автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.07, диссертация на тему:Совершенствование длинноходового скважинного насоса с канатной штангой на основе разработки конструкции устьевого подвижного уплотнения и методики расчета динамограмм

> А С- 5 9

ГОСУДАРСТВЕННАЯ ОРДЕНА ОКТЯБРЬСКОЙ РЕВОЛЮЦИИ И ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ АКАДЕМИЯ НЕФТИ И ГАЗА иы. И. М. ГУБКИНА

Нз правах рукописи

ЮДИН ИГОРЬ СТАНИСЛАВОВИЧ

УДК.622.276.53.001.57

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ДШННОХОДОВОГО СКВАЖИННОГО НАСОСА С КАНАТНОЙ ШТАНГОЙ НА ОСНОВЕ РАЗРАБОТКИ КОНСТРУКЦИИ УСТЬЕВОГО ПОДВИЖНОГО УПЛОТНЕНИЯ И МЕТОДИКИ РАСЧЕТА ДШАЫОГРАШ.

Специальность 05.04.07 •• Машины и агрегаты, нефтяной

и газовой промышленности.

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на сонскание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 1392 г.

Работа выполнена в Государственной ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени академии нефти и газа им Л1.М. ГУБКИНА.

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Ю.Б. Зайцев

Официальные оппоненты:

Ведущее предприятие

доктор технических наук, с.к,с. Я.С.Мкртычан. кандидат технических наук,

с.н.с. А.Р.Каплан. Ивано-Франковский институт нефти и газа.

Защита диссертации состоится " £6" асссА- 1992 г. в "15" часов на заседании специализированного Совета К 053.27.02 в Государственной ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знаиени академии нефти и газа ш.И.М.ГУБКИНА по адресу: 117517, Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, 65.

С диссертацией мояно ознакомиться в библиотеке академии.

Автореферат разослан " " Ллр-е^Х- 1992 г.

Ученый секретарь специализированного совета

БЕЛЯЕВ А.И.

!ртацин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность дроблены. В наиеЯ стране к за рубахой ведутся интенсивные поиски возиоекых путей увеличения эффективности и эксплуатационной надежности штанговых, сквазпшных насосных установок (ШСНУ). Одним из основных направлений является создание насосных установок с длжюй хода пдункара, значительно превышающей существующие, что достигается за счет использования гибкой штанги (гибкого тягового органа), наматываемой на барабан привода. Применение длинноходовых скважиннах насосных установок (ДСНУ) с гибкой штангой (канат,цепь, лента и др.) позволяет улучшить эксплуатационные характеристики скваяинного оборудования, существенно увеличить ыежреионтный период работы сквалин за счет снижения знергонзпряженности, сократить вреил проведения спуско-водъемпых операций при подзеинои ремонте, уменьшить энергозатраты на аодьен яицкости из скважины. Кроме того, возыошость регулирования закона движения и длины хода плунжера способствует эффективному применении систем автоматизированного контроля и управления процессом добычи нефти.

Целесообразность разработок ДСНУ с гибкой штангой подтверждается созданием и успешной эксплуатацией подобных установок за рубакой. Создание отечественных длинноходовых установок до последнего времени в значительной степени сдергивалось отсутствием приемлемого конструктивного решения для уплотнения гибкого тягового органа на устье скважины, а гякяге иетодкк расчета динакограыи и [хрсцесса помпирования в длшшоходовом насосе , даацкх достоверную анфориацмэ для проектирования и позволякщях выбрать ращональную конструкции насоса, оптимизировать технологический рзжиы откачки.

Решение двух основных задач: разработки конструкции устьевого гплогнеим с подвижным уплотнительньм элементои (УУП) к методики расчета рабочего процесса в длинноходовоы насосе с ТУП,- с построением динашграыи для характерных сечений канатной штанги, определило основное содеряавие и целевое назначение диссертационной работы.

Цель работы ГГоЕыиеше эффективности ДСНУ с канатной пггангой на эснове разработки..; конструкции УУП н теории процесса пошмрования, методики расчета данаиограшх и выбора технологических режимов для •соиплексного решения задач рационального проектирования и эксплуатации, а также создания систем автоматизированного контроля и управления рабочий процессом.

Основные задачи исследования;

1. Разработка конструкции подвяяного устьевого уплотнения с скабаенкого устройством для компенсации утечек.

2.Создание математической модели рабочего процесса в длинноходовоы насосе с канатной штангой и подаишим устьевым уплотнение« с учетом сопутствующих механических, щдрогазодизакопесккх и фильтрационных процессов на основе решения специальных задач динамики, гидродинамики и иассосСмека. Разработка методики расчета процесса поипирования.

3. Экспериментальная проварка в промысловых условиях работоспособности УУП и достоверности теоретического описания процессов в подвижной устьевоы уплотнении.

4. Разработка методики расчета дипамсграш для различных сечений канатной штанги, позволяющей учесть влияние основных конструктивных, технологических я эксплуатационных характеристик на развитие рабочего* процесса в ДСНУ в связа с особенностяш: конструкции тягового органа и подвшшого устьевого уплотнения.

5. Проведение на ПЭВМ численных расчетов типовых семейств динаиограиг; кх графическое построение к сравнительной анализ.

Научная новизна.

1. Разработаны основной ( с уча тот. вязксстз; и сил инерции) и упрощенный ( квазщ'ггдросггтическйа приблиаенке) варианты теория гидрогазодкнаьнческкх процессов в системе каналов УУП. Установлено в аналитической форм.е условие отстройки от реяииа сзабировавкя в УУП.

2. Разработана иаганатическая модель рабочего процесса в насосе с УТЛ на основе предложенной расчетной схемы наустзЕОВШЕГОся двняения (первая задача динамики) механической систеиы с переменной кассой: плунжер - утяжелитель - поршень УУП - канатная штанга. Учтено влияние массовых сил (вклнчая силы ккерции) а поверхностных скл сопротивления, обусловленных вязкостью рабочей жидкости ггрк лаыинарноы и турбулентной режимах течения. Учтено такге ка развитие рабочего процесса в целой влияние гидродинамических процессов в затрубнои пространстве, сопровсгдзюЕ&ися колебанием динамического уровня и фильтрационными процессами в пласте.

3. С учэтш особенностей функционирования ДСКУ с канатной итвкгой и УУП разработана теория процесса поипированкя, вклачащая методику расчета давлений и объеыних расходов с элементах гидравлического тракта, а такие обусловленных вязкостыз жидкости сел поверхностного трения на стенках канала. Расчет давлений выполнен с учетом влияния сил инерции частиц жидкости. С ясрользовакнс«

-з-

гипотезы квазистационарности для течений в кольцевав каналах с знутрзнней подшшюа стенкой обосновывается целесообразность 1редставлекия величин потерь напора и. поверхностного трзния в форне ?лазиуса - Новожилова. В этой связи усовершенствованы существующие и золучены новые решения гидродинамических задач о Куэттовскои яаминврнои и турбулентном течениях дидкостн, В последнем случае использована полуэипирическая модель сдвигового течения (закон "одной седьмой"), предлокенная А.Ы.Пирвердяноы. Разработан пакет ирограми для расчета коэффициентов гидравлического сопротивления и поверхностного трения. Эти результаты имеют универсальный характер и иогут быть использованы для расчета поширования в других схеиах ИСНУ.

4. Усовершенствована методика расчета утечек, уточняющая рекомендации А.М.Пирвердяна.

5. Создан проишленно - экспериментальный стенд, оснащенный комплексом контрольно - измерительной аппаратуры, для проверки работоспособности конструкции УУП и проведения исследований гадрогазодинашческих процессов в системе ее каналов. Экспериментально подтверждена работоспособность УУП с узлом компенсации утечак. Установлена удолетворительная сходимость экспериментальных п теоретических циклограмм давления для кольцевого канала снаружи изолирующей труби у обратного клапана.

6. Разработана иетодика расчета дянаыограии в различных сечениях канатной штанги. Показзно, что полное динамометрирование требует построения динамограш для трех контрольных сечений: в точке набегания каната на барабан привода и в двух граничных сечениях шешей ветви канатной штанги. Методика реализована дня стандартных тахограыи движения в виде пакета программ для IBM PC и позволяет помимо получения числовых данных вывести на печать семейство динамогракь^ отличающихся выбором значений определяли параметров. Проведены циклы расчетов, позволившие выявить степень влияния основных конструктивных. технологических и эксплуатационных факторов: вязкости жидкости ( включая случаи аномальной вязкости ), длины хода (от 20 до 200 н.), массы утяжелителяг величины буферного давления , протяженности интервалов разгона и торможения и др.).

Практическая ценность.

Предложена конструкция УУП с узлои кегхпенсации утечек, которая !.:оиет быть использована при создании ДСНУ с канатной итангой. Разработанные методики расчета основных характеристик рабочего процесса с соответствую®!?.! комплексом програишого обеспечения, позволяла! построить даиамограгаш в характерных сечениях канатной

пгганги, иогут быть использована при проектаровашн: и рациональной эксплуатацш ДСНУ с УУП в обычных и сслогненшх условиях, а таюге при разработке систеи автоматизированного контроля к управления рабочим процессом.

Реализация работы.

На основе предложенной конструкции УУП с у зло:; кошенсации утечек создан опытный образец уплотнения, прошедший испытания в промысловых условиях к принятый неквэдоиственасй комиссией. Методика расчета дянамограмы усилия в различных сечениях каната оформлена в виде РД и утверздена Отделом Ноучво - технического прогресса Ьйшяефтегазпрома СССР и рекошщцовгна к использованию при проектировании и эксплуатации ДСНУ с гибкой итангой к УУП, а такте при разработке комплекса автоматизированного контроля я управления.

Апробация работа.

Основшэ положения и результаты диссертационной работы доложены

на:

Есесошной конференции, молодых учеши и специалистов "Проблеш комплексного освоения нефтяных и газовых месторождений", Учкекен, 25-27 июня I2S4 г. ~

- Есесошной конференции молодых ученых и специалистов "Нефть и газ Западной Сибири. Проблеш добычи и транспортировки", г.Тклэнь, 14-16 декабря 1935 г.

- Научно-технической конференции молодых ученых и специалистов ШНХ и ГП вы.и.М.Губкина, Москва, 1935 г.

- Научно-технической конференции цолоднх ученых и специалистов ШНХ и ГП иы.И.М.Губкина, Москва, 25-27 февраля 1987 г.

- Научно-технической конференции колодах ученых и специалистов "Нашны и установки для добычи и транспорта кэфти, газа ы газового конденсата", г.Суш, 1938 г.

- Научно-технической, конференции молодых ученых и специалистов "Перспективы развития, совершенствование .конструкции и повышение надеаности бурового и нефтепромыслового оборудования", г.Перггь, I98S г.

-Научно-технической конференции ыолодых ученых и специалистов "Исследование, конструирование и технология изготовления нефтепромыслового оборудования", г.Казань, 1988 г.

- II научно-техническая конференция " Проблеш повшгения износостойкости газонефтепромыслового оборудования" f.SHT иц.И. 1,1.Губкина, Цосква, 1990 г.

Публдксцки.

Оснозноэ содержанке диссертационной работу отражено в 11-тк

публякацнях, включая пологщтельное реиэнке на заявку й 4903361/ 03/ 006050 от 02.10.91, нменцув приоритет от 13.01.91 я 4 паучно-техлкческих отчета .4 ГР 01.87.0093.426.

Структура п объеа работа.

Диссертация состоит из введения, четырех глав, основшх вшзодов, списка кспольэуенсй литературы и приложений.

Работа изложена на 149 страницах цаяжяописЕого текста и содергшт 31 рисунок я 3 таблица. В списке литературы 84 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Бо введении обозначены объекты разработки и исследования, указано целевое назначение диссертационной работы к дана сбс;ая характеристика структуры к содержания ее разделов.

Содержание первой главы носит обзорно-постановочный характер. Здесь отмечается перспективность использования ддшшоходоеого ре.епкэ откачки, что получило теоретическое обоснование в работах А.Н.Адонкна, А.Г.Бабуксва, А.С.Вирновского, А.гг.^рзерджа, А.С.Алквердизаде и др. В связи с этим приведен обзор отечественных я эзрубс.1шх разработок к исследований в области создавая ДСНУ, подчеркиваются преимущества и целесообразность использования ДСНУ с гибкой гмавгой. Приводятся призеры успешной зкеплуатащи длинноходовых установок за рубежом ( "Oiiwell", "Axselson", "Маре™, "'Betlehem Steel"; "National Supply", "Western.", "Canadian Foremost") .анилкзнруЕтся особенности конструкции установок , я делаются вызодч о перспективах создания "и использования устаносог. низкопрофилького типа к их основных преимуществах: небольшз удельные пасса и габарита, удобство монтажа и обслуишанкя, возможность резлкзащм сверхдпкнноходових регэдов эксплуатация (длина хода несколько десятков и более негров).

В каией стране также имеется положительный опыт по созданзэ ДСНУ с гибкой штангой, например, комплексные разработки, выполненные под руководством Б.П.Корнвва коллективом исследователей БНМКкефяс совместно с Орэнбургнефть к ВНИИкетнап, а также конструкция ДСКУ с приводом ¡гачтоасго типа, рзнрабстакнак в ЛзШИкаше.

С 1933 г.над проблемой создания ДСНУ с гибкой атзнгсЯ работает коллектив сотрудников ГАНГ им. И. М. Губкина сод руководство« О. В.Зайцева. Совместно с ОКБ "Нефтемаш" к "АзШиапГпрсвсдятся теоретические ггсследочанкя к конструкторские разработки.

Отлктлтзлькоп особенностью разрабатаваеиой ДСКУ шзкопреф&льЁота

тапа является использование привода с гидропновыатнческнм уравновешиванием и тягового органа в виде канатной штанги наматываемой на барабан привода. Одной из ваянейЕих проблем создания ДСНУ с канатной штангой является разработка специальной конструкции устьевого уплотнения канатной штанги. Анализ существующих типов уплотнения, используемых в зарубежных установках, показал, что наиболее приемлемым является уплотнение, выполненное по типу плукгер-цшкндр (установки фиры "АЗТРНА-1", "1,шггоп1с", Ч/евгет"). Б данной диссертационной работе предлагается один из возможных вариантов подвижного устьевого уплотнения (УУП), конструкция которого представляет собой поршень с двусторонней заделкой концов канатной штанги, переыещапцейся в изолирувдеЗ трубе, закрепленной на устье скважина (рлс.1). Существенно, что внутренний диаметр изолирувдей трубы превосходит диаметр плуннера насоса. Это обеспечивает возмояность проведения ремонтных работ ( замена плункера и др.) без демонтгша изолирующих труб. Однако использование УУП приводит к радикальному изменению характера процесса шьширования по сравнению с реализуемый в традиционных ШСНУ. Предложенная конструкция УУП выполняет две функции: во-первых, обеспечивается герметизация устья скваяины регулирование величины утечек ( благодаря узлу кошенсации утечек), во-вторых, УУП является дополнительным рабочим органом, ответственным (вместе с плунлером и утяжелителем) за перекачку видкости через обратный клапан по типу насоса двустороннего действия. Переток жидкости через обратный клапан осуществляется на стадии погружения (вторая-заключительная фаза) механической системы насоса (МСН) - Рис.1 (а). На стадии подъема МСН обратный клапан на выкидной ленш перекрыт в кольцевой области снаружи изолирующей трубой УУП и формируется газовая "подушка", увеличивающая свой объем по мере погрзтгения"|Нри первой §азе стадии погружения объем "подушки" уменьшается. С исчезновением газовой "подушки" наступает фаза активного, перетока яидкости. Таким образом, выполнение содержательной части диссертационной работы потребовало разработки не только конструкции УУП,. но и теории процесса пошшрования (с учетом выше указанных особенностей) с последующей разработкой методики расчета динанограш в характерных сечениях канатной штанги. В первой главе дается общее описание особенностей функционирования насоса с УУП с характеристикой фаз и стадий процесса. Для полноты описания приведены кинематические соотношения: зависимости меяду ж - координатой плуняера (МСН) и ? - координатой поверхности раздела меяду газовой "подушкой" и рабочей жидкость». Для квазигщзостатического приближения приведена

Бпрябан приподо

(а)

Рис. Г Схемы: (^-данноходсвого насоса с Ш; (фУУП с узлом компенсации утечек.

сводг.а форцул, откосяЕдахея к нормальный репиняи работы УЭТ1, когда исключается фор;ярсвьнле газовой "подуаки" под поршней УУП. В этсы случае сэотнопзние длиной хода плуняера и геоздатричеокиня

параметрами Ш1 подпишется определенная ограничениям. Зта исходная информации используется для обоснования необходимости решения гндрсгэзоданашгчесхих задач, отраяавщкх специфику рабочего процесса в ДСНУ с учетсп особенностей функционирования УУП. Откачаете.*;, что для нормальной работы насоса необходимо путай соответствующего вибора массы (длины) утяаелителя нсклэтить явление потер! устойчивой форьш осевой линии штанга при погружении. При отсутетвш: контроля над иассой утянелителя указанное нежелательное явление колет произойти при относительно невысокой вязкости помшруеыой среды. Подчеркивается необходимость проведаем теоретических исследований пкашровання высоковязкой жидкости, когда силы вязкого солротнвлэгаш могут оказаться сравниими с иассовшя! силгли, действуздиьи на МСН. Эти вопроса связаны с выяснением условий воеиоиюсти доепшения требуемых скоростей погружения МСН, а такие обеспечения прочности и эксплуатационной надежности каната. От решения этих вопросов зависит выбор рациональной конструкции тягового органа с утяхелителеы. Отстройка от решшов движения, сопровозгдавдихся потерей устойчивости осевой линии канатной штанги, требует в общем случае соответствующего контроля над усилиями в трех характерных сечениях канатной штанги: в двух концевых сечениях канатной штанги и1 в точке набегания канатной штанги на барабьн привода. Расчету динамограмы в этих сечениях необходимо подчинить решение всего комплекса динамических и гидрогазодинамических задач, относящихся к процессу дотирования, с учетом этого обстоятельства в конце главы сформулированы цель и основные задачи исследований. Этому предшествовала общая критическая оценка теоретических исследований, посвященных различным вопросам функционирования установок типа ДСНУ с канатной штангой с различными устройствами герметизации устья скважин.

Вторая глава содержит основной материал теоретических исследований, необходимых для разработки методик расчета динамограми в характерных сечениях верхней и ¡шжней ветвей канатной штанги. Решается в общем виде две группы задач. Первая груша связана с разработкой математической модели динамики движения МСН (первая основная задача динамики). Вторая содержит решение ряда гидродинамических задач процесса пошшрования. Ввиду снятия ограничений на длину хода плунжера, МСН рассматривается как система поступальво движущихся твердых тел ( плунжер, утяжелитель, ветви

канатной пгганги, поршень УУП) переменной кассы вследствие изменения длины участке канатной штанги между поршней УУП и точкой набегания на барабан привода. Положение системы при ее движении определяется координатой х (рис.1 (а)), при этом сохраняется концентричное расположение штанги и утяжелителя в каналах АКТ и цилиндра насоса, соосных вертикальной скважине. Используется допущение об однородной распределении сил трения, действующих со стороны потоков рабочей жидкости на боковые поверхности каждого из кусочно-линейных участков МСН.. Распределение давления на горизонтальных участках поверхности в месте сопряжения элементов МСН также считается однородным. Хесттсть канатной пгганги на изгиб считается пренебрежимо малой. Движение МСН соответствует нормальным условиям эксплуатации насоса н УУП, при которых исключается отрыв сопутствующих потоков жидкости от плунжера н поршня УУП при подъеме. При погружении сохраняется прямолинейная форма осевой линии канатной штанш, во всех ее сечениях реализуется растягивающее усилие. Добываемая жидкость считается несжиизеной, однородной и вязкой, подчиняющейся закону Ньютона. Дается развернутая характеристика исходных расчетных схем для описания движения МСН для стадий погружения (Г стадия) и подъема (2-я стадия). Предлагается обобщенный вид уравнения движения МСН для обеих стадий процесса. С помощью этого уравнения при произвольном законе движения х=х(1;) устанавливается исходное выражение для величины растптюзгщето усилия в точке набегания канатной штанга на барабан привода:

+р01 <^ о.А V '2 )Уото1 * "

где т{-массы элементов МСН, Р{давление в характерных сеченаях, б - площади поперечных сечений элементов, г1 - длины элементов, %1

периметры круговых сечений, - проекции касательных

напряжений; I - номер элемента МСН (для величин т.) и участка гидраачического тракта в остальных случаях; J- номер стадии; ь -номер граничного сечения элемента. Далее с использованием формулы I устанавливаются соответствующие выражения для усилий в произвоигьном сечении ( с координатой %) верхней и нижней ветвей канатной штанги. Подвижная ось в направлена вверх, а начало отсчета - в кете сопряжения каната с утяжелителем (рксЛ(а)). Отмечается, что при использовании допущения о квазистзциокгрном характере терния жидкости в каналах гидравлического тракта выражения для усилий в канате имеют следущгв структуру; Для

конкретазациа выразгений величин растятиваодих усилия необходимо установить зависимость давлений и касательных напряжений при заданоы законе движения МСН. Поэтому в п.п.2.2, 2.3 разрабатывается методика расчета процесса поипирования в длинноходовоы насосе с УТЛ на основе определения поля давлений и расходов в элементах гидравлического тракта. В п.2.2.1 по результатам /анализа устанавливается в общем виде закон распределения давления для любого момента времени во всех областях рассматриваемого гидравлического канала. Параллельно устанавливается сбцая формула для расчета касательных напряжений на боковых поверхностях элементов МСН, омываемых потоками жидкости. Основополагающим для решения обеих задач является определение давления в характерных сечениях гидравлического канала при заданом законе даккешш МСН. Эта информация нужна не только для расчета процесса поипирования, но и для определения усилий в характерных сечениях канатной штанги в соответствии с формулой (I). С этой цель» разработан общий метод определения связи мезду давлениями Р и Р" в двух контрольных сечениях кольцевого канала с вертикальными стенками и постоянной площадью поперечного сечения, где внутренняя стенка движется. Связь между давлениями Р- в нижнем сечении и Р" устанавливается формулой:

Р = р\ ДРЯ ^ЛРед+ЛР^ (2)

где учитывает изменение давления вследствие влияния сил тяжести частиц жидкости; ДР^- гидравлические потери, обусловленные вязкостью жидкости ; лР^- учитывает влияние сил инерции частиц жидкости, причем:

АР = <рг ; ДР^ = (3)

где I- длина линейного участка; р - плотность жидкости, а

коэффициент скорости б = б (Г) для данного участка и стадии движения

является независящей от времени функцией геометрических параметров

V

__срх

МСН, цилиндра насоса, НКТ и УУП (3=—т-); в = ±1. Структура выражения для ДР^ устанавливается для ' рассматриваемой стадии движения в соответствии с допущением о квазистационарном характере течения жидкости при вычислении касательных напряжений на боковых поверхностях кольцевого канала. Согласно гипотезе квазистационарности при неустановившемся течении профиль скоростей по сечению канала в рассматриваемый момент времени определяется мгновенными значениями объемного расхода жидкости и скоростью подвижной стенки. Причем стуктура выражения не отличается от структуры закона для установшегося течения в горизонтальном канале при постояшш величинах объемного расхода и скорости етенкк.

и»

совпадающих с кх игновенныыи значешшш для неустанопигося течения.

Для определения структуры выражения ¿Р. при установившемся течении

_ _

используется решение соответствующей гидродинамической задачи типа Куэтта. Для удобства проведения расчетов гидравлические соотношения для ДР^ и л/ (проекция касательного напряжения на подвижной стенке) берутся в форме Блазиуса - Новожилова, где осноеяым скоростным параметром слуетт скорость подвижной стенки:

АР,.- \ р4т-кгкг\ , (4)

где ¡1=-- ; (5)

Ве . ч .г

¿ряСт]*. (6)

где С-^ (7)

Яе .

причем Еыракение для числа Рейнольдса Не = I ^ Ч где И - перина

кольцевого канала, V -кинематическая вязкость, а показатель степени

п может принимать два значения: л=! при ламинарном, п = 1/4 при .

турбулентном реаашах течения, коэффициент "л = ±1 и "л"» ±1.

Постоянные положительные коэффициенты А*=Я.<:(^б.а) и

зависят от рз:-гкиа течения и являются функциями коэффициента скороста

б и - отношения меньшего радиуса к большему в цтшщдрнческоа

¡канале (0<^о<1}. Формулы (5) и (7) при п=1/4 справедливы для

"блазиусного" диапазона изменения чисел Яе, соответствукдего

условиям глубяннонасосной эксплуатации. Основная трудность прз

практическом кспсльзовашш формул (4) к (6) связана с определенней

значений величин Я* и С* в выражениях (5) к (7) для коэффициентов

гидравлического сопротивления к поверхностного трепня. Для удобства

выполнения численных расчетов формулы (4) я (6) с учетом (5) и (7)

могут От:ть преобразованы с использованием вспомогательных величин

средних скоростей движения МСН для отдельных стадий - 7 ^ к

единичного цикла е целом - V , а такяа йе - числа Рейнольдса для

ср

единичного цикла. Соотношение вида (2) о учетом (3) и (4) может быть использовано для каядого из четырех основных элементов гидравлического канала иепду верхним сечением плуткера и нише« сечением поргшгя У7П. Таким образок, получаем систему четырех уравнений с восемью неигзвестш.чи - давлениям в граничных сачсниях линейных участков канала. Для получения замкнутой системы уравнений с целью определения неизвестных необходимо использовать еще тря уравнения, учитывавшие гидравлические потери при скачкообразной изменении площади сечения канала в зонах сопряжения линейных участков. Последнее . недостающее уравнение яБляется условней Еепрерывкостк ДЗЗЛежя в шот граничных сечениях каналов

изолирумцей трубы к кольцевого пространства, прмегаодего к обратному клапану. При этом величина давления в никнем сечении кольцевого пространства вычисляется независимо в явном виде. По результатам решения неоднородной системы линейных уравнений в конце п.2.2.1 приведена сводка общих формул для расчета искомых давлений в граничных сечениях элемента гидравлического канала. Затем приведены форкули для распределения давления на линейных участках. Параллельно с этим предложен. .- формулы, определяющие закон изменения объемных расходов в системе каналов гидравлического тракта. Отдельно указаны аналитические выражения коэффициентов скоростей через отношения площадей поперечных сечений каналов в цилиндре насоса, НКТ и УУП и элементов МСН. В п.2.2.2 даны рекомендации по определению давления под плунжером и установлена аналитическая форма условий реализации нормальных режимов насоса. Специальный раздел (п.2.3) главы посвящен определению коэффициентов гидравлического сопротивления а.*и поверхностного трения С*при течении тала Кузтта на линейных участках кольцевого канала с внутренней подвижной стенкой. Отдельно рассмотрены случаи ламинарного и турбулентного режимов течения.

На основе решения гидродинамической задачи типа Кузтта о двумерном установившемся ламинарном течении впервые установлен« зависимости величин (л0,5,п) и С*=С*(л0,5,п), входящих в (5) и (7) при п=1. Показано, что при фиксированном значении Я0 соотношения между 5 и его критическими значениями б,=5(с*0ь й*=6*(л0), Ла^г^о' полностью определяют характер распределения скоростей потока по сеченин канала и особенности течения. Предложена классификация различных видов течения (II модификаций). Выделены Пуазелеобразные, Куэттообразные и переходные. (Б] ,6*,бг) типы течений. По результатам вычислений построены диаграммы зависимостей б,, 5*, бг от Для интересной в практическом отношении ситуации (6=1 г <3=-яо/(1—со)) построены графики зависимостей Я.*=А.*(Я0) и С*=С*(л0). При 6=1 и ^о=0.085 установлен экстремум (Я*ах=17.985). Подчеркивается интересная особенность, обусловленная сдвиговым характером течения , когда 62<6<б*. В этом случае -знаки осевого, градиента давления и проекции скорости штока совпадают. В условиях глубинвонасосной эксплуатации это означает, что при подъеме помпируеиой жидкости с высокой вязкостью может быть компенсирован отрицательный градиент давления, обусловленный массовыми силами. Таким образом, возможно общее увеличение давления в осевом направлении по мере движения к устью скважины в канале между штангой и внутренней стенкой НКТ. В п.2.3.2. на основе решения двумерной гидродинамической задачи типа Куэтта ' о стабилизированном

установившемся турбулентном течении впервые предложены методики расчета величин А.*=\* (л0,С) и С*=С* (>0,б), входящих в формулы (5) и (7) при п=1/4. Принято во внимание, что при помпировании жидкости штанговыми насосами преобладающее значение имеет задачи Куэтта о напорном течении пуазелеобразного типа (ПТ) двух основных

разновидностей: несонаправленного (0<0) и соноправленного (б<2(). При решении гидродинамических задач принята полуэмпирическая иодель сдвигового турбулентного течения, впервые использованная А.М.Пирвердяном. В этом случае профили скоростей по сечению канала для двух областей течения, разделенных "нейтральной" поверхностью . (где касательные напряжения а=0), подчиняются степеному закону "одной седьмой". Значение показателя степени п*1/4 в формулах (5) и (7) является следствием исходного допущения. Для течений типа ПТ (б<0) и (5<б,) Епервае установлены выражения Х*-А.*(£0,6) и С*=С*(»0.б):

-^-; (8)

кх5/7 - «га-х)5/7Г/4

у1-К)[1+11-*ь|-]

Кк5/7 - <2(1-К)5/Т| 4

(9)

причем, Я^- -^г (Ю)

и к = (0<К<1) . (11)

Здесь К - безразмерное расстояние "нейтральной поверхности" (-^ -радиальная координата) от неподвижной стенки канала. Выбор безразмерного пзраметра К в формуле (10) неоднозначен и связан с исходными условиями конкретизации степенного закона для профаля скорости. К формулам (8) и (9) небходиыо добавить соотношение:

[ ^К12". а2С1-К),2/71

6= + А--(12)

[ - Зг(1-К)5/7 ]

где А=7/в. а коэффициенты , а2, < «г являются известными функциями" К "и Если вопрос о. выборе К решен, то при фиксированных б к я. значения параметра К численно определяются путем решения трэнсцедентного уравнения (I), и найденные значения подставляются в (0) я (9) для псследух'дего вычисления и С*.Обсуждается вопрос о выборе значения К. Дается критическая оценка рекомендации А.М.Пирззрдяна, который в разных задачах использует значение К= 8-74 к К =3.8. В жатой диссертационной работа дается обоснование нового

Неусовершенствованного способа вычисления значения К с использованием эмпирической формулы Блазиуса для коэффициента сопротивления при турбулентном течении в круглой трубе. Результат Блазиуса соответствует предельной ситуации, когда ^стремится _к нулю. Это обстоятельство позволяет установить значение К= 8.55225 (^0(3=0-4656655). Далее установлены зависимости б,«б^д) и 6г=62(*0) для критических значений коэффициента скорости, соответствующих первому (К=1) я второму (К=0) перегодным типам турбулентных течений. По результатам вычислений построены диаграммы б1= 51 с*0) и $2= вг1=0,. Разработана методика расчета величин л.*и С*и реализована в виде программ аа языке Турбо-Паскаль версия 5.5 на 1ВМ РС. Методика расчета иллюстрируется графиками зависимостей X*-?,* (д,б) и 0=с1л~,Б) для практически важных ситуаций, когда 6=1 и . Последнее

соответствует условию, впервые, рассмотренному А.М.Пирвердяном и является частным вариантом условий для класса задач, изученных в диссертационной работе Сй1<5<0). В п.2.3.3. предлагаются видоизменения разработанных методик расчета коэффициента гидравлического сопротивления применительно к кольцевому каналу с неподвижными стенками. Рекомендации по расчету соответствуют ламинарному и турбулентному режимам течения и относятся к каналу снаружи изолирующей трубы УУП. В заключительном разделе главы п.2.3.4. предложена новая методика расчета утечек в щелевом зазоре с подвижной стенкой для турбулентного режима. Эта методика может быть использована для расчета утечек как при двияении плунзера, так и поршня УУП. В зтоа случае должен быть использован предельный вариант методики, приведенной в п.2.3.2. (относящийся к Пуазелеобразному несонаправленнсму течению Куэтта), соответствующий течению в плоском канале. В отличие от задачи течения в кольцевом канале здесь перепад давления ДР^ не вычисляется, а задается. Напротив, коэффициент . скорости 3 не является заданной величиной, а подлежит вычислению. Предлагаемый алгоритм расчета является усовершенствованием методики А.М.Пирвердяна, причем имеется ввиду не только формальное удобство использования алгоритма, но и увеличение степени обоснованности выбора коэффициента А00 и точности вычислений по сравнению с известной форцуло£ А.М.Пирвердяна.

Третья глава лосвящена разработке конструкции УУП в связи с решением проблемы уплотнения гибкого тягового органа на устье скваяикы при ддинноходовом режиме откачки, а также экспериментальным исследованиям в промысловых условиях гидрогазодинамических процессов в системе каналов УУП.

Приведен критический обзор существующие конструкций устьевых

уплотнений, отражающих отечественный к зарубежный опыт поиска и создания технических средств эффективной герметизации устья скважин (конструкции, предложенные ВНИИнефть, ГАНГ, фирм National Supply, Bethlehem Steel). Отмечаются достоинства и недостатки существующих конструкций. Подчеркивается перспективность устройств, основной элемент которых выполнен в виде поршня, перемещящегося в изолирующей трубе. Обсуждаются возможные пути устранения недостатков существующих УУП в связи с задачей уменьшения учетек, а также облегчения проведения ремонта скважинного оборудования без демонтажа изолирующих труб.

Предлагаете^ новая конструкция УУП, снабженная устройством для компенсации утечек, разработанная в ГАНГе и ОКБ "Нефтемаша" с участием автора диссертационной работы.Отличительной особенностью этой конструкции, является использование поршня УУП, диаметр которого превышает диаметр плунжера насоса. Конструкция УУП является предметом изобретения, прошедшего экспертизу ВКИЙГПЭ (получено положительное решение от 02.10.91). УТЛ содержит изолирукдий цилиндр

1 (рис.1(6)), в верхней части которого выполнена расточка II. Поршень 9 и иток-поршгнь 4 соединены с обоими ветвями канатной штанги. Конструкция поршня 9 предусматривает регулировку поджима уплоткительных манжет. Шток-портень 4 снабжен радиальными 6 и осевыми 5 каналами, в последнем размещен обратный клапан 19. Корпус

2 снабжен ыарнирно-закрепленЕЫмк подпружиненными рычагами 3, которые в определенном положении поршня 9 фиксируются в расточке II. При фиксации в расточке II внутри корпуса образуется герметизированная полость 12, которая сообщается через обратный клапан 10 с поршневым пространством 13. Когда рычаги 3 попадают в расточку II, то корпус 2 фиксируется неподвижно относительно цилиндра Г, а шток-поршень 4 продолжает движение вверх и вытесняет жидкость из полости 12 по радиальному б и осевому 5 каналам в подпоршневое пространство II. При ходе знкз рычаги выходят из расточки II н происходит разгерметизация полости 12 и начинается ее заполнение жидкостью, которая появилась вследствие утечек в зазоре мевду поршнем 9 и цилиндром I. Заполнение полости 12 жидкость» происходит на протяжении всего хода вниз и большей части хода вверх. Откачка утечек жидкости осуществляется при ходе поршня вверх после фиксации рычагов 3 в расточке II и герметизации полости 12. В соответствии с предложенной конструкцией УУП был изготовлен опытно-промышленный образец, который прошел экспериментальную проверку на работоспособность в экспериментальных условиях. По итогам испытаний оштно-прсмцилгнтЕй образец УУП пргнят KSK s peRosansoss?, к

произаодству. В п.3.2. дается обоснование необходимости проведения в проиысловых условиях экспериментальных исследований

работоспособности предложенной конструкции УУП и влияния УУП на процесс помшрования.

В п.3.2.1. сформулированы основные задачи экспериментальных исследований, вкшочащие проверку работоспособности конструкции УУП с узлом компенсации утечек и изучение особенностей гидрогазодинамических процессов в кольцевом канале снаружи язолмрущей трубы УУП в связи с проверкой достозеркости теоретических прогнозов. Дается описание

проыыиленно-экспериментального стенда, созданного на базе ОКБ "Нефтеааш". Стенд включает в себя скваяинный насос с безвтулочным цилщцром типа НСН-2Б и УУП, а также комплекс контрольно-измерительной аппаратуры. Экспериментальная установка приводилась в движение от станка-качалки типа СК-6-2,1-2500. Приведена характеристика основных конструктивных и технологических параметров. Комплекс контрольно-измерительной аппаратуры включает датчик давления типа ДМП-60, установленный на выкидной линии перед клапанным устройством, нефтепромысловый манометр, регулируемое вентильное устройство. Датчик давления, включенный по мостовой сюае, был соединен с источником питания и самописцем типа Н-339 для запаси изменения давления во времени. Регулировка гидравлического сопротивления клапанного устройства осуществлялась с помощью поворота маховика вентиля. Предварительно экспертиментальным путем была определена зависимость коэффициента гидравлического сопротивления вентиля от углз поворота маховика и получена тарлровочная кривая для регулируемого прямоточного вентиля, которая использовалась при расчетах изменения буферного давления с учетом давних математического моделирования гидродинамических процессов в УУП. В п.3.2.4. приведены программа проведения экспериментов, вклэтащая два основных этапа, в соответствии с основными задачами исследований, а также соответствующие блок-схемы исходных данных.

В заключительном разделе главы (п.3.2.5.) освещаются результаты экспериментальных исследований. Первый этап подтвердил работоспособность предлагаемой конструкции УУП в широком диапазоне изменения гидравлического сопротивления клапанного узла на выкидной жа=а. Отмечено увеличение утечек с ростом буферного давления. Ваавяена достаточно вмсокая степень герметизации устья скважины: при Рб=1,0 МПа утечка составила 10 мл/ч, а при ре = 0,5 МПа -пралтнчески отсутствовала. Тем не менее в условиях длительной засвдуаташи У7П использование устройства для компенсации утечек

еправдано. Отмечается, что в принятой диапазоне изменения длины хода поршня УТЛ залетное увеличение величины утечек не наблюдается. Явление зависания поршня (вместе с МСН), обусловленное достаточно высокими значениями гидравлического сопротивления, наблюдалось при Рб =2,5 МПа.

По результатам проведения второго этапа исследований получены экспериментальные циклограммы зависимости Рб =P6(t) в пределах единичного цикла работы насоса. Характер поведения циклограмм сохраняется для различных значений 3 - степени раскрытия проходного сечения вентиля. Причем с уменьшением cf более отчетливо вырисовываются границы характерных участков циклограммы, соответствующие интервалам времени, связанным с основными фазами и стадиями протекания процесса пошшрования. Дается детальный анализ типичных циклограмм с выявлением интервалов времени возникновения, формирования и исчезновения газовой "подушки", открытия обратного клапана с последующей стадией активного перетока, сопровождающегося нарастанием буферного давления до некоторого максимального значения с последующим спадом до минимального в момент начала подъема поршня ТУП. Проведено сопоставление экспериментальной циклограммы с теоретической зависимостью P6=P6(t), соответствующей квазистационарному приближению, что обусловлено относительно медленным процессом изменения расхода аидкости. В этой связи установлена теоретическая зависимость объемного расхода Q=Q(t) для стадии активного перетока яидкости через обратный клапан при известном законе движения головки балансира. Для определения границы интервала времени активного перетока вычислялось значение момента времени схлапывания t путем численного решения тригонометрического уравнения. Для расчета приняты следующие базовые данные : Sy=1.2 н, п=? мин*"'1- ,р=1 ООО кс/и , диаметр цилиндра насоса с^ = 29 им, внутренний диаметр изолирующей трубы УУП dyyn= 32 мм, внешний диаметр изолирующей трубы D = й ш, внутренний диаметр НКТ с1_чкт = 60,3 мм, максимальный радиус кривошипа станка качалки г шах = 1000 мм, длина шатуна 1 = 2500 мм. Соответствующие вычисленные значения tcx=0,85c, при Т=8,57с. Отмечается удовлетворительная сходимость экспериментальных и теоретических циклограмм Рб = Рб (t ). На основном участке интервала tcx<" t< tmar экспериментальные значения несколько превышают расчетные, причем максимум экспериментальной кривой реализуется нескольно раньше, чем для теоретической.

Основное содержание четвертой главы связано с разработкой методики расчета дкнамограмн рабочего процесса и примерами ее реализации на основе шюгофакторного анализа влияния технолоппеках

и конструктивных параметров. В первом разделе главы (п.п.4.1.-4.4.)

устанавливаются расчетные зависимости для определения растягквгЕщях

усилий в произвольных сечениях канатной штанги для любого заданного

положения МСН при известном законе ее движения. Эти зависимости

являются реккурентными формулами, относящимися к обеим стадиям

движения с учетом двух фаз движения при погружении. В качестве

исходной базовой формулы при выводе вышеупомянутых расчетных

зависимостей служит формула для определения усилия в точке набегания

каната на барабан привода. Для удобства вычислений определяемые

величины усилия в сечениях канатной штанги записываются в

безразмерной форме. В п.4.1. показано, каким образом по результатам

общего анализа усилий в сечениях каната и характеристик процесса

понтирования, выполненного во второй главе, устанавливается

соответствующее выракекие для величины 'и, £, '¿) - усилия в

точке набегания каната на - сарабан. Структура выражения для

безразмерного усилия Ё11 определяется следующим обоазом: * 1 2 1*1 "Г -I +г

р'Ле«,-

Qj 12

г>4

<Г

<=р.и

13

г 6

О^

1*1

ср ].

г-п 1}

б

У с

'Ш

.г-п!^

(13)

+ <Л0. - а,, х ) (—) ; где 3 ~ 1 ,г.

Здесь первое слагаемое (выражиме в круглых скобках) отражает влияние сил тяжести элементов МСН и сил гидростатического характера (г - безразмерная координата). Второе слагаемое (выражение в квадратных скобках) учитывает факторы местного сопротивления, обусловленные вязкостью. Третье слагаемое (в фигурных скобках) учитывает потери давления на линейных участках гидравлического тракта и непосредственное.действие касательных напряжений на боковых поверхностях элементов МСН. Последнее слагаемое отражает влияние сил инерции частиц жидкости и материала МСН. 3 общем случае коэффициенты, входящие в правую часть (13), являются известными функциями конструктивных, технологических и эксплуатационных

ои

С( lJ зависят от

^ и

параметров. В частности,. коэффициенты С(

С-^ коэффициентов гидравлического сопротивления к поверхностного трения, метод расчета которых разработан во второй главе.

В п.4.2.1. в результате общего анализа усилий в сечении нижней ветви каната и характеристик процесса помпировакия (глава 2) устанавливается с помощью (13) соответствующая рекуррентная формула

для безразмерного усилия £

«О

х, ъ). Здесь диапазон

изиенения координаты а определяется нияким и верхним граничными сечениями низшей ветви канатной штанги. Величина ^ представлена в виде суммы "статической", "вязкостной" и "инерционной" компонент.

Аналогичным образом в п.4.2.2. устанавливаются рекуррентные формулы для безразмерной величины растягивающего усилия в сечениях верхней ветви канатной штанги: ^ " ?! (*» г). Здесь изменение

координаты а определяется граничными сечениями верхней ветви канатной штанги. В п.п.4.2.3., 4.2.4., 4.2.5. получены вахшые для последующего построения динамограмн частные варианты формул, установленные в п.п.4.2.1. и 4.2.2.: З?01 (х,х.*). |°°=

£10= *)- для безразмерных усилий в верхнем и

нижнем граничных сечениях нижней ветви, а также в нижнем граничном сечении верхней ветви канатной штанги (рисЛ(а)). П.4.3. содержит рекомендации по выбору массы утяжелителя путем подбора его длины ?Э(0<7Э$ 1).

Принцип, леяащий в основе определения длины утяяелителя, связан с выполнением следующего требования: в любой момент движения расчетные значения величин Е'1, должны быть большие нуля,

что гарантирует сохранение прямолинейной формы осевой линии каната в течении рабочего цикла. В противном случае наличие осевых сшшаицих нагрузок приводит к потере устойчивости прямолинейной формы осевой линии каната. Используя результаты п.п.4.1., 4.2.3., 4.2.4. и полагая 1, |°1равныш нулю полно получить явные выражения

х, х) для каядого из трех контрольных сечений и при заданном законе движения расчнтать диапазон изменения допустимых значений принимая во внимание, что (К70$ 1. На практике для сокращения объема вычислений можно ограничиться только рассмотрением стадии погружения и осуществлять контроль над усилиями только в сечениях сопряжения нижней ветви канатной штанги с утяжелителем и поршнем УУП. В п.4.4. приведен пример расчетной формулы для усилия в точке набегания каната на барабан привода при ламинарном режиме течения помпируеной жидкости на всех участках основного гидравлического тракта. В этом случае структура выражения существенно упрощается, что облегчает расчет соответствующей динамограмыы для реяимов откачки высоковязких нефтей. Аналогичным образом упрощаются расчетные зависимости для усилий в других контрольных сечениях канатной штанга. Во всех предыдущих разделах данной главы проведение расчета усилия в сечениях канатной штанги требовало знания закона двияения ИСН 1«г(1;). Однако значительный практический интерес представляют стандартные ( трапецивидные} тахогрзммы, когда давление МСН на участках разгона и торможения

является равнопеременным, а основному интервалу времени движения соответствует платообразный участок, где скорость движения постоянная. В этих условиях целесообразно осуществить переход от тахограыш к фазовой диаграмме ( зависимости скорости от координаты) с последующим расчетом динамоходограим (зависимости усилия от координаты). С этой целью в п.4.5. выполнен кинематический анализ рабочего процесса, соответствующий стандартной тахогракне. Получены рекуррентные формулы, соответствующие ассиыетричноиу рабочему циклу (/^0.5), позволяющие определить безразмерные скорости и ускорения для стандартных тахограым процесса. Эти выражения ыогут быть подставлены з расчетные формулы для 1, установленные в

предыдущих разделах главы. Тем самым оказывается возможным расчет динамограмм (динамо- ходограмм): |п= |11(*); |00=

|°°(5) с последующим их графическим построением.

В п.4.6. приведена блок-схема основных этапов проведения расчетов данамогргмм рабочего процесса. Блок - схема, состоящая из систеш блоков четырех уровней, служит для быстрой ориентации в возможностях реализации разработанной методики расчета данамограмм с учетом уровня требований к получаемой информации. Различные уровни соподчиненных между собой систем блоков отличаются степенью общности формул для расчета усилий в сечениях канатной штанги. В частности блоки четвертого уровня соответствуют предельной ситуации, когда во всех каналах реализуется или турбулентный или ламинарный режим течения. Последний случай интересен тем, что отвечает условиям перекачки аномально вязких жидкостей. Этот вариант расчета важен для установления границ области возможного применения к эффективного использования ДСКУ с УУП. Полученная информация о динзиограшах в общем случае дополняется расчетом критических значений длин утяжелителя. Существенно подчеркнуть, что выбираемые значения показателей степени в формулах гидравлического сопротивления и поверхностного трения могут рассматриваться в общем случае кусочно-однородными функциями координаты х. В каждом отдельном случае с выборе« значения п связана соответствующая оценка числа Рейнольдса и сопоставления его с критическими значениями.

Разработанная методика расчета динамограмм для случая стандартных тахограмм движения МСН ( с учетом возможной ассиметрии рабочего цикла) била реализована в виде, пакета программ на языке Турбо Паскаль версия 5.5. Программы предназначены для IBM PC с 38S процессором и позволяют вычислить значения усилий в контрольных сечениях для любого положения МСН с учетом стадий и фаз рабочего процесса. Зтк возможности могут быть использованы двояким образом:

во-первых, для получения серии значений усилий, соответствующей выбранной с заданным шагом последовательности значений координаты х, причем параллельно вычисляется последовательность значений скорости и ускорения МСН; во-вторых, предусмотрена возмонность графического представления вычисляемых значений в виде фазовых диаграмм движения МСН и динамограмм рабочего процесса. Построение динамограмм сопровоядается выводом на печать основных значений определяющих параметров. В случае необходимости обеспечивается вывод на печать в пределах одной система координат семейства динамограмм, отличающихся выбором значения определяющего параметра. Основная информация по динамометрированию связана с тремя контрольными сечениями канатной штанги: в двух контрольных сечениях нюней ветви и в точке набегания каната на барабан привода. Исходные данные о конструктивных параметрах длинноходового насоса с ТУП выбирались в соответствии с ТЗ на изготовление опытного образца скважинного штангового сверхдлинноходового насоса. Параллельно в соответствии с возможными технологическими режимами работы насоса и условиями эксплуатации выбиралась совокупность значений исходных технологических и эксплуатационнных параметров, включая вычисленные значения коэффициентов А*^ и С*^. Указанная информация отражена в п.4.7. В заключительной разделе главы и.4.3. приведены фазовые диаграммы и динамограммы единичного рабочего цикла соответствующие следующим исходным значениям характерных параметров: 5=20 ш; /=0.5; Т=40 с. ; глубина подвески насоса ¿=1000 ы; максимальная (номинальная ) скорость движения МСН Ун=2,0 м/с и координатами границ платообразного участка для двух вариантов: 5^=0,Г (*П=0,6) и «о=0,2 = 0,7). Затем на примере типовой динамограмш выявляется соответствие последовательно сопряженных ее элементов (участков) стадиям и фазам процесса. Эти данные по "паспортизации" элементов динамограмм соответствует выполненным циклам вычислений. Для удобства систематизации и сопоставления различных циклов вычислений приведена блок схема проведения расчетов динамограмм при внутренних диаметрах цилиндра насоса сЦ=44уш и изолирующей трубы 4ууп=56 мм. В качестве параметров, определяющих основные циклы расчетов, выбраны следующие: v- кинематическая вязкость, * - длина утяжелителя, Рд -буферное давление, значение координат *0 и * 11, 3. Семейство трех динамограмм 1 = ^п(*), относящихся к первому циклу вычислений, определяется выбранными значениями вязкости v = 10"°; Ю-4 и 5 10"А (аномальная вязкость) ( м2/с), при фиксированных значениях остальных определяющих параметров: 7в=0.3; *ог=*ог=®'1; ,=0.35; 7„= 0.8 м/с ; Р - 2,0 Ша: У- 0,5 и подаче зйсоеа

I I 1 с. Н о

в=60м3/сут. Два других семейства динамограма, относящихся к этому яе циклу, отличаются выбором значений 7е=0.5; 1.0 (рис.2(а),(б)). В последнем случае добавляется еще две данаыограшш т=5 • 10~5и и= 10"3(мг/с) (рис.2(6)). Наблюдается значительное влияние сил вязкого сопротивления с ростом v от 10~б до Ю~3( м2/с ).

Далее приводится семейство трах динамограмм для второго цикла вычислений. Дикамограммы отличаются выбором значений ?е=0.3; 0.5; 1.0. Для удобства сопоставления рассмотрен случай, когда v =10~б(вода). Увеличение «8сспрововдается соответствующим возрастанием обоих экстремальных значений lj11.

Изучению влияния буферного давления Р8 на характер поведения динамограмм F.1 'посвящен третий цикл вычислений. Две динанограмма сеиейстЕ отличались значениями Pß= 0.1; 2.С (Ша) ( рис.З(а)). Следует отметить, что изменения значения Рд практически не отражаются на динамике процесса движения ИСК для стадии подъема. Для стадии погружения с увеличением Ра от 0.1 до 2.0 (Ша) величина 1 уменьшается до 70%.

Четвертому циклу вычислений соответствует семейство двух динамограш |11= 1 (*) для оценки влияния ускорения (замедления) движения на участках разгона и торможения (рис.З(б)). Тем самым исследовалось влияние си инерции как элементов КСН, так к жидкости. Изменение ускорений достигалось путем регулирования протяженности участков разгона и торможения. В расчетах было принято хО1--1ог=0,1, 6) и *o1=*o2=0.2, (xn=S12=0,7). Существенно отметить, что влияние сил инерции сравнимо с влиянием погружного веса.

Пятый, цикл вычислений связан с оценкой влияния длина хода S -на характер поведения динамограмм Е11= 1. Первой!? варианту условий соответствует семейство трех динамограмм, когда S =20; 50 и 70 (и) при г>= 5 10"1 м2/с (рис.46). Семейство трех динамограмм для второго варианта условий (рис.5а) характеризуется значениями S =50; 100 к 200 м при v =I0~V/c. В обоих случаях увеличение длины хода приводит к значительному росту размаха колебаний усилия в точке набегания каната на барабан привода, при одновремешюк снижении максимального значения усилия.

Шестой цикл вычислений, сбяззн с сопоставлением трк;х динамограмм, соответствующих трем контрольным сечениям J11. 1(рис.56).

Сравнительный анализ эгах дннашграмм убеждает в необходимости их параллельного рассмотрения и сопоставления соответствующих структурных элементов для одноименных стадий и фаз процесса.

V0'5'' Р8=г-° Ша' 2=0.35? /=0.5; 7Н=0.8 ш/с.

I

7£~"0.ОООСО» —у^-ОООООб •00001 00006

(3)

«а=1»0; Ра-2.0 Ша; =^ог=0.1; ги=х =0.35; /=0.5; V =0.8 т/с.

X

Рис.2 Семейство динааограш для оценки влияния вязкости рабочей

жидкости и иассн утяжелителя ((а) -г-о, 5) ).

з о

tí=10"V/c; ¿8=1.0¡ *01=xQ2=0.1; í1(=xi2=0.35; /=0.5; VH=0.8 m/c.

i

— pe - o.i upa pa » г.о upo.

Семейство дангмограш для оценки влияния буферного давления.

v=l0~<ir/c; 7„=1.0; Р ь2.0 МПа; /=0.5.

O.Í -1-1-1-1--

о 0.2 0 4 0.6 о.в i <г

X

xoi=o.i xot-o,z rf-z.ts ~~rf^t.39

Семействе динамограмм для оценки влияния протяженности участков разгона к тормохения МСН.

Рис.3

1Г=5.10~Ч:г/с; -*дИ.О; 501Ц,2=0.1; 5М=*12=0.35; /=0.5; Ун=0.8 я/с.

¡а)

у=10~лы2/с; еа=1.0; 0.1; л\г=г.2=0.35; /=0.5; 'Л.=0.8 га/с.

- Э-бО га 5=100 ш г-гоо т

(б)

Рис.4 Семейство динамограмм для оценки влшш даны хода.

1>=5 Ю'У/с; 78=1.0; ■*О1=*ог=0-"*! *п=*1г=0-355 ^0V0,8 п/0.

_с» , г* ^ -со , ,

-г.- -1-Я- -*- Р- <■ Лп*г=(.£531 л ГггЛпха.!ЗС*С

4 • <> 4 4

(а), Семейство данзмограш для трех контрольных сечек® канатной

штанги. Г^1-усилие в точке набегания каната на барабан привода;

Й1 -усилия в нижнем и в верхнем сечениях нижней ветвк канатной штанги.

V «/с

X

(61 Типовая фазовая диаграмма. Рлс.З

Проведение седьмого и восьмого циклов вычислений связано с выявлением удельного веса сил вязкого сопротивления в общем балансе сил, действующих на тяговый орган при полировании слабовязких жидкостей. Оценивалась погрешность, обусловленная заменой модели, учитывающей Еязкое сопротивление при ламинарном режиме течения. В другом случае оценивалась погрешность, обусловленная пренебрежением эффектами вязкости вообще. Эти оценки имеют определенное методологическое значение, поскольку для напорного Куэттовского течения в кольцевых каналах отсутствуют достоверные сведения об условиях перехода ламинарного реииыа в турбулентный.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана конструкция подвижного устьевого уплотнения, работоспособность которой проверена и подтверждена в промысловых условиях. Конструкция устройства отражена в заявке на изобретение, на которую получено положительное решение ВНШГПЭ.

2. Разработаны математические модели, отражающие влияние ГУЛ на развитие процесса поышровакия при произвольной длине хода плунжера с учетом сил сопротивления, зависящих от вязкости рабочей жидкости и сил инерции ее частиц.

3. Предлояена методика расчета процесса понпирования, позволяющая рассчитать величины давления и объемных расходов в любом сечении системы каналов гидравлического тракта при произвольном законе движения тягового органа. Общее решение этой задачи осуществлено с использованием гипотезы квазистационарности и решения гидродинамических задач о течении типа Куэтта в цилиндрических каналах с подвижной стенкой, учтено сложное взаимодействие гидродинамических и фильтрационных процессов.

4. Для случаев ламинарного и турбулентного стабилизированного течений по результатам решения соответствующих двумерных гидродинамических задач типа Куэтта предложены методы расчета коэффициентов гидравлического сопротивления и поверхностного трения, записанные в форме Блаэиуса-Новояилова, с учетом условий глубиннонасосной эксплуатации. Исследованы основные задачи для сонаправленного и несонаправленного Пуазелеобразного течения Куэтта с обобщением результатов Пирвердяна A.M., Гукасова H.A. и др.

5. Экспериментально подтверждены теоретические прогнозы об особенностях гидродинамических процессов в системе каналов УУП при перетоке рабочей жидкости через выкидной клапан. Подтверждена возможность эффекта зависания тягового органа при больших

гкдравлических сопротивлениях выкидной лиши.

6. С учетом итоговых результатов теоретических и экспериментальных исследований разработана иетодика расчета данамогракы е сечениях канатнсй штанги. Методика реализована ка языке Туроо-Паскаль версия 5,5 для IK.Î PCj результаты расчета выводятся на печать в виде таблиц или семейств дннЕмограин.

7. Установлено, что наличие УУП требует осуществления одновременного контроля над изменением усилкя в трех различных характерных сечениях канатной стзнш: в точке набегания каната на барабан привода, в верхнем и ниянеи граничных сечениях ветви каната, находящейся над поршней УУП.

8. Для практически реализуемых условий проведен машинный эксперимент, который позволил выявить влияние основных конструктивных, технологических и эксплуатационных факторов ка характер поведения дикаыограмы. В частности изучено влияние длины (массы) утяжелителя, вязкости кздкости, изменения длины хода плунжера, протяженности участков разгона и термонения ¡ЖН (плунжера), давления перед выкидным клапаном и др.

S. Разработанная методика расчета данамогранк оформлена в виде РД и утверхдрва Отделом Научно - Технического прогресса. Мкккефте-газпрсма СССР.

ОПУБЛИКОВАННЫЕ РАБОЙ? ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Зайцев Ю.В., Новиков Л.А., Сдан ¡1,С. и др. Дяшшоходовые скваяинные насосные установки с гибкой штангой. Обзорная информация. Насосостроение. Серия ХЫ-4. ЦШШШШЕФТЕШШ!, 1938.

2. Зайцев Ю.В., Новиков Л.А., Юдин И. С. Особенности эксплуатации устьевого уплотнения с подвижным уплотнительным элементен в ДСНУ с канатной штангой. Тезиса докладов. Научно-техническая конференция "Йерспективы развития; совериенствованке конструкции и повышение надежности бурового и нефтепромыслового обору—дсвания", г. Пермь, 1938.

3. Зайцев Ю.Е.. Новиков Л.А., Юдин И.С. Разработка математической модели дяхнноходового насоса с подвижным устьевый уплотнением. Отчет по теме JéI33-88.P.2.r.I.Jê ГР. 01.87.0093.426. М.ШНГ, 1988.

4. Зайцев Ю.В., Новиков Л.А., Юдин К.С. Анализ рабочего процесса в насосе ДСНУ с подвияшм > стьевьш уплотнением. Отчат по теме £133-89. Р.2.1.7. Л ГР 0Г.0093.426 M., ШШГ, 1989

5. Зайцев В.В., Новиков Л.А., Юдин И.О. Разработка

ыатематической модели процесса откачки жидкости длшгноходовой сквакинной насосной установкой в ослскнекнъи условиях. Отчет по теме Л133-90. P.2.I.I4 й ГР 01.0093.426 М., КИНГ. 1990.

6. . Зайцев Ю.В., Новиков Л.А., Юдин И.С. Разработка методики динамометрировашя дллнноходового насоса с динамическим устьевым сальником. Отчет по теие JÎI33-9I. Р.З JS ГР 01.0093.425 М., МИНГ, 1991.

7. Мусгев Ф.К., ¡Ццпн И.С. Разработка стенда для изучения скоростного режима погружения плунжера дликноходовсй схвааинноЯ насосной установки с гибкой етангсй. Сборник трудов научно-технической конференции молода ученых и специалистов МКНХиГП имени И. М. Губкина, Москва, 1985. Деп. ЩМШМНЕФТЕМАШ 12.05.88

;а 1822-ХЛ 88

8. Один И.С. Особенности процесса шжшрования в длинноходовой скважиной насосной установке с гибкой штангой. Тезисы докладов научно-технической конференции молодых ученых специалистов". "Машины и установки для добычи и транспорта нефти, газа и газового конденсата", г.Сумы, 1983

9. Юдин К.С., Новиков Л.А. Исследование особенностей режима свабирования при эксплуатации ДСНУ с гибкой штангой, Тезисы докладов, Научно-техническая конференция. "Перспективы развития, совершенствование конкструкции и повыаенке надежности бурового и нефтепромыслового оборудования", г.Пермь, Г988.

10. Один И.С., Новиков Л.А. Анализ режима свабирования при эксплуатации ДСНУ с гибкой штангой. Тезисы докладов. Научно -техническая конференция молодых ученых специалистов. "Исследование, конструирование и технология изготовления нефтепромыслового оборудования'.', г.Казань, 1988

11. Зайцев Ю.В., Эфэндиев 0.1!., Исмаилов A.M., Юдин U.C., Мамедов O.K., Новиков Л.А. Устройство для герметизации устья сквашн. заявка Л 4903361/03/006060/от 18.01.91. Положительное решение от 02.10.91