Гиматудинов Ш.К. (ред.) Справочное руководство по проектированию разработки и эксплуатации нефтяных месторождений. Добыча нефти

Подождите немного. Документ загружается.

здесь

определяется

по

(VI.122);

„ас в

(VI.152)

(VI.152')

определяет-

ся

по

(VI.36).

Напор

Н в м, т. е.

высота,

на

которую насос поднимает проходящую

через него продукцию,

или

энергия, сообщаемая насосом единице веса этой

продукции,

ПрИ,Рвых>/>д

нао

(

нас

*"вых

Qdp + j Qdp J,

(VI.

154)

вх

Рл нас /

или

приближенно

^д

нас

//=" • *

Qt*P

<Эж

{Рвых—Рд.

нас)

(VI. 155)

Рв

При

рвых<Ра нас

'вых

H = h + -— Г Qdp, (VI. 156)

где h — разность отметок выходного и входного сечения насоса, h=L

cos 9;

La — длина насоса; 0 —

угол

между вертикалью и осью насоса, градус; g —

ускорение свободного падения; т — массовый расход продукции через насос.

На

всем пути движения продукции через насос значение т, как было отме-

чено остается неизменным и определяется уравнением (VI.108).

Среднеинтегральная плотность проходящей через насос продукции

p=m/Q

(VI.157)

где Qc

— среднеинтегральный расход, определяемый по

(VI.152)

или

(VI.153). Поэтому значение Н можно определить и следующим образом:

(РР)/(£рр)

Рабочая характеристика погружных центробежных электронасосов мо-

жет меняться незначительно, при этом кривые напор — подача, потребляемая

мощность — подача, к. п. д. — подача при постоянной объемной доле свобод-

ного газа у

входа

в насос примерно сохраняют свою форму и смещаются

вниз

и влево по мере увеличения р

щ подобно тому, как это происходит

при

откачке насосом однородной жидкости, но несколько более вязкой и

менее плотной, чем вода, т. е. вид кривых напор — подача и к. п. д. — по-

дача насоса обусловлен изменением кажущейся вязкости ГЖС по мере

изменения

величины р

в потоке, а вид кривой потребляемая мощность —

подача обусловлен изменением вязкости и плотности потока (рис. VI.10,a).

Характеристика насоса может меняться существенно, при этом правые

части названных кривых становятся более крутыми и располагаются значи-

тельно ниже кривых для нулевого газосодержания в потоке, когда 6

„х>

>Р*гвх.

На

основании экспериментов ' получено:

для ГЖС типа Г/В и

(Н+Г)/В

(Р*г

Bx)B=0,01-f0,0761gp

от;

(VI.158')

для ГЖС типа Г/Н и

(В+П/Н

(р*г

)e=0,02-f0,1521gp

B3:

от.

(VI.158")

Более резкую разницу в изменении характеристики насоса можно наблю-

дать в координатах

p—Q

N—Qn,

r\—Q

Как видно из рис. VI. 10,6, пра-

Эксперименты выполнены

А. Н.

Дроздовым.

281

вые участки кривых

р=/(Сж,

Ргвх),

N=q>(Q

Ргвх),

TI=I|)(Q«,

РГВХ)

при

достаточно больших значениях Рг вх почти вертикальны и сопрягаются с ле-

выми участками их довольно крутым переходом.

Специальными

экспериментами автора показано, что решающее значение

определении степени зависимости характеристики насоса от наличия сво-

бодного газа в откачиваемой продукции имеет появление в межлопаточных

каналах его рабочих колес газовых каверн, не

участвующих

в поступатель-

ном

движении продукции через насос. Если такие каверны в каналах рабо-

чих колес не образуются, что имеет место при р

вх<Р*гвх, характеристика

насоса при работе на ГЖС остается практически такой же, как и при работе

на

однородной жидкости той же вязкости, поскольку наличие газовой фазы

жидкости не влияет на распределение скоростей потока ГЖС до решетки,

решетке и за решеткой лопастей рабочих колес; если же упомянутые ка-

верны в межлопаточных каналах образуются, что наблюдается при р> вх>

S?P*r вх, характеристика насоса существенно деформируется, так как вслед-

ствие нарушения плавности обтекания лопастей и загромождения кавернами

поперечного сечения проточных каналов колес резко

ухудшается

распределе-

ние

скоростей потока в решетке и за решеткой, что приводит к уменьшению

удельной энергии, сообщаемой насосам откачиваемой продукции, а также

увеличению потерь энергии и, следовательно, к снижению к. п. д. насоса.

Явления,

наблюдаемые в проточных каналах рабочих колес насоса при

наличии

в них газовых каверн, и зависимость от этих явлений характери-

стики

насоса в гидродинамическом отношении аналогичны таковым при от-

качке насосом однородной жидкости в кавитационных режимах. Поэтому

режимы работы насоса на ГЖС, которым свойственны указанные явления,

можно условно называть кавитационными с

учетом

того, что в действитель-

ности в каналах рабочих колес на-

соса наблюдается не обычная паро-

вая или парогазовая, а искусствен-

ная

кавитация. Заметим, что эрози-

онный

эффект, характерный для па-

ровой кавитации, при искусственной

кавитации

не проявляется, и это

обстоятельство позволяет при под-

боре погружных центробежных насо-

сов с опасностью кавитационного

разрушения рабочих органов насо-

сов не считаться.

Установлено, что в погружном

центробежном электронасосе при

кавитационном

режиме (в указанном

смысле) работы в скважине кавита-

ция

обычно охватывает не одно,

а несколько (иногда десятки) сосед-

них рабочих колес, начиная с пер-

вого по

ходу

движения продукции.

0,5

- \

ч\

\ \

0,5

Рис.

VI.11. Зависимость относитель-

ной

подачи жидкости при нулевом

напоре насоса от объемной доли сво-

бодного газа и относительного дав-

ления

перед

входом

в насос:

/ — теоретическая зависимость Аа вх—р

г вх

;

2—зашеимость

вх

(Р

г8( т

т^

длв

ГЖС,

когда внешняя жидкая фаза смеси нефть

и р

ъх

^l5;

S—шаиисимость

ВХ

=Ф

Г ВХ

'вх от ^

для

ГЖС, когда виешняя жидкая

фаза

ГЖС вода и р

т от

>15; 4- зависимость

VBx =

'l'(grB

a;1

)

для

ГЖС при

условии, что р

вк от

а [

282

эти колеса практически не сооб-

щают полезной энергии проходящей

через них продукции и, в принципе,

из

насоса могли бы быть удалены.

Количество таких ступеней в насосе

тем больше, чем больше номинальное

число ступеней в насосе и чем, сле-

довательно, больше разность давле-

ний

между

тем, которое насос мо-

жет создать при бескавитационной

работе с соответствующим среднеин-

тегральным расходом продукции, и

тем, которое при том же

расходе

требуется для скважины.

Устьет—

РуРу

Рис.

VI.12.

Давление

на

устье

колон-

ны

НКТ в

зависимости

от

заданного

давления

на

выходе

из

насоса:

1,2

—

соответственно исходное

смещен-

ное

положение кривой изменения давле-

ния

колонне

НКТ

заданного диаметра

при

заданном постоянном дебите жидко-

сти

При

наличии кавитации

насо-

се максимальная подача жидкости,

т.

е.

подача жидкости

при

нулевом

напоре насоса, уменьшается

боль-

шей

степени,

чем при

отсутствии

ка-

витации,

и это

уменьшение

тем

больше,

чем

больше свободного

газа

содержится

поступающей

насос

продукции,

чем

меньше давление

входа

насос. Степень снижения

относительной подачи жидкости

на-

сосом

при

этом зависит также

от

типа

ГЖС; для ГЖС,

внешней

жид-

кой

фазой

которой служит нефть

или

вода

примесью поверхностно-

активных веществ,

это

снижение

су-

щественно меньше, нежели

для сме-

си,

внешней фазой

которой служит

вода

без ПАВ.

Зависимость относи-

тельной максимальной подачи насо-

сом жидкости

Кр

г№

от

объемной

доли свободного газа

р\ вх в ГЖС

относительного давления

р„х от

входа

насос,

также

от

типа

ГЖС может быть приблизительно

оценено

помощью графика

(рис.

VI.11).

Если Ргвх^Р'гвх,

где

Р*

ГВ

определяется

по (VI. 158') или по

(VI. 158")

зависимости

от р

х от

типа

ГЖС, то

подача насосом

жидкости

по

мере увеличения

вх

уменьшается лишь

на

величину

объема, занимаемого

в ГЖС

свободным газом (кривая

/);

если

вх>

>Р*гвх,

то для ГЖС

типа

Г/Н или

(Г+В)/Н

при

/?вхот^15

относитель-

ная

максимальная подача жидкости определяется кривой

2, а для ГЖС ти-

па

Г/В или

(Г-|-Н)/В

при

наличии

воде

ПАВ —

кривой

если

х о

«1

внешняя жидкость (вода

или

углеводород)

не

содержит ПАВ—кривой

При

подборе УЭЦН

по

предлагаемой методике решаются

две

задачи:

а)

для

среднеинтегрального расхода жидкости

(не ГЖС)

через насос, соот-

ветствующего заданному дебиту

ее при

стандартных условиях, определить

создаваемое насосом давление, потребляемую

им

мощность

и к. п. д. при

заданных объемной расходной доле свободного газа

давлении перед

вхо-

дом продукции

насос

при

бескавитационной работе насоса;

б)

установить

число ступеней насоса, которое необходимо иметь

для

создания требуемого

давления

при

среднеинтегральном расходе жидкости, соответствующем

Су

если часть ступеней работает

кавитационном режиме

при

заданных

вх

рвх.

В основе решения названных задач лежат следующие допущения:

при

отсутствии кавитационных явлений

насосе напор

и к. п. д. каж-

дой ступени

или

пакета

из

нескольких ступеней

при

любой среднеинтеграль-

ной

подаче проходящей через него продукции равны напору

и к. п. д. той

же ступени

или

того

же

пакета ступеней

при

работе

их на

однородной

жид-

кости

той же

вязкости

режиме

с той же

подачей;

кавитационные

участки кривых

р—Q

N—Q

и r|—Q

при

откачке

скважинной

продукции соответствуют вертикальным отрезкам

сопрягаются

с участками бескавитационных режимов работы насоса

при тех же

значе-

ниях

объемной доли свободного газа

давления

входа

насос

без

плав-

ного перехода;

ступенях, охваченных кавитацией, давление

проходящей через

них

продукции

не

изменяется;

давление,

при

котором заканчивается растворение газовой фазы

в жид-

283

кости,

движущейся через насос, т. е. действительное давление насыщения

жидкости газом в насосе, зависит от коэффициента фазовой равновесности

ГЖС в насосе и определяется по (VI.36);

коэффициент

сепарации свободного газа перед

входом

в насос опреде-

ляется уравнением

(VI.13),

а фазового равновесия ГЖС — уравнениями

(VI.16);

значения k

, £фн, &фв при заданных условиях работы насоса в сква-

жине остаются неизменными для всего насоса;

изменением

объемного

расхода

жидкости в зависимости от давления на

участке движения через насос, где р^р

нас, можяо пренебречь;

водонефтяная и газожидкостная (нефтегазовая, водонефтегазовая) смеси

межлопаточных каналах рабочих органов насоса представляют собой тон-

кодисперсные эмульсии с разрушенной структурой, т. е. ньютоновские жид-

кости;

кажущаяся вязкость этих смесей может быть оценена по приведенным

формулам (стр. 253);

зависимость характеристики отдельной ступени, пакета ступеней или на-

соса в целом от величины кажущейся вязкости газожидкостной смеси можно

установить по методике, изложенной на стр.

275—279.

исходной информации для расчета относятся объемный

расход

жид-

кости при стандартных условиях Q

су, м

/с; объемная доля воды в жид-

кости при стандартных условиях fJ

су; давление насыщения нефти нефтяным

(попутным) газом р

ас по данным разгазирования пластовой нефти при тем-

пературе пласта Т

л, Па; количество газа Г

„ас, выделившегося из нефти

при

снижении давления от р

ас до р

т при Г

ст

, м

/м

; зависимость приведен-

ного к стандартным условиям количества газа Г

(р), растворенного в нефти

при

пл

, от давления (см.

VI.30),

/м

; зависимость объемного

коэффици-

ента нефти Ь

{р) от давления при Т

пл

(см.

VI.37);

зависимость плотности

нефти

(/>) от давления в виде (VI.42), кг/м

; зависимость вязкости нефти

Цн(р)

от давления (VI.58), Па-с; коэффициент температурного расширения

нефти

тн

/градус;

средний коэффициент растворимости нефтяного (по-

путного) газа в пластовой воде а

при температуре пласта, м

/(м

-Па);

плотность воды р

су при стандартных условиях, кг/м

; плотность нефтяного

(попутного) газа р

су при стандартных условиях, кг/м

; фазовый состав

газа при стандартных условиях в объемных долях; температура потока Т

пл

на

забое скважины, принимаемая равной температуре пласта, К; средний

геотермический градиент скважины Г,

градус/м;

внутренний диаметр экс-

плуатационной колонны скважины d

K, м; расстояние от

устья

до кровли

пласта L

, м; средний

угол

между

осью ствола скважины и вертикалью,

градус;

расстояние

Bblx

от

устья

скважины до ловильной головки насоса

(длина подвески насоса), м; расстояние L

от ловильной головки насоса до

всасывающей сетки его (длина наооса), м; диаметр всасывающей сетки на-

соса d

, м; число ступеней в насосе z

; вероятная характеристика работы

насоса на пресной воде, т. е. кривые H=f(Q), N=q>(Q), r) = i|>(Q), где Н —

напор

насоса в м; N — потребляемая мощность, кВт;

— к. п. д. насоса;

Q — подача,

м'/сут,

абсолютное давление в скважине р

* у

входа

в насос,

т. е. на расстоянии 1вх=Ьн4-£вых всасывающей сетки насоса от

устья

сква-

жины,

Па; объемная расходная доля свободного газа в скважине (5

вх перед

входом

потока во всасывающую сетку насоса, т. е. на расстоянии L

до

устья

скважины; коэффициент сепарации свободного газа k

из потока ГЖС

перед

входом

во всасывающую сетку насоса, подсчитываемой по

(VI.13);

коэффициенты

фазовой равновесности ГЖС £ф

, £ф

в насосе, подсчитывае-

мые по (VI. 16); забойное давление р

аб, Па;

устьевое

давление р

, Па;

к.

п. д. погружного электродвигателя г|

, ориентировочное значение которого

может быть оценено по (VI.23); коэффициент приращения давления в па-

кете ступеней насоса: при машинном счете 5=1,1—1,2, а при безмашинном

счете 5 =

1.3—1,5.

Поскольку (З

вх, Рвх, LBX взаимозависимы, их определяют,

пользуясь кривыми распределения давления и объемной расходной доли

свободного газа по длине эксплуатационной колонны при отборе из скважи-

ны

заданного дебита жидкости Q

су-

Вероятную водяную характеристику насоса, его длину L

и диаметр

всасывающей сетки d

определяем по насосу, типоразмер которого пред-

284

варительно выбираем

зависимости

от

диаметра

скважины, ориентиро-

вочного среднеинтегрального расхода

ГЖС (в

м'/сут)

через насос:

(VI.169)

ориентировочного напора

Н (в м),

определяемого

по

(VI.29).

Определение' создаваемого выбранным насосом давления, потребляемой-

мощности

и к. п. д.

насоса

при

заданных значениях Qm

су,

ргвх,

Рвх и от-

сутствии кавитации

насосе.

1. Подсчитываем

по

(VI.108)

массовый расход продукции

т (в кг/с)

через насос.

2. Вычисляем

по

(VI.36)

действительное давление насыщения жидкости

нефтяным

(попутным) газом

нас

(в Па) при

движении

ГЖС

через насос.

3. Вычисляем температуру

7"„х

потока

эксплуатационной колонне сква-

жины

непосредственно

входа

насос

по

формуле (VI. 18), принимая

L^»

=«£вх

пренебрегая нагревом потока теплом двигателя.

4. Вычисляем абсолютное давление Рг<Рд нас

на

выходе

из

первого,

счи-

тая

от

входа

насос, пакета ступеней:

Рн=ЪРи=РвхЬ*.

где

р\ —

абсолютное давление

на

входе

в £-й

пакет.

Для

первого пакета

(<=1)

1=Рвх.

5. Вычисляем среднее абсолютное давление

первом пакете ступеней

как

среднеарифметическое давлений

на

входе

выходе

из

него:

—

~2~

(Лг + Ргд-

Приняв

Рнас=/?вх

и i=l,

можно пользоваться (VI.130).

6. Вычисляем среднюю температуру потока

первом пакете ступеней:

где

ц —

температура потока

входа

в (-й

пакет

(для

первого пакета

принимаем

ц=Т

х;

в%

—

температура потока

входа

насос

(см.

п.

3);

т]я

— к. п. д.

насоса, ориентировочное значение которого определяем

по

(VI.26)

или

(VI.27); Т1

—

к.

п. д.

двигателя

гидрозащитой, определяе-

мый

по

(VI.23); с

= с

—

средняя массовая теплоемкость продукции

пакете, определяемая

по

(VI.77), Дж/(кг-°С);

р=кр

пл —

средняя плот-

ность продукции

пакете, определяемая ориентировочно

по

(VI.28), кг/м

7. Вычисляем коэффициент сжимаемости газа

первом пакете

по

мето-

дике,

изложенной

выше (см. стр. 251), приняв pi из п. 15,

Т\

— из п. 16.

8. Вычисляем среднеинтегральный расход продукции через первый пакет

ступеней:

VU61

где

QCM—объемный

расход газожидкостной смеси, определяемый

по

(VI.122),

рк, p2i —

давление

входа

выхода

i-ro

пакета ступеней.

Под-

ставляя

(VI.161)

значение

из

(VI.122), получаем

для i-ro

пакета:

[

ст

(Л,-Д,)]> (VI.

162)

разработке

алгоритма

решения

этой

задачи

принимал

участие

В. И.

Игревский.

285

где

d = [m

—g

Bcy

)

(1 _Аф

) (/£? +

Bcy

](p

—

Pli

)

— Рвсу) л„+1 п„+1.

П—

<ftf -Pit -)•

Ai = {mr(l -Звсу)[(1 -^

(/&-/&

+ «Лв cy f (1 - fee) (Лас - Pm) +

кфвРвх]}

In ^-;

фН "^ С —

Рвсу)

(/£[

—

Л»" )

Г?8

cy(Ptl—Plt)b<b*-

Приняв в (VI. 162)

рц=рц

рц=Рг\

из п. 4,

Ti—T

из п. 6, Zi—Zi из

п. 7, находим Qcm-

9. Вычисляем среднеинтегральное давление р в первом пакете ступеней,

соответствующее

среднеинтегральному

расходу

p продукции, решив

урав-

нение

«в

— Рв су) [/£? + *фи (р"

— РЪ I + Рв су +

су [ (1 — *с) (Рн — Лх) — *фв (Pi — Л>х) ]} =

[^4

(VL163)

где Л{, Bj, Cj берем из п. 8 для (=1.

Без

существенной погрешности среднеинтегральное давление в пакете

можно принять равным среднеарифметическому давлению в нем из п. 5.

10. Вычисляем среднеянтегральный расход свободного газа в потоке

ГЖС через первый пакет ступеней:

(VU64)

где Q

— объемный расход свободного газа, определяемый по (VI.121), рц

рл — абсолютные давления у входа и выхода i-ro пакета ступеней. Считая

г,- и Ti неизменными при движении смеси в i-м пакете, из (VI. 164) с уче-

том

(VI.121)

имеем

Qmсу

Zip

Tj ,

^^Рч-Ри

Т„

^-В,).

(VI.1

где

А,

= {«г О - Ь су) IО - fee) (Л - РЪ +

**нА&1

«гРв

су [ С — ^с)

(Ряас—Рвх)

*фвЛх]}

~f~

из

286

= *фн ^" (1 -Рвсу) (Ры —Ри ) +

Подставив в

(VI.165)

Pu=Pi \ и р

х=Рг\ из п. 4, Tj=7"t из п. 6,

Zi=Z[

п.

7, получим среднеинтегральный объемный расход свободного газа

ГЖС между входом в первый пакет ступеней и выходом из него.

11.

Вычисляем среднюю объемную долю свободного газа в продукции

первом пакете ступеней:

Qcprl

где Q

p г г берем из п. 10 и

из п. 8.

12. Вычисляем среднеинтегральную плотность продукции в первом па-

кете ступеней:

,=m/Qcpi.

(VI.166)

где m — из п. 1,

— из п. 8.

13.

Вычисляем напор, развиваемый первым пакетом ступеней:

(VL167)

где

рн—ри

определяем по (VI. 129), приняв р

&ч=Рв1, «=1, а р

ср

,- берем

из

п. 12.

14. Определяем объемный среднеинтегральный расход жидкости (не-

ГЖС) через первый пакет ступеней:

(VU68)

Подставив в

(VI.168)

вместо Q

сумму

QB-4-QB,

где Q

— расход нефти

по

(VI.120), a Q

— расход воды по (VI.114), получим

{

Пд

Фн

«а(1—

Расу)!

" *фн)^и + я

+ 1 X

/ п

+1 п

+1 \Т \

(Р2<

£!i_ +, . (Vi.169)

V Ри — Ри /J i

Полагая в

(VI.169)

рц—р

и p

t=/»2i

из п

- 4 получим Qmi.

15. Находим объемную расходную долю воды в жидкой части потока

первом пакете ступеней:

(VI. 170)

полагая в ней

рц=рц

Ра=Рг\

из п. 4.

16. Определяем плотность внешней жидкой фазы в потоке продукции

через первый пакет ступеней: нефти по (VI.42), воды по (VI.44). Значения

р=ри

Т—Т

берем из пп. 5 и 6 соответственно.

17. Определяем среднюю вязкость внешней жидкой фазы потока через

первый пакет: нефти — по (VI.58), воды — по (VI.61);

p=Pi,

T=T\ берем

из

пп. 5 и 6 соответственно.

18. Вычисляем кажущуюся динамическую вязкость продукции в первом

пакете ступеней. Если Эв су=0, то по

(VI.66)

фг=фп

из п. 11; в противном

случае — по (IV.68), где значение ц

определяем по

(VI.63)

при p

t^0,5 и

по

(VI.62)

при p

>0,5.

19. Определяем кинематическую вязкость продукции в первом пакете

ступеней по (VI.41), подставляя в нее значения ц

из п. 18 и р

р — из п. 12.

20. Вычисляем модифицированное число Рейнольдса потока продукции

первом пакете по (VI. 145), приняв значения Q

on и <о по параметрам

287

предварительно выбранного типоразмера насоса,

a Q

принимаем равным

среднеинтегральному

расходу

продукции через пакет

из п. 8.

21.

Вычисляем коэффициент KH.Q ПО

(VI.146)

(VI.147)

берем мень-

шее;

вычисляем значения коэффициента

К-по

(VI.148)

(VI. 149)

берем

меньшее.

22. Определяем напор, развиваемый первым пакетом ступеней при откач-

ке

пресной воды стандартной температуры:

АН

где

АН

берем

из п. 13, a

KH.Q—из

п. 21.

23.

Приводим объемный расход продукции через первый пакет ступеней

расходу

пресной воды при стандартных условиях:

QB=QCP//(H,Q,

(VI.172)

где

берем

из п. 8, a

KH.Q

—

ИЗ

П.

21.

24. Определяем напор Я„

предварительно выбранного насоса, соответ-

ствующий подаче

из п. 23, по

вероятной характеристике

его

работы

на

пресной

воде стандартной температуры.

25.

Вычисляем напор одной ступени насоса

по

формуле

в=Я„

в/2

В)

(VI. 173)

тде

в —

напор всего насоса

из п. 24, a z

—

число ступеней; вычисляем

также

к. п. д.

т)

насоса

целом при работе

на

воде

подачей

Q из п. 23.

26. Вычисляем число ступеней

первом пакете:

Д2=ДЯ

/Яс

в,

(VI.174)

где ЛЯ

берем

из п. 22, а Я

в —

из

п. 25.

27. Вычисляем

к. п. д.

первого пакета ступеней при откачке скважинной

продукции:

= -0

(VI. 175)

где i)

i —

из

п.

25,

К^_— из

п. 21.

28. Вычисляем мощность

ДЛ^,

потребляемую первым пакетом ступеней,

по

(VI.151), приняв

ИЗ

П. 23,

— из

п. 22, р> из п.

12,К

,сг

из

п.

21, т)

в;

—

из

п. 25.

29. Вычисляем абсолютное давление

на

выходе

из

второго пакета

сту-

пеней,

приняв

за

абсолютное давление

/>i на

входе

него давление

на

выходе

из

предыдущего, первого пакета ступеней.

30. Если давление

на

выходе

из

второго пакета

не

больше

нас,

вы-

полняем

операции, предусмотренные

в пп.

6—28,

чтобы определить прираще-

ние

давления

во

втором пакете, потребляемой

им

мощности,

к. п. д.

второго

пакета

число ступеней

нем.

31.

Определяем суммарное число ступеней

первых

двух

пакетах

32. Сопоставляем суммарное число ступеней

первых

двух

пакетах

числом ступеней

насосе.

Если

<*н> расчет ведем

для

следующего пакета, повторяя операции,

288

предусмотренные в тш. Ъ—31. Так поступаем до тех пор, пока

Рш1<Р

лше

(VI. 176)

(VI.

177)

Если

для очередного

(t-j—1)

-го пакета получится Р2<+1>Рднас при усло-

вии,

что накопленное число ступеней в предыдущих пакетах удовлетворяет

(VI.177),

выполняем следующие операции.

33а. Принимаем за давление Ра+\ на

выходе

из (i-J-l)-ro (последнего)

пакета ступеней давление р

нас-

34а. Выполняем операции, предусмотренные в пп.

6—28.

35а. Определяем число ступеней в насосе, через которые движется жид-

кость без свободного газа, т. е. при условии

принимаем их за единый последний пакет ступеней в насосе.

36а. Определяем объемный

расход

жидкости через последний пакет сту-

пеней:

<2» =

Q«cy{Mo(l-?Bcv)[p"x

+ (l-*c)(i4

-p

£)\+hcy}-

(VI.178)

37а. Находим объемную долю воды в жидкости, движущейся через по-

следний пакет:

рв су

п п п * (VI. 179)

38а. Вычисляем плотность жидкости в последнем пакете:

=/п/<Э

(VI.180)

где т получаем из п. 1, a Q

— из п. 36.

39а. Вычисляем среднюю температуру потока в последнем пакете по

{VI.160),

как в п. 7, принимая плотность жидкости р

из п. 38а.

40а. Вычисляем плотность нефти по

(VI.42')

и воды по (VI.44).

41а. Вычисляем динамическую вязкость нефти по

(VI.58')

и воды по

(VI.61).

42а. Вычисляем кажущуюся вязкость водонефтяной эмульсии по (VI.63),

если рв<0,5, и по (VI.52), если Зв>0,5.

43а. Вычисляем кинематическую вязкость потока по

(VI.141),

число Рей-

нольдса по

(VI.145)

и коэффициенты KH,Q, K^, как указано в п. 21, для

последнего пакета ступеней.

44а. Подсчитываем объемный

расход

пресной воды стандартной темпе-

ратуры, соответствующий Q

из 36а, через последний пакет ступеней:

где KH,Q —из п. 43а.

45а. По действительной водяной характеристике насоса и Q

из п. 44а

находим напор насоса Н

„ и напор, создаваемый последним пакетом сту-

пеней,

Д#

=Ян

вД2

, а также >к. п. д. насоса при работе на воде.

46а. Определяем давление, создаваемое пакетом при работе на скважин-

ной

продукции: Др>к=рж£Д#

/(н,<г, где Д#

найдем из п. 46а, KH,Q — из

п.

43а, р

— из п. 38а.

47а. Определяем к. п. д. последнего пакета ступеней по (VI. 175), при-

нимая

Г)

и в

из п. 45а, а К^ — из п. 43а.

289

48а. Вычисляем мощность, потребляемую последним пакетом ступеней,

по

(VI.151),

принимая Q

из п. 44а, Д#„ и г\

— из п. 45а, р

— из п. 38а,

KH,Q И К •— из п. 43а.

49а. Вычисляем давление, создаваемое насосом в целом, при работе его

с подачей жидкости Q

x C

(м

/с),

приведенной к стандартным условиям, как

сумму

приращений давления в каждом пакете насоса:

Р<я-

(VI.181)

50а. Вычисляем средневзвешенное значение к. п. д. насоса при работе

на

скважинной продукции:

1=2

(VI. 182)

51а. Вычисляем потребляемую насосом мощность при работе на скважин-

ной

продукции как

сумму

мощностей, потребляемых каждым отдельным па-

кетом ступеней насоса:

^ = 2^. (VI. 183)

Если

результате

выполнения операций, предусмотренных пунктами

пп.

1—32, получилось

£&г>г

при Лн^Рднас, дальнейший расчет ведем

следующим образом.

336. Находим разницу

между

суммарным числом ступеней во

всех

рас-

считанных пакетах насоса и действительным числом ступеней в нем:

346. Определяем действительное число ступеней в последнем пакете

насоса:

Д2

фк

=Дг

—Аг*,

где Аг

— число ступеней в последнем пакете (см. п. 32); Az* получаем из

п.

336.

356. Устанавливаем отношение действительного числа ступеней в послед-

нем

пакете к рассчитанному:

Х=Дгфк/Дг„.

366. Определяем приращение давления в последнем пакете ступеней и

потребляемую им мощность:

где

Р2К—P\k

— рассчитанное приращение давления в последнем пакете;

— рассчитанная потребляемая им мощность, найденная по

(VI.151),

как

указано в п. 28, для последнего пакета ступеней.

376. Вычисляем давление, создаваемое насосом по (VI. 181), потребляе-

мую им мощность по (VI. 183) и к. п. д. насоса по (VI. 182) при работе на

скважинной

продукции.

290