффициент утечек по формуле IV.43:

lут = qут/2 Qсм(Рвс.ц.) = 0,27*10^-4/2*4,81*10^-4= 0,028

Газовое число по формуле IV.44:

R = Q'г(Рвс.ц.)/ Qж(Рвс.ц.) = 0,62*10^-4/4,19*10^-4 = 0,148

Рнагн.ц. = 8,69 МПа > Р'нас = 5,5 МПа

Следовательно коэффициент наполнения определяем по формуле IV.47:

δη2 = mвр/(1 + R){(bж (Рвс.ц.)/ bж (Р'нас))[1 + R/(1 - B)] - 1} =

= 0,1/(1 + 0,148){(1,1/1,11)[1 + 0,148/1] - 1} = 0,012

В расчёте принято bж(Р) = bн(Р).

ηнап2 = (1 - lут)/(1 + R) - δη2 = (1 – 0,028)/(1 + 0,148) – 0,012 = 0,83

Определим коэффициент наполнения также для неравновесного характера процесса растворения газа по формулам IV.48 и IV.49:

δη3 = mвр/(1 + R){(1 + R)/(1 + RРвс.ц/ Рнагн.ц.) - 1} =

= 0,1/(1 + 0,148){(1 + 0,148)/(1 + 0,148*4,4/8,69) - 1} = 0,06

ηнап3 = (1 - lут)/(1 + R) – δη3 = (1 – 0,027)/(1 + 0,148) – 0,06 = 0,79

Определим коэффициент наполнения также для процесса неравновесного и при полной сепарации фаз по формуле IV.50:

ηнап.ч. = (1 - lут)/(1 + R) = (1 – 0,027)/(1 + 0,148) = 0,85

По формуле И.М.Муравьёва IV.51:

ηнап. = 1 – βвс(mвр + 1) = 1 – 0,125(0,1 + 1) + 0,86

Вероятные средние значения коэффициента наполнения ηср и соответствующие максимальные абсолютные отклонения δiсоответственно по формулам IV.53 и IV.54:

ηнап.iср = (ηнап.ч. + ηнап.i)/2

ηнап.2ср = (0,85 + 0,83)/2 = 0,84

ηнап.3ср = (0,85 + 0,79)/2 = 0,82

δi = + ηδ/2g , δi = - ηδ/2g

δ2 = + 0,006 , δ2 = - 0,006

δ3 = + 0,003 , δ3 = - 0,003

При дальнейших расчётах принимаем ηнап = 0,86. Коэффициент ηр.г., учитывающий усадку нефти, вычисляем по формуле IV.55:

ηр.г. = 1 – (bж (Рвс.ц.) – 1)(1 - В)/ bж (Рвс.ц.) = 1 – (1,1-1)/1,1 = 0,91

13.Определяем подачу насоса Wнас, обеспечивающую запланированный дебит нефти при получившемся коэффициенте наполнения по IV.197:

Wнас = Qж(Рвс.ц.)/ ηнап = 4,19*10^-4/0,86 = 4,87*10^-4 м³/с

При известном диаметре насоса можно определить необходимую скорость откачки, пользуясь формулой IV.15:

Sплn = 4Wнас/πD⁴пл = 4*4,87*10^-4/3,14(0,055) ⁴ = 20,5м/мин

По диаграмме А.Н.Адонина для заданного режима рекомендуется использовать станки – качалки СК4 – 2,1-1600 по ГОСТ 5866 – 76.

Выбираем Sпл = 2 м, n = 11 кач/мин, N = 0,18 1/с

14.При выборе конструкции штанговой колонны, вначале воспользуемся таблицами АзНИИ ДН. По таблице IV.8 для насоса Ø55 мм выбираем одноступенчатую колонну штанг из углеродистой стали 40(σпр = 70 МПа) диаметром 19 мм, Предварительно установим значения следующих коэффициентов:

m = Dтв/dшт

m19 = 76/19 = 4

Мшт = 1/((m² + 1)lnm/(m² - 1) – 1)

Мшт19 = 1/(17*0,61/15) = 1,75

mм = Dтв/dмуфт

mм19 = 76/42 = 1,81

Ммуфт = 0,032/((m²м + 1)lnmм/(m²м - 1) – 1)

Ммуфт19 = 0,032/0,077 = 0,42

Площадь плунжера насоса:

Fпл = πD² пл/4 = 23,7*10^{-4 м2}

Гидростатическая нагрузка:

Рж = (Рвыкл – Рвс.ц.)Fпл = (8,9– 4,4)10⁶*23,7*10^-4 = 9717 Н

Коэффициенты динамичности при ходе вверх m_в и вниз m_н, а также плавучести штанг К_арх и вспомогательный множитель М устанавливаются по:

mв = Sплn²/1440 = 2*11²/1440 = 0,168

mн = Sплn²/1790 = 2*11²/1790 = 0,135

М = 0,2Карх + 0,6 mв + 0,4 mн = 0,2*0,79 + 0,6*0,168 + 0,4*0,135 = 0,31

Сила гидродинамического трения, действующая на единицу длины колонны, рассчитывается по следующим формулам:

qтрi = 2π²

ж ж. SплN(Мшт I + Муфт i)

qтр1 = 2π²*3*10^-6*820*2*0,25(1,75 + 0,42) = 0,023Н/м

Далее определим силы сопротивлений, сосредоточенные у плунжера Ртр.пл:

Ркл.н. = Δ Ркл.нFпл = 1,9*10⁴*23,7*10^-4 = 45 Н

Ртр.пл. = (1,65Dпл/δ) – 127 = 780 Н

Вес «тяжёлого низа» принимаем равным сумме сил сопротивления, сосредоточенных у плунжера:

Рт.н. = Ркл.н. + Ртр.пл. = 45 + 780 = 825 Н

Оценим необходимую длину «тяжелого низа», если его выполнить из штанг диаметром 25 мм:

lт.н. = Рт.н./ qшт Карх = 825/41*0,79 = 25 м

15.Рассчитаем потери хода плунжера и длину хода полированного штока:

λшт = РжLн/(E* fшт )= 0,073

λтр = РжLн/Еf'тр = 9,7*10³*420/2*10¹¹*16,8*10^-4 = 0,012 м

λ = λшт + λтр = 0,073 + 0,012 = 0,085 м

Критерий динамичности φ для данного режима:

φ = ωLн/a = 2πN Lн/a = 2*3,14*0,18*420.4600 = 0,103

Поскольку φкр = 0,14(таблица II.3), то φкр < φ и длину хода полированного штока S можно определить по формулам IV.24 и IV.26:

S = Sпл + λ =2,085 м

S = 2,1 м

Для дальнейших расчётов принимаем ближайшую стандартную длину станка – качалки СК4 – 2,1-1600. S = 2,1 м, тогда для сохранения прежней скорости откачки определяем уточнённое число качаний:

N = 2,085*0,18/2,1 = 0,248= 14,9 кач/мин

ω = 2πN = 2*3,14*0,248 = 1,56 рад/с

Длина хода плунжера при S = 2,1: