UPG IMEIEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi [600153]

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 1 CUP RINS

1. INTRODUCERE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 2
2. STADIUL ACTUAL AL METODELOR DE EXPLOATARE A SONDELOR DE PETROL …………………… 4
2.1 PRINCIPALELE METOE DE EXPLOATARE A SONDELOR ………………………….. ………………………….. ……. 4
2.2 EXPLOATAREA SONDELOR CU AJUTORUL POMPELOR CU JET (CONSTRUCȚIE,
FUNCȚIO NARE) ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 7
2.3 DETERMINAREA PRINCIPALELOR CARACTERISTICI ALE POMPEI CU JET ………………………….. …. 12
2.4 CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 15
3. ALEGEREA SONDEI CARACTERISTICE ȘI DETERMI NAREA PARAMETRILOR DE
PROIECTARE AI POMPEI ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …. 16
3.1 METODOLOGIA DE STABILIRE A PRESIUNII DE REFULARE A POMPEI CU JET ……………………….. 16
3.2 VERIFICAREA LA CAVITAȚIE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………….. 28
3.3 CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 32
4. PROIECTAREA GENERATORULUI HIDRAULIC DE SUPRAFAȚĂ ………………………….. …………………… 33
4.1 DETERMINAREA DIAMETRULUI MAXIM AL CĂMĂȘII POMPEI ………………………….. ………………….. 33
4.2 DETERMINAREA VARIAȚIEI DEBITULUI INSTANTANEU ………………………….. ………………………….. … 34
4.3 CALCULUL CONDUCTELOR ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………….. 38
4.3.1 CALCULUL DIAMETRULUI CONDU CTEI DE ASPIRAȚIE ………………………….. ………………………… 38
4.3.2 CALCULUL DIAMETRULUI CONDUCTEI DE REFULARE ………………………….. ………………………… 39
4.4 CALCULUL SUPAPEI ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …. 41
4.5 CALCULUL CĂMĂȘII CILINDRULUI ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……… 42
4.6 CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 44
5. STABILIREA VENITURILOR ȘI CHELTUIELILOR DE FUNCȚIONARE A SONDELOR DE PETROL
………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 45
5.1 STABILIREA VENITURILOR OBȚINUTE PRIN POMPAJ CLASIC ȘI POMPAJ HIDRAULIC ………….. 45
5.2 STABILIREA CHELTUIELILOR DE FUNCȚIONARE ………………………….. ………………………….. ……………. 58
5.3 CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 61
6. CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………….. 64
7. BIBLIOGRAFIE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………. 65
8. BORDEROU DE DES ENE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 66
9. ANEXE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 67

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 2 1. INTRODUCERE

Sistemele de extracție cunoscute: erupție naturală, erupție art ificială (gazlift), pompaj de
adâncime cu prăjini, hidraulic (cu pompe hidraulice sau cu jet) și electrocentrifugal submersibil,
se utilizează la exploatarea sistemelor de hidrocarburi din zăcă minte prin sonde. Pompajul
hidraulic se aplică după erupția naturală sau gazlift și permite extragerea debitelor mari de la
adâncimi foarte mari de pompare.
În cadrul acestei metode de extracție, fluidul motor este pompat de la suprafață la pompa
de adânci me (hidraulică sau cu jet) pe care o pune în funcțiune . Fluidul motor separat sau împreună
cu producția sondei, se pompează la suprafață, fie la o instalație individual ă, fie la o stație centrală
sau parc de separatoare.
La pompajul hidraulic cu pompa cu j et, fluidul motor cu înaltă presiune intră în duza
pompei, unde scade foarte mult presiunea și crește viteza. Prin exteriorul duzei, din cauza presiunii
reduse, producția sondei se amestecă cu fluidul motor în camera de amestec și apoi, împreună intră
în difuzor unde crește presiunea necesară amestecului să ajungă la suprafață. Deci, cu pompa cu
jet se aplică numai sistemul deschis de circulație a fluidului motor.
Chiar dacă eficiența pompelor cu jet este redusă, avantajele ei au permis extinderea
utilizăr ii acesteia începând cu anul 1975.
Proiectul este structurat pe 5 capitole. După introducere (capitolul 1), se prezintă în
capitolul 2 principalele metode de exploatare a sondelor alături de avantajele și dezavantajele lor,
în particular descrierea pompei cu jet (construcție, funcționare) , exploatarea sondelor în pompaj
hidraulic și determinarea principalelor caracteristici ale pompelor cu jet (combinațiile duză -cameră
de amestec) și curbele caracteristice (adâncimea de liftare și eficiența pompării în func ție de
raportul debitelor la diferite rapoarte de secțiuni duză -cameră de amestec).
Datele necesare calculelor de stabilire a parametrilor pompei cu jet, pentru o sondă
caracteristică și efectuarea acestora sunt prezentate în capitolul 3 ; de asemenea în ca drul
exemplului de calcul, modelul matematic permite verificarea la cavitație.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 3 Proiectarea generatorului hidraulic de suprafață, a părților lui componente: diametrul
maxim al cămășii pompei , conductelor de aspirație și de refulare, supapei și cămășii cilin drului, se
prezintă în capitolul 4 .
În capitolul 5 , se evidențiază veniturile obținute în pompaj clasic și în pompaj hidraulic,
diferența dintre acestea fiind reliefată și prin grafice, dar și cheltuielile de funcționare a sondelor
de petrol, pentru acelea și tipuri de pompaj, în urma acestora observându -se ca pompajul h idraulic
este superior celui clasic. De asemenea, în acest capitol, se prezintă producția realizată în pompaj
hidraulic și clasic și diferențele dintre ceea ce s -a extras în pompaj hidraulic și estimarea în pompaj
clasic pe perioada cât so nda a produs în pompaj hidraulic.
Tema ”Proiectarea unei pompe cu jet cu analiză tehnico -economică” are caracter de
noutate și este actuală, deoarece sondele de mare adâncime, în lipsa sur selor de gaze de pre siune
ridicată, nu pot fi exploatate decât prin pompaj hidraulic.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 4 2. STADIUL AC TUAL AL METODELOR DE EXPLOATARE A
SONDELOR DE PETROL

2.1 PRINCIPALELE METO E DE EXPLOATARE A SONDELOR

Sistemele de extracție a fluidelor din sonde sunt: erupția naturală , erupția artificială
(gazlift), pompaj de adâncime cu prăjini , hidraulic (cu pompe hidraulice sau cu jet) și
electrocentrifugal submersibil .
Extracția fluidelor din zăcământ, de la nivelul dinamic stabilizat în gaura de sondă, la
suprafață, se rea lizează cu energie proprie în cadrul sistemului denumit erupție naturală, cu energie
cedată prin destinderea gazelor în erupție artificială (gazlift) și cu energie electrică în pompajul de
adâncime.
Fiecare sistem de extracție se aplică particularizat în f uncție de condițiile concrete existente
în zăcământ și chiar în fiecare sondă.
Dintre criteriile utilizate la alegerea sistemului de extracție se menționează următoarele:
1. Dificultatea calculelor de proiectare;
2. Costul schimbării sistemului de extracție și v aloarea cheltuielilor de exploatare;
3. Gradul de cunoaștere de către personalul operator;
4. Posibilitatea de utilizare în coloane de diametru interior mic și la completări
multiple;
5. Condițiile de zăcământ: presiune, temperatură, debit;
6. Valoarea raț iilor gaz -lichid;
7. Flexibilitatea la scăderea sau creșterea debitelor;
8. Adâncimea zăcământului și a echipamentului de liftare;
9. Existența surselor de alimentare cu energie;

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 5 10. Agresivitatea mediului de lucru (coroziune, eroziune, depunere de parafină sau
cruste, existența e mulsiei apă în petrol, vâscozități ridicate, temperaturi foarte
mari);
11. Adaptabilitatea sistemului de automatizare;
12. Corelarea dintre valoarea debitului extras și adâncimea de liftare;
13. Sensibilitatea echipamentului la uzură;
14. Timpul de intervenție și de modif icare a parametrilor regimului functional;
15. Aplicabilitatea la extracția marină.
Analiza acestor factori poate furniza detalii suficiente pentru alegerea corectă a sistemului
de extracție [3].
Avantajele și dezavantajele [1] prezen tate în tabelele 1.1 și 1. 2, (anexa 1) sugerează
criteriile de alegere ale sistemelor de extracție specifice fiecărui caz particular de sondă. În timp s –
a acționat asupra sistemelor de extracție în sensul elaborării un or noi tehnologii sau a perfecționării
celor existente pentru a crește flexibilitatea echipamentelor componente ale instalațiilor.
Creșterea ponderii zăcămintelor situate la mare adâncime a condus la executarea
echipamentelor rezist ente l a presiuni și temperaturi mari, la medii de lucru puternic agresive
(abrazive, cor ozive) și la diametre mici solicitate de coloanele de exploatare mici. Punerea în
valoare a zăcămintelor care conțin petrol cu vâscozitate ridicată a impus aplicarea metodelor
termice și a solicitat elaborarea de noi tehnologii sau perfecționării atât în d omeniul completării
sondelor, cât și al sistemelor de extracție (coloane de explo atare rezistente la temperaturi ridicate
și la șocuri termice, ce permit dilatări longitudinale, etanșări de suprafață cu bucle de dilatare,
metode de pompare sau pompe cu dil uanți).
Creșterea accentuată a procentului de impurități lichide având un puternic caracter coroziv
și/sau abraziv, apariția masivă în ultimul timp a coroziunii în 𝐻2𝑆, 𝑂2 sau 𝐶𝑂 2 a impus
diversificarea constructivă și calitativă a echipamentelor și realizarea instalațiilor în construcție
anticorozivă pentru a putea face față condițiilor specifice întâlnite în fiecare zăcământ în sensul
creșterii anduranțelor. Dacă prezența gazelor în lichidul extras este un avantaj major în gazlif t, în
pompajul de adâncime este un dezavantaj principal, cu toate că au apărut construcții noi de

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 6 echipamente pentru evacuarea separată a gazelor (separatoare în pompajul cu prăjini și
electrocentrifugal, pompe clasice pentru lichide gazeificate, scheme co mplicate de montaj în
pompajul hidraulic, în special în sistemul închis de circulație a lichidului motor).
Extragerea gazelor prin pompe, indiferent de tip, conduce la micșorarea randamentului
volumetric, deci la pompare ineficientă. Scurtarea t impilor de intervenție a condus la executarea
echipamentelor de gazlift introduse cu cablu, completarea permanentă a sondelor, manevrarea
hidraulică a pompel or libere hidraulice sau cu jet.
Flexibilitatea instalațiilor la modificarea debitului c unoscută până acum la pompajul clasic
(modificarea lungimii de cursă și a numărului de curse pe minut) și hidraulic (schimbarea debitului
și presiunii lichidului motor la pompa triplex de suprafață) s -a realizat, în ultimul timp, în pompajul
electrocentrif ugal submersibil prin convertoare de frecvență, precum și în gazlift prin instalațiile
permanente sau cele introduse cu cablu.
Creșterea productivității muncii în extracția petrolului a solicitat urmărirea centralizată a
funcțion ării sondelor în pompaj, asistată de calc ulator, transmiterea datelor la distanță,
automatizarea proceselor tehnologice și adaptarea unor dispozitive de controlul opririi și pornirii
motoarelor electrice, testarea sondelor, depistarea sau diagnosticarea avariilor. Tot în a cest
domeniu, se remarcă elaborarea de programe complexe de calculator pentru alegerea
echipamentului și optimizarea regimului de funcționare al instalațiilor [3].

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 7 2.2 EXPLOATAREA SONDELOR CU AJUTORUL POMPELOR CU JET
(CONSTRUCȚIE, FUNCȚIONARE)

Prima variantă constructivă de pompă cu jet este cea cu jet de apă . Ulterior, pornind de
la acest model, datorită dezvoltării tehnologice, pompa cu jet reprezintă una dintre principalele
realizări ale pompajului hidraulic, acest lucru fiind dicta t de următoarele avantaje :
-nu are părți în mișcare;
-se poate uti liza practic la adâncimi foarte mari;
-pompele libere se manevrează hidraulic;
-au durată de funcționare mare, iar reparațiile sunt ieftine, simple și pot fi executate la sondă,
deoarece nec esită înlocuirea numai a 2÷4 piese;
-asigură debite mari la rații de gaze -lichid moderate.
Pompa cu jet prezintă și unele inconveniente :
-are randamentul de pompare maxim de 32%;
-necesită o submergență minima de 25%;
-consumul de putere este m ai mare decât la pompele hidraulice;
-solicită lichid motor foarte curat.
Cu toate aceste dezavantaje, ea are o arie largă de răspândire, deoarece avantajele sunt
preponderente. Pompa cu jet (figura 2.1) funcționează pe principiul ejectorului ș i are următoarele
părți componente: duză (injector, ajutaj sau confuzor), camera de amestec și difuzor [2].

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 8
Q₂,p₂,H₂ Q₃,p₃,H₃
Q₁,p₁,H₁
DUZĂ
A BAjAs At
CAMERA
DIFUZOR
Fig. 2.1 Schema de principiu a pompaj ului cu jet [2]
Aj-aria secțiunii de trecere prin duză; A s-aria secțiunii de trecere prin camera de amestec a producției nete; A t-aria
totală a secțiunii de trecere prin gâtuire (camera de amestec).
Fluidul motor la presiune ridi cată p1, la trecerea prin duză își mărește viteza și conform
legii lui Bernoulli în camera de amestec se produce scăderea presiunii statice. Datorită acestei
depresiuni, este aspirat fluidul din zăcământ (debitul 𝑄3, presiunea 𝑝3), care este antrenat împreun ă
cu fluidul motor prin camera de amestec.
În camera de amestec , cu secțiune constantă până aproape de ieșire, presiunea statică
crește puțin și viteza împreună cu presiu nea dinamică scad cu o valoare relativ mică.
Dator ită creșterii de secțiune a difuzorului , viteza amestecului scade, având astfel loc o
creștere coresp unzătoare de presiune necesară antrenării amestecului la suprafață. Valoarea
presiunii la ieșirea din difuzor trebuie să asigure refularea lichidului până la separatorul de
suprafață.
În figura 2.2 , este reprezentată schema unei pompe de adâncime, care folosește
principiul de ejector. Soluția constructivă este adaptată diametrului redus impus de necesitatea
introducerii în sondă. Pompa este liberă . Extragerea pompei se face prin circulație inversă a
fluidului motor [2].

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 9
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
Fig. 2.2 Pompa liberă cu jet [2]
1-țevi de extracție; 2 -coloană de exploatare; 3 -garnitură piston de ridicare a pompei; 4 -corpul pompei; 5 -etanșa rea
pompei în țevi; 6 -tub cu duză; 7 -difuzor; 8 -canale de aspirație; 9 -orificiu de refulare; 10,11 -sisteme de rezemare;
12-supapă de reținere; 13 -pacher; 14 -sorb; 15 -perforaturi.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 10 În funcție de tipul circuitului, instalațiile sunt de d ouă feluri:
-în circuit deschis , unde se utilizează, ca fluid motor, lichid preluat din producția sondei, după
separare și decantare, așa cum se prezintă în figura 2.3;

a b c d
Fig. 2.3 Circulația f luidului motor în sistem deschis
a. Pompă fixă (fixată în tubing); b. Pompă fixă (fixată în coloană); c. Pompă liberă (ancorată în tubing);
d. Pompă liberă (ancorată în coloană).
– în circuit închis , se utilizează fluid motor diferit de cel extras. Această variantă este mai scumpă
și se folosește în situații speciale. Pompa cu jet nu poate constructiv să lucreze în circuit închis .
În funcție de tipul pompei, instalațiile sunt, de asemenea de două feluri:
– cu pompă fixă , care se introduce cu țevile de extracție cu care este fixată;
– cu pompă liberă , a cărei introducere și extragere la sondă se face prin circulația fluidului motor.
În figura 2.4 este reprezentată poziția robinetului de comutare 4 în patru situații
caracteristice. Se observă că supapa de reț inere 7 este normal închisă, ea deschizându -se doar în
situația corespunzătoare funcționării (c) prin acțiunea presiunii dinamice.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 11 Introducerea (poziția b) și extragerea (poziția d) pompei, se realizează prin circulația
de fluid în sensul necesar, dirijat prin robinetul cu patru căi 4. Astfel, extragerea agregatului nu
mai necesită deplasarea la sondă a instalației de intervenție, fiind necesară doar o simplă comutare
de poziție a robinetului.
În cazul utilizării pompelor libere este necesar ca la gura sonde i să se utilizeze un cap
de pom pare special, având ca principale elemente următoarele:
-sistem de susținere a coloanelor de țevi;
-robinet de comutare cu 4 căi;
-cap de primire a pompei la extragerea din sondă.

a) Repaus b) Introducere c) Funcționare d) Extragere
Fig. 2.4 Schema instalației cu pompă liber ă
1-cap de primire a pompei; 2 -linia de înaltă presiune; 3 -linia de ieșire (joasă presiune); 4 -robinet de comutare;
5-scaun de așezare și etanșare a pompei; 6 -pompă; 7 -supapă de reținere.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 12 2.3 DETERMINAREA PRINCIPALELOR CARACTERISTICI ALE
POMPEI CU JET

Pompa cu jet face parte din sistemul de pompaj hidraulic , deoarece solicită același
echipament de suprafață și de fund ca pompele hidraulice. Totuși, pompa cu jet poate manipula
volume mai mari de lichid la rații gaze/lichid mai mari decât pom pele hidraulice.
Pentru alegerea corectă a dimensiunilor duzei, camerei de amestec și a distanței dintre
acestea, se calculează o diagramă de funcționare pe baza datelor specifice ale sondei, ca în figura
2.5 care redă presiunea de pompare l a pompa triplex, presiunea de aspirație a pompei cu jet,
cantitățile de fluid extrase și de lichid motor [2].
36004400520068007600
60008400
2000 4000 6000 80001000012000 14000160002800Fluid
motor
[t]
Fluid
extras
[t]013,789 MPa
16.547 MPa11,031 MPa8,273 MPa2.757 MPa
5,515 MPa
6,894MPa13,789 MPa20,684 MPa27,579 MPa34,473 MPa
Presiunea de
intrare în pompă Presiunea fluidului motor

Fig. 2 .5 Diagrama de funcționare a pompei cu jet pentru o sondă dată
Există o corelație strânsă înt re dimensiunil e duzei, camerei de amestec, adâncimea de
liftare și raportul dintre debitul de fluid extras și debitul de lichid motor ca în figura 2.6.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 13
1800
1200
900
3001500
600
0,2 0,4 2 1,6 0,8 0,6 1,4 1,8 1Raportul
dintre debitul
produs si
lichid motor 1,2Adâncimea
de liftare
[m]
1
32
4
Fig. 2.6 Variația dintre adâncimea de liftare și raportul debitelor
Prin lucrări teoretice și experimentale s -a stabilit dependența dintre randamentul
pompelor cu jet și raportul dintre debitul de fluid extras și debitul de lichid motor pentru diferite
tipuri de camere de amestec, așa cum se vede în figura 2.7.
Raportul dintre
debitul produs și
lichid motor 102040
30
0,2 0,8 2 1 0,6 0,4 1,6 1,8 1,4 1,2Eficiența
liftării
[%]
1234

Fig. 2.7 Raportul dintre eficiența liftării și raportul debitelor

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 14 1, 2, 3, 4 – diferite tipuri de cameră de amestec
Combinând cele două figuri 2.6 și 2.7 se poate obține o imagine clară în figur a 2.8 a
posibilităților de folosire a camerelor de amestec în vederea satisfacerii adâncimii de pompare și
debitului de fluid extras cu condiția realizării randamentelor maxime.
1800
1200
900
3001500
600
0,2 0,4 2 1,6 0,8 0,6 1,4 1,8 1Raportul
dintre debitul
produs si
lichid motor 1,2Adâncimea
de liftare
[m]
1
32
4123 4
10204050
3060
Eficiența liftării [%]

Fig. 2.8 Variația adâncimii și eficienț ei de lift are în funcție de raportul debitelor
Pentru a alege dimensiunile optime ale duzei, camerei de amestec precum și distanța
optimă dintre aceste elemente, trebuie să se cunoască exact datele tehnico -productive ale sondei.
În cazul când avem pr esiunea maximă la pompa triplex și scade presiunea dinamică, se înocuiește
camera de amestec cu alta mai mică. Când lichidul extras conține o cantitate mare de apă, se
impune să mărim presiunea la pompa triplex sau să schimbăm duza și camera de amestec. Se
întrebuințează o duză cu diametrul mai mare decât poate da o pompă triplex și vrem să extragem
debite mai mari.
În cazul utilizării pompelor triplex la presiuni maxime, este posibil să crească eficiența
pompei cu jet, dar ne situăm foarte aproape de zona de cavitație. La creșterea presiunii dinamice,
se pot obține debite mai mari, prin micșorarea debitului de lichid motor și creșterea presiunii la

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 15 pompa triplex. Efect asemănător cu cel de mai sus se poate obține prin influența gazelor din
lichidul extras asupra caracteristicilor pompei cu jet, dar favorizează apariția cavitației.
Modificând camera de amestec se schimbă și parametrii de funcționare ai pompei cu jet.
Distanța minimă dintre duză și camera de amestec este egală cu diametrul duzei , iar distanța
maximă este de 1,5 x diametrul duzei [2].
Duzele se confecționeză din carburi de tungsten, iar camera de amestec la interior din
carburi de tungsten și la exterior din oțel uzual.

2.4 CONCLUZII

Pompa cu jet aparține pompajului hidraulic , funcționează în circuit deschis pe baza
principiului ejectorului și este alcătuită din duză , cameră de amestec și difuzor . Proiectarea pompei
cu jet se face pe baza dimensiunilor duzei , camerei de amestec și distanței dintre ele , iar acestea
se calculează cu ajutorul diagramei de funcționare care redă presiunea de pompare la pompa
triplex, presiunea de aspirație a pompei cu jet, cantitățile de fluid motor și fluid extras.
În continuare, se analizeaz ă posibilitatea exploatării unei sonde aflate la adâncimea 𝐻=
1524 𝑚, cu presiunea la fund 6,8940 𝑀𝑃𝑎 și un debit de producție de 0,9187 ∙10−3𝑚3/𝑠 și și
petrol cu densitatea 876 𝑘𝑔/𝑚3 prin utilizarea unei pompe cu jet . În acest sens se vo r realiza
calcule de proiectare funcțional-constructive corespunzătoare .

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 16 3. ALEGEREA SONDEI CARACTERISTICE ȘI DETERMINAREA
PARAMETRILOR DE PROIECTARE AI POMPEI

3.1 METODOLOGIA DE STABILIRE A PRESIUNII DE REFULARE
A POMPEI CU JET

Referitor la dime nsionarea și alegerea corectă a combinației din pompa cu jet, pe baza
datelor tehnico -productive ale sondelor, se recurge la efectuarea următoarelor calcule prezentate
în continuare.
Se definesc următorii coeficienți, rapoarte și presiuni:
-coeficientul de debit
𝜇=𝐺2
𝐺1=𝑄2
𝑄1=𝑉2
𝑉1 (3.1)
-coeficientul de presiune
𝜋=𝐻1−𝐻2
𝐻3−𝐻2 (3.2)
-raportul dintre diametrul duzei și al camerei de amestec
𝛿=𝑑𝑑
𝑑𝑐𝑎 (3.3)
-raportul dintre lungimea și diametrul camerei de amestec
𝛿1=𝑙𝑐𝑎
𝑑𝑐𝑎 (3.4)
-raportul dintre distanța duză –cameră de amestec și diametrul camerei de amestec
𝛿2=𝑡
𝑑𝑐𝑎 (3.5)
-coeficientul de cavitație al pompei cu jet
𝜎=𝐻2
𝐻1−𝐻2 (3.6)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 17 -presiuni și viteză
𝐻1=𝑝𝑝
𝛾+𝐻𝑔+𝑆−∑ℎ𝑝1 (3.7)
𝐻2=𝑆 (3.8)
𝐻3=𝑆+𝐻𝑔+𝑝𝑟𝑒𝑓
𝛾+∑ℎ𝑝𝑟𝑒𝑓 (3.9)
𝑣𝑑=0,9∙√2∙𝑔∙(𝐻1−𝐻2) (3.10)
𝑣𝑑=𝑄1
𝑠𝑑=4∙𝑄1
𝜋∙𝑑𝑑2 (3.11)
𝑄1=𝑐𝑜𝑒𝑓 𝑠𝑑𝑢𝑧𝑒𝑖 ∙√(𝐻1−𝐻2) (3.12)
unde:
𝑄1,𝑄2− debitele de lichid motor, respectiv cel extras din sondă;
𝑄3=𝑄1+𝑄2 (suma celor două debite);
𝐻1− presiunea de intrar e în duză;
𝐻2− contrapresiunea la duză;
𝑝𝑝− presiunea de refulare a pompei triplex la suprafață;
𝑝𝑟𝑒𝑓− presiunea fluidului 𝑄3 la suprafață;
𝐻𝑔− adâncimea până la nivelul dinamic;
𝑆− submergența dinamică;
∑ℎ𝑝1,∑ℎ𝑝𝑟𝑒𝑓− pierderile hidraulice în conducta de lichid motor, respective în spațiul inelar
coloană -țevi de extracție;
𝑣𝑑− viteza de ieșire a lichidului motor din duză;
𝑠𝑑,𝑑𝑑 − secțiunea și diametrul duzei;
𝑙𝑐𝑎,𝑑𝑐𝑎− lungimea și diametrul camerei de amestec;

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 18 𝑡−distanța dintre duză și camera de amestec .
Expresiile analitice sunt următoarele:
𝜇=1,03472 ∙10−4∙𝜋3−9,09449 ∙10−3∙𝜋2+414951 ∙𝜋−38004 (3.13)
lg𝜋=−3,56431𝑙𝑔3𝛿−4,46791 𝑙𝑔2𝛿−3,63842 𝑙𝑔𝛿 −1,53021 (3.14)
𝛿1=𝑙𝑐𝑎
𝑑𝑐𝑎=0,216442 ∙𝜋3−2,5707 ∙𝜋2+10,3722 ∙𝜋−6,89314 (3.15)
𝛿=𝑡
𝑑𝑐𝑎{0,65 ∙𝛿+0,53, 𝑝𝑒𝑛𝑡𝑟𝑢 𝛿≤0,4
0,88, 𝑝𝑒𝑛𝑡𝑟𝑢 𝛿≥0,656 (3.16)
𝛿2=lg𝑡
𝑑𝑐𝑎=−0,8584894 ∙𝑙𝑔3𝛿−1,57478 𝑙∙𝑔2𝛿−0,47357 ∙ 𝑙𝑔𝛿 −9,5061 ∙10−2 (3.17)
pentru 0,4<𝛿<0,656.
Se pornește de la combinațiile de diametru ale duzelor și ale camerelor de amestec,
posibile de realizat în cazul ejectoarelor reale.
Acești parametrii condiționează extragerea unui debit din strat, optim, la o presiune
suficientă pen tru a învinge contrapresiunea la suprafață, respectiv presiunea de la separator și
pierderile de presiune datorate frecărilor pe linia de amestec (de la gura sondei la separator).
Sunt luate în considerare pierderile de presiune datorate frecării lichidulu i motor în
tubing și a amestecului de fluid motor și fluid extras din strat în spațiul inelar dintre tubing și
coloană. De asemenea, se ține cont și de variația presiunii dinamice în funcție de debitul de fluid
extras din strat precum și de variația vâscoz ității amestecului de lichid motor și fluid extras din
strat în funcție de procentul de impurități și vâscozitatea petrolului curat.
Pentru calculul debitului optim de fluid extras se pornește de la un debit realizat cu
pompele cu prăjini sau de la un debi t etalonat în timpul măsurării presiunii dinamice în sonda
respectivă și se calculează presiunea de refulare a fluidului extras din strat împr eună cu lichidul
motor necesar, rezultat din coeficientul de debit optim.
Dacă presiunea de refulare este mai mică decât contrapresiunea la suprafață, debitul de
fluid extras din strat se micșorează până când contrapresiunea la suprafață este mai mică decât
presiunea de refulare, iar dacă presiunea de refulare este mai mare decât contrapresiunea la

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 19 suprafață, debitul de fluid extras din strat se mărește până când presiunea de refulare este aproape
egală cu contrapresiunea la suprafață rezultând un debit optim de refulare.
Pompele cu jet sunt mai rigide decât cele hidraulice, în ceea ce privește modificarea
parametrilor hidraulici pentru optimizarea funcționării lor. D atele tehnico -productive ale so ndelor
trebuie să fie cât mai concrete pentru alegerea celei mai bune combinații duză -cameră de amestec.
La funcționarea sondelor în pompaj hidraulic cu pompe cu jet se efectu ează următoarele operații :
1. se pornește cu o presiune de refulare la pompa triplex mai mic ă decât cea calculată și se
etalonează sonda;
2. se mărește această presiune treptat, concomitent cu etalonarea sondelor;
3. se aleg ca parametrii de lucru acele va lori după care nu mai crește debitul brut extras și se
lucrează la acești parametri.
Conform relațiilor de calcul ale ultimului model matematic, s -au efectuat calcule analitice
pentru următoarele date inițiale de proiectare :
-adâncimea sondei: 𝑯=𝟏𝟓𝟐𝟒 𝒎;
-lungimea tubingului: 𝐿=1828 ,797 𝑚;
-diametrul exterior al tubingului: 𝑫𝟐=𝟐,𝟑𝟕𝟓 𝒊𝒏=𝟔𝟎,𝟑𝟐𝟓 𝒎𝒎 ;
-diametrul interior al tubingului: 𝐷1=1,995 𝑖𝑛=50,673 𝑚𝑚 ;
– diametrul interior al conductei retur: 𝐷1′=4,892 𝑖𝑛=124 ,2568 𝑚𝑚;
-presiunea la capul de pompare: 𝑷𝑾𝑯 =𝟎,𝟔𝟖𝟗𝟒 𝑴𝑷𝒂 ;
– presiunea la fund: 𝑃𝑆=6,8940 𝑀𝑃𝑎 ;
-greutatea specifică a petrolului : 𝜸𝒕=𝟑𝟎° 𝑨𝑷𝑰 =𝟖𝟕𝟔𝟎 𝑵/𝒎𝟑;
-gradientul pentru apă: 𝐺𝑊 =0,104 𝑎𝑡/𝑚
-vâscozitatea dinamică a petrol ului: 𝝁𝟎=𝟐,𝟓 𝑪𝑷=𝟎,𝟎𝟎𝟐𝟓 𝑷𝒂∙𝒔;
-rația gaz -petrol: 𝐺̇𝑂𝑅=0𝑠𝑐𝑓/𝑏𝑏𝑙;

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 20 -fracția de apă: 𝑖=0,3;
-debitul de producție: 𝑸𝑺=𝟎,𝟗𝟏𝟖𝟕𝒍
𝒔=𝟎,𝟗𝟏𝟖𝟕 ∙𝟏𝟎−𝟑𝒎𝟑/𝒔.
Deci, fluidul motor este petrolul.
În continuare, se prezint ă etapele de calcul necesare pentru determinarea presiunii de
refulare a pompei [4].
1. Se specifică presiunea de lucru la suprafață (la pompa triplex);
𝑃𝑇=3000 𝑝𝑠𝑖 =20,68 𝑀𝑃𝑎 (3.18)
2. Se fixează raportul debitelor egal cu 1 ca o valoare inițială:
𝑀=1 (3.19)
3. Se calculează gradientul de presiune al petrolului extras din greutatea specifică API
𝐺𝑂=0,0876445𝑎𝑡
𝑚=8595 ,82 𝑃𝑎/𝑚 (3.20)
4. Se calculează gradientul de presiun e al fluidului extras din gradienții pentru pentru petrol și apă:
𝐺𝑆=𝑊𝐶 ∙𝐺𝑊 +(1−𝑊𝐶)∙𝐺𝑂 (3.21)
𝐺𝑆=9048 ,24 𝑃𝑎/𝑚
5. Se estimează factorul de valori al for mației :
𝐵𝑇=[1+2,8∙(𝐺𝑂𝑅
𝑃𝑆)1
2∙(1−𝑊𝐶)+𝑊𝐶] (3.22)
𝐵𝑇=1
𝐺𝑂𝑅 − rația gaze -petrol; 𝐺𝑂𝑅 =0 𝑠𝑐𝑓/𝑏𝑏𝑙
𝑃𝑆− presiunea de fund; 𝑃𝑆=6,89 𝑀𝑃𝑎 ;
6. Se calculează debitul de fluid motor bazat pe debitul de fluid dorit și raportul debitelor M:
𝑄𝑁 =𝐺𝑆∙𝑄𝑆∙𝐵𝑇
𝐺𝑁∙𝑀 (3.23)
𝑄𝑁=0,96651 ∙10−3𝑚3/𝑠

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 21 𝐺𝑆− gradient de presiune a fluidului extras, 𝐺𝑆=9048 ,24 𝑃𝑎/𝑚;
𝑄𝑆− debitul de producție, 𝑄𝑆=0,9187 ∙10−3m3/s;
𝐺𝑂− gradient de presiune al petrolului extras, 𝐺𝑂=8595 ,82 𝑃𝑎/𝑚;
𝐵𝑇− factor de valori al formației; BT=1 ;
𝑀− raportul debitelor; M=1 .
7. Utilizând relația de mai jos, se calculează pierderile de presiune în garnitur a de tubing pentru
fluidul motor:
𝑃𝐹𝑁 =[0.00000202 ∙𝐿
(𝐷1−𝐷2)∙(𝐷12−𝐷22)2∙(𝐷1
𝐷1−𝐷2)0,1∙(𝐷12−𝐷22
𝐷1−𝐷2)0,2]∙[(𝜇
𝐺)0,21∙𝐺]∙𝑄1,79 (3.24)
𝑃𝐹𝑁 =0,131 𝑀𝑃𝑎
𝐿− lungimea tubingului: 𝐿=1828 ,797 𝑚;
𝑄− debitul de fluid motor, 𝑄=0,96651 ∙10−3 m3/s;
𝐷1− diametrul exterior al tubingului 𝐷1=50,673 𝑚𝑚;
𝐷2− diametrul interior al tubingului 𝐷2=0 𝑚𝑚;
𝜇− vâscozitatea petrolului: 𝜇=0,0025 𝑃𝑎∙𝑠;
𝐺− gradientul de presiune al petrolului: 𝐺=8595 ,82 𝑃𝑎/𝑚.
8. Se calculează presiunea de fluid motor la duză:
𝑃𝑁 =𝑃𝑇+𝐺𝑁∙𝐻−𝑃𝐹𝑁 (3.25)
𝑃𝑁 =33,65 𝑀𝑃𝑎
𝑃𝑇− presiunea la pompa triplex, 𝑃𝑇=20,68 𝑀𝑃𝑎 ;
𝐺𝑁− gradientul de presiune al petrolului, 𝐺𝑁 = 8595 ,82 𝑃𝑎/𝑚;
𝐻− adâncimea sondei, 𝐻=1524 𝑚;
𝑃𝐹𝑁 − pierderi de presiune în garnitura de tubing, 𝑃𝐹𝑁 =0,131 𝑀𝑃𝑎 .

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 22 9. Se calculează debitul de fluid pe conducta de retur ca sumă a debitelor sondei și a fluidului
motor:
𝑄𝐷 =𝑄𝑁 +𝑄𝑆 (3.26)
𝑄𝐷 =1,8852 ∙10−3 𝑚3/𝑠
10. Se calculează gradientul de fluid pe conducta de retur :
𝐺𝐷=𝐺𝑆∙𝑄𝑆+𝐺𝑁∙𝑄𝑁
𝑄𝐷 (3.27)
𝐺𝐷=8822 ,03 𝑃𝑎/𝑚
𝐺𝑆− gradientul de presiune al fluidului extras, 𝐺𝑆=9048 ,24 𝑃𝑎/𝑚;
𝐺𝑁− gradientul de pre siune al petrolului extras, 𝐺𝑁 =8595 ,82 𝑃𝑎/𝑚;
𝑄𝑆− debitul de producție, 𝑄𝑆=0,9187 ∙10−3m3/s;
𝑄𝑁 − debitul de fluid motor, 𝑄𝑆=0,96651 10−3m3/s;
𝑄𝐷− debitul de fluid pe conducta de retur, 𝑄𝐷 =1,8852 ∙10−3m3/s.
11. Se calculează fracția de apă pentru fluid pe conducta de retur:
𝑊𝐶𝐷 =𝐺𝐷−𝐺𝑂
𝐺𝑊−𝐺𝑂 (3.28)
𝑊𝐶𝐷 =0,14
𝐺𝐷− gradient de fluid pe conducta de retur, 𝐺𝐷=8822 ,03 𝑃𝑎/𝑚;
𝐺𝑂− gradientul de presiune al petrolului extras 𝐺𝑂=8595 ,82 𝑃𝑎/𝑚;
𝐺𝑊 − gradientul pentru apă, 𝐺𝑊 =10179 ,27 𝑃𝑎/𝑚.
12. Se determină rația de gaze -petrol pe conducta de retur:
𝐺𝐿𝑅 =𝑄𝑆∙(1−𝑊𝐶)∙𝐺𝑂𝑅
𝑄𝐷 (3.29)
𝐺𝐿𝑅 =0 𝑠𝑐𝑓/𝑏𝑏𝑙
𝑊𝐶 − gradient pentru petrol, 𝑊𝐶 =6786 ,18 𝑃𝑎/𝑚;

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 23 𝐺𝑂𝑅 − rația gaz -petrol, 𝐺𝑂𝑅 =0 𝑠𝑐𝑓/𝑏𝑏𝑙;
𝑄𝑆−debitul de producție, 𝑄𝑆=0,9187 ∙10−3m3/s;
𝑄𝐷−debitul de fluid pe conducta de retur, 𝑄𝐷 =1,8852 ∙10−3m3/s.
13. Se determină vâscozitatea fluidului pe conducta de retur:
𝜇𝐷=𝑊𝐶𝐷 ∙𝜇𝑊+(1−𝑊𝐶𝐷 )∙𝜇𝑜 (3.30)
𝜇𝐷=0,022 𝑃𝑎∙𝑠
𝑊𝐶𝐷 −fracția de apă pentru fluidul de pe conducta de retur, 𝑊𝐶𝐷 =0,14;
𝜇𝑊− vâscozitatea apei; 𝜇𝑊=0,0000560 𝑐𝑃;
𝜇𝑜− vâscozitatea petrol ului; 𝜇𝑜=0,0025 𝑐𝑃.
14. Se determină presiunea de refulare a pompei, după ce se calculează presiunea de frecare pentru
conducta d e retur, folosind relația 3.24 pentru următoarele mărimi:
𝐿=1828 ,797 𝑚 (3.31)
𝑄=1,8852 ∙10−3𝑙/𝑠 (3.32)
𝐷1−diametrul interior al con ductei de retur
𝐷1=124 ,2568 𝑚𝑚 (3.33)
𝐷𝑎− diametrul exterior al tubingului
𝐷𝑎=60,325 𝑚𝑚 (3.34)
𝜇=0,0022 𝑃𝑎∙𝑠 (3.35)
𝐺=8822 ,03 𝑃𝑎/𝑚 (3.36)
Deci, presiunea de frecare:
𝑃𝐹𝐷 =0,020 𝑀𝑃𝑎 (3.37)
Presiunea de frecare a pompei va fi:
𝑃𝐷=𝑃𝑊𝐻 +𝐺𝐷∙𝐻+𝑃𝐹𝐷 (3.38)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 24 𝑃𝐷=14,14 𝑀𝑃𝑎
𝑃𝑊𝐻 − presiunea la capul de pompare , 𝑃𝑊𝐻 =2,26 𝑀𝑃𝑎 ;
𝐺𝐷− gradient de fluid pe conducta de retur, 𝐺𝐷=8822 ,03 𝑃𝑎/𝑚;
𝐻− adâncimea sondei: 𝐻=1524 𝑚.
15. Se calculează o nouă valoare pentru raportul presiunilor:
𝑁=𝑃𝐷−𝑃𝑆
𝑃𝑁−𝑃𝐷 (3.39)
𝑁=0,372
𝑃𝐷−presiunea de refulare, 𝑃𝐷=14,15 𝑀𝑃𝑎 ;
𝑃𝑆− presiunea de fund; 𝑃𝑆=6,89 𝑀𝑃𝑎 ;
𝑃𝑁− presiunea fluidului motor; 𝑃𝑁 =33,65 𝑀𝑃𝑎 .
16. În funcție de valoarea lui N, se utilizează tabelul pentru determinarea raportului optim al
suprafețelor, R:
R=0,25 corespunde la 𝑁=0,38÷0,286
Tabelul 3.1 – Valorile raportului presiunilor
R N
0,6 2,930 -1,300
0,5 1,300 -0,839
0,4 0,839 -0,538
0,3 0,538 -0,380
0,25 0,380 -0,286
0,20 0,286 -0,160
0,15 0,160

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 25 17. Utilizând curba de performanță din figura 3.1 se găsește o nouă valoare a lui M,
corespunzătoare valorii lui N de la punctul 15 .
Deci 𝑀=0,873.
De asemenea se poate folosi și relația:
𝑀=1−𝑅
𝑅∙√𝑃𝑆
1,3∙(𝑃𝑁−𝑃𝑆) (3.40)
pentru calculul lui M, utilizând R găsit în tabelul 3.1
1,21,62,8
2
0,42,4
2 0,80,8
0,4
0,2 1 0,6 1,21,4 2,2 1,8 1,6R=0,60
R=0,40R=0,50
R=0,30
R=0,20R=0,15R=0,25
Raportul debitelor-MRaportul presiunilor-N

Fig.3. 1 Raportul debitelor în funcție de raportul presiunilor
18. Se compară noua valoare a lui 𝑀 (0,873 ) cu valoarea anterioară acestuia ( 𝑀=1). Dacă
diferența celor două valori este mai mica de 1%, se va considera soluția conver gentă. În cazul
acesta, soluția nu converge. Mergem la punctul 6, utilizând noua valoare a lui M.
6’. Se calculează debitul de fluid motor bazat pe debitul de producție dorit și pe raportul debitelor
M:
𝑄𝑁 =𝐺𝑆∙𝑄𝑆∙𝐵𝑇
𝐺𝑁∙𝑀 (3.41)
𝑄𝑁 =1,11∙10−3m3/s

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 26 7’. Utilizând formula (3.24) , calculăm pierderile de presiune în garnitura de tubing a fluidului
motor:
Pentru:
𝐿=1828 ,797 𝑚 (3.42)
𝑄=1,11∙10−3m3/𝑠 (3.43)
𝐷1=50,673 𝑚𝑚
𝐷1=0
𝜇=0,0025 𝑃𝑎∙𝑠
𝐺=8595 ,826 𝑃𝑎/𝑚
Deci, 𝑃𝐹𝑁 =0.165 𝑀𝑃𝑎 .
8’. Se calculează presiunea de fluid motor la duză:
𝑃𝑁 =𝑃𝑇+𝐺𝑁∙𝐻−𝑃𝐹𝑁 (3.44)
𝑃𝑁 =33,61 𝑀𝑃𝑎
9’. Se calculează debitul de fluid pe conducta de retur, ca sumă a debitelor sondei și a fluidului
motor:
𝑄𝐷 =𝑄𝑁 +𝑄𝑆 (3.45)
𝑄𝐷 =2,02∙10−3m3/𝑠
10’. Se calculează gradientul de fluid pe conducta de retur:
𝐺𝐷=𝐺𝑆∙𝑄𝑆+𝐺𝑁∙𝑄𝑁
𝑄𝐷 (3.46)
𝐺𝐷=8595 ,826 𝑃𝑎/𝑚
11’. Se calculează fracția de apă pentru fluid pe conducta de retur:
𝑊𝐶𝐷 =𝐺𝐷−𝐺𝑂
𝐺𝑊−𝐺𝑂 (3.47)
𝑊𝐶𝐷 =0,129

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 27 12’. Se determină rația de gaze -petrol:
𝐺𝐿𝑅 =𝑄𝑆∙(1−𝑊𝐶)∙𝐺𝑂𝑅
𝑄𝐷 (3.48)
𝐺𝐿𝑅 =0 𝑠𝑐𝑓/𝑏𝑏𝑙
13’. Se determină vâscozitatea fluidului pe conducta de retur:
𝜇𝐷=𝑊𝐶𝐷∙𝜇𝑊+(1−𝑊𝐶𝐷 )∙𝜇𝑜 (3.49)
𝜇𝐷=0,00225 𝑃𝑎∙𝑠
14’. Se determină presiunea de refulare a pompei, după ce se calculează pre siunea de frecare pentru
conducta d e retur, folosind relația 3.24 :
Pentru:
𝐿=1828 ,797 𝑚 (3.50)
𝑄=2,02673 ∙10−3 m3/𝑠 (3.51)
𝐷1=124 ,2568 𝑚𝑚 (3.52)
𝐷𝑎=60,325 𝑚𝑚 (3.53)
𝜇=0,00225 𝑃𝑎∙𝑠 (3.54)
𝐺=8595 ,826 𝑃𝑎/𝑚 (3.55)
Presiunea de frecare:
𝑃𝐹𝐷 =0,020 𝑀𝑃𝑎 (3.56)
Presiunea de refulare a pompei va fi:
𝑃𝐷=𝑃𝑊𝐻 +𝐺𝐷∙𝐻+𝑃𝐹𝐷 (3.57)
𝑃𝐷=14,12 𝑀𝑃𝑎
15’. Se calculează o no uă valoare pentru raportul presiunilor:
𝑁=𝑃𝐷−𝑃𝑆
𝑃𝑁−𝑃𝐷 (3.58)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 28 𝑁=0,371
16’. Pe baza valorii lui N, se utilizează tabel ul pentru determinarea raportului optim al suprafețelor,
R:
𝑅=0,25 (3.59)
17’. Utilizând curb ele de performanță din figura 3.1 se găsește o nouă valoare a lui M, care
corespunzătoare valorii lui N de la punctul 15 .
Deci, 𝑀=0,876 (3.60)
18’. Se compară noua valo are M cu valoarea anterioară acestuia ( 𝑀=0,873). La diferența mai
mică d e 1%, ale valorilor , se consideră soluția convergentă:
𝑀=0,876 −0,873
0,873∙100 =0,34 %<1% (3.61)
Soluția este convergentă, deci, cavitația nu apare.
3.2 VERIFICAREA LA CAVITAȚIE

Se calculează raportul debitelor la limita de cavitație ML, folosind următoarea relație:
𝑀𝐿 =1−𝑅
𝑅∙√𝑃𝑆
1,3∙(𝑃𝑁−𝑃𝑆) (3.62)
unde:
𝑅−raportul optim al ariilor , 𝑅=0,25;
𝑃𝑆−presiunea de fund 𝑃𝑆=6,8940 𝑀𝑃𝑎 ;
𝑃𝑁− presiunea fluidului motor 𝑃𝑁 =33,61𝑀𝑃𝑎 .
Dacă 𝑀<𝑀𝐿, cavitația nu este o problemă.
Dacă 𝑀>𝑀𝐿, această soluție va conduce la cavitație și se recalculează valoarea lui M.
Valoarea 𝑀=0,876 anterior stabilită este mai mic ă decât 𝑀𝐿 =1,336 prin urmare,
cavitația nu apare.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 29 Se calculează apoi aria duzei necesară p entru debitul de fluid calc ulat, folosind ecuația:
𝑄𝑁 =832 ∙𝐴𝑛𝑒𝑐∙√𝑃𝑁−𝑃𝑆
𝐺𝑁 (3.63)
𝐴𝑛𝑒𝑐=𝑄𝑁
832 ∙√𝑃𝑁−𝑃𝑆
𝐺𝑁 (3.64)
𝐴𝑛𝑒𝑐=4,58 𝑚𝑚2 (3.65)
Duza pom pei cu jet va extrage fluidul din sondă dacă la pompele triplex există presiunea
de 20,59 𝑀𝑃𝑎 . Debitul de fluid motor va fi de 1,10∙10−3 𝑚3/𝑠 în vederea extragerii a 0,91∙
10−3 𝑚3/𝑠 fluid din strat. Curba de performanță care va avea valoa rea cea mai mare a raportului
de presiune pentru condițiile date, coresp unde la un raport al ariilor de 𝑅=0,25.
Aceasta înseamnă că este necesară o suprafață a camerei de amestec de 4 ori mai mare
decât a duzei, deci 𝐴𝑛𝑒𝑐=18,32 𝑚𝑚2.
Din raport ul secțiunilor duză -cameră de amestec se calculează aria secțiunii camerei de
amestec după relația următoare:
𝐴𝑇=𝐴𝑛𝑒𝑐
𝑅 (3.65)
Deoarece suprafața duzei din tabelul 3.2 este 𝐴𝑇=17,81 𝑚𝑚2, se al ege următoarea
cameră de amestec cu arie mai mare și anume cea de 22,26 𝑚𝑚2.
În acest caz ce micșorează puțin raportul ariilor:
𝑅=𝐴𝑛𝑒𝑐
𝐴𝑇=0,21 (3.66)
satisfăcătoare din punct de vedere practic și cu șanse de a obține un debit mai mare de lichid extras.
Combinația cu raportul 𝑅=𝐴𝑛𝑒𝑐
𝐴𝑇=0,21 poate conduce la o modificare redusă a valorilor presiunii
de refulare și a debitului de lichid extras [ 5,6].
Se alege combinația pentru care se calculează noul debit de fluid motor necesar și puterea pentru
acționarea pompelor tr iplex:
𝑄𝑁 =𝐺𝑆∙𝑄𝑆∙𝐵𝑇
𝐺𝑁∙𝑀 (3.67)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 30 𝐻𝑃 =1,7∙10−5∙𝑄𝑁 ∙𝑃𝑇=30,64 𝐶𝑃=22,857 𝑘𝑊 (3.68)
În acest caz, conform calculelor și tabel ului 3.2 se alege duza numărul 4 cu secțiunea :
𝐴𝑛𝑒𝑐=4,67 𝑚𝑚2 (3.69)
Tabel 3.2 – Tipuri de combinații KOBE
COMBINAȚII KOBE
DUZA CAMERA DE AMESTEC
ARIA DIAMETRUL NUMĂR ARIA DIAMETRUL
𝑖𝑛2 𝑚𝑚2 𝑖𝑛 𝑚𝑚 𝑖𝑛2 𝑚𝑚2 𝑖𝑛 𝑚𝑚
0,00371 2,3935 0,06869 44,316 1 0,00905 5,8387 0,10733 69,245
0,00463 2,9871 0,07680 49,5483 2 0,01131 7,2968 0,12000 77,4192
0,00579 3,7355 0,08587 55,3999 3 0,01414 9,1226 0,13416 86,5547
0,00724 4,671 0,09600 61,9354 4 0,01767 11,4 0,15000 96,774
0,00905 5,8387 0,10733 62,245 5 0,02209 14,2516 0,16771 108,2
0,01131 7,2968 0,12000 77,4192 6 0,02761 17,8129 0,18750 120,97
0,01414 9,1226 0,13416 86,5547 7 0,03451 22,2645 0,20963 135,24
0,01767 11,4 0,15000 96,774 8 0,04314 27,8322 0,23438 151,21
0,02209 14,2516 0,16771 108,2 9 0,05393 34,7935 0,26204 169,06
0,02761 18,8129 0,18750 120,97 10 0,06741 43,4902 0,29297 189,01
0,03451 22,2645 0,20933 135,05 11 0,08426 54,3612 0,32755 211,32
0,04314 27,8322 0,23438 151,21 12 0,10533 67,9547 0,36621 236,26
0,05393 34,7935 0,26204 169,06 13 0,13166 84,9418 0,40944 264,15
0,06741 43,4902 0,29297 189,01 14 0,16458 106,18 0,45776 295,33
0,08426 54,9547 0,32755 211,32 15 0,20572 132,72 0,51180 330,19
0,10533 67,9547 0,36621 236,26 16 0,25715 165,9 0,57220 369,16
0,13166 84,9418 0,40944 264,15 17 0,32144 207,38 0,64974 419,19
0,16458 106,18 0,45776 295,33 18 0,40180 259,23 0,71526 461,46
0,20572 132,72 0,5480 353,55 19 0,50225 324,03 0,79968 515,92
0,25715 165,9 0,57220 369.16 20 0,62782 405,04 0,89407 576,82
21 0,78477 506,3 0,99960 644,9
22 0,98096 632,88 1,11759 721,02
23 1,22620 791,1 1,24950 806,13
24 1,53275 988,87 1,39698 901,88

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 31 Din tabelul 3.3 care cuprinde caracteristicile pompelor triplex de construcție NATIONAL
OIL VARCO [7], se alege pompa de înaltă presiune 60 T -3H care echipată cu pistoane de
𝟑4,92 𝒎𝒎 în care la presiunea este de 𝟐𝟐,𝟎𝟔 𝑴𝑷𝒂 , și la turația de 350 rot/min, debiteaz ă
𝟎,𝟎𝟎𝟏𝟐 𝒎𝟑/𝒔 lichid motor și are puterea 𝑷=𝟑𝟏,𝟑𝟏 𝒌𝑾.
Tabelul 3.3 Caracteristicile pompelor triplex cu plunger de construcție National Oil Varco
Pompa
triplex Diametru plunger
Presiune
maxima 200
RPM
17,89
kW 300
RPM
26,84
kW 350
RPM
31,31
kW 400
RPM
35,79
kW 450
RPM
40,26
kW 500
RPM
44,74
kW
in mm MPa m3/s m3/s m3/s m3/s m3/s m3/s 60T-3L 3 76,2 4,63 0,0034 0,0052 0,0060 0,0069 0,0078 0,0086
23
4 69,85 5,51 0,0029 0,0052 0,0051 0,0005 0,0065 0,0073
21
2 63,5 6,67 0,0024 0,0036 0,0042 0,0042 0,0054 0,0060
21
4 57.15 8.23 0,0019 0,0019 0,0034 0,0039 0,0044 0,0048
2 50,8 10,34 0,0015 0,0023 0,0027 0,0030 0,0034 0,0038 60T-3M 2 50,8 10,42 0,0015 0,0023 0,0027 0,0030 0,0034 0,0038
13
4 44.45 13,61 0,0011 0,0017 0,0020 0,0023 0,0026 0,0029
15
8 41.27 15,78 0,0010 0,0015 0,0017 0,0020 0,0022 0,0025
11
2 38.1 18,53 0,0008 0,0013 0,0015 0,0017 0,0019 0,0021
13
8 34.92 22,06 0,0007 0,0010 0,0012 0,0014 0,0016 0,0018 60T-3H 𝟏𝟑
𝟖 34.92 22,06 0,0007 0,0010 0,0012 0,0014 0,0016 0,0018
11
4 31.75 31,75 0,0006 0,0009 0,0010 0,0012 0,0013 0,0015
11
8 28.57 32,95 0,0004 0,0007 0,0008 0,0009 0,0011 0,0012
1 25,4 34,47 0,0003 0,0005 0,0006 0,0007 0,0008 0,0008

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 32 Prin reglarea regulatorului de presiune, în funcție de caracteristicile sondei, se pot obține
atât presiunea de pompare de 20,685 𝑀𝑃𝑎 (3000 𝑝𝑠𝑖) la suprafață, cât și debit mai mare de lichid
motor, deoarece diferența de cantitate de lichid motor poat e fi trecută la o habă.
Se face din nou verificarea la cavitație:
𝑀𝐿 =1−𝑅
𝑅∙√𝑃𝑆
1,3∙(𝑃𝑁−𝑃𝑆) (3.70)
𝑀𝐿 =1,255 (3.71)
Concluzie : 𝑴=𝟎,𝟖𝟕𝟔 < 𝑴𝑳 =𝟏,𝟐𝟓𝟓 nu apare cavitația .

3.3 CONCLUZII

Având ca date inițiale de proiectare pentru o sondă car acteristică adâncimea 𝐻=1524 𝑚,
presiunea de fund de 6,8940 𝑀𝑃𝑎 și debitul de producție de 0,9187 ∙10−3m3/s, pentru
dimensionarea și alegerea corectă a combinației din pompa cu jet, s -au efectuat calcule de
proiectare funcțional -constructive, rez ultând camera de amestec cu aria de 22,26 𝑚𝑚2 și duza
cu aria de 4,671 𝑚𝑚2.
De asemenea s -a efectuat, în funcție de raportul optim al ariilor, presiunea de fund , și
presiunea fluidului motor , verificarea la cavitație, obținând un rezultat care nu permite intrarea în
cavitație, iar pompa triplex de suprafață a fost aleasă pompa de înaltă presiune 60 T -3H, din
catalogul National Oil Varco, care la presiunea este de 𝟐𝟐,𝟎𝟔 𝑴𝑷𝒂 , și la turația de 350 rot/min,
debitează 𝟎,𝟎𝟎𝟏𝟐 𝒎𝟑/𝒔 lichid motor și are puterea 𝑷=𝟑𝟏,𝟑𝟏 𝒌𝑾.
În continuare se analizează ce tip de pompă poate fi utilizat ca agregat de suprafață ,
efectuându -se în acest sens calcule pentru a determinarea datelor necesare proiectării acestuia:
diametrului maxim al cămășii , variația debitului instantaneu, diametrul conductelor de aspirație
și de refulare, supapa, cămașa cilindrului .

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 33 4. PROIECTAREA GENERATORULUI HIDRAULIC DE SUPRAFAȚĂ

Tipul de pompă folosită ca agregat de suprafață este triplex cu cilindrii verticali , având
cuplul plunger -cilindru de tipul metal pe metal, iar supapele de aspirație și refulare de tipul cu bilă.
Aceste pompe au fost construite de la 0,73 𝑘𝑊 la 73,54 𝑘𝑊, caracterizându -se prin marea
eficiență, datorită preciziei montajului metal pe metal a ansamblului piston -cilindru.

4.1 DETERMINAREA DIAMETRULUI MAXIM AL CĂMĂȘII POMPEI

Debitul pompei triplex este chiar debitul de fluid motor, care trebuie introdus în tubing
pentru a antrena motorul de adâncime [5]:
𝑄𝑝=𝑄𝑚=1,11∙10−3𝑚3 /𝑠 (4.1)
Debitul mediu teoretic va fi:
𝑄𝑚𝑇=𝑄𝑝
𝜂𝑣=1,11
0,98=1,13∙10−3𝑚3 /𝑠 (4.2)
𝜂𝑣− randamentul volumic al pompei;
𝜂𝑣=0,97…0,99; se adoptă 𝜂𝑣=0,98.
Pentru pompa triplex cu simplu efect:
𝑄𝑚𝑇=3∙𝐴∙𝑟∙𝜔
𝜋=3∙𝐴∙𝑠∙𝑛
60=3∙𝜋
4∙𝐷2∙1,125 ∙𝐷∙𝑛
60 (4.3)
𝑄𝑚𝑇=𝜋∙𝐷3∙1,125 ∙𝑛
80 (4.4)
𝑛− turația manivelei, care trebuie aleasă în intervalul (150 ÷200 ) 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛 pentru a se evita
fenomenul de cavitație; se alege 𝑛=165 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛;
𝜔− viteza unghiulară .
𝜔=𝜋∙𝑛
30=𝜋∙165
30=17,278 𝑟𝑎𝑑/𝑠 (4.5)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 34 Din relația (1) rezultă:
𝐷=√80∙𝑄𝑚𝑇
𝜋∙1,125 ∙𝑛3=√80∙1,13∙10−3
𝜋∙1,125 ∙1653=0,054 𝑚=𝟓𝟒 𝒎𝒎 (4.6)
Se calculează astfel:
-cursa plungerului:
𝑠=1,125∙0,054 =0,06 𝑚=60 𝑚𝑚 (4.7)
-raza manivelei:
𝑅=𝑠
2=0,06
2=0,03 𝑚 (4.8)
-debitul mediu teoretic:
𝑄𝑚𝑇=3∙𝐴∙𝑠∙𝑛
60=𝜋∙𝐷2∙𝑠∙𝑛
80=𝜋∙0,0542∙0,06∙165
80 (4.9)
𝑄𝑚𝑇=1,333 ∙10−3 𝑚/𝑠 (4.10)

4.2 DETERMINAREA VARIAȚIEI DEBITULUI INSTANTANEU

Cantitatea de fluid motor ce se vehiculează în unitatea de timp prin pompă es te parametru
functional important. Presupunând că lichidul urmărește perfect deplasarea pistonului, pompa va
furniza debitul:
𝑄=𝑣∙𝐴 (4.11)
𝑣− viteza de deplasare a p istonului;
𝐴− aria secțiunii frontale a pistonului.
Pompa triplex cu simplu efect realizează la o singură rotație de 180° a arborelui cotit
aspirația și refularea. Cele trei fețe active sunt deplasate cu 120°. Expresia debitului instantaneu
pentru o față activă este [5]:
𝑄=𝐴∙𝑟∙𝜔∙(sin𝜑+𝑅
2∙𝑙∙sin2∙𝜑) (4.12)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 35 Debitele instantanee sunt:
𝑄𝐼1= 𝐴∙𝑟∙𝜔∙(sin𝜑+𝑅
2∙𝑙∙sin2∙𝜑) (4.13)

𝑄𝐼𝐼1= 𝐴∙𝑟∙𝜔∙(sin(𝜑−2∙𝜋
3)+𝑅
2∙𝑙∙sin2∙(𝜑−2∙𝜋
3)) (4.14)

𝑄𝐼𝐼𝐼1= 𝐴∙𝑟∙𝜔∙(sin(𝜑−4∙𝜋
3)+𝑅
2∙𝑙∙sin2∙(𝜑−4∙𝜋
3)) (4.15)

Se cunosc:
𝑅=0,03 𝑚=30 𝑚𝑚; (4.16)
𝐴=𝜋∙𝐷2
4=𝜋∙0,0542
4=2,29∙10−3 𝑚2; (4.17)
𝜔=17,278 𝑟𝑎𝑑 /𝑠. (4.18)
Se calculează:
𝐴∙𝑟∙𝜔=2,29∙10−3∙0,03∙17,278 =1,187 ∙10−3 𝑚/𝑠 (4.19)
Se consideră:
𝑙−lungimea bielei
𝑅
𝑙=1
5⇔ 𝑅
2∙𝑙=1
10=0,1 (4.20)
⇒𝑙=5∙𝑅=5∙0,03=150 𝑚𝑚 (4.21)
Se fac apoi calculele debitelor refulate de fiecare plunger , date centralizate în Anexa 3.
Pentru calculul coeficientului de supradebit folosim relația :
𝛿𝑖𝑗=𝑄𝑀𝑖𝑗
𝑄𝑛𝑖𝑗=𝑐𝑖𝑗∙𝐴∙𝑅∙𝜔
𝑘𝑖𝑗∙𝐴∙𝑅∙𝜔=𝑐𝑖𝑗
𝑘𝑖𝑗 (4.22)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 36 𝑘𝑖𝑗=𝑖∙𝑗−(𝑗−1)∙𝛽2
𝜋 (4.23)
Pentru pompa triplex cu simplu efect:
𝑖=3; 𝑗=1; 𝛽=0; 𝑐𝑖𝑗=1.
𝛿31=𝑐31
𝑘31=1
0,95=1,05 (4.24)
𝑘31=3∙1
𝜋=0,95 (4.25)
Reprezentarea grafică a variației debitului în funcție de unghiul 𝜑 se observă în figura
3.1.

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 37
153045607590105120135150165180195210225240255270285 315 300 330345360φ[°]0,10,20,30,40,50,60,70,80,911,11,21,3
0

Fig. 3.1 Reprezentarea grafică a variației debitului în funcție de unghiul 𝜑

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 38 4.3 CALCULUL CONDUCTELOR

4.3.1 CALCULUL DIAMETRULUI CONDUCTEI DE ASPIRAȚIE

Conductele de aspirație au grosimea de perete corespunzătoare unei presiuni interioare de
(8÷10) bar, conform normelor ISCIR.
Se determin ă această grosime corespunzător unei presiuni 𝑝𝑖=0,8 𝑀𝑃𝑎 . Ma i întâi se
determină diametrul interior estimativ [8]:
𝑄𝑚𝑇=𝑣𝑎∙𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡2 (4.26)
𝑣𝑎− viteza lichidului în conducta de aspirație ;
𝑣𝑎=(0,5…1,5) 𝑚/𝑠 ; se adoptă 𝑣𝑎=0,5 𝑚/𝑠;
𝑄𝑚𝑇− debitul mediu theoretic;
𝑄𝑚𝑇=1,133 ∙10−3 𝑚3/𝑠.
𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡=√4∙𝑄𝑚𝑇
𝑣𝑎∙𝜋=√4∙1,133 ∙10−3
0,5∙𝜋=0,054 𝑚=54 𝑚𝑚 (4.27)
Dimensionăm cond ucta în teoria de membrane [9]:
𝜎𝜃𝑚𝑎𝑥=𝑝𝑖∙𝑟𝑚
𝑡1=𝑝𝑖
𝑡1∙(𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡
2+𝑡1
2)≤𝜎𝑎 (4.28)
𝑟𝑚−raza medie a conductei de aspirație ;
𝑟𝑚=(𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡
2+𝑡1
2);
𝑡1− grosimea de perete ;
𝑡1=𝑝𝑖∙𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡
2∙𝜎𝑎−𝑝𝑖=8∙105∙0,054
2∙1050 ∙105−8∙105=0,0002 𝑚=0,2 𝑚𝑚 (4.29)
𝜎𝑎− rezistența maximă admisibilă a materialul ui din care este confecționată conducta. Se alege
un material E235 conform EN 10296 -1-2003.
𝜎𝑐=2100 ∙105 𝑁/𝑚2 (4.30)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 39 𝜎𝑎=𝜎𝑐
𝑐=2100 ∙105
2=1050 ∙105 𝑁/𝑚2 (4.31)
𝑐− coeficient de siguranță.
Se recomandă 𝑐=1,5÷2,5; Se alege 𝑐=2.
Se consideră un adaos de coroziune la grosimea peretelui 𝑡𝑐. Deci, grosimea finală a
peretelui conductei de aspirație va fi:
𝑡𝑎=𝑡1+𝑡𝑐=0,2+2,8=3 𝑚𝑚 (4.32)
Se recomandă 𝑡𝑐=(0,5÷3) 𝑚𝑚 ; se adoptă 𝑡𝑐=2,8 𝑚𝑚.
Diametrul exterior al conductei de aspirație este:
𝐷𝑎𝑒𝑥𝑡=𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡+2∙𝑡𝑎=54+2∙3=60 𝑚𝑚 (4.33)
Deci, se adop tă o conductă cu:
𝐷𝑎𝑒𝑥𝑡=60 𝑚𝑚 (4.34)
𝐷𝑎𝑖𝑛𝑡=54 𝑚𝑚 (4.35)
𝑡𝑎=3 𝑚𝑚 (4.36)

4.3.2 CALCULUL DIAMETRULUI CONDUCTEI DE REFULARE

În conducta de refulare, viteza lichidului se recomandă între limitele : 𝑣𝑟=(1,5÷5) 𝑚/𝑠.
Se adoptă 𝑣𝑟=1,5 𝑚/𝑠.
Putem determina diametrul interior al conductei de refulare [7]:
𝐷𝑟𝑖𝑛𝑡=√4∙𝑄𝑚𝑇
𝑣𝑟∙𝜋=√4∙1,133 ∙10−3
1,5∙𝜋=0,030 𝑚=30 𝑚𝑚 (4.37)
Se alege o conductă din 42CrMo4 conform EN 10083 -3-2006 cu 𝜎𝑐=8000 ∙105 𝑁/𝑚2.
Deci rezistența admisibilă va fi:

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 40
𝜎𝑎=𝜎𝑐
𝑐=8000 ∙105
2=4000 ∙105 𝑁/𝑚2 (4.38)
𝑐-coeficient de siguranță, adoptat 𝑐=2.
Grosimea d e perete a conductei de refulare se determină în teoria de membrane [9]:
𝑡2=𝑝𝑖∙𝐷𝑟𝑖𝑛𝑡
2∙𝜎𝑟−𝑝𝑖=315 ∙105∙0,030
2∙4000 ∙105−315 ∙105=1,2 𝑚𝑚 (4.39)
𝑝𝑖− presiunea de probă calculat ă astfel:
𝑝𝑖=1,5∙𝑝𝑟=1,5∙210 =315 ∙105 𝑁/𝑚2 (4.40)
𝑝𝑟− presiunea de refulare a pompei triplex
𝑝𝑟=210 𝑎𝑡=20,59 𝑀𝑃𝑎 (4.41)
Grosimea de perete va avea valoarea:
𝑡𝑟=𝑡2+𝑡𝑐=1,2+1,3=2,5 𝑚𝑚 (4.42)
𝑡𝑐 fiind adaosul de coroziune; 𝑡𝑐=1,3 𝑚𝑚.
Diametrul exterior a l conductei de refulare este:
𝐷𝑟𝑒𝑥𝑡=𝐷𝑟𝑖𝑛𝑡+2∙𝑡=30+2∙2,5=35 𝑚𝑚 (4.43)
Se va alege o conductă cu :
𝐷𝑟𝑒𝑥𝑡=35 𝑚𝑚 (4.44)
𝐷𝑟𝑖𝑛𝑡=30 𝑚𝑚 (4.45)
𝑡𝑟=2,5 𝑚𝑚 (4.46)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 41 4.4 CALCULUL SUPAPEI

Din ecuația de con tinuitate rezultă secțiunea de trecere a fluidului prin scaunul supapei:
𝜆∙𝐴𝑠∙𝑣𝑠=𝐴∙𝑅∙𝜔∙𝑠𝑖𝑛𝜔𝑡 (4.47)
𝐴𝑠− aria de trecere a fluidului prin scaunul supapei;
𝐴𝑠=𝜋∙𝐷𝑠2
2 (4.48)
𝑣𝑠− viteza fluidului la debitul momentan maxim ;
𝑣𝑠=2,5÷4,5 𝑚/𝑠; se adoptă 𝑣𝑠2,5 𝑚/𝑠;
𝑠𝑖𝑛𝜔𝑡 =1 pentru a obține debitul momentan maxim ;
𝜆− coeficient ce ține seama de existența nervurilor și orificiilor de ghidare; se adoptă 𝜆=0,8.
Pentru a afla astfel diametrul supapei 𝐷𝑠[8]:
𝜆∙𝜋∙𝐷′𝑠2
2∙𝑣𝑠=𝐴∙𝑅∙𝜔 (4.49)
⇒𝐷𝑠′=√4∙𝐴∙𝑅∙𝜔
𝜆∙𝜋∙𝑣𝑠=√4∙2,29∙10−3∙0,03∙17,278
0,8∙𝜋∙2,5 (4.50)

𝐷𝑠′=0,0275 𝑚=𝟐𝟕,𝟓 𝒎𝒎 (4.51)
Din catalog se alege un scaun de su papă cu diametrul
𝐷𝑠=21/8 𝑖𝑛=53,975 𝑚𝑚 (4.52)
De asemeni, se alege o bilă corespunzătoare, cu diametrul:
𝑑𝑠=11/4 𝑖𝑛=31,75 𝑚𝑚 (4.53)
Viteza prin supapă va avea valoarea reală:
𝑣𝑠=4∙𝐴∙𝑅∙𝜔
𝜆∙𝜋∙𝐷𝑠2=4∙2,29∙10−3∙0,03∙17,278
0,8∙𝜋∙0,0285752 =2,314 𝑚/𝑠 (4.54)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 42 4.5 CALCULUL CĂMĂȘII CILINDRULUI

Cămașa pompei este supusă la acțiunea presiunii interioare a cărei valoare corespunde celei
de probă, și anume:
𝑝𝑝𝑏=1,5∙𝑝𝑟=1,5∙210 ∙105=310 ∙105 𝑁/𝑚2 (4.55)
𝑝𝑝𝑏− presiunea de probă;
𝑝𝑟− presiunea de refulare a pompei triplex; 𝑝𝑟=210 𝑁/𝑚2.
Calculul grosimii cămășii se va face considerând -o pe aceasta ca fiind un tub cu pereți groși.
Ca material se va folosi un oțel 1C45 conform SR EN 10083 -1,2 cu următoarele caracteristici:
𝜎𝑟=700 𝑀𝑃𝑎 (4.56)
𝜎𝑐=480 𝑀𝑃𝑎 (4.57)
𝜎𝑎=𝜎𝑐
𝑐=480
2=240 𝑀𝑃𝑎 (4.58)
Distribuția de tensiuni în peretele unui tub supus la presiune exterioară se determină cu
relațiile [9]:
𝜎𝑟=𝑝𝑖
𝑘2−1∙(1−𝐷𝑒2
𝑟2) (4.59)
𝜎𝜃=𝑝𝑖
𝑘2−1∙(1+𝐷𝑒2
𝑟2) (4.60)
𝜎𝑟− tensiunea radială;
𝜎𝜃− tensiunea tangențială;
𝑝𝑖− presiunea interioară; 𝑝𝑖=𝑝𝑝𝑏=315 ∙105 𝑁/𝑚2
𝑘− reprezintă ra portul dintre diametrul exterior și diametrul interior; 𝑘=𝐷𝑒
𝐷𝑖
𝑟−rază curentă.
Se observă că tensiunile au variații hiperbolice [9]:

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 43
Fig. 3. 2 Distribuția de tensiuni în peretele unui tub supus la presiune interioară
Pentru dimensionare, se aplică teoria de rezistență 𝑻𝝉: 𝝈𝒆𝒄𝒉=𝝈𝜽−𝝈𝒓≤𝝈𝒂
Dacă introducem în relația de mai sus valorile tensiunilor:
𝜎𝜃=𝑘2+1
𝑘2−1∙𝑝𝑖 (4.61)
𝜎𝑟=−𝑝𝑖 (4.62)
de pe conturul interior al tubului, unde solicitarea este maximă, obținem:
𝑘2≥𝜎𝑎
𝜎𝑎−2∙𝑝𝑖 (4.63)
sau
𝐷𝑒≥𝐷𝑖−𝜎𝑎
𝜎𝑎−2∙𝑝𝑖=54 240
240 −2∙31,5=73,22 𝑚𝑚 (4.64)

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 44 Se adoptă 𝐷𝑒=74 𝑚𝑚.
Lungimea cămășii rezultă din posibi litatea efectuării cursei pistonului, la care se adaugă
un spațiu necesar recomandărilor de montare a plungerului:
𝐿=𝑠++110 =60+110 =170 𝑚𝑚. (4.52)

4.6 CONCLUZII

Agregatul de suprafață utilizat este pompa triplex cu cilindrii verticali, cuplul plunger –
cilindru este de tipul metal pe metal, iar supapele de aspirație și de refulare de tipul cu bilă. În urma
calculelor efectuate, s -au determinat diametrul cămășii pompei 𝐷=54 𝑚𝑚, conductelor de
aspirație 𝐷𝑎𝑒𝑥𝑡=60 𝑚𝑚 și de refulare 𝐷𝑟𝑒𝑥𝑡=35 𝑚𝑚, supapei 𝐷𝑠=28,575 𝑚𝑚 dar și variația
debitului care a fost reprezentat și grafic.
În continuare , pornind de la date înregistrate în producție, se analizează sondele de petrol
din punct de vedere al veniturilor și cheltuielilor realizate, diferența dintre prevederea și
realizarea producției , dar și a profitului brut și a ponderii cheltuielilor din venituri , atât pentru
varianta pompaj clasic , cât si pentru pompaj hidraulic .

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 45 5. STABILIREA VENITURILOR ȘI CHELTUIELILOR DE
FUNCȚIONARE A SONDELOR DE PETROL

5.1 STABILIREA VENITURILOR OBȚINUTE PRIN POMPAJ CLASIC ȘI
POMPAJ HIDRAULIC
Veniturile reprezint ă sumele sau valorile încasate sau de încasat de către întreprindere din
activit ăți curente, c ât și caștigurile din orice alte surse. Veniturile constituie creșteri ale beneficilor
economice , înregistrate pe parcursul exerci țiului contabil sub form ă de int rări sau cre șteri ale
activelor sau descre șteri ale datoriilor, care se concretizeaz ă în creș teri ale capitalului propriu, altele
decât cele rezultate din contribu ții ale ac ționarilor [10].
Utilizând datele din tabelul 5.1 – Date comparative priv ind pompajul clasic și pompajul
hidraulic -zona Brădești ,[11] referitoare la producția brută de petrol măs urată în tone, între anii
1978 -1984, a 18 sonde, s -au calculat veniturile medii zilnice obținute pentru fiecare sondă, atât în
pompaj clasic, cât și în pompaj hidraulic.
Cu datele din tabelul 5.2-Prețul barilului de petrol între anii 1978 -1984 [12], s-a calculat
prețul mediu al barilului de petrol pentru perioada de exploatare a fiecărei sonde din cele 18
analizate, date centralizate în tabelele 5.3 și 5.4.
Ulterior, producția brută de petrol, a fost transformată din tone în barili , și apoi au fost
calcu late veniturile obținute.
Pentru a calcula veniturile medii zilnice pentru fiecare sondă în parte, veniturile totale au
fost împărțite la numărul de zile de exploatare (tabelul 5.5 și tabelul 5.6).
Realizând aceste calcule, s -a observat că veniturile med ii zilnice în pompaj hidraulic sunt
mai mari decât în pompaj clasic, fapt evidențiat și în graficul din fig.5.1- Veniturile obținute în
pompaj clasic și în pompaj hidraulic .
În tabelul 5.7 – Prevederea și realizarea producției în pompaj hidraulic [11] sunt prezentate
date referitoare la prevederea producției pe timpul funcționării în pompaj hidraulic și producția
realizată, dar și diferența dintre prevedere și realizare, observată în graficul din fig.5.2 – Diferența
dintre prevedere și realizare în pompaj hi draulic[t] .

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 46
Tabelul 5.1 – Date comparative privind pompajul clasic și pompajul hidraulic -zona Brădești [11]
Sonda
număr Date de
producție Pompaj clasic Pompaj hidraulic
Perioada Producția
realizată
[t] Prevederea
producției pe
timpul
funcționării în
pompaj hidraulic Perioada zile
producție Producția realizată
[t] Diferența dintre
prevedere și
realizare în pompaj
hidraulic
200 Brut I 79- IX 80 20 880 8 083 IX 80 – VI 81 27 363 -19 280
Zile
producție 580 398
205 Brut I 79-IX 80 31 117 7 844 IX 80 -IV 81 12 287 -4 443
Zile
producție 612 187
213 Brut I 79- IX 80 46 754 50 379 X 80 -IX 82 59 429 -9 050
Zile
producție 639 681
2005 Brut I 79- VIII 80 34 362 6 030 IX 80 – V 81 23 353 -17 323
Zile
producție 571 247
2022 Brut I 79-IX 80 16 654 3 838 IX 80 – III 81 9 282 -5 444
Zile
producție 627 174

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 47
Sonda
număr Date de
producție Pompaj clasic Pompaj hidraulic
Perioada Producția
realizată
[t] Prevederea
producției pe
timpul
funcționării în
pompaj hidraulic Perioada zile
producție Producția realizată
[t] Diferența dintre
prevedere și
realizare în pompaj
hidraulic
214 Brut VII 78 -IV 79 17 114 26 649 VIII 79 -IX 82 121 804 -93 155
Zile
producție 301 1054
266 Brut II 79 -VII 79 18 050 72 383 VIII 79 -II 81 155 980 -83 597
Zile
producție 160 582
281 Brut IX 78 -VI 79 16 146 23 339 VII 79 -V 81 53 588 -30 249
Zile
producție 297 583
2081 Brut VII 78 -VII 79 14 149 17 087 VIII 79 -III 81 17 119 -32
Zile
producție 350 587
209 Brut I 78-VII 79 38 718 12 906 VIII 79 -II 80 17 766 -4 860
Zile
producție 656 172

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 48
Sonda
număr Date de
producție Pompaj clasic Pompaj hidraulic
Perioada Producția
realizată
[t] Prevederea
producției pe timpul
funcționării în
pompaj hidraulic[t] Perioada zile
producție Producția realizată
[t] Diferența dintre
prevedere și
realizare în pompaj
hidraulic [t]
2258 Brut I 79-VII 80 2 440 18 028 VII 79 -II 80 9 931 8 097
Zile
producție 148 119
219 Brut XI 79 -II 82 36 488 11 868 III 82 -XI 82 28 679 -16 811
Zile
producție 774 267
224 Brut I 80-I 82 23 743 8 377 II 82 -XII 82 26 081 -17 704
Zile
producție 719 330
2097 Brut I 80-XI 81 38 854 14 998 XII 81 -III 83 37 291 -22 293
Zile
producție 642 486
2020 Brut I 79-III 82 97 907 4 824 IV 82 -VIII 82 13 930 -9 106
Zile
produ cție 1044 153

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 49
Sonda
număr Date de
producție Pompaj clasic Pompaj hidraulic
Perioada Producția
realizată
[t] Prevederea
producției pe
timpul
funcționării în
pompaj hidraulic Perioada zile
producție Producția
realizată [t] Diferența dintre
prevede re și
realizare în pompaj
hidraulic
248 Brut I 78-I 79 46 846 123 412 VII 79 -IX 84 261 324 -137 912
Zile
producție 433 1449
311 Brut V 79 -VII 80 10 904 5 749 IX 80 -VIII 84 43 754 -28 111
Zile
producție 457 1430
2091 Brut I 80-III 82 21 140 15 250 IV 82 – IX 84 63 186 47 936
Zile
producție 735
TOTAL Zile
producție 9775 545 276 431 044 9726 982 147 -551 103

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 50 Tabel 5.2 – Prețul barilului de petrol între anii 1978 -1984 [12]
Prețul barilului de petrol [$]
Anul 1978 Anul 1979 Anul 1980 Anul 1981
Ian 1978 – 60,72
Feb 1978 – 60,34
Mar 1978 – 59,86
Apr 1978 -59,39
May 1978 -58,84
Jul 1978 -57,77
Aug 1978 -57,50
Sep 1978 -57,50
Oct 1978 -56,55
Nov 1979 -56,31
Dec 1979 -56,06 Ian 1979 – 55,57
Mar 1979 – 58,03
Apr 1979 -57,38
May 1979 -64,69
Jun 1979 -67,52
Jul 1979 -76,04
Aug 1979 -91,77
Oct 1979 -98,54
Nov 1979 -104,38
Dec 1979 -108,29 Ian 19 80-106,76
Feb 1980 -119,84
Mar 1980 -121,22
May 1980 -123,40
Jun 1980 -122,06
Jul 1980 -122,06
Aug 1980 -116,58
Sep 1980 -109,51
Oct 1980 -108,50
Nov 1980 -107,60
Ian 1981 -111,61
Feb 1981 – 110,47
Mar 1981 -109,74
Apr 1981 -108,98
May 1981 -108,15
Jun 1981 -101,56
Aug 1981 -99,68
Sep 1981 -98,71
Oct 1981 -95,76
Nov 1981 -98,17
Dec 1981 -95,17

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 51
Prețul barilului de petrol [$]
Anul 1982 Anul 1983 Anul 1984
Ian 1982 – 91,73
Mar 1982 -77,01
Apr 1982 -90,08
May 1982 -95.86
Jun 1982 -92,41
Jul 1982 -89,53
Aug 1982 -88,81
Oct 19 82-92,84
Nov 1982 -89,06
Dec 1982 -83,04
Ian 1983 – 81,50
Feb 1983 -75,56
Mar 1983 – 76,45
May 1983 -77,92
Jun 1983 -80,58
Jul 1983 -81,86
Aug 1983 -80,55
Sep 1983 -77,05
Oct 1983 – 76,84
Dec 1983 -74,68 Ian 1984 – 75,19
Feb 1984 -76,25
Mar 1984 -76,85
Apr 1984 -75,01
May 1984 -76,18
Jun 1984 -73,03
Aug 1984 -71,47
Sep 1984 -72,19
Oct 1984 -69,07
Nov 1984 -66,28
Dec 1984 – 64,10

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 52 Preț mediu al barilului de petrol [$] în Pompaj Clasic
Sonda 200
Perioadă de exploatare: I 79-IX 80 → 18 luni → Ʃ 1723,64 / 18=95,76 $
55,57+58,03+57,38+64,69+67,52+76,04+91,77+98,54+104 ,38+108 ,29+
106 ,76+119 ,84+121 ,22+123 ,40+122 ,06+122 ,06+116 ,58+109 ,51=1723 ,64 $
Preț mediu al barilului de petrol în perioada I 79-IX 80: 𝟏𝟕𝟐𝟑 ,𝟔𝟒
𝟏𝟖=𝟗𝟓,𝟕𝟔 $

Tabel 5.3 – Preț mediu al barilului de petrol [$]
POMPAJ CLASIC
Număr
sondă Perioada Nr. Luni Ʃ $ Pret mediu
$
200 I 79-IX 80 18 1723, 64 95,76
205 I 79-IX 80 18 1723 ,64 95,76
213 I 79-IX 80 18 1723 ,64 95,76
2005 I 79-VIII 80 17 1614 ,13 94,95
2022 I 79-IX 80 18 1723 ,64 95,76
214 VII 78 -IV 79 9 512,67 56,96
266 II 79 -VII 79 5 323,66 64,73
281 IX 78 -VI 79 9 529,61 58,85
2081 VII 78 -VII 79 12 720,92 60,08
209 I 78-VII 79 17 1020 ,07 60,00
2258 I 79-VII 80 16 1497 ,55 93,60
219 XI 79 -II 82 24 2601 ,93 108,41
224 I 80- I 82 22 2389 ,26 108,60
2097 I 80-XI 81 20 2200 ,36 110,02
2020 I 79-III 82 33 3248, 48 98,44
248 I 78- I 79 12 696,41 58,03
311 V 79 -VII 80 13 1326, 57 102,04
2091 I 80-III 82 23 2466, 27 107,23

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 53 Preț mediu al barilului de petrol [$] în Pompaj Hidraulic
Sonda 200
Perioadă de exploatare: IX 80 -VI 81 →9 luni → Ʃ976,12/9=108,46 $
109 ,51+108 ,50+107 ,60+111 ,61+110 ,47+109 ,74+108 ,98+108 ,15+101 ,56=976 ,12 $
Preț mediu al barilului de petrol în perioada IX 80 -VI 81 : 976 ,12
𝟗=𝟏𝟎𝟖 ,𝟒𝟔 $

Tabel 5.4 – Preț mediu al barilului de petrol [$]
POMPAJ HIDRAUL IC
Număr
sondă Perioada Nr. Luni Ʃ $ Pret
mediu $
200 IX 80 -VI 81 9 976,12 108,46
205 IX 80 -IV 81 7 766,41 109,49
213 X 80 -IX 82 20 1981 ,53 99,08
2005 IX 80 -V 81 8 874,56 109,32
2022 X 80 –III 81 5 547,92 109,58
214 VIII 79 -IX 82 32 3325 ,94 103,94
266 VIII 79 -II 81 16 1782 ,59 111,41
281 VII 79 -V81 20 2185 ,5 109,28
2081 VIII 79 -III 81 17 1892 ,33 111,31
209 VIII 79 – II 80 6 629,58 104,93
2258 VII 79 -II 80 7 705,62 100,80
219 III 82 -XI 82 8 715,6 89,45
224 II 82 -XII 82 9 798,64 88,74
2097 XII 81 -III 83 14 1221 ,05 87,22
2020 IV 82 -VIII 82 5 456,69 91,34
248 VII 79 -IX 84 54 5046 ,08 93,45
311 IX 80 -VIII 84 41 3567 ,78 87,02
2091 IV 82 -IX 84 26 2100 ,79 80,80

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 54 Tabel 5.5 – Centralizare date pompaj clasic
POMPAJ CLASIC
Nr.crt Număr
sondă Producția
[t] 1t = 7, 33
barili Producția
[barili] Preț baril[$] Venituri [$] Zile de
exploatare Venit mediu/zi [$]
1 200 20 880 7,33 153 050,4 95,76 14 656 106,30 580 25 269,15
2 205 31 117 7,33 228 087,61 95,76 21 841 669,53 612 35 689,00
3 213 46 754 7,33 342 706,82 95,76 32 817 605,08 639 51 357,75
4 2005 34 362 7,33 251 873,46 94,95 23 915 385,03 571 41 883, 34
5 2022 16 654 7,33 122 073,82 95,76 11 689 789,00 627 18 644,00
6 214 17 114 7,33 125 445,62 56,96 7 145 382,52 301 23 738,81
7 266 18 050 7,33 132 306,5 64,73 8 564 199,75 160 53 526,25
8 281 16 146 7,33 118 350, 18 58,85 6 964 908,09 297 23 450,87
9 2081 14 149 7,33 103 712, 17 60,08 6 231 027,17 350 17 802,93
10 209 38 718 7,33 283 802,94 60 17 028 176, 40 656 25 957, 59
11 2258 2 440 7,33 17 885,2 93,6 1 674 054,72 148 11 311,18
12 219 36 488 7,33 267 457,04 108,41 28 995 017,71 774 37 461,26
13 224 23 743 7,33 174 036,19 108,6 18 900 330,23 719 26 286,97
14 2097 38 854 7,33 284 799,82 110,02 31 333 676,20 642 48 806,35
15 2020 97 907 7,33 717 658,31 98,44 70 646 284,04 1044 67 668, 85
16 248 46 846 7,33 343 381,18 58,03 19 926 409,88 433 46 019,42
17 311 10 904 7,33 79 926,32 102,04 8 155 681,69 457 17 846,13
18 2091 21 140 7,33 154 956,2 107,23 16 615 953,33 735 22 606,74
TOTAL 595 326,60

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 55 Tabel 5.6 – Centralizare date pompaj hidraulic
POMPAJ HIDRAULIC
Nr.crt Număr
sondă Producția
[t] 1t = 7, 33
barili Producția [barili] Preț baril[$] Venituri [$] Zile de
exploatare Venit mediu/zi
[$]
1 200 27 363 7,33 200 570,79 108,46 21 753 907,88 398 54 658,06
2 205 12 287 7,33 90 063,71 109,49 9 861 075,61 187 52 733,02
3 213 59 429 7,33 435 614,57 99,08 43 160 691,60 681 63 378,40
4 2005 23 353 7,33 171 177,49 109,32 18 713 123,21 247 75 761,63
5 2022 9 282 7,33 68 037,06 109,58 7 455 501,03 175 42 602,86
6 214 121 804 7,33 892 823,32 103,94 92 800 055,88 1054 88 045,59
7 266 155 980 7,33 1 143 333,4 111,41 127 378 774,09 582 218 863,87
8 281 53 588 7,33 392 800,04 109,28 42 925 188,37 583 73 628,11
9 2081 17 119 7,33 125 482,27 111,31 13 967 431,47 587 23 794,60
10 209 17 766 7,33 130 224,78 104,93 13 664 486,17 172 79 444, 69
11 2258 9 931 7,33 72 794,23 100,8 7 337 658,38 119 61 660,99
12 219 28 679 7,33 210 217,07 89,45 18 803 916,91 267 70 426,66
13 224 26 081 7,33 191 173,73 88,74 16 964 756, 80 330 51 408,35
14 2097 37 291 7,33 273 343,03 82,22 22 474 263, 93 486 46 243,34
15 2020 13 930 7,33 102 106,9 91,34 9 326 444,25 153 60 957,15
16 248 261 324 7,33 1 915 504, 92 93,45 179 003 934,77 1449 123 536,19
17 311 43 754 7,33 320 716,82 87,02 27 908 777,68 1430 19 516,63
18 2091 63 186 7,33 463 153,38 82,8 38 349 099,86 826 46 427,4 8
TOTAL 1 253 087,64

UPG/ IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 56
Fig. 5.1- Veniturile obținute în pompaj clasic și în pompaj hidraulic
050000100000150000200000250000
200 205 213 2005 2022 214 266 281 2081 209 2258 219 224 2097 2020 248 311 2091Venit mediu/zi [$/zi]
Numar sondaVeniturile obtinute in pompaj clasic si in pompaj hidraulic
Venit mediu/zi [$/zi] Pompaj clasic Venit mediu/zi [$/zi] Pompaj hidraulic

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 57 Tabelul 5.7 – Prevederea și realizarea producției în pompaj hidraulic [11]
Număr
sondă Prevederea producției pe
timpul funcțio nării în
pompaj hidraulic[t] Producția
realizată[t] Diferența dintre prevedere și
realizare în pompaj
hidraulic[t]
200 8 083 27 363 -19 280
205 7 844 12 287 -4 443
213 50 379 59 429 -9 050
2005 6 030 23 353 -17 323
2022 3 838 9 282 -5 444
214 26 649 121 804 -95 155
266 72 383 155 980 -83 597
281 23 339 53 588 -30 249
2081 17 087 17 119 -32
209 12 906 17 766 -4 860
2258 18 028 9 931 8 097
219 11 868 28 679 -16 811
224 8 377 26 081 -17 704
2097 14 998 37 291 -22 293
2020 4 824 13 930 -9 106
248 123 412 261 324 -13 7912
311 5 749 43 754 -38 005
2091 15 250 63 186 -47 936
TOTAL 431 044 982 147 -551 103

Fig. 5.2 Diferența dintre prevedere și realizare în pompaj hidraulic[t]
050000100000150000200000250000300000
200 205 213 2005 2022 214 266 281 2081 209 2258 219 224 2097 2020 248 311 2091Productie [t]
NumAR sondaProductie in pompaj hidraulic
Prevederea producției pe timpul funcționării în pompaj hidraulic[t] Producția realizată[t]

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 58 5.2 STABILIREA CHELTUIELILOR DE FUNCȚIONARE

Cheltuielile constituie diminuări ale beneficiilor economice , înregistrate pe parcursul
exercițiului contabil sub formă de ieșiri sau scăderi ale valorii activelor sau creșteri ale datoriilor,
care se concretizează în reduceri ale capitalului propriu, altele decât cele rez ultate din distri buirea
acestora către acționari [13 ].
Profitul brut obținut este determinat de diferența dintre veniturile și cheltuielile
înregistrate de întreprindere [14].
Pentru o sondă aflată în pompaj petrol sunt avute în vedere următoarele costuri [15]:
-costul mediu de intervenție în sondă ;
– costul de prelucrare raportat la sondă.
Costul mediu de intervenție în sondă este dict at de istoricul sondei, c ostul mediu pe
intervenție 𝐶𝑚𝑖 este în jur de 100 000 $/an, iar în medie sunt 2 intervenții pe an. Pe de altă parte în
exploatarea câmpului de sonde se identifică și un cost de prelucrare țiței (extragere impurități din
țiței), care include totalitatea cheltuielilor cu salariile, utilitățile și tot ceea ce înseamnă mentenanța
(separatoare, rezevo are, pompe, etc.). Acest cost prelucrare sector producție 𝐶𝑜𝑠 este de
aproximativ 3 000 000 $/an.
Cheltuielile de func ționare p entru o sond ă (Operating expenditure), Opex se determină
în funcție de costul mediu de intervenție în sondă și costul de o perare pent ru întregul sector de
producție :
𝑂𝑝𝑒𝑥 =𝐶𝑜𝑠
𝑁+𝑓 ∙𝑐𝑚𝑖 (5.1)
𝑁 –număr de sonde;
𝑓-frecvență intervenție pe a n, 𝑓=2.
Cu ajutorul datelor din tabelele 5.5 și 5.6 se vor determina cheltuielile de funcționare pentru
sondele 266 și 311 , atât pentru varianta pompaj clasic cât și pentru pompaj hidraulic.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 59
POMPAJ CLASIC
𝑂𝑝𝑒𝑥 =𝐶𝑜𝑠
𝑁+𝑓 ∙𝑐𝑚𝑖
𝐶𝑜𝑠=3 000 000 $/𝑎𝑛;
𝑁=18;
𝑓=2;
𝑐𝑚𝑖=100 000 $.
3 000 000 $
18+(2∙100 000 $)=366 666 ,66 $ (5.2)
Sonda 266
-venit total: 8 564 199 ,75 $
-venit/an: 713 683 ,31 $/an
8 564 199 ,75 $
12=713 683 ,31 $ (5.3)
-cheltuieli/an: 366 666 ,66 $/an
Profitul brut [14] obținut pentru sonda 266 aflată în pompaj clasi c este :
𝑃=𝑉−𝐶 (5.4)
𝑃-profit brut;
𝑉-venituri;
𝐶-cheltuieli.
713 683 ,31−366 666 ,66=𝟑𝟒𝟕 𝟎𝟏𝟔 ,𝟔𝟓 $/𝑎𝑛 (5.5)
Ponderea cheltuielilor din venituri [14]:
p=C
V∙100 (5.6)

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 60 p-pondere;
𝐶-cheltuieli;
𝑉-venituri.
𝑝266=366 666 ,66
713 683 ,31∙100 =𝟓𝟏,𝟑𝟕 % (5.7)
Sonda 311
-venit total: 8 155 681 ,69 $
-venit/an: 679 640 ,14 $/an
8 155 681 ,69 $
12=679 640 ,14 $/𝑎𝑛 (5.8)
-cheltuieli /an: 366 666 ,66 $/an
Profitul brut obținut pentru sonda 311 aflată în pompaj clasic este :
𝑃= 679 640 ,14−366 666 ,66 (5.9)
𝑃=312 973 ,48 $/𝑎𝑛 (5.10)
Ponderea cheltuielilor din venituri:
𝑝311=366 666 ,66
679 640 ,14∙100 =𝟓𝟑,𝟗𝟓 % (5.11)
POMPAJ HIDRAULIC
Sonda 266
-venit total: 127 378 774 ,09 $
-venit/an : 10 614 897 ,84 $/an
127 378 774 ,09
12=10 614 897 ,84 $/an (5.12)
-cheltuieli /an: 366 666 ,66 $/an
Profitul brut obținu t pentru sonda 266 aflată în pompaj clasic este :

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 61 𝑃= 10 614 897 ,84 −366 666 ,66 (5.13)
𝑃=10 248 231 ,18 $ (5.14)
Ponderea cheltuielilor din venituri:
𝑝266= 366 666 ,66
10 614 897 .84∙100 =𝟑.𝟒𝟓 % (5.15 )
Sonda 311
-venit total: 27 908 777 ,68 $
-venit/an : 2 325 731 ,47 $/an
27 908 777 ,68
12=2 325 731 ,47 $/an (5.16)
-cheltuieli /an: 366 666 ,66 $/an
Profitul brut obținut pentru sonda 311 aflată în pompaj clasic este :
𝑃= 2 325 731 ,47 −366 666 ,66 (5.17)
𝑃=1 959 064 ,81 $ (5.18)
Ponderea cheltuielilor din venituri:
𝑝311=366 666 ,66
2 325 731 ∙100 =𝟏𝟓,𝟕𝟔% (5.19)

5.3 CONCLUZII

Veniturile și cheltuielile constituie elemente contabile legate direct de determinarea
rezultatului activităț ii economice a întreprinderii [16 ].
Analizând informațiile din tabelul 5.1 -Date comparative priv ind pompajul clasic și
pompajul hidraulic -zona Brădești , și în urma calculelor efectuate pe baza acestora, s -a determinat
că veniturile obținute în pompaj hidraulic sunt mai mari decât cele realizate în pompaj clasic, lucru
vizibil si din fig. 5. 1 – Veniturile obținute în pompaj c lasic și în pompaj hidraulic.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 62 Pentru a evidenția și mai puternic acest aspect, au fost alese sondele numărul 266 și 311,
sonde ale căror venituri reprezintă valori extreme, pentru care au fost calculate cheltuielile de
funcționare pe baza costului mediu de intervenție în sondă și a c ostului de prelucrare raportat la
sondă. apoi profitul brut și ponderea cheltuielilor din venituri .
În urma acestor calcule reiese, conform fig. 5.3 -Venituri și cheltuieli în pompaj clasic și
fig. 5.4 -Venituri și cheltuieli în pompaj hidraulic , că pompajul hidraulic este superior celui clasic,
din punct de vedere al veniturilor.

Fig. 5.3 Venituri și cheltuieli în pompaj clasic
0100000200000300000400000500000600000700000800000
266 311VENITURI SI CHELTUIELI [$/AN]
NUMAR SONDAVenituri si Cheltuieli in Pompaj Clasic
Venituri/an [$/an] Cheltuieli/an [$/an]

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 63
Fig. 5. 4 Venituri și cheltuieli în pompaj hidraulic

020000004000000600000080000001000000012000000
266 311venituri si cheltuieli [$/an]
numar sondaVenituri si cheltuieli in Pompaj Hidraulic
Venituri/an[$/an] Cheltuieli/an[$/an]

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 64 6. CONCLUZII

Din tematica abord ată în proiectul de diplomă se desprind următoarele concluzii:
1. Prin pompaj hidraulic se pot extrage debite mari de lichid de la adâncimi foarte mari de
pompare. În vederea creșterii eficienței pompării lichidelor cu pompe cu jet, trebuie ca
submergența din amică să fie cel puțin 25% din adâncimea de pompare;
2. Cercetarea funcționării sondelor în pompaj hidraulic cu pompe cu jet, se poate face prin
măsurarea presiunilor și/sau nivelelor statice și dinamice;
3. Principalele părți componente ale pompelor cu jet sunt : duza, camera de amestec și difuzorul.
Fluidul motor de mare presiune pompat de la suprafață prin tubing intră în camera de amestec
unde se combină cu pr oducția sondei. Aici crește puțin presiunea statică și scad foarte puțin
viteza și presiunea dinamică. Amestecul de fluid motor și fluidul sondei intră în difuzor unde
crește foarte mult presiunea statică și scad viteza și presiunea dinamică. Creșterea de presiune
este necesară pentru ca amestecul de fluid să ajungă la suprafață, până la instalația individ uală
și la parcul de separatoare;
4. Verificarea la cavitație a funcționării pompei cu jet s -a făcut prin compararea valorilor
raportului de debit la apariția (limita) cavitației cu raportul de debite întrebuințat în calcule,
astfel încât primul să fie mai ma re decât al doilea;
5. Pompajul hidraulic cu pompe cu jet s -a utilizat pentru 18 sonde de pe structura Brădești, în
perioada anilor 197 8-1984, extrăgându -se 982 147 𝑚3 de fluid, ceea ce revine la 545 276 𝑡
petrol, timp de 9775 zile productive , venituril e obținute fiind de 𝟏 𝟐𝟓𝟑 𝟎𝟖𝟕 ,𝟔𝟒 $, dublu decât
cele realizate în pompaj clasic 𝟓𝟗𝟓 𝟑𝟐𝟔 ,𝟔𝟎 $;
6. La proiectarea generatorului hidraulic de suprafață (pompei triplex) s -au determinat diametrul
cămășii pompei, a conductelor de aspirație și de r efulare, și al supapei, s-a calculat variația
debitului instantaneu al lichidului, și a cămășii cilindrului .

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 65 7. BIBLIOGRAFIE

1. Brown, E K. Overview of Artificial Lift Systems , SPE 3979 Beijing, China , 18-26 March 1982;
2. Popovici, Al. Utilaj pentru exploa tarea sondelor de petrol , Editura Tehnică, București, 1989;
3. Petre N., Chițu -Militaru P. Extracția țițeiului prin pompaj cu prăjini , Editura Tehnică, București, 1986;
4. Albulescu, M. Mecanica Fluidelor , Curs universitar, UPG Ploiești, 2017 -2018;
5. Niculae, G.C. Mașini și acționări hidr aulice , Curs universitar, UPG Ploiești, 2017 -2018;
6. Niculae, G.C., Utilaj petrolier –îndrumar de laborator și activități aplicative , UPG Ploiești, 2016;
7. https://inventory.powerzone.com/item/58254/used -national -j-60-h-triplex -pump -complete -pump (accesat la
data de 25 iunie 2019);
8. Săvulescu, P. Utilaj petrolier -îndrumar de laborator , UPG Ploiești, 2013;
9. Pupăzescu, Al. Rezistența M aterialelor , Curs universitar, UPG Ploiești, 2016 -2017;
10. http://www.scritub.com/economie/contabilitate/CONTABILITATEA -VENITURILOR23694.php (accesat
la data de 14 iunie 2019) ;
11. Moldoveanu D., Proiect de diploma, Proiectarea unei pompe cu jet pentru extracția petrolului , Coordonator
Popovici Al., UPG Ploiești, 1992;
12. https://www.macrotren ds.net/1369/crude -oil-price -history -chart (accesat la data de 3 iunie 2019);
13. http://www.rasfoiesc.com/legal/contabilitate/CONTABILITATEA -CHELTUIELILOR -S73.php (accesat la
data de 20 iunie 2019);
14. Popescu C., Bazele managementului , Curs universitar, UPG Ploiești, 2016 -2017;
15. Jahn F., Cook M., Graham M., Hydrocarbon exploration and production , 2nd Edition, 2008 ;
16. https://www.researchgate.net/publication/311722394Contabilitatea veniturilor_si_cheltuielilor ;
17. Florea I., Rizea N., Grafică asistată de calculator , Ed. UPG Ploiești, 201 2.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 66 8. BORDEROU DE DES ENE

Nr.
crt Denumire desen Format desen
1 Parte hidraulică pompa 3PN A0
2 Sistem de pompare hidraulic A1
3 Parte hidraulică pompa 3PN A2
4 Planșa economică Carton duplex

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 67 9. ANEXE
ANEXA 1
Tabel 1 -Avantajele relative ale sistemelor de ex tracție [1]
Nr.
crt Pompaj de adâncime Plungerlift Pompaj de adânicme
electrocentrifugal
submersibil Gazlift Pompaj
hidraulic cu
pompe cu jet
Cu prăjină de
pompare Hidraulic sau
pompă cu piston
1. Sistem de
proiectare relativ
simplu. Permite
extrag erea unor
debite mari de la
cele mai mari
adâncimi (80
m3/zi de la 4572
m). Recordul de
adâncime a fost
de 5486 m. Extragerea
plungerului fără
manevrarea
tubingului. Sistemul permite
extragerea unor debite
extrem de mari de la
adâncimi mici, sonda
având co loane mari (19
278 m3/zi). În mod curent
s-au liftat 19 200 m3/zi
din sondele de alimentare
cu apă din S.U.A. cu
motoare de 600,700 sau
1000 CP. Poate manevra volume
mari de solide cu
dificultăți minime. Pompele libere
se manevrează
hidraulic.
2. Echipame ntul se
poae transfera
ușor de la o sondă
la alta cu
cheltuieli minime. Se pot utiliza în
sonde deviate cu
dificultăți
minime. Instalația este
foarte ieftină. Nu sunt limitate ca spațiu
în zona urbană. Permite extragerea unor
volume foarte mari din
sondele cu indice de
productivitate ridicat
(7950 m3/zi). Nu are nici o
parte în
mișcare.
3. Eficient, simplu și
ușor de întreținut Nu sunt limitate
ca spațiu de În mod automat
tubingul se
menține fără Instalația este simplu de
exploatat. Prezintă o flexibilitate
prin transformarea din
continuu în intermitent Nu prezintă
dificultăți la

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 68 de personalul
operator. suprafață în
mediul urban. depuneri de
parafină,cruste. cu cameră de acumulare
sau plungerlift la
scăderea debitului. sondele
deviate.
4. Aplicabil la găur i
de diametru mic
și la completări
multiple. Sursele de
alimentare cu
energie pot fi
locale. Instalația se poate
utiliza la sonde cu
rații gaze -petrol
foarte mari. Este ușor să se monteze
senzorii (traductoare) în
instalația de adâncime și
transmitere prin cablu a
presiunii la suprafață. Nu este limitat ca spațiu
în zona urbană. Nu este limitat
ca spațiu în
zona urbană.
5. Se poate utiliza la
presiuni de
zăcământ foarte
mici (există o
dependență între
debit și
adâncime). Rezultatele
obținute se pot
analiza ușor. Instalația se poate
utiliza la
evacuarea apei
din sondele de
gaze. Nu prezintă dificultăți în
sonde deviate. Sursa de alimentare cu
energie poate fi locală. Aplicabil la
exploatarea
marină.

6. Sistemul permite
evacuarea parțială
a gazelor prin
spațiul inelar
tubing -coloană și
măsurarea
acustică a
nivelului dinamic
și static. Instalația este
flexibilă
permițând
echilibrarea
debitului
pompat cu cel
pe care îl dă
zăcământul. Se poate utiliza la
exploatarea
marină. Permite măsurarea
ușoară a presiunii și
gradienților de presiune. Se poate întrebuința apa ca fluid motor.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 69 Nr.
crt Pompaj de adâncime Pompaj de
adânicme
electrocentrifugal
submersibil Gazlift Pompaj hidraulic cu pompe cu
jet
Cu prăjini de pompare Hidraulic cu pompă cu
piston
7. Prezintă flexibilitate
mare prin modificarea
parametrilor de
pompare. Pompele triplex pot fi
acționate cu cu motoare
electrice. La sondă se pot
executa ușor
tratamente pentru
combaterea
coroziunii și
depunerii de
cruste. Nu prezintă
dificultăți la liftarea
sondelor gazate. Nu necesită o curățire foarte
intensă a lichidului motor ca la
pompele cu piston.
8. Rezultate ușor
analizabile Pompele libere se pot
manevra hidraulic. Instalațiile au
dimensiuni
diferite. Supapele pot fi
introduse uneori cu
instalație cu cablu. Se pot executa ușor tratamente
pentru combaterea coroziunii și
depunerii de cruste.
9. Sistem aplicabil la
temperaturi și
vâscozități mari. Instalația se poate utiliza
la completări multiple. Costul exploatării
la extracția unor
volume foarte
mari, este în
general, foarte
mic. Nu prezintă
dificultăți în sondele
deviate. Sursa de energie poate fi locală.

10. Acționarea unităților de
pompare se face cu
motoare electrice. Pompa de adâncime
poate lucra la presiuni
de zăcământ foarte mici. Coroziune a nu este
de obicei un mediu
agresiv. Pompa cu jet poate lifta volume
foarte mari de lichid (4780
m3/zi).
11. Se pot executa ușor
tratamente pentru Instalația se poate utiliza
la extracția marină. Aplicabil l a
exploatarea marină.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 70 combaterea coroziunii și
depunerii de cruste.
12. La acționarea unităților
de pompare cu motoare
electrice se pot utiliza
dispozitivele de
controlul lipsei de nivel. În cadrul sistemului
închis de circulație a
lichidului motor se poate
combate ușor
coroziunea.
13. Echipame ntul existent
are diferite dimensiuni. Regimul de lucru poate
fi cu ciclu de pauză prin
programatoare de ciclu.
14. Se pot executa regimuri
de funcționare în cicluri
de programatoare de
ciclu. Reductoare reglabile
prin cutie de viteză oferă
o flexibili tate mai mare
în gaura puterilor.

Nr.
crt Pompaj de adâncime
Cu prăjini de pompare Hidraulic sau pompă cu piston
15. Prăjinile de pompare sunt utilizabile în coloane de exploatare
mici și adaptabile pentru tratamente chimice (inhibitori). Lichidul m otor amestecându -se cu depuneri de ceară sau
petroluri vâscoase își reduce vâscozitatea.
16. La pompele de extracție se pot monta alte două supape la pompă
și la piston.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 71 Tabelul 2 -Dezavantajele relative ale sistemelor de extracție [1]

Nr.crt Pompaj de adâncime
Gazlift
Plungerlift Cu prăjini de pompaj Hidraulic cu
pompe cu piston Electrocentrifugal
submersibil Hidraulic cu
pompe cu jet
1. Dificultăți din cauza
frecării în sonde deviate. Sistemele de
circulație de petrol
motor constituie un
pericol de
incendiu. Nu se utilizează la
completări
multiple. Este o metodă de
liftare nouă. Gazele pentru
liftare nu sunt
disponibile
întotdeauna. Nu se poate aplica
la sonde până la
…, necesitând
eventual o altă
metodă de liftare.
2. Dificultăți la pompe
când se pompează
cantități foarte mari de
solide. Un inventar mare
necesitat de
sistemul de
circulație cu petrol
motor care …
avantajul economic
al sistemului. Acționarea
motorului de
adâncime se face
numai electric. Necesită o
submergență
dinamică de
minim 20% din
adâncimea de
pompare pentru
a realiza
eficiența cea mai
bună. Nu este eficientă
utilizarea la
zăcămintele
mici sau la o
singură sondă cu
procente foarte
mari de
impurități
lichide. Este o metodă
bună numai
pentru sonde cu
debit mic (în mod
normal mai mic
de 31.8 m3/zi).
3. La sondele cu
gaze,randamentul
volumic este mai mic. Prezintă dificultăți
la pomparea
volumelor mari de
solide. Necesită înaltă
tensiune (1000 V). Proiectarea
(alegerea)
echipamentului
este mai
complexă. Se liftează greu
emulsiile sau
petrolul foarte
vâscos. Solicită
supervizare
inginerească
pentru reglările
necesare metodei.
4. Limitat ca adâncime din
cauza rezistenței
oțelului prăjinilor de
pompare. Cheltuielile de
exploatare sunt
uneori mai mari. Impracticabil la
sonde de mică
adâncime și debite
mici. În diferite
condiții poate
apare cavitația in
pompa cu jet. Nu este eficient
să se utilizeze în
șantierele mici Este posibil să
apară avarii în
instalația de
suprafață datorită
vitezei mari cu

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 72 sau la o singură
sondă. care aju nge
plungerul sus.
5. Dificil de amplasat în
mediul urban. Când gazele sunt
extrase pein pompă
fără posibilitatea de
evacuare separată,
randamentul
volumic este mai
mic. Cheltuielile cu
schimbarea
pompei sunt mari
pentru debite
scăzute în timp
(acest dez avantaj
poate fi eliminat
prin adaptarea
convertorului de
frecvență la
suprafață). Pompa este
foarte sensibilă
la orice
schimbare a
contrapresiunii. Apar dificultăți
datorită
înghețării
conductelor și
cu depunerea
hidraților. Pentru o bună
funcționare a
metodei trebuie să
nu existe o
comunicare între
tubing și coloană.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 73
Nr.crt Pompaj de adâncime Gazlift
Cu prăjini de pompaj Hidraulic cu pompe
cu piston Electrocentrifugal
submersibil Hidraulic cu pompe cu
jet
6. Greu și de volum mare
la expl oatarea marină. Sistemele cu
evacuare separată a
gazelor sunt mai
scumpe din cauza …
suplimentar din
tubing. Cablul se poate defecta
când se introduce cu
tubingul în coloană. Pomparea gazelor libere
prin pompă conduce la
reducerea debitului
liftat. Sunt dificultăți cu
conductele de
suprafață murdare.
7. Susceptibil la
depunerile de parafină. Tratamentul contra
crustelor este dificil
de evacuat sub
pacher. Sistemul este limitat ca
adâncime (3050 m)
datorită costului ridicat
al cablului, care în plus
solic ită tensiune mare la
suprafața să compenseze
pierderile de tensiune. Sistemul de circulație cu
petrol motor constituie
un pericol de incendiu. Rezultatele de
producție sunt greu de
interpretat fără
supervizarea unui
inginer.
8. Tubingul nu poate fi
placat la interior
împotriva coroziunii. În caz de defecțiuni
e greu de rezolvat de
către personalul din
sondă. Pomparea gazelor și
solidelor crează
dificultăți. Solicită fluid motor de
înaltă presiune. Nu se poate utiliza în
sonde adânci până la
abandonare.
9. H2S limitează
adâncimea de fixare a
pompei pentru
extragerea volumelor
mari. Este dificil de
efectuat teste în
sonde experimentale
care au debite mici. Rezultatele de producție
producție sunt greu de
interpretat solicitând
participarea unui
inginer. Nece sită instalație
pentru sistem rotativ.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 74 10. Limitarea ca diametrele
în coloane au diametru
inferior ic. Unele instalații
solicită două
garnituri de tubing. Fără flexibiltate la
modificarea debitului. Coloana de exploatare
trebuie să reziste la
presiunea d e liftare.
11. Este dificil de tratat
apa întrebuințată ca
apă motoare când
aceasta se practică. Debitul este limitat de
diametrul inferior al
coloanei de exploatare. Sunt neceare măsuri
de protecția muncii
pentru manipularea
gazelor de înaltă
presiune.
12. Trebuie luate măsuri
suplimentare de
protecția muncii din
cauza presiunii
ridicate a lichidului
motor. Instalația nu se poate
fixa sub perfo raturi
pentru că trebuie răcit
motorul electric.
13. La avarierea
instalației de
suprafață apar
pierderi de petrol. Pot apare avarii multiple
la scoaterea instalației
din funcțiune.

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 75 ANEXA 2-Calcul funcțional metodologia de stabilire a presiunii de refulare

H 1524 m
L1828.797 m
D260.325 mm
D150.673 mm
D3124.2568 mm
PWH 100 psi
t8760N
m3
GW 0.45psi
ft
00.025 poise
GOR 0
PS 1000 psi
WC 0.30psi
ft
i3
QS 0.055188 cf m
PT 3000 psi
M 1
GO0.433 141.5
131.5 30
GO 0.38psi
ft
GS 0.30.45 10.30( )0.38 
GS 0.40psi
ft

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 76

PFN0.00000202 1
D1D2D12D222
D1
D1D2



0.1


D12D22
D1D2

0.2

G0.21
 G





 Q1.79 

GLR 0

BT 1
QN 0.96651 103m3
s 
PFN 19 psi
PN 4881 psi
QD 1.88524 103m3
s 
GD 0.39 psi
WCD 0.14
D2.2 poise

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 77

L1828.797 m
 0.025 poise
G 0.38psi
ft
PFN 24 psi

PFD 3psi
PD 2053 psi
N 0.372
R 0.25
M 0.876
QN 1.11103m3
s 
Q 1.11 103m3
s 
D150.673 mm
D10mm
PN 4876 psi
QD 2.026 103m3
s

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 78

QD 2.026 103m3
s

D260.325 mm
 0.0225 poise

GD 0.389 psi
WCD 0.129
GLR 0
D0.0225 poise
L1828.797 m
D1124.2568 mm
G0.389 psi
PFD 3psi
PD 2048 psi
R 0.25
M 0.876
0.876 0.873
0.873100 0.344

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 79 ANEXA 3
Nr.
crt 𝜑 𝑠𝑖𝑛𝜑 𝑠𝑖𝑛2𝜑 sin (𝜑−2𝜋
3) sin 2∙(𝜑−2𝜋
3) sin (𝜑−4𝜋
3) sin 2∙(𝜑−4𝜋
3) 𝑄𝐼1
∙10−3
[𝑚3/𝑠] 𝑄𝐼𝐼1
∙10−3
[𝑚3/𝑠] 𝑄𝐼𝐼𝐼1
∙10−3
[𝑚3/𝑠] 𝑄31
∙10−3
[𝑚3/𝑠]
1 0 0 0 0,866 -0,866 0 0,925 0,925
2 15 0,258 0,5 0,707 -1 0,365 0,72 1,085
3 30 0,5 0,866 0,5 -0,866 0,696 0,49 1,186
4 45 0,707 1 0,258 -0,5 0,958 0,247 1,205
5 60 0,866 0,866 0 0 1,13 0 1,13
6 75 0,966 0,5 1,2 1,2
7 90 0 0 1,187 1,187
8 105 0,966 -0,5 1,087 1,087
9 120 0,866 –
0,866 0 0 0,925 0 0,925
10 135 0,707 -1 0,258 0,5 0,72 0,365 1,085
11 150 0,5 –
0,866 0,5 0,866 0,49 0,696 1,186
12 165 0,258 -0,5 0,707 1 0,247 0,958 1,205
13 180 0 0,866 0,866 0 1,13 1,13
14 195 0,966 0,5 1,2 1,2
15 210 1 0 1,187 1,187
16 225 0,966 -0,5 1,087 1,087
17 240 0,866 -0,866 0 0 0,925 0 0,925

UPG/IME/IEDM – Proiect de diplomă NEAGU G. Larisa -Noemi
Ploiești, 2019 pag. 80 18 255 0,707 -1 0,258 0,5 0,72 0,365 1,085
19 270 0,5 -0,866 0,5 0,866 0,49 0,696 1,186
20 285 0,258 -0,5 0,707 1 0,247 0,958 1,205
21 300 0 0 0,866 0,866 0 1,13 1,13
22 315 0,966 0,5 1,2 1,2
23 330 1 0 1,187 1,187
24 345 0,966 -0,5 1,087 1,087
25 360 0,866 -0,866 0,925 0,925