Proiect de diplomă 2018 Roșcan Ion – Emanuel [627517]

Proiect de diplomă 2018 Roșcan Ion – Emanuel
1
CUPRINS
INTRODUCERE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 2
CAPITOLUL 1 – GEOLOGIA STRUCTURII
1.1 Localizarea structurii ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………… 3
1.2 Stratigrafia ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …… 4
1.3 Tectonica ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 4
1.4 Obiective de interes petrolifer ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 5
CAPITOLUL 2 – POMPAJUL CONTINUU CU PRĂJINI
2.1 Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 6
2.2 Componența și modul de funcționare a instalației de pompare cu prăjini ………………………….. . 7
2.3 Fenomene vibratorii în garnitura de prăjini ………………………….. ………………………….. …………….. 12
2.4 Determinarea sarcinilor în prăjina lustruită ………………………….. ………………………….. …………….. 14
2.5 Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare ………………………….. ………………………….. ……… 15
2.6 Dimensionarea garniturii de țevi de extracție ………………………….. ………………………….. …………. 17
2.7 Analiza deplasării pistonului – Cursa reală ………………………….. ………………………….. …………….. 19
2.8 Debitul instalației de pompare ………………………….. ………………………….. ………………………….. …..21
2.9 Echilibrarea unității de pompare ………………………….. ………………………….. ………………………….. ..22
2.10 Determinarea cuplului la reductor ………………………….. ………………………….. ……………………….. 23
2.11 Calculul puterii motorului de acționare ………………………….. ………………………….. ………………… 24
2.12 Calculul de verificare al parametrilor regimului de funcționare ………………………….. ………….. 24
2.13 Calculul de reproiectare al parametrilor regimului de funcționare ………………………….. ……… 33
CAPITOLUL 3 – POMPAJUL ELICOIDAL
3.1 Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….64
3.2 Instalația de pompaj elicoidal ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….66
3.3 Principiul de funcționare al pompelor elicoidale ………………………….. ………………………….. …….. 72
3.4 Solicitările garniturii de prăjini ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….73
3.5 Calculul de proiectare a sondelor în pompaj elicoidal ………………………….. ………………………….. 75
CAPITOLUL 4 – POMPAJUL CENTRIFUGAL
4.1 Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….92
4.2 Componentele instalației de pompaj centrifugal ………………………….. ………………………….. ……… 93
4.3 Curbele de performanță a pompelor centrifuge ………………………….. ………………………….. ………. 95
4.4 Corelația de funcționare strat – sondă ………………………….. ………………………….. ……………………. 96
4.5 Calculul de proiectare a sondelor în pompaj centrifugal ………………………….. ………………………. 97
CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …… 110
BIBLIOGRAFIE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. 113

Proiect de diplomă 2018 Roșcan Ion – Emanuel
2
INTRODUCERE

Petrolul, după părerea mea, a fost cea mai importantă descoperire a umanității, având un
impact extraordinar la nivel mondial în ceea ce privește dezvoltarea econ omică a țărilor, implicit
a traiului oamenilor de zi cu zi.
România are o întreagă istorie a petrolului, aici având loc trei premiere la nivel mondial:
1. România a fost prima țară cu o producție de petrol înregistrată oficial în statisticile
internaționa le;
2. Aici a fost contruită prima sondă comercială, primele instalații petroliere fiind pompele
de petrol de la Lucăcești (Bacău);
3. Bucureștiul a fost primul oraș iluminat public din lume cu petrol lampant;
La început , sisteme le de extracție erau „primitive” , realizate din materiale precum lemnul,
eficiența lor fiind scăzută, limitată, dar, odată cu evoluția, aceste inconveniente au fost depășite,
sistemele fiind îmbunătățite de la an la an.
Omenirea se află într -o dezvoltare continuă, ia r necesarul de hidrocarburi este din ce în ce
mai mare, însă zăcămintele, puțin câte puțin, încep să fie epuizate, erupția naturală nemaiputând
fi o soluție de exploatare pe structurile respective. De aceea, cea mai utilizată metodă de liftare a
hidrocarbu rilor este erupția artificială, care se poate realiza prin diferite metode de pompaj,
metode ce vor fi dezbătute în capitolele viitoare.
În România, cea mai uzuală metodă de liftare este pompajul de adâncime (cu prăjini sau
fără prăjini), urmat de pompajul elicoidal și centrifugal.
Indiferent de tipul de pompaj ales, trebuie avut în vedere aspectul economic, astfel că se
alege de fiecare dată varianta cu costuri minime , dar cu eficiență și profit cât mai mare. De aceea,
se încearcă diferite variante a parametrilor regimului de funcționare, până când se găsește
opțiunea cea mai bună.
Analiza lucrării se face pe structurile Țintea – Băicoi – Florești – Călinești (din cadrul
Asset 3 Băicoi) și Boldești, în care, inițial, zăcămintele au fost exploatate în erupție naturală, dar
odată cu depletarea zăcământului, s -a trecut la erupția artificială. Scopul lucrării este de a supune
sondele în cauză la diferite metode de liftare, utilizându -se algortimi caracteristici și programre
de simulare speciale.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Geologia structurii
3
CAPITOLUL 1. GEOLOGIA STRUCT URII
1.1 LOCALIZAREA STRUCTURII
Din punct de vedere geologic, structura Țintea – Băicoi – Florești – Călinești este situată
în Depresiunea Precarpatică, în subzona mio -pliocenă cu structuri diapire majore și face parte
din aliniamentul structural Moreni – Gura Ocniței – Filipești – Florești – Băicoi – Țintea –
Măgurele – Păcureți – Surani – Cărbunești.
Din punct de vedere geografic, structura face parte din zona colinară subcarpatică, cu
dealuri de 300 – 400 m, fiind situată la aproximativ 20 km de Ploiești și 15 km sud de Câmpina.
Din punct de vedere administrativ, structura aparține de ASSET 3 Băicoi.
Structura Boldești este, din punct de vedere geologic, un anticlinal orientat pe direcția
Est-Vest. Aceasta face parte din subzona mio -pliocenă din Muntenia Centrală și din zona
neogenă precarpatică, caracterizată printr -un diap irism a l sării, fiind situată pe aliniamentul
sudic și a nume cel al criptodiapirelor, mă rginită de structurile: Podenii Vechi – la Nord, Țintea –
Băicoi – la Vest, Urlați – Malu Roșu – la Est și Bucov – Chițorani – Valea Oriei la Sud.
Din punct de vedere administrativ , structura este situată în județul Prahova, în zona
localității Boldești, la aproximativ 20 de km de Municipiul Ploiești.

Fig. 1.1 Amplasarea geografică a structuri i Țintea – Băicoi – Florești – Călinești și
a structurii Boldești

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Geologia structurii
4
1.2 STRATIGRAFIA
Sondele săpate până în prezent în cadrul structurii Țintea – Băicoi – Florești – Călinești au
dovedit prezența depozitelor paleogene, reprezentate prin Eocen și Oligocen; neo gene,
reprezentate prin Miocen (Acvitanian, Burdigalian, Helvețian, Tortonian, Sarmațian) și Pliocen
(Meoțian, Ponțian, Dacian, Romanian) și Cuaternare.
Eocenul este reprezentat printr -un facies marno -grezos cu intercalații de gresii silicioase
dure, iar Oligogenul apare în facies de Kliwa, prezent în partea nordică a zonei neogene, se
scufundă treptat spre sud, astfel că nicio sondă de mare adâncime nu -l mai întâlnește la dus de
linnia structurală Răzvad – Moreni – Călinești – Florești – Băicoi – Țintea.
Pe structura Boldești, în urma forării a peste 700 de sonde, formațiunile productive
întâlnite sunt Levantin, Dacian, Meoțian și Sarmațian.

Fig. 1.2 Secțiunea geologică a structurii Țintea și a structurii Boldești
1.3 TECTONICA .
Zona din su d – estul Depresiunii Precarpatice a fost supusă în timpul evoluției tectonice a
bazinelor sedimentare, acțiunii forțelor epirogenice, orogenice și diapire, care, în final, au dat
naștere unor structuri geologice majore, cu falii longi tudinale și transversale, directe sau inverse,
pe traseul cărora s -a infiltrat sarea, care la rândul său a creat alte falii în drumul său spre
suprafață, astfel făcând ca la nivele diferite (Meoțian și Dacian) tectonica să fie diferită. Pe
traseul faliilor longitudinale – de origine profundă, cu direcție aproximativă vest – est, s -a

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Geologia structurii
5
infiltrat sarea, formând diapire și s -au produs procese de încălecare, ca urmare a acțiunii forțelor
tectonice.
În ceea ce privește tectonica structurii Boldești, ea se caracterizează printr -o dispunere
treptată de la nord către sud, evoluând de la un diapirism revărsat, la forme a tenuate, ca în partea
de sud să întâlnim criptodiapire.
Imaginea tectonică actual ă este dată de rezultanta mișcărilor tectonice di n faza valahică, de
la sfărșitul pliocenului și în pleistocen. Aceste perioade au reprezentat indi catori care au marcat
sfârșitul orogenezei alpine, perioadă de la care structura nu a mai prezentat modificări
importante.

Fig. 1.3 Tectonica structurilor Țintea – Băicoi – Florești – Călimănești și Boldești
1.4 OBIECTIVE DE INTERES PETROLIER
În cadrul structurii Țintea – Băicoi – Florești – Călinești , obiectivele de interes pe întregul
aliniament structural s -au dovedit a fi Dacianul și Meoțianul și numai local, în zona Băicoi Sare
(Liliești), Sarmațianul. Depozitele acestor obiective cantonează zăcăminte de țiței cu gaze
dizolvate (în majoritate), iar în unele zone, precum Țintea Sud (Dacian Superior), Băicoi Sare –
Liliești (Meoțian și Sarmațian – blocurile J), s -a dovedit și existența gazelor asociate sub forma
capetelor primare de gaze.
În cadrul structurii Boldești , zăcămintele sunt cantonate la nivelul Levantinului,
Dacianului, Meoțianului și Sarmțianului, f iecare dintre ele putând fi împă rțite pe mai multe
complexe productive. La nivelul Levantinului și Dacianului, întâlnim zăcăminte de gaze libere,
în jurul etajului Meoțian întâlnim zăcăminte de țiței cu și fără cap de gaze , iar la nivelul
Sarmațianului găsim zăcăminte de țiței fără cap inițial de gaze.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
6
CAP ITOLUL 2 . POMPAJUL CONTINUU CU PRĂJINI
2.1 GENERALITĂȚI
Pompajul contin uu cu prăjini este o metodă de liftare arfiticială, aplicată atunci când
energia de zăcământ a scăzut și nu mai este suficietă pentru aducerea țițeiului la suprafață.
Raportat la celelalte sisteme de extracție, atât în România, cât și în alte țări, pompajul
continu cu prăjini este cel m ai utilizat sistem de extracție la nivel mondial.
Pompajul continuu poate fi utilizat ș i la exploatarea zăcămintelor cu presiuni mici de fund,
deoarece sistemul, prin modul său de funcționare, conduce la contrapresiuni mici pe strat.
Această metodă este aplicată când debitul de lichid este mic sau moderat, când adâncimea
de liftare nu depășește 3000 m, când rația gaze – țiței este relativ mică și în cazul fluidelor cu
vâscozitate redusă.
În tabelul 2.1 sunt prezentate avantajele și dezavantajele utilizării pompajului continuu cu
prăjini.
AVANTAJE DEZAVANTAJE
 principiu simplu de funcționare  nisipul produs împreună cu fluidele din
zăcământ conduc la uzarea pompei
 echipament ușor de schimbat și
procurat  frecări mari în sondele deviate cu raze mici
de curbură
 costuri mici din punct de vedere al
mentenanței  neetanșeitățile capului de pompare și
lucrările de intervenție duc la poluarea
mediului înconjurător
 poate fi utilizat și pentru exploatarea
țițeiurilor vâscoase  necesită investiții inițiale mari
 are apli cabilitate și pentru temperaturi
mari de fund  adâncime de liftare limitată de rezistența
prăjinilor
 este un sistem cu mare fiabilitate  debite reduse, moderate
 are o eficiență de până la 60%  nu sunt recomandate mediului urban
 nu necesită schimbarea echipamentului
de fund sau de suprafață la modificarea
lungimii cursei și a vitezei de pompare
pentru reglarea debitului  gazele libere care pătrund odată cu țițeiul
în pompă reduc randamentul aceste ia și
chiar o pot bloca temporar
Tab. 2.1 Avantajele și dezavantajele pompajului continuu cu prăjini

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
7
2.2 COM PONENȚA ȘI MODUL DE FUNCȚIONARE
A INSTALAȚIEI DE POMPARE CU PRĂJINI

Instalația de pompare cu prăjini are două componente principale:
 Echipamentul de suprafață;
 Echipamentul de fund;

Fig. 2.1 Schema unității de pompare (3)
Unitatea de pompare are rolul de a imprima o mișcare rectilinie garniturii de pr ăjini de
pompare în vederea acționării p istonului pompei de adâncime. (1 )
Pe capul de balansier se găsește o rolă peste care se înfășoară cablul de susținere al punții.
Balansierul realizează o mișcare reactilinie alternativă dată de ac țiunea sistemului bielă –
manivelă. Pe corpul balansierului, la o extremă a lui, se pot monta contragreutăți de echilibru. (1)
Lagărul central asigură centrarea capului de balansier pe axa sondei.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
8
Balansierul egalizator realizează o egal izare a eforturilor din bielă, dar joacă și rol de
eliminator de eforturi bruște provenite de la reductor, respectiv atenuează vibrații le între
balansier și grindă. (1 )
Bielele sunt confecționate dintr -un material tubular, având rolul de a face legătura, prin
intermediul lagărelor sferice, între manivele și balansierul egalizator.
Manivela prezintă mai multe alezaje (găuri) în care se fixează butonul ma nivelei cu rol de
reglare a lungimii cursei capului de balansier.
Motorul electric asigură turații între 750 și 1500 rot/min.
Reductorul de turație are rolul de a micșora turațiile provenite de la motorul electric,
reducere care se face la un raport între 34,8 și 37,23, respectiv de transmitere a mișcării către
sistemul bielă – manivelă. Reductorul prezintă o roată condusă peste care se înfă șoară curelele.
(2)
Prăjina lustruită permite transmiterea mișcării de la capul balansie rului la garnitura de
prăjini de pompare, intrând în capul de pompare circa 70% din lungimea ei. La exterior,
materialul prăjinii este neted pentru a nu uza garniturile cutiei de etanșare, unul dintre rolurile ei
fiind etanșarea. Prăjina lustruită este pri nsă cu ajutorul punții prin intermediul cablului de la
parte a superioară a balansierului. (1 )
Capul de pompare se montează pe flanșa coloanei de exploatare sau a ultimei coloane
tubate.
Funcțiile capului de pompare vor f i prezentate î n tabelul următor, Tab. 2.2.
1. susține garnitura de țevi de extracție
2. etanșează prăjina lustruită
3. etanșează spațiul inelar
4. realizează o contrapresiune în țevi în cazul stratelor semieruptive
5. permit omorârea sondei, închiderea ei și, de asemenea, alte operații special e
6. dirijează fluidele existente în țevi și gazele din spa țiul inelar în conducta de amestec și mai
departe către parcul de separatoare
Tab. 2 .2 Funcțiile capului de pompare

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
9
Capetele de pompare pot fi de două tipuri, tip I și tip II, având diferite caracteristici
referitoare la presiunile pe care le pot admite , modul de susținere al tubing -ului etc.

Fig. 2.2 Schema capului de pompare
După cum se observă î n Figura 2.3, ansamblul de fund are următoarele componente:

Fig. 2.3 Schema ansamblului de fund

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
10
Pompa de adâncime se compune dintr -o parte fixă și una mobilă. Partea fixă este
reprezentată prin cilindrul pompei, format la rândul ei dintr -o manta cu mai multe cămă și din
fontă. Partea mobilă este reprezentată prin pistonul pompei, al ături de componentele din jurul
acestuia.
Pompele de adâncime sunt clasificate în stasuri după simbolul lor. În România se folosește
atât stasul românesc, cât și cel API.
Simbolizarea pompelor de adâncime cu piston conform sistemului internațional:
A x C DEFG H – I – J
Unde:
– A = diametrul e xterior al țevilor de extracție
 15 – 1,9 in;
 20 – 23/8 in;
 25 – 27/8 in;
 30 – 31/2 in;
– C = diametrul interior al pompei
 106 – 11/16 in;
 125 – 11/4 in;
 150 – 11/2 in;
 175 – 13/4 in ;
 178 – 125/32 in;
 200 – 2 in;
 225 – 21/4 in;
 250 – 21/2 in;
 275 – 23/4 in;
– D = tipul pompei
 R – introdusă cu prăjini;
 T – introdusă cu țevile de extracție;
– E = tipul cilindrului
 pentru pompe cu pistoane metalice
 H – cu perete gros;
 L – cilindru cu cămăși;
 W – cu perete subțire;

 pentru pompe cu pistoane cu garnituri
 S – cu perete subțire;
 P – cu perete gros;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
11
– F = locul dispozitivului de fixare
 A – sus;
 B – jos;
 T – jos cilindru mobil pentru pompe cu piston metalic;
– G = tipul dispozitivului de fixare
 C – cu cupe;
 M – metalic;
– H = lungimea nominală a cilindrului [ft];
– I = lungimea nominal ă a pistonului [ft];
– J = lungimea totală a extensiilor [ft];
Conform standardului românesc, există patru variante ale pompelor de adâncime cu piston
și anume:
 pompe tip TB și TI – cilindrul pompei este introdus cu ajutorul țevilor de extracție, iar
pistonul cu prăjinile de pompare;
 pompe de tip P și PCML – se introduc în sondă prin intermediul prăjinilor de pompare.
Tubing -ul de extracție este cea mai importantă componentă a ansamblului de adâncime,
deoarece reprezintă principala cale a hidrocarburilor de a ajunge la suprafață. El trebuie
optimizat în funcție de fiecare debit pe care îl produce sonda.
Garnitura de prăjini de pompare se compune din prăjinile de pompare propriu – zise,
baioneta Donțov, c urățitoarele de parafină , numite scrapere, și prăjina lustruită. Prăjinile de
pompare transmit , de la balansier la pistonul pompei de adâncime , mișcarea rectilinie –
alternativă.
Scraperele sunt curățitoare de parafină din interiorul tubing -ului. Ele nu se montează la
adâncimi de peste 1000 de metri, deoarece , cu cât adâncimea e ste mai mare, cu atât crește
temperatura, iar parafina nu se mai depunde.
Centrorii au rolul de a menține prăjinile coaxiale cu țevile de extracție și se montează de -a
lungul garniturii de prăjini.
Ancora menține țevile de extracție într -o stare de permanentă întindere și se montează
deasupra pompei de adâncime.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
12
2.3 FENOMENE VIBRATORII ÎN GARNITURA DE PRĂJINI
Pe durata unui ciclu de pompare, garnitura de p răjini primește 3 categorii de impulsuri:
I. Impusul datorat capului balansier care induce oscilații forțate cu perioada T f și
frecvența F f;
Tf = 60
n (2.1)
Ff = 1
Tf = n
60 (2.2)
Unde n = numărul de curse duble pe minut.
II. Impulsuri care apar la începutul cursei ascedente; datorită închiderii supapei mobile și
transferului greutății coloanei de lichid din tubing pe piston apar oscilațiile naturale;
III. Impulsuri care apar la începutul cursei descendente; datorită deschiderii supapei
mobile și transferului greu tății coloanei de lichid de pe garnitura de prăjini pe tubing,
apar oscilațiile naturale;

Fig. 2.4 Reprezentarea unei oscilații complete în garnitura
de prăjini asemănată cu un resort
Perioada unei oscilații reprezintă durata unei oscilații co mplete, în vreme ce frecvența
reprezin tă numărul de oscilații complete pe secundă. Transmiterea impulsului în resort se face cu

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
13
viteza sunetului în oțel, astfel că pentru a putea realiza o oscilație completă, impusul trebuie să
parcur gă lungimea resortului cu viteza sunetului de patru ori.
Se consideră lungimea de undă ca fiind spațiul parcurs, astfel = 4L, unde L reprezintă
lungimea garniturii de prăjini.
Timpul necesar pentru ca impulsul să străbată lungimea de undă va fi:
Tn = λ
v0 = 4 · L
5100 = L
1275 (2.3)
Frecvența oscilației va fi sub forma:
Fn = 1
Tn = 1275
L (2.4)
Se notează cu N raportu l dintre frecvențele oscilațiilor naturale și celor forțate, astfel:
N = Fn
Ff = 1275 · 60
L · n = 76500
L · n (2.5)
N = 1, 2 … k; (2.6)
Dacă:
 N = 1, cele două frecvențe sunt egale și în concordanță de fază, astfel că apare
sincronismul de ordin 1, care este cel mai periculos datorită deformațiilor pe care le
produce în garnitura de prăjini;
 N = 2, aceea și situație ca cea prezentată anterior, doar că deformațiile sunt puțin mai
reduse;
 N = 3, se încadrează în zona admisibilă.
Pentru a determina frecvențele periculoase, n i, se folosește următoarea relație de calcul:
N = 1; n 1 = L · n
76500 (2.7)
Pentru a determina frecvențele nepericuloase, n I, se folosește următoarea relație de calcul:
nI = √n1 · n2 (2.8)
Unde:
 ni+1 = frecvențele periculoase [cd/min];
 nI+1 = frecve nțele nepericuloase [cd/min];
 L = lungimea garniturii de prăjini [ m];

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
14
La alegerea lui n se va ține cont de evitarea sincronismului, dar și de o limită superioară,
care ar conduce la flambajul prăjinilor.
S-a demonstrat că pentru a putea obține un randament volumetric optim, trebuie respectată
următoarea condiție:
S · n < 33 (2.9)
Unde:
 S = numărul de curse [cd/min];
Trebuie respectată condiția max ≤ 0,75 · g , pentru ca prăji nile să coboare datorită greutății
proprii.
2.4 DETERMINAREA SARCINILOR ÎN PRĂJINA LUSTRUITĂ
Pe durata unui ciclu de pompare, asupra prăjinii lustruite acțio nează diferite tipuri de
sarcini , care sunt prezentate în Tabelul 2.3.
Sarcinile statice
Ps Sunt date de:
– greutatea coloanei de lichid care acționează asupra secțiunii
brute a pistonului, P l;
– greutatea proprie a garniturii de prăjini scufundată în lichid,
Pp · b;
– forța de flotabilitate datorită submergenței dinamice, P h;
Sarcinile dinamice
Pd Sunt date de:
– forțele de inerție date de garnitura de prăjini și coloana de
lichid ;
– sarcini datorate vibrațiilor din prăjini și a forțelor de șoc ;
Observație : În șantier se neglijează forțele de inerție și cele datorate
vibrațiilor.
Sarcinile datorate
frecărilor
Pfr Sunt date de:
– frecarea prăjinilor în tubing;
– frecarea pistonului în pompă;
– frecarea prăjinilor în lichid;
– frecarea lich idului în tubing -ul de extracție ;
Sarcinile accidentale – apar datorită șocurilor induse în unitatea de pompare;
– apar datorită neumplerii cu lichid, astfel că la cursa
descendentă, pistonul lovește în nivelul de lichid, rezultând
șocuri în instalație.
Tab. 2.3 Sarcinile care acționează asupra prăjinii lustruite

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
15
La cursa ascendentă există un moment când sarcina totală în prăjina lustruit ă este maximă,
Pmax, respectiv la cursa descendentă o sarcină minimă, P min. În practică se iau în considerare doar
forțele de inerție ale garniturii de prăjini, ignorându -se forța de inerție a lichidului, forțele de
frecare și forțele rezultate în urma fenomenelor vibratorii.
Pmax = P l + P p · (b + m asc) (2.10)
Pmin = P p · (b – mdesc) (2.11)
Unde:
 masc = factorul dinamic la cursa ascendentă;
 mdesc = factorul dinamic la cursa descendentă;
masc = S ∙ n2
1790 ∙ (1+r
l) (2.12)
mdesc = S ∙ n2
1790 ∙ (1−r
l) (2.13)
2.5 DIMENSIONAREA GARNITURII DE PRĂJINI DE POMPARE
Garnitura de prăjini de pompare are un rol foarte important, deoarece de ea depinde
adâncimea de fixare a pompei.
Dimensionarea garniturii de prăjini se face în funcție de solicitările statice sau dinamice.
Pe baza solicitări lor statice, exi stă două metode de dimensionare și anume:
 metoda eforturilor unitare maxime admisibile;
 metoda eforturilor unitare egale;
Metoda eforturilor unitare constă în determinarea punctului în care efortul unitar maxim
din prăjinile cu diametrul cel mai mic ales este egal cu efortul unitar admisibil al oțelului din care
sunt confecționate prăjinile. (1 )
AVANTAJE DEZAVANTAJE
– se obține o garnitură de prăjini mai
ușoară, astfel că se face economie de
material și se micșorează sarcina în
prăjina lustruită – cresc deformațiile elastice ale garniturii
– se micșorează cursa reală a pistonului
Tab. 2.4 Avantajele și dezavantajele metodei eforturilor unitare

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
16
Determinarea lungimilor tronsoanelor de prăjini se face pornind de la condiția ca efortul
maxim unitar la partea superioară a primului tronson să fie mai mic sau cel puțin egal cu efortul
admisibil al oțelului ales pentru prăjini:
 max 1 ≤ a (2.14)
Din explicitarea efortului maxim va rezulta lungimea tronsonului 1:
lp1 = a ∙ ap1− Pl
qp1 ∙ (b + masc) (2.15)
În mod similar se procedează și pentru restul tronsoanelor de prăjini, până când suma
lungimilor tronsoanelor este mai mare decât adâncimea de fixare a pomepi, L f.
lp2 = a ∙ (ap2− ap1)
qp2 ∙ (b + masc) (2.16)
lp3 = a ∙ (ap3− ap2)
qp3 ∙ (b + masc) (2.17)
Dacă ∑𝐥𝐩𝐢> L f, atunci surplusul lp = ∑𝐥𝐩𝐢 – Lf se scade din fiecare tronson proporțional
cu ponderea tronsonului în lungimea totală. După ce surplusul de lungime a fost redistribuit
fiecărui tronson, lungimile recalculate ale tronsoanelor vor fi:
lp1’ = l p1 ∙ (1−lp
∑lpi) (2.18)
lp2’ = l p2 ∙ (1−lp
∑lpi) (2.19)
lp3’ = l p3 ∙ (1−lp
∑lpi) (2.20)
Pentru determinarea variației eforturilor în garnitura de prăjini, se determină efortul unitar
maxim la partea superioară, max, respectiv efortul unitar minim la partea inferioară, min, pentru
fiecare tronson în parte.
 1 min = Pl
ap1 (2.21)
 1 max = Pl+ lp1′ ∙ qp1 ∙ (b + masc)
ap1 (2.22)

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
17
 2 min = 1 max ∙ ap1
ap2 (2.23)
 2 max = Pl + (b+ masc) ∙ (lp1′ ∙ qp1+ lp2′ ∙ qp2)
ap2 (2.24)

 3 min = 2 max ∙ ap2
ap3 (2.25)
 3 max = Pl + (b+ masc) ∙ (lp1′ ∙ qp1+ lp2′ ∙ qp2+ lp3′ ∙ qp3)
ap3 (2.26)

2.6 DIMENSIONAREA GARNITURII DE ȚEVI DE EXTRACȚIE
Dimensionarea garniturii de țevi de extracție se realizează de la suprafață spre t alpa sondei,
iar în alegerea ei se ține seama de adâncimea la care se depune parafina și de posibilitatea
instrumentării cu corunca în cazul diferitelor probleme care pot să apară. Astfel că, pentru a se
putea realiza o operație de deparafinare mecanică în condiții de siguranță, se reco mandă alegerea
unui diametru constant de tubing pe adâncimea de 1000 m, diametru egal cu cel din simbolizarea
pompei. Diametrul următorului tronson este imediat superior.
Cea mai mare solicitare a tubing -ului este la cursa descendentă în momentul în care are loc
transferarea greutății coloanei de lichid de pe prăjini pe țevi.
Forțele care acționează asupra tubing -ului sunt următoarele:
 greutatea proprie;
 greutatea coloanei de lichid;
 forța de șoc care apare în momentul ruperii prăjinilor ;
 greutatea coloanelor de lichid care acționează pe suprafețele (A t2 – At1) și (A t1 – Ap)
(vezi Fig. 2.5);
Pe baza acestor forțe se determină eforturile unitare maxime și minime în garnitura de țevi
de extracție.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
18

Fig. 2.5 Schema garniturii de țevi și diagrama de eforturi
 1 min = Pl + (At1− Ap) ∙ l′ ∙ Lf + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at1 (2.27 )
 1 max = Pl + (At1− Ap) ∙ l′ ∙ Lf + lt1 ∙ qt1 + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at1 (2.28 )
 2 min = Pl +(At1− Ap) ∙ l′ ∙ Lf + (At2− At1) ∙ l′ ∙ lt2+ lt1 ∙ qt1 + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at2 (2.29 )
2 max = Pl+(At1− Ap) ∙ l′ ∙ Lf + (At2− At1) ∙ l′ ∙ lt2+ lt1 ∙ qt1 + lt2 ∙ qt2+ 1,1 ∙ Pp ∙ b
at2 (2.30 )
Unde:
 1 min și 2 min – efortul unitar mi nim în tronsonul 1, respectiv tronsonul 2 [N/m2];
 1 max și 2 max – efortul unitar m axim în tronsonul 1, respectiv tronsonul 2 [N/m2];
 lt – lungimea tronsonului de țevi [m];
 qt – greutatea unitară a țevilor [N/m];
 at – aria secțiunii pline a țevilor [m2];
 At – aria secțiunii interioare a țevilor [m2];
 Ap – aria secțiunii brute a pistonului [m2];

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
19
2.7 ANALIZA DEPLASĂRII PISTONULUI – CURSA REALĂ

Cursa de suprafață a prăjinii lustruite diferă de cursa reală a pistonului din cauza diferiților
factori, precum:
 alungirea și scurtarea prăjinilor și tubing-ului sub influența greutății coloanei de lichid,
Pl;
 supracursa pistonului datorată forțelor de inerție a prăjinilor;
 efectul vibrațiilor în prăjini;
 forțele de frecare dintre piston și cilindrul pompei, dintre prăjini și țevi, dintre țevi și
coloană;
În practica de șantier se utili zează doar primii doi factori.
Deplasarea pistonului în pompă se face prin intermediul garniturii de prăjini de pompare
comandată de la balansier. Datorită greutății proprii, la cursa ascendentă, prăjinile coboară prin
lichid, iar la începutul cursei ascendente a capului balan sier, greutatea lichidului existent în
tubing este preluată de supapa mobilă și acționează asupra pistonului, implicit asupra garniturii
de prăjini. În consecință, la cursa ascendentă pistonul preia treptat greutatea coloanei de lichid
din țevi, P l, coresp unzătoare secțiunii brute a acesteia.
Ca urmare, țevile se scurtează (revin la forma inițială) cu t, iar prăjinile se alungesc cu o
valoare p. Între timp, capul balansierului efectuează o deplasare egală cu ( p +t). În tot acest
interval de t imp, pistonul stă fix în pompă; pompa și pistonul deplasându -se simultan pe distanța
t, după care pistonu l începe să se deplaseze în pompă. (1 )
Astfel, formula generală a cursei reale a pistonului este:
Sr = S – p – t = S –  (2.31)
Unde:
 S = cursa prăjinii lustruite la suprafață [m];
 p = alungirea prăjinilor de pompare [m];
 t = alungirea tubing -ului [m];
  = alungirea totală [m];
Există dou ă situații pentru care se pot determina deformațiile prăjinilor de pompar e și a
tubing -ului:
1. Când numărul de curse n < 10 cd/min – viteze mici de pompare și se iau în considerare
doar sarcinile statice, cele dinamice fiind neglijate;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
20
2. Când numărul de curse n > 10 cd/min – viteze mari de pompare și se iau în considerare
atât sarcinile statice, cât și cele dinamice.
Pentru prima situație, deformațiile elastice ale garniturii de prăjini, p, respectiv
tubing -ului, t, se calculează ținându -se seama de legea lui Hooke, astfel:
 p = Pl · L
E · ap (2.32)
 t = Pl · L
E · at (2.33)
Unde:
 Pl = greutatea coloanei de lichid care acționează asupra secțiunii pistonului [N];
 L = lungimea prăjini lor de pompare sau a tubing -lui [m];
 at = aria secțiunii tubing -ului [m2];
 ap = aria secțiunii prăjinilor [m2];
 E = modul ul de elasticitate al lui Young [N/m2];
E = 2,1 · 1011 N/m2 (2.34)
Prin urmare, cursa reală a pistonului se poate determina cu relația:
Sr = S – Pl · L
E · (1
ap− 1
at) (2.35)
În cazul garniturii combinate, deformațiile elastice ale tubing -ului, respectiv prăjinilor se
determină cu relațiile:
 p = Pl
E · ∑l′pi
api3
i=1 (2.36)
 t = Pl
E · ∑l′tj
atj2
j=1 (2.37)
În cazul garniturii combinate, cursa reală a pistonului se determină cu relația:
Sr = S – Pl ·L
E · (∑l′pi
api3
i=1 − ∑l′tj
atj2
j=1) (2.38)

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
21
Pentru cea de a doua situație, pentru o garnitură unică, cursa reală a pistonului se
calculează cu formula:
Sr = S ∙ [1+ 2,27 ∙ (Lf ∙ n)2
1010 ] – (p + t) (2.39)
În cazul garniturilor de prăjini formate din mai multe tronsoane, pentru determinarea
cursei reale a pistonului, Gilbert a venit cu următoarea formulă de calcul :
Sr = S ∙ [1+ 2,65 ∙ (Lf ∙ n)2
1010] –  (2.40)
Unde:
 1 + 2,65
1010 · (L f · n)2 = coeficientul de supracursă ce indică cu cât crește cursa reală datorită
sarcinilor de inerție;
Pentru creșterea cursei reale se obișnuiește ancorarea tubing -ului, eliminând astfel efectul
de alungire a acestuia.

2.8 DEBITUL INSTALAȚIEI DE POMPARE
Din punct de vedere teoretic, debitul un ei sonde în pompaj este reprezentat de prod usul
dintre cursa prăjinii lustruite, numărul de curse ale balansierului și aria secțiunii pistonului.
Calculul se realizează pe durata unei zile, astfel :
Qteoretic = 24 · 60 · S r · n · Ap (2.41)
În situațiile reale, debitul sondei este mai redus comparativ cu cel teoretic din cauza mai
multori factori, precum:
 deformațiile elastice ale garniturii de prăjini și a țevilor de extracție;
 jocul dintre piston și cilindrul pompei;
 pierderile de lichid în tubing;
 prezența gazelor în țiței ;
Pe baza acestor factori se poate determina debitul real produs de sondă în funcție de
debitul teoretic și randamentul volumetric, astfel:
Qreal = 24 · 60 · S r · n · A p ·  (2.42)



Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
22
Unde:
  = ran damentul volumetric de suprafață al pompei ;
  = c · u · s (2.43)
Unde :
 c = randamentul de cursă, calculat ca raport între cursa reală și cursa de suprafață;
 u = randamentul de umplere;
 s = randamentul de scurgeri care apare datorită scurgerilor ce pot avea loc între spațiul
dintre piston și cămășile cilindrului pompei;
Randamentul volumetric de suprafață, , variază în funcție de adâncimea sondei, astfel că
el poate lua următoar ele valori:
H < 2500 m;  = 0,65 … 0,8 (2.44)
H > 2500 m;  = 0,5 … 0,6 (2.45)
Mai există o variantă prin care se poate determina debitul real al sondei, și anume pe baza
randamentului de fund al pompei, astfel:
Qreal = 24 · 60 · S r · n · A p · v (2.46)
 v = Qreal
Qteoretic · 100 % (2.47)

2.9 ECHILIBRAREA UNITĂȚII DE POMPARE
Echilibrarea unității de pompare presupune montarea unor contragreutăți pe:
 balansier;
 manivelă;
 atât pe manivelă, cât și pe balansier;
În cazul în care unitatea de pompare nu ar fi echilibrată în mod corespunzător, atunci, la
cursa ascendentă, motorul ar fi solicitat ridicând greutatea prăjinilor, dar și a lichidului. La cursa
descendentă, garnitura de prăjini coboară sub propri a greutate, iar motorul funcționează în regim
de generator.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
23
În realizarea calculelelor de echilibare se iau în considerare doar sarcinile statice, astfel că,
la cursa ascendentă, sarcina statică maximă în prăjina lustruită este:
Pmax = P l + P p · B (2.48)
Respectiv la cursa descendentă:
Pmax = P p · B (2.49)
Unde:
 Pl = greutatea lichidului care acționează asupra secțiunii pistonului;
Pl = am · g · A p · L (2.50)
 b = factorul de flotabilitate;
b = 1 – ρam
ρ0 (2.51)
Condiția principală pentru ca unitatea de pompare să fie echilibrată este ca în bielă să
apară o forță G atât la cursa ascendentă, cât și la cursa descendentă.
Se definește k = a
b, unde:
 a = lungimea brațului anterior;
 b = lungimea brațului posterior;
În cazul în care k = 1, atunci forța G devine:
G = Pmax + Pmin
2 (2.52)
În cazul în care k ≠ 1, forța G devine:
G = k · (Pl
2+ Pp·b) (2.53)
2.10 DETERMINAREA CUPLULUI LA REDUCTOR
Cuplul maxim la reductor are un rol important, deoarece de el se ține cont în alegerea
reductorului pentru unitatea de pompare.
Factorii care influențează cuplul maxim la reductor sunt:
 sarcina de la capul balansierului;
 lungimiea cursei prăjinii lustruite;
 modul și gradul de echili brare al unității de pompare; (2 )

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
24
Din punct de vedere teoretic, cuplul la reductor se definește ca momentul forței în raport
cu axul de rotație al reductorului.
C = T · r (2.54)
Conform API, cuplul m axim la reductor se calculează folosind următoarea relație:
Cmax = (k · P max – G) · S
2 · k C = T · r (2.55)
Unde:
 Pmax = sarcina maximă la prăjina lustruită;
 G = contragreutatea de echilibru;
 S = cursa de suprafață a prăjinii lustruite;
 k = raportul dintre cele două brațe ale balansierului;

2.11 CALCULUL PUTERII MOTORULUI DE ACȚIONARE
Cea mai utilizată relație de calcul pentru determinarea puterii motorului de acționare în
funcție de variațiile de mărime a prăjinii lustruite este cea a lui J. W. Fairbanks, care arată astfel :
Nn = 0,1205 · L · Q t · 10-3 · Lf (2.56)

2.12 CALCULUL DE VERIFICARE AL PARAMETRILOR REGIMULUI
DE FUNCȚIONARE AL SONDELOR ÎN POMPAJ CONTINUU
Utilizarea unui sistem Gas – Lift presupune reevaluarea parametrilor metodei de extracție,
metodă deja aplicată în cadrul sonde lor alese din respectivele zăcăminte.
De fapt, calculul de verificare al parametrilor regimului de funcționare are drept țel
determinarea eficienței instalațiilor de pompare în regim de pompaj continuu.
Se pun în evidență diferiți param etri specifici unităților de pompare, precum:
 sarcina maximă și sarcina minimă în prăjina lustruită;
 alungirile garniturii de prăjini și a tubing -ului;
 cursa reală a pistonului;
 debitul teoretic de fluid extras.
Alegerea sondelor de pe zăcămintele Țicleni și Boldești a fost făcută în funcție de debitul
de lichid extras pentru a se putea realiza o diferențiere cât mai vizibilă a parametrilor ce trebuie
calculați. Astfel, s -au ales următoarele sonde:

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
25
Datele de producție Sonda nr. 1 Sonda nr. 2 Sonda nr. 3
1. Coloană exploatare
[inch] 51/2 7 95/8
2. Interval perforat [m] 1386 – 1356 1576 – 1559 2315 – 2310
2249 – 2241
3. Oglindă de ciment
[m] 1395 1576 2362
4. Unitate de pompare U.P. 7 tV U.P. 12 tV U.P. 15 tV
5. Tip de pompă 25-125-RHAC
12 – 4 – 0 – 0 20-150-RWAC
10 – 4 – 0 – 0 25-225-THBC
18 – 4 – 2 – 2
6. Adâncime de fixare
a pompei [m] 1042 1508,28 1353,09
7. Cursă [m] 1,5 3 3,8
8. Nr. curse duble
[cd/min] 6,5 6,8 6,2
9. Lungime tronson
tubing [m] 1042 592,72 915,56 1353,09
10. Lungime prăjini de
pompare [m] 234,28 807,72 845,78 662,5 522,51 830,58
11. Diametru tubing
[inch] 31/2 27/8 23/8 31/2 27/8 23/8 31/2 27/8 23/8
– – 1042 – 592,72 915,56 – 1359,09 –
12. Diametru prăjini de
pompare [inch] 1 7/8 3/4 1 7/8 3/4 1 7/8 3/4
– 234,28 807,72 – 845,78 662,5 522,51 830,58 –
13. Gradul oțelului
tubing J – 55 J – 55 J – 55
14. Putere motor [kW] 7,5 30 37
15. Debit de lichid
[m3] 17,4 30,2 95,7
16. Impurități [%] 20 70 92
17. Debit net [m3] 11,6 7,5 3,7
18. Debit de gaze
[mN3/m3] – 0,5 0,25
Tab. 2.5 Datele de producție al sondelor alese de pe structurile Țicleni și Boldești

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
26
Pentru realizarea calculului de verificare se extrag din STAS datele generale despre
prăjinile de pompare, tubing, pompe de extracție și tipurile de oțeluri pentru prăjini.
PRĂJINI DE POMPARE
Diametrul nomnial Aria secțiunii, a p Greutatea unitară, q p
in mm cm2 daN/m
1 25 4,91 4,17
7/8 22 3,8 3,28
¾ 19 2,85 2,43
5/8 16 2,01 1,75

Tab. 2.6 Caracteristicile prăjinilor de pompare

TUBING DE EXTRACȚIE
Diametrul nominal Aria secțiunii , at Greutatea unitară , qt Aria secțiunii
transversale , A t
in mm cm2 daN/m cm2
31/2 88,9 15,9 13,65 45,6
22/8 73,02 11,6 9,6 31,66
23/8 60,32 8,8 7 20,26
Tab. 2.7 Caracteristicile tubing -ului de extracție

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
27
OȚELURI PRĂJINI DE POMPARE
Marcă oțel Rezistența la rupere,
r Rezistența la
curgere,
c Rezistența
admisibil ă,
s
– daN/cm2 daN/cm2 daN/cm2
20MnNi35 6500 5300 2385
41MoCr11 890 7440 3380
Tab. 2.8 Caracteristicile de rezistență a oțelurilor prăjinilor de pompare

OȚELURI TUBING
Grad oțel Rezistența la curgere,
c Rezistența admisibilă,
c
– daN/cm2 daN/cm2
H – 40 2810 1277
J – 55 3870 1759
C – 75 5270 2395
N – 80 5620 2554
P – 105 7380 3354
Tab. 2.9 Caracteristicile de rezistență a oțelurilor tubing -ului

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
28

TIPURI DE POMPE FOLOSITE
Diametru piston, D p
[inch] 275 250 225 200 178 175 150 125 106
23/4 21/2 21/4 2 125/32 13/4 11/2 11/4 11/16
Aria pistonului,
Ap [cm2] 38,31 31,66 25,65 20,26 16,07 15,51 11,40 7,9 5,7
Tab. 2.10 Dimensiunile pompei de extracție
Pentru sondele de pe structurile Țicleni și Boldești s -au considerat următoarele valori
pentru de nsitatea țițeiului, respectiv apei de zăcământ:
t = 830 kg/m3;
a = 1050 kg/m3;
Sonda 1 (Țicleni)
Instalația de pompare aleasă pentru prima sondă fiind de tip U.P. 7 tV, are următoarele
specificații provenite din STAS:
 Cursa de suprafață a prăjinii lustruite: S = 1,5 m;
 Numărul de curse: n = 6,5 cd/min;
 Raza manivelei: r = 735 mm = 0,735 m;
 Lungimea bielei: l = 2400 mm = 2,4 m;
Pompa de extracție utilizată este de tip: 25-125 RHAC 12 -4-0-0, cu următoarele
specificații:
 Diametrul pistonului: d p = 11/4 in = 0,03175 m;
 Aria secțiunii pistonului: A p = 0,000792 m2;
Debitul furnizat de strat este Q l = 17,4 m3/zi;
1. Se calculează densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,2) + 1050 · 0,2 = 874 kg/m3;
2. Se determină factorul de flotabilitate:
b = 1 – ρ′
ρo = 1 – 874
7850 = 0,88;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
29
3. Se calculează factorul dinamic pentru fiecare cursă în parte: ascendentă, respectiv
descendentă:
 pentru cursa ascendentă :
masc = S · n2
1790 · (1+ r
l) = 1,5 · 6,52
1790 · (1+ 0,735
2,4) = 0,046;
 pentru cursa descendentă:
mdesc = S · n2
1790 · (1− r
l) = 1,5 · 6,52
1790 · (1− 0,735
2,4) = 0,024;
4. Se calculeaz ă greutatea coloanei de lichid de deasupra pistonului la cursa ascendentă:
Pl = ’ · g · L f · A p =  · 9,81 · 1042 · 0,000792 = 7073,35 N;
5. Se determină greutatea prăjinilor de pompare:
Pp = lp1 · qp1 + lp2 · qp2 = (807,72 · 2,43 · 10) + (234,28 · 3,28 · 10) = 26793,05 N;
6. Se calculează sarcina maximă la prăjina lustruită:
Pmax = P l + (m asc + b) · P p = 7073,35 + (0,046 + 0,88) · 26793,05 = 32122,45 N;
7. Se determină alungirea prăjinilor și a tubing -ului:
 alungirea prăjinilor de pompare:
p = Pl
E · (lp1
ap1+lp2
ap2) = 7073 ,35
2 · 1011 · (807 ,72
2,85 · 10−4+234 ,28
3,8 · 10−4) = 0,122 m;
 alungirea tubing -ului:
t = Pl
E · (lt1
at1) = 7073 ,35
2 · 1011 · (1042
8,8 · 10−4) = 0,041 m;
8. Se determină alungirea totală din însumarea alungirilor prăjinilor și a tubing -ului:
 = p + t = 0,122 + 0,041 = 0,163 m;
9. Se determină alungirea cursei reale:
Sr = S · [1+ 2,65
1010 · (Lf ·n)2] – = 1,5 · [1+ 2,65
1010 · (1042 ·6,5)2] – = 1,35 m;
10. Se calculeaz ă debitul teoretic al pompei necesar pentru a calcula randamentul volumetric:
Qt = 24 · 60 · A p · Sr · n = 24 · 60 · 0,000792 · 1,35 · 6,5 = 10,03 m3/zi;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
30
11. Se determină randamentul volumetric, fiind raport între volumul de fluid care a pătruns
sub piston în ti mpul cursei ascendente și volumul creat prin deplasarea pistonului:
v = Q
Qt · 100 = 17,4
10,03 · 100 = 173,37 %.
Sonda 2 (Țicleni)
Instalația de pompare aleasă pentru cea de a doua sondă fiind de tip U.P. 12 tV, are
următoarele specificații provenite din STAS:
 Cursa de suprafață a prăjinii lustruite: S = 3 m;
 Numărul de curse: n = 6,8 cd/min;
 Raza manivelei: r = 945 mm = 0,945 m;
 Lungimea bielei: l = 3770 mm = 3,77 m;
Pompa de extracție utilizată este de tip: 20-150 RWAC 10 -4-0-0, cu următoarele
specificații:
 Diametrul pistonului: d p = 11/2 in = 0,0381 m;
 Aria secțiunii pistonului: A p = 0,00 114 m2;
Debitul furnizat de strat este Q l = 30,2 m3/zi;
1. Se calculează densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,7) + 1050 · 0,7 = 984 kg/m3;
2. Se determină factorul de flotabilitate:
b = 1 – ρ′
ρo = 1 – 984
7850 = 0,87;
3. Se calculează factorul dinamic pentru fiecare cursă în parte: ascendentă, respectiv
descendentă:
 pentru cursa ascendentă :
masc = S · n2
1790 · (1+ r
l) = 3 · 6,82
1790 · (1+ 0,945
3,77) = 0,096;
 pentru cursa descendentă:
mdesc = S · n2
1790 · (1− r
l) = 3 · 6,82
1790 · (1− 0,945
3,77) = 0,0 58;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
31
4. Se calculeaz ă greutatea coloanei de lichid de deasupra pistonului la cursa ascendentă:
Pl = ’ · g · L f · A p =  · 9,81 · 1508,28 · 0,00114 = 16599,15 N;
5. Se determină greutatea prăjinilor de pompare:
Pp = lp1 · qp1 + lp2 · qp2 = (662,5 · 2,43 · 10) + (845,78 · 3,28 · 10) = 43007,36 N;
6. Se calculează sarcina maximă la prăjina lustruită:
Pmax = P l + (m asc + b) · P p = 16599,15 + (0,096 + 0,87) · 43007,36 = 58383,93 N;
7. Se determină alungirea prăjinilor și a tubing -ului:
 alungirea prăjinilor de pompare:
p = Pl
E · (lp1
ap1+lp2
ap2) = 16599 ,15
2 · 1011 · (662 ,5
2,85 · 10−4+845 ,78
3,8 · 10−4) = 0,377 m;
 alungirea tubing -ului:
t = Pl
E · (lt1
at1+ lt2
at2) = 16599 ,15
2 · 1011 · (915 ,56
8,8 · 10−4+ 592 ,72
11,6 · 10−4) = 0,128 m;
8. Se determină alungirea totală din însumarea alungirilor prăjinilor și a tubing -ului:
 = p + t = 0,377 + 0,128 = 0,505 m;
9. Se determină alungirea cursei reale:
Sr = S · [1+ 2,65
1010 · (Lf ·n)2] – = 3 · [1+ 2,65
1010 · (1508 ,28 ·6,8)2] – = 2,57 m;
10. Se calculeaz ă debitul teoretic al pompei necesar pentru a calcula randamentul volumetric:
Qt = 24 · 60 · A p · Sr · n = 24 · 60 · 0,00114 · 2,57 · 6,8 = 28,77 m3/zi;
11. Se determină randamentul volumetric, fiind raport între volumul de fluid care a pătruns
sub piston în timpul cursei ascendente și volumul creat prin deplasarea pistonului:
v = Q
Qt · 100 = 30,2
28,77 · 100 = 104,96 %.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
32
Sonda 3 (Boldești )
Instalația de pompare aleasă pentru cea de a treia sondă fiind de tip U.P. 15 tV, are
următoarele specificații provenite din STAS:
 Cursa de suprafață a prăjinii lustruite: S = 3,8 m;
 Numărul de curse: n = 6,2 cd/min;
 Raza manivelei: r = 1187 mm = 1,187 m;
 Lungimea bielei: l = 3770 mm = 3,77 m;
Pompa de extracție utilizată este de tip: 25-225 THBC 18 -4-2-2, cu următoarele
specificații:
 Diametrul pistonului: d p = 21/4 in = 0,05715 m;
 Aria secțiunii pistonului: A p = 0,00257 m2;
Debitul furnizat de strat este Q l = 95,7 m3/zi;
1. Se calculează densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,92) + 1050 · 0,92 = 1034 kg/m3;
2. Se determină factorul de flotabilitate:
b = 1 – ρ′
ρo = 1 – 1034
7850 = 0,86 ;
3. Se calculează factorul dinamic pentru fiecare cursă în parte:
 pentru cursa ascendentă :
masc = S · n2
1790 · (1+ r
l) = 3,8 · 6,22
1790 · (1+ 1,187
3,77) = 0,107;
 pentru cursa descendentă:
mdesc = S · n2
1790 · (1− r
l) = 3,8 · 6,22
1790 · (1− 1,187
3,77) = 0,055 ;
4. Se calculeaz ă greutatea coloanei de lichid de deasupra pistonului la cursa ascendentă:
Pl = ’ · g · L f · A p =  · 9,81 · 1353,09 · 0,00256 = 35207,77 N;
5. Se determină greutatea prăjinilor de pompare:
Pp = lp1 · qp1 + lp2 · qp2 = (522,51 · 4,17 · 10) + (830,58 · 3,28 · 10) = 48100,08 N;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
33
6. Se calculează sarcina maximă la prăjina lustruită:
Pmax = P l + (m asc + b) · P p = 35207,77 + (0,107+ 0,86) · 48100,08 = 82133,17 N;
7. Se determină alungirea prăjinilor și a tubing -ului:
 alungirea prăjinilor de pompare:
p = Pl
E · (lp1
ap1+lp2
ap2) = 35207 ,77
2 · 1011 · (522 ,51
4,91 · 10−4+830 ,58
3,8 · 10−4) = 0,572 m;
 alungirea tubing -ului:
t = Pl
E · (lt1
at1) = 35207 ,77
2 · 1011 · (1353 ,09
11,6 · 10−4) = 0,205 m;
8. Se determină alungirea totală din însumarea alungirilor prăjinilor și a tubing -ului:
 = p + t = 0,572 + 0,205 = 0,777 m;
9. Se determină alungirea cursei reale:
Sr = S · [1+ 2,65
1010 · (Lf ·n)2] – = 3,8 · [1+ 2,65
1010 · (1353 ,09 ·6,2)2] – = 3,09 m;
10. Se calculeaz ă debitul teoretic al pompei necesar pentru a calcula randamentul volumetric:
Qt = 24 · 60 · A p · Sr · n = 24 · 60 · 0,00256 · 3,09 · 6,2 = 70,84 m3/zi;
11. Se determină randamentul volumetric, fiind raport între volumul de fluid care a pătruns
sub piston în timpul cursei ascendente și volumul creat prin deplasarea pistonului:
v = Q
Qt · 100 = 95,7
70,84 · 100 = 135,08 %.

2.13 CALCULUL DE PROIECTARE AL PARAMETRILOR REGIMULUI DE
FUNCȚIONARE AL SONDELOR ÎN POMPAJ CONTINUU
Calculul are drept scop determinarea celei mai bune variante de proiectare din punct de
vedere al randamentului volumetric, plecându -se de la parametrii iniția li ai sondelor, pentru ca
mai apoi să se aleagă parametri noi în vederea observării modificărilor care se aduc
randamentului.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
34

Sonda 1 (Țicleni)
DATE INIȚIALE
1. Debitul de lichid produs de strat Ql = 17,4 m3
2. Impurități i = 20%
3. Adâncimea de fixare a pompei Lf = 1042 m
4. Densitatea țițeiului t = 830 kg/m3
5. Densitatea apei de zăcământ a = 1050 kg/m3

 Densitatea lichidului extras:
l’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,2) + 1050 · 0,2 = 874 kg/m3;
 Factorul de flotabilitate:
b = 1 – ρl′
ρo = 1 – 874
7850 = 0,88;
Sonda este echipată cu unitatea U.P. 7T -2000 -2000M, cu următoarele specificații generale:
 Sarcina maximă la prăjina lustruită: 7000 kgf;
 Cuplul maxim la reductor: 2000 kgf · m;
 Lungimea cursei de suprafață: S = 900; 1200; 1500; 2000 mm;
 Numărul minim și numărul maxim de curse duble pe minut: n = 6,3 … 15 cd/min;
 Raportul de transmitere al reductorului: 1 : 36,1;
 Lungimea brațului anterior: a = 2200 mm = 2,2 m;
 Lungimea brațului posterior: b = 2200 mm = 2,2 m;
 Lungimea bielei: l = 2400 mm = 2,4 m;
 Raza manivelei: r = 445; 595; 735; 965 m m;
 Greutatea aproximativă: 8800 kgf.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
35

1. Calculul frecvențelor periculoase și nepericuloase .
 Frecvențe periculoase:
N1 = 5; n1 = 76500
Lf ∙ N1 = 76500
1042 ∙ 5 = 14,68 cd/min ;
N2 = 6; n2 = 76500
Lf ∙ N2 = 76500
1042 ∙ 6 = 12,23 cd/min ;
N3 = 7; n3 = 76500
Lf ∙ N3 = 76500
1042 ∙ 7 = 10,48 cd/min ;
N4 = 8; n4 = 76500
Lf ∙ N4 = 76500
1042 ∙ 8 = 9,17 cd/min ;
N5 = 9; n5 = 76500
Lf ∙ N5 = 76500
1042 ∙ 9 = 8,15 cd/min ;
N6 = 10; n6 = 76500
Lf ∙ N6 = 76500
1042 ∙ 10 = 7,34 cd/min ;
N7 = 11; n7 = 76500
Lf ∙ N7 = 76500
1042 ∙ 11 = 6,67 cd/min;
N8 = 12; n8 = 76500
Lf ∙ N8 = 76500
1042 ∙ 12 = 6,11 cd/min;
 Frecvențe nepericuloase:
nI = √n1 ∙ n2 = √14,68 ∙ 12,23 = 13,40 cd/min;
nII = √n2 ∙ n3 = √12,23 ∙ 10,48 = 11,32 cd/min;
nIII = √n3 ∙ n4 = √10,48 ∙ 9,17 = 9,81 cd/min;
nIV = √n4 ∙ n5 = √9,17 ∙ 8,15 = 8,65 cd/min;
nV = √n5 ∙ n6 = √8,15 ∙ 7,34 = 7,73 cd/min;
nVI = √𝐧𝟔 ∙ 𝐧𝟕 = √𝟕,𝟑𝟒 ∙ 𝟔,𝟔𝟕 = 7 cd/min;
nVII = √n7 ∙ n8 = √6,67 ∙ 6,11 = 6,39 cd/min;
Din frecvențele nepericuloase se alege prima valoare care îndeplinește următoarea
condiție:
n > 6,3
Astfel, se alege n = 7 cd/min.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
36
2. Alegerea pompei de extracție.
Se alege o pompă de tip P 27/8 x 11/2.
3. Determinarea cursei de suprafață și numărul de curse duble .
 diametrul p istonului:
dp = (1 + 1
2) ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,0381 m;
 aria secțiunii pistonului:
Ap = π
4 ∙ dp2 = π
4 ∙ 0,03812 = 0,00114 m2;
 Se alege randamentul instalației:
 Pentru H > 2500 m, se alege  = 0,5 … 0,6;
 Pentru H < 2500 m, se alege  = 0,6 … 0,8;
H = 1371 m, se alege = 0,7.
 Se calculeaz ă produsul S · n, cu respectarea condiției S · n < 33
S ∙ n = Qt
1440 ∙ Ap ∙ α = 17,4
1440 ∙ 0,00114 ∙ 0,7 = 15,14 m
 Se determină lungimea cursei calculate:
Sc = S ∙ n
n = 15,14
7 = 2,16 m;
Din caracteristicile unității de pompare se alege o valoare standardizată a cursei pe baza
lungimii calculate, S c, astfel: S = 2000 mm = 2 m.
 Pentru unitatea de pompare aleasă :

 r = 965 mm = 0,965 m;
 l = 2400 mm = 2,4 m.

4. Se determină factorii dinamici la cursa ascendentă, respectiv la cursa descendentă :
masc = S ∙ n2
1790 ∙ (1+r
l) = 2 ∙ 72
1790 ∙ (1+0,965
2,4) = 0,0767 ;
mdesc = S ∙ n2
1790 ∙ (1−r
l) = 2 ∙ 72
1790 ∙ (1−0,965
2,4) = 0,0327 ;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
37
5. Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare
Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare se face prin metoda rezistențelor maxime
admisibile. Determinarea lungimilor tronsoanelor se face din următoarea condiție:
max = a
Unde:
 max = rezistența maximă la care sunt solicitate prăjinile de pompare;
 a = rezistența admisibilă a prăjinilor de pompare;
Ca punct de plecare , se consideră următoarele diametre:
 dp1 = 3
4 ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,01905 m;
 dp2 = 7
8 ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,022225 m;
Pentru prăjinile de pompare se alege următorul tip de oțel: 35Mn16 cu rezistența admisibilă
a = 2025 ∙ 105 N/m2.
 Se determină aria secțiunii transversale a prăjinilor:
ap1 = π
4 ∙ dp12 = π
4 ∙ 0,019052 = 0,000285 m2;
qp1 = 24,3 N/m ;

ap2 = π
4 ∙ dp22 = π
4 ∙ 0,0222252 = 0,0003879 m2;
qp2 = 32,8 N/m ;
 Se determină greutatea coloanei de lichid care acționează asupra pistonului:
Pl = l’ ∙ 9,81 ∙ L f ∙ Ap =∙ 9,81 ∙ 1042 ∙ 0,00114 = 10185,63 N;
 Se determină lungimea tronsoanelor de prăjini:

 Lungimea primului tronson:
lp1 = a ∙ ap1− Pl
qp1 ∙ (b + masc) = 2025 · 105 ∙ 2,85 · 10−4 − 10185 ,63
24,3 ∙ (0,88 + 0,0767 ) = 2026,08 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
38
În urma calculului se observă că lungimea tronsonului este mai mare decât adâncimea de
fixare a pompei, de aceea putem lucra mai departe cu un singur tronson de prăjini de pompare.
lp’ = 1508,22 mm;
6. Se determină eforturile unitare în garnitura de prăjini de pompare.
 Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului
min = Pl
ap1 = 10185 ,63
2,85 · 10−4 = 0,35 · 108 N/m2;
 Tensiunea maximă corespunzătoare tronsonului
max = Pl+ lp1′ ∙ qp1 ∙ (b+ masc)
ap1 = 10185 ,63 + 1042 ∙ 24,3 ∙ (0,88 + 0,0767 )
2,85 · 10−4
max = 1,21 · 108 N/m2;
max = 1,21 · 108 N/m2 < a = 2,025 · 108 N/m2
Se trasează graficul variației eforturilor în garnitura d e prăjini, prezentat în figura 2.6 , în
funcție de tensiunea minimă și maximă a tronsonului și lungimea prăjinilor de pompare, astfel:

Fig. 2.6 Variația efortului unitar în garnitura de prăjini de pompare 0
104.2
208.4
312.6
416.8
521
625.2
729.4
833.6
937.8
10420 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4Adâncimea [m] Efortul, ∙ 108[N/m2]

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
39
7. Dimensionarea tubing -ului de extracție
 Lungimea tronsonului de tubing:
lt = 1042 m;
 Se determină diametrul interior al tubing -ului de extracție:
dext = [(2+ 7
8) ∙25,4 ∙10−3 ] = 0,073025 m;
 Se determină diametrul interior al tubing -ului de extracție:
dint = [(2,5 ∙25,4 ∙10−3 )] = 0,0635 m;
 Greutatea pe metru liniar al tronsonului de tubing:
qt = 96 N/m2;
 Se determină greutatea specifică a lichidului extras:
l = l’ ∙ 9,81 = 874 ∙ 9,81 = 8573,94 N/m3;
 Se dete rmină aria secțiunii metalice a tronsonului de tubing:
at = π
4 ∙ (dext 12− dint 12) = = π
4 ∙ (0,0 730252 – 0,06352) = 10,21 · 10-4 m2;
 Se determină aria secțiunii transversale a tronsonului de tubing:
At = π
4 ∙ dint 2= π
4 ∙ 0,06352 = 0,00 3167 m2;
 Se determină greutatea prăjinilor suspendate în aer:
Pp = lp′ ∙ qp = 1042 ∙ 24,3 = 25320,6 N;
8. Se determină eforturile unitare din tubing
 Tensiunea minimă corespunzătoare întregului tubing
min = Pl+(At− Ap) ∙ l ∙ Lf + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at
min = 10185 ,63 + (0,003167 – 0,00114 ) ∙ 8573 ,94 ∙ 1042 + 1,1 ∙ 25320 ,6 ∙ 0,88
10,21 · 10−4
1min = 0,51 · 108 N/m2;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
40

 Tensiunea maximă corespunzătoare întregului tubing
max = Pl+(At− Ap) ∙ l ∙ Lf + lt ∙ q1 + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at
max = 10185 ,63 + (0,003167 – 0,00114 ) ∙ 8573 ,94 ∙ 1042 +1042 ∙ 96 + 1,1 ∙ 25320 ,6 ∙ 0,88
10,21 · 10−4
1 max = 1,49 · 108 N/m2;
Cu ajutorul tensiuni i minime și maxime și în funcție de lungimea tronsonului de tubing, l t,
se va trasa graficul variației eforturilor în tubing.

Fig. 2.7 Variația efortului unitar în tubing
Se alege pentru tubing -ul de extracție oțelul J – 55 cu următoarele specificații :
 Tensiunea admisibilă
a = 1,759 · 108 N/m2; 0
104.2
208.4
312.6
416.8
521
625.2
729.4
833.6
937.8
10420 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6Adâncimea [m] Efortul, ∙ 108[N/m2]

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
41
 Limita la curgere
c = 3,87 · 108 N/m2;
Din calculele efectuate mai sus se obține tensiunea maximă exercitată asupra țevilor de
extracție:
max = 1,4 9 · 108 N/m2;
Rezultă că tensiunea admisibilă a oțelului este mai mare decât tensiunea maximă exercitată
asupra țevilor de extracție.
a > max
a = 1,759 ∙ 108 N/m2 > max = 1,49 ∙ 108 N/m2;
9. Determinarea cursei reale a pistonului
 Modulul de elasticitate al lui Young
E = 2,1 · 1011 N/m2;
 Se calculează alungirea prăjinilor
p = Pl
E ∙ (lp1′
ap1) = 10185 ,63
2 ∙ 1011 ∙ (1042
2,85 · 10−4) = 0,177 m;
 Se calculează alungirea tubing -ului
t = Pl
E ∙ (lt
at) = 10185 ,63
2 ∙ 1011 ∙ (1042
10,21 ∙ 10−4) = 0,0 49 m;
Însă, pentru a se alege varianta cea mai bună din punct de vedere al randamentului
volumetric, se realizează ancorarea tubing -ului, eliminând astfel efectul de alungire.
t = 0
 Se determină alungirea totală
p + t = 0,177 + 0 = 0,177 m;
 Se determină cursa reală a pistonului în pompă
Sr = S ∙ [1+ 2,65 ∙ (Lf ∙ n)2
1010 ] – = 2 ∙ [1+ 2,65 ∙ (1042 ∙ 7)2
1010 ] – 0,177 = 1,85 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
42
 Se determină debitul teoretic al instalației
Qt = 1440 ∙ A p ∙ Sr ∙ n · s = 1440 ∙ 0,00114 ∙ 1,85 ∙ 7 ∙ 0,9 = 19,14 m3/zi;
10. Calculul de verificare al unității de pompare
 Se determină randamentul volumetric
hv = Ql
Qt · 100 = 17,4
19,14 · 100 = 90,89 %;
 Se determină sarcina maximă și sar cina minimă în prăjina lustruită
Pmax = Pl+ Pp ∙ (b+ masc)
9,81 = 10185 ,63 + 25320 ,6 ∙ (0,88 + 0,0767 )
9,81 = 3530,14 daN;
Pmin = Pp ∙ (b − mdesc )
9,81 = 25320 ,6 ∙ (0,88−0,0327 )
9,81 = 2209,23 daN;
 Se determină cuplul maxim la reductor
– Lungimea brațului anterior
a = 2200 mm = 2,2 m;
– Lungimea brațului posterior
b = 2200 mm = 2,2 m;
– Raportul lungimilor celor două brațe
k = a
b = 2200
2200 = 1;
– Greutatea medie în prăjina lustruită
G = k ∙ (Pmax + Pmin )
2 = 1 ∙ (3530 ,14 + 2209 ,23)
2 = 2869,69 daN;
– Cuplul maxim la reductor
Cmax = (k ∙ P max – G) ∙ S
2 ∙ k = (1 ∙ 3530,14 – 2869,69 ) ∙ 2
2 ∙ 1 = 660,45 daN ∙ m;
Cuplul maxim standardizat al Unității de Pompare este C max s = 2000 kgf · m, care este
mult mai mare decât cuplul maxim rezultat din calcule, C max = 660,45 kgf · m.
Cmax s > C max
Cmax s = 2000 kgf · m > Cmax = 660,45 kgf · m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
43
 Se determină puterea nominală a motorului electric
Nn = 0,1205 ∙ Q t ∙ 10-3 ∙ Lf1,13 = 0,1205 ∙ 19,14 ∙ 10-3 ∙ 10421,13 = 5,9 3 kW;
În continuare, algorimtul o să fie reluat, dar pentru alți parametri ai instalației de pompare.
Rezultatele sunt prezentat e în tabelul de mai jos, linia boldată reprezentând cea mai bună
variantă de funcționare a instalației cu un randament volum etric maxim.
Nr.
Crt. S n dp t v
– m cd/min in m %
1 2 6,39 11/4 0,0422 142,81
2 2 6,39 11/2 0,0494 102,57
3 2 6,39 11/2 0 99,82
4 2 6,39 13/4 0,0673 78,95
5 2 7 11/2 0 90,89
Tab. 2.11 Date rezultate în urma folosirii unor diferiți parametri ai instalației
Sonda 2 (Țicleni)
DATE INIȚIALE
1. Debitul de lichid produs de strat Ql = 30,2 m3
2. Impurități i = 70 %
3. Adâncimea de fixare a pompei Lf = 1508,28 m
4. Densitatea țițeiului t = 830 kg/m3
5. Densitatea apei de zăcământ a = 1050 kg/m3

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
44
 Densitatea lichidului extras:
l = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,7) + 1050 · 0,7 = 984 kg/m3;
 Factorul de flotabilitate:
b = 1 – ρl′
ρo = 1 – 984
7850 = 0,874 ;
Sonda este echipată cu u nitatea U.P. 12T -5000 -10000M, având următoarele specificații
generale:
 Sarcina maximă la prăjina lustruită: 12000 kgf;
 Cuplul maxim la reductor: 10000 kgf · m;
 Lungimea cursei de suprafață: S = 1,5; 2; 2,5; 3; 3,5; 4; 4,5; 5 m ;
 Numărul minim și numărul maxim de curse duble pe minut: n = 6,6 … 11,7 cd/min;
 Raportul de transmitere al reductorului: 1 : 34,81;
 Lung imea brațului anterior: a = 5000 mm = 5 m;
 Lungimea brațului posterior: b = 3200 mm = 3,2 m;
 Lungimea bielei: l = 3770 mm = 3,77 m;
 Raza manivelei: r = 480; 635; 790; 945; 1095; 1245; 1390; 1535 mm;
 Greutatea aproximativă: 26750 kgf.

1. Calculul frecvențelor periculoase și nepericuloase .
 Frecvențe periculoase:
N1 = 2; n1 = 76500
Lf ∙ N1 = 76500
1508 ,28 ∙ 2 = 25,36 cd/min ;
N2 = 3; n2 = 76500
Lf ∙ N2 = 76500
1508 ,28 ∙ 3 = 16,90 cd/min ;
N3 = 4; n3 = 76500
Lf ∙ N3 = 76500
1508 ,28 ∙ 4 = 12,68 cd/min ;
N4 = 5; n4 = 76500
Lf ∙ N4 = 76500
1508 ,28 ∙ 5 = 10,14 cd/min ;
N5 = 6; n5 = 76500
Lf ∙ N5 = 76500
1508 ,28 ∙ 6 = 8,45 cd/min ;
N6 = 7; n6 = 76500
Lf ∙ N6 = 76500
1508 ,28 ∙ 7 = 7,24 cd/min ;
N7 = 8; n7 = 76500
Lf ∙ N7 = 76500
1508 ,28 ∙ 8 = 6,34 cd/min;
N8 = 9; n8 = 76500
Lf ∙ N8 = 76500
1508 ,28 ∙ 9 = 5,63 cd/min;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
45
 Frecvențe nepericuloase:
nI = √n1 ∙ n2 = √25,36 ∙ 16,90 = 20,70 cd/min;
nII = √n2 ∙ n3 = √16,90 ∙ 12,68 = 14,64 cd/min;
nIII = √n3 ∙ n4 = √12,68 ∙ 10,14 = 11,34 cd/min;
nIV = √n4 ∙ n5 = √10,14 ∙ 8,45 = 9,26 cd/min;
nV = √n5 ∙ n6 = √8,45 ∙ 7,24 = 7,82 cd/min;
nVI = √𝐧𝟔 ∙ 𝐧𝟕 = √𝟕,𝟐𝟒 ∙ 𝟔,𝟑𝟒 = 6,77 cd/min;
nVII = √n7 ∙ n8 = √6,34 ∙ 5,63 = 5,97 cd/min;
Din frecvențele nepericuloase se alege prima valoare care îndeplinește următoarea
condiție:
n > 6,6
Astfel, se alege n = 6,77 cd/min.
2. Alegerea pompei de extracție.
Se alege o pompă de tip P 27/8 x 11/2.
3. Determinarea cursei de suprafață și numărul de curse duble .
 diametrul pistonului:
dp = (1 + 1
2) ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,0381 m;
 aria secțiunii pistonului:
Ap = π
4 ∙ dp2 = π
4 ∙ 0,03812 = 0,00114 m2;
 Se alege randamentul instalației:
 Pentru H > 2500 m, se alege  = 0,5 … 0,6;
 Pentru H < 2500 m, se alege  = 0,6 … 0,8;
H = 1567,5 m, se alege = 0,7.
 Se calculeaz ă produsul S · n, cu respectarea condiției ca S · n < 33.
S ∙ n = Qt
1440 ∙ Ap ∙ α = 30,2
1440 ∙ 0,00114 ∙ 0,7 = 26,27 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
46
 Se determină lungimea cursei calculate:
Sc = S ∙ n
n = 26,27
6,77 = 3,87 m;
Din caracteristicile unității de pompare, se alege o valoare standardizată a cursei pe baza
lungimii calculate, S c, și anume: S = 3500 mm = 3,5 m.
 Pentru unitatea de pompare aleasă :
 r = 1095 mm = 1,095 m;
 l = 3770 mm = 3,77 m.
4. Se determină factorii dinamici la cursa ascendent ă, respectiv cursa descendentă.
masc = S ∙ n2
1790 ∙ (1+r
l) = 3,5 ∙ 6,772
1790 ∙ (1+1,095
3,77) = 0,115 ;
mdesc = S ∙ n2
1790 ∙ (1−r
l) = 3,5 ∙ 6,772
1790 ∙ (1−1,095
3,77) = 0,0637 ;
5. Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare .
Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare se face prin metoda rezistențelor maxime
admisibile. Determinarea lungimilor tronsoanelor se face din următoarea condiție:
max = a
Unde:
 max = rezistența maximă la care sunt solicitate prăjinile de pompare;
 a = rezistența admisibilă a prăjinilor de pompare;
Ca punct de plecare , se consideră următoarele diametre:
 dp1 = 3
4 ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,01905 m;
 dp2 = 7
8 ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,022225 m;
Pentru prăjinile de pompare se alege următorul tip de oțel: 35Mn16 cu rezistența admisibilă
a = 2025 ∙ 105 N/m2.
 Se determină aria secțiunii transversale a prăjinilor:
ap1 = π
4 ∙ dp12 = π
4 ∙ 0,019052 = 0,000285 m2;
qp1 = 24,3 N/m ;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
47
ap2 = π
4 ∙ dp22 = π
4 ∙ 0,0222252 = 0,0003879 m2;
qp2 = 32,8 N/m ;
 Se determină greutatea coloanei de lichid care acționează asupra pistonului:
Pl = l’ ∙ 9,81 ∙ L f ∙ Ap =∙ 9,81 ∙ 1508,28 ∙ 0,00114 = 16599,15 N;
 Se determină lungimea tronsoanelor de prăjini:
 Lungimea primului tronson:
lp1 = a ∙ ap1− Pl
qp1 ∙ (b + masc) = 2025 · 105 ∙ 2,85 · 10−4 − 16599 ,15
24,3 ∙ (0,874 + 0,115 ) = 1708,22 m;
În urma calculului se observă că lungimea tronsonului este mai mare decât adâncimea de
fixare a pompei, de aceea putem lucra mai departe cu un singur tronson de prăjini de pompare.
lp’ = 1508,22 mm;

6. Se determină eforturile unitare în garnitura de prăjini de pompare:
 Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului
min = Pl
ap1 = 16599 ,15
2,85 · 10−4 = 0,58 · 108 N/m2;
 Tensiunea maximă corespunzătoare tronsonului
max = Pl+ lp1′ ∙ qp1 ∙ (b+ masc)
ap1 = 16599 ,15 + 1508 ,28 ∙ 24,3 ∙ (0,874 + 0,115 )
2,85 · 10−4
max = 1,85 · 108 N/m2;
max = 1,85 · 108 N/m2 < a = 2,025 · 108 N/m2
Se trasează graficul variației eforturilor în garn itura de prăjini, prezentat în F igura 2.8, în
funcție de tensiunea minimă și maximă a tronsonului și lungimea prăjinilor de pompare, astfel:

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
48

Fig. 2 .8 Variația efortului unitar în garnitura de prăjini de pompare
7. Dimensionarea tubing -ului de extracție
 Lungimea tronsonului de tubing:
lt = 1508,28 m;
 Se determină diametrul interior al tubing -ului de extracție:
dext = [(2+ 7
8) ∙25,4 ∙10−3 ] = 0,073025 m;
 Se determină diametrul interior al tubing -ului de extracție:
dint = [(2,5 ∙25,4 ∙10−3 )] = 0,0635 m;
 Greutatea pe metru liniar al tronsonului de tubing:
qt = 96 N/m2;

0
150.828
301.656
452.484
603.312
754.14
904.968
1055.796
1206.624
1357.452
1508.280 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2Adâncimea [m] Efortul, ∙ 108[N/m2]

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
49
 Se determină greutatea specifică a lichidului extras:
l = l’ ∙ 9,81 = 984 ∙ 9,81 = 9653,04 N/m3;
 Se determină aria secțiunii metalice a tronsonului de tubing:
at = π
4 ∙ (dext 12− dint 12) = = π
4 ∙ (0,0 730252 – 0,06352) = 10,21 · 10-4 m2;
 Se determin ă aria secțiunii transversale a tronsonului de tubing:
At = π
4 ∙ dint 2= π
4 ∙ 0,06352 = 0,00 3167 m2;
 Se determină greutatea prăjinilor suspendate în aer:
Pp = lp′ ∙ qp = 1508,28 ∙ 24,3 = 36651,2 N;

8. Se determină eforturile unitare din tubing
 Tensiunea minimă corespunzătoare întregului tubing
min = Pl+(At− Ap) ∙ l ∙ Lf + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at
min = 16599 ,15 + (0,003167 – 0,00114 ) ∙ 9653 ,04 ∙ 1508 ,28 + 1,1 ∙ 36651 ,2 ∙ 0,874
10,21 · 10−4
1min = 0,79 · 108 N/m2;
 Tensiunea maximă corespunzătoare întregului tubing
max = Pl+(At− Ap) ∙ l ∙ Lf + lt ∙ q1 + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at
max = 16599 ,15 + (0,003167 – 0,00114 ) ∙ 9653 ,04 ∙ 1508 ,28 +1508 ,28 ∙ 96 + 1,1 ∙ 36651 ,2 ∙ 0,874
10,21 · 10−4
1 max = 2,21 · 108 N/m2;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
50
Cu ajutorul tensiuni i minime și maxime și în funcție de lungimea tronsonului de tubing, l t,
se va trasa graficul variației eforturilor în tubing.

Fig. 2.9 Variația efortului unitar în tubing
Se alege pentru tubing -ul de extracție oțelul P -105 cu următoarele specificații :
 Tensiunea admisibilă
a = 2,554 · 108 N/m2;
 Limita la curgere
c = 5,62· 108 N/m2;
Din calculele efectuate mai sus, se obține tensiunea maximă exercitată asupra țevilor de
extracție:
max = 2,21 · 108 N/m2;
0
150.828
301.656
452.484
603.312
754.14
904.968
1055.796
1206.624
1357.452
1508.280 0.5 1 1.5 2 2.5Adâncimea [m] Efortul, ∙ 108[N/m2]

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
51
Rezultă că tensiunea admisibilă a oțelului este mai mare decât tensiunea maximă exercitată
asupra țevilor de extracție.
a > max
a = 2,554 ∙ 108 N/m2 > max = 2,21 ∙ 108 N/m2;
9. Determinarea cursei reale a pistonului
 Modulul de elasticitate al lui Young
E = 2,1 · 1011 N/m2;
 Se calculează alungirea prăjinilor
p = Pl
E ∙ (lp1′
ap1) = 16599 ,12
2 ∙ 1011 ∙ (1508 ,28
2,85 · 10−4) = 0,418 m;
 Se calculează alungirea tubing -ului
t = Pl
E ∙ (lt
at) = 16599 ,12
2 ∙ 1011 ∙ (1508 ,28
10,21 ∙ 10−4) = 0,116 m;
Însă, pentru a se alege varianta cea mai bună din punct de vedere al randamentului
volumetric, se realizează ancorarea tubing -ului, eliminând astfel efectul de alungire.
t = 0.
 Se determină alungirea totală
p + t = 0,418 + 0 = 0,418 m;
 Se determină cursa reală a pistonului în pompă
Sr = S ∙ [1+ 2,65 ∙ (Lf ∙ n)2
1010 ] – = 3,5 ∙ [1+ 2,65 ∙ (1508 ,28 ∙ 6,77)2
1010 ] – 0,418 = 3,17 m;
 Se determină debitul teoretic al instalației
Qt = 1440 ∙ A p ∙ Sr ∙ n · s = 1440 ∙ 0,00114 ∙ 3,17 ∙ 6,77 ∙ 0,9 = 31,83 m3/zi;
10. Calculul de verificare al unității de pompare
 Se determină randamentul volumetric
hv = Ql
Qt · 100 = 30,2
31,83 · 100 = 94,87 %;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
52
 Se determină sarcina maximă și sar cina minim ă în prăjina lustruită
Pmax = Pl+ Pp ∙ (b+ masc)
9,81 = 16599 ,15 + 36651 ,20 ∙ (0,874 + 0,115 )
9,81 = 5392,90 daN;
Pmin = Pp ∙ (b − mdesc )
9,81 = 36651 ,20 ∙ (0,874 − 0,0637 )
9,81 = 3029,66 daN;
 Se determină cuplul maxim la reductor
– Lungimea brațului anterior
a = 5000 mm = 5 m;
– Lungimea brațului posterior
b = 3200 mm = 3 ,2 m;
– Raportul lungimilor celor două brațe
k = a
b = 5000
3200 = 1,56;
– Greutatea medie în prăjina lustruită
G = k ∙ (Pmax + Pmin )
2 = 1,56 ∙ (5392 ,90+3029 ,66)
2 = 6580,13 daN;
– Cuplul maxim la reductor
Cmax = (k ∙ P max – G) ∙ S
2 ∙ k = (1,56 ∙ 5392,90 – 6580,13 ) ∙ 3,5
2 ∙ 1,56 = 2067,83 daN ∙ m;
Cuplul maxim standardizat al Unității de Pompare este C max s = 10000 kgf · m, care este
mult mai mare decât cuplul maxim rezultat din calcule, C max = 2067,83 kgf · m.
Cmax s > C max
Cmax s = 10000 kgf · m > Cmax = 2067,83 kgf · m;
 Se determină puterea nominală a motorului electric
Nn = 0,1205 ∙ Q t ∙ 10-3 ∙ Lf1,13 = 0,1205 ∙ 31,83 ∙ 10-3 ∙ 1508,281,13 = 14,98 kW;
În continuare, algorimtul o să fie reluat, dar pentru alți parametri ai instalației de pompare.
Rezultatele sunt prezentat e în tab. 2.12 , linia boldată reprezentând cea mai bună variantă de
funcționare a instalației cu un randament volumetric ma xim.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
53
Nr.
Crt. S N dp t v
– m cd/min In m %
1 5 6,77 11/4 0,0995 91,45
2 4,5 6,77 11/4 0,0995 102,54
3 4,5 6,77 11/4 0 100,19
4 3,5 6,77 11/2 0,116 98,48
5 3,5 6,77 11/2 0 94,87
Tab. 2.12 Date rezultate în urma folosirii unor diferiți parametri ai instalației
Sonda 3 (Boldești)
DATE INIȚIALE
1. Debitul de lichid produs de strat Ql = 95,7 m3
2. Impurități i = 92 %
3. Adâncimea de fixare a pompei Lf = 1353,09 m
4. Densitatea țițeiului t = 830 kg/m3
5. Densitatea apei de zăcământ a = 1050 kg/m3

 Densitatea lichidului extras:
l = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,92) + 1050 · 0,92 = 1032,4 kg/m3;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
54
 Factorul de flotabilitate:
b = 1 – ρl′
ρo= 1 – 1032 ,4
7850 = 0,868 ;
Sonda este echipată cu u nitatea U.P. 15T -5000 -10000M, având următoarele specificații
generale:
 Sarcina maximă la prăjina lustruită: 15000 kgf;
 Cuplul maxim la reductor: 10000 kgf · m;
 Lungimea cursei de suprafață: S = 1,5; 2; 2,6; 3,2; 3,8; 4.4; 5 m ;
 Numărul minim și numărul maxim de curse duble pe minut: n = 6,6 … 11,7 cd/min;
 Raportul de transmitere al reductorului: 1 : 34,81;
 Lung imea brațului anterior: a = 5000 mm = 5 m;
 Lungimea brațului posterior: b = 3200 mm = 3,2 m;
 Lungimea bielei: l = 3770 mm = 3,77 m;
 Raza manivelei: r = 480; 640; 823; 1007; 1187; 1363; 1535 mm;
 Greutatea aproximativă: 31400 kgf.

1. Calculul frecvențelor periculoase și nepericuloase.
 Frecvențe periculoase:
N1 = 2; n1 = 76500
Lf ∙ N1 = 76500
1353 ,09 ∙ 2 = 28,26 cd/min ;
N2 = 3; n2 = 76500
Lf ∙ N2 = 76500
1353 ,09 ∙ 3 = 18,84 cd/min ;
N3 = 4; n3 = 76500
Lf ∙ N3 = 76500
1353 ,09 ∙ 4 = 14,13 cd/min ;
N4 = 5; n4 = 76500
Lf ∙ N4 = 76500
1353 ,09 ∙ 5 = 11,30 cd/min ;
N5 = 6; n5 = 76500
Lf ∙ N5 = 76500
1353 ,09 ∙ 6 = 9,42 cd/min ;
N6 = 7; n6 = 76500
Lf ∙ N6 = 76500
1353 ,09 ∙ 7 = 8,07 cd/min ;
N7 = 8; n7 = 76500
Lf ∙ N7 = 76500
1353 ,09 ∙ 8 = 7,06 cd/min;
N8 = 9; n8 = 76500
Lf ∙ N8 = 76500
1353 ,09 ∙ 9 = 6,28 cd/min;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
55
 Frecvențe nepericuloase:
nI = √n1 ∙ n2 = √28,26 ∙ 18,84 = 23,08 cd/min;
nII = √n2 ∙ n3 = √18,84∙ 14,13 = 16,32 cd/min;
nIII = √n3 ∙ n4 = √14,13 ∙ 11,30 = 12,64 cd/min;
nIV = √n4 ∙ n5 = √11,30∙ 9,42 = 10,32 cd/min;
nV = √n5 ∙ n6 = √9,42 ∙ 8,07 = 8,72 cd/min;
nVI = √𝐧𝟔 ∙ 𝐧𝟕 = √𝟖,𝟎𝟕 ∙ 𝟕,𝟎𝟔 = 7,55 cd/min;
nVII = √n7 ∙ n8 = √7,06 ∙ 6,28 = 6,66 cd/min;
Din frecvențele nepericuloase, se alege valoarea care îndeplinește următoarea condiție:
n > 6,6
În primă fază am ales n = 6,6 6 cd/min, dar, la final, randamentul volumetric era unul
necorespunzător, așa că am trecut la următoarea valoare.
Astfel, se alege n = 7,55 cd/min.
2. Alegerea pompei de extracție.
Se alege o pompă de tip TB 27/8 x 21/4.
3. Determinarea cursei de suprafață și numărul de curse duble
 diametrul pistonului:
dp = (2 + 1
4) ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,0571 m;
 aria secțiunii pistonului:
Ap = π
4 ∙ dp2 = π
4 ∙ 0,05712 = 0,00257 m2;
 Se alege randamentul instalației:
 Pentru H > 2500 m, se alege  = 0,5 … 0,6;
 Pentru H < 2500 m, se alege  = 0,6 … 0,8;
H = 2278,75 m, se alege = 0,7.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
56
 Se calculeaz ă produsul S · n, cu respectarea condiției ca S · n < 33
S ∙ n = Qt
1440 ∙ Ap ∙ α = 95,7
1440 ∙ 0,00257 ∙ 0,7 = 37,01 m;
 Se determină lungimea cursei calculate:
Sc = S ∙ n
n = 37,01
7,55 = 4,89 m;
Din caracteristicile unității de pompare, se alege o valoare standardizată a cursei pe baza
lungimii calculate, S c, și anume: S = 4500 mm = 4,5 m.
 Pentru unitatea de pompare aleasă :

 r = 1363 mm = 1,363 m;
 l = 3770 mm = 3,77 m.

4. Se determină factorii dinamici la cursa ascendentă, respectiv cursa descendentă :
masc = S ∙ n2
1790 ∙ (1+r
l) = 4,5 ∙ 7,552
1790 ∙ (1+1,363
3,77) = 0,195;
mdesc = S ∙ n2
1790 ∙ (1−r
l) = 4,5 ∙ 7,552
1790 ∙ (1−1,363
3,77) = 0,0916;
5. Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare
Dimensionarea garniturii de prăjini de pompare se face prin metoda rezistențelor maxime
admisibile. Determinarea lungimilor tronsoanelor se face din următoarea condiție:
max = a.
Unde:
 max = rezistența maximă la care sunt solicitate prăjinile de pompare;
 a = rezistența admisibilă a prăjinilor de pompare;
Ca punct de plecare , se consideră următoarele diametre:
 dp1 = 3
4 ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,01905 m;
 dp2 = 7
8 ∙ 25,4 ∙ 10-3 = 0,022225 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
57
Pentru prăjinile de pompare se alege următorul tip de oțel: 35Mn16 cu rezistența admisibilă
a = 2025 ∙ 105 N/m2.
 Se determină aria secțiunii transversale a prăjinilor:
ap1 = π
4 ∙ dp12 = π
4 ∙ 0,019052 = 0,000285 m2;
qp1 = 24,3 N/m ;

ap2 = π
4 ∙ dp22 = π
4 ∙ 0,0222252 = 0,0003879 m2;
qp2 = 32,8 N/m ;
 Se determină greutatea coloanei de lichid care acționează asupra pistonului:
Pl = l’ ∙ 9,81 ∙ L f ∙ Ap =∙ 9,81 ∙ 1353,09 ∙ 0,00257 = 35153,29 N;
 Se determină lungimea tronsoanelor de prăjini:
 Lungimea primului tronson:
lp1 = a ∙ ap1− Pl
qp1 ∙ (b + masc) = 2025 · 105 ∙ 2,85 · 10−4 − 35153 ,29
24,3 ∙ (0,868 + 0,195 ) = 872,81 m;
 Lungimea celui de -al doilea tronson
lp2 = a ∙ (ap2− ap1)
qp2 ∙ (b + masc) = 2025 · 105 ∙ (3,87 · 10−4 − 2,85 · 10−4)
32,8 ∙ (0,868 + 0,195 ) = 597,29 m;
Verificarea lungimii totale a celor două tronsoane
∑ lpi2
i=1 = lp1 + lp2 = 872,81 + 597,29 = 1470,1 m;
Suma celor două tronsoane este mai mare decât adâncimea de fixare a pompei
Lf = 1353,09 m. În acest caz, metrii de tronson aflați în plus se vor redistribui.
 diferența de lungime între suma lungimilor celor douî tronsoane și adâncimea de fixare a
pompei
lp = ∑ lpi2
i=1 – Lf = 1470,1 – 1353,09 = 117,01 m;
 lungimea recalculată a primului tronson
lp1’ = l p1 ∙ (1 – lp
∑ lpi2
i=1) = 872,81 ∙ (1 – 117 ,01
1470 ,1) = 803,34 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
58
 lungimea recalculată a celui de -al doilea tronson
lp2’ = l p2 ∙ (1 – lp
∑ lpi2
i=1) = 597,29 ∙ (1 – 117 ,01
1470 ,1) = 549,75 m;
Verificarea lungimii totale a celor două tronsoane
∑ lpi′ 2
i=1 = l’ p1 + l’ p2 = 803,34 + 549,75 = 1353,09 m;
Rezultă că suma lungimilor celor două tronsoane este egală cu adâncimea de fixare a
pompei.
∑ lpi′ 2
i=1 = L f = 1353,09 m;
6. Se determină eforturile unitare în garnitura de prăjini de pompare.
 Tensiunea minimă corespunzătoare primului tronson
1 min = Pl
ap1 = 35153 ,29
2,85 · 10−4 = 1,23 · 108 N/m2;
 Tensiunea maximă corespunzătoare primului tronson
1 max = Pl+ lp1′ ∙ qp1 ∙ (b+ masc)
ap1 = 35153 ,29 + 803 ,34 ∙ 24,3 ∙ (0,868 + 0,195 )
2,85 · 10−4
1 max = 1,96 · 108 N/m2;
 Tensiunea minimă corespunzătoare tronsonului 2
2 min = 1 max ∙ ap1
ap2 = 1,23 · 108 ∙ 2,85 · 10−4
3,87 · 10−4 = 1,44 · 108 N/m2;
 Tensiunea maximă corespunzătoare tronsonului 2
2 max = Pl + (b+ masc) ∙ (lp1′ ∙ qp1+ lp2′ ∙ qp2)
ap2
2 max = 35153 ,29 + (0,868 + 0,195 ) ∙ (803 ,34 ∙ 24,3 + 549 ,75 ∙ 32,8)
3,87 · 10−4 = 1,93 · 108 N/m2;
max = 1,96 · 108 N/m2 < a = 2,025 · 108 N/m2;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
59
Se trasează graficul variației eforturilor în garn itura de prăjini, prezentat în F igura 2.9, în
funcție de tensiunea minimă și maximă a tronsonului și lungimea prăjinilor de pompare, astfel:

Fig. 2.9 Variația efortului unitar în garnitura de prăjini de pompare
7. Dimensionarea tubing -ului de extracție
 Lungimea tronsonului de tubing:
lt = 1353,09 m;
 Se determină diametrul interior al tubing -ului de extracție:
dext = [(2+ 7
8) ∙25,4 ∙10−3 ] = 0,073025 m;
 Se determină diametrul interior al tubing -ului de extracție:
dint = [(2,5 ∙25,4 ∙10−3 )] = 0,0635 m;
 Greutatea pe metru liniar al tronsonului de tubing:
qt = 96 N/m2; 0
135.309
270.618
405.927
541.236
676.545
811.854
947.163
1082.472
1217.781
1353.090 0.5 1 1.5 2 2.5Adâncimea [m] Efortul, ∙ 108[N/m2]

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
60
 Se determină greutatea specifică a lichidului extras:
l = l’ ∙ 9,81 = 1032,4 ∙ 9,81 = 10127,84 N/m3;
 Se determină aria secțiunii metalice a tronsonului de tubing:
at = π
4 ∙ (dext 12− dint 12) = = π
4 ∙ (0,0 730252 – 0,06352) = 10,21 · 10-4 m2;
 Se determin ă aria secțiunii transversale a tronsonului de tubing:
At = π
4 ∙ dint 2= π
4 ∙ 0,06352 = 0,00 3167 m2;
 Se determină greutatea prăjinilor suspendate în aer:
Pp = lp1′ ∙ qp1+ lp2′ ∙ qp2 = 803,34 · 24,3 + 549,75 · 32,8 = 37552,95 N;
8. Se determină eforturile unitare din tubing

 Tensiunea minimă corespunzătoare întregului tubing
min = Pl+(At− Ap) ∙ l ∙ Lf + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at
min = 35153 ,29 + (0,003167 – 0,00257 ) ∙ 10127 ,84 ∙ 1353 ,09 + 1,1 ∙ 37552 ,95 ∙ 0,868
10,21 · 10−4
1min = 0,77 · 108 N/m2;
 Tensiunea maximă corespunzătoare întregului tubing
max = Pl+(At− Ap) ∙ l ∙ Lf + lt ∙ q1 + 1,1 ∙ Pp ∙ b
at
max = 35153 ,29 + (0,003167 – 0,00257 ) ∙ 10127 ,84 ∙ 1353 ,09 + 11353 ,09 ∙ 96 + 1,1 ∙ 37552 ,95 ∙ 0,868
10,21 · 10−4
1 max = 2,04 · 108 N/m2;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
61
Cu ajutorul tensiuni i minime și maxime și în funcție de lungimea tronsonului de tubing, l t,
se va trasa graficul variației eforturilor în tubing.

Fig. 2.10 Variația efortului unitar în tubing
Se alege pentru tubing -ul de extracție oțe lul P -105 cu următoarele specificații :
 Tensiunea admisibilă
a = 2,554 · 108 N/m2;
 Limita la curgere
c = 5,62· 108 N/m2;
Din calculele efectuate mai sus se obține tensiunea maximă exercitată asupra țevilor de
extracție:
max = 2,04 · 108 N/m2;
0
135.309
270.618
405.927
541.236
676.545
811.854
947.163
1082.472
1217.781
1353.090 0.5 1 1.5 2 2.5Adâncimea [m] Efortul, ∙ 108[N/m2]

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
62
Rezultă că tensiunea admisibilă a oțelului este mai mare decât tensiunea maximă exercitată
asupra țevilor de extracție.
a > max
a = 2,554 ∙ 108 N/m2 > max = 2,04 ∙ 108 N/m2;
9. Determinarea cursei reale a pistonului
 Modulul de elasticitate al lui Young
E = 2,1 · 1011 N/m2;
 Se calculează alungirea prăjinilor
p = Pl
E ∙ (lp1′
ap1+ lp2′
ap2) = 35153 ,29
2 ∙ 1011 ∙ (803 ,34
24,3 · 10−4+ 549 ,75
32,8 · 10−4) = 0,709 m;
 Se calculează alungirea tubing -ului
t = Pl
E ∙ (lt
at) = 35153 ,29
2 ∙ 1011 ∙ (1353 ,09
10,21 ∙ 10−4) = 0,221 m;
Însă, pentru a se alege varianta cea mai bună din punct de vedere al randamentului
volumetric, se realizează ancorarea tubing -ului, eliminând astfel efectul de alungire.
Dacă aș fi ales t = 0,221 m, atunci randamentul volumetric ar fi fost 103,14%.
t = 0.
 Se determină alungirea totală
p + t = 0,709 + 0 = 0,709 m;
 Se determină cursa reală a pistonului în pompă
Sr = S ∙ [1+ 2,65 ∙ (Lf ∙ n)2
1010 ] – = 4,5 ∙ [1+ 2,65 ∙ (1353 ,09 ∙ 7,55)2
1010 ] – 0,709 = 3,91 m;
 Se determină debitul teoretic al instalației
Qt = 1440 ∙ A p ∙ Sr ∙ n · s = 1440 ∙ 0,00 257 ∙ 3,91 ∙ 7,55 ∙ 0,9 = 98,34 m3/zi;
10. Calculul de verificare al unității de pompare
 Se determină randamentul volumetric
hv = Ql
Qt · 100 = 95,7
98,34 · 100 = 97,30 %;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul continuu cu prăjini
63
 Se determină sarcina maximă și sar cina minimă în prăjina lustruită
Pmax = Pl+ Pp ∙ (b+ masc)
9,81 = 35153 ,29 + 37552 ,95 ∙ (0,868 + 0,195 )
9,81 = 7655,9 daN;
Pmin = Pp ∙ (b − mdesc )
9,81 = 37552 ,95 ∙ (0,68 − 0,0916 )
9,81 = 2973,86 daN;
 Se determină cuplul maxim la reductor
– Lungimea brațului anterior
a = 5000 mm = 5 m;
– Lungimea brațului posterior
b = 3200 mm = 3 ,2 m;
– Raportul lungimilor celor două brațe
k = a
b = 5000
3200 = 1,56;
– Greutatea medie în prăjina lustruită
G = k ∙ (Pmax + Pmin )
2 = 1,56 ∙ (7655 ,9+2973 ,86)
2 = 8304,5 daN;
– Cuplul maxim la reductor
Cmax = (k ∙ P max – G) ∙ S
2 ∙ k = (1,56 ∙ 7655,9 – 8304,5 ) ∙ 4,5
2 ∙ 1,56 = 5267,28 daN ∙ m;
Cuplul maxim standardizat al Unității de Pompare este C max s = 1000 kgf · m, care este
mult mai mare decât cuplul maxim rezultat din calcule, C max = 5267,28 kgf · m.
Cmax s > C max
Cmax s = 10000 kgf · m > Cmax = 5267,28 kgf · m;
 Se determină puterea nominală a motorului electric
Nn = 0,1205 ∙ Q t ∙ 10-3 ∙ Lf1,13 = 0,1205 ∙ 98,34 ∙ 10-3 ∙ 1353,09,13 = 40,94 kW;
În continuare, algorimtul o să fie reluat, dar pentru alți parametri ai instalației de pompare.
Rezult atele sunt prezentat în tab. 2.13 , linia boldată reprezentând cea mai bună variantă de
funcționare a instalației cu un randa ment volume tric maxim

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
64
Nr.
Crt. S N dp t v
– m cd/min in m %
1 5 6,66 (P) 13/4 0,134 157,62
2 5 6,66 (TB) 21/4 0,221 103,43
3 5 6,66 (TB) 21/4 0 98,21
4 4,5 7,55 (TB) 21/4 0 97,3
Fig. 2.13 Date rezultate în urma folosirii unor diferiți parametri ai instalației

CAPITOLUL 3. POMPAJUL ELICOIDAL
3.1 GENERALITĂȚI
Pompajul elicoidal, numit și Progre ssing cavity Pumping (PCP) , reprezintă o metodă de
liftare artificială, fiind asemănător cu sistemul de pompaj clasic datorită prăjinilor de pompare
care intră în componența echipamentului de fund.
Pompele elicoidale sunt realizate în Franța încă din anul 1936 sub n umele de pompe
Moineau, nume provenit de la inventatorul Ren é Moineau, care a enunțat pentru prima dată
principiul de funcționare al unei pompe elicoidale în anul 1935 în teza sa de doctorat.
Enunțat pe scur t, principiul lui Moineau constă în for marea unor cavități prin introducerea
unui rotor a cărui arie exterioară este o suprafață elicoidală simplă, în interioul unui stator a cărui
arie interioară este o suprafață elicoidală dublă. Când rotorul rotește, cavitățile se deplasează de
la un capăt ( aspirație) la celălalt (refulare), conducând astfel la o curgere continuă. ( 2)
DUPĂ MODUL DE ACȚIONARE AL ROTORULUI POMPEI
Cu acționarea rotorului prin intermediul
unui motor submersibil Cu acționarea rotorului prin rotirea
prăjinilor de la suprafață

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
65
De-a lungul anilor, performanțele pompajului elicoidal au fost perfecționate, cel mai
utilizat sistem fiind cel al rotorului acționat prin rotirea prăjinilor de la suprafață .
AVANTAJELE POMPAJULUI ELICOIDAL
1. Investiții mici
2. Siguranță în funcționare, deoarece instalația de suprafață are toată părțile în mișcare
protejate
3. Costuri de instalare mici în raport cu pompajul clasic deoarece nu mai este necesară
fundația unităților de pompare cu balansier
4. Durată mare de funcționare
5. Nu se blochează cu gaze
6. Se pot folosi atât la eliminarea apei din sondele de gaze, cât și la irigații sau vehicularea
fluidelor în instalații de suprafață
7. Mentenanță simplă și necostisitoare
8. Este un sistem de extracție flexibil deoarece se poate extrage o gamă vastă de debite de
lichid fără a schimba echipamentul de adâncime
9. Pompa are un randament volumetric și mecanic mare
10. Țițeiul cu procente mari de apă și gaze, fluidele vâscoase, precum și impuritățile solide nu
conduc la probleme în ceea ce privește funcționarea pompei
11. Sensibilitate mică la coroziune
12. Reduc emulsionarea fluidelor
13. Consum mic de energie electrică
14. Debitează continuu și constant, astfel că se evită pul sațiile, dar se și reduc depun erile de
parafină sau a altor solide
Tab. 3.1 Avantajele pompajului elicoidal

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
66
DEZAVANTAJELE POMPAJULUI ELICOIDAL
1. Prăjinile de pompare sunt solicitate atât la torsiune, cât și la tracțiune
2. Trebuie evitată oprirea pompei dacă fluidul aspirat este vâscos și conține un procent mare de
nisip deoarece, la repornire, se pot rupe prăjinile datorită momentului mare de torsiune
3. Adâncimea de fixare a pompei elicoidale este limitată de rezistența prăjinilor
4. Analiza și controlul funcționării pompei se pot face doar pe baza nivelului de lichid din
spațiul inelar și a datelor de producție
5. Există riscul deteriorării pompei din cauza lipsei de nivel la o submergență mică a pompei și
a unei capacități mai mare de aspirație a pompei decât afluxul fluidului din strat
Tab. 3.2 Dezavantajele pompajului elicoidal
3.2 INSTALAȚIA DE POMPAJ ELICOIDAL
Echipamentul sondelor în pompaj elicoidal prez intă două componente principale și anume:
 echipamentul de suprafață;
 echipamentul de fund;

Fig. 3.1 Componentele echipamentului de suprafață al unei sonde în pompaj elicoidal
Echipamentul
de suprafață
Sistemul de
acționare
Capul de
antrenare
Capul de
pompare

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
67

Fig. 3.2 Componentele echipamentului de adâncime al unei sonde în pompaj elicoidal

Fig. 3.3 Schema generală a sistemului de pompaj elicoidal
Echipamentul de
adâncime
Pompa
elicoidală
Garnitura de
țevi de extracție
Garnitura de
prăjini de
pompare
Ancora
Centrori

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
68
Echipamentul de suprafață
Precum am văzut în figura anterioară, echipamentul de suprafață este format din:
 sistemul de acționare;
 cuplajul de legătură dintre sistemul de acționare și capul de antrenare;
 capul de antrenare;
 capul de pompare;

1. cuplajul de legătură dintre sistemul de acționare și capul de
antrenare
2. cutia de etanșare (reductor)
3. capul de antrenare
4. sistemul de acționare
Fig. 3 .4 Schema echipamentului de suprafață a instalației

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
69
Sistemul de acționare realizează mișcarea de rotație a prăjinilor de pompare, dar și a
rotorului pompei elicoidale.
Acesta este format din următoarele componente:
 motorul;
 reductorul de turație;
 sistemul de frânare;
 sistemul de etanșare;
 transmisia prin curele;

Fig. 3.5 Sistemul de acționare a prăjinilor de pomp are
Cuplajul de legătură este alcătuit din curele de transmisie și roți pentru curele. Transimisia
prin curele asigură pornirea elastică a motorului electric, protejându -l astfel de suprasarcină.
Capul de antrenare are diferite roluri, precum:
 preia forța axială de la prăjinile de pompare;
 transmite mișcarea de rotație de la sistemul de antrenare la prăjinile de pompare,
respectiv la rotorul pompei prin intermediul prăjinii lustruite;
Prăjina lustruită realizează legătura între arborele de ieșire al reductorului și garnitura de
prăjini de pompare, trecând prin cutia de etanșare .

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
70
Echipamentul de fund
Echipamentul de adâncime se compune din următoarele:
 pompa elicoidală (rotor și stator);
 prăjini de pompare;
 tubing de extracție;
 separator de gaze;
 centrori nerotativi;
 ancora de torsiune;

1. panou de comandă
2. motor
3. cap de antrenare
4. prăjini de pompare
5. centrori
6. tubing de extracție
7. rotor
8. stator
9. ancoră antirotativă
Fig. 3.6 Schema instalației de pompaj elicoidal

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
71
Pompa elicoidală este compu să din două elemente principale :
 stator;
 rotor;
Statorul se introduce în sondă cu tubing -ul de extracție. El este compus dintr -o țeavă cu
grosime mare de perete peste care se adaugă un elastomer sau un cauciuc nitrilic rezistent la
coroziune și abraziune. Statorul are întotdeauna un canal în plus față de rotor.
La partea inferioară, statorul are montat un opritor cu următoarele roluri :
 poziționează rotorul în stator;
 evită căderea rotorului sub pompă în cazul unei defecțiuni;
 stabilește fereastra pompei.
Rotorul pompei elicoidale, pentru a putea rezista la acțiunea abrazivă sau corozivă a
fluidelor din strat, se confecționează dintr -un oțel înalt aliat cromat sau dintr -un oțel inoxidabi l.
Din punct de vedere al lungimii, acesta este mai mare decât stat orul, putând ajunge chiar la
șase metri . El se introduce și se fixează în stator prin intermediul prăjinilor de pompare.
Prăjinile de pompare transmit mișcarea de rotați e de la capul de antrenare la rotorul
pompei. În timpul pompajului elicoidal, prăjinile de pompare sunt supuse la o solicitare
compusă: întindere, torsiune și încovoiere.
SARCINILE CARE ACȚIONEAZĂ ASUPRA PRĂJINILOR DE POMPARE
1. greutatea coloanei de lichid care acționează pe secțiunea transversal ă a rotorului pompei
2. greutatea proprie a garniturii de prăjini scufundată în lichid
3. momentul de torsiune necesar a fi transmis la pompă și momentul de încovoiere (după
pierderea stabilității)

Tubing -ul de extracție are rolul de a permite introducerea și susținerea statorului pompei
elicoidale, asigurând ascensiunea fluidelor refulate de pompă către suprafață. Garnitura de țevi
de extracție este supusă în mod continuu la uzură pe dura ta funcționării, de aceea, pentru
ajustarea acestui inconvenient , se utilizează centrorii de țevi de extracție.
Diamentrul țevilor de extracție se alege în funcție de dimensiunea pompei.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
72
SOLICITĂRILE LA CARE SUNT SUPUSE ȚEVILE DE EXTRACȚIE
1. greutatea lichidului din interiorul țevilor
2. greutatea proprie și a echipamentului de fund
3. greutatea prăjinilor de pompare în cazul ruperii accidentale a acestora
4. frecările existente între tubing și coloana de exploatare sau prăjinile de pompare
5. momentul de torsiune transmis tubing -ului prin intermediul statorului în timpul funcționării
pompei, cauzat de mișcarea de rotație a rotorului în stator

Ancora antirotativă are rolul de a limita momentul de torsiune și evită auto -deșurubarea
pompei sau a tubing -ului când pompa se oprește.

3.3 PRINCIPIUL DE FUNCȚIONARE AL POMPELOR ELICOIDALE
În general, principiul de funcționare al unei pompe elicoidale este relativ simplu.
Când rotorul se află în interioul statorului se formează o serie de cavități identice, etanșe și
separate. În momentul în care rotorul este rotit în st ator, are loc transportul fluidului aspirat prin
pompă și refularea acestuia în țevile de extracție, datorită deplasării cavităților de la aspirația
pompei la refulare.
Condiția de funcționare a pompei este ca aceasta să aibă o lungime cel puțin egală cu a
unui pas. Numărul de pași fiind egal cu numărul de trepte sau etaje, pompa va avea un singur etaj
sau o singură treaptă.
În momentul în care rotorul efectuează o rotație completă, se formează două cavități opuse
pline cu lichid. În ti mp ce o cavitate se deschide, cealaltă se închide simultan.
Un rol important îl reprezintă aria secțiunii transversale prin care trece fluidul. Aria fiind
constantă, atunci și debitul rămâne constant la o viteză de rotație, de asemenea, constantă .
Pentru a putea fi ridicat fluidul aspirat, este necesară o presiune de ridicare, care este dată
de presiunea diferențială între cavitățile succesive. În acest scop, se folosește un rotor cu
diametru puțin mai mare decât diametrul minim al stato rului.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
73
Pentru a putea fi asigurată o presiune de refulare suficientă, pompa trebuie să aibă un
anumit număr de cavități. Această presiune de refu lare este independentă de viteza de rotație
deoarece pompa elicoidală este o pompă volumetrică.

3.4 SOLICITĂRILE GARNITURII DE PRĂJINI
Pe durata procesului de liftare, asupra garniturii de prăjini de pompare acționează două
solicitări:
1. Solicitarea la tracțiune
2. Solicitarea la torsiune

1. Solicitarea la tracțiune este generată de:
 greutatea proprie a garniturii de prăjini de pompare scufundată în lichid, P p · b;
 greutatea coloanei de lichid din țevile de extracție, P l;
Efortul unitar de tracțiune este caracterizat de următoarea relație de calcul:
  = Pl+ Pp · b
ap (3.1)
Efortul unitar este maxim la partea superioară a garniturii de prăjini de pompare.
Greutatea coloanei de lichid din tubing -ul de extracție, P l, este dată de relația:
Pl = (A t – ap) · g · H p (3.2)
Unde:
 At = aria secțiunii interioare a țevilor de extracție [m2];
 ap = aria secțiunii interioare a prăjinilor de pompare [m2];
 Hp = lungimea garniturii de prăjini de pompare [m];
Factorul de flotabilitate, b, se determină cu relația:
b = 1 – ρl
ρo (3.3)
Unde:
 l = densitatea lichidului pompat [kg/m3];
 o = densitatea oțelului [kg/m3];

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
74
Greutatea prăjinilor în aer, P p, se determină cu ajutorul relației:
Pp = q p · H p (3.4)
2. Solicitarea la torsiune . Transmiterea momentului de torsiune necesar rotirii rotorului
conduce la dezvoltarea tensiunilor tangențiale pe toată lungimea garniturii de prăjini de
pompare.
Valoarea medie a momentului de torsiune, M t, se determină cu relația:
Mt = 9550 · N
n (3.5)
Unde:
 N = puterea [kW];
 n = viteza de rotație [rot/min];
Tensiunea tangențială, t, se determină cu relația:
 t = Mt
Wp (3.6)
Unde:
 Wp = modulul de rezistență polar [m3], definit ca:
Wp = π · dp3
16 (3.7)
Unde:
 dp = diametrul prăjinilor de pompare [m];
Împreună, cele două solicitări dau naștere la o solicitare compusă. Determinarea efortului
unitar echivalent solicitării compuse, ech, se face pe baza uneia dintre teoriile de rezistență:
Conform Teoriei I de rezistență:
 ech = 1
2 · (σt+√σt2+4 · τt2) (3.8)
Conform Teoriei II de rezistență:
 ech = 0,35 · t + 0,65 · (σt+√σt2+4 · τt2) (3.9)
Cu ajutorul relațiilor ( 3.8) și ( 3.9) și ținând seama de caracteristicile oțelurilor pentru
prăjini, se realizează verificarea rezisten ței garniturii de prăjini.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
75
Astfel, se pune condiția:
ech ≤ a
Unde:
 a = efortul unitar admisibil al oțelului pentru prăjini.
3.5 CALCULUL DE PROIECTARE AL SONDELOR ÎN POMPAJ ELICOIDAL
Scopul acestui calcul este de a analiza starea de solicitare a garniturii de prăjini de
pompare pe durata funcționării sondelor în pompaj elicoidal. Se va determina efortul maxim
unitar din garnitura de prăjini, calculul fiind realizat pentru fiecare sondă în parte (structura
Țicleni, respectiv Boldești). Concomitent, se vor determina grafic caracteristicile pompelor
elicoidale folosite pentru fiecare son dă.
Sonda 1 (Țicleni)
Nr.
crt. DATE INIȚIALE
1 Debitul de lichid produs de strat Ql = 17,4 m3
2 Impuritățile i = 20%
3 Adâncimea de fixare a pompei Lf = 1042 m
4 Submergența pompei hs = 50 m
5 Densitatea țițeiului t = 830 kg/m3
6 Densitatea apei de zăcământ a = 1050 kg/m3
7 Densitatea oțelului o = 7850 kg/m3
8 Diametrul coloanei de exploatare De = 51/2 in = 0,1397 m
9 Diametrul nominal al tubing -ului de extracție de = 27/8 in = 0,073 m
10 Diametrul interior al tubing -ului de extracție di = 21/2 in = 0,0635 m
11 Diametrul prăjinilor de pompare dp = 1 in = 0,0254 m
12 Intervalul perforat 1356 – 1386 m

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
76
13 Adâncimea sondei până la capul perforaturilor Htop = 1356 m
14 Vâscozitatea țițeiului vehiculat prin pompă t = 2,5 cP
15 Vâscozitatea apei de zăcământ a = 1 cP
16 Presiunea în capul de erupție pCE = 5 bar
Tab 3.3 Date inițiale
 Densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830· (1 – 0,2) + 1050 · 0,2 = 874 kg/m3;
 Vâscozitatea amestecului de lichid:
l = t · (1 – i) + i · a =  · (1 – 0,2) + 0,2 · cP = 2,2 · 10-3 Pa · s ;
1. Se determină presiunea dinamică de la nivelul perforaturilor
 Se calculează media grosimii stratului productiv:
Htop− Hbază
2 = 1356 − 1386
2 = – 15m;
 Se determină adâncimea până la media perforaturilor:
Hmed perf = H top – (Htop− Hbază
2) = 1356 – (1356 −1386
2) = 1371 m;
 Se determină nivelul de lichid din coloana sondei:
h = H med perf – (Lf – hs) = 1371 – (1042 – 50) = 379 m;
 Se determină presiunea dinamică corespunzătoare nivelului dinamic:
pd = ’ · g · h = 874 · 9,81 · 379 = 32,49 bar;
 Se estimează presiunea statică:
ps = p d + 30 = 32,49 + 30 = 62,49 bar;
2. Înălțimea de pompare a fluidului
 Se determină nivelul dinamic:
Hd = L f – hs = 1042 – 50 = 992 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
77
 Se determină adâncimea de fixare a pompei:
Hfix = H d + h s = 992 + 50 = 1042 m;
 Se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
– Se calculează viteza de deplasare a fluidului:
v = 4 · Ql
π · di2 · 1
86400 = 4 · 17,4
π · 0,06352 · 1
86400 = 0,06359 m/s;
– Se calculează regimul de curgere:
Re = ρ′ · v · di
µl = 874 · 0,06359 · 0,0635
0,0022 = 1604,21;
Dacă Re < 2300 – regim laminar;
– Se determină coeficientul de rezistență hidraulică:
 = 64
Re = 64
1604 ,21 = 0,0399;
– Se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
Hfr = λ · v2 · Hfix
2 · di = 0,0399 · 0,063592 · 1042
2 · 0,0635 = 1,32 m;
– Se determină înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare:
Hcp = pCP
ρ′ · g = 5
874 · 9,81 = 58,31 m;
– Înălțimea de pompare a lichidului:
Hridicare = H d + H fr + H cp = 992 + 1,32 + 58,31 = 1051,64 m;
3. Alegerea tipului de pompă și caracteristicile ei
Pentru debitul sondei de Q l = 17,4 m3, se va alege pompa 60 TP 1300 A . Din diagrama
pompei 60 TP 1300 A, prezentată în Figura 3.7, se determină viteza de rotație și puterea de
antrenare.
Din figurile 3.7 și 3.8 se extrag următoarele date:
– viteza de rotație: n = 108 rot/min;
– puterea de antrenare: N = 10 cP = 7,46 kW;
– numărul de etaje: 28 etaje;
– lungimea rotorului: 4,1 m;
– lungimea statorului: 3,48 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
78

Fig 3.7 Performanțele pompei 60 TP 1300 A

Fig. 3.8 Specificațiile pompei 60 TP 1300 A

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
79
4. Determinarea greutății coloanei de lich id din tubing:
Pl = (A t – ap) · g · H fix · ’ = (3,16 · 10-3 – 5,06 · 10-4) · 9,81 · 1042 · 874 = 23766,47 N;
Unde:
 At = aria secțiunii interioare a tubing -ului:
At = π · di2
4 = π · 0,06352
4 = 3,16 · 10-3 m2;
 ap = aria secțiunii transversale a prăjinilor:
ap = π · dp2
4 = π · 0,02542
4 = 5,06 · 10-4 m2;
5. Determinarea greutăților prăjinilor de pompare în aer:
Pp = q p · H fix = 41,7 · 1042 = 43451,4 N;
6. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
t = Pl+ Pp · b
ap = 23766 ,47 + 43451 ,4 · 0,88
5,06 · 10−4 = 1,23 · 108 N/m2;
Unde:
 b = factorul de flotabilitate :
b = 1 – ρ′
ρo = 1 – 874
7850 = 0,88;
7. Determinarea momentului de torsiune:
Mt = 9550 · N
n = 9550 · 7,46
108 = 659,89 N· m;
8. Determinarea modulului de rezistență polar:
Wp = π · dp3
16 = π · 0,02543
16 = 3,21 · 10-6 N· m;
9. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
t = Mt
Wp = 659 ,89
3,21 · 10−6 = 2,05 · 108 N/m2;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
80
10. Determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse conform celor două teorii:
ech1 = 1
2 · (σt+√σt2+4 · τt2) = 1
2 · (1,23 · 108+√(1,23 · 108)2+4 · (2,05 · 108)2)
ech1 = 2,75 · 108 N/m2;
ech2 = 0,35 · t + 0,65 · (σt+√σt2+4 · τt2)
ech2 = 0,35 · 1,23·108 + 0,65 · (0,35 · 1,23+√(1,23 · 108)2+4 · (2,05 · 108)2)
ech2 = 3,21 · 108 N/m2;
Se alege maximul dintre cele două tensiuni echivalente:
max(ech1; ech2) = ech2 = 3,21 · 108 N/m2;
Se alege pentru prăjinile de pompare oțelu l P – 105, din STAS (vezi pag ina 90, tab. 3.4 ), cu
rezistența admisibilă:
a = σc
cs = 7,38 · 108
1,5 = 4,59 · 108 N/m2;
a > max
Am realizat calculul de proiectare și cu prăjini de pompare cu diametru d p = 7/8 in, însă
efortul unitar echivalent solicitării compuse era mai mare decât rezistența admisibilă:
ech = 4,69 · 108 > a = 4,59 · 108 N/m2
Se alege , deci, varianta cu prăjini de pompare de 1 in.
Sonda 2 (Țicleni)
Nr.
crt. DATE INIȚIALE
1 Debitul de lichid produs de strat Ql = 30,2 m3
2 Impuritățile i = 70 %
3 Adâncimea de fixare a pompei Lf = 1508,28 m
4 Submergența pompei hs = 50 m
5 Densitatea țițeiului t = 830 kg/m3

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
81
6 Densitatea apei de zăcământ a = 1050 kg/m3
7 Densitatea oțelului o = 7850 kg/m3
8 Diametrul coloanei de exploatare De = 7 in = 0,1778 m
9 Diametrul nominal al tubing -ului de extracție de = 27/8 in = 0,073 m
10 Diametrul interior al tubing -ului de extracție di = 21/2 in = 0,0635 m
11 Diametrul prăjinilor de pompare dp = 1 in = 0,0254 m
12 Intervalul perforat 1559 – 1576 m
13 Adâncimea sondei până la capul perforaturilor Htop = 1559 m
14 Vâscozitatea țițeiului vehiculat prin pompă t = 2,5 cP
15 Vâscozitatea apei de zăcământ a = 1 cP
16 Presiunea în capul de erupție pCE = 5 bar
Tab. 3.3 Date inițiale
 Densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,7) + 1050 · 0,7 = 984 kg/m3;
 Vâscozitatea amestecului de lichid:
l = t · (1 – i) + i · a =  · (1 – 0,7) + 0, 7 · cP = 1,45 · 10-3 Pa · s ;
1. Se determină presiunea dinamică de la nivelul perforaturilor
 Se calculează media grosimii stratului productiv:
Htop− Hbază
2 = 1559 − 1576
2 = – 8,5 m;
 Se determină adâncimea până la media perforaturilor:
Hmed perf = H top – (Htop− Hbază
2) = 1559 – (1559 −1576
2) = 1567,5 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
82
 Se determină nivelul de lichid din coloana sondei:
h = H med perf – (Lf – hs) = 1 567,5 – (1508,28 – 50) = 109,22 m;
 Se determină presiunea dinamică corespunzătoare nivelului dinamic:
pd = ’ · g · h = 984 · 9,81 · 109,22 = 10,54 bar;
 Se estimează presiunea statică:
ps = p d + 30 = 10,54 + 30 = 40,54 bar;
2. Înălțimea de pom pare a fluidului
 Se determină nivelul dinamic:
Hd = L f – hs = 1508,28 – 50 = 1458,28 m;
 Se determină adâncimea de fixare a pompei:
Hfix = H d + h s = 1458,28 + 50 = 1508,28 m;
 Se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
– Se calculează viteza de deplasare a fluidului:
v = 4 · Ql
π · di2 · 1
86400 = 4 · 30,2
π · 0,06352 · 1
86400 = 0,11 m/s;
– Se calculează regimul de curgere:
Re = ρ′ · v · di
µl = 984 · 0,11 · 0,0635
0,00145 = 4756,16;
Dacă 2300 < Re < 105 – regim intermediar;
– Se determină coeficientul de rezistență hidraulică:
λ = 0,1364
√Re4 = 0,1364
√4756 ,164 = 0,01642;
– Se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
Hfr = λ · v2 · Hfix
2 · di = 0,01642 · 0,112 · 1508 ,28
2 · 0,0635 = 2,37 m;
– Se determină înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare:
Hcp = pCP
ρ′ · g = 5
984 · 9,81 = 51,79 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
83
– Înălțimea de pompare a lichidului:
Hridicare = H d + H fr + H cp = 1458,28 + 2,37 + 51,79 = 1512,44 m;
3. Alegerea tipului de pompă și caracteristicile ei
Pentru debitul sondei de Q l = 30,2 m3, se va alege pompa 60 TP 2000 . Din diagrama
pompei 60 TP 2000, prezentată în figura 3.9, se determină viteza de rotație și puterea de
antrenare.
Din figurile 3.9 și 3.10 se extrag următoarele date:
– viteza de rotație: n = 195 rot/min;
– puterea de antrenare: N = 25 cP = 18,65 kW;
– numărul de etaje: 43 etaje;
– lungimea rotorului: 5,7 m;
– lungimea statorului: 5,223 m;

Fig. 3.9 Performanțele pompei 60 TP 2000

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
84

Fig. 3.9 Specificațiile pompei 60 TP 2000
4. Determinarea greutății coloanei de lichid din tubing:
Pl = (A t – ap) · g · H fix · ’ = (3,16 · 10-3 – 5,06 · 10-4) · 9,81 · 1508,28 · 984 = 38731,35 N;
Unde:
 At = aria secțiunii interioare a tubing -ului:
At = π · di2
4 = π · 0,06352
4 = 3,16 · 10-3 m2;
 ap = aria secțiunii transversale a prăjinilor:
ap = π · dp2
4 = π · 0,02542
4 = 5,06 · 10-4 m2;
5. Determinarea greutăților prăjinilor de pompare în aer:
Pp = q p · H fix = 41,7 · 1508,28 = 62895,27 N;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
85
6. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
t = Pl+ Pp · b
ap = 38731 ,35 + 62895 ,27 · 0,874
5,06 · 10−4 = 1,85 · 108 N/m2;
Unde:
 b = factorul de flotabilitate :
b = 1 – ρ′
ρo = 1 – 984
7850 = 0,874;
7. Determinarea momentului de torsiune:
Mt = 9550 · N
n = 9550 · 18,65
195 = 913,7 N· m;
8. Determinarea modulului de rezistență polar:
Wp = π · dp3
16 = π · 0,02543
16 = 3,21 · 10-6 N· m;
9. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
t = Mt
Wp = 913 ,7
3,21 · 10−6 = 2,83 · 108 N/m2;
10. Determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse conform celor două teorii:
ech1 = 1
2 · (σt+√σt2+4 · τt2) = 1
2 · (1,85 · 108+√(1,85 · 108)2+4 · (2,83 · 108)2)
ech1 = 3,91 · 108 N/m2;
ech2 = 0,35 · t + 0,65 · (σt+√σt2+4 · τt2)
ech2 = 0,35 · 1,85·108 + 0,65 · (0,35 · 1,85+√(1,85 · 108)2+4 · (2,83 · 108)2)
ech2 = 4,53 · 108 N/m2;
Se alege maximul dintre cele două tensiuni echivalente:
max(ech1; ech2) = ech2 = 4,53 · 108 N/m2;
Se alege pentru prăjinile de pompare oțelul P – 105, din STAS (vezi pagina 90, tab. 3.4 ), cu
rezistența admisibilă:
a = σc
cs = 7,38 · 108
1,5 = 4,59 · 108 N/m2;
 a > max

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
86
Am realizat calculul de proiectare și cu prăjini de pompare cu diametru d p = 7/8 in, însă
efortul unitar echivalent solicitării compuse era mai mare decât rezistența admisibilă:
ech = 6,59 · 108 > a = 4,59 · 108 N/m2; se alege , deci, varianta cu prăjini de 1 in.
Sonda 3 (Boldești )
Nr.
crt. DATE INIȚIALE
1 Debitul de lichid produs de strat Ql = 95,7 m3
2 Impuritățile i = 92 %
3 Adâncimea de fixare a pompei Lf = 1353,09 m
4 Submergența pompei hs = 50 m
5 Densitatea țițeiului t = 830 kg/m3
6 Densitatea apei de zăcământ a = 1050 kg/m3
7 Densitatea oțelului o = 7850 kg/m3
8 Diametrul coloanei de exploatare De = 95/8 in = 0,244 m
9 Diametrul nominal al tubing -ului de extracție de = 31/2 in = 0,0889 m
10 Diametrul interior al tubing -ului de extractive di = 3 in = 0,0762 m
11 Diametrul prăjinilor de pompare dp = 1 in = 0,0254 m
12 Intervalul perforat 2241 – 2315 m
13 Adâncimea sondei până la capul perforaturilor Htop = 2241 m
14 Vâscozitatea țițeiului vehiculat prin pompă t = 2,5 cP
15 Vâscozitatea apei de zăcământ a = 1 cP
16 Presiunea în capul de erupție pCE = 5 bar
Tab 3.4 Date inițiale

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
87
 Densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,92) + 1050 · 0,92 = 1032,4 kg/m3;
 Vâscozitatea amestecului de lichid:
l = t · (1 – i) + i · a =  · (1 – 0,92) + 0, 92 · cP = 1,12 · 10-3 Pa · s ;
1. Se determină presiunea dinamică de la nivelul perforaturilor
 Se calculează media grosimii stratului productiv:
Htop− Hbază
2 = 2241 −2315
2 = – 37 m;
 Se determină adâncimea până la media perforaturilor:
Hmed perf = H top – (Htop− Hbază
2) = 2241 – (2241 −2315
2) = 2278 m;
 Se determină nivelul de lichid din coloana sondei:
h = H med perf – (Lf – hs) = 2278 – (1353,09 – 50) = 974,91 m;
 Se determină presiunea dinamică corespunzătoare nivelului dinamic:
pd = ’ · g · h = 1032,4 · 9,81 · 974,91 = 98,73 bar;
 Se estimează presiunea statică:
ps = p d + 30 = 98,73 + 30 = 128,73 bar;
2. Înălțimea de pompare a fluidului
 Se determină nivelul dinamic:
Hd = L f – hs = 1353,09 – 50 = 1303,09 m;
 Se determină adâncimea de fixare a pompei:
Hfix = H d + h s = 1303,09 + 50 = 1353,09 m;
 Se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
– Se calculează viteza de deplasare a fluidului:
v = 4 · Ql
π · di2 · 1
86400 = 4 · 95,7
π · 0,07622 · 1
86400 = 0,242 m/s;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
88
– Se calculează regimul de curgere:
Re = ρ′ · v · di
µl = 1032 ,4 · 0,242 · 0,0762
0,00112 = 17060,2;
Dacă Re >105 – regim turbulent;
– Se determină coeficientul de rezistență hidraulică:
λ = 0,1364
√Re4 = 0,1364
√17060 ,24 = 0,0119;
– Se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare:
Hfr = λ · v2 · Hfix
2 · di = 0,0119 · 0,2422 · 1353 ,09
2 · 0,0762 = 6,25 m;
– Se determină înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare:
Hcp = pCP
ρ′ · g = 5
1032 ,4 · 9,81 = 49,36 m;
– Înălțimea de pompare a lichidului:
Hridicare = H d + H fr + H cp = 1303,09 + 6,25 + 49,36 = 1358,71 m;
3. Alegerea tipului de pompă și caracteristicile ei
Pentru debitul sondei de Q l = 95,7 m3, se va alege pompa 120 TP 2000 . Din diagrama
pompei 120 TP 2000, prezentată în figura 3.11, se determină viteza de rotație și puterea de
antrenare.
Din figurile 3.11 și 3.12 se extrag următoarele date:
– viteza de rotație: n = 350 rot/min;
– puterea de antrenare: N = 40 cP = 29,85 kW;
– numărul de etaje: 38 etaje;
– lungimea rotorului: 6,57 m;
– lungimea statorului: 6,1 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
89

Fig. 3.11 Performanțele pompei 120 TP 2000

Fig. 3.12 Specificațiile pompei 120 TP 2000

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
90
4. Determinarea greutății coloanei de lichi d din tubing:
Pl = (A t – ap) · g · H fix · ’ = (4,56 · 10-3 – 5,06 · 10-4) · 9,81 · 1353,09 · 984 = 55550,88 N;
Unde:
 At = aria secțiunii interioare a tubing -ului:
At = π · di2
4 = π · 0,07622
4 = 4,56 · 10-3 m2;
 ap = aria secțiunii transversale a prăjinilor:
ap = π · dp2
4 = π · 0,02542
4 = 5,06 · 10-4 m2;
5. Determinarea greutăților prăjinilor de pompare în aer:
Pp = q p · H fix = 41,7 · 1353,09 = 56423,85 N;
6. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
t = Pl+ Pp · b
ap = 55550 ,88 + 56423 ,85 · 0,868
5,06 · 10−4 = 2,06 · 108 N/m2;
Unde:
 b = factorul de flotabilitate :
b = 1 – ρ′
ρo = 1 – 1032 ,4
7850 = 0,868;
7. Determinarea momentului de torsiune:
Mt = 9550 · N
n = 9550 · 29,85
350 = 814,49 N· m;
8. Determinarea modulului de rezistență polar:
Wp = π · dp3
16 = π · 0,02543
16 = 3,21 · 10-6 N· m;
9. Determinarea efortului unitar de tracțiune:
t = Mt
Wp = 814 ,49
3,21 · 10−6 = 2,53 · 108 N/m2;
10. Determinarea efortului unitar echivalent solicitării compuse conform celor două teorii:
ech1 = 1
2 · (σt+√σt2+4 · τt2) = 1
2 · (2,06 · 108+√(2,06 · 108)2+4 · (2,53 · 108)2)
ech1 = 3,76 · 108 N/m2;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul elicoidal
91
ech2 = 0,35 · t + 0,65 · (σt+√σt2+4 · τt2)
ech2 = 0,35 · 2,06·108 + 0,65 · (0,35 · 2,06+√(2,06 · 108)2+4 · (2,53 · 108)2)
ech2 = 4,27 · 108 N/m2;
Se alege maximul dintre cele două tensiuni echivalente:
max(ech1; ech2) = ech2 = 4,27 · 108 N/m2;
Se alege pentru prăjinile de pompare oțelul P – 105, din STAS (vezi pagina 90), cu
rezistența admisibilă:
a = σc
cs = 7,38 · 108
1,5 = 4,59 · 108 N/m2;
a > max
Am realizat calculul de proiectare și cu prăjini de pompare cu diametru d p = 7/8 in, însă
efortul unitar echivalent solicitării compuse era mai mare decât rezistența admisibilă:
ech = 6,18 · 108 > a = 4,59 · 108 N/m2
Se alege , deci, varianta cu prăjini de pompare de 1 in.
În tabelul 3.4 se prezintă caracteristicile oțelurilo r pentr u țevi și domeniile de utilizare.
Gradul API al
oțelului Domeniul de utilizare Rezistența
minima la
curgere, c Rezistența
minima la
rupere , r
– – daN/mm2 daN/mm2
H – 40 Mediul necoroziv și adâncimi mici
și medii 28,1 42,4
J – 55 Mediu necoroziv și adâncimi medii 38,7 52,7
C – 75 Mediu coroziv salin, CO 2 și H 2S,
adâncimi medii și mari de lucru 52,7 66,8
C – 95 Mediu coroziv salin, CO 2 și H 2S,
adâncimi medii și mari de lucru 66,8 73,8
N – 80 Mediu coroziv și coroziv salin,
adâncimi medii și mari de lucru 56,2 70,3
P – 105 Mediu necoroziv și adâncimi mari și
foarte mari 73,8 84,4
Tab. 3.4 Caractecteristicile oțelu rilor pentru țevile de extracție

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
92
CAPITOLUL 4. POMPAJUL CENTRIFUG AL
4.1 GENERALITĂȚI
La nivel mondial există peste 150.000 de sonde exploatate în pompaj centrifugal etajat în
serie.
Sistemul a fost inventat în anul 1916 de către un inginer rus, Armais Sergeevich Arutunoff,
care a dezvolat motorul electric submersibil și pompa electrică submersibilă. El a emigrat în anul
1923 în America, pentru ca mai târziu să înființeze compania ce va pu rta numele de REDA, un
acronim pentru Russian El ectrical Dynamo of Arutunoff. (4 )
Marele avantaj al pompelor centrifugale este că pot fi folosite la valori ale debitului de
până la 4500 – 4700 m3/zi, în special la sondele cu vâscozitate mare a fluidului extras.
Pompele centrifugale prezintă o serie de caracteristici, după cum urmează:
CARACTERISTICILE POMPELOR CENTRIFUGALE
 utilizare în cazul fluidelor vâscoase
 utilizare în cazul fluidelor corozive
 folosite la sondele cu o deviere de până la 90ș
 siguranță în exploatare
 zgomot redus la funcționare
 utilizare în cazul sondelor cu temperaturi mari și al sondelor care produc cu gaze acide
 generează presiuni de aspirație mai mici de 1 mPa
 pot fi utilizate în zone urbane
Tab. 4.1 Caracteristicile pompelor centrifugale

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
93
4.2 COMPONENTELE INSTALAȚIEI DE POMPAJ CENTRIFUGAL

Componentele instalației de pompaj centrifu gal sunt prezentate în figura 4.1 și vor fi
analizate în următoarele paragrafe.

Fig. 4.1 Componentele instalației de pompaj centrifugal
Motorul este cu doi poli, trifazat, format dintr -un rotor și un stator. Design -ul cu doi poli
presupune funcționarea motorului la o viteză de rotație de până la 3500 rot/min, la frecvențe de
60 Hz, amperaj de la 12 până la 600 A. În general, lungimea și diametrul motorului determină
puterea acestuia [HP]. ( 5)
Pompa submersibilă este o pompă multietajată realizată dintr -un stator și un rotor. Pompa
asigură liftarea sau transferul presiunii către fluid , astfel încât debitul să întrunească parametrii
optimi. Rotorul este alcătuit dintr -un ax vertical care se rotește între două lagăre, superior și
inferior, pe care se montează palele acestuia.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
94

Fig. 4.2 Cuplul rotor -stator ce formează etajul unei pompe centrifuge
În momentul în care sonda produce cu cantități mari de nisip sau cu rații de gaz – țiței la
valori mari, instalația de fund se echipează cu separatorul de fund , care se introduce între
protector și pompă.
Protectorul izolează fluidele produse în sondă de motor.
Transformatorul este folosit pentru a transforma curentul primar ajuns din rețea în curent
cu o tensiune suficientă necesară motorului.
Cablul plat realizează conexiunea între transformator și motor. C ablurile se pot
confecționa din mai multe nuclee p entru a putea rezista diferitelor condiții dificile care pot exista
în sondă.
Panoul de comandă se montează la circa 30 de metri deasupra gurii sondei și se alege în
funcție de:
 intensitatea curentului;
 tensiune;
 putere;
Cutia de joncțiune se plasează între capul de pompare și panoul de comandă. Aici se leagă
cablul de la panou cu cablul care pătrunde în sondă. În lungul cablului, care pătrunde în sondă și
alimentează motorul, pot migra gazele care se scurg în atmosferă.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
95
4.3 CURBELE DE PERF ORMANȚĂ ALE POMPELOR CENTRIFUGE

Construirea curbelor de performanță presupune determinarea numărului de etaje ale
pompei necesar pentru atingerea debitelor propuse.
Pentru a c onstrui o curbă de performanță se iau în considerare două ro tații constante la câte
o anumită frecvență fiecare . Curbele sunt obținute pe principiul vehiculării apei prin pompă la o
temperatură de 30 șC, dar pentru fluidele vâscoase temperaturile sunt preferențiale.
Într-o diagramă de performanță sunt pre zentați următorii parametri:
 puterea pompei, N – variază în funcție de debitele alese;
 metrii coloană de lichid, H, care poate fi ridicată la suprafață;
 eficiența pompei,  – influențată de capacitatea de liftare a lichidelor, debit și puterea
pompei;
Pe diagramă e ste prezent un punct de operare, care sugerează că la un anumit număr de
etaje și o anumită frecvență, pompa funcționează în parametrii optimi.
Un astfel de exemplu de diagramă este prezentată în figura 4.3.

Fig. 4.3 Curbele de performanță ale pompelor centrifugale

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
96
4.4 CORELAȚ IA DE FUNCȚIONARE STRAT – SONDĂ
Pentru a obține un randament maxim al pompei centrifuge este necesă realizarea unei
corelații între parametrii de funcționare ai pompei și parametrii de fun cționare ai stratului
productiv.
Înălțimea totală de ridicare a pompei, H, se definește ca diferență între presiunea de
refulare și presiunea de aspirație exprimată în metri coloană de lichid pentru un debit dat, Q.
Această înălțime trebuie să co respundă cu capacitatea de debitare a stratului la presiunea de
aspirație a pompei.
Corelația de funcționar e se poate face pe cale grafică pe baza intersecției curbei de
funcționare a pompei și a curbei convențioanale a sondei, Q = f(H).
Curba conv ențională, prezentată în fig. 4.4 , caracterizează variația debitului în funcție de
nivelul dinamic al sondei, H d, măsurat la suprafață, pierderile de presiune din capul de pompare,
HCP, și pierderile de presiune prin frecare din interiorul țevilor, H fr.

Fig. 4.4 Curba convențională a sondei
Conform figurii 4.4 , debitul se poate determina cu următoarea relație:
Q = IP · (H d – Hs) (4.1)
Unde:
 IP = indicele de productivitate;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
97
Pentru ca debitul de lichi d să poată ajunge la separator este nevoie de o presiune de
refulare exprimată în metri coloană de lichid cu următoarea relație:
H = H d + H CP + H fr (4.2)
Unde:
 HCP = pierderile de presiune prin capul de pompare;
HCP = H fr, conductă de am + H sep ± Z (4.3)
Unde:
 Hsep = presiunea din separator, exprimată în metri coloană de lichid;
 Z = diferența de nivel dintre sondă și separator, exprimată în metri coloană de l ichid;
Pompa centrifugală se alege în funcție de debitul care urme ază să fie extras, debit care
trebuie să se situeze în zona optimă pe curbele H = f(Q). Cea mai bună alegere este aceea când
diametrul pompei este apropiat de diametrul coloanei de exploatare.
O altă recomandare este ca valoarea lui H să se situe ze în zona de eficiență maximă al
pompei.
4.5 CALCULUL DE PROIECTARE AL SONDELOR
ÎN POMPAJ CENTRIFUGAL
Scopul acestui algoritm de calcul de proiectare este de a determina înălțimea dinamică
totală de pompare, numărul de etaje și puterea motorului a unei pompe TD600, care a fost aleasă
pentru sonda nr. 3, care produce cu un debit Q = 95,7 m3/zi.
Comportarea pompei centrifuge se caracterizează prin intermediul curbei de performanță,
curbă determinată pe baza datelor inițiale și cu ajutorul unor simulatoare.
Pentru determinarea celei mai bune variante de funcționare a pompei, s -a determinat un set
de grafice în funcție de diferiți parametri, utilizând Analiza Nodală.
Rezultatele sunt determinate pe baza unui algoritm experimental, diferențele putând fi
comp arate cu rezultatele raportului simulării.
Date inițiale
1. Debitul de lichid produs de strat: Q l = 95,7 m3/zi;
2. Impurități: i = 92% = 0,92;
3. Adâncimea de fixare a pompei: L f = 1353,09 m;
4. Submergența pompei: h s = 100 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
98
5. Densitatea țițeiului: t = 830 kg/m3;
6. Densitatea apei de zăcământ: a = 1050 kg/m3;
7. Densitatea lichidului extras:
’ = t · (1 – i) + a · i = 830 · (1 – 0,92) + 1050 · 0,92 = 1032,4 kg/m3;
8. Densitatea oțelului: o = 7850 kg/m3;
9. Densitatea relativă a țițeiului: rt = 0,83 m3;
10. Densitatea relativă a apei: ra = 1,05 m3;
11. Diametrul coloanei de exploatare: D e = 95/8 in = 0,244 m;
12. Diametrul nominal al tubing -ului de extracție: d e = 27/8 in = 0,073 m;
13. Diametrul interior al tubing -ului de extracție: d i = 21/2 in = 0,0635 m;
14. Intervalul perforat: 2241 – 2249 m;
15. Adâncimea până la media perforaturilo r: H med perf = 2245 m;
16. Oglinda de cimentare: 2362 m;
17. Vâscozitatea țițeiului vehiculat prin pompă: t = 2,5 cP;
18. Vâscozitatea apei de zăcământ: a = 1 cP;
19. Vâscozitatea amestecului de lichid:
l = t · (1 – i) + i · a =  · (1 – 0,92) + 0,92 · cP = 1,12 · 10-3 Pa · s;
20. Presiunea în capul de pompare: p CP = 5 bar;
21. Presiunea de zăcământ corespunzătoare adâncimii medii a perforaturilor: p z = 118,35 bar;
22. Debitul de apă: Q a = 88,05 m3/zi;
23. Debitul de țiței: Q t = 7,65 m3/zi;
24. Temperatura de fund: t f = (0,03 · 2362) + 20 = 90,86 șC;
25. Debitul de gaze: Q g = 250 m3N/m3;
26. Rația gaz – lichid (GOR): RGL = 30,73 m3N/m3;
27. Presiunea de aspirație: p asp = 10 bar;
28. Procent ul de țiței: 0,08%:

1. Se determină presiunea de fund corespunzătoare adâncimii de la media perforaturilor
corespunzătoare presiunii de aspirație:
pf = p asp + Hmed perf − Lf
δrm = 10 + 2245 − 1353 ,09
1,0324 · 1000 = 10,86 bar;
Unde :
 rm = greutatea relativă medie;
rm = (ra · i) + (rt · 0,08) = 1,05 · 0,92 + 0,83 · 0,08 = 1,0324;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
99
2. Pentru ca la suprafață pompa să refuleze 95,7 m3/zi, trebuie ca ea să aspire la
presiune a de 10 bar un debit de:
Q = Q t · bt + Q a · ba = 7,65 · 1,10 + 88,05 · 1 = 96,46 m3/zi;
Unde:
 bt = factorul de volum al țițeiului determinat din algoritmul Hagedorn & Brown;
 ba = factorul de volum al apei;
3. Se determină submergența pompei:
h = pasp · g
δrm = 10 · 9,81
1,0324 = 95 m;
4. Se determină înălțimea de ridicare în sondă:
Hd = L f – h = 1353,09 – 95 = 1258,09 m;
5. Se determină pierderile de presiune prin frecare în țevi:
– se calculează viteza din tubing
v = 4 · Ql
π · di2· 86400 = 4 · 95,7
π · 0,06352· 86400 = 0,349 m/s;
– se determină regimul de curgere
Re = ρ′ · v · di
µl = 1032 ,4 · 0,349 · 0,0635
1,12 · 10−3 = 20472,2;
Deoarece Re > 105 – regim turbulent;
– se determină coeficientul de rezistență hidraulică
 = 0,3164
Re0,25 = 0,3164
(20472 ,2)0,25 = 0,0264;
– se determină înălțimea corespunzătoare pierderilor prin frecare
Hfr = v2 · λ · Lf
2 · di = 0,3492 · 0,0264 · 1353 ,09
2 · 0,0635 = 34,47 m;
– se determină înălțimea echivalentă presiunii din capul de pompare
HCP = pCP
g · δrm = 5 · 105
9,81 · 1,0324 · 1000 = 49,36 m;
6. Se determină înălțimea dinamică totală de pompare:
H = H d + H fr + H CP = 1258,06 + 34,47 + 49,36 = 1341,89 m;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
100
Pentru Pompa TD600 aleasă ca soluție optimă pentru condițiile din sondă, s -a construit
curba de performanță a pompei prezentată în figura 4.5 din care se va alege înălțimea de ridicare.

Fig. 4.5 Curba de performanță a pompei TD600
Din diagrama curbei de performanță se citește o înălțime de pomare de 1200 m. Se pleacă
de la ipoteza că numărul total de etaje ale pompei este 100 și se determină înălț imea de ridicare
pe etaj:
Hetaj = 1200
100 = 12 m
etaj;
7. Se determină numărul total de etaje:
n = H
Hetaj = 1341 ,89
12 = 111,82 = 112 etaje;
8. Determinarea puterii motorului:
Din diagrama curbei de performanță, fig. 4.5, se citește o valoare a puterii de 24,5 kW, iar
în ideea că pompa are 100 de etaje, se determină puterea necesară pe fiecare etaj în parte , astfel:
Netaj = 24,5
100 0,245 kW
etaj = 0,311 cP;

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
101
Se determină puterea la motor:
N = n · δrm · N etaj = 112 · 1,0324 · 0, 311 = 35,96 kW = 45,76 cP ;
Raportul rezultat în urma simulării pentru pompa TD600 , pentru sonda cu debitul
95,7 m3/zi, este prezentat în figura 4.6.

Fig. 4.6 Raportul utilizării pompei TD600

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
102
Cu ajutorul Analizei Nodale se determină curbele de corelație strat – sondă pentru diferiți parametri: diametrul tubing -ului,
frecvențe, presiuni în capul de pomare, numărul de etaje, impurități. Rezultatele sunt prezentate în tabelele 4.2, 4. 3, 4.4, 4.5 și 4.6.
Debite
de lichid
[m3/zi] Presiune
[bar] IPR, p c = 80 bar IPR, p c = 110 bar IPR, p c = 118,35 bar OPR, i = 92 % OPR, i = 95 % OPR, i = 98 %
Puncte
de
operare Puncte
de
operare Q =
73,006
m3/zi pc = 80
bar Q =
189,78
m3/zi pc = 110
bar Q =
236,37
m3/zi pc =
118,35
bar Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar]
44,9449 94,5654 0,7285 79,5554 1,8939 109,3887 2,3588 117,6922 0,1153 95,0025 0,1147 95,2878 0,1143 95,5367
52,9306 91,5866 2,9825 78,1657 7,2753 107,6348 11,7879 115,0296 3,8247 94,5678 3,4949 95,0121 2,9835 95,4321
58,0744 89,6225 5,2364 76,7537 12,6566 105,8552 21,2169 112,3113 9,3888 93,9486 8,5652 94,6225 7,2872 95,2852
77,791 94,5917 7,4903 75,3183 18,038 104,0487 30,6459 109,5335 14,9528 93,3081 13,6356 94,2676 11,5909 95,1507
80,447 93,6887 9,7442 73,8584 23,4194 102,2141 40,0749 106,6923 18,2913 92,8081 16,6778 94,0694 18,0465 94,964
82,1498 93,1058 14,2521 70,8595 34,1821 98,4549 49,5039 103,7829 23,2989 91,8417 21,241 93,8047 22,3503 94,8671
18,7599 67,7451 44,9449 94,5654 58,933 100,8004 28,863 90,8239 26,3114 93,3038 28,8059 94,7452
23,2678 64,5005 52,9306 91,5866 77,791 94,5917 32,2014 90,5932 33,9169 92,4886 35,2615 94,6514
27,7757 61,1081 58,0744 89,6225 80,447 93,6887 37,2091 90,0502 41,5223 91,9799 39,1348 94,609
32,2835 57,5455 74,4889 83,0887 82,1498 93,1058 45,5552 89,7452 46,0856 91,79 44,9449 94,5794
36,7914 53,7842 90,9035 76,0809 101,3667 86,2948 50,5629 89,449 52,9306 91,6042 50,2002 94,4552
45,8071 45,5022 107,318 68,478 120,5836 78,9904 58,0744 89,6368 57,3332 91,7569 58,0833 94,3441
50,3149 40,8579 123,7326 60,0964 139,8004 71,0669 67,7045 90,1907 63,9372 91,8403 65,9664 94,01
54,8228 35,7445 140,1472 50,6328 159,0173 62,3336 73,4827 91,1057 70,5411 92,2286 70,6962 94,1878
59,3306 29,9824 156,5617 39,5135 178,2342 52,4759 82,1498 93,1058 80,447 93,6887 77,791 94,5917
63,8385 23,2359 164,769 32,9718 197,4511 40,8999 87,4547 94,97 85,9259 95,0447 83,6355 95,2191
68,3463 14,7115 172,9763 25,3506 216,6679 26,1741 95,412 99,2773 94,1443 98,6817 92,4023 97,5791
70,6002 9,0703 181,1836 15,8268 226,2764 16,2973 103,3692 105,5875 102,3626 104,9066 101,169 103,6355
71,7272 5,4979 185,2872 9,654 231,0806 9,9206 108,1436 110,229 107,2937 109,8599 106,4291 108,8995
72,8542 0 189,3909 0 235,8848 0 115,3051 118,35 114,6902 118,35 114,3191 118,35
Tab. 4.2 Variația impurităților

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
103
Debite
de lichid
[m3/zi] Presiune
[bar] IPR, p c = 80 bar IPR, p c = 110 bar IPR, p c = 118,35 bar OPR, ID = 50,8 mm OPR, ID = 63,5 mm OPR, ID = 76,2 mm
Puncte
de
operare Puncte
de
operare Q=73,006
m3/zi pc = 80
bar Q=189,78
m3/zi pc = 110
bar Q=236,37
m3/zi pc=118,35
bar Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar]
53,8046 91,2555 0,7285 79,5554 1,8939 109,3887 2,3587 117,6923 0,1143 94,9962 0,1153 95,0021 0,1155 95,0075
53,8046 91,2555 2,9825 78,1657 8,3827 107,2707 12,139 114,9294 3,8851 94,3114 3,8276 94,5675 3,5516 94,728
58,1207 89,6046 5,2364 76,7537 14,8716 105,115 21,9194 112,1064 9,5413 93,2376 9,3962 93,9478 8,7058 94,3165
58,1209 89,6046 7,4903 75,3183 21,3604 102,9195 31,6997 109,2192 15,1976 90,9836 14,9647 93,3064 13,8599 93,9283
59,0334 89,2522 9,7442 73,8584 27,8493 100,6818 41,4801 106,2631 18,5913 90,5408 23,3175 91,8364 21,5912 93,3698
59,0334 89,2522 14,2521 70,8595 40,8269 96,0698 51,2604 103,2331 23,6819 89,4966 28,886 90,8232 26,7453 92,9174
80,6014 93,6359 18,7599 67,7451 53,8046 91,2555 61,0408 100,1231 29,3381 88,7653 37,2387 90,0457 34,4765 92,1875
80,6015 93,6359 23,2678 64,5005 58,1207 89,6046 80,6015 93,6359 37,8225 87,9769 45,5915 89,7437 42,2078 91,0896
81,5151 93,3234 27,7756 61,1081 59,0334 89,2522 81,5151 93,3234 46,3068 88,1932 50,6032 89,4476 46,8465 91,118
81,5163 93,323 32,2835 57,5455 75,328 82,7428 82,1429 93,1082 51,3974 88,5425 58,1207 89,6345 53,8046 91,2735
82,1429 93,1082 36,7913 53,7843 91,6227 75,7612 101,3586 86,2977 59,0334 89,2755 58,1209 89,6345 53,8046 91,2735
82,1429 93,1081 45,807 45,5022 107,9174 68,187 120,5743 78,994 59,0334 89,2755 67,7297 90,1941 64,5234 91,5923
50,3149 40,8579 124,2121 59,8372 139,7901 71,0713 68,0261 90,4364 73,4949 91,108 70,9546 92,0521
54,8227 35,7445 140,5068 50,4099 159,0058 62,3391 73,4217 91,3701 82,1429 93,1082 80,6014 93,6359
59,3306 29,9824 156,8015 39,3339 178,2215 52,4829 81,5151 93,3461 82,1429 93,1081 80,6015 93,6359
63,8384 23,236 164,9488 32,8182 197,4373 40,9091 81,5163 93,323 87,4488 94,9675 86,1904 95,235
68,3463 14,7116 173,0962 25,2283 216,653 26,1876 86,7558 95,2144 95,4076 99,2745 94,5739 99,0381
70,6002 9,0703 181,2435 15,7459 226,2609 16,3157 94,6151 99,4512 103,3664 105,5849 102,9574 105,3298
71,7272 5,4979 185,3172 9,603 231,0648 9,9442 102,4744 105,6877 108,1417 110,2271 107,9875 110,1296
72,8542 0 189,3908 0 235,8687 0 114,2634 118,35 115,3046 118,35 115,5326 118,35
Tab. 4.3 Variația diametrelor de tubing

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
104
Debite
de lichid
[m3/zi] Presiune
[bar] IPR, p c = 80 bar IPR, p c = 110 bar IPR, p c = 118,35 bar OPR, n = 2916,7
rot/min OPR, n = 3500
rot/min OPR, n = 4083,3
rot/min
Puncte
de
operare Puncte de
operare Q =
73,006
m3/zi pc = 80
bar Q =
189,78
m3/zi pc = 110
bar Q =
236,37
m3/zi pc =
118,35
bar Q
[m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar]
3,3287 93,5532 0,7285 79,5554 1,8939 109,3887 2,3587 117,6923 0,0405 116,4869 0,1153 95,0019 0,1568 94,093
7,2639 116,3139 2,9825 78,1657 8,9165 107,0948 7,298 116,3043 1,1962 116,4699 3,8247 94,5679 3,3287 93,5532
7,298 116,3043 5,2364 76,7537 15,939 104,7566 16,6553 113,6336 2,9299 116,4683 9,3888 93,9486 7,6033 92,8586
58,0744 89,6225 7,4903 75,3183 22,9616 102,3713 26,0126 110,9062 4,6635 116,4131 14,9528 93,3081 14,0152 92,1674
58,0744 89,6225 9,7443 73,8584 29,9841 99,936 35,3699 108,1182 7,2639 116,3139 23,2989 91,8417 20,4272 91,2602
70,1194 84,8702 14,2521 70,8595 37,0067 97,4473 44,7273 105,2656 7,298 116,3043 28,863 90,8239 30,045 86,8668
70,1194 84,8702 18,76 67,7451 44,0292 94,9017 54,0846 102,3435 9,423 116,307 37,2091 90,0502 36,4569 86,278
82,1565 93,1035 23,2678 64,5005 58,0744 89,6225 63,4419 99,3466 10,698 116,288 45,5552 89,7452 46,0748 85,62
82,159 93,1026 27,7757 61,1081 70,1194 84,8702 82,1565 93,1035 12,6105 116,2677 50,5629 89,449 55,6926 85,2917
99,659 86,9185 32,2835 57,5455 85,0284 78,6502 99,6591 86,9184 15,7981 116,2627 58,0744 89,6368 70,1194 84,9035
99,6591 86,9184 36,7914 53,7842 99,9373 71,98 116,6853 80,5174 17,7106 116,2864 58,0744 89,6368 70,1194 84,9035
45,8071 45,5022 114,8462 64,7451 133,7115 73,6543 20,5794 116,3375 67,7072 90,191 81,9352 85,5598
50,3149 40,8579 129,7552 56,7718 150,7377 66,2118 23,7669 116,4687 73,4869 91,1065 89,0247 86,0479
54,8228 35,7445 144,6641 47,7738 167,7639 58,0125 25,6794 116,5754 82,1565 93,1284 99,659 86,9185
59,3306 29,9824 159,5731 37,2109 184,7901 48,7641 28,5482 116,7729 82,159 93,1026 99,6591 86,9184
63,8385 23,2359 167,0275 31,0042 201,8163 37,9172 30,4607 116,934 87,4623 94,9733 108,8052 87,9911
68,3464 14,7114 174,482 23,7848 218,8425 24,1586 33,3295 117,2436 95,4172 99,2807 122,5244 90,3896
70,6003 9,0702 181,9365 14,7944 227,3556 14,9839 36,1983 117,6133 103,3722 105,5903 136,2435 94,9857
71,7272 5,4977 185,6637 9,004 231,6122 9,1107 37,9195 117,8629 108,1452 110,2306 144,475 101,1749
72,8542 0 189,3909 0 235,8687 0 40,5014 118,35 115,3046 118,35 156,8223 118,35
Tab. 4.3 Variația vitezelor de rotație

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
105
Debite
de lichid
[m3/zi] Presiune
[bar] IPR, p c = 80 bar IPR, p c = 110 bar IPR, p c = 118,35 bar OPR, p 2 = 4 bar OPR, p 2 = 5 bar OPR, p 2 = 15 bar
Puncte
de
operare Puncte
de
operare Q =
73,006
m3/zi pc = 80
bar Q =
189,78
m3/zi pc = 110
bar Q =
236,37
m3/zi pc =
118,35
bar Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar] Q [m3/zi] pc [bar]
0,1122 94,9516 0,7286 79,5554 1,8939 109,3887 2,3588 117,6922 0,1122 94,9516 0,1153 95,0028 0,1067 95,7308
51,8946 91,9778 2,9825 78,1656 8,144 107,3493 11,4949 115,1132 0,1162 94,9517 3,8263 94,5677 3,4211 95,3926
58,0991 89,613 5,2365 76,7536 14,3941 105,2749 20,6309 112,4819 3,8594 94,5098 9,3927 93,9482 8,3928 94,92
58,6048 89,4178 7,4904 75,3183 20,6442 103,1638 29,7669 109,7951 9,4743 93,882 14,9591 93,3072 13,3644 94,4929
75,4471 95,3824 9,7444 73,8583 26,8943 101,0139 38,903 107,049 15,0893 93,1983 18,299 92,8069 16,3474 94,2589
82,1558 93,1037 14,2523 70,8594 39,3944 96,5884 57,175 101,3623 18,4582 92,6852 23,3088 91,8389 20,8219 93,9501
82,7414 92,9025 18,7602 67,7449 51,8946 91,9778 75,4471 95,3824 23,5116 91,5966 28,8752 90,8236 25,7935 93,3841
23,2681 64,5003 58,0991 89,613 82,1558 93,1037 29,1265 90,7155 32,2151 90,592 33,251 92,2048
27,776 61,1078 58,6048 89,4178 82,7414 92,9025 37,5489 89,8335 37,2249 90,0478 40,7084 92,0269
32,2839 57,5452 74,9531 82,8975 101,8844 86,1049 45,9713 89,5871 45,5746 89,7444 45,1829 91,6916
36,7918 53,7838 91,3014 75,9042 121,0273 78,815 51,0247 89,3463 50,5844 89,4483 51,8946 91,9778
45,8076 45,5016 107,6497 68,3171 140,1702 70,9072 58,6048 89,4386 58,0991 89,6355 55,663 91,9794
50,3155 40,8572 123,9981 59,953 159,3132 62,1914 68,2595 90,0473 67,7218 90,193 61,3156 92,5319
54,8234 35,7437 140,3464 50,5094 178,4561 52,3536 74,0522 90,9397 73,4954 91,108 66,9682 93,381
59,3314 29,9814 156,6947 39,414 197,5991 40,8014 82,7414 92,9025 82,1558 93,1037 75,4471 95,3824
63,8393 23,2346 164,8688 32,8866 207,1705 34,0104 88,0895 94,7442 87,4597 94,9722 80,4445 97,4501
68,3472 14,7096 173,043 25,2826 216,742 26,1071 96,1115 99,0612 95,4155 99,2796 87,9406 101,5653
70,6011 9,0678 181,2171 15,7815 226,3135 16,2531 104,1336 105,3978 103,3714 105,5896 95,4367 107,1986
71,7281 5,4947 185,3042 9,6251 231,0992 9,8926 108,9468 110,0735 108,1449 110,2303 99,9343 111,3851
72,8551 0 189,3913 0 235,8849 0 116,1667 118,35 115,3051 118,35 106,6808 118,35
Tab. 4.5 Variația presiunilor în capul de erupție

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
106
Debite
de lichid
[m3/zi] Presiune
[bar] IPR, p c = 110 bar IPR, p c = 118,35 bar OPR, n = 150 etaje OPR, n = 170 etaje OPR, n = 190 etaje OPR, n = 200 etaje
Puncte
de
operare Puncte
de
operare Q=189,78
m3/zi pc = 110
bar Q=236,37
m3/zi pc=118,35
bar Q
[m3/zi] pc [bar] Q
[m3/zi] pc [bar] Q
[m3/zi] pc [bar] Q
[m3/zi] pc [bar]
0,3334 94,856 1,8939 109,3887 2,3587 117,6923 0,1052 96,3561 0,1167 94,8878 0,1246 94,4286 0,1278 94,3052
1,2402 94,4632 7,6391 107,5153 11,0004 115,2541 3,1612 96,0826 0,3334 94,856 1,8612 94,1935 2,3083 93,9988
1,8612 94,1935 13,3842 105,6125 19,6422 112,7693 7,7452 95,6937 4,0948 94,4084 5,8571 93,6538 6,3633 93,3606
2,3083 93,9988 24,8745 101,713 36,9257 107,6486 12,3292 95,3412 9,7369 93,7701 11,8511 92,6237 12,4459 92,3317
47,8552 93,4894 36,3649 97,6771 54,2092 102,3041 19,2052 94,8953 15,379 93,0213 17,845 91,771 18,5285 91,6496
47,8645 93,4859 47,8552 93,4894 71,4927 96,7037 23,7892 94,6691 23,8421 91,0163 26,836 89,1971 27,6524 88,4668
54,8737 90,849 54,8737 90,849 78,5742 94,3262 30,6652 94,2182 29,4842 90,501 32,8299 88,101 33,7349 87,6492
54,8755 90,8483 59,1052 89,2244 83,444 92,6606 37,5412 93,3963 37,9474 89,436 41,8208 87,6959 42,8588 86,87
59,1052 89,2244 61,5593 88,2703 86,9912 91,431 41,6668 93,4998 46,4105 89,3177 50,8118 87,377 51,9827 86,6424
59,1279 89,2156 64,3054 87,1921 89,645 90,5017 47,8552 93,4894 51,4884 89,1574 56,2063 87,2126 57,457 86,7041
61,5403 88,2777 65,6685 86,6525 91,7645 89,7535 47,8645 93,4859 59,1052 89,2388 64,2982 87,2177 65,6685 86,6803
61,5593 88,2703 81,1338 80,3147 109,7775 83,1648 57,3117 94,0789 59,1279 89,2408 64,3054 87,2184 65,6685 86,6803
64,2982 87,1949 96,5991 73,5178 127,7906 76,0998 62,98 94,842 68,8544 89,8368 74,4412 87,9681 76,1069 87,3418
64,3054 87,1921 127,5298 58,0182 163,8166 59,9935 71,4825 96,7071 74,6902 90,7164 80,5227 88,8103 82,3699 88,1556
65,6685 86,6525 142,9951 48,8454 181,8296 50,4664 71,4927 96,7037 83,444 92,6821 89,645 90,5017 91,7645 89,7535
65,6685 86,6525 158,4604 38,0736 199,8427 39,2861 76,8937 98,7684 83,4442 92,6606 89,645 90,5276 91,7645 89,7795
71,4825 96,7071 173,9258 24,3707 217,8557 25,0859 84,9951 102,8436 88,7706 94,4471 95,2424 91,9444 97,5242 91,1258
71,4927 96,7037 181,6584 15,18 226,8622 15,5914 93,0965 108,2413 96,7602 98,7118 103,6385 95,4659 106,1637 94,3026
78,5742 94,3262 185,5247 9,2461 231,3655 9,4899 97,9573 111,8914 104,7498 105,0977 112,0345 102,0458 114,8032 100,6428
78,5805 94,3241 189,3911 0 235,8687 0 105,2486 118,35 116,7342 118,35 124,6287 118,35 127,7625 118,35
83,444 92,6606
83,4442 92,6606
86,9912 91,431
86,9912 91,431
89,645 90,5017
89,645 90,5017
91,7645 89,7535
91,7645 89,7535
Tab. 4.6 Variația vitezelor de rotație

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
107

Fig. 4.7 Corelația de funcționare strat – sondă folosind diferite impurități
Fig. 4.8 Corelația de funcționare strat – sondă folosind diferite diametre de tubing0102030405060708090100110120130
0 50 100 150 200 250Presiunea [bar]
Debitul de lichid [m3/zi]
p = 80 bar p = 110 bar p = 118,35 bar i = 92% i = 95% i = 98%
020406080100120
0 50 100 150 200 250Presiunea [bar]
Debitul de lichid [m3/zi]
p = 80 bar p = 110 bar
p = 118,35 bar Diametru interior tubing = 50,8 mm
Diametru interior tubing = 63,5 mm Diametru interior tubing = 76,2 mm

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
108

Fig. 4.9 Corelația de funcționare strat – sondă folosind diferite viteze de rotație

Fig. 4.10 Corelația de funcționare strat – sondă folosind difer ite presiuni în capul de erupție020406080100120
0 50 100 150 200 250Presiunea [bar]
Debitul de lichid [m3/zi]
p = 80 bar p = 110 bar p = 118,35 bar
n = 2916,7 rpm n = 3500 rpm n = 4083,3 rpm
0102030405060708090100110120130
0 50 100 150 200 250Presiunea [bar]
Debitul de lichid [m3/zi]
p = 80 bar p = 110 bar p = 118,35 bar p2 = 4 bar p2 = 5 bar p2 = 15 bar

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Pompajul centrifugal
109
Fig. 4.11 Corelația de funcționare strat – sondă folosind diferite etaje ale pompei
Din graficele de mai sus au rezultat următoarele concluzii:
 odată cu scăderea presiunii de zăcământ se observă că punctele de funcționare s -au
deplasat către presiuni mai mari și debite mai mici, iar în cazul presiunii de zăcământ de
80 de bar, sonda nu mai funcționează cu parametrii actuali (vezi fig. 4.7). Pompa utilizată
a fost TD 600 cu 167 etaje.
 în ca drul fig. 4.8, în care este prezentată corelația de funcționare strat – sondă folosind
diametrul țevilor de extracție, acesta din urmă nu influențează foarte mult punctele de
funcționare;
 în cadrul fig. 4.9, se obser vă că odată cu creșterea vitezelor de turație , punctele de
funcționare se deplasează către presiuni și debite mai mari;
 în cadrul fig. 4.10, odată cu creșterea presiunii în capul de erupție, punctele de
funcționare se deplasează către valori mai mari ale presiunii și ale debitului;
 în cadrul fig. 4.11, odată cu creșterea numărului de etaje se observă că punctele de
funcționare se deplasează către valori mai mari ale presiunii și ale debitului.020406080100120140
0 50 100 150 200 250Presiunea [bar]
Debitul de lichid [m3/zi]
p = 80 bar p = 110 bar p = 118,35 bar Etaje = 150
Etaje = 170 Etaje = 190 Etaje = 200

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Concluzii
110 CONCLUZII
În tema de față au fost analizate trei sisteme de lift are artificală și anume: pompaj continuu
cu prăjini, pompaj elicoidal și pompaj centrifugal.
În cazul sondei 1 , care produce cu un debit de lichid Q l = 17,4 m3/zi, s -au utilizat două
sisteme de liftare: pompaj de adâncime (continuu cu prăjini) și pompaj elicoidal. Cel de -al treilea
tip, pompajul centrifugal, nu a fost utilizat, deoarece sonda nu îndeplinea criteriul de debit.
Astfel, în cadrul pompajului continuu cu prăjini cu o unitate de pompare UP 7 tV, la o
cursă de suprafață S = 2 m , o frecvență n = 7 cd/min, un diametru de piston d p = 11/2 in și cu
tubing -ul de extracție ancorat, fiind eliminat ef ectul de alungire, s -a obținut:
SONDA 1 (Țicleni)
Ql v, recalculat v, șantier
m3/zi % %
17,4 90,89 173,37
În legătură cu tensiunile din prăjini, valoarea maximă e ste max = 1,21 · 108 N/m2 < a =
2,025 · 108 N/m2, astfel că ele pot fi confecționate dintr -un oțel 35Mn16, instalația consumând o
putere de 5,93 kW/zi.
În urma aplicării pompajului elicoidal sondei 1 cu o pompă 60 TP 1300 A s-a obținut un
consum de 7,46 kW/zi, garnitura de prăjini fiind solicitată la 3,21 · 108 N/m2.
SONDA 1 (Țicleni)
Sistem de liftare max P
– N/m2 kWzi
Pompaj continuu cu prăjini 1,21 · 108 5,93
Pompaj elicoidal 3,21 · 108 7,46
Este foarte important criteriul econimic, de aceea alegerile se fac pe principiul „cheltuieli
minime, eficiență și profit maxim”. Astfel, se recomandă pentru prima sondă utilizarea
pompajului continuu cu prăjini, deoarece puterea consumată de ins talație și costul necesar
oțelului pră jinilor este mai redus compara tiv cu pompajul elicoidal.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Concluzii
111 Sonda 2 se află în aceeași situație ca sonda 1 în ceea ce privește sistemul de liftare aplicat,
deoarece produce cu un debit Q l = 30,2 m3/zi, astfel că nici aici nu este îndeplinit criteriul
debitulului pentru pompajul centrifugal.
Pompajul continuu cu prăjini funcționează cu o unitate de pompare UP 12 tV, la o cursă de
suprafață S = 3,5 m, o frecvență n = 6,77 cd/min, un diametru de piston d p = 11/2 in și cu
tubing -ul de extracție ancorat, fiind eliminat efectul de alungire, astfel obținându -se:
SONDA 2 (Țicleni)
Ql v, recalculat v, șantier
m3/zi % %
30,2 94,87 104,96
În ceea ce privește tensiunile din prăjinile din pompare, valoarea maximă este
max = 1,85· 108 N/m2 < a = 2,025 · 108 N/m2, astfel că ele pot fi confecționate dintr -un oțel
35Mn16, instalația consumând o putere de 14,98 kW/zi.
În urma aplicării pompajului elicoidal sondei 2 cu o pompă 60 TP 2000 s -a obținut un
consum de 18,65 kW/zi, garnitura de prăjini fiind solicitată la 4,53 · 108 N/m2.
SONDA 2 (Țicleni)
Sistem de liftare max P
– N/m2 kWzi
Pompaj continuu cu prăjini 1,85 · 108 14,98
Pompaj elicoidal 4,53 · 108 18,65
La fel cum am precizat și în cazul anterior, cel mai important este criteriul economic, astfel
că și pentru sonda 2 se recomandă utilizarea pompajul continuu cu prăjini, deoarece costurile
necesare oțelului prăjinilor și puterea consumată de instalație sunt mai mici comparativ cu
pompajul elicoidal.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Concluzii
112 Pentru sonda 3 , care produce cu un debit Q l = 95,7 m3/zi, s -au utilizat toate cele tr ei
sisteme de liftare.
Pompajul continuu cu prăjini funcționează cu o unitate de pompare UP 15 tV, la o cursă de
suprafață S = 4,5 m, o frecvență n = 7,55 cd/min, un diametru de piston d p = 21/4 in și cu
tubing -ul de extracție ancorat, fiind e liminat efectul d e alungire, în final rezultând:
SONDA 3 (Boldești )
Ql v, recalculat v, șantier
m3/zi % %
95,7 97,3 135,08
Solicitările din garnitura de prăjini de pompare nu depășesc valori de 1,96 · 108 N/m2,
puterea consumată de instalație fiind de 40,94 kW/zi.
În urma aplicării pompajului elicoidal sondei 2 cu o pompă 120 TP 2000 s -a obținut un
consum de 29,85 kW/zi, garnitura de prăjini fiind solicitată la 4,27 · 108 N/m2.
Datorită debitului mare pe care îl produce sonda, ea a fost supusă și la un pompaj
centrifugal, alegându -se o pompă TD 600, care a generat o putere de 35,96 kW/zi.
SONDA 3 (Boldești)
Sistem de liftare max P
– N/m2 kWzi
Pompaj continuu cu prăjini 1,96 · 108 40,94
Pompaj elicoidal 4,27· 108 29,85
Pompaj centrifugal – 35,96
Comparând cele trei situații, se recomandă utilizarea pompajului elicoidal pentru sonda 3,
deoarece costurile privind oțelul prăjinilor va fi amortizat de puterea consumată de instalație.
Concluzionând, alegerea un ui sistem de liftare artificială este o operație care presupune
elaborarea mai multor calcule detaliate pentru ca întreaga activitate să fie realizată cu costuri cât
mai mici, dar eficiențe și profituri cât mai mari posibile.

Roșcan Ion – Emanuel 2018 Bibliografie
113 BIBLIOGRAFIE

1. Marcu M. Extracția Petrolului – Sisteme de extracție; Ploiești, Editura UPG, 2013;
2. Popescu M. , Coloja P.M. Extracția Țițeiul ui și Gazelor Asociate; București, Editura
Tehnică, 1993;
3. https://www.scribd.com/document/237480474/Pompaj -Elicoidal
4. www.petrowiki.org [Online] [Cited: June, 27.]
http://petrowiki.org/File:Vol4_Page_458 _Image_0001.png
5. http://www.noahsark.it/armais_arutunoff.htm [Online] [Cited: June, 30.]
6. www.petrowiki.org [Online] [Cited: July, 2.]
http://petrowiki.org/ESP_motors
7. https://www.petroleumbook.com/2018/02/electric -submersible -pump -esp-design.html
8. Date de producție de la OMV Petrom.