Эксплуатация наклонно направленных насосных скважин by Уразаков. Насосных

• Название: Насосных
• Дата: 09.02.2021
• Размер: 1.96 Mb.
• Имя файла: Эксплуатация наклонно направленных насосных скважин by Уразаков .doc
• Тип: Документы; #175087
• страница: 10 из 23

Рис. 29. Зависимость угла поворота кривошипа при движении головки балансира от нижней мертвой точки D_тр = 0,062 м, d_н = 0,056 м, d_ш = = 0,022 м, L= 1000 м: 1 - до конца периода начальной деформации штанг и труб; 2 - до достижения максимума инерционной нагрузки

7. Сравнением величин Р_дин, Р_ин.ви Р_тр(π/2) находят период действия экстремальной нагрузки:

а) - экстремальная нагрузка опреде­ляется силами инерции и действует на головку балансира после периода начальной деформации;

б) - экстремальная нагрузка определяется силами гидродинамического трения и возникает в середине хода насосных штанг;

в) и - экстремальная нагрузка определяется суммой инерционной силы и сил гидродинами­ческого трения, а точка экстремума расположена близко к середине хода штанг.

На рис. 29 представлены графики, выражающие зависимость угла поворота кривошипа с момента начала движения головки балансира вверх до окончания периода начальной деформации (кривая 1) и до момента достижения максимума инерционной нагрузки (кривая 2).

Из графиков видно, чем больше число качаний, тем больше вероятность значительного увеличения экстремальной нагрузки за счет сложения сил инерции и гидродинамического трения. Анализ графиков также показывает, что для данных параметров работы насосной установки при п = 16 мин^-1 экстремальная нагрузка получается в результате сложения максимальной силы инерции с максимальным значением сил гидродинамического трения, поскольку момент достижения максимума инерционной нагрузки совпадает с моментом максимальной скорости головки балансира.

Для иллюстрации взаимосвязи между составляющими динами­ческой нагрузки на рис. 30 представлены графики, выражающие зависимость между числом двойных ходов полированного штока и

Рис. 30. Зависимость нагрузки от числа двойных ходов при ходе головки балансира вверх:

1 - инерционная нагрузка; 2 - гид­родинамическая нагрузка в момент максимума сил инерции; 3 - суммар­ная нагрузка в момент максимума сил инерции; 4 - гидродинамиче­ская нагрузка при максимальной скорости штанг; (μ - 0,7 Па*с, D_тр = 0,062 м; d_ш = 0,022 м, d_H = 0,056 м; L= 1000 м)

Рис. 31. Характерные динамограммы работы насосной установки с глубиной подвески насоса 1000 м:

а - откачка маловязкой нефти (S = 3 м, п = 9 мин^-1); б - откачка вязкой нефти (S=3м,п = 5,5 мин^-1), в - откачка вязкой нефти (S=3м,п = 9 мин^-1)

инерционной нагрузкой (кривая 1), гидродинамической на­грузкой в момент максимума сил инерции (кривая 2), суммарной динамической нагрузкой в момент достижения максимума сил инерции (кривая 3),гидродинамической нагрузкой при макси­мальной скорости движения штанговой колонны (кривая 4).

Сопоставление кривых 3 и 4 показывает, что при одних и тех же параметрах работы насосной установки в зависимости от числа двойных ходов полированного штока существуют различные области проявления экстремальных нагрузок, т.е. для данного примера до n = 5,7 мин^-1 экстремальная нагрузка при ходе штанг вверх определяется силами вязкости трения и период ее появления совпадает с максимальной скоростью штанг. При дальнейшем увеличении числа качаний экстремум смещается в сторону конца периода начальной деформации и определяется суммой сил гидродинамического трения и инерции.

Исследования, проведенные на стендовой скважине, под­твердили изложенное. Результаты, приведенные на рис. 31.

показывают, что существуют три типа динамограмм. Каждая из них характеризует область существования определенного режима работы насосной установки. Из динамограммы на рис. 31, а видно, что при откачке маловязких жидкостей верхние сечения штанговой колонны испытывают два ярко выраженных экстремума как при ходе вверх, так и при ходе вниз. Причем экстре­мумы в обоих случаях проявляются после окончания периода начальной деформации и вызваны началом движения жидкой колонны и нижнего конца колонны насосных штанг. Динамограмма рис. 30, б снята при откачке вязкой водонефтяной эмульсии на тихоходном режиме; так же, как и в первом случае, она по­казывает существование двух экстремумов. Однако в атом случае оба экстремума смещаются к середине хода штанг и определяются силами гидродинамического трения. Динамограмма, приведенная на рис. 31, в, снята при прочих равных условиях с предыдущей, изменено лишь число качаний.

Из рисунков видно, что увеличение числа качаний влечет за собой изменение характера динамограмм. Экстремум при ходе вверх проявляется между концом периода начальной деформации и моментом действия максимальной скорости движения штанг и определяется суммой сил инерции и гидродинамического трения в момент действия максимума инерционной нагрузки. При ходе вниз экстремум проявляется в середине хода штанг и оп­ределяется силами гидродинамического трения.

Обобщая изложенное, можно заключить:

период приложения экстремальных нагрузок на головку балансира может изменяться в зависимости от параметров от­качки;

для расчета максимальной и минимальной нагрузок не­обходимо предварительно оценить соотношение инерционных и гидродинамических нагрузок и вести расчет по превалирующей;

во избежание возникновения высоких динамических нагрузок из-за сложения инерционных и гидродинамических сил необ­ходимо вести откачку высоковязких жидкостей с минимальным числом качаний.

2.13. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ШТАНГОВОЙ КОЛОННЫ

Существующие методы расчета штанговых колонн ориентиро­ваны на конструирование колонн для откачки нефти из условно - вертикальных скважин. В основу методов расчета положен учет напряжений от осевых усилий. Между тем в наклонно направ­ленных скважинах, имеющих участки повышенной кривизны, штанги изгибаются, и, следовательно, в штангах, расположен­ных на этих участках, возникают дополнительные напряжения от изгиба. В отдельных случаях значение напряжений от изгиба сопоставимо со значением напряжений от растяжения, поэтому

Рис. 32. Схема расположения насосной штанги:

а - на участка кривизны; б - на участке спада кривизны

пренебрежение напряжениями от изгиба при конструировании штанговых колонн для ННС ведет к повышенной частоте обрывов штанг в наклонных скважинах.

В связи с этим ниже приводится метод расчета и конструи­рования штанговых колонн, учитывающий напряжения от изгиба штанг в ННС [24].

Уравнение упруго-деформированной оси колонны штанг жест­костью EIна участке набора или спада зенитного угла сква­жины радиусом R, под действием растягивающих нагрузок Р и поперечных составляющих сил собственного веса колонн ±q*sinα, где α - зенитный угол скважины, имеет вид (рис. 32)

(76)

Здесь υ_r- прогиб, соответствующий начальному искривлению

оси скважины в плоскости декартовых координат уох; υ₀ -прогиб оси штанг относительно оси скважины в плоскости у₀ох₀, где ось х совпадает с осью первоначально искривленной оси штанг при отсутствии влияния растягивающих сил Р и по­перечных нагрузок q*sinα, т.е. ось x₀ - параллельна оси скважины и аппроксимируется на рассматриваемом участке колонны в виде дуги окружности радиусом R. Величина υ_r для постоянного радиуса Р на рассматриваемом участке легко получается элементарным геометрическим путем и сводится к виду:

(77)

Дифференцируя υ_r получаем:



Функцию υ₀ будем аппроксимировать в виде тригонометрической функции

(78)
где а - расстояние от муфты до места касания штанговой стенки ствола скважины, а при отсутствии такого касания - до середины расстояния между муфтами. С радиусом кривизны ствола величина а связана соотношением



Дифференцируя (78), находим



Для реальных систем х = х₀. Наибольший интерес пред­ставляет случай, когда колонна касается стенок скважины на каком-то расстоянии dот муфты. В этом случае



где D - диаметр муфты; d - диаметр штанг по телу.

Следует иметь в виду, что в момент касания штанг длиной l стенки ствола а = l/2, При а > l/2напряжения изгиба в по­перечном сечении штанг также будут определяться по при­веденной ниже формуле (82), но с подстановкой в нее величины l/2вместо d. При этом уже значение A₀≠δ находят из формулы (80) при а = l/2.

Решая уравнение (76) с учетом (77) и (78), получаем выражение, которое при R → ∞ совпадает с классическим при­ближенным решением для защемленных балок, а в рассматри­ваемом случае имеет вид



(80)

Полученное решение является неявным относительно а, но для реальных систем (а - х)«Rи при х = а A₀= υ_{0 / x-a} =δ

Тогда

Откуда

(81)
В выражении (81) берется верхний знак +, так как мнимая величина а противоречит физическому смыслу задачи.

Напряжения изгиба σ_н в поперечном сечении штанг от из­гибающего момента М_н имеют максимальное значение в зоне сочленения штанг с муфтами и равны (при х = 0)



где а определяется из формулы (81).

На рис, 33 представлена зависимость напряжений изгиба от радиуса кривизны ствола скважины при различных значениях осевой нагрузки Р и среднем значении зенитного угла а = 30 . Как видно из представленного графика, пренебрежение влиянием при выборе конструкций штанговых колонн и расчетах на их усталостную прочность или на долговечность недопустимо не только в наклонных скважинах, но и при наличии участков интенсивного локального искривления ствола в вертикальных скважинах (q*sinα = 0).

В отечественной практике для расчета штанговых колонн используют формулу И.А. Одинга

Рис. 33. Напряжение от изгиба штанг в зависимости от радиуса искривления ствола скважины:

1 - на участке спада зенитного угла; 2 - на участке набора; 3, 4 - начало касания стенки НКТ телом штанг, соот­ветственно на участке спада и участке набора

и М.П. Маркова






σ_пр, σ_ср- приведенное и среднеарифметическое напряжение цикла соответственно; σ_max, σ_min- соответственно макси­мальное и минимальное напряжение от осевых нагрузок; σ_a- амплитуда изменения напряжения цикла; ( , - напряжения изгиба в поперечном сечении штанг при ходе вверх и вниз соответственно.

По изложенной методике произведем расчет нагрузок и при­веденных напряжений для трех скважин. Для простоты расчетов, приняв разницу сил инерции между рассматриваемыми случаями несущественной, исключаем их из числа составляющих. Резуль­таты расчетов представлены в табл. 11, 12 и на рис. 34. Анализ результатов показывает, что при искривлении насосных штанг значительно увеличиваются приведенные напряжения, причем чем ближе к дневной поверхности и чем меньше его радиус кривизны, тем больше приведенные напряжения.

В основе рассмотренного расчета, являющегося гипоте­тическим, заложены встречающиеся на практике радиусы ис­кривления. Из примера следует, что при искривлении ствола даже в одном месте традиционный метод конструирования

Таблица11

Параметры работы штанг в наклонных скважинах

Параметры ствола и работы штанговой колонны	Тип профиля скважины
	а	б	в
Горизонтальное смещение забоя от вертикали, м	0	257	257
Максимальный угол наклона скважины, град.	0	40	40
Радиус искривления ствола скважины в области набора кривизны, м		1146	1146
Длина вертикального участка, м:	1410	964	964
участка набора кривизны	0	133	133
наклонного прямолинейного участка	0	400	400
штанговой колонны	1410	1514	1514
Нагрузка на штанги, Н:
от веса жидкости	20330	20330	20330
от веса штанг на наклонном участке	0	9350	9420
от сил трения и веса штанг на участке набора кривизны	0	7440	8210
от веса штанг на вертикальном участке	43800	31170	36540
Максимальная нагрузка на головку балансира, Н	64130	68290	74500

Рис. 34. Приведенное напряжение в штанговой колонне

Таблица 12

Конструкция штанг и напряжения в них

Номер сечения	σпр Н/мм2	Тип профиля	Тип колонны	Диаметр штанговой колонны, м
				19	22	25	22	25	28
I II III	50,8 52,0 38,7	Верти­кальный	Равно­прочная	48
VIII IX	52,0 40,2				629
X	52,0					733
I II III IV V	50,8 52,2 38,9 45,7 59,2			62
VI	63,5	ННС	Аналогия с верти­кальной		671
VII VIII IX X	51,1 58,4 45,2 57,3					733
I II III	50,8 52,0 38,7			53
IV IVa	52,0 29,9				347
V	49,6	ННС	Равно­прочная			133
VI VII VIII	52,0 48,5 52,0						17
IX X	43,0 52,0							733
XI XII	44,2 50,0								231

штанговой колонны приводит к превышению приведенных на­пряжений в искривленном участке на 22% по сравнению с до­пустимым (см. рис. 34).

Если скважины искривлены в пространстве, что отмечается на практике, то напряжения в этих зонах за счет сложения всех составляющих могут достигнуть чрезвычайно больших значений.

Данный анализ позволяет предложить для наклонно направ­ленных скважин, имеющих аналогичный рассмотренному типу профиль, шестиступенчатую штанговую колонну.

Для повышения надежности работы штанговых колонн в на­клонно направленных скважинах необходима производить подбор



Рис. 35. Зависимость напряжений изгиба от расстояния между муфтой и центратором на участке спада (а) и набора (б) зенитного угла:

I - Р = 20 кН; II - Р = 5 кН; III - Р = 10 кН; IV - Р = 1 кН;

1 - R - 100 м; 2 - 200 м; 3 - 400 м; 4 - 600 м; Г - начало касания штанг по телу со стенкой насосных труб

штанговой колонны с учетом напряжений, возникающих от ис­кривления колонны. Кроме того, снижения напряжений от изгиба штанг можно достичь установкой центраторов на сильно ис­кривленных участках ствола скважины. Центраторы позволяют уменьшить кривизну штанг в переходной зоне (на небольшом расстоянии от бурта головок) и тем самым снизить напряжения изгиба в опасном сечении.

Необходимо отметить, что такой эффект достигается только в случае использования центраторов, диаметр которых не превышает диаметр штанговых муфт. При этом расчет производят аналогично приведенному выше, без центраторов. Из графиков (рис. 35) видно, что чем меньше расстояние между центраторами, тем больше снижаются напряжения от изгиба штанг.

Глава 3

ИССЛЕДОВАНИЕ СКВАЖИН, ОБОРУДОВАННЫХ ГЛУБИННЫМИ НАСОСАМИ

Рациональный подбор глубиннонасосного оборудования в первую очередь предполагает наиболее полное исследование скважины в установившемся режиме эксплуатации. В скважинах, оборудованных насосными установками, в настоящее время на промыслах получили наибольшее распространение исследования с целью определения пластового давления (статический уровень), забойного давления (динамический уровень) и состояния эксплуатационного оборудования (динамограмма).

Гидродинамические исследования условно-вертикальных скважин, оборудованных глубинными насосами, проводят с по­мощью глубинных приборов как обычных, с местной регистрацией значения исследуемого параметра и спускаемых в скважину на скребковой проволоке, так и дистанционных, имеющих связь по кабелю с приборами, расположенными на поверхности. Однако успешный спуск и подъем малогабаритных глубинных манометров в затрубное пространство ННС ограничивается зенитным углом до 20. Другой распространенный способ для наклонно на­правленных скважин - исследование с помощью специальной аппаратуры, позволяющей замерять уровень жидкости в скважине (эхометрирование, волнометрирование).

Существуют и другие, менее распространенные методы конт­роля штангового насосного оборудования. Для диагностики состояния насосного оборудования разработан метод ваттметрографирования, который исключает необходимость при­менения датчиков, устанавливаемых на движущихся частях станков-качалок, В этом случае информация о работе насосных установок используется в виде электрической мощности, по­требляемой двигателем станка-качалки. Возможность получе­ния на ваттметрограмме данных о коэффициентах наполнения и подачи штанговых установок, к.п.д. наземного и подземного оборудования рассматривалась Л.Ф. Куликовым и В.О. Кричке [1].

В отдельных случаях для контроля работы насосного обо­рудования может быть использован метод трубного динамометрирования. Этот метод позволяет отказаться от датчика усилия на движущемся элементе станка-качалки. Однако в ННС сила трения между подъемной колонной и эксплуатационными колоннами, как правило, больше, чем сил трения штанг о трубы и поэтому в большей степени влияет на конфигурацию трубной динамограммы. По этой причине устройства для трубного динамометрирования могут быть использованы на скважинах с ограниченным углом отклонения ствола скважины от вертикали. Кроме того, переменная составляющая усилия в колонне труб у устья скважины мала и равна 5-25% статической нагрузки, что

предъявляет повышенные требования к характеристикам датчика усилия.

В БашНИПИнефти в 70-х годах разработан метод барографирования, позволяющий определять давление в полости насосно-компрессорных труб. Давление в полости труб за­меряется манометром, спускаемым в скважину на проволоке через затрубное пространство до посадки на клапанное устройство. Барографирование позволяет дополнить сведения, получаемые от динамометрирования.

Для диагностики работы штанговых установок в основном используются динамограммы, т.е. результаты измерения усилий и перемещения полированного штока.

3.1. ИЗМЕРЕНИЕ НАГРУЗКИ НА ПОЛИРОВАННЫЙ ШТОК

В настоящее время известны различные устройства контроля работы глубинных штанговых насосов.

Наиболее распространен контроль с помощью динамограмм [1]. Известны также способы ваттметрографирования и контроля с помощью моментограмм.

Широкое распространение на практике получил гидравли­ческий "карманный" динамограф типа ГДМ-3 (ИКГН-1), раз­работанный Г.М. Минизоном в начале 50-х годов и предназна­ченный для оперативного контроля работы глубинных насосов.

Принцип действия динамографа ГДМ-3 заключается в том, что запись изменения усилий в верхней штанге насосной установки в функции ее перемещения осуществляется с помощью гидравли­ческого силоизмерительного устройства на подвижном столике с картограммой. Допустимая погрешность прибора составляет ±2% от предела измерения.

Основной недостаток гидравлического "карманного" динамо­графа ГДМ-3 как прибора для оперативного контроля глубинных штанговых насосов - необходимость остановки станка-качалки для монтажа ГДМ-3 в канатной подвеске полированного штока.

Существенное влияние на точность измерений оказывают нецентричность установки динамографа в подвеске, а также перекосы подвески, непараллельность траверс.

Для монтажа динамографа переносного типа необходимо останавливать станок-качалку на 5-10 мин. За это время из­меняются условия работы глубинного насоса (поднимается уровень в затрубном пространстве, дегазируется жидкость и др.). Поэтому первые динамограммы не отражают действительных условий работы насоса, и заключение по ним может быть грубо ошибочным.

Остановка станка-качалки перед включением ГДМ-3 приводит к тому, что контролируется переходный режим работы глубиннонасосной установки, зачастую существенно отличающийся от рабочего режима. Известно, что даже после кратковременной

остановки насоса необходимо долгое время (от получаса до суток), чтобы установился рабочий режим.

Особенно опасна, как известно, остановка насоса при проявлении в скважине парафина и песка. При этом есть опас­ность заклинивания насосных штанг.

Кроме того, изменения в уровне, которые зависят от при­тока, можно определить по динамограмме только в случае текущего контроля без остановки станка-качалки.

Недостатком ГДМ-3 является ограниченная емкость ведущего ролика, в связи с чем на одной скважине можно записать всего 8-J-10 динамограмм.

При обслуживании динамографа ГДМ-3 периодически произ­водят довольно сложную операцию заполнения гидравлической системы жидкостью (водой или смесью воды со спиртом зимой).

Конструкция динамографа ГДМ-3 требует внимательного обращения и тщательного ухода.

Создание электрических преобразователей для регистрации усилий в полированном штоке позволило разработать устройства дистанционного динамометрирования.

Рассмотренные системы телединамометрирования имеют сле­дующую структурную схему: датчики усилий и хода устанав­ливают непосредственно на каждом станке-качалке для выбора контролируемой скважины и подготовки цепей телеизмерения. Телеячейка связана с диспетчерским пунктом проводным каналом связи. Датчики усилий полированного штока располагают либо в канатной подвеске, либо на полке балансира. Недостатком первого способа установки является необходимость частого демонтажа датчиков усилий (при каждом ремонте скважины), что вызывает быстрый выход их из строя. Установка датчиков усилий на полке балансира устраняет рассмотренный не­достаток.

При таком методе измерения усилия чувствительность индук­тивного преобразователя ограничена, так как деформация ба­лансира невелика (≈ 500 мкм), при нормальной нагрузке.

Исходя из реальных возможностей построения датчиков усилий для применения на станках-качалках удалось выде­лить следующие: тензометрический, магнитоупругий, пьезо­электрический.

Тензодатчики усилий требуют применения громоздких вто­ричных преобразователей.

Магнитоупругие датчики имеют ограниченный диапазон из­меряемых усилий, в частности, на интересующих нагрузках характеристики известных магнитоупругих материалов находятся в области насыщения, это приводит к большим погрешностям преобразования.

В ПермНИПИнефти разработано устройство тензодинамографирования, позволяющее обеспечить работу датчика усилия - мессдозы с наклеенными по мостовой схеме тензорезисторами в зоне упругих деформаций [8].



Рис. 36. Силоизмерительный элемент пьезокварцевого динамографа

Особый интерес вызвали пьезоэлектрические, в частности, пьезокварцевые датчики. Применение этих датчиков ранее сдерживалось сложностью измерительных цепей, а именно -электрометрических усилителей заряда. Такие усилители на электровакуумных лампах получались громоздкими и ненадеж­ными, требовали мощных источников питания и не были помехозащищенными. В настоящее время стало возможным создавать усилители заряда на базе интегральных микросхем и полу­проводниковых приборов. Надежность усилителей резко воз­росла, габариты и потребляемая мощность стали незначитель­ными. Это привело к значительному расширению области при­менения пьезоэлектрических датчиков.

Пьезокварцевые датчики обладают целым рядом достоинств. К их числу следует отнести высокую стабильность характерис­тики преобразования датчиков и малый температурный коэф­фициент в широком диапазоне температур. Так, ведущие запад­ные фирмы, такие как "Кистлер", "Брюль и Къер" широко при­меняют пьезокварцевые датчики с усилителями заряда для из­мерения усилий от нескольких килограммов до десятков и сотен тонн. У нас в стране подобные работы не проводились, не считая отдельных исследований в Ленинградском политехни­ческом институте. Проведенный анализ показал возможность и целесообразность применения пьезокварцевого датчика усилия для динамометрирования (181.

Рис. 37. Электрическая схема пьезокварцевого динамографа:

а - структурная схема; б - принци­пиальная схема усилителя заряда

Структурная схема преобразователя приведена на рис 36, а. Собственно пьезокварцевый датчик усилия, устанавливаемый на полированном штоке станка-качалки, упрощенно представляет собой пару пластин из кварца. При сжатии пластин силой Fна их обкладках возникают (генерируются) связанные статические заряды. Пластины располагаются так, чтобы на внутреннем электроде возникали заряды одного знака. Внешние электроды заземляются, таким образом внутренний электрод оказывается изолированным достаточно высоким объемным сопротивлением кварцевых пластин.

Заряд Qс выхода датчика с помощью экранированного кабеля подключается на вход электрометрического усилителя заряда. Усилитель заряда представляет собой операционный усилитель с высоким входным сопротивлением, охваченный емкостной отрица­тельной обратной связью. Усилитель работает на принципе компенсации входного заряда. Коэффициент передачи такого усилителя обратно пропорционален значению образцовой емкости С₀ и определяет изменение выходного напряжения и от при­ложенного ко входу заряда Q. Выходное напряжение может быть измерено цифровым или аналоговым вольтметром или зарегист­рировано с помощью самописца.

Схема пьезокварцевого датчика приведена на рис. 37. Датчик состоит из двух силовводящих деталей в виде метал­лических пластин 7, скрепленных между собой, и чувстви­тельного узла, расположенного между пластинами. Чувствитель­ный узел содержит три пары кварцевых х -срезов в форме дисков 2 диаметром 30 мм и толщиной 2 мм. Каждая из пар расположена в углу воображаемого равностороннего треугольника, центр тяжести которого совпадает с осью симметрии полированного штока. Для установки датчика в траверсу канатной подвески предназначен V-образный вырез.

Измеряемое усилие распределяется между тремя парами пьезоэлементов. Составляющие этого усилия вызывают появление электростатических зарядов на каждом из элементов. Все заряды интегрируются одним электродом, выполненным в виде стальной пластинки 3. Это позволяет при внецентренном при­ложении усилия получать неизменный суммарный заряд, вслед­ствие чего показания датчика не зависят от точки приложения усилия.

Изоляция внутреннего электрода от заземленных силов-водящих деталей обеспечивается с помощью прокладок из фторопласта 4. Средняя часть боковой поверхности датчика герметизируется для предохранения от попадания влаги и паров вредных веществ, приводящих к коррозии и снижению сопротив­ления изоляции.

Таким образом, конструкция датчика получается монолитной и предельно простой. Не предъявляется никаких специальных требований ни к выполнению деталей, ни к процессу сборки. Высокая стабильность чувствительности датчика обеспечивает­ся точностью ориентации среза кварцевых пьезоэлементов, которая может быть доведена до нескольких угловых минут. При этом разброс чувствительности пьезоэлементов может составлять 10^-3%.

Значение чувствительности измерительных элементов опре­деляется пьезоэлектрическими константами кристалличес­кого кварца и для пластин x-среза составляет 2,3 пКл/Н. Следовательно, при нагрузке 10 кН датчик генерирует заряд 4,6* 10^-8 Кл.

Естественной выходной величиной пьезодатчиков является электрический заряд. Для преобразования заряда в более удобную для измерения и регистрации величину - напряжение постоянного тока служит электрометрический усилитель заряда. Схема такого усилителя приведена на рис. 36, б. Высокое входное сопротивление усилителя (до 10¹³ Ом) достигается включением на входе дифференциального каскада на полевых транзисторах КП 305Е. Выходное дифференциальное напряже­ние каскада подается на вход операционного усилителя типа К140УД7 (можно применить любой стандартный операционный усилитель и включить его по паспортной схеме). С выхода операционного усилителя на вход всей схемы замыкается отрицательная обратная связь через емкость С₀. Потенциометр во втором плече дифференциального каскада служит для установки нуля усилителя.

Коэффициент передачи усилителя заряда обратно про­порционален значению емкости обратной связи и равен S_ус = 1/ С₀. При значении емкости С₀ = 0,047 мкФ, S_yc= 2,13*10 В/Кл. Таким образом, выходное напряжение такого усилителя, подключенного к разработанному датчику, при нагрузке 10 кН будет составлять 0,9 В. При максимальной нагрузке 80 кН напряжение на выходе составит 7,2 В. Для установки соответствия выходного напряжения и измеряемого усилия на выходе усилителя может быть подключен делитель напряжения с потенциометром плавной регулировки чувстви­тельности.

К недостаткам любых схем усилителей заряда относится дрейф выходного напряжения под действием неизбежных утечек измеряемого заряда на входе. Постоянная времени дрейфа может быть вычислена по формуле τ ≈ С₀R_BX, где R_BX = 10 Ом. В

данной схеме она составляет 5*10⁴ с и позволяет производить квазистатические измерения силы и градуировку датчика в статическом режиме.

Разработанный датчик с усилителем заряда был отградуи­рован на силоизмерительной машине УМ-5 на нагрузках от 0 до 50 кН. Нагружение датчика осуществлялось ступенями через 5 кН. По нескольким циклам нагружения с помощью метода наи­меньших квадратов найдено номинальное уравнение преобразо­вания, из которого определены характеристики датчика: чувствительность (с усилием заряда) - 0,691 В/т; разброс чувствительности (случайная погрешность) - 0,04%; по­грешность линейности (максимальная на пределе 50 кН) - 0,7%.

3.2. УСТРОЙСТВО ДЛЯ ДИСТАНЦИОННОГО ИЗМЕРЕНИЯ ДАВЛЕНИЯ В НАСОСНЫХ ТРУБАХ

БашНИПИнефтью в содружестве с ВНИИГИС создана аппара­тура для непрерывного дистанционного измерения давления в полости насосных труб. Информация об измерении давления в насосных трубах представляет важный научный и практический интерес при исследовании динамики работы насосных установок, например, штанговых насосов.

Аппаратура состоит из многоканального пульта измерения 1 и дистанционных датчиков давления 3 (рис. 38). Пульт из­мерения включает блок питания 8, стабилизатор тока 7, блок коммутации и настройки 2 и регистратор 5, в качестве кото­рого использован самопишущий электронный потенциометр Н-135. Применяемые тензодатчики типа ДМТ разработаны ВНИИГИС. Датчики давления 3 связаны с пультом „измерения одножильным бронированным кабелем 9 марки КОБД ФМ-2. Для установки датчиков давления по длине колонны насосных труб разработана специальная муфта (рис. 39). Муфта устанавливается между насосными трубами. В полости 1 помещен датчик 2. Полость НКТ сообщается с датчиком при помощи канала 3. Для пучка кабелей от нижеустановленных датчиков на корпусе 4 муфты преду­смотрены выемки 5.

С использованием указанной аппаратуры исследовали работу штанговой насосной установки на скв. 116 Раевского нефтяно­го месторождения. Семь датчиков, установленных на различных глубинах, последовательно подключали к многоканальному пульту для записи давления в течение нескольких циклов.

На рис. 40, а показана одна из барограмм, полученных во время исследований. Барограмма снята датчиком, установленным на глубине 200 м при откачке пластовой воды в режиме: число качаний п - 9,1 мин^-1, длина хода S = 3 м; использован насос тика НГН2-43 с глубиной подвески 1000 м. По барограммам, снятым на указанном режиме и в режиме S= 3 м, п = 5,5 мин^-1, построены эпюры давлений по длине насосных труб



Рис. 38. Техно­логическая схема опытно - промыш­ленного стенда:

1 - пульт изме­рения; 2 - счет­чик; 3 - муфта специальная; 4 -мерник; 5 - ре­гистратор; 6 блок коммутации; 7 - блок пита­ния; 8 - стаби­лизатор; 9 - ка­нал связи; 10 -насос