PROIECT DE DIPLOMA INGINERIA PETROLULUI SI GAZELOR - ANALIZA SI PROIECTAREA REGIMULUI TEHNOLOGIC OPTIM DE FUNCTIONARE LA UN GRUP DE SONDE DE PE STRUCTURA PLOPEASA referat










MINISTERUL EDUCATIEI sI CERCETARII

Universitatea „Petrol - Gaze”din Ploiesti

Facultatea  Ingineria petrolului  Si  gazelor

PROIECT DE DIPLOMA

ANALIZA SI PROIECTAREA REGIMULUI TEHNOLOGIC

OPTIM DE FUNCTIONARE LA UN GRUP DE SONDE

DE PE STRUCTURA PLOPEASA

INTRODUCERE

          Atat pe plan national cat si pe plan mondial se pune problema resurselor de energie deoarece cerinta mondiala industriala privind consumul acestora este in continua crestere.

            Cea mai mare contributie la aprovizionarea cu energie o are petrolul si gazele naturale. Tinand seama de faptul ca resursele cunoscute si necunoscute sunt totusi finite, trebuie ca pe langa faptul ca se descopera noi rezerve, sa se cunoasca si urmareasca, perfectionarea tehnologiei de exploatare.

          Cresterea continua a necesarului de titei si gaze naturale pe plan mondial presupune, pe de o parte, intensificarea lucrarilor geologice si geofizice pentru descoperirea de noi rezerve de hidrocarburi, iar pe de alta parte, dezvoltarea si aplicarea cat mai larga de noi metode de explorare care sa conduca la obtinerea unui factor de recuperare cat mai mare.

          Intrucat costul lucrarilor de foraj este astazi din ce in ce mai ridicat ca urmare a cresterii adancimii sondelor, iar rezultatele favorabile in unele regiuni limitate, atentia specialistilor s-a concentrat tot mai mult, in directia elaborarii unor metode noi si a perfectionarii celor existente privind intensificarea fluxului de fluide din strat in sonda si ridicarii acestora la suprafata.

          Referitor la acest ultim aspect, o atentie deosebita s-a acordat si se acorda metodelor artificiale de extractie a titeiului: eruptia artificiala si pompajul de adancime, metode care se aplica atunci cand energia fluidelor produse de strat, nu permite ascensiunea acestora la suprafata.

          Dintre aceste metode, eruptia artificiala si-a dovedit superioritatea atat prin domeniul ei larg si variat de aplicare, in mod deosebit pentru conditiile ce le ofera perspectiva exploatarii zacamintelor situate la adancimi mari in subsolul marilor si oceanelor, cat si prin eficienta ei tehnica si economica.

          Pompajul de adancime se aplica in faza finala de exploatare a zacamintelor petrolifere cand extractia prin eruptie artificiala continua sau intermitenta reclama un consum specific exagerat de gaze injectate, ceea ce face ca exploatarea sa devina neeconomica.

          Trebuie acordata o atentie cu totul deosebita controlului regimului tehnologic stabilit pentru fiecare sonda, regim care trebuie sa asigure exploatarea ei la parametrii optimi. De aceea este necesar sa se cunoasca cauzele care duc la scaderea debitelor, masurile cele mai eficiente pentru prevenirea sau lichidarea lor si care pot fi puse atat pe seama alegerii si functionarii echipamentului de fund sau de suprafata, cat si pe seama stratului productiv exploatat.

          Aceste cauze pot fi cunoscute numai printr-un control riguros si competent al functionarii instalatiei si prin analiza cantitativa si calitativa a rezultatelor obtinute pe baza diferitelor masuratori efectuate la sondele  in pompaj.

          Cercetarile si experimentele efectuate in conditii de laborator si de santier, au dus la stabilirea unui numar relativ mare de teorii care au pus la dispozitie procedee pentru calculul gradientilor de presiune necesari in evaluarea variatiei presiunii in lungul acestor coloane.

                  Dispunand astfel de o metoda de determinare a gradientului de

presiune cat mai exacta, curba de variatie a presiunii construita pe cale analitica se va apropia de curba reala, construita prin masuratori directe la sonda si astfel se va putea stabili o proiectare corecta a regimului de functionare al sondelor si al instalatiilor respective.                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                        

                                                        

CAPITOLUL  I

PREZENTAREA GEOLOGICA A STRUCTURII BOLDESTI

 

1.1. Generalitati

            Structura Boldesti face parte din aliniamentul cel mai sudic al zonei de acumulare a cutelor diapire profunde (criptodiapire) nefiind legata direct de diapirismul sarii ramasa la adancimi mari in aceasta zona.

            Ca si structurile Pacureti, Filipesti – Silistea, Arbanasi, Berca, Ceptura – Urlati, Podenii Vechi, structura Boldesti este o cuta anticlinala faliata.

            Din punct de vedere administrativ structura Boldesti este situata in judetul Prahova la aproximativ 10 km nord de Municipiul Ploiesti.

1.2. Scurt istoric

            Sarmatianul de la Boldesti a fost introdus oficial in exploatare in anul 1951 .Se mentioneaza ca intr-o perioada scurta dupa punerea in evidenta,ca urmare a lucrarilor de dezvoltare a exploatarii,Sarmatianul a devenit unul din principalele obiective de exploatare.

               Studiile initiale,confirmate anterior de comportarea in exploatare ,arata necesitatea unui proces de injectie de apa,care ar duce la dublarea factorului de recuperare

               Se estimeaza ca fata de neuniformitatea zacamantului,eficienta recuperarii,in cazul exploatarii fara injectie,este mult mai mica decat in cazul aplicarii acestui proces.Dupa o serie de experimente de santier,a caror rezultate au fost concludente ,initierea industriala a injectiei extraconturale de apa a avut loc in anul 1954.

Figura1.1. Sectiune geologica prin structura Boldesti.

 


1.3. Cadrul geologic

            Structura Boldesti reprezinta un anticlinal cu axa mare de 12 km si axa mica de 2,5 km, orientat pe directia est – vest.

  Face parte din zona de molasa (Miocena – Pliocena) si este incadrata de structurile: Podenii Vechi – la nord, Tintea–Baicoi – la vest, Urlati–Malu Rosu – la est si Bucov–Chitorani–Valea Orlei – la sud (fig. 1.2).

Fig. 1.2. Schita cu amplasarea structurii BOLDESTI.

 


            Procesul de acumulare a depozitelor apartinand molasei a inceput din Miocen. Un prim ciclu de sedimentare s-a incheiat in Sarmatianul timpuriu, cand paroxismul moldavic a dus la incalcarea molasei carpatice peste unitatile de vorland. Inca din Sarmatianul timpuriu s-a reluat procesul de sedimentare, care va continua in Pliocen. In felul acesta a luat nastere o molasa superioara care acopera transgresiv formatiunile mai vechi si urma sariajului moldavic. Asadar, in ansamblul molasei carpatice se poate vorbi de o molasa inferioara de varsta Miocen – Sarmatian timpuriu si de o molasa superioara de varsta Sarmato – Pliocena.

1.4. Stratigrafia

            Depozitele Sarmatianului se situeaza concordant peste cele ale Tortonianului si suporta depozitele Meotianului, fiind incadrate pe verticala intre doua serii marnoase care au favorizat acumularea hidrocarburilor. Grosimea Sarmatianului este de aproximativ 1500 m distingandu-se doua serii sedimentare: una situata in baza dezvoltata in facies predominant marnos si avand o grosime medie de circa 1000 m, cea de a doua avand facies predominant grezos – nisipos si o grosime de aproximativ 500 m.

            Capcanele care au dus la acumularea hidrocarburilor sunt situate in seria superioara a Sarmatianului fiind constituite dintr-o alternanta de gresii silicioase cu ciment calcaros, nisipuri cu bobul fin pana la mediu, nisipuri marnoase, marne nisipoase.

            Caracteristica Sarmatianului este variatia de litofacies atat pe verticala cat si pe orizontala fapt care face dificila colectarea datelor de natura geologic.

            Primul etaj al Pliocenului, Meotianului, este dispus concordant peste Sarmatian si se dezvolta uniform pe intreaga structura atat ca litofacies cat si ca grosime totala. In Meotian au fost separate mai multe complexe productive:

Ø      complexul Meotian II (M II) separat in trei pachete nisipoase grezoase separate de marne notate de jos in sus „c”, „b”, „a”, cu grosime medie totala de aproximativ 90 m;

Ø      complexul Meotian intermediar (Mint) separat de complexul M II printr-un orizont marnos de circa 65 m grosime, alcatuit din 2 – 4 intercalatii nisipoase cu bob fin pana la mediu consolidate si slab consolidate separate de intercalatii nisipoase. Grosimea medie a acestor depozite este de 22 m. Sedimentarea se continua pana la complexul urmator M I cu o serie marnoasa de circa 60 m grosime.

Ø      complexul Meotian I (M I) situat la circa 50 m sub limita stratigrafica Meotian – Pontian este compus din 4 – 6 intercalatii nisipoase cu bob fin si mediu consolidate si slab consolidate cu intercalatii de gresii slab cimentate, marne si marne nisipoase discontinue. Grosimea medie este de circa 60 m.

Deasupra acestei serii se dezvolta un complex numit „GAZ” alcatuit din trei pachete de nisipuri denumite de jos in sus „GAZ I”, „GAZ II”, „GAZ III” (G I; G II,    G III) cu continut mare de pelite si care prezinta o accentuata variatie de litofacies pe directia est – vest.

1.5. Tectonica

            Principalul element tectonic este falia longitudinala „F” orientata est –vest separand doua flancuri distincte unul sudic cu o tectonica mai linistita si altul nordic mai mult accidental.

            Pentru Sarmatian, aceasta falie este principalul element, determinand incalecarea flancului sudic al cutei peste cel nordic. A fost evidentiata in vest falia „f” etansa.

            In Meotian falia „F” care separa cale doua flancuri impreuna cu falia „Fc” determina o schimbare a pozitiei relative a flancurilor. Astfel daca in zona estica flancul sudic incaleca peste cel nordic, in centru se situeaza la aproximativ acelasi nivel pentru ca in zona vestica flancul nordic sa deverseze peste cel sudic.

            In afara de faliile amintite mai apar o serie de alte falii care sectioneaza structura impartind-o in blocuri.

1.6. Capcanele si distributia fluidelor

            Capcanele puse in evidenta in cadrul structurii Boldesti sunt capcane structurale ecranate tectonic (Sarmatian) si capcane structurale ecranate litologic.

            Din punct de vedere hidrodinamic seria grezo – nisipoasa din Sarmatian formeaza o singura unitate hidrodinamica. In cadrul Meotianului au fost puse doua unitati hidrodinamice distincte, existand insa posibilitatea existentei a inca o unitate hidrodinamica daca se are in vedere incertitudinea etanseitatii faliei „F2” din zona axiala.

            Determinarea distributiei fluidelor in zacamant pentru complexele productive ale Meotianului o constituie o problema dificila din cauza faptului ca deschiderea zacamantului s-a facut din zona axiala catre sinclinal. De asemenea, nu s-au sapat sonde de cautare in zona de contact, iar probele de productie efectuate nu au fost conduse selectiv. In Meotian s-au observat procente mari de impuritati si chiar inundari nejustificate ale unor sonde aflate in plina zona saturata cu titei sau cu gaze, ce pot fi datorate de cele mai multe ori neetanseitatii coloanelor sondelor prin care se face injectia de apa in Sarmatian.

1.7. proprietatile fizice ale mediului poros

si ale fluidelor din zacamant

            Masuratorile efectuate in vederea determinarii proprietatilor fizice ale mediului poros si ale fluidelor din zacamant ca si a conditiilor de presiune si temperatura in vederea intocmirii proiectelor de exploatare au dus la sistematizarea urmatoarelor date:

Parametrul

U.M.

Valoarea medie

1

2

3

Densitatea titeiului

Kg / dm3

0,840

Vascozitatea titeiului la presiune de saturatie

cP

3

Vascozitatea titeiului in conditii de suprafata

cP

Sarmatian

Factorul de volum al titeiului

-

1.180

Ratia initiala de solutie

Sm3 / m3

60

Presiunea de saturatie

At (Mpa)

130(13.0)

Presiunea initiala

At (Mpa)

254(25.4)

Factorul de volum al gazelor

-

0,0169

Temperatura de zacamant

°C (K)

80(353.15)

Meotian

Factorul de volum al titeiului

-

1,302

Ratia initiala de solutie

Sm3 / m3

128

Presiunea de saturatie

At (Mpa)

140(14.0)

Presiunea initiala

At (Mpa)

291(29.1)

Factorul de volum al gazelor

-

0,0424

Temperatura de zacamant

°C (K)

90(363.15)

1.8. comportarea sondelor in exploatare

            Analiza comportarii in exploatare a condus la formularea urmatoarelor constatari mai importante:

Ø      sondele exploatate prin pompaj cu prajini au debite intre 0,7 – 74 m3/zi;

Ø      impuritatile produselor de sonde nu sunt in concordanta cu pozitia acestora pe structura, datorita unor izolari necorespunzatoare prin cimentare si din cauza stricarii coloanelor sondelor;

Ø      sondele situate in zona coborata au inregistrat debite mai mari decat cele din zonele mai ridicate fapt ce atesta existenta unui regim de curgere gravitational;

Ø      principalele dificultati sunt legate de frecventa mare a stricarii coloanelor sondelor.

In concluzie, in proiectarea functionarii sondelor si alegerea echipamentului trebuie evitata plasarea acestuia in dreptul perforaturilor pentru a evita innisiparea si prinderea in sonda. Existenta unor importante ratii de gaze impune utilizarea separatoarelor de fund pentru imbunatatirea randamentului echipamentului utilizat.

       

 CAPITOLUL  II

POMPAJUL DE MARE ADANCIME

II.1. Principii generale

        Sistemul de exploatare prin pompe de adancime se aplica atunci cand exploatarea prin eruptie artificiala nu mai corespunde nici din punct de vedere tehnologic, nici economic. Acesta este cel mai raspandit sistem de exploatare. Sondele au declin natural si cu timpul energia stratului devine prea mica pentru a aduce titeiul la suprafata; in unele cazuri sondele noi au de la inceput o energie potentiala insuficienta pentru a putea ridica singura titeiul la suprafata.

        Randamentul energetic al pompajului este superior eruptiei artificiale, in unele cazuri pompajul fiind mai economic, mai ales la sondele inundate. Domeniul de utilizare al pompelor este in crestere, adancimea de pompare a crescut, la fel si debitul extras iar cu ajutorul pompelor centrifuge se pot extrage debite ridicate de lichid.

        In Romania peste 80% din totalul sondelor productive sunt in pompaj. Conditiile de exploatare difera foarte mult de la sonda la sonda; adancimea nivelului dinamic, debitul, proprietatile fluidului, continutul de nisip si gaze, etc. in consecinta exista o mare varietate de echipamente de pompaj. Clasificarea sistemelor de pompaj se poate face din mai multe puncte de vedere.

        Dupa modul de actionare exista doua categorii: pompaj cu prajini si pompaj fara prajini. In prima categorie sunt cuprinse pompele introduse in sonda si actionate de la suprafata prin intermediul garniturii de prajini de pompare. Prajinile care transmit miscarea de la suprafata la pompa pot fi masive sau tubulare actionate de unitati cu balansier sau fara balansier (pneumatic, hidraulic sau mecanic). La pompajul fara prajini miscarea se transmite hidraulic (pompe cu piston), electric (pompe centrifuge de fund) sau prin alte forme, ca de exemplu prin propagarea unor miscari oscilatorii intr-un mediu elastic (pompe sonice).

        Marea majoritate a sondelor in pompaj sunt echipate cu pompe, echipate si actionate cu prajini pline sau prin unitati de pompare cu balansier.

        Pompele de adancime pot fi introduse cu prajinile sau tevile de extractie. Ele au constructii diferite si diverse. 

Analiza sondelor pe baza determinarii in parametrilor: Sr, pmax, pmin si ην        

Cursa reala a pistonului

Deplasarea pistonului in pompa  este comandata de la suprafata prin intermediul garniturii de prajini.

          Garnitura de prajini se comporta ca un corp elastic. Legea de miscare a pistonului pompei va fi diferita de legea de miscare a prajinii lustruite.

          In timpul cursei descendente a pistonului, prajinile sunt solicitate de propria lor greutate, repartizata uniform pe toata lungimea garniturii de prajini.

          Intregul sistem prajini-piston se coboara prin lichid, supapa  fixata a pompei fiind inchisa, iar supapa mobila a sistemului deschisa.

          La inceputul cursei ascendente a prajinii lustruite, coloana de lichid din tevile de extractie care lucreaza asupra supapei de fixe si deci asupra garniturii tevilor de extractie, este preluata de acest piston si in acest moment se produc doua fenomene.

          Prajina lustruita isi continua cursa la suprafata, in timp ce la fund, pistonul ramane  nemiscat  pana in momentul in care alungirea elastica a garniturii de prajini, devine egala cu cea care se obtine din relatiile stabilite pe baza legii lui Hooke; dupa ce punctul de suspensie al prajinii lustruite, s-a deplasat pe o distanta egala, pistonul  incepe  si el sa se  ridice.

          Prin preluarea de catre piston a coloanei de lichid care lucra asupra tevilor de extractie, acesta din urma fiind si ele construite dintr-un material elastic, se scurteaza cu lungimea, reducand astfel spatiul de acumulare a lichidului sub piston, ca si cum cursa pistonului  s-ar fi micsorat cu lungimea.

          La sfarsitul cursei descendente, fortele  de inertie sunt indepartate in jos, ele contribuind la marimea factorului de deformare elastica  din prajini si deci a cursei reale a pistonului. La sfarsitul  cursei descendente, fortele de inertie sunt indepartate in sus, ele producand o reducere a deformatiilor elastice a prajinilor.

          Diferenta dintre aceste doua deformatii reprezinta marimea cursei rele a pistonului.

       

        Calculul analitic al cursei reale a pistonului

                                                                               

                                                                            ,m

                                                                            ,m                

-    pentru garnitura combinata:

                                                                            

                                                                           ,m

-    pentru garnitura unica:

                                           

                                                                            ,m

                                                        ,N

                                                   ,

   unde:

S -  cursa prajinii lustruite

Sr-  cursa reala a pistonului

λ -  alungirea elastica totala

n -  numarul de curse duble/minut ale prajinii lustruite

E -  modulul de elasticitate longitudinal

pl-  sarcina creata de coloana de lichid asupra lichidului

lpi-  lungimea tronsoanelor de prajini

fpi-  sectiunea prajinilor

qpi-  greutatea unitara a prajinilor

lti -   lungimea tevilor de extractie

fti-   sectiunea tevilor de extractie

Fp -   sectiunea pistonului

L -   lungimea garniturii de prajini de pompare

ρam-   densitatea lichidului extras

ρt -  densitatea titeiului extras

ρa -  densitatea apei de zacamant

i  -   procentul de impuritati

g -  acceleratia gravitationala

Sarcinile din prajina lustruita

                   In cursul unui ciclu de pompare, asupra prajinii lustruite actioneaza greutatea proprie a garniturii de pompare afectata de factorul de plutire, greutatea coloanei de lichid care este ridicata de pistonul pompei, fortele de frecare provenite din frecarea prajinilor in tevile de extractie, de frecarea pistonului in cilindrul pompei si de rezistenta hidraulica datorata miscarii lichidului in tevile de extractie. Aceste forte, constante la ambele curse, sunt forte (sarcini) statice.

                   In cursul aceluiasi ciclu de pompare, masa de miscare, reprezentata si garnitura de prajini de pompare si lichidul din se misca cu acceleratii diferite, aparand ca urmare forte de inertie numite sarcini dinamice.

                   In calculul sarcinilor din prajina lustruita, la sondele analizate, am tinut cont atat de sarcinile dinamice cat si cele statice.

                   Acest sistem de calcul ofera o precizie mai mare, valorile calculate in acest sistem apropiindu-se de cele obtinute cu ajutorul dinamografelor.

                  

                                                                                                               ,N

                                                                                                                 

                                                                                                                  ,N                                         

                    

                    

                                                                                                                                   

                    

                                                                                         ,N

                                                                     ,

                     

unde:

pmax-  sarcina maxima din prajina lustruita

pmin-  sarcina minima din prajina lustruita

b -   factor de plutire

ρo -   densitatea otelului

masc -   factor dinamic la forta ascendenta

mdesc-   factor dinamic la forta descendenta

r -   lungimea manivelei unitatii de pompare

l -   lungimea bielei unitatii de pompare

pp -   greutatea garniturii de prajini de pompare

Randamentul volumic

              Teoretic debitul unei sonde in pompaj, ar trebui sa fie reprezentat in produsul dintre cursa prajinii lustruite, numarul de c.d./ min. ale acesteia efectuate intr-un anumit timp si sectiunea pistonului.

              Practic debitul sondei  este cu mult mai mic, scaderea se datoreaza unor factori obiectivi: 

-  alungirea garniturii de prajini de pompare si tevi de extractie;

-    jocul  existent intre piston si cilindrul pompei;

-    prezenta gazelor in titeiul extras.

              Din aceste cauze, debitul teoretic trebuie sa fie afectat de un coeficient numit randament total, pentru a putea gasi valoarea debitului real, produs de sonda.

Jocul dintre piston si camasa pompei, da nastere in mod obiectiv, unor pierderi de lichid ca urmare a scurgerii unei cantitati din lichidul aflat deasupra pistonului, sub piston; de aceea s-a introdus randamentul provocat de aceste scurgeri ηs=0,9÷0,95, in mod obisnuit. Alungirile si deci in ultima instanta cursa reala a pistonului, provoaca o micsorare a volumului aferent acumularii lichidului, introducandu-se notiunea de randament de cursa ηc,  al carui efect se face simtit cu atat mai mult, cu cat alungirile elastice ale garniturii de tevi de extractie si ale prajinilor de pompare sunt mai mari. Remarcabil este si efectul gazelor ce ies din solutie in interiorul pompei. Gazele astfel iesite,  provoaca o miscare a cantitatii de lichid ce poate patrunde in pompa, putand chiar sa blocheze temporar pompa. Acesta este un efect temporar, deoarece blocandu-se pompa, in spatiul inelar din sonda creste nivelul lichidului, creste presiunea sub piston, pompa reincepand sa aspire si sa refuleze lichid, insa totdeauna sub capacitatea ei. De aceea, s-a introdus notiunea de randament de umplere ηu, ale carui valori pot varia in limite foarte largi, functie de prezenta in cantitate mai mare sau mai mica a gazelor, functie de prezenta sau absenta unui separator bine dimensionat.

              Randamentul volumic sau de umplere, joaca un rol important in aprecierea functionarii corecte sau defectuoase a pompei de adancime.

                             

              unde:

                                                                                ,

                       

               Dar pentru ca se lucreaza cu ,  avem  , considerand separatorul bine dimensionat,

Qext -  debitul de lichid extras

Qteor -  debitul teoretic

ην   -  randamentul volumic

ηs  -  randamentul de scurgeri

ηc -   randamentul de cursa

II.1.1. Calculul frecventelor periculoase si nepericuloase   

              Cand pistonul preia greutatea coloanei de lichid si astfel la toata cursa in sus, garnitura de prajini este intinsa tocmai ca un resort solicitat la intindere.

              La inceputul cursei descendente, toata greutatea lichidului este preluata de tevi, garnitura eliberandu-se de forta ce o solicita la intindere. Ca atare, in garnitura de prajini de pompare, se stabileste un regim de unde stationare cu lungimea de unda de λ=4L.

              Fenomenele vibratorii explica unele anomalii ale dinamogramelor si unele ruperi ale prajinilor de pompare. Valoarea maxima a fenomenului vibrator este la piston.

              Cand pistonul ajunge la cota cea mai de jos, sub influenta oscilatiilor libere ale acestuia si coloana de lichid preia in masa sa aceste oscilatii. Trebuie specificat ca datorita frecarilor dintre tevi si prajini, aceste oscilatii se amorseaza in timp.

              Daca oscilatiilor libere provocate de  resort, li se adauga oscilatiile fortate provocate de miscarea capului balansier, indeplinindu-se conditia ca cele doua oscilatii sa fie egale, sau multiplii una fata de cealalta si in concordanta de faza, se produc fenomene de sincronism, oscilatiile intarindu-se reciproc si ducand in final la ruperea garniturii de prajini de pompare. De aceea este necesar sa stabilim un numar de curse la prajina lustruita, astfel incat aceste fenomene de sincronism sa nu se produca.

              Acest numar de curse recomandat poate fi stabilit fie folosind o diagrama, fie folosind calculul analitic de mai jos:

                                                                                             ,                                                   ,                                                                           

              unde:

nI -  frecvente periculoase

ni -  frecvente nepericuloase

N -  raportul frecventelor oscilatiilor libere si a celor fortate (N=1…6)

L -  adancimea de fixare a pompei

II.1.2. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

              Dintre toate elementele utilajului de pompare, prajinile sunt cele mai solicitate. De aceea, prajinile reprezinta elementul care limiteaza adancimea de pompaj.

              Din punct de vedere calitativ, eforturile din prajinile de pompare, pot fi analizate si stabilite.

              Din punct de vedere calitativ insa, din cauza conditiilor de lucru, este foarte greu sa se calculeze aceste eforturi.

              Diametrul prajinilor este determinat de adancimea sondei, de diametrul tevilor de extractie in care lucreaza. Adancimea si felul intocmirii garniturii care poate fi:

-         garnitura cu sectiune uniforma;

-         garnitura combinata

              Mediul in care se vor lucra prajinile,determina materialul din care sunt confectionate. La calculul garniturii de prajini de pompare, se tine seama de urmatoarele:

-         greutatea proprie a prajinilor trebuie sa fie minima, pentru sarcina admisibila la prajina lustruita;

-         alungirea garniturii trebuie sa fie minima pentru a avea o pierdere de cursa cat mai mica;

-         sectiunea prajinilor si materialul lor, trebuie alese astfel incat sa reziste solicitarilor produse in timpul functionarii, chiar si la eventualele schimbari ale conditiilor de lucru (inundare,cresterea debitului, etc.)

              Se folosesc mai multe metode de dimensionare a garniturii de prajini de pompare. In mod curent, calculul prajinilor se face static sau pe baza rezistentei la oboseala a titeiului.

              Alegerea diametrului si lungimea tronsoanelor se face prin metoda statica in doua ipoteze:

-         garnituri de greutate minima, sau

-         garnituri de egala rezistenta.    

II.1.3. Stabilirea lungimii tronsoanelor prin metoda eforturilor unitare maxim admisibile

              Principiul acestei metode consta in determinarea punctului (plecand de jos in sus) in care efortul unitar maxim din prajina este egal cu efortul unitar admisibil. Deasupra acestui punct, se ia o prajina de diametru standardizat, imediat superior, determinandu-se un alt punct in aceleasi conditii. Se repeta pana cand . Daca , atunci se corecteaza lungimea tronsoanelor pana cand .

              Prin aceasta metoda de dimensionare se realizeaza economie de material si se reduce sarcina in prajina lustruita, insa datorita deformatiilor elastice ale garniturii, se micsoreaza cursa reala a pistonului pompei.

                                                                                       ,N

                                                                                             

             

                                                                               ,m

                                                                               ,m

                                                                             ,m

              Daca  , atunci se face corectia tronsoanelor:

                                                                                    ,m

             

                                                                                   ,m

                                                                                   ,m

              unde:

II.1.4. Eforturile unitare maxime si minime din garnitura de     prajini

                                                                                              ,

                                                               ,

                                                             ,

                                                      ,

                                                      ,

                                                      ,

              Daca , atunci in formulele date,  unde:

                   -  efortul unitar admisibil al materialului din care sunt confectionate

                         prajinile de pompare;

                  -   efortul unitar minim in prajinile de pompare din tronsonul i;

                  -  efortul unitar maxim in prajinile de pompare din tronsonul i; 

                     -   lungimea corectata a tronsonului i de prajini.

II.1.5. Dimensionarea prajinilor la solicitari variabile

              Metode de calcul la solicitari variabile tind sa fie aplicate pe o scara din ce in ce mai larga, intru-cat sunt bazate pe functionarea reala a garniturii de prajini.

              In principal se folosesc urmatoarele metode de calcul:

             -  metoda care foloseste relatiile de transformare a ciclului asimetric intr-un

                ciclu simetric;

             -  metode bazate pe coeficientii de siguranta.

              Pentru determinarea coeficientului de siguranta Cν, se scriu cele trei ecuatii cunoscute:

             -  ecuatia schematizarii curbei luate in considerare;

             -  criteriul de asemanare admis pentru ciclurile asimetrice limita si lucru;

             -  determinarea coeficientului de siguranta.

              Admitand schematizarea diagramei Haigh dupa Serensen Kindsosvili, pentru domeniul real de functionare al prajinilor si admitand criteriul Saderberg, se pot scrie cele trei ecuatii:

             

                                    sau   

 

             

                                         sau    

              Eliminand  si  se obtine:

                                                                                                         

                                                                                                            

              In acest caz, admitand criteriul Saderberg, rezulta:

                                                                                                             

              Prin eliminarea lui  si  se obtine:

                                                                                                           

              Deci coeficientul de siguranta poate fi pus sub forma:

              

              unde:

                        si  -  parametrii care depind de caracteristicile de rezistenta ale    

                                    materialului in care lucreaza prajinile.

              In cazul dimensionarii garniturii de pompare, coeficientul de simetrie al ciclului real, are valori cuprinse intre 0 si 1.

              Prin urmare din diagramele de schematizare se considera numai cuprins intre ciclul pulsator si solicitarea statica, urmand a se verifica daca ciclul efectiv de solicitari nu se gaseste in zona deformatiilor plastice.

              Pentru a se obtine relatiile generalizate care sa exprime valoarea lui Cν in sectiunile unei garnituri combinate formate din n trepte, se pleaca de la relatia lui pmax si pmin  in sectiune si a prajinii superioare din treapta de ordinul i a garnituri combinate.

              Se obtine:

             

                    (*)

              unde:                                 

    

    

              Din relatia (*) rezulta ca ciclurile de solicitari variabile la care sunt supuse prajinile de pompare din treptele superioare sunt cicluri asimetrice, ai caror coeficienti de asimetrie descresc catre treptele inferioare:

             

II.1.6. Dimensionarea coloanei de tevi de extractie

              In alegerea tevilor de extractie in afara calcului de rezistenta, se tine cont, dimensionand de la suprafata spre talpa sondei, de adancimea de depunere a parafinei (de la aceasta adancime si pana la suprafata se mentine un diametru constant) si de posibilitatea de prinderea prajinilor de pompare, in eventualitatea ca acestea s-au rupt la put.

              Astfel pentru a permite deparafinarea mecanica a tevilor de extractie, se impune un diametru constant pe o adancime de circa 1000 m.

II.1.7. Eforturile unitare maxime si minime din tevi

             sau                                                  ,N

                                                                                                ,cm2

        ,N

        ,N

                                                                            ,N

                                                                                       ,

                                                                           ,

                                                                   ,

                                                               ,

II.1.8. Calculul cuplului maxim la reductor

              Pentru a calcula cuplul maxim la reductor, s-au propus diferite relatii de calcul. Am folosit formula recomandata de normele A.P.I. Dat fiind erorile ce se comit cu aceasta metoda aproximativa, se recomanda ca, reductorul ales, cuplul maxim sa fie mai mare decat cel calculat anterior cu (15…20)%.

                                                                                   ,Nm

                                                                     ,Nm

              unde:

Cmax    -  cuplul maxim la reductor

Pmax    -  sarcina maxima la prajina lustruita

S        -  cursa prajinii lustruite

Cmin ales-  cuplul minim al reductorului ales

II.1.9. Alegerea unitatii de pompare

              Unitatea de pompare se alege tinand cont de:

-         sarcina maxima din prajina lustruita;

-         gama de lungimi de cursa, ale prajinii lustruite, pe care unitatea de pompare le poate asigura;

-         numarul de curse duble pe minut;

-         cuplul maxim la reductor.

II.1.10. Verificarea capacitatii de productie a instalatiei proiectate si alegerea motorului de actionare a unitatii de pompare

              Verificarea se face cu relatia:

                                                                          ,

                   

              unde:

                     Qr  -  debitul de lichid al instalatiei proiectate;

                     Sr  -   cursa reala a pistonului;

                       -   randamentul total;

                      -  randamentul de umplere;

                      -   randamentul de scurgere. 


Date de intrare

Unitatea de

masura

Sonda

720

Sonda

730

Sonda

740

Sonda

840

Sonda

860

Sonda

880

Procentul de impuritati

%

73

85

76.5

23

20

60

Densitatea titeiului

Kg/m3

840

840

840

840

840

840

Densitatea apei de zacamant

Kg/m3

1050

1050

1050

1050

1050

1050

Debitul de lichid

m3/zi

19.8

15.6

18.3

2.4

4.2

3

Cursa prajinii lustruite

m

4

2.5

3

1.5

2

2

Numarul de curse duble pe minut

Cd/min

6

7.5

7

5

6

4.5

Adancimea de fixare a pompei

m

2235

2359

2275

2364

2215

1723

Lungimea prajinii de pompare

(1 in)

m

545

386

588

-

      -

-

Lungimea prajinii de pompare

(7/8 in)

m

656

785

859

1228

1142

925

Lungimea prajinii de pompare

(3/4 in)

m

1019

1197

796

1092

      1035

772

Lungimea tevii de extractie

(33/4 in)

m

862

850

919

-

-

-

Lungimea tevii de extractie

(27/8 in)

m

1373

1509

1356

2364

2215

1723

Tipul pompei de extractie

-

P(23/8´11/4)

P(23/8´11/4)

P(23/8´11/4)

P(23/8´11/4)

P(23/8´11/4)

P(23/8´11/4)

Tipul unitatii de pompare

-

12t V

15t V

15t V

12t V

15t V

15t V


II.2. Analiza regimului de functionare al sondelor in pompaj de adancime cu prajini

Sonda  720

Cursa reala a pistonului

 kg/m3;

 N;

m

 

Sarcinile din prajina lustruita

;

;

 daN

Pmax = P1 + Pp (b + masc) = 1750. + 6713.1·(0,873 + 0,102) = 8299.573 daN

Pmin = Pp (b - mdesc) = 6713.12· (0,873 – 0,059) = 2516,06 daN

Randamentul volumetric

 m3/zi;

%.

Sonda  730

Cursa reala a pistonului

 kg/m3;

 N;

m

 m.

Sarcinile din prajina lustruita

;

;

 daN

Pmax = P1 + Pp (b + masc) = 1806.080 + 6824.24·(0,874 + 0,057) =8519.58 daN

Pmin = Pp (b - mdesc) = 6824.24· (0,874 – 0,057) = 5630.261  daN

Randamentul volumetric

 m3/zi;

%.

Sonda  740

Cursa reala a pistonului

 kg/m3;

 N;

m

 m.

Sarcinile din prajina lustruita

;

;

 daN

Pmax = P1 + Pp (b + masc) = 1829.389+ 7000.336·(0,873 + 0,104) = 8666.456  daN

Pmin = Pp (b - mdesc) = 7000.336· (0,873 – 0,06) = 5687.290  daN

Randamentul volumetric

 m3/zi;

%.

II.3.  Proiectarea regimului de functionare al sondelor in pompaj de adancime cu prajini

Sonda 720

A.     Calculul frecventelor periculoase

      ,      

 = 34.228 cd/min;

 = 17.114 cd/min;

 = 11.04 cd/min;

 = 8.557 cd/min;

 = 6.846cd/min;

           

   B.  Calculul frecventelor nepericuloase

                                               

 = 24.203 cd/min;

 = 13.974 cd/min;

 = 9.881 cd/min;

 = 7.654 cd/min;

                       

C. Determinarea produsului „Sn”

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

                       

                         m;

                        Rezulta S STAS = 3.5 m;

           

D. Recalcularea lui n si N

           

                                        cd/min

                         

E. Verificarea lui Ql   

             m3/zi;

            Se alege conform STAS pompa P  2 3/8 x 1 1/4 avand urmatoarele caracteristici:

-        S = 3.5 m;

-        n = 6.98 cd/min;

-        Fp = 8,04 cm2.

F. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

            ;

             N;

             m 

             m;

S-a ales otelul 35M16 cu  daN/cm2

             lp1 + lp2 = 1682+ 581 = 2263  m;

             > L  redistribuirea lungimilor tronsoanelor

             m;

             m;

             m.

            Se merge cu doua tronsoane de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø      diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

Ø      diametrul dp = 7/8 in, sectiunea fp = 3,78·10-4 m2, qp = 3,22 kgf/m.

                 

G. Eforturile unitare maxime si minime din garnitura de prajini de pompare          

 ;

H. Eforturile unitare maxime si minime din tevile de extractie

N;

            

I. Cursa reala a pistonului

  m.

J. Sarcinile din prajina lustruita

 N;

 N.

K. Verificarea capacitatii de productie a instalatiei proiectate

             m3/zi;

             m3/zi;

            ;

                                                %.

L. Calculul cuplului maxim la reductor

             N·m;

             N·m;

M. Alegerea unitatii de pompare

            Se alege unitatea de pompare  UP 15T-5000-10000M

                          

                                Variatia eforturilor din prajinile de pompare         

                                    Variatia eforturilor din tevile de extractie

Sonda 730

B.     Calculul frecventelor periculoase

                                                     ,                                                                                  

                                    = 32.429 cd/min;            

                                    = 16.214 cd/min;                      

                                    = 10.81 cd/min;

                                    = 8.107 cd/min;           

                                     = 6.486 cd/min;                       

           

   B.  Calculul frecventelor nepericuloase

                                               

                                     = 22.931 cd/min;

                                     = 13.239 cd/min;

                                     = 9.361 cd/min;

                                     = 7.251 cd/min;

                                   

C. Determinarea produsului „Sn”

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

                       

                         m;

                        Rezulta S STAS = 3 m;

           

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

                       

                         m;

                        Rezulta S STAS = 4  m;

D. Recalcularea lui n si N

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4                                        

                                        cd/min

                       

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

                                              cd/min

                       

E. Verificarea lui Ql

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4                                        

             m3/zi;

            Se alege conform STAS pompa P  2 3/8 x 1 1/4 avand urmatoarele caracteristici:

-        S = 3 m;

-        n = 6.416 cd/min;

-        Fp = 8,04 cm2.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

             m3/zi;

            Se alege conform STAS pompa P  2 3/8 x 1 1/16 avand urmatoarele caracteristici:

-        S = 4 m;

-        n = 6.764 cd/min;

-        Fp = 5,72 cm2.

F. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4           

                                                                                           

            ;

             N;

             m 

             m;

S-a ales otelul 41MoC11 cu  daN/cm2

             lp1 + lp2 = 2127.307+ 708.145 = 2835.452  m;

             > L  redistribuirea lungimilor tronsoanelor

             m;

             m;

             m.

            Se merge cu doua tronsoane de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø      diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

Ø      diametrul dp = 7/8 in, sectiunea fp = 3,78·10-4 m2, qp = 3,22 kgf/m.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

            ;

             N;

             m 

           

S-a ales otelul 41MoC11 cu  daN/cm2

            Se merge cu un tronsoan de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø      diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

G. Eforturile unitare maxime si minime din garnitura de prajini de pompare

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4              

 ;

             daN/cm2

                                  

                                                                                                   

              Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16

           

   

H. Eforturile unitare maxime si minime din tevile de extractie

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

N;        

           

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

N;

I. Cursa reala a pistonului

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

m

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

m.

J. Sarcinile din prajina lustruita

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

 N;

 N.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

           

           

             N;

             N.

K. Verificarea capacitatii de productie a instalatiei proiectate

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

             m3/zi;

             m3/zi;

            ;

                                                %.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

             m3/zi;

             m3/zi;

            ;

                                                %.

L. Calculul cuplului maxim la reductor

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

             N·m;

             N·m;

            Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16  

             N·m;

             N·m;

M. Alegerea unitatii de pompare

            Se alege unitatea de pompare  UP 15T-3000-10000M

Variatia eforturilor din prajini de pompare

                 

Variatia eforturilor in tevile de extractie

Sonda 740

C.     Calculul frecventelor periculoase

                                                     ,                                                                                  

                                    = 33.626 cd/min;            

                                    = 16.813 cd/min;                      

                                    = 11.209 cd/min;          

                                    = 8.407 cd/min;           

                                   

           

   B.  Calculul frecventelor nepericuloase

                                               

                                     = 23.777 cd/min;

                                     = 13.728cd/min;

                                     = 9.707cd/min;

                                     = 7.419 cd/min;

C. Determinarea produsului „Sn”

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

                       

                         m;

                        Rezulta S STAS = 3.5 m;

           

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

                       

                         m;

                        Rezulta S STAS = 4.5  m;

D. Recalcularea lui n si N

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4                                        

                                        cd/min

                       

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

                                              cd/min

                       

E. Verificarea lui Ql

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4                                        

             m3/zi;

            Se alege conform STAS pompa P  2 3/8 x 1 1/4 avand urmatoarele caracteristici:

-        S = 3.5 m;

-        n = 6.452 cd/min;

-        Fp = 8,04 cm2.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

             m3/zi;

            Se alege conform STAS pompa P  2 3/8 x 1 1/16 avand urmatoarele caracteristici:

-        S = 4.5 m;

-        n = 7,053 cd/min;

-        Fp = 5,72 cm2.

F. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4           

                                                                                           

            ;

             N;

             m 

             m;

S-a ales otelul 41MoC11 cu  daN/cm2

             lp1 + lp2 = 2129.082 + 659.635 = 2824.717  m;

             > L  redistribuirea lungimilor tronsoanelor

             m;

             m;

             m.

            Se merge cu doua tronsoane de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø      diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

Ø      diametrul dp = 7/8 in, sectiunea fp = 3,78·10-4 m2, qp = 3,22 kgf/m.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

            ;

             N;

             m 

            m

S-a ales otelul 41MoC11 cu  daN/cm2

           

            Se merge cu un tronsoan de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø      diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

G. Eforturile unitare maxime si minime din garnitura de prajini de pompare

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4              

;

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

;

H. Eforturile unitare maxime si minime din tevile de extractie

             Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

N;      

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

N;

       

I. Cursa reala a pistonului

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

m

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

m.

J. Sarcinile din prajina lustruita

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

 N;

 N.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

 N;

 N.

K. Verificarea capacitatii de productie a instalatiei proiectate

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

             m3/zi;

             m3/zi;

            ;

                                                %.

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

 m3/zi;

 m3/zi;

;

%.

L. Calculul cuplului maxim la reductor

            Varianta I: Pompa P 23/8×11/4

             N·m;

             N·m;

             Varianta a-II-a: Pompa P 23/8×11/16 

             N·m;

             N·m;

M. Alegerea unitatii de pompare

            Se alege unitatea de pompare  UP 15T-5000-10000M


Variatia eforturilor din prajinile de pompare

Variatia eforturilor din tevile de extractie

CAPITOLUL III

Pompaj intermitent

III. 1. Generalitati

              Extractia petrolului din sondele cu aflux scazut se efectueaza de obicei prin pompaj de adancime cu prajini. Functionarea sistemului strat-pompa este exprimat de egalitatea intre debitul de lichid produs de strat si debitul de lichid pompat de pompa.

           Debitul de lichid produs de strat :

                       

   (1)

                        unde :

  - debitul produs de strat

IP - indice de productivitate

 - presiunea de zacamant pe conturul de

alimentare a sondei

 - presiunea dinamica a sondei

           Debitul de lichid pompat de pompa :

                       (2)

                         unde :

- debitul de lichid pompat

                        - suprafata pistonului

S  - cursa pistonului

n  - numarul de curse duble pe minut

- randamentul volumetric.

           Aceasta egalitate trebuie sa existe cand nivelul dinamic este constant. Deci conditia de functionare continua a sistemului strat-pompa este :

                          (3)

            Daca asupra cauzelor ce determina scaderea afluxului de fluid in sonda nu poate interveni operatorul, atunci extractia petrolului din sonda se face cu un debit mic cel putin pe o perioada de timp.

             In mod normal asupra blocajelor de orice natura ar trebui sa se intervina in timp util, pentru ca sonda sa functioneze cu aflux scazut o perioada scurta de timp. Afluxul scazut datorat presiunii de zacamant scazute este mai greu de readus la normal necesitand timp indelungat pentru refacerea presiunii de zacamant  prin injectia de fluide in strat, timp in care sonda functioneaza cu aflux scazut. Debitul pompei de adancime poate fi modificat prin modificarea valorilor celor trei elemente din relatia (2):

-     diametrul pistoanelor (11/6in÷21/4in);

-     numarul de curse duble pe minut, determinat de:

             -   numarul de rotatii al motorului de antrenare;

             -   diametrul saibei motorului;

             -  raportul de transmitere al reductorului de turatie al unitatii de pompare;

             -    cursa pistonului.

             La unitatile de pompare din Romania, cursa la suprafata este modificata prin variatia lungimii manivelei reductorului cu ajutorul gaurilor existente pe coarba.

             Prin urmare, atunci cand asupra cauzelor care provoaca un aflux scazut nu se poate interveni, pentru a mari debitul stratului, Qs, suntem fortati sa actionam asupra micsorarii debitului pompei, Qp, astfel incat sa existe relatia (3). Sunt cazuri, cand, desi micsorand aceste elemente la minimum posibil, conform cu dimensiunile, respectiv cu capacitatile utilajului de fund si suprafata utilizata, nu se poate micsora Qp astfel incat sa existe relatia (3). In aceste cazuri avem:           

     

                          Qs< Qp                       (4)

        Pentru functionarea corespunzatoare a utilajului de fund si de suprafata al instalatiei de pompare cat si pentru un consum de energie mic este necesara reducerea duratei de functionare a pompei astfel incat volumul de lichid iesit din strat Vs sa fie egal cu volumul pompat de pompa de fund in timp mai scurt,

                              Vs=Vp                 (5)

        Acest lucru se obtine astfel:

-    se lasa instalatia de pompare in repaus, timp in care stratul debiteaza, rezultatul fiind cresterea nivelului in coloana sondei;

-    se porneste instalatia de pompare, timp in care pompa pompeaza lichidul acumulat in coloana in perioada de repaus a sondei, cat si lichidul debitat de strat in acelasi timp cu functionarea pompei;

-    in momentul in care nivelul lichidului din coloana sondei a ajuns la sorbul pompei, se opreste instalatia;

-    urmeaza un nou timp de repaus si o noua pornire, respectiv oprirea pompei.

        Aceste elemente repetabile in timp dupa un anumit ciclu dau „diferenta specifica” necesara definitiei de pompaj periodic. Deci un pompaj periodic este un pompaj in care functionarea pompei este discontinua si urmeaza un anumit ciclu repetabil in timp.

        Problema fundamentala a pompajului periodic programat este alegerea perioadelor ciclurilor, respectiv a timpului de pauza (acumulare), precum si a timpului de functionare a pompei.

        Optimizarea pompajului periodic impune mai intai alegerea criteriului dupa care avem sa optimizam acest pompaj. Drept criteriu pot fi luate :

                   - debitul de lichid maxim extras;

                   - energia minima consumata;

                   - cheltuieli de exploatare minime;

                   - beneficiu maxim.

        Rezultatele optimizarii pompajului periodic cand criteriul este debitul maxim extras duc la concluzia ca pompajul periodic optim este pompajul continuu. Pompa trebuie sa functioneze continuu in conditiile umplerii incomplete a cilindrului pompei cu lichid iar dinamograma inregistrata va releva „lipsa  nivel”.

III.2. Proiectarea unei instalatii de pompaj periodic      

          a. Calculul nivelului de lichid din sonda in momentul pornirii, la sfarsitul perioadei de acumulare.

        La oprirea pompei, nivelul in coloana sondei se regaseste la sorbul pompei care la randu-i este situat la nivelul perforaturilor coloanei. Admitand curgerea plan radial simetrica a unui lichid incompresibil, debitul ducand la cresterea nivelului h in timpul t avea ca:

                 

        unde:

                  tac – timpul de acumulare

                  γ   - greutatea specifica a lichidului

                  IP  - indicele de productivitate

                  A –aria spatiului in care se realizeaza acumularea lichidului in sonda

                 

        unde:

                   D – diametrul interior al coloanei

                   de – diametrul exterior al tevilor de extractie

Se mentioneaza  ca timpul de acumulare se va lua intervalele de (0,1;0,5;1;2;3;)h.

        b. Calculul perioadei ciclului:

        In aceasta perioada functioneaza simultan atat pompa cat si stratul. Perioada ciclului va fi determinata de timpul de acumulare tac si de inaltimea de acumulare.

                                                                      , h

         unde:

                   T – perioada ciclu

                  Qr – debitul teoretic de lichid pe care-l poate evacua

                            pompa

        Timpul de functionare al pompei va avea expresia:

                tf=T-tac                                            , h

        c. Calculul debitului sondei:

                                                                      ,m3/zi

       

        d. Calculul timpului total de functionare:

        In 24 ore numarul de cicluri va fi:

               

        e. Timpul total de functionare in 24 ore va fi:

                                                                       , h

        f. Calculul energiei consumate

        Pentru a putea efectua calculul ecuatiei care sa arate avantajele metodei aplicate trebuie calculata energia electrica consumata prin marirea perioadei de functionare a pompei, aceasta se compara cu cea initiala.

        Energia electrica consumata se calculeaza astfel:

       

                                                         , kWh

       unde:

                                            , kW

                    -  puterea nominala a motorului

                    Q   -  debitul de lichid extras in functie de timpul de

                          acumulare

                  H   -  adancimea de fixare a pompei.    

III.3.1. Calculul instalatiei de pompaj intermitent pentru      sonda 840

-    calculul frecventelor periculoase:


                     ,cd/min

                                         

                           cd/min

                                         

                           cd/min

                                   

    

                           cd/min

                                   

                                         

                           cd/min

                                   

                        


                           cd/min

                                   

                                   

             -calculul frecventelor nepericuloase:

                      ,cd/min

                 cd/min

                cd/min

                  cd/min

                   cd/min

               

        Proiectarea regimului de functionare se face considerand urmatoarea varianta:

                   S=1.5  m;   n=7.236  cd/min;          Ap=  m2

        a. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

                ;

         N;

         m 

         m

         lp1 + lp2 = 1813.462+ 653.335 = 2466.797 m;

         > L  redistribuirea lungimilor tronsoanelor

         m;

         m;

         m.

             daN

        Se merge cu doua tronsoane de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø   diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

Ø   diametrul dp = 7/8 in, sectiunea fp = 3,78·10-4 m2, qp = 3,22 kgf/m.

       

        Se folosesc tevile de extractie de diametru d=27/8 in pe o lungime de 2364 m.

       b.  Cursa reala a pistonului

 

 m.

       c.  Sarcinile din prajina lustruita

 N;

 N.

        d.  Calculul debitului real

;

        m3/zi;

        e.  Suprafata libera a lichidului

          m2

        f.  Calculul nivelului de lichid in momentul pornirii


                                          , m

                                        

          pentru tac=0,5 h


                                                           m

                                        

 

 

        g.  Calculul perioadei ciclului si perioadei de functionare


, h

           tfi=Ti-tac                                                     , h


                                                                             ,h

          tfi=0,522-0,5=0,0022                                      , h

       h. Calculul numarului de cicluri intr-o zi

                           cicluri/zi

                                             cicluri/zi

       Se alege nI=46  cicluri/zi.

        i.  Calculul timpului total de functionare


                                                                        , h

                                             h

        j.  Calculul debitului sondei intr-o zi


                                                                     , m3/zi


                                               ,                        ,m3/zi

        k.  Calculul energiei consumate

                                                            ,kWh

                                                ,kW

                                  ,kW

         ,kW                                 

  Pentru timpii de acumulare (0,5;1;2;3.)h rezultatele se trec in tabelul III.3.1.

III.3.2. Calculul instalatiei de pompaj intermitent pentru sonda 860

-    calculul frecventelor periculoase:

                     ,cd/min

                                         

                           cd/min

                                         

                           cd/min

                                   

                                         

                           cd/min

                                   

                                         

                           cd/min

                                   

                                         

                           cd/min

                                   

 

             -calculul frecventelor nepericuloase:

                      ,cd/min

                  cd/min

                   cd/min

                  cd/min

                  cd/min

               

        Proiectarea regimului de functionare se face considerand urmatoarea varianta:

                   S=2  m;   n=7,723  cd/min;          Ap=  m2

        a. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

         ;

         N;

         m 

         m

         lp1 + lp2 = 1805.038+ 636.638 = 2441.676 m;

         > L  redistribuirea lungimilor tronsoanelor

         m;

         m;

         m.

             daN

        Se merge cu doua tronsoane de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø   diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

Ø   diametrul dp = 7/8 in, sectiunea fp = 3,78·10-4 m2, qp = 3,22 kgf/m.

       

        Se folosesc tevile de extractie de diametru d=27/8 in pe o lungime de 924,2 m.

       b.  Cursa reala a pistonului

 

    m.

       c.  Sarcinile din prajina lustruita

       

         N;

         N.

        d.  Calculul debitului real

;

         m3/zi;

        e.  Suprafata libera a lichidului

          m2

        f.  Calculul nivelului de lichid in momentul pornirii


                                                         ,m

                                        

          pentru tac=0,1 h


                                                           ,m

                                        

         

            

        g.  Calculul perioadei ciclului si perioadei de functionare

                                                                                  ,h

                tfi=Ti-tac                                                      ,h

                                                                                      ,h

                tfi=0,105-0,1=0,005                                       ,h                                        

       h. Calculul numarului de cicluri intr-o zi

                           cicluri/zi

                                             cicluri/zi

       Se alege nI=229  cicluri/zi.

        i.  Calculul timpului total de functionare

                                                                                   ,h

                                                                                  ,h

        j.  Calculul debitului sondei intr-o zi

                                                                                  ,m3/zi


                                                                                    ,m3/zi

        k.  Calculul energiei consumate

                                                             ,kWh

                                                ,kW

                                    ,kWh

         ,kW                                 

    Pentru timpii de acumulare (0,5;1;2;3.)h rezultatele se trec in tabelul III.3.2.

tac

hac

T

tf

n

Ttf

Q

Pn

W

h

m

h

h

cicl./zi

h

m3/zi

kW

kWh

0,5

29.377

0.521

0.021

46

0.963

0.466

0,337

0.325

1

50.909

1.036

0.036

23

0.835

0.405

0,293

0.244

2

78.257

2.055

0,055

12

0.643

0.312

0,225

0.145

3

92.948

3.065

0,065

8

0.511

0.247

0,179

0.091

III.3.3. Calculul instalatiei de pompaj intermitent pentru sonda 880

-calculul frecventelor periculoase:


,cd/min


cd/min


cd/min


cd/min


cd/min






cd/min


cd/min


cd/min

-calculul frecventelor nepericuloase:

      ,cd/min

  cd/min

   cd/min

  cd/min

  cd/min

  cd/min

    cd/min

        Proiectarea regimului de functionare se face considerand urmatoarea varianta:

                   S=2  m;   n=6.851  cd/min;          Ap=  m2

        a. Dimensionarea garniturii de prajini de pompare

         ;

         N;

         m 

             daN

        Se merge cu un tronsoan de prajini de pompare cu urmatoarele caracteristici:

Ø   diametrul dp = 3/4 in, sectiunea fp = 2,82·10-4 m2, qp = 2,42 kgf/m;

       

        Se folosesc tevile de extractie de diametru d=27/8 in pe o lungime de 1723 m.

       b.  Cursa reala a pistonului

        m.

      m.

       c.  Sarcinile din prajina lustruita

       

         N;

         N.

        d.  Calculul debitului real

;

         m3/zi;

        e.  Suprafata libera a lichidului

          m2

        f.  Calculul nivelului de lichid in momentul pornirii


                                          , m

                                        

          pentru tac=0,1 h


                                                           m

                                        

         

           

        g.  Calculul perioadei ciclului si perioadei de functionare


                                                                            ,h

           tfi=Ti-tac                                                     ,h


                                                                            ,h

            tfi=0,106-0,1=0,006                                     ,h                                        

       h. Calculul numarului de cicluri intr-o zi


                           cicluri/zi


                                             cicluri/zi

       Se alege nI=226  cicluri/zi.

        i.  Calculul timpului total de functionare


                                                                        , h

                                             h

        j.  Calculul debitului sondei intr-o zi

                                                                        , m3/zi


                                                                         ,m3/zi

      

        k.  Calculul energiei consumate

                                                          ,kWh

                                             ,kW

                                 ,kWh

         ,kW                                 

    Pentru timpii de acumulare (0,5;1;2;3.)h rezultatele se trec in tabelul III.3.3.

tac

hac

T

tf

n

Ttf

Q

Pn

W

h

m

h

h

cicl./zi

h

m3/zi

kW

kWh

0,5

20.15

0,526

0,026

46

1.184

0.568

0.309

0.366

1

36.54

1,047

0,047

23

1.074

0.515

0,281

0.301

2

60.72

2,077

0,077

12

0.894

0.429

0,234

0.209

3

76.72

3,097

0,097

8

0.754

0.362

0,197

0.149

         

   

capitolul IV

pompajul elicoidal

IV.1. Generalitati

Principiul de functionare al pompelor elicoidale a fost prezentat pentru prima data in anul 1935 de catre Rene Moineau care, in teza de doctorat sustinuta la Universitatea din Paris, descria inventia sa numita “un nou sistem de pompare”.

Enuntat pe scurt, principiul lui Moineau consta in formarea unor cavitati prin introducerea unui rotor a carui arie exterioara este o suprafata elicoidala simpla, in interiorul unui stator a carui arie interioara este o suprafata elicoidala dubla. Cand rotorul se roteste, cavitatile se deplaseaza de la un capat (aspiratie) la celalalt (refulare) conducand astfel la o curgere continua.

In Franta pompele elicoidale se confectioneaza inca din anul 1936 de catre firma EMIP (RODEMIP) si sunt cunoscute sub numele de pompe tip Moineau. Tot din anul 1936 sunt confectionate si in SUA de catre firma ROBBINS MEYERS sub denumirea de pompe MOYNO.

Pompele elicoidale au fost si sunt folosite in diferite domenii de activitate, la vehicularea fluidelor cu vascozitate ridicata.

Varianta constructiva de pompa elicoidala submersibila folosita la extractia titeiului din sonde a fost confectionata la cativa ani dupa 1936, iar in timp au fost testate diferite metode de actionare a rotorului pompei. O incercare de actionare a rotorului cu ajutorul unui motor de pompa electrocentrifugala submersibila cu turatie mare a avut loc in anul 1966 si s-a considerat nereusita deoarece a condus la avarierea statorului. Cu acelasi rezultat negativ s-a soldat si testarea in anul 1973 a unei pompe elicoidale introdusa la adancime mare, in vederea extragerii unor titeiuri cu vascozitate mica, ceea ce a sugerat, in anul 1977, posibilitatea experimentarii acestor pompe la extractia titeiurilor vascoase.

In anul 1979 s-a trecut la sistemul actual de actionare al rotorului, prin rotirea prajinilor de pompare, prima pompa de acest tip fiind experimentata in sonda de catre firma HIGHLAND/COROD din Canada.

Imbunatatirile aduse acestui sistem de extractie au facut ca acesta sa devina, in scurt timp, o alternativa viabila fata de sistemele traditionale de extractie a titeiului.

            Utilizarea pompelor elicoidale in extractia titeiului prezinta urmatoarele avantaje:

-        necesita investitii mici;

-        sunt economice la instalare. Datorita compactitatii instalatiei costurile de instalare sunt reduse, se elimina fundatia necesara unitatilor de pompare cu balansier, asamblarea instalatiei facandu-se direct pe flansa capului de pompare;

-        instalarea este mai rapida si mult mai convenabila decat la unitatile de pompare cu balansier;

-        siguranta in functionare. Prin constructia sa, instalatia are toate partile in miscare protejate, neexistand pericolul accidentarilor;

-        randamentul mare. Constructia simpla a pompei elicoidale produce o frecare mica in cuplul rotor – stator, ducand la un randament mecanic ridicat. Un cuplu rotor – stator corect ales conduce la un „slipaj” mic al lichidului, respectiv la un randament volumic mare;

-        pompele elicoidale necesita energie numai pentru ridicarea (liftare) fluidului, nu si a prajinilor de pompare;

-        durata mare de functionare. Sistemul de pompare si constructia instalatiei asigura o durata mare de functionare, ajungandu-se la o durata de functionare continua de doi – trei ani;

-        nu exista pericolul blocarii cu gaze. Nu au supape care sa se blocheze cu gaze;

-        deoarece nu se blocheaza cu gaze, pompele elicoidale sunt ideale pentru eliminarea apei din sondele de extractie a gazelor naturale;

-        intretinerea simpla. Intretinerea instalatiei in exploatare este simpla, nefiind necesare procedee complicate sau scule si dispozitive speciale;

-        perioada mare de timp intre interventii;

-        functionare fara zgomot. Datorita faptului ca pompa debiteaza continuu, sarcina in instalatia de suprafata este constanta si prin constructia sa, cu reductor conic, nivelul de zgomot este redus;

-        sunt eliminate ruperile prajinilor de pompare cauzate de greutatea lichidului;

-        tipul de elastomer din care este confectionat statorul poate fi ales la cerere, astfel incat aceasta sa fie compatibil cu fluidele produse de sonda;

-        debitul de actionare faciliteaza schimbarea vitezei de rotatie in functie de variatia debitului produs de sonda (astfel viteza de rotatie poate fi aleasa de asa natura, incat debitul pompei sa fie egal cu debitul maxim pe care poate sa-l produca stratul si care corespunde corelatiei de functionare strat – pompa);

-        debiteaza continuu si constant, evitand astfel pulsatiile in curgere. Datorita acestui fapt se reduce posibilitatea depunerii parafinei si a solidelor;

-        vehiculeaza fluidele cu vascozitati ridicate;

-        cheltuieli mici pentru intretinere;

-        consum redus de energie electrica;

-        uzura mai mica a prajinilor de pompare si a tevilor de extractie. Prajinile de extractie sunt supuse la o solicitare constanta, in comparatie cu pompajul clasic, unde sunt supuse la solicitari variabile;

-        pot fi utilizate cu succes la sondele care produc cu debite mici in locul pompajului intermitent. Se asigura astfel o functionare continua a sondei si un debit mai mare in cazul pompajului intermitent;

-        sunt ideale pentru exploatarile din zonele urbane, echipamentul de suprafata avand dimensiuni mult mai reduse decat cel utilizat in pompajul clasic.

-        Pe langa avantajele prezentate mai sus, pompele elicoidale prezinta si cateva dezavantaje cum ar fi:

-        analiza si controlul functionarii pompei pot fi facute numai pe baza datelor de productie si a nivelului de lichid din spatiul inelar (dinamometrele si diagramele de pompare nu pot fi utilizate);

-        trebuie evitata oprirea cand vascozitatea fluidului este mare si aceasta contine un procent mare de nisip;

-        prajinile de pompare sunt solicitate atat la tractiune cat si la torsiune.

IV.2. Instalatia de pompare cu pompe elicoidale

O instalatie de pompare, cum este cea prezentata in fig. 3.1, cuprinde echipamentul de fund si echipamentul de suprafata.

Echipamentul de fund se compune din pompa elicoidala submersibila, tevile de extractie si prajinile de pompare.

            Echipamentul de suprafata cuprinde sistemul de actionare al prajinilor de pompare, respectiv al rotorului pompei, cuplajul dintre sistemul de actionare si capul de antrenare, capul de antrenare si sistemul de sustinere al intregului echipament de fund.

IV.2.1. Echipamentul de fund al sondelor echipate cu

            pompe  elicoidale

Pompa elicoidala este cunoscuta in literatura de specialitate sub diferite denumiri ca: Moineau, Moyno, cu surub, cu cavitati progresive sau econolift.

Elementele principale ale pompei sunt rotorul si statorul.

Rotorul este confectionat din materiale rezistente la coroziune, cum ar fi otelul inalt aliat cromat, sau otel inoxidabil pentru a avea o buna comportare in cazul vehicularii unor fluide abrazive. Pe intreaga lungime a rotorului sunt practicate canale elicoidale (“filet” exterior cu unul sau mai multe inceputuri). Cand este practicat un singur canal elicoidal, rotorul este o elice simpla (suprafata exterioara a rotorului este o suprafata elicoidala simpla) cu sectiunea transversala circulara si are un singur inceput.   Atunci cand sunt practicate doua canale elicoidale rotorul este o elice dubla (aria exterioara a rotorului este o suprafata elicoidala dubla) cu sectiunea transversala formata din doi lobi si are doua inceputuri.

            Lungimea rotorului este mai mare decat cea a statorului si poate ajunge pana la 6 m. Rotorul se introduce si se fixeaza in stator cu ajutorul prajinilor de pompare.

            Statorul este confectionat din cauciuc nitrilic sau dintr-un elastomer rezistent la abraziune si coroziune, turnat in interiorul unei tevi de otel cu perete gros. Teava de otel poate fi tratata prin nitrurare atunci cand conditiile din sonda impun acest lucru.

Fig. 4.1. Schema instalatiei de pompare cu pompe  elicoidale.

 


Elastomerul cu care este captusit statorul este format de regula dintr-o singura bucata. In interior, pe intreaga lungime a statorului sunt practicate canale elicoidale (“filet” interior cu doua sau mai multe inceputuri).

 Deci, conditia obligatorie este ca statorul sa aiba un canal in plus fata de rotor.

            La partea inferioara statorul este prevazut cu un opritor care are rolul de a pozitiona rotorul in stator si de a nu permite caderea rotorului sub pompa in cazul unei defectiuni. De asemenea, cu ajutorul lui se stabileste fereastra pompei.

            Statorul se introduce in sonda cu tevile de extractie.

            Marea majoritate a firmelor construiesc pompe elicoidale la care rotorul este prevazut cu un singur canal elicoidal, deci cu un singur inceput, iar statorul este prevazut cu doua canale elicoidale, deci cu doua inceputuri. La aceste pompe lungimea pasului statorului este dubla fata de lungimea pasului rotorului (fig. 3.2 si fig. 3.3).

            In figura 3.2 este prezentata geometria unui angrenaj elicoidal, o sectiune prin angrenajul elicoidal, precum si elementele caracteristice. Datorita configuratiei geometrice a elementelor pompei, principiul de functionare al pompei este relativ simplu.

            Astfel, cand rotorul este introdus in interiorul statorului, in pompa se formeaza o serie de cavitati identice, separate si etanse.

             Atunci cand rotorul se roteste in interiorul statorului, aceste cavitati se deplaseaza de la partea inferioara spre partea superioara a pompei (de la aspiratie la refulare), transportand fluidul produs de strat prin pompa si de aici mai departe in sus prin tevi, realizand astfel actiunea de pompare

Fig. 4.2. Sectiune prin pompa elicoidala.

 

Fig. 4.3. Sectiune spatiala prin pompa elicoidala.

 


          a. Principiul de functionare al pompelor elicoidale

Datorita configuratiei geometrice a elementelor pompei, principiul de functionare al pompei este relativ simplu. Astfel, cand rotorul este introdus in interiorul statorului, in pompa se formeaza o serie de cavitati identice, separate si etanse. Atunci cand rotorul se roteste in interiorul statorului, aceste cavitati se deplaseaza de la partea inferioara spre partea superioara a pompei (de la aspiratie la refulare), transportand fluidul produs de strat prin pompa si de aici mai departe in sus prin tevi, realizand astfel actiunea de pompare    (fig. 3.4).

Fig. 4.4. Deplasarea cavitatilor.

 


Lungimea minima necesara unei pompe pentru ca aceasta sa realizeze actiunea de pompare este egala cu lungimea unui pas. In acest caz, pompa este cu un singur etaj (treapta), fiecare pas suplimentar constituind un nou etaj.

O rotatie completa a rotorului creeaza doua cavitati cu fluid. Cand o cavitatie se deschide, simultan cavitatea opusa se inchide. Aria sectiunii transversale a acestor doua cavitati alaturate este data de relatia:

in care:

d - reprezinta diametrul rotorului;

e - excentricitatea sau distanta dintre axa rotorului si axa statorului, respectiv distanta dintre axa rotorului si centrul sectiunii circulare prin pompa.

In figura 4.5 este prezentata aria de curgere in functie de pozitia rotorului intr-o sectiune a pompei. Se observa si din figura ca aria de curgere este constanta, de aici rezultand o curgere nepulsatorie, debitul fiind constant.

Fig. 4.5. Aria de curgere in functie de pozitia rotorului.

 


Cilindreea pompei, V, este egala cu:

  

unde:

p - reprezinta pasul statorului.

La o inaltime de pompare zero (presiune zero) debitul Q este direct proportional cu cilindreea si cu viteza de rotatie n, a rotorului:

Pentru a crea presiune de ridicare, trebuie sa existe o presiune diferentiala intre cavitatile succesive. Pentru a realiza acest lucru este necesara o etansare cu strangere intre rotor si stator. Aceasta este obtinuta prin executarea diametrului rotorului putin mai mare decat diametrul minim al statorului. Presiunea diferentiala se insumeaza de la o cavitate la alta, astfel incat inaltimea de pompare este proportionala cu numarul de cavitati, respectiv cu numarul de etaje. Pentru a se evita o uzura excesiva a elastomerului, se recomanda ca presiunea  diferentiala sa nu depaseasca 7 bar/etaj.

O pompa cu mai multe etaje realizeaza presiuni mai mari, respectiv adancimi mari de pompare si debite mici, in timp ce o pompa de acelasi diametru si de aceiasi lungime cu cea initiala, dar cu un numar mai mic de etaje (lungimea pasului mai mare), realizeaza presiuni mici, respectiv adancimi mici de pompare si debite mari.

Pompa elicoidala fiind o pompa volumica, presiunea este independenta de viteza, presiuni mari putand fi generate chiar la viteze mici.

Odata cu cresterea presiunii apar pierderi volumice proportionale cu presiunea, iar debitul se reduce corespunzator diagramelor de functionare prezentate de catre firmele constructoare, in functie de adancimea de fixare a pompei.

Pierderile volumice depind de:

-        presiunea creata de pompa (presiunea diferentiala dintre cavitati);

-        numarul de etaje;

-        gradul de comprimare al statorului datorita introducerii rotorului si lucrului acestuia;

-        vascozitatea fluidelor vehiculate;

-        temperatura la nivelul pompei.

        b. Simbolizarea pompelor elicoidale

Simbolizarea pompelor elicoidale difera de la firma la firma, fiecare firma avand propria simbolizare.

Pentru exemplificare, in continuare se vor prezenta simbolizarile pompelor elicoidale produse de firmele Robbins Myers si Emip.

Pompele elicoidale produse de firma Robbins Myers sunt simbolizate astfel:

                                                40 - N - 025

cu urmatoarele semnificatii:

40 - inaltimea maxima (recomandata) de pompare x 100 feet,

                                                ();

N - debit normal. Pot fi si cu debit micsorat, notate cu L, sau cu debit marit,     notate cu H;

025 - debitul, in barill pe zi, la o turatie de 100 rot/min si o presiune de lucru egala cu presiunea atmosferica, fara pierderi volumice.

                                                            ()

Pompele elicoidale produse de firma Emip sunt simbolizate astfel:

120 TP 2000

cu urmatoarele semnificatii:

120 - debitul, in m3/zi, la o turatie de 500 rot/min si o presiune de lucru egala cu presiunea atmosferica;

2000 - inaltimea de pompare, in metri.

        c. Performantele pompelor elicoidale

Performantele pompelor elicoidale sunt urmatoarele:

-  debitul poate varia de la 0,3 la 900 m3/zi;

-  inaltimea maxima de pompare este 3 000 m;

-  temperatura de lucru este in domeniul 60 - 120°C, in cazul fluidelor curate (fara impuritati solide), respectiv de 40 - 90°C, in cazul fluidelor cu impuritati solide;

-  ratia apa – titei poate ajunge pana la 90 – 98%;

-  procentul de H2S trebuie sa fie cuprins intre 8 – 20%, in faza gazoasa, respectiv 1 000 ppm in apa;

-  densitatea fluidelor vehiculate cuprinsa intre 815 si 1030 kg/m3;

-  vascozitatea fluidelor vehiculate poate fi de maximum 20 Ns/m2, la 40°C       (20 000 cP, la 40°C);

-  Factorii care limiteaza performantele pompei sunt:

-  lungimea maxima a pompei din motive de executie, atat pentru rotor, cat si pentru stator (pana la 6 m);

-  turatia maxima este limitata, datorita solicitarilor care apar in prajinile de pompare (maxim 500 rot/min);

-  calitatea elastomerului din care este confectionat statorul pompei.

        d. Prajinile de pompare

Prajinile de pompare au rolul de a transmite miscarea de rotatie de la capul de antrenare la rotorul pompei. De asemenea, cu ajutorul lor se introduce si se fixeaza rotorul in stator.

In tabelul 1 sunt prezentate dimensiunile si caracteristicile principale ale prajinilor de pompare (fig. 3.6,a) si ale mufelor de prajini (fig. 3.6,b) utilizate la pompajul elicoidal.

Fig. 4.6. Prajina de pompare: a – capul prajinii, b - mufa.

 


Garnitura de prajini de pompare poate fi alcatuita din prajini cu acelasi diametru (garnitura unica) sau din tronsoane de prajini cu diametru diferit (garnitura combinata).

In Romania, prajinile de pompare se executa din trei tipuri de oteluri, ceea ce satisface cele mai diferite conditii de exploatare la sondele in pompaj. Acestea sunt fabricate in concordanta cu API Spec.11B.

Prajinile de pompare C - 70 (API Grad C) executate din otel carbon-mangan sunt recomandate pentru sarcini medii, la sonde cu mediu necoroziv sau slab coroziv salin. Sunt confectionate din otel 35M16.

Prajinile de pompe K-65 (API Grad K) executate din otel aliat nichel-molibden sunt recomandate pentru sarcini medii, la sonde cu mediu coroziv de CO2 si H2O. Sunt confectionate din otel 20MoN 35 sau 20MoN18.

Prajinile de pompare D-84 (API Grad D) executate din otel aliat crom-molibden sunt recomandate pentru sarcini mari si foarte mari, in mediu necoroziv sau slab coroziv salin. Sunt confectionate din otel 41 MoC 11.

In cazul pompajului cu pompe elicoidale, prajinile de pompare nu sunt supuse la solicitari variabile ca in cazul pompajului clasic. Astfel, daca la pompajul clasic sarcinile din garnitura de prajini de pompare variaza intre un maxim si un minim in timpul unui ciclu de pompare, la pompajul cu pompe elicoidale sarcina totala odata preluata ramane relativ constanta in timpul functionarii pompei.

Sarcinile care actioneaza asupra prajinilor de pompare in cazul pompajului cu pompe elicoidale sunt date de: greutatea proprie a garniturii de prajini scufundata in lichid, greutatea coloanei de lichid care actioneaza pe sectiunea transversala a rotorului pompei, momentul de torsiune necesar a fi transmis la pompa si momentul de incovoiere (dupa pierderea stabilitatii). Rezulta ca, in cazul pompajului cu pompe elicoidale, prajinile de pompare sunt supuse la intindere, torsiune si incovoiere, deci la o solicitare compusa. Intinderea rigidizeaza garnitura de prajini marind turatia la care apare pierderea stabilitatii, in timp ce torsiunea are un efect contrar.

        e. Solicitarile garniturii de prajini de pompare

Principalele solicitari ale garniturii de prajini de pompare sunt: solicitarea la tractiune si solicitarea la torsiune (pentru transmiterea momentului de torsiune necesar rotirii rotorului).

Solicitarea la tractiune are loc sub actiunea greutatii proprii a garniturii de prajini de pompare scufundata in lichid si a greutatii coloanei de lichid din tevile de extractie.

Efortul unitar de tractiune are valoare maxima la partea superioara a garniturii de prajini de pompare si este dat de relatia:

in care:

Pl - greutatea coloanei de lichid din tevile de extractie;

Pl=(A t - ap)Hpρ

At,ap - aria sectiunii interioare a fetelor de extractie respectiv a prajinilor de pompare;

Hp - lungimea garniturii de prajini de pompare;

b - factor de plutire (flotabilitate):

ρl, ρo – densitatea lichidului pompat, respectiv a otelului;

Pp - greutatea prajinilor in aer (PP= qpHp).

Solicitarea la torsiune. Transmisia momentului de torsiune necesar rotirii rotorului conduce la dezvoltarea tensiunilor tangentiale pe toata lungimea garniturii de prajini de pompare. Valoarea medie a momentului de torsiune se determina cu relatia:

Mt = 9550 N/n

in care:

N este puterea, kW;

n este viteza de rotatie, rot/min.

Tensiunea tangentiala (efortul unitar tangential) se determina cu relatia:

tt

in care:

WP este modulul de rezistenta polar, si este dat de relatia:

unde:

dp este diametrul prajinilor de pompare.

Cele doua solicitari, la tractiune si la torsiune, dau nastere la o solicitare compusa. Pentru determinarea efortului unitar echivalent solicitarii compuse sech, se adopta una din teoriile de rezistenta:

Conform teoriei I de rezistenta:

iar conform teoriei II de rezistenta:

Relatiile de mai sus reprezinta conditia de verificare a rezistentei garniturii de prajini de pompare.

Se pune conditia :

sech £ sa

in care:

sa este efortul unitar admisibil

sa = sc/cs

iar cs coeficientul de siguranta (cs = 1,5).

        f. Tevile de extractie

Tevile de extractie au rolul de a sustine statorul pompei elicoidale si de a asigura ascensiunea fluidelor produse de strat si pompate de pompa la suprafata.

Alegerea diametrului tevilor de extractie se face in functie de dimensiunea pompei (filetul mufa al statorului) care urmeaza sa fie introdusa in sonda.

Spre deosebire de sondele in eruptie naturala si eruptie artificiala, la sondele in pompaj cu pompe elicoidale tevile de extractie sunt supuse la solicitari mult mai mari, deoarece pe langa greutatea lor proprie si a echipamentului de fund mai intervine greutatea lichidului din interiorul tevilor, iar in cazuri accidentale de rupere a prajinilor de pompare si greutatea acestora. Pe de alta parte, in timpul functionarii pompei datorita miscarii de rotatie a rotorului in stator, tevilor de extractie le este transmis prin intermediul statorului, un moment de torsiune care conduce la aparitia unor eforturi suplimentare in acestea.

Pentru a limita valoarea momentului de torsiune, sub statorul pompei se monteaza o ancora antirotativa (fig.3.7) sau un packer. Ancora pe langa ca limiteaza torsionarea tevilor evita autodesurubarea pompei si/sau a garniturii de tevi de extractie in momentul opririi pompei datorita momentului reactiv. De asemenea, ancora contribuie la centrarea si fixarea pompei si/sau a portiunii inferioare a garniturii de tevi de extractie in  coloana de exploatare a sondei. Ancorele folosite sunt de tip mecanic.

Ancora prezentata in figura 3.7 este proiectata de catre I.P.C.U.P. Ploiesti si I.C.P.T. Campina si este produsa de UPETROM S.A. Ploiesti. Aceasta este o ancora de tip mecanic, armarea si fixarea ei realizandu-se cu ajutorul arcurilor lamelare si a celor doua blocuri care se fixeaza in coloana de exploatare a sondei.

Un model simplu de ancora mecanica este cel produs de firma DYNAMIC OIL TOOLS (fig. 3.8).Aceasta ancora utilizeaza blocuri de ancore cu forma efilata care se fixeaza in coloana atunci cand ancora este rotita la dreapta, rotire generata de pompa. In momentul opririi pompei (rotatiei), ancora se dezarmeaza, blocurile de ancorare desprinzandu-se de pe coloana.

In Romania, pentru ancorarea tevilor de extractie s-au folosit cu succes packerele mecanice tip POSI-TEST.

Uzura tevilor de extractie este accentuata si de frecarile existente in punctele de contact ale tevilor cu coloana de exploatare sau cu garnitura de prajini de pompare. O alta cauza care contribuie in mod substantial la cresterea uzurii, respectiv la micsorarea rezistentei materialului, este mediul coroziv si abraziv in care lucreaza.

Datorita cauzelor enumerate mai sus, la sondele in pompaj cu pompe elicoidale se folosesc, de regula, tevile de extractie cu capete ingrosate (upset, ramfors) la care rezistenta in zona filetata se apropie de rezistenta corpului

Fig. 4.7. Ancora antirotativa.

 


Fig. 4.8. Ancora.

 


IV.2.2. Echipamentul de suprafata al sondelor echipate

            cu pompe elicoidale

Sistemul de actionare asigura miscarea de rotatie a prajinilor de pompare respectiv a rotorului pompei elicoidale. In majoritatea cazurilor, in cadrul sistemului de actionare se utilizeaza motoare electrice, dar pot fi utilizate si motoare termice sau hidraulice.

Transmiterea miscarii de rotatie se poate face cu viteza fixa sau cu viteza variabila astfel ca sistemele de actionare sunt cu viteza fixa sau variabila.

Sistemele de actionare cu viteza fixa sunt rigide dar permit, totusi, schimbarea vitezei de rotatie in trepte de la 1 la 6 in functie de diametrul rotilor de antrenare.

 In cadrul sistemelor de actionare cu viteza fixa se disting urmatoarele variante constructive:

a) cu motor electric, roti pentru curele si curele de transmisie.

Schimbarea vitezei de rotatie se realizeaza prin schimbarea diametrului rotii de antrenare sau prin inlocuirea motorului electric cu un alt motor cu turatie diferita fata de a celui existent.

b) cu motor electric, reductor de turatie, roti pentru curele si curele de transmisie. In acest caz, schimbarea vitezei de rotatie se realizeaza prin schimbarea diametrului rotii de antrenare, prin inlocuirea motorului electric cu un alt motor cu turatie diferita fata de a celui existent sau prin schimbarea raportului de reducere al reductorului;

c) cu motor electric si reductor de turatie. Schimbarea vitezei de rotatie se realizeaza prin inlocuirea motorului electric sau prin schimbarea raportului de reducere a reductorului.

Fig. 4.9. Sisteme de actionare a prajinilor de pompare.

 


                                                                                   

Transmisia prin curele asigura pornirea elastica a motorului electric, protejandu-l la suprasarcina.

Motoarele electrice au turatii de 750, 1000 si 1500 rot/min.

Sistemul de actionare cu viteza fixa si transmisie prin curele intrucat asigura o viteza constanta de rotatie este indicat sa se utilizeze la sondele care au un regim stabil al parametrilor de functionare si la sondele cu un aflux mare de apa.

Sistemul de actionare cu viteza variabila permite realizarea unui domeniu larg de viteze de rotatie, fie prin modificarea frecventei in cazul utilizarii motoarelor electrice, fie printr-un dispozitiv de control al turatiei in cazul utilizarii motoarelor hidraulice. In primul caz sistemul de actionare poate fi cu variator mecanic de turatie si cu variator electronic de turatie sau convertizor de frecventa.

Sistemul cu variator mecanic de turatie este cel mai raspandit si se caracterizeaza prin variatii de turatie de la 1 la 6, de la 1 la 4 sau de la 1 la 3, realizand intre 50 si 300 rot/min. Acest domeniu larg de valori da posibilitatea adaptarii la conditiile variabile ale sondei.

Sistemul cu variator electronic ofera posibilitatea realizarii unui domeniu de viteze de la cateva rot/min pana la numarul maxim de rot/min. De altfel se recomanda pornirea instalatiei de pompare la o viteza de rotatie mica si apoi cresterea treptata a acesteia pana la o viteza de rotatie necesara, in special in cazul extractiei unor fluide cu vascozitate mare sau abrazive.

In cazul sistemului de actionare cu motoare hidraulice miscarea este transmisa la reductorul de turatie de catre un motor hidraulic. Acesta este dispus intr-o schema de actionare care contine o pompa hidraulica, un rezervor, un filtru, un dispozitiv de control al turatiei, ventile, manometre etc. Sistemul este prevazut cu o valva actionata termostatic care permite pornirea pe vreme rece fara sa fie nevoie de incalzirea intregului sistem. Sistemul de actionare hidraulic este preferat a se folosi in cazul extractiei unor fluide cu vascozitate mare, a unor fluide cu un continut mare de nisip si in special in cazul extractiei titeiurilor grele.

Utilizarea sistemului de actionare hidraulic prezinta urmatoarele avantaje: randamente mai mari, viteze variabile, protectie la rupere a prajinilor de pompare si la momentul de intoarcere.

        a. Capul de antrenare

Echipamentul de suprafata mai cuprinde: capul de antrenare, cuplajul dintre sistemul de actionare si capul de antrenare (fig. 3.10) si capul de pompare.

Capul de antrenare are rolul de :

·        transmitere a miscarii de rotatie de la sistemul de antrenare la prajinile de pompare, respectiv la rotorul pompei, prin intermediul prajinii lustruite;

·  preluare a fortei axiale de la prajinile de pompare (forta data de greutatea prajinilor, greutatea lichidului si greutatea rotorului).

Prajina lustruita face legatura intre arborele de iesire al reductorului si garnitura de prajini de pompare, trecand prin cutia de etansare. De asemenea, permite manevrarea pe verticala a echipamentului de fund.

Sistem de actionare

 

Cuplaj

 

Cap rotitor de antrenare

 

Linia de amestec

 

Flansa cap - coloana

 

Fig. 4.10. Cap de antrenare.

 


Din cele prezentate mai sus rezulta ca dimensiunile de gabarit ale echipamentului de suprafata in cazul folosirii sistemului de pompare cu pompe elicoidale sunt mult mai mici fata de dimensiunile de gabarit ale echipamentului de suprafata in cazul pompajului clasic. De asemenea, unitatea de suprafata nu necesita o echilibrare ca in cazul unitatilor cu balansier, unde de altfel o echilibrare perfecta nu se poate realiza.

Costurile de exploatare vor fi mai mici in cazul folosirii sistemului de pompare cu pompe elicoidale,deoarece functionarea la viteze mari permite utilizarea unor angrenaje mai mici pentru aceiasi sarcina utila, ceea ce conduce la forte de inertie mai mici si deci la pierderi de energie reduse.

In figura 3.11. sunt prezentate capetele de antrenare fabricate de firma Robbins –Myers si caracteristicile acestora.

Prajina lustruita face legatura intre arborele de iesire al reductorului si garnitura de prajini de pompare, trecand prin cutia de etansare. De asemenea, permite manevrarea pe verticala a echipamentului de fund.

Din cele prezentate mai sus rezulta ca dimensiunile de gabarit ale echipamentului de suprafata in cazul folosirii sistemului de pompare cu pompe elicoidale sunt mult mai mici fata de dimensiunile de gabarit ale echipamentului de suprafata in cazul pompajului clasic. De asemenea, unitatea de suprafata nu necesita o echilibrare ca in cazul unitatilor cu balansier, unde de altfel o echilibrare perfecta nu se poate realiza.

Costurile de exploatare vor fi mai mici in cazul folosirii sistemului de pompare cu pompe elicoidale,deoarece functionarea la viteze mari permite utilizarea unor angrenaje mai mici pentru aceiasi sarcina utila, ceea ce conduce la forte de inertie mai mici si deci la pierderi de energie reduse.

Aspectele prezentate mai sus precum si avantajele utilizarii pompelor elicoidale fac ca acest sistem de extractie sa cunoasca o dezvoltare din ce in ce mai mare.

Fig. 4.11. Capete de antrenare tip Robbins-Myers.

 


IV.3.Avantajele si dezavantajele utilizarii pompelor

elicoidale. Domenii de aplicabilitate

Utilizarea pompelor elicoidale in extractia titeiului prezinta urmatoarele avantaje:

-        necesita investitii mici;

-        sunt economice la instalare (datorita compactitatii instalatiei costurile de instalare sunt reduse, se elimina fundatia necesara unitatilor de pompare cu balansier, asamblarea instalatiei facandu-se direct pe flansa capului de pompare);

-        instalarea este mai rapida si mult mai convenabila decat la unitatile de pompare cu balansier;

-        siguranta in functionare (prin constructia sa, instalatia are toate partile in miscare protejate, neexistand pericolul accidentarilor);

-        randament mare (constructia simpla a pompei elicoidale produce o frecare mica in cuplul rotor-stator, ducand la un randament mecanic ridicat. Un cuplu rotor-stator corect ales conduce la un “slipaj” mic al lichidului, respectiv la un randament volumic mare.);

-        pompele elicoidale necesita energie numai pentru ridicarea (liftarea) fluidului, nu si a prajinilor de pompare;

-        durata mare de functionare (sistemul de pompare si constructia instalatiei asigura o durata mare de functionare, ajungandu-se la o durata de functionare continua de  doi - trei ani);

-        nu exista pericolul blocarii cu gaze (nu au supape care sa se blocheze cu gaze);

-        deoarece nu se blocheaza cu gaze, pompele elicoidale sunt ideale pentru eliminarea apei din sondele de extractie a gazelor naturale;

-        intretinerea simpla (intretinerea instalatiei in exploatare este simpla, nefiind necesare procedee complicate sau scule si dispozitive speciale);

-        perioada mare de timp intre interventii;

-        functionare fara zgomot (datorita faptului ca pompa debiteaza continuu, sarcina in instalatia de suprafata este constanta si prin constructia sa, cu reductor conic, nivelul de zgomot este redus);

-        sunt eliminate ruperile prajinilor de pompare cauzate de greutatea lichidului;

-        tipul de elastomer din care este confectionat statorul poate fi ales la cerere, astfel incat acesta sa fie compatibil cu fluidele produse de sonda;

-        debitul pompei usor de ajustat;

-        sistemul de actionare faciliteaza schimbarea vitezei de rotatie in functie de variatia debitului produs de sonda (astfel viteza de rotatie poate fi aleasa de asa natura, incat debitul pompei sa fie egal cu debitul maxim pe care poate sa-l produca stratul si care corespunde corelatiei de functionare strat – pompa);

-        pot fi folosite pentru irigatii;

-        sunt capabile sa pompeze titei cu procente mari de apa si gaze;

-        reduc emulsionarea fluidelor;

-        nu sunt sensibile la solidele existente in fluidele vehiculate;

-        sensibilitate mica la coroziune;

-        debiteaza continuu si constant, evitand astfel pulsatiile in curgere (datorita acestui fapt se reduce posibilitatea depunerii parafinei si a solidelor);

-        vehiculeaza fluide cu viscozitati ridicate;

-        cheltuieli mici pentru intretinere;

-        consum redus de energie electrica;

-        uzura mai mica a prajinilor de pompare si a tevilor de extractie (prajinile de extractie sunt supuse la o solicitare constanta, in comparatie cu pompajul clasic, unde sunt supuse la solicitari variabile);

-        pot fi utilizate cu succes la sondele care produc cu debite mici in locul pompajului intermitent (se asigura astfel o functionare continua a sondei si un debit mai mare decat in cazul pompajului intermitent);

-        sunt ideale pentru exploatarile din zonele urbane, echipamentul de suprafata avand dimensiuni mult mai reduse decat cel utilizat in pompajul clasic.

IV.4. Metoda energetica pentru determinarea numarului de

         stabilizatori ai garniturii de prajini de pompare

Se considera o garnitura de prajini de pompare cu lungimea Hp, prevazuta cu k stabilizatori situati la distanta h unul fata de altul, aflata in miscare de rotatie cu viteza unghiulara w (fig.3.12). Primul stabilizator se monteaza la distanta l fata de flansa capului de antrenare. Aceasta distanta trebuie sa fie mai mica decat lungimea critica lcr la care garnitura isi pierde stabilitatea exclusiv sub actiunea fortelor centrifuge, adica:

Fig. 4.12. Centror.

 


Fig. 4.13. Garnitura de prajini cu centrori.

 


l < lcr

Lungimea critica de pierdere a stabilitatii garniturii de prajini de pompare este data de relatia:

in care : qp - greutatea unitara a prajinilor de pompare;

E  - modulul de elasticitate al materialului;

I - momentul de inertie geometric al sectiunii transversale a prajinilor.

Din considerente de montaj, primul stabilizator se monteaza sub capul de antrenare la distanta de 10m.

Pentru determinarea numarului necesar de stabilizatori se utilizeaza o metoda energetica, considerandu-se ca lucrul mecanic al fortelor care actioneaza asupra prajinilor L, se transforma integral in energie potentiala de deformatie U, adica:

L  =  U.

Pentru analiza se considera numai lungimea l+h de la partea superioara a garniturii de prajini de pompare, zona pe care forma deformata se aproximeaza prin functia:

in care y0 este sageata maxima admisibila acceptata pe forma deformata (egala cu jocul radial maxim al garniturii de prajini de pompare in interiorul tevilor de extractie).

Lucrul mecanic al fortelor care actioneaza asupra prajinilor de pompare este dat de relatia:

iar energia potentiala de deformatie de relatia:

in care:

P0 este forta axiala datorata functionarii pompei;

             g - acceleratia gravitationala.

Rezulta:

EIp4 [(rk2+1) / (H-l)3r)] k2 - P0 [(p2/(H-l)] (r+1) - qp [p2/(2k)] (r+1)2 -

- (qp/g) w2 [(H-l) / k4] (k2r3+1) = 0

unde: r = l/h  iar k= Hp / h.

Rezolvand ecuatia rezulta numarul de stabilizatori k, care trebuie montati pe garnitura cu lungimea Hp atunci cand acesta se roteste cu viteza unghiulara w.

IV.5. Alegerea pompelor elicoidale

Pentru o alegere cat mai corecta a unei pompe elicoidale cu care urmeaza sa fie echipata o sonda, trebuie cunoscute urmatoarele date:

- diametrul coloanei de exploatare;

- intervalul perforat;

- distanta pana la nivelul de lichid din sonda;

- adancimea de fixare a pompei ;

- presiunea in linia de amestec ;

- debitul de lichid estimat a fi extras ;

- procentul de impuritati ;

- ratia gaze - titei ;

- caracteristicile fluidelor extrase ;

- posibilitatile de alimentare cu energie electrica.

Alegerea unei instalatii de pompare cu pompe elicoidale reclama urmatoarele:

- alegerea tipului de pompa;

-alegerea materialului din care este confectionata pompa;

- alegerea tipului de cap de antrenare;

- alegerea prajinilor de pompare;

- determinarea puterii totale de actionare;

-alegerea motorului electric, a rotilor de curea si a curelelor.

In cele ce urmeaza se va prezenta o metodologie simplificata  de alegere a unei instalatii de pompare cu pompe elicoidale tip Moyno.

Metodologia de alegere cuprinde urmatoarele etape:

1. Se determina toate caracteristicile sondei, prezentate mai sus. Se compara caracteristicile fluidelor de zacamant si ale substantelor chimice de tratare cu caracteristicile diferitelor materiale de constructie a pompelor. Pe baza acestor informatii se determina materialul de constructie al pompei din tabelul 11.

2.  Cunoscand nivelul dinamic al fluidului din sonda si debitul estimat a fi extras se alege pompa, capul de antrenare si dimensiunea motorului electric. Aceasta alegere este doar orientativa, urmand ca alegerea finala sa fie facuta pe baza caracteristicilor pompei, caracteristici prezentate in fisa pompei.

3. Se verifica daca pompa aleasa poate fi introdusa in coloana de exploatare a sondei. Utilizand apoi curbele de performanta ale pompei, se determina viteza de rotatie necesara pentru extragerea debitului de lichid estimat, inaltimea de pompare fiind cunoscuta. De asemenea, se determina puterea de antrenare necesara la suprafata.

4.  Cunoscand caracterul abraziv al fluidului extras, precum si densitatea acestuia se determina intervalul de viteze disponibile in vederea corectarii vitezei determinate la punctul 3 atunci cand acesta nu se incadreaza in intervalul respectiv. Daca viteza de rotatie este prea mare comparativ cu abrazivitatea fluidului , se alege pompa imediat urmatoare ca dimensiune si se repeta punctul 3. Se alege o pompa cu un debit mai mare, sau una capabila sa suporte o presiune mai mare.

5. Cunoscand inaltimea dinamica totala de ridicare, se determina puterea totala de actionare a instalatiei cu ajutorul diagramei care reprezinta curbele de performanta ale pompei. Se procedeaza astfel: din punctul corespunzator inaltimii dinamice totale se ridica o verticala pana intersecteaza curba corespunzatoare vitezei de rotatie determinata la punctul 4. Din punctul de intersectie se traseaza o orizontala spre dreapta si se citeste puterea de actionare.

6. In functie de puterea de actionare determinata la punctul 5 se determina dimensiunea minima a motorului electric de actionare. Aceasta dimensiune minima va fi utilizata pentru determinarea momentului minim necesar pornirii precum si a vitezei de rotatie. Se presupune ca momentul minim necesar pornirii, reprezinta 167% din momentul maxim de functionare.

7. In functie de adancimea de fixare a pompei si de viteza de rotatie, se aleg capul de antrenare si prajinile de pompare.

8. Se alege viteza de rotatie a motorului electric, dimensiunile rotilor de curea, tipul curelelor precum si numarul si dimensiunile acestora.

IV.6. Metodologia de calcul a unei instalatii de pompare

        elicoidale

Proiectarea unei instalatii de pompare cu pompe elicoidale cuprinde urmatoarea metodologie:

-        se stabileste adancimea de fixare a pompei in sonda, Hp, tinand seama de nivelul dinamic de lichid din sonda, corespunzator presiunii de fund care sa asigure debitul Q preconizat de a fi extras;

-  se calculeaza nivelul dinamic Hd, din sonda;

-  se calculeaza pierderea de presiune prin frecare in tevile de extractie Hfrtevi, exprimata in metri coloana de lichid;

-        se calculeaza presiunea din capul de pompare Hcp, in metri coloana de lichid;

-        se calculeaza inaltimea dinamica totala de ridicare, H;

-        din diagramele de alegere a pompelor in functie de H determinat anterior si Q estimat a fi extras se alege tipul de pompa;

-        cunoscand tipul pompei, cu ajutorul curbelor de performanta ale pompei se determina viteza de rotatie si puterea de antrenare functie de H si Q;

-        se calculeaza raportul de reducere a turatiei:

                                                     

-  din fisa pompei se aleg caracteristicile acesteia:

-   numarul de etaje;

-    lungimea rotorului;

-    lungimea statorului;

-    filetul rotorului;

-    filetul statorului

-    diametrul exterior al pompei

      -   se efectueaza calculul de rezistenta al garniturii de prajini de pompare.

IV.7. Proiectarea unei instalatii de pompare cu pompe

elicoidale

Datele initiale pentru cele doua sonde sunt:

         

Date

Sonda  720

Sonda  840

Debitul sondei, m3/zi

19.8

2.4

Densitatea titeiului, kg/m3

840

840

Densitatea apei, kg/m3

1050

1050

Vascozitatea titeiului, cP

3

3

Vascozitatea apei, cP

1

1

Procentul de impuritati, %

73

23

Diametrul nominal al tevilor de extractie, in

27/8

27/8

IV.7.1. Sonda 720

-    Pompa se fixeaza la adancimea : Hfix=2235 m

-    Adancimea de scufundare a pompei ( submergenta pompei ) : Hsub=50 m

-    Pierderile prin frecare in tevile de extractie :


                                                             m/s

       

       


         

                                                               

       

       

1. Se calculeaza inaltimea de pompare:

         m

        2. Se alege pompa 60TP2000 din seria 27/8 in :

          

            - viteza de rotatie            n = 190 rot/min

            - puterea de antrenare      N = 12 CP

        Din fisa pompei se aleg caracteristicile acesteia :

            - numarul de etaje            43 etaje

            - lungimea rotorului          5.7 m

            - lungimea statorului         5.223 m

            - filetul rotorului              13/8 in

            - diametrul exterior al pompei    94 mm

       

        Pentru efectuarea calcului de rezistenta al garniturii se calculeaza astfel :

        3. Se calculeaza greutatea coloanei de lichid din tevile de extractie :

 

        4. Se calculeaza factorul de flotabilitate :

       

        5. Se calculeaza greutatea prajinilor de pompare in aer :

                                                                          N

        6. Se calculeaza efortul unitar de tractiune cu relatia :


         

        7. Se calculeaza momentul de torsiune cu relatia :


                                                       Nm

        8. Se calculeaza modulul de rezistenta polar cu relatia :

                                                  m3

        9. Se calculeaza efortul unitar cu relatia :

         

        10. Se calculeaza efortul unitar echivalent solicitarii compuse conform celor doua teorii de rezistenta :


 


        11. Se calculeaza efortul unitar admisibil corespunzator otelului 41 Mo Cr 11 :

       

         

        Se observa ca este indeplinita conditia de rezistenta, deci dimensionarea este corecta.

IV.7.2. Sonda 840

-    Pompa se fixeaza la adancimea : Hfix=2364 m

-    Adancimea de scufundare a pompei ( submergenta pompei ) : Hsub=50 m

-    Pierderile prin frecare in tevile de extractie :

                                                             m/s

       

                                                                  

       

       

       

                                                                m

       

                                                  m

        1. Se calculeaza inaltimea de pompare:

          m

2. Se alege pompa 60TP2000 din seria 27/8 in :

          

            - viteza de rotatie            n = 70 rot/min

            - puterea de antrenare      N = 4 CP

        Din fisa pompei se aleg caracteristicile acesteia :

            - numarul de etaje            43 etaje

            - lungimea rotorului          5.7 m

            - lungimea statorului         5.223 m

            - filetul rotorului              13/8 in

            - diametrul exterior al pompei    94 mm

       

        Pentru efectuarea calcului de rezistenta al garniturii se calculeaza astfel :

       

3. Se calculeaza greutatea coloanei de lichid din tevile de extractie :

 

        4. Se calculeaza factorul de flotabilitate :

       

        5. Se calculeaza greutatea prajinilor de pompare in aer :


                                                                          N

        6. Se calculeaza efortul unitar de tractiune cu relatia :


         

        7. Se calculeaza momentul de torsiune cu relatia :


                                                       Nm

        8. Se calculeaza modulul de rezistenta polar cu relatia :

                                                  m3

        9. Se calculeaza efortul unitar cu relatia :


         

        10. Se calculeaza efortul unitar echivalent solicitarii compuse conform celor doua teorii de rezistenta :

 


        11. Se calculeaza efortul unitar admisibil corespunzator otelului 41 Mo Cr 11 :


         

            Se observa ca este indeplinita conditia de rezistenta, deci dimensionarea este corecta.

                                               

CAPITOLUL V

POMPAJ CENTRIFUGAL

V.1 GENERALITATI

            Pompele centrifuge submersibile au fost aplicate prima data in extractia titeiului in anul 1928. Cele mai folosite pompe centrifuge sunt cele de tip REDA (ruskii electrodvigatel Arutinova, dupa numele inventatorului de origine rusa Serghei Arutinov, care a propus sistemul inca din anul 1916). Aceste pompe sunt construite pentru o gama foarte mare de debite de la 30-40 m3/zi pana la 6.000-8.000 m3/zi, in functie de diametrul coloanei in care se introduc. Ele se folosesc in special pentru extragerea unor debite mari de lichid, fiind recomandabile si in cazul titeiurilor foarte vascoase precum si la extractia titeiului din sonde deviate.

            Temperatura maxima la care rezista un motor obisnuit este de 70-80 0C, dar se construiesc si pompe (din materiale speciale) care rezista pana la 150 0C.

Pompa functioneaza cu randament maxim atunci cand aspira lichid curat. Ea poate vehicula si cantitati moderate de gaze, cantitatile prea mari de gaze ducand totusi la o functionare ineficienta a pompei sau chiar la blocarea ei. In caz de blocare se opreste pompa, gazele ridicandu-se in timp la suprafata datorita densitatii lor mai mici.

            Adancimea minima de scufundare a pompei in lichid este de 30-50 m.

V.2.COMPONENTELE INSTALATIEI DE FUND SI DE  SUPRAFATA

            Schema generala a unei instalatii de pompaj centrifuga este prezentata in fig. 3.1. Ansamblul de pompare se compune din trei parti distincte, asamblate prin bride si buloane, iar axele lor prin mufe cu caneluri. Asezarea lor, pornind de jos in sus, este urmatoarea: electromotorul, protectorul si pompa. La sondele cu nivel dinamic mic, montajul ansamblului de pompare se poate inversa, asezand pompa la partea inferioara, iar electromotorul la partea superioara.

Figura 5.1. Schema generala a unei instalatii de pompaj centrifugal

            Motorul (sau electromotorul submersibil) este de tip asincron, trifazat cu rotorul in scurtcircuit. El este bipolar si are o viteza de rotatie de 2.900 - 2.915 rot/min la o frecventa a curentului de alimentare de 50 Hz si o viteza de 3.475 - 3.500 rot/min la o frecventa de 60 Hz. Motorul este umplut cu ulei de transformator, special, dielectric, cu o constanta dielectrica de minim 30 si bun conductor termic.

            Uleiul joaca rolul de lubrefiant pentru piesele in miscare, dar fiind si bun conductor termic, permite transferul caldurii generate in motor catre fluidul din sonda, care urca pe langa el spre pompa. Din acest motiv motorul se plaseaza sub pompa, imediat deasupra perforaturilor (pentru ca fluidul din sonda sa circule pe langa el si sa-l raceasca). Pentru a preveni incalzirea excesiva in momentul in care pompa nu trage, fie datorita lipsei de nivel, fie datorita unei avarii, motorul se opreste automat. Verificarea opririi motorului pentru debit Qs0 se poate face prin inchiderea ventilului de pe iesirea laterala a fluidului din sonda.

           

Alegerea voltajului motorului se face in functie de adancimea de fixare a pompei. Pentru a micsora pierderile de energie electrica prin cablu, la adancimi mari se lucreaza cu motoare actionate la tensiune inalta (aproximativ 1400 V) si la intensitate mica. La adancimi medii tensiunea este de circa 800 V, iar la adancimi mici de 400 V. Intensitatea curentului variaza de la 12 la 130 A.

            Motorul este alcatuit dintr-un rotor si un stator. Axul rotorului este gol in interior, avand canale radiale in dreptul lagarelor, pentru realizarea ungerii acestora. O mica turbina asigura circulatia uleiului spre mantaua motorului, pentru racirea sa in contact cu fluidul din sonda. Axul este prevazut la capete cu un manson canelat pentru cuplare.

            Statorul este construit din table de fier magnetice si nemagnetice.

            Motoarele se construiesc in diferite dimensiuni pentru a putea fi introduse in coloane de exploatare de 4 1/2, 5 1/2, 6 5/8 in si mai mari. Avand diametrul exterior limitat, cresterea puterii se obtine prin marirea lungimii motorului, respectiv prin montarea motoarelor in tandem. Lungimea unui motor de dimensiuni mai mari este de 8÷9 m si puterea de 200÷250 CP, in timp ce motoarele in tandem pot ajunge la o lungime de 25÷30 m si o putere de 1.000 CP.

Figura 5.2. Schema si principiul de functionare al protectorului

            Protectorul are rolul de a izola motorul si uleiul de transformator din el de fluidele din sonda. Uleiul din motor este izolat de fluidul din sonda prin intermediul unui lichid tampon cu densitate mare. Niste vase comunicante coaxiale permit expansiunea si contractia uleiului din motor (fig. 5.2). Datorita comunicatiei directe intre fluidul din sonda, lichidul tampon si uleiul de motor, presiunea din interiorul motorului este intotdeauna egala cu presiunea din sonda. Capetele axului sunt prevazute cu caneluri, pentru a transmite miscarea de la axul motorului la axul

            In fig. 5.3 este prezentat modul de asamblare a etajelor pompei pompei. Garniturile de etansare de la partea superioara impiedica migrarea uleiului din motor in lungul axului rotorului.

            Pompa submersibila este o pompa centrifuga multietajata,  alcatuita dintr-un rotor si un stator. Rotorul este format dintr-un ax vertical pe care sunt montate paletele (etajele) si este introdus intr-un cilindru metalic prelucrat fin in interior. Axul rotorului se roteste intre doua lagare: unul superior si altul inferior.

            Rotorul pompei se sprijina de statorul acesteia prin inele de textolit, astfel incat sarcinile axiale care apar in axul rotorului se transmit corpului pompei..

                                      Figura 5.3. Cuplul rotor-stator ce formeaza etajul unei pompe centrifuge

            Numarul de etaje determina inaltimea totala de ridicare a lichidului si puterea necesara de actionare. Forma si dimensiunile unui etaj determina debitul pompei.

            Pompele de mare debit pot avea un numar de aproximativ 700 etaje. In acest caz ele se confectioneaza din mai multe sectiuni si se asambleaza in tandem, la un capat fiind prevazute cu flanse, iar la celalalt cu locasuri pentru surub prezon. Axele se asambleaza prin mufe cu caneluri fiind confectionate din materiale rezistente la abraziune si coroziune, iar statorul din fonta.

            Separatorul de gaze se foloseste cand sonda produce gaze si se monteaza intre protector si pompa. Intrarea gazelor libere in treptele pompei conduce la formarea unor turbulente intre palete si stator care micsoreaza debitul pompei. Montarea unui separator de fund inainte de aspiratia pompei, imbunatateste intr-o masura oarecare aceasta situatie.

                                      Figura 5.4. Separatoare de gaze utilizate in pompajul centrifugal

            Principiul de functionare se bazeaza pe schimbarea directiei de miscare a fluidelor venite din sonda, astfel incat acestea sa execute o deplasare descendenta inainte de a fi aspirate de pompa (fig. 5.4.a). Aceasta miscare descendenta favorizeaza separarea gazelor.

            In fig. 5.4.b este prezentat un separator care functioneaza pe principiul separarii fazelor sub actiunea fortelor centrifuge, in functie de densitatea acestora. O elice rotitoare creeaza campul de forte centrifuge. Fluidele care vin din sonda sunt supuse actiunii acestor forte. Particulele de lichid avand densitate mai mare sunt aruncate spre periferia separatorului, de unde patrund in tragerea pompei, in timp ce gazele se plaseaza in jurul axului (formand un miez de gaze), fiind dirijat in spatiul inelar al sondei.

            Supapa de retinere are rolul de a mentine tevile de extractie pline cu lichid, cand pompa nu functioneaza. Ea impiedica astfel scurgerea lichidului prin pompa si rotirea acestuia in sens invers.

            Supapa de retinere se plaseaza la 2÷3 bucati de teava deasupra pompei. La sondele care produc cu gaze multe, aceasta se plaseaza la 7÷8 bucati de teava deasupra pompei, pentru a permite ridicarea si acumularea gazelor din pompa care a fost blocata, astfel incat in locul lor sa patrunda lichid si pompa sa poata fi repusa in functiune.

            Supapa de comunicatie (de golire) permite scurgerea lichidului din tevi, atunci cand pompa trebuie sa fie extrasa. Ea se monteaza la o distanta de o bucata de teava de extractie deasupra supapei de retinere.

            Centrorul, montat imediat sub motor, asigura o racire uniforma a motorului si protejeaza cablul de uzura prin frecare.

            Cablul electric, are rolul de a transporta energia electrica de la suprafata la motor. El este format din trei conductori de cupru sau aluminiu, izolati intre ei cu material plastic si protejati la exterior printr-o camasa flexibila de otel galvanizat sau polietilena. Sectiunea conductorilor variaza in functie de tensiunea curentului de alimentare a electromotorului.

            Profilul sectiunii cablului poate fi rotund sau plat. Cablul rotund este cel mai utilizat. Cablul plat se foloseste in zona ansamblului de fund sau la sondele cu spatiu inelar mic. Acest cablu plat este prevazut cu o protectie mecanica care poate fi obtinuta dintr-o armatura de otel, bronz sau otel special Monel, in scopul de a rezista conditiilor in care lucreaza.

            Temperatura obisnuita de lucru este de 70÷80 0C, cablul putand lucra la aceasta temperatura 8÷10 ani. Fiecare crestere de temperatura de 10 0C scurteaza aceasta durata la jumatate. O mare influenta in acest sens o are si natura chimica a fluidelor din sonda. In sondele cu temperaturi ridicate se utilizeaza cabluri speciale care pot rezista pana la 150 0C.

            Cablul se prinde de tevi cu ajutorul unor clame speciale. Lungimea totala a cablului va fi mai mare decat adancimea de fixare a pompei, astfel incat sa permita pozitionarea instalatiei de suprafata la o distanta de circa 30 m de gura sondei.           


Dimensiunea cablului electric se alege in functie de intensitatea curentului, de caderea de tensiune din cablu si de marimea spatiului inelar (dintre mufele tevilor de extractie si coloana). Caderea de tensiune din cablu se determina cu ajutorul nomogramei din figura 3.5.

                          Figura 5.5. Nomograma pentru calculul caderii de tensiune in cablu

Capul de pompare (pentru presiuni de 100÷200 bar) este prevazut la partea inferioara cu un dispozitiv special (tubing-head) de tip 'Hercules' pentru suspendarea tevilor de extractie (fig. 3.6), care asigura si etansarea in jurul tevilor si a cablului electric. Dupa fixarea acestuia, in prelungire, se monteaza un ventil principal si un teu de racordare la conducta de amestec, prevazut sau nu cu duza, dupa caz.

Partea electrica de la suprafata cuprinde: cutia de jonctiune, panoul de comanda si transformatorul.


     Figura 5.6. Dispozitiv de suspendare  a tevilor de extractie

Cutia de jonctiune se plaseaza intre capul de pompare si panoul de comanda. Aici se leaga cablul de la panoul de comanda cu cablul care patrunde in sonda. Tot aici sunt scurse in atmosfera gazele care pot migra in lungul cablului care patrunde in sonda si alimenteaza motorul.         


Patrunderea acestor gaze in panoul de comanda ar genera pericol de foc si explozie. Pentru prevenirea acestei situatii se foloseste metoda REDA prezentata in fig. 3.7.

                                                        Figura 5.7. Cutie de jonctiune

            Panoul de comanda se construieste pentru tensiuni intre 440÷4800 V. El se alege in functie de intensitatea curentului, tensiune si putere.

            Panoul de comanda poate avea o constructie simpla cu buton de contact si protectie contra supraincarcarii sau poate fi mai complicat, continand: inregistrator de presiune si voltaj, dispozitiv de oprire a curentului cand pompa nu debiteaza, releu de timp pentru functionarea periodica a pompei, dispozitive de alarma si control de la distanta, etc. El se monteaza la o distanta de circa 30 m de gura sondei.

            Transformatorul poate fi un autotransformator trifazat, un transformator trifazat sau un grup de trei transformatoare monofazate. El are ca scop transformarea tensiunii curentului primar din retea intr-un curent cu tensiunea necesara motorului. Se construieste pentru tensiuni de 565÷2.650 V.

V.3.INALTIMEA DE POMPARE (RIDICARE)

            Pentru a calcula inaltimea de pompare H dezvoltata de un rotor se fac urmatoarele propuneri:

-     fluidul paraseste paleta (elicea) rotorului tangential la suprafata laterala care o margineste;

-     elicea si sectiunea este plina in permanenta cu lichid (nu exista separatie sau vid);

-     vitezele fluidului, in puncte similare pe liniile de curent, au aceeasi valoare.

            Inaltimea de ridicare calculata astfel se numeste 'inaltime teoretica de ridicare'.

                                         Figura 5.8. Masa elementara de fluid supusa fortelor centrifuge

            Pentru a determina distributia presiunii se considera un element de fluid (fig.3.8) de masa dm, astfel incat se poate scrie:

                       (5.1)

            Forta centrifuga care actioneaza asupra acestei mase elementare este:

    (5.2)

termenul  reprezinta acceleratia in miscarea circulara uniforma.

            Cresterea de presiune datorita actiunii fortei centrifuge va fi:

  (5.3)

            tinand seama ca w=const si integrand intre R1 si R2 rezulta:

     (4.4)

unde  este viteza tangentiala.

            Inaltimea de pompare datorata fortei centrifuge este:

            (5.5)

            Neglijand pierderile de energie rezultate din curgerea prin paleta rotorului rezulta ca lucrul mecanic efectuat de elice este egal cu diferenta dintre energia totala a fluidului la iesirea din paleta si cea de la intrarea in paleta. Aceasta poate fi exprimata sub forma de inaltime de ridicare, (P/rg), fiind inaltimea teoretica de ridicare.

            Inaltimea totala de ridicare Htotal, este compusa dintr-o inaltime de ridicare datorita energiei potentiale Hpot, si o inaltime de ridicare datorita vitezei. Deci:

(5.6)

            Asa cum s-a aratat mai sus U este viteza tangentiala (fig. 5.9.a), iar V este viteza absoluta a fluidului rezultata din compunerea vitezei U cu viteza relativa W care urmareste profilul paletei (tangenta la profilul lamei laterale).


            Valorile vitezelor absolute se determina grafic, prin compunere dupa regula compunerii vectorilor (se formeaza un triunghi al vitezelor) - fig. 5.9.b.

   Figura 5.9. Triunghiul vitezelor la curgerea fluidului printr-o paleta

            Cresterea energiei potentiale (de fapt o crestere de presiune) de la intrarea la iesirea din paleta se face pe seama actiunii fortei centrifuge si a variatiei vitezei relative W. Rezulta:

    (5.7)

tinand seama ca W1 > W2, datorita sectiunii mai mici a paletei in zona de intrare.

            Inlocuind relatia (7) in relatia (6) rezulta:

                    (5.8)

            Conform figurii 3.9.b rezulta:

        (5.9)

si

    (5.10)

            Inlocuind (5.9) si (5.10) in (5.8) rezulta:

  (5.11)

sau

      (5.12)

unde Vq1 si Vq2 reprezinta proiectiile lui V1 si V2 pe axa vitezei U.

            Ecuatia (5.12) numita si ecuatia lui Euler este una din ecuatiile fundamentale utilizate la proiectarea pompelor centrifuge. Examinand relatia (5.12) se observa ca aceasta nu contine densitatea lichidului. Rezulta ca o paleta, pentru o viteza de rotatie data, va genera aceeasi inaltime totala de ridicare, indiferent de densitatea lichidului; rezulta, totodata, ca presiunea la iesire si puterea absorbita de pompa depind de densitatea lichidului (fig. 5.10).

                              Figura 5.10. Efectul densitatii asupra inaltimii de ridicare a pompelor centrifuge

Prin rotire, daca densitatea fluidului este mai mare, el capata o energie la iesire mai mare, dar in acelasi timp si coloana pe care urca lichidul respectiv are o densitate mai mare, astfel ca indiferent de lichid, acesta urca pe aceeasi inaltime. Presiunea la refulare va fi insa diferita, precum si puterea dezvoltata si absorbita de pompa.

Daca o pompa care vehiculeaza apa se umple cu gaze in loc de apa, presiunea de descarcare scade atat de mult incat gazele nu pot patrunde in conducta verticala plina cu apa. Gazele raman in paleta si curgerea prin pompa inceteaza, aceasta blocandu-se cu gaze. Daca se opreste pompa, gazele se ridica spre suprafata datorita densitatii lor mai mici.

Este de mentionat ca inaltimea reala de ridicare este mai mica decat inaltimea rezultata din relatia (5.11), datorita pierderilor hidraulice prin frecare.

Pentru un debit de refulare al pompei Qs0 se obtine inaltimea virtuala de ridicare:

(5.12)

Hvirtual se obtine stranguland iesirea lichidului pana cand presiunea de refulare atinge valoarea maxima pentru Qs0.

            In acest caz W1s0, W2s0, U1s0, V1s0 si, deoarece W2s0 rezulta V2sU2; in consecinta relatia lui Euler se transforma in relatia (5.12).

            Cu cat debitul Q este mai mare cu atat H va fi mai mic.

V.4.CURBELE DE FUNCTIONARE ALE POMPELOR CENTRIFUGE

            Curbele de functionare (curbele caracteristice) ale pompelor se obtin la un numar constant de rotatii: 2915 rot/min si o frecventa de 50 Hz sau 3500 rot/min si 60 Hz.

            Practic aceste curbe se obtin pe un stand de proba, variind debitul produs Q, cu ajutorul unei duze reglabile si masurand in acelasi timp presiunea la aspiratie si la refulare, debitul de lichid si puterea absorbita de motor.

            Cresterea de presiune realizata de pompa este transformata in metri coloana de lichid,(H). Cresterea de presiune multiplicata cu debitul de lichid produs reprezinta puterea continuta in lichidul care iese din pompa sau puterea utila, Nu. Puterea absorbita de motor cuprinde, in plus, pierderile de energie prin frecare hidraulica, precum si pierderile de energie rezultate din frecarea partilor componente in miscare, pe unitatea de timp, Nm.

            Curbele de functionare ale pompei (fig. 5.11) reprezinta: Hsf(Q), Nmsf(Q),hsf(Q) si s-au trasat vehiculand prin pompa apa dulce, cu gras1, pompa fiind alcatuita din 100 etaje.

                                      Figura 5.11. Curbele de performanta ale unei pompe centrifuge

            Caracteristicile unei pompe centrifuge variaza cu numarul de rotatii ale motorului, n, cu densitatea lichidului pompat si cu vascozitatea acestuia, astfel:

-cu numarul de rotatii al motorului, n:

            Daca la o pompa se schimba numarul de rotatii pe minut, atunci:

     (5.13)

    (5.14)

deoarece

        (5.15)

dat fiind ca N s Q presiune s f (n) f (n2)

            Daca rotorul si difuzorul isi schimba toate dimensiunile intr-un anumit raport, viteza ramanand constanta, rezulta:

        (5.16)

deoarece viteza UswR, iar sectiunea de scurgere este proportionala cu D2

(5.17)

deoarece

, iar            (5.18)

tinand seama ca N s Q presiune.

            In relatiile de mai sus D reprezinta diametrul pompei.

-cu densitatea lichidului pompat:

            Daca unei densitati ii corespunde un debit Q1, o inaltime diferentiala H1, o presiune de refulare P1 si o putere absorbita N1, pentru o densitate , vom avea:

          (5.19)

-cu vascozitatea lichidului pompat;

            Curbele de comportare ca cele prezentate in fig. 3.11, pentru pompele REDA, au in vedere lucrul cu apa pura.

            Pentru a determina influenta vascozitatii lichidului, s-au efectuat incercari. Cele mai bune rezultate pentru evaluarea influentei vascozitatii s-au obtinut pe cale experimentala. In acest sens pentru determinarea lui Q, H, si se folosesc urmatoarele relatii:

     (5.20)

       (5.21)

       (5.22)

            Coeficientii CQ, CH, si Ch se determina din nomograma prezentata in fig. 5.12, nomograma trasata pe baza de date experimentale.

                       Figura 5.12. Coeficienti de corectie care intervin la pomparea fluidelor vascoase

                V.5.CORELATIA DE FUNCTIONARE STRAT - POMPA

            Pentru ca o pompa centrifuga sa functioneze in conditii optime, trebuie sa existe o corelare intre parametrii de functionare ai pompei si parametrii de lucru ai stratului productiv.

            Astfel, inaltimea totala de ridicare a pompei, H, egala cu diferenta dintre presiunea de refulare si presiunea de aspiratie exprimata in metri coloana de lichid pentru un debit dat Q, trebuie sa fie in concordanta cu capacitatea de debitare a stratului la presiunea de aspiratie a pompei. Aceasta corelare poate fi facuta atat analitic cat si grafic. Determinarea grafica rezulta pe baza intersectiei curbei de functionare a pompei Q s f (H) si a curbei conventionale a sondei.

                                           Figura 5.13. Curba conventionala a sondei

            Trebuie precizat ca exista o deosebire importanta intre curba caracteristica a sondei si curba conventionala a acesteia. Astfel, curba caracteristica a sondei, obtinuta in urma cercetarii acesteia, reprezinta variatia debitului sondei in functie de nivelul dinamic (care reprezinta inaltimea utila de ridicare a lichidului de catre pompa).

            Curba conventionala (fig. 5.13) reprezinta variatia lui Q in functie de nivelul dinamic Hd, masurat de la suprafata (metri coloana de lichid), plus toate celelalte pierderi de presiune (pierderile de presiune prin frecare, presiunea in separator, presiunea in capul de eruptie, etc.) exprimate tot in metri coloana de lichid.

            Din fig. 5.13 se observa ca:

           (5.23)

unde: Q este debitul sondei, m3/zi;

Hd-Hs este diferenta dintre nivelul dinamic si static din sonda, metri coloana de lichid;

IP este indicele de productivitate, m3/zi·metri coloana de lichid.

            Rezulta:

 si            (5.24)

            Pentru ca debitul Q dat sa ajunga la separator, este necesara o presiune de refulare la pompa, conform fig. 3.13, exprimata in metri coloana de lichid, data de relatia:

          (5.25)

in care Hd depinde de debitul stratului (relatia 5.24), la fel ca si pierderea de presiune prin frecare, Hfr.tevi, iar HCE reprezinta presiunea din capul de eruptie P2, exprimata in metri coloana de lichid.

(5.26)

in care: Hsep este presiunea din separator, metri coloana de lichid;

 D z :diferenta de nivel intre sonda si separator, metri.

            Relatia (5.25) reprezinta ecuatia curbei conventionale a sondei, iar H se numeste inaltimea dinamica totala de ridicare.

            Rezolvarea analitica se face prin egalarea lui H dat de relatia (5.25) cu H dat de pompa, pentru acelasi debit Q.

            Rezolvarea grafica se face intersectand curba conventionala a sondei cu o curba Q s f (H) cum este cea din figura 5.11.

            Este recomandabil ca valoarea lui H corespunzatoare corelatiei dintre functionarea pompei si a stratului productiv sa se situeze in zona de eficienta sau randament (h) maxim al pompei (zona umbrita din fig. 5.11). Este, de fapt, zona debitelor optime de lucru care duc la eficienta maxima.

            Debitul optim din figura 5.11 trebuie sa se situeze intre limitele stabile pentru un randament maxim, in scopul asigurarii unei functionari optime, fara a se produce o deteriorare mecanica a treptelor (etajelor) pompei.

Alegerea pompei se face in functie de debitul pe care trebuie sa-l produca sonda si care trebuie sa se situeze in limitele optime pe curbele Hsf(Q), de inaltimea de ridicare si de diametrul coloanei. Cea mai economica alegere se refera la cel mai mare diametru pe care-l permite coloana.

            Practic nu este posibil sa se construiasca pompe centrifuge ale caror caracteristici de functionare sa corespunda exact cu caracteristicile conventionale ale sondei. O pompa poate sa dezvolte presiuni si debite mai mari sau mai mici decat cele impuse de conditiile unui regim de lucru optim al sistemului strat-pompa. Prin modificarea unor parametri caracteristici ai pompelor se poate ajunge la o apropiere intre parametrii de functionare ai pompei si parametrii de lucru ai stratului productiv.

            Numarul de etaje (trepte) al pompei rezulta impartind inaltimea totala de ridicare necesara, H, data de relatia (5.25), la inaltimea de ridicare data de un etaj al pompei respective pentru debitul sondei.

            Puterea motorului de actionare se obtine inmultind puterea pe un etaj, de pe curba N s f (Q), cu numarul de etaje si inmultind mai departe cu densitatea relativa a lichidului in raport cu apa pura, gra.

Limitarea debitului pompei prin duze

            In scopul limitarii debitului unei pompe se pot monta duze la gura sondei, creandu-se astfel rezistentele locale care maresc pierderile de presiune si conduc in final la cresterea valorii lui Hfr. Astfel, pentru aceeasi valoare a debitului de lichid, Q, creste valoarea corespunzatoare a presiunii de refulare, H, iar curba conventionala a sondei va fi mai ridicata. Practic, se modifica curba conventionala a sondei pentru a realiza corelatia de functionare strat-pompa in zona optima de functionare (aproape de varful eficientei maxime).

            In fig. 5.14 este prezentat modul de realizare a corelatiei de functionare strat-pompa in zona optima cu ajutorul unei duze. Curba 1 reprezinta curba conventionala a sondei fara duza, iar curba 2 curba conventionala a aceleiasi sonde, careia i s-a creat o contrapresiune in tevile de extractie prin montarea unei duze in capul de pompare.

            Punctul B' de pe curba conventionala a sondei fara duza, 1, corespunde aceluiasi debit Qopt, insa cu H'opt<Hp, ceea ce inseamna ca pompa dezvolta o presiune mult mai mare decat cea necesara functionarii normale a sondei.

               Figura 5.14. Corelatia de functionare strat-sonda efectuata cu ajutorul unei duze

            Prin variatia orificiului duzei, se poate crea o cadere de presiune, astfel incat curba conventionala a sondei sa fie deplasata in asa fel incat intersectia dintre aceasta si curba de functionare a pompei, Hp, sa corespunda debitului optim, Qopt, al sondei, respectiv presiunii, Hopt, de pe curba conventionala corespunzatoare.

            Punctul B rezultat din intersectia curbei conventionale a sondei cu duza, 2 si curba de functionare a pompei Hp, corespunde conditiilor unui regim de lucru optim al sistemului strat-pompa, obtinut cu aceeasi pompa, prin montarea unei duze la suprafata.

            Curba h1 reprezinta randamentul instalatiei fara duza, iar curba h2 randamentul instalatiei cu duza.

Metoda de limitare a debitului pompei prin duze este comoda si simplu de realizat, dar prezinta urmatoarele inconveniente:

·        micsoreaza randamentul de lucru al pompei, proportional cu marimea caderii de presiune din duza;

·        uzeaza prematur rulmentul axial al pompei, aparatele de ghidaj, etc., datorita cresterii fortei de presiune axiale.

Limitarea debitului pompei prin modificarea numarului de etaje

            Prin modificarea numarului de etaje ale pompei, curba conventionala a sondei ramane aceeasi, in schimb curba de functionare a pompei poate fi deplasata. Astfel, prin cresterea numarului de etaje, curba de functionare tinde catre debite mari, iar prin scaderea numarului de etaje, tinde catre debite mici. Practic in acest caz se modifica curba de functionare a pompei, pentru a realiza corelatia de functionare strat-pompa in zona de functionare.

            In fig. 5.15 este prezentat modul de realizare a corelatiei de functionare strat-pompa in zona optima prin modificarea numarului de etaje. Curba Hp1 reprezinta curba de functionare a pompei P1 careia i s-a scos un numar de etaje, astfel incat punctul B rezultat din intersectia acesteia din urma si curba conventionala a sondei, sa corespunda debitului optim al sondei Qopt, respectiv lui Hopt.

Figura 5.15. Corelatia de functionare a sondei realizata

prin modificarea numarului de etaje 

            Numarul de etaje care trebuie scoase pentru ca debitul pompei sa fie egal cu debitul optim al sondei se determina cu relatia:

                      (5.27)

in care:

Dne       reprezinta numarul de etaje care trebuie scoase din pompa;

Hopt      presiunea necesara obtinerii debitului optim, Qopt, metri coloana de lichid;

Hp        presiunea dezvoltata de pompa pentru Qp = Qopt, metri coloana de lichid];

ne         numarul de etaje al pompei;

            Valoarea lui Hopt se obtine de pe curba conventionala a sondei sau din relatia (5.25). Valoarea lui Hp se obtine de pe curba de functionare a pompei prezentata in fig. 5.11.

            In cazul in care Dne<0, inseamna ca pompei trebuie sa i se adauge un numar de ne etaje.

            S-a constatat ca in cazul limitarii debitului prin modificarea numarului de etaje al pompei se obtine acelasi debit, dar cu un randament de circa doua ori mai mare decat in cazul limitarii prin duze.

            Din fig. 5.15 se observa ca prin micsorarea numarului de etaje al pompei, randamentul instalatiei ramane in mod practic acelasi.

V.6. POMPE CENTRIFUGE INTRODUSE CU CABLU

            Sistemul se recomanda in zonele greu accesibile precum si pe platformele marine. Prin acest sistem se micsoreaza timpul de interventie necesar pentru schimbarea instalatiei de fund, reducandu-se totodata si costurile aferente acestei lucrari. De mentionat ca acest sistem se aplica numai la sondele care au coloane de exploatare cu diametru mare.

            In fig. 3.16 este prezentata o instalatie cu pompa centrifuga submersibila suspendata prin cablu. Spre deosebire de instalatiile obisnuite, motorul se afla la partea superioara si pompa la partea inferioara, motorul fiind racit de fluidul care circula prin spatiul inelar dintre el si tevile de extractie. Lacasul de reazem are o garnitura care etanseaza pe pompa si lacasurile in care patrund niste clicheti (catei) care ies in afara atunci cand pompa este in lacas si cablul se slabeste. Astfel pompa se blocheaza in lacas si nu poate fi aruncata in sus de presiunea de fund care creste atunci cand pompa nu functioneaza. Cand se trage in sus cablul, acesta fiind in legatura cu un ax care a impins cateii in afara, ii retrage si pompa se elibereaza din locas.

 Cablul este prevazut cu un dispozitiv de siguranta montat la racordul cablului, pentru cazul cand pompa nu poate fi ridicata din lacas. Dispozitivul permite degajarea cablului la o anumita forta la care acesta rezista, in sonda ramanand numai racordul prevazut cu niste rizuri, astfel ca sa se poata instrumenta cu usurinta dupa el.


.                       Figura 5.16. Schema de ansamblu a pompei centrifuge introduse cu cablu

            La schimbarea pompei sonda nu mai trebuie omorata, deoarece la tevile de extractie este atasata o valva de siguranta sferica. Aceasta este mentinuta in pozitie deschisa de catre presiunea de refulare a pompei ce actioneaza asupra unui piston care deschide valva comprimand un arc. Daca pompa se opreste, presiunea in tevi scade si arcul inchide supapa. In felul acesta  sonda este in siguranta si pompa poate fi extrasa.

            Deasupra capului de pompare exista un prevenitor cu inchidere pe cablu, peste care se monteaza un lubricator, astfel ca pompa poate fi introdusa si extrasa sub presiune.


            Instalatia de manevra (fig. 5.17) este montata pe un sasiu metalic fiind transportabila. Mastul acestuia poate lucra vertical sau in pozitie inclinata. Mastul cu un singur picior de 13,10 m, are la partea superioara un geamblac, fiind montat pe un cilindru hidraulic care permite aplicarea unei forte suplimentare de tractiune, atunci cand apar instrumentatii mai dificile.

Figura 5.17. Instalatia de manevra a pompelor centrifuge introduse cu cablu

            Cablul este infasurat peste geamblac, trecut apoi peste o rola fixa de ghidare si de aici peste niste role de intindere. De la rolele de intindere cablul merge la toba de infasurare.

            Mastul a fost proiectat pentru a facilita deservirea sondelor sapate inclinat de pe platformele marine. Acesta poate lucra la o inclinare de 22030', 250, 27030', 300,sau in pozitie verticala.

            O alta caracteristica a mastului o constituie cilindrul hidraulic. Daca extragerea pompei necesita o forta mai mare decat cea oferita de rolele de intindere, acestea sunt blocate si se aplica o forta hidraulica de peste 45 tf. Aceasta forta este data de o pompa hidraulica actionata de un motor Diesel.


V.7.   EXEMPLU DE CALCUL

                                      Datele initiale pentru sonda 720 sunt:

Date

Sonda

720

Diametrul coloanei de exploatare, in

5 1/2

Oglinda sondei, m

2460

Interval perforat, m

2359-2260

Presiunea de fund statica, bar

90

Presiunea de fund dinamica, bar

82

Presiunea in capul de eruptie, bar

6

Debitul sondei, m3/zi

19.8

Densitatea titeiului, kg/m3

840

Densitatea apei, kg/m3

1050

Vascozitatea titeiului, cP

3

Vascozitatea apei, cP

1

Tensiunea superficiala a titeiului, dyn/cm

25

Tensiunea superficiala a apei, dyn/cm

60

Procentul de impuritati, %

73

Diferenta de nivel sonda-parc, m

-20

Diametrul nominal al tevilor de extractie, in

2 7/8

Indicele de productivitate, m3/zi×bar

6.5

SONDA “720” BOLDESTI:

-    Pompa se fixeaza la adancimea : Hfix=2235 m

-    Adancimea de scufundare a pompei ( submergenta pompei ) : Hsub=50m

-    Pierderile prin frecare in tevile de extractie :


                                                             m/s

       

       


         

                                                               

       

       

1. Se calculeaza inaltimea de pompare:

         m

2.     Alegerea pompei:

Se alege o pompa REDA tip DN-280-45 E din seria 400cu urmatoarele caracteristici:

  • diametrul exterior :10.16mm;
  • limitele optime ale debitului: 13÷66 m3/zi;
  • limitele minima-maxima ale debitului: 16÷72 m3/zi;
  • inaltimea de pompare: 4.25 m/etaj;
  • puterea motorului electric: 0.045 cP
  • randamentul pompei: 30 %

3.     Inaltimea de pompare pentru un etaj:

    m/etaj

4.     Puterea motorului electric pentru un etaj:

   CP/etaj

5.     Numarul de etaje necesar asigurarii inaltimii de pompare:

         etaje

- se aleg doua sectiuni a cate 228.5etaje, total 457 etaje

6.     Puterea necesara actionarii pompei:

            CP

         bar

pr este presiunea de refulare a pompei

            cP

7.     Alegerea motorului electric: se alege un motor electric seria 540

-puterea 8.5 CP

-tensiunea 367 V

-intensitatea 15 A

POMPAJUL HIDRAULIC

1.GENERALITATI

            Pompajul hidraulic se poate realiza folosind pompe cu piston sau pompe cu jet, ambele actionate hidraulic de catre un fluid motor.

                       POMPE HIDRAULICE CU PISTON 

            Pompele hidraulice cu piston utilizeaza principiul transmisiilor hidrostatice. Astfel, la pompele hidraulice pistonul pompei este actionat direct de un motor hidraulic. Motorul este actionat hidraulic de catre fluidul introdus de la suprafata unde se afla generatorul hidraulic.

            Primul sistem de pompare avand la baza acest principiu a fost conceput si utilizat in anul 1875 ce H.W. Fawcett, fluidul motor fiind la acea vreme aburul. Utilizarea aburului limita metoda doar pentru sondele cu diametre mari si adancimi mici, motiv pentru care treptat a fost abandonata (1920). Pastrand principiul metodei, dar inlaturand dezavantajele constructive si schimband fluidul motor s-au elaborat in continuare diverse solutii cum ar fi pompajul hidraulic cu presiune oscilatorie (R.H. Russel in 1920). Si acest sistem s-a dovedit dezavantajos deoarece datorita alungirii tevilor de extractie si compresibilitatii fluidului motor, volumul care trebuia refulat de pompa de la suprafata pentru realizarea cursei pistonului pompei de adancime era foarte mare. Aceasta conducea la diametre mari ale pistoanelor pompei de suprafata, care trebuia sa realizeze in acelasi timp si presiuni de lucru ridicate. Tot datorita compresibilitatii fluidului motor era dificila corelarea simultaneitatii pompei de suprafata cu agregatul de adancime.

            Aceste dezavantaje au fost eliminate prin aparitia in anul 1932 a solutiei concepute de firma KOBE, care asigura functionarea rectilinie alternativa a motorului de adancime prevazut cu sistem de distributie in conditiile unui debit constant de fluid motor pompat de la suprafata. Ulterior constructia acestor pompe s-a perfectionat continuu, detaliile constructive s-au diversificat, solutia fiind preluata si de alte firme (BYRON-JACKSON, OILMASTER, JOHNSON FLAGG, PACIFIC, DEMPSEY, SARGENT, ARMES, etc.), dar utilajul specific este intalnit in limbajul curent tot sub denumirea de “pompe KOBE”.

5.2.  PRINCIPIUL DE FUNCTIONARE

            In figura 5.1. este prezentata schema clasica a unei pompe hidraulice cu piston tip Kobe. Pompa este alcatuita dintr-un motor hidraulic actionat de presiune 1, dintr-o pompa cu piston 2 si un sertar (valva) de distributie 3. Coordonarea functionarii acestor trei elemente componente este data de tija 4. Tija leaga cele doua pistoane si este strabatuta de un canal longitudinal prin intermediul caruia se realizeaza atat ungerea pistoanelor, cat si egalizarea presiunilor care actioneaza pe capetele tijei. Debitul fluidului motor este constant, dar datorita valvei de


Figura 5.1. Schema de functionare a

unei pompe hidraulice cu piston

 

distributie cu patru cai este dirijat succesiv pe fata superioara, respectiv inferioara a pistonului motor, care astfel executa miscarea alternativa.

            In sonda se introduce o garnitura de tevi de extractie prevazuta la partea inferioara cu un separator de gaze si cu un dispozitiv de fixare a pompei hidraulice. Prin interiorul acestei garnituri se introduce pompa hidraulica cu ajutorul altei garnituri de tevi cu diametrul mai mic si se fixeaza in dispozitivul de fixare, realizandu-se astfel si etansarea la partea inferioara a celor doua garnituri de tevi. Prin tevile inferioare se pompeaza de la suprafata fluidul motor care poate fi titei sau apa.

            Fluidul motor intra in motorul hidraulic prin valva de distributie cu patru cai. Sertarul (vezi fig. 5.2.) dirijeaza atat fluidul motor


activ, cat si fluidul motor refulat. Considerand ca pistonul motor executa cursa descendenta (fig. 5.2.a), fluidul motor sub presiune este dirijat de catre valva de distributie 1 prin canalele 2 deasupra pistonului 3, in timp ce fluidul motor refulat de sub piston este impins prin canalele 4, prin orificiile de evacuare ale valvei si apoi prin canalele 5, in spatiul inelar dintre cele doua garnituri de tevi, de unde urca la suprafata impreuna cu fluidul produs de sonda.

Figura 5.2. Sertarul de distributie a fluidului motor

            Cand pistonul ajunge la sfarsitul cursei descendente (fig. 5.2.b), datorita diametrului redus al capatului tijei, presiunea fluidului motor se exercita si pe fata inferioara a valvei de distributie. Aceasta fata avand o suprafata mai mare decat cea superioara, valva este deplasata in sus (fig 5.2.c), astfel ca fluidul motor este acum dirijat prin canalele 4 sub piston si acesta incepe cursa ascendenta. Datorita formei valvei de distributie, fluidul motor refulat de deasupra pistonului este impins prin canalele 2, prin orificiile de evacuare ale valvei, apoi tot prin canalele 5 in spatiul inelar.

            Cand pistonul ajunge la sfarsitul cursei ascendente (fig. 5.2.d), portiunea de diametru redus 7 a tijei din zona de deasupra pistonului pune in legatura fluidul aflat sub valva cu canalele 5 unde presiunea este mai mica; astfel, presiunea mare a fluidului motor impinge valva de distributie in jos ca in figura 5.2.a, apoi ciclul se repeta.

In acelasi timp cu deplasarea pistonului motor se produce si deplasarea pistonului pompei, ambele fiind fixate pe tija comuna 4. In cilindrul pompei (vezi fig 5.1.) se gasesc doua supape de admisie 5 si doua de refulare 6, primele comunicand cu sonda prin canalele 7, iar celelalte punand in comunicatie interiorul cilindrului pompei cu canalele de impingere a lichidului din sonda in spatul inelar. Deci, spre deosebire de pompele de extractie obisnuite, pompa hidraulica tip Kobe lucreaza cu dublu efect.

Pistonul pompei are o tija de prelungire 8 cu diametru egal cu cel al tijei pe care se afla pistonul motor si pistonul pompei, tija de prelungire fiind prevazuta insa cu un canal axial in scopul echilibrarii hidraulice a sistemului.

            Pentru realizarea ungerii suprafetelor de frecare, pistoanele au cate un sant circular care comunica cu canalul axial al tijei in care patrunde fluidul motor, asigurand astfel ungerea acestor suprafete.

            Jocul intre pistoane si cilindri este mult mai mic decat la pompele de adancime obisnuite, si anume intre 0.3 si 0.5 miimi de inch.

            In mod normal, cilindrul motor are acelasi diametru ca si cilindrul pompei. Pentru debite de lichid mai mari, pistonul pompei are diametrul mai mare decat al pistonului motor, iar la sondele de mare adancime, pentru a micsora presiunea de lucru, pistonul motor are diametrul mai mare decat al pistonului pompei.

            Constructiile perfectionate de pompe hidraulice cu piston sunt prevazute cu valva de distributie construita astfel incat sa realizeze si controlul vitezelor si acceleratiilor. Deoarece in deplasarea ei valva inchide si deschide o succesiune de orificii care stabilesc legatura intre fetele active (de arii diferite), valva se va deplasa cu viteze diferite in cursa sa de comutare. Astfel valva isi incepe comutarea cu viteza ridicata, iar la trecerea prin zona comutarii canalelor de legatura viteza este redusa pentru evitarea socurilor hidraulice, apoi valva trece in noua pozitie de asteptare cu viteza ridicata.

            Pompele hidraulice pot fi introduse cu tevile de extractie (fig. 5.3.) sau pot fi introduse si extrase hidraulic - pompe libere (fig. 5.4.).

            In cazul pompelor introduse cu tevi de extractie, pentru a folosi un singur rand de tevi, acestea se fixeaza in coloana de exploatare a sondei printr-un packer (fig. 5.3.b). Fluidul motor se pompeaza prin interiorul tevilor si se ridica la suprafata prin spatiul inelar dintre tevi si coloana de exploatare. Sistemul poate fi aplica numai la sondele cu ratii mici de gaze.

            In cazul sondelor  libere, introducerea si extragerea acestora, in si din sonda se face prin circulatia fluidului motor,conform schemei din fig.5.4.b.       

                                          

    Figura 5.3. Pompe hidraulice introduse cu tevi de  extractie                                                


         In figura 5.4.b este reprezentata pozitia valvei cu patru cai 1, in patru situatii caracteristice. Introducerea (pozitia a doua) si extragerea (pozitia a patra) pompei se realizeaza prin circulatia fluidului in sensul necesar, dirijat prin valva cu patru cai. Dupa ce pompa a ajuns jos si s-a fixat in lacas, se incepe pompare fluidului motor. In acest sistem fluidul motor este pompat prin garnitura de tevi de extractie cu diametru mare, ridicandu-se la suprafata prin cealalta garnitura impreuna cu fluidul produs de sonda (pozitia a treia). Se observa ca supapa fixa este normal inchisa, ea deschizandu-se doar in pozitia corespunzatoare functionarii pompei datorita presiunii dinamice de fund.


            Pentru extragerea pompei la suprafata, cu ajutorul valvei cu patru cai se inverseaza sensul de circulatie al fluidului motor in instalatie si anume facand ca acesta sa patrunda in sonda prin

 

Figura 5.4. Pompe hidraulice libere

garnitura de tevi cu diametru mic. In aceasta situatie fluidul motor isi exercita presiunea sub pompa, aceasta este scoasa din locas si ridicata spre suprafata. In momentul in care a ajuns la suprafata, pompa este prinsa intr-un cap de lansare special, dispozitivul de agatare a pompei angajandu-se intr-un zavor. Prin deplasarea capului de lansare pompa poate fi apoi scoasa din sonda.

            Folosirea pompelor libere este avantajoasa deoarece acestea pot fi schimbate rapid printr-o simpla manevra a valvei cu patru cai, fara sa mai fie necesara deplasarea la sonda a unei instalatii de interventie. De asemenea, la pompele libere se poate atasa un manometru de fund, inregistrarile de presiune putandu-se executa si interpreta foarte rapid.

            Se recomanda controlul pompelor cel putin o data la doua luni.

            Cele mai utilizate pompe hidraulice sunt cele de tip KOBE-ARMCO.

5.3.  AVANTAJELE POMPAJULUI HIDRAULIC

            Pompele hidraulice se preteaza mai bine decat oricare alta metoda artificiala de extractie a titeiului la sondele cu adancimi mari. De altfel, cea mai adanca sonda exploatata artificial (5500 m) a functionat in pompaj hidraulic. Pompajul hidraulic prezinta si alte avantaje:

-     poate produce o gama mare de debite la sondele cu presiuni mici de fund;

-     este adecvat pentru pomparea titeiurilor grele si vascoase;

-     este recomandabil la extractia titeiului din sondele deviate;

-     utilizeaza un cap de pompare simplu, care ocupa spatiu mic si poate fi plasat intr-o capsula inchisa (sub apa).

5.4.  SISTEME DE CIRCULATIE A FLUIDULUI MOTOR

Calitatea fluidului motor si, in special continutul de particule solide influenteaza durata de functionare a pompei.

Pierderea de fluid motor depinde de uzura creata de particulele abrazive si de vascozitatea acestora. Continutul in solide nu trebuie sa depaseasca 10..15 ppm (parti per milion), adica (10..15)×10-3 kg pentru titeiuri avand grt cuprinsa intre 0.825 si 0.875.

Pentru titeiurile mai grele si mai vascoase, (cu grt cuprinsa intre 0.9 si 0.92) se poate admite un continut in solide ceva mai mare, in timp ce pentru apa, care este mai putin vascoasa, continutul in solide trebuie sa fie mai mic. Diametrul maxim al particulelor solide nu trebuie sa depaseasca 15 mm, iar continutul maxim de sare trebuie sa fie sub 3.7 kg/100m3.

Exista in industrie doua sisteme de circulatie a fluidului motor: sistemul deschis si sistemul inchis.


5.4.1.   SISTEMUL DESCHIS DE CIRCULATIE A FLUIDULUI MOTOR

                      Figura 5.5.Pompaj hidraulic in sistem deschis

In acest sistem (vezi fig. 5.5) fluidul motor care a efectuat deplasarea pistonului si este refulat se amesteca cu fluidul produs de sonda. Fluidul motor folosit la acest sistem este titeiul; acesta, avand calitati lubrifiante , nu trebuie tratat. Apa tratata s-ar amesteca cu fluidul venit din strat si, prin urmare, costul tratarii ei ar fi foarte mare in acest  caz. Exceptie ar fi numai cazul in care s-ar folosi un titei foarte greu, la temperaturi de fund foarte mari care ar face ca vascozitatea lui sa scada sub 1 cSt si ar necesita adaugarea unui lubrifiant.

Un titei vascos si mai greu se preteaza la sistemul deschis deoarece dupa ce este refulat se dilueaza amestecandu-se cu fluidul produs de strat si poate fi mai usor adus la suprafata.

De asemenea, titeiul folosit ca fluid motor conduce la o mai buna intretinere a pompelor de la suprafata, la acestea utilizandu-se pistoane de metal in locul celor cu garnituri. Supapele pompei sunt de tip scaun cu bila si dureaza mai mult decat cele cu disc folosite atunci cand se lucreaza cu apa.

Pe de alta parte, titeiul este mai elastic decat apa (bt>ba) si nu creeaza cresteri de presiune ca apa, cresteri care conduc la deteriorarea partilor componente ale conductei si pompei.


Titeiul, avand vascozitatea mai mare decat cea a apei, conduce la pierderi mai mici de fluid motor pe la jocurile dintre suprafetele ce culiseaza una in raport cu alta.

Sistemul deschis se poate realiza cu doua randuri de tevi (fig. 5.3.a) sau cu un singur rand de tevi daca amestecul fluid motor refulat si fluid din strat este produs prin coloana sondei (fig. 5.3.b). Similar pentru pompele libere (figurile 5.4. si 5.6.).


De remarcat ca schemele prezentate in figurile 5.3.a si 5.6.b permit  separarea gazelor din fluidul produs de sonda si aspirat de catre pompa. Schemele 5.3.b si 5.6.a implica aspirarea gazelor de catre pompa.

                               Figura 5.6. Pompe libere cu un singur rand de tevi

                            

5.4.2.   SISTEMUL INCHIS DE CIRCULATIE A FLUIDULUI MOTOR


Acest sistem necesita, indiferent de tipul pompelor, un rand de tevi in plus pentru returul fluidului motor care, in acest caz, are circuit separat fata de fluidul produs de sonda (fig. 5.7 si 5.8). Din aceasta cauza acest sistem nu este prea raspandit. El se foloseste totusi in situatii

Figura 5.7. Pompaj hidraulic in sistem inchis

                                                                                                                                                 speciale: in cazul titeiurilor vascoase (grt>0,930), a celor cu proprietati slabe de ungere (grt<0,780), sau la cele cu impuritati solide. Datorita faptului ca rezervorul de fluid motor este relativ mic, se intrebuinteaza mai mult pe platformele marine, in cazul exploatarilor limitrofe aglomerarilor urbane sau cand intervin anumiti factori ecologici. In acest sens, ca fluid motor se foloseste apa care prezinta mai putine probleme din punct de vedere ecologic decat titeiul sub presiune. Fiind in sistem inchis, costul tratarii apei nu reprezinta o problema, folosindu-se curata.

Un alt avantaj al apei ca fluid motor este faptul ca necesita presiuni de pompare mai mici decat titeiul. Apei i se adauga lubrifianti si inhibitori de coroziune; totodata oxigenul trebuie eliminat.

De regula, daca nu intervin factori care sa  impuna acest sistem se foloseste sistemul deschis. Ca fluid motor se alege titeiul, deoarece aditivii adaugati apei se pierd in sistemul deschis, astfel incat apa ar trebui tratata in  permanenta.

                                                                              

 Figura5.8. Pompe hidraulice liber in sistem inchis

                                                                                         

5.5.    INSTALATIA DE POMPAJ HIDRAULIC

5.5.1.   ECHIPAMENTUL DE SUPRAFATA

Echipamentul de suprafata este format din: pompa triplex, manifoldul de distributie, sistemul de separatoare, decantoare si rezervoare si capul de pompare (vezi figurile 5.5 si 5.7).

Pompa triplex. Fluidul motor este pompat sub presiune de la suprafata cu ajutorul unei pompe triplex cu cilindrii in pozitie verticala avand cuplaj plunger-cilindru (liner) de tipul metal pe metal, iar supapele de aspiratie si de refulare de tipul cu bila. Se mai folosesc si pistoane metalice cu garnituri de etansare in loc de camasa.

Pompa este prevazuta cu dispozitive auxiliare de siguranta (de descarcare), manometru, pompa de colectare a pierderilor la cutia de etansare si eventual, pompa de supraalimentare (volumica rotativa sau centrifuga).

Supapele de siguranta pentru scurgerea presiunii, in caz ca aceasta este prea mare, nu sunt legate la linia de aspiratie, ci la o conducta separata care duce la rezervorul din care se trage fluidul motor. Acest lucru este necesar in special atunci cand se lucreaza cu titei, deoarece trecerea brusca a acestuia de la presiune mare la presiune mica favorizeaza iesirea unei cantitati de gaze din solutie. Aceste gaze duc la micsorarea eficientei volumice a pompei. Pentru amortizarea pulsatiilor este necesar un amortizor hidraulic, mai ales daca se lucreaza cu apa, iar pe conductele de aspiratie este necesara o camera de acumulare pentru a preveni fragmentarea lichidului in dopuri.

Reglarea debitului de fluid motor se face prin alegerea corespunzatoare a dimensiunii plunger-camasa din gama interschimbabila a pompei. Acest mod de reglare este insa aplicabil doar in cazul unei pompe unice care deserveste  o singura sonda. Varianta recomandabila insa din punct de vedere economic este cea a centralelor de pompare, situatie in care  de la statia de pompare (mai multe pompe in paralel) sunt deservite toate sondele aflate la o distanta acceptabila de aceasta statie. Pompele de aceeasi tipodimensiune, plasate in paralel, permit o mare flexibilitate de adaptare la parametrii necesari de lucru (presiuni si debite) ai statiei de pompare.

Manifoldul de distributie are rolul repartizarii, reglarii si masurarii debitului de fluid motor pentru fiecare sonda. El este conceput in sectiuni modulare care pot fi usor adaugate sau indepartate in functie de necesitati.

Manifoldul de distributie este dotat pentru fiecare sonda cu o valva de control al debitului, care pentru un orificiu fix de trecere a lichidului mentine o presiune constanta si deci debitul pompat in sonda ramane constant.

                                         

                        

                                  Figura 5.9. Valva de control a debitului


Valva de control al debitului (fig 5.9) are in compunere urmatoarele elemente principale:

a)      Valva principala 1, echilibrata, a carei deschidere depinde de pozitia tijei sale. Pozitia acestei tije se auto stabilizeaza prin echilibrul fortelor ce actioneaza asupra sa si anume: eforturile din arcurile 3 si 6 si forta datorata presiunii diferentiale pe membrana 4. La partea inferioara, tija este prevazuta cu cilindrul de echilibrare hidraulica 5.

b)      Valva pilot 2 care este comandata de roata de mana 7 prevazuta cu o scala gradata in unitati de debit. Prin interstitiul valvei pilot se produce o cadere de presiune (presiune diferentiala):

Aceasta presiune diferentiala actioneaza de jos in sus asupra membranei, deoarece prin orificiul A presiunea p2 se exercita pe fata sa inferioara, iar prin orificiul B presiunea p3 se exercita pe fata superioara membranei.

Presupunand o crestere aleatoare fata de debitul programat, rezulta o crestere a presiunii diferentiale, deci o forta suplimentara ascendenta asupra membranei. Aceasta ridica tija, reducand deschiderea valvei principale 1, astfel debitul tinzand automat sa revina la valoarea initiala.

Capul de pompare este simplu, avand ca parti principale un burlan pentru lansarea si extragerea pompelor libere si ventilul cu patru cai (fig. 5.4.b).

Modalitatile de echipare a sondei in vederea exploatarii acesteia prin pompaj hidraulic sunt redate in figurile (5.3, 5.4, 5.6 si 5.8). Pompele hidraulice se pot adapta la aproape orice dimensiune de tevi de extractie, de la 11/4 in diametru interior pana la 41/2 in diametrul exterior. Pompele libere necesita un diametru interior minim de 2 m in pentru tevile de extractie.

Modul de simbolizare a unei pompe hidraulice obisnuite este de exemplu: 21/2² ´ 11/4² ´ 1² in care prima cifra se refera la diametrul interior al tevilor de extractie (in), in care este introdusa pompa (sau cu care este introdusa), a doua cifra reprezinta diametrul pistonului motor (in), iar a treia diametrul pistonului pompei (in).

Exista si pompe notate cu simbolul 21/2 ² ´ 17/16² ´ 11/8² ´ 1², reprezentand pompe hidraulice cu doua pistoane, ultima cifra reprezentand diametrul celui de-al doilea piston al pompei (in). De asemenea exista si pompe  cu doua motoare si doua pistoane de pompa, sau cu doua pistoane motoare si un piston de pompa. Asemenea pompe permit extragerea unor debite mai mari, necesitand in schimb presiuni de pompare la suprafata mai mari.

Tot pentru extragerea unor debite mai mari se pot folosi si pompe hidraulice in tandem (fig. 5.10). Aceste pompe necesita insa debite mari de fluid motor si in consecinta o putere instalata mai mare.


Figura 5.10. Pompe hidraulice in tandem

Randamentul de eficienta (eficienta volumica) a acestor pompe este influentat  in mod negativ de prezenta gazelor libere in fluidul aspirat. In mod obisnuit, atunci cand presiunea de aspiratie a pompei  este sub 30 bar, iar ratia gaze-lichid este mai mare de 100 m3N/m3 se impune separarea si scurgerea gazelor, asa cum se observa din figurile 5.3.a, 5.4, 5.6.b, 5.8, putandu-se atasa chiar un separator de gaze. Aceste pompe nu prezinta spatiu mort si randamentul lor volumetric este mai mare comparativ cu pompele cu prajini, pentru aceleasi conditii de aspiratie.

In sensul celor aratate mai sus, nu se recomanda o proiectare avand un randament volumetric mai mic de 50 %.

O valoare absolut limita ar fi 30%. Daca gazele nu pot fi separate, se impune sa se lucreze cu o presiune de fund mai mare. Ideal este sa se asigure separarea si scurgerea gazelor.

5.6. PARAMETRII FUNCTIONALI

            Debitul de fluid extras. Debitul de fluid extras de pompa cu dublu efect se calculeaza cu relatia

    (5.1)

in care:

            Ap:       suprafata activa a pistonului pompei,

            s:          lungimea cursei pistonului,

            n:          numarul de curse pe minut,

            hvp:      randamentul volumetric al pompei.

            Determinarea capacitatii pompei care aspira si gaze

            Pentru a determina volumul de fluid pe care trebuie sa-l aspire pompa pentru a produce un debit de lichid dat, atunci cand aceasta aspira si gaze, trebuie sa se tina seama de eficienta sau randamentul volumetric al pompei, hvp. Deoarece la pompele hidraulice cu piston spatiul mort este practic zero, randamentul volumetric al pompei va fi egal cu:

                        (5.2)

unde:

                        :          debitul de gaze corespunzator presiunii de aspiratie pa

            Asa dupa cum se observa din relatia anterioara randamentul volumetric este legat direct de ratia gaze-lichid corespunzatoare aceleiasi presiuni daca sonda produce numai titei si gaze.

            Daca pompa aspira titei, apa si gaze, ratia gaze-lichid corespunzatoare presiunii de aspiratie va fi egala cu:

                                                                          (5.3)

unde:

            pa:        presiunea absoluta de aspiratie,

            rs:         ratia de solutie corespunzatoare presiunii pa,

            T:         temperatura la aspiratia pompei,

            Z:         factorul de abatere de la legea gazelor perfecte, corespunzatoare presiunii pa,

            Ra:        ratia de apa (),

            blichid:    factorul de volum al lichidului

            bt, ba: factorul de volum al titeiului, respectiv al apei corespunzatoare presiunii pa

            Qt, Qa: debitul de titei, respectiv de apa.

            Daca pompa aspira numai titei si gaze, relatia (5.3) devine:

     (5.4)

            Deci cunoscand randamentul volumetric cu ajutorul relatiei (5.2) se poate determina volumul de fluid pe care trebuie sa-l aspire pompa () pentru a produce un debit de lichid dat, atunci cand aspira si gaze.

Pentru a intelege mai bine cele expuse, se considera un exemplu practic care sa ilustreze totodata si metodologia de calcul. Datele necesare efectuarii exemplului practic sunt urmatoarele:

-presiunea de zacamant, pc=140 bar;

-presiunea dinamica de fund, pd=70 bar;

-debitul de lichid brut, Ql=24 m3/zi (Qt=16 m3/zi, Qa=8 m3/zi) ;

-ratia de apa, Ra=Qa/Qt=0,5 m3/m;

-presiunea de saturatie, psat=150 bar;

-ratia gaze-titei, RGT=90 m3N/m3.

Se cere sa se determine volumul pe care trebuie sa-l aspire pompa pentru a produce la suprafata un debit de lichid Ql=24 m3/zi respectiv Ql=28,7 m3/zi.

Tinand seama ca pd/pc =70/140=0,5 si inlocuind aceasta valoare in relatia lui Vogel rezulta :Qt max=23 m3/zi respectiv Ql max=34,5 m3/zi (din care 33% apa).

Cunoscand Ql max=34,5 m3/zi si pc=140 bar cu ajutorul relatiei lui Vogel se determina presiunea dinamica de fund corespunzatoare debitului brut Ql=28,7 m3/zi. Rezulta pd=46,2 bar.

Pentru Ql=24 m3/zi, pd=pa=70 bar, Ra=0,5 si RGT=90 m3N/m3 rezulta:

Corespunzator lui pa=70 bar, rs=40 m3N/m3 si bl=1,09.

Conform relatiei (5.3) rezulta:

iar in baza relatiei (5.2) :

Deci volumul de fluid pe care trebuie sa-l aspire pompa (in 24 ore pentru a produce la suprafata 24 m3/zi lichid), va fi :

din care 24 m3/zi titei si apa, iar 13 m3 gaze la presiunea de 70 bar.

Pentru cea de-a doua varianta, Ql=28,7 m3/zi, pd=pa=46,2 bar, Ra=0,5, rs=25 m3N/m3 si bl=1,1 rezulta :

si

Volumul de fluid pe care trebuie sa-l aspire pompa in acest caz este:

Comparind cele doua variante se observa o productie suplimentara de titei de 4,7 m3/zi , pompa trebuie sa aspire 21 m3/zi fluid in plus. In consecinta pistonul motor trebuie sa vehiculeze o cantitate si mai mare de fluid motor, in functie de raportul suprafetelor celor doua pistoane Ap/Am, Amfiind suprafata activa a pistonului motor.

Apare deci, un consum de energie suplimentar, a carui cost se poate compara cu valoarea titeiului obtinut in plus.

Pompa se alege in primul rand in functie de diametrul interior al tevilor de extractie si debitul de lichid pe care trebuie sa-l extraga. Intervine, in continoare, raportul Ap/Am care este legat de presiunea de pompare la suprafata.

Debitul Q aspirat este recomandabil sa corespunda la 85% din debitul maxim al pompei, corespunzatoare numarului maxim de curse pe minut. Daca exista mai multe pompe care indeplinesc aceasta cerinta, atunci se alege cea care are raportul Ap/Am minim. Aceat lucru presupune un Am cu valoare mare, care asigura o presiune minima la suprafata si in sonda si deci mai putine pierderi de fluid motor, prin spatiile libere dintre suprafetele care culiseaza.

Debitul de fluid motor. Debitul de fluid motor depinde de debitul real produs de pompa, de randamentul volumetric al pompei si al motorului, precum si de volumele create prin deplasarea pistoanelor, exprimate in m3/zi/cursa/minut.

            Se fac urmatoarele notatii:

            q1:        debitul de fluid motor, m3/zi/cursa/minut

            Q'1:      debitul teoretic de fluid motor (), m3/zi

            Q1:       debitul real de fluid motor pompat (), m3/zi

            q4:        debitul aspirat de pistonul pompei, m3/zi/cursa/minut

            Q'4:      debitul teoretic produs (aspirat) de pompa,(), m3/zi

            Q4:       debitul real produs de pompa (), m3/zi. Daca sonda produce si apa:

            Q5:       debitul de titei, m3/zi

            Q6:       debitul de apa, m3/zi

            hvm:      randamentul volumetric al motorului

            hvp:      randamentul volumetric al pompei.

            Debitul real de fluid motor rezulta din relatia:

         (5.4)

Rezulta:

            (5.5)

            La o pompa noua randamentul volumetric al motorului este de aproximativ 95 % iar cel al pompei de 90 %. Se recomanda sa se utilizeze 90 % si respectiv 85 % pentru valorile randamentului si sa se aleaga o pompa care sa functioneze cu un numar de curse pe minut de pana la 85 % din numarul maxim de curse pe minut.

            Daca pompa aspira si gaze, randamentul volumetric al pompei se determina cu relatia (5.2).

Pentru a intelege mai bine cele expuse, se considera un exemplu practic care sa ilustreze totodata si metodologia de calcul. Datele necesare efectuarii exemplului practic sunt urmatoarele:

-debitul pe care trebuie sa-l produca pompa, Q4=80 m3/zi;

-se alege o pompa careia ii corespund:q1=2,64 m3/zi/cursa/min. si q4=2,144 m3/zi/cursa/min.

-randamentul volumetric al motorului,hvm=0,9;

-randamentul volumetric al pompei, hvp=0,85.

Se cere sa se determine debitul de fluid motor necesar.

Din relatia (5.5) rezulta:

O alta modalitate de a calcula debitul de fluid motor este urmatoarea:

-tinand seama de randamentul volumetric al pompei rezulta:

-numarul de curse pe minut va fi egal cu:

curse/minut.

Deci pompa trebuie sa aspire prin deplasamentul pistonului ei 94,11 m3/zi pentru ca in realitate sa debiteze 80 m3/zi. Pe de alta parte trebuie ca n=43,89 curse/minut sa se afle sub valoarea de 80% din numarul maxim de curse.

Prin urmare debitul teoretic de fluid motor Q’1 va fi egal cu:

In realitate, pentru a face fata si pierderilor de fluid motor, trebuie sa se pompeze un debit Q1 egal cu:

            Presiunea de pompare la suprafata. Pentru determinarea presiunii la suprafata, la pompa triplex, se scrie echilibrul fortelor generate de presiunile p1..p4 (fig. 5.1). Valorile acestor presiuni sunt:

    (5.6)

unde:

            H: adancimea de fixare a pompei,

            : pierderile de presiune prin frecari in tevile de extractie prin care se pompeaza fluidul motor,