Если вы скопируете книгу или главу книги, Вы должны незамедлительно удалить ее сразу после ознакомления с содержанием. Копируя и сохраняя его Вы принимаете на себя всю ответственность, согласно действующему международному законодательству. Любое коммерческое и иное использование кроме предварительного ознакомления запрещено. Публикация данной книги не преследует никакой коммерческой выгоды, но документ способствуют быстрейшему профессиональному росту читателей и являются рекламой бумажных изданий таких документов. Все авторские права сохраняются за правообладателем. В случае претензий со стороны авторов книг/издательств обязуюсь убрать указанные книги

ГЛАВА 5
СТЕНДОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ ПУЛЬСАТОРОВ
(КАВИТАТОРОВ)*
При обработке призабойной зоны скважины кавитатором необходимы высокие скорости струи жидкости на выходе из отверстий устройства, для чего требуются большие перепады давлений. Значительные перепады давлений необходимы и для транспорта рабочего агента к забою скважины. Поэтому при выборе насосных агрегатов предварительно оценивают необходимое давление на устье скважины для обеспечения заданного расхода жидкости.
В соответствии с конструкцией кавитатора поток при подходе к выходным отверстиям приобретает винтовое движение, что резко снижает потери на трение в устройстве и уменьшает степень сжатия струи в отверстиях, увеличивая коэффициент расхода. Для количественной оценки этих эффектов проведены специальные исследования.
Внешняя цилиндрическая насадка представлена прямой цилиндрической трубкой с длиной, равной трем-четырем диаметрам, пристыкованной к отверстию такого же диаметра с внешней стороны сосуда [15]. Такая насадка имеет большую пропускную способность, чем отверстие в тонкой стенке такого же диаметра, так как потери на трение по ее длине незначительны, а коэффициент сжатия на выходе равен единице. Максимальный коэффициент расхода 0,82 имеет и внутренняя насадка в том же диапазоне соотношений длины и диаметра и при толщине стенки > 0,05^о [268]. В кавитаторе отношение длины отверстия (10— 18 мм) к его диаметру (3,4 мм) находится в пределах 3—5, т.е. отвечает оптимальным соотношениям в насадке.
5.1. СХЕМ А СКВАЖИННОГО ИСПЫТАТЕЛЬНОГО СТЕНДА
И МЕТОДИКА ИСПЫТАНИЙ ОДНОКАСКАДНОГО ПУЛЬСАТОРА
Испытания пульсаторов проводились на скважинном испытательном стенде МЦС4 АО "Лемаз", состоящем из погружного агрегата с насосами ЭЦНМ 5А-250-1400 и ЭЦНМ 5А-250-1800 с номинальной подачей 250 м3/сут и номинальным напором соответственно 1400 и 1800м (рис. 5.1).
Погружные насосные агрегаты использовались в качестве источника давления рабочей жидкости. Пульсатор монтировался в головке электроцентробежного насоса в специальном корпусе, имитирующем обсадную колонну скважины с внутренним диаметром 121,7 мм.
Расходный резервуар / соединен со скважиной 11 глубиной 50 м, которая закрыта герметичной обсадной колонной 10. Внутрь обсадной
Глава написана совместно с А.А. Ситниковым. 6 Л.Х. Ибрагимов 161
8 7
Рис. 5.1. Схема экспериментального стенда МЦС4
/ - расходный резервуар, 2 - насос, 3 -электродвигатель, 4 - мерный бак, 5 -задвижки, 6 - дросселирующий вентиль, 7 - комплектное устройство, 8 - трансформатор, 9 - измерительные приборы, 10 - обсадная труба, // - скважина, 12 -проставок, 13 — струевыпрямитель; 14 — измерительная турбина; а-в - путь жидкости а - при замере подачи расходомером "Турбоквант1, 6 - при калибровке расходомера, в - при обкатке
колонны 10 спущена колонна труб с фильтром. Электрическое питание на электродвигатель 3 подается от станции управления, включающей комплектное устройство 7 и трансформатор 8. Откачиваемая из скважины жидкость поступает на прием пульсатора, затем через НКТ - на дросселирующий вентиль 6. Для замера подачи с помощью задвижки 5 рабочую жидкость направляют через струевыпрямитель 13, измерительную турбину расходомера "Турбоквант" 14 в расходный резервуар 1. Циркуляция жидкости по этой схеме позволяет моделировать процесс обработки ПЗС пульсатором.
162
Таблица 5.1
Характеристика приборов
Прибор Тип Параметр Единица Предел Цена Класс точ- Нормативно-технический
измерения измерений деле- ности документ
ния
Турбинный Н37/34- Подача м3/ч 34 - 0,5 -
расходомер 64-41
"Турбо-
квант"
Мерный - Объем л 430 5 0,5 -
бак жидкости
Секундомер СДПпр Время с 1800 0,2 1,0 ГОСТ 5072-79
механичес- заполнения
кий мерного бака
Термометр ТПГ-4 Температура °С 100 1 1,5 ГОСТ 8624-80
воды
Манометр МО Давление на МПа 60 0,2 0,4 ГОСТ 652 1-72
выходе насоса 10,0 0,5 0,4
160 0,5 0,4
250 1,0 0,4
Частото- 5137 Частота Гц 108 0,1 0,07 ТУ
метр элек- вращения вала 25-04.3747-79
тронно- насоса
счетный
Киловольт- С502 Напряжение кВ 3,0 0,02 0,5 ГОСТ 871 1-78
линейное
метр
Амперметр Э59 Сила тока А 5,0 0,1 0,5 ГОСТ 87 11 -78
Трансфор- УТТ-5 - ? = 10 0,2 -
матор то-
ка
Измери- К50 Напряжение В 600 4 0,5 -
тельный фазное
комплект
Сила тока А 50 0,5 0,5 ГОСТ 871 1-78
Мощность Вт 30000 200 0,5 -
фазная
Ваттметр Д539 Мощность Вт 150 1,0 0,5 ГОСТ 87 И -78
Вольтметр Э59 Напряжение В 150 1,0 0,5 ГОСТ 871 1-78
Трансфор- ном- - - Я=15 - 0,5 -
матор на- 6-77У4
пряжения
Примечание. К - параметр трансформатора.
6*
163
Рис. 5.2. Схема размещения пульсатора
При испытаниях проводились измерения давлений перед пульсатором PI , в затрубном пространстве в зоне активной струи пульсатора /*2 и в свободном пространстве скважины за пульсатором Р^ (манометрами классов точности 0,4 и 1,5). Конструкция имитатора обсадной трубы позволяла изменять взаимное положение осей рабочих отверстий пульсатора и отверстия для замера давления Р-^. Расход жидкости измерялся турбинным расходомером "Турбоквант" класса точности 0,5.
164
Технические характеристики применяемых приборов приведены в абл. 5.1. Схема монтажа устройства представлена на рис. 5.2.
регулирование давления насоса и соответственно перепада давлений на пульсаторе производилось задвижкой. В процессе испытаний измерялись показания приборов на 25-30 режимах при последовательном изменении давления на выходе Р$ при переходе с закрытой задвижки до полностью открытой. При этом более частые замеры проводились в зоне стабилизации расхода через устройство.
Испытания проводились в пять этапов: с устройством № 1 (ступенчатым диффузором-раструбом) - этапы 0 и 1 и с устройством № 2 (коническим диффузором) — этапы 2—4. Каждый этап исследований одно-каскадного пульсатора имел следующие особенности.
Этап 0 — испытывалось устройство № 1 с диаметрами выходных отверстий 3,4 мм с применением насоса ЭЦНМ5А-250-1400. Угловое положение точки замера Р2 1 — начальное (см. рис. 5.2).
Этап 1 - испытывалось устройство № 1 со ступенчатым раструбом с применением насоса ЭЦНМ5А-250-1800. Угловые положения точки замера PI 1-6 - за счет последовательного поворота имитатора обсадной колонны против часовой стрелки на 10°. При угловом положении 4 имеет место минимальный угол между осями одного из рабочих отверстий пульсатора и осью отверстия для замера PI (3°).
Этап 2 - пульсатор № 2 (конический диффузор) с рабочими отверстиями диаметром 2,8 мм при трех угловых положениях (от начального через каждые 20°).
Этап 3 - пульсатор № 2 с выходными отверстиями диаметром 2,8 мм, собранный без внутренних деталей (конуса и винта) при одном угловом положении.
Этап 4 - пульсатор с коническим диффузором и выходными отверстиями диаметром 3,4 мм при трех угловых положениях (через каждые 20°).
Ниже приводится перечень замеренных и расчетных по приведенным формулам величин.
Давления и перепады давлений определяются по формулам
(5.1) P,j = P,-Pj, МПа, (5.2)
где fj- замеренная величина, дел.; К, - коэффициент /-го манометра, МПа/дел.
Подача определяется по формуле
Q = Q'Kq,u3/cyr, (5.3)
Де Q - замеренная величина, дел.; Kq — коэффициент расходомера, м /(сут-дел.).
Потребляемая гидравлическая мощность определяется по формуле
An^-PiQ, кВт. (5.4)
165
Рис. 5.3. Зависимость PI от Q и конструктивных особенностей пульсатора
1,2 - ступенчатый диффузор, d = 3,4 мм 1-е насосом ЭЦНМ250-400); 3-5 -конический диффузор: 3,4 - d = 2,8 мм (4 - без внутреннего конуса и винта), 5 -d = 3,4 мм
Гидравлическая мощность устройства определяется по формуле АЛ/гр - PnQ, кВт. (5.5)
Коэффициент расхода устройства определяется по формуле
[2/Ь
Р12=ДР12,
(5.6)
где F= J? f,\f,- площадь сечения f-го отверстия; р = 1000 кг/м3 -
г=1 плотность воды.
Кавитационный коэффициент расхода (только для соответствующих режимов) определяется по формуле
(5.7)
Средняя скорость жидкости через отверстия устройства определяется по формуле
Vcp = Q/F, м/с. (5.8)
На рис. 5.3 приведены зависимости давления на входе в пульсатор (Р!) от расхода рабочего агента (Q). Как видно, динамика изменения PJ и значения Р], соответствующие определенному значению Q при использовании насоса ЭЦНМ250-1800, одинаковы для пульсаторов с
166
коническим диффузором и несколько ниже при испытаниях пульсаторов со ступенчатым диффузором. Применение насоса ЭЦНМ250-1400 (этап 0) приводит также к существенному снижению давления на приеме пульсатора. При этом наблюдается примерно такой же темп снижения Р! с ростом Q, как и на этапах испытаний 1-4. Снижение напора с ростом подачи рабочего агента закономерно для погружных электроцентробежных насосов. Зависимости, приведенные на рис. 5.3, использовались при анализе результатов испытаний однокаскадного пульсатора.
5.1.1. АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЙ ОДНОКАСКАДНОГО ПУЛЬСАТОРА
На рис. 5.4 показаны зависимости потерь давления ДРи в однокас-кадном пульсаторе со ступенчатым диффузором и d= 3,4 мм от подачи рабочего агента Q и угла поворота оси перфорационного отверстия относительно оси выходного отверстия (а). Графики зависимостей АР12 =/(Q. ос) близки к прямым линиям. При увеличении подачи до 4,3 л/с потери давления достигают 5,9-6,0 МПа, при этом они практически не зависят от угла а.
Зависимость потребляемой однокаскадным пульсатором гидравлической мощности от подачи рабочего агента и угла поворота оси
П, МПа
Рис. 5.4. Зависимость потерь давления ДЯ12 в однокаскадном пульсаторе от подачи рабочего агента Q и угла поворота а оси перфорационного отверстия относительно оси выходного отверстия. Ступенчатый диффузор, диаметры выходных отверстий d = 3,4 мм
1-6 - угол поворота оси (в град.) а = 0, 10, 20, 30, 40, 50 соответственно
167
,2, МПа
1,0
1,5
2,0
4,0
4,5
2,5 3,0
ft л/с
Рис. 5.6. Зависимость ДР^ от б и параметров конструкции пульсатора
/ - ступенчатый диффузор, d = 3,4 мм; 2—? - конический диффузор: 2, 3 d = 2,8 мм (3 - без внутреннего конуса и винта), 4 - d - 3,4 мм
перфорационного отверстия относительно оси выходного отверстия пульсатора имеет нелинейный характер (рис. 5.5,я). Максимальные значения /Vrp имеют место при подаче Q = 3,5 л/с. При расходе жидкости от 2,0 до 4,3 л/с влияние угла ос возрастает. При этом наибольшие значения потребляемой пульсатором гидравлической мощности соответствуют а = 30°. Для различных значений ос максимальная величина Л^ меняется от 50 до 53 кВт. С увеличением подачи от 3,5 до 4,3 л/с потребляемая однокаскадным пульсатором гидравлическая мощность снижается до 40 кВт.
Зависимости гидравлической мощности АА/ф однокаскадного пульсатора от подачи рабочего агента и угла поворота оси перфорационного отверстия относительно оси выходного отверстия (см. рис. 5.5,6) близки по форме к графикам ДР^ =f(Q). Как видно на рис. 5.5,6, величина АЛГгр растет с увеличением подачи рабочего агента и не зависит от угла поворота а. Коэффициент расхода ц. однокаскадного пульсатора при подаче от 2,5 до 4,3 л/с также не зависит от величины а и изменяется в пределах 0,7 до 0,75 (см. рис. 5.5,е). При Q < 2,5 л/с наблюдается определенное влияние ос на величину ц.
Рис. 5.5. Зависимость потребляемой гидравлической мощности (а), гидравлической мощности (6) и коэффициента расхода жидкости (в) однокаскадного пульсатора от подачи рабочего агента и угла поворота оси перфорационного отверстия относительно оси выходного отверстия. Ступенчатый Диффузор, диаметры выходных отверстий d = 3,4 мм Условные обозначения те же, что и на рис. 5.4
169
0,7
0,6
1,0 1,5
Рис. 5.7. Зависимость коэффициента расхода жидкости ц от Q и параметров конструкции пульсатора
Условные обозначения те же, что и на рис. 5.6
Рис. 5.8. Зависимость Р2 тР\ и конструктивных особенностей пульсатора Условные обозначения те же, что и на рис. 5.6
170
На рис. 5.6 приведены зависимости потерь давления в однокас-кадном пульсаторе от подачи рабочего агента и параметров конструкции устройства. С ростом расхода рабочего агента увеличивается значение А/'и- Наибольшие потери имеют место в однокаскадном пульсаторе с коническим диффузором без внутреннего винта и конуса. Несколько меньше потери давления в том же пульсаторе при наличии внутреннего конуса и винта. При диаметре выходных отверстий 2,8 мм максимальная подача составляла 3,5 л/с. Наименьшие потери давления наблюдались в пульсаторе с коническим диффузором и диаметрами выходных отверстий 3,4 мм. Более высокие потери давления имели место при ступенчатой форме диффузора.
Как видно на рис. 5.7, самые высокие значения коэффициентов расхода |i = 0,8 имели место при конической форме диффузора.
Значительный интерес представляет исследование зависимости давления струи Р2 на обсадную колонну от PI (рис. 5.8). Во всех экспериментах наблюдалось увеличение Р2 до некоторой величины при постоянном давлении на входе в пульсатор. Затем давление Р2 линейно увеличивается с ростом Р1 .
Как отмечалось выше, отношение длины каждого отверстия к его диаметру отвечает оптимальному их соотношению в насадке и составляет 3-5. Рассчитаем долю перепада давлений в пульсаторе, приходящуюся на выходные отверстия. Перепад давлений в выходном отверстии определяется по формуле
(5'9)
где V - скорость жидкости в выходном сечении отверстия, м/с; р -плотность жидкости, кг/м3; 2)? - сумма коэффициентов сопротивления движению, слагающаяся из сопротивления в отверстии насадки, сопротивления при расширении струи в диффузоре и сопротивления трения по длине канала отверстия.
Выразив в (5.9) скорость движения жидкости в одном отверстии, получим
I Л D
(5.10)
где ф = 1/5^ - коэффициент скорости.
Принимая во внимание, что устройство имеет шесть отверстий, определим суммарный расход жидкости через эти отверстия:
(5.11)
где / - площадь отверстия кавитатора, м2; Е - коэффициент сжатия струи (/с//);/с - площадь сжатого сечения потока, м2; д - коэффициент расхода (ф?).
171
,2, МПа
3,5 4,0 4,5
Рис. 5.9. Зависимость ДР^ от Q и параметров конструкции пульсатора (d= 3,4 мм)
/ - ступенчатый диффузор; 2 - конический диффузор; 3 - без крутки потока, по расчетным данным
Из уравнения (5.11) получим формулу для расчета перепада давлений в устройстве в зависимости от производительности насосного агрегата:
(5.12)
Ш (\ -- л ^ .
72ц2/2
Результаты расчетов перепада давлений на отверстиях по формуле (5.12) при различных расходах воды приведены на рис. 5.9.
Очевидно, что рациональные размеры и конструкция выходных отверстий позволяют обеспечивать минимальные потери давлений.
5.2. СТЕНДОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ
ДВУХКАСКАДНОГО ПУЛЬСАТОРА
Цель исследований заключалась в качественной оценке соотношения потерь давлений и коэффициента расхода в верхнем и нижнем каскадах.
На рис. 5.10 приведена схема испытания двухкаскадного пульсатора с применением гидроблока трехшгунжерного насоса с номинальной подачей 16,3 м3/ч, максимальным давлением до 20 МПа. Диаметры выходных отверстий верхнего и нижнего каскадов составляли 3,4 мм. Испытания проводились в пять этапов. Количество отверстий в верхнем и нижнем каскадах при проведении испытаний показано в табл. 5.2. Давление на выходе из верхнего и нижнего каскадов составляло приблизительно 0,1 МПа.
172
Рис. 5.10. Схема испытания двухкаскадного пульсатора
1 - гидроблок трехплунжерного насоса; 2 - корпус установки пульсатора; 3,4-мерные баки: 3 - для верхнего корпуса, 4 - для нижнего корпуса пульсатора; 5 - манометр; 6 - бак стенда; 7 - задвижка байпаса; S - задвижка мерного бака, № 1 - верхний каскад; № 2 - нижний каскад
Как следует из схемы испытаний, рабочая жидкость из бака 6 поступает в гидроблок трехплунжерного насоса 1, а затем под давлением - на прием верхнего каскада пульсатора 2. Задвижкой байпаса 7 регулируют расход жидкости и обеспечивают давления на выходе из обоих корпусов пульсатора 2 на уровне, близком к атмосферному давлению. Расход жидкости измеряют с помощью мерных баков для верхнего 3 и нижнего 4 корпусов пульсатора. Давления на приеме верхнего и нижнего каскадов измеряют с применением манометров 5. С помощью задвижек 8 воду сбрасывают из мерных баков 4 и 3 в бак стенда 6.
Таблица 5.2
Количество выходных отверстий в каскаде
Этап Верхний каскад Нижний каскад
6
Нет 6 3 3 без приемного конуса
173
', МПа
U 4>,VS 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 б 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0 в 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0 ^x- Xх*
2
/^ X* /
s ^
Xх s
^* ^^
,jr^ Z&\
•« &*"
1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
I
//
/ S
^f Ij/f*
у S
j X
jT ^X ~
•""" *^> •* "*"
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
s
2f 1И
/ X
У f x л
/ J^
iS ^^

0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 б,л/с
Рис. 5.11. Зависимость потерь давления ДР в верхнем (7) и нижнем (2) каскадах двухкаскадного пульсатора от расхода жидкости
а - в верхнем и нижнем каскадах по 6 отверстий; б - в верхнем каскаде 3 отверстия, в нижнем — 6 отверстий; в - в верхнем каскаде 6 отверстий, в нижнем — 3 отверстия
174
5.2.1. АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЙ ДВУХКАСКАДНОГО ПУЛЬСАТОРА
Результаты исследования зависимости потерь давления в верхнем и нижнем каскадах пульсатора от расхода жидкости при одинаковом количестве выходных отверстий приведены на рис. 5.11,а. При расходах жидкости менее 1,38 л/с и более 1,62 л/с потери давления в нижнем каскаде несколько выше, чем в верхнем. Это, очевидно, и есть дополнительные потери давления, которые имеют место в соединительной трубке между двумя каскадами. Потери давления совпадают при расходах воды через каждый каскад в пределах 1,38 =? Q =? 1,62 л/с. При различных количествах отверстий потери давления, как и следовало ожидать, ниже в том каскаде, где больше отверстий. При этом в каскаде с бблыним количеством выходных отверстий зависимость потерь давления от расхода жидкости близка к линейной, а в каскаде с меньшим числом отверстий она близка к параболической (см. рис. 5.11 Дв).
Коэффициент расхода верхнего каскада \1\ увеличивается с ростом Q в среднем до 0,56-0,58 для этапов испытаний 1 и 2 при соотношении
а HI 0,6
0,5 0,4

%
' 0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Рис. 5.12. Зависимость коэффициента расхода жидкости в двухкаскадном пульсаторе от подачи жидкости для верхнего (а) и нижнего (б) каскадов
1-5 - число отверстий в верхнем и нижнем каскадах на различных этапах испытаний: / - 3 и 6, этап 1; 2 - 3 и 0, этап 2; 3 - 6 и 6, этап 3, 4 - 6 и 3, этап 4; 5 -6 и 3 (без приемного конуса), этап 5
175
числа выходных отверстий в верхнем и нижнем каскадах соответственно 3:6 и 3:0 (рис. 5.12, а). На этапе 3 (соотношение отверстий 6:6) коэффициент расхода верхнего каскада с ростом Q от 1,1 до 1,6 л/с плавно снижается до 0,57. При дальнейшем росте Q величина коэффициента расхода не изменяется.
Наибольшие значения щ имели место при соотношении числа отверстий 6:3 и 6:3 без приемного конуса, т.е. на этапах испытаний 4 и 5. Коэффициенты расхода нижнего каскада Ц2 снижались с ростом Q от 0,6 до 2,7 л/с (см. рис. 5.12,6). При этом наиболее высокие значения /J.2 (0,59-0,58) наблюдались также на этапах испытаний 4 и 5.
Анализ результатов исследований позволяет сделать вывод о наибольшей эффективности конструкции двухкаскадного пульсатора с соотношением отверстий в верхнем и нижнем каскадах 6:3 и 6:3 без приемного конуса.
5.3. СТЕНДОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ РОТАЦИОННОГО ПУЛЬСАТОРА
Схема установки пульсатора при испытаниях приведена на рис. 5.13 (на примере монтажа макетного образца). Через специальный проставок к нагнетательной линии силового трехплунжерного насоса на фланцах
Пульсатор
Рис. 5.13. Схема установки для испытания ротационного пульсатора
176
присоединен секционный трубчатый корпус, внутри которого на том же проставке устанавливается пульсатор. В стыке секций корпуса или со стороны свободного торца между пульсатором и корпусом установлена гильза-имитатор обсадной колонны скважины, на внутреннюю поверхность которой нанесено покрытие для имитации отложений и визуального контроля эффективности воздействия струи на обрабатываемую поверхность. Свободный торец корпуса закрыт иллюминатором, через который ведется визуальное наблюдение за потоком и вращением ротора, а также измерение частоты вращения посредством стробоскопического тахометра. Отвод жидкости, проходящей через пульсатор в мерный бак, производится с верхней стороны корпуса; таким образом, пульсатор при работе постоянно находится под уровнем жидкости. Давление перед пульсатором регулируется задвижкой на байпасной линии силового насоса. Монтаж опытного образца пульсатора производится аналогично. Для контроля частоты вращения на роторе закреплена специальная пластина.
При испытаниях контроливались: расход жидкости через пульсатор (посредством измерения времени подачи в тарированный мерный бак фиксированного объема жидкости), давление на входе пульсатора, частота вращения ротора и время работы на определенном режиме (при оценке характера воздействия струи на обрабатываемую поверхность).
Предварительные испытания ротационного пульсатора проводили в три этапа: этап 1 - пульсатор с торцевым уплотнением и винтовым подводом рабочего агента; этап 2 - пульсатор с торцевым уплотнением без пружины и с винтовым подводом рабочего агента; этап 3 - пульсатор с торцевым уплотнением без винтового подвода рабочего агента. Результаты предварительных испытаний подтвердили работоспособность и эффективность предложенной конструкции устройства для обработки и очистки скважины и ПЗС. Использование реактивной силы струи для создания вращательного движения системы рабочих сопел позволяет существенно повысить качество воздействия на обрабатываемую поверхность. С увеличением расхода и скорости жидкости в соплах значительно возрастали потери давления в ротационном пульсаторе (рис. 5.14,а,6) при достаточно высоких значениях коэффициентов расхода рабочего агента (см. рис. 5.14,в). Анализ результатов исследования зависимости частоты вращения ротора от потерь давления в ротационном пульсаторе (см. рис. 5.14,г) показал, что реализация требований по ограничению частоты вращения ротора возможна путем введения в конструкцию пульсатора центробежного регулятора частоты. В связи с этим проведены дополнительные сравнительные испытания ротационных пульсаторов:
с торцевым уплотнением и цельнометаллическим ротором (этап 4);
с лабиринтным уплотнением и центробежным регулятором вращения ротора (этап 5).
Лабиринтное уплотнение ротора и опорная пята с контактными
177
о> ft
Частота вращения Расход жидкости, л/с ротора, об/мин
•§
1
?
о о СП о и\ to о to u> OJ 0 u> Ol *. о «. Я .Г Г- >* J° о о о S с {Л О Ln О С/) О О S О О С

\s I
\ s ^ \
\\ \
\ V \
л k\ V
V 1-ч \
\ \ 1 \
k V * ъ
•s
1,8 S 1,4 ! 0,6 0,4 75 ^ 55 8 35 CO 25 15t | 0,79 1 * 0,77 Ё 3 °'75 1 i o>73 1 1 0,71 Ц-Й 0,69 i2 0,67 0,65 г 1400 1200 I | 1000 dig" 800 | t 600 Б | 400 ^ 200 V 1 /^
x ~^" V / \/--
^T C' M/4* Л/ 2 s
л \Y / ^^ » »^/
rf '/
I U \ / " •
^ / \ \
3j M 1 ^ 1 \ /
Sj/ У ^1
'


} . ----- •- ----- *^"
_^~-" r~~ •— "~~ ^ ^й?* A- Г*^
^ •/ ^ +- « ---- &*** N
X f '1
\Ъ? Y
*• ^
) 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 0 Потери давления, МПа 0 5 1,0 1,5 270 2,5 3,0 3,5 4, 0 4,.
Потери давления, МПа
Рис. 5.14. Зависимость потерь давления в ротационном пульсаторе на этапах 1-3
а - от расхода жидкости, б - от скорости жидкости в соплах, в - от коэффициента расхода жидкости; г - от частоты вращения ротора
кольцами изготовлены из износостойкого материала, что позволило снизить до минимума количество деталей, подвергающихся износу. Анализ результатов испытаний показывает, что ротор доработанного пульсатора по мере увеличения перепада давлений быстрее набирает обороты (при давлении 2 МПа - более 300 об/мин), однако при дальнейшем увеличении перепада давлений частота вращения стабилизируется в диапазоне 1250-1300 об/мин благодаря центробежному тормозу (рис. 5.15,а). Увеличение расхода жидкости в пульсаторе с лабиринтным уплотнением на сходных режимах составляет 15-20% (см. рис. 5.15,6) при значительно больших коэффициенте расхода (см. рис. 5.15,в) и скорости жидкости в соплах (см. рис. 5.15,г).
Принципиально можно отказаться от центробежного или иных механических средств торможения ротора, детали которых в процессе работы подвержены интенсивному износу, и применить метод гидравлического торможения за счет создания на внешней поверхности ротора (в пределах габаритов) специальных ребер, уступов, лопастей и т.п., создающих сопротивление вращению ротора.
5.4. СТЕНДОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ РОТАЦИОННОГО ОЧИСТИТЕЛЯ СКВАЖИН
Целью испытаний стендового очистителя скважин являлись предварительная проверка его работоспособности, определение физических параметров РОС и гидравлических коэффициентов для уточнения расчетных зависимостей, а также установление функциональных зависимостей, необходимых для правильной эксплуатации устройства.
Схема испытательного стенда приведена на рис. 5.16. Специальная часть стенда состоит из установленного на опоре стендового оголовка 1, на котором имеются резьбовой патрубок для крепления ротационного очистителя скважин 2, подводящий патрубок, имитатор обсадной колонны со сливным патрубком и смотровым окном 3. В верхней части оголовка находится направляющая для крепления и уплотнения съемной части СА. Для обеспечения установившихся расходов через РО и С А между ними установлена дроссельная шайба 4. Дополнительно в схеме стенда задействовано штатное оборудование испытательной лаборатории: всасывающие и нагнетательные рукава, задвижки, вентили, резервуар для рабочей жидкости и мерные баки. В качестве источника рабочей жидкости (воды) высокого давления использован трехплунжер-ный электронасосный агрегат 2,5Т-10/20 (подача 10 м3/ч, максимальное давление 20 МПа). Напорная часть насоса оснащена байпасной линией,
Рис. 5.16. Схема стенда для испытаний ротационного пульсатора со струйным аппаратом
1 — стендовый оголовок, 2 - РОС, 3 - смотровое окно, 4 — дроссельная шайба; 5 — задвижки высокого давления; V^V^ — мерные баки, //[ — силовой трехплунжерный насос, Рс, Р„ — манометры; Р3 - мановакуумметр
180
181
а ДРс,МПа
0,6 0,2
Gc-
-бпс-
О 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
од
Рис. 5.17. Характеристика струйного аппарата РОС на воде. Диаметр сопла 3,5 мм, диаметр камеры смешения 6 мм
а - абсолютные параметры при ДРр = 4 МПа; 6 - относительные параметры
на которой установлена задвижка высокого давления 5, позволяющая регулировать давление рабочей жидкости перед РОС. Обвязка оголовка обеспечивает подключение СА и замкнутого затрубного пространства к мерным бакам V\ и V 2 , а также измерение давлений рабочей (активной) жидкости Рр , на выходе СА Рс и в затрубном пространстве Р3.
Сначала были выполнены автономные испытания струйного аппарата. С этой целью вход в ротационный пульсатор был закрыт пробкой, которая устанавливалась вместо дроссельной шайбы 4.
При автономных испытаниях СА в динамических режимах его работы затрубное пространство постоянно находилось под заливом от
182
Р„,МПа

У / / ^
s У г
/ х /
/ X
«^ V* 1
1234567891
Рис. 5.18. Зависимость расхода воды через РО при открытом (1) и закрытом (2) сопле СА
мерного бака Vi (с подпором около 1 м), а в статических режимах -было закрыто.
Замеряемые параметры: давления на сопле — Рр, на входе СА - Рн и на выходе - Рс; суммарный расход через СА Qnc =f(V}, ?i) и расход пассивной среды Qc =/(^2, ?2)- При различных давлениях на сопле Рр СА запускался при закрытом затрубном пространстве и открытой задвижке на выходе, замерялся максимальный вакуум на входе СА, потом плавным закрытием задвижки на выходе определялось значение Рс, при котором вакуум снижался до нуля (Рн = 0). Для каждого режима коэффициент восстановления давления (относительно давления СА при отсутствии подсоса) определяли по формуле
АР
-max —
Р'
(5.13)
Далее устанавливали рабочую характеристику СА. Для этого при постоянном давлении на сопле Рр = 4 МПа для прототипа с dc = 3,5 мм определяли gnc и Qc (засасывание) при различных значениях /><.: расход пассивной среды: Qc; расход через сопло: Qp = Qnc - Qc', коэффициент инжекции: U = QC/QP; перепад давлений на сопле: АРр = Рр - Рн; перепад давлений на СА: АРС = Рс- Р№; относительный перепад давлений на СА: Д~
Испытания проведены на экспериментальном стенде МЦС4 для различных расстояний между соплом и камерой смешения с целью нахождения оптимального положения. В связи с несущественным влиянием этого размера (с отклонениями от номинального положения в пределах ±3 мм) на величину коэффициента инжекции рассмотрены
183
результаты испытаний только для двух положений. Характеристика СА приведена на рис. 5.17.
Автономные испытания СА подтвердили высокую достоверность расчетных параметров СА. Получена высокая сходимость расчетных и экспериментальных значений коэффициентов восстановления давления, кавитационного подсоса и рабочих характеристик СА (до кавитацион-ного расхода).
Для автономных испытаний РО производилось глушение сопла СА или (для испытаний с открытым соплом СА) закрывалась задвижка на выходе СА.
При всех испытаниях РО измерялся расход через затрубное пространство Qpo= Q3=f(V, t) при различных значениях давления на входе АРро(А/'р). Начало вращения ротора контролировалось визуально через смотровое окно.
Расходная характеристика РО получается практически прямым измерением (рис. 5.18), обработка результатов испытаний заключалась в правильном разделении расходов (определении коэффициентов расхода) через дюзы и протечек через уплотнения, а для РО с дроссельной шайбой и отсечным клапаном - также в разделении перепадов давлений на два "каскада" местных потерь (близко расположенных, поэтому взаимовлияющих). В связи с этим результаты испытаний РО на всех этапах использовались в качестве "граничных условий" для корректировки расходных коэффициентов в программах расчета параметров РО в различных вариантах изготовления.
Анализ результатов стендовых испытаний позволяет сделать следующие выводы.
1. Результаты стендовых испытаний и уточненные расчеты, проведенные с использованием экспериментальных гидравлических коэффициентов, подтвердили работоспособность предложенного комбинированного устройства (РОС).
2. Правильно выбранные при проектировании соотношения параметров струйного аппарата и ротационного очистителя гарантируют устойчивую работу комбинированного устройства в диапазоне рабочих давлений от 5 до 32 МПа, а рекомендуемый диапазон рабочих давлений с учетом эффективности обработки и общего КПД системы - от 10 до 16 МПа.
3. Для РОС с двухтрубной колонной НКТ должны применяться СА с относительным диаметром камеры смешения (горловины) dKJdc от 1,3 до 2,0. Для РОС с одинарной колонной и пакером могут применяться
4. Для проведения промысловых испытаний рекомендуется прототип РОС с соплом 3,5 мм и доработанным РО (с дроссельной шайбой). В связи с нецелесообразностью применения РО с диаметрами дюз менее 2,5 мм (из-за увеличения вероятности их засорения и удельных протечек через уплотнения) и для расширения возможностей управления характеристикой РОС предложено применить дифференцирование давлений на входе СА и РО, в частности за счет исполь-
184
зования для этой цели дросселирования потока на входе РО. Для обеспечения эффективной совместной работы РО, входящий в состав опытного образца комбинированного устройства, был дооснащен дроссельной шайбой с отверстием 4,5 мм.
5. Для реализации технологического режима последовательной обработки, обеспечивающего существенное уменьшение потерь давления в НКТ, предложена конструкция РО со встроенным отсечным клапаном, обеспечивающим дистанционное гидравлическое отключение РО перед запуском СА, не требующее демонтажа колонн НКТ.

На главную страницу