Выбор той или иной системы обусловлен рядом технологических и исторических факторов.

2. Выбор структуры системы сбора и местоположение объектов по подготовке у/в-го сырья на ГКМ.

Эффективность системы сбора у/в-го сырья во многом зависит от местоположения установки по подготовке Г и к-та к транспорту, то есть протяженности однотрубной системы сбора, поскольку наличие в системе жидкой фазы приводит к росту энергопотерь на транспорт у/в-ов по сравнению с однофазным потоком. Подготовка Г и к-та к транспорту требует затрат энергии, к-е определяются: выбранным технологическим пр-сом, составом обрабатываемой продукции, Р_раб и Т_раб потока. Т. о. оценка максимальной протяженности однотрубной системы сбора при к-й обеспечивается оптимальные потери энергии во всей сети, от устья скв-ы до точки разделения у/в-ов на Г-овые и жидкие потоки может быть произведена из соотношения: l£N_х/DN_т, (1), где l – протяженность однотрубной системы; N_х – энергозатраты на подготовку Г к однофазному состоянию; DN_т – удельные (на единицу длины) энергопотери связанные с наличием второй фазы в потоке.

Увеличение энергопотерь в однотрубной системе сбора по сравнению с транспортом однофазного потока приводит к росту используемой мощности ДКС, необх-ые для компремирования Г до Р_раб МГ: DN_т=N_дв×N_од, (2), где N_дв, N_од – удельные энергопотери ДКС на комспремирование Г поступающего на вход УКПГ в двух – и однофазном состоянии соответственно.

N_о(дв)= , (3)

где m – коэффициент политропы; h_пол – политропный КПД комп-ра; h_мех – механический КПД комп-ра; Т_н – начальная t-ра, К; Q – производительность, млн. м³/сутки; e=Р_к/Р_н – степень сжатия комп-ра.

Для обеспечения однофазного транспорта, Г необх-о охладить до t_р при к-й не происходит выпадения жидкой фазы в трубопроводе.

Энергозатраты: N_х=Q×C_p×Dt×10⁶/24, кДж/ч (4)

где С_р – теплоемкость Г, кДж/м³×ч; Dt=t_н–t_р, t_н – t-ра потока; t_р – t-ра точки росы.

Результаты расчетов зависимости величин N_х, DN_т от P_раб, к-тного фактора, диаметра трубопровода приведены на рис. 2, 3

Из рисунков видно что в области Р_раб<2,5 МПа с ростом сод-ия жидкой фазы наблюдается значительное увеличение дополнительных затрат на транспорт двухфазного потока. В области Р_раб>7 МПа, величина DN_т изменяется незначительно как при увеличении давлении так и при росте сод-ия жидкой фазы в потоке. Энергозатраты на подготовку Г и однофазному транспорту увеличиваются пропорционально увеличению диаметра системы сбора и рабочего Р причем N_х=f(Р_раб) > отчетливо выделяется для Æ>500мм и Р_раб<9 МПа.

Сравнение полученных зависимостей с использованием (1) позволяет оценить максимальную протяженность однотрубной системы сбора у/в-го сырья, при к-й энергозатраты на транспорт двухфазного потока не превышают энергозатрат на подготовку Г к однофазному транспорту. Результаты данных расчетов приведены на рисунках 4, 5, 6

Влияние технологических пар-ров на структуру системы сбора и размещения объектов по подготовке Г и к-та, позволяет сделать следующие выводы:

– крупные объединенные центры промысловой обработки у/в-го сырья Наиболее эффективны с точки зрения экономии эксплуатационных расходов. На мест-ях с большим запасом пл-ой энергии и небольшим кол-вом жидкости в потоке (Р_р>7МПа, q<20г/м³);

– централизованные системы сбора Г и к-та целесообразно применять на мест-ях с высоким Р_пл и q£20г/м³;

– при обустройстве мест-й с небольшим располагаемым запасом энергии (Р_р<7МПа, q³100г/м³) целесообразно применять децентрализованную систему сбора и подготовки сырья, для к-х основная часть внутрипромыслового транспорта у/в-ов от устья до ГКС, ГХК осуществляется в однофазном состоянии;

– низконапорные раздельные системы сбора Г и к-та с использованием малогабаритных блочных уст-к, работающих в автономном режиме, должны найти широкое применение на мест-ях с низким Р_пл и небольшим Р_р<2,5 МПа.

10. Гидравлический расчёт в Г-кон-х шлейфах.

Шлейфовые Г-опров-ды хар-ся Æ, пропускной способностью, t-ным режимом, ∆Р в них. Течение Г в шлейфах – хар-ся Re, крит-ми Фруда, Эйлера. Внутр-й Æ шлейфов при заданной ск-ти Г:

d_вн=(q×10⁶/(0,785×w))^0,5

где q – расход Г, при Р_раб, t-ре Г, м³/с; w – ск-ть Г в шлейфе, м/с.

Секундный расход Г:

q=(Q×z_p×10⁶)/(P×z_н×86400×9,8)

где Q – расход Г, в н. у., млн. м³/сут; Р – Р в расчёт-й точке, МПа; z_к, z_н – коэф-т сверхсж-ти Г, при р. у и н. у.

После нахождения d_вн по табл. приним-т ближайшее факт-е знач-е, внутр-й Æ ГПр-а, и исходя из Р_раб в нём опред-ют его толщину. Факт-я ск-ть Г в шлейфе:

w=q×10⁶/(0,785×d_вн²).

Р в конце шлейфа:

Р_к=(Р_н²–Q²×l×D×T_ср×z_ср×L/(10,23×10^-12×d_вн⁵))

где Р_н – Р Г в начале ГПр-а, МПа; λ – коэф-т гидрав-го сопрот-я ГПр-а; Т_ср – сред-я t-ра в ГПр-е, К; L – длина ГПр-а, км; Δ – относ-я плотн-ть Г в норм-х услов-х.

При извес-х знач-ях Р_к Р на задан-м участке ГПр-а:

Р_х=(Р_н²–(Р_н²–Р_к²)×х/L)^0,5

где x – растоя-е от начала до конца, км. Т_ср находиться как среднее арифм-е м/у t-рой Г в начале шлейфа и t-рой грунта на глубине залегания ГПр-а. В качестве расч-й точки прин-ют расст-е от пов-ти земли до оси ГПр-а. λ опр-ся по мет-ке ВНИИ Г:

l=0,067×(158/Re+2×K_ш/(10³×d_вн))^0,2

где К_ш – шерох-ть стен труб, микрон, – хар-т неров-ти стенки трубы.

Изм-е шероховатости труб в период экспл-ции в знач-й степени зав-т от кач-ва транс-го Г. Налич-е в нём сернистых соед-й, воды и мех. примесей со временем резко увел-ет шерох-ть труб. Абс-я шерох-ть в начале К_ш=30…40 мкм после длит-й экспл-ции К_ш=500…1000 мкм.

Re явл-ся мерой отн-я сил инерции и внутр-го трения:

Re=W×d_вн/n=W×d_вн×r_н/m

где W – средняя ск-ть потока м/с d_вн – внут-й Æ труб-да, м; r_н – r потока при раб-х усл-ях, кг/м³; m – дин-я вяз-ть, Па×с; n – кин-я вяз-ть, м²×с; Транс-е Г по шлейф-м и МГ практ-ки всегда происх-т при турб-м реж-ме. Если в транс-м Г сод-ся изв-е кол-во ж-ти необ-мо заменить l=f (Re) на l_см. Коэф-т l_см опр-ся многопарной фун-й: l_см=l(Re)y(b, F_r, m) где l(Re, e) – коэф-т гидр-го сопр-я при движ-и потока; e – отн-я шерох-ть; y(b, F_r, m) – поправ-й коэф-т; b=W_г/(W_г+W_ж) – расход-е Г-осод-е; W_г,W_ж – привед-е к полному сечению ГПр-а ск-ти Г и Ж, м/с; F_r – критерий Фрунда – мера отн-я сил инерции и тяжести в потоке:

F_т=(W_г+W_ж)²×10³/(g×d_вн)

m=m_г/m_ж

Коэф-т эф-ти: К_эф=Q_ф/Q_п где Q_ф, Q_п – факт-я и проект-я способность Г-оп-да. Знач-е коэф-та эф-ти ГПр-а сниж-ся при наличии Г, мех. примесей, с увел-ем шерох-ти стенок труб.