Сравнительный анализ критериев уравновешивания тихоходной штанговой скважинной насосной установки Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

СРАВНИТЕЛЬНЫМ АНАЛИЗ КРИТЕРИЕВ УРАВНОВЕШИВАНИЯ ТИХОХОДНОЙ ШТАНГОВОЙ СКВАЖИННОЙ НАСОСНОЙ УСТАНОВКИ

УДК 622.276.53

С.Л. Сабанов, Альметьевский государственный нефтяной институт (Альметьевск, РФ), sab-sl@mail.ru

В настоящее время механизированная добыча нефти установками штанговых скважинных насосов - основной и наиболее распространенный способ подъема продукции нефтяных скважин. При этом механизированная добыча нефти - наиболее энергоемкий процесс, который потребляет более половины электроэнергии от всех затрат отрасли.

Одним из ключевых факторов, оказывающих существенное влияние на работу установок штанговых скважинных насосов, служит уравновешенность привода, определяющая уровень нагрузок на узлы станка-качалки и удельное энергопотребление. Известно несколько способов определения уравновешенности станка-качалки, отличающихся по своей методологии и критериям оценки. В работе рассмотрены такие критерии, как: равенство работ при ходе колонны штанг вверх и вниз, максимальный момент на кривошипном валу редуктора и минимальное энергопотребление тихоходной штанговой насосной установки. Для сравнительного анализа критериев уравновешенности тихоходной скважинной установки разработана математическая модель, на основе которой реализована компьютерная программа для упрощения процесса проведения расчетов.

Тихоходный станок-качалку можно рассматривать как идеальный механизм, принимая силы сопротивления колонны как активные. В соответствии с принципом возможных перемещений для механизма с идеальными связями, находящегося в равновесии, сумма работ активных сил на любом возможном перемещении системы равна нулю. Соответственно, механизм можно считать уравновешенным в любом положении, и уравновешивание влияет только на работу электродвигателя и редуктора.

Проведенные исследования балансирных приводов показали, что оптимальные точки ключевых критериев при уравновешивании не совпадают.

КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: СТАНОК-КАЧАЛКА, УРАВНОВЕШИВАНИЕ, ЭНЕРГОПОТРЕБЛЕНИЕ, МОМЕНТ НА КРИВОШИПНОМ ВАЛУ РЕДУКТОРА.

Существенная доля фонда нефтяных скважин эксплуатируется установками штанговых скважинных насосов (УШСН). При этом примерно 50 % из них имеют малый дебит, который не позволяет должным образом обновлять и модернизировать производственный фонд эксплуатируемого оборудования. Нефтяные компании несут большие материальные и трудовые затраты на содержание парка оборудования: эксплуатацию, обслуживание и ремонт.

Механизированная добыча нефти -наиболее энергоемкий процесс, который потребляет 56,7 % электроэнергии [1]. Высокие тарифы на электроэнергию приводят

к значительному росту себестоимости продукции.Удельное энергопотребление УШСН составляет в среднем 10 кВт/ч на 1 т поднятой скважинной жидкости [2]. С учетом оснащения большей части скважин УШСН, повышение их эффективности становится одной из приоритетных задач нефтедобывающих предприятий.

Происходящие за один цикл работы штангового насоса подъем и опускание колонны штанг приводят к неравномерной загрузке приводного двигателя станка-качалки, поскольку при ходе колонны штанг вверх двигателю необходима мощность, достаточная для преодоления максимальной нагрузки.

Эта мощность затрачивается на полезную работу - подъем жидкости. Соответственно, при ходе вниз двигатель работает вхолостую. Равномерная загруженность электродвигателя УШСН за один цикл работы достигается применением уравновешивающих устройств, аккумулирующих потенциальную энергию при ходе колонны штанг вниз и отдающих ее при ходе вверх.

ТРАДИЦИОННОЕ

УРАВНОВЕШИВАНИЕ ШТАНГОВОЙ СКВАЖИННОЙ УСТАНОВКИ

Известно несколько способов определения уравновешенности станка-качалки, отличающихся по своей методологии

S.L. Sabanov, Almetyevsk State Oil Institute (Almetyevsk, Russian Federation), sab-sl@mail.ru Comparative analysis of the balancing criteria for low-speed sucker rod pumping unit

At the present time, mechanized oil production using sucker rod pumping units is the main and the most common way to lift the oil well production. At the same time, mechanized oil production is the most energy-intensive process that consumes more than half the electricity of the industry»s total expenditure.

One of the key factors that have a significant impact on the work of sucker rod pumping units is the balance of the drive, which determines the load level on the components of beam-pumping unit and the energy intensity. There are several ways to determine the balance of a beam-pumping unit, which differ in their methodology and evaluation criteria. The article considers such criteria as: equality in rod string up and down stroke, maximum torque on the crankshaft of reduction gear and the minimum energy consumption of a low-speed rod pumping unit.

For a comparative analysis of the balancing criteria of a low-speed rod pumping units, a mathematical model has been developed, on the basis of which a computer program is implemented to simplify the calculation.

A low-speed beam-pumping unit can be considered as an ideal mechanism, taking the rod string resistance forces as active. According to the principle of virtual work for a mechanism with ideal connections, which is balanced, the sum of the active forces at any virtual displacement of the system is zero. Accordingly, the mechanism can be considered balanced in any position, and balancing only affects the operation of the motor and reduction gear.

The research on balancing drives shows that the optimal key criteria points for balancing do not match.

KEYWORDS: BEAM-PUMPING UNIT, BALANCING, ENERGY CONSUMPTION, TORQUE ON THE CRANKSHAFT OF REDUCTION GEAR.

и ключевым критериям. В качестве критериев уравновешенности можно принимать равенство работ при ходе колонны штанг вверх и вниз, максимальный момент на кривошипном валу редуктора и минимальное энергопотребление установки. Сравнение этих критериев проведено на модели тихоходной установки штангового скважинного насоса, приведенной ниже.

В работе оценка качества традиционного уравновешивания осуществлялась по формуле, предложенной М.В. Бубновым и А.М. Зюзевым:

И/.

+ 1

•100%, при\WA s\WH\

W "н

И/,

, (1)

+ 1

•100%, при\wH\ s |ид

где Кур - коэффициент уравновешенности привода, %; ^ - потребляемая энергия на ходе вверх, кВт. ч; WН - потребляемая энергия на ходе вниз, кВт. ч.

Идеальному уравновешиванию соответствует значение коэффи-циентаК =100 %. При К <100 %

ур г ур

установка считается неуравнове-

шенной, причем чем меньше К ,

ур

тем сильнее разбалансирована УШСН [3].

ОПИСАНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ

Установки штанговых скважин-ных насосов приводятся в действие асинхронными электродвигателями с короткозамкнутым ротором, которые имеют жесткую механическую характеристику, то есть угловая скорость ротора электродвигателя слабо зависит от изменения нагрузки в рабочей зоне [4—6]. Можно считать, что скорость колонны не зависит от уравновешенности,

т. к. электродвигатель балансир-ного привода установки имеет существенный запас мощности для преодоления возможных перегрузок при запуске, и механическая характеристика таких двигателей достаточно жесткая. Работа сил трения колонны штанг о стенки скважины постоянна и не зависит от уравновешенности. Силы тяжести являются потенциальными, поэтому их работа за один ход станка-качалки всегда равна нулю и также не связана с уравновешенностью.

В тихоходных УШСН (менее трех качаний в минуту) динамические явления незначительные, и ими можно пренебречь. Соответственно, механизм следует считать уравновешенным в любом положении.

Уравновешивание балансирного привода влияет только на работу электродвигателя и редуктора.

Потери в шарнирах четырехзвен-ника малы, поэтому станок-качалку рассматривают как идеальный механизм, считая силы сопротивления колонны как активные.

Разработана математическая модель УШСН в соответствии с принципом возможных перемещений. Для механизма с идеальными связями, находящегося в равновесии, сумма работ активных сил на любом возможном перемещении системы равна нулю. Следовательно, момент на выходном валу редуктора с учетом конструкции штанговых скважинных насосных установок (ШСНУ) и положения кривошипа определяется по формуле [7, 8]:

Мкр = М^созф + + т^д^соБф - /^¡пф) + + т2д(г2 соБф + /)2втф) +

M дЬсоБф

дф Зф

- (m g + G - F

* кол^ ж сс

Зф

(2)

а) a)

à ai 22D

ci о 210

X 200

го m сn eu 190

ОС 1— СЭ 180 170

eu -a 160

СП eu £ 150

Os 140

X c= 130

CD о C_J 120

S OJ s»4 E» 110

f eu LU

1 110 I ^ 100 I й 'О 1 i 80 S = 70 S-i 60 l| 50 40

# 30

= гь 300

j i 250

f 200 ш .S

I .g 150 | S 100

II 50

\ A

. \ \ /

/ V

>

50 100 150 200 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, Nm-103

6) b)

â?r

300 I 290 ¡S 280 I 270 ■ ц 260 I 250 i 240 |230

I 110

i ^ 100

I ¡5 90

I S 80 S "i 70

a i 60

II 50 §и 40 I 30

50 100 150 200 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

в) c)

■375 370 365 360 355 350

È

p О)

Б fi

50 100 150 200 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

Изменение энергопотребления в пределах 5 % ■ Изменение энергопотребления в пределах 1 % Change in energy consumption within 5 % Change in energy consumption within 1 %

— Момент размаха — Коэффициент уравновешивания — Потребленная энергия Span torque Balancing factor Energy consumed

Рис. 1. Результаты расчета СК8-3.5—4000: а) при силе сопротивления 4 кН; б) при силе сопротивления 14 кН; в) при силе сопротивления 24 кН Fig. 1. Calculation results for СК8-3.5—4000 given: a) 4 kN resistance force; b) 14 kN resistance force; c) 24 kN resistance force

где Мкр - момент на кривошипном валу редуктора, Нм; М^ -вес кривошипа, Н; г3 - расстояние от оси вращения до центра тяже -сти кривошипа, м; т1д и т2д - вес противовесов, Н; г1 и г2 - расстоя -

ние от оси вращения кривошипа до центра тяжести противовеса, м; Ь1 и Ь2 - расстояние от оси кривошипа до центра тяжести противовеса, м; Ь = у4 - у1 - /1 зтф, где Ь - связывающая переменная, м; /1 - длина кривошипа, м; у1 - координата по вертикали оси вращения кривошипа, м; у4 - координата по вертикали оси вращения балансира, м; М3д - вес балансира, Н; Зф/Зф - производная угла ф

по углу ф, °; тколд - вес колонны штанг, Н; вж - вес столба жидкости (только при ходе вверх), Н; Г - сила сопротивления колонны

сопр г

(направлена все время против движения колонны), Н; ф - угол поворота балансира относительно горизонтали, °; ф - угол поворота кривошипа, /4 - длина переднего плеча балансира, м.

Зная мгновенное значение момента на кривошипном валу

газовая промышленность ремонт и диагностика

№ 7 | 787 | 2019 г.

а) a)

s as ни

CD 100

2 а» 90

о со о га ко 70

& "о 60

1— га 50

s =г со 40

-е- 30

зс

50 100 150 200 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

6) b)

à 360

ci "i 340

X га S 320

СП ¡à 300

i— 1 280

о_ ш ^ 260

СП i 240

ОС га I 220

I 200

£ О) g 180

S fi

110 ^ 100 fe 90 S 80 ™ 70 : Б 60

■I 50

m до 30

= & 400

j É g- =± 300

5É c="

ш .2

I Я 200 z g

I g 100

A /

Д /

\

50 100 150 200 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

в) c)

= c= SP

â eu 400 ВС s

=£ S о 300 га ш s

ra n to аз с 360 Э ш m

i— о .Ç 340 а m

ш -а ш 320 га a

oc Е 300 i— а!

X <= s 280 =г

J Е» 260 -е--е-

о £ i

70 60 .2 50 40 30

= & 400

à I

Е- z 300

t с" ш о

I Я 200 s g

II100

/

50 100 150 200 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

Изменение энергопотребления в пределах 5 % ■ Изменение энергопотребления в пределах 1 % Change in energy consumption within 5 % Change in energy consumption within 1 %

— Момент размаха — Коэффициент уравновешивания — Потребленная энергия Span torque Balancing factor Energy consumed

Рис. 2. Результаты расчета UP 9T-2500-3500: а) при силе сопротивления 5 кН; б) при силе сопротивления 15 кН; в) при силе сопротивления 25 кН Fig. 2. Calculation results for UP 9T-2500—3500 given: a) 5 kN resistance force; b) 15 kN resistance force; c) 25 kN resistance force

в каждом положении, можно определить момент на валу двигателя и вычислить работу электродвигателя при подъеме и спуске колонны:

А = Р* М ^ф; (3)

под дв т' 4 '

А = М dф. (4)

спуск ^>2 дв

где Мдв - момент на валу двигателя, Нм; йр - приращение угла,

фг - угол отклонения кривошипа при нижнем положении колонны, ф2 - угол отклонения кривошипа при верхнем положении колонны,

ПРОВЕДЕНИЕ И РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТА

Для упрощения проведения расчетов, заложенных в математической модели,и представления результатов в графическом виде была реализована компьютерная

программа на алгоритмическом языке C# в среде Microsoft Visual Studio 2010.

В компьютерной программе проведены вычисления для трех тихоходных приводов УШСН с преобразующим механизмом в виде рычага первого рода.

1. СК8-3,5—4000 со следующими исходными данными: длина переднего плеча балансира - 3,5 м; длина заднего плеча балансира - 2,5 м; масса балансира - 1270 кг; длина кривошипов - 1,3 м; масса кривошипов - 285 кг; длина шатунов - 3 м; координаты оси поворота балансира относительно оси вращения кривошипа: -2,195:3 м; расстояние от оси вращения до центра тяжести кривошипа - 0,55 м.

Нагрузка в точке подвеса штанг складывается из массы внутрисква-жинной компоновки, равной 3,47 т, массы столба жидкости над насосом 1,07 т и сил сопротивления, которые задавались в диапазоне от 4 до 24 кН (4, 14, 24 кН).

Результаты представлены в графическом виде на рис. 1.

На основе приведенных графиков можно сделать выводы:

- точки оптимумов по различным критериям уравновешивания привода СК8-3,5—4000 не совпадают;

- наибольшее соответствие друг другу критерии имеют при минимальных силах сопротивления.

Изменение энергопотребления в зависимости от величины момента на кривошипном валу редуктора при номинальном режиме работы балансирного привода и среднем значении силы сопротивления (рис. 1б) в диапазоне:

- от 40 до 85 Нм103 в пределах 1 %;

- от 25 до 99 Нм103 в пределах 5 %.

2. UP 9T-2500-3500 со следующими исходными данными: длина переднего плеча балансира - 2,5 м; длина заднего плеча балансира -2,5 м; масса балансира - 1075 кг; длина кривошипов - 1,2 м; масса кривошипов - 320 кг; длина шатунов - 3 м; координаты оси поворота балансира относительно оси

а) a)

^ о

180 ос 110

« -к О О 170 со CD « 100

CD "> 160 =1 0> 90

ш = 150 о о га 8U

140 m 'стэ ■/и

ÏE ш S 1 130 120 а 1— о с J5 60 50

m с о 110 s х- са 40

£ Ss ш Е1 IU0 -в- 3U

s

== 300

I 200 5

■ I юо

Л /

\ / \ / /

N S

—' ---

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

6) b)

о cb

à аз 250 ос X 110

s X со со О to аз 240 го m s 3 аз О 100 90

DC о 230 о "G CD 80

а_ аз с аз 220 m го & О) 70

m к Е э 210 1— CD 60

CD х СЛ с о аз s zzr ГО m 50

CD cu о >-. аз 200 s -©-е- 40

f аз с LU

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

в) c)

О = #

I аз 305 0= s X

f -ÏÉ о 300 CD m

CD m "К 295 i ш о

к с о 290 m о ■G ro

I— 285 m o>

X а» о: аз Е X сл 280 275 & 1— 1С аз с "CJ ro

X с о 270 s a- m

£ Ш и О) 265 s -e-

f аз с LU 8

110

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Максимальный момент противовеса, Нм-103 Maximum counterbalance moment, N-m-103

Изменение энергопотребления в пределах 5 % ■ Изменение энергопотребления в пределах 1 % Change in energy consumption within 5 % Change in energy consumption within 1 %

— Момент размаха — Коэффициент уравновешивания — Потребленная энергия Span torque Balancing factor Energy consumed

Рис. 3. Результаты расчета ПНШТ 60-3-31,5: а) при силе сопротивления 4 кН; б) при силе сопротивления 14 кН; в) при силе сопротивления 20 кН Fig. 3. Calculation results for ПНШТ 60-3-31,5 given: a) 4 kN resistance force; b) 14 kN resistance force; c) 20 kN resistance force

вращения кривошипа: -2,4:3 м; расстояние от оси вращения до центра тяжести кривошипа - 0,7 м.

Нагрузка в точке подвеса штанг складывается из массы внутрисква-жинной компоновки, равной 4,9 т, массы столба жидкости над насосом 1,795 т и сил сопротивления, которые задавались в диапазоне от 5 до 25 кН (5, 15, 25 кН).

Результаты представлены в графическом виде на рис. 2.

На основе приведенных графиков можно сделать выводы:

- точки оптимумов по различным критериям уравновешивания привода иР 9Т-2500—3500 не совпадают;

- при минимальных силах сопротивления критерии имеют наибольшее соответствие, при увеличении данных сил расхождения увеличиваются, существенному изменению подвержен момент противовеса.

Для номинального режима работы балансирного привода при среднем значении силы сопротивления (рис. 2б) изменение момента на кривошипном валу редуктора влияет на потребление электроэнергии в диапазоне:

- от 38 до 72 Нм103 в пределах 1 %;

- от 24 до 92 Нм103 в пределах 5 %.

3. ПНШТ 60-3-31,5 со следующими исходными данными: длина переднего плеча балансира - 2,3 м; длина заднего плеча балансира - 1,9 м; масса балансира - 820 кг; длина кривошипов - 1,3 м; масса кривошипов - 280 кг; длина шатунов - 3 м; координаты оси поворота балансира относительно оси вращения кривошипа: -1,665:3 м; расстояние от оси вращения до центра тяжести кривошипа - 0,8 м.

Нагрузка в точке подвеса штанг складывается из массы внутрисква-жинной компоновки, равной 2,58 т, массы столба жидкости над насосом 0,97 т и сил сопротивления, которые задавались в диапазоне от 4 до 20 кН (4, 14, 20 кН).

Результаты анализа графиков (рис. 3) показывают:

- точки оптимумов по различным критериям уравновешивания (энергопотребление, коэффициент уравновешивания и размах моментов на выходном валу редуктора) привода ПНШТ 60-3-31,5 не совпадают;

- наибольшее соответствие друг другу критерии имеют при минимальных силах сопротивления, увеличение данных сил приводит к увеличению расхождений,

при этом наибольшему изменению подвержен момент на кривошипном валу редуктора.

Влияние величины момента на кривошипном валу редуктора на потребление энергии для номинального режима работы при среднем значении силы со-противления(рис. 3б) в диапазоне:

- от 12 до 46 Нм.103 в пределах 1 %;

- от 6 до 68 Нм-103 влияет на по -требление энергии в пределах 5 %.

Работа выполнена в рамках Федеральной целевой программы «Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития научно-технологического комплекса России на 2014-2020 годы» по Соглашению о предоставлении субсидии № 14.610.21.0019 от 23.10.17 по теме «Создание комплекса технологи-

ческих решений для увеличения нефтеотдачи пластов, содержащих высоковязкую нефть», уникальный идентификатор работ RFMEFI61017X0019.

ВЫВОДЫ

Проведенные исследования позволили сделать следующие выводы:

- для всех трех типов станков-качалок оптимальные точки ключевых критериев при уравновешивании не совпадают;

- наиболее близко критерии соотносятся при минимальной силе сопротивления, при возрастании указанной силы увеличивается и расхождение оптимумов ключевых критериев;

- в очень широком диапазоне изменения момента на кривошипном валу редуктора энергопотребление установки не меняется более чем 5 %;

- уравновешивание по энергопотреблению не обеспечивает минимизацию нагрузки на наиболее дорогой и ответственный узел станка-качалки - редуктор и приводит к его работе с большим максимальным моментом, что негативно сказывается на его надежности. ■

ЛИТЕРАТУРА

1. Живаева В. В., Стариков А. В., Полежаев Д.Ю. Потенциал энергосбережения в нефтяной отрасли // Материалы Международной научно-практической конференции, посвященной 60-летию высшего нефтегазового образования в Республики Татарстан «Достижения, проблемы

и перспективы развития нефтегазовой отрасли», Альметьевск, 28—29 октября 2016. Альметьевск: Альметьевский государственный нефтяной институт, 2016. Т. 2. С. 134—137.

2. Хакимьянов М.И. Удельный расход электроэнергии при механизированной добыче нефти штанговыми глубиннонасосными установками // Вестник Уфимского государственного авиационного технического университета. 2014. Т. 18. № 2 (63). С. 54—60.

3. Бубнов М. В., Зюзев А.М. Способы уравновешивания ШГНУ // Труды третьей научно-технической конференции молодых ученых Уральского энергетического института: Екатеринбург: УрФУ, 2018. С. 246—249.

4. Беляев Е. Ф., Ташкинов А. А., Цылев П.Н. Совершенствование электропривода станков-качалок нефтяных скважин с малым дебитом // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Геология. Нефтегазовое и горное дело. 2012. Т. 11. № 4.

С. 91—102.

5. Марко А.Д. Безерра, Лейзер Шнитман, М. де А. Баррето Фильо и Ж.А.М. Фелиппе де Соуза. Распознавание образов для карты скважинного динамометра в системе штангового насоса с использованием искусственных нейронных сетей // 11-я Международная конференция

по корпоративным информационным системам. Милан, Италия, 2009. С. 351—355.

6. Орвел Линн Роулан, Джеймс Н. Маккой, Дитер Джозеф Беккер, Кей Стефан Кэппс, Подио А.Л. Эффективный и точный мониторинг производительности скважинных насосов с использованием обработки и визуализации данных в реальном времени. Оклахома, США: Общество инженеров-нефтяников, 2013. 10 с.

7. Сабанов С. Л., Галеев А. С., Бикбулатова Г. И., Болтнева Ю.А. Оценка влияния уравновешенности привода ШСНУ на энергоэффективность установки // Материалы Международной научно-практической конференции «Достижения, проблемы и перспективы развития нефтегазовой отрасли», Альметьевск, 25—28 октября 2017. Альметьевск: Альметьевский государственный нефтяной институт, 2018. Т. 2. 514 с.

8. Арсланов Р. И., Галеев А. С., Сулейманов Р.Н. Вопросы эффективности эксплуатации промыслового оборудования: монография. Уфа: Изд-во УГНТУ, 2017. 84 с.

REFERENCES

(1) Zhivaeva VV, Starikov AV, Polezhaev DYu. Potential for energy savings in the oil industry. In: Almetyevsk State Oil Institute. Proceedings

of the International practical conference devoted to the 60th anniversary of higher oil and gas education in the Republic of Tatarstan «Achievements, problems and prospects of development of the oil and gas industry», Almetyevsk, October 28—29, 2016. Volume 2. Almetyevsk: ASOI; 2016. p. 134—137. (In Russian)

(2) Khakimyanov MI. Energy intensity in artificial lifts of sucker rod pumping units. UGATU Bulletin. 2014; 18 (2): 54—60. (In Russian)

(3) Bubnov MV, Zyuzev AM. SRPU Balance Methods. In: Ural Power Engineering Institute. Works of 3nd scientific and technical conference of Ural Power Engineering Institute young scientists. Yekaterinburg: UrFU; 2018. p. 246—249. (In Russian)

(4) Belyaev YeF, Tashkinov AA, Tsylev PN. Improvement of electric drive pumping units of oil wells with small flow rate. Perm Journal of Petroleum and Mining Engineering. 2012; 11 (4): 91—102. (In Russian)

(5) Bezerra MAD, Schnitman L, Barreto Filho MA, Felippe de Souza JAM. Pattern recognition for downhole dynamometer card in oil rod pump system using artificial neural networks. 11th International Conference on Enterprise Information Systems. Milan; 2009. p. 351—355. (In Italian)

(6) Rowlan OL, McCoy JN, Becker DJ, Capps KS, Podio AL. Determination of oil well production rate by analysis of the real-time dynamometer card. Society of Petroleum Engineers. OK, USA: Society of Petroleum Engineers; 2013.

(7) Sabanov SL, Galeev AS, Bikbulatova GI, Boltneva YuA. Assessment of the impact that drive balance of sucker rod pumping unit has on the energy efficiency of the unit. Proceedings of the International practical conference devoted to the 60th anniversary of higher oil and gas education

in the Republic of Tatarstan «Achievements, problems and prospects of development of the oil and gas industry», Almetyevsk, October 28—29, 2016. Volume 2. Almetyevsk: ASOI; 2018. (In Russian)

(8) Arslanov RI, Galeev AS, Suleymanov RN. Efficiency issues of field equipment operation: monograph. Ufa: UGNTU Publisher; 2017. (In Russian)