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

Подождите немного. Документ загружается.

I/ (

XI/

(^Tsina

-^-y+^P

-^i-sin«

(IV.88)

где Cmi — коэффициент трения штанг о трубы; Д£< — длина 1-го участка

отклонением ai от вертикали, м; Р\-\ — текущая суммарная нагрузка от

веса

жидкости, веса штанг и сил трения, приложенная к нижнему сечению

i-ro

участка, Н; a

(8i)—угол отклонения (-го участка ствола скважины от

вертикали (по азимуту), рад.

Величина коэффициента трения Сшт, по данным ряда авторов, колеблет-

ся

от 0,1 до 0,7 и зависит, в первую очередь, от вязкости жидкости, запол-

няющей колонну НКТ, и содержания воды. В. М. Троицкий рекомендует

принимать при расчетах следующие средние значения коэффициента тре-

ния Сшт:

Тип нефти и ее вязкость, м

/с Сщг

Обводненная,

10-'—10-'

0,25

Легкая, менее

3-10~

0,20

Легкая,

более

3- 10~

0,16

А. X. Шарипов показал, что силу Р

тр к

«х в инженерных расчетах сле-

дует

учитывать

в скважинах с отклонением ствола по вертикали

более

5°,

по

азимуту —

более

4л радианов и при статической нагрузке

более

50 кН.

Прв

выполнении

этих

условий Р

р мех будет превышать 1 кН.

Если

ствол скважины незначительно отклоняется от начального азимута,

то

в формуле

(IV.88)

можно пренебречь последним слагаемым в подкорен-

ном выражении

(IV.89)

Эту

зависимость можно упростить, если принять, что угол искривления

ствола

по всей длине подвески насоса

Oi=a

«i.

Учитывая, что при о^15°

sin

(t%a,

окончательно получаем?

^трм.х=Сштатах(Яж+Я'ш1).

(IV.90)

Тогда величина Я

р мех, получаемая по формуле

(IV.90),

будет макси-

мальной силой механического трения штанг.

Гидродинамическое трение штанг

Различными исследователями предложено большое число приближенных

формул, отличающихся упрощающими допущениями, степенью учета мно-

жества

факторов, определяющих силы гидродинамического трения колонны

штанг в потоке вязкой жидкости Я

тр Р

А. М. Пирвердян получил формулу для расчета Я

р г для гладкой (т. е.

безмуфтовой)

штанговой колонны, когда поток жидкости в подъемных тру-

бах

отсутствует (т. е. колонна НКТ заглушена на конце), которая может

быть использована для приближенных расчетов:

где

и^-^рг

;

=i^

(IV

92)

ltf=T

lnm

</mt

— диаметр штанг, м; D

» — внутренний диаметр НКТ, м.

Для

ступенчатой колонны штанг расчет по формуле

(IV.91)

выполняет-

ся

для каждой ступени отдельно, а полученные

величины

суммируются.

151

В формуле

(IV.93)

дополнительно учтено движение жидкости

колонне

HKTi

i—uB,).

(IV.93)

Знак

плюс соответствует

ходу

штанг вверх,

знак минус

—

ходу

вниз.

А\,

В\

—

числовые коэффициенты, зависящие

от

размеров кольцевого сечения

между штангами

подъемными трубами, определяемые

по

формулам

(«'-О+^я,!-!

(IV

g4)

(т

—

— (т

—

21птл

и=-

(IV.95)

(IV. 96)

Формулу

(IV.91)

можно получить

из

формулы

(IV.93)

как

частный

слу-

чай

при

соответствующих допущениях.

Усилия

для

ступенчатых колонн определяют суммированием величин,

по-

лученных

по

отдельным ступеням. Формула

(IV.93)

рекомендуется

для рас-

четов

при

откачке жидкости повышенной вязкости

(до 30

мПа-с).

Зависимость,

которую введены экспериментально определенные

коэф-

фициенты,

учитывающие дополнительное сопротивление, создаваемое штан-

говыми муфтами

при

ходе

штанг вниз, имеет следующий

вид:

Ртр

r=2,88XWNsv

k'[L

(\-\-2k")-J

n'(l^

k")l

(IV.97)

ТАБЛИЦА

IV.6

ЧИСЛОВЫЕ

ЗНАЧЕНИЯ

КОЭФФИЦИЕНТОВ,

ВХОДЯЩИХ

ФОРМУЛУ

(IV.97)

[21]

Условный

диаметр

штанг,

, мм

50,3

15,8

21,3

0,113

0,166

12,6

16,2

20,9

0,079

0,116

0,161

Внутренний

диаметр

НКТ

т в

, мм

Коэффициент

11,8

15,0

19,1

24,4

9,6

11,9

14,6

18,0

Коэффициент

0,071

0,103

0,144

0,194

0,050

0,072

0,100

0,133

Эквивалентная

по

трению

длина

2,91

12,23

0,98

5,16

8,78

0,63

3,90

6,60

20,8

0,11

1,24

2,48

9,16

Эквивалентная

по

давлению длина

7,4

18,9

3,5

11,5

16,1

2,5

9,65

13,6

28,0

0,6

4,4

7,35

18,0

88.6

9,2

11,3

13,7

16,7

7,9

9,2

11,2

13,3

0,067

0,091

0,121

0,048

0,065

0,086

штанговых

муфт

0,89

1,86

7,46

0,18

0,52

3,37

штанговых муфт

3,45

6,03

16,0

0,97

2,34

10,5

100,3

7,1

8,3

9,7

11,3

0,050

0.06&

0,12

1,13.

0,7

4,4

152

где k' и k" — коэффициенты, зависящие от площади кольцевого сечения; U

1'э — длины штанг, эквивалентные по силе трения и потерям давления

штанговым муфтам, м.

Числовые значения упомянутых величин для различных применяемых на

практике

сочетаний размеров штанг и насосных

труб

приведены в табл. IV.6.

Сила гидродинамического трения штанг при

ходе

вверх оказывается зна-

чительно меньшей, чем при

ходе

вниз, за счет уменьшения скорости движения

штанг относительно жидкости. Поэтому сложные и громоздкие формулы для

хода

вверх здесь не приводятся.

Оценка

величины силы гидродинамического трения при

ходе

штанг вверх

может быть выполнена по формуле (IV.93), где перед первым слагаемым

скобках должен быть поставлен знак плюс.

Сила трения плунжера о стенки цилиндра

поверхностных условиях

Величина этой силы при работе насоса, согласно рекомендации А. Н. Адо-

нина,

может быть приближенно оценена по эмпирическим формулам

В. И. Сердюка:

для обводненных скважин Р

тр пл

= 1.84

—т—

— 137,

(IV. 98)

для безводных скважин /

трпл

= 1,65

—|^-—127.

где D

— в м, б — в мм, Я

„ пл — в кН.

Согласно этим формулам, сила трения плунжера может достигать боль-

ших величин: так, при зазоре 6=0,1 мм, что

соответствует

второй группе

посадки,

эта сила составит около 1,1 кН для насоса диаметром

0,068

м и

1,6 кН для насоса диаметром

0,093

м.

Экспериментальная проверка формул

(IV.98)

показала, что они с доста-

точной для практики точностью позволяют оценить силы трения плунжера

поверхностных условиях. Однако в реальных условиях эксплуатации сила

трения

в насосе может быть больше, чем рассчитанная по формулам (IV.98).

Причина

— наличие песка в откачиваемой жидкости, отложение парафино-

смолистых веществ в зазоре плунжерной пары и др.

Сила гидравлического сопротивления

нагнетательном клапане

Эта сила обусловлена перепадом давления Др

л п, возникающим при

движении добываемой жидкости через нагнетательные клапаны насоса. Ме-

тодика определения Др

л н приведена выше,

Ркп в=Ар„лн^пл.

(IV.99)

Учет

сил сопротивления при определении

экстремальных нагрузок

Силу механического трения штанг о стенки насосно-компрессорных

труб

следует

учитывать в сильно искривленных и наклонных скважинах. Для

определения экстремальных нагрузок в точке подвеса штанг можно исполь-

зовать формулы Д. Н. Дрэготеску.

Для скважины с трехинтервальным профилем (см. рис. IV.5) упомяну-

тые формулы приобретают следующий вид:

вРнак+(Явер+ЛН-Р

на

„)тИ-Р'яН-Ртр

пл,

(IV.100)

нРнак—

(Рвер-fJVf

Рнак)/П

—

ял н

—Я

Тр пл

(IV.101)

где /"вер, Рк,

Ржак

— вес штанг соответственно в вертикальном, в искривлен-

ном

и в наклонном

участках

ствола скважины; Кя в, Кп в — коэффициенты

изменения

нагрузки от веса штанг в искривленном участке соответственно

153

при

ходе

штанг вверх и вниз; Кя в, Кя а — коэффициенты изменения нагруз-

ки

от веса штанг в наклонном участке соответственно при

ходе

штанг вверх

вниз; т

, т

— коэффициенты динамичности при

ходе

штанг вверх и вниз.

Для приближенных расчетов можно принять

sn* sn.

«в = 1440, «н = Тт90- (I V.I 02)

Коэффициенты

Кя в, Кя я, Кал и Кя я рассчитываются по следующим

формулам:

в =~

sin

н +

шт(1 — cos а

)],

[

sinct

—

шт(1

— COSO

)],

=COS

+ Сщт sin а

/С

=cos

— С

шт

sin

«и-

(IV. 103)

(IV.104)

Следует

отметить, что формулы

(IV.100)

—

(IV.104)

приближенные и

применимы,

строго говоря, только при достаточно малой скорости набора

кривизны

а по длине скважины, т. е.

da/dL-*O.

(IV. 105)

Более точные формулы для расчета экстремальных нагрузок получены

Ю. А. Песляком и С. Г. Зубаировым. Однако они очень громоздки, и вычис-

ления

по ним выполнять сложно. Поскольку в промысловых условиях дан-

ные об истинном профиле скважины, как правило, приближенные, кроме того,

насосные установки эксплуатируются в скважинах, для которых условие

(IV. 105) обычно выполняется, то применение для приближенных расчетов

формул

(IV.100)—(IV.104)

можно считать оправданным.

При

подъеме из скважин высоковязких жидкостей гидродинамическое

трение штанг обусловливает изменение отдельных составляющих нагрузок на

штанги и соответствующее изменение экстремальных значений общей нагруз-

ки

в точке подвеса штанг.

Исследованиями

многих авторов показано, что при откачке высоковязких

жидкостей наблюдается быстрое затухание колебании нагрузки, возникающих

при

смене направлений движения плунжера. При

ходе

штанг вверх нагрузка

от гидродинамического трения последних максимальна приблизительно в се-

редине

хода

и может превысить динамические нагрузки, возникающие в на-

чале

хода.

Усилия от гидродинамического трения штанг в средней части

хода

вниз

существенно превышают динамическую нагрузку, возникающую в начале

этого

хода.

Однако сила гидродинамического трения штанг может оказаться

настолько большой, что происходит отставание в движении полированного

штока от движения головки балансира с последующим резким ударом, что

приводит к обрыву канатной подвески или штанговой колонны.

Максимальную и минимальную нагрузку в точке подвеса штанг при от-

качке жидкости высокой вязкости можно приближенно оценить по

следую-

щим

формулам:

Ятах=Р'шт-ЬЯ

+^тр

.-f-Ятр

од,

(IV.106)

Ятт=Я'шт—Ятргн—Я

кля

—Р,рпл,

(IV.107)

где Pip г в, Ятр г • — соответственно нагрузки гидродинамического трения

штанг при

ходе

вверх и вниз (см. формулы

(IV.91)

— (IV.97)).

В формулах (IV. 106) и

(IV.107)

принято, что нагрузки от гидродинами-

ческого трения штанг в середине

хода

превышают динамические нагрузки,

возникающие в начальные периоды

хода.

154

Поскольку расчетных формул, учитывающих совместное влияние колеба-

тельных процессов

штангах

гидродинамического трения

на

экстремальные

нагрузки

на

штанги,

нет,

то

при

отсутствии фактических промысловых

дан-

ных

величинах упомянутых нагрузок

для

заданных условий эксплуатации

скважины можно определить динамические нагрузки

нн=Я,«в+Я

(IV.108)

для

ходов

вверх

вниз, например,

по

формулам

(IV.64)—(IV.65),

срав-

нить

величиной нагрузки

от

сил

гидродинамического трения, вычисленной

по

одной

из

формул

(IV.91)—(IV.97).

зависимости

от

того, какая

из

на-

грузок окажется большей (динамическая

или

гидродинамического трения),

экстремальные усилия

точке подвеса

следует

определять

или по

формулам

(IV.62)—(IV.63),

или

по

(IV.106)—(IV.107).

Если силы сопротивления, сосредоточенные

плунжера насоса,

имен-

но:

сила гидравлического сопротивления

в и

сила трения плунжера

стенки цилиндра Ятрпа—достигают значительных величин, порядка

3—5 кН,

под

действием этих

сил

нижняя часть штанговой колонны

на

зна-

чительной длине подвергается продольному изгибу,

то

необходимо учитывать

влияние этих

сил

на

динамические нагрузки (инерционные

вибрационные).

Это обусловлено

тем, что при

приложении

снятии внешней нагрузки

изо-

гнутый участок

будет

работать подобно винтовой пружине

его

механиче-

ские характеристики

—

модуль

продольной

упругости

скорость распростра-

нения

продольных колебаний

—

будут

иметь значения, отличающиеся

от

аналогичных

характеристик прямолинейного участка колонны штанг.

Вибрационная

И инерционные нагрузкн

на

штанги при наличии

колонне

при

ходе

вниз изогнутого участка

могут

быть рассчитаны

по

формулам

(IV.64)—(IV.65),

если

них

Хшт определять

по

формуле (IV.37).

НАПРЯЖЕНИЯ

ШТАНГАХ

Опыт эксплуатации насосных установок показывает,

что

разрушение

штанговых

колонн обычно обусловлено

усталостью

металла, вызванной

про-

должительным

действием

циклических переменных нагрузок. Усталостный

износ

штанг

усиливается

ускоряется

под

влиянием коррозионно-активных

компонентов,

содержащихся

откачиваемой газожидкостной смеси (серово-

дород, минерализованная вода

и т.

д.).

Как

было отмечено, усилия

напряжения

произвольном сечении штан-

говой колонны циклически изменяются.

Для

характеристики цикла изменения

напряжения

используются следующие величины:

максимальное

напряжение цикла

а..,-Р

.„//»т<,

(IV. 109)

минимальное

напряжение

цикла

~9~

("max

амплитудное

среднее напряжения

(IV. 111)

•«!=*"

("max

min)-

Здесь индекс

обозначает,

что

напряжения определяются

для

произ-

вольного поперечного сечения колонны.

При

эксплуатации штанговых колонн цикл изменения напряжения

про-

извольном поперечном сечении,

как

правило, несимметричен,

т. е.

о*Ф0.

По-

этому надежность работы колонны определяется

не

только величиной макси-

мального напряжения,

но

амплитудой

его

изменения.

Необходимость учитывать

две

величины

для

сравнения напряженности

работы штанговых колонн

при

различных режимах откачки

и в

разных сква-

155

ТАБЛИЦА

IV.7

ПРЕДЕЛЬНО

ДОПУСКАЕМЫЕ

ПРИВЕДЕННЫЕ

НАПРЯЖЕНИЯ,

[а 1

Группа

насосов*

Марка

стали

20 НМ

Термообработка

Нормализация

Закалка

ТВЧ

1'прЬ

МПа

для

формулы

(IV.1I2)

120

100

130

ПО

для

форм

лы

(IV. 113)

106

•

Группа

насосов

I —

диаметры

28, 32, 38, 43 мм.

Группа

насосов

II —

диаметры

55, 68, 95 мм.

жинах вызывает существенные затруднения. Поэтому в качестве единой ха-

рактеристики цикла изменения напряжения вводится условная величина, на-

зываемая приведенным напряжением апр, определенным образом рассчиты-

ваемая по значениям фактических напряжений данного цикла. Вследствие

условного характера величины а

Пр

для ее расчета предложены различные

формулы.

Из

большого числа зависимостей, используемых в общем машинострое-

нии,

для расчета и конструирования штанговых колонн применяются:

формула И. А. Одинга

(IV.112)

формула М. П. Марковца

(IV.113)

Возможность применения первой из этих зависимостей показал

А. С. Вирновский, а второй — В. П. Грабович. Обе эти зависимости в на-

стоящее время широко применяются на практике.

Б.

Б. Круман [28] рекомендует для расчета а

пр

использовать формулу,

полученную на основе модифицированной диаграммы

Гудмена:

Спр=Отах—0,56(Tmin.

(IV.114)

Расчеты, выполненные И. К- Караевым, Б. Б. Круманом и Г. И. Бого-

мольным, показали, что для широкого диапазона режимов откачки конст-

рукции равнопрочных многоступенчатых колонн, рассчитанные по формуле

(IV.112)

и по каждой из формул

(IV.M3)

и (IV. 114), различаются незначи-

тельно— не более чем на

5—10%.

Поэтому при выполнении инженерных рас-

четов целесообразно пользоваться формулами

(IV.113)

(IV.114),

которые

позволяют получать более простые зависимости для определения конструк-

ций

колонн (табл.

IV.7).

При

выборе конструкции штанговой колонны необходимо знать предель-

но

допускаемые приведенные напряжения для различных марок штанг. По

предложению И. Л. Фаермана а

пр

определяют

путем

статистической обра-

ботки данных об обрывности штанг для данного месторождения или района.

Полученные таким образом величины имеют вероятностный характер,

а также

могут

существенно зависеть от условий эксплуатации и свойств до-

бываемой продукции.

156

КОНСТРУКЦИЯ

КОЛОННЫ

НАСОСНЫХ

ШТАНГ

Конструирование штанговой колонны состоит в определении необходимо-

го числа ступеней, диаметра и длины штанг каждой ступени и марки штанг.

Выбранная конструкция должна обеспечить безаварийную работу насосной

установки с запланированной производительностью и при минимальных за-

тратах.

Необходимо учитывать следующие требования при конструировании

штанговых колонн:

1. Колонна штанг должна удовлетворять условию достаточной

усталост-

ной

прочности.

2. Вес колонны должен быть по возможности минимальным.

3. Потери

хода

плунжера от

упругих

удлинений колонны штанг не долж-

ны

быть большими, так как это приводит к снижению производительности

к. п. д. установки.

4. Стоимость колонны не должна быть завышенной, что

следует

учиты-

вать при выборе марки штанг, поскольку штанги из легированной стали и

термообработанные дороже штанг из углеродистой стали.

Некоторые из этих положений противоречат

друг

другу,

поэтому при

конструировании колонны штанг

следует

искать оптимальный вариант.

В настоящее время в отечественной практике расчет штанговых колонн

ведется по условию обеспечения усталостной прочности, т. е. приведенные

напряжения

в любом произвольном сечении колонны

не должны пре-

вышать предельно допускаемых значений для выбранного материала штанг

при

данных условиях эксплуатации, т. е.:

СГпр,<[сГпр].

(IV.115)

Следующее условие — обеспечение равнопрочное™ ступеней колонны,

которое заключается в том, что приведенные напряжения в наиболее нагру-

женных сечениях каждой из ступеней равны

между

собой, т. е.

0npI=O'npII=O'npIII,

(IV.116)

где индексы I, II и III относятся, например, к верхним сечениям соответст-

вующих ступеней.

Следует

отметить, что в зарубежной практике конструиро-

вание ступенчатых колонн ведется таким образом, что коэффициенты запаса

усталостной прочности в верхних сечениях ступеней увеличиваются в направ-

лении

от

устья

к скважинному насосу. Считается, что таким образом обес-

печивается повышение устойчивости колонны к действию продольного изгиба.

В настоящее время при конструировании штанговых колонн применяются

специальные таблицы, номограммы, а также аналитические методики.

Наиболее простой и оперативный способ — подбор конструкции штанго-

вой колонны по таблицам. Таблицы, разработанные институтом АзНИИДН,

наиболее популярны (табл.

IV.8—IV.

12). Их рассчитывали при

следующих

допущениях: динамический уровень в скважине находится у приема насоса,

плотность жидкости в колонне НКТ 900 кг/м

, приведенные напряжения рас-

считываются по формуле И. А. Одинга. При составлении табл. IV.8, IV.9 был

принят

режим откачки с длиной

хода

s=l,8 м и числом качаний п=

1/мин,

а в таблицах IV. 10 и IV. 12 расчетные режимы откачки указаны

заголовках таблиц.

Однако использование приведенных таблиц для условий эксплуатации,

значительно отличающихся от тех, которые были предусмотрены в них, обу-

словливает большие погрешности.

Наиболее точно определить конструкцию колонны можно, используя ана-

литические зависимости.

Ниже

описаны применяющиеся в настоящее время методики расчета

конструкций штанговых колонн, удовлетворяющих условию достаточной

усталостной прочности.

Одна из первых таких методик была основана на работе А. С. Вирнов-

ского,

согласно которой среднее и амплитудное напряжения цикла для

верх-

него сечения одноступенчатой колонны штанг

157

ТАБЛИЦА

IV.8

Р2КОУ1ЗД

ХУв

МЫЕ ГЛУБИНЫ СПУСКА НАСОСОВ

(М)

НА ШТАНГАХ

ИЗ

УГЛЕРОДИСТОЙ СТАЛИ. НОРМАЛИЗОВАННЫХ.

ПРИ о =

МПа

Конструкция

колоты

Одноступен-

чатая

Двухступен^

чатая

Трехступен-

чатая

Условный

диаметр

штанг,

мм

Диаметр

28 32 38

насоса,

мм

Глубина спуска насоса, м

1150

1300

—

1020

1170

—

860

1000

—

Длина ступеней колонны, %

Глубина спуска

1480 1310

1100

Длина ступеней колонны, •

Глубина спуска

1620

1460

1260

720

860

—

к глубине

насоса,

920

55 68

650

790 590

спуска

— —

/о к глубине спуска

насоса,

1060

45 —

820

—

Длина ступеней колонны, % к глубине спуска

92 — — — —

Глубина спуска насоса, м

— — —

Длина ступеней колонны, %

—

960

720

к глубине спуска

Глубина спуска насоса, м

1760 1570

1490

Длина ступеней колонны, % t

19 —

1270

глубине

— —

спуска

—

(

2d*

' ) "д

(IV.117)

(IV.

118)

где dmr — диаметр

штанг,

м;

cto

— коэффициент, имеющий размерность

объемного веса и

учитывающий

силы сопротивления, сосредоточенные

плунжера;

ai=al,l-\0*

Н/м

; е

ер

— средний кинематический коэффициент,

е=1,05.

158

ТА Б Л И Ц A IV.9. РЕКОМЕНДУЕМЫЕ

ГЛУБИНЫ

СПУСКА

НАСОСОВ

(М)

НА ШТАНГАХ ИЗ

ЛЕГИРОВАННОЙ

СТАЛИ

МАРКИ

20 НМ,

НОРМАЛИЗОВАННЫХ. ПРИ <

Конструкция

колонны

Односту-

пенчатая

Условный

диаметр

штанг,

мм

пр

=.00МПа

Диаметр

насоса,

мм

Глубина

— —

спуска

—

Длина ступеней колонны, <

Глубина

1890 1680

спуска

1410

Длина колонны, % к

7а

Глубина

2080

1870

спуска

1610

Длина

ступеней

колонны.

—

Глубина

—

спуска i

1810

Длина ступеней колонны, •

—

насоса, м

—

1000

—

760

—

490

600

к глубине спуска

—

насоса, м

1180 — — —

глубине спуска

—

насоса, м

1370

1050

—

/t к глубине спуска

—

«coca, м

1510

1230

910

—

к глубине спуска

—

— —

—

Глубина

спуска

насоса,

2270

2010 —

— — —

—

Длина ступеней колонны, % к глубине спуска

Глубина

спуска насосов, м

2450

2200

1900

1620 —

159

ТАБЛИЦА

IV.10.

РЕКОМЕНДУЕМЫЕ

ГЛУБИНЫ

СПУСКА

(М)

НАСОСОВ

ПЕРВОЙ ГРУППЫ НА

ШТАНГАХ

ИЗ

УГЛЕРОДИСТОЙ

СТАЛИ,

ЗАКАЛЕННЫХ

Конструкция

колонны

Одноступен-

чатая

Двухступен-

чатая

Трехступен-

чатая

ТВЧ, ПРИ а

пр

Условный

диаметр

штанг,

мм

120 МПа

Диаметр

32 | 43

= 2,1 м, п = 12

кач/мин

насоса,

мм

= 3,3

Глубина спуска насоса, м

1860

2090

2290

1660

1885

2060

1180

1420

1640

Длина ступеней колонны, % к

1600

1765

1900

глубине

Глубина спуска насоса, м

ДЛР

2410

на

ступе

2150

ней

колоь

1540

ты, % к

2080

глубине

Глубина спуска насоса, м

2640

2380

| 1785

Длина ступеней колонны, % и

2240

глубине

Глубина спуска насоса, м

— —

2590

1850

Длина ступеней колонны, % и

2500

глубине

Глубина спуска насоса, м

—

2840

2125

2650

м; л = 12

1450

1625

1750

спуска

1885

спуска

2060

спуска

2270

спуска

2450

кач/Мин

1080

1260

1440

1400

1600

1685

1885

Максимальное напряжение цикла, как это следует из формулы (IV.111),

а приведенное напряжение вычисляется по формуле И. А. Одинга (IV. 112).

Условие применимости одноступенчатой колонны штанг заданного диа-

метра йшт следующее:

Стпр^[апр]. (IV. 120)

Для двухступенчатой колонны формулы А. С. Вирновского были преоб-

разованы К. В. Гаврилкевичем. Напряжения в верхнем сечении первой от

160