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

Подождите немного. Документ загружается.

Для эксплуатации скважин с различной геолого-промысловой характе-

ристикой

и глубиной подвески насоса выделяются следующие четыре группы

посадки:

Группа посадки О I II III

Зазор 9, мкм (по

диаметру)

0—45

20—70

70—120

120—170

Следует

иметь в

виду,

что в новых (неизношенных) насосах, откачиваю-

щих нефть средней вязкости и при средних высотах подъема жидкости,

утеч-

ки

имеют относительно небольшую величину

(3—5%)

по сравнению с теоре-

тической производительностью насоса. Однако для условий откачки из глу-

боких скважин с малым дебитом и сильнообводненных утечки

могут

быть

значительно больше.

Коэффициент

наполнения скважинного насоса

Обычно вместе с жидкостью в цилиндр скважинного насоса поступает

свободный газ, занимая часть объема цилиндра. Таким образом, коэффициент

наполнения

насоса жидкостью снижается:

(РП

)

v-v

n0T

-v

,,а„=

—у—"?

у — <?,. (IV. 42)

где Vm (Pnv) — объем жидкости при давлении на приеме насоса р

р, посту-

пающей в цилиндр в течение

хода

всасывания; V — объем, описываемый

плунжером при всасывании;

V=F

Упот—

«потерянный» объем, заня-

тый выделившимся газом из жидкости, находящейся во вредном простран-

стве, м

; V

— объем утечки жидкости в зазоре плунжерной пары, м

; <?i —

содержание жидкой фазы в единице объема газожидкостной смеси под плун-

жером насоса в момент окончания

хода

вверх,

м'/м

Величина коэффициента наполнения зависит от многих факторов. В из-

вестных зависимостях, приведенных в работах И. М. Муравьева и А. П. Кры-

лова, А. Н. Адонина, Н. Н. Репина, Н. В. Зубкова и др., учтены только

некоторые из этих факторов, причем не дается сравнительной оценки возмож-

ного их значения для точности вычисления коэффициента наполнения насоса.

В настоящее время наиболее полная расчетная

схема

процессов, протекаю-

щих в цилиндре скважинного штангового насоса при откачке газожидкостной

смеси, учитывающая характер фазовых переходов и сегрегацию фаз при рас-

ширении

и сжатии, разработана М. М. Глоговским и И. И. Дунюшкиным.

Расчетные зависимости', полученные авторами, позволяют не только

определить возможные значения коэффициента наполнения, но и оценить по-

грешность, допускаемую при

неучете

отдельных факторов.

Расчеты выполняются в

следующем

порядке.

1. При Рве ц^р'нас свободного газа в цилиндре насоса нет, и

коэффи-

циент наполнения его

Т)напО=1—

/ут,

(IV.43)

где

<7ут

1\гт

2<Э

(р'

нас

)

р'вас — давление насыщения с

учетом

сепарации газа

. Величина ^

ут

вычис-

ляется по формулам

(IV.38)

—

(IV.41).

При

выводе

этих

зависимостей

предполагалось,

что

фазовые

переходы

смеси,

происходят

изотермических

условиях,

отсутствуют

утечки

клапанных

узлах,

раст-

воримость

попутного газа

воде принята равной нулю.

'Множитель

2 в

знаменателе формулы обусловлен

тем, что

утечки

жидкости

в за-

зоре

плунжерной

пары

происходят

течение

половины

времени

работы

насоса

(только

при

ходе

плунжера

вверх).

141

При Рве ц<Р нас в

цилиндре насоса

во

время

хода

всасывания

име-

ется свободный

газ.

Рассмотрим возможные предельные варианты состояния

газожидкостной смеси

цилиндре

при

работе насоса.

вариант

Процесс растворения

выделения газа

из

нефти равновесный; вода,

нефть

свободный

Fa3

равномерно распределены

объеме цилиндра насоса:

—

1нап1.1=

+ R

—H.I-

(IV.44)

где

а коэффициент

бть

зависит

от

соотношения

между

давлением нагнетания

давлением насыщения.

Если давление

цилиндре насоса

при

нагнетании

шлт

„

будет

меньше,

чем давление насыщения нефти газом р'вас,

то это

означает,

что не

весь

свободный

газ

перешел

раствор. Тогда

«ар

*Ъ

Т+ТГ

(

[+1 _,|

|ЫРнагц)

Рк а 1-Я Р, У

(IV.45)

где /п

—

отношение объема вредного пространства

объему

описывае-

мому плунжером

при

ходе

вниз;

(р)

—объемный коэффициент жидкости

при

давлении

р,

(р)*=Ь

{р){1-В)+Ь.-В.

(IV.46)

Если

же

ряаг ц>р'вас,

процесс растворения газа

нефти принят

рав-

новесным,

то к

моменту открытия нагнетательного клапана весь

газ

перей-

дет

раствор. Тогда

вариант

Процесс растворения газа настолько неравновесный,

что

растворимостью

газа

нефти

при

изменении давления

от

к до

«г

можно пренебречь;

вода, нефть

свободный

газ

равномерно распределены

объеме цилиндра

насоса.

При

такой

схеме

процесса коэффициент наполнения насоса

— Л,т

»т)

0V.48)

1+«

R \

Рвсп

III

вариант

Процесс растворения газа

—

неравновесный,

растворимостью газа

мож-

но

пренебречь; вредное пространство насоса

концу

хода

плунжера вниз

заполнено только жидкостью. Тогда коэффициент наполнения

JLzIlL.

(IV.50)

142

При

введении дополнительных упрощающих предположений

из

формул

(IV.42),

(IV.45)

(IV.48) получатся известные зависимости.

Тан,

формулу, приводимую

И. М.

Муравьевым

и А. Н.

Адониным,

(где

Р»о=Л/(1+Л)—объемное

газосодержание смеси

при

давлении

Рво

ц)

легко получить

из

(IV.47), если

последней пренебречь утечками

принять,

что

/ут=0;

В=0; Ь

(р)

При

этих

же

допущениях

из

формул (IV.42)

(IV.44) получается зависимость, совпадающая

по

своей структуре

фор-

мулой

Н. Н.

Репина:

\—

— А

•

(IV.52)

^ ц)

(

Рвс

)

^ j

[ПЛ,аг

ц) Г (

Рвс

)]

Риаг и Риаг a '

Выше были рассмотрены предельные условия

для

газожидкостной смеси.

Однако

реальные процессы, протекающие

цилиндре насоса, редко соответ-

ствуют этим предельным условиям. Очевидно,

что от

начала хода всасывания

до

момента открытия нагнетательного клапана одновременно происходят

расслоение

смеси, образование «газовой подушки»,

затем сжатие

раство-

рение газа. Установить, какая доля свободного газа растворилась,

какая

перешла

«газовую подушку», степень дисперсности газа

и т. д.

весьма

затруднительно,

значит, нельзя точно определить фактическое значение

коэффициента

наполнения.

Однако

можно

достаточной степенью достоверности указать интервалы

значений,

которых должен находиться фактический коэффициент наполне-

ния. Верхней границей будет значение

т)

,„

нижняя граница будет изме-

няться

зависимости

от

того,

какому процессу

—

равновесному

или не-

равновесному

—

будут ближе реальные условия

для

газожидкостной смеси

в насосе.

Для

каждого

из

рассмотренных вариантов можно указать вероят-

ное

среднее значение коэффициента наполнения:

"Пат

= "if

(Чита

«"

^нт

•

(IV.53)

где /=1,

2, 3, а

также максимальное абсолютное отклонение реального

ко-

эффициента

от

вероятного среднего;

«i

= ± —

«I/

С =

1".

2. 3).

(IV.54)

Коэффициент,

учитывающий уменьшение объема нефти

при

снижении

давления

от р

е п до

давления

сепарирующем устройстве

за

счет выделе-

ния растворенного газа

ц)

(1-Д).

(IV.55)

где u(pic

)

—коэффициент усадки нефти

от

давления

р»

ц до ро.

НАГРУЗКИ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ

НА

КОЛОННУ НАСОСНЫХ ШТАНГ

течение цикла работы скважинного насоса

на

колонну насосных штанг

действуют

нагрузки,

как

остающиеся постоянными

по

величине

направле-

нию

на

протяжении всего цикла

или

значительной

его

части,

так я

перемен-

ные.

постоянным

или

статическим нагрузкам принято относить

вес

колон-

ны насосных штанг

жидкости Р'тт, гидростати 1ескую нагрузку

Рж, обу-

143

словленную разницей давлений жидкости над и под плунжером при

ходе

его

вверх,

а также нагрузки от трения штанг о стенки подъемных

труб

Ятр нех

от трения плунжера в цилиндре Я

р пл-

переменным нагрузкам относятся:

инерционная

нагрузка Я

ин

, обусловленная переменной по величине и

направлению скоростью движения системы «штанги — плунжер»;

вибрационная

нагрузка Явив, обусловленная колебательными процессами,

возникающими

в колонне штанг под действием ударного приложения и сня-

тия

гидростатической нагрузки на плунжер;

нагрузка от трения штанг в жидкости Я

тр

г;

сила гидравлического сопротивления Р

л н, вызванная перепадом давле-

ния

в нагнетательном клапане при движении жидкости.

Учитывая перечисленные нагрузки, можно записать общие формулы для

определения усилия в точке подвеса штанг при

ходе

штанг вверх Я

вниз

=Я'

шт

-|-Я

+Я

в+Явиб в+^тр

М+ЯТР

г+Лгр пл,

(IV.56)

Рп=Р'шт—(Ршв

н+Явиб H-f-Ятр «+Ртр

г+^кл

н).

(IV.57)

Индексы

«в» и «н» обозначают, что данная нагрузка относится соответ-

ственно к

ходам

вверх или вниз.

Вес колонны штанг в

воздухе

т и вес ее в жидкости Я'шт, запол-

няющей

подъемные трубы, а также гидростатическая нагрузка на плунжер

вычисляются по общеизвестным формулам

)»

(

Я'шт=Яшт/С.

(IV.59)

=(/>в

ЫК

—

Рвсц^пл

(IV.60)

или

Яж={£[#динРсм

т-|-(£н—

#дин)

(рем т—рем меж)] + (р

—РмежМ^пл.

(IV.61)

где дшл — вес 1 м штанг данного диаметра в

воздухе,

Н; Карх=

(ршт—рем т)/ршт — коэффициент плавучести штанг; р

т — плотность ма-

териала штанг, кг/м

; р

см

меж, р

м т — средняя плотность жидкости (смеси),

находящейся соответственно в пространстве

между

обсадной колонной и ко-

лонной

насосно-компрессорных

труб,

кг/м; р

еж—давление газа в этом про-

странстве на

устье

скважины, Па.

ФОРМУЛЫ ДЛЯ

РАСЧЕТА

ЭКСТРЕМАЛЬНЫХ

НАГРУЗОК

НА

ШТАНГИ

ЗА ЦИКЛ

РАБОТЫ

НАСОСА

Точные формулы

В настоящее время нет универсальной методики расчета экстремальных

нагрузок (максимальной Я

ах и минимальной Р

щ), в которой были бы

учтены все перечисленные составляющие усилия, действующие на колонну

штанг. Однако экспериментальные исследования, проведенные в стендовых

скважинах, и статистическая обработка реальных промысловых данных по-

зволили установить, что для широкого диапазона условий эксплуатации на-

сосных установок и режимов их работы в нормальных скважинах наиболее

точны формулы А. С. Вирновского

Ятах=Я'

шт

-М

ж-|-Явя6

+Я

ив

в,

(IV.62)

Ятт=Я'

ШТ

—(Явибн+Яивн),

(IV.63)

144

где

Ф——)я

шт

Ж)

(IV.64)

Лш

= 4"

«'.я

(«.

шт

(IV.

65)

Вибрационная

и инерционная нагрузки для

хода

вниз получаются из приве-

денных формул путем замены в них коэффициентов а\ и Oi соответственно

коэффициентами

и а

В формулах

(IV.64)

(IV.65)

K«*s/g.

= ^шт/(Х

т + ^т

«1(012)—кинематический коэффициент, равный отношению л/2 к действи-

тельному

угловому

перемещению кривошипа с момента начала движенияг

точки подвеса штанг вверх (вниз) до момента достижения его максимальной,

скорости; а

1|2

— кинематические коэффициенты, учитывающие отличие истин-

ной

максимальной скорости движения точки подвеса штанг Ища* от макси-

мальной скорости для идеального гармонического движения;

2()/

()l,2/,z

Исходные величины для определения коэффициентов ai,

и а\,г получают

построением графика фактической скорости точки подвеса штанг для каж-

дого типоразмера станка-качалки и длины

хода

полированного штока

(табл.

IV.4).

В формулах А. С. Вирновского учтены динамические усилия, вызванные

вынужденными и свободными колебаниями штанговой колонны.

Однако расчетная

схема,

использованная при выводе формул

(IV.62)

—

(IV.65), не учитывает ряд факторов, реально существующих и обусловливаю-

щих нагрузки на штанги, в том числе и на экстремальные значения этих

нагрузок.

этим факторам можно отнести: силы трения плунжера о цилиндр на-

соса, гидравлические сопротивления, возникающие при движении продукции

через нагнетательный клапан, наличие свободного газа в насосе, утечки и т. д.

Учесть

аналитически эти факторы в настоящее время не представляется

возможным.

На

основании статистической обработки результатов расчета по форму-

лам

(IV.62)

—

(IV.65)

и фактических нагрузок в точке подвеса штанг для

широкого диапазона условий эксплуатации и режимов откачки были рас-

считаны поправочные коэффициенты для динамических составляющих экстре-

мальных нагрузок Лдин в и Ядин я. С

учетом

этих коэффициентов формулы

(IV.62)

(IV.63)

имеют следующий вид:

Ята*=.Р'шН-Яж-М(дин

в(Я

вя6

в+Яин

в),

(IV.66)

т1п

=Я'

ШТ

—Кдин

н(Явиб

в+Рин

в),

(IV.67)

Кд

в=2,042(£„л-10

(IV.68)

К„„н

в=2,754(£

пл

-10

)-°.

(IV.69)

Результаты расчета по формулам

(IV.68)

(IV.69)

приведены

табл. IV.5.

Преобразованные формулы А. С. Вирновского получили следующий вид:

ах=Р'шт+Рж(1+Я1+/С'1),

(IV.70)

Ятш=Р'шт—Я

где К\(Кг) и К'\(К'2)—коэффициенты динамичности для

учета

усилий от

собственных колебаний штанг и сил инерции переносного движения для

хода

вверх

(вниз).

145

ТАБЛИЦА

IV.4

КИНЕМАТИЧЕСКИЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ СТАНКОВ-КАЧАЛОК

Станок-качалка

1СК

1,5-0,42-100

2СК2-0,6-250

ЗСКЗ-0,75-400

4СКЗ-1,2-1700

5СК6-1,5-1600

6СК6-2,1-2500

7СК12-2,5-4000

8СК12-3,5-8000

9СК20-4.5-12

000

Радиус

кривошипа,

0,15

0,165

0,18

0,195

0,20

0,15

0,188

0,22

0,26

0,295

0,149

0,202

0,22

0,26

0,31

0,325

0,36

0,22

0,32

0,412

0,508

0,57

0,21

0,30

0,345

0,39

0,57

0,715

0,45

0,60

0,75

0,90

1,0

0,60

0,75

0,90

,05

,20

,05

,20

,35

1,50

1,67

,25

1,46

1,67

1,89

2,00

Длина

хода

s, м

0,30

0,34

0,37

0,40

0,41

0,30

0,38

0,46

0,54

0,61

0,30

0,41

0,45

0,52

0,63

0,67

0,75

0,44

0,65

0,84

1,04

1,19

0,42

0,61

0,70

0,79

1,17

1,49

0,91

1,22

1,54

1,86

2,08

1,22

1,53

1,84

2,17

2,50

2.14

2,45

2,77

3,10

3,48

2,54

2,99

3,45

3,91

4,17

ХОД

1.09

,09

.09

,08

.10

,11

,П

,07

,08

,09

.09

,10

.09

,08

,07

,ю

,11

,10

,06

,08

1,09

1,10

,11

1,10

1,08

1,10

1,11

1,10

1,09

1,11

1,10

1.11

1,11

1.Ю

1.11

1,11

1.11

1,10

а,

верх

0,91

0,92

0,91

0,90

0,93

0,91

0,90

0,92

0,90

0,89

0,90

0,93

0,92

0,91

0,90

0,89

0,90

0,91

0,90

0,89

0,90

0,91

0,89

0,90

0,89

0,90

0,89

0,90

а,

ход

0,84

0,82

0,81

0,79

0,88

0,85

0,82

0,78

0,76

0,89

0,86

0,84

0,82

0,78

0,77

0,74

0,90

0,84

0,80

0,76

0,73

0,92

0,88

0,87

0,85

0,78

0,73

0,8»

0,83

0,80

0,76

0,73

0,86

0,83

0,79

0,76

0,73

0,83

0,81

0,78

0,76

0,74

1,83

0,80

0,77

0,75

0,73

а,

вниз

,23

,27

,30

,34

,35

,17

,23

,29

,37

,44

.14

,20

,23

.28

,37

,41

,48

.14

.24

,34

.46

,55

,11

.17

,19

,23

,39

,55

,17

.27

1.35

.47

.55

,21

1,28

1,36

1,45

1,56

,28

,33

.39

.47

,55

,28

,34

,42

,50

,55

146

Продолжение табл. IV.*

Станок-качалка

СКНЗ-1515

СКН5-3015

СКН-10-3315

СКН-10-3012

Радиус

кривошипа.

0,22

0,295

0,37

0,445

0,52

0,595

0,67

0,72

0,375

0,50

0,62

0,74

0,87

0,98

1,11

1,20

0,49

0,61

0,74

0,86

0,97

1,10

1,21

1,32

0,46

0,695

0,93

1,15

Длина

хода

s, и

0,44

0,60

0,75

0,91

(

1,07

.23

,39

,50

),90

,21

,50

,80

2,13

2,42

2,76

3,01

1,19

1,49

1,79

2,10

2,38

2,72

3,01

3,31

1,20

1.80

2,42

3,00

ХОД

1,06

1,08

,09

.11

,11

,П

.11

,05

,07

,08

,09

,С9

,09

,08

.07

.08

,09

.10

,10

,09

,08

,05

,08

,10

,11

а,

верх

0,93

0,92

0,90

0,89

0,88

0,87

0,88

0,95

0.93

0,92

0.92

0,92

0,93

0,92

0,91

0,92

0,93

0,95

0,93

0,91

0,90

«1

ход

0,92

0,89

0 87

0,84

0,82

0,79

0,77

0,75

0,92

0,89

0,86

0,83

0,80

0,78

0,75

0,73

0,89

0,87

0,84

0,82

0,79

0,76

0,74

0,72

0,92

0,88

0,84

0,80

вниз

1.11

1,16

1,21

1.27

1,33

1,40

1,48

1,53

1,09

1,1+

1,1*

1.24

1.31

1,36

1,44

1,49-

1.14

1,18

1,2&

1,23

1,33

1,40

1.47

1,54

1,10

1,16

1,23

1,31

Для

расчета перечисленных

коэффициентов

предложены следующие

за-

висимости:

*'...=^-x

(w-°'

sln

^+^-

sin

ТАБЛИЦА

ЗНАЧЕНИЯ ПОПРАВОЧНЫХ КОЭФФИЦИЕНТОВ

К.

(IV.72)

(IV.73)

Диаметр

плунжера,

мм

*дянв

1,00

0,97

0,94

Ядвин

0,99

0,95

0,91

Диаметр

плунжера,

им

Кдинв

0,89

0,85

0,80

*динн

0,84

0.79

0,72

14Г

где фо

—угол

поворота кривошипа станка-качалки, соответствующий оконча-

нию

периода начальной деформации, т. е. моменту, когда перемещение точки

подвеса штанг, отсчитываемое от нижней мертвой точки, станет равным ве-

личине потерь

хода

плунжера X (рис.

IV.2).

А. Н. Адонин установил, что для статических режимов откачки т е

при

«£0,30-0,40,

формулы

(IV.62)

(IV.63)

можно упростить, приведя их

следующему

виду:

Р = Р'

дик>

рг

3/,

-т.,

'шт

ср

>jA

-+1000,

где й

шт ср

— средний диаметр штанг ступенчатой колонны;

1 /*

ШТ ср

(IV.74)

(1V.75)

шт

ср —

(IV. 76)

Им

установлены также пределы применимости формул

(IV74)

В реко-

мендуемой области / (рис. IV.3) погрешность этих формул не превысит 10

т. е.

будет

меньше погрешности применяемых динамографов.

OIT.C'OO

" 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Параметр динамического подобия <р

Рис.

IV.2. График для определения

коэффициентов

К\2 в формуле

(IV.72)

Рис.

IV. 3. Области применимости

формул для определения макси-

мальной и минимальной нагрузок

В области // целесообразнее применять формулы

(IV.62)

и (IV.63).

Все формулы, приведенные для определения экстремальных нагрузок,

имеют общие пределы применимости, обусловленные теми предположениями,

которые заложены в расчетной

схеме

процессов, происходящих в штанговой

колонне.

Если пренебречь силами трения, то предел применимости формул

А. С. Вирновского определяется согласно зависимости

/37 500 \

«пред—

^ —

1.5J,

(IV.77)

где приближенно учитывается предрезонансное повышение усилий при дли-

нах

хода

до 3—4 м.

148

Зависимости (IV.62)—(IV.74) используются, как правило, при решении

задач, когда требуются высокая точность и достоверность расчетов. На

практике

часто применяются более простые, хотя и менее точные зависимо-

сти различных авторов, так называемые упрощенные формулы.

Упрощенные

формулы

для определения

максимальной

нагрузки

При

статическом режиме работы ШГНУ, т. е. при значениях параметра

динамического подобия <р<:(0,30-+-0,40), достаточную для практики точность

обеспечивают приведенные ниже зависимости.

Формула И. М. Муравьева

^шах= Ли

где n=N-60 — число ходов плунжера в минуту.

Формула И. А. Чарного

-) +Я

(IV.79)

Формула

Дж. С.

Слоннеджера

Лпах

= (Лит + Лк) (l + Щ •

(IV.80)

Формула

Дж. С.

Слоннеджера

получила

широкое

распространение

в США, где она

рекомендована

для

применения

стандартом

Американского

нефтяного

института.

Формула

Кемлера

''max = (Лит + Лк) ^ + jf^) •

(IV.81)

Формула К. Н. Милса

Лпах

= Лит (1 +

Т790]

'«'

)

/"ж=(Рвык—

Рве ц) (Л:л —

/шт),

(IV.83)

где Р'т — вес

ЖИДКОСТИ

над

плунжером.

Погрешность расчета по перечисленным приближенным формулам нахо-

дится в пределах 10—20% от P

ai.

Известны

и другие зависимости для расчета максимальной нагрузки

точке подвеса штанг, которые по существу не отличаются от приведенных

приближенных формул.

Упрощенные

формулы

для определения

минимальной

нагрузки

Формула К. Н. Милса

sri>

UV.84)

Формула Д. О. Джонсона

/ sn

[п

шт I ^арх

Г790

I *

(IV.85)

\ /

Формула Дж. С. Слоннеджера

|п

= 0,75Р

шт

— (P

)j^.

(IV.86)

149

Формула

Н. Дрэготеску и Н. Драгоииреску

У37

(IV.87)

Н.

Дрэготеску указывает, что надежность приближенных формул для

определения минимальной нагрузки обычно заметно ниже, чем аналогичных

формул ДЛЯ Яшах-

СИЛЫ

СОПРОТИВЛЕНИЯ

ПРИ РАБОТЕ

НАСОСНОЙ

УСТАНОВКИ

Наиболее

существенно силовые и энергетические показатели и надеж-

ность

насосной установки зависят от следующих сил, возникающих при ее

работе:

механического трения колонны штанг о стенки колонны НКТ;

гидродинамического трения штанг;

трения плунжера о стенки цилиндра;

гидравлического сопротивления, обусловленного перепадом давления

в нагнетательном клапане

насоса.

Абсолютная величина каждой из

этих

сил, энергия, которую необходимо

затратить на их преодоление, и относительное влияние на показатели экс-

плуатации установки в большой степени зависят от физических свойств до-

бываемой продукции, конструкции скважины, компоновки и режима работы

оборудования.

Больших значений, порядка 10—15 кН, могут, например, до-

стигать: сила механического трения штанг в искривленных или наклонно-на-

правленных скважинах и сила гидродинамического трения в скважинах, даю-

щих высоковязкую жидкость. Если же откачивается высокопарафинистая

нефть

или жидкость с большим содержанием абразивных частиц, наибольшее

значение могут иметь силы трения плунжера о стенки цилиндра.

Поэтому

при расчете сил сопротивления необходимо

учитывать

конкрет-

ные условия эксплуатации и свойства продукции скважин.

Сила трения штанг о стенки колонны подъемных труб

Механическое

трение штанг о стенки колонны НКТ обусловлено искрив-

ленностью ствола скважины.

простейшем виде профиль наклонной скважины можно представить

плоской трехинтервальной кривой (рис. IV.4).

При

такой схематизации профиль скважины

состоит

из: первого вертикального участка дли-

ной /

, участка набора

кривизны

длиной /

, где

ствол

скважины постепенно искривляется, от-

клоняясь от вертикали до

величины

зенитного

угла

а=а„,

и имеет форму, близкую к дуге

окружности,

и, наконец, конечного линейного

участка, называемого наклонным, длиной /

постоянным зенитным углом а

При

расчете силы механического трения

штанг Р

р мех за основу может быть принята

зависимость,

предложенная Ю. А. Песляком и

экспериментально проверенная А. X. Шарипо-

вым:

Рис.

IV.4. Схематизация

профиля наклонной

скважины

150

{=1