CC BY
21УДК: 622.276.53
В.Н. Ивановский, д.т.н., Ю.А. Сазонов, к.т.н., РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина
ВОПРОСЫ МЕТОДОЛОГИИ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ И СТЕНДОВЫХ ИСССЛЕДОВАНИЙ НАСОСНО-ЭЖЕКТОРНЫХ УСТАНОВОК
Насосно-эжекторные установки широко используют для добычи нефти и газа, для реализации энергосберегающих технологий, включая утилизацию низконапорного газа и способы водогазового воздействия на продуктивные пласты. Насосное оборудование такого типа отличается многообразием схем подключения к технологическим системам. Многоступенчатые лопастные насосы в нашей стране давно уже стали доминирующим оборудованием при добыче нефти и их доля в объеме добычи постоянно увеличивается.
Осложнение условий эксплуатации и расширение областей применения УЭЦН требует от фирм-изготовителей больших затрат на проведение работ по созданию новых конструкций и типоразмеров установок. Для сокращения затрат времени и ресурсов на разработку и внедрение насосных установок требуется более широко использовать современные подходы к проектированию и стендовым испытаниям. В этой связи разработка новых методов проектирования насосных установок и уточнение методик их стендовых испытаний является актуальной задачей. Использование численных экспериментов позволяет заметно сократить дорогостоящие физические эксперименты, однако, для получения подтверждения адекватности численных экспериментов необходимо проведение и лабораторных, и стендовых испытаний. На кафедре машин и оборудования нефтяной и газовой промышленности РГУ нефти и газа имени И.М.Губкина в течение последних лет создаются такие комплексные методики, позволяющие при минимальных затратах получить наиболее адекватные результаты и ускорить внедрение новых насосов.
Несомненный практический и научный интерес для нефтяников и газовиков представляет сочетание струйного аппарата с силовым насосом динамического типа. Такие системы могут широко применяться и в качестве оборудования для подъема пластового флюида на поверхность Земли, и для утилизации низконапорного попутного или природного газа, и для воздействия на пласт водо-газовыми смесями, и для приготовления специальных технологических смесей для бурения и проведения ремонтных работ на скважинах.
В качестве объекта для исследований на кафедре была выбрана установка, содержащая эжектор и многоступенчатый центробежный насос. Создание новых видов гидромашин может идти по двум основным направлениям - с помощью решения обратных и прямых гидродинамических задач. Решение наиболее часто применяемых «обратных гидродинамических задач» позволяет профилировать каналы и определять их геометрические размеры по заданным значениям подачи и напора для одного заданного режима работы насоса (для так называемого номинального режима). При решении «обратных ги-
дродинамических задач» зачастую подача в оптимальном режиме (режиме максимального КПД) не совпадает с номинальной подачей, что приводит к путанице при подборе насосного оборудования. Решение «прямых гидродинамических задач» позволяет строить напорную характеристику насоса по геометрическим размерам каналов проточной части.
В рамках комплексной методики создания насосно-эжекторных установок на кафедре МОНиГП была разработана универсальная методика расчета для решения прямых и обратных задач теории эжектора при любых значениях газосодержания перекачиваемой среды [1]. При этом была выявлена определяющая роль коэффициента гидродинамического подобия, который учитывает эффект сжатия потока рабочей жидкости на выходе сопла. Теоретическими и экспериментальными исследованиями показано, что коэффициент Кориолиса для сжатого сечения рабочей струи может быть использован в качестве параметра регулирования, от которого зависит напорная характеристика струйного аппарата. Было проведено моделирование работы
Рис. 1. Расчетная напорная характеристика эжектора при газосодержании 0=0,6 и экспериментальные точки р=0,6** для Ь^3=30
жидкоструйного компрессора с комбинированной ступенчатой камерой смешения,рассмотрены причины,вызывающие срывы перекачки газа. На основе выполненных исследований были разработаны и запатентованы новые технические решения для струйных аппаратов.
Адекватность новых математических моделей также оценивалась путем сравнения с результатами стендовых испытаний, которые были выполнены ранее другими авторами. В частности, геометрические размеры эжектора и другие исходные данные для расчетов были выбраны в соответствии с условиями стендовых испытаний, выполненных Ж.Е. Кабдешевой под руководством профессора А.Н. Дроздова [2]. На рис. 1 результаты математического моделирования приведены к виду, в котором представлены результаты физических экспериментов: Ьі - относительный напор (относительный перепад давления), иср.с - среднеинтегральный по давлению суммарный объемный коэффициент инжекции, Г|су„. - суммарный КПД эжектора; Lз, Dз - длина и диаметр цилиндрической камеры смешения эжектора. Рядом с экспериментальными точками (данные Ж.Е. Кабдешевой, А.Н. Дроздова **) графически показаны полосы погрешностей для относительной погрешности в 10%.
Другим разделом комплексной методики стала частичная модернизация теории лопастных насосов, позволившая на основе первого и второго уравнения Эйлера по геометрическим размерам каналов проточной части лопастных насосов рассчитывать их напорные характеристики. Разработан и предложен для практического использования способ решения прямой задачи о напорной характеристике насоса, описанной А.И. Степановым [3]. В ходе моделирования обоснована необходимость учета геометрических размеров отвода при рассмотрении задачи о теоретическом напоре для идеализированного насоса. Анализ различных точек зрения на природу прямолинейной напорной характеристики идеализированного насоса показал, что такая характеристика не имеет под собой четкого математического обоснования,а это открывает возможности для поиска
новых способов решения задачи А.И. Степанова.
Теоретическими и экспериментальными исследованиями было также показано, что процесс рециркуляции в лопастных насосах следует рассматривать как процесс, который обеспечивает повышение напора, где часть энергии, расходуемой на рециркуляцию жидкости, преобразуется в полезную работу, которая, в свою очередь, учитывается при составлении баланса мощности. Разработана комплексная модель рабочего процесса в лопастном насосе, который представлен как совокупность трех взаимодополняющих рабочих процессов: лопастного рабочего процесса, вихревого рабочего процесса на входе колеса и вихревого рабочего процесса на выходе колеса. Причем каждый из этих процессов обеспечивает повышение напора насоса на определенных режимах работы. Предложено рассматривать рециркуляцию в центробежном насосе по подобию с течением жидкости в струйном элементе типа «сопло -приемный канал», когда разворот струи за соплом сопровождается повышением давления в приемном канале.
Помимо известных двух видов потерь напора (потери на удар и потери напора на трение), при моделировании выяв-
лен и рассмотрен третий вид потерь напора, связанный с рециркуляцией, Этот вид потерь значительно проявляется только в многоступенчатых машинах, что обусловлено особенностями конструкции проточной части многоступенчатых машин.
Для решения задачи А.И. Степанова разработана расчетная схема, представленная на рис. 2. Здесь условно показаны основные элементы насосной ступени: подвод - П, рабочее колесо
- РК, диффузор - Д, уплотнительное устройство колеса - У. Обозначено начальное сечение - «Н-Н» на входе насосной ступени и конечное сечение
- «К-К» на выходе ступени. Расход жидкости в контуре рециркуляции на входе колеса Q1, на выходе колеса - Q2, объемные потери в уплотнении - ДО. Подвод - П одной ступени многоступенчатого насоса, как правило, представляет собой набор из нескольких каналов, которые на выходе обеспечивают поворот потока на угол до 900С. А стенки отдельных каналов на выходе подвода - П формируют кольцевую осевую решетку. Длина подвода - 1_п кратно меньше значения диаметра рабочего колеса Струю жидкости, из контура рециркуляции с некоторым расходом 0!, и осевую решетку на вы-
WWW.NEFTEGAS.INFO
\\ насосы \\ 43
Рис. 2. Расчетная схема насосной ступени многоступенчатого центробежного насоса
ходе подвода - П можно рассматривать как типовой струйный элемент «сопло - приемный канал». Разворот струи на выходе подвода - П на 1800С сопровождается ростом давления на выходе диффузора - Д. Если принять напор струи за Д^, то прирост давления на выходе подвода - П составит некоторую величину Кр*Д^, где Кр - коэффициент восстановления давления для струйного элемента. Поскольку подвод - П близко расположен к рабочему колесу - РК, с учетом теории струйных элементов, можно предположить, что коэффициент Кр может принимать значения, близкие к единице.
Для одноступенчатого насоса, где фактически нет осевой решетки в подводе
- П, а начальное сечение Н-Н находится на большом удалении от рабочего колеса - РК, коэффициент - Кр может принимать значения близкие к нулю. Кроме того, во многих случаях в месте установки манометра для замера начального давления в одноступенчатом насосе диаметр подвода - П значительно больше диаметра D1, что способствует дополнительному снижению коэффициента - Кр.
Часть расчетов в модернизированной методике выполняется с использованием известных алгоритмов. На основе второго уравнения Эйлера определяется статическая и скоростная составляющая напора: НСТет и НСКет. По геометрическим размерам каналов проточной части определяют гидравлические потери напора на удар - И23 и на трение - ИНК . С учетом процесса
восстановления давления в контуре рециркуляции на входе рабочего колеса, можно записать общее уравнение напора - Н для расчета различных исполнений насосной ступени.
Н=(Нст~+Нск~+Л^+Л^)-^з^нк-Кр*Д^ (1)
Дїі1=Д1*и12/(2*д)*(1-0/0тах-1)л1 (2)
ДІ!2=Д2*и2У(2*дГ(1-0/0тах-2Г (3)
здесь ДИ1, ДИ2 - напор, обусловленный рециркуляцией жидкости на входе и выходе колеса соответственно; и1 , и2
- скорость переносного движения на входе и выходе рабочего колеса насоса; Д1 , Д2 , л1, л2 - коэффициенты, отражающие влияние конструкции каналов на входе и выходе колеса; 0тах-1, 0тах-2 - максимальные значения подачи, при которых еще проявляется влияние рециркуляции на входе и выходе колеса.
Восстановление напора Кр*ДИ1 на выходе подвода, из-за особенностей рециркуляции в многоступенчатом насосе, позволяет объяснить причины появления горизонтального участка на напорной характеристике многоступенчатого насоса типа ЭЦН. Для компенсации потерь напора Кр*ДИ1 в ряде случаев усиливают рециркуляцию на выходе колеса, добиваясь роста ДЬі2 за счет увеличения 02, что, к примеру, наблюдается в центробежновихревых многоступенчатых насосах. Разработанные алгоритмы позволяют подвести теоретическую базу под технические решения, совершенство-
вание которых сейчас ведется путем выполнения многочисленных физических экспериментов по методу «проб и ошибок».
На основе теории подобия разработаны математические модели и алгоритмы, позволившие по размерам каналов в насосе рассчитывать напорные характеристики погружных центробежных насосов для добычи нефти в условиях перекачки газожидкостных смесей, с учетом газосодержания и абсолютного давления на входе насоса.
Разработка большого количества конструкций многоступенчатых центробежных насосов и предвключенных устройств (сепараторов, диспергато-ров), проводимых в различных фирмах и организациях, на сегодняшний день немыслима без экспериментальных работ, посвященных определению различных рабочих показателей разрабатываемого оборудования. При этом разные фирмы используют не только различные стенды (вертикальные, горизонтальные), но и совершенно различные методики проведения стендовых испытаний (одной или нескольких ступеней, насосных модулей или секций; испытания на воде или на масле; на водо-воздушных или масло-газовых смесях и т.д.). В связи с этим повторяемость результатов различных стендовых испытаний очень мала, а выводы по результатам экспериментов могут быть диаметрально противоположены, что также связано с отсутствием общепринятой методики обработки результатов стендовых испытаний. Поэтому для оптимизации экспериментальных исследований была создана система математических моделей и оригинальных численных алгоритмов, описывающая особенности рабочего процесса многоступенчатого центробежного насоса при испытаниях в стендовых условиях. Указанная математическая модель обосновала необходимость раздельного рассмотрения двух различных способов для обработки и представления результатов стендовых испытаний. Первый способ предназначен для условий, когда количество работающих насосных ступеней есть величина постоянная для всех точек на напорной характеристике насоса; второй способ предназначен для условий, когда количество рабо-
тающих насосных ступеней - величина переменная для различных точек на напорной характеристике насоса. В алгоритмах учтены особенности кавитации для многоступенчатого насоса, когда процесс развития вентилируемой каверны и течение в каналах связано с ограничением по скорости распространения звука в газожидкостной смеси.
При моделировании стенда, помимо сжимаемости перекачиваемой среды учтена особенность системы регулирования стенда. Особенность заключается в том, что в качестве регулирующего параметра в такой системе выступает количество работающих насосных ступеней Zx , когда на стенд установлено Ъ ступеней. В ходе стендовых испытаний реализуется известный способ регулирования насоса, основанный на использовании кавитации. Путем подачи газа на вход в насос часть из установленных на стенде насосных ступеней искусственно выводится в режим кавитационной работы. В каналах насосных ступеней образуются так называемые вентилируемые каверны [4], за счет которых кавитация наступает даже при постоянстве аб-
солютного давления и скорости потока. Подача насоса по жидкости Qж при этом функционально зависит от ряда определяющих параметров, в число которых входит Ъх.
При регулировании стенда с увеличением расхода газа увеличивается входное газосодержание и уменьшается количество работающих насосных ступеней, что сопровождается дискретным уменьшением давления на выходе насоса и стенда, при этом дискретно меняется и подача. В связи с этим, в качестве критерия сравнения можно использовать параметр Р2 - давление на выходе ступени. Для работающих ступеней Р2 > Р^ Для неработающих ступеней на стенде Р2 меньше или равно Р^ Количество неработающих ступеней равно (Ъ-Ъх), а эти ступени также называют кавитирующими или диспергирующими. Но, поскольку такие ступени являются неотъемлемой частью системы регулирования стенда, их можно назвать и регулирующими ступенями. Поскольку на входе ступени с номером (Ъ-Ъх), давление равно давлению на входе стенда Р1, логично принять эту ступень за первую ступень моделируемого насоса. При стендовых
исследованиях многоступенчатого насоса каждой экспериментальной точке, а также каждому значению давления и подачи, соответствует свое значение Zx , что говорит о том, что в каждом таком случае моделируется работа определенного насоса с некоторым количеством ступеней Zx=var. Для построения характеристики насоса с количеством ступеней Zx=Z=idem, путем пересчета экспериментальных данных, потребуется найти соответствующие значения рабочих параметров для насоса с количеством ступеней Z. Таким образом, целесообразно отдельно рассматривать вопрос о характеристике стенда, когда Zx = var, (3 = idem, и вопрос о насосной характеристике, приведенной к условиям Zx = Z=idem , р = idem на основе пересчета характеристики стенда. Дискретность в изменении давления объясняет то, почему не слишком результативны испытания многоступенчатого насоса с малым количеством ступеней на стенде с газожидкостной смесью. Данный вопрос заслуживает внимания и дальнейшего изучения, поскольку без его решения нет возможности сравнивать результаты, полученные различными
3,6 -і
эл
I Ц0
X
А
о
п
I
ф
X
I
£
а
а
и
о,е
0,0
1 1 1 0 0ж=0,50лґс; (3=0 5С *0ж=0,&3л^с; (5=0^37 • Ож=О.03лґс; р=02ї
А 1
7
уі * Г
\ .. I £
. Г ' 1
20
40
60
Рис. 3. Распределение давления по ступеням насоса при давлении на входе в насос 0,6 МПа. Линиями показаны результаты выполненных численных экспериментов. Точками выделены данные физических экспериментов А.Н. Дроздова.
авторами на различных стендах. Это, в свою очередь, тесно связано с отсутствием стандарта на метод испытания многоступенчатых насосов на газожидкостных смесях, что приводит к отсутствию единого мнения о форме представления результатов стендовых исследований ^х^аг или Zx =Z=idem) и показателях самих характеристик насосных ступеней.
Теоретическими исследованиями показано, что для однозначного определения начальных условий задачи по перекачке газожидкостной смеси помимо количества ступеней Z, давления Р1 и газосодержания р необходимо указывать дополнительное условие, для которого решается задача: Zx=var или Zx =Z=idem . В зависимости от такого условия, в частности, решается задача и обосновывается применение дросселя на выходе скважинного многоступенчатого насоса, а в качестве дросселя во многих случаях используют эжектор. Известная П-образная напорная характеристика, полученная на стенде для газожидкостной смеси,
является напорной характеристикой стенда при Zx=var , но не являются характеристикой насоса при Zx =Z=idem. В этой связи при обсуждении результатов испытаний целесообразно различать характеристику стенда и характеристику насоса, поскольку количество работающих ступеней в этих двух случаях не всегда совпадает из-за особенностей применяемой системы регулирования стенда.
В качестве примера представлено математическое моделирование работы многоступенчатого центробежного насоса типа ЭЦН5-80 при перекачке газожидкостных смесей. Начальные условия (давление на входе, свободное газосодержание, перекачиваемая жидкость, количество ступеней в исследуемом насосе - 76 штук и т.д. ) для численных экспериментов взяты из описания стендовых испытаний, проведенных А.Н. Дроздовым [5]. Результаты наших численных экспериментов и результаты физических экспериментов А.Н. Дроздова для сравнения представлены на рис. 3.
Теоретические исследования и сравнение полученных расчетных результатов с данными стендовых испытаний показало, что при планировании стендовых испытаний необходимо учитывать номинальные значения размеров колеса и направляющего аппарата в насосных ступенях, а также условия возникновения кавитации в жидкости и в газожидкостной смеси, с так называемой вентиляцией образующейся каверны. При этом возможности регулирования стенда всегда остаются в прямой зависимости от количества установленных на стенд насосных ступеней. С уменьшением количества ступеней уменьшается и диапазон регулирования гидродинамических параметров, в котором еще возможно избежать срыва перекачки. С другой стороны, результат стендового эксперимента не в последнюю очередь будет зависеть от давления на приеме ступени, проходящей испытания, и от вида модельной среды, с учетом особенностей развития кавитации в этой среде.
Выполненные исследования показывают, что при анализе результатов стендовых испытаний многоступенчатых центробежных насосов необходимо учитывать ряд взаимосвязанных вопросов:
• при низком давлении на входе насоса скорость течения газожидкостной смеси в отдельных каналах может достигать скорости звука в газожидкостной смеси, в зависимости от конструкции насоса этот процесс может происходить на входе в колесо или на входе в диффузор направляющего аппарата; при этом подача насоса лимитируется скоростью распространения звука в газожидкостной смеси;
• изменение давления на выходе насоса обусловлено конструкцией стенда и используемым способом регулирования за счет создания искусственной кавитации с вентилируемой каверной; теоретически возможны и другие способы регулирования, но они пока не находят практического применения, и, кроме того, пока отсутствует стандарт на метод испытания многоступенчатых насосов на газожидкостных смесях;
• при регулировании за счет кавитации с вентилируемой каверной искусственно осуществляется дискретное выведение из работы части насосных
ступеней, при таком регулировании меняется количество работающих ступеней Ъх и меняется закономерность изменения плотности перекачиваемой среды по длине многоступенчатого насоса; таким образом, наличие неработающих насосных ступеней при выполнении стендовых испытаний однозначно является следствием выбранного метода регулирования стенда, и не является каким-либо уникальным свойством насоса; изменив метод регулирования стенда можно добиться условий испытаний, когда все ступени будут работающими;
• для однозначного определения начальных условий задачи по перекачке газожидкостной смеси помимо количества ступеней Z, входного давления Р1 и газосодержания р необходимо указывать дополнительное условие, для которого решается задача: Zx=var или Zx =Z=idem ; таким образом, целесообразно различать и отдельно рассматривать вопрос о характеристике стенда, когда Zx = var, р=idem, и вопрос о насосной характеристике, приведенной к условиям Zx = Z=idem , р = idem на основе пересчета характеристики стенда;
• учитывая, что стендовые напорные характеристики для газожидкостных смесей при р = idem строятся не на основе прямых измерений, а путем пересчета данных, полученных для различных значений Zx, необходимо ставить вопрос о разработке стандарта на метод испытаний многоступенчатых насосов на газожидкостных смесях; без такого документа пока рано говорить о количественной оценке результатов стендовых испытаний и о сопоставимости стендовых и промысловых условий работы насоса.
Литература:
1. Ю.А.Сазонов Разработка методологии проектирования насосно-эжекторных установок с расширенным использованием численных экспериментов. Журнал «Территория Нефтегаз», №4, 2009, с.26-28.
2. Ж.Е. Кабдешева. Разработка технологий эксплуатации скважин и обработки призабойной зоны струйными насосами. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - М.: РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина.
- 2003. - 171 с.
3. А.И. Степанов Центробежные и осевые насосы. Теория, конструирование и применение. - М.: Государственное научно-техническое издательство машиностроительной литературы, 1960.
4. Р. Кнэпп, Дж. Дейли, Ф. Хэммит. Кавитация. - М.: Мир, 1974. - 688 с.
5. А.Н. Дроздов. Разработка методики расчета характеристики погружного центробежного насоса при эксплуатации скважин с низкими давлениями у входа в насос. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - М.: МИНХ и ГП им. И.М. Губкина, 1982.
65 лет на рынке автомобильных прицепов
X і l2l\ LeJ 1(2 ІЛ (2 о L L
1 j>;i 1 T;
ВЫСОКОРАМНЫЕ
СРЕДНИЕ
ПОНИЖЕННЫЕ
НИЗКОРАМНЫЕ
до 10ОО т и более
Основан в І94Д году
оси и поддески BPW;
оі юрные ус і райе і ва и шкворни JOST-Wcrkc ■
ПН0ВМЯЇИЧЄЄННЙ ПгрИШЗД і ормозон и IVTI.1 WAOCO;
колесные ДИСКИ І_Є1ПГТЇЄГ£
шины Согтогал, Miehelin,
пелмуретвноняя краска PPG
гШтшгшш/и
454038 г. Челябинск, ул. Хлебозаводская, 5
ЗВОНИТЕ: (351) 267-20-10
marketing-cmzap@yandex.ru, www.cmzap.ru
